Journal Search Engine
Search Advanced Search Adode Reader(link)
Download PDF Export Citaion korean bibliography PMC previewer
ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.10 No.6 pp.62-69
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2019.10.6.062

Buckling characteristics of span 300m single-layer latticed dome using H-section

Yoon, Seok-Ho1,Jung Hwan-Mok2
1Professor, Department of Civil Engineering, Kyungdong University, Gyeonggi-Do, Korea
2Professor, Department of Architecture design, Kyungdong University, Gyeonggi-Do, Korea
Corresponding author: Jung, Hwan-Mok Department of Architecture design, Kyungdong University, Gyeonggi-Do, Korea. Tel: +82-31-869-9811 Fax: +82-31-869-9819, E-mail: hmjung@kduniv.ac.kr
August 20, 2019 November 22, 2019 November 28, 2019

Abstract


For large-space single-layer lattice domes, aluminum, wood or steel are mainly used in structural framing materials. However, in the case of the span 300 meters of super-large space, steel will be more advantageous than aluminum or wood.



Meanwhile, in a single-layer lattice dome with a span of less than 250 meters, the cross-section shape of frame is mostly used in circular steel, but there is also a case of research using square tube or H-shaped steel. However, there are few examples of studies using H-shaped steel sections on a span of 300m or more. However, If H-shaped steel is used not only for the usability of ready-made materials but also for the convenience of roof finish construction, it would be very advantageous from the point of view of construction. The purpose of this study is to verify the buckling characteristics of span 300M single-layer latticed domes using H-section.



H형강을 사용하는 스팬 300m 단층래티스 돔의 좌굴 특성

윤석호1,정환목2
경동대학교 토목공학과 교수1, 경동대학교 건축디자인학과 교수2

초록


대공간 단층래티스 돔의 골조프레임 재질로는 알루미늄, 목재, 그리고 강재 등이 사용된다. 소규모 돔에서는 알루미 늄, 목재 등이 사용되는 사례도 많이 있지만, 300m 이상의 대공간 돔에서는 강재를 주로 사용하며, 강재의 단면 형상은 강관 또는 H형강 등이 유리하다. H형강은 기성재가 시중에 판매되고 있어 다양한 종류를 선택할 수 있으며, 지붕 마감 공사 시 시공 성이 우수하다. 본 연구의 목적은 H형강 단면을 사용한 스팬 300m 단층래티스 돔의 좌굴특성을 연구하는 것이다.



    1. 서 론

    전 세계적으로 초고층건축물과 미찬가지로 대공간 건축물에 대한 관심이 더욱더 고조되고 있다. 그리 고 대공간건축물의 규모는 주로 스팬 200m 이하를 연구 대상으로 하였으며, 300m 이상의 초대공간건축 물의 연구 및 건설사례는 거의 없다.

    대공간 건축물의 구조형식으로는 쉘구조, 막구조, 3차원 래티스 돔구조, 케이블 구조 등이 있으며, 이 중 3차원 래티스 돔의 경우 골조 재료는 알루미늄, 목재 또는 스틸 등이 주류를 이룬다.

    그러나 스팬 300미터 규모의 초대공간일 경우는 골조부재의 응력을 고려할 때 목재보다는 스틸이 유 리할 것이며, 실제 연구에서도 주골조는 대부분 스 틸을 사용하고 있다.

    한편 스팬 250미터이하 규모의 단층래티스 돔에 서는 단면형상은 주로 원형강관을 많이 사용하고 있 지만 각관 또는 H형강을 사용한 연구 사례도 있다 (Yamada et al., 1990). 그러나 스팬 300m 이상 규모 에서는 H형강 단면을 사용한 연구 사례를 거의 찾 아볼 수 없지만, 기성재 활용면과 지붕재 마감의 용 이성 등으로 주골조로서 H형강을 사용하면 원형강 관보다 시공성 면에서 유리한 부분도 있을 것으로 판단된다.

    스팬 300m 이상의 3차원 대공간 단층래티스 돔 의 실현을 위해서는 골조의 재질이나 단면형상의 선 택이 중요하지만, 구조적 측면에서 가장 중요시되는 돔의 안정성(stability) 평가가 병행되어야 할 것이다. 중소 규모 단층래티스 돔에 대한 안정성 평가는 선 진국뿐만 아니라 국내에서도 많은 연구자들에 의해 연구가 진행되어 그 데이터가 축적되고 실제의 구조 물 건립을 위한 데이터로 활용되고 있다. 그러나 초 대공간인 스팬 300m 규모의 단층래티스 돔에 대한 안정성 평가 연구는 전 세계적으로 아직 초기 단계 에 있으며, 주 골조재로 기성강재인 H형강을 사용한 연구 사례는 전무한 상태이다. 따라서 본 연구에서 는 국내에서 생산되는 기성강재인 H형강을 주 골조 로 사용하는 스팬 300m 단층래티스 돔의 좌굴특성 을 검토하는 것이다.

    2. 모델 및 해석방법

    2.1 돔의 형상 및 골조 패턴

    Fig. 1은 스팬 300m 단층래티스 구형돔의 단면을 나 타내며, 돔의 높이 h는 75m, 저면의 직경 A는 300m 이며, 반개각은 53.13°이다. Fig. 2는 지붕 골조의 형 상을 나타내며, 격자지붕골조 전체의 1/6 영역에 해 당하는 절점 및 부재 번호를 나타낸다. 이 삼각형 네트워크 패턴은 경계부를 제외한 골조의 부재길이 편차가 매우 작으며, 한 절점에 모이는 6개의 부재 각의 표준편차가 가장 작도록 만든 것이다.

    부재좌굴 등을 파악하기 위하여 부재의 중간에 자유도를 둠으로써 안정성 해석 시 많은 연산 시간 이 소요되므로 안정해석 시 대칭성을 고려하여 해석 영역을 정하였다. 돔의 형상과 격자패턴은 Yoon과 Jung의 선행 연구(Yoon and Jung, 2017;Yoon and Jung, 2018)와 동일하다.

    2.2 해석모델

    Table 1은 해석모델 및 제원을 나타내며, S는 래티스 돔의 형상계수로서 래티스돔의 전체좌굴과 부재좌굴 을 구분하기 위해 Yamada(Yamada et al., 1986)에 의 해 제안되었으며, 그 식은 아래와 같다.

    S = L R ( K D ) 1 4
    (1)

    식 (1)에서 R은 곡률반경, L은 프레임의 대표부 재길이, D는 면외 휨강성, K는 면내 축강성을 나타 낸다.

    100m이하 중소규모 돔의 경우에는 S값의 범위가 2.0∼4.0 갖는 모델 연구를 하고 있지만, 스팬 300m 규모의 초대형 돔의 경우에는 S값이 2.5를 넘으면 좌굴내력값이 현저히 저하되는 경향이 발생하여 실 제구조물로서의 현실성이 없기 때문에 본 연구에서 는 S=1.4∼2.5범위까지를 모델로 선정하였다.

    Table 1의 해석모델은 단면형상에 따른 좌굴특성 의 정확한 비교 검토를 위해 가능한 한 원형강관을 사용한 선행연구와 동일한 형상계수값을 가지는 H 형강 단면을 선택하고자 하였으나, 이에 해당되는 국내 생산 기성재품이 없기 때문에 가능한 한 선행 연구의 형상계수 S 값과 유사한 값을 가지는 H형강 단면을 대상으로 해석모델을 Table 1과 같이 선정하 였다. 특히 원형강관에서는 축방향에 따른 부재 강 성크기가 동일하지만, H형강의 경우, 압축응력과 휨 응력을 받는 부재의 경우 강축과 약축에 대한 좌굴 내력은 현저한 차이를 나타내는 결과를 볼 수 있다. 따라서 실무에서는 약축방향을 보강하는 방안을 강 구한다면 구조물의 강성을 크게 향상시킬 수 있음으 로 본 연구에서도 100m 이하 돔의 선행 연구 (Yamada et al., 1986)와 마찬가지로 약축을 보강하는 하는 경우와 보강하지 않은 2가지 경우의 해석모델 을 도입한다.

    2.3 해석방법

    본 연구에서는 두가지 종류의 해석법을 적용한다.

    하나는 쉘근사해석법인 연속치치환법이며, 다른 하나는 프레임해석법이다(Yamada et al., 1986). 해석 결과에서는 연속체치환법으로 얻어진 좌굴내력값은 Qcy (kN/㎡), 프레임해석법으로 얻어진 좌굴내력값은 Qcr (kN/㎡)로 표기하여 나타낸다.

    3. 해석결과 및 좌굴특성 분석

    3.1 좌굴특성

    Table 2와 Table 3은 H형강의 약축방향 보강유와 보 강무의 두가지 type의 해석결과이다.

    Table 2와 Table 3에서 S는 돔의 형상계수, Qcs는 Yamada에 의해 제안된 단층래티스 돔의 연속체치환 법에 의한 좌굴내력식 (1)을 적용하여 구한 좌굴하중 값을 나타내며, Qcf은 유한요소해석법에 의해 구한 돔의 좌굴하중값, α는 Qcf/Qcs, Jbuck는 대표적인 좌굴 절점번호, BM은 좌굴형태를 나타내며, O.B는 전체좌 굴(overall buckling), M.B는 부재좌굴(member buckling) 을 나타낸다. Pmax, Mpmax, Wmax 그리고 Jwmax는 부재의 최대축력값, 최대축력이 발생하는 부재번호, 연직방향 최대처짐 그리고, 최대처짐값이 발생하는 절점번호를 나타낸다.

    Table 2와 Table 3에서 알 수 있는 것처럼 전 모 델에서 단층래티스 돔의 형상계수 S값이 작을수록 Qcs와 Qcf값은 큰 것을 알 수 있으며, 좌굴내력비값 α도 S값이 작을수록 큰 경향을 나타내고 있다. 좌굴 형태는 중소규모의 단층래티스 돔에서는 S값과 매우 밀접하게 좌굴형태를 나타내고 있었으나, 스팬 300m 초 대공간 돔 구조 모델인 본 연구에서는 약축보강 유무에 관계없이 이 2모델 전부에서 S값의 크기와 좌굴모드는 그 규칙성을 나타내고 있지 않은 것을 알 수 있다. 그 이유는 3.4절에서 검토하고자 한다.

    약축보강이 없는 경우는 Table 2의 Qcf값을 참조 하면 지역에 따라 차이는 있겠지만 S=1.8 모델 이하 의 모델만 실제구조물로서 실현 가능성이 있으며, 그 이상 모델은 실현가능성이 희박한 이상적인 모델 이다. 약축보강이 있는 경우에도 Table 3의 Qcf값을 참조하면 S=1.9모델 이하의 모델만 실제구조물로서 실현 가능성이 있으며, 그 이상 모델은 실현가능성 이 희박한 이상적인 모델이다.

    본 연구에서 도입한 S값이 비교적 큰 모델은 구 조물의 좌굴모드 등 좌굴특성이 돔의 형상계수 S에 따라서 어떻게 변화하는가를 시스템적으로 검토하기 위해서 만든 이상적인 모델임을 알 수 있다.

    3.2 형상계수 S와 좌굴내력 관계 검토

    Fig. 3은 각각 약축보강유와 약축보강무의 경우에 대 한 S-좌굴내력 관계곡선을 나타낸다. 그림에서 알 수 있듯이 단면형상에 관계없이 전 모델에서 S값이 작 을수록 좌굴내력값이 커지며, H형강의 경우 단면보 강이 없을 경우 좌굴내력값이 현저히 감소하는 것을 알 수 있다. 바꾸어 말하면, H형강의 경우 실무에서 는 약축에 대한 단면보강을 함으로써 구조물 강성을 크게 증가시킬 수 있음을 나타낸다. 이 결과는 중소 규모의 돔 구조의 결과와 거의 동일한 것을 알 수 있다.

    Fig. 4는 각 모델의 S-α 관계곡선을 나타낸다. 그 림에서 α=1의 의미는 연속체치환해석에 의한 좌굴내 력값이나 프레임해석에 의한 좌굴내력값이 같다는 것을 의미하며, 이 경우 단층래티스 돔은 좌굴모드 뿐만 아니라 좌굴내력면에서도 쉘형의 좌굴특성을 나타내고 있음을 의미한다. 원형단면의 경우 S≒2.6∼2.8 이하, H형강 단면의 경우 S≒1.6∼1.8이하에서 α=1.0 에 해당하는 근사값을 나타내고 있는 것을 알 수 있 으며, 즉 이것은 쉘형좌굴을 발생시키는 영역으로 Yamada에 의해 표기된 선이다. 즉, 복잡한 프레임해 석을 하지 않고도 연속체치환해석법에 의해서도 간 단하게 좌굴내력을 파악할 수 있는 단층래티스 돔의 형상계수(S) 영역이다.

    원형단면의 경우 S≒2.6∼2.8 이상, H형강 단면의 경우 S≒1.6∼1.8 이상인 S 영역에서는 α값이 1보다 작은 α = αm 의 값을 나타내며, 이는 Qcf 값이 Qcs 값보다 작은 것을 의미하며, 이 S의 영역에서는 연 속체쉘에서는 찾아볼 수 없는 단층래티스 돔 고유의 좌굴특성으로 볼 수 있는 부재좌굴이 나타난다.

    본 연구에서는 부재 접합부 조건이 강접합이므로 직접적인 연관은 없지만 부재접합부 조건이 핀접합 인 경우, 원형단면의 경우 S≒3.4∼3.5 이하, H형강 단면의 경우 S≒2.7∼2.8이하에서 α = α1에 해당하 는 좌굴내력값 그래프를 나타내고 있으며, 이 영역 은 절점좌굴 또는 국부좌굴이 발생하는 영역이다. 이에 대한 연구는 Yamada 등에 의해 행해져 이미 많은 연구 데이터가 축적되어 있다. 실무에서는 돔 의 형상을 결정할 때, 복잡한 프레임 해석을 반복하 지 않고도 해석이 매우 간단한 연속체치환해석을 통 하여 돔의 형상계수 S값에 따른 좌굴내력과 좌굴모 드를 개략적으로 파악할 수 있으므로 초기 설계 시 많은 시간과 비용을 절약할 수 있다.

    Fig. 4에서 좌굴내력면에서는 H형강 약축보강유의 경우, 전 모델에서 α=1.0 보다 큰 값을 나타내고 있 으며, H형강 약축보강무의 경우, 전 모델에서 α=1.0 보다 작은 값을 나타내고 있다.

    그러나 S에 따른 좌굴내력비(α) 값의 경향은 H형 강 약축보강유의 경우, S=1.8의 모델을 제외하고는 H형강 약축보강 유무에 관계없이 S=1.7의 영역을 기 점으로 좌굴내력이 감소하는 경향을 나타내고 있으 며, 이것은 Yamada의 α = αm 의 그래프와 유사한 결 과를 나타내고 있다. 만약 S=1.7를 기준으로 하여 S 값이 이보다 작을 때는 전체좌굴모드, 이보다 클 때 는 부재좌굴 모드가 발생한다면 스팬 300m 이상 초 대공간 단층래티스 돔의 경우에도 스팬 100m 이하 의 기존 단층래티스 돔의 경우와 좌굴특성이 거의 유사하다고 볼 수 있을 것이다.

    그러나, Table 2와 Table 3의 BM(좌굴모드 발생 절점)과 후술하는 3.4 좌굴모드에서 알 수 있는 것처 럼 H형강 약축보강무의 경우, S=1.7과 S=1.8의 모델 만 전체좌굴이 발생하고, S=1.4∼1.6의 영역과 S=1.9 이상의 모델에서는 부재좌굴이 발생하는 결과를 보 이고 있다. 한편 H형강 약축보강유의 경우, S=1.4과 S=1.8, S=1.9의 모델만 전체좌굴이 발생하고, S=1.5∼ 1.7의 영역과 S=2.0 이상의 모델에서는 부재좌굴이 발생하는 결과를 보이고 있다.

    이상의 결과를 종합해보면 좌굴내력비의 면에서 는 스팬 300m 단층래티스 돔에서도 스팬 100m 중규 모 단층래티스 돔과 같이 형상계수 S로서 좌굴내력 의 경향을 시스템적으로 분석할 수 있지만, 좌굴모 드의 관점에서는 반드시 향상계수 S로서 그 경향을 파악할 수 없음을 알 수 있다. 즉 S가 작은 영역에 서는 중규모 돔의 경우, 전 모델에서 전체좌굴이 발 생하지만 초대형 단층래티스 돔에서는 S가 작은 일 부 모델에서 전체좌굴이 아닌 부재좌굴이 발생하기 때문이다.

    좌굴내력의 관점에서 보면, 약축보강을 할 경우, 전 모델에서 좌굴내력이 크게 상승한다. 따라서 실 무에서는 압축재의 약축 단면을 보강하는 설계를 할 필요가 있으며, 그 방법은 지붕재의 강성을 활용하 거나, 별도의 보강재를 활용하여 H형강 약축방향으 로의 좌굴길이를 줄여줌으로 인하여 부재 세장비를 작게 할 수 있고, 결국은 구조물 전체의 좌굴내력을 상승시키는 효과를 얻을 수가 있는 것이다.

    3.3 좌굴전 하중-변위 관계 곡선

    Fig. 5∼Fig. 8은 약축방향으로 보강유무에 따른 대표 적 모델(S=1.4, 2.5)의 경우, 대표적인 절점(1, 13, 41, 113)에 대한 좌굴직전까지의 하중과 연직방향 변위 (w) 관계곡선을 나타낸다. 그림에서 알 수 있는 것처 럼 보강이 없는 경우 S=1.4 모델에서는 좌굴직전 연 직방향 최대변위값(Wmax)이 약0.84m, S=2.5 모델에 서는 약0.17m, 보강이 있는 경우 S=1.4 모델에서는 약1.43m, S=2.5 모델에서는 약0.37m를 나타낸다. Fig. 6, Fig. 7

    약축방향 보강유무에 관계없이 대표적 모델의 하 중과 변위 관계곡선에서 볼 수 있는 것처럼 대표 절 점의 거동이 매우 규칙적이며, 비선형성도 잘 나타 나고 있으므로 좌굴 전 구조물로서의 충분한 강성과 그 안정성까지도 확보하고 있다고 볼 수 있을 것이 다. 다만 일부 절점은 좌굴직전 변형이 연직 상방향 으로 나타나고 있으며, 이 현상은 3차원 쉘에서는 일반적으로 나타나는 거동으로 본 연구에서 도입한 삼각형네트워크 패턴을 Heki가 제안한 등가강성으로 치환하면 쉘이 가지는 강성분포와 유사한 강성분포 를 가지고 있기 때문으로 풀이된다(Heki, 1986).

    실제 구조물의 설계와는 달리 한 모델에 사용한 골조단면의 크기는 전 부재에서 동일하다. 그럼에도 불구하고 응력이 집중하는 경계부에서 모든 모델이 좌굴하거나 변위가 크게 발생하지 않고, 처짐은 전 모델에서 돔의 중앙부에 가까울수록 많이 발생하지 만 좌굴은 돔의 형상에 따라 다양한 위치와 다양한 좌굴모드를 가지면서 좌굴하고 있다.

    이 결과는 전술한 것과 같이 본 연구에서 도입한 단층래티스 돔의 네트워크 패턴의 등가강성이 쉘과 유사한 강성 분포를 가지기 때문으로 판단된다.

    Fig. 9와 Fig. 10은 약축보강유무에 따른 전 모델 에서 돔의 정점에 대한 좌굴직전까지의 하중과 연직 방향 변위(w) 관계곡선을 나타낸다. 전 모델에서 좌 굴직전까지 변위의 비선형성이 잘 나타나고 있으며, 일부 모델(S=1.5, S=1.6)에서는 좌굴 직전 돔의 정점 이 상방향으로 변위가 발생하면서 좌굴하는 것을 나 타내고 있으나, 대부분의 모델에서는 연직 하방향으 로 변위가 발생하면서 좌굴하는 결과를 나타낸다.

    약축방향 보강으로 전 모델에서 좌굴내력이 상승 하였으며, 좌굴직전 연직방향 처짐도 당연히 크게 발생하는 결과를 얻었다. 약축보강한 S=1.6인 모델에 서 좌굴전 비선형성이 매우 크게 나타나고 있으나 이러한 결과는 대공간 구조시스템에서는 충분히 발 생할 수 있는 현상이다.

    3.4 좌굴모드(Buckling Mode)

    대공간 단층래티스 돔의 경우 실무에서는 좌굴특성 중 좌굴내력에 가장 중점을 두고 설계하는 것은 당 연할 것이지만, 3차원 입체구조인 단층래티스 돔의 경우 일반구조와는 다르게 좌굴내력과 마찬가지로 좌굴모드가 매우 중요한 검토요인이 된다. 즉, 일반 적인 2차원 구조물과 같이 응력-변형 관점에서만 안 전성을 평가할 경우 형태불안정으로 인한 좌굴문제 가 발생할 수 있다. 따라서 3차원 대공간 구조물의 경우 일반 구조물과는 달리 응력 검토는 물론 안정 성 검토를 반드시 할 필요가 있으며, 구조물의 안정 성 검토에 있어서 매우 중요한 요소 중의 하나가 좌 굴모드이다.

    Fig. 11∼Fig. 14는 약축방향 보강유무에 따른 대 표적 모델의 좌굴모드를 나타낸 것이며, 원마크는 좌굴위치를 나타낸다.

    Fig. 11은 약축방향으로 보강이 없는 경우, S=1.4 의 경우에 대한 좌굴모드이며, 전체적인 좌굴모드는 돔의 정점 부근을 중심으로 전체좌굴이 발생하는 형 태를 보이고 있으나, 최종적인 좌굴점은 216번 절점 으로 이 절점은 부재중간에 자유도를 두기위해 만든 절점으로 이 절점이 좌굴했다는 것은 부재좌굴을 의 미한다. 지금까지 100m 이하 중규모 단층래티스 돔 에 있어서 S=1.4의 영역에서는 부재접합조건이 본 연구와 같이 강접합일 경우에는 어떠한 조건하에서 도 전체좌굴이 발생하였으며, 부재좌굴이 발생한 연 구 사례가 없다.

    Fig. 12는 약축방향으로 보강한 경우, S=1.4의 경 우에 대한 좌굴모드이며, 돔의 정점 부근을 중심으 로 전체좌굴이 발생하는 형태를 보이고 있으며, 지 금까지 100m 이하 중규모 단층래티스 돔에서의 결 과와 같다.

    Fig. 13과 Fig. 14의 경우는 약축방향 보강유무에 따른 S=2.5인 모델의 경우 좌굴모드이며, 모두 경계부 근에서 부재좌굴이 발생하고 있으며, 이 결과는 100M 이하 중규모의 단층래티스 돔의 결과와 일치한다.

    이상의 결과로부터 약축방향으로 보강이 없는 S=1.4의 모델에서만 100m 이하 래티스 돔과 다르게 전체좌굴이 아닌 부재좌굴이 발생하였다. 그 원인은 Fig. 10의 좌굴모드로 관찰해보면 형상계수 S의 영향 에 의해 돔의 중앙부에서 전체좌굴이 발생하려는 좌 굴모드를 거의 형성했지만, 약축방향으로 강성이 약 한 부재가 이 부근에 위치함으로 인하여 순간적으로 이 부재가 전체좌굴모드에 우선하여 좌굴함으로 인 하여 부재좌굴이 발생한 것으로 추정된다.

    그러나 Table 3에서 보여지는 것처럼 약축방향 보강이 있는 경우, S=1.5∼1.7모델에서도 전체좌굴이 아닌 부재좌굴이 발생하고 있는데 이 부분은 그 원 인을 찾을 수가 없어서 차기 연구과제로 남기고자 한다.

    4. 결 론

    본 연구에서는 국내에서 생산되는 기성강재인 H형 강을 주 골조로 사용하는 스팬 300m 단층래티스 돔 의 좌굴특성을 검토한 결과 아래의 결론을 얻었다.

    • 1) H형강 골조를 사용하는 스팬 300m 초대공간 단층래티스 돔의 경우에도 중규모 대공간 단 층래티스 돔구조와 마찬가지로 형상계수 S로 서 좌굴내력을 시스템적으로 검토할 수 있었 으며, 그 결과는 Table 2와 Table 3에 나타내 었다.

    • 2) H형강의 경우 모델에 따라 다소 차이는 있지 만, 약축방향의 보강에 의해 단층래티스 돔의 좌굴내력이 크게 향상되는 것을 알 수 있었으 며, 특히 기성강재인 H형강을 사용하여 스팬 300m 단층래티스 돔 설계가 충분히 가능함을 알 수 있었다.

    • 3) 스팬 100m 이하 중규모 구형래티스 돔에서 범 용적으로 사용되어 온 형상 계수 S는 스팬 300m 인 구형래티스 돔에서는 S로서 좌굴모 드를 시스템적으로 파악하는 데는 한계가 있 어서 범용적으로 사용할 수 없음을 알 수 있 었다.

    Figure

    KOSACS-10-6-62_F1.gif
    Typical shape model for single-layer latticed dome
    KOSACS-10-6-62_F2.gif
    Number of nodal point and member for 1/6 dome network
    KOSACS-10-6-62_F3.gif
    Relation curve of S and buckling strength
    KOSACS-10-6-62_F4.gif
    Relation curve of α-S
    KOSACS-10-6-62_F5.gif
    Curve of load and displacement before buckling at typical nodal point for models non-reinforced in the direction of a weak axis(S=1.4)
    KOSACS-10-6-62_F6.gif
    Curve of load and displacement before buckling at typical nodal point for models non-reinforced in the direction of a weak axis(S=2.5)
    KOSACS-10-6-62_F7.gif
    Curve of load and displacement before buckling at typical nodal point for models reinforced in the direction of a weak axis(S=1.4)
    KOSACS-10-6-62_F8.gif
    Curve of load and displacement before buckling at typical nodal point for models reinforced in the direction of a weak axis(S=2.5)
    KOSACS-10-6-62_F9.gif
    Curve of load and displacement before buckling at apex of dome for models non-reinforced in the direction of a weak axis
    KOSACS-10-6-62_F10.gif
    Curve of load and displacement before buckling at apex of dome for models reinforced in the direction of a weak axis
    KOSACS-10-6-62_F11.gif
    Buckling Mode of non-reinforced in direction of a weak axis S=1.4
    KOSACS-10-6-62_F12.gif
    Buckling Mode of reinforced in direction of a weak axis S=1.4
    KOSACS-10-6-62_F13.gif
    Buckling Mode of non-reinforced in direction of a weak axis S=2.5
    KOSACS-10-6-62_F14.gif
    Buckling Mode of reinforced in direction of a weak axis S=2.5

    Table

    Interpretive model and data
    Results for models non-reinforced in the direction of a weak axis
    Results for models reinforced in the direction of a weak axis

    Reference

    1. Heki, K. (1986), “On the Effective Rigidities of Lattice Plates,” Recent Researches of Structural Mechanics -Contributions in Honour of the 60th Birthday of Prof. Tsubio, Unosheten, Tokyo, pp. 31-46.
    2. Yamada, M. , and Ishikawa, T. (1987), “Buckling of Rigidly Jointed Single Layer Latticed Spherical Shells under External Pressure, Proceedings of the International Colloquium on Space Structures for Sports Buildings,” Beijing October 1987, Space Structures for Sports Build-ings, Elsevier, London, U.K., pp. 353-360.
    3. Yamada, M. et al. (1986), “Theoretical and Experimental Study on the Buckling of Rigidly Jointed Single Layer Latticed Spherical Shells under External Pressure,” Shell, Membranes & Space Frame, Preceedings of the IASS Symposium, Osaka, pp. 113-120.
    4. Yamada, M. , Wang, L. , and Yamamoto, A. (1990), “Buckling of Single-Layer Latticed Domes with Triangular Network,” Processing of the Third Summer Colloquim on Shell and Spatial Structures.
    5. Yoon, S. H. , and Jung, H. M. (2018), “Buckling Characteristics According to the Junction’s Conditions Ratio of Span 300m Single-layer Latticed Dome,” J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. Vol. 11, No. 3, pp. 91-100.
    6. Yoon, S. H. , Lee, D. W. , and Jung, H. M. (2017), “Buckling Characteristics According to the Rise-span Ratio of Span 300m Single-layer Latticed Dome,” J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. Vol. 8, No. 4, pp. 34-41.