송성휘
(Seonghwi Song)
1,†
-
정회원, 한국건설기술연구원 건설인증센터 박사후연구원, 교신저자
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
조립식 CFT기둥, 리브, 중심암축거동, 유한요소해석
Key words
Prefabricated CFT column, Rib, Axial Compressive behavior, Finite element analysis
1. 서 론
최근 고층 및 초고층 건축물의 수요가 증가함에 따라, 시공의 효율성과 경제성을 동시에 만족시킬 수 있는 고강도 부재에 대한 요구가 지속적으로 확대되고
있다. 이러한 배경 속에서 콘크리트 충전 강관 기둥(Concrete-Filled steel Tube column)은 우수한 구조 성능과 시공성을 갖춘
합성부재로 주목받고 있다. CFT 기둥은 강관이 콘크리트를 감싸는 단면 구성으로 이루어져 있으며, 내부 콘크리트는 외부 강관의 국부좌굴을 지연시키고,
강관은 콘크리트에 구속력을 제공함으로써 부재 전체의 구조 성능을 향상시킨다. 이러한 상호 작용은 동일한 단면 조건에서 일반 철근콘크리트(RC) 또는
철골철근콘크리트(SRC) 기둥보다 우수한 내력을 발휘하도록 한다.
CFT 기둥은 구조적 성능뿐만 아니라 시공 측면에서도 장점을 가진다. 강관을 사전에 제작한 후 현장에서 콘크리트를 충전하는 방식은 별도의 거푸집이
필요하지 않아 공정 단축과 시공 비용 절감에 유리하다. 그러나 이와 같은 공정에서는 용접 작업이 불가피하며, 이로 인해 발생하는 잔류 응력과 열에
의한 변형은 국부적인 손상이나 취약부 파괴를 유발할 수 있다. 실제로 용접부에서는 균열 발생과 강도 저하로 인해 선행 파괴가 발생할 수 있음이 입증되었다(Hensel et al., 2018).
아울러, 최근 강재 가격의 상승과 고강도 콘크리트의 보급은 상대적으로 얇은 강관을 사용하고 콘크리트가 축력을 주로 분담하도록 하는 설계 경향을 불러일으켰다.
이에 따라, 구조 성능을 확보하기 위해 기둥 내부에 리브나 스티프너와 같은 보강 요소를 도입하는 연구가 지속되어왔다.
이러한 흐름에 따라, You et al.(2022)와 Song et al.(2024) 은 Fig. 1과 같이 용접을 배제한 새로운 공법의 CFT 기둥을 제안하였다. 이 기둥은 절곡된 4개의 강판이 내부의 리브를 통해 서로 맞물려 조립되는 공법으로,
기존의 용접 공정을 대체할 수 있다는 특징을 갖는다. 특히, 기존에는 용접이 필요했던 코너 부분을 절곡된 일체형 강판으로 형성함으로써 취약성을 개선하였고,
내부의 리브는 강관의 국부좌굴을 억제하여 구조적 성능을 향상시키는 역할을 수행한다.
선행 실험을 통해 리브의 구조적 성능 향상에 대한 기여는 확인되었으나, 본 기둥의 실용화를 위해서는 리브 형상에 대한 최적화가 반드시 수반되어야 한다.
기존 실험에서는 4개의 제한된 실험체만을 사용하였기 때문에 통계적 신뢰도가 높지 않다는 한계가 있었다. 이에 본 연구에서는 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 기둥 측면과 리브가 이루는 각도 및 리브의 형상에 따른 중심압축성능의 차이를 분석하고자 하였으며, 이를 위해 상용 유한요소해석
프로그램인 ABAQUS를 활용한 수치해석을 수행하였다. 분석 결과를 바탕으로, 조립식 CFT 기둥에 적합한 최적의 리브 형상을 제안하고자 한다.
Fig. 1 Prefabricated CFT column details
2. 조립식 CFT기둥의 중심압축실험
2.1 실험 방법
본 연구에서는 AISC 360-22 및 KDS 14 31 10의 설계 기준에 따라 CFT 기둥의 단면이 조밀단면(Compact section)에 해당하도록 강관의 폭과 두께를 설계하였으며, 기둥의 높이는 AIJ
기준의 단주(Short column) 조건을 만족하도록 결정하였다. 이러한 설계 조건을 바탕으로, 총 4개의 실험체를 제작하였으며, 실험체별 제원과
리브 형상에 따른 변수는 Table 1에 정리하였다.
모든 실험체는 동일한 전체 기둥 형상을 가지되, 내부 리브의 높이와 길이를 변수로 설정하였다. 실험체의 명칭은 리브의 높이를 의미하는 H와 해당 높이(mm)를
그 뒤에 표기하고, 그리고 리브의 길이를 나타내는 L과 해당 길이(mm)를 그 뒤에 표기하여 함께 조합해 나타내었다.
축력 실험은 최대 하중 용량 20,000 kN의 만능시험기(UTM)를 사용하여 수행되었다. 하중은 각 실험체의 최대 내력에 도달한 이후, 강도가 초기
최대치 대비 70% 이상 감소하거나, 축방향 변위가 50 mm에 도달할 때까지 지속적으로 가력하였으며 가력속도는 최대 0.05 mm/s 이하로 유지되도록
제어하며 가력하였다.
Table 1 Dimensions and material properties of experimental specimens
|
Specimens
|
$B$
(mm)
|
$l$
(mm)
|
$t$
(mm)
|
$H$
(mm)
|
$L$
(mm)
|
$f_{y}$
(MPa)
|
$f_{u}$
(MPa)
|
$E_{s}$
(MPa)
|
$\varepsilon_{s}$
(mm/mm)
|
$f_{cm}$
(MPa)
|
$E_{c}$
(MPa)
|
$\varepsilon_{0}$
(mm/mm)
|
|
H40-L60
|
300
|
544
|
600
|
40
|
60
|
413.9
|
494.6
|
201,474
|
0.002054
|
16.0
|
15,150
|
0.002205
|
|
H40-L80
|
40
|
80
|
|
H40-L100
|
40
|
100
|
|
H80-L80
|
80
|
80
|
$B$: Width of column, $l$: Length of columln, $t$: Thickness of steel tube, $H$: Height
of rib, $L$: Length of rib, $f_{y}$: Yield strength of steel tube, $f_{u}$: Tensile
strength of steel tube, $E_{s}$: Elastic modulus of steel tube, $\varepsilon_{s}$:
Yield strain of steel tube, $f_{cm}$: Measured compressive strength of concrete, $E_{c}$:
Elastic modulus of concrete, $\varepsilon_{0}$: Yield strain of concrete
2.2 실험 결과
각 실험체의 축방향 거동을 하중–변위 곡선으로 정리하여 Fig. 3과 Table 2에 나타내었다. 전반적으로 모든 실험체가 설계기준의 공칭압축강도(Pn)를 상회한 것을 확인할 수 있다. H40-L60 실험체는 극한압축강도(Pu)에
도달한 이후 다른 실험체들에 비해 가장 빠르게 압축강도가 감소하는 거동을 보였다. 반면, H40-L80 실험체는 극한압축강도 도달 이후 약 11 mm의
변위에서 최초 국부좌굴이 발생하였고, 이와 동시에 압축강도가 급격히 저하되었다. 이 실험체의 극한압축강도는 H40-L60 대비 약 10% 향상된 것으로
나타났다. H40-L100 실험체의 경우, 극한압축강도는 H40-L80 대비 약 0.16% 증가하여 압축강도 상승폭은 미소하였으나, 극한압축강도 이후의
하중 감소 거동은 비교적 완만하게 진행되었다. 한편, H80-L80 실험체는 H40-L80 대비 극한압축강도가 약 10% 낮게 나타났으며, 압축강도
감소의 기울기 또한 더 가파른 경향을 보였다.
실험체의 극한압축강도 발현 시점과 실험 종료 후의 파괴 양상을 비교⋅분석하기 위해 일부 실험체의 파괴양상을 Fig. 4에 나타내었다. 모든 실험체는 극한압축강도에 도달할 때까지 국부좌굴이 발생하지 않았다. 극한압축강도 이후 하중이 지속적으로 증가함에 따라, 각 실험체에서는
리브의 결합부에서 국부좌굴이 발생하기 시작하였으며, 이로 인해 리브의 접합부가 벌어지는 현상이 관찰되었다. 그러나 리브가 상호 맞물려 있는 구조적
특성으로 인해, 접합부 벌어짐이 진행되는 과정에서 리브들 사이에 지압력이 형성되었고, 이는 결합부가 과도하게 개방되는 것을 억제하는 역할을 하였다.
실제 실험에서는 초기 강성(K)을 평가하기 위해 하중-변위 곡선이 최대압축강도의 50%에 도달하는 지점의 기울기 값을 측정한다(Song, 2024). Xu et al.(2022)에 따르면, 축 연성(μ)을 평가하는 방법은 피크하중 이후 압축강도가 85%로 떨어지는 지점에서의 변형률(δ85)을 항복 변형률(δy)에 0.75를
나눈것으로 나누어 평가할 수 있다. 이를 수식으로 표현하면 다음과 같다.
Fig. 3 Load-displacement curve of experiment
Fig. 4 Failure mode of specimens
Table 2 Test results of experiment
|
Specimens
|
$P_{u}$
(kN)
|
$\dfrac{P_{u}}{P_{n}}$
|
$K$
(kN/mm)
|
$\mu$
|
|
H40-L60
|
7,293
|
1.01
|
2,152
|
1.34
|
|
H40-L80
|
8,002
|
1.11
|
2,648
|
1.93
|
|
H40-L100
|
8,018
|
1.11
|
2,559
|
1.79
|
|
H80-L80
|
7,278
|
1.01
|
2,439
|
1.66
|
3. 조립식 CFT기둥의 유한요소해석
3.1 유한요소해석 모델 제안
본 연구의 해석 모델은 콘크리트와 강관(Steel tube)으로 구성하였다. 전반적인 모델 제안에 있어서는 Song at al.(2024)의 연구를 참고하였다. 강관은 실제 실험체의 제작 과정을 모사하기 위하여 Fig. 5와 같이 4개의 강판을 제작한 후 조립하는 방식으로 모델링하였다(Fig. 2). 요소 산정은 콘크리트와 강관 모두에 8절점 선형 벽체요소(C3D8R)를 적용하였다.
Mesh 분할의 적절성을 확보하기 위하여 재료별로 모델을 세분화하였다. 강재는 플레이트 부분과 리브 부분으로 구분하였고, 콘크리트는 리브에 의해 형성되는
홈을 기준으로 코어 영역, 사이드 영역, 리브 홈 영역의 세 부분으로 분할하였다. 각 영역별 적합한 Mesh 크기를 결정하기 위하여 H40-L80
시편에 대한 Mesh convergence study를 수행하였으며(Fig. 6), 그 결과 강재와 콘크리트 모두 요소 크기 20 mm일 때 실험 결과와 가장 근접한 응답을 나타냈다. 따라서 본 연구에서는 두 재료의 Mesh
크기를 20 mm로 적용하였다.
콘크리트와 강관 간 Contact은 콘크리트 외부 표면과 강관 내부 표면 사이의 접촉에 대한 정의를 의미한다. 본 연구에서는 Lai and Varma.(2014)의 방법을 따라 General contact을 사용하였으며, 접촉면 사이에는 Hard contact을 적용하여 상호 침투가 발생하지 않도록 설정하였다.
또한 접선 방향의 거동은 Mohr-Coulomb friction model로 정의하였고, 마찰계수는 Nguyen et al.(2021)의 연구를 참고하여 0.6으로 설정하였다.
모델링 요소를 최소화 하기위하여 베이스 플레이트는 제외하였다. 경계 조건의 경우 기둥 하단은 모든 방향으로 구속하였으며, 상단은 기둥 상부 전체를
중앙의 한 지점으로 연결하는 MPC(Multi-Point Constraints) Tie를 적용하였다. 이후 상단은 축방향 이동만 허용하고 하단은 전방위로부터
구속되게 하였다. 하중 재하 방식은 변위 제어 방식을 적용하여 점진적으로 가력되도록 설정하였다. 이에 대한 전체 모델링 상세는 Fig. 7 (Song et al., 2024)에 나타내었다.
재료 모델에 있어 강재는 Tao et al.(2013)이 제안한 모델을 사용하였다. 본 모델은 응력이 항복점에 도달하기 전까지는 Hooke의 법칙을 따르며, 이후 소성 구간을 거쳐 변형경화를 반영하고
궁극적으로 극한 인장강도에 도달하는 강재의 전 거동을 모사한다. 일반적으로 사각 단면 CFT 기둥은 원형 단면보다 국부좌굴이 조기에 발생하여 변형경화
효과가 미미한 것으로 알려져 있으나(Tao et al., 2013), 본 연구의 기둥은 내부 리브가 국부좌굴을 억제하여 변형경화를 고려하는 것이 타당하다고 판단하였다.
콘크리트는 비구속 콘크리트 거동을 반영할 수 있는 Yang et al.(2014)의 모델을 적용하였다. 콘크리트의 손상 모드는 압축 파쇄와 인장 균열로 구분되며, 이를 구현하기 위하여 CDP model (Concrete Damaged
Plasticity model)을 채택하였다. 본 모델의 주요 재료 매개변수는 총 5개이며, 선행 연구(Song at al., 2024)를 참고하여 $\psi =40$, $e=0.1$, $f_{b0}/f_{c0}=1.16$, $K_{c}=0.667$, $v=0$으로 지정했다.
Fig. 5 Configuration of finite element models
Fig. 6 Mesh convergence study
Fig. 7 Contact interaction and boundary condition
3.2 모델 검증
유한요소해석 모델을 검증하기 위하여, 실험으로부터 측정된 하중–변위 곡선과 해석(FEA) 결과를 Fig. 8에 비교하였다. 분석 결과, 두 결과는 전반적으로 매우 유사한 경향을 보였다. 실제 실험에서는 하중이 불균등하게 전달되거나 초기 간극이 존재할 수
있어, 실험 장치에 의해 기록되는 변위가 다소 크게 나타나는 경향이 있다. 이로 인해 FEA의 초기 강성은 대부분의 경우 실험체보다 약간 더 크게
나타난다(Du et al., 2022).
각 실험체의 최대하중을 기준으로 실험값 대비 FEA 예측값의 비율을 산정한 결과, 평균은 0.99로 나타났으며 표준편차는 0.03이었다. 이는 본
연구에서 제시한 유한요소해석 모델이 조립식 CFT 기둥의 축방향 내력 특성을 잘 예측할 수 있음을 의미한다.
또한, 실험 종료 후 관찰된 파괴 양상을 비교하기 위하여, 극한압축강도 발현 시점과 최종 파괴양상에 대한 비교를 Fig. 9에 나타내었다. 극한압축강도 발현 시점과 최종파괴시점의 동일한 거동이 유한요소해석 결과에서도 재현되는 것을 확인할 수 있었다. 이러한 결과는 제안된
모델이 단순히 최대 내력뿐만 아니라 조립식 CFT 기둥의 파괴 양상까지도 적절하게 예측할 수 있음을 보여준다.
Fig. 8 Comparison of load-displacement curve
Fig. 9 Comparison of failure mode
3.3 리브의 내각에 따른 중심압축거동 분석
조립식 CFT 기둥의 가장 두드러진 특징은 내부 리브의 앵커 효과이며, 이는 리브 각도에 따라 변화하는 것으로 예상된다. 따라서 리브의 형상에 따른
분석을 진행하기에 앞서, 리브의 각(θ)에 의한 중심압축성능의 정량적 평가를 위해 강재의 항복강도(355 MPa)와 콘크리트의 설계압축강도(24 MPa)를
가장 많이 활용되는 재료강도로 지정하여 해석을 수행했다. 해석에 고려된 리브 각도는 22.5°, 45°, 67.5°, 90°이며, 분석 항목은 극한압축강도,
축강성, 축연성으로 설정하였다.
해석 결과, 각 실험체의 극한압축강도는 각각 7,766 kN, 8,133 kN, 8,021 kN, 8,040 kN으로 나타났으며, 리브 각도가 45°인
경우 가장 높은 값을 기록하였다. 또한, 모든 시편의 극한압축강도는 공칭압축강도 대비 1.0 이상의 비율을 보여, 설계기준을 상회하는 성능을 확인하였다(Fig. 10, Table 3).
축강성의 경우, 전반적으로 유사한 값을 나타냈으나, 22.5°에서 가장 낮은 강성을 보였고 45°에서 가장 높은 강성을 보였다. 특히 45° 및 90°
시편은 기준값과 가장 근접한 결과를 보였다. 축연성은 전체적으로 유사한 경향을 보였으나, 22.5°와 45° 시편이 서로 근접한 값을 나타냈고, 67.5°와
90° 시편이 또 다른 유사한 거동을 보였다. 이 중 연성이 가장 큰 시편은 67.5°였으며, 가장 낮은 연성을 보인 시편은 45°였다.
이상의 결과를 종합하면, 리브 각도가 45°일 때 최대 압축강도와 축강성이 가장 우수하게 나타났으며, 극한압축강도를 포함한 전반적인 성능을 고려할
때 리브 각도 45°의 단면 형상이 가장 적합한 것으로 판단되었음으로 후속 연구는 이 결과를 적용하여 진행했다.
Fig. 10 Load-displacement curve of parameter with rib angle
Table 3 Results of FEA of parameter with rib angle
|
Specimens
|
$P_{u}$
(kN)
|
$\dfrac{P_{u}}{P_{n}}$
|
$\delta_{u}$
(mm)
|
$K$
(kN)
|
$\mu$
|
|
22.5°
|
7,766
|
1.04
|
3.13
|
3,882
|
2.89
|
|
45°
|
8,133
|
1.09
|
3.17
|
4,012
|
2.75
|
|
67.5°
|
8,021
|
1.07
|
3.18
|
3,962
|
3.34
|
|
90°
|
8,040
|
1.08
|
3.17
|
4,011
|
3.18
|
3.4 리브의 길이에 따른 중심압축거동 분석
리브의 길이에 따른 중심압축거동을 분석하기 위해 리브의 높이를 40 mm로 고정하고 리브의 길이만 20 mm 간격으로 한 총 4개의 시편을 모델링하여
유한요소해석을 수행했다.
해석 결과, 극한압축강도는 리브의 길이가 길수록 증가했으며, 리브의 길이가 가장 긴 시편(H40-L100)이 가장 높은 값을 기록하였다. 모든 시편의
극한압축강도는 공칭압축강도 대비 최소 1.03 배 이상을 보이며 설계기준을 상회했다.
축강성과 축연성을 분석한 결과, 모든 시편이 전반적으로 유사항 수치가 나타났지만, 극한압축강도와 동일하게 리브의 길이가 길어질수록 수치가 증가한 경향을
보였다. 이 결과를 종합하면, 리브의 길이가 길수록 중심압축성능이 향상되는 것을 확인할 수 있었다(Fig. 11, Table 4).
Fig. 11 Load-displacement curve of parameter with rib length
Table 4 Results of FEA of parameter with rib length
|
Specimens
|
$P_{u}$
(kN)
|
$\dfrac{P_{u}}{P_{n}}$
|
$\delta_{u}$
(mm)
|
$K$
(kN/mm)
|
$\mu$
|
|
H40-L40
|
7,438
|
1.03
|
2.88
|
3,472
|
2.61
|
|
H40-L60
|
7,568
|
1.05
|
2.86
|
3,501
|
3.45
|
|
H40-L80
|
7,773
|
1.08
|
2.86
|
3,616
|
4.23
|
|
H40-L100
|
7,972
|
1.11
|
2.86
|
3,641
|
4.43
|
3.5 리브의 높이에 따른 중심압축거동 분석
리브의 높이에 따른 중심압축거동을 분석하기 위해 앞서 중심압축성능이 가장 높았던 결과를 반영하여 리브의 길이를 100 mm로 고정하고, 리브의 높이만
20 mm 간격으로 한 총 4개의 시편을 모델링하여 유한요소해석을 수행했다.
해석 결과, 극한압축강도는 리브의 높이가 짧을수록 증가했으며, 리브의 높이가 가장 짧은 시편(H40-L100)이 가장 높은 값을 기록하였다. 모든
시편의 극한압축강도는 공칭압축강도 대비 최소 1.01 배 이상을 보이며 설계기준을 상회했다(Fig. 12, Table 5).
축강성을 분석한 결과, 리브의 높이가 가장 높은 H100-L100 시편이 가장 높은 축강성을 나타냈고 리브의 높이가 가장 낮은 H40-L100 시편이
그 다음 순으로 높았다. 축연성의 경우, H60-L100L 시편이 가장 높았으며, H40-L100 시편이 차순으로 높았다. 리브의 높이가 달라도 리브부분
제작에 필요한 총 강재량은 변하지 않으므로 리브의 높이는 낮게 설계할 때 중심압축성능 부분에서 우수함을 확인할 수 있었다.
Fig. 12 Load-displacement curve of parameter with rib height
Table 5 Rresults of FEA of parameter with rib height
|
Specimens
|
$P_{u}$
(kN)
|
$\dfrac{P_{u}}{P_{n}}$
|
$\delta_{u}$
(mm)
|
$K$
(kN/mm)
|
$\mu$
|
|
H40-L100
|
7,972
|
1.11
|
2.86
|
3,641
|
4.43
|
|
H60-L100
|
7,705
|
1.07
|
2.51
|
3,588
|
4.64
|
|
H80-L100
|
7,567
|
1.05
|
2.84
|
3,546
|
4.00
|
|
H100-L100
|
7,236
|
1.01
|
2.52
|
3,668
|
3.54
|
3.6 리브의 형상 최적화
리브의 길이가 길고 높이는 낮을 때 중심압축성능이 우수함을 이전의 결과들을 통해 알 수 있었지만, 적정한 범위를 정량적으로 평가하여 최적화할 필요가
있다. 따라서 앞선 시편들의 리브 규격을 참고하여 총 16개의 유한요소해석에 대한 Parametric study를 진행하여 결과를 Table 6과 Fig. 13에 나타냈다.
Fig. 13은 리브의 형상비(H/L) 및 기둥의 전체 폭에 대한 리브의 높이의 비(H/B)와 극한압축강도에 대한 공칭압축강도의 비(Pu/Pn)의 상관관계를 나타낸
그래프이다. 설계기준을 상회해야 설계 범위 내 유효한 조건임으로 해당 결과값의 범위를 파란박스로 표시하여 그래프 내 추가로 나타내었다.
이 그래프를 분석한 결과, 리브의 형상비(H/L)는 1.5 이하, 기둥의 전체 폭(B)에 대한 리브의 높이의 비(H/B)는 0.15 이하일 때의 결과
값이 설계기준을 상회한 유효한 조건인 것으로 판단된다.
3.4장을 통해 리브의 길이가 길수록 중심암축성능이 우수함을 확인했지만, 이전 연구에서 선행된 실험을 통해 시공성에 대한 이슈로 리브의 높이는 기둥의
전체 폭 대비 최소 10% 이상 확보되어야 하고, 리브의 길이는 기둥의 전체 폭의 25%를 초과할 수 없음을 알 수 있었다.
따라서 이러한 결과들을 종합하면 리브의 변수에 대하여 다음과 같은 최적화를 도출할 수 있다.
Fig. 13 Results of parametric study with rib aspect ratio
Table 6 Parameters with rib dimension
|
Specimens
|
$H$
(mm)
|
$L$
(mm)
|
$P_{u}$
(kN)
|
$\dfrac{P_{u}}{P_{n}}$
|
$H/L$
|
$H/B$
|
|
H40-L40
|
40
|
40
|
7,438
|
1.03
|
1.00
|
0.10
|
|
H40-L60
|
40
|
60
|
7,568
|
1.05
|
0.67
|
0.10
|
|
H40-L80
|
40
|
80
|
7,773
|
1.08
|
0.50
|
0.10
|
|
H40-L100
|
40
|
100
|
7,972
|
1.11
|
0.40
|
0.10
|
|
H60-L40
|
60
|
40
|
7,549
|
1.05
|
1.50
|
0.15
|
|
H60-L60
|
60
|
60
|
7,576
|
1.05
|
1.00
|
0.15
|
|
H60-L80
|
60
|
80
|
7,690
|
1.07
|
0.75
|
0.15
|
|
H60-L100
|
60
|
100
|
7,705
|
1.07
|
0.60
|
0.15
|
|
H80-L40
|
80
|
40
|
7,140
|
0.99
|
2.00
|
0.20
|
|
H80-L60
|
80
|
60
|
7,446
|
1.03
|
1.33
|
0.20
|
|
H80-L80
|
80
|
80
|
7,563
|
1.05
|
1.00
|
0.20
|
|
H80-L100
|
80
|
100
|
7,667
|
1.07
|
0.80
|
0.20
|
|
H100-L40
|
100
|
40
|
6,611
|
0.92
|
2.50
|
0.25
|
|
H100-L60
|
100
|
60
|
6,883
|
0.96
|
1.67
|
0.25
|
|
H100-L80
|
100
|
80
|
7,038
|
0.98
|
1.25
|
0.25
|
|
H100-L100
|
100
|
100
|
7,236
|
1.01
|
1.00
|
0.25
|
4. 결 론
본 연구에서는 조립식 CFT기둥의 내부 리브의 변수에 따른 중심압축거동을 평가하기 위해 선행된 실험을 바탕으로 유한요소해석 모델을 개발하여 해석을
수행하였다. 이에 따른 결론은 다음과 같다.
1) 리브의 각도는 중심압축 성능에 중요한 영향을 미쳤으며, 특히 45°의 리브를 가진 단면에서 최대 압축강도와 축강성이 가장 우수하게 나타났다.
모든 실험체는 공칭압축강도를 상회하여 설계 기준을 충족하였으며, 연성 측면에서는 다소 차이가 존재하였으나 전체 성능을 종합적으로 고려할 때 리브 각도
45°가 가장 적합한 형상임을 확인하였다.
2) 리브의 길이가 증가할수록 최대 압축강도, 축강성 및 축연성이 향상되는 경향이 뚜렷하게 확인되었다. 모든 실험체는 공칭압축강도를 초과하는 결과를
나타냈으며, 특히 리브 길이가 가장 긴 H40-L100 실험체에서 가장 우수한 중심압축 성능이 발휘되었다. 이는 리브의 길이가 조립식 CFT 기둥의
내력 향상에 중요한 변수임을 나타낸다.
3) 리브의 높이는 압축 성능에 반비례하는 경향을 나타냈으며, 리브의 높이가 짧을수록 극한압축강도가 증가하였다. 특히 H40-L100 실험체에서 가장
높은 압축강도가 발휘되었으며, 축강성과 연성은 리브의 높이에 따라 상이한 거동을 보였다. 동일한 강재량을 사용함에도 불구하고 높이가 짧은 리브가 압축
성능 측면에서 유리함이 확인되어, 리브의 높이는 최소화하는 것이 효율적인 설계 방안으로 판단된다.
4) Parametric study를 통해 리브의 형상비(H/L) 및 기둥 폭 대비 리브의 높이 비(H/B)의 유효 범위를 도출하였다. 분석 결과,
리브의 각은 45°일 때 가장 적합하며, 리브의 높이는 0.1B 이상 0.15B 이하, 리브의 길이는 0.1B 이상 0.25B 이하, 리브의 형상비(H/L)는
1.5 이하일 때 설계 기준을 충족하는 최적의 성능을 확보할 수 있음을 확인하였다. 이와 같은 결과는 조립식 CFT 기둥의 설계 시 실질적인 가이드라인으로
활용될 수 있다.
감사의 글
이 연구는 2024년도 정부 (과학기술정보통신부) 연구비 지원에 의한 결과의 일부임. (과제번호 : NRF-2022R1A2C3008940,
RS-2023-00207763)
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