2.1 실험체 상세

Table 1과 Fig. 2는 각각 실험체 변수와 실험체 상세를 나타낸 것이며, Fig. 3에는 실험체의 명명법을 나타내었다. 실험체는 PC 벽식구조 접합부 정착철근의 종류와 철근비를 변수로 하여 총 6개를 제작하였다. 실험체의 배근상세는 실제 5층 벽식구조 공동주택의 상세를 근거로 하였으며, RC 실험체의 경우 슬래브 단면 내에 총 8개(상부 4개, 하부 4개)의 D10 정착철근이 배근되도록 결정하였다. 다만, PC 실험체의 경우에는 PC 공법의 특성상 하부에 정착철근을 배근할 수 없기에 RC 실험체의 상부 철근 배근 상세만을 고려하여 총 4개의 D10 정착철근을 배근하였다. 또한, 접합부 영역의 정착철근비가 달라짐에 따라 슬래브-벽체 접합부의 면내 전단성능이 달라질 것을 예상하여 일부 실험체(PC-U 유형 실험체)에 대해서는 슬래브의 정착철근 개수를 변수로 추가 실험체를 계획하였다. 모든 실험체는 벽체 2개와 슬래브 1개로 구성되며, ‘H’형상으로 제작되었다. 모든 실험체에 대하여 슬래브의 폭과 길이는 각각 1,200 mm, 2,000 mm이며, 벽체의 폭과 길이는 각각 1,200 mm, 1,900 mm이다. 또한, 벽체 단면의 크기는 1,200 x 200 mm이며, 슬래브 단면의 크기는 1,200 x 210 mm이다. 이때, PC 실험체들은 카이저 트러스가 배근된 70 mm 두께의 solid type PC 슬래브가 사용되었으며, 토핑 콘크리트의 두께는 140 mm이다. 본 연구에서는 다양한 유형의 정착철근이 배근된 슬래브-벽체 접합부의 면내 전단성능 차이를 확인하고, 이들을 검증하고자 하였다.

Fig. 4는 실험체 제작에 사용된 정착철근 종류들을 나타낸 것이다. 정착철근의 종류로는 90°표준갈고리형(90°Hooked bar), 확대머리형(Headed bar), U형 보조철근형(U-shaped bar)이 사용되었다. 90°표준갈고리형과 확대머리형 정착철근의 상세는 KDS 14 20 50과 KDS 14 50 52를 만족할 수 있도록 결정되었다^{(Shin et al., 2011)}. U형 보조철근형 정착철근은 시공성과 제작 용이성을 높이기 위하여 개발되었으며, 90°표준갈고리의 길이와 동일한 길이를 가지는 U형 보조철근을 길이방향 정착철근과 이음 철사로 간단히 조립하여 제작된다. 또한, 각각의 U형 보조철근은 다양한 방향의 하중에 효과적으로 저항하기 위하여 90°의 각도 차이를 가지고 배치되었다. RC 실험체의 경우 슬래브 양측 상⋅하부에 각각 4개의 D10 90°표준갈고리형 정착철근이 배근되었으며, PC 실험체의 경우 양측 상부에만 변수별 D10 정착철근이 배근되었다. 이때, 정착철근은 슬래브-벽체 계면으로부터 120 mm 길이로 벽체에 정착되었다. RC 실험체의 슬래브 상⋅하부와 PC 실험체의 토핑콘크리트 영역에는 종⋅횡방향으로 각각 7개와 4개의 D10 길이방향 철근이 배근되었다. RC 실험체의 벽체에는 8개의 D10 길이방향 철근이 배근되었으며, PC 실험체의 벽체에는 PC 상⋅하부 벽체를 일체화시키기 위하여 3개의 D19 다월바(Dowel bar)가 연속 배근되었다. 이때, 실험체들에 사용된 철근은 모두 항복강도가 500 MPa인 SHD급 철근이다^{(Jung et al., 2021; Kim et al., 2022; Hwang, 1982; Oudah and El-Hacha, 2020)}.

Fig. 2 Details of test specimens (unit: mm)

Fig. 3 Naming of test specimens

Fig. 4 Anchorage details (unit: mm)

2.2 실험체 제작

Fig. 5와 Fig. 6은 RC 실험체와 PC 실험체의 제작 과정을 나타낸 것이다. RC 실험체는 철근 배근, 거푸집 제작, 콘크리트 타설 순서로 벽체와 슬래브를 일체로 제작하였다. PC 실험체는 상⋅하부 PC 벽체와 PC 슬래브를 개별 제작하였으며, 하부 PC 벽체에 PC 슬래브를 거치한 이후 PC 슬래브 상부에 상부철근과 정착철근을 배근하고 토핑 콘크리트를 타설하였다. 토핑 콘크리트 양생 이후에 하부 PC 벽체와 상부 PC 벽체를 조립하여 실험체 제작을 완료하였다.

Fig. 5 Fabrication Process of RC Specimen

Fig. 6 Fabrication Process of PC Specimens

2.3 재료시험

Table 2는 실험체 제작에 사용된 콘크리트와 철근의 재료시험 강도를 나타낸 것이다. 재료시험은 KS F 2403, KS F 2405, KS B 0801에 따라 수행되었다. 각 재료시험의 결과값은 3개의 시편에 대한 평균값을 나타내었다. 결과적으로 RC 실험체의 콘크리트 압축강도는 24.4 MPa, PC 벽체의 콘크리트 압축강도는 39.2 MPa, PC 슬래브의 콘크리트 압축강도는 34.3 MPa, 토핑콘크리트의 압축강도는 18.9 MPa인 것으로 나타났다. 또한, D10 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 455.7 MPa, 568.9 MPa, D16 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 516.9 MPa, 664.1 MPa인 것으로 나타났다.

2.4 실험 및 계측 계획

Fig. 7에 나타낸 바와 같이 실험체는 상⋅하부에 벽체가 위치할 수 있도록 90°회전시켜 위치시켰다. 또한, 하부 벽체는 실험동의 하부 반력판과 완전 고정시켰으며, 상부 벽체는 수평유지장치, 수직 엑츄에이터, 수평 엑츄에이터가 연결된 ‘ㄱ’ 형상의 상부 프레임에 완전 고정시켰다.

Fig. 8에 나타낸 바와 같이 실험체의 계측에는 LVDT(Linear variable differential transformer)가 사용되었으며, LVDT 1은 실험체의 절대 변위, LVDTs 2~3은 실험체와 프레임의 슬립, LVDTs 4, 5는 슬래브와 벽체의 상대적인 슬립을 계측하기 위하여 설치되었다.

Fig. 7 Specimen setting

Fig. 8 Measurement plan for specimens

3.1 예비실험

본 연구에서는 반복가력 실험에 앞서 실험체들의 정적거동을 파악하고 반복가력실험에 대한 하중이력을 결정하기 위하여 예비실험체에 대한 푸쉬오버(push-over) 실험을 수행하였다. 이때, 예비실험체는 PC-S0.12 실험체와 동일한 상세를 가졌으며, 실험은 수직 엑츄에이터의 하중을 0으로 고정시킨 후, 수평 엑츄에이터를 변위 제어방식으로 가력하여 수행되었다. 여기서, 실험체의 변위($\delta_{\exp}$)는 실험체와 프레임 사이의 슬립을 고려하여

으로 계산하였으며, $\delta_{LVDT1}$, $\delta_{LVDT2}$, $\delta_{LVDT3}$은 각각 LVDTs 1, 2, 3의 계측값을 의미한다.

Fig. 9는 예비실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 실험체 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 하중은 슬래브-벽체 상부 계면에서 균열이 발생한 시점인 횡변위 4 mm까지 증가하였으며 일시적인 감소 이후에 슬래브-벽체 하부 계면에서 균열이 발생하는 횡변위 9.4 mm까지 다시 증가하였다. 하부 계면에서의 균열 이후에 실험체의 하중은 지속적으로 감소하였으며, 종국 시점에서는 실험체의 PC 슬래브와 PC 벽체가 분리되며 하부 PC 벽체에 균열이 발생하는 것으로 나타났다. 그러나, Fig. 10에 나타낸 바와 같이 실제 벽식 구조물 내부에서는 PC 벽체의 면외 수평변위($\triangle\delta_{y}$)가 거의 발생하지 않는다. 다만, 벽식 구조물의 접합부 영역은 면내 모멘트와 전단력을 동시에 경험하게 된다. 따라서, 본 실험에서는 이러한 점을 반영하기 위하여 수직 엑츄에이터의 변위를 0으로 고정시킨 후 실험을 수행하였다.

Fig. 9 Pre-test results

Fig. 10 Load components of wall system

3.2 본 실험

Fig. 11은 실험체의 하중이력을 나타낸 것이다. 실험체의 하중이력은 ^{ACI 374-2} report를 근거로 결정되었으나, 예비 실험에서 실험체의 항복점이 뚜렷하게 관측되지 않았기 때문에 예비실험체의 상부 계면 초기 균열시점($\delta_{cr}$=4 mm)을 근거로 하중단계를 나누었다. 하중단계는 0.25$\delta_{cr}$∼14$\delta_{cr}$까지 총 11개의 단계로 나누어 가력하였으며, 각 하중단계 마다 2회씩 반복가력 하였다. 또한, 일부 실험체는 하중단계 12(=$16\delta_{cr}$)까지 가력을 진행하였다^{(Cha et al., 2003; Zhang et al., 2023)}.

Fig. 12는 슬래브와 벽체가 일체로 타설된 RC-S0.24 실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 균열 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 상부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step3(=±4 mm), step1(=±1 mm)에서 관측되었으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step2(=±2 mm), step1(=±1 mm)에서 관측되었다. 초기균열은 모두 PC 슬래브-토핑콘크리트 계면에서 발생하였으며, 초기균열 이후 하중은 지속적으로 증가하였다. 실험체의 최대하중과 최대변위는 정⋅부방향에 대하여 각각 489.3 kN, 41.2 mm와 –514.8 kN, -37.6 mm 이었다. 실험체의 종국시점에서는 슬래브-벽체 단부에서 심각한 국부손상이 관측되었다.

Fig. 13은 90°표준갈고리형 정착철근이 사용된 PC-S0.12 실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 균열 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 상부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 모두 step1(=±1 mm)에서 관측되었으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열 또한 step1(=±1 mm)에서 관측되었다. 실험체 초기균열의 위치는 상부 계면 좌⋅우측 단부에서 각각 PC 슬래브-토핑콘크리트, 토핑콘크리트-PC 벽체 계면에서 발생하였으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부에서 각각 PC 슬래브-토핑콘크리트, 토핑콘크리트-PC 벽체 계면에서 발생하였다. 이후 PC 슬래브-PC 벽체 계면에서의 균열은 심화되었지만, 실험체의 하중은 지속적으로 증가하였다. 실험체의 최대하중과 최대변위는 정⋅부방향에 대하여 각각 397.6 kN, 55.2 mm와 –438.9 kN, -47.0 mm 이었다. 실험체의 종국시점에서는 슬래브-벽체 계면이 크게 벌어지면서 하중이 감소하였다.

Fig. 14는 확대머리형 정착철근이 사용된 PC-H0.12 실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 균열 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 상⋅하부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 모두 step1(=±1 mm)에서 관측되었다. PC-H0.12 실험체의 초기균열 위치, 균열 패턴, 종국시점에서의 균열형상은 PC-S0.12 실험체와 거의 유사한 것으로 관측되었다. 실험체의 최대하중과 최대변위는 정⋅부방향에서 각각 378.4 kN, 56.1 mm와 –400.1 kN, -38.1 mm 이었다.

Fig. 15는 U형 정착철근이 사용된 PC-U0.12 실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 균열 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 상부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step4(=±8 mm), step1(=±1 mm)에서 관측되었으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step3(=±4 mm), step1(=±1 mm)에서 관측되었다. 실험체 초기균열의 위치는 상부 계면 좌⋅우측 단부에서 각각 토핑콘크리트-PC 벽체, PC 슬래브-토핑콘크리트 계면에서 발생하였으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부에서는 모두 PC 슬래브-토핑콘크리트 계면에서 발생하였다. 실험체의 최대하중과 최대변위는 정⋅부방향에서 각각 382.6 kN, 55.6 mm와 -456.8 kN, -52.0 mm 이었으며, 이후의 실험체 거동은 PC-S0.12 실험체, PC-H0.12 실험체와 거의 유사하였다.

Fig. 16은 PC-U0.18 실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 균열 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 상부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 모두 step1(=±1 mm)에서 관측되었으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step2(=±2 mm), step1(=±1 mm)에서 관측되었다. 실험체 초기균열의 위치는 상부 계면 좌⋅우측 단부에서 각각 PC 슬래브-토핑콘크리트, 토핑콘크리트-PC 벽체 계면에서 발생하였으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부에서는 모두 PC 슬래브-토핑콘크리트 계면에서 발생하였다. 초기균열 이후 PC 슬래브-PC 벽체 계면에서의 균열이 심화되었으며, 실험체의 하중은 약간의 강성저하를 동반하며 지속적으로 증가하였다. 실험체의 최대하중과 최대변위는 정⋅부방향에서 각각 428.1 kN, 54.8 mm와 –438.9 kN, -38.7 mm 이었으며, 종국시점에서는 슬래브-벽체 계면에서 콘크리트의 박리가 크게 발생하면서 하중이 감소하였다.

Fig. 17은 정착철근의 철근비가 가장 높은 PC-U0.24 실험체의 하중-변위 곡선과 종국시점에서의 균열 형상을 나타낸 것이다. 실험체의 상부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step1(=±1 mm), step2(=±2 mm)에서 관측되었으며, 하부 계면 좌⋅우측 단부의 초기균열은 각각 step1(=±1 mm), step2(=±2 mm)에서 관측되었다. 초기균열은 모두 PC 슬래브-토핑콘크리트 계면에서 발생하였다. 실험체의 최대하중과 최대변위는 정⋅부방향에서 각각 382.9 kN, 53.6 mm와 –472.7 kN, -46.6 mm 이었으며, 종국시점에서 다른 실험체들과는 다르게 슬래브 유닛의 전단균열이 발생하면서 하중이 감소하였다.

Fig. 11 Loading protocol

Fig. 12 RC-S0.24

Fig. 13 PC-S0.12

Fig. 14 PC-H0.12

Fig. 15 PC-U0.12

Fig. 16 PC-U0.18

Fig. 17 PC-U0.24

4.1 강도

Fig. 18은 실험체들의 강도를 비교하여 나타낸 것이며, 실험체들의 강도는 정방향과 부방향에서의 실험 강도 절대값에 대한 평균값으로 나타내었다. RC-S0.24 실험체의 경우, PC 실험체들에 비해 약 16.8% 높은 강도를 보이는 것으로 나타났다. 다만, PC 실험체들 사이의 강도 차이는 크지 않는 것으로 나타났다.

Fig. 18 Maximum applied load

4.2 에너지소산능력

Fig. 19는 각 실험체들의 누적 에너지소산면적을 비교하여 나타낸 것이다. 이 때, 누적 에너지소산면적은 하중단계 10에 대한 실험체들의 누적 에너지소산면적이며,

으로 계산하였다. 여기서 $E_{cum,\: n}$은 하중단계 1부터 하중단계 n까지의 누적 에너지소산면적을 의미한다. RC-S0.24 실험체의 경우 PC 실험체들에 비해 약 30.4% 높은 누적 에너지소산면적을 보이는 것으로 나타났다. PC 실험체들간의 누적 에너지소산면적을 비교한 결과 PC-H0.12와 PC-U0.12 실험체의 누적 에너지소산면적은 PC-S0.12 실험체의 누적 에너지소산면적에 비해 각각 92.6%, 101.9% 수준인 것으로 나타났다. 즉, 정착유형에 따른 PC 실험체들의 누적 에너지소산능력은 큰 차이를 보이지 않는 것으로 나타났다. 다만, PC-U0.12 실험체에 비해 정착철근비가 상대적으로 높은 PC-U0.18 실험체와 PC-U0.24 실험체의 경우 누적 에너지소산면적이 PC-U0.12 실험체의 누적 에너지소산면적에 비해 각각 9.9%, 25.6% 낮은 것으로 나타났다.

Fig. 19 Cumulative energy dissipation

4.3 강성저감특성

Figs. 20(a)~(c)는 각각 RC-S0.24 실험체와 PC-S0.12 실험체, 정착철근 유형별 PC 실험체, U형 정착철근비별 PC 실험체의 강성을 비교하여 나타낸 것이다. 이 때, 실험체의 강성은 하중-변위 곡선에서 각 step별 정가력, 부가력시 최대하중인 점을 이은 선의 기울기로 나타내었다. PC-S0.12 실험체의 강성은 초기 하중단계인 횡변위 1 mm에서 RC-S0.24 실험체의 강성에 약 36.3%인 것으로 나타났으며, 모든 하중단계에서 작은 값을 갖는 것으로 나타났다. 정착철근 유형에 따른 PC 실험체들은 확대머리형 정착철근, 90° 표준갈고리형 정착철근, U형 정착철근이 적용된 실험체 순서로 높은 강성 값을 가지는 것으로 나타났으며, 횡 변위 1 mm에서 90° 표준갈고리형 정착철근과 U형 정착철근의 강성은 각각 확대머리형 정착철근의 약 76.0%, 62.3%인 것으로 나타났다. 그 이후의 강성에서는 큰 차이를 보이지 않는 것으로 나타났다. 반면에 정착철근비에 따른 PC 실험체들의 경우 횡 변위 1 mm에서 정착철근비가 가장 높은 PC-U0.24 실험체의 강성이 PC-U0.18 실험체의 강성에 비해 약 65.0% 수준으로서 다소 낮은 값을 갖는 것으로 나타났다. 또한, 횡 변위 20 mm까지 PC-U0.24 실험체의 강성이 다른 PC-U 유형 실험체의 강성에 비해 현저히 낮은 값을 갖는 것으로 나타났다.

정착철근비가 가장 높은 PC-U0.24 실험체의 경우 다른 PC 실험체들에 비해 다소 낮은 에너지 소산능력과 강도저감특성을 보이는 것으로 나타났는데, 이는 Fig. 21에 보이는 것과 같이 협소한 접합부 공간에 정착철근이 과도하게 배근되었기 때문인 것으로 추정된다. 결과적으로 정착철근의 과도한 배근은 에너지 소산능력 및 강성저감특성 측면에서 하프 PC 벽식구조 시스템의 면내 구조저항 성능을 저해할 수 있는 것으로 확인되었다.

Fig. 20 Cumulative energy disspation

Fig. 21 Joint of the PC-U0.24

Fig. 22 Evaluation based on KDS

4.4 슬래브-벽체 슬립

Table 3은 각 실험체들의 슬래브-벽체 최대 슬립량을 나타낸 것이다. 슬래브-벽체의 슬립량은 LVDTs 4, 5를 활용하여 계측하였으며, 이 때, 슬래브-벽체의 최대 슬립량은 하중단계 11에서의 정방향과 부방향에 대한 총 슬립량의 차이로 계산하였다.

RC-S0.24 실험체의 경우, 슬래브-벽체의 정⋅부방향 총 슬립량은 각각 6.9 mm, -6.3 mm인 것으로 나타났으며, 최대 슬립량은 13.2 mm로 나타났다. PC-S0.12 실험체의 경우, 토핑콘크리트-PC 벽체, PC 슬래브-PC 벽체의 정⋅부방향 총 슬립량은 각각 4.93 mm, -4.69 mm와 4.91 mm, -4.47 mm 이었으며, 최대 슬립량은 각각 9.62 mm, 9.38 mm 이었다. PC-H0.12 실험체의 경우, 토핑콘크리트-PC 벽체, PC 슬래브-PC 벽체의 정⋅부방향 총 슬립량은 각각 4.97 mm, -5.42 mm와 5.64 mm, -4.95 mm 이었으며, 최대 슬립량은 10.39 mm, 10.59 mm 으로 나타났다. PC-U0.12 실험체의 경우, 토핑콘크리트-PC 벽체, PC 슬래브-PC 벽체의 정⋅부방향 총 슬립량은 각각 5.2 mm, -7.4 mm와 7.01 mm, -5.76 mm 이었으며, 최대 슬립량은 12.6 mm, 12.77 mm 이었다. PC-U0.18 실험체의 경우, 토핑콘크리트-PC 벽체, PC 슬래브-PC 벽체의 정⋅부방향 총 슬립량은 각각 4.58 mm, -5.24 mm와 4.57 mm, -5.28 mm, 최대 슬립량은 9.82 mm, 9.85 mm으로 나타났다. PC-U0.24 실험체의 경우, 토핑콘크리트-PC 벽체, PC 슬래브-PC 벽체의 정⋅부방향 총 슬립량은 각각 5.81 mm, -3.96 mm와 4.18 mm, -6.18 mm 이었으며, 최대 슬립량은 9.77 mm, 10.36 mm 이었다. 결과적으로 PC 실험체들과 RC 실험체는 종국시점에서 거의 유사한 수준의 슬래브-벽체 슬립량을 보이는 것으로 나타났다.

4.5 현행 구조기준(KDS)과의 검토

본 연구에서는 하프 PC 벽식구조 시스템의 접합부 상세가 현행 구조기준의 강도요건을 만족하는지 확인하기 위하여 실험체들의 강도와 현행 구조기준(KDS 14 20 80, KDS 14 20 66)을 통해 계산된 공칭 전단강도를 비교하였다. 이때, RC 실험체의 공칭 전단강도는 KDS 14 20 80에 제시된 바와 같이

으로 산정하였다. 또한, PC 실험체들의 공칭 전단강도는 정착철근의 기여도만을 고려하는 방법 (KDS 14 20 80)과 콘크리트의 기여분을 포함하여 반영하는 방법 (KDS 14 20 66), 즉,

으로 산정하였다. 여기서, $A_{cv}$는 전단력을 고려하는 방향의 단면 길이와 복부 두께로 이루어지는 콘크리트의 순단면적을 의미하며, PC 실험체의 경우에는 토핑 콘크리트의 두께에 근거하여 계산하였다. $\rho_{n}$은 $A_{cv}$에 대한 정착철근의 철근비를 의미하며, $\rho_{v}$은 위험단면에서의 철근비를 의미한다.

Fig. 22에 나타낸 것과 같이 모든 실험체의 강도는 KDS 14 20 80의 공칭 전단강도에 비해 큰 값을 갖는 것으로 나타났다. 특히 PC 실험체의 강도는 KDS 14 20 80의 공칭 전단강도를 크게 상회하는 것으로 나타났다. 이는 90°표준갈고리형 정착철근, 확대머리 정착철근, U형 정착철근이 적용된 하프 PC 벽체 시스템이 현행 구조기준에서 제시하는 다이아프램 구조로서의 면내 구조성능을 보유할 수 있다는 것을 의미한다. 반면에 PC 실험체의 강도는 KDS 14 20 66에서 제시하는 수평전단강도에 비해서는 약간 낮은 값을 갖는 것으로 나타났다. 즉, 정착철근의 전단마찰거동만을 고려하는 KDS 14 20 80이 하프 PC 벽체 시스템 접합부의 면내전단성능을 과소평가하고 있는 반면, 콘크리트의 기여분을 추가로 고려하는 KDS 14 20 66의 수평전단 강도식은 다소 과도하다는 것을 의미한다.