Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel

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(1)한국복합신소재구조학회 논문집 제6권, 제2호, 2015년 6월 J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. Vol. 6, No. 2, pp. 105-117, June 2015 DOI http://dx.doi.org/10.11004/kosacs.2015.6.2.105. ISSN 2093-5145(Print) ISSN 2288-0232(Online). L형 프리캐스트 콘크리트 벽패널로 채운 기존 철근 콘크리트 골조 구조물의 전단 거동 분석 유승룡1・주호성2・하수경3 동국대학교 건축공학과 교수1, 동국대학교 건축공학과 석사2, 동국대학교 건축공학과 학사과정3. Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel Yu, Sung-Yong1・Ju, Ho-Seong2・Ha, Soo-Kyoung3 1. Professor, Department of Architectural Engineering, Dongguk University, Seoul, Korea Master, Department of Architectural Engineering, Dongguk University, Seoul, Korea 3 Undergraduate Student, Department of Architectural Engineering, Dongguk University, Seoul, Korea 2. Abstract: The purpose of this study is to develop a new seismic resistant method by using precast concrete wall panels for existing low-rise, reinforced concrete beam-column buildings such as school buildings. Three quasi-static hysteresis loading tests were experimentally performed on one unreinforced beam-column specimen and two reinforced specimens with L-type precast wall panels. The results were analyzed to find that the specimen with anchored connection experienced shear failure, while the other specimen with steel plate connection principally manifested flexural failure. The ultimate strength of the specimens was determined to be the weaker of the shear strength of top connection and flexural strength at the critical section of precast panel. In this setup of L-type panel specimens, if a push loading is applied to the reinforced concrete column on one side and push the precast concrete panel, a pull loading from upper shear connection is to be applied to the other side of the top shear connection of precast panel. Since the composite flexural behavior of the two members govern the total behavior during the push loading process, the ultimate horizontal resistance of this specimen was not directly influenced by shear strength at the top connection of precast panel. However, the RC column and PC wall panel member mainly exhibited non-composite behavior during the pull loading process. The ultimate horizontal resistance was directly influenced by the shear strength of top connection because the pull loading from the beam applied directly to the upper shear connection. The analytical result for the internal shear resistance at the connection pursuant to the anchor shear design of ACI 318M-11 Appendix-D except for the equation to predict the concrete breakout failure strength at the concrete side, principally agreed with the experimental result based on the elastic analysis of Midas-Zen by using the largest loading from experiment. Key Words: Infilled, Seismic Resistant Method, Precast Concrete, Wall Panel, Retrofit, Quasi Static Test, Shear. 1. 서 론 근래의 중국 쓰촨성 지진과 아이티 지진 참사에서 주목할 점은 학교와 같은 공동시설이 붕괴되어 어린 학생들의 피해가 특히 컸다는 점이다. 쓰촨성에서는 7,000여 채의 학교 건물이 붕괴되었고, 아이티는 약 5,000여개의 학교시설이 무너졌다. 국내에서도 내진 보강이 되지 않은 쓰촨성과 아이티 같은 12,000여개 의 시설에서 많은 학생들이 공부하고 있다.. 보강 후의 건물이 현행 내진규정을 만족하는 것 을 목표로 하였을 때 대규모 공사를 위한 가장 경제 적이고 효율적인 방법을 찾아볼 필요가 있다. 일본의 경우 지역마다 다르지만 보통 규모 7.0∼7.5정도의 지진에 대비하여 건물이 설계된다고 할 수 있다. 이 지진대에 근접하여 있는 우리나라의 현재 신축 학교 는 규모 6.0∼6.5정도의 지진에 대응할 수 있도록 설 계하고 있다. 규모 0.2의 차이는 약 2배의 지진에너 지 차이를 의미한다. 즉, 일본과 우리나라는 약 32배. 주요어: 채움, 내진보강 방법, 프리캐스트 콘크리트, 벽패널, 전단 Corresponding author: Yu, Sung-Yong Department of Architectural Engineering, Dongguk University, 30, Pildong-ro 1-gil, Jung-gu, Seoul 100-715, Korea Tel: +82-2-2260-3861, E-mail: [email protected] Received May 21, 2015 / Revised June 8, 2015 / Accepted June 10, 2015 29, 2014. Korean Society for Advanced Composite Structures. 105.

(2) Yu, Sung-Yong・Ju, Ho-Seong・Ha, Soo-Kyoung. 의 차이로 신축학교를 시공하고 있다. 따라서 국내기 준 6.0에 맞추기 위하여 규모 7.0의 일본공법을 그대 로 모방하는 것은 합리적이지 않다. 한편, PC부재(precast concrete member)의 재료비 는 100만원/m3으로 지금까지 국내에서 내진구조물로 개발되었거나 적용된 어떠한 보강공사보다도 획기적 으로 저렴하다고 할 수 있다. 현재, 보-기둥 한 구간 (기둥사이 순 경간 4 m와 보 사이 순 경간 2.7 m)에 적용되는 기존의 제진 보강방법은 그 공사비가 1,500 ∼2,500만원으로 시공되고 있지만, 교육부 지정 1.8×2.8 m 크기의 창문틀을 포함한 PC 패널을 활용하 여 이 구간을 250 mm 두께 내진벽으로 보강할 경우 그 물량은 (4×2.7m-1.8×2.8 m)×0.25 m =1.44 m3이 되 고 이에 따른 PC재료비용은 150만원/구간에 불과하다. 여기에 5.8 m2 외장 벽에 필요한 타일재료비용 60만 원, 타일작업비용 10만원, 운송과 양중비용 20만원, 에 폭시등 기타 철물비용 50만원, 인건비 50만원, 기초공 사 비용 100만원, 조적조 철거 및 처리비용 30만원으 로 순 공사비는 500만원 이하므로, 지금까지 활용되었 던 내진과 제진보강 공법 중에서 가장 저렴한 기존공 법에 의한 공사비 1,500만원에 1/3을 넘지 않는다. 철근 콘크리트 노후 학교건물에서 가장 효율적이 고 경제적인 공법을 제안할 수 있다면, 민생현안을 합리적인 비용으로 안전하게 해결한다는 차원에서 국 가적으로나 사회적으로나 바람직한 시도라 할 수 있 다.. 양중과 시공이 원활할 수 있도록 단위 PC는 적정 크기여야 한다. 길이와 높이에 대한 변동성에 대응하 기 위하여 Fig. 1과 같이 L형 보강 PC 패널 상단과 좌측에 신축 접합부(expansion joint)를 설치한 L형 PC를 생각할 수 있다. 이와 같이 2방향 오차를 해소 할 수 있는 접합부를 설치함으로써 상하좌우로 50 mm의 오차가 해결되므로 거의 모든 학교 내진보강 공사는 1개의 PC 단면으로 시공이 가능하다. ∙ RC 보와 PC 보강재의 앵커 전단 연결부 앵커 전단 연결부를 사용한 보-기둥 실험체는 기존 보에 후설치 앵커를 설치하는 작업을 요구하지만 용 접작업이 없고, PC 보강재를 그냥 삽입하고, 박스 철 물 안에 볼트를 채우고 50 MPa 고강도 콘크리트를 타설하여 완료되므로 전 공정이 간단 신속하다. Post Installed Anchor Cast-In Anchor. Steel Box. Fig. 2 Detail of Shear Connector with Anchors. 2. 전단 연결부 예를 들면, 20년 이상 된 노후 철근 콘크리트 보기둥 건물을 보강하기 위해서는 한 구간의 내부 순 경간과 순 높이에서 50 mm 시공오차는 해결할 수 있어야 한다. 즉, 영구거푸집(permanent steel form) 에서 동일한 크기로 제작되는 PC를 구조변경 시공에 사용하기 위하여 모재의 높이와 길이에 대한 변동에 대응할 수 있는 공법과 접합부가 요구된다.. Fig. 3 Vertical Section of Top Connection in Specimen PR1-LA. Vertical Tolerance. Fig. 4 Horizontal Section of Top Connection Specimen PR1-LA Horizontal Tolerance. Fig. 1 Construction Tolerances. 106. J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. in. Fig. 1의 PR1-LP 실험체 상단에서 앵커 전단 접합 부가 있는 위치는 지진 횡 하중에 의하여 가장 큰 변위가 발생되는 곳이다. 이 접합부에서 수직 시공오 차를 해소하고 보강재 상부를 결속하여, 가 하중(미는 하중)을 받을 때는 외부 RC 기둥과 내부 보강 PC 벽.

(3) Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel. 패널의 합성 작용을 일으키고, 부 하중을 받을 때는 전단력에 직접 대응하는 역할을 하도록 한다. 지진 횡 하중에 대응할 수 있는 충분한 휨 내력을 보유하기 위하여 보강재와 보강대상 RC 골조의 합성 거동 필요하다. 이를 위하여 앵커 전단 접합부를 PC 벽패널 상단에 Fig. 2와 같이 설치하였다. 즉, Fig. 3 에서 6개의 M24 후설치 케미컬앵커를 기존 RC보 하 부를 천공하여 설치하고, PC 보강 벽패널 상단에 6개 선설치 앵커는 PC 공장에서 PC에 선설치된 상태로 콘크리트를 타설하여 제작하였다. 따라서 하나의 접합 부에 선설치와 후설치 앵커(cast-in anchor and post installed anchor)가 함께 사용되는 전단 접합부를 구 성하게 된다. 또한, Fig 3과 Fig. 4의 우측에 박스 철 물(steel box)에서 RC 기둥에 접합된 3개의 수평 앵 커는 인장내력으로 앵커접합부의 전단력을 보완하는 작용을 하고 RC 기둥과 PC 보강재 사이에서 두 부재 의 이격이 발생하지 않도록 결속하는 작용을 한다. ∙ RC 보와 PC 보강재의 철판 전단 연결부 이 연구에서 두 번째로 고려한 실험체는 아래 Fig. 5의 접합부를 보유한 PR1-LP 실험체이다. 이 전단 접합부는 용접으로 인하여 시공성은 앵커접합부보다 떨어지지만 철판으로 전단강도를 증가시킬 수 있는 접합부라 할 수 있다.. 를 타설하여 제작하였다. 그 후 2개의 철판은 현장에 서 용접하였다. 즉, 이 접합부는 Fig. 8의 후설치 앵 커에 의하여 접합된 철판과 선설치로 설치된 철판사 이의 용접으로 접합된 전단 접합부라 할 수 있다.. Fig. 7 Vertical Plane of Section of Top Connection in Specimen PR1-LP. Fig. 8 Plan of Plate and Post-Anchors Under the Existing Reinforce Concrete Beam in Specimen PR1-LP Post Installed Anchor. 3. 실험체 Welding. H-Beam. Fig. 5 Details of Shear Connector with Steel Plate. 3.1 실험 개요 무 보강 보-기둥 구조물과 보강 보-기둥에 대하여 Fig. 9와 같이 반복하중에 의한 이력실험을 진행하여 하중변위 곡선을 얻을 수 있다.. Welding. Post Installed Plate 300x20. Cast-in H-Beam 800x120x20x20. Fig. 6 Section of Top Connection of Specimen PR1-LP. Fig. 5, 6과 같이 기존 RC보 하 단면에서 철판을 후설치 앵커로 정착시키고, PC 보강재 상단에 철판은 PC 공장에서 H형강을 PC에 매입된 상태로 콘크리트. (a) (b) Fig. 9 Concept of Experiments. 3.2 사용 재료 3.2.1 콘크리트 및 철근 이 연구에서 보강대상 RC 보-기둥 구조물에 사용 한 콘크리트는 목표 강도 21 MPa 콘크리트이고, PC 보강재로 사용한 콘크리트는 목표 강도 35 MPa 콘크. Vol. 6, No. 2, 2015. 107.

(4) Yu, Sung-Yong・Ju, Ho-Seong・Ha, Soo-Kyoung. 리트이며, 접합부 콘크리트의 목표 강도는 50 MPa 설계되어 있다. 실험 당일 측정한 공시체 강도는 아래 Table 1과 같다. 모든 주근과 PC 보강재의 철근은 SD400의 이형철근을 사용하였고, RC 기둥의 전단 보 강근은 SD300의 이형철근을 사용하였다. Table 1. Cylinder Strength Specimens. RC1  [MPa]. PC2  [MPa]. Connection3  [MPa]. PR1 20.5 PR1-LA 18.3 39.5 45.3 PR1-LP 23.3 37.1 60.0 1: reinforced concrete member 2: precast concrete resistant member 3: connection concrete. 도. Table 2. Strength of Anchor. Cast-in M24 Post Installed M24. Yield Strength [MPa] 350 400. Tensile Strength [MPa] 450 500. 4.1 앵커접합 실험체 ACI 318M-11 식(Appendix-D, 2011 ; Chun et al., 2010) 을 기초로 PR1-LA 실험체 Fig. 2, Fig. 3, Fig. 4의 상부 앵커 전단접합부의 해석은 다음 4개의 전단 접합부 내력 계산에 근거한다. 모든 앵커는 한 층에서 고정되고 다른 층에서 전단력을 받도록 설계 되어 있다. ACI 318M-11 Appendix D 식으로 7장 부록에 계산하였다. 1) 내부 보강 PC 벽패널에서 선설치 앵커 전단강. 3.2.2 앵커와 매입형 강재 후설치 앵커로 H사 M24(HY-200 + HIT-V M24) 를 사용하였고, 선설치 앵커는 국내 D사 제품 M24 용접 스터드를 사용하였다. 관련된 성분은 아래 Table 2에 정리하였다. 매입형 강재는 모두 SSD400 으로 제작하였다.. Anchors. 4. 실험체 설계. Effective Section Area [mm2] 353 353. 3.3 실험 방법 실험 조건에서 기초는 반력상과 견고하게 연결되어 서 변형이 발생하지 않는 것으로 가정하였고, 층고는 기초상부에서 상부 보의 중심까지의 2.9 m로 정하였 다. 2,000 kN 용량 가력기를 상부 보 중앙 단부에 설치하여 변위제어 방식(ACI 374.1.05, 2014)으로 Table 3과 같이 가력 하였다.. 2) 기존 RC 보 하부에서 후설치 앵커 전단강도 3) 고강도 콘크리트 접합부에서 선설치 앵커 전단강도 4) 접합부에서 프라이-아웃 전단 강도 보완. 4.1.1 선설치 앵커 전단강도 선설치 앵커는 먼저 앵커를 설치하고 콘크리트를 타설하는 공법이다. Fig. 3에서 PR1-LA실험체 PC 벽패널에 사용된 2개의 선설치 앵커의 전단내력은 ACI 318M-11에서 제안하는 식으로 예측하였고 남은 1개 수직 앵커에 대한 전단력  는 박스철물의 하 중의 수직요소의 전단력으로 7.1.1항과 같이 계산하여 Table 4 1)항에 그 결과를 나열하였다.. 4.1.2 후설치 앵커 전단강도 보강대상인 RC보의 후설치 앵커는 기존 콘크리트 에 규정된 크기와 깊이의 천공을 하여 에폭시 등 부 착재료와 함께 삽입하여 고정하는 공법이다. PR1-LA 실험체 RC 보 하단에 사용된 6개의 후설치 앵커의 전단내력은 ACI에서 제안하는 식으로 7.1.2항에 계산 하였고 Table 4 2)항에 그 결과를 나열하였다.. Table 3. Loading Sequence Step. 1. Drift(%) 0.10 Displacement(mm) 2.90 Loading Rate(mm/s) 0.20 Period(sec) 60 Loading Frequency(Hz) 0.0167 Duration(sec) 180 Step. 8. Drift(%) 1.00 Displacement(mm) 29.0 Loading Rate(mm/s) 0.30 Period(sec) 400 Loading Frequency(Hz) 0.0025 Duration(sec) 1200. 108. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 0.15 4.35 0.20 90 0.0111 270. 0.20 5.80 0.20 120 0.0083 360. 0.25 7.25 0.20 150 0.0067 450. 0.35 10.15 0.30 140 0.0071 420. 0.50 14.50 0.30 200 0.0050 600. 0.75 21.75 0.30 300 0.0033 900. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 1.40 40.60 0.50 336 0.0030 1008. 1.75 50.75 0.50 420 0.0024 1260. 2.20 63.80 0.50 528 0.0019 1584. 2.75 79.75 0.50 660 0.0015 1980. 3.50 101.5 1.00 420 0.0024 1260. 4.50 130.5 1.00 540 0.0019 1620. J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. 4.1.3 접합부에서 앵커 전단강도 보강 PC 패널을 후설치 앵커가 설치된 RC 보 하 부로 삽입한 후 Table 1의 강도 45.3 MPa 고강도 콘 크리트를 타설하여 제작하므로 접합부 앵커는 선설치 앵커이다. PC 패널 상부에서 선설치로 돌출한 앵커는 단면 중앙에 일렬로 나열되어 있고, 후설치 앵커는 34 mm 외측으로 설치되어있다. ACI에서 제안하는 식으 로 7.1.3항에 계산하였고 Table 4 3)항에 그 결과를 나열하였다..

(5) Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel. Table 4. Shear Strength of Top Connections for Specimen PR1-LA. Specimens PR1-LA. 1) Cast-in Concrete Anchor Strength [kN] Concrete Anchor Shear Pry-out Strength Strength 1,015.7. 2) Post-Installed Anchor Strength [kN] Concrete Anchor Shear Pry-out Strength Strength. 480.5. 476.6. 431.3. Table 5. Shear Strength of Top Connections for Specimen PR1-LP 1) Cast-in H-beam Strength 2) Post-Installed Anchor [kN] Strength [kN] Specimens Embedded Shear Shear Concrete Pry-out H-Beam Shear Strength of Anchor Strength Strength Strength H-Beam PR1-LP. 1,252.1. 1,692. 1,032.5. 4.1.4 프라이-아웃 전단 강도 보완 ACI 318-11M Appendix D의 프라이-아웃 강도 (Pry-out Strength)는 앵커의 한쪽이 콘크리트에 묻 히고 타단은 공기 중에서 가력 하였을 때 회전에 의 한 뒤집힘 내력을 계산하고 있다. Table 6에서 1)항 에서 3)항까지는 각 콘크리트에서 Fig. 10과 같이 공 기 중에서 가력 한 내력을 계산하였다. 그러나 실험체 에는 Fig. 11과 같이 2개의 콘크리트 층에 걸쳐 앵커 가 삽입되어 있으므로 PC 콘크리트와 접합부 층에 삽입된 프라이 아웃 강도는 PC콘크리트 1)항과 접합 부 콘크리트 2)항을 더하여 Table 6의 4항과 같이 480.5 kN으로 계산되었고, RC부분은 같은 방법으로 5)항에서 431.3 kN으로 계산되었다. 이 값들은 Table 4의 1)항과 2)항에 반영하여 그 최솟값을 전단 내력으 로 계산하였다.. Fig. 10 Pry-out Strength of ACI. Fig. 11 Pry-out Strength of Specimens. Table 6 Pry-Out Strength of Specimen PR1-LA 1) Cast-in 2) Connection Item Anchor Anchor Pry-out Strength[kN] 296.9 183.6. 991.7. 3) Shear Strength of Connection [kN] Concrete Anchor Shear Pry-out Strength Strength 428.9. 431.3. 4) Minimum Chosen [kN] 428.9. 3) Connection Strength [kN] Shear Strength of Steel Plate at Connection 846.0. Shear Strength of Welding 959.4. 4) Minimum Chosen [kN] 846.0. 4.2 철판 용접접합 실험체 이 접합부(Fig. 6, 7 참조)는 기존 RC보 하부에 후 설치 앵커에 의하여 Fig. 8.와 같은 철판과 PC 벽패 널에 Fig. 6, 7과 같이 선설치로 설치된 철판을 현장 용접으로 연결한 전단 접합부 실험체이다. 다음과 같 이 5개의 전단 접합부 내력을 계산하였다. 1) 2) 3) 4). 내부 보강 PC 패널에서 선설치 H형강 전단강도 기존 4.1m 순 경간 RC 보에서 후설치 앵커 전단강도 접합부에서 철판 접합부 전단강도와 용접강도 후설치 프라이-아웃 전단 강도 보완. 4.2.1 선설치 철판 전단강도 보강 PC 벽패널에 정착한 Fig. 7의 H형강의 전단 내력은 PCI핸드북 7판 6.8 Structural Steel Corbel(PCI Design Handbook 7th edition, 2010)에 사용된 이론을 근거로 설계하였다. 7.2.1항에 계산하였 고 Table 5 1)항에 그 결과를 나열하였다. 4.2.2 후설치 앵커 전단강도 Fig. 9.에 도시한 후설치 앵커에 대하여 4.1.2절 후 설치 앵커 전단강도 설계와 같은 방법으로 7.2.2에 계산하여 Table 5 2)항에 그 결과를 나열하였다. 여 기서, 후설치 프라이-아웃 강도는 상하 콘크리트에서 프라이-아웃 강도를 계산하여 합산한 값이다. 4.2.3 접합부 철판과 용접부위 전단강도 철판 접합부 내력 계산에서 접합부 철판 전단력과 용접부위 전단강도를 함께 계산하여 둘 중 취약한 강 도를 접합강도로 하였다. 여기서 콘크리트의 전단 강 3) Post- Installed Anchor 247.7. 4) Cast-in + 5) Post- + Connection Anchor Connection Anchor 480.5 431.3. Vol. 6, No. 2, 2015. 109.

(6) Yu, Sung-Yong・Ju, Ho-Seong・Ha, Soo-Kyoung. 도는 무시하였고 용접된 2개의 철판 중, 후 설치 앵 커 쪽 철판(300×20)이 작으므로 이 철판의 전단내력 과 접합부 전단내력을 기준으로 계산하였다. Table 5 3)항에 그 결과를 나열하였다. 4.2.4 후설치 전단강도 보완 철판 접합부 실험체에서 상부 RC보에 후설치 앵커 를 설치할 때, 앵커는 접합부 콘크리트 쪽으로 돌출하 여 설치한다. 따라서 RC 콘크리트의 프라이 아웃 강 도가 접합부 콘크리트의 프라이 아웃 강도를 4.1.4항 과 같은 방법으로 7.2.2항에 계산하였고 Table 5의 2) 항에 삽입하였다. 4.3 RC 콘크리트와 접합부 콘크리트의 마찰력 PCI Handbook 7판 5-52 page에서 임의로 거칠게 하고 타이를 포함하지 않거나 또는 최소 타이를 포함 하고 임의로 거칠게 하지 않은 경우 전단 내력,   은 아래 식(1)을 상회하지 않도록 규정되어 있다..     . (1).   × MP a ×  ×    kN 여기서, 는 감소계수,  는 이전 콘크리트의 접합 폭,  는 접합길이 이다. 이 실험에서 상부 접합부 주변의 PC 보강재나 RC 보를 임의로 거칠게 하지 않았으므로 전단벽 상부에 서 이종 콘크리트 사이의 마찰력은 ACI 318M-11 11.6.4.3에 의하면 임으로 거칠게 한 식 (1), 결과의 60%값을 갖는다고 할 수 있다..         ×    kN (2) 그러나 콘크리트의 마찰력으로 인한 내력,    은 균열이 생긴 후 급격히 줄어들고 결국은 실험체는 앵 커의 전단 또는 프라이 아웃 강도로 파괴하게 된다. 즉, 초기강도에는 마찰강도가 일부 영향이 있으나 최 종 파괴강도에는 영향을 끼치지 않는다고 할 수 있다. 따라서 이 해석에서 콘크리트 사이의 마찰력은 무시 하였다.. 대상 철근 콘크리트 구조물에 대한 대표 모델 실험체 이다. 이 실험체의 최대하중은 부 하중 –216.0 kN과 최대 변위 비 4.4%였다. 첫 번째 균열은 4단계 가력에서 상부 보와 기둥이 만나는 접합부에서 수평 전단균열이 기둥을 가로질러 발생하였고 (Fig. 12). 그 후 7단계까지는 계속해서 상부 보-기둥 접합부와 기둥-기초 접합부 주변에만 균열이 집중하여 증가할 뿐 보나 기둥 다른 부위에서 균열은 발생하지 않았다.. Fig. 12 Cracking of Specimen PR1. 8단계에 접어들면서 기둥 중간 이하에 2∼3개의 소 규모 휨 균열이 보였을 뿐 부재 중간부에는 손상이 거의 없었다. 종국 파괴 거동은, 12단계부터 하단 접 합부에서 콘크리트가 탈락하기 시작하였고, 최종 14단 계까지 탈락이 계속되었다. 이 구조물의 연성은 좋으 나 지진하중에 대한 휨 내력이 216.4 kN로 너무 취약 하고 층 전단력에 대한 전단 내력도 작으므로 학교건 물에 대한 현행 내진규정을 만족하도록 PC 벽패널에 의한 단면 확장 보강법을 사용하려한다. 5.1.2 PR1-LA 실험체 PR1-LA 실험체는 Fig. 1과 같이 비대칭 실험체이 다. Table 7에서 최대 가 하중은 973 kN이고 최대 부 하중은 549 kN이다. 가 하중 최대 변위 비는 1.4%이고 부 하중 최대 변위 비 1.0%이다. 무 보강 PR1 실험체에 비해 보강 후 강도는 평균 약 3.6배 증 가하였고 구조물의 강성도 6.2배 증가한 것을 볼 수 있다.. 4,757 kN/mm. 5. 실험결과 및 분석 5.1 실험결과 요약 5.1.1 PR1 실험체 PR1 실험체는 3.1 절에서 설명한 바와 같이 보강 110. J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. 2,851 kN/mm 1,950 kN/mm. Fig. 13 First Cycle in Level One of Specimen PR1-LA.

(7) Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel. Table 7. Summary of Test Results Maximum Drift Ratio Positive [Drift mm] at Specimens Loading Maximum Positive [kN] Loading PR1 207 1.4 [40.3] PR1-LA 973 1.0 [28.7] PR1-LP 961 0.7 [21.6]. Drift Ratio [Drift mm] at 80% of Maximum Positive Loading 4.5 [130.5] 1.4 [40.6] 1.0 [29.0]. 하중변위 도의 1단계 첫 번째 주기에서 변위에 대 한 강성 비는 Fig. 13과 같이 도시하였고, 이에 대한 추세선도 포함하였다. 즉, 초기 가 하중에서 강성은 4,757 kN/mm에서 부 하중에서 2,851 kN/mm 그리고 부하중이 커질수록 1,950 kN/mm으로 강성이 감소되 는 것을 볼 수 있었다. 이 강성이 감소되는 원인은 1 단계 첫 번째 주기에서부터 발생하는 수직 접합부 균 열 때문인 것으로 파악되었다. 즉, 1단계 부 하중이 186 kN에 도달하면서 RC기둥과 PC기둥 수직 접합부 에 폭 0.1∼0.3 mm 정도의 미세 균열이 이미 발생하 였다. 이 균열은 가 하중에서는 닫혀졌고 부 하중에서 만 발견되었다. 따라서 부 하중에서 강도와 강성이 저 하되는 첫 번째 원인은 RC기둥과 PC기둥 사이 접합 부 균열이 RC기둥과 PC기둥의 합성작용을 파괴하여 발생하는 것으로 확인되었다. 5단계에서 PC와 RC기둥 사이의 수직 접합부에서 0.7∼0.8 mm 정도의 뚜렷한 균열이 전체 수직 접합 부에 걸쳐 진행된 것을 볼 수 있었다. 6단계에서 후 설치 앵커 접합 철판과 RC보 사이에 폭 1mm가량 균 열이 1.2 m 철판 전체 길이를 가로질러 발생하였다. 6단계에서부터 후설치 앵커에 심각한 균열이 발생 하였음에도 불구하고 계속적인 내력상승이 가능한 것 은 Fig. 3, 4의 스틸 박스에 작용되는 인장력이 수평 앵커 접합부에 전단내력과 같은 방향으로 작용하기 때문인 것으로 판단되었다. 스틸 박스는 앵커접합부에 연성을 증가시키는 역할을 하였다. 7단계에 이르러 앵커전단 접합부에 다수의 수평균 열과 경사균열이 발생하기 시작하였다. 최대 부 하중 하에서 PC와 RC 수직 접합부 상부에 길이 450 mm 정도 폭 2∼3 mm 이격균열이 발생하였다. 이 이격균 열길이는 8단계에 이르러 기둥 순 간격에 50%인 1,350 mm에 이른다. 이후 8단계에서 이 철판 접합 균 열은 Fig. 14와 같이 폭 10mm 크기로 증가하지만 PC보강재에 설치된 선설치 앵커와 접합부 부분에서 는 어떠한 균열도 발생되지 않았다. 이 수평 접합부 에서 Table 7의 해석결과와 같이 PC 선설치 앵커나 고강도 콘크리트 접합부위가 파괴되기 전에 후설치 앵커 부분이 먼저 내력 한계에 도달한 것으로 관측되 었다. 그리고 9단계에서는 앵커전단접합부에 폭 13 mm 이. Maximum Negative Loading [kN] -216 -549 -636. Drift Ratio Drift Ratio [Drift mm] at [Drift mm] at 80% of Maximum Negative Maximum Negative Loading Loading -2.2 [-63.5] -4.4 [-126.2] -1.0 [-29.1] -1.0 [-29.0] -1.0 [-29.1] -1.4 [-40.7]. 상의 전단균열이 Fig. 15과 같이 발생하고 이 균열이 PC와 RC 수직 접합부로 이어졌으며 PC와 RC 수직 접 합부에도 15 mm 이상의 완벽한 이격이 동시에 발생하 며 하중 저항능력이 급감하는 현상을 볼 수 있었다.. Fig. 14 Cracking Around Post Installed Anchors. Fig. 15 Final Failure of Specimen PR1-LA. 한편 PC 휨 위험단면에서 다수의 휨 사인장 균열 이 6단계에서 7단계에 이르러 발생하였으나 이 실험 체가 PC 보강재의 휨 또는 전단균열에 의하여 종국 파괴되었다는 것은 확인할 수 없었고 앵커전단 접합 부에서의 Fig. 16와 같이 큰 균열과 기둥의 손상은 이 골조가 접합부의 전단파괴로 최종 강도에 도달한 것을 보여주고 있다.. Fig. 16 Final Failure of Specimen PR1-LA. Vol. 6, No. 2, 2015. 111.

(8) Yu, Sung-Yong・Ju, Ho-Seong・Ha, Soo-Kyoung. ACI 318-11 Appendix-D 2)에 의한 앵커설계는 4.1항 식 (3), (4), (18)에 의한 최솟값을 접합부 파괴 강도로 하고 있다고 할 수 있다. Table 4에서 접합부 최소 값은 콘크리트 측면 연단 파괴 강도,  =23.8 kN에 의하여 지배된다. 그러나 실험과정에서 접합부의 전단파괴는 Fig. 15, 16에서 볼 수 있듯이 콘크리트 측면 연단파괴는 일어나지 않았다. 앵커 전 단강도와 프라이 아웃 강도가 주도적인 파괴 형태이 다. 5.1.3 PR1-LP 실험체 PR1-LP 실험체는 철판용접에 의하여 PR1-LA 실 험체보다 접합부 전단강도를 증가시킨 실험체이다. 그 러나 최대 가 하중은 PR1-LA 실험체와 거의 유사한 961 kN이다. 이 결과는 가 하중 하에서는 전단 접합 부내력이 실험결과에 거의 영향이 없다는 것을 의미 한다. Table 7에서 최대 부 하중은 앵커접합 실험체 보다 87 kN의 증가된 636 kN을 보여주었다. 앵커접합 실험체 PR1-LA와 비교할 때, 더 큰 접합부 내력을 보유한 PR1-LP 실험체는 부 하중에서 증가된 내력을 보여주지만 가 하중에서는 영향이 없는 것을 알 수 있다. 앵커접합부와 비교하면, 최대 변위 비는 부 하 중에서 더욱 연성적이고 가 하중에서 보다 취성적이 라 할 수 있다. 철판 용접 접합부에 의한 PR1-LP 실험체는 앵커 접합부 PR1-LA 실험체와 유사한 초기균열 거동을 보여주었다. 2단계에서 PC 내부에 2∼3개의 미세한 전단균열이 발생하였고 PC와 RC 보의 철판 용접 전 단접합부에 길이 300 mm 정도의 미세 수평 전단균열 이 발생하였다. 3단계에서 PC와 기초사이의 접합부에 서 길게 수평균열이 발생하였다. 5단계에 접어들자 10 여개의 전단균열이 PC 내부에 발생하였다.. Fig. 17 Specimen PR1- LP at Final. 앵커접합 실험체는 상부 앵커 전단접합부에 균열과 파괴가 집중되었고 휨 위험단면(L형 PC 절곡부)근처 PC내부에는 균열이 철판 접합부만큼 심각하지는 않 았다(Fig. 15 참조). 반면 철판용접 접합부는 Fig. 17 과 같이 상부 후설치 앵커 전단접합부 철판아래 자유 단부에 6 mm 크기의 균열과 2개의 3 mm 크기 경사 균열만이 발생되었지만 철판 자체의 완전파괴는 발생 112. J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. 하지 않았다. PC 보강재 휨 위험단면에서는 여러 곳 에서 콘크리트가 탈락하고 철근이 노출되어 있었고 균열도 앵커접합 실험체보다 크고 많았다. 그러나 최종 9단계가 진행하면서 철판앵커 접합부 에는 Fig. 17과 같이 연결된 1개의 폭 3 mm 정도의 수평균열과 경사 균열이 발생하였을 뿐 PC 기둥과 RC 기둥의 수직접합부에는 앵커접합실험체와 같이 큰 폭에 이격이 발생하지 않고 여전히 1∼2 mm 내 외로 일부 이격만 발생하였다. 단, 외측 RC 기둥 상부에는 10 mm 균열까지 발생 하였고 Fig. 17과 같이 RC기둥 오른쪽 상부의 콘크리 트가 많이 탈락되었다. 이 실험체에서 주목할 점은 철 판용접 접합부가 끝까지 최종 파괴되지 않고 상부 보 와 PC사이에 접합력을 유지하고 있으므로 PC 기둥과 RC 기둥 사이의 수직접합부에 미세균열만 발생하였다 는 것이다. 철판접합 실험체에서 접합부의 측면 연단 파괴는 Fig. 17에서 보는 바와 같이 발생하지 않았다. 5.2 전단 거동 해석 강도설계에 의하여 RC 기둥의 전단강도를 계산하 면 146.7 kN이다. 기존의 철근 콘크리트 단면은 Fig. 18과 같다.. Fig. 18 RC Column. PR1 실험체에 대한실험에서 구한 종국 실험하중을 적용하여 마이다스 젠에 의하여 전단력을 구하면 Fig. 19과 같고 Table 8에서 최대 전단 하중은 104.8kN이다. PR1-LA와 PR1-LP 보강 실험체의 전단 위험단면 은 상부 앵커 전단 접합부가 있는 곳이 전단위험단면 이 된다고 할 수 있다. Table 7에서 최대 가 하중과 부 하중을 Fig. 20와 Fig. 21의 골조에 적용하면 우측 기둥과 벽패널은 가 하중에서 합성 거동을 한다고 가 정하고 부 하중에서 비 합성거동을 한다고 가정하였 다.. Fig. 19 Shear Force Diagram of Specimen PR1.

(9) Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel. Fig. 20 Modeling with Positive Loading (mm). Fig. 23 Shear Force Diagram of Specimen PR1-LP -Positive Loading. Fig. 21 Modeling with Negative Loading (mm) Fig. 24 Shear Force Diagram of Specimen PR1-LA. 실험에서 구한 종국 실험하중을 적용하여 마이다스 젠에 의하여 전단력도를 그리면 Fig. 22에서 Fig. 25 과 같다. 예를 들면, Table 7의 실험결과에서 PR1-LA실험체와 PR1-LP실험체의 합성 거동에 대한 최대 가 하중은 973 kN과 961 kN이다. 마이다스 젠 탄성설계에 의하여 Fig. 20과 같이 모델링하여 이 가 하중을 사용한 결과 Fig. 22, 23와 같이 PR1-LA 실 험체는 925.5 kN* *과 PR1-LP 실험체는 914.0 kN* * 의 최대 전단 외력을 받는 것으로 산출되었다.. -Negative Loading. Fig. 25 Shear Force Diagram of Specimen PR1-LP -Negative Loading. Fig. 22 Shear Force Diagram of Specimen PR1-LA -Positive Loading. 상부 전단 접합부에서 전단 내력은 Table 3과 Table 4에서 와 같이 PR1-LA 실험체는 428.9 kN* 과 PR1-LP 실험체는 846.0 kN*의 접합부 전단내력 이 있는 것으로 평가되었다. 아울러, RC기둥의 전 단력이 141.2 kN이므로 그 합은 Table 8 1)항에서 보 는바와 같이 570.1 kN으로 위에서 Fig. 22에서 925.5 kN보다 작으므로 PR1-LA 실험체는 가 하중 하에서 앵커 접합부 전단파괴 되는 것으로 예측되었다.. Table 8 Shear Behavior Specimens PR1 Positive Loading PR1-LA. Negative Loading Positive Loading. PR1-LP. Negative Loading. Composite Column Right Column Wall Left Column Composite Column Right Column Wall Left Column. 1) Calculated Flexural Design Strength [kN] 146.7 428.9*+141.2=570.1 141.2 141.2 428.9 141.2 846.0*+153.3=999.3 153.3 153.3 846.0 153.3. 2) Experimental Failure Moment [kN] 104.8 925.5** 47.5 33.5 463.1 52.3 914.0** 47.0 38.9 536.3 60.9. 3) Ratios 4) Failure [2)/1)] Mode 0.71 No Shear 1.62 Shear Failure 0.33 No Shear 0.23 No Shear 1.08 Shear Failure 0.37 No Shear 0.92 No Shear 0.31 No Shear 0.25 No Shear 0.63 No Shear 0.39 No Shear. Vol. 6, No. 2, 2015. 113.

(10) Yu, Sung-Yong・Ju, Ho-Seong・Ha, Soo-Kyoung. 그러나 Table 8의 4)항에서 볼 수 있듯이 철판용접 접합부는 전단 파괴되지 않았다. 전단 해석결과는 5.1.2항과 5.1.3항의 실험결과와 일치한다.. 6. 결 론 이 연구는 무 보강 철근 콘크리트 실험체와 이 철 근콘크리트 보-기둥 구조물을 PC 벽패널로 보강한 2 개의 실험체에 대하여 이력 실험을 실시하였고 ACI 318M-11 Appendix-D에 의하여 그 내력을 검토하였 다. 그 결과 다음과 같은 연구결과를 얻을 수 있었다. 1. 실험결과 PR1-LA 실험체와 PR1-LP 실험체는 가 하중보다 부 하중(당기는 하중)에서는 훨씬 감소된 횡 지지력과 강성을 보여주고 있다. 이에 대한 근본적 인 원인은 가 하중에서는 보강재인 PC와 보강 대상 인 RC 기둥이 합성거동 하지만, 부 하중 하에서 수평 하중이 상부 전단 접합부에 직접 작용하여, 접합부에 균열이 발생하게 되며, RC기둥과 PC 벽패널 사이에 수직 이격이 발생한 결과 RC기둥과 내부 보강 PC 벽 패널 사이에 각각 독립적으로 거동하는 비 합성 작용 이 발생하기 때문이라 사료된다. 2. 선설치 앵커와 후설치 앵커에 의한 접합부를 가 진 보강 실험체에 대한 실험 결과는 무 보강 보-기둥 실험체보다 가 하중에서 4.7배(973 kN)의 부 하중에 서 2.5배 (-549 kN) 증가하였다. 최대 횡 변위는 1.0%∼1.4% 사이 값이었다. 3. 철판 앵커접합과 철판 용접접합부를 가진 보강 실험체에 대한 실험 결과는 무 보강 보-기둥 실험체 보다 가 하중에서 4.6배(961 kN)의 부 하중에서 2.9배 (-636 kN) 증가하였다. 최대 횡 변위는 1.0%∼1.4% 사이 값이었다. 4. 부 하중 종국 내력은 상부 접합부의 전단 내력 과 절곡부 휨 위험단면에서 휨 내력 중 약한 것으로 결정되었다. 앵커 접합부 실험체는 전단파괴에 의하여 종국 파괴되었으나 철판 접합부 실험체는 전단파괴는 일어나지 않았고 휨파괴에 의하여 주로 파괴되었다. 5. 앵커접합부 실험체는 상부 접합부에서 428.9 kN 정도의 전단내력을 가지고 있는 것으로 계산되었고, 철판 접합부 실험체는 846.0 kN의 전단내력을 가지고 있는 것으로 계산되었다. L형 PC 벽패널로 보강한 기 존 보-기둥 구조물 횡 하중 이력실험에서 부 하중 하 에서 종국 횡 지지력은 상부 전단 접합부 전단내력의 크기에 영향을 직접 받는 것으로 확인되었다. 114. J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. 6. 철판접합 실험체와 앵커접합 실험체에서 접합부 의 측면 연단파괴는 발생하지 않았다. 따라서, ACI 318-11 APPENDIX-D에 의한 앵커설계에서 측면 연 단파괴 강도(break-out strength)를 이 실험체 접합부 전단강도 계산식에 인용하는 것은 너무 보수적인 결 과를 초래한다고 생각된다. 7. 각 위험단면의 내력과 콘크리트와 PC 표면 마찰 력, 콘크리트 측면 연단 파괴 강도 예측식 결과를 제 외한 ACI 318-11 APPENDIX-D 앵커 전단설계에 기초한 전단력 그리고 마이다스 젠 탄성설계에 의하 여 계산한 외력에 대한 해석결과는 실험결과와 일치 하는 해석결과를 산출하였다.. 감사의 글 이 연구는 국토해양부가 출연하고 한국건설기술평 가원에서 위탁 시행한 2014년 국토 교통 기술 촉진 연구사업(과제번호 14CTAP- C077924-01)의 연구비 지원을 받아 수행되었으며 이에 감사드립니다. 아울 러, 앵커 전단설계와 관련한 ㈜힐티의 연구 협조에 대 하여 감사드립니다.. References ACI 374.1.05 (2014), Acceptance Criteria for Moment Frames based on Structural Testing and Commentary, ACI committee 374. Appendix-D (2011), American Concrete Institute, Building Code Requirement for Structural Concrete (ACI 318M-11) and Commentary, Farmington Hills, Michigan, USA, pp. 417∼465. Chun, S. C., Ko, W. J., Kim, K. H., Kim, S. H., Kim, S. H., Kim, I. H., Lee, N. H., Lee, D. Y., Lee, D. W., Lee, W. H., Choi, D. U., and Ha, S. S. (2010), Design Application and Design Method for Concrete Anchor 2nd Edition, Korea Concrete Institute. Eligehausen, R., Cook, R. A., and Appl, J. (2006), Behavior and Design of Adhesive Bonded Anchors, ACI Structural Journal, V. 103, No. 6, pp. 822~831. Marcakis, K., and D. Mitchell. (1980), Precast Concrete Connections with Embedded Steel Members, PCI Journal, V. 25, No. 4 PCI Design Handbook 7th edition (2010), Precast/Prestress -ed Concrete Institute, pp. 5-52~5-55, 6-56∼6-59.

(11) Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel. Yoon, S. J. et al. (2014), Strength Evaluation of Bolt Arrangement in PFRP Bolted Connection with 2 Bolts, Korean Society for Advanced Composite Structures, V. 5, No. 3. 의 전단 앵커 수,  는 한 그룹의 인장 앵커 수,  는 전단력을 받는 앵커의 유효 단면적 (mm2),  는 앵커강재의 설계기준 인장강도 (MPa)이며,  는 박 스철물에서 하중방향 철판에 대한 전단력(kN) 이다.. 7. 부 록. b) PC 패널 선설치 콘크리트 프라이 아웃 강도 (ACI 318M-11 Eq.(D-41)). 7.1 PR1-LA실험체 설계 프리캐스트 콘크리트 부재 사이에서 불특정 시공오 차를 해결하기 위하여 접합부 크기를 변경할 수 있는 고강도 콘크리트 전단 접합부 모델 실험에 대하여 연 구하였다. 이 연구에서의 전단 접합부는 시공오차를 조절하기 위하여 3개의 콘크리트 층으로 되어있다. 여 기에서 2개의 앵커 군이 사용되었고, 각 앵커군은 일 렬로 배치되어 있고 앵커군 사이에 간격은 없다. 모든 앵커는 프리캐스트 콘크리트에 일단이 고정되어 있고, 반대쪽은 접합부 콘크리트에 고정되어 전단변형에 의 한 외력을 받고 있다. 다시 말하면, 하나의 앵커 그룹 에서 각 앵커는 한쪽이 같은 조건으로 고정되었으므 로 하중을 함께 지지하고, 같은 크기의 변형과 이동을 하게 된다. ACI 318M-11 Appendix D에 의하면 앵 커 군이 일렬로 나열되어 있을 때 1개로 된 앵커나 여러 개로 된 앵커 군이나 동일한 측면 연단 파괴강 도를 갖는 것으로 산출된다. 그러나 이 앵커군의 측면 연단 파괴가 동시에 발생한다면 ACI 방정식에서 공 기 중에서 하나의 앵커 측면파괴 연단 실험 (Appendix-D, 2011 ; Eligehausen et al., 2006)에 기 초한 파괴 강도보다 더 높은 강도에서 깨질 수밖에 없다. 이 접합부는 ACI에서 제안하는 접합부와는 다 른 접합부이다. 따라서 이 연구에서는 앵커의 전단 강 도와 프라이 아웃 강도로 앵커 내력을 계산하였다..         . (5).   ×  ×  ×  ×  ×      kN. 여기서, 선설치 앵커의 묻힘 길이  는 210 mm 이다. 전단하중 부재에서 조건 A일 경우 감소계수  는 0.75값을 갖는다.  은 앵커 그룹의 공칭 콘크리 트 프라이 아웃 강도 (kN),  은 프라이 아웃 강도계 수이며  가 65 mm 이상일 때 2값을 갖는다. 는 인장강도 산정을 위한 단일 앵커 또는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴면 투영면적(mm2),  는 연단거리 또 는 간격에 제한을 받지 않는 경우, 인장강도 산정을 위한 단일 앵커의 콘크리트 파괴면 투영면적 (mm2),  은 앵커 그룹이 편심하중을 받는 경우의 인장강 도에 대한 수정계수이다.  은 연단거리 영향에 대 한 인장강도의 수정계수,  은 균열 유무에 따른 인장강도에 대한 수정계수로 선설치에서 1.25, 후설치 에서 1.4값을 갖는다. 는 균열 콘크리트에서 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도 (kN),  는 박스 철물이 뒤집힘 하중을 받을 때 부착된 2개의 앵커에 전단력이 발생하므로 그 최솟값(kN)으로 내력 을 계산하는데 사용하였다. ,  ,  ,  , ,  는 아래 식에 의하여 계산한다. Fig. 6.에서 ACI 318M-112) Fig. RD.5.2.1.에 의하면 는,      ×  ×     . 7.1.1 선설치 앵커 강도 a) PC 패널 선설치 앵커 전단강도.  mm . (6)      ×    mm .      . (7). (3)   ×  ×    ×  ×  ×    kN. (4).          .   ×  ×  ×   ×       kN.  . (8)      × min       ×  ×   . (9). 여기서,  는 감소계수,  는 박스 철물의 단면적 (mm2),  는 항복강도(MPa),  은 한 그룹의 전단 앵커 수,  는 한 그룹의 인장 앵커 수,    는 전 단력을 받는 앵커의 유효 단면적(mm2),   는 앵커 강재의 설계기준 인장강도(MPa)이다..     ′       ×  ×   .  은 한 그룹.         ×  ×   ×    kN. (10) (11).          ×  ×  ×  ×    kN. 여기서, ′  은 인장하중에 대한 편심으로 34 mm이 Vol. 6, No. 2, 2015. 115.

(12) Yu, Sung-Yong・Ju, Ho-Seong・Ha, Soo-Kyoung. 고, min 은 앵커 샤프트 중심으로부터 콘크리트 단 부까지 최대 연단거리 (mm), 는 인장에 의한 기본 콘크리트 파괴 강도 계수로 선설치 앵커는 10을 적용 하고 후설치 앵커는 7을 적용한다.  는 정착과 관련 한 식에서 경량 콘크리트에 대한 계수이고 일반 콘크 리트를 사용할 때 1이다.  는 콘크리트 압축강도이 다(MPa). 7.1.2 후설치 앵커 전단강도 a) RC보 후설치 앵커 전단 강도 (ACI Eq. (D-29))           . (12).   ×  ×  ×   ×     kN b) RC 보 후설치 콘크리트 프라이 아웃 강도 (ACI 318M-11 Eq.(D-41)) (13).         ×  ×  ×  ×  ×  ×    kN. 여기서,  은 후설치 앵커를 보조철근 없이 비 균 열 콘크리트에 사용하기 위한 인장강도에 대한 수정 계수이다. ,  ,  ,  , 는 위의 식 (6), (7), (8), (9), (10)와 같이 구하여 식 (13)에 대입한다. 단  는 아래 식에 의하여 값을 구한다.     min       .        . 7.1.3 접합부 전단강도 a) 접합부 선설치 앵커 전단강도 (ACI 318M-11 Eq.(D-29)) (15).   ×  ×  ×   ×    kN. 여기서,  은 한 그룹의 전단 앵커 수,  는 한 그 룹의 인장 앵커 수,  는 전단력을 받는 앵커의 유 효 단면적 (mm2),  는 앵커강재의 설계기준 인장강 도 (MPa)이다..   ×  ×  ×  ×  ×    kN. 7.2 PR1-LP 실험체 설계 7.2.1 선설치 철판 전단강도 사용강재: SM400 항복강도:   Nmm  ,   MPa , 하중중심에서 접합 철물 중심까지의 편심거리  는            mm. b) 접합부 선설치 콘크리트 프라이 아웃 강도 (ACI J. Korean Soc. Adv. Comp. Struc. (18). 여기서, Fig. 26을 참조하면 는 전단 경간(mm),   는 묻힘 길이로 600 mm이고, Fig. 7, 9에서  는 등 가응력 블록의 유효 폭이고,  는 플랜지 폭,  는 철 근의 단면적이다.  의 길이는 아래와 같다.         mm. (19). Fig. 26 Detail of Embeded H-beam. Marcakis, K., and D. Mitchell(Marcakis and D. Mitchell, 1980)의 이론에서 콘크리트에 의한 전단내 력 는 식 (21)과 같다.         .           . (20) (21).         kN. 여기에서, 전단력에 대한 하중 저항계수는    이고,  은 전단 내력이다. 외부 하중  는 식 (22) 과 같다.           kN. 116. (16). (14). 여기서, Fig. 3에서 후설치 앵커의 묻힘 길이  는 280 mm이다. 는 콘크리트의 쪼개짐을 방지하기 위 한 보조철근이 없는 경우의 비 균열 콘크리트에 설치 된 후설치 앵커가 기본 콘크리트 파괴강도를 발현할 수 있기 위해 요구되는 위험 연단거리(mm)로 Fig. 5 의 보의 깊이 400을 사용하였다..       . 318-11 Eq(D-41)) ,  ,  ,  , 는 위의 식 (6), (7), (8), (9), (10)와 같이 계산하여 아래 식 (16)에 대입한다. 여기서, 묻힘 길이  는 접합부 높이 135 mm에서 헤 드 높이 10 mm와 유격 높이 40 mm를 제하면 85 mm가 된다.. (22).

(13) Analysis on the Shear Behavior of Existing Reinforced Concrete Frame Structures Infilled with L-Type Precast Wall Panel. 판폭두께 비는, (23).                . 커 샤프트 길이는 너트 높이에 2.5배 정도 되므로 이 길이는 77mm정도 된다. 이 부분이 접합부에서 고강 도 콘크리트에 묻히게 되므로 이에 대한 프라이 아웃 강도를 계산하면 다음과 같다. (27).          ×  ×  ×  ×  ×   kN. ,  ,  ,  과 는 아래 식으로 값을. 구한다.    ×  ×  ×  ×  ×          mm .      ×   mm . Fig. 27 Section of Connection. Fig. 26과 Fig. 27같이,  는 H형강의 높이 (mm)이 고  는 웨브 폭(mm)이다. 한편, 접합부 철판 단면에 대한 전단내력은, (24).         kN   kN. . 여기서,  는 접합부에서 얇은 철판 단면적 (mm2),  는 전단 좌굴 감소계수이다. 7.2.2 후설치 앵커 전단강도 ∙RC 보 후설치 앵커 전단강도 (ACI Eq.(D-29)) Fig. 8에서 철판 중앙부에 일렬로 설치된 앵커 개수 는 13개이다. (25).       .   ×  ×  ×  ×  × .   kN.            kN. 7.2.3 접합부 철판과 용접부위 전단강도 용접되는 2개의 철판에서 상부 RC보 하단에 설치 된 철판에서 돌출된 단면에 대한 전단강도,  는, (28).          ×  ×  ×  ×    kN. 여기서, 는 용접되는 2개의 철판에서 얇은 철판 두 께 (mm),  는 용접되는 철판에서 단면적이 작은 철판 의 길이 (mm)이다. 접합재 단부 판 두께,  ≥  mm 이 고 모살용접의 최대 크기,      mm 이다. 모재의 얇은 쪽 판 두께가 mm 이므로 용접크기는,  max           mm 가 된다..      ×   Nmm . ∙RC 보 콘크리트 프라이 아웃 강도 (ACI Eq.(D-41)) ,  ,  ,  ,  과 는 식 (6), (7), (8), (9), (10)와 같이 구하여 아래 식 (26)에 대입한 다.       .            ×  ×         × min       ×  ×            ×  ×   ×   kN. (26).   ×  ×  ×  ×  ×  ×    kN. ∙접합부 콘크리트 프라이 아웃 강도 (ACI Eq.(D-41)) 접합부에서 후설치 앵커를 고정하기 위한 너트와 이 너트높이(22 mm)에서 돌출한 나사선이 형성된 앵.      ×    mm     ×    mm.    ×     ×    mm . 여기서,  는 용접부의 공칭 강도(N/mm2)이며,  는 용접 유효 면적이고(mm), 용접부 전단 내력,  는 (29).      ×    kN   kN. Vol. 6, No. 2, 2015. 117.

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