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ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.30 No.2 pp.69-77
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2026.30.2.69

Shear Strength of Reinforced Concrete Squat Walls in Nuclear Power Plant Buildings Under Bi-Axial Loading According to Aspect Ratio

Yang Hyeon Keun1)*, Park Jun Hee2), Kim Min Kyu2)
1)Post-doctoral Researcher, Structural and Seismic Safety Research Division, Korea Atomic Energy Research Institute
2)Principal Researcher, Structural and Seismic Safety Research Division, Korea Atomic Energy Research Institute
*Corresponding author: Yang, Hyeon Keun E-mail: yanghk@kaeri.re.kr
February 11, 2026 February 23, 2026 February 24, 2026

Abstract


This study investigates the seismic behavior of low-aspect-ratio reinforced concrete (RC) shear walls when subjected to bi-axial lateral loading, using nonlinear finite element analysis. A three-dimensional finite element model was developed with the DIANA program and validated against previously reported experimental results. Subsequently, a parametric study was conducted by varying the wall aspect ratio of horizontal reinforcing bars under both uni-axial and bi-axial loading conditions. The analysis results show that bi-axial loading reduces shear strength by a significant amount compared to uni-axial loading, and the reduction becomes more pronounced as the aspect ratio decreases. For low-aspect-ratio walls, the influence of horizontal reinforcement on shear strength was limited, while sensitivity to bi-axial loading increased. These findings indicate that uni-axial loading–based evaluation methods may overestimate the seismic capacity of low-aspect-ratio RC shear walls.


Bi-axial loading , Squat wall , Reinforced concrete wall , Shear strength , Nuclear power plant

다축하중 상태에서 형상비에 따른 철근 콘크리트 저형 원전 벽체의 전단 강도 감소

양형근1)*, 박준희2), 김민규2)
1)박사후연수생 한국원자력연구원 구조･지진안전연구부
2)책임연구원 한국원자력연구원 구조･지진안전연구부

초록

    1. 서 론

    철근콘크리트 전단벽은 내진 구조물에서 주요 횡력 저항 부재로 널리 사용되고 있다. 특히, 원자력 발전소 보조건물은 지진 하중 하에서의 구조적 건전성과 내진 안전성을 확보하기 위해 RC 전단벽 시스템에 크게 의존한다. 원자력 발전소는 일반적으로 다수의 전단벽이 직교 방향으로 교차하는 격자 형 벽체 배치를 가지며, 이로 인해 구조 거동이 복잡해진다.

    기존 대부분의 실험 및 해석 연구는 RC 전단벽의 내진 성능을 단축 방향의 단일 횡하중 조건에서 평가해 왔다[1-4]. 이에 따라 현행 설계 기준 및 내 진성능 평가 절차 또한 횡하중이 단일 방향으로, 독립적으로 작용한다는 가정을 기반으로 개발되었다. 그러나 실제 구조물의 지진 하중에서의 거동은 수평 두 방향에 대해 동시에 발생하며, 이에 따라 구조 부재에는 이축 횡 하중이 작용하게 된다. 따라서 실제 지진 조건에서의 RC 전단벽의 지진 거동은 기존의 단축 하중 가정에 기반한 예측 결과와 차이를 보일 수 있다.

    다축 하중을 받는 RC 전단벽에 대한 실험적 연구는 시험 장치 구성, 하중 제어 및 계측의 복잡성으로 인해 기술적으로 구현이 매우 어렵다. 그 결과, 이 축 하중 효과를 다룬 실험 연구는 매우 제한적이며, 주요 설계 변수들을 체계적으로 고려한 연구는 아직 부족한 실정이다. 이러한 맥락에서, 실험적으로 재현이 어려운 복합 하중 조건 하에서 RC 전단벽의 지진 거동을 평가하기 위해 비선형 유한요소해석은 효과적인 대안이 될 수 있다.

    Shin and Park[5]는 RC 전단벽에 대한 면외 하중 증가가 면내 전단강도를 감소시키는 경향을 실험 및 유한요소해석 결과로 보여주었으며, Cheng et al.[6]은 면내 및 면외 방향 지진 하중에 대한 RC 전단벽의 비선형 거동 차이를 분석하여 면외 성능이 상대적으로 취약함을 확인하였다. 또한 Niroomandi[ 7]는 이축(bi-directional) loading 조건 하에서 전단벽의 거동을 다각적으로 검토하여 면외 성분이 결합될 경우 전단 성능 및 파괴 모드가 변화 할 수 있음을 제시하였다

    기존 수치해석 및 실험 연구들에 따르면, 이축 하중은 RC 전단벽의 강도 및 강성 감소를 유발할 수 있으며, 균열 양상과 전체적인 거동 특성에도 변화를 초래하는 것으로 보고되고 있다. 그럼에도 불구하고, 이축 하중 하에서 벽체 형상, 특히 형상비(Aspect ratio)가 지진 응답에 미치는 영향에 대해서는 충분히 규정되지 않았다. 형상비는 변형 특성과 하중 전달 메커니즘에 큰 영향을 미치는 중요한 요인이므로, 이축 하중과의 상호작용에 대한 추가적인 검토가 필요하다.

    원자력 발전소 보조건물에서 사용되는 RC 전단벽은 구조적 및 기능적 제약으로 인해 비교적 낮은 형상비를 가지는 경우가 많다. 이러한 전단벽은 이 축 하중의 영향을 더욱 민감하게 받을 가능성이 있으며, 기존 면내 하중 기반 평가 방법으로는 성능 평가를 정확히 수행하지 못할 수 있다. 따라서 이축 하중과 벽체 형상비의 복합적인 영향을 체계적으로 평가하는 것이 필요하다.

    본 연구의 목적은 비선형 유한요소해석을 이용하여 이축 횡 하중을 받는 RC 전단벽의 지진 거동을 분석하는데 있다. 이를 위해 3차원 유한요소 모델을 개발하고, 기존에 보고된 단축 및 다축 하중 실험 결과를 통해 모델을 검증하였다. 이후 검증된 모델을 활용하여 이축 하중과 벽체 형상비의 영향을 중심으로 한 매개변수 해석을 수행하였다. 수치해석 결과는 동일 조건의 단축 하중 해석 결과를 비교하여, 이축 하중 조건에서의 성능 변화 경향 및 응답 특성을 분석하였다.

    2. 철근 콘크리트 전단벽 해석 모델

    2.1 다축 하중 실험

    본 연구에서는 기존에 발표된 실험 데이터를 유한요소모델의 검증 및 비교 평가를 위한 기준 자료로 활용하였다. 해당 실험 프로그램은 원자력 발전소 보조건물 구조를 대표하는 철근 콘크리트 전단벽을 대상으로, 면내 전단 거동에 대한 다축 하중의 영향을 규명하기 위해 수행되었으며, 그 상세한 결과는 Chae and Park[8]에 의해 보고되었다.

    시험체는 원자력 발전소 보조건물에 적용된 구조물을 기반으로 설계되었다. 실험실 규모를 고려하였을 때, 전단벽의 일부를 절취하여 시험체로 제작하였으며, 실제 구조물과 유사한 철근비를 유지하도록 설계하였다. 시험체는 하중 작용 시 전단 지배 파괴 거동이 나타나도록 의도적으로 단부에 추가 수직 철근을 배근하였다.

    Fig. 1은 시험체 상세 단면을 나타낸다. 각 전단벽 시험체의 길이, 높이, 두께는 각각 1,500 mm, 1,200 mm, 180 mm로 제작되었다. 수평 철근비는 0.92%, 복부의 수직 철근비는 2.12%로 제작되었다. 동일한 형상 및 철근비를 갖는 6개의 벽체를 제작하고 면내, 면외, 축력을 다양하게 도입하였다. 본 실험체의 단부에는 비교적 큰 직경(D35)의 수직 철근이 이중 배근 되어있다. 벽체 두께(180 mm)를 고려할 때, 이러한 배근 상세는 일반적인 정착 규정을 엄밀히 만족하기 어렵다. 그러나 본 실험체는 전단 지배 거동을 유도하도록 설계되었으며, 주요 파괴는 단부가 아닌 복부(web)에서 발생하도록 계획되었다. 실제 실험에서도 대각 전단 균열의 진전과 최종 파괴는 D13 및 D19 철근이 배근된 복부 영역에서 발생하였으며, 단부 D35 철근의 정착 거동이 파괴 모드 또는 최대 강도에 영향을 미친 정황은 관찰되지 않았다. 따라서 본 연구에서 수행한 해석 모델 검증 및 전단 강도 비교에 있어, 단부 철근의 정착 조건이 결과에 미치는 영향은 제한적인 것으로 판단된다.

    모든 시험체에서는 대각 전단 균열 발생 이후 전단 파괴가 관찰되었으며, 이를 통해 본 연구에서 의도한 전단 지배 거동이 성공적으로 구현되었음을 확인할 수 있었다. 단축 하중을 받은 시험체의 경우, 축력의 증가에 따라 전단 강도는 다소 증가하는 경향을 보였으나, 연성 능력은 감소하는 것으로 나타났다.

    이축 하중을 받은 시험체에서는 단축 하중 조건에 비해 면내 전단 강도와 연성 능력이 모두 뚜렷하게 감소하는 경향이 확인되었다. 특히 면외 방향 변위 진폭이 크게 가력된 시험체에서는 강도 저하가 더 이른 단계에서 발생하였으며, 그에 따라 조기 파괴가 나타나는 등 면외 하중의 영향이 두드러지게 관찰되었다.

    원자력 발전소 내진 성능 평가 시 저형 벽체의 전단 강도 평가는 Barda [9] 와 Gulec and Whittaker [10]를 바탕으로 평가한다. 해당 실험의 경우 평가 전단강도는 Barda에 의해 SW1의 경우 2,355 kN, SW2와 SW3의 경우 2,492 kN으로 나타난다. 두 값의 차이는 축력비에 따른 차이며, SW2과 SW3는 동일한 상세에 면외 하중차이므로 해당 식에서는 면외 하중을 고려하고 있지 않아 평가 식에 의하면 동일한 강도를 갖는다. 또한 Gulec and Whittaker에 의한 강도는 SW1, SW2, SW3 모두 2,265 kN으로 나타났다. 평가 식에서 Web-crushing에 의한 제한 값에 의해 모든 실험체가 동일한 평가 강도로 계산되었다. 위 평가 식을 바탕으로 실험 결과와 비교한 결과를 Table 1에 나타냈다.

    이와 같은 실험 결과는 다축 하중이 RC 전단벽의 전단 거동에 중대한 영향을 미칠 수 있음을 시사한다. 본 연구에서는 단축 하중 조건에서 수행된 실험 결과를 활용하여 수치해석 모델을 검증하였으며, 이후 이축 하중 및 벽체 형상과 같은 기하학적 변수의 영향을 유한요소해석을 통해 추가적으로 분석 하였다.

    2.2 유한요소 모델

    극한 상태에서의 구조물 응답을 평가하고 주요 설계 변수에 따른 거동 특성을 분석하기 위해, 본 연구에서는 3차원 철근콘크리트(RC) 전단벽 실험체를 대상으로 비선형 유한요소해석을 수행하였다. 해석에는 상용 유한요소 프로그램인 DIANA[11]를 사용하였으며, 실험에서 관찰된 전단 지배 거동과 반복하중에 따른 비선형 응답을 합리적으로 모사하는 데 중점을 두었다.

    전단벽 콘크리트는 8절점 등매질 solid 요소를 사용하여 모델링하였고, 철근은 콘크리트 요소와 독립적으로 거동하는 truss 요소를 사용하여 배근 상세를 직접 반영하였다. 이러한 모델링 기법은 전단벽 내부에서 발생하는 복합 응력 상태와 균열 진전을 보다 현실적으로 모사할 수 있다는 장점이 있다. 철근과 콘크리트 간의 부착 거동은 완전 부착(perfect bond)을 가정하여 모델링하였다.

    실험체의 상부 및 하부에는 하중 가력과 경계조건 구현을 위한 슬래브가 설치되어 있으며, 해당 부위는 벽체에 비해 매우 높은 강성과 철근비를 가지 도록 설계되었다. 실제 실험에서도 상･하부 슬래브에서는 비선형 거동이나 손상이 관찰되지 않았으므로, 해석에서는 해당 부위를 Elastic 재료 모델로 단순화하여 모델링하였다. 이를 통해 해석의 효율성을 확보함과 동시에, 벽체 거동에 대한 영향은 최소화하였다.

    상부 하중 가력 조건은 실제 실험과 동일한 하중 프로토콜을 적용하여 변위 제어 방식으로 수행하였다. 반복 하중 이력 역시 실험 조건을 그대로 반영하여, 하중 증가 및 반전 과정에서의 비선형 거동과 강성 저하 특성을 재현하 고자 하였다. 하부 기초부의 경계조건은 실험에서 기초가 고정된 파일 위치에 해당하는 절점들을 완전 고정(fixed) 조건으로 설정하여 구현하였다.

    콘크리트 벽체와 상･하부 슬래브의 접합부는 실험 과정에서 미끄러짐이나 경계부 균열이 발생하지 않았던 점을 고려하여, 해석에서는 완전 접촉(full contact condition) 조건을 적용하였다. 이를 통해 벽체와 슬래브 사이의 하중 전달이 손실 없이 이루어지도록 모델링하였다.

    직각 방향 인장 균열이 발생할 경우, 콘크리트 내부의 압축 스트럿(strut) 거동은 손상 누적에 의해 약화되며, 이는 반복하중 하에서 더욱 뚜렷해진다. DIANA의 “Reduction due to lateral cracking” 모델[12]에서는 직각 인장 변형률 증가에 따라 압축 응력 전달 능력이 점진적으로 감소하도록 구성 되어 있으며, 반복하중 시 균열 개폐에 따른 강성 저하가 자동적으로 반영된다. 기본적인 콘크리트 재료 모델로는 전단 전달 및 균열 후 거동을 합리적으로 모사할 수 있는 Maekawa Cracked Concrete[13] 곡선을 사용하였다.

    Compressive loading

    σ = K E ( ∈ − ∈ p ) K = exp(0.73 ∈ ∈ c (1-exp(-1.25 ∈ ∈ c ))) ∈ p = ( ∈ ∈ c − 20 7 ( 1 − exp(-0.35 ∈ ∈ c ) ) ) ∈ c

    Compressive unloading

    σ = K E ∈ − ∈ p α α = K 2 + σ 0 K E ∈ 0 − ∈ p − K 2 ∈ − ∈ p ∈ 0 − ∈ p 2

    Compressive reloading

    σ = σ c , max − ( σ c , max − σ 0 ) ∈ c , max − ∈ ∈ c , max − ∈ 0

    이때, ε: the actual total strain, σ: the corresponding stress, εp: the plastic strain, ε0: the total strain at begin of increment, σ0: the corresponding stress at begin of increment εc: the unaxial strain at fc’ ( ∈ c = 2.0 f ′ c E ), εc,max: the maximum compressive strain ever experienced, σc,max: the coressponding stress εtu: the ultimate tensile strain이다.

    반복하중 하에서의 이력 거동은 균열 진전, 철근 항복, 압축 영역 손상 축적에 의해 비선형적으로 변화한다. Maekawa 모델은 경로 의존적(pathdependent) 구성식을 기반으로 하여, 하중 반전 시 강성 저하와 잔류 변형을 재현할 수 있도록 구성되어 있다. 특히 직각 방향 균열이 누적될수록 압축 전달 능력이 감소하므로, 반복하중이 진행될수록 전단 강성 및 최대 강도가 점진적으로 저하되는 특성이 나타난다.

    또한, 콘크리트 인장 영역에서는 반복 하중 하에서 철근과의 상호작용에 따른 인장 강성 유지 효과를 고려하기 위해 JSCE tension stiffening[14] 모델을 적용하였다.

    σ c t = f t ( ∈ t u / ∈ ) c

    이때, σct: average tensile stress of concrete, ε: tensile strain of concrete, ft: tensile strength of concrete, c: power coefficient이다.

    콘크리트의 압축 및 인장 응력–변형률 관계는 Fig. 2에 나타내었다. 콘크리트 압축 응력의 최대값은 실제 실험에서 공시체 시험을 통해 측정된 평균 압축강도인 45.2 MPa를 사용하였다. 과거 실험에서 전단 지배 거동을 유도하도록 설계되었으나, 축하중이 동시에 작용하고 상부 수직 변위를 완전히 구속할 수 없는 조건에서 면내 횡하중이 가력되어 벽체에는 전단력과 함께 휨모멘트가 동시에 발생하였다. 이에 따라 벽체 중앙부에서 휨–전단 상호작용 상태로 형성되며, 주응력 방향은 경사 인장 상태가 된다. 특히 균열이 개시되는 초기 단계에서는 휨의 영향이 상대적으로 크게 작용할 수 있다. 이러한 점을 고려하여 본 연구에서는 ACI 318[15]에서 제시하는 휨인장강도인 4.16 MPa를 콘크리트 인장 강도로 적용하였다.

    철근은 콘크리트 완전 부착(Embeded)로 설정하였다. 철근 모델링에는 항복 이후의 경화 효과를 고려하지 않은 bi-linear 탄소성 모델을 적용하였으며, 각 철근의 항복강도는 실험에서 수행된 재료 시험 결과를 그대로 사용하였다. 이를 통해 재료 비선형성에 대한 불확실성을 최소화하고, 전단벽 전체 거동에 대한 구조적 응답을 명확히 평가하고자 하였다.

    2.3 유한요소 모델의 검증

    유한요소 해석 모델의 검증은 면내 및 면외하중 조건에서 수행된 실험 결과를 이용하여 수행하였다. Table 2는 실험과 해석을 통해 산정된 최대 강도를 비교하여 나타낸 것이다. SW1, SW2는 면내 하중만 가해진 실험체이며, SW1은 축력비 5%, SW2는 축력비 10%를 도입한 실험이다. 또한, SW3의 경우 SW2와 같은 상태에서 면내 하중의 변위 크기와 동일하게 면외 하중을 가한 실험이다. Fig. 3 (a), (b), (c)는 각각 SW1, SW2 및 SW3 시험체에 대해 유한요소해석과 실험에서 얻어진 하중–변위 관계를 비교한 결과를 제시한다. Fig. 3 (d)는 면외 하중 비교를 나타낸다. SW3 시험체에서는 면내 및 면외 방향에 동일한 변위 이력이 가력되었으나, 강성 차이에 따라 실제 발생한 하중 수준은 상이하였다. 실험 결과, 최대 면외 하중은 최대 면내 하중의 약 9.6% 수준으로 나타났다. 또한 면외 하중 응답에서는 Push(168 kN)와 Pull(114 kN) 방향 간 비대칭성이 관찰되었다. 해석 결과에서는 면외 최대 하중이 169 kN으로 계산되었다. 그림에서 확인할 수 있듯이, 해석 결과는 실험에서 관찰된 전체적인 강성, 최대 강도 및 이력 거동을 합리적으로 재현하고 있다. 특히 최대 강도 수준과 이력 곡선의 전반적인 형상이 잘 일치하여, 본 연구에서 제안한 유한요소 모델이 RC 전단벽의 면내 전단 거동을 적절히 모사할 수 있음을 확인하였다.

    3. 변수해석 및 결과

    3.1 해석 변수

    실험 결과를 기반으로 검증된 유한요소 모델을 활용하여, 추가적인 설계 변수에 대한 수치해석을 수행하였다. 본 변수해석의 목적은 RC 전단벽의 형상 및 철근 배근 특성이 전단 거동과 다축 하중 효과에 미치는 영향을 체계적으로 평가하는 데 있다. 이를 위해 기존 검증 모델을 기준 모델(reference model)로 설정하고, 형상비와 수평 철근비를 주요 변수로 선정하여 해석 모델을 구성하였다 해석에서 적용한 축력비는 검증에 사용된 SW2 및 SW3 시험체와 동일하게 10%로 설정하였다.

    형상비 변화에 따른 영향을 평가하기 위해, 기존 해석 모델의 형상비 0.8 을 기준으로, 형상비 0.65 및 0.5의 해석 모델을 추가로 구성하였다. Fig. 4 는 이러한 실험체 모델링을 나타낸다. 형상비 변화는 벽체의 길이는 그대로 유지한 상태에서 벽체 높이를 단계적으로 감소시키는 방식으로 구현하였다. 이를 통해 형상비 감소에 따른 전단 지배 거동의 변화 및 하중 전달 메커니즘의 차이를 분석하고자 하였다.

    한편, 수평 철근비 변화에 따른 영향을 평가하기 위해, 기준 모델 대비 수평 철근비를 단계적으로 감소시킨 해석 모델을 구성하였다. 본 변수해석에서는 수평 철근 감소에 따른 전단 강도 저하를 정량적으로 평가함과 동시에, 전단 강도가 감소한 상태에서 구조물이 다축 하중을 받을 경우 면내 하중만 작용하는 경우에 비해 추가적으로 발생하는 성능 저하를 해석적으로 분석하였다. 이를 통해 철근 배근 수준과 다축 하중 효과 간의 상호작용을 보다 명확히 규명하고자 하였다.

    해석 모델의 구분을 위해, 형상비 및 수평 철근비를 조합한 네이밍 규칙을 적용하였다. 형상비는 0.8, 0.65, 0.5로, 수평 철근비는 93, 74, 56, 37로 각각 표시하고, 이들을 하이픈으로 연결하여 모델명을 정의하였다. 예를 들어, 형상비 0.65, 수평 철근비 0.56%인 해석 모델은 0.65-56으로 표기하였다.

    3.2 해석 결과

    Fig.5는 각 해석 모델에 대해 산정된 하중–변위 곡선을 비교하여 나타내었으며, 해석 결과로 도출된 최대 하중은 Table 3에 정리하였다. 이러한 결과를 통해 형상비 및 수평 철근비 변화에 따른 전단 거동 특성과 다축 하중 효과를 종합적으로 비교･분석하였다. 또한 다축 하중 조건에서는 상부 슬래브 측면의 제어 절점을 벽체와 tie 조건으로 연결하고, 면내 방향과 동일한 진폭의 변위를 면외 방향에도 변위 제어 방식으로 가력하였다. 면내 및 면외 방향에서 발생한 최대 하중은 Table 4에 정리하였다.

    단축 하중 조건(uni-axial loading)에서 수평 철근비 변화에 따른 최대 강도를 비교한 결과, 기준 모델(수평 철근비 93%)의 push (+) 방향 최대 강도는 1862 kN으로 나타났다. 수평 철근비가 74%, 56%, 37%로 감소함에 따라 push (+) 방향 최대 강도는 각각 1844 kN, 1789 kN, 1707 kN으로 점진적으로 감소하는 경향을 보였다. Pull (–) 방향의 경우에도 최대 강도는 기준 모델의 1800 kN에서 1723 kN, 1733 kN, 1661 kN으로 전반적인 감소 경향을 나타냈다.

    다축 하중과 단축 하중 조건에서의 최대 강도 비(Bi/Uni)를 비교한 결과, 수평 철근비 93%, 74%, 56%, 37%에 대해 push (+) 방향에서는 각각 0.93, 0.92, 0.91, 0.91로 나타났으며, pull (–) 방향에서는 각각 0.92, 0.94, 0.90, 0.91로 평가되었다. 이러한 결과는 수평 철근비 감소에 따른 전단 강도 저하와는 별개로, 다축 하중 작용 시 추가적인 강도 감소가 비교적 일관된 비율로 발생함을 의미한다.

    형상비 0.65를 갖는 전단벽 모델에 대해 수평 철근비를 변화시키며 다축 하중 효과를 평가한 결과, push (+) 방향에서의 Bi/Uni 강도 비는 수평 철근 비 93%, 74%, 56%, 37%에 대해 각각 0.84, 0.85, 0.83, 0.89로 나타났다. 이는 형상비가 감소할수록 다축 하중에 의한 강도 저하 효과가 기준 모델(형상비 0.8)에 비해 더욱 크게 나타남을 보여주며, 특히 낮은 형상비를 갖는 전단벽에서 다축 하중 효과가 보다 지배적으로 작용할 가능성을 시사한다.

    형상비 0.5를 갖는 전단벽 모델에 대해 수평 철근비 변화에 따른 해석 결과를 비교하였다. 단축 하중 조건(uni-axial loading)에서 push (+) 방향 최대 강도는 수평 철근비 93% 모델에서 1994 kN으로 산정되었으며, 수평 철근비 74%, 56%, 37% 모델에서는 각각 1917 kN, 1944 kN, 1977 kN으로 나타났다. Pull (–) 방향 최대 강도는 기준 모델에서 –1834 kN으로 나타났고, 수평 철근비 74%, 56%, 37% 모델에서는 각각 –1857 kN, –1855 kN, –1873 kN으로 평가되었다.

    다축 하중 조건과 단축 하중 조건에서의 최대 강도 비(Bi/Uni)를 비교한 결과, 형상비 0.5 전단벽의 push (+) 방향 Bi/Uni 비는 수평 철근비 93%, 74%, 56%, 37% 모델에 대해 각각 0.79, 0.87, 0.79, 0.82로 산정되었다. Pull (–) 방향의 경우에는 각각 0.83, 0.81, 0.80, 0.78로 나타났다.

    Fig. 6은 면외 하중이 고려된 해석 모델에서 최대 강도 시점에 도달했을 때의 수평 철근 변형률 분포를 나타낸다. 비교를 위해 동일 변위 조건에서 면 내 하중만 작용한 해석 모델의 수평 철근 변형률 분포를 검은색 실선으로 함께 제시하였다.

    다축 하중 조건에서는 단축 하중 조건에 비해 수평 철근 변형률 분포가 보다 비대칭적으로 나타나며, 형상비가 낮아지는 조건에서는 벽체 중앙보다 낮은 구간에서 변형률 집중이 증가하는 경향이 관찰되었다. 이는 면외 휨 거동이 면내 전단 거동과 상호작용하면서 철근의 응력 재분배가 발생하였음을 시사한다.

    4. 다축 하중에서의 저형 전단벽의 전단강도

    4.1 수평 철근비에 따른 하중 변화

    본 연구에서 사용한 ‘저형 전단벽’은 형상비(aspect ratio, hw/lw)가 작은 전단 지배 벽체를 의미하며, 일반적으로 squat wall로 분류되는 벽체를 지칭한다. 기존 연구에서는 형상비가 약 1.5 이하인 경우를 squat wall로 분류하며, 특히 형상비 1.0 이하에서는 전단 지배 거동이 두드러지는 것으로 보고 되고 있다. 본 연구에서는 형상비 0.8, 0.65 및 0.5의 벽체를 대상으로 분석을 수행하였다.

    동일한 하중 방향(단축 하중 조건)을 기준으로 수평 철근비 변화에 따른 전단벽의 거동을 비교한 결과, 모든 형상비 조건에서 수평 철근비가 감소함에 따라 최대 전단 강도는 전반적으로 감소하는 경향을 보였다. 특히 형상비 0.8 및 0.65 모델에서는 수평 철근비 감소에 따라 push (+) 및 pull (–) 방향 모두에서 최대 강도의 감소가 비교적 일관되게 나타났으며, 이는 수평 철근 이 전단 균열 구속 및 전단 저항 메커니즘에서 중요한 역할을 수행함을 보여 준다.

    반면 형상비 0.5 모델에서는 수평 철근비 변화에 따른 최대 강도 차이가 상대적으로 작게 나타났으며, 일부 경우에는 수평 철근비 감소에도 불구하고 유사한 수준의 최대 강도가 유지되었다. 이는 저형 전단벽의 경우 전단 거동이 지배적으로 나타나며, 전단 강도가 수평 철근보다는 콘크리트 압축 스트럿 및 수직 철근의 기여에 의해 더 크게 지배되기 때문으로 해석된다. 실제로 저형 전단벽의 전단 강도는 수평 철근보다 수직 철근의 영향을 더 크게 받 는 것으로 보고된 바 있다[16].

    동일한 벽체 상세에서 단축 하중과 다축 하중 조건을 비교하면, 모든 형상비 및 수평 철근비 조건에서 다축 하중 작용 시 최대 전단 강도가 추가적으로 감소하는 경향이 확인되었다. 형상비 0.8 모델의 경우 Bi/Uni 강도 비는 약 0.91~0.93 범위로 나타나 다축 하중에 따른 강도 감소가 비교적 제한적인 수준임을 보여준다. 반면 형상비 0.65 및 0.5 모델에서는 Bi/Uni 비가 보다 낮은 값으로 평가되었으며, 이는 수평 철근비 감소와 관계없이 다축 하중의 영향이 일정 수준 이상으로 작용함을 의미한다.

    4.2 형상비에 따른 성능 변화

    동일한 하중 방향을 기준으로 형상비 변화에 따른 전단벽 거동을 비교한 결과, 단축 하중 조건에서는 형상비가 감소함에 따라 최대 전단 강도가 증가하는 경향을 보였다. 이는 벽체 높이 감소로 인해 전단 지배 거동이 강화되고, 휨 변형의 영향이 상대적으로 감소하기 때문으로 판단된다. 단축 하중 조건에서 형상비 0.8, 0.65 및 0.5 모델을 비교하면, 형상비가 작을수록 하중–변위 이력곡선의 초기 기울기가 증가하고, 전반적인 강성이 커지는 경향이 확인된다.

    그러나 동일한 수평 철근비 조건에서 단축 하중과 다축 하중 조건을 비교할 경우, 형상비 감소에 따라 다축 하중으로 인한 전단 강도 저하 효과는 더욱 뚜렷하게 나타났다. 형상비 0.8 모델에서는 Bi/Uni 강도 비가 약 0.9 수준을 유지한 반면, 형상비 0.65 모델에서는 약 0.83~0.89, 형상비 0.5 모델에서는 약 0.78~0.87 범위로 감소하였다. 이는 형상비가 낮아질수록 다축 하중 에 대한 민감도가 점진적으로 증가함을 의미한다.

    하중–변위 이력곡선(Fig. 5)을 살펴보면, 다축 하중 상태에서 초기 강성 변화가 나타났다. 형상비 0.8, 0.65, 0.5에서 각각 평균 3.4%, 2.7%, 0.8% 증가하였다. 동일한 조건에서 면외 변위가 추가될 경우 높은 강성이 나타나며, 최대 강도 발현 시점이 더 이른 단계에서 발생하는 것으로 나타났다. 이는 다축 하중이 균열 진전과 손상 누적을 가속화함으로써 전단 저항 성능에 부정적인 영향을 미친다는 점을 시사한다.

    이러한 경향은 Fig. 7에 표기된 형상비별 최대 전단 강도 및 Bi/Uni 강도 비 비교 결과에서도 확인할 수 있다. 그래프의 각 표식은 Push와 Pull 방향 최대 하중의 평균을 나타낸다. Fig. 7(a)에 나타난 형상비 0.8 모델의 경우, 수평 철근비 감소에 따라 단축 및 다축 하중 조건 모두에서 최대 전단 강도가 비교적 완만하게 감소하며, Bi/Uni 강도 비는 수평 철근비 변화에도 불구하고 거의 일정한 수준(0.91~0.93)을 유지하고 있다. 반면 Fig. 7(b)에 제시된 형상비 0.65 모델에서는 수평 철근비 감소에 따라 다축 하중 조건에서의 강도 감소 폭이 상대적으로 크게(0.82~0.89) 나타나며, 이에 따라 Bi/Uni 강도 비 역시 형상비 0.8 모델과 비교하면 평균 7% 낮은 값을 보인다.

    특히 Fig. 7(c)에 나타난 형상비 0.5 모델에서도 단축 하중 조건에서는 수평 철근비 변화에도 불구하고 최대 전단 강도가 비교적 일정한 수준을 유지하는 반면, 다축 하중 조건에서는 전반적으로 낮은 강도 수준(0.78~0.87)을 나타낸다. 이로 인해 Bi/Uni 강도 비는 세 가지 형상비 중 가장 낮은 범위로 평가되었으며, 수평 철근비 변화에 따른 일관된 경향보다는 다축 하중 자체에 대한 민감도가 크게 증가한 양상이 두드러진다.

    이와 같이 Fig. 7는 형상비 감소에 따라 단축 하중 조건에서 확보된 전단 강도가 다축 하중 조건에서는 상당 부분 감소할 수 있음을 시각적으로 보여주며, 형상비가 저형으로 갈수록 다축 하중 효과가 전단 거동을 지배하는 주요 요인으로 작용함을 명확히 나타낸다.

    5. 결 론

    본 연구에서는 원자력 발전소 보조건물에 적용되는 저형 철근콘크리트(RC) 전단벽을 대상으로, 다축 하중이 전단 거동에 미치는 영향을 비선형 유한요소해석을 통해 분석하였다. 기존 실험 결과를 바탕으로 해석 모델을 검증한 후, 형상비 및 철근비를 주요 변수로 설정하여 단축 하중과 다축 하중 조건에서의 전단 강도 변화를 비교하였다. 주요 결론은 다음과 같다.

    1. 단축 하중 조건에서 수평 철근비가 감소함에 따라 형상비 0.8 및 0.65 벽체에서는 최대 전단 강도가 점진적으로 감소하였다. 반면 형상비 0.5 벽체에서는 수평 철근비 변화에 따른 강도 차이가 제한적으로 나타났으며, 이는 저형 전단벽의 전단 저항이 수평 철근보다 콘크리트 압축 거동 및 수직 철근의 기여에 의해 더 크게 지배되기 때문으로 판단된다.

    2. 모든 형상비 및 철근 조건에서 다축 하중 작용 시 단축 하중 대비 전단 강도가 추가적으로 감소하였다. Bi/Uni 강도 비는 형상비 0.8에서 약 0.90, 형상비 0.65에서 약 0.85, 형상비 0.5에서 약 0.80 수준으로 나타났으며, 형상비가 감소할수록 다축 하중에 대한 민감도가 증가하는 경향을 보였다.

    3. 동일 형상비 내에서는 수평 철근비 변화와 관계없이 Bi/Uni 강도 비가 유사한 범위로 나타났으며, 이는 다축 하중에 의한 상대적 성능 저하가 철근량보다는 벽체 형상에 의해 보다 지배적으로 결정됨을 의미한다.

    본 연구에서 분석한 벽체는 원자력 발전소 보조건물의 구조적 특성을 반영한 저형 및 과배근 전단벽으로, 일반 건축 구조물의 전단벽과는 형상 및 철근비 측면에서 차이가 있다. 한편, 실제 구조물에서는 전단벽이 단일 방향으로 배치되기보다는 직교 벽체 또는 이형 벽체 시스템으로 구성되는 경우가 일반적이며, 이러한 배치는 면외 변위를 일정 부분 구속할 가능성이 있다. 또한 구조 설계 과정에서는 하중 조합 및 보수적 가정을 통해 양방향 하중 효과가 간접적으로 고려될 수 있다.

    그럼에도 불구하고 본 연구 결과는, 저형 전단벽의 경우 형상비가 감소할수록 다축 하중에 따른 상대적 강도 감소가 일관되게 증가함을 보여준다. 이는 면외 변위의 절대 크기가 크지 않더라도, 면내 전단 거동과 면외 휨 거동의 상호작용에 의해 철근 변형률 분포 및 파괴 모드가 변화할 수 있음을 의미한다.

    따라서 원전 보조건물과 같이 저형 RC 전단벽이 주요 횡력 저항 요소로 사용되는 구조물의 경우, 단축 하중 조건에서 산정된 전단 강도만을 기반으로 한 내진 성능 평가는 다축 하중 효과를 충분히 반영하지 못할 가능성이 있다. 설계적 관점에서는 다축 하중 효과를 명시적으로 고려한 해석 기반 검토 또는 합리적인 보정계수의 도입이 필요할 것으로 판단된다.

    / 감사의 글 /

    This work was supported by the Korea Institute of Energy Technology Evaluation and Planning(KETEP) and the Ministry of Climate, Energy & Environment(MCEE) of the Republic of Korea (No. RS-2022-KP002849).

    Figure

    EESK-30-2-69_F1.jpg

    Test specimen (Chae and Park[8])

    EESK-30-2-69_F2.jpg

    Material models of FEA

    EESK-30-2-69_F3.jpg

    Comparison of test results and FEA

    EESK-30-2-69_F4.jpg

    Finite element model according to aspect ratio

    EESK-30-2-69_F5.jpg

    Load-displacement curve of FEA results

    EESK-30-2-69_F6.jpg

    Comparison of horizontal reinforcing bar strain at maximum shear strength under bi-axial condition

    EESK-30-2-69_F7.jpg

    Comparison of maximum shear strength and Bi/Uni strength ratio according to aspect ratio and horizontal reinforcing bar ratio under uni-axial and bi-axial loading conditions

    Table

    Comparison of test and assessment equation

    Comparison results of test and FEA model

    Maximum strength of analysis model according to aspect ratio and horizontal reinforcing bar ratio

    Maximum strengths in- and out-of-plane directions

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    Journal Abbreviation J. Earthq. Eng. Soc. Korea
    Frequency Bimonthly
    Doi Prefix 10.5000/EESK
    Year of Launching 1997
    Publisher Earthquake Engineering Society of Korea
    Indexed/Tracked/Covered By