2.1. 사용재료

2.1.1. 대구경 합성 PHC 말뚝 본체

대구경 합성 PHC 말뚝본체는 직경이 1,000 mm, 두께가 130 mm이며, 굵은골재 최대치수 25 mm, 설계기준 압축강도 80 MPa의 레디믹스트 콘크리트를 사용하여 제작하였다. PHC 말뚝 본체 콘크리트의 프리스트레싱력 도입을 위해 직경 11.2 mm, 인장강도 1,450 MPa인 19개의 프리스트레싱 강봉이 등간격 으로 배근되어 있다. 말뚝본체 콘크리트의 유효프리스트레스 는 3.92 MPa로 국내 KS 기준에서 제시하는 A종이다. 대구경 합성 PHC말뚝은 기존의 직경 450 mm와 500 mm의 합성 PHC 말뚝과 동일하게 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 말뚝 중공부에 횡 방향 철근이 배근된다. 횡방향 철근량과 배근간격은 전단연 결재와 말뚝본체 콘크리트 경계면의 수평전단력이 충분히 확 보되도록 설계하였다(^{KCI, 2015}). 횡방향 철근은 호칭 D16, 항복강도는 400 MPa의 이형철근을 삼각형으로 제작하여 반 대방향으로 겹친 이중삼각형이며, 150 mm 간격으로 배근하 였다.

Fig. 1.

Details of composite PHC pile

2.2. 실험체 제작

대구경 합성 PHC 말뚝 본체 제작은 기존연구(^{Bang et al., 2014})에서 소개한 방법과 동일한 과정으로 진행된다. 우선 등 간격으로 배치된 19개의 프리스트레싱 강봉을 용접을 통해 원형 다발로 제작한 뒤 PHC 말뚝 몰드에 삽입하여 고정하였 다. 그 후 이중삼각형의 횡방향 철근을 강봉다발 전체 길이에 대하여 150 mm 간격으로 배근한 뒤 2회에 걸쳐 말뚝 본체 콘 크리트를 타설하였다. 4단계로 자동 제어되는 회전속도를 통 해 약 14분 원심성형을 한 뒤 증기양생을 통해 말뚝 본체를 제 작하였다. 횡방향 철근이 배근된 말뚝본체 중공부에 축방향 철근과 속채움 콘크리트 보강을 위한 2차 제작과정을 수행하 였다. 원형 다발로 제작된 축방향 철근을 횡방향 철근이 배근 된 말뚝 중공부에 삽입한 후 속채움 콘크리트를 타설하였다. 그 후 28일 기건양생을 통해 최종 실험체 제작을 완료하였다. Photo 1에 실험체 제작 과정을 나타내었고, 횡방향 철근이 배 근된 휨실험체 2개와 배근되지 않은 실험체 2개를 각각 제작 하여 횡방향 철근의 유무에 따른 휨성능을 평가하였다. 휨실 험체의 길이는 10,000 mm이다.

Photo 1

Fabrication of specimens

2.3. 휨실험 방법

대구경 합성 PHC 말뚝의 휨성능 평가를 위해 국내 ^{KS F 4306}에서 제시된 방법에 따라 휨강도 실험을 수행하였다 (^{Kwon et al., 2015}). 실험체 총 길이(L) 10,000 mm에 대하여 지간(3/5L)을 6,000 mm로 설정하였고, 축력의 도입 없이 연 직하중(P)를 가력하였다. 가력시 최대용량 5,000 kN 용량의 만능재료실험기를 이용하였고 1.0 mm/min 속도의 변위제어 를 통해 하중을 도입하였다. 실험체 중앙부 하단에 LVDT를 설치하여 실시간 하중에 따른 변위 발생량을 측정하였고, 하 중 가력에 따른 콘크리트 및 철근의 변형률을 데이터로거를 통해 측정하였다. Fig. 2에 휨실험을 위한 실험체 set-up 및 게 이지 등의 부착 상세를 나타내었다. 한편, 대구경 합성 PHC 말뚝 휨강도는 다음 식 (1)을 통해 계산할 수 있다.

Fig. 2.

Set-up for bending test

여기서, P_max는 최대 휨하중, W P H C 는 합성 PHC 말뚝 본체 의 중량, W c o n 는 속채움 콘크리트의 중량이며 단위중량을 2,300 kg/m³으로 가정하였다. 횡방향 및 축방향 철근의 자중 은 무시하였다. 또한 휨하중 가력 수준에 따른 실험체에 발생 되는 균열 패턴을 관찰하였고 철근 및 콘크리트 게이지를 분 석하여 횡방향 철근의 유무에 따른 휨하중 조건하에서의 실 험체 내력을 상대적으로 평가하였다.

3.1. 파괴 거동

휨실험을 통해 관찰된 대표 실험체의 균열발생 패턴을 Photo 2에 나타내었다. 순수 휨구간에서 횡방향 철근이 배근 되지 않은 LICP-1의 경우 실험체 중앙부에서 초기균열이 807.5 kN에서 발생한 후 하중의 증가에 따라 7~8개의 추가적 인 휨균열이 발생하였다. 초기균열의 발생은 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 실험체 인장부에 부착된 콘크리트 게이지의 변화 를 통해 판단하였고, 실제 관찰을 통해 균열발생을 확인 하였 다. 인장부 콘크리트 변형률 335 μstrain 범위에서 초기균열이 발생하였고, 이때의 압축부 콘크리트의 변형율이 –250 μstrain 범위로 측정되었다. 휨-전단균열 발생과 더불어 하중이 증가 함에 따라 Photo 2에 나타낸 바와 같이 복부전단균열이 관찰 되었다. 복부전단균열은 2,053 kN 하중에서 발생하였으며, 하중 증가에 따라 균열의 폭이 증가되었다. 실험 종료시 압 축부 콘크리트 압축파괴가 관찰되지 않았고, 이때의 변형률 은 –2,434 μstrain 수준으로 측정되었다. 실험은 복부전단균열 폭 증가로 인한 휨-인장 파괴가 발생되어 종료하였고 이때의 균열폭은 4.1 mm로 나타났다.

Photo 2

Failure mode of specimens

Fig. 3.

Strain deformation of top and bottom concrete layer and transverse bars according to flexural load

한편, 횡방향 철근이 배근된 LICPT-2실험체의 경우 하중 774.3 kN, 압축부 콘크리트 변형률 –255 μstrain 수준에서 실 험체 초기균열이 발생하는 것으로 나타나 LICP-1 실험체와 유사한 초기균열 거동을 나타내었다. 초기균열 발생 후 하중 의 증가에 따라 추가적인 휨균열 및 휨-전단균열이 발생하였 고 최고하중에 도달하였다. 실험 종료시까지 복부전단균열은 발생하지 않았고 휨-전단균열의 폭도 상대적으로 작게 제어 되었다. 본 연구의 실험체도 전단철근이 배근된 철근 콘크리 트 보의 휨거동 및 기존 합성 PHC말뚝의 연구사례(^{Kim et al., 2016})와 유사한 파괴거동을 나타남을 알 수 있는데 실험체에 배근된 횡방향 철근이 전단균열의 진전을 충실히 제어하였기 때문이다. 횡방향 철근의 거동은 Fig. 3에서 확인할 수 있듯이 실험체에 초기 휨-전단균열이 발생한 후 인장측(SR2, SL2) 횡 방향 철근이 전단저항을 시작함을 알 수 있다. 하중이 증가함 에 따라 균열이 압축부로 진전하면서 상부에 배근된 횡방향 철근(SR1, SL1)도 직접적으로 전단력 저항에 기여하고 있다. Fig. 4의 횡방향 철근이 배근된 LICPT-2실험체의 인장부 축 방향 철근과 압축부 콘크리트 변형률 거동을 분석함으로써 철근의 항복 후 압축부 콘크리트의 분쇄파괴가 발생되는 일 반 철근콘크리트의 연성적인 휨파괴 거동을 확보함을 알 수 있다. 분쇄파괴시 압축부 콘크리트 변형률은 –3,336 μstrain 수준이다. 또한 실험종료시 말뚝본체 콘크리트와 속채움 콘 크리트 경계면의 슬립은 관찰되지 않았는데 횡방향 철근의 배근으로 일체화를 위한 충분한 수평전단 강도를 확보하였기 때문이다(^{KCI, 2015}).

Fig. 4.

Strain deformation of top concrete layer and longitudinal bars according to flexural load

3.2. 하중-변위 관계

휨실험을 통해 측정된 실험체의 하중과 중앙부 처짐과의 관계를 Fig.5에 나타내었고, 실험결과를 Table 3에 정리하였 다. 그래프에서 알 수 있듯이 모든 실험체는 하중이 증가함에 따라 초기균열 발생 후 최고하중까지 연성적인 파괴거동을 보이는 일반적인 철근콘크리트 부재의 휨거동을 보였다. 탄 성거동을 보이는 균열이 발생하기 전까지의 초기강성은 LICPT 시리즈가 평균 223 kN/mm로 약 1.1배 높게 측정되었 지만 증가량은 미미한 수준인 것으로 나타나 균열전의 초기 강성은 말뚝 콘크리트와 축방향 철근 합성단면의 강성조합에 영향을 받는 것을 알 수 있으며, 이는 Fig. 3의 횡방향 철근 변 형률 분포를 통해 직접적으로 확인할 수 있다. 초기균열 이후 LICP 시리즈의 최고 휨하중은 평균 2,343 kN으로 횡방향 철 근이 배근된 LICPT 시리즈는 평균 2,495 kN으로 측정되어 약 1.08배 증가하였고 실험종료시 측정된 변위는 약 1.19배 증가 하였다. 횡방향 철근으로 인하여 최고하중 및 변위가 증가하 였는데 특히, 휨하중에 대한 변위가 증가함으로써 실험체가 연성적인 휨파괴 거동을 확보할 수 있는 것으로 나타났다. 휨 실험 종료시 Fig. 3에서 알 수 있듯이 LICPT-1 실험체의 압축 부 콘크리트(CC1) 변형률은 콘크리트 파괴 변형률 0.003에 충분히 도달함을 알 수 있다. 한편, PHC말뚝에 횡방향 철근을 배근함으로써 말뚝의 전단강도와 말뚝두부의 반복이력이 크 게 향상되는 것으로 알려져 있는데(^{Hyun et al., 2012}; ^{Bang et al., 2014}), 대구경 말뚝에 미치는 영향에 대해서는 후속 논문 에서 보다 상세히 다루고자 한다.

Fig. 5.

Relation curve between flexural load and mid-span deflection

3.3. 보강재료의 휨강도 기여량 평가

합성 PHC말뚝의 휨강도는 사용재료의 응력-변형률 조건 을 고려한 층상화 단면해석을 통해 계산하였다. 합성 PHC말 뚝 제작시 사용된 재료의 물리적 특성과 강봉의 프리스트레 싱력으로 인하여 발생되는 말뚝본체 콘크리트와 프리스트레 싱 강봉의 초기변형률을 반영하였다. 휨실험 중에 측정된 압 축부 콘크리트 파괴 변형률을 고려하여 파괴시 말뚝본체 및 속채움 콘크리트의 압축변형률을 0.003으로 가정하였다. 사 용재료의 모델링 과정 및 Fig. 6의 해석방법은 기존연구에 자 세히 소개되어 있다(^{Bang, 2014(a)}; ^{Bang, 2013(b)}). Fig. 7은 층상화 단면해석을 통해 계산된 LICPT 실험체와 동일 직경의 기성 PHC말뚝의 축강도-휨모멘트 상관 관계를 나타낸 것이 다. 예측값은 사용재료 각각의 응력-변형률 관계 곡선을 바탕 으로 계산된 내력의 총합으로써 프리스트레싱이 가해진 말뚝 본체 콘크리트와 프리스트레싱 강봉, 그리고 프리스트레싱력 의 영향을 받지 않는 속채움 콘크리트와 축방향 철근에 대한 값이며 횡방향 철근의 구속효과는 무시하였다. 또한 두 곡선 과 함께 ^{KS F 4306}에서 제시된 동일 직경 A종류인 기성 PHC 말뚝의 축력 - 휨강도 곡선을 파란색 점선으로 나타내어 비교 하였다. 본 연구에서는 축력을 가력하지 않은 휨실험이므로 순수 휨에 해당하는 휨모멘트를 예측값으로 고려하였다. ^{KS F 4306}에서 제시된 상관 곡선에 비해 본 연구의 층상화 단면 해석을 통해 계산값이 근소하게 큰 값을 나타냄을 알 수 있다. 단면해석시 사용재료의 응력-변형률 곡선을 정의하는 식의 차이에 기인하는 결과로 판단되지만 대부분의 축력과 휨모멘 트 조합 범위에서 상당히 일치하는 값을 예측할 수 있음을 알 수 있다. Table 4는 본 연구의 단면해석을 통해 계산된 각각의 재료의 순수 휨강도에 대한 기여량과 실험을 통해 측정된 휨 강도를 비교하여 정리한 것이다. PHC 말뚝의 실험 결과값은 국내 S사에서 측정한 결과값을 사용하였다. 기성 PHC말뚝의 경우 실험값이 본 연구 및 KS F 4306의 상관도의 순수 휨모멘 트에 비해 약 1.13배 및 1.23배 큰 값으로 측정되어 두 해석 모 두 정확한 수준으로 실제 말뚝의 휨강도를 예측할 수 있는 것 으로 나타났다. 또한 본 연구의 단면해석을 통해 콘크리트와 프리스트레싱 강봉이 기성 PHC 말뚝 휨강도에 기여하는 비 율은 각각 90%와 10% 수준인 것으로 해석되었다. 한편, LICP 실험체의 실험값은 해석값에 비해 약 1.16배 안전율을 확보할 수 있었고, 휨강도에 미치는 각각의 재료의 기여량을 살펴보 면 말뚝본체가 78%, 강봉이 5%, 속채움 콘크리트가 3%, 축방 향 철근이 14%로 계산되었다. 속채움 콘크리트와 축방향 철 근의 보강이 휨강도에 미치는 영향을 해석을 통해 살펴보면, 속채움 콘크리트와 축방향 철근이 독립적으로 휨강도 향상에 기여할 뿐 만 아니라 말뚝 기성 PHC말뚝의 본체와 프리스트 레싱 강봉 자체의 휨강도를 약 1.9배 및 1.2배 증가시킴을 알 수 있다. 이러한 결과는 순수 휨 모멘트 구간에서 말뚝 단면의 중립축 변화를 통해 알 수 있는데 보강시 압축연단으로부터 중립축의 거리가 약 1.76배 증가하였고 압축부 콘크리트 단면 적이 증가에 기인한 휨강도 향상으로 판단된다. 따라서 휨강 도 기여량 분석은 추후 보강재료의 종류에 따라 합성 PHC말 뚝의 휨강도를 사전에 예측할 수 있는 자료로 충분히 활용할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 6.

Calculating process of axial compression(P) and bending moment(M) interaction curve(^{Bang et. al., 2014})

Fig. 7.

Axial compression and bending moment interaction curve of LICP and conventional PHC pile