3.3.1 균열 및 파괴양상

수평접합부 수직철근 연결이 강재박스로 연결된 PCWP-1과 PCWP-2 실험체는 모두 변위각 0.03 %의 (+)정가력 시 상부벽체와 슬래브의 접합면에서 수평균열과 상부 벽체에서 휨균열이 발생하였다. 벽체에 사선 방향의 전단균열 발생은 각각 0.29 %와 0.11 %에서 나타났다. PCWP-1 실험체는 벽체 사선방향 균열이 횡변위 증가에 따라 일부 확장되는 양상을 보였으나 최종적으로는 하부벽체의 단부 콘크리트 압축파괴에 의한 탈락과 인장측에서 수평접합부가 벌어지는 들림(rocking) 거동이 지배하였다. 변위각 1.43 %에서 박스 하부 체결용 볼트가 분리되어 실험을 종료하였다. 반면에 PCWP-2 실험체는 횡변위 0.50 %에서부터 수직철근이 항복하였고 변위각 2.00 %에 도달할 때까지 전단균열이 소성 힌지 구간을 넘어서까지 계속해서 확장되면서 균열폭이 증가하여 콘크리트가 박리 및 탈락되는 양상을 보였다. 변위각 2.50 %에서 급격하게 하중이 저하되어 실험을 종료하였다. PCWP-1 실험체는 벽체가 파괴되기 전에 수평접합부에서 들림 거동이 지배하였지만, PCWP-2 실험체는 벽체가 파괴되는 양상을 보였다.

PCWC-1과 PCWC-2 실험체의 최초균열도 변위각 0.05 %와 0.03 %에서 상부벽체와 슬래브의 계면 수평접합부에서 수평균열로 나타났다. 벽체 전단균열은 각각 변위각 0.40 %와 0.22 %에서 소성 힌지 구간에서 발생하였다. PCWC-1 실험체는 변위각 1.00 %에서부터는 슬래브가 좌우로 이탈하고 상부벽체가 들리는 양상을 보이고 변위각 2.50 %에서 수평접합부의 들림 파괴로 실험을 종료하였다. PCWC-2 실험체는 변위각 0.29 %에서부터 수직철근이 항복하기 시작하고 변위각 0.40 %에서는 상부 벽체가 들리며 전단균열이 확산되는 양상을 보였다. 변위각 1.43 %에서 압축파괴에 의해 하부 슬래브가 좌우로 이탈하는 양상을 보였다. 변위각 2.50 %까지 전단균열이 상부벽체의 소성 힌지 구간 너머까지 발생하며 벽체의 전단 파괴로 실험을 종료하였다.

모든 실험체의 균열 및 최종 파괴상황은 Fig. 6과 같다. 수

평접합부 균열은 접합부 추가보강 여부와 상관없이 모든 실험체에서 0.03~0.05 %, 벽체 휨균열은 0.08~0.11 %의 변위각에서 발생하였다. 반면에 벽체 전단균열의 발생은 PCWP-1과 PCWP-2 실험체가 각각 0.29 %와 0.11 %, PCWC-1과 CWC-2 실험체는 각각 0.4 %와 0.22 %에 발생하였다. 즉 주름관 이음인 경우와 접합부를 1.5배 강하게 설계한 경우 전단균열 발생이 지연되는 것으로 나타났다.

3.3.2 횡력-횡변위 관계

Fig. 7은 각 실험체의 횡력-횡변위 관계 그래프를 나타낸다. 그래프 상의 층간변위비는 상부보 중심의 변위계로 측정된 값을 측정 높이로 나눈 값이다. 그래프에 표시된 부재의 항복 횡 하중은 최대하중의 75 %로 산정하였다(Park 1989)⁽¹¹⁾. PCWP-1 실험체는 1.0 %에서 최대하중에 도달하였으며 정가력과 부가력 시 최대하중은 각각 237.45 kN, 239.32 kN이다. 파괴하중은 1.43 %의 변위각에서 정가력과 부가력 각각 237.06 kN과 233.53 kN으로서, 최대하중의 약 0.2 % 및 2.4 % 감소한 값이다. PCWP-1 실험체의 파괴는 박스 하부 체결용 볼트가 충분한 여장길이 미확보로 인해 인발됨에 따라 정확한 파괴하중은 측정할 수 없었다.

PCWP-2 실험체는 변위각 1.43 %에서 최대내력 374.75 kN(정가력)과 383.77 kN(부가력)에 도달하였다. 이들 값은 PCWP-1 실험체의 최대하중에 비해 약 58 % 및 60 % 높은 값이다. 2.0 %의 변위각에서 파괴하중에 도달하였으며 그때의 정가력과 부가력 하중은 각각 368.58 kN과 352.21 kN이다. 2.5 %에서 PCWP-1 실험체와 같이 박스 하부 체결용 볼트의 연단거리 부족에 따른 인발현상으로 인해 하중이 급격하게 저하되었다. PCWP-1과 PCWP-2 실험체 모두 하중 반전 후 핀칭현상이 관찰되었다.

PCWC-1 실험체는 정가력 시 2.0 %에서 최대하중 239.61 kN, 부가력 시에는 1.0 %에서 최대하중 218.33 kN을 보였다. 정가력과 부가력 모두 2.50 %에서 218.83 kN와 215.70 kN으로 파괴하중에 도달하였다. 전체적으로 부재 항복 이후 최대내력 시까지 완만한 내력 상승과 충분한 변형능력을 보였다.

PCWC-2 실험체는 정가력 및 부가력 모두 1.43 %에서 최대내력 387.39 kN(정가력)과 373.77 kN(부가력)에 도달하였다. 이들 값은 PCWC-1 실험체의 최대하중에 비해 약 62 % 및 71 % 높은 값이다. 변위각 2.0 %에서 파괴에 도달하였으며, 이때의 하중은 382.79 kN과 364.95 kN이다.

모든 실험체의 포락곡선을 함께 나타내면 Fig. 8과 같다.

현행기준(KCI 2017)⁽⁶⁾에 따라 설계한 PCWP-1과 PCWC-1 실험체 그리고, 접합부를 1.5배 강하게 설계한 PCWP-2와 PCWC-2 실험체는 서로 변형능력을 제외하고는 거의 유사한 거동을 보인다. 이와 같은 변형능력의 차이가 발생하는 것은 PCWP-1과 PCWP-2 실험체의 벽체 조립 시 하부 볼트가 연결되는 수평접합부 내 박스 너트 조임이 충분하지 않게 시공되었고 이에 의하여 수평접합부 상하 연결부가 조기에 분리되었기 때문이다. 박스형 강재 볼트이음과 주름관 이음으로 설계한 벽체들 사이에는 변형능력을 제외하고는 거의 유사한 거동을 보이며 박스 내 볼트연결부 문제가 발생한 PCWP-1 실험체를 제외하고는 2 % 이상의 변형능력을 보유하고 있는 것으로 판단할 수 있다.

3.3.3 내진성능의 평가

최근 미국에서는 PC 구조에 대한 내진설계와 관련하여, RC 구조에 대응되는 구조성능 보유 여부를 실험적으로 평가하여 설계할 수 있도록 하고 있다. 이때 PC 벽은 형상($h_{w}/l_{w}$)에 따라 변형성능의 차이를 보이게 되므로 이를 반영하여 식(1)을 사용하여 한계 변형성능을 산정할 수 있다. 이 식은 Seo et al.(1998)⁽¹⁴⁾이 기존 실험결과 분석과 이론적인 접근으로 제시한 식으로서 계수 $\alpha$는 0.67이다. FEMA(2003)⁽⁴⁾에서는 RC 벽에 대응되는 PC 벽의 한계변형성능을 계산할 때 이 식을 사용하도록 하고 있다. Hidalgo et al.(2002)⁽⁵⁾은 Seo와 동일한 방법으로 추가 실험체들을 분석하여, 계수 0.67 대신에 0.8과 최소 변형각을 0.9로 제시하였으며 ACI 550.6(ACI 2019)⁽²⁾에서는 이 식을 PC 벽의 한계 변형각 계산에 사용하도록 하고 있다.

여기서, $h_{w}$와 $l_{w}$는 각각 벽체의 높이와 길이이다.

Fig. 8의 포락곡선에 식(1)로 계산한 한계 변위각을 나타내었다. PCWP-1 실험체를 제외하고 모든 실험체가 2 % 정

도에 해당하는 변형능력을 확보하고 있으며, 이들 값은 식(1)로 산정한 1.54 %를 정･부방향 모두 상회하고 있음을 알 수 있다.

이와 같은 변형능력과 함께, PC 벽 구조는 초기 강성 확보, 즉 구조해석 및 설계를 통하여 산정한 허용층간변위각에 도달하기 전에 설계공칭강도가 발현될 수 있어야 한다. Fig. 7의 하중-변위곡선에서 공칭강도인 $P_{n}$은 실제 하중작용 시 부재에 작용하는 최대하중에 가깝다. 실험결과에서 PCWP-1과 PCWP-2 실험체는 $P_{n}$이 부재항복을 지나 비선형구간에 있는 반면에 PCWC-1과 PCWC-2 실험체는 $P_{n}$이 탄성구간 내에 있다. PCWC-1과 PCWC-2 실험체는 설계하중에 대하여 충분한 초기 강성을 가지고 있는 반면에 PCWP-1과 PCWP-2 실험체는 초기 강성을 충분히 확보하고 있다고 보기 어렵다. 이 두 실험체의 낮은 초기 강성은 전술한 바와 같이 강재 박스 내 하부 돌출 볼트 연결 시 너트 조임 부족에 의한 영향으로 보여진다.

각 실험체의 스텝별 정･부방향 첫 번째 사이클 최대변위 꼭지점을 서로 이은 강성의 변화를 나타내면 Fig. 9와 같다. 접합부를 1.5배 강하게 설계한 PCWP-2와 PCWC-2 실험체의 강성이 PCWP-1과 PCWC-1 실험체와 비교하여 전반적으로 높게 나타나고 있으며, 박스형 강재 이음과 주름관 이음 사이에는 큰 차이가 없는 것으로 나타났다.

Fig. 10은 실험체들의 각 스텝별 첫 번째 사이클의 소산에너지를 나타낸다. PCWP-1 실험체가 가장 낮은 값CWC-2 실험체가 높은 소산에너지를 보인다. 특히 변위각 1.5 %를 초과한 이후에는 주름관으로 이음된 PCWC-2 실험체의 사이클당 소산에너지가 높은 양상을 보인다. 이들 사이클당 소산에너지를 탄성에너지에 비율로 나타내고 이로부터, 에너지 소산성능을 평가할 수 있다. Fig. 11에 나타낸 바와 같이, 각 스텝별 첫 번째 사이클에 대하여 상대 에너지 소산율을 나타내면 Fig. 12와 같다. PCWC-1 실험체가 가장 높은 값을 보이며 변위각 1 % 이후부터는 PCWP-1 실험체가 가장 낮은 값을 보인다. 변위각 1.0 % 이후에 대해서 모든 실험체의 상대 에너지 소산율은 20 % 이상인 것으로 나타났다. ACI 550.6⁽²⁾ 에서는 PC 벽구조에 대하여 특정 사이클에 대하여 최소한의 상대 에너지 소산에너지율 값을 1/8(12.5 %)로 정하고 있다. 이때의 사이클은 식(1) 한계 변위각 부근에서 세 번째 반복된 사이클이다. 실험결과 관찰된 각 실험체의 한계변위각에 대한 상대 에너지 소산율은 Fig. 13과 같다. 제하 시의 기울기가 급격히 감소하지 않음에 따라 모두 12.5 %를 상회하고 있으며 가장 높은 소산율을 보인 실험체는 중반 전후이 쪼그라짐 현상(pinching)이 거의 발생하지 않은 PCWC-1이다.

실험체들의 항복 및 최대하중 시의 하중 및 변위값을 정리하면 Table 4에 나타낸 바와 같다.

3.3.4 수직철근 및 연결재의 변형도

실험동안 각 실험체의 수평접합부를 관통하는 수직보강철근의 변형률 변화는 Fig. 14와 같다. 그래프에서 변형률을 나타내는 수평축에 수직으로 표시된 점선은 철근의 항복변형도를 나타낸다. 모든 실험체에서 부방향 횡력이 작용할 때, 해당 수직보강철근에 인장응력 발생하고 있다. PCWC-1과 PCWC-2 실험체는 수직보강철근에 높은 변형이 발생하여 인장항복이 발생한 반면에 PCWP-1과 PCWP-2 실험체들의 철근은 0.002 이상의 변형률을 보이지만 실제 항복변형률에는 도달하지 않았다. 그 이유는 전술한 볼트 조임 문제에 의해 수직보강철근 연결부에서 분리가 예상보다 일찍 발생하였기 때문으로 보인다.

3.3.5 실험체의 내력 평가

실제 벽체의 설계 절차에 따라 철근과 강재의 항복강도 그리고 콘크리트 재료 시험 결과를 적용하여 각 실험체의 내력

을 산정하였다. 실험체의 내력 계산을 위하여, 설계기준(KCI 2017)의 식(2)~(5)로 실험체의 전단강도($V_{n}$) 및 전단마찰강도($V_{nf}$)를 산정하고, 실험체의 휨 강도($M_{n}$)는 식(6)과 단면 해석 프로그램(X-Tract)을 통해 산정하였다. 해석으로부터 구한 휨내력을 높이로 나눔으로서 실험체의 횡방향 최대내력($P_{n}$)을 산정하였다. 실험결과와 산정한 실험체의 최대내력은 Table 5에 나타낸 바와 같다. 산정한 결과, 접합부에서의 휨 강도가 지배하는 것으로 나타났다. 계산된 내력($P_{n}$)과 실험내력($P_{u}$)를 비교한 결과, 비($P_{u}/P_{n}$)가 강재박스 볼트연결 상세의 경우에는 1.04~1.09, 주름관 이음인 경우에는 1.5~1.68로 나타나 현행 구조설계기준을 충족하는 구조성능을 보유하는 것으로 판단된다.