1. 서    론

일반적으로 고층 건물, 특히 고층 벽식 아파트의 경우, 아파트 평면의 특성상 일자형 벽체뿐만 아니라 T형, L형 등 다양한 이형벽체가 존재하게 된다. 이러한 이형 벽체는 평면상의 배치나 단면의 형태에 따라 시공성, 경제성 등에 영향을 끼치게 된다. 특히 벽식 아파트의 대표적 이형벽체인 T형 벽체에 대해 기존의 연구자들은 실험 및 해석 연구를 통해 T형 벽체의 구조 성능을 검증하였다.^1-3) 여기서 T형 벽체는 웨브 벽체와 플랜지 벽체로 구분되며, 웨브 벽체는 하중의 작용방향과 동일한 방향으로 배치된 벽체, 플랜지 벽체는 하중 방향과 수직인 방향으로 배치된 벽체를 말한다.

T형 벽체는 웨브 벽체에 작용하는 하중의 방향에 따라 서로 다른 강도와 강성 그리고 연성능력을 보여준다. 특히 T형 철근콘크리트(이하 RC) 벽체의 경우, 웨브 벽체가 압축력을 받는 경우 플랜지 벽체의 영향으로 중립축의 깊이가 장방형 직사각형 벽체보다 크게 나타나며, 반대로 웨브 벽체가 인장력을 받는 경우 중립축의 깊이가 직사각형 벽체보다 작게 나타난다. 이러한 이유로 인해 T형 RC벽체는 웨브 벽체가 압축을 받는 경우에는 웨브 벽체 단부의 콘크리트가 압축 파괴되어 취성적인 파괴 거동을 보이고, 웨브 벽체가 인장력을 받는 경우 웨브 벽체의 인장철근에 의해 연성적인 거동을 보여준다.

특히, 웨브 벽체가 압축력을 받는 경우, 웨브 벽체의 하단부에서는 콘크리트 압괴에 의한 취성파괴가 발생할 수 있다. ACI 318-08,⁴⁾ NZS,⁵⁾ EC8⁶⁾ 등의 기준에서는 이러한 취성적인 파괴를 억제하고자 벽체의 단면에 작용되는 전단 응력이 일정한 값 이하가 되도록 상한값을 제시하고 있다. 아울러 철근콘크리트 벽체의 소성힌지 영역의 압축저항 성능을 확보하여 연성도를 향상시키기 위해 단부 횡보강 영역에 대한 기준을 제시하여 설계에 반영하고 있다. 임우영⁷⁾ 등은 이러한 벽체 설계 기준을 바탕으로 벽체 하단부의 콘크리트 압괴를 방지하고자 PC 벽체의 수직 연결부에 적용하기 위한 C형 강재 접합부를 개발하였으며 일자형 PC 벽체 실험 연구를 통해 접합부의 성능을 입증하였다.

이 연구에서는 임우영⁷⁾ 등이 개발한 C형 강재 접합부를 이용하여 2개층으로 분절된 PC 벽체와 현장타설 습식 접합부로 이루어진 T형 PC 벽체의 구조 성능을 알아보고자 한다. 주기하중을 받는 두 개의 T형 PC 벽체에 대한 실물 크기 실험을 실시하여 실험 결과 분석을 통해 강도, 변형 능력, 에너지 소산 능력을 평가하였다.

2. T형 PC 벽체 개발

Fig. 1은 Englekirk⁸⁾가 제안한 T형 PC 벽체의 벽체간 연결 부분을 보여준다. Englekirk는 프리캐스트 콘크리트 (이하 PC) T형 벽체의 플랜지 벽체와 웨브 벽체를 연결하는 접합부에서의 철근 배근 형태와 접합 방법을 제시하였다. 플랜지 벽체와 웨브 벽체를 구성하는 PC 벽체를 공장에서 제작 후 벽체간 연결부분에 습식 접합부를 설치하여 현장에서 플랜지 벽체와 웨브 벽체를 서로 연결한다.

Englekirk가 제안한 T형 PC 벽체의 접합부는 Fig. 1(b)에서 보이는 바와 같이 플랜지 벽체 중앙부와 웨브 벽체 옆면에 설치된 띠철근을 서로 겹쳐서 습식 접합부내 휭철근을 완성한다. 하지만 이러한 PC T형 벽체는 띠철근의 간섭으로 인해 웨브 벽체 또는 플랜지 벽체의 조립이 원활하지 않는 시공상의 문제점을 가지고 있다. 아울러 그림과 같은 띠철근이 설치될 경우 PC 벽체를 공장에서 제작할 때 거푸집 탈형 등의 많은 어려움이 생긴다. 이러한 문제점을 해결하고자 이 연구에서는 웨브 벽체의 띠철근 대신 길이 440mm 일자형 철근을 웨브 벽체의 옆면에 끼워 조립이 용이하도록 하였다.

제안된 T형 PC 벽체는 플랜지 벽체와 웨브 벽체, 그리고 현장타설 습식 접합부(wet cast joint)로 구분된다. 그리고 2개층으로 분절된 플랜지 벽체와 웨브 벽체는 강재로 제작된 C형 접합부로 연결된다. Fig. 2는 C형 강재 접합부를 보여준다. C형 접합부는 서로 다른 방향의 슬롯(slot)이 있는 두 개의 강재 접합부를 서로 겹침으로서 하나의 접합부를 구성한다(Fig. 2(a) 참조). PC 벽체의 주철근(D25)은 C형 접합부에 연결한 뒤 너트로 고정된다. 수평 방향의 접합부 연결 철근(D29)을 추가로 설치하여 PC 벽체에 고정된 내부 강재 접합부의 변형을 최소화하였다. 내부 접합부(inner connections)의 크기는 260mm×250mm, 외부 접합부(outer connections)의 크기는 240mm×210mm이다. 이 때 내부 접합부의 두께는 20mm이고 외부 접합부의 두께는 30mm이다(Figs. 2(b), (c) 참조).

Fig. 3은 실험체 상세를 보여준다. Fig. 3(a)는 C형 접합부를 이용한 기본 벽체를 플랜지 벽체와 웨브 벽체에 적용한 T형 PC 벽체(이하 SPT1)이고 Fig. 3(d)는 상･하부 벽체 모두 대각 철근이 들어간 벽체를 이용한 T형 PC 벽체(이하 SPT2)이다. 대각 철근은 PC 패널의 길이방향 철근과 횡철근이 모두 조립된 후 패널의 양면에 대각선 방향으로 추가로 설치되었다.

Table 1은 실험체의 변수가 나열되었다. 분절된 PC 벽체의 크기()는 1200mm×1200mm×150mm이며 실험체 전체 높이()는 3440mm, 순높이()는 2440mm이다. 습식 접합부의 크기()는 200mm×150mm이다. C형 접합부와 연결되는 PC 벽체의 주철근은 D25(SD400)철근이 사용되었으며 균열 방지용 주철근은 8-D13(SD400)이, 벽체 단부 주철근은 8-D10(SD400)이 사용되었다. 이러한 철근 배근은 플랜지 벽체와 웨브 벽체에서 모두 동일하다. 습식 접합부에는 4-D13(SD400) 철근이 설치되었으며 실험체의 띠철근은 모두 D10(SD400) 철근이 사용되었다. SPT2 실험체의 경우 플랜지 벽체와 웨브 벽체에 모두 대각 철근(16-D13)이 추가로 설치되었다.

제안된 T형 PC 벽체의 휨모멘트는 벽체 양 단부에 배근된 주철근에 의해 전달되며, 전단력은 전단키(shear key)와 주철근의 장부작용에 의해 전달되도록 하였다.

3. 실험체 설계 및 제작

3.1 설계 개요

제안된 T형 PC 벽체는 최대 하중 도달 후 발생하는 콘크리트 압괴에 의한 파괴를 억제하기 위해 주철근을 C형 접합부에 직접 접합하는 방식이다. 따라서 횡하중이 발생했을 때 PC 벽체에 발생하는 내력은 Fig. 4와 같다. 일반적인 RC 벽체와는 달리 PC 벽체는 Fig. 4에서 보이는 바와 같이 회전점(rotation point)을 기준으로 회전을 하게 된다. 이 연구에서는 중립축 깊이 만큼의 거리에서 압축력()이 발생하고 PC 벽체를 연결하는 주철근만이 인장력()을 발생시킨다고 가정하였다. 이 때 C형 강재 접합부는 주철근이 항복에 이르기전까지 탄성상태에 있다고 가정하였다.

Fig. 5는 C형 접합부가 있는 T형 PC 벽체의 이상적인 하중-변위 관계를 보여준다. T형 PC 벽체에 정가력이 작용하게 되면 플랜지 벽체 하단부의 C형 강재 접합부에서 개폐거동(opening gap)이 먼저 발생하게 되며, 이후 플랜지 벽체의 주철근이 항복하기 전까지 탄성거동을 하게 된다. 이 연구에서는 C형 접합부에 연결된 주철근(D25)이 항복하는 점을 전체 시스템의 항복점으로 정의하였으며 주철근(D25)의 한계 변형 상태를 시스템의 한계점으로 정의하였다. 주철근(D25)이 항복한 후 최대 강도에 도달하며 이 때의 강도는 재료실험에서 얻어진 실제 응력과 변형률을 적용하였다. 이 후 소성변형에 의하여 강도의 증가 없이 변형만 증가하며, 최대 강도와 극한 강도는 같다고 가정하였다. 부가력이 작용할 때에는 웨브 벽체의 인장 철근이 항복한 후 최대 강도에 도달한다. 부가력일 때도 극한 강도는 최대강도와 동일하다고 가정하였다.

3.2 전단강도

ACI 318-08⁴⁾과 KCI 2007⁸⁾에서는 구조벽체의 공칭전단강도를 다음과 같은 값 이하가 되도록 규정하고 있다.

여기서, 는 전단력을 고려하는 방향의 단면길이와 복부두께로 이루어지는 콘크리트의 순단면적(mm²)이며 직사각형 단면에 대해 는 단면의 전체면적(=×)을 뜻한다. L_w는 T형 단면의 전체 길이이다. 계수 의 값은 1.5일 때 1/4, 2.0일 때 1/6, 일 때는 1/4와 1/6을 선형보간하여 결정한다. 은 횡철근비, 는 횡철근의 설계기준 항복강도(MPa)이다.

식 (1)을 사용하여 T형 벽체의 전단 강도를 구하기 위해 는 150mm×1550mm=2325×102mm², =0.258(=1.55), =45.1MPa, =0.006, =400MPa가 적용되었다. 식 (3)에 의한 T형 PC 벽체의 공칭 전단강도는 =960.8kN이다. 따라서 SPT1과 SPT2 실험체의 정가력시 최대 예측 강도()에 대한 공칭 전단강도()에 대한 비 은 1.85이고, 부가력시 은 5.02이다.

3.3 습식접합부 설계

플랜지 벽체와 웨브 벽체를 연결하는 습식접합부의 단면 크기는 200mm()×150mm()이다. 접합부의 길이 는 휨철근의 간격과 콘크리트 피복두께(40mm)를 고려하여 결정하였다.

습식 접합부내 휨철근의 총면적()은 T형 벽체 단면의 단면해석을 통해 구해진 습식 접합부내 휨철근의 변형률을 사용하여 구한다. 이 때 습식 접합부내 휨철근의 변형률은 정가력시 변형률 분포를 기준으로 한다. 이는 부가력시 습식 접합부에서 발생하는 변형률이 정가력시보다 훨씬 작기 때문이다. 따라서 단면해석으로 구한 습식 접합부내 휨철근의 평균 변형률 은 다음 식 (2)와 같다.

여기서, 은 하부 플랜지 벽체의 C형 접합부와 연결된 주철근(D25)의 변형률, 는 플랜지 벽체가 인장력을 받을 때의 단면의 유효 깊이, 는 플랜지 벽체가 인장력을 받을 때의 중립축 깊이, 는 플랜지 벽체의 폭, 그리고 는 습식 접합부의 길이이다.

따라서 식 (2)에서 구한 변형률을 이용하여 접합부 철근의 소요량 는 식 (3)을 사용해 구할 수 있다.

여기서, 는 정가력시 플랜지 벽체의 C형 접합부와 연결된 주철근이 항복했을 때의 휨모멘트 강도(kNmm), 는 습식 접합부 주철근의 전체 면적(mm²), 와 는 각각 습식 접합부 주철근의 탄성계수(MPa)와 변형률(mm/mm)이다.

습식접합부의 전단 철근양은 전단 마찰 설계 방법^4,8)을 이용하여 다음 식 (4)와 같이 구하였다.

여기서, 은 정가력시 PC 벽체와 습식 접합부 사이의 균열면에 평행하게 작용하는 작용 전단력, 는 전단 마찰 철근의 단면적(mm²), 는 전단 마찰 철근의 항복 강도(MPa) 그리고 는 마찰계수(=, )^4,8)이다.

Figs. 6(a), (b)에서 보이는 바와 같이 T형 PC 벽체에 정가력시 전단력 가 작용하면 T형 단면을 따라 전단 응력이 발생한다. 이 때 PC 벽체 사이에 있는 습식 접합부는 횡하중이 작용할 때 PC 벽체와 습식 접합부 사이에서 마찰력이 발생하게 된다. 이 연구에서는 습식 접합부의 전단 철근양을 산정하기 위해 모든 전단 저항이 PC 벽체와 습식 접합부의 경계면 사이의 마찰에 의존한다고 가정하였다. 따라서 정가력시 T형 벽체 높이 방향으로 작용하는 전단 응력()은 전단 흐름(shear flow)를 통해 구할 수 있다. 어떤 단면에서든지 전단 응력()과 단면의 두께() 곱 는 일정하고, 이라 하면, 를 전단 흐름이라고 한다.

Fig. 6(c)는 T형 PC 벽체의 단면을 보여준다. 단면 bb는 플랜지 벽체 끝부분과 플랜지 벽체와 웨브 벽체의 연결부 사이에 임의로 정한 단면이다. 여기서 거리 는 전단응력이 0인 지점으로부터 좌측으로 단면 bb까지 측정한 길이이다. 그리고 z축과 y축은 T형 단면의 도심을 지나는 축이다. 따라서 이 부분에서는 전단응력이 플랜지 벽체를 따라 우측에서 좌측으로 작용하며, 그 크기는 이다. 여기서 은 플랜지 상단으로부터 도심까지의 거리이다. 거리 에 따라 전단응력이 선형으로 증가하며 최대 전단응력 은 에서 일어난다. 따라서 플랜지에서의 최대 전단응력 은 식 (5)와 같다.

여기서, 은 T형 PC 벽체에 작용하는 정가력시 횡하중, 는 z축에 대한 단면 2차 모멘트, 는 플랜지 벽체의 두께, 는 웨브 벽체 길이, 는 습식 접합부의 길이, 그리고 는 웨브 벽체 하단으로부터 z축까지의 거리이다. 따라서 이에 대응하는 전단흐름은 다음 식 (6)과 같다.

웨브 벽체에 작용하는 전단응력 는 플랜지 벽체의 바로 아래 부분 웨브의 상단을 수평으로 자른 부분을 고려하여 구할 수 있다. 따라서 웨브 벽체의 단면에 작용하는 전단응력은 다음 식 (7)과 같다.

여기서 는 웨브 벽체의 두께이다. 식 (6)과 같은 방법으로 전단흐름을 구해보면 식 (8)과 같이 구할 수 있다.

웨브 벽체에서의 전단응력은 Fig. 6(d)와 같이 플랜지 벽체와 습식 접합부와의 경계면으로부터 수직 아래 방향으로 작용하며 그 크기는 중립축에 도달할 때까지 증가한다. 중립축으로부터 거리 만큼 떨어진 위치의 단면 에서의 전단응력은 다음 식 (9)와 같이 구할 수 있다.

웨브 벽체에서의 최대 전단응력 은 일 때 발생하며 을 식 (9)에 대입하면 다음 식 (10)과 같다.

만약 습식 접합부가 T형 단면의 중립축에 위치한다면, 즉 일 경우에는, 습식 접합부의 전단 철근양은 식 (10)에 의해 계산된 웨브 벽체의 최대 전단 응력을 이용하여 계산된다. 습식 접합부의 위치가 플랜지 벽체 하단과 중립축 사이에 존재한다면, 즉 일 경우에는, 식 (9)를 사용하여 습식 접합부의 전단 철근양()을 계산한다. 따라서 PC벽체와 습식 접합부 사이의 작용 전단력 은 다음 식 (11)과 같다.

3.4 실험체 제작

Fig. 7과 8은 제안된 T형 PC 벽체 실험체의 제작 과정을 보여준다.

T형 벽체와 동일한 형태로 제작된 기초부에 플랜지 벽체를 먼저 세운다(Fig. 7(a), Fig. 8(a)). 플랜지 벽체에는 벽체간 조립을 위해 습식 접합부에 띠철근이 이미 설치되어 있다. 임우영 등⁷⁾이 제안한 방법으로 벽체를 조립한 후 플랜지 벽체에 설치한 띠철근 내부에 습식 접합부의 휨철근(4-D13)을 설치한다. 기초부를 제작할 때 이미 커플러를 설치하였으며 이 철근을 커플러에 끼워 접합부의 휨철근을 조립한다. 이 부분은 실제 현장 시공시에는 주철근의 겹침 이음을 사용하여 주철근을 연결할 수 있다. 플랜지 벽체와 습식 접합부가 완성되면 웨브 벽체를 플랜지 벽체와 동일한 방법으로 조립한다. 웨브 벽체와 접합부를 연결하는 철근은 PC 벽체 제작 후 드릴을 이용해 벽체 옆면에 구멍을 낸 뒤 케미컬 모르타르를 주입하여 설치되었다(Fig. 8(b)). 웨브 벽체 옆면에 길이 440mm, D13 철근을 구멍에 끼워 접합부 철근을 제작하였다. 이 연구에서는 PC 벽체의 효율적인 조립을 위해 웨브 벽체의 접합부 철근을 일자형으로 제작하였다(Fig. 7(d)). PC 패널을 이용해 T형 PC 벽체의 조립이 모두 끝난 뒤 습식 접합부에 거푸집을 추가로 제작한 후 BCS(Bar Connection Sleeve) 모르타르를 타설하였다(Fig. 7(c), Fig. 8(c), (d)). BCS 모르타르는 기계화 시공에 적합한 유동성과 부착강도, 고강도를 확보한 무수축 고강도 그라우트 제품이다. 제안된 T형 벽체의 습식 접합부는 단면의 크기가 작고 습식 접합부내 주철근과 띠철근으로 인해 내부 공간이 협소하여 굵은 골재를 포함한 일반 콘크리트가 기초부까지 정밀하게 타설하기에 여건이 좋지 않을 것으로 판단하여 초기 강도 발현이 우수하고 치밀하게 충전할 수 있는 BCS 모르타르를 사용하였다.

4. 하중 조건

Table 2는 하중 계획을 보여준다. 최종파괴시까지 목표 변위를 3회씩 반복하여 변위제어를 통해 반복 가력하였다. Fig. 9는 실험체 세팅과 변위계(LVDT) 설치 상황을 보여준다. 벽체의 수직 변형도를 측정하기 위해 하부 벽체 양 단부에 2개의 LVDT를 설치하였으며(LV2, LV3) 대각 방향으로 줄변위계를 설치하여 상부 벽체(LV5, LV6)와 하부 벽체(LV6, LV7)의 전단 변형을 측정하였다. 실험체의 횡변위는 상부벽체의 줄변위계(LV1)를 통해 측정되었다.

5. 실험 결과

5.1 재료실험 결과

SPT1과 SPT2 실험체에 사용된 콘크리트 압축강도는 =45.1MPa이며 습식 접합부에 사용된 특수 모르타르의 압축강도는 50MPa이다. 그리고 실험체 제작에 사용된 강재의 역학적 성질을 파악하기 위하여 KS B 0801⁹⁾의 금속재료 인장시험편 규정에 따라 강재 인장 시험편을 제작하여 소재 인장실험을 실시하였다. 실험체를 3개씩 제작하여 1000kN UTM을 사용하여 인장실험을 실시하였다. 실험 결과 T형 PC벽체의 주철근으로 사용된 D25(SD400)철근의 항복강도는 =402.7MPa, 최대 강도는 =553.5MPa으로 나타났다. C형 접합부에 사용된 강재(SS300)의 항복강도는 내부 접합부 =324MPa, 외부 접합부 =316MPa이다.

5.2 하중-변위 관계

Fig. 10은 주기하중을 받는 T형 PC 벽체 실험체의 상부 수평하중과 층간 변위 관계를 보여준다. 여기서 층간 변위는 실험체 벽체 상부의 수평 변위를 나타내며, 층간 변위비는 층간 변위를 벽체 유효 높이로 나눈 값이다. 부재의 변형 능력을 나타내는 , 는 항복 변위이고 , 는 실험체가 최종 파괴될 때의 최대 변위이다. 이 때 정가력시 항복 변위 는 하부 플랜지 벽체의 C형 접합부와 연결된 주철근(2-D25)이 항복했을 때, 부가력시 항복 변위 는 하부 웨브 벽체의 C형 접합부와 연결된 하부 주철근(1-D25)이 항복했을 때의 변위이다. , 는 T형 PC 벽체의 단면 해석을 통해 계산된 예측된 최대 하중 재하 능력이다.

Fig. 10(a)은 대각 철근이 없는 T형 PC 벽체 실험체(SPT1)실험체의 하중-변위 관계를 보여준다. SPT1 실험체는 정가력시 층간 변형률 +1.01%에서 항복하였으며 +1.48%에서 최대 하중을 나타냈다. 부가력시에는 층간변형률 -0.88%에서 항복하였으며 최대 하중은 -1.51%에서 나타났다. SPT1 실험체는 정가력시와 부가력시 모두 최대 하중점 도달 이후 최대 강도의 75%까지 하중이 감소하지 않았다. 따라서 SPT1의 극한 강도와 변형은 실험 종료시 강도와 변형으로 간주하였다. SPT1의 극한 변형은 정가력시 층간 변형률 +3.95%, 부가력시 -2.95%로 나타났다.

Fig. 10(b)는 대각 철근이 있는 T형 PC 벽체(SPT2)의 하중-변위 관계를 보여준다. SPT2 실험체는 정가력시 층간변형률 +0.49%, 부가력시 -0.66%일 때 항복하였다. 최대 하중은 정가력시 층간 변형률 +3.94%, 부가력시 -1.51%에서 나타났다. 정가력시에는 하중이 최대 하중에 도달할 때까지 벽체 강도가 지속적으로 증가하였다. 따라서 SPT2 실험체의 극한 강도는 최대 강도와 동일하다. 부가력시에는 층간 변형률 -0.66%일 때 항복하였으며 -1.51%에서 최대하중이 나타났다. SPT2 실험체의 극한 변형은 층간 변형률 정가력일 때 +3.94%, 부가력일 때 -3.13%에서 발생하였다.

예측된 최대 강도()에 대한 실험값()의 비는 SPT1 실험체의 경우 정가력시 =1.00, 부가력시 =1.25이며, SPT2 실험체의 경우에는 =0.88, =1.39로 나타났다. SPT2의 이 작게 나온 이유는 최대 강도에 도달하기 전 C형 접합부의 용접 파괴가 발생했기 때문이다.

Table 3은 T형 PC 벽체 실험체의 실험 결과를 보여준다. SPT1과 SPT2 실험체의 연성도()는 정가력시 =3.48, =8.08로 SPT2가 우수한 값을 나타냈으며 부가력시에는 =2.99, =4.77로 나타났다.

Fig. 11은 각 실험체의 포락곡선을 보여준다. 웨브 벽체에 대각 철근이 없는 SPT1 실험체가 SPT2 실험체보다 안정적인 거동을 보여주었다. 특히 정가력시 거동의 차이가 뚜렷하게 나타난 것은 SPT1 실험체는 하부 PC 벽체의 주철근이 항복한 반면에, SPT2 실험체는 상부 PC 벽체의 주철근이 먼저 항복을 하였기 때문이다.

5.3 파괴 모드

Fig. 12는 T형 PC 벽체 실험체의 손상 및 파괴 모드를 보여준다. SPT1은 층간 변위비 -0.12%일 때 상부 벽체 부분의 습식 접합부에서 초기 수평 균열이 관찰되었다. 층간 변위비 +0.44%에서 하부 벽체에 경사 균열이 발생하였으며, +0.70%에서 상부 전단키와 하부 벽체와 겹치는 부분에서 수직 균열이 발생하였다. 하부 벽체에서 발생한 경사 균열은 웨브 벽체의 C형 접합부 방향으로 진행되었다. 콘크리트 압괴는 상부 전단키와 하부 벽체와 만나는 부분과 습식접합부와 플랜지 벽체의 C형 접합부 부근에서 발생하였다.

SPT2 실험체는 층간 변위비 -0.28%에서 습식 접합부에서 수평 균열이 관찰되었고 +0.56%에서 상･하부 웨브 벽체의 C형 접합부 부근에 균열이 발생하였다. STP2 실험체는 SPT1 실험체와는 달리 +1.00%까지 진행될 동안 웨브 벽체에서 경사 균열이 발생하지 않았으며 +1.50%에서 웨브 하부 벽체 전체에서 경사 균열이 동시에 발생하였다. 이후 층간 변위비 +3.94%에서 C형 접합부의 용접부 파괴로 인해 실험이 종료되었다. SPT1 실험체는 웨브 하부 벽체의 C형 접합부 부근에 콘크리트 압괴가 발생하였고 습식 접합부와 웨브 하부 벽체의 경계면도 콘크리트 압괴가 발생하였다. SPT2는 웨브 하부 벽체의 C형 접합부 부근에 콘크리트 압괴가 발생하였으나 플랜지 벽체에서는 압괴가 발생하지 않았다.

5.4 웨브 벽체의 전단 변형

Fig. 13은 상･하부 웨브 벽체의 평균 전단 변형을 나타낸 것이다. 평균 전단 변형()은 Fig. 9의 선형 변위계 LV4, LV5, LV6, LV7을 통해 구해진 값을 식 (12)를 이용하여 계산하였다.

여기서, 은 대각 방향으로 설치한 변위계 LV4 또는 LV6, 는 LV5 또는 LV7에서 측정한 계측값이다. 그리고 과 는 상부와 하부 PC 벽체의 대각선 간격(mm), 와 은 설치된 변위계의 세로와 가로 간격(mm)이다.

전체적으로 SPT1은 상･하부 벽체의 전단 변형의 차이가 뚜렷한 반면 SPT2는 변형의 차이가 크지 않았다. Fig. 13에서 보이는 바와 같이 SPT2에 대한 SPT1 실험체의 최대 전단 변형은 상부 벽체의 경우 약 1.43, 하부 벽체의 경우 약 1.78로 나타났다. 따라서 웨브 벽체에 있는 대각 철근은 벽체의 전단 변형을 감소시키는 역할을 하였다.

5.5 에너지 소산능력

Fig. 14는 층간 변형률에 따른 각 실험체의 누적 에너지 소산 능력을 보여준다. 에너지 소산능력은 하중-변위 곡선에서 변위가 0인 지점을 기준으로 정･부방향 싸이클의 폐곡선 면적으로 정의하였다.

층간 변형률 2.5%까지는 두 실험체의 에너지 소산능력이 매우 유사하게 나타났다. 그러나 층간 변형률 3.0%에서 상･하부 벽체에 대각 철근이 있는 SPT2 실험체의 누적 에너지 소산 능력은 대각 철근이 없는 SPT1 실험체보다 약 18%정도 우수한 것으로 나타났다. Wood et al.¹¹⁾의 연구에 의하면 대각 철근이 있는 RC 벽체의 에너지 소산 능력은 대각 철근이 없는 벽체에 비해 우수하다고 하였다. 그리고 이러한 대각 철근은 벽체의 비탄성 전단 변형을 감소시킨다고 하였다. 이러한 연구 결과는 T형 PC 벽체의 실험 결과 Fig. 13과 14에서 보이는 바와 같이 PC 벽체에서도 유사한 결과를 보여주는 것으로 나타났다.

5.6 변형

제안된 T형 PC 벽체의 변형은 휨에 의한 변형과 전단에 의한 변형, 그리고 주철근에 의한 변형 등의 합으로 나타낼 수 있으며 접합부에서 발생하는 내력으로 인해 개폐거동에 의한 변형이 추가적으로 발생한다.⁷⁾ 따라서 전체 변형은 다음 식 (13)과 같이 나타낼 수 있다.

여기서, i는 층수, 는 전체 횡변위, 는 휨변형(), 는 전단변형(), 은 주철근에 의한 변형(), 는 접합부 내부에서 발생하는 내력()에 의한 변형(), 그리고 는 개폐거동에 의한 변형을 나타낸다. 여기서 는 콘크리트 탄성계수(=MPa),⁴⁾ 는 T형 벽체의 단면 2차 모멘트, 는 콘크리트 전단계수(=, ), 는 웨브 벽체의 길이()에 대한 유효전단면적(),¹⁰⁾ 그리고 는 주철근과 접합부 경계까지의 거리이다. 단면 2차 모멘트 의 경우, 정가력시에는 를 부가력시에는 을 적용한다. 이 때 와 은 각각 중립축을 기준으로 한 단면 2차 모멘트이다.

Fig. 15는 개폐거동에 의한 C형 강재 접합부의 변형을 보여준다. 내부 접합부와 외부 접합부 a점에서의 수직변형이 동일하므로 다음 식 (14)이 성립한다.

여기서, 는 내부 접합부의 a점에서의 수직변형, 는 외부 접합부의 a점에서의 수직변형이다.

C형 강재 접합부의 a점에서의 수직 변형을 구하기 위해 우선 A-접합부와 B-접합부에서 작용하는 인장력 과 를 구한다. Fig. 14(c)와 같이 단위하중법을 이용하여 A-접합부에서에서 작용하는 을 구하면 다음과 같다.

여기서, 과 는 휨철근으로부터 좌·우측 C형 접합부의 경계까지의 거리, 과 는 각각 A-접합부와 B-접합부의 높이이며 과 는 A-접합부의 수평, 수직 부재의 단면 2차 모멘트, 과 는 B-접합부의 수평, 수직 부재의 단면 2차 모멘트이다. 는 휨철근에 의해 발생하는 인장력(, )이다. 인장력 는 두께가 서로 다른 A, B-접합부에서 발생하는 과 의 합과 같으므로 B-접합부에 작용하는 는 이다.

개폐거동을 유발시키는 A, B-접합부에서 발생하는 인장력 과 에 의한 C형 접합부의 수직변형을 구하기 위해서는 a점의 처짐각()을 구해야 한다. 따라서 a점의 처짐각 는 다음 식 (16)과 같이 구할 수 있다.

여기서, 는 C형 접합부에 사용된 강재의 탄성계수(MPa)이다. 식 (16)에서 구한 처짐각 를 사용해서 외부 접합부의 수직 변형을 구하면 식 (17)과 같다.

C형 접합부의 수직 변형()을 구한 뒤 T형 PC 벽체의 전체 길이()에서 회전점까지의 거리(R_p, R_n)를 뺀 값을 나누어 주면 개폐거동에 의한 벽체의 회전각()을 구할 수 있다. () 따라서 개폐거동에 의해 발생하는 T형 PC 벽체의 전체 횡변위()는 하중 가력점인 높이 와 벽체의 회전각()의 곱으로 나타낼 수 있으며 다음 식 (18)과 같이 구할 수 있다.

Fig. 16은 SPT1 실험체에 대해 실험값과 해석값을 상호 비교한 것이다. 정･부가력시 T형 PC 벽체의 항복점과 최대 강도점, 그리고 극한 강도점에서의 강도와 변위를 나타냈다. 점선은 실험 결과를 실선은 예측값을 나타낸다. 실험 결과와 예측값을 비교해본 결과 SPT1 실험체의 예측된 정･부 가력시 최대 강도는 실험값 대체로 일치하였다. 정가력시 항복 강도의 비는 =0.97, 최대 강도의 비는 =1.00로 나타났다. 그리고 부가력시 항복 강도의 비는 =1.37, 최대 강도의 비는 =1.25로 나타났다.

Table 4는 식 (13)에서 (18)까지의 계산을 통해 구한 SPT1 실험체의 변위 성분과 전체 변위에 대한 각 변위 성분의 비를 보여준다. 해석 결과, 정가력시 항복 강도일 때의 예측 변위에 대한 실험값의 비는 =1.01, 최대 강도일 때는 =1.08이었으며, 부가력시 항복 강도일 때는 =1.03, 최대 강도일 때는 =1.29로 나타났다. 그리고 전체 변위에 대한 각 변위 성분의 비를 비교한 결과 개폐거동에 의한 변위가 정·부가력시 모두 91%이상 차지하였다.

6. 결    론

C형 강재 접합부와 현장 타설 습식접합부를 이용한 PC T형 구조 벽체의 내진성능을 연구하였다. 이를 위하여 2개층으로 분절된 PC 벽체를 조립하여 2개의 실물크기 T형 PC 벽체를 제작하였고 주기하중에 대한 실험을 실시하였다. 그 결과는 다음과 같이 요약할 수 있다.

1)시공성을 고려한 T형 PC 벽체의 웨브 벽체와 플랜지 벽체간 현장타설 습식 접합부는 전단 흐름을 이용해 설계되었으며 실험체의 최종 파괴전까지 충분히 하중이 전달되는 것으로 나타났다.

2)각 실험체는 최대 강도 도달 이후 하중의 감소가 발생하지 않았다. 벽체 단부의 콘크리트 압괴에 의한 조기 파괴를 방지하고자 개발된 C형 접합부는 시스템의 연성도를 높이는데 기여를 한 것으로 판단된다.

3)단면해석으로 계산된 T형 PC 벽체의 예측 강도와 C형 접합부의 파괴모드에 의한 예측된 횡변위는 실험값과 대체로 일치하는 것으로 나타났다. 하지만 SPT2 실험체의 경우, 강재 접합부의 용접파괴로 인해 최대 강도에 도달하지 못하였다.

4)대각 철근이 있는 SPT2 실험체의 에너지 소산 능력은 SPT1보다 우수하였으며 상·하부 웨브 벽체의 대각 철근으로 인해 상·하부 PC 패널의 전단 변형은 SPT1에 비해 작게 나타났다.

5)PC 벽체에서 발생하는 개폐거동(gap opening)에 의한 변형을 구한 결과, C형 접합부가 있는 T형 PC 벽체의 변형능력은 개폐거동에 의한 횡변위가 전체 횡변위의 90% 이상을 차지하였다.