1. 서    론

1.1 연구의 배경 및 목적

현재 널리 사용되는 건축 구조물의 형식에는 철근콘크리트구조, 철골구조, 그리고 강-콘크리트 합성구조가 있다. 철근콘크리트 구조물은 습식공법으로서 현장에서 모든 작업이 이루어지며 인건비, 거푸집 등으로 인해 공사비가 상승하고 전천후 공사가 불가능하다는 단점이 있으며 철골 구조물의 경우 건식공법이지만 고가의 재료를 사용하며 현장에서 용접 등의 추가적인 작업이 필요하다는 단점이 있다. 이러한 이유로 최근 프리캐스트 콘크리트 공법에 대한 필요성이 증가하고 있는데 건식공법인 프리캐스트 콘크리트 공법은 양질의 부재를 공장에서 대량으로 생산, 운반하며 현장에서의 작업량이 최소화되어 공기단축 및 공사비 절감의 효과가 있다. 하지만 기술의 부족 및 성능에 대한 불확실성으로 인해 국내 건축시장에서는 해외에서만큼 활발히 사용되지 않고 있다. 국내에서는 접합부에 콘크리트를 타설하는 습식공법이 프리캐스트 콘크리트 건식공법과 혼재되어 사용되고 있는데 이는 철근콘크리트 공법보다 시공성이 낮을 수도 있으며 연결부 일체화가 제대로 이루어지지 못하면 내진성능이 저하된다는 단점이 있다.^1-3) 이러한 단점으로 우리나라 건설 현장으로의 도입은 활발히 이루어지지 않았다. 프리캐스트 콘크리트의 건식 공법이라는 장점을 유지하면서도, 부재간 접합에 대한 안정성 및 시공성을 확보할 수 있는 접합방법에 대한 연구와 개발이 필요한 실정이다.

1.2 연구의 내용 및 방법

이 연구에서는 볼트접합을 이용한 프리캐스트 콘크리트 보-기둥 외부접합부를 제작하여 접합부의 내진성능을 평가하였다. 실험결과를 토대로 접합부의 균열 및 파괴 양상, 횡변위각, 구조적 성능 등을 분석하여 볼트접합이 적용된 외부접합부의 내진거동에 대해 연구하였으며 기존의 현장타설 콘크리트 공법이 사용된 실험체와의 구조적 거동도 비교·분석하였다. 이와 유사한 접합방식은 기존에 내부접합부에 한해서만 실험되었고,^1-6) 외부접합부 실험은 이 연구에서 최초로 수행되었다.

2. 접합부 개발

이 연구에서는 프리캐스트 콘크리트(PC)의 건식공법 유지, 부재 간 접합에 대한 시공성 향상 및 강진지역에서 프리캐스트 콘크리트 구조물의 연성 확보를 목적으로 하였다. 접합부의 개념은 Fig. 1에 나타난 바와 같다. 개발된 PC 접합부는 매설용너트(embedded nut), 전달철물(steel block), 고장력볼트(A490 bolt), 고강도 이형강봉(high-strength threaded bar)으로 구성되어있다. 기둥에 위치한 매설용너트는 볼트와 직접 체결되며 전달철물을 통해 보 끝단의 응력을 전달받아 항복하게 된다. 매설용너트는 PC 접합부에 사용된 철물 중에 유일하게 항복하는 철물이며 항복 이후 구조물의 연성적인 거동과 밀접한 관련이 있다. 콘크리트 내 정착을 위해 정착판과 연결되어 있으며 정착판에는 요철부를 만들어 볼트와의 체결 시 헤드의 회전을 방지하도록 하였다. 현장에서는 볼트만으로 간단하게 보-기둥을 조립할 수 있도록 설계하였다.

개발된 접합부의 전달철물은 볼트로만 접합되어 있기 때문에 하중이 가해졌을 때 보에서의 이격으로 인해 슬립현상이 발생할 것으로 예상된다.

3. 실    험

3.1 실험체 계획

이 연구에서는 상기 기술된 PC 접합부의 내진성능을 실험적으로 규명하기 위하여 3개의 PC 실험체를 제작하였고 일체식 철근콘크리트 구조물과의 구조적 성능비교를 위하여 모멘트 강도가 동일한 RC 실험체를 추가로 제작하였다. 모든 보-기둥 외부접합부 실험체는 실물크기로 제작하였다. 실험체 일람은 Table 1에 나타난 바와 같다. 개발된 접합부가 사용된 실험체는 PC, 일체식 철근콘크리트가 사용된 실험체는 RC로 명명하였고 1과 2의 기호를 사용하여 실험체 크기를 구분하였다. 또한 강연선이 추가된 실험체는 T를 추가하여 명명하였다.

실험체 설계강도는 Table 2에 나타난 바와 같으며 KCI 건축구조기준을 적용하여 설계하였다.⁷⁾ PC 실험체의 M_n(모멘트강도)은 매설용너트가 항복하는 것을 기준으로 하였다.⁸⁾ PC 실험체의 모멘트강도는 식 (1), RC 실험체의 모멘트 강도는 식 (2), 조인트 전단강도는 식 (3), 접합부에 작용하는 전단력은 식 (4), 기둥에 작용하는 전단력은 식 (5)에 의해 각각 산정하였다.

여기서, M_n : 모멘트강도

    n_nut : 매설용너트의 개수(상부 또는 하부)

    A_nut : 매설용너트의 단면적

    f_{y_nut} : 매설용너트의 항복강도

    d_nut : 보 상단-하부 매설용너트 중심까지의 거리

    d’ : 보 상단-상부 매설용너트 중심까지의 거리

    n : 보 주근 개수(상부 또는 하부)

    A_s : 보 주근 면적

    f_y : 보 주근 항복강도

    d : 보 상단에서 하부주근 중심까지의 거리

    a : 콘크리트 압축깊이

    V_n : 접합부 전단강도

    V_j : 접합부에 작용하는 전단력

    f_ck : 콘크리트 압축강도

    A_j : 조인트 유효 단면적

    V_c : 기둥에 작용하는 전단력

RC1, PC1, PC1-T실험체는 V_j/V_n을 1에 가깝게 설계하여 현행 코드의 보수적 성향을 파악하고자 하였으며 종국엔 접합부에서의 전단파괴가 예상된다. 강연선이 추가된 PC1-T 실험체는 PC1 실험체보다 약 20% 큰 부모멘트 강도를 발현할 것으로 예상된다. 실험체는 특수모멘트골조 구조기준에 따라 설계하였으며 실험체 상세는 Fig. 2∼6과 같다.

3.2 사용재료 및 재료특성

3.2.1 콘크리트 및 철근

이 연구에서는 콘크리트 압축강도 35MPa을 목표로 배합하였고 철근은 SD400 이형철근을 사용하였다. 이형철근 인장강도 시험결과는 Table 3, 콘크리트 강도 시험 결과는 Table 4에 나타내었다.

3.2.2 강연선

이 실험에서는 7연선의 지름 12.7mm 강연선을 사용하였다. 프리스트레스 공법을 사용하였으며 인장강도(f_pu)의 85% 까지 긴장하였으나 긴장 후 약 2달 후 실험이 진행되는 동안 양단의 강연선 꼬리를 잘라내는 작업 등의 영향으로 쐐기슬립이 발생하여 로드셀 측정결과 최종적으로 인장강도의 42%의 긴장력일 때 실험이 수행되었다. 긴장 직후 및 실험수행 시 강연선의 긴장력은 신장양 측정 및 로드셀을 통해 계산하였으며 Table 5에 나타내었다.

3.2.3 매설용너트 및 고강도 이형강봉

매설용너트와 고강도 이형강봉의 인장시험 결과는 Table 6에 나타내었다.

3.3 실험장치 및 실험방법

각 실험체는 Fig. 7에서와 같이 보의 모멘트 작용에 의해 기둥 양 단부가 회전하도록 지점 상·하부 및 축방향에 힌지를 설치하여 양 단부의 경계조건을 핀으로 설정하였다. 보 가력 시 기둥의 미끄러짐을 방지하기 위하여 측면에 반력 프레임을 추가적으로 설치하였다. 보의 편심 및 실험체의 전도를 방지하기 위해 프레임과 볼지그를 부착하였으며 가력기를 보 단부에 설치하여 변위제어방식으로 실험을 수행하였다. 전 실험체 기둥에 축하중은 가하지 않았지만 반력프레임의 설치로 인해 약간의 하중이 가해졌으며 그 값은 하중계로 측정하였다.

각 횡변위각을 기준으로 3 cycle씩 정·부 방향으로 반복 가력하였다. 가력초기에는 0.25%씩 변위를 증가시키고 이후에는 0.5%, 1%씩 변위를 증가시켜 최대 5%의 변위가 발생할 때까지 가력하였다. 최대하중의 20% 이상 내력이 감소하면 실험체가 파괴된 것으로 간주하고 가력을 멈추었다. 실험체 가력계획은 Fig. 8에 나타내었다.

부재의 변형은 스트레인게이지와 변위계를 설치하여 측정하였으며 철근 스트레인게이지는 매설용너트와 기둥의 전단철근에 콘크리트 타설 전 부착하였다. 변위계의 설치위치는 Fig. 7에 나타내었다.

4. 실험 결과 및 분석

4.1 균열 및 파괴 양상

각 실험체별 균열 및 파괴양상은 Fig. 9에 나타내었다.

4.1.1 RC1, PC1, PC1-T

①세 실험체 모두 최종적으로 접합부 내에서 대각 균열 및 X형 균열이 발생하여 최종적으로 접합부 전단파괴 유형을 나타내었다.

②PC1, PC1-T 실험체는 보 상·하부에 설치된 전달철물을 연결하는 철재를 따라 균열이 가장 먼저 발생하였으며(Fig. 9), 이후 보에 추가적인 균열은 발생하지 않았다. 반면 RC1 실험체는 보의 휨균열과 접합부의 대각균열이 동시에 발생하여 진행되었다.

③강연선으로 보강된 PC1-T 실험체는 PC1과 비교하였을 때 층간변위비 1.5% 가력이후(Fig. 10) 전반적으로 균열이 적게 발생하였다. 이는 강연선으로 인한 균열제어효과로 판단된다.

④PC1과 PC1-T 실험체는 층간변위비 5%에서 접합부의 콘크리트 피복 탈락 및 매설용너트 정착부의 파괴로 인하여 접합부 바깥쪽 기둥의 콘크리트 피복이 탈락하였다. 정착부 상단의 콘크리트 피복이 탈락한 것으로 보아 매설용너트 정착판의 매립 깊이가 부족했던 것으로 사료된다.

4.1.2 RC2, PC2-T

①RC2 실험체는 층간변위비 1%에서 보와 접합부에 미세한 균열이 발생, 층간변위비 4%까지 보의 휨균열 정도는 증가하였지만 접합부의 균열은 미세하게 증가하였다. 층간변위비 4%에서 보의 균열 폭이 크게 증가하면서 피복이 탈락하기 시작하였으며, 층간변위비 5%에서 보 주근의 좌굴로 인해 최종적으로 파괴되었다.

②PC2-T 실험체는 층간변위비 1%에서 보의 고강도 이형강봉 주변에 균열이 발생하였으며(Fig. 11) 실험체가 파괴되기 전까지 균열이 지속적으로 증가하였다. 층간변위비 1.5%에서 접합부에 균열이 발생하였으며 층간변위비 3%지 접합부 균열은 미세하게 증가하였다. 층간변위비 5%에서 Fig. 11과 같이 고강도 이형강봉의 부착파괴가 보에서 발생하면서 최종적으로 파괴되었다.

③실험체의 보는 실제 구조물안의 보의 절반만 제작되었고, 보의 끝은 변곡점을 모사하기 위해 힌지 처리되었다. 그러므로 실제 구조물에서는 고강도 이형강봉의 정착길이가 충분히 확보되어 부착성능은 문제가 되지 않을 것으로 판단된다. 피복두께의 증가 및 보 횡보강근의 보강으로 정착을 보다 강화할 수 있다.

4.2 이력거동 특성

실험체의 모멘트-층간변위 관계는 Fig. 12에 나타내었다. 각 실험체의 모멘트 강도와 실험 결과에 나타난 최대 모멘트의 비교를 위해 강재항복시험과 콘크리트 압축강도 시험 결과값을 이용하여 도출한 모멘트 강도를 함께 나타내었다. 각 실험체의 최대 모멘트 강도에서 5% 내력이 저하된 지점의 층간변위비를 횡변형능력(drift capacity)으로 정의하였으며 이력곡선과 함께 Fig. 12에 나타내었다.

RC 실험체 제작에 사용된 철근의 항복강도가 초기 모멘트 강도 산정에 사용된 것보다 20% 정도 크게 나왔기 때문에 실험결과에 나타난 최대모멘트강도는 RC 실험체가 PC 실험체보다 크게 나타났지만 모든 실험체의 최대 모멘트는 각 실험체의 설계 모멘트 강도에 도달하였다.

PC 실험체에서 나타나는 핀칭현상은 완전 건식공법으로 제작하여 고장력볼트로 접합한 구조 시스템에서 인장 시 보와 기둥에 이격이 발생하고 압축으로 전환될 때 보와 기둥이 다시 접합하면서 발생하는 것으로 관찰되었고 이는 접합부 설계과정에서 고려된 현상이다.

4.2.1 RC1, PC1, PC1-T

①RC1 실험체는 층간변위비 3%까지 내력이 증가하였고 최대 모멘트 918.2kN·m를 나타내었다.

②PC1 실험체는 층간변위비 4%까지 내력이 증가하였고 최대모멘트 713.3kN·m를 나타내었다.

③PC1-T 실험체는 층간변위비 4%까지 내력이 증가하였고 강연선으로 인해 PC1 실험체보다 약 20% 증가한 최대모멘트 859.3kN·m를 나타내었다. PC1-T 실험체도 슬립현상이 발생하였지만 PC1 실험체에 비해 작게나마 슬립으로 인한 핀칭이 감소하였으며 이는 프레스트레싱에 의한 복원력으로 인한 것으로 판단된다.

④PC1과 PC1-T 실험체는 매 횡변위율에서 3회의 반복하중에도 층간변위비 4%까지 내력의 저하가 나타나지 않는 우수한 구조적 거동을 나타내었다.

4.2.2 RC2, PC2-T

①RC2 실험체는 층간변위비 3%까지 내력이 증가하였으며 최대 모멘트 1526.8kN·m를 나타내었다. 층간변위비 5%에서 세 번째 cycle 가력도중 보 주근의 좌굴로 인하여 실험을 중단하였다.

②PC2-T 실험체는 층간변위비 4%까지 내력이 증가하였으며 최대 모멘트 1273.3kN·m를 나타내었다. 보 내에서 고강도 이형강봉의 부착파괴로 인해 층간변위비 5%에서 실험을 중단하였지만 접합부나 접합장치에서의 문제점은 발견되지 않았다.

4.3 접합부 전단성능

실험체의 각 층간변위 첫 번째 cycle에서의 접합부 전단변형과 그것이 전체 층간변위에 기여하는 비율은 Fig. 13에 나타내었다. 모든 실험체에서 접합부 전단변형은 층간변위가 커질수록 증가하였다.

4.3.1 RC1, PC1, PC1-T

①전체 층간변위에 대한 접합부 전단변형의 비율은 층간변위가 커질수록 증가하는 양상을 나타내었다.

②RC1 실험체는 층간변위비 3%까지 매우 좋은 구조적 거동을 보였고 층간변위비 4%에서 접합부 전단변형이 급격히 증가하였지만 PC1, PC1-T 실험체보다 우수한 구조적 거동을 보인다.

③PC1과 PC1-T 실험체는 층간변위비 3%까지 접합부 전단변형이 0.01 rad 미만이며 이를 통해 3%까지 접합부 변형이나 매설용너트의 정착성능에 큰 문제가 없음을 알 수 있다. 하지만 4%에서 접합부 전단변형이 급격히 증가하였으며 이는 매설용너트의 뽑힘현상과도 관련 있을 것으로 사료된다. 각 층간변위에서 3회의 반복가력을 한 것도 4%에서 전단파괴가 종국에 발생한 원인으로 판단된다.

④층간변위비 4%에서 PC1-T의 접합부 전단변형은 PC1과 비교하였을 때 약 27% 감소하였다. 이는 강연선의 유·무에 의한 차이이며 보-기둥 접합부의 균열제어에 강연선이 효과적이라는 것을 보여준다.

4.3.2 RC2, PC2-T

①전체 층간변위에 대한 접합부 전단변형의 비율은 층간변위가 커질수록 증가하다가 층간변위비 3% 이후 감소하는 양상을 나타내었다.

②접합부 전단강도가 크고 V_j(접합부에 작용하는 전단력)/V_n(접합부 전단강도)를 약 0.8로 설계하였기 때문에(Table 2) 실험체가 파괴될 때까지 접합부 전단변형이 0.005 rad 미만으로 전단변형이 거의 발생하지 않았다.

③층간변위가 커져도 전체 층간변위에 대한 접합부 전단변형이 차지하는 비율이 증가하지 않는 이유는 보 끝단의 소성변형과 보 내에서의 고강도 이형강봉의 슬립으로 인한 영향이 층간변위에서 상대적으로 많은 비율을 차지하기 때문이라고 판단된다.

4.4 보 변형

층간변위에 대해 각 실험체 보 단부 회전각(beam end rotation, θ_b)이 차지하는 비율은 Fig. 14와 같다. 이 값은 보 끝단의 변형을 각 층간변위비로 나눈 후 100을 곱한 값이며, 보 끝단의 변형은 Fig. 15와 같이 설치한 변위계의 데이터를 이용하여 식 (6)을 통해 산출하였다.

보 단부 회전각(beam end rotation)은 보 끝단의 탄성변형, 소성변형 그리고 슬립에 의한 변형을 포함한다.

①층간변위비 1.5%에서 PC1과 PC1-T의 전체 층간변위에 관여하는 비율이 RC1보다 매우 크게 나타난다. 이는 PC 실험체에서 초기에 발생하는 슬립에 의한 것이다.

②RC1 실험체는 층간변위비 4%까지 보 끝단의 변형이 차지하는 비율이 커지는데 이것은 보 끝단에서의 주근의 소성변형에 의한 것이라고 판단된다.

③PC1과 PC1-T 실험체 보 끝단의 변형이 층간변위에서 차지하는 비율이 감소한다. 이는 접합부 전단변형이 전체 층간변위에서 차지하는 비율이 증가하기 때문으로 사료된다. ②에서 언급한 RC1과 비교했을 때, PC1과 PC1-T의 소성변형으로 인한 에너지 소산 능력은 RC1보다 크게 불리함을 알 수 있다.

④Fig. 16에서 PC1 실험체는 층간변위비 4%에서의 두 번째 cycle에서 보 끝단의 변형이 급격히 증가하였다. 이는 매설용너트의 정착에 문제가 생겼기 때문이라고 판단된다. 반면 Fig. 16에서 PC1-T 실험체는 층간변위비 5%까지 보 끝단의 변형이 급격히 증가하지 않았으며 이는 프리스트레스의 도입으로 인한 매설용너트의 정착성능이 향상되었기 때문인 것으로 사료된다.

4.5 강성변화

각 실험체의 backbone curve를 산출한 후, 최대 모멘트의 1/2, 2/3, 3/4 지점에서의 할선강성을 각각 K1, K2, K3로 정의하여 Table 7에 나타내었다.

1) 할선강성은 RC 실험체가 PC 실험체보다 크게 나타난다. 이는 RC 실험체의 모멘트 강도가 PC 실험체보다 크고 초기 슬립현상이 발생하지 않았기 때문이다.

2)RC1 실험체는 K2는 K1보다 19%, K3는 K2보다 2.8% 감소하였다. PC1 실험체는 각각 5.7%, 1.2% 그리고 PC1-T 실험체는 각각 6.4%, 7.3% 감소하였다. RC2와 PC2-T 실험체도 유사한 양상을 보였다. PC 실험체는 RC 실험체와 비교하여 강성이 전반적으로 작았지만, 초기강성의 저하율은 매우 적었다. 이는 PC 실험체에서 층간변위비 1.5%까지 탄성거동이 지배적이었기 때문이며, 매설용너트가 약 1.5%에서 항복에 도달하는 것을 스트레인게이지값을 통해 역시 확인할 수 있었다.

5. 결    론

이 연구에서는 볼트접합을 이용한 프리캐스트 콘크리트 보-기둥 외부접합부를 개발하여 접합부 전단강도비(0.8, 1), 강연선의 유무, 정착 깊이(300mm, 400mm)를 변수로 한 총 5개의 실험체를 제작, 실험하여 보-기둥 접합부의 구조적 성능을 구명하였다. 또한 기존의 일체식 구조인 현장타설콘크리트 보-기둥 외부접합부와의 구조적 거동을 비교·분석하였다. 실험을 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)실험체의 이력거동을 분석한 결과, 모든 실험체의 최대 모멘트는 설계 모멘트강도에 도달하였다. PC 실험체는 층간변위비 4%까지 내력의 저하가 없었으며 횡변형능력에 있어서 우수한 구조적 거동을 보여주었다. PC 실험체에는 슬립현상이 많이 발생하였지만 이는 설계개념에서 반영되어 예측한 현상으로 구조물의 내진성능에 큰 영향을 끼치지는 않았다. 또한 강연선으로 보강 시 프리스트레스에 의한 복원력으로 인해 슬립이 감소하는 효과를 확인할 수 있었다. 개발된 프리캐스트 콘크리트 보-기둥 외부접합부는 RC 실험체보다 에너지소산능력 및 핀칭 면에 있어서 불리한 구조적 거동을 보였지만, 매설용너트에 집중되는 항복메커니즘은 횡변형능력을 확보하는데 있어서 적절한 것으로 판단된다.

2)이 연구에서는 실험체의 접합부 전단변형과 보 단부 회전각(beam end rotation)이 전체 층간변위비에 차지하는 비율에 대해 분석하였다. RC1, PC1, PC1-T에서 보 단부 회전각과 접합부 전단변형 이외에 보의 탄성변형이 층간변위에 크게 관여한 것으로 나타났다. RC2과 PC2-T는 각각 보 단부 회전각 외 보의 탄성변형과 주근의 좌굴(층간변위 4%), 그리고 보의 탄성변형과 고강도 이형철근의 부착파괴가 층간변위에 기여한 것으로 판단된다.

3)층간변위비 4% 반복가력 중에 묻힘 깊이가 300mm인 매설용너트의 정착에 문제가 발생하기 시작하면서 정착부 상단의 콘크리트 피복이 탈락하였다. 하지만 전체적으로 층간변위비 4% 초반까지 접합부는 우수한 내진거동을 보였다. 매설용너트의 정착길이를 다소 늘린다면 정착에 문제는 발생하지 않을 것으로 판단되며, 이는 매설용너트의 정착성능이 확보된 PC2-T 실험체의 거동을 통해서도 알 수 있다. 또한 정착길이의 확보가 불가능할 경우, 매설용너트 주변을 횡구속하는 방안도 권장된다.

4)적은 층간변위에서는 일체식공법으로 제작된 RC1 실험체보다 PC1과 PC1-T 실험체의 접합부 전단균열이 적게 발생하였지만 층간변위가 증가하면서 균열이 급속히 증가하였다. 이는 매설용너트의 정착으로 인해 RC1 실험체보다 접합부에 더욱 큰 응력이 가해지기 때문이라고 사료된다. 하지만 접합부의 균열로 인한 PC 실험체의 횡하중 저항성능의 저하는 층간변위비 4%까지 발생하지 않았다. 강연선은 접합부 전단균열제어에 효과적이었으며 강연선으로 인해 PC 실험체의 구조적 성능은 더욱 향상됨을 확인할 수 있었다.

5)개발된 PC 접합부는 횡저항 시스템으로서 우수한 구조적 거동을 보여주었다. 다만 에너지 소산 측면에 있어서는 다소 부족하였는데, 이는 설계과정에서 고려된 현상이다.