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문제 정의
- 전달하도록 설계되었다. 따라서 실험 결과에 근거하여 각 전단 보강 방법이 주열대의 휨모멘트 강도가 발현될 정도의 충분히 불균형모멘트를 저항할 수 있는지를 검토하였다. Table 3에는 주열대 상부철근에 의한 휨강도 M為와 하부철근에한 휨강도 M為의 비율이 나타나있다.
- 본 연구에서는 슬래브의 최대 휨강도 肱切에 의하여 발생되는 불균형모멘트를 지지하기 위한 전단 보강의 성능을 연구하고자 하였다. 따라서, 슬래브 주 열대의 최대 휨강도가 발현되는데 필요한 불균형모멘트를 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부가 지지하도록 설계하였다 (Mcoi<M„).
- 본 연구에서는 직접 뚫림전단에 대한 선행 실험 (박홍근 등)끄즈)에 이어서 주기 하중을 받는 래티스 전단 보강 슬래브-기둥 접합부에 대한 실험을 실시하여 전단 보강 슬래브-기둥 접합부의 강도 및 연성 능력 등 구조 성능을 평가하고자 한다. 또한 기존의 보강 방법인 스더럽, 스터드 레일, 전단 밴드 실험체와 비교를 통하여 각 보강 방법의 구조 성능을 비교 평가하였다.
가설 설정
- 접합부의 변형각은 기둥 상하부의 변형으로부터 계산하였다. 기등의 변형은 거의 일어나지 않았으므로 접합 부의 변형 각은 기둥 변형각과 동일한 것으로 가정하였다.
- 슬래브의 두께는 135mm, 기둥 단면의 크기는 Cj x C2= 300 mm x 300 mm이다. 횡하중에 의한 연속슬래브의 변곡점이 슬래브 중앙부에 발생하는 것으로 가정하여 실험체 슬래브의 모서리를 6개의 힌지로 지지하였다.
제안 방법
- 3). 2) 높은 강도의 콘크리트를 사용한 LR-B1과 LR-B2에서는 래티스 배근 폭의 영향을 연구하기 위하여 LR-A1 과 LR-A2 (래티스가 배근된 슬래브 폭 =770 mm)보다 넓은 슬래브 폭 (1, 110mm)에 래티스 철근을 배치하였다. 그러나 래티스의 배치와 관계없이 동일한 슬래브 휨강도를 갖도록 설계되었다.
- Fig. 10과 Table 4에서 보강 실험체의 강도 肱沖와 예측 강도 의 비 율 M知 虬을 비교하였다. Group A의 경우 무보강 실험체 RC-A의 강도는 예측 강도에 근접하였고, 래티스 보강 실험체인 LR-A1과 LR-A2는 각각 기준 예측 강도의 1.
- 횡 하중은 하중 작용점의 변위량에 따른 변위 제어 방식으로 가력하였다. 각 변위 단계마다 3 cycle씩 가력하였고 최대 강도 발현 후에는 각 변위 단계마다 1 cycle 씩가력하였으며, 하중 재하 능력이 최대값의 약 50%로 감소될 때까지 실험을 실시하였다.
- 2(b)). 그러나, 비교를 위하여 각 방향 주열대와 중간대 슬래브의 휨강도는 다른 보강 방법을 사용한 실험체의 휨강도와 동일하도록 설계되었다 (Table 3).
- 본 연구에서는 슬래브의 최대 휨강도 肱切에 의하여 발생되는 불균형모멘트를 지지하기 위한 전단 보강의 성능을 연구하고자 하였다. 따라서, 슬래브 주 열대의 최대 휨강도가 발현되는데 필요한 불균형모멘트를 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부가 지지하도록 설계하였다 (Mcoi<M„). 슬래브의 휨강도 Me。는 Table 3에, 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부의 불균형모멘트강도 M, 은 Table 4 에 나타내었다.
- 한다. 또한 기존의 보강 방법인 스더럽, 스터드 레일, 전단 밴드 실험체와 비교를 통하여 각 보강 방법의 구조 성능을 비교 평가하였다.
- 보강법에 대한 내진 성능을 연구하였다. 래티스 보강 방법에 대한 성능을 평가하기 위한 실험 연구를 실시하였으며, 비교를 위하여 전단 무보강 실험체, 스터드 레일, 전단밴드, 스터럽 보강 실험체에 대한 실험을 실시하였다. 주요 변수는 전단 보강 방법, 콘크리트 강도이다.
- 래티스 보강 실험체에서는, 래티스 보강 성능에 대한래티스 상세의 영향을 연구하기 위하여 다음과 같은 4 가지의 설계 변수를 반영한 실험체를 제작하였다. 1) 래티스는 한 방향으로만 배치되므로 래티스의 배치 방향에 대한 영향을 연구하기 위하여, 래티스 보강 실험체 중 LR-A1 과 LR-B1은 래티스 철근이 종방향 (하중 방향의 직각 방향)으로 배치되었으며, LR-A2과 LR-B2에서는 래티스 철근이 횡방향 (하중 방향)으로 배치되었다 (Fig.
- 래티스의 경우에는 경사 웨브재의 각도, 래티스의 방향과 배치를 고려하여 다음과 같이 뚫림전단강도를 계산하였다. 기둥 주위 슬래브의 파괴면의 각도를 <9=45°로 가정하면, 기둥 주위에 4개의 파괴면이 형성된다.
- 슬래브의 휨강도 Me。는 Table 3에, 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부의 불균형모멘트강도 M, 은 Table 4 에 나타내었다. 모든 실험체의 슬래브 휨강도가 동일하므로 접합부는 근사적으로 동일한 뚫림전단강도를 갖도록 설계되었다 (咯 in Table 2). KCI 2003®에 따라서, 스터드 레일, 전단 밴드, 스터럽 전단 보강재의 뚫림 전단 강도 *는 파괴면의 각도。= 45°를 가정하여 다음과 같이 계산된다.
- 의한 전단강도 *를 나타내고 있다. 실험체는 콘크리트 압축강도를 변수로 하여 A, B 두 개의 그룹으로 분류하였다. Group A의 실험체는 爲广 22.
- 언급한 바와 같이 실험체의 접합부는 슬래브의 유효 폭인 주열대의 휨강도가 발휘되는데 필요한 불균형모멘트를 전달하도록 설계되었다. 따라서 실험 결과에 근거하여 각 전단 보강 방법이 주열대의 휨모멘트 강도가 발현될 정도의 충분히 불균형모멘트를 저항할 수 있는지를 검토하였다.
- 중력 하중에 의한 뚫림전단 하중은 기둥 하부의 유압잭에 의해 상부 방향으로 가력되었으며 (Fig. 1), KCI 2003® 에 의해 예측된 접합부 뚫림전단강도 儿i(= V* 泌9의 40% 를 가하였다. LR-B2 실험체는 실험 초반부 (drift ratio = 1.
대상 데이터
- 전단 밴드 (Fig. 4(b))로서 두께 3 mm, 너비 30 mm, 항복강도 0=321 MPa의 절곡된 띠 철판을 사용하였다. 전단밴드의 정착 효과를 높이기 위하여 절곡된 철판 내부에 상하 휨철근을 배치하였다.
- 4(c)에 나타나 있다. 원형 철근。10 (4= 71.33 mm2, fy = 500 MPa) 스터드를 사용하였으며, 스터드의 간격, 머리의 크기 등의 상세 설계는 ACI421.1R-9924* 를 참고하였다. Fig.
- 그러나 래티스의 배치와 관계없이 동일한 슬래브 휨강도를 갖도록 설계되었다. 3) 래티스 보강 실험체 LR-A1, LR-A2, LR-B1 에서는 용접의 용이성을 위하여, 래티스 상하부 철근으로서 철근의 마디가 크지 않은。10 (4= 78.54 mm2, £=567 MPa)을 사용하였다. 반면에 래티스 실험체 LR-B2는 일반적인 이형철근의 용접 성능을 검토하기 위해래티스 상하 철근으로서 일반적인 이형철근 D13과 D10 (4 = 71.
- 실험체는 콘크리트 압축강도를 변수로 하여 A, B 두 개의 그룹으로 분류하였다. Group A의 실험체는 爲广 22.5 MPa, Group B 실험체는 总=38.7MPa의 콘크리트를 사용하였으며, 각각의 콘크리트 강도에 대해 무보강 기준 실험체 (RC-A, RC-B), 래티스 (LR-A1, LR-A2, LR-B1, LR-B2), 스터드 레일 (SR-A, SR-B), 전단 밴드 (SB-A, SB-B), 스터럽 (ST-A, ST-B)으로 보강된 6개의 실험체 등, 총 12개의 실험체를 제작하였다. 콘크리트의 압축강도를 제외한 모든 재료 성능은 Group A와 Group B가 동일하다.
- 48mm2, E=542MPae 원형철근을 사용하였다. 경사 웨브 철근이 전단파괴면과 만나는 위치와 기울기에 따라서 전단강도가 크게 달라질 수 있으므로 주철근 양쪽에 서로 교차하는 두 개의 경사웨브 철근 열을 사용하였다 (Fig. 4(a)).
- 2는 휨철근의 배치를 나타내고 있다. 래티스 보강 실험체를 제외한 모든 실험체에서는 휨철근으로서 D13 (As= 126.7 mm2, fy= 430 MPa» 사용하였다. 주열대의 상부 철근비 (q=AJbdB는 1.
- 54 mm2, £=567 MPa)을 사용하였다. 반면에 래티스 실험체 LR-B2는 일반적인 이형철근의 용접 성능을 검토하기 위해래티스 상하 철근으로서 일반적인 이형철근 D13과 D10 (4 = 71.33 mm2, fy = 488MPa)-g- 사용하였다. 4) 횡하중 재하시 기둥 양쪽의 주열대 슬래브 간의 휨모멘트의 재분배의 영향을 연구하기 위하여 LR-A2는 다른 실험체에 비하여 부모멘트 강도 0厂或)는 다소 작게, 정모멘트 강도 (M+以)는 다소 크게 설계하였다.
- 3에 나타난 바와 같이 기둥 한 면에 세 줄씩 12개의 전단밴드를 설치하였다. 스더럽은 06 (& = 28.26 mm2, fy = 626 MPa) 원형 철근을 사용하여 제작하였다. Fig.
- 1은 실험체의 크기와 실험 장치를 보여주고 있다. 실험체는 6m X 6m 슬래브의 1/2 축소 모델로 제작되었다. 실험체는 중앙부 기둥과 3mx3m 크기 순 스팬 =*2.
- 실험체는 6m X 6m 슬래브의 1/2 축소 모델로 제작되었다. 실험체는 중앙부 기둥과 3mx3m 크기 순 스팬 =*2.24.m 7m )의 슬래브로 구성되었다. 슬래브의 두께는 135mm, 기둥 단면의 크기는 Cj x C2= 300 mm x 300 mm이다.
- 웨브 철근으로는 1 (& = 38.48mm2, E=542MPae 원형철근을 사용하였다.
- 일정한 수직하중과 주기 횡하중을 받는 12개의 슬래브 -기둥 접합부에 대한 실험을 실시하였다. 주요 변수는 전단 보강 방법과 콘크리트의 압축강도이며, 모든 실험체의 크기, 슬래브의 휨모멘트 강도, 전단 보강 강도(*), 중력하중비 (峋/ 岭1 = 0.
성능/효과
- 1) 래티스 보강은 전단 무보강 실험체에 대하여 최대 2.16배의 보강 효과가 있었는데, 이러한 강도 증진 효과는 스터드 레일, 스더럽, 전단 밴드 보강에 대한 본 연구와 이전 연구에서는 달성할 수 없었던 강도 증진 효과로서 래티스 보강이 매우 효율적인 보강 방법임을 가리킨다.
- 설계 변수를 반영한 실험체를 제작하였다. 1) 래티스는 한 방향으로만 배치되므로 래티스의 배치 방향에 대한 영향을 연구하기 위하여, 래티스 보강 실험체 중 LR-A1 과 LR-B1은 래티스 철근이 종방향 (하중 방향의 직각 방향)으로 배치되었으며, LR-A2과 LR-B2에서는 래티스 철근이 횡방향 (하중 방향)으로 배치되었다 (Fig. 3). 2) 높은 강도의 콘크리트를 사용한 LR-B1과 LR-B2에서는 래티스 배근 폭의 영향을 연구하기 위하여 LR-A1 과 LR-A2 (래티스가 배근된 슬래브 폭 =770 mm)보다 넓은 슬래브 폭 (1, 110mm)에 래티스 철근을 배치하였다.
- 2) 스터드 레일, 전단 밴드, 스터럽 보강 방법은 접합부 강도를 크게 증가시키지 못하였으며, 특히 고강도 콘크리트에 대한 KCI 2003® 예측 강도에 크게 미치지 못하였다. 특히 고강도 콘크리트에 대하여전단무보강 실험체 강도보다도 작은 강도로 나타났다.
- 3) 래티스 보강은 래티스의 설치 방향과 관계없이 거의 동일한 강도 증진 효과가 있었다. 횡하중과 동일한 방향으로 배치된 래티스를 설치한 접합 부는 횡 하중과 직각 방향으로 래티스를 배치한 접합부에 비하여 변형 능력이 다소 떨어지는 거동을 나타내었다.
- 4) 기준에 의해 적절히 설계된 래티스 보강은 주 열대 휨 항복 모멘트 강도가 발휘할 정도의 불균형 휨모멘트를 전달할 수 있었다. 이 결과는 래티스 보강은 슬래브의 휨강도에 기반한 접합부의 성능 기반설계를 위한 접합부 보강 방법으로 사용할 수 있음을 나타낸다.
- Fig. 7에 나타난 々=22.5 MPa의 콘크리 트를 사용한 Group A의 실험 결과에서, 전단 보강을 하지 않은 RC-A 실험체의 강도는 KCI 2003®의 예측값 以와 비슷하였으며, 최대 변형각은 1.5%였다. 래티스를 하중과 직각 방향으로 배치한 LR-A1은 최대 변형각이 7.
- Fig. 8에 나타난 고강도 콘크리트 為=38.7 MPa를 사용한 Group B의 실험 결과, 래티스를 하중의 직각 방향으로 배치한 LR-B1은 무보강 실험체 RC-B에 비하여 1.83배의 강도 증진을 보였으며, 4.7%의 변형 능력이 발휘되었다. 래티스를 하중 방향으로 배치한 LR-B2는 휨강도가 다른 실험체보다 훨씬 크게 나타났다.
- 실험 결과 래티스 보강은 비 슷한 전단 보강 강도를 가진 스터드 레 일 보강과 강도 면에서는 비슷한 보강 효과를 나타냈다. 그러나 연성능력 면에서, 스터드 레일 보강은 무보강 실험체에 비하여 1.5~3.5배의 변형 능력이 향상된 것에 비해 래티스 보강은 6.21 ~ 11.06배의 월등한 연성 능력 증진 효과를 나타내었다. 이러한 실험 결과는 래티스 전단 보강이 우수한 강도와 함께 우수한 변형 능력을 가지고 있다는 점을 보여주었으며, 따라서 효과적인 내진 성능 보강 방법으로서 가능성이 예측되었다.
- Wexp/Mxp(vs = o)谊 Table 1). 그러나, 스더럽과 스터드 레일 전단 보강에 의한 뚫림 강도 대 콘크리트의 뚫림 강도비 vJvm은 각각 최대 1.72 와 1.98로서 보강 접합부의 전단 강도가 콘크리트와 전단보강의 강도를 합하여 결정된다는 점을 고려할 때当 이 결과는 기존의 전단 보강 방법이 전단 보강량에 비하여 전단 보강 효과가 크지 않으며, 따라서 강도 증진 면에서 효율적이지 않다는 것을 가리킨다 [vs = KCI 2003®에 의하여 예측된 전단 보강 뚫림 강도, v°(= Jfek /3, fck in MPa) = KCI 2003®에 의하여 예측된 콘크리트의 2면 전단 강도]. 더구나, 동일한 조건에서 보강량이 많은 실험체가 보강량이 적은 실험체보다 항상 큰 강도를 나타내지 않았으며, 이러한 결과는 스터럽과 스터드 레일 보강 방법이 강도 증진에 일관성을 나타내지 못함을 가리킨다.
- 9은 보강 방법에 따른 에너지소산 능력을 나타내었다. 래티스 보강 실험체가 가장 우수한 에너지소산 능력을 나타내었으며, 다른 보강 실험체의 에너지소산 능력에 비하여 40~50% 향상된 에너지소산 능력을 나타냈다.
- 래티스를 하중 방향으로 배치한 LR-B2는 휨강도가 다른 실험체보다 훨씬 크게 나타났다. 무보강 실험체의 2.16배의 강도 증진 효과를 보였으며, 변형 능력은 2.25배가 증가하였다. 변형 능력이 LR-B1 보다 다소 저하 되었으나, 이는 실험 초기 재하된 과도한 수직하중 (u“/% = 0.
- 7과 8에서 보면, 대체적으로 래티스 보강된 실험체는 현행 KCI 2003 기준6)에 의하여 예측된 강도 为에근접하는 성능을 나타냈다. 반면에 스터럽, 스터드 레일, 전단 밴드 보강 실험체는 기준의 예측 강도 肋”에 크게 못미치는 결과를 나타냈으며, 특히 강도가 높은 Group B의 실험체에서는 기존 보강 방법에 대한 실험체의 강도가 무보강 실험체의 강도에도 못미치는 강도를 나타냈다.
- 0에 근접하여, 래티스 보강이 슬래브 주열대의 휨모멘트 강도가 발현될 정도의 불균형모멘트 강도를 발휘할 수 있는 것으로 나타났다. 상하 철근으로 D13과 D10을 사용한 LR-B2 실험체의 Msxp/Mcol 값도 1.01 로 일반적인 이형철근의 용접 성능도 우수한 것으로 나타났다. 반면에 다른 보강 방법들은 래티스 보강과 동일한 전단강도 (*) 를 갖도록 설계되었음에도 충분한 불균형휨모멘트를 발휘하지 못하였다.
- 11에서는 Table 1의 기존 연구와 Table 4의 본 연구에서의 수직하중비 (KJ 的)에 따른 전단 보강 실험체의 강도 증진을 나타내었다. 수직하중비에 관계없이 전단보강 실험체는 0.95~ 1.53배의 강도 증진을 보였으며, 래티스 보강 실험체는 1.83~2.16배의 강도 증진을 보여서, 래티스보강 실험체의 강도 증진이 월등하게 나타났다. Figs.
- 51)의 영향인 것으로 판단된다. 스터드 레일과 전단 밴드 보강 실험체의 최대 변형각은 5.1%, 6.5% 로 우수했으나, 무보강 실험체에 비하여 강도 증진은 1.09, L23배로서, 래티스 보강에 비해 강도 증진 효과가 매우 작았다. 스터럽 보강 실험체는 무보강 실험체 RC-B에 비하여 1.
- 휨강도는 LR-A1 과거의 동일하였다. 스터드 레일과 전단 밴드는 각각 4.0%, 5.1%의 변형 능력을 보였고, 무보강 실험체에 대한 강도 증진은 1.53, 1.49배였다. 스터럽 보강 실험체는 다른 실험체에 보다 큰 중력 하중 (处/ 咆 = 0.
- 49배였다. 스터럽 보강 실험체는 다른 실험체에 보다 큰 중력 하중 (处/ 咆 = 0.48)이 재하되어 직접 비교가 어려우나, 최대 변형각은 3.0%, 무보강 실험체에 대한 강도 증진은 1.02배로서 보강 효과가 가장 작았다.
- 09, L23배로서, 래티스 보강에 비해 강도 증진 효과가 매우 작았다. 스터럽 보강 실험체는 무보강 실험체 RC-B에 비하여 1.33배의 강도 증진과 2.0배의 변형 능력 증가 효과를 보여, 변형 능력면에서 가장 효과가 작았다.
- 주요 변수는 전단 보강 방법, 콘크리트 강도이다. 실험 결과 래티스 보강 실험체는 무보강 실험체의 강도에 비하여 1.83~2.16배의 강도 증진을 보였으며, 연성도 는 2.94~4.67배 향상되었다. 반면, 다른 보강 방법은 래티스 보강에 비하여 강도 증진면에서 현저히 떨어지는 성능을 나타내었다.
- 박홍근 등 22, 23)은 래티스로 보강된 슬래브_기둥 접합부에 대한 직접 뚫림 전단 실험을 실시하였다. 실험 결과 래티스 보강은 비 슷한 전단 보강 강도를 가진 스터드 레 일 보강과 강도 면에서는 비슷한 보강 효과를 나타냈다. 그러나 연성능력 면에서, 스터드 레일 보강은 무보강 실험체에 비하여 1.
- 실험 결과를 보면 수직하중 (崂/咆=0.40)에 의해서 많은 휨 균열이 발생한 것으로 나타났다. 이는 힌지 지지 조건을 사용하는 실험체에 유압잭으로 전단력을 재하하는 경우에는 실제 연속 슬래브에 재하되는 분포 하중에 비하며 기둥 접합부에 과도한 휨모멘트가 발생하기 때문이다 25, 26).
- 전달할 수 있었다. 이 결과는 래티스 보강은 슬래브의 휨강도에 기반한 접합부의 성능 기반설계를 위한 접합부 보강 방법으로 사용할 수 있음을 나타낸다.
- 있다. 이 기존 실험 결과에 의하면 스더럽과 스터드 레일 전단 보강 실험체는 전단 무보강 실험체에 비하여 각각 0.95~1.52배와 1.15~ 1.53배의 강도 증진 효과가 있는 것으로 나타나 있다. Wexp/Mxp(vs = o)谊 Table 1).
- 이때, 래티스의 휨강성이 하중 직각 방향으로 작용하면, 보다 큰 폭의 유효슬래브가 동일한 변형각을 가질 수 있으므로, 불균형모멘트에 대한 저항력이 커지고, 큰 변형각에서 접합부의 일체성을 유지시킬 수 있다. 이러한 결과는 직접적인 전단 균열에 대한 전단 보강 뿐만 아니라, 슬래브의 휨강성 향상에 의한 파괴면의 확대 또는 슬래브 유효 폭의 확대가 접합부의 전단 성능을 향상시킬 수 있다는 것을 가리킨다.
- 06배의 월등한 연성 능력 증진 효과를 나타내었다. 이러한 실험 결과는 래티스 전단 보강이 우수한 강도와 함께 우수한 변형 능력을 가지고 있다는 점을 보여주었으며, 따라서 효과적인 내진 성능 보강 방법으로서 가능성이 예측되었다.
- 일반적인 예측과는 달리 래티스의 방향이 하중 방향으로 배치된 접합부보다 하중의 직각 방향으로 배치된 접합부의 연성 능력이 좋은 것으로 나타났다. 이는 횡하중의 직각 방향으로 래티스의 휨강성이 작용하는 것이 접합부의 일체성을 유지하는데 중요하다는 사실을 가리킨다.
- Table 4는 실험에 의하여 측정된 접합부 불균형모멘트 강도와 주열대 휨모멘트 강도의 비율 Mexv/Mcol 을 보여주고 있다. 표에 나타난 바와 같이 래티스 보강에 대한 觇打肱切 값은 휨강도의 비율 (M切/ 总, )에 관계없이 대체적으로 1.0에 근접하여, 래티스 보강이 슬래브 주열대의 휨모멘트 강도가 발현될 정도의 불균형모멘트 강도를 발휘할 수 있는 것으로 나타났다. 상하 철근으로 D13과 D10을 사용한 LR-B2 실험체의 Msxp/Mcol 값도 1.
- 크지 않은 것으로 평가되었다. 횡 하중 방향으로 래티스가 배치된 접합부는 래티스가 횡 하중의 직각 방향으로 배치된 접합부보다 연성 능력이 다소 떨어지는 것으로 평가되었다. 그러나 LR-B2의 경우에는 수직하중이초과재하되어 (皿/*1 = 0.
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