1. 서    론

철근콘크리트 초고층 건축물의 건설이 국내외에서 증가(CTBUH 2018)하고 골조 공사 기간 단축을 위해 코어 선행 공법이 사용되면서, 선행 코어-후행 바닥구조의 접합부도 증가하고 있다. 코어벽-바닥구조 접합부는 큰 하중이 작용하는 매우 중요한 부위로, 작용 부재력에 적절히 저항하기 위해서는 우수한 품질의 철근이음과 정착이 필요하다. 코어 선행 공법이 사용되는 건설현장에서는 코어벽-바닥구조 접합부 철근이음을 위해 Fig. 1의 굽힌 철근 박스(HALFEN 2018)가 많이 사용된다. 선행 코어 시공 시 굽힌 철근이 조립된 박스를 매립하고, 양생 후 거푸집을 탈형한 뒤에 굽힌 철근을 펴서 바닥구조 주철근과 겹침이음한다. 이 방법은 코어벽-바닥구조의 접합부 외에도, 지하 연속벽-바닥구조의 접합부나 임시 개구부 등에서도 사용된다.

그런데 철근을 굽히고 다시 펴는 과정에서 소성변형이 발생하고, 소성변형에 의한 가공 경화(work hardening), 바우싱어 효과(bauschinger effect)와 시효 경화(age hardening) 현상으로 조기 항복이 발생하고 연신율 저하나 탄성계수 저하(Campilo et al. 1996; Chun et al. 2011; Chun et al. 2012) 등이 발생될 수 있다. 따라서 설계에서 가정된 접합부 성능이 발현 되지 않아, 전체 구조물의 강성과 강도 저하가 유발될 수 있어 현장 펴기 후 품질검사가 필요하다. 하지만 현행 구조기준(KCI 2012; AIK 2016)과 표준시방서(KCI 2009; MOLIT 2015)에 명확한 설계 및 시공 기준이 없어 접합부 성능에 문제가 발생할 수 있다.

굽힌 철근을 이용한 기존 철근이음 공법의 문제점을 해결하기 위해, Fig. 2의 다수 커플러를 얇은 강판에 미리 부착한 철근 이음용 매립 강판 공법(Oh et al. 2011a; Oh et al. 2011b)이 개발되었다. 철근 이음용 매립 강판은 강판-커플러-정착철근-정착부(확대머리철근 또는 갈고리철근)로 구성되어 있으며, 콘크리트 타설 후 커플러에 이음용 철근을 체결하여 접합부를 형성한다. 시공 효율성 증대를 위하여 하나의 강판으로 상하부 철근을 모두 연결하고 상하부 철근 사이에 전단키를 형성하였다. 단일 강판에 상하부 철근이 모두 연결되기 때문에, 신구 콘크리트 경계면이 강판으로 단절되는 문제점이 대두되었다. 이 문제를 해결하기 위하여 상하부 철근을 각각 연결하는 Fig. 3의 철근 기계적 이음 모듈(Mechanical splice module, BMA-Rail)을 개발하였다(Boowon BMS 2016). 철근 기계적 이음 모듈은 제거가 가능하며 제거 후 전단키 역할을 하는 레일과 커플러, 정착철근, 정착부(확대머리철근 또는 갈고리철근)로 구성된다. 선행 코어벽 거푸집에 정착철근이 설치된 철근 기계적 이음 모듈을 설치하고 콘크리트를 타설·양생 후 레일을 제거하고 매립되어 있는 커플러를 이용하여 이음용 철근을 체결하여 접합부를 형성한다.

이 연구는 새로 개발된 철근 기계적 이음 모듈을 이용한 벽-슬래브 접합부의 반복하중에 대한 구조 성능 평가를 목적으로 수행되었다. 코어벽-슬래브 접합부를 모사하여 실험체를 제작하였고, 반복하중을 가하여 이음 방법에 따른 강도, 강성과 에너지 소산능력을 분석하였다.

2. 실험계획 및 실험체 제작

초고층 건축물의 코어벽-바닥구조 접합부를 모사하여 실험체를 계획하였다.

2.1 실험 변수

실험 변수는 철근 이음 방법, 지름 및 강종으로 선정하였다. 개발된 철근 기계적 이음 모듈로 이음된 실험체와, 비교를 위하여 무이음 실험체도 제작하였다. Fig. 4(a)와 같이 철근 기계적 이음 모듈로 이음한 철근은 벽체에 확대머리철근으로 정착하였으며, 무이음 실험체(Fig. 4(b))의 철근은 벽체에 갈고리철근으로 정착하였다. 철근 지름은 가장 많이 사용되는 D13, D16으로 설정하였고, 강종은 초고층 건축물의 바닥구조 주철근으로 사용할 수 있는 SD400, SD500, SD600 3종류를 모두 포함하였다. 총 8개의 접합부 실험체를 제작하였으며, 각 실험체별 변수를 Table 1에 정리하였다. 실험체 상세는 Fig. 4와 같다.

Table 1 Experimental plan

Specimens	Slab bars
	Grade	Diameter and spacing	Splice	Anchorage
R-D13-F400	SD400	D13@100	BMS-Rail	Head
R-D16-F400		D16@150	BMS-Rail	Head
R-D13-F500	SD500	D13@100	BMS-Rail	Head
S-D13-F500			No splice	Hook
R-D16-F500		D16@150	BMS-Rail	Head
S-D16-F500			No splice	Hook
R-D16-F600	SD600	D16@150	BMS-Rail	Head
S-D16-F600			No splice	Hook

2.2 실험체 설계

슬래브의 두께는 무량판 구조에 많이 사용되는 250 mm로 결정하였고, 벽체 두께는 400 mm로 하여 슬래브에 비해 충분한 강성과 강도를 확보하였다. 실험체 폭은 1 m로 하였다. 콘크리트 강도는 벽체 50 MPa, 슬래브 40 MPa로 강도비가 1.4를 넘지 않게 설계하였다. 슬래브에 비해 벽체의 휨강도가 충분하도록 벽체 주철근은 SD400D19를 100 mm 간격으로 배근하였다. 배력근은 벽체에는 SD400D13, 슬래브에는 SD400D10 철근을 250 mm 간격으로 배치하였다.

벽-슬래브 경계면에 작용되는 슬래브 전단력은 슬래브 휨강도를 슬래브 전단경간으로 나눠서 산정할 수 있으며, 최대 115 kN으로 산정 되었다. 경계면의 전단강도는 (1) 전단키의 콘크리트 전단강도, (2) 주철근의 전단마찰, (3) 주철근의 다월작용으로 구성될 수 있다. 이 중에서 슬래브의 주철근은 휨모멘트에만 저항한다고 가정하고, 전단키의 콘크리트 전단강도만으로 설계하면 안전측이다. 프리캐스트 콘크리트 조립식건축 구조설계기준 및 해설(MOLIT 1992)에 따르면, 전단키의 콘크리트 전단강도는 식 (1)로 산정한다.

$\varphi V_n=0.85\times 0,2f_{ck}\times A_{\upsilon }\le 0.85\times 5.6\times A_{\upsilon }$  (1)

여기서, $A_{\upsilon }$는 전단키의 수직 단면적(mm²)이다.

1 m 길이의 철근 기계적 이음 모듈이 상하부에 설치되었으며, 1개 모듈의 $A_{\upsilon }$는 55,400 mm²(= 55.4 × 1,000)이다. 경계면의 설계전단강도는 527 kN으로 작용 전단력에 비해 충분히 안전하다.

2.3 가력 계획

가력 이력은 ACI 374.1-05(ACI Committee 374 2005)에 따라, 변위각을 기준으로 실시하였다. 첫 가력에 철근이 탄성 상태에 있도록 하였고, 이후의 변위각은 이전 변위각의 1.25배~1.5배 사이가 되도록 설정하였다. 동일 변위각마다 3회씩 반복 가력하였고, 가력 이력 계획은 Fig. 5와 같다. 가력 속도는 KS B 0802(KSA 2013)에 따라 철근의 응력 변화가 15 MPa/sec 이하가 되도록 설정하였다. 1,000 kN 용량의 액츄에이터를 이용하였으며, 실험의 편의성을 위해 Fig. 6과 같이 벽체를 눕히고 슬래브를 세워서 가력하였다.

2.4 실험체 제작

실험체 제작은 실제 시공과 유사하게, 벽체를 먼저 제작하고 슬래브 철근을 연결한 후 슬래브 콘크리트를 타설하였다. 철근 기계적 이음 모듈은 벽체 철근과 같이 설치하고, 벽체 콘크리트 양생 후 모듈의 레일을 제거하고, 설치되어 있는 커플러를 이용하여 슬래브 철근을 연결하였다. 무이음 실험체는 벽체와 슬래브를 일체 타설하였다. 철근 기계적 이음 모듈 실험체 제작과정을 Fig. 7에 나타내었다.

3. 실험결과

3.1 재료시험 결과

벽체와 슬래브 각각 3개 콘크리트 공시체를 시험하였다. 시험일의 벽체 콘크리트 평균압축강도는 65.5 MPa 였으며, 슬래브 콘크리트 평균압축강도를 Table 3에 실험체별로정리하였다. 설계강도에 비해 10~30 % 높게 강도가 발현되었다. 슬래브 철근의 인장 시험결과를 Table 2에 정리하였으며, 철근별 응력-변형률 곡선을 Fig. 8에 나타내었다. 슬래브 철근으로 사용된 5가지 모두 KS D3504(KSA 2016)의 강도 조건을 만족하였다.

Table 2 Summary of coupon tests of slab reinforcing bars

Diameter	Grade	fy (MPa)	ft (MPa)	Es(GPa)
D13	SD400	408	513	179.6
	SD500	506	680	169.9
D16	SD400	459	589	184.4
	SD500	506	617	177.2
	SD600	632	741	177.7
* fy and ft are measured yield and tensile strengths, respectively, and Es is measured modulus of elasticity.

3.2 파괴 양상

모든 실험체들은 첫 가력에서 접합면에 휨균열이 발생되었고, 가력을 진전하면서 슬래브로 휨균열이 확산되었다. 벽체의 강성과 강도가 슬래브에 비해 높기 때문에, 접합면과 슬래브에 균열이 집중되었다. 큰 변위에서 일부 실험체의 접합부에 미세 균열이 발생하였으나, 접합부 파괴로 진전되지는 않았다. 슬래브 상하면에는 길이의 직각방향으로 휨균열만 발생되었다. Fig. 9는 3.5 % 변위각의 3번째 가력 후 측면의 균열을, Fig. 10은 최종 파괴 후 슬래브 바닥면의 모습을 보여준다. 철근 기계적 이음 모듈로 이음된 R-series 실험체들은 Fig. 9(a), (c)와 같이 접합 경계면의 전단키를 따라 균열이 형성되었으나, 전단키를 따라 미끄러지거나 다른 유해한 손상은 발생되지 않았다.

무이음 실험체(S-series)들은 가력이 진전됨에 따라 [인장철근 항복]-[압축측 피복콘크리트 압괴 탈락]-[압축측 주철근 좌굴]의 전형적인 휨거동을 보였다. 변위각 5 %에서 하중이 저하되어 실험을 종료하였다. 철근 기계적 이음 모듈로 이음된 실험체들은 무이음 실험체와 거의 동일하게 Fig. 10과 같이 인장철근 항복 후 피복콘크리트 압괴 및 압축철근의 좌굴로 파괴되었다. 철근 기계적 이음 모듈에 휨균열 외에 다른 유해한 손상은 발생되지 않았으며, 무이음 실험체와 마찬가지로 5 %에서 하중이 저하되어 실험을 종료하였다.

3.3 모멘트-변위각 관계

접합면에 작용되는 모멘트와 변위각 그래프를 Fig. 11에 나타내었다. 실제 재료강도를 반영한 슬래브 공칭휨강도 M_n,act를 점선으로 나타내었다. 철근 기계적 이음 모듈로 이음된 실험체(R-sereis)는 모두 정부 방향으로 공칭휨강도를 상회하였으며, 5 % 변위각의 충분한 변형능력을 확보하였다. 무이음 실험체도 충분한 휨강도를 확보하며 5 % 변위각까지 안정적인 거동을 보였다. 철근 기계적 이음 모듈을 사용한 R-series는 동일 조건의 무이음 실험체와 동등한 강도와 변형능력을 보였으며 핀칭현상은 작았다. 핀칭 현상의 비교를 위하여 Fig. 12에 SD500D13 철근으로 제작된 철근 기계적 이음 모듈 실험체와 무이음 실험체의 3.5 % 변위각의 3번째 이력을 나타내었다. 철근 기계적 이음 모듈 실험체가 무이음 실험체보다 에너지 소산량이 많으며 변위각 0 %에서 곡선의 폭이 컸다. 즉 핀칭 현상이 감소하였다. 이러한 현상은 철근 기계적 이음 모듈에서 특이한 미끄러짐이 발생하지 않고, 벽체에 정착된 확대머리철근 정착부 또는 접합부 손상이 무이음 실험체보다 작음을 의미한다. 따라서 철근 기계적 이음 모듈은 무이음와 동등한 휨강도와 변형능력을 발현하는 것으로 평가된다.

3.4 강성 저하율 비교

동일 지름, 동일 강종의 철근을 사용한 무이음 실험체와 철근 기계적 이음 모듈 실험체의 변위 단계별 첫 가력의 강성비를 Fig. 13에서 비교하였다. 강성은 각 변위각에서 (모멘트)/(변위각)의 비율로 산정하였고, 그래프의 세로축은 초기 강성을 기준으로 표준화한 강성비로 표현하였다. 철근 기계적 이음 모듈 실험체는 철근 지름과 강종에 무관하게 무이음 실험체와 유사한 강성을 가졌다.

3.5 에너지 소산능력 비교

SD500 철근을 사용한 실험체들이 소산시킨 에너지를 Fig. 14에 나타내었다. 가로축은 슬래브 가력점의 누적 변위이고, 세로축은 소산된 에너지를 나타낸다. 3.3절에서 설명한 대로 철근 기계적 이음 모듈 실험체에서 철근 이음부의 미끄러짐이 발생하지 않고 정착부와 접합부의 손상이 무이음 실험체에 비해 작기 때문에 동일 누적변위에서 더 많은 에너지를 소산시켰다. 철근 기계적 이음 모듈로 이음한 경우 무이음과 동등한 수준의 반복하중에 대한 에너지 소산 능력을 확보하는 것으로 평가된다.

3.6 실험 결과 종합

각 실험체별 철근 항복 시 휨강도, 실제 재료 강도를 반영한 공칭휨강도, 최대 휨강도, 항복 및 최대하중에서의 변위각 그리고 소산 에너지량을 Table 3에 정리하였다. 모든 실험체들이 실제 재료강도를 반영한 공칭휨강도보다 높은 강도를 확보하였다. SD500D16 철근을 사용한 철근 기계적 이음 모듈 실험체 R-D16-F500은 무이음 실험체 S-D16-F500에 비해 최대 강도가 낮았다. 두 실험체 모두 전형적인 슬래브 휨파괴가 발생되고 5 %의 변위각까지 안정적인 거동을 보였으므로, 두 실험체 강도 차이의 원인은 철근 배근 오차를 비롯한 실험체 제작상의 차이로 판단된다. 이를 제외한 철근 기계적 이음 모듈 실험체들은 동일 조건의 무이음 실험체들과 비교하여 휨강도, 강성, 에너지 소산능력이 모두 유사하였다.

Table 3 Test results

Specimens	fcm,slab (MPa)	My (kN․m)		Mn,act (kN․m)	Mpeak (kN․m)		θy (%)		θpeak (%)		Wult (kN․m)
		(-)	(+)	0	(-)	(+)	(-)	(+)	(-)	(+)
R-D13-F400	43.7	93.0	101.1	111.9	156.5	152.5	1.33	0.75	5.01	5.01	58.9
R-D16-F400	43.7	128.9	137.8	136.2	154.8	155.0	1.18	1.26	2.72	2.73	57.5
R-D13-F500	43.7	123.9	135.2	137.7	166.5	170.9	1.05	1.21	2.72	3.38	61.7
S-D13-F500	43.7	135.2	136.5	137.7	143.4	160.9	1.49	1.29	2.72	2.74	47.3
R-D16-F500	48.9	135.5	143.5	149.5	171.7	176.3	1.25	1.25	2.71	4.92	66.2
S-D16-F500	48.9	166.0	153.4	149.5	200.0	205.3	1.47	1.30	3.45	4.60	48.3
R-D16-F600	48.9	177.1	178.0	184.7	204.8	204.5	1.77	1.74	4.99	4.98	56.3
S-D16-F600	48.9	165.4	196.6	184.7	190.7	207.9	1.68	2.18	3.51	4.94	43.9
* fcm,slab is a measured compressive strength of slab concrete, My is a moment at yielding of reinforcing bars, Mn,act is a nominal moment based on actual material properties, Mpeak is a measured peak moment, θy is a drift ratio at My , θpeak is a drift ratio at Mpeak , and Wult is dissipated energy up to 5 % drift ratio.

반복하중을 받는 모멘트 프레임의 ACI 374.1(ACI Committee 374 2005) 허용기준과 실험체별 결과를 Table 4에 정리하였다. ACI 374.1(ACI Committee 374 2005)은 변위각 3.5 %의 3번째 가력에서 강도, 강성, 에너지 소산능력을 평가한다. 모든 실험체가 3.5 % 변위각에서 3가지 항목을 모두 만족하였다. 철근 기계적 이음 모듈 실험체들은 에너지 소산능력이 기준값 0.125에 비해 2배 이상의 성능을 지녔으며, 강성은 기준값 0.05의 6배 이상으로 충분한 지진저항 성능을 가지는 것으로 평가되었다.

Table 4 Test results

Items	θMn,d (%)		Mpeak/Mn,d	During 3.5 % drift cycles
				M3rd/Mpeak		β	Ks/K
Acceptance criteria Specimens	≤ 2.2		≤ 1.25	≥ 0.75		≥ 0.125	≥ 0.05
	(-)	(+)		(-)	(+)		(-)	(+)
R-D13-F400	-1.50	0.92	1.42	0.94	0.91	0.42	0.36	0.32
R-D16-F400	-1.06	1.01	1.29	0.84	0.92	0.44	0.30	0.31
R-D13-F500	-1.25	1.23	1.25	0.94	0.93	0.42	0.34	0.35
S-D13-F500	-1.41	1.29	1.19	0.93	0.93	0.26	0.33	0.34
R-D16-F500	-1.40	1.32	1.19	0.83	0.95	0.39	0.32	0.35
S-D16-F500	-1.26	1.23	1.39	0.92	0.95	0.21	0.38	0.38
R-D16-F600	-1.77	1.72	1.16	0.92	0.94	0.24	0.44	0.41
S-D16-F600	-1.86	1.65	1.19	0.90	0.90	0.18	0.36	0.35
* θMn,d is a drift ratio at Mn,d , Mn,d is a nominal moment based on design material properties, M3rd is a measured moment at 3rd cycle of 3.5% drift ratio, β is a relative energy dissipation ratio, Ks is a secant stiffness, and K is an initial stiffness.

이외에도 ACI 374.1(ACI Committee 374 2005)은 허용층간변위 내에서 설계강도가 발현하도록 규정하고 있는데 8개 실험체 모두 이 조건을 만족하였다. 또한 접합부를 비롯한 인접 부재의 의도하지 않은 파괴를 방지하기 위해 실제강도가 설계강도의 1.2배를 넘지 않도록 요구하고 있는데, 3개 실험체(R-D13-F400, R-D16-F400, S-D16-F500)가 이 조건을 만족하지 못하였다. 실험일 콘크리트 압축강도가 설계강도보다 높고, 슬래브의 철근비가 낮아 최대하중 시점에서 철근이 변형경화구간에 이르렀기 때문으로 판단된다. 초과강도는 철근 이음방법과는 무관하며, 높은 초과강도가 발현되었어도 설계에서 의도한 슬래브 휨파괴가 발생되었다.

4. 결    론

초고층 건축물의 선행 코어 후행 바닥구조 접합부의 철근 이음을 위하여, 다수의 커플러를 하나의 레일에 연결한 철근 기계적 이음 모듈 공법이 개발되었다. 이 공법을 사용한 접합부의 구조 성능을 검증하기 위하여, 벽-슬래브 접합부에 대한 반복가력 실험을 수행하였다. 비교를 위해 무이음 실험체도 함께 실험하였다. 실험 및 분석을 통해 다음의 결론을 얻었다.

1) 철근 기계적 이음 모듈이 사용된 실험체는 무이음 실험체와 동일하게 [인장철근 항복]-[압축측 피복콘크리트 압괴]-[압축 주철근 좌굴]의 전형적인 휨파괴를 보였다. 충분한 휨 변형으로 슬래브 단부에 소성힌지가 형성되어 최종파괴 되었다.

2) 철근 기계적 이음 모듈 실험체는 탄성상태에서 접합면에 휨균열이 발생하였으나, 접합면의 미끄러짐 또는 전단키 손상은 발생하지 않았다.

3) 모든 실험체는 실제 재료강도를 반영한 공칭휨강도를 정부방향에서 모두 상회하였으며, 5 % 변위각의 충분한 변형능력을 보유하였다.

4) 동일 누적 변위에서 철근 기계적 이음 모듈 실험체가 무이음 실험체보다 에너지 소산능력이 우수하였다. 철근 기계적 이음 모듈 실험체의 철근이음과 정착부 그리고 접합부에서 특이한 손상이 발생되지 않음을 확인하였다.

5) 반복하중에 대한 강성 저하를 비교한 결과, 철근 기계적 이음 모듈이 사용된 실험체와 무이음된 실험체가 유사한 결과를 보였다.

6) 철근 기계적 이음 모듈로 제작된 접합부는 ACI 374.1(ACI Committee 374 2005)에서 요구하는 3.5 % 변위각에서의 강도, 강성, 에너지소산능력을 모두 만족하였다.