1. 서 론

최근 전세계적으로 대형화, 장경간화 그리고 초고층화된 건설 구조물들이 널리 설계·시공되고 있으며 경제성과 내구 성 및 지진 등에 의한 구조물의 안전성 확보를 위해 고강도 재 료가 널리 사용되고 있는 실정이다.

특히, 사회적 중요 구조물인 원전구조물은 매우 높은 수준 의 안전성과 내구성이 요구되며 이를 위해 상대적으로 매우 많은 양의 철근이 소요되는 보수적인 설계로 인한 비경제성 과 공사 기간의 연장 및 콘크리트 재료분리와 같은 성능저하 의 원인이 되고 있다(^{Cheon et al., 2015}). 또한, 후쿠시마 원전 사고에서 보듯이 국내에서도 2015년 9월 경주에 발생한 5.8 의 강진 발생 이후 현재까지의 수백차례의 여진이 이어져 오 고 있으며 그로 인해 월성원전 1~4호기를 수동정지 조치하는 등 국내 원전의 지진 안전에 대한 사회적 관심은 지속적으로 증가하고 있는 실정이다.

이러한, 현재의 사회적 및 기술적 상황에서 국내외적으로 고강도 철근의 적용을 위한 기준 개정을 위한 요구와 이를 위 한 실험 및 해석적 연구가 국내외적으로 일부 수행되고 있으 며 특히, 효율적인 횡하중 저항능력으로 인하여 내진 구조 시 스템의 중요한 구조 요소로서 주로 형상비 2.0 이하의 철근콘 크리트 전단벽으로 구성되어 있는 원전구조물에 고강도 철근 의 적용성과 내진성능 및 여러 항목들에 대한 성능 검토는 원 전구조물에 고강도 철근 적용을 위해 반드시 필요하다고 할 수 있다(^{Park et al., 2013}).

이러한, 현재의 사회적 및 기술적 상황에서 국내외적으로 고강도 철근의 적용을 위한 기준 개정을 위한 요구와 이를 위 한 실험 및 해석적 연구가 국내외적으로 일부 수행되고 있으 며 특히, 효율적인 횡하중 저항능력으로 인하여 내진 구조 시 스템의 중요한 구조 요소로서 주로 형상비 2.0 이하의 철근콘 크리트 전단벽으로 구성되어 있는 원전구조물에 고강도 철근 의 적용성과 내진성능 및 여러 항목들에 대한 성능 검토는 원 전구조물에 고강도 철근 적용을 위해 반드시 필요하다고 할 수 있다(^{Park et al., 2013}).

^{Lee et al.(2012)}은 전단벽의 휨변형을 나타내는 섬유요소 와 전단변형을 나타내는 전단스프링으로 철근콘크리트 전단 벽을 모델링하기 위한 해석모델을 구성하는 방법에 대해 정 리하였고 형상비가 비교적 큰 대상 실험체에 대해 비선형 동 적해석을 수행함으로써 그 적용성을 확인하였다.

^{Mun et al.(2014)}은 철근콘크리트 전단벽의 횡하중 거동과 연성을 합리적으로 평가하기 위해서 모멘트 - 곡률관계를 정 립하고 이로부터 단순화된 횡하중 - 횡변위 관계를 제시하였 으며 형상비가 2.3 이상의 휨이 지배적인 실험결과와 비교하 여 최대내력 이후의 거동에 대한 검증을 수행하였다. 또한, ^{Mun et al.(2015)}은 철근콘크리트 전단벽의 전단강도를 예측 하기 위한 기존 연구자들의 스트럿 - 타이 모델(STM)에 콘크 리트 파괴역학의 균열 띠 이론에 기반한 단순한 STM을 제시 하였으며 기존 실험결과들과의 비교·분석을 통해 전단강도에 대한 검증을 수행하였다.

최근에 저자 등에 의해 고강도 철근이 사용된 철근콘크리 트 패널 및 기초와 벽체가 이중 타설된 벽체를 대상으로 파괴 에 이르기까지의 전반적인 거동특성을 합리적으로 예측할 수 있는 해석적 방안을 제시하고 해석결과에 대한 적용성을 검 증하였다(^{Cheon et al., 2015a}; ^{Cheon et al., 2016b}).

본 연구에서는 철근의 효율적인 사용을 위해 원전구조물 콘크리트 벽체에 적용되는 철근의 최대허용 항복강도를 증가 시키고자 저자 등에 의해 기존에 수행된 고강도 철근(550 MPa) 이 사용된 철근콘크리트 전단벽체 실험체를 대상으로 내진성 능평가를 위한 보다 합리적인 해석적 방안을 제시하는 것을 목표로 한다.

이를 위하여 그 동안 저자 등에 의해 개발된 비선형유한요 소해석 프로그램(RCAHEST)을 사용하였으며 총 8개의 실험 체에 대한 검증 수행을 통해 해석 결과에 대한 적용성과 타당 성을 검증하였다(^{Park et al., 2015}; ^{cheon et al., 2015}).

2. 철근콘크리트 비선형 재료모델 및 해석 프로그램

2.1. 고강도 철근콘크리트 비선형 재료모델

고강도 철근콘크리트 평면응력 요소의 구성방정식은 Fig. 1및 Fig. 2에서와 같이 저자 등에 의해 기존에 개발된 분산균 열 개념에 근거한 보통강도 콘크리트의 재료모델을 바탕으로 콘크리트의 압축모델, 균열 직각 방향의 인장모델, 균열면에 서 전단전달모델, 그리고 콘크리트에 포함된 철근의 해석모 델로 각각 구성되어있다(^{Cheon et al., 2012}). 여기에, 고강도 콘크리트의 재료특성을 감안할 수 있도록 저자 등에 의해 새 로이 수정된 이차원 평면응력 요소를 적용하였으며, 선행 연 구 수행을 통해 다양한 하중을 받는 고강도 콘크리트 기둥의 내진거동 해석에 적용하여 해석 결과에 대한 신뢰성을 검증 하였다(^{Seong et al., 2011}). 또한, 저자 등에 의해 수행된 고강 도 철근이 배근된 총 12개의 철근콘크리트 패널 실험체를 대 상으로 파괴시까지의 극한거동 특성을 보다 합리적으로 예측 함으로써 그 적용성과 타당성을 검증하였다(^{Cheon et al., 2015}).

Fig. 1.

Compression reduction factor for high-strength concrete

Fig. 2.

Contact density function and shear transfer model for highstrength concrete

3. 철근콘크리트 전단벽체 실험체

총 8기 검증대상 철근콘크리트 전단벽체는 모두 일정한 축 력하에서 같은 형상비(h_w / l_w) 1.0을 갖으며, 수평/수직/단부 휨철근비(ρ), 콘크리트와 각 방향으로의 철근 재료물성과 배 근상세, 단부형상 및 단부 횡구속 후프(Hoop) 여부 등을 주요 변수로 설계·제작하여 반복이력하에서 파괴시까지 실험을 수 행하였다. 실험체에 대한 단면 형상, 배근 상세 및 재료 물성 값을 Fig. 3과 Table 2에 각각 나타내었다.

Fig. 3.

Dimensions and reinforcement layout of specimens

검증 대상 실험체는 Fig. 4에서와 같이 1,500×1,500 mm의 직사각형 벽체에 200 mm의 일정한 두께 단면을 갖는 실험체 (S1, S2, S3, S5, S6, S7 및 S8)와 같은 크기의 직사각형 벽체에 대하여 단면형태에 따른 전단강도에 대한 영향을 검증하기 위해 200×300 mm의 바벨형 단면 단부를 갖는 실험체(S4)로 크게 구분되며, 기초부와 상부보의 두께는 각각 1,000 mm와 500 mm이다. 수평철근의 항복강도에 따른 전단강도에 대한 영향을 검증하기 위해 420 MPa급 D13 수평철근을 적용한 S2 실험체를 제외한 모든 실험체는 수평철근(D13), 복부수직철 근(D16) 및 단부휨철근(D35 또는 D16)에 550 MPa의 철근을 각각 사용하였다.

Fig. 4.

Test set-up

현재 원전구조물에서 콘크리트 벽체에 대한 전단설계는 ACI 318, ACI 349 및 콘크리트구조설계기준과 KEPIC SNC 을 근간으로 하여 전단강도 V_n을 콘크리트에 의한 강도 V_c와 수평철근에 의한 강도 V_s의 합으로 식 (1)~(3)으로부터 계산 하고 있으며, 대상 실험체에 이를 적용하여 전단설계를 수행 하였다(^{Park et al., 2015}; ^{ACI 318}; ^{ACI 349}).

여기서, f_ck는 콘크리트 설계기준 압축강도(MPa), l_w는 벽체 단면길이(mm), h는 벽체 두께(mm), d는 종방향 인장철근의 중심 에서 압축콘크리트 연단까지의 거리, α_c의 값은 h_w / l_w ≤ 1.5일 때 0.25이며, 콘크리트에 의한 전단강도 V_c는 식 (2a)와 식 (2b) 중에서 작은 값으로 한다.

V_n의 최대값은 식 (4)과 같이 제한하며 최대 전단철근의 기 여도는 각각 식 (5) 및 식 (6)과 같이 정의된다.

식 (1)~(6)에 따라 실험체 S1~S4는 전단철근에 의한 전단강 도가 V_s ≃ V_smax으로 설계하였으며, 나머지 실험체 S5~S8은 전단철근비가 작은 경우의 거동 특성을 분석하기 위하여 V_s ≃ V_smax/2으로 각각 전단철근을 설계·제작하였다.

실험체 S3과 S6은 각각 같은 배근 상세를 갖는 S1과 S5 실 험체에 대해 콘크리트 압축강도가 전단강도에 미치는 영향을 검증하기 위해 70 MPa의 고강도 콘크리트를 적용하였다.

휨강도가 전단강도의 약 2배가 되도록 함으로써 휨항복전 에 전단파괴가 발생하도록 설계된 실험체(S1~S7)에 대해 벽 체단부에 휨철근과 복부수직철근을 각각 배치하였고, 휨항복 실험체 S8에 대해서는 8-D35의 단부 휨철근 대신에 8-D16을 사용함으로 설계전단강도와 설계휨강도가 동일하도록 설계 하여 전단파괴전에 휨항복의 발생여부를 검증하였다.

각 실험체의 수평철근비에 따라 복부수직철근비를 결정하 였으며 ACI 318 및 ACI 349에 따른 최소철근간격을 만족하 도록 설계하였다.

Fig. 4 및 Fig. 5에서와 같이 실험체를 설치한 후 단면 형상 (직사각형 또는 단부 바벨형)에 따른 압축력(A_cf_ck)의 약 7% 수준으로 일정하게 축력을 재하하면서 동시에 횡방향으로의 반복가력(±0.05%, ±0.075%, ±0.1%, ±0.15% … ±4%)을 통해 최종 파괴시까지 단계별 실험과 관찰 결과로부터 거동특성 차이에 대한 비교·분석을 수행하였다.

Fig. 5.

Lateral loading scenario

4. 비선형 유한요소해석

검증 대상 실험체에 대해 Fig. 6과 같이 8절점 철근콘크리 트 평면응력 요소와 하중이 작용하는 상부보에 콘크리트의 국부파괴를 방지하기 위한 탄소성 평면응력 요소를 사용하여 비선형 유한요소해석을 수행하였다. 여기에, 기초와 벽체 경 계면에는 불연속 변위를 모사하기 6절점 경계면요소(Interface element)를 사용하였다.

Fig. 6.

Finite element mesh used analysis

철근 및 콘크리트에 대한 재료 물성은 Table 1에 나타낸 것 과 같은 실제의 재료 물성 값을 그대로 적용하였으며, Fig. 4 및 Fig. 5에서와 같이 실험과 같은 하중 가력 조건을 만족하도 록 하중을 가하면서 해석을 수행하였다.

5. 실험 및 해석 결과와의 비교·분석

총 8개의 검증 대상 전단벽체 실험체에 대한 실험 및 해석 으로부터의 하중-변위 결과를 비교하여 Fig. 7에 각각 나타내 었다. 실험체 S1~S7의 경우 실험과 해석에서 모두 최초의 대 각전단균열의 발생과 반복 재하이력 동안의 대각균열의 확대 이후, 단부와 복부에서의 콘크리트 압괴로 최종 파괴되는 전 형적인 전단파괴 양상을 나타내었다. 휨항복 실험체인 S8의 경우에는 초기 휨균열의 발생 이후, 대각경사균열의 발생과 확대로 복부 콘크리트 압괴가 발생하는 전형적인 휨-전단파 괴모드로 휨항복 후 전단파괴에 이르기까지 상대적으로 높은 연성도를 확보하고 있으며 해석에서도 실험에서와 같은 파괴 거동 특성을 비교적 정확히 예측하고 있음을 확인하였다.

Fig. 7.

Comparison of experimental and analytical results for load vs displacement

Table 3에는 실험과 해석으로부터 전단벽체 실험체에 대한 최대하중과 이에 대응되는 변위 및 파괴모드를 각각 비교하 여 나타내었다. 여기에, 고강도 철근을 적용한 경우의 전단강 도에 대한 적절성을 검토하기 위해 대표적으로 ACI 349에 따 른 설계전단강도도 비교하여 함께 나타내었다. 모든 대상 실 험체들에 대한 최대하중 예측은 실험 결과와 비교하여 평균 및 변동계수는 각각 1.05와 약 8%로써 해석결과는 실험결과 를 적절히 예측하고 있음을 알 수 있다.

최대하중에 대응되는 변위에 대한 예측은 실험 결과와 비 교하여 평균 및 변동계수는 각각 1.17과 약 19%정도로서 최 대하중 예측결과와 유사하게 이에 대응되는 변위 예측에도 비교적 큰 신뢰도를 확보하고 있는 것을 확인할 수 있다.

한편, ACI 349에 따른 전단강도에 대한 실험으로부터의 최 대하중은 평균과 변동계수가 각각 0.57과 약 24%정도로서 형 상비(h_w / l_w) 1.0의 전단벽체에 550 MPa급 고강도 철근을 사 용하였을 경우에도 보통강도의 철근을 적용한 기존의 여러 연구결과에서와 같이 설계기준에 따른 전단강도 예측결과는 전반적으로 상당히 보수적임을 알 수 있으며, 특히 단면 단부 가 바벨형인 경우에는 강도 예측이 36%정도에 불과한 것으로 보아 현행의 설계기준에서는 이에 대한 영향을 적절히 반영 하고 있지 못하고 있는 것으로 판단된다.

유사한 배근상세를 갖으며 550 MPa급과 420 MPa급의 D13 수평철근을 각각 적용한 S1 및 S2 실험체의 경우에도 Table 2 에서와 같이 수평철근의 항복강도에 따른 전단강도는 실험과 해석에서 모두 약 6%정도로서 그 영향 역시 미미하지만, 실험 결과에서 발생 균열의 분포와 균열 폭에는 영향을 미치고 있 는 것으로 나타났다(^{Park et al., 2015}).

콘크리트 압축강도가 각각 40 MPa와 70 MPa이며 전단철 근에 의한 전단강도가 V_s ≃ V_smax으로 설계된 두 실험체 S1 과 S3은 실험으로부터의 최대 강도는 각각 2,158 kN과 2,085 kN으로써 550 MPa급의 고강도 철근이 적용된 경우에 대해 콘크리트 압축강도가 전단강도 증가에 미치는 영향은 미미하 며 해석결과 역시 이에 대한 영향을 비교적 적절히 예측하고 있음을 알 수 있다. 전단철근비가 V_s ≃ V_smax/2으로 작은 경 우에 대해 콘크리트 압축강도가 각각 40 MPa와 70 MPa인 두 실험체 S5와 S6은 앞에서의 결과와 달리 약 27% 이상의 강도 증가를 나타내었으며, 해석결과 역시 이러한 경향을 적절히 예측하고 있음을 알 수 있다.

6. 결 론

본 연구에서는 고강도 철근이 배근된 철근콘크리트 전단벽 체 실험체에 대하여 균열의 발생에서부터 철근의 항복과 콘 크리트의 파쇄에 이르는 전반적인 거동 특성과 함께 내진성 능 평가 예측을 위한 합리적인 해석적 방안을 마련하는 것을 목표로 한다. 이를 위해 저자 등에 의해 수행된 총 8개의 검증 실험체를 대상으로 새로이 수정된 구성관계식을 적용한 비선 형 유한요소해석 프로그램(RCAHEST)을 통한 적용성과 타 당성에 대한 검증을 수행하였다. 일정한 형상비(h_w / l_w=1.0) 를 갖는 대상 실험체는 각 방향으로 철근의 항복강도와 철근 비, 콘크리트 설계 강도, 단부형상 및 단부 횡구속 후프(Hoop) 여부 등을 주요 변수로 실험을 수행하였다. 실제 실험과 같은 조건하에서 해석을 수행하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.