2.1 재료 및 배합

경량골재 콘크리트의 굵은골재 및 잔골재는 바텀애시 및 준설토 기반으로 제조된 인공경량골재를 100 % 사용하였다. 보통중량 콘크리트에서 굵은골재는 안산암을, 잔골재는 천연모래를 사용하였다. Table 1에는 사용된 굵은골재 및 잔골재의 물리적 특성을 나타내었다. 경량골재 콘크리트의 굵은골재 및 잔골재의 최대치수는 각각 19 mm 및 4.75 mm이며, NWC에서는 각각 19 mm 및 4.75 mm이다. 경량골재 콘크리트 배합은 ^{Lee and Yang(2018)}에 의해 수행되었던 실내실험 배합표를 이용하였으며, 물-시멘트비($W/B$) 55 %로 충분한 유동성을 확보하여 고성능 감수제를 사용하지 않았다. 또한 LWAC 배합에서는 경량골재의 높은 흡수율에 따른 재료분리를 방지하기 위해서 24시간 사전침수(pre-wetting)를 실시 한 후 24시간 동안 대기에서 건조시켜 표면건조 상태를 유지하였다. 콘크리트 목표 압축강도는 24 MPa로 설정하였는데, 기둥 실험 시 측정된 LWAC 및 NWC의 압축강도는 각각 36 MPa 및 28 MPa로 평가되었다(Table 2).

Table 3에는 사용된 철근의 역학적 특성을 나타내었다. 주철근 및 횡보강근은 각각 직경 16 mm 및 13 mm의 이형철근을 사용하였다. 철근의 항복강도 및 탄성계수는 직경 16 mm의 경우 각각 457 MPa 및 201,501 MPa이며, 직경 13 mm인 경우 각각 457 MPa 및 207,336 MPa이었다.

2.2 실험체 상세

Table 4와 Fig. 1에는 기둥 상세를 나타내었다. 횡보강근 배근간격($s$)은 $A_{sh(ACI)}$의 1.0배, 1.5배 및 2.0배에 해당하는 120 mm, 80 mm 및 60 mm이다. 하지만 하지만 Table 4 및 Table 5와 같이 실험체의 실제 단면의 크기 및 측정된 $f_{ck}$를 고려하면, $A_{sh}$는 LWAC 기둥에서 $A_{sh}$는 0.77, 0.95 및 1.26$A_{sh(ACI)}$로, NWC 기둥에서 0.8, 1.5 및 2.0$A_{sh(ACI)}$로 산정될 수 있다. 모든 기둥의 전체높이는 1,400 mm이며 실험구간의 높이는 600 mm이다. 이때의 형상비($h_{n}/B$)는 약 2.0 인데, 여기서 $h_{n}$는 실험체의 전체 높이를 의미한다. 기둥 상부 및 하부에는 비실험구간에서 지압 및 압축파괴를 방지하기 위하여 500 mm×500 mm×400 mm의 스터브가 설치되었다. 기둥의 주철근으로서 직경 16 mm인 이형철근 8본이 배근되었다. 모든 기둥에서 횡보강으로서 내부 크로스타이는 배근되지 않았다. 실험체 명에서 첫 번째 알파벳은 콘크리트의 종류(L=LWAC, N=NWC)이며, 두 번째 숫자는 $A_{sh}$(1.0=1.0$A_{sh(ACI)}$, 1.5=1.5$A_{sh(ACI)}$, 2.0=2.0$A_{sh(ACI)}$)을 나타낸다. 예를 들어, L-1.0은 $A_{sh}$이 $A_{sh(ACI)}$의 1.0배로 배근된 LWAC 기둥을 의미한다.

Fig. 1 Specimen details (units: mm)

2.3 셋팅상세

중심 축하중은 7,000 kN 용량의 만능재료시험기를 사용하여 분당 0.0001의 축변형률 속도로 가력 하였다(Fig. 2). 기둥 상부는 축하중 가력 시 편심을 제어하기 위해 구좌를 설치하였다. 또한 중심축하중에 따른 기둥의 변위를 측정하기 위해 50 mm 용량의 전기식 변위기(linear voltage displacement transducer, LVDT)를 기둥 4면에 설치하였다.

Fig. 2 Test setup

3.1 균열진전 및 파괴모드

Fig. 3에는 기둥의 파괴모드를 나타내었다. 최대 압축내력($P_{n}$)에 도달시점까지의 균열진전은 모든 기둥에서 유사하였다. 초기균열은 기둥 중앙부에서 수직방향으로 발생하였는데, 이때 $P_{n}$의 약 72~85 % 수준이었다. 이후 균열들은 중심 축하중이 증가함에 따라 기둥의 상부 및 하부로 확장되었다. 최대 압축내력($P_{n}$)시점에서는 피복이 일부 박리되었으며, 주철근의 좌굴도 시작되었다. 최종 파괴시점에서는 코어 콘크리트의 심각한 손상과 주철근의 좌굴로 인해 실험을 종료하였다. 주철근의 좌굴길이는 2.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 LWAC 기둥에서 가장 짧았다. 모든 기둥은 내부 횡보강근이 없음에도 $A_{sh}$에 관계없이 횡보강근의 풀림현상이 없었다. 한편 최대내력 도달 이후 코어 콘크리트의 손상은 NWC 기둥보다는 LWAC 기둥에서 더 크게 나타났다. 균열의 골재 관통 및 취성적 재료파괴 특성으로 인해 LWAC 기둥의 코어에서 손상이 더 급격하고 깊게 나타났다^{(Mun et al. 2021)}.

Fig. 3 Typical failure characteristics of columns

3.2 중심축하중-축변형률 관계

Fig. 4에는 중심 축하중-변형률 관계를 나타내었다. 변형률은 4개의 LVDT(linear variable differential transducers)로 측정된 변위에 실험구간의 길이로 나누어 산정하였다. 중심 축하중-변형률 관계에서 상승구간은 균열 발생 전까지 선형거동을 보였다. 상승 기울기는 NWC보다 LWAC 기둥에서 다소 낮았으며, 2.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 기둥에서 가장 높았다. 초기균열 발생 이후 중심 축하중-변형률 관계는 변형률이 증가함에 따라 축하중이 완만하게 증가하였으며, $P_{n}$ 이후 점진적으로 감소하였다. 최대 압축내력($P_{n}$) 이후 감소 기울기는 $A_{sh}$가 감소할수록 NWC보다 LWAC 기둥에서 더 급격하였다. 결과적으로 하강 기울기는 1.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 LWAC 기둥에서 가장 컸다. 이는 NWC 보다는 LWAC 기둥에서 $A_{sh}$이 작을수록 더 취성파괴 거동을 의미한다.

Fig. 4 Axial load-strain curves of column specimens

3.3 초기균열 하중($P_{cr}$) 및 최대 압축내력($P_{n}$)

기둥의 초기균열하중($P_{cr}$)과 $P_{n}$은 무차원화한 초기균열하중($\eta_{cr}=P_{cr}/(A_{g}f_{ck})$)과 무차원화한 최대내력($\eta_{n}=P_{n}/(A_{g}f_{ck})$)으로 분석하였는데, 이는 기둥의 전체 단면적($A_{g}$)와 콘크리트 압축강도($f_{ck}$)의 영향을 무시하고 설정된 변수만의 영향을 고려하기 위함이다. 경량골재 콘크리트 기둥의 $\eta_{cr}$는 평균 0.93으로서 NWC 기둥보다 20.9 % 낮았으며, 이 낮음의 정도는 1.0$A_{sh(ACI)}$보다 2.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 기둥에서 23.2 % 더 낮았다. 무차원화한 최대 압축내력($\eta_{n}$)은 $\eta_{cr}$와 비슷한 경향을 보였다. 경량골재 콘크리트 기둥의 $\eta_{n}$은 NWC 기둥보다 11.8 % 낮았으며, 그 낮음의 정도는 1.0$A_{sh(ACI)}$로 배근된 기둥보다 2.0$A_{sh(ACI)}$로 배근된 실험체에서 22.2 % 더 현저하였다(Table 5). 한편, ^{ACI 318-19(2019)}에서 제시하는 최대 압축내력($P_{n(ACI)}$)은 다음과 같이 콘크리트와 주철근 하중 전달력의 합으로 제시하고 있다.

여기서, $A_{s}$ 및 $f_{y}$는 각각 주철근의 전체 단면적 및 항복강도를 의미한다. 기둥의 $P_{n}$과 ^{ACI 318-19(2019)}의 공칭 축압축 내력의 비($P_{n}/P_{n(ACI)}$)는 평균 1.21으로 모든 기둥의 $P_{n}$을 안전측으로 예측하였는데, 그 안전측의 정도는 $A_{sh}$이 감소할수록 NWC보다 LWAC 기둥에서 더 낮았다. 이때 2.0$A_{sh(ACI)}$로 배근된 LWAC 기둥의 $P_{n}/P_{n(ACI)}$는 1.20이었지만, 1.0$A_{sh(ACI)}$로 배근된 LWAC 기둥에서는 1.08로 약 10 % 감소하였다. 결과적으로 $P_{n}/P_{n(ACI)}$는 1.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 LWAC 기둥에서 1.08으로 가장 낮았다.

3.4 압축 연성비($\mu$)

구속된 콘크리트의 연성은 ^{Razvi and Saatcioglu(1992)}에 의해 제시된 압축 연성비($\mu =\varepsilon_{85}/0.004$)로 평가하였다. 기존 연구자들^{(Han 2009; Kim 2016; Hwang et al. 2019)}은 $\mu$를 $w_{sh}$($=\rho_{sh}f_{yh}/f_{ck}$)와의 관계로부터 구속효과에 대한 연성을 검증하였는데, 여기서 $f_{yh}$는 횡보강근의 항복강도를 의미한다. Fig. 5에는 실험결과, 기존 NWC 기둥^{(Nagashima 1992; Yang and Kim 2016)} 및 LWAC 기둥의 $\mu$와 $w_{sh}$관계^{(Basset and Uzumeri 1986; Khaloo et al. 1999; Kan et al. 2010; Wu et al. 2018)}를 나타내었다. 압축연성비($\mu$)와 $w_{sh}$의 관계에서 1.0$A_{sh(ACI)}$($w_{sh}$=0.3)로 배근된 NWC 기둥의 $\mu$는 $w_{sh}$가 비슷한 수준의 LWAC 기둥보다 약 27.9 ％ 낮았다. 경량골재 콘크리트 기둥들의 $\mu$는 $w_{sh}$가 증가함에 따라 증가하였는데, 그 증가 기울기는 NWC 기둥들보다 낮았다. 횡보강근 체적지수($w_{sh}$)의 값이 0.2~0.3일 때에 LWAC 기둥의 $\mu$는 NWC 기둥보다 33.6 % 낮았지만, $w_{sh}$의 값이 0.5~0.6일 때에는 그 차이가 41.9 %로 더 현저하게 낮았다. 특히 1.0$A_{sh(ACI)}$($w_{sh}$=0.3)로 배근된 NWC 기둥의 $\mu$는 1.65~1.7인데, 이 값들은 $w_{sh}$가 0.58~0.65로 배근된 LWAC 기둥과 비슷한 수준이었다. 이때 LWAC 기둥의 $w_{sh}$를 $A_{sh}$로 환산하면, 293.13~328.51 ㎟으로 약 1.2$A_{sh(ACI)}$와 비슷하였다. 결과적으로 1.0$A_{sh(ACI)}$(=253.4 ㎟)로 배근된 NWC 기둥과 동등한 수준의 $\mu$를 확보하기 위해서는 LWAC 기둥에서 최소 1.2$A_{sh(ACI)}$ 이상의 $A_{sh}$이 필요한 것으로 사료된다.

Fig. 5 Effect of transverse reinforcement index on axial ductility

3.5 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계

Fig. 6에는 기둥의 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 나타내었다. 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 중심 축하중-변형률 관계에서 피복 콘크리트 및 주철근이 부담하는 하중을 뺀 구속된 콘크리트의 하중을 구속된 콘크리트의 면적으로 나누어 산정하였다^{(Kim 2016)}. 이때 구속되지 않은 콘크리트의 응력-변형률 관계는 ^{Yang et al.(2014)}의 모델을 이용하였으며, 주철근의 응력-변형률 관계는 완전 탄･소성으로 가정하였다. 모든 기둥의 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 상승구간에서 $A_{sh(ACI)}$이 증가함에 따라 초기강성이 증가하였다. 구속된 콘크리트의 최대 응력($f'_{cc}$)이후 구속된 콘크리트의 응력-변형률 거동은 NWC보다 LWAC 기둥에서 더 취성적 경향을 보였다. 이때 하강 기울기는 $A_{sh(ACI)}$가 감소할수록 더 증가하였다.

Fig. 6 Stress-strain curves of confined concrete calculated from the axial load-strain curves of columns

Fig. 7에는 X축과 Y축을 각각 $f'_{cc}$ 및 구속된 콘크리트의 최대응력 시 변형률($\varepsilon'_{cc}$)로 무차원화 시켜 2.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 LWAC 및 1.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 NWC 기둥의 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 나타내었다. 구속된 LWAC의 응력-변형률 관계는 $A_{sh(ACI)}$이 증가함에 따라 하강구간에서 더 완만한 기울기를 보였다. 2.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 LWAC 기둥과 1.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 NWC 기둥의 기울기는 상호 비슷하였다. 2.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 LWAC 기둥의 $w_{sh}$는 1.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 NWC 기둥보다 약 1.6배 컸다. 이를 $A_{sh(ACI)}$로 환산하면 NWC 기둥보다 LWAC 기둥에서 $A_{sh}$가 약 1.2배 이상으로 확인하였다. 결과적으로 1.0$A_{sh(ACI)}$으로 배근된 NWC 기둥에서 얻어진 구속된 콘크리트의 응력-변형률과 동등한 수준의 연성을 확보하기 위해서는 LWAC 기둥에서 최소 1.2$A_{sh(ACI)}$이상의 $A_{sh}$이 필요할 수 있다고 사료된다.

Fig. 7 Typical normalized stress-strain curves of confined concrete obtained in columns

3.6 횡보강근의 콘크리트 구속효과 평가

Table 6에는 LWAC 및 NWC 기둥의 $K_{s}$ 및 $\varepsilon_{c85}$을 요약하여 나타내었다. Fig. 8에는 실험결과와 기존 NWC 기둥^{(Nagashima 1992; Yang and Kim 2016)} 및 LWAC 기둥^{(Basset and Uzumeri 1986; Khaloo et al. 1999; Kan et al. 2010; Wu et al. 2018)}의 $K_{s}$ 및 $\varepsilon_{c85}$를 $w_{sh}$와의 관계로 나타내었다.

Fig. 8에는 실험결과, 기존 NWC 기둥^{(Nagashima 1992; Yang and Kim 2016)} 및 기존 LWAC 기둥의 실험결과^{(Basset and Uzumeri 1986; Khaloo et al. 1999; Kan et al. 2010; Wu et al. 2018)}에 따른 $K_{s}$ 및 $\varepsilon_{c85}$를 $w_{sh}$와의 관계로 나타내었다. 강도증가계수($K_{s}$)와 $w_{sh}$의 관계에서 1.0$A_{sh(ACI)}$($w_{sh}$=0.3)로 배근된 NWC 기둥의 $K_{s}$ 및 $\varepsilon_{c85}$는 $w_{sh}$가 비슷한 수준의 LWAC 기둥보다 각각 평균 40.9 ％ 및 43.3 ％ 낮았다. 기둥의 $K_{s}$ 및 $\varepsilon_{c85}$는 $w_{sh}$이 증가함에 따라 향상되었으며, 그 증가 기울기는 NWC보다 LWAC 기둥이 더 낮았다. 횡보강근 체적지수($w_{sh}$)의 값이 0.2~0.3일 때 LWAC 기둥의 $K_{s}$는 NWC 기둥보다 각각 25.8 % 낮았으며, $w_{sh}$의 값이 0.5~0.6일 때에는 26.3 % 낮은 수준으로 그 차이는 미미하였다. 마찬가지로 LWAC 기둥의 $\varepsilon_{c85}$는 $w_{sh}$의 값이 0.2~0.3일 때 NWC 기둥보다 각각 60.8 %, $w_{sh}$의 값이 0.5~0.6일 때 53.9 % 낮은 수준이었다. 결과적으로 $K_{s}$는 1.0$A_{sh(ACI)}$($w_{sh}$=0.3)로 배근된 NWC 기둥에서 1.64~1.90인데, 이 값들은 $w_{sh}$가 0.65~0.75로 배근된 LWAC 기둥과 비슷한 수준이었다. 이때 0.65~0.75 범위의 $w_{sh}$를 $A_{sh}$로 환산하면, 328.51~379.05 ㎟이다. 이에 따라 1.0$A_{sh(ACI)}$ (=253.4 ㎟)로 배근된 NWC 기둥과 동등한 수준의 $K_{s}$를 확보하기 위해서는 각각 최소 1.3$A_{sh(ACI)}$이상이 필요한 것으로 사료된다. 한편, Fig. 8은 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계가 제시된 논문의 실험결과^{(Khaloo et al. 1999; Nagashima 1992; Yang and Kim 2016)}만을 이용하여 비교하였다.

Fig. 8 Effect of transverse reinforcement index on confinement effect

3.7 기존 구속된 콘크리트 응력-변형률 관계와 실험결과의 비교

Fig. 9에는 축하중-변형률 관계로부터 얻어진 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 ^{Razvi and Saatcioglu(1999)} 및 ^{Yang et al.(2021)}의 예측모델과 비교하였다. 제안모델과 실험결과의 비교는 NRMSE(normalized root mean square error)값을 최대응력 이전 및 이후의 상승구간과 하강구간으로 구분하여 산정하였다(Table 7). ^{Razvi and Saatcioglu(1999)}의 모델은 상승구간에서 NWC 기둥과 유사하였다. 실험결과값 대비 예측값에 대한 NRMSE의 평균($\gamma_{m}$)은 LWAC 기둥에서 0.188으로 0.100인 NWC 기둥보다 낮았다. 하강구간에서도 실험결과값 대비 예측값에 대한 NRMSE의 $\gamma_{m}$는 LWAC 기둥에서 0.583으로 0.088인 LWAC 기둥보다 일치성이 낮았다. 이는 ^{Razvi and Saatcioglu(1999)}의 모델이 상승 및 하강구간에서 구속된 LWAC의 응력-변형률 관계를 다소 과대평가 한다는 것을 의미한다. 반면, ^{Yang et al.(2021)}의 모델은 모든 기둥의 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 잘 예측하였다. 이때 LWAC 기둥의 상승구간 및 하강구간에서 각각 0.059 및 0.087이었으며, NWC 기둥에서는 각각 0.052 및 0.041이었다. 이 값들은 ^{Razvi and Saatcioglu(1999)}의 모델에서 얻어진 값보다 현저히 낮았다. 따라서 ^{Yang et al.(2021)}의 모델은 NWC 대비 LWAC에서 감소하는 구속효과의 합리적으로 평가할 수 있으므로, 축력부재의 내력 및 연성을 효율적으로 예측할 수 있다.

Fig. 9 Comparisons of experimental stress-strain curves of confined concrete and the prediction model(Razvi and Saatcioglu 1999;Yang et al. 2021)