PC판 조립식구조의 거동 연구
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일방향 단순 횡하중을 받는 PC판 조립식 구조의 Ⅰ. 서론 프리캐스트 콘크리트판 조립식 아파트 건축은 전단면 구조로서 벽판의 면 내강성과 바닥판의 판막작용 (Diaphragm Action)으로 저항하게 되어 있어 근본적으로는 현장타 벽식콘크리트구조와 같은 구조이다. 차이가 있다면 PC 판 조립식 벽판구조 특유의 구성 부재간의 접합부의 존재이다. 이들 구성부재간의 조인트는 현장타 벽식 콘크리트 구조와는 다른 역학적 거동을 하게 된다. 더구나 PC판 조립식 벽판 구조는 다종 다양한 접합부상세로 인하여 하중 전달 경로가 복잡하여 역학적 거동의 규명이 곤란하게 되는 일이 적지 않다. 특히 횡하중(lateral load)에 대한 고려나 하중조합에 의한 접합부의 거동은 PC판 조립식 벽판구조 설계상 중요한 사항이다. 본 연구에서는 PC판 조립식 아파트 건축의 각층에서 발생할 수 있는 수직하중과 수평하중 조합하에서의 수평 접합부의 전단거동을 조사하고 그 파괴양상을 평가하여 구조적 측면에서의 접합부 상세설계에 대한 고려사항을 제시하고자 한다. Ⅱ. 시험체 계획 1. 건물 구조 개요 PC 판 조립식 아파트 건축의 구조적 특징은 상호 접합된 PC판 부재가 부축작용(BRACING ACTION)과 판막작용 (DEAPHRAGM)을 통하여 전체적으로 일체화된 하나의 RIGID한 구조 시스템을 형성하여 수평력에 저항하고 구조 안정을 이룩하는 것이다. 본 연구소에서 대상으로 하고 있는 고층아프트 구조 형식은 CROSS WALL 과 SPINE WALL 및 외부 SPANDRE WALL이 일체로 결합되어 작용하중에 저항할 수 있도록 되어 있는 밀폐형의 혼합 시스템 (MIXED SYSTEM)으로서 횡하중에 대하여 유효하게 저항할 수 있고 또한 부분적인 응력 집중에도 효과적으로 분산시킬 수 있는 적절한 구조시스템으로 인식되고 있다.연구 대상의 고층 PC아파트 건축은 프리캐스트 철근 콘크리트판을 벽판 및 바닥판으로 사용한 지상 15층, 지하 1층 규모로서 지상 1층 바닥판 이상은 PC판 조립식 구조이며 지하 기초벽은 현장 철근 콘크리트 구조로 되어있다. 본 연구과제에서의 실험 접합부 대상은 <그림 1> 및 <그림 2>의 구조시스템에 대한 평면도 및 패널 개요도에서 선정하였다.
2. 사용재료 시험체에서 사용하고 있는 재료의 관리시험에 따른 재료의 역학적 성질은 아래와 같다. (1) 콘크리트 PC판 압축강도 Fc28 = 256 ±26㎏/㎠ (평균 ±표준편차) 접합부 콘크리트 Fcg28 = 263 ±23.5㎏(monotonic 시험) 깔 모르터 Fcm = 288 ±68.7㎏/㎠ (2)수직연결볼트 직경 : φ19 Fy = 5.06 ±1 t/㎠ 3. 시험체의 설계 수평 접합부는 상하벽, 바닥판-바닥판이 집성 접합되는 부분으로서 접합위치상으로는 외부접합과 내부접합으로 구분하고 있다. 본 연구에서 설정한 접합부는 내부접합부로서 그 상세는 다음 <그림 3>과 같다. 시험대상 조인트 상세는 <그림 4>와 같은 앵글형과 플레이트 형으로서 Glider Plate의 두께는 12㎜이다. 또한 슬래브의 두께는 14㎝m, 벽체의 두께는 16 ㎝이며 Anchor Bar는 Plat형 D13, 앵글형 D16으로 Plat와 앵글에 각각 <그림 4>와 같이 용접하였다. 플레이트와 앵글에는 각각 조립 및 시공 공차를 고려한 지름 50㎜ 볼트 구멍이 있다. 이 볼트 구멍을 통하여 수직연결 볼트로서 상하 벽판을 서로 연결 접합하게 된다. 실험체의 크기는 고층 PC아파트 구조물의 실물크기에 근접하게 하면서도 실험실의 제약 조건을 만족할 수 있도록 형태와 규격을 선정하였다. 즉, 실제 건물에 배치되어 있는 실물크기로 하는 것을 원칙으로 하였으며 시험체의 선정은 접합면의 구조거동이 고려 대상이므로 층고 2.6m 1/2 지점에서 절취하였고 길이는 3.9m로 하였다. 슬래브-슬래브 접합부는 본 시험의 주요대상이 아니므로 슬래브 판은 간략화하여 폭 36㎝ 절취하여 배근비를 크게 높였다. 그러나 접합부의 접합부분은 실제 상태로 하였다. 벽판의 기본배근은 <그림 5>와 같이 D6 - 100 ×100Wire Mesh로 배근하였다. 그리고 조립시 안정성 확보와 양생시 전도 등에 의한 균열방지를 위한 Insert Hole 이 1.3m 간격으로 설치되었다. 시험체의 상하단부는 각기 실험실의 하부 바닥과 긴결하고 상부의 가력장치와 연결하기 위하여 T자형으로 만들었으며, 특히 가력하중의 균등한 분포와 모우멘트에 의해 발생하는 인장력에 대응하기 위해 철근으로 보강된 T형으로 설계하였다. 또한, 좌우 단부도 횡가력 하중에 의한 국부적인 파손을 막기 위하여 D13 철근을 넣고 Stirrup을 사용하여 보강하였다. 4. 시험체의 제작 및 조립 PC판 제작을 위한 형틀은 해당 공법을 적용하고 있는 제작 공정에 맞추어 강제 몰드를 사용하여 제작하고 탈형을 쉽게 하기 위하여 탈형유를 도포하였다. PC판 콘크리트 타설은 BATCHER PLANT를 이용하여 타설하였으며 다짐은 진동기를 이용한 진동다짐을 하였고 콘크리트 타설과 함께 공시체를 3조(9개)씩 제작하였다. 콘크리트 타설 후 80℃로 약 6시간 동안 증기양생한 후 PC 판 부재의 탈형강도 (약 120㎏/㎠)에서 형틀을 제거하고 대기양생하였으며 공시체는 실험체와 같은 조건에서 양생하였다. 탈형은 시험체를 TIt-UP 방식으로 형틀을 떼어낸 후 크레인을 이용하여 패널을 들어올리는 방식으로 하였다. 제작된 각각의 PC판은 운반시 접합부분의 균열 발생을 방지하기 위하여 대덕 연구단지 소재 한국 해사 기술 연구소내의 구조실험실로 운반한 후 그곳에서 시험체를 조립하였다. 구조 실험실로 운반한 후 그곳에서 시험체를 조립하였다. 구조 실험실 내에서의 조립은 다음과 같이 하였다. 시험체의 수평을 확인하기 위하여 수준기로 사용하였고 시험체를 조립장소로부터 실험장소로의 이동을 위하여 기초부분에 운반고리를 달아 시험체 이동시 변형방지를 하였다. 접합부 콘크리트 및 모르터는 손 비빔하여 충전하고 접합부 양단은 목재 형틀로서 아직 굳지 않은 콘크리트의 누수를 방지하여 양생시켰으며 접합부 콘크리트의 누수를 방지하여 양생시켰으며 접합부 콘크리트는 시방 배합표에 의해 용적 배합으로 환산하여 배합하였다.공시체는 접합부 콘크리트, 모르터 타설과 동시에 제작하였으며 조립이 끝난 후 4주 이상 기건 양생하였다. Ⅲ. 수평 접합부 실험 1. 실험 계획 PC판 조립식 아파트 구조물에 예상되는 응력상태를 고려하여 단순전단, 중심압축, 편심압축에 의한 응력분포형의 작용 하중을 <그림 6>과 같은 형식으로 접합면에 부여한 상태에서 일방향 단순하중(MONOTONIC LOADING)으로 가력하는 것으로 하였다. 본 실험에서 시험체로 선택한 대상 벽체의 층담부담 하중은 약 13.9t으로서 15층 아파트의 1층 접합부에는 209t의 수직 하중이 작용되는 것으로 계산되었다. 그러나 실험 장비의 용량 한계와 수직 하중과 모멘트의 조합을 고려하여 <표1>과 같이 하중계획을 하였다. 대상 시험체수는 10개조로서 <표 1>에서 보는 바와 같다. 이들 시험체명은 접합부 형식 및 응력 분포 상태 등에 따라 분류한 것이다. <표1> Aseries of Specimens
ㆍV = 전단력 ㆍ상부 접합면 상부벽판의 자중은 2.276t이나 상기표에는 포함되지 않음 2. 가력방법 <표1>에서 정한 하중계획에 의하여 수직하중을 일정하게 유지한 상태에서 MS1과 MS2 시험체는 상부접합면으로부터 10㎝, 그 외 시험체는 25㎝상부에 각각 200t Hydraulic Jack을 이용하여 수평하중을 가하였다. MEC와 MTC시험체의 경우는 시험체 상부에 배치된 100t ACTUATOR1 개와 50t ACTUATOR를 사용하여 가력점 반대 부분에 높은 응력이 발생하는 접합부의 실제 응력 상태에 가깝도록 재하하였다. 시험체를 소정의 위치에 정착하고, 시험체의 좌굴을 방지하기 위하여 <그림 8>의 b)와 같이 시험체 길이 방향으로 양슬래브 측면에 6개의 면외좌굴 방지힌지를 설치한 상태에서 행하였다.
3. 측정방법 시험체 표면의 균열 위치를 관찰하기 위하여 수평 접합부 근처의 표면에 백색 수성 페인트를 칠하였다. 시험체의 상부 벽판과 하부 벽판의 위치 이동을 측정하기 위하여 각 판에 Lvdt를 부착하고 기초 부분에는 Dial Gage를 장착하였다. 또한 상부 벽판과 바닥판, 바닥판과 하부 벽판 사이의 벌어짐 (Opening)과 미끄러짐(Slip)을 측정하기 위해 벽판 양쪽으로 Lvdt를 각각 설치하였고 수지 dusdruf 볼트에는 철근용 strain gage를 부착하였다. strain gage를 부착할 때에는 부착지점의 표면을 Grinder 갈아 낸 후 # 400 sand paper를 이용, 약간 거칠게 하여 MM ACID CONDITIONER와 NEUTRALIZER로 닦아 낸 후 볼트의 중심선과 일치하여 부착되도록 하였다. 실험 중 얻어지니 데이터 (변위, STAIN, 하중 등)는 모두 컴퓨터 내에 자동적으로 기록하영T다. 그 중 하중과 하중점 변위는 X-Y PLOTTER를 이용 P-δ 곡선을 실험과 동시에 기록함으로서 순조로운 실험진행을 확인하였다. 시험체에 설치한 변위 측정 장치의 위치와 종류는 <그림 7>에서 보는 바와 같다. 4. 시험체 설치 상황 (TEST SEST-UP) 실험을 위한 시험체 설치 상황은 Fig3.3 및 <그림 1>과 같다. 사진에서 보는 바와 같이 용량 50t, 100t, 150t 용량의 Actuator 3개와 수평 접합부에 전단력을 가하기 위한 200t 용량의 Hydraulic Jack이 설치되었다. Ⅳ. 수평 접합부의 실험 결과 및 고찰 1. 일방향 단순 가력 조건 이 실험에서는 플레이트형 5개조, 앵글형 5개조, 총 10개조의 수평 접합부 시험체가 사용되었는데 최대 전단력, 미끄러짐, 벌어짐 (up, lift), 볼트의 변형, 패널의 상대변위, Base의 변위를 측정하여 수평 접합부의 거동 및 파괴 형태와 전단력 내력을 검토하기 위하여 하중 상태는 <표1>에서와 같이 각기 다른 수직하중과 모멘트를 가한 상태에서 일방향 단순 가력하였다. 2. 각 시험체의 파괴 성상 (1) 시험에 MS1과 MS2 MS1 시험체는 수직하중이 없는 시험체로서 <그림 9>의 전단력-미끌어짐 곡선에서 나타난 바와 같이 13ton 까지는 미끄러짐 및 변형이 일어나지 않았으며 슬래브 하부 미끄러짐이 먼저 발생하여 최대 전단력인 19.3ton에서 까지 진행되다 중단되었다. <그림 11>의 수직연결 볼트에 대한 전단력-변형도 곡선에서 나타난 바와 같이 최대 전단력까지는 변형도가 증가하다가 그 이후에는 미끄러짐의 증가에도 불구하고 볼트의 변형도는 증가하지 않는다. 이는 최대 전단력에서 가력점 반대위치 접합부 볼트의 절단과 가력점 위치 접합부 와샤의 휨 및 절단을 의미한다. <표2> 최대 전단력하에서 접합부 응력
ㆍMS1과 MS2의 경우 M=0.1V 그외의 경우 M = 0.25V 단 V는 수평하중(전단력)는 인장력 <그림 12> 하부벽판과 그라우트 콘크리트 접합면의 미끄러짐 MS2 시험체는 <그림 10>과 같이 슬래브 하부의 미끄러짐은 무시할 수 있는 양이었으며 슬래브 상부 미끄러짐은 <그림 9>에서 보는 바와 같이 최대 전단력이 15.6t인 첫 번째 정점에서 부착력 손실이 일어나 갑작스런 미끄러짐의 증가가 일어났고 <그림 11>의 전단력-변형도 곡선과 같이 수직연결 볼트에도 변형이 발생하기 시작했다. 그 후에 전단력이 21.5t이고 미끄러짐 δt = 30㎜인 점에서 최대 내력을 가지며, 가력점 볼트가 전달되고 3번째 정점인 가력점 반대편의 볼트도 파괴되면서 내력이 갑자기 저하되었다. 위의 두 가지 형식의 접합상세 시험체에서 슬래브 하부 미끄러짐은 상부 미끄러짐에 비하여 상대적으로 미소하였고, <표2>에서 비교한 바와 같이 최대 전단 내력상의 차이는 매우 작다 이는 접합부 상세의 차이라기 보다는 시공 조립의 오차와 실험 오차에 의한 차이로 간주할 수도 있는 범위이다. 내력의 저하는 수직연결 볼트 또는 와샤의 손상과 함께 일어나며 미끄러짐의 양은 접합부의 시공상태 즉 접합면과 플레이트 및 앵글 하부의 깔모르터 채움의 밀실 여부에 따라 최대 내력의 차이가 발생하는 것으로 사료된다. (2) 시험체 MCS1 과 MSC2 이 시험체는 120t축 하중과 25㎝의 가력편심을 가진 수평하중 하에서의 시험으로서 MCS1의 파괴성상은 <그림 12> ~ <그림 14> 에 나타난 바와 같이 107t까지는 가력점 반대 부분의 미끄러짐은 거의 발생하지 않았으나 가력점 부분의 미끄러짐은 약간 (2㎜)발생하여 양단부의 미끄러짐의 차이를 나타내었다. 최대 전달력을 지난 후 전단력이 6ton 감소한 후 미끄러짐의 증가와 함께 다시 107t까지 증가하였으며 전체적으로는 탄소성 거동과 유사한 현상을 보였다. 또한 가력점 부분의 슬래브 하부 미끄러짐이 반대부분에 비해 다소 크게 (1.3㎜)발생하였다. 가력점 반대부분의 수직 연결볼트에 부착된 스트레인 게이지 선이 절단된 관계로 이 부분의 자료는 얻지 못하였으나 육안 관찰에 의하면 절단된 것이 확인되었고, 가력점 부분의 수직연결볼트는 기울어진 상태였다. MCS2의 경우는 MCS1의 실험결과와 같이 최대전단력 98.7t 까지 가력점 반대부분의 미끄러짐은 거의 발생하지 않았고 가력점 부분에는 미끄러짐이 1.8㎜ 발생하였다. 슬래브 하부의 미끄러짐은 상부의 미끄러짐에 비해 상대적으로 작았다. 그리고 수직 중 (120t)의 작용에 의해 최대 전단력이 증가하였다. 이들 시험체에는 일반적으로 판막 작용에 의해 발생되는 등분포한 전단력 분포와는 달리 전단력 가력점에 의한 가력상태에 의하여 다소 등분포하지 않음으로서 양단부의 미끄러짐의 차이를 나타낸 것으로 보이며, 공통적으로 슬래브 하부의 미끄러짐은 <표3>의 비교에서 나타난 바와 같이 상부의 미끄러짐에 비해 상대적으로 작다. 그리고 수직하중(120t)의 작용에 의해 최대 전단력이 증가하였다. (3) 시험체 MEC1과 MEC2 <그림 16> 하부벽판과 그라우트 콘크리트 접합면의 미끄러짐 이 시험체는 수직 방향으로 120t의 하중과 28m의 모멘트를 가하였으며 수평 하중의 편심에 의한 모멘트가 부가된 시험으로서 MEC1의 파괴성상은 <그림 15>~<그림 17>에 나타난 바와 같이 비교적 큰 슬래브 하부 미끄러짐을 보였으며 최대 전단력까지 상부 미끄러짐은 매우 작았고 그 이후 하부에 비하여 큰 미끄러짐을 보였다. 최대 전단력 104.5t(δt = 1.29메 3)에서 가력점 반대부분의 수직 연결 볼트가 먼저 절단되었으며 절단 형상은 휨과 함께 경사 파단형태로 절단되었다. 그리고 미끄러짐의 증가와 함께 패널과 깔모르터의 접합면이 상부벽판 콘크리트와 가력점 반대부분의 상부벽판 하부의 그라우트 콘크리트가 파쇄되어 외부러 밀려나왔다. 전자는 상부벽판과 깔모르터의 접합부 부착 상태가 균일하지 못하여 특히 시공시 깔모르터 외부에서 주입하여 벽판 가장자리에서 응력이 집중된 것으로 보이며, 후자는 모멘트에 의한 최대 압축력을 받으면서 마찰력이 집중되는 현상일 것으로 사료된다. MEC2의 경우는 <그림 15> ~ <그림 17> 것처럼 슬래브 하부 미끄러짐은 무시할 정도로 작았으며 다른 시험체와 마찬가지로 대부분의 미끄러짐이 벽판과 깔 모르터 사이의 접합면에서 일어났다. 수직 연결볼트의 파괴가 다른 시험체와는 달리 최대전단력(97.4t)에서 발생하지 않았고 또한 가력점 부분의 볼트가 먼저 절단되고, 가력점 반대부분의 수직 연결 볼트는 하부의 깔모르터가 충분히 채워지지 않았기 때문으로 사료된다. 결과적으로 수직하중에 의해 모멘트를 가하지 않는 앞서의 MCS시험체와 유사한 거동을 하였으며 최대 전단력 또한 비슷한 값을 보여 전단내력은 모멘트 유무에 큰 관계가 없는 것으로 사료되며 접합상세의 형식(플레이트, 앵글)에 따른 차이는 경미한 것으로 나타났다. (4) 시험체 MTC1과 MTC2 MEC1과 MEC2보다 큰 모멘트를 가하여 최대 전단력 상태에서 영(ZERO) 또는 부 모멘트가접합부거동 최대 전단력에 미치는 영향을 파악하기 위한 것으로서, <그림 18> ~ <그림 20>에서 나타난 것처럼 MTC1의 경우 슬래브 하부 미끄러짐은 관찰되지 않았으며 모든 미끄러짐이 슬래브 상부면에서 발생하였다. 최대 전단력 103.8t에서 δt = 1.35㎜가 생겼으며 그 후 내력이 감소되었다가 점차 증가해 102.2t(δt = 28.9㎜)까지 도달한 후 서서히 하중이 감소하였다. <그림 19> 하부벽판과 그라우트 콘크리트 접합면의 미끄러짐 MTC2의 경우도 MTC1시험체와 마찬가지로 슬래브 하부 미끄러짐은 관찰되지 않았으며 상부 미끄러짐만이 발생하였다. 최대 전단력 104.2t(δt = 0.87㎜)까지 거의 선형변형을 하였으며 그 후 전단내력 감소후 다시 증가하여 69.9t , δy = 0.87㎜에 이른 후 다시 감소하였다, 또한 상부벽판과 깔모르터 접촉면의 벽판 부위가 일부 파쇄되었으며, 가력점 반대부분의 그라우트 현상이 관찰되었다. 가력점 부분의 수직 연결 볼트는 미끄러짐 (δy = 30㎜)에서 절단되었으며 이때 4ton정도의 내력 감소가 나타났고 가력점 반대부분의 수직 연결볼트는 절단되지 않았는데 이는 그라우트 콘크리트의 빠져나오는 현상에 의한 것으로 사료된다. 이 두 형식의 시험체에서 같은 수직하중(120t)을 받는 조건하에서는 모멘트의 대소에 따라 접합부거동에 큰 변화를 나타내지 않으며 접합부 상세형식에 의한 영향도 경미한 것으로 사료된다. (5) 시험체 MCS1A와 MCS2A 이 시험체는 수직하중의 대소가 접합부거동 최대 전단력에 미치는 영향을 파악하기 위한 것으로서 MCS1A의 경우의 수직하중을 가한 상태에서 실시하여 최대전단력 63t(δt = 0.56㎜)을 얻었다. <그림 21> ~ < 그림 23> 및 <표3>에서 보듯이 슬래브 하부 미끄러짐은 무시할 수 있었으며 대부분의 미끄러짐이 상부벽판과 깔모르터의 접단면에서 발생하였다. 최대 전단력에 이를 때까지 미끄러짐은 선형관계를 유지하였으며 그 후 미끄러짐의 증가에 따라 전단력이 감소하였다가 다시 증가하는 계단형상의 변형을 나타냈다. MCS2A의 시험체는 180t의 수직하중에서 실시하여 최대전단력 123.3t (δt = 0./84㎜)를 얻었으며 <그림 21> ~ <그림 23>에 나타난 것처럼 최대 전달력에 도달하였을 때 갑작스런 미끄러짐과 수직하중의 감소와 함께 전단력 저하가 발생하여 실험을 중단하였다. 이 시험에서도 슬래브의 미끄러짐은 발생하지 않고 상부미끄러짐만 발생하였으며 양쪽 수직연결볼트 모두 절단되었다. <표3> 하부접합면 미끄러짐양
ㆍ( ) 는 미끄러짐 비율 결과적으로 볼 때 접합부에 작용하는 수직하중의 대소에 따라 최대전단력은 비례하며, 상당한 압축력이 있는 상태에서는 조인트 형식에 따른 차이는 무시될 수 있는 것으로 판단된다. 5. 결론실물체크기 수평접합부 시험체 10개조에 대한 일방향 단순가략(MONOTONIC LOADING) 시험 결과를 가지고 분석ㆍ 고찰한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다. ① 접합부 상부벽판과 깔모르터 사이의 미끄러짐이 그라우트 콘크리트와 하부벽판과의 접합면 미끄러짐에 비해 크며, 가력점 부분보다 상대적으로 높은 반대편 단부의 압축응력과 전단력의 작용에 의한 것으로 판단되는 가력점 반대편의 수직연결볼트가 먼저 절단되는 현상을 나타냈다. ② 조인트 상세부분의 GIRDER PLATE에 비하여 와샤의 두께가 현저하게 얇아서 수직연결볼트의 절단이전에 와샤가 휘는 현상이 관찰되었다. 이는 수직 볼트와 PLATE GIRDER, 와샤 PLATE 및 매입 철근의 철근량이 설계하중에 동일한 저항성을 갖도록 이들 소재간에 대하여 균형설계(BALANCE DESIGN)의 개념이 고려되어야 한다는 것을 의미한다. ③ 조인트 상세부의 GIRDER PLATE 하부가 깔모르터로 밀실하게 채워져 있지 않는 부분의 수직연결볼트는 순수 전단파괴보다는 휨(BENDING)에 의해 파괴되며 접합면의 전단 거동은 접합매개물(깔모르터, 그라우트 콘크리트)의 접합상태에 따라 크게 변화될 수 있다. ④ 접합부에 작용하는 수직하중의 대소에 따라최대전단력은 비례하며, 상당한 압축력이 있는 상태에서는 접합부의 형식에 따른 차이는 무시될 수 있는 것으로 판단된다.
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