1. 서    론

1.1 연구배경

많은 인원을 일시에 수용함과 동시에 내부공간에서 이용객의 시선차단이 없는 대규모 위락시설, 집회시설, 경기장 등과 같은 구조물과 자유롭고 이상적인 생산라인의 배치가 가능할 뿐만 아니라 필요시 기존의 생산라인의 신속한 변경이 가능한 내부에 기둥이 없는 공장건물과 차량의 증가로 인해 발생되는 주차난을 해소하기 위한 주차장(Fig. 1) 등과 같은 무주 대공간(無柱大空間) 구조물의 건설이 많이 요구되고 있다.^1,2)

KOSKA의 년간 통계자료(Fig. 2)를 살펴보면 대공간이 요구되는 공장이나 차고 등의 공사비가 2009년 이후 지속적으로 증가하고 있는 것을 확인할 수 있다. 산업사회의 발달에 힘입어 최근 장경간 건축물에 대한 수요가 늘고 있지만, 이 분야에 대한 국내의 기술수준은 아직 미약한 상태이다. 대부분의 기술이 학술적인 연구에 주종을 두고 설계 및 시공에 관련된 기술개발은 미미한 실정이다. 또한 건축분야 기술자들의 제한적 시선에 의해 개발된 기술의 현장적용에도 어려움을 겪고 있는 실정이다.

따라서 국내 건설시장의 개방화추세에 대비하고 국제 경쟁력을 확보하기 위하여, 장경간 건축물에 관한 기술개발 및 자립화는 매우 시급하다.

1.2 국내․외의 장경간 건축보 기술

PC (Precast Concrete)시스템이 개발・활성화된 최근 50년 동안 구미와 일본에서 다수의 슬래브 시스템이 제안되고, 건물의 자중과 층고 축소, 설비배관 설치와 세우기(Erection) 편리함, 시공비용 절감 등을 가져왔다. 이러한 연구들은 주로 프리스트레스트 PC특성에 따른 ‘단면개발과 효율적 연결부 개발’로 요약될 수 있다. 그러나 국내에서 발전된 장스팬 PC골조시스템에 관한 연구는 그리 많지 않으며, 대표적으로 삼성물산 주택사업팀에 의하여 진행완료 혹은 진행 중인 ‘Hi-beam 공법’과 ‘더블티 슬래브 시스템 공법’ 등을 들 수 있다.³⁾

2000년도 초반 일부 PC공장을 가지고 있는 건설업체에서 아파트 지하주차장에 7.5~12 m경간을 모듈로 하여 PC골조 형식을 적용하고 있으나, 경간장이 20 m를 넘는 장스팬인 경우 콘크리트 구조형식인 경우 프리스트레스 PC형식보다는 Preflex 보나 Hi-beam 공법을 제한적으로 적용하고 있는 실정이다.⁴⁾

미국, 유럽, 일본 등에서는 다양한 PC골조형식이 개발되었으나, 대부분의 PC골조 접합부가 연성이나 에너지 소산능력 등 내진성능향상을 주요 목표로 하여 모멘트 접합용으로 되어 있다. 이러한 접합부들은 구조성능이 좋은 반면 접합부의 제작성, 운반성, 시공성 등은 낮아, 이들 나라와 구조기준 및 시공조건이 다르고 건설환경에 차이가 있는 국내에서는 이들 공법을 그대로 도입하여 적용하는 것보다는, 국내 건축공사에서 사용되고 있는 골조시공과 재료, 시공능력, 시공장비 등을 감안하여 시공성이 높고 보-기둥 응력전달을 원활히 할 수 있는 시스템을 고안하여 실용화하는 것이 합리적인 것으로 판단된다.⁵⁾

콘크리트와 철골의 복합화 개념에서 시작한 ‘Hi-beam’은 중앙부 철골-단부를 PC로 시공함으로써, 단순지지에서 20 m까지 적용가능하나 스팬/깊이․자중 등 효율성에서 철골조를 극복하지 못하였고, 중앙 철골부위에 대응하는 중간보 등이 모두 철골조이어야 하는 부담이 있으나 단부를 콘크리트 PC화 함으로써 콘크리트 기둥과의 접합부 개선이라는 장점을 가져오기도 하였다.^6,7)

최근에 강구조에서는 기둥과 연결되는 위치에서 변단면(Tapered Plate)으로 처리하여 정모멘트부의 강재량을 감소킬 수 있는 Tonic beam공법이나 ES beam공법이 특허기술로 적용되고 있으며, 교량구조에서 많이 적용되었던 Preflex나 Precom공법과 같은 강합성구조가 건축구조에서도 적용되고 있다. 일본의 경우, 1981년부터 건설성으로부터 프리플렉스빔 건축보의 인정서를 획득한 후 현재까지 약 100여건의 시공실적을 가지고 있다. 시공된 건물의 스팬이 대부분 18~25 m로서 최근에는 지상 30층, 스팬 28.8 m의 NTT빌딩을 완공하였다.⁸⁾

그러나 Fig. 3(a)와 같은 Tonic공법은 장경간구조보다는 강재량을 저감하기 위한 목적으로 개발된 기술이며, Fig. 3(c), (d)와 같은 강합성 구조는 장경간 구조실현은 가능하나 강재가 많이 소요되어 공사비가 높은 공법이라고 할 수 있다.

본 연구에서는 고강도콘크리트, 고강도 강선 및 강판과 같은 건설재료를 효과적으로 활용한 장경간 무주시스템을 구성할 수 있는 필수요소인 15 m 이상의 장경간 건축보를 하이브리드 개념으로 개발하였고, 실물모형으로 15 m 건축용보 시험체를 직접 제작하고, 재하실험을 실시하여 구조적인 성능을 입증하였다.

2. 장경간 OCB 건축용보의 개념

2.1 OCB공법의 원리

본 연구를 통해서 개발하고자 하는 장경간 건축구조용 OCB (Optimized Composite Beam)는 형강과 PS콘크리트구조가 혼합된 하이브리드구조로 정모멘트 구간과 부모멘트 구간의 역학적 거동에 따라 콘크리트와 강재빔 그리고 PS강재를 이용하여 외력에 대해 최적으로 대응하는 합성빔 공법이다.

OCB는 Fig. 4와 같이 건축구조에서 바닥슬래브를 지지하는 보를 슬래브 콘크리트와 일체성 확보에 유리한 콘크리트와 철골 기둥과 접합이 용이한 강재를 조합하여 구성하고, 부모멘트 구간에는 강재를 배치하고 그 강재에는 미리 프리스트레스를 도입함으로써 정모멘트 구간과 부모멘트 구간에서의 보의 내력과 강성을 경제적이고 효율적으로 증대시킬 수 있는 하이브리드 합성빔이다.

2.2 OCB공법의 특징

OCB의 역학적인 기본 개념은 Fig. 5와 같이 일반적인 양단고정보의 휨모멘트 분포에 대해 Table 1의 Step-1과 같이 정모멘트 구간에는 제작단계에서 프리텐션 프리스트레스를 도입하여 외력에 의해서 발생되는 휨모멘트에 대해 저항하고, 부모멘트가 발생되는 기둥부에서는 휨강성이 우수하고 연결성능이 우수한 강재를 배치하고 여기에 더하여 Step-3과 같이 강재의 상단에 노출강연선을 배치하여 프리스트레스를 도입함으로써, 외력에 의한 부모멘트를 상세할 수 있는 구조로 제작되어 Step-5와 같이 외력에 의한 휨모멘트를 확연히 감소시켜 장경간 구조에 적합하도록 개발하였다. 또한 강재량을 최소화하여 제작비용을 최소화하여 경제성 측면에서도 경쟁력을 갖도록 개발된 건축용 빔이다.

장경간 구조에서는 기둥에 작용하는 외력에 의한 부재력이 커져 일반적으로 철골기둥이나 SRC 기둥이 적용되기 때문에, 본 연구에서 개발된 건축용 OCB는 단부가 일반적인 형강구조로 현장에서 볼트 이음을 통해 기둥부와 연결할 수 있도록 하였다.

OCB의 제작은 운반제한에 따라서 공장제작 및 현장제작이 모두 가능하다. 운반이 불가능한 경우에는 이동식 프리텐션 제작대를 이용하여 현장에서 제작이 가능할 뿐만 아니라 프리텐션 방식으로 정착구나 쉬스관 같은 부가장치가 불필요하여 경제적이며 공정이 단순하여 제작이 용이하다.⁹⁾

3. 건축용 OCB의 재하실험

사전연구를 통해서 장경간 구조로 경제성을 확보한 하이브리드 합성보인 OCB에 대해 시공성 및 구조성능 평가를 위하여 실물모형 시험체를 제작하여 정적가력시험을 수행하였다.

3.1 시험체의 제원 및 형상

건축구조설계기준(2009)⁹⁾의 규정으로 설계된 15 m 길이의 시험체의 위치별 단면도를 Fig. 6에 나타내었다. 시험체는 Table 2와 같이 콘크리트부와 강재부의 재료강도를 고려하여 설계되었으며, 정모멘트와 부모멘트 구간 모두에서 동시에 성능을 조사하기 위하여 Fig. 7과 같은 형태로 시험체를 설계하였다.

하중조건은 건축구조설계(2009)¹⁰⁾의 고정하중 및 활하중 조건(5 kN/m²) 설계기준에 따라 적용되었으며, 기둥과 연결되는 강재부 상단에 노출강연선 4가닥을 Fig. 6과 같이 고려하여 설계되었다.

Table 3은 고정하중(거더 및 슬래브)과 활하중(5 kN/m²) 및 상재하중(5 kN/m²)을 고려하여 Fig. 6으로 가정된 단면의 설계하중 및 단면의 공칭강도를 나타내고 있다. PC부는 ASD (허용응력설계법)에 따라서 설계되었으며, 강재부는 단면설계 프로그림인 Best Steel을 이용하여 LSD(한계상태설계법)로 설계되었다. 단부에 설치되는 노출강연선의 보강은 부재력 산출시에 식 (1)과 같이 외력에 의한 휨모멘트에서 강선보강에 의한 휨모멘트를 공제하는 것으로 하였다.

 (1)

여기서, : 유효 프리스트레스력, : 형강도심에서 노출강연선까지의 거리, : 외력에 의해 발생되는 부모멘트

3.2 시험체의 제작

곤지암에 위치한 제작공장에 이동식 프리텐션 제작대를 설치한 후, 단부 위치에 H형강을 설치하고 중앙부에 강연선을 배치 후 Fig. 8(c)와 같이 콘크리트를 타설하였다. 양생 이후에 강연선에 긴장력을 도입한 후 실험장소인 명지대학교 하이브리브 구조실험센터 제작장으로 운반하여 Fig. 8(e)와 같이 기제작된 강재기둥부에 고장력볼트를 이용하여 현장이음을 실시하였다. 기둥측 상단부에 Fig. 8(f)에 보이는 것과 같이 2차 강연선을 배치하고 긴장력을 도입한 후에 상부슬래브를 타설하였다. 슬래브가 충분한 강도를 발현하도록 자연양생을 실시한 후에 크레인과 트레일러를 이용하여 재하실험을 수행할 실험실에 입고하였다.

3.3 계측 및 재하방법

제작된 OCB 시험체 내부철근에 F형 전기저항식 변형률게이지를 부착하여 하중재하에 따른 대상시험체의 변형률 변화를 측정하였으며, 중립축 거동과 초기균열을 확인하기 위하여 콘크리트 표면에는 P형 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였다. 하중의 변화에 따른 시험체의 변위는 LVDT를 사용하여 측정하였으며 처짐이 가장 크게발생할 것으로 예상되는 시험체의 중앙부 하단에 와이어타입의 변위계를 설치하였다. Fig. 9는 철근에 부착한 F형 게이지의 부착위치와 콘크리트에 부착한 P형 게이지와 변위계의 위치를 나타내고 있다.

시험체의 재하방식은 3점 휨실험을 수행하였다. 다만, OCB의 부모멘트 성능을 확인하기 위하여 강성이 큰 강재기둥을 실험실의 반력용 바닥에 강봉을 이용하여 고정하여 OCB의 경계조건이 고정과 롤러 지점이 되도록 설치되었다. 본 실험은 명지대학교 하이브리드 구조실험센터에서 수행되었으며, 최대가력용량 3,000 kN의 액츄에이터를 사용하여 1 mm/min의 가력속도로 변위제어방식으로 시험체가 파괴될 때까지 수행하였다. Fig. 10은 시험체의 전경을 나타내고 있다.

3.4 재하실험결과

3.4.1 하중이력과 변위곡선

시험체는 설계하중과 공칭강도를 넘어 최종 750 kN까지 안정적인 거동을 나타냈다. 초기균열은 계수하중을 약간 넘어선 333 kN에서 발생하였으며 이후에 하중-변위 그래프의 기울기에 변화가 약간 발생하였지만 지속적인 선형거동을 보이고 있다.

사용성 측면에서 사용하중상태에서 처짐량은 9.70 mm로 콘크리트구조기준(2012)¹¹⁾에서 제시하고 있는 동하중을 받는 구조물에서 최대허용처짐인 15.6 mm () 이내로 안정적이며, 균열 또한 사용하중의 1.7배에 해당되는 하중상태에서 발생되어 구조적인 신뢰성을 확보할 수 있었다.

3.4.2 균열 분포도

시험체의 하중단계별 균열을 모니터링하여 균열분포도를 Fig. 12와 같이 작성하였다. 균열은 정모멘트 영역인 PC구조의 중앙부에서만 발생되어 하중증가에 따라서 확장되는 것으로 나타났다. Fig. 12와 Fig. 13은 최종파괴상태에서 균열의 양상을 나타내고 있다.

사용하중 이하에서는 균열이 발생하지 않았으며 초기균열은 333 kN에서 나타났으며, 중앙부 가력지점의 하단에 최초로 균열이 확인되었다. 발생하는 균열은 하중방향을 따라 휨균열의 형태로 수직으로 확장되었으며, 하중이 중가함에 따라서 하중의 깊이가 깊어지고 균열발생 분포폭이 점차 확대되고 있음을 확인할 수 있었다.

강재와 PC가 합성되는 위치에서는 Fig. 14와 같이 최종파괴시까지 형상의 변화나 분리, 균열이 발생되지 않았으며 이같은 결과로부터 PC부분과 형강의 연결부에서 합성에 문제는 없는 것으로 판단된다.

최종적인 하중재하는 Fig. 11에서 나타난 것과 같이 중앙부에 초기 휨균열이 발생한 이후에도 하중이 지속적으로 중가하고 있으며, 설계단면의 공칭강도 이상까지 하중을 재하한 후에 중앙부에 균열이 지속적으로 확장되고 시험실의 안전상의 문제로 750 kN에서 중단되었다. 그러나 하중을 제거한 후에도 중앙부의 수직변위가 일부 복원되는 것으로 나타나 최종상태에서 취성파괴가 발생되지는 않은 것으로 판단된다. 특히 PSC 구조에서는 강연선의 배치로 인해서 갑작스런 취성파괴는 일반적으로 발생되지 않는다.

3.4.3 정모멘트부의 거동

Fig. 15는 거더 중앙부 하단(PC구조)에 부착된 콘크리트의 변형률을 측정한 결과로, 초기균열이 발생된 333 kN이전까지는 선형적인 거동을 보였다. 그러나 초기인장균열이 발생하고 확장되면서 C12 게이지 부착면에서 박리가 발생되어 하중이 증가함에도 변형률값의 변화가 없는 것으로 판단되며, 게이지 C11의 경우 하중이 증가함에 따라서 조금씩 변형률이 증가하다가 약 520 kN에서 급속히 증가하고 있는 것을 알 수 있다.

Fig. 16은 PSC 중앙부 하단에 종방향으로 배근된 인장철근에 부착된 게이지의 변형률 변화를 나타내고 있다. 재하하중이 초기균열이 발생한 후에 약 450 kN에서 인장철근에서 1차 변곡이 나타났으며 철근이 항복에 도달한 600 kN이후에도 하중이 증가함에 따라서 변형률이 선형적으로 증가하고 있음을 알 수 있어서 실험 종료시까지 철근의 파단없이 인장을 받고 있음을 확인할 수 있었다. 3개의 게이지에서 발생된 변형률은 유사한 거동을 보여 파괴시까지 편재하 등은 발생되지 않은 것으로 판단된다.

정모멘트부 상단 슬래브 표면에 부착된 게이지에서는 Fig. 17과 같이 압축변형이 발생하며, 극한상태에서 변형률이 0.0014로 콘크리트의 극한변형률(0.003)에는 도달하지 않은 것으로 판단된다. 또한 중앙부 슬래브 상단표면에서는 재하실험이 종료될 때까지 균열이 관측되지 않았다. 따라서 PC 구조를 갖는 시험체의 중앙부에서 파괴는 휨인장균열파괴로 판단된다.

3.4.4 부모멘트부의 거동

기둥연결부 강재의 상하단에 부착한 변형률 게이지로 강재의 변형률을 측정한 결과이다. Fig. 18에서 보이는 것과 같이 강재상단부의 인장변형률이 하단부의 압축변형률보다 크게 측정되었으며, 극한상태에서 상부플랜지의 변형률은 항복변형률인 0.001175(=F_ys/E_s)¹²⁾을 넘어서 항복에 도달한 것으로 측정되었다. 그러나, 중앙부에 초기균열이 발생된 시점에서 기둥부 형강에서 변형률(0.0005)은 항복변형률에 50%이하로 탄성상태로 조사되었다.

Fig. 19는 OCB의 기둥부 상부슬래브의 콘크리트 변형률로 설계하중까지는 압축거동을 보이다가 중앙부에서 초기균열이 발생된 후 좌․우측이 서로 다른 거동을 하는 것으로 조사되었다. 이는 탄성상태를 지나 비탄성 상태에 도달하면서 상부슬래브에 약간의 비틀림이 발생되는 것으로 판단되는데, 이는 실험실의 여건으로 약 25 mm의 편심재하가 재하된 것이 원인으로 판단된다. 그러나 설계하중에 도달할 때 까지 모두 콘크리트의 극한변형률(0.003) 이내로 균열이나 파괴의 징후는 나타나지 않았다.

15 m OCB의 실물모형 시험체의 재하실험을 통해서 설계하중에 대한 안전성을 확인할 수 있었으며, 특히 부모멘트 영역에서 노출강연선(Fig. 8(m))을 이용하여 보강한 효과로 중앙부가 파괴에 도달할 때까지 단부에서 슬래브 균열, 강재의 항복 등은 발생되지 않은 것으로 판단된다.

4. 건축용 OCB의 유한요소해석

건축용 OCB의 구조실험결과를 예측하고 구조거동을 분석하기 위하여 3D 유한요소. 정밀해석을 수행하였다. 해석프로그램은 범용유한요소해석프로그램인 MIDAS FEA (V3.6)를 사용하였으며, 사용재료에 대한 비선형거동을 고려하여 극한해석을 수행하였다.

4.1 해석모델의 개요

수치해석에서 시험체는 각각의 형상을 갖는 요소로 구분하여 구성하게 되었는데, 콘크리트와 강재부는 8절과 6절점을 갖는 솔리드 요소를 이용하여 Fig. 20과 같이 모델링하였고, 콘크리트 재료는 Druck-Prager의 파괴기준을 적용하였으며 강재의 파괴기준은 Von Mises이론이 적용되어 해석이 수행되었다.

콘크리트의 재료적인 비선형 거동을 적절하게 묘사하기 위해서는 적합한 소성모델이 필요하다. MIDAS FEA 프로그램에서는 콘크리트 구조물의 비선형재료 모델로 Total Strain Crack 모델을 사용한다.

압축응력하의 콘크리트는 등방성 응력이 증가하고 이에 따라 강도와 연성이 증가하게 된다. 이러한 등방성 응력의 영향을 반영하기 위해 압축응력-변형률의 관계는 함수인자인 Peak Stress와 Peak Strain의 정의에 의해 파괴를 일으키는 파괴함수로부터 결정된다. 압축균열모델은 Fig. 21(a)와 같이 Thorenfeldt 모델을 해석에서 고려하였다. 인장거동모델은 파괴에너지에 근거한 연화함수로 구현된 모델로 본 해석에서는 Fig. 21(b)와 같이 Constant 모델을 사용한다.

PC구간과 기둥부 노출강연선은 프로그램내에 Embeded 요소를 이용하여 솔리드 요소안에 배치되었다. 기본적인 물성과 제원은 시험체와 동일한 자료가 고려되었다.¹³⁾

4.2 해석대상의 구조 및 해석방법

건축용 OCB는 변단면을 갖는 거더부와 강재 연결부, 기둥부, 슬래브 부분으로 구분하여 모델링되었고 프리텐션 방식의 프리스트레스를 1차와 2차로 나누어 도입하였다. 또한 실제 시공단계별 시공순서에 따라서 해석상에서도 단계별 해석을 수행하였다.

건축용 OCB에 대한 정적재하 해석을 위한 경계조건은 시공1단계에서 힌지-롤러지점을 적용한 후 시공 2단계에서는 지점부에 롤러지점, 기둥하단부에는 고정지점을 적용하였으며, 하중은 자중, 프리스트레싱력, 그리고 외력으로 구분하여 재하하였다. 해석은 재료의 파괴기준에 수렴될 때까지 수행되었다.

4.3 해석결과 및 실험결과와 비교

수치해석에서는 Fig. 22의 하중-변위 그래프에서 보여지는 것과 같이 초기균열은 416 kN에서 발생되어 최종 770 kN에서 파괴되어 해석이 종료되는 결과를 얻을 수 있었다. 초기균열은 실험에 비해서 높은 하중상태에서 발생되었으며 파괴하중도 실험치보다 높은 하중에서 발생되었다. 이같은 차이나 그래프의 기울기 차이 등은 해석상에 반영할 수 없는 제작상의 오차와 콘크리트-강재가 합성되는 위치에서 합성효과의 차이로 인해 시험체의 수직변위가 상대적으로 크게 발생되어 나타나는 것으로 판단된다.

해석상의 결과에서 일차적으로 중앙부 하단에서 휨인장균열이 발생하여 확장되고, 하중이 점차 증가함에 따라서 Fig. 23에 나타난 주응력도에서 보여지는 것과 같이 극한상태에서 보의 기둥연결부 강재와 기둥이 항복에 도달하고 있는 것으로 조사되었다.

또한 Fig. 24에서 나타난 것과 같이 균열분포도에서 PC부 중앙 하단에 휨인장균열이 발생되고 이후에 기둥부 상단의 슬래브에서도 균열이 발생되는 것을 알 수 있었다. 그러나 초기균열이 발생되는 시점이 공용상에 문제가 되지 않는 상대적으로 높은 하중단계에서 발생되어 구조적으로 안전한 것으로 판단된다.

프로그램을 이용한 해석연구에서도 설계범위내에서 OCB보의 구조성능은 시험체의 실험연구에서와 같이 안정적인 것으로 판단된다.

5. 결    론

본 연구에서는 건축구조에서 공간활용 극대화를 위해 개발된 건축용 OCB의 단면 및 시공성이 검토되었으며 실물모형을 제작하여 구조성능 실험을 수행하였다. 또한 구조실험결과를 예측하고 구조거동을 분석하기 위하여 3D 정밀해석을 수행하여 실험결과와 비교검토하였다. 본 실험연구의 결과를 요약하면 다음과 같다.

1)건축구조에서 장경간을 구축하기 위한 기존의 건축용빔에 비해 구조적으로 안정적이며 특히, 공사비가 상대적으로 저렴한 건축용 OCB 공법을 제시하였다.

2)건축용 OCB의 정적실험을 수행한 결과 15 m 실험체의 경우 초기균열은 설계하중보다 약 15%이상 높은 하중단계에서 발생하였으며, 설계단면의 공칭강도보다 10%이상 높은 하중단계에서 파괴가 발생하였다. 따라서 구조적 안정성은 충분히 확보된 것으로 판단된다.

3)사용성 측면에서는 설계사용하중단계에서 약 10 mm의 처짐이 발생하여 허용처짐 규정(25 mm)에 비하여 작게 측정되어 설계기준을 만족하는 것으로 조사되었다.

4)검증차원에서 수행된 수치해석결과에서는 시험체의 재하실험과 유사한 결과를 얻을 수 있었으며, 전체적으로 건축용 OCB의 현장활용에 문제가 없음을 확인할 수 있었다.

본 연구에서는 높은 공사비로 인해 장경간 건축구조를 채택하는 데 어려움을 겪었던 건축주들에게 하나의 대안으로 충분히 어필할 수 있는 공법인 OCB에 대한 실험연구를 통해 구조적인 신뢰성을 충분히 확보할 수 있었다고 판단된다. 추가적으로 거더의 중량을 최적화하는 방안에 대한 검토와 연구가 진행된다면 장경간 건축구조에 보다 적극적인 활용을 가져올 수 있을 것으로 판단된다.