2.1 RC와 PC의 응력 전달 차이

Fig. 1(a)와 같이 RC 보-기둥 접합부에서는 콘크리트가 연속적으로 타설되어 있기 때문에 하중이 접합부 내에서 대각 압축 스트럿을 따라 전달된다. 이 경우 응력은 콘크리트 내부를 통해 연속적으로 분산되며, 비교적 안정적인 전단 저항 메커니즘이 형성된다(Hwang and Lee, 2002). 반면, Fig. 1(b)에 나타난 프리캐스트 접합부의 경우 계면의 존재로 인해 응력 전달 경로가 변화하게 된다. 접합부에서는 연속적인 압축 스트럿이 형성되기 어려우며, 대신 계면에서의 전단 마찰 및 철근 부착에 의존하여 하중이 전달된다(Song et al., 2020). 이 과정에서 계면을 따라 슬립이 발생할 수 있으며, 응력 전달이 국부적으로 집중되는 특성을 보인다. 따라서 PC 접합부는 RC 접합부와 달리 응력 전달 경로가 불연속적으로 형성되며, 이는 접합부 전단거동 및 파괴 메커니즘에 중요한 영향을 미치는 요인으로 작용한다.

Fig. 1 Mechanism of joints behavior

또한 PC 보-기둥 접합부는 계면이 존재한다는 점에서, 일체형 구조인 RC 접합부와 철근 응력의 분포에서도 차이를 갖는다. 반복하중 작용 시 계면이 쉽게 분리될 수 있으며, 이는 종방향 철근에 응력이 집중 및 부착 성능 저하를 일으킨다. 그 결과 철근이 충분히 정착하지 못하고, 응력 전달이 보 내부로 충분히 확산되지 못한 채 접합부 영역에 집중되는 경향을 보인다. Fig. 2(b)에서 나타난 바와 같이, 프리캐스트 접합부의 경우 철근의 최대 변형률이 보 단부가 아닌 기둥면 또는 접합부 코어 영역에서 발생하는 것으로 나타난다. 이는 RC 접합부에서 보 단부의 소성힌지 영역에 항복이 집중되는 거동인 Fig. 2(a)와는 상이한 결과로, PC 접합부에서는 철근 변형이 접합부 내부에 집중되기 때문으로 해석된다. 결과적으로 유효 소성 힌지 길이를 감소시키고, 접합부 전단거동을 지배적으로 만드는 요인으로 작용한다.

Fig. 2 Comparison of rebar strain

2.2 강섬유의 역할

SFRC는 균열 발생 이후 섬유의 가교작용에 의해 응력 전달을 지속함으로써 균열 폭의 급격한 증가를 억제하고, 콘크리트의 인성 및 연성을 향상시키는 재료로 보고되고 있다. 특히 PC 보-기둥 접합부에서는 강섬유를 적용한 경우 반복하중 작용 시 균열 진전 및 슬립이 억제되어 접합부의 안정적인 거동에 기여할 수 있는 것으로 알려져 있다. 또한 loop splice와 현장 타설 콘크리트로 구성된 습식 접합부에 강섬유 적용 시, RC 접합부와 유사한 수준의 연성을 유지하면서도 강도와 강성은 동등하거나 더 우수한 거동을 보였다.

이러한 효과는 접합부의 전단 저항 측면에서도 나타난다. 실제 접합부에서는 콘크리트 압축 스트럿뿐만 아니라 횡보강근의 구속효과, 계면 마찰, 부착응력 및 슬립 등 다양한 저항 메커니즘이 복합적으로 작용하는데, 강섬유는 균열 집중을 완화함으로써 접합부 내 압축 스트럿의 안정성을 향상시키고 안정적인 접합부 거동에 기여하는 것으로 나타났다.

$b_c$ : Width of column, $h_c$ : Depth of column, $f_c$ : Compressive strength of concrete, $N$ : Axial compression load of column, $b_j$: Width of joint, $h_j$ : Height of joint, $d_f$ : Diameter of steel fiber, $l_f$ : Length of steel fiber, $v_f$ : Volume fraction of steel fiber, $f_y$ : Yield strength of joint stirrups, $A_{sh}$ : Area of joint stirrups, $S$ : spacing of joint stirrups, $h_0$ : Effective depth of the joint region, $a'_s$ : Distance from compression face to the centroid of compression reinforcement

이러한 관점에서 Tang et al.(1992)에서는 접합부 전단강도를 식 (1)과 같이 접합부 전단강도 $V_j$를 각각 식 (2), (3), (4)인 콘크리트 기여분 $V_c$, 강섬유 기여분 $V_f$, 횡보강근 기여분 $V_s$로 제안했다. 해당 식은 강섬유가 균열면에서 가교 작용을 통해 접합부 전단 저항에 직접적으로 기여함을 정량적으로 나타낸다. 특히 강섬유 기여분은 섬유 체적비와 형상비($l_f/d_f$)에 비례하여 증가하므로, 강섬유 혼입량 및 형상 특성이 향상될수록 전단저항에 대한 기여도가 증가한다. 이는 횡보강근이 담당하던 전단저항의 일부를 대체할 수 있음을 시사한다. 따라서 기존 연구들에서는 강섬유를 활용한 횡보강근의 부분적 대체가 시공성 및 품질 확보뿐만 아니라, 접합부 내 전단저항 메커니즘을 보완할 수 있는 방법으로 보고한다.

3.1 실험체 계획

본 연구는 PC 외부 보-기둥 접합부의 전단강도를 분석하기 위해 총 4개의 실험체를 계획하였다. 기준 실험체인 RC 보-기둥 접합부는 특수모멘트골조(Special Moment Frame, SMF) 상세를 적용하였고, 실제 건축물에서 SMF 시스템의 적용이 제한적이기에 대상 건물 없이 KDS 14 20 80에 따라 직접 설계하였다. KDS에 명시되지 않거나 세부 규정이 부족한 사항은 ACI 318-25를 참고하여 결정하였다. PC 접합부는 기준 실험체와 동일한 상세를 바탕으로 설계하였으며, 횡보강근 완화와 강섬유 혼입률을 변수로 설정하여 비교 및 분석하였다.

실험체는 축소 효과에 따른 변수를 제거하기 위하여 실물 크기(Full-scale)로 제작하였다. 보와 기둥의 단면 크기는 각각 360 mm × 600 mm, 430 mm × 430 mm이고, 보의 길이는 2,300 mm, 기둥의 길이는 3,300 mm로 설정하였다. 실험체의 형상, 주요 치수 및 배근 상세는 Fig. 3에 나타내었다.

본 연구의 주요 변수는 접합부 횡보강근비 및 강섬유 혼입률로 설정하였다. RC 실험체는 일체형 철근콘크리트 접합부의 거동을 평가하기 위한 기준 실험체로 계획하였으며, RC 실험체와 동일한 접합부 횡보강근비를 갖는 PC 접합부를 제작하여 접합에 따른 거동 차이를 비교하고자 한다. 이후 횡보강근비 감소가 PC 접합부의 전단거동 및 파괴양상에 미치는 영향을 평가하고, 동일한 횡보강근 감소 조건에서 강섬유 혼입에 따른 균열 제어 및 전단저항 성능 개선 효과를 검토하기 위해 계획하였다.

실험체의 명칭은 PC 뒤의 첫 번째 숫자 100과 50은 횡보강근 비를 나타내고, 마지막 숫자 0% 1.0%는 접합부 2차 타설부에 혼입된 강섬유 체적비를 의미한다. 각 실험체의 형상 및 변수는 Table 1에 제시하였다.

Fig. 3 Details of the specimens (Unit : mm)

보와 접합부, RC 기둥의 콘크리트의 설계 기준 압축강도는 40 MPa로 설정하였으며, PC 기둥은 기둥에서 파괴가 일어나지 않도록 50 MPa 콘크리트를 사용하였다. PC 2차 타설에 사용될 강섬유는 ACI 318-25에서 제시하는 형상비 기준을 만족하도록 길이 30 mm, 직경 0.5 mm로 형상비 60의 양단 후크형(hooked-end) 강섬유를 사용하였다. 보의 인장철근은 갈고리 철근 D19(SD400)을 사용하여 접합부 내부에서 90도 갈고리로 상하부 철근을 정착시키고, 기둥의 주철근은 D25(SD500)을 사용하였다. 보의 스트럽과 기둥의 후프 철근은 모두 내진 상세를 적용한 D10(SD400)을 사용하였다.

재료 시험은 관련 KS 규격에 따라 수행하였으며, 결과는 Table 2와 3에 제시하였다. Table 2의 재료시험체 명칭 C1과 C2는 1차 타설과 2차 타설 콘크리트를 의미하고 다음 숫자는 설계한 압축강도를 나타낸다. 재료시험 결과, 압축강도는 강섬유 혼입률 증가에 따른 변화가 크지 않았으나, 쪼갬인장강도와 휨인장강도는 강섬유 1.0% 혼입 시 각각 약 60%, 25% 증가하였다. 보 및 기둥에 사용된 철근(D10, D19, D25)에 대해서는 KS B 0802에 따라 인장시험을 수행하였으며, 그 결과는 Table 3에 제시하였다.

2차 타설인 현장 타설에서는 실제 현장을 모사하고 콘크리트의 균질성 저하를 방지하기 위해 Fig. 4와 같이 세워서 타설하였다.

Fig. 4 Second casting of specimens

3.2 실험체 세팅과 가력 계획

실험체는 Fig. 5와 같이 기둥 양 끝의 350 mm 떨어진 위치에 힌지를 설치하고 면외좌굴 방지를 위한 프레임을 힌지와 연결하고 보 측에 설치하였다. 지진하중을 모사하기 보 부재에 100 ton 용량의 Actuator를 설치하여 반복횡하중을 가력하였다. 기둥의 축하중은 기둥 축강도의 10%인 960 kN를 한 쪽 오일잭(Oil Jack)을 통해 실험 종료 시점까지 가력하였고 반대측은 반력벽을 이용하여 지지하였다.

ACI 374.1-05(2005)에서는 세 사이클씩 단계별 drift ratio가 직전 단계의 약 1.25배 이상 1.50배 이하가 되도록 권장하고 Fig. 6의 하중 프로토콜과 같이 반복 가력하였다.

Fig. 5 Test configuration

Fig. 6 Load Protocol

4.1 하중-변위 관계

각 실험체의 드리프트 비에서의 하중–변위 관계 결과 그래프를 Fig. 7에 나타내고, 최대하중을 비교하였다. 실험체의 파괴 시점은 Park(1989)의 기준에 따라 최대하중 이후 하중이 최댓값의 80%로 감소하는 시점으로 정의하였다. 또한 최대하중의 약 40% 이하로 감소하는 사이클에서 실험을 종료하였다. RC 실험체는 전단파괴 발생 이후 시험의 안정성을 고려하여 최대하중의 40%에 도달하기 전에 실험을 종료하였다.

각 실험체의 최대하중은 RC 기준 실험체에서 234 kN으로 가장 높게 나타났다. 강섬유를 혼입하지 않은 PC 실험체 PC-100-0%와 PC-50-0% 실험체는 RC 대비 각각 57 kN, 75 kN 감소하였다. 이는 PC로 전환 후 횡보강근의 감소가 최대하중 저하에 영향을 미쳤음을 보여준다. 반면, 강섬유를 1.0% 혼입한 PC-50-1.0% 실험체는 최대하중이 227 kN로 RC 기준 실험체와 비슷한 하중을 나타낸다.

강섬유를 혼입하지 않은 실험체는 최대하중 이후 급격한 강도 저하와 핀칭현상을 보이고, 특히 PC-50-0% 실험체에서 두드러지게 나타났다. 이는 계면에서의 슬립 증가로 인한 부착 성능의 저하가 철근의 응력 전달을 제한하였고, 전단 저항이 콘크리트에 의존하게 되면서 취성적인 파괴가 발생한 것으로 판단된다. 반면, PC-50-1.0% 실험체에서는 강섬유가 균열면에서의 응력 전달을 유지하고 슬립을 억제함으로써 핀칭현상이 완화되었으며, 최대하중 이후에도 일정 수준의 강도를 유지하는 것이 확인되었다.

Fig. 7 Load-displacement relationships of specimens

4.2 균열과 파괴양상

모든 실험체 초기에는 보 부재에 휨균열이 발생하고, 드리프트 증가에 따라 접합부로 균열이 확장되었다. 약 0.75% 드리프트부터 접합부 코어 영역에서 대각균열이 발생하며, 최종적으로 접합부 전단파괴가 나타났다. Fig. 8은 각 실험체의 0.75% 드리프트와 실험 종료 시의 균열 양상을 나타내었다.

기준 실험체는 접합부에서 발생한 대각균열이 드리프트 증가에 따라 기둥으로 확장되며 전단균열이 지배적으로 나타났다. 최종 파괴 시점에 접합부의 콘크리트 탈락(spalling)이 나타났다. PC-100-0% 실험체에서도 유사한 전단균열이 관찰되었으나, 기준 실험체와 비교할 때 기둥으로 연결되는 대각균열의 위치와 확장 경로가 기둥과 접합부의 계면을 지날 때 이동하여 다르게 나타났다.

PC-50-0% 실험체는 PC-100-0% 실험체에 비해 접합부 전단균열의 발생 시점이 빠르고, 파괴 시점 또한 조기에 나타났다. 반복가력이 진행됨에 따라 접합부의 대각균열 폭이 크게 증가하였으며, 최종 파괴 시점에 기준 실험체보다 콘크리트의 박리 및 탈락이 더 크게 발생하였다. 또한 균열 및 파괴가 특정 대각균열에 집중되는 경향을 보여 횡보강근비 감소에 따른 접합부 손상 확대가 뚜렷하게 나타났다.

반면, PC-50-1.0% 실험체는 높은 드리프트 비에서도 박리 현상이 크게 발생하지 않았으며, RC 실험체와 유사한 전단균열 분포를 나타냈다. 또한 동일 드리프트 수준에서 균열 폭을 비교한 결과, 강섬유 혼입에 따라 단일 대각균열에 손상이 집중되기보다 다수의 미세균열이 분산되어 발생하는 경향이 관찰되었다. 동일 드리프트에서의 PC-50-0% 실험체의 주균열 폭을 비교했을 때 약 13 mm 이상의 차이가 발생함을 확인하였다. 이는 강섬유 혼입 실험체에서 균열 폭 증가가 억제되고, 접합부 손상 집중이 완화되어, 최종 파괴 시까지 상대적으로 안정적인 균열 분포를 보였다.

Fig. 8 Cracking patterns and failure modes of specimens

4.3 접합부 전단변형

접합부 전단변형을 정량적으로 평가하기 위하여 접합부 코어 영역의 양 대각선 방향에 LVDT를 설치하여 상대 변위를 계측하였다. 각 대각선 방향으로 측정된 변위를 이용하여 접합부 전단변형을 식 (5)와 같이 산정하였다.

여기서 $\delta$와 $\delta'$는 서로 다른 두 대각선 방향에서 측정된 변위이며, $l$은 대각선 방향 LVDT의 유효길이, $\alpha$는 대각선과 수평축 사이의 각도를 의미한다. 해당 식은 접합부 내 대각선 방향 변위의 차이를 전단변형으로 환산한 것으로, 접합부 코어 영역에서 발생하는 전단변형을 정량적으로 나타낸다. Fig. 9에는 각 실험체의 드리프트 증가에 따른 접합부 전단변형을 나타내었다. 2.0% 드리프트 이후는 콘크리트의 박리 및 국부 손상 발생으로 전단변형 측정값의 신뢰성이 저하된다고 판단해 비교 대상에서 제외하였다.

드리프트 증가에 따라 모든 실험체의 접합부 전단변형은 점진적으로 증가하는 경향을 보였다. 기준 실험체는 전체 드리프트 구간에서 상대적으로 낮은 전단변형을 보이고, 2.0% 드리프트에서 약 0.0035의 값을 보인다. 반면, PC 실험체에서는 기준 실험체보다 큰 전단변형을 나타냈으며, 이는 계면의 존재로 인해 PC 접합부 영역에서 변형이 증가할 수 있음을 보여준다. 특히 횡보강근을 감소시킨 실험체는 0.8% 드리프트 이후 전단변형이 급격히 증가하였으며, 2.0% 드리프트에서는 약 0.01로 가장 큰 전단변형을 보인다. 이는 하중-변위 관계에서 가장 낮은 최대하중과 뚜렷한 강도 저하를 보인 결과와 연관된다. 또한 균열과 파괴 양상에서 관찰된 접합부 대각균열의 조기 발생 및 접합부 코어 영역의 손상 집중과도 연관된다. 즉, 횡보강근비가 감소한 PC 접합부에서는 반복가력에 따라 접합부 영역의 전단변형이 크게 증가하였고, 이로 인해 하중 저항능력 저하와 손상 집중이 더욱 뚜렷하게 나타난 것으로 판단된다.

반면, PC-50-1.0% 실험체는 PC-50-0%에 비해 전단변형이 감소하였으며, 2.0% 드리프트에서는 기준 실험체와 유사한 수준의 전단변형을 나타냈다. 이는 강섬유 혼입 실험체가 하중-변위 관계에서 강섬유를 혼입하지 않은 실험체에 비해 핀칭 현상이 완화되고, 최대하중 이후에도 비교적 안정적인 이력거동을 보인 결과와 관련된다. 또한 균열 및 파괴양상에서 관찰된 바와 같이, 강섬유 혼입 실험체는 손상이 단일 대각균열에 집중되기보다 다수의 미세균열로 분산되는 경향을 보였다. 이는 강섬유가 균열 이후에도 인장응력 전달을 유지하고 콘크리트의 인성을 향상시킴으로써, 횡보강근 감소에 따른 전단저항 저하를 일부 보완한 것으로 판단된다. 따라서 SFRC는 접합부 전단변형의 급격한 증가를 억제하고, 접합부 손상 집중을 완화하는 데 기여한 것으로 해석된다.

Fig. 9 Shear distortion of joints

4.4 보의 주철근 변형률

보의 주철근 변형률 분포를 통해 접합면 인근 및 접합부 내부에서의 응력 전달 특성을 분석하였다. Fig. 10에는 각 실험체의 갈고리 정착부 곡선부에서의 변형률을 $\varepsilon_1$, 계면 부근에서의 변형률을 $\varepsilon_2$로 두어 계측된 보 주철근 변형률 분포를 나타내었다. 재료시험을 통해 산정한 항복변형률 $\varepsilon_y$를 함께 표시하였다. 본 연구에서는 계측된 철근 변형률이 $\varepsilon_y$를 초과한 경우 해당 위치의 철근이 항복한 것으로 해석하였다.

RC 기준 실험체에서는 접합부 내부와 접합면 인근 모두에서 비교적 큰 변형률이 확인되었으며, 항복변형률을 초과하였다. 이는 일체형 RC 접합부에서 보 주철근의 인장력이 보 단부에 국한되지 않고 접합부 내부 정착부까지 전달되었음을 보여준다. 따라서 RC 실험체는 일체형이기에 보 단부에서 휨에 의한 철근 변형 발생 후 접합부 내부 갈고리 정착부 주변으로 철근 응력 전달이 충분히 이루어진 것으로 판단된다.

반면, 강섬유를 혼입하지 않은 PC 실험체에서는 RC 기준 실험체와 다른 변형률 분포가 나타났다. PC-100-0% 실험체의 경우 접합면 인근에서 항복변형률을 초과하는 변형률이 확인되었으나, 갈고리 정착부 곡선부에서는 항복변형률에 도달하지 않았다. PC-50-0% 실험체는 접합면 인근과 갈고리 곡선부 모두 항복하지 않았다. 즉, 무섬유 PC 실험체에서는 보 주철근 변형률이 접합면 인근에 집중되는 반면, 접합부 내부 정착부까지는 충분히 전달되지 않는 경향을 보였다.

이러한 변형률 분포는 PC 접합부의 계면 특성과 관련된 것으로 판단된다. 보와 접합부 사이에 형성된 계면은 반복하중을 받는 과정에서 슬립과 부착성능 저하를 유발할 수 있으며, 이로 인해 철근과 콘크리트 사이의 응력 전달이 RC 실험체와 같이 연속적으로 이루어지기 어렵다. 특히 PC-50-0% 실험체의 경우 접합부 횡보강근비가 감소함에 따라 접합부 균열 제어와 구속 효과가 상대적으로 저하되었고, 이로 인해 접합면 인근의 변형률 집중과 접합부 손상이 더욱 뚜렷하게 나타난 것으로 판단된다. 그 결과 무섬유 PC 실험체에서는 접합부 내부 정착부까지의 철근 응력 전달이 제한되었으며, 접합부 전단손상이 지배적으로 진행된 것으로 판단된다.

PC-50-1.0% 실험체의 경우, 접합면 인근과 갈고리 정착부 곡선부에서 모두 항복변형률을 초과하는 변형률이 확인되었다. 특히 PC-100-0% 실험체에서는 접합면 인근 변형률이 약 4000 $\mu\varepsilon$까지 증가한 반면, 갈고리 정착부 곡선부에서는 항복변형률에 도달하지 않았다. 이에 비해 PC-50-1.0% 실험체에서는 접합면 인근 변형률이 약 3000 $\mu\varepsilon$ 수준으로 상대적으로 작게 나타났으며, 동시에 갈고리 정착부 곡선부에서도 항복 수준의 변형률이 확인되었다. 이는 강섬유 혼입에 의해 접합면 인근의 변형률 집중이 완화되고, 보 주철근의 인장응력이 접합면 인근에만 국부적으로 집중되지 않고 접합부 내부 정착부까지 전달되었음을 보여준다. 또한 PC-50-1.0% 실험체는 접합부 횡보강근비가 감소된 조건임에도 불구하고 이러한 변형률 분포를 보였으며, 이는 강섬유가 접합부 균열 폭 증가와 계면 슬립을 억제하여 반복하중 하에서 보 주철근을 통한 응력 전달 성능을 유지하는 데 기여했기 때문으로 판단된다. 따라서 강섬유 혼입은 횡보강근 감소에 따른 구속 효과 저하를 일부 보완하고, 프리캐스트 접합부의 응력 전달을 개선하는 데 기여한 것으로 판단된다.

따라서 보 주철근 변형률 분포는 각 실험체의 접합부 내 응력 전달 특성 차이를 보여준다. RC 기준 실험체에서는 보 단부에서 접합부 내부 정착부까지 비교적 연속적인 응력 전달이 이루어진 반면, PC 실험체에서는 접합면 인근으로 변형률이 집중되고 정착부까지의 응력 전달이 제한되는 경향을 보였다. 그러나 동일하게 횡보강근비가 감소된 강섬유 혼입 실험체는 접합면 인근과 갈고리 정착부 곡선부에서 모두 항복 수준의 변형률이 확인되었으며, 이는 강섬유 혼입이 계면 손상과 응력 전달 불연속성을 완화하는 데 기여했음을 보여준다. 이러한 결과는 강섬유 혼입 실험체에서 나타난 핀칭완화 및 안정적인 이력거동과도 부합한다.

Fig. 10 Beam longitudinal rebar strain

4.5 강성

각 실험체의 반복가력에 따른 상대강성 변화를 Fig. 11에 나타내었다. 상대 강성은 각 사이클에서의 강성을 실험체별 초기 강성으로 나눈 값으로 정의하였다. 이를 통해 초기 강성 대비 강성 저하 경향을 비교한다. 모든 실험체에서 드리프트가 증가함에 따라 상대 강성은 점진적으로 감소하였다. 이는 반복가력에 따라 균열 발생, 균열 폭 증가, 부착성능 저하 및 접합부 손상이 누적되면서 동일 변위에서의 하중 저항능력이 감소하였기 때문으로 판단된다. 특히 접합부 전단균열 발생 이후 상대강성 저하가 뚜렷하게 나타났으며, 이는 하중-변위 관계에서 최대하중 이후 이력곡선의 기울기가 감소하고 재가력 시 하중 회복이 지연되는 거동과 관련된다.

Fig. 11 Relative stiffness versus drift ratio

PC-50-0% 실험체는 드리프트 증가에 따른 상대강성 저하가 가장 크게 나타났으며, 동일 드리프트에서 다른 실험체에 비해 낮은 상대 강성을 보였다. 이는 횡보강근비 감소로 인해 접합부 균열 이후 구속효과가 충분히 유지되지 못하고, 반복가력 중 하중 전달 성능이 빠르게 저하되었음을 의미한다. 따라서 PC-50-0% 실험체에서 관찰된 낮은 최대하중, 최대하중 이후 급격한 강도 저하 및 뚜렷한 핀칭 거동은 상대강성의 급격한 감소와 연관되는 것으로 판단된다.

반면, 동일 조건에서 강섬유를 1.0% 혼입한 실험체는 상대강성 저하가 상대적으로 완만하게 나타났다. 이는 강섬유 혼입으로 균열 이후에도 인장응력 전달이 일부 유지되고, 반복가력 중 하중 전달 경로가 급격히 상실되지 않았기 때문으로 판단된다. 이에 따라 PC-50-1.0% 실험체는 하중-변위 관계에서 무섬유 실험체에 비해 핀칭 현상이 완화되고, 최대하중 이후에도 비교적 안정적인 이력거동을 보인 것으로 해석된다. 따라서 강섬유 혼입은 횡보강근 감소 조건에서도 반복가력에 따른 강성 저하를 완화하고, 접합부의 하중 저항 성능을 보다 안정적으로 유지하는데 기여한 것으로 판단된다.

5.1 기존 설계기준의 접합부 전단강도

기존 설계기준 및 선행연구에서 제시된 보-기둥 접합부 전단강도식은 대부분 현장타설 RC 접합부를 대상으로 제안되었으며, PC 접합부의 계면, 슬립 및 정착 상세에 따른 응력 전달 특성을 직접적으로 반영한 일반화된 전단강도 예측식은 제한적이다. 따라서 본 연구에서는 기존 RC 기반 접합부 전단강도식을 이용하여 실험결과와 비교하고, PC 접합부의 계면 및 강섬유 혼입에 따른 전단거동 차이를 함께 검토하였다.

본 연구에서 접합부 전단강도의 정량적 평가는 ACI 352R, EC8-2, NZS 등에서 제시하는 식 (6), (7), (8)을 이용하여 실험결과와 비교하였다. 국내 기준인 KDS 14 20 80에서는 접합부의 구속 조건에 따라 외부 접합부 전단강도를 $1.0\sqrt{f_{ck}} A_j$를 초과할 수 없는 것으로 규정하고 있다. 이는 ACI 352R과 유사하게 콘크리트 압축강도와 접합부 유효면적을 기반으로 한 경험식 형태로 제시되고 있다. ACI 352R(2002)에는 외부 보-기둥 접합부의 구속 조건을 고려하여 $\gamma = 12$를 적용하였다. 이는 횡보강근 간격이 충분히 조밀하고 접합부 구속이 확보된 경우 적용 가능한 값으로, 기존 연구에서도 동일한 기준이 사용된 바 있다. EC8-2에서는 접합부 전단강도를 콘크리트 압축강도뿐만 아니라 축력, 압축응력 및 인장강도의 영향을 함께 고려하여 산정한다. NZS 3101에서는 접합부 평균 전단응력을 제한하는 방식으로 접합부 전단강도를 평가하며, 접합부 평균 전단응력이 압축강도의 0.20을 초과하지 않도록 규정한다. 전체적으로 기존 설계 기준은 접합부 전단강도를 콘크리트 기여분 중심으로 평가하고 있으며, EC8-2의 경우 일부 응력 상태를 추가적으로 고려하고 있다.

각 설계기준에서 제시하는 접합부 전단강도와 강섬유를 혼입한 Tang et al.의 식 (1)에 대한 실제 실험체에 작용한 접합부 전단력의 비를 Table 4에 나타내었다. 접합부에 실제 작용하는 전단력은 실험 결과로부터 얻어진 액추에이터 하중을 사용하여 계산된 보 휨모멘트에 의해 발생하는 보 주철근 인장력과 기둥 전단력의 평형관계를 이용하여 식 (9)으로 산정하였다.

$\gamma$ : Joint shear strength coefficient, $f'_c$ : compressive strength of concrete, $b_j$ : effective width of the joint, $h_c$ : Column depth in the direction of joint shear, $A_{sh}$ : Total area of joint transverse reinforcement, $f_y$ : yield strength of transverse reinforcement, $h_{jw}$ : effective joint height, $f_{ctd}$ : Design tensile strength of concrete, $h_{jc}$ : Effective depth of the joint core, $P$ : Actuator Load, $L_b$ : Distance from the column face to the beam end, $L_c$ : Distance between column supports, $d$ : Effective depth of the beam, $a$ : Depth of the equivalent rectangular compression block

기존 설계기준은 충분한 구속 및 연속성을 가지는 일체형 RC 접합부를 기반으로 제안된 식이나, 본 연구의 실험체는 접합부의 전단거동 및 실제 전단강도를 지배적으로 평가하기 위하여 접합부 전단파괴가 발생하도록 설계되었다. 이를 위해 보 철근량을 증가시켜 접합부 전단수요를 증가시켰으며, 특히 PC 실험체의 경우 계면의 존재에 따른 슬립 및 부착응력 저하가 발생하도록 계획하였다. 또한 횡보강근 감소 조건을 적용함에 따라 접합부 구속 효과가 감소하였다.

따라서 본 연구의 실험체는 기존 RC 기반 설계기준에서 가정하는 일반적인 접합부 조건보다 불리한 전단저항 조건을 가지며, 이로 인해 실험체의 실제 접합부 전단강도가 기존 기준에서 예측한 값보다 작게 나타난 것으로 판단된다. 즉 본 연구의 결과는 절대적인 전단강도 예측값 자체보다는 횡보강근 감소 및 강섬유 혼입에 따른 실험값과 기준값의 상대적 변화 경향에 주목하였다.

ACI 352R-02 및 NZS 기준의 경우, 횡보강근 감소 및 강섬유 혼입 여부와 관계없이 콘크리트 압축강도와 접합부 유효면적을 중심으로 전단강도를 평가하기 때문에 동일한 공칭 전단강도를 나타냈다. 반면 EC8-2에서는 횡보강근의 기여효과 및 축응력 상태를 함께 고려함에 따라, 횡보강근이 감소된 실험체에서 공칭 전단강도가 감소하는 경향을 나타냈다. 또한 동일한 횡보강근 조건에서 강섬유를 혼입한 실험체, 특히 EC8-2 기준에서 전단력비가 1.108의 값을 보이는데, 기존 기준식이 강섬유 혼입에 따른 실제 전단저항 증가를 충분히 반영하지 못하는 것으로 알 수 있다. 결과적으로 기존 RC 기반 설계기준을 PC-SFRC 접합부에 그대로 적용할 경우 실제 접합부 거동과 차이가 발생할 가능성이 높다.

5.2 PC-SFRC 접합부의 전단강도 평가

강섬유 기여분은 식 (3)과 같이 전단강도에 대한 추가 저항항 $V_f$로 산정되며 강섬유 기여분은 균열면에서의 가교 작용을 통해 인장 응력을 전달함으로써 전단 균열의 진전을 지연시키는 역할을 한다. 식 (4)에서의 횡보강근 기여분 $V_s$에서 횡보강근이 100%일 때 308.4 kN와 50%일 때 140.2 kN으로 약 168.2 kN 차이가 난다. 실제 전단강도는 약 57 kN 차이로 계산된 값보다 작게 나타난다. 이는 $V_s$ 식이 횡보강근이 충분히 항복하고 전단균열을 효과적으로 가로지르는 경우의 기여분을 가정하지만, 본 연구는 PC이기에 횡보강근 식에서 가정한 수준만큼 전단저항에 기여하지 못했음을 보여준다.

반면 동일한 횡보강비 조건에서 1.0%의 강섬유 혼입 여부를 비교했을 때, $V_f$는 약 222 kN으로 계산되었고, 실험체의 전단강도는 216 kN의 차이를 나타내는데, 이는 계산된 값과 유사하다. 또한 기준 실험체와는 22 kN 차이로 비슷한 값을 보인다. 따라서 강섬유가 횡보강근 감소에 따른 전단저항 저하를 보완할 수 있는 것으로 해석된다.

기존 기준식 기반 접합부 전단강도 평가식은 PC 접합부에서 발생하는 거동 특성을 충분히 반영하지 못하는 한계가 있다. 이를 보완하기 위해 PC-SFRC 접합부의 전단강도는 반복하중에 따른 계면 슬립 및 응력 전달 효율 저하를 고려하여 콘크리트 및 횡보강근 기여 감소 계수 $\alpha$ 및 $\beta$를 도입하고, 계면 전단 저항에 따른 식 (10)의 $V_i$항과 강섬유 기여분 $V_f$를 포함한 식 (11)의 형태로 접근하여 평가할 필요가 있다.

다만 본 연구에서는 각 기여항의 정량적 계수 산정보다는 실험 결과를 기반으로 한 전단저항 메커니즘의 경향 분석에 초점을 두었다. 따라서 각 기여항에 대한 정량적 평가 및 감소 계수 산정은 향후 추가 연구를 통해 검토될 필요가 있다.