2.1 재료

Table 1은 재료시험에 사용한 시험편에 관한 정보가 요약되어 있다. 보통 콘크리트와 HPFRCC의 압축강도 측정을 위해 ASTM C39(2005)⁽⁶⁾에 따라 지름 100 mm, 높이 200 mm인 원형 공시체를 3개와 5개씩 제작하여 28일 양생을 거친 후 압축시험을 수행하였다.

철근은 SD400 이형철근 D19와 D10을 사용하였으며, 각각 ASTM E8(2016)⁽⁸⁾에 따라 인장시험을 수행했다. HPFRCC에 사용된 PVA의 재료특성과 HPFRCC의 배합비는 Table 2와 Table 3에 각각 나타냈다. 철근과 콘크리트의 재료 시험 결과는 Table 4와 Table 5에 각각 나타내었다. Fig. 1은 재료시험 결과를 응력-변형률 관계로 나타낸 것이다. Fischer and Li(2003)⁽¹⁴⁾ 그리고 Zhou et al.(2015)⁽²⁵⁾는 큰 골재가 없는 HPFRCC가 보통 콘크리트보다 탄성계수가 낮고, 더 높은 변형률에서 압축강도에 도달한다고 보고한 바 있는데 이러한 현상은 본 연구에서 진행한 재료시험에서도 Fig. 1(a)와 같이 나타났다. 직접 인장시험은 HPFRCC의 연성적인 특성을 평가하기 위해 JSCE-N82-2008에 따라 단면적이 30×30 mm²이며 길이(length) 330 mm, 표점거리(gauge length) 80 mm인 Dog bone형태의 시험체를 제작하였다. 0.5 mm/min의 가력속도로 진행하였으며 Fig. 1(b)에 응력-변형률 그래프를 나타냈다.

Fig. 1. Stress-strain curves of the concrete and HPFRCC specimens

2.2 실험체 상세와 가력계획

실험체는 HPFRCC적용 여부를 변수로 2개의 실험체(J-RC, J-H)를 실물크기로 제작하였다. 실험체의 형상과 철근상세는 Fig. 2에 나타냈다. 실험체는 중저지진 위험지역(low-to-moderate seismic regions)에서 주로 사용되는 OMF(ordinary moment frame) 접합부를 ACI 318(2019)⁽²⁾와 KDS 41 31 00(MOLIT 2018)⁽²⁰⁾에 따라 설계하였으며, ACI 352(2002)⁽³⁾ 내진기준을 만족하기 위해 접합부에 최소한으로 횡보강근이 2개씩 설치되었다.

실험체 기둥의 높이는 3,500 mm, 기둥 단면의 크기는 330 mm×330 mm, 4개의 D19 주근과 300 mm 간격의 D10 전단철근 상세를 가진다. 실험체 보의 길이는 3,000 mm, 단면크기가 250 mm×500 mm이고, 압축영역과 인장영역에 2개씩 D19의 주철근과 200 mm 간격의 D10 전단철근 상세를 가진다. 슬래브의 두께는 150 mm이며 2개 층으로 150 mm 간격의 D10 철근이 배치되었다.

실험체 J-H는 Fig. 2와 같이 기둥 하부 콘크리트 경화 후 접합부에 HPFRCC를 내부까지 충진하였다. HPFRCC 적용 범위는 수평방향으로 슬래브를 포함하여 기둥 표면으로부터 보의 높이와 같은 길이인 500 mm, 수직방향으로는 보의 표면으로부터 기둥의 두께와 같은 길이인 330 mm까지이다(Qudah and Maalej 2014; Saghafi et al. 2019)^(22,24).

실험체의 보-기둥 모멘트비는 1.5이고, 접합부 예상 전단강도는 57 kN이고, 보 항복 시 전달되는 접합부 요구 전단력은 양의 방향과 음의 방향 각각 37.6 kN과 60.1 kN이다.

실험체 가력계획과 부호방향은 Fig. 3에서 나타냈다. 두 개의 액추에이터를 실험체 기둥 중심에서 2,750 mm 떨어진 각 보에 수직방향으로 설치하여 횡하중을 실험체에 작용하도록 하였다. 실험은 실험체의 EW보는 변형이 발생하지 않도록 하고 NS 보만 변형이 발생하는 일방향 하중 실험을 진행하였다.

FEMA 461(2007)⁽¹²⁾에 따라 목표 변위비 0.10 %를 시작으로 매 단계마다 목표 변위비를 1.4배씩 증가시키고 각 단계마다 2회씩 반복가력하였다. 실험은 실험체의 내력이 최대내력의 80 % 이상 저하되거나 하중이 급격히 저하될 때 종료하였다.

일반적인 건축물의 기둥에 작용하는 축하중을 재현하고자 실험 중 모든 실험체의 기둥에는 축력비 21% ($0.21 f_{ck}^{'}A_{g}$)의 일정한 축력을 가하였다(Hassan 2011)⁽¹⁶⁾.

4.1 강성감소율

Fig. 6은 각 실험체의 강성을 첫 가력 단계의 강성으로 나누어 정규화하여 나타낸 것이다. 강성은 각 사이클에서 변위가 최대일 때의 내력의 차를 변위의 차로 나누어 구하였다.

실험체 J-RC는 최대내력 도달 시의 변위비 2.07 %에서 강성이 21 %로 감소하였고, 실험체 J-H는 최대내력 도달 시의 변위비 4.04 %에서 마찬가지로 21 %로 감소하였다. HPFRCC 실험체 J-H는 RC 실험체 J-RC보다 각 가력단계마다 더 적은 강성 감소율을 보여 같은 변형이 발생하였을 때 구조물 손상이 더 적다는 것을 확인하였다.

4.2 누적 에너지 소산

Fig. 7에 각 실험체의 누적 에너지 소산을 변위비에 따라 나타내고 Table 7에서 이를 요약하였다. 누적 에너지 소산은 NS보의 하중-변형 이력곡선상의 면적 합으로 계산하였다(Hassan 2011)⁽¹⁶⁾. 최종 누적 에너지 소산은 내력이 최대 내력의 80 %로 감소하여 실험을 종료한 변위비의 첫 사이클까지의 누적 에너지 소산량으로 정의하였다.

Fig. 6. Normalized stiffness degradation

Fig. 7. Cumulative energy dissipation of specimens

실험체 J-RC의 최종 누적 에너지 소산량은 22.1 kNm, J-H는 32.2 kNm로 나타나 HPFRCC로 적용하였을 때 46 % 더 높은 최종 누적 에너지 소산을 보였다.

4.3 접합부 전단변형률

접합부 패널존의 전단변형률을 측정하고자 Fig. 8과 같이 LVDT를 부착하였다. 접합부 전단변형률 $\theta_{j}$는 식(1)로 계산하였다(De Risi et al. 2016)⁽¹⁰⁾. 여기서, $\epsilon_{d}$는 실험체 접합부에 대각 방향, $\epsilon_{y}$는 수직 방향으로 설치된 LVDT로 측정한 변위에 대한 변형률이다.

Fig. 9는 각 실험체의 접합부 전단변형률의 절대값을 변위비에 따라 나타내어 비교한 것이다. 실험체 J-RC와 J-H를 비교하였을 때 변위비 1.48 %부터 같은 변위비에서 HPFRCC 접합부가 RC 접합부보다 더 적은 전단변형이 발생하였다는 것을 확인하였다.

4.4 ASCE 41-17 모델과의 비교

Fig. 10은 접합부 전단력과 변형률에 대해 실험결과와 ASCE 41-17에서 제안하는 접합부 모델의 매개변수를 비교하여 나타낸 것이다. 이 그림에서 $V_{j}$는 액추에이터로 작용시킨 접합부에 전달된 전단력이다. 본 연구에서는 대부분의 실험결과가 최대하중 이후에도 하중 변위 곡선이 급격하게 저하되지 않는 점을 고려하여 최대하중점에서 파단점을 연결하여 예상 전단력-변향도 곡선을 작성하였다. Fig. 10에서 실험결과의 매개변수는 접합부 전단강도 식(2)의 $V_{j}$에 실험체에 가해지는 전단하중을 대입하고 $\gamma$ 값을 역산하여 구하였다.

Fig. 8. Schematic drawing of LVDT setup at joint panel (unit: mm)

Fig. 9. Comparison of joint shear strain

Fig. 10. Shear stress response versus deformation

여기서, $A_{j}$는 접합부 유효단면적 330 mm×330 mm로 계산하였다. ASCE 41-17은 보가 연속되지 않고 횡보강근이 충분하지 않은 모서리 접합부에 대해 계수 $\gamma$ 값을 6으로 제시하였다.

실험체 J-RC는 $\gamma$ 값은 정가력 방향에서 최대 7.26으로 ASCE 41-17에서 제시한 6보다 21% 더 높았으나 부방향으로는 최대 5.52로 6보다 8% 더 낮게 나타났다. ASCE 41-17 모델과 실험결과가 정방향과 부방향에서 이러한 차이를 보이는 것에서 ASCE가 41-17 모델이 슬래브의 비대칭성에 의한 영향을 고려하지 않는데서 기인한 것이라 할 수 있다. 일반적인 내부 보 기둥 접합부에서는 영 방향 하중에 대하여 대칭적인 거동을 보이지만 모서리 경우의 경우 한쪽에만 보와 접하여 있어 슬래브가 접합부 강도에 영향을 미치는 것이라 할 수 있다.

실험체 J-H의 $\gamma$ 값은 정방향에서 최대 7.60으로 ASCE 41-17 모델보다 27% 더 높았고, 부방향에서 최대 6.75로 13% 더 높게 나타나, 접합부에 HPFRCC 적용하였을 때 ASCE 41-17 모델이 실험결과보다 보수적인 것으로 나타났다. 따라서 HPFRCC를 적용한 실험체의 경우 ASCE 41-17에서 요구하는 6 값을 모두 만족하는 것으로 나타나 그 효과를 검증할 수 있다.