1. 서    론

커플링 보는 횡력이 작용하는 구조물에서 에너지 소산능력을 담당하는 부분이며, 소정의 강도, 강성 및 우수한 변형 능력을 발휘할 수 있도록 설계되어야 한다. Paulay et al.¹⁾의 연구에 따르면 전단응력이 MPa 이상이고 경간-깊이 비(span-to-depth ratio)가 약 3이상인 경우, 커플링보는 주근 외에 대각선 보강근으로 추가되어야 한다고 하였다. 그러나 대각 보강 상세는 시공상 어려움이 있으므로 현실적으로 이러한 배근상세를 대체할 수 있는 대안이 요구되고 있다.

이러한 문제점을 해결하기 위해 철근 콘크리트(이하 RC) 병렬 전단벽체에 철골 보를 매립하는 철골 커플링 보(steel coupling beam)가 제시되었다.^2-9) Harries et al.²⁾의 연구에 의하면 철골 커플링 보는 전단지배 부재가 되도록 설계되어야 하며, 접합부의 파괴가 발생하기 전 철골 커플링 보에서 소성힌지가 발생하도록 접합부 영역에서 적절한 보강상세와 매립길이를 확보해야 한다고 하였다. 철골 커플링 보는 병렬 전단벽체에 매립된 매립 철골 보로 인해 벽체에 국부적인 지압 파괴가 발생한다. 벽체의 지압파괴에 의해 강도저하가 발생하게 되며 에너지 소산능력이 급격히 감소하게 된다. 철골 커플링 보의 매립길이에 대한 연구와 지압파괴가 발생했을 때의 전단강도에 대한 연구는 Lam et al.³⁾ Marcakis et al.,⁴⁾ Mattock et al.,⁵⁾ Kent et al.,⁶⁾ Yoon et al.,⁷⁾ Song et al.⁸⁾ 등에 의해 수행되었다. 다수의 연구 결과를 바탕으로 Englekirk¹⁰⁾는 벽체의 국부적인 파괴를 방지하기 위해서는 매립된 철골 보 주위에 철근으로 적절히 추가 보강되어야 한다고 주장하였다. 이러한 철골 커플링 보의 강도, 강성, 그리고 에너지 소산 능력 등은 RC 커플링 보보다 뛰어난 것으로 나타났다. 이러한 많은 장점에도 불구하고, 기존의 일체형 철골 커플링 보는 프리캐스트 콘크리트(이하 PC) 병렬 전단벽체에 적용하기가 어렵다. 공장에서 제작되어 현장으로 운반되는 PC 벽체 사이에 철골 커플링 보가 연결되어 있는 경우에는 PC 제품에 손상을 줄 수 있다.

이 연구에서는 병렬 전단벽체에 철골 커플링 보를 연결하기 위해 2면 전단 볼트 접합부에 탑-시트 앵글(top-seat angle)을 접합한 철골 커플링 보를 제안하고자 한다. 반복가력을 받는 2면 전단 볼트 접합부로 연결된 철골 커플링 보의 구조성능을 알아보고 다양한 배근상세를 가진 병렬 전단벽체의 파괴모드를 통해 매립 철골 보 주위의 철근 상세를 제안하고자 한다.

2. 하이브리드 철골 커플링 보

2.1 철골 커플링 보

철골 커플링 보는 가새 골조(braced frame)와 유사한 거동 형태를 보인다. 가새 골조는 수평하중을 골조 부재의 축강성으로 지지하는 수직 방향 캔틸레버형 트러스로 전달하는 시스템으로 중심 가새 골조(concentric braced frame, CBF), 편심 가새 골조(eccentric braced frame, EBF)로 구별된다.¹¹⁾ Fig. 1은 편심 가새 골조의 항복 후 변형을 보여준다. 편심 가새 골조는 구조재의 사용량에 대한 강성의 비율은 낮게 하지만 연성을 증진시켜 준다. 특히, 창호와 기타 개구부의 적용을 위해 흔히 사용되며, 중심 가새 골조와 달리 높은 연성능력을 보여준다.^12-13)

철골 커플링 보의 설계를 위해서는 파괴모드를 기준으로 커플링 보의 길이와 매립길이를 선정해야 한다. Fig. 1에서 철골 커플링 보의 길이 는 다음 식(1)과 같다.¹²⁾

 (1)

여기서, 와 는 철골 커플링 보의 소성모멘트와 소성 전단강도이다. I형 커플링 보의 소성모멘트는 , 소성전단강도는 이다. 여기서 는 철골 커플링 보에 사용된 강재의 항복강도(MPa), 는 I형 철골 커플링 보의 소성 계수, 는 웨브 높이, 그리고 는 웨브 두께이다.

커플링 보의 파괴는 전단 파괴와 휨 파괴로 구분된다. 전단 지배 커플링 보의 경우 최대 회전각()은 0.08 rad.으로 규정되어 있으며, 커플링 보의 길이는 이다. 휨 지배 커플링 보의 경우는 최대 회전각이 0.02 rad.이며, 보의 길이는 으로 정의된다.¹⁴⁾

AISC¹⁵⁾에 따르면 편심 가새 골조(EBF)의 전단 힌지(shear link)에 대한 가이드라인은 철골 커플링 보의 설계에 사용할 수 있다고 규정하고 있다. 철골 커플링 보의 전단 회전각 는 Fig. 2의 병렬 전단벽 시스템으로부터 파괴모드에 근거하여 계산할 수 있다.

(2)

여기서, 는 횡하중에 의한 층간변형각, 은 병렬 전단벽체 중심간 거리, 은 커플링 보 길이이다.

2.2 병렬 전단벽체

매립된 철골 보에 의해 벽체에 발생하는 지압응력이 철골 커플링 보의 전단강도보다 작을 경우 철골 커플링 보가 항복하기 이전에 벽체의 조기 지압파괴가 발생하게 된다. RC 벽체에 매립된 철골 보 상·하부에서 지압파괴가 발생했을 때의 전단 강도는 Table 1에 나타나있다. PCI,¹⁸⁾ Marcakis et al.,⁴⁾ Mattock et al.,⁵⁾ Yoon et al.,⁷⁾ Song et al.⁸⁾이 제안한 기존의 철골 커플링 보의 전단강도는 지압응력이 발생하는 콘크리트의 응력 분포에 의해 다양한 방식으로 결정되었으며, 병렬 전단벽체에 매립된 철골 보의 길이 의 함수로 표현된다.

기존 연구자들은 이러한 벽체의 조기 지압파괴를 방지하기 위해 다양한 철근 배근 상세를 제안하였다.^10,19) 철골 보가 매립된 부분에서는 Fig. 3과 같은 지압력이 발생한다. ACI¹⁶⁾에서는 지압응력을 로 규정하고 있다. 여기서, 는 유효 지압 면적, 는 0.7이다. 유효 지압 면적은 Fig. 3과 같이 커플링 보의 접촉면보다 크고 접촉면의 면적 과 콘크리트 지지 면적 는 와 같다.¹⁰⁾ 철골 커플링 보의 지압응력은 콘크리트의 구속 압축 강도를 적용하는 것이 합리적이므로 다음과 같이 지압응력을 구할 수 있다.

(3)

여기서, 는 구속 콘크리트 압축강도이다.

Englekirk¹⁰⁾는 지압 파괴를 방지하기 위해 매립된 철골 보 아래 부분에 발생하는 를 철골 커플링 보에 작용하는 전단력 의 약 두 배로 가정하였으며(), 는 의 1/2이라고 가정하였다(). 따라서 지압응력이 발생하는 구간의 길이 과 는 다음 식(4), (5)와 같다.

(4)

(5)

여기서, 는 커플링 보에 작용하는 압축력, 는 철골 커플링 보 플랜지의 너비, 는 초과강도계수, 그리고 는 철골 커플링 보에 작용하는 전단력이다. 이러한 가정을 통해 가 작용하는 부분에 배근되는 철근의 단면적 는 가 작용하는 부분에 배근되는 철근 단면적 의 1/2만큼 배근하는 것이 효과적이라고 하였다(, ).

3. 실험 계획

실험체는 전단벽체와 I형 철골 커플링 보, 그리고 탑-시트 앵글로 구성되어 있다(Figs. 4, 5 참조). 전단벽체 단면의 크기는 300×1500mm이며 길이는 1800mm이다. 실험에 사용된 I형 철골 커플링 보의 크기는 모두 동일하다. 철골 커플링 보의 전단 파괴를 유도하기 위해 커플링 보 웨브에는 항복강도가 =300MPa인 강재가 사용되었으며, 철골 커플링 보 웨브를 제외한 나머지 모든 강재의 항복강도는 =400MPa이다. 따라서, 식(1)에 의해 계산된 철골 커플링 보의 전체 길이 는 1635.7mm가 된다. 전단지배 철골 커플링 보의 길이는 이므로 이 연구에서 사용된 철골 커플링 보의 순 길이는 600mm, 2면 전단 볼트 접합부의 길이는 120mm이다.

매립된 철골 보의 길이 는 Table 1에 나타나있는 기존의 철골 커플링 보 전단강도 식으로부터 구하였다. 기존의 모델은 벽체에 지압파괴가 발생했을 때의 전단강도이므로 이 연구에서는 전단강도 대신에 웨브의 소성 전단강도 를 적용하였다. 매립 보의 길이는 각 모델을 적용하여 계산된 값 중 가장 큰 값(PCI¹⁸⁾: 570.0mm, Marcakis⁴⁾: 513.1mm, Yoon⁷⁾: 388.7mm, and Song⁸⁾: 336.9mm)을 적용하여 600mm로 결정하였다.

실험체의 주요 변수는 벽체 철근 배근 상세이다. Fig. 4는 실험체 상세를 보여준다. 기준 실험체인 P600ANC은 ACI 318-08¹⁶⁾과 KCI 2007¹⁷⁾에 의해 설계된 실험체이며(Fig. 4(a)), H600ANC는 매립 철골 보 주위에 수직철근이 보강된 실험체이다(Fig. 4(b)). Sh600ANC 실험체는 매립길이만큼의 수직 스터럽을 벽체 길이 전체에 배근한 실험체이며(Fig. 4(c)), SP600ANC는 매립 철골 보 주위에 수직철근과 스터럽 그리고 대각 철근이 추가 보강된 실험체이다(Fig. 4(d)). 벽체에 사용된 철근은 D13, D16, D19 총 세 종류이며 재료 실험 결과 D13 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 = 462MPa, =594MPa이다. D16 철근은 =417MPa, =667MPa, D19 철근은 =425MPa, =630MPa이다. 콘크리트의 설계 기준 압축강도는 =35MPa이며, 재료강도 시험에서 얻은 콘크리트 압축강도는 =38MPa이다.

Fig. 5는 매립 철골 보, 철골 커플링 보, 그리고 탑-시트 앵글의 상세를 보여준다. 매립 철골 보의 길이는 600mm이며 단면의 크기는 175×400×11×7mm ()이다. 여기서, , , , 그리고 는 각각 매립 철골 보의 너비, 높이, 플랜지 두께, 그리고 웨브 두께를 의미한다. 매립 철골 보에 의해 발생하는 변형을 최소화하기 위해 200mm 간격으로 두께 10mm의 스티프너(stiffener)를 추가로 설치하였다. 철골 커플링 보의 총 길이는 900mm이며 가력점까지의 길이는 595mm이다. 철골 커플링 보 단면의 크기는 175×400×11×5mm ()이다. 여기서, , , , 그리고 는 각각 철골 커플링 보의 너비, 높이, 플랜지 두께, 그리고 웨브 두께이다. 싱글 플레이트 전단접합부의 길이는 120mm이고 두께는 20mm이다. 탑-시트 앵글은 철골 커플링 보의 변형을 유도하기 위하여 설치하였으며, M24 볼트를 사용하여 조립하였다. 탑-시트 앵글의 높이는 200mm, 너비는 200mm이며 두께는 20mm 이다.

Fig. 6은 철골 커플링 보에 발생하는 전단력과 모멘트 분포를 보여준다. 병렬 전단 벽체에 전단력()과 모멘트()이 작용하면 커플링 보에서는 길이방향에 걸쳐 전단력이 일정하게 작용하며 모멘트는 철골 커플링 보의 양 단부에서 최대가 되며, 중앙부에서 0이 된다. 이 연구에서는 모멘트가 0인 지점에 2,000kN 엑츄에이터를 사용해 벽체 또는 철골 보의 최종파괴시점까지 변위제어방식으로 반복 가력하였다. 층간변위 0.25% (1.5mm)부터 2.0% (12.0mm)까지는 0.25% (1.5mm)씩 증가시키며, 그 이후부터 실험체 파괴시까지는 0.5% (3mm)씩 증가시켰으며, 목표 변위별로 3회 사이클을 원칙으로 하였다.

실험체의 변형을 측정하기 위해 Fig. 7과 같이 10개의 변위계(LVDT)를 설치하였다. LV1은 철골 커플링 보의 횡변위를, LV2와 LV3는 철골 커플링보의 수직 변위를, LV4와 LV5는 매립 철골보의 수직 변위를, LV6과 LV7은 벽체의 전단 변형을, LV8과 LV9는 철골 커플링보 하단부와 탑-시트 앵글의 횡변위를, LV10은 실험체 하부의 미끄러짐 (slip)을 측정하였다.

4. 실험 결과

4.1 하중-회전각 관계

Fig. 8은 반복하중을 받는 철골 커플링 보 실험체의 하중-회전각 관계를 보여준다. 회전각은 횡변위를 철골 커플링 보의 유효 거리(720mm)로 나눈 값이다. Fig. 8에서 와 는 각각 정·부가력시 웨브가 소성상태에 도달했을 대의 소성전단강도이다. 이 연구에서 항복점은 철골 커플링 보가 소성전단강도(=±340.2kN)에 도달했을 때의 강도()와 변위()로 정의되었다. 는 최대하중에 도달했을 때의 회전각, 는 극한상태의 회전각을 의미한다. 각 실험체의 항복점의 강도 및 변위, 최대강도, 최대 변위 등을 정리하여 Table 3에 나타냈다.

각 실험체의 소성전단강도에 대한 최대하중의 비()는 P600ANC: 0.98, H600ANC: 1.19, Sh600ANC: 1.18, 그리고 SP600ANC: 1.18으로 기준 실험체인 P600ANC는 웨브가 소성상태에 도달하지 않는 것으로 나타났다. 반면에 다른 실험체들의 최대강도는 소성전단강도를 초과하였다. 기준 실험체인 P600ANC은 회전각 1.5% (11.1mm)에서 항복하였으며, 최대 강도는 정방향 회전각 4.9% (35.4mm)일 때 334.6kN, 부뱡향으로는 -5.1% (-36.5mm)일 때 -303.2kN이었다. 최대 변위는 최대 강도 점과 일치하였다. P600ANC 실험체는 최대강도 이후 철골 커플링 보가 벽체에서 이탈되는 현상으로 인해 하중의 감소는 발생하지 않았다. H600ANC 실험체는 정방향 회전각 4.1% (29.7mm)일 때 항복하였으며, 5.6% (40.3mm)일 때 최대강도 403.4kN을 나타냈다. 최대 변위는 48.7mm (6.8%)였으며, 이 때의 강도는 343.8kN이었다. P600ANC 실험체보다는 다소 안정된 모습을 보여줬으나 과도한 핀칭현상이 발생하여 에너지 소산능력이 저하되었다. Sh600ANC의 경우 정방향 회전각 2.7% (19.6mm)일 때 항복하였으며 5.5% (39.3mm)일 때 최대 강도 401.0kN을 나타내었다. 최대 변위는 6.7% (48.7mm)였으며 이 때의 강도는 276.5kN이었다. SP600ANC는 정방향 회전각 3.0% (21.4mm)일 때 항복하였으며 최대 강도는 4.3% (31.2mm)일 때 403.1kN을 나타내었다. 최대 변위는 6.0% (43.1mm)였으며, 이 때의 강도는 295.0kN이었다. 가장 안정된 거동 양상을 보여주었으며, 다른 실험체보다 핀칭 현상이 줄어들어 에너지 소산 측면에서도 우수한 능력을 나타내었다.

4.2 파괴모드

볼트 접합부의 파괴모드는 크게 6가지로 분류되며, 플레이트의 항복, 볼트 구멍의 지압파괴, 플레이트 단면의 파괴, 플레이트 단부의 파괴, 볼트 파괴, 그리고 용접부 파괴 등이 있다. 기존 연구에 따르면, 전단 볼트 접합부는 플레이트의 전단 항복이나 볼트 구멍의 지압항복과 같은 연성파괴가 되도록 유도하는 것이 합리적이다.²⁰⁾

Fig. 9는 실험 종료 시 실험체의 파괴형상을 보여준다. 횡하중이 증가함에 따라 매립된 철골 보에 지압응력이 증가하여 초기 균열이 발생하였다. 모든 실험체는 매립 부분 또는 앵글 접합부분에서 초기 균열이 발생하였으며 이후 대각선 방향으로 균열이 진전되었고 동시에 앵글 접합부분에서도 대각선 방향의 균열이 관찰되었다.

P600ANC의 경우 회전각 1.0%에서 초기균열이 발생하였다. 매립 철골 보 부분에 수직 및 수평 균열이 동시에 발생하였으며 아울러 앵글이 접합된 부분에서도 초기균열이 관찰되었다. 회전각 1.75%일 때 매립 철골 보 끝부분에서 대각선 균열이 발생하였다. 이후 대각선 균열이 기초부까지 진행이 되었으며, 앵글부분에서 시작된 균열은 매립 철골 보 끝부분까지 진행되어 콘(cone)형태를 보였으며, 대각선 균열은 앵글이 접합된 부분의 폭만큼 발전되었다. H600ANC 실험체는 회전각 1.75%에서 초기 균열이 관찰되었으며 앵글이 접합된 부분에서 매립 철골 보 방향으로 대각선으로 초기 균열이 발생하였다. 이후 매립 철골 보 주위에 수직 및 수평 균열이 발생되었으며 회전각 3%에서 대각선 균열이 발생하였다. Sh600ANC는 회전각 3%일 때 초기 균열이 발생하였으며 3.5%일 때 대각선 균열이 발생하였다. SP600ANC의 경우 회전각 -1.75%에서 초기 균열이 발생하였으며, 3%일 때 대각선 균열이 발생하였다. 철골 커플링 보 웨브의 전단 항복은 5.5%일 때 발생하였다.

각 실험체의 파괴모드와 손상 정도를 분석한 결과, P600ANC 실험체는 초기 균열과 대각선 균열이 회전각 1.75% 이내에서 발생하였으며 이러한 결과로 철골 커플링 보가 벽체에서 이탈되는 현상을 보였다. Sh600ANC가 매립 부분에 배근된 스터럽의 영향으로 인해 균열이 가장 늦게 발생하였다. SP600ANC의 경우 H600ANC와 동일한 시점에서 초기 균열과 대각선 균열이 관찰되었으며, H600ANC의 경우 6%에서 철골 보 웨브가 항복하였지만 SP600ANC의 경우 5.5%에서 철골 보 웨브가 항복하였다.

4.3 변형률 이력

4.3.1 수직철근과 수평철근의 변형률

Figs. 10, 11은 회전각에 따른 수직철근과 수평철근의 변형률 변화를 보여준다. 수직철근 변형률은 벽체 단부에서 40mm, 240mm, 440mm, 그리고 660mm에 위치한 스트레인게이지(V2, V6, V10, V14)에 의해 측정되었고, 수평철근의 변형률은 벽체 매립 철골 보 중앙부에 위치하고 있는 H8 스트레인게이지에 의해 측정되었다.

수직철근의 변형률의 측정한 결과, 수직철근이 벽체 단부와 가까울수록 변형률이 증가하는 경향을 보여주었다. SP600ANC를 제외한 나머지 실험체는 회전각 4%에서 최외곽 수직철근이 항복하였다. 하지만, 수직 변형률을 측정한 나머지 세 개의 수직철근은 실험 종료 시까지 항복하지 않았다. 반면에, SP600ANC는 실험 종료 시까지 모든 철근이 항복하지 않는 것으로 나타났다. 수직철근의 변형률을 비교한 결과, 벽체 경계면에서부터 250mm 이내에 위치한 수직철근은 최대강도에 도달하기 전에 항복할 가능성이 있다. 하지만 SP600ANC 실험체와 같이 매립 보 주위에 스터럽으로 보강을 한 경우 극한강도에 도달할 때까지 수직철근의 항복을 방지할 수 있는 것으로 나타났다.

수평철근의 변형률은 Fig. 11에서 보이는 바와 같이 P600ANC를 제외한 나머지 실험체에서는 항복하지 않는 것으로 나타났다. 회전각에 따른 수평철근을 비교한 결과, 철골 보 주위에 보강 철근이 없는 경우 수평철근이 항복하는 것으로 나타났다. 결국 기준에서 제시하고 있는 전단벽체의 설계법을 병렬 전단벽체 철골 커플링 보에 적용할 경우 수평철근의 항복으로 인한 벽체의 조기 파괴가 발생할 가능성이 높다고 할 수 있다. 따라서 병렬 전단벽체 철골 커플링 보 시스템에서는 철골 커플링 보 주위에 보강 철근 상세가 필요할 것으로 판단된다. 아울러 철골 커플링 보를 설치하기 위해서는 기존 전단벽체 설계식의 개정이 필요하다.

4.3.2 철골 커플링 보의 변형률

Fig. 12는 철골 커플링 보 웨브의 변형률을 보여준다. 기준 실험체인 P600ANC는 실험종료 시까지 항복하지 않았으며, H600ANC의 철골 커플링 보는 회전각 약 6%에서 (=6.2%, =-5.9%), Sh600ANC는 정가력시에는 = 6.5%, 부가력시에는 =-6%에서, 그리고 SP600ANC는 정가력시에는 =5.3%, 부가력시에는 =-4.7%에서 항복하였다. P600ANC의 철골 커플링 보가 항복하지 않은 이유는 철골 커플링 보의 전단 변형이 발생하기 전인 회전각 4% 전후에서 수직철근 및 수평철근이 항복하여 벽체가 조기파괴되었기 때문이다. 반면에 매립 보 주위에 추가로 보강 철근이 있는 다른 실험체는 최대강도에 도달이후 철골 커플링 보의 웨브가 항복하는 것으로 나타났다.

4.4 에너지 소산능력

Fig. 13은 실험체별 회전각 변화에 따른 에너지 소산능력을 보여준다. Fig. 13(a)는 회전각별 에너지 소산능력을, Fig. 13(b)는 회전각별 누적 에너지 소산능력을 나타낸다. 에너지 소산능력은 하중-변위 곡선에서 각 사이클의 시작점과 끝점을 연결하여 나타나는 폐곡선의 면적으로 정의되었다. 실험체별 에너지 소산량은 목표 변위에서의 세 번째 싸이클에서의 에너지 소산량을 구한 것이다.

SP600ANC의 에너지 소산능력이 가장 뛰어난 것으로 나타났으며 ACI 318과 KCI 2007에 의해서 설계된 P600ANC의 에너지 소산능력이 가장 작은 값을 나타냈다. 각 실험체별 하중-회전각 관계와 파괴모드, 그리고 수직 및 수평철근의 변형률 변화에서 알 수 있듯이, 철골 커플링 보가 항복하기 전 벽체 철근의 항복 유무에 따라 에너지 소산능력에 차이를 보이는 것으로 나타났다. 매립 보 주위에 수직철근과 수평철근이 보강된 경우가 그렇지 않은 경우보다 에너지 소산능력이 뛰어났으며, SP600ANC와 같이 매립 보 주위에 스터럽으로 추가 보강될 경우 에너지 소산능력이 가장 뛰어난 것으로 나타났다. 실험 결과, 전단벽체의 철근 보강 상세에 따라 에너지 소산능력에 차이가 있는 것으로 나타났다.

5. 병렬 전단벽체 설계법

Fig. 14는 철골 커플링 보가 연결된 병렬 전단벽체의 설계 모델을 보여준다. 전단벽체의 설계를 위해 매립 철골 보의 응력 분포를 실험결과에 근거하여 Fig. 14와 같이 가정하였다. 철골 커플링 보에 전단력 이 작용하면, 매립 철골 보 상부 플랜지의 만큼 압축력 가 생기고 하부 플랜지 만큼 지압력 가 발생한다. 매립 철골 보에 의해 발생하는 지압응력은 벽체의 유효 폭 에 작용한다고 가정하면, 병렬 전단벽체의 전단강도는 다음 식(6)과 같이 구할 수 있다.

(6)

여기서, 는 PC 병렬 전단벽체에 사용된 콘크리트의 설계 압축강도, 는 매립 철골 보의 길이, 는 벽체 경계면에서부터 하중 작용점까지의 거리, 그리고 는 지압응력이 작용하는 벽체의 유효 폭이다. 이 연구에서는 벽체의 유효폭을 로 가정하였다. 여기서, 는 벽체 두께이고, 는 콘크리트 피복두께이다.

전단벽체 수직철근의 요구량은 매립 철골 보에서 발생하는 지압응력을 사용해 구할 수 있다. Fig. 14와 같이 가정된 응력분포를 사용할 경우, 지압응력 과 압축응력 사이에는 다음과 같은 조건이 성립된다.

 (7)

여기서, 와 는 각각 압축응력과 지압응력이 발생하는 구간에서의 콘크리트 응력블록의 길이이다. 식(8)을 사용해 제안된 PC 병렬 전단벽체의 콘크리트 지압응력은 로 계산되었다. 즉, 제안된 방법으로 구한 지압응력은 매립 철골 보 상부 플랜지에서 발생하는 압축력보다 약 32%정도 더 크다.

병렬 전단벽체의 수직철근의 요구량은 매립 철골 보 상․하부에서 발생하는 수직력을 사용해서 다음 식(8)과 같이 구할 수 있다.

,        (8)

여기서, 는 수직철근의 항복강도(MPa)이다.

매립 철골 보 전 길이에 걸쳐 수직철근을 일정한 간격으로 보강한다면 매립 길이에서 요구되는 수직철근량은 다음 식(9)와 같다.

(9)

식(9)를 사용하여 수직철근비를 계산한 결과, 제안된 PC 병렬 전단벽체의 매립 길이에는 약 =0.042만큼 수직철근이 집중 배근해야하는 것으로 나타났다.

Table 4는 예측값에 대한 실험값의 비를 보여준다. 비료를 위해 Table 1에 제시된 식들 중 PCI¹⁸, Marcakis et al.,⁴⁾ 그리고 Mattock et al.⁵⁾이 제안한 식을 이용하였다. 비교결과, 식(7)에 의해 구한 예측된 전단강도에 대한 실험에서 구한 최대강도의 비()는 기존 예측식에 비해 실험값과 비교적 잘 일치하는 것으로 나타났다.

6. 결    론

이 연구에서는 PC 전단벽체에 철골 커플링 보를 적용하기 위해 다양한 배근 상세를 가진 병렬 PC 전단벽체에 대해 반복가력 실험을 수행하였다. 주요 실험변수는 병렬 전단벽체의 보강 철근 상세이다. 실험연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

1)다양한 철근 배근 상세에 따른 병렬 전단벽체의 구조성능을 분석한 결과, 철골 커플링 보의 구조성능은 병렬 전단벽체의 배근 상세에 따라 차이를 보였다. ACI 318과 KCI 2007에 따라 특수 콘크리트 구조벽체로 설계된 병렬 전단벽체는 벽체의 조기 지압파괴가 발생하였다. 하지만 매립 철골 보 길이만큼 스터럽을 보강한 실험체는 벽체의 조기 지압파괴를 방지하는 것으로 나타났다.

2)병렬 전단벽체의 철근 변형률을 측정한 결과, 수평철근보다는 수직철근이 벽체 지압파괴에 영향을 주는 것으로 나타났다. 벽체 최외각 단면에서 약 250mm 거리에 있는 수직철근은 회전각이 약 4%일 때 항복하였다. 추후 매립 철골 보 철근 보강상세에 대한 특수 콘크리트 구조벽체 기준이 개선되어야 할 것으로 판단된다.

3)병렬 전단벽체의 철근보강 상세에 따라 에너지 소산능력의 차이가 뚜렷이 나타났다. 매립 철골 보 길이만큼 스터럽을 추가 보강한 SP600ANC 실험체는 특수 콘크리트 구조벽체로 설계된 실험체(P600ANC)에 비해 우수한 에너지 소산능력을 보여주었다.

4)병렬 전단벽체의 설계방법을 제안하였다. 매립 철골 보 상․하부 플랜지에서 발생하는 콘크리트 압축응력 분포를 가정하여 매립길이에 요구되는 수직철근량을 제시하였다. 제안된 방법에 따르면 철골 보의 매립길이 부분에는 약 4%정도의 철근비에 해당하는 수직철근이 집중 배근되어야 할 것으로 판단된다.

5)2면 전단 볼트 접합부가 적용된 철골 커플링 보는 시공성이 우수한 것으로 나타났다. 벽체에 철골 커플링 보를 간편하게 설치하기 위해서는 제안된 접합 방법을 사용하는 것도 하나의 합리적인 방법이라 판단된다.

철골 커플링 보의 실험 연구를 수행한 결과, 매립 철골 보 주위에 추가로 철근을 보강한 철골 커플링 보는 우수한 구조 성능을 보여주었다. 하지만 이 연구에서는 탑-시트 앵글의 접합 방법에 대해서는 고려되지 않았다. 추후 연구에서는 탑-시트 앵글의 접합방식에 대한 연구가 수행되어야 할 것이다. 아울러, 매립철골 보 주위의 수직철근 비 영향에 대한 연구도 추가로 필요할 것으로 사료된다.