박완신
(Wan-Shin Park)
1†
장영일
( Young-Il Jang)
1
김선우
(Sun-Woo Kim)
1
윤현도
(Hyun-Do Yun)
2iD
-
충남대학교 건설공학교육과 교수
(Professor, Department of Construction Engineering Education, Chungnam National University,
Daejeon 34134, Rep. of Korea)
-
충남대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Chungnam National University,
Daejeon 34134, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
PVA 섬유, 연결보, 접합부, 내진성능
Key words
PVA fiber, link beam, connection, seismic performance
1. 서 론
최근 일본 노토반도에서 7.6 규모의 강진으로 수백명의 사상자가 발생하였고, 통계청 (2024)에 의하면 국내에서도 경주, 포항뿐만 아니라 전국적으로 리히터 규모 3.0 이상인 유감지진의 횟수도 지속해서 증가하고 있어, 지진 위험 가능성에 대한
경각심이 날로 커지고 있다. 이에 최근 국내에서도 지진에 효율적으로 저항할 수 있는 첨단 재료 및 내진 저항 기술 개발 등을 포괄하는 횡력저항 구조시스템
개발에 관한 연구가 국내외적으로 활발하게 진행되고 있다. 특히, 최근 지진피해에 능동적으로 저항할 수 있는 연결보와 철근콘크리트 벽체의 상호작용에
의해 저항하는 병렬전단벽시스템이 지진, 풍하중 등의 횡하중에 효율적으로 저항하는 것으로 보고되면서 재료 특성 및 배근상세를 대상으로 한 연구가 진행되고
있다(Tegos and Penelis 1988; Park and Yun 2006; Seo et al. 2017; Shahrooz et al. 1993; 2018; Yoon 2020; Tan et al. 2023).
현행 ACI CODE-318-19 (22)에서는 특수철근콘크리트 구조벽체와 연결보에 특별상세를 적용하도록 요구하고 있다. 특히, 세장비 $l_{n}/h < 4$인 연결보는 경간 중앙에 대하여
대칭인 대각선 다발철근으로 보강되도록 설계할 수 있도록 하고 있으나, 시공성의 측면에서 연결보 및 접합부의 배근상세가 매우 복잡해지는 문제가 발생된다.
이에 대한 문제점을 해결하기 위해서 콘크리트 내진설계기준에서는 대각선 다발철근과 동등 이상의 내진성능을 확보할 수 있는 대체공법을 허용하고 있다.
본 연구에서는 연결보-벽체 접합부에 대한 기존 실험결과(Kim et al. 2011; 2012a, 2012b, 2012c; 2013; Ji et al. 2013; Park 2005; 2013a; 2013b; 2015; Deng and Ma 2020; Yoon 2020; Dong et al. 2024)에 대한 연구분석을 수행함으로써 유사변형경화형 시멘트 복합체(이하, PSH2C)를 적용한 병렬 전단벽 접합부의 적용 대체 가능성을 조사하고자 한다.
주요 변수는 병렬전단벽 접합부에 대한 배근상세의 단순화 및 취성파괴를 지연시키는 것을 목적으로 섬유의 혼입 여부, 병렬 전단벽 접합부의 매립길이 및
배근상세(스터드볼트, 수평타이 등)를 주요 변수로 하였다.
2. 실험체 계획
연결보-벽체 접합부 대상 실험체(Kim et al. 2011; 2012a, 2012b, 2012c; 2013; Ji et al. 2013; Park 2005; Park et al. 2013a, 2013b; 2015; Yoon 2020)의 일람표 및 실험체 배근상세는 Table 1 및 Fig. 1과 같다. PSH2C 및 HCWS-ST 실험체는 접합부 영역에 스터드 볼트 및 수평타이가 없는 표준실험체로 접합부 매립영역에 PVA 섬유의 혼입 여부에
따른 접합부 강도의 기여도를 평가하기 위한 실험체이다. PSH2C 및 HCWS-STE 계열 실험체는 매립길이의 영향을 평가하기 위해 매립길이를 200
mm로 표준실험체보다 짧게 계획한 실험체이다. PSH2C 및 HCWS-SB 계열 실험체는 접합부강도에 대한 스터드 볼트의 영향을 평가하기 위한 것이며,
PSH2C 및 HCWS-SBVRT 계열 실험체는 접합부 매립영역에 스터드 볼트 및 수평타이의 기여도를 평가하기 위한 실험체이다.
Fig. 1 Test specimen details(Kim et al. 2011;2012a,2012b,2012c;2013;Ji et al. 2013;Park 2005;Park et al. 2006;52013a,2013b;2015;Yoon 2020)
Table 1 Test variables of this study(Kim et al. 2011;2012a,2012b,2012c;2013;Ji et al. 2013;Park 2005;Park et al. 2013a,2013b;2015;Yoon 2020)
|
Specimen
|
Connection details
|
Eccentricity
of
vertical
load
e* (mm)
|
Material
|
$f_{ck}$
(MPa)
|
Horizontal
ties in connection region
|
Embedment length
|
Stud bolt
|
Wall reinforcement
|
|
①
|
②
|
③
|
(mm)
|
Number
(EA)
|
Diameter
(mm)
|
Length
(mm)
|
Center
|
Connection
region
|
Base
|
|
PSH2C
Series
|
PSH2C-ST
|
●
|
-
|
-
|
550
|
PSH2C
|
30
|
-
|
300
|
-
|
-
|
-
|
HD13
@230
|
HD13
@230
|
10-
HD16
|
|
PSH2C-STE
|
●
|
-
|
-
|
-
|
200
|
-
|
-
|
-
|
|
PSH2C-SB
|
●
|
●
|
-
|
-
|
300
|
8
|
19
|
125
|
|
PSH2C-SBVRT
|
●
|
●
|
●
|
HD13@230
|
300
|
12
|
19
|
125
|
|
HCWS
Series
|
HCWS-ST
|
●
|
-
|
-
|
Concrete
|
-
|
300
|
-
|
-
|
-
|
|
HCWS-STE
|
●
|
-
|
-
|
-
|
200
|
-
|
-
|
-
|
|
HCWS-SB
|
●
|
●
|
-
|
-
|
300
|
8
|
19
|
125
|
|
HCWS-SBVRT
|
●
|
●
|
●
|
HD13@230
|
300
|
12
|
19
|
125
|
Notes: ① FBP: face bearing plate; ② ST: stud bolt; ③ Horizontal ties; e*=the distance
between the center of embedment region and loading point
3. 실 험
3.1 재료 실험
Table 2는 PVA 섬유에 대한 기계적인 특성을 나타낸 것이다. 또한, 본 실험에 사용된 콘크리트 및 강재의 재료 시험은 KS F 2403 ‘콘크리트 강도
시험용 공시체 제작방법’ 및 KS B 0801 ‘금속재료 인장시험편’의 라호 규정에 따라 시험편을 제작하여 KS F 2405 ‘콘크리트의 압축강도
시험방법’ 및 KS B 0802 ‘금속 재료 인장 시험 방법’ 규정에 따라 실험을 하였으며 실험결과는 Fig. 2 및 Fig. 3과 같다.
Fig. 2 Compressive strength/strain(Kim et al. 2013)
Fig. 3 Tensile strength(Kim et al. 2013)
Table 2 Mechanical properties of polyvinyl alcohol (PVA) fiber
|
Type
|
Density
(g/cm3)
|
Length
(mm)
|
Diameter
(μm)
|
Aspect
ratio
|
Tensile strength
(MPa)
|
Elasticity
(GPa)
|
|
PVA fiber
|
1.3
|
12
|
39
|
307
|
1,600
|
40
|
3.2 구조 실험
3.2.1 실험체 설치상황
Fig. 4는 실험체 설치상황을 나타낸 것으로 연결보의 반복가력은 축하중을 먼저 가력한 후, 미리 제작한 힌지 플레이트에 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를
체결하여 가력하였으며, 변위제어를 위하여 액추에이터를 사용하였다. 실험체는 벽체 하부의 고정을 위해 미리 매립해 놓은 P.V.C 파이프를 통하여 반력
프레임에 체결하여 고정시켰다. 실험의 진행은 하중-회전각 관계곡선의 데이터를 얻기 위하여 보 단부하중 작용점에 설치한 변위계(LVDT; Linear
Variable Displacement Transducer)의 변위를 연속적으로 측정하면서 사이클별로 의도된 변위이력에 따라 가력하였다.
Fig. 4 Test setup(Park and Yun 2005)
3.2.2 하중 이력
Fig. 5는 하중이력을 나타낸 것으로 실험진행은 벽체 중심에서 5 cm 떨어진 위치에서 0.12$f_{cu}$의 일정한 축응력하에서 철근콘크리트 벽체에 매립된
강재 연결보의 하중-회전각 관계를 파악하기 위하여 표준 실험체인 PSH2C-ST 실험체를 기준으로 예상 파괴하중의 1/2까지는 하중제어로 가력하였으며,
그 이후에는 변위제어로 가력하였다. 또한, 강재 연결보 매립부의 수직철근, 강재 연결보 및 스터드 볼트의 도입된 하중에 따른 변형상태를 파악하기 위하여
해당 부위에 스트레인 게이지를 미리 부착하여 변형률을 측정하였다.
Fig. 5 Loading history(Park and Yun 2005)
4. 실험결과 분석
4.1 파괴양상
Photo 1은 각 실험체의 최종 파괴양상을 나타낸 것이다. Photo 1(a)에서 나타난 바와 같이 PSH2C-ST 실험체의 경우 초기 하중가력에서 강재 연결보 접합부 영역에서 초기 휨 균열 발생하였고, 하중이 증가함에 따라
강재 연결보 상하부 영역에서 경사균열이 진전되는 양상을 보였다. 또한, 변위제어가력시 접합부 영역에 미세균열이 다수 발생하여 분포하면서 중앙부위의
미세균열폭이 벌어진 이후 최종파괴되는 양상을 보였다. HCWS-ST 실험체의 경우 Photo 1(b)에서와같이 초기 하중증가에 따른 균열 진전양상은 PSH2C-ST 실험체와 유사하게 나타났으나, 최종 파괴 시 접합부 영역에서의 콘크리트 피복박리가
크게 발생되면서 철근의 노출되어 파괴되는 양상을 보였다.
PSH2C-STE 실험체의 경우, Photo 1(c)에서 나타난 바와 같이 초기에 PSH2C-ST 실험체와 비슷한 양상을 보이다가 미세균열이 발생된 후 하중이 증가됨에 따라 매립깊이 단부 영역에서 강재와
콘크리트의 부착파괴가 발생되면서 균열 폭이 현저히 증가하면서 급격하게 파괴되는 양상을 띠였다. HCWS-STE 실험체의 경우, Photo 1(d)에서 나타난 바와 같이 최종 파괴 시 강재의 매립영역 단부에서 균열의 폭이 급속도로 증가하였으며 콘크리트 피복박리가 발생되면서 파괴되는 양상을 띄었다.
특히, 매립길이가 감소됨에 따라 국부적인 균열의 폭이 증가되었다.
PSH2C-SB 실험체의 경우 Photo 1(e)에서 나타난 바와 같이 하중이 증가됨에 따라 접합부 영역에서 다수의 균열이 발생하여 진전되었고 균열 폭이 증가되어 최종적으로 강재 하부면에 국부적인
지압파괴가 발생되면서 파괴되는 양상을 보였으나, PSH2C-ST 및 PSH2C-STE 실험체에 비해서 손상정도가 상대적으로 크게 발생되지 않았다.
HCWS-SB 실험체의 경우 Photo 1(f)에서 나타난 바와 같이 최종 파괴 시 접합부 영역에 경사방향으로 피복박리가 집중되면서 파괴되는 양상을 띄었다.
PSH2C-SBVRT 실험체의 경우 Photo 1(g)에서 나타난 바와 같이 강재의 상하부 스터드를 수평타이에 의해 효율적으로 구속하면서 균열의 폭을 억제하면서 상대적으로 PSH2C-ST, PSH2C-
STE 및 PSH2C-SB 실험체에 비해 상대적으로 다소 안정적인 파괴양상을 보였다. HCWS-SBVRT 실험체의 경우 Photo 1(h)에서 나타난 바와 같이 최종 파괴 시 접합부 영역의 강재면 하부영역에서 피복박리가 집중되면서 파괴되는 양상을 띄었고, PSH2C- SBVRT 실험체에
비해 피복박리가 심하였으나, HCWS-ST, HCWS- STE 및 HCWS-SB 실험체에 비해서는 손상정도가 상대적으로 작게 나타났다.
Photo 1 Failure modes(Kim et al. 2011;2012a,2012b,2012c;2013;Ji et al. 2013;Park 2005;Park et al. 2006;2013a,2013b;2015;Yun and Prak 2005;Yoon 2020)
실험결과를 분석한 결과 PVA를 혼입한 PSH2C 계열 실험체가 콘크리트를 적용하여 동일한 배근상세를 갖는 HCWS 계열 실험체에 비해 다수의 균열발생,
균열 폭의 감소 및 피복박리에 따른 손상정도가 상대적으로 작게 나타났다. 이와 같은 경향은 Tian et al. (2024)의 섬유를 혼입한 합성커플링 보의 연구결과에서도 유사한 양상을 보이고 있었다. Photo 1의 실험체별 각 파괴양상을 토대로 분석한 결과, 지진 피해 후, 보수･보강 등을 종합적으로 고려한다면 PVA 섬유를 혼입한 PSH2C 계열 실험체가
콘크리틀 적용한 HCWS 계열 접합부 실험체에 비해 용이할 것으로 판단된다.
4.2 하중-변위 관계 곡선
Fig. 6은 각 실험체의 하중-회전각 관계곡선을 나타낸 것이다. Fig. 6(a)에서 나타난 바와 같이 PSH2C-ST 실험체는 최대 평균 내력이 365.2 kN(정가력 368.6 kN, 부가력 361.7 kN)으로 HCWS-ST
실험체에 비해 36 %(268.2 kN) 높게 나타났으며 최대내력 이후 내력이 완만하게 저하되는 안정적인 거동특성을 보이고 있었다.
PSH2C-STE 실험체의 경우, Fig. 6(b)에 나타난 바와 같이 최대 평균 내력은 260.1 kN으로 HCWS-STE 실험체와 거의 대등한 수치를 보인다. 특히, PSH2C-ST 실험체와 비교할
때, 최대하중 이후 상대적으로 내력이 급격하게 저하되는 불안정한 이력곡선을 보인다. 이는 접합부 영역의 매립길이가 PSH2C-ST 실험체에 비해 33
% 짧기 때문에 강재 연결보-벽체 접합부의 응력집중에 의한 파괴에 기인한 것으로 판단된다.
Fig. 6(c)에 나타난 바와 같이 접합부의 강재보 상부에 스터드 볼트를 매입한 PSH2C-SB 실험체의 이력특성은 스터드 볼트에 의해 인장저항 효과로 인해 표준실험체인
PSH2C-ST 실험체에 비해 다소 안정적인 거동특성을 보였다. PSH2C-SB 실험체의 최대 평균내력은 368.5 kN으로 PSH2C-ST 및 PSH2C-STE에
비해 각각 0.9 % 및 42 % 높게 나타났으며, HCWS-SB 실험체에 비해 약 2 %를 상회하고 있어 거의 대등한 성능을 보이고 있었다.
PSH2C-SBVRT 실험체는 최대 평균 내력이 372.9 kN으로 PSH2C-ST, PSH2C-STE 및 PSH2C-SB에 비해 각각 2 %, 43
% 및 1 % 높게 나타났다. 특히, PSH2C-SB 실험체의 이력특성과 거의 대등한 양상을 보였으며 이는 섬유의 가교작용으로 인해 접합부 영역을
구속하여 수평타이에 의한 구속효과가 미비한 것으로 판단된다. 또한, HCWS-SBVRT 실험체에 비해 7.3 % (402.1 kN) 낮게 나타났으며
이는 PSH2C 계열의 경우 재료의 압축강도가 22.1 MPa로 HCWS 계열의 30 MPa에 비해 낮게 나타나 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단된다.
Fig. 6 Hysteresis responses(Kim et al. 2011;2012a,2012b,2012c;2013;Ji et al. 2013;Park 2005;Park et al. 2006;2013a,2013b;2015;Yun and Prak 2005;Yoon 2020)
전반적으로 고인성시멘트 복합체를 적용한 PSH2C 계열 실험체의 경우, 보통콘크리트를 적용한 HCWS 계열 실험체에 비해 안정적인 거동특성을 보이고
있고 내력 향상이 효과적인 것으로 나타났다. 이는 Deng 및 Ma (2020)에 의한 실험결과에서도 섬유 혼입에 따른 균열폭 저감 등에 따른 접합부 손상이 작게 나타나 접합부 강도가 높게 나타나는 유사한 경향을 보이고 있었다.
4.3 강성 특성
Fig. 7은 각 실험체의 부재 회전각에 따른 강성특성(Peak- to-peak stiffness)을 나타낸 것이다.
Fig. 7 Peak-to-peak stiffness(Kim et al. 2011;2012a,2012b,2012c;2013;Ji et al. 2013;Park 2005;Park et al. 2006;2013a,2013b;2015;Yun and Prak 2005;Yoon 2020)
회전각 1.69 %에서 PSH2C-ST 및 HCWS-ST 실험체의 초기강성은 각각 44.5 kN/mm 및 34.0 kN/mm로 PSH2C-ST 실험체의
강성값이 HCWS-ST 실험체에 비해 약 31.0 % 높게 나타났다. 또한, 최대하중 시 PSH2C-ST 및 HCWS-ST 실험체의 강성은 각각 32.6
kN/mm로 및 24.7 kN/mm로 PSH2C-ST 실험체의 강성값이 HCWS-ST 실험체에 비해 약 32.0 % 높게 나타났다. 이는 PAV 섬유를
혼입한 PSH2C-ST 실험체의 경우, PVA 섬유가 초기 균열과 하중의 증가에 따른 균열의 폭 및 균열 진전을 효율적으로 억제하여 이에 따른 영향에
기인한 것으로 판단된다.
PSH2C-STE 실험체의 경우, 초기 강성값이 32.5 kN/mm로 HCWS-STE 실험체에 비해 약 21.7 %(26.7 kN/mm)높게 나타났으나,
PSH2C-ST 실험체에 비해서는 약 27 % 낮게 나타났다. 또한, 최대 하중작용 시 PSH2C-STE 실험체의 강성은 각각 22.5 kN/mm로
HCWS-STE에 비해 약 50.0 %(15.0 kN/mm)높게 나타났으나, PSH2C-ST 실험체에 비해 0.69배(32.6 kN/mm)로 낮게
나타났다. 최종 파괴 시 PSH2C-STE 및 PSH2C-ST 실험체의 강성값은 각각 6.1 kN/mm 및 12.7 kN/mm로 PSH2C-STE
실험체의 강성값이 PSH2C-ST 실험체에 비해 약 52 % 낮게 나타났다. 이는 PSH2C-STE 실험체의 강재보의 매립길이가 PSH2C- ST에
비해 감소되어 연결보의 커플링 정도를 감소시켰기 때문으로 판단된다.
PSH2C-SB의 초기강성값은 46.2 kN/mm로 HCWS-SB에 비해 약 21.6 %(38.0 kN/mm)높게 나타났고, PSH2C-STE 및
PSH2C-ST 실험체의 초기강성값에 비해 각각 3.8 % 및 42.3 % 높게 나타났다. 또한, 최종 파괴 시 PSH2C-SB의 강성값은 12.7
kN/mm로 HCWS-SB 및 PSH2C-STE 실험체에 비해 각각 38.0 % (9.2 kN/mm) 및 44.2 %(6.1 kN/mm) 높게 나타났으나,
PSH2C- ST의 강성값에 비해 8 % 낮게 나타났다.
PSH2C-SBVRT의 초기강성값은 46.0 kN/mm로 HCWS-SBVRT 및 PSH2C-STE 실험체에 비해 각각 9.5 %(42.1 kN/mm)
및 41.5 %(32.5 kN/mm) 높게 나타났으나, PSH2C-ST 및 PSH2C-SB 실험체의 강성값과는 거의 대등한 수치를 보이고 있었다.
또한, 최종 파괴 시 PSH2C-SBVRT의 강성값은 12.8 kN/mm로 HCWS- SBVRT 및 PSH2C-STE 실험체에 비해 각각 26.3
% 및 110.5 % 높게 나타났으나, PSH2C-ST 실험체에 비해서는 7.8 % 낮게 나타났으며 PSH2C-SB 실험체의 강성값과는 거의 대등한
수치를 보이고 있었다.
강성특성을 비교･분석한 결과 PSH2C 계열 실험체의 초기강성 및 최종 파괴 시 강성값은 HCWS 계열 실험체에 비해 모두 높게 나타났고, 두 계열
실험체의 강성특성은 매립깊이에 대한 영향이 가장 큰 것으로 나타났다.
4.4 누적에너지 소산 특성
Fig. 8은 각 실험체의 사이클에 따른 누적에너지 소산면적을 비교하여 나타낸 것이다. 첫 번째 사이클에서의 PSH2C 계열 및 HCWS 계열 실험체의 누적에너지
소산면적은 거의 대등한 수치를 보이고 있었다.
Fig. 8 Cumulative dissipated energy(Kim et al. 2011;2012a,2012b,2012c;2013;Ji et al. 2013;Park 2005;Park et al. 2006;2013a,2013b;2015;Yun and Prak 2005;Yoon 2020)
두 번째 사이클에서 PSH2C-ST 및 HCWS-ST 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 14.6 kN･m 및 2.0 kN･m로 PSH2C-ST 실험체의
누적에너지 소산면적이 HCWS-ST 실험체에 비해 7.3배 높게 나타났다. 또한, 7번째 사이클에서 PSH2C-ST 및 HCWS- ST 실험체의 누적에너지
소산면적은 각각 178.5 kN･m로 및 22.0 kN･m로 PSH2C-ST 실험체의 누적에너지 소산면적이 HCWS-ST 실험체에 비해 8.1배 높게
나타났다.
PSH2C-STE 실험체의 경우, 두 번째 사이클에서 누적에너지 소산면적은 9.7 kN･m로 HCWS-STE 실험체의 0.3 kN･m에 비해 현저히
높게 나타났으나, PSH2C-ST 실험체에 비해서는 약 34 % 낮게 나타났다. 또한, 7번째 사이클에서 PSH2C-STE 실험체의 누적에너지 소산면적은
각각 68.6 kN･m로 HCWS-STE에 비해 5.7배(12.1 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-ST 실험체의 0.38배로 낮게 나타났다.
이와 같은 경향은 강성특성과 유사하게 연결보의 커플링 정도가 누적에너지 소산면적에 영향을 미치는 것으로 나타났다.
PSH2C-SB 실험체의 경우, 두 번째 사이클에서의 누적에너지 소산면적은 14.6 kN･m로 HCWS-SB 및 PSH2C-STE에 비해 각각 6.6배(2.2
kN･m) 및 1.5배(9.7 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-ST 실험체와는 거의 대등한 수치를 보이고 있었다. 또한, 7번째 사이클에서
PSH2C-SB의 누적에너지 소산면적은 183.2 kN･m로 HCWS-SB 및 PSH2C-STE 실험체에 비해 각각 7.0배(26.3 kN･m) 및
2.7배(68.6 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-ST 실험체와는 거의 대등한 수치를 보였다.
PSH2C-SBVRT 경우, 두 번째 사이클에서의 누적에너지 소산면적은 14.6 kN･m로 HCWS-SBVRT 및 PSH2C-STE 실험체에 비해
각각 4.9배(3.0 kN･m) 및 1.5배(9.7 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-ST 및 PSH2C-SB 실험체의 누적에너지 소산면적과
거의 대등한 수치를 보이고 있었다. 또한, 7번째 사이클에서 PSH2C-SBVRT의 누적에너지 소산면적은 183.6 kN･m로 HCWS- SBVRT
및 PSH2C-STE 실험체에 비해 각각 4.5배(41.2 kN･m) 및 2.7배(68.6 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-ST 및 PSH2C-SB
실험체의 누적에너지 소산면적과는 거의 대등한 수치를 보이고 있었다.
Dong et al. (2024)에 의한 연구에서도 섬유에 의한 실험체의 내진성능을 향상시킴으로 높은 연성 및 에너지 소산면적을 보이고 있었으며 본 연구결과와 유사한 경향을 보이고
있었다.
4.5 기존 기준식 및 제안식과의 비교 분석
4.5.1 PCI Design Handbook
PCI Design Handbook (2021)에서는 철골 매립부재를 포함하는 PC 접합부의 설계에 대한 현재의 설계방법에 따른 지압강도는 다음 식 (1)과 같이 지압강도식을 제시하고 있다.
여기서, $b$는 보의 폭, $e=a+l_{e}/2$이며, $a$는 벽체 외측에서 가력점까지의 거리, $l_{e}$는 매립길이, $A_{s}$는 수직철근의
단면적, $f_{y}$는 수직철근의 설계기준 항복강도, $s$는 수직철근의 간격이다.
4.5.2 Kriz 및 Rath 제안식
Kriz 및 Rath (1963)는 프리캐스트 접합부의 지압강도는 콘크리트의 압축강도 $f'_{c}$의 제곱근에 비례한다고 가정하여 다음 식 (2)와 같이 지압강도식을 제안하였다.
여기서, $t$는 벽체의 두께, $\beta_{1}$는 콘크리트 구조설계기준에 정의된 계수이다.
4.5.4 Mattock 및 Gaafar 제안식
Mattock 및 Gaafar (1982)는 매립영역의 철골 단면 상부의 응력분포를 포물선 응력분포로 가정하였으며, 하부의 포물선 압축응력분포를 ACI 318-18에서 제시한 등가의 직사각형
응력분포로 가정하여 접합부 강도식을 다음 식 (4)와 같이 지압강도식을 제안하였다.
4.5.5 Park 및 Yun 제안식
Park 및 Yun (2005)은 스터드 볼트 및 수평타이를 고려한 강재 연결보-벽체 접합부에 대한 접합부 강도식을 다음 식 (5)와 같이 제안하였다.
① 수평타이가 없는 경우: $f_{b}=4.5\sqrt{f'_{c}}(t/b)^{0.55}$
② 수평타이가 있는 경우: $f_{b}=4.5\sqrt{f'_{c}}(t/b)^{0.60}$
여기서, $a_{si}$는 벽체면에서 $i$번째 열에 위치한 스터드 볼트까지의 거리이다.
Table 3은 PCI 규준식 및 제안식에 의한 예측값과 실험값을 비교하여 나타낸 것이다. Table에서 나타난 바와 같이 PSH2C- ST, PSH2C-STE,
PSH2C-SB 및 PSH2C-SBVRT 실험체에 대한 PCI 기준식, Vn(Kriz & Rath), Vn(Willaims), Vn(Mattock
& Gaafar) 및 Vn(Park & Yun)에 의한 예측값은 각각 47.1~266.4 kN, 103.2~201.3 kN, 101.0~ 197.0
kN, 130.6~254.9 kN 및 115.3~339.5 kN 범위로 나타났다. PCI 기준식 및 제안식에 의한 예측값은 실험값에 비해 각각 1.38~5.52,
1.81~2.53, 1.85~5.52, 1.43~2.00 및 1.11~2.26 범위로 나타났다.
Table 3 Observed and predicted values (Park et al. 2004;2005;2020)
|
Specimen
|
Vn(test),
(kN)
|
PCI Design Handbook (kN)
|
Vn(Kriz&Rath)
(kN)
|
Vn(Willaims)
(kN)
|
Vn(Mattock & Gaafar)
(kN)
|
Vn(park & Yun)
(kN)
|
|
Vn(PCI)
|
$\dfrac{V_{n(test)}}{V_{n(PCI)}}$
|
Vn(Kriz&Rath)
|
$\dfrac{V_{n(test)}}{V_{n(Kriz \& Rath)}}$
|
Vn(Willaims)
|
$\dfrac{V_{n(test)}}{V_{n(Willaims)}}$
|
Vn(Mattock & Gaafar)
|
$\dfrac{V_{n(test)}}{V_{n(Matt ock)}}$
|
Vn(proposed)
|
$\dfrac{V_{n(test)}}{V_{n(proposed)}}$
|
|
PSH2C
Series
|
PSH2C-ST
|
365.2
|
109.4
|
3.34
|
201.3
|
1.81
|
197.0
|
1.85
|
254.9
|
1.43
|
225.0
|
1.62
|
|
PSH2C-STE
|
260.1
|
47.1
|
5.52
|
103.2
|
2.53
|
101.0
|
2.59
|
130.6
|
2.00
|
115.3
|
2.26
|
|
PSH2C-SB
|
368.5
|
266.4
|
1.38
|
201.3
|
1.83
|
197.0
|
1.87
|
254.9
|
1.45
|
333.3
|
1.11
|
|
PSH2C-SBVRT
|
372.9
|
266.4
|
1.40
|
201.3
|
1.85
|
197.0
|
1.89
|
254.9
|
1.46
|
339.5
|
1.10
|
|
HCWS
Series
|
HCWS-ST
|
261.1
|
153.1
|
1.71
|
238.2
|
1.10
|
233.1
|
1.12
|
301.6
|
0.87
|
275.5
|
0.95
|
|
HCWS-STE
|
224.4
|
66.0
|
3.40
|
122.1
|
1.84
|
119.4
|
1.88
|
154.5
|
1.45
|
141.2
|
1.59
|
|
HCWS-SB
|
355.5
|
310.2
|
1.15
|
238.2
|
1.49
|
233.1
|
1.53
|
301.6
|
1.18
|
383.9
|
0.93
|
|
HCWS-SBVRT
|
400.9
|
310.2
|
1.29
|
238.2
|
1.68
|
233.1
|
1.72
|
301.6
|
1.33
|
391.4
|
1.02
|
또한, HCWS-ST, HCWS-STE, HCWS-SB 및 HCWS-SBVRT 실험체에 대한 PCI 기준식, Vn(Kriz & Rath), Vn(Willaims),
Vn(Mattock & Gaafar) 및 Vn(Park & Yun)에 의한 예측값은 각각 66.0~310.2 kN, 122.1~238.2 kN, 119.4~233.1
kN, 154.5~301.6 kN 및 141.2~ 391.4 kN 범위로 나타났다. PCI 기준식 및 제안식에 의한 예측값은 실험값에 비해 각각 1.15~3.40,
1.10~1.84, 1.12~1.88, 0.87~1.45 및 0.95~1.59 범위로 나타났다.
PCI 규준식 및 제안식에 의한 예측값과 실험값을 비교분석한 결과, 매립깊이가 200 mm인 PSH2C-STE 및 HCWS-STE 실험체의 경우,
실험값이 예측값을 지나치게 과대평가하는 것으로 나타났다. 특히, 접합부영역에 스터드 볼트 및 수평타이를 배근한 PSH2C-SB 및 HCWS-SB와
PSH2C-SBVRT 및 HCWS-SBVRT 실험체에 대한 Vn(Park & Yun)에 의한 예측값은 약 10% 범위 내외의 오차를 보이고 있으며
PCI 규준식 및 기존 연구자에 의한 제안식에 의한 예측값에 비해 대체적으로 실험값을 예측하였다.
본 연구결과 분석을 토대로 유사변형경화형 시멘트 복합체를 적용한 PSH2C 계열 강재 연결보-벽체 접합부의 실험값은 PCI 설계식 및 제안식에 의한
예측값을 대체적으로 상회하는 것으로 나타났으며, 일반 콘크리트를 사용한 실험체를 대체하여 적용이 가능할 것으로 판단된다. 다만, 추후 섬유의 혼입량을
포함한 다양한 실험변수를 토대로 지압강도의 영향을 정량적으로 도출하여 접합부 강도식을 보완하고 시공성을 향상방안을 마련하기 위하여 다양한 실험이 이루어져야
할 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 강재 연결보-벽체 접합부에 대한 유사변형경화형 시멘트 복합체를 적용한 병렬 전단벽 접합부의 적용 대체 가능성을 조사한 결과 다음과 같은
결론을 얻었다.
1) PVA를 혼입한 PSH2C 계열 실험체의 파괴양상은 동일한 배근상세를 갖는 HCWS 계열 실험체에 비해 다수의 균열발생, 균열 폭의 감소 및
피복박리에 따른 손상정도가 상대적으로 작게 나타났다. 특히, 이와 같은 경향은 스터드 볼트 및 수평타이를 보강한 실험체의 경우에 두드러지게 나타났다.
지진 피해 후, 보수･보강 등을 종합적으로 고려한다면 지진에 의한 손상정도가 작은 PVA 섬유를 혼입한 PSH2C 계열 실험체가 콘크리틀 적용한 HCWS
계열 접합부 실험체에 비해 적절할 것으로 판단된다.
2) 하중-변위관계곡선을 고찰하면, 전반적으로 고인성시멘트 복합체를 적용한 PSH2C 계열 실험체의 경우, 보통콘크리를 적용한 HCWS 계열 실험체에
비해 안정적인 거동특성을 보이고 있었으며 내력 향상에 효과적인 것으로 나타났다. 이는 섬유 혼입에 따른 균열폭 저감 등에 따른 접합부 손상이 작게
나타나 접합부 강도가 높게 나타나는 유사한 경향을 보이고 있었다.
3) PSH2C 계열 실험체의 초기강성 및 최종 파괴 시 강성값은 HCWS 계열 실험체에 비해 모두 높게 나타났고, 두 계열 실험체의 강성특성은 매립깊이에
대한 영향이 가장 큰 것으로 나타났다. 이는 강재 연결보의 매립길이가 연결보의 커플링 정도를 감소시켜 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단된다.
4) PSH2C 계열 실험체의 누적에너지 소산면적은 HCWS 계열 실험체에 비해 현저하게 높게 나타났다. 특히, HCWS 계열 실험체의 경우 누적에너지
소산면적은 배근상세에 영향을 많이 미치는 것으로 나타났으나, HCWS 계열 실험체의 경우 배근상세 따른 영향은 상대적으로 미비한 것으로 나타났다.
5) 유사변형경화형 시멘트 복합체를 적용한 PSH2C 계열의 강재 연결보-벽체 접합부 강도값은 PCI 설계식 및 제안식에 의한 예측값을 대체적으로
상회하는 것으로 나타났으며, 일반 콘크리트를 사용한 실험체를 대체하여 적용이 가능할 것으로 판단된다. 다만, 매립깊이가 200 mm인 모든 실험체의
경우, 실험값이 예측값을 지나치게 과대평가하는 경향을 보이고 있어 Vn(Park & Yun)에 의한 제안식 적용을 위한 적정 매립깊이에 대한 제한
값을 제시할 필요가 있다.
향후 섬유의 혼입량을 포함한 다양한 실험변수를 토대로 지압강도의 영향을 정량적으로 도출하여 접합부 강도식을 보완하고 시공성을 향상방안을 마련하기 위하여
다양한 실험이 이루어져야 할 것으로 판단된다.
감사의 글
This work was supported by Chungnam National University.
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