1. 서 론
최근 세계 여러 나라들에서의 내진설계는 지진피해로부터 얻 은 교훈을 바탕으로 기존 강도설계법의 한계를 인식하고 성능기 반설계로의 전환을 모색하고 있다. 2016년 국내에서도 리히터 규모 5.8에 해당하는 큰 지진이 발생하여 내진설계에 대한 관심 이 크게 증가하고 있으며, 이에 따라 성능기반설계에 대한 관심 이 증가하면서 2016년 (사)대한건축학회로부터 성능기반설계를 위한 지침서가 발행되었으나 구체적인 설계기술에 있어서는 아 직 성숙되지 못한 많은 숙제를 안고 있다.
내진설계를 위한 국내 성능기반설계지침(대한건축학회, 2016)에서는 20층 이상 고층 벽식구조 아파트 설계 시 벽체를 하중지배작용
1)부재로서 설계하도록 하고 있으며, 부재의 성능 수준과 강도에 대한 요구조건으로서 하중증폭계수 1.2를 사용한
1) 탄성범위에 있도록 설계한 고층구조물에서 전이부재 또는 휨부재의 전단거동을 의미함
평균 소요작용력이 기대재료 특성을 기반으로 하는 설계강도 이하가 되도록 요구하고 있다. 하지만 이 규정은 일부 벽체에 과도한 전단응력을 발생시켜 비합리적인 설계를 유도하는 경우 가 실무에서 종종 발생하고 있다. 현행 철근콘크리트구조기준 (KBC2016, KCI2012)에서 벽체의 전단강도는 콘크리트와 철근 에 의한 저항력의 합으로써 계산하도록 하고 있으나, 계산된 공칭전단강도(
)가
( =경량콘크리트 계수,
=콘크리트의 설계기준압축강도(MPa), =부재의 전체 두께 또 는 깊이(mm), =종방향 인장철근의 중심에서 압축콘크리트 연 단까지 거리)를 넘지 못하도록 규정하고 있다. 따라서 성능기반 설계지침에 따라 부재강도 검토 시 하중증폭계수의 적용으로 요구전단강도가 공칭강도의 상한을 초과하는 경우, 벽체는 단면 을 증가시킬 수밖에 없다. 일반적인 경우 벽체의 길이 증가는 어려움으로 두께를 증가시킬 수밖에 없다.
1)1) 탄성범위에 있도록 설계한 고층구조물에서 전이부재 또는 휨부재의 전단거동을 의미함
철판삽입 합성전단벽의 전단강도와 내진거동
Shear Strength and Seismic Behavior of the Composite Shear Wall with the Steel Plate Embedded in the RC Wall
천영수1 박지영2 이종윤3
Young-Soo Chun
1, Ji-Young Park
2and Jong-Yoon Lee
3(Received March 2, 2017 / Revised July 29 / Accepted July 29)
ABSTRACT
This study proposed hybrid coupled shear wall in the steel plate insertion method, which is capable of reinforcing the shear strength of the entire wall without increasing wall thickness in the wall-slab apartment buildings. The proposed hybrid coupled shear wall was tested for its effectiveness, shear strength and seismic behavior in experiment. As a test result, the shear strength improvement by the proposed hybrid coupled shear was found effective. Integral-type of steel plate insertion was found more effective than separate-type steel plate insertion. In this case, if the stud enforcement method proposed in this study was used, the shear strength of hybrid coupled shear wall was recommended to calculate using the KBC2016 0709.4.1(3) method. The steel plate inserted in the proposed method was found to have no significant impact on the final fracture behavior and bending strength of hybrid coupled shear wall. The shear strength at the final destruction of the wall was merely about 1/50 of the entire design shear strength. Thus, it is deemed that the wall was over excessively designed regarding the shear force in the existing design method. This finding indicates further study on wall designing to ensure effective and economic designing based on appropriate strength estimation under the destruction mechanism.
Key words : Composite shear wall(합성전단벽), Shear strength(전단강도), Seismic behavior(내진거동_)
1) 한국토지주택공사 토지주택연구원 연구위원(주저자: [email protected]) 2) 한국토지주택공사 토지주택연구원 수석연구원
(교신저자: [email protected])
3) 한국토지주택공사 수도권주택센터 차장
문제는 고층 전단벽의 경우 이러한 설계조건이 하부 일부 층에 국한된 문제임에도 불구하고 벽체의 두께 증가는 아파트 구조의 특성 상 전 층에 걸쳐 수반되어야 한다는 점이다. 결국 상기의 문제는 아파트건물의 중 ‧ 상부층에서 불필요한 벽체 두께를 요구하게 되며, 비경제적인 설계를 초래하는 결과를 유도하게 된다.
이러한 문제의 해결방법은 크게 2가지로 접근해 볼 수 있다.
첫 번째는 전단강도 산정식의 주요 변수들을 통해서도 알 수 있듯이 콘크리트 강도의 증가를 통하여 전체적인 전단강도의 증가를 도모하는 방법이며, 두 번째는 합성전단벽의 적용이다.
첫 번째 방법은 어느 정도 효과를 얻을 수는 있으나 전단강도 산정식 중 콘크리트 강도를 포함하는 항이 제곱근의 형태로 반 영되어 있어 콘크리트 강도의 증가에 비례하여 전단강도의 선형 적인 증가를 기대할 수 없다는 단점이 있다. 따라서 본 연구에서 는 벽식구조 아파트에서 벽체 두께의 증가없이 전체 벽체의 전 단강도를 증진시킬 수 있는 철판삽입 방식의 합성전단벽을 제안 하고자 하며, 제안된 합성벽체의 유효성과 전단강도 및 내진거 동을 실험을 통하여 확인하였다.
합성벽체의 전단능력 증진을 목적으로 한 상세개발 및 적용과 관련해서는 SC벽체(홍성걸 등, 2007)와 같이 원전구조물을 대 상으로 한 벽체개발이 유사 실적으로 보고된 것을 제외하고는 국내에서 수행된 연구는 거의 없다. 국외의 경우 1990년대 중반 이후 강판 합성전단벽이 중국, 미국 등에서 제안되어 초고층건 물의 건설에 활용되고 있다(Hongsong Hu, et al., 2012, Ding et al, 2011, Liu et al, 2009, Sun et al., 2011). 합성전단벽 중 더블스킨 형식으로 양쪽에 철판을 대고 가운데 콘크리트가 채워 진 형태의 합성벽체가 Wright et al.(1995)에 의하여 처음으로 제안되었으며, 또 다른 형태로는 벽체 가운데 철판이 삽입된 형태의 벽체가 제안되어 사용되고 있다. 일본의 경우 원전시설 구조물에 이와 같은 벽체가 처음으로 적용되기 시작하여 최근에 는 역시 고층건물에 벽체의 두께를 줄이기 위하여 고강도 콘크 리트와 함께 적용되고 있는 실정이다.
2. 합성전단벽 상세 제안
기존연구로부터 제안된 합성전단벽의 형태는 크게 2가지로 나누어 생각해 볼 수 있다. 첫 번째는 벽체 외부에 철판 등을 사용하여 더블스킨 형태의 벽체를 구성하는 것으로, Wright et al.(1995)에 의하여 처음으로 제안되었다. 이 합성벽체는 SC벽 체와 유사한 형태로 국내외적으로 많은 실험을 통하여 다수의 적용실적을 지니고 있으며, 우수한 전단강도 확보가 가능하나 본 연구에서 대상으로 하는 벽체에 적용할 경우 외부에 별도의 내화피복이 필요하고, 강재의 소요량이 많다는 단점이 있다. 두 번째 대안으로 고려되는 벽체는 벽체 가운데 철판이 삽입된 형 태이다. 이 합성벽체는 일본의 경우 원전시설 구조물에 처음으
로 적용되기 시작하여 최근에는 고층건물에 벽체의 두께를 줄이 기 위하여 고강도 콘크리트와 함께 적용이 검토되고 있다. 이 합성벽체는 더블스킨 형태의 벽체와는 달리 내화피복이 불필요 하므로 본 연구에 적용하는데 유리하며, 요구되는 전단강도를 얻기 위하여 콘크리트 벽체 내부에 강판이나 형강 등 다양한 형태의 철물 삽입이 가능하다. 하지만 국내에서 일반적으로 적 용되고 있는 벽체 두께를 고려할 때 H형강과 같이 부피가 큰 강재의 삽입은 시공상 어려움이 있다. 따라서 본 연구에서는 성능설계 대상인 고층전단벽(
, =벽체의 높이,
=벽 체의 길이)과 벽체두께 200mm의 조건 하에서 [그림 1]과 같이 실무적으로 적용이 용이한 2개의 대안을 제시하고자 한다. 이 때, 합성작용을 위한 스터드와 스티프너의 양은 요구 전단력에 따라 산정하였으며, 스터드의 간격조건은 관련문헌을 참고하여 300mm를 넘지 않도록 설계하였다.
(a) Single plate (b) Separated plate
(a) Plate embedded method
(a) Stud or bolt type (b) Stiffener type (b) Methods for implementing composite action
Fig.1 Details of composite shear wall
3. 실험
3.1 연구대상 건물 및 실험계획
실험은 크게 2가지로 구분하여 진행하였다. 첫 번째 실험은 합성벽체의 전단내력 증진효과를 확인하기 위한 실험으로 벽체 의 설계는 최종파괴 형태가 전단파괴 형태로 결정되도록 계획하 였다. 두 번째 실험은 실제적인 상황에서 벽체의 비선형특성을 확인하기 위한 것으로 기존 연구(토지주택연구원 2015)에서 검 토된 바와 같이 벽체의 소성힌지는 벽체 하부에 집중된다는 가 정 하에 고층전단벽의 하부 벽체만을 모델링하여 반복하중 실험 을 실시하였다.
Fig. 2 Plan of studied apartment and tested wall
연구대상 건물 및 벽체는 최근 성능기반설계에 의해 설계된 구리시 LH아파트 중 하중지배작용 부재의 성능수준과 강도 검 토 규정에 의하여 200mm 벽체로 설계 시 전단강도 한계를 상회 하는 벽체를 대상으로 하였으며, 실험여건을 고려하여 실험대상 벽체(prototype wall)를 선정하였다. [그림 2]는 연구대상 아파트 평면과 실험대상 벽체의 위치를 나타낸 것으로, 강조되어 표기 된 벽체들은 설계 시 모두 동일한 문제를 안고 있는 벽체들이다.
3.2 실험변수 및 실험체
실험의 주요 변수는 2절에서 제시된 합성벽체의 상세, 즉 철판 의 삽입방식(일체형, 분리형)과 합성작용 확보방식(스터드형, 스 트프너형)이며, 고강도 콘크리트의 적용에 따른 효과를 추가적 인 변수로써 고려하여 이러한 변수들이 벽체의 거동에 미치는 영향을 실험을 통하여 파악하였다.
합성전단벽에서 철판의 삽입 양은 철판 삽입 전 RC벽체 전단 강도의 1.5배를 기준으로 완전 합성체를 가정하여 삽입된 철판 이 모두 전단강도에 기여하는 것으로 설계하였으며, 전단파괴보 다는 휨파괴를 유도하기 위하여 추가로 삽입되는 철판이 벽체의 휨강도에 기여하지 않도록 벽체의 중앙부에 집중하여 철판을 배치하였다. 실험체는 고층 보통전단벽(길이 1,200mm, 두께 200mm, [그림 2] 참조)을 대상으로 계획하였으며, 전술된 바와 같이 전단파괴형 실험체(합성강도 확인용)와 휨파괴형 실험체 (합성벽체의 실제거동 파악)로 구분하고, 상기 변수들을 반영하 여 총 9개의 실험체를 제작하였다.
전단파괴형 실험체는 실물크기의 실험체를 대상으로 모델링 하되, 연구목적과 부합하도록 전단파괴를 유도하기 위하여 실험 체의 형상비를 0.67로 변경하고, 휨 강도를 높여 설계하였다.
실험체는 보통전단벽 기준실험체를 포함하여 3가지 합성전단벽 상세를 갖도록 총 5개의 실험체를 제작하였다. 휨파괴형 실험체 는 [그림 2]에 도시된 바와 같이 연구대상 평면으로부터 직접 모델링되었으며, 대상벽체의 전체 층수는 22층이고, 층고 2,800mm로 연구목적에 따라 최하층 벽체만을 모델링하여 실험 을 수행하였다. 실험체의 수는 합성벽체의 상세를 달리한 3개와 고강도콘크리트를 변수로 한 실험체 1개를 포함하여 총 4개로, 실물크기로 제작하였다.
실험 시 고려된 기타 변수로써는 작용 축력비, 형상비, 철판연 결 접합부의 존재여부 등이 있다. 축력비는 동일한 규모의 아파 트에 대한 적용을 가정하여 콘크리트 강도에 상관없이
=24MPa를 기준으로
로 그 값을 고정하였으며, 휨실험 체에 적용된 형상비는 기존 실험결과로부터 고층전단벽의 파괴 모드가 휨파괴로 지배된다는 점을 감안하여 실험변수에서 제외 하였다. 또한 합성전단벽에서 철판연결 접합부는 충분한 강도와 연성이 확보된 접합이 사용되었음을 전제로 모든 휨실험체의
예상 소성힌지 영역에 포함되도록 계획하고 이를 변수에서 제외 하였다. [표 1]은 실험체 계획에 따른 실험체일람표를 정리하여 나타낸 것이며, 각 실험체의 치수와 단면형상 및 특성을 [그림 3]과 [그림 4]에 나타내었다.
3.3 실험방법
실험은 선행연구(토지주택연구원, 2015)와 동일하게 전남대 학교의 바이오하우징 구조실험동에서 실시하였다. 실험체는 [그 림 5]와 같이 설치되었으며, 벽체의 면외 좌굴현상을 방지하기 위하여 가력보에 가이드 프레임과 볼지그를 설치하였다. 단, 실 험에 사용된 가력기들은 연구목적에 따라 그 역할을 구분하여 실험을 실시하였다.
전단실험의 경우 가력기B와 가력기C는 축력 가력용으로 사 용되었으며, 오일잭은 설치하지 않았다. 횡력은 가력기 A에 의 하여 도입되었다. 반면, 휨실험의 경우에는 선행연구에서와 같 이 실제 벽체 하부에서의 하중조건을 그대로 모사하기 위하여 가력기 A에 의하여 횡하중이 가력되는 동시에 가력기B와 가력 기C는 부가적인 모멘트를 제공하도록 연동되었다. 축력은 오일 잭에 의하여 일정하중이 실험이 진행되는 동안 가력되었다. 휨 실험과 관련된 자세한 가력상황은 참고문헌(토지주택연구원, 2015)을 참고하기 바란다.
하중의 가력은 전단실험의 경우 작용 횡력이 최대로 가력된 후 최대하중의 80%로 하중이 감소할 때까지 단조가력을 실시하 였다. 휨실험의 경우에는 역삼각형 형태의 횡력 분포를 가정하 고, 이 하중분포에 의해 발생하는 휨모멘트와 전단력의 관계가 유지되도록 반복하중 실험을 실시하였다. 가정된 역삼각형 형태 의 횡하중으로 인해 발생하는 전도모멘트는 수직방향의 엑츄에 이터(actuator, 가력기 B와 C)를 사용하여 횡력(가력기 A)이 작 용하는 동안 계획된 하중이 전달되도록 하였다(가력기 A:B:C=1:10.6:-10.6). 실험체에 적용된 반복하중은 실험체 상 ‧ 하부에 설치된 LVDT의 변위차에 따른 변위제어방식으로 가력 하였다. 하중이력은 ACI T1.1R-01에 따라 다음 단계가 이전 단계의 125%~150%의 범위에 들도록 [그림 5](b)와 같이 계획하 였다. 각 변위마다 강도와 강성의 저하에 대한 자료를 얻기 위하 여 3회씩 반복 가력 하였으며, 실험은 전단실험에서와 동일하게 최대내력이 80% 이하로 저하되는 구간까지 수행하였다. 실험체 의 균열은 가력이 끝나는 단계별로 구분하여 정(+)방향과 부(-) 방향 모두 표시하였다.
철근의 항복여부와 변형률을 측정하기 위하여 각 실험체는
동일한 위치의 수직철근과 수평철근에 스트레인게이지가 부착
되었다. 또한 벽체의 전단변형과 하중가력부의 횡변위 및 벽체
하부 소성힌지부의 휨변형을 측정하기 위하여 [그림 6]과 같이
LVDT를 설치하였다.
Specimens Height (,mm)
Length (,mm)
Axial Force (,kN)
Con'c Strength (,MPa)
Reinforcements(1) (kN·m)
(kN)
(kN)
Steel Plate
(SS400) Remark
Ver.
(End) Ver.
(Cen.) Hor.
Shear NW
800
1,200 576
(0.1
)24 8-D22
@50 D19
@150 D10
@140 2,396.1
737.1 737.1 - SC1
1,301.1 1,050.9
T10-400 Single SP+Stud
SC2 T10-200*2 Separated SP+Stiffner
SC3 T10-200*2 Separated SP+Stud
SC1H 45 2,691.7 1,285.8 980.4 T10-350 Single SP+Stud
Bending FC1
2,800 24 6-D13
@100 D13
@300 D10
@150
807.6 1,185.5 806.9 T10-250 Single SP+Stud
FC2 T10-125*2 Separated SP+Stiffner
FC3 888.8 1,296.8 821.0 T10-125*2 Separated SP+Stud
FC1H 45 T10-260 Single SP+Stud
주) 1. ≤, ≥
2. Shear strength of concrete+horizontal reinforcement+steel plate
3. Shear strength of horizontal reinforcement+steel plate(KBC2016 0709.4.1) Table 1. Test specimens
Reinforcement details
(a) NW(w/o steel plate), SC1, SC1H
(b) SC2
(c) SC3
Section
(a) NW
(b) SC1
(c) SC2
(d) SC3
(e) SC1H Fig. 3 Shear specimens
Reinforcement details
(a) FC1, FC1H
(b) FC2
(c) FC3
Section
(a) FC1
(b) FC2
(c) FC3
(d) FC1H Fig. 4 Bending specimens
(a) Test setup (b) Loading history(bending test)
Fig. 5 Test setup and loading history
3.4 실험체 제작 및 재료시험
실험체는 벽체철근 및 전단보강용 철판을 선 조립 후 거푸집 을 제작하였으며, 거푸집 조립 후 전단보강용 철판의 하부에 공극이 발생하여 철판과 콘크리트가 따로 거동하지 않도록 실험 체를 세워서 타설하였다. 실험체 제작에 사용된 콘크리트와 철 근의 재료시험결과는 [표 2] 및 [표 3]과 같다.
Specimens Design strength (MPa)
Compressive strength (MPa)
Elastic modulus (GPa) NW
24
25.4 24986.01
SC1 24.6 24720.88
SC2 24.6 24720.88
SC3 25.4 24986.01
SC1H 45 45.3 30300.63
FC1
24
39.0 28825.30
FC2 35.0 27804.06
FC3 29.0 26114.69
- - -
FC1H 45 44.3 30076.01
Table 2. Mechanical properties of concrete
Reinforcement Yield strength (MPa)
Tensile strength (MPa)
elongation (%) D10
(SD500)
564 681 12
557 671 13
552 678 12
D13 (SD500)
574 679 13
580 682 14
580 681 12
D19 (SD600)
642 832 12
636 823 12
648 822 14
D22 (SD600)
639 834 13
646 836 12
641 844 13
Table 3. Mechanical properties of reinforcements
4. Results and Discussions
4.1 균열 및 파괴상황 (1) 전단실험
실험체의 파괴양상은 정도의 차이는 있으나 모두 전단에 의한 사인장균열과 단부 압괴로 파괴되는 양상을 나타내었다. 하지만 SC1H의 균열분포는 다른 실험체와 비교하여 중앙에 집중된 사 인장균열이 아닌 분산형태를 보임으로서 합성효과면에서 더 우 수한 성능을 보이는 것으로 나타났다. 각 실험체별 균열과 최종 파괴양상을 [그림 7]에 나타내었다.
(a) NW (b) SC1
(c) SC2 (d) SC3 (e) SC1H
Fig. 7 Crack patterns and failures(shear specimens)
(2) 휨실험
휨파괴형 실험체들도 모두 거의 유사한 형태의 균열과 파괴를 나타내었다. 균열은 횡변위비 0.15% 구간부터 벽체단부에서 형 성되기 시작하였으며, 변위가 증가함에 따라 정, 부방향 가력 시 발생한 휨균열이 서로 교차하면서 초기 휨균열이 휨-전단균 열로 진행되는 양상으로 진전되었다. 변위비 1.0~1.5%에 이르 러서는 양단부에서 세로방향의 압축균열이 발생하였으며, 변위 비 1.5%의 세 번째 사이클 완료 후와 변위비 2.0% 진행 중 인장 측 단부 주철근의 항복과 압축측 단부 콘크리트의 압괴가 동시
(a) Shear specimens (b) Bending specimens
Fig. 6 LVDT installation diagram
에 발생하면서 벽체의 파괴로 이어졌다. 이 때 휨철근은 파단되 지 않았으며, 단부 주철근이 면외로 죄굴되어 벌어지면서 급격 히 강도가 저하되는 양상을 나타내었다. [그림 8]은 실험체의 균열과 최종 파괴상황을 정리하여 나타낸 것이다.
(a) FC1
(b) FC2
(c) FC3
(d) FC1H
Fig. 8 Crack patterns and failures(bending specimens)
4.2 하중-변위관계 (1) 전단실험
[표 4]에 실험결과를 정리하여 나타내었다. 실험결과와의 비 교를 위한 각 실험체의 예상 공칭전단강도는 2가지 방법으로 산정하였다. 첫 번째는 철근콘크리트 전단벽체의 공칭전단력에 보강된 철판의 전단내력을 100% 합산하는 방식이며, 두 번째는 KBC2016 0709.4.1 ③의 내용을 준용하여 철판의 전단강도와 철근콘크리트 벽체의 전단내력 중 철근만의 내력을 더한 값으로 산정하는 방식이다.
[그림 9]는 실험결과와 예상 공칭전단강도와의 비교를 용이하 게 하기 위하여 각 실험체의 단조가력 실험결과와 예상 공칭전
단강도를 비교하여 도시한 것이다. 그림에서 보는 바와 같이 전단보강이 되어있지 않은 NW 실험체는 예상 강도에 비해 실험 결과가 약 20%정도 높게 나타났으나, 철판보강이 삽입된 SC1~SC3 실험체는 강도의 단순 합산방식(콘크리트의 전단강도 가 포함된 전단강도)에 비해서는 약 20%~30%정도 낮게, 부분 합성구조로 간주하여 산정하는 방식(콘크리트의 전단강도를 제 외한 전단강도)에 비해서는 약 1~13%정도 낮게 실험결과가 나 타났다. 하지만 SC1H 실험체는 두 방식 모두 예상 공칭전단강도 에 비해 실험결과가 높게 나타났다.
상기와 같은 각 실험체별 전단내력의 차이는 실험체별로 철판 과 콘크리트 벽체의 합성작용에 차이가 있었던 것으로 판단됨으 로 이를 확인하기 위하여 철판에 설치되어 있는 게이지의 변형 률과 동일위치의 철근에 설치된 게이지의 변형률을 비교하여 [그림 10]에 나타내었다. 거의 동일위치에서 측정된 두 게이지의 변형량을 살펴보면 SC1 실험체의 경우 철근에 부착된 게이지와 철판에 부착된 게이지의 변형량이 크게 차이가 남을 확인할 수 있는 반면 SC1H 실험체는 두 게이지 사이에 변형량의 차이가 거의 없이 유사한 변형률을 나타내고 있다. 이는 SC1H 실험체가 상대적으로 철판과 콘크리트 사이에 충분한 일체화가 있었음을 의미하는 것으로 벽체의 전단강도 발현이 다르게 나타난 원인으 로 판단된다. SC1과 SC1H는 모두 일체형 철판에 단위면적당 유사한 개수의 스터드가 설치되어 있다. SC1에 비하여 상대적으 로 SC1H의 콘크리트의 압축강도가 높았다는 면이 있으나 콘크 리트의 압축강도 증가만으로는 합성효과의 차이를 설명하기 어 려우며, 전체적인 실험결과를 놓고 볼 때 시공품질 상의 차이와 스터드 부분의 지압강도 차이가 있었던 것으로 판단된다. 유사 하게 SC2와 SC3 실험체 역시 동일위치에서 측정된 두 스트레인 게이지의 변형량이 차이를 보이고 있어 본 연구에서 제시된 상 세만으로는 충분한 합성작용을 얻어내기에 부족하였던 것으로 사료된다.
Specimens Axial force (kN)
(MPa)
(MPa)
(kN)
(kN)
max
(kN)
max
max
NW 576 25.4 500/600 741.4 741.4 898.7 1.21 -
SC1 576 24.6 500/600 1302.9 1050.9 1,044.2 0.80 0.99
SC2 576 24.6 500/600 1302.9 1050.9 909.9 0.70 0.87
SC3 576 25.4 500/600 1305.4 1050.9 1,004.0 0.77 0.96
SC1H 576 45.3 500/600 1286.5 980.4 1,315.2 1.02 1.34
주) 1. ≤, ≥
2. Shear strength of concrete+horizontal reinforcement+steel plate
3. Shear strength of horizontal reinforcement+steel plate(KBC2016 0709.4.1) Table 4. Test results(shear test)
[표 5]는 상기 분석으로부터 얻은 부분 합성효과를 반영하여 합성벽체의 전단강도를 재 산정한 결과이다. 단, 여기서는 벽체 에 작용하는 전단력에 따른 변형률의 분포가 다르기 때문에 철 근과 철판의 상대적인 변형률비의 정확한 평가가 불가능하여 철근과 철판의 변형률의 비율에 대하여 벽체의 최대강도 발현 시의 비율에 의해 철판의 전단내력을 산정하였다. [표 5]의 결과 를 보면 부분 합성효과를 반영한 계수(
)를 적용한 경우, 강도의 단순 합산방식(콘크리트의 전단강도가 포함된 전단강도)에서는 SC2와 SC3 실험체에서 여전히 실험값이 약 18%정도 낮은 값을 보이고 있으나 부분 합성구조로 간주하여 산정하는 방식(콘크리
트의 전단강도를 제외한 전단강도)을 적용하는 경우에 있어서는
모든 실험체의 내력이 공칭강도를 초과하여 산정되는 것을 알 수 있다. 이상의 결과를 종합해 볼 때, 철판 삽입방식에 있어서는 충분한 합성효과를 얻기 위하여 스터드의 간격과 개수 등에 대 하여 추가적인 연구가 필요한 것으로 보이며, 본 연구에서 실시 된 제한적인 연구결과에 비추어 볼 때 분리형 보다는 일체형 방식으로 철판을 삽입하고, 전단강도는 KBC2016 0709.4.1 ③ 의 방식을 준용하되 완전 합성작용의 유도를 위하여 스터드의 간격을 일정간격 이하로 제한하여 사용하고 품질관리를 철저히 하는 것이 바람직한 것으로 사료된다.
(a) NW (b) SC1 (c) SC2 (d) SC3 (e) SC1H
Fig. 9 Shear strength of specimens
(a) SC1 (b) SC2 (c) SC3 (d) SC1H
Fig. 10 Comparison of strain of steel plate and reinforcement at the same position
Specimens
max(kN)
(kN)
(kN)
(kN)
(kN)
max
max
max
max
SC1 0.52 1,044.2 1302.9 1050.9 780.2 1,032.2 0.80 0.99 1.34 1.01
SC2 0.66 909.9 1302.9 1050.9 859.1 1111.4 0.70 0.87 1.06 0.82
SC3 0.60 1,004.0 1305.4 1050.9 825.3 1,079.8 0.77 0.96 1.22 0.93
SC1H 1.00 1,315.2 1286.5 980.4 980.4 1,286.5 1.02 1.34 1.34 1.02
주) 1. Strain ratio of reinforcement and steel plate
2. Shear strength of concrete+horizontal reinforcement+steel plate
3. Shear strength of horizontal reinforcement+steel plate(KBC2016 0709.4.1.) 4. Shear strength of (horizontal reinforcement+steel plate)*
5. Shear strength of (concrete+horizontal reinforcement+steel plate)* Table 5. Comparison of shear strength reflecting composite action
(2) 휨실험
① 모멘트-횡변위비
[표 6]은 실험결과를 정리하여 나타낸 것이며, [그림 11]은 모멘트-횡변위비 관계를 도식화하여 나타낸 것이다. [표 6]의 공칭강도는 재료시험결과를 반영하여 계산된 값이며, 횡변위비
max는 각 실험체가 동일변위의 3회 사이클을 모두 수행한 최대 변위비를 나타낸 것이다. 모든 실험체는 콘크리트 강도나 철판 보강과는 관계없이 최대 변위비 1.5%까지 3싸이클의 주기하중 을 모두 마친 후 변위비 2.0%에서 강도가 저하되면서 실험이 종료되었다. 모멘트 강도는 모든 실험체에서 실험결과가 공칭강 도에 비해 1%~16% 정도 높게 나타났다. 전단강도 보강을 위해 삽입된 철판은 초기 의도대로 벽체의 휨강도에는 큰 영향을 미 치지 않는 것으로 판단되며, 휨 실험 시 실험체에 작용한 최대 전단력과 각 실험체의 설계전단력을 비교한 [표 5]으로부터 알 수 있는 바와 같이 파괴 시 전단력은 공칭전단력에 약 1/50 정도 로 본 연구에서 고려하는 형태의 고층 전단벽은 전단파괴의 가 능성이 매우 낮은 것으로 판단된다.
(a) FC1 (b) FC2
(c) FC3 (d) FC1H
Fig. 11 Moment-drift relationship
② 강도 및 강성저하, 에너지소산능력 비교
[그림 12]는 휨실험체들의 강도 및 강성변화, 그리고 에너지소 산능력을 비교하여 나타낸 것이다. [그림 12](a)로부터 알 수 있 는 바와 같이 모든 실험체들은 유사한 강도와 변형능력을 나타 내고 있어 전단강도 증진을 위해 삽입된 철판이 실험체의 전체 적인 거동과 강도에 큰 영향을 미치고 있지 않음을 알 수 있다.
이는 실험체의 최종파괴가 전단파괴가 아닌 휨파괴로 결정되었 기 때문인 것으로 판단된다. 반면 강성의 변화나 에너지소산능 력 측면에서는 다소의 차이를 보였는데 분리형 철판을 적용한 FC3의 경우가 가장 좋지 않은 결과를 나타내었으며, 스터드보강 이 스티프너를 사용한 경우보다 더 우수한 거동을 나타내었다.
(a) Moment-drift envelop curve
(b) Change of stiffness
(c) Energy dissipation due to drift ratio
(d) Cumulative energy dissipation
Fig. 12 Comparision of strength, stiffness, and energy dissipation Specimens Steel plate Axial force
(kN)
(MPa)
(MPa)
(kN.m)
m ax
(kN.m)
max (kN)
m ax
(kN)
max m ax (%)
FC1 T10-400 576 39 500/600 873.6 934.4 1.07
1257.8 24.2 1.07
1.5
-914.0 -1.05 -23.6 -1.05
FC2 T10-200*2 576 35 500/600 860.2 997.2 1.16
1240.2 25.8 1.16
1.5
-948.4 -1.10 -24.5 -1.10
FC3 T10-200*2 576 29 500/600 836.1 865.2 1.03
1216.6 22.4 1.03
1.5
-843.3 -1.01 -21.8 -1.01
FC1H T10-350 576 44.3 500/600 887.2
1,032.9 1.16
1215.5
26.7 1.16
-971.7 -1.10 -25.1 -1.10 1.5
Table 6. Test results(bending test)
③ 철근의 변형률분포
여기서는 실험체 내부의 힘의 흐름을 알아보기 위하여 수직철 근의 변형률 분포를 살펴보았다. [그림 13]은 각 실험체에 부착 된 수직철근의 변형률분포를 나타낸 것으로 모든 실험체에서 최대강도 도달 이전인 횡변위비 0.75%~1.0%에서 철근이 항복 변형률을 넘어서면서 급격하게 철근의 변형률이 증가하며 곧바 로 벽체의 압축단부 압괴로 이어져 벽체가 취성파괴 되었음을 확인할 수 있다.
(a) FC1 (b) FC2
(c) FC3 (d) FC1H
Fig. 13 Comparison of Strain Distribution of Vertical Reinforcements
5. Conclusions
본 연구에서는 철판삽입 형식의 합성전단벽의 상세를 제안하 고, 제안상세의 유효성을 검증하기 위하여 전단내력 증진효과를 직접적으로 검증하기 위한 전단파괴형 실험체와 실제 벽체의 내진거동을 확인하기 위한 휨파괴형 실험체를 각각 제작하여 실험을 실시하였다. 실험결과로부터 얻은 결론을 요약하면 다음 과 같다.
(1) 본 연구로부터 제안된 철판삽입 방식 벽체의 전단내력 증진효과는 유효한 것으로 판단된다. 단, 실험결과 철판과 콘크리트와의 합성정도에 따라 내력의 차이를 보이고 있 어 스터드의 보강방식에 따른 합성효과에 대해서는 추가 적인 연구가 필요한 것으로 판단된다.
(2) 본 연구로부터 제안된 일체형 철판삽입 합성전단벽의 전 단강도는 KBC2016 0709.4.1③의 방식을 사용하여 계산 할 것을 추천한다. 합성벽체의 실험결과와 공칭전단강도 를 비교한 결과, 부분 합성효과를 나타낸 SC1의 경우 콘크 리트와 철근 그리고 철판의 공칭전단강도를 단순 누가하 는 방식으로 산정한 전단강도보다 실험결과가 약 13~24%
정도 낮게 나타났으나, 거의 완전 합성효과를 나타낸 SC1H 실험체의 경우에는 단순 누가방식의 공칭전단강도
보다 높은 전단내력을 보여주었으며, KBC2016에서 제시 하는 충전형 및 매입형 합성부재의 설계전단강도(
) 산정방법과 비교해서는 약 34% 높은 전단내력을 나타내 었다. 따라서 본 연구에서 실시된 제한된 실험결과에 근거 해 본다면 합성전단벽의 전단강도는 KBC2016에서 제시 하는 충전형 및 매입형 합성부재의 설계전단강도(
) 산정방법에 따라 산정할 경우 실제 설계 시에는 강도저항 계수는
를 사용하게 됨으로 실험결과 나타난 부분 합성작용에 따른 내력저하는 충분히 상쇄될 수 있을 것으로 기대된다.
(4) 합성벽체의 보유내력 산정에 대해서는 성능기반설계 철학 에 근거하여 콘크리트와 횡방향 철근 그리고 철판의 전단 내력을 모두 포함하여 산정하는 것이 합당할 것으로 판단 되나, 실험결과에서 나타난 바와 같이 콘크리트와 철판의 일체화 정도가 내력에 영향을 크게 미치는 것으로 확인되 었으며 완전한 일체화가 확보될 경우 충분한 강도를 발현 할 수 있을 것으로 기대된다. 따라서 보다 합리적인 합성 벽체의 전단강도 산정을 위하여 콘크리트와 철판의 일체 화를 위한 스터드의 산정에 대해서는 좀 더 세밀한 연구가 추가적으로 필요할 것으로 판단된다.
(5) 합성벽체의 실제 내진거동을 확인하기 위한 반복하중 실 험결과, 모든 실험체가 철판 삽입방식과 상관없이 거의 유사한 변형능력과 파괴양상을 나타내었으며, 예상 휨강 도 대비 최대내력의 차이 또한 유사하게 나타나 제안된 방식으로 삽입된 철판은 합성벽체의 최종 파괴거동과 휨 강도에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다.
(6) 본 연구에서는 두께가 제한된 벽체의 전단내력 증진을 위하여 철판을 벽체 내부에 삽입한 합성벽체를 제안하였 다. 하지만 본 연구에서 대상으로 하고 있는 고층 벽체는 휨과 단부 콘크리트 압괴가 종국의 파괴메커니즘을 지배 한다. 실험결과로부터도 알 수 있듯이 벽체가 종국 파괴에 이르렀을 때에 부재에 작용하는 전단력은 설계 전단강도 의 약 1/50 정도 밖에 되지 않는다. 즉 현재의 설계방식에 서는 전단력에 대해 벽체가 과다설계되고 있는 것으로 판단되는 바 벽체의 설계에 있어서 파괴메커니즘에 따라 적절한 강도 산정에 의해 효과적이고 경제적인 설계가 이루어질 수 있도록 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단 된다.
감사의 글
이 논문은 ‘두께저감을 위한 합성전단벽 상세 및 연결보의
비선형이력모델 개발’과제의 연구결과 일부이며, 한국토지주택
공사(LH)의 연구비 지원에 의해 수행되었습니다.
참고문헌
