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문제 정의
- 본 연구에서는 전단 보강된 프리스트레스 콘크리트와 현장타설 콘크리트의 합성보의 전단 강도를 연구하기 위하여 콘크리트의 면적비, 긴장재의 긴장력, 전단 경간비, 그리고 전단 철근비를 변수로 하여 실험을 수행하였다. 실험 결과를 바탕으로 PSC 합성 보의 전단 거동에 대하여 분석하였고 그 결과는 다음과 같다.
제안 방법
- 2) 강연선에 작용하는 긴장력의 크기가 전단강도에 미치는 영향을 알아보기 위해 PC부재(60 MPa)에 긴장재 인장강도(fpu)의 55%와 70%를 초기 긴장력(fpj)으로 적용 하였다. 전단면이 24 MPa인 단면 A는 CIP부재의 대조군이므로 강연선은 사용하되 긴장력을 가하지 않았다.
- 3) 전단 경간비(a/d)는 3.0인 경우와 4.0인 경우를 고려 하여 전단 경간비에 따른 파괴메커니즘과 전단강도를 비교하였다.
- 4) 전단철근 간격은 200 mm, 300 mm, 450 mm를 사용 하여 전단철근 간격이 합성보의 전단 거동에 미치는 영향을 알아보았다(Fig. 2). 전단 철근 간격이 200 mm와 300 mm인 경우, 수직 전단과 수평 전단 모두 저항할 수 있고 프리스트레스 부재에서 수직 전단에 저항하기 위한 전단 철근의 최대 간격 0.
- 4) 현행 KCI 기준식에 따라서 합성보의 수직전단강도를 평가하였다. 그 결과, PSC 단면에 대하여 일반식(Eq.
- 5) 수평 전단 균열이 발생한 횡보강된 합성 단면에 대하여 실험 결과(2.56~3.22 MPa)와 현행 기준(식 (8))에서 제시하는 수평 전단 강도를 비교하였다. 그 결과, 전단 강도비(vu/vnh)가 1.
- 타설 시점에서 24시간 경과 후 PC부재의 강연선을 절단하였고 PC부재 표면에 지연제를 도포하여 PC부재 상부의 노출면이 레이턴스가 없고 약 6 mm 이상의 거친면 형성을 도모하였다. PC부재의 콘크리트강도가 42 MPa에 도달했을 때, 경화된 PC 부재 표면에 24 MPa의 현장 타설 콘크리트를 2차로 타설하였다. 압축 강도 시험용 공시체는 실험체와 같은 조건에서 타설 및 양생되었다.
- 강연선은 2단으로 배근하였고, 피복 두께를 고려하여 인장측 최외단과 강연선 중심간 거리를 50 mm로 하여 배치하였다. 또한 프리스트레스로 인하여 발생하는 상부 인장력을 저항하기 위하여 압축대에 3개의 SD400 D13 철근을 1단으로 배근하여 초기 상부 휨 균열 발생을 억제하였다.
- 여기서, 단면 A는 전단면이 24 MPa인 콘크리트 부재이므로 강연 선에 긴장력을 가하지 않았다. 따라서 3-AS와 5-AS을 대신하여 1-AS와 2-AS를 사용하여 비교하였다.
- 본 연구에서는 PC 부재의 경우 프리텐션을 도입한 고강도 콘크리트(60 MPa)를 사용하는 반면에 CIP 부재는 저강도 콘크리트(24 MPa)를 사용함에 따라 강도 차이가 발생하므로 부재별 특성이 서로 다를 경우에 각 요소의 특성을 각각 고려하는 방법을 사용하였다. 따라서 상부 CIP 부재는 철근 콘크리트 부재의 전단 강도 (식 (1)), 하부 PC 부재는 프리스트레스된 콘크리트 부재의 전단강도 일반식(식 (2))과 정밀식(식 (3))을 각각 적용하여 단순 합산하였고 실험값과 비교하였다(Fig. 12).
- 실험 방법은 보 중앙에 2점 하중을 가력하여 실험을 실시하였고 지지점과 가력점에 롤러 철물을 사용하여 단순 보 거동을 유도하였다. 또한 강연선의 휨 항복 여부를 확인하기 위하여 강연선에 스트레인 게이지를 부착하였고 실험체 중앙부의 처짐을 측정하기 위하여 중앙 하부에 5개의 LVDT를 설치하였다.
- 실험체는 두 단계에 걸쳐 제작되었다. 먼저, 강연선에 인장력을 가한 뒤 60 MPa 콘크리트를 1차 타설하고 7~9시간 증기 양생을 실시하였다. 타설 시점에서 24시간 경과 후 PC부재의 강연선을 절단하였고 PC부재 표면에 지연제를 도포하여 PC부재 상부의 노출면이 레이턴스가 없고 약 6 mm 이상의 거친면 형성을 도모하였다.
- 9와 같이 콘크리트 면적비, 전단 경간비 (a/d), 긴장재의 긴장력(fpj), 전단 철근간격에 따른 전단 강도의 변화를 나타냈다. 변수에 따른 강도 비교 시, 프리스트레스 되지 않은 단면 A는 프리스트레스 된 단면 B, C, D와 강성과 강도가 상이하므로 단면 A는 비교 대상에서 제외 하였고 단면 B, C, D에 대해서만 설계 변수에 따른 전단 강도의 변화를 분석하였다.
- 본 연구는 기존 연구에 이어 전단 철근 보강된 프리스트레스트 PC와 CIP 합성보의 전단강도 실험을 수행하였고 실험 결과와 기존 연구결과를 비교하여 프리스트레스 PC와 CIP 합성보의 전단 설계시 고려 사항 및 전단 거동을 분석하였다.
- 11(b))를 나타내며 합성 단면 C에 대하여 전단강도 산정 시 최대 100kN 이상의 차이를 보였다. 본 연구에서는 PC 부재의 경우 프리텐션을 도입한 고강도 콘크리트(60 MPa)를 사용하는 반면에 CIP 부재는 저강도 콘크리트(24 MPa)를 사용함에 따라 강도 차이가 발생하므로 부재별 특성이 서로 다를 경우에 각 요소의 특성을 각각 고려하는 방법을 사용하였다. 따라서 상부 CIP 부재는 철근 콘크리트 부재의 전단 강도 (식 (1)), 하부 PC 부재는 프리스트레스된 콘크리트 부재의 전단강도 일반식(식 (2))과 정밀식(식 (3))을 각각 적용하여 단순 합산하였고 실험값과 비교하였다(Fig.
- 5 MPa 전후로 수평 전단 메커니즘을 수평 전단력 전달 메커니즘과 전단 마찰 메커니즘으로 분류하여 수평 전단 강도를 제시하고 있다. 본 연구에서는 수평 전단응력이 3.5 MPa를 초과하지 않았고, 계면을 의도적으로 거칠게 마감하였으므로 식 (8)을 사용하여 수평 전단 강도를 산정하였다. 수평 파괴가 발생한 실험체(1-CS, 2-CS, DS, 4-CS, DS)에 대해서는 수평 균열이 시작된 시점에서의 최대 전단강도를 사용하고, 수평 파괴가 발생하지 않은 실험체에 대해서는 최대 수직 전단강도를 사용하여 수평 전단 응력을 산정하였다.
- 본 연구의 실험 주요 변수로 고강도 콘크리트와 저강도 콘크리트의 면적비, 강연선의 긴장력, 전단 경간비 그리고 전단 철근의 간격을 고려하였다(Table 1).
- 설계 변수가 전단 강도에 미치는 영향을 알아보기 위하여 Fig. 9와 같이 콘크리트 면적비, 전단 경간비 (a/d), 긴장재의 긴장력(fpj), 전단 철근간격에 따른 전단 강도의 변화를 나타냈다. 변수에 따른 강도 비교 시, 프리스트레스 되지 않은 단면 A는 프리스트레스 된 단면 B, C, D와 강성과 강도가 상이하므로 단면 A는 비교 대상에서 제외 하였고 단면 B, C, D에 대해서만 설계 변수에 따른 전단 강도의 변화를 분석하였다.
- 수평 파괴가 발생한 실험체(1-CS, 2-CS, DS, 4-CS, DS)에 대해서는 수평 균열이 시작된 시점에서의 최대 전단강도를 사용하고, 수평 파괴가 발생하지 않은 실험체에 대해서는 최대 수직 전단강도를 사용하여 수평 전단 응력을 산정하였다. 수평 균열이 발생하는 시점에서의 수평 전단 응력(vu)은 각각 3.22 MPa, 2.68 MPa, 2.56 MPa, 3.04 MPa, 2.77 MPa로 현행 구조 기준식(식 (8))을 사용한 예측값보다 1.3~1.5배로 안전측으로 예측하였다. 복부 전단 균열이 발생한 3-DS의 경우, 전단 강도비(vu/vnh)는 0.
- 5 MPa를 초과하지 않았고, 계면을 의도적으로 거칠게 마감하였으므로 식 (8)을 사용하여 수평 전단 강도를 산정하였다. 수평 파괴가 발생한 실험체(1-CS, 2-CS, DS, 4-CS, DS)에 대해서는 수평 균열이 시작된 시점에서의 최대 전단강도를 사용하고, 수평 파괴가 발생하지 않은 실험체에 대해서는 최대 수직 전단강도를 사용하여 수평 전단 응력을 산정하였다. 수평 균열이 발생하는 시점에서의 수평 전단 응력(vu)은 각각 3.
- 본 연구에서는 전단 보강된 프리스트레스 콘크리트와 현장타설 콘크리트의 합성보의 전단 강도를 연구하기 위하여 콘크리트의 면적비, 긴장재의 긴장력, 전단 경간비, 그리고 전단 철근비를 변수로 하여 실험을 수행하였다. 실험 결과를 바탕으로 PSC 합성 보의 전단 거동에 대하여 분석하였고 그 결과는 다음과 같다.
- 실험 방법은 보 중앙에 2점 하중을 가력하여 실험을 실시하였고 지지점과 가력점에 롤러 철물을 사용하여 단순 보 거동을 유도하였다. 또한 강연선의 휨 항복 여부를 확인하기 위하여 강연선에 스트레인 게이지를 부착하였고 실험체 중앙부의 처짐을 측정하기 위하여 중앙 하부에 5개의 LVDT를 설치하였다.
- 0인 경우 3,000 mm이다. 여기서, 전단 경간 내에서 강연선의 유효 긴장력의 전달길이를 고려하여 부재 길이를 양단의 지점으로부터 각각 650 mm 연장하였다.
- 일반식(식 (2))로 예측할 경우, 전단압축 파괴가 발생한 실험체에 대하여 전단강도비(Vtest/Vcal)를 1.00~1.79로 안전 측으로 예측하였고 수평전단 파괴가 발생한 실험체(1-CS, 2-CS, DS, 4-CS, DS)에 대해 전단강도비를 0.96~1.69로 예측하였다. 복부 전단 파괴가 발생한 실험체(3-DS)는 0.
- 전단 보강된 PC-CIP 합성보의 수직전단강도를 평가하기 위하여 실험 결과를 바탕으로 현행 구조 기준식의 예측값과 비교하였다(Table 4). Fig.
- 합성 단면에서의 분리 타설된 콘크리트 간 수평 전단 파괴를 예측하기 위하여 공칭 수평 전단강도(Vnh)와 수평 전단력(Vhv)을 계산하였다. 수평 전단력(Vhv)은 Fig.
- 단면 A와 B는 합성 단면 C와 D의 대조군으로서 단면 A는 24 MPa 저강도 콘크리트를 사용하였고, 단면 B는 60 MPa의 고강도 콘크리트를 사용하였다. 합성 단면인 C와 D는 하부에 각각 5/8, 3/8의 고강도 콘크리트(60 MPa)를 사용함으로써 프리스트레스된 PC 단면의 깊이가 전단 강도에 미치는 영향을 알아보았다. 여기서, PC부재에 60 MPa를 사용한 것은 재료의 고강도 화를 반영한 것이고 부재간의 강도 차이를 크게 하여 명확한 결과를 도출하기 위함이다.
- Table 1은 본 실험체에 대한 예측 휨 강도 및 수직, 수평 전단 강도를 나타낸다. 휨 성능(Mn)에 도달하기 위해 요구되는 전단력(Vm)과 수직 전단 성능(Vn)의 비를 1.0보다 크게 하여 휨 항복에 도달하기 전에 전단 파괴가 일어나도록 유도하였다. 여기서, 휨 성능(Mn)은 구조 설계 기준(KCI 2012 9.
대상 데이터
- 4). KS B 0801의 금속 재료 인장 시험 규정에 따라 시편을 제작하고 KS B 0802에 따라 인장 시험을 하였다. Table 3은 강연선 및 철근의 기계적 특성을 나타내며 강연선의 경우 0.
- Table 1과 같이 총 22개의 실험체가 제작되었다. 1-AS~1-DS와 2-AS~2-DS는 초기 긴장력(fpj)이 0.
- 강연선은 1,860 MPa급 12.7 mm 7연선 강선(SWPC 7BL)을 사용하였고, 철근은 SD300 D10과 SD400 D13을 사용 하였다(Fig. 4). KS B 0801의 금속 재료 인장 시험 규정에 따라 시편을 제작하고 KS B 0802에 따라 인장 시험을 하였다.
- 2와 같이 총 4개 단면에 대하여 고려하였다. 단면 A와 B는 합성 단면 C와 D의 대조군으로서 단면 A는 24 MPa 저강도 콘크리트를 사용하였고, 단면 B는 60 MPa의 고강도 콘크리트를 사용하였다. 합성 단면인 C와 D는 하부에 각각 5/8, 3/8의 고강도 콘크리트(60 MPa)를 사용함으로써 프리스트레스된 PC 단면의 깊이가 전단 강도에 미치는 영향을 알아보았다.
- 실험체 단면 크기는 Fig. 2와 같이 260 mm×400 mm이고 지점 간 길이는 전단 경간비가 3.0인 경우 2,350 mm, 4.0인 경우 3,000 mm이다.
- 또한 프리스트레스로 인하여 발생하는 상부 인장력을 저항하기 위하여 압축대에 3개의 SD400 D13 철근을 1단으로 배근하여 초기 상부 휨 균열 발생을 억제하였다. 전단 철근은 SD300 D10을 사용하였다.
- 콘크리트 공시체는 KS F 2403이 근거하여 100 mm×200 mm로 제작하였고 강도별로 3개씩 KS F 2405에 따라 압축 강도 실험을 하였다.
- 합성단면에서 PC 부재는 60 MPa, 현장 타설 콘크리트는 24 MPa를 사용하여 실험체를 제작하였으며 콘크리트의 배합비는 Table 2와 같다. 콘크리트 공시체는 KS F 2403이 근거하여 100 mm×200 mm로 제작하였고 강도별로 3개씩 KS F 2405에 따라 압축 강도 실험을 하였다.
이론/모형
- 0보다 크게 하여 휨 항복에 도달하기 전에 전단 파괴가 일어나도록 유도하였다. 여기서, 휨 성능(Mn)은 구조 설계 기준(KCI 2012 9.5.1)의 프리스트레스트 부재의 휨 강도 설계법을 따르고 수직 전단 성능(Vn)은 CIP 부재와 PC 부재의 수직 전단 강도를 구조 기준(KCI 2012 7.3)에 따라 각각 계산하여 단순 합산하였다.
성능/효과
- 전단 압축 파괴(Fig. 7(a)) 의 하중 단계별 양상은 초기 휨 균열이 중립축 부근으로 진전하면서 사인장 균열로 발전하였고 이러한 사인장 균열이 가력점 부근으로 이동한 후 가력점 부근에서 발생한 압축대 콘크리트의 압괴로 인해 최종파괴되었다. 복부 전단 파괴(Fig.
- 수평 전단 파괴(Fig. 7(c))는 초기 휨 균열 발생 후 가력점과 지지점 사이에 1차 수평 균열이 발생하기까지 하중이 증가하다가 균열 발생 시점에서 하중이 감소하였고, 지지점 외부의 전달길이까지의 2차 수평 균열도 같은 양상을 보이며 수평 균열의 발생 시점마다 하중 감소를 나타내며 최종적으로 수평 전단 파괴되었다.
- 1) 긴장력이 증가할수록, 전단위험단면이 보의 하중점으로 이동하였으며, 전단압축파괴가 발생하였다. 일부 합성단면에서는 웨브에 저강도 콘크리트가 사용 되면서, 콘크리트계면에서 수평균열이 발생하였다.
- 2) 합성단면에서 긴장력이 증가할수록 수직 전단강도는 증가하였으나, 그 효과는 일체형 PSC 보에는 미치지 못하였다. 그 이유는 합성보에서는 보 하부에 사용된 긴장력이 웨브에 사용된 저강도콘크리트의 사인장 균열과 계면의 수평균열을 억제하지 못하였기 때문이다.
- 3) 일체형보와 마찬가지로, 전단경간비(a/d)가 4.0에서 3.0으로 감소하면서 합성보의 수직 전단강도가 증가하였다. 반면에 전단철근비가 증가하더라도 수직전단강도에는 큰 변화가 없었다.
- 4) 현행 KCI 기준식에 따라서 합성보의 수직전단강도를 평가하였다. 그 결과, PSC 단면에 대하여 일반식(Eq. (2))를 사용한 경우에는 강도를 대체적으로 안전측으로 예측하였으나, 정밀식 (Eq.
- 22 MPa)와 현행 기준(식 (8))에서 제시하는 수평 전단 강도를 비교하였다. 그 결과, 전단 강도비(vu/vnh)가 1.3~1.5로서 실험결과를 안전측으로 평가하였다.
- 그러나 위 조건에서의 전단 철근 최대 변형률은 각각 단면 B는 1,445με, 단면 C는 1,120με, 단면 D는 1,208με로서 모든 실험체는 전단 철근의 항복변형률(1,847με)에 도달하지 않고 사인장 균열이 전단 철근을 통과할 때에 전단 철근이 수직 전단과 수평 전단 모두 저항한 것을 확인하였다.
- 9(a)는 최종 파괴 모드 별로 분류하여 콘크리트 면적비에 따른 전단 강도의 변화를 나타낸다. 긴장력을 받는 콘크리트의 면적이 감소할수록 즉, 단면 B에서 단면 D로 이동할수록 전단강도는 약 40% 감소하였다. 이는 합성 단면 C와 D의 경우 복부의 저강도 콘크리트에서 계 면의 수평균열과 복부전단 균열이 발생하였기 때문이다.
- 모든 실험체의 강연선 최대 변형률은 5,094~9,286με으로 강연선의 항복 변형률(12,803με)보다 작게 나타났으며 휨 항복 전에 전단 파괴가 발생하였음을 확인하였다. 긴장력이 작용하는 PC 부재의 단면적비에 비례하여 휨 균열강도 및 전단강도가 증가하였다. 대체로 전단면에 긴장력이 가해진 단면 B > 하부 5/8에 긴장력이 가해진 단면 C ≃ 하부 3/8에 긴장력이 가해진 단면 D > 긴 장력이 가해지지 않은 단면 A 순으로 휨 균열 강도 및 전단강도가 나타났다.
- 93으로 다소 비안전측으로 예측하였다. 긴장력이 작용하는 면적비가 가장 작은 단면 D의 경우 복부 전단 파괴가 발생한 실험체를 제외한 모든 실험체의 전단강도비(Vtest/Vcal)가 1.09~1.87의 안전측으로 나타났다. 특히 450 mm간격으로 전단철근을 배근할 경우, 1.
- 강연선은 2단으로 배근하였고, 피복 두께를 고려하여 인장측 최외단과 강연선 중심간 거리를 50 mm로 하여 배치하였다. 또한 프리스트레스로 인하여 발생하는 상부 인장력을 저항하기 위하여 압축대에 3개의 SD400 D13 철근을 1단으로 배근하여 초기 상부 휨 균열 발생을 억제하였다. 전단 철근은 SD300 D10을 사용하였다.
- 모든 실험체의 강연선 최대 변형률은 5,094~9,286με으로 강연선의 항복 변형률(12,803με)보다 작게 나타났으며 휨 항복 전에 전단 파괴가 발생하였음을 확인하였다.
- 본 연구에서는 강연선의 항복 변형률(12,803με)이 현저하게 크므로 인장 철근의 항복 이전에 압축대 콘크리트 강도에 지배되어 최종적으로 전단 파괴를 예상하는데 이때 하중을 받는 콘크리트 요소에 직각으로 작용 하는 인장력 때문에 콘크리트의 압축강도가 감소하는 연화작용(softening effect)으로 인하여 전단 철근비가 증가할 경우 부담하게 되는 콘크리트의 압축 강도는 감소하므로 전단 강도 역시 증가하지 않은 것으로 판단된다.
- 현행 구조 기준 외에 Eurocode210), AASHTO LRFD11), CSA12)에서는 콘크리트 접촉면의 상태와 전단 철근의 지압력(ρvfy)이 수평 전단에 지배적인 영향을 미치는 요소임을 공통적으로 제시하고 있으며 계면 상태에 따라서 각기 다른 계면의 부착응력과 마찰 계수를 정의하고 있다. 의도적으로 계면상태를 거칠게 처리한 경우(약 6 mm)에 대해 수평전단강도를 산정해본 결과, Eurocode2와 CSA의 경우 전단 강도비(vu/vnh)를 각각 1.94~3.72, 1.80~4.06로 지나치게 보수적으로 평가하였으며 AASHOTO LRFD는 복부 전단 파괴가 발생한 실험체를 제외한 모든 실험체에 대하여 전단 강도비(vu/vnh)를 1.04~1.44로서 현행 기준과 유사하게 예측하였다.
- 70fpu이고 전단철근간격이 450 mm의 조건에서 전단 경간비에 따른 전단 강도의 변화를 나타낸다. 전단 경간비(a/d)가 3.0에서 4.0으로 증가할수록 전단 강도는 약 12~20% 감소하였다.
- 전단 경간비가 3.0이고 0.70fpu의 초기 긴장력을 가한 실험체는 단면 B와 단면 C에 대하여 전단철근비 증가에 따라 전단 강도가 5% 증가하였다. 또한 단면 D는 복부 전단 균열이 발생한 실험체로서 전단 철근비 증가에 따른 전단 강도 증가가 나타나지 않았다.
- 9(c)는 초기 긴장력(fpj)에 따른 전단 강도의 변화를 나타낸다. 전단경간비(a/d)가 3.0, 전단철근간격이 200 mm의 동일 조건(실선)에서 초기 긴장력이 0.55fpu에서 0.70fpu로 증가하여도 전단 강도는 증가하지 않았으며 복부 전단 균열이 발생한 단면 D의 경우에는 오히려 16% 감소하였다. 반면에 전단철근간격이 450 mm인 경우(점선), 전단 강도는 6~16% 증가하여 이전 조건과 유사한 전단 강도를 보였고 단면 D의 경우에는 오히려 더 큰 전단 강도를 나타냈다.
- 9(d)는 전단철근간격에 따른 전단강도의 변화를 나타낸다. 전단경간비가 3.0이고 초기 긴장력(fpj)이 0.55fpu일 경우(실선), 전단철근간격이 200 mm에서 300 mm로 증가할수록 전단강도는 모든 단면에서 8~17% 감소하였으나 초기 긴장력(fpj)이 0.70fpu일 경우(점선), 전단철근 간격이 증가하더라도 전단 강도의 변화는 나타나지 않았다. 이는 긴장력에 의하여 압축대의 깊이가 증가하고, 사인장 균열폭이 감소함에 따라 사인장 균열에 저항하는 전단철근의 개수와 기여도가 감소하기 때문이다.
- 먼저, 강연선에 인장력을 가한 뒤 60 MPa 콘크리트를 1차 타설하고 7~9시간 증기 양생을 실시하였다. 타설 시점에서 24시간 경과 후 PC부재의 강연선을 절단하였고 PC부재 표면에 지연제를 도포하여 PC부재 상부의 노출면이 레이턴스가 없고 약 6 mm 이상의 거친면 형성을 도모하였다. PC부재의 콘크리트강도가 42 MPa에 도달했을 때, 경화된 PC 부재 표면에 24 MPa의 현장 타설 콘크리트를 2차로 타설하였다.
- 전단강도는 휨 균열강도와 단면형상에 영향을 받았다. 휨 균열강도가 가장 큰 단면 B는 휨 균열 이후에도 강성이 서서히 감소하면서 가장 큰 전단강도를 보였고, 휨 균열강도가 크고 합성단면인 C와 D는 휨 균열 후 강성이 급격히 감소하면서 단면 B의 52~74%의 전단강도를 보였다. 단면 C와 D는 긴장력이 가해진 단면적 차이를 보였지만 비슷한 휨균열 강도와 전단강도를 나타냈다.
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