한 국 방 재 학 회 논 문 집 제10권 5호 2010년 10월
pp. 27 ~ 33
구조물방재
강판으로 접합된 프리스트레스트 콘크리트보의 구조성능 평가를 위한 실험연구
An Experimental Research to Evaluate Structural Capacity of Pre-stressed Concrete Beam connected with Embedded Steel Plate
이경훈*·김점한**
Lee, Kyoung Hun·Kim, Jeom Han
···
Abstract
In this study, a monotonic loading test to estimate structural capacity of 12 meter long full scale precast pre-stressed concrete beam specimen was performed with a 2,000 kN dynamic actuator. A couple of embedded steel plate was installed at the ends of the beam and specimens were connected to steel girder frame with high tension bolts. Nominal compressive strength of pre-stressed concrete beam and slab were 50 MPa and 24 MPa respectively. Two HD25 tensile steel reinforcements were welded on vertical plate of embedded steel plate. Pre-stressed concrete beam specimen was loaded by displacement control method with a certain load- ing pattern which was repeated loading and unloading with 10mm increment displacement. About 88.34%, 86.97% and 66.83% of displacement restoration ratios were evaluated at elastic, inelastic and plastic behavior region of specimen respectively.
Key words : Pre-stressed Concrete Beam, Embedded Steel Plate, Displacement Control Method
요 지
본 연구에서는 2,000 kN 용량의 actuator를 이용, 12 m 경간의 실물 크기로 제작된 프리스트레스트 콘크리트 보의 구조성능 평가를 위한 실험을 수행하였다. 보의 양 단에는 접합을 위한 강판을 매립하였으며 시험체는 별도로 제작된 철골 보에 고력볼 트접합 방식으로 세팅되었다. 프리스트레스트 콘크리트와 슬래브 콘크리트의 설계기준강도는 각각 50 MPa와 24 MPa이며, 인장 철근으로 사용된 2-HD25 철근은 매립강판의 구성요소 중 하나인 수직강판에 용접하였다. 실험은 변위제어법에 의하여 수행되 었으며 10 mm의 변위를 증가시키며 loading과 unloading을 반복적으로 가력하였다. 실험결과를 살펴보면, 탄성거동구간에서는 약 88.34%, 비탄성거동구간에서는 약 86.97% 그리고 소성거동구간에서는 약 66.83%의 프리스트레싱에 의한 변위복원능력을 나타냄을 알 수 있었다.
핵심용어 : 프리스트레스트 콘크리트보, 매립강판, 변위제어법
···
1. 서 론
오늘날의 건축을 지배하는 여러 가지 모토 중 하나는 친환 경 건축인데 반하여, 콘크리트구조는 시멘트와 모래 그리고 자갈을 혼합한 구조재료로 공사도중 거푸집 등 건축폐기물 등이 발생하므로 친환경 건축 재료로는 부적합하다는 인식이 확산되어왔다. 반면 공장제작 프리캐스트 보는 환경폐기물을 줄여 친환경공법으로 기대가 크지만 조립식으로 구조물을 축 조하기 때문에 공사를 수행하는 과정에서 접합부의 성능이 완전하게 구현되기 이전에 과도한 시공하중이나 자연재해에 의한 건물의 손상 또는 적절하지 않은 시공 등의 이유로 많 은 불안요소를 내재하고 있는 공법으로 인식되었다.
본 연구에서는 PC보의 구조적 안전성과 시공성 등을 보완 하여 개발된 새로운 프리스트레스트 보의 구조적 성능을 평 가하였다. 본 연구에서 제작한 시험체는 단부에 매립강판을 삽입하여 철골보 접합과 동일하게 시공됨으로써, 시공성 및 구조적 안전성을 향상시킨 신개념 PC보이다. 시험체는 공장 에서 PC보를 제작한 후 거푸집을 설치하고 슬래브를 타설하 여 일정 양생기간을 거쳐 12 m 실물크기로 제작하여 실험을 수행하였다. 인장을 받는 철근콘크리트 보에 균열이 발생하면 철근이 부식되며 보의 내구성을 저하시키는 요인이 되는데 이런 결점을 완화시키기 위하여 보 단면에 압축력을 가력하 여 장스팬 구조의 축조가 가능한 형식이 프리스트레트 구조 이다(신현묵, 2009). 프리스트레스트 콘크리트 보는 “같은 스
**성화대학교 건축계열 교수(E-mail : [email protected])
**(주)크로스구조연구소기술사사무소 대표이사, 구조기술사(교신저자)
팬의 철골구조에 비해 20~40%정도의 경제성을 보유하는 구 조형식(신영수, 1995)”이며 철골보에 비하여 진동 및 균열제 어성능이 우수하여 사용성이 좋다는 장점을 갖는다. 프리스트 레스트 보에 대한 기존연구는 주로 장스팬 보의 개발에 대한 연구가 수행되었는데, 그 중 전배호 등(2008)은 아코디언 효 과를 기대할 수 있는 파형웨브 단면을 적용한 합성보의 연구 를 수행하여 큰 단면의 증가 없이 설계가 가능한 합성보를 제안하였으며, 결론에서 파형웨브 철골보는 긴장력 도입 시 상대적으로 큰 치올림을 유발하므로 처짐이 적고, 긴장력 도 입효율이 15% 이상 증진됨을 언급하였다. 김대훈 등(2004)은 프리스트레싱이 도입된 역티형보와 장방형보의 휨성능을 비 교하는 실험을 수행하였는데, 사용하중 하에서 역티형 보는 균열이 발생하지 않았으며 장방형보는 4개 중 2개의 시험체 에서 사용하중의 93%와 96%에서 균열이 발생하여 역티형보 의 강성이 크게 나타났음이 결론에서 도출되었다.
2. 단부 매립강판의 형태 및 설계
매립강판의 형상은 그림 1과 같으며, 이 접합재는 크게 세 부분으로 구성되어 있다. 그림 1의 ①번은 매립강판 부재로, 이 강판은 보에서 발생한 전단력을 거더(girder)에 전달시키 며 동시에 접합재 역할을 수행하는 강판이다. 이 강판은 매 립되는 부분과 노출되어 접합되는 부분이 하나의 부재로 제 작되며 양 면에 모두 전단연결재를 설치하여 프리스트레스트 보와 일체화 시킨다. 그림 1의 ②번 부재는 수직강판으로 이 강판은 보 단부의 마구리 부분에 설치되고 인장철근 및 PC
보강근을 이 강판에 용접하여 철근의 정착성능을 향상시킴과 동시에 공장에서 콘크리트를 타설 시에는 거푸집으로 사용되 는 강판이다. 여기서, PC보강근은 프리스트레싱 도입 시 보 상부에서 발생하는 균열을 방지하기 위한 철근이다. 끝으로 그림 1의 ③번 부재는 수평강판으로 이 부재는 보 단부 하 부에 설치되고 스터드볼트로 콘크리트 보와 접합되어 인장과 전단에 저항하도록 제작되었다.
보에 수직하중이 작용하면 그림 2와 같이 고력볼트 접합 위치에서 반력인 전단력 Vu가 발생하며, 수직강판에는 이 전 단력과 편심거리 e를 곱하여 발생된 모멘트인 M = Vu·e가 동시에 작용하게 된다. 여기서 그림 1의 ②번 수직강판에 부 착된 스터드볼트의 수평전단강도는 계수전단력 Vu보다 커야 하며, ③번 수평강판에 부착된 스터드볼트의 수평전단강도는 PH= Vu·e/h보다 커야 한다. 이 두 스터드볼트가 각각 수직 력과 모멘트에 의한 수평력에 저항하도록 설계를 수행하고, 추가로 매립된 강판의 스터드볼트를 설치하여 안전성을 확보 하였다.
보 단부에 매립된 강판의 전단연결재 설계는 PCI Handbook(1999)에 따라 다음과 같이 수행되었다.
콘크리트 뽑힘 파괴에 의해 지배되는 설계인장강도는 식(1) 과 같고, 스터드볼트의 인장항복에 의해 지배되는 설계인장강 도는 식(2)와 같다.
(1)
(2) 콘크리트의 전단파괴에 의해 지배되는 설계전단강도는 식 (3)과 같고, 스터드볼트의 전단파괴에 의해 지배되는 설계전 단강도는 식 (4)와 같다.
(3)
(4) 인장과 전단의 조합력을 받는 스터드볼트의 설계강도는 아 래의 상호관계식을 만족하여야 한다.
콘크리트 (5)
스터드볼트 (6)
3. 시험체의 설계 및 제작
고강도 콘크리트는 화재 시 폭렬에 의한 파괴가 발생할 수 있으므로 시험체의 목표강도는 50 MPa로 설정하였으며, 3개 의 원형공시체(φ150 mm×300 mm)를 제작하여 압축강도 실험을 수행하였다. 실험결과는 48.2 MPa, 51.3 MPa 그리고 52.1 MPa 로 평균 50.5 MPa로 측정되었다.
φPc=φA0(0.24λ fck), φ=0.85
φPy=φAb fy, φ=0.9
φVc=φVc′CwCtCc, φ=0.85
φVy=φ0.9fyAbn, φ=0.9
1 φ--- Pu
Pc ---
⎝ ⎠⎛ ⎞2 Vu Vc ---
⎝ ⎠⎛ ⎞2
+ ≤1.0, φ=0.85
1 φ--- Pu
Ps ---
⎝ ⎠⎛ ⎞2 Vu Vs ---
⎝ ⎠⎛ ⎞2
+ ≤1.0, φ=0.9 그림 1. 매립강판
그림 2. 시험체 단부에서 힘의 흐름
시험체는 경간이 12 m, 하중분담폭은 3.6 m이고 슬래브두 께는 150 mm인 실물크기로 제작되었으며 시험체 설계에 적 용된 설계하중은 표 1과 같다. 동일한 조건으로 철골보를 설 계하는 경우 소요단면은 H−500×200×10×16(SM490)이며 제 작 및 설치에 소요되는 공사비는 약 11.3%정도 절감되는 효 과를 얻을 수 있다(이경훈, 2009). PC보는 시공 시 하중에 저항하도록 420 mm×450 mm단면으로 설계되었으며 완공된 보 의 단면은 하중조건과 사용성을 만족시키는 단면인 bw×D = 420 mm×600 mm로 설계되었다. 공장에서 제작된 PC 의 압축강도가 35 MPa 이상 발현되었을 때 긴장력을 도입하 며 양생이 진행되면서 PC의 압축강도는 50 MPa에 도달하게 된다. 슬래브는 설계기준압축강도 24 MPa의 콘크리트를 타설 하였으며, 인장철근 및 압축철근은 각각 2-HD25와 2-HD16 철근을, 프리스트레싱 도입 시 PC보 상부의 균열을 제어하기 위한 PC보강근은 중앙부에 4-HD22, 단부에 2-HD22철근을 배근하였다. PC강연선은 fpu=1882 MPa이며 프리스트레싱 도
입 시 강연선 한 개당 인장력은 약 182.1 kN, 유효프리스트 레싱력은 약 145.7 kN인 SWPC7B-15.2 mm 8개를 2단으로 배근하였으며 시험체 단면형상은 그림 3과 같다.
단부 매립강판을 제작한 후 인장철근과 PC보강근을 수직강 판에 용접하여 정착시킨 후 스터럽을 고정시킨다. 본 연구에 서는 단부강판의 매립 깊이가 각각 250 mm와 450 mm인 두 시험체를 제작하여 거동을 비교평가 하였다. 시험체의 거동 측정을 위하여 보 중앙, L/4지점 및 단부 접합재에 스트레인 게이지를 부착하였으며, 수직방향 변위측정을 위하여 보 중앙 과 중앙에서 2 m떨어진 위치에 LVDT를, 그리고 슬래브와 PC보 사이의 수평전단에 대한 상대변위 측정을 위하여 별도 의 변위측정기를 설치하였다.
기둥이나 큰 보와의 접합에 사용되는 보 단부의 매립강판 은 극한하중에 도달할 때까지 보와 탈락되거나 과도한 균열 이 발생되어서는 안된다. 매립강판이 접합되는 보 단부는 전 단력이 크게 작용하는 위치이므로 매립강판과 콘크리트보와 의 부착 및 전단성능을 평가하기 위한 시험체를 제작하여 지 점과 인접한 위치에 큰 집중하중을 가력하는 실험을 별도로 수행하였다.
4. 실험결과 고찰
4.1 시험체의 세팅 및 가력일반적인 보 실험에서는 지점을 단순보로 세팅하여 실험을 수행하지만 본 연구에서는 보 단부에 삽입된 강판에 의한 접 합이 기술의 핵심이므로 실제와 동일한 지점조건을 구현하기 위하여 철골보 지그를 별도로 제작하여 고력볼트 접합으로 세팅하였다. 그림 4는 시험체의 세팅을 나타내며 보 중앙부 에는 strong beam을 시험체 위에 올려놓고 가력지그위에 actuator를 설치하여 하중을 전달하였는데, 이는 보 중앙에 순 수 휨(pure bending)이 발생하게 하기위한 세팅이다. 그림 5 는 단부 매립강판의 부착과 전단성능 평가를 위한 시험체 세 팅이다.
시험체의 초기 캠버량은 약 40.0 mm와 43.0 mm이었으며, 사용하중상태인 243.5 kN 가력 시 변위는 각각 23.0 mm와 20.5 mm로 측정되었다. 건축구조설계기준의 프리스트레트트 콘크리트 보의 설계에 의한 시험체의 휨강도는 식 (7)에 의 하여 1068.0 kN-m으로 계산되었으며, 실험 시 측정된 휨강도 표 1. 시험체의 설계하중
적용하중 하중크기
콘크리트슬
래브 3.5 kN/m2 마감 0.6 kN/m2 천장 0.3 kN/m2
고정하중 4.5 kN/m2 1.2D.L = 5.4 kN/m2 활하중 4.0 kN/m2 1.6L.L = 6.4 kN/m2
D.L+L.L = 8.5 kN/m2 1.2D.L+1.6 L.L = 11.8 kN/m2
그림 3. 시험체 단면형상
그림 4. 시험체의 세팅
는 1112.3 kN-m와 1106.4 kN-m로 약 4%정도의 오차를 나 타냄을 알 수 있었다.
(7) 4.2 항복하중 및 복원력
두 시험체의 거동은 그림 6(a)에 보인 바와 같이 MPS12L 시험체는 단부강판의 매립깊이가 더 깊음에도 불구하고 실험 은 더 일찍 종료되었는데 이는 약 200 mm 변위 발생 시 고력볼트로 접합된 지점부에서 시험체 축을 중심으로 회전되 어 나타난 결과이다. 이런 현상은 실제 구조물의 경우 슬래 브가 연속되어 있으므로 시험체의 구조적 성능과는 무관하다 고 할 수 있으므로 시험체의 분석은 MPS12S를 사용하였다.
시험체의 항복하중은 허병욱 등(2004)이 소개한 초기접선강 성법과 인장철근의 항복 시 하중을 비교하여 가정하였다. 초
기접선강성법은 시험체의 하중-변위곡선에서 원점과 최대내력 의 1/3이 되는 점을 연결한 선분을 초기접선강성 값으로 하 고, 이 선분과 변위축이 이루는 각의 1/3이 되는 선분을 원 점에서 그은 후 하중-변위곡선과 외접하도록 평행 이동시켜 선분을 만들고, 처음에 그은 초기접선강성 선분과 만나는 점 의 하중을 항복하중으로 가정하는 방법이다. 본 시험체의 초 기접선강성법에 의한 항복하중은 그림 6(a)에 나타낸 바와 같 이 약 351.5 kN으로 측정되었다. 두 번째 항복하중을 가정하 는 방법은 인장철근 중앙부에 부착된 변형률게이지가 항복변 형률에 도달할 때의 하중을 측정한 값으로, 두 인장철근으로 부터 측정된 항복하중은 각각 399.3 kN과 375.3 kN이었다.
위 두 과정을 통하여 가정된 항복하중 값 중 초기접선강성법 에 의한 항복하중인 351.5 kN의 하중을 가력하는 순간에 인 장철근은 항복에 도달하지 않은 상태이므로 시험체는 탄성영 역에 머물러 있다고 가정할 수 있다. 따라서 본 시험체의 항 Mn Ap fps dp a
2---
⎝ – ⎠
⎛ ⎞ Asfy d a 2---
⎝ – ⎠
⎛ ⎞ +
=
그림 5. 전단시험체의 세팅 표 2. 단계별 시험체의 거동특성
시험체 사용하중 작용 시 최종 파괴 시 인장철근 항복 시 결과예측
사용하중(kN) 휨모멘트
(kN-m) 변위
(mm) 설계휨강도
(kN-m)① 실측휨강도
(kN-m)② 하중
(kN) 변위
(mm) ②/①
MPS12S
243.5 487.0 23.0
1068.0 1112.3
375.3 60.2 1.04
MPS12L 21.8 1106.4 1.04
그림 6. 시험체의 하중-변위 곡선
복하중은 인장철근이 최초에 항복에 도달하는 하중인 375.3 kN으로 가정하였다.
그림 6(b)는 MPS12S 시험체 중앙보에서 측정된 하중-변위 곡선으로, 프리스트레싱 효과로 인한 보의 처짐에 대한 복원 능력을 측정하기 위해서 10 mm 변위 증분으로 loading과 unloading을 반복적으로 수행하였으며, 시험체가 소성거동을 나타내는 구간에서는 실험 종료 시까지 일정속도로 가력하였 다. 시험체의 최대하중은 545.4 kN이었으며 이때의 처짐은 252.0 mm로 가력장비인 2,000 kN actuator의 가용변위에 도 달하여 실험을 종료하였다. 그림 6(b)를 살펴보면 시험체의 거동은 크게 탄성거동구간, 비탄성거동구간 그리고 소성거동 구간으로 구분된다. 시험체가 항복에 도달하고 비탄성거동을 나타내면서 보의 탄성계수는 감소되었으나 프리스트레싱에 의 한 복원력은 실험종료 시 까지 나타남을 알 수 있었다.
각 가력 싸이클마다 프리스트레싱에 의한 복원력은 표 3과 같이 측정되었다. 탄성구간인 1st~3rd 싸이클에서 프리스트레 싱력에 의한 복원비율은 평균 88.34%로 측정되었으며 비탄
성거동 구간인 4th~13th 싸이클에서는 81.34%~89.53%로 평 균 약 86.97%의 복원비율을 나타내어 프리스트레싱 효과가 처짐에 상당한 영향을 주고 있음을 알 수 있었다. 시험체의 내력이 크게 증가하지 않는 소성구간에서도 약 66.83%의 복 원비율을 나타내어 극한한계상태에 도달한 후에도 프리스트 레싱 강연선은 여전히 복원성능을 발휘하며 연성적인 파괴거 동이 나타남을 본 실험을 통하여 파악할 수 있었다.
4.3 시험체의 균열 및 변형률
균열은 다섯 번째 싸이클인 50.0 mm변위에 도달했을 때 발생하였으며 그때의 하중은 534.0 kN으로 사용하중인 243.5 kN보다 약 2.2배 더 큰 하중이다. 하중을 제거하자 변 위는 5.4 mm로 복원되었으며 균열이 사라졌다. 다음 가력단 계 부터는 균열이 확장되었으며 하중 제거 시 복원에 의하여 균열 폭이 닫히는 현상이 반복적으로 나타났다. 그림 7(a)를 살펴보면, 균열은 주로 보 중앙부에 발생하였으며 단부에서는 관측되지 않았다. 시험체의 변위가 250.0 mm에 도달했을 때 균열은 슬래브까지 연장되었으며 그때의 내력은 약 540.0 kN 으로 측정되었다.[그림 7(b)] 실험이 종료된 후에도 보는 파 괴되지 않았으며 하중을 제거하자 수직변위가 0인 지점까지 복원되었다. 따라서 극한하중에 도달할 때까지 충분한 연성거 동을 발휘한 후에도 하중이 제거되면 처짐이 복원되어 보다 안정적인 파괴가 나타남을 알 수 있었다.
매립강판의 부착 및 전단성능실험 결과를 살펴보면, 휨 시 험체의 극한하중을 초과하는 집중하중(약 980.7 kN)을 가력 하였음에도 강판은 보에 견고하게 매립되어 일체거동이 나 타났으며 실험 종료 후 단부 매립강판의 사진은 그림 8과 같다.
그림 9는 보 중앙부에 설치된 스트레인게이지로부터 얻은 변형률 그래프를 나타내고 있다. 그래프의 y축은 스트레인게 이지를 부착한 위치를, x축은 변형률을 나타낸 것으로 하중 및 변위가 증가 할수록 중립축이 슬래브 쪽으로 이동되는 것 을 알 수 있었다. 이러한 현상은 보 하부에서 균열이 발생되 어 상부로 연장됨에 따라 유효단면이 점점 감소되며 상부로 이동되는 것을 의미한다. 합성보의 경우 수평전단에 의한 보 와 슬래브 사이에 슬립(slip)이 발생하게 되면 보 하부로 중 립축이 이동되는 경향이 있으나(허병욱, 2004) 본 실험에서는 실험이 종료될 때 까지 중립축이 지속적으로 슬래브 방향으 표 3. 가력 싸이클별 복원력
Cycle 하중 (kN)
변위(mm) loading
①
unloading
② ③=①-② ③/①(%) 1st 139.74 12.00 1.00 11.00 91.67
Elastic 2nd 219.79 20.40 3.19 17.21 84.36 Zone
3rd 292.21 30.20 3.32 26.88 89.00 4th 326.20 40.60 4.80 35.80 88.18
Inelastic Zone 5th 353.73 51.60 5.40 46.20 89.53
6th 379.56 60.00 7.40 52.60 87.67 7th 407.81 70.80 8.20 62.60 88.42 8th 429.23 80.20 9.80 70.40 87.78 9th 452.51 90.40 11.00 79.40 87.83 10th 470.52 100.20 12.60 87.60 87.43 11th 488.74 110.00 14.40 95.60 86.91 12th 504.24 122.20 18.80 103.40 84.62 13th 529.19 140.40 26.20 114.20 81.34
14th 517.77 160.60 31.40 129.20 80.45 Plastic 15th 545.48 252.00 83.60 168.40 66.83 Zone
그림 7. 시험체의 균열양상 분석
로 이동되는 경향이 나타나 수평전단에 대한 슬립이 나타나 지 않고 일체로 거동함을 알 수 있었다.
5. 결 론
본 연구에서는 시공이 용이하고 접합성능이 개선된 매립강 판을 삽입한 프리스트레스트 보의 실물 구조성능실험을 수행 하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.
1) 보 단부에 매립된 접합용 강판은 시험체의 극한하중상태 에서도 매우 견고하게 부착되어 있음을 확인하였으며, 별도로 수행된 단부 집중하중 가력실험에서도 약 980.7 kN의 큰 집중하중을 가력하여 보 단부에 압축전 단균열이 발생한 경우에도 매립강판의 탈락은 발생하지 않았다.
2) 프리스트레싱에 의한 처짐의 복원력은 탄성구간에서는 84.36 kN~91.67%정도 나타났으며, 비탄성 구간에서는 81.34~89.53%로 측정되었고 소성구간에서도 약 66.83%
의 복원능력을 발휘하였다.
3) 시험체의 균열은 사용하중상태보다 약 2.2배 정도 하중 이 더 큰 534.0 kN의 하중을 가력하였을 때 발생하였으 며 그 때의 변위는 50.0 mm로 측정되었다. 따라서 사 용하중상태에서는 균열이 발생하지 않아 사용성에 대한 균열제어 능력은 적절한 것으로 판단되었다.
4) 최대내력인 540.0 kN의 하중을 가력하여 250.0 mm의
변위가 발생한 경우 균열은 슬래브에까지 연장되었으며 하중 제거 시 250.0 mm의 변위는 모두 복원되어 보 내력이 모두 저하된 후에도 프리스트레싱 효과는 유지되 어 보가 완전히 붕괴되지 않고 연성적인 거동을 나타냄 을 확인하였다.
5) 시험체 중앙부 단면의 변형률 분포를 살펴본 결과 하중 이 증가됨에 따라 중립축이 상부로 이동되었으며, 슬래 브와 보 사이의 수평전단에 대한 슬립은 실험이 종료될 때까지 발생하지 않아 스터럽에 의한 수평전단거동은 안 전하게 나타남을 알 수 있었다.
6) 본 실험을 통하여 접합성능이 개선된 매립강판을 이용한 프리스트레스트 보의 휨성능과 단부 접합성능의 안전성 을 확인하였다.
감사의 글
본 논문은 삼표이앤씨(주)와 (주)크로스구연구소기술사사무 소의 지원에 의하여 수행된 연구결과이며 이에 감사드립니다.
참고문헌
김대훈, 유승룡, 양진석 (2004) 프리캐스트 프리스트레스트 역티 형 콘크리트 보와 장방형 콘크리트 보의 휨 거동 비교 연 구. 대한건축학회학술발표대회논문집, 제20권, 제1호, pp.
165-168.
부록: 기호정리
Ao : 가정된 파괴면의 면적 Ap : PC강연선의 단면적 Ab : 스터드볼트의 단면적
Cw, Ct, Cc : 각각 그룹 폭, 부재두께, 부재 모서리효과 근접성에 대한 보정계수
(Cw=1+b/3.5de≤ns, Ct=h/1.3de≤10, Cc=0.4+0.7dc/de≤10)
Pc : 콘크리트의 압축강도 Ps : 스터드볼트의 인장강도 Pu : 계수 축하중
Vc : 콘크리트의 전단강도
Vc' : 후열에서 단독 스터드볼트의 전단강도 Vu : 계수 전단하중
Vy : 스터드볼트의 전단강도 a : 콘크리트 압축블럭깊이 d : 콘크리트 보 유효춤
de : 콘크리트의 자유단 단부로부터 스터드볼트의 후열까지 하중방향으로의 거리
dp : 보 상부에서 PC강연선 중심까지의 거리 fck : 콘크리트 설계압축강도
fps : PC강연선의 유효인장강도
fpu : 프리캐스트콘크리트의 설계압축강도 fy : 철근의 항복강도
n : 스터드볼트의 갯수 λ : 경량콘크리트 계수 그림 8. 전단 실험종료 후 전경
그림 9. 단면의 변형률 분포
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신현묵 (2009) 프리스트레스트 콘크리트 10판. 동명사.
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◎ 논문접수일 : 10년 02월 19일
◎ 심사의뢰일 : 10년 03월 08일
◎ 심사완료일 : 10년 08월 23일
