3.1 부재 및 접합부의 구조성능

KDS(MOLIT 2016) 및 ACI 318-14(2014)^(1,11)에 따르면 PC 구조도 RC 구조와 동등한 성능을 가지도록 요구하고 있기 때문에 DW의 부재 및 접합부 성능은 RC 구조와 동일한 방법으로 설계할 수 있어야 한다. 따라서 다음과 같은 설계기준에 따라 DW 실험체를 계획하고 실험결과에 따른 구조성능 역시 동일한 기준으로 평가하고자 하였다.

DW에서 접합부에 대한 휨설계는 KDS 14 20 20(MOLIT 2016a)⁽¹¹⁾, 전단설계는 KDS 14 20 22(MOLIT 2016b)⁽¹²⁾, 접합부 접합면의 직접전단에 대한 설계는 KDS 14 20 66(MOLIT 2016c)⁽¹³⁾을 적용한다. 수평접합부 휨설계는 횡력에 의한 휨모멘트와 연직하중에 의한 축력 등을 동시에 받는 기둥으로 설계한다. 또한, 횡력에 의한 전단력에 대해서는 벽체 횡방향 단면의 콘크리트 전단강도와 함께 PC 판넬에 배근된 철근(여기에서는 와이어 메쉬)의 전단강도 기여도를 합산하여 산정한다. 현장타설 벽체(이하 RW로 칭함)와의 동등성 확보 여부를 검토하기 위하여, 수평접합부 휨모멘트 설계와 부재 전단설계의 경우 벽체 두께는 실험체 전체 두께를 반영한다. 이때 콘크리트의 설계기준강도는 PC 판넬과 접합부 채움 콘크리트의 두께 비율을 산술적으로 반영하여 산정한 강도를 사용하고 실험을 통해 검증한다. 그러나 수직접합부 접합면의 직접전단에 대해서는 접합면 채움 콘크리트의 두께만을 반영하고, 콘크리트 강도 역시 채움 콘크리트의 강도를 사용한다.

3.2 내진성능

본 연구에서는 DW가 PC 중간 전단벽으로서 내진성능을 가질 수 있도록 설계법을 정립하고, 이 근거에 따라 내진성능을 평가하고자 하였다. 이 경우 ACI 318-14(2014)⁽¹⁾ 기준에서는 PC 중간 전단벽의 경우 연성설계법(연성접합)과 강도설계법(강도접합)으로 구분하여 설계법을 제시하고 있다. ACI 318-14 기준에 따르면 연성접합의 경우 연결철물의 항복이 전제되어야 하며, 강도접합인 경우 재료의 항복강도에 의한 접합부 강도 대비 1.5배 이상의 강도를 발휘할 수 있어야 한다. 그러나 연성접합의 경우 연성능력의 정도나 그에 따른 강도 요구조건 등은 명시되어 있지 않다. 반면에 ASCE/SEI 7-16(2016)⁽⁶⁾에서는 “접합부에서 항복하도록 설계된 접합부는 설계변위에 해당하는 변형에서 설계강도의 80 %를 지지할 수 있거나, 유형 2 기계적 이음을 사용하여야 한다”고 구체적으로 명시하고 있다. 따라서 본 연구에서는 ASCE/SEI 7-16의 요구조건을 기준으로 DW의 내진성능을 평가하였다.

3.3 목표성능 달성도

성능기반 내진설계(performance-based seismic design)에서는 선형 혹은 비선형 해석을 통하여 달성하고자 하는 성능목표(performance objective)의 수준을 설정하고, 이를 달성할 수 있는지 평가한다. 비선형 해석법을 사용하는 경우 구조물 혹은 구조 부재의 비선형 특성을 모델링 하며, 해석결과를 토대로 요구 성능수준이 달성되었는지를 평가하게 된다. 구조부재의 비선형 모델 특성과 성능수준평가 방법은 ASCE/SEI 41-13(2014), ACI 374.2R-13(2013), ACI 374.3R-16(2016) 등에서 설명하고 있다. ASCE/SEI 41-13에 따르면 비선형 해석을 위한 모델링 변수 및 허용수준은 Table 1과 같다. 표의 값은 Fig. 2와 같은 뼈대곡선(backbone curve)의 형태로 나타낼 수 있고, 허용수준은 즉시사용(IO, Immediate Occupancy), 인명안전(LS, Life Safety), 붕괴방지(CP, Collapse Prevention) 등으로 정의된다. 본 연구에서는 ASCE/SEI 41-13의 방법을 이용하여 실험체의 성능을 평가하였다.

Fig. 2. Evaluation of performance objectives

Fig. 2에서 원점(A)과 항복점(B)을 연결하는 직선의 기울기(할선 강성)는 항복강도($\beta M_{n}$)를 항복 변형각으로 나눈 값으로 나타낼 수 있다. 이때 항복점에서의 변형각은 Priestley et al.(2007)이 제시한 다음과 같은 방법으로 산정할 수 있다.

여기서, $\epsilon_{y}$와 $l_{d}$는 각각 철근의 항복변형도와 정착길이, $l_{w}$와 $h_{w}$는 각각 벽체의 길이와 높이를 나타낸다.

6.1 재료시험

실험체의 DW PC 패널 콘크리트와 중공부 채움 및 RW 실험체용 콘크리트에 대한 압축강도 시험을 위해 콘크리트 타설 작업시 3개씩 공시체를 제작하였다. 압축강도 시험용 공시체는 실험체 양생과정과 동일한 조건에서 양생을 진행하였으며, 각 실험체별 시험 시작 전 압축강도를 측정하였다. 또한, 실험체에 사용된 철근은 이형철근 HD10 (SD400), HD13 (SD400)과 DW PC 패널 제작시 와이어 메쉬($\phi$8-100×100, SWM400)에 대한 인장시험도 실시하였다. 이상과 같은 재료시험 결과는 Table 3에 나타내었다. 결과분석을 위한 실험체의 예상강도는 재료시험에서 얻어진 값을 사용하여 산정하였다.

Fig. 9. Crack patterns of LA types

Fig. 10. Crack patterns of SB types

6.2 균열 패턴 및 강도

LA-형 실험체의 균열패턴은 동일한 형상비를 갖기 때문에 DW나 RW 모두 대체로 유사한 결과를 보였다. 다만 DW 실험체의 경우 보강비가 클수록 균열이 상부로 더 진전되는 경향을 보였다. Fig. 9에는 실험 종료 후 LA-형 실험체들의 균열 패턴을 비교하여 보여주고 있다. LA-형 실험체들은 변형각 1.0 %(이력가력 8단계, 22~24 cycle) 정도에서 균열이 확대되는 경향을 보였으며, 변위가 2.0 %(이력가력 10단계, 28~30 cycle) 내외에서 벽체 양단부의 하부에서 콘크리트 압괴를 나타내었다. 단부 압괴의 정도는 RW 실험체에서 가장 크게 나타나는 것을 알 수 있었다. DW는 PC 강도가 높기때문에 압괴의 정도가 RW 실험체보다는 심하지 않은 것을 알 수 있었다. LA-형 실험체는 수평접합부에서 휨파괴가 발생하도록 계획하였으며, 모두 휨파괴 되었다. 최종 파괴는 벽체 단부의 압괴에 의해 콘크리트 피복이 탈락하면서 하중저항능력이 감소되어 실험을 종료하였다.

SB-형 실험체는 전단응력에 의한 사인장 균열이 발생하고 있으며, 벽체의 전후면에서 동일한 균열패턴을 보였다(Fig. 10참조). SB-형 실험체는 변형각 1.33 %(이력가력 9단계, 25~27 cycle)에서 벽체 하단의 국부적인 지압 파괴가 발생하였지만, 벽체의 휨에 의한 균열은 발생하지 않았다. 이러한 균열 양상은 수직접합부의 유무와 상관없이 두 개의 실험체에서 거의 동일하게 나타났다. 수직접합부가 있는 SB-2-DWJ4R 실험체는 사인장 균열이 수직접합부를 관통하면서도 수직접합부로 인한 단절없이 연속되는 것을 알 수 있었다. 이러한 균열 패턴으로부터 강도와 함께 타설 시기가 다른 콘크리트로 이루어진 DW에 큰 전단력이 작용하여도 PC 판넬과 채움 콘크리트 사이에서 합성작용을 충분히 하였으며, 수직접합부에서도 어떠한 불연속을 보이지 않았음을 알 수 있다.

SB-형 실험체는 전단파괴가 발생하도록 하였으나, 액추에이터 용량의 한계로 인하여 최종적인 전단파괴까지 도달하게 하지 못하였다. 그러나 액추에이터 용량이 충분하다고 할지라도 더 이상의 강도 증가는 발생하지 않았을 것으로 예상해 볼 수 있었다. 최종 사이클 부근에서 상당한 정도의 전단균열이 발생하였고, 하중-부재각 곡선을 보았을 때도 더 이상의 강도 증가는 기대하기 어려운 정도까지 가력되었기 때문이다. 즉 더 이상의 가력에도 강도 증가는 없이 변형만 증가할 것으로 예측할 수 있었다.

Table 4는 LA 및 SB-형 실험체의 강도 산정 결과를 나타내고 있다. 표에서 알 수 있는 것처럼 LA-형 및 SB-형 실험체의 강도비는 1.17~1.39로 상당히 높게 나타났다. 이러한 강도 증가의 경향은 RW 실험체(강도비 1.26)에서도 동일하게 나타났다. SB-형 실험체는 수직접합부가 없는 SB-2-DW4R과 수직접합부가 있는 SB-2-DWJ4R로 구성되어 있지만, 두 실험체에서의 강도 차이는 발생하지 않았다. 더구나 균열 패턴이나 철근의 변형 경향(6.4절에서 설명)에서도 거의 차이가 없었다. 따라서 수직접합부로 인한 강도 저하는 발생하지 않은 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 11. Skeleton curves for force-drift ratio

실험체의 예상강도는 수평접합부 휨강도(KDS 14 20 20), 부재 전단강도(KDS 14 20 22), 합성콘크리트의 접합면 전단강도(KDS 14 20 66)로 구분하여 강도를 산정하고, 그 결과는 휨모멘트강도와 전단강도를 횡하중 값($P_{M}$, $P_{V}$)으로 환산하였다. 그리고 실험체의 예상강도는 휨강도($P_{M}$,①)와 전단강도($P_{V}$, ⑤) 중에서 작은 값($P_{n}$, ⑥)을 선택하였다. 최종적으로 예상강도 대비 실험강도의 비율도 Table 4에 나타냈다. 실험체들은 예상강도 대비 평균 1.26배의 높은 강도를 보였다.

6.3 강성과 연성 및 이력거동

실험체의 강성 및 연성 비교를 위하여 Fig. 11에서는 LA-형 실험체와 SB-형 실험체에 대한 뼈대곡선을 비교하여 나타내었다. LA-형 실험체들의 경우 보강비는 초기강성에 거의 영향을 미치지 않았으나 강도에는 영향을 미쳤음을 알 수 있다. 그러나 보강비에 따른 연성능력의 차이는 보이지 않으면서 높은 연성 능력을 보였다. RW 실험체는 정가력에서 DW보다 약간 높은 초기강성을 보였으나, 부가력에서는 초기강성의 차이는 보이지 않고 오히려 강도 감소가 크게 발생했음을 알 수 있다. 형상비가 작은 SB-형 실혐체는 부재각 1.0 % 정도까지 거의 동일한 강성 특성을 보였다.

Fig. 12(a)에는 유사한 보강비를 가진 LA-2-DW5R과 LA-2-RC4R 실험체를 대상으로 하중-부재각 이력곡선을 비교하였다. 정가력에서는 두 실험체가 유사한 이력거동을 보였으나, 부가력에서는 LA-2-DW5R가 LA-2-RC4R보다 높은 강도 특성을 보였다. 이러한 차이를 제외하고는 대체로 RW와 DW 벽체 사이의 차이는 크지 않았다.

Fig. 12(b)는 수직접합부 유무를 실험변수로 적용한 SB-형 실험체에 대한 비교를 나타내고 있다. 수직접합부가 있는 SB-2-DWJ4R은 그렇지 않은 SB-2-DW4R과 비교하여 동등 이상의 강도와 변형능력을 보여주었다. 다만 부가력시 SB-2-DWJ4R은 액추에이터 스트로크 문제로 실험을 조기 종료하였기 때문에 SB-2-DW4R의 변형능력이 다소 크게 나타났다. 따라서 수직접합부의 보강근 상세는 DW 벽체의 강도와 변형능력 확보에 적합한 것으로 판단된다.

Fig. 12. Force-drift ratio relations

Fig. 13. Strains of horizontal reinforcements

Fig. 14. Strains of SB-2-DWJ4R

6.4 접합부 철근의 변형

Fig. 13은 보강비가 유사한 LA-2-DW5R과 LA-2-RC4R 실험체의 수평접합부 보강철근의 변형도를 나타내고 있다. 그림에서 LA-2-DW5R의 수평접합부 철근은 항복 후에도 상당한 변형을 하였다. 반면에 LA-2-RC4R의 변형은 크지 않게 나타났다. 다른 DW 실험체의 수평접합부 보강철근도 LA-2-DW5R과 유사하게 항복 후 상당한 변형을 보였다.

Fig. 14(a)에는 SB-2-DWJ4R 실험체에서 수평접합부 보강철근의 변형도를 나타내고 있다. 전단파괴 모드를 유도한 실험체임에도 수평접합부 보강철근이 휨모멘트에 의해 항복하면서 연속성을 부여한 것을 알 수 있다. Fig. 14(b)는 SB-2-DWJ4R의 수직접합부 철근의 변형도를 나타내고 있는데 역시 항복에 도달했음을 알 수 있다. 이 경우 Fig. 10의 균열 분산정도와 비교해 보았을 때, 수직접합부의 접합부 보강근이 항복하면서 충분한 접합 성능을 보인 것으로 판단할 수 있다. 즉 수직접합부를 중심으로 사인장 균열이 연속되고 있으며, 앞면과 뒷면이 거의 유사한 균열 분포 정도를 보였기 때문에 이러한 판단을 할 수 있었다. 또한, 액추에이터 스트로크의 용량이 충분하였다면 수직접합부의 접합부 보강근은 더 큰 변형이 발생했을 것으로 판단할 수 있었다.

7.1 내진성능평가

ASCE/SEI 7-16에서는 연성접합의 경우 설계변위에서 공칭강도의 80 % 이상 강도를 보유하도록 요구하고 있다. Fig. 15에는 LA-형 실험체 및 SB-형 실험체에 대한 강도비-변형각의 관계로 나타냈다. 강도비는 공칭강도에 대한 실험강도의 비를 의미한다. KDS(2016)에 따르면 구조물의 종류에 따른 허용 층간변형(변형각)으로 1.0~2.0 %(특등급 1.0 %, 1등급 1.5 %, 2등급 2.0 %)를 제시하고 있다. DW 실험체들은 2.0 %의 변형각을 초과하면서도 설계강도 대비 80 % 이상의 강도를 유지하고 있음을 알 수 있다. 또한, LA-형 및 SB-형 실험체 모두 연결철근이 항복하였기 때문에 실험체들은 연성접합 조건에 따른 PC 중간 전단벽으로서의 요구조건을 충분히 만족하는 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 15. Skeleton curves for force-drift ratio

Fig. 16. Energy dissipation ratios

Fig. 16에는 각 실험체에 대한 에너지 소산 정도를 비교하였다. FEMA 450(2003)에서는 한계변형각의 마지막 사이클에 서 상대 에너지 소산비율이 1/8(0.125)을 넘도록 제시하고 있다. 이는 비록 특수 PC 전단벽에 대한 요구조건이기는 하지만 본 연구의 실험체를 FEMA 450에 따라 평가해 본 것이다. 그림에서 알 수 있는 것처럼 DW 실험체들은 충분한 에너지 소산능력을 보였음을 알 수 있다. 반면에 RW 실험체는 한계변형각의 세 번째 싸이클 이전에 강도저하가 크게 발생하여 이러한 조건을 만족하지 못하고 있다.

7.2 성능목표 평가

ASCE/SEI 41-13(2014)에 의한 비선형 모델링 값과 성능목표 수준값(Table 1)을 사용하여 실험체의 성능을 평가한 결과를 Fig. 17에 실험값(점선으로 표시)과 비교하여 나타냈다. 이 때 Fig. 2의 B’점에 해당하는 점은 표시하지 않았으며, $\alpha$와 $\beta$는 각각 0.85와 1.0을 사용하였다. 그림에서 알 수 있듯이 LA-형 실험체들은 ASCE/SEI 41-13의 모델링 값과 성능목표 수준을 초과하는 우수한 연성적 거동을 보였다. 특히 CP(붕괴방지)의 단계에 이를 때까지도 상당한 연성 거동을 하고 있다.

Fig. 17. Evaluation of performance level

형상비가 낮은 SB-형의 경우 실험체의 초기강성이 ASCE/ SEI 41-13의 비선형 모델의 초기강성에 비해서 상당히 낮게 나타난 반면에 실험체 강도는 매우 높은 경향을 보였다. SB-형 실험체들의 실험과정에서 균열분포나 변형률 분포 등이 일반적인 RC 벽체에 비해서 성능이 낮아질 수 있는 특성을 보이지 않았기 때문에 낮은 형상비의 벽체에 대해서는 좀 더 많은 실험결과를 가지고 그 타당성을 검증할 필요가 있을 것으로 사료된다.