하수경
(Soo-Kyoung Ha)
1
손국원
(Guk-Won Son)
2
유승룡
(Sung-Yong Yu)
3*
주호성
(Ho-Seong Ju)
4
© Korea Institute for Structural Maintenance Inspection All rights reserved
키워드
채움, 내진보강 방법, 프리캐스트 콘크리트, 벽패널, 재 보강, 준 정적하중 실험, 전단
Key words
Infilled, Seismic resistant method, Precast concrete, Wall panel, Retrofit, Quasi static test, Shear
1. 서 론
근래의 중국 쓰촨성 지진과 아이티 지진 참사의 공통점은 학교와 같은 공동시설이 붕괴되어 어린 학생들의 피해가 가 장 컸다는 점이다. 쓰촨성은 7,000여
채의 학교 건물이 붕괴되 었고, 아이티에서는 약 5,000여개의 학교시설이 파손되었다. 국내에서는 내진보강이 되지 않은 쓰촨성, 아이티와 같은 12,000여개의
시설에서 많은 학생들이 공부하고 있다.
보강 후의 건물이 현재의 내진규정을 만족하는 것을 목표 로 할 때 대규모 공사를 위한 가장 경제적이고 효율적인 방법 을 모색할 필요가 있다. 일본의
경우 지역마다 다르지만 보통 규모 7.0~7.5정도의 지진에 대비하여 건물이 설계되고 있으 나, 이 지진대에 근접하여 있는 우리나라의 현재 신축 학교는
규모 6.0~6.5정도의 지진에 대응할 수 있도록 설계한다고 할 수 있다. 규모 0.2의 차이는 약 2배의 지진에너지 차이를 의미 하므로 일본과 우리나라는
약 32배의 차이로 신축학교를 시 공하고 있다. 따라서 국내기준 6.0에 맞추기 위하여 규모 7.0 에 적용하는 토글 제진 댐퍼공법 또는 이중강관
브레이스 공 법 등의 일본공법을 그대로 모방하여 적용하는 것은 비용과 외관 면에서 합리적이지 않다. 토글 제진공법과 이중강관 좌 굴보강 브레이스 공법은
건물 외곽에 설치한 철골 프레임이 창문을 가려서 시야를 차단하고 시공 후 학교건물을 마치 교 도소와 같은 외관으로 변화시키고 있다.
건물 외관을 손상시키지 않아도 현행 국내 내진기준을 충 분히 만족 시킬 수 있는 공법 제안이 가능하다면, 그 공법을 시 도해 볼 필요가 있다. 프리캐스트
콘크리트 벽패널(PC wall panel)을 보강재로 활용한 이 공법은 아마 지금까지 제안된 다 른 어느 공법보다 아름답고 저렴한 공법이 될 것으로
사료된 다. 모재가 철근 콘크리트인 노후 학교건물에 대하여 가장 효 율적이고 경제적인 공법을 제안할 수 있다면, 민생현안을 합 리적인 비용으로 안전하게
해결한다는 차원에서 국가적으로 나 사회적으로나 바람직한 시도라 할 수 있다.
2. U형 보강 PC패널의 접합부
영구거푸집(permanent steel form)에서 동일한 크기로 제작 되는 PC를 구조변경 시공에 사용하기 위하여 모재의 높이와 길이에 대한 변동에
대응할 수 있는 접합부가 필요하다. 예를 들면, 20년 이상 된 노후 철근 콘크리트 보-기둥 건물을 보강 하기 위해서는 한 구간의 내부 순 경간과
순 높이에서 50 mm 시공오차는 해결할 수 있어야 한다.
단위 PC는 양중과 시공이 원활할 수 있는 적정 크기여야 한 다. 길이와 높이에 대한 변동성에 대응하기 위하여 Fig. 1과 같 이 2개의 L형 PC 중앙과 상단에 신축이 가능한 접합부를 설치 한 U형 PC를 생각할 수 있다. 이와 같이 2방향 오차를 해소할 수 있는
접합부를 설치함으로써 상하좌우로 50 mm의 오차가 해결되므로 거의 모든 학교 내진보강 공사는 1개의 PC 단면 으로 시공할 수 있다.
2.1. RC 보와 PC 보강재의 앵커 전단 연결부
Fig. 1의 PR1-UA 실험체 상단에서 앵커 전단 접합부가 있 는 위치는 횡 지진하중에 의하여 가장 큰 횡 변위가 발생되는 곳이다. 이 접합부는 수직 시공오차를
해소하고 보강재 상부 를 결속하여, 가 하중(미는 하중)을 받을 때는 외부 RC기둥과 내부 보강 PC 벽패널의 합성 작용을 일으키고, 부 하중(당기
는 하중)을 받을 때는 전단력에 직접 대응하는 역할을 한다. Fig. 2와 같은 앵커 전단 연결부를 사용한 실험체는 기존 보 하 단에 후설치 앵커를 설치하지만 용접작업이 요구되지 않는 다. L형 PC 패널 보강재를 Fig.
1과 같이 삽입한 후, 기둥 쪽으 로 PC를 밀어 Figs. 2와 3과 같이 박스 철물(steel box) 안에 볼 트를 삽입한 후 채우고 50 MPa 고강도 콘크리트를 타설하여 완료되므로 전 공정이 간단 신속하다.
Fig. 2.
Detail of Shear Connector with Anchors
지진 횡 하중에 대응할 수 있는 충분한 휨과 전단내력을 보 유하기 위하여 보강재와 대상골조의 합성거동 필요하고 이를 위하여 상부에 연결하는 앵커 전단
접합부를 PC 패널 상단에 Fig. 2와 같이 설치하였다.
즉, 한쪽 접합부당 3개의 M24 후설치 케미컬앵커를 기존 RC보 하부를 천공하여 설치하였고, PC 보강 벽패널 상단에 3 개의 선설치 앵커는 PC
공장에서 PC에 선설치된 상태로 콘크 리트를 타설하여 제작하였다. 따라서 하나의 접합부에 선설 치와 후설치 앵커(cast-in anchor and
post installed anchor)가 함께 사용되는 전단 접합부를 구성하게 된다. 또한, Fig. 2와 Fig. 4의 박스 철물(steel box)에서 RC기둥에 접합된 3개의 수 평 후설치 앵커는 인장내력으로 앵커접합부의 전단력을 보완 하는 작용을 하고 보강
대상 기둥과 PC 보강재를 결속하는 역 할을 한다. Fig. 3
Fig. 3.
Section of Top Connection in Specimen PR1-UA
Fig. 4.
Horizontal Section of Top Connection in Specimen PR1-UA
2.2. RC 보와 PC 보강재의 철판 전단 연결부
이 연구에서 두 번째 고려한 실험체 PR1-UP의 Fig. 5의 전 단 접합부는 용접으로 인하여 시공성은 앵커접합부보다 떨어 지지만 철판으로 전단강도를 증가시킬 수 있는 접합부를 고 안하였다.
Fig. 5.
Shear Connector with Steel Plate
PC 보강 패널 상단에 H형강을 Fig. 5와 같이 PC에 매입된 상태로 Fig. 6과 같이 PC 공장에서 제작하였고, 기존 RC보 하 부에서 Fig. 7의 T형 철판을 후설치 앵커로 정착시켰다. 그 후 접합부에서 2개의 철판은 현장에서 용접하였다. 즉, 이 접합 부는 후설치 앵커에 의하여 접합된 Fig.
7의 철판과 선설치로 설치된 철판을 Fig. 8과 같이 맞대어 용접한 전단 접합부라 할 수 있다.
Fig. 6.
Vertical Section of Top Connection in Specimen PR1-UP
Fig. 7.
Plan of Plate and Post-Anchors Under the Existing Reinforce Concrete Beam in Specimen
PR1-UP
Fig. 8.
Section of Top Connection of Specimen PR1-UP
3. 실험체
3.1. 실험 개요
무 보강 보-기둥 구조물과 보강 보-기둥에 대한 반복하중에 의한 이력실험을 Fig. 9와 같이 진행하여 하중-변이 곡선을 구 할 수 있다.
3.2. 사용 재료
3.2.1. 콘크리트 및 철근
이 연구에서 철근콘크리트구조물에 사용한 콘크리트는 목 표 강도 21 MPa 콘크리트이고, PC보강재로 사용한 콘크리트 는 목표 강도 35 MPa 콘크리트이다.
아울러, 접합부 콘크리트 는 50 MPa이다. 실험 당일 측정한 공시체 강도는 아래 Table 1 과 같다. 모든 주근과 PC 보강근은 SD400의 이형철근을 사용 하였다. RC 보강근은 SD300을 사용하였다.
Table 1.
|
Specimens
|
RC 1 fck[MPa]
|
PC 2 fck[MPa]
|
Connection 3 fck[MPa]
|
|
|
PR1
|
20.5
|
-
|
-
|
|
PR1-UA
|
18.2
|
32.3
|
52.1
|
|
PR1-UP
|
23.3
|
32.3
|
43.8
|
3.2.2. 앵커와 매입형 강재
매입형 강재는 모두 SSD400으로 제작하였다. 이 실험에서 는 H사 M24(HY-200 + HIT-V M24) 후설치 앵커를 사용하였 고, 선설치
앵커는 국내 D사 제품 M24 용접 스터드를 사용하 였다. 관련된 성분은 Table 2에 정리하였다.
Table 2.
|
Anchors
|
Yield Strength [MPa]
|
Tensile Strength [MPa]
|
Effective Section Area [mm 2 ]
|
|
|
Cast-in M24
|
350
|
450
|
353
|
|
Post Installed M24
|
400
|
500
|
353
|
3.3. 실험 방법
실험 조건에서 기초는 반력상과 견고하게 연결되어서 변형 이 발생하지 않는 것으로 가정하였으므로, 층고는 기초상부 에서 상부 보의 중심까지의 2.9
m로 설정하였다. 2,000 kN 용 량 가력기를 상부 보 중앙 단부에 설치하여 변위제어 방식1)으 로 Fig. 10과 같이 가력 하였다.
4. 실험체 설계
4.1. PR1-UA 실험체 설계
프리캐스트 콘크리트 부재 사이에서 불특정 시공오차를 해 결하기 위하여 접합부 크기를 변경할 수 있는 고강도 콘크리트 전단 접합부 모델 실험에 대하여
연구하였다. 이 연구에서의 전단 접합부는 시공오차를 조절하기 위하여 3개의 콘크리트 층(PC, 접합부, RC)으로 되어있다. 2개의 앵커 군이 Fig.
3과 같이 사용되었고, 각 앵커군은 일렬로 배치되어 있고 앵커군 사이에 편심 간격은 34 mm이다. 1개의 앵커군은 PC에 일단이 고정되어 있고, 반대쪽은
접합부 콘크리트 층에 고정되어 전단 변형에 의한 외력을 받고 있다. 또한 다른 앵커군은 RC에 일단 이 고정되어 있고 타단은 접합부에서 고정되어 있다.
ACI Appendix-D앵커설계는 앵커의 한단이 콘크리트에 매 입되고 타단은 공기 중에 있을 때 공기 중에서 가력 하였을 때 의 전단강도이다. ACI에
의하면 앵커의 전단파괴는 다음 3가 지 파괴 강도 중 작은 값으로 지배된다.
-
앵커전단 파괴,
-
프라이-아웃 전단 파괴(Pry-out shear failure),
-
브릭-아웃 전단 파괴(Break-out shear failure).
위 Photo 1은 실험 후 상부 전단 접합부의 콘크리트를 파 쇠한 후 찍은 사진이다. 이 사진에서 볼 수 있듯이 상부 철판 과 RC사이에 뚜렷한 전단 균열이 보이고
앵커는 철판 면에 서 외측(오른쪽)으로 굴절되어 있다. 이 실험에 의하면 위험 단면은 초기 균열이 발생하였던 접합부 콘크리트와 PC콘크 리트의 접합면
또는 접합부 콘크리트와 RC 콘크리트의 접 합면에 위치하게 된다. 아울러 이 실험체에서는 콘크리트의 프라이-아웃 균열이나 브릭-아웃 균열은 발생하지
않았다. 만약 프라이-아웃이나 브릭-아웃 균열이 발생 한다면 PC쪽 이나 RC쪽에 이와관련한 균열이 관측되어야 한다. 그러나 균열은 철판과 RC 또는
PC와 접합부 사이에서만 발생하였 다. 따라서, 이 접합면에서 콘크리트의 마찰력을 무시하면 선설치 앵커와 후설치 앵커에 대한 전단강도는 다음과 같이
계산할 수 있다.
Photo 1
Curved anchors in the top connection after test
a) 선설치 앵커 전단강도 (ACI 318M-11 Eq.(D-29))
여기서, n1은 한 그룹의 전단 앵커 수, A se,V는 전단력을 받 는 앵커의 유효 단면적 (mm2), futa는 앵커강재의 설계기준 인 장강도 (MPa)이다. 여기서, Φ는 감소계수이다.
b) 후설치 앵커 전단강도 (ACI 318M-11 Eq.(D-29))
Table 3와 같이 상기의 식 (1)과 식 (2)에 의한 결과에 따르 면 상부 전단 접합부에 전단 강도는 214.5 kN으로 계산할 수 있다.
Table 3.
Anchor Shear Strength of Specimens
|
Specimens
|
Item
|
Side
|
PC
|
Connection
|
RC
|
Minimum
|
|
|
PR1-UA
|
Anchor Shear
|
PC
|
936.1* |
214.5
|
-
|
214.5
|
|
Strength(kN)
|
RC
|
-
|
238.3
|
238.3
|
238.3
|
4.2. PR1-UP 실험체 설계
이 접합부(Figs. 5와 6 참조)은 기존 RC보 하부에 후설치 앵 커에 의하여 Fig. 5의 철판을 후설치로 보아래 접합한 T형 단 면 철판과 PC 벽패널에 Fig. 6과 같이 PC안에 선설치로 설치 된 철판을 현장 용접으로 연결한 전단 접합부 실험체이다. 이 실험체도 다음과 같이 3개의 전단 접합부 내력을 4.2절에
계 산하였다.
-
내부 보강 PC 보에서 선설치 H형강 전단강도
-
기존 4.1 m 순 경간 RC 보에서 후설치 앵커 전단강도
-
접합부에서 철판 접합부 전단강도
4.2.1. 선설치 철판 전단강도
보강 PC 벽패널에 정착한 Fig. 8의 H형강의 전단내력은 PCI핸드북 7판 6.8 Structural Steel Corbel(PCI Design Handbook 7th edition, 2010)에 사용된 이론을 근거로 설계하였다. 4.2.1항에 계산하였고 Table 4 1)항에 그 결과를 나열하였다.
Table 4.
Shear Strength of Top Connections for Specimen PR1-UP
|
Specimens
|
1) PC: H-Beam Strength [kN]
|
2) RC: Anchor Strength [kN]
|
3) Connection Anchor Strength [kN]
|
4) Minimum Chosen[kN]
|
|
|
Embedded H-Beam Shear Strength
|
Shear Strength of H-Beam
|
Anchor Shear Strength
|
Shear Strength of Steel Plate at Connection
|
Shear Strength of Welding
|
|
|
PR1-UP
|
574.1
|
846
|
953.1
|
317.3
|
461.9
|
317.3
|
사용강재: SM400 항복강도: F y =235N/mm2, fck =32.3MPa, 하중중심에서 접합 철물 중심까지의 편심거리 e는
여기서, Fig. 11을 참조하면 a는 전단 경간(mm), le는 묻힘 길이로 300 mm이고, b는 등가응력 블록의 유효 폭이고, w는 플랜지 폭, Fig.6에서 A s는 철근의 단면적이다. b의 길이는 아 래와 같다.
Marcakis, K., and D. Mitchell(Marcakis and D. Mitchell, 1980)의 이론에서 콘크리트에 의한 전단내력 V c는 식 (6)과 같다.
여기에서, 전단력에 대한 하중 저항계수는 Φ=0.75 이고, V n은 전단 내력이다. 외부 하중 V u는 식 (7)과 같다. V r은 용 접된 철근에 의한 추가 전단 저항력이다.
판폭두께 비는,
Fig. 11과 같이, h는 H형강의 높이 (mm)이고 tw는 웨브 폭 (mm)이다. 한편, 접합부 철판 단면에 대한 전단내력은,
여기서, A w는 접합부에서 얇은 철판 단면적 (mm2), C υ는 전단 좌굴 감소계수이다.
4.2.2. 후설치 앵커 전단강도
•RC 보 후설치 앵커 전단강도 (ACI Eq.(D-29)) Fig. 7에서 철판 중앙부에 일렬로 설치된 앵커 개수는 12개이다.
4.2.3. 접합부 철판과 용접부위 전단강도
용접되는 2개의 철판에서 상부 RC보 하단에 설치된 철판 에서 돌출된 단면에 대한 전단강도, V는,
여기서, t는 용접되는 2개의 철판에서 얇은 철판 두께 (mm), l는 용접되는 철판에서 단면적이 작은 철판의 길이 (mm)이다. 접합재 단부 판 두께, t≥6 mm이고 모살용접의 최대 크기, s =t-2 mm이다. 모재의 얇은 쪽 판 두께가 20 mm이므로 용접크기는,
S
max =t-2=15-2 =13mm 가 된다. F w =0.60F y =0.6×235 =141N/mm2 a=0.7s =0.7×13 =9.1mm le =2×200 =400 mm A w =a×le =9.1×400 =3,640mm2
여기서, F w는 용접부의 공칭 강도(N/mm2)이며, A w는 용접 유효 면적이고(mm), 용접부 전단 내력, V u는
철판 접합부 내력 계산에서 접합부 철판 전단력과 용접부 위 전단강도를 함께 계산하여 둘 중 취약한 강도를 접합강도 로 하였다. 여기서 콘크리트의 전단
강도는 무시하였고 용접 된 2개의 철판 중, 후 설치 앵커 쪽 철판(300×20)이 작으므로 이 철판의 전단내력과 접합부 전단내력을 기준으로 계산하였
다. Table 4 3)항에 그 결과를 나열하였다.
5. 실험결과 및 분석
5.1. 실험결과 요약
5.1.1. PR1 실험체
PR1 실험체는 보강 대상 철근 콘크리트 구조물에 대한 대 표 모델 실험체이다. 이 실험체의 최대하중은 Table 5와 같이 부 하중 –216.0 kN이고 가 하중에서 최대 변위 비는 6.0%였다. 15단계까지 이력실험을 진행하는 과정에서 하중 변위 이력곡 선은
큰 균열이나 철근 절단 등에 의한 큰 변형은 보이지 않았 고 전 구간이 매끄럽게 변형하였다. 이 실험체의 연성은 좋으 나 횡 지진하중에 대한 휨과
전단내력이 부족하므로 이에 대 한 내진보강을 실시하려한다.
Table 5.
|
Specimens
|
Maximum Positive Loading [kN]
|
Drift Ratio [Drift mm] at Maximum Positive Loading
|
Drift Ratio [Drift mm] at 80% of Maximum Positive Loading
|
Maximum Negative Loading [kN]
|
Drift Ratio [Drift mm] at Maximum Negative Loading
|
Drift Ratio [Drift mm] at 80% of Maximum Negative Loading
|
|
|
PR1
|
207
|
1.4 [40.3]
|
6.0 [173.2]
|
-216
|
-2.2 [-63.5]
|
-4.4 [-126.2]
|
|
PR1-UA
|
496
|
0.6 [18.3]
|
2.2 [63.5]
|
-536
|
-1.7 [-50.8]
|
-2.7 [-77.6]
|
|
PR1-UP
|
734
|
1.4 [40.58]
|
1.7 [49.4]
|
-601
|
-0.7 [-21.7]
|
-1.4 [-40.1]
|
5.1.2. PR1-UA 실험체
PR1-UA 실험체는 Fig. 1과 같이 대칭 실험체이다. Table 5 에서 최대 가 하중은 496 kN이고 이 하중에서 최대 변위 비는 0.6%이고, 최대 부 하중은 536 kN이고 최대 변위 비는 1.7% 이다.
무 보강 PR1 실험체에 비해 보강 후 최대하중은 약 2.4 배 이상 증가하였다. 이 실험체는 가 하중 7단계에서 전단 파 괴하였고, 부 하중 10단계에서
전단 파괴하였다.
5.1.3. PR1-UP 실험체
PR1-UP 실험체는 철판용접에 의하여 PR1-UA 실험체보다 접합부전단강도를 증가시킨 실험체이다. 최대 가 하중은 PR1-UA 실험체보다 큰 734
kN이다. 철판접합 실험체의 최대 가 하중과 부 하중은 앵커접합 실험체보다 큰 강도를 보여주 었다. 앵커접합부와 비교할 때, 더 큰 내력의 철판접합
전단 접합부는 부 하중 하에서 65 kN의 증가된 내력을 보여주고 가 하중에서는 238 kN의 증가된 내력을 보여준다. 그러나 앵커 접합부보다 연성
면에서는 훨씬 취약한 거동을 보여주었다. 이 실험체는 가 하중 9단계에서 휨 파괴하였고 부 하중 6단계 에서 휨 파괴하였다.
5.2. 균열
5.2.1. PR1-UA 실험체
5단계에서 가력기(actuator) 쪽 PC와 RC기둥 사이의 수직 접합부에서 0.7~0.8 mm 정도의 뚜렷한 균열이 1 m정도에 걸 쳐 진행된
것을 볼 수 있었다.
이 균열은 미는 하중에서는 닫혀졌고 당기는 하중에서만 발견되었다. 아울러 다른 편 RC 기둥과 PC 벽패널에서는 가 력기가 설치 된 수직 접합부와는
상반된 거동을 보여주었다. 6 단계에서 PC 패널 상부와 접합부를 가로지르는 수평 전단균 열이 접합부에 발생하였고 접합부를 수직으로 가로지르는 균
열도 3개정도 발생하였으며 상부 후설치 앵커 철판과 RC 보 사이에도 미세 균열이 길이 300 mm정도로 진전되어있다. 7 단계에서 좌측 PC와 RC
보 사이 수평 접합부에 Photo 1과 같 은 확연한 횡 전단균열과 여러 개의 사인장 균열이 갑자기 발 생하였고 근처의 RC 기둥에도 폭 7 mm 가량의 수평전단균열 이 발생하였다.
아울러 RC 기둥과 PC사이에 수직 에폭시 접 합부에서 폭 1 mm 정도의 수직균열이 발생하였다.
Photo 2에 의하면 이 앵커 전단 접합부는 접합부에서 내력 한계에 도달한 것으로 보였다. 그러나 심각한 균열이 발생하 였음에도 불구하고 계속 내력이 상승하였다.
이것이 가능한 이유는 Figs. 3과 4의 박스 철물에 작용되는 인장력이 수평앵 커 접합부에 전단내력과 같은 방향으로 작용하고 특히 RC 부 재와 PC 패널이 이격되는 것을 막아주기
때문인 것으로 판단 된다. 즉, 박스 철물은 앵커접합부에 연성을 증가시키는 역할 을 하는 것으로 사료된다. 7단계 후반에서는 최대 부 하중 하 에서
PC와 RC 수직 접합부 상부에 길이 450 mm 정도 폭 2~3 mm 이격균열이 발생한 것을 관찰할 수 있었다. 이 이격 균열 길이는 8단계에 이르러
기둥 순 간격에 50%에 이른다. 그리고 8단계에서는 앵커 전단접합부에 폭 13 mm 이상의 전단균열 이 Photo 2와 같이 발생하고 이 균열이 PC와 RC 수직 접합부 로 이어졌으며 PC와 RC 수직 접합부에도 15 mm 이상의 완벽 한 이격이 동시에 발생하며
하중 저항능력이 급감하는 현상 을 볼 수 있었다.
Photo 2
Shear Crackings at Load Level 7
PR1-UA 실험체 상부 2개의 접합부는 동일하게 설계되었 고 유사한 하중을 받았으나 파괴 거동은 상이하였다. Photo 2 와 Photo 3에서 볼 수 있듯이 좌측 기둥은 완벽하게 접합부 전 단파괴로 파괴되었으나 우측 상단에서 다른 부위는 Photo 4 와 같이 거의 큰 파괴가 없이 상부 후설치 앵커 철판과 RC 보 사이에 10 mm 이상의 큰 이격균열만 발생하였다.
Photo 3
Final Failure of Specimen PR1-UA Front Side at Load Level 8
Photo 4
Right Side of Specimen PR1-UA with Post Anchor Failure Front Side, Level 10
ACI Appendix-D4),5)에 의한 앵커설계를 실시하면 Table 3 에서 PR1-UA 실험체는 Vsa=214.5 kN의 전단력에서 접합부 위 앵커 전단 파괴 강도(anchor shear strength) 의하여 파괴된 다고 예측하고 있다. 실험과정에서
접합부의 전단파괴는 Photo 2, Photo 3, Photo 4에서 볼 수 있듯이 좌측 접합부는 접합부 앵 커 전단파괴 되었으나 우측 접합부는 RC 부위 앵커 전단파괴 가 발생한 것을 볼 수 있다. 이 실험체에서
콘크리트 측면에서 돌출되어 나오는 파괴는 일어나지 않았다. 이는 접합부 내에 서 프라이-아웃파괴와 브릭-아웃 파괴가 일어나지 않았고, 해 석에서 예상한
바와 같이 앵커 전단 파괴만 일어났음을 알 수 있다
5.2.2. PR1-UP 실험체
철판 용접 접합부에 의한 PR1-UP 실험체는 앵커접합부 PR1-UA 앵커접합부보다는 초기 균열이 적게 발생하였다. 9 단계에 이르러 이 접합부는
접합부 콘크리트가 완전 파괴된 형상을 보여주었다. PC 벽패널은 RC 기둥에서 30 mm 정도 이격되었고 접합부 상부 RC기둥에는 폭 8 mm 이상의
전단균 열이 여러 개 진행되어 있었다. 그러나 실험이 종료된 후 파괴 된 접합부 콘크리트를 걷어내면 Photo 5와 같이 후설치 앵커 복부 철판 상부가 플레이트로 부터 분리되어 있는 것을 발견 하였다. 이 철판은 공장에서 제작해야 함에 불구하고 현장에 서 용접하여
용접불량으로 인하여 파괴된 것으로 생각된다. 철판 불량만 아니면 보다 좋은 결과를 기대할 수 있을 것으로 예상한다.
Photo 5
Tearing of Welding at Left Side Connection
한편, 우측 철판앵커 접합부는 Photo 6과 같이 연결된 1개 의 폭 3 mm 정도의 수평균열과 경사 균열이 발생하였을 뿐 PC기둥과 RC기둥의 수직접합부에는 앵커 접합실험체와 같 이 큰
폭에 이격이 발생하지 않고 여전히 1~2 mm 내외로 일부 이격만 발생하였다. 이 실험체에서 주목할 점은 좌측 기둥은 철판용접 접합부가 끝까지 최종
파괴되지 않고 상부 보와 PC 사이에 접합력을 유지하고 있으므로 PC기둥과 RC기둥 사이 의 수직접합부에 미세균열만 발생하였다는 것이다.
Photo 6
Left Side Column at Level 12
5.3. 접합부 해석과 실험결과에 대한 요약과 정리
ACI Appendix D 제안식4)에 의하여 설계한 부록의 결과를 요약하면 Table 3과 4와 같다. 이 결과에 의하면 PR1-UP실험 체는 접합부 전단파괴가 발생한다면 317.3 kN의 하중에서 접 합부 철물 전단파괴로 파괴되는 것으로
예측하고 있다. 실험 결과에서도 한 쪽 상부 접합부는 접합부에서 철판의 용접부 위가 탈락되며 파괴되었고 다른 상부접합부는 파괴되지 않았 으나 하부에
휨파괴가 많이 발생된 것을 알 수 있었다. 따라서 접합부 파괴가 일어난 부위에서는 앵커 전단파괴가 발생하였 지 프라이-아웃 파괴나 브릭-아웃 파괴는
발생하지 않았으므 로 해석결과는 실험결과와 다르지 않았다.
ACI Appendix D 측면 연단파괴 식(Eqs. (D-4)와 (D-31))에 의하면 일정크기의 보 가운데에 하나의 앵커를 설치하는 것 과 또는
3개의 앵커를 일정간격으로 설치하는 것에 대해 동일 한 측면파괴 강도를 산출하게 된다. 그러나 앵커 3개의 각 위 치가 고정되어 함께 하중을 받고
변형도 같이 하여 동시에 측 면 연단 파괴가 발생한다면 공기 중에서 각 앵커에 하중을 받 는 하나의 앵커 파괴에 기초한 측면 파괴식 보다 훨씬 높은
강 도에서 파괴되게 된다. 즉, 이 연구에서의 실험은 ACI 318M- 11 Appendix D 제안에서 F식과 근본 배경2),6)이 다르다고 할
수 있다. 아울러, 이 실험과 별개로 이 연구 과정 Fig. 3과 동일 한 접합부에 대한 선설치와 후설치 앵커 각각 3개인 전단접합 부의 전단모델 실험 최대하중은 422.4 kN(접합부내력 214.5 kN)이었고
이 실험에서도 프라이-아웃 파괴나 브릭-아웃 파 괴는 발생하지 않았다. Table 3과 4에서 PR1-UA실험체와 PR1-UP실험체의 접합부 내력의 최솟값은 214.5 kN과 317.3 kN으로 계산되었다. 이는 실험에서와 같이 프라이-아웃
파괴 나 브릭-아웃 파괴가 아닌 앵커 전단 파괴가 나타남을 알 수 있다.
5.4. 전단 거동 분석
기존의 철근 콘크리트 단면은 Fig. 12과 같고 강도설계에 의하여 이 기둥의 전단강도를 계산하면 141.0 kN이다. PR1 실험체에 대한 실험에서 구한 종국 실험하중을 적용하여 마 이다스
젠에 의하여 전단력을 구하면 Table 6의 2)항에서 110.5 kN이다.
Table 6.
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Specimens
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1) Calculated Design Shear Strength [kN]
|
2) Experimental Shear Force [kN]
|
3) Ratios[2)/1)]
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4) Failure Mode
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PR1
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141.0
|
110.5
|
0.78
|
No Shear
|
|
|
PR1-UA
|
Push
|
Composite
|
195.1+141.0=336.1
|
338.3 *
|
1.01
|
Shear Failure
|
|
Wall
|
195.1
|
108.2
|
0.55
|
No Shear
|
|
Column
|
141.0
|
49.4
|
0.35
|
No Shear
|
|
|
Pull
|
Composite
|
195.1+141.0=336.1
|
321.0 *
|
0.96
|
No Shear
|
|
Wall
|
195.1
|
144.1
|
0.74
|
No Shear
|
|
Column
|
141.0
|
70.9
|
0.50
|
No Shear
|
|
|
PR1-UP
|
Push
|
Composite
|
386.6+153.3=539.9
|
501.6 *
|
0.93
|
No Shear
|
|
Wall
|
386.6
|
159.3
|
0.41
|
No Shear
|
|
Column
|
153.3
|
73.0
|
0.48
|
No Shear
|
|
|
Pull
|
Composite
|
386.6+153.3=539.3
|
360.1 *
|
0.67
|
No Shear
|
|
Wall
|
386.6
|
161.4
|
0.42
|
No Shear
|
|
Column
|
153.3
|
79.5
|
0.52
|
No Shear
|
PR1-UA와 PR1-UP 보강 실험체의 전단 위험단면은 상부 앵커 전단 접합부가 전단 위험단면이 된다고 할 수 있다. Table 6의 실험결과에서 PR1-UA실험체와 PR1-UP실험체의 전단에 대한 최대하중 값은 -536 kN과 734 kN이다. 이 최대가 력하중을 Fig. 13의 골조에 적용하면 한쪽 기둥과 벽패널은 합 성 거동을 하고 다른 쪽 기둥과 벽패널은비 합성 거동한다. 마 이다스 젠 탄성설계에 의하여 Fig. 13와 같이 모델링하였다
Fig. 13.
Frame with Experimental Loading (mm)
Table 5의 최대 하중을 사용한 결과 Fig. 14, Fig. 15, Fig. 16 그리고 Fig. 17과 같이, PR1-UA 실험체는 최대 338.3 kN*과 PR1-UP 실험체는 501.6 kN*의 전단력을 받게 되며 이를 Table 6의 2)항에 기술하였다. 아울러, 최대 전단력을 받는 기 둥의 반대편 기둥과 벽패널은 비 합성 거동으로 해석하였고 이 값들도 Table 6의 2)항에 나열하였다. 결과에서, Table 6의 4)항에서 보는 바와 같이 오직 PR1-UA 실험체에서 RC 기둥 과 PC 벽패널의 합성 구조물이 가 하중에서 전단 파괴한다고 예측되었다. 한편,
PR1-UP실험체는 전단파괴가 없는 것으로 예측되었다.
Fig. 14.
Shear Force diagram 1 of specimen PR1-UA
Fig. 15.
Shear Force diagram 2 of specimen PR1-UA
Fig. 16.
Shear Force diagram 1 of specimen PR1-UP
Fig. 17.
Shear Force diagram 2 of specimen PR1-UP
예측결과는 실험결과와 일치한다. 실험결과에서 PR1-UA 실험체의 왼쪽 상단은 완전히 전단 파괴하였다. 또한, 이 실험 체의 오른쪽 상단은 Table
3에서 첫 번째로 취약하다고 예측 한 선설치 앵커의 부위가 전단 파괴하였고 좌측상단은 접합 부 전단파괴를 한 것을 볼 수 있다. 이 실험 결과는 예측결과와
일치한다고 할 수 있다. 한편, 전단파괴가 없는 것으로 예측된 PR1-UP 실험체는 실험결과에 따르면 좌측은 전단파괴가 일 어나지 않았지만 우측이
전단파괴 되었다. 그러나 우 접합부 는 실험체 T형 철판의 용접부위가 파괴된 것으로 제작 과정에 서 실수 없이 공장용접을 하였다면 우측 또한 좌측과
같이 전 단파괴가 일어나지 않았고 휨파괴만 발생하였을 것으로 예측 된다.
6. 결 론
이 연구는 기존 철근콘크리트 보-기둥 구조물을 PC 벽패널 에 의하여 보강한 횡지지 구조물에 대한 실험 논문이다. 첫 번 째 보강 실험체의 두께 250
mm U형 PC 벽패널은 선설치와 후 설치 앵커 접합부로 PC 벽 상부에서 강 접합되었고, 두 번째 실험체의 벽패널은 후 설치 앵커와 PC패널에 삽입한
철판을 용접하여 제작하였다. 두 보강 실험체에 대하여 이력 실험을 실시하였고 ACI Appendix-D 등에 의하여 접합부 내력을 검 토하였다. 그
결과 다음과 같은 연구결과를 얻을 수 있었다.
-
이 실험체에서, 한쪽 RC기둥이 가 하중(미는 실험 하중)을 받아 PC 패널 부재를 밀게 된다면, 다른 쪽 내부 보강부재 는 상부 전단 접합부로부터
부 하중(당기는 실험 하중)을 받게 되어있다.
-
가 하중을 받는 2개의 부재는 합성 휨 거동이 지배적이므 로 합성단면의 휨내력이 실험체의 최종 내력을 결정하게 되고 상부 전단 접합부 강도는 최종
내력에 직접적인 영향 을 주지 않았다.
-
부 하중(당기는 하중)을 받는 RC 기둥과 PC 패널 부재는 비 합성 거동이 지배적이고 실험체의 최종 내력은 상부 전 단 접합부 전단내력의 크기에서
직접 영향을 받는 것으로 확인되었다.
-
콘크리트 측면 연단 파괴 강도 예측 식(breackout strength) 을 제외한 ACI Appendix-D 앵커 전단설계에 기초한 전단 내력
그리고 마이다스 젠 탄성설계에 의하여 계산한 외력 에 대한 비교 해석결과는 실험 결과와 일치하는 해석결과 를 보여주었다.
-
앵커 접합부 실험체는 전단파괴에 의하여 최종 파괴되었 으나 철판 접합부 실험체는 휨파괴에 의하여 먼저 파괴되 었다. 최종 내력은 상부 접합부의 전단
내력과 PC 패널 절 곡부 휨 위험단면에서 휨 내력 중 약한 것으로 결정되었다.
-
2개의 보강 실험체에서 상부 전단 접합부의 파괴는 RC기 둥과 PC 패널 수직 접합부의 이격으로 연결되었고, 이 이 격은 종국파괴를 초래하였다. PR1-UA실험체
측면의 박 스 철물에 설치한 수평 인장앵커는 이 이격 발생 하중과 시 간을 증가시켜 실험체의 연성을 증가시키는데 도움을 주 었다고 판단한다.
감사의 글
이 연구는 국토해양부가 출연하고 한국건설기술평가원에 서 위탁 시행한 2014년 국토 교통 기술 촉진 연구사업(과제번 호 14CTAP- C077924-01)의
연구비 지원을 받아 수행되었으 며 또한 2014년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연 구재단의 지원을 받아 수행된 연구(No. 2014R1A2A2A010
06241)입니다. 아울러, 앵커 전단설계와 실험 관련한 ㈜ 힐티 의 연구 협조에 대하여 감사드립니다.
REFERENCES
(2014), Acceptance Criteria for Moment Frames based on Structural Testing and Commentary.
ACI, 374.1.05
(2010), Precast/Prestressed Concrete Institute, 6, 56-59.
(1980), Precast Concrete Connections with Embedded Steel Members, PCI Journal. V.
No, 25, 4
(2011), Building Code Requirement for Structural Concrete (ACI 318M-11) and Commentary,
417-465.
(2010), Design Application and Design Method for Concrete Anchor 2nd Edition, Korea
Concrete Institute
(2006), Behavior and Design of Adhesive Bonded Anchors, ACI Structural Journal, 103(6),
822-831.