2.1 박스형 연결재 접합부 압축실험

박스형 연결재를 사용한 PC 벽체의 횡력에 대한 구조성능검증 실험 전에 철근 연결부의 압축 및 인장 실험을 통한 응력전달성능을 평가하였다. 본 연구에서 대상으로 하고 있는 박스형 연결재는 Fig. 2와 같이 개구부가 있으며 이 개구부 내부를 고강도 모르타르로 채우기 때문에 벽체 내에서 압축응력이 불균등하게 전달될 가능성이 높다. 이에 따라 압축실험을 통하여 그 영향을 파악하고자 한다.

사용된 박스형 연결재는 Peikko사 SUMO 30H로서 제조사 정보(Peikko group 2014⁽⁸⁾)에 따르면 인장성능은 220 kN이다. 연결재의 규격은 Fig. 2와 같다. 실험체의 크기는 실제 벽두께를 고려하고 또한 가력장치의 용량 및 단주거동을 보일 수 있는 최소한의 길이로 계획하여, 두께 200 mm, 길이 300 mm, 높이 800 mm로 총 3개 제작하였다. Fig. 3은 실험체에 사용된 박스형 연결재의 형상과 실험체의 규격을 나타낸다.

박스에 연결되는 철근은 SD500으로서 실제 벽체 실험에서 사용되는 HD25를 사용하였으며, 사용된 벽체 콘크리트와 박스 내 충전 모르타르의 28일 압축강도는 각각 34.3 MPa와 64.6 MPa로 나타났다. 실험체의 지지조건은 Fig. 4와 같이 상부는 힌지, 하부는 마찰지지조건이다. 실험은 5,000 kN 용량의 만능재료시험기(Universal Test Machine, UTM)를 사용하여 변위제어를 통하여 점증 가력하였다. 가력과 함께 변위계(LVDT) (LCP1과 LCP2)를 이용하여 시편의 압축변형을 측정하고, 또한 상하 벽과 박스 내에 콘크리트 게이지를 부착하여 변형량을 측정하였다.

Fig. 5에 나타낸 세 실험체의 균열 최종 파괴 양상을 보면, 연결재를 중심으로 상부는 박스 측면의 2개 철근, 하부는 중앙부 철근을 따라 수직균열이 발생하였다. 반면에 박스 내 모르타르 충전부는 균열이 발생하지 않았다. 모르타르 충전부에서 과도한 압축변형이 생기지 않고 상부 벽에서 전달된 압축응력이 하부 벽으로 적절하게 전달된 것으로 판단된다.

압축실험결과, 각 실험체의 최대 내력은 각각 1,703.7, 1,816.7, 1,814.4 kN으로 나타났다. 실험체의 압축강도는 실험체 형상비를 반영한 벽체의 강도로 평가할 수 있다. 설계기준식(KCI 2017⁽⁴⁾)인 식(1)의 벽체 내력산정 방법에 따라 콘크리트 재료 시험 결과를 적용하여 각 실험체의 내력을 산정한 결과, 계산된 내력은 1,608.2 kN으로서, 실험체의 내력이 약 1.1배 계산내력을 상회함을 알 수 있다. 이로부터, 본 연구의 박스형 연결접합부의 압축성능은 현행 구조설계기준을 충족하는 것으로 판단된다. Fig. 6은 실험으로부터 관찰된 콘크리트의 변형도를 나타낸 것으로서, 상부벽의 콘크리트 압축변형(G1)과 마찬가지로 하부 벽의 압축변형(G3)도 충분히 발현됨을 알 수 있다. 박스 내부의 압축변형(G2)이 상대적으로 적은 이유는 박스 내 충전 모르타르의 강도가 벽체강도보다 1.88배 높기 때문이다. 이로부터, 상부벽으로부터 전달되는 압축응력이 박스를 통하여 하부 벽으로 충분히 전달되는 것으로 보여진다.

여기서, $0.55$는 $h/6$에 해당하는 편심을 고려하기 위한 계수, $1-(kl_{c}/32h)^{2}$은 세장효과를 고려하기 위한 함수, $k$는 지지조건계수, $h$와 $l_{c}$는 각각 벽체의 두께와 높이임.

2.2 박스형 연결재 접합부 인장실험

박스형 연결재 접합부의 인장성능을 파악하기 위하여 Fig. 7과 같이 인장실험을 실시하였다. 그림에서 LTP는 변위계이다. 본 연구의 박스형 연결재는 Fig. 1(b), Fig. 2, Fig. 3(a)에 나타낸 바와 같이, 박스 측면에 2개의 철근이 용접되어 상부로 연속되고 하부는 박스 하단에 구멍을 통하여 하부 앵커 볼트(또는 나사형 철근)는 너트로 체결된다. 이에 따라 박스 좌우측면에 용접되어 상부로 돌출된 철근에 직접 인장실험을 실시 할 수 있도록 철물을 용접하여 높이 1800 mm로 실험체를 제작하였다. 사용된 철근은 SD500 HD25으로서 총 3개의 시편을 제작하였다. 박스 내 충전 모르타르는 압축실험 시 사용한 모르타르의 강도와 동일한 64.6 MPa이다. 철근에 대한 재료시험결과 항복강도와 인장강도는 각각 558.7 MPa와 685.7 MPa이다.

인장실험결과, 대표적인 최종 파괴 양상은 Fig. 8과 같으며 모든 시편에서 박스부에서 파괴되지 않고 연결된 하부철근이 파단되어 실험이 종료되었다. 이로부터 연결재인 박스는 충분한 안전성을 확보한 것으로 판단된다. Fig. 9는 세 개 시편에 대한 인장응력-변위 곡선을 나타낸다. 그림에서 초기의 낮은 강성은 가력장치에서 초기에 발생한 미끄러짐에 의한 영향이다. 세 시편의 인장강도가 모두 유사한 값을 보이고 있음을 알 수 있다. 연결재는 철근의 설계기준항복강도($f_{y}$)의 125 % 이상을 발휘해야 하는 기계적 이음 규정을 만족해야한다. 만일 이 값을 만족하지 못할 경우에는 접합부 설계 시 이를 반영한 설계가 필요하다(KCI 2017⁽⁴⁾). 인장시험결과 최대 강도는 평균 892.7 MPa로 나타났다. 이는 1.25$f_{y}$와 철근의 인장강도($f_{u}$)에 각각 1.43배와 1.30배로서 박스형 연결재가 요구되는 강도를 충분히 만족함을 알 수 있다.

3.1 실험체 계획 및 제작

전술한 박스형 연결재의 압축 및 인장응력 전달에 대한 성능 검증실험으로부터, 박스형 연결재는 충분한 응력전달 능력을 보유하고 있음을 확인하였다. 실제 박스형 연결재로 벽체 수직 철근이 연결된 PC 벽체의 반복횡력에 대한 이력 특성을 파악하기 위하여 수평접합부가 있는 PC 벽 실험체를 제작하여 구조실험을 실시하였다. 실험 벽체의 규격은 실제 대상 건물의 1층의 높이 3 m와 기본 벽체의 길이 2 m를 기준으로 계획하였다. 수평 접합부 설계 시에 압축력은 고려하지 않았고, 두 가지의 설계조건, 즉 1) 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017⁽⁴⁾)에 따라 대상 건물의 벽체에 작용하는 응력에 대한 강도설계와 2) ACI 318-14 21.4의 프리캐스트 콘크리트 중간 전단벽에 요구되는 설계조건을 적용하여 접합부 항복강도의 1.5배인 1.5$S_{y}$가 발휘될 수 있도록 설계조건을 고려하였다.

프리캐스트 콘크리트 벽체 구조 성능 검증을 위한 설계는 저층형 벽식 구조에 대한 설계하중과 재료강도를 입력하여 나온 해석 결과를 토대로 산정하였다. 전단력과 모멘트가 가장 큰 하중조건을 선정하여 수평접합부에 대한 인장과 전단을 검토 후 수직 철근 연결부의 철근 규격 및 개수를 산정하였다. 그리고 실제 벽식 구조물과 동일한 조건에서 실험하기 위해 수평접합부에 슬래브를 타설하였다. Table 1은 벽체 실험체 일람을 나타내며 휨강도는 단면해석을 통해 산정된 횡 방향 최대 내력($H_{n}$)이고 전단내력은 설계기준에 따라 계산된 최대 내력($V_{n}$)이다.

Fig. 10은 두 실험체의 배근 상세를 나타낸다. 수평접합부에 요구되는 강도를 확보하기 위하여 PCWP-1 실험체는 2개의 박스형 연결재(SUMO 30H)로 벽체 전체 높이에 대하여 연속되는 HD25 철근을 연결하고, 접합부의 수평전단에 대한 보강을 위한 장부 철근으로서 벽체 중앙부에 직경 80 mm, 길이 850 mm인 주름관(corrugate) 연결방식으로 HD22 철근 1개(길이 8210 mm)를 추가 설치하였다. PCWP-2 실험체는 수평접합부의 강도를 1.5배 상승시킨 상세이다. 벽체 전체 높이에 대하여 연속되는 2개의 HD25 철근에 대해서는 박스형 연결재(SUMO 30H)로 연결하고, 추가로 2개의 HD25 철근을 스플라이스 슬리브로 연결하였다. 또한 수평접합부 전단보강을 위한 장부 철근으로서 두 개의 HD22 철근을 주름관 연결방식으로 배근하였다.

실험체에 작용하는 횡력의 도입을 위해 벽체 상부에 보를 제작하였다. D10 철근을 벽체의 수평과 수직 철근으로 사용하였으며, 하부 벽체에서의 파괴를 방지하기 위해 상부 벽체에 비하여 2배 가량의 수직 철근을 하부 벽체에 배치하였다. 또한 연결재 주변에는 와이어메시 형태로 보조 철근을 배치하였다. 사용된 콘크리트, 충전 모르타르와 철근의 재료강도는 Table 2 및 Table 3과 같다. 콘크리트와 충전 모르타르는 제작후 28일에 측정한 강도이다.

3.2 실험체 설치 및 가력방법

실험체는 Fig. 11과 같이 고정프레임을 설치한 뒤, 기초 양 옆에 잭스크류를 설치하여 반력 슬래브에 고정시켰다. 실험체 상부에서 반복횡력을 가력하기 위해 보 위에 가력프레임을 설치하고, 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 가력 프레임 중심축 위치에 설치한 후 변위제어를 통하여 점증 가력하였다. 또한 반복 가력 시 엑츄에이터의 무게로 인해 발생하는 비대칭가력을 방지하기 위해 도드레를 사용하여 무게추를 설치하였다. 벽체의 면외 좌굴현상을 방지하기 위해 보와 슬래브에 각각 두 개의 볼 지그를 설치하였다.

실험도중 발생하는 각 부위에서의 변형을 측정하기 위하여 Fig. 12와 같이 LVDT를 설치하였다. 횡변위를 측정하기 위해 상부 보와 기초에 각각 설치하였고, 전단변위를 측정하기 위해 상부 벽체의 소성힌지영역에 설치하였다. 상부 벽체, 하부 벽체, 수평접합부 내 주근에 변형률 게이지를 부착하였다. 횡력의 도입은 변위제어방식으로 하였으며 이때의 재하이력은 ACI ITG-5.1 M-07(2007)에 명시되어 있는 원칙에 따라 Fig. 13과 같이, 실험체 길이에 대한 변위비로 0.03 % ~ 6.67 %의 범위로 하여 각 스텝 당 3싸이클 씩 계획하였다.

3.3 실험결과

3.3.1 균열 및 파괴 양상

두 실험체 모두 변위각 0.03 %의 (+)정가력 시 상부 벽체와 슬래브의 접합면에서 수평균열과 상부 벽체에서 휨 균열이 발생하였다. PCWP-1 실험체에서 벽체에 사선방향의 전단균열이 발생한 것은 변위각 0.29 %이며 발생 위치는 모두 소성힌지 구간이다. 이 전단균열은 횡변위 증가에 따라 일부 확장되는 양상을 보였으나 최종적으로는 하부 벽체의 단부 콘크리트 압축파괴에 의한 탈락과 인장측에서 수평접합부가 벌어지는 거동(rocking)이 지배하였다. 변위각 1.43 %에서 박스 하부 체결용 볼트가 분리되어 실험을 종료하였다. 전체적으로 벽체가 충분히 파괴되기 전에 수평접합부가 벌어지면서 파괴되었고 이는 박스와 연결된 하부 철근의 볼트부가 빠지면서 발생한 현상이다. 이와 같은 파괴 양상은 박스형 연결재에 대한 인장실험에서 나타나지 않은 현상으로서, 실험 종료 후 확인한 결과 하부 벽에서 돌출된 철근의 나사 부분이 연결재인 박스의 하부 철판에 너트로 연결될 때, 볼트의 여장이 충분히 확보되지 않음에 따른 것으로 나타났다. 이로부터, 박스형 연결재의 조립 시 볼트의 여장이 충분히 확보될 수 있도록 조립 시의 엄격한 품질관리가 필요한 것으로 사료된다.

PCWP-2 실험체는 변위각 0.11 %에서 벽체에 사선방향의 전단균열이 발생하였다. 횡변위 0.5 %에서부터 다수의 수직 철근이 항복하였고 또한 수평접합부의 벌어짐 거동과함께 압축측에서는 슬래브가 밀려나는 양상을 보였다. 변위각 2.0 %에 도달할 때까지 전단균열이 소성힌지 구간을 넘어서까지 계속해서 확장되면서 균열 폭이 증가하여 콘크리트가 박리 및 탈락되는 양상을 보였다. 변위각 2.5 %에서 급격하게 하중이 저하되어 실험을 종료하였다. 두 실험체의 최종 파괴 양상은 Fig. 14와 같다.

3.3.2 횡력-횡변위 관계

Fig. 15는 각 실험체의 횡력-횡변위 관계 그래프를 나타낸다. 그래프 상의 층간변위비는 상부 보 중심의 수평변위를 높이로 나눈 값이다. 부재의 항복 횡 하중은 최대 하중의 75 %로 산정하였다(Park 1989⁽⁷⁾). PCWP-1 실험체는 정(+)가력 및 부(-)가력 시 1.0 %)에서 최대하중 이였으며 각각 237.5 kN, 239.3 kN으로 나타났다. 파괴하중은 정(+)가력 시 1.43 %에서 237.1 kN, 부(-)가력 시 1.43 %에서 233.5 kN으로 나타났으며, 최대하중의 약 0.2 % 및 2.4 % 감소한 강도를 나타내었다. PCWP-1 실험체의 경우 1.43 %에서 박스 하부 체결용 볼트가 충분한 여장길이 미확보로 인해 인발됨에 따라 정확한 파괴하중은 측정할 수 없었다.

PCWP-2 실험체의 최대하중은 정(+)가력 시 1.43 %에서 374.8 kN으로 나타났고 부(-)가력 시 1.43 %에서 383.8 kN으로 나타났으며, PCWP-1 실험체의 최대하중에 비해 약 58 % 및 60 % 높게 나타났다. 실험체의 파괴하중은 정(+)가력 시 2.0 %에서 368.9 kN이고 부(-)가력 시 2.0 %에서 352.2 kN으로 나타났으며, 최대하중에서 약 1.7 % 및 9.0 % 감소한 강도를 나타내었다. 횡변위 2.5 %에서 박스 하부 체결용 볼트의 연단거리 부족에 따른 인발현상으로 인해 하중이 급격하게 저하되었다. PCWP-1과 PCWP-2 하중반전 후, 재하 시 벌어진 균열 또는 수평접합부가 급격히 닫히면서 나타나는 핀칭현상이 관찰되었다.

3.3.3 에너지 및 강성

Fig. 15의 곡선에 대하여 두 실험체의 포락곡선을 나타내면 Fig. 16과 같으며 강성변화 및 에너지소산율의 변화를 나타내면 Fig. 17과 같다. 또한 항복 시와 최대 강도 시의 값들을 정리하면 Table 4와 같다. PCWP-1과 PCWP-2 실험체는 0.67 %까지는 사이클별 에너지 소산능력이 유사하게 나타났지만, 그 이후부터는 PCWP-2 실험체가 높게 나타났다. 전체적으로 PCWP-2 실험체가 PCWP-1 실험체에 비해 변위 연성 및 에너지 소산 능력이 높게 나타났다. 실험체의 변형능력은 최대 내력까지 1.6 % 이상을 보였다. 두 실험체 모두 볼트의 여장길이를 확보하였다면 더욱 연성적으로 거동하였을 거라 사료된다. 변위각 1 %일 때 소산에너지는 PCWP-1 실험체가 5,280.8 kN.mm PCWP-2 실험체는 9,596.6 kN.mm로 나타났다. PCWP-2 실험체는 벽체의 전단파괴가 거동을 지배하는 것으로 나타났고 안정된 이력루프를 보이며 높은 에너지 소산능력을 보였다. 초기강성은 PCWP-2 실험체가 높게 나타났고, 강성 저하는 PCWP-1 실험체와 유사한 비율을 보였다. 횡 방향 변위가 계속 증가하면서 접합부 및 상부 벽체의 균열 심화로 인하여 강성은 더 저하되어 나타났다.

각 실험체의 감쇠성능을 평가하기 위해 감쇠 소산율을 비교하였다. 감쇠 소산율은 해당 사이클에서 하중과 변위에 의해 형성되는 에너지를 그 사이클에서의 최대하중과 최대변위 그리고 최소 하중과 최소 변위로 형성되는 면적에 대한 비를 말하며 Fig. 18과 같이 나타낼 수 있다(ACI 2008⁽²⁾). Fig. 19는 실험체별 에너지 감쇠 소산율을 비교한 그래프이다. PCWP-1, PCWP-2 실험체는 0.5 %까지 감쇠소산율이 감소하는 경향을 보였고, 0.5 %부터는 감쇠 소산율이 증가하는 경향을 보였다. 1.00 %부터는 두 실험체 모두 22 %~25 %에 해당되는 비교적 일정한 범위의 감쇠소산율을 나타내었다.

3.3.4 수직철근 및 연결재의 변형도

각 실험체의 상부벽에 설치된 박스 측면의 철근과 하부 벽에서 돌출된 수직철근의 변형도를 측정하기 위하여 변형도게이지를 부착하였으며, 측정된 각 위치의 변형도는 Fig. 20 및 Fig. 21과 같다. 그래프에서 변형도를 나타내는 수평축에 수직으로 표시된 점선은 철근의 항복변형도를 나타낸다. 두 실험체 모두 하부 벽의 수직철근 변형도가 상부벽의 박스철근의 변형도에 비하여 높게 나타남을 알 수 있다. 이는 상부벽은 2개의 25 mm 철근이 박스의 좌우측면에 있는 반면에 하부 벽은 25 mm 1개의 철근이 박스와 연결되어 있기 때문에 이에 의한 차이에 기인한 것으로 보여진다. PCWP-1 실험체는 벽체에서 일부 균열은 발생하였으나, 궁극적으로 수평접합부에서 벽체의 들림에 의해 최종파괴되었고 박스철근과 하부 벽의 수직철근 모두가 항복변형도에 도달하지 않음을 알 수 있다. 이와 같은 현상이 발생한 것은 전술한 바와 같이 박스와 연결된 하부 볼트의 너트체결 후 연단거리가 충분히 확보되지 않았기 때문으로 보여진다. 반면에, PCWP-2 실험체는 수평접합부에 슬리브로 이음된 두 개의 D25 철근이 추가 연결됨으로 인하여 수평접합부의 수직 철근이 항복에 도달하기 전에 벽체에서 파괴되는 양상을 보였다.

3.3.5 실험체의 내력 평가

실제 벽체의 설계절차에 따라 철근과 강재의 항복강도 그리고 콘크리트 재료 시험 결과를 적용하여 각 실험체의 내력을 산정하였다. 실험체의 내력계산을 위하여, KCI 2017⁽⁴⁾의 식(2)~ (5)으로 실험체의 전단강도($V_{n}$) 및 전단마찰강도($V_{nf}$)를 산정하고, 실험체의 휨 강도($M_{n}$)는 식(6)과 단면 해석 프로그램을 통해 산정하였다. 해석으로부터 구한 휨내력을 높이로 나눔으로서 실험체의 횡 방향 최대 내력($P_{n}$)을 산정하였다. 실험결과와 산정한 실험체의 최대 내력은 Table 5에 나타낸 바와 같다. 실험체의 휨내력과 전단내력을 산정한 결과, 접합부에서의 휨 강도가 지배하는 것으로 나타났다. 계산된 내력($P_{n}$)과 실험내력($P_{u}$)를 비교한 결과, 그 비($P_{u}/P_{n}$)는 1.04~1.09로 나타나 KCI 2017⁽⁴⁾을 충족하는 구조성능을 보유하는 것으로 판단된다.