3.1 실험 계획

현장타설 콘크리트 채움형 프리캐스트 중공기둥의 압축거동 평가를 위한 기초연구로써 고려된 주요 변수는 띠철근 양이다. Table 1에는 기둥 시험체의 상세를 나타내었다. 시험체 C는 중공부가 없는 일반 기둥으로서 띠철근은 ACI 318-19(2019)의 특수모멘트 골조에서 요구하는 최소 양을 만족하도록 배근하였다. 시험체 H-S와 H-M는 현장타설 콘크리트 채움형 프리캐스트 중공기둥으로서 띠철근 양은 각각 ACI 318-19(2019)의 특수모멘트 골조와 중간모멘트 골조에서 요구하는 최소량으로 계획하였다.

모든 시험체에서 띠철근은 직경 10 mm의 이형철근을 사용하여 외부 후프와 내부 크로스타이 형식으로 배근하였다(Fig. 2). 크로스타이의 갈고리 형식은 한단 135°, 타단 90°로서 90° 갈고리는 기둥 길이를 따라 교차 배근하였다. 기둥 C와 H-S는 띠철근 배근 간격이 100 mm로서 그 체적비는 약 1.1 %이다. 기둥 H-M은 띠철근 배근 간격이 150 mm로서 그 체적비는 0.7 %이다.

기둥 단면의 크기는 450×450 mm²이며 전체 길이는 1,800 mm이다. 기둥의 형상비는 4.0이다. 기둥 H-S와 H-M에서 중공부 단면은 300×300 mm²로서 전체 단면적에 대한 중공률은 약 44 %이다. 중심 축하중을 받은 기둥에서 가력점에서 응력 집중도의 영향을 최소화하기 위하여 기둥 상부와 하부에서 단면 폭만큼을 제외한 중앙부 900 mm를 실험구간으로 설정하였다. 즉, 변수조건으로서 고려된 띠철근 배근 간격은 실험구간에서만 적용하였으며, 기둥 상･하부의 비실험 구간에서는 띠철근을 50 mm 간격으로 비교적 좁게 배근하였다.

Fig. 2 Specimen details and arrangement of reinforcement

프리캐스트 중공기둥의 경우 중공부 형성을 위하여 중공부 모서리에는 L 형강(45×45×4)과 L 형강을 연결하는 두께 1.2 mm의 강판을 설치하였다. 이들 L 형강과 강판은 압축하중을 전달할 수 있음을 고려하여 주철근 배근 시 이들을 함께 고려하였다. 즉, 기둥 C에서 주철근은 직경 22 mm 이형철근 8본을 배근하였는데, 이때 주철근비는 3.4 %이다. 중공기둥인 H-S와 H-M에서 주철근은 직경 19 mm 이형철근 8본을 배근하였는데, 이형철근 그리고 L 형강과 강판의 단면적을 이형철근으로 환산하였을 때 주철근비는 2.5 %이다.

3.2 콘크리트 양생 및 재료 특성

모든 기둥 실험체의 콘크리트 목표 압축강도는 24 MPa로 설정하였다. 결합재로는 보통포틀랜드시멘트 100 %를 고려하였다. 골재의 최대치수는 20 mm이다. 콘크리트의 압축강도 측정을 위한 공시체는 직경 100 mm의 원주형 시험체를 배합별로 제작하고 기둥과 동일 조건에서 양생하였다. 프리캐스트 기둥 C 그리고 중공기둥 H-S와 H-M의 양생은 평균 50 oC에서 5시간 동안 증기양생을 하고 평균 25 oC에서 대기양생 하였다. 기둥 H-S와 H-M의 중공부 콘크리트 타설은 외주부 영역의 증기양생 이후 재령 1일에서 수행하고 평균 25 oC에서 대기양생 하였다.

각 기둥의 압축실험 시 공시체로부터 측정된 압축강도 및 탄성계수를 Table 2에 요약하였다. 시험체 H-S와 H-M의 외주부와 중공부에서 타설된 콘크리트 압축강도는 비슷한 수준에 있었다. 반면 시험체 C에 타설된 콘크리트 압축강도는 중공기둥 및 설계기준압축강도에 비해 다소 높게 나타났다. 콘크리트의 탄성계수 및 최대응력 시 변형률 값은 측정된 압축강도 수준에서 평가될 수 있는 수준으로 나타났다.

기둥 실험체에 사용된 보강재들의 응력-변형률 관계 및 역학적 특성을 각각 Fig. 3과 Table 3에 나타내었다. 철근 및 L-형강과 강판은 명확한 소성흐름과 변형률 경화역을 보였다. 주철근으로 사용된 직경 19 mm와 22 mm 이형철근의 항복강도는 각각 451 MPa과 452 MPa이다. 띠철근으로 사용된 직경 10 mm 이형철근의 항복강도는 472 MPa이다. L-형강 및 두께 1.2 mm 강판의 항복강도는 각각 228 MPa과 286 MPa이다. L-형강과 강판은 철근에 비해 매우 높은 연신 거동을 보였다.

Fig. 3 Stress-strain curves of steel reinforcements

3.3 측정 상세

기둥의 중심 축하중 실험은 10,000 kN 용량의 오일잭이 설치된 강재 프레임을 이용하여 수행하였다(Fig. 4). 기둥의 축방향 변위는 기둥 4 모서리에서 50 mm 용량의 전기적 변환 변위계(linear variable differential transformer, LVDT)를 실험구간(900 mm)에 설치하여 측정하였다. 실험구간에서 보강재들의 변형률은 콘크리트 타설 전에 부착된 전기저항 변형률(electric resistance strain, ERS) 게이지를 통하여 측정하였다. 기둥 상･하부의 비실험 구간은 아라미드섬유 시트를 이용하여 추가 보강하였다. 하중 증가에 따른 기둥의 변형과 함께 발생할 수 있는 편심의 발생을 최소화하기 위하여 기둥 상부면에 강판과 구좌를 설치하였다. 또한 초기 편심제어를 위하여 기둥의 예상 최대 압축내력의 약 20% 범위 내에서 각 LVDT 변형을 비교하면서 가력판 설치를 조정하였다.

Fig. 4 Test set-up for concentric compression

4.1 균열진전 및 파괴모드

모든 기둥은 실험구간에서 전형적인 압축지배 거동을 보였다. 초기 균열은 최대 내력의 약 76~85 % 수준에서 기둥 중앙부에서 수직으로 발생하고 하중의 증가와 함께 기둥 상･하부면을 향하여 진전하였다. 최대 내력 시점에서 피복 콘크리트의 박리가 서서히 발생하기 시작하였다. 최대내력 이후 주철근의 좌굴이 서서히 발생하면서 코어 콘크리트의 손상이 나타나기 시작하였다. 이때 중공기둥 H-S와 H-M에서는 중공부 형성을 위하여 설치된 L-형강 및 강판의 좌굴도 나타났다(Fig. 5). 보강재들의 심한 좌굴과 함께 외부 후프의 팽창 그리고 크로스타이에서는 90° 갈고리의 벌어짐 등이 나타나면서 기둥의 내력은 현저하게 감소하였다.

Fig. 5 Typical crack propagation and ultimate failure response observed for column H-S

4.2 축하중-축변형률 관계

중심 축하중을 받는 기둥의 축변형률은 4개의 LVDT에서 측정된 변위 값들의 평균 값을 실험구간의 길이로 나누어 산정하였다. 전반적인 압축하중-변형률 관계에 있어서 중공기둥은 일반기둥과 비슷한 거동을 보였다(Fig. 6). 중공기둥 H-S 및 H-M의 최대 압축내력이 일반기둥 C에 비해 낮은 이유는 Table 2에 나타낸 바와 같이 콘크리트 압축강도가 낮기 때문이다. 하지만 하중의 상승 구간에서 압축강성은 중공기둥과 일반기둥에서 매우 비슷하게 나타났다. 더불어 초기 압축균열 발생 후 기둥 강성감소에 따른 변형률의 증가 속도도 세 기둥에서 비슷하게 나타났다. 최대 내력 이후 하중의 감소 속도는 띠철근 양에 중요한 영향을 받았다. 기둥 H-M에 비해 H-S는 띠철근 양이 많음에도 불구하고 두 기둥은 비슷한 최대 압축내력을 보였다. 이는 H-S의 외주부 콘크리트 압축강도가 H-M에 비해 약 13 % 낮기 때문이다. 한편, 기둥 H-S의 최대 내력 이후 내력 감소 기울기가 H-M에 비해 비교적 완만하였다. 중공기둥 H-S는 일반기둥 C와 동일한 띠철근 체적비를 갖고 있음에도 불구하고 최대 내력 이후 하중 감소기울기가 덜 급격하게 나타났다. 이는 기둥 H-S의 콘크리트 압축강도가 기둥 C에 비해 약 23% 낮기 때문으로 판단된다.

Fig. 6 Axial strains of columns against applied axial load

4.3 종방향 보강재들의 축하중 전달 거동

중공기둥 H-S에서 중공부 거푸집용으로 설치된 L-형강 및 강판의 축하중 전달 거동을 주철근과 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. 동일 그림에 기둥의 축하중-축변형률 관계를 함께 나타내었다. L-형강 및 강판은 주철근과 매우 유사한 변형률 진전 거동을 보였다. 하중의 상승부 구간에서 보강재들의 변형률은 선형적으로 증가하면서 기둥의 최대 내력 시 모두 항복에 도달하였다. 이는 기둥의 중공부 형성을 위하여 설치된 L-형강 및 강판도 주철근과 같이 축하중을 전달하고 있음을 의미한다.

Fig. 7 Typical axial strain response of steel reinforcements measured in column H-S

4.4 최대 내력에 대한 설계기준과의 비교

제시된 중공기둥에서 콘크리트와 종방향 보강재들의 하중전달을 고려하면 기둥의 최대 압축내력($P_{n}$)은 ACI 318-19(2019)의 식으로부터 다음과 같이 나타낼 수 있다.

여기서, $f_{ck,\: o}$ 및 $f_{ck,\: h}$는 각각 외주부 및 중공부 콘크리트의 압축강도, $A_{g}$는 기둥의 전체단면적, $A_{hg}$는 중공부의 단면적, $A_{s}$ 및 $f_{y}$는 각각 주철근의 단면적 및 항복강도, $A_{sp}$ 및 $f_{yp}$는 강판의 홀면적 제외한 단면적 및 항복강도, $A_{sl}$ 및 $f_{yl}$는 L-형강의 단면적 및 항복강도을 의미한다. 각 기둥에서 측정된 $P_{n}$과 예측값의 비($\gamma$)는 일반기둥 C 및 중공기둥 H-S와 H-M의 경우 각각 1.14, 1.16, 1.13이다(Table 4). 중공기둥에서 평가된 $\gamma$ 값들은 일반기둥과 비슷한 수준이다. 이는, 제시된 중공기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-19(2019)의 각 재료의 하중전달을 고려한 식을 이용하여 안전측에서 평가될 수 있음을 의미한다.

4.5 기둥의 압축연성비

기둥의 압축연성은 다음에 나타낸 ^{Saatcioglu and Razvi (1992)}의 연성비($\mu$)를 이용하여 평가하였다.

여기서, $\epsilon_{85}$은 기둥의 최대 내력 도달 후 최대 내력의 85% 시점에서 변형률을 의미한다. Fig. 8에는 기존 일반기둥에서 얻은 $\mu$ 값^{(Nagashima et al. 1992; Razvi and Saatcigglu 1994; Razvi and Saatcigglu 1999; Lee 2001; Li and park 2004; Hong et al. 2006)}들과 본 실험결과의 비교를 띠철근 보강지수($\omega_{sh}=$$\rho_{sh}f_{yh}/f_{ck}$)의 관점에서 비교하였는데, 여기서, $f_{yh}$는 띠철근의 항복강도, $\rho_{sh}$는 띠철근의 체적비를 의미한다. 일반적으로 띠철근의 구속에 의한 기둥의 압축연성은 띠철근 양이 많을수록, 띠철근 항복강도 높을수록 그리고 콘크리트 압축강도가 낮을수록 증가한다^{(Razvi and Saatcigglu 1994)}. 이에 따라 띠철근 보강지수가 증가하면 기둥의 압축연성은 높아지는데, 본 실험결과도 이러한 경향을 명확하게 보인다. 중공기둥 H-S는 일반기둥 C와 동등한 띠철근 배근 양을 갖지만 콘크리트 압축강도가 낮아서 다소 높은 $\omega_{sh}$ 값을 보인다. 이에 따라 중공기둥 H-S는 일반기둥 C에 비해 약 1.13배 높은 $\mu$ 값을 보였다. 중공기둥 H-M는 일반기둥 C에 비해 띠철근 배근 양이 2/3 수준이므로 기둥 C에 비해 낮은 연성비를 보였다. 기존 일반기둥의 $\mu$ 값들에 대한 실험결과들과 비교해도 제시된 기술로 제작된 중공기둥은 일반기둥과 동등 수준의 압축연성비를 확보할 수 있다고 판단된다.

Fig. 8 Effect of lateral tie reinforcing index on the compressive ductility of columns

4.6 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계

Fig. 9에는 시험체 H-S에서 압축하중을 전달하는 코어 및 피복 콘크리트, 주철근, L-형강 및 플레이트 등의 하중전달을 나타내었다. 피복 콘크리트의 하중전달은 ^{Yang et al. (2014)}의 비구속 콘크리트의 응력-변형률 관계를 이용하였다. 그리고 종방향 보강재들은 완전 탄･소성 거동으로 고려하였다^{(Park and Paulay 1975)}. 결과적으로 띠철근으로 구속된 코어 콘크리트의 하중전달을 산정하고 이를 코어부 단면적으로 나누어 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 도출하였다. 일반기둥 C에서는 코어 및 피복 콘크리트 그리고 주철근의 하중전달을 고려하여 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 얻었다.

Fig. 10에는 각 기둥 시험체들에서 얻은 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 나타내었다. 동일 그림에 ^{Yang et al. (2021)}의 모델에 의한 예측 곡선을 함께 나타내었다. 중공기둥에서 도출된 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 일반적인 경향^{(Yang et al. 2021)}과 비슷하였다. 이에 따라 중공기둥에서 얻은 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 ^{Yang et al. (2021)}의 모델과 잘 일치하였다. 따라서, 중공부 형성을 위하여 영구 거푸집으로 설치된 L-형강 및 플레이트가 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계에 미치는 영향은 무시할만한 수준이라고 판단된다.

Fig. 9 Typical load transfer contribution of each component of column H-S

Fig. 10 Stress–strain relationship of confined concrete obtained from column tests

4.7 강도증가계수

일반적으로 띠철근의 구속력이 콘크리트의 강도향상에 미치는 영향은 강도증가계수($K_{s}=f_{cc}/0.85f_{ck}$)를 통하여 평가된다^{(Sheikh and Uzumeri 1980)}. Fig. 11에는 기존 일반기둥에서 얻은 $K_{s}$ 값^{(Nagashima et al. 1992; Razvi and Saatcioglu 1994; Razvi and Saatcioglu 1999; Lee 2001; Li and park 2004; Hong et al. 2006)}들과 본 실험결과의 비교를 $\omega_{sh}$의 관점에서 비교하였다. 일반기둥 C 및 중공기둥 H-S와 H-M에서 평가된 $K_{s}$ 값은 각각 1.32, 1.36, 1.19로 평가되었다(Table 4). 압축 연성비 분석에서 나타낸 바와 같이 기둥 실험결과로부터 산정된 $K_{s}$ 값은 중공기술 적용 여부에 관계없이 $\omega_{sh}$의 증가와 함께 증가하는 경향을 보였다. 기존 일반기둥의 $K_{s}$ 값들에 대한 실험결과들과 비교해도 제시된 기술로 제작된 중공기둥은 일반기둥과 동등 수준의 구속효과를 보여주고 있다고 판단된다.

Fig. 11 Effect of lateral tie reinforcing index on the strength gain factor