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문제 정의
- 통상 주열대 휨모멘트의 가운데 기둥 폭에 부과되는 휨모멘트의 전달을 위해 휨철근의 전 강도 이음을 위한 현장용접이 불가피하다. 그러나 본 연구에서는 휨철근을 현장용접하지 않고도 휨 철근의 전강도를 발휘할 수 있는 효과적 정착방안을 모색하였다.
- 그러나 이에 비례하여 기둥 외주면에서 형성되는 펀칭전단의 주장 역시 대폭 감소하므로 펀칭 전단에 대한 취약성은 오히려 증대되는 부작용을 노출하고 있다. 본 연구에서는 기존 RC 기둥-무량판 접 합부의 내 력과 동등하거 나 또는 이를 상회하는 접합부내력을 갖는 동시에 뛰어난 시공성을 지닌 CFT기둥-RC 무량판 접합부의 상세 및 설계법을 제시하고자 하였다. 또한 CFT기둥-RC 무량판 접합부의 초기 탄성거동에서 펀칭파괴이후 국부 현수작용에 이르기까지 전 거동의 모델링 방안을 제시하고 이를 활용한 연쇄붕괴방지 설계법을 제안하였다.
- 이장에서는 펀칭파괴이후 휨철근의 국부 현수작용 모델을 제시하고 제한된 실험결과를 기초로 관련 변수를 제시하고자 한다. 그림 10은.
- 불가능하다. 이하에서는 포스트펀칭 철근이 배근된 CFT기둥-RC 무량판 접합부의 모델링 방안을 제시하고 ’제한된 실험결과를 기초로 관련 변수를 캘리브레이션 하고자 한다. 이 결과는 다음 5장에서 보듯이 무량판구조의 연쇄붕괴방지 설계에 응용될 수 있다.
가설 설정
- 것이다. 1층 기등의 축력이 한일과 CFT기둥-RC 무량판 접합부의 흡수에너지가 같다고 가정함으로써 에너지 균형에 의한 평형점 (<5応)을 산정할 수 있다. (식 (8)참조).
- 검토조건 : 그림 13과 슬래브 바닥판의 전체 현수작용이 동원되기 이전에 그림 14와 같은 펀칭 이후의 국부 현수작용이 우선하는 파괴모드를 가정; 정방형 경간 6 m X 6 m이고 (따라서 a= *260= 00/4 3000 mm), 4층인 CFT-무량판 구조물로서 본 연구에서 제안된 상세에 따라 설계된 것으로 가정; 기둥치수 400 mm x 400 mm; 슬래브 두께 200 (mm), 마감/파티션/반자 포함한 D(총 고정하중)= 7.84 (kN/m2); L(적재하중)= 5.88 (kN/m2); 콘크리트강도= 27.0 (MPa); 철근규격 SD40 (공칭강도= 392 MPa, 예상강도= 421.4 MPa; 기둥관통 휨철근(상단철근)은 양방향으로 2-D16, 포스트펀칭 철근은 양방향으로 2-D25가 4개층 모두 동일하게 배근된 것으로 가정.
- 방폭설계상의 기둥제거 시나리오에 따라 1층 기등의 손실을 가정한다. 1층 기등의 축력을 고정하중과 적재하중의 25%를 산정하면", P* 는 1340.
- 시험체 설계에 사용된 적재하중은 대한건축학회의 건축물 하중 기준 및 해설에 따라 옥내주차구역 승용차 전용에 해당하는 적재하중 (5.88 kN/rr?)을 사용하였다° 슬래브의 스팬 길이는 6 m x 6 m, 기둥 크기는 400 mm x 400 mm 로 가정하여 직접설계법에 의해 시험체를 설계하였다. CFT기둥-RC 무량판 접합부의 전단키로는 9 mm 강판 (SS400)을 사용하여 제작된 전단티와, H-100x100x6x8 (SS400)의 전단머리를 사용하였고, 용접봉은 인장강도 FExx= 490 MPa 급을 사용하였다.
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