2.1 실험 계획

모든 기둥 실험체의 상세 및 변수는 Fig. 1 및 Table 1에 나타내었다. 주요 실험변수는 보강 단면에서 내부 보조 띠철근의 보강 방법 및 횡보강근 양이다. 기준 실험체로서 비내진 상세를 갖는 기존 기둥(E)을 제작하였다. 기존 기둥 E에서 외부 띠철근은 300 mm 간격으로 배근하였으며, 보조 띠철근은 배근하지 않았다. 기존 기둥의 내진보강을 위한 확대 단면에서의 폐쇄형 후프철근은 ㄷ형(channel type) 외부 띠철근을 겹침이음하여 배근하였다. ㄷ형(channel type) 외부 띠철근의 겹침길이는 ACI 318-14(2014)에서 요구하는 인장 이형철근의 겹침이음길이를 참고하였다. 이에 따라 내부 보조 띠철근이 없는 보강 기둥 C-1.0에서 외부 띠철근으로 배근되는 ㄷ형 외부 띠철근의 겹침길이는 1.3$l_{d}$(390 mm)로 설정하였다. 그리고 내부 보조 띠철근을 배근한 보강 기둥은 단면확대 보강 시 실무적으로 이용되는 앵커링된 타이를 배근한 기둥(A-1.0) 및 보강 단면의 주철근에 내부 보조 띠철근으로서 V-타이가 배근된 기둥(V-1.0 및 V-2.0)으로 나누었다. 앵커링된 타이를 배근한 보강 기둥 A-1.0의 타이는 한단이 기존 기둥에 앵커링되고 다른 한단이 135° 갈고리로 주철근에 배근된다. V-타이는 한단 90°와 타단 135°의 크로스 타이를 대체하는 기술로 주철근에 원터치 클립을 이용해 주철근에 배근된다(Yang and Kim 2016). V-타이는 내부 보조 띠철근간의 간섭이 없기 때문에 단면확대 보강에서 기존 기둥에 의한 간섭의 영향을 받지 않는다. V-타이의 형상은 Kwon et al.(2018)이 제시한 기둥 단면 확대보강을 위한 V-타이 보조 띠철근의 형상을 참고하여 Fig. 2와 같이 제작하였다. 수정된 V-타이에서 콘크리트 속으로 묻히는 길이는 0.75$l_{db}$(56 mm)이다. 90°로 절곡된 부분의 길이는 콘크리트 속으로 묻히는 길이의 손실을 고려하여 3$d_{b}$(30 mm)로 정하였다(Kwon et al. 2018). 보강 기둥 A-1.0, V-1.0 및 V-2.0의 ㄷ형 외부 띠철근 겹침길이는 보조 띠철근의 배근으로 인한 주철근 좌굴 지연효과를 고려하여 0.25$l_{d}$(75 mm)로 설정하였다.

Fig. 1. Specimen details and arrangement of reinforcement

Fig. 2. Details of supplementary V-ties and V-clips

보강 기둥의 횡보강근은 ACI 318-14(2014)에서 제시하는 내진상세를 적용하였다. 보강 기둥 C-1.0 및 A-1.0의 횡보강근 양은 ACI 318-14(2014)에서 요구하는 최소 횡보강근 양($A_{sh}$)의 각각 1.0배를 기준으로 하였다. 이에 따라 보강 기둥 C-1.0의 횡보강근 체적비($\rho_{sh}$)는 1.07 %이었다. 보강 기둥 A-1.0의 횡보강근 체적비 산출을 위한 보조 띠철근의 유효길이는 내부 기둥과 외부 띠철근까지의 거리로 산정하였다. 이에 따라 보강 기둥 A-1.0의 횡보강근 체적비($\rho_{sh}$)는 0.60 %이다. 보강 기둥 V-1.0 및 V-2.0의 횡보강근양은 ACI 318-14 (2014)에서 요구하는 최소 횡보강근양($A_{sh}$)의 각각 1.0배 및 2.0배를 적용하였다. 횡보강근 체적 산출 시 V-타이의 유효길이는 콘크리트 묻힘길이와 90°로 절곡된 부분의 길이의 합으로 정의된다(Yang and Kim 2016). 이에 따라 보강 기둥 V-1.0 및 V-2.0의 횡보강근 체적비($\rho_{sh}$)는 각각 0.64 % 및 1.33 %이다.

보강 기둥 V-1.0 및 V-2.0은 ㄷ형 겹침후프의 벌어짐을 방지하기 위해 V-클립을 추가로 설치하였다. V-클립은 현장 시공성을 고려하여 V-타이를 ㄷ형 외부 띠철근의 겸침 부분에 수직으로 배근된다(Fig. 1(d)). V-타이는 주철근에 배근되어 주철근의 조기 좌굴 방지 및 코어 콘크리트의 구속력을 제공한다. 반면 V-클립은 ㄷ형 외부 띠철근의 겹침 부분에 배근되며, 외부 띠철근의 벌어짐을 제어하는 역할을 한다.

기존 기둥 E의 단면크기는 실제 기둥을 모사하여 400×400 mm로 설정하였다. 보강 단면의 두께는 Penelis and Kappose (1997)의 최소조건을 만족시키기 위해 100 mm로 설정하였다. 이에 따른 보강 기둥의 전체 단면크기는 600×600 mm이다. 보강 기둥의 전체 단면적에 대한 기존 기둥의 비율은 44 %이었다. 모든 기둥의 실험구간은 단면 크기의 2.0배로 설정하였다. 이에 따라, 기존 기둥 및 보강 기둥의 실험구간 길이는 각각 800 및 1,200 mm이다. 기존 기둥과 보강 기둥의 상･하부 스터브의 단면은 600×600 mm 및 800×800 mm 크기로 제작하였다. 보강 단면에서 주철근은 기둥의 상･하부 스터브에 정착시켰다. 기존 단면 및 보강 단면의 주철근비는 각각 1.5 % 및 3.1 %로 배근하였으며, 보강 후 기둥 전체 단면에서의 주철근비는 2.38 %이었다. 기존 기둥면과 보강 콘크리트 사이에는 살수 및 에어 콤프레셔를 이용해 이물질을 제거하였으며, 추가적인 면처리는 하지 않았다.

2.2 재료 특성

기존 기둥 및 단면확대 보강 기둥의 콘크리트 목표 압축강도는 모두 24 MPa로 설정하였다. 사용된 콘크리트의 배합상세는 Table 2에 나타내었다. 기존 기둥의 콘크리트 배합은 보통 포틀랜드 시멘트에 고로슬래그(ground granulated blast- furnace slag, GGBS)를 20 % 치환하여 배합하였다. 단면 보강 콘크리트는 단면확대 보강시 고유동성과 고접착성 확보를 위해 Lee et al.(2018)의 폴리머(polymer, P)와 초속경시멘트(ultra rapid hardening cement, URHC) 기반의 배합설계를 참고하였다. 사용된 폴리머는 EVA계 분말이며, 결합재량의 10 %를 치환하였으며, 증점제 및 분산제는 폴리머 질량의 0.5 %로 설정하였다. 초속경시멘트는 결합재량의 5 %를 치환하였다. 기존 기둥 콘크리트의 최대 골재 치수는 25 mm이다. 한편. 확대 단면에서의 콘크리트의 골재는 고유동성 확보 및 철근 순간격 등을 고려하여 13 mm로 설정하였다. 단면보강 콘크리트는 기존 기둥 콘크리트가 타설되고 충분한 양생(28일) 후 추가 타설되었다.

기존 기둥 및 보강 기둥 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Fig. 3에 나타내었다. 콘크리트 압축강도는 중심축하중 실험 직전에 측정하였다. 보강 기둥 V-2.0을 제외한 실험체의 기존 기둥 콘크리트 압축강도는 33.8 MPa이었다. 그러나 보강 기둥 V-2.0의 기존 기둥 콘크리트 압축강도는 22.7 MPa로 목표 압축강도에 비해 다소 낮았다. 보강 단면에 타설된 콘크리트의 압축강도는 25.9 MP로 목표 압축강도 이상을 보였다.

기둥 실험체에 사용된 주철근 및 횡보강근의 응력-변형률 관계는 Fig. 4에 나타내었다. 모든 철근은 명확한 항복점 및 변형도 경화 특성을 보였다. 주철근으로 사용된 D16 및 D22의 항복강도는 각각 478.6 MPa 및 450.9 MPa이었으며, 횡보강근으로 사용된 D10 및 D13의 항복강도는 각각 485.3 MPa 및 438.4 MPa이었다.

Fig. 3. Stress-strain curves of concrete in compression

Fig. 4. Stress-strain curves of steel bars in tension

2.3 가력 및 측정 상세

대형 단면 기둥의 압축 실험은 40,000 kN 용량의 압축 가력 장치를 별도로 제작하여 수행하였다. 가력 상세는40,000 kN 용량의 오앨 잭을 사용하여 변형률 0.0002/min의 속도로 가력하였다(Fig. 5). 기둥의 축방향 변위는 기둥 실험구간에서 50 mm 용량의 와이어형 변위계를 기둥 4면에 설치하여 측정하였다. 기둥 상부의 스터브에는 강판과 구좌를 설치하여 대형 단면 기둥의 편심 하중을 제어하였다. 기존 단면과 확대 단면에서의 주철근 및 외부 띠철근의 변형률은 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.

Fig. 5. Test setup and measurements

3.1 균열 및 파괴모드

비내진 상세를 갖는 기존 기둥 E의 초기 균열은 기둥면에서 최대내력의 약 75 % 수준에서 발생하였다(Table 3). 이후 균열진전은 초기 균열 발생 이후 최대 내력까지 기둥의 축방향으로 진전해 나아갔다. 이후 기존 기둥 E는 콘크리트 피복이 탈락되면서 최대내력에 도달하였으며, 최대내력 도달 이후 하중 감소가 나타났다. 기존 기둥 E의 최종 파괴모드에서는 주철근의 좌굴이 나타났으나, 외부 띠철근의 벌어짐은 나타나지 않았다(Fig. 6(a)).

보강 기둥의 초기균열은 기존 기둥 E와 비슷하게 최대내력의 약 74~81 % 수준에서 초기 균열이 발생하였다. 또한 초기균열 발생 위치 및 균열진전도 기존 기둥 E와 유사한 거동을 보였다. 보강 기둥 C-1.0의 최종 파괴모드는 주철근의 좌굴과 함께 외부 띠철근의 벌어짐 현상이 나타났다(Fig. 6(b)). 또한 보강 기둥 A-1.0는 최대 내력시점에서 주철근의 좌굴과 함께 하중이 감소하였으며, 최종 파괴모드에서는 ㄷ형 외부 띠철근의 풀림 및 앵커링된 타이의 뽑힘 현상이 나타났다(Fig. 6(c)).

Fig. 6. Typical behavior of columns at ultimate failure

보강 기둥 V-1.0 및 V-2.0은 보강 기둥 C-1.0 및 A-1.0와 같이 최대 내력 시점에서 주철근의 좌굴과 함께 하중이 감소하였다. 그러나 보강 기둥 V-1.0 및 V-2.0의 최종파괴 모드는 기존 기둥 E, 보강 기둥 C-1.0 및 A-1.0에 비해 주철근의 좌굴길이가 짧았으며, 코어 콘크리트의 파손도 적었다. 특히 보강 기둥 V-1.0 및 V-2.0에서 파괴 시까지 ㄷ형 외부 띠철근의 벌어짐과 V-타이 및 V-클립의 뽑힘 현상은 나타나지 않았다(Fig. 6(d)).

3.2 축하중-축변형률 관계

기둥의 축변형률은 기둥 4면에서 측정한 변위값들의 평균을 측정구간의 길이로 나누어 산정하였으며, 축하중-축변형률 관계는 Fig. 7에 나타내었다. 기존 기둥 E의 초기 하중 기울기는 초기 균열 발생 시점까지 선형 증가는 경향을 보였으며, 초기 균열 발생 이후 하중은 완만하게 증가하는 경향을 보였다. 기존 기둥 E에서의 최대 압축내력 이후 하중의 감소 기울기는 급격하게 하강하는 경향을 보였다. 보강 기둥의 초기 강성은 기존 기둥 E에 비해 많이 증가하였다. 보강 기둥의 초기 균열 발생 이후 기울기는 점차 완만하게 증가하였으며, 이후 피복 콘크리트의 박리가 시작하면서 최대 압축내력에 도달하였다. 보강 기둥 C-1.0 및 A-1.0의 하중감소 기울기는 최대내력 이후 외부 띠철근의 벌어짐으로 인해 보강 기둥 V-1.0에 비해 각각 2.42배 및 1.22배 높았다. 하중감소 기울기는 최대내력에서의 변형률에서 최대내력 이후 0.5 %까지의 기울기로 산정하였다. 보강 기둥 V-2.0의 하중감소 기울기는 보강 기둥 V-1.0에 비해 약 55 % 감소하였다,

Fig. 7. Axial strains of columns against applied axial load

3.3 최대 압축내력

기둥의 중심축하중 실험결과는 Table 3에 요약하였다. 보강 기둥의 압축내력은 확대 단면의 영향으로 인해 기존 기둥 E에 비해 약 2.2~2.6배 높았다. 보강 기둥에서 V-타이는 보강 단면의 주철근 좌굴을 효과적으로 제어하지만, V-타이의 구속효과에 의한 보강 기둥의 압축내력 증가의 영향은 미미하였다.

기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-14(2014)의 절차에 따라 각 요소들이 부담하는 하중을 고려한 공칭내력($\left(P_{n}\right)_{ACI}$) 과 비교하였다(식(1)).

여기서, $f_{ce}$ 및 $f_{cj}$는 각각 기존 단면 및 보강 단면 콘크리트의 압축강도이며, $A_{g e}$ 및 $A_{gj}$는 각각 기존 및 보강 단면적이며, $A_{se}$ 및 $A_{sj}$는 각각 기존 단면 및 보강 단면 주철근의 면적이며, $f_{se}$ 및 $f_{sj}$는 각각 기존 단면 및 보강 단면 주철근의 항복강도이다. 보강 기둥 A-1.0을 제외한 모든의 압축내력은 $\left(P_{n}\right)_{ACI}$보다 높았다(Fig. 8). 보강 기둥 A-1.0의 압축내력은 앵커링으로 인한 기존 기둥의 손상 및 ㄷ형 외부 띠철근의 벌어짐 등으로 $\left(P_{n}\right)_{ACI}$보다 낮았다. 기존 기둥 E의 압축내력은 $\left(P_{n}\right)_{ACI}$보다 약 1.07배 높았다. 보강 기둥 A-1.0을 제외한 보강 기둥의 최대 압축내력은 $\left(P_{n}\right)_{ACI}$보다 약 1.04~1.11배 높았는데 그 비율은 기존 기둥 E과 비슷한 수준이었다. V-클립이 배근된 보강 기둥 V-1.0 기둥의 $\left(P_{n}\right)_{\operatorname Exp .}/\left(P_{n}\right)_{ACI}$ 값은 Hwang et al.(2018) 수행한 동일 조건의 V-클립의 배근이 없는 보강 기둥의 $\left(P_{n}\right)_{\operatorname Exp .}/\left(P_{n}\right)_{ACI}$ 값에 비해 약 4 % 높았다.

Fig. 8. Comparisons of axial load capacity between experiments and predictions obtained from Eq. (1)

3.4 압축 연성비

중심축하중 실험체의 압축연성비($\mu$)는 식(2)와 같이 Saatcioglu and Razvi(1992)의 제안식을 이용하여 평가하였다(Table 3).

여기서, $\epsilon_{85}$는 최대 압축내력 이후 최대 압축내력의 85 % 시점에서의 축변형률을 나타낸다. 기존 기둥 E의 압축연성비(0.73)에 대한 보강 기둥의 압축연성비의 상대값은 Fig. 9에 나타내었다. 모든 보강 기둥의 압축연성비($\mu$)는 기존 기둥 E에 비해 1.23~2.07배 높은 수준으로 증가하였다. 그러나 보강 기둥 V-1.0의 압축연성비는 1.21로 보강 기둥 C-1.0 및 A-1.0에 비해 각각 1.20배 및 1.30배 증가하였다.

Fig. 9. Axial ductility ratio of strengthened columns relative to that of the existing column

기존 무보강 기둥의 압축연성비에 대한 보강 기둥 V-1.0의 압축연성비 증가비는 Hwang et al.(2018) 수행한 동일 조건의 V-클립의 배근이 없는 보강 기둥의 경우에 비해 1.42배 높았다. 즉, 제시된 단면확대 보강 기둥 공법에서 V-클립은 외부 폐쇄형 띠철근으로 배근되는 ㄷ형 철근의 벌어짐을 방지하여 보강 기둥의 연성 향상에 효율적으로 작용할 수 있다고 판단된다. 보강 기둥 V-2.0의 압축연성비는 1.51로 보강 기둥 C-1.0 및 A-1.0에 비해 각각 1.50배 및 1.62배 증가하였다. 이 연구에서 제시된 기술로 보강된 기둥의 압축연성비($\mu$)는 크기효과에 의한 대형 단면에서 연성 저하 가능성이 있음에도 불구하고(Ali and Mario 2012) 기존 비내진 상세를 갖는 기둥 E에 비해 최소 1.66배 이상 높았다.