합성율과 벽체두께가 합성지하벽의 전단거동에 미치는 영향
The Effect of Composite Ratio and Wall Thickness on the Shear Behavior of Composite Basement Wall
서 수 연1) 김 성 수2) 윤 용 대3)*
Seo, Soo Yeon Kim, Seong Soo Yoon, Yong Dae
Abstract
When doing underground excavation works for the purpose of constructing large underground structures for a building in the limited space in downtown area, the stability of the adjacent ground must be top priority, and to accomplish this, it is essential to review the retaining wall construction carefully. H-Pile, which has been mainly used as a stress-carrying material in temporary earth-retaining structures, is most likely to be abandoned after completion of the works for the basement exterior wall in relation to contiguous bored piles, so it will result in a waste of material. To improve this situation, Basement Composite Wall where H-Pile and basement wall are compounded, has been developed. This wall is being used most frequently in many local construction sites. In this study, five specimens are made in order to evaluate the shear resistance of the basement composite wall and tested. Test parameter is the composition ratio and wall thickness according to shear connectors. Test result shows that the shear strength is improved when the composite ratio is increased but the magnitude is not much. A formula, which considers the contribution of concrete, web of H-pile as well as flange' effect in calculation of shear strength of composite basement wall, is suggested and used to calculation of the strength of specimens. It is found that there is a good co-relation between test result and the calculated one by the formula.
Keywords : Basement Composite Wall, Shear Connector, Composite Ratio, Wall Thickness, Formula
1) 정회원, 충주대학교 건축공학과 교수 2) 정회원, 청주대학교 건축공학과 교수 3) 정회원, 청주대학교 건축공학과 박사과정
* Corresponding author : [email protected] 043-841-5210
• 본 논문에 대한 토의를 2010년 2월 28일까지 학회로 보내주시면 2010년 5 월호에 토론결과를 게재하겠습니다.
1. 서 론
최근 건축물의 대형화, 고층화됨에 따라 지하공간의 필 요성이 대두되어 지고 있다. 이러한 지하공간의 지하옹벽 시공 시 도심지에 시공될 경우 작업공간의 확보와 공기 단축을 위하여 지주없이 시공할 수 있는 구조시스템 개발 이 절실히 요구되어 지고 있다. 이러한 개발요구를 충족 시킬 수 있는 공법이 무지주합성지하벽공법이다.
합성지하벽(초대형 구조 시스템 연구 센터, 2001)이란 일반적으로 지하층의 외부 지하벽 시공 시 가설재로만 사 용되어 왔던 흙막이용 강재를 주요 영구구조물로 고려한 공법으로 강재와 일정 두께의 철근 콘크리트 벽이 헤드스 터드에 의해 합성작용을 하여 토압에 저항하는 공법이다.
하지만 일반적인 흙막이공법에서 방치되던 강재를 활용 하여 지하벽의 강도 및 강성을 증가 시킬 수 있어 벽체 단 면을 절감하여 경제성을 제고 할 수 있다. 또한 합성지하
벽 시공시 지주 없이 콘크리트 측압을 지지 할 수 공법이 무지주 합성지하벽 공법(서수연 등, 특허 제 10-07282 07호)이다.
일반적인 합성벽의 전단내력산정은 합성보의 전단내력 식을 사용하여 전단강도를 산정하는데 합성보의 전단강 도는 강재 웨브만의 전단 강도에 기여하는 것으로 고려되 고 있다, 이것은 합성보의 전단설계에서는 안정성을 고려 하여 전단설계 시 콘크리트의 전단성능 기여를 무시하고 있다. 또한 합성지하벽과 같이 강재와 콘크리트를 헤드스 터드를 통해 합성할 경우에 합성율을 전단설계시 반영하 지 않고 무시되고 있다.
따라서 본 연구에서는 합성율에 따른 무지주 합성지하 벽의 전단내력을 평가하기 위해 벽체 두께, 합성율에 따 른 전단성능규명과 전단내력산정식과의 비교 ․ 분석을 통 해 무지주합성지하벽의 설계자료를 제시하고자 한다.
(a) Shear strength of concrete +
(b) Shear strength of h-pile
=
Fig. 1 Shear strength of composite beam
2. 합성벽의 기존 전단내력식
합성벽은 강재와 콘크리트 부재가 하나의 단일부재로 거동을 할 수 있도록 헤드스터드를 통해 합성하는 구조부 재이다. 이때 합성율에 따라 완전합성과 불완전합성으로 나누어지며 불완전합성 일 경우 하중이 작용 할 경우 합 성단면이 충분히 내력을 발휘하기 전에 헤드스터드가 먼 저 파괴된다. 여기서 합성율은 합성벽의 휨거동시 압축측 콘크리트(C)와 인장측 강재의 부재력(T)를 전달할 수 있 도록 설치된 헤드스터드의 비율을 나타낸 것으로서 통상 부재력 C 또는 T에 대한 비를 나타낸다.
본 연구에서는 합성율과 벽체 두께에 따른 합성벽의 전 단내력을 평가하기 위하여 이성호(2002)가 제시한 Fig.
1, 식(1)과 같이 강재의 전단내력과 콘크리트의 전단내력 의 합을 합성보의 전단내력으로 산정하였다.
(1) 여기서 는 합성보의 전단강도, 는 콘크리트 전단강 도, 는 콘크리트 부재내의 전단보강근의 전단강도,
는 강재의 전단강도이다.
기존 전단내력식을 보면 강재와 콘크리트의 전단내력 식, 강재+콘크리트 전단내력식으로 나누어지는데 강재의 전단내력식은 AISC(American Institute of Steel Construction)식으로 산정하고, 콘크리트 전단내력식으 로는 콘크리트 설계기준과 실험식인 Zsutty 식, Bazant 식으로 산정하였다. 또한 강재+콘크리트 전단내력식은 일본토목학회(JSCE) 식으로 산정하였다.
2.1 AISC(2005)
합성보의 전단내력식에서는 강재 웨브만 전단강도에 기여하는 것으로 고려하여 는 다음과 같이 산정한다.
≤
일 때 (2)
≺ ≤
일 때
(3)≥
일 때
(4)
여기서, =강재의 항복강도(MPa), =웨브의 단면적 (mm2), = 전단상수,
2.2 ACI(2008) 318-08
식(5)는 ACI 318-08(11-3)으로 콘크리트의 전단내 력식으로 콘크리트의 압축강도에 의해서 전단강도를 산 정한다.
(5) 식(6)은 ACI 318-08(11-5)로 콘크리트의 전단내력 식으로 콘크리트 압축강도 외에 전단경간비 및 인장철근 비(ρw)를 고려하여 다음 식으로 전단강도을 산정한다.
(6)
여기서, 는 콘크리트 압축강도, 는 벽체의 너비, 는 보의 유효깊이, 는 철근비, 는 이다.
2.3 Bazant 식(Bazant and Kim, 1984)
실험식인 Bazant 식은 콘크리트의 압축강도, 전단경간 비, 인장철근비 외에 굵은골재의 최대치수를 고려하여 전 단내력을 산정한다.
′
(7)
여기서, 는 콘크리트압축강도(MPa), 는 철근비, 는 벽체의 너비(mm), 는 보의 유효깊이(mm), 는 굵 은골재 최대치수이다.
2.4 JSCE(1991)
JSCE 식은 합성보에서 콘크리트의 전단내력과 강재의 전단내력을 합한 값으로 전단내력을 산정한다.
(8)
여기서,
,
≤
≤ , ≤
=강재의 전단항복강도, 는 강재웨브두께,
은 강재웨브높이
2.5 Zsutty 식(Zsutty, 1968)
콘크리트의 압축강도와 전단경간비 및 인장철근비를 고 려하여 다음 식으로 전단강도를 산정한다.
전단경간비(a/d) > 2.5 일 때 :
(9) 전단경간비(a/d) < 2.5 일 때 :
(10)
여기서, 는 콘크리트압축강도(MPa), 는 철근비, 는 벽체의 너비(mm), 는 보의 유효깊이(mm)이다.
3. 실 험
3.1 실험체 계획
실험체 설계를 위한 대상건물은 합성지하벽 공법이 적 용된 지하 3층을 대상으로 총 5개의 실험체를 제작하였 으며 실험체는 실제 구조물의 합성지하벽을 1/3로 축소 한 크기이다. 실험에서 고려한 주요변수는 합성율과 벽체 의 두께에 따라 전단경간비(a/d) 1인 실험체를 제작하였 다.
Table 1은 실험체 일람을 나타내고 Fig. 2는 실험체 상세를 나타낸다. 벽체 두께가 150mm인 W15 실험체는 합성율에 따른 전단실험이며, C60 실험체는 벽체 두께에 대한 전단실험체이다.
Table 1 Test specimen Specimen
Name
Composite Ratio (%)
Wall Thickness
(mm) H-pile
C60-W15 60 150
150×100×6×9
C40-W15 40 150
C30-W15 30 150
C60-W10 60 100
C60-W25 60 250
(a) C60-W15
(b) C40-W15
(c) C30-W15
(d) C60-W25
(e) C60-W10 Fig. 2 Detail of Specimen
3.2 재료시험
콘크리트는 레디믹스트 콘크리트를 사용하였으며, KS F 2404에 따라 직경 100, 높이 200의 몰드를 사용하여 제작하였다. 평균압축강도는 19MPa로 나타났다. 또한 H-Pile에 사용된 강재의 역학적 성질을 파악하기위하여 KS B 0801(금속재료인장시험편)의 ‘라’호의 규정에 따 라 강재의 웨브의 인장시험편을 제작하여 시험한 결과와 합성벽에 배근된 철근 및 헤드스터드(Ø13)의 인장시험 결과는 Table 2에 나타내었다.
3.3 실험체 가력
실험체는 실제의 합성지하벽의 연속 스팬의 부모멘트 구간을 채택하여 Fig. 3과 같이 2000kN 용량의 오일잭 을 이용하여 단조재하하였다. 또한 모든 실험체의 콘크리
Table 2 Tensile strength
Test materials (MPa) (MPa) (105, MPa)
H-pile 315 396 1.91
Reinforcement bar HD10 408 549 1.95
HD13 430 589 1.83
Headstud Ø13 407 534 2.10
Fig. 3 Experimental setup
Fig. 4 Location of sensors
트 표면에 균열발생 및 균열 진행상태를 관찰하기 위하여 격자선을 표시하였다. Fig. 3과 같이 실험체의 수직처짐 을 측정하기 위하여 철골 중앙하부와 콘크리트 중앙부에 변위계를 설치하였으며 Fig. 4와 같이 합성율에 따른 헤 드스터드의 변형도를 측정하기 위하여 Strain Gage를 설 치하였다.
4. 실험결과 및 분석
4.1 실험체 균열양상 및 파괴형상
실험체의 합성율에 따른 균열양상을 살펴보면 C60- W15 실험체는 초기균열이 516kN에서 발생하였으며, 719kN에서 헤드스터드 배치에 따라 사인장 균열이 발생 하고, 1079kN에서 단부부터 중앙부로 사인장 균열이 발 생하였다. C40-W15 실험체는 초기균열이 432 kN에서 발생하여 656 kN에서 단부로부터 중앙부로 하중이 발생 하였다. 합성율 30%인 C30-W15 실험체는 562kN에서 초기 휨균열이 발생하여 647kN에서 헤드스터드 배치에 따라 사인장 균열이 발생하였고, 970kN에서 단부부터 중
앙부보 사인장균열이 발생하였다. 또한 벽체 두께에 따른 실험체의 균열양상을 살펴보면 C60-W25 실험체는 543 kN에서 초기 휨균열이 발생하여 987kN에서 단부로부터 중앙부로 사인장균열이 발생하였고, 1287kN에서 최종파 괴에 이르렀고 C60-W10 실험체는 603kN에서 휨균열, 852kN에에서 헤드스터드 배치에 따라 균열이 발생하여 최대하중 1603kN에서 최종파괴에 이르렀다. Fig. 5~9 는 최종파괴 시 균열양상을 나타내었다.
(a) Back
(b) Top
(c) Front
(d) Failure pattern Fig. 5 C60-W15 Failure pattern
(a) Back
(b) Top
(c) Front
(d) Failure pattern Fig. 6 C40-W15 Failure pattern
(a) Back
(b) Top
(c) Front
(d) Failure pattern Fig. 7 C30-W15 Failure pattern
(a) Back
(b) Top
(c) Front
(d) Failure pattern Fig. 8 C60-W25 Failure pattern
4.2 하중-변위곡선의 비교
각 실험체의 거동을 비교․ 분석하기 위하여 Park(1989) 이 제시한 항복 하중정의를 기준으로 하여 Fig. 10과 같 이 하중-횡변형도 곡선을 일반화 하였다.
Table 3은 실험체별 최대하중과 최대하중 시 변위, 항 복하중, 항복하중 시의 변위를 나타낸다.
Fig. 11에 나타낸 하중-변위 곡선을 바탕으로 실험체 별 거동을 비교하여 보면 합성율이 60%인 실험체 C60- W15 실험체는 최대하중이 1143kN로 나타났고, 40%인
(a) Back
(b) Top
(c) Front
(d) Failure pattern Fig. 9 C60-W10 Failure pattern
Fig. 10 Idealized load-displacement curve
Table 3 Test Result Specimen
Name Py(kN)1) Δy(mm)2) Pu(kN)3) Δu(mm)4) Displacement ductility(μ)5)
C60-W15 1045 4.10 1143 24.48 5.9
C40-W15 1037 4.68 1119 12.78 2.7
C30-W15 963 3.94 1059 12.20 3.1
C60-W25 1223 3.08 1320 5.22 1.69
C60-W10 870 4.18 1049 23.28 5.6
1) Py : Yield load, 2) Δy :Displacement of Yeild load, 3) Pu : Maximum load, 4) Δu : Displacement of Maximum load, 5) μ : Δu/Δy,
C40-W15 실험체는 최대하중이 1059kN, 30%인 C30- W15 실험체는 1119kN으로 거의 유사하게 나타난 반면 최대하중시의 변위를 살펴보면 C60-W15 실험체는 24.48 mm, C40-W15 실험체는 12.20mm, C30-15 실험체는 12.78mm로 나타나 최대하중 시 변위가 C60-W15실험 체가 가장 크게 나타났다. 하지만 합성율에 따라서 C30- W15 실험체가 C40-W15 실험체보다 최대 하중이 크게 나타난 것은 실험상 발생하는 오차범위로 판단되며, 기본 적으로 합성율 30%와 40%의 경우에는 내력상의 차이가
(a) Effect of composite ratio
(b) Effect of wall thickness Fig. 11 Load-displacement curves
없는 것으로 사료된다.
또한 벽체 두께가 250mm인 C60-W15 실험체는 최대 하중이 1320kN, 5.22mm로 나타났고, 벽체 두께가 100 mm인 C60-W10 실험체는 1049kN, 23.28mm 로 나타 났다. 또한 최대하중시의 변위와 항복하중시의 변위 비인 변위연성비를 보면 합성율이 60%인 경우가 보다 연성적 인 거동을 보변위와벽체 두께가 250mm인 C60-W25 실 험체의 변위연성비가 급격하게 작아짐을 알 수 있다.
4.3 헤드스터드 및 철근의 변형도 분석
합성율과 벽체 두께에 따른 헤드스터드의 전단저항효과 를 분석하기 위하여 Fig. 4와 같이 Strain Gage를 부착하 였다. Fig. 14(a)와 같이 벽체 두께에 따른 항복하중 시 헤드스터드 변형도를 보면 C60-W15 실험체가 가장 크 게 나타났고, 최대하중시의 변형도를 보면 Fig. 14(b)에 서 C60-W10 실험체의 S3에 위치한 헤드스터드가 가장 크게 나타났다.
4.4 기준식과 실험결과의 비교
Table 4는 기존 전단내력식과 실험값을 나타내었고, Fig. 14는 합성벽의 전단강도 산정방법에 따른 기준식과 실험값을 비교한 그림으로 합성벽의 전단강도 산정시 Fig.
(a) Yield load
(b) Maximum load
Fig. 12 Strain of head stud with composite ratio
(a) Yield load
(b) Maximum load
Fig. 13 Strain of head stud with wall thickness
14(a)는 강재+콘크리트 전단내력(Vc : 콘크리트깊이)으 로 전단강도를 산정하였으며, Fig. 14(b)는 강재+콘크리 트 전단내력(Vc : 강재깊이+콘크리트 깊이)으로 전단강 도를 산정하였다.
기존 전단내력에 의한 계산값과 실험값를 비교해보면 전단내력산정 시 강재의 전단강도를 유효한 전단강도로 사용할 경우 강재의 크기가 동일하기 때문에 전단강도 역
Table 4 Test result and calculated strength by design codes without consideration of flange's contribution
Specimen Name
Test (kN) Vexp.
AISC4) (vS)
Shear Strength(kN)
ACI 318-08(11-3)5) ACI 318-08(11-5)5) Bazant6) JSCE7) Zsutty8) (1) Vexp.
/Vcal
(2) Vexp.
/Vcal
(1) Vexp.
/Vcal
(2) Vexp.
/Vcal
(1) Vexp.
/Vcal
(2) Vexp.
/Vcal
Vs (1) Vexp.
/Vcal
(2) Vexp.
/Vcal
(1) Vexp.
/Vcal
(2) Vexp.
/Vcal
C60-W15 572 213 250 2.28 295 1.94 252 2.27 294 1.94 320 1.79 322 1.77 275 316 1.81 358 1.59 339 1.69 426 1.34 C40-W15 560 213 250 2.23 295 1.89 252 2.22 294 1.90 320 1.75 322 1.74 275 316 1.77 358 1.56 339 1.65 426 1.31 C30-W15 530 213 250 2.11 295 1.79 252 2.10 294 1.80 320 1.65 322 1.64 275 316 1.68 358 1.48 339 1.56 426 1.24 C60-W25 660 213 280 2.35 324 2.03 280 2.36 322 1.87 323 2.05 322 2.05 275 344 1.74 386 1.71 399 1.65 475 1.39 C60-W10 525 213 236 2.22 280 1.87 238 2.20 280 2.05 316 1.66 322 1.63 275 300 1.91 344 1.52 303 1.73 474 1.31 (1)* Vc(Shear strength of concrete) + Vs(Shear strength of H-pile) (2)* Vc(Shear strength of concrete : Concrete effective depth + H-pile height) +
Vs(Shear strength of H-pile)
(a) Shear strength (Vc : Concrete effective depth)
(b) Shear strength (Vc : H-pile height+Concrete effective depth) Fig. 14 Evaluation of code formula
시 동일하게 나타났다. 또한 콘크리트의 전단강도(Vc) 산정시 콘크리트의 유효깊이만을 전단강도로 산정한 경 우 Vexp./ Vcal.는 1.56~2.36으로 나타났고, 유효깊이를 강재+콘크리트 유효깊이로 산정할 경우는 1.31~2.03으 로 나타나 실험값과 근접한 값이 나타났으며, Zsutty 식 가장 실험값과 유사하게 나타났다. 또한 합성벽은 강재와 콘크리트를 전단연결재를 통해서 합성하는 부재로써 전 단강도 산정 시 합성율이 고려될 필요성이 있을 것으로 판단된다.
4.5 합성율 및 플랜지의 영향 고려
일반적인 합성보에서 전단강도 산정식인 식(1)은 강재 의 웨브면적만이 전단강도에 영향을 미치는 것으로 정의
Fig. 15 Shesr strength of flange
하지만 헤드스터드로 연결된 합성벽의 경우 Fig. 15와 같 이 강재의 플랜지가 전단강도에 영향을 미치게 되므로 이 를 고려하여 식(11)과 같이 콘크리트에 의한 전단강도, 강재웨브에 의한 전단강도, 그리고 강재 플랜지에 의한 전단강도로 나타낼 수 있다. 그리고 식(12)는 상하부 플 랜지에 의해서 발현되는 전단강도를 나타낸다.
(11)
(12)
여기서, 는 강재의 플랜지에 의한 전단강도를 나타내 며, 는 합성율, 는 플랜지의 인장강도로서 이 며, 은 상부플랜지의 중심까지의 거리, 는 하부플랜 지 중심까지의 거리를 나타낸다.
Table 5는 식(11)을 사용하여 계산한 전단강도를 나 타낸 것으로서 ACI 산정식은 플랜지효과를 고려하였을 경우 실험값과 매우 유사한 결과를 보이며, Zsutty 식 Bazant 식, JSCE 식의 경우에는 실험값보다 다소 작은 값을 나타내었지만 그러나 전반적으로 실험결과와 계산 결과가 좋은 관계를 보이고 있는 것으로 나타났다.
따라서 본 연구에서의 합성지하벽의 전단강도 산정시 에는 강재의 웨브뿐만 아니라 플랜지의 전단에 대한 기여 도를 고려할 필요가 있는 것으로 판단된다.
Table 5 Test result and calculated strength by design codes with the consideration of flange's consideration
Specimen Name
Test (kN) Vexp.
AISC4) (vst)
Shear Strength(kN)
ACI 318-08(11-3)5) ACI 318-08(11-5)5) Bazant6) JSCE7) Zsutty8) Vc Vf V Vexp.
/Vcal
Vc Vf V Vexp.
/Vcal
Vc Vf V Vexp.
/Vcal
Vs Vc Vf V Vexp.
/Vcal
Vc Vf V Vexp.
/Vcal
C60-W15 572 188 37 321 546 1.05 39 321 547 1.04 106 321 615 0.93 276 40 321 637 0.90 142 321 651 0.88 C40-W15 560 188 37 160 386 1.45 39 160 387 1.45 106 160 455 1.23 276 40 160 476 1.17 142 160 490 1.14 C30-W15 530 188 37 214 439 1.21 39 214 441 1.20 106 214 508 1.04 276 40 214 530 1.00 142 214 544 0.97 C60-W25 660 188 67 249 459 0.92 66 463 718 1.14 109 463 760 0.97 276 69 463 550 0.95 186 463 837 0.79 C60-W10 525 188 22 463 718 1.14 25 249 462 0.92 102 249 539 0.87 276 25 249 808 0.82 89 249 526 1.00
5. 결 론
본 연구에서 합성율에 따른 무지주 합성지하벽의 전단 내력을 평가하기 위해 벽체 두께, 합성율에 따른 전단성 능규명과 전단내력 산정식과의 비교분석한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 합성지하벽의 전단강도는 벽체 두께에 따라 증가하 였고, 벽체 두께가 증가할수록 항복하중이후 바로 최대하 중에 도달하여 취성적인 거동을 나타내었다.
2) 본 연구에서의 대상으로 한 합성율 범위내에서 전단 강도는 합성율이 증가할수록 다소 상승하는 것으로 나타 났으나, 전반적으로 강도의 변화는 크지 않은 것으로 나 타났다.
3) 헤드스터드로 합성된 합성벽의 전단강도 산정시 일 반적인 합성보의 전단강도에서와 같이 강재의 전단강도 만으로 산정할 경우 실험값과 큰 차이가 나타났다. 이는 합성보에서의 콘크리트와 달리 본 연구에서의 합성벽은 단부에서 콘크리트가 압축응력상태로서 충분히 전단에 저항할 수 있기 때문으로 사료된다.
3) 콘크리트의 전단성능을 고려하기 위하여 기존식으 로 콘크리트강도를 산정하고, 강재웨브의 전단강도와 합 산한 결과 전체적으로 기존 식이 실험결과를 매우 과소평 가하는 것으로 나타났다.
4) 이에 따라 기존의 콘크리트 전단강도식에 강재의 웨 브에 의한 전단강도를 고려할 뿐만 아니라 강재 플랜지에 의한 영향을 고려한 새로운 식을 제시하고 또한 이 식에 합성율의 영향을 반영하여 합성벽의 전단강도를 산정한 결과, 실험결과와 좋은 대응을 보이는 것으로 나타났다.
감사의 글
본 연구는 국토해양부 건설핵심연구개발사업(06건설핵 심 C24)과 2009년도 충주대학교 1교수 1연구과제 지원 에 의해 수행되었으며, 이에 감사드립니다.
참고문헌
1. 서수연, 김재엽, 하기주, 무지주 지하옹벽 거푸집 시공시의 압 축지지대, 특허 제 10-0728207호
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(접수일자 : 2009년 10월 12일) (심사완료일자 : 2009년 12월 17일)
요 지
도심지의 제한된 공간에서 대형 건축 지하구조물을 축조하기 위한 지하 굴토공사는 주변지반의 안정이 최우선 되어야 하며, 이를 위 해서 흙막이 공사가 필수적으로 검토되어야 한다. 가설 흙막이 구조에서 응력부담재로 주로 사용되고 있는 H-Pile은 주열식 흙막이 벽체에서 지하외벽의 시공 이후에는 방치되므로 재료의 낭비를 초래하게 된다. 이를 개선하기 위하여 가설재인 H-Pile과 지하벽을 합 성한 합성지하벽 공법이 개발되어 현재 많은 국내의 현장에 활용되고 있다. 본 연구에서는 지하합성벽의 전단내력을 평가하기 위하여 총 5개의 실험체를 제작하였다. 실험변수로는 전단연결재에 따른 합성율과 벽체 두께를 변수로 하여 실험을 실시하였으며, 기준식에서 제시하는 콘크리트 전단강도와 H-Pile의 전단강도를 실험값과 비교 분석하였다. 실험결과 합성율이 증가함에 따라 전단강도는 상승하 지만 그 차이는 크지 않은 것으로 나타났다. 합성지하벽의 전단강도 산정시, 콘크리트 강재의 웨브 뿐만아니라, 강재플랜지의 기여도를 고려한 새로운 식을 제시하고 이를 이용한 계산결과와 실험결과를 비교한 결과 좋은 대응을 보이는 것으로 나타났다.
핵심 용어 : 지하합성벽, 전단연결재, 합성율, 벽체 두께, 공식
