본 연구의 목적은 중력 하중에 저항하도록 설계된 플랫 플레이트 외부 접합부의 이력 거동을 평가하는 데 있다. 이러한 목적을 위하여 2/3의 크기가 조정된 PT 슬래브-기둥 외부 접합부 2개와 RC 슬래브-기둥 외부 접합부 1개를 대상으로 실험적 연구를 수행하였다. 여기서 각각의 PT 실험체는 서로 다른 강선 배치 형태를 띄고 있다. 중력 하중은 동일하게 설정하였고, 지속적인 정적 하중 하에서 유사 정적 횡하중을 적용하였다. 한편 모든 실험체는 ACI 318-05과 ACI 352.1R-89에 근거하여 기둥 폭 내에 하부 철근을 배근 하였다. 또한 PT 외부 접합부의 이력 거동에 대한 일반적인 결론을 얻기 위하여 기존 연구자들의 실험 결과와 함께 비교하였다. 이번 연구를 통하여 강선의 배치는 PT 접합부의 이력 거동을 결정하는 중요한 변수임을 확인하였다. 즉 횡변형 성능, 에너지 소산 능력, 파괴 메커니즘, 그리고 연성 능력이 강선의 배치에 따라 다르게 나타났다. 또한 ACI 352.1R-89에서 구조적 일체성을 위해 제공된 하부 철근의 양은 모멘트 역전에 의해 발생된 정모멘트를 저항하는데 있어서도 적절하다는 것이 밝혀졌다. 또한 실험체의 전단 강도는 강선의 포스트 텐션에 의한 평균 콘크리트 압축 응력($f_{pc}$)의 효과가 고려된 식이 그렇지 않은 식보다 전단 강도를 정확히 예측하는 것으로 나타났다.
본 연구의 목적은 중력 하중에 저항하도록 설계된 플랫 플레이트 외부 접합부의 이력 거동을 평가하는 데 있다. 이러한 목적을 위하여 2/3의 크기가 조정된 PT 슬래브-기둥 외부 접합부 2개와 RC 슬래브-기둥 외부 접합부 1개를 대상으로 실험적 연구를 수행하였다. 여기서 각각의 PT 실험체는 서로 다른 강선 배치 형태를 띄고 있다. 중력 하중은 동일하게 설정하였고, 지속적인 정적 하중 하에서 유사 정적 횡하중을 적용하였다. 한편 모든 실험체는 ACI 318-05과 ACI 352.1R-89에 근거하여 기둥 폭 내에 하부 철근을 배근 하였다. 또한 PT 외부 접합부의 이력 거동에 대한 일반적인 결론을 얻기 위하여 기존 연구자들의 실험 결과와 함께 비교하였다. 이번 연구를 통하여 강선의 배치는 PT 접합부의 이력 거동을 결정하는 중요한 변수임을 확인하였다. 즉 횡변형 성능, 에너지 소산 능력, 파괴 메커니즘, 그리고 연성 능력이 강선의 배치에 따라 다르게 나타났다. 또한 ACI 352.1R-89에서 구조적 일체성을 위해 제공된 하부 철근의 양은 모멘트 역전에 의해 발생된 정모멘트를 저항하는데 있어서도 적절하다는 것이 밝혀졌다. 또한 실험체의 전단 강도는 강선의 포스트 텐션에 의한 평균 콘크리트 압축 응력($f_{pc}$)의 효과가 고려된 식이 그렇지 않은 식보다 전단 강도를 정확히 예측하는 것으로 나타났다.
An experimental study was conducted to investigate seismic behaviour of post-tensioned(PT) exterior slab-column connections used for the purpose to resist gravity loads only. For these, 2/3-scale, two PT post-tensioned exterior connections with two different tendon arrangement patterns and one conve...
An experimental study was conducted to investigate seismic behaviour of post-tensioned(PT) exterior slab-column connections used for the purpose to resist gravity loads only. For these, 2/3-scale, two PT post-tensioned exterior connections with two different tendon arrangement patterns and one conventional reinforced concrete(RC) exterior connection was tested under quasi-static, uni-directional reversed cyclic loading. During the lateral testing, gravity forces transferred to the column were kept constant to closely simulate a moment to shear ratio of a real building. One of the objectives of this study was to assess the necessity and/or the quantity of bottom bonded reinforcement needed to resist moment reversal which would occur under significant inelastic deformations of the adjacent lateral force resisting systems. The ACI 318 and 352 provisions for structural integrity were applied to provide the bottom reinforcement passing through the column for the specimens. Prior test results were also collected to conduct comparative studies for some design parameters such as the tendon arrangement pattern, the effect of post-tensioning forces and the use of bottom bonded reinforcement. Consequently, the impact of tendon arrangement on the seismic performance of the PT connection, that is lateral drift capacity and ductility, dissipated energy and failure mechanism, was considerable. Moreover, test results showed that the amount of bottom reinforcement specified by ACI 352. 1R-89 was sufficient for resisting positive moments arising from moment reversal under reversed cyclic loads. Shear strength of the tested specimens was more accurately predicted by the shear strength equation(ACI 318) considering the average compressive stress over the concrete($f_{pc}$) due to post-tensioning forces than that without considering $f_{pc}$.
An experimental study was conducted to investigate seismic behaviour of post-tensioned(PT) exterior slab-column connections used for the purpose to resist gravity loads only. For these, 2/3-scale, two PT post-tensioned exterior connections with two different tendon arrangement patterns and one conventional reinforced concrete(RC) exterior connection was tested under quasi-static, uni-directional reversed cyclic loading. During the lateral testing, gravity forces transferred to the column were kept constant to closely simulate a moment to shear ratio of a real building. One of the objectives of this study was to assess the necessity and/or the quantity of bottom bonded reinforcement needed to resist moment reversal which would occur under significant inelastic deformations of the adjacent lateral force resisting systems. The ACI 318 and 352 provisions for structural integrity were applied to provide the bottom reinforcement passing through the column for the specimens. Prior test results were also collected to conduct comparative studies for some design parameters such as the tendon arrangement pattern, the effect of post-tensioning forces and the use of bottom bonded reinforcement. Consequently, the impact of tendon arrangement on the seismic performance of the PT connection, that is lateral drift capacity and ductility, dissipated energy and failure mechanism, was considerable. Moreover, test results showed that the amount of bottom reinforcement specified by ACI 352. 1R-89 was sufficient for resisting positive moments arising from moment reversal under reversed cyclic loads. Shear strength of the tested specimens was more accurately predicted by the shear strength equation(ACI 318) considering the average compressive stress over the concrete($f_{pc}$) due to post-tensioning forces than that without considering $f_{pc}$.
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문제 정의
본 연구의 실험적 연구 사례와 비교하여 일반적인 결론을 도출할 목적으로 횡력을 적용시키되 전단 보강되지 않은 PT 외부 접합부(이후 PT 접합부) 실험체의 기존 연구 결과를 정리하였다. Kang과 Wallacee의 동적 실험을 제외하고, 기존의 PT 접합부에 대한 실험은 유사정적 반복 횡하중을 적용하였다.
고찰하였다. 이 연구에서 포스트 텐션에 의하여 콘크리트 단면에서발생된 응력 R의 영향을 고려한 강도식이 기준에서 허용하는 식보다 실험결과를 잘 예측하는 결과를 제시하고 있다. 한편 모멘트에 대한 전단력의 비율이 작을 경우 변형 성능, 연성능력이 좋아진다는 결과를 보고하였다.
가설 설정
1 에 함께 표시하였다. 대상 건물은 일반 사무실로 가정하여 설계 하중을 결정하였다. 슬래브의 모멘트 및 전단력은 중력 하중만이 작용 하였을 때 탄성 유한 요소 해석 [MIDAS/Genμ을 통하여 계산 하였으며, 전단 보강 상세를 제외한 슬래브 및 기등의 배근 상세는 현행 기준D 또한 만족하도록 설계 하였다.
각 실험체의 항복변위를 구하기 위하여 Pan과 Moehle3)가 가정한 것과 같이 실험체의 이력 곡선을 이선형(biq 3linear) 관계로 치환하였다. 이때 이선형 관계 곡선의 초기 강성은 이력 곡선의 원점과 최대 강도의 2/3인 점을 잇는 직선의 기울기와 같고 항복 하중은 최대 강도와 같다고 가정하였다. 항복 변위(%)는 이선형 곡선에서 찾았으며, 뚫림 파괴 시 변위(。“)는 실험체의 강도가 급작스럽게 저하된 실험체(PE-B50, RE-50)에서 그 시점의 변위로 정의하였으며, 강도 저하가 완만히 진행되어 파괴 시점이 분명하지 않은 실험체(PE-D50)의 경우 최대 강도의 80%에 도달하였을 때의 변위로 정의하였다.
제안 방법
결과를 정리하였다. Kang과 Wallacee의 동적 실험을 제외하고, 기존의 PT 접합부에 대한 실험은 유사정적 반복 횡하중을 적용하였다. Kang과 Wallace。의 PT 실험체는 8개의 외부 접합부를 포함하지만 전단 보강 되어 있는 실험체로서 본 연구 결과와의 직접적인 비교 대상에서는 제외하였다.
M*artinez-Cruzado 는 2개의 약 50%로 축소된 PT 외부접합부 실험체에 양방향 유사정적 반복 횡하중(Quasi static biaxial reversed cyclic loading)을 적용하였다. 주요 실험 변수는 강선의 배치였으며, 집중된 강선은 강성 감소를 줄이고 강도를 높이는 효과를 보였다.
2와 3에 나타나 있다. PT 슬래브 설계 시 포스트 텐션에 의한 균형 하중은 고정 하중의 100%로 설정하였으며, 이를 기반으로 설계대에 배치할 강선(설계 항복 강도 = 1860 MPa) 의 단면, 양 그리고 긴장 응력을 결정하였다. 결과적으로 콘크리트(설계 강도 = 390 MPa) 단면에 적용되는 평균 압축 응력 (*) /은 1.
RE-50의 상부근은 ACI 318-05° 13.5절에 따라 중력에 의한 불균형 모멘트의 전부를 휨으로 저항할 수 있도록 설계하였고, 하부근은 수축 방지 철근으로서의 필요한 양만큼만 사용하였다. 특히 기준°에 따라 가력 방향과 평행인 상부근은 모멘트 전달 유효폭(C2+M) 내에 집중하여 배근하였고, 구조적 일체성을 위하여 2개의 하부 근이 기둥을 통과하도록 배근하였다.
6에서 횡력이 작용하였을 때 실험체의 횡력에 의해 발생하는 불균형 모멘트와 변형각과의 관계를 보여주고 있다. 각 실험체의 뚫림 파괴 시 변형각과 중력 하중의 영향을 고려한 최대슬래브 모멘트 계산 강도도 함께 표현하였다. 강선의 배은치 형태 및 포스트 텐션 여부에 따라서 강도, 횡변형 성능, 파괴 메커니즘, 그리고 연성 능력 등이 다른 것을 확으인 할 수 있었다.
각 실험체의 항복변위를 구하기 위하여 Pan과 Moehle3)가 가정한 것과 같이 실험체의 이력 곡선을 이선형(biq 3linear) 관계로 치환하였다. 이때 이선형 관계 곡선의 초기 강성은 이력 곡선의 원점과 최대 강도의 2/3인 점을 잇는 직선의 기울기와 같고 항복 하중은 최대 강도와 같다고 가정하였다.
기존 연구자 »에 따르면 슬래브-기둥 접합부의 기둥면에서 발생하는 전단력과 모멘트의 비율은 슬래브-기둥 접합부의 거동에 큰 영향을 주는 것으로 보고하고 있다. 따라서 실험체의 모멘트-전단력 비율은 하중 블록의 위치를 조정하여 맞추었으며, 정확한 하중 블럭의 위치는 슬래브-기둥 접합부 실험체의 탄성유한요소 해석을 반복 수행하여 대상 건물의 해석을 통하여 얻은 모멘트-전단력 비율과 유사하게 되도록 선정하였다. 횡변위는 0.
모든 실험체는 설계 전단 강도의 약 50% (匕/就;=0.5, 。= 0.75)에 해당되는 중력 하중을 가력한 후 변위 제어를 통하여 횡력을 가력 하였다. Fig.
본 연구에서는 하부 철근을 ACI 318-05, 7장에 따라 구조적 일체성(structural integrity)을 확보하기 위하여 기둥 폭 안에 배근하였다. 하부 철근 양은 RC 외부 접합부에 대하여 ACI 352.
대상 건물은 일반 사무실로 가정하여 설계 하중을 결정하였다. 슬래브의 모멘트 및 전단력은 중력 하중만이 작용 하였을 때 탄성 유한 요소 해석 [MIDAS/Genμ을 통하여 계산 하였으며, 전단 보강 상세를 제외한 슬래브 및 기등의 배근 상세는 현행 기준D 또한 만족하도록 설계 하였다. 사용성에 의해 결정된 슬래브의 두께는 200 mm이며, 경간-슬래브 두께의 비율은 약 40으로서 전형적인 비율(40-45)과 상응한다.
기둥 하단은 로드셀과 유압잭에 연결되어 있고, 기둥 상부는 횡하중 가력을 위한 250 kN 액츄에이터와 연결되어 있다. 실험체의 두 모서리는 2개의 양단 핀 조건의 강봉으로 지지하도록 하였다. 강봉에는 축력과 전단력을 측정하기 위한 로드셀을 부착하였다.
이 외부접합부는 중력 하중 및 부분 반복 횡하중(repeated lateral loading)에 의하여 접합부에서 전단 뚫림 파괴가 발생하였다. 이 연구에서는 불균형 모멘트에 의해 콘크리트 전단 강도(*) 의 20%이상의 응력이 발생될 경우 상부 철근과 동일한 양의 하부 부착 철근의 배치를 제안하고 있다.
특히 엑츄에이터의 수평력 이외에 슬래브 모서리 부분에 설치한 2개의 강봉에 연결된 로드셀을 통하여서도 불균형 모멘트를 실험적으로 얻었다. 철근의 변형률을 측정하기 위하여 스트레인 게이지를 설치하였으며, 강선에서 발생된 응력을 측정하기 위해서 강선 끝에 로드셀을 설치하였다(Fig. 3).
Table 2에서는 본 연구와 함께 기존 연구 결과도 함께 정리하고 있는 바, 실험값과 ACI 318-05에서 제공된 편심 전단 응력 모델에 근거식 (2)~(3)하여 계산된 최대 전단 응력과 fpc2\ 고려 여부에 따른 강도를 동시에 비교하였다. 특히 M* artinez-Cruzado 의 연구 결과에 대하여는 2 방향 하중의 영향을 고려하기 위하여 X축과 y축의 불균형 모멘트의 영향을 모두 고려하여 최대 전단 응력을 계산하였다.
5절에 따라 중력에 의한 불균형 모멘트의 전부를 휨으로 저항할 수 있도록 설계하였고, 하부근은 수축 방지 철근으로서의 필요한 양만큼만 사용하였다. 특히 기준°에 따라 가력 방향과 평행인 상부근은 모멘트 전달 유효폭(C2+M) 내에 집중하여 배근하였고, 구조적 일체성을 위하여 2개의 하부 근이 기둥을 통과하도록 배근하였다. 기등을 통과하는 상부 및 하 부근은 90 갈고리가 조인트 중심 쪽으로 향하도록 정착하였고, 그렇지 않은 상부근은 180도 갈고리 정착을 사용하였다.
따라서 실험체의 모멘트-전단력 비율은 하중 블록의 위치를 조정하여 맞추었으며, 정확한 하중 블럭의 위치는 슬래브-기둥 접합부 실험체의 탄성유한요소 해석을 반복 수행하여 대상 건물의 해석을 통하여 얻은 모멘트-전단력 비율과 유사하게 되도록 선정하였다. 횡변위는 0.2%~6.0% 까지 단조 증가하도록 계획하였고 수평 액츄에이터를 이용하여 제어하였다.
대상 데이터
본 연구의 목적은 예상치 못한 강한 지진 가정 하에서의 내진 성능 평가에 있으므로, 대상 건물은 강진 지역 (SDC-E)에 위치한 10층의 건물로서 모든 지진력은 전단 벽이 저항하도록 설계 하였고, 플랫 플레이트 시스템은 중력을 저항하도록 설계하였다. 대상 건물의 평면과 입면, 그리고 외부 접합부 실험체가 추출된 위치를 Fig.
데이터처리
비록 제한된 실험 결과에 의존하였지만 기존 연구购2")에 따르면 侖는 町 외부 접합부의 전단 강도를 증가시키는데 효과적이라는 연구 결과가 있다. Table 2에서는 본 연구와 함께 기존 연구 결과도 함께 정리하고 있는 바, 실험값과 ACI 318-05에서 제공된 편심 전단 응력 모델에 근거식 (2)~(3)하여 계산된 최대 전단 응력과 fpc2\ 고려 여부에 따른 강도를 동시에 비교하였다. 특히 M* artinez-Cruzado 의 연구 결과에 대하여는 2 방향 하중의 영향을 고려하기 위하여 X축과 y축의 불균형 모멘트의 영향을 모두 고려하여 최대 전단 응력을 계산하였다.
성능/효과
1)PT 외부 접합부에서 강선의 배치 형태는 접합부의 이력 거동에 큰 영향을 주었다. 횡가력 방향으로 강선이 분산 배치된 실험체가 집중 배치된 실험체보다 횡변형 저항 성능, 에너지 소산 능력등에서 좋은 성능을 나타내었으며, 강선 배치 형태에 따라 최종 파괴 양상도 다르게 나타났다.
2) PT 슬래브 기둥 접합부는 일반 RC 슬래브-기둥 접합부와 비교하여 우수한 이력 특성을 나타내었다. 동일한 중력 전단비가 작용되었을 때 PT 슬래브-기둥 접합부가 더 우수한 횡변형 성능과 연성 능력을 나타내었으며, 에너지 소산 능력도 큰 것으로 나타났다.
3) PT 외부 접 합부의 전단강도는 侖를 고려한 강도 식이 일반 강도식보다 실험결과를 잘 예측하는 것으로 나타났다.
5에 실험체 최종 파괴 형상에서 나타나 있듯이 전단 보강이 없는 PT 외부 접합부는 횡변형이 증가하여 파괴 시점에 도달하여도 RC 실험체에 비하여 균열이 제어되고 있으며 최종 파괴 후에도 강선으로 인하여 뚫림 전단 파괴 이후의 처짐이 제어 되고 있음을 알 수 있다. Fig. 6의 이력 곡선을 근거로 계산된 누적 소산 에너지는 PE-B50 와 PE-D50은 RE-50보다 각각 약 60%, 190% 향상된 능력을 보였다.
PT가 적용된 실험체의 이력 특성은 RC 슬래브-기둥 접합부의 이력 거동에 비하여 횡변형 성능과 에너지 소산 능력 등 우수한 내진 성능을 나타내었다. PT 실험체의 중력 전단비에 따른 실험체의 횡변형 성능(전단 파괴가 발생하였을 때 변형각)을 평가하였으며, Fig.
단 Bums와 Hemakom顷의 결과는 편심 전단에 의한 불균형 모멘트의 영향이 고려되지 않았기 때문에 자료에서 제외하였다. 결과적으로 加의 영향을 고려한 식이 기존 식보다 PT 외부 접합부의 전단 강도를 잘 예측하는 것으로 나타났다.
PT 슬래브 설계 시 포스트 텐션에 의한 균형 하중은 고정 하중의 100%로 설정하였으며, 이를 기반으로 설계대에 배치할 강선(설계 항복 강도 = 1860 MPa) 의 단면, 양 그리고 긴장 응력을 결정하였다. 결과적으로 콘크리트(설계 강도 = 390 MPa) 단면에 적용되는 평균 압축 응력 (*) /은 1.2 MPa이며, 이 값은 ACI 318의 제한범위(0.86~3.44 MPa)내에 있다. 상부 철근(설계 항복강도 =390 MPa)은 기준°에서 제시하는 최소량을 기준') 에서 요구하는 폭(C2+3/?)내에 배근하였다.
나타내었다. 동일한 중력 전단비가 작용되었을 때 PT 슬래브-기둥 접합부가 더 우수한 횡변형 성능과 연성 능력을 나타내었으며, 에너지 소산 능력도 큰 것으로 나타났다.
5%에서 발생하는 정 모멘트에 대하여 효과적임을 의미한다. 또한 철근콘크리트 구조물의 횡변형 제한 수준인 1.5%를 넘는 2.5%에서 항복함으로써 ACI 35210) 위원회에서 제시한 구조적 일체성을 확보하기 위한 하부 철근량은 모멘트 역전을 저항하기에도 충분한 것으로 나타났다.
단 중력 저항만을 목적으로 하기 때문에 기둥 폭 밖의 하 부근은 굳이 정착 상세 기준을 만족하도록 설계하지는 않았다. 모멘트 전달 유효폭 내에 배근된 상부근과 하 부근의 철근비 그리고 상하부근 철근비의 합은 모두 75%의 균형 철근비 (0.75pbai~2.1%)를 초과하지 않으며, 상하 부근철근비의 합은 0.375pbai의 값보다는 다소 높다(Table 1).
5%에서 항복하는 것으로 나타났다. 이러한 실험 결과는 하부 철근이 횡변위 약 0.5%에서 발생하는 정 모멘트에 대하여 효과적임을 의미한다. 또한 철근콘크리트 구조물의 횡변형 제한 수준인 1.
이러한 파괴 메커니즘의 차이는 분산 배치된 실험체가 더 좋은 횡변형 성능을 나타내는데 기여하였으며 이러한 결과는 Foutch 등7)의 연구 결과와 일치하는 것이다. 이력 곡선의 분석 결과 에너지 소산 면적에 있어서는 PE-D50(32.2kN-m)가 PE-B 50 Q1.0kN-m)보다우수하게 나타났으며 본 결과는 M* artinez-Crueado 의 실험과도 유사한 결과이다. 이러한 차이는 집중 배치된 강선의 영향으로 접합부 주변의 압축 응력 차이에 따른 파괴 메카니즘의 차이와 횡변형 저항 성능의 차이로 설명될 수 있다.
이와 같이 횡력이 가력되기 바로 직전에 하부철근은 압축상태에 있었으나(Fig. 7), 횡력의 증가와 함께 하부에서 응력이 증가하여 PE-B50와 PE-D50은 각각횡변위 0.4%와 0.6%에서 모멘트가 역전되며, 횡변위 약 2.5%에서 항복하는 것으로 나타났다. 이러한 실험 결과는 하부 철근이 횡변위 약 0.
8에 기존 PT 외부 접합부와 RC 접합부의 실험결과를 함께 나타내었다. 전단 보강이 없는 PT 외부 접합부의 실험체의 평균 횡변형 저항 성능(점선으로 표시)은 RC 슬래브-기둥 내부 접합부의 평균 횡변형 저항 성능(실선으로 표시) 보다 우수한 것으로 나타났고, RC 실험 결과의 하한치에 따라 결정된 ACI 318-05')의 한계값(점실선으로 표시) 과비교해서는 매우 우수한 횡변위 성능을 보이는 것으로 나타났다. 한편 제한적인 실험에 의하면 전단 보강된 PT 외부 접합부 역시 보강되지 않은 실험체와 비교하여 비슷한 횡변형 성능을 보이는 것으로 나타났다.
주요 실험 변수는 강선의 배치였으며, 집중된 강선은 강성 감소를 줄이고 강도를 높이는 효과를 보였다. 하지만 집중된 강선이 발생시키는 국부 압축력에 의해 전단 파괴 이후 강도가 급격히 감소하였다.
4와 같이 설치하였다. 특히 엑츄에이터의 수평력 이외에 슬래브 모서리 부분에 설치한 2개의 강봉에 연결된 로드셀을 통하여서도 불균형 모멘트를 실험적으로 얻었다. 철근의 변형률을 측정하기 위하여 스트레인 게이지를 설치하였으며, 강선에서 발생된 응력을 측정하기 위해서 강선 끝에 로드셀을 설치하였다(Fig.
거동에 큰 영향을 주었다. 횡가력 방향으로 강선이 분산 배치된 실험체가 집중 배치된 실험체보다 횡변형 저항 성능, 에너지 소산 능력등에서 좋은 성능을 나타내었으며, 강선 배치 형태에 따라 최종 파괴 양상도 다르게 나타났다.
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