본 연구에서는 비접촉 겹침 이음에 대한 스트럿-타이 모델을 제시하여 유효 겹침 이음 길이(effective lap length, $l_p$)와 이음 강도에 영향을 주는 요인들을 분석하였다. 부착응력이 작용하여 이음 강도에 기여하는 유효 겹침 이음 길이는 전체 겹침 이음 길이보다 짧으며, 이음된 철근에 직각방향으로 배근된 횡보강량비$({\Phi})$와 (이음된 철근간 거리)/(겹침 이음 길이) 비$({\alpha})$의 영향을 받는다. 이음된 철근간 거리가 멀어질수록 동일 겹침 이음 길이에서 유효 겹침 이음 길이는 짧아지게 되어 이음 내력은 작아진다. (이음된 철근간 거리)/(겹침 이음 길이) 비$({\alpha})$가 유효 겹침 이음 길이 결정에 미치는 영향은 횡보강량비$({\Phi})$가 낮을수록 커지게 된다. 이것은 횡보강량비가 낮을수록 이음된 철근 사이에 존재하는 스트럿의 기울기가 커지므로, 이음된 철근 사이 거리가 유효 겹침 이음 길이 결정에 큰 영향을 주기 때문이다. 비접촉 겹침 이음에 대한 제안된 스트럿-타이 모델은 실제 힘의 흐름을 분석할 수 있어, 다양한 재료 및 기하학적 조건에 적합한 철근 상세 설계를 가능하게 한다. 기존 문헌의 실험에서 나타난 거동 특성과 횡보강량이 이음 강도에 미치는 영향을 제안된 스트럿-타이 모델을 이용하여 효과적으로 설명할 수 있으며, 25개 실험체에 대한 이음 강도를 변동계수 11.1% 범위 내에서 적절히 예측할 수 있었다.
본 연구에서는 비접촉 겹침 이음에 대한 스트럿-타이 모델을 제시하여 유효 겹침 이음 길이(effective lap length, $l_p$)와 이음 강도에 영향을 주는 요인들을 분석하였다. 부착응력이 작용하여 이음 강도에 기여하는 유효 겹침 이음 길이는 전체 겹침 이음 길이보다 짧으며, 이음된 철근에 직각방향으로 배근된 횡보강량비$({\Phi})$와 (이음된 철근간 거리)/(겹침 이음 길이) 비$({\alpha})$의 영향을 받는다. 이음된 철근간 거리가 멀어질수록 동일 겹침 이음 길이에서 유효 겹침 이음 길이는 짧아지게 되어 이음 내력은 작아진다. (이음된 철근간 거리)/(겹침 이음 길이) 비$({\alpha})$가 유효 겹침 이음 길이 결정에 미치는 영향은 횡보강량비$({\Phi})$가 낮을수록 커지게 된다. 이것은 횡보강량비가 낮을수록 이음된 철근 사이에 존재하는 스트럿의 기울기가 커지므로, 이음된 철근 사이 거리가 유효 겹침 이음 길이 결정에 큰 영향을 주기 때문이다. 비접촉 겹침 이음에 대한 제안된 스트럿-타이 모델은 실제 힘의 흐름을 분석할 수 있어, 다양한 재료 및 기하학적 조건에 적합한 철근 상세 설계를 가능하게 한다. 기존 문헌의 실험에서 나타난 거동 특성과 횡보강량이 이음 강도에 미치는 영향을 제안된 스트럿-타이 모델을 이용하여 효과적으로 설명할 수 있으며, 25개 실험체에 대한 이음 강도를 변동계수 11.1% 범위 내에서 적절히 예측할 수 있었다.
Strut-and-tie models for noncontact lap splices are presented and parameters affecting the effective lap length $(l_p)$ and the splice strength are discussed in this paper. The effective lap length along which bond stress is developed is shorter than the whole lap length. The effective la...
Strut-and-tie models for noncontact lap splices are presented and parameters affecting the effective lap length $(l_p)$ and the splice strength are discussed in this paper. The effective lap length along which bond stress is developed is shorter than the whole lap length. The effective lap length depends on the transverse reinforcement ratio $({\Phi})$ and the ratio of spacing to lap length $({\alpha})$. As the splice-bar spacing becomes wider, the effective lap length decreases and, therefore, the splice strength decreases. The influence of the ratio ${\alpha}$ on the effective lap length becomes more effective when the transverse reinforcement ratio is low. Because the slope of the strut developed between splice-bars becomes steeper as the ratio ${\Phi}$ becomes lower, the splice-bar spacing significantly affects the effective lap length. The proposed strut-and-tie models for noncontact lap splices are capable of considering material and geometric properties and, hence, providing the optimal design for detailing of reinforcements. The proposed strut-and-tie model can explain the experimental results including cracking patterns and the influence of transverse reinforcements on the splice strength reported in the literature. From the comparison with the test results of 25 specimens, the model can predict the splice strengths with 11.1% of coefficient of variation.
Strut-and-tie models for noncontact lap splices are presented and parameters affecting the effective lap length $(l_p)$ and the splice strength are discussed in this paper. The effective lap length along which bond stress is developed is shorter than the whole lap length. The effective lap length depends on the transverse reinforcement ratio $({\Phi})$ and the ratio of spacing to lap length $({\alpha})$. As the splice-bar spacing becomes wider, the effective lap length decreases and, therefore, the splice strength decreases. The influence of the ratio ${\alpha}$ on the effective lap length becomes more effective when the transverse reinforcement ratio is low. Because the slope of the strut developed between splice-bars becomes steeper as the ratio ${\Phi}$ becomes lower, the splice-bar spacing significantly affects the effective lap length. The proposed strut-and-tie models for noncontact lap splices are capable of considering material and geometric properties and, hence, providing the optimal design for detailing of reinforcements. The proposed strut-and-tie model can explain the experimental results including cracking patterns and the influence of transverse reinforcements on the splice strength reported in the literature. From the comparison with the test results of 25 specimens, the model can predict the splice strengths with 11.1% of coefficient of variation.
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문제 정의
본 논문에서는 비접촉 철근 겹침 이음에 대한 스트멋 다이 모델을 제시하여 이음되는 철근 사이의 힘의 흐름을 이해하고, 이음 내력에 영향을 주는 요인들을 파악하여 다양한 조건에서 철근 상세 설계에 활용할 수 있는 근거를 제시하고자 한다.
있다. 본 연구에서는 이음되는 철근 사이의 스트럿을 재료 강도와 기하학적 물성에 따라 규명하고 유효 겹침 이음 길이를 산정하여 이음 내력을 평가하고자한다.
가설 설정
6과 같다. 1축 압축 상태의 스트럿이 OBCD 영역에 형성되며, 나머지 영역인 Q4B 와 CDE 구역은 아무런 응력이 작용하지 않는 것으로 가정한다. 응력에 대한 부호 규약은 Fig.
단위길이당 부착강도 耳는 矽게 철근 둘레 길이를 곱하여 산정될 수 있으며, 부착강도 弓는 顷二로 가정한다.
모델링의 단순화를 위하여 횡보강근은 좌우면의 경계가 되는 강판에 완전 정착되어 어느 지점에서나 설계 항복강도를 발현할 수 있으며, 이 강판은 표면 돌기에 의해 표면에서 충분한 전단응력이 전달되고 축 방향으로는 무한한 강도와 강성을 지니는 강체로 가정한다. 횡보강된 길이 土는 모델의 일반화를 위해 임의의 구간으로 설정하며, 모델이 완성된 후 If 또는 £=0인 경우에 대해 특화하여 설명될 수 있다.
본 연구에서 제안된 스트멋-타이 모델에서는 유효 겹침 이음 길이 匕 구간에서 단위길이당 부착강도 %가 일정한 것으로 가정하였다. 부착강도는 철근 마디의 형상 등에 따라 다를 수 있으며 일반적으로, 底에 비례한다2" CEB-FIP MC90에서는") 슬립-부착응력 모델식을 Fig.
본 연구에서는 2차원 평면응력(plane stress) 상태를 가정하며, 재료 모델은 완전 소성 거동(perfectly plastic behavior) 을 가정한다. 콘크리트는 인장강도를 무시하고 Fig.
철근의 부착 파괴를 연구 대상으로 설정하여, lp 구간에서 단위길이당 부착 응력이 항복하였다고 가정한다 (、U=Up). Fig.
스트멋-타이 모델은 부재 내부 힘의 흐름에 근거하여 춤이 깊은 보, 개구부 주변 및 단면이 급격히 변화하는 응력 교란 영역(D-region)의 설계에 매우 유용하게 활용되고 있다". 현행 스트럿-타이 모델에서, 타이의 정착은 절점(node)에서 충분한 정착 길이를 확보하거나 또는 기계적 정착 장치 (mechanical anchor)를 이용하여 부착 파괴를 의도적으로 제외하는 것으로 가정하고 있다. 그러나 철근이 정착되는 절점의 위치, 구조물의 형상, 보강 근의 배근량 및 배근 방법, 그리고 재료 강도에 따라 철근 정착 부의 응력 상태는 변하게 된다2 저자는 CCT(compression- compression-tension) 절점과 TTC(tension-tension-compre- ssion) 절점에 정착된 철근에 대해 일정한 부착 강도와 분산 절점(smeared node)을 이용한 스트럿-타이 모델을제시하였다弗°).
제안 방법
본 연구에서는 비접촉 겹 침이 음에 대한 스트럿-타이모델을 제시하여 기존 문헌에 있는 비접촉 겹침 이음 실험결과와 비교하였다. 이상의 연구를 통해 다음의 결론을 도출하였다.
유효 겹침 이음 길이에 영향을 주는 2가지 변수(a, cP) 를 변화시켜가며, 변수들이 유효 겹침 이음 길이에 미치는 영향을 살펴보았다. 유효 겹침 이음 길이 /p는 a가 작을수록 그리고 ⑦가 클수록 길어짐을 Fig.
Sagan et 况.은 총 47개의 벽체 형상의 실대 비접촉 겹침 이음 실험을 수행하였다. Fig.
Sagan et 况.은㈤ Fig. 의 벽체 형상의 비접촉 겹침이 음 실험을 수행하였으며, 스트멋-타이 모델을 이용하여 Fig. 2와 같이 유효 겹침 이음 길이 (effective lap length, 珀를 제안하였다. 스트럿 각도 /로는 50°를 사용하였다.
1은 실험체 형상이며, 횡보강근이 배근되지 않거나 접촉 이음된 실험체를 제외한 25개 실험체의 상세를 Table 1에 정리하였다. 철근에 인장력을 직접 가하였으며, 편심을 발생시키지 않기 위하여 철근 2가닥을 대칭으로 비접촉 겹침 이음 시켰다. 주된 변수는 겹침 이음 간격(0〜200mm), 콘크리트 강도 (/*=21.
횡보강근량에 따른 이음강도를 평가하기 위하여, 횡보강근을 단위 길이당 횡구속력(confinement)으로 환산하여이음된 철근간 간격으로 분류된 각 실험체 군별로 이음 강도를 Fig. 12에서 비교하였다. Fig.
데이터처리
Sagan et 刘.이 수행한 비접촉 겹침 이음 실험'결과를 제안된 스트럿-타이 모델과 비교하고자 한다.
성능/효과
1)부착응력이 작용되는 유효 겹침 이음 길이 (effective lap length, IQ는 전체 겹침 이음 길이보다 짧으며, 이음된 철근에 직각방향으로 배근된 횡보강량비(⑦) 와 (이음된 철근간 거리)/(겹침 이음 길이) 비(a)의 영향을 받는다.
2) 이음된 철근간 거리가 멀어질수록 동일 겹침 이음 길이에서 유효 겹침 이음 길이는 짧아지게 되어 이음 내력은 작아진다. 횡보강량비(勁가 낮을수록, (이음된 철근간 거리)/(겹침 이음 길이) 비(a)가 유효겹침 이음 길이 결정에 미치는 영향이 커진다.
3) 횡보강량비(⑦)가 클수록 유효 겹침 이음 길이는 길어지지만, 증분량은 감소하게 된다. 이음된 철근 간 간격이 좁은 경우(a값이 작은 경우)에는 횡보강량비(⑦)가 유효 겹침 이음 길이 결정에 미치는 영향은 줄어든다.
4) 제안된 스트멋-타이 모델을 이용하여 비접촉 겹침이음된 철근 사이의 응력 상태를 묘사할 수 있다. 기존 문헌의 실험에 나타난 균열 특성을 설명할 수 있으며, 25개 실험체에 대해 변동계수 11.
있다. 기존 문헌의 실험에 나타난 균열 특성을 설명할 수 있으며, 25개 실험체에 대해 변동계수 11.1% 범위내에서 이음강도를 예측할 수 있었다.
1% 범위내에서 이음강도를 예측함을 알 수 있다. 낮은 변동계수값을 통해, 제안된 스트멋-타이 모델이 비접촉 겹침이음의 실제 응력 상태를 적절히 묘사하여 유효겹침 이음 길이와 이음강도를 예측하기에 적합하다고 판단된다.
15는 제안된 스트럿-타이 모델로 산정된 이음 내력과 실험값을 비교한 그래프이다. 제안된 스트럿■타이 모델이 변동계수(COV, coefficient of variation) 11.1% 범위내에서 이음강도를 예측함을 알 수 있다. 낮은 변동계수값을 통해, 제안된 스트멋-타이 모델이 비접촉 겹침이음의 실제 응력 상태를 적절히 묘사하여 유효겹침 이음 길이와 이음강도를 예측하기에 적합하다고 판단된다.
참고문헌 (14)
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