윤성 욱
(Sung-Wook Yoon)
1)
석근 영
(Keun-Young Seok)
2)
김기 철
(Gee-Cheol Kim)
3)
강주 원
(Joo-Won Kang)
4)*
© The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection.
키워드
전단 성능, 일방향 중공슬래브, 전단 보강 유무
Key words
Shear performance, One-way hollow slab, The state of shear reinforcement
1. 서 론
철근콘크리트는 구조적 성능이 우수하고, 강재에 비해 저 렴하여 경제적인 재료로써 보, 기둥, 슬래브 등의 다양한 구 조부재로 사용되고 있다. 최근
주거환경에 대한 관심이 높아 지고, 건물의 경간이 길어짐에 따라, 바닥 슬래브의 처짐, 소 음 진동 등의 문제를 해결하기 위해 슬래브의 두께가 증가하
고 있는 추세이다. 이러한 슬래브 두께의 증가는 슬래브 자 체의 자중을 증가시킬 뿐만 아니라, 기둥, 벽, 기초 등과 같 은 수직 부재의 크기가 증가되어
건축물 전체의 물량과 자중 이 크게 증가하게 된다. 이러한 물량과 자중의 증가는 건축 물의 경제성을 떨어뜨리고, 지진하중의 증가로 건축물에 있 어
부정적 요인으로 작용하게 된다 (Kang et al., 2003). 이 러한 사회, 경제적 요구에 슬래브의 자중을 경감시킬 목적으 로 다양한 바닥판 시스템의 개발이 진행되고 있으며, 이에 중공슬래브 바닥구조시스템이
제안되었다.
중공슬래브란 슬래브 내부에 역학적 성질을 이용하여 휨 응력을 거의 받지 않는 부분에 중공을 삽입함으로써, 중공형 성체의 부피만큼 콘크리트 물량을 감소시켜서
구조체의 자 중을 감소시킬 수 있는 바닥구조시스템이며, 중공슬래브 내 부에 삽입되는 중공체의 형성 방향에 따라 일방향과 이방향 중공슬래브로 구분된다
(Kim, 2011). 이러한 중공슬래브는 중공형성체 부피만큼의 콘크리트 물량을 감소시킴으로써 슬 래브의 중량을 감소시키고 철근량 및 동바리와 같은 가설재 의 감소가
가능하다. 또한 중공슬래브의 강도 및 차음 성능 은 동일 두께의 일반 슬래브와 동등한 수준을 유지하면서, 경감된 슬래브 자중에 따라 벽체, 기둥,
기초 등의 수직 구조 부재의 물량을 함께 감소시킬 수 있어 건축물의 경제성을 크 게 향상시킬 수 있다.
이러한 중공슬래브에 대한 연구는 국내외에서 활발하게 이루어져 왔다. 국외에서 1950년대 콘크리트 사용량 및 자중 감소의 목적으로 일방향 중공슬래브가
개발된 이후로 많은 연구와 기술개발이 수행되어 왔다. 국내에서는 1990년대 후 반에는 구형 또는 타원형 플라스틱 볼을 중공체로 사용하여 콘크리트
물량 및 슬래브의 자중을 감소시킬 수 있는 이방향 중공슬래브가 개발되었다. 중공슬래브에 관한 연구로는 국외 의 경우, I. Rosenthal (1978)은 덧침콘크리트를 사용하지 않 은 중공슬래브의 접합부에서의 연속성을 확보하기 위한 접합 부와 내부코어의 상세에 관해 연구하였다. Fujimoto Takayuki et al. (1985)은 일방향 중공슬래브의 강도, 부재력, 휨 등에 대한 기초 이론을 발전시켜 실험에 의한 검증을 하고, 이를 확장하여 전단보강 되지 않은 슬래브의 전단파괴에
대한 연 구를 수행하였다. Kawai Mami et al. (2002)은 1방향 중공 슬래브의 특성을 이방성 부재로 다루어 단부응력집중, 균열 후 거동 및 극한 상태에 관한 연구를 수행하였다. Pama, R. P. et al. (2003)은 일방향 중공슬래브의 이론적, 실험적 연구 를 토대로 휨 및 비틀림 강성의 방정식을 제시하였고 서로 다른 두께를 가지는 중공슬래브에 대하여 그 결과를
검증하 였다. 국내에서는 Han et al. (2011)은 DECK형 중공 슬래브 의 전단성능을 기준 실험체와 Solid 실험체의 비교를 통해 평가하였으며, Kang et al. (2011)은 땅콩모양의 경량체를 삽입한 중공슬래브의 전단성능에 관한 실험을 통해 그 적용 성에 대해 판단하고자 하였다.
중공슬래브는 슬래브의 중량을 획기적으로 줄일 수 있지 만 중공부의 존재로 인한 불연속적인 단면 특성을 고려할 때, 탄소성거동과 균열을 포함하는 전단
거동을 명확히 평가 한다는 것은 이론적으로나 실험적으로도 매우 어려운 일이 다. 또한 슬래브 내부의 중공부로 인하여 휨 및 전단강도가 감소하기 때문에
이와 같은 구조 성능의 예측은 매우 중요하 다. 중공슬래브에 관한 국내외의 많은 연구에도 불구하고 일 방향 중공슬래브의 전단보강 유무에 따른 전단강도에
관한 연구는 많이 이루어지지 않았다.
따라서 본 연구에서는 전단보강의 유무에 따른 일방향 중 공슬래브의 파괴양상 및 전단 강도 산정식과 실험값의 전단 강도 비교를 통해 일방향 중공슬래브의
전단보강의 필요성 에 대해 실험을 통해 검증하고자 한다.
2. 실험 계획
2.1. 실험체 계획
본 연구에서는 전단보강 유무에 따른 일방향 중공슬래브 의 전단강도를 확인하기 위하여 전단보강이 없는 일방향 중 공슬래브와 전단보강이 되어 있는 일방향
중공슬래브에 대 해 각각 3개의 실험체를 제작하였다. 철근 배근은 중공슬래 브 일반적인 시공 상황을 고려하여 배근하여 계획하였다.
2.2. 재료 실험
모든 실험체의 철근은 설계기준강도 500MPa의 D10, D13 철근으로 배근하였으며, KS B 0802에 따른 재료실험 결과 평균 항복강도는 515MPa로
나타났다. 콘크리트는 설계 압 축강도 24MPa를 사용하였으며, 재료실험 결과 평균 압축강 도는 24.24MPa로 나타났다.
2.3. 실험체 제원
모든 일방향 중공슬래브 실험체는 Fig. 1과 같은 크기 (4,000mm×1,260mm×210mm)로 일방향 중공슬래브를 제작 하여 실험을 실시하였다. 자세한 제원은 Table 1과 같다.
Table 1.
Specification of one-way voided slabs
|
Specification
|
As(mm2)
|
ρ
|
ρb |
Voided ratio (%)
|
Rebar (mm)
|
Shear reinforce rebar
|
|---|
|
Model
|
|---|
|
VSR0-13A
|
1647.1
|
0.01014
|
0.0189
|
24
|
13-D13
|
-
|
|
VSR0-25B
|
3167.5
|
0.0195
|
25-D13
|
|
VSR0-35C
|
3049.5
|
0.01878
|
25-D10 10-D13
|
|
VSR6-12D
|
1520.4
|
0.00932
|
12-D13
|
6-D10
|
|
VSR6-23E
|
2914.1
|
0.01785
|
23-D13
|
|
VSR6-31F
|
3927.7
|
0.02406
|
31-D13
|
여기서 실험체명 VSR0는 전단보강이 없는 일방향 중공슬 래브이고 실험체명 VSR6는 전단보강이 된 일방향 중공슬래브 이다. 각 실험체별 하부 철근배근은
VSR0-13A는 D13@105 좌우측 끝 피복 30mm 및 75mm로, VSR0-25B는 D13@52.5 좌우측 끝 피복 30mm 및 37.5mm로,
VSR0-35C는 210mm 간격마다 5-D10+1-D13으로 배근하였다. VSR6-12D는 D10@110 좌우측 끝 피복 25mm로, VSR6-23E는
D13@55 좌우측 끝 피복 25mm로, VSR6- 31F는 D13@40 좌우측 끝 피복 35mm 로 배근하였다. 전단보강근의 배근은 중공관을 둘러싸는
형 태로 D10@150으로 수직 배근하였다. 중공슬래브에 쓰인 중 공관은 직경 115mm의 THP주름관을 사용하였으며, 각 중공 관의 중심간 거리는
210mm이다. 자세한 실험체별 단면 상 세는 Fig. 2와 같다.
2.4. 실험 방법
본 연구에서는 일방향 중공슬래브의 전단성능을 분석하기 위하여 엑츄에이터 (Actuator)에 실험체를 설치하고 단순지 지하여 가력했다. 상세한 엑츄에이터
설치와 단면은 Fig. 3 과 같다. 실험체 설치는 양 단부 끝에 250mm씩 떨어진 곳에 반력힌지를 위치시키고, 실험체 상부의 중앙에서 양쪽으로 600mm씩 떨어진 곳에
가력힌지를 위치시켰다. 가력은 최대 용량 2000kN의 엑츄에이터를 사용하여 1mm/min의 속도로 변위제어를 실시했다.4
Fig 3.
Specimen installation and actuator section
Fig 4.
Failure mode of VSR0 specimens
3. 실험 결과
3.1. 실험체 파괴양상
Fig. 4와 Fig. 5는 실험체별 최종 파괴시 균열 상황을 나타 낸 것이다.
Fig 5.
Failure mode of VSR6 specimens
전단보강 되지 않은 VSR0 실험체의 파괴거동은 하중 작 용시 지점에서 가력점으로 사인장균열이 초기균열로 발생하 였고 시간에 따라 균열 폭이 진전되었으며,
최종적으로 최대 가력 하중 작용시 전단에 지배적인 파괴양상을 보였다. 전단 보강이 된 VSR6 실험체의 파괴거동은 콘크리트의 중앙 하 단부에 초기
휨 균열이 발생하였고, 시간에 따라 중앙 하단 부에서 단부 쪽으로 균열이 발생하였다. 최종적으로 최대가 력 하중 작용시 휨에 지배적인 파괴양상을 보였다.
실험체의 파괴양상을 살펴보았을 때, 철근량과 철근비에 관계없이 전단보강이 되지 않은 실험체는 전단파괴, 전단보 강이 된 실험체는 휨 파괴의 양상을
보여주고 있다. 따라서 일방향 중공슬래브의 전단파괴를 방지하기 위해 전단보강이 필요한 것으로 판단된다.
3.2. 하중-변위 관계 곡선
일방향 중공슬래브의 실험에서 얻은 초기균열과 최대 가 력 하중시 변위에 대한 값은 Table 2와 같다.
Table 2.
Displacement at initial crack and maximum load
|
Results of experiment
|
Initial crack
|
Maximum load
|
|---|
|
Model
|
Pcr(kN)
|
δcr(mm)
|
Pmax(kN)
|
δmax(mm)
|
|---|
|
VSR0-13A
|
23
|
1.8
|
271.2
|
44.1
|
|
VSR0-25B
|
35
|
1.7
|
356.6
|
31.6
|
|
VSR0-35C
|
30
|
1.5
|
337.8
|
30.5
|
|
VSR6-12D
|
40
|
2.4
|
238.3
|
78.0
|
|
VSR6-23E
|
82
|
5.1
|
455.3
|
65.9
|
|
VSR6-31F
|
95
|
6.4
|
519.4
|
39.6
|
모든 실험체 중 철근비가 가장 낮은 VSR6-12D의 실험체 의 경우 전단보강의 되지 않은 VSR0 실험체보다 최소 1.1 배에서 최대 1.7배 큰
하중에서 초기 균열이 발생하였다. 또 한 철근비가 0.01785인 VSR6-23E의 경우 철근비 0.0195, 0.01878인 VSR0-25B와 VSR0-35C의
실험체보다 철근비가 더 작지만 2.3배에서 2.7배 큰 하중에서 초기균열이 발생하 였다. 그러므로 일방향 중공슬래브의 초기균열은 하부 철근 보다 전단
철근의 영향을 더 많이 받는 것으로 판단되며, 슬 래브의 사용성을 위해 전단보강이 필요하다고 판단된다.
전단보강 유무에 따른 각 실험체 별 하중-변위 관계 곡선 은 Fig. 6 및 Fig. 7과 같다. VSR0 실험체와 VSR6 실험체 의 하중-변위 관계 곡선의 비교 시 두 그래프 사이의 전단보 강 유무에 따른 변형에너지의 차이는 큰 것으로
나타났다. 그러므로 전단보강을 한 경우가 전단보강을 하지 않은 경우 보다 변형에너지가 더 많이 증가하는 것으로 판단된다.
Fig 6.
VSR0 load-displacement graph
Fig 7.
VSR6 load-displacement graph
Fig. 6과 Fig. 7의 그래프의 형태를 살펴보았을 때, VSR0-13A, VSR0–25B, VSR0-35C, VSR6-31F는 취성파괴의 양상을 보 여주고 있으며, VSR6-12D와
VSR6-23E는 연성파괴의 양상 을 보여주고 있다. VSR0 실험체의 경우, 철근비의 값과 균 형철근비의 값 사이의 차이에 관계없이 모두 취성파괴의
양 상을 보여주고 있다. VSR6 실험체의 경우, VSR6-12D와 VSR6-23E는 연성파괴의 양상을 보여주고 있으며, VSR6-31F 는 취성파괴의
양상을 보여주고 있다.
VSR6 실험체의 철근비와 균형철근비를 비교해 보았을 때, VSR6-12D의 경우 철근비가 0.00932로 균형철근비 0.0189 보다 2배 작으며,
VSR6-23E의 경우 철근비가 0.01785로 균 형철근비보다 0.001 작다. 두 실험체 모두 그래프의 형상은 연성파괴의 양상을 보여주고 있지만
VSR6- 12E의 소성구간 이 VSR6-12D와 비교하여 2배 가까이 작아진 것을 볼 수 있 다. 이것은 VSR6-12E 실험체의 철근비 값이 균형철근비
값 과 근접하여 소성구간이 줄어든 것으로 판단된다. VSR6-31F 실험체는 전단보강된 실험체 중 유일하게 취성파괴의 양상 을 나타내고 있다. 이것은
VSR6-31F의 철근비가 균형철근 비 0.0189보다 큰 0.0241의 철근비로 배근되어 발생한 것으 로 판단된다.
Fig. 8과 Fig. 9는 철근비가 유사한 실험체별로 나타낸 하 중-변위 관계 곡선이다. VSR6-12A에 대한 VSR6-13A의 철근비 차는 0.00082이고, VSR6-23E에
대한 VSR0- 35C, VSR6-23E 의 철근비 차는 각각 0.0016, 0.0009이다. 그래프를 살펴보 면 두 그래프 모두 근사한 기울기를
가지며, 전단보강이 된 실험체가 더 많은 변위와 변형에너지를 가짐을 알 수 있다. 적절한 철근비를 가짐에도 불구하고 전단보강이 되지 않은 실험체는
취성파괴의 양상을 보였음을 확인할 수 있다.
Fig 8.
Compare the load-displacement graph of VSR0-13A and VSR6-12D
Fig 9.
Compare the load-displacement graph of VSR0-25B, VSR0-35C and VSR6-23E
Table 2의 파괴 시 최대하중과 그래프를 함께 살펴보면 전 단보강이 된 실험체 중 철근량이 가장 적은 VSR6-12D는 최 대하중 238.3kN에서 파괴되었고,
전단보강이 되지 않은 실 험체에서 철근량이 가장 적은 VSR0-13A는 최대하중 271.2kN 에서 파괴되었다. 최대하중의 값은 32.9kN 낮았지만
VSR6-12D 의 경우 연성파괴가 일어났고 VSR0-13A보다 최대 변위가 33.9mm 더 크게 나타났다. VSR6-31F는 전단보강하지 않은 실험체들과
비교하여 최대 248.2kN 최소 162.8kN 큰 최대 하중을 받았다. 최대하중 값은 크지만 전단보강 된 실험체 중에 유일하게 취성파괴의 양상을
보였으며, 최대 변위의 값 이 전단보강 된 다른 실험체들과 비교했을 때 최대 38.4mm 최소 26.3mm 적게 나타났다.
따라서 일방향 중공슬래브의 취성파괴를 방지하고 연성거 동을 유도하기 위해서는 전단보강과 함께 균형철근비를 고 려한 설계가 필요하다고 판단된다.
4. 일방향 중공슬래브의 전단강도 산정식 및 실험값
일방향 중공슬래브의 전단보강의 필요성에 대해 알아보기 위해 기존 연구 (Kim et al., 2013)에서 슬래브 전단강도 산 정식들 중 정확하다고 판단한 아래의 ACI (318-08) 상세식 과 Zsutty식을 통해 구한 전단강도 값과 실험값의
비교를 해 보았다. 본 연구에서는 각 식에 사용된 슬래브 단면적 bwd을 (bwd - 6πd/4)로 치환하여 중공부를 고려한 유효단면적 으로 계산하였다. 실험값의 전단강도는 Table 2의 최대하중 값을 사용하였다.
4.1. ACI (318-08) 상세식
식 (1)은 ACI 318-08으로 콘크리트 벽체의 전단 강도식으 로 콘크리트 압축강도 외에 전단경간비 및 인장철근비를 고 려하여 다음 식으로 전단강도를
산정한다.
여기서, fck 는 콘크리트 압축강도 (MPa), ρw 는 인장철근 비, Vu , Mu 는 단면에서 발생하는 최대 계수전단력과 계수 모멘트이고
VudMu
값은 1을 초과할 수 없으며, bw는 실험체 의 폭 (mm), d는 종방향 인장철근의 중심에서 압축측 연단 까지 거리 (mm)이다.
식 (2)는 전단보강근에 의한 전단강도 Vs를 구하는 식으 로 철근의 인장강도 외 철근의 단면적, 유효깊이 및 철근간 격을 고려하여 다음 식으로 전단강도를 산정한다.
여기서, fy 는 철근의 인장강도 (MPa), Au 는 전단보강근 의 단면적 (mm2 ), s 는 전단보강근의 간격 (mm), d는 보 의 유효깊이 (mm)이다.
4.2. Zsutty 제안식
Zsutty 제안식은 콘크리트의 압축강도와 전단경간비 및 인 장 철근비를 고려하여 전단강도를 다음 식 (3)과 같이 산정 한다.
여기서, fck 는 콘크리트 압축강도 (MPa), ρw 는 인장철근 비, d/a 는 전단경간비, bw 는 실험체의 폭 (mm ), d 는 보의 유효깊이 (mm )이다.
식 (4)는 전단보강근에 의한 전단강도 Vs를 구하는 식으 로 철근의 인장강도 외 전단철근의 철근비, 단면적을 고려하 여 다음 식으로 산정한다.
여기서, fy는 철근의 인장강도 (MPa), r은 전단보강근의 철근비, s 는 전단보강근의 간격 (mm), bw는 실험체의 폭 (mm), d는 보의 유효깊이 (mm)이다.
4.3. 일방향 중공슬래브의 전단강도 산정
위의 각 식을 이용하여 실험체의 전단강도를 산정한 값은 Table 3과 같고, 실험값/산정값의 결과는 Table 4와 같다.
Table 3.
Calculated values of shear strength
|
Specimens
|
VSR0- 13A
|
VSR0- 25B
|
VSR0- 35C
|
VSR6- 12D
|
VSR6- 23E
|
VSR6- 31F
|
|---|
|
Method
|
|---|
|
ACI (Vc) (kN)
|
131.82
|
135.97
|
135.65
|
132.10
|
135.92
|
138.70
|
|
sutty (Vc) (kN)
|
116.06
|
144.33
|
142.52
|
113.50
|
140.99
|
155.74
|
|
ACI (Vc + Vs ) (kN)
|
131.82
|
135.97
|
135.65
|
642.61
|
646.43
|
649.20
|
|
Zsutty (Vc + Vs) (kN)
|
116.06
|
144.33
|
142.52
|
482.95
|
510.43
|
525.18
|
|
Experimental values (kN)
|
135.58
|
178.29
|
168.89
|
119.15
|
227.65
|
259.70
|
Table 4.
|
Specimens
|
VSR0- 13A
|
VSR0- 25B
|
VSR0- 35C
|
VSR6- 12D
|
VSR6- 23E
|
VSR6- 31F
|
|---|
|
Method
|
|---|
|
ACI (Vc) /Experiment
|
1.03
|
1.31
|
1.25
|
0.90
|
1.67
|
1.87
|
|
Zsutty (Vc) /Experiment
|
1.17
|
1.24
|
1.19
|
1.05
|
1.61
|
1.67
|
|
ACI (Vc + Vs) /Experiment
|
1.03
|
1.31
|
1.25
|
0.19
|
0.35
|
0.40
|
|
Zsutty (Vc + Vs) /Experiment
|
1.17
|
1.24
|
1.19
|
0.25
|
0.45
|
0.49
|
전단보강 되지 않은 VSR0 실험체들의 경우 산정값과 실 험값과의 비교 결과 전단강도는 큰 오차를 보이지 않았으며, 실험값과 산정식 (Vc)값의 비는 최소 1.03 최대 1.31로 나타 났다. VSR0의 실험체들은 모두 전단파괴의 양상을 보였으 므로 일방향 중공슬래브의 경우 전단보강이
되지 않을 경우 콘크리트 Vc의 전단강도만으로 전단파괴를 방지하기 어려 울 것으로 판단된다.
전단보강이 된 VSR6 실험체들의 실험값과 산정식 (Vc + Vs ) 값의 비는 최소 0.19에서 최대 0.49로 나타났다. 이는 VSR6 실험체들이 전단보강근으로 충분한 전단강도를 확보하여 그 보다 낮은 하중에서
휨에 지배적인 파괴양상을 보였기 때문 으로 판단된다.
따라서 일방향 중공슬래브의 전단파괴를 방지하기 위해서 는 충분한 전단내력을 갖도록 전단보강을 해야 한다고 판단 된다.
사용한 산정식에서는 모두 전단경간비를 변수로 두었다. 기존 연구 (Michael and Daniel, 2010)에서 전단 스팬에 따 른 전단강도를
살펴보면. 전단경간비가 2.5 ≤ a/d < 5.5일 때 사인장 파괴 영역이며, a/d ≥ 2.5일 때 휨파괴 영역이 다. 본 연구의 실험체는 모두 전단경간비가 5.5 이상이지만 전단보강되지 않은 실험체의 경우 전단파괴의 양상을 나타
내었다. 중공부 만큼의 콘크리트 물량이 빠지기 때문으로 판 단되며, 이는 앞으로 중공슬래브에 대한 전단경간비를 구하 는 산정식이 따로 연구되어야 할
것으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 일방향 중공슬래브 실험체의 파괴 양상 및 전단 강도를 비교분석하여 전단보강 유무에 따른 일방향 중 공슬래브의 전단 강도의 영향을 알아보고자
하였다. 일방향 중공슬래브의 실험을 통하여 다음과 같은 결과를 얻을 수 있 었다.
-
실험체의 파괴양상을 살펴보았을 때, 철근비에 관계없 이 전단보강을 하지 않은 일방향 중공슬래브는 전단 파괴, 전단보강을 한 일방향 중공슬래브는 휨
파괴의 양상을 보여주었다. 따라서 전단파괴를 막기 위해서 일방향 중공슬래브에 전단보강이 필요하다고 판단된다.
-
일방향 중공슬래브의 초기균열은 하부 철근보다 전단 철근의 영향을 더 많이 받는 것으로 판단되며 슬래브 의 사용성을 위해 전단보강이 필요하다고 판단된다.
-
하중-변위 그래프에서 전단보강하지 않은 실험체는 취 성파괴의 양상을 보였으며, 전단보강을 한 실험체는 철근비에 따라 다른 양상을 보여주었다. 취성파괴를
막기 위해서 전단보강과 함께 균형철근비를 고려한 설 계가 필요하다고 판단된다.
-
예상 전단강도 산정값과 실험값을 비교해보았을 때, 전단보강 되지 않은 실험체는 그 값의 차이가 크지 않 았다. 일방향 중공슬래브의 콘크리트 전단강도
Vc 의 힘만으로 전단파괴를 막을 수 없는 것으로 판단되며, 사용성과 연성거동을 위해서 전단보강이 필요하다고 판단된다.
전단보강 유무에 따른 일방향 중공슬래브의 전단 성능 분 석의 결과 일방향 중공슬래브는 사용성, 안정성, 강도의 측 면에서 보았을 때, 전단보강이 필요한
것으로 판단된다. 또 한 기존 슬래브의 전단 스팬에 따른 파괴 형태는 일방향 중 공슬래브에 정확하게 적용되지 않는다. 따라서 이에 대한 추 후 연구가
더 필요한 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 2013년도 정부 (미래창조과학부)의 재원으로 한 국연구재단의 기초연구사업 지원을 받아 수행된 것임 (NRF- 2011-0029558).
REFERENCES
(1985), Experimental Study on The One-way Reinforeced Concrete Hollow Slabs With
Lateral Restraints, Journal of structural and construction engineering. AIJ, 357,
52-60.
(2011), Evaluation of Shear Behaviour of Void Slabs with Deck, Journal of Korean
Society of Hazard Mitigation. Korean Society of Hazard Mitigation, 11(4), 1-7.
(1978), Full Scale Test of Continuous prestressed Hollow-core Slabs, PCI Journal,
115(11), 74-81.
(2011), Experimental Studies on the Effect of Construction Methods on Shear Strength
of Hollow Core Slab, 2011(5), 15-16.
(2003), Structural Behaviors of Hollow Core Slab under Axial and Bending Loads, 23(2),
43-46.
(2002), Experimental Study of Ultimate Strength of Hollow Slab with Partially Different
Thickness, Bulletin of Hiroshima Institute of Technology, Research, 36, 75-80.
(2011), Flexural capacity evaluation of hollow slabs with donut type hollow sphere
shape, 1-2.
(2013), Evaluation of Flexural Performance of One-Way Voided Slabs, Journal of Architectural
Institute of Korea, 29(8), 11-18.
(1998), Experimental Study on Shear Behavior of One Way Circular Voided Concrete
Slab, Bulletin of the Institute for industrial Science, 21(2), 1-8.
(1999), How Safe Our Large, Lightly Reinforced Concrete Beams, Slabs, and Footings?,
ACI Structural Journal, 96(4), 482-490.
(1997), The Effects of Shear Span-to-Effective Depth Ratio of Reinforced High Strength
Concrete Deep Beam, Journal of Korea Concrete Institute, 9(5), 225-231.
Elastic Rigidities of Circularly Voided Slabs, Asian Institute of Technology, 10(3),
207-212.