2.1. 실험체 계획

이 연구에서는 고강도 콘크리트가 적용된 보-기둥 접합부 의 거동을 알아보고 확대머리철근으로 정착된 접합부의 거 동을 고찰하기 위하여 총 8개의 보-기둥 접합부 실험체를 제 작하였다. 실험체는 층고 3.5m, 경간 5.4m의 철근콘크리트 모멘트 저항 골조에서 외부 보-기둥 접합부를 대상으로 하되 실제 구조물의 약 75% 크기로 축소하였다.

실험체 상세와 각 실험체의 크기 및 배근상세는 Table 1과 Fig. 1에 각각 나타내었다. 실험체 기둥과 보의 총 길이는 각각 2,600mm와 2,200mm이며, 기둥 단면의 크기는 450×450mm, 보 단면의 크기는 380×500mm이다. 콘크리트 압축강도 (37.7MPa, 98.3MPa)와 보 주근 정착방법 (90°표준갈고리, 확대머리철 근)을 변수로 하여 고강도 콘크리트가 사용된 보-기둥 접합 부의 거동을 보통강도 콘크리트가 사용된 보-기둥 접합부와 비교하였다. 이 연구에서는 실험체 각각에 단일한 콘크리트 를 적용하였으며, 확대머리철근은 접합부의 압축스트럿에 충 분히 매립되어 정착되도록 계획하였다.

Fig 1.

Details of specimens

파괴모드별로 접합부 전단강도비 (접합부 내력과 인접 보 의 항복시의 접합부 내력의 비)를 유사하게 계획하기 위하여 보와 기둥 주근의 양은 실험체별로 다르게 하였다. 동일한 파괴모드를 나타내는 BJ파괴형과 J파괴형 실험체의 전단강 도비는 각각 약 1.3과 0.8로 계획하였다.

실험체 접합부의 내력은 ACI 352R-02 (^{ACI-ASCE Joint Committee 352, 2003})의 철근콘크리트 보-기둥 접합부 설계 방법 중 Type 2 (내진구역 설계)의 접합부 내력 평가식에 의 하여 계산하였다. Table 1의 콘크리트 압축강도와 보 주철근 항복강도는 실제 재료시험 결과이며, 이에 따른 접합부 전단 강도비는 계획한 값과 다소 차이가 발생하였다.

접합부와 인접한 보와 기둥의 주철근 변형률을 측정하기 위하여 접합부 면에서 30mm 떨어진 위치에 Fig. 3과 같이 변형률 게이지를 설치하였다. 접합부 내에서 보 주철근과 기 둥 횡보강근의 변형률을 측정하기 위하여 Fig. 2와 같이 변 형률 게이지를 부착하였다. 또한 보의 전단철근 항복 유무를 판별하기 위하여 접합부면에 인접한 보의 전단보강근에 변 형률 게이지를 부착하였다.

Fig 2.

Position of strain gauge

Fig 3.

Test setup of specimen

2.2. 실험 방법

실험체 세팅현황 및 실험전경을 Fig. 33과 Fig. 4에 각각 나 타내었다. 기둥 양 단부에 힌지를 두어 공칭 축 내력의 10% 로 일정한 축하중을 가력하였다. 횡하중은 변위제어방식으로 보의 단부에 가력하였으며, 항복변위 δ_y 의 절반인 0.5δ_y 를 한 사이클로 하여 최대하중의 75%까지 내력이 감소될 때까 지 각 하중을 2회 반복가력 하였다.

Fig 4.

View of test setup

접합부의 변위를 측정하기 위하여 보 단부 가력위치의 측 면에 2개의 변위계 (LVDT)를 설치하였다. 접합부의 전단변 형률과 부재 회전 및 보 소성힌지 구역의 변형을 측정하기 위하여 접합부 구역에 수직, 수평, 대각으로 6개의 LVDT를 설치하였다. 접합부 면에서 d/2와 d (단면의 유효높이) 위치 의 보 양 측면과 접합부에서 d/2 위치의 기둥 상하부에 각각 4개와 2개의 LVDT를 설치하였다.

3.1. 하중-변위 관계

각 실험체의 하중-변위 곡선은 Fig. 5에 나타내었다. 또한 각 실험체의 정 (+), 부 (-)방향 항복하중 (P_y ), 항복변위 (Δ_y ), 최대하중 (P_p ), 최대하중 시점의 변위 (Δmax), 극한 하중 (P_U )과 극한변위 (Δ_μ ), 변위연성비 (μ_u )를 Table 2에 나타내었다. Fig. 5에서 고강도 콘크리트가 적용된 실험체 는보통강도 콘크리트가 적용된 실험체와 유사한 거동을 보였 다. BJ파괴 실험체의 경우 최대하중 도달 이후 내력저하가 서서히 나타났으며, J파괴 실험체는 급격한 내력저하를 보여 각 파괴모드 별 거동을 명확히 보여주고 있다.

Fig 5.

Load versus displacement relationships of tested specimens

실험체의 최대하중은 사용된 콘크리트 강도 차이에 의하 여 큰 차이를 보이며, 동일한 콘크리트 강도에 대하여 BJ파 괴 실험체보다 J파괴 실험체가 높게 나타났다. 고강도 콘크 리트를 적용한 J파괴 실험체인 J-H-MS는 3사이클에서 최대 내력에 도달한 이후 J-N-MS 실험체와 같이 급격한 내력의 감 소를 보이는 J파괴 모드를 보였다. Table 2에서 BJ-H- MS 실 험체의 변위연성비는 보통강도 콘크리트가 적용된 BJ-N-MS 실험체에 대한 값보다는 다소 작게 나타났다. 하지만, 정· 부 방향 변위연성비 모두 4에 근접하거나 더 높아 연성적 거 동을 나타내었다.

BJ-H-HB 실험체는 다른 실험체와 비교하여 핀칭이 적고 변위연성비는 크게 나타났다. BJ-H-HB 실험체의 경우 다른 실험체와 비교하여 보의 휨 균열이 많이 발생하였으며 균열 폭도 커 보의 소성변형으로 인한 에너지 소산이 다른 실험체 에 비하여 컸던 것으로 판단된다.

Fig. 5에서 보는 바와 같이, 접합부의 전단파괴로 인하여 모든 실험체는 이력곡선의 에너지 소산이 작은 핀칭거동을 나타내었다. 확대머리 이형철근으로 정착된 실험체는 90°표 준갈고리 이형철근으로 정착된 실험체에 비하여 핀칭 효과 가 다소 적은 경향을 나타내었다. 실험체의 최대강도는 확대 머리철근을 사용한 실험체에서 큰 경향을 나타내었다. 보 주 근을 확대머리 이형철근으로 정착한 J파괴 실험체 J-N-HB와 J-H-HB는 90°표준갈고리 이형철근으로 정착한 실험체와 비 교하여 최대강도가 각각 7.1%와 8.6% 크게 나타났다.

최대 하중 시점의 변위 Δ_max는 보통강도 콘크리트를 사 용한 실험체의 경우 90°표준갈고리 이형철근으로 정착된 실 험체에 비하여 확대머리철근으로 정착된 실험체가 크게 나 타났다. 반면 고강도 콘크리트를 사용한 실험체의 경우 확대 머리철근으로 정착된 실험체의 Δ_max는 더 작게 나타났다. 이러한 결과로부터 보 주철근을 확대머리철근으로 정착하였 을 경우 접합부 강도 측면에서 효과가 있을 것으로 판단되며 고강도 콘크리트에도 적용이 가능하리라 판단된다.

접합부 전단파괴를 명확히 알아보기 위하여 각 실험체 접 합부에 설치한 LVDT로 접합부의 대각변형률 분포를 분석 하여 Fig. 6에 나타내었다. BJ파괴 실험체와 J파괴 실험체 모두 정·부 모멘트 작용 시 변형률의 차이가 0.04~0.06으 로 크다는 것을 확인할 수 있다.

Fig 6.

Diagonal strain versus member rotation relationships of tested specimens

BJ파괴인 보통강도 콘크리트를 사용한 BJ-N-MS 실험체 보다 고강도 콘크리트를 사용한 BJ-H-MS 실험체의 접합부 내 대각변형률이 높았다. 대각변형률의 값은 ^{Attaalla (2004)} 와 ^{Hwang and Lee (2000)}의 논문에서 사용된 접합부 구역 의 콘크리트 스트럿 압축강도 연화효과와 밀접한 관계가 있 으며, 대각 변형률 값이 상대적으로 큰 고강도 콘크리트를 사용한 실험체가 보통강도 콘크리트를 사용한 실험체에 비 하여 연성계수가 더 작게 나타나는 것을 알 수 있다.

이상의 실험결과를 종합해보면 고강도 콘크리트를 사용한 외부 보-기둥 접합부는 보통강도 콘크리트를 사용한 실험체 와 유사한 거동을 나타내었고 실험체 모두 유도한 파괴모드 를 잘 나타내었다. BJ-H-MS 실험체의 변위연성비는 보통강 도 콘크리트를 사용한 실험체에 비하여 다소 작게 나왔으나 정·부 방향 모두 4에 근접하는 것으로 보아 비교적 연성 거동을 한 것으로 판단된다. BJ-H-MS 실험체는 보통강도 실험체에 비하여 접합부 대각변형률이 크게 나타났으나 변 위연성비는 작게 나타났다. 또한 고강도 콘크리트를 적용한 J파괴 실험체의 경우 동일한 변위연성비에서 보통강도 콘크 리트를 적용한 실험체보다 심한 파괴가 관찰되었고, 변형 또 한 크게 나타났다. 확대머리철근을 사용한 실험체는 90°표준 갈고리 이형철근을 사용한 실험체보다 큰 내력을 가지는 것 으로 실험결과 확인되었다.

3.2. 균열 및 파괴 상황

실험체의 최종파괴 양상을 나타낸 Fig. 7에서 보는 바와 같이, 모든 실험체는 설계에서 유도한 파괴 형태인 접합부 내 대각방향으로 최종 전단파괴가 발생하였다. 실험 진행 과 정에서 각 가력 단계별로 파괴모드와 콘크리트 압축강도 차 이에 의하여 균열진행상황이나 균열 폭에서 다소 차이가 발 생하였다.

Fig 7.

Crack patterns of specimens after failure

3.3. 접합부의 전단강도

ACI 352R-02 (^{ACI-ASCE Joint Committee 352, 2003}) 기준식에서는 접합부의 전단강도를 콘크리트 압축스트럿의 작 용을 고려하여 평가하고 있다. 이 연구에서는 ACI 352R-02의 Type 2 (내진구역 설계)에 대한 기준식을 사용하여 실험체 접합부의 전단강도를 예측하였으며, 그 식은 다음과 같다.

여기서 V_j 는 접합부의 전단내력, γ 는 접합부의 형태 및 내 진구역에 관한 계수로 외부 접합부인 경우 비내진구역 (Type 1)은 15 내진구역 (Type 2)은 12, b_j 는 접합부의 유효폭, h_c는 전단이 고려되는 방향의 기둥 단면의 깊이이다.

계산된 접합부의 전단강도와 실험결과를 나타낸 Table 3 에 나타낸 바와 같이, ACI 기준식은 BJ파괴 실험체보다 J파 괴 실험체에서 실험결과를 더 안전측으로 예측하고 있음을 확인할 수 있다. 이는 BJ파괴 실험체의 경우 보가 항복한 이 후 접합부의 내력이 감소하기 때문이다.

BJ파괴 실험체에서는 확대머리철근의 사용이 ACI 기준식 의 예측결과에 미치는 영향은 크지 않았다. 반면에 J파괴 실 험체에서는 확대머리철근을 사용하는 경우 실험결과와 해석 결과 사이의 오차가 약 10% 정도 증가하였다. 이는 확대머 리철근이 J파괴 실험체의 접합부 전단강도를 보다 효과적으 로 증가시켰기 때문으로 판단된다.

J파괴 실험체에서 ACI 기준식은 콘크리트 압축강도가 고 강도화 됨에 따라 정착의 종류에 관계없이 접합부의 전단강 도 실험결과를 약 20% 더 과소평가 하였다. 이는 ^{Ehsani et al. (1991)}의 연구결과에서 보통강도 콘크리트보다 고강도 콘크리트를 적용한 실험체가 ACI 기준식과 잘 맞지 않음을 보고한 내용과 유사한 결과이다.