DBPIA-NURIMEDIA

Size: px

Start display at page:

Download "DBPIA-NURIMEDIA"

익태 좌
5 years ago
Views:

1 Journal of the Korea Concrete Institute Vol. 30, No. 1, pp. 47~58, February, pissn eissn U 형철근과연결철근으로단부구속된특수전단벽의내진성능 송정원 1) 천영수 2) 송진규 1)* 양근혁 3) 1) 전남대학교건축학부 2) LH 공사토지주택연구원 3) 경기대학교플랜트 건축공학과 Seismic Performance of Special Shear Wall with Special Boundary Element Confined by Overlapping Hoops Jeong-Weon Song, 1) Young-Soo Chun, 2) Jin-Kyu Song, 1)* and Keun-Hyeok Yang 3) 1) School of Architecture, Chonnam National University, Gwangju 61186, Rep. of Korea 2) Korea Land and Housing Corporation, Land and Housing Institute, Daejeon 34047, Rep. of Korea 3) Department of Plant Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227, Rep. of Korea ABSTRACT Recently, an alternative design method for lateral confinement of the special boundary elements of special structural walls was added to KBC Specifically, an overlapping hoop consisting of a combination of U-bar and cross tie is used for lateral confinement of the longitudinal reinforcements instead of a closed hoop to improve economic feasibility and constructability, which is based on the concept of a performance-based structural design. For performance-based design, it is very important to check whether the pre-defined performance goal of the structure has been reached through a nonlinear analysis. In this study, a cyclic loading test was performed on seven shear walls to understand the correlation between factors affecting the behavior of the shear wall and nonlinear behavior characteristics and to accumulate data for a nonlinear analysis. The experimental variables are installation of special boundary elements, the magnitude of the gravity load acting on the section of the wall, and lateral confinement spacing for longitudinal reinforcing bars on the special boundary element, and the experimental results are compared and analyzed in terms of deformation capacity, strength and stiffness, and energy dissipation capacity. Keywords : performance-based design, special structural wall, cyclic loading test, seismic performance 1. 서론 1) 구조물이지진을경험하게되면구조물을구성하는각각 의구조부재는비탄성변형을통해에너지를흡수하며, 내 력, 강성, 강도등의성능이저하되어구조물은손상을입는 다. 고층구조물의주된횡력저항요소로사용되고있는철 근콘크리트전단벽은수직방향으로의축하중 ( 고정하중, 활 하중등 ) 과지진으로인한횡하중을함께받게되는데, 이때 전단벽의양단부가적절히구속된배근상세로설계되지못한경우그거동의특성상소성힌지의분배가원활히이루어지지못함으로써압축측벽체하단부만의압괴로갑작스럽게파괴되는매우취성적인형태의파괴모드를갖게된다. 횡력뿐아니라수직하중을지지하는주요부재인벽체의이러한취성적인파괴는구조물전체의안정성저하로이어져 *Corresponding author jgsong@chonnam.ac.kr Received August 14, 2017, Revised October 15, 2017, Accepted November 14, 2017 c2018 by Korea Concrete Institute 붕괴의주된원인이된다 (Korea Concrete Institute 2015; Song 2017). 따라서이러한위험을줄이기위하여세계여러나라의설계기준들은벽체의소성힌지영역에서벽체단부를보강하여벽체가최대강도도달이후파괴시점까지일정수준의연성을확보하도록하는규정을설계기준에포함시키고있다 (The Concrete Society and Deutscher Beton-Verein 2004; Architectural Institute of Korea 2009; Architectural Institute of Japan 2010; ACI Committee ). 예를들면, ACI318(ACI Committee ) 의특수전단벽 (Special shear wall), EN ;2004(The Concrete Society and Deutscher Beton-Verein 2004) 의연성벽 (Ductile wall), AIJ standard(architectural Institute of Japan 2010) 의내진벽 ( 耐震壁 ) 등의이름으로불리는단부보강형벽체들이이에해당하는것으로, 이벽체들의공통점은벽체의양단부일정구간이마치기둥을설치하듯이횡구속철근을배근하여주근을구속하도록되어있다는것이다. 우리나라도건축구조기준 (Korean Building Code, KBC)(Architectural Institute of Korea 2009) 에서 2009년이후구조물의높이제한규정과함께 내진설계시특별고려사항 을통해특수철근콘크리트구조벽체의경계요소설계에관한규 This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License ( by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. 47

성능기반구조설계의기본개념은구조물의성능목표를설정하고목표수준의성능이보장되도록설계함으로써시공성및경제성을도모하는데있다. 이때구조물이목표로하는일정수준의성능을확보했는지여부는개개의부재에대한강도, 연성, 최대강도도달이후의거동, 파괴모드, 복원력특성등이정확히평가, 반영된구조물의비선형모델링과이에대한비선형해석, 그리고적절한기법을적용한성능평가라는일련의과정을통해확인하게된다.

2 정을도입하여시행하고있으며, 최근개정된 KBC 2016(Architectural Institute of Korea 2016) 에서는특수경계요소배근상세에대하여대안설계방법을지정하여그사용을허가하고있다. 이는콘크리트구조벽체단부의횡보강을위한상세규정이지진의발생빈도와위험도가높은미국의규준 (ACI Committee ) 을그대로적용하도록되어있어우리나라의실정과부합되지않으며, 복잡한상세의단부보강으로인해벽단면의적용에제한이있는단점을보완하고자한것으로, 근래에주목받고있는성능기반구조설계의개념에입각한것이다. 성능기반구조설계의기본개념은구조물의성능목표를설정하고목표수준의성능이보장되도록설계함으로써시공성및경제성을도모하는데있다. 이때구조물이목표로하는일정수준의성능을확보했는지여부는개개의부재에대한강도, 연성, 최대강도도달이후의거동, 파괴모드, 복원력특성등이정확히평가, 반영된구조물의비선형모델링과이에대한비선형해석, 그리고적절한기법을적용한성능평가라는일련의과정을통해확인하게된다. 이러한비선형해석및성능평가의과정에서구조부재의비선형거동특성파악은성능에기반을둔구조설계의성패를좌우하는매우중요한요소라볼수있다. 부재단위구조실험은구조부재의거동에영향을미치는변수와비선형거동특성간의인과관계를파악하고구조성능을예측하는수단으로서사용되고있으며, 전단벽의비선형거동특성을파악하기위한연구자들의다양한실험들이진행되어왔다 (Han et al. 1999; Zhang and Wang 2000; Thomsen IV and Wallace 2004; Su and Wong 2007; Seo et al. 2010). 이러한기존의실험적연구들은휨파괴형고층전단벽하부의하중상황을반영하지않고실험체의배근상세와형상비조정을통해파괴모드를조절한경우가대부분이다. 이에본연구에서는 KBC 2016(Architectural Institute of Korea 2016) 에명시된특수경계요소대안상세를갖는휨파괴형벽체를대상으로고층전단벽하부의하중상태를고려한가력계획하에경계요소유무, 전단벽의단면에작용하는중력하중의크기, 경계요소주근의횡구속간격을변수로한구조실험을수행하고, 그결과를변형능력, 강도및강성, 에너지소산능력의관점에서비교 분석하여휨파괴형전단벽의거동에영향을주는인자와비선형거동특성의관계를제시하였다. 2. 실험 2.1 실험계획구조실험의대상건물은층고 2.8 m인 22층의특수전단벽을채용해야하는경우의벽식아파트로정하였다. 건물의높이는 61.6 m, 지반조건 인경우로서내진설계범주 D에해당하며, Fig. 1에실험체를제작하기위한프로토타입벽체를나타내었다. 휨지배형고층전단벽의경우벽체하부의성능에의해전체시스템의성능이결정되므로, 본연구에서 Fig. 1 Floor plan (a) Loading condition (b) Loading application and deformed shape Fig. 2 Loading condition of slender wall Table 1 Experimental variables General wall Special structural wall Boundary element Lateral s confinement RCW RCW SCW SCW-2 U bar D/ SCW SCW-4 Cross tie D/2.5 SCW-5 D/ D : wall thickness s : center-to-center spacing of transverse reinforcement : nominal axial compressive strength of member : gross area of wall section : compressive strength of concrete 48 한국콘크리트학회논문집제 30 권제 1 호 (2018)

는실험실의여건을고려하여 Fig. 2에서와같이최하층벽체를대상으로하여실험체를제작하였다. 이때지진하중으로인한횡하중과전도모멘트, 벽체에작용하는중력하중을수평 수직방향으로설치되는가력기의하중비와유압잭을통하여도입되도록계획하였으며, 이를통해휨이지배적인형상비가큰벽체의휨거동양상을모사하도록하였다.

단부주근에대한횡구속이없는 RCW군실험체 ( 보통전단벽 ) 2개와단부에특수경계요소를설치한 SCW군실험체 ( 특수전단벽 ) 5개총 7개의실물크기실험체는모두동일한수직철근과수평철근으로배근되어기본적으로동일한휨강도를보이도록설계하였으며, Table 1의 3~5열의단부철근에대한횡구속여부,

3 는실험실의여건을고려하여 Fig. 2에서와같이최하층벽체를대상으로하여실험체를제작하였다. 이때지진하중으로인한횡하중과전도모멘트, 벽체에작용하는중력하중을수평 수직방향으로설치되는가력기의하중비와유압잭을통하여도입되도록계획하였으며, 이를통해휨이지배적인형상비가큰벽체의휨거동양상을모사하도록하였다. Table 1에는실험의변수를나타내었다. 단부주근에대한횡구속이없는 RCW군실험체 ( 보통전단벽 ) 2개와단부에특수경계요소를설치한 SCW군실험체 ( 특수전단벽 ) 5개총 7개의실물크기실험체는모두동일한수직철근과수평철근으로배근되어기본적으로동일한휨강도를보이도록설계하였으며, Table 1의 3~5열의단부철근에대한횡구속여부, 횡구속철근의수직방향간격, 단면에작용하는중력하중의크기를변수로하여제작하였다. 총 5개의 SCW군실험체의단부특수경계요소배근상세는모두동일하다. 특수경계요소의길이는전단벽의단면에작용하는압축력의크기에따라달라진다. 본연구에서는 Fig. 3 Development of wall horizontal reinforcement in confined boundary element (a) RCW-1, 2 (b) SCW-1~3 (c) SCW-4 (d) SCW-5 Fig. 4 Reinforcement details of specimen (unit: mm) U 형철근과연결철근으로단부구속된특수전단벽의내진성능 49

앞서기술한대로실험체의기본적인수직 수평철근의배근이같고, KBC2016 의전단벽의휨및전단강도계산식은단부의횡구속여부를고려하고있지않으므로, 7개의실험체는모두동일한휨강도를보이도록설계하였으나, 전단벽의단면에작용하는중력하중의크기에따라 Table 2에나타낸바와같이서로다른휨강도를보일것으로예상하였다. 실험은전남대학교의바이오하우징구조실험동에서실시하였다.

4 압축력의변화가벽체의거동에미치는영향을파악하기위하여특수경계요소의길이를단면성능의 15 % 에해당하는압축력이작용하는경우를가정하여이를기준으로특수경계요소의길이를결정하였다. 단부수직철근에대한횡구속에는 KBC 2016(Architectural Institute of Korea 2016) 의특수경계요소대안상세 (U형철근과연결철근의조합을통해단부를구속하는부분폐쇄형상세 ) 를적용하였다 (Fig. 3 참조 ). Fig. 4와 Table 2에실험체의치수와단면형상및배근상세와이에따른예상강도를나타내었다. 앞서기술한대로실험체의기본적인수직 수평철근의배근이같고, KBC2016 의전단벽의휨및전단강도계산식은단부의횡구속여부를고려하고있지않으므로, 7개의실험체는모두동일한휨강도를보이도록설계하였으나, 전단벽의단면에작용하는중력하중의크기에따라 Table 2에나타낸바와같이서로다른휨강도를보일것으로예상하였다. 실험은전남대학교의바이오하우징구조실험동에서실시하였다. 실험체의설치상황을 Figs. 5~7에나타내었다. 실험체는상부가력보, 벽체, 기초부분으로이루어져있으며, 실험이진행되는동안벽체의면외좌굴현상을방지하기위하여 Fig. 7과같이실험체상부가력보에가이드프레임과볼지그를설치하였다. 실제벽체하부에작용하는중력하중, 전단력및전도모멘트를구현하기위하여, 실험체상부에오일잭을, 반력벽과반력바닥에가력기를각각설치하였다. 횡하중은가력기A에의해전달되며, 모멘트는가력기B와가력기C에의해가해진다. 실제하중조건과동일한하중조건을재현하기위하여각가력기에가해지는하중의비는가력기A : 가력기B : 가력기 C = 1 : 10.6 : -10.6으로유지하였으며, 오일잭과반력바닥을연결하는강봉양단에는힌지를두어실험이진행되는동안작용하중의방향이실험체의중심을향하도록하였다. Fig. 5 Specimen setup Fig. 6 Specimen setup 2.2 재료시험 콘크리트강도시험을위하여콘크리트공시체는 KS F 2403의규정에따라 Ø 의공시체를제작하였으며압 Fig. 7 Guide frame installation for prevention of out-of-plane buckling Table 2 Specimen list B.E Length Boundary (MPa) (MPa) (kn) (mm) (kn m) Ver. Rebar Hor. Rebar End rebar element RCW RCW SCW D13 D10 SCW SCW D10@65 SCW D10@ SCW D10@50 : compressive strength of concrete : yield strength of steel reinforcement : nominal axial compressive strength of member : nominal flexural strength at section 50 한국콘크리트학회논문집제 30 권제 1 호 (2018)

Table 3 Concrete compressive strength (MPa) Modulus of elasticity (MPa) RCW-1 25 26114.69 RCW-2 18 23817.33 SCW-1 23 25500.00 SCW-2 24 25811.01 SCW-3 22 25181.22 SCW-4 21 24854.15 SCW-5 21 24854.

(Standard Deviation) (MPa) (MPa) Elongation (%) Rebar 1 561 671 12 Rebar 2 551 674 13 Rebar 3 555 682 12 556 (4.1) 676 (4.6) 12.3 (0.

5 Table 3 Concrete compressive strength (MPa) Modulus of elasticity (MPa) RCW RCW SCW SCW SCW SCW SCW Avrg. (Standard Deviation) 22.0 (2.31) (757.31) Fig. 8 Lateral loading history Table 4 Material properties of steel reinforcements D10 (SD500) Avrg. (Standard Deviation) D13 (SD500) Avrg. (Standard Deviation) (MPa) (MPa) Elongation (%) Rebar Rebar Rebar (4.1) 676 (4.6) 12.3 (0.47) Rebar Rebar Rebar (2.83) (1.25) 13 (0.82) Fig. 9 Locations of strain gauges (unit: mm) 축강도실험은 KS F 2405에따라산정하였다. 공시체는실험체와동일한기간타설과동일조건에서양생한 3개씩의공시체를사용하였으며, 매실험체마다실험당일강도를테스트하여평균값을사용하였다. Table 3에재료시험에따른압축강도의평균값을나타내었다. 콘크리트강도는실험체에작용하는축력비와밀접한연관이있는값이므로실험수행시오일잭을통해실험체에가해지는압축력의크기산정과실험결과분석시에이를반영하였다. 실험에사용된이형철근의재료시험결과는 Table 4와같다. 2.3 가력방법일반적으로고층벽식구조물에사용되는전단벽의하부에 0.1~0.2 에해당하는중력하중이전달되는것을감안하여단면성능의 10 %, 15 %, 20 % 에해당하는중력하중을계획하였다. 실험체설치가완료된후, 의도한중력하중을오일잭을통해벽체상부의철골가력보에수직방향으로재하하였다. 이때벽체상부콘크리트보의무게, 철골가력보, 상부의철물등의무게를제외하고재하하여로드셀에측정되는하중이계획한축력이되도록조절하였다. 수평하중은역삼각형형태의횡하중을가정하였으며, 이 Fig. 10 Locations of LVDT 하중분포에의해발생하는휨모멘트와전단력의관계가유지되도록가력장치를계획하였다. 횡하중의가력에는 250 kn 용량의엑츄에이터 (Actuator) 를사용하였으며, 가정된역삼각형형태의횡하중으로인해발생하는전도모멘트의구현에는수직방향의 500 kn 엑츄에이터 (Actuator) 2대를사용하였다. 실험체에작용하는반복하중은벽체의상단과하단에설치된 LVDT 측정값의차를기준변위로설정하여이에따른변위제어방식으로가력하였다. 하중이력은 ACI T1.1R-01(ACI Innovation Task Group 1 and Collaborators 2001) 에따라다음단계가이전단계의 125 ~ 150 % 의범위에들도록 Fig. 8에나타낸바와같이계획하였다. 각변위마다강도와강성의저하에대한자료를얻기위 U 형철근과연결철근으로단부구속된특수전단벽의내진성능 51

하여동일변위당 3회씩가력하였으며, 실험은내력이크게저하되는구간까지수행하였다. 실험체의균열은가력이끝나는단계별로구분하여정방향과부방향모두표시하였다. 2.4 계측계획각실험체의전체적인거동과국부적인변형을측정하기위한철근의변형률게이지와변위계의설치위치를 Figs. 9, 10에나타내었다.

6 하여동일변위당 3회씩가력하였으며, 실험은내력이크게저하되는구간까지수행하였다. 실험체의균열은가력이끝나는단계별로구분하여정방향과부방향모두표시하였다. 2.4 계측계획각실험체의전체적인거동과국부적인변형을측정하기위한철근의변형률게이지와변위계의설치위치를 Figs. 9, 10에나타내었다. 소성힌지형성이예상되는위치인전단벽하단에서벽길이의 1/2되는곳을중심으로주근과횡구속철근에변형률게이지를설치하였으며, 실험체의곡률산정과슬립측정, 변위제어를위해총 6개의변위계 (LVDT) 를설치하였다. 3. 실험결과 3.1 균열및파괴양상실험을진행하는동안각실험체별파괴상황을조사하였 다. 균열은중력하중가력직후, 각횡변위비의 3번째싸이클종료직후, 그리고최종파괴시조사하였다. 실험종료후파괴균열모양을 Fig. 11에나타내었다. 보통전단벽 RCW-1과 RCW-2 실험체는횡변위비 0.15 % 구간부터벽체단부에서균열이형성되기시작하였으며, 변위가증가함에따라정, 부방향가력시발생한휨균열이서로교차하면서초기휨균열이휨-전단균열로진행되었다. 두실험체모두변위비 1 % 에이르러양단부에세로방향의압축균열이발생하였으며단부정착및횡구속이없는상세에따라 RCW-1 실험체는 1.5 %, RCW-2 실험체는 1 % 변위비 3회사이클완료후각각 2 %, 1.5 % 사이클진행도중인장측단부주철근의항복과압축측단부콘크리트의압괴가동시에발생하면서벽체의파괴로이어졌다. 이때휨철근은파단되지않았으며, 압축단부주철근이면외로좌굴되어벌어지며압축단부의압괴로인해파괴되었다. 단부에특수경계요소를갖는 SCW군실험체들도모두횡변위비 0.15 % 구간부터벽체단부에서휨균열이형성되기시작하였으며, 변위가증가함에따라정, 부방향가력시발 (a) RCW-1 (0.1 /1.5 %) (b) RCW-2 (0.15 /1.0 %) (c) SCW-1 (0.1 /D/3/SD500/2.5 %) (d) SCW-2 (0.15 /D/3/SD500/2.5 %) (e) SCW-3 (0.2 /D/3/SD500/1.5 %) (f) SCW-4 (0.1 /D/2.5/SD500/2.25 %) Fig. 11 Final cracks and damage distributions (g) SCW-5 (0.1 /D/4/SD500/3.0 %) 52 한국콘크리트학회논문집제 30 권제 1 호 (2018)

7 (a) RCW-1 (0.1 /1.5 %) (b) RCW-2 (0.15 /1.0 %) (c) SCW-1 (0.1 /D/3/SD500/2.5 %) (d) SCW-2 (0.15 /D/3/SD500/2.5 %) (e) SCW-3 (0.2 /D/3/SD500/1.5 %) (f) SCW-4 (0.1 /D/2.5/SD500/2.25 %) Fig. 12 Moment-drift ratio of specimens (g) SCW-5 (0.1 /D/4/SD500/3.0 %) U 형철근과연결철근으로단부구속된특수전단벽의내진성능 53

8 (a) Envelope curves (b) Peak-to-peak stiffness (c) Cycle energy Fig. 13 Comparisons of structural performance for specimens (d) Accumulated energy (a) Envelope curves (b) Peak-to-peak stiffness (c) Cycle energy Fig. 14 Comparisons of structural performance for specimens (d) Accumulated energy 54 한국콘크리트학회논문집제 30 권제 1 호 (2018)

9 생한휨균열이서로교차하면서초기휨균열이휨-전단균열로진행되었다. 또한변위비 1 % 에이르러양단부에세로방향의압축균열이발생하였으며, 이후보통전단벽과비교하여다소느리게균열이진전되어 1.5 % 구간에서최대강도에도달하였다. 최대강도발현후에는추가적인균열의발생은없었으며, 작용중력하중이단면성능의 20 % 인 SCW-3 실험체를제외하고모두 2 % 이상의변형능력을보여주었다. 변위비 2.5 % 에이르러서는기존에발생하였던세로방향균열이급속히진전되어최종파괴에이르렀으며, 소성힌지영역 (0.5 구간 ) 에서의압축측주근의좌굴과동시에발생하는인장측주근의파단으로파괴되는파괴의양상은동일하였다. 3.2 모멘트-횡변위비및모멘트강도 Fig. 12에는각실험체의모멘트-횡변위비이력곡선을나타내었다. 횡하중은동일한횡변위비에서강성및강도저하에관한정보취득을위하여 3회씩반복가력하였다. 단부정착과경계요소가설치되지않은보통전단벽실험체 (RCW-1, 2) 는서서히하중이증가하다가 1.5 % 와 1 % 변위비에서최대강도에도달한이후급격히파괴되는취성적인경향을보였다. RCW-1과 RCW-2를제외한특수전단벽상세를갖는실험체는하중이서서히증가하다가최대하중에도달한이후에는파괴시까지하중증가없이변위만계속증가하는연성적인경향을보였다. Table 5에실험변수와재료시험및구조실험의결과를정리하여나타내었다. 실험체설계시가정했던콘크리트강도는 24 MPa이었으나, 실험당일공시체의압축강도시험결과실험체별로상이한결과를보였다 (Table 3 참조 ). 따라서 Table 5의실험체단면에작용하는중력하중 와실험체의공칭강도 은재료시험을통해얻은재료강도값을반영하여산정한값이며, 와 max 는각각변위비 0.75 % 를기준으로산정한강성과실험체가동일변위의 3회사이클을모두수행한최대변위비를나타낸것이다. 실험체의최대모멘트강도와공칭강도의비는정방향가력시 1.0 ~ 1.1, 부방향가력시에는 0.9 ~ 1.0 사이의값을보여주었다. 정방향가력시의손상으로인하여부방향가력시강도발현이 10 % 정도저하된것으로보이나, 전체적인강도발현의양상은단부횡보강유무와직접적인관련이없었으며, 특수경계요소가있는전단벽의휨설계에설계기준상의단면설계식을적용가능함을확인하였다. 또한작용축력이증가한경우초기강성과최대모멘트강도는증가하였으나변형성능이다소저하되는것으로나타났다. 3.3 연성및에너지소산능력 Fig. 13에는벽체에단면성능의 10 % 에해당하는중력하중이작용하는경우에해당하는실험체에대한실험결과를정리하였다. 단부에정착및경계요소가없는 RCW-1 실험 체와단부에경계요소가있는 SCW-1, 4, 5 모두하중-변위관계포락곡선상의최대강도발현시점이동일하였다. SCW-1, 4, 5 실험체의경우최대강도발현시점이동일하고, 변위비 0.75까지의초기강성값 (Table 5 참조 ) 과강성의변화의추이및소산된에너지의양이유사하나, 변형능력은각각 2.5 %, 2.25 %, 3 % 로뚜렷한차이가있었다. 이는 SCW-1, 4, 5 실험체의특수경계요소횡구속철근수직방향간격차이에기인한것으로수직방향간격이조밀하여구속정도가클수록전단벽단부의압축력에대한저항성능이향상되어압괴가지연됨으로인하여변형성능이높아진것으로판단된다. Fig. 14는벽체에작용하는중력하중의크기를변수로한실험결과를정리하여나타내었다. 벽체에작용하는중력하중의크기와초기강성, 최대강도와는비례, 변형능력과는반비례하는경향을보였다. 이러한경향은단부보강이없는벽체의경우에약 10 % 정도더크게나타났다. RCW군실험체의수직철근변형률측정의결과를 Fig. 15 에나타내었다. 단부정착과경계요소가없는 RCW-1, 2 실험체의경우 0.75 ~ 1.0 % 구간까지는선형적인변형률분포를보여주다가최대강도도달이후실험체가급격히파괴되며인장측단부철근의변형률이급격히증가하였다. Figs. 16과 17은 SCW군실험체의수직철근과특수경계요소횡구속철근에대한변형률측정결과를나타낸것이다. 경계요소가있는 SCW-1~5 실험체의경우변위비 1 % 를넘 Table 5 Test results (s) (MPa) max max (kn m) (kn m) max (%) RCW (-) RCW (-) SCW (D/3) SCW (D/3) SCW (D/3) SCW (D/2.5) SCW (D/4) : nominal axial compressive strength of member : gross area of wall section : compressive strength of concrete D: wall thickness s: center-to-center spacing of transverse reinforcement : initial stiffness of moment-drift curve : nominal flexural strength at section max : maximum drift ratio U 형철근과연결철근으로단부구속된특수전단벽의내진성능 55

(a) RCW-1 (0.1 /1.5 %) (b) RCW-2 (0.15 /1.0 %) Fig.

10 (a) RCW-1 (0.1 /1.5 %) (b) RCW-2 (0.15 /1.0 %) Fig. 15 Strain of longitudinal reinforcing bars (a) SCW-1(0.1 /SD500/2.5 %) (b) SCW-2 (0.15 /D/3/SD500/2.5 %) (c) SCW-3 (0.2 /D/3/SD500/1.5 %) (d) SCW-4 (0.1 /D/2.5/SD500/2.25 %) Fig. 16 Strain of longitudinal reinforcing bars (e) SCW-5 (0.1 /D/4/SD500/3.0%) 56 한국콘크리트학회논문집제 30 권제 1 호 (2018)

(a) SCW-1 (0.1 /D/3/SD500/2.5 %) (b) SCW-2 (0.15 /D/3/SD500/2.5 %) (c) SCW-3 (0.

17 Strain of overlapping hoops (e) SCW-5 (0.1 /D/4/SD500/3.

최대강도도달이후변형률이거의선형성을유지하다가급격히파괴되는 RCW군실험체와는달리 SCW

11 (a) SCW-1 (0.1 /D/3/SD500/2.5 %) (b) SCW-2 (0.15 /D/3/SD500/2.5 %) (c) SCW-3 (0.2 /D/3/SD500/1.5 %) (d) SCW-4 (0.1 /D/2.5/SD500/2.25 %) Fig. 17 Strain of overlapping hoops (e) SCW-5 (0.1 /D/4/SD500/3.0 %) 어서며단부수직철근과소성힌지형성구간인벽길이의 1/2 지점이내의횡구속철근에변형률이집중되는경향을보여주었다. 최대강도도달이후변형률이거의선형성을유지하다가급격히파괴되는 RCW군실험체와는달리 SCW 군실험체는최대강도도달이후에비탄성거동을시작하며특수경계요소횡구속철근이코어콘크리트를구속하여전단벽의압축단부의압축력에대한저항성능을향상시켜압괴를지연시킴으로서인장측수직철근에응력이고르게분배되도록하고있음을알수있었다. 이는전술한횡구속정도의차이에따른변형능력의차이, 인장측철근의파단과압축측단부콘크리트의압괴가동시에발생하는파괴양상 과도일치하는결과이다. 4. 결론고층형전단벽의거동특성파악을위한 7개의전단벽에대한구조실험의결과를요약하면다음과같다. 1) 보통전단벽 2개와특수전단벽 5개의총 7개의전단벽을대상으로단면성능의 10, 15, 20 % 에해당하는압축력을도입하여반복주기하중재하실험을수행한결과단면에작용하는중력하중의크기와전단벽의초기강성및최대강도는정비례의관계에전단벽의변형능 U 형철근과연결철근으로단부구속된특수전단벽의내진성능 57

12 력과는반비례의관계를보였다. 2) 특수경계요소주근에대한횡구속철근의수직방향간격이 D/4, D/3, D/2.5인실험체의거동특성을비교한결과횡구속철근의수직방향간격이조밀할수록전단벽의변형성능이높게나타나횡구속철근의수직방향간격과전단벽의변형성능이반비례함을확인하였다. 3) 0.75~1.0 % 사이의변위비구간까지는경계요소유무와무관하게벽체의수직철근의변형률이선형적분포를보여주었다. 이후단부에특수경계요소가있는 SCW군실험체에서는비탄성거동영역에서단부횡구속철근의코어콘크리트구속효과로인하여인장측의수직철근에서도지속적인변형률증가가나타났다. 4) SCW-4 실험체의횡구속철근배치간격은설계기준의횡구속철근의수직방향간격제한조건 (1/3 부재최소단면치수이하 ) 을초과하는경우이나이경우에도설계기준에서요구하는변형능력이상의변형능력을보유하고있음을확인하였다. 이는단부의횡구속철근수직배치간격에따른벽체거동특성규명을위한추가적인연구의필요성을나타내는것으로, 이를통해적절한구조적성능을확보함과동시에시공성과경제성을향상시키는성능설계를위한기반자료를확보할수있을것으로보인다. 감사의글 이연구는한국토지주택공사 (LH) 의연구비지원에의해수행된 구조벽체및연결보의비선형이력모델보정 (calibration) 을위한실험용역 과제의연구결과중일부이며, 2014 년도정부 ( 미래창조과학부 ) 의재원으로한국연구재단의지원을받아수행되었습니다 (No. NRF- 2014R1A2A2A ). References ACI Committee 318 (2014) Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI ) and Commentary. USA, MI: American Concrete Institute. ACI Innovation Task Group 1 and Collaborators (2001) Acceptance Criteria for Moment Frames Based on Structural Testing (ACI ITG/T1.1-01) and Commentary (ACI ITG/T1.1R-01). USA, MI: American Concrete Institute. Architectural Institute of Japan (2010) AIJ Standard for Structural Calculation of Reinforced Concrete Structures. Japan, Tokyo: Architectural Institute of Japan. Architectural Institute of Korea (2009) Korean Building Code- Structure, KBC. Korea, Seoul: Architectural Institute of Korea. Architectural Institute of Korea (2016) Korean Building Code- Structure, KBCS. Korea, Seoul: Architectural Institute of Korea. Han, S. W., Oh, Y. H., and Lee, L. H. (1999) Effect of Edge Confinement on Deformation Capacity in the Isolated RC Structural Walls. Journal of the Korea Concrete Institute 11(6), (In Korean) Korea Concrete Institute (2015) Experimental study for nonlinear model calibration of structural wall and coupling beam. Korea, Seoul: Korea Concrete Institute. Seo, S. Y., Oh, T. G., Kim, K. T., and Yoon, S. J. (2010) Hysteretic Behavior of R/C Shear Wall with Various Lateral Reinforcements in Boundary Columns for Cyclic Lateral Load. Journal of the Korea Concrete Institute 22(3), (In Korean) Song, J. W. (2017) Seismic Performance of Special Shear Wall with Special Boundary Elements Confined by U bar and Cross Tie. Ph.D. Thesis. Chonnam National University. Su, R. K. L. and Wong, S. M. (2007) Seismic Behavior of Slender Reinforced Concrete Shear Walls Under High Axial Ratio. Engineering Structures 29(1), The Concrete Society and Deutscher Beton-Verein (2004) European Standard EN :2004., Eurocode8 : Design of Structures for Earthquake Resistance. UK, London: British Standards Institution. Thomsen IV, J. H. and Wallace, J. W. (2004) Displacement-Based Design of Slender Reinforced Concrete Structural Walls-Experimental Verification. Journal of Structural Engineering 130(4), Zhang, Y. and Wang, Z. (2000) Seismic Behavior of Reinforced Concrete Shear Walls Subjected to High Axial Loading. ACI Structural Journal 97(5), 요약개정된 KBC 2016에서는특수철근콘크리트구조벽체의경계요소설계에관한대안설계방법을제시하고있다. 기존의내진갈고리를갖는폐쇄형스터럽을 U형철근과연결철근의조합으로이루어진부분폐쇄형방식으로대체가능하도록하여시공성과경제성을도모하도록한것으로, 이와같은변화는근래에주목받고있는성능기반내진설계의개념에입각한것이다. 성능기반내진설계에서는비선형해석및성능평가을통한구조물의성능목표만족여부확인이매우중요한요소이다. 이에본연구에서는휨파괴형전단벽의거동에영향을주는인자와비선형거동특성의상관관계파악및전단벽의비선형해석을위한근거자료축적을목적으로부분폐쇄형단부보강상세의휨파괴형전단벽을포함한 7개의실험체에대한반복주기하중재하실험의결과를제시하였다. 실험은경계요소유무, 전단벽단면에작용하는중력하중의크기, 경계요소주근의횡구속간격의세변수에대하여진행되었으며, 그결과를변형능력, 강도및강성, 에너지소산능력의관점에서비교 분석하여휨파괴형전단벽의거동특성인자와비선형거동특성의관계를기술하였다. 핵심용어 : 성능기반내진설계, 특수철근콘크리트구조벽체, 주기하중재하실험, 내진성능 58 한국콘크리트학회논문집제 30 권제 1 호 (2018)

<INPUT DATA & RESULT / 전단벽 > NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m)

<INPUT DATA & RESULT / 전단벽 > NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m) (kn) 휨 전단 축력 종합 1 2W1 300 3400 4500 수직 2EA- D13 @150