전이슬래브 시스템은 상부 전단벽 구조로부터 하부 기둥으로 하중을 전달하는 구조시스템이다. 이 시스템은 상당한 두께의 슬래브를 필요로 하므로 비경제적이며, 이 단점은 슬래브내에 중공부를 두어 해결할 수 있다. 그리고 이 시스템은 플랫플레이트 구조로써 기둥-슬래브 접합부 부근의 뚫림전단파괴을 일으키는 취성파괴의 위험이 존재한다. 따라서 중공부를 갖는 전이슬래브 시스템의 뚫림전단 성능은 매우 중요하다. 그러나 현행 기준에서는 중공부를 갖는 슬래브의 뚫림전단성능에 대한 명확한 강도산정 규정이 제시되어 있지 않다. 이 연구에서는 중공 시스템의 뚫림전단강도를 알아보기 위하여 실험적 연구를 수행하였으며, 현행기준 및 기존연구를 토대로 실험체의 전단강도를 예측하였다. 그 결과, 중공시스템의 뚫림전단강도는 기둥면으로부터 위험단면 d/2의 위치와 중공부 중심에서의 위험단면으로 계산된 값 중 작은 값으로 결정되었다. 여기서 강도 계산을 위하여 위험단면의 유효단면적을 사용하여 계산하였다.
전이슬래브 시스템은 상부 전단벽 구조로부터 하부 기둥으로 하중을 전달하는 구조시스템이다. 이 시스템은 상당한 두께의 슬래브를 필요로 하므로 비경제적이며, 이 단점은 슬래브내에 중공부를 두어 해결할 수 있다. 그리고 이 시스템은 플랫플레이트 구조로써 기둥-슬래브 접합부 부근의 뚫림전단파괴을 일으키는 취성파괴의 위험이 존재한다. 따라서 중공부를 갖는 전이슬래브 시스템의 뚫림전단 성능은 매우 중요하다. 그러나 현행 기준에서는 중공부를 갖는 슬래브의 뚫림전단성능에 대한 명확한 강도산정 규정이 제시되어 있지 않다. 이 연구에서는 중공 시스템의 뚫림전단강도를 알아보기 위하여 실험적 연구를 수행하였으며, 현행기준 및 기존연구를 토대로 실험체의 전단강도를 예측하였다. 그 결과, 중공시스템의 뚫림전단강도는 기둥면으로부터 위험단면 d/2의 위치와 중공부 중심에서의 위험단면으로 계산된 값 중 작은 값으로 결정되었다. 여기서 강도 계산을 위하여 위험단면의 유효단면적을 사용하여 계산하였다.
The transfer slab system is a structural system that transfers the loads from the upper shear wall structure to the lower columns. This is a costly system due to a very thick slab, and the relatively high cost can be mitigated by introducing voids in the slab. However, this system of flat plate cont...
The transfer slab system is a structural system that transfers the loads from the upper shear wall structure to the lower columns. This is a costly system due to a very thick slab, and the relatively high cost can be mitigated by introducing voids in the slab. However, this system of flat plate containing voids is vulnerable to brittle failure caused by punching shear in vicinity of slab-column connection. Thus, the punching shear capacity of the void system is very important. However, the current code doesn't provide a clear design provision for the strength of slabs with a void section. In this study, experimental study was conducted to investigate the punching shear strength of the void slab system. The shear strength of the specimens was predicted by current code and previous researches. In result, the punching shear strength of the void system is determined as the least value calculated at critical section located a distance d/2 from the face of the column and the center of the void section using the effective area at critical section.
The transfer slab system is a structural system that transfers the loads from the upper shear wall structure to the lower columns. This is a costly system due to a very thick slab, and the relatively high cost can be mitigated by introducing voids in the slab. However, this system of flat plate containing voids is vulnerable to brittle failure caused by punching shear in vicinity of slab-column connection. Thus, the punching shear capacity of the void system is very important. However, the current code doesn't provide a clear design provision for the strength of slabs with a void section. In this study, experimental study was conducted to investigate the punching shear strength of the void slab system. The shear strength of the specimens was predicted by current code and previous researches. In result, the punching shear strength of the void system is determined as the least value calculated at critical section located a distance d/2 from the face of the column and the center of the void section using the effective area at critical section.
* AI 자동 식별 결과로 적합하지 않은 문장이 있을 수 있으니, 이용에 유의하시기 바랍니다.
문제 정의
그러나 모든 3가지 방법은 기둥면으로부터 d/2 거리의 위험단면에 중공부가 포함되지 않은 실험체 P-VS400-1의 정확한 실험 결과를 예측할 수 없었다. 따라서 이 연구는 실험체 P-VS400-1에 대하여 중공부의 영향을 반영하기 위하여 다른 접근을 시도하였다.
이 연구에서는 중공부가 있는 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단강도에 관한 실험적 연구를 통하여 강도 산정법을 제안하였다. 이 연구로부터 얻은 결론은 다음과 같다.
가설 설정
따라서 기준3)의 두께가 변하는 슬래브와 중공재로 인한 단면감소된 슬래브는 조건이 다른 경우로 이해할 수 있을 것으로 판단된다. 또한 기준에서 중공부로 인한 단면감소에 대하여 명확한 언급이 없기 때문에, 이 연구에서는 중공재에 따른 단면감소는 슬래브 두께와 다른 경우로 가정하여 연구를 수행하였다.
제안 방법
각 실험체는 단순지지 조건으로 3,000 kN 용량의 로드셀과 유압잭을 연결하여 설치하고 기둥에 압축력을 가하였다. 실험체의 설치 모습은 Fig.
이와 동일한 하중조건을 만족하기 위해서는 슬래브에 하중을 주어야 하나 실험에 적용하기란 쉽지 않다. 따라서 이 연구의 실험에서는 실험체 상하부를 뒤집어서 롤러에 의해 네 면을 지지시키고 기둥의 중심에 압축력을 가하였다. LVDT는 실험체의 수직변위를 측정하기 위하여 Fig.
5의 실험체의 최종 균열상황에서 알 수 있듯이 위험단면을 원형으로 가정할 수 있다. 따라서 정사각형 기둥을 단면적이 같은 원형 기둥으로 치환하고 기둥면에서 d/2만큼 떨어진 거리의 원형반경의 단면을 위험단면으로 하여 강도를 산정하였다(Fig. 7(b)).
그리고 이 연구의 주된 관심은 전이슬래브의 중공부의 유무에 따른 구조성능의 변화이다. 따라서 중공부가 존재하지 않는 일반 슬래브(solid slab)-기둥 접합부와 중공부를 갖는 슬래브(void slab)-기둥 접합부의 실험체를 제작하였다. 중공 슬래브 실험체와 일반 슬래브 실험체가 유사한 파괴 메커니즘을 갖는 경우, 기존 뚫림전단강도 산정방법을 수정하여 강도를 결정할 수 있을 것이다.
모든 실험체의 슬래브 상하부는 항복강도 400 MPa를 갖는 D13철근으로 배근 설계하였으며, 실험체 콘크리트의 설계 압축강도는 30 MPa로 계획되었다. 콘크리트 공시체는 실린더형 몰드를 사용하여 실험체와 동일한 조건하에서 양생시켰다.
실험체 P-VS400-1은 일반적인 위험단면(기둥면으로부터 d/2만큼 떨어진 위치에서의 위험단면)의 외부에 중공재를 배치하였고 실험체 P-VS400-2와 실험체 P-VS400-3은 위험단면에서의 중공재의 개수에 차이를 두어 중공비율을 다르게 하였다. 실험체 P-VS400-4는 위험단면에 걸리는 중공재의 개수가 실험체 P-VS400-3과 같으나 그 외부에도 중공재를 추가로 배치하여 뚫림전단강도의 영향을 살펴보았다. 중공 슬래브 실험체의 중공재 배치는 Fig.
앞의 3가지 방법으로 각 실험체의 뚫림전단강도를 산정하고 그 결과를 분석하였다. 기둥면으로부터 d/2 거리에서의 위험단면의 수직단면에 대한 유효단면을 고려한 방법이 실험체 P-VS400-1를 제외하고 실험 결과와 가장 근사한 값을 보였다(Fig.
de는 기둥면으로부터 확장된 위험단면까지의 거리이다. 이 방법에서 역시 확장된 위험반경의 전체 단면적에서 중공부의 단면적을 뺀 면적을 유효단면적하여 강도 계산을 하였다.
이 연구에서는 구조성능 실험을 통하여 중공부를 갖는 전이 슬래브 시스템의 뚫림전단강도를 측정하고 변수에 따라 실험 결과를 분석하였다. 현행기준 및 기존연구의 뚫림전단강도에 관한 식을 변형하여 강도를 산정하고 비교하여 중공부를 갖는 전이 슬래브 시스템의 뚫림전단강도 산정 방법을 제안하였다.
이 연구에서는 실험체의 중공부의 영향을 고려함과 동시에 최소 강도를 찾기 위해서 위험단면을 기둥면에서 d/2 위치에서부터 확장해 가면서 강도를 계산하였다. 그 결과는 Fig.
4의 위치에 설치하였다. 최대 변위를 측정하기 위해 슬래브의 중앙부에 1개를 설치하고 기둥면, 기둥면으로부터 d/2와 d의 거리에 실험체의 길이방향과 실험체 폭방향 모두 각 3개씩 총 7개를 설치하였다.
이 연구에서는 구조성능 실험을 통하여 중공부를 갖는 전이 슬래브 시스템의 뚫림전단강도를 측정하고 변수에 따라 실험 결과를 분석하였다. 현행기준 및 기존연구의 뚫림전단강도에 관한 식을 변형하여 강도를 산정하고 비교하여 중공부를 갖는 전이 슬래브 시스템의 뚫림전단강도 산정 방법을 제안하였다.
대상 데이터
중공 슬래브 실험체의 주요변수는 기둥면에서 중공부 중심까지의 거리와 위험단면에서의 중공비율, 슬래브 전체의 중공비율이다. 실험체 P-VS400-1은 일반적인 위험단면(기둥면으로부터 d/2만큼 떨어진 위치에서의 위험단면)의 외부에 중공재를 배치하였고 실험체 P-VS400-2와 실험체 P-VS400-3은 위험단면에서의 중공재의 개수에 차이를 두어 중공비율을 다르게 하였다. 실험체 P-VS400-4는 위험단면에 걸리는 중공재의 개수가 실험체 P-VS400-3과 같으나 그 외부에도 중공재를 추가로 배치하여 뚫림전단강도의 영향을 살펴보았다.
실험체의 수직변위는 슬래브 하부에 설치한 LVDT를 이용하여 측정하였다. Fig.
이 연구에서 계획된 실험체는 내부 슬래브-기둥 접합부로 실제사이즈의 1/3 크기인 1,800 mm × 1,800 mm × 400 mm (B×L×h)으로 제작되었다.
슬래브의 양단부는 지지조건을 고려하여 200 mm 확장하였다. 중공부 한 개의 크기는 지름 200 mm, 높이 250 mm 인 원기둥 형태이고 그 재료는 스티로폼을 사용하였으며 모든 실험체는 휨에 의해 파괴되지 않도록 배근하였다. Table 1에 실험체 일람을 나타내었으며, Fig.
이론/모형
기준 KCI 2007에 의한 개구부를 가진 슬래브의 위험단면을 산정하는 방법을 적용하여 전단강도를 계산하였다. Fig.
실험체의 뚫림전단강도를 산정하기 위하여 먼저 콘크리트 구조설계 기준3)의 방법을 사용하였다. 중공슬래브의 위험단면적은 기둥면에서 d/2위치에서의 전체 단면적에서 중공부와 겹쳐지는 면적을 제외하고 산정하였다(Fig.
성능/효과
1) 중공부가 있는 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단에 대한 내력은 중공부가 없는 일반 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단성능에 비해 낮게 나타났으며 기둥면에서 중공부까지의 거리 그리고 위험단면에서의 중공비율 등의 변수에 따라 다르게 나타났다.
2) 중공부가 있는 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단강도 계산시 중공부의 영향을 고려하기 위하여 KCI 2007기준의 위험단면에 유효단면적을 사용할 때 실험 결과를 가장 잘 예측하였다. 그러나 실험체 PVS400-1은 중공부가 위험단면에 포함되지 않아 강도가 과대평가되었다.
3) 실험체의 위험단면 위치를 기둥면으로부터 d/2 위치에서부터 확장하여 계산된 최소강도와 중공부 중심을 잇는 위치의 강도의 오차는 약 1%로 매우 작게 나타났다.
4) 중공부를 갖는 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단강도는 기둥면으로부터 d/2의 위치와 중공부 중심을 잇는 위험단면의 유효단면적을 이용하여 각각 강도 계산 후 작은 값으로 결정할 수 있을 것으로 판단된다.
그리고 일반 실험체 P-SS400을 기준으로 위험 단면에서의 수직 위험단면비(ρ)와 실험 결과의 비가 매우 밀접한 관계를 가지고 있음을 보여준다.
10(a)에 위험단면에 중공부를 포함하지 않은 실험체 P-VS400-1의 위험단면을 확장하여 강도계산을 하면 중공부와 겹치기 시작하는 부분에서 강도가 저하하다가 중공부 중심 부근을 넘어섰을 때 강도가 다시 증가하는 것을 볼 수 있다. 그리고 최소 강도일 때의 오차와 중공부 중심을 잇는 위험단면의 유효단면을 이용하여 강도를 계산했을 때의 오차는 약 1%로 매우 작게 나타났다.
앞의 3가지 방법으로 각 실험체의 뚫림전단강도를 산정하고 그 결과를 분석하였다. 기둥면으로부터 d/2 거리에서의 위험단면의 수직단면에 대한 유효단면을 고려한 방법이 실험체 P-VS400-1를 제외하고 실험 결과와 가장 근사한 값을 보였다(Fig. 9). 그러나 모든 3가지 방법은 기둥면으로부터 d/2 거리의 위험단면에 중공부가 포함되지 않은 실험체 P-VS400-1의 정확한 실험 결과를 예측할 수 없었다.
전이 슬래브는 일반 플랫플레이트 슬래브에 비하여 두께가 상당하여 방사형 균열이 미비하긴 하나 전체적인 균열은 일반적인 뚫림전단파괴 균열양상과 비슷한 양상을 보였다. 모든 실험체는 기둥 대각선 부분에서 초기 균열이 발생하고, 하중이 증가함에 따라 기둥면으로부터 d만큼 떨어진 거리 전후에서 기둥주위를 연결하는 균열이 최종적으로 발생하였다. 중공이 있는 슬래브의 최종 파괴시 균열형태는 일반 슬래브와 유사하였으며 전체적인 파괴형태는 모서리가 둥근 정방형의 모습을 보였다.
이 연구는 Fig. 11과 같이 중공부를 갖는 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단강도는 기둥면에서 d/2의 위치와 중공부 중심을 잇는 위험단면의 유효단면적을 이용하여 각각 강도 계산 후에 작은 값으로 결정할 수 있다는 결론을 얻었다. 여기서, 유효단면적은 각 위험단면 위치에서의 수직 전체 단면적에서 중공부 단면적을 제외하여 계산한다.
콘크리트 공시체는 실린더형 몰드를 사용하여 실험체와 동일한 조건하에서 양생시켰다. 재료시험 결과 D13철근의 항복강도는 523 MPa, 인장강도는 604 MPa, 콘크리트의 압축강도는 33 MPa로 측정되었다.
모든 실험체는 기둥 대각선 부분에서 초기 균열이 발생하고, 하중이 증가함에 따라 기둥면으로부터 d만큼 떨어진 거리 전후에서 기둥주위를 연결하는 균열이 최종적으로 발생하였다. 중공이 있는 슬래브의 최종 파괴시 균열형태는 일반 슬래브와 유사하였으며 전체적인 파괴형태는 모서리가 둥근 정방형의 모습을 보였다.
후속연구
그러나 현재 전이 슬래브 접합부는 일반 플랫플레이트 접합부와 동일한 하중 전달 메커니즘을 갖는 것으로 고려되어 설계되고 있다.10) 이 연구는 중공부를 갖는 전이 슬래브에 대한 뚫림전단 성능을 알아보기 위한 것으로 상부 벽체의 집중하중의 영향을 고려하기 이전에 등 분포하중을 받는 접합부의 뚫림전단 성능 검증에 대한 연구가 먼저 필요할 것으로 판단하였다. 그리고 이 연구의 주된 관심은 전이슬래브의 중공부의 유무에 따른 구조성능의 변화이다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
고층아파트 건설이 활발해지고 있는 이유는 무엇인가?
도시의 인구집중 현상에 따라 고층아파트 건설이 활발해지고 있다. 그러나 쾌적한 주거환경 요구에 대응하기 위한 부대시설로 요구되는 공간은 지상공간만으로는 해결하기 어려워 지하공간의 효율적인 활용이 더욱 요구되고 있다.
전이 슬래브 시스템의 두꺼운 슬래브로 인하여 비경제적인 단점은 어떻게 보완할 수 있는가?
1,2) 또한 전이 슬래브 시스템은 시공의 편이성을 갖추고 있으나 두꺼운 슬래브로 인하여 비경제적인 단점이 있다. 따라서 전이 슬래브 시스템에 중공부를 두게 되면 상당 부분 콘크리트 물량을 감소시킬 수 있으므로 이러한 단점을 보완할 수 있다. 전이 슬래브 시스템은 플랫플레이트 구조형식으로 기둥-슬래브 접합부에서 뚫림전단파괴와 같은 취성파괴의 위험이 존재한다.
전이 슬래브 시스템은 일반 플랫플레이트 시스템과 어떤 차이가 있는가?
일반적으로 전이 슬래브 시스템은 일반 플랫플레이트 시스템과 다르게 상부 벽체의 집중하중을 주로 받게 된다. 그러나 현재 전이 슬래브 접합부는 일반 플랫플레이트 접합부와 동일한 하중 전달 메커니즘을 갖는 것으로 고려되어 설계되고 있다.
참고문헌 (10)
Li, C. S., Lam, S. S. E., Zhang, M. Z., and Wong, Y. L., “Shaking Table Test of a 1:20 Scale High-rise Building with a Transfer Plate System,” Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 132, No. 11, 2003, pp. 1732-1744.
Li, C. S., Lam, S. S. E., Chen, A., and Wong, Y. L., “Seismic Performance of a Transfer Plate Structure,” Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 134, No. 11, 2008, pp. 1705-1716.
한국콘크리트학회, 2007년도 개정 콘크리트구조설계기준 해설, 한국콘크리트학회, 2007, pp. 150, 151, 190-199.
ACI Committee 318, Building Code Requirements for Structural Concrete, American Concrete Institute, Farmington Hills, Mich., 2008, pp. 155, 187, 191, 199.
Moelhle, J. P., Kreger, Michael E., and Leon, R., “Background to Recommendations for Design of Reinforced Concrete Slab-Column Connection,” ACI Structure Journal, Vol. 85, No. 6, 1988, pp. 636-664.
Hammill, N. and Ghali, A., “Punching Shear Resistance of Corner Slab-Column Connection,” ACI Structure Journal, Vol. 91, No. 6, 1994, pp. 697-707.
Vainiunas, P., Popovas, V., and Jarmolajev, A., “Punching Shear Behavior Analysis of RC Flat Floor Slab to column Connection,” Journal of Civil Engineering and Management, Vol. 8, No. 2, 2002, pp. 77-82.
Schnellenbach-Held, M. and Pfeffer, K., “Punching Behavior of Biaxial Hollow Slabs,” Cement & Concrete Composites, Vol. 24, Issue 6, 2002, pp. 551-556.
Schnellenbach-Held, M. and Pfeffer, K., “Punching Shear Capacity of Biaxial Hollow Slabs,” International Workshop on Punching Shear Capacity of RC Slabs, Proceedings, Stockholm: Royal Institute of Technology, 2000, pp. 423-430.
윤장근, 강수민, 김욱종, 이도범, “피트층 하부에 필로티를 갖는 벽식구조 아파트에서 전이슬래브의 거동 및 합리적인 설계방법에 관한 연구,” 대한건축학회 학술발표대회 논문집, 28권, 1호, 2008, pp. 231-234.
※ AI-Helper는 부적절한 답변을 할 수 있습니다.