프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 휨 거동에 대한 부분 프리스트레싱비와 유효 프리스트레스의 영향 Effect of Partial Prestressing Ratio and Effective Prestress on the Flexural Behavior of Prestressed Lightweight Concrete Beams원문보기
이 연구에서는 상부 2점 집중하중을 받는 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 거동을 부분 프리스트레싱 비와 긴장재의 유효 프리스트레스에 따라 평가하였다. 절건비중 1,770 $kg/m^3$의 경량 콘크리트 설계강도는 35 MPa이었으며, 항복강도 383 MPa의 일반 이형철근과 인장강도 2,040 MPa의 3연선을 각각 주 인장철근과 프리스트레싱 긴장재로 사용하였다. 실험 결과, 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 내력은 부분 프리스트레싱 비의 증가와 함께 증가하지만 긴장재의 유효 프리스트레스에는 거의 영향을 받지 않았다. 동일 휨 보강지수에서 프리텐션 경량 콘크리트 보의 무차원 휨 내력은 Harajli and Naaman 및 Bennet에 의해 실험된 프리텐션 보통중량 콘크리트 보와 비슷한 수준이었다. 한편 프리텐션 경량 콘크리트 보의 변위 연성비는 부분 프리스트레싱 비의 감소와 함께 그리고 유효 프리스트레스의 증가와 함께 증가하였다. 프리텐션 경량 콘크리트 보의 하중-변위 관계는 비선형 2차원 해석모델에 의해 적절하게 평가될 수 있었다. 또한 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 균열 내력 및 최대 휨 내력은 각각 탄성이론 및 ACI 318-08의 등가응력블록과 긴장재의 응력평가 식을 이용하여 안전측에서 예측될 수 있었다.
이 연구에서는 상부 2점 집중하중을 받는 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 거동을 부분 프리스트레싱 비와 긴장재의 유효 프리스트레스에 따라 평가하였다. 절건비중 1,770 $kg/m^3$의 경량 콘크리트 설계강도는 35 MPa이었으며, 항복강도 383 MPa의 일반 이형철근과 인장강도 2,040 MPa의 3연선을 각각 주 인장철근과 프리스트레싱 긴장재로 사용하였다. 실험 결과, 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 내력은 부분 프리스트레싱 비의 증가와 함께 증가하지만 긴장재의 유효 프리스트레스에는 거의 영향을 받지 않았다. 동일 휨 보강지수에서 프리텐션 경량 콘크리트 보의 무차원 휨 내력은 Harajli and Naaman 및 Bennet에 의해 실험된 프리텐션 보통중량 콘크리트 보와 비슷한 수준이었다. 한편 프리텐션 경량 콘크리트 보의 변위 연성비는 부분 프리스트레싱 비의 감소와 함께 그리고 유효 프리스트레스의 증가와 함께 증가하였다. 프리텐션 경량 콘크리트 보의 하중-변위 관계는 비선형 2차원 해석모델에 의해 적절하게 평가될 수 있었다. 또한 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 균열 내력 및 최대 휨 내력은 각각 탄성이론 및 ACI 318-08의 등가응력블록과 긴장재의 응력평가 식을 이용하여 안전측에서 예측될 수 있었다.
The present investigation evaluates the flexural behavior of pre-tensioned lightweight concrete beams under two-point symmetrical concentrated loads according to the variation of the partial prestressing ratio and the effective prestress of prestressing strands. The designed compressive strength of ...
The present investigation evaluates the flexural behavior of pre-tensioned lightweight concrete beams under two-point symmetrical concentrated loads according to the variation of the partial prestressing ratio and the effective prestress of prestressing strands. The designed compressive strength of the lightweight concrete with a dry density of 1,770 $kg/m^3$ was 35 MPa. The deformed bar with a yield strength of 383 MPa and three-wire mono-strands with tensile strength of 2,040 MPa were used for longitudinal tensile reinforcement and prestressing steel reinforcement, respectively. According to the test results, the flexural capacity of pre-tensioned lightweight concrete beams increased with the increase of the partial prestressing ratio and was marginally influenced by the effective prestress of strands. With the same reinforcing index, the normalized flexural capacity of pre-tensioned lightweight concrete beams was similar to that of pre-tensioned normal-weight concrete beams tested by Harajli and Naaman and Bennett. On the other hand, the displacement ductility ratio of pre-tensioned lightweight concrete beams increased with the decrease of the partial prestressing ratio and with the increase of the effective prestress of strands. The load-displacement relationship of pre-tensioned lightweight concrete beam specimens can be suitably predicted by the developed non-linear two-dimensional analysis procedure. In addition, the flexural cracking moment and flexural capacity of pre-tensioned lightweight concrete beams can be conservatively evaluated using the elasticity theorem and the approach specified in ACI 318-08, respectively.
The present investigation evaluates the flexural behavior of pre-tensioned lightweight concrete beams under two-point symmetrical concentrated loads according to the variation of the partial prestressing ratio and the effective prestress of prestressing strands. The designed compressive strength of the lightweight concrete with a dry density of 1,770 $kg/m^3$ was 35 MPa. The deformed bar with a yield strength of 383 MPa and three-wire mono-strands with tensile strength of 2,040 MPa were used for longitudinal tensile reinforcement and prestressing steel reinforcement, respectively. According to the test results, the flexural capacity of pre-tensioned lightweight concrete beams increased with the increase of the partial prestressing ratio and was marginally influenced by the effective prestress of strands. With the same reinforcing index, the normalized flexural capacity of pre-tensioned lightweight concrete beams was similar to that of pre-tensioned normal-weight concrete beams tested by Harajli and Naaman and Bennett. On the other hand, the displacement ductility ratio of pre-tensioned lightweight concrete beams increased with the decrease of the partial prestressing ratio and with the increase of the effective prestress of strands. The load-displacement relationship of pre-tensioned lightweight concrete beam specimens can be suitably predicted by the developed non-linear two-dimensional analysis procedure. In addition, the flexural cracking moment and flexural capacity of pre-tensioned lightweight concrete beams can be conservatively evaluated using the elasticity theorem and the approach specified in ACI 318-08, respectively.
3# 로 나타낼 수 있음을 보였다. 이 연구에서도 경량 콘크리트의 파괴계수를 0.3# 로 가정하였다.
제안 방법
가력 직전에 3연선에 작용된 유효 프리스트레스를 보의 양단부에 설치된 로드셀로부터 측정하였다. 모든 보는 Fig.
(1)은 경간 중앙에서 긴장재의 유효깊이다. 각 콘크리트 미소층에서의 응력 및 철근과 긴장재의 응력은 각 재료의 구성방정식을 이용하여 산정한다.
압축 연단에서 콘크리트의 변형률 거동은 75 mm 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다. 부착 인장철근의 변형률 거동은 시험체 PLB2 및 PLB3에서만 5 mm 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.
최대 모멘트 구간에서 휨 균열 폭의 진전은 5 mm 용량의 변위계로부터 측정하였다. 압축 연단에서 콘크리트의 변형률 거동은 75 mm 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다. 부착 인장철근의 변형률 거동은 시험체 PLB2 및 PLB3에서만 5 mm 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.
0과 0은 각각 일반 철근이 없는 완전 프리스트레스트 콘크리트 보와 프리스트레스트 긴장재가 없는 일반 철근콘크리트 보를 의미한다. 이 연구에서는 fpe가 0.6fpu일 때 PPR이 0.66, 0.74 및 1.0으로 있으며, PPR이 0.74일 때 fpe는 0.4fpu에서 0.7fpu로 있도록 계획하였다.
보의 경간 중앙 및 가력점 하부에서의 처짐은 300 mm 용량의 변위계(LVDT)를 이용하여 측정하였다. 최대 모멘트 구간에서 휨 균열 폭의 진전은 5 mm 용량의 변위계로부터 측정하였다. 압축 연단에서 콘크리트의 변형률 거동은 75 mm 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.
보의 양단부에서는 프리스트레싱력에 의한 지압 및 할렬파괴를 방지하기 위하여 전단철근을 50 mm 간격으로 배근하였다. 프리스트레싱은 콘크리트 타설 전에 정착 손실율을 고려하여 유압 잭에 설치된 압력게이지 및 보 양단에 설치된 로드셀을 이용하여 제어하였다.
대상 데이터
모든 시험체에는 목표 슬럼프 150 mm와 설계기준 강도 35 MPa을 갖는 레미콘 배합의 경량 콘크리트를 타설하였다. 인공 경량골재는 팽창점토를 이용하여 생산된 작은 환약형상의 알맹이들로서 표면은 매끄럽고 내부는 다공성 구조이다.
공칭 단면 폭(bw)과 전체 깊이(h)는 각각 205 mm와 330 mm이다. 보의 전체길이는 5,710 mm이며, 양단부 지점 중심간의 거리는 5,310 mm이다. 프리스트레싱 긴장재로서 공칭 직경 2.
시험체의 압축강도는 시험체와 동일 환경에서 양생된 150 × 300 mm 실린더를 이용하여 측정하였다.
이 연구의 목적은 프리스트레스트 경량 콘크리트 단순 보의 휨 내력과 연성을 파악하고, 보통중량 콘크리트 보의 실험 결과에 근거한 설계기준의 적용성을 평가하는 것이다. 이를 위해 상부 2점 집중하중을 받는 프리텐션 경량 콘크리트 단순 보 6개를 실험하였다. 실험된 보의 최대 휨 내력은 프리텐션 보통중량 콘크리트 보6,7)의 내력 및 ACI318-0811)의 등가응력블록을 사용하여 계산된 내력과 비교하였다.
인공 경량골재는 팽창점토를 이용하여 생산된 작은 환약형상의 알맹이들로서 표면은 매끄럽고 내부는 다공성 구조이다. 인공 경량골재의 연속 입도분포를 위해 천연모래 30%를 인공 경량 잔골재에 치환하였다. 경량 굵은골재, 경량 잔골재 및 천연모래의 비중은 각각 1.
실험된 보의 최대 휨 내력은 프리텐션 보통중량 콘크리트 보6,7)의 내력 및 ACI318-0811)의 등가응력블록을 사용하여 계산된 내력과 비교하였다. 또한 프리텐션 경량 콘크리트 보의 하중-변위 관계는 양근혁 등13)에 의해 개발된 비선형 해석모델과 비교하였다.
이를 위해 상부 2점 집중하중을 받는 프리텐션 경량 콘크리트 단순 보 6개를 실험하였다. 실험된 보의 최대 휨 내력은 프리텐션 보통중량 콘크리트 보6,7)의 내력 및 ACI318-0811)의 등가응력블록을 사용하여 계산된 내력과 비교하였다. 또한 프리텐션 경량 콘크리트 보의 하중-변위 관계는 양근혁 등13)에 의해 개발된 비선형 해석모델과 비교하였다.
이론/모형
18) 이러한 경량 콘크리트의 특성을 고려하기 위하여 Thorenfeldt et al19)에 의해 제시된 압축응력-변형률 관계를 EC212)에 규정된 경량 콘크리트 수정계수를 이용하여 다음과 같이 확장하였다.
8(a)). 모든 절점에서의 변형률과 응력분포는 단면분할법에 기반하여 비선형 해석한다. 이때, 전단경간에서 사인장 균열로 인한 부가 모멘트와 곡률은 Park and Paulay16)에 의해 제시된 트러스 기구를 사용하여 반영한다.
의 제안모델을 따랐다. 반면 고강도 긴장재의 구성방정식은 비선형으로서 Menegotto and Pinto22)에 의해 제시된 다음의 기본식을 따랐다.
하중단계 i에 대한 경간 중앙단면에서 중립축 깊이(c(i,1)는 변형률 적합조건과 힘의 평형조건으로부터 결정된다. 이 연구에서는 중립축 깊이를 보다 빠르게 결정하기 위하여 수치해석법 중 이분법을 이용하였다. 각 미소층(k)에서 콘크리트와 철근 및 긴장재의 변형률은 단면의 변형률 분포로부터 산정된다.
모든 절점에서의 변형률과 응력분포는 단면분할법에 기반하여 비선형 해석한다. 이때, 전단경간에서 사인장 균열로 인한 부가 모멘트와 곡률은 Park and Paulay16)에 의해 제시된 트러스 기구를 사용하여 반영한다.
철근의 구성방정식은 변형률 경화를 고려하기 위하여 Wang21)의 제안모델을 따랐다. 반면 고강도 긴장재의 구성방정식은 비선형으로서 Menegotto and Pinto22)에 의해 제시된 다음의 기본식을 따랐다.
성능/효과
1) 부분 프리스트레스트 보의 휨 균열 간격은 PPR에 영향을 받지 않았지만 PPR = 1.0인 완전 프리스트레스트 보의 평균 휨 균열 간격은 부분 프리스트레스트 보에 비해 현저히 컸다. 또한 동일 하중에서 fpe가 클수록 프리스트레스트 보의 휨 균열 간격은 좁고 균열진전 높이는 낮았다.
1)또한 경량 콘크리트의 낮은 열전도율은 건축물에서 소비되는 에너지의 효율성을 높여 결과적으로 건축물의 냉·난방을 위한 화석연료에서 방출되는 온실가스를 줄일 수 있다.
2) 동일 하중에서 프리스트레스트 보의 휨 균열 폭은 PPR이 증가할수록 그리고 fpe가 작을수록 증가하는데, 그 증가속도는 부분 프리스트레스트 보에 비해 PPR = 1.0인 완전 프리스트레스트 보에서 현저히 컸다.
3) 프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 휨 내력은 fpe에 거의 영향을 받지 않는 반면, 보강지수의 증가와 함께 증가하는데, 그 증가기울기는 프리스트레스트 보통중량 콘크리트 보와 비슷하였다.
4) 프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 변위 연성비는 보강지수의 증가와 함께 감소하는 반면, fpe가 클수록 증가하였다.
4)또한 프리스트레스트 콘크리트 휨 부재는 동일 인장 철근비를 갖는 철근콘크리트 휨 부재에 비해 강성, 사용성 및 내력이 일반적으로 높기 때문에 부재의 단면크기를 줄일 수 있고, 이는 사용 구조재료의 양을 줄일 수 있다.4)이로 인해 프리스트레스트 콘크리트 구조는 지속가능 구조시스템의 일환으로 해외에서는 최근에 더 큰 관심을 받고 있다.
5) 비선형 해석모델에 의해 예측된 하중-변위 관계는 휨 균열 발생 후 강성저하가 실험 결과에 비해 약간 작게 있지만 최대 휨 내력 및 최대 휨 내력 이후 거동이 실험 결과와 잘 일치하였다.
6) 프리텐션 경량 콘크리트 보의 휨 균열 내력과 최대휨 내력은 각각 탄성이론 및 ACI 318-08의 등가응력블록과 긴장재의 응력평가식을 이용하여 안전측에서 예측될 수 있었다.
따라서 완전 프리스트레스트 보인 PLB1의 연성은 부분 프리스트레스트 보인 PLB2 및 PLB3에 비해 높은 µ값을 보였다.
비선형 2-D 해석에 의한 예측값은 ACI 318-08에 의한 예측값보다 실험 값에 가까웠지만 두 모델에 의한 해석값 사이의 차이는 작았다. 따라서 프리텐션 경량 콘크리트 단순 보의 최대휨 내력은 ACI 318-08의 등가응력블록 및 fps를 이용하여 안전측에서 평가될 수 있다고 판단된다.
비선형 2-D 해석모델에 의해 예측된 하중-변위 관계는 휨 균열 발생 후 강성저하가 실험 결과에 비해 약간 작게 있지만 최대 휨 내력 및 최대 휨 내력 이후 거동이 실험 결과와 잘 일치하였다. 따라서 프리텐션 경량 콘크리트 단순 보의 휨 거동은 이 연구에서 제시된 비선형 2-D 해석모델을 이용하여 적합하게 평가될 수 있다.
0인 완전 프리스트레스트 보의 평균 휨 균열 간격은 부분 프리스트레스트 보에 비해 현저히 컸다. 또한 동일 하중에서 fpe가 클수록 프리스트레스트 보의 휨 균열 간격은 좁고 균열진전 높이는 낮았다.
이 작성되었다. 또한 프리스트레스트 보의 휨 설계에서 가장 중요한 보의 최대 내력시 프리스트레스트 텐던의 응력도 보통중량 콘크리트 단순 보의 실험 결과에 기반하여 경험적으로 제시되었다. 따라서 프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 안전한 설계를 위해서는 부재의 휨 거동을 실험적으로 평가하고 그 실험 결과를 설계기준과 비교함으로서 보통중량 콘크리트 보의 실험 결과에 근거한 설계기준의 적용성이 우선 평가될 필요가 있다.
10에 나타내었다. 비선형 2-D 해석모델에 의해 예측된 하중-변위 관계는 휨 균열 발생 후 강성저하가 실험 결과에 비해 약간 작게 있지만 최대 휨 내력 및 최대 휨 내력 이후 거동이 실험 결과와 잘 일치하였다. 따라서 프리텐션 경량 콘크리트 단순 보의 휨 거동은 이 연구에서 제시된 비선형 2-D 해석모델을 이용하여 적합하게 평가될 수 있다.
경량 콘크리트의 특성은 수정계수 ηE와 탄성계수 Ec에 ρ의 함수로 반영되었다. 위의 제안모델에 의한 경량 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Fig. 2(a)에 나타낸바와 같이 실험 결과와 잘 일치 하였는데, 특히 최대응력 시 변형률 및 최대응력 이후 하강 기울기도 실험 결과를 잘 반영하였다. 한편, 경량 콘크리트의 인장응력-변형률 관계는 최대 인장응력시까지만 탄성식에 의해 고려되었다.
0인 완전 프리스트레스트 보에서 현저히 컸다. 유효 프리스트레스도 보의 휨 균열 폭에 영향을 미쳤는데, 시험체 PLB6에서의 휨 균열 폭이 PLB4 및 PLB5에 비해 현저히 작았다. 이는 프리스트레스에 의한 종방향 압축력이 균열 폭의 증가를 구속하기 때문이다.
동일 하중에서 휨 균열 폭은 PPR이 증가할수록 증가하였다. 특히 휨 균열 폭의 증가 속도는 부분 프리스트레스트 보에 비해 PPR = 1.0인 완전 프리스트레스트 보에서 현저히 컸다. 유효 프리스트레스도 보의 휨 균열 폭에 영향을 미쳤는데, 시험체 PLB6에서의 휨 균열 폭이 PLB4 및 PLB5에 비해 현저히 작았다.
4에 나타내 바와 같이 PPR에 거의 영향을 받지 않았다. 하지만 PPR = 1.0인 완전 프리스트레스트 보인 PLB1의 평균 휨 균열 간격은 부분 프리스트레스트 보에 비해 현저히 컸다. 프리스트레스트 보의 휨 균열 간격은 fpe에 의해서도 다소 영향을 받았다.
후속연구
하지만 경량 콘크리트는 동일 강도의 보통중량 콘크리트에 비해 탄성계수와 인장저항력이 낮다.3)낮은탄성계수와 인장저항력은 구조부재의 큰 변형과 많은 균열을 유발하여 부재 사용성과 내구성을 현저하게 감소시키므로 이에 대한 다양한 보완이 이루어진다면 구조용 경량 콘크리트의 적용성이 높아질 것이다.
또한 프리스트레스트 보의 휨 설계에서 가장 중요한 보의 최대 내력시 프리스트레스트 텐던의 응력도 보통중량 콘크리트 단순 보의 실험 결과에 기반하여 경험적으로 제시되었다. 따라서 프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 안전한 설계를 위해서는 부재의 휨 거동을 실험적으로 평가하고 그 실험 결과를 설계기준과 비교함으로서 보통중량 콘크리트 보의 실험 결과에 근거한 설계기준의 적용성이 우선 평가될 필요가 있다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
프리스트레스트 콘크리트 휨 부재의 장점은 무엇인가?
프리스트레싱은 콘크리트 휨 부재의 균열과 처짐제어에 매우 효율적이다.4)또한 프리스트레스트 콘크리트 휨 부재는 동일 인장 철근비를 갖는 철근콘크리트 휨 부재에 비해 강성, 사용성 및 내력이 일반적으로 높기 때문에 부재의 단면크기를 줄일 수 있고, 이는 사용 구조재료의 양을 줄일 수 있다.4)이로 인해 프리스트레스트 콘크리트 구조는 지속가능 구조시스템의 일환으로 해외에서는 최근에 더 큰 관심을 받고 있다.
인공 경량골재를 활용한 경량 콘크리트의 장점은 무엇인가?
인공 경량골재를 활용한 경량 콘크리트는 낮은 단위용적중량으로 구조체의 자중을 감소시킬 수 있어 부재 응력 감소와 단면의 축소를 통해 콘크리트와 철근 등의 구조재료 사용량을 감소시킬 수 있다.1)또한 경량 콘크리트의 낮은 열전도율은 건축물에서 소비되는 에너지의 효율성을 높여 결과적으로 건축물의 냉·난방을 위한 화석연료에서 방출되는 온실가스를 줄일 수 있다.2)이와 같이 경량 콘크리트는 자원절약 및 온실가스 저감 측면에서 지속가능 재료로 간주되면서 최근 많은 관심을 받고 있다.
프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 안전한 설계를 위해 부재의 휨 거동을 실험적으로 평가하고 그 실험 결과를 설계기준과 비교함으로서 보통중량 콘크리트 보의 실험 결과에 근거한 설계기준의 적용성이 우선 평가될 필요가 있는 이유는 무엇인가?
프리스트레스트 구조는 크게 프리텐션과 포스트텐션으로 구분할 수 있는데,4)이들은 대부분 보통중량 콘크리트를 사용한 구조부재에서 연구5-10)가 진행되었으며, 이들 결과에 기반하여 설계기준11,12)이 작성되었다. 또한 프리스트레스트 보의 휨 설계에서 가장 중요한 보의 최대 내력시 프리스트레스트 텐던의 응력도 보통중량 콘크리트 단순 보의 실험 결과에 기반하여 경험적으로 제시되었다. 따라서 프리스트레스트 경량 콘크리트 보의 안전한 설계를 위해서는 부재의 휨 거동을 실험적으로 평가하고 그 실험 결과를 설계기준과 비교함으로서 보통중량 콘크리트 보의 실험 결과에 근거한 설계기준의 적용성이 우선 평가될 필요가 있다.
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