2.1 재료 및 배합

바텀애시 골재와 기포가 저량 첨가된 경량콘크리트를 제조하기 위해서 투입된 결합재 및 골재들은 Lee et al.(2019)⁽⁹⁾의 연구에서 적용된 동일한 재료들을 사용하였다. 사용된 결합재는 보통포틀랜드시멘트(ordinary Portland cement, OPC), 고로슬래그(ground granulated blast-furnace slag, GGBS) 및 플라이 애시(fly ash, FA)이다. OPC의 밀도와 비표면적은 각각 3.15 g/cm³ 및 3,260 cm²/g이며, GGBS에서는 2.94 g/cm³ 및 4,355 cm²/g이며, FA에서는 2.2 g/cm³ 및 4,170 cm²/g이다.

잔골재 및 굵은골재는 모두 바텀애시 골재를 이용하였다. 잔골재는 KS F 2527(KATS 2016)⁽⁵⁾의 표준입도분포 곡선을 만족시키기 위해서 2 mm 이하 및 2~4 mm의 바텀애시 골재를 각각 7:3의 중량비율로 혼합하였다. 혼합된 잔골재의 밀도 및 조립률은 각각 1.79 g/cm³ 및 2.74이었다. 또한 굵은골재의 최대치수는 13 mm이며, 밀도 및 조립률은 각각 1.18 g/cm³ 및 6.55이다(Table 1). 또한, 잔골재 및 굵은골재로서 사용된 바텀애시 골재는 외부와 내부가 다공성을 가지고 있어 이들의 흡수율이 각각 11.1 및 15.3 %로 천연골재에 비해 높다.

Table 2에는 기포 혼입률에 따른 콘크리트 배합상세를 나타내었다. 배합표는 Lee et al.(2019)⁽⁹⁾의 연구결과를 기반으로 결정하였다. 물-결합재비는 30 %이며, 단위결합재량은 400 kg/m³이다. 각각 결합재들의 투입량은 전체 결합재 대비 OPC, GGBS 및 FA에서 각각 30 %, 50 % 및 20 %이다. 콘크리트 배합은 바텀애시 골재와 결합재들의 건비빔 이후 물을 넣어 습비빔하였다. 이후 3 %로 희석된 동물성 기포제와 압축공기를 이용하여 생성된 기포를 배합에 투입한 후 2분 이상 혼합하였다. 이때 실제 투입된 기포 혼입률은 Lee et al.(2001)⁽⁸⁾이 제시한 간이 소포법을 이용하여 측정하였다. 목표 기포 혼입률보다 실제 투입된 기포율이 적으면 기포를 더 투입하였으며, 많으면 혼합 시간을 늘려 기포를 소포시켜 목표 기포 혼입률에 가깝게 조정하였다. 각 실험체의 $f_{ck}$는 콘크리트 타설과 동시에 제작된 $\phi$100×200 mm 실린더용 몰드로부터 측정하였으며, 실험체들의 양생조건과 동일하게 유지하였다. 용접철망의 항복강도($f_{y}$)와 인장강도($f_{u}$)는 각각 389.7 MPa 및 418.7 MPa이다. 이때의 탄성계수는 186,750 MPa이다.

2.2 실험체 상세

Table 3과 Fig. 1에는 주요변수에 따른 실험체의 상세를 나타내었다. 휨 및 전단거동을 평가하기 위해서 단순지지점을 갖는 총 6개의 ET-판넬을 준비하였다. 일반적으로 휨 거동은 콘크리트의 압축강도($f_{ck}$)와 보강되는 철근양에 의해 현저한 영향을 받기 때문에, 휨 지배로 설계된 실험체에서 주요변수를 기포 혼입률과 주철근비로 선정하였다. 콘크리트의 설계강도($f_{cd}$)는 25 MPa와 10 MPa로 설정하였는데, 이에 따른 기포 혼입률을 각각 0 %와 25 %로 변화하였다. 실제 측정된 $f_{ck}$는 각각 29.5 MPa 및 15 MPa이었으며, 파괴계수($f_{r}$)는 2.76 MPa 및 1.37 MPa이었으며, 단위용적중량($w_{c}$)은 각각 1,637 kg/m³ 및 1,439 kg/m³이었다. 또한, 주철근비는 $f_{cd}$를 적용하여 KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 균열모멘트($1.2M_{cr}\left(=f_{r}I_{g}/y_{t}\right)$)에서 요구되는 주철근량의 1배 및 2배로 계획하였는데, 여기서 $I_{g}$는 비균열 단면에 대한 단면 2차모멘트를, $y_{t}$는 중립축에서 인장측 연단까지의 거리를 의미하며, 파괴계수인 $f_{r}$은 $0.62\sqrt{f_{ck}}$의 식으로 산정하였다. 실제 측정된 $f_{ck}$에 의한 주철근량의 비율은 1~1.74배로 변화하였다. 전단 지배로 설계된 실험체에서는 주요변수로서 기포 혼입률로 선정하였는데, $f_{cd}$에 따라 0 % 및 25 %로 변화하였다. 전단 지배로 설계된 실험체의 $f_{ck}$와 $w_{c}$도 휨 지배로 설계된 실험체와 동일하였다. 실험체 명에서 첫 번째 숫자는 기포 혼입률을, 두 번째 숫자는 요구되는 최소 주철근량 대비 주철근으로 배치되는 용접철망 철근량의 비율을, 세 번째 숫자는 $a/d_{s}$를 의미한다. 예를 들어, 0-1.57-4.4는 기포 혼입률이 0 %이고, 최소로 요구되는 주철근량의 1.57배로 용접철망이 배근되었으며, $a/d_{s}$가 4.4인 실험체를 의미한다.

Fig. 1. Details of ET-panel specimens (units: mm)

모든 실험체의 폭($b_{w}$)은 530 mm이며, 높이($h$)는 300 mm이다. 단, 양 단순 반력지점까지의 길이($L$)는 $a/d_{s}$가 1.0 및 4.4에서 각각 1,550 및 2,550 mm이며, 한쪽 단부 반력지점에서 상부의 하중점까지의 길이($a$)는 각각 270 및 1,175 mm이다. 실험체에서 사용된 주철근은 직경이 5.8 mm이면서 75 mm 또는 150 mm의 간격으로 격자형태를 갖는 용접철망을 이용하였다. 또한 압축철근은 직경이 5.8 mm이면서 150 mm의 간격으로 격자형태를 갖는 용접철망을 이용하여 배근하였다. 모든 실험체에서 띠철근은 배근하지 않았다.

2.3 구조실험상세

Fig. 2에는 셋팅상세를 나타내었다. 실험체는 3,000 kN 용량의 만능재료실험기를 이용하여 중앙에서 상부 2점 가력하였다. 반력지점은 한쪽에 힌지로 다른 한쪽에 롤러로 구성하였다. 도입된 하중은 만능재료실험기로부터 측정하였다. 최대모멘트 구간에서 처짐은 100 mm 용량의 변위계를 이용하여 가력지점과 중앙에서 측정하였다. Fig. 2에 나타낸 바와 같이 길이방향으로 배근된 용접철망의 변형률은 최대모멘트 구간에 부착된 전기저항 변형률 게이지를 이용하여 측정하였으며, 이로부터 실험체들의 항복 여부를 평가하였다.

Fig. 2. Test setup (units: mm)

3.1 균열진전 및 파괴모드

Fig. 3에는 실험체의 균열진전을 나타내었다. 휨 및 전단 지배로 설계된 실험체들의 파괴모드는 각각 휨과 전단에 의해 지배되었다. 휨 지배로 설계된 실험체들의 초기 휨 균열은 최대모멘트 구간에서 발생하였다. 이후 하중이 증가함에 따라 수직 균열들은 점차 상부의 압축영역으로 진전되었으며, 보 양단의 반력지점 방향으로 수직균열들이 추가 발생하였다. 상부로 진전된 균열의 높이는 최대 0.83$h$이었으며, 보 양단의 반력지점 방향으로 진전된 균열구간의 길이는 최대 0.33$L$이었다. 상부로 진전된 균열의 높이는 주철근비가 작을수록 높았다. 반면 길이방향으로 진전된 균열의 개수는 주철근비가 클수록 많았으며, 최대내력 시점의 균열폭은 작았다. 이로써 용접철망의 배근양이 많으면 많을수록 균열분산 및 균열폭 제어에 효과적임을 알 수 있었다. 최대내력 이후 각 균열 폭은 육안으로 판단할 만큼 크게 진전되었으며, 이와 동시에 인장측 용접철망의 파단이 발생하였는데, 그 발생시점도 최소 주철근비에 가깝게 배근된 실험체에서 더 빨랐다. 전단 지배로 설계된 실험체들의 초기 휨 균열도 최대모멘트 구간에서 발생하였지만, 하중의 증가와 함께 전단경간에서 경사균열이 발생하였다. 전단 지배로 설계된 실험체의 균열진전에 대한 기포 혼입률의 영향은 미미하였다.

Fig. 3. Crack propagations observed in panel specimens

3.2 하중-처짐관계

Fig. 4에는 휨 및 전단 지배로 설계된 실험체들의 하중-처짐 관계를 나타내었다. 휨 지배로 설계된 실험체들의 하중-처짐 관계에서 초기 휨 균열발생 이전의 기울기에 대한 기포 혼입률과 주철근비에 미치는 영향은 미미하였다. 반면 초기 휨 균열 발생 이후의 용접철망의 항복시점까지의 기울기는 기포 혼입률이 작거나 주철근비가 큰 실험체에서 더 높았다. 항복 이후 휨 지배로 설계된 모든 실험체의 처짐은 최대내력 도달 시점까지 급격하게 증가하였다. 전단 지배로 설계된 실험체들의 초기 균열 발생 이전의 기울기도 기포 혼입률에 의해 미치는 영향은 미미하였다. 반면, 초기 균열 발생시점 이후부터 최대내력 시점까지의 기울기는 기포 혼입률이 낮은 실험체에서 더 높았다. 최대내력 이후의 거동은 모든 변수에 관계없이 내력이 급격히 감소하였다.

3.3 휨 및 전단내력

휨 지배로 설계된 실험체에서 초기 휨 균열 하중($P_{cr}$)은 기포 혼입률이 0 %에서 25 %로 증가할 때에 약 62 % 감소하였으며, 용접철망의 배근양이 약 1.55배 증가할 때에 약 1.28배 증가하였다(Table 4). 이러한 경향은 최대 휨 하중($P_{n}$)에서도 비슷하였다. 기포 혼입률이 25 %이면서 용접철망이 최소 주철근비로 배근된 실험체의 $P_{n}$은 36.8 kN로서 기포 혼입률이 0 %이면서 용접철망이 최소 주철근비로 배근된 실험체보다 54 % 낮았다. 또한 기포 혼입률이 25 %이면서 용접철망이 최소 주철근비로 배근된 실험체의 $P_{n}$은 51 kN으로 용접철망이 최소 주철근비의 1.74배로 배근된 실험체보다 57.7 % 낮았다. 이와 같은 $P_{n}$의 변수에 따른 증가 또는 감소 비율들은 항복하중($P_{y}$)에서도 비슷하였다. 전단 지배로 설계된 실험체에서 초기 전단 균열하중($V_{cr}$)은 기포 혼입률이 0 %에서 25 %로 증가할 때에 약 18 % 감소하였는데, 이러한 경향은 최대 전단 내력($V_{n}$)에서도 비슷하였다. 기포 혼입률이 25 %인 실험체의 $V_{n}$은 338.8 kN로서 기포 혼입률이 0 %인 실험체보다 15 % 낮았다.

Fig. 4. Applied load-deflection relationship

3.4 휨 변위연성비

실험체들의 휨 변위연성비($\mu_{\Delta}$)는 최대내력 시점의 변위($\Delta_{n}$)를 항복시점의 변위($\Delta_{y}$)로 나눈값을 의미한다(Park and Paulay 1975)⁽¹⁰⁾. 항복시점은 길이방향의 용접철망의 변형률이 항복에 도달하였을 때로 결정하였다. 모든 실험체의 $\mu_{\Delta}$는 2.31~5.94이었다. 실험체의 $\mu_{\Delta}$는 용접철망의 배근양이 약 1.55배 증가할 때에 평균 39 % 감소한 반면, 기포 혼입률이 0 %에서 25 % 증가할 때에 평균 1.56배 증가하였다. Fig. 5에는 주철근지수($\omega_{s}\left(=\rho_{s}(f_{y}/ f_{ck})\right)$)에 따른 $\mu_{\Delta}$를 나타내었다. 실험체들의 $\mu_{\Delta}$는 $\omega_{s}$가 1.89배 증가할 때에 약 65 % 감소하였는데, $\omega_{s}$가 가장 낮은 0.063에서 2.31이었다. 최대 주철근비를 갖는 보통콘크리트(normal-weight concrete, NWC) 보의 $\mu_{\Delta}$가 약 2.5~2.8(Yang et al. 2020)⁽¹³⁾임을 감안하면, 최소 주철근비의 2배 이하의 용접철망으로 배근된 ET-판넬은 NWC 보와 동등한 수준의 연성을 확보하는 것으로 판단된다.

Fig. 5. Variation of $\mu_{\Delta}$ with increase in $\omega_{s}$

4.1 균열모멘트

Table 4에는 실험결과와 KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 예측값을 비교하였다. KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 균열모멘트($M_{cr}$)는 최소 주철근비로 배근된 실험체들보다 평균 1.13배 높았다. 반면, 최소 주철근비의 1.57배 및 1.74배로 배근된 실험체들의 $M_{cr}$보다 낮았다. 따라서 KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 $M_{cr}$은 최소 주철근비로 배근된 ET-판넬을 불안전측으로 예측하므로 바텀애시 경량골재 및 기포의 첨가로 저하되는 인장특성을 반영할 필요가 있다.

4.2 최대내력

KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 최대내력 모멘트($M_{n}$)는 등가응력블록의 개념으로부터 식(1)과 같이 제시하고 있다.

여기서, $A_{s}$ 및 $A_{s}^{'}$은 각각 주철근 및 압축철근의 단면적을, $f_{y}^{'}$은 압축철근의 항복강도를, $d^{'}$는 압축철근의 깊이를, $\alpha$는 등가응력블록 깊이를, $\beta_{1}$는 등가응력블록 계수를, $c_{u}$는 극한상태에서의 중립축 깊이를 의미한다. 또한, KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 콘크리트 분담내력($V_{c}$)은 보의 실험결과에 기반하여 경험적으로 식(2)와 같이 제시하고 있다.

KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 $M_{n}$은 휨 지배로 설계된 실험체를 기포 혼입률과 주철근비에 관계없이 안전측으로 예측하였다. 이는 등가응력블록의 개념으로 도입하고 있는 KCI 2017(2017)⁽⁶⁾을 이용하여 ET-판넬의 안전적인 휨 설계가 가능함을 의미한다. 또한, KCI 2017(2017)⁽⁶⁾의 $V_{c}$도 모든 전단 지배로 설계된 실험체를 안전측으로 예측하였다.

4.3 내력등급

Table 5에는 KS F 4736(KATS 2007)⁽⁴⁾에서 제시하고 있는 내력에 따른 경량콘크리트 판넬의 등급을 나타내었다. KS F 4736(KATS 2007)⁽⁴⁾에서는 탄성상태에서 저항하는 내력에 따른 내하중 등급을 구분하고 있는데, 3.4 kPa 이상인 판넬을 1등급으로 평가하고 있다. 이 연구에서 적용된 판넬 상세를 고려하여 1등급에서 제시된 하중을 등분포 하중에 의한 모멘트로 환산하면 8.8 kN･m이다. 이 KS F 4736(KATS 2007)⁽⁴⁾에서 제시하고 있는 등급과 휨 지배로 설계된 실험체들의 실험결과인 $M_{cr}$과 비교한 결과 모든 실험체에서 내하중 1등급을 만족하였다. 따라서 ET-판넬은 저량의 기포가 혼입된 경량골재의 사용으로 인한 인장특성이 저하되었음에도 내하중 1등급을 만족하므로 경량 콘크리트 판넬로서의 구조적 안전성을 충분히 확보한 것으로 판단된다. 다만, 기포 혼입률이 15 %를 초과하여 혼입하거나 15 MPa보다 낮은 $f_{ck}$를 갖는 ET-판넬은 추가적인 구조실험을 수행하여 내하중 등급을 재평가하여야 한다.