1. 서 론

국내에 현행 내진설계 기준이 정립되기 이전(1980년대)에 지어진 철근콘크리트 구조물은 일반적으로 기존 철근콘크리트 구조물(existing reinforced concrete structure)이라고 알려져 있다(Kim et al. 2013; Kim et al. 2014; Jeong et al. 2010).

이와 같은 기존 RC 구조물의 기둥은 다음과 같은 문제점을 가지고 있어 횡하중에 취약하다: (1) 횡보강근의 간격이 넓고 빈약한 배근 상세로 인해 낮은 전단강도를 가지고 있다(Cho and Pincheira 2006; Kim et al. 2016); (2) 모멘트가 집중될 수 있는 기둥단부에 겹침이음이 존재한다(Melek and Wallace 2004); (3) 겹침이음길이가 주철근 직경의 20배(20d_b)나 24배 정도로 매우 짧은 편에 속한다(Cho and Pincheira 2006). 따라서 기존 RC 기둥은 모멘트가 집중되는 단부의 휨철근이 항복하기 전에 겹침이음 파괴가 발생할 수 있다(Cho and Pincheira 2006). 이로 인해 기둥의 내력과 강성이 저하되어(Melek and Wallace 2004; Kang et al. 2015) 구조물이 붕괴될 수 있다.

위와 같은 문제점을 인지한 선행연구자들(Valluvan et al. 1993; Aboutaha et al. 1999; Harries et al. 2006; Ghosh and Sheikh 2007)은 일방향 반복가력을 받는 기존 RC 기둥의 내진성능을 실험적으로 평가하였다.

하지만 실제 지진하중은 구조물에 일방향으로 작용하지 않으며, 구조물 평면도상에 내재된 비정형성으로 인해 기둥부재에 이방향 하중이 작용할 수 있다(Del Zoppo et al. 2016). 일반적으로 이방향 하중은 일방향 하중에 비해 기존 RC 기둥의 내력과 연성능력을 크게 저하시키는 것으로 알려져 있으나(Rodrigues et al. 2012; Di Ludovico et al. 2013), 이를 뒷받침할 수 있는 실험적 근거는 매우 제한적이다. 만약 심한 이방향 하중이 작용하는 기둥부재의 구조성능을 기존에 수행된 일방향 가력실험 결과를 바탕으로 예측할 경우 구조성능이 과대평가 될 가능성이 존재한다.

따라서, 본 연구에서는 겹침이음길이가 20d_b(여기서, d_b는 주철근의 직경)인 기둥 실험체 2개를 제작하여 이방향 가력 실험을 수행하였다. 주요 실험 변수는 하중 경로로 일방향 하중 경로와 이방향 하중 경로가 고려되었다. 본 연구의 목적은 이방향 하중이 부적절한 겹침이음의 상세를 가진 RC 기둥의 내진성능에 미치는 영향에 대해 분석하는 것이다. 위의 목적을 달성하고자 일방향 가력 실험체와 이방향 가력 실험체의 실험 결과를 비교하였다. 실험 결과를 통해 이방향 하중을 받는 겹침이음된 기존 RC 기둥의 거동을 이해할 수 있다.

2. 실험 계획

2.1 실험체 계획 및 실험 변수

본 연구에서는 축하중과 이방향 하중하에 부적절한 겹침이음의 상세를 가진 기존 RC 기둥의 거동을 분석하기위해 1:1 크기의 정사각단면 기둥 실험체 2개를 제작하였다. 동일한 상세를 가진 2개의 기둥 실험체에 대해 일방향 반복 가력, 이방향 반복 가력 실험을 각각 수행하였다. 콘크리트 강도와 철근의 항복강도는 24 와 420 MPa로 각각 계획하였다.

기둥 실험체의 상세(Fig. 1)는 현행 내진설계 기준이 정립되기 이전에 지어진 기둥 상세를 묘사하였다. D25의 주철근은 8개가 사용되었고, D10의 횡보강근은 90°갈고리를 갖는 후프로 사용되었으며, 기둥 높이를 따라 450 mm의 간격으로 배근되었다. 기둥 실험체의 겹침이음길이(l_s,prv = 실험체에서 사용된 겹침이음길이)는 주철근 직경의 20배인 20d_b(=510 mm)이다.

l_s,prv/l_s,req를 통해 기둥 단부에 가해지는 횡력이 V_p의 64 %에 도달하였을 때 겹침이음 구간에서 부착파괴가 발생하여 내력이 저하될 것이라 예상할 수 있다. 여기서 V_p는 기둥의 공칭모멘트강도(M_n)에 상응하는 횡력이며, l_s,req는 KCI에서 요구하는 겹침이음길이다.

기둥 실험체의 높이는 휨-전단 파괴가 일어날 수 있도록 1800 mm로 결정하였다. 휨-전단 파괴는 ACI 318(ACI 318-14)의 Chapter 22를 따라 계산한 공칭전단강도(V_n)와 V_p의 비율이 1.0에 근사할 경우 발생한다고 가정하였다(Table 1).

Table 1. Specimen specifications

Specimen	Axial load ratio $\left(\frac{P}{A_g{f_c}^{\text{'}}}\right)$	Provided lap splice length (ls,prv)	$\frac{l_{s,prv}}{l_{s,req}}$	Vp (kN)	Vn (kN)	$\frac{V_p}{V_n}$	Loading path
S-U	0.2	20db	0.64	234	230	1.02	Uniaxial loading path
S-B							Biaxial loading path
Note: $\frac{l_{s,prv}}{l_{s,req}}$: ratio of the lap splice length provided in the column specimens to the lap splice length required by ACI 318-14. Vp : shear force at the development of the nominal moment strength (Mn) of the concrete column. Vn : nominal shear strength specified in ACI 318-14.

스터브의 단면크기는 1700 × 1700 mm이며, 높이는 750 mm이다. 스트레인 게이지는 겹침이음부에 집중적으로 부착하였다(Fig. 1).

기둥 실험체 2개의 실험 결과를 서로 비교함으로써 이방향 하중이 기존 RC 기둥에 미치는 영향을 확인하였다. 주요 실험 변수는 하중 경로로 일방향 하중 경로와 이방향 하중 경로를 고려하였다. 실험체 S-U는 일방향 가력 실험체이며, 실험체 S-B는 이방향 가력 실험체이다. 실험체 이름에서 U, B는 각각 일방향 하중 경로, 이방향 하중 경로를 가리킨다. 실험 변수는 Table 1에 나타냈다.

2.2 실험 방법 및 계측

Fig. 2(a)는 기둥 가력을 위한 실험셋팅을 보여준다. 실험동안 스터브의 미끄러짐과 전도현상을 막기 위해서 반력바닥에 스터브를 앵커볼트로 체결하였다. 횡하중은 기둥과 반력벽 사이에 설치된 엑츄에이터로 가하였다. 일방향 가력 실험의 경우 X방향에 있는 엑츄에이터가 사용되었으며, 이방향 가력 실험의 경우 X방향과 Z방향에 있는 2개의 엑츄에이터를 동시에 사용해서 기둥 실험체에 횡하중을 가하였다(Fig. 2(b)). 2개의 실험체 모두 972 kN(=0.2A_gf_cʹ, 여기서 A_g=기둥단면의 전체 면적, f_cʹ=콘크리트 압축강도)의 축력이 실험이 종료될 때까지 가해졌다. 기둥에 작용된 하중은 액츄에이터에 설치된 로드셀을 이용하여 측정되었다.

기둥 실험체의 횡변위는 기둥과 스터브 접합면으로부터 1800 mm 높이에 있는 LVDT를 이용하여 측정되었다. 스터브에 설치된 LVDT는 스터브의 미끄러짐의 발생여부를 확인하기 위해 설치되었다.

횡 방향의 반복가력은 변위제어로 이뤄졌으며, 가력계획은 Fig. 3(a)와 같이 FEMA 461에서 제시된 방법에 따라 계획하였다. 첫 사이클의 횡드리프트비는 0.15 %부터 시작하였고, 그 이후의 사이클부터는 이전 사이클 횡드리프트비의 1.4배씩 증가시켰다. 횡드리프트비(θ)는 횡변위를 기둥 하부로부터 가력점까지의 전단경간(1800 mm)으로 나눠 계산하였다. 재하단계마다 2회 반복가력하였고, 2개의 실험체에 동일하게 적용되었다. 이방향 가력의 경우, 일방향 가력과 마찬가지로 FEMA 461을 참고하였으며 한 사이클마다 7개의 스탭으로 구성되어있다(Fig. 3(b)).

FEMA 461에서 제시한 이방향 하중 경로는 X 방향(Amplitude of drift)과 Z 방향에 대해서 목표 드리프트비의 100 %, 50 %가 각각 적용시켰다. 본 연구에서는 기둥 실험체가 정사각형 단면이므로 최대 진폭이 가해지는 방향을 변경해서 반복하는 절차는 수행하지 않았다.

2.3 재료 시험

본 연구에서 철근과 콘크리트의 강도를 조사하기 위해 인장시험과 압축강도시험이 각각 수행되었으며, 그 결과는 Table 2에 나타냈다.

기둥 실험체에서 주철근으로 사용된 D25의 항복강도와 항복변형률은 각각 524 MPa, 0.25 %로 측정되었고, 횡보강근으로 사용된 D10의 항복강도와 항복변형률은 각각 434 MPa, 0.21 %로 측정되었다. 철근의 항복강도는 D25와 D10 모두 설계시에 가정된 항복강도(420 MPa)를 초과하는 것으로 나타났다.

콘크리트의 압축강도 측정을 위해 직경 100 mm, 높이 200 mm의 원형 공시체가 제작되었다. 원형 공시체는 기둥 실험체와 동일한 조건에서 28일 현장 양생하였다. 압축강도시험을 통해서 얻은 콘크리트 압축강도는 설계시 가정된 압축강도(24 MPa)와 거의 유사한 25 MPa로 측정되었으며, 최대압축강도(25 MPa)에 도달하였을 때의 변형률은 0.2 %로 확인하였다.

Table 2. Material properties

Steel	Diameter (mm)	Yield stress (MPa)	Strain at peak yield stress (%)	Elastic modulus (MPa)
Longitudinal bar	25.4	524	0.25	210000
Transverse bar	9.5	434	0.21	206000
Concrete	Compressive strength (MPa)		Compressive strain at peak stress (%)
	25		0.2

3. 실험 결과 및 분석

3.1 하중-변위 관계

Fig. 4는 모든 실험체들의 이력곡선을 보여주고 있다. V_u는 최대내력, θ_u는 최대내력에 도달하였을 때의 드리프트비, θ_f는 실험이 종료될 때의 드리프트 비, θ_0.8u는 최대내력의 80 %까지 감소되었을 때의 드리프트비이다. 2개의 실험체 V_p는 축력이 0.2A_gf_cʹ인 경우에 대해 251.5 kN으로 나타났으며, Fig. 4에 붉은 점선으로 표시하였다.

두 실험체가 공통적으로 드리프트비 1.09 %(13 사이클)에서 최대내력(V_u)에 도달하였으며, 이후에는 내력을 유지하지 못하고 급격한 내력저하를 보였다(Fig. 4).

Table 3. Summary of test results for specimens

Specimen	Loading direction		Vu (kN)	θf (%)	θu (%)	θ0.8u (%)	Vp (kN)	Vu/Vp
S-U	X	(+)	185.0	1.70	1.07	1.32	251.5	0.74
		(-)	184.9	1.54	0.93	1.28		0.74
S-B	X	(+)	155.2	1.54	0.95	1.27		0.62
		(-)	156.7	1.54	0.77	1.18		0.62
	Z	(+)	98.2	0.78	0.52	-		0.39
		(-)	98.0	0.78	0.54	-		0.39

이를 통해 내력저하시점은 하중 경로와 무관하게 일정하다는 사실을 확인할 수 있었다. 또한 두 실험체의 V_u/V_p가 0.62 와 0.74 사이에 나타났으며(X direction), 이는 l_s,prv/l_s,req(=0.64)와 유사한 것으로 휨강도에 도달하기 전에 부착파괴로 인한 내력저하가 발생함을 확인하였다(Table 1). 본 연구에서 수행한 실험체의 S-U, S-B 모두 부착파괴로 인해 최대내력 이후 급격한 내력저하를 보였기 때문에 최대내력에 도달한 시점을 파괴시점으로 결정하였다.

이방향 하중이 기존 RC 기둥의 내진성능에 미치는 영향에 대한 자세한 분석을 위해서 일방향 가력 실험체(S-U)와 이방향 가력 실험체(S-B)의 이력곡선을 서로 비교하였다(Fig. 5).

실험체 S-U의 최대내력(V_u)과 파괴 드리프트비(θ_u)는 각각 185 kN, 1.07 %으로 나타났다. S-B의 V_u와 파괴 드리프트비(θ_u)는 각각 155.2 kN, 0.95 %으로 S-U에 비해 V_u가 16 % 감소하였으며, 파괴 드리프비 또한 13 % 감소한 것을 확인할 수 있었다. S-U, S-B 모두 동일 사이클(13 사이클)에서 파괴가 발생하였지만 이방향 가력 실험체 S-B에서 더 낮은 드리프트비에서 파괴가 발생한 것을 알 수 있었다. 실험 종료시 드리프트비(θ_f)의 경우에도 S-U와 S-B 각각 1.70 %, 1.54 %으로 S-B의 θ_f가 S-U에 비해 10 % 감소한 것으로 보였다. θ_0.8u의 경우 약 4 %의 미소한 차이를 보였다. S-B에서 Z 방향의 경우 최대내력이 80 %까지 저하하기 전에 실험이 종료되었기 때문에 θ_0.8u는 관측되지 않았다. S-B의 Z 방향의 최대내력은 X 방향에서의 최대내력보다 약 37 % 감소한 것으로 보였다.

다음으로 실험체의 사이클별 내력저하를 알아보기 위해 최대내력 도달 사이클(13사이클)부터 관측된 실험체의 내력을 V_u로 정규화 시켰다(Fig. 6). 기둥의 내력이 최대에 도달 이후, 실험체 S-U에 비해 S-B에서 더 급격한 내력저하가 나타났다: 13 사이클에서 14 사이클로 가력이 진행되는 동안 S-U의 내력이 5 % 감소한 것으로 서서히 저하된 반면, S-B의 경우 18 % 감소로 급격히 저하한 것으로 확인하였다.

그 이후 사이클에서는 두 실험체 모두 급격한 내력저하의 모습이 보였으나 그 정도는 이방향 가력 실험체에서 더 심하게 나타난 것으로 보였다. 이를 통해 이방향 하중이 기둥의 내력저하에 미치는 영향이 큰 것을 알 수 있었다.

3.2 균열 및 파괴양상

Fig. 7은 일방향 가력 실험체와 이방향 가력 실험체의 균열 양상을 드리프트비에 대해 나타난 것이다. 실험체 S-U에서는 드리프트비 0.40 %에서 기둥 하부에 최초 휨 균열이 확인되었다. 기둥에 가해지는 횡하중이 증가하여 드리프트비 0.78 %에 이르자 기둥 표면의 휨 균열이 기둥의 중심부까지 확장되었으며, 드리프트비 1.09 %에서는 휨 균열이 대각 균열로 발전하였다. 드리프트비 1.09 % 이후 기둥 하부에서는 이음길이를 따라 균열(액츄에이터 가력방향, X 방향에서 관측시)이 최초로 나타났으며, 이력 곡선상에서 내력저하가 발생하는 시점과 일치하였다. 드리프트비 1.70 %에서는 겹침이음부를 따라 발생한 균열이 525 mm(=20.6d_b)까지 확장되었다. 또한 기둥하부의 피복이 탈락하면서 실험이 종료되었다.

실험체 S-B는 드리프트비 0.28 %에서는 기둥 하부에 휨 균열이 최초로 발견되었다. 드리프트비 0.78 %에서는 대각 균열과 이음길이를 따라 작은 균열이 최초로 발생하였다. 이는 일방향 가력 실험체보다 낮은 드리프트비에서 발생한 것으로 확인하였다. 드리프트비 1.09 %에서는 -X face의 양끝 모서리에서부터 이음길이를 따라서 발생하였던 균열의 길이가 약 525 mm(=20.6d_b)로 일방향 가력 실험체에서 측정된 길이와 거의 유사하였다. 드리프트비 1.54 %에서는 기둥 하부에 피복이 탈락하면서 급격한 내력저하로 인해 실험이 종료되었다. 이를 통해 이방향 가력 실험체 S-B에서 휨 균열, 대각 균열, 수직 균열은 일방향 가력 실험체 S-U보다 이른 가력 드리프트비에서 발생한 것으로 알 수 있다. 부착강도저하의 지표로 알려진 피복탈락(Harries et al. 2006) 또한 낮은 드리프트비에서 발생한 것을 확인하였다.

3.3 철근 변형률과 부착강도

이방향 하중이 주철근과 콘크리트 사이의 부착강도에 미치는 영향을 조사하기 위해 주철근의 변형률(Steel A in Figure 1)과 그 변형률로 계산한 부착강도를 항복 변형률로 계산한 부착강도로 나눠 정규화한 그래프(최대 변형률에 도달 한 이후)를 각각 Fig. 8(a)와 (b)에 나타냈다.

부착강도는 다음 식으로 계산하였다.

$$u=\frac{f_sd_b}{4l_s}$$

(1)

여기서 f_s는 주 철근의 응력이며, 철근 A(Fig. 1)의 변형률(ε_s)에 탄성계수(=210,000 MPa)를 곱하여 계산하였다. l_s는 겹침이음길이다. 주 철근이 항복강도(f_y)에 도달할 때의 부착강도(u_y)는 식 (1)의 f_s에 철근의 항복강도를 대입하여 계산하였다.

최대부착강도(u_max)의 경우 드리프트비 1.09 %에서 도달하였으며, 이는 실험체의 이력곡선 상에서 최대내력에 도달하는 시점과 일치하였다.

이방향 가력 실험체 S-B의 u_max는 일방향 가력 실험체 S-U에 비해 낮은 것으로 확인하였다. 이 현상의 원인은 최대부착강도가 도달한 시점(드리프트비 1.09 %)에서 실험체의 균열양상을 살펴보면 알 수 있다. 드리프트비 1.09 %에서 S-B에서는 하부 모서리에 피복탈락이 발생한 반면, S-U는 피복탈락이 나타나지 않는 것을 볼 수 있다(Fig. 7). 이 때문에 이방향 가력 실험체 S-B에서 부착강도저하가 더 급격하게 발생한 것으로 판단된다. 최대내력에 도달하기 이전 가력 사이클의 경우(13 사이클 이전), S-B의 긴 하중경로 인한 많은 반복가력 때문에 S-U보다 부착강도가 더 높은 것으로 보였다. 모든 실험체들의 부착강도저하는 주 철근의 항복강도(u_y)에 도달하기 전에 발생하였다.

3.4 강성저하

기둥 실험체의 강성저하를 평가하기 위해 실험강성을 이론강성으로 정규화시켜 Fig. 9에 나타냈다. 실험 강성은 각 사이클에서 정가력 부가력시의 최대 변위에 상응하는 점들을 이은 직선의 기울기로 계산하였다. 이론 강성은 다음과 같은 식을 이용하여 계산하였다.

$$K_{flex}=3E_cI_g/L_V^3$$

(2)

여기서 E_c는 콘크리트의 탄성계수이며, I_g는 단면 2차모멘트, L_V는 기둥의 전단경간의 길이다. S-U(X), S-B(X), S-B(Z)의 정규화된 초기강성은 77.7, 76.4, 77.9 %로 나타났다. 실험체 모두 초기강성이 거의 유사한 것으로 보아 이방향 하중이 초기강성에 영향을 거의 미치지 않았음을 알 수 있었다.

이방향 가력 실험체의 경우 X, Z 방향에서의 초기강성 또한 비슷한 것으로 보였다. 드리프트비 0.56 %까지는 강성 기울기가 비슷하게 나타났지만 그 이후에는 S-U에 비해 S-B에서 더 급격한 강성저하를 볼 수 있었다.

3.5 에너지 소산능력과 감쇠비

Fig. 10은 각 실험체의 누적에너지 소산량을 나타내고 있다. 에너지 소산능력은 구조부재의 내진성능을 평가하는데 중요한 요소이다. 누적 에너지 소샨량은 하중-변위 곡선이 둘러싸고 있는 모든 면적을 전부 더하여 계산하였다. 이방향 가력 실험체의 경우 X축에서의 에너지 량을 계산하였다.

16 사이클(드리프트비 1.53 %)까지의 누적 에너지 소산량은 실험체 S-U, S-B 각각 32.33, 30.38 kN･m로 이방향 가력 실험체에서 더 낮은 에너지 소산량을 보였다. 이는 이방향 하중이 일방향 하중에 비해 기존 RC 기둥의 내력과 연성능력을 저하시키는 것으로 알 수 있다.

등가점성감쇠비(ζ)는 구조부재의 동적응답을 나타내는데 중요한 지표라 할 수 있으며, 이는 또한 Fig. 10에 나타냈다. 등가점성감쇠비는 식 (3)과 같다.

$$\xi=E_d/4\pi E_s$$

(3)

여기서 E_d는 각 사이클의 에너지 소산량이며, E_s는 탄성 변형 에너지이다. 탄성 구간인 드리프트비 0.20 % 까지는 실험체 S-U, S-B 모두 감쇠비가 약 0.11에 머물렀으며, 그 이후에는 약간 증가하는 경향이 보였다. 이후 드리프트비 0.78 %까지 0.14과 0.17 사이에 유지하는 것을 확인하였다. 드리프트비 1.09 % 이후 감쇠비가 두 실험체 모두 급격히 증가하였으며, 실험 종료시 S-U, S-B 각각 0.27, 0.34로 나타났다. 이와 같은 현상의 원인은 S-B에 가해지는 변위이력이 S-U보다 크기 때문에 겹침이음부에 손상(균열 및 피복탈락)이 가중되어 나타난 것으로 확인되었다.

4. 결 론

본 연구에서는 이방향 하중이 중력 하중만을 고려하여 설계된 기존 RC 기둥의 거동에 미치는 영향을 조사하기 위해 반복가력실험을 수행하였다. 실험 변수는 하중 경로로 일방향 하중 경로와 이방향 하중 경로를 사용하였다.

실험 연구를 통하여 얻은 결론은 다음과 같다.

1) S-B는 경우 S-U에 비해 최대내력이 16 % 변형성능이 10 % 감소한 것으로 나타났다. 내력저하 또한 S-B에서 더 급격하게 나타난 것으로 보였다. 이 현상의 원인은 S-B의 경우 합산된(X방향과 Z방향) 변위이력 및 횡력이 S-U에 비해 크기 때문에 휨균열, 전단균열, 그리고 수직균열의 발생 시점이 앞당겨 졌기 때문으로 나타났다.

2) 초기 가력 사이클에서는 S-B의 부착강도가 S-U에 비해 더 높았으나, 최대부착강도는 S-B가 S-U에 비해 20 % 감소한 것으로 보였다. 또한 부착강도저하의 경우 S-U에 비해 S-B에서 더 급격하게 발생한 것으로 보였다. S-B의 경우 부착강도와 직접적으로 연관된 수직균열 및 피복탈락 시점이 S-U보다 빠른 시점에 발생한 것이 원인으로 나타났다.

3) 이방향 하중은 기둥의 초기강성에 거의 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다. 초기강성의 경우, 내력 및 강성저하가 뚜렷하지 않은 탄성영역에서 측정되었기 때문이다.

4) S-B에서 더 급격한 강성저하가 확인되었다. 이는 S-B의 겹침 이음부에서 균열발생 정도가 더 심하였기 때문으로 확인되었다.

5) X방향에서 소산된 에너지량은 S-U가 S-B에 비해 높은 것으로 나타났다. 이는 S-U의 변형성능 및 최대내력이 S-B에 비해 우수하였기 때문으로 확인되었다. 하지만 X방향과 Z방향을 합산한 에너지 소산량의 경우 S-B가 S-U에 비해 높았으며, 이는 실험체에 가해진 변위이력과 높은 연관성이 있음을 확인하였다.