2.1 기존 연구 분석

철근 콘크리트 연결보의 경우 ACI 318-19(ACI 2019)⁽¹⁾과 KBC 2016(AIK 2016)⁽²⁾에서는 대각선 다발철근의 횡 구속에 대한 연결보 상세는 다음과 같이 두 가지 상세를 제시하고 있다. 첫 번째 상세인 A-type의 경우 대각선 다발철근을 후프근으로 고정시키며, 보 전체에서도 횡 구속 철근을 배치하여 구속하도록 제시하고 있다. 이러한 상세의 경우 대각선 다발철근이 교차되는 구간의 철근 배근이 매우 복잡한 문제점이 있다. 두 번째 상세인 B-type은 첫 번째 상세인 A-type의 시공 단점을 개선하고자 대각선 다발철근을 구속하는 후프근을 대체하여 스터럽(stirrup)을 촘촘하게 배근함과 동시에 다리철근(leg bar)을 배근하여 대각선 다발철근을 구속하고 있다. 송정원 등은 병렬전단벽에서 복잡한 배근상세를 갖는 대각보강된 다발철근 대신 대구경 철근으로 완화된 상세를 갖는 구조시스템에 대한 연구를 수행하였다(Song et al. 2016)⁽¹³⁾. 김선우 등은 세장비 및 대각철근 유무에 따른 고강도 철근보강 콘크리트 연결보의 전단성능에 대한 연구를 수행하였다(Kim et al. 2019)⁽⁵⁾. 기존의 연구는 배근상세를 단순화하기 위한 대구경 철근 및 폐쇄스터럽의 상세를 변수로 한 실험적 연구를 수행하였다.

본 연구에서 적용한 연결보의 기준 실험체는 ACI 318-19 (ACI 2019)⁽¹⁾에서 제시한 B-type을 기준 실험체(Concrete link beam, CCB)로 계획하였다. 대각선 다발철근을 강재로 대체할 경우, 대각선 다발철근이 부담하는 전단력과 동일한 내력을 갖는 ㄱ 및 ㄷ 형강의 단면적을 선정하여 실험체를 계획하였다. 스터럽의 간격은 표준 실험체와 동일한 간격을 갖는 50 mm로 계획하였으며, 강재 사용 시 스터럽에 따른 영향을 평가하기 위하여 스터럽 간격을 100 mm을 갖는 실험체를 계획하였다. 또한, 강재를 사용할 경우 강재와 콘크리트의 미끄러짐 등의 현상을 보완하고자 스터드 볼트를 강재에 용접하여 실험체를 설계하였다.

2.2 실험체 계획

Table 1은 본 연구에 사용된 실험체의 일람표를 나타낸 것이다. Table 1에서 나타난 바와 같이 총 5개의 실험체를 계획하였다. CCB(Concrete link beam) 실험체는 ACI 318-19(ACI 2019)에서 제시된 B-type을 계획한 것이다. 대각 보강근은 D10 철근 16개를 한 방향에 8개씩 묶어 대각선 다발철근으로 사용하였다, 길이 방향 철근은 6 mm 철근 14개를 사용하며 길이방향의 철근은 대각 다발철근의 고정용으로 배치하여 벽체까지 정착길이를 연장하지 않았다. 스터럽은 D6 철근을 사용하였으며 50 mm 간격으로 배근하였다. CCB 실험체를 제외한 나머지 4개의 실험체는 대각선 다발철근과 다리철근을 강재로 대체하여 계획한 실험체이다. CACB-1-50 및 CACB-1-100와 CACB-2-50 및 CACB-2-100 실험체는 대각 다발철근을 각각 ㄱ강재 55×55×10 t와 ㄷ강재 60×60×6 t으로 계획한 실험체이다. 스터럽의 간격은 기준 실험체와 동일하게 50 mm로 계획한 실험체와 강재로 대체시 스터럽의 간격에 따른 영향을 평가하기 위하여 스터럽의 간격 50 mm, 100 mm를 변수로 설정하였다. 각 실험체의 상세는 Fig. 1과 같다. 모든 실험체는 보의 길이 600 mm, 높이 300 mm, 전단 경간비는 $l_{n}/h$ 2.0, 보의 폭 200 mm로 계획하였다. 또한, 벽체 내부에서의 강재의 미끄러짐 또는 부착파괴를 방지하기 위하여 벽체 내부에 직경 20 mm의 스터드 볼트를 직경 50 mm 간격으로 배치하였다.

3.1 재료실험

3.1.1 콘크리트 배합 및 재료 특성

Table 2는 본 연구에 적용한 콘크리트의 배합표를 나타낸 것이다. 설계기준 압축강도는 30 MPa를 목표로 하였으며 콘크리트 배합에서 사용된 골재는 스터럽의 간격과 대각 보강근의 간격을 고려하여 13 mm 골재를 사용하였다. Table 3은 ASTM C39/C39M-17(KS F 2405)의 시험방법을 이용하여 콘크리트의 기계적 특성을 나타낸 것이다. 슬럼프는 160 mm, 공기량은 3.8 %, 나타났으며 압축강도 시험방법에 의한 압축강도는 35 MPa, 콘크리트의 탄성계수는 26.33 GPa, 푸와송비는 0.17로 나타났다.

Fig. 1. Details of test specimens

Table 2. Mix proportions of concrete

Coarse aggregate (mm)	Slump (mm)	Air content (%)	W/B (%)	S/a (%)	Unit weight (kg/m3)
					W	C	S	G
13	160±10	4.0±0.5	50	40	200	400	729	922

Table 3. Mechanical properties of concrete

Type	$f_{ck}$ (MPa)	$f_{cu}$ (MPa)	$E_{c}$ (GPa)	$μ$ (-)
Concrete 30	30	35	26.33	0.17

3.1.2 철근 및 강재의 기계적 특성

Fig. 2 및 Table 4는 본 연구에 사용되는 철근과 강재의 기계적 특성을 나타낸 것이다. 길이방향 철근 D6의 경우 항복강도 및 인장강도는 각각 285 MPa 및 363 MPa이며 탄성계수 135.6 GPa로 나타났다. 대각 보강근 D10(SD 500)의 경우 항복강도 및 인장강도는 각각 500 MPa 및 576 MPa이며, 탄성계수 200 GPa로 나타났다. 강재의 경우 항복강도 285 MPa, 항복변형률은 1,265.0(10^-6), 인장강도 361 MPa 및 탄성계수 225.3 GPa로 나타났다.

Fig. 2. Tensile behavior of steel reinforcement

Table 4. Mechanical properties of steel bar and steel plate

Type		$f_{y}$ (MPa)	$ε_{y}$ (×10-6)	$f_{u}$ (MPa)	$E_{s}$ (GPa)
Steel bar	D6	285	2,101.1	363	135.6
	D10(SD 500)	500	2,505.3	576	200
Steel plate	5 mm	285	1,265.0	361	225.3

3.2 실험방법

3.2.1 실험체 설치 상황 및 재하이력

Fig. 3은 실험체 설치상황을 나타낸 것이다. 그림에서 나타낸 바와 같이 실험체는 수평가력이 가능하도록 연결보 실험체를 90° 회전시켜 설치하였다. 벽체 하부의 고정을 위해 미리 매립해 놓은 강관 파이프를 통하여 반력 프레임에 체결하여 고정시켰다. 가력프레임은 연결보 실험체의 변위 측정을 위하여 4변 힌지로 제작된 프레임이며, 반력프레임에 연결보를 설치 후 벽체 상, 하부에 미리 설치한 파이브에 열처리한 강봉으로 체결하여 고정시켰다. 또한, 실험체의 수평변위와 수직변위를 측정하기 위하여 LVDT를 설치하여 1,000 kN 용량의 액추에이터(actuator)로 가력하였다. 실험 진행에 따라 연결보의 철근에 스트레인 게이지(strain gage)와 보 벽체 외부에 콘크리트 게이지(concrete gage)를 설치함으로써, 내부 철근의 위치별 변형특성, 항복상태, 콘크리트의 벽체 변형특성 및 항복상태를 확인하고자 하였다.

본 실험에 적용된 횡 하중은 반력벽에 설치된 1,000 kN용량의 액추에이터를 이용하여 단변형량의 배율로 점증되는 변위제어 방식으로 가력하였다. Fig. 4는 실험체 재하이력 곡선을 나타낸 것으로 도입된 하중에 따라 연결보의 하중-변위 관계를 파악하기 위하여 실험체의 이론값의 1/2인 100 kN까지는 하중제어 방식(load control method)으로 2 사이클씩 반복 가력을 실시하였다. 하중제어 이후 가력프레임의 상부를 변형각($\Delta /L$) 0.5 %씩 층간변위에 해당하는 변형량의 배율로 점증되는 변위제어 방식(displacement control method)으로 2 사이클씩 반복 가력을 실시하였다. 도입된 하중에 따라 철근콘크리트 골조의 하중­변위 관계를 파악하고 층간변위에 따라 횡력을 제어하기 위하여 실험체의 외부에 변위계(LVDT)를 설치하여 도입된 하중별 변위를 측정하면서 각 사이클 별로 계획된 변위 이력에 따라 반복가력 하였다. 실험체의 강도가 최대강도의 85 % 이하로 저하되었을 때 실험을 종료하였다.

Fig. 3. Test setup

Fig. 4. Loading history

4.1 파괴양상

Fig. 5는 실험체의 최종 파괴양상을 나타낸 것이다. 기준 실험체인 CCB 실험체의 파괴양상은 초기 균열은 정(+)가력 +50 kN구간에서 보 하부 왼쪽에 수평균열이 발생되었으며, 변위제어 +3 mm(부재회전각 0.5 %) 구간 첫 번째 사이클 하중 180.4 kN에서 보 중앙부와 상부측에 사인장 균열이 발생됨과 동시에 하부 수평균열의 진전이 발생되었다. 변위제어 구간에서 +30 mm(부재회전각 5.0 %) 이상이 넘어감에 따라 보와 벽체의 접합부가 벌어지는 현상이 크게 나타났고, 접합 부위에서의 균열폭이 현저하게 나타나 콘크리트의 피복 박리현상이 심화되었으며, 보 위쪽 우측부위에서 50 mm의 콘크리트의 압괴가 발생되어 최종파괴되는 양상을 띄었다.

Fig. 5. Failure mode

Fig. 5(b) 및 5(c)는 CACB-1-50 및 CACB-1-100 실험체의 파괴양상을 나타낸 것이다. CACB-1-50 실험체의 경우 초기 균열은 부(-)가력 -50 kN 구간에서 보 하부 왼쪽에 수평균열이 발생되었으며, 정(+)가력 하중제어 +100 kN 구간에서 보 상부 오른쪽에 수평균열이 발생되었다. 변위제어 +6 mm(부재회전각 1.0 %) 구간 첫 번째 사이클 하중 +166.9 kN에서 중앙부 사인장 균열이 발생되었다. 실험체 최종파괴는 보 하부와 중앙부위에 콘크리트가 박리되면서 발생되었다. CACB- 1-100 실험체의 초기 균열은 정(+)가력 +100 kN 구간에서 보 하부 왼쪽에 수평균열이 발생되었으며, 정(+)가력 하중제어 +100 kN 구간에서 보 상부 오른쪽에 수평균열이 발생되었으며, +3 mm 변위제어 구간에서 보 중앙부 사인장 균열과 동시에 보 오른쪽 위쪽에 수평균열이 발생되었다. CACB-1-50 실험체와 마찬가지로 역시 강재면을 따라 사인장 균열폭이 크게 나타났다. 변 변위제어 24 mm 구간에서 중앙부 콘크리트의 박리현상이 일어나면서 실험체의 내력이 85 % 이하로 급격하게 저하되어 실험을 종료하였다. 그림에서 나타난 바와 같이 CACB-1-100 실험체가 CACB-1-50 실험체에 비해 사인장 균열폭이 급격하게 증가되어 최종 파괴되는 양상을 보였으며 이는 스터럽 간격이 상대적으로 커서 콘크리트의 구속효과에 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 5(d) 및 5(e)는 CACB-2-50 및 CACB-2-100 실험체의 파괴양상을 나타낸 것이다. CACB-2-50 실험체의 초기 균열은 정(+)가력 +50 kN 구간에서 보 하부 왼쪽에 수평균열이 발생되었으며, 정(+)가력 하중제어 +100 kN 구간에서 보 상부 오른쪽에 수평균열 및 사인장 균열이 발생되었다. 변위제어 -27 mm(부재회전각 -4.5 %) 구간에서는 강재를 따라 급격하게 사인장 균열이 벌어지면서 좌측의 사인장 균열과 우측의 사인장 균열이 만나면서 보 우측부위에 콘크리트가 박리되는 현상을 보였다. 변위제어 +36 mm 구간에서 발생되었으며, 보 우측의 콘크리트가 균열면을 따라 박리되면서 심화되면서 최종 파괴되었다.

CACB-2-100 실험체의 초기 균열은 정(+)가력 +100 kN 구간에서 보 상부 우측면과 하부 좌측면에 수평균열이 발생되었으며, 보 중앙부위에 수평균열이 발생되었다. +3 mm 변위제어 구간에서 보 중앙부에 초기 사인장 균열이 발생되었으며 하중이 증가됨에 따라 균열의 진전되는 양상을 띄었다. 변위제어 18 mm 구간에서 대각방향으로 배치한 ㄷ 형강이 항복한 후, 중앙부의 사인장 균열폭이 급속하게 증가하는 양상을 보였다. 변위제어 구간 30 mm에서 보 전면에 걸쳐 콘크리트 피복박리 현상이 현저하게 발생되면서 최종 파괴되었다.

CCB 실험체 및 강재로 대각 보강된 합성 연결보의 파괴 양상의 경우 다수의 사인장 균열이 발생되는 구간까지는 비슷한 양상을 보였다. 그러나 사인장 균열이 진전되는 구간에서 CCB 실험체는 다수의 사인장 균열에서 균열폭이 증가되는 반면, 강재로 대각 보강된 실험체의 경우 강재로 대각 보강된 면을 따라 사인장 균열이 급격하게 벌어지는 현상이 발생되었다. 이는 CCB 실험체에 비해 강재로 대각 보강된 CACB-1 및 CACB-2 계열 실험체의 경우 상부측과 하부측에서 발생된 사인장 균열의 폭이 증가되어 중앙부 인근에서 균열이 연결되면서 콘크리트의 피복박리 현상이 현저하게 발생되어 급작스럽게 파괴되는 양상을 띄었다.

4.2 하중-변위 관계곡선

Fig. 6은 반복하중을 받는 실험체들의 하중-변위 관계곡선을 나타낸 것이다. 가로축은 실험체의 이력변위를 나타낸 것이고, 세로축은 실험체의 변형에 따른 내력을 나타낸 것이다. Fig. 6(a)는 CCB 실험체의 하중-변위 관계곡선을 나타낸 것으로 이력 곡선은 최대하중까지 안정적으로 증가하는 양상을 보이며, 최대하중 이후 실험체의 내력은 안정적으로 저하되는 양상을 보인다. CCB 실험체의 최대내력은 변위제어 구간 +24 mm($\theta$=4 %)에서 331.94 kN으로 나타났으며, 부(-)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 -24 mm($\theta$=4 %)에서 -324.24 kN으로 나타났으며, 평균 최대내력은 328.09 kN, 이론값은 223.03 kN으로 평균 최대내력이 설계 내력에 비해 1.47배 높게 나타났다.

Fig. 6. Hysteresis response

Fig. 6(b) 및 6(c)는 CACB-1-50 및 CACB-1-100 실험체의 하중-변위 관계곡선을 나타낸 것이다. CACB-1-50 및 CACB-1-100 실험체의 이력곡선은 최대하중까지 내력이 급격하게 증가하는 양상을 보이며, 최대하중 이후 실험체의 내력이 급격하게 저하되는 불안정한 이력곡선을 보인다. CACB-1-50 실험체의 정(+)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 +18 mm ($\theta$=3 %)에서 287.63 kN으로 나타났으며, 부(-)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 -18 mm($\theta$=3 %)에서 -289.39 kN으로 나타났으며, 평균 최대내력은 289.51 kN, 이론값은 223.03 kN으로 평균 최대내력이 이론값에 비해 1.30배 크게 나타났다. 정(+)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 +15 mm($\theta$=2.5 %)에서 269.11 kN으로 나타났으며, 부(-)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 -18 mm($\theta$=-3 %)에서 -264.11 kN으로 나타났다. 평균 최대내력 266.61 kN, 이론값은 223.03 kN으로 평균 최대내력이 이론값에 비해 1.30배 크게 나타났다.

Fig. 6(d) 및 6(e)는 CACB-2-50 및 CACB-2-100 실험체들의 하중-변위 관계곡선을 나타낸 것이다. CACB-2-50 및 CACB-2-100 실험체의 이력곡선은 최대하중까지 내력이 급격하게 증가하는 양상을 보이며, 최대하중 이후 내력이 급격하게 감소되는 불안정한 이력곡선을 나타내고 있다. CACB-2-50 실험체는 정(+)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 +24 mm($\theta$=4 %)에서 288.05 kN으로 나타났으며, 부(-)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 -21 mm($\theta$=-3.5 %)에서 -291.33 kN으로 나타났으며, 평균 최대내력은 289.69 kN, 이론값인 223.03 kN에 비해 1.30배 크게 나타났다. CACB-2-100 실험체는 정(+)가력에서 최대내력은 변위 제어 구간 +12 mm($\theta$=2.0 %)에서 281.19 kN으로 나타났으며, 부(-)가력에서 최대내력은 변위제어 구간 -12 mm($\theta$=-2.0 %)에서 -267.21 kN으로 나타났다. 또한, CACB-2-100 실험체의 평균 최대내력 274.20 kN, 이론값은 223.03 kN으로 평균최대내력이 이론값에 비해 1.23배 크게 나타났다.

CCB 실험체의 평균 최대내력은 328.09 kN으로 CACB-1- 50, CACB-1-100, CACB-2-50 및 CACB-2-100 실험체의 평균 최대내력 288.51 kN, 266.61 kN, 289.69 kN 및 274.20 kN보다 각각 1.13배, 1.23배, 1.13배 및 1.20배 크게 나타났다.

Table 5는 각 실험체의 설계내력 및 실제 내력값을 정리한 것으로 표에서 나타난 바와 같이 CCB 실험체의 이론식에 대한 실험값은 1.47로 나타났다. 또한, CACA 계열 실험체의 경우 1.20~1.29 범위로, 모든 경우에 기준식 값을 20 % 이상 상회하는 것으로 나타났으며 대체 상세를 갖는 합성연결 보 실험체가 소요 성능을 확보하는 것으로 나타났다.

4.3 포락선

Fig. 7은 스터럽 간격에 따른 CACB-1 및 CACB-2 실험체의 사이클 별 최대내력 및 평균 최대내력을 나타낸 것이다. CACB-1 실험체의 경우 여섯 번째 사이클 변위제어 구간 12 mm까지 사이클 별 평균 최대내력은 거의 대등한 값을 나타냈다. CACB-1-50 실험체는 여덟 번째 사이클에서 최대내력이 나타난 반면, CACB-1-100 실험체의 경우 일곱 번째 사이클에서 최대내력을 나타내었다. CACB-1-50 실험체 및 CACB- 1-100 실험체의 최대내력은 각각 287.43 kN 및 266.51 kN으로 나타났으며, CACB-1-50 및 CACB-1-100 실험체에 비해 1.08배 크게 나타났다. 또한, CACB-1-50은 최대내력 이후에 내력이 완만하게 감소되는 다소 안정적인 이력곡선을 보인 반면, CACB-1-100에 비해 최대내력 이후, 내력이 급격하게 감소하는 경향을 보이고 있다. 이와 같이 ㄱ 강재를 대각 보강으로 사용 시 스터럽의 간격에 따른 거동은 차이가 있으며, 스터럽을 50 mm로 배근 시 강재를 효과적으로 구속하여 다소 연성적인 거동을 보였다.

Fig. 7. Confinement effect of CACB-1 group

Fig. 8. Confinement effect of CACB-2 group

Fig. 8은 ㄷ형강을 대각보강근으로 치환하여 스터럽 간격에 따른 CACB-1 및 CACB-2 실험체의 사이클 별 최대내력 및 평균 최대내력을 나타낸 것이다. CACB-2-50 및 CACB-2-100 실험체의 최대내력은 각각 289.65 kN 및 273.94 kN으로 나타났으며, CACB-2-50이 CACB-2-100 실험체에 비해 1.06배 크게 나타났다. 또한, CACB-2-50 실험체는 36 mm까지 실험을 진행한 반면, CACB-2-100 실험체는 30 mm까지 실험이 진행되어 연성적인 측면에서도 차이를 나타냈다. 이는 스터럽을 100 mm로 배근하였을 때에 초기 사이클에는 효율적으로 구속하나 여섯 번째 사이클 12 mm 이후와 같이 일정한 변위 구간을 지나면 스터럽의 간격에 대한 차이는 나타났다. 따라서, CACB-2 실험체의 경우 스터럽을 간격을 조밀하게 할수록 연성적인 거동특성을 보이며, 최대내력에도 영향을 미치는 것으로 판단된다.