1. 서    론

근래에 들어 구조물의 고층화와 내진 설계 의무화에 따라 재료적인 측면이나 시공 및 구조설계의 측면에서 경제성과 안전성을 충족시킬 수 있는 방안에 대한 수요가 증가하고 있다. 이는 건축 주재료인 철근과 콘크리트의 성능향상에 대한 요구로 이어져왔으며, 콘크리트 압축강도 증가에 부합하는 철근의 품질 향상에 대한 사안으로 귀결 되어왔다. 최근 개발되어 현장에 적용되기 시작한 고인성을 갖는 고성능 내진철근은 이러한 요구를 충족시킬 수 있는 방안으로, 일반 철근과 달리 인장 강도 대비 항복 강도의 비율이 80 % 이하의 저항복비(low yield-to-tensile ratio)로 설계되어 철근의 소성 변형이 시작되는 시점부터 최종 파단에 이르기까지의 시간적인 여유를 확보할 수 있고, 이를 통해 구조물의 내진성능 향상을 도모할 수 있게 된다(Lee et al. 2010; Korea Concrete Institute 2015). 이러한 내진철근은 2016년 개정된 KSD3504(철근 콘크리트용 봉강)에 항복 강도 600 MPa급까지 반영되었으나, 설계기준에는 일반철근과 내진철근의 특성 차이에 대한 구분 없이 단순히 사용철근의 실제 항복강도, 그리고 실제 항복강도에 대한 인장강도비 제한 규정만이 있을 뿐이다(Korean Agency for Technology and Standards 2016). 재료의 기계적인 성질만을 놓고 볼 때, 내진철근의 재료적 특성이 부재수준에서 적절히 발휘될 경우 구조물의 내진성능에 긍정적인 영향을 끼치게 될 것이 분명하다. 특히 단부에 경계요소를 갖는 구조벽체의 경우 최대강도 도달 이후 비탄성 영역에서의 거동은 인장측의 경계요소 주근과 압축측 콘크리트를 구속하는 횡구속철근의 상호작용에 의하여 좌우되므로, 내진철근의 사용으로 인한 기대효과가 큰 것이 사실이다. 그러나 전단벽의 거동특성 파악을 위한 지금까지의 연구들은 콘크리트의 강도, 벽체에 작용하는 중력하중의 크기, 철근비 또는 배근상세를 변수로 하는 것이 대부분 이었다(Han et al. 1999; Thomsen IV and Wallace 2004; Su and Wong 2007; Seo et al. 2010). 이에 본 연구에서는 휨지배형 고층 전단벽의 특수경계요소에 고연성 내진철근 적용한 경우 일반철근이 사용된 전단벽과 비교하여 어떤 거동 특성을 보이는지 파악하고, 효과적인 내진철근의 사용을 위한 근거자료의 축적을 위하여 벽체에 작용하는 중력하중의 크기와 사용철근의 종류를 변수로 한 반복 주기하중 재하 실험을 수행하였다. 구조실험은 고층형 전단벽의 하중상태를 고려한 가력계획 하에 특수경계요소에 고인성 내진철근을 적용한 4개의 실험체를 포함하여 총 7개의 실물크기 특수전단벽 실험체를 대상으로 하여 수행하였으며, 실험체별 변형능력, 강도 및 강성, 에너지 소산능력에 대하여 비교·분석하였다.

2. 실 험

2.1 실험계획

Fig. 1과 Table 1에 실험체 제작을 위한 프로토타입 구조물의 평면과 구조물의 개요를 나타내었다.

고층구조물의 수직력 저항요소로 사용되는 전단벽의 경우 기초에서부터 최상층부에 이르기까지 수직적으로 연속되도록 설계되나 벽체 전체의 거동은 하부로부터 벽길이의 절반에 이르는 소성힌지구간의 성능을 통해 좌우된다. 따라서 실험실의 여건을 고려하여 Fig. 2에서와 같이 전단벽 하부의 소성힌지 구간을 포함하는 최하층 벽체를 대상으로 하여 실험체를 제작하였다. 이 때 전단벽 하부만을 모델링함으로 인하여 발생하는 실제 하중상황과의 차이는 3대의 가력기와 1대의 유압잭을 이용한 하중가력계획을 통해 모사하였다.

Table 2에 나타낸 바와 같이 총 7개의 특수경계요소를 갖는 장방형 전단벽 실험체를 실물크기로 제작하여 구조실험을 수행하였다. 모든 실험체의 경계요소 수직철근비는 동일하게 조정하였으며, 배근에는 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 KBC2016의 특수경계요소 대안상세(U형철근과 연결철근의 조합을 통해 단부를 구속하는 부분폐쇄형 상세)를 적용하였다(Architectural Institute of Korea 2016).

실험의 변수는 단면에 작용하는 중력하중의 크기와 사용 철근의 종류이다. SCW군 실험체는 수직·수평철근과 특수경계요소의 주근과 횡구속철근으로 일반철근을 사용한 경우이다. SCW군 실험체는 단면에 작용하는 수직하중의 크기가 다른 SCW-1~3의 세 개로, U형철근과 연결철근으로 단부 구속된 특수전단벽의 내진성능 검증을 위한 기존 실험연구의 일부(Song et al. 2018)이며, 내진철근을 사용한 대조군과의 비교분석에 사용하였다. SSCW군 실험체 중 SSCW-1~3 실험체는 각각 SCW-1~3 실험체의 대조군으로써 수직·수평철근에는 일반철근을 사용하였으나, 특수경계요소의 주근과 횡구속철근으로 내진철근을 사용하였다. SSCW-4 실험체는 내진철근을 사용한 경우 주근의 배치에 따른 구속효과의 차이를 비교하기 위하여 특수경계요소 주근의 배근을 달리하여 제작하였다.

Fig. 4와 Table 3에 실험체의 치수와 단면형상 및 배근상세와 이에 따른 예상강도를 나타내었다. 

앞서 기술한대로 실험체의 기본적인 수직․수평철근의 배근이 같고, KBC2016의 전단벽의 휨 및 전단강도 계산식은 단부의 횡구속 여부를 고려하고 있지 않으므로, SSCW-4를 제외한 6개의 실험체는 모두 동일한 단면성능을 갖도록 설계하였다. 그러나 전단벽의 단면에 작용하는 중력하중의 크기에 따라 Table 3에 나타낸 바와 같이 서로 다른 휨강도를 보일 것으로 예상하였다.

SSCW-4는 대조군인 SSCW-1 실험체와 특수경계요소 내의 수직 철근비를 유사하게 유지하며 주근의 배치간격을 120 mm에서 230 mm로 변경하고, 직경을 D13(SD500)에서 D16(SD600s)으로 변경하여 약 10 %의 강도증가가 발생할 것으로 예상하였다.

Fig. 5, 6에 실험체 설치 상황을 나타내었다. 상·하부 스터브와 전단벽으로 구성된 실험체 위에 횡방향 주기하중 가력과 중력하중 전달을 위한 철골 가력보를 설치하고, Fig. 7과 같이 철골가력보 측면에 면외좌굴 방지를 위한 가이드프레임과 볼지그를 설치하였다. 수평방향의 주기하중 가력을 위해 반력벽에 가력기 A를, 짝힘을 통한 전도모멘트의 구현을 위해 반력바닥에 수직방향으로 가력기 B, C를 설치하였다. 철골 가력보 위의 오일잭과 반력바닥 사이의 강봉 양단에 힌지를 두어 실험 진행 시 작용 압축력의 방향이 실험체의 중심 방향을 유지하도록 하였다.

2.2 재료시험

KS F 2403(Korean Agency for Technology and Standards 2005)과 KS F 2405(Korean Agency for Technology and Standards 2005)에 근거하여 Ø100 × 200의 공시체에 대한 압축강도 시험을 진행하였다. 매 실험마다 실험 당일 3개의 공시체에 대한 압축강도시험 결과를 평균하여 Table 4에 나타내었으며, 이 값을 실험체에 가해지는 수직압축력의 산정과 구조실험의 결과분석에 사용하였다.

실험에 사용된 이형철근의 KS D 3504(Korean Agency for Technology and Standards 2016)에 의한 인장시험결과를 Table 5에 나타내었다.

2.3 가력방법

전단벽 하부에 작용하는 중력하중으로 단면성능의 10 %, 15 %, 20 %에 해당하는 압축력을 계획하였다. 실험체 설치가 완료된 후, 의도한 중력하중을 오일잭을 통해 벽체 상부의 철골 가력보에 수직 방향으로 재하 하였다. 이 때, 벽체 상부 콘크리트보의 무게, 철골 가력보, 상부의 철물 등의 무게를 제외하고 재하 하여 로드셀에 측정되는 하중이 계획한 축력이 되도록 조절하였다.

반력벽과 반력바닥에 설치한 3대의 가력기는 지진하중에 의해 발생하는 전단력과 전도모멘트를 재현하도록 하였다. 실제 전단벽의 최 하층부만을 대상으로 하는 전단벽 실험체가 형상비와 무관하게 휨거동 하도록 하기 위하여 프로토타입 벽체에 작용하는 하중 상태로 역삼각형 분포의 하중을 가정하고, 이에 의한 전단력과 전도모멘트의 관계가 유지되도록 가력 하중비를 산정하였다. 벽체의 상·하단에 설치된 LVDT 측정값 차를 기준 변위로 설정하여 수평방향의 250 kN 용량의 엑츄에이터(Actuator)를 변위제어방식으로 구동하고, 이 하중을 받아 수직방향의 500 kN 엑츄에이터(Actuator) 2대를 산정된 하중비에 근거하여 하중제어 방식으로 구동하였다. 가력기 3대의 작용 하중 비는 식 (1)과 같다.

가력기A : 가력기B : 가력기C = 1 : 10.6 : -10.6                    (1)

가력기A : 수평방향 250 kN 가력기(변위 제어)

가력기B : 수직방향 500 kN 가력기(하중 제어)

가력기C : 수직방향 500 kN 가력기(하중 제어)

Fig. 8에 ACI T1.1R-01에 따른 하중가력 이력을 나타내었다(ACI Innovation Task Group 1 and Collaborators 2001). 각 변위마다 강도와 강성의 저하에 대한 자료를 얻기 위하여 동일 변위 당 3회씩 가력 하였으며, 실험은 내력이 크게 저하되는 구간까지 수행하였다. 실험체의 균열은 가력이 끝나는 단계별로 구분하여 정방향과 부방향 모두 표시하였다.

2.4 계측계획

Fig. 9, 10에 철근의 변형률 게이지와 변위계의 위치를 나타내었다. 벽길이의 절반에 해당하는 소성힌지 구역을 중심으로 하여 곡률 측정을 위한 LVDT와 횡구속철근의 변형률 측정을 위한 스트레인 게이지를 부착하고, 특수수경계요소와 웨브부분의 주근에 인장응력 분포 정도 측정을 위해 스트레인 게이지를 부착하였다.

3. 실험결과

3.1 균열 및 파괴양상

Fig. 11에 각 실험체의 최종파괴 시 균열 양상을 나타내었다. 모든 실험체는 횡변위비 0.15 %구간부터 벽체단부에서 휨균열이 형성되기 시작하였으며, 변위가 증가함에 따라 정, 부방향 가력시 발생한 휨균열이 서로 교차하면서 초기 휨균열이 휨-전단균열로 진행되었다. 또한, 변위비 1 %에 이르러 양단부에 세로방향의 압축균열이 발생하였으며, 이 후 파괴 시 까지 급격한 하중 증감이 발생하지 않았다. 최대강도 발현 후에는 새로운 균열의 발생은 거의 없었으며, 작용 중력하중이 단면성능의 20 %인 SCW-1 실험체를 제외하고는 모두 2 % 이상의 변형 능력을 보여주었다. 변위비 2.5 %에 이르러서는 기존에 발생하였던 세로방향 균열이 급속히 진전되어 이 후 최종 파괴에 이르렀으며, 파괴 시 변위비와 무관하게 소성힌지 영역(0.5 구간)에서의 압축측 주근의 좌굴과 동시에 발생하는 인장측 주근의 파단으로 파괴되는 최종파괴 양상은 동일하였다.

3.2 모멘트-횡변위비 및 모멘트 강도

Fig. 12는 각 실험체의 모멘트-횡변위비 이력곡선을 나타낸 것이다. 횡하중은 동일한 횡변위비에서 강성 및 강도저하에 관한 정보 취득을 위하여 3회씩 반복 가력 하였다. SCW-3 실험체를 제외한 모든 실험체는 하중이 서서히 증가하다가 변위비가 1~1.5 %에 도달한 이후 파괴 시 까지 뚜렷한 하중 증감 없이 변위만 계속 증가하는 연성적인 거동을 나타내었다. 경계요소 배근에 일반철근을 사용한 SCW-1~3 실험체의 경우 작용 중력하중이 증가함에 따라 변형성능이 감소하는 양상을 나타내었으며, 경계요소에 내진철근을 사용한 SSCW-1~4 실험체는 작용중력하중이 동일한 경우 SCW-1~3 실험체에 비하여 우수한 변형성능을 나타내었다.

Table 6에 실험변수와 재료시험 및 구조실험의 결과를 정리하여 나타내었다. 설계 시 가정했던 콘크리트 강도는 24 MPa이었으나, 실험 당일 공시체의 압축강도 시험 결과 실험체 별로 상이한 결과를 보였다(Table 4 참조). 따라서 재료시험을 통해 얻은 재료강도 값을 기준으로 유압기에 가해질 압축력 를 산정하여 실험을 진행하였고, 설계식을 통한 실험체의 예상 강도 산정하여 Table 6에 나타내었다. 표의 와 , 는 각각 변위비 0.75 %를 기준으로 산정한 강성과 최대 모멘트강도 발현 시의 변위비, 실험체가 동일변위의 3회 사이클을 모두 수행한 최대 변위비를 나타낸 것이다. 최대 모멘트강도 은 3대의 엑츄에이터(Actuator)와 유압기(Oil jack)의 하중이력과 LVDT 데이터를 이용하여 식 (2)에 의하여 계산된 모멘트 값 중 최댓값이다.

   (2)

 : 벽체 단부에 작용하는 휨모멘트

 : 유압기의 하중이력 값

 : 벽체의 횡변위 값

 : 가력기 A의 하중이력 값

 : 가력기 B의 하중이력 값

 : 가력기 C의 하중이력 값

실험체의 최대모멘트강도와 공칭강도의 비는 정·부방향 가력 시 모두 1.0~1.1 사이의 값을 보여 주어 내진철근 사용 여부에 관계없이 규준의 설계식을 사용하여 전단벽의 강도를 오차 10 % 이내로 예측 가능함을 알 수 있었다. 콘크리트 강도와 작용중력하중의 크기가 동일한 경우 내진철근을 사용한 쪽이 일반철근을 사용한 경우보다 초기강성이 30 % 가량 높게 나타났고, 압축측 콘크리트의 세로균열이 발생한 이후 최대강도발현까지 강도증가의 추세가 오랫동안 지속되었다. 벽체 단면에 작용하는 중력하중의 양이 1.5배, 2.0배로 증가 할 시 규준의 설계식을 통해 각각 약 10 %의 강도증진 효과를 예상하였으나, 실험결과 특수경계요소에 일반철근을 사용한 경우와 내진철근을 사용한 경우에 있어 각각 16, 20 %의 강도 증가가 발생함을 확인 하였다.

3.3 연성 및 에너지소산 능력

Fig. 13 에는 동일한 배근 상세를 갖는 6개의 전단벽에 대해 중력하중 비를 달리하여 구조실험을 수행한 결과를 정리하였다. 6개의 실험체는  단면성능의 10%, 15%, 20% 일 때에 대하여 각각 경계요소 내 내진철근 사용 여부를 변수로 하여 비교하였다.

내진철근을 사용한 경우와 일반철근을 사용한 경우에 대하여 두 경우 모두 변위비 1%까지의 작용 중력하중의 크기와 초기강성 및 최대강도, 변형능력의 관계에 대한 전체적인경향은 유사하였다. 변위비 1 % 이후 일반철근이 배근된 벽체의 경우 모두 변위비 1.5 % 구간을 지나며 최대강도 발현 후 압축단부 세로균열이 진전됨으로 인하여 강도 증가 없이 유지되며 파괴 시까지 변형이 증가하였으나, 내진철근이 배근된 경우 변위비 1.5 % 이후에도 강도증가 추세가 계속되어 최대강도 발현 시점이 지연되는 경향을 보여주었다(Table 6 8열 참조). 이는 내진철근이 일반철근에 비하여 항복 이후 비탄성변형 능력이 뛰어나기 때문인 것으로 판단된다.

또한 내진철근의 사용은 작용 중력하중의 크기가 동일한 경우에 전단벽의 변형능력을 향상시키는 것으로 나타났다. 이러한 현상은 고축력 상태일 때 두드러지게 나타났는데, 작용 중력하중이 벽체 단면성능의 20 %인 경우에 내진철근을 사용하지 않은 SCW-1 실험체가 1.5 % 변위비 3회 사이클을 완료한 후 파괴되었던 반면, 내진철근을 사용한 SSCW-1 실험체는 2.75 % 변위비 3회 사이클을 모두 완료하였다. 작용 중력하중의 크기가 단면성능의 10 %인 경우 SCW-1, SSCW-1 실험체의 변형능력이 동일하게 나타난 것과 비교하면 현저한 차이를 보이는 것을 알 수 있었다.

Fig. 14에 SCW-1과 SSCW-1, SSCW-4 실험체의 성능을 비교하여 나타내었다. 3개의 실험체는 전술한 바와 같이 특수경계요소 주근의 항복강도와 철근비를 조정하여 10 %내외의 강도차이를 보이도록 하였다. 동일한 철근비를 갖는 경우 직경이 작은 철근을 조밀하게 배치하는 것이 구속효과가 높다는 연구결과(Su and Wong 2007)와 달리 본 실험에서는 직경이 큰 내진철근을 이용하여 주근의 배치 간격이 넓은 SSCW-4 실험체의 단부 구속 차이에 따른 성능의 저하가 나타나지 않았다. 변형능력과 사이클 별 소산 에너지의 양은 SCW-1, SSCW-1 실험체와 유사하였으며, 강성과 강도의 측면에서는 SCW-1, SSCW-1 실험체보다 높은 성능을 보여주었다. SSCW-4 실험체가 다른 두 실험체에 비하여 주근을 통한 압축 단부 콘크리트의 구속 정도가 다소 낮다고 말할 수는 있으나, 일반철근에 비해 비탄성 변형능력이 뛰어난 내진철근을 사용하였고, 사용 철근의 항복강도가 높아 단부의 인장 저항성능이 향상됨으로써 압괴가 지연되어 우수한 내진성능을 나타낸 것으로 판단된다.

Fig. 15, 16은 실험체의 수직철근과 특수경계요소 횡구속 철근에 대한 변형률 측정 결과를 나타낸 것이다. 벽체 전체에 일반철근이 배근된 SCW군 실험체의 경우 변위비 1 %를 넘어서며 단부 수직철근과 소성힌지 형성 구간인 벽길이의 1/2 지점 이내의 횡구속철근에 변형률이 집중되는 경향을 보여주었다. 특수경계요소에 내진철근을 배근한 SSCW군 실험체의 경우 변위비 1 % 이내의 변형률 증가 추세는 SCW군 실험체와 유사하였으나, 변위비 1.5 % 구간을 지나며 수직철근의 변형률 분포에 차이가 발생하였다. SSCW군 실험체의 경우 단부 주근 뿐 아니라 인장 측 웨브의 수직철근도 항복 변형률 이상의 변형률 증가 추세를 보여주어 일반철근을 사용한 경우 보다 고른 응력 분포를 확인 하였다.

단부에 특수경계요소를 갖은 전단벽의 내진성능은 인장 측 수직철근의 비탄성 변형 능력과 횡구속된 단부 콘크리트의 압축 저항 능력에 의해 좌우된다 할 수 있다. 실험이 진행되는 동안 압축 저항 성능의 향상에 관련된 횡구속 철근의 변형률이 SCW군 실험체와 SSCW군 실험체의 경우에서 모두 탄성영역 이내의 변형률분포를 나타낸 것으로 미루어 보아 SSCW군 실험체의 우수한 내진 성능은 수직 철근의 비탄성 변형 능력 때문인 것으로 보인다.

4. 결    론

특수경계요소에 적용된 철근의 기계적 성질과 전단벽의 거동 특성의 상관관계 파악을 목적으로 수행한 7개의 전단벽에 대한 구조실험의 결과를 요약하면 다음과 같다.

1)특수경계요소에 사용된 철근의 기계적 성질의 차이는 전단벽의 초기강성 증진에 긍정적인 영향을 미치는 것으로 나타났다. 단면에 작용하는 중력하중의 크기가 동일한 경우 특수경계요소에 고연성 내진철근을 사용하였을 때 일반철근을 사용한 경우보다 약 30 % 가량 강성이 높았다.

2)실험결과 최대모멘트강도와 KBC2016의 설계식에 재료시험결과를 적용하여 산정한 전단벽의 공칭강도의 비는 1.0~1.1 사이의 값으로,  기존의 설계식을 특수경계요소에 내진철근을 사용한 전단벽의 설계에 적용 할 수 있음을 확인하였다.

3)경계요소에 내진철근을 사용한 경우 일반철근을 사용한 경우에 비하여 최대강도 발현 시점이 지연되는 경향을 나타내었다. 인장측 단부 수직철근의 변형률이 항복변형률을 넘어선 이후에도 일반철근만 사용한 경우와 달리 복부(web)에 응력이 분배되며 지속적인 강도의 증가가 나타났다.

4)단면에 작용하는 중력하중의 크기가 동일할 때 일반철근을 사용한 경우에 비하여 특수경계요소에 내진철근을 사용한 벽체의 변형능력이 우수하였으며, 특히 축력이 높은 경우일수록 그 경향은 뚜렷이 나타났다. 고축력이 작용하는 벽체의 경우에서 내진철근의 사용이 변형능력의 확보라는 관점에서 매우 효과적인 방안이 될 것으로 보인다.

5)특수경계요소에 D13(SD500), D13(SD500s)와 D16 (SD600s)의 세 종류의 철근을 사용하여 유사한 휨강도를 보이도록 설계한 3개의 전단벽 실험체에 대하여 단부를 구속하는 철근의 배치에 따른 벽체의 거동특성을 비교·분석한 결과 주근 배치간격 증가로 인한 성능 저하가 없었으며, 일반철근을 조밀하게 배근한 경우에 비하여는 오히려 내진성능이 우수하였다. 제한된 실험결과를 토대로 한 결론이나 직경이 큰 내진철근의 사용을 통해 시공성 개선을 도모할 수 있을 것으로 판단되며, 이에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 보인다.