플랫플레이트-기둥 접합부의 뚫림전단강도를 규명하기 위해 그동안 많은 실험연구가 수행되어 왔다. 실험결과에 의하면, 뚫림전단강도는 접합부의 기둥크기, 철근비, 경계조건 등 다양한 설계변수에 따라 크게 변화하는 것으로 나타났다. 하지만 현행 설계기준들은 설계변수의 영향을 정확히 반영하고 있지 못한 실정이다. 본 연구에서는 뚫림전단의 파괴메카니즘을 정의하기 위하여, Rankine의 파괴기준을 이용하는 구조역학적 접근법이 사용되었다. 파괴메카니즘은 접합부에 배치된 하부철근량에 따라 압축지배 전단파괴와 인장지배 전단파괴로 분류되며, 또한 뚫림전단강도는 슬래브의 휨손상에 밀접한 영향을 받는 것으로 밝혀졌다. 이 연구결과에 근거하여 콘크리트의 뚫림전단강도식을 개발하였으며, 제안된 방법은 기존 실험연구결과와 비선형 수치해석결과와의 비교를 통해 타당성이 검증되었다. 비교결과, 다양한 설계변수의 영향을 반영하고 있는 제안된 강도모델은, 현행 설계기준보다 접합부의 뚫림전단강도를 정확히 추정할 수 있는 것으로 밝혀졌다.
플랫플레이트-기둥 접합부의 뚫림전단강도를 규명하기 위해 그동안 많은 실험연구가 수행되어 왔다. 실험결과에 의하면, 뚫림전단강도는 접합부의 기둥크기, 철근비, 경계조건 등 다양한 설계변수에 따라 크게 변화하는 것으로 나타났다. 하지만 현행 설계기준들은 설계변수의 영향을 정확히 반영하고 있지 못한 실정이다. 본 연구에서는 뚫림전단의 파괴메카니즘을 정의하기 위하여, Rankine의 파괴기준을 이용하는 구조역학적 접근법이 사용되었다. 파괴메카니즘은 접합부에 배치된 하부철근량에 따라 압축지배 전단파괴와 인장지배 전단파괴로 분류되며, 또한 뚫림전단강도는 슬래브의 휨손상에 밀접한 영향을 받는 것으로 밝혀졌다. 이 연구결과에 근거하여 콘크리트의 뚫림전단강도식을 개발하였으며, 제안된 방법은 기존 실험연구결과와 비선형 수치해석결과와의 비교를 통해 타당성이 검증되었다. 비교결과, 다양한 설계변수의 영향을 반영하고 있는 제안된 강도모델은, 현행 설계기준보다 접합부의 뚫림전단강도를 정확히 추정할 수 있는 것으로 밝혀졌다.
A number of experiments were performed to investigate the punching shear strength of flat plate-column connections. According to the experiments, the punching shear strength varies significantly with design parameters such as the column size of the connection, reinforcement ratio, and boundary condi...
A number of experiments were performed to investigate the punching shear strength of flat plate-column connections. According to the experiments, the punching shear strength varies significantly with design parameters such as the column size of the connection, reinforcement ratio, and boundary condition. However, current design methods do not properly address the effects of such design parameters. In the present study, a theoratical approach using Rankine's failure cirterion was attempted to define the failure mechanism of the punching shear According to the study, the failure mechanism can be classified into the compression-controlled and the tension-controlled, depending on the amount of bottom re-bars placed at the connection, and the punching shear strength is also significantly affected by the flexural damage of slab. Based on the finding, a new strength model of punching shear was developed, and verified by the comparisons with existing experiments and nonlinear finite element analyses. The comparisons show that the proposed strength model addressing the effects of various design parameters can predict accurately the punching shear strength, compared to the existing strength models.
A number of experiments were performed to investigate the punching shear strength of flat plate-column connections. According to the experiments, the punching shear strength varies significantly with design parameters such as the column size of the connection, reinforcement ratio, and boundary condition. However, current design methods do not properly address the effects of such design parameters. In the present study, a theoratical approach using Rankine's failure cirterion was attempted to define the failure mechanism of the punching shear According to the study, the failure mechanism can be classified into the compression-controlled and the tension-controlled, depending on the amount of bottom re-bars placed at the connection, and the punching shear strength is also significantly affected by the flexural damage of slab. Based on the finding, a new strength model of punching shear was developed, and verified by the comparisons with existing experiments and nonlinear finite element analyses. The comparisons show that the proposed strength model addressing the effects of various design parameters can predict accurately the punching shear strength, compared to the existing strength models.
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문제 정의
이처럼 단순지지되는 슬래브의 경우, 극한상태에서 접합부 단면의 곡률이 매우 크며, 이로 인하여 압축대 콘크리트의 압축손상이 크므로, 연속슬래브 또는 단부 구속된 슬래브에 비해 뚫림전단강도가 상대적으로 저하된다. 따라서 본 연구에서는 휨손상의 정도를 나타내는 곡률 또는 최대압축변형률의 증가에 따른 전단강도의 변화를 연구하였다.
본 연구에서는 플랫플레이트의 슬래브-기둥 접합부의 전단 강도에 대한 다양한 설계변수의 영향을 연구하기 위하여 비선형수치해석을 수행하였다. 이를 위하여 선행연구10)에서 개발된 비선형유한요소해석 프로그램을 이용하였다 뚫림전단에 대한 프로그램의 해석능력을 검증하기 위하여 저자에 의해 실시된 실험결과와 비교하였다.
경우와 동일한 방법으로 산정할 수 있다. 본 연구에서는, 인장측에서의 골재 맞물림에 의한 전단강도 기여도를 무시하였다.11) 한편, Raphael13)에 의하면 콘크리트의 인장강도 ft는 실험방식에 따라 차이가 있으나 일반적으로 0.
action)이다. 이중에서 골재 맞물림과 하부철근의 전단저항을 산정하기는 매우 어려우며, 따라서 본 연구에서는 안전측의 설계를 위하여 이들 효과를 무시하였다. Fig.
가설 설정
압축지배 전단강도를 산정하기 위하여, Fig. 8와 같이 변형률이 선형적으로 분포하며 콘크리트 압축대에는 식 (3)에서 정의하는 포물선 형태의 압축응력이 분포하는 것으로 가정하였다
11). 인장 지배 전단강도를 산정하기 위해서, 철근콘크리트의 압축 대에서 발생하는 평균 압축응력 σua(z)이 주방향의 압축응력과 크기 및 분포가 비슷하며, 또한 식 (3)에서 정의한 포물선 형태로 분포된다고 가정하였다(Fig. 10).
11에는 철근 또는 철근콘크리트에 발생하는 응력 성분들과 주응력성분들이 제시되어 있다. 철근콘크리트의 인장강도에 대한 하부철근의 기여도 fyθ를 간단하게 산정하기 위해서, 본 연구에서는 철근의 인장응력이 압축대 전체에 걸쳐 분산되어 작용하며, 그 크기는 fyρbh/Cu인 것으로 가정하였다.
제안 방법
그러나 상세한 구조해석을 하지 않는 경우 플랫플레이트구조의 강성을 평가하기는 쉽지 않으므로, 본 연구에서는 수치해석결과에 근거하여 일반적인 설계범위의 철근량을 가지는 연속슬래브, 4변 구속지지, 4변 단순지지된 슬래브에 대한 설계값으로 압축지배 전단파괴의 경우 각각 a = 1.0, 1.1, 2.0을, 인장지배 전단파괴의 경우 a = 1.0을 제안한다. 이때 슬래브-기둥 접합부의 전단강도는, 압축지배 전단파괴와 인장지배 전단파괴에 대해 각각 식 (7b)와 (13a)로 정의된다.
그러나 본 연구에서 제안된 전단강도식은 위험단면 전체에 대해 평균 압축응력과 평균 전단응력의 관계를 사용하므로, 양단부에서 국부적으로 전단강도가 저하되는 현상을 충분히 설명할 수 없다. 따라서 위험단면의 두께비에 따른 전단강도의 저하 현상을 고려하기 위해서, 수치해석결과에 근거하여 보정계수 λ 를 도입하였다
본 연구에서는 철근콘크리트의 재료파괴기준에 근거하여 슬래브-기둥 접합부의 뚫림전단의 파괴메카니즘을 분석하고 이에 근거하여 강도추정을 위한 설계식을 제안하였으며, 비선형유한요소해석 및 기존의 실험결과와 비교하여 검증하였다
슬래브-기둥 접합부의 전단강도에 대한 제안식 (14)의 유효성을 검증하기 위하여 기존의 실험결과와 비교하였다. 비교를 위해, 4변 구속 경계조건을 사용한 Vanderbilt15)와 4변 단순지지 경계조건을 사용한 저자의 실험 (Park), Elstner5), Moe16), Richart17) 실험결과를 사용하였으며, 실험체의 부재특성과 재료특성은 Table 3에 제시되어 있다.
그림은 하중과 기둥의 수직변위의 관계를 나타내고 있는데, 해석 결과와 실험결과는 최대강도에 이르기까지 대략적으로 일치한다. 슬래브의 기하학적 조건과 재료적 조건 등 다양한 변수 조합 별로 실제 설계범위를 포괄할 수 있는 넓은 변수범위에 대해 해석연구를 수행하였으며, 각 해석모델은 Table 1에 제시되어 있다.
12 fck인 것으로 알려져 있다. 실제로 인장균열은 철근의 인장항복 보다 먼저 일어나므로 인장강도는 급격히 저감되며, 따라서 본 연구에서는 인장균열 강도의 연화를 고려하여 콘크리트의 인장강도로서 안전측으로 0.08 fck을 사용하였다.
1), 실험 결과의 분석에 의하면 각 실험에서 사용하는 철근비와 경계조건의 차이가 그 주 원인으로 예상되었다. 이러한 철근비와 경계조건의 차이가 전단강도에 미치는 영향을 파악하기 위해, E 계열의 해석모델에 대해 철근비와 경계조건을 다양하게 변경하여 비선 형 수치해석을 수행하였다. Table 2에는 각 해석모델에서 사용한 경계조건이 제시되어 있다.
접합부의 인장지배 전단강도를 간단하게 산정하기 위해서, 철근콘크리트의 압축대에 분포되는 압축응력 σua(z)를 등가압축응력 σue[= ( a — a2/3)fck]으로 치환하였다. 식 (2b)로부터, 위험단면내 인장지배 전단강도는 식 (10)으로 정의된다.
파괴유형 별로 접합부의 뚫림전단강도식을 개발하였으며, 기존 실험결과와 수치해석결과를 이용해서 그 유효성을 검증하였다. 본 연구를 통하여 밝혀진 주요 결론은 다음과 같다.
대상 데이터
이때 압축대의 콘크리트는 휨에 의한 압축응력과 전단응력의 조합력을 받으므접합부의 뚫림전단강도를 산정하기 위해서는 두 응력의 상호작용을 고려하여야 한다. 본 연구에서는 뚫림전단강도의 위험단면으로서 현행설계기준1)에서 사용하는 위험 단면을 사용하였다. 즉 접합부의 위험단면은, 기둥면에서 각각 0.
데이터처리
비선형수치해석을 수행하였다. 이를 위하여 선행연구10)에서 개발된 비선형유한요소해석 프로그램을 이용하였다 뚫림전단에 대한 프로그램의 해석능력을 검증하기 위하여 저자에 의해 실시된 실험결과와 비교하였다.
이론/모형
본 연구에서는 슬래브-기둥 접합부에 대해 Rankine 파괴기준을 이용하여 접합부의 뚫림전단파괴유형을 정의하였다. 파괴유형 별로 접합부의 뚫림전단강도식을 개발하였으며, 기존 실험결과와 수치해석결과를 이용해서 그 유효성을 검증하였다.
비교하였다. 비교를 위해, 4변 구속 경계조건을 사용한 Vanderbilt15)와 4변 단순지지 경계조건을 사용한 저자의 실험 (Park), Elstner5), Moe16), Richart17) 실험결과를 사용하였으며, 실험체의 부재특성과 재료특성은 Table 3에 제시되어 있다. 단, 인장측에 배치된 철근량이 과도하여 실제 설계범위를 크게 벗어나는, 일부 시험체는 본 비교연구에서 제외하였다.
성능/효과
1) 휨균열이 발생한 부재에 재하되는 전단력은 압축대의 콘크리트에 의하여 지지되며, 콘크리트에 재하되는 휨 압축응력의 크기가 전단강도를 결정하는 중요한 요소이다.
2) 슬래브의 경계조건은 접합부의 곡률변형 및 그에 따른 단면의 압축응력 분포에 영향을 주므로 접합부의 뚫림전단강도에 큰 영향을 준다. 강성이 작은 단순지지 슬래브는 연속 슬래브에 비해 작은 전단강도를 나타낸다.
3) 접합부의 전단파괴는 압축대에 재하되는 휨 압축응력의 크기 및 분포와 철근배근 여부에 따라서 콘크리트의 인장지배 또는 압축지배유형으로 구분된다. 위험 단면의 압축대에 철근이 배근되어 있는 경우, 콘크리트 인장파괴가 억제되고 압축파괴가 유도되므로 접합 부의 전단 강도가 증가된다.
4) 플랫플레이트-기둥 접합부의 경우 슬래브 상하단에 철근이 배근되어 있으므로, 접합부의 뚫림전단파괴는 압죽지배 유형이다.
또한 Elstner와 저자의 시험체는 압축지배 전단파괴되었으며, 하부철근이 충분하게 배근되지 않은 Vanderbilt의 시험체는 인장지배 전단강도가 압축지배 전단강도와 거의 비슷한 것으로 나타났다. 각 설계방법의 비교결과, 실험강도에 대해 콘크리트 구조설계기준1) 및 BS 81103)에 의한 추정 강도의 비율은 각각 평균이 1.54, 1.69이고 표준편차가 32.6%, 51.0%로 나타났으며, 각 설계기준마다 슬래브의 전단강도 추정결과가 많은 차이를 보이는 것을 알 수 있다. 반면, 제안식에 의한 추정강도는 평균이 0.
그 이유는 위험단면의 형상이 장방형에 가까워질수록 인근 위험단면에 작용하는 전단응력의 영향을 받아 위험단면의 양 단부가 조기에 압축파괴되므로, 전체전단 강도가 감소하기 때문이다. 그러나 본 연구에서 제안된 전단강도식은 위험단면 전체에 대해 평균 압축응력과 평균 전단응력의 관계를 사용하므로, 양단부에서 국부적으로 전단강도가 저하되는 현상을 충분히 설명할 수 없다. 따라서 위험단면의 두께비에 따른 전단강도의 저하 현상을 고려하기 위해서, 수치해석결과에 근거하여 보정계수 λ 를 도입하였다
Table 3에 나타난 바와 같이 압축대에 철근이 배근되지 않은 Moe와 Richart의 실험체는 인장지배 전단강도가 압축지배 전단강도 보다 작으며 따라서 인장지배파괴가 일어난다. 또한 Elstner와 저자의 시험체는 압축지배 전단파괴되었으며, 하부철근이 충분하게 배근되지 않은 Vanderbilt의 시험체는 인장지배 전단강도가 압축지배 전단강도와 거의 비슷한 것으로 나타났다. 각 설계방법의 비교결과, 실험강도에 대해 콘크리트 구조설계기준1) 및 BS 81103)에 의한 추정 강도의 비율은 각각 평균이 1.
7% 로 정확하지 못한 것으로 나타났다. 반면, 본연구에서 제안한 전단강도식은 평균 0.95, 표준편차 11.3%로써 비교적 해석결과를 잘 나타내고 있다.
0%로 나타났으며, 각 설계기준마다 슬래브의 전단강도 추정결과가 많은 차이를 보이는 것을 알 수 있다. 반면, 제안식에 의한 추정강도는 평균이 0.97, 표준편차는 15.4%로써 제안식은 실험결과를 비교적 정확하게 추정하는 것으로 나타났다. 현행 설계기준에서는, 접합부의 전단파괴 이후 슬래브가 연속적으로 붕괴되는 것을 방지하기 위한 목적에서 접합부 하부철근을 최소철근비 이상 배근하도록 규정하고 있다.
이 연구를 통하여, 슬래브 단부의 경계조건과 철근비가 접합부의 전단파괴 메커니즘에 영향을 미치는 주요한 변수임을 알 수 있다.
4와 Table 2에 의하면, 접합부의 전단강도는 철근비와 경계조건에 따라 큰 차이를 보이고 있다. 철근비가 증가할수록 뚫림전단강도가 증가하며, 대체로 네변이 구속지지된 슬래브와 연속슬래브의 전단 강도는 비슷한 반면, 네변이 단순지지된 슬래브의 경우에는 상대적으로 강성과 전단강도가 작은 것으로 나타났다. 경계조건에 따른 전단강도의 차이는 Elstne5)의 연구에서도 밝혀진 바 있다(Fig.
후속연구
본 연구에서 개발된 뚫림전단강도 설계식은 다양한 설계변수에 대하여 기존의 설계식이나 이론식보다 뚫림 전단 강도를 정확히 예측할 수 있으므로, 현행 설계기준의 개선에 이용할 수 있을 것으로 기대된다
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