본 연구에서는 콘크리트 합성부재의 합리적인 수평전단강도 평가를 위하여 합성보 전단 실험을 수행하였다. 실험 변수로는 PC부재의 유형(PC+RC, PSC+RC, SFRC+RC), 고강도 콘크리트 대비 저강도 콘크리트의 면적비, 전단철근비를 고려하였다. 실험 결과, 수평 균열 발생 시 부재 내력이 감소하였으며 전단철근의 기여도와 계면 상태가 수평전단강도에 영향을 주는 것으로 나타났다. 기존 실험 결과를 실험 방법 및 계면 상태로 분류하여 현행구조기준과 비교하였으며 분석결과를 바탕으로 개선된 설계방안을 제안하였다.
본 연구에서는 콘크리트 합성부재의 합리적인 수평전단강도 평가를 위하여 합성보 전단 실험을 수행하였다. 실험 변수로는 PC부재의 유형(PC+RC, PSC+RC, SFRC+RC), 고강도 콘크리트 대비 저강도 콘크리트의 면적비, 전단철근비를 고려하였다. 실험 결과, 수평 균열 발생 시 부재 내력이 감소하였으며 전단철근의 기여도와 계면 상태가 수평전단강도에 영향을 주는 것으로 나타났다. 기존 실험 결과를 실험 방법 및 계면 상태로 분류하여 현행구조기준과 비교하였으며 분석결과를 바탕으로 개선된 설계방안을 제안하였다.
In this study, concrete composite beams were tested under two-point loading to evaluate horizontal shear strength. The test variables were a type of composite members (PC+RC, PSC+RC, SFRC+RC), area ratio of high-strength (60MPa) to low-strength concrete (24 MPa), and transverse reinforcement ratio. ...
In this study, concrete composite beams were tested under two-point loading to evaluate horizontal shear strength. The test variables were a type of composite members (PC+RC, PSC+RC, SFRC+RC), area ratio of high-strength (60MPa) to low-strength concrete (24 MPa), and transverse reinforcement ratio. The test results showed that the contribution of transverse reinforcements and interface conditions had influence on horizontal shear strength. Existing and previous test results were classified according to test methods and the interface conditions and were compared with the predictions of current design codes. On the basis of test results, an improved design method was proposed.
In this study, concrete composite beams were tested under two-point loading to evaluate horizontal shear strength. The test variables were a type of composite members (PC+RC, PSC+RC, SFRC+RC), area ratio of high-strength (60MPa) to low-strength concrete (24 MPa), and transverse reinforcement ratio. The test results showed that the contribution of transverse reinforcements and interface conditions had influence on horizontal shear strength. Existing and previous test results were classified according to test methods and the interface conditions and were compared with the predictions of current design codes. On the basis of test results, an improved design method was proposed.
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문제 정의
본 연구에서는 콘크리트 합성부재의 합리적인 수평전단강도 평가 및 설계 방안 제시를 위하여 기존 실험 결과를 현행구조기준과 비교 및 분석하였다. 분석 결과를 바탕으로 계면상태에 따른 수평전단설계 방안을 제시하였다.
가설 설정
3) 모든 실험체는 휨 파괴 이전에 전단파괴가 선행하도록 설계되었다. 또한 전단철근 기여도와 계면 상태에 따라 수평전단균열의 발생 여부를 판단하였다.
제안 방법
본 연구는 Kim et al.12-14)와 Suh et al.15)의 실험결과를 재분석하여 PC 부재의 유형별 수평 전단강도 실험결과를 평가하고 이에 대한 현행 설계기준의 타당성을 검증하였다. 이를 바탕으로 현행 설계기준의 문제점을 분석하고 개선 방안을 모색하여 개선된 수평 전단강도 산정법을 제안하였다.
15)의 실험결과를 재분석하여 PC 부재의 유형별 수평 전단강도 실험결과를 평가하고 이에 대한 현행 설계기준의 타당성을 검증하였다. 이를 바탕으로 현행 설계기준의 문제점을 분석하고 개선 방안을 모색하여 개선된 수평 전단강도 산정법을 제안하였다.
로 한정하여 분석하였다(Table 2). 본 실험의 주요 변수로는 PC 부재의 유형, PC부재와 CIP콘크리트의 면적비, 그리고 전단철근 간격을 고려하였다. 실험 방법은 보 중앙에 2점 하중을 가력하여 실험을 실시하였고 지지점과 가력점에 롤러 철물을 사용하여 단순 보 거동을 유도하였다.
본 실험의 주요 변수로는 PC 부재의 유형, PC부재와 CIP콘크리트의 면적비, 그리고 전단철근 간격을 고려하였다. 실험 방법은 보 중앙에 2점 하중을 가력하여 실험을 실시하였고 지지점과 가력점에 롤러 철물을 사용하여 단순 보 거동을 유도하였다. 각 실험에 대한 자세한 상세는 Kim et al.
2) 하부 PC 부재에 각각 고강도 콘크리트(60 MPa)와 저강도 콘크리트(24 MPa)를 사용하여 정모멘트 구간과 부모멘트 구간의 거동을 확인하였다(Fig. 2). 또한 전단 보강된 합성보의 경우 최소전단철근 요구량(식 (3))에 근거하여 전단철근 간격을 450 mm 이하로 배치하였다.
3) 모든 실험체는 휨 파괴 이전에 전단파괴가 선행하도록 설계되었다. 또한 전단철근 기여도와 계면 상태에 따라 수평전단균열의 발생 여부를 판단하였다.
수평전단파괴가 발생한 실험체에 대해 계면에서 수평균열이 시작된 시점에서의 수평전단응력을 산정하여 수평전단강도를 예측하였다. 합성보 계면에서 작용하는 수평 전단 응력은 Fig.
6(b))의 경우, 앞서 언급한 바와 같이 강섬유에 의하여 골재의 거친면 형성이 어려워 타 합성보보다 낮은 강도를 나타냈다. 또한 현행구조기준에서는 SFRC 합성보의 계면 조건에 대한 부착 계수와 마찰 계수를 따로 제시하고 있지 않기 때문에 매끄러운 계면 상태의 현행 기준을 적용하였다. 전단 보강되지 않은 실험체에 대하여 KCI, EC2, AASHTO LRFD로 예측할 경우, 전단강도비(vtest/vpred)를 각각 1.
Fig. 7(a), (b), (d)와 같이 AASHTO LRFD를 제외한 KCI, EC2, CSA로 예측할 경우 전단 보강되지 않은 실험체에 대해 지나치게 보수적으로 예측하였다. 반면에 AASHTO LRFD로 예측할 경우(Fig.
기존 연구로부터 축적된 350개의 수평전단 데이터베이스와 본 연구의 실험 결과 18개, 총 368개 실험체를 바탕으로 현행구조기준 타당성 및 경향성을 분석하였다(Table 3). 수평전단 데이터베이스는 본 연구의 실험결과와 마찬가지로 모두 수평전단파괴 되었으며 16개의 선행연구를 바탕으로 직접전단 실험(push off tests)과 합성보 실험(composite beam tests)으로 나누어 분류하였다.
AASHTO LRFD를 제외한 나머지 기준들은 변동계수(COV)가 약 40% 이상으로서 이를 줄이기 위한 개선이 필요하다. EC2와 CSA는 전단 데이터베이스의 각각 97%, 95%에 대해 안전측으로 예측하였고 KCI은 86%, AASHTO LRFD는 81% 순으로 안전측으로 예측하였다. 특히 AASHTO LRFD는 데이터베이스의 약 73%가 전단강도비 1.
거친 면(rough interface)의 계면상태를 적용할 경우(Fig. 10(a)), AASHTO LRFD는 타 현행구조기준보다 다수의 선행연구 실험값에 대하여 비안전측으로 예측하였다. KCI는 불연속 구간 부근(ρvfy≥0.
56 MPa를 적용하되 최소 전단철근 보강에 따른 전단철근의 기여도(ρvfy)를 고려하여 수평전단강도 증가 경향을 반영하였다. 전단철근비가 최소 전단철근요구량보다 작을 경우 전단철근이 수평 전단에 기여하지 못하고 계면의 부착력으로만 저항한다고 판단하여(Fig. 11) 부착계수 0.56 MPa만 제시하였고, 전단철근 기여도를 고려 시 Table 1과 같이 마찰계수 0.6을 적용하였다.
또한, 매끄러운 계면의 경우 타 현행구조기준과 달리 전단철근의 기여도(ρvfy)를 고려하지 않고 오직 부착계수(0.56 MPa)로만 적용하여 수평전단강도를 과도하게 보수적으로 예측하였다.
거친 계면에서는 AASHTO LRFD 예측식에 강도계수 0.65를 적용하였으며(vnh =0.65(1.65+ρvfy)), 매끄러운 계면에서는 기존 부착계수 0.56 MPa를 유지하되 최소 전단철근 기여도(ρvfy)를 고려하였다(vnh = 0.56+0.6(ρvfy -0.35)).
본 연구에서는 콘크리트 합성부재의 합리적인 수평전단강도 평가 및 설계 방안 제시를 위하여 기존 실험 결과를 현행구조기준과 비교 및 분석하였다. 분석 결과를 바탕으로 계면상태에 따른 수평전단설계 방안을 제시하였다. 주요 연구 내용은 다음과 같다.
3) 수평전단 실험 및 분석을 바탕으로 합성보 수평전단 설계 방안을 제시하였다. 거친 계면에서는 AASHTO LRFD 예측식에 강도계수 0.
KCI는 불연속 구간 부근(ρvfy≥0.35 MPa)에서 전단 보강된 RC 합성보와 일부 합성보 실험체에 대해 비안전 측으로 예측하였다.
1) 모든 실험체에 대해 의도적으로 거친 계면을 형성하기 위하여 레이턴스를 제거하고 6 mm 깊이로 거칠게 처리하였다. 예외적으로 SFRC 합성보의 경우 강섬유에 의하여 골재의 거친면 형성이 어려워 본 연구에서는 매끄러운 계면으로 간주하였다.
본 연구의 기존실험 결과분석을 바탕으로 수평전단 설계 방안을 제안하였다(Fig. 11). 거친 계면(rough interface)의 경우 변동계수(COV)가 0.
대상 데이터
본 연구에서는 저자들에 의하여 실험된 49개 실험체 중 수평전단파괴가 발생한 RC 합성보 3개, PSC 합성보 9개, SFRC 합성보 6개, 총 18개의 기존 실험 자료12-15)로 한정하여 분석하였다(Table 2). 본 실험의 주요 변수로는 PC 부재의 유형, PC부재와 CIP콘크리트의 면적비, 그리고 전단철근 간격을 고려하였다.
기존 연구로부터 축적된 350개의 수평전단 데이터베이스와 본 연구의 실험 결과 18개, 총 368개 실험체를 바탕으로 현행구조기준 타당성 및 경향성을 분석하였다(Table 3). 수평전단 데이터베이스는 본 연구의 실험결과와 마찬가지로 모두 수평전단파괴 되었으며 16개의 선행연구를 바탕으로 직접전단 실험(push off tests)과 합성보 실험(composite beam tests)으로 나누어 분류하였다.
성능/효과
PC 복합화 공법은 공장에서 선제작된 PC 부재를 현장으로 운반 및 조립 후 PC 부재 위에 CIP 콘크리트를 타설하는 방법이다. 기존 RC 공법과 달리 복잡한 거푸집 작업이 필요하지 않아 공기단축에 효과적이고 all PC 공법에 비해 우수한 구조 일체성을 확보 할 수 있다(Fig. 1).
반면에 AASHTO LRFD로 예측할 경우(Fig. 7(c)) 전단강도비 분포는 0.89~3.10으로서 전단철근의 보강 여부에 관계없이 비교적 합리적으로 수평전단강도를 정확히 예측하였다. 그러나 전단보강된 일부 RC 실험체에 대해 비안전측으로 예측하여, 수평전단강도 산정 시 강도감소계수를 적용해야 한다.
34) 순으로 나타났다. 데이터의 분산도를 나타내는 변동 계수(COV)는 AASHTO LRFD가 0.33으로 가장 작았으며 EC2 (0.39), CSA (0.51), KCI (0.70) 순으로 나타났다. AASHTO LRFD를 제외한 나머지 기준들은 변동계수(COV)가 약 40% 이상으로서 이를 줄이기 위한 개선이 필요하다.
EC2와 CSA는 전단 데이터베이스의 각각 97%, 95%에 대해 안전측으로 예측하였고 KCI은 86%, AASHTO LRFD는 81% 순으로 안전측으로 예측하였다. 특히 AASHTO LRFD는 데이터베이스의 약 73%가 전단강도비 1.0~2.0 범위 안에 분포되어 있으며 타 기준이 50~60%인 것에 비해 합리적으로 예측하는 실험값의 비율이 높았다. 매끄러운 계면의 경우(Fig.
0 범위 안에 분포되어 있으며 타 기준이 50~60%인 것에 비해 합리적으로 예측하는 실험값의 비율이 높았다. 매끄러운 계면의 경우(Fig. 9), 거친 계면인 경우보다 전반적으로 전단강도비의 평균값과 변동계수(COV)가 크게 나타났으며 모든 현행구조기준은 90%이상 안전측으로 예측하였다. 평균값은 KCI가 4.
9), 거친 계면인 경우보다 전반적으로 전단강도비의 평균값과 변동계수(COV)가 크게 나타났으며 모든 현행구조기준은 90%이상 안전측으로 예측하였다. 평균값은 KCI가 4.29로 가장 크고 CSA (3.55), EC2 (2.47), AASHTO LRFD (2.20)순으로 나타났다. 변동계수 역시 60% 이상으로 전단강도 예측의 편차가 거친 계면인 경우보다 18~96% 크게 나타났다.
11로 모두 안전측으로 예측하였다. 앞선 Fig. 6(a)와는 달리 변동계수(COV)는 전단보강된 경우 기존 변동계수(COV)의 53%, 전단보강되지 않은 경우 기존 대비 39%로 예측범위의 편차가 크게 감소하여 각각 0.28, 0.25로 나타났다.
거친 계면의 경우(Fig. 13(a)), 전체 전단데이터베이스에 대해 99% 안전측으로 예측하여 기존 현행기준 대비 약 15% 증가하였으며 변동계수 (COV) 또한 0.38으로 기존 대비 약 17% 감소하였다. 반면에 매끄러운 계면의 경우(Fig.
반면에 매끄러운 계면의 경우(Fig. 13(b)) 데이터베이스의 95%에 대해 안전측으로 예측하여 기존(99%) 대비 안전 측으로 예측하는 비율이 감소하였으나, 전단 보강에 따른 수평전단강도의 증가 경향을 반영하여 과도한 보수적 예측을 방지해야 하며 비안전측으로 예측된 직접전단 실험(push off tests)은 실제 조건을 고려하지 못하므로 무시 가능하다. 따라서 기존 실험 결과 분석을 통한 검증 결과, 본 연구의 수평전단강도의 개선식 적용이 합리적인 수평전단강도 예측에 타당하다고 판단된다.
13(b)) 데이터베이스의 95%에 대해 안전측으로 예측하여 기존(99%) 대비 안전 측으로 예측하는 비율이 감소하였으나, 전단 보강에 따른 수평전단강도의 증가 경향을 반영하여 과도한 보수적 예측을 방지해야 하며 비안전측으로 예측된 직접전단 실험(push off tests)은 실제 조건을 고려하지 못하므로 무시 가능하다. 따라서 기존 실험 결과 분석을 통한 검증 결과, 본 연구의 수평전단강도의 개선식 적용이 합리적인 수평전단강도 예측에 타당하다고 판단된다.
1) 콘크리트 합성보의 전단 실험 결과, 수평 균열 발생 시 부재 내력이 감소하였으며 계면 상태와 전단철근 기여도가 수평전단강도에 지배적인 영향을 미치는 것으로 나타났다. 또한 PC부재가 SFRC인 경우 강섬유로 인하여 RC나 PSC보다 수평전단강도가 낮게 나타났으며 매끄러운 계면 상태로 전단강도를 평가해야 한다.
2) 국내 현행구조기준(KCI)은 거친 계면의 경우 낮은 부착계수(0.56 MPa)와 불연속 구간으로 인하여 보수적으로 전단강도를 예측하였다(vtest/vpred=0.70~5.96). 또한, 매끄러운 계면의 경우 타 현행구조기준과 달리 전단철근의 기여도(ρvfy)를 고려하지 않고 오직 부착계수(0.
56 MPa)로만 적용하여 수평전단강도를 과도하게 보수적으로 예측하였다. 국외 현행 구조기준에서는 거친 계면의 경우 변동계수(COV)가 AASHTO LRFD (0.33), EC2 (0.39), CSA (0.51) 순으로 나타났으며 EC2와 CSA가 95%이상 안전측으로 예측하는 반면 AASHTO LRFD는 81%의 안전측으로 평가하였다. 또한 매끄러운 계면에서는 COV가 AASHTO LRFD (0.
51) 순으로 나타났으며 EC2와 CSA가 95%이상 안전측으로 예측하는 반면 AASHTO LRFD는 81%의 안전측으로 평가하였다. 또한 매끄러운 계면에서는 COV가 AASHTO LRFD (0.64), EC2 (0.71), KCI (0.73), CSA (0.89) 순으로 나타났으며 안전측으로 평가하는 비율도 거친 계면과 마찬가지로 AASHTO LRFD가 74%로 작았다. 따라서 비록 AASHTO LRFD가 비안전측으로 평가하는 비율이 가장 높지만 변동 계수 즉, 분산도가 가장 낮으므로 강도 계수를 적용하여 다소 보수적으로 예측한다면 합리적인 수평전단강도 예측을 도모할 수 있을 것으로 판단하였다.
89) 순으로 나타났으며 안전측으로 평가하는 비율도 거친 계면과 마찬가지로 AASHTO LRFD가 74%로 작았다. 따라서 비록 AASHTO LRFD가 비안전측으로 평가하는 비율이 가장 높지만 변동 계수 즉, 분산도가 가장 낮으므로 강도 계수를 적용하여 다소 보수적으로 예측한다면 합리적인 수평전단강도 예측을 도모할 수 있을 것으로 판단하였다.
35)). 그 결과, 각 계면 모두 변동계수 감소(COV=0.38 (rough i nterface), 0.57 (smooth interface))와 더불어 기존 실험결과의 99% 및 95%에 대해 안전측으로 예측하여 개선 방안의 타당성을 검증하였다.
그러나 거친 계면 형성을 위한 조치를 취하더라도 계면 상태의 불확실성으로 인해 수평 균열의 발생을 배제할 수 없었다. 특히 PSC 및 SFRC 합성보의 경우 전단철근 기여도에 비례하여 수평전단강도가 증가하는 반면(Fig. 6), 전단철근의 기여도에 관계없이 수평전단균열이 발생하므로 수평전단강도는 전단철근의 기여도와 더불어 계면 상태의 지배적인 영향을 받음을 확인하였다.
후속연구
또한 PSC와 SFRC를 사용한 합성보의 사용도 증가하는 추세이다. 따라서 합성보 실험의 수평전단강도와 현행 구조기준 간 비교를 통해 현행구조기준 적용의 타당성 검증이 필요하다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
현행 콘크리트 구조 기준에서는 수평전단강도 평가에서 계수전단력에 따라 어떤 메커니즘들을 사용할 수 있는가?
현행 콘크리트 구조 기준16,17)에서는 수평전단강도 평가에서 계수전단력에 따라 수평 전단력 전달(horizontal shear transfer) 메커니즘과 전단 마찰(shear friction) 메커니즘을 사용할 수 있다.
PC 복합화 공법이란 무엇인가?
최근 들어, 주차장, 대형마트 등과 같은 모듈화 된 건축물에서 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, 이하 PC) 와 현장타설 콘크리트(cast-in-place concrete, 이하 CIP)를 합성한 PC 복합화 공법 사용이 증가하고 있다. PC 복합화 공법은 공장에서 선제작된 PC 부재를 현장으로 운반및 조립 후 PC 부재 위에 CIP 콘크리트를 타설하는 방법이다. 기존 RC 공법과 달리 복잡한 거푸집 작업이 필요 하지 않아 공기단축에 효과적이고 all PC 공법에 비해 우수한 구조 일체성을 확보 할 수 있다(Fig.
PC 복합화 공법의 장점은 무엇인가?
PC 복합화 공법은 공장에서 선제작된 PC 부재를 현장으로 운반및 조립 후 PC 부재 위에 CIP 콘크리트를 타설하는 방법이다. 기존 RC 공법과 달리 복잡한 거푸집 작업이 필요 하지 않아 공기단축에 효과적이고 all PC 공법에 비해 우수한 구조 일체성을 확보 할 수 있다(Fig. 1).
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