1. 서    론

부재를 공장에서 선제작한 후 현장에서 설치하는 PC공법은 현장인건비 절감과 공기단축을 도모하기 위하여 건설현장에서 활발히 적용되고 있는 공법이다. 하지만 대형기둥 또는 장주와 같은 중량기둥의 경우, 과도한 양중부하(양중무게 또는 양중횟수)로 인해 제작, 운송, 설치 등에 어려움이 따르며, 이로 인해 중량기둥의 All PC화(부재 전체를 PC화)는 실질적으로 한계가 있다. 이에 따라 중량기둥에 대해서는 주로 현장타설 RC 또는 분절 PC(부재를 길이방향으로 분절하여 제작한 후, 현장에서 분절간 조립)공법이 적용된다. 하지만 RC공법의 경우 공기가 지연되며, 특히 대형기둥 또는 장주에 대하여 전 길이방향으로 일일이 단면을 관통하여 띠철근을 설치하는 것이 어렵고 횡철근량도 많아 시공성이 떨어지는 문제점이 있다. 분절 PC의 경우에는 양중횟수가 늘고 분절간 이음개소수 증가로 인해 경제성이 떨어지는 문제점이 있다.

이러한 중량기둥에 대한 해법으로써, 부재의 외각부만 공장에서 선제작하여 PC화하고 심부(또는 중공부)는 현장타설하는 부분 PC공법(half precast concrete, 이하 HPC공법)이 가능하다. HPC공법은 보와 슬래브와 같은 수평부재에 널리 적용되고 있는 추세이지만, 제작 및 연결상 세로 인해 기둥과 벽체와 같은 수직부재에 대해서는 관련공법의 개발이 미진한 실정이다.

현장타설 콘크리트 채움 중공 PC기둥인 HPC공법은 주철근과 횡철근이 설치된 중공 PC부가 자체적으로 구조체 역할을 수행하면서, 심부타설시 거푸집 역할도 수행한다. 따라서 RC대비 현장에서의 철근 및 거푸집공사가 생략되므로 공기가 단축되고, 작업환경이 개선되며, 시공이 간소화된다. PC와 대비해서는 양중부하를 줄이고 제작단가를 낮출 수 있으며, 기존 PC가 가지는 장점(고품질, 친환경성 등)을 그대로 유지하면서도, 접합부 일체타설로 인해 기존 PC의 한계점인 접합부의 성능도 개선할 수 있다.

일반적으로 중공 PC는 내․외부 몰드를 이용하면 쉽게 제작이 가능하지만, 기둥의 경우 단면을 관통하는 띠철근(cross-tie)과 내부몰드와의 간섭문제로 인해 중공의 구현 또는 충분한 중공율 확보가 쉽지 않다. 일본과 중국 등지에서는 1990년대부터 Hollow, Shell, 또는 Semi PC 등의 이름으로 유사한 공법이 활발히 연구 및 현장적용 중이며, 주로 원심력을 이용하거나 띠철근의 간섭을 피해 일일이 내부몰드를 삽입하여 제작한다. 하지만 기존의 원심성형법과 내부몰드식은 제작비가 증가하고 품질 또는 응용성이 떨어지는 단점이 있다.1-5)

이 연구에서는 중량기둥의 PC화를 위해 기존 제작공법의 문제점을 해소할 수 있는 HPC공법을 개발하였으며, 개발된 HPC기둥의 구조성능을 검토하기 위해 다음과 같은 세부적인 연구를 수행하였다.

1)구조성능과 제작성을 고려하여 중공 HPC기둥의 제작방법 2가지를 제안하였다.

2)실물크기의 HPC기둥 2개 및 RC기둥 1개에 대하여 주기하중실험을 실시하였다.

3)실험 결과 분석을 통해, HPC기둥의 초기강성, 강도, 연성, 에너지소산능력 등을 평가하였으며, ACI 374 등에서 요구하는 내진성능을 만족하는지 검토하였다.

2. HPC 기둥공법의 개발

Fig. 1과 2는 개발된 HPC기둥의 제작방법을 보여준다. HPC1은 선제작된 PC패널 한 쌍과 중력타설을 이용하여 제작하는 패널조립형 HPC기둥이다(Fig. 1). 현행 설계기준의 철근상세를 만족하도록 주철근과 횡철근으로 이루어진 조립철근망 반절을 각각 설치하여 PC패널 한 쌍을 선제작한다(Fig. 1(a)). 이 PC패널 한 쌍을 서로 마주보도록 90° 회전하여 단면의 좌우 양면(제 1, 2 PC면)을 구성하고, 단면의 상하부에 주철근을 추가배근한 뒤 중력타설을 통해 하면(제 3 PC면)을 구성한다(Fig. 1(b)). 이후, 반전기 또는 크레인을 이용하여 단면을 180° 회전시킨 뒤, 중력타설을 통해 마지막 면(제 4 PC면)을 구성한다(Fig. 1(c)). 이렇게 완성된 중공 PC기둥을 현장에서 설치한 후 심부타설한다(Fig. 1(d)). 모서리 대각띠철근은 분리타설되는 4면을 완전연결하면서, 심부타설시 중공 PC의 측압저항성능을 보강하기 위해 설치되었다. 패널조립형 HPC기둥(HPC1)은 비록 회전 및 분리타설이 요구되어 다소 제작성이 떨어지지만, 중력타설방식을 사용하여 몰드를 최소화할 수 있고, 각형단면내에서는 어떠한 배근이라도 적용가능하다는 장점이 있다. 특히 PC부를 최소화하여 중공율을 극대화할 수 있어 특대형단면에 적합하다.

HPC2는 단면을 관통하지 않으면서 주철근의 좌굴방지 및 심부 콘크리트 횡구속 효과를 구현하기 위해 이중 대근 및 안장형 띠철근을 이용하여 제작하는 안장띠철근형 HPC기둥이다(Fig. 2). 외대근과 안장띠철근은 최측에서 주철근을 둘러싸며, 안장띠철근의 양단 90도 표준갈고리는 단면의 안쪽에 위치한 내대근에 정착된다(Fig. 2(a)). 단면을 관통하지 않으면서 주철근의 좌굴방지 및 심부 콘크리트 횡구속효과를 구현하기 위하여 외대근 및 안장띠철근을 사용하였으며, 내대근은 안장띠철근을 정착한다(Fig. 2(a)). 추가로 모서리부의 균열을 방지하기 위하여 대각 안장띠철근을 보강하였다. 조립철근망 내·외부로 몰드를 설치하여 1회 타설로 제작가능하며(Fig. 2(b), (c)), 내부몰드의 제거가 쉽지 않은 경우에는 존치하거나 고무튜브 등을 사용할 수도 있다. 안장띠철근형 HPC기둥(HPC2)은 기존의 중공교각 또는 벽체와 유사한 개념으로써, 횡철근배근과 측압저항성능 확보를 위해 일정이상의 PC부 두께가 요구된다. 원형단면도 적용가능하며, 중대형단면에 적합하다. 그리고 실제 HPC기둥의 접합으로 겹침이음, 기계식이음을 사용할 수 있으나, 이 연구에서는 연구범위를 기둥 단면의 성능에 초점을 두어, 실제 기둥의 연결부는 고려하지 않았다.

3. 실험체 설계 및 제작

3.1 실험체 구성 및 재료

Table 1과 Fig. 3 그리고 Fig. 4는 RC와 HPC1(패널조립형), HPC2(안장띠철근형) 실험체의 단면구성과 치수를 보여준다. RC와 HPC1의 단면구성은 동일하며, 모든 실험체의 단면크기는 700mm×700mm, 콘크리트 피복두께는 30mm, 기둥길이는 4000mm이다. HPC1의 PC부 두께는 75mm이며, HPC2는 100mm이다. 이 경우 HPC1과 HPC2의 중공율은 각각 62%, 51%이다(Fig. 3). 참고로 두께는 제작공법별로 고정된 값이 아니며, 시공하중, 보 부재의 걸침길이, 심부 콘크리트의 타설 속도 등에 따라 결정된다.

주철근은 20-D25(SD400)가 사용되었으며(주철근비 약 2.16%), 기초하단에 매립된 20mm 강판에 용접하여 정착하였다(Fig. 4).

횡철근은 D10(SD400)이 사용되었다. 다만, 안장띠철근을 정착하는 HPC2 내대근에는 D16(SD400)이 사용되었으며, 내부몰드 설치를 위해 90° 표준갈고리를 사용하여 겹친 후 모살용접하였다. 횡철근의 수직간격은 D/2인 350mm이며, 잠재 소성힌지영역(하단부) 및 가력부에서는 수직간격을 절반(175mm)으로 줄였다.

각 실험체의 횡철근비는 ACI 318-086) 및 KCI 20077)의 휨과 축력을 받는 특수모멘트골조의 내진설계규정을 만족한다(Table 1). 해당 기준에서 명시하고 있는 각형 띠철근의 최소 횡철근비는 다음 식 (1)과 같다.

여기서, 는 콘크리트 압축강도(MPa), 는 띠철근 항복강도(MPa), 는 기둥 전체 단면적(mm2), 는 띠철근 외곽으로 측정한 단면적(mm2)이다. =40MPa, =400MPa, =1.09인 경우, 최소 횡철근비는 0.27%이다.

Table 2는 실험체에 사용된 콘크리트의 재료물성치이다. 28일재령 설계압축강도 =40MPa의 콘크리트가 사용되었으며, 실험당일 측정된 공시체강도는 분리타설된 HPC1의 제 1, 2 PC면의 경우 =45.3MPa, 제 3 PC면의 경우 43.3MPa, 제 4 PC면의 경우 39.6MPa이었다. HPC2의 PC부는 =37.7이며, HPC1, 2의 심부 및 RC는 =40.1MPa이다. 참고로 HPC1의 제 4 PC면과 HPC2의 PC부에는, 용이한 타설을 위해 최대골재치수가 20mm로 제어된 고유동콘크리트를 사용하였다.

Table 3은 철근의 인장강도시험 결과를 보여준다. 횡철근으로 사용된 D10과 D16철근의 항복강도는 각각 =434.0MPa, 533.5MPa이며, 주철근으로 사용된 D25철근의 항복강도와 인장강도는 각각 =459.7MPa, =610.3MPa이다.

현행 설계기준과의 비교를 위해, 모멘트강도와 전단강도 등을 예측하여 Table 1에 정리하였다. 단면해석( 상관곡선)을 통해 최대모멘트강도 를 산정하였고, 를 기둥의 순높이 (기둥하단부에서 가력점까지의 거리, 3700mm)로 나누어 최대횡하중 를 계산하였다. 단면의 전단강도 은 KCI 기준에 따라 계산하였다. HPC1, 2 실험체의 강도예측시 콘크리트 강도는 PC부 최소 강도를 사용하였으며, 이에 따라 39.6MPa(HPC1, 정가력방향이 제 4 PC면) 및 37.7MPa(HPC2)을 사용하였다. RC 실험체의 경우에는 40.1MPa을 사용하였으며, 세 실험체 모두 인장시험결과 얻어진 철근의 항복강도를 그대로 사용하였다. 전단철근의 기여도() 계산시 횡철근의 단면적()으로 RC는 285.2mm2(4-D10), HPC1은 570.4mm2(8-D10)를 사용하였으며, HPC2는 내·외대근 모두 유효하다고 가정하여 142.6mm2(2-D10)와 391.2mm2(2-D16)를 사용하였다. 전단강도에 대한 횡하중의 비 는 각각 2.48(RC), 3.54(HPC1), 3.87(HPC2)이다.

3.2 실험체 제작

Fig. 5와 6은 각각 HPC1과 HPC2 실험체의 제작 과정을 보여준다. 패널조립형 HPC1은 4면 분리타설방식으로, 총 3회 중력타설을 통해 제작하였다. 먼저 조립철근망 반절이 설치된 PC패널 한 쌍을 선제작하였다(Fig. 5(a)). 24시간의 증기양생 후 선제작된 PC패널 한 쌍을 서로 마주보도록 90도 회전한 뒤, 상․하부에 주철근을 배근하고, 제 3 PC면을 중력타설하였다(Fig. 5(b)). 다시 24시간 증기양생을 한 후 180도 회전시켜 제 4 PC면을 구성하였다. 이때 단면상 세 면이 닫혀있기 때문에 버킷을 이용한 수직타설은 불가하여, Fig. 5(c)와 같이 경사슈트를 중공부에 삽입하여 콘크리트를 타설하였다. HPC1 실험체를 제작하는데 총 3일이 소요되었으나, 제작 공장 여건에 따라 각 라인에 별도의 제작 공정을 설정한다면 HPC1 실험체의 제작시간은 줄어들 수도 있다. 참고로 실제 공장 생산시 통상적인 생산 사이클인 1일 1회 타설의 경우 HPC1 기둥 1개당 3일이 소요되고, 1일 2회 타설의 경우 1.5일이 소요된다. 콘크리트간 부착강도를 확보하기 위해 HPC1의 분리타설면은 레이턴스가 없도록 깨끗이 한 후 6mm 거친면처리를 실시하였으며, 추가적으로 신구접착제 또는 강섬유를 사용하는 것도 가능하다. 안장띠철근형 HPC2는 철근조립망을 먼저 제작한 후(Fig. 6(a)), 내외부 몰드를 설치하여(Fig. 6(b)) 1회 타설로 실험체를 완성하였다(Fig. 6(c)). 외부몰드는 유로폼을 이용하였으며, 내부몰드는 20mm두께의 각형강관을 이용하였다. 내부몰드의 용이한 탈형을 위해 스티로폼을 강관 바깥쪽으로 설치하였으며, 스티로폼의 흡수를 방지하기 위해 비닐을 추가설치하였다.

실험세팅을 위해 실험체 하단부에 기초부를 보강하였다. 이 때 모든 기둥 실험체의 주철근은 기초부 바닥까지 연장되어 기초부와 연결된다. 기초부에 기둥을 고정시킨 뒤 기초부에 우선 타설을 하였고 이후 HPC1과 HPC2의 중공부에 심부 콘크리트를 타설하였다. RC 실험체 역시 기초부를 우선 제작하고 이후 RC 기둥을 제작하였다. HPC1과 HPC2 실험체의 심부 콘크리트와 RC 기둥의 콘크리트는 기둥 높이의 약 1/3씩 나누어 번갈아 타설하였고 진동다짐을 하였다.

패널조립형 HPC1과 안장띠철근형 HPC2의 탈형시 콘크리트 소요강도는 14MPa 이상을 목표로 하였으며, 증기양생 결과 탈형시 콘크리트의 강도는 약 18MPa였다.

4. 콘크리트 측압력

HPC기둥은 심부타설시 측압에 대한 안전성을 확보하여야 한다. 따라서 측압안전성 검토에 따라 HPC기둥의 PC부 두께 및 횡철근을 결정하거나, 심부 콘크리트의 타설속도를 조정하여야 한다.

콘크리트 표준시방서8)에서는 보통포틀랜드 시멘트를 사용하고 단위용적중량이 24kN/m3, 슬럼프가 100mm 이하의 콘크리트를 내부 진동기를 이용하여 타설할 경우에 대하여 다음과 같이 기둥의 측압을 예측하고 있다.

여기서, 는 콘크리트 측압(MPa), 은 타설속도(m/h), 는 거푸집 속의 콘크리트 온도(℃, 외기온도 + 온도상승), 그리고 는 굳지 않은 콘크리트 높이(m)이다.

측압 예측식의 정확도를 평가하고, 심부타설시 측압의 특성을 파악하기 위하여, 압력계를 이용하여 측압을 측정하였다. Fig. 7(a)와 같이 HPC1, 2 기둥 하단부로부터 50mm, 1000mm, 2000mm인 지점에, 중공부 내측면에 맞닿아 지름 50mm, 두께 13mm의 압력계 3개씩을 각각 매립하였으며, 타설 후 약 540분 동안 연속 측정하였다. Fig. 7(b), (c)는 각 위치별로 측정된 시간에 따른 콘크리트 측압을 나타낸다. 측압은 타설 직후 급속히 증가하다가 시간이 경과함에 따라 서서히 감소하였으며, 위치가 낮을수록 높았다.

실험체의 심부 타설조건을 식 (2)에 적용하면(4 m/h, 15+40 = 55℃ 가정), 각 위치별 최대측압은 50mm (CH1, CH4)에서 약 0.095MPa, 1000mm(CH2, CH5)에서 약 0.072MPa, 2000mm(CH3, CH6)에서 약 0.048MPa로 예측된다. 측정된 최대측압과 비교하면(HPC1의 경우, CH1 0.048MPa, CH2 0.049MPa, CH3 0.034MPa, HPC2의 경우 CH4 측정실패, CH5 0.084MPa, CH6 0.035MPa), CH5를 제외하고 예측값은 전체적으로 측압을 안전측으로 과대평가하였다.

5. 하중조건 및 셋업

HPC기둥의 내진성능을 평가하기 위하여 주기하중실험을 수행하였으며, 비교를 위해 RC기둥도 함께 실험하였다. Fig. 8은 실험세팅을 나타낸다. 기둥실험체 상단에 프레임을 설치한 후 최대용량 1000kN 유압기 두 대를 이용하여 약 의 축력을 일정하게 유지하였으며, 최대용량 2000kN 액츄에이터(최대변위 250mm)를 이용하여 주기 횡하중을 가하였다. 주기 횡하중은 변위제어방식으로 반복가력하였으며 ACI 374.1-059)에서 제안하는 하중이력을 사용하였다(Table 4).

층간변위비(가력점에서의 횡변위를 기둥의 유효높이3700mm로 나눈 값) 0.25%부터 1.00%까지는 0.25%씩, 이후에는 이전 층간변위비의 1.3배씩 층간변위비를 증가시켰으며, 모든 단계에서 세 사이클씩 반복가력하였다. 실험은 최대하중의 75%이하로 저감되는 시점에서 종료하였다.

기둥의 횡변위 및 회전각(No. 1, No. 2, No. 3), 그리고 전단변형을(No. 4, No. 5) 측정하기 위하여, 실험체별로 기둥 상단부 및 잠재소성힌지영역(기둥하단부 D/2 구간)에 변위계(LVDT)를 설치하였으며(Fig. 8(a)), 철근의 변형률을 측정하기 위해 변형률계(Strain gauge)를 각 실험체에 설치하였다(RC 12개, HPC1 12개, HPC2 20개).

6. 실험 결과

6.1 파괴모드

Fig. 9는 층간변위비 2.86% 및 실험종료 후(4.83%) 각 실험체의 손상양상 및 파괴모드를 보여준다. RC 실험체는 약 1.69%에서 기둥 하단부의 콘크리트 압괴가 발생하기 시작하였으며, 최대강도가 발현되는 층간변위비 2.20%에서 피복콘크리트가 박탈되기 시작하였다. 최대강도 도달 이후 약 -3.71%에서 주철근의 좌굴(buckling)이 발생하였으며, 주기하중에 의하여 콘크리트의 압괴 및 주철근의 좌굴은 정 · 부 방향에서 반복되었다. 실험종료 후 소성힌지영역은 기둥하단부로부터 약 350mm지점까지 목격되었다(Fig. 9(a)).

HPC1 실험체는 층간변위비 -1.69%에서 피복콘크리트가 박탈되기 시작하였으며, 최대강도 도달 이후 약 3.71%에서 주철근의 좌굴이 발생하였다. 주철근이 좌굴함에 따라 PC부와 심부 콘크리트간 경계면에서 수직균열이 목격되었으며, 추가적인 하중에 의해 PC부가 일체로 박리되었다(Fig. 9(b)). 이후 심부 콘크리트의 압괴를 목격할 수 있었으며, 약 -4.83%에서 주철근의 파단이 발생하였다. 실험종료 후 소성힌지영역은 약 400mm였다. 비록 실험 결과 PC부의 피복이 일체로 박리되는 현상이 발생하였지만, 이 박리현상은 최대변형 근처에서만 발생하였다. 따라서 피복의 박리현상이 실험체의 강도와 변형능력에 미치는 영향은 크지 않았다.

HPC2 실험체는 층간변위비 2.20%에서 피복콘크리트가 박탈되기 시작하였으며, 약 -3.71%에서 주철근의 좌굴이 발생하였다. 이후 PC부 박리 및 심부 콘크리트의 압괴를 목격할 수 있었으며, 약 4.83%에서 주철근의 파단이 발생하였다. 실험종료 후 소성힌지구간은 약 450mm였다.

6.2 하중-변위 관계

실험 결과, 각 실험체의 기둥 상부 가력점에서의 횡하중-변위 관계를 Fig. 10(a), (b), (c)에 나타내었으며, Fig. 10(d)에 각 실험체의 포락곡선을 함께 나타내었다. 비교를 위해 항복변위, 최대강도, 극한변위, 그리고 Table 1에서 예측한 최대횡하중 를 함께 나타내었다. 항복변위 는 원점과 최대강도의 75%를 지나는 할선강성이 최대강도에 도달할 때의 변위로 정의하였으며,10) 극한변위 는 최대강도의 80% 저감시점에 해당하는 변위로 정의하였다.11)

그림에 나타난 바와 같이, 세 실험체는 전체적으로 이력거동 및 포락곡선 면에서 유사한 거동을 보였다. 비교실험체 RC의 경우, 정가력일 때 층간변위비 2.20%에서 최대강도 =462.9kN에 도달하였으며, 부가력일 때는 -2.86%에서 최대강도 =-480.4kN에 도달하였다. HPC1 실험체의 최대강도는 2.20%에서 =454.5kN, -3.71%에서 =-488.3kN이었으며, HPC2 실험체의 최대강도는 3.71%에서 =438.5kN, -2.86%에서 =-418.6kN이었다.

한편 ACI 374에서는 층간변위비 3.5% 세 번째 사이클에서 최대하중의 75% 하중재하능력을 보여야 한다고 명시하고 있다.8) 실험 결과 세 실험체 모두 층간변위비 3.5%에서도 최대강도의 75% 이상 강도를 유지하였다. RC 실험체는 정․부가력 모두 층간변위비 ±4.83% 세 번째 싸이클에서 최대강도의 75% 이하로 강도가 저감되었다. HPC1 실험체는 +4.83% 두 번째 싸이클 및 -4.83% 세 번째 싸이클에서, 그리고 HPC2 실험체는 +4.83% 첫 번째 싸이클 및 -4.83% 두 번째 싸이클에서 최대강도의 75% 이하로 강도가 저감되었다.

각 실험체의 최대강도, 항복 및 극한변위, 변위연성도, 초기강성 등을 정리하면 Table 5와 같다. HPC1과 HPC2의 최대강도를 RC의 최대강도와 비교하면(), 각각 정가력일 때 약 98.2%, 94.7%, 부가력일 때는 약 101.6%, 87.1% 수준으로 나타났으며, 각 실험체의 최대강도를 Table 1에서 제시한 정가력시 예측강도와 비교하면(), RC는 104%, HPC1는 102%, HPC2는 101% 수준이었다. 정가력과 부가력일 때의 변위연성도 의 경우, RC는 약 4.89, 4.32, HPC1은 약 3.85, 4.49, HPC2는 약 3.89, 4.19이었다. 정가력과 부가력일 때의 항복변위에서의 초기강성 의 경우, RC는 약 12.7kN/mm, 11.9kN/mm, HPC1은 약 12.6kN/mm, 12.6kN/mm, HPC2는 약 12.7kN/mm, 12.7kN/mm이었다.

분석 결과, HPC1 및 HPC2 실험체는 강성, 강도, 연성 등의 구조성능면에서 전체적으로 RC 실험체와 유사한 경향을 보였다. 특히 패널조립형 HPC1은 RC와 거의 동일한 성능을 보였다.

6.3 횡철근의 변형률 이력

Fig. 11은 측정된 대근의 변형률을 보여준다. S1은 기둥하단부로부터 첫 번째로 위치(약 75mm)한 대근이며, S2는 두 번째로 위치(약 250mm)한 대근이다. Fig. 11(a)에서 보이는 바와 같이 RC와 HPC1 실험체의 대근은 실험종료시까지 항복하지 않았다. 그러나 HPC2 실험체의 대근은 층간변위비 약 3.71%에서 모두 항복하였다.

Fig. 12는 HPC2 실험체의 내대근 및 안장띠철근의 변형률을 나타낸다. IT1과 ST1은 기둥 하단부로부터 첫 번째로 위치한 내대근 및 안장띠철근, IT2와 ST2는 두 번째로 위치한 내대근 및 안장띠철근을 나타낸다. 최대강도 도달 이후 층간변위비 -3.71%에서 IT2 및 ST1이 항복하였다.

횡철근의 변형률을 분석한 결과 RC와 HPC1의 띠철근은 항복하지 않았으며, HPC2의 내·외대근은 최대 강도에 도달했을 때 모두 항복하였다. 아울러 HPC2의 안장띠철근도 항복하는 것으로 나타났다. HPC2 실험체의 횡철근이 항복한 이유는 최대하중에 도달한 후 비탄성변형이 증가하면서 PC부의 박탈이 진행되었으며, 이후 단면을 관통하는 띠철근의 부재로 인해 실험종료시까지 주철근의 좌굴에 의한 횡력이 횡철근에 가해졌기 때문이다.

6.4 에너지소산능력

Fig. 13은 실험체의 층간변위비에 대한 누적 에너지소산량과 에너지소산비율을 보여준다. 에너지소산능력은 하중-변위 곡선의 면적으로 정의하였으며, Fig. 13(a)에 나타내었다. 그림에 나타난 바와 같이, 각 실험체의 누적 에너지소산능력은 주철근이 좌굴하는 시점인 층간변위비 3.71%까지는 매우 유사하였다. 하지만 HPC2 실험체는 주철근 좌굴 이후 에너지소산능력이 RC 및 HPC1 실험체에 비하여 다소 떨어졌다.

에너지소산비율은 각 하중 주기당 에너지소산능력 를 이상화된 탄성-완전소성 거동에 의한 에너지소산량 로 나눈 값으로 정의하였다. ACI 3749)에 따라, 각 층간변위비 세 번째 싸이클의 곡선을 이용하였으며, 3.71%까지의 에너지소산비율을 비교하여 Fig. 13(b)에 나타내었다. 전체적으로 각 실험체의 에너지소산비율은 유사하였으며, 층간변위비 3.5%에서 이력거동에 의한 에너지소산비율이 0.125보다 크도록 요구하고 있는 ACI 3749)의 요구조건을 모두 만족하였다.

6.5 소성힌지영역에서의 전단변형

잠재소성힌지영역에 대각방향으로 설치한 변위계 2개의(No. 4, No. 5) 계측값을 이용하여, 전단변형 을 계산하였다.

여기서, , 는 대각방향으로 설치한 변위계의 계측값(mm), , 그리고 은 각각 설치된 변위계의 가로(mm), 세로(mm), 대각선 간격(mm)이다.

Fig. 14는 소성힌지 영역에서의 하중-전단변형 관계를 보여준다. 실험 결과, 심부를 관통하는 띠철근이 있는 HPC1 실험체의 전단 변형이 가장 작게 나타났다. HPC1 실험체의 전단 변형이 RC 실험체에 비해 작게 나타난 이유는 Table 1에서 보이는 바와 같이 심부를 관통하는 내부 띠철근이 RC보다 증가하였기 때문이다. HPC1은 동일한 형태의 띠철근이 배근된 제 1, 2 PC면을 Fig. 1과 같이 90도 회전시켜 조립하였으므로 심부에서 중공 기둥의 띠철근은 서로 겹친 형태가 된다.

반면에 심부를 관통하는 내부 띠철근이 없는 HPC2의 경우, 내·외대근의 철근비가 RC 실험체에 비해 크지만 최대 강도 도달 이후(층간 변위비 3.71% 이후) 심부를 관통하는 내부 띠철근의 부재로 인해 비탄성 변형이 증가하여 다른 실험체에 비해 전단 변형이 크게 나타났다.

6.6 중립축 깊이

Fig. 15는 층간변위비에 따른 주철근의 변형률과 중립축 깊이의 변화를 나타낸다. 변형률 측정은 최외곽 주철근에 부착된 변형률계를 이용하였으며, 층간변위비 0.25%에서 1.69%까지 각 단계별 첫 번째 사이클에서 측정한 값을 이용하였다. 단면내 변형률 분포는 선형을 가정하였다. 비교를 위해 단면해석을 통해 구한 최외곽 주철근 인장항복시 및 극한변위시의 중립축을 함께 나타내었다.

Fig. 15에 나타난 바와 같이, 항복시 중립축 깊이는 측정값과 단면해석값(최압축측으로부터 RC는 239.0mm, HPC1은 230.5mm, HPC2는 233.9mm)이 유사하였지만, 극한변위시에는 측정값과 단면해석값(RC는 152.5mm, HPC1은 153.9mm, HPC2는 150.8mm)에 다소 차이가 있었다. 축력수준이 낮은 편이기 때문에(), 항복 및 극한변위시 모두 중립축은 압축측 PC부에 인접하여 위치하였다. 그러나 높은 압축력이 작용하는 경우에는 압축대가 깊어지며, 이에 따라 단면을 관통하는 띠철근이 설치되지 않은 HPC2 실험체의 경우, 충분한 연성능력을 확보하기 위해서는 안장띠철근이 횡철근의 역할을 할 수 있도록 내대근에 가급적 대구경의 고강도 철근을 사용하는 것이 바람직하다.

7. 결    론

중량 PC기둥의 양중부하를 저감하기 위하여, 두 가지 형태의 현장타설 콘크리트 채움 중공 PC기둥인 HPC공법(패널조립형, 안장띠철근형)을 개발하였다. 구조안전성 평가를 위해 주기하중실험을 수행하였으며, 주요 실험 결과를 정리하면 다음과 같다.

1)부재의 일부(또는 외각부)만 공장에서 선제작하여 PC화하고 심부(또는 중공부)는 현장타설하는 HPC공법은 RC와 PC의 장점을 동시에 구현할 수 있는 신공법이다. RC대비 공기단축이 가능하고, PC대비 양중부하 감소 및 접합부 일체성이 개선된다.

2)개발된 두 가지 형태의 HPC기둥은 현행 설계기준의 철근상세를 만족한다. 패널조립형 HPC1은, 비록 회전 및 분리타설이 요구되지만, 중공율을 극대화할 수 있으며, 안장띠철근형 HPC2는 단면을 관통하는 띠철근이 없으므로 제작성이 높다.

3)HPC1과 HPC2 실험체는 초기강성, 강도, 연성 등 구조성능면에서 RC 실험체와 거의 유사한 거동을 보였다.

4)항복변위에서의 초기강성은 RC 실험체와 거의 동일하였으며, 정가력시 기둥의 최대강도는 설계강도 대비HPC1는 102%, HPC2는 101%로써 예상강도와 거의 일치하는 결과를 보였다.

5)HPC1과 HPC2 실험체는 최대강도 도달이후 층간변위비 4.83%까지 최대강도의 75% 이상을 유지하였고, 층간변위비 3.5%에서 ACI 374의 에너지소산비율 기준을 만족하는 등 연성거동을 보였지만, HPC2 실험체의 경우 주철근 좌굴이후에는 RC대비 연성능력과 에너지소산능력 등이 다소 떨어지는 결과를 보였다.

6)HPC1의 파괴모드에서 HPC1의 PC부가 일체로 박리되는 현상이 발생하였다. 하지만 이러한 박리현상은 최대 변형 근처에서 발생한 것으로 실험체의 강도와 변형능력에 미치는 영향은 크지 않았다.

7)단면을 관통하는 띠철근이 없는 HPC2의 경우, 충분한 연성능력을 확보하기 위해서는 가급적 고강도 대구경 내대근을 사용하는 것이 바람직하다.

8)종합적으로 HPC1과 HPC2 실험체는 RC 실험체와 유사한 구조성능을 보였지만, 높은 압축력 하에서는 횡구속력 차이에 의한 거동의 차이가 발생할 수 있으므로 이에 대한 추가 실험연구가 필요하다.