Best Practice

SC벽체와 RC벽체 미겹침이음 접합부 면외 휨 성능평가를 위해서 총 6개의 실험체를 계획하였다. 모든 실험체의 단면크기, SC벽체와 RC벽체 상세 등은 동일하며 설계기준인 KEPIC-SNG에 적합하게 설계하였다.

할렬방지용 타이는 타이철근과 타이플레이트로 구성되며 타이철근은 주철근 사이에 배치하고 타이플레이트는 표면강판에 부착된 rib 사이에 부착하였다(Fig. 4(c) 참조).

실험체 1 - 실험체 3은 할렬방지용 타이의 적합성을 확인하기 위한 실험체이며, 실험체 4 - 실험체 6은 스터드 길이 효과 및 추가 상세 확인을 위한 실험체이다.

실험은 SC벽체-RC벽체 이종접합부의 접합면과 미겹침이음구간에 순수 면외 휨을 적용하기 위하여 지그를 활용한 2점 가력실험을 계획하였다. 실험체의 치수는 지점 간 길이 8,000 mm(총 길이 8,400 mm), 단면 폭 1,000 mm, 단면 높이 600 mm이다. 이에 미겹침이음길이가 위치하는 지점인 가운데 3,200 mm에 순수 모멘트가 작용하도록 설계하였다. SC벽체쪽 지점에는 롤러지점을, RC벽체쪽 지점에는 힌지지점을 사용하도록 계획하였다(Fig. 3 참조). 그 외 공통 설계사항으로는 SC벽체 표면강판 두께 9 mm, 스터드 볼트 직경 ϕ19@130, rib CT-75×75×5×7와 RC벽체 주철근 8-D35, 횡방향 철근 D22@250, 스트럽 D16@250이 사용되었다.

Fig. 3. 
Test set-up

할렬방지용 타이량 33 %, 67 %, 100 %를 주 실험변수로 하여 실험체 1 - 실험체 3을 설계하였다. 기준에 해당하는 타이량을 적용하여 D16과 D13의 tie-bar를 3 layer로 설치한 경우를 100 %로 명명하고, tie-bar를 1 layer, 2 layer로 설치한 경우를 각각 33 %, 67 %로 명명하였다. 이때, SC벽체 미겹침이음구간의 스터드 유효길이를 스터드 직경의 4배로 하였다.

한편, 실험체 4 - 실험체 6은 기본적으로 할렬방지용 타이량을 67 %로 유지하고, 스터드 유효길이를 스터드 직경의 8배인 160 mm로 설계하였다. 그 외의 상세는 실험체 2와 동일하다.

실험체 5는 추가로 rib를 접합면에서 이격시켰다(Fig. 4(f) 참조).

Fig. 4. 
Configuration and details of specimen

실험체 6은 실험체 4와 기본 상세는 동일하고, 미겹침이음 구간에 타이를 추가 배치하였다. 이 타이는 콘크리트 구속효과를 위한 것으로, 타이의 간격은 실험체 두께의 1/2 간격인 약 300 mm 간격으로 배치하였다(Fig. 4(g) 참조)^[9].

실험체명은 I형상, 주근 직경(35 mm), 할렬방지 타이철근(tb, tie-bar)과 타이플레이트(tp, tie-plate)로 구성된 기준대비 타이량(33 %, 67 %, 100 %), 스터드 유효길이(90 mm, 160 mm) 및 추가 상세(rib, tie)로 명명하였다(Table 1 참조).

미겹침이음길이는 다음 식 (1)을 통해 계산되며, 1차로 제작된 실험체 1 - 실험체 3과 2차로 제작된 실험체 4 - 실험체 6의 콘크리트압축강도가 달라서 소요 미겹침이음길이가 다르지만, 모든 실험체가 충분한 미겹침이음길이를 확보하도록 설계하였다. 실험체의 RC벽체 면외 휨 강도를 산정할 때, 주철근 D35(SD400) 항복강도를 재료인장시험의 평균 항복강도인 467 MPa를 적용하였다(Table 1 참조).

• 여기서, Ψ_e = 1.0(에폭시도막계수)
• 　　　　Ψ_s = 1.0(철근크기계수)
• 　　　　Ψ_sc = 1.5(강판콘크리트계수)
• 　　　　cb=min⁡1.5d'-Tp,dr2=125 mm
• 　　　　K_rt = 0(횡방향철근치수)
• 　　　　cb+Ktrdb≤2.5=2.5 mm(연직방향 정착철근이 스터드 몸체길이의 2/3 구간 외에 배치된 경우)

실험체 1 - 실험체 6의 파괴모드를 분석하였다. 실험체 1은 기준 타이량의 33 %로 타이량 이론값에 해당하는 실험체이다. 실험체 1은 가력 초기 미세한 수직 휨 균열이 발생한 후, 접합면의 하부 강판에서 시작된 대각선 균열이 길이방향 가로균열로 진전되었고, 미겹침이음이 끝나는 위치에서 상부로 균열이 진행하면서 취성파괴를 보였다. 최종 파괴형상은 Fig. 5(a)와 같다.

Fig. 5. 
Cracking shape at the end of the experiment

실험체 2는 기준 타이량의 67 %로 설계한 실험체이다. 주 인장철근이 항복하는 시점까지 휨 균열이 진행되었다. 인장철근 항복 후 소성변형이 발생하면서 접합면 부근의 RC벽체 상부 콘크리트에 국부적인 압괴가 발생하면서 하중 일부가 감소하였다. 소성변형이 계속 증가하면서 일부 감소된 하중이 증가하였고, 접합면에서 떨어진 위치까지 상부콘크리트 압괴 부위가 확장되었다. 실험체 2는 RC부 휨 파괴 양상을 보였으며, 최종파괴 형상은 Fig. 5(b)와 같다. 실험체 2 - 실험체 6 모두 연성거동 후 비슷한 RC부 휨 파괴를 보였다.

다만, 실험체 5의 경우 Fig. 5(e)를 보면 리브가 접합면에서 이격된 위치에서 대각선 방향으로 균열이 발생하였고 이 균열은 스터드 머리 위치인 약 200 mm 높이에서 가로균열로 진전되었다. 그러나 이 가로균열로 인해 1번 실험체와 동일한 취성거동은 발생하지 않았다.

취성파괴가 발생한 실험체 1을 제외한 나머지 실험체 모두 유사한 거동을 보였다(Fig. 5 참조).

이 실험결과를 통해 할렬방지용 타이량은 이론값 33 %의 두 배인 67 % 이상이면 충분한 것으로 나타났다.

취성파괴가 발생한 실험체 1의 실험 후 타이 상태를 확인한 결과(Fig. 6 참조), 타이철근과 타이플레이트가 파단되지는 않았다. 이를 통해 타이 파단에 의한 할렬보다는 인장철근 부착파괴가 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 6. 
Tie to prevent splitting of specimen no. 1

실험체의 최대하중을 재료시험강도가 적용된 RC벽체의 계측공칭 면외 휨 강도와 비교하였다. 6개 실험체 모두 SC벽체의 면외 휨 강도를 RC벽체 면외 휨 강도보다 크게 설계하여, 접합면에 인접합 RC벽체에서 휨 파괴가 발생하였기 때문이다. RC벽체의 면외 휨 강도를 산정하고 모멘트 거리(지점에서 가력점) L = 2,400 mm을 통해 RC벽체 가력 하중 P_n = 2M_n/L를 구하였다(Table 2 참조). 실험체 제작시기에 따라 콘크리트 압축강도가 다르므로 결과를 구분하여 비교하였다.

Fig. 7에서와 같이, 실험체 1을 제외한 5개의 실험체 모두 유사한 탄성강성과 항복강도를 보였고, 주인장 철근의 항복 이후 접합면에 인접한 RC벽체 콘크리트 압괴에 의한 순간적 강도 저하가 발생하였다. 이 연구에서는 이 지점을 최대 실험강도로 판단하였다. 최대 실험강도 시점의 순간적 강도 저하의 원인은 SC벽체와 RC벽체가 연결되면서 생성되는 이종접합부의 불연속성에 의한 것으로 판단된다. 그럼에도 불구하고, 순간적으로 감소된 강도가 재료시험강도를 적용한 계측공칭강도의 80 % 이상을 유지하고 있고, 강도 저하 발생 후 실험종료 시점까지 하중이 지속적으로 증가하므로 연성거동으로 볼 수 있다.

Fig. 7. 
Load-displacement relationship

각 실험체별 휨 이론 강도, 실험강도 및 실험강도 대비 이론강도를 비율로 정리하고 실험체 파괴모드를 Table 2에 정리하였다. 실험체 2 및 실험체 3의 실험강도 대비 이론강도 비율은 97 %이다. 실험체 4 - 실험체 6의 실험강도 대비 이론강도 비율은 각각 99 %, 100 %, 102 %이다.

실험체 3은 최대강도 도달 후 상부 콘크리트 압괴에 의해 계측공칭강도의 약 80 %까지 하중이 저하되어 실험을 종료하였다. 이는 실험체 제작성, 콘크리트 품질 등이 원인으로 판단되며, 이 실험결과는 타이량 증가만으로는 연성능력을 보장할 수 없음을 보여준다.

실험체 4 - 실험체 6은 공통적으로 표면강판의 스터드 길이를 주철근 배근 위치 이상으로 설계하여 단면상 철근과 스터드머리 위치에서의 직선적 파단면을 회피한 실험체이다. 실험체 4 - 실험체 6의 최대강도가 실험체 2 및 실험체 3에 비해 높고 최대강도 도달 후 강도 저하가 작으므로, 강도 및 연성에 있어 스터드 유효길이의 효과가 존재하는 것으로 보인다.

특히, 실험체 6은 추가적으로 미겹침이음구간 전체에 걸쳐 타이를 두께의 1/2 간격으로 설치하였는데, 최대강도가 가장 크게 나타났고 순간적 강도 저하도 적게 나타나서, 강도 및 연성 측면에서 가장 안정적인 거동을 보여주었다.

할렬방지 타이철근 변형률을 통해 SC벽체 접합면에서의 콘크리트 할렬방지 효과를 분석하였다. 다만, 취성파괴가 발생한 실험체 1과 제작 품질 문제가 있는 3번 실험체를 제외하고, 동일한 타이량을 가진 2, 4, 5, 6번 실험체를 분석하였다. 분석 위치는 접합면에 가장 가깝게 위치한 타이철근 중 가장 큰 변형률이 계측된 단면상 중앙 타이철근의 하단 변형률을 분석하였다. 게이지의 위치는 타이철근 하단부 양쪽 대칭이다.

Fig. 8은 타이철근 변형률과 하중 간의 관계를 보여준다. 타이철근 변형률은 최대강도 도달 시점에서 항복변형률에 도달하지 않았다. 따라서 타이철근이 탄성인 상태에서 RC벽체 압축측 콘크리트 압괴가 시작되고, 콘크리트 압괴가 진행되면서도 타이철근이 충분한 소성변형 여력을 확보하고 있다.

Fig. 8. 
Strain of tie-bar to prevent splitting

그러나 실험체 변위가 증가하면서 실험체 4 - 실험체 6은 타이철근이 여전히 탄성상태를 유지하지만 실험체 2에서는 타이철근이 소성화되는 것으로 나타났다. 실험체 2의 경우, 스터드 유효길이가 짧아 인장철근 사이에 스터드머리가 위치하였다(Fig. 4 참조). 실험체의 단면상 할렬이 발생하는 주철근 위치와 스터드머리가 유사한 높이에 위치하여, 콘크리트가 할렬하려는 힘이 커지고, 이로 인해 타이철근에 많은 응력이 작용한 것으로 사료된다. 따라서 실험체 4 - 실험체 6과 같이, 벽체 단면상 스터드머리를 주철근보다 위에 위치하도록 설계할 것을 제안한다.

동일한 타이량을 가진 실험체 2 및 실험체 4 - 실험체 6에서 RC벽체 주인장철근 변형률과 하중 간의 관계를 Fig. 9에 나타내었다. 변형률 계측 위치는 SC벽체와 RC벽체 접합면이다. 이단배근의 주인장철근 중 2단(하단)철근을 lower로 1단(상단)철근을 upper로 표현하였다.

Fig. 9. 
Strain of tensile rebar at joint line

4개의 실험체 모두 게이지가 탈락하기 전까지 충분한 소성변형을 보였다. 변형률이 인장철근 항복변형률인 0.0023의 4배 이상인 0.01을 초과하는 변형률을 보였다. 4개의 실험체의 인장철근이 충분한 소성변형을 보였으므로, 제안한 접합부 상세는 접합면에 인접한 RC벽체 연성적 휨 파괴를 유도할 수 있다고 판단된다.