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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.9 No.3 pp.106-116
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2018.9.3.106

The Performance Evaluation of Beam to CFT Column Connection Stiffened by Ring Diaphragm

Do-Bum Kim1, Yeo-Sang Yun2, Kyong-Soo Yom3, Sung-Mo Choi4
1Senior researcher, ACT Partner Co., Ltd., Seoul, Korea
2director, ACT Partner Co., Ltd., Seoul, Korea
3Professional Engineer, Harmony ENG Co., Ltd., Seoul, Korea
4Professor, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea

본 논문에 대한 토의를 2018년 11월 30일까지 학회로 보내주시면 2018년 12월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Choi, Sung-Mo Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea Tel: +82-2-6490-2759, Fax: +82-2-6490-2749, E-mail: cfst62@gmail.com
August 3, 2018 September 14, 2018 September 18, 2018

Abstract


The ACT Column can exhibit the same structural performance even with thinner steel plates than existing CFT columns. And we can expect to improve the confinement effect of concrete, and buckling stress. The beam to column connection was applied using the external diaphragm at the ACT column. However, in the SRC type where concrete is covered on the outside of the ACT column, it is difficult to apply the connection using external diaphragm. So, we proposed the connection detail using vertical stiffeners and horizontal stiffeners on the outside of the ACT column. And in this paper, the performance of the proposed detail is verified by simple tensile test. Two specimens of use a lot on the site were produced. The test results, a clear stress transfer mechanism of the suggested detail is shown in which the cross-sectional strength of the beam flange is transmitted to the ring diaphragm through the wing plate attached to both sides of the beam flange. Then, the fracture occurred as the beam flange’s all sections became plasticized. Also, the results show that the larger the wing plate size, the greater the load transfer. And the strength evaluation formula of the proposed connection detail is presented.



링다이아프램 보강 용접조립각형 CFT 기둥-보 접합부의 성능 평가

김 도범1, 윤 여상2, 염 경수3, 최 성모4
1㈜액트파트너 선임연구원, 공학박사
2㈜액트파트너 상무
3㈜하모니구조엔지니어링 대표
4서울시립대학교 건축학부 교수, 공학박사

초록


ACT Column은 기존 CFT 기둥보다 얇은 강판으로도 동일한 구조적 성능을 발휘할 수 있으며, 콘크리트의 구속효과와 강관의 항복 후 좌굴응력의 향상을 기대할 수 있다. ACT Column은 보-기둥 접합부에 외다이아프램을 사용한 접합상세가 적용된 다. 그러나 ACT Column 외부에 콘크리트가 피복되는 SRC 타입에서는 외다이아프램을 사용한 접합부의 적용이 난해하다. 그래서 ACT Column의 외부에 수직 스티프너와 수평 스티프너를 사용한 접합상세를 제안하였다. 본 논문에서는 제안상세를 대상으로 단 순인장실험을 통해 성능검증을 수행하였다. 실험체는 현장에 사용량이 많은 크기의 ACT Column 으로 2개의 실험체를 제작하였 다. 보 플랜지와 보 플랜지의 양측부에 부착된 윙플레이트를 통해 보 플랜지의 단면 내력이 링다이아프램으로 전달되는 명확한 응력전달매커니즘을 나타내었으며, 보 플랜지 전단면이 소성화되어 파괴되었다. 윙플레이트의 크기가 클수록 하중전달량이 증 가하였으며, 제안한 접합상세의 강도평가식을 제시하였다.



    1. 서 론

    1.1 배경 및 목적 ACT Column(Advanced Construction Technology Column)

    ACT Column(Advanced Construction Technology Column) 은 냉간성형하여 단면내부로 돌출된 리브를 갖는 앵 글을 용접조립하여 각형강관을 구성하고, 강관 내부에 콘크리트를 충전한 일종의 CFT 기둥이다(Lee, et al., 2008). ACT Column은 기존의 4-seam plate 각형강관 과 같이 강판의 네 모서리를 용접하는 방식에 비교하 여, 용접부가 기둥 단면의 중앙부에 위치하기 때문에 응력이 집중되는 모서리부에 용접열에 의한 잔류응력 의 영향을 최소화할 수 있다. 또한, 맞닿은 절곡부에 용접접합되기 때문에, 별도의 보강장치나 특수용접이 필요 없어서 기존 CFT 강관보다 제작성이 매우 우수 하다. 단면을 구성하는 모서리 강재는 단면 내부로 돌 출된 리브가 스티프너의 역할을 수행하여 충전된 콘 크리트와의 합성효과를 증진시키고, 강관의 면외 좌굴 을 지연시킬 뿐만 아니라 압축력 저항요소로 활용된 다. 따라서 기존 CFT 기둥보다 얇은 강판으로도 동일 한 구조적 성능을 발휘할 수 있으며, 콘크리트의 구속 효과와 강관의 항복 후 좌굴응력의 향상을 기대할 수 있다(Lee, et al., 2008).

    충전 각형강관의 경우 강관 접합부의 압축영역은 콘크리트충전에 의해 강관의 면외 휨변형이 구속되지 만, 인장영역은 콘크리트 충전으로 인해 강관 웨브측 의 면외 변형이 일부 구속될지라도 강관 플랜지측의 면외 휨변형의 구속은 어렵다. 따라서 CFT 기둥의 접 합 상세는, 보 플랜지로부터 전달되는 인장력을 얇은 강관면에 전달하지 않고 인접보 플랜지로 직접 전달 이 가능한 외다이아프램 접합상세가 많이 적용된다. 이러한 H형강 보-ACT Column 접합부의 외다이아프 램 적용 상세를 Fig. 1에 나타내었다(Lee, et al., 2008; Kim, et al., 2013;Kim, et al., 2014).

    도심지 건설현장에서는 공사기간 단축과 경제성 향상을 위해 탑다운공법의 적용이 증가하고 있다. 이 때에 철골기둥 대신 ACT Column이 적용되고 있으며, 기초면까지 굴착이 완료되면 ACT Column 외부에 콘 크리트로 피복하여 상부구조물의 하중을 지지하도록 사용된다(Kim, et al., 2015). 이렇게 지하에 사용되는 ACT Column에 외다이아프램을 사용한 보-기둥 접합 상세는 Fig. 2와 같이 SRC 기둥의 모서리에 주철근 배근 시 간섭이 발생하여 주철근의 연속성이 결여될 뿐만 아니라, 외다이아프램의 상하부로 콘크리트가 분 리될 수도 있다. 이러한 문제점을 해결하기 위해 새로 운 접합상세가 필요하다.

    외다이아프램을 통한 보플랜지의 응력전달 매커니 즘을 반영하여 Fig. 3과 같은 접합상세를 개발하였다. 얇은 강판을 사용하는 ACT Column의 외부에 길이방 향으로 스티프너(Ring diaphragm)를 부착하고, 보 플랜 지의 좌⋅우에 외다이아프램의 역할을 할 수 있는 수 평스티프너(Wing plate)를 부착하여 보 플랜지의 응력 을 윙플레이트와 링다이아프램을 통해 인접보로 전달 할 수 있는 접합상세이다.

    따라서 본 연구에서는 Fig. 3과 같이 링다이아프램 과 윙플레이트로 보강된 H보-ACT Column 접합부의 구조성능을 평가하였다. 평가는 Fig. 3의 접합상세에 대한 단순인장실험을 통해 보 플랜지에 작용하는 인 장력에 대한 하중전달경로를 분석하고 모멘트 접합부 의 성능평가를 수행하였다.

    1.2 KBC2016 검토

    국내 건축구조기준(KBC2016)에서는 Fig. 4와 같이 각 형강관과 플레이트 접합 시 공칭강도 산정에 대한 기 준식을 제시하고 있다. 각형강관의 폭방향으로 접합한 플레이트의 공칭강도는 다음과 같다.

    • (1) β 1.0 (기본:강관측벽강도)

      인장과 압축 :  R n = 2 F y t [ 5 k + N ] β = B p / B
      (1)

    • (2) 0.85 β 1 2 t / B (기본 : 뚫림전단파괴)

      R n = 0.6 F y t [ 2 t p + 2 B e p ]
      (2)
      B e p = 10 B p B / t B p
      (3)

    • (3) (3) 모든 β (기본:비균일하중분포)

      R n = 10 B / t F y t B p F y p t p B p
      (4)

    여기서, β는 강관폭에 대한 플레이트폭의 비, Fy 는 강관 공칭항복강도(MPa), Fyp는 플레이트 공칭항복 강도(MPa), t는 강관 두께(㎜), k는 강관의 모서리외 부 반경(≥ 1.5t), tp는 플레이트의 두께(㎜), B 는 강관 폭(㎜), Bp는 플레이트의 폭(㎜)이다. 식(4)의 좌측항은 플레이트 폭에 해당하는 강관의 강도로써, 강관 두께 와 폭의 비 만큼 강관의 강도를 저감시켜 적용하고 있다.

    RW-type은 윙플레이트를 통해 보플랜지의 응력분 포 범위를 확장시켜 더욱 원활히 전달되도록 구성하 였다. RW-type의 링다이아프램과 윙플레이트는 Fig. 5 와 같이 KBC2016에서 제시하는 플레이트 각형강관 접합상세를 반영하여 설계하였다. 상기 식 (1)을 식 (5)와 같이 수정하여 적용하였다.

    R n = 2 F y t r H r ϕ P f l
    (5)

    여기서 tr은 링다이아프램의 두께(㎜)이고, 식(1)에 서 강관의 두께(t)를 tr로, ktr로 수정하였다. 강관 에서는 모서리의 반경(k)을 포함하여 측벽으로 응력전 달이 이루어지지만, 보강상세는 판을 용접조립하여 적 용하기 때문에 보수적으로 tr을 사용하였다. 또한 링 다이아프램의 조립제작 시, 일체화를 위해 완전용입용 접(Complete Joint Penetration, CJP)가 난해하여 부분용 입용접(Partial Joint Penetration, PJP)를 적용하였다. 따 라서 상기 식(5)에 의해 산정된 링다이아프램의 두께 에 4 ㎜를 추가하여 결정한다.

    또한 RW-type의 윙플레이트의 형태는 보플랜지와 동일한 두께를 사용하여 보플랜지의 단부 양옆에 부 착하였다. 윙플레이트의 크기는 폭방향과 길이방향의 길이비가 1:2가 되도록 설정하여 보플랜지 응력이 링 다이아프램 단부까지 직접 전달되도록 부착하였다. 이 때 제작성을 고려하여 사다리꼴형태의 단면을 사용하 였다. 보 플랜지 폭을 링다이아프램의 폭과 일치시키 기 위한 윙플래이트는 식(6)을 통해 결정하며 Fig. 6 과 같다.

    B w = 1 2 ( B a c t + 2 t r B f l )
    (6)

    여기서, Bw은 윙플레이트의 전체 폭(㎜), Bw1은 보 플랜지의 응력이 윙플레이트로 전달되는 도입부의 폭(㎜), Lw은 윙플레이트의 전체 길이(㎜), Lw1은 보 플랜지의 응력이 링다이아프램으로 전달되는 길이(㎜) 이다. 보 플랜지와 윙플레이트는 CJP로 부착되며, 마 찬가지로 보플랜지와 윙플레이트는 링다이아프램에 CJP로 부착된다.

    2 하중경로 분석

    링다이아프램과 윙플레이트를 적용한 접합상세의 하 중전달 메커니즘을 확인하기 위해 유한요소해석을 수 행하였다. 해석은 ANSYS 18.0을 사용하였다. 해석은 보 플랜지를 이상화한 플레이트에 인장력을 가하여 윙플레이트와 링다이아프램으로 하중이 전달되는 양 상을 분석하였다.

    2.1 해석용 모델링

    해석모델은 Fig. 7과 같이 ACT Column 에 링다이아 프램을 부착하고, 윙플레이트가 좌⋅우에 부착된 보 플렌지를 링다이아프램에 부착하였다. 해석의 편의를 위해 기둥 내부에 충전된 콘크리트는 생략하였다. 기 둥은 362×362×9, 보 플렌지는 300×20를 적용하였다.

    해석모델의 각 구성요소는 해석의 정확도를 높이 기 위해 Multi-linear Isotropic Hardening을 이용하였다. 본 방법은 2선형을 이용하는 Bi-linear와 크게 다르지 않으나, Bi-linear로 하게 될 경우 항복강도(Yield Stress)까지만 입력하지만, Tri-linear 또는 Multi-linear 로 물성치를 입력하게 되면, 인장강도까지 입력할 수 있어서 좀 더 정확한 해석과 응력분포 확인이 가능해 진다. 따라서 본 해석에서는 Tri-linear로 입력해 좀 더 면밀한 응력분포를 확인하였다.

    ANSYS Engineering Data에 물성치를 입력하기 위 해, Fig. 8과 같이 정리하였다. ① 구간은 탄성계수 (Elastic Modulus)에 따라 결정된다. 실질적으로 ANSYS에 입력되는 ② 구간에 대해서, 소성구간은 항 복변형율(ϵy)의 10배, 변형경화 구간은 항복변형율의 50배를 적용하였다.

    2.2 해석 결과

    해석 결과를 Fig. 9에 나타내었다. Fig.9(a)에 보 플랜 지의 평균 응력과 변형율 관계를 나타내었으며, d 점 에서의 응력분포를 Fig.9(b)에 나타내었다. 해석결과는 예상한 바와 같이 보 플렌지에 가해지는 인장력이 윙 플레이트를 통해 링다이아프램으로 전달되는 양상을 나타내었다. 또한, 보 플랜지가 직접 부착된 정면의 링다이아프램을 통해서도 응력전달이 진행되었다. 보 플렌지는 중앙부보다 양측부에 상대적으로 높은 응력 을 나타내고 있으며, 윙플레이트에도 유사한 응력을 보이고 있다. 수평방향으로 전달되는 하중은 수직된 링다이아프램에 점차적으로 범위를 확장하는 응력분 포를 보이고 있다. 또한, 보 플렌지 중앙부를 통해 전 달된 응력이 링다이아프램 정면부에도 일부 작용하고 있으나, 측면보다 작은 응력을 나타내었다. 따라서 제 안형상은 보 플렌지→윙플레이트→링다이아프램으로 전달되는 명확한 하중경로를 나타내었다.

    3. 단순인장 실험 계획

    제안상세에 대한 접합성능을 평가하기 위해 단순인장 실험을 계획하였다. 보-기둥 접합부의 경우, KBC2016 0722.2에서 제시하는 반복재하인증 실험방법을 따르지 만, 제안상세가 보 플랜지의 응력을 원활히 전달하는 지를 우선적으로 평가하기 위해 단순인장실험을 수행 하였다.

    3.1 실험체 계획

    실험체는 현장에 사용량이 많은 ACT Column (362× 362×9, 412×412×9), 접합상세(RW-type)를 변수로 2개 의 실험체를 제작하였으며, Table 1에 실험체 일람을 정리하였다. 실험에 사용된 ACT Column은 모두 24 MPa(fck)강도의 콘크리트를 충전하였으며, ACT 기둥 과 보플랜지, 링다이아프램, 윙다이아프램 모두 SM490A(Fy=315 MPa)를 사용하였다. 링다이아프램의 크기는 식 (5)에 따라 산정하였으며, 실험체(윙플레이 트를 부착한 RW-type)는 120㎜의 링다이아프램 높이 를 적용하였다. RW-type의 실험체는 보 플랜지가 파 괴되도록 설계하였다. 실험체 상세는 Fig. 10에 나타 내었다.

    3.2 실험 방법

    실험체 플랜지와 윙플레이트, 링다이아프램, 그리고 기둥 강판의 변형량을 측정하기 위해 스트레인게이지 를 부착하였다(Fig. 11). 실험체의 가력은 포스코 R&D 센터 강구조실험동에서 3,000 kN 유압식 만능시험기 (U.T.M)을 사용하였고, Fig. 12와 같이 반력바닥과 UTM에 설치된 인장지그에 실험체 보 플랜지를 맞물 려 고정하고 인장력을 가하였다. 실험체의 최대내력과 파괴모드가 확인될 때까지 가력속도 0.02 ㎜/s의 변위 제어로 가력하였다. 변위측정은 각 플랜지의 변형량, 기둥의 변형량을 각각 측정하였고, 이를 합산하여 실 험체 변형량으로 산정하였다.

    4. 실험 결과

    4.1 재료시험 결과

    본 실험에서 사용된 강재의 기계적 성질을 알아보기 위하여 KS B 0802규준에 따라 각각 3개씩 인장 시험 편을 절취하여 인장 시험을 수행하였다. 본 실험에 사 용된 재료는 SM490A의 9, 20, 28, 32, 38 ㎜ 강재이 다. 각 시험편의 결과를 Table 2에 정리하였으며, 응 력-변형율 관계를 Fig. 13 나타내었다. 또한 콘크리트 공시체에 대한 28일 압축강도시험을 수행하였으며, 콘 크리트 압축강도는 28.1 MPa를 얻었다.

    4.2 단순인장 실험 결과

    4.2.1 파괴 거동

    실험체의 파괴 거동은 유사한 모습을 나타내었다. 실 험체는 보 플랜지가 링다이아프램에 용접 부착되어 있기 때문에, 하중 초반에 높은 강성을 나타내어 변형 량을 육안으로 확인하기 어려웠다. 그러나 보 플랜지 내력의 약 50%를 초과하면서 변형이 증가하기 시작 하였다. 보 플랜지가 항복변형율에 도달하기 전까지는 모든 실험체가 높은 강성으로 하중 증가를 보였으나, 보 플랜지 항복 이후에는 상대적으로 하중 증가 대비 변형이 급격히 증가하는 경향을 나타내었다. 따라서 보 플랜지의 항복시점을 기준으로 항복 전에는 접합 부의 변위가 양쪽의 보 플랜지와 ACT Column의 변 형이 유사한 비율을 나타내었으나, 항복 후에는 플랜지 의 소성변형에 의해 보플랜지의 인장변형이 지배하며, 접합부의 연성적인 거동을 유도하는 것으로 판단된다. 각 실험체별 최종파괴 형상을 Fig. 14에 정리하였다.

    실험체의 보 플랜지가 인장하중에 대해 소성화되 는 모습을 Fig. 14에 나타내었다. 윙플레이트로 보강 된 구간은 보 플랜지 양 측부에 소성화가 이루어졌으 나, 윙플레이트로 보강되지 않은 보 플랜지 구간에서 는 전단면에 균등하게 소성화가 진행된 형상을 나타 내었다.

    4.2.2 하중-변위 관계

    각 실험체별 실험결과를 Table 3에 정리하였으며, 하 중-변위 관계를 Fig. 15에 나타내었다. 실험체의 항복 하중(Py)은 파괴거동에서 보 플랜지의 양측부에 부착 한 변형율게이지의 측정값이 항복변형율에 도달하였 을 때의 하중으로 산정하였으며, 이때의 LVDT에서 측정한 변위값을 항복하중 시 변위(δy)로 산정하였다.

    A362를 적용한 실험체는 1,947.7 kN에서 보플랜지 가 항복에 도달하였으며, 항복하중의 1.29배에서 최대 강도 2,517.5 kN 발현 후 파괴되었다. A412를 적용한 실험체는 2,093.2 kN에서 보플랜지가 항복에 도달하였 으며, 항복하중의 1.3배에서 최대강도 2,747.1 kN 발 현 후 파괴되었다.

    4.2.3 하중-변형율 관계

    보 플랜지는 300×20 의 크기를 사용하였으며, 항복응 력이 415.5 MPa이고, 항복변형율이 0.002004 이다. 보 플랜지의 단면항복강도는 단면적과 항복응력의 곱으 로 계산할 경우, 2,493 kN이다. 계산된 보 플랜지의 항복강도와 실험체 보플랜지가 항복변형율에 도달한 시점의 하중(Py), 최대하중(max)을 비교하여 Table 4 에 정리하였다. 링다이아프램과 윙플레이트로 보강한 두 실험체는 계산값 대비 78%, 84% 하중에서 항복변 형율에 도달하였고, 최대하중은 계산값 대비 1.0 이상 의 하중에서 파괴되었다. 보 플랜지의 단면내력을 초 과하는 두 실험체는 Fig. 14에서와 같이 보 플랜지의 전 단면이 소성화가 발생하여 보 플랜지에서 파괴되었다.

    보 플랜지에 작용하는 인장하중은 기둥의 4면에 용접부착된 링다이아프램을 통해 전달된다. 접합부 응 력전달 요소별 변형율을 Fig. 16에 나타내었으며, 보 플랜지의 항복하중 시, 링다이아프램의 응력상태를 비 교하였다. 플랜지 항복하중이 1,947.6 kN, 2,093.1 kN 을 나타내었다. 동일한 플랜지에 대해 약 5%의 차이 를 보이는 것은, 윙플레이트를 통해 링다이아프램으로 전달되는 과정에서 윙플레이트의 크기가 큰 A412-R32-RW 실험체가 좀 더 원활한 하중전달이 이 루어진 것으로 판단된다. 또한 보 플랜지가 단면항복 에 도달할 때 링다이아프램은 모두 탄성상태를 나타 내고 있다.

    4.2.4 윙플레이트의 크기

    Fig. 17에 접합부 요소별 하중전달량을 비교하여 나타 내었다. 보 플랜지를 통해 작용하는 하중은 보 플랜지 에서 링다이아프램으로 직접 전달되는 하중(녹색)과 보플랜지에서 윙플레이트를 통해 링다이아프램으로 전달되는 하중(파란색)으로 구분할 수 있다. Fig. 14에 서 소성화된 보 플랜지의 영역은 두 실험체가 유사하 였으며, 이 면적과 항복응력의 곱으로 플랜지가 전달 하는 하중을 산정하였다. 그리고 그 외의 하중은 윙플 레이트를 통해 전달된다고 가정하였다. 이러한 방법으 로 A362-R28-RW 실험체는 플랜지가 1,449 kN(좌⋅우 각각 724.5 kN), 윙플레이트는 498 kN 으로 계산된다. A412-R32-RW 실험체는 플랜지가 1,423.2 kN(좌⋅우 각각 711.6 kN), 윙플레이트는 669.8 kN 으로 계산된 다. 두 실험체의 윙플레이트의 크기는 59㎜×118㎜, 88 ㎜×176㎜ 로써 A412 실험체가 약 50% 큰 윙플레이트 를 사용하였으나, 약 35% 큰 하중을 전달하였다. 따라 서 윙플레이트의 크기가 하중전달량에 미치는 영향이 있는 것으로 판단된다. 따라서 윙플레이트의 최적크기 에 대해서는 윙플레이트의 폭과 길이에 대한 변수를 대상으로 추가적인 실험이 필요할 것이다.

    4.2.5 기준식 검토

    제안상세(RW-type)를 적용한 단순인장 실험을 통해 보 플랜지의 파괴를 유도할 수 있었으며, 실험 결과를 설계식과 비교하여 안전성을 검증하였다. 본 제안상세 는 보 플랜지의 양측부에 윙플레이트를 부착하여 ACT Column의 폭과 일치시켜 플랜지의 응력을 전달 이 가능하다. 따라서 1.2절에서 설명한 바와 같이 기 둥폭과 접합되는 플레이트폭이 같은 경우(β ≈ 1.0)로 서, 보 플랜지 단면내력과 실험체 최대내력을 비교하 였다. 보 플랜지 단면내력(Py,fl)은 2,493 kN이고, 두 실험체의 최대내력은 각 2,517.5 kN, 2,7473.4 kN 이 다. 보 플랜지 단면내력과 비교할 경우 1.01배, 1.1배를 나타내었으며, RW-type의 접합부 보강상세는 보 플랜 지의 단면 항복을 유도할 수 있는 것으로 나타났다.

    기준식에서 보 플랜지의 하중을 전달하는 강관측 벽의 높이를 ‘5k+N’으로 제안하였다. 실험에서는 링 다이아프램을 용이하게 제작하기 위해 120㎜로 수행 하였으며, 보 플랜지의 항복파괴를 나타내었다. 그러 나 Table 5에서와 같이 단면적은 링다이아프램이 크 지만, 각각 재료강도를 적용할 경우 링다이아프램의 단면내력이 보 플랜지의 내력보다 작아질 수 있다. 따 라서 동일한 SM490 강종을 사용하였다 하더라도 재 료의 over strength를 고려하여 링다이아프램의 높이를 기준식에서 제시한 바와 같이 설계에 반영되어야 할 것으로 사료된다. 단, 링다이아프램의 높이가 증가함 에 의해 링다이아프램의 단면적이 증가하더라도, 두께 는 플랜지에 비해 동등 두께 이상을 확보하여야 할 것이다.

    결론적으로 링다이아프램은 KBC2016에서 제시하 는 식(1)을 수정한 식(7)를 적용하면 보-기둥 접합부의 성능을 만족할 것으로 판단된다.

    ϕ R n = ϕ 2 F y t r [ 5 t r + t b ] P f l
    (7)

    5. 결 론

    ACT Column에 링다이아프램과 윙플레이트를 사용하 는 접합상세를 제안하였다. 제안형상의 접합부 성능을 평가하기 위해, ACT Column의 양측에 보 플랜지를 부착하여 단순인장력을 가하는 실험을 수행하였다. 지 하부에 주로 사용되는 ACT 350 시리즈와 ACT 400 시리즈를 대상으로 하였으며, 보 플랜지는 300×20T의 단면을 사용하였다. 실험을 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

    • (1) 제안 상세는 보 플랜지와 보 플랜지의 양측부 에 부착된 윙플레이트를 통해 보 플랜지의 단면 내력 이 링다이아프램으로 전달되는 명확한 응력전달매커 니즘을 나타내었다. 보 플랜지의 항복 후 소성변형이 진행되면서 연성적인 거동을 나타내었으며, 보 플랜지 의 전단면이 소성화에 의한 파괴가 이루어졌다.

    • (2) 보 플랜지에서 측정한 변형율값으로부터, 보 플랜지의 양측부를 통해 링다이아프램으로 하중전달 이 이루어졌다. 보 플랜지의 양 측부에 윙플레이트를 부착하여 보 플랜지-윙플레이트-링다이아프램의 명확 한 하중전달경로를 나타낸 RW-type은 보 플랜지 전단 면에 소성화가 이루어지며 계산된 보 플랜지 강도를 초과하는 하중에서 파괴되었다.

    • (3) 윙플레이트의 크기는 폭:길이의 비가 1:2로 산 정하였고, 기둥의 크기에 따라 윙플레이트의 크기가 다르게 적용되었다. 실험결과, 윙플레이트의 크기가 클수록 하중전달량이 증가하였으나, 크기와 하중량에 대한 관계는 폭-길이에 대한 변수로 추가적인 실험결 과가 필요할 것이다.

    • (4) 실험체에 적용한 링다이아프램은 기준식보다 짧은 길이로 적용하여도 보 플랜지 파괴를 유도할 수 있었다. 그러나 링다이아프램의 높이는 재료의 over strength를 고려하여 기준식에서 제시하는 높이 이상이 되도록 하고, 두께는 보 플랜지의 두께 이상이 되도록 적용하는 것이 합리적이라 판단된다.

    감사의 글

    이 연구는 2016년도 국토교통부 국토교통기술사업화 지원사업의 연구비 지원에 의한 결과의 일부임. 과제 번호 : 16TBIP-C111803-01. 본 연구를 지원해주신 주 식회사 포스코에 감사드립니다.

    Figure

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    The detail applied external diaphragm of H beam-ACT column connection
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    The detail applied external diaphragm of H beam-ACT SRC column connection
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    The reinforced detail of H beam-ACT column connection(RW-type)
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    The detail of Plate-SPSR column connection
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    The detail of Plate-ACT column connection
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    The detail of Flange-ACT column connection
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    Modeling(ANSYS-SpaceClaim)
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    The material information(ANSYS-SpaceClaim)
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    The analysis result(stress contour)
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    The details of specimens
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    The location of strain gauge
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    The specimen setup
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    The stress-strain relationship
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    The failure mode
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    The Load-Displacement relationship
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    The Load-Strain relationship of flange
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    The amount of load transfer each element(when the beam flange reached yield strain)

    Table

    The list of specimens
    The properties of steel
    The test results
    The comparison about test value and flange strength
    The comparison of test strength using CODE

    Reference

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    2. ChoiY. H. , (2012) Limitations on the Width-to- Thickness Ratio of Rectangular Concrete-Filled Tubular (CFT) Columns, Journal of Korea society of steel construction , KSSC, Vol. 24, No.4, pp. 451-458.
    3. KangJ. S. , JuJ. S. , KimS. H. , ParkY. P , YomK. S. , ChoiS. M. (2017), A Study on Hydrauli Test of Composite Mega Column with 1m Width Confined Inner Binding frame , Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures, Vol. 8, No. 1, pp. 46-52.
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