2.1 실험체 개요

Table 1 및 Fig. 1은 본 연구에 사용된 실험체의 일람표 및 실험체 상세를 나타낸 것이다. PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체는 접합부 매립영역에 보강되지 않은 무보강 실험체로서 PVA (polyvinyl alcohol) 섬유의 보강유무에 따른 접합부 성능을 비교하기 위한 표준 실험체이다. PSH2C-PSFF 및 HCWS-PSFF 실험체는 PVA 섬유 보강효과 및 지압플레이트(face bearing plate)에 의한 영향을 평가하기 위하여 벽체에 매립되는 강재 연결보 웨브영역에 지압플레이트를 용접하여 보강한 실험체이다. PSH2C- PSFFT 및 HCWS-PSFFT 실험체는 매립영역에 지압플레이트를 용접하여 보강한 후 강재 연결보의 웨브를 관통하여 수평타이(horizontal ties)를 추가로 보강한 것으로서 PVA 섬유의 보강효과와 지압플레이트 및 수평타이의 기여도를 평가하기 위한 실험체이다.

Fig. 1 Details of the test specimens ^{(Park 2005; Park et al. 2006, 2013, 2015; Kim et al. 2011, 2012a, b, 2013; Ji et al. 2013; Yoon 2020)}

2.2 재료의 역학적 특성 및 실험

Table 2는 섬유의 기계적인 특성으로 PVA 섬유의 비중은 1.3 g/cm³이며, 길이 12 mm, 직경 39 μm, 형상비 307, 인장강도 1,600 MPa, 탄성계수 40 GPa이다. 재료의 실험결과는 Fig. 2, Fig. 3 및 Table 3과 같다. Fig. 4은 실험체 설치상황을 나타낸 것으로 연결보의 반복가력은 축하중을 먼저 가력한 후, 미리 제작한 힌지 플레이트를 1,000 kN 용량의 가력장치에 체결하여 재하하였다. Fig. 5는 하중이력을 나타낸 것으로 표준 실험체 PSF를 기준으로 예상 파괴하중의 1/2까지는 하중제어로 가력하였으며, 그 이후에는 변위제어로 가력하였다.

Fig. 2 Compressive strength ^{(Kim et al. 2013)}

Fig. 3 Tensile strength ^{(Park and Yun 2006)}

Fig. 4 Test setup ^{(Park and Yun 2006)}

Fig. 5 Loading history ^{(Park and Yun 2006)}

3.1 파괴양상

Fig. 6은 접합부 패널파괴가 발생되는 각 실험체의 최종 파괴양상을 나타낸 것이다. 반복하중 가력 시 PSH2C 계열 실험체의 균열 진전양상은 전반적으로 유사한 경향을 보이고 있으나, HCWS 계열 실험체의 경우, 접합부 보강 상세에 따라 상이하게 나타났다. PSH2C-PSF 실험체의 최종 파괴양상은 Fig. 6(a)에 나타난 바와 같이 매립부 영역에서 발생한 초기 수평균열은 하중이 증가됨에 따라 사인장 균열로 진전되어 미세균열의 수와 균열폭이 미세하게 증가되어 파괴양상을 띄었다. 그러나, HCWS- PSF 실험체의 경우, Fig. 6(b)에 나타난 바와 같이 하중 초기에는 PSH2C-PSF 실험체와 유사한 균열진전 양상을 보였으나, 강재 보 웨브 항복 후 접합부 패널영역에서 피복박리가 집중적으로 발생하면서 파괴되는 양상을 보였다.

PSH2C-PSFF 실험체의 최종 파괴양상은 Fig. 6(c)에 나타난 바와 같이 전반적으로 PSH2C-PSF 실험체와 유사하게 다수의 미세균열이 발생하면서 파괴되는 양상을 보였으나, HCWS-PSFF 실험체의 경우, Fig. 6(d)에 나타난 바와 같이 플랜지 폭을 갖는 지압플레이트에 의해 내부 및 외부패널에서 콘크리트를 분리하려는 경향을 보이면서 균열 폭의 현저한 증가와 피복 박리가 패널 영역에 집중되어 파괴되는 양상을 보였다. 접합부 영역에서 지압플레이트의 영향을 고려할 때, PSH2C-PSFF 실험체의 경우 지압플레이트가 없는 PSH2C-PSF 실험체에 비해 손상 정도에 큰 영향을 미치는 않는 것으로 나타났으나, HCWS-PSFF 실험체의 경우에는 접합부 영역에서의 지압플레이트가 실험체의 손상정도에 상대적으로 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다. 이는 PSH2C-PSFF 실험체가 HCWS-PSFF 실험체에 비해 섬유의 가교작용으로 인해 내부패널을 효율적으로 구속하였기 때문에 지압플레이트에 의한 압축스트럿의 효과는 상대적으로 미흡한 것으로 판단된다.

Fig. 6(e)에서 나타난 바와 같이 PSH2C-PSFFT 실험체의 파괴양상은 전반적으로 PSH2C-PSF 및 PSH2C-PSFF 실험체와 전반적으로 유사한 경향을 보였다. 특히 PSH2C-PSFFT 실험체의 경우, 최종파괴 시 접합부 내･외부 패널영역에서 피복박리가 발생되지 않았으나, HCWS-PSFF 실험체의 경우, Fig. 6(f)에 나타난 바와 같이 수평타이로 구속되지 않은 매립부 외부 패널영역에서 피해가 집중되면서 파괴되는 양상을 보였다. 접합부 영역에서 수평타이의 영향을 고려할 때, PSH2C-PSFF 실험체의 경우 HCWS-PSFF 실험체에 비해 수평타이에 의한 구속효과가 접합부 패널 영역에서의 손상정도에 상대적으로 작게 영향을 미치는 것으로 나타났다.

Fig. 6의 실험체별 각 파괴양상을 토대로 분석한 결과, PSC2H 계열 실험체가 동일한 배근상세를 갖는 HCWS 계열 실험체에 비해 손상정도가 상대적으로 적게 나타났으며 이와 같은 경향은 ^{Dong et al. (2024)}의 연구결과에서도 알 수 있었다. 다만, 지압플레이트 및 수평타이 등 접합부 배근상세에 따른 손상정도의 영향은 PSC2H 계열 실험체가 HCWS 계열 실험체에 비해 상대적으로 작게 나타났다. 지진 피해가 발생하였을 때, 보수･보강 등을 종합적으로 고려한다면 PVA 섬유를 혼입한 실험체가 콘크리트를 적용한 실험체에 비해 보수･보강이 용이할 것으로 판단된다. 또한, 접합부 영역에 지압플레이트 및 수평타이로 보강하는 것이 균열의 폭을 감소시키고 손상을 감소시킬 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 6 Failure mode ^{(Park 2005; Park et al. 2006, 2013, 2015; Kim et al. 2011, 2012a, b, 2013; Ji et al. 2013; Yoon 2020)}

3.2 하중-회전각 관계 곡선

Fig. 7은 각 실험체의 하중-회전각 관계 곡선을 나타낸 것이다. 그림에서 나타난 바와 같이 PSH2C 계열 및 HCWS 계열 실험체의 전반전인 거동특성을 비교할 때, PSH2C 계열 실험체의 경우, 압축강도가 작음에도 불구하고 회전각 증가에 따라 접합부 강도가 HCWS 계열 실험체에 비해 상대적으로 급격하게 증가하는 경향을 보이는 반면 최대내력 이후 내력이 급격하게 저하되는 경향을 보이고 있고, HCWS 계열 실험체의 경우 회전각 증가에 따라 강도가 완만하게 증가하는 경향을 보이고 있으나 최대내력 이후 강도가 완만하게 저하되는 경향을 보이고 있었다. 특히, PSH2C 계열 실험체의 경우, 접합부 배근상세에 따른 최대내력 이후의 거통특성은 크게 영향을 미치지 않은 것으로 나타났지만, HCWS 계열 실험체의 경우 지압플레이트를 보강한 HCWS-PSFF 실험체 및 지압플레이트와 수평타이에 의해 보강된 HCWS-PSFFT 실험체가 무보강 실험체인 HCWS-PSF에 비해 최대내력 이후 접합부 외부 및 외부 패널영역을 효율적으로 구속하여 강도 및 강성이 완만하게 저하되는 안정적인 거동특성을 보이고 있었다.

최대내력을 비교할 때, PSH2C 계열에서 PSH2C-PSF 및 PSH2C-PSFF 실험체의 평균내력 각각 313.1 kN(정가력 305.9 kN, 부가력 320.2 kN) 및 338.9 kN으로 HCWS 계열의 HCWS-PSF, HCWS-PSFF 및 HCWS-PSFFT 실험체에 비해 각각 1.63배 및 1.20배 높게 나타났으나, PSH2C-PSFFT 실험체의 평균내력 336.5 kN으로 HCWS-PSFFT 실험체의 342.6 kN으로 거의 차이가 없었다. 또한, 접합부 보강상세에 따른 접합부 강도의 영향을 비교하면, PSH2C 계열에서 지압플레이트 및 수평타이에 의해 접합부 보강된 PSH2C-PSFFT 실험체의 평균내력은 무보강 실험체인 PSH2C-PSF 실험체에 비해 7.2 % 높게 나타났으나, 지압플레이트만을 보강한 PSH2C-PSFF 실험체와는 거의 대등한 수치를 보이고 있었다. 그러나, HCWS 계열에서 HCWS-PSFFT 실험체의 경우 평균내력은 343.6 kN PSH2C-PSF 및 PSH2C- PSFF 실험체에 비해 각각 1.78배 및 1.21배 높게 나타나 접합부 상세에 따라 접합부 강도에 많은 영향을 미치는 것으로 나타났다. 이는 PVA 섬유 보강이 무보강 및 지압플레이트만 보강한 실험체에서는 강도 증진효과가 두드러지게 나타났지만, 수평타이의 보강 실험체에서는 PVA섬유 보강에 따른 접합부 강도 증진효과는 미비한 것으로 나타났다.

^{Deng and Ma (2020)}에 의한 연구에서도 섬유에 의한 실험체에서도 내진성능 향상시킴으로써 강도에 영향을 미치는 것으로 나타났으며 본 연구결과와 유사한 경향을 보이고 있었다.

Fig. 7 Hysteresis responses ^{(Park 2005; Park et al. 2006, 2013, 2015; Kim et al. 2011, 2012a, b, 2013; Ji et al. 2013; Yoon 2020)}

3.3 강성 특성

Fig. 8은 각 실험체의 부재 회전각에 따른 강성특성(Peak- to-peak stiffness)을 나타낸 것이다. Fig. 8에서 나타난 바와 같이 회전각 1.05 %에서 무보강 시험체인 PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체의 초기강성은 각각 61.2 kN/mm 및 45.5 kN/mm로 PSH2C-PSF 실험체의 강성값이 HCWS-PSF 실험체에 비해 약 35 % 높게 나타났다. 극한하중에서 PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체의 강성은 각각 23.4 kN/mm 및 10.7 kN/mm PSH2C-PSF 실험체의 강성값이 HCWS-PSF 실험체에 비해 각각 2.19배 높게 나타났다. 또한, 이 값은 초기강성의 각각 0.38 및 0.24배로 나타났다. 최종파괴 시 PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체의 강성값은 각각 12.4 kN/mm 및 5.6 kN/mm로 PSH2C-PSF 실험체의 강성값이 PHCWS-PSF 실험체에 비해 2.2배 높게 나타났다.

PSH2C-PSFF및 HCWS-PSFF 실험체의 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값은 각각 65.1 kN/mm 및 49.2 kN/mm, 26.4 kN/mm 및 16.5 kN/mm 와 10.8 kN/mm 및 7.4 kN/mm로 나타났다. PSH2C-PSFF 및 HCWS-PSFF 실험체의 극한하중 시 강성값은 초기강성의 각각 0.40 및 0.34배로 나타났다. 또한, PSH2C-PSFF 실험체의 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값은 HCWS-PSFF 실험체에 비해 각각 약 32 %, 59 % 및 72 % 높게 나타났다. 접합부 상세의 영향을 고려하면, PSH2C-PSFF 및 HCWS-PSFF 실험체의 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값은 PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체에 비해 각각 6 % 및 8 %, 13 % 및 54 %와 3 % 및 32 % 높게 나타났다.

PSH2C-PSFFT 및 HCWS-PSFFFT 실험체의 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값은 각각 60.8 kN/mm 및 61.6 kN/mm, 25.2 kN/mm 및 20.3 kN/mm 와 12.5 kN/mm 및 7.2 kN/mm로 나타났다. PSH2C-PSFFT 및 HCWS-PSFFT 실험체의 극한하중 시 강성값은 초기강성의 각각 0.41 및 0.33배로 나타났다. 또한, PSH2C-PSFFT 실험체의 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값은 HCWS-PSFF 실험체에 비해 각각 약 0.99배, 1.24배 및 1.73배로 나타났다. 접합부 상세의 영향을 고려하면, PSH2C-PSFFT 실험체의 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값은 PSH2C-PSF 및 PSH2C-PSFF 실험체와 거의 차이가 없는 것으로 나타났으나, HCWS-PSFFT 실험체의 경우에는 접합부 상세가 초기강성, 극한하중 시 강성 및 최종파괴 시 강성값에 현저한 영향을 미치는 것으로 나타났다. 이는 PSH2C 계열 실험체에서는 접합부 상세와 무관하게 PVA 섬유의 혼입이 균열을 효율적으로 제어하여 강성 증진 효과에 영향을 미쳐 이에 기인한 것으로 판단된다.

^{Dong et al. (2024)}에 의한 연구에서도 섬유에 의한 실험체의 강성 증진에 영향을 미치는 것으로 나타났으며 본 연구결과와 유사한 경향을 보이고 있었다.

Fig. 8 Peak-to-peak stiffness ^{(Park 2005; Park et al. 2006, 2013, 2015; Kim et al. 2011, 2012a, b, 2013; Ji et al. 2013; Yoon 2020)}

3.4 누적에너지 소산 면적

Fig. 9는 각 실험체의 사이클에 따른 누적에너지 소산면적을 비교하여 나타낸 것이다. 첫 번째 사이클에서의 PSH2C 계열 및 HCWS 계열 실험체 모두 누적에너지 소산면적은 거의 대등한 수치를 보이고 있었다.

두 번째 사이클에서 PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 13.4 kN･m 및 3.1 kN･m로 PSH2C-PSF 실험체의 누적에너지 소산면적이 HCWS-PSF 실험체에 비해 4.32배 높게 나타났다. 또한, 7번째 사이클에서 PSH2C-PSF 및 HCWS-PSF 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 192.9 kN･m 및 87.4 kN･m로 PSH2C-PSF 실험체의 누적에너지 소산면적이 HCWS-PSF 실험체에 비해 2.2배 높게 나타났다. 최종파괴 시 PSH2C-PSF 실험체의 누적에너지 소산면적은 249.1 kN･m HCWS-PSF 실험체의 196.1 kN･m 에 비해 1.27배 높게 나타났다.

PSH2C-PSFF 실험체의 경우, 두 번째 사이클에서 누적에너지 소산면적은 14.2 kN･m로 HCWS-PSFF 실험체의 3.9 kN･m에 비해 현저히 높게 나타났으나, PSH2C-PSF 실험체에 비해서는 거의 대등한 수치를 보이고 있었다. 또한, 7번째 사이클에서 PSH2C-PSFF 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 195.2 kN･m로 HCWS-PSFF에 비해 1.6배(121.8 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-PSF 실험체와는 거의 대등한 수치를 보이고 있었다. 그러나, 최종파괴 시 PSH2C-PSFF 실험체의 누적에너지 소산면적은 195.2 kN･m HCWS-PSFF 실험체의 0.66배(293.7 kN･m)로 낮게 나타났다.

PSH2C-PSFFT 경우, 두 번째 사이클에서의 누적에너지 소산면적은 12.8 kN･m로 HCWS-PSFFT 실험체에 비해 각각 1.9배(6.8 kN･m) 높게 나타났으나, PSH2C-PSFF 실험체와 비교할 때 누적에너지 소산면적이 오히려 10 % 낮게 나타났다. 또한, 7번째 사이클에서 PSH2C-PSFFT의 누적에너지 소산면적은 198.2 kN･m로 HCWS-PSFFT 및 PSH2C-PSFF 실험체에 비해 각각 1.08배(183.0 kN･m) 및 1.02배(195.2 kN･m)로 대등한 수치를 보이고 있었다. 그러나, 최종파괴 시 PSH2C-PSFFT 실험체의 누적에너지 소산면적은 198.2 kN･m HCWS-PSFFT 실험체의 0.50배(395.7 kN･m)로 현저히 낮게 나타났다.

실험데이터에 대한 분석을 종합해보면, PSH2C 계열 실험체의 경우 접합부 배근상세의 영향보다는 섬유의 혼입 여부가 누적에너지 소산면적에 큰 영향을 미치는 것으로 나타났으나, HCWS 계열 실험체의 경우 접합부 배근상세가 내부 패널을 효율적으로 구속하여 누적에너지 소산면적에 상당한 영향을 미치는 것으로 나타났다.

Fig. 9 Cumulative dissipated energy ^{(Park 2005; Park et al. 2006, 2013, 2015; Kim et al. 2011, 2012a, b, 2013; Ji et al. 2013; Yoon 2020)}

4.1 강재 패널

접합부 영역에서의 강재패널에 의한 공칭 전단강도 $V_{sn}$의 기여분은 강재보의 웨브의 성능에 따라 유효패널길이를 $jh$, 평균전단응력을 $0.6F_{ysp}$로 가정하였으며 다음과 같다.

여기서, $F_{ysp}$는 강재패널의 항복강도, $t_{sp}$는 강재패널의 두께, $jh$는 지압력 사이의 수평거리이다. 또한, 접합부 내에서의 압축력 $C_{c}$는 다음과 같다.

$b_{j}$는 접합부 패널의 폭, $b_{i}$는 접합부 내부 패널의 폭, $b_{o}$는 접합부 외부 패널의 폭, $b_{f}$는 강재보 플랜지 폭, $b_{f}$는 강재보의 폭, $b$는 강재보 면에 수직방향으로 측정된 피복두께를 제외한 벽체의 폭, $d$는 강재 보의 춤, $d_{0}$는 접합부 영역에서 강재보에 부착된 FBP의 추가적인 유효 깊이($\le 0.25d$), $h$는 접합부 영역에서 수평타이로 구속된 벽체 경계부재의 폭, $x$는 FBP의 내부면에서 벽체면까지의 거리, $y$는 돌출된 FBP의 폭, $\Sigma M_{c}$는 접합부 내에 전달된 벽체 모멘트, $\phi$는 강도감소계수($=0.7$), $T_{vrn}$는 벽체 접합부 내의 수직철근의 공칭 인장강도, $C_{vrn}$는 벽체 접합부 내의 수직철근의 공칭 압축강도, $\triangle V_{b}$는 벽체로 전달되는 보의 수직 전단력, $h_{vr}$은 강재 매립영역 내에서 수직 인장철근 및 압축철근 사이의 거리이다.

4.2 콘크리트 압축스터럿(Compression Strut)

접합부 영역에서의 콘크리트의 압축 스트럿에 의한 공칭강도 $V_{csn}$은 다음과 같다.

여기서, $f_{c}'$는 콘크리트 설계기준 압축강도, $b_{p}$는 FBP의 유효 폭, $d_{w}$는 강재보 웨브의 순 높이, $b_{f}$ 강재 보 플랜지 폭, $t_{p}$는 FBP의 두께이다.

4.3 콘크리트 압축영역(Compression field)

균열이 발생되지 않은 콘크리트의 압축영역에서 콘크리트의 공칭강도 $V_{cfn}$는 콘크리트에 의한 전단강도 $V_{c}'$와 스터럽에 의한 전단강도 $V_{s}'$의 합으로 다음과 같다.

Table 3 및 Table 4는 본 연구에서 적용한 접합부 패널 전단 강도에 대한 영향인자와 ^{ASCE의 Handbook(2017)}에서 제시한 접합부에 대한 패널 전단강도식에 의한 예측값(공칭강도)과 실험값을 비교하여 나타낸 것이다. Table 4에서 나타난 바와 같이 PSH2C 계열의 PSH2C-PSF, PSH2C-PSFF 및 PSH2C-PSFFT 실험체에 대한 예측값은 각각 162.7 kN, 265.9 kN 및 338.0 kN 범위로 이는 실험값의 1.92, 1.27 및 1.00배로 나타났다. 특히, 접합부 영역에 지압플레이트 보강된 PSH2C-PSFF 실험체에 대하여 예측값에 의한 접합부 강도의 기여분이 각각 103.2 kN인데 비해 실제 실험값은 25.8 kN 강도 증진을 보였다. 또한, 지압플레이트와 수평타이로 보강된 PSH2C-PSFFT 실험체의 경우, 예측값에 의한 접합부 강도의 기여분이 각각 72.1 kN인데 비해 실험에 의한 강도 기여는 발생되지 않은 것으로 나타났다. 이는 이미 PVA 섬유 혼입에 따른 가교 작용으로 인해 접합부 요소를 효율적으로 구속하고 있으므로 상대적으로 지압플레이트 및 수평타이의 영향은 현저히 적어, 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단된다.

HCWS 계열의 HCWS-PSF, HCWS-PSFF 및 HCWS-PSFFT 실험체에 대한 예측값은 각각 162.7 kN, 299.4 kN 및 381.9 kN 범위로, 실험값의 1.18, 0.94 및 0.90배로 나타났다. 특히, 접합부 영역에 지압플레이트 또는 지압플레이트와 수평타이로 보강된 HCWS-PSFF 및 HCWS-PSFFT 실험체의 공칭강도에 대한 예측값이 실험값을 과대평가한 이유는 예측값에 의한 접합부 강도의 기여분이 각각 136.7 kN 및 82.5 kN이지만, 실험값은 90.2 kN 및 60.2 kN로 나타나 이에 따른 오차인 것으로 판단된다. 그러나, 접합부 설계 시 공칭강도에 강도감소계수 $\phi$를 적용하게 되면 적절한 안정성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

본 연구결과 분석을 토대로 접합부 상세에 따른 HCWS 계열 강재 연결보-벽체 접합부의 실험값은 ASCE의 Handbook의 제안식에 의한 이론값을 대체로 잘 예측한 것으로 나타났다. 다만, 유사변형경화형 시멘트 복합체를 적용한 PSH2C 계열 강재 연결보-벽체 접합부의 실험값은 예측값을 대체로 상회하였으나, 섬유를 혼입하는 경우 접합부 상세에 따른 강재패널강도, 압축스터럿 및 압축영역에서의 이론식에 의한 강도기여분이 실험값을 과대평가하는 것으로 나타났다. 향후 섬유의 혼입량을 포함한 다양한 형태의 접합부상세 등의 실험변수를 토대로 다양한 실험을 통해 패널강도의 영향을 정량적으로 도출하여 접합부 강도식을 보완해야 할 것으로 판단된다.