1. 서 론

본 연구는 보-기둥 접합부가 프리캐스트 콘크리트 공법(이하 PC 공법)으로 구성되는 모멘트저항골조에 대한 내진성능을 평가하는 것이다. 구체적으로는 PC 와이드보(광폭보)를 건식 접합으로 기둥에 연결하는 공법이다. 일방향 PC 구조에서 와이드보는 여기에 얹혀지는 슬래브의 경간을 줄일 수 있기 때문에 바닥판 구조에서 경제성을 확보할 수 있다^{(Lee et al. 2020; Oh et al. 2022)}. 폭이 넓은 와이드보는 중량이 커질 수 있기 때문에 중공 형태로 제작하여 무게를 줄이는 것이 중요하지만, 공장 제작에서의 생산성과 경제성 관점에서 어려움이 있을 수 있다. 따라서 본 연구에서 대상으로 하는 와이드보는 Fig. 1(a)에 나타낸 것처럼 공장에서 U형의 PC 보를 만들고 조립단계에서 상부에 얇은 중공 슬래브를 덮어서 중공이 형성되도록 하는 방법을 사용한다. 이때 중공 슬래브는 구조적 역할이 아닌 단지 중공 형성을 위한 목적으로만 사용된다.

PC 구조에서 보-기둥이 연결되는 판넬존은 시공방법에 따라 습식공법(Fig. 1(a))과 건식공법(Fig. 1(b))으로 구분할 수 있다. 습식공법은 현장타설 콘크리트의 후타설에 의해서 판넬존을 형성하므로 접합부 일체성 및 시공오차 흡수 측면에서 유리한 반면에 접합부가 완성된 후 후속공정(상부층 골조 조립)이 가능하다^{(Jang et al. 2021; Lim et al. 2022; Oh et al. 2022)}. 건식공법은 판넬존 전체 혹은 일부를 PC 기둥과 일체로 제작하고, 스플라이스 슬리브 혹은 커플러 등의 연결장치를 이용해서 PC 보를 접합하는 공법이다^{(Lee et al. 2014; Lim and Hong 2015; Kim et al. 2023)}. 이 경우 바닥판(덧침 콘크리트) 타설 이전에도 상부층 기둥 설치가 가능하여서 공기단축이 가능해진다.

Fig. 1Precast concrete connection types

건식공법에서는 PC화 되어 있는 판넬존으로 인하여 기둥을 관통해야 하는 보 철근이 간섭받게 되므로, PC 구조에서의 일체성과 동등성의 확보가 중요한 문제로 대두된다^{(Lee and Kim 2023)}. PC 구조설계기준^{(KCI 2016a)}에서는 부재-부재 사이의 접합에서 불연속성이 발생하지 않도록 하는 일체성을 요구하고 있으며, 내진설계기준^{(KCI 2023)}에서는 현장타설공법 대비 동등성을 확보하도록 하고 있다. 따라서 건식접합이 가능한 공법으로 완성하기 위해서는 일체성과 동등성을 함께 달성할 수 있는 공법이 되도록 하는 것이 중요해진다.

본 연구는 건식접합으로 구성되는 와이드보-기둥 구조에서 일체성 및 동등성을 달성할 수 있는 공법(이하 WBS 공법으로 명명함, Wide Beam System)을 제안하고, 실험 및 해석 연구를 통해서 성능을 평가하는 것을 목적으로 하였다. 본 연구는 WBS 공법에 대한 2차 연구로서 1차 연구^{(KCI 2021)}는 판넬존 습식공법에 관한 연구였다. 1차 연구에서는 2개의 실험체를 대상으로 보 상부철근의 기둥 관통비(1/3및 2/3)를 변수로 했었다. 따라서 1차 연구를 WBS-I, 2차 연구를 WBS- II로 구분하였다. 즉 2차 연구에서는 건식공법을 대상으로 하면서 일체성과 동등성의 확보가 가능한 WBS-II 공법을 구현하고 실험을 통해서 그 성능을 검증하고자 하였다.

2. 건식 판넬존의 구성 방법

실험체는 실험 여건을 고려하여 실제 스케일 대비 1/2로 축소하여 계획하였다. 이를 위하여 먼저 설계기준^{(KCI 2016b}, ^2016c, ^{2017; ACI 2019)}에 따라 실제 스케일의 WBS-II에 대한 설계를 실시한 후, 보 및 기둥 단면의 축소될 스케일을 선정하였다. 이때 부재 및 접합부에서 실제 스케일과 동등한 휨 강도비(보-기둥 강도비)를 유지할 수 있도록 철근의 강도 및 종류를 선정하였다(Table 1 참조).

Fig. 2Dry connection

실험변수는 판넬존 형상, 보 하부철근의 종류 및 배근 방법, 띠철근 양 등으로 하였다. 판넬존 형상은 전체 건식(Fig. 2(a))과 부분 건식(Fig. 2(b))으로 구분하였다. 즉 기둥 단면과 동일한 크기의 판넬존을 가지는 실험체(전체 건식)와 보 철근이 판넬존을 관통할 수 있도록 판넬존 일부만 PC화한 실험체(부분 건식)로 구분하여 일체성 정도를 평가하고자 하였다. 이때 보 하부철근은 전체 건식의 경우 전체 하부철근을 판넬존 바깥으로 배근하여야 하지만, 부분 건식의 경우 판넬존 중앙의 빈공간으로 보 하부철근을 관통하게 할 수 있다.

또한 부분 건식의 경우 판넬존 중앙의 빈공간에 철근을 배근하기 때문에 구조성능 및 시공성을 고려한 철근 배치 방법을 변수로 선택하였다. 상대적으로 낮은 강도의 철근($f_{y}$=500 MPa)을 사용하는 경우(Fig. 2(c)) 철근의 개수는 많아지지만, 짧은 소요정착길이로 인하여 반대편 철근과 서로 겹쳐지지 않는다. 반면에 철근의 개수를 가능한 한 줄이는 방안으로 고강도 철근($f_{y}$=600 MPa)을 사용할 경우(Fig. 2(d))도 있을 수 있다. 그 경우 소요정착길이가 길어져서 기둥 중앙 부근에서 반대편 철근과 겹쳐지게 된다. 이와 함께 판넬존에서의 일체성 달성에 영향을 줄 수 있는 띠철근의 양도 실험변수로 선정하였다. 이상과 같은 변수 분석을 통하여 총 5개의 실험체를 계획하였다.

WBS-II 실험체에 대한 구조성능 평가는 크게 세 가지 방법을 사용하였다. 첫째는 변수별로 다르게 제작된 실험체들 사이의 거동 비교, 둘째는 비선형해석 결과 대비 실험결과의 평가, 셋째는 실험체들에 대한 내진성능 평가이다. 거동 비교에서는 각 실험체의 접합부 특징에 따른 거동 차이를 비교하고자 했다. 그리고 비선형해석에서는 해석결과라는 동일한 기준으로 각 실험 결과에 대한 상대적 평가를 실시하고자 하였다. 동일하게 제작된 실험체라 할지라도 동일한 결과를 보이는 것은 아니므로, 비선형해석 결과는 실험 결과의 객관적 평가에 도움이 될 수 있다. 끝으로 WBS-II 구조가 설계기준에서 요구하는 내진성능을 만족하는지 평가하고자 하였다. 이때 WBS-II를 통해서 달성하고자 하는 내진설계 등급은 중간모멘트저항골조로 하였다. 내진성능 달성도에 대한 평가방법으로는 ACI의 참고문헌^{(ACI 2005}, ²⁰¹³, ^{2016; ASCE/SEI 2016)}으로 제시된 성능평가 방법 등이 있으나 중간모멘트저항골조에 대하여 명시된 규정은 없다. 그러나 우리나라에서는 현재 내진설계를 위한 기준(안)(KCI 2023)을 제정하고 있기 때문에 이 설계기준(안)에 근거하여 평가하고자 하였다.

3. 실험계획

총 5개의 실험체의 종류 및 주요 변수는 Table 2에 나타냈다. A형(WBS-II-1)은 Fig. 2(a)와 같이 판넬존 전체가 PC로 만들어지는 전체 건식 실험체이며, B형(WBS-II-2와 WBS-II-3)과 C형(WBS-II-4와 WBS-II-5)은 Fig. 2(b)와 같이 판넬존 일부가 PC로 만들어지는 부분 건식 실험체이다. 이중에서 B형은 하부철근의 항복강도가 500 MPa, C형은 하부철근의 항복강도가 600 MPa이다.

Fig. 3Cross-sections of the specimens

전체 건식이나 부분 건식 모두 판넬존에서 보-기둥 사이의 일체성을 확보하는 문제와 띠철근의 역할이 중요할 것이므로 이들을 실험연구의 변수로 반영하였으며, 그 배근 간격은 75 mm와 150 mm이다. 또한 실험체에서 철근과 PC 면이 만나는 부위에는 전단키(Fig. 2(c) 및 (d) 참조)를 설치하였다. 아울러 보 상부철근 중 일부는 판넬존을 관통할 수 있지만 관통비 0.4를 유지하기 위해서 일부 철근은 커플러를 사용하여 기둥에 미리 설치된 철근에 연결하였다. 여기서 관통비 0.4는 WBS-I의 연구 결과를 고려하여 결정된 값이다. 또한 본 연구는 보와 기둥 사이의 접합부에서 일체성 및 동등성을 평가하고자 하였기 때문에 기둥-기둥 접합부는 일체로 제작하였다. 이는 기둥-기둥 접합방식이 실험결과에 영향을 주지 않도록 하기 위함이었다.

Fig. 3 및 Fig. 4는 단면 형상과 실험체 형상을 각각 나타내고 있다. Table 2에서 보 상부철근 표시에서 ‘8-12’와 같은 표현은 커플러로 연결되는 철근(PC 판넬존 관통) 8개와 나머지 철근(PC 판넬존을 우회하거나 PC 판넬존 중앙의 빈 공간을 지나는 철근) 12개를 의미한다. 보 하부철근의 경우 좌측-중앙-우측으로 나누어 배근되어야 하므로, ‘2-4-2’와 같은 방법으로 구분하여 나타냈다. 기둥 철근의 배근은 Fig. 3(b) 또는 (c)와 같으며, 부분 건식 실험체의 경우 판넬존 PC 부분에는 복배근이 되도록 철근을 추가하였다. 그러나 실제 구조물과 실험체 모두 약보-강기둥으로 설계되었기 때문에 판넬존에서 기둥 철근으로 인한 영향은 크지 않을 것으로 예상하였다. Fig. 5는 보 하부철근이 배근된 형상을 보이고 있으며, Fig. 6은 실험을 위한 실험체 형상 및 치수를 보인다.

Fig. 4Elevations of specimens

Fig. 5Shapes of wide girder

Fig. 6Shape of dimensions of the specimen

Fig. 7Nonlinear analysis method

Fig. 8Specimen design

실험계획에서는 부재의 단면과 설계기준강도를 사용한 비선형해석을 수행하여 접합부 강도를 예측하였다. 비선형 해석 모델링은 Fig. 7과 같이 균열모멘트(P1)와 공칭모멘트(P2)를 고려하였다. Fig. 8(a)는 횡력이 가해질 때 접합부의 보 및 기둥 단면에서 발생하는 모멘트-회전각의 관계를 보인다. 보의 경우는 정모멘트와 부모멘트에 대한 배근이 달라서 다른 값의 공칭강도가 얻어졌다. 이때 기둥에서는 큰 변형이 발생하지 않아서 강기둥-약보로 설계되었음도 알 수 있다. Fig. 8(b)는 횡력-변위비의 관계를 보이고 있다. 계획된 실험체는 균열 발생-정모멘트 항복-부모멘트 항복의 순서로 거동을 보일 것으로 예측되었다. 즉 변위비 0.2 % 내외에서 휨균열, 0.5 % 정도에서 정모멘트 항복, 변위비 1.25 % 정도에서 부모멘트 항복이 발생하도록 계획되었음을 확인할 수 있었다. 또한 중간모멘트저항골조에 대한 한계변위비 2.0 %에 도달하기 전에 보 단부에서 부모멘트에 의한 항복이 발생한 후 연성적인 거동이 가능하도록 설계되었음을 확인할 수 있었다. 이러한 예비 해석을 통하여 축소 스케일 실험체가 실제 스케일 구조의 평가에 사용될 수 있는 것으로 판단할 수 있었다. 그리고 본 연구에서는 실험결과의 분석을 위하여 실험체에서의 거동은 Fig. 8(b)와 같은 3개의 단계로 구분하였다. 단계 I은 균열 발생, 단계 II는 정모멘트 항복, 단계 III은 부모멘트 항복 등으로 구분하였다.

4. 실험방법

실험체의 가력조건과 LVDT 설치 위치는 Fig. 9와 같다. 가력은 설계기준(안)(KCI 2023)의 규정에 맞게 변위제어 방식으로 동일 변위에서 2회 반복하였으며, 중간모멘트저항골조에 대한 한계변위비 2.0 %를 넘어 4.0 %까지 가력하였다. 이때 횡변위는 회전단의 LVDT 2, 9, 10 변위를 차감한 LVDT 1의 변위가 목표 변위가 되도록 가력하였다. 철근의 변형률 측정을 위한 변형률 게이지 위치는 Fig. 10에 나타냈다.

Fig. 9Load conditions and LVDT locations

Fig. 10Location of strain gages

실험체 제작에 사용된 철근 및 콘크리트에 대한 재료시험 결과는 Table 3에 나타냈다. PC 콘크리트의 강도는 40 MPa, 현장타설 덧침콘크리트는 24 MPa로 계획하였다. 재료시험 결과 PC 콘크리트의 경우 45.6 MPa와 40.7 MPa로 설계강도에 근접하는 결과를 보였으며, 덧침콘크리트는 WBS-II-1, 2, 3에서 37.0 MPa, WBS-II-4, 5에서는 21.5 MPa의 강도가 얻어졌다. PC 실험체는 철제 모드를 사용하여 제작하기 때문에 PC 부재의 생산 스케줄에 따라 단계별로 제작하게 된다. 이때 WBS-II-4 및 5를 먼저 제작하고, 후속으로 WBS-II-1, 2, 3 부재를 제작하였다. 그 과정에서 WBS-II-4 및 5의 덧침콘크리트에 대한 초기강도 시험 결과에서 강도가 다소 낮았기 때문에 WBS-II-1, 2, 3는 보다 높은 강도의 덧침콘크리트를 사용하였지만 결과적으로는 다소 높은 값이 얻어졌다. 따라서 본 연구에서는 공칭강도, 비선형해석, 내진성능 평가 등에서 재료의 설계강도가 아닌 실제 시험강도를 사용하여 분석하였다.

5. 실험결과

Fig. 11에 나타낸 사진은 A, B, C형 실험체에 대한 변위비 2 %에서의 균열 양상을 나타낸 것이다. 대체로 균열은 비슷한 양상을 보이고 있지만, A와 C형에 비해 B형 실험체에서 균열이 더욱더 분산되어 나타나는 경향을 보였다.

실험체들의 하중-변위 관계 역시 A와 C형이 유사하였으며, B형과는 다소 차이를 보였기 때문에 Fig. 12에는 B형과 C형의 결과를 나타냈다. 실험체들에서의 초기강성(원점을 지나는 점선으로 표시)은 거의 유사했으며, 2.0~3.5 %의 변위비까지 내력저하 없이 안정적인 거동을 보였다. 그 후 완만하게 내력이 감소하면서 변위비 4.0 % 이상의 변형 능력을 보였다. 그러나 영점 부근의 강성(영점 부근에서의 강성 경향을 음영으로 표시) 즉 핀칭효과 측면에서는 B형 실험체가 다소 우수한 능력을 보였다. 그림에는 비선형해석(Fig. 8)에서 얻어진 단계 I(균열발생, 원형 마크), 단계 II(정모멘트 항복, 삼각형 마크), 그리고 단계 III(부모멘트 항복, 사각형 마크)의 값도 함께 나타냈다. 그림에서 알 수 있듯이 B형이 강성변화 및 내력 측면에서 다소 우수한 경향을 보였다. 특히 B형은 변위비 1.2 % 근처에서 부모멘트 항복강도에 도달한 반면에, C형은 변위비 2.0 % 근처에서 부모멘트 항복강도에 도달하였음을 알 수 있다.

Fig. 11Crack patterns

Fig. 12Load-displacement relation

Fig. 13Strain of top rebars

각 실험체에서 보 상부철근에 대한 하중-변형률 관계는 Fig. 13에 나타냈다. 보 상부철근의 변형률은 B형에서 크게 발생하였다. 그러나 C형(A형도 유사)에서는 변형률이 작게 발생하였으며, 대체로 항복에 근접하는 변형이 더 이상 증가하지는 않았다.

Fig. 14에는 보 하부철근에서의 하중-변형률 관계를 나타낸 것이다. 여기에서도 B형(Fig. 14(a))에서는 철근의 변형률이 크게 나타났다. 그림으로 나타내지 않았지만 A형의 경우 하부철근에서 철근 항복이 발생하지 않았고, C형(Fig. 14(b))에서는 몇몇 철근이 항복점을 약간 상회하는 변형을 보였다. 이때 B형의 하부철근 $f_{y}$는 532 MPa이므로 2,660 µε에서 항복하며, C형의 하부철근 $f_{y}$는 670 MPa이므로 3,350 µε에서 항복하는 것으로 평가할 수 있다(음영으로 표시).

Fig. 14Strain of bottom rebars

6. 거동 비교

실험체들 사이의 거동 차이는 포락곡선과 비선형해석 결과의 비교 등 두 가지 방법을 사용하여 나타냈다. Fig. 15에는 강도비-변위비로 나타낸 포락곡선의 비교를 보인다. 강도비는 실험하중을 예상강도로 나누어준 값이며, 예상강도는 3장에서 설명한 바와 같이 산정하였다(Fig. 8 참조).

Fig. 15Comparison of skeleton curves

띠철근의 간격(75 mm와 150 mm)으로 인한 차이는 나타나지 않았기 때문에 WBS-II-2와 3 그리고 WBS-II-4와 5에 대한 개별적 비교는 나타내지 않았다. 비교 결과 B형이 다소 높은 성능을 보였으며, A형과 C형은 상대적으로 낮은 성능을 보였음을 알 수 있다. A형과 C형은 Fig. 8에서 구분한 단계 II~III 사이에서 강성이 다소 낮게 나타났다. 이는 정모멘트에 대한 항복점과 부모멘트에 대한 항복점 사이의 거동에 해당한다. 또한 단계 III 즉 부모멘트 항복 후 최대강도 구역에서도 상대적으로 낮은 강도 성능을 보였다.

Fig. 16에서는 각 실험체의 거동을 비선형해석 결과와 비교하였다. 비선형해석에서는 재료의 실제 강도 값을 사용하였다. 모델링에 사용된 값은 Table 4와 같다. 이때 $\alpha_{1}$은 계획 단계에서와 같이 0.3을 사용하였으나 $\alpha_{2}$는 철근의 변형경화를 고려하기 위하여 0.005를 사용하였다.

Fig. 16에 나타낸 실험체의 거동과 비선형해석 결과의 비교 결과 역시 포락곡선의 비교와 유사한 결과를 보였음을 알 수 있다. B형은 비선형해석의 결과와 매우 유사한 거동을 보였으나, A형과 C형은 단계 II~III의 구간에서 비선형해석에 비해 낮은 강성을 보였다. 즉 C형은 정모멘트 항복 후부터 B형 대비 더 낮은 강성을 보였으며, 그림으로 나타내지는 않았지만 A형의 거동 역시 C형과 매우 유사하였다.

이러한 결과를 상대적으로 비교하기 위하여 각 이력에서의 초기강성 대비 할선 강성비를 Fig. 17에 나타내었다. 여기서 할선 강성은 원점과 포락곡선에서의 각 강도점을 연결하는 직선의 기울기를 의미한다. 그림에서도 B형의 결과가 우수한 것으로 나타났다. 즉 단계 II~III의 구간에서 차이가 다소 크게 나타났으며, 그 이후에는 차이가 점점 줄어드는 경향을 보인다.

Fig. 16Nonlinear analysis results

Fig. 17Secant stiffness ratio

7. 내진성능 평가

중간모멘트저항 골조에 대한 설계기준(안)에서의 요구조건은 다음과 같다.

1) 실험체의 최대강도는 재료의 시험강도를 반영하여 산정한 공칭강도 이상(강도조건)

2) 한계변위비의 2번째 반복하중을 받을 때 보유 내력은 최대하중의 80 % 이상(연성조건)

3) 한계변위비의 2번째 반복하중을 받을 때 영점 부근에서의 강성비는 초기강성의 0.05배 이상(핀칭조건)

4) 한계변위비의 2번째 반복하중을 받을 때 상대에너지소산율은 1/8 이상(에너지조건)

여기서 한계변위비는 중간모멘트골조에서 2.0 %, 특수모멘트골조에서 3.5 %이다.

Fig. 18Strength ratio, retained strength

Fig. 18에는 하중비-변위비 관계를 나타낸 것으로, 하중비는 공칭강도 대비 실험강도의 비율이다. 이때 공칭강도는 재료의 설계강도가 아닌 실제강도를 사용하면서 설계기준에 따라 산정하였다. Fig. 18의 세로축은 공칭강도 대비 실험강도 비율을 나타낸 것이므로, 이 값이 1.0보다 큰 경우 상기 1)항을 만족하는 것이 된다. 그 결과 모든 실험체는 1)항에서 요구하는 조건으로 한계변위비 2.0 %를 넘어 3.5 %까지 충분한 강도거동(강도조건)을 보였음을 알 수 있다. 또한 2)항을 만족하는지를 나타내기 위하여 그림에 실험에서의 최대강도 대비 80 %에 해당하는 값을 점선으로 표시하였다. 그림에서 알 수 있듯이 모든 실험체들은 한계변위비 2.0 %를 넘어 3.5 %까지 충분한 연성거동(연성조건)을 보인 것을 알 수 있다.

Fig. 19는 영점 부근 강성(핀칭조건)과 에너지소산 정도(에너지조건)를 평가한 결과를 나타내고 있다. 영점 부근 강성은 한계변위비의 -1/7~+1/7 사이에서의 기울기를 추출하여 초기강성(Fig. 12에 나타낸 값)에 대한 비율로 산정하였다. 그림에서 5 % 강성에 해당하는 선을 점선으로 표시하여 가시적으로 비교할 수 있도록 하였다. 그리고 에너지소산율은 점선으로 표시한 부분의 면적(이상적 에너지소산)으로 한계변위비에서 이력곡선의 면적(음영으로 표시)을 나눈 값(energy dissipation area ratio)으로 산정하였다.

Fig. 19Energy dissipation, stiffness at near zero

이상과 같은 방법으로 3)항의 핀칭조건과 4)항의 에너지조건을 평가한 결과는 Fig. 20과 Fig. 21에 각각 나타냈다. Fig. 20에 알 수 있듯이 WBS-II-1, 4, 5는 한계값인 0.05에 거의 근접하는 결과를 보였다. WBS-II-5의 값은 소수점 아래 3번째 자리의 숫자를 반올림한 값이 0.05 임을 의미한다. 또한 Fig. 21은 변위비 1.5 %부터 4.0 %까지의 구간에서 에너지소산율의 분포를 보이고 있다. 그림에서 알 수 있듯이 모든 실험체는 4)항의 에너지조건을 만족하는 결과를 보였다. 이상과 같은 분석을 통해서 WBS-II 실험체들은 설계기준에서의 중간모멘트골조에 대한 요구조건을 만족하는 것으로 판단할 수 있었다.

Fig. 20Stiffness at near zero

Fig. 21Energy dissipation

8. 건식 판넬존의 내진성능 평가

총 5개의 실험체는 모두 설계기준에서 요구하는 중간모멘트골조에 대한 요구조건을 만족하였다. 다만 실험체 변수로 선택한 항목에 따라 구조성능에서 약간의 차이를 보였다. 구체적인 측면에서 실험 및 분석의 결과로 나타난 차이는 균열양상(Fig. 11), 하부철근의 변형률 분포(Fig. 14), 단계 II~III 사이의 거동(Fig. 15와 Fig. 16)으로 정리해 볼 수 있다. 개별 실험체 혹은 주요 변수별 평가 결과는 다음과 같다.

1) A형은 보 하부철근이 기둥을 관통하지 않았기 때문에 일체성 부족으로 인하여 철근의 변형이 낮았던 것으로 판단된다.

2) B형은 상대적으로 우수한 성능을 보였다. 특히 보 상부철근과 하부철근에서 큰 변형이 발생하는 연성적 거동을 하였기 때문에 부착성능이 좋았다고 판단할 수 있다. 그러한 이유로 인하여 단계 II~III 구간의 거동에서도 우수한 능력을 보인 것으로 판단된다.

3) C형은 낮은 강도의 덧침 콘크리트를 사용하였음에도 설계기준에서 요구하는 내진성능은 만족하는 것으로 나타났다. 다만 보 상부철근과 하부철근에서 철근의 변형이 B형에 비해서 작게 나타났으며, 여기에는 덧침콘크리트의 낮은 강도가 영향을 미쳤기 때문으로 판단된다. 그럼에도 하부철근이 기둥을 관통하도록 하였기 때문에 일체성 확보에는 기여한 것으로 판단된다.

4) 실험체들 사이에서의 거동 차이는 정모멘트 철근의 거동에 큰 영향을 받은 것으로 판단된다. 즉 단계 II~III에서 정모멘트 철근이 안정적인 거동을 보인 B형이 A형이나 C형에 비해서 우수한 성능을 보였다.

5) 부분 건식 실험체에서 실험변수로 선택한 띠철근의 간격(75 mm와 150 mm)으로 인한 차이는 거의 나타나지 않았다. 즉 일정량의 띠철근 여기서는 간격 150 mm가 확보되는 경우에는 띠철근의 영향은 미미한 것으로 판단할 수 있었다.

6) 하부철근 항복강도를 500 MPa(WBS-II-2, 3)과 600 MPa (WBS-II-4, 5)로 다르게 제작한 경우를 비교해 보았을 때 항복강도 500 MPa를 사용한 경우 이력거동과 강성 등에서 상대적으로 우수한 성능을 보였다. 다만 덧침콘크리트의 강도가 달랐기 때문에 단정적 평가는 어렵지만 좁은 공간에서 철근과 콘크리트 사이에서 큰 부착응력이 작용할 수 있는 고강도 철근보다는 낮은 강도의 철근이 바람직할 것으로 유추해 볼 수 있었다.

9. 결 론

본 연구에서는 WBS-II에서의 보-기둥 접합부를 대상으로 실험 및 비선형 해석 연구를 수행하였으며, 그 결과는 다음과 같이 정리할 수 있었다.

1) 본 연구에서 제시하는 상세를 갖는 와이드보-기둥 접합부는 설계기준(안)에서 요구하는 중간모멘트골조에 대한 요구조건을 만족하는 성능을 보였다.

2) 실험 및 비선형 해석을 통한 분석 결과 B형이 A형과 C형에 비해서 우수한 성능을 보였다.

3) B형과 A형의 비교를 통해서 판넬존에서 하부철근의 기둥 관통 여부는 보-기둥 접합부 일체성 거동을 위한 중요한 인자가 될 수 있는 것으로 판단할 수 있었다.

4) B형과 C형의 비교를 통해서 하부철근의 부착성능은 접합부 내진성능에 상당한 영향을 미칠 수 있는 것으로 판단할 수 있었다.

5) 판넬존에서 보-기둥 사이의 일체성은 매우 중요하기 때문에 일체성을 증진시키기 위한 띠철근을 150 mm 이내의 간격으로 배근하는 것이 바람직하다.