2.1. 실험계획 및 실험체상세

본 연구에서는 실제구조물의 응력조건을 고려하여 연결보 를 실규모로 설계하였으며, 실험체상세를 Fig. 1에 나타내었 다. 연결보의 세장비는 2로 설정하였으며, 주요변수는 철근상 세로 설정하였다. Fig. 1(a)는 대각선 철근으로 보강된 연결보 의 상세를 나타낸 것으로, 대각선 철근은 HD25 철근을 2열로 배근하였다. 대각선 보강근의 정착길이 확보를 위하여 양단 헤 디드 바(headed bar)를 사용하였다. KCI-12에 따라 12-HD10의 길이방향철근을 배근하였으며, 양단의 정착을 실시하지 않았 다. 전단보강근은 HD13철근을 100 mm 간격으로 배근하였으 며, HD10 철근의 레그바(legbar)를 동일한 간격으로 배근하 였다. 연결보의 양단은 특수전단벽의 경계요소를 묘사한 것 으로 벽체 두께는 300 mm로 설정하였으며, 철근상세는 KCI-12 에서 제시된 상세에 준하여 제작되었다. 벽체의 양단부는 가 력 중 예상치 못한 접합부 파괴를 방지하기 위해여 두께를 560 mm로 설정하였다. Fig. 1(b)는 수평철근으로 보강된 연결보 의 상세를 나타낸 것으로, 주근은 3-HD25로 설정하였다. 주근 의 정착을 위해 양단에 헤디드 바를 사용하였으며, 대각선 보 강근 실험체와 동일하게 전단철근 및 레그바를 배근하였다.

Fig. 1.

Configuration and detail of coupling beams

2.2. 사용재료

본 연구에서는 설계기준강도 24 MPa의 일반 레디믹스트 콘크리트를 사용하였다. 압축강도 평가를 위하여 ^{KS F 2403(2010)}에 따라 ø100×200 mm의 원주형 공시체를 제작하였으 며, ^{KS F 2405(2014)}에 준하여 2000 kN 용량의 만능재료시험 기를 사용하여 하중제어방식으로 실험을 실시하였다. 공시체 는 20(±2)°C의 수중조건에서 양생을 실시하였다. 실험결과는 Table 1에 나타낸 바와 같으며, 콘크리트의 압축강도는 29.7 MPa로 나타났으며, 탄성계수는 22.8 GPa로 나타났다.

본 연구에서 사용된 철근의 역학적특성을 Table 2에 정리 하여 나타내었으며, 길이방향 및 전단보강근, HD10 및 HD13 철근의 항복강도는 549 및 522 MPa로 나타났으며, 인장강도 는 650 및 687 MPa로 나타났다. 대각선 보강근으로 사용된 HD25 철근의 항복강도는 670 MPa로 설계기준강도를 상회 하는 것으로 나타났으며, 인장강도는 783 MPa로 나타났다. 수평 철근상세 실험체의 주근으로 사용된 HD22 철근의 항복 강도 및 인장강도는 709 및 817 MPa로 나타났다. SD500급 철 근의 연신율을 약 15%로 나타났으며, SD600급 철근의 경우 SD500급에 비해 다소 연신율이 감소하는 것으로 나타났으나, ^{KS D 3504}에서 제시된 값을 만족하는 범위로 판단된다.

2.3. 실험방법

Fig. 2은 실험체 설치현황을 나타낸 것으로, 실험체는 벽체 와 보를 90° 회전시킨 상태로 실험을 수행하였다. 연결보에 발생하는 복곡률을 구현하기 위하여 연결보의 길이방향 중심 과 유압 엑츄에이터(actuator)의 중심을 같게 실험체를 설치하 였다. 프레임과 링크조인트(link joint)를 이용하여 보의 발생 되는 길이방향의 변화 및 벽체의 회전을 구속하였으며, 실험 중 수평이동만 발생하도록 하였다.

Fig. 2.

Test set-up for coupling beam

구조성능 평가를 위해 하중제어 및 변위제어를 이용한 준 정적 반복가력을 실시하였으며, 초기 하중제어의 경우 설계 내력의 5,10, 15%에 대하여 각 사이클별 2회씩 반복가력을 실 시하였다. 변위제어의 경우 변위각 1.5%까지는 0.3%로 증가 시키며 사이클별 3회의 반복가력을 실시하였으며, 이후 변위 각 4%까지는 0.5% 증가시키며 3회의 반복가력을 실시하였 다. 그 후에는 실험체 파괴 시 까지 변위각을 1%씩 증가시키 며 실험을 실시하였다. Fig. 3은 실험체의 제어이력을 나타낸 것이다. 연결보의 회전각을 측정하기 위하여 양단 전단벽에 선형변위계를 설치하였으며, 차분을 통해 상대변위를 측정하 였다. 또한 대각선보강근 및 수평주근 등 중요 철근에 변형게 이지를 부착하여 철근의 변형을 측정하였다.

Fig. 3.

Loading protocol

3.1. 연결보의 파괴양상

Fig. 4는 연결보 실험체의 최종 파괴양상을 나타낸 것으로, 철근 상세에 따라 파괴양상이 크게 상이함을 알 수 있다. 대각 선 철근상세를 적용한 연결보의 경우 Fig. 4(a)에 나타난 바와 같이 보 양단에 발생되는 미끄러짐 전단균열과 함께 양단부 의 압축파괴 및 인장균열이 발생하였다. 예상된 바와 같이 미 끄러짐 전단균열은 실험초기 부재회전각 0.3% 이전에 발생 하였으며, 실험이 진행됨에 따라 균열 폭이 점차적으로 증가 하였다. 부재회전각 0.6% 부터는 보의 양단을 중심으로 전단 균열이 발생하였으며 이후 보 전면으로 확대되는 양상을 나 타내었다. 하지만 연결보 내부의 전단균열 폭의 진전은 관찰 되지 않았으며, 대부분의 균열진전 및 파괴가 연결보 양단에 발생하는 미끄러짐 전단균열에 집중되었다. 부재회전각 2.5% 에서는 전단벽과 연결보 접합부에서 압축파괴에 의한 콘크리 트 박리가 관찰되었으며, 부재회전각 5.0%에서 미끄러짐 전 단균열 폭 증가와 콘크리트 피복 탈락으로 내력이 저하되며 최종 파괴되었다.

Fig. 4.

Failure mode of coupling beams

수평 철근상세 연결보의 경우 Fig. 4(b)에 나타난 바와 같이 보 전면에 걸쳐 급격한 전단균열이 발생하였다. 전단균열은 부 재회전각 0.3%에서 연결보 양단에 처음 발생하였으며, 부재회 전각 0.6%에서는 연결보의 전면의 분포되는 경향을 나타내었 다. 이후 전단균열의 폭이 증가하였으며, 부재회전각 1.5%에 서는 연결보 양단에서 압축파괴와 함께 내부의 전단균열 폭의 급격한 증가가 관찰되었다. 부재회전각 2.5%에서는 연결보 내 부의 전단균열이 급격하게 증가하면서 일부 피복콘크리트의 박리가 발생하였으며, 부재회전각 3.0%에서는 내력이 급격하 게 감소하며 파괴되는 양상을 나타내었다. 대각선 및 수평 철 근상세를 적용한 연결보 모두 초기에는 연결보와 전단벽이 접 합부에 미끄러짐 전단균열이 발생하였다. 대각선 상세의 경우 에는 대각선 철근이 미끄러짐 전단균열에 저항하며 단부에 소 성힌지가 형성된 반면, 수평 철근상세는 연결보 내부에 파괴가 발생하며 변형능력이 감소한 것으로 판단된다.

3.2. 하중-부재회전각 관계

Fig. 5(a)는 대각선 철근상세 연결보의 하중-부재회전각 관 계를 나타나낸 것으로, 부재회전각은 연결보 양단 전단벽의 상대변위를 연결보의 순경간 나누어 산정하였다. 그림에 나 타난 바와 같이 정가력 시 최대내력은 568.9 kN으로 나타났으 며, 부가력 시에는 585.7 kN으로 나타났다. 최대내력 시 부재 회전각은 정가력 및 부가력에서 각각 2.5 및 3.0%로 나타났다. 이후 하중이 서서히 감소하며, 부재회전각 5%까지 최대내력 의 80%의 하중을 부담하는 것으로 나타났다.

Fig. 5.

Lateral load-rotation relationship of coupling beams

KCI-12에서는 대각보강된 연결보의 설계내력을 식 (1)에 따라 산정하도록 규정하고 있다.

여기서, V_n은 연결보의 전단강도(kN), A_υd는 대각선 철근의 단면적(mm²), f_y는 대각선 철근의 항복강도(MPa), α는 대각 선 철근과 연결보의 길이방향 축 사이의 각, f_ck는 콘크리트의 설계기준 압축강도(MPa), A_cp는 전단에 저항하는 콘크리트의 단면적(mm²)을 나타낸다.

Fig. 5(a)에 나타난 바와 같이 대각선 철근상세 연결보의 최 대내력은 식 (1)에 따른 현행기준의 공칭강도를 상회하는 것 으로 나타났다. 따라서 고강도철근을 대각선 보강근으로 사 용할 경우에도 현행기준의 설계 식 사용에는 문제가 없을 것 으로 판단된다.

Fig. 5(b)는 수평 철근상세 연결보의 하중-변형관계를 나타 낸 것으로, 앞서 기술한 바와 동일한 방법으로 부재회전각을 산정하였다. 최대내력은 정가력시 684.1 kN을 나타내었으며, 부가력시 629.7 kN의 내력을 나타내었다. 최대내력 시 부재회 전각은 정가력 및 부가력에서 모두 2.5%로 나타났으며, 최대 하중 이후 다소 급격하게 파괴되는 양상을 나타내었다. 이는 양단의 미끄러짐 전단균열을 효과적으로 제어한 대각선 철근 상세와는 달리 수평 철근상세의 경우 연결보 내부에 다수의 전단균열이 발생되었기 때문으로 판단된다.

현행기준에서 제시된 연결보의 휨 내력을 산정하여 식 (2)를 통해 연결보의 전단내력을 산정하였으며(^{Park and Paulay, 1975}), 식 (3)를 통해 계산된 전단내력 중 적은 값을 산정하여 내력을 산정하였다.

여기서 M_n은 연결보의 휨 강도(kN·m), l_n은 연결보의 순경 간(mm), A_cυ는 전단력을 고려하는 방향의 단면 길이와 복부 두께로 이루어지는 콘크리트의 단면적(mm²), ρ_n은 A_cυ면에 평 행하게 분포된 철근의 철근비를 나타낸다. α_e는 콘크리트 강 도의 상대적 기여도를 나타내며, 연결보 세장비가 2이상인 경 우에 대하여 1/6을 사용하였다.

Fig. 5(b)에 나타난 바와 같이 다소 내력이 부족한 것으로 나 타났다. 이는 전단내력 산정 시 수평철근의 항복을 조건으로 한 휨 내력 산정법과 연결보의 파괴양상이 상이하기 때문으 로 판단된다. 따라서 세장비 2인 연결보에서 고강도 철근을 수평철근으로 배근할 경우 내력에 대한 추가적인 고려가 필 요할 것으로 판단된다.

3.3. 포락선 비교

Fig. 6은 현행기준의 공칭강도로 무차원화 포락선을 나타 낸 것으로, ^Chang(2012)의 실험결과와 비교하여 나타내었다. 본 연구에서 수행된 대각선 및 수평 철근상세를 적용한 연결 보의 실험결과에서는 앞서 기술한 바와 같이 수평 철근상세 의 경우 연결보 내부에 급격한 전단파괴가 발생하며, 대각선 상세 연결보에 비해 변형능력 및 내력이 감소하는 것으로 판 단된다. 실험방법 및 대각선 철근의 철근비가 상이하여 본 연 구의 실험결과와 직접적인 비교는 어려우나, 철근상세에 따 른 유사한 거동특성은 Chang의 실험결과에서도 보고되었다. 상기연구에서는 세장비 2인 연결보의 경우 대각선 철근상세 를 사용한 경우 수평 철근상세에 비해 변형능력이 크게 증가 하는 것으로 나타났다. 현행기준에서는 세장비 2인 연결보에 대하여 대각선 및 수평 철근상세를 모두 허용하고 있으나, 병 렬전단벽 구조에서 연결보에 요구되는 변형능력이 높을 경우 세장비 2인 연결보에서도 대각선 철근 상세가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 6.

Envelope of the cbeams

3.4. 강성저하특성

대각선보강 상세를 적용한 연결보의 초기강성은 정가력 및 부가력에서 각각 73.8 및 60.4 kN/mm로 나타났으며, 수평상 세를 적용한 연결보의 초기강성은 정가력 및 부가력에서 각 각 70.5 및 57.6 kN/mm로 나타났다. Fig. 7(a)은 철근상세에 따른 강성저하 특성을 비교하여 나타낸 것으로, 연결보의 철 근상세가 초기강성 및 부재회전각 3.0%까지의 성저하에 미 치는 영향은 미소한 것으로 나타났다. 하지만 수평철근을 배 근한 경우 부재회전각 3%에서 반복가력에 의한 강성저하가 급격하게 발생하였다. Fig. 7(b)는 동일 부재회전각에서 반복 가력에 따른 강성저하를 나타낸 것으로, 대표적으로 부가력 에서의 결과를 나타내었다. 강성저하율은 1 사이클의 강성을 기준으로 2 및 3 사이클에서의 강성저하를 나타낸 것이다. 대 각선 철근상세 연결보의 경우 부재회전각 3.0% 이후에 강성 저하가 크게 발생한 반면, 수평 철근상세를 적용한 연결보는 부재회전각 1.5%부터 급격한 강성저하를 나타내었다.

Fig. 7.

Stiffness degradation of coupling beams

3.5. 에너지 소산능력

Fig. 8은 철근상세에 따른 연결보의 누적에너지 소산능력 을 비교하여 나타낸 것으로, 대각선 및 수평 철근상세를 적용 한 연결보의 동일 부재회전각에서 에너지 소산능력은 유사한 것으로 나타났다. 부재회전각 3%에서의 누적에너지 소산능 력은 대각선 및 수평 철근상세에 각각 121 및 108 kN·m를 나 타나내었으며, 대각선보강상세 연결보의 경우 부재회전각 5.0%에서 296 kN·m의 누적에너지 소산능력을 나타내었다.

Fig. 8.

Energy dissipation capacity of coupling beams

4.1. 유효강성평가

Fig. 9는 실험결과를 통해 얻은 유효강성과 보 전단면에 대 한 강성을 비교하여 나타낸 것이다 . 유효강성은 양단이 고정 된 보로 가정하고, 식 (3)에 따라 산정하였다.

Fig. 9.

Effective stiffness of coupling beams

여기서, I_e는 유효단면2차모멘트(mm⁴), l_n은 보부재의 순경 간(mm), Δ는 해당 전단력에서 발생한 변위(mm)를 나타낸다. 초기 대각선보강 상세를 적용한 연결보의 유효강성은 0.26 E_cI_g로 평가되었으며, 수평상세를 적용한 연결보의 유효강성 은 0.27E_cI_g로 평가되었다. 본 연구에서는 Fig. 10에 나타낸 나 와 같이 ^{Pan and Moehle(1986)}의 연구에서 제시된 항복점 규 정방법에 준하여 연결보의 항복변위를 산정하였다. 대각선보 강 및 수평상세를 적용한 연결보의 항복하중에서 유효강성은 0.053E_cI_g 및 0.048E_cI_g로 평가되었으며, ASCE 41-13에서 제 시된 0.30E_cI_g에 비해 크게 감소되는 것으로 평가되었다. 유사 한 연구결과와 ^{Naish et al.(2013)}의 연구에서도 보고되었으 며, 세장비 2.4인 대각선상세를 적용한 실규모 연결보에서 유 효강성은 12~15%까지 감소하는 것으로 보고되었으며, 항복 하중까지의 유효강성 비를 0.14E_cI_g로 제시하였다. 따라서 현 재 제시된 유효강성을 적용할 경우 연결보의 강성을 과대평 가할 수 있을 것으로 판단되며, 실험결과에 근거한 이력모델 이 필요할 것으로 사료된다. 또한 연결보의 변형에 영향을 주 는 전단, 철근의 슬립 및 연결보 단부 균열의 확장을 고려한 강 성제시가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 10.

Definition of yield point of coupling beam

4.2. 연결보의 이력모델

Fig. 11은 실험결과를 통한 산정된 이력모델과 ASCE 41-13 에서 제시된 연결보의 이력모델을 비교하여 나타낸 것이다. ASCE 41-13에서는 연결보의 상세에 따라 모델링 계수를 제 시하고 있다. 대각선 철근상세 연결보의 경우에는 세장비와 무관하게 a 및 b를 각각 3.0 및 5.0%로 제시하고 있으며, 수평 철근상세 연결보의 경우 세장비 3이하일 때 a 및 b를 각각 2.5 및 4.0%로 규정하고 있다. 여기서 a 항복 시 부재회전각과 최 대내력 시 부재회전각의 차이를 나타내며, b 항복 시 부재회 전각과 최대하중 이후 항복 하중의 80%에서의 부재회전각의 차이를 나타낸다. Fig. 11에 나타난 바와 같이 현행 ASCE 41-13에서는 연결보의 초기강성을 과대평가 하는 것으로 판 단된다. 특히 수평 철근상세 연결보의 경우 제시된 이력모델 이 실험결과에서의 최대하중 및 80% 내력저하 시의 부재회전 각을 과대평가하고 있는 것으로 판단된다. 따라서 고강도철 근을 사용한 세장비 2인 연결보의 이력모델 제시를 위한 해석 적 연구가 추가적으로 요구되며, 이를 통해 요구되는 변형능 력에 따른 연결보의 합리적 설계가 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 11.

Backbone load-rotation of coupling beams