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ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.19 No.2 pp.55-62
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2015.19.2.055

Cyclic Behavior of Precast Slender Coupling Beams with Bundled Diagonally Reinforcement and High-Performance Fiber Reinforced Cementitious Composite(HPFRCC)

Sang Whan Han1)*, Kyung Hwan Yu1), Dong Hun Kang1), Lee Ki Hak2), Myung Su Shin3)
1)Architectural Engineering, Hanyang University,
2)Architectural Engineering, Sejong University,
3)Urban and Environment Engineering, UNIST
Corresponding author: Han, Sang Whan swhan82@gmail.com
September 25, 2014 November 18, 2014 November 19, 2014

Abstract

Shear wall systems behave as individual wall because of openings like window and elevator cage. When coupling beams are installed in shear walls, they will have high strength and stiffness so that be less damaged by lateral loads like earthquake. However, coupling beam is difficult construction method. And arranging reinforcement of slender coupling beams are especially hard. It is because the details of coupling beam provided by ACI 318 are complex. In this paper, experiments were conducted using coupling beams with 3.5 aspect ratio to improve the details of slender coupling beams provided by ACI 318. Two specimens were proposed for this study. One specimen applied with bundled diagonally reinforcement only. Another specimen applied both bundled diagonally reinforcement and High-Performance Fiber Reinforced Cementitious Composite (HPFRCC) so that coupling beams have half of transverse reinforcement. All specimen were compared with a coupling beam designed according to ACI 318 and were evaluated with hysteretic behaviors. Test results showed that the performance of two specimen suggested in this study were similar to that of coupling beam designed according to current criteria. And it was considered that simplification of the details of reinforcement would be available if transverse reinforcement was reduced by using bundled diagonally reinforcement and HPFRCC.


묶음 대각철근과 고성능 섬유보강 시멘트 복합체를 적용 한 세장한 프리캐스트 연결보의 이력거동 평가

한 상환1)*, 유 경환1), 강 동훈1), 이 기학2), 신 명수3)
1)한양대학교 건축공학부
2)세종대학교 건축공학부
3)울산과학기술대학교 도시환경공학부

초록


    Small and Medium Business Administration
    No. 2013S1A5A2A01014861National Research Foundation of Korea
    No. 2014R1A2 A1A11049488

    1.서 론

    횡력에 대해 큰 강도와 강성을 갖고 있는 전단벽시스템(shear walls system)은 횡하중에 저항하는 시스템으로 지진발생시 상대적으로 적은 피 해를 주며, 창문이나 문, 엘리베이터실과 같은 개구부에 의해 독립된 벽체 로 거동하게 된다. 벽체의 각 개구부는 길이가 짧고 춤이 큰 보에 의해 연결 되는데 이를 연결보(couping beams)라 한다. 서로 독립된 벽체에 연결보 를 설치하여 병렬전단벽시스템(coupled shear walls system)으로 만들면 높은 강도와 강성을 보유하기 때문에 더 효율적이고 경제적인 방법이라고 할 수 있다. 전단벽시스템에서 횡하중 발생 시 일반적으로 하부에 소성힌지 가 발생하지만 연결보를 설치하면, 소성힌지가 연결보에서 발생하여 에너 지를 소산시키기 때문에 건물은 상대적으로 적은 피해를 받게 된다. 연결보 에서 에너지를 소산하기 위해서는 충분한 강성과 연성능력을 보유한 철근 상세가 필요하다.

    스터럽(stirrup)으로 보강한 일반 배근상세를 갖는 연결보는 대각인장 에 의하여 Fig. 1(a)와 같이 파괴가 된다. 파괴형태는 대각선방향으로 큰 균 열이 발생하여, 보를 두개의 삼각형으로 찢어놓은 듯한 모양으로 취성적인 파괴로 이어진다. Fig. 1(b)는 대각인장에 대하여 전단철근을 과보강하는 경우이며, 접합면에서 미끄러짐에 의해 파괴가 발생할 수 있다(Paulay and Priestly, 1992)[1].

    이러한 파괴를 방지하기 위해서 Paulay and Binney(1974)[2]는 대각 보강철근을 사용한 연결보를 제안하여 충분한 강성과 연성능력을 보유하 고 있음을 보고하였다.

    이후 선행연구자들의 연구결과, 대각보강철근을 사용한 연결보는 우수 한 성능을 보유하고 있음을 입증하여 ACI 318-11[3]에서는 연결보의 철근 상세를 Fig. 2와 같이 제시하고 있다(Tassion et al,1996, Galano and Vignoli,2000, Fortney et al.,2008)[4-6].

    Fig. 2(a)는 ACI318-05[7] 기준까지 적용된 상세로 횡방향과 종방향으 로 구성된 그룹에 대각철근이 구성되며, 각 철근 그룹은 적어도 4개의 철근 으로 내부의 콘크리트 코어를 구속해야 한다. 이와 같은 배근상세는 복잡한 철근 상세로 시공에 어려움이 있는 단점이 있다. Fig. 2(b)는 복잡한 철근상 세를 해결하고자 Fig. 2(a)에 비하여 단순화된 방법으로 특수모멘트골조의 보-기둥 부재에서 요구하는 횡구속 철근 상세를 적용하여 구속효과를 확보 하는 방법을 채택하였다. 하지만 이 방법도 과다한 횡보강근으로 인하여 시 공의 어려움이 있다. 시공의 어려움은 연결보의 형상비(a/d)가 커질수록 대 각철근의 경사도가 낮아지고, 작업공간의 부족으로 더욱 심해진다. 또한 대 각철근의 경사도가 낮아지면 일반 배근상세를 갖는 연결보와 동일하게 거 동하기 때문에 대각철근 보강의 의미가 없어진다. 이러한 이유로 ACI318 기준에서는 연결보의 형상비를 4미만(a/d<4)으로 제한하고 있으며, 형 상비가 2미만(a/d<2)인 연결보는 반드시 대각철근을 사용하도록 규정 하고 있다.

    국, 내외에서는 연결보의 시공성을 개선하기 위해 철근상세를 간단히 하 는 연구를 진행하고 있다. 특히 최근 연구에는 고성능 섬유보강 시멘트 복합 체(High Performance Fiber Reinforcement Cement Composite, 이하 HPFRCC)를 적용한 연결보에 대하여 연구를 진행하고 있다. Canbolat et al.(2005)[8]과 Sekit et al.(2012)[9]은 HPFRCC를 사용한 연결보에 대 하여 ACI 기준에서 제시하는 철근상세를 갖는 연결보보다 약 2배의 에너 지소산능력을 갖고 있으며, 더 좋은 강성유지 능력을 확인하였다.

    Lequesne et al.(2010)[10]은 HPFRCC를 사용한 연결보는 대각철근 을 충분히 구속시키며, ACI318-11[3]기준에서 제시하는 횡구속 철근을 대체할 수 있다고 보고하였다.

    본 연구에서는 ACI318-11[3]에서 연결보 전체에 횡보강근을 배근하 는 형태인 Fig. 2(b)를 대상으로 복잡한 배근상세를 보완하고 시공성 향 상을 위해 묶음대각철근(bundled diagonally reinforcement)을 적용하여 ACI318-11[3]에서 제시하는 상세와 실험 및 연구를 진행하였다. 또한 묶 음 대각철근과 고성능 섬유보강 시멘트 복합체를 복합적으로 사용하여 추가적으로 실험 및 연구를 진행하였다. Fig. 3과 같이 묶음대각철근을 사용함으로 대각철근의 경사각이 증가하여 전단강도가 증가할 것이라 예상되며, 그룹(cage)안에서 대각철근의 간격을 고려하지 않기 때문에 시공성이 향상되고 보의 내부공간이 확보되어 형상비가 큰 연결보에 대 해서도 적용될 것이라 판단된다. 본 연구에서는 실험체를 형상비 3.5로 제작하여 세장한 연결보에 대한 실험을 수행하였다. 실험 후 각 실험체 의 하중-변위 곡선을 통하여 강성저하, 에너지소산능력 등을 비교하여 평가하였다.

    2.실 험

    2.1실험체 계획

    본 연구에서는 연결보에 대한 내진성능평가를 수행하기 위하여 1/2로 축소한 연결보 실험체 3개를 제작하였다. 각 실험체별 상세는 Table 1과 같 으며, 실험변수로는 묶음철근의 사용여부, HPFRCC사용과 횡구속 철근량 이다. 실험체 ID는 대각철근의 형태에 따라 SD(Standard Diagonal)와 BD(Bundled Diagonal)로 구분하였고, HPFRCC의 사용여부에 따라 FX 와 F2로 구분하였으며, 횡구속 철근량에 따라 1.0과 0.5로 구분하였다.

    기준 실험체인 SD-FX-1.0 실험체는 ACI318-11[3]기준에서 Fig. 2 (b) 에 해당되는 철근상세로 제작된 실험체이다. 두 번째 BD-FX-1.0 실험체는 SD-FX-1.0 실험체와 동일한 대각철근을 묶음대각철근으로 적용한 연결 보로 묶음대각철근을 적용하였을 때 기준에 의한 연결보와 유사한 내진 성능을 갖고 있는지 평가하고자 계획하였다. 세 번째 BD-F2-0.5 실험체는 묶음대각철근과 HPFRCC를 사용하여 횡구속 철근량을 기준보다 1/2로 줄여서 제작된 실험체이다. 묶음대각철근과 HPFRCC를 사용함으로 횡구 속 철근량을 감소하여도 기준에 의한 실험체와 유사한 내진성능을 갖고 있 는지 평가하고자 계획하였다. 실험체의 형상 및 배근 상세는 Fig. 4와 같다.

    HPFRCC의 현장타설은 품질관리가 어렵기 때문에 모든 실험체는 프리 캐스트로 제작되었으며, 현장에서 벽체를 재현한 스터브를 2차 타설하여 실험체를 완성하였다. 분리타설로 인해 발생할 수 있는 전단 미끄러짐을 방 지하고자 전단키(shear key)를 설치하였다. 또한 단면중심에 ‘U’형 철근 을 추가 배근하여 접합부를 보강하였다. 실험체의 콘크리트 압축강도는40 Mpa으로 계획하였으며, 스터브의 콘크리트 압축강도는 60 Mpa로 실험 중에 연결보보다 먼저 파괴되는 것을 방지하고자 더 높은 강도로 계획하였 다. 대각철근은 전단벽체에 90°갈고리를 이용하여 정착하였으며, 정착길 이는 630mm이다. ACI318-11(21.7.5)에서 요구하는 철근의 정착길이는 312mm이지만, 기준에서 요구되는 정착길이의 2배 값으로 충분한 정착길 이를 확보하였다. 묶음대각철근을 사용한 실험체인 BD-FX-1.0과 BD -F2-0.5는 요구되는 정착길이 442 mm를 상회하는 482 mm를 확보하여 계획하였다. 횡구속 철근의 간격은 ACI318-11(21.9.7)에서 요구하는 간 격으로 결정하였으며, 횡구속 철근량을 반으로 줄인 실험체는 철근간격을 두배로 하여 배근하였다.

    모든 실험체의 길이(ln)와 춤(h)은 각각 1050 mm, 300 mm로 동일하게 계획하였으며, 실험체 일람은 Table 1과 같다.

    2.2재료실험

    실험체 제작에 사용된 콘크리트와 HPFRCC의 특성과 강도를 확인하고 자 압축강도와 직접인장강도 시험을 수행하였다. 공시체는 100 mm(직경) × 200 mm(높이) 제작하였으며, 실험체와 동일한 조건하에서 현장 양생 하였다. 본 연구에서 HPFRCC에 사용된 섬유는 폴리머계열의 PVA 섬유 로 전체 체적의 2%를 혼입하였으며, 특성은 Table 2와 같다. 공시체의 압 축강도 실험결과 Fig.5(a)와 같이 모두 설계강도인 40 MPa를 넘는 값을 확 인하였으며, 최대강도일 때 HPFRCC가 일반콘크리트보다 더 많이 변형하 는 것을 확인하였다. HPFRCC의 인장성능을 평가하기 위해 25 mm × 50 mm의 단면을 갖는 도그본(Dog-bone) 시험체를 3개 제작하여 직접인장실 험을 수행하였으며 Fig. 5(b)에 평균값을 나타낸 것이다. 실험결과 변형률 2.5%까지 변형이 발생하였으며 연성적인 거동을 확인하였다. 연결보 실험 체에 사용한 철근은 D13(12.7 mm), D25(25.4 mm)이며, 인장실험결과 얻은 값은 Table 3에 정리하였다.

    2.3실험방법 및 계측

    실험체는 Fig. 6과 같이 연결보를 90° 돌려서 스터브가 상,하 방향으로 되도록 세워서 설치하였다. 하부 스터브는 앵커를 사용하여 바닥판(strong wall)에 고정시키고, 상부 스터브에 연결된 프레임에 수평력을 작용함으로 써 횡하중을 받는 연결보의 거동을 재현하였다. 횡하중은 액츄레이터를 반 력벽에 설치하여 프레임에 가력하였으며, 가력선은 중앙을 통과하여 연결 보 양단에서 상대적인 변형이 발생하지 않도록 하였다.

    가력방법은 변위제어를 통한 준정적 반복하중(quasi-static reversed cyclic load)하에서 변위각 1.5%까지는 0.25%간격으로 가력하고, 변위각 4%까지는 0.5%간격, 변위각 4%이상에서는 1.0% 간격, 변위각 8% 이후 에는 2%간격으로 사이클별 2회씩 가력하였다. 횡하중 계측은 액츄레이터 에 장착된 로드셀을 통해 확보하였고, 실험체의 횡변위는 상부 스터브에 설 치한 LVDT를 이용하여 계측하였다. 또한 하부 스터브에 설치한 LVDT는 실험체의 미끄러짐을 확인하고자 설치하였다. 그림에서 연결보에 설치한 수직 및 대각 LVDT는 연결보의 휨변형과 전단변형을 측정하기 위해 설치 하였으며, 외측에 수직으로 설치한 LVDT는 스터브 접합면에서 스터브의 회전을 측정하였다.

    3.실험결과 및 분석

    3.1균열 및 파괴양상

    모든 실험체는 초기 수평균열 발생 후 사인장균열이 발생하여 전단파괴 가 되는 형태를 보였으며,실험체의 균열 및 파괴는 Fig. 7에 나타내었다.

    SD-FX-1.0 실험체는 기준에서 제시하는 철근상세를 배근한 기준 실험 체로 Fig. 7(a),(b),(c)에 균열 및 파괴 사진을 나타냈다. 변위각 0.25%에서 초기 수평균열이 연결보와 벽체 사이에서 발생하였다. 이후 하중이 증가함 에 따라 변위각 0.75%에서 사인장균열이 발생하였으며 변위각 2%에서 균 열폭이 2 mm정도 발생하며 대각철근이 항복하였다. 변위각 5%에서는 균 열폭이 5 mm정도로 증가하였으며, 변위각 10%에서 주근이 파단되어 실 험이 종료되었다. 실험결과 소성힌지부분인 연결보의 양단부에서 휨 균열 이 심하게 나타났으며, 실험체가 주근인 대각철근이 파단될 때까지 저항한 것을 확인하였다.

    BD-FX-1.0 실험체는 SD-FX-1.0 실험체와 유사한 결과를 확인하였으며, Fig. 7(d),(e),(f)에 균열 및 파괴 사진을 나타냈다. 변위각 0.25%에서 초기균 열이 발생하기 시작하였으며, 변위각 0.75%에서 사인장균열이 발생하였다. 이후 하중이 증가함에 따라 변위각 2%에서 균열폭이 2mm정도 발생하여 항 복을 하였으며, 변위각 10%에서 주근이 파단되어 실험이 종료되었다.

    BD-F2-0.5 실험체는 SD-FX-1.0 실험체와 다른 결과를 확인하였으며, Fig. 7(g),(h),(i)에 균열 및 파괴 사진을 나타냈다. 변위각 0.25%에서 초기 균열이 발생하였으며, 변위각 2%에서 실험체 전반에 미세균열이 다수 발 생하며 대각철근이 항복하였다. 하지만 균열폭은 0.5mm이하로 섬유의 균 열제어 능력으로 균열폭이 상대적으로 작은 것을 확인하였다. 이후 하중이 증가함에 따라 변위각 10%에서 갑작스럽게 균열폭이 13mm로 증가하였 으며 변위각 12%에서 주근이 파괴되며 실험이 종료되었다. 실험결과 섬유 의 가교작용으로 콘크리트균열에 영향을 주며, 국부적인 균열보다 다수의 미세균열을 발생시킨 것으로 판단된다.

    3.2하중- 변위 관계

    Fig. 8은 실험을 통해 얻은 각 실험체의 하중-변위 관계 곡선이다. 이력 곡선의 가로축은 변위각으로 LVDT로 계측한 연결보의 횡변위를 연결보 의 길이로 나눈 값(θ=Δ/L)이며 세로축은 연결보에 액츄에이터로 작용 한 횡하중을 나타낸 값이다. 실험을 통해 얻은 각 실험체별 이력곡선을 분석 하여 Table 4에 정리하였다. 하중-변위 관계 곡선에서 항복변위각(θy)은 원점과 최대하중의 2/3에 해당되는 점을 잇는 직선이 최대강도의 값(Vu) 과 접하는 교점에 해당하는 변위각으로 산정하였다. 최대변위각(θu)은 최 대하중 이후 80% 감소할 때의 하중에 대한 변위각을 나타내었으며, 파괴변 위각(θf)은 실험체가 최종파괴 되어 하중이 급격히 감소할 때의 변위각으 로 산정한 것이다. 이는 Pan and Moehle(1989)[11]가 사용한 방법에 따라 산정한 것이다.

    SD-FX-1.0는 ACI318-11[3]기준에 의한 두번째 상세인 Fig. 2 (b)에 의한 기준 실험체로 하중-변위 관계 곡선은 Fig. 8 (a)와 같다. SD-FX-1.0 실험체는 변위각 5%까지 안정적인 강도를 유지하였으나 최대강도 504kN 이후에 강도가 감소되는 거동을 보였으며, 변위각 10%에서 최종파괴가 발 생했다.

    BD-FX-1.0는 기준 실험체와 동일한 대각철근을 묶음대각철근으로 적 용한 실험체로 하중-변위 관계 곡선은 Fig. 8(b)와 같다. BD-FX-1.0 실험 체는 기준 실험체와 유사한 이력거동을 보였으며, 변위각 6%까지 안정적 인 강도를 유지하였다. 최대강도 540kN 이후에 강도가 감소되었으며, 변 위각 10%에서 최종파괴가 발생했다.

    BD-F2-0.5는 묶음대각철근과 HPFRCC를 사용하여 횡구속 철근량을 기준보다 1/2로 줄여서 제작된 실험체로 하중-변위 관계 곡선은 Fig. 8(c) 와 같다. BD-F2-0.5 실험체는 6%까지 안정적인 강도를 유지하며 최대강 도 543 kN 이후에 강도가 감소되는 거동을 보였다.

    최종파괴는 변위각 12% 에서 발생하여 SD-FX-1.0와 BD-FX-1.0보다 더 좋은 연성능력을 확인하였다.

    Fig. 9는 각 실험체의 강도변화를 비교하기 위해 하중-변위 관계 곡선에 서 각 사이클별 최대하중을 연결하여 나타낸 것이다.

    BD-FX-1.0는 기준실험체인 SD-FX-1.0보다 정(+)가력시 6%, 부(-)가 력시 13% 증가한 최대강도를 확인하였으며, 최대강도 이후 파괴되는 시점 까지 80%이상의 강도를 유지하였다. 강도는 급격히 감소되지 않았으며, 높은 연성능력을 확인하였다.

    BD-F2-0.5는 기준실험체인 SD-FX-1.0보다 정(+)가력시 17%, 부(-) 가력시 8% 증가한 최대강도를 확인하였다. 이는 횡구속 철근량을 절반으 로 줄여도 묶음대각철근과 HPFRCC를 사용함으로써 기준실험체와 동등 이상의 효과가 있음을 확인하였다.

    묶음 대각철근을 사용함으로 전반적으로 전단강도 값이 증가하였는데, 이는 묶음 대각철근을 사용함으로서 대각철근의 경사각(α)이 증가하였기 때문으로 판단된다.

    3.3강성저하 및 에너지소산능력

    Fig. 10(a)는 변위증가에 따른 강성저하를 나타낸 것으로 강성저하는 초 기강성에 대한 비율로 각 사이클별 정(+)가력과 부(-)가력의 최대하중을 절대값의 합으로 나타낸 값과 각 사이클별 최대하중에 해당하는 변위를 절 대값의 합으로 나타낸 값을 나눠서 평가(peak-to-peak stiffness)하였다.

    BD-FX-1.0와 BD-F2-0.5 실험체는 기준실험체인 SD-FX-1.0와 유사 한 강성저하를 확인하였다. 모든 실험체는 변위각 1%에서 급격한 강성저 하를 보였으며, 이후 완만한 강성저하를 확인하였다.

    에너지소산능력은 내진성능을 평가하는 척도로써 하중-변위 곡선에 의 해 둘러싸인 면적의 합으로 평가하여 Fig. 10(b)에 나타냈다. 초기 변위각 에서 모든 실험체는 유사한 에너지 소산능력을 보였지만 변위각 4%이후 BD-FX-1.0와 BD-F2-0.5 실험체는 기준실험체인 SD-FX-1.0보다 더 많은 에너지 소산능력을 보였다.

    BD-FX-1.0 실험체는 파괴변위각 10% 까지 BD-F2-0.5 실험체와 유사 한 에너지소산능력을 보였으며 기준실험체보다 약 17% 큰 에너지소산능 력을 확인하였다.

    BD-F2-0.5 실험체는 변위각 12%에서 파괴되어 가장 많은 에너지를 소 산시켰으며, 기준실험체보다 30% 큰 에너지 소산능력을 확인하였다.

    BD-FX-1.0와 BD-F2-0.5 실험체는 기준실험체인 SD-FX-1.0와 유사 한 강성저하특성을 확인하였으며, 동등이상의 에너지소산능력을 확인하 였다.

    4.결 론

    본 연구에서는 현행기준인 ACI318-11[3]에서 요구하는 대각철근을 갖 는 철근콘크리트 연결보 철근 상세의 시공성을 개선하고자 대각철근을 묶 음대각철근으로 사용하는 상세와 묶음대각철근과 HPFRCC를 사용함으 로 횡구속 철근을 1/2로 줄인 상세를 제시하였다. 연구는 형상비 3.5를 대상 으로 실험을 진행하였으며, 연구를 통하여 얻은 결론은 다음과 같다.

    1. 대각철근을 묶음 대각철근으로 적용한 BD-FX-1.0 실험체와 묶음대각 철근과 HPFRCC를 사용함으로 횡구속 철근을 1/2로 줄인 BD-F2-0.5 실험체는 기준 실험체 SD-FX-1.0보다 각각 정(+)가력시 6%, 17%, 부 (-)가력시 13%, 8%높은 전단강도를 확인하였으며, 이는 대각철근의 사용으로 인한 경사각(α)의 증가로 판단된다.

    2. ACI318-11기준에서 제시하고 있는 대각철근을 묶음대각철근으로 사 용한 BD-FX-1.0 실험체는 기준에서 제시하는 실험체인 SD-FX-1.0와 유사한 이력거동과 강성저하특성을 보였으며, 동등이상의 에너지소산 능력을 확인하였다. 이로인해 기준에서 제시하는 대각철근을 묶음대각 철근으로 사용함으로써 시공성이 개선될 것이라 판단된다.

    3. ACI318-11기준에서 제시하는 대각철근을 묶음대각철근으로 사용하 고, HPFRCC를 사용함으로 횡구속 철근을 1/2로 줄여서 제작한 BD-F2-0.5 실험체는 가장 우수한 이력거동을 확인하였다. 강성저하특 성은 기준실험체인 SD-FX-1.0와 유사하게 나타났으며, 가장 큰 에너 지소산능력을 확인하여 시공성이 개선될 것이라 판단된다.

    4. 형상비가 큰 연결보는 상대적으로 철근배근이 더 어렵지만, 묶음대각철 근을 사용함으로 강도와 연성을 유지하는 것을 실험을 통해 확인하였 다. 이로 인해 대각철근을 묶음 대각철근으로 사용함으로 강도와 연성 을 유지하며 시공성을 개선할 수 있을 것이라 판단된다.

    Figure

    EESK-19-55_F1.gif

    Mechanisms of shear resistance in coupling beams (Paulay and Priestly, 1992)

    EESK-19-55_F2.gif

    Required detail for diagonally reinforced coupling beams in ACI318(2011)

    EESK-19-55_F3.gif

    Comparison with ACI318 code and bundled diagonal reinforcement detail.

    EESK-19-55_F4.gif

    Coupling beam specimen reinforcement details and strain gauge layout

    EESK-19-55_F5.gif

    Stress-strain curves of concrete and HPFRCC

    EESK-19-55_F6.gif

    Test setup and typical load history

    EESK-19-55_F7.gif

    Crack patterns of specimens

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    Load-displacement curves

    EESK-19-55_F9.gif

    Envelopes of the cyclic load-displacement curves

    EESK-19-55_F10.gif

    Comparison of normalized stiffness degradation and energy dissipation

    Table

    Summary of test specimens

    PVA fiber properties

    Mechanical properties of reinforcing bars

    Summary of experimental test results

    Note : Vy : yield load(measured), Vu : maximum(peak) load(measured), Vf : failure load(measured) θy : yield drift(measured), θu : maximum(peak) drift(measured), θf : failure drift(measured), µ : ductility ratio

    Reference

    1. Paulay T , Priestley MJN (1992) Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings, John Wiley and Sons, Inc, pp.417-418
    2. Paulay T , Binney JR (1974) Diagonally reinforced concrete beams of shear walls , ACI special publication, Vol.42; pp.579-598
    3. ACI Committee 318 (2011) Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary (ACI 318-11), American Concrete Institute,
    4. Theodosios P , Tassios Z , Marina Moretti Z , Antonios Bezas Z (1996) On the Behavior and ductility of reinforced concrete coupling beams of shear walls , ACI Structural Journal, Vol.93 (6) ; pp.711-719
    5. Galano L , Vignoli A (2000) Seismic behavior of short coupling beams with different reinforcement layouts , ACI Structural Journal, Vol.97 (6) ; pp. 876-885
    6. Fortney PJ , Rassati GA , Sharooz BM (2008) Investigation on effect of transverse reinforcement on performance of diagonally reinforced coupling beams , ACI Structural Journal, Vol.105 (6) ; pp.781-788
    7. ACI Committee 318 (2008) Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-05) and Commentary (318-08), American Concrete Institute,
    8. Canbolat BA , Parra-Montesinos GJ , Wight JK (2005) Experimental study on seismic behavior of high-performance fiber-reinforced cement composite coupling beams , ACI Structural Journal, Vol.102 (1) ; pp.159-166
    9. Monthian Setkit (2012) Seismic behavior of slender coupling beams constructed with high-performance fiber-reinforced concrete , Ph.D of Civil Engineering in The University of Michigan,
    10. (2010) Seismic detailing and behavior of coupled-wall systems with high-performance fiber-reinforced concrete , 9th National and 10th Canadian Conference on Earthquake Engineering Proceedings, pp.25-29
    11. Pan A , Moehle JP (1989) Lateral displacement ductility of reinforced concrete flat plates , ACI Structural Journal, Vol.86 (3) ; pp.250-258