1.서 론

지진하중과 같은 횡력에 저항하는 모멘트골조 시스템에서 보-기둥 접합 부는 구조적으로 가장 취약하고 내진성능 확보에 있어 매우 중요한 부분이다. 구조 시스템에 작용하는 횡력이 증가함에 따라 가장 먼저 소성힌지가 발생하 는 위치는 접합부의 인근 부재나 접합부가 될 것이고 이때 접합부의 내진성능 이 확보되지 못한다면 전체 시스템은 연성적인 거동을 할 수 없게 된다.

전 세계적으로 다양한 기준에서 철근콘크리트 보-기둥 접합부의 내진상 세가 다루어지고 있다. 미국의 경우 ACI 318 기준 외에도 보-기둥 접합부 만을 심층적으로 다루는 ACI 352 위원회는 다양한 실험적 결과에 기반하 여 보다 자세한 추가적인 설계 상세 지침인 ACI 352R-02[1]을 제시하고 있다. 그러나 2002년을 마지막으로 개정이 되지 않은 상태이고, 또한 효율 적이고 경제적인 접합부 설계를 위해 적용할 수 있는 추가적인 요소에 대한 반영이 미흡한 상황이다. 따라서 그와 관련된 더 많은 실험적 자료를 구축하 여 지침을 개선할 필요가 있다. 한편 국내에서는 KCI 콘크리트구조기준을 따르는데 접합부 설계에 있어서는 ACI 318의 그것과 거의 일치한다.

고강도 콘크리트는 효율성 및 경제성 측면에서 다양한 장점을 가지고 있 어서 실무에서의 사용이 증가하고 있다. ACI 352R-02는 고강도 콘크리트 (100 MPa)의 범위를 포함하고 있지만 아직까지 보통강도 콘크리트와 차 별되는 고강도 콘크리트의 특성을 반영한 기준이라고 보기 힘들고 그에 필 요한 실험적 근거도 부족하다. 또한 내진 설계 시 주근의 정착길이나 접합부 구속 철근의 간격 등에 관한 기존 제안식을 따르게 되면 일반 강도 철근의 배근 자체가 매우 까다로워진다. 실무에서는 이에 대한 해결책이 절실히 필 요한 상황이다.

고강도 콘크리트를 사용한 외부 접합부에 관한 연구는 계속 진행되어 왔 다. Ehsani and Alameddine[2]은 압축강도가 55, 76, 97 MPa인 콘크리트 를 사용한 외부 접합부의 전단강도와 횡보강근량에 관한 연구를 수행하였 다. 국내 연구로는 Kim et al.[3]이 95 MPa 급의 고강도 콘크리트를 사용 한 외부 접합부의 횡보강근 상세에 대해 연구하였다. 또한 Lee et al.[4]은 고강도 콘크리트를 사용한 외부접합부와 주근의 정착 상세에 대한 연구를 진행하였다. 고강도 철근의 사용성에 대한 연구로는 Hwang et al.[5]이 수 행한 600 MPa 급 고강도 철근과 보통강도 콘크리트를 사용한 외부 접합부 의 내진 거동에 관한 연구가 있다.

이러한 다양한 기존 연구들을 바탕으로 본 연구에서는 고강도 콘크리트 와 고강도 철근, 그리고 추가적으로 기존 식에서 고려되지 않았던 비부착 강 연선을 적용한 외부 접합부의 내진성능을 평가하고자 한다.

2.실험체의 내진설계

일반적인 골조에 큰 횡하중이 작용할 때 발생하는 모멘트 분포가 Fig. 1 에 나타나 있다. 실제 지진하중은 복잡한 형태로 작용하는데, Fig. 1과 같이 횡하중 형태 및 모멘트 분포를 단순화하여 실물대 부분모형의 내진 실험을 수행하고자 한다. 외부 접합부의 거동을 평가하기 위하여 제작한 실험체의 위치가 전체골조에 표시되어 있다. ACI 352R-02 지침에서는 다양한 실험 결과를 바탕으로 비내진(Type1)과 내진(Type2) 접합부 상세를 제안하고 있다. 본 연구를 위해 제작한 보-기둥 외부 접합부 실험체들은 내진(Type2) 상세에 의해 설계되었으며, 이는 특수모멘트골조 상세에 해당한다.

2.1.실험체 개요

본 연구에서는 총 세 개의 실물대 크기의 보-기둥 외부 접합부(E-PT-H-1, E-PT-H-2, E-PT-H-3)를 제작하였다. 실험체는 층고가 3,500 mm이고 경 간은 8,100 mm인 포스트텐션 모멘트골조의 외부 접합부이다. 보 단면은 400×650 mm이고 기둥의 단면은 500×500 mm이다. ACI 352R-02의 Type2에 의해 설계된 실험체들은 일부 재료의 제한범위를 벗어난 고강도 재료를 이용하여 제작되었고 6가닥의 비부착 강연선이 적용되었다. 각 실 험체에 배근된 보 주근의 개수는 각기 다른데 이는 접합부가 받는 최대 전단 력이 본 실험의 주요 변수였기 때문이다. 외부 접합부의 특성상 보의 주근은 접합부 내부에서 적절하게 정착되어야 한다. 모든 실험체들에는 철근의 과 밀과 제작의 용이성 등의 장점을 가지는 확대머리 철근이 주근으로 사용되 었다. ACI 352R-02에서 제안하는 최대 콘크리트 강도는 100 MPa이나 확 대머리 철근의 최대항복강도에 대해서는 명시되어 있지 않다. 콘크리트구 조기준[6]이나 ACI 318-11[7]의 현행 기준에서는 확대머리 주근의 최대 항복강도로 420 MPa이나 400 MPa까지 허용하고 있다. 실험체 관련 주요 사항은 Table 1에 정리되어 있다. 실험체의 도면은 Fig. 2에 나타나 있고, Fig. 3은 각 실험체의 보 단면을 비교한 것이다.

실험체 제작은 2014년 9~10월에 완료되었으며 콘크리트 타설은 9월 20 일 (80 MPa), 10월 2일 (120 MPa), 10월 14일 (100 MPa)에 각각 수행되 었다. 고강도를 발현하기 위하여 약 4개월 이상의 충분한 양생 기간을 확보 한 후 2015년 2월 26일(E-PT-H-1), 3월 3일(E-PT-H-3), 3월 5일 (E-PT-H-2)에 각각 실험이 진행되었다.

2.2.재료

기둥과 보의 콘크리트 목표강도(f_c′)는 각각 80, 100, 120 MPa로 하여 배합하였다. 고강도 콘크리트를 제작하기 위해 본 연구단에서 개발한 배합 을 사용하였다. 특이사항으로는 지르코늄을 활용하여 콘크리트 수화열을 줄이고 장기강도 발현이 가능하도록 설계한 것이다. 시험배합, 타설 장소, 레미콘 시설 등을 고려하여 최종 배합을 확정하였다. 장기강도 발현을 위해 상온양생을 하였고 보온성 확보 및 수분의 증발을 방지하기 위해 봉함양생 을 실시하였다. 약 4개월 이상의 양생기간을 확보하였으나 최종 강도는 80 MPa만 만족하게 나왔다. 100 MPa와 120 MPa은 외부 기온의 영향을 받 았다. 콘크리트의 배합비와 최종 강도는 Table 2에 나타나 있다.

모든 실험체의 보/기둥 주근과 횡보강근으로 항복강도(f_y)가 600 MPa 인 SD600 철근을 사용하였고 실제 항복강도는 약 650 MPa로 나타났다. 최대인장강도는 약 780 MPa이었다.

보-기둥 접합부에서 보 주근의 정착은 매우 중요하다. 보 주근의 외부 접 합부 내에서의 정착을 위해서 일반적으로 90도 갈고리 철근을 많이 사용한 다. 그러나 이 방법으로는 철근 과밀, 콘크리트 타설 불량 등의 단점이 발생 하기 때문에 본 실험체에서는 확대머리 철근을 이용하여 정착을 하였다. 주 근에 전조방식으로 나사산을 제작하여 확대머리를 조립하였고, 확대머리 는 SM45C 강종의 환봉을 깎아서 제작하였다. Wallace et al.[8], Kang et al.[9], Chun et al.[10]의 연구를 토대로 확대머리 부분의 치수를 결정하였 다. 두께는 주근의 직경(d_b)과 같고 확대머리의 직경은 49 mm로 이는 D29 철근에 대하여 A_nb/A_b가 약 4가 되는 값이다. 여기서 A_nb는 유효지압면적을 뜻하고 A_b는 주근의 면적을 뜻한다. 또한 Kang et al.[11]의 연구에 따라 확 대머리 철근의 순간격을 현행 기준(4d_b) 보다 작게 설계하였다(E-PT-H-1 : 1.5d_b).

비부착 강연선은 실험의 편의성을 고려하여 보 단면의 중심부에 배치하 였는데, 직경이 15.2 mm이고 공칭인장강도가 1860 MPa인 SWPC-7B가 사용되었다. 실험에 사용된 강연선의 실제 측정인장강도는 1776 MPa이었 다. 강연선의 공칭인장강도의 약 40%의 초기 및 유효긴장력을 가지도록 긴장하였다. 서울대학교에서 자체 개발한 정착구를 이용하였고 실제 시공 상황을 고려하여 push-in 공법을 통해 고정단을 제작하였다.

2.3.접합부 전단강도비

보-기둥 접합부는 횡변형이 발생할 때 접합부 내부에 전단력이 작용하 게 되어 접합부의 전단파괴 양상을 보이게 된다. 강기둥약보 이론에 의해 보 가 항복하기 전에 기둥이나 접합부의 파괴가 먼저 일어나는 것은 바람직하 지 못한 거동이라 할 수 있다. 따라서 접합부의 전단강도가 충분히 확보되어 야 하는데, 본 연구에서는 주요 변수로 접합부의 전단강도 대비 접합부의 최 대 전단력(전단강도비)이 사용되어 의도적으로 전단강도비를 크게 설계하 였다.

접합부에 작용하는 최대 전단력(V_u)은 자유 물체도를 통해 구할 수 있는 데, Fig. 4에 의하면 전단력은 다음과 같다.

여기서 T는 접합부의 위험단면의 보 주근에 작용하는 최대 인장력이고 V_col 은 기둥단면에 작용하는 전단력이다. 철근으로만 보강된 콘크리트 단면에 서 인장력은 철근의 인장력으로 계산을 하는데 본 실험체들에서는 비부착 강연선이 적용되어 있기 때문에 직접적인 산정에 어려움이 있다. 따라서 위 험단면의 모멘트를 일정한 팔 길이로 나누어 비부착 강연선의 효과를 고려 한 인장력을 구하였다. 이 때 팔 길이는 각 실험체마다 다르지만 계산의 편의 를 위해 0.9d_s로 통일하였다. d_s는 보 주철근 기준의 유효깊이를 의미한다. 위 험단면의 모멘트 산정 시 주근의 공칭항복강도(f_y)에 보정계수 α(=1.25)를 적 용하였다. 접합부의 공칭전단강도(V_n)는 ACI 352R-02에 의해 구할 수 있 고 그 식은 다음과 같다.

여기서 γ는 접합부의 형상에 따른 계수이고 실험체의 형상 및 내진상세에 의해 12가 사용되었다. f_c′는 콘크리트의 압축강도이고, b_j와 h_c는 각각 전 단방향과 직교하는 접합부의 유효 폭, 기둥의 깊이이다. 접합부 최대 전단 력, 공칭 전단강도, 그리고 전단강도 비는 Table 3에 정리되어 있다. 세 실 험체 모두 비부착 강연선을 사용하였기 때문에 일반 철근콘크리트 접합부 보다 거동이 우수할 것이라 예상되며 파괴 시 거동을 알아보기 위하여 전단 강도비가 1 이상이 되도록 설계하였다. 특히 콘크리트 강도가 더 높아짐에 따라 전단강도비도 조금씩 더 크게 설계하였다.

2.4.접합부 구속 철근량과 간격

접합부의 거동에 중요한 영향을 미치는 요소 중 하나는 접합부 내부의 구속 철근이다. 구속 철근을 배치함으로써 콘크리트의 성능을 향상시킬 수 있고 그러기 위하여 적절한 철근의 양과 그 간격을 결정할 필요가 있다. 본 연구에서는 고강도 콘크리트의 사용에 따라 모든 보강 철근으로 SD600 철 근을 띠철근의 형태로 사용하였다. 접합부 내 특수 내진상세의 일부인 구속 철근의 부재의 길이방향 범위는 ACI 352에서 따로 제안을 하고 있으나 본 실험체에는 기둥의 전체에 동일한 상세를 적용하였다. ACI 352R-02의 제 안식을 이용하여 철근의 양과 간격을 구하였다. E-PT-H-1는 D16 철근을 사용하여 147.5 mm 간격으로 배근하였고 E-PT-H-2는 D16 철근을 사용 하여 115 mm간격으로 배근하였으며 E-PT-H-3는 D19 철근과 D16 철근 을 함께 사용하여 115 mm 간격으로 배근하였다. 과다한 횡보강근을 배근 함으로써 접합부의 성능을 과대평가하지 않기 위해 ACI 352R-02의 횡보 강근 제안식의 설계 최소량과 거의 동일한 값으로 설계하였다.

2.5.주근의 정착 길이

본 연구에서 모든 주근은 확대머리 철근을 이용하여 정착을 하였다. ACI 318-11과 ACI 352-02는 서로 다른 확대머리 철근의 정착 길이(l_dt) 식을 제안하고 있으며, 식은 다음과 같다.

위 식에서 α는 철근의 보정계수(= 1.25)이다. ACI 318-11와 ACI 352R-02는 정착 길이를 산정하는 기준(위험단면)이 서로 다르다. ACI 318-11는 접합부와 보가 만나는 지점이 기준이 되고, ACI 352R-02는 콘 크리트를 구속하는 횡보강근의 바깥 면이 기준이 된다. 따라서 ACI 352R-02 식의 값은 접합부의 콘크리트 피복을 고려하지 않은 값이고 대개 ACI 318-11 식의 값보다 작다. 콘크리트 강도가 증가함에 따라 요구되는 정착 길이가 감소하지만 동일한 내진 거동의 비교를 위해 강도가 가장 작은 E-PT-H-1에서 요구되는 필요 정착 길이(ACI 352R-02)로 통일하여 모든 실험체에 적용하였다.

2.6.비부착 강연선

기존 보-기둥 접합부의 내진상세 기준식들은 프리스트레스 효과를 고려 하지 않는다. 또한 그와 관련된 선행 연구들도 매우 부족하다. 본 연구에서 는 비부착 강연선을 보-기둥 접합부에 적용하여 내진 거동에 미치는 영향을 평가하기 위해 모든 실험체에 6개의 강연선을 사용하였다. 반복가력 상황 에서 데이터 분석의 편의성을 위해 중립축과 대칭이 되게 배치하였고 또한 주근의 공간을 확보하기 위해 비교적 중립축과 가깝게 배치하였다. 강연선 의 위치는 Fig. 3에 나타나 있다. 비부착 강연선의 공칭 모멘트에서의 응력 (f_ps)은 ACI 318-11식에 의해 구할 수 있고 그 식은 다음과 같다.

위 식은 경간 두께 비가 35 이하일 때 적용되며 f_se는 강연선의 유효프리 스트레스 값이고 ρ_p는 유효단면적 대비 긴장재의 총 넓이이다. 그리고 f_ps는 f_py 혹은 f_se+420의 작은 값보다 클 수 없다. 긴장 시기와 실험시기와의 차이 가 거의 없기 때문에 f_se은 초기 긴장력(f_pi)과 같다고 판단하였다. 긴장 후 각 각의 강연선에 작용한 하중은 약 95~105 kN이었다.

3.실험체 세팅 및 측정 계획

3.1.실험체 세팅

실험체 세팅 계획은 Fig. 5에 나타내었다. 외부 접합부 실험체의 기둥이 바닥에 눕고 보를 세운 형태로 배치하였다. 접합부의 양 기둥 끝단에 힌지를 설치하고 한쪽 끝단에는 기둥에 의도하지 않게 발생하는 축력을 측정하기 위해 50 kN 용량의 로드셀을 설치하였다. 기둥 끝단에 설치된 양쪽 힌지 간 의 거리는 3500 mm으로 하였고, 보 끝단에서 500 mm 떨어진 지점에 가력 기를 연결하여 반복 가력하였다. 가력부에서 접합부의 중심까지의 거리는 4050 mm이었다. 보 끝단에서 2050 mm 떨어진 지점에 전도방지 볼 지그 를 양쪽으로 두 개씩 설치하였다.

3.2.가력 계획

본 실험에는 2000 kN 용량, 최대 스트로크 ±250 mm인 유압식 가력기 를 사용하였다. 가력 계획은 ACI 374.1-05[12]에 따라 변위제어방식으로 수행되었다. 가력속도는 최대변위에 따라 0.2~1.3 mm/sec로 하였고 횡변 위각을 기준으로 3 cycle씩 반복 가력하였다. 처음에는 0.25%, 0.5% 간격 으로 변위를 증가시키고 2% 이후에는 1%씩 증가시켜 최대 5%의 횡변위 각까지 가력하였다. 실험체의 가력 이력은 Fig. 6과 같다. 실제로는 계획된 값보다 큰 횡변위각이 나타났다(4.1절 참조).

3.3.계측 세팅

각 실험체에 동일한 위치에 변형을 측정하기 위한 변위계와 스트레인 게 이지를 설치하였다. 변위계의 설치는 Fig. 7과 같다. 보의 변위를 측정하기 위해 가력기 위치에 줄 변위계를 설치하였고, 접합부의 전단 변형을 측정하 기 위해 접합부의 앞뒤로 대각 방향 LVDT를 설치하였다. 또한 보의 위험 단면의 휨변형과 슬립의 발생을 측정하도록 보 단부에 4개의 LVDT를 설 치하였다. 그리고 강연선에 의한 압축력을 측정하기 위해 각 강연선의 긴장 단에 로드셀을 설치하였다. 스트레인 게이지는 보 주근(위험단면 위치, 확 대머리 앞), 횡보강근 등에 부착하였다(Fig. 8).

4.내진실험 결과 및 분석

4.1.모멘트-층간변위 관계

각 실험체의 모멘트-층간변위 곡선 그래프와 소산된 에너지 그래프를 Fig. 9와 Fig. 10에 각각 나타내었다. Fig. 9의 점선은 재료의 실제 측정 물 성치를 사용하여 계산한 공칭모멘트강도(ACI 318-11)를 의미한다. Fig. 10의 막대그래프는 각 층간변위에서 소산된 에너지의 양을 뜻하고 꺾은선 그래프는 누적된 에너지의 양을 뜻한다. 보 주근의 실제 항복강도 대비 인 장강도 비(f_u/f_y)는 1.2정도로 특수모멘트골조 설계기준에서 요구되는 값 (1.25)보다 다소 작았으나 이로 인한 연성도의 저하는 나타나지 않았다. 주 요 모멘트와 층간변위의 값들은 Table 4에 정리되어 있다. 항복 모멘트는 인장 철근이 처음으로 항복하는 시점의 모멘트 값을 읽은 것이고 그 때의 층 간변위가 항복 층간변위이다. 모든 실험체에서의 최대 모멘트는 공칭 모멘 트를 상회하였다. 항복 층간변위 대비 최대 층간변위인 연성 능력(μ) 또한 세 실험체 모두 우수하다고 판단된다. 가력기로 밀 때보다 당길 때 내력이 다소 크게 나왔다. E-PT-H-1,-2는 모두 실험이 종료되는 약 5.5% 층간변 위까지 내력의 저하가 거의 없었고 E-PT-H-3은 마지막 층간변위에서 최대 내력의 약 10% 정도의 내력 저하가 있었다. 모멘트-층간변위의 곡선의 형 태로 보아 보 주근의 슬립이 발생하지 않았고 에너지 소산 능력 역시 우수하 다고 판단된다. 모든 실험체가 최종 층간변위에서 전단파괴가 발생하지 않 은 상태로 실험이 종료되었다. 가력기의 스트로크의 한계로 5.5~5.6% 층 간변위 이상은 가력을 하지 못하였다.

4.2.균열 및 파괴 양상

E-PT-H-1은 층간변위 0.5%부터 접합부 내의 미세한 대각 균열들이 나 타났고 1.5%까지 균열들이 계속 발생하였다. 층간변위 3.0%부터는 보의 위험단면 위치(접합면으로부터 약 150~200 mm 떨어진 부분)에서 눈에 띄는 균열이 발생하였고 접합부와 보의 피복이 탈락하기 시작하였다. 층간 변위가 증가할수록 균열폭이 증가하면서 보다 선명해졌다. 탈락하는 피복 의 양도 증가하였다. 층간변위 5.0% 이상에서는 기둥에서부터 시작되어 접합부를 전체적으로 가로지르는 대각 균열들이 발생하였다. E-PT-H-2의 경우 초기에는 접합부의 대각 균열들이 거의 없다가 층간변위 4.0%부터 매 우 큰 대각 균열이 발생하기 시작하였다. 층간변위 3.0%부터 마찬가지로 보의 위험단면 위치에 균열이 발생하였고 피복이 탈락하기 시작하였다. E-PT-H-3는 층간변위 1.5%부터 접합부 내의 균열들이 발생하였고 3.0% 이후부터 접합부의 실험체 세팅 기준 하단 부에 다수의 대각 균열이 발생 하였으며, 5.0% 이후에는 접합부 균열의 정도가 더욱 심화되어 접합부의 피복이 대부분 탈락하는 모습을 보였다. 층간변위 4.0%에서 보의 위험단 면에 균열이 발생하였고 피복이 탈락하기 시작하였다. 전체적으로 대각 균 열의 정도, 피복의 탈락 정도 등으로 판단할 때 접합부의 손상 정도가 세 실 험체 중에서 가장 크게 나타났다. 세 실험체의 최종 균열 양상은 Fig. 11에 나타나 있다.

4.3.접합부의 전단 변형

반복 가력 하에서 접합부의 전단 변형은 접합부 표면에 설치된 LVDT를 통하여 구하였다. 전단 변형 식은 다음과 같다.

여기서 Δ₁, Δ₂는 대각방향으로 설치된 LVDT로 읽은 값이고 a, b는 설치된 두 LVDT의 끝단 사이의 거리이며 300 mm로 동일하다(Fig. 7). 접합부에 가해지는 전단력과 전단변형의 관계를 Fig. 12와 같이 그래프로 나타내었 다. 여기서 전단력은 접합부 공칭 전단강도로 정규화 하였고 그래프 상의 점 선은 작용하는 접합부의 전단력이 전단강도와 동일한 경우를 나타낸다. 포 스트텐션 접합부의 전단강도가 철근콘크리트 접합부의 그것과 비교하여 차이를 보였다. E-PT-H-1은 1.15, E-PT-H-2는 1.36, E-PT-H-3은 1.48 정도의 전단강도 비를 보였다. 세 실험체 모두 횡변위각 4%에서도 0.007~0.010rad 정도의 적은 전단 변형을 보였다.

4.4.철근의 변형률

철근에 부착된 스트레인 게이지를 통해 철근의 변형률을 확인하였다 (Fig. 13). 재료 실험을 통해 얻은 철근의 응력-변형률 곡선에서 항복점의 변형률이 약 0.004인 점에 기반하여 본 실험에서는 철근의 변형률이 0.004 인 지점에서 철근이 항복하였다고 판단하였다. Fig. 13에서 ×는 실험이 종 료되지 않았지만 더 이상 변형률 값이 읽히지 않은 시점을 의미한다.

Fig.13은 각 실험체의 BB1(확대머리 앞), BB2(위험단면)에서의 변형 률을 그래프로 나타낸 것이다. E-PT-H-1,-2의 경우 층간변위 2.0~3.0% 에서 주근의 항복이 일어났다. E-PT-H-3도 같은 층간변위에서 항복변형 률에 근접하였고 층간변위 3.0%에서 항복이 발생하였다. 모든 실험체에서 확대머리 앞 부분(BB1)은 철근의 항복이 발생하지 않았다. 확대머리 철근 을 ACI 318-11 기준식에 의해 산정된 정착길이만큼 정착을 하였을 때 콘 크리트와 철근의 부착이 내진 거동 하에서 매우 효과적일 것이라고 판단된다.

Fig. 14는 각 실험체의 접합부 내부 횡보강근에 부착된 스트레인 게이지 중 가장 변형이 심한 JT6(접합부의 내부에 위치한 횡보강근)의 변형률을 나타낸 것이다. E-PT-H-1에서는 주근의 항복 이후인 층간변위 5.0%에서 횡보강근의 항복이 일어났다. 항복에 도달한 후에도 급격한 증가 없이 변형 률이 비교적 점진적으로 증가하였다. E-PT-H-2의 경우 실험이 종료될 때 까지 항복변형률에 도달하지 않았다. E-PT-H-3에서는 주근이 항복한 층 간변위 3.0%에서 횡보강근도 함께 항복하였다. 항복한 이후에 변형률이 크게 증가하였다. 변형률 데이터를 종합적으로 분석하여 볼 때 횡보강근에 의한 구속 효과가 매우 양호한 것으로 판단된다.

4.5.비부착 강연선의 거동

각 실험체에 적용한 6개의 강연선은 최대한 동일한 힘으로 긴장하였다. 긴장 시 200 kN 용량의 로드셀을 각각 설치하여 각 강연선에 걸리는 힘을 측정하였다. 강연선 긴장 시기와 실험 시기가 거의 비슷하였기 때문에 그 사 이에 발생한 긴장력의 손실은 무시할 수 있다고 판단하였다(f_pi≌ f_se). 실험 체의 초기 응력(f_pi)은 약 715 MPa이었고 이는 강연선의 공칭인장강도의 약 40%이다. 긴장력은 공칭인장하중의 90%에 가깝게 적용하였으나 쐐기 슬립에 의하여 긴장력이 손실되었고 비교적 짧은 길이의 강연선을 사용하 였기 때문에 이러한 쐐기 슬립에 의한 긴장력 손실이 상대적으로 크게 나타 났다. Fig. 15는 E-PT-H-2, -3 실험체에 대하여 가력기의 힘과 보 중앙부 에 설치된 두 개의 강연선에 걸린 힘의 관계를 보여준다. 그리고 그래프 상 의 점선은 ACI 318-11 식으로 구한 f_ps에 도달하기 위한 힘의 변화량(Δf_ps) 이다. E-PT-H-2 실험체는 4% 층간변위 이후부터 Δf_ps보다 더 큰 값을 보 여주었고 E-PT-H-3 실험체 또한 Δf_ps보다 큰 값을 나타내긴 하였으나 E-PT-H-2 실험체에 비해서 그 증가폭이 크지 않은 것을 확인할 수 있었다. 실험이 진행되면서 피로 하중이 작용하고 층간변위가 상당히 증가하더라 도 강연선에 충분한 힘(공칭인장강도의 최소 38%)이 전달되어 f_ps 이상의 강도를 발현한 것으로 보아 정착구의 내진성능이 우수함과 포스트텐션 공 법의 적용이 접합부의 건전성 유지에 기여함을 확인하였다.

4.6.ACI 374.1-05에 따른 평가

본 실험은 ACI 374.1-05 보고서를 기반으로 반복가력을 하였다. ACI 374에서는 특수모멘트골조 접합부의 성능평가를 위한 지표를 제시하고 있 다. 그 최소 요구 내진성능은 다음과 같다.

1) 3.5% 이상 층간변위의 세 번째 사이클 곡선에서의 정,부방향 최대 내력 은 실험 전체 정,부방향 최대 내력의 75% 이상이어야 한다.

2) 3.5% 이상 층간변위의 세 번째 사이클 곡선에서 완전탄소성으로 가정 한 경우와 비교하여 상대적으로 소산된 에너지 비율이 0.125 이상이어 야 한다.

3) 3.5% 이상 층간변위의 세 번째 사이클 곡선에서 -0.35% ~ 0.35% 층간 변위 사이에서의 강성은 실험체 초기 강성의 5% 이상이어야 한다. 본 실험에서는 가력계획 상 3.5% 이상인 층간변위가 존재하지 않기 때 문에 4%의 층간변위의 값을 이용하여 내진성능을 평가하였다. 즉, 4% 층 간변위의 세 번째 사이클 곡선의 값을 기준으로 사용하였다. 평가 결과 모 든 실험체가 요구 성능을 만족하였고 그 결과는 Table 5에 나타나 있다.

5.결 론

고강도 콘크리트(80, 100, 120 MPa) 및 고강도 철근(SD600)과 비부착 강연선을 적용한 외부 접합부의 내진 성능을 연구하였다. 실물대 크기의 외 부 접합부 실험체 3개를 ACI 352R-02에 만족하도록 설계 및 제작하였고 ACI 374R.1-05의 가력계획에 따라 반복하중을 가하였다. 내진실험 결과 는 다음과 같이 요약할 수 있다.