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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.6 No.2 pp.32-39
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2015.6.2.032

Resistance and Flexure Behavior of Slender Welded Built-up Square CFT Column Using Internal Reinforced Steel Tube under Eccentric Loads

Seong-Hui Lee1, Young-Ho Kim2, Sung-Mo Choi3
1PhD, Office Equipment Examination Division, Korean Intellectural Property Office, Daejeon, Korea
2PhD, Jiseung Consultant Co., Ltd., Seoul, Korea
3Professor, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea

Corresponding author: Choi, Sung-Mo Department of Architectural Engineering, University of Seoul, 90 Jennong-dong, Dongdaemun-Gu, Seoul, 130-743, Korea Tel: +82-2210-2396, Fax: +82-2-2248-0382,smc@uos.ac.kr
April 8, 2015 May 19, 2015 June 11, 2015

Abstract

So far, square concrete filled tubular(CFT) columns have been used in a limited width thickness ratio. The reason is that local buckling occurs in steel tube easily. Once the local buckling occurs, the confinement effect of steel tube on concrete disappears. In this study, we developed welded built-up square steel tube with reinforcement which are placed at the center of the tube width acts as an anchor. 3 specimens of slender welded built-up square CFT columns and 3 specimens of slender welded built-up square steel tube columns were manufactured with parameters of width(B) of steel tube, width thickness ratio(B/t). we conducted a experimental test on the 6 specimens under eccentric load, and evaluated the structural resistance and behavior of 6 specimens.


강관내부 보강재를 고려한 용접조립 각형 CFT 편심 장주의 내력 및 휨 거동

이 성희1, 김 영호2, 최 성모3
1특허청 특허심사1국 사무기기심사과 공학박사
2㈜지승컨설턴트 기술연구소 공학박사
3서울시립대학교 건축학부 교수

초록


    1.서론

    최근 고층 건물은 다양한 기능을 만족시키기 위해 장스팬 및 공간의 효율적 이용을 가능하게 하는 구조 형식을 필요로 한다. 특히 각형강관 기둥은 단면의 방 향성에 따른 내력감소를 줄일 수 있어 고층건물 부재 로 유리하고, 강관기둥을 콘크리트로 충전할 경우 강 관은 콘크리트에 대하여 압축변형을 구속하여 콘크리 트의 압축강도를 증가시키며, 콘크리트는 강관에 대하 여 압축좌굴과 국부좌굴 그리고 비틀림에 의한 내력 의 감소를 방지하도록 구조적으로 상호 보완하므로 강관과 콘크리트가 독자적으로 이용된 경우보다 부재 의 내력과 변형능력이 크게 향상되어 구조적 성능이 개선된다. 한편 Webb and Peyton(1990)Bridge and O’Shea(1998)는 압축력의 대부분을 콘크리트가 부담하도록 설계된 기둥에 얇은 두께의 강관을 이용 하면 매우 경제적인 것으로 보고하였다. 그러나 지금 까지 각형 CFT기둥에서 얇은 강관의 이용은 폭두께 비(B/t)의 범위를 두어 제한하여왔다. 이는 각형 CFT 기둥에 사용되는 강관의 두께가 얇아질수록 국부좌굴 발생이 쉬워지며, 일단 국부좌굴이 발생하면 강관은 콘크리트에 대한 구속효과를 발휘할 수 없게 된다. 이 와 관련하여 1990년대 초반부터 강관 내부 또는 외부 에 강관 폭의 중앙에 기둥의 길이방향으로 보강재를 설치한 CFT 기둥에 대한 연구가 시작되었으나(Ge and Usami(1992), Mursi and Uy(2003), Tao et al(2005), Ellobody(2007)), 대부분의 실험들은 축하중 을 받는 단주거동을 평가하였다. 더불어 휨과 압축을 동시에 받는 CFT 기둥의 안전성에 대한 연구가 Uy(2001), Walter Luiz Andrade de Oliveira(2009), Brian Uy(2011), N. Jamaluddin(2013) 및 Qu(2013) 등에 의해 수행되었다. 본연구에서는 일반강관의 제작 법을 개선하여 4개의 강판을 ㄱ형으로 절곡한 후 응 력집중 위치인 모서리를 피해 기둥 중앙부에 용접부 를 위치시킴으로써 모서리의 절곡과 용접열에 의한 잔류응력의 영향을 최소화하되 강관의 내부에 보강재 를 형성한 용접조립 각형강관을 개발하였으며, 강관폭 (B), 폭두께비(B/t), 콘크리트 충전유무를 변수로 용접 조립 각형장주 3개 및 용접조립 각형 CFT 장주 3개 를 제작한 후 0.1×B(강관폭)의 위치에 편심하중을 가 력하여 용접조립 각형 CFT기둥의 내력과 거동을 평 가하였다.

    2.구조실험

    1.실험체 계획

    실험체는 Table 1. 및 Fig. 2와 같이 두께(t) 6mm 의 SM490(F y = 325MPa, F u = 490MPa) 강판을 이용 하여 기둥폭(B) 300mm, 350mm, 400mm, 폭두께비(B/t) 50, 58, 67 및 콘크리트 충전유무를 변수로 용접조립 각형기둥 3개와 용접조립 각형 CFT기둥 3개 등 총 6개의 장주를 제작하였으며, 각 실험체에는 강관과 단부 엔드플레이트가 만나는 위치의 국부좌굴방지를 위해 길이 20cm의 보강재를 설치하였다. 기둥의 높 이는 길이폭비(L/B)의 변화를 위해 4m로 하였으며, 하중재하시 편심하중을 가력하기 위하여 기둥의 중 심은 가력중심과 0.1×B(강관폭) 떨어진 위치로 하였 다.

    2.실험체 세팅

    편심축하중에 따른 강관의 변위과 변형률을 측정 하기 위하여 Fig. 3(a)와 같이 기둥의 수평변위 측정 을 위한 변위계 2개, 기둥의 길이변화 측정을 위해 기둥 단부의 상·하 엔드플레이트 사이의 변위를 측 정하기 위한 변위계 4개 등 총 6개의 변위계(변위계 1 ~ 변위계 6)를 설치하였다. 또한 강관의 변형률 측 정을 위하여 Fig. 3(b)와 같이 강관의 0.5×L 위치에 8개의 변형률게이지(Strain 1 ~ Strain 8)를 부착하 였다. 완성된 실험체 세팅 사진을 Fig. 4에 나타내었 다.

    3.가력방법

    하중가력은 10,000kN급 만능시험기(U.T.M)을 사 용하여 0.05(mm/s)의 가력속도로 가력하였으며, 최대 내력 이후 최대내력의 90%까지 내력이 떨어진 경우 가력을 종료하였다.

    3.실험결과

    1.재료시험 결과

    실험체 제작에 사용된 SM490 강재는 Table 2.에 나타낸 바와 같이 항복강도와 인장강도가 각각 414MPa와 521MPa로 나타났으며, 콘크리트강도는 30MPa로 계획하였으나 동해를 입어 10.55Mpa의 압 축강도를 나타내었으며, 재료분리 현상은 발견되지 않았다.

    2.구조실험 결과

    1)초기강성과 내력

    각 실험체의 초기강성, 항복내력 및 최대내력을 Table 3.에 나타냈다. 무충전 실험체인 HEC-1,2,3의 강성은 각각 289kN/mm, 308kN/mm 및 292kN/mm로 나 타났으며, 충전 실험체인 HEC-4,5,6의 강성은 각각 365kN/mm, 409kN/mm 및 464kN/mm로 나타났다. 최대 내력은 무충전 실험체인 HEC-1,2,3에서 각각 3,592kN, 3,823kN 및 3,915kN를 나타냈으며, 충전 실 험체인 HEC-4,5,6의 최대내력은 각각 4,666kN, 5258kN 및 6,059kN을 나타냈으며 각 실험체의 하중 -수직변위 관계를 Fig. 5에 나타냈다.

    2)기둥 위치별 하중-수직변위

    편심하중을 가력할 때 각 실험체의 기둥 4면의 수 직변위가 서로 다르게 측정되며, 각 실험체별 강관 면의 수직변위를 Fig. 6에 나타냈다. Fig. 6에서 변 위계 1은 가력점에서 가까운 쪽 변위, 변위계 3은 가력점에서 먼 쪽 변위를 측정한 결과이며, 변위계 2,4는 편심이 없는 쪽의 변위를 측정한 결과이다. 모 든 실험체에서 최대내력 도달 시까지 변위계 1,2,3,4 는 비슷한 수직변위를 나타내었으나, 최대내력을 지 난 이후 내력이 감소함에 따라 변위계 3은 다른 변 위계에 비해 수직변위량이 –방향으로 크게 증가하 였으며, 변위계 1은 +방향으로 변위가 증가하였다. Fig. 6에서 콘크리트가 충전된 실험체(HEC-4,5,6)는 대응되는 콘크리트가 충전되지 않는 실험체 (HEC-1,2,3)에 비해 최대내력 이후 최대내력의 90% 로 내력이 떨어질 때까지 우수한 축방향 변형성능을 나타내는 것으로 나타났다. 또한 Table 4.에서 콘크 리트 충전강관 실험체(HEC-4,5,6)는 항복내력비와 최대내력비가 폭두께비 및 강재의 단면적비에 거의 비례하여 증가하는 것으로 나타났으나, 콘크리트가 충전되지 않은 실험체(HEC-1,2,3)는 조기 국부좌굴 의 발생으로 항복내력비와 최대내력비가 폭두께비 및 강재의 단면적비에 비례하지 않는 것으로 나타났 다.

    3)강관의 변형률

    Fig. 7에 각 실험체별 강관의 변형률 측정결과를 나타냈다. Strain 1,2는 가력점에서 가까운 쪽 강관 면의 변형률, Strain 7,8은 가력점에서 먼쪽 강관면의 변형률, Strain 3 ~ Strain 6은 기둥의 웨브강관면의 변형률을 측정한 결과이다. 모든 실험체에서 최대하 중까지는 탄성 상태를 나타냈으나 최대하중 이후에 는 강관면의 변형률이 크게 증가하는 것으로 나타났 다. Fig. 7에서 콘크리트가 충전된 실험체 (HEC-4,5,6)는 대응되는 콘크리트가 충전되지 않는 실험체(HEC-1,2,3)에 비해 최대내력 이후 최대내력 의 90%로 내력이 떨어질 때까지 강관의 변형률이 크게 증가하는 것으로 나타났으며 이는 강관 내부의 콘크리트가 강관의 국부좌굴의 발생을 지연시킴으로 써 강관의 변형률이 증가한 것으로 판단된다.

    4)실험체 파괴형상

    각 실험체의 파괴형상을 Fig. 8에 나타내었다. 무 충전 실험체인 HEC-1,2,3은 기둥 높이의 3/4 위치에 서 국부좌굴을 동반한 전체 좌굴의 형태로 파괴되었 다. 콘크리트 충전실험체인 HEC-4는 기둥의 전체 좌굴에 의해 파괴가 되었으며, HEC-5,6은 기둥 단부 의 보강재 앞부분에서 강관에 국부좌굴이 발생하면 서 파괴되었다.

    4.분석 및 고찰

    강관 내부에 보강재를 형성시킨 용접조립 각형 CFT기둥에 대한 구조실험 결과를 분석하면 다음과 같다.

    1.초기강성

    무충전 실험체인 HEC-1,2,3의 초기강성은 Table 5.와 같이 289kN/mm, 308kN/mm 및 292kN/mm로 강관 의 폭에 관계없이 비슷하게 나타났으나, 콘크리트가 충전된 실험체 HEC-4,5,6은 초기강성이 각각 365kN/mm, 409kN/mm 및 464kN/mm로 나타나 강관의 폭이 증가함에 따라 강성도 증가하는 것으로 나타났 다. 이는 무충전 실험체(HEC-1,2,3)는 강관의 폭이 커질수록 강관의 단면적이 늘어나는 반면 강관의 폭 두께비(B/t)가 커지므로 강성에 대한 영향이 서로 상 쇄되어 초기강성이 비슷하게 나타난 반면, 콘크리트 충전 실험체(HEC-4,5,6)는 기둥폭이 작을 때 면외좌 굴 거동하며, 기둥단면이 클 경우 내부 보강재에 의 해 국부좌굴이 지연되므로 우수한 강성을 나타내는 것으로 판단된다.

    2.최대내력

    실험체는 HEC-1 및 HEC-4를 기준으로 강관폭이 300mm(HEC-1,4), 350mm(HEC-2,5) 및 400mm (HEC-3,6)로 50mm씩 증가할 때 마다 강재량은 9,168 mm2(HEC-1,4), 10,368mm2(HEC-2,5) 및 11,568mm2(HEC-3,6) 로 각각 13%씩 증가하는 반면 최대내력은 무충전 용접조립 각형강관 기둥에서 강관폭이 50mm 증가할 때 3,592kN(HEC-1), 3,823kN(HEC-2) 및 3,915kN(HEC-3)으로 각각 6% 및 3%씩 증가하며, 용접조립 각형강관에서는 4,666kN(HEC-4), 5,258kN(HEC-5) 및 6,059kN(HEC-6)으로 각각 13% 및 17%씩 증가하는 것으로 나타났다. 콘크리트 충전 에 따른 강관 내력의 증가는 Table 6. 및 Fig. 9와 같이 HEC-4,5,6은 HEC-1,2,3에 비해 30%, 38% 및 55%가 증가하였다. 이것은 무충전 용접조립 각형강 관 기둥은 기둥폭(B)이 증가할수록 폭두께비가 커지 므로 국부좌굴이 강관의 거동을 지배하며 용접조립 각형 CFT기둥은 강관의 국부좌굴을 내부의 콘크리 트가 구속하기 때문에 축내력이 증가하는 것으로 판 단된다.

    3.용접조립 각형 CFT기둥의 휨강성

    실험체의 휨강성(φ=EI)의 산출을 위해 본연구에서 는 식(1), Fig. 10(a)와 같이 (1/2)L 변위에 의한 방 법 및 식(2), Fig. 10(b)와 같이 단면의 변형률을 이 용하는 방법 등 2가지 방법을 이용하였며, 계산된 휨강성을 Table 7에 나타냈다. 각 실험체의 휨강성 (EItest )과 건축구조기준(2011)의 유효휨강성(EIeff , 식 (4))을 비교한 결과 실험체의 휨강성(EItest )은 건축구 조기준(2011)의 유효휨강성(EIeff , 식(4))보다 높게 나 타났다(Fig. 11). 이는 기둥 내부에 설치된 보강재가 앵커작용을 함과 더불어 실험체의 파괴가 기둥 상단 에서 발생함으로써 기둥의 중앙에서 측정된 변형률 및 처짐으로 산출되었기 때문으로 판단된다.

    φ = u 0 π 2 L 2
    (1)

    여기서, u 0 : L 2 위치의 처짐

    φ = ϵ t + ϵ c D
    (2)
    M e = P . u 0 + e
    (3)
    EI eff = E s I s + 0.5 E s I sr + C 1 E s I c 여기서, C 1 = 0.1 + 2 A s A c + A s 0.3
    (4)

    5.결론

    용접조립 각형강관은 거푸집의 설치없이 내부에 콘크리트를 충전하는 CFT기둥의 장점을 살리기 위 해 강관 내부에 보강재를 설치함으로써 시공성을 향 상시킨 기둥으로 용접조립 각형 CFT 장주의 거동을 평가하기 위해 강관폭(B), 폭두께비(B/t), 콘크리트 충전유무를 변수로 용접조립 각형장주 3개 및 용접 조립 각형 CFT장주 3개를 제작하여 구조실험을 수 행한 결과 다음의 결론을 얻었다.

    1. 용접조립 각형 CFT장주(HEC-4,5,6)는 기둥 폭 이 작을 때 면외좌굴 거동하며, 기둥단면이 큰 경우 내부 보강재에 의해 국부좌굴이 지연되므로 우수한 강성을 나타내는 것으로 판단된다.

    2. 용접조립 각형 CFT기둥은 강관의 국부좌굴을 기둥 내부의 콘크리트가 구속하기 때문에 축내력이 증가하는 것으로 판단된다.

    3. 용접조립 각형 CFT기둥을 이용한 장주편심기 둥의 휨강성은 건축구조기준(2011)에 제시된 휨강성 에 비해 높은 휨강성를 갖는 것으로 나타났으며, 이 는 기둥 내부에 설치된 보강재가 앵커작용을 함으로 써 용접조립 각형 CFT기둥의 변형이 제어됨과 아울 러 강관의 상단부 파괴로 인해 변형이 상단부에 집 중됨으로써 기둥의 중앙에서 측정된 값을 기준으로 산출된 휨강성이 높게 나타난 것으로 판단된다.

    상기 연구를 통하여 용접조립 각형CFT기둥은 공 기단축 및 시공성 향상이 우수한 부재로서 고층건물 에 적용될 수 있을 것으로 기대한다.

    Figure

    KOSACS-6-32_F1.gif

    Welded built-up square steel tube

    KOSACS-6-32_F2.gif

    Shape of the specimens

    KOSACS-6-32_F3.gif

    Installation Location of the LVDT and Strain Gate

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    Setting of the Specimens

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    Load-Displacement Relationship

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    Load-Displacement Relationship of the Position

    KOSACS-6-32_F7.gif

    Strain of the Steel Tube

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    Failure Shapes of the Specimens

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    Ultimate Resistance According to Concrete Filled or Not

    KOSACS-6-32_F10.gif

    Calculation of the Deflection and Curvature for the Specimens

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    M-φ Relations of the Specimens

    Table

    Specimens

    Material Properties

    Test results

    Comparison of the Specimens

    Stiffness of the Specimens

    Ultimate Resistance of the Specimens According to Concrete Filled or Not

    Stiffness

    Reference

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