Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 17, No. 1, January 2013, pp.133-142
http://dx.doi.org/10.11112/jksmi.2013.17.1.133
pISSN 2234-6937 eISSN 2287-6979
불연속웨브가 도입된 프리스트레스트 합성연결보에 대한 내진성능 평가
Evaluation of Seismic Performances on Prestressed Composite Coupling Beams with Discontinuous Webs
오 재 열1) 이 득 행2) 최 승 호3) 김 강 수4)* 이 성 태5)
Oh, Jae Yuel Lee, Deuck Hang Choi, Seung Ho Kim, Kang Su Yi, Seong Tae
Abstract
The shear wall system with coupling beams has been known as an effective means for moderate and high rise buildings up to 40 stories, because this structural system can provide the enhanced lateral stiffness compared to individual shear walls. Typical reinforced concrete coupling beams have difficulties in construction due to complicated reinforcing work on site, and steel coupling beams also have disadvantages in economical point of view because of a large number of stiffeners required for its stability under lateral loading. To overcome these disadvantages in existing coupling beam systems, this study developed the prestressed composite coupling beam with discontinuous webs, which have improved constructability, economic feasibility, and reduced sectional size. The reversed cyclic loading test on two prestressed composite coupling beams with discontinuous webs having different shear reinforcement ratios have been conducted to investigate their structural performances, and test results showed that the proposed composite coupling beams had good seismic performances.
Keywords : Composite coupling beam, Accordion effect, Prestressing, Discontinuous web
1) 정회원, 서울시립대학교 건축공학과 박사과정 2) 정회원, 서울시립대학교 건축공학과 박사과정 3) 정회원, 서울시립대학교 건축공학과 석사과정 4) 정회원, 서울시립대학교 건축학부 교수, 교신저자 5) 정회원, 인하공업전문대학 토목환경과 교수
* Corresponding author : [email protected] 02-2210-5354
• 본 논문에 대한 토의를 2013년 2월 28일까지 학회로 보내주시면 2013년 3월호에 토론결과를 게재하겠습니다.
Copyright Ⓒ 2012 by The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0)which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.
(a) Individual shear wall system (b) Coupled shear wall system Fig. 1 Comparison of individual shear walls and coupled shear
walls system
1. 서 론
전단벽 구조(shear wall system)는 공간이 일정한 면 적으로 분할 구획되는 아파트와 같은 건축물에서 수직력 과 횡력에 동시에 저항하는 구조형식으로 흔히 적용되며, 정형⋅비정형적인 고층건축물의 횡력저항 구조형식으로 도 자주 사용되는 구조방식이다. 횡력이 작용할 때는 Fig.
1에 나타낸 것과 같이 다이아프레임으로 거동하는 바닥 구조에 의해 하중이 전단벽에 전달되며 전단벽의 높은 횡 강성으로 전단과 전도모멘트에 저항하는 시스템으로 많 은 건물에 적용되고 있다. 특히, 연결보(coupling beam) 로 상호 연속된 전단벽은 Fig. 1(b)에 나타낸 것과 같이 벽체의 개별 강성을 합산 것보다 훨씬 큰 강성을 확보할
(a) Reinforced concrete coupling beam
(b) Steel coupling beam Fig. 2 Examples of coupling beams
수 있기 때문에 효율적인 횡력저항 시스템으로서 알려져 있다. 그러나 기존의 철근콘크리트(reinforced concrete, 이하 RC)연결보의 경우에는 Fig. 2(a)에 나타낸 것과 같 이 요구강도, 충분한 강성, 연성 및 에너지소산능력을 확 보하기 위해서 경사철근(diagonally reinforcement)의 배근이 필요하다. 경사인장철근은 상대적으로 큰 지름의 철근이 사용되며, 극한상태 이전의 경사인장철근의 좌굴 방지와 콘크리트 구속효과를 위해서 띠철근의 배치가 필 요하다. 이러한 경사철근들은 전단벽에 정착되어야 하기 때문에 배근이 복잡해져서 시공성이 저하되고 공사기간 이 길어진다는 단점을 가지고 있다. Fig. 2(b)에 나타낸 바와 같은 철골연결보의 경우에는 높은 전단력에 의한 웨 브의 국부좌굴을 방지하기 위하여 과도한 스티프너가 사 용되어야 하는 단점이 있다. 이러한 이유에서 기존 H형강 에 콘크리트를 합성하여 제작하는 합성연결보에 대한 연 구가 활발히 진행되고 있다. 이 연구에서는 철골부재와
콘크리트의 합성효과를 극대화하고, 프리스트레스 도입효 율을 높이기 위해서 웨브의 형태를 불연속으로 제작하여 아코디언효과를 활용한 프리스트레스트 (prestressed, 이 하 PS) 불연속웨브합성연결보를 개발하였다. 개발된 PS 연결보의 구조성능을 검증하기 위해서 합성보의 횡방향 철근량을 주요변수로하여 2개의 실험체를 제작하여 내진 성능을 평가하였다.
2. 실험 계획 및 방법
2.1 실험체
이 연구에서는 불연속웨브가 적용된 PS합성연결보 실 험체 2개를 제작하여 횡력저항성능을 평가하였다. 실제 1 개의 실험체가 제작되었으며, 전단벽을 중심으로 양쪽에 다른 상세를 적용하여 2개의 실험체가 되도록 하였다 (Fig.
3 참고). Table 1에 나타낸 바와 같이 PS합성연결보에 배치된 전단철근량을 1%와 0.3%로 달리하여 전단철근 에 따른 콘크리트의 구속효과(confine effect)를 고찰하 고자 하였으며, 실험체의 형상은 Fig. 3(a)-(c)에 나타 낸 것과 같다. 불연속웨브철골보의 경우 상⋅하부플랜지 의 두께는 12 mm이며, 웨브에는 12 mm와 6 mm 두께 의 철판을 반복적으로 배치하여 불연속웨브를 제작하였 다. 콘크리트와 합성전 불연속웨브철골보의 높이는 374 mm, 폭은 240 mm, 전체 길이는 3450 mm로 제작되었 다. 콘크리트와 합성후 합성연결보의 높이는 470 mm, 폭은 300 mm이고, Fig. 3(d)에 나타낸 것과 같이 벽체 에 연결보가 매설된 길이는 1000 mm이며, 연결보는 벽 체의 최외단에서 양쪽으로 1000 mm씩 돌출되어 있는 형 상으로 제작되었다. 단면적이 98.2 mm2 (직경 12.7 mm) 인 강선 4개를 벽체부분에서는 수평으로, 연결보부분에서 는 대각선으로 배치하였으며, 이 강선들은 기존 RC연결 보의 사인장철근과 같은 역할을 할 수 있다. [Fig. 3(d) 참고] 불연속웨브 철골보에 도입된 PS 응력은 강선 하나 당 0.75이며(는 긴장재의 인장강도), 이는 137 kN에 해당되는 도입력이다. 벽체를 포함한 실험체의 전 체 높이는 1450 mm이고, 길이는 총 3450 mm이며, 합 성연결보, 벽체 및 기초판으로 이루어져 있다. 기초부분 과 벽체부분의 높이는 각각 350 mm와 1100 mm이며, 벽체와 기초판의 길이는 각각 1000 mm와 1600 mm이다.
(b) Section of steel beam
(a) Steel beam with discontinuous webs (c) Section of composite beam
(d) PS composite coupling beam (e) Section of PS composite coupling beam Fig. 3 Details of specimen (unit：mm)
Table 1 Variable of test specimens
Specimen Variables
Type of steel beam shear reinforcement ratio
PCD1 discontinuous web 1 %
PCD0.3 discontinuous web 0.3 %
P C D 1
Shear reinforcement ratio(%) Discontinuous webs Coupling beam Prestressed memeber
2.2 재료 및 가력계획
실험체의 합성연결보와 벽체는 1종 보통 포틀랜드 시 멘트를 사용하였으며, 기초부분은 2종 고로슬래그 시멘트 를 사용하였다. 합성연결보와 벽체 콘크리트의 물-시멘 트 비는 43.5%, 굵은 골재는 최대치수가 25 mm인 화강 암 쇄석이 사용되었다. 기초부분의 콘크리트는 물-시멘 트 비 43%, 굵은 골재는 최대치수 20 mm인 화강암 쇄 석이 사용되었다. 보와 벽체의 콘크리트 설계강도는 50 MPa, 실험체 바닥판 콘크리트의 설계강도는 70 MPa로 계획되었으며, 콘크리트 배합표는 Table 2에 나타낸 바
Table 2 Concrete mixture proportions
Location Mix strength
(MPa) Gmax
(mm) W/C (%)
S/a (%)
Unit volume weight (kg/m3)
W C1 C2 S G
Composite
beam & wall 50 25 29.5 43.5 177 600 - 681 902 Foundation 70 20 23.6 43 165 280 350 628 842 - C1: ordinary portland cement
- C2：low heat portland cement
Table 3 Material properties
Specimen
Steel plate (SS400) concrete
tendon
6 mm 12 mm foundation composite beam wall
fy
(MPa) Es
(MPa) fy
(MPa) Es
(MPa) fck
(MPa) Ec
(MPa) fck
(MPa) Ec
(MPa) fck
(MPa) Ec
(MPa) fpu
(MPa) Aps
(mm2)
PCD1 281 2.0E5 340 2.0E5 67.3 3.6E5 53.4 3.4E5 43.9 3.2E5 1860 98.2
PCD0.3
composite
wall
beam bearing platePS bar
500 kN
Actuator 1000 kN
Actuator
(a) Setting plan
(8) (6) (4) (2) - 2 4 6 8
0 5 10 15 20 25 30 35
θ/ θ
ycyclic number (b) Loading history Fig. 4 Plan of loading applications
와 같다. 콘크리트의 압축강도를 측정하기 위하여 높이가 200 mm, 지름이 Φ100 mm 원형실린더공시체를 제작하 여 실험체와 동일한 조건에서 양생하였다. 콘크리트의 압축 강도시험은 KS F 2405에 근거하여 실시되었으며, 압축강 도 실험결과는 Table 3에 나타낸 바와 같다. 기초판, 합성 보 및 벽체의 콘크리트최대압축변형률()은 약 0.0025, 평균압축강도()는 각각 67.3 MPa, 43.9 MPa 및 53.7 MPa이다. 불연속웨브가 적용된 철골보 제작에 사용된 12 mm와 6 mm 강판의 항복강도는 각각 340 MPa, 281 MPa이며, 긴장재는 인장강도 1860 MPa인 12.7 mm-7 연선 저이완긴장재를 사용하였다. 강재 및 긴장재의 인장
실험은 KS B 0802에 근거하여 수행되었으며, 인장시편 시험결과는 Table 3에 나타낸 바와 같다.
Fig. 4(a)에 보이는 바와 같이 실험체의 기초판을 강봉 으로 반력바닥에 견고하게 고정하였으며, 합성보의 극한 하중까지 가력철물, 강봉, 고정볼트 등의 고정철물들은 모두 탄성구간에 있도록 설계되었다. 500 kN Actuator 를 사용하여 벽체에 미리 400 kN의 축력을 도입하여 일 정하게 유지하였으며, PS합성연결보의 내진성능평가를 위하여 벽체의 외단에서 950 mm 떨어진 곳에 1000 kN Actuator를 설치하여 반복주기하중(reversed cyclic loading) 을 도입하였다. 도입되는 주기하중의 이력은 Fig. 4(b)에 나타낸 것과 같고 모든 단계의 하중은 3 싸이클씩 반복하 였으며, 초기 일정구간은 하중제어를 통해서 가력을 하다 가 이후 변위제어로 가력을 하였다. 최대하중의 75% 이 하로 하중이 떨어지고 변위가 충분히 크다고 판단되었을 때 이를 파괴로 간주하고 가력을 중지하였다.
2.3 실험 계측
Fig. 5(a)와 (b)에 나타낸 것과 같이 콘크리트를 타설
(a) Location of strain gages in steel beam
(b) Location of strain gages in composite beam
(c) Strain gages in steel beam (d) Strain gages in composite beam
Fig. 5 Location of strain gages
Con’c gage LVDT
(a) Location of LVDTs and concrete gages
(b) Concrete gages in wall (c) LVDTs Fig. 6 Location of concrete gages and LVDTs
하기 이전에 미리 철골보와 철근에 최대 5 mm 용량의 스 트레인 게이지(strain gauge)를 설치하여 실험체의 변형 률을 측정하였다. Fig. 5(c)에 나타낸 것과 같이 벽체와 합성보의 경계면 부근에 철골보의 웨브 및 플랜지에 스트 레인 게이지를 각 높이별로 배치하였다. Fig. 5(d)에는 철근에 부착된 게이지의 설치모습을 나타내었으며, 횡방 향철근의 콘크리트 구속효과를 평가하기 위하여 벽체와 합성보의 경계면에 게이지를 집중배치하였으며, 각 하중 에서 높이에 따른 변형률의 분포를 알아보기 위해서 상하 부 철근에도 추가적으로 배치되었다. 철골보 및 긴장재에 부착된 스트레인 게이지는 파형철골보에 프리스트레스를 도입하기 이전에 부착하였으며, 프리스트레스 도입과정 전후로 측정값을 기록하고, 하중가력시에는 측정된 변형 률의 초기값을 정확히 조정하여 프리스트레스 도입에 의 한 변형률과 하중가력에 의한 변형률을 구분할 수 있도록 하였다.
Fig. 6(a)와 (b)에 나타낸 것과 같이 합성연결보 하부 에서 50 mm 떨어진 부분의 벽체에 180 mm 간격으로 매립형 콘크리트게이지를 설치하여 합성연결보가 반복하 중을 받을 때 콘크리트 벽체내부에서 발생되는 변형률을 측정할 수 있도록 하였다. Fig. 6(a)와 (c)에 나타낸 것 과 같이 부재의 수직변위을 계측하기 위하여 100 mm 용 량의 LVDT 3개를 합성보의 하부에 설치하였으며, 벽체 상부에 1개의 LVDT를 설치하여 벽체의 횡변위를 측정 하였다. 모든 계측장치에서 측정된 데이터는 실험실 중앙
에 설치된 데이터로거에 수집되었으며, 매 하중단계마다 균열양상을 관측하여 실험체에 직접 기입하여 나타내었다.
3. 실험결과 및 분석
3.1 프리스트레스 도입(콘크리트타설 전)
Fig. 7(a)에 나타낸 것과 같이 유압잭을 이용하여 강선 에 긴장력을 도입하였다. 앞서 언급된 바와 같이 인장강 도의 75%()인 137 kN을 목표도입 프리스트레 싱력으로 설정하였다. 이때, 긴장력을 한번에 도입하면 편심하중으로 인하여 면외방향으로 부재에 큰 변형이 발 생할 수 있기 때문에 Fig. 7(b)에 나타낸 순서대로 한쪽 강선에 목표 프리스트레싱력의 1/2을 도입하고 반대 방 향에 긴장력을 도입하는 방식으로 진행하였다. 철골보의 길이가 짧기 때문에 정착장치의 활동에 의한 긴장력 손실 이 상대적으로 커서 불연속웨브 철골보에 도입된 프리스 트레싱력은 97.1 kN()로 측정되었다. 따라서, 정 착장치의 활동으로 인한 프리스트레스 손실량은 40.5 kN 이며, 이는 정착장치의 활동량이 약 6.3 mm라는 것을 의 미한다. 긴장작업이 완료되면 Fig. 7(c)에 나타낸 바와 같이 철골보에 철근을 배치한 후 콘크리트를 타설하였다.
이때 벽체와 접촉면의 합성효율을 증진시키기 위하여 벽 체와의 접촉면에는 지연제를 도포하여 콘크리트 경화를 지연시켰으며, 거푸집을 탈형한 후에는 수압을 가해 콘크
(a) Jacking operation (b) Order of jacking
(c) form works, reinforcing work, casting and curing concrete Fig. 7 Fabrication of specimens
Calculated strain of wide flange steel beam
Measured strain of steel beam with discontinuous webs
Fig. 8 Longitudinal strains along the height of steel section immediately after prestressing
-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000
-60 -40 -20 0 20 40 60
Load(kN)
Displacement(mm) Ratation(θ)
(a) Specimen PCD1
-0.06 -0.04 -0.02 0.00 0.02 0.04 0.06
-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800 1000
-60 -40 -20 0 20 40 60
Rotation(θ)
Load(kN)
Displacement(mm) (b) Specimen PCD0.3 Fig. 9 Load-drift responses of specimens
리트표면을 거칠게 하였다. 기초판과 벽체의 철근을 배근 한 상태에서 콘크리트와 합성된 합성연결보를 정위치 시 키고 벽체부분의 콘크리트를 타설하여 실험체를 완성하 였다.
Fig. 8은 프리스트레스 도입시 철골보의 높이에 따른 변형률의 분포를 나타낸 것이다. 상⋅하부플랜지에는 각 각 249.2(압축)와 242.6(압축)의 변형률이 발생하 였다. 불연속웨브에서 발생되는 아코디언효과로 인하여 웨브에는 거의 변형이 일어나지 않았고, 상⋅하부플랜지 의 압축변형률은 일반적인 wide flange 형강에 비해서 약 30%정도의 프리스트레스 도입효율이 향상되었음을 확인할 수 있다. 반면, 압축력을 도입하였음에도 불구하
고 웨브에서 미소한 인장변형이 발생하였는데, 이는 불연 속웨브에서 발생되는 국부휨변형에 의한 것이다.
3.2 PS합성연결보의 하중-변위 관계(콘크리트 타설 후)
Fig. 9는 실험을 통하여 측정된 하중-변위 이력곡선을 나타내었다. 전단철근비가 1.0%인 PCD1 실험체는 최초 115 kN 하중에서 벽체로부터 150 mm 떨어진 연결보의 상부에서 휨균열이 발생하였다. 이후 강성의 큰 변화 없 이 변위가 10 mm일 때까지 거의 탄성거동하는 양상을 보여주었으며, 이후에 상부플랜지의 변형률이 항복변형률 에 도달하여 강성이 저하되기 시작하였다. 처짐이 30 mm 일 때 최대하중 798 kN에 도달하였으며, 벽체와 연결된 부분의 연결보 부분에서 집중적으로 콘크리트의 지압균 열이 발생되면서 하중이 감소되는 현상을 보였다. 횡변위
(a) Step 1 : Laod(115 kN) (b) Step 2 : Load(270 kN)
(c) Step 3 : Load(470 kN) (d) Step 4 : Load(710 kN)
(e) Step 5 : Load(720 kN) (f) Step 6 : Load(640 kN)
(g) Step 7 : Load(-570 kN) (h) Final
Fig. 10 Cracking pattern of PCD1 specimen
비 3.5%에서는 최대하중의 75% 이상의 하중수준을 보 여주었으며, 횡변위비 5.5%에서 전단벽에 큰 균열손상이 관측되어 다른 단부에 제작된 PCD0.3실험체에 대한 영 향이 커질 것을 우려하여 가력을 종료하였다. 전단철근비 가 0.3%인 PCD0.3 실험체의 경우에는 최초 90 kN의 하 중에서 벽체와 연결보의 연결부에서 휨균열이 발생하였 으며, 이후 계속적으로 휨균열 및 전단균열이 발달하였다.
하중 500 kN일 때 변위가 10 mm로 횡변위비 1.1%에 도달하였고 이후 강성이 서서히 감소하기 시작하였다. 하
중이 700 kN일때 횡변위비가 약 2.2%에 도달하였고 상 부플랜지가 항복변형률에 도달하면서 강성이 감소되다가 횡변위비가 4.4%일 때 최대하중 800 kN에 도달하였다.
이후에는 PCD1에 비하여 작은 하중감소를 보여주었으 며, 횡변위비 5.5%에 도달하였을 때 관측된 최대하중의 75% 이하로 떨어지면서 파괴되었다.
두 실험체에서 모두 부재의 전길이에 걸쳐서 균열이 발 생⋅분포되었지만, 전단철근을 0.3% 배근한 PCD0.3 실 험체에서는 최대하중 부근에서도 소성변형이 부재 전길이
(a) Existing cracks (b) Step 1 : Load(90 kN)
(c) Step 2 : Load(-270 kN) (d) Step 3 : Load(500 kN)
(e) Step 4 : Load(680 kN) (f) Step 5 : Load(730 kN)
(g) Step 6 : Load(650 kN) (h) Final
Fig. 11 Cracking pattern of PCD0.3 specimen
에 걸쳐 발생한다. 하지만, 전단철근을 1.0% 배근한 PCD1 실험체에서는 접합부에 소성변형이 집중되어 벽체와 경 계면에 있는 합성보에 균열이 집중되었다. 일반적인 RC 부재와 다르게 전단철근이 많이 배근된 PCD1 실험체와 적게 배치된 PCD0.3 실험체의 강도 및 연성이 비슷한 수 준인 것으로 판단된다. 물론 이러한 현상은 철골보의 높 은 강성 및 연성 때문에 가능한 것이다. 또한, 두 실험체 모두 정 및 부방향 가력시에 다소 다른 비대칭 이력거동 을 보여 주었는데, 이는 전단벽의 손상 때문인 것으로 판
단된다. (참조 Fig. 10 및 11)
3.3 균열 및 파괴양상
Fig. 10에는 PCD1실험체의 하중단계에 따른 균열분포 를 보여주고 있다. PCD1실험체의 경우 115 kN에서 접 합부 부근에서 초기 휨균열이 발생하였으며, 270 kN에서 는 휨균열이 실험체 전체적으로 발전하면서 합성보가 매 립된 벽체부분에서도 균열이 발생하였다. 가력하중이 470
0 20 40 60 80 100 120 140 160
0 10 20 30 40 50 60
Disspated energy(kN·m)
Displacement(mm) PCD1
PCD0.3
Fig. 12 Accumulative dissipated energy
kN일 때 합성보에서 전단균열이 발생하기 시작하였고 벽 체와 기초부분의 연결부와 기초부분에서 각각 휨균열 및 전단균열이 복잡한 양상으로 발달하였다. 하중이 증가되 면서 합성보 전체적으로 균열이 진전되었지만 벽체와의 접합면에 균열 및 손상이 집중되면서 Fig. 10(h)에 나타 낸 것과 같이 실험체가 파괴되었다. Fig. 11에는 PCD0.3 의 균열을 각 하중단계별로 나타내었으며, PCD1 실험에 의하여 PCD0.3 실험체에 가력전 발생한 벽체균열을 Fig.
11(a)에 나타내었다. 초기 휨균열은 가력하중 90 kN에 벽체에서 50 mm 떨어진 부분에서 발생하였으며 가력하 중이 500 kN에 도달하였을 때 상⋅하부플랜지 부분에서 길이방향으로 상당한 균열이 진행되었다. 가력하중이 680 kN에 도달하였을 때 전단균열이 발생하였고, 가력하중이 730 kN일 때 벽체부분의 합성보 하부에서 콘크리트 탈 락이 시작되었으며, 최종적으로 합성보에서 균열이 크게 증가하면서 파괴되었다. 앞에서 언급한 바와 같이 PCD1 에 비해 균열 및 박리가 연결보 전체적으로 분포한 것을 확인할 수 있다.
3.4 에너지 소산능력평가
Fig. 12에는 PCD1 및 PCD0.3 실험체의 하중단계에 따른 누적에너지소산량을 나타낸 것으로 항복변위 전까 지 두 실험체가 비슷한 누적에너지소산량을 보이는 것을 알 수 있다. 하지만 연결합성보가 항복하기 시작하는 30 mm의 처짐에서부터 PCD1 실험체의 누적에너지소산량 이 약간 더 크게 나타났다. 최종적으로 PCD1과 PCD0.3 실험체의 누적에너지소산량은 각각 147.2와 126.3 kN
⋅m로 측정되어 전단철근비가 1%인 PCD1 실험체의 누
적에너지소산량이 전단철근비가 0.3%인 PCD0.3 실험체 의 누적에너지소산량 보다 약 16.5% 높게 나타났다. 이 는 PCD1 실험체에서 철골보를 감싸고 있는 전단철근량 이 더 많아서 콘크리트의 균열 및 박리를 억제하는 효과 를 가지기 때문이다.
4. 결 론
이 연구에서는 기존의 RC연결보와 철골연결보를 보완 하고 프리스트레스 도입효율과 합성효과를 높일 수 있도 록 불연속웨브를 가진 프리스트레스트 합성연결보를 개 발하였다. 개발된 PS합성연결보의 구조성능을 평가하기 위해서 전단철근량을 변수로한 2개의 실험체에 대한여 반복하중실험을 실시하였으며, 실험결과를 통해 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
(1) 불연속웨브의 아코디언효과로 인하여 주요 휨저항 요소인 상⋅하부플랜지에 도입되는 프리스트레스 의 도입효율이 일반 H형강에 비해 약 30%정도 향 상된 것을 확인 할 수 있었다.
(2) 전단철근비가 1%인 PCD1 실험체가 전단철근비 가 0.3%인 PCD0.3 실험체 보다 약 16.5% 높은 누적에너지소산능력을 나타내었다.
(3) RC부재와는 다르게 전단철근이 PS합성연결보의 강도 및 연성에 미치는 영향은 거의 없음을 알 수 있었다.
감사의 글
본 논문은 중소기업청에서 지원하는 2012년도 산학연 공동기술개발사업(No. C0034142)의 연구수행으로 인 한 결과물임을 밝힙니다.
참고문헌
1. ACI Innovation Task Group 1 and Collaborators, Acceptance Criteria for Moment Frames Based on Structural Testing, American Concrete Institute, Farmington Hills, 2001, p.10.
2. British Standards Institution, structural use of steel work in building. part3 : Design in composite construction.
BS 5950. BSI, 1990.
3. Derrick D. R. and Nicolas J. R., “Design of the Tallest Reinforced Concrete Structure in California-a-58-story Residential Tower in San Francisco”, ASCE, Structures
요 지
연결보를 가진 전단벽 시스템은 벽체의 개별 강성을 합산한 것보다 훨씬 큰 강성을 확보할 수 있기 때문에 효율적인 횡력저항 시스템으로서 40층 이하의 중⋅고층 건물에 널리 적용되고 있다. 일반적으로 사용되는 철근콘크리트 연결보는 철근배근이 복잡해 시공성이 저하되고, 철골연결보의 경우에는 과도한 스티프너의 사용으로 인해 경제성이 저하된다는 단점을 가지고 있다. 따라서, 이 연구에서는 철근콘크리트와 철골부재를 합성하여 시공성 및 경제성을 개선하고 단면크기를 줄일 수 있는 불연속웨브가 적용된 프리스트레스트 합성연결보를 개발하였다. 개발한 프리스트레스트 합성 연결보의 구조적인 성능을 검증하기 위해서 전단철근비를 주요 변수로 두 개의 실험체를 제작하여 반복하중실험을 수행하였으며, 실험결과는 제안된 연결보의 내진성능을 검증하였다.
핵심 용어 : 연결합성보, 아코디언효과, 프리스트레싱, 불연속웨브
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