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문제 정의
- 18로 증가됨에 따라 파괴모드가 다시 전단지배모드로 변환됨을 알 수 있다. 본 논문에서는 상관모델을 이용하여 파괴모드를 어떻게 정의할 것인지 대하여 설명하였다. 단, 상관모델을 통한 파괴모드 예측의 정확도는 휨지배와 전단지배 파괴강도의 정확도에 따라 달라지는 것이므로, 접합부의 파괴모드를 정확히 예측하기 위해서는 실제 접합부의 펀칭전단과 불균형모멘트 강도를 정확히 예측할 수 있는 강도모델을 이용하여야 할 것이다.
- 본 논문에서는 전단과 불균형모멘트에 대한 슬래브-기둥 접합부의 거동을 적절히 설명하기 위하여 새로운 접합부 파괴모델을 제시하였다. 그리고 상기 모델을 이용하여 다음과 같은 연구를 수행하였다.
- 이와 같은 현상을 구조설계에 반영하기 위하여, 본 논문에서는 전단보강재의 유무에 따른 유효폭확대계수 (λ) 적용을 제시하였다.
가설 설정
- 계산 방법을 하중 패턴에 따라 구분하여 제시하였다. ACI-ASCE 위원회 352는 하중의 패턴을 균형하중지배 (균형모멘트에 비해 불균형모멘트가 매우 작은 경우)와 불균형하중지배 (균형모멘트에 비해 불균형모멘트가 매우 큰 경우)의 2가지 극한상태로 가정하였다. 먼저, 균형하중이 지배적인 경우는 슬래브 한쪽 단면의 상부철근만을 고려하여 휨 강도를 계산하고 불균형하중이 지배적인 경우는 슬래브 한쪽 단면의 상부 철근과 반대쪽 단면의 하부철근을 모두 고려하여 휨강도를 계산하도록 하였다.
- ② 접합부의 최종적인 파괴모드 예측이 가능하다.
- 구조설계기준에서는 불균형모멘트의 일부 γfMunb가 휨에 의해 기둥으로 전달된다고 가정하고 휨을 전달하는 슬래브 영역을 c2 + 3h로 규정하고 있다.
- 반면, 인 Elgabry and Ghali 실험과 Choi et al. 실험은 연직하중에 의한 균형모멘트가 지배적인 경우로 가정하고 c2 + 3h 내의 상부 철근만을 고려하여 불균형모멘트강도를 계산하였다. 실제 불균형모멘트강도에 대한 상하부 철근의 기여도는 연직하중의 크기에 따라 연속적으로 변화할 것이나 이를 정량화하기에는 관련 데이터가 매우 부족하여 ACI-ASCE 위원회 352에 의한 2개의 극한상태만을 고려하였다.
- 4인 Islam and Park 실험과 Robertson et al. 실험은 횡하중에 의한 불균형모멘트가 지배적인 경우로 가정하고 C2 + 3h내의 상하부 철근이 모두 불균형모멘트에 저항하는 것으로 가정하였다. 반면, 인 Elgabry and Ghali 실험과 Choi et al.
- 우리나라와 미국의 구조설계기준1)과 ACI2)는 불균형모멘트의 일부 (γf Munb)가 휨에 의해 전달되고 나머지 (γV Munb)는 전단에 의해 전달된다고 가정한다.
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