[논문]휨항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 전단 성능 저하

이정윤

문제 정의

4MRz)와 전단 보강근의 양이다다. 본 논문에서 대는 대 표적으로 콘크리트의 압축강도와 전단보강근 의 양이 다른 시험체 BA4, BA6, BA7, BA12에 대해 기술하고자 한다. 시험체 BA4, BA6, BA7, BA12의 특성은 표1 항복응력, (、주인장근비 에 보여지고 있다.
본 연구는 휨 항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 전단 성능 저하를 예측함을 목적으로 한다. 휨항복 후 철근콘크리트 보에는 소성 힌지 영역이 형성되며 축 방향 변형률이 급격히 증가한다.
본 연구는 휨항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 전단 성능 저하를 휨항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 전단 파괴 특성을 고려한 트러스 모델을 이용하여 예측하였다

제안 방법

본 연구에서는 우선 휨모멘트와 전단력을 받는 철근콘크리트 보의 실제 부재축 방향 변형률 값을 구한다. 그 후 구해진 값을 MCFT 또는 RA-STM에 대입하여 G* 값을 고정한 후, 그 부재의 잠재 전단 강도를 구한다. 주어진 e* 값이 증가함에 따라 콘크리트의 주인장 변형률 今이 증가하며, 콘크리트 유효 압축 강도 는卩尸 °는 감소한다.
근년, 힘의 평형 조건과 변형률의 적합조건(變形率適合條件)을 이용한 수정 압축장 이론(MCFT, Modified Commession Fidd Theory)"과 회전각 연화 트러스 이론(RA-STM, Rotating Angle Softened Truss Model)51 이 발표되었다. 두 이론은 사인장균열 각도a와 콘크리트의 주압축웅력의 각도 0는 동일하다는 가정하에, 。를 구하기 위하여 힘의 평형 조건뿐만 아니라, 변형률의 적합 조건을 이용하여, 전단 강도와 부재의 변형을 예측한다. 그러나, 두 이론은 순수 전단을 받는 철근콘크리트 막 요소(membrane element) 애 대한 이론으로, 횜모멘트의 영향이 고려되어 있지 않다.
따라서, MCFT 또는 RA-STM을 이용하여 휨 항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 파괴 거동올 예측할 수 없다. 본 연구에서는 우선 휨모멘트와 전단력을 받는 철근콘크리트 보의 실제 부재축 방향 변형률 값을 구한다. 그 후 구해진 값을 MCFT 또는 RA-STM에 대입하여 G* 값을 고정한 후, 그 부재의 잠재 전단 강도를 구한다.
죽 방향 변형률이 급격히 증가함에 따라 콘크리트 연화 효과(softening effect o:: concrete)/} 증가하며, 철근콘크리트 보의 잠재 전단 강도는 감소한다. 제안된 전단 성능 저하 여측법은, 이와 같은 휨항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 전단 파괴 특성을 고려한 트러스 모델에 기본을 두고 있다.
축방향 변형률이 급격히 증가함에 따라 콘크리트 연화 효과(softening effect of concrete)가 증가하며, 철근콘크리트 보의 잠재 전단 강도는 감소한다. 제안된 전단 성능 저하 예측법은, 이와 같은 휨항복 후 전단 파괴하는 철근콘크리트 보의 전단 파괴 특성을 고려한 트러스 모델에 기본올 두고 있다.
주어진 j 값이 증가함에 따라 콘크리트의 주인장 변형률 马이 증가하며, 콘크리트 유효 압축 강도는 감소하여, 잠재 전단 강도 는 감소한다. 해석에서는 그림6에서 보여지는 것과 같이 구해진 잠재 전단 강도 7”가 휨항복 시의 전단력에 도달할 때의 부재 변형 능력을 그 부재의 최대 연성 능력으로 간주하였다.
동일한 尺楽에서 반복하중을 받올 경우, j는 반복하중의 수에 반비례하여 증가하지만, 증가율은 그다지 크지 않다. 해석에서는 이러한 실혐 결과 에 근거하여 그림8과 같은 부재축 방향 변형률 Gr와 부재 회전각 Rm 관계를 재안하였다. 그림8은 다음의 4가지 경로로 구성되었다.

대상 데이터

imen 재안된 해석법에 대한 검증은 Muguruma등의 실험“을통해 이루어졌다. 시험체는 총 12개이며 주요 변수는 콘크리트의 압축강도(29.3, 43.4MRz)와 전단 보강근의 양이다다. 본 논문에서 대는 대 표적으로 콘크리트의 압축강도와 전단보강근 의 양이 다른 시험체 BA4, BA6, BA7, BA12에 대해 기술하고자 한다.

이론/모형

imen 재안된 해석법에 대한 검증은 Muguruma등의 실험“을통해 이루어졌다. 시험체는 총 12개이며 주요 변수는 콘크리트의 압축강도(29.
해석에서는 먼저 부재 회전각이 주어지며(Stepl), Step2에서 부재축 방향 변형률를 부재회전각에서 구한다 (부재 회전각과 부재축 방향 변형률과의 관계에 대해서는 4장에서 보다 상세하게 설명될 것이다). 부재 축 방향 변형률 £工이 구해진 후, Gr 값을 고정한 후, 전단 보강근의 변형률률 e, 를 증가시켜 (St母)3) 부재의 전단력올 응력의 평형 조건, 변형률의 적합 조건 및 재료의 구성법칙을 이용한 MCFT 또는 RA-STM에서 구한다 (Step4). 구해진 전단력이 최대가 될 때(Step5)를 그 부재의 잠재 전단 강도로 간주하고, Vu7} 휨항복 시의 전단럭 V/에 도달할 때의 부재 변형 능력을 그 부재의 최대 연성 능력으로 간주한다(Step6 과 Step7).

성능/효과

1) 휨항복 후 철근콘크리트 보에는 소성 힌지 영역이 형성되며 축방향 변형률이 급격히 증가한다. 죽 방향 변형률이 급격히 증가함에 따라 콘크리트 연화 효과(softening effect o:: concrete)/} 증가하며, 철근콘크리트 보의 잠재 전단 강도는 감소한다.
2) 해석에서 예측된 부재변형 능력은 보통 강도 콘크리트를 사용한 BA4과 BA6의 부재변형 능력을 다소 과소평가하지만 고강도 콘크리트를 사용한 BA7과 BA10의 변형능력을 잘 예측하였다.
3) 부재축 방향 변형률에 대해 제안된 약산식은 정산식의 결과와 큰 차이가 없었고, 실제의 부재축 방향 변형률을 잘 예측하였다.
3MPa의 보통 강도 콘크리트를 사용한 BA4과 BA6의 부재 변형 능력을 다소 과소평가하고 있음을 알 수 있다. 43.4MPa의 고강도 콘크리트를 사용한 BA7과 BA10의 변형능력에 대해서는 해석 결과와 실험 결과가 거의 일치한다.
주어진 e* 값이 증가함에 따라 콘크리트의 주인장 변형률 今이 증가하며, 콘크리트 유효 압축 강도 는卩尸 °는 감소한다. 결과적으로, 잠재 전단 강도 는 감소하며 해석에서는 구해진 잠재 전단 강도가 휨항복 시의 전단력 V/에 도달할 때의 부재 변형 능력을 그 부재의 최대 연성 능력으로 간주한다.
그림10에서 약산식과 정산 식에 의해 계산된 부재 축 방향 변형률에는 큰 차이가 없음을 알 수 있다. 또한, 해석에서 예측된 부재축 방향 변형률은 29.3MPa의 보통 강도 콘크리트를 사용한 BA4과 BA6 및 43.4MPa의 고강도 콘크리트를 사용한 BA7과 BA10의 부재축 방향 변형률을 잘 예측하고 있음을 알 수 있다.
그림의 점선은 값올 고정한 후, 전단보강근의 변형률 勺를 증가시켜 전단 강도에 도달하기까지를 나타내며(Step3, 4, 5), 실선은 J 값의 증가에 의해 변화하는 잠재 전단 강도를 나타냰다. 주어진 j 값이 증가함에 따라 콘크리트의 주인장 변형률 马이 증가하며, 콘크리트 유효 압축 강도는 감소하여, 잠재 전단 강도 는 감소한다. 해석에서는 그림6에서 보여지는 것과 같이 구해진 잠재 전단 강도 7”가 휨항복 시의 전단력에 도달할 때의 부재 변형 능력을 그 부재의 최대 연성 능력으로 간주하였다.

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