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J. Korean Soc. Hazard Mitig. > Volume 18(7); 2018 > Article
모듈형 FRP DSCT 기둥 휨성능 실험평가

Abstract

In this study, a modular FRP DSCT(Modular Fiber-Reinforced Polymer Double-Skinned Composite Tubular) column was suggested, and bending performance was experimentally evaluated. Two specimens were designed, a monotype and a modular type, and quasi-static tests were conducted to investigate the bending strength of the modular type in order to compare its strength with the monotype. To calculate the number of bolts needed and the bolt diameter for the modular type, the maximum stress result acting on the FRP tube from nonlinear analysis was applied. The test was carried out by increasing the drift ratio, and as a result of the test, the moment, lateral load, displacement, and dissipation energy were calculated. The test results showed that there was no significant difference in maximum displacement between the monotype and the modular type, but the modular type showed a strength approximately 30% lower than that of the monotype. For the displacement ductility and the energy ductility, it resulted in values 1.4% and 3.5% higher than those of the monotype, respectively. Therefore, it is necessary to develop an enhanced connector or to consider a reduction factor in designing a modular DSCT column.

요지

본 연구에서는 모듈형 FRP DSCT (Modular Fiber Reinforced Polymer Double-Skinned Composite Tubular) 기둥을 제안하고 휨거동 실험을 실시하였다. 2 종류의 시험체에 대해 준정적 실험을 수행하여 휨성능을 비교 평가하였으며, 각 시험체는 일체형 FRP DSCT 기둥과 모듈형 FRP DSCT 기둥이다. 모듈형 시험체의 연결부는 비선형해석을 통하여 내외부 FRP 관에 작용하는 최대 응력에 대해 연결 볼트의 직경과 개수를 산정하였다. 실험은 변위에 따른 Drift ratio를 증가시키는 변위제어 방법으로 진행되었으며, 모멘트, 횡하중, 변위, 소산에너지, 연성도 등이 계산되었다. 실험 결과, 일체형과 모듈형 시험체의 최종 파괴변위는 큰 차이가 없었지만, 강도 측면에서 모듈형이 일체형 대비 약 30% 작게 나타났으며, 모듈형 시험체 변위 연성도는 일체형 보다 1.4% 높으나 유사한 수준으로 판단된다. 모듈형 시험체는 최종 파괴 시까지 일체형 시험체 대비 약 30% 적게 소산하였으며, 에너지 연성도는 일체형 시험체 대비 3.5% 높은 값을 나타났다. 모듈형 시험체의 경우, 일체형 시험체보다 연성도 측면에서 유리한 것으로 나타났으나 의미 있는 차이는 아닌 것으로 판단되었다. 향후 모듈형 FRP DSCT 풍력타워의 적용을 위해서는 연결부 성능의 보완이 필요할 것으로 판단된다.

1. 서 론

해상에서는 육상에 비해 더 많은 풍력자원을 얻을 수 있으며, 발전용량의 증대를 위해 풍력 발전 터빈, 블레이드 및 지지구조물이 대형화되고 있다. 이에 따라, 지지구조물인 타워의 세장비가 증가하여 좌굴에 대한 위험성이 증가하고 있으며, 이를 극복하기 위해서는 고강도 구조를 적용한 신형식 지지구조의 개발이 필요하다. Shakir-Khalil and Illouli (1987)에 의해 제시된 Double-Skinned Composite Tubular (DSCT)기둥은 Fig. 1과 같이, 동심의 내부관과 외부관 사이에 콘크리트가 충진된 구조이다. Fig. 2와 같이 DSCT 구조는 콘크리트의 3축 구속으로 인해 외부관과 내부관 모두 축력과 모멘트에 저항하게 되어 우수한 성능을 발휘하여 강도가 높고 연성이 증가한다(Han et al., 2007). DSCT는 중공단면으로 인해 자중이 Concrete Filled Tubular (CFT) 기둥보다 작다.
Wei et al. (1995a, 1995b), Zhao and Grzebieta (2002), Tao et al. (2004)에 의해 DSCT의 축강도에 대한 연구가 수행된 바 있으며, 최근에는 풍력발전 타워에 DSCT 구조가 적용된 연구가 이루어졌고(Han et al., 2015; Han et al., 2016; Hong et al., 2016a, 2016b; Yi and Han, 2016), DSCT 구조의 적용 범위가 점차 넓어지고 있다(Han et al., 2018). 해상 풍력 타워의 경우, 부식에 대한 문제점도 발생하고 있기 때문에 부식 발생을 보완할 수 있는 Fiber Reinforced Polymer (FRP)와 같은 복합소재를 적용한 복합 지지구조 태워 개발에 대한 연구가 다수 진행되고 있으며, Double-Skinned Hybrid Tubular (DSHT) 기둥에 대한 연구도 진행되고 있다(Yu et al., 2006; Teng et al., 2007). 해상 풍력의 경우, 터빈의 용량 증가에 따른 구조물의 대형화로 인하여 제작 및 운송 문제에 대한 제약이 발생 할 수 있으며, 이러한 제약을 해결하고 운반성 및 시공성의 향상을 위하여 타워의 모듈화에 대한 연구도 수행되고 있다.
모듈화된 구조물은 반드시 모듈과 모듈 사이의 접합이 이루어지는 연결부에 대한 검토가 필요하며, 각 모듈을 결합하여 완전한 구조물로서 역할을 수행하기 위해서는 접합부의 강도가 확보되어 효과적인 응력 전달이 이루어져야 한다(Annamalai and Brown, 1990). 최근 Kim and Han (2018)은 모듈화된 내부구속 중공 철근콘크리트 보 연결부 형식을 제안하고 그 성능을 실험적으로 평가하였으며, 연결부에 대한 성능을 확인하였다. 본 연구에서는 일체형(SP1) 및 모듈형(SP2) FRP DSCT 풍력타워 시험체를 설계하고 준정적 실험을 통하여 일체형 FRP DSCT 시험체(SP1)의 거동과 모듈형 FRP DSCT 시험체(SP2)의 거동을 비교 분석하였다.

2. 시험체 설계 및 제작

2.1 시험체 설계

실험을 위한 두 시험체인 FRP DSCT 풍력타워 일체형(SP1)과 모듈형(SP2) 시험체의 제원은 동일하며 연결부의 유무에 따라 구분된다. FRP 외부관의 내경은 600 mm, FRP 내부관의 외경은 400 mm, 기둥 시험체의 높이인 기초 상단으로부터 가력부 중심까지의 높이는 2,250 mm)로 설계하였다. FRP 내부관 및 외부관의 두께는 15 mm이며, Fig. 3은 SP1 및 SP2 시험체의 단면을 보여준다.
SP2 시험체의 연결부는 시험체를 높이 방향으로 3 분할하여, 내부관 및 외부관에 두께 10 mm의 강판으로 보강하고 볼트로 연결하는 방법을 적용하였다. 각 모듈의 길이는 최하단의 모듈, 850 mm, 중간 모듈, 500 mm, 최상단의 모듈은 가력부를 포함하여 900 mm이다. 설계된 SP1 시험체의 콘크리트 구속효과와 재료비선형성을 고려하여 축력-모멘트 상관관계와 횡력에 따른 변위를 예측한 결과는 Figs. 4~5와 같으며, 축력-모멘트 상관관계(P-M Interaction) 및 하중-변위 곡선(P-Δ Curve)은 한국해양과학기술원에서 개발된 CoWiTA (Korea Institute Ocean Science & Technology, 2017)를 사용하여 분석되었다. 해석시 적용한 콘크리트의 압축강도는 30MPa이며, FRP 내부 및 외부관 항복강도의 항복강도는 48.685MPa, 극한강도는 230.25MPa, 탄성계수는 15,436.70MPa를 적용하였다. Fig. 4와 같이 P-M 상관도에서 최대축력(P0)은 11,166.3kN으로 나타났다.
각 연결부에 필요한 볼트 개수(N)의 산정은 Figs. 67에 나타낸 각 FRP관 단면에 발생하는 위치별 응력분포를 토대로 각 관에 작용하는 최대 힘을 필요강도(Bs)로 적용하고 다음 식들에 의해 계산하였다. 볼트의 단면적(Ad) 계산은 Eq. (1)과 같이 계산되며, d는 볼트의 직경을 나타낸다. 전단저항력(Fs)는 볼트의 단면적(Ad)과 전단강도(fs)의 곱으로 나타내며, 필요볼트개수(N)의 경우, Eq. (3)으로 나타내어진다.
(1)
Ad=π4d2
(2)
Fs=Ad×fs
(3)
N=Fs÷Bs
본 실험에서는 볼트는 일반 볼트를 적용하여 인장강도와 전단강도를 각각 300 MPa, 160 MPa로 적용하여 설계하였으나, 실제 제작 시에는 안전성 확보를 위해 Eqs. (1)~(3)으로 계산하여 선정된 일반 볼트제원과 동일한 제원의 고장력 볼트(F10.9)를 사용하였다. 앞에서 수행된 수치해석 결과를 통하여 산출된 각 관에 작용하는 최대 단면력(내부관: 2.752MN, 외부관: 4.857 MN)을 이용하여 필요한 볼트 개수를 산정하였다. Table 1과 같이 직경 30 mm의 볼트를 사용할 경우, 내부관의 연결에는 25개의 볼트가 필요하며 외부관의 연결에는 23개 볼트가 필요한 것으로 나타났다.
시험체의 상하부 모듈 연결을 위해 내부관과 외부관에 필요한 볼트의 수는 각각 25개와 23개로 산출되었으며, 내외부 강관의 연결을 위하여 필요한 볼트의 수는 24개로 결정하였다. 또한, 각 모듈을 잇는 강판의 두께는 Eq. (4)와 같이 계산하였으며, 두께는 8 mm로 계산되었지만, 강판의 제작의 용이성을 고려하여 10 mm로 결정하였다.
(4)
Π4(d2-(d-x)2)×fyBs
Figs. 89는 각각 상하부 모듈 연결을 위한 볼트 배치를 내부관과 외부관에 대해 나타낸 것이다. Figs. 1011은 설계된 SP1 시험체와 SP2 시험체의 제작을 위한 도면이다.

2.2 시험체 제작

FRP 재료는 섬유 보강 각도에 따라 그 성능이 변화하므로, 본 실험에서는 Fig. 12와 같이, ±5°와 ±85°로 직교하게 적층하였다. 휨강도 확보를 위해서는 0°와 90°가 이상적이나 이는 맨드릴 공법으로 생산이 불가하므로, 생산 가능한 최적의 적층각인 ±5°와 ±85°를 적용하여 생산하였다.
FRP관 제작시 Fig. 13과 같이 필라멘트 와인딩 공정(Filament Winding Process)에 의해 단면형상을 유지시킬 수 있는 Mandrel 공법을 적용하였으며, FRP 섬유로 5° 적층하면서 직교 패브릭을 같이 적층하였으며, 본 제작 방법은 기계를 사용하여 제작하기 때문에 보다 정확한 각도로 적층할 수 있으며, 대량 생산이 가능하다.
일체형 시험체인 SP1과 모듈형 시험체인 SP2, 2개의 시험체를 제작하였으며, Fig. 14는 FRP 관의 제작과정을 보여준다. SP1 시험체의 제작과정은 Fig. 15와 같으며, SP1의 경우, FRP 내부관과 외부관을 스터드로 연결하여 철근으로 제작된 틀에 고정되어 콘크리트 타설이 진행되었다.
SP2 시험체의 제작과정은 Fig. 16에 나타내었다. 먼저 FRP 관을 각 모듈 길이로 잘라주었으며, FRP 내부관, 외부관 그리고 연결 Plate에 각각의 모듈을 연결하기 위한 볼팅 구멍을 만들었다. 콘크리트 타설시, 내부관과 외부관의 간격을 고정시켜주었으며, 각 모듈은 프리캐스트로 제작되었다. 이 후, 제작된 모듈을 각각 볼트로 연결하였다. Fig. 17은 완성된 각 시험체의 모습을 나타낸다.
실험 수행 전, 시험체 제작에 사용된 FRP 내부관 및 외부관에 대한 인장실험이 수행되었으며, 각 관에 대하여 5개의 시편으로 실험이 진행되었다. 인장실험에 대한 각 결과는 Figs. 1819에 나타나있다. Table 2와 같이 FRP 시편의 항복 강도, 극한강도 및 탄성계수의 평균은 각각 184.14MPa, 279.10 MPa, 18.55 GPa로 계산되었으며, 시험체에 사용된 콘크리트의 경우, 타설시 3개의 공시체를 제작하여 압축강도시험을 실시하였다. 콘크리트 인장실험 결과는 Fig. 20과 같이 응력-변형률 곡선으로 나타내었으며, 압축강도는 Table 3과 같이 평균 33.9 MPa로 나타났다.

3. 실험 수행 및 결과

3.1 실험 수행

각 시험체에 대해 준정적실험(Quasi-Static Test)을 수행하였으며, 일체형 시험체(SP1)와 모듈형 시험체(SP2)의 거동 비교를 통하여 연결부의 성능을 확인하였다. Fig. 21은 SP1 및 SP2의 시험체 설치 모습을 보여준다. 각 시험체 하부(Footing)는 시험체가 움직이지 않도록 고정 시켰으며, 상단에 일정 축력을 작용시키면서 횡력을 반복적으로 적용하였다. 축하중은 시험체에 유압펌프를 설치하여 일정한 하중을 적용 할 수 있도록 하였으며, 축하중의 크기는 앞서 수행한 SP1 시험체의 수치해석 결과를 이용하였다.
휨성능을 최대로 발현하기 위해서는 균형축력(Pb)을 적용하여야 하나, 본 시험체에서는 균형축력이 인장영역에 있기 때문에, 최대축력(P0)의 10%를 축력으로 재하하여 실험을 실시하였다. 횡하중 가력의 경우, 실험실 바닥으로부터 3,250 mm(기초부 상단에서 2,250 mm)의 위치에 Fig. 22와 같이 정해진 Drift ratio에 따라 변위 제어하여 정방향(+)과 부방향(-)으로 2회씩 반복하여 가력하였다. 실험에 사용된 가력장치의 최대 stroke는 ±250 mm, 최대하중 2,000 kN으로 시험체의 예상 파괴변위와 내력을 상회하도록 하였다.
Figs. 2324와 같이 실험시 발생하는 변형율과 변위를 측정하기 위하여 시험체에 Strain gauge와 LVDT를 설치하였다. Strain gauge의 경우, 각 시험체의 후방과 전방에 각 6개씩 설치하였으며, 후방의 가력부에 2개의 LVDT 및 1개의 Strain gauge가 장착되었다.

3.2 실험 결과

실험의 종료 시점은 시험체의 극한파괴 발생 시까지를 목표로 하였으며, 시험체 파괴로 인해 안전성이 확보되지 않는 상황에서는 그 이전에 실험을 종료하였다. SP1의 경우, Fig. 25와 같이 가력 초기에는 FRP 관의 표면에서 육안상의 균열 관찰이 불가하였으며, Drift ratio 0.5에서 시험체와 기초부 상단 사이의 소성힌지부에서 균열이 발생하였다. 또한, Drift ratio = –7.0일 때, 시험체 하단에 FRP가 시험체 바닥면의 수평방향으로 찢어지는 것을 확인 할 수 있었다.
SP2의 경우, SP1과 같이 Drift ratio = 0.5에서 소성힌지부에서 균열이 발생하였으며, Drift ratio = –5.0일 때 Module 2와 Module 3 사이의 연결부 강판 아래 부분에서 FRP와 이격이 발생하였다. Drift ratio = 6.0일 때 SP2 외부 FRP 관의 연결부 볼트 구멍이 변형하여 직경이 증가하였으며, Drift ratio = -7.0에 이르러 더 이상 횡력에 저항하지 못하여 실험을 종료하였다. SP2 시험체의 준정적 실험 결과 사진을 Fig. 26에 나타내었다.
Figs. 2728은 CoWiTA 해석 결과와 각 시험체의 실험 결과에 대한 하중-변위 이력곡선을 나타낸다. CoWiTA의 경우 연결부를 고려하지 못하기 때문에 SP1의 경우에는 거의 일치하는 결과를 보여주었으나, SP2의 경우에는 결과에 차이가 존재한다. SP1의 최대 횡력과 최대 모멘트는 각각 730.75 kN, 1,644.20 kN-m로 측정되었으며, SP2의 최대 횡력과 최대 모멘트는 각각 517.45 kN-m, 1,164.30 kN-m으로 측정되었다. SP2 시험체가 SP1 시험체보다 성능이 더 낮게 나타난 이유는 SP2 연결부 볼팅 구멍 제작시 FRP에 찢어짐이 발생했거나 볼트와 강판 및 FRP 사이에 이격이 발생하여 실험시 고장력 볼트 사용에 의해 볼트에는 영향이 없고 이격에 의해서 FRP에 찢어짐이 발생한 것으로 사료된다.
항복변위와 극한 변위 산정은 Fig. 29에 나타낸 Park (1988)이 제안한 방법을 사용하였으며, 최대 횡방향 하중의 75%에 대한 할선강선과 최대 횡하중에 대한 수평선의 교점에 대한 변위를 항복 변위로 정의하였고 극한변위는 Strength Envelope Curve상에서의 하중이 0.8Vmax 이하로 떨어지지 않았음에도 FRP가 파괴되어 하중을 더 이상 받지 못하는 경우 파괴시점까지의 최대변위를 극한변위로 정의하였다. 또한, FRP가 항복에 도달하지 않았음에도 불구하고 하중이 0.8 Vmax 이하로 저하되었을 때는 0.8 Vmax까지의 최대변위를 극한변위로 정의하였다. 변위 연성도는 극한변위와 항복변위의 비로 정의하며, 극한에너지와 항복에너지는 각각 극한변위와 항복변위에 도달할 때까지 소산한 에너지를 의미한다. Fig. 30은 극한에너지와 항복에너지를 나타낸다.
Fig. 31은 SP1 및 SP2 시험체의 하중-변위 포락 곡선을 나타내며, Park, R.이 제안한 방법으로 변위연성도와 에너지 연성도를 계산하였으며, Table 4에 실험 결과를 나타내었다.
SP1 시험체의 항복변위는 107.9 mm, 극한변위는 154.2 mm, 최대변위는 154.3 mm으로 나타났으며, 변위 연성도는 1.73으로 계산되었다. SP2의 경우, 항복변위, 극한변위, 최대변위는 각각 106.4 mm, 154.2 mm, 154.20 mm로 산출되었으며, 변위 연성도는 1.79로 산출되었다. SP2 변위 연성도는 SP1보다 1.4% 높게 나타났다. SP2 시험체 극한에너지의 경우, SP1 대비 약 70% 적게 소산하였으며, 에너지 연성도는 SP1 대비 3.5% 높은 값을 나타내었다. SP2의 경우, SP1보다 연성도 측면에서 유리한 것으로 나타났다. 강도 측면에서 보았을 때, SP2의 연결부 성능이 보완된다면 SP1과 비슷한 성능을 가질 것으로 사료된다.

4. 결 론

본 연구에서는 FRP DSCT 구조를 적용한 SP1 시험체와 SP2 시험체를 설계하고 제작하여 준정적실험이 수행되었으며, 휨거동을 비교하였다. 실험 결과, SP1 시험체의 성능이 SP 2 시험체보다 우수한 것으로 나타났으며, SP1 시험체의 경우 Drift ratio = –7.0에서 소성 힌지부에 파괴가 발생하였다. SP2 시험체의 경우, Drift ratio = –1.5에 연결부 강판과 FRP 사이에 이격이 발생하였으며, FRP 볼트 구멍이 변형하여 직경이 증가함에 따라 Drift ratio = –7.0에서 더 이상 횡하중을 받지 못하는 것으로 나타났다. SP1 시험체의 항복모멘트, 극한모멘트, 최대모멘트 비교지 SP2 보다 더 높게 나타났지만, 변위, 에너지 연성도 및 누적 에너지 흡수량은 두개의 시험체 모두 비슷한 결과가 나타났다. SP2의 모듈 연결부의 성능을 향상 시킨다면, SP1과 동등하거나 더 우수한 성능을 발휘하는 타워의 설계가 가능할 것으로 사료된다.

감사의 글

본 연구는 국토교통부 국토교통과학기술진흥원의 건설기술연구사업(케이블교량 글로벌 경쟁력 강화를 위한 전주기 엔지니어링 및 가설공법 개발, 16SCIP-B119960-01) 및 한국해양과학기술원(KIOST)의 “해상풍력단지 에너지발전단가(LCOE) 최적화 원천기술 개발(PE99634) 지원으로 수행되었으며 이에 깊은 감사를 드립니다.

Fig. 1
Cross-Section of DSCT Column
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Fig. 2
Triaxially Confined Concrete in DSCT Column
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Fig. 3
Cross-section of Specimens
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Fig. 4
P-M Interaction Curve by Considering Confined Concrete Effect and Material Nonlinearity
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Fig. 5
P-Δ Curve by Considering Confined Concrete Effect and Material Nonlinearity
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Fig. 6
Stress-Location (Inner Tube)
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Fig. 7
Stress-Location (Outer Tube)
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Fig. 8
Inner Bolting Plate (Inner)
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Fig. 9
Outer Bolting Plate (Outer)
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Fig. 10
SP1
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Fig. 11
SP2
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Fig. 12
Fabric Winding Angle (±85°, ±5°)
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Fig. 13
Manufacturing Process of FRP Tube
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Fig. 14
Manufacturing Process of FRP Tube
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Fig. 15
Manufacturing Process of SP1
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Fig. 16
Manufacturing Process of SP2
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Fig. 17
Test Specimens
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Fig. 18
Tensile Test Result of FRP Inner Tube
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Fig. 19
Tensile Test Result of FRP Outer Tube
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Fig. 20
Strain-stress Curve for Concrete Test Specimen
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Fig. 21
Setup of Test Specimens
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Fig. 22
Loading History
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Fig. 23
Position of Strain Gauge and LVD
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Fig. 24
Specimen Setup and Setting of LVDT
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Fig. 25
Test Result of SP1 by Drift Ratio
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Fig. 26
Test Result of SP2 by Drift Ratio
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Fig. 27
Experimental and Analytical Result (SP1)
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Fig. 28
Experimental and Analytical Result (SP2)
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Fig. 29
Definition of Displacement Ductility (Park, 1988)
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Fig. 30
Definition of Ultimate Energy and Yield Energy (Park, 1988)
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Fig. 31
Load-Displacement Envelope Curves
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Table 1
Calculation of Bolts Number for Inner and Outer Tubes
Diameter, d (mm) Area, Ad (mm^2) Shear Force, FS (kN) No. of Bolts Distance between Bolts
Inner Outer Inner Outer
16 201.06 32.17 86 81 14.61 23.27
20 314.16 50.27 55 52 22.845 36.25
22 380.13 60.82 46 43 27.312 43.84
24 452.39 72.38 39 36 32.22 52.36
27 572.56 91.61 31 29 40.534 64.99
30 706.86 113.10 25 23 50.27 84.00
Table 2
Tensile Test Result of FRP Inner and Outer Tubes (Average)
Youngs Modulus (GPa) Yield Strength (MPa) Ultimate Strength (MPa)
Average 18.55 184.14 279.07
Table 3
Concrete Strength
Samples Compressive Strength
Sample 1 34.23 MPa
Sample 2 32.75 MPa
Sample 3 34.72 MPa
Average 33.90 MPa
Table 4
Test Results
Specimen SP1 SP2 Ratio (SP2/SP1)
Lateral displacement (mm) Yield 107.90 106.40 98.6%
Ultimate 154.20 154.20 100%
Maximum 154.25 154.15 99.9%
Strength (kN, lateral load) Yield 641.89 464.20 72.3%
Ultimate 629.52 505.34 80.3%
Maximum 730.75 517.45 70.8%
Moment (kN-m) Yield 1444.30 1044.50 72.3%
Ultimate 1416.40 1137.00 80.3%
Maximum 1644.20 1164.30 70.8%
Energy (kN-m) Yield 43.70 30.40 69.6%
Ultimate 75.40 54.30 72.0%
Ductility Displacement 1.43 1.45 101.4%
Energy 1.73 1.79 103.5%

References

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