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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.10 No.3 pp.21-29
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2019.10.3.021

Experiment for Concentric Axial Strength of Composite Mega Columns Confined with Binding Frame

Taehun Lee1, Jeongsu Ju2, Yongpil Park3, Kyongsoo Yom4, Sungmo Choi5
1Master Course, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea
2Asst Manager, BaroConKey Co., LTD., Seoul, Korea
3Project Manager, Aawon Structural Engineering, Seoul, Korea
4Head, Act Partner, Korea
5Professor, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea

본 논문에 대한 토의를 2019년 07월 31일까지 학회로 보내주시면 2019년 8월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Choi, Sungmo Department of Architetural Engineering, University of Seoul, 163, Seoulsiripdaero, Dongdaemun-gu, Seoul, Korea. Tel: +82-2-6490-2759, Fax: +82-2-6490-2749, E-mail: smc@uos.ac.kr
May 15, 2019 June 6, 2019 June 10, 2019

Abstract


Buildings are becoming huger and higher due to the efficient use of limited land. Therefore, demand for the mega composite columns is increased. Welded built-up CFT column (ACT Column Ⅰ) is developed which is structurally stable and economical using cold-formed steel with rib, but limitation of ACT ColumnⅠsize (618×618) is problem. Therefore, development of a new composite mega comlumn(over 1-meter diameter) is necessary. In this study, mega composite column (ACT Column Ⅱ) whose width becomes larger and connection details becomes more simple is suggested and strength of the ACT Column Ⅱ is confirmed. Central compressive loading experiment of composite mega column specimen combined with binding frame is performed. The result of experiment, It is verified that ACT Column Ⅱ could behave stably as composite mega columns by comparing strength of specimen and KBC2016.



바인딩프레임 구속 합성메가기둥의 중심압축 내력실험

이 태훈1, 주 정수2, 박 용필3, 염 경수4, 최 성모5
1서울시립대학교 건축공학과 석사과정
2㈜바로건설기술 대리
3아원구조엔지니어링 소장
4㈜액트파트너 소장
5서울시립대학교 건축학부 교수5

초록


제한된 토지의 효율적 이용을 위하여 건물들이 점점 더 거대화, 초고층화 되어가고 있기 때문에, 대형합성기둥에 대 한 수요가 증가하고 있는 추세이다. 선행 연구를 통하여 리브를 갖는 냉간성형강재를 사용하여 구조적으로 안정적이며 경제적 인 충전강관기둥(ACT Column Ⅰ)이 기존에 개발되었으나, ACT Column Ⅰ은 크기가 제한(618×618)되는 문제가 있기 때문에 새 로운 폭 1m이상 고하중용 대형합성기둥의 개발이 필요하다. 본 연구에서는 폭이 커지고 접합부 형식이 단순해지는 대형합성기 둥(ACT Column Ⅱ)를 제안하고, 바인딩프레임이 보강된 실험체를 중심압축가력하여 구조성능을 확인하였다. 콘크리트 충전 여 부 및 바인딩프레임의 보강 폭과 면적을 변수로 한 바인딩프레임 보강 실험체를 중심압축가력 하여 실험체 최대내력 값과 KBC2016 합성구조 설계메뉴얼에 따른 설계내력을 비교한 결과 ACT Column Ⅱ이 대형합성기둥으로써 안정적으로 거동함을 확 인하였다.



    University of Seoul

    1. 서 론

    1.1 연구 배경

    2000년대 후반 도시의 사무실 및 상업용 건물들은 한정된 부지의 효율적인 이용을 위하여 고층화되고 있는 추세이다. 건축물의 고층화는 구조계획 측면에 서 공간의 효율성을 요구할 뿐만 아니라 주요 구조 부재로서 인성, 고강도의 구조체를 요구한다. 종래의 구조적 제약 조건을 극복하고 공간의 효과적 이용을 가능하게 하는 구조형식이 요구되고 있다.

    현재 개발된 콘크리트 충전 각형강관 기둥은 일 반적으로 사용되는 기존 기둥 대비 동일단면에 대해 저항성능이 높아 단면효율이 높은 공법이지만 단면 의 크기가 제한된다. 따라서 이러한 장점을 유지하 며 단면크기 제한을 극복한 새로운 합성기둥의 개발 이 필요하다.

    1.2 선행연구 분석

    Lee (2007)는 일반적인 Concrete Filled steel Tube (이 하 CFT)기둥의 문제점을 개선한 리브를 갖는 용접조 립 각형 CFT 기둥(Advanced Construction Technology Column, 이하 ACT Column)을 개발하고 구조특성에 관 한 연구를 진행하였다. 기존 CFT 기둥 대비 제작성 을 높이고, 기둥 중앙부에 용접부를 위치시킴으로서 강관 모서리 절곡과 용접열에 의한 잔류응력의 영향 을 최소화한 ACT Column Ⅰ을 제안하였다.

    Lee et al. (2008) 등은 개발된 ACT Column Ⅰ의 구조성능을 파악하기 위하여 강관의 형상과 폭두께비, 콘크리트 강도를 변수로 구조실험을 수행하였다. 실험 결과 강관의 전단면이 유효단면이 되므로 동일 폭의 일반강관 기둥에 비해 단면 효율이 높음을 확인하였다.

    Kim et al. (2009) 등은 유효폭 개념을 도입하여 폭두께비가 큰 각형CFT 기둥의 강도를 계산할 수 있 는 설계식을 제안하여 실험값과 평균 약 95% 일치함 을 확인하였다. 이를 토대로 제안된 설계식을 각형 CFT 단주의 내력 산정 시 폭두께비의 크기에 관계없 이 적용할 수 있는 식으로 제안하였다.

    Lee et al. (2015) 등은 기존 개발된 ACT Column Ⅰ의 내 보강재를 설치하고 편심축하중을 가력 하여 편심 장주의 내력 및 휨 거동을 파악하였다. 그 결과 ACT Column Ⅰ을 이용한 장주편심기둥의 휨강성은 건축구조기준(2011)에 제시된 휨강성에 비해 높은 휨 강성을 갖는 것으로 확인되었다.

    Kang et al. (2017) 등은 초고층건물에 사용하기 위하여 고 하중을 받는 폭 1m 이상의 대형기둥을 제 안하였다. 수압실험을 통하여 기둥 내부에 바인딩프레 임을 설치하여 콘크리트 타설시 강관의 변형을 지연 시키고, 모서리 강재 사이에 후판을 끼워넣어 강관의 단면을 확장시킬 수 있음을 확인하였다.

    국외에서는 Tao et al. (2005) 등이 square hollow section (SHS), rectangular hollow section (RHS) CFT 단주 기둥의 스티프너 보강 시 단면 성능이 증가함을 확인하였다.

    Wang et al. (2017) 등은 초고층 건물에 사용하기 위하여 제안된 두 겹의 강관을 사용한 Concrete- filled double-tube column (CFDT)의 중심축하중 가력 시 거 동을 확인하였다. CFDT 단주 실험체의 축방향 압축하 중 가력 시 매우 높은 강도와 변형성능을 확인하였다.

    1.3 연구 목적

    현재 국내⋅외에서는 기존보다 제작성을 높이고, 단면 효율이 높아 구조성능이 뛰어나며 초고층건물에 적용 가능한 새로운 CFT를 개발하기 위한 연구가 주로 진 행되었다. 따라서 본 연구에서는 단면의 크기를 확장 하기 위하여 후판을 추가하고 접합부 상세를 단순화 시킨 합성메가기둥(ACT Column Ⅱ)을 새롭게 제안하 고 이의 압축내력을 확인하고자 한다. 바인딩 프레임 으로 구속된 콘크리트 무충전 및 충전 실험체에 보강 프레임 면적과 보강간격을 변수로 설정하여 중심압축 실험을 수행하여 단면의 크기를 확장하기 위해 후판 이 추가된 ACT Column Ⅱ의 구조성능을 확인하였다. 또한 KBC 2016 합성구조 설계메뉴얼의 압축내력과 비교하여 ACT Column Ⅱ가 합성기둥으로써 안정적 으로 거동하는지 확인하였다. Fig. 1

    2. 합성메가기둥(ACT Column Ⅱ)의 구성, 설계내력 산정과 판폭두께비

    2.1 ACT Column Ⅱ의 구성과 특징

    ACT Column Ⅱ은 ACT Column Ⅰ과 같이 폐쇄형 단 면을 구성하는 개념은 동일하다. 하지만 단면의 크기 를 확장하기 위하여 ㄱ자 냉간성형 강재 사이에 후판 을 추가하였다. Fig. 2는 이러한 후판 및 바인딩프레 임을 추가한 ACT Column Ⅱ의 모식도이다.

    추가된 후판은 필요 시 중앙부 후판의 두께와 폭 을 조절하여 단면성능을 증가시킬 수 있다. 또한 합성 메가기둥의 내부 구속효과를 주는 바인딩 프레임이 용접되어있다.

    ACT Column Ⅱ에는 강관 내부에 수직, 수평 부재 로 구성된 T형 스티프너 내다이어프램 접합형식을 사 용하였다. T형 스티프너는 기둥면에 용접되어 인장력 을 반대 면에 전달하는 역할을 한다.

    2.2 합성기둥의 판폭두께비와 설계내력식의 산정

    ACT Column Ⅱ의 압축내력을 계산하기위해 KBC 2016 합성구조 설계메뉴얼에 의거 기둥의 예상 최대 압축내력을 계산하였다.

    Table 1은 KBC2016 합성구조 설계매뉴얼에 제시 된 각형 기둥과 원형 기둥의 판폭두께비 제한이다. 각 형 기둥의 판폭두께비는 각형기둥의 폭을 강재 판 두 께로 나눈 값이며, 원형 기둥의 폭두께비는 원형 기둥 의 지름을 강재 판 두께로 나눈 값이다. 각형 및 원형 기둥의 판폭두께비 제한은 조밀, 비조밀, 세장 단면의 내력 식에 의하여 구분할 수 있다. 합성기둥의 내력 식은 압축강재요소의 판폭두께비에 따라 다르게 제시 된다.

    P n o , c = P p = F y A s + C 2 f c k A c
    (1)

    • Pno,c = 조밀단면 기둥 압축내력

    • Pp = 조밀단면 합성기둥 압축내력

    • Fy = 강재 판 항복강도

    • As = 강재 판 단면적

    • C2 = 각형단면 0.85, 원형단면 식(2)

    • fck = 콘크리트 압축강도

    • Ac = 콘크리트 단면적

    C 2 = 0.85 ( 1 + 1.56 f y t D c f c k )
    (2)

    Dc = 강재 판 두께 제외 원형기둥 지름

    P n o , n = P p ( P p P y ) ( ( λ λ p ) 2 ( λ r λ p ) 2 )
    (3)

    P y = F y A s + 0.7 f c k A c
    (4)

    P n o , s = P y = F c r A s + 0.7 f c k A c
    (5)

    Fcr = 사각기둥 시 식 (6), 원형기둥 시 식 (7)

    F c r = 9 E s / ( b / t ) 2
    (6)

    F c r = 0.72 F y / [ ( D / t ) ( F y / E s ) ] 0.2
    (7)

    식 (1)을 사용하여 조밀단면 기둥 압축내력을 구 할 수 있다. 식 (1) 내의 상수 C2는 각형단면일 경우 0.85로 제시되며, 원형 단면일 경우 식 (2)를 통해 계 산할 수 있다. 비조밀단면 기둥 압축내력은 식 (3)을 통하여, 세장단면 기둥 압축내력은 식 (5)를 통하여 구할 수 있다. 식 (3)과 (4) 내의 Py는 사각 단면 시 식 (6)으로, 원형 단면 시 식 (7)로 제안된다.

    ACT Column Ⅱ의 경우 ㄱ형상의 모서리 강재와 강 관 내부에 바인딩프레임 보강으로 인하여 합성단계에서 면 외 변형이 제어된다. 따라서 합성기둥의 내력산정 시 강관의 판폭두께비를 완화하여 적용 가능하며, 모서리 강재와 후판의 두께가 다르기 때문에 판의 판폭두께 비 평균값을 적용하여 합성강관의 내력을 산정하였다.

    3. 합성메가기둥(ACT Column Ⅱ)의 중심압축실험

    3.1 실험 계획

    합성메가기둥(ACT Column Ⅱ)의 중심압축실험체는 콘 크리트 비충전과 충전상태를 설정하여 각 각 바인딩 프레임의 보강 유무와 보강 간격, 보강단면적을 변수 로 총 6개이며, 각 실험체를 콘크리트 충전 유무 및 변수로 분류하여 Table 2에 정리하였다.

    실험체는 국부좌굴방지를 위해 길이 150㎜의 스티 프너를 강관과 단부 엔드플레이트가 만나는 위치에 설치하였다. 기둥의 높이는 기둥 폭의 1.6배인 800㎜ 로 설정하였고, 기둥 길이는 30,000kN급 만능시험기를 사용하기 위하여 제한하였다.

    3.2 실험체 가력방법

    실험체의 하중가력은 0.02mm/s의 가력속도로 Fig. 3 의 30,000kN급 만능시험기를 사용하여 단조가력 하 였다. 실험체의 하중-수직변위의 측정은 실험체의 최 대내력의 70%로 감소할 때까지 수행하였다.

    3.3 게이지 및 LVDT 위치

    중심 압축 실험에 의한 강관의 변형률 측정을 위하여 변형률 게이지를 부착하였다. 모든 실험체에 Fig. 4와 같이 수직방향 4개, 수평방향 4개로 총 8개의 변형률 게이지를 부착하였다. CMCS-6번 실험체는 기둥 중심 에서 125㎜ 떨어진 위치에 8개의 변형률 게이지를 추 가 설치하였다.

    각 실험체의 수직 변형률 게이지는 Fig. 5와 같이 후판의 중앙, 절곡된 부재의 중앙에 부착하였다. 또한 변위측정을 위하여 수평, 수직방향 LVDT를 4개 설치 하였고, 바인딩프레임의 영향을 파악하고자 Fig. 6의 위치에 변형률 게이지를 부착하였다.

    4. 실험결과

    4.1 재료실험 결과

    강재의 재료시험은 KS B 0801 5호 시험편을 이용하 여 수행하였다. Table 3은 CMCS 실험체의 강재와 콘 크리트 압축강도를 정리한 표이다.

    4.2 하중 및 변위

    Fig. 7은 실험체 및 변수별 하중-변위 비교 그래프 이 다. 콘크리트 무충전 합성메가기둥 실험체인 CMCS-1 실험체는 기둥면의 좌굴로 의해 KBC 2016 설계내력 인 8,237kN에 도달하지 못하였다. 하지만 바인딩프레 임 보강 무충전 실험체 CMCS-2의 경우 최대하중이 8,2897kN으로 계산된 설계내력인 8,237kN보다 컸으 며, 콘크리트 충전 실험체 모두 KBC 2016 설계내력 을 만족하였다.

    4.3 최대내력과 강성

    실험체의 강성은 최대하중의 1/3 변위로 계산하였으 며, 축 변위는 측정한 변위계의 평균값으로 산정하였 다. 최대하중 이후의 거동은 무충전 실험체들은 비슷 한 강성과 내력으로 떨어졌으나 콘크리트 충전 실험 체의 경우 바인딩프레임의 보강으로 연성도가 7배 증 가했다.

    4.4 Failure Mode

    콘크리트 충전 유무와 바인딩프레임 보강 유무에 따 라 실험체의 파괴형상이 다르게 나타났다. 콘크리트 무충전 실험체를 비교한 Fig. 8의 실험체 파괴모드 사 진과 같이 실험체 CMCS-1, CMCS-2의 경우 바인딩프 레임이 없는 CMCS-1 실험체는 기둥의 중앙부에서 후 판의 항복으로 좌굴이, 바인딩프레임이 설치된 CMCS-2 실험체는 기둥의 중앙과 상하부 설치된 스티프너 사 이에서 좌굴이 발생하였다. Table 4

    콘크리트 충전 실험체들을 비교한 Fig. 9의 실험체 파 괴모드 사진과 같이 실험체 (CMCS-3, CMCS-4, CMCS-5, CMCS-6의 좌굴위치는 바인딩프레임 보강 유무에 따 라 두 군데에 발생하였는데, 그 위치는 기둥의 중앙, 그리고 바인딩프레임과 기둥 상,하부에 보강된 스티프 너 사이 이다. CMCS-3은 바인딩프레임 무보강 실험 체로 기둥의 중심에서 좌굴이 발생하였다. 바인딩프레 임 보강 실험체인 CMCS-4, CMCS-5, CMCS-6의 경우 기둥의 중앙에서 125mm 떨어진 위치에서 좌굴이 발 생하였다. Table 5

    콘크리트 충전 합성메가기둥 실험체(CMCS-3, CMCS- 4, CMCS-5, CMCS-6)의 좌굴위치는 바인딩프레임 보 강 유무에 따라 두 군데에 발생하였는데, 그 위치는 기둥의 중앙, 그리고 바인딩프레임과 기둥 상, 하부에 보강된 스티프너 사이 이다. CMCS-3은 바인딩프레임 무보강 실험체로 기둥의 중심에서 좌굴이 발생하였 다. 바인딩프레임 보강 실험체인 CMCS-4, CMCS-5, CMCS-6의 경우 기둥의 중앙에서 125mm 떨어진 위 치에서 좌굴이 발생하였다.

    5. 분석 및 고찰

    5.1 콘크리트 무충전 실험체의 바인딩 프레임 효과

    콘크리트 무충전 실험체인 CMCS-1 실험체와 CMCS-2 실험체의 최대내력을 비교한 결과 바인딩프레임 보강 시 최대내력이 약 6% 증가하였다.

    콘크리트 무충전 실험체의 강성을 Table 6에 정리 하여 비교한 결과 바인딩프레임 보강 시 무보강 실험 체 대비 강성이 약 19% 증가하였다. 이는 바인딩프레 임이 기둥의 후판을 구속해주는 역할을 하여 강성을 증가시키는 것으로 판단된다.

    5.2 콘크리트 충전 실험체의 바인딩 프레임 효과

    콘크리트 충전 실험체의 경우 바인딩프레임 보강 시 (CMCS-4) 무보강 실험체(CMCS-3)에 비해 최대내력이 약 12% 증가하였다. 따라서 충전 실험체가 최대내력 이 약 6% 증가한 무충전 실험체에 비해 바인딩프레 임의 보강효과가 큰 것으로 판단된다.

    바인딩프레임의 면적과 간격을 변수로 설정한 실 험체를 비교한 경우 기본 보강 대비 바인딩프레임의 단면적이 2배인 실험체(CMCS-5)는 약 15%, 보강 간 격 0.5배 실험체(CMCS-6)는 약 18% 증가하였음을 확 인하였다.

    기본 보강실험체인 CMCS-4의 최대내력과 바인딩 프레임 면적 및 보강 간격을 변수로 설정한 실험체인 CMCS-5, CMCS-6 실험체의 최대내력을 비교하였을 때 면적이 두배인 CMCS-5실험체는 최대내력이 약 3% 증가하였고, 보강간격이 0.5배인 CMCS-6 실험체 의 최대내력은 약 5% 증가하였다. 이는 콘크리트가 충전된 실험체의 경우 바인딩프레임의 형상이 내부 콘 크리트의 구속효과를 증가시킨 것으로 판단된다.

    콘크리트 충전 실험체 CMCS-3, CMCS-4를 비교한 결과 강성이 약 19% 증가한 콘크리트 무충전 실험체 와 마찬가지로 초기강성이 약 19% 증가함을 확인하 였다.

    또한 충전상태에서 보강재의 단면적과 설치 간격 이 강성 증가에 영향은 CMCS-5실험체가 초기강성 증 가 폭이 약 47% 이고, CMCS-6 실험체의 초기강성이 약 32%이므로 보강재의 단면적이 큰 영향을 미치는 것으로 확인되었다. 바인딩프레임 간격을 변수로 설정 한 실험체 CMCS-6의 강성이 더 높게 증가할 것으로 예상하였으나, 상하부에 추가로 설치된 바인딩프레임 위치와 상하부 스티프너와의 위치가 비슷하여 CMCS-6 실험체가 CMCS-4와 비슷한 거동을 하여 큰 효과를 발휘하지 못한 것으로 판단된다. 이러한 강성의 증가 는 기둥의 길이가 길거나 편심 영향에 따라 결과 값 이 달라질 것으로 판단된다.

    5.3 국내 규준과 실험 내력 비교

    합성메가기둥(ACT ColumnⅡ)의 실험 최대압축내력과 KBC 2016 합성구조 설계메뉴얼의 합성기둥 내력 계 산식에 따른 설계내력을 비교하여 Table 7에 정리하 였다. 또한 공칭설계강도와 재료설계강도에 대한 실험 체 내력을 무차원화 하여 Table 8에 정리하였다. 설계 내력은 재료의 공칭강도와 재료강도 시험에 의해 얻어진 결과를 바탕으로 계산하였으며, ACT ColumnⅡ의 폭두 께비는 두 강재판 두께의 평균으로 산정하였다.

    바인딩프레임 미보강 실험체인 CMCS-3의 경우 공칭강도 및 재료강도 설계내력보다 내력이 높음을 확인하였다. 또한 바인딩프레임 보강 간격 및 면적을 변수로 설정한 콘크리트 충전 바인딩프레임 보강 실 험체들의 경우, 모든 실험체의 내력이 설계강도 보다 높음을 확인하였다. 따라서 설계 내력과 실험체 내력 을 비교한 결과 콘크리트 충전 기둥에서 바인딩프레 임의 내력증대효과를 확인하였다. Table 9, 10, 11, 12

    6. 결 론

    단면의 크기를 확장시킨 합성메가기둥인 ACT Column Ⅱ를 개발하고 중심압축실험을 통해 압축내력을 확인 하였다. 또한 바인딩프레임의 보강 유무와 보강 시 면 적과 보강간격을 변수로 설정하여 각각의 압축내력을 평가하였다. 연구를 통하여 얻어진 결과는 다음과 같다.

    • (1) 중심압축 내력실험을 통하여 콘크리트 충전 실험체의 실험 최대내력 값과 공칭 및 재료강 도 설계내력을 비교한 결과 ACT Column Ⅱ의 내력이 KBC 설계식을 만족한다는 결과를 도출 하였다. 따라서 합성메가기둥인 ACT Column Ⅱ가 충전합성기둥으로써 안정적으로 거동함을 확인하였다.

    • (2) 바인딩프레임 무보강 실험체와 보강 실험체의 최대내력을 비교한 결과 기둥 내 설치된 바인 딩프레임이 합성기둥의 압축내력을 증가시킴을 확인하였다. 따라서 바인딩프레임의 보강이 콘 크리트 무충전 상태와 충전상태 모두 보강효 과를 기대할 수 있음을 확인하였다.

    • (3) 바인딩프레임 보강 시 바인딩프레임의 면적의 증가 또는 보강간격의 감소의 경우에도 바인 딩프레임 보강 기준 실험체의 최대내력과 유 사함을 확인하였다. 따라서 기준으로 설정한 면적 264㎟, 1.0D 간격 바인딩프레임 보강이 안정적인 보강효과를 기대할 수 있음을 확인 하였다.

    • (4) 절곡된 앵글과 후판으로 구성되어있는 합성메 가기둥인 ACT ColumnⅡ의 판폭두께비를 앵글 과 후판의 평균값으로 적용하였다. 설계내력 계산 시 ACT ColumnⅡ을 컴팩트 단면으로 설 정하여 실험값과 비교한 결과 실험체의 최대 내력이 설계내력보다 큼을 확인하였다. 따라서 ACT ColumnⅡ의 판폭두께비 계산 시 두께의 평균으로 계산하여 컴팩트 단면으로 간주 가 능함을 확인하였다.

    감사의 글

    이 논문은 2017년도 서울시립대학교 연구년교수 연구 비에 의하여 연구되었음.

    Figure

    KOSACS-10-3-21_F1.gif
    ACT Column Ⅰ
    KOSACS-10-3-21_F2.gif
    ACT Column Ⅱ
    KOSACS-10-3-21_F3.gif
    Specimen Setting on Universial Testing Machine
    KOSACS-10-3-21_F4.gif
    Gauge Location on Steel Tube
    KOSACS-10-3-21_F5.gif
    LVDT Location on Steel Tube
    KOSACS-10-3-21_F6.gif
    Gauge Location on Binding Frame
    KOSACS-10-3-21_F7.gif
    Load-Displacement Graphs of Each Specimen and Comparison
    KOSACS-10-3-21_F8.gif
    Failure Mode of Specimens (Concrete unfilled specimen)
    KOSACS-10-3-21_F9.gif
    Failure Mode of Specimens

    Table

    Limitation by Width-Thickness Ratio
    Specimen Lists for Compression Experiment
    Material Properties of Aramid Sheet
    Maximum/Calculated Strength and Stiffness
    Maximum Strength Comparison by Binding Frame Existence (Concrete Unfilled Specimen)
    Stiffness Comparison by Binding Frame Existence (Concrete Unfilled Specimen)
    Maximum Strength Comparison by Binding Frame Existence (Concrete Filled Specimen)
    Maximum Strength Comparison by Binding Frame Parameters (Concrete Filled Specimen)
    Stiffness Comparison by Binding Frame Existence (Concrete Unfilled Specimen)
    Stiffness Comparison by Binding Frame Existence (Concrete Unfilled Specimen)
    Calculated (KBC 2016) and Experimental Compressive Strength
    Comparison of Pun, Pum and Pu

    Reference

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