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문제 정의
- 전단마찰 실험체는 강재 보와 PC 보가 연결되는 콘크리트 영역에서의 파괴를 유도하기 위하여 계획되었다.
가설 설정
- 6) HSRC 보에서 복합공법으로 시공되는 RC 보는 PC와 CIP의 접촉면이 존재하는데, 이러한 접촉면 사이에서 수평 균열 및 수평 전단파괴의 발생은 보 부재의 휨 성능과 수직전단 성능을 저하시킨다.7) 또한 연결절점 영역에 큰 하중이 발생하였을 경우에는 전단마찰 지배로 인한 직접전단에 의해 부재의 거동이 지배될 수 있다. 전단마찰 거동 시, 전단 파괴면에 수직으로 배근된 보강근에는 인장응력이 발생하며 전단면에 동일한 크기에 압축응력이 발생시키는데, 이는 전단마찰저항에 영향을 미친다.
제안 방법
- 배근된 주철근, 장부철근, 전단철근 및 H-보에는 보의 전단거동에 따른 변형률을 측정하기 위하여 RC 보 가력지점 하부 주철근, 장부철근, 예상 전단파괴면의 전단철근 및 강재보 상부 플랜지에 와이어 스트레인 게이지(wire strain gauge, WSG)를 부착하였다. RC 보 가력지점과 강재 보 끝단의 처짐은 100 mm 용량의 변위계(linear variable differential transducers, LVDTs)를 이용하여 측정하였다.
- WSG는 예상 전단마찰 파괴면에 배근된 주철근과 장부철근에 부착하였다. RC 보 중앙부의 처짐은 100 mm 용량의 LVDTs를 힌지 지점과 RC 보 가력지점의 하부는 50 mm 용량의 LVDTs로 처짐을 측정하였다. 실험체의 중앙부에는 H-보와 RC 보에 50 mm 용량의 LVDTs를 설치하여 두 보의 연결절점에서 상대 미끄러짐 양을 측정하였다.
- 1로 하였다. 가력은 10,000 kN의 오일잭을 이용하였으며, 연결절점 영역에서 전단마찰 거동에 의해 지배받을 수 있도록 전단경간을 결정하였다. WSG는 예상 전단마찰 파괴면에 배근된 주철근과 장부철근에 부착하였다.
- 단부 H-보는 H-400 × 300 × 10 × 16 (mm)를 사용하였으며 전단 파괴 및 국부좌굴을 방지하기 위하여 9 mm의 스티프너를 100 mm 간격으로 용접하였다.
- 일축 전단 실험체는 건물내부 연속보의 변곡점에서 변곡점까지의 보를 모델링하였다. 또한 H-보와 RC 보가 연결되는 연결절점 영역은 휨 모멘트가 발생하지 않도록 지점을 설계하여 휨 모멘트의 영향을 최소화하였다. H-보와 RC 보의 연결상세에 대해서는 Seo et al.
- 25로 하였는데, 이는 연결절점영역에 휨 모멘트를 발생시키지 않으며 RC 보의 휨 파괴 이전에 전단 파괴를 유도시키기 위함이다. 배근된 주철근, 장부철근, 전단철근 및 H-보에는 보의 전단거동에 따른 변형률을 측정하기 위하여 RC 보 가력지점 하부 주철근, 장부철근, 예상 전단파괴면의 전단철근 및 강재보 상부 플랜지에 와이어 스트레인 게이지(wire strain gauge, WSG)를 부착하였다. RC 보 가력지점과 강재 보 끝단의 처짐은 100 mm 용량의 변위계(linear variable differential transducers, LVDTs)를 이용하여 측정하였다.
- RC 보 중앙부의 처짐은 100 mm 용량의 LVDTs를 힌지 지점과 RC 보 가력지점의 하부는 50 mm 용량의 LVDTs로 처짐을 측정하였다. 실험체의 중앙부에는 H-보와 RC 보에 50 mm 용량의 LVDTs를 설치하여 두 보의 연결절점에서 상대 미끄러짐 양을 측정하였다.
- 실험체는 L-형 연결재가 용접된 H-보와 PC 보를 각각 제작한 후에 PC 보에 배근된 철근을 L-형 연결재와 커플러로 강접합 하였다. 이후 상부 주철근을 배근 및 정착 후, CIP 부위인 연결절점 영역과 슬래브를 타설하였다. 실험체의 타설된 콘크리트는 모두 기건양생 하였다.
- 1에 나타내었다. 일축 전단 실험체는 건물내부 연속보의 변곡점에서 변곡점까지의 보를 모델링하였다. 또한 H-보와 RC 보가 연결되는 연결절점 영역은 휨 모멘트가 발생하지 않도록 지점을 설계하여 휨 모멘트의 영향을 최소화하였다.
- 전단마찰 실험체는 직접 전단거동을 모델링하여 양단 H-보를 힌지 지점에 세팅하였으며, 이때 순 전단경간비는 0.1로 하였다. 가력은 10,000 kN의 오일잭을 이용하였으며, 연결절점 영역에서 전단마찰 거동에 의해 지배받을 수 있도록 전단경간을 결정하였다.
- 이 연구에서 수행된 전단마찰 실험체는 절점영역에서의 전단저항을 고려하였기 때문에 휨 모멘트의 영향이 있다. 하지만 순 전단경간비는 0.1로서 휨 모멘트의 크기는 매우 작게 있으므로 절점영역에서의 전단마찰 실험체로부터 측정된 최대 전단내력을 설계기준의 전단마찰내력과 비교하여 그 안전성을 평가하였다(Fig. 12). ACI 318-14과 EC2 기준은 콘크리트의 작용 축하중 및 횡보강근 등의 여러 가지 조건에 따라 전단마찰 예측 값을 제시하고 있다.
대상 데이터
- 4)은 볼트 접합에 기반한 기존 하이브리드 보의 문제점을 극복하기 위해 시공성이 비교적 단순하면서 부재의 연성능력이 향상된 하이브리드 보 시스템(hybrid H-steel-reinforced concrete, HSRC)을 개발하였다. 개발된 HSRC 보에서 RC 보는 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, PC)와 현장타설 콘크리트(cast-in-place concrete, CIP)를 함께 사용하는 half PC 공법5)을, 강재 보는 H-보를 사용하였다. RC 보에 배근된 철근은 H-보 단부에 용접된 L-형 연결재에 커플러를 통해 기계적으로 정착되며, RC 보와 H-보는 강접합으로 연결된다.
- 설계 콘크리트 강도는 일축 전단 실험체의 경우 PC와 CIP 모두 35 MPa이며, 전단마찰 실험체의 경우에는 50 MPa이다. 설계 콘크리트 강도를 고려하여 결정된 배합표는 Table 1에 나타내었으며, 콘크리트 타설은 레미콘을 이용하였다. 콘크리트 압축강도와 응력-변형률 관계는 표준 원주 공시체(\(\phi\)100 × 200 mm)를 이용하여 측정하였다8).
- (2015)2)에 자세히 나타내었다. 실험변수는 장부철근의 유무로써, S-C는 장부철근이 없는 기본실험체이고 S-A 실험체는 연결절점 영역에 장부철근이 배근된 실험체이다. S-A 실험체는 장부철근으로 2-D16을 PC 보상·하부에 600 mm의 정착 길이를 확보하여 배근하였는데, 이는 설계기준에서 요구하는 인장철근의 소요 정착 길이 이상이다.
- 전단철근은 SD400의 직경 10 mm철근을 사용하였으며, 연결절점영역에서는 40 mm 간격으로, 연결절점영역에서 400 mm 구간에는 100 mm 간격으로, 이후 구간에는 200 mm 간격으로 배근하였다. 실험체는 L-형 연결재가 용접된 H-보와 PC 보를 각각 제작한 후에 PC 보에 배근된 철근을 L-형 연결재와 커플러로 강접합 하였다. 이후 상부 주철근을 배근 및 정착 후, CIP 부위인 연결절점 영역과 슬래브를 타설하였다.
- S-A 실험체는 장부철근으로 2-D16을 PC 보상·하부에 600 mm의 정착 길이를 확보하여 배근하였는데, 이는 설계기준에서 요구하는 인장철근의 소요 정착 길이 이상이다. 일축 전단 실험체의 전체 길이는 4,200 mm이다. H-보의 길이는 905 mm이고 RC 보의 길이는 3,295 mm이다.
- 2). 전단마찰 실험체의 전체 길이는 1,460 mm이며 양단부 H-보의 길이는 325 mm, RC 보는 810 mm이다. 상부 주철근은 SD400의 2-D10, 하부 주철근은 SD400의 4-D22가 배근되었으며, 이때의 주철근비는 약 1.
- 23%를 초과하는 값으로, 일축 전단파괴가 발생하기 이전에 발생하는 휨 파괴를 방지하기 위함이다. 전단철근은 SD400의 직경 10 mm철근을 사용하였으며, 연결절점영역에서는 40 mm 간격으로, 연결절점영역에서 400 mm 구간에는 100 mm 간격으로, 이후 구간에는 200 mm 간격으로 배근하였다. 실험체는 L-형 연결재가 용접된 H-보와 PC 보를 각각 제작한 후에 PC 보에 배근된 철근을 L-형 연결재와 커플러로 강접합 하였다.
- 2%이다. 전단철근은 SD400의 직경 13 mm철근을 사용하였으며, 배근 간격은 연결절점 영역에서 40 mm이고, 나머지 구간에서 60 mm이다.
- 콘크리트 압축강도와 응력-변형률 관계는 표준 원주 공시체(\(\phi\)100 × 200 mm)를 이용하여 측정하였다8).
이론/모형
- 응력-변형률 관계의 할선 기울기로부터 측정된 콘크리트의 탄성계수는 일축 전단 실험체에서 28,900 MPa, 전단마찰 실험체에서 33,700 MPa였다. 실험체에 사용된 H-형강과 철근의 역학적 특성평가는 KS 기준9)에 따라 수행하였다. Fig.
- S-C와 S-A 실험체의 전단내력은 ACI 318-14의 예측 값보다 각각 3%와 28% 높았으며, EC2 예측 값보다 각각 21%와 50% 높았다. 즉, HSRC 보의 일축 전단내력은 ACI 318-14 및 EC2의 식을 이용하여 안전 측에서 평가될 수 있었다.
성능/효과
- 1) HSRC 보가 전단 및 전단마찰 지배를 받을 때, 연결절점에서 배근된 장부철근이 보의 균열 진전에 미치는 영향은 미미하였지만, 부재의 전단내력은 장부철근이 배근된 보에서 약 25% 높았다.
- 2) 전단마찰 실험체에서 연결절점 영역의 상대 미끄러짐 양은 초기 균열과 함께 증가하였는데, 그때의 상대 미끄러짐 양은 장부철근이 배근된 D-A 실험체에서 더 적었다.
- 3) 전단마찰 파괴면에서 배근된 장부철근의 양이 0.5%인 경우 부재의 항복 시 까지 상부 장부철근은 항복에 도달하지 않았다.
- 4) HSRC 보의 일축 전단 및 전단마찰 내력은 ACI 318-14 및 EC2 설계식을 이용하여 안전 측에서 평가될 수 있었다.
- 일반적으로 전단경간비가 큰 보에서 전단력에 의해 발생되는 전단응력은 휨에 의한 응력에 비해 작지만 전단력에 의한 파괴는 급격히 내력이 감소하는 취성파괴이기 때문에 보 부재에서 전단내력 검토는 매우 중요하다.6) HSRC 보에서 복합공법으로 시공되는 RC 보는 PC와 CIP의 접촉면이 존재하는데, 이러한 접촉면 사이에서 수평 균열 및 수평 전단파괴의 발생은 보 부재의 휨 성능과 수직전단 성능을 저하시킨다.7) 또한 연결절점 영역에 큰 하중이 발생하였을 경우에는 전단마찰 지배로 인한 직접전단에 의해 부재의 거동이 지배될 수 있다.
- 일축 전단 실험체에서 내력은 수직 전단에 의한 파괴모드를 고려하여 수평 전단내력은 고려하지 않았다. S-C와 S-A 실험체의 전단내력은 ACI 318-14의 예측 값보다 각각 3%와 28% 높았으며, EC2 예측 값보다 각각 21%와 50% 높았다. 즉, HSRC 보의 일축 전단내력은 ACI 318-14 및 EC2의 식을 이용하여 안전 측에서 평가될 수 있었다.
- 두 실험체의 최대 전단내력은 ACI 318-14 설계기준의 휨 내력으로부터 산정한 전단력의 약 80%였다. 결과적으로 전단마찰 거동을 파악하기 위한 보들은 절점영역에서의 전단마찰에 의해 그 거동이 지배되었으며 절점영역에서의 휨 모멘트 영향은 상대적으로 작게있다.
- 전단마찰 실험에서 두 실험체의 전단하중-처짐 관계는 유사하였지만 D-A 실험체는 장부철근의 전단마찰 저항으로 인해 강성 및 최대내력이 증가하였다. 두 실험체의 최대 전단내력은 ACI 318-14 설계기준의 휨 내력으로부터 산정한 전단력의 약 80%였다. 결과적으로 전단마찰 거동을 파악하기 위한 보들은 절점영역에서의 전단마찰에 의해 그 거동이 지배되었으며 절점영역에서의 휨 모멘트 영향은 상대적으로 작게있다.
- 전단마찰 실험에서 두 실험체는 유사한 초기 강성을 보였으며 연결절점 영역의 균열 발생과 함께 처짐이 급격하게 증가하였다(Fig. 7(b)).
- 61이다. 즉, HSRC 하이브리드 보의 연결절점에서 전단마찰 저항은 비록 상부 장부철근이 항복에 도달하지 않았지만 ACI 318-14 및 EC2의 식을 이용하여 안전 측에서 평가될 수 있었다.
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