황승현
(Seung-Hyeon Hwang)
1
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2†
심재일
( Jae-Il Sim)
3
최용수
(Yong-Soo Choi)
4
-
경기대학교 일반대학원 건축공학과 박사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University Graduate
School, Suwon 16227, Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 정교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227,
Rep. of Korea)
-
포엠(주) 부장
(Head Manager, 4M Corp, Naju 58245, Rep. of Korea)
-
포엠(주) 차장
(Deputy General Manager, 4M Corp, Naju 58245, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
선조립, V-타이, 기둥, 보조 띠철근, 구속효과, 연성
Key words
prefabrication, V-ties, column, supplementary ties, confinement effect, ductility
1. 서 론
일반적으로 철근콘크리트(reinforced concrete, RC) 기둥은 연성 확보 측면에서 횡보강근의 배근을 요구한다(ACI Com-mittee
318 2014)(1). 특히 코어 콘크리트의 구속 및 중간 주철근 좌굴 제어 측면에서 보조 띠철근의 배근 중요성도 강조되고 있다(Yang 2015)(9). 기둥에서 내부 보조띠철근은 한단 135° 갈고리와 다단 90° 갈고리를 갖는 크로스타이를 사용한다. 그러나 크로스타이는 최대 내력 이후 90°
갈고리의 벌어짐으로 인해 기둥의 연성 확보에 다소 제한적이다(Lukkunaprasit and Sittipunt 2003)(5). 그리고 크로스타이의 시공은 기둥 중심부에서 크로스타이의 교차, 보-기둥 접합부에서 보 주철근 정착 등으로 인해 철근이 과밀화될 수 있다(Yang
et al. 1999)(12).
V-타이 보조띠철근은 철근의 과밀화를 방지하며, 90° 갈고리의 벌어짐 없이 내부 코어 콘크리트를 효과적으로 구속하는 측면에서 일반 크로스타이에 비해
우수하다(Yang and Kim 2016; Yang et al. 2017)(10,11). Yang(2015)(9)은 개별 주철근에 쉽게 설치 가능한 V-타이 배근 기술을 개발하였다. 개별 주철근에 하나씩 배근되는 V-타이 보조띠철근은 비록 일반 크로스타이에 비해
시공속도가 빠르지만, 현장 노무자의 감소와 인건비 상승을 고려하면 그 시공속도와 시공성을 향상시킬 필요가 있다.
보조띠철근으로서 V-타이의 배근은 시공성 향상을 위하여 공장 선조립 기술을 응용하였다. 공장에서 제작된 횡보강근의 선조립 유닛은 현장에서 쉽게 배근할
수 있기 때문에 시공속도 및 시공성을 향상시킬 수 있는 장점이 있다(Hwang et al. 2018)(3). 또한, 공장 제작된 선조립 유닛은 다량의 횡보강근을 일정한 간격으로 정확하게 배근할 수 있다. 이 연구의 목적은 RC 기둥의 보조 띠철근으로서
선조립 V-타이의 구조적 효율성 검증이다. 이를 위해 보조 띠철근 배근 방법을 변수로 기둥의 중심 축하중 거동 및 내진성능을 평가하였다. 최대 내력은
ACI 318-14(2014)(1) 기준을 이용하여 산정된 압축 및 휨 공칭내력과 비교하였다. 중심 축하중 실험을 통해 산정된 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계로부터 띠철근에 의한
구속계수를 평가하였다. 내진성능 평가 실험으로부터 결정된 백본커브(backbone curve)는 Yang et al.(2017)(11)의 2차원 비선형 해석 절차를 통해 산정된 예측결과와 비교하였다. 압축 연성은 Saatcioglu and Razvi(1992)(7)의 압축 연성비를 통해 평가하였으며, 휨 연성은 Park and Paulay(1975)(6)의 휨 변위연성비 및 Sheikh and Khoury(1997)(8)의 일손상지수를 이용해 평가하였다.
2. 구조 실험
2.1 실험 계획
주요 실험변수는 내부 보조띠철근의 배근 방법으로 크로스타이(기둥 C), 개별 설치하는 V-타이(기둥 V) 및 선조립 V-타이(기둥 PV)이다(Fig. 1). 기둥 C는 한단 135° 갈고리와 타단 90° 갈고리를 갖는 크로스타이를 배근한 후 철선을 이용하여 고정시켰다. 기둥 V는 주철근과 V-타이의
결합을 위해 원터치 클립(one-touch clip)을 이용하여 개별 설치하였다(Fig. 2(a))(Yang 2015)(9). 기둥 PV는 공장에서 다량의 V-타이를 6 mm의 이형철근에 65 mm의 일정 간격으로 용접하여 제작된 선조립 V-타이를 배근하였다(Fig. 2(b)). 제작된 선조립 V-타이는 길이를 1 m 단위로 하였으며, 현장에서 주철근에 설치 후 철선을 이용하여 고정하였다. 선조립 V-타이는 공장에서 제작되기
때문에 현장 공정을 최소화할 수 있으며, 배근의 정확성 및 시공 불량을 최소화가능하다(Hwang et al. 2018)(3). 또한, 다량의 V-타이를 한꺼번에 배근할 수 있으므로 주철근에 하나씩 배근하는 방법에 비해 시공속도가 빠르다.
Fig. 1. Specimen details and arrangement of reinforcement
중심 축하중 기둥 실험체의 단면크기는 실제 기둥 크기를 고려하여 500×500 mm로 설정하였다. 중심 축하중 기둥 실험체의 주철근은 직경 22 mm의
이형철근을 12개 배근하였는데, 이때, 주철근비는 1.9 %이다. 중심 축하중 기둥의 실험 구간은 1,000 mm로 설정하였으며, 실험 구간에서의
파괴를 유도하기 위해 상･하부에 스터브(700×700×400 mm)를 제작하였다. 횡보강근은 특수 모멘트 골조의 내진상세를 반영하기 위해 ACI 318-14(2014)(1)에서 요구하는 최소 횡보강근량($A_{sh}$)의 1.5배로 설정하였다. 이에 따라 중심 축하중 기둥 실험체의 횡보강근은 직경 10 mm의 이형철근을
65 mm로 배근하였다. 이에 따른 중심축하중 기둥 C의 횡보강근 체적비는 2.14 %이었으며, 기둥 V 및 PV의 횡보강근 체적비는 1.36 %이었다.
Fig. 2. Details of individual V-ties and prefabricated V-ties
내진성능 평가를 위한 반복 횡하중 기둥 실험체의 단면크기는 축력 도입의 한계를 고려하여 350×350 mm로 설정하였다. 기둥 단면에 작용하는 축력은
0.25$f_{ck}A_{g}$로 일정하게 하였는데, 여기서, $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도를, $A_{g}$는 기둥의 전체 단면적을 의미한다.
반복 횡하중 기둥 실험체의 주철근은 중심 축하중 실험체와 동일한 주철근비로 배근하기 위해 직경 19 mm의 이형철근을 8개 배근하였다. 반복 횡하중
기둥의 실험 구간은 1,400 mm로 설정하였다. 반복 횡하중 기둥 실험체의 횡보강근은 중심 축하중 실험체와 동일하게 ACI 318-14(2014)(1)에서 요구하는 최소 횡보강근량($A_{sh}$)의 1.5배로 설정하여, 직경 10 mm의 이형철근을 65 mm로 배근하였다. 이에 따른 반복 횡하중
기둥 C의 횡보강근 체적비는 2.35 %이었으며, 기둥 V 및 PV의 횡보강근 체적비는 1.99 %이었다.
2.2 재료 특성
모든 기둥 실험체의 콘크리트 목표 압축강도는 21 MPa로 설정하였으며, 배합상세는 Table 1에 나타내었다. 배합에 사용된 결합재는 고로슬래그 함유량이 50 %인 고로슬래그시멘트(portland blast-furnace slag cement,
PBSC)에 플라이애시(fly-ash, FA)를 약 10 % 치환하여 사용하였다. 콘크리트의 최대 골재치수는 25 mm를 사용하였다. 콘크리트의 압축강도
측정을 위한 공시체는 직경 100 mm의 원주형 시험체를 각 기둥 실험체별로 제작하였다. 콘크리트 압축강도는 기둥 실험 직전에 측정하였다. 중심 축하중
실험에서 기둥 V 및 PV의 콘크리트 압축강도는 모두 19.3 MPa이었으며, 기둥 C의 콘크리트 압축강도는 23.5 MPa이었다. 반복 횡하중 실험에서
기둥 C 및 V의 콘크리트 압축강도는 모두 24.5 MPa이었으며, 기둥 PV의 콘크리트 압축강도는 28.7 MPa이었다. 사용된 주철근 및 횡보강근의
역학적 특성은 Table 2에 나타내었다. 주철근으로 사용된 D19 및 D22의 항복강도는 각각 463 MPa 및 409 MPa이었다. 횡보강근으로 사용된 D10의 항복강도는
447 MPa이었다.
2.3 가력 및 측정 상세
기둥의 중심 축하중 실험은 40,000 kN 용량의 오일잭을 통해 가력하였다. 중심 축하중 실험에서 축방향 변위는 기둥 4면에서 측정하였으며, 50
mm 용량의 와이어형 변위계를 이용하였다. 중심 축하중 가력 시 편심의 영향을 최소화하기 위하여 기둥 상부에 강판과 구좌를 설치하였다.
Fig. 3. Displacement-controlled loading history
반복 횡하중 실험은 2,000 kN 용량의 수직 오일잭을 이용하여 기둥 단면 중심에 일정한 축하중을 도입한 상태에서 횡방향 액추에이터를 이용하여 2
mm/min의 일정한 속도로 가력하였다. 횡변위는 300 mm 용량의 변위계를 이용하여 상부 스터브 중심의 하중작용선에서 측정하였다. 횡하중의 가력이력은
FEMA 356(2000)(2)을 참고로 항복변위($\Delta_{y}$)의 75 %를 첫 번째 단계로 이후 항복변위($\Delta_{y}$)의 1.0배, 1.5배, 2.0배 및
3.0배 순으로 증분하였다(Fig. 3). 각 단계는 3사이클씩 반복하였으며, 기둥의 파괴 시까지 가력하였다. 기둥의 항복변위는 Yang et al.(2017)(11)의 2차원 비선형 해석절차에 의해 산정된 예측값을 기준으로 하였다.
Table 1. Concrete mixture proportions
|
W/B (%)
|
S/a (%)
|
Unit weight (kg/m3)
|
$R_{sp}$ (%)
|
|
W
|
PBFC
|
FA
|
S
|
G
|
|
54.6
|
51
|
176
|
290
|
32
|
881
|
853
|
0.7
|
W/B: water-to-binder ratio, S/a: fine aggregate-to-total aggregate ratio by volume,
W: water, PBFC: portland blast furnace cement, FA: fly-ash, S: sand, G: granite, $R_{sp}$:
high-range water-reducing agent-to-binder ratio by weight
Table 2. Mechanical properties of steel bars
|
Type
|
$A_{s1}$ (mm)
|
$f_{y}$ (MPa)
|
$\epsilon_{y}$
|
$E_{s}$ (MPa)
|
$f_{su}$ (MPa)
|
$\epsilon_{f}$ (%)
|
|
D10
|
71.3
|
447
|
0.0022
|
202,208
|
560
|
23
|
|
D19
|
286.5
|
463
|
0.0022
|
210,935
|
596
|
26
|
|
D22
|
387.1
|
409
|
0.0019
|
212,122
|
552
|
21
|
$A_{s1}$: net area, $f_{y}$: yield strength, $\epsilon_{y}$: yield strain, $E_{s}$:
modulus of elasticity, $f_{su}$: tensile strength, $\epsilon_{f}$: elongation
3. 실험결과 분석
3.1 중심 축하중 실험
3.1.1 균열 및 파괴모드
중심 축하중 실험에서 초기 균열은 최대 내력의 약 75~79 %에서 기둥 중심부에서 발생하였다. 초기 균열 발생 이후 균열은 최대 내력까지 축방향으로
진전해 나아갔으며, 최대 내력에 도달하는 시점에서 콘크리트 피복의 박리가 발생하였다. 중심 축하중 실험에서 모든 기둥의 파괴는 주철근의 좌굴로 인해
발생하였으며, 외부 띠철근의 벌어짐은 나타나지 않았다(Fig. 4). 기둥 C의 최종 파괴모드는 크로스타이 90° 갈고리의 벌어짐이 발견되었다(Fig. 4(a)). 그러나 기둥 V 및 PV의 최종 파괴모드에서는 V-타이의 뽑힘이 발견되지 않았다(Fig. 4(b), 4(c)).
Fig. 4. Typical compressive behavior of columns at ultimate failure
Fig. 5. Axial strains of columns against applied axial load
3.1.2 축하중-축변형률 관계
중심 축하중을 받는 기둥의 축하중-축변형률 관계는 Fig. 5에 나타내었다. 모든 기둥 실험체의 초기 기울기는 선형 증가하였으며, 초기 균열 발생 이후 하중은 완만하게 증가하였다. 초기 균열 발생 이후 기둥의
거동은 주철근의 항복 및 피복 콘크리트의 박리가 발생하면서 최대 내력에 도달하였다. 모든 기둥의 축하중-축변형률 관계는 최대 내력도달 시점까지 유사하게
나타났다. 하지만 최대 내력 이후 축하중은 기둥 PV, V 및 C 순으로 완만하게 감소하였다.
3.1.3 최대 압축내력
기둥의 중심 축하중 실험결과는 Table 3에 나타내었다. 기둥 V 및 PV의 최대 압축내력은 각각 6,718 kN 및 6,513 kN이었다. 기둥 C 실험체의 최대 압축내력은 7,497 kN이었는데,
이는 기둥 C의 콘크리트 압축강도가 기둥 V 및 PV에 약 22 % 높았기 때문이다. 기둥 V 및 PV의 예측내력은 모두 5,930 kN이었으며,
$(P_{n})_{\operatorname Exp}/(P_{n})_{ACI}$ 값은 각각 약 1.10 및 1.13이었다. 기둥 C 의 예측내력은 6,805
kN이었으며, $(P_{n})_{\operatorname Exp}/(P_{n})_{ACI}$값은 약 1.10이었다. ACI 318-14(2014)(1) 기준에 대한 모든 기둥의 $(P_{n})_{\operatorname Exp}/(P_{n})_{ACI}$값은 약 1.1배 수준이었다.
3.1.4 압축 연성
기둥의 압축연성은 다음의 Saatcioglu and Razvi(1992)(7)의 압축 연성비($\mu$)를 이용하여 평가하였다.
여기서, $\epsilon_{85}$은 최대 내력 도달 후 최대 내력의 85 % 시점의 변형률을 의미한다. 식 (1)을 통해 산정된 기둥 V 및 PV의 $\mu$는 각각 2.18 및 2.73이었으며, 기둥 C 실험체의 $\mu$는 1.73이었다. 기둥 P 및 PV의
$\mu$는 기둥 C보다 각각 약 1.26배 및 1.58배 높았다. 그리고 기둥 PV의 $\mu$는 기둥 V와 비교해 보조띠철근에 의한 균등한 구속압의
제공으로 인해 약 1.25배 높았다.
Table 3. Summary of test results and comparisons of axial load capacities between
experiments and predictions
|
Specimens
|
Test results
|
Predictions
|
|
$f_{ck}$ (MPa)
|
$P_{cr}$ (kN)
|
$P_{n}$ (kN)
|
$\epsilon_{cc}$
|
$\epsilon_{85}$
|
$\mu$
|
$(P_{n})_{ACI}$ (kN)
|
$(P_{n})_{\operatorname Exp}/(P_{n})_{ACI}$
|
|
C
|
23.5
|
5,752
|
7,497
|
0.0029
|
0.0069
|
1.73
|
6,805
|
1.10
|
|
V
|
19.3
|
5,112
|
6,513
|
0.0024
|
0.0087
|
2.18
|
5,930
|
1.10
|
|
PV
|
5,040
|
6,718
|
0.0032
|
0.0109
|
2.73
|
1.13
|
$f_{ck}$: concrete compressive strength, $P_{cr}$: initial cracking load, $P_{n}$:
ultimate strength, $\epsilon_{cc}$: axial strain at the ultimate strength, $\epsilon_{85}$:
axial strain corresponding to 85 % $P_{n}$ beyond $\epsilon_{cc}$, $\mu$: axial ductility
ratio
3.1.5 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계
Fig. 6. Measured stress-strain curves of confined concrete
구속된 콘크리트의 응력은 기둥의 축하중-축변형률 관계로부터 전체 축하중에서 각 재료의 하중 분담을 제외하여 코어 콘크리트라 부담하는 하중을 도출한
후 코어 콘크리트의 면적으로 나누어 산정하였다(Kim 2015)(4). 피복 콘크리트의 하중은 Yang et al.(2014)(13)의 비구속 콘크리트의 응력-변형률 관계를 이용하여 산정하였으며, 주철근은 완전 탄소성재료로 가정하였다(Fig. 6). 기둥 C의 구속된 콘크리트의 최대응력($f_{cc}$)은 약 25.3 MPa이었으며, 구속계수($K_{s}=f_{cc}/0.85f_{ck}$)는
1.27이었다. V 및 PV 기둥의 $f_{cc}$는 각각 약 22.7 MPa 및 23.6 MPa이었으며, $K_{s}$는 각각 1.38 및 1.44이었다.
기둥 V 및 PV의 $K_{s}$값은 기둥 C보다 각각 약 9 % 및 14 % 높았으며, 기둥 PV의 $K_{s}$값은 기둥 V와 동등한 수준이었다.
Fig. 7. Typical flexural behavior of columns at ultimate failure
3.2 반복 횡하중 실험
3.2.1 균열 및 파괴모드
반복 횡하중 실험에서 기둥 C의 초기 균열은 0.75$\Delta_{y}$ 시점에서 수평 휨 균열이 발생하였으며, 이후 하중이 증가함에 따라 수평
휨 균열은 간격이 좁아지고 기둥 높이 방향으로 발생하였다. 수직 균열은 약 1.5$\Delta_{y}$ 시점에서 발생하였다. 최대 내력 도달 시점은
약 2.0$\Delta_{y}$이었으며, 최대 내력 이후에는 수평 균열과 수직 균열이 교차하면서 피복 콘크리트의 박리가 나타났다. 최대 내력에 도달하는
시점까지 모든 기둥 실험체의 균열진전은 유사하게 나타났다. 최대 내력 이후 기둥 C는 주철근이 좌굴하면서 크로스타이 90° 갈고리의 벌어짐이 발생하였다(Fig. 7(a)). 반면, 기둥 V 및 PV는 주철근 좌굴이 발생하였으나, V-타이 보조띠철근의 뽑힘은 발생하지 않았다(Fig. 7(b), 7(c)).
3.2.2 횡하중-횡변위 관계
초기 균열 발생까지 기둥의 내력이 증가함에 따라 강성은 일정하였으나, 균열 발생 이후 하중이 증가함에 따라 변위가 급격하게 증가하였다(Fig. 8). 균열 발생은 최대 내력의 약 36~40 % 수준에 있었으며, 이후 주철근이 항복 변형률에 도달하였다. 이때 주철근의 항복 시 내력은 최대 내력의
약 75~79 % 수준이었다. 주철근의 항복 이후 횡하중-횡변위 관계는 하중의 증가속도가 줄어들면서 최대 내력에 도달하였고, 최대 내력에 도달 이후에는
변위가 증가함에 따라 주철근이 좌굴하면서 하중이 감소하였다.
3.2.3 최대 휨내력
최대 휨 내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 등가응력블록으로 산정된 공칭내력과 비교하였다(Table 4). 반복 횡하중 실험에서 기둥 C 실험체의 휨 내력은 154.2 kN이었다. 기둥 V의 휨 내력은 161.7 kN으로 기둥 C보다 약 5 % 높았다.
그리고 기둥 PV의 휨내력은 184.5 kN으로 기둥 C에 비해 20 % 높았다. 기둥 C 및 V의 ACI 318-14 기준에 의해 산정된 공칭 휨내력은
141 kN으로, $\left(V_{n}\right)_{\exp .}/\left(V_{n}\right)_{ACI}$값은 각각 1.09 및 1.14이었다.
그리고 기둥 PV의 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭 휨내력은 156 kN으로 $\left(V_{n}\right)_{\exp .}/\left(V_{n}\right)_{ACI}$값은
1.18이었다. 즉, 모든 기둥의 실험결과는 ACI 318-14(2014)(1)에 의해 산정된 공칭내력에 비해 안전측에 있었다.
3.2.4 휨 연성
기둥의 휨 연성은 휨 변위연성비($\mu_{\Delta}$)와 일손상지수($W_{80}$)를 통해 평가하였다(Table 4). 휨 변위연성비($\mu_{\Delta}$)는 최대 내력 도달 이후 80 % 시점의 변위($\Delta_{80}$)와 주철근 항복시점의 변위($\Delta_{y}$)의
비로 정의한다(Park and Paulay 1975).(6) 모든 기둥의 항복변위($\Delta_{y}$)는 동일한 단면과 재료의 사용으로 인해 약 13.8 mm로 비슷한 수준이었다. 기둥 C, V 및 PV의
최대 내력 도달 이후 80 % 시점의 변위($\Delta_{80}$)는 각각 73.1, 80.2 및 82.1 mm이었다. 산정된 기둥 C의 $\mu_{\Delta}$값은
5.28이었다. 기둥 V 및 PV의 $\mu_{\Delta}$값은 각각 5.86 및 5.97로 기둥 C와 비교해 각각 11 % 및 13 % 높았다.
그리고 기둥 PV의 $\mu_{\Delta}$값은 기둥 V보다 약간 증가하는 경향을 보였다.
일손상지수($W_{80}$)는 에너지 흡수능력 및 강성을 고려하여 기둥 부재의 휨 연성을 평가할 수 있다(Sheikh and Khoury 1997)(8). 일손상지수($W_{80}$)는 횡하중-횡변위 곡선을 한 사이클씩 분리하여 각각의 일에너지
Fig. 8. Lateral displacement of columns against applied lateral load
를 최대 내력 이후 최대 내력의 80 % 시점까지 누적하여 산정하였다. 누적된 일손상지수는 약 1.5$\Delta_{y}$까지 거의 일정한 수준이었으나,
최대 내력 도달 이후 급격하게 증가하였다. 산정된 기둥 C의 $W_{80}$값은 380이었다. 기둥 V 및 PV의 $W_{80}$값은 각각 410
및 424로, 기둥 C에 비해 각각 약 8 % 및 12 % 높았다. 그리고 기둥 PV의 $W_{80}$값은 기둥 V보다 약간 증가하는 경향을 보였다.
Table 4. Summary of test results and comparisons of lateral load capacities between
experiments and predictions
|
Specimens
|
Test results
|
Predictions
|
|
$f_{ck}$
(MPa)
|
$V_{cr}$ (kN)
|
$V_{y}$ (kN)
|
$V_{n}$ (kN)
|
$\Delta_{y}$
(mm)
|
$\Delta_{80}$
|
$\mu_{\Delta}$
|
$W_{80}$
|
$(V_{n})_{ACI}$
(kN)
|
$(V_{n})_{\operatorname Exp .}/(V_{n})_{ACI}$
|
|
$V^{+}_{cr}$
|
$V_{cr}^{-}$
|
$V_{y}^{+}$
|
$V_{y}^{-}$
|
$V_{n}^{+}$
|
$V_{n}^{-}$
|
Aver.
|
|
C
|
24.5
|
56.1
|
55.7
|
123.6
|
120.3
|
151.4
|
157.0
|
154.2
|
13.8
|
73.1
|
5.28
|
380
|
141
|
1.09
|
|
V
|
59.8
|
62.1
|
119.3
|
125.0
|
152.3
|
171.6
|
161.7
|
13.7
|
80.2
|
5.86
|
410
|
1.14
|
|
PV
|
28.7
|
71.8
|
74.2
|
128.7
|
147.6
|
172.8
|
196.2
|
184.5
|
13.8
|
82.1
|
5.97
|
424
|
156
|
1.18
|
$f_{ck}$: concrete compressive strength, $V_{cr}$: lateral load at which initial flexural
crack occurred, $V_{y}$: lateral load at which longitudinal reinforcement yielded,
$V_{n}$: peak lateral load, $\Delta_{y}$: yield displacement of column, $\Delta_{80}$:
lateral displacement of column at 0.8$V_{n}$ on descending branch of lateral load-displacement
curve, $\mu_{\Delta}$: displacement ductility ratio, $W_{80}$: work damage indicator
until 0.8$V_{n}$
*“+” and “-” represent positive and negative loading directions, respectively
3.2.5 백본커브(backbone curve)
백본커브는 n번째 증분된 변위의 세 번째 사이클과 n+1번째 증분된 변위의 첫 번째 사이클이 만나는 점을 이어 산정하였다(FEMA 2000)(2). 기둥의 횡하중-횡변위 관계는 응력 및 변형률 분포 기반 단면분할법의 2차원 비선형해석을 통해 산정하였다(Yang et al. 2017)(11). 2차원 비선형 해석 시 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Kim(2015)(4)의 모델을, 비구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Yang et al.(2014)(13)의 모델을 이용하였다. 기둥 C 및 V의 최대 휨 내력 이후 거동은 해석결과와 비슷한 하강 기울기를 보였으며, 기둥 PV의 최대 휨 내력 이후 거동은
예측된 하강 기울기보다 완만하게 하중이 감소하였다. 2차원 비선형 해석결과는 기둥 C 및 V의 휨 거동을 잘 예측하였으며, PV 기둥의 휨 거동을
안전측으로 예측하였다. 이는 선조립 V-타이가 기존 크로스타이 및 개별 배근되는 V-타이와 비교하여 구조적 효율성이 다소 우수함을 의미한다(Fig. 9).
Fig. 9. Comparison of the experimental and predicted lateral load-lateral displacement
curves of non-linear analysis
4. 결 론
이 연구에서는 보조 띠철근으로서 선조립 V-타이를 배근한 기둥의 중심 축하중 및 내진거동을 기존 크로스타이 또는 개별 배근되는 V-타이로 배근된 기둥의
거동들과 비교하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 선조립 V-타이 배근한 기둥의 압축 및 휨 거동은 최종 파괴 시까지 V-타이의 뽑힘 현상 없이 개별 V-타이를 배근한 기둥과 비슷하였다.
2) 선조립 V-타이를 배근한 기둥의 압축 및 휨 내력은 ACI 318-14에 의해 산정된 공칭내력의 각각 1.13배 및 1.18배 수준으로, V-타이를
개별 배근한 기둥과 비슷하였다.
3) 선조립 V-타이 배근에 의한 구속효과는 기존 크로스타이에 비교해 약 13 % 높았으며, 개별 배근된 V-타이에 비교해 다소 증가하는 경향을 보였다.
4) 선조립 V-타이를 배근한 기둥의 압축 및 휨 연성은 기존 크로스타이를 배근한 기둥에 비해 각각 1.58배 및 1.13배 높았으며, V-타이를
개별 배근한 기둥에 비해 각각 1.25배 및 1.02배 높았다.
감사의 글
이 연구는 과학기술정보통신부와 한국산업기술진흥협회의 학연 공동 기업부설연구소 연계 후속 연구개발 지원사업(KOITA-NET-20190310)의 지원으로
수행되었음.
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