1. 서 론

본 논문은 PC 구조를 고하중 장경간의 구조물에 효율적으로 적용할 수 있는 공법의 실험적 연구에 관한 것이다. PC 구조는 접합부를 통해서 일체화되기 때문에 하중이 커지거나 경간이 길어지는 경우 접합부에 큰 힘이 작용하게 되어 접합부 설계가 매우 중요하게 된다. 반면에 PC 보는 PC 슬래브를 지지하게 되므로 PC 보의 폭이 커질수록 PC 슬래브의 길이를 짧게 설계할 수 있는 이점을 가질 수 있다. 물류창고와 같이 단일 층의 층고가 매우 높은 구조물에서는 넓은 보를 사용하면서 슬래브의 길이를 짧게 설계하는 경우 경제적인 설계로 이어질 수 있다. 예를 들어 10 m 경간에서 연직하중을 지지하는 슬래브에서 그 길이를 10 % 정도 줄일 수 있다면 모멘트의 크기는 20 % 정도 줄어들기 때문에 PC 슬래브의 설계가 용이해지면서 경제성 역시 달성할 수 있게 된다. 슬래브의 길이가 줄어들면 제작과 조립 과정에서 어려움을 야기할 수 있는 과도한 캠버(camber)도 방지할 수 있는 장점을 기대해 볼 수 있다.

본 연구에서는 고하중 장경간에 적합한 광폭(넓은 폭)의 PC 보를 사용하는 PC 구조를 연구의 대상으로 하였다. Fig. 1은 고하중 장경간 모멘트 골조를 구현하기 위한 중공 광폭보(hollow-core wide girder) 공법(HWG 공법으로 칭함)의 구성 요소와 구축 방법을 보인다.

HWG 공법에서는 일방향으로 배치되는 광폭보가 PC 기둥과 모멘트 저항 골조를 형성하는 공법이다. 이때 상대적으로 길이가 짧아진 PC 슬래브가 일방향으로 보에 얹히면서 보는 기둥으로 하중을 전달하게 된다.

HWG 공법에서는 광폭보를 사용하게 되므로 부재의 자중이 커질 수 있기 때문에 Fig. 2와 같이 단면의 중앙에 중공을 형성하여 자중을 줄이고자 하였다. 또한 상하 플랜지 사이에 충분한 두께의 웨브를 제공하여 구조적 안정성을 확보하도록 하였다. 이 경우 폐쇄형 단면을 형성할 수 있어서 비틀림 모멘트에 대해서도 충분한 강성을 확보하면서 높은 단면2차모멘트를 갖는 부재가 될 수 있다.

Fig. 1 HWG structure system

Fig. 2 Hollow-core wide girder

2. 연구의 중요성

PC 광폭보를 사용한 일방향 PC 골조 구조는 보-기둥 접합부의 일체성을 확보하고, 내진성능을 발휘할 수 있도록 설계하는 것이 중요하지만 이에 대한 연구결과는 충분하지 못한 상황이다. 현장타설(CIP) 공법과는 다르게 판넬존을 후타설하는 경우 판넬존을 통해서 일체화되어야 하는 PC 구조는 여러 제약을 받을 수밖에 없다. 특히 기둥 단면의 크기가 보 폭보다 작아지는 경우 상대적 강성 차이, 강도 차이, 그리고 보 주철근의 기둥 단면 관통 비율 등에 따라 일체성의 정도가 큰 영향을 받을 수 있다. 보 하부 철근은 접합부에서 정착 혹은 이음되어야 하며, 현장타설되는 덧침 콘크리트에 배근되는 보 상부근이 PC 기둥과 PC 보 사이의 일체성을 확보해줄 수 있어야 한다. 따라서 구조적 거동의 관점에서 중요한 요소는 기둥-보 휨강도비, 보 주철근의 배치 방법, PC와 CIP 사이의 일체성 등이 포함된다.

광폭보-기둥 접합부를 가지는 PC 구조의 경우 기둥과 보 사이의 휨강성 및 휨강도 비율은 구조적 거동에 큰 영향을 미칠 수 있다. 통상적으로 물류창고는 상층으로 올라갈수록 기둥 크기는 줄어드는 반면에 보 높이는 변하지 않는다. 이 경우 강기둥-약보 보다는 약기둥-강보에 근접하는 설계 결과로 이어질 수 있다. 더구나 접합부의 일체성이 판넬존이라는 좁은 영역의 거동을 통해서 확보되어야 하므로, 광폭의 보가 좁은 폭의 기둥과 연결되는 접합부에서 구조적 일체성이 확보될 것인지를 확인하는 것은 중요한 요소가 된다. 특수모멘트 골조의 경우 상하 기둥의 공칭 휨모멘트 합이 좌우 보의 공칭 휨모멘트 합보다 20 % 이상 크게 설계하도록 하고 있지만^{(MOLIT 2016a; KCI 2017; ACI 2019)}, 그 외의 구조에 관해서는 특별한 조항이 없으며 PC 광폭보에 대한 연구는 거의 없는 실정이다.

판넬존에서 보 주철근이 기둥 단면의 영역을 관통하면서 배치돠는 비율 역시 보-기둥 접합부의 일체성 확보에서 중요한 요소가 된다. 여기서 기둥 단면의 영역이라 함은 기둥 단면의 면적을 접합부로 투영시킨 영역을 의미한다. 설계기준에 따르면 테두리보의 경우 구조 일체성 요구 조건(KDS 14 20 50^{(MOLIT 2016b))}으로 현장치기 콘크리트구조와 프리캐스트 콘크리트구조로 구분하여 연속철근이 배치되어야 하는 기준을 제시하고 있다. 현장치기 콘크리트구조의 테두리보에는 연속철근(보 주철근)의 일부가 기둥의 축방향 철근으로 둘러싸인 부분을 지나서 전 경간에 걸쳐 배치하도록 하고 있다. 이때 부모멘트 철근의 1/6 이상이며 두 개 이상, 정모멘트 철근의 1/4 이상이며 두 개 이상의 철근을 연속으로 기둥 영역에 배치하여야 한다. 프리캐스트 콘크리트구조에 대해서는 추가적인 조건(KDS 14 20 62^{(MOLIT 2016c))}을 제시하고 있지만, 이는 주로 PC 벽식구조에서의 일체성에 관한 내용이며 광폭보 접합부에 대한 규정은 없다. 이상의 내용을 정리해 보면 현장치기 콘크리트구조에서도 테두리 보에 대한 요구조건만 있으며 내부 보에 대해서는 별도의 규정이 없다. 또한 특수모멘트 골조에 대한 ACI 내진설계 기준^{(ACI 318-19 2019)}에서는 광폭보의 크기를 제한(2C2혹은 1.5C1)하고 있으며 기둥 투영 영역을 벗어 나는 영역에 배치되는 보 주철근은 별도의 횡철근으로 구속하도록 하고 있기는 하지만 중간 혹은 보통 모멘트 골조에 대해서는 별도의 규정이 없다. 따라서 본 연구에서는 기둥-보 휨강도비와 보 주철근의 배치를 주요 변수로 한 실험연구를 수행하고자 하였다.

3. 연구의 방법

실험연구를 위해서 대상 건물에 대한 구조설계의 과정을 거치면서 프로토 타입의 부재 및 접합부를 선정하였다. 프로토 타입 구조에서 기둥 단면은 1,000 mm×1,000 mm, PC 보 단면은 폭 2,000 mm와 높이 750 mm를 가지는 단면으로 설계되었다. PC 슬래브의 높이는 300 mm, 덧침 콘크리트의 높이는 150 mm로 설계되었다. 따라서 덧침 콘크리트 타설 후 합성단면의 높이는 1,200 mm가 된다. 이러한 프로토 타입 구조에서 보 휨강도 대비 기둥의 휨강도의 비는 1.05로 설계되었다. 실험연구에서는 실험체의 제작 및 운반 그리고 가력장치의 용량을 고려하여 프로토 타입 단면의 1/2 스케일로 계획하였다.

실험결과의 분석에서는 접합부의 물리적 거동, 설계기준 대비 보유 성능, 주요 변수별 특성, 구조해석적 관점의 성능, 성능기반설계 관점의 내진성능 등을 분석 대상으로 하였다. 접합부의 물리적 거동은 층간변위(변위각) 대비 보유 내력과 연성능력 등을 평가하며, 설계기준 대비 성능은 재료의 실제강도를 반영한 공칭강도 대비 실험체의 성능과 함께 변위각 대비 강성변화 등을 평가하고자 하였다. 이를 위하여 횡력저항 시스템으로서의 접합부를 가지는 실험체를 계획하고 내진성능을 평가할 수 있도록 계획을 수립하였다. 구조해석 관점의 성능 분석은 비선형 푸시오버 해석을 수행하여 해석과 실험의 결과를 비교 분석하고자 하였으며, 성능기반설계 관점의 내진성능 평가^{(ACI 374.2R 2013; ACI 374.3R 2016; ASCE 2016)}에서는 HWG 공법의 구조가 가지는 성능을 객관적 방법으로 평가하고자 하였다.

추가적인 방법으로 PC 특수모멘트 골조에 관한 평가 방법^{(ACI 374.1 2005)}도 본 연구의 실험체에 대하여 간접적으로 적용해 보았다. PC 중간모멘트 골조에 대한 실험 및 평가 방법으로 제시된 별도의 객관적인 방법이 없기 때문에 PC 특수모멘트 골조에 대한 평가 방법을 부분적으로 인용하면서 HWG 공법을 평가하는 방법으로 사용하였다.

4. 실험계획

본 연구에서는 프로토 타입 구조를 기반으로 하여 3개의 실험체를 계획하였다. Table 1은 실험체의 종류별 주요 내용을 보여주고 있으며, Fig. 3에서는 실험체의 전체적 형상 및 치수를 나타냈다. 세 개의 실험체 중에서 실험체 G1과 실험체 G2에서 기둥 단면 C1×C2는 600×600, 실험체 G3 기둥의 경우 500×600로 계획하였다. 여기서 C1은 횡력과 평행한 방향의 단면 치수이며, C2는 C1의 직각 방향의 치수이다. 따라서 기둥의 철근 양은 동일하게 유지하면서 유효높이(C1 방향)를 변수로 보-기둥 사이의 휨강도비를 조정하고자 한 것이다. 이 때 기둥 폭 C2는 보 철근의 배근 가능성을 고려하여 결정하였다. 기둥의 좌우측에서 배근되는 PC 보 하부 철근이 겹치지 않으면서 배근될 수 있도록 C2의 길이를 600 mm로 계획하였으며, C1(500 mm와 600 mm)은 표준갈고리 철근의 정착길이를 고려하여 정하였다.

G1과 G2 실험체에서 덧침 콘크리트 부분에 배치되는 철근 개수는 총 16개로 동일하지만, 기둥 영역에 배치되는 철근의 수를 12개와 8개로 다르게 계획하였다. 따라서 기둥영역 바깥에는 실험체 G1의 경우 좌우 2개씩 4개, 실험체 G2의 경우 좌우 4개씩 8개의 철근이 배근되도록 하였다. 이 때 실험체 G3은 실험체 G1과 동일한 배근을 사용하였다. 따라서 G1 및 G3 실험체의 경우 12/16=75 %, G2 실험체는 8/16=50 %의 철근이 기둥 영역에 배근되도록 한 것이다(Fig. 4 참조).

이와 같은 실험변수를 사용하여 실험체에 대한 예상강도를 산정하였다. 설계에서 선정한 철근의 항복강도로는 보의 경우 500 MPa(SHD16), 기둥은 600 MPa(UHD29)로 하였다. 콘크리트의 경우 PC는 45 MPa, CIP는 30 MPa로 계획하였다. Fig. 4와 같은 단면으로 설계되는 경우 기둥-보 사이의 휨강도비는 G1 및 G2가 1.18, G3는 0.94가 된다. 따라서 G1과 G2는 강기둥-약보, G3는 약기둥-강보로 설계되었다고 볼 수 있다. 이와 같은 설계를 통해서 얻어진 값들은 Table 2에 나타냈다. Table 2에서 Mn(+)는 정모멘트에 대한 공칭강도이며, $M_{n}$(-)는 부모멘트에 대한 공칭강도를 의미한다. 기둥 모멘트의 합(∑Col)은 보 모멘트의 합(∑beam) 보다 크면 강기둥-약보의 설계가 된다.

Fig. 5는 실험체 보의 단면 형상과 부재의 조립과정을 사진으로 나타냈다. PC 보는 철재 거푸집을 사용하여 한 번에 2개씩 3회에 걸쳐서 제작하였다. PC 기둥은 수직방향으로 거푸집을 설치하여 하부 기둥을 먼저 제작한 후, 기둥 상단의 좌우측에 PC 보를 설치하였다. 그 상태에서 보 상부근을 배근하고 덧침 콘크리트를 타설하였다. 덧침 콘크리트에 의한 접합부와 보 상부 콘크리트의 초기 압축강도가 발현된 시점에 상부 기둥으로 연속해서 배근된 주근을 횡보강근으로 보강한 후 기둥 거푸집을 설치하고, PC 기둥의 콘크리트 타설을 완료하였다.

실험은 Fig. 6과 같은 방법으로 수행하였다. 기둥 하단은 힌지단이며, 보 끝단의 지지점은 연직 방향의 이동만 구속되도록 하였다. 기둥 상단에 가력되는 횡력은 변위제어 방식으로 가력하였다. 가력 변위는 Fig. 7과 같은 이력으로 동일 변위각에서 3회의 반복 이력하중을 가력하였다.

Fig. 3 Drawing of specimen

Fig. 4 Sections of HWG (unit: mm)

Fig. 5 Manufacturing processes

Fig. 6 Specimen set-up (unit: mm)

Fig. 7 Loading hysteresis

5. 실험결과

실험체에 사용된 콘크리트와 철근에 대한 재료시험 결과는 Table 3에 나타냈다. 재료시험을 위하여 콘크리트(PC 및 CIP)는 타설 때마다 공시체를 채취하여 시험하였고, 철근 역시 종류별로 3개 이상의 시험편을 대상으로 시험을 실시하였다. Table 3에 나타낸 값은 시험결과에 대한 평균값을 정리한 것이다.

실험체들의 균열은 대략적으로 비슷한 양상을 보였다. 초기 균열은 주로 부재(보 및 기둥) 단부에서 휨균열 형태로 발생하다가 변위각 0.75 % 근처에서 접합부의 대각선 방향 균열이 처음 발생하였다. 그 후, 변위각이 증가함에 따라 휨균열과 접합부 대각선 균열의 수와 폭이 점점 증가하였다. 변위각 2.75 % 부터는 추가적인 균열보다는 대각선 균열의 폭이 확대되는 양상을 보였다. 변위각 4.0 % 이후부터 콘크리트의 박리와 함께 균열이 크게 진전되면서 내력 감소와 함께 파괴되었다. Fig. 8에는 변위각 2.75 %(좌측 사진)와 4.0 %(우측 사진)에서 실험체 G1과 G3에 대한 균열 사진을 나타냈다.

Fig. 9에는 실험체의 하중-변형관계를 최대하중 대비 하중비-변위각의 관계로 나타냈다. 실험체에 가해진 하중의 크기를 최대하중의 값으로 나누어서 최대하중 전후로 실험체 내력의 변화 추이를 보이고자 했기 때문이다. 그래프 내에 최대하중의 크기를 함께 나타내서 상대값을 절대값으로 환산해서 볼 수 있도록 하였다. 실험체의 최대강도는 G1과 G2가 거의 같았으며, 휨강도비가 낮은 G3는 상대적으로 낮은 강도를 보였다. 이는 기둥의 강도가 낮게 설계되었기 때문이다. 각 실험체에서 최대강도는 변위각 2~3 %에서 발생하였고, 변위각 3 %에서의 강도비는 0.88(0.80), 0.91(0.80), 0.90(0.91)로 나타났다(괄호 안의 값은 부가력의 값임). 따라서 실험체들은 변위각 3 % 정도의 변형 상태에서도 큰 내력저하 없이 80~90 % 내외의 강도비를 보였음을 알 수 있다. 변위각 4 %에서의 강도비는 0.79(0.78), 0.78(0.76), 0.80(0.88)로 나타났기 때문에 75~80 % 내외의 높은 강도비를 발휘하면서 연성적으로 거동했음을 알 수 있다. 특히 PC 특수모멘트 골조의 경우 변위각 3.5 %에서 보유강도는 최대강도의 75 % 이상을 갖는 요구 조건^{(ACI 374.1 2005)}에 비추어 보았을 때도 우수한 내력 보유 능력을 보였다고 볼 수 있다.

잔류변형의 경우 정가력과 부가력 모두에 대해서 변위각 2 %에서 0.5 % 이하, 변위각 3 %에서 1.0 % 정도, 변위각 4 %에서 2 % 정도의 잔류변형을 보였다. 따라서 실험체에서 핀칭현상과 잔류변형이 크지 않았다고 평가할 수 있었다.

변형률 분포 역시 실험체들이 모두 유사한 양상을 보였기 때문에 실험체 G1에 대해서 Fig. 10에 나타냈다.

Fig. 10(a)에는 기둥 브라켓 선단에서 덧침 콘크리트에 배근한 보 상부철근의 게이지(U) 변형(부모멘트 변형)과 Fig. 10(b)에는 PC 부재의 하단에 배근한 보 하부철근의 기둥 브라켓 선단 위치에 부착한 게이지(B)의 변형(정모멘트 변형)을 나타낸다. 철근들은 항복 변형을 크게 상회하는 연성적 거동을 보였기 때문에 판넬존 접합부에서 철근의 충분한 부착과 함께 일체성을 유지했다고 판단할 수 있었다.

Fig. 11은 실험체 G1에 대해서 변위각에 따른 할선강성의 변화를 나타냈다. 그림에서 좌측 세로축은 하중, 우측 세로축은 할선강성비를 나타낸다. 여기서 할선강성이란 각 사이클 이력에서 도달한 피크 하중점(강도)과 원점을 연결하는 할선의 기울기(secant stiffness)를 의미한다. 이때 강성변화를 상대적인 값으로 나타내기 위하여 초기 강성에 대한 비율로 환산하여 나타냈다.

할선 강성비를 보았을 때, 정가력의 변위각 1.0 %에서 60 %, 2.0 %에서 45 %, 3.0 %에서 30 %, 4.0 %에서 20 % 정도의 강성비 변화를 보였다. 부가력에서도 변위각 1.0 %에서 60 %, 2.0 %에서 40 %, 3.0 %에서 30 %, 4.0 %에서 20 % 정도를 보였음을 알 수 있다. 따라서 강성의 급격한 감소없이 완만하게 감소되었음을 알 수 있으며, 그 감소 비율도 크지 않았다.

Fig. 12는 원점부근에서의 강성비를 보이고 있다. 그림에는 변위각 2.2 %, 2.83 %, 3.5 %에서의 원점 부근 강성(직선으로 표시)을 이력곡선(점선으로 표시)과 함께 나타냈다. 원점부근 강성비가 작을수록 핀칭현상이 크게 나타난 것이므로 이는 PC 구조의 성능 평가에서 중요한 지표가 될 수 있다. 그러한 이유로 ^{ACI 374.1(2005)}에서는 PC 특수모멘트 구조에 대해서 변위각 3.5 %에서 초기강성의 5 % 이상을 확보하도록 요구하고 있다. 실험체 G1(G2 및 G3도 동일)의 원점부근 강성은 초기 강성의 5 % 이상을 보이면서 안정적으로 거동했음을 알 수 있다.

Fig. 8 Crack patterns

Fig. 9 Force-drift ratio relation

Fig. 10 Strain distribution of G1

Fig. 11 Secant stiffness ratio of G1

Fig. 12 Stiffness ratio of G1

6. 비교분석

앞 장에서는 개별 실험체의 거동을 분석하였다면, 여기에서는 3개의 실험체에 대한 비교분석을 실시하였다. 실험체에 대한 변수로 보-기둥 휨강도비와 보 상부철근의 집중률을 선택하였기 때문에 이들 변수로 인한 영향을 분석하고자 한 것이다. Table 4에는 각 실험체에 대한 예상강도(공칭강도)를 산정하여 나타냈으며, 이 값들은 재료실험의 결과를 반영하여 산정되었다. 표에서 $P_{M}$(1)은 PC 보의 하부철근이 항복하는 정모멘트에 해당하는 횡하중 강도이며, $P_{M}$(2)는 덧침 콘크리트에 배근되는 상부철근이 항복하는 부모멘트에 해당하는 횡하중 강도이다. 그러나 실험체 G3의 경우는 약기둥-강보로서 기둥이 먼저 공칭강도에 도달하기 때문에 기둥이 공칭강도에 도달할 때의 값을 $P_{M}$(2)로 선택하였다. 이상의 값들을 이용하여 각 실험결과를 분석하였으며, 이 값들은 7장의 이론적 분석에서도 사용되었다.

Fig. 13은 실험체들의 하중-변위각 관계를 나타낸 것으로 하중은 공칭강도로 무차원화하여 나타냈다. 이를 위하여 이력곡선 중 피크점만을 연결하는 뼈대곡선으로 표현하였다. 비교 결과 G1과 G2 실험체는 강성 및 강도 면에서 거의 동일한 거동을 보였다. 실험체 G3는 기둥의 단면 크기가 작기 때문에 강성이 낮은 곡선을 보이고 있다. 공칭강도 $P_{M}$(2)와 비교해 보았을 때 G1과 G2는 공칭강도 대비 1.15배와 1.23배의 강도를 보였다. 이는 철근의 변형경화까지 변형이 진행되었기 때문으로 판단되었다. 그러나 실험체 G3의 경우 거의 공칭강도에 해당하는 강도(1.01) 특성을 보였다. 철근의 변형을 보았을 때도 기둥과 보에서의 변형이 G1과 G2 실험체에 비해서 상대적으로 낮게 측정된 점과 일치한다고 할 수 있다. 따라서 변형경화 영역까지 변형이 발생하기 전에 접합부에서의 파괴로 최대강도에 도달했다고 볼 수 있을 것이다. 이때 한 개의 실험체로 어떤 결론을 추론하기는 어렵지만 G1과 G2 실험체에 비해서 G3 실험체는 접합부 주방향 길이가 600 mm보다 짧은 500 mm로 전체적인 접합부(CIP) 체적이 작았던 점도 영향을 미쳤을 것으로 생각해 볼 수 있다. 또한 보 선행 파괴의 경우 기둥 브라켓으로 인한 강도 증가를 기대해 볼 수 있지만, 기둥 파괴 선행인 경우는 그렇지 않은 점도 추론에 포함해 볼 수 있을 것이다.

Fig. 14에서는 Fig. 11에 나타낸 바와 같은 할선강성비를 비교하여 나타냈다. 세 실험체에 대해서 변위각-강성비 관계를 하나의 그래프에 나타낸 것이다. 그 결과 실험체 G3가 상대적으로 높은 강성비를 보였으며, 실험체 G2는 다소 낮은 쪽으로 값이 분포되는 경향을 보였다. 그러나 5장의 Fig. 11(G1 실험체)의 설명에서 인용한 숫자로 볼 때 실험체 G1은 상당히 우수한 결과를 보였고, Fig. 14의 실험체 G2가 실험체 G1에서 크게 벗어나지 않은 결과를 보였기 때문에 실험체들은 할선강성 측면에서 우수한 결과를 보였다고 판단할 수 있었다.

Fig. 15의 에너지 소산 면적 비율은 실험체의 하중-변위 곡선으로 둘러쌓인 면적을 완전 탄소성 거동 면적에 대한 비율로 나타낸 것이다. 완전 탄소성 거동은 항복전에서는 탄성거동, 항복 후에는 내력감소나 핀칭현상 없이 완전 소성 거동을 가정한 경우를 의미한다. 그림은 실험체들의 에너지 소산 정도가 꾸준히 증가하고 있음을 보이고 있으며, 동일 변위각에서 반복되는 이력하중에서 사이클이 증가할 때 감소 정도는 변위각 3 % 이전까지는 크지 않음도 알 수 있다. 또한 실험체는 특수모멘트 골조로 설계한 것은 아니지만 PC 특수모멘트 골조에서 요구되는 성능의 값을 정량적 지표로 평가해 볼 때 우수한 성능을 보였음을 알 수 있다. ^{ACI 374.1(2005)}에 따르면 PC 특수모멘트 골조의 경우 변위각 3.5 %의 세 번째 사이클에서 요구되는 에너지소산 면적비는 12.5 % 이상(그림에서 점선으로 표시)이며, 실험체들은 모두 이 값을 크게 상회하는 것으로 나타났다.

Table 5는 변위각 2.2 %, 2.83 %, 3.5 %에서의 초기강성 대비 원점부근 강성비율을 나타냈다. 그 결과 각 변위각에서의 원점부근 강성비의 평균값은 14.3 %, 9.7 %, 6.8 %로 나타났다. PC 특수모멘트 골조에 대한 ^{ACI 374.1(2005)}에 따르면 변위각 3.5 %의 세 번째 사이클에서 원점부근 강성비가 초기강성의 5 % 이상이 되도록 요구하고 있다. 따라서 실험체들은 모두 원점부근 강성비율에서도 우수한 성능을 보였다고 할 수 있다.

Fig. 13 Comparison of backbone curves

Fig. 14 Comparison of secant stiffness ratio

Fig. 15 Comparison of energy dissipation

7. 구조성능 평가

구조실험 결과에 대한 공학적 평가는 비선형 구조해석법(푸시오버)과 성능기반평가법^{(ACI 374.2 2013; ACI 374.3 2016; ASCE/SEI 41 2016)}에 따라 실시하였다. 실험결과가 공학적 원리 및 설계 가정의 관점에서 어느 정도의 성능을 보였는지를 객관적으로 평가하고자 한 것이다. 즉 비선형 구조해석법이나 성능평가법과 같은 원리적(혹은 이론적) 측면의 성능 대비 실험체들이 발휘한 상대적 성능을 평가하고자 한 것이다. 또한 현장타설 일체형(CIP) 구조와 동일한 모델링 변수를 사용하므로, 일체형 대비 성능평가의미도 가진다고 할 수 있다.

비선형해석은 midas Gen의 푸시오버 해석 기능을 사용하여 실시하였다. 이때 접합부를 위한 별도의 소성힌지 요소를 사용하지 않고, 부재 단부에서 소성변형이 집중하여 발생하는 요소로 모델링하였다. 부재는 Fig. 16과 같은 3단계 직선으로 이상화하여 모델링하였다. 균열모멘트 $M_{cr}$(그림에서 P1)과 공칭모멘트 $M_{n}$(그림에서 P2)의 값은 Table 4의 값을 사용하였다. 이때 보 부재는 모멘트 방향(정과 부)에 따라 휨강도 성능이 다르므로, 부방향에 대해서는 $M_{n}$(-), 정방향에 대해서는 $M_{n}$(+)를 사용하였다. 또한 균열 후 강성비 α1과 항복 후 강성비 α2의 값은 실험결과를 반영하여 0.2와 0.1을 각각 사용하였다.

성능기반설계 관점의 내진성능 평가는 ASCE/SEI 41(2016)에서 제시하고 있는 값을 사용하여 실시하였으며, 이 때 사용된 값은 Table 6에 나타났다. 표에서 $\theta_{y}$의 값은 공칭강도의 0.7배의 값을 실험에서 얻어진 초기강성 값으로 나눈 값(Table 6과 Fig. 17의 B점)으로 하였다. 내력저하가 발생하기 직전 피크점(Table 6과 Fig. 17의 C점)은 공칭강도의 값을 사용하였다. 또한 B점과 C점 사이의 소성변형 a, B점과 E점 사이의 소성변형 b의 값은 ASCE/SEI 41(2016)에서 제시하는 값을 사용하였다.

이상과 같은 방법을 사용하여 얻어진 비선형해석 및 성능기반평가의 결과는 실험결과의 뼈대곡선과 비교하여 Fig. 17에 나타냈다. 이때 그림에서 세로축의 하중값은 공칭강도로 무차원화해서 나타냈다. 그림들에서 $M_{n}$(+)로 표시된 값은 이 위치에서 PC 보의 하단이 정모멘트에 의한 공칭강도에 도달한 점을 의미한다. 횡력에 대해서 좌측보의 상단에 부모멘트가 작용할 때 우측보의 하단에는 정모멘트가 작용하게 되므로, 상대적으로 낮은 모멘트 강도로 설계된 우측 하단에서 $M_{n}$(+)에 도달하면서 강성감소가 발생하게 된다. 비선형 구조해석에서는 균열모멘트 $M_{cr}$도 함께 사용하였기 때문에 $M_{n}$(+) 이전에 $M_{cr}$에서 먼저 꺽이는 점이 발생하게 된다. 이러한 현상은 실험체의 거동(그림에서 점선으로 표시)에서도 상당한 유사성을 보이고 있음을 알 수 있다.

성능기반 평가법에 의한 평가 결과도 매우 유사한 거동을 보이고 있음을 알 수 있다. 성능기반 평가법에서 붕괴가 임박한 점으로 나타내는 C점의 위치에서도 실험체에서는 강도 저하가 없었으며, 변위각 4 %까지 연성적 거동을 했음을 알 수 있다. 따라서 뼈대곡선으로 나타낸 실험결과는 비선형 구조해석법과 성능평가법에 의한 결과에 근접하는 추세를 보이면서 안정적인 거동을 한 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 16 Modeling method for nonlinear analysis

Fig. 17 Structural evaluation

8. 결 론

본 연구에서는 PC 구조를 고하중 장경간의 구조물에 효율적으로 적용하기 위한 HWG 공법의 광폭보-기둥 접합부를 대상으로 실험적 연구를 수행하였다. HWG 공법에 의한 모멘트 골조의 구조적 거동은 기둥-보 휨강도비와 보 주철근의 배치를 주요 변수로 한 실험연구로부터 접합부의 거동을 설계기준, 구조해석 및 성능기반설계의 관점에서 내진성능을 분석하였다. 이상과 같은 분석 결과 아래와 같은 결론을 도출할 수 있었다.

1) 실험체 G1과 G2는 공칭강도 대비 1.15배와 1.23배, 실험체 G3는 1.01배의 강도를 발휘하면서 안정적으로 거동하였다.

2) 실험체들은 변위각 3 %에서 최대강도 대비 80~90 %의 강도비를 보였으며, 변위각 4 %에서도 75~80 %의 높은 강도비를 발휘하면서 연성적으로 거동하였다.

3) 실험체 G1 및 G3의 경우 25 %, 실험체 G2는 50 %의 철근이 기둥 영역 바깥에 배근되었으나 충분한 일체성을 보이면서 그로 인한 차이는 나타나지 않았다.

4) 초기강성에 대한 비율로 나타낸 할선강성비는 높은 변위각에서도 안정적으로 완만하게 감소하는 특성을 보였다.

5) 실험체들에서 잔류변형은 낮게 나타났으며, 변위각 3.5 %에서도 원점부근 강성비는 초기 강성의 5 % 이상의 값을 보였다.

6) 비선형 해석에서는 현장타설 일체형(CIP) 구조와 동일한 모델링 변수를 사용하여 실험결과와 비교하였기 때문에 실험체들은 현장타설 일체형 대비 동등성을 보였다고 할 수 있다.

7) 성능기반 평가는 ASCE/SEI 41 등의 변수를 사용한 결과와 비교하였을 때 동등 이상의 성능을 보였기 때문에 HWG 구조는 성능기반 설계법의 적용도 가능할 것으로 판단되었다.