1. 서 론

프리캐스트 콘크리트(precast concrete, PC) 구조는 우수한 부재품질, 공기단축 등 많은 장점이 있지만, 일체성 확보가 쉽지 않다는 단점이 있다. 따라서 PC부재들의 일체성을 개선하기 위하여 다양한 PC 상세들이 개발되었으며(Hwang et al. 2018; Choi et al. 2013; Lee et al. 2014; Wada et al. 2006; Sakata et al. 2005; Priestley and Tao 1993; El-Sheikh et al. 1999), 특히 포스트텐션을 도입함으로써 접합부의 일체성 및 내구성을 확보하기 위한 실험적, 이론적 연구가 진행되고 있다(Hwang et al. 2017; Choi et al. 2018). Sakata et al.(2005)은 일본에서 프리캐스트 압착 접합방식(PC Mild-Press-Joint)을 개발하고, 프리스트레스를 고려한 하중-변위관계를 통해 구조거동을 분석하였다. 이들의 연구에서 개발된 접합부 상세는 기존 철근콘크리트 시스템에 비해 잔류변형의 크기가 확연히 작은 원점지향 변형회복 거동(self-centering behavior)을 나타내었다(Wada et al. 2006; Nakano et al. 2004; Sakata et al. 2005).

Priestley and Tao(1993), El-Sheikh et al.(1999)의 연구에서는 포스트텐션을 도입한 프리캐스트 시스템에 대한 실험을 수행하고, 접합부의 원점지향 변형회복 거동을 모사하였다. Hwang et al.(2017)은 포스트텐션 프리캐스트 접합부 실험체를 1/3 스케일로 축소·제작하여 반복가력실험을 수행하였으며, 프리스트레스 크기 및 그라우트 강도 등의 주요 변수에 대한 접합부의 구조 거동을 분석하였다.

포스트텐션이 적용된 프리캐스트 접합부에 대한 연구는 여전히 부족한 실정이며, 대부분의 기존 연구에서는 실험 여건상 축소 실험을 수행했기 때문에 실대형 크기의 실험 데이터 및 거동 분석 내용은 찾아보기 어렵다. 이 연구에서는 압착구조 시스템을 도입한 실대형 크기의 포스트텐션-프리캐스트 보-기둥 접합부 실험체를 제작하여 접합부의 횡방향 구조거동 특성을 규명하고자 반복가력실험을 수행하고, 구조 기준에서 제시하는 강도 및 강성, 변형능력 등에 대한 검토를 수행하였다.

2. 실험 계획

PC 주차장 골조를 프로토타입(Proto-type)으로 설정하고 구조기준(KCI 2012)에 근거하여 실험체 설계를 수행하였다. 포스트텐션 프리캐스트 압착구조 시스템의 단면설계는 프리스트레스트 부재의 설계기준을 따르며, 횡보강근 상세 및 접합부 전단설계는 패널존의 전단설계는 철근콘크리트 특수모멘트골조 설계기준에 따라 설계되었다. Fig. 1에 나타낸 바와 같이 모든 실험체에서 보의 크기는 500 × 700 mm, 기둥의 크기는 700 × 700 mm로 제작되었으며, 슬래브가 있는 실험체의 경우 슬래브 폭은 1,500 mm, 슬래브 두께는 200 mm로 제작되었다. 보의 순 경간은 8,000 mm로 계획하였으며, 기둥의 높이는 실험동 여건에 따라 상부 1,965 mm, 하부 1,365 mm로 계획하였다. 보의 하부에는 D25 철근을 3개씩 배치하였으며, 상부의 경우 부착 강연선이 적용된 실험체에는 D19 철근을 4개, 비부착 강연선이 적용된 실험체에는 D22 철근을 4개 배근하여 보의 휨 강도가 유사하도록 설계하였다. 보의 하부 철근은 기둥에서 연속되지 않으며, 보의 상부 철근 및 슬래브 철근 4개는 접합부를 관통하여 배치하였다. 기둥은 12개의 D25 철근을 기둥 전체 높이에 연속되게 배치하였다. 긴장재는 직경 15.2 mm의 강연선을 상부와 하부에 각각 4개, 2개씩 배치하였고, 강연선 극한응력의 0.6배($0.6f_{pu}$)에 해당하는 프리스트레스를 도입하였다. 모든 스터럽은 두 개의 다리(two legs)를 갖는 폐쇄 스터럽을 사용하였고, 기둥의 스터럽 간격은 150 mm이며, 보에서는 보-기둥 계면에서부터 700 mm 까지 구간은 100 mm 간격, 나머지는 200 mm 간격으로 배근하였다. 또한, 기둥의 중앙 부분과 보의 단부에는 프리스트레스에 의한 콘크리트의 압괴에 의한 성능저하를 최소화하기 위하여 나선 철근(spiral bar)을 배치하였다.

실험 변수는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 슬래브 유무, 강연선 타입(단일/다발 강연선), 그라우팅 여부(bonded or unbonded), 포스트텐션 도입구간 길이이다. 슬래브 유무에 대한 보-기둥 접합부의 거동 차이를 확인하기 위하여 슬래브가 있는 Y 시리즈 실험체(YBP, YUP, YBF)와 슬래브가 없는 N 시리즈 실험체(NBP, NUP1, NUP2)로 분류하였다. 그라우팅 여부에 따른 실험체의 거동을 비교하기 위하여 비부착 강연선을 사용한 U 시리즈 실험체(NUP1, NUP2, YUP)와 부착 강연선을 사용한 B 시리즈 실험체(NBP, YBP, YBF)로 분류하였다. 포스트텐션 프리캐스트 시스템 시공을 위해서는 현장에서 잭킹을 위한 장비가 요구되며, 다발(multi)/단일(mono) 강연선 적용에 따라 장비의 종류 및 장비의 크기가 달라지게 된다. 이러한 장비의 무게는 시공성에도 큰 영향을 미치므로 상대적으로 이동이 간편한 단일 강연선 잭(mono strand jack)으로 시공이 가능하도록 YUP, NUP2 실험체에는 단일 강연선을 적용하였다.

제안된 포스트텐션 프리캐스트 시스템에서는 현장에서 PC 부재 양중 시 자중의 감소를 위하여 Fig. 1에 보이는 바와 같이 보에 중공 부분을 두도록 개발되었다. 따라서 Fig. 1(a)의 보 상부에 보이는 강연선과 같이 중공부를 활용하여 포스트텐션 도입 구간을 접합부 부근으로만 한정할 수 있으며, 보 하부에 나타낸 바와 같이 보의 전구간에 포스트텐션을 도입할 수도 있다. 이 연구에서는 포스트텐션 도입길이에 따른 거동 차이를 확인하고자 YBF 실험체는 중공부 없이 제작되었으며, 보의 전 경간길이 8 m에 포스트텐션을 도입하였다. YBF 실험체를 제외한 모든 실험체에서는 중공부를 활용하여 접합부 4 m 구간에만 포스트텐션을 도입하였다. 포스트텐션을 도입한 후 슬래브와 함께 보의 중공부에도 콘크리트를 타설하였다.

Fig. 2에는 실험체들의 보, 기둥, 슬래브, 쉬스관 내의 그라우트, 보-기둥 계면 몰탈의 압축강도를 각각 나타내었다. 실험체에 사용된 D13, D19, D22, 및 D25 철근과 15.2 mm 강연선의 재료시험 결과는 각각 Fig. 3과 Fig. 4에 나타낸 바와 같다. 콘크리트의 탄성수축, 정착장치의 활동 및 마찰손실 등 즉시 손실을 고려한 유효 프리스트레스 값은 극한강도의 40~60 % 정도($0.4$~$0.6f_{pu}$)인 것으로 나타났다.

(unit: MPa)

Fig. 2에 나타낸 바와 같이 보 양단부는 롤러로 거동하도록 되어 있으며, 기둥 하단부는 힌지로 연결되어 있고 기둥 상단부를 엑추에이터로 가력하였다. 또한, 이 실험에서는 기둥에 재하되는 중력하중이 접합부의 거동에 미치는 영향을 배제하고자 기둥 축력을 재하하지 않은 상태로 실험을 진행하였다. Fig. 3에 나타낸 바와 같이 ACI 374.1-05(ACI Committee 347 2005)에서 제시하고 있는 가력 방법에 따라 층간변위비(drift ratio) 0.2 %부터 4.5 %까지 총 11개의 하중 단계에 대하여 각각 3회씩 반복가력 하였으며, 4.5 % 가력 후 여력이 남아있는 실험체에 대해서는 6.0 %까지 추가로 가력하였다. 층간변위비는 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 LVDTs(linear variable differential transformers)를 실험체의 상하부에 설치하여 계측된 값을 이용하여 계산한 후 가력하였다. 가력 위치에서 수평변위 계측값($d_{1}$)을 LVDT1을 통해 계측하고, 여기에 철물과 기둥 하단부의 총 슬립량($d_{2}$)을 LVDT2와 LVDT3을 통해 계측하여 차감함으로써 층간변위(i.e., $d_{1}-d_{2}$)를 정의하였다. 다만, 실제 실험에서는 원활한 실험 진행을 위하여 LVDT1과 LVDT2 값만을 이용하였으며, 이로 인해 목표 변위와 실제 변위 사이에 약간의 차이가 발생하였다.

3. 실험결과 분석

각 실험체의 하중-층간변위비 관계를 Fig. 4에 나타내었다. 실험체의 실제 층간변위비는 슬립으로 인하여 계획했던 층간변위비와는 다른 실험체들이 있었으나, 모두 3.5 %의 층간변위비 이상 가력되었다. 하중은 KCI 2012에 따라 산정한 보의 평균 휨 강도를 기둥 상부의 횡력으로 치환하여 각 실험체별로 그래프에 나타내었다.

Fig. 4(a)에는 NBP 실험체의 하중-층간변위비 관계를 나타내었다. NBP 실험체는 층간변위비 3.3 %에서 좌측 코벨 하단부와 보의 우측 상단부에서 콘크리트 박리가 시작되었다. 층간변위비 4.3 %에서 정방향 542.1 kN, 부방향 -535.8 kN의 최대하중을 나타내었으며, 이는 설계강도의 약 1.5배에 해당된다. 최종적으로 층간변위비 6.0 %의 첫 번째 싸이클(cycle)에서 정방향 가력 시 보의 우측 상단부에 콘크리트가 압괴되면서 하중이 크게 감소하였다.

Fig. 4(b)에는 YBP 실험체의 하중-층간변위비 관계를 나타내었다. 층간변위비 2.5 %에서 보-기둥 계면의 모르타르가 박리됨과 동시에, 슬래브 플랜지에 수평 균열이 발생하였다. 층간변위비 4.4 %에서 패널존에 사인장 균열이 발생하였으며, 정방향 532.2 kN, 부방향 -595.8 kN의 최대하중을 나타내었다. 이는 설계강도의 약 1.25배에 해당된다. 최종적으로 층간변위비 5.3 %의 첫 번째 싸이클 정방향 가력 시 슬래브가 없는 NBP 실험체와는 다르게 패널존의 균열폭이 증가하며 하중이 크게 감소하였다.

Fig. 4(c)는 YUP 실험체의 하중-층간변위비 관계를 나타낸 것이다. 층간변위비 2.2 %에서 페널존에 수평 및 사인장 균열이 발생하였으며, 패널존과 보-기둥 계면에서 콘크리트 박리가 발생하였다. 층간변위비 4.4 %에서 정방향 558.8 kN, 부방향 -461.3 kN의 최대하중을 나타내었으며, 이는 설계강도의 약 1.2배에 해당된다. 최종적으로 층간변위비 4.4 %의 마지막 싸이클에서 보 좌측 슬래브에서부터 패널존까지 이어지는 사인장 균열이 발생하여 가력을 종료하였다.

Fig. 4(d)에는 NUP1 실험체의 하중-층간변위비 관계를 나타내었다. 층간변위비 3.8 %에서 보의 좌측 하단부와 우측 상단부 및 패널존에서 수평 균열이 발생하였다. 층간변위비 5.1 %에서 505.4 kN, -4.6 %에서 -453.4 kN의 최대하중을 나타내었으며, 이는 설계강도의 약 1.55배에 해당된다. 최종적으로 층간변위비 6.6 %의 첫 번째 싸이클 정방향 가력 시 NBP 실험체와 동일하게 보의 우측 상단부 콘크리트에 압괴가 발생하면서 하중이 크게 감소하였다.

Fig. 4(e)는 NUP1 실험체와 모든 상세가 동일하지만 비부착 단일 강연선을 도입한 NUP2 실험체의 하중-층간변위비 관계를 나타낸 것이다. 층간변위비 2.5 %에서 NUP1 실험체와 동일하게 보의 좌측 하단부와 우측 상단부 및 패널존에서 수평 균열이 발생하였다. 층간변위비 3.6 %에서 정방향 532.1 kN, 부방향 -464.2 kN의 최대하중을 나타내었으며, 이는 설계강도의 약 1.47배에 해당된다. 최종적으로 층간변위비 4.5 %의 첫 번째 싸이클 정방향 가력 시 보의 우측 및 좌측 상단부 콘크리트에 압괴가 발생하였으며, 기둥에서부터 패널존까지 이어지는 사인장 균열이 발생하면서 하중이 크게 감소하였다.

Fig. 4(f)는 YBF 실험체의 하중-층간변위비 관계를 나타낸 것이며, YBF 실험체는 YBP 실험체와 동일한 상세를 가졌지만 포스트텐션 도입길이를 8 m로 제작한 실험체이다. 층간변위비 1.9 %에서 패널존으로부터 보의 우측 상단부까지 사인장 균열이 발생하였으며, 보-기둥 계면에서 콘크리트 박리가 발생하였다. 층간변위비 3.7 %에서 정방향 615.2 kN, 부방향 -550.9 kN의 최대하중을 나타내었으며, 이는 설계강도의 약 1.27배에 해당된다. YBF 실험체는 다른 실험체와는 다르게 부방향 가력 시 하중 저감 현상이 뚜렷하게 나타났으며, 층간변위비 4.8 %의 마지막 싸이클 정방향 가력 시 패널존의 균열폭이 증가하여 가력을 종료하였다.

슬래브가 없는 N 시리즈 실험체(NBP, NUP1, NUP2)와 비교하여 슬래브가 있는 Y 시리즈 실험체(YBP, YUP, YBF)의 최대 강도는 평균적으로 약 3.7 % 높게 나타났다. 슬래브 철근이 추가적으로 배치됐음에도 강도차이가 많이 나지 않은 이유는 Y 시리즈 실험체에서는 슬래브에 의하여 접합부에 작용하는 인장력이 커짐에 따라 층간변위비 4.5~6.0 % 범위에서 접합부 패널존에 균열 손상이 커졌기 때문이다. Fig. 5에는 KCI 2012에서 제시하고 있는 철근콘크리트 접합부의 전단강도 식을 이용하여 산정된 각 실험체별 접합부의 페널존 전단강도($V_{n}$)와 함께 실험으로부터 얻어진 최대 전단력($V_{u}$)을 나타내었다. 모든 실험체에서 접합부 전단강도($V_{n}$)에 비하여 최대 전단력($V_{u}$)이 낮게 나타났으나, Y 시리즈 실험체에서는 패널존에 많은 손상이 발생되었다. 따라서, 패널존의 전단설계를 수행할 때에는 슬래브 철근에 의한 휨강도의 증가를 고려하여야 한다는 것을 알 수 있다. 물론, KCI 2012에서 제시하는 철근콘크리트 접합부의 전단강도 산정식이 포스트텐션 프리캐스트 콘크리트 접합부에 그대로 적용이 가능한지에 대해서는 추가적인 연구가 필요할 것이다.

*Shear capacity $V_{n}= 1.25\sqrt{f_{ck}}A_{j}$, where $A_{j}$ is the effective joint area

Fig. 5는 각 실험체별 층간변위비에 따른 보의 휨 균열, 패널존의 사인장 균열, 보-기둥 계면의 오프닝 크기를 나타낸 것이다. 슬래브가 있는 Y 시리즈 실험체(YBP, YUP, YBF)에서 보의 최대 휨 균열 폭은 각각 정방향 10 mm, 14 mm, 12.5 mm, 부방향 11 mm, 10 mm, 13 mm 이며, N 시리즈 실험체(NBP, NUP1, NUP2)에서는 각각 정방향 6 mm, 5 mm, 3 mm, 부방향 5 mm, 4 mm, 3.5 mm로 나타났다. 패널존의 사인장 균열 최대값은 Y 시리즈 실험체(YBP, YUP, YBF)에서 각각 정방향 5 mm, 6 mm, 3 mm, 부방향 6 mm, 7 mm, 2.5 mm이며, N 시리즈 실험체(NBP, NUP1, NUP2)에서는 각각 정방향 3 mm, 4 mm, 1 mm, 부방향 3 mm, 1.5 mm, 1.5 mm로 나타났다. 최대 보-기둥 계면의 오프닝 크기는 모든 실험체에서 약 25 mm 정도로 유사하게 나타났다. 보-기둥 계면의 오프닝은 보의 휨변형과 패널존의 전단변형에 의해 발생하며, Y 시리즈 실험체는 패널존의 전단변형이 많이 발생하였기 때문에 보의 휨 균열폭이 컸음에도 불구하고 N 시리즈 실험체와 유사한 오프닝 변형을 나타내었다. Y 시리즈 실험체에서 패널존 전단변형이 잘 제어되었다면 오프닝 변형을 줄일 수 있을 것으로 판단되며, 슬래브 철근을 고려하여 보 부재의 변형 및 오프닝 변형을 조절할 수 있을 것으로 판단된다.

부착 강연선을 적용한 B 시리즈 실험체(NBP, YBP, YBF)는 비부착 강연선이 적용된 U 시리즈 실험체(YUP, NUP1, NUP2)와 유사한 강도 및 이력 거동을 나타내었다. Fig. 6은 층간변위비 3.5 %에서 각 실험체별 잔류변형 크기를 나타낸 것이다. 각 실험체별 잔류변형 값은 변수에 의한 별다른 경향성을 나타내지는 않았으며, 대략 층간변위비 1.5 \% 정도 수준의 잔류변형을 나타내었다. 이러한 잔류변형 값은 원점 지향 변형회복 거동을 보이는 일반적인 시스템과 비교하였을 때 다소 큰 값이며, 이는 실험체들의 접합부를 관통하는 슬래브 및 보의 철근량이 강연선에 비해 많아서 철근의 영향이 지배적으로 나타났기 때문인 것으로 판단된다. 즉, 접합부를 관통하는 철근량이 강연선량에 비해 2~3배 정도 더 많기 때문에 RC 접합부와 상당히 유사한 거동을 나타낸 것이다.

포스트텐션 도입길이에 따른 거동 비교를 위하여 YBF, YBP 실험체의 하중-층간변위비 관계를 Fig. 6(a)에 비교하여 나타내었다. 포스트텐션 도입길이가 8 m인 YBF 실험체의 최대강도는 포스트텐션 도입길이가 4 m인 YBP 실험체의 약 103.3 %로 나타났으며, 부방향에서 YBF 실험체의 다소 급격한 강도 감소를 제외하고는 전반적으로 이력거동이 유사하게 나타났다. 따라서 건설 현장에서 PC 부재 양중 시 자중의 감소를 위하여 보에 중공 부분을 두어 제작하고 일부 구간에만 포스트텐션을 도입해도 전구간 포스트텐션을 도입한 경우와 유사한 접합부 거동을 가질 수 있다는 것을 확인하였으므로 이를 활용하여 경제적인 부재 설계가 가능할 것으로 판단된다.

다발 또는 단일 강연선 적용에 따른 거동 비교를 위하여 NUP1, NUP2 실험체의 하중-층간변위비 관계를 다발 Fig. 6(b)에 비교하여 나타내었다. 다발 강연선이 적용된 NUP1 실험체는 단일 강연선이 적용된 NUP2 실험체와 비교하여 최대하중을 포함하여 층간변위비 약 3.5 %까지 전반적인 이력거동이 매우 유사하게 나타났다. 따라서, 개발 공법의 적용 시 현장 상황에 따라 현장에서 상대적으로 이동이 간편한 단일 강연선 잭(mono strand jack)을 이용하는 것이 선호될 때에는 이를 적용하는 것이 가능할 것으로 판단된다.

4. 실험체별 성능검증

ACI 318-14(ACI Committee 318 2014)에서는 KCI 2012에 대한 상세를 만족하지 못하는 특수한 유형의 PC 및 RC 부재에 대하여 ACI 374.1-05에서 제시하는 허용기준(acceptance criteria)을 만족할 경우 내진저항골조로서 간주할 수 있다고 규정하고 있다. 이 연구에서는 ACI 374.1-05에서 제시하는 허용기준(acceptance criteria)을 이용하여 각 실험체별 성능 검증을 수행하였으며, 그 결과는 Tables 7~9에 나타낸 바와 같다.

*allowable story drift limitation

*design over-stength factor

* This assessment is at the third cycle of story drift ratio 3.5 %

** Maximum strength devided by maximum strength at story drift ratio 3.5 %

*** Secant stiffness at story drift ratio 3.5 % devided by initial stiffness

Fig. 7에 나타낸 ACI 374.1-05 9.1.1은 실험체가 설계강도에 도달한 시점의 층간변위비에 관한 규정이며, 이 연구에서는 IBC(Internaional Building Code)에서 제시하고 있는 내진등급 Ⅱ인 경우의 허용 층간변위비 2.0 %를 제한값으로 하였다. 모든 실험체에서 설계강도 도달 시 정방향 및 부방향 층간변위비가 2.0 %를 초과하지 않았다. 따라서, 모두 ACI 374.1-05 9.1.1의 허용기준을 만족하는 것으로 나타났다.

Fig. 8에 나타낸 ACI 374.1-05은 기둥과 보의 설계강도 비에 해당하는 설계 초과강도계수 보다 실험결과를 토대로 산출된 실험체의 초과강도계수가 작아야 한다는 규정이다. 모든 실험체의 초과강도계수가 설계 초과강도계수를 넘지 않는 것으로 나타나서 허용기준을 만족하였다.

Fig. 9에 나타낸 ACI 374.1-05 9.1.3은 검증하고자 하는 시스템이 층간변위비 3.5 %에서 적절한 수준의 성능을 유지하고 있는지를 판단하는 규정으로써, 층간변위비 3.5 %의 3번째 싸이클에서 최대강도비, 에너지소산면적비, 초기강성에 대한 할선강성비에 대한 허용기준을 제시하고 있다. YUP 실험체(정방향)를 제외한 모든 실험체는 ACI 374.1-05 9.1.3의 허용기준을 모두 만족하는 것으로 나타났다. YUP 실험체는 정방향에서 최대강도비에 대한 허용기준인 0.75보다 약 2.67 % 낮은 값인 0.73을 나타내어, 기준을 만족하지 못하는 것으로 나타났다. 이는 Fig. 4(c)에서 보이는 바와 같이 YUP 실험체가 하부슬립에 의해 정방향으로 약 층간변위비 -0.5 %로 편향되어 가력되었기 때문에 낮은 강도비를 보인 것으로 판단된다.

5. 결 론

이 연구에서는 포스트텐션-프리캐스트 보-기둥 시스템의 횡거동을 검증하기 위하여 총 6개의 실대형 접합부 실험체를 제작하여 반복가력실험을 수행하였다. 이를 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) 모든 실험체의 최대 강도는 KCI 2012에 따라 산정한 강도를 초과하는 것으로 나타났다. 다만, 비부착 긴장재를 사용한 실험체에서 접합부를 관통하는 슬래브 철근 및 보의 상부 철근으로 인해 잔류변형이 발생함으로써 뚜렷한 원점 지향 변형회복 거동이 나타나지 않았다.

2) 강연선 타입, 그라우팅 여부, 포스트텐션 도입길이에 따른 실험체의 거동이 전반적으로 매우 유사하게 나타났다. 따라서, 압착구조 시스템 적용 시 현장 상황에 따라 이에 대한 자유로운 선택적 적용이 가능할 것으로 판단된다.

3) 슬래브가 있는 실험체들에서는 패널존의 전단파괴가 발생하였으며, 패널존의 전단설계 시 슬래브 철근을 고려하여 충분히 안전측으로 설계할 필요가 있을 것으로 판단된다.

4) ACI 374.1-05에서 제시하는 허용기준을 이용하여 각 실험체들의 성능 검증을 수행한 결과, 편향되어 가력된 YUP specimen을 제외한 모든 실험체들에서 허용기준을 만족하는 것으로 나타났다. 따라서, 제안된 압착구조 PC 시스템은 내진저항 골조로써 활용될 수 있을 것으로 기대된다.