1. 서    론

최근 하이테크빌딩, 발전소 터빈건물, 초고층빌딩, 물류센터 등에서는 진동 및 처짐 제어 등 사용성 요구가 증가하고 있으며, 더불어 기기설비 문제 및 장경간 보 깊이 증가 등에 따라 단면이 크고 층고가 높은 대형 RC기둥의 적용이 늘고 있다. 이러한 대형 RC기둥은 단면이 크고 고소작업이 많아 현장에서의 철근, 거푸집, 가설 공사 등에 많은 시간이 소요되므로 통상적으로 골조공사 층당공기의 주공정(Critical Path)에 해당하여 공기단축에 대한 요구가 높으며, 품질 및 안전 확보 측면에서도 개선이 필요하다. 대형 RC기둥에 대한 공기단축 등을 위하여 PC공법이 적용가능하지만 과도한 양중부하로 인해 그 적용에 제한이 있으며, 이에 따라 여전히 현장타설 RC공법이 주공법으로 활용되고 있는 실정이다.

이러한 대형 RC기둥에 대한 해법으로써, 속채움 중공PC기둥인 부분PC공법(Half Precast Concrete, 이하 HPC공법)의 활용이 가능하다.^1-9) HPC기둥공법은 철근이 보강된 중공PC기둥을 선제작한 후, 이를 현장에서 세움기둥 및 거푸집으로 활용하는 공법이다. HPC기둥공법은 현장에서의 철근배근 및 거푸집설치가 생략되고 가설작업이 최소화되므로 기존의 현장타설 RC공법 대비 절대공기가 단축되고 작업환경이 개선되며, 중공PC기둥이 세움기둥으로써 역할하므로 보/슬래브 등 상부골조 시공의 조기착수가 가능하여 추가적인 공기단축도 가능하다. 또한 기존의 PC공법 대비 양중무게가 크게 줄며, 품질 및 친환경성 등 PC공법이 가지는 장점을 그대로 유지하면서도 접합부 일체타설을 통해 기존 PC공법의 한계점인 접합부의 성능도 개선할 수 있다.

일본과 중국 등지에서는 중공PC(Hollow PC), 외각PC (Outer-shell PC), 준PC(Semi PC) 등의 이름으로 유사한 공법이 활발히 연구 및 현장적용되었으며,^1-6) 최근 국내에서도 관련연구가 진행 중이다.^7-9) 이러한 HPC기둥의 설계 및 현장적용을 위해서는 생산성 및 안전성과 관련된 다음 두 가지 사항이 선결되어야 한다.

1) 생산성 확보: 중공PC기둥 제작시 단면을 관통하는 띠철근과 내부몰드와의 간섭문제 해결

2) 안전성 확보: PC부 및 심부 콘크리트간 구조일체성 확보

기존 연구에서는 중공PC기둥의 제작을 위해 주로 원심력을 이용하거나,^1,7,8) 내부몰드 없이 기둥을 순차적으로 회전하여 성형하거나,^3,9) 격자형태로 배근된 띠철근의 간섭을 피해 각관이나 고무튜브 등의 내부몰드를 일일이 삽입하였다.^2,4,5,6) 내부몰드와의 간섭을 피하기 위하여 단면을 관통하지 않는 방식의 띠철근 상세를 이용하거나,⁹⁾ 중앙부에 파형강관을 내접하여 배치할 수 있도록 띠철근 배근형태를 변경한 경우도 있다. 그러나 원심성형의 경우, 본 연구에서 대상으로 하는 대형기둥에 적용하기에는 초기투자비가 높고 응용성이 떨어지는 단점이 있다. 내부몰드를 삽입하거나 순차적으로 회전성형하는 경우에는 제작성이 떨어지는 단점이 있으며, 단면을 관통하지 않는 띠철근을 이용한 경우에는 다양한 하중조건에 대하여 구조성능을 더욱 면밀히 검토할 필요가 있다. 파형강관을 내접하여 배치한 경우에는 중공율이 크지 않아 양중무게 감소효과가 크지 않은 단점이 있다.

본 연구에서는 대형RC기둥에 대한 PC화를 구현할 수 있도록 생산성 및 안전성이 개선된 골플레이트형 HPC기둥을 개발하였다. 개발한 기둥은 중공형성을 위해 골형 플레이트로 내부 몰드를 구성하였으며, 기둥의 내진성능을 검증하기 위하여 압축력을 받는 기둥의 주기횡하중 실험을 수행하였다.

2. 골플레이트형 HPC기둥 상세

Fig. 1은 본 연구에서 제안한 골플레이트형 HPC기둥의 단면구성을 나타낸다. 중공 PC기둥의 제작성을 확보하기 위해 내부몰드를 기둥에 존치시켰으며, 내부몰드의 물량을 최소화하고 PC부와 심부 콘크리트간 부착성능을 개선하기 위하여 구조용 골형플레이트를 적용하였다. 기둥 단면을 관통하는 띠철근을 배근하여 PC부와 심부 콘크리트간 구조일체성을 확보하고 심부콘크리트 타설시 폼타이로 작용하여 측압에 저항하도록 하였다.

Fig. 2는 골플레이트형 HPC기둥의 제작방법을 나타낸다. PC부 타설을 위한 내부몰드는 골형플레이트와 보강앵글 프레임으로 구성된다(Fig. 2(a) 참조). 골형플레이트는 기둥 코너부 맞물림을 위해 플레이트의 골방향을 기둥 길이방향과 평행하게 배치한다. 일정 간격으로 기둥 내부에 설치한 앵글 프레임은 골형플레이트를 지지하여 PC부 타설시 골형플레이트의 과도한 변형을 방지하도록 한다. ACI 318-11¹⁰⁾ 및 KBC 2009¹¹⁾의 횡방향 철근 간격기준에 따라 골형플레이트를 관통하여 띠철근을 배치한다(Fig. 2(b) 참조). 이때 띠철근은 135° 표준갈고리만 구성하여 관통시킨 후, 별도의 가공장비를 이용하여 90° 표준갈고리를 구성한다(Fig. 2(c) 참조). 내부몰드 외측으로 주철근과 후프근을 배치한 후(Fig. 2(d) 참조), 기둥을 눕힌채로 세면에 거푸집을 설치하여 PC부 콘크리트를 타설한다(Fig. 2(e) 참조). 이때 콘크리트의 밀실한 채움을 위해 고유동콘크리트를 사용하는 것이 권장되며, 콘크리트 부력에 의해 내부몰드가 뜨지 않도록 타설간격 조절 또는 하중재하 등 적절한 조치를 취해야 한다. 완성된 중공 PC기둥은 현장에서 설치한 후 심부 콘크리트를 타설한다(Fig. 2(f) 참조).

골플레이트형 HPC기둥은 관통형 띠철근을 배근하기 위해 추가작업이 필요하지만 기존의 파형강관식과 생산성이 유사하다. 특히, 중공율이 65% 내외로 양중 무게 저감에 효과적이며, 설계변경없이 현장타설 RC기둥과 동일한 단면구성을 할 수 있다는 장점이 있다. 또한 현장에서 별도의 거푸집 및 철근 배근 작업 없이 기둥의 콘크리트 타설이가능하여 시공성을 향상시킬 수 있다.

3. 실험 계획

3.1 실험체 상세

개발한 HPC 기둥에 대해 현행 설계기준 적용성과 내진성능을 검증하기 위하여 기둥의 주기하중 실험을 수행하였다. 실제 대형기둥의 1/2 스케일인 700mm×700mm 단면을 갖는 기둥 실험체 4개를 계획하였다. 대형기둥이 주로 적용되는 건물의 층고 8m (기둥단면 1,500mm×1,500mm)를 고려하여, 기초 면에서 기둥 가력부까지의 거리를 3.7m로 설계하였다.

Fig. 3과 Table 1은 기둥 실험체의 상세를 나타낸다. 실험체는 ACI 318-11 및 KBC 2009에 따라 설계하였다. 주요 변수는 띠철근 간격(HPC-1: D13@175, HPC-2: D13@100), PC부 콘크리트의 종류(HPC-1: 보통콘크리트, HPC-3: V_f=0.8% 강섬유콘크리트), PC부 두께(HPC-1: 90mm, HPC-4: 120mm)이다.

기준 실험체 HPC-1의 PC부 두께는 90mm로서 플레이트의 골 깊이 50mm를 고려한 기둥 단면 중공율은 약 49%이다. 주근은 10-D29 철근 및 6-D25 철근으로 비대칭 배근하였다(각각 철근비 1.3%와 0.6%). 비대칭 배근의 이유는 3.2에 설명되어 있다. 횡방향 철근은 D13 철근을 단면크기의 0.5배인 350mm 간격으로 배근하였으며, 소성힌지 구간 700mm에서는 횡방향 철근을 175mm 간격으로 촘촘히 배근하였다. 관통 띠철근은 플레이트의 골에 맞닿도록 배치하여 골형플레이트의 변형저항에 기여하도록 하였다. 횡방향 철근 간격이 350mm일 때, 기둥의 전단강도는 798kN으로 요구전단력 517kN보다 약 1.5배 크도록 설계하였다.

실험체 HPC-2는 PC부 콘크리트의 구속능력 증대 및 기둥의 변형능력을 증가시키기 위하여 횡방향 철근을 200mm 간격으로 배근하고 소성힌지 구간에서는 횡방향 철근을 100mm 간격으로 촘촘히 배근하였다. 단면 상세는 HPC-1과 동일하다.

실험체 HPC-3은 PC부 피복 콘크리트의 조기탈락을 방지하고 변형능력을 증가시키기 위하여 PC는 강섬유 콘크리트를 타설하고 심부는 보통콘크리트를 타설하였다. 강섬유는 후크형(직경 0.5mm, 길이 30mm)을 사용하였으며, 체적비 V_f = 0.8%이다. 그 외 단면 상세는 HPC-1과 동일하다.

실험체 HPC-4는 PC 콘크리트 두께에 따른 기둥의 거동을 평가하기 위하여, PC부의 두께를 120mm로 증가시켰다. 비록 실험체의 중공률은 약 43%로 감소하지만, 실제 현장에 적용되는 대형기둥의 PC부(두께 120~150mm)에 가장 근접한 두께이다. PC부 두께가 증가됨에 따라 주철근과 골형플레이트 유격을 충분히 확보하여 콘크리트의 밀실한 타설이 가능하다.

3.2 축력 효과

본 실험에서는 실제 기둥에 가해지는 하중을 모사하기 위하여 횡방향 주기하중과 함께 일정수준의 압축력을 가력하였다. 그러나 압축력 가력용량의 제한으로 인하여 최대축력은 1,300kN으로 계획되었으며, 이때의 축력비(= 축력/공칭강도, 공칭강도= 0.85f_ckA_c + f_yA_r)는 약 9%이다. 실제 대형기둥에 가해지는 축력비는 약 20%이므로 다소 작은 축력이 실험체에 가해지게 된다. 기둥의 경우 휨모멘트와 압축력이 동시에 작용할 때, 축력이 증가할수록 단면에서 중립축의 깊이가 더 깊어진다. 반면, 같은 축력 수준일지라도, 인장철근이 많이 배근될수록 평형조건에 의해 중립축의 깊이가 깊어진다. 따라서 주철근을 비대칭으로 배근(10-D29, 6-D25)하여 기둥 단면의 중립축 깊이를 축력이 크게 작용하는 기둥의 중립축 깊이와 동일하게 설계하여 실험에서 가해지는 축력보다 높은 축력수준을 모사할 수 있도록 하였다.

개발된 HPC 공법이 목표로 하는 대형기둥의 주철근비는 약 1.0%(RC기둥의 최소철근비) 수준이며, 단면이 700mm×700mm인 기둥 실험체에서는 12-D25를 대칭으로 배근하면, 대형기둥의 설계 조건을 만족한다. 본 연구에서는 축력비 효과를 고려하기 위하여 기둥 한쪽 면에는 6-D25를 배근하고, 반대편에는 10-D29로 비대칭 배근하였다. Fig. 4는 재료시험 결과를 토대로, 극한상태에서의 HPC-1의 정가력 및 부가력시 변형률분포를 나타낸다. 축력비 9%가 가해지는 비대칭 단면에서 10-D29 철근이 인장력을 받을 때 중립축 깊이는 273mm이다(Fig. 4(b)). 이를 대칭 단면으로 치환하면, 중립축 깊이 273mm는 축력비 24%가 작용하는 조건과 동일하다(Fig. 4(a)). 따라서, 비대칭 단면의 실제 축력비는 9%가 작용함에도 불구하고 대칭 단면으로 치환시 축력비 24%가 작용하는 기둥으로 고려할 수 있다.

3.3 실험체 제작

Fig. 5는 기둥 실험체의 제작 과정을 나타낸다. 골형플레이트의 기성제품의 경우 치수가 규격화 되어 있기 때문에 다양한 크기의 사각형 단면 또는 철근 상세 적용에 다소 한계가 있다. 다양한 단면 형상 및 골형플레이트의 코너부 이음을 위하여 강판을 앵글 형태로 제작하여 골형플레이트와 200mm 간격으로 태그용접을 하였다. Fig. 5(a)와 같이 PC부 타설 시 콘크리트의 측압에 저항할 수 있도록 앵글(L - 40×40×6) 프레임을 1m 간격으로 4개 설치하였다.

PC부는 기둥을 눞힌 상태로 1회로 타설하였다. PC부의 콘크리트가 밀실히 채워지도록 슬럼프플로우 210mm의 유동성 콘크리트를 사용하였다. 기둥의 PC부 타설 이후 기둥을 자립시킨 후에 중공부를 타설하였다. 수치해석을 통해 측압을 검토하였으며, 이를 바탕으로 기둥 높이 4m를 일체 타설하였다. PC부 양중 및 충전콘크리트 측압으로 인한 PC부 표면의 균열은 관찰되지 않았다.

3.4 재료 물성치

Table 2는 콘크리트 배합비를 나타낸다. PC부 및 심부 콘크리트의 배합강도는 24MPa이다. 재료실험 결과 PC부 콘크리트의 강도는 일반 콘크리트(HPC-1, HPC-2, HPC-4)의 경우 27.1MPa이었으며, 강섬유 콘크리트(HPC-3)의 경우 24.3MPa이었다. 중공부 콘크리트의 압축강도는 각각 21.6MPa (HPC-1, HPC-2, HPC-4), 24.5 MPa (HPC-3)였다.

주철근 D29의 항복강도, 인장강도, 연신율은 각각 504MPa, 615MPa, 23.4%였다. 주철근 D25의 항복강도, 인장강도, 연신율는 각각 489MPa, 637MPa, 16.3%였다. 횡방향 철근 D13의 항복강도, 인장강도, 연신율는 각각 400MPa, 639MPa, 18.3%였다. 데크플레이트에는 SS400(공칭항복강도=235MPa, 공칭인장강도=400MPa)이 사용되었다.

3.5 하중 계획

Fig. 6과 Table 3은 각각 실험 셋팅과 가력 계획을 보여준다. 주기 횡하중은 ACI 374.1-05¹²⁾에서 제시하는 하중이력을 바탕으로 층간변위비 0.25%부터 1.00%까지는 0.25%씩, 이후에는 이전 층간변위비의 1.3배씩 층간변위비를 증가시키면서 세 사이클씩 반복가력하였다. 실험은 최대하중의 75% 이하로 저감되는 시점에서 종료하였다. 횡하중은 스트로크 ±200mm, 최대하중 2000kN 엑츄에이터로 가력하였다. 기둥 축력은 기둥 상부에서 유압잭으로 1300kN을 가력하였다.

4. 실험 결과

4.1 하중-변위 관계

Fig. 7은 실험체의 하중-변위 관계를 나타낸다. 가로축은 횡변위비를 나타내며, 세로축은 기둥에 가해진 횡방향 하중을 나타낸다. 점선은 변형률적합법으로 구한 공칭강도를 나타낸다. 실험체의 최대강도는 공칭강도와 거의 일치하였다. 주철근의 비대칭 배근으로 인하여 정방향 하중이 부방향 하중보다 큰 것으로 나타났다.

정방향의 경우 최대강도 이후에 피복 콘크리트의 탈락 및 압축철근의 좌굴로 인하여 모든 실험체의 하중이 감소하였다. 기본 실험체인 HPC-1은 변위비 2.02%에서 거의 최대하중에 도달하였으며 변위비 4.66%에서 하중이 크게 감소하였다. 횡철근 간격을 좁힌 HPC-2는 큰 하중저하 없이 변위비 4.49%까지 최대하중을 거의 유지하였다. 강섬유를 혼합한 HPC-3의 경우도 PC부의 파괴가 제한적이었으며 연성거동을 보였다. HPC-2와 HPC-3는 마지막 횡변위비인 4.57%까지 최대강도의 85% 이상을 유지하였다. 반면, PC부의 두께를 120mm로 증가시킨 HPC-4는 PC부의 탈락이 빠르게 진행되면서 최대강도(횡변위비 +1.94%) 이후부터 하중이 감소하기 시작하였다. 그러나 마지막 변위비 4.77%에서의 하중은 PC부 두께가 90mm인 HPC-1 (변위비 4.66%)과 거의 유사했다.

부방향으로는 인장철근의 파단으로 변위비 –4.70~–4.83%에서 모든 실험체의 하중이 크게 감소하였다. 강섬유를 적용한 HPC-3은 인장철근의 항복후에도 하중이 오히려 더 증가하였는데, 이는 실험중에 축력이 계획했던 1,300kN보다 증가했기 때문이다. 이로 인하여 축력이 2,030kN 일때 공칭강도 P_n^- = -369kN으로 증가하였다(Fig. 7(c)). 높은 축력에도 불구하고 HPC-3은 우수한 하중재하능력과 변형능력을 나타냈다. HPC-3은 첫 번째로 가력한 실험체로서, 이후에 가력한 다른 실험체는 실험 종료 시까지 축력이 1,300kN으로 유지되었다.

Table 4는 실험체의 공칭강도 P_n, 최대강도 P_u, 항복변위 δ_y, 최대변위 δ_u, 연성도 μ, 항복강성 k_y를 나타낸다. 항복변위 δ_y는 원점과 최대하중의 75% 지점을 잇는 할선강선이 최대강도 P_u에 도달했을 때의 변위로 정의하였다(Fig. 7(f) 참조)¹³⁾. 최대변위 δ_u는 실험체의 하중재하능력이 최대강도 이후 공칭강도의 80%로 저하되는 시점으로 정의하였다¹¹⁾. 연성도 μ는 최대변위 δ_u를 항복변위 δ_y로 나눈 값으로서 정의하였다.

항복변위비는 주철근 10-D29가 인장력을 받는 정방향에서는 변위비 1.32~1.48%였으며, 주철근 6-D25가 인장력을 받는 부방향에서는 변위비 –0.86~–1.08%였다. 항복강성의 경우 정방향 9.14~10.5kN/mm, 부방향 9.97~10.5kN/mm으로 실험체 변수에 따른 강성차이는 크지 않았다.

정방향으로의 하중재하능력은 변위비 1.90~2.08%에서 최대수준에 도달하였으며, PC부가 완전히 압괴하기 시작하는 변위비 3.39~3.64% 첫 번째 싸이클까지 최대강도를 유지하였다. 반면, 부방향으로는 인장철근의 항복 이후 변형률 경화에 의해 변위비 –3.58~–3.71%까지 하중이 서서히 증가하였다.

정가력에서는 압축철근의 국부좌굴과 PC부의 탈락으로 인해 하중이 감소하였고, 부가력으로는 인장철근의 파단으로 하중이 급격히 감소하였다. 정방향으로의 연성도는 2.44~3.41을 나타냈으며, 부방향으로의 연성도는 3.63~4.33을 나타냈다.

4.2 파괴모드

실험체 HPC-1은 주철근의 비대칭 배근으로 인하여 부가력시 인장철근이 항복한 변위비 –0.99%에서 기둥 하단부와 기초 경계면에서의 균열이 확인되었다. 정가력 방향의 인장철근은 변위비 1.54%에서 항복하였다. 변위비 2.02% 정가력에서 기둥 하단부에서 콘크리트 압괴로 인한 수직균열이 발생하였으며, 부가력에서는 기초 경계면 뿐만 아니라 기둥 하단부 100mm 높이에서 큰 폭의 인장균열이 확인되었다(Fig. 8(a)). 최대강도를 발휘한 변위비 2.46% 정가력에서는 기둥 하단부 코너 콘크리트 피복이 탈락하기 시작했다. 변위비 3.56%의 정가력에서는 반복가력에 의해 D25 주철근의 국부좌굴이 발생하면서 피복콘크리트가 완전히 탈락하였다. 변위비 -4.80% 부가력에서 인장철근(D25)의 저사이클 피로 파단이 발생하였다. 실험종료 후 골형플레이트는 완전히 노출되었으나 플레이트 골에 매입된 콘크리트의 탈락은 발생하지 않았다(Fig. 8(b)). 부가력 시에는 중립축 깊이가 상대적으로 짧았기 때문에 콘크리트의 압괴가 제한적이었다. 소성힌지영역(혹은 PC부의 손상)은 기둥하단부로부터 약 500mm 높이 지점까지 형성되었다.

횡철근 간격을 좁힌 실험체 HPC-2의 거동은 변위비 2.55%까지는 실험체 HPC-1과 대체로 비슷하였다. 변위비 2.55% 정가력에서는 기둥 하단부 코너 콘크리트 피복이 탈락하였다. 정가력 최대강도는 변위비 3.23%에서 발휘되었으며, 반복가력에 의해 D25 주철근의 국부좌굴 및 피복콘크리트의 탈락이 발생하였다. 그러나 콘크리트 손상 범위는 기둥 하단부에서 높이 100mm 이내로 실험체 HPC-1보다 짧았으며, 반복가력에 의한 강도저하도 크지 않았다. 최종적으로 변위비 -4.70% 부가력에서 인장철근(D25)의 파단으로 실험을 종료하였으며, 골형플레이트의 노출은 제한적이었다. 소성힌지영역(혹은 PC부의 손상)은 기둥하단부로부터 약 300mm 높이 지점까지 형성되었다(Fig. 8(d)).

강섬유를 혼합한 실험체 HPC-3의 거동은 실험체 HPC-2와 비슷하였다. 최대강도를 발휘한 변위비 2.58% 정가력에서는 기둥 하단부 코너 콘크리트 피복이 탈락하였다. 변위비 3.44%에서는 하단부 콘크리트의 압괴가 발생하였으며, 반복가력에 의하여 압축철근(D25)의 국부좌굴과 함께 피복콘크리트의 탈락이 진행되었다. 부가력시 인장철근(D25)의 파단은 변위비 -4.76%의 두 번째 싸이클에서 발생하였다. 소성힌지영역(혹은 PC부의 손상)은 크지 않았으며 기둥하단부로부터 약 300mm 높이 지점까지 형성되었다(Fig. 8(f)). PC부에 일반 콘크리트를 적용한 실험체의 경우 부가력시 기둥과 기초의 경계가 벌이질 뿐만 아니라 기초 하단부에서 큰 폭의 인장균열이 발생한 반면, HPC-3의 경우 강섬유가 보강된 기둥부에서는 인장균열이 제한적이었으며, 기둥과 기초의 경계에만 변형이 집중하였다(Fig. 8(e)).

PC부의 두께를 120mm로 늘린 실험체 HPC-4에서는 PC부의 압괴가 조기에 발생하였다. 변위비 2.08%에서 기둥 하단부의 피복 콘크리트가 탈락하였으며, 변위비 2.77%에서는 모서리에서 큰 수직균열이 발생하고 하단부의 콘크리트 압괴가 진전되었다. 변위비 3.64%에서는 주근(D25)의 국부좌굴과 함께 하단부 300mm 높이의 피복콘크리트가 완전히 탈락하였다. 최종적으로 변위비 -4.83%에서는 국부좌굴을 겪은 D25 철근의 인장파단이 발생하였다. PC부 두께가 증가함에 따라 실험종료 후에도 골형플레이트는 노출되지 않았다. 소성힌지영역(혹은 PC부의 손상)은 기둥하단부로부터 약 350mm 높이 지점까지 형성되어, 실험체 HPC-1의 500mm보다는 짧았다. 실험체 HPC-4에서는 PC부 두께의 증가로 소성힌지가 길이방향으로 길게 형성되기 보다는 기둥 단면 중심 방향으로 깊게 PC부의 압괴가 진행되는 양상을 나타냈다(Fig. 8(h)).

4.3 철근 비대칭 배근 효과

본 연구에서는 실험체의 낮은 축력에도 불구하고 정가력시 높은 축력을 모사하기 위하여 기둥 주철근을 비대칭으로 배근하였다. Fig. 4는 극한상태(압축연단 콘크리트의 변형률 = –0.003)에서의 휨압축을 받는 단면의 변형률분포를 나타낸 것이다. Fig. 4(b)에서 보듯이 정모멘트 하중에 대해서는 중립축 깊이 증가로 D25 철근은 압축변형이 증가하며, 콘크리트 압축대의 탈락으로 압축철근의 국부좌굴이 발생하기 쉽다. 반면에 부모멘트 하중에 대해서는 D25 철근이 인장력에 대해 큰 소성변형을 겪으며 저사이클 피로 파괴에 의해 실험체의 하중재하능력이 감소하였다. 따라서 본 연구에서 적용된 주철근의 비대칭 배근은 기둥의 높은 축력수준을 모사할 수 있었지만, 정방향 및 부방향 모멘트에서 중립축 깊이 차이로 인하여 실제로 높은 축력이 작용하고 주철근이 대칭으로 배근된 기둥과 비교하여 변형능력 측면에서 더 불리한 조건이었다.

5. 구조 성능 평가

5.1 하중 재하능력

Fig. 9는 각 횡변위비에서의 반복가력에 의한 강도저하를 나타낸 것이다. 세로축의 강도저하비는 세 번째 싸이클에서의 강도를 같은 횡변위비의 첫 번째 싸이클에서의 강도로 나눈 값으로서 정의하였다. 모든 실험체는 변위비 2.55~2.77%까지 강도비가 90% 이상을 나타냈으며, 반복가력에 의한 강도저하가 크지 않음을 알 수 있다. 실험체 HPC-1과 HPC-4는 각각 변위비 3.56%, 3.64%에서 강도비가 90% 이하로 감소하였다.

5.2 에너지 소산능력

Fig. 10은 실험체의 변위비에 대한 누적 에너지소산량과 에너지소산비율을 보여준다. 에너지소산능력은 하중-변위 곡선의 면적으로 정의하였다. 그림에 나타난 바와 같이, 각 실험체의 누적 에너지소산능력은 콘크리트의 압괴로 인한 손상이 증가하는 변위비 3.39~3.64%까지 매우 유사하였다. 이는 본 실험에서 적용된 상세들이 HPC 기둥의 에너지소산능력에는 큰 영향을 미치지 않음을 나타낸다.

에너지소산비율은 각 하중 주기당 에너지소산능력을 이상화된 탄성-완전소성 거동에 의한 에너지소산량으로 나눈 값으로 ACI 374.1¹²⁾에 따라 각 층간변위비 세 번째 싸이클의 곡선으로부터 에너지 소산비율을 정의하였다(Fig. 10(b) 참조). 전체적으로 각 실험체의 에너지소산비율은 유사하였으며, 층간변위비 3.5%에서 이력거동에 의한 에너지소산비율이 0.125보다 크도록 요구하고 있는 ACI 374의 요구조건을 모두 만족하였다(변위비 3.39~3.64%에서 에너지소산비율이 0.372~0.394).

5.3 기둥 전단변형

Fig. 11은 각 횡변위비 첫 번째 싸이클에서 기둥의 전단변형을 나타낸다. 주근의 비대칭 배근으로 인하여 부방향 하중이 더 작았음에도 불구하고 전단변형은 정방향 하중이 작용할 때보다 더 큰 것으로 나타났다. 이는 부방향 하중이 작용할 때 중립축 깊이가 감소함에 따라 콘크리트 유효 압축면적 감소 및 인장균열 증가로 전단변형에 기여하는 유효강성이 감소하였기 때문이다. 횡철근의 간격을 좁힌 HPC-2와 강섬유를 적용한 HPC-3의 경우, 정방향과 부방향 모두에서 전단변형이 다소 작게 나타났다.

5.4 횡철근 변형률

Fig. 12는 HPC 실험체의 횡철근 변형률을 나타낸 것이다. 기초로부터 높이 350 mm (HPC-2) 및 400 mm (HPC-1, HPC-3, HPC-4)에 배근된 후프근과 내부 크로스타이의 변형률을 나타냈다. PC부의 전단균열과 함께 외부 후프근의 변형률이 1,000mm/mm까지 증가하였지만 실험 종료 시까지 항복하지 않았으며, 특히 골형플레이트 안쪽에 위치한 크로스타이는 더 작은 변형률을 나타냈다.

6. 결    론

본 연구에서는 대형기둥의 공기단축, 시공성향상, 품질확보가 가능한 거푸집 일체형 중공PC기둥공법을 개발하고, 주기하중재하 실험을 실시하여 하중재하능력, 변형능력, 파괴특성, 에너지 소산능력 등 내진성능을 검증하였다. 본 연구의 주요한 결과는 다음과 같다.

1)골형플레이트를 매입형 내부거푸집으로 활용한 Half PC 대형기둥공법을 개발하였다. 요철이 있는 골형플레이트 및 관통철근 적용으로 콘크리트 타설시 측압에 저항하며, 선제작 PC부와 현장타설 심부콘크리트의 부착강도 확보로 일체화 거동이 가능하다.

2)대형기둥 단면에서 20% 이상의 축력을 모사하기 위하여 기둥 주철근을 비대칭으로 배근하였다. 기둥 실험체는 현행설계기준으로 예측한 공칭강도 이상의 하중재하능력을 발휘하였으며, 변위비 3.57% (HPC-1) 이상의 변형능력을 발휘하였다.

3)HPC 기둥은 최대하중 이후 정가력시 콘크리트의 압괴로 인한 압축철근의 국부좌굴이 발생하였으며, 부가력시 인장철근의 파단으로 하중재하능력이 감소하였다. 최대강도 이후 피복콘크리트 탈락에 의한 소성힌지 구간은 기둥하단부로부터 300~500mm 높이까지 형성되었다.

4)PC 콘크리트 두께(90mm 또는 120mm)가 중립축 깊이보다 작음에도 불구하고, PC부가 취성적으로 박리되는 현상은 발생하지 않았다. 이는 요철이 있는 골형플레이트를 내부거푸집으로 사용하고, 관통형 타이철근을 사용함에 따라서 PC 콘크리트의 부착성능이 개선되었기 때문이다.

5)소성힌지 구간에서 횡방향 철근을 100mm로 촘촘히 배근한 실험체 HPC-2 및 PC부에 강섬유 콘크리트를 타설한 실험체 HPC-3의 경우 소성힌지 구간이 300mm로 감소하였으며 콘크리트 손상이 제한적이었다. 그러나 비대칭 배근과 낮은 축력으로 인한 D25 철근의 저사이클 피로파단이 발생하여 하중재하능력이 감소하였다.

6)PC 콘크리트의 두께를 120mm로 증가시킨 실험체 HPC-4는 HPC-1(PC부 두께 90mm)과 비교하여 하중-변위 이력 상으로 큰 차이를 보이지 않았다. 반면에 파괴모드의 경우 HPC-1은 소성힌지 구간에서 넓은 범위의 PC 콘크리트가 탈락하여 골형플레이트가 노출되었으나, HPC-4는 단면 중심으로 PC 콘크리트의 압괴가 파고드는 양상을 나타냈다.

7)본 연구에서 제안한 HPC 기둥은 영구거푸집으로 인해 PC부 콘크리트와 심부 콘크리트가 분리되었음에도 불구하고 PC부 콘크리트의 조기탈락이 발생하지 않았으며, 우수한 하중재하능력 및 연성능력을 발휘하였다. 따라서 양중무게 절감이 요구되는 대형기둥에서 기존 RC나 PC공법을 대체하여 제안한 HPC 공법을 적용할 수 있다.