22년 1회차

층간변위는 인접층 사이의 상대수평변위를 말하므로, 상대수직변위로 설명한 진술이 옳지 않다.

층간변위는 지진·풍하중 같은 수평하중에 의해 위아래 층이 옆으로 어긋나는 양으로, 내진설계에서 허용 층간변위로 관리한다.

• 응력은 부재 단면의 단위면적당 내력의 크기로 옳은 정의이다.
• 고정하중은 자중과 벽·바닥·지붕·천장·계단·고정 장비 등 상시 작용하는 하중으로 옳다.
• 비구조부재는 차양·장식탑·비내력벽 등 하중으로는 반영하되 구조해석에서는 제외하는 부재로 옳다.

기둥 맨 위 처마 부분에서 기둥머리를 고정하고 지붕하중을 전달하는 수평재는 깔도리이므로, 이를 인방으로 설명한 진술이 옳지 않다.

인방은 기둥과 기둥 사이에 가로질러 창·문 등 개구부의 위나 아래를 받치는 수평재이다.

• 가새는 수평력에 저항해 골조의 변형을 막는 대각부재로 옳다.
• 토대는 상부 하중을 기초에 전달하고 기둥 밑을 고정해 일체화하는 부재로 옳다.
• 귀잡이는 토대·보·도리의 모서리를 수평 방향으로 보강하는 부재로 옳다.

칸막이벽 하중은 실제중량과 $0.5\,\mathrm{kN/m^2}$ 중 큰 값을 유효중량에 포함하므로, 작은 값을 쓴다는 진술이 옳지 않다.

칸막이는 위치가 바뀔 수 있어 최소값을 보장하도록 안전측으로 정한 것이다.

• 밑면전단력은 응답계수에 유효중량을 곱해 구하므로 유효중량이 클수록 증가한다.
• 내진설계범주 B 구조물은 등가정적해석법으로 설계할 수 있다.
• 근사고유주기는 건물 높이의 함수이므로 전체 높이가 높을수록 고유주기가 길어진다.

직접설계법은 단변 경간에 대한 장변 경간의 비가 2 이하인 직사각형 슬래브에 적용하므로, 4 이하로 설명한 진술이 옳지 않다.

장변/단변 비가 2를 넘으면 사실상 1방향 슬래브로 거동하기 때문에 2방향 슬래브 설계법인 직접설계법의 전제가 깨진다.

• 각 방향으로 3경간 이상 연속되어야 한다는 조건은 옳다.
• 기둥 중심선의 어긋남이 그 방향 경간의 10 % 이하라는 조건은 옳다.
• 연속한 받침부 중심 간 경간 차이가 긴 경간의 1/3 이하라는 조건은 옳다.

내부 기둥의 2방향 전단 위험단면은 기둥면에서 d/2 떨어진 위치에 잡으므로 둘레길이는 1,800 mm이다.

위험단면 한 변의 길이는 기둥 폭에 양쪽으로 d/2씩 더한 값이다.
$c+d=300+150=450\,\mathrm{mm}$
$b_o=4\times450=1{,}800\,\mathrm{mm}$

• 1,200 mm는 기둥 자체의 둘레(4×300)로, 위험단면 위치를 기둥면으로 잘못 잡은 값이다.
• 2,400 mm는 기둥면에서 d만큼 떨어진 곳(한 변 600 mm)을 위험단면으로 본 값이다.
• 3,000 mm는 한 변 750 mm에 해당하여 위험단면 정의와 맞지 않는다.

중량분포의 비정형은 어떤 층의 유효중량이 인접층 유효중량의 150 %를 초과할 때 존재하는 것으로 보므로, 120 %로 설명한 진술이 옳지 않다.

수직비정형은 강성·중량·기하학적 형상·강도가 높이 방향으로 급변하는 경우를 유형별로 정의한 것이다.

• 인접 상부층 횡강성의 70 % 미만 또는 상부 3개 층 평균강성의 80 % 미만인 연층은 강성분포의 비정형으로 옳다.
• 횡력저항시스템의 수평치수가 인접 층 치수의 130 %를 초과하면 기하학적 비정형으로 옳다.
• 횡강도가 직상 층의 80 % 미만인 약층은 강도의 불연속에 의한 비정형으로 옳다.

벽돌의 1일 쌓기 높이는 표준 1.2 m(18켜), 최고 1.5 m(22켜) 이하이므로, 최고 200 cm(30켜)로 설명한 진술이 옳지 않다.

하루에 너무 높이 쌓으면 아래 줄눈 모르타르가 굳기 전에 하중을 받아 변형·균열이 생기므로 높이를 제한한다.

• 정한 바가 없을 때 영식 또는 화란식 쌓기로 하는 것은 옳다.
• 세로줄눈을 통줄눈이 되지 않게 하는 것은 옳다.
• 쌓기면을 청소하고 모르타르로 수평을 고른 뒤 굳으면 물축이기를 하고 쌓기를 시작하는 것은 옳다.

비선형정적해석에서 비탄성응답스펙트럼은 구조물의 강도가 아니라 연성도(또는 유효감쇠)에 따라 탄성응답스펙트럼을 저감해 정의하므로, 해당 진술이 옳지 않다.

성능기반설계는 비선형해석으로 구조물이 목표 성능수준을 만족하는지 직접 평가하는 방법이다.

• 초고층·대공간·중요시설물은 시스템계수가 정확하지 않으므로 비선형해석으로 성능을 평가하는 것이 바람직하다는 진술은 옳다.
• 인명 보호 성능목표를 위해 층간변위와 부재의 비탄성변형을 허용 이내로 억제해야 한다는 진술은 옳다.
• 설계 밑면전단력이 등가정적해석법에 의한 값의 75 % 이상이어야 한다는 진술은 옳다.

단순보 중앙의 최대 휨모멘트를 단면계수로 나누면 최대 휨인장응력은 125 MPa이다.

최대 휨모멘트: $M_{max}=\dfrac{wL^2}{8}=\dfrac{1.5\times8^2}{8}=12\,\mathrm{kN\cdot m}$
단면계수: $Z=\dfrac{bh^2}{6}=\dfrac{40\times120^2}{6}=96{,}000\,\mathrm{mm^3}$
휨응력: $\sigma=\dfrac{12\times10^6}{96{,}000}=125\,\mathrm{MPa}$

단면을 눕혀 폭 120 mm·높이 40 mm로 보면 응력이 세 배(375 MPa)가 되므로, 그림처럼 높이 120 mm를 휨 방향 춤으로 써야 한다.

• 50 MPa는 $wL^2/8$과 $bh^2/6$으로 구한 값보다 작아 성립하지 않는다.
• 75 MPa도 같은 계산값 125 MPa에 미치지 못한다.
• 100 MPa 역시 최대 휨모멘트 12 kN·m를 단면계수로 나눈 값과 다르다.

힌지 B의 휨모멘트가 0이므로 B~E 구간 전단력도 면적만큼 모멘트가 늘어 E점의 휨모멘트는 225 kN·m이다.

E점 위치: B점 전단력 150 kN이 등분포하중 50 kN/m로 줄어 0이 되는 거리
$x=\dfrac{150}{50}=3\,\mathrm{m}$
E점 모멘트: $M_E=M_B+\dfrac{1}{2}\times150\times3=0+225=225\,\mathrm{kN\cdot m}$

• 150 kN·m는 전단력 크기를 그대로 모멘트로 착각한 값이다.
• 300 kN·m는 E점까지의 거리를 4 m로 잘못 잡은 값($\tfrac{1}{2}\times150\times4$)이다.
• 375 kN·m는 E점을 BC 구간 중앙(5 m)으로 본 값($\tfrac{1}{2}\times150\times5$)으로, 전단력이 0이 되는 위치와 맞지 않는다.

긴장재와 덕트 사이의 마찰은 포스트텐션 방식의 손실이므로 프리텐션 부재의 응력 손실 원인이 아니다.

프리텐션은 덕트 없이 긴장재를 먼저 긴장한 상태에서 콘크리트를 타설해 부착으로 프리스트레스를 도입하므로 덕트 마찰이 생기지 않는다.

• 콘크리트의 건조수축은 장기 손실 원인이다.
• 콘크리트의 탄성수축은 프리스트레스 도입 시의 즉시 손실 원인이다.
• 긴장재 응력의 릴랙세이션은 장기 손실 원인이다.

유효좌굴길이 KL을 계산하면 세 기둥 모두 2L로 같다.

지지조건별 유효길이계수는 고정-자유 K=2.0, 양단 회전 K=1.0, 양단 고정 K=0.5이다.
$A: 2.0\times L=2L,\quad B: 1.0\times2L=2L,\quad C: 0.5\times4L=2L$

• A를 최대, B를 최소로 보는 설명은 길이가 가장 짧은 A의 유효길이를 과대평가한 것이다.
• A를 최소, C를 최대로 보는 설명은 기둥 길이만 비교하고 지지조건을 무시한 것이다.
• B만 최대라는 설명도 세 유효좌굴길이가 동일하므로 옳지 않다.

SRC 구조는 철골 주위에 철근을 배근해야 하므로 접합부에서 철근 조립과 콘크리트 시공이 복잡해지며, 용이해진다는 진술이 옳지 않다.

특히 보-기둥 접합부에서 철골과 주근·띠철근이 간섭해 시공성이 떨어지는 것이 SRC 구조의 대표적 단점이다.

• 구조용 강재와 철근콘크리트를 함께 적용해 구성하는 구조라는 정의는 옳다.
• 부분합성보는 합성보의 내력을 충분히 발휘하기 전에 강재앵커가 먼저 파괴된다는 설명은 옳다.
• 강재를 콘크리트가 감싸므로 강구조보다 내화성과 좌굴 안정성이 우수하다는 설명은 옳다.

등가직사각형 압축응력블록은 실제 비선형 응력분포와 압축응력 분포 면적(압축합력의 크기)이 같도록 정한다.

아울러 합력의 작용 위치(도심)가 같도록 블록 깊이를 정해, 휨강도 계산 결과가 실제 분포와 같아지게 한다.

• 철근의 배근 위치는 블록 변환과 무관한 단면 조건이다.
• 보 단면의 유효깊이도 블록 변환 시 맞추는 항목이 아니다.
• 콘크리트의 탄성계수는 극한 상태의 응력블록 변환에 쓰이지 않는다.

콘크리트의 탄성계수가 증가하면 휨강성이 커지므로 보의 처짐은 감소하며, 증가한다는 진술이 옳지 않다.

즉시처짐은 휨강성 $E_c I_e$ 에 반비례한다.

• 연속보는 정·부모멘트 위험단면의 유효단면2차모멘트 평균값으로 처짐을 계산할 수 있다.
• 크리프 변형률이 커지면 장기처짐이 증가한다.
• 압축철근이 많을수록 크리프·건조수축에 의한 장기처짐이 줄어든다.

피로 검토를 생략할 수 있는 이형철근 응력범위의 상한은 150 MPa이며 500 MPa 이형철근에 160 MPa를 허용하는 규정은 없으므로, 해당 진술이 옳지 않다.

기준은 충격을 포함한 사용 활하중에 의한 응력범위가 규정값 이내이면 피로 검토를 하지 않아도 되는 것으로 정하고 있다.

• 연결부 또는 정착부에 위치한 긴장재의 응력범위 140 MPa 이내는 옳다.
• 설계기준항복강도 300 MPa 이형철근의 응력범위 130 MPa 이내는 옳다.
• 설계기준항복강도 400 MPa 이형철근의 응력범위 150 MPa 이내는 옳다.

판폭두께비 표시가 옳지 않은 것은 각형강관의 b·h를 외측 전체 치수로 표시한 도해이다.

각형강관의 판폭은 모서리 곡률부를 뺀 평판 부분의 폭으로 잡으며, 곡률반경을 모르면 외측 치수에서 3t를 뺀 값을 쓴다. 외측 전폭·전높이를 그대로 b, h로 쓰면 판폭두께비가 과대평가된다.

• ㄱ형강은 다리 전체 폭을 b, 두께를 t로 표시하므로 옳다.
• T형강은 플랜지 폭의 절반을 b, 웨브 전체 춤을 d로 표시하므로 옳다.
• 원형강관은 외경 D와 관 두께 t로 지름두께비를 나타내므로 옳다.

용접 H형강 웨브의 판폭두께비는 플랜지 사이 순높이 h를 웨브 두께로 나눈 값으로 22이다.

$\dfrac{h}{t_w}=\dfrac{176}{8}=22$

• 8.3은 플랜지 판폭두께비(B/2를 플랜지 두께로 나눈 100/12)로, 웨브가 아닌 플랜지의 값이다.
• 12.5는 플랜지 돌출폭(100 mm)을 웨브 두께로 나눈 값으로 웨브 판폭과 무관하다.
• 25는 전체 춤 H=200 mm를 웨브 두께로 나눈 값으로, 플랜지 두께를 빼지 않아 웨브 판폭을 과대평가한 것이다.

PHC말뚝은 공장에서 미리 제작한 프리텐션 방식 원심력 고강도 콘크리트말뚝이므로, 강재말뚝으로 설명한 진술이 옳지 않다.

강재말뚝은 강관말뚝·H형강말뚝처럼 강재로 만든 기성말뚝을 말한다.

• 마찰말뚝은 지지력의 대부분을 주면 마찰로 지지하는 말뚝으로 옳다.
• 지지말뚝은 연약층을 관통해 굳은 지반·암층에 도달시켜 선단 저항으로 지지하는 말뚝으로 옳다.
• 타입말뚝은 기성말뚝을 소정 깊이까지 항타 또는 압입한 말뚝으로 옳다.

기초의 밑면은 그 지방의 동결선보다 깊게 위치시켜야 하므로, 높게 위치시킨다는 진술이 옳지 않다.

동결선보다 얕으면 지반이 얼고 녹을 때 동상(凍上)으로 기초가 들리거나 침하한다.

• 지하실을 건물 전체에 균등히 설치하면 굴착 흙의 무게만큼 하중이 보상되어 침하 저감에 유리하다.
• 서로 다른 형태의 기초나 말뚝을 혼용하면 침하 특성이 달라 부등침하 우려가 있다.
• 지중보의 강성을 높이면 기초를 일체화해 부등침하 저감에 유리하다.