1. 서 론

고층의 공동주택 골조를 PC화하는데 있어서 중요한 요소는 공기단축과 구조성능이다. 공기단축의 관점에서 보면 부재 생산 및 조립에서의 최적화와 함께 공정 간의 간섭을 최소화하는 것이 중요하며, 구조성능 관점에서는 적정 내진성능을 만족할 수 있도록 하는 것이 중요하다. PC 구조는 접합부에서의 일체성이 중요하기 때문에 부재 조립공정부터 접합부 완성공정까지의 과정에서 공정 간의 간섭을 최소화하면서 높은 구조성능을 달성할 수 있어야 한다.

구조형식을 보-기둥 접합에 의한 모멘트골조로 선정할 경우 접합부 조립공정과 슬래브 설치공정이 서로 간섭 받지 않고 신속하게 진행되도록 할 수 있어야 한다. 접합부에 콘크리트를 타설하여 일체성을 확보하는 습식접합의 경우 접합부의 양생기간 동안 슬래브 설치공정을 진행할 수 없기 때문에 습식접합보다는 건식접합이 바람직한 경우가 많다. 이와 함께 고층 구조물의 경우 하부층으로 내려갈수록 기둥 축력이 커져서 기둥에는 고강도 콘크리트를 사용하게 된다. 이 경우에도 습식접합을 사용한다면 접합부 역시 고강도 콘크리트를 사용해야 하지만 현장에서 이를 달성하면서 내화성능 등과 같은 추가 요구조건들을 만족시켜야 하는 점이 어려운 문제로 대두된다. 따라서 고층인 경우 보-기둥 접합부의 판넬존 역시 건식접합을 통하여 PC화하는 것이 바람직하다.

PC 구조에서 접합부를 건식화하고자 할 때 어려운 점은 부재 제작에서의 높은 정밀도 달성과 현장 시공오차의 최소화일 것이다. 습식접합의 경우 현장타설 되는 접합부 콘크리트를 통하여 연결(이음 혹은 정착)되는 철근의 연속성을 확보하도록 하기 때문에 제품의 정밀도나 시공 등에서 발생하는 오차는 접합부에서 어느 정도 소화시킬 수 있다. 반면에 건식접합에서는 연결하고자 하는 철근의 힘을 연결되는 철근에 직접 전달하여야 하기 때문에 오차 관리가 매우 중요하며, 철근 연결을 위한 높은 성능의 연결기구도 필요로 한다.

건식접합으로 구성되는 보-기둥 접합부에 대한 기존 연구는 많지 않으며, 몇몇 기존연구도 PC 구조의 내진성능에 대한 설계기준이 충분하지 않던 시기의 연구들이어서 객관적 성능 평가가 쉽지 않은 문제가 있다^{(Lee et al. 2014a; Lee et al. 2014b; Song et al. 2016; Kim et al. 2023)}. 일부 물류창고의 구조로 개발된 PC 보-기둥 접합부에 대한 연구가 있기는 하지만, 부재 크기나 접합부 형태 등이 공동주택의 구조로서는 적합하지 않을 수 있다^{(Jang et al. 2021; Lim et al. 2022; Oh et al. 2022; Moon et al. 2024)}. 이와 함께 설계기준의 관점에서도 부족한 점이 있다. PC 특수모멘트 골조에 대해서는 ACI 문헌 등에서 제시하는 실험을 통한 평가방법^{(ACI 374.1 2005; ACI 374.2R 2013; ACI 374.3R 2016)}이 있기는 하였지만, 중간모멘트골조에 대한 평가방법은 문헌에도 없다. ^{PCI (2017)}에서는 중간모멘트골조 대신 특수모멘트골조로 설계하는 것을 권장하고 있는 실정이다. 그러나 특수모멘트골조에 대한 요구성능은 매우 엄격하여 경제성이나 시공성 측면에서 현실적인 공법으로 받아들여지기 어려운 경우가 많다. 이러한 점 때문에 최근 우리나라의 KDS에서는 PC 구조의 내진성능에 대한 설계기준(안)^{(KCI 2024a; KCI 2024b)}이 마련되고 있다.

따라서 본 연구에서는 건식접합을 사용하면서 PC 중간모멘트골조에 해당하는 내진성능을 달성할 수 있는 구조시스템을 개발하고, 비선형해석과 함께 KDS 내진설계기준(안)에 따른 실험연구를 통한 성능 평가를 목표로 하였다.

2. 연구의 내용 및 방법

공동주택의 평면 및 입면의 형상이나 크기는 구조 성능보다 기능성, 사용성, 그리고 경제성 등의 조건에 따라 결정되는 경우가 많다. 사용자 관점의 기능성과 함께 소음이나 누수 그리고 단열 등 사용성도 중요해지고, 브랜드 가치와 같은 경제성 역시 구조 안전성과 함께 달성되어야 한다. 그렇기 때문에 부재 경간이나 단면 형상 및 크기 등이 설계단계에서 먼저 결정되고, 구조적으로는 이들이 가능하도록 하는 경우가 많다. 본 연구에서도 이러한 프로세스로 대상 구조물에 대한 구조 해석 및 설계를 수행하였다. 그 결과 연구대상으로 층고 3.1 m, 경간 4 m인 구조형식에 적합하도록 기둥 500 mm×800 mm와 보 500 mm×600 mm의 단면으로 설계를 추진하였으며, 콘크리트의 설계기준강도는 보와 슬래브의 경우 30 MPa, 기둥의 경우 60 MPa로 계획하였다.

건식접합을 위한 철근의 연결기구(혹은 연결장치)로는 커플러, 용접, 스플라이스 슬리브 등이 있지만, 이들 연결기구는 안전성, 시공성, 공기 등의 다양한 측면에서 종합적으로 검토되어야 한다. 따라서 연구의 첫 단계에서 접합부 연결기구를 개발하고, 두 번째 단계에서는 개발된 연결기구를 사용하는 보-기둥 접합부 실험체를 제작하여 실험 연구와 함께 해석 연구를 병행하도록 계획하였다.

본 연구에서는 건식공법으로 접합부를 구축할 수 있도록 Fig. 1과 같은 철골 브라켓형 연결기구를 검토하였다. 철골 브라켓형 연결기구는 철근의 힘이 전면의 철판으로 전달되고 반대편 철판이 다시 철근에 연결되도록 하면서 볼트와 너트를 통하여 철판과 철근을 연결한다. 철골 브라켓형 연결기구는 보에 대한 시공하중과 함께 사용단계에서의 계수 전단력을 지지하는 역할을 할 수 있으므로 별도의 콘크리트 브라켓이 필요하지 않아서 브라켓이 실내로 노출되지 않도록 설계할 수 있다. 그러나 연결기구는 모멘트에 의한 우력 즉 압축력과 인장력을 받을 수 있어야 하며, 내진성능을 달성하기 위해서는 높은 변위의 반복하중 역시 소화할 수 있는 성능을 가져야 한다.

연결기구의 구조성능 검증을 위해서 KS D 0249^{(KATS 2016)}의 기계식 이음의 검사 방법을 선정하였다. 본 연구에서는 KS D 0249의 기계식 이음에 대한 여러 평가 방법 중에서 <고응력 인장 압축 반복 시험>을 선택하여 연결기구의 성능을 평가하고자 하였다. 통상적으로 실무에서는 <정적 내력 시험>과 같은 간편한 방법이 사용되고 있으나, 본 연구의 PC 구조는 주거용 건물이며 건식접합에 의해서 부재를 접합하여야 하므로 보다 엄격한 조건을 적용하면서 안전성을 확보하고자 하였다.

PC 구조에 대한 내진설계기준(안)^{(KCI 2024a; KCI 2024b)}에 따르면 PC 구조는 현장타설 구조 대비 일체성과 동등성을 가져야 하며, 동등성 평가방법으로 상대 평가방법과 절대 평가방법을 제시하고 있다. 여기서 기준(안)이라는 표현을 사용한 것은 기준화를 위한 프로세스가 학회를 통해서 현재 진행되고 있기 때문이다. 상대 평가방법은 현장타설 콘크리트 실험체를 추가로 제작하여 PC 실험체와 비교하는 방법이며, 절대 평가방법은 PC 실험체 만을 대상으로 동등성을 평가하는 방법이다. 절대 평가방법에서 요구하는 동등성 조건은 강도조건, 연성조건, 핀칭조건, 그리고 에너지 조건 등 4가지가 있다. 본 연구에서는 절대 평가방법을 통하여 건식접합에 의한 PC 공법이 PC 중간모멘트골조로서의 성능을 만족하는지를 평가하고자 하였다. 이와 함께 비선형해석 및 성능평가^{(ASCE/SEI 41} 2016) 등과 같은 연구 방법을 추가하여 건식접합에 의한 PC 구조에서 동등성과 일체성을 확보할 수 있는지를 평가하고자 하였다.

Fig. 1 Steel bracket-type connection device

3. 실험계획

대상 건물에 대한 구조해석 및 설계를 통하여 부재 및 배근 설계를 실시하고, 설계된 구조물이 PC 중간모멘트골조의 성능을 발휘하게 하는데 요구되는 필요조건을 분석하였다. 여기서 필요조건이란 기준에서 제시하고 있는 반응수정계수나 변위증폭계수와 같은 설계계수를 만족할 수 있는 조건을 의미한다. 이 과정은 통상적인 실무 설계와 동일방법으로 진행하였다.

실험계획을 위해서는 비선형해석 등 구체적 분석이 필요하므로 Fig. 2와 같이 단순화된 해석모델을 통해서 분석하였으며, 원형 점선으로 표시한 부분(보-기둥 접합부)을 대상으로 실험 및 해석 연구를 계획하였다. 실험 연구를 위한 구조해석은 선형해석과 비선형해석으로 구분되며, 선형해석에서는 초기강성(Ki)과 함께 한계변위비(2.0 %)에 대한 횡력의 크기를 산정하였다. 그 과정에서 기둥과 보는 설계기준에서 권장하는 계수 0.7과 0.35를 각각 사용하여 강성저감을 하였다. KDS의 PC 중간모멘트골조에 대한 기준(안)^{(KCI 2024a; KCI 2024b)}에 따르면 한계변위비 2.0 %에 도달할 때까지 적정 요구성능을 만족해야 한다. 따라서 선형해석에서는 2.0 %의 층간변위비를 발생하게 하는 횡력을 산정하고, 비선형해석에서는 에너지 소산을 고려한 반응수정을 통하여 부재력을 산출하였다.

Fig. 2 Structural analysis model

Fig. 3 Pushover analysis model

실험체의 거동은 Fig. 3과 같은 구조 모델을 통한 비선형 정적해석(midasGen 사용)에 의해서 예측하였다. 해석에서 P1은 균열모멘트, P2는 재료의 설계강도를 반영한 공칭모멘트, α1과 α2는 0.7과 0.001을 각각 사용하였다. 수계산과의 비교를 위하여 변형경화를 반영하지 않는 영에 가까운 α2의 값을 사용하였다. 이상과 같은 프로세스를 통하여 얻어진 부재력을 대상으로 부재에 대한 단면 설계를 실시하였다. 실험계획을 위한 내진성능 예측 과정은 반복적 시행오차(trial-error)의 프로세스로 진행된다. 설계된 단면에 대한 새로운 P1과 P2를 다시 정하여야 하기 때문이다. 그 결과, Table 1 및 Fig. 4와 같은 실험변수를 가지는 3개의 실험체를 계획하였다.

Fig. 4 Specimen dimensions

실험체 1-B-5-2와 2-B-5-3을 대상으로 설계 및 성능예측의 과정을 Fig. 5에 나타냈다. 그림에서 실선으로 나타낸 곡선은 비선형해석에서 얻어진 결과이며, 곡선 상의 표식은 정모멘트(원형)와 부모멘트(사각형)에서 항복할 때의 위치를 각각 나타낸다. KDS 기준에 따르면 특등급 구조와 I 등급 구조의 허용층간변위비는 각각 1.0 %와 1.5 %이며, 이들 기준에 의한 값도 그림에 함께 나타냈다. 그 결과 특등급의 경우 정모멘트 철근이 설계하중에서 항복하지 않는 반면에 I등급의 경우 정모멘트 철근이 설계하중에서 항복할 수 있는 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서 계획한 하부철근의 개수가 과배근(과소 혹은 과대)되지 않는 것을 확인할 수 있었다. 즉 설계과정에서 배근될 수 있는 적정 범위 근처의 배근 상태임을 알 수 있어서 실험을 위한 변수로의 선택이 적정함을 확인했다고 할 수 있다.

실험 연구를 위해서는 한계변위비 2.0 %에서의 거동을 예측할 수 있어야 하므로, 비선형 해석 결과를 이용하여 Fig. 5와 같은 방법으로 한계변위비 2.0 %에서의 예상강도(P), 선형변형(δe), 변위증폭계수(Cdμ), 변위연성도(Rμ) 등을 산정하여 Table 2에 나타냈다. KDS의 내진설계 기준(안)에서는 한계변위비 2.0 %에서 충분한 강도 및 연성 거동을 요구하고 있기 때문에 한계변위비에서 성능을 평가한 것이다. KDS의 내진설계 기준(안)에서의 지진력 저항시스템에 대한 설계계수로 변위증폭계수는 4.5, 반응수정계수는 5.0 인 점에 비추어 보았을 때, 실험에서 Table 2와 같은 결과가 얻어질 수 있다면 충분한 내진성능을 가진 것으로 판단할 수 있을 것이다.

Fig. 5 Predicted behavior of specimens

실험체가 한계변위비 2.0 %에 도달할 때까지 연성적인 거동을 하기 위해서는 접합부 구성요소가 그에 해당하는 변형을 소화할 수 있어야 한다. 이 점을 검토하기 위하여 연결기구를 통하여 이어져야 하는 보 하부 철근에 대한 변형률을 산정하였고, 주요 단계별로 예측된 하부 철근의 변형률을 재료의 항복변형률에 대한 비율로 환산하여 Table 2에 나타냈다. 그 결과 정모멘트 공칭강도 때는 항복변형율의 약 6~7배, 한계변위비에 도달했을 때는 항복변형율의 약 10~12배 이상의 큰 변형이 발생할 수 있는 것으로 예측되었다. 단면 크기에 비하여 하부 철근의 비율이 낮기 때문에 상당히 큰 값의 변형율이 발생할 가능성이 나타난 것이다. 따라서 정모멘트 항복 때 이미 철근에서 변형경화가 발생할 수도 있으며, 한계변위비 때는 철근이 파단될 정도의 큰 변형이 발생할 수 있다고 판단되었다. 더구나 건식접합의 경우 변형이 연결기구 특히 볼트 체결부에서 집중적으로 발생할 것이므로, 연결기구는 상당히 높은 정도의 변형을 소화할 수 있는 장치가 되어야 함을 알 수 있었다. 이러한 점은 연결기구의 개발 및 평가 방법에 반영하였다.

4. 연결기구 성능평가

철골 브라켓형 연결기구는 철판을 통해서 철근의 힘이 전달되기 때문에 브라켓에서의 응력상태를 고려하여 철판의 두께를 결정했다. 연결기구에서 과도한 변형이 발생하면 워셔나 볼트 등과 만나는 부위에서 힘의 전달이 원할하지 않을 수 있어 충분한 두께를 확보하여야 한다는 점이 중요하게 고려되었다.

연결기구가 3차원 형상이기 때문에 Fig. 6과 같은 방법으로 비선형 유한요소해석을 수행하였다. Fig. 6의 좌측 그림에는 형상 및 치수, 우측 그림에는 철판의 두께와 함께 가력 방법을 나타내고 있다. 철근의 힘이 워셔(12 t)를 통한 지압력으로 철판(30 t)에 전달되는 상황을 고려하여 워셔가 철판에 맞닿는 부위에 하중을 가하는 방법으로 모델하였다. 해석결과는 Fig. 7에 von Mises 응력으로 나타냈으며, 철근 항복강도($f_{y}$=600 MPa)의 50 %~100 %까지 단계별로 증가하는 하중을 가력한 상태에서 철판에서 발생하는 응력과 변형을 분석하였다. 그 결과 브라켓형 연결기구의 형태와 철판의 두께는 보 하부철근이 항복할 때 및 그 이후까지 응력집중이나 과도한 변형에 이르지 않는 것을 확인하였다.

연결기구는 KS D 0249의 기계식 이음의 검사 방법 중에서 <고응력 인장 압축 반복 시험>으로 평가하였다. 실험계획의 과정에서 밝혀진 것처럼 연결기구에는 상당히 큰 압축 및 인장 변형이 발생할 수 있기 때문에 보다 엄격한 평가법을 선정하였다. Fig. 8에 나타낸 <고응력 인장 압축 반복 시험>은 항복강도의 95 %에 해당하는 인장응력(+0.95 $\sigma_{y}$)과 항복강도의 50 %에 해당하는 압축응력(-0.5 $\sigma_{y}$)을 연속적으로 20회 반복, 항복변형률의 2배에 해당하는 인장변형률(+2 $ε_{y}$)과 항복강도의 50 %에 해당하는 압축응력(-0.5 $\sigma_{y}$)을 4회 반복, 이어서 항복변형률의 5배에 해당하는 인장변형률(+5 $ε_{y}$)과 항복강도의 50 %에 해당하는 압축응력(-0.5 $\sigma_{y}$)을 4회 반복 가력하는 시험방법이다.

Fig. 6 Finite element method (FEM) analysis model

Fig. 7 Finite element method (FEM) analysis results of connection device

Fig. 8 High stress tensile-compression cyclic test

Fig. 9 Shape of connection device specimen

Fig. 10 Manufacture of connection specimens

Fig. 11 Test setting and measurement method

연결기구에 대한 인발시험은 두 단계로 나누어 진행하였다. 첫 단계에서 시험체에서 제작 오류가 발견되었기 때문에, 두 번째 단계에서는 오류를 수정한 시험체를 다시 제작하여 인발시험을 수행하였다. 첫 번째 단계에서는 연결기구를 콘크리트 블록에 매입한 형태의 시험체 2개를 제작하였다. 첫 단계 연결기구 시험체의 형상과 치수(C-B1과 C-B2)는 Fig. 9에 나타내었으며, 시험체 제작과정은 Fig. 10과 같다. 시험체는 하부, 중앙부, 상부 등 세 부위로 구분된다. 하부는 연결기구가 묻혀 있는 부분, 상부는 가력이 이뤄지는 부분, 중앙부는 연결 작업 후 그라우트 몰탈로 채워지는 부분이다. 시험체에는 인장력과 압축력을 반복적으로 가력해야 하기 때문에 연결되는 철근이 압축력에 좌굴되지 않도록 시험체 상부에도 콘크리트 블록을 설치하면서 철근에는 부착응력이 발생하지 않도록 철근 주변을 디본딩(debonding) 처리하였다.

첫 단계 인발시험은 Fig. 11(a)과 같은 방법으로 진행하였다. 시험체에서 가력부와 연결부에는 나사산 가공을 하여 압축력과 인장력을 가력할 수 있도록 제작하였으나, 하중 가력부의 나사산은 부풀림 작업을 충분하게 진행하지 못한 상태로 가공한 것으로 나타났다. 이에 인장-압축으로 가력이 전환될 때 하중 가력부에서 슬립 변형이 발생하였으나, 연결기구의 하중 전달에는 문제가 없음을 확인하였다. 두 번째 단계(Fig. 11(b))에서는 콘크리트 블록이 없는 시험체(C-B3과 C-B4)를 추가로 제작하여 시험을 실시하였다. 이 때 첫 단계의 시험에서 연결기구를 통한 압축력 전달에 문제가 없었기 때문에 콘크리트 블록은 제외하였다. 콘크리트 블록이 없어서 철근의 좌굴을 배제하기 어렵기 때문에 두 번째 단계에서는 압축력을 가하지 않았다.

두 단계의 실험결과는 Fig. 12에 나타냈다. C-B1과 C-B2 실험결과는 하중-변위 관계, C-B3, C-B4는 응력-변형률 관계로 나타냈다. 첫 단계 시험결과에서는 변형률 측정 게이지가 손상되어 응력-변형률 관계를 얻을 수 없었기 때문에 하중-변위 관계로 나타낸 것이다. 이상과 같은 시험 결과 하중가력부에서 단면결손이 발생하지 않도록 나사산을 제작한 두 번째 단계의 브라켓 시험체들(C-B3, C-B4)은 인장력의 반복 시험을 만족하는 결과를 보였다. 따라서 본 실험체에서는 철골 브라켓형 연결기구를 접합부에 적용하여 실험을 계획하였다.

Fig. 12 Test results of connection device

5. PC 골조 접합부의 구조성능 평가

5.1 실험체 제작 및 실험

연결기구에 대한 시험 결과를 반영하여 계획한보-기둥 접합부 실험체는 실물크기로 제작하였다. Table 1 및 Fig. 4에 나타낸 것처럼 실험변수로 보 하부철근의 개수, 철골 브라켓의 설치 방법, 보 및 기둥의 폭 등을 선정하였다.

실험체 이름에서 첫번째 숫자는 일련번호, 두 번째 문자는 연결기구의 종류(B), 세 번째 숫자는 보 폭을 나타내는 첫 번째 숫자, 네 번째 숫자는 연결기구로 연결되는 하부 철근의 개수를 나타낸다. 따라서 1번 실험체(1-B-5-2)에서 연결기구는 브라켓형, 보폭은 500 mm, 하부 철근은 2개가 사용된 것을 의미한다. 2번 실험체(2-B-5-3)와 3번 실험체(3-B-6-3)는 연결기구의 배치 방식에서의 차이가 있다. 3번 실험체는 브라켓이 기둥 철근 안쪽까지 연장된 반면에 2번 실험체는 그렇지 않은 실험체이다. 그 결과 3번 실험체는 브라켓으로 인한 공간 확보를 위하여 보 폭을 600 mm로 계획하였다. 실험체의 조립과정은 Fig. 13, 가력을 위한 세팅도는 Fig. 14와 같다. 가력은 변위제어 방식의 이력가력(정가력과 부가력의 반복)으로 한계변위비 2.0 % 이상까지 진행하였다.

Fig. 13 Assembly of test specimens

Fig. 14 Specimen setting

5.2 실험결과

Fig. 15는 한계변위비 2.0 %에서 각 실험체의 균열상황을 보이고 있다. 실험체들은 정가력(파란색으로 표시) 및 부가력(붉은색으로 표시) 모두에 대해서 균열이 고르게 분포된 것을 알 수 있다. 이러한 균열은 판넬존과 함께 보의 양단부로 확산 분포되었지만 판넬존 상하의 기둥으로는 크게 확산되지 않았기 때문에 보의 휨파괴로 진행되었음을 알 수 있었다.

가력 이력이 진행되면서 1번과 2번 실험체에서는 철골 브라켓으로 인하여 비워진 부분(단면결손, Fig. 4 참조)이 있는 부위가 파손되면서 삼각형 모양으로 탈락하는 현상이 발생하였다. 콘크리트가 탈락되는 부분에는 철근이 배치되지 않기 때문에 단순히 거푸집 역할 정도만 한 후 파손된 것이다. 1번과 2번 실험체의 경우 변위비 1.5 %부터 콘크리트 파손이 발생하였다. 반면에 3번 실험체에서도 단면결손부가 떨어져 나가기는 했지만, 변위비 2.0 %를 넘은 후에 이러한 현상이 발생했기 때문에 사진에는 나타나지 않았다.

Fig. 15 Crack patterns

Fig. 16 Load-displacements and pushover results

Fig. 16에는 각 실험체의 하중-변위비의 관계를 공칭강도와 정적 비선형해석 결과와 함께 나타냈다. 공칭강도의 산정과 비선형해석은 재료의 실제강도를 사용하여 진행하였으며, 단면결손 부분은 계산에서 제외하였다. 또한 비선형 정적해석에서 변형경화 구간의 기울기는 계획 단계와는 다르게 초기강성의 0.015배를 사용하여 나타냈다. 비선형해석과 비교해 보았을 때, 초기강성은 잘 유지하며 공칭강도의 50 % 부근부터 강성이 감소하기 시작했음을 알 수 있다. 비선형해석에서 P1과 P2 사이의 강성비는 초기강성 대비 0.7을 사용하여 구조해석을 실시하였다. 실험값을 잘 따라가도록 계수를 선정한 것이 아니라 0.7배의 강성 대비 어느 정도의 성능을 보였는지를 비교하고자 했기 때문이다. 이런 정도의 강성 분포는 일체식 구조에서의 경향에 크게 벗어나지 않는 결과이기 때문에 안정적인 거동을 한 것으로 볼 수 있었다.

Fig. 17 Strain of bottom rebars

Fig. 17에는 각 실험체의 하부철근에서의 하중-변형률의 관계를 나타냈다. 모든 실험체들의 하부철근에서는 항복 이상의 변형률 분포를 보였지만 변형이 다소 작게 나타난 이유는 변형률 게이지의 부착 위치와 관련이 있다. 하부철근에 부착한 변형률 측정 게이지는 모멘트가 가장 크게 작용하는 위험단면(critical section)이 아닌 철골 브라켓이 보 쪽에서 끝나는 부위에 부착되었다.

또한 단면결손이 있는 이 부위에는 콘크리트가 없기 때문에 철근의 변형률이 평균적으로 분산되는 효과도 있었을 것으로 판단된다. 예를 들면 프리스트레스 콘크리트 부재에 사용되는 비부착 강연선에서의 응력이 부착 강연선에 비해서 낮게 되는 경우와 유사하다고 할 수 있다. 그러나 1번 실험체를 최종 파단 즉 변위비 3 % 이상까지 가력하였을 때 브라켓 위치의 일부 철근이 파단된 경우도 발생하였기 때문에 하부근에서 큰 변형이 발생한 것으로 유추해 볼 수 있었다. 그렇지만 연결기구에서의 변형은 매우 작게 나타났다.

5.3 비선형해석 평가

실험체에 대한 정적 비선형(static nonlinear) 해석에서는 변위 증가에 따른 강도 변화의 추이를 평가해 볼 수 있다면, 비선형 이력(nonlinear cyclic) 해석에서는 제하하중(unloading)에서의 강성 및 에너지 소산 변화의 추이를 평가해 볼 수 있다. 이를 위한 비선형 이력 해석은 midasGen 프로그램의 동적해석 기능을 사용하면서, 이력 모델은 다케다 이력모델 사용하였다.

본 연구에서의 비선형 해석은 실험 결과 대비 비선형해석 결과의 유사성을 평가하고자 한 것이 아니라 또 다른 방법으로 실험체의 거동을 평가하는 수단의 의미로 사용하였다. 일관성을 유지하기 위하여 가력하중(loading)에 대한 모델링 변수는 정적 비선형해석과 동일한 값을 사용하였다. 그러나 제하하중(unloading)에 대한 거동 분석을 위해서 제하 강성 계산의 지수(unloading stiffness of the outer loop, Fig. 18에서의 β)는 실험체 별로 다른 값을 사용하였다. 따라서 β값이 클수록 제하하중에서의 기울기는 작아지게 된다.

Fig. 19에는 각 실험체에 대한 이력 비선형 해석결과를 실험결과와 비교하여 나타났다. 각 실험체의 보 부재에 대한 β값은 각 실험체가 보인 제하하중에 대한 강성과 거의 평행한 강성이 얻어지는 값을 시행착오를 통하여 선정하였다. 그 결과 1번 실험체는 0.75, 2번 실험체는 0.7, 3번 실험체는 0.6의 값이 얻어졌으며, 기둥의 경우 모두 동일하게 0.4를 사용하였다. 기둥은 상대적으로 강하게 설계되었기 때문에 낮은 값(높은 제하강성)을 사용한 것이다. 따라서 3번 실험체의 제하강성이 가장 크게 나타났으며, 1번 실험체의 제하강성은 가장 낮게 나타난 것이다. 따라서 이력 거동 면에서 3번 실험체가 가장 우수한 성능을 보인 것으로 판단할 수 있다. 또한 β값이 작은 3번 실험체에서의 에너지 소산 능력도 크게 나타났을 것으로 예측해 볼 수 있다.

Fig. 18 Cyclic hysteresis model

Fig. 19 Comparison with cyclic analysis

5.4 ASCE/SEI-41 성능평가

실험결과에 대한 또 다른 관점의 평가를 위하여 ASCE/SEI-41에 의한 성능평가 결과를 Fig. 20에 나타냈다. 그림에서 B점(항복점)은 실제 재료의 특성을 사용한 공칭강도를 설계단계에서의 초기강성 값(Fig. 4와 동일)으로 나누어 얻어진 값을 사용하였다. 이는 비선형해석 및 실험결과 분석 등 모든 경우에 동일한 초기 강성을 일관성 있게 사용하고자 했기 때문이다.

ASCE/SEI-41 따르면 B점과 C점 사이의 거리(a)는 0.015라디안, B점과 붕괴방지(CP)까지는 0.03라디안에 해당한다. 따라서 모든 실험체는 ASCE/SEI-41의 B점과 C점 사이의 거리 0.015 라디안을 넘어서는 거동을 보였다. 또한 단면 결손부의 취성 파괴로 강도 저하를 보이기도 했지만 이어지는 가력에서는 강도를 다시 회복하는 경향을 보였다.

Fig. 20 Comparison with performance evaluation

Fig. 20에서 C점은 실험하중에 해당하는 값을 선택하여 항복 이후 강도증가 정도를 나타내고자 하였다. B점 강도 대비 C점에서의 강도 증가 비율을 찾아서 정가력과 부가력의 평균값으로 환산해 보았을 때, 1번 실험체는 1.13, 2번 실험체는 1.08, 3번 실험체는 1.34의 값을 보였다. 따라서 C점까지 정도의 차이는 있지만 완만한 강도 증가를 보였으며, 3번 실험체에서의 강도 증가가 가장 크게 나타났음을 알 수 있다.

1번과 2번 실험체의 강도 증가가 다소 낮게 나타난 이유는 무보강으로 구성된 연결기구 측면 콘크리트의 탈락이 영향을 미친 것으로 판단해 볼 수 있다. 그러나 3번 실험체에서의 측면 콘크리트 탈락은 2.0 % 이후에 발생하였기 때문에 상당한 강도증가를 보인 것을 알 수 있었다.

5.5 내진성능 평가

KDS 기준(안)의 내진성능 평가 방법에 따르면 실험체는 변위제어방식으로 동일 변위에서 2회 이상 반복 가력하도록 하고 있다. 이 때 PC 중간모멘트골조는 2.0 %의 한계변위비를 넘을 때까지 실험을 실시하고, 다음과 같은 네 가지 조건(①~④)을 만족시킬 수 있어야 한다. 이 중에서 ②~④ 항은 한계변위비의 2번째 반복하중을 받을 때에 만족시켜야 하는 조건이다.

① 강도조건: 실험체의 최대횡강도(Emax)는 재료의 시험강도를 반영하여 산정한 공칭강도(Ent) 이상

② 연성조건: 보유내력은 최대하중의 80 % 이상(0.8Emax)

③ 핀칭조건: 영점 부근(한계변위비의 –1/7과 +1/7)의 강성비는 초기강성의 5.0 % 이상

④ 에너지조건: 상대에너지소산율은 1/8(=0.125) 이상

Fig. 21과 22는 영점 부근 강성(핀칭조건)과 에너지소산 정도(에너지조건)를 평가한 결과를 나타내고 있다. Fig. 21에서 영점 부근 강성은 정가력은 ‘+’, 부가력은 ‘-’ 부호로 구분하였으며, 기준에서 요구하는 하한값인 초기강성의 5.0 % 강성에 해당하는 선(점선)을 함께 나타내어 비교할 수 있도록 하였다. Fig. 22의 에너지소산 거동은 한계변위비의 2 번째에서의 이력 곡선으로 나타냈다.

이상과 같은 방법으로 내진성능을 평가한 결과는 Fig. 23과 Fig. 24에 막대 그래프 형태로 요약하여 나타냈다. Fig. 23을 통해서는 세 실험체 모두 강도조건과 연성조건을 모두 만족하고 있음을 알 수 있다. 그러나 Fig. 24에서는 1번 실험체가 에너지조건과 핀칭조건에 다소 못 미치는 결과를 보인 것을 알 수 있다. 즉 에너지 소산비율은 10.1 %로 12.5 %보다 다소 낮았으며, 영점부근 강성비율이 부가력에서의 낮은 강성으로 인하여 기준의 요구조건인 5.0 %에 다소 부족한 4.7 %의 결과를 보였다.

이상과 같은 분석을 통하여 내진성능 평가 결과 하부 철근의 수가 2개인 1번 실험체를 제외하고 나머지 실험체들은 KDS 내진성능 기준(안)의 요구조건을 모두 만족한다는 것을 알 수 있었다. 1번 실험체의 경우 하부 철근 2개가 연결기구에 의해서 이어지기 때문에 그 중 1개에서 과도한 변형이 발생하면 비대칭 거동이 발생할 수 있다. Fig. 15의 균열 분포도에서도 단면결손부가 한쪽에서 발생한 점도 거동에 영향을 미친 것으로 판단된다. 그러나 3개의 철근을 사용한 2번과 3번 실험체는 모멘트에 의한 우력(인장 및 압축)을 3개의 철근이 부담하므로 비대칭 거동의 가능성은 낮아질 것이므로 결과적으로 내진성능을 만족하는 결과를 보인 것으로 판단할 수 있었다. 따라서 본 연구에서와 같은 철골 브라켓형 연결기구로 하부철근을 연결하는 경우 3개 이상의 철근에 적용하는 것이 바람직한 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 21 Evaluation of stiffness near zero loading

Fig. 22 Evaluation of energy dissipation

Fig. 23 Seismic evaluation (strength and ductility)

Fig. 24 Seismic evaluation (energy and pinching)

6. 결 론

본 연구에서는 공동주택을 건식접합 방식으로 완성할 수 있는 PC 구조를 개발하고, 실험과 해석을 통하여 내진성능을 평가하였다. 이를 위하여 구조 해석 및 설계를 통하여 연구대상 접합부가 PC 중간모멘트골조의 요구성능을 만족할 수 있는지를 평가하면서 실험연구를 계획하였다. 접합부에 사용되는 연결기구에 대해서는 KS D 0249에 따라 성능을 평가하였으며, 보-기둥 접합부에 대해서는 3개의 실험체를 대상으로 비선형해석과 ASCE/SEI 41에 의한 평가를 함께 실시하였다. 이와 함께 KDS 41 20 10(안)에 따라 내진성능을 평가하였다. 그 결과 다음과 같은 결론이 얻어졌다.

1) 철골 브라켓형 연결기구는 KS D 0249의 <고응력 인장 압축 반복시험> 평가 결과, 요구조건을 만족하는 결과를 보였다.

2) 보-기둥 접합부 실험체에 대한 횡하중 반복실험에서 모든 실험체는 고르게 분포된 균열과 함께 높은 소성변형의 능력을 보였기 때문에 이들 실험체에 사용된 연결기구는 PC 부재 사이에서의 일체성을 달성할 수 있었다고 판단할 수 있었다.

3) 건축물 프리캐스트 콘크리트구조 설계기준(안)의 내진성능 요구조건을 적용하여 동등성을 평가한 결과 실험체 1-B-5-2를 제외한 나머지 2개의 실험체(2-B-5-3, 3-B-6-3)는 요구조건을 모두 충족하였다.

4) 연구결과로부터 철골 브라켓형 연결기구는 고층 공동주택을 건식접합의 PC 골조구조로 구축하는데 사용할 수 있으며, 이 경우 골조구조 접합부의 거동은 PC 중간모멘트골조의 구조성능을 발휘할 수 있다고 판단된다.

5) 철골 브라켓형 연결기구를 사용할 때 실험체 2-B-5-3나 실험체 3-B-6-3와 같은 상세를 적용하는 것이 가능하다.

6) 연결기구로 연결되는 하부철근은 3개 이상 배근하는 것을 권장한다.