접합부 상세에 따른 복합 병렬 전단벽 시스템의 구조 성능
Structural Performance of Hybrid Coupled Shear Wall System Considering Connection Details
박 완 신1) 윤 현 도2)* 김 선 웅3) 장 영 일4)
Park, Wan Shin Yun, Hyun Do Kim, Sun Woong Jang, Young Il
Abstract
In high multistory buildings, hybrid coupled shear walls can provide an efficient structural system to resist horizontal force due to wind and seismic loads. Hybrid coupled shear walls are usually built over the whole height of the building and are laid out either as a series of walls coupled by steel beams with openings to accommodate doors, elevator walls, windows and corridors. In this paper, the behavior characteristics of hybrid coupled shear wall system considering connection details is examined through results of an experimental research program where 5 two-thirds scale specimens were tested under cyclic loading. Such connections details are typically employed in hybrid coupling wall system consisting of steel coupling beams and reinforced concrete shear wall. The test variables of this study are embedment length of steel coupling beam and wall thickness of concrete shear wall. The results and discussion presented in this paper provide fundamental data for seismic behavior of hybrid coupled shear wall systems.
Keywords : Hybrid coupled shear wall, Steel coupling beams, Embedment length, Wall thickness
1) 정회원, 충남대학교 건설공학교육과 교수 2) 정회원, 충남대학교 건축공학과 교수 3) 정회원, 충남대학교 대학원 석사과정 4) 정회원, 충남대학교 건설공학교육과 교수
* Corresponding author : [email protected] 010-8260-1242
• 본 논문에 대한 토의를 2012년 6월 30일까지 학회로 보내주시면 2012년 7월호에 토론결과를 게재하겠습니다.
1. 서 론
지난해 2011년 03월 11일에 일본에서 리히터 규모 9.0의 강진의 발생으로 인하여 수많은 인명피해 및 구조 물이 심각한 피해를 경험하였다. 강진 발생 이후에도 전 세계적으로 지진의 발생빈도가 증가하고 있는 추세에 있으 며 우리나라에도 더 이상 지진에 대한 안전지대가 아니라는 인식이 확산되고 있는 실정이다. 이에 최근 한국, 미국과 일 본 등 선진외국을 중심으로 지진에 대한 내진성능을 확보할 수 있는 구조 시스템의 개발에 대한 연구(Shahrooz 및 Fortney, 2005, 윤현도 등, 2004)가 활발하게 진행되고 있다. 특히, 국내에서는 철골 보와 철근콘크리트 벽체로 구성된 복합 병렬 전단벽 시스템이 기존의 철근콘크리트 보와 철근콘크리트 벽체로 구성된 병렬전단벽 시스템에 비해 효율적인 내진저항 시스템을 널리 알려지면서 이에 대한 연구(윤현도 등, 2004, 김선웅 등, 2011)가 활발하 게 진행되고 있다.
병렬 전단벽에 대한 국내⋅외 연구는 1964년 알래스 카 지진이 일어난 후, 병렬 전단벽 구조에서의 커플링보 의 내진성능을 향상시키기기 위해 철근콘크리트 커플링 보(Tassios et al., 1996, Galano 및 Vignoli, 2000) 철 골 커플링 보(Harries, 205, Roeder et al., 1978), 합성 커플링 보(Shahrooz et al., 1993, Gong et al., 2000), 프리스트레스트 커플링 보(Shen, 2002) 및 유사변형 경 화형 커플링 보(Park 및 Yun, 2011)를 적용한 복합 병 렬 전단벽에 대한 연구가 수행되고 있다. 그러나, 전술한 대부분의 연구는 다양한 상세를 갖는 커플링 보의 거동 및 강도 특성에 대한 연구이며 철근콘크리트 전단벽과 철 골 커플링 보 접합부에 대한 연구는 미흡한 실정이므로 다양한 접합부상세를 갖는 병렬 전단벽 접합부에 대한 설 계 기준식도 전무한 실정이다. 이와 같은 설계 기준식이 정립되기 위해서는 철근콘크리트 전단벽과 철골보로 이 루어진 접합부의 지압강도를 규명하는 것이 중요하다.
PCI 규준식(1978)은 철골 매립부재를 포함하는 PC 접
Table 1 Test variables
Speciemen name
connection details HT
$ Stud bolts Wall
HT* ST& steel beam
web (mm) number Dia.
(mm)
length (mm)
Thick.
(mm) Spacing
HCWS-ST2) - - - 300 12 19 125 300 HD13
@230
HCWS-STE - - - 200 12 19 125 300 HD13
@230
HCWS-SB2) ○ HD13
@230 300 8 19 125 300 HD13
@230
HCWS-SBT3) ○ ○ HD13
@230 300 12 19 125 300 HD13
@230
HCWS-SBTtb ○ ○ HD13
@230 300 12 19 125 262.5 HD13
@230 HT*: horizontal ties, ST& : stud bolts, $: embedment length
합부에 대하여 용접한 보강철근의 영향까지 고려하여 접 합부에 대한 설계식을 제정하였다. Kriz 및 Rath(1963) 은 프리캐스트 접합부에 대한 실험 및 이론적 연구를 수 행하여 지압강도가 콘크리트의 인장강도 에 비례하고, 콘크리트의 인장강도 는 콘크리트의 압축강도 의 제곱근에 비례한다고 가정하여 접합부에 대한 강도식을 제안하였다. William(1963)은 Kriz 및 Rath(1963)가 제안한 접합부 강도 산정식은 지나치게 과소평가되는 경 향을 지적하였으며 접합부 내력식은 (t/2b)0.47에 비례한 다고 가정하여 접합부 강도식을 제안하였다. Marcakis 및 Mitchell(1980)은 프리캐스트 기둥과 철골보 접합부 의 변형률 및 응력분포를 이상화하여 매립된 철골 보의 매립깊이를 산정하는 모델 및 접합부 내력식을 다음 제안 하였다. A. H. Mattock과 G. H. Gaafar(1982)는 철골 브라킷의 접합부에 대한 실험적 연구를 수행하여 철골 브 라킷에서 매립영역의 철골 단면 상부응력분포를 포물선 응력으로, 하부 응력분포를 ACI 318-11(2011)에서 제 시된 등가의 직사각형 응력분포로 가정하여 접합부 강도 식을 제안하였다.
상기의 PCI 규준식 및 철골 브라켓, 프리캐스트 및 보 -기둥 접합부 등에 대한 제안식들은 접합부 상세에 따른 접합부 강도의 기여도를 전혀 고려하지 못하고 있는 실정 이다. 그러므로 본 연구에서는 접합부 상세에 따른 복합 병렬 전단벽의 접합부 강도에 대한 규준식을 정립하기 위 한 선행연구로서 병렬 전단벽 접합부에서 커플링 보의 매 립길이 및 벽체 두께를 주변수로 실험적 연구를 수행하여 접합부 상세에 따른 복합 병렬 전단벽 시스템의 거동특성 을 규명하고자 한다.
2. 실험
2.1 실험체 계획
Table 1은 실험체 계획을 나타낸 것으로 실험체의 일 부는 기 수행된 실험체(윤현도 등, 2004)이며 실험체 계 획시 고려된 변수는 철골 커플링 보의 매립길이 및 철근 콘크리트 벽체의 두께이며 본 연구의 실험결과와 기존의 실험결과(윤현도 등, 2004)를 비교⋅분석하고자 하였다.
첫 번째는 접합부 매립영역에 스터드 볼트 및 수평타이가 없는 표준 실험체인 HCWS-ST 실험체이고, 두 번째는 지압강도에 대한 커플링 보의 매립길이의 영향을 평가하 기 위해 매립길이를 200mm로 짧게 한 HCWS-STE 실 험체이며, 세 번째는 스터드 볼트의 영향을 평가하기 위 한 HCWS-SB 실험체이다. 네 번째는 스터드 볼트 및 매 립영역의 철골 커플링 보 상⋅하부에 수평 타이(Tie)의 영향을 평가하기 위한 HCWS-SBT 실험체이며, 다섯 번 째는 벽체의 두께의 영향을 평가하기 위하여 벽체의 두께 를 265.5mm로 작게 한 HCWS-SBTtb 실험체이며 실 험체 상세는 Fig. 1과 같다.
2.2 재료실험
본 실험에 사용된 콘크리트, 철근 및 강재의 재료 시험 은 KS F 2404 및 KS B 0801의 라호 규정에 따라 시험 편을 제작하여 KS F 2404 및 KS B 0802 규정에 따라 실험을 실시하였으며 재료 시험결과는 Table 2와 3 및 Fig. 2와 같다.
(a) HCWS-ST (b) HCWS-STE (c) HCWS-SB
(d) HCWS-SBT (e) HCWS-SBTtb
Fig. 1 Specimen Details
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
0.0 1.0 2.0 3.0 4.0
Compressive strain εs, (%)
Tensile stress, fs (MPa)
HCWS Series fcu=30MPa
SCB Series fcu=34MPa
0 100 200 300 400 500 600 700
0 1 2 3 4 5 6
Tensile strain εs, (%)
Tensile stress, fs (MPa)
19 mm stud bolt Fy=442MPa, Fu=600MPa
13 mm diameter deformed bar Fy=400MPa, Fu=555MPa 10 mm diameter deformed
bar Fy=398MPa, Fu=566MPa
0 100 200 300 400 500 600 700
0 1 2 3 4 5 6
Tensile strain εs, (%)
Tensile stress, fs (MPa)
Steel beam flange Fy=352MPa, Fu=489MPa
Steel beam web Fy=339MPa, Fu=461MPa
Face bearing plate/Stiffner Fy=240MPa, Fu=387MPa
(a) concrete (b) reinforcement (c) steel
Fig. 2 Stress-strain relationship curve of materials Table 2 Mechanical properties of concrete
slump
(mm) , (MPa) , (MPa) , (×10-6)
, (GPa)
, (-)
145 32.0 30.0 2,484 25.9 0.17
Table 3 Mechanical properties of steel
Types (MPa) (×10-6) (MPa) ,(GPa)
reinforcement
HD10 398 2,325 566 171
HD13 400 2,380 555 168
D 19 stud 442 2,650 600 167
steel beam Flange 352 1,827 489 192
Web 339 1,682 461 216
(a) HCWS-ST (b) HCWS-STE (c) HCWS-SB
(d) HCWS-SBT (e) HCWS-SBTtb
Photo 1 Failure modes
Fig. 3 Specimen Set-up
1.5 1.75
+2
1.0
1 cycle at each Load level (Unit; kN)
-2
100
0
5075-1 +1
5 10
1500.5 0.75
20 15
1.25
25
cyclesDisplacement Control 3 cycle at each ductility level Load Control
θ/θ
y 2.0Fig. 4 Loading history
2.3 실험방법
Fig. 3은 실험체 설치상황을 나타낸 것으로, 실험진행은 철근콘크리트 벽체에 매립된 철골 커플링 보의 하중-회전 각 관계를 파악하기 위하여 표준 실험체인 HCWS-ST 실 험체를 기준으로 Mattock(1982)이 제안한 식에 의한 예 상 파괴하중(301.6 kN)의 1/2까지는 하중제어로 가력하 였고, 그 이후에는 변위제어로 가력하였으며 각 사이클별 재하이력은 Fig. 4와 같다. 또한, 철골 커플링보 매립부의 수직철근, 철골보 및 스터드 볼트의 도입된 하중에 따른 변형상태를 파악하기 위하여 해당부위에 스트레인 게이 지를 미리 부착하여 변형률을 측정하였다.
3. 실험결과
3.1 파괴 양상
Photo 1은 각 실험체의 최종 파괴양상을 나타낸 것이 다. 각 실험체의 파괴양상은 각 실험체의 접합부 배근상 세, 커플링 보의 매립길이 및 벽체의 두께에 따라 상이하 게 나타났다. HCWS-ST실험체의 경우, Photo 1(a)에 서 나타난 바와 같이 150 kN에서 매립영역에서 초기 수
(a) HCWS-ST (b) HCWS-STE (c) HCWS-SB
(d) HCWS-SBT (e) HCWS-SBTtb
Fig. 5 Load-rotational angel relationship curve
직균열이 발생되었고, 하중이 증가됨에 따라 균열이 매립 영역 철골부 상하부로 진전되었었으며 최종파괴시 매립영 역에서 콘크리트가 박리되어 취성파괴되는 양상을 띄었다.
HCWS-STE 실험체의 경우, Photo 1(b)에서 나타난 바와 같이 118 kN에서 매립영역에서 초기 수직균열이 발생되었고, 대체적으로 균열 진전 양상은 HCWS-ST실 험체와 유사하였지만 HCWS-ST 실험체에 비해 피해정 도가 심각하게 나타났다. 이는 HCWS-STE 실험체가 매 립영역에서 커플링 보의 매립길이가 HCWS-ST 실험체 에 비해 상대적으로 짧아 부착강도 저하 및 지압강도가 작게 나타나 조기에 파괴가 발생되어 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단된다.
HCWS-SB실험체의 경우, Photo 1(c)에서 나타난 바 와 같이 255.4 kN에서 초기 균열이 발생되었으며 이는 HCWS-ST 및 HCWS-STE 실험체에 비해 초기균열하 중이 크게 나타났다. 하중이 증가됨에 따라 매립영역 및 벽체 전반에 걸쳐 다수의 균열이 발생되었지만, 최종파괴 시 매립영역 및 매립영역의 철골커플링 보 하부에서 피복 이 박리되어 파괴되었으며 손상정도는 HCWS-ST 및 HCWS-STE 실험체에 비해 작게 나타났다.
HCWS-SBT 실험체의 경우, 255.4 kN에서 초기 균
열이 발생되었으며 Photo 1(d)에서 나타난 바와 같이 하 중이 증가됨에 따라 HCWS-SB실험체와 유사하게 벽체 전반에 걸쳐 균열이 발생되는 양상을 띄었으며 최종파괴 시 매립영역 하부에서 피복박리가 집중되어 취성파괴되 는 양상을 띄었다. HCWS-SBTtb 실험체의 경우 139.0 kN에서 초기 균열이 발생되었으며 이는 HCWS-SBT 실 험체에 비해 벽체의 두께가 265.5mm로 작게 나타나 지 압이 국부적으로 응력이 집중되어 초기균열하중이 낮게 나타난 것으로 판단된다.
또한, Photo 1(e)에서 나타난 바와 하중이 증가됨에 따 라 스터드 또는 스터드와 수평타이로 배근된 HCWS-SB 및 HCWS-SBT 실험체와 유사하게 벽체전반에 걸쳐 균 열이 진전되는 양상을 띄었다. 이는 매립영역에서 스터드 또는 수평타이에 의한 콘크리트 구속효과에 의해 하중이 재분배가 발생되어 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단 된다. 최종파괴시 파괴양상은 매립영역에서 집중적으로 콘 크리트 피복이 박리되면서 취성파괴되는 양상을 띄었다.
3.2 하중-회전각 관계 곡선
Fig. 5는 각 실험체의 하중-회전각 관계 곡선을 나타
Fig. 6 Envelop curve
낸 것이다. 여기서 회전각은 부재의 회전각으로 하중 작 용시 가력점에서 발생되는 변위를 병렬전단벽 접합부 면 에서 하중 작용점까지 거리로 나누어 준 값을 말한다.
Fig. 5에서 나타난 바와 같이 모든 실험체에서 전반적으 로 최대하중 이후 내력이 급격하게 저하되는 불안정한 이 력곡선을 보이고 있다. 이는 철골커플링 보-벽체 접합부 의 콘크리트의 취성파괴에 기인한 것으로 판단된다. 또한, 모든 실험체의 경우 정(+)가력 및 부(-)가력시 각 사이 클 별 하중값이 상이하게 나타났으며 이는 하중작용시 초 기 균열의 발생시점에 따라 접합부의 강성값이 상이하게 나타나 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단된다.
HCWS-STE, HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 정(+) 가력시 최대내력은 각각 225.4 kN, 262.8 kN 및 361.2kN으로 HCWS-STE 실험체의 최대내력은 HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체에 비해 각각 0.86배 및 0.62배 낮 게 나타났다. 이는 HCWS-STE 실험체의 매립길이가 200mm로 HCWS-ST 실험체의 300 mm에 비해 0.67 배 짧고 스터드 볼트의 유무에 따른 지압강도를 감소시켰 기 때문으로 판단된다.
HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT실험체의 정(+)가력 시 최대내력은 각각 394.9 kN 및 402.1 kN로 HCWS- SBT실험체의 최대내력은 HCWS-SBTtb 실험체에 비해 0.98배 낮게 나타났다. 이는 HCWS-SBTtb 실험체의 벽 체두께가 262.5 mm로 HCWS-SBT 실험체의 300 mm 에 비해 0.88배 작아져 지압강도를 증가시켰기 때문으로 판단된다.
본 실험결과를 분석해 볼 때, 병렬전단벽 접합부 강도 는 벽체 두께의 영향보다는 매립길이 및 스터드 볼트의 영향이 큰 것으로 나타났다.
3.3 포락선
Fig. 6은 각 실험체의 회전각에 따른 포락선(envelop curve)을 비교하여 나타낸 것이다. Fig. 6에서 나타난 바 와 같이 모든 실험체의 경우 초기에 강도 증가율이 거의 대등하게 나타났으며 최대내력이후 급격한 강도감소율을 보이고 있었다.
HCWS-ST, HCWS-STE 및 HCWS-SB 실험체의 포락선을 비교한 결과, 최대내력 이후 HCWS-STE 실험체 의 피복박리가 발생되면서 회전각이 증가됨에 따라 내력이 급격하게 저하되었지만, 특히, HCWS-ST 및 HCWS-SB
실험체의 경우 피복박리 이후에도 회전각 0.05에서 강도 감소율이 상대적으로 작게 나타났으며 이는 매립길이가 긴 경우와 스터드 볼트로 보강된 커플링 보가 균열 발생 이후에도 콘크리트와의 부착력을 확보하고 있어 이에 따 른 영향에 기인한 것으로 판단된다.
HCWS-SBT 및 HCWS-SBTtb 실험체의 포락선을 비교한 결과, 회전각 0.69까지는 거의 대등한 강도증가율 을 보이지만, 하중이 증가하여 최대 하중에 도달시까지는 HCWS-SBT 실험체가 HCWS-SBTtb 실험체에 비해 강도증가율이 크게 나타났다. 또한, 두 실험체는 최대내 력이후 강도 감소율이 거의 대등하게 나타났다.
실험체를 실험결과를 종합적으로 비교⋅분석한 결과, 최대내력이후 강도 감소율은 커플링 보의 매립길이의 변 화와 스터드 볼트의 유무에 따른 현저한 영향을 받고 있 지만, 벽체 두께에는 무관한 것으로 나타났다.
3.4 강성 변화 특성
Fig. 7은 각 실험체의 회전각에 따른 강성(Peak-to-Peak stiffness)변화를 비교하여 나타낸 것이다. Fig. 7에 나타 난 바와 같이 회전각 0.05에서 HCWS-STE, HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 초기 강성값은 각각 47.7 kN/mm, 60.1 kN/mm 및 62.2 kN/mm로 HCWS-STE 실험체의 강성값이 HCWS-ST 실험체에 비해 각각 21% 및 23% 낮게 나타났다. 또한, 최대 하중작용시 HCWS-STE 및 HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 강성은 각각 11.6 kN/mm, 19.8 kN/mm 및 25.7 kN/mm로 HCWS-STE 실험체의 강성값이 HCWS-ST
Fig. 7 Peak-to-peak stiffness
Fig. 8 Dissipated energy
및 HCWS-SB 실험체에 비해 각각 0.59배 및 0.45배 낮 게 나타났다. 또한, 이 값은 초기강성값의 각각 0.24배, 0.33배 및 0.41배로 나타났다. 최종 파괴시 HCWS-STE, HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 강성값은 각각 3.89 kN/mm, 5.22 kN/mm 및 9.16 kN/mm로 HCWS-STE 실험체의 강성값이 HCWS-ST 및 HCWS-SB실험체에 비해 각각 25% 및 48% 낮게 나타났다. 이는 HCWS-STE 실험체의 철골 커플링 보의 매립길이 및 스터드 볼트의 유무에 따른 커플링 정도를 감소시켜 이에 따른 영향에 기인한 것으로 판단된다.
HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT 실험체의 초기강성은 각각 69.8 kN/mm 및 63.8 kN/mm로 HCWS-SBTtb 실 험체의 강성값이 HCWS-SBT 실험체에 비해 약 9% 높게 나타났다. 최대 하중작용시 HCWS-SBTtb 및 HCWS- SBT 실험체의 강성은 각각 25.2 kN/mm 및 28.5kN/mm 로 HCWS-SBTtb 실험체의 강성값이 HCWS-SBT 실 험체에 비해 각각 0.88배 낮게 나타났다. 또한, 이 값은 초기강성값의 각각 0.36 및 0.45배로 나타났다. 최종 파 괴시 HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT 실험체의 강성값은 각각 10.5 kN/mm 및 10.1 kN/mm로 HCWS-SBTtb 실 험체의 강성값이 HCWS-SBT 실험체에 비해 약 4% 높 게 나타났다.
HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT 실험체의 실험결과를 분석한 결과, 초기강성, 최대내력시 강성 및 최종파괴시 강성값의 차이는 약 4%～13% 내외로 HCWS-ST 및 HCWS-STE 실험체의 26%～70%에 비해 현저히 작게 나타났으며 이는 커플링 보의 매립길이가 벽체의 두께에 비해 병렬 전단벽의 커플링 정도를 증가시켜 강성에 미치 는 영향이 큰 것으로 판단된다.
3.5 에너지 소산면적
Fig. 8은 각 사이클 별 실험체의 누적 에너지 소산면적 을 나타낸 것이다. 에너지 소산면적은 하중-회전각 관계 곡선에 의해 둘러싸인 면적으로 반복하중 작용시에 부재 가 변형에너지를 흡수할 수 있는 능력 및 부재가 경험한 손상정도를 나타내는 중요한 척도이다. Fig. 8에 나타난 바와 같이 첫 번째 사이클에서 모든 실험체의 경우 에너 지 소산면적은 0.08∼2,96kN-rad.의 범위로 거의 대등 한 값을 보이고 있지만, 하중이 증가됨에 따라 각 실험체 의 에너지 소산면적은 상이한 값을 보이고 있었다.
첫 번째 사이클에서 HCWS-STE, HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 0.08 kN-rad., 2.0 kN-rad. 및 2.2 kN-rad.으로 HCWS-STE 실험체의 누적에너지 소산면적이 HCWS-ST 및 HCWS- SB 실험체의 각각 0.004배 0.036및 로 나타났다. 최대 하중작용시 HCWS-STE, HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 누적 에너지 소산면적은 각각 6.67 kN-rad., 11.2 kN-rad. 및 12.5 kN-rad.으로 HCWS-STE 실험 체의 누적 에너지 소산면적이 HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체에 비해 각각 0.60배 및 0.53배로 나타났다. 또한, 이 값은 첫번째 사이클에서 누적 에너지 소산면적의 각각 30.8배, 5.5배 및 5.7배로 나타났다. 최종 파괴시 HCWS- STE, HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 21.1 kN-rad., 38.4 kN-rad. 및 43.2 kN-rad.으로 HCWS-STE 실험체의 누적에너지 소산면 적이 HCWS-ST 및 HCWS-SB 실험체에 비해 각각 45% 및 51% 낮게 나타났다.
첫 번째 사이클에서 HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT
Table 4 Comparison of Code, proposed and observed values
Specimen namer
*Vn(test),
(kN)
Vn(PCI), (kN)
Vn(Kriz&Rath), (kN)
Vn(Williams), (kN)
Vn(Mattock),
(kN)
Vn(theory),
(kN) ( )
) (
PCI n
test n
V V
Rath) (
) ( Kriz n
test n
V V
) (
) ( Willials n
test n
V V
) (
) ( Mattock n
test n
V V
) (
) ( theory n
test n
V
V Failure
modes
HCWS-ST 261.1 152.7 238.2 233.1 301.6 207.4 1.71 1.10 1.12 0.87 1.26 bearing
failure
HCWS-STE 224.4 78.5 122.1 119.4 154.5 106.3 2.86 1.84 1.88 1.45 2.11 bearing
failure
HCWS-SB 361.2 152.7 238.2 233.1 301.6 207.4 2.49 1.60 1.63 1.26 1.83 bearing
failure
HCWS-SBT 390.3 152.7 238.2 233.1 301.6 207.4 2.63 1.68 1.68 1.33 1.93 bearing
failure
HCWS-SBTtb 393.2 152.7 228.8 220.1 283.8 207.4 2.58 1.72 1.72 1.39 1.07 bearing
failure
* Average values for positive(+) and negative(-) direction
,
,
,
′
실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 0.08 kN-rad. 및 3.0 kN-rad.로 HCWS-SBTtb 실험체의 누적에너지 소 산면적이 HCWS-SBT 실험체의 0.03배로 나타났다. 최 대 하중작용시 HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT 실험체 의 누적에너지 소산면적은 각각 11.5 kN-rad. 및 32.3 kN-rad. HCWS-SBTtb 실험체의 누적에너지 소산면적 이 HCWS-SBT 실험체에 비해 각각 0.36배 낮게 나타 났다. 또한, 이 값은 첫 번째 사이클에서 누적에너지 소산 면적의 각각 143.8 및 10.8배로 나타났다. 최종 파괴시 HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT 실험체의 누적에너지 소산면적은 각각 34.7 kN-rad. 및 58.1 kN-rad.로 HCWS-SBTtb 실험체의 누적에너지 소산면적이 HCWS- SBT 실험체에 비해 약 40% 낮게 나타났다.
모든 실험체의 실험결과를 분석한 결과, 복합병렬전단 벽에서 매립영역에서 커플링 보의 매립길이 및 벽체의 두 께가 최종 파괴시 누적에너지 소산면적에 상당한 영향을 미치는 것으로 나타났다.
3.6 규준식, 제안식 및 이론식과의 비교⋅분석
Table 4는 각 실험체의 실험값과 PCI 규준식(1978), 기존 제안식(Kriz 및 Raths, 1963, Williams, 1963, Mattock 및 Gaafar, 1982) 및 이론식( )(윤현 도 등, 2007)에 예측값을 비교하여 나타낸 것이다.
Table 4에 정리한 것과 같이 모든 실험체의 경우 실험값
은 PCI 규준식에 의한 예측값의 1.71～2.86 범위로 PCI 규준식에 의한 예측값은 실험값을 지나치게 과소평가하는 것으로 나타났다. 또한, Kriz & Rath(1963), Williams (1963), Mattock 및 Gaafar(1982) 및 이론식(윤현도 등, 2004)에 의한 예측값과 비교한 결과, 실험값은 이론 값에 비해 각각 1.10～1.84, 1.12～1.88, 0.87～1.45 및 1.07～2.11 범위로 대체적으로 실험값과 오차가 큰 것으로 나타났다.
결과적으로 PCI 규준식(1978), 기존 제안식 및 이론식 에 의한 예측값과 실험값을 비교한 결과, 대체적으로 예 측값은 실험값과 상당한 차이를 보이고 있으며 이는 대부 분의 식들이 접합부 상세에 따른 접합부 강도의 기여도를 정량적으로 정확하게 반영되지 않은 것으로 판단되며 추 후 규준식, 기존 제안식 및 이론식은 이에 대한 반영이 필 요할 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 접합부 상세에 따른 철골 커플링 보-철 근 콘크리트 벽체 접합부에 패널강도에 대한 실험적 연구 를 수행한 결과 다음과 같은 결론을 도출하였다.
(1) HCWS-STE 및 HCWS-SBTtb 실험체의 최종 파괴양상은 접합부 매립영역에서 콘크리트의 피복 이 박리되면서 급작스럽게 파괴되는 취성파괴되는
양상을 띄었으며 HCWS-ST와 HCWS-SB 및 HCWS-SBT 실험체에 비해 피해정도가 심각하게 나타났다.
(2) HCWS-ST 및 HCWS-SBTtb 실험체의 최대내 력은 각각 HCWS-ST와 HCWS-SB 및 HCWS- SBT실험체에 비해 각각 내력이 상대적으로 낮게 나타났으며 접합부 내력이 벽체 두께의 영향보다 는 매립길이 및 스터드 볼트의 유무에 대한 영향이 큰 것으로 판단된다.
(3) HCWS-SB 및 HCWS-SBTtb 및 HCWS-SBT 실험체의 초기강성, 최대내력시 강성 및 최종파괴시 강성값의 차이는 약 4%～15% 내외로 HCWS-ST 및 HCWS-STE 실험체의 26%～70%에 비해 현 저히 작게 나타났으며 이는 커플링 보의 매립길이 가 벽체의 두께 및 스터드 볼트 유무에 비해 강성 에 미치는 영향이 큰 것으로 판단된다.
(4) 최종 파괴시 HCWS-STE 및 HCWS-STBtb 실험체 의 누적에너지 소산면적은 HCWS-ST와 HCWS-SB 및 HCWS-STB 실험체의 값에 비해 현저하게 작 게 나타났다.
(5) PCI 규준식, 기존 제안식 및 이론식에 의한 예측 값과 실험값을 비교한 결과, 대체적으로 예측값은 실험값과 상당한 차이를 보이고 있으며 이는 대부 분의 식들이 접합부 상세에 따른 접합부 강도의 기 여도를 정량적으로 정확하게 반영되지 않은 것으 로 판단되며 추후 규준식, 기존 제안식 및 이론식 은 이에 대한 반영이 필요할 것으로 판단된다.
감사의 글
이 연구는 2011년도 충남대학교 학술연구비 (관리번호 : 2011-0708)에 의해 지원되었으며 이에 감사드립니다.
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(접수일자 : 2012년 2월 4일)
(수정일자 : 2012년 4월 10일)
(심사완료일자 : 2012년 4월 27일)
요 지
복합 병렬 전단벽(Coupled shear walls)은 커플링 보와 철근콘크리트 벽체로 구성되어 바람이나 지진 등의 횡하중으로부터 유발된 전도모멘트의 상당 부분을 철골 연결보의 커플링 작용에 의하여 골조 작용(Frame action)을 의하여 횡력에 효율적으로 저항하게 된다. 본 연구에서는 접합부 상세에 따른 복합병렬 전단벽의 접합부 강도에 대한 규준식을 정립하기 위한 선행연구로서 병렬 전단벽 접합부에서 커플링 보의 매립길이 및 벽체 두께를 주변수로 실험적 연구를 수행하여 접합부 상세에 따른 복합 병렬 전단벽 시스템의 거동특성을 규명하고자 하였다. 본 실험결과, 실험체의 거동 및 내력은 매립길이 및 접합부 상세에 많은 영향을 받는 것으로 나타났으며 향후 설계시 이에 대한 영향을 반영해야 할 것으로 판단된다.
