KR20040091971A - 인장가새용 댐퍼 - Google Patents

Abstract

본 발명은 인장가새용 댐퍼에 관한 것으로, 특히 철골 구조물에의 시공이 용이하고 구조상 연성의 증가로 인해 지진 등의 피해를 감소시킬 수 있는 인장가새용 댐퍼에 관한 것이다.

본 발명의 인장가새용 댐퍼는 기둥과 보 및 가새로 구성되는 강 구조물의 횡강성과 연성증가를 위해 골조의 기둥과 보 사이의 인장응력이 작용하는 가새에 결착되며, 내부가 비어 있는 사각형상의 댐퍼로 구성되고, 댐퍼를 이루는 구성부품의 표준화를 통해 댐퍼 제조비용의 절감과 건축 공기의 단축을 도모할 수 있는 효과를 얻는다.

Description

인장가새용 댐퍼{Damper for tensioned steel brace}

본 발명은 인장가새용 댐퍼에 관한 것으로, 특히 시공이 용이하고 구조상 연성의 증가로 인해 지진 등의 피해를 감소시킬 수 있는 인장가새용 댐퍼에 관한 것이다.

일반적으로 철골구조를 갖는 건축물에서는 지진과 풍하중과 같은 수평하중에 대한 기둥-보 골조의 횡강성을 확보하기 위해 가새(Brace)를 설치하는 경우가 있다.

도 1은 종래의 기술에 따른 철골구조의 일예를 도시한 도면이다.

도시한 바와 같이, 기둥(11) - 보(12) 골조(10)에 가새(13)를 설치하는 경우, 골조(10)와 가새(13)의 사이에 댐퍼(14)를 각각 설치하고, 댐퍼(14)와 가새(13)는 주로 용접에 의하여 연결된다. 이러한 경우 도 2에 도시한 바와 같이, 수평하중이 작용하는 경우, 가새(13)는 압축력 혹은 인장력을 받게 되고, 가새(13)의 축방향 강성이 매우 크므로 골조전체의 횡강성이 크게되어 안정된 구조를 실현할 수 있다.

그러나, 일반적으로 가새(13)부재는 세장비가 크게 되어 가새(13)의 좌굴 내력 이상의 힘이 작용하게 되면, 가새(13)의 좌굴에 의해 가새(13)가 받을 수 있는 내력은 순간적으로 급격히 떨어지므로, 만일 외부하중의 증가나 지진 등이 발생하여 좌굴내력 이상의 하중이 작용하였을 때에는 가새 골조(10)는 매우 불안정한 구조가 될 가능성이 높다.

또한, 종래의 가새 골조 시스템은 기둥-보 골조와 함께 사용되어지는 가새가 하중을 분담하도록 설계하여야 하기 때문에 기둥, 보와 같은 주요부재가 손상을 입을 가능성이 있고, 그러한 구조시스템을 내진 설계에 적용하기 위해서는 설계절차가 복잡하고, 항복 메카니즘을 제어하기가 곤란하다.

자연재해 중에서는 지진에 의한 인명 및 재산피해가 매우 크므로 점차 지진에 대한 관심이 더욱 높아져 가고 있는 추세이며, 또한 일정규모이상의 건물에 내진설계를 의무화한다는 내진설계지침이 이미 발간되어 있는 상황이다.

기존의 강 구조물에 있어서의 지진피해의 사례를 살펴보면, 대부분 취성파괴의 예를 볼 수 있다. 그러므로 건축물의 내진설계의 기본방향은 파단 이전에 적절한 비탄성 메카니즘을 활용하여 취성파괴가 일어나지 않도록 에너지 소산을 증가시키는 방향으로 전환하고 있다. 그러나 내진 성능이 좋은 가새골조의 상세에 관한 연구는 미비한 상황으로 이에 대한 보다 많은 연구가 필요한 실정이다.

따라서 본 발명은 상기한 종래의 문제점을 감안하여 가새골조에 의한 건축 구조물에서 대부분의 힘을 안정된 이력특성을 갖도록 하여 골조의 구조성능을 향상시키고, 제작 및 시공이 용이하며, 부품의 표준화에 따른 비용의 절감과 건축 공기의 현저한 단축을 도모할 수 있는 인장가새용 댐퍼를 제공하는 것에 목적이 있다.

도 1은 종래의 가새를 부착한 철골구조의 정면도,

도 2의 (a), (b), (c)는 종래의 철골구조의 변형시에 가새의 좌굴상황을 설명하기 위한 도면,

도 3은 인장가새용 제1 댐퍼 실험체로서, 턴버클이 댐퍼의 외부에 체결되는 턴버클 외부 체결형 댐퍼 실험체의 사시도,

도 4와 도 5는 본 발명에 따른 인장가새용 제2 댐퍼 실험체로서, 너트가 댐퍼의 내부에 체결되는 너트 내부 체결형 댐퍼 실험체의 사시도,

도 6은 하중을 받고 있는 상태의 댐퍼를 도식화한 도면,

도 7은 인장시험편으로 인장실험을 한 결과를 도시한 그래프도,

도 8a는 댐퍼의 전산해석을 위한 구조해석 프로그램에서 플레인(plane) 요소를 사용하여 댐퍼를 모델링한 것을 도시한 도면,

도 8b는 3D 빔 요소를 사용하여 마이다스에서 댐퍼를 모델링 한 것을 나타낸 도면,

도 9a와 도 9b는 본 발명의 내부 체결형 댐퍼 실험체의 상세 모델링 상태를 나타낸 도면,

도 10a와 도 10b는 본 발명의 모델링된 댐퍼 실험체의 전산해석 결과로 나타난 응력을 도시한 도면,

도 10b는 상기 도 10a에서 응력의 최대값이 나타난 부분을 확대 도시한 도면,

도 11은 본 발명의 댐퍼에 대한 전산해석 결과로 얻은 댐퍼 실험체 변위를 도시한 도면,

도 12는 규격이 400*400*16*100 인 댐퍼 실험체를 측정하여 얻은 하중-변위 그래프도,

도 13은 본 발명의 정사각형 댐퍼 실험체를 외부 프레임에 설치한 상태를 도시한 도면,

도 14는 본 발명의 직사각형 댐퍼 실험체를 외부 프레임에 설치한 상태를 도시한 도면,

도 15는 제1 댐퍼 실험체를 로드셀의 하중값과 게이지의 변위값을 측정하여 하중-변위 곡선을 그린 도면,

도 16은 제2 댐퍼 실험체를 로드셀의 하중값과 LVDT의 변위값을 측정하여 하중-변위 곡선을 그린 도면,

도 17은 직사각형 너트 내부 체결형 댐퍼인 제3 댐퍼 실험체를 로드셀의 하중값과 LVDTD의 변위값을 측정하여 하중-변위 곡선을 도시한 도면임.

<도면의 주요 부분에 대한 부호의 설명>

10, 100 : 철골 구조물 11, 110 : 기둥

13, 130 : 가새 14 : 댐퍼

30, 50,70 : 댐퍼

상기 목적을 달성하기 위한 본 발명의 인장가새용 댐퍼는 기둥과 보 및 가새로 구성되는 강 구조물에 있어서, 상기 구조물의 연성증가를 위한 골조의 기둥과 보 사이의 가새와 결착되는 댐퍼를 인장응력이 작용하는 가새와 결착되게 하며, 내부가 비어 있는 사각형상으로 형성한 것을 특징으로 한다.

본 발명에 있어서, 상기 댐퍼와 가새를 결착시키는 결착수단으로는 턴버클을 사용할 수 있으며, 이 턴버클은 상기 댐퍼의 외측에 결착되도록 하는 것이 바람직하다.

본 발명에 의하면, 상기 댐퍼는 댐퍼와 가새를 결착시키는 결착수단으로 너트를 사용할 수 있으며, 이 경우 너트는 댐퍼의 내측에 결착되도록 하는 것이 바람직하다.

이하 첨부된 도면을 참조하여 본 발명의 적합한 실시예에 대해 상세히 설명하기로 한다.

도 3은 인장가새용 제1 댐퍼 실험체로서, 턴버클(35)이 댐퍼의 외부에 체결되는 외부 체결형 댐퍼의 예들을 도시한 사시도이다.

아래의 <표 1>은 상기 제1 댐퍼 실험체의 부재 치수를 각각 나타낸다.

<표 1> 턴버클 외부체결형 댐퍼 실험체의 부재 치수

제1 댐퍼 실험체 종류	B	H1	H2[mm]
(a) D16PS	-	지름16	-
(b) H35B20PS	20	35	-
(c) H35B20TS	20	35	17.5
(d) H20B60PS	60	20	-

상기 댐퍼 실험체중 (a)의 D16PS(도3의 20) 는 기존에 사용되는 댐퍼 형상이며, 나머지 세가지의 댐퍼 실험체(30)는 본 발명에 따른 댐퍼의 부재 치수이다.

도 4는 본 발명에 따른 인장가새용 제2 댐퍼 실험체(50)로서, 너트(55)가 댐퍼 몸체(51)의 내부에 체결되는 너트 내부 체결형 댐퍼 실험체(50)를 도시한 사시도이다. 이때, 상기 댐퍼 몸체(51)는 정사각형이다.

아래의 <표 2>는 상기 제2 댐퍼 실험체(50)의 부재 치수를 각각 나타낸다.

<표 2> 너트 내부 체결형 댐퍼 실험체의 부재치수

제2 댐퍼 실험체 종류	B[mm]	H[mm]
(a) W400H16B100PS	100	16
(b) UW400H16B100PS	100	16
(c) W300H12B100PS	100	12
(d) UW300H12B100PS	100	12

도 5는 본 발명의 인장가새용 제3 댐퍼 실험체(70)로서, 너트(75)가 댐퍼의 내부에 체결되는 내부 체결형 댐퍼의 예들을 도시한 사시도이다. 이때 상기 제3 댐퍼 실험체(70)의 댐퍼몸체(71)는 직사각형상이다.

아래의 <표 3>은 본 발명의 상기 제3 댐퍼 실험체(70)의 부재 치수를 또한 각각 나타낸다.

<표 3> 직사각형인 너트 내부 체결형 댐퍼 실험체의 부재 치수

제3 댐퍼 실험체 종류	B[mm]	H[mm]
(a) W536*357H16B100PS	100	16
(b) UW536*357H16B100PS	100	16
(c) W407*271H12B100PS	100	12
(d) UW407*271H12B100PS	100	12

상기 각 <표>에서 표기된 문자 "B"와 "H"는 댐퍼 몸체부를 횡으로 절단한 상태에서 절단된 단면의 가로 및 세로의 길이를 나타낸다.

상기 도 3 내지 도 5에 도시된 본 발명에 따른 상기 각 댐퍼 실험체(30,50,70)의 구성 및 설치에 대해서는 이후 설명될 댐퍼 실험체 설치 및 측정방법(도 13 ∼ 도 14 참조)에 대한 설명시 추가로 하기로 한다.

먼저, 본 발명에 따른 상기 각 댐퍼 실험체 부재를 설계하기 위한 계산방법에 대해 설명한다.

본 발명의 댐퍼 부재를 설계하기 위해 적용하는 방법은 오일러-베르누리(Euler-Bernoulli)의 이론으로 잘 알려진 보의 단순 휨 해석이론을 사용하여 유도되어지는 플렉스(Flexure) 공식을 사용한다.

도 6은 하중을 받고 있는 댐퍼를 도식화한 도면이다.

상기 도면을 참조하면,

,

축력과 전단력에 의한 응력도 발생하지만 계산하여 비교해본 결과 휨에 의한 값에 비하여 상대적으로 양이 적으므로 무시하였다.

상기 도 6에서와 같이 댐퍼는 전단력 V 에 의한 휨모멘트가 작용하고 있다.

여기서, Pn : 스틸 가새(지름19mm)에 작용하는 축력(tf)

L : 댐퍼의 크기(cm)

V : 댐퍼에 발생하는 전단력(tf)

Mp : 댐퍼에 발생하는 소성모멘트(tf·cm)

강재 SS400을 사용하였으므로 LSD 기준에 준하여 σ_y= 2.4 kg/㎠ 이다.

L = 40 - 2(5.7) = 28.6`cm 가정(400*400 댐퍼)

가력 Mp = 내력 Mp 에서

위의 식(2)에서 B와 H의 관계식을 이용하여 댐퍼부재의 치수를 결정할 수 있다.

B = 10 cm 로 가정하면,

상기와 같이 L1*L2*H*B = 400*400*16*100 인 댐퍼의 부재의 칫수를 산정하였다. B 가 가정된 상태에서 H 가 2보다 적게 결정되어진 것이다. 나머지 부재도 위에서와 같은 방법에 준하여 부재를 설계하였다.

참고로, 앞에서 휨응력에 비하여 축력의 응력이 상대적으로 적다고 하여 무시한다고 했다. 그 양을 위 댐퍼(400*400*16*100)를 적용하여 전산프로그램으로 항복응력상황에서 휨응력과 축력에의한 응력값을 구하여 비교해 보면, 휨응력 = 3.38 , 축력에 의한 응력 = 0.056 으로 축력에 의한 값이 휨에 의한 값에 비하면 1% 내외의 미소한 값임을 알 수 있다.

다음으로, 본 발명에 따른 턴버클 외부 체결형 댐퍼 실험체(이하 '제1 댐퍼 실험체'라 함.)와 너트 내부 체결형 댐퍼 실험체(이하 '제2 댐퍼 실험체'라 함)에 힘을 가하는 댐퍼 인장실험을 통해 사용강재의 항복응력을 구하고, 이 값에 준하여 전산해석용 구조해석 프로그램인 에이엔엔시스(ANSYS)와 마이다스 젠(MIDAS GenW)을 사용하여 전산해석을 하고 항복변위를 구해보기로 한다.

먼저, 본 발명의 상기 댐퍼에 사용된 강재의 인장실험을 다음과 같이 수행하였다.

본 발명의 댐퍼에 사용된 스틸 판재를 시험편으로 제작하고, 상기 시험편에 스트레인 게이지를 붙인 후 유티엠(UTM)과 데이터 로거(LOGGER)를 사용하여 인장실험을 한 결과, 도 7과 같은 결과를 얻었다.

상기 도 7에서 알 수 있는 바와 같이, 측정결과 기존의 LSD 값 2.4tf/cm²보다 큰값인 3.0tf/cm²이 측정되었다. 따라서 상기 측정된 값인 3.0tf/cm²을 실험과 비교할 전산해석 시에도 그대로 적용하였다.

다음으로, 상기 댐퍼 사용강재의 판재 인장실험을 통하여 얻어진 항복응력 값에 준하여 구조해석 프로그램을 사용하여 전산해석을 실시하고, 이를 통해 댐퍼 사용강재의 항복변위를 산출해보기로 한다.

본 전산해석에서는 ANSYS와 MIDAS GenW 를 사용하여 탄성해석을 수행하였고, 결과값은 댐퍼가 항복값에 이를 때 가력지점에서의 변위값을 구하였다.

도 8a는 ANSYS와 MIDAS GenW에서 플레인(plane) 요소를 사용하여 댐퍼를 모델링한 것을 도시한 도면이고,

도 8b는 3D 빔 요소를 사용하여 MIDAS에서 모델링 한 것을 나타낸 도면이다.

즉, 상기 모델링에 있어서, 외부프레임은 트러스 요소를 사용하였고, 가새는 인장력만 가해지는 구조물의 특성을 반영하였으며, 실험체인 댐퍼는 ANSYS 와 MIDAS GenW 에서 플레인 요소를 사용하였으며, MIDAS GenW 에서 3D 빔 요소도 사용하여 3가지 결과값을 서로 비교하였다.

동일한 방법으로 상기 3가지 실시예에 따른 댐퍼 실험체를 모델링 하였다.

참고로, 너트 체결형 댐퍼 실험체를 모델링 할 경우는 체결부위에서 가새의 3D 빔 요소와 댐퍼 플레인 요소가 노드(Node)를 공유하는 것으로 하여 인장력이 부여되도록 하였다.

도 9a와 도 9b는 상기 너트 내부 체결형 댐퍼 실험체인 제2 댐퍼 실험체(50)의 상세 모델링 상태를 나타낸 도면이고,

도 10a와 도 10b는 상기 모델링된 댐퍼 실험체(50)의 전산해석 결과로 나타난 응력을 도시한 도면이다.

상기 해석에서는, 두 가지 구조해석 프로그램에서 플레인 요소를 사용하여 동일한 조건으로 해석을 수행하였고, 두 가지 프로그램에서 유효숫자 4자리 까지 동일한 결과값을 보여 주었다. 도 9a와 도 9b에 나타난 바와 같이, 응력의 최대값(도 10b의 81, 83 부위)은 보조철물과 댐퍼의 접합부에서 나타나며, 외부가 아니라 안쪽에서 나타남을 알 수 있다.

상기 도 10b는 상기 도 10a에서 응력의 최대값이 나타난 부분을 확대 도시한 도면이다.

도 11은 댐퍼의 전산해석 결과로 얻은 변위를 도시한 도면이다.

상기 도 11에 있어서, 구조 해석 프로그램인 ANSYS와 MIDAS GenW 로 플레인 요소를 사용하여 댐퍼를 모델링 하여 댐퍼가 항복응력인 3tf/cm²에 도달 할 때 절점 A의 변위를 해석상에서 값을 얻어내었다. 실험시 가력지점과 측정지점은 절점A 지점이 아니라 총 기둥높이의지점인 B 지점이므로 A지점에서 구한 변위 값을 이용하여 값을 환산하였다.

13 : 25 = B 지점변위 : A 지점변위

∴ B 지점변위 = A지점변위 ×

플레인 요소를 사용하여 해석한 나머지 댐퍼 실험체도 모두 같은 방법으로 변위를 구하였고, 3D 빔 요소를 사용한 마이다스 해석에서는 응력분포가 나오지 않기 때문에 항복모멘트를 가지고 절점A 지점의 변위를 구하여 절점B 의 변위를 계산하였다. 수계산으로 항복모멘트를 구할 시는 아래의 식을 이용하였다.

이때의 항복응력은 LSD 기준에 준하여 2.4tf/cm²를 사용하여 계산하였다.

모멘트를 계산할 때 변수중 하나인 L 값은 절점간 중심선을 이용하였다.

플레인으로 모델링 된 값과 비교해 볼 때, 보조철물의 안목치수와 중심선으로 하는 것과 비교해 볼 때 중심선으로 하는 것이 더 편차가 작게 나왔다. 이는 3D 빔의 모델링상의 특성상 요소의 부재형상인 폭과 두께가 계산상 부여하게 되어 있음으로 인한 것으로 생각되어진다.

아래의 <표 4>는 전산해석 측정지점에서의 항복변위를 나타낸 것이다.

<표 4> 전산해석 측정지점에서의 항복변위

댐퍼 종류	가력점Py(tf)	측정점
400*400 정사각형	3.06	3.74
300*300 정사각형	2.79	2.52
W536*357 직사각형	4.02	3.49
UW536*357 직사각형	3.78	3.65
W407*271 직사각형	3.40	2.19
UW407*271 직사각형	3.10	2.30

상기 항복변위를 산출하기 위한 계산하는 방법으로는 2가지가 있는데, 첫번째는 전산해석상에서 구하는 것이고, 두 번째는 실제 실험상에서 하중과 변위 그래프를 눈으로 확인하여 곡선이 탄성곡선을 벗어나 굽어지는 점을 찾아내는 것이다.

본 발명에서는 전자인 전산해석을 통하여 구하는 것으로 하였고, 이 구한 값을 토대로 실험을 실시하였다. 그리고 실험시 측정지점에서 얻어지는 하중과 변위값을 가지고 이 전산결과 항복 변위값을 비교 검토하였다.

이하 전산해석방법에 의한 응력 계산의 예를 설명한다.

(1) 항복하중 산정과정

응력계산식을 이용하여 제일먼저 "수계산"을 통하여 항복하중을 산정한다. 아래의 계산 설명은 400*400*16*100 정사각형 댐퍼를 가지고 계산을 해 나가는 순서를 보여준다.

σ_y= 3.0 tf/㎠

^-

- V = 0.5 Py : 현재구조체에 한정된 상기 도 10 의 지점 A의 외력과 댐퍼 전단력간의 관계식

측정지점에서의 가력힘으로 환산하면,

(2) 전산해석 수행과정

상기 (1)의 과정에서 구한 가력하중을 가지고 구조 해석프로그램인 ANSYS와 MIDAS GenW 플레인 요소를 사용하여 전산해석을 수행하여 댐퍼의 응력값과 절점 A 에서의 변위값을 얻어낸다.

얻어진 결과치는 응력집중 및 국부모멘트 영향으로 댐퍼가 좌우대칭이 되지못하고 가력지점으로 약간 중심점이 이동되어져서 인장력이 작용되는 쪽의 값이 약간 작은 값이 나온다. 그래서 양 쪽 지점에서 응력을 평균한 값으로 하였다. 축력에 의한 응력은 앞에서도 언급한 것과 같이 이 댐퍼 실험체의 경우의 전산해석상에서는 모멘트에 의한 응력값에 비하여 1%내외의 미미한 값이므로 무시하였다.

tf

(무시)

절점A의 변위mm

다음, 전산해석방법으로 댐퍼부재의 변형(Defelection) 수계산 과정에 대해 설명한다.

즉, 본 계산과정은 항복응력이 3.38의 값을 3.0으로 환산한다면 변형량의 값은 얼마인가를 계산하는 과정이다.

탄성해석상에서는 응력-하중, 응력-변위간에는 비례관계가 성립된다는 것을 이용하여 필요한 값들을 구해낸다. 여기서 항복응력 3.38이 이미 전산해석에서 나온 값이므로 이 값을 이용하여 비례식으로 진행되는 수계산 값들의 결과는 S/W를 사용하여 탄성해석을 하여 비교해도 똑같은 결과값이다.

(가) 항복하중계산

먼저 부재의 항복응력이 3.38이 아니고 3.0 이라고 가정했을 경우, 절점 A 에서 가력해야 할 하중값을 구한다. 그리고 그 값을 측정지점의 가력값으로 환산한다.

(나) 항복변위 계산

<표 5> 항복변위 계산결과 및 계산과정

Py (tf)	σy(tf/㎠)
①수계산	A지점	1.79	①3.0 가정	③해석값	PLANE	3D BEAM
	지점	3.44			4.21	4.19
②전산해석	A지점	1.59	③2.66	①3.0 가정	PLANE	3D BEAM
	지점	3.06			3.74	3.72

(3) 실험결과값 이용방법

본 발명에서, 상기 실험결과 값을 이용하는 방법은 앞에서 구한 전산해석 값을 비교 검토하는 차원에서 사용되었다. 비교 검토한 결과, 실제 실험상에서는 구조물 자체에 존재하는 군더더기가 실험시 측정되는 변위의 값에 더해져 변위값은 해석값보다 크게 측정되어짐을 알 수 있었다. 그래서 항복하중의 그래프상에서의 비교는 불가능하였으나 하중값은 해석값과 잘 일치됨을 보였다. 그래서 하중과 관계된 응력값은 비교검토가 가능하다고 생각되었다.

도 12는 규격이 400*400*16*100 인 댐퍼 실험체를 측정하여 얻은 하중-변위 그래프이다.

상기 그래프를 분석하면, 탄성의 곡선을 보이고 있는 구간, 즉 1차 곡선의 기울기를 유지하고 있는 곳은 변위값이 8mm 이고 하중값이 3.30tf 인 지점이 된다. 이것은 수계산을 해서 얻은 항복하중 3.44와 해석을 통하여 얻어진 항복하중 3.06 사이의 값이다.

이하에서는 본 발명의 댐퍼 실시예 들을 직접 제작하여 실험을 통해 댐퍼의 변형상태를 측정하는 실험방법에 대해 설명하기로 한다.

즉, 댐퍼 실험체의 설치방법과 가력장치의 설치방법 및 결과 데이타의 측정방법 등에 대하여 기술한다.

도 13은 상기 도 3에 도시된 본 발명의 정사각형상의 인장가새용 제1 댐퍼 실험체를 외부 프레임에 설치한 상태를 도시한 도면이고,

도 14는 상기 도 4와 도 5에 도시된 직사각형상의 인장가새용 제2 댐퍼 실험체를 외부 프레임에 설치한 상태를 도시한 도면이다.

상기 도면에서, 정사각형상의 제1 댐퍼 실험체(30)를 설치한 외부 프레임은기둥(110)이 2,500mm, 보(120)가 2,500mm 로서, 기둥(110)의 길이 : 보(120)의 길이 = 1 : 1 의 비율을 하였다. 그리고 직사각형의 인장가새용 제2 댐퍼 실험체(50)를 실험하기 위해 사용된 외부 프레임의 규격은 기둥(110)이 2,500mm, 보(120')가 3,750mm 로서, 기둥 : 보 = 2 : 3 의 길이의 비율을 갖도록 하였다.

상기 인장가새용 댐퍼 실험체(30,50)를 설치하기 위해 일단 외부프레임(110,120)을 가새(130)와 함께 먼저 설치하고, 그 이후 댐퍼 실험체(30,50)를 설치하며, 가력장치인 오일잭(90)과 로드셀은 기둥(110)의 일측, 도시된 예에서는 왼쪽기둥의 측면에 설치되도록 하였다.

상기와 같이, 외부프레임(110,120), 가력장치와 실험체 댐퍼(30,50)가 설치된 후에 측정장비를 설치하였다.

즉, 본 발명의 인장가새용 댐퍼 실험체 중 턴버클 외부 체결형인 제1 댐퍼 실험체(30)를 실험한 최초 실험시에는 가새(130)를 통하여 힘이 제대로 전달되는 지를 확인하기 위하여 지름 19mm의 가새에 스트레인게이지를 붙였다.

상기 제1 댐퍼 실험체(30)와 제2 댐퍼 실험체(50)까지는 댐퍼의 대각선 방향으로 100cm 용 와이어 게이지를 설치하였다. 제3 댐퍼 실험체부터(70)는 와이어게이지의 설치하지 않았는데, 이는 앞의 두 실험에서 전체적인 힘의 흐름이 제대로 댐퍼로 전달되는 것이 확인되었고, 결과값의 비교에서 가력지점에서의 변위가 중요시됨이 확인되었기 때문이다.

또한, 변위 측정기인 100mm용 LVDT 를 가력지점에 설치하여 인장과 압축변위를 측정하였다. 이때, 인장과 압축을 측정하므로 50mm가 들어간 상태로 시작되었다. 즉, 측정값은 최대 50mm 까지 측정되게 설치된 상황이다.

로드셀은 30tf 용량을 사용하였고, 데이터 로거(Data Logger)를 사용하여 실험 결과값(하중과 변위값들)을 측정하였다.

도 15는 본 발명의 인장가새용 제1 댐퍼 실험체(30)를 로드셀(90)의 하중값과 게이지의 변위값을 측정하여 하중-변위 곡선을 그린 도면이다.

내진성능의 우수성을 비교하기 위하여 그래프의 내부면적을 보게 되는데 기존의 D16PS 결과값(a) 보다 새로 제작하여 설치한 댐퍼(H35B20PS, H35B20TS, H20B60PS)의 결과값 그래프의 내부면적이 많다. 즉 내부면적이 많다는 것은 내진성능이 우수하다고 할 수 있다.

아래의 <표 6> 에서 살펴보면 실험 결과, 실험체 H35B20TS의 변위가 가장 크게 나타났다.

<표 6> 인장가새용 제1 댐퍼 실험체의 하중-변위 실험값

종 류	하중방향[오른쪽]	하중방향[왼쪽]
	최대강도[tf]	최대강도시변위[cm]	최대변위[cm]	최대강도[tf]	최대강도시변위[cm]	최대변위[cm]
D16PS	5.89	7.65	7.69	6.17	5.77	5.92
H35B20PS	5.13	5.13	7.07	4.93	5.43	7.08
H35B20TS	5.75	11.45	11.53	5.84	12.84	13.67
H20B60PS	5.71	10.35	10.50	5.22	8.42	10.54

도 16은 본 발명의 인장가새용 제2 댐퍼 실험체(50)를 로드셀(90)의 하중값과 LVDT의 변위값을 측정하여 하중-변위 곡선을 그린 도면이다.

동일한 크기의 실험체에서 용접과 비용접을 비교해 보면, 용접 실험체가 비용접 실험체보다 내진성능이 우수한 것을 보여준다.

그리고 사이즈가 큰 실험체가 작은 실험체보다 그래프상에서 보면 큰 곡선을 나타내고 있음을 알 수 있다.

즉, 아래의 <표7>에서 알 수 있듯이, 실험결과 실험체 W400H16B100PS의 변위가 가장 크게 나타났다.

<표 7> 인장가새용 제2 댐퍼 실험체(정사각형)의 하중-변위 실험값

종 류	하중방향[오른쪽]	하중방향[왼쪽]
	최대강도[tf]	최대강도시변위[mm]	최대변위[mm]	최대강도[tf]	최대강도시변위[mm]	최대변위[mm]
W400H16B100PS	11.14	32.15	40.15	9.67	40.65	40.65
UW400H16B100PS	4.64	12.83	12.83	4.09	12.13	12.13
W300H12B100PS	9.98	31.90	31.90	8.03	27.19	31.43
UW300H12B100PS	4.97	29.06	32.09	5.15	26.57	29.03

도 17은 직사각형 너트 내부 체결형 댐퍼인 제3 댐퍼 실험체를 로드셀의 하중값과 LVDT의 변위값을 측정하여 하중-변위 곡선을 도시한 도면이다.

본 경우에 있어서도, 동일한 크기의 실험체에서 용접과 비용접을 비교해 보면 용접실험체가 비용접실험체보다 내진성능이 우수한 것을 보여준다.

또한 아래의 <표 8>에서 보는 것과 같이, 실험 결과 직사각형 실험체에서도 작은크기의 407*271 댐퍼 보다는 큰 크기인 536*357 댐퍼에서 그래프가 크게 그려지고 있다. 즉, W536*357H16B100PS의 변위가 가장 큼을 알 수 있다.

<표 8> 인장가새용 제3 댐퍼 실험체(직사각형)의 하중-변위 실험값

종 류	하중방향[오른쪽]	하중방향[왼쪽]
	최대강도[tf]	최대강도시변위[mm]	최대변위[mm]	최대강도[tf]	최대강도시변위[mm]	최대변위[mm]
W536*357H16B100PS	11.14	32.15	40.15	9.67	40.65	40.65
UW536*357H16B100PS	4.64	12.83	12.83	4.09	12.13	12.13
W536*357H16B100PS	9.98	31.90	31.90	8.03	27.19	31.43
UW536*357H16B100PS	4.97	29.06	32.09	5.15	26.57	29.03

인장가새용 제2 댐퍼 실험체의 그래프인 상기 도 15와 인장가새용 제3 댐퍼 실험체의 그래프인 상기 도 16의 그래프를 살펴보면, 비용접 실험체가 내진성능이 우수하지 못한 것을 보여준다. 비용접 댐퍼는 인장력을 받고 난후 하중을 제거하게 되면 안쪽보조철물이 지점역할을 못하게 되는 상황이 되기 때문이다. 변형을 일으키는 모멘트를 계산하게 되는 내부 안목길이의 변화를 초래하게 될 뿐만 아니라 보조철물이 댐퍼와 닿아있던 접촉면적이 모두 제거되면서 변위가 급격하게 0 으로 가게 된다. 그리하여 하중-변위곡선이 중심가새(D16PS)와 비슷한 모양을 하고 있다. 즉 인장력을 받고 있는 중인 소성의 변형상태에서 댐퍼의 전체적인 힘의 균형이 하중을 제거하게 되면 내부 보조철물이 없는 것과 같은 상황으로 자유물체도가 형성되기 때문이다.

그리고 지나칠 정도로 비용접 댐퍼의 값이 적게 나오는 한 원인으로 스틸 사각형 실험체를 제작할 때, 강판을 접기 위하여 불을 사용을 하였는데, 접는 판의 두께와 접는 각도 및 불의 사용 등에 의한 강재의 약화 등도 고려해볼 수 있다. 그러나 이러한 문제는 기존 강관의 절단으로 인한 표준화 제작을 하게 되면 불의 사용 공정이 없어지므로 자연히 소멸되는 문제점이라 볼 수 있다.

용접 댐퍼의 파괴지점은 보조철물과 연결부에서 안쪽이었다. 안쪽에서부터 찢어져 나가면서 완전히 파괴되는 형상을 보였고, 파괴지점은 프로그램 해석시 나온 응력과 모멘트의 최대값 지점과 잘 일치하였다.

비용접 댐퍼의 파괴지점은 사각형 모서리 부분이었다. 안쪽 보조철물이 하중제거시 전혀 힘에 저항을 못하는 상황이 되면서 최대모멘트 지점이 가력인장부분이아닌 쪽에서는 최대모멘트지점의 위치가 변하게 되고, 모서리 부분의 순수단면적도 가새를 넣기 위해 구멍을 뚫으면서 줄어들었기 때문이다.

이상, 본 실험에 의해 얻어진 결론을 요약하면 다음과 같다.

첫째, 기존 중심가새 D16PS 보다 사각형 강재 댐퍼 들의 내진성능이 우수하며,

둘째, 댐퍼의 크기가 클수록 하중-변위 그래프의 내부면적이 크게 된다.

셋째, 너트 내부 체결형 실험체인 제2 및 제3 댐퍼 실험체에서는 비용접 댐퍼보다 용접 댐퍼의 내진성능이 더 우수하다.

넷째, 직사각형 댐퍼도 정사각형 댐퍼와 같은 경향의 실험 결과값을 보였다.

다섯째, 너트 내부 체결형 비용접 실험체는 모서리에서 파괴가 일어났으며 용접 실험체는 해석 결과값의 최대응력분포지점인 보조철물과 댐퍼의 내부 접합부에서 일어났다.

이하에서는 내진성능을 평가하는 기준으로 사용되어 질수 있는 에너지 소산(energy dissipation)의 접근방법으로 앞에서 구한 댐퍼 실험체별 하중-변위 그래프를 분석해 보고자 한다.

에너지 소산의 합 :(2.5-1)

(2.5-2)

에너지 소산 지표 :(2.5-3)

여기서, Py = 항복하중

에너지 소산율 :(2.5-4)

아래의 <표 9>와 <표 10> 은 위 식을 사용하여 댐퍼 실험체별 하중-변위 결과값을 정리한 것이다.

<표 9> 제1 댐퍼 실험체의 에너지 소산능력표

제1 댐퍼 실험체 종류	항복하중[tf]	항복변위[mm]	[A]에너지소산의합[tf·mm]	[B]에너지소산지표[tf·mm]	[C]에너지소산율
D16PS	4.8	14	102	33.6	3.0
H35B20PS	3.5	20	282	35.0	8.1
H35B20TS	3.3	19	332	31.4	10.6
H20B60PS	3.3	19	598	31.4	19.1

<표 10> 제2 댐퍼 실험체의 에너지 소산능력표

2 댐퍼 실험체 종류	항복하중[tf]	항복변위[mm]	[A]에너지소산의합[tf·mm]	[B]에너지소산지표[tf·mm]	[C]에너지소산율
W400H16B100PS	3.27	3.81	4512	6.23	724
W300H12B100PS	2.79	2.52	4397	3.52	1249
W536*357H16B100PS	4.02	3.49	4457	7.01	638
W407*271H12B100PS	3.10	2.30	4089	3.72	1099

상기 <표 9> 에서 제1 댐퍼 실험체인 턴버클 외부 고정형 댐퍼 실험체의 제작 형태인 프리스메틱 섹션(Prismatic Section), 테이퍼드 섹션(Tapered Section) 둘 다 기존의 중심가새인 D16PS 보다 내진 성능이 우수한 것임을 알 수 있다.

제1 댐퍼 실험체의 실험 후, 제2 및 제3 댐퍼 실험체의 형태 개발 시에는 제작시 강관의 절단을 염두에 두고 프리스매틱 센션으로 정하였다.

직사각형의 댐퍼 실험체 크기는 정사각형과 같은 크기의 M_P를 받도록 설계되었다. 그러나 같은 값에서 파괴되지 않았다. 실제로는 용접의 두께에서 도면과는 약간 차이가 있는 제작이 이루어졌고, 실험시에도 정사각형 프레임과 직사각형 프레임의 설치상황에서도 완벽하게 변위를 볼트 등으로 구속하였지만, 실제로 전체프레임에 존재하는 외부 군더더기 변위가 존재할 수 있는데, 이 군더더기 변위의 영향도 원인이 될 수 있다. 그리고 상부 빔에 들어가는 볼지그, 기둥과 빔의 결합핀, 인장가새 등의 설치프레임의 응력전달이 이상적인 상태와는 완전히 일치하지 않기 때문에 정사각형과 직사각형의 정확한 정량적 수치의 비교는 어렵고, 수치의 비율적 비교는 가능하다.

상기 <표 10>을 보면 정사각형 댐퍼와 직사각형 댐퍼의 에너지소산율의 수치를 비교해 보면 724 : 1249 = 638 : 1099 로 비율의 경향이 잘 일치됨을 보여준다.

이상, 본 발명에 따른 인장가새 댐퍼에 대한 전산해석과 실험체 제작에 의한 실험을 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

1. 실험결과에서 프레임이 아니라 댐퍼에서 소성변형이 일어나고 에너지가 흡수된다.

2. 제1 댐퍼 실험체에서 댐퍼와 가새가 접합하는 곳에서의 파단은 재료가 연성도로 인한 소성힌지 발생으로 소성영역까지 끌고 가게 되고, 파단 이전에 댐퍼주변에서 소성변형과 에너지 소산이 발생하게 된다.

3. 에너지소산능력과 하중-최대변위 면적을 기준으로 해서 평가할 때, 기존의 중심가새 형태인 D16PS보다는 사각형 강재 댐퍼 들이 내진성능이 우수하다

4. 제1 댐퍼 실험체(30)의 경우는 인장의 경우뿐만 아니라 압축의 경우에도 역할을 하였고, 제2 댐퍼 실험체(50)는 인장의 경우에만 역할을 하는 것을 확인하였다.

5. 제2 및 제3 댐퍼 실험체(50,70)에서 보면, 댐퍼의 크기가 커질수록 하중-변위 그래프의 내부면적이 증가하게 된다.

6. 정사각형 댐퍼와 직사각형 댐퍼의 에너지 소산 측면에서 비교해 보면, 724 : 1249 = 638 : 1099로 비율적 치수에서 같은 경향을 보인다.

7. 파단지점인 곳에서 용접의 결함으로 인한 파단이 발생될 확률도 높은 것으로 추정할 수 있었다.

8. 제2 댐퍼 실험체(50), 제3 댐퍼 실험체(70)의 비용접 댐퍼는 현재모델의 하중-변위 그래프를 분석해 볼 때 개발 현실성이 없다. 너트내부 체결형으로 제작된 제2 댐퍼 실험체(50), 제3 댐퍼 실험체(70)의 실험결과에서 볼 때 비용접 댐퍼보다 용접 댐퍼의 내진성능이 더 우수하다.

9. 정사각형 외부 프레임은 정사각형 형태의 댐퍼로 제품이 제작되어야 하고, 직사각형 프레임의 경우에는 직사각형 형태의 댐퍼로 개발됨이 타당하다.

이상에서 설명한 바와 같이, 본 발명의 인장가새용 댐퍼는 가새골조에 의한 건축 구조물에서 대부분의 힘을 안정된 이력특성을 갖도록 하여 골조의 구조성능을향상시키고, 제작 및 시공이 용이하며, 부품의 표준화에 따른 비용의 절감과 건축 공기의 현저한 단축을 도모할 수 있는 효과를 얻는다.

또한, 너트 체결 타입의 댐퍼를 개발하여 댐퍼 제작시 수동 용접 부분을 강관 절단으로 변경함으로써 용접공정의 축소 효과를 얻을 수 있으며, 정사각형 및 직사각형 댐퍼 등으로 댐퍼 부품의 제작 표준화를 이룸으로써 댐퍼 제조공정상의 효율성을 높일 수 있다.

Claims (4)

1. 기둥과 보 및 가새로 구성되는 강 구조물 중 상기 구조물의 연성증가를 위한 골조의 기둥과 보 사이의 가새와 결착되도록 설치되는 댐퍼에 있어서,

   상기 댐퍼는 가새와 결착되며, 내부가 비어 있는 사각형상으로 형성된 것을 특징으로 하는 인장가새용 댐퍼.
2. 제 1 항에 있어서,

   상기 댐퍼는 사각형상의 댐퍼와 가새를 결착시키는 결착수단으로 턴버클을 사용하며, 이 턴버클은 상기 댐퍼의 외측에 결착되도록 한 것을 특징으로 하는 인장가새용 댐퍼.
3. 제 1 항에 있어서,

   상기 댐퍼는 댐퍼와 가새를 결착시키는 결착수단으로 너트를 사용하며, 이 너트는 사각형상의 댐퍼 내측에 결착되도록 한 것을 특징으로 하는 인장가새용 댐퍼.
4. 제 1 항에 있어서,

   상기 댐퍼는 댐퍼와 가새와의 결착부가 용접으로 형성된 용접댐퍼인 것을 특징으로 하는 인장가새용 댐퍼.