김성윤
(Sung Yoon Kim)
1
강관호
(Gwan Ho Kang)
2
김승재
(Seung Jae Kim)
3
박찬욱
(Chan Wook Park)
4
김대영
(Dae-Young Kim)
5
천성철
( Sung-Chul Chun)
6†iD
-
롯데건설 기술연구원 책임연구원
(Manager, Research&Development Institute, LOTTE E&C, Seoul 06527, Rep. of Korea)
-
호반건설 ENG팀 이사
(Director, Engineering Team, Hoban Construction, Seoul 06768, Rep. of Korea)
-
효성중공업(주) 토건기술팀 과장
(Manager, Civil & Construction Engineering Team, Hyosung Heavy Industries Corporation,
Seoul 04144, Rep. of Korea)
-
디엘건설 주식회사 건축설계팀 차장
(Senior Manager, Architectural Building & Housing Team, DL Construction, Seoul 07320,
Rep. of Korea)
-
한빛구조ENG 대표이사
(CEO, Hanbit Structural Eng. Co., Seoul 08390, Rep. of Korea)
-
인천대학교 도시건축학부 교수
(Professor, Division of Architecture and Urban Design, Incheon National University,
Incheon 22012, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
지하구조물 내진설계, SMS 공법, 슬러리월, 전단마찰
Key words
seismic design of sub-structures, SMS, slurry wall, shear friction
1. 서 론
지하구조물 내진설계(MOLIT 2019; AIK 2020)가 도입됨에 따라 지하층 구조부재에 횡력 저항 성능이 요구된다. 지하 흙막이로 사용되는 슬러리월은 각각의 패널이 독립적으로 면외 수평력에 저항하도록
개발되었다. 슬러리월 패널 폭방향 수평 철근을 연결하여 인접 패널을 연속하면 일체 거동을 기대할 수 있고, 이때 패널 경계면이 충분한 전단저항력을
가져야 한다. 지하구조물 내진성능 확보를 목적으로 슬러리월 패널 연속화를 위해, 일부가 개방된 강관과 확대머리철근으로 구성된 기계적 이음(SMS 공법,
Fig. 1)이 개발되었다(KIPO 2021, 2022; Park et al. 2022) 슬러리월 면내 부재력에 의해 패널 경계면에 유발되는 전단력은 전단마찰로 저항하고, 이음된 수평 철근은 전단마찰철근으로 설계한다.
선행연구(Park et al. 2022)에서 SMS 공법의 철근 정착강도를 직접 인장실험을 통해 평가하였다. 철근에 직접 인장력을 가하는 실험은 실제 거동인 전단마찰에 비해 매우 불리한
상황이므로, 실험결과에 근거한 설계는 안전한 결과를 제시한다. 1차-2차 패널 경계면의 전단마찰강도는 이음철근을 가로지르는 Fig. 2의 경계면 일직선 파괴(intended failure)를 가정한다. 그런데 이질 재료인 강관 내부에 2차 패널 콘크리트가 채워지는데, 강관과 콘크리트가
일체 거동하지 않으면, Fig. 2의 점선으로 표시된 또 다른 파괴(alternative failure)와 같이 강관 내부 콘크리트가 미끄러지고 이음철근의 전단마찰강도가 발현될 수
없다.
이 연구에서는 SMS 공법으로 접합된 1차-2차 패널 경계면에 면내 전단력을 가하는 전단마찰실험을 통해, 강관 내부 콘크리트의 미끄럼 발생 여부와
SMS 공법 설계강도 발현 여부를 검증하였다.
Fig. 1 Conceptual drawing of a Seismic Mechanical Splice for Slurry-Wall Joint (SMS)
2. SMS 공법의 경계면 전단강도
콘크리트 구조설계기준 KDS 14 20에는 신구 콘크리트 경계면의 전단강도 설계로 KDS 14 20 22 (4.6) 전단마찰설계(KCI 2021a)와 KDS 14 20 66 (4.2.2) 합성콘크리트 휨부재의 수평전단강도 설계(KCI 2021b) 2가지가 가능하다. 신구 콘크리트 경계면의 전단강도는 경계면 표면의 요철 정도(또는 일체 타설), 경계면 직각방향으로 작용되는 압축력, 경계면을
가로지르는 철근의 방향과 양, 하중의 특성과 크기 등 다양한 인자에 영향을 받는다. 설계기준의 배경이 되는 연구(Saemann and Washa 1964; Hofbeck et al. 1969)에 따르면, 전단마찰설계는 주로 수직 접합면을 대상으로 연구되었고 경계면에 압축력이 작용되지 않지만, 합성 휨부재 수평전단강도는 아치거동에 의해 경계면에
압축력이 작용되고 특히 전단경간비가 낮으면 그 효과가 더욱 커진다. 콘크리트 구조설계기준에서 전단마찰설계는 보수적인 설계방법으로 대부분의 경계면 전단강도에
안전한 결과를 제시한다.
지진력 작용 시 슬러리월 패널 사이에 압축응력이 지속적으로 작용하면 합성 휨부재 수평전단강도 설계법을 적용할 수 있지만, 지진력에 의해 한쪽 패널
또는 수평부재가 다른 패널을 당기면서 변형한다면 경계면 직각방향으로 압축력이 작용되지 않으므로 전단마찰설계를 적용해야 한다. 슬러리월의 변형 상황을
정확히 파악하기 불가능하므로 이 연구에서는 전단마찰설계법을 적용한다.
KDS 14 20 22 식 (4.6-1)인 식 (1)은 전단마찰의 가장 단순한 모델로 개발되었다.
여기서, $A_{vf}$와 $f_{y}$는 전단마찰철근량과 설계기준항복강도이고, $\mu$는 마찰계수이다.
KDS 14 20 22 (4.6) 해설에서 전단마찰강도를 좀 더 정밀하게 예측하는 방법(Mattock 1974; Mattock et al. 1976)으로 식 (2)를 제시하고 있다.
여기서, $A_{c}$는 전단에 저항하는 콘크리트 단면적이며, $k_{1}$은 보통중량 콘크리트에 대해 2.85 MPa인데 일체로 친 콘크리트나 거친
표면을 갖는 콘크리트에 동일하게 적용한다.
식 (2)의 첫 번째 항 $V_{nf}$은 마찰저항을 의미하고 0.8은 마찰계수이다. 두 번째 항 $V_{nc}$은 경계면 돌출부 전단에 의한 저항과 철근의
다월작용의 합을 의미한다. 식 (2)가 유효하기 위해서는 $A_{vf}f_{y}/A_{c}$의 값을 1.4 MPa 이상이 되도록 경계면을 가로지르는 철근을 배치해야 한다. 이를 역산하여
임의의 철근량 $A_{vf}$이 배치될 때 유효한 콘크리트 단면적 $A_{ce}$를 식 (3)으로 표현할 수 있다.
표면을 거칠게 만든 콘크리트 경계면의 전단마찰강도는 KDS 14 20 22 (4.6.2(4))의 제한 조건인 식 (4)도 만족해야한다. 또한 전단마찰철근의 설계기준항복강도는 500 MPa 이하여야 하고, 신구 콘크리트의 압축강도가 다른 경우 KDS 14 20 22
(4.6.2(4))에서는 낮은 강도를 사용하여 설계하도록 규정한다.
3. SMS 공법의 경계면 전단 성능 실험계획
3.1 목표 파괴 유형 및 실험 변수
SMS 공법으로 연결된 1차-2차 패널 사이에 면내 전단력이 작용할 때, Fig. 2의 점선과 같이 강관 내부 콘크리트가 미끄러지는 파괴에서는 콘크리트 충전상태에 따라 전단강도 변동성이 매우 크다. 따라서 Fig. 2의 정상적인 경계면 전단파괴를 목표 파괴 유형으로 설정하였다.
1차-2차 패널 경계면의 효과를 명확히 검증하기 위하여, Fig. 3과 같이 신구 콘크리트 경계면을 플라스틱 필름 2장으로 분리한 실험체(un-rough surface, 이하 경계면 분리 실험체)와 실제 시공과 동일하게
요철을 갖는 실험체(roughened surface, 이하 경계면 요철 실험체), 2가지를 실험변수로 설정하였다. 2가지 종류별로 각각 3개 동일
실험체를 제작하였다.
Fig. 3 Details of the interface
3.2 실험체 설계
실제 SMS 공법에 사용되는 재료를 사용하여, 실험체 콘크리트 설계기준압축강도는 40 MPa, 이음철근은 D22 SD500, 강관은 SS275 12t로
계획하였다. 실험일 콘크리트 압축강도는 40.7 MPa, D22 이음철근의 항복강도는 531.1 MPa이었다. 자세한 재료 실험결과는 4.1절에 정리하였다.
실험체의 경계면과 이음철근관련 상세를 Fig. 3에 나타내었고, 경계면을 제외한 부분의 철근 배근 상세를 Fig. 4에 나타내었다. 실험체는 실제 슬러리월 시공 상황을 모사하여 1, 2차로 나눠서 콘크리트를 타설하였다. 1차 타설은 강관 외곽 영역이고, 2차 타설은
강관 내부와 신설 슬러리월 패널이다. 실험체 두께는 실제 슬러리월 패널 두께 800 mm로 설계하였고, 경계면 높이는 2가닥의 이음철근을 배근하기
위하여 수평철근 간격 300 mm의 2배인 600 mm로 계획하였다. 1차와 2차 패널의 폭은 800 mm, 가력부와 지점부 높이는 600 mm로
설계하여 경계면 파괴 전에 부재에서 손상이 발생되지 않도록 하였다.
실험체별 예상 강도를 식 (2)와 (3), (4)에 따라 산정하여 Table 1에 정리하였다.
Fig. 4 Placement of the reinforcing bars
Table 1 Predicted strengths
|
|
US specimen
|
RS specimen
|
|
$f_{ck}$ (MPa)
|
40.7
|
|
$A_{c}$ (mm2)
|
50×600=30,000
|
800×600=480,000
|
|
$f_{y}$ (MPa)
|
531.1
|
|
$A_{vf}$ (mm2)
|
2×387.1=774.2
|
|
$A_{ce}$ (mm2)
|
774.2×531.1÷1.4
=293,698>30,000
→30,000
|
774.2×531.1÷1.4
=293,698
|
|
$V_{nc}$ (kN)
|
30,000×2.85÷1,000
=85.5
|
293,698×2.85÷1,000
=837
|
|
$V_{nf}$ (kN)
|
0.8×774.2×531.1÷1,000=329
|
|
$V_{n}$ (kN)
|
414.4
|
1,166
|
|
$V_{\max 1}$ (kN)
|
0.2×40.7×30,000 ÷1,000=244.2
|
0.2×40.7×293,698 ÷1,000
=2,391
|
|
$V_{\max 2}$ (kN)
|
(3.3+0.08×40.7)
×30,000÷1,000 =196.7
|
(3.3+0.08×40.7) ×293,698÷1,000 =1,925
|
|
$V_{\max 3}$ (kN)
|
11×30,000÷1,000
=330.0
|
11×293,698÷1,000
=3,231
|
|
$V_{\max}$ (kN)
|
196.7
|
1,925
|
|
$V_{n}$ (kN)
|
196.7
|
1,166
|
3.3 가력 및 계측계획
Fig. 5의 전형적인 전단마찰실험 가력방법으로 10,000 kN 용량의 UTM을 이용하여 정적가력하였다. 가력 속도는 동적효과가 나타나지 않고, 가력점에서부터
경계면 전체로 힘이 충분히 전달되도록 초당 0.002 mm로 시작하여 단계적으로 증가하여 최대 초당 0.08 mm까지 높였다.
하중은 UTM 내장 하중계로 계측하였다. 변위계측 위치를 Fig. 5에 나타내었는데, 경계면의 수직변위와 수평변위를 실험체 앞뒷면에 변위계를 설치하여 계측하였다. 또한 강관 내부 콘크리트의 수직변위도 계측하였다.
Fig. 6은 변형률게이지 부착위치를 보여준다. 1차-2차 패널 경계면에서 이음철근별로 2개 변형률게이지를 부착하여 작용되는 전단력에 따른 철근의 변형률을 평가하였다.
또한 이음철근이 위치한 높이의 강관 네 모서리에 변형률게이지를 부착하여 이음철근에 작용된 인장력에 의해 강관이 벌어지는 현상을 계측하였다.
Fig. 6 Strain measurement of the steel tube and spliced bar
4. SMS 공법 인장 실험 결과
4.1 재료 실험 결과
실험에 사용된 강관과 이음철근의 인장시험을 실시하여 강도와 연신율을 Table 2에 정리하였다. 강관과 이음철근 각각 KS D 3503(KATS 2018)과 D3504(KATS 2021) 규정을 만족하였다.
1차와 2차 패널 콘크리트의 시험일 압축시험결과 각각 43.2 MPa와 40.7 MPa였고, 응력-변형률 관계를 Fig. 7에 나타내었다.
Fig. 7 Stress-strain relations of the concrete cylinders
Table 2 Tensile test results of the steel tubes
|
|
SS275 12t
|
SD500 D22
|
|
Yield strength
(MPa)
|
|
432.7
|
531.3
|
|
KS
|
≥275
|
500~650
|
|
Tensile strength
(MPa)
|
|
499.7
|
652.7
|
|
KS
|
410~550
|
≥573.8
|
|
Elongation
(%)
|
|
36.3
|
16.7
|
|
KS
|
≥18
|
≥12
|
4.2 균열진전과 파괴양상, 최대하중
실험 종료 후 파괴양상을 Fig. 8에 나타내었다.
Fig. 8 Cracks at the end of the test
4.2.1 경계면 분리 실험체(US)
동일 실험체 3개 모두 전체적인 거동은 유사하였다. 낮은 하중에서부터 경계면에 균열이 관찰되었고, 180 kN를 넘어선 하중에서 수직변위가 증가하였다.
1차-2차 패널 사이에 플라스틱 필름을 끼워 경계면의 마찰을 제거하였기 때문에, 강관 개방부 50 mm 폭의 2차 타설 콘크리트와 이음철근이 전단력에
저항한다. 2 mm정도의 수직변위에서 50 mm 폭 연결부 콘크리트가 파괴되었고, 이후 수직변위가 급격히 증가하였다. 하지만, 10 mm 정도의 큰
수직변위가 발생한 상태에서도 이음철근의 정착파괴가 발생하지 않았기 때문에 3개 실험체 모두 예상강도 196.7 kN 이상의 내력을 유지하였다. 최대
내력 이후 최대 내력의 85 %로 저하될 때를 파괴로 규정하고 가력을 종료하였다. Figs. 8(a)~8(c)는 실험 종료 후 사진으로 1차와 2차
패널 사이에 큰 수직변위가 발생한 것을 확인할 수 있다. 그러나 이음철근이 정착력을 유지하여 경계면 사이가 벌어지지는 않았다.
4.2.2 경계면 요철 실험체(RS)
경계면 요철 실험체 3개의 균일진전과 파괴양상은 모두 같았다. 낮은 하중에서 경계면에 균열이 발생한 경계면 분리 실험체와 달리, 800 kN 정도까지는
1차-2차 패널 경계면에 아주 미세한 균열만 관찰되었고, 1차와 2차 패널 사이의 상대 변위는 육안으로 관찰되지 않을 정도로 미미하였다. 최대 내력에서도
경계면의 균열만 발생하였을뿐 특별한 손상은 관찰되지 않았다. Figs. 8(d)~8(f)는 실험 종료 후 균열 사진으로 1차와 2차 패널 사이에 특별한
손상은 발생되지 않았고, 1차-2차 패널 사이 수직방향과 수평방향 상대 변위도 모두 경미하였다.
4.2.3 최대하중
Fig. 9에 실제 재료강도를 고려하여 Table 2에서 산정한 예상강도와 실험의 최대하중을 비교하였다. 6개 모든 실험체가 예상강도를 상회하여, (실험값)/(예측값) 비의 평균은 경계면 분리 실험체가
1.57, 경계면 요철 실험체가 1.15였다. 공칭강도 설계식에 포함된 안전율을 고려하면, 실험 결과는 설계기준에서 가정한 강도가 적절히 발현되었다.
Fig. 9 Comparison of the measured and predicted loads
4.3 하중-수직변위 관계
수직변위는 바닥면과 1차 패널의 위치가 동일하다고 가정하고, 실험체 앞과 뒤에서 각각 바닥면과 2차 패널 사이의 상대 변위를 계측하고 평균값을 Fig. 10에 나타내었다.
Fig. 10 Load vs. vertical displacement relations
4.3.1 경계면 분리 실험체(US)
1.2~2.2 mm 수직변위에서 1차 정점에 도달한 후 내력이 저하되었지만, 10 mm 정도 수직변위까지는 모두 예상강도를 상회하였다. 2개 실험체는
40 mm 이상의 큰 변위까지 강도를 유지하였고, 다른 1개 실험체는 내력이 저하되어 실험을 종료하였다.
Fig. 10에서 1차 정점 하중은 Table 1의 예상강도 196.7 kN를 약간 상회하면서 매우 유사하다. 이 예상강도는 강관 개방부 50 mm 폭의 2차 타설 콘크리트의 전단강도(=$(3.3+0.08$$f_{ck})A_{ce}$)에
의한 제한값으로 수평 이음철근의 전단마찰저항은 고려되지 않는다. 경계면의 콘크리트 저항면적이 매우 작기 때문에 이음철근이 제대로 강도를 발현하기 전에
경계면 콘크리트가 파괴되는 강도이다. 2 mm 전후의 수직변위에서 경계면 콘크리트가 파괴되고, 이때 1차 정점이 형성되었다. 일반적인 신구 콘크리트
경계면과 달리, 강관이 이음철근 정착부를 횡구속하기 때문에 갑작스런 파괴없이 이음철근이 양쪽 패널을 연결하여 일정 수준의 전단강도를 유지하게 되었다.
그러나 경계면 콘크리트에 큰 손상이 발생된 이후이므로 1차 정점 이후의 거동은 변동성이 매우 크고 강도를 신뢰하기 어렵다.
4.3.2 경계면 요철 실험체(RS)
2 mm 미만의 수직변위에서 최대강도에 도달하였다. 경계면 분리 실험체는 1.2~2.2 mm 수직변위에서 1차 정점에 도달한 후 다시 하중이 증가하여
최대 하중에 도달하였는데 반해, 경계면 요철 실험체에서는 정점이 1곳만 나타났다. 경계면 요철 실험체에서는 이음철근의 전단마찰저항이 발현될 때까지
경계면의 콘크리트 저항력이 유지되어, 경계면 분리 실험체에 비해 매우 큰 강성을 가지며 최대강도에 도달하였다. 최대 강도 이후에는 강도가 급격히 저하되었다.
4.4 하중-수평변위 관계
Fig. 11은 실험체 앞뒤면의 중앙 높이에서 1차 패널과 2차 패널 사이 상대 수평 변위를 측정하여 실험체별 평균값을 나타낸 그래프이다.
Fig. 11 Load vs. horizontal displacement relations
4.4.1 경계면 분리 실험체(US)
예상강도 196.7 kN에서 1차 정점에 도달하였는데, 이때의 수평변위는 0.36~0.66 mm였다. 1차 패널 강관 개방부 50 mm 폭 콘크리트가
손상될 때 1차-2차 패널 사이의 수평변위는 매우 적으며 이후 수평철근이 저항하면서 수평변위도 함께 증가하였다. 그런데 경계면 콘크리트의 손상으로
수직변위가 크게 증가하면서 Fig. 8(a)와 같이 변위계 침이 받침을 벗어나 수평변위를 측정할 수 없었다. Figs. 8(a)~8(c) 사진에서 설명한 것처럼, 경계면 콘크리트가 손상된 이후에도
수평철근이 정착강도를 유지하였기 때문에 1차-2차 패널 사이 수평변위는 크지 않았다.
4.4.2 경계면 요철 실험체(RS)
경계면 요철 실험체에서는 전단마찰의 전형적인 거동인 [경계면 균열]→[경계면 미끄럼]→[경계면 수평 이격]→[수평 이음철근 인장변형]→[경계면을 죄는
압축력]→[마찰저항] 현상이 명확히 발현되었다. 800 kN 정도 하중까지는 거의 변위가 발생하지 않다가 이후 하중에 비례하여 수평변위도 증가하였다.
수평변위가 발생하지 않은 800 kN 정도의 하중은 Table 1에서 산정한 $V_{nc}$=$A_{ce}k_{1}$=837 kN과 매우 유사하다. $V_{nc}$까지는 이음철근에 인장력을 유발하지 않고, 이 한계값을
넘어선 이후 이음철근의 인장력에 근거한 마찰이 추가적으로 저항하였다. 경계면 분리 실험체와 달리, 경계면 콘크리트의 저항이 유지된 상태에서 이음철근의
전단마찰저항이 발현되어 높은 강도를 발현하였다.
4.5 하중-강관 내부 수직변위 관계
이 실험의 주요 목적인 강관 내부 콘크리트의 미끄럼 발생 여부를 평가하기 위하여, 강관 내부 콘크리트의 수직변위를 계측하여 Fig. 12에 나타내었다. 강관 내부 콘크리트에 철물을 매설한 후 Fig. 5와 Fig. 8과 같이 실험체 전면으로 받침을 설치하여 수직변위를 1개 소에서만 계측하였다.
Fig. 12 Vertical displacement of concrete inside of the steel tube
4.5.1 경계면 분리 실험체(US)
3개 US 실험체 중 2개는 수직변위 1 mm 발생 이전에 최대 하중에 도달하였다. 나머지 1개 실험체는 변위계 지지부가 정확히 고정되지 않아 수직변위를
계측하지 못하였다. 3개 실험체 모두 육안 관측에서는 강관 내부에 특별한 미끄럼이 관찰되지 않았다. 경계면 분리 실험체의 최대 하중은 강관 내부 콘크리트의
미끄럼과 무관한 것으로 판단된다.
4.5.2 경계면 요철 실험체(RS)
3개 동일 실험체 중 2개는 초기에 음의 변위가 발생하고, 1개는 낮은 하중에서 1 mm 정도의 수직변위가 발생하였다. 음의 변위는 물리적으로 불가능한데,
강관 내부 수직변위는 실험체 전면 1개 소에서만 계측하였으므로 가력 초기 실험체가 약간의 강체변위한 것으로 판단된다. 또한 1개 실험체가 낮은 하중에서
1 mm의 수직변위가 발생한 것도 동일 이유로 생각된다. 이러한 초기하중에서 실험체의 강체변위를 감안하면 최대 하중에서의 강관 내부 수직변위는 거의
발생하지 않았다.
4.6 하중-이음철근변형률 관계
각 변수의 대표 실험체 경계면에서 측정된 이음철근의 변형률을 Fig. 13에 나타내었다.
Fig. 13 Load vs. reinforcing bar strain relations
4.6.1 경계면 분리 실험체(US)
최대 하중에 도달했을 때 항복변형률보다 낮은 변형률이 계측되었다. 전단마찰강도는 균열면을 가로지르는 철근의 죄는 힘에 의한 마찰저항으로 설계하는데,
이때 경계면 콘크리트는 전단마찰철근이 설계기준항복강도를 발현할 때까지 건전하여 충분한 마찰저항을 발현할 수 있어야 한다. 경계면 분리 실험체는 경계면
콘크리트 폭이 50 mm에 불과하여, 낮은 전단력에서 큰 손상이 발생하였고 전단마찰철근이 항복할 때까지 건전 상태를 유지할 수 없었다. 따라서 예상전단강도는
Table 1에 제시한 것처럼 경계면 콘크리트의 강도와 면적으로 결정되는 전단마찰강도의 상한값 196.7 kN으로, 전단마찰철근만 고려한 전단강도 식 (1) $\mu A_{vf}f_{y}$=576.7 kN보다 매우 낮다. 따라서 경계면 분리 실험체의 최대하중과 파괴유형은 수평철근의 전단마찰거동이 아닌,
경계면 콘크리트의 전단거동으로 결정되었다.
4.6.2 경계면 요철 실험체(RS)
각 실험체의 최대하중은 거의 이음철근 항복 전후에서 발현되었다. 경계면 요철 실험체에서는 수평철근의 실제 항복강도 531 MPa가 발현된 것으로 평가된다.
SMS 공법 설계(Park et al. 2022)에서 이음철근의 설계기준항복강도는, KDS 14 20 22의 전단마찰철근과 동일한 500 MPa 이하를 채택하고 있다. 실험으로 충분히 500 MPa
설계강도를 발현할 수 있음을 확인하였다.
4.7 하중-강관변형률 관계
Fig. 6에 나타낸 강관 네 모서리에서 측정된 변형률을 Fig. 14에 나타내었다. 2개 이음철근 높이에서 모두 측정하였는데, 높이별 차이가 없기에 Fig. 14에는 대표실험체의 상부 이음철근 높이에서의 강관 변형률만 나타내었다.
Fig. 14 Load vs. strain of steel tube relations
4.7.1 경계면 분리 실험체(US)
강관은 최종 파괴 시까지 거의 변형하지 않았다. 최대하중일 때 강관에서 계측된 변형률이 최대 250 µmm/mm로 변형이 크지 않았으며, 이에 따라
강관 주변의 1차 패널 콘크리트에도 손상이 관찰되지 않았다. 경계면을 플라스틱 필름으로 분리한 실험체에서는 이음철근이 항복하기 이전에 경계면이 전단파괴되었기에
강관을 면외로 변형시키는 힘이 크지 않았다.
4.7.2 경계면 요철 실험체(RS)
강관에서 계측된 변형률이 최대 200 µmm/mm로 거의 변형하지 않았으며, 이에 따라 강관 주변의 1차 패널 콘크리트에도 손상이 관찰되지 않았다.
경계면을 실제 상황과 동일하게 요철 처리한 실험체에서는 최대하중에서 이음철근이 항복하였지만, 강관은 거의 변형하지 않았다. 선행연구(Park et al. 2022)에서는 이음철근에 직접 인장력을 가하여 강관 내부 콘크리트가 강관을 밀어내는 변형이 크게 유발되었지만, 이번 연구에서는 실제 상황과 동일하게 경계면
전단을 작용시켜 이음철근이 다월거동함에 따라 직접 인장에 비해 강관을 면외로 변형시키는 힘이 감소되었다. 따라서 선행연구(Park et al. 2022)에서 제안한 이음철근의 설계강도는 실 구조물에서 충분한 안전성을 확보한 것으로 평가되었다.
5. 결 론
지하구조물 내진성능 확보를 목적으로 개발된 슬러리월 패널 수평철근 기계적 이음(SMS 공법)으로 연결된 슬러리월의 전단마찰실험을 수행하였다. 실험을
통해, 정상적인 경계면 전단파괴가 발생할 때까지 강관 내부 콘크리트의 미끄럼 발생 여부와 SMS 공법 설계강도 발현 여부를 평가하였다. 패널 경계면
요철 효과를 명확히 검증하기 위하여, 신구 콘크리트 경계면을 플라스틱 필름으로 분리한 실험체(un- rough surface)와 실제 시공과 동일하게
요철을 갖는 실험체(roughened surface), 2가지로 설정하였다. 연구 결과를 다음과 같이 정리하였다.
1) 모든 실험체가 실제 재료강도로 산정한 예상강도를 상회하였고, 강관 내부 콘크리트의 미끄럼은 발생하지 않았다. 실제 재료강도로 산정한 예상강도
대비 최대강도 비의 평균은 경계면 분리 실험체가 1.57배, 경계면 요철 실험체가 1.15배였다.
2) 경계면 요철 실험체는 경계면 분리 실험체에 비해 수직방향(하중 가력방향)과 수평방향 변위에서 강성과 강도가 매우 높았다.
3) 경계면 요철이 있으면, 경계면 콘크리트의 저항이 유지되면서 이음철근에 인장력이 작용되어 계획된 전단마찰거동이 적절히 발현되었다.
연구 결과, 경계면 요철을 갖고 SMS 공법으로 연속화된 슬러리월 패널 경계면은, 전단에 대해 경계면 콘크리트 저항이 유지되면서 이음철근이 항복하여
전단마찰거동이 발생하였고, 설계강도가 계획대로 발현됨을 확인하였다. 또한 강관과 내부 콘크리트 사이 일체성이 충분하여 강관 내부 콘크리트의 미끄럼이
발생하지 않았다.
감사의 글
이 연구는 SMS 공법 연구단-롯데건설, (주)한빛구조ENG, 시재건설, 호반건설, 효성중공업(주), 디엘건설 주식회사의 지원으로 수행되었으며
연구지원에 감사드립니다.
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