3.1 실험체 상세

Table 1과 Fig. 2에는 SSC를 이용하여 주요변수에 따라 제작된 총 12개의 지하합성벽 실험체의 상세를 나타내었다. 주요변수는 CIP 말뚝의 단면형상, CIP 말뚝의 인장력을 분담하는 보강재의 종류 및 가력 방향이다. CIP 말뚝의 단면은 원형(직경 400 mm)과 사각형(280 mm×345 mm)으로 설정하였다. 사각형인 CIP 말뚝의 단면은 원형인 CIP 말뚝 단면과 동일하도록 등가하였다. 이와 같이 원형인 CIP 말뚝과 사각형으로 등가시킨 CIP 말뚝으로 제조한 이유는 ^{KDS 21 30 00 (2022)}에서 제시된 등가개념의 직사각형 단면을 갖는 CIP 말뚝의 설계 가능성을 검토하기 위함이다.

특히 여러 연구자들^{(Rimovskis and Sabaliauskas 2012; Nisticò and Monti 2013; Poulos et al. 2019)}은 원형단면을 갖는 부재는 깊이에 따른 단면의 폭의 변화로 휨 강도 계산이 복잡함을 강조하였으며, 원형단면을 사각형으로 등가한 단면으로 가정하는 것이 간편한 휨 설계가 가능함을 보였다. 주요변수인 CIP 말뚝의 인장력을 분담하는 보강재의 종류는 H형강, 이형철근 및 강판으로 설정하였다. Fig. 2(a)~(d)에 나타낸 바와 같이, H형강과 이형철근은 CIP 말뚝 공법에서 가장 일반적으로 사용하는 배근상세이다. H형강의 단면상세는 250 mm×175 mm×7 mm×11 mm이며, 이형철근은 18개의 직경 16 mm를 사용하였다. 특히, 강판이 적용된 지하합성벽은 75 mm×9 mm의 단면상세를 갖는 강판재를 CIP 말뚝 단면에서 최 외단측에 설치함으로서 H형강과 이형철근으로 배근된 실험체보다 적은 물량으로 인장력을 최대한 발휘할 수 있는 상세로 보완한 실험체이다. 지하합성벽 실험체에서 CIP 말뚝의 개수는 H형강과 철근을 사용하는 단면에서 1개로, 이형철근과 강판을 사용하는 단면에서 2개로 구성하였다. 이는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 약 1.2 m 간격으로 H형강을 사용한 말뚝 1개와 이형철근을 사용한 말뚝 2개로 구성된 CIP 말뚝의 상세를 고려한 것이다. Table 1에 나타낸 바와 같이 합성단면에서 주인장 보강재의 보강비는 H형강을 사용한 실험체에서 0.0216~0.0238이며, 이형철근을 사용한 실험체에서 0.0141~0.0143이며, 강판을 사용한 실험체에서 0.0159~0.0162이다. 한편, 가력 방향은 실제 토압이 지하합성벽에 작용하는 영향을 반영하기 위하여 정방향(정모멘트)와 부방향(부모멘트)으로 설정하였다.

CIP 말뚝내의 후프철근(이형철근 직경 13 mm) 그리고 CIP 말뚝과 RC 지하외벽 사이에 설치되는 SSC 전단연결재는 정 및 부방향에서 각각 350 mm 및 180 mm의 간격으로 배근하였다. CIP 말뚝과 지하외벽의 계면에서 100 % 합성률을 구현하기 위해 SSC 전단연결재의 간격은 ^{AISC 360-16 (2016)}에서 제시하고 있는 100 % 합성률일 때의 전단연결재의 전단내력($\min =$$\left\{0.85f_{ck}A_{c},\: f_{y}A_{s},\: \sum V_{sc}\right\}$)을 기준으로 결정하였는데, $f_{ck}$는 콘크리트 압축강도를, $A_{c}$는 콘크리트의 단면적을, $A_{s}$와 $f_{y}$는 각각 인장측에서 보강재의 단면적과 항복강도를, $V_{sc}$는 전단연결재의 전단강도를 의미한다. CIP 말뚝이 2개로 제조된 실험체들에서 CIP 말뚝 사이에는 CIP 말뚝과 동일한 압축강도를 갖는 콘크리트로 타설하였다. 모든 실험체에서 RC 지하외벽의 단면은 800 mm×175 mm로 제작되었다. RC 지하외벽 내의 수직철근은 3개의 이형철근 13 mm와 5개의 16 mm를 혼합 배근하였으며, 수평철근은 직경 10 mm의 이형철근을 이용하여 400 mm 간격으로 배근하였다. 모든 지하합성벽 실험체의 전체길이는 3,800 mm이며, 지점간의 거리는 3,400 mm이다. 모든 실험체는 실제 현장조건을 고려하기 위해서 CIP 말뚝과 RC 지하외벽을 분리하여 제조하였다. SSC를 포함하는 CIP 말뚝은 철근 배근 및 거푸집을 설치하여 콘크리트를 타설하였으며, 한달 동안 양생하였다. 이후에는 먼저 제조된 CIP 말뚝 위에 지하외벽의 철근 배근과 거푸집을 설치하여 콘크리트를 타설하였다.

Fig. 2 Details of sectional dimensions and reinforcement arrangement for specimens

3.2 사용재료

Table 2에는 지하합성벽 실험체에서 이용된 배합표를 나타내었다. 배합표에서 콘크리트의 목표 압축강도($f_{cd}$)는 CIP 말뚝 및 RC 지하외벽에서 각각 21 MPa 및 30 MPa로 설정하였다. 구조실험 직전에 측정된 압축강도는 CIP 말뚝 및 RC 지하외벽에서 각각 20.8 MPa 및 32.2 MPa으로 $f_{cd}$와 비슷한 수준이었다.

Table 3에는 사용된 철근의 역학적 특성을 나타내었다. 직경 10 mm, 13 mm 및 16 mm인 철근의 항복강도는 각각 452 MPa, 437 MPa 및 467 MPa이었으며, 인장강도는 각각 560 MPa, 580 MPa 및 635 MPa이었다. H형강, 강판 및 SSC 전단연결재의 항복강도는 각각 311 MPa, 314 MPa 및 294 MPa이었으며, 인장강도는 각각 472 MPa, 468 MPa 및 433 MPa이었다.

3.3 가력 및 측정 방법

Fig. 3에는 지하합성벽 실험체의 가력 상세를 나타내었다. 모든 실험체는 회전단을 이용하여 양단의 지점을 힌지로 모사하였다. 하중은 3,000 kN의 용량을 갖는 오일 잭을 이용하여 보의 경간 중앙에서 4점 재하하였다. 실험 도중 하중의 변화는 오일잭 하부에 설치한 2,000 kN 용량의 로드셀을 이용하여 측정하였으며, 로드셀에 연결된 데이터로거(TDS 303)으로부터 실시간으로 하중 및 변위의 데이터를 취득하였다. 변위는 최대모멘트 구간인 실험체 중앙 및 가력점 하부에 100 mm 용량의 변위계를 3개 설치하여 측정하였다. 인장보강재의 변형률은 CIP 말뚝 내의 철근 또는 강재에서 최외단측에 부착된 철근게이지, 그리고 지하외벽의 수직철근에 부착된 철근게이지로부터 측정하였다.

Fig. 3 Test set-up

4.1 균열진전 및 파괴모드

Fig. 4에는 각 지하합성벽 실험체의 최종 파괴 시 형상을 나타내었다. 모든 실험체의 균열진전, 인장보강재의 항복이 동반되는 전형적인 휨 파괴모드의 경향을 보였다. 모든 지하합성벽 실험체의 초기 휨 균열은 최대 모멘트 구간에서 콘크리트 인장 측에 발생하였으며, 하중이 증가함에 따라 압축측과 반력지점 방향으로 동시에 진전되었다. 이러한 균열 경향에 대해 CIP 말뚝의 단면형상에 의해 미치는 영향은 미미하였다. 하지만, CIP 말뚝내에 인장재로서 이형철근으로 배근되고 부방향으로 재하된 지하합성벽 실험체에서는 인장재로서 H형강이나 강판이 설치된 실험체보다 더 많은 수의 휨 균열이 발생하였다. 또한, 휨 균열의 폭은 CIP 말뚝 내에 인장재로서 H형강이나 강판이 설치된 지하합성벽 실험체에서 현저하게 발생하였다. 이는 이형철근의 리브가 콘크리트와의 계면에서 발생하는 부착응력을 향상시켜 균열폭이 작은 다수의 휨 균열을 발생시키기 때문이다^{(Park and Paulay 1975)}. 이로부터 CIP 말뚝내의 주철근으로서 배근된 이형철근이 부모멘트 저항에서 휨 균열을 분산시키는 데 효과적임을 확인할 수 있었다.

Fig. 4 Crack propagation and failure mode

4.2 하중-처짐 관계

Fig. 5에는 지하합성벽 실험체의 하중-처짐 관계를 나타내었다. 하중-처짐관계에서 지하합성벽 실험체의 강성은 인장보강재의 항복이 발생하기 전까지 선형적인 거동을 보였으며, 이후 최대하중 시점까지 점진적으로 감소하였다. 최대하중 시점까지의 강성은 CIP 말뚝의 단면형상이 사각형인 실험체에서 더 크게 있었다. 이는 사각형 단면이 원형 단면보다 강성(단면 2차모멘트)이 더 크기 때문이다(그 강성의 차이는 원형 단면인 CIP 말뚝이 압축측에 있을 때에 더 현저하다). 특히 최대하중 이후의 거동은 가력 방향에 의해 현저한 영향을 받았다. 정방향으로 재하된 지하합성벽 실험체에서는 최대하중 이후의 하중저하가 완만한 반면, 부방향으로 재하된 지하합성벽 실험체에서는 그 하중저하가 급격하였다. 이는 정방향에서 지하합성벽 실험체의 CIP 말뚝은 압축측에 있고 CIP 말뚝에 배근된 후프철근이 압축측의 콘크리트를 구속하는 효과로 인해 최대하중 이후 완만한 하중의 저하를 유도한 것으로 판단된다^{(Ji et al. 2023)}. 한편, 최대하중 이후의 거동에 대한 CIP 말뚝의 단면형상과 CIP 말뚝의 인장력을 분담하는 보강재의 종류에 의해 미치는 영향은 미미하였다.

Fig. 5 Relationship of load and mid-span deflection

4.3 항복하중($bold P_{y}$) 및 최대하중($bold P_{n}$)

Table 4에는 각 지하합성벽 실험체의 실험결과를 요약하여 나타내었다. 지하합성벽 실험체의 항복하중($P_{y}$)은 인장측에서 각 부재의 최외단측 보강재의 항복점으로 가정하였다. HT-P 실험체를 제외한 CIP 말뚝의 단면이 사각형인 지하합성벽 실험체들의 $P_{y}$와 최대하중($P_{n}$)은 CIP 말뚝의 단면이 원형인 실험체보다 각각 평균 1.06배 및 1.10배로 다소 높았다. 이는 사각형 단면이 원형 단면보다 강성이 더 크고, 특히 원형 단면인 CIP 말뚝이 압축측에 있을 때에 압축력을 받는 단면적이 사각 단면보다 작게 되기 때문이다. 이와 같은 각 단면 형상에 따른 하중들의 차이는 CIP 말뚝의 인장 보강재로서 강판으로 배근된 실험체에서 가장 높았다. 이로서 기존의 여러 연구자^{(Nisticò and Monti 2013; Poulos et al. 2019)}에 의해 검증된 바와 같이 사각형 단면이 실제 원형 단면과 비슷한 수준의 휨 성능을 보유하고 있음이 지하합성벽에서도 확인되었다. 이 경향에 대한 가력방향의 영향은 미미하였다. 한편, 지하합성벽 실험체의 $P_{y}$와 $P_{n}$은 부방향보다 정방향에서 대체로 더 높은 경향을 보였다. 이는 부방향에서 인장측에 있는 CIP 말뚝 내에 배근된 인장재의 양이 정방향에서 배근된 주철근의 배근량보다 많기 때문이다.

4.4 휨 강도($bold M_{n}$)

Table 4와 Fig. 6에는 지하합성벽 실험체에서 얻어진 휨 강도($M_{n}$)의 실험값과 ^{AISC 360-16 (2016)}에 의해 산정된 예측값을 비교하였다. ^{AISC 360-16 (2016)}의 설계기준은 각 구성재료들이 완전한 소성단계에 있는 소성응력분포법에 근거하여 $M_{n}$을 제시하고 있다. 따라서, 지하합성벽 실험체에서 ^{AISC 360-16 (2016)}의 설계개념을 도입하기 위해서 각 구성재료들의 응력분포를 완전소성단계로 이상화 하였다(Fig. 7). 특히, $M_{n}$의 산정은 설계의 간편성을 위해서 원형단면을 직사각형 단면으로 가정하였다. CIP 말뚝과 RC 지하외벽의 합성률이 100 %를 가정할 때, 정방향의 $M_{n}$는 다음과 같이 제시할 수 있다.

여기서, $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도를, $c_{p}$는 중립축 깊이를, $B_{CIP}$는 CIP 말뚝의 폭을, $A_{sc(j)}$ 및 $A_{sw(j)}$는 CIP 말뚝 및 지하외벽의 인장영역에서 각각 $j$번째 철근의 총단면적을, $f_{yc}$ 및 $f_{yw}$는 CIP 말뚝 및 지하외벽의 인장영역에서 각각 $j$번째 철근의 항복강도를, $d_{sc(j)}$ 및 $d_{sw(j)}$는 CIP 말뚝 및 지하외벽의 인장영역에서 각각 $j$번째 철근 중심까지의 깊이를, $A_{ht}$ 및 $A_{hc}$는 인장영역 및 압축영역에서 각각 H형강 강재 또는 강판의 총단면적을, $d_{ht}$ 및 $d_{hc}$는 인장영역 및 압축영역에서 각각 H형강 강재 또는 강판 중심까지의 깊이를, $f_{yh}$는 H형강 강재 또는 강판의 항복강도를 의미한다. 식 (1)과 (2)는 $c_{p}$가 CIP 말뚝 내에 있을 때의 $M_{n}$의 산정식이며, $c_{p}$가 지하외벽에 있을 때는 Table 5에 나타내었다. 또한, 부방향의 $M_{n}$는 다음과 같이 제시할 수 있다.

여기서, $B_{wall}$은 지하외벽의 폭을, $A_{h}$는 H형강 강재 또는 강판의 총단면적을, $d_{h}$는 H형강 강재 또는 강판 중심까지의 깊이를 의미한다. 식 (3)과 (4)는 $c_{p}$가 지하외벽에 있을 때의 $M_{n}$의 산정식이며, $c_{p}$가 CIP 말뚝에 있을 때는 Table 5에 나타내었다. ^{AISC 360-16 (2016)}에 의해 산정된 $M_{n}$은 ST-P와 ST-N의 실험체들을 제외한 나머지 실험체들의 실험결과의 경향과 비슷하였다. $M_{n}$에 대한 실험결과들과 ^{AISC 360-16 (2016)}의 예측값은 정방향보다 부방향에서 더 높았다. 하지만, ST-P와 ST-N의 실험체들에서 ^{AISC 360-16 (2016)}에 의해 예측된 $M_{n}$은 정방향보다 부방향에서 더 높았지만, 실험결과들은 부방향보다 정방향에서 더 높았다. 이는 압축측 콘크리트의 구속이 압축력의 증가로 인해 중립축 깊이를 감소시키고, CIP 말뚝 내에 배근된 주철근의 일부가 인장존에 있게 되어 전반적으로 휨 강도를 증가시킨 것으로 판단된다. 한편, ^{AISC 360-16 (2016)}에 의해 산정된 $M_{n}$의 예측값($M_{n(pre.)}$) 대비 실험값($M_{n(\exp .)}$)의 비($M_{n(\exp .)}/M_{n(pre.)}$)는 1.13~1.54이었다. $M_{n(\exp .)}/M_{n(pre.)}$의 경향도 4.3절에서 얻어진 $P_{n}$의 경향과 비슷하였다. 결과적으로 CIP 말뚝과 RC 지하외벽의 합성률을 100 %로 가정한 상태에서 ^{AISC 360-16 (2016)} 설계식의 이용은 지하합성벽 실험체의 $M_{n}$을 안전측으로 예측할 수 있는 설계식으로 활용될 수 있다. 이로부터, CIP 말뚝과 RC 지하외벽 사이에 설치된 SSC를 통해 지하합성벽의 합성률은 100 % 발휘된 것으로 판단된다.

Fig. 6 Comparisons of measured and predicted flexural moments

Fig. 7 Stress and strain distribution of the composite wall specimens under fully composite action using plastic stress distribution method

4.5 최대강도시의 변위($bold\Delta_{n}$)

지하합성벽 실험체의 휨 연성은 최대강도시의 변위($\Delta_{n}$)로 평가하였다. Table 4와 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$는 CIP 말뚝의 단면형상, CIP 말뚝의 인장력을 분담하는 보강재의 종류 및 가력 방향에 의해 현저한 영향을 받았다. CIP 말뚝의 단면이 사각형이면서 정방향으로 재하된 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$는 25.0~39.9 mm으로 CIP 말뚝의 단면이 원형인 실험체(30.4~53.9 mm)보다 평균 22 % 낮았다. 또한, 인장보강재로서 H형강 또는 이형철근으로 배근된 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$는 25.0~35.4 mm의 수준에 있는 반면, 인장보강재로서 강판으로 배근된 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$는 평균 46.9 mm으로 인장보강재로서 H형강 또는 이형철근으로 배근된 실험체보다 평균 1.59배 높았다. 이러한 경향들은 부방향으로 재하된 지하합성벽의 실험체에서도 비슷하였다. 인장보강재로서 H형강 또는 이형철근으로 배근된 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$는 43.1~65.4 mm의 수준에 있는 반면, 인장보강재로서 강판으로 배근된 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$는 평균 62.3 mm으로 인장보강재로서 H형강 또는 이형철근으로 배근된 실험체보다 평균 1.15배 높았다. 이에 반해 지하합성벽 실험체의 $\Delta_{n}$에 대한 CIP 말뚝의 단면형상에 의해 미치는 영향은 미미하였다. 이로부터 기존 CIP 말뚝 공법에서 가장 일반적으로 사용하는 주인장재인 H형강과 이형철근으로 배근된 지하합성벽의 $\Delta_{n}$가 정방향에서 다소 낮게 있음을 확인하였으며, 특히 CIP 말뚝내의 인장보강재로서 배근된 강판이 정방향을 받는 지하합성벽의 $\Delta_{n}$를 향상시키는 데 효과적이었음을 검증하였다.

Fig. 8 Displacement at maximum strength of specimens