전단 보강 슬래브-기둥 내부 접합부 및 기초판에 대한 뚫림 전단강도 모델 Direct Punching Shear Strength Model for Interior Slab-Column Connections and Column Footings with Shear Reinforcement원문보기
이 연구에서는 뚫림 전단을 재하받는 전단 보강/전단 무보강 슬래브-기둥 내부 접합부와 기초판에 대하여 개선된 설계 방법을 개발하였다. 슬래브-기둥 접합부와 기초판의 다양한 파괴 메커니즘(경사 인장 균열 파괴, 전단 보강근의 항복, 콘크리트 압축대/스트럿의 압축 파괴)을 고려하여 뚫림 전단강도를 산정하였다. 콘크리트 위험 단면에 작용하는 뚫림 전단은 대부분 콘크리트 압축대에 의하여 지지된다고 가정하였으며, 콘크리트 압축대의 뚫림 전단강도는 압축 수직 및 전단의 조합 응력을 재하받는 콘크리트 재료 파괴 기준에 근거하여 산정하였다. 제안된 강도 모델은 실험 결과 와의 비교를 통하여 검증하였다. 검증 결과, 제안된 설계 방법은 전단 보강 및 전단 무보강 경우에 대하여 현행 KCI 설계기준 보다 우수한 강도 추정 능력을 가지고 있다는 점이 밝혀졌다.
이 연구에서는 뚫림 전단을 재하받는 전단 보강/전단 무보강 슬래브-기둥 내부 접합부와 기초판에 대하여 개선된 설계 방법을 개발하였다. 슬래브-기둥 접합부와 기초판의 다양한 파괴 메커니즘(경사 인장 균열 파괴, 전단 보강근의 항복, 콘크리트 압축대/스트럿의 압축 파괴)을 고려하여 뚫림 전단강도를 산정하였다. 콘크리트 위험 단면에 작용하는 뚫림 전단은 대부분 콘크리트 압축대에 의하여 지지된다고 가정하였으며, 콘크리트 압축대의 뚫림 전단강도는 압축 수직 및 전단의 조합 응력을 재하받는 콘크리트 재료 파괴 기준에 근거하여 산정하였다. 제안된 강도 모델은 실험 결과 와의 비교를 통하여 검증하였다. 검증 결과, 제안된 설계 방법은 전단 보강 및 전단 무보강 경우에 대하여 현행 KCI 설계기준 보다 우수한 강도 추정 능력을 가지고 있다는 점이 밝혀졌다.
In the present study, an improved design method was developed for the punching shear strength of interior slabcolumn connections and column footings with and without shear reinforcement. In the evaluation of the punching shear strength, the possible failure mechanisms of the connections and column f...
In the present study, an improved design method was developed for the punching shear strength of interior slabcolumn connections and column footings with and without shear reinforcement. In the evaluation of the punching shear strength, the possible failure mechanisms of the connections and column footings were considered. The considered failures modes were inclined tensile cracking of concrete, yielding of shear re-bars, and concrete crushing of compression zone/strut. The punching shear applied to the concrete critical section was assumed to be resisted mainly by the compression zone. The punching shear strength of the concrete compression zone was evaluated based on the material failure criteria of the concrete subjected to the compressive normal stress and shear stress. For verification of the proposed design method, its prediction was compared with the existing test results. The result showed that the proposed method predicted the strengths of the test specimens better than the current design methods of the KCI code for both the shear reinforced and unreinforced cases.
In the present study, an improved design method was developed for the punching shear strength of interior slabcolumn connections and column footings with and without shear reinforcement. In the evaluation of the punching shear strength, the possible failure mechanisms of the connections and column footings were considered. The considered failures modes were inclined tensile cracking of concrete, yielding of shear re-bars, and concrete crushing of compression zone/strut. The punching shear applied to the concrete critical section was assumed to be resisted mainly by the compression zone. The punching shear strength of the concrete compression zone was evaluated based on the material failure criteria of the concrete subjected to the compressive normal stress and shear stress. For verification of the proposed design method, its prediction was compared with the existing test results. The result showed that the proposed method predicted the strengths of the test specimens better than the current design methods of the KCI code for both the shear reinforced and unreinforced cases.
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문제 정의
이 모델에서는 콘크리트 압축대의 전단강도를 정확하게 산정하기 위하여, 압축대의 콘크리트에 작용하는 압축응력과 전단응력의 조합 응력을 고려하였다. 두 조합 응력에 대한 콘크리트 재료 파괴 기준으로서 Rankine(Chen22))의 파괴 기준을 사용하였다.
이 연구에서는 전단 보강 또는 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부와 기둥 기초판의 뚫림 전단강도를 정확하게 평가할 수 있는 간편설계 방법을 개발하였다. 제안된 설계 방법에서는 선행 연구 결과를 바탕으로, 콘크리트 슬래브 단면에서 휨변형에 의해서 발생하는 압축응력과 전단응력의 상호작용을 고려하기 위하여 콘크리트 재료 파괴 기준을 사용하였으며, 압축대의 변형률에 근거하여 콘크리트 슬래브 단면의 뚫림 전단강도를 정의하였다.
이러한 선행 연구14)를 바탕으로, 이 논문에서는 다양한 전단 보강 철물로 보강된 슬래브-기둥 접합부의 뚫림 전단강도를 정확하게 평가할 수 있는 설계 방법의 개발을 연구 목표로 하였다. 이를 위하여 전단 보강 접합부의 전단 보강 영역과 비보강 영역에서 전단 보강근 항복과 경사 인장 균열 파괴, 콘크리트 압축대/스터럿의 압축 파괴 등 다양한 뚫림 전단 파괴 메커니즘을 고려하였다.
가설 설정
따라서 α > 1인 경우 식 (4b)와 (d)에서는 압축 연화를 겪지 않은 압축대(0 ≤ z ≤ cu / α)에서만 전단응력 성능이 발휘된다고 가정하였다.
그 이유는 슬래브-기둥의 접합부 부근에서 휨 변형에 의한 휨 손상이 최대가 되고 전단 파괴의 위험 단면의 길이가 줄어드므로 전단성능이 최소가 되고 외력은 최대가 되기 때문이다. 따라서 현행 설계기준에서는 기둥 단면에서부터 경사 인장 균열(파괴면)이 발생한다고 가정하고 기둥 단면에서 d/2만큼 떨어진 위치에서 설계 위험 단면을 정의한다.
두 조합 응력에 대한 콘크리트 재료 파괴 기준으로서 Rankine(Chen22))의 파괴 기준을 사용하였다. 이 파괴 기준에서는 주응력이 콘크리트의 재료 강도에 도달하면 재료 파괴가 발생하는 것으로 가정하였다. 즉 압축대의 각 지점에 작용하는 주압축응력이 압축강도 fck에 도달하면 압축 지배 전단 파괴가 발생하며, 인장강도 f't 에 도달하면 인장 지배 전단 파괴가 발생한다(Fig.
제안 방법
Fig. 10에는 제안된 설계 방법을 이용해서, 압축강도, 주철근비, 전단 보강량에 따른 뚫림 전단강도의 변화를 분석하였다. 그림에 나타나듯이 제안된 설계 방법은 주요 설계 변수의 영향을 비교적 정확하게 추정하고 있다.
또한 이 연구에서는 간편 설계 방법을 개발하기 위하여, 인장 균열이 발생한 이후 압축대에 대한 평균 수직 응력(#)을 도입하여 식 (1), (3)을 이용하여 균열 단면의 평균 전단응력 성능을 재정의하였다.
이를 위하여 전단 보강 접합부의 전단 보강 영역과 비보강 영역에서 전단 보강근 항복과 경사 인장 균열 파괴, 콘크리트 압축대/스터럿의 압축 파괴 등 다양한 뚫림 전단 파괴 메커니즘을 고려하였다. 이 연구에서 개발한 설계 방법은 전단 무보강 또는 전단 보강 슬래브-기둥 접합부 뿐 아니라 기초판에도 적용될 수 있도록 개발되었으며, 기존 실험 결과와의 비교를 통하여 그 유효성을 검증하였다.
2(c)). 이 연구에서는 이 파괴 메커니즘에 따라서 슬래브-기둥 접합부의 뚫림 전단강도를 각각 정의하였다.
이 연구에서는 콘크리트의 압축대의 압축 파괴 메커니즘에 근거하여 유도된 식 (4b)를 이용하여 콘크리트의 압축 파괴에 따른 최대 뚫림 전단강도를 정의하였다.
를 바탕으로, 이 논문에서는 다양한 전단 보강 철물로 보강된 슬래브-기둥 접합부의 뚫림 전단강도를 정확하게 평가할 수 있는 설계 방법의 개발을 연구 목표로 하였다. 이를 위하여 전단 보강 접합부의 전단 보강 영역과 비보강 영역에서 전단 보강근 항복과 경사 인장 균열 파괴, 콘크리트 압축대/스터럿의 압축 파괴 등 다양한 뚫림 전단 파괴 메커니즘을 고려하였다. 이 연구에서 개발한 설계 방법은 전단 무보강 또는 전단 보강 슬래브-기둥 접합부 뿐 아니라 기초판에도 적용될 수 있도록 개발되었으며, 기존 실험 결과와의 비교를 통하여 그 유효성을 검증하였다.
Pralong and Nielsen5)은 소성 이론을 바탕으로 뚫림 전단강도의 하한치와 상한치를 구명하였으며, Johansen6)은 슬래브의 항복 메커니즘과 균열의 진행 양상을 고려하여 항복선 해석 방법을 개발하였다. 이에 근거하여 슬래브-기둥 접합부의 파괴 메커니즘을 연구하였으며 강도 모델이 개발되었다. 그러나 이러한 모델들은 복잡한 모델링을 사용하였고 구조설계 실무에 직접 사용하기에는 어렵다.
제안된 설계 방법에서는 선행 연구 결과를 바탕으로, 콘크리트 슬래브 단면에서 휨변형에 의해서 발생하는 압축응력과 전단응력의 상호작용을 고려하기 위하여 콘크리트 재료 파괴 기준을 사용하였으며, 압축대의 변형률에 근거하여 콘크리트 슬래브 단면의 뚫림 전단강도를 정의하였다. 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부는 전단 보강영역과 비보강영역에서의 경사인장균열에 의한 뚫림 전단 파괴 이외에도 콘크리트 압축대/압축스트럿의 압축 파괴에 의해서 파괴될 수 있으므로, 이러한 파괴 메커니즘을 고려하여 접합부의 뚫림 전단강도를 정의하였다. 제안된 설계 방법의 검증을 위하여 다양한 영향 변수를 포함하는 394개의 슬래브-기둥 접합부와 81개의 기둥 기초판에 대한 기존 실험 결과와 비교하였다.
제안된 뚫림 전단강도 모델의 검증을 위하여 직접 전단을 재하받는 슬래브-기둥 접합부와 기둥 기초판에 대한 기존 시험체에 제안 모델을 적용하였다. 검증에는 CEB-FIP11)의 기술보고서와 기존 연구문헌13,29-38)에 제시된 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부에 대한 207개의 실험 결과와 전단 보강 슬래브-기둥 접합부에 대한 187개의 실험 결과, 전단 보강 및 무보강 기둥 기초판에 대한 81개의 실험 결과가 사용되었다.
이 연구에서는 전단 보강 또는 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부와 기둥 기초판의 뚫림 전단강도를 정확하게 평가할 수 있는 간편설계 방법을 개발하였다. 제안된 설계 방법에서는 선행 연구 결과를 바탕으로, 콘크리트 슬래브 단면에서 휨변형에 의해서 발생하는 압축응력과 전단응력의 상호작용을 고려하기 위하여 콘크리트 재료 파괴 기준을 사용하였으며, 압축대의 변형률에 근거하여 콘크리트 슬래브 단면의 뚫림 전단강도를 정의하였다. 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부는 전단 보강영역과 비보강영역에서의 경사인장균열에 의한 뚫림 전단 파괴 이외에도 콘크리트 압축대/압축스트럿의 압축 파괴에 의해서 파괴될 수 있으므로, 이러한 파괴 메커니즘을 고려하여 접합부의 뚫림 전단강도를 정의하였다.
대상 데이터
Tables 1, 2, 3에는 각각 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부, 전단 보강 슬래브-기둥 접합부, 기둥 기초판의 시험체 재료 특성, 부재 형상 및 치수, 그리고 시험체의 강도 산정 결과와 실험 강도가 제시되어 있다. 검증에 사용된 시험체는 기존 연구 문헌11,13,29-38)에 자세히 제시되어 있으며, 주요 변수 범위는 다음과 같다. 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부의 경우, 9.
제안된 뚫림 전단강도 모델의 검증을 위하여 직접 전단을 재하받는 슬래브-기둥 접합부와 기둥 기초판에 대한 기존 시험체에 제안 모델을 적용하였다. 검증에는 CEB-FIP11)의 기술보고서와 기존 연구문헌13,29-38)에 제시된 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부에 대한 207개의 실험 결과와 전단 보강 슬래브-기둥 접합부에 대한 187개의 실험 결과, 전단 보강 및 무보강 기둥 기초판에 대한 81개의 실험 결과가 사용되었다.
비교에 사용된 실험에는 전단 철근, 전단 밴드, 스터드 레일, 래티스 철근, 철망 등 다양한 전단 보강 철물을 사용한 실험 결과가 모두 포함되어 있다. Fig.
데이터처리
전단 보강된 슬래브-기둥 접합부는 전단 보강영역과 비보강영역에서의 경사인장균열에 의한 뚫림 전단 파괴 이외에도 콘크리트 압축대/압축스트럿의 압축 파괴에 의해서 파괴될 수 있으므로, 이러한 파괴 메커니즘을 고려하여 접합부의 뚫림 전단강도를 정의하였다. 제안된 설계 방법의 검증을 위하여 다양한 영향 변수를 포함하는 394개의 슬래브-기둥 접합부와 81개의 기둥 기초판에 대한 기존 실험 결과와 비교하였다. 검증 결과, 제안된 설계 방법은 기존의 설계기준 보다 전단 보강 및 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부과 기둥 기초판의 뚫림 전단강도를 비교적 정확하고 안전측으로 예측하였다.
이론/모형
이 모델에서는 콘크리트 압축대의 전단강도를 정확하게 산정하기 위하여, 압축대의 콘크리트에 작용하는 압축응력과 전단응력의 조합 응력을 고려하였다. 두 조합 응력에 대한 콘크리트 재료 파괴 기준으로서 Rankine(Chen22))의 파괴 기준을 사용하였다. 이 파괴 기준에서는 주응력이 콘크리트의 재료 강도에 도달하면 재료 파괴가 발생하는 것으로 가정하였다.
(mm)를 사용하였다. 또한 위험 단면의 형상비 효과(ACI 318-088))를 고려하기 위하여, Manterola26)의 실험 결과에 근거하여 위험 단면의 형상비 계수 #를 사용하였다. #, ft', 크기 효과 및 형상비 계수를 도입하여 접합부의 뚫림 전단강도(Vc)는 식 (9)로 재정의하였다.
성능/효과
제안된 설계 방법의 검증을 위하여 다양한 영향 변수를 포함하는 394개의 슬래브-기둥 접합부와 81개의 기둥 기초판에 대한 기존 실험 결과와 비교하였다. 검증 결과, 제안된 설계 방법은 기존의 설계기준 보다 전단 보강 및 전단 무보강 슬래브-기둥 접합부과 기둥 기초판의 뚫림 전단강도를 비교적 정확하고 안전측으로 예측하였다.
1%로써 강도 추정에 있어서 편차가 크며 특히 주 철근비 2% 이하에서 강도를 크게 과대평가한다. 반면 제안된 설계 방법은 전단 무보강의 경우, 평균 1.27, COV는 15.2%이며, 전단 보강의 경우, 평균 1.20, COV는 23.8%로써, 현행 ACI 설계기준 보다 실험 결과를 정확하게 추정하고 있다. 또한 Fig.
6%이다. 제안된 설계 방법의 경우, 실험강도 대 예측강도 비가 평균 1.62, COV는 12.8%로써 보다 안전측이며 적은 편차를 나타낸다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
무량판 구조의 단점은?
무량판 구조는 기둥의 자유로운 배치와 공기 단축 등 건축 설계와 시공에 있어서 많은 장점을 가지고 있으며, 최근 국내외적으로 주상 복합 건물과 공동 주택에서 많이 사용되는 바닥 시스템이다. 그러나 무량판 구조는 펀칭 전단에 대하여 슬래브-기둥 접합부의 구조 안전성이 취약하며 그 거동이 복잡하다.1)
무량판 구조의 장점은?
무량판 구조는 기둥의 자유로운 배치와 공기 단축 등 건축 설계와 시공에 있어서 많은 장점을 가지고 있으며, 최근 국내외적으로 주상 복합 건물과 공동 주택에서 많이 사용되는 바닥 시스템이다. 그러나 무량판 구조는 펀칭 전단에 대하여 슬래브-기둥 접합부의 구조 안전성이 취약하며 그 거동이 복잡하다.
전단 보강된 슬래브-기둥 접합부의 파괴 메커니즘과 강도를 구명하기 위한 연구로는 어떤 것이 있는가?
그동안 전단 보강된 슬래브-기둥 접합부의 파괴 메커니즘과 강도를 구명하기 위하여 다양한 이론 및 실험 연구들이 수행되어 왔다. Beutel과 Hegger4)는 실험연구를 바탕으로 시공성이 개선된 다양한 전단철근 상세를 개발하였다. Pralong and Nielsen5)은 소성 이론을 바탕으로 뚫림 전단강도의 하한치와 상한치를 구명하였으며, Johansen6)은 슬래브의 항복 메커니즘과 균열의 진행 양상을 고려하여 항복선 해석 방법을 개발하였다. 이에 근거하여 슬래브-기둥 접합부의 파괴 메커니즘을 연구하였으며 강도 모델이 개발되었다. 그러나 이러한 모델들은 복잡한 모델링을 사용하였고 구조설계 실무에 직접 사용하기에는 어렵다.
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