안성룡
(Seong Ryong Ahn)
1
성한석
(Han Suk Sung)
1iD
강현구
(Thomas H.-K. Kang)
2†iD
-
서울대학교 건축학과 박사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Seoul National University,
Seoul 08826, Rep. of Korea)
-
서울대학교 건축학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Seoul National University, Seoul
08826, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
프리캐스트 콘크리트, 탈현장건설공법, 기계적 이음, 구조성능, 사용성
Key words
precast concrete, off-site construction, mechanical splice, structural performance, serviceability
1. 서 론
스마트 건설기술 활성화를 위한 방안으로 대한민국 국토교통부에서는 정확한 데이터를 기반으로 조립식 공법(prefabrication), 모듈화 공법(modularization),
탈현장건설공법(off- site construction, OSC) 등에 활용이 가능한 건설정보모델링(building information modeling,
BIM) 도입의 기반을 다지고 있다(MOLIT 2021a). 현장 타설(cast-in-place, CIP) 공법에 비해 설계 변경 및 시공오차 등의 영향이 크기 때문에 착공 이전에 충분한 설계 검토가 이루어져야
하는 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, PC) 공법 적용에 적합한 산업적 환경이 마련된 것이다(KCI 2022). 전 세계적으로도 2020년 세계 PC 시장의 규모는 921.4억 달러로 보고되었으며, 2021년부터 2028년까지의 연평균 성장률은 5.3 %로
추정되고 있다(Grand View Research Inc. 2021).
PC 공법은 공장에서 부재를 생산하여 품질관리 및 안전관리 측면에서 유리하며, 부재 생산과 현장 공사가 동시에 진행되어 전체 공사 기간을 감소시킬
수 있는 장점이 있다. 한편 조립식 공법의 특성 상 연결부가 전체 골조의 구조성능에 주요한 영향을 미치게 된다. PC 접합부에 널리 사용되는 공법은
스플라이스 슬리브를 이용한 기계적이음으로 우수한 내진성능을 발현한다(Belleri and Riva 2012; Ameli et al. 2016; Lin and Wu 2016; Baek et al. 2020). 그러나 스플라이스 슬리브 공법은 그라우트 양생 이전에는 구조적 성능을 발휘하지 못하며, PC 부재에 설치된 가새 및 케이블 등 임시 지지대가 외력에
대해 저항하게 된다. 특히 기둥간 접합부의 경우 임시 지지대가 여러 층에 걸쳐 설치되기도 한다. 임시 지지대 설치 및 해체를 위해 현장 작업이 동반되며,
설치된 지지대가 후속 공정의 경로와 간섭을 일으키게 되어, PC 공법의 주요한 이점인 탈현장화 및 공기단축의 효과를 저하시키게 된다.
한편, 볼트/너트를 주로 활용하는 건식 공법은 가설 지지대 없이 체결 즉시 구조성능을 발현하며, 그라우트 양생 후 내진성능 또한 확보된다(Lee et al. 2014). 이런 이점으로 인장력 및 압축력 모두 전달가능한 다양한 기계적이음 요소가 개발되어 사용되고 있다(ACI 2007). PC 접합부에 필수적인 기계적이음부의 안전성을 확보하기 위해 해외 건축구조 기준에서 요구 사항을 제시하고 있으나(ACI 2019), 모든 기계적이음부에 천편일률적으로 적용하기에는 어려운 상황이다. 특히, 기둥-기둥 및 기둥-기초 연결부에 주로 사용되는 column shoe 제품군의
경우 하중 전달 경로가 1축이 아니기에 ACI에서 제시하는 요구 사항을 직접적으로 시험하기에 어려움이 크다. PC 구조의 안전성을 위해 기계적이음부
구조 성능에 대한 추가적인 연구가 필요한 상황이다.
해외 건설기준인 ASCE/SEI 7-22(ASCE 2022) 및 ACI 318- 19(2019)에서는 하중 계수에 기반한 극한강도설계법을 주로 사용한다. 설계 하중 및 하중 계수는 재현주기 및 노출기간에 따른 신뢰성 분석을 통해 결정된다(Ravindra and Galambos 1978). 영구 구조물의 재현주기 및 노출기간은 가설 구조물에 적용하기에 매우 보수적인 값이기에 가설 구조물에는 별도의 기준이 적용되어야 한다. Boggs and Peterka(1992)는 노출기간이 짧은 설계풍속을 산정하는 구조물 신뢰성 평가법을 제시하였으며, Rosowsky(1995)는 하중저항계수설계법(LRFD)에서 감소된 재현주기를 반영한 수정 계수를 제안하였다. 이후 많은 연구자들에 의해 시공 중 구조물의 구조 건전성 및
사용성 평가를 위한 설계하중 산정 및 구조성능 평가 연구가 수행되었다(Hwang et al. 2010a, 2010b; Lee 2012; Martin and Kang 2013). 결과적으로 ASCE/SEI 37-14(ASCE 2015) 및 ACI 347-14(ACI 2014), KDS 21 50 00(MOLIT 2022a)와 같은 시공 중 구조물 혹은 가설 구조물에 대한 건축구조 기준이 제정되었다.
과학기술의 혁신과 함께 풍하중을 비롯하여 설계하중 산정에 대한 최신 연구들이 수행 중이나(Jeong et al. 2021), 대부분의 연구는 영구 구조물에 대한 것으로 가설 구조물에 대한 실험적 연구는 여전히 미비하다. 전 세계적으로 여전히 다양한 붕괴 사고가 구조물
시공 중 발생하고 있기에(Lee et al. 2013; Cook 2014; Cook et al. 2015), 시공 중 구조물의 구조 안전성 및 사용성 확보를 위해 가설 구조물에 대한 상세한 연구가 필요하다.
본 연구에서는 PC 기둥 접합부의 시공성 및 구조성능 향상을 위해 임시 지지 없이 시공효율성 및 구조안전성을 확보하는 자립식 프리캐스트 콘크리트 기둥
시스템을 개발하였다. 이 시스템의 주요 목적은 PC 기둥 접합부와 스플라이스 슬리브의 그라우트가 양생되지 않은 가설 상태에서 가압 고정된 헤디드 바를
활용하여 시공 중 발생 가능성이 있는 외력에 대해 충분한 저항성능을 확보하는 것이다. 그라우트 양생 후에는 개발된 기계적 요소와 스플라이스 슬리브로
인해 구조 기준에서 요구하는 내진성능을 발현하게 된다. 기존 column shoe 제품군과 달리 하중을 1축으로 전달하여 구조적으로 안정적이며, 성능을
직접 인장 시험을 통해 명확하게 파악할 수 있다. 또한 철근의 겹침 이음이 사용되지 않아 연결부의 과도한 철근 배치를 방지할 수 있다. 제안된 시스템의
구조적 성능 및 사용성을 검증하기 위해, 1) 기계적 요소 인장 시험; 2) 기둥-기초 부재 가설 시 구조성능 시험; 3) 2층 구조물 Mock-up
시험 및 임팩트 해머 시험을 수행하였다. 시험 결과를 토대로 건축 기준 요구사항의 만족여부를 검증하였다.
2. 자립식 PC 기둥 시스템 개발
자립식 PC 기둥 시스템은 건식 접합방식인 기계적 요소를 이용하여 PC 기둥-기둥 및 기둥-기초 연결부를 이음 하는 공법이다. Fig. 1(a)는 개발된 시스템의 구성요소인 커플러 및 고정 너트, 헤디드 바, 수용 소켓의 상세를 나타낸다. 커플러의 상부와 수용 소켓의 하부에는 각각 부재의
주철근(휨철근)이 연결된다. 자세한 체결 과정은 Fig. 1(b)~1(f)에 나타냈으며, 다음과 같다. 공장에서 커플러와 수용 소켓을 각각 상부 부재와 하부 부재의 철근과 체결된 상태로 콘크리트에 매설한다(Fig. 1(b)). PC 부재를 건설 현장으로 운반한 후, 헤디드 바를 고정 너트에 넣은 상태로 커플러와의 체결길이가 수용 소켓 깊이 이상이 되도록 한다(Fig. 1(c)). 크레인을 이용하여 상부 부재를 하부 부재 위의 심 플레이트에 올려준다(Fig. 1(d)). 헤디드 바와 커플러의 체결길이를 조정하여 상부 부재의 수직도를 맞춰주며 헤디드 바가 수용 소켓에 닿도록 한다(Fig. 1(e)). 고정 너트와 수용 소켓을 수동 렌치로 체결하여 도입되는 축력으로 고정 너트의 하부면이 헤디드 바를 가압 고정하도록 한다(Fig. 1(f)). 이후 무수축 고강도 그라우트를 타설하여 접합부의 추가적 구조성능과 내구성을 확보한다. Fig. 2는 이 시스템의 실제 적용 과정을 나타낸다.
고정 너트로 가압 고정된 헤디드 바로 인해 인장력 및 압축력이 체결 즉시 전달된다. 따라서 접합부의 구조적 안전성 및 사용성이 그라우트 양생 시까지
확보된다. 가설 브레이스 혹은 케이블을 사용하는 PC 기둥 접합 공법과 비교하여 공정이 크게 줄어들어, 전체 PC 공사 기간 및 비용 절감에 효과적일
것으로 기대된다.
기계적 요소는 구조적 안전성을 위해 대칭적으로 최소 4개 이상 사용할 것을 권장하며, Fig. 2와 같이 횡하중에 대한 저항능력을 최대화하기 위해 기둥 면 중앙부가 아닌 기둥 모서리부 철근의 이음에 사용하는 것이 장려된다. 요구 개수 외의 주철근은
상용 스플라이스 슬리브를 사용하여 그라우트 후 영구적인 구조성능을 확보한다. 접합부와 스플라이스 슬리브 내부의 그라우트 양생 전 가설 상태에서의 구조물의
안전성 검증을 위하여 연결부의 강도를 평가하여야 한다. 가설 상태의 연결부 설계강도 $M_{n}$은 식 (1)과 같이 위험 단면에서 헤디드 바를 이용하여 산정한다.
여기서, $A_{h}$는 이음된 인장측 헤디드 바의 단면적(mm2), $f_{yh}$는 헤디드 바의 공칭 항복강도(MPa), $d'$은 콘크리트 표면으로부터 압축 헤디드 바 중심축까지의 거리(mm), $d$는 콘크리트
표면으로부터 인장 헤디드 바 중심축까지의 거리(mm)이다.
헤디드 바는 공칭 항복강도 490 MPa 이상의 KS D 3752 (KATS 2019) 기계 구조용 탄소 강재 SM45C로 제작하고, 수용 소켓과 고정 너트는 KS D 3867(KATS 2020) 기계구조용 합금강 강재 SCM420을 절삭 가공하여 제작하였으며, 철근에는 KS D 3504(KATS 2021) SD400 HD32가 사용되었다. 수용 소켓과 고정 너트의 나사산에는 절삭가공이 적용된 반면, 철근과 헤디드 바의 나사산은 단면 손실을 방지하기
위해 전조가공으로 제작되었다. 다만 제작과정에서의 문제로 기둥-기초 부재 시편에 적용된 헤디드 바는 절삭가공으로 제작되었으나, 구조 검토 후 접합부로서의
성능 발현에 문제가 없다 판단되어 헤디드 바 교체 없이 구조 부재 시험을 진행하였다.
Fig. 1 Details and progression of the mechanical splice system (units in mm)
Fig. 2 Production of a column to footing joint
3. 구조 시험
3.1 기계적 요소 인장 시험
Table 1 및 Fig. 3과 같이 제안된 기계적이음의 구조적 성능을 직접적으로 검증하기 위해 총 9회의 기계적 요소 인장강도 시험을 수행하였다. 상용 커플러 검증을 위한 시편
C(coupler)는 철근-커플러-철근으로 구성되어 있으며, 철근과 커플러는 PC 기둥의 수직도 조절 시 필요한 여유 체결길이 20 mm를 제외한
35 mm만 체결하였다. 제안된 기계적 요소 검증을 위한 시편 M-C(mechanical splice-center aligned)와 M-E(mechanical
splice-eccentrically aligned)는 동일하게 고정 너트-헤디드 바-수용 소켓-철근으로 구성되어 있다. 다만 M-E는 현장에서의
시공 오차를 수용한 상태에 대한 성능을 검증하고자 Fig. 3과 같이 헤디드 바와 수용 소켓의 중심선 사이에 3 mm의 편심을 주었다. 인장 시험은 명지대학교 하이브리드구조실험센터에서 5,000 kN Dynamic
UTM을 사용하여 수행되었다. 시편 양단의 190 mm를 그립하여 시편에 슬립이 발생하는 것을 방지하였으며, 준정적 가력 시험 범위에 해당하는 3
mm/min의 속력으로 가력하여 재료의 동적 효과를 무시하였다.
인장 시험 결과 각 시편의 하중-변위 관계를 Fig. 4에서 확인할 수 있으며, 파괴 형상 및 인장강도 $f_{t}$, 항복강도 $f_{y1}$ 및 $f_{y2}$, 연성 $\mu$가 Table 2에 요약되어 있다. M-C와 M-E는 Fig. 5와 같이 최대 하중에서 하부 철근과 체결되는 수용 소켓의 내부 나사산 파괴가 발생하며 C 대비 낮은 연성을 보였다. 각각 인장강도는 평균 441.4
kN 및 426.3 kN으로 계측되었으며, 철근의 응력으로 환산 시 560.0 MPa 및 545.4 MPa이다. M-C 및 M-E의 경우 수용 소켓
나사산 항복이 철근의 항복보다 낮은 하중에서 발생함을 Fig. 4(b)에서 볼 수 있으며, 이때 철근의 응력 $f_{y1}$은 평균 371.1 MPa 및 371.6 MPa으로 계측되었다. 철근의 항복 강도는 평균 465.7
MPa로 계측되었다.
기계적이음은 철근의 설계기준항복강도 $f_{y}$의 125 % 이상의 인장강도를 발휘할 수 있어야 한다(ACI 2019; MOLIT 2022b). 모든 인장 시험 시편에서 500 MPa 이상의 인장강도가 계측되어, 개발된 기계적이음이 ACI 318-19 및 KDS 14 20 52(MOLIT 2022b)를 만족함을 확인하였다. M-C 및 M-E는 항복강도 대비 인장강도의 비 1.51 및 1.47 그리고 연성 9.91 및 8.06으로 측정되어 우수한
기계적 성능을 가진 것으로 판단된다. 특히 편심이 있는 M-E의 경우 인장강도가 편심이 없는 M-C 대비 약 97.4 % 수준으로 미미하게 감소하여
시공오차를 효과적으로 수용하는 것을 알 수 있다.
Fig. 3 Detailed drawings of monotonic tensile test specimens (units in mm)
Table 1 Summary of specimen details
|
Specimens
|
Dimension
|
Components
|
Rebars
|
Eccentricity
|
|
C_1~3
|
820 mm
|
Rebar - Coupler - Rebar
|
D32
|
-
|
|
M-C_1~3
|
840 mm
|
Headed bar - Fixing nut - Holding socket - Rebar
|
|
M-E_1~3
|
3 mm
|
|
Specimens
|
Dimension
|
Loaded point
|
Rebars
|
Mechanical splice
|
|
T_6
|
600×600 mm2
|
2,700 mm
|
16-D32
|
One at each corner
|
|
T_8
|
800×800 mm2
|
20-D32
|
Table 2 Monotonic tensile test results
|
Specimens
|
Fracture shape
|
$f_{t}$1)
(MPa)
|
$f^{*_{t}}$2)
|
$\mu$3)
|
$f_{y1}$4)
(MPa)
|
$f_{y2}$5)
(MPa)
|
|
C_1
|
Rebar
|
603.4
|
1.509
|
13.56
|
-
|
470.9
|
|
C_2
|
602.3
|
1.506
|
21.13
|
-
|
468.5
|
|
C_3
|
599.0
|
1.498
|
16.14
|
-
|
468.0
|
|
M-C_1
|
Thread of the holding socket
|
555.8
|
1.389
|
8.873
|
375.2
|
471.3
|
|
M-C_2
|
559.8
|
1.400
|
10.71
|
370.5
|
457.1
|
|
M-C_3
|
564.5
|
1.411
|
10.15
|
367.6
|
463.5
|
|
M-E_1
|
536.7
|
1.342
|
6.820
|
371.0
|
467.5
|
|
M-E_2
|
568.7
|
1.422
|
11.05
|
371.6
|
468.7
|
|
M-E_3
|
530.9
|
1.327
|
6.321
|
372.1
|
465.8
|
Notes:
1)Maximum tensile stress of rebar;
2) normalized specified yield stress of rebar;
3)Displacement ductility of the specimen;
4)Measured yield strength of mechanical system normalized by rebar area;
5)Measured yield strength of rebar
Fig. 4 Tensile force-displacement relationships
Fig. 5 Fracture shape of monotonic tensile test specimens
3.2 가설 시 구조성능 시험
3.2.1 시험 방법
Fig. 6 및 Table 1과 같이 연결부와 스플라이스 슬리브에 그라우트 타설을 하지 않은 가설 상태에서의 구조적 성능을 평가하기 위해 두 개의 PC 기둥-기초 시편을 제작하였다.
600 mm×600 mm 단면 기둥인 T_6(Temporary_600)의 경우 총 16개의 SD400 HD32이 주철근으로 사용되었으며, 800 mm×800
mm 단면 기둥인 T_8(Temporary_800)의 경우 총 20개의 SD 400 HD32이 주철근으로 사용되었다. 두 시험체 모두 모서리 4개의
주철근에는 자립식 PC 기계적이음이 적용되었으며, 나머지 주철근은 상용 스플라이스 슬리브를 사용하여 기초 철근과 이음되었다. 다만, 가설 상태의 구조성능
시험이기에 스플라이스 슬리브에 그라우트가 타설되지 않은 상태로, 하중은 스플라이스 슬리브를 통해 전달될 수 없다. 전단철근은 KDS 14 20 80(MOLIT 2021b) 특수모멘트골조의 규정에 따라 SD400 HD10 철근을 100 mm 간격으로 배치하였으며, 기초부는 기둥부보다 높은 강도가 발현되도록 스터럽 및
U바를 배치하였다. 사용된 철근의 공칭 항복강도는 400 MPa이며 콘크리트의 공칭 압축강도는 30 MPa이다. 시험 당일 재료시험 결과, T_6
콘크리트의 압축강도와 쪼갬 인장강도는 평균 22.8 MPa 및 1.8 MPa, T_8 콘크리트는 평균 27.0 MPa 및 2.2 MPa, 철근의 항복강도는
평균 465.1 MPa로 측정되었다. 요소 인장 시험에서 SM45C 헤디드 바의 항복강도 및 인장강도가 측정되지 않았으나, 선행연구 분석 결과 각각
652~ 666 MPa 및 711~721 MPa의 범위를 가지는 것으로 보고되었다(Lee and Jung 2008; Bae et al. 2016). 본 연구에서는 구조 시험 시편의 휨강도를 계산하기 위해 SM45C의 실제 항복강도 및 인장강도를 660 MPa 및 720 MPa로 가정하였다.
가설 시 구조성능 시험은 명지대학교 하이브리드구조실험센터의 2,000 kN 엑추에이터를 사용하여 준정적 단조가력 시험으로 진행되었다. 하중 속력은
0.05 mm/sec이며, 하중은 Fig. 6과 같이 기초 상단부로부터 2.7 m 떨어진 지점을 가력하였다. 총 8개의 접촉식 변위계(Tokyo Sokki Kenkyujo Co., Ltd.,
CDP type)와 2개의 와이어 변위계(Tokyo Sokki Kenkyujo Co., Ltd., DP-G type) 및 변형률계를 부착하여 시험체의
구조적 거동을 측정하였다.
Fig. 6 Details and measurement setup of monotonic lateral load test specimens (units in mm)
3.2.2 파괴양상
가설 시 구조성능 시험은 인장 시험과 확연히 다른 파괴양상이 나타났다. 인장 시편의 헤디드 바 나사산은 전조가공이, 부재 시편에는 절삭가공이 적용되어,
T_6과 T_8의 헤디드 바는 유효 단면적이 감소하여(804→625 mm2) 강도손실이 발생하였기 때문이다. 구조 시험은 Fig. 7과 같이 인장부 헤디드 바의 커플러와 체결되는 위치에서의 인장 파단 및 나사산 파괴가 발생하며 종료되었다. 구조 시험 종료 후 PC 기둥 인장부의
파괴양상은 Fig. 7에서 확인할 수 있으며, 일부 미미한 휨 균열만 발생한 것을 알 수 있다. 기초 부재의 경우 T_8에서는 인장부 기계적 요소가 매설된 부분에서 콘크리트
피복 탈락이 발생하였으나, T_6의 경우 상대적으로 외력이 작았기에 동일 부분에서 피복 탈락은 발생하지 않고 균열만 발생하였다. 즉, 설계한 바와
같이 인장력이 스플라이스 슬리브가 아닌 기계적 요소로만 전달되었음을 알 수 있다.
Fig. 7 Fracture mode of monotonic lateral load tests
3.2.3 하중-층간변위비 관계
시험 결과 하중-층간변위비 이력을 Fig. 8에서 확인할 수 있으며, T_6 및 T_8의 최대 계측모멘트 $M_{u}$는 372.9 kN-m 및 523.7 kN-m로 측정되었다. 그 외 최대
하중 시 층간변위비, 헤디드 바의 공칭 항복강도 기반 설계 휨강도 $M_{n}$ 및 주요 휨강도 예측값을 Table 3에 요약하였다. 기계적 요소와 헤디드 바 항복 시점에 부재의 강성이 낮아지는 것을 Fig. 8에서 확인할 수 있다. 예상되는 최대 모멘트 $M_{u,\: \max}$는 헤디드 바의 가정된 인장강도 720 MPa을 사용해 계산되었으며, 측정된
최대 모멘트 대비 T_6에서 99.5 % 및 T_8에서 95.7 %로 높은 정확도를 보이고 있다.
T_8의 경우 일부 압축력이 심 플레이트를 통해 전달된 것으로 확인되었으며, 이는 변형률계 결과를 통해 알 수 있다(3.2.5절 참고). 압축력이
모두 심 플레이트를 통해 전달될 경우, Fig. 9와 같이 식 (1)의 ($d'$- $d$)항이 T_6 및 T_8에 대해 기존 420 mm 및 620 mm에서 320 mm 및 520 mm로 최대 100 mm 감소되게
된다. 즉, 모든 압축력이 심 플레이트로 전달된 극단적인 경우 T_6 및 T_8의 예상되는 최대 모멘트 하한값 $M_{u,\: \min}$은 286.5
kN-m 및 461.7 kN-m로 산정된다. 측정된 최대 강도 $M_{u}$가 $M_{u,\: \min}$ 및 $M_{u,\: \max}$ 범위 안에
존재함을 Table 3에서 확인할 수 있다. Fig. 9와 같이 단면해석을 통해 압축력이 기계적 요소를 통해 전달되는 비율 $\kappa$를 구해주었다. 한편 본 시편의 경우 압축력이 기계적이음부와 심
플레이트만으로 전달되는 단순한 구조 시스템임으로, 단순히 $M_{u,\: \min}$ 및 $M_{u,\: \max}$를 선형보간하여 $\kappa
=(M_{u}– M_{u,\: \min})/(M_{u,\: \max}- M_{u,\: \min})$를 산정할 수 있다.
T_6의 경우 98.0 %의 압축력이 기계적 요소를 통해 전달되었으나, T_8에서는 27.8 %의 압축력이 심 플레이트로 전달되었음을 확인하였다.
기계적 요소 및 심 플레이트로 동시에 압축력이 전달되는 조건 $\kappa$에서 헤디드 바의 실제 항복이 예상되는 모멘트 $M_{n2}$를 계산할
수 있으며, T_6 및 T_8에 대해 341.8 kN-m 및 480.1 kN-m로 산정되었다.
재료시험과 달리 하중 20 kN 부근에서 초기 변형이 발생한 것을 Fig. 8에서 확인할 수 있다. 탄성상태에서 변위계 8번 대비 1번의 계측값은 이론적으로 0.074로 나와야 하나, T_6에서 하중 15 kN에서 약 0.15의
높은 수치가 산정되어 기계적이음부의 자리잡기 과정에서 슬립이 발생한 것을 확인하였다. 기둥 상단부와 하단부의 변위계 계측값을 통해 T_6에서 약 0.3
mm의 초기 슬립이 발생함을 확인하였으며, 이 슬립이 증폭되어 기둥 상단부에서는 10 mm의 변형을 보인 것이다. T_8에서는 T_6 대비 약 1/3
수준의 적은 초기 슬립이 발생했을 뿐더러, 세장비 또한 비교적 적기 때문에 결과적으로 기둥 단부에서의 변형은 작게 측정되었다. 이 초기 슬립은 기계적
요소 1축 인장 시험에서는 유의미한 값으로 계측되지 않았다.
층간변위비가 증가함에 따라 일시적으로 하중이 감소하는 현상을 Fig. 8에서 볼 수 있다. T_6 및 T_8 모두 스플라이스 슬리브 내부에 그라우트 충전이 되어있지 않은 시험체이며, 스플라이스 슬리브 내부 형상에 따른
요철에 기초 철근이 일시적으로 걸렸다가 풀리면서 발생하는 것으로 판단된다.
Fig. 8 Lateral load-displacement relationships
Fig. 9 Sectional diagram estimating $M_{u,\: \min}$ and $M_{u,\: \max}$
Table 3 Monotonic lateral load test results
|
Specimens
|
$M_{u}$1)
(kN-m)
|
Drift ratio
(%)
|
$M_{n}$2)
(kN-m)
|
$M_{n1}$3)
(kN-m)
|
$M_{n2}$4)
(kN-m)
|
$M_{u,\: \min}$5)
(kN-m)
|
$M_{u,\: \max}$6)
(kN-m)
|
$\kappa$7)
|
|
T_6
|
372.9
|
3.69
|
255.0
|
247.7
|
341.8
|
286.5
|
374.7
|
98.0 %
|
|
T_8
|
523.7
|
3.46
|
372.5
|
365.7
|
480.1
|
461.7
|
547.3
|
72.2 %
|
Notes:
1)Measured peak moment;
2)Nominal flexural strength calculated using specified yield strength of headed bar;
3)Nominal flexural strength calculated using measured yield strength of mechanical splice;
4)Nominal flexural strength calculated using estimated yield strength of headed bar;
5)Predicted peak moment calculated using estimated tensile strength of headed bar and
compressive force assumed to be transferred through shim plates only;
6)Predicted peak moment calculated using estimated tensile strength of headed bar and
compressive force assumed to be transferred through mechanical splice only;
7)Ratio of compressive force transferred by mechanical splice / total compressive force
3.2.4 PC 기둥의 변형
일반적인 기둥 부재의 소성힌지 영역에서의 전단변형과 PC 기둥 부재의 단부회전각을 식 (2) 및 (3)과 같이 구하였다.
여기서, $\gamma$는 전단변형(rad), $\delta_{3}$ 및 $\delta_{4}$는 대각 방향 3번 및 4번 변위계의 계측값(m),
$d_{34}$ 및 $b_{34}$, $h$는 3번 및 4번 변위계의 대각 및 가로, 세로 간격(m), $\theta$는 단부회전각(%), $\delta_{5}$
및 $\delta_{7}$는 5번 및 7번 변위계의 계측값(m), $b_{57}$은 5번 및 7번 변위계의 가로 간격(m)이다.
T_6 및 T_8의 전단변형의 최댓값은 0.00052 rad 및 0.00015 rad으로, 소성변형이 PC 기둥에 발생하지 않은 것을 알 수 있다.
두 시험체의 단부회전각을 층간변위비로 정규화한 값($\theta$/ drift ratio)이 Fig. 10에 나타나 있다. 전체 범위에 있어서 정규화된 단부회전각 값이 0.9 이상이며, 이는 단부회전각이 층간변위비와 거의 일치함을 의미한다. 즉, 전단변형과
단부회전각 결과를 통해 시험체의 변형이 PC 기둥이 아닌 기계적이음부에 집중되었음을 알 수 있다.
Fig. 10 Normalized end rotation of monotonic lateral load tests
3.2.5 철근 변형률 분석
Fig. 11은 주철근의 변형률을 보여준다. 두 시험체의 압축 변형률 이력이 확연히 다른 것을 그림에서 볼 수 있다. T_6의 경우 설계 의도와 같이 인장력 및
압축력이 모두 기계적이음을 통해 전달되었다. T_8 압축 변형률의 경우 0.0005 이하의 값을 보이고 있다. 이는 전술하였듯이 일부 압축력이 기계적이음이
아닌 심 플레이트를 통해 전달되었기 때문이다. T_6의 SG_3가 측정되지 않았으나, T_8의 SG_1 및 SG_3 관계를 근거로, T_6도 주철근
항복 이후 최대 모멘트에 도달한 것으로 판단된다. 전단 철근 변형률의 경우 공통적으로 0.00015 이하의 값으로 계측되어, 변위계 계측값과 마찬가지로
PC 부재의 변형이 기계적이음부에 집중되었음을 확인하였다.
Fig. 11 Strain of reinforcements (no sensor response: T_6- SG_3)
3.2.6 KDS에 따른 풍하중 내력성능 평가
가시설물의 경우 다양한 시공 중 발생가능성이 있는 하중에 대해 저항할 수 있어야 하며, 그라우트가 충전 및 양생되지 않은 T_6 및 T_8 또한 현장에서
활용되기 위해 시공 하중에 대한 검토가 필요하다. 본 연구에서는 옥탑구조물의 Mock-up 시험을 수행하였으며, 고층 부재의 경우 풍하중의 영향이
커지나 최근 KDS에서 풍하중 산정에 많은 개정이 있었기에 이를 산정하여 분석하는 예시를 제시한다. 가상의 50 m 높이 건축물의 높이 5 m 부재에
대해 KDS 21 50 00(MOLIT 2022a) 및 KDS 41 10 15(MOLIT 2019)에 따라 부재에 작용하는 시공 중 풍하중을 산정하여 부재의 구조적 성능과 사용성을 평가하였다. KDS 41 10 15에서 구조물에 종류에 따라 풍하중
산정 방식을 다르게 제시하고 있으며, 본 연구에서는 옥상구조물 및 옥상설치물에 대한 풍하중 산정방식에 따라 식 (4)~(8)과 같이 풍하중 및 풍하중 유발 모멘트를 구해주었다. 가설 구조물의 경우 식 (8)의 중요도계수 $I_{w}$에 KDS 21 50 00에서 제공하는 식 (9)로 구한 중요도계수를 사용할 수 있다. 이때 재현기간 $T_{w}$가 1년 이하일 경우 중요도계수의 최솟값을 0.60으로 제한하고 있으며, 구조물의
존치기간이 0.1년인 경우 식 (10)에 따라 재현기간이 1년으로 계산된다. PC 접합부에 사용되는 무수축 고강도 모르타르의 경우 3일 및 7일 공칭 압축강도가 50 MPa 및 60 MPa으로
가설 상태로의 존치기간 $N$이 0.1년이 되지 않는다 판단하여 중요도계수로 0.6을 사용하였다. 기본풍속 $V_{0}$는 보수적으로 국내 최대 풍속인
44 m/s(제주도)로 가정하였다. 그 외 풍하중 산정에 사용된 주요 계수들은 Table 4에 정리하였다.
여기서, $p_{F}$는 설계풍압(N/m2), $k_{z}$는 높이방향압력분포계수, $q_{H}$는 설계속도압(N/m2), $G_{D}$는 가스트영향계수, $C_{D}$는 풍력계수, $\alpha$는 풍속고도분포지수, $\rho$는 공기밀도(kg/m3), $V_{H}$는
설계풍속(m/s), $\gamma_{D}$는 풍속변동계수, $B_{D}$는 비공진계수, $K_{zr}$는 풍속고도분포계수, $K_{zt}$는 지형계수,
$P$는 비초과 확률(60 %)이다.
Table 5와 같이 설계풍속 31.7 m/s에 의한 풍하중 유발 모멘트는 600 mm×600 mm 단면 기둥에 대해 17.75 kN-m, 800 mm×800
mm 단면 기둥에 대해 23.62 kN-m로 산정되었다. 두 시험체 모두 약 40 kN-m의 모멘트에서 초기 슬립이 발생한다는 것을 구조 시험을 통해
확인하였으며, 풍하중 유발 모멘트는 보수적으로 계산되었음에도 접합부에 슬립조차 발생시키지 못하는 수준임을 알 수 있다. 즉, 기계적이음부가 시공 중
풍하중에 대해 충분한 구조성능 및 사용성을 확보함을 확인하였다. 또한 기계적이음부 1개 당 횡하중에 대해 약 3.7 kN(10 kN-m)의 초기 슬립
저항성능이 있으며, 최소 4개에서 목표 성능에 따라 추가적 적용이 가능하다.
Table 4 Coefficients for estimating wind load by KDS
|
Coefficients
|
Value
|
|
Basic wind speed $V_{0}$
|
44 m/s
|
|
Exposure category
|
C
|
|
Exponent of mean wind speed profile $\alpha$
|
0.15
|
|
Height above the ground level $z$
|
50 m
|
|
Topographic factor $K_{zt}$
|
1
|
|
Importance factor for wind load $I_{w}$
|
0.6
|
|
Air density $\rho$
|
1.22 kg/m3
|
|
Width of a member $B$
|
0.8 or 0.6 m
|
|
Wind force coefficient for the design of main frames $C_{D}$
|
2.0
|
|
Height above the ground surface $z_{b}$
|
10 m
|
|
Gradient height $Z_{g}$
|
350 m
|
Table 5 Design wind loads
|
Specimens
|
Wind load
|
Slip resistance capacity
|
|
Moment
|
Shear force
|
Moment
|
Shear force
|
|
T_6
|
17.8 kN-m
|
6.6 kN
|
40.0 kN-m
|
14.8 kN
|
|
T_8
|
23.6 kN-m
|
8.7 kN
|
40.0 kN-m
|
14.8 kN
|
3.3 현장적용 시험
자립식 PC 기둥 시스템을 적용하여 Mock-up 테스트를 수행하였다. Mock-up 구조물은 Fig. 12와 같이 10.74(D)×4.64 (W)×6.30(H) m의 2층 옥탑구조물로서 보 및 기둥, 슬래브, 벽체, 계단 모두 PC로 제작되었다. 기둥-기초
및 벽체-기둥 상부 연결 시 동일한 기계적 요소가 사용되었고, 스플라이스 슬리브는 사용되지 않았다. Mock-up 골조 시공은 약 18일 동안 진행되었으며
순수 작업 소요일수는 골조 설치에 4일, 접합부 거푸집 작업으로 3일, 부재간 틈새를 메우는 그라우트 주입 작업은 3일이 소요되었다. Fig. 12(a)와 같이 PC 기둥 설치 직후서부터 Mock-up 시공이 완료될 때까지 임시 지지대 없이 자립하여 빠른 시공속도를 가지며 후속작업 및 장비운용에도
간섭이 발생하지 않는 특징이 있었다. 시공 정밀도는 현장 여건에 따라 매뉴얼 방식으로 측정하였다. 레이저 거리측정기와 수직추를 사용하여 옥탑 내부
기계실의 주요 치수 및 외벽 수직도를 측정한 결과, 설계도면과의 오차가 최대 6 mm로 높은 정밀도로 시공된 것을 확인하였다.
접합부의 고강도 무수축 그라우트 타설 2주 후 Fig. 13(a)와 같이 임팩트 해머를 이용하여 구조물의 일체화 정도를 분석하였다. 진동 가속도 계측 위치는 Fig. 13(b)와 같으며, P_7~10은 벽체 중앙점이며 나머지 계측 위치는 2층에 해당한다. 임팩트 해머로 부재면을 타격하면 부재면에 부착한 가속도계를 통해 타격에
의해 발생한 일정범위의 주파수 성분에 대한 부재의 가속도응답이 측정된다. 해당 주파수에 대한 응답을 타격하중으로 정규화하여 주파수응답스펙트럼으로 나타내면
Figs. 14~16과 같다. 각 그래프에 나타난 응답 형태가 비슷하다는 것은 부재의 진동 특성이 유사하며 일체화가 된 것을 의미한다.
각 지점의 1차 모드 진동수와 정규화된 가속도 응답이 Table 6에 요약되어 있으며, P_1 및 P_4의 주파수 응답의 거동이 Fig. 14에 나타나 있다. 동일한 규격의 슬래브 중앙점에서 계측한 P_1 및 P_4의 경우 전체 주파수 영역에 있어서 응답의 형상과 크기가 거의 일치하였으며,
1차 고유진동수 또한 P_1의 경우 54.75 Hz 및 P_4의 경우 54.50 Hz로 일치하였다. 즉, 동일 치수의 다른 부재에 대한 계측 데이터가
유사한 것을 통해 임팩트 해머 계측법에 대한 신뢰도를 확인하였다.
Fig. 15는 동일한 기둥을 사이에 둔 두 벽체 간의 진동 전달 특성을 보여준다. P_7_7은 P_7 지점 가진 시 P_7 지점 응답이며, P_8_7은 P_7
지점 가진 시 P_8 지점 응답, P_7_8은 P_8 지점 가진 시 P_7 지점 응답이다. P_8_7 및 P_7_8은 주파수응답의 형상과 크기가 일치하여
이론과 동일한 모습을 보인다. P_7의 1차 고유진동수 이하의 진동수 대역에서는 P_8_7의 응답 크기가 적으나, 1차 고유진동수 대역인 58.50
Hz 부근에서는 응답의 크기가 가진점인 P_7과 유사한 것으로 나타났다. 즉, PC 접합부를 따라 진동이 원활히 전달되어 PC 부재가 그라우트 양생
후 구조적으로 일체화됨을 알 수 있다.
바닥 슬래브를 통한 진동 전달 특성을 Fig. 16에서 확인할 수 있다. 여기서 P_1_1 및 P_2_1, P_3_1, P_4_1은 각각 슬래브 중앙 지점인 P_1 가진 시 P_1 응답, 가진 슬래브
끝점인 P_2 응답, 가진 슬래브와 연결된 보의 P_3 응답, 가진 슬래브와 보를 통해 연결된 슬래브 중앙점 P_4 응답이다. 응답의 크기에 차이가
있으나, 모든 지점에서 가진 슬래브의 고유진동수 대역인 54.75 Hz에서 응답이 증폭되는 것을 확인할 수 있다. 특히 P_4_1의 경우 54.75
Hz에서의 응답의 크기가 P_1_1 대비 77.42 %로 PC 부재를 사용했음에도 불구하고 높은 일체화 성능을 보이고 있다.
Fig. 13 Impact hammer test setup
Fig. 14 Frequency response functions on P_1 and P_4
Fig. 15 Frequency response functions on P_7 and P_8
Fig. 16 Frequency response functions on the slabs
Table 6 Natural frequency of points
|
Points
|
First mode frequency
(Hz)
|
Normalized acceleration
(m/s2/N)
|
|
P_1
|
54.75
|
1.53×10-2
|
|
P_2
|
54.75
|
9.91×10-4
|
|
P_3
|
58.25
|
8.28×10-5
|
|
P_4
|
54.50
|
1.22×10-2
|
|
P_5
|
54.50
|
2.26×10-3
|
|
P_6
|
54.50
|
6.64×10-3
|
|
P_7
|
58.50
|
7.07×10-3
|
|
P_8
|
67.25
|
7.93×10-3
|
4. 결 론
본 연구에서는 가설 지지대 없이 기계적 요소를 사용하여 PC 기둥-기둥 및 기둥-기초 부재를 연결하는 공법을 개발하였다. 시공 중 가설상태에서의 구조성능
및 사용성, 그리고 시공성을 검증하기 위해 기계적 요소의 인장 시험 및 실물 기둥-기초 구조체의 단조가력 시험, 실물 2층 옥탑구조물의 임팩트 해머
시험을 수행하였다. 주요 결론은 다음과 같다.
자립식 PC 기둥 시스템은 가설 지지대가 필요하지 않아 PC 기둥의 빠른 현장 설치를 가능하게 한다. 수직도를 맞춘 후 헤디드 바를 가압 고정하면
수직도가 영구적으로 유지된다. 접합부 외에 추가적으로 필요한 공간이 없어 다른 후속 작업과의 간섭이 최소화된다.
인장 시험체 M-C 및 M-E의 인장강도는 철근 공칭항복강도의 125 %인 500 MPa을 초과하는 560 MPa 및 545 MPa로 측정되었다.
연성과 연신율은 M-C의 경우 8.87 및 6.22 %, M-E의 경우 6.32 및 5.21 %로 다소 낮았지만, 인장강도가 ACI 및 KDS의 기계적이음부의
강도 규정을 상회하도록 충분한 변형 경화구간을 보였다. 특히 편심이 있는 M-E의 인장강도가 편심이 없는 M-C 대비 97.4 %의 성능을 보여,
시공 오차를 효과적으로 수용하면서도 구조 성능에 있어 거의 영향을 받지 않는 것으로 판단된다.
기둥-기초 시험체 T_6 및 T_8은 설계강도 대비 146 % 및 141 % 수준의 최대 강도를 보였다. 최대 강도와 예상 강도의 차이는 5 % 이하로
거의 일치하였다. T_6 대비 T_8의 휨강도는 1.40으로 이론값인 1.48과 유사한 결과를 보였다. 또한 압축력이 심플레이트에 집중되지 않은 시험체의
주철근 변형률을 분석한 결과, 기계적이음부를 통해 그라우트 되지 않은 상태에서도 인장력 및 압축력 모두 원활히 전달함을 확인하였다.
T_6 및 T_8에서 단부회전각과 층간변위비가 일치하며, PC 기둥의 인장부에 경미한 균열이 발생하였다. 즉, 가설 상태에서 하중 작용 시 부재의
변형은 기계적 요소에 집중되며, PC 부재에는 피해가 발생하지 않는다.
T_6 및 T_8의 파괴양상은 헤디드 바가 커플러와 체결되는 부분에서의 인장파단 및 나사산 파단으로 나타났다. 고강도 헤디드 바를 사용하고 너트로
커플러와의 체결을 보강하여 이를 보완할 수 있다. 또한 단면 손실이 없는 전조 가공법으로 나사산을 제작하면 기계적 요소의 구조성능이 향상될 것이라
예상된다.
시공 중 풍하중 내력성능을 평가하기 위해 가상의 50 m 구조체의 5 m PC 기둥에 대한 시공 중 작용하는 풍하중을 산정하였다. 기본풍속 44 m/s의
보수적인 가정으로 계산된 수치임에도 시공 중 하중은 이음부의 항복 및 슬립을 유발하는 수준의 절반 정도에 미치지 않아, 이음부는 사용성 측면에서 충분한
성능을 발현하는 것으로 확인되었다.
2층 구조물 Mock-up 테스트 시 부재의 수직도 조절 및 이음부 체결은 간단한 수동 렌치 장비만으로 진행되었다. 완공 후 임팩트해머를 통한 주파수
응답을 확인한 결과, 각 부재의 고유진동수가 유사하게 측정된 것을 통해 기계적이음부가 적용된 PC 구조물이 일체화되었음을 확인하였다.
본 연구의 목적은 개발된 기계적이음부가 적용된 가설상태에서의 안전성 파악이다. 순수 건식접합의 특성에 의해 슬립 발생, 압축력 전달 등 구조적 성능에
다소 불리함이 있었지만, 시공 중 풍하중에 의해 우려되는 구조적 피해는 발생하지 않아 소기 목적에 부합하는 것을 확인하였다. 추후, PC 부재 간의
갭(gap)과 스플라이스 슬리브를 그라우트로 충전한 최종 완성상태에서의 구조적 성능을 통합적으로 파악하는 연구를 진행할 예정이다.
감사의 글
본 연구는 원자력안전위원회의 재원으로 한국원자력안전재단 원자력안전연구사업의 지원(No. 2203024)과 ㈜유로엔지니어링의 실제 제품, 시공,
시험 지원을 받아 수행한 연구의 결과입니다. 이에 감사를 드립니다.
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