1.서 론

소규모 건축물[1]은 ‘층수 2층 이하, 연면적 1,000m² 미만’의 건축물로 건물동수를 기준으로 국내 전체 건축물의 약 85% 이상을 차지한다. 대부분 의 소규모 건축물은 건축신고만으로 건축이 이뤄지기 때문에 구조도면, 구 조계산서, 공사 감리 등이 의무사항이 아니다. 따라서 현업에서는 주로 건 축사의 경험적 구조상세가 사용되므로 소규모 건축물에 대한 구조안전이 취약한 실정이다. 이를 보완하기 위하여 국토교통부는 ‘소규모건축물 구 조지침’[1]을 2012년에 제정・고시하였다. 소규모건축물 구조지침은 건 축사 등 비구조전문가가 별도의 구조계산 없이 부재와 접합부의 배근상세 를 결정할 수 있도록 제정된 사양중심설계기준으로, KBC 2009의 내진상 세에 비하여 완화된 배근상세와 관련 규정을 포함한다. 그러나 소규모건축 물 구조지침의 완화된 배근상세와 규정은 구조실험을 통하여 그 효과가 명 확히 실증되지는 않았다. 특히, 국내 소규모건축물의 구조특성과 지진거동 과 관련하여, 다음 사항에 대한 추가적인 검토가 필요하다.

완화된 횡철근 상세를 갖는 저층건물의 기둥, 보-기둥 접합부, 모멘트골 조의 내진성능에 대하여 다수의 실험연구가 수행되었다[2-7]. 이들 실험결 과는 공통적으로 횡철근이 과소 보강된 기둥과 접합부에서 취성전단파괴 가 발생하였다. 기둥 실험체의 경우 횡변위비 1.0 ~ 2.5%에서 하중재하능 력이 급격히 저하되었고, 압축력이 클수록 변형능력이 감소하였다[2-3]. 약기둥-강보로 설계된 보-기둥 외부접합부의 경우[4-6], 횡변위비 1.0~1.5%에서 조인트 사인장 균열이 커지며 취성파괴가 발생하였다. Calvi et al.[7]이 수행한 3층 모멘트 골조의 정적 횡력재하실험에서는 대부 분의 구조손상과 소성변형이 기둥 단부와 외부 보-기둥 조인트에 집중적으 로 발생되고 결국 골조의 하중재하능력이 횡변위비 1.0% 이후부터 조기에 저하될 수 있다는 사실이 입증되었다.

특히 기둥의 변형능력은 횡철근 보강량뿐만 아니라 후프의 정착상세에 의해서도 크게 영향을 받는 것으로 나타났다. Lam et al.[8]은 0.4~0.6 A_gf_ck의 큰 압축력을 받는 기둥에 대한 횡력 반복재하실험을 수행하였다. 실험결과, 90° 갈고리로 정착시킨 후프를 사용한 기둥실험체는 135° 내진 갈고리(seismic hook, ACI 318-11)를 갖는 후프를 사용한 기둥보다 약 40% 작은 변형능력을 보였다. Lukkunaprasit and Sittipunt[9]의 실험에 서도 90° 정착갈고리를 갖는 후프로 보강된 기둥이 내진갈고리를 갖는 후 프로 보강된 기둥보다 약 33% 작은 변형능력을 보였다. Razvi and Saatcioglu[10]은 압축실험을 통하여 내진갈고리를 갖는 후프가 90° 정착 갈고리를 갖는 후프보다 우수한 콘크리트 횡보강 효과를 보인다는 사실을 입증하였다.

이상 열거된 기존 연구는 미국 및 유럽에서 지어진 저층건물에 대한 것 으로서, 완화된 횡철근상세가 부재 및 골조의 내진성능에 미치는 영향을 파 악하기 위한 기초자료로 활용될 수 있다. 하지만 국외의 검증결과를 재료특 성(SD500 고강도 철근), 단면특성(벽기둥 단면), 횡철근 정착상세(90° 정 착갈고리 및 Fig. 2의 겹침이음된 후프) 등이 상이한 우리나라의 소규모 건 축물에 그대로 적용하는 것은 무리가 있다. 이 논문에서는 국내 소규모건축 물에 사용 중인 완화된 횡철근 대안상세와 SD500 고강도철근이 주근으로 사용된 일반기둥과 벽기둥의 내진성능이 연구되었다. 횡력 반복재하실험을 통하여 횡철근 대안상세가 기둥의 하중재하능력, 변형능력, 파괴모드에 미 치는 영향을 분석하였다. 이를 바탕으로 국내 소규모건축물에 실제 사용되 거나 또는 향후 사용될 수 있는 횡철근 대안상세의 내진성능이 검증되었다.

2.실험계획

2.1.실험체 상세

Table 1은 정사각형 단면의 일반기둥 및 직사각형 단면의 벽기둥 실험 체의 실험변수를 보여준다. 기둥의 단면형상, 후프(또는 띠철근)의 단부 정 착상세와 간격, 압축력의 크기 등을 주요 실험변수로 고려하였다. Fig. 3과 Fig. 4는 각각 일반기둥과 벽기둥 실험체의 단면 및 배근상세를 보여준다. 일반기둥과 벽기둥의 단면 크기는 각각 400×400 mm 및 250×640 mm으 로 단면적이 서로 동일하고, 기둥의 순 높이는 기초 상면으로부터 1500 mm이다. 기초면으로부터 가력점까지의 순전단경간은 a= 1200 mm로서 형상비(= a/h)는 일반기둥의 경우 3.0, 벽기둥의 경우 4.8이다. h는 횡력 을 가하는 방향의 기둥 단면치수로서 일반기둥은 400 mm이고, 단변방향 으로 가력한 벽기둥은 250 mm이다. 여기서, 벽기둥에 대해 단변방향으로 실험을 수행한 이유는 소규모 건축물에서 벽기둥의 장변방향에 대해서는 벽체가 많아 횡변위 요구량이 크지 않고, 상대적으로 횡변위 요구량이 큰 단 변 방향 횡하중에 대해 서는 압축측 콘크리트가 손상을 받을 경우 띠철근 이 음이 쉽게 풀릴 수 있기 때문이다. 또한, 벽기둥의 횡철근 간격을 장변방향 을 기준으로 340 mm(=0.5h_l) 배치할 경우, 단변방향에 대해서는 횡철근 간격이 1.36h로 단변방향에 대한 전단성능 확보가 어려울 수 있다. 따라서 본 연구에서는 벽기둥의 가력방향과 횡철근 간격을 단변방향 기준으로 결 정하였다. 기초는 1,400×800×500 mm로 4개의 ϕ50 덕트를 매입하여 강 봉으로 실험실 바닥판과 연결하였다. 실험체 제작시 주철근은 SD500 고강 도철근을 사용하였고, 횡철근은 SD400 일반철근을 사용하였다. 일반기둥 실험체의 경우 주철근과 횡철근으로 각각 D25 및 D13 철근을 사용하였고, 벽기둥의 경우 주철근과 횡철근으로 각각 D22 및 D10 철근을 사용하였다.

Fig. 3(b)는 일반기둥 실험체에 사용된 횡철근 상세 A, B, C, D를 보여 준다. 상세 A는 135° 내진갈고리를 사용한 후프 상세이고, 상세 B는 시공 편의를 위하여 정착갈고리를 90° 갈고리로 완화시킨 대안상세이다. 상세 C 는 소규모 건축현장에서 사용되고 있는 상세로서 모서리의 정착갈고리 대 신 겹침 이음한 후프상세이다. 상세 D는 90° 갈고리를 사용하여 제작한 후 프의 네 모서리에 다발철근 2D25를 배치하여 시공성을 개선한 대안상세이 다. 대안상세 B~D는 실제 소규모 건축물 건설 현장에서 사용될 수 있는 시 공성이 개선된 대안상세로 고려되었다.

Table 1은 각 일반기둥 실험체에 사용한 횡철근 상세와 간격을 보여준 다. SAd2는 135° 내진갈고리를 갖는 후프(상세 A)를 간격 s= 165 mm (= d/2)로 배치하였다. 대안상세 B를 사용한 SBd2와 SBd4는 횡철근의 간격 을 각각 165(= d/2), 82 mm (= d/4)로 사용하였다. SCd2는 대안상세 C를 165 mm (= d/2) 간격으로 적용하였고, SDd2와 SDd4는 대안상세 D를 각 각 165(= d/2) 및 82 mm (= d/4)로 사용하였다. 횡철근 간격이 s= 165 mm인 SAd2, SBd2, SCd2, SDd2 실험체의 경우 첫 번째 후프는 기초면으 로부터 80 mm (≈0.5s) 높이에 설치하였다. 반면 횡철근 간격이 s= 82 mm인 SBd4와 SDd4의 경우 첫 번째 후프는 기초면으로부터 50 mm 높이 에 설치하였다. 횡철근 상세 A, B, D의 정착갈고리가 단면의 한 모서리에 집중되지 않도록 그 위치를 번갈아 배치하였고 횡철근 상세 C의 겹침이음 부가 한쪽에 집중되지 않도록 매 띠철근 마다 180도 회전하여 배치하였다 (Fig. 3 참조). 갈고리의 단부 연장길이는 78 mm(= 6d_b) 이상 확보하였다. 대안상세 C의 경우 횡철근 겹침이음부의 이음길이 300 mm를 확보하였고, 이음부에서 주근의 좌굴 및 피복 탈락에 의한 조기 부착파괴를 방지하기 위 하여 크로스타이(crosstie)를 설치하였다. KBC 2009[11]에서 요구하는 D13 횡철근의 이음길이는 300 mm보다 크지만, SCd2 실험체에서 최대로 확보할 수 있는 횡철근 이음길이가 300 mm이므로 이 값을 겹침이음 길이 로 적용하였다.

Fig. 4는 벽기둥 실험체에 사용된 네 종류의 횡철근 상세 E, F, G, H를 보 여준다. 상세 E는 135° 내진갈고리를 사용한 후프이고, 상세 F는 시공 편의 를 위하여 정착갈고리를 90° 갈고리로 완화시킨 대안상세이다. 상세 G는 별도의 정착갈고리 없이 겹침 이음한 일절후프상세이고, 상세 H는 2개의 U형 철근을 겹침 이음한 이절후프 상세로 U형 철근 단부에 90° 갈고리를 두어 횡철근 정착·이음 성능을 개선한 대안상세이다. 대안상세 G와 H는 두 께가 얇은 벽기둥의 시공을 위하여 실제 현장에서 사용되는 비내진 대안상 세이다. 주근의 조기 좌굴을 방지하기 위하여 상세 E~H 모두에서 크로스타 이 한 개를 중앙에 단변방향으로 설치하였다.

Table 1은 각 벽기둥 실험체에 사용한 횡철근 상세와 간격을 보여준다. REd2는 135° 내진갈고리를 갖는 후프(상세 E)를 간격 s= 105 mm (= d/2)로 배치하였다. 대안상세 F를 사용한 RFd2와 RFd3는 횡철근의 간격을 각각 105(= d/2), 70 mm (= d/3)로 사용하였다. RGd2는 대안상세 G를 105 mm (= d/2) 간격으로 적용하였고, RHd2와 RHd3은 대안상세 H를 각각 105(= d/2) 및 70 mm (= d/3)로 사용하였다. 모든 벽기둥 실험체에 대하여 첫 번째 후프는 기초면으로부터 50 mm 높이에 설치하였다. 후프의 갈고리 정착부는 한 모서리에 집중되지 않도록 그 위치가 번갈아 배치되었 고(Fig. 3 참조) 갈고리의 단부 연장길이는 60 mm(= 6d_b) 이상 확보하였 다. 대안상세 G와 H의 경우 횡철근 겹침이음길이는 300mm이다. 또한 대 안상세 H에서 횡철근의 90° 단부 갈고리의 연장길이는 60 mm(= 6d_b) 이 상 확보하였다.

소규모건축물 구조지침[1]은 기둥의 최소철근비로 2.2% 이상 사용하 도록 규정하고 있다. 이 연구에 사용된 일반기둥 및 벽기둥 실험체에 사용된 주근은 각각 8-D25(철근비 ρ= 2.53%) 및 10-D22(철근비 ρ= 2.42%)로 구조지침[1]에서 규정하는 최소철근비 이상 배치하였다. 소규모건축물은 별도의 구조계산을 요구하지 않으므로, 주근비는 실험변수로 고려되지 않 았다. 또한 소규모건축물 구조지침[1]에서는 기둥의 횡철근 간격이 기둥 단 면 치수(= h)보다 크지 않도록 규정한다. 이는 소규모 건축물에 작용하는 지진력이 크지 않아 콘크리트의 전단저항 V_c만으로도 전단에 저항할 수 있 다는 가정에 근거한 것이다. 그러나 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 약기둥-강보 거동이 발생하는 경우, 기둥에 소성힌지가 발생하여 기둥에 작용하는 전단 력이 건물 거동에 결정적인 역할을 할 수 있다. 따라서 최소철근비를 가정하 여 계산된 약기둥-강보 거동의 기둥 요구 전단력 V_u,min은 V_c만으로 저항 할 수 없다. 따라서 본 연구에서는 횡철근의 최대 수직간격으로 전단에 필요 한 간격 제한 값인 d/2를 적용하였다.

2.2.가력 및 계측 방법

Fig. 5는 횡력 반복재하 실험을 위한 셋팅을 보여준다. 기초에 4개의 ϕ 43 강봉을 설치하여 기둥실험체를 실험실 바닥에 고정하였다. 횡력에 의한 슬립을 최소화하기 위하여 기초의 앞뒤에 스크류잭을 설치하였다. 유압실 린더를 기둥 상부에 설치하고, 유압 펌프를 사용하여 반복가력 내내 압축력 을 일정하게 유지시켰다. 따라서 기둥실험체에는 실험내내 일정한 크기의 압축력 P(= 0.10 및 0.17A_gf_ck, 여기서 A_g= 기둥단면의 전체 면적이고 f_ck= 콘크리트의 압축강도)이 작용되었다. 또한 기둥의 압축력은 항상 단 면중심방향으로 작용되므로, 큰 횡변위가 발생하더라도 일반기둥 및 벽기 둥 실험체에는 2차 효과에 의한 휨모멘트가 부가되지 않았다.

횡력은 전기모터 방식의 엑츄에이터를 사용하여 작용시켰다. 횡방향의 반복가력을 위한 엑츄에이터 변위이력은 ACI 374.1[12]에 제시된 방법에 따라 Fig. 6과 같이 계획하였다. 변위이력은 층간변위비 δ(= Δ/a)를 기준 으로 계획하였고, 첫 번째 횡변위비는 탄성범위인 δ= 0.25%부터 시작하였 다. 횡변위비 증가폭은 이전 재하단계 횡변위비의 1.25∼1.5배로 결정하 였고, 매 재하단계마다 3회 반복가력 하였다. 가력은 하중재하능력이 최대 하중의 20% 이하로 저하되는 시점까지 지속하였다.

실험데이터는 로드셀, LVDT 변위계, 철근 변형률게이지를 사용하여 계측하였다. 유압잭의 압축력과 엑츄에이터의 횡력은 로드셀을 사용하여 실시간으로 계측하였다. 엑츄에이터의 가력 높이에는 최대 계측변위 200 mm의 LVDT를 별도로 설치하여 횡변위 Δ를 계측하였다. 소성힌지 구간 에는 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 대각방향으로 설치된 변위계 D1 및 D2, 수 직방향으로 설치된 변위계 V1 및 V2, 수평방향으로 설치된 변위계 H1 등 을 사용하여 소성힌지의 휨 및 전단변형을 계측하였다. 또한 소성힌지 구간 의 주철근과 횡철근에는 별도의 철근 변형률게이지를 부착하여 철근의 변 형률 변화를 계측하였다.

3.실험결과 및 분석

3.1.재료 실험결과

콘크리트 표준공시체는 KS F 2403에 따라 φ100 × 200 mm 크기의 원 주 공시체를 제작하고 표준 양생하였다. 콘크리트 압축강도 실험은 기둥 실 험과 동일한 날에 수행하였다. 6개의 콘크리트 공시체에 대한 압축강도의 평균값은 f_ck= 32.0 MPa이었다. 이러한 콘크리트 압축강도는 소규모건축 물 구조지침[1]에서 규정하는 최소 설계압축강도인 21 MPa보다 큰 값이다.

철근의 인장 및 항복강도는 KS B 0802에 규정된 인장시험을 수행하여 평가하였다. 기둥 실험체의 횡철근으로 사용된 SD400 D10 및 D13 철근 과 주근으로 사용된 SD500 D22 및 D25 철근에 대한 인장시험을 3회 수행 하여 얻은 평균 재료상수를 Table 2에 나타냈다. 실험결과, D10 및 D13철 근의 항복강도는 f_y= 530 및 500 MPa로 평가되었고 D22 및 D25철근의 항복강도는 f_y= 566 및 571 MPa로 평가되었다. 각 철근의 인장강도 f_u 및 탄성계수 E_s는 Table 2에 정리하여 나타냈다.

3.2.일반기둥 실험체의 하중-변위비 관계 및 파괴양상

Fig. 7은 정사각형 단면을 갖는 6개 일반기둥 실험체의 횡하중-변위비 (V-δ) 관계를 보여준다. 최대 실험강도 V_u를 그림에 나타냈고, 비교를 위 하여 실제 배근상세, 재료강도(f_ck 및 f_y), 압축력(P)을 고려한 단면해석으 로 계산한 예상강도 V_n을 점선으로 표시하였다. 각 실험체의 실험종료 후 최종 파괴양상은 Fig. 8에 나타냈다.

Fig. 7(a)에서 보는 바와 같이, 내진갈고리를 갖는 내진상세 A를 사용한 기준실험체 SAd2는 δ = 2.0 ~ 2.5%에서 기둥 하단부에서 피복콘크리트의 파괴가 발생하였고, 이후 δ = 3.5%의 세 번째 사이클에서 하중재하능력이 최대강도의 76% 이하로 저하되면서 파괴되었다. Fig. 8(a)는 SAd2의 최 종 파괴양상을 보여주는데, 큰 압축력 P= 0.17A_gf_ck이 작용하였음에도 불 구하고 소성힌지 영역에는 콘크리트 압괴와 함께 대각 전단균열이 크게 발 생하였다. 후프의 정착 갈고리를 90°로 완화시킨 비내진 대안상세 B를 사 용한 SBd2는 SAd2와 동등한 수준의 하중재하능력을 보였지만, δ = 3.5% 의 첫 번째 재하사이클에서 파괴되었다(Fig. 7(b) 참조). 이는 Fig. 8(b)에 나타낸 바와 같이 90° 갈고리로 매듭한 후프 정착부가 콘크리트 피복파괴 와 동시에 결속력을 잃어 후프의 횡보강 및 전단저항 능력이 저하되기 때문 으로 판단된다. 이러한 하중-변위비 관계, 변형능력, 파괴모드는 겹침 이음 한 비내진 대안상세 C를 사용한 SCd2에서도 동일하게 관찰되었다(Fig. 7(d) 및 Fig. 8(d) 참조). 그러나 Fig. 7(c)에서 보는 바와 같이, 후프의 수직 간격을 d/4로 감소시킨 SBd4는 비내진 대안상세 B가 사용되었음에도 불 구하고 변형능력이 δ= 5.0%로서 내진상세를 갖는 SAd2보다 크게 개선된 결과를 보였다.

Fig. 7(e)와 (f)는 90° 정착갈고리를 갖는 비내진 대안상세 B와 다발철 근 2-D25를 사용한 SDd2와 SDd4의 하중-변위비 관계를 보여준다. 횡철 근의 수직간격을 165 mm(= d/2)를 사용한 SDd2의 경우 실험에 의한 최 대강도 V_u가 예상강도 V_n보다 근소하게 작았다. 또한 Fig. 7(a)에 나타낸 SAd2의 하중-변위비 관계와 비교할 경우, δ= 3.5%에서 반복된 주기곡선 에 의한 폐곡선(loop)의 면적이 현저히 감소한 것으로 관찰되었다. 이는 SD500 고강도 철근을 다발로 배치한 결과, 반복되는 주기거동 동안 철근 과 콘크리트 사이에 부착슬립이 발생하였기 때문으로 판단된다. 그러나 비 내진 대안상세 B를 사용했음에도 불구하고 SDd2의 변형능력은 SAd2와 대등한 수준으로 평가되었다. 그 이유는 첫째, 부착슬립이 에너지소산능력 을 줄였지만 오히려 변형능력은 증가하였고, 둘째, 작용된 압축력의 크기가 P= 0.1A_gf_ck로 상대적으로 작았기 때문으로 판단된다.

횡철근의 수직간격을 82 mm(= d/4)로 감소시킨 SDd4의 경우 SBd4와 동일하게 변형능력이 δ= 7.0%로 크게 개선되었다. 이는 기둥의 변형능력 이 후프의 정착갈고리 상세보다는 횡철근의 간격과 양에 더 영향을 받는다 는 사실을 보여준다(SAd2, SBd4, SDd4의 변형능력 비교). 그러나 δ= 3.5%에서 반복되는 주기곡선에 의한 폐곡선의 면적이 SAd4 및 SBd4에 비해 크게 감소하였다. 이는 횡철근의 간격을 줄이더라도 다발철근과 콘크 리트 사이의 부착슬립이 여전히 크게 발생된다는 사실을 가리킨다. 특히, SDd4의 실험 최대강도 V_u가 예상강도 V_n보다 6.9% 이상 작았다. 이는 다발철근 2-D25 주근이 90° 표준갈고리 상세로 정착된 기초에서 주철근 정착파괴와 기초 콘크리트 전단균열(Fig. 8(f) 참조)이 크게 발생하였기 때 문으로 판단된다. D25주근의 90° 표준갈고리 정착길이는 철근의 설계항 복강도인 500 MPa를 사용하여 430 mm²⁾로 설계되었다. 그러나 Table 2 에 나타낸 철근의 초과강도(f_y= 571MPa)로 인하여 90° 표준갈고리의 실 제 정착길이는 490 mm로 증가되었다. 그 결과 SDd4 실험체의 기초에서 주근의 정착파괴가 발생하였고, 이로 인해 주기거동이 반복되는 동안 철근 의 인장항복강도가 충분히 발휘되지 않은 것으로 판단된다.

SD500 다발철근의 부착파괴는 주근의 변형률 계측 결과와 최종 파괴양 상으로부터 다음과 같이 추정할 수 있다. 첫째, 다발철근을 사용한 SDd4의 주근 변형률은 SBd4의 주근 변형률보다 크게 작았다. Fig. 9는 SBd4와 SDd4에서 계측한 주근 변형률을 보여준다. Fig. 9의 주근 변형률은 각 횡 변위비에서 주기거동 내내 계측된 인장변형률 중 최대값만을 연결하여 구 한 포락곡선(envelope curve)이다. 주근의 변형률 계측 위치는 그림에 나 타냈다. 그림에서 보는 바와 같이 횡변위비가 동일하더라도 다발철근을 사 용한 SDd4의 주근 변형률이 SBd4보다 현저하게 작은 것으로 나타났다. 둘째, Fig. 8(c)와 8(f)에서 보는 바와 같이 SBd4의 경우 콘크리트 압괴와 전단균열이 소성힌지 전체 영역에서 발생한 반면, SDd4의 경우 콘크리트 압괴가 소성힌지 하단부에만 제한적으로 발생하였다. 이러한 국부적인 콘 크리트 손상은 기초 내부에서 주근 정착파괴가 발생하여 대부분의 소성변 형이 다발철근 정착부의 부착슬 립으로 전이되었음을 암시한다.

3.3.벽기둥 실험체의 하중-변위비 관계 및 파괴양상

직사각형 단면을 갖는 6개 벽기둥 실험체의 하중-변위비(V-δ) 관계와 최종 파괴양상을 각각 Fig. 10과 Fig. 11에 나타냈다. Fig. 10의 V_u와 V_n 은 각각 실험과 해석에 의한 최대강도를 나타낸다.

135° 정착갈고리를 갖는 내진상세 E를 사용한 기준실험체 REd2는 Fig. 10(a)에서 보는 바와 같이 δ = 7.0 %까지 강도저하 없이 안정적인 주기거 동을 보였다. Fig. 11(a) 는 REd2의 최종 파괴양상을 보여주는데, δ = 3.5 %에서 기둥 하단부의 콘크리트 피복이 파괴되었고, δ = 7.0 %의 두 번째 재하사이클에서 콘크리트 압괴 및 주근 좌굴이 발생하며 최종 파괴되었다. 하지만 상대적으로 작은 압축력 P= 0.10A_gf_ck이 작용한 결과, 대각방향의 전단균열도 소성힌지 영역에서 크게 발달되었다. 이와 달리 후프 정착갈고 리를 90°로 완화시킨 대안상세 F를 사용하고 압축력을 P= 0.17A_gf_ck 로 증가시킨 RFd2의 경우, δ = 5.0 %의 두 번째 재하사이클에서 콘크리트 압 괴 및 주근의 좌굴에 의하여 후프 정착갈고리가 풀리면서 횡구속력을 상실 하고 하중재하능력이 급격히 저하되었다(Fig. 10(b) 및 Fig. 11(b) 참조). 그러나 RFd2의 변형능력 δ = 5.0 %은 비내진상세와 큰 압축력을 고려할 때 아주 우수한 수준이다. 특히 대안상세 F를 70 mm (= d/3) 간격으로 줄 인 RFd3의 경우, δ = 7.0 %의 세 번째 재하사이클에서도 강도저하 없이 안 정적인 주기거동을 보였다(Fig. 10(c) 참조). 또한 δ = 7.0 %에서 실험이 종 료된 이후에도 후프 정착갈고리가 풀리지 않고 여전히 콘크리트를 강하게 횡구속하는 것으로 나타났다(Fig. 11(c) 참조, RFd3는 δ = 7.0 %에서 안전 을 위하여 실험을 강제로 종료하였다). 이러한 RFd2와 RFd3의 실험결과 는 후프의 90° 정착상세에 의한 변형능력 저하를 횡철근의 간격을 줄임으 로써 회복할 수 있음을 보여준다.

Fig. 10(d)는 겹침이음한 비내진 대안상세 G를 사용한 RGd2의 하중- 변위비 관계를 보여준다. RGd2는 δ = 7.0 %의 부방향 첫 번째 재하사이클 에서 횡철근의 겹침이음부가 주근의 좌굴에 의해 파괴되며 하중재하능력 이 급격히 저하되었다(Fig. 11(d) 참조). 이와 달리 U형 철근의 단부에 90° 정착갈고리를 두어 심부 콘크리트에 매입(매입깊이 6d_b= 60 mm)한 대안 상세 H를 사용한 RHd2와 RHd3 의 경우, δ = 7.0 %의 세 번째 재하사이클 에서도 강도저하 없이 안정적인 주기거동을 보였다(Fig. 10(e) 및 10(f) 참 조). 또한 실험이 종료된 시점에서도 심부콘크리트 파괴, 주근 좌굴, 후프의 횡구속력 손실 등의 파괴가 발생되지 않았다(Fig. 11(e) 및 11(f) 참조, RHd2와 RHd3는 δ = 7.0 %에서 안전을 위하여 실험을 강제로 종료하였 다). 이는 시공이 편리한 대안상세 H를 사용하여 내진상세 E와 대등한 횡보 강 성능을 확보할 수 있음을 가리킨다.

3.4.횡철근 대안상세의 내진성능

비내진 대안상세인 B(90°갈고리 후프), C(겹침이음 후프+크로스타이), D(90°갈고리 후프+다발철근)가 d/2간격으로 배근된 일반기둥 실험체들 은 횡변위비 2.5~3.5% 까지 하중재하능력을 유지하는 중간 수준의 연성을 보였다. 비록 대안상세 B~D의 내진성능(변형능력, 에너지소산능력 등)은 KBC 2009에서 허용하는 내진상세 A가 사용된 SAd2의 내진성능에 미치 지 못하였지만, 중간모멘트골조 이하의 내진성능이 요구되는 국내 소규모 건축물에는 충분한 수준으로 판단된다. 특히 대안상세 B는 횡철근 간격을 d/4로 줄일 경우 횡변위비 5.0% 이상의 매우 우수한 변형능력을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.

비록 KBC 2009는 내진설계시 주철근의 공칭항복강도가 400 MPa보 다 작도록 규정하고 있지만, 내진상세 A와 대안상세 B~D는 모두 주철근의 공칭항복강도가 500MPa인 기둥에서도 콘크리트 횡보강 및 연성증진에 효과적인 것으로 나타났다. 하지만 대안상세 B~D의 경우 콘크리트 피복파 괴 이후 정착부 이완으로 인하여 후프의 횡구속력이 급격히 저하되므로 부 착파괴에 취약할 수 있다. 따라서 고강도 다발철근을 주근으로 사용한 기둥 에서는 대안상세 B~D의 적용 시 부착 및 정착파괴에 주의하여야 한다.

대안상세 F(90°갈고리 후프), G(겹침이음된 일절후프), H(U형 철근을 겹침이음한 이절후프)가 사용된 벽기둥 실험체는 횡변위비 3.5% 이상의 변형능력을 확보하였다. 특히, 시공성을 크게 개선한 대안상세 H는 횡변위 비 7.0%까지 안정적인 거동을 보였다. 이러한 대안상세 F~H의 내진성능 은 공칭항복강도 500 MPa의 고강도철근에 대해서도 유효하였다. 그러나 벽기둥에 사용된 횡철근 대안상세의 내진성능은 휨압축이 지배적인 약축 방향에 대한 것이다. 강축 방향으로 횡력이 작용할 경우 작은 전단경간비로 인하여 전단이 지배적일 수 있으므로, 대안상세가 사용된 벽기둥의 강축방 향 전단 및 내진성능에 대하여 추가적인 실험검증이 필요하다.

4.횡철근 상세에 따른 기둥의 비선형 모델링

이 연구에서 고려된 횡철근 대안상세들은 구조계산을 하지 않는 1~2층 소규모 건축물에 대하여 현재 국내에서 사용중인 비내진상세를 포함한다. 이러한 비내진상세가 사용된 구조물의 내진성능을 평가하기 위해서는, 강 성, 하중-변위 관계 등 비내진 상세가 사용된 부재의 거동 특성을 정의할 수 있어야 한다. 따라서 이 장에서는 기존건축물의 내진평가/보강 지침인 ASCE 41-13[13]에 제시된 방법을 사용하여, 일반기둥 및 벽기둥 실험체 의 유효탄성계수와 비선형 모델링 변수를 분석하였다.

4.1.유효탄성강성

일반기둥 및 벽기둥 실험체에 대하여 유효탄성강성(K_e)을 산정하였다. Park[14], Elwood and Moehle[15], Elwood and Eberhard[16] 등 여러 연구자들에 의하여 유효탄성강성을 정의하는 방법이 제안되었지만, 이 연 구에서는 ASCE 41-13[13] 제시된 방법을 사용하였다. ASCE 41-13에 의 하면, 기둥 실험체의 포락곡선(envelope curve) 상에서 원점과 항복강도 V_y의 60%에 해당하는 점을 잇는 할선의 기울기를 유효탄성강성으로 정의 한다. 하지만 실험데이터가 없는 경우 유효탄성강성 K_eff를 다음과 같이 계산할 수 있다.

여기서, E_c = 콘크리트 탄성계수(= 8 , 500 f ck 3 , f ck , = 콘크리트 평균 압 축강도 , I_g = 기둥 전체 단면적에 대한 단면2차모멘트, a = 켄틸레버 기둥 실험체의 전단경간( = 1,200 mm)이다. 식(1)은 기둥 단면의 휨강성이 아 닌 켄틸레버 기둥 부재의 휨강성이다.

Table 3은 실험으로 구한 K_e와 ASCE41-13에 제안된 공칭값인 K_eff 를 비교하여 보여준다. 주근의 정착파괴로 인하여 하중재하능력이 충분히 발휘되지 않은 일반기둥 SDd4 실험체는 강성 Table 3의 강성비교에서 배 제하였다. 공칭값 대비 실험에 의한 유효탄성계수의 비율(= K_e/K_eff)은 일반기둥 실험체(형상비 a/h = 3.0)의 경우 0.64∼0.94이었고 벽기둥 실 험체(형상비 a/h = 4.8)의 경우 0.83∼1.18로 평가되었다. 형상비가 3.0 으로 전단변형을 무시할 수 없는 일반기둥 실험체의 경우, 실험에 의한 K_e 가 평균적으로 공칭값인 K_eff의 81%에 불과하였다. 이와 달리 형상비가 4.8로 휨지배 거동을 보이는 벽기둥 실험체의 경우 K_e/K_eff의 평균이 98%로 오차가 크게 개선되었다. 또한 Table 3에서 보는 바와 같이 기존 횡 철근상세에 대하여 제안된 ASCE 41-13의 유효탄성강성 평가방법은 이 연구에서 제안된 일반기둥 및 벽기둥의 횡철근 대안상세에 대해서도 동일 하게 적용할 수 있는 것으로 나타났다.

4.2.비선형 모델링 변수

비선형 해석을 위해서는 각 부재들의 비선형 하중-변위 곡선이 필요하 다. 이를 위해 ASCE41-13[13]에서는 비선형 모델링 변수를 통해 각 부재 들의 일반화된 하중-변위곡선을 제시하고 있다. 비선형 모델링 변수 산정방 법은 아래와 같다.

먼저 횡철근 상세와 파괴양상(휨, 휨-전단, 전단파괴)에 따라 Table 4와 같이 파괴유형(Condition)을 분류한다. 파괴유형은 공칭전단강도V_o와 휨 항복시 요구전단력V_p의 비로부터 결정된다. 여기서 공칭전단강도V_o는 아래 식을 사용하여 계산한다.

여기서, M/(Vd) = 모멘트와 전단력의 최대 비율에 유효 폭을 나눈 값으로 최소 2이상, 최대 4이상 값을 사용하고, d = 유효 폭(≈ 0.8h), A_g= 기둥의 전단면적이다.

다음으로 실험체 별 파괴유형이 결정되면 축력비, 전단철근비, 설계전 단력을 통해 ASCE41-13의 Table 10-8에 따라 비선형 모델링 변수를 산정 한다(Fig. 12(a) 참조). 비선형 모델링 변수 ‘a’는 최대하중의 80%까지 강 도가 감소하였을 때의 소성회전각으로 산정되며, 변수 ‘b’는 축력파괴가 발 생하는 지점으로 ‘a’보가 크거나 같게 제시된다. 축력이 크거나 (≥0.6A_gf_ck) 전단철근비가 작은 경우(ρ≤0.0005)는 횡력에 의한 취성 적인 파괴가 발생하기 때문에 a와 b를 동일한 값으로 제시한다. 변수 ‘c’는 하 중 저항능력이 급격히 감소한 뒤 일정하게 유지되는 최대하중의 비율이다.

Fig. 12(b)와 12(c)는 각각 ASCE 41-13의 방법으로 구한 정사각형 단면 의 일반기둥 실험체와 직사각형 단면의 벽기둥 실험체의 하중-횡변위비 관 계를 실험결과와 비교하여 보여준다. 각 실험체의 초기강성은 Table 3에 계산된 공칭값 K_eff 를 사용하였다. 대안상세별 ASCE 41-13에 의한 기둥 실험체의 최대변형의 결정과정은 Table 4와 5에 상세히 기술되었다. 135° 갈고리를 사용한 내진 후프상세 A, E와 90° 갈고리를 사용한 대안상세 B, D, F의 경우, ASCE 41-13에 규정된 파괴유형 ii에 해당하는 최대변형이 결정되었다. 반면 겹침이음된 후프를 사용한 대안상세 C, H, G는 파괴유형 iii에 해당하는 최대변형을 사용하였다. 다만, 횡철근을 d/3 간격으로 배치 한 RH3d은 V_p/V_o가 감소하여 파괴유형 ii로 구분되었다. Fig. 12(b)에서 보는 바와 같이 일반기둥의 경우 ASCE 41-13의 방법이 초기강성을 크게 평가하였지만 최대변형은 실험값보다 작아 보수적으로 예측하였다. 벽기 둥의 경우(Fig. 12(c) 참조), ASCE 41-13으로 평가한 초기강성이 실험결 과와 잘 일치하였지만 최대변형은 실험값보다 상당히 작았다. 특히 겹침이 음한 후프를 사용한 대안상세를 사용한 RGd2, RHd2, RHd3 실험체에서 최대변형의 저평가가 두드러졌다.Table 5

Fig. 12에서 보는 바와 같이 ASCE 41-13에 제시된 방법은 대안상세를 사 용한 일반기둥 및 벽기둥 실험체의 비선형 하중-변위 관계를 대체로 합리적으 로 평가하였다. 하지만 다음 사항에 대한 보완이 필요할 것으로 판단된다.

5.결 론

횡철근 대안상세를 갖는 소규모 건축물 기둥의 내진성능을 평가하기 위 하여, 이 연구에서는 횡철근 대안상세와 기둥 단면형상을 설계변수로 고려 한 횡력반복재하 실험이 수행되었다. 실험을 통하여 횡철근 상세가 기둥의 파괴모드 및 변형능력에 미치는 영향이 분석되었다. 또한 ASCE 41-13에 의하여 예측된 유효강성과 비선형 하중-변위 관계는 실험결과와 비교되었 다. 이 연구의 주요 결론은 다음과 같다.

대부분의 소규모 건축물은 지진시 약한 비탄성변형이 발생되므로, 자칫 과도할 수 있는 KBC 2009의 횡철근 상세규정을 완화하여 시공성과 경제 성을 개선할 수 있다. 이 연구결과는 완화된 대안상세를 사용하더라도 기둥 의 변형능력이 횡변위비 2.5% 이상의 비교적 양호한 변형능력을 확보할 수 있다는 사실을 보여준다. 다만, 상대적으로 작은 크기의 기둥단면을 사용하 는 소규모 건축물에서는 지진시 약기둥-강보 거동이 나타나고 기둥에 작용 하는 전단력이 증가될 수 있다. 따라서 기둥의 횡철근 간격은 최소 전단저항 을 확보하기 위한 간격제한(s≤h_min/2)을 준수하는 것이 바람직하다.