1.서 론

병렬전단벽 (Coupled shear wall)은 독립된 여러 전단벽에 비해 횡력을 효율적으로 저항 할 수 있다. 병렬전단벽 시스템에 큰 지진이 발생했을 때, 적절한 상세의 연결보는 상당한 비탄성 변형을 견디는 “구조적 퓨즈 (Structural fuses)” 역할을 한다. 그러므로, 큰 지진이 발생하는 동안 연결 보는 병렬전단벽 시스템에서 에너지 소산의 주된 역할을 한다 (Paulay and Priestley, 1992)[1].

대각보강 연결보에 대한 연구는 1964년 알래스카 대지진이 발생 했을 때, 수평·수직 철근으로만 보강된 연결보의 미끄러짐, 취성 전단 파괴를 경 험한 후부터 진행되었다 (Berg and Stratta, 1964)[2]. Paulay and Binney (1974)[3]는 조기 미끄러짐 전단 파괴를 피하고 연결보의 내진 거동을 향상 시키기 위해 대각보강 연결보를 제안했다. 이에 많은 연구자들이 대각보강 연결보에 대한 실험을 수행하였고, 조기 미끄러짐 전단 파괴는 나타나지 않 았으며 뛰어난 내진 거동을 한다고 입증했다 (Paulay and Binney, 1974, Barney et al., 1980, Tassios et al., 1996, Galano and Vignoli, 2000, Fortney, 2005, Canbolat, 2005)[3-8]. 여러 연구자들을 통하여 내진성능 이 입증된 대각보강 연결보 상세는 ACI 318-14(2014) [9]에서 제시하고 있다 (Fig. 1).

최근 병렬전단벽 시스템에서 제한된 층고와 건설비용 때문에 세장한 연 결보의 필요성이 커지고 있다 (Naish et al., 2009)[10]. 세장한 연결보에서 대각보강근의 낮은 경사도 때문에 대각보강 연결보의 효율이 떨어 질 것이 라 생각하여, 세장한 대각보강 연결보 성능에 대한 의문을 갖고 있었다. 하 지만, Shin et al.(2014)[11], Han et al.(2015)[12]은 형상비 3.5인 세장한 대각보강 연결보의 우수한 성능을 입증했다. 그러나 ACI 318-14(2014)[9] 와 KCI(2012)[15]에서는 대각철근의 전단강도에 대한 식만 제안하고 있 어, 정확한 연결보의 강도를 예측하지 못하는 실정이다.

Binney(1972)[13]는 대각철근의 전단강도에 추가로 콘크리트 전단강 도, 횡보강근의 전단강도를 고려하여 대각보강 연결보의 전단강도를 평가 하였고, Fortney(2005)[7]는 횡보강근과 대각철근의 변형경화(strainhardening) 구간을 고려하여 전단강도를 평가하였다. 하지만 이전 연구자 들의 제안식은 실제강도를 정확히 예측하지 못하는 경향을 보인다.

이에 따라 이번 연구의 목적은 (1) 기존 전단강도 제안식과 형상비 2에 서 4미만인 세장한 대각보강 연결보실험체의 실제 강도 비교, (2) 횡보강근 이 대각보강 연결보의 이력거동에 미치는 영향 확인, (3) 세장한 대각보강 연결보의 전단강도 식을 제안을 하는 것이다. 본 연구에서는 실험체를 형상 비 3.5로 제작한 세장한 대각보강 연결보에 대한 실험을 수행하였다. 그리 고 연결보에 미치는 횡보강근의 영향을 평가하기 위하여 횡보강근의 양을 변수로 선정하였다. 실험 후 세장한 대각보강 연결보의 내진성능을 평가하 고자 하중-변위 곡선, 강성저하, 에너지소산능력을 비교하여 성능을 평가 했다.

2.실험체 계획 및 실험결과

2.1.실험체 계획

세장한 대각보강 연결보의 이력거동과 횡보강근이 연결보에 미치는 영 향 평가 및 정확한 전단강도 식을 제안하기 위해, 연결보 순수경간(l)에 보 의 높이(h)를 나눈 형상비(l/h)가 3.5인 실험체 3개 (S100 N, S50 N, S25 N)를 고려했다. 3개의 실험체 중 S100 N 실험체는 Han et al.(2015) [14] 연구에서 사용한 실험체이며, 추가적으로 횡보강근을 줄인 S50 N, S25 N 실험체를 제작했다. 현행 기준 ACI 318-14(2014)[9], KCI(2012) [15]에 서는 대각보강 연결보의 전단강도 계산에 오직 대각철근만을 고려하도록 하고 있다. 따라서 이번 연구에서는 대각보강 연결보 구성요소가 전단강도 에 미치는 영향을 평가하기 위하여 횡보강근 양 (횡보강근 간격)을 변수로 하여 실험을 진행하였다. Fig. 2는 각 실험체의 배근 상세와 스트레인 게이 지(strain gauge)의 배치를 나타낸다.

3개의 실험체 모두 보의 폭 (b), 높이 (h), 순경간 길이 (l)는 각각 250 mm, 300 mm, 1050 mm이다. Harries(2005)[16]는 연결보의 평균전단응력이 0.5f c '(MPa) 이상이 되면 대각철근 두께가 두꺼워져 배근이 매우 어려 움을 보고한 바 있다. 따라서, 3개의 실험체 대각철근 양은 ACI 318-14 (2014)[9] 18.10.7.4에서 제안한 식에 따라 평균전단응력이 0.5f c '(MPa)가 되도록 각 대각철근 그룹을 D25 철근 4개를 배근했다. Fig. 2와 같이 두 개의 대각철근다발 그룹을 만들고, 보 중앙부에서 교차 하도록 하였 다. 이때 대각철근과 길이방향 철근의 각도는 8.9°이다. 실험체에 쓰인 콘크 리트 압축강도와 철근 인장강도는 3개의 실험체 동일하게 40 MPa와 420 MPa이다.

S100 N 실험체는 기준 실험체이고, ACI 318-14(2014)[9]에서 제시한 대각보강 연결보의 Option 2를 따르는 상세 (Fig. 1(b))로 설계했다 (Fig. 2(a)). 횡보강근은 D13을 사용했고, 횡보강근 사이 간격은 110 mm이다. S50 N과 S25 N 실험체는 횡보강근 간격이 각각 250 mm와 500 mm인 것 을 제외하고, 기준 실험체와 동일한 조건으로 설계하였다. S50 N과 S25 N 실험체의 횡보강근 양은 기준 실험체인 S100 N과 비교 하였을 때 50%, 25%이다. S50 N 실험체의 횡보강근 간격(250 mm)은 ACI 318-14(2014) [9], KCI(2012)[15]에서 제시하는 보통모멘트 골조 부재의 간격을 만족하 나, S25 N의 횡보강근 간격(500 mm)은 보통모멘트 골조 부재 간격에도 만 족하지 못하는 실험체이다. 실험체 3개에 대한 정보는 Table 1에 정리했다.

2.2.실험체 설치 및 가력 방법

Fig. 3은 실험체 설치와 연결보 내부에 가해지는 하중을 보여준다. 연결 보 실험체는 수직으로 배치하여 실험한다. 하부 스터브는 앵커를 이용하여 바닥에 고정한다. 또한 상부 스터브에 수평방향의 로딩 프레임 (loading frame)을 설치하고, 앵커를 이용하여 고정했다.

실험체 면외 방향의 변형을 막기 위하여 수직으로 두 개의 가이드 프레임 (guide frame)을 Fig. 3과 같이 설치하여 로딩프레임의 변형을 막도록 했다. 또한 가이드 프레임에 롤러를 이용하여 상하방향의 변위가 발생하지 않고, 횡변위만 발생하도록 유도했다. 1000 kN의 액츄에이터를 Fig. 3과 같이 로 딩 프레임에 설치하여, 실험체에 하중이 전달되도록 했다. 하중가력선의 연 장선을 실험체 중심으로 하여 실제와 같이 실험체 중앙에서 모멘트가 ‘0’이 되도록 하였다. 하중을 작용시킬 때 실험체에 미끄러짐(slip)을 방지하기 위 하여 상하부 스터브 양 옆에 스토퍼 (stopper)를 설치하여 고정했다.

가력방법은 변위제어를 통한 준정적 반복하중(Quasi-static reversed cyclic load)으로 하며, Fig. 4(a)와 같이 초기 변위각(drift ratio) 1.5%까 지는 0.25% 간격, 4%까지 0.5% 간격, 4%이상은 1%로, 그리고 8% 이후 에는 2% 간격으로 하중을 가력했다.

3개의 실험체 모두 동일한 실험체 설치와 하중-이력을 적용했으며, 각 하중에서, 강도와 강성 저하를 평가하기 위해서 각 변위당 2회의 사이클로 반복 가력했다. 횡하중 계측은 액츄에이터에 장착된 로드셀을 통하여 측정 을 했다 (Fig. 4(b)).

상부 스터브에 수평으로 설치된 LVDT를 사용하여 실험체의 변위를 측 정했다 (Fig. 4(b)). 다른 수평 LVDT는 상부 스터브 아랫부분에 설치하여 실험체의 면외변형을 확인한다. 연결보의 휨 변형과 전단 비틀림을 측정하 기 위해, 수직과 대각 LVDT를 연결보 한 면에 설치하고 보와 스터브가 접 합된 고정단의 회전을 확인하기 위해 연결보의 상하부 표면에 설치된 수직 LVDT를 이용한다.

2.3.재료 시험

이번 연구에서 연결보 실험체에 사용된 콘크리트의 압축강도는 40 MPa 로 동일하게 계획하였다. 압축강도 측정을 위한 공시체는 직경 100 mm, 높 이 200 mm의 원형 공시체를 제작하였으며, 실험체 당 3개의 공시체를 제 작하였고, 연결보 실험체와 동일한 조건에서 28일 현장 양생 하였다. 일반 콘크리트 압축강도 시험 결과의 평균값으로 얻은 응력-변형도 곡선은 Fig. 5(a)에 나타냈다.

압축 시험을 통하여 얻은 콘크리트 압축강도는 설계 압축강도인 40 MPa 보다 높은 44 MPa로 측정되었으며, 압축강도에 도달했을 때 변형율은 0.23%로 확인했다.

연결보 실험체에 사용한 철근 D13, D25에 대하여 각 시편을 3개씩 제작 하였고, 인장시험을 수행하였다. 각 철근의 응력-변형도 곡선은 Fig. 5(b) 에 나타냈다. 철근의 기계적 속성과 시험 결과에 대한 값은 Table 2에 요약 하였다.

2.4.하중-변위 관계

Fig. 6은 실험체 3개의 하중-변위각 관계를 곡선으로 나타낸 그림이다. 실험이 진행되는 동안 실험체에 가해지는 하중과 변위각은 액츄에이터에 설치된 로드셀과 실험체 상부 스터브에 설치된 LVDT로 얻은 횡변위에 연 결보의 길이(θ=Δ/l)로 나눈 값이다. Table 3은 각 실험체의 항복하중 (V_y), 항복변위각(θ_y), 최대하중(V_u), 최대변위각(θ_u), 파단하중(V_f), 파 단변위각(θ_f), 기준식에 따른 설계강도(V_ACT) 등 Fig. 6 곡선에서의 주요 값을 요약한 것이다.

항복점에서의 하중과 변위(V_y,θ_y)는 실험체 별로 다른 강성 값을 갖기 때문에, 같은 방법으로 구한 항복점을 비교하고자 Pan and Moehle(1989) [17]이 사용한 방법에 따라 구했다. 이 방법은 이력 곡선의 원점과 최대강도 의 2/3인 점을 잇는 직선과 최대하중(V_u)의 수평선과 만나는 점의 하중과 변위로 정의한다. 최대변위각(θ_u)은 강도가 최대하중(V_u)의 80%까지 감 소 되었을 때의 변위각이고, 파단하중(V_f), 파단변위각(θ_f)은 실험체 파괴 로 인해 급격하게 하중이 감소되어 실험을 종료 할 때의 하중과 변위각이다.

이 연구에서는 또한 ACI 318-14(2014)[9], KCI(2012)[15]의 전단강 도식 식 (1)과 (2)를 이용하여 연결보 실험체의 전단강도를 계산했다. ACI 의 전단 강도식은 오직 대각보강근의 기여분만 계산하기 때문에, 3개의 실 험체는 횡보강근의 양(간격)에 상관없이 같은 전단 강도를 가지게 된다. Table 3에 정리된 V_ACT는 식 (1)과 (2)으로 계산된 값 중 작은 값이다.

여기서 V_ACI는 연결보의 전단강도이고, V_u-Mn은 연결보의 모멘트 강도에 상응 하는 전단 강도, M_n은 연결보의 모멘트 강도, A_cw 는 연결보의 전체 단 면적, A_vd는 각 대각철근 그룹의 전체 철근 단면적, c는 콘크리트의 피복 두 께, d_d와 d_t는 각각 대각철근과 횡보강근의 공칭직경이고, α는 대각철근과 길이방향 철근 축 사이의 각도이고, jd는 압축 대각철근 그룹과 인장 대각 철근그룹의 도심 간의 거리이다. 식 (1)과 (2)로 계산된 값은 각각 302 kN, 339 kN이므로, 실험체의 전단강도는 302 kN이고, Fig. 6 그래프에 표시하 였다. S25 N을 제외한 모든 실험체는 계산된 강도보다 더 큰 강도를 가진다 는 것을 확인 할 수 있다.

ACI318-14(2014)[9], KCI(2012)[15] 기준에 따라 설계한 S100 N은 다른 실험체에 비해 안정적인 이력 거동을 보인다. 변위각 4%에서 최대강 도(V_u)는 507 kN에 도달 하였으며 그 후에 변위각 6%까지 안정적으로 강 도를 유지하였다. 최대강도의 80% 지점에서의 변위각인 최대 변위각(θ_u) 은 9.8%였고, 변위각 10%에서 최종 파괴가 발생했다 (Fig. 6(a)).

S100 N에서 횡보강근을 50% 줄여, 횡보강근 간격(250 mm)이 보통 모 멘트 골조 부재의 간격을 만족하는 S50 N 실험체는 변위각 2%까지는 S100 N과 비슷한 양상을 보였다. 하지만 변위각 4.8%에서 최대강도의 80% 인 301 kN 이였고, 최종파괴 변위각은 6%로 S100 N 보다는 낮은 변 위각에서 발생했다 (Fig. 6(b)).

가장 적은 횡보강근을 갖고, 간격이 보통모멘트 골조를 벗어난 S25 N 실 험체의 경우 변위각 2%에서 최대강도 290 kN을 가졌다. 최대 변위각은 3%에서 나타났으며, 3.5%에서 피복탈락 및 급격한 하중저하로 실험을 종 료 했다 (Fig 6(c)).

이와 같은 결과로 대각보강 연결보의 횡보강근 양은 최대강도 및 변위각 에서 상당한 영향이 있는 것으로 나타났다. 실험체 최종 변위각 같은 경우, 횡보강근 간격이 보통 모멘트 골조 이상으로 보강된 S100 N, S50 N의 경 우 ASCE 41-13(2013)[18]에서 제시하고 있는 특수모멘트 골조 부재의 최대 변위각인 4% 이상의 변위능력을 갖고 있는 것을 확인했다. 그러므로, 특수모멘트 골조 부재의 성능을 갖기 위해서는 대각보강 연결보의 횡보강 근 을 보통모멘트 골조 이상으로 보강해야 된다는 것을 확인했다. 또한 ACI 318-14(2014)[9], KCI(2012)[15]에서 제안하는 식 (1)로 계산한 전단강 도 (V_ACI) 302 kN과 비교 하였을 때 S100 N, S50 N은 각각 약 1.7배, 1.2 배의 높은 강도를 가졌다. 또한 가장 적은 횡보강근 양을 갖는 S25 N은 ACI 값과 유사한 값을 갖는 것을 확인했다. 이러한 결과로 대각보강 연결보의 전 단강도 기여는 대각 철근 뿐만 아니라, 횡보강근의 양도 영향을 미친다는 것 을 확인했다.

2.5.강성 저하와 에너지 소산

구조 부재의 강성은 부재에 발생하는 변위에 영향을 주므로 중요한 요소 라 할 수 있다. 반복가력 하에서 강성의 감소는 부재성능 저하의 주원인이 될 수 있다. Fig. 7(a)는 하중-변위 곡선에서 정·부가력 시의 최대변위를 이 은 두 점의 기울기로부터 각 하중 사이클의 강성을 구하고, 초기 강성으로 나눠 정규화한 그래프이다. 초기 강성은 첫 번째 사이클의 0.25% 변위에서 계산했다.

S50 N과 S25 N 실험체의 초기 강성은 S100 N의 초기 강성의 각각 84% 와 75%였다. 1% 변위각까지는 3개의 실험체 모두 비슷한 강성 저하를 보 였다. 변위각이 증가함에 따라, 3개의 실험체 중 S100 N 실험체가 실험종 료 변위각인 10%까지 가장 적은 강성 저하를 보였고, S25 N 실험체는 가장 큰 강성 저하를 보인다 (Fig. 7(a)).

에너지 소산 능력은 구조부재의 내진성능에 큰 영향을 미치는 요소이다. Fig. 7(b)는 3개 실험체의 누적 에너지 소산을 나타낸다. 누적 에너지 소산 은 하중-변위 곡선이 둘러싸고 있는 면적으로 계산한다. 모든 실험체는 변 위각 1%까지는 큰 에너지 소산을 나타내지 않았고, 탄성적 거동을 보인다. S50 N과 S25 N의 에너지 소산 능력은 각각 S100 N의 24.4%와 8.6%로 확인했다. S100 N이 실험체 중 횡보강근이 가장 많이 배근되어 강도가 가 장 크고, 변위각 단계별 강성 저하가 가장 적고, 변위각 10%까지 강도의 큰 저감 없이 저항한데서 기인한 것이라 할 수 있다.

대각보강한 실험체의 경우 횡보강근의 양이 줄어들수록 강성 저하가 더 급격하게 일어났으며, 누적에너지 소산양도 감소하는 것으로 나타났다. 따 라서 대각보강한 연결보에서 횡보강근양은 강성감소와 에너지 소산에 큰 영향을 미치는 것임을 확인 할 수 있다.

3.횡보강근이 전단강도에 미치는 영향 평가

연결보의 기존 전단강도식의 정확도를 연구하기 위해서, 형상비 2~4 사 이인 세장한 대각보강 연결보 실험체의 실험 결과를 모았다 (Emilio, 2001, Shimazaki, 2004, Fortney, 2005, 2008, Sonobe, 1995, Naish, 2013, Shin, 2014, Han et al., 2015)[19, 20, 7, 21-23, 11, 12]. 모아진 실험체를 ACI318-14 (2014)[9], Binney(1972)[13]와 Fortney(2005)[7]가 제안한 식 (1), 식 (5)와 (6)으로 계산하여 비교했다.

여기에서 V_c, V_s, V_ACI는 각각 콘크리트, 횡보강근, 대각철근에 의해 계산된 전단강도이고 d는 유효깊이, s는 횡보강근의 중심 간의 간격, A_v는 횡보강근 면적이다. Table 4는 수집한 실험체들의 실험값과 계산된 전단 강도를 요약한 것이다.

Table 4를 살펴보면, ACI 318-14에서 제시한 전단 강도식으로 계산한 경우, S25 N을 제외한 모든 실험체의 전단강도는 과소평가 되었다. 그 이유 는 S25 N의 횡보강근의 전단강도 기여도가 무시해도 될 정도기 때문이다. 그러므로 오직 대각보강근의 기여도만 고려하는 ACI318 전단 강도식은 S25 N 실험체의 전단강도를 정확히 예측했다.

ACI318-14(2014)[9], KCI(2012)[15]에서 제시한 전단강도식과는 달 리 Binney(1972)[13]와 Fortney(2005)[7]가 제시한 전단 강도식은 대각 보강 연결보의 실험값보다 대부분 과대평가하였다. 기준 실험체인 S100 N 을 식 (5)와 (6)으로 계산한 전단강도는 실제 강도 보다 각각 62%, 54%만 큼 컸다. 이러한 결과는 식 (5)와 (6)은 연결보가 최대강도에 도달했을 때, 횡보강근이 항복하고 변형도 경화 영역에 있다고 가정했기 때문에 나온 결 과이다.

Fig. 8은 실험체에 설치한 스트레인 게이지(Strain gauge)로 측정된 변 형을 연결보 실험체의 변형각으로 나타낸 그래프이다.

Fig. 8(a)는 기준 실험체인 S100 N의 대각철근과 횡보강근의 변형도를 측정한 것이다. 변위각 5%까지 측정하였을 때, 대각철근은 변위각 4%에서 항복하는 반면 횡보강근은 5% 변위각에서도 항복강도의 60%까지만 도달 하는 것을 확인하였다. 또한 S100 N의 횡보강근은 실험종료 변위각인 10%까지도 항복하지 않았다. S100 N 실험체의 최대강도는 하중-변위각 그래프(Fig. 6(a))에서 변위각 4.5% 인 것을 고려하였을 때, 식 (5)와 (6) 에서 같이 횡보강근이 항복한다는 가정을 한다면 대각보강 연결보의 전단 강도는 과대평가 될 수 있다는 것을 확인했다.

Fig. 8(b)는 실험체들 중에서 가장 작은 횡보강근을 가진 S25 N 실험체 의 대각철근과 횡보강근의 변위각에 따른 변형도를 나타낸다. S25 N 실험 체가 하중-변위각 그래프(Fig. 6(c))에서 최대 변위각인 2%에 도달하는 순 간, 대각철근과 횡보강근은 둘 다 항복한다는 것을 확인할 수 있다. 이것은 연결보에서 횡보강근의 전단강도 기여도는 횡보강근 양에 따라 달라짐을 나타낸다.

4.전단강도식 제안

회귀분석을 통한 강도식을 제안하기 전에, 전단강도에 영향을 미칠 것으 로 예상하는 6개의 변수(ρ_t,l/h,ρ_d,ρ_l,d,f'_c)에 따라 횡보강근이 연결보 전 단강도에 미치는 영향을 평가했다 (Fig. (9)).

횡보강근의 전단 강도 기여도 계수 γ를 식 (9)와 같이 제안한다.

Fig. 9는 식 (9)로 계산한 전단기여도 계수(γ)를 각 요소별로 나타낸 그 래프이다. 대각철근비(ρ_d), 길이방향 철근비(ρ_l), 연결보의 유효깊이(d), 콘 크리트 강도(f'_c)는 각 실험체 별로 경향이 보이지 않아, 횡보강근 기여에 영향이 적은 것으로 판단한다 (Fig.9(c)~(f)).

Fig. 9(a), (b)에 나타난 것처럼 횡보강근비(ρ_t), 형상비(l/h)의 값에 따 라 기여계수의 값의 경향이 변하는 것을 확인 할 수 있다. 횡보강근비(ρ_t)가 클수록 그 기여도가 떨어지는 양상을 보였으며, 형상비(l/h)가 커짐에 따라 횡보강근 기여도가 감소하는 양상을 보인다.

이러한 결과로 이번 연구에서는 횡보강근 기여도(γ)에 높은 경향성을 보인 요소 횡보강근비(ρ_t), 형상비(l/h)를 고려한 다항회귀분석을 통해 결 과 식 (10)을 얻었다.

회귀분석을 통해 구한 식 (10)을 활용하여 세장한 대각보강 연결보의 정 확한 전단강도를 계산하기 위해, 본 연구에서는 다음과 같은 전단강도 식을 제안한다.

여기에서 V_s는 식 (8)을 통해 구한 횡보강근의 전단강도, V_ACI는 식 (1)에 서 계산된 대각철근의 전단강도이고, γ는 식 (10)에서 계산되는 횡보강근 기여도 값이다.

식 (11)을 통해 계산한 대각보강 연결보의 전단강도 값 비교는 이미 Table 4에서 요약하였다. 계산된 전단강도 식 V_ACI, V_Binney, V_Fortney와 실험으로 얻어진 전단강도 (V_u)의 평균 비율이 각각 1.44, 0.80, 0.72으로 나타났다.

Fig. 10은 Table 4에 나열된 실험체들의 계산값과 실험을 통해 얻은 실 제 전단강도의 차이를 나타낸 그래프이다.

Fig. 10(a)는 ACI318-14 (2014)[9], KCI(2012)[15] 제안식을 나타낸 그래프이다. V_ACI는 대각철근에 의한 전단 강도 기여분만 고려했기 때문 에, 모든 실험체에 대해서 강도를 과소평가 하는 것으로 나타난다.

Fig. 10(b), (c)는 각각 Binney(1972) [13] 와 Fortney(2005)[7]의 제 안식이다. 이 연구자들은 횡보강근이 항복하는 가정하에 전단강도식을 제 안하였기 때문에, 횡보강근이 적게 배치된 몇 개의 실험체를 제외하고는 모 두 강도를 과대 평가하는 것으로 나타났다. Fig. 10(d)는 식 (11)로 구한 V_Pr 과 실제 전단강도를 비교한 그래프이다. 횡보강근의 실제 기여도에 대 한 고려를 했기 때문에, 다른 연구자들의 제안식보다 더 정확하게 전단강도 를 예측한다는 것을 확인 할 수 있다.

5.결 론

이번 연구에서는 세장한 연결보의 이력거동에서 횡보강근의 효과에 대 해서 알아보았다. 3개의 세장한 대각보강 실험체(형상비= 3.5)를 횡보강근 양(간격)을 변수로 하여 실험을 수행하였다. 또한 이 연구에서 세장한 대각 보강 연결보의 전단강도식을 제안하였다. 이번 연구로부터의 결론은 다음 과 같다.