2.1 실험체 상세

주기하중실험을 위하여 6개의 외부접합부 실험체를 제작하였다. Fig. 2(a)는 실험체의 형상, 치수 및 배근상세를 보여준다. 기둥 전체 높이는 2,000 mm이고, 기둥면으로부터 보 단부까지의 길이는1,650 mm이다. 기둥 단면 크기는 $b_{c}$×$h_{c}$=350 mm×400 mm이고, 보 단면 크기는 $b_{b}$×$h_{b}$=250 mm×400 mm이다. 기둥에는 SD400 D22철근 8개가 주철근으로 사용되었고 횡철근으로는 직사각형 나선후프(SD400 D13) 및 크로스타이가 90 mm 간격으로 배치되었다. 보에는 SD400 D25 철근 및 SD600 D22철근이 휨철근으로 사용되었고, 이러한 휨철근은 90° 표준갈고리를 사용하여 조인트 내부에 정착되었다. 보의 횡철근으로는 소성힌지구간에서 SD400 D13 후프(스터럽+크로스타이)가 90 mm 간격으로 사용되었다.

Fig. 2 Dimensions and reinforcement details of exterior beam-to-column connection specimens

Table 1은 각 실험체의 이름과 실험변수를 보여준다. 실험변수는 다음과 같이 실험체명으로부터 확인할 수 있다. 실험체명에서 #1~#6은 일련의 실험체 호칭 번호이다. S4 및 S6은 각각 보 휨철근의 강도등급으로서 각각 SD400 및 SD600을 의미한다. C5 및 C3은 배합목표 콘크리트 강도로서 각각 50 MPa급 및 35 MPa급 콘크리트를 나타낸다. N1 및 N0는 각각 $A_{g}f_{ck}$의 약 10 % 및 2 % 수준의 압축하중이 기둥에 작용되었음을 가리킨다($A_{g}$=기둥 콘크리트 단면적 및 $f_{ck}$=콘크리트 압축강도). 마지막으로 #5 실험체의 TB4는 보 상부근(SD600 D22)을 4개로 증가시켰음을, #6 실험체의 SFC는 조인트 영역(Fig. 2(b) 참조)에 강섬유콘크리트(steel fiber-reinforced concrete, 이하 SFC)를 적용하였음을 의미한다. #5 및 #6에서는 각각 조인트의 전단하중($V_{uj}$)과 전단강도($V_{nj}$)를 증가시킨 실험체이다.

보-기둥 조인트 영역에는 횡구속을 위하여 Fig. 2(a)에 나타낸 것처럼 직사각형 나선후프을 사용하였다^{(Eom et al. 2014}, ^{2018; Lim et al. 2017)}. 직사각형 나선후프는 D13 철근을 연속으로 구부려 수직간격 90 mm로 제작하였다. 시점에서는 동일 평면에서 온전한 사각형 후프를 형성시켰고, 이후 한 변을 약 18° 기울여 수직간격 90 mm를 확보하고 이후 나머지 3변을 동일 평면에서 구부려 4변의 후프를 만드는 방법으로 각형 나선후프를 제작하였다. 종점에서도 시점과 동일하게 4변을 동일 평면에서 구부려 온전한 후프를 형성시켰다. 나선후프는 (1) 기둥 주철근 배근, (2) 하부 기둥 후프 시공, (3) 조인트영역 나선후프 배치, (4) 보 휨철근 끼워 넣기, (5) 상부 기둥 후프 시공 순서로 진행하였다.

2.2 재료강도

재료실험으로 구한 철근 항복강도를 Table 2에 나타냈다. 보 휨철근으로 사용된 SD600 D22 철근($d_{b}$=22.2 mm)의 실제 항복강도 및 항복비는 각각 $f_{y}$=662 MPa 및 $f_{u}$/$f_{y}$=1.16이었고, SD400 D25 철근($d_{b}$=25.4 mm)의 실제 항복강도 및 항복비는 각각 $f_{y}$=442 MPa 및 $f_{u}$/$f_{y}$=1.29이었다. 콘크리트구조 내진설계기준^{(MOLIT 2021b)}에서는 소성힌지영역에 내진용 철근을 사용하도록 규정하고 있으며, 일반철근을 사용하는 경우에는 재료실험에 의한 항복강도 대비 인장강도의 비가 1.25 이상을 만족하도록 요구한다. Table 2에서 보듯이 #1 실험체에 사용된 SD400 D25 철근은 $f_{u}$/$f_{y}$=1.29로서 내진설계기준의 재료강도 요구사항을 충족시켰지만, #2~#6 실험체에 사용된 SD600 D22 철근은 $f_{u}$/$f_{y}$=1.16로서 설계기준의 재료강도 요구사항을 충족시키지 못하였다.

Fig. 3 Fabrication of exterior beam-column connection specimens

Table 3은 실험체 제작에 사용된 콘크리트의 배합비를 보여준다. 직경 100 mm 및 길이 200 mm인 원주형 공시체에 대한 압축시험 결과, 35 MPa급 일반강도 콘크리트에서는 $f_{ck}$= 32.2 MPa, 50 MPa급 고강도 콘크리트에서는 $f_{ck}$=52.2 MPa의 압축강도가 확인되었다. #6 실험체에서 조인트 영역을 보강하기 위해 사용된 강섬유 콘크리트는 35 MPa급 일반강도 콘크리트에 부피비 1.5 %의 강섬유를 혼합하여 제작한 것으로, 공시체 압축강도는 $f_{ck}$=33.2 MPa이었다.

2.3 제작, 셋팅 및 실험방법

Fig. 3은 T형 보-기둥 접합부를 제작과정을 보여준다. 실험체가 제작된 11~12월의 추운 기온에서 콘크리트 강도 발현에 문제가 없도록 실내에서 증기양생을 거쳐 제작하였다.

외부접합부 실험체의 셋팅 및 가력 방법을 Fig. 4에 나타냈다. 실험체는 기둥을 수평으로 눕히고 보를 수직으로 세운 상태로 설치하였다. 기둥의 압축하중은 2개의 디비닥 강봉(dywidag bar)을 이용한 포스트텐셔닝 방법으로 가하였다. 즉, 기둥 양단에 설치한 강재블록을 2개의 디비닥 강봉으로 연결한 다음 1,000 kN 오일잭 2개로 강봉을 잡아당겨 압축하중을 작용시켰다. 기둥 압축하중은 로드셀을 사용하여 실험 내내 계측하였는데, 그 결과를 Fig. 5에 나타냈다. 횡하중은 켄틸레버 보 상단에 설치된 500 kN 서보엑추에이터(스트로크 500 mm)를 변위제어방식으로 밀거나 당기며 가하였다. 보 변위비 기준 0.25 %, 0.35 %, 0.5 %, 0.75 %에서는 가력을 2회 반복하였고, 이후 1.0 %, 1.5 %, 2.5 %, 3.5 %, 5.0 %, 7.0 %에서 가력을 3회 반복하였다.

Fig. 4 Loading method and test setup

Fig. 5 Measured column axial loads

가력점과 기둥 좌우 지점에 작용하는 반력을 Fig. 4(a)에 나타냈다. 기둥에 포스트텐셔닝 방법으로 압축하중을 가하는 동안 불필요한 부가 응력이 발생되지 않도록, 왼쪽 지점은 회전단(pin), 오른쪽 지점은 이동단(roller)으로 설정하였다. 왼쪽의 회전단은 고장력볼트를 사용하여 바닥지그에 접합함으로써 미끄럼이 발생하지 않도록 하였고, 오른쪽의 이동단은 바닥에 미끄러운 테프론 수지를 깐 다음 장슬롯 구멍에 볼트를 밀착조임(snug-tight)함으로써 수평력에 대해서는 미끄럼이 발생하지만 수직방향으로는 변위가 발생하지 않도록 하였다. 따라서 왼쪽 회전단의 수평반력($R_{x}$)은 보 상단에 작용하는 횡하중($P$)과 같고, 수직반력($R_{y}$)는 모멘트 평형조건으로부터 다음과 같이 결정된다.

식 (4)에서 기호 $l_{b}$, $l_{c}$ 및 $h_{p i n}$의 정의는 Fig. 4(a)를 참조한다. 식 (4)에 의한 $R_{y}$는 기둥 부재에 작용하는 전단력으로서, 강재블록과 콘크리트 기둥 사이 접합면(Fig. 4의 interface A 참조)에도 작용하는 전단력이다. 이를 위하여 접합면에는 $\phi$24 원형강봉 토막 2개를 전단키(shear key)로서 사용하였다(Fig. 4(e) 참조). 다만, 구멍과의 유격으로 인하여 강봉 전단키에 의한 힘 전달 과정에서 약간의 지연 및 슬립이 발생되었는데, 이는 3장의 실험체별 하중-변형 관계에서 확인된다.

3.1 하중-변형 관계 및 파괴모드

실험으로부터 구한 횡하중-변위비($P$-$\delta$) 관계를 Fig. 6에 나타냈다. 횡하중 $P$는 보 상단에 작용된 엑츄에이터의 하중이고, 변위비 $\delta$는 가력점의 횡변위를 보 중심길이($l_{b}$=1,700 mm)로 나눈 값이다. 그림에서 정방향과 부방향은 각각 보의 상부근(부모멘트)과 하부근(정모멘트)에 인장력이 발생되는 재하방향을 가리킨다. 참고로, Fig. 6에서 보듯이 모든 실험체에서는 기둥과 강재블록이 만나는 접합면 A(Fig. 4 참조)에서 전단전달 지연에 의한 슬립이 발생되었다. 이러한 슬립은 전체 접합부 변형에 비해 크지 않으므로, 별도 보정없이 $P$-$\delta$ 곡선을 나타냈다. 실험체별 주요 파괴모드는 Fig. 7에 나타냈다.

SD400 D25 철근을 보 휨철근으로 사용한 실험체 #1 S4- C5-N1은 Fig. 6(a)에서 보듯이 정방향 7 %, 부방향 6 %의 매우 우수한 변형능력을 보였다. 지배적인 변형모드는 전단경간비가 4.25(=1,700/400)인 세장한 보의 휨항복으로서, 비대칭으로 배근된 부재단면에서 나타나는 전형적인 하중-변형 관계가 관찰되었다. Fig. 7(a)에 나타낸 것처럼 대부분의 콘크리트 균열 및 손상은 기둥면 주변의 보 단부에 집중되었고, 조인트 영역에서는 전단균열이 발생하였지만 실험이 종료될 때까지 미세한 균열폭을 유지하였다. #1 실험체는 보 단부의 콘크리트 휨압괴와 전단균열, 그리고 그로 따른 주근 국부좌굴로 최종 파괴되었다.

Fig. 6 Load-deformation relations of exterior connection specimens

Fig. 7 Failure modes of exterior connection specimens

SD600 D22 철근을 사용한 실험체 #2 S6-C5-N1는 Fig. 6(b) 및 Fig. 7(b)에서 보듯이 #1 실험체와 유사한 주기곡선 및 파괴모드를 보였다. 부방향 재하에서 보 하부 철근의 인장파단이 발생하였지만, 전체적으로 변위비 ±5 %의 우수한 변형능력을 보였고 주기거동에 의한 에너지소산 또한 양호하였다. Fig. 7(b)에서 보듯이 대부분의 콘크리트 손상은 기둥과 접하는 보 단부에 집중되었고, 보-기둥 접합부에서는 미세한 대각균열을 제외하면 거의 손상이 없었다.

#3 S6-C5-N0은 기둥 압축하중이 크게 감소하였음에도 불구하고 조인트 영역의 균열 및 손상이 증가하지 않았다(Fig. 6(c) 및 Fig. 7(c) 참조). 보 단부의 콘크리트 손상은 #1과 유사하였고, 철근 파단이 발생하지 않아 ±7 %의 매우 우수한 변형능력을 보였다.

일반강도 콘크리트($f_{ck}$=32.2 MPa)를 사용한 #4 S6-C3-N1는 Fig. 6(d)에서 보듯이 이전 실험체들과 달리 주기곡선에서 슬립 및 핀칭이 관찰되었다. Fig. 7(d)에 나타낸 것처럼 조인트 영역에서 대각균열이 크게 발생되었고 기둥의 피복 또한 파괴되었다. 보 철근의 인장 파단이 발생하였고, ±5 % 수준의 변형능력을 보였다.

보 상부철근을 증가시킨 #5 S6-C5-N1-TB4는 Fig. 6(e) 및 Fig. 7(e)에서 보듯이 기준실험체 #2와 거의 동일한 주기곡선 및 파괴모드를 보였다. 증가된 보 휨강도로 인해 조인트 전단력이 증가하였지만 조인트 영역의 균열 및 손상은 제한적이었고, 최종적으로 보 철근의 인장파단에 의해 파괴되었다.

조인트 영역을 강섬유콘크리트($f_{ck}$=33.2 MPa)로 보강한 #6 S6-C3-N1-SFC는 Fig. 6(f)에서 보듯이 ±7 %의 매우 우수한 변형능력을 보였다. Fig. 7(f)에서 보듯이 강섬유 보강으로 인하여 일반강도 콘크리트가 사용되었음에도 불구하고 조인트 영역에서 대각균열이 발생하지 않았고, 보 소성힌지 또한 콘크리트 손상이 다른 실험체들 대비 크지 않았다.

3.2 보 상부철근 변형률

Fig. 8은 콘크리트 손상이 집중된 기둥면 주변에서 계측한 보 휨철근의 변형률을 보여준다. 철근변형률은 보 상부철근으로부터 계측되었다. 그림에서 보듯이 실험체 #2, #4 및 #5에서 보 상부철근은 주기거동 내내 인장 상태에서 변형률이 누적되는 거동을 보였다. 이처럼 철근 변형률이 인장 상태에만 있는 경우 통상적으로 이력거동에 의한 철근 에너지소산이 제한적이지만^{(Eom and Park 2002)}, Fig. 6에서 보듯이 보-기둥 접합부는 주기거동 동안 양호한 에너지소산 특성을 보였다. 이는 주기거동 동안의 에너지소산이 주로 단면적이 작은 보 하부철근에 의해 발생하기 때문이다^{(Eom and Park 2010)}.

Fig. 8 Strains of beam top reinforcements

Fig. 9는 정방향 지점 P와 부방향 지점 N 사이에서 한 사이클의 주기거동이 진행되는 동안 보 상부철근과 하부철근에 발생되는 변형률 변화량(differential strain)을 보여준다. ^{Eom and Park(2010)}에 따르면 단면적이 큰 상부철근에는 정방향 재하시(즉, P점) 인장 항복 및 큰 소성변형률이 발생되지만, 부방향 재하(즉, N점)시에는 힘의 평형조건에 의해 압축 항복에 도달하지 못한다. 따라서 보 상부철근의 변형률 변화량 $\Delta\varepsilon_{tb}$는 그 크기가 작다. 반면 단면적이 작은 하부철근은 정방향 및 부방향 재하 시에 각각 압축 및 인장 항복상태에 도달한다. 따라서 휨변형(즉, 곡률)에 비례하는 큰 소성변형률이 발생되며 그로 인해 보 하부철근의 변형률 변화량 $\Delta\varepsilon_{bb}$이 커진다. 이처럼 하부철근에 인장 및 압축 변형률이 집중된 결과, Fig. 7에서 보듯이 보 소성힌지의 콘크리트 손상은 단면적이 작은 하부철근 주변에 집중되고 철근 국부좌굴 또한 하부철근에서 주로 발생된다. 참고로, 조인트 영역에서 균열 및 손상이 크게 발생된 #4 실험체에서는 #2 및 #5 실험체와 비교하여 보 상부철근의 변형률이 상대적으로 크지 않은데, 이는 조인트 전단변형으로 인해 보 소성힌지의 휨변형이 감소하였음을 의미한다.

Fig. 9 Differential strains of beam top and bottom bars (Specimen #5)

4.1 강도 및 조인트 전단

Fig. 7의 파괴모드에서 보듯이 모든 실험체에서 보의 휨항복이 발생되었다. 따라서 실험체 강도($P_{n}$)는 보의 모멘트강도($M_{nb}$)를 전단경간($l_{s}$=1,500 mm)으로 나누어 계산하였다. $M_{nb}$는 실제 재료강도를 적용한 변형률적합 단면해석으로 구하였고, $P_{n}$은 $M_{nb}$/$l_{s}$로 계산하였다. 실험체별 정방향 및 부방향 계산강도 $P_{n}$을 Table 4에 정리하고 Fig. 6에 수평선으로 나타냈다. 표와 그림에서 보듯이 계산강도($P_{n}$)는 대체로 실험강도($P_{u}$)보다 작았다. 이는 철근 응력이 변형경화거동(strain hardening behavior)에 의해 항복 이후에도 지속적으로 증가하였기 때문으로 판단된다. 즉, 모든 실험체에서는 보 단부에 대부분의 손상 및 소성변형이 집중되었는데, 그 과정에서 해당 위치의 보 철근에는 일찍부터 변형경화에 의한 응력 증가가 발생한 것으로 판단된다.

콘크리트구조 내진설계기준(MOLIT 2021b)에 따르면 외부접합부의 조인트 전단력($V_{uj}$)과 전단강도($V_{nj}$)는 각각 다음과 같이 정의된다(Fig. 1 참조).

여기서, $\alpha$=항복 이후 변형경화거동에 의한 응력 증가를 고려하는 계수로서 1.25 적용(특수모멘트골조에 대해 적용), $A_{s,\: tb}$=보 단면에 배치된 상부철근의 총 단면적, $f_{y}$=철근 항복강도, $V_{uc}$=기둥 전단력으로서 정방향 재하 시 실험 최대하중을 사용한다.

고강도 콘크리트($f_{ck}$=52.2 MPa)를 사용한 #2 실험체의 경우, 식 (5)로부터 계산되는 조인트 전단력은 $V_{uj}$=(1.25･[3･387]･662-196,000)/1,000=764 kN이었으며, 식 (6)에 의한 조인트 전단강도는 $V_{nj}$=√52.2･(350･400)=1,010 kN이었다. 보 휨철근을 증가시킨 #5 실험체에는 $V_{uj}$=1,050 kN 및 $V_{nj}$= 1,010 kN이고, 일반강도 콘크리트($f_{ck}$=32.2 MPa)를 사용한 #4 실험체의 경우 $V_{uj}$=790 kN 및 $V_{nj}$=√32.2･(350･400)=794 kN로 계산되었다. 이처럼 모든 실험체에서는 조인트에 작용하는 전단하중($V_{uj}$)이 저항강도($V_{nj}$)보다 작거나 또는 비슷하였는데, 실제 조인트를 횡구속하는 나선철근의 전단저항 기여를 고려할 때 조인트는 전단에 대하여 충분한 안전 여유를 갖고 있었던 것으로 판단된다.

4.2 보 휨철근 정착성능

조인트영역에서 보 휨철근 묻힘길이($l_{d}$), 식 (1)에 의한 표준갈고리 인장정착길이($l_{dh}$×보정계수 0.56), 식 (3)에 의한 특수모멘트골조에서 갈고리 정착길이($l_{dh,\: SMF}$), 식 (2)에 의한 압축정착길이($l_{db}$×보정계수 0.75)를 계산하여 Table 5에 나타냈다. 모든 실험체에서 보 휨철근의 묻힘길이는 $l_{d}$=335 mm로 동일하였다(Fig. 2(a) 참조). 보정계수 0.56 및 0.75는 1장에서 설명한 것처럼 충분한 피복두께와 직사각형 나선철근에 의한 양호한 횡구속 상태를 고려하여 적용하였다. Table 5에서 묻힘길이($l_{d}$)가 설계기준에서 요구하는 정착길이가 크거나 같은 경우는 ‘OK’를, 그렇지 않은 경우는 ‘NG’로 표시하였다. 조인트 영역에서 보 휨철근의 정착길이를 검토한 결과는 다음과 같다.

고강도 콘크리트($f_{ck}$=52.2 MPa)가 사용된 #1~#3, #5 실험체에서 묻힘길이($l_{d}$=335 mm)는 식 (1)에 보정계수를 곱한 설계기준의 요구정착길이($0.56l_{dh}$=209 및 273 mm)보다 길었다. 또한 일반강도 콘크리트($f_{ck}$=32.2 및 33.2 MPa)를 사용한 #4 및 #6 실험체에서도 $l_{d}$는 $0.56l_{dh}$(=348 및 342 mm)와 거의 같았다. 이처럼 모든 실험체는 조인트 영역에서 설계기준에 규정된 일반 인장정착길이를 만족하였다. 이는 철근 정착파괴 및 부착슬립이 발생하지 않은 Fig. 7의 실험결과에 부합한다.

#1 실험체에서 SD400 D25 철근의 묻힘길이($l_{d}$=335 mm)는 특수모멘트골조에 대한 식 (3)의 정착길이 $l_{dh,\: SMF}$(=288 mm)보다 길었다. 이와 달리 #2~#6 실험체에서 SD600 D22 철근의 묻힘길이($l_{d}$=335 mm)는 $l_{dh,\: SMF}$(=377~480 mm)보다 짧았다. 비록 $l_{d}<$$l_{dh,\: SMF}$이었지만 SD600 철근이 사용된 실험체는 모두 특수모멘트골조의 보-기둥 접합부에 준하는 내진성능(즉, 변위비 5 % 이상의 우수한 변형능력 및 양호한 에너지소산능력)을 발휘하였다.

SD600 D22 철근을 사용한 실험체에서 묻힘길이($l_{d}$=335 mm 또는 13.1$d_{b}$)는 압축정착에 요구되는 정착길이(0.75$l_{db}$= 474~485 mm)보다 짧았다. 그럼에도 불구하고, Fig. 7에서 보듯이 어떠한 실험체에서도 조인트에서 압축정착파괴가 발생하지 않았다. 이는 묻힘길이 10$d_{b}$~16$d_{b}$에서 압축 정착성능이 발휘된다고 보고한 ^{(Seong and Chun 2018, 2019)}의 실험결과에 부합한다.

Table 5의 분석 결과는 직사각형 나선후프와 같이 조인트 영역이 조밀하게 횡구속된 경우에 설계기준의 인장 및 압축 정착규정이 고강도 SD600 철근에 대하여 상당히 보수적일 수 있음을 시사한다. 표준갈고리 인장 정착의 경우 엄격한 식 (3)의 내진설계 정착규정을 식 (1)의 일반 정착규정으로 완화시켜 적용할 수 있을 것으로 판단된다. 또한 압축 정착의 경우에도 묻힘길이($l_{d}$)가 요구정착길이($0.75l_{db}$)의 70 % 수준(즉, 0.53$l_{db}$)에서 정착성능이 발휘되었다. 다만, 이러한 결과는 콘크리트 압축강도가 32.2 MPa 이상에서 확인된 것으로, 다양한 콘크리트 및 철근 강도등급에 대한 검증이 필요할 것으로 판단된다.

4.3 유효강성

보 상단의 횡하중 $P$와 횡변위 $\Delta$의 관계는 탄성이론에 의해 다음과 같이 나타낼 수 있다(Fig. 4 및 10(a) 참조).

Fig. 10 Deformation model for exterior connection specimens

여기서, $l_{b}$=보 상단의 가력점으로부터 기둥 중심까지의 거리(=1,700 mm), $k_{c}$=보-기둥 조인트에서 기둥에 의한 회전강성, $EI_{be}$=보의 유효휨강성이다. 좌측 및 우측 기둥의 회전강성은 $3EI_{ce}$/[$0.5l_{c}$]이므로, $k_{c}$는 식 (7)은 다음과 같이 나타낼 수 있다($l_{c}$=2,200 mm).

또는

여기서, $EI_{ce}$=기둥의 유효강성이다. ^{ASCE 41(2017)} 및 ^{Eom et al. (2022)}에 따르면 보의 휨강성은 비균열강성의 30 %(즉, 0.3$E_{c}I_{g}$)를 사용할 수 있고, 기둥의 휨강성은 압축력비에 따라 비균열강성의 30 %~70 %(즉, 0.3$E_{c}I_{g}$-0.7$E_{c}I_{g}$) 범위에서 사용할 수 있다. $E_{c}$=8,500$\sqrt[3]{f_{ck}}$이고, $I_{g}$는 비균열 콘크리트 단면의 단면2차모멘트이다.

식 (9)에 의한 접합부의 초기 탄성거동(즉, $P$-$\delta$ 관계)을 Fig. 6에 원점을 통과하는 점선으로 표시하였다. 보의 유효강성으로 0.3$E_{c}I_{g}$을 적용하였고, 기둥의 유효강성 또한 압축력비가 10 % 이하이므로 0.3$E_{c}I_{g}$를 적용하였다^{(Eom et al. 2022)}. Fig. 6에서 보는 것처럼 식 (9)의 $P$-$\delta$ 관계는 실험에 의한 항복 이전 초기거동과 잘 일치하였고, 정방향 및 부방향 항복 시점 또한 실험결과와 대체로 잘 일치하였다. 이는 현행 내진평가지침에 규정된 유효강성이 SD600 철근이 사용된 보-기둥 접합부에 대해서도 적용될 수 있음을 나타낸다.

식 (9)의 $P$-$\delta$ 관계는 기둥과 보의 중심선을 기준으로 측정한 길이변수 $l_{c}$ 및 $l_{b}$를 사용하여 정의되므로, 조인트에 발생하는 전단변형의 영향이 포함되지 않았다. 하지만 실제로는 별도의 전단변형이 보-기둥 조인트에 발생할 수 있으며, Fig. 10(b)에서 보듯이 조인트 전단변형($\gamma_{j}$)은 전체 접합부의 횡변위비를 증가시킨다. ^{Hwang and Park(2020)}에 따르면, 보에 휨항복이 발생할 때 조인트의 전단변형각($\gamma_{jy}$)은 외부접합부에 대하여 다음과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $A_{s}$ 및 $A_{s}'$=각각 보 인장철근 및 압축철근의 단면적, $b_{b}$=보 단면 폭, $A_{h}$=조인트에 배치된 후프철근의 전체 단면적(보 휨철근과 나란한 방향), $f_{yh}$=조인트 횡보강 후프철근의 항복강도이다.

SD600 고강도철근과 50 MPa급 고강도 콘크리트가 사용된 #2 실험체에서 식 (10)에 의한 $\gamma_{jy}$는 0.0022 rad이다. SD600 철근과 30 MPa급 일반강도 콘크리트가 사용된 #4실험체의 경우에도 $\gamma_{jy}$는 0.0021 rad로서 #2 실험체의 조인트 전단변형과 거의 같다. 두 경우 모두 $\gamma_{jy}$는 접합부가 항복에 도달하는 변위비(약 1.5~2.0 % 수준, Fig. 6 참조)에 비하여 훨씬 작다. 이처럼 이 연구에서 실험된 외부접합부에서는 조인트 전단변형이 초기거동에 미치는 영향이 제한적이었다.

4.4 고강도철근 파단 및 변형능력

고강도 SD600 D22 철근을 사용한 외부접합부 실험체들은 모두 5 %를 초과하는 우수한 변형능력을 보였지만, #2, #4 및 #5 실험체(즉, 5개 중 3개)에서 철근 인장파단이 관찰되었다. 그 원인을 파악하기 위하여 실험체에 사용되었던 SD 400 D25 철근과 SD600 D22 철근에 대하여 인장시험을 실시하였다. Fig. 11은 두 철근에 대한 인장시험 결과를 비교하여 보여준다. SD600 D22 철근은 항복참(yield plateau)이 명확하지 않았고 변형률이 증가함에 따라 응력이 지속적으로 증가하였다. 또한 인장파단이 발생된 변형값이 상대적으로 작았고, 항복응력과 극한응력 사이의 비율인 $f_{u}$/$f_{y}$가 1.16으로서 내진설계기준에서 요구하는 1.25에 미치지 못하였다(Table 2 참조). 이러한 점들이 원인이 되어 SD600 D22 철근을 사용한 실험체에서 철근 인장파단이 발생된 것으로 판단된다.

Fig. 11 Tensile test results of SD400 D25 and SD600 D22 bars used for specimens

이와 달리 SD400 D25 철근의 경우 Fig. 11에서 보듯이 항복참이 명확하였고, 인장파단이 발생되는 변형능력이 SD600 D22 대비 2배 수준으로 증가하였으며, $f_{u}$/$f_{y}$=1.31로서 내진설계기준에서 요구하는 1.25를 초과하였다. 이처럼 증가한 변형능력과 $f_{u}$/$f_{y}$로 인하여 SD400 D25을 사용한 #1 실험체에서는 철근 파단없이 우수한 내진성능을 보였다.

철근 파단에 의한 변형능력의 감소는 Table 4에 나타낸 변형능력($\delta_{u}$)에서도 확인할 수 있다. $\delta_{u}$는 ^{ASCE 41(2017)}에 따라 하중(또는 변형)의 각 증분단계마다 첫 번째 주기 동안 최대변위의 각 점을 이어 작성한 골격곡선(backbone curve)에서 최대하중의 80 %로 강도가 저하된 시점의 변형으로 정의하였다. 표에서 보듯이 철근파단이 관찰된 실험체 #2, #4 및 #5는 $\delta_{u}$가 5 % 이하인 반면 철근파단이 발생하지 않은 #1, #3 및 #6 실험체에서는$\delta_{u}$가 6~7 %으로 평가되었다.