3.1 실험 계획

2장의 기존 연구결과를 근간으로 하여, 대각선 다발철근과 전단보강근으로

배근된 DC-H 실험체, 기존 대각철근을 D 25인 굵은 철근으로 보강하고 전단보강근을 대체한 DHB-H2 실험체, 대각선 다발철근 없이 수평전단보강근으로 횡구속한 SHB-H 실험체를 대상으로 실험 계획을 작성하였다. 콘크리트의 압축강도는 24MPa로 하였으며, SD 500 및 600인 고강도 철근을 사용하였다. 여기서 실험체의 전단-경간비는 기존 연구와 동일하게 1.5로 계획하였다.

Fig. 5에 나타낸 실험체 상세와 같이 본 연구에 적용한 실험체는 총 3개 이다. 실험체는 기존 대각선 다발철근과 전단보강근으로 배근된 DC-H 실험체(대각선근(diagonal bar))은 SD600의 8-DH19, 수평 근(lateral bar)은 SD500의 10-HD10, 스터럽은 SD500의 5-HD10@200으로 배근함), 기존 대각철근을 D 25인 굵은 철근으로 보강하고 전단보강근을 대체한 DHB-H2 실험체(대각선근은 SD600의 4-DH25, 수평근은 SD500의 12-HD10, 스터럽은 SD500의 9-HD13@100, 수직 타이는 SD500의 9-1-HD10@100, 수평 타이는 SD500의 9-3-HD10@127.5로 배근함), 대각선 다발철근을 수평 철근으로 대체한 SHB-H(수평근은 SD600의 6-HD22, 수평근은 SD500의 6-HD10, 스터럽은 SD500의 9-HD13@100, 수직 타이는 SD500의 9-1-HD10@100, 수평 타이는 SD500의 9-3-HD10@127.5로 배근함) 실험체로 계획하였다. 여기서 대각선 다발철근을 적용한 DC-H를 기본 실험체로 계획하였으며, D13이하는 SD 500 철근을, D16이상은 SD 600 철근을 사용하였다. 즉 DC-H의 복잡한 대각 상세를 대각선의 직경을 키워서 시공성을 개선한 DHB-H2실험체, 대각근을 없애고 이를 수평근, 수직 타이 및 수평타이로 시공성 개선한 SHB-H 상세를 실험 변수로 선정하였다.

Fig. 6. Settimg plan

Fig. 7. Loding-history curve

3.2 가력 및 계측 계획

전단이 지배하는 건축 구조 부재 실험에 있어 단곡률 거동이 아닌 복곡률 거동을 구현하는 것이 매우 중요하다. 본 연구에서는 기존 연구 등을 참고하여 Fig. 6과 같은 가력 장치를 고안하였으며, Fig. 7과 같은 하중-이력 곡선을 적용하여 실험을 진행하였다. 가력은 초기 3mm에서 부터 3mm씩 증가시켜 가면서 각 동일변위에 대하여 3회 가력하여 실험하도록 하였다.

하중-변위 이력에 따른 실험체의 거동을 파악하기 위하여 철근 변형률을 스트레인 게이지로 측정하였으며, 부착위치는 Fig. 8과 같다. 또한 LVDT를 Fig. 9와 같이 설치하여 하중-이력에 따른 변위를 측정하였다.

Fig. 8. Strain gauge attachment detail

3.3 재료 시험

콘크리트의 설계기준 강도는 24 MPa 이며, 실험시 측정한 압축강도는 평균 24.4 MPa이다. 탄성계수는 평균 1.1 ✕ 10 MPa 으로 측정되었다. 본 연구에서 사용된 철근은 KS B 0801(금속재료 인장시험편 규정) 2호의 금속재료 규정에 따라 시험편을 제작하여 KS B 0802의 금속재료 인장시험방법에 따라 시험을 실시하였다. Table 1에 나타낸 시험결과와 같이 적절한 항복강도 및 인장강도를 보유하고 있는 것으로 평가되었다. 그렇지만 SD 600급 D22 철근의 경우, 항복강도 및 인장강도가 높은 결과를 나타내었는데, 이는 구입 물량이 소량이어서 공장에서 구입할 수 없고, 실제 건설현장에서 구입함에 인한 것으로 정확한 제원을 파악하기는 어려웠다. 실험체는 사전 제작 되어서 어쩔 수 없이 실험을 진행했지만, 현장에서는 꼭 품질 성능 평가가 필요한 것으로 판단된다.

Fig. 9. LVDT location

4.1 DC-H

주철근 D19 (SD600)를 대각선으로 배근한 뒤, 스터럽으로 전단보강하여 제작한 실험체인 DC-H 실험체는 실험초기 3mm변위(부재 회전비 0.2 %, 하중 270kN)에서 보와 벽체의 연결부위에서 초기균열이 발생하였다. 실험이 진행되면서 벽체에 균열이 추가 발생하여 최종파괴에 도달하였다.

DC-H 실험체는 최대변위 –18.0mm(부재 회전비 1.2 %, 하중 -651.0kN) 이후 보와 벽체 연결부위에서 균열폭이 커지면서 하중이 감소하였다. Fig. 10에 DC-H 실험체의 하중-변위 곡선 및 최종파괴 상황을 나타내었다. 이에 의하면 연결보 좌우 연단에 소성힌지가 형성된 후, 그 부위에 변형이 집중되어 최종파괴에 도달함을 확인할 수 있었다.

Fig. 10. Test results of DC-H

4.2 DHB-H2

주철근 D25 (SD600)을 대각선으로 배근하여 제작한 실험체인 DHB-H2 실험체는 실험초기 3mm변위(부재 회전비 0.2 %, 하중 274kN)에서 벽체하부 15mm위치에서 초기균열이 발생하였다. 실험이 진행되면서 벽체에 균열이 추가 발생하여 최종파괴에 도달하였다.

DHB-H2 실험체는 최대변위 -15mm(부재 회전비 1.0 %, 하중 -624.3kN) 이후 보와 벽체 연결부위에서 균열폭이 커지면서 하중이 감소하였다. Fig. 11에 DHB-H2 실험체의 하중-변위 곡선 및 최종파괴 상황을 나타내었다.

Fig. 11. Test results of DHB-H2

Fig. 12. Test results of SHB-H

이에 의하면 DC-H실험체와 유사한 거동을 보여, 연결보 좌우 연단에 소성힌지가 형성되어 변형이 집중되어 최종파괴에 도달함을 확인할 수 있었다.

4.3 SHB-H

주철근 D22 (SD500)을 수평으로 전단 보강하여 제작한 실험체인 SHB-H 실험체는 실험초기 3mm변위(부재 회전비 0.2 %, 하중 204kN)에서 벽체상하부 50mm위치에서 초기균열이 발생하였다. 실험이 진행되면서 연결보 중앙에 전단균열이 집중되어 최종파괴에 도달하였다.

SHB-H 실험체는 최대변위 18.1mm(부재 회전비 1.2 %, 하중 605.3kN) 이후 벽체에서 전단균열 발생과 함께 하중이 급격히 감소하였다. Fig. 12에 SHB-H 실험체의 하중-변위 곡선 및 최종파괴 상황을 나타내었다.

이에 의하면 연결보 좌우 연단에 소성힌지 형성 없이 연결부전체에 대각 균열이 발생하여 실험이 종료됨을 확인할 수 있었으며, 대각 보강 실험체 보다 강도 및 변형 능력이 떨어졌으며, 핀칭현상도 발생하였다.

5.1 포락선

Fig. 13에 각 실험체별 포락선을 취합한 그래프를 나타내었다. 대각근과 전단보강근으로 제작된, 즉 대각선 다발철근이 배근된 DC-H의 포락선이 강도 및 변형 능력에서 우수한 것으로 평가되었다. 대각선 다발철근을 동일면적의 D25 굵은 보강으로 대체한 DHB-H2실험체는 DC-H실험체와 거의 유사한 포락거동을 나타내었다. 반면 대각선 다발철근 없이 수평철근으로 보강한 SHB-H의 경우 강도 및 변형능력이 다소 떨어지는 것으로 평가되었다. Table 2에 각 실험체별 최대강도 및 항복강도를 나타내었다. 여기서 항복강도는 일반적으로 사용되는 최대강도의 75%에 해당되는 강도를 기준으로 산정하였다. 최대강도를 살펴보면 대각보강근을 적용한 경우의 최대강도가 크게 나타났다. DC-H 실험체를 기준으로 한 항복강도비는 DHB-H2는 0.94, SHB-H는 0.87로 평가되었다. 또한 DC-H 실험체를 기준으로 한 최대강도비는 DHB-H2는 0.96, SHB-H는 0.92로 평가되었다. 또한 변형비 1.2 %에서 대부분 실험체가 최대강도에 도달하였다. 이상의 결과로부터 대각보강근 및 이를 개선한 수평 전단보강근을 사용하더라고 강도 및 변위 능력 확보는 일정 수준 가능한 것으로 판단된다.

Fig. 13. Comparison of envelope curve

Fig. 14. Comparison of stiffness degradation (+ cycle)

5.2 강성 저하

각 실험체별 정(+) 싸이클의 강성 저하를 Fig. 14에 나타내었다. 여기서 강성은 원점과 각 사이클별 최대하중을 연결한 직선의 기울기로 정의한다. DC-H와 DHB-H2실험체는 유사한 강성저하를 나타내었으며, 대각선 다발철근을 수평철근으로 대체한 SHB-H 실험체는 연결보 좌우 연단에 소성힌지가 형성되기 이전에 대각 균열이 발생되어 취약한 강성저하를 나타내었다.

5.3 에너지소산 능력

하중-변위 곡선을 면적으로 정리한 에너지소산 능력을 Fig. 15에 나타내었다. 이상의 평가에서와 마찬가지로 DC-H와 DHB-H2실험체는 유사한 에너지 소산능력을 나타내었으며, 대각선 다발철근을 수평철근으로 대체한 SHB-H 실험체의 에너지 소산능력은 변위 20mm(부재 회전비 1.36)까지 발휘되는 것으로 평가되었다.

5.4 철근 변형률

연결보의 좌우 연단에 발생하는 소성힌지의 거동을 파악하기 위하여 연결보와 벽체 연결부 수평철근에 설치한 철근의 변형률을 Fig. 16에 비교하였다. 대각선 다발철근을 사용한 DC-H 실험체의 경우, 대각선 다발철근이 거동하고, 접합부에 응력이 집중되어 소성 힌지가 형성됨을 변형률 곡선에서 확인할 수 있었다. 대각선 다발철근을 굵은 D25철근으로 교체한 DHB-H2실험체는 굵은 철근이 저항하여 접합부 수평철근에 발생하는 변형률이 적었다. 파괴양상에서 보듯이 대각선 굵은 철근이 전단에 저항하여 기존 배근 상세와 유사한 거동을 보임을 확인할 수 있었다.

Fig. 15. Comparison of energy dissipation area

SHB-H 실험체는 대각선 다발철근 없이 수평 보강근을 사용한 경우인데, 접합부 수평철근의 저항보다는 연결보 경간내에 발생하는 경사균열로 인하여, 수평철근에 발생하는 변형률이 적음을 확인할 수 있었다.

5.5 전단 내력

KDS 14 20 80 콘크리트 내진설계기준에서 제시하고 있는 공칭전단강도 $V_{n}$은 식(1)과 같이 산정한다.

여기서 $A_{vd}$는 대각선으로 보강된 연결보에서 대각선 철근의 각 무리별 전체 단면적(mm), $\alpha$는 대각선 철근과 대각선으로 보강된 연결보의 길이방향 축 사이의 각, $A_{cp}$는 전단에 저항하는 독립 지주나 수평벽 부분의 콘크리트 단면적($mm^{2}$)이다.

이에 의하면 DC-H의 공칭강도는 542.8kN으로, 실험결과 651kN은 공칭강도 대비 1.2배 높게 평가되었으며, DHB-H2의 공칭강도는 479.8kN으로, 실험결과 624.3KN은 공칭강도 대비 1.3배 높게 평가되었다. 그리고 대각근을 보강하지 않은 SHB-H는 실험결과가 605.3kN으로 대각근을 보강한 공칭전단강도 대비 약 1.2배 높게 평가 되었다.

Fig. 16. Strain of lateral bar