1. 서 론

철근콘크리트 구조벽체를 특수구조벽체로 사용하기 위해서는 벽체 단부의 압축영역에 특수경계요소를 사용하여야 한다. ^{KDS 14 20 80(MOLIT 2016a)}와 ^{ACI 318(ACI 2014)} 기준에 따르면 특수경계요소의 구성을 위한 단부 보강 횡방향 철근의 간격은 벽두께 200 mm를 기준으로 볼 때, D10 철근은 60 mm, D13 철근은 65 mm 간격으로 매우 촘촘하게 배근하여야 한다. 이때 연결철근(crosstie)으로는 90°와 135°로 굽혀진 철근을 교대로 사용할 수 있다. 그러나 Fig. 1(a)에서 볼 수 있는 것처럼 횡방향 철근을 60~65 mm 간격으로 배근하면서 135° 후크철근을 사용하는 경우 좁은 구역에 밀집된 철근들의 간섭으로 인하여 횡방향 철근은 물론 종방향 철근의 배근도 쉽지 않다. 현장 시공성을 개선하기 위하여 ^{KDS 41 30 00(MOLIT 2016b)}에서는 Fig. 1(b)와 같이 폐쇄형 후프(perimeter hoop) 대신 정착길이만큼 연장된 U형 스터럽(U-type stirrup)과 연결철근(crosstie)을 통해서 압축영역을 구속하는 부분폐쇄형 상세를 허용하고 있다. 이러한 상세는 기존 연구(^{Chun 2013}; ^{Song et al. 2018})를 반영하여 특수경계요소의 조건을 완화한 것이다. 그러나 ^{ACI 318-19(ACI 2019)}에서는 기존 연구의 실험결과(^{Thomsen and Wallace 2004}; ^{Segura and Wallace 2018})를 반영하여 KDS와는 다르게 요구조건을 더욱 강화하는 방향으로 개정하였다(Fig. 1(c)). 모든 연결철근은 내진 갈고리(seismic hook) 즉 135°로 굽혀진 철근을 사용하여야 하며, 그림에는 표현되지 않았지만 경계요소의 길이가 긴 경우 2개 이상의 후프 철근이 서로 겹치도록 배치되어야 한다. 그러나 이상과 같은 상세를 적용하는 현장 배근 작업은 시공성을 더욱 저하시키는 중요한 요인이 된다.

Fig. 1. Special boundary elements

Fig. 2. U-shape stirrups and crossties

특수전단벽의 횡구속은 폐쇄형 후프(^{ACI 318}) 혹은 U형 스터럽(KDS)과 함께 연결철근을 벽체 단부에 배근하여, 압축응력 상태에서 콘크리트의 변형능력을 향상시키기 위한 것이다. 그러나 폐쇄형 후프가 아닌 U형 스터럽과 연결철근을 사용하더라도 현장시공의 어려움(Fig. 2 참조)은 여전하므로 실무분야에서는 성능기반설계 등과 같은 다른 방식으로 문제를 해결하려는 경향도 있다.

2. 연구의 목적 및 내용

본 연구에서는 특수경계요소에서의 시공성을 향상시킬 수 있는 방안으로 Fig. 3과 같은 형태로 제작된 나선형 횡보강 타이의 사용을 제안하고자 하다. 나선형 횡보강 타이는 연속적인 나선 형태로 제작되므로 135°의 내진 갈고리를 대신할 수 있으며, 폐쇄형 후프(ACI 318) 혹은 U형 스터럽(KDS)과 함께 여러 개의 연결철근 배근작업을 한 개의 나선형 횡보강 타이를 간편하게 설치함으로써 시공성을 크게 높일 수 있다. 또한 연결철근으로 90°와 135°로 굽혀진 철근을 교대로 사용할 수 있도록 한 KDS의 방법보다 더 나은 성능을 기대해 볼 수 있는 장점도 있다.

^{ACI 318-19}에 따르면 내진 갈고리(seismic hook)는 135°의 갈고리 형태가 되어야 하는 것으로 규정하고 있다는 점에 비추어 볼 때 내진 갈고리에 더 가까운 형태로 볼 수 있다. 더구나 나선형 횡보강 타이는 나선기둥의 나선철근과도 유사한 형태를 가지기 때문에 일부 연결철근의 역할 부족에 의한 국부적인 파괴가 특수전단벽 전체의 손상을 야기할 수 있는 문제도 발생하지 않을 것으로 예측해 볼 수 있다. Fig. 4는 나선형 횡보강 타이를 수직 혹은 수평으로 배치하여 특수전단벽의 경계요소를 구성하는 횡보강 상세를 보여주고 있다. 그림은 특수전단벽의 경계요소에서 나선형 횡보강 타이를 수직 혹은 수평으로 배치한 특수전단벽 경계요소의 평면도와 배근 형상을 나타낸 것이다.

Fig. 3. Spiral transverse ties

Fig. 4. Placing methods of spiral transverse ties

Fig. 5. Loading condition

연구의 목적은 나선형 횡보강 타이를 사용하여 특수전단벽의 경계요소를 횡보강하는 배근상세를 개발하고자 하는 것이다. 이러한 목적을 달성하기 위하여 횡보강 배근상세를 변수로 선정한 실물크기 전단벽에 대하여 구조실험을 수행하고 내진성능을 평가함으로써 효과적인 배근 방법을 제시하고자 한다. 이때 휨거동을 하는 전단벽은 벽체 하부에 집중하여 소성힌지가 형성되므로 벽체 하부의 성능에 의해 전단벽 시스템의 성능이 결정된다. 따라서 본 연구에서는 Fig. 5와 같이 최하층 벽체를 대상으로 실험을 계획하였다.

구체적인 축력 및 모멘트 그리고 벽체의 형상비는 기존 연구(^{Chun 2013}; ^{Song et al. 2018})와 가능한 한 유사하도록 계획하여 비교가 가능하도록 하였다. 즉 KDS의 완화된 배근상세와 함께 ^{ACI 318-14}(318-19는 아님)와 같은 배근상세 대비 나선형 횡보강 타이로 보강한 벽체의 성능을 검토하고자 하였다.

3. 실험계획 및 실험

나선형 횡보강 타이를 사용한 특수전단벽의 경계요소에 대한 횡구속 방법의 효율을 평가하기 위하여 총 3개의 전단벽 실험체를 계획하였다. 실험은 나선형 횡보강 타이의 배근 방법, 축력의 크기, 경계요소의 길이를 주요 변수로 계획하였다. 구조실험의 실험변수와 실험체 구성은 Table 1과 같다.

WH-1과 WH-2에는 나선형 횡보강 타이를 수직으로 배근하였고, WH-3에는 수평으로 배근하였다. 축력의 크기는 WH-1에서 0.1$f_{ck}A_{g}$이며, WH-2와 WH-3에서는 0.15$f_{ck}A_{g}$이다. 나선형 횡보강 타이가 사용되는 경계요소의 단면방향길이는 WH-1에서 200 mm, WH-2 및 WH-3에서 330 mm로 계획하였다 경계요소 구간이 기준의 요구값 보다 큰 이유는 나선형 횡보강 타이의 형상과 배치 간격 등을 고려하였기 때문이다. WH-3 실험체에서는 소요 면적에 근접하도록 하기 위하여 직경 8 mm가 아닌 직경 6 mm의 나선형 횡보강 타이를 사용하였다. 나선형 횡보강 타이의 소요 면적은 KDS 기준 대신 ^{ACI 318-19}의 식(1)과 같은 식을 사용하였으나, 결과는 KDS와 동일하였다. ^{ACI 318-19}를 사용한 이유는 축력의 효과를 반영할 수 있기 때문이다.

Fig. 6. Specimen shapes

여기서, $h_{c}$는 횡보강근의 중심간 거리, $s$는 횡보강근의 수직간격이다.

각 실험체의 형상 및 배근 상세는 Fig. 6과 같다. 실험계획에서 사용한 콘크리트의 압축강도는 27 MPa이며, 철근 및 나선형 횡보강 타이의 항복강도는 400 MPa이다.

횡하중은 300 kN 용량의 가력기(actuator) A에 의해 전달되며, 모멘트는 500 kN 용량의 가력기 B와 가력기 C에 의해 가해진다. 실제 하중조건과 동일한 하중조건을 재현하기 위하여 각 가력기에 가해지는 하중의 비는 Fig. 7과 같은 조건에서 가력기A:가력기B:가력기C=1:8.24:-8.24로 유지하였다.

변위마다 강도와 강성에 대한 데이터를 얻기 위하여 Fig. 8과 같이 동일 부재변형각으로 3회씩 가력하였으며, 실험은 내력이 최대내력의 80 % 이하로 저하되는 구간 이후까지 진행하였다. 실험체의 균열은 가력이 끝나는 단계별로 구분하여 정(+)방향과 부(-)방향 모두 표시하였다. 횡변위가 증가함에 따라 철근의 항복 여부와 함께 변형률을 측정하기 위해 각각의 실험체는 동일한 위치를 선정하여 변형률 게이지를 부착하였으며, 실험체의 수평변위와 소성힌지 영역의 곡률을 측정하기 위하여 실험체 마다 총 8개의 LVDT를 설치하였다. Fig. 9는 수직 휨철근과 나선형 횡보강 타이 및 U형 스터럽에 부착한 변형률 게이지의 부착 위치를 보여주고 있다.

Fig. 7. Specimen set-up

Fig. 8. Test sequence

Fig. 9. Locations of LVDTs and strain gages

4. 실험결과

재료의 특성은 콘크리트 공시체와 보강재의 인장 시험편 각각 3개씩에 대한 재료시험을 통해서 얻어졌다. 콘크리트 압축강도는 $\phi$100×200 mm의 공시체를 실험체와 동일한 조건으로 양생한 후 ^{KS F 2405(KATS 2019)}에 의해 시험하였다. 실험 진행일(재령 32일)에 실시된 콘크리트의 평균 압축강도는 32.6 MPa이었다. 또한 실험체에 사용된 D10 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 443 MPa와 589 MPa, 나선형 횡보강 타이로 사용된 Φ6 봉강의 항복강도와 인장강도는 각각 427 MPa와 491 MPa, 그리고 $\phi$8 봉강의 경우는 441 MPa와 505 MPa이었다. 또한 철근, $\phi$6 봉강, 그리고 $\phi$8 봉강의 연신율은 각각 16.7 %, 18.4 %, 19.2 %였다.

실험체에 대한 반복 횡하중 실험을 진행하면서 각 하중 단계별로 실험체별 발생균열, 파괴진행, 측정변위 등을 분석하였다. 측정변위는 부재변형각($\delta /h_{w}$)으로 환산하였으며, 한계변형각은 특수전단벽에 대해서 ^{NEHRP(FEMA 2003)}에서 제시하고 있는 다음과 같은 식(2)로 산정하였다.

여기서, $\delta$는 횡변위, $h_{w}$는 벽체 높이, $l_{w}$는 벽체 길이이다. 한계변형각이란 해당 벽체에 대한 요구성능이 발현되어야 하는 한계에서의 부재변형각을 말하며, 본 연구의 실험체는 1.67 %가 된다.

모든 실험체는 기초의 상부면에서 약 250 mm의 위치에 수평방향으로 휨균열이 발생하기 시작하였으며, 부재변형각이 증가함에 따라 벽체 상부로 진전되면서 수평균열이 200~250 mm의 간격으로 고르게 분포되었다. 정가력과 부가력에서 발생한 균열이 벽체의 좌, 우측에서 각각 발생한 후, 벽체의 중앙부에서 하나로 이어졌으며, 벽체 하부쪽에서 일부 휨-전단균열이 추가로 발생하는 것을 관찰할 수 있었다. 모든 실험체는 한계변형각 1.67 % 근처에서 압축균열과 단부의 피복 콘크리트 박리가 발생하였으며, 이후 압축측 단부에서 콘크리트 압괴가 발생하는 양상을 보였다. Fig. 10에는 한계변형각에서의 각 실험체의 균열 분포를 나타내고 있다. 사진으로부터 균열이 고르게 분포하면서 단부에서의 압괴는 크게 발생하지 않은 것을 알 수 있다.

Fig. 10. Crack patterns

Fig. 11. Force-drift ratio relations

Table 2에는 각 실험체의 공칭강도(예상강도) 대비 최대강도의 비를 나타냈다. 여기서 얻어진 값은 실험체의 하중-부재변형각 곡선에 표시하여 비교할 수 있도록 하였다. Fig. 11에서 나타낸 하중-부재변형각 곡선에서 하중 값은 예상강도에 대한 비율로 표시하였다.

3개의 실험체 모두 부재변형각 0.5 %까지는 선형적 거동을 보인 후, 그 이후부터 소성변형이 조금씩 증가하는 양상을 보였다. WH-1 실험체는 부재변형각 1.0 % 내외에서 최대강도에 도달한 후 파괴 시까지 하중저항능력의 감소없이 횡변위가 증가하는 연성적인 변형능력을 나타내었다. 그 후 한계변형각을 크게 넘는 부재변형각 3.0 % 이상까지도 연성적인 거동을 보였다. WH-2 실험체는 부재변형각 0.75~1.1 %에서 정가력과 부가력에 의한 최대모멘트를 보였으며, 정가력에 대해서는 최대하중 이후에는 하중저항능력이 심하게 감소하면서 취성적인 거동을 하였다. 이는 실험체와 반력 바닥판을 고정하기 위하여 체결한 볼트의 조임상태가 느슨해져서 실험체의 기초부분에서 갑작스럽게 미끄러짐이 발생하였기 때문이었다. 이 상황에서 가력을 멈춘 후 볼트를 다시 체결하고 실험을 하였기 때문에 부가력에서는 충분한 강도 발현이 있었던 것으로 판단되었다. 따라서 분석에서 정가력의 값은 제외하였다. WH-3 실험체 역시 초기강성 및 최대하중까지의 거동은 유사하였으며, 한계변형각까지 충분한 연성적인 거동을 보였다. 그 후 변형각 2.2 % 정도에서는 하중저항능력이 감소하는 거동을 보였기 때문에 실험을 종료하였다. 한계변형각 이후 WH-3 실험체가 WH-1 보다 더 낮은 연성능력을 보인 이유는 WH-1보다 큰 축력이 작용하였기 때문으로 여겨졌다.

Fig. 12에는 3개의 실험체의 거동을 비교하기 위하여 뼈대곡선으로 나타냈다. 그 결과 축력이 클수록 내력은 증가하나 연성능력은 다소 감소하는 경향을 보였다. 반면에 축력이 낮은 WH-1의 경우 WH-3 보다 더 높은 연성능력을 보였다. 그러나 WH-3 역시 변형능력이 한계변형각을 넘는 2.0 % 정도까지 연성거동을 보였다.

Fig. 12. Comparison of skeleton curves

Table 3은 본 연구와 기존 연구(^{Chun 2013})에서 벽두께의 1/3 간격으로 횡보강근을 보강하고, 축력비가 유사한 실험체의 최대하중시 부재 변형각을 비교하여 나타내었다. 표에서 SW2와 NW2는 WH-1과 같이 축력비가 10 %인 실험체들이며, SW3과 NW4는 WH-3과 같이 축력비가 15 %인 실험체들이다. 기존 연구의 실험들과 비교해 보았을 때 나선형 횡보강 타이를 가진 실험체들은 동등 이상의 연성 거동을 보였음을 알 수 있다.

5. 경계요소에서의 거동

경계요소 구간을 폐쇄형 후프(혹은 U형 스터럽)과 함께 연결철근을 사용하는 이유는 높은 압축응력에도 콘크리트가 충분히 구속되면서 주철근이 압축과 인장에 잘 거동할 수 있도록 하기 위함이다. 따라서 실험결과에서도 그와 같은 우수한 구속효과가 있었는지를 확인할 필요가 있다. 철근이 콘크리트에 의해서 잘 구속이 되어 있었다면 하중의 방향이 정가력에서 부가력 혹은 부가력에서 정가력으로 바뀔 때에 주철근의 변형도 함께 압축과 인장의 이력거동을 보여야 한다. 즉 공칭강도에서 콘크리트의 압축변형률이 0.003(3,000 $\mu\epsilon$)이며 철근의 인장항복 변형룰이 0.002(2,000 $\mu\epsilon$) 내외인 점을 고려하면 그 이상의 변형률을 보이면서 압축과 인장의 이력거동을 보여야 한다는 것이다.

Fig. 13에는 수직방향으로 배근된 주철근의 이력하중에 대한 변형률 분포를 나타냈다. 그림에서 알 수 있듯이 철근들은 항복하였으며, 항복 이후에도 큰 변형을 보였다. 축력의 크기가 낮은 WH-1의 경우 -10,000~+10,000$\mu\epsilon$, 축력의 크기가 큰 WH-2와 WH-3에서는 -30,000~+30,000 $\mu\epsilon$의 큰 변형률을 보였다. 정가력에서 실험 오류가 발생한 실험체 WH-2를 제외하더라도 WH-3 실험체의 경우에는 철근에서 상당히 큰 압축변형이 발생하였다. 철근에 큰 압축변형이 발생했다는 것은 주변의 콘크리트가큰 압축변형에도 철근을 충분히 구속할 수 있었다는 점을 확인할 수 있었다.

Fig. 13은 변형률 이력거동을 보여주는 반면에 개별 철근의 거동을 추적하기 어렵다. 따라서 각 게이지 별 부재변형각 분포를 정가력과 부가력으로 나누어 Fig. 14에 나타냈다. 그림을 통하여 WH-3의 주철근은 압축과 인장의 이력에서 한계변형각까지 큰 변형을 보이면서 이력거동을 하였음을 보이고 있다. 예를 들어 게이지 V1~V3은 정가력에서 압축변형률(그림 (a)의 우측 실선)을 보이다가 부가력에서 인장변형률(그림 (b)의 좌측 실선)로 바뀌었으며, V10~V12는 정가력에서 인장변형률(그림 (a)의 좌측 점선)을 보이다가 부가력에서 압축변형률(그림 (b)의 우측 점선)로 바뀌었다.

Fig. 13. Strain distributions of rebar

Fig. 15에는 나선형 횡보강 타이에서 발생한 변형률 분포를 나타냈다. 나선형 횡보강 타이에서의 변형률 분포 역시 주철근의 변형률과 연관된 변형률 분포를 보였다는 것을 알 수 있다. 주철근을 구속하는 나선형 횡보강 타이에서 큰 변형이 발생한 것은 나선형 횡보강 타이에 의한 주철근의 구속효과를 보여준 것이라 할 수 있다.

Fig. 14. Rebar strains of WH-3

Fig. 15. Strain of spiral transverse ties

특히 Fig. 15에 의하면 WH-3의 나선형 횡보강 타이에서 가장 큰 변형률 분포를 보였음을 확인할 수 있다. 반면에 그림으로 나타내지는 않았지만 U형 스터럽에서의 변형률은 상대적으로 크지 않았다. 따라서 나선형 횡보강 타이가 상대적으로 콘크리트에 대한 높은 구속효과를 보였다고 할 수 있다.

6. 내진성능평가

ACI 318기준에서 특수전단벽을 정의하고는 있지만, 요구되는 부재변형각이나 요구강도 등과 같은 성능 요건에 대해서는 구체적 언급은 없다. 대신에 ACI 기준에서는 전문가 그룹(task group)의 보고서 형식의 문서를 기준의 참고기준(^{ACI 374.1 2005})으로 채택하고 있지만 벽체에 대한 참고기준은 없다. ^{NEHRP(FEMA 2003)}은 ACI 318의 참고기준과 유사한 형식으로 PC 특수전단벽의 성능을 평가하는 방법을 제시하였으며, PCI 저널(^{Hawkins and Ghosh 2004}; ^{Ghosh and Hawkins 2006})에 소개되기도 하였지만 아직까지는 참고기준으로 받아들여지고 있지는 않다. ^{NEHRP(FEMA 2003)}은 요구강도나 연성능력 등에 관한 지표를 제시하고 있기 때문에 본 연구에서는 NEHRP의 내진성능 평가법에 따라 실험을 계획하고 실험체의 성능을 평가하였다. NEHRP에서는 식(2)와 같은 한계변형각 산정식을 제시하고 한계변형각의 범위 내에서 요구되는 내진성능으로 다음과 같은 4가지 항목을 만족하도록 요구하고 있다.

1) 예상강도 대비 최대강도 비율($\lambda$) : $0.9\le\lambda\le 1.2$

2) 최대강도 대비 한계변위각의 보유강도 비율($\mu$) : $\mu\ge 0.8$

3) 초기강성(K) 대비 원점부근 강성(K’) 비율($\xi$) : $\xi\ge 0.1$

4) 상대적 에너지소산 비율($\psi$) : $\psi\ge 1/8$

예상강도 대비 최대강도 비율($\lambda$)은 Fig. 16, 한계변위각에서의 최대강도 대비 보유강도 비율($\mu$)은 Fig. 17, 초기강성(K) 대비 원점부근 강성(K’) 비율($\xi$)과 상대적 에너지소산 비율($\psi$)은 Fig. 17 및 Fig. 18에 나타냈다. Fig. 16~18은 세 실험체 중에서 가장 우수한 결과를 보인 WH-3 실험체에 대한 그래프들을 나타내고 있다.

Fig. 16은 한계변형각까지 예상강도 대비 최대강도 비율($\lambda$)이 0.9와 1.2 사이에서 유지되고 있음을 보여준다. 또한 Fig. 17은 한계변형각에서도 최대강도 대비 보유강도 비율이 0.8 이상임을 보이고 있다. Fig. 18에서는 에너지 소산비율이 1/8을 크게 상회하는 결과(1/3.4)를 보이고 있으며, 원점 부근에서도 초기강성 대비 10 % 이상의 강성(17.4 %)을 발휘할 수 있었음을 보이고 있다. 따라서 나선형 횡보강 타이로 보강된 실험체, 특히 WH-3 실험체는 ^{NEHRP(FEMA 2003)}에서 요구하는 특수전단벽으로서의 요구사항을 모두 만족하는 것으로 판단할 수 있었다. 나머지 실험체들 역시 ^{NEHRP(FEMA 2003)}의 요구사항을 만족하고 있었다. 이러한 판단에서 실험오류가 발생한 WH-2의 정가력에 대한 결과는 제외하였다.

Fig. 16. Strength ratios

Fig. 17. Strength ratios

Fig. 18. Energy dissipation and stiffness ratios

7. 성능기반평가

구조 해석이나 실험을 통하여 구조물의 성능을 평가할 수 있는 비선형 모델 특성과 성능수준은 ^{ASCE/SEI 41-16(ASCE 2014)}, ^{ACI 374.2R(ACI 2013)}, ^{ACI374.3R(ACI 2016)} 등에서 설명하고 있다. 본 연구에서는 ^{ACI 374.3R}의 모델링 변수(modelling parameter)와 ^{ACI 374.2R}의 허용기준(acceptance criteria)을 택하여 Fig. 19와 같이 각 실험체의 성능을 평가하였다. 이들 문헌에 따라 산정한 각 실험체에 대한 모델링 변수 및 허용기준은 Table 4와 같다. 그림에서 알 수 있듯이 단부에 경계요소를 사용하는 경우보다 높은 정도의 연성거동 요구가 있음도 알 수 있다. 또한 실험체 WH-1은 축력비가 10 %이며, WH-2와 WH-3은 15 %이므로 축력비에 따라 요구조건이 약간씩 달라짐도 알 수 있다.

Fig. 19에서의 항복변형각 $\theta_{y}$와 항복강성 $K_{y}$의 값은 다음과 같이 산정했다(^{ACI 374.3R-16}).

Fig. 19. Evaluation of performance objectives

여기서, 공칭모멘트 $M_{n}$에 대한 항복모멘트 $M_{y}$의 비 $\beta$는 0.85, 공칭모멘트에 대한 최대모멘트의 비 $\gamma$는 1.0를 선정하여 나타냈다. 실험체 WH-1에 대한 성능평가는 Fig. 20, WH-2 및 WH-3 실험체에 대한 성능평가는 Fig. 21에 나타냈다. Fig. 20(b) 및 Fig. 21(b)에는 부재변형각에서 실험체 단부의 파괴상황을 함께 나타내어 해당 부재변형각에서 발휘된 성능과 비교할 수 있도록 하였다.

Fig. 20. Performance evaluation of WH-1

Fig. 21. Performance evaluation of WH-2 & WH-3

그림에서 알 수 있듯이 축력비 10 %인 WH-1 실험체는 축력비 15 %인 WH-2 및 WH-3 실험체에 비하여 최대강도 이후에도 상당히 연성적 거동을 했음을 알 수 있다. 또한 WH-2 및 WH-3 실험체는 ^{ACI 374.2R}의 붕괴방지(CP) 정도의 변형상태까지 연성능력이 발휘되는 결과를 나타내었다. 실험체들의 단부 균열상황을 보았을 때 한계변형각 이상의 부재변형각에서도 실험체 단부가 잘 구속되고 있음을 알 수 있다. 특히 축력이 큰 WH-3 실험체에서도 나선형 횡보강 타이의 구속효과는 매우 우수한 것으로 나타났다.

8. 결 론

본 연구에서는 특수전단벽의 단부를 나선형 횡보강 타이로 횡구속한 실험체를 연구 대상으로 구조기준과 성능인정기준 등에서 규정하고 있는 특수전단벽의 성능을 충족하는지 평가하였다. 실험은 나선형 횡보강 타이의 배근 방법, 축력의 크기, 경계요소의 길이를 주요 변수로 계획하였으며, 실험체 크기 및 가력조건 등은 기존 연구에서 수행한 특수전단벽의 실험결과와 비교가 가능하도록 계획하였다. 실험체의 구조성능은 ^{KDS(MOLIT 2016a, 2016b)}, 특수전단벽으로서의 내진성능은 ^{NEHRP(FEMA 2003)}, 성능기반평가는 ^{ACI 374.2R(ACI 2013)}, ^{ACI 374.3R(ACI 2016)} 등을 사용하여 평가하였다. 이상과 같은 연구를 통하여 얻어진 결론은 다음과 같다.

1) 공칭강도 대비 실험체 최대강도의 평균 값은 정가력에서 1.13, 부가력에서 1.11을 보이면서 휨파괴 모드로 파괴되었다.

2) 실험체에서의 균열은 전면에 고르게 분산되면서 최종 파괴는 단부의 압괴로 발생하였지만, 나선형 횡보강 타이는 단부 압괴에 대한 구속을 충분히 유지하는 경향을 보였다. 단부 균열 정도를 비교해 보았을 때, 나선형 횡보강 타이를 수평으로 배치한 경우(WH-3)에서 단부 구속효과가 더 높을 수 있음을 보였다.

3) 실험체들은 부재변형각 0.5~1.0 % 사이에서 최대강도에 도달하였으며, 한계변형각(1.67 %)까지 연성적 거동을 보였다. 특히 축력비가 10 %인 WH-1은 부재변형각 3.0 % 이상까지 우수한 연성적 거동을 보였다.

4) 실험체들은 특수전단벽에 대한 NEHRP의 요구 성능(최대강도 비율, 보유강도 비율, 원점부근 강성 비율, 에너지소산 비율)을 모두 만족하였다.

5) 실험결과를 ^{ACI 374.2R}와 ^{ACI 374.3R} 등에서 제시하고 있는 성능수준과 비교하였을 때, 실험체들은 현장타설 특수철근콘크리트 구조벽체 대비 동등 이상의 성능을 보였다.

6) 본 연구의 실험체는 기존 연구(^{Chun 2013}; ^{Song et al. 2018})에서 수행한 특수전단벽 실험결과와 비교하였을 때 동등 이상의 내진성능을 보였다.

7) 본 연구에서 특수철근콘크리트 구조벽체에 사용한 나선형 횡보강 타이에 의한 경계요소의 횡구속 상세는 특수전단벽의 내진성능 확보와 현장의 시공성 향상에 효과적이라고 판단된다. 그 중에서 나선형 횡보강 타이를 수평배근한 경우가 보다 우수한 성능을 보인 것으로 판단할 수 있었다.