2.1 실험 계획

단면확대 보강 기둥의 주요 변수는 단면확대에서 띠철근 배근방법이다(Table 1). 비내진 상세를 갖는 기존 기둥 E(Fig. 1 (a))는 단면크기가 450 × 450 mm이며, 외부 띠철근 간격은 300 mm이고 내부 보조 띠철근은 배근하지 않았다. 확대 단면 에서 보조 띠철근 배근을 위한 방법으로 크로스타이를 기존 기둥에 앵커링을 하여 정착시킨 기둥 A(Fig. 1 (b))는 ㄷ형태 의 외부 띠철근을 이용하여 폐쇄형 외부 띠철근을 형성하였 는데, 이때 ㄷ형 외부 띠철근의 겹침길이는 내부 띠철근의 구 속효과를 고려하여 75(0.25l_d) mm로 설정하였다. 여기서 l_d는 ACI 318-14에서 요구하는 인장력을 받는 이형철근의 최소 정 착길이이다. 보강 단면의 두께는 ^{Penelis and Kappose(1997)} 의 단면보강 조건 및 피복두께와 보강철근의 배근을 고려하 여 150 mm로 설정하였다. 크로스타이는 기존 기둥의 천공을 통해 배근하였으며, 천공된 구멍에는 에폭시를 주입하여 크 로스타이를 정착시켰다. 기둥 V(Fig. 1 (c))는 기둥 A와 동일 조건에서 기존 기둥에 손상을 주지 않기 위한 대체 기술의 평 가를 위한 기둥이다. 즉, 기둥 V는 모든 조건이 기둥 A와 동일 한 반면 내부 띠철근으로서 크로스타이 앵커링 대신 V-타이 를 배근하였다. 내부 보조 띠철근으로서 V-타이는 Yang and Kim(²⁰¹⁶)이 제시한 바와 같이 한단 90° 타단 135°의 크로스 타이를 대체하기 위한 기술로서 주철근 좌굴방지 및 콘크리 트 구속효과가 일반 크로스타이에 비해 동등 이상이다. V-타 이 보조띠철근은 주철근에 원터치 클립을 이용하여 주철근에 고정시켜 배근하였다. 기둥 P(Fig. 1 (d))는 확대 단면에서 주 철근과 띠철근 배근을 쉽게하기 위하여 공장 제작된 철근 유 닛을 현장에서 조립하는 공법이다. 선조립된 철근 유닛은 주 철근, 양단 135° 갈고리를 갖는 직선형 타이 및 주철근에 배근 되는 V-타이 보조띠철근으로 구성된다. 기둥 P는 선조립 된 철근 유닛을 각 기둥 면에서 기초 또는 하부 보에서 정착된 주 철근과 커플러로 연결되며, U형 타이를 이용하여 폐쇄형 외 부띠철근을 형성시킨다. 기둥 P의 주철근 양 및 확대 단면의 크기는 기둥 A와 동일하다. 기둥 C(Fig. 1 (e))는 단면확대 보 강기둥의 압축거동을 일반적으로 이용하고 있는 탄소섬유 보 강기둥공법의 경우와 비교하기 위한 시험체이다. 탄소섬유 보강기둥은 기존 기둥과 같은 사이즈의 실험체에서 탄소섬유 시트를 2회 감아 에폭시를 사용하여 부착시켜 보강하였다.

Table 1

Details of wall specimens

Fig. 1

Section details and arrangement of reinforcement of column specimens

모든 기둥의 형상비는 2.5이다. 이에 따라 단면크기가 450 mm인 기존(E) 기둥 및 탄소섬유 보강(C) 기둥의 실험구간 길 이는 1,125 mm이고, 단면확대 보강(A, V 및 P) 기둥의 실험구 간 길이는 1,875 mm이다. 기존(E) 기둥 및 탄소섬유 보강(C) 기둥의 주철근비는 2.0%이다. 단면확대 보강 기둥에서 보강 단면만의 주철근비는 2.8%로, 전체 면적에 대한 주철근비는 2.52%이다. 단면확대 보강시 주철근은 스터브에 정착된 주철 근과 커플로러 연결시켰다. 확대 단면에서 횡보강근은 ACI 318-14(2014)에서 제시하는 내진상세를 적용하여 산정된 횡 보강근량의 1.0배로 설정하였다. 내진상세를 적용한 A, V 및 P 기둥의 횡보강근 배근간격은 각각 120 mm, 120 mm 및 100 mm로, 횡보강근 체적비(ρ_sh)는 각각 0.59%, 0.52% 및 0.58% 이었다. 횡보강근 체적 산출시 내부 크로스타이의 유효 길이 는 기존 기둥 면에서 외부 띠철근까지의 거리인 105 mm로 산 정하였으며, V-타이 보조띠철근의 유효길이는 콘크리트의 묻힘길이인 75 mm로 산정하였다(^{Yang and Kim, 2016}). 기둥 보강시 기존 기둥면은 살수 및 에어 콤프레셔를 이용하여 먼 지와 같은 이물질을 제거하였으며, 추가적인 면처리는 하지 않았다.

2.2 재료 특성

기존 및 보강 단면에서 콘크리트 목표 압축강도는 각각 21 MPa 및 24 MPa로서 그 배합상세를 Table 2에 나타내었다. 기 존 단면 콘크리트 배합은 고로슬래그 시멘트(Blast-furnace slag cement, BFSC)에 플라이애쉬(Fly-ash, FA)를 17% 치환하 였으며, 25 mm의 굵은골재를 사용하였다. 보강 단면 콘크리트 의 배합은 슬럼프 플로우 600 mm의 고유동성과 고접착성의 확 보를 위해 Lee et al.(²⁰¹⁸)의 EVA계 분말형 폴리머(Polymer, P)와 초속경 시멘트(Ultra rapid hardening cement, UHRC) 기반 의 배합설계를 참고하였다. 단면보강 콘크리트 배합에서 사용 된 폴리머와 초속경시멘트는 각각 결합재의 10% 및 5%를 치환 하였다. 소포제와 분산제는 폴리머 사용시 콘크리트의 점성 증 가로 인한 유동성 저하를 방지하기 위해 폴리머 질량의 0.5%를 첨가하였다. 또한 유동성 확보 및 콘크리트 다짐의 용이를 위해 굵은 골재의 최대 치수는 13 mm를 이용하였다.

Table 2

Concrete mixture proportions

중심축하중 실험 가력 직전에 측정된 기존 단면과 보강 단 면의 콘크리트 응력-변형률 관계는 Fig. 2 (a)에 나타내었다. 기존 단면과 보강 단면의 콘크리트 압축강도는 각각 약 20.5 MPa 및 26 MPa로서 목표값에 가까운 결과를 보였다. 기존 단 면과 보강단면에 사용된 주철근(D25) 및 횡보강근(D10)의 응 력-변형률 관계는 Fig. 2 (b)에 나타내었다. 모든 철근은 명확 한 항복점 및 변형도 경화 특성을 보였다. 주철근으로 사용된 D25와 횡보강근으로 사용된 D10의 항복강도는 각각 423 MPa 및 414 MPa이었으며, 인장강도는 566 MPa 및 510 MPa 이었다. D25와 D10 철근들의 항복변형률은 각각 0.0020 및 0.0018으로서 탄성계수는 각각 213,123 MPa 및 231,547 MPa 로 계산되었다.

Fig. 2

Stress-strain curves of materials used in the column specimens

2.3 가력 및 측정 상세

대형단면 기둥의 압축실험을 수행하기 위하여 40,000 kN 용량의 오일잭이 설치된 실험장치를 특별 제작하였다(Fig. 3). 기둥의 상부 스터브에는 구좌를 설치하여 편심하중을 제어하 였다. 기둥의 축방향 변위는 50 mm 용량의 변위계를 이용하 였다. 기둥 4면에서의 기둥 축방향 변위의 측정구간은 상·하 부 스터브 안쪽면 실험구간이다. 기존 단면과 보강단면의 주 철근은 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.

Fig. 3

Test setup

3.1 균열 및 파괴모드

기존 무보강(E) 기둥의 초기 균열은 최대내력의 약 74% 수 준에서 기둥면에서 발생하였으며, 이후 기둥의 축방향으로 진전하였다(Fig. 4 (a)). 초기 균열 발생 이후 피복 콘크리트 박 리는 최대 내력까지 천천히 진행되었다. 최대내력 이후 기둥 E는 주철근의 좌굴과 외부 띠철근 팽창이 심각하게 발생하였 으다. 기둥 E의 최종 파괴모드에서 외부 띠철근의 파단은 나 타나지 않았다.

Fig. 4

Typical behavior of columns at ultimate failure

ㄷ형 외부띠철근으로 배근된 기둥 A와 V의 초기 균열은 최 대내력의 78%~82% 수준에서 발생하였는데, 균열의 발생위 치 및 균열진전은 기둥 E에서와 유사하였다. 그러나 최대내력 시점에서 기둥 A는 ㄷ형 외부 띠철근의 벌어짐과 내부 앵커 링 크로스타이의 뽑힘이 나타났으며 이에 따라 주철근의 좌 굴도 심하게 나타났다(Fig. 4 (b)). 한편, 기둥 V에서는 ㄷ형 외 부띠철근의 벌어짐이 나타났지만 V-타이의 뽑힘 현상은 나타 나지 않았다(Fig. 4 (c)). 철근 선조립으로 조립된 P 기둥의 초 기균열은 최대내력의 76%수준으로 기존 기둥 E와 비슷한 시 점에서 발생하였다. 초기균열 발생이후 균열진전은 기둥 모 서리 부분에서 축방향으로 나아가 콘크리트 박리가 나타났 다. 기둥 P에서는 최대내력 이후에도 외부 띠철근 벌어짐 및 V-타이 뽑힘 현상은 나타나지 않았다(Fig. 4 (d)). 기둥 A 및 V 에 비해 기둥 P 최종 파괴 시 주철근의 좌굴길이는 비교적 짧 게 확인되었으며, 내부 코어 콘크리트의 파손도 적게 관찰되 었다. 탄소섬유 보강(C) 기둥(Fig. 4 (e))에서 초기 균열은 감 싸진 탄소섬유로 인해 확인하기 어려웠다. 하지만 최대 내력 시점에서 탄소섬유의 완전한 탈락이 발행하면서 심각한 주철 근 좌굴이 관찰되었다. 기둥 C의 탄소섬유 탈락 이후 최종 파 괴모드는 무보강 기둥 E와 유사하였다.

3.2 축하중-축변형률 관계

각 기둥에서 측정한 축하중-축변형률 관계는 Fig. 5에 나타 내었다. 축변형률은 기둥의 모서리 4곳에서 측정한 변위값의 평균을 측정구간의 길이로 나누어 산정하였다. 기둥 E의 강성 은 초기 균열 발생 시점까지 선형 증가하였는데, 초기 균열 발 생 이후 변형률은 급격히 증가하였다. 기둥 E의 축하중-축변 형률 관계는 기존단면 콘크리트의 응력-변형률 관계와 비슷 한 경향을 보였다. 단면확대 보강 기둥들의 초기 강성은 모두 비슷하였는데, 기존 기둥 E에 비해 약 2.5배 증가하였다. 이는 보강 후 기둥의 단면크기가 기존 기둥에 비해 약 2.7배 증가하 였기 때문이다. 초기 균열 이후 기둥 보강 기둥들의 변형률 증 가는 기존 기둥 E에 비해 적었다. 최대내력 이후 거동은 확대 단면에서의 띠철근 배근방법에 의해 영향을 받았다. 기둥 A 의 경우는 최대 내력 이후 ㄷ형 외부 띠철근과 내부 크로스타 이의 벌어짐으로 하중이 점진적으로 감소하였다. 기둥 V도 ㄷ형 외부 띠철근의 벌어짐으로 최대내력 이후 하중의 감소 기울기는 기둥 A와 비슷한 경향을 보였다. 한편 기둥 P는 기 둥 A 및 V에 비해 최대내력 이후 하중 감소 기울기가 완만하 였다. 이는 선조립된 띠철근들은 기둥 파괴 시까지 효율적으 로 주철근 조기좌굴 방지 및 코어 콘크리트 구속에 기여하고 있음을 의미한다. 기둥 C의 초기 기울기는 기둥 E와 비슷하였 다. 이는 탄소섬유가 기둥의 강성증가에 기여하지 않음을 의 미한다. 최대내력 이후 기둥 C의 하중 감소 기울기는 기둥 E 에 비해 다소 완만하였지만 탄소섬유 박리와 함께 서서히 하 중이 감소하는 경향을 보였다.

Fig. 5

Axial strains of columns against applied axial load

3.3 최대 압축내력

기둥 A와 V의 최대내력은 각각 17,876 kN 및 17,119 kN으 로 비슷한 수준이었는데, 이들 값은 기존 기둥 E의 최대내력 에 비해 각각 약 3.39배 및 3.24배 높은 것이다(Table 3). 철근 선조립으로 배근된 기둥 P의 최대 내력은 19,919 kN으로 기 둥 A 및 V에 비해 약 1.16배 및 1.11배 높았으며, 기둥 E에 비 해 3.77배 높았다. 기둥 C의 최대내력은 6,298 kN으로 기둥 E 에 비해 약 1.19배 높았는데, 이는 탄소섬유시트의 구속효과 때문이라 판단된다.

Table 3

Summary of test results and comparisons with nominal axial load capacities predicted using ACI 318-14 procedure

측정된 기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭내력과 비교하였다. 단면확대 보강에서 ACI 318-14(2014)의 공칭 압축내력은 신·구 단면에서의 콘크리트 와 주철근의 하중전달력의 합으로 평가되며, 탄소섬유 부착 및 횡보강근 배근에 따른 구속효과는 고려하지 않았다. 모든 기둥의 압축내력은 ACI 318-14에 의해 산정된 공칭내력보다 높았다. 무보강 기둥 E의 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력 보다 약 1.02배 높았다. 기둥 A와 V의 최대 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력보다 각각 1.04배 및 1.00배로 무보강 기둥 과 비슷한 수준이었다. 이는 ㄷ형 외부 띠철근의 벌어짐으로 인해 콘크리트 구속효과가 미미했음을 의미한다. 기둥 P의 최 대 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력보다 약 1.25배 높았 다. 이는 철근 선조립과 U형타이로 구성된 폐쇄형 외부 띠철 근과 보조 띠철근이 코어 콘크리트 구속에 효과적으로 기여 하였기 때문이라 판단된다. 기둥 C의 최대 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력보다 1.22배 높은 안전율을 보였는데, 이는 기둥 P에서와 비슷한 수준이다.

3.4 철근 변형률

무보강 기둥 (E) 및 단면확대 보강(V 및 P) 기둥에서 하중증 가에 따른 주철근 변형률의 진전 거동은 Fig. 6에 나타내었다. 주철근 변형률은 하중의 증가와 함께 증가하며 최대 내력 시 점에서 항복하였다. 보강기둥에서 확대 단면과 기존 단면에 서의 주철근 변형률 진전은 최대 내력 시까지 매우 비슷하였 다. 이는 기존 단면과 확대 단면이 최대 내력 시 까지 일체 거 동을 하고 있음을 의미한다. 또한 기둥 P와 V의 주철근 변형 률 진전 거동도 최대 내력시점까지 비슷하였다. 즉, 확대 단면 에서 띠철근 배근방법이 주철근 거동에 미치는 영향은 기둥 의 최대내력 시까지 미미하다고 판단된다.

Fig. 6

Typical strain behavior of longitudinal reinforcing bars

3.5 압축연성비

기둥의 압축 연성비(μ)는 Saatcioglu and Razvi(¹⁹⁹²)가 제 안한 다음 식을 사용하여 산정하였다.

여기서, є₈₅는 최대 내력 이후 최대내력의 85% 시점에서의 압축 변형률이다. 기둥 E의 압축연성비(0.90)에 대한 단면확 대 보강 및 탄소섬유 보강 기둥의 압축연성비의 상대값은 Fig. 7에 나타내었다. 기둥 A와 V의 압축연성비는 각각 0.93 및 1.05로(Table 3), 기둥 E에 비해 약 3% 및 17% 증가하였다. 기 둥 V의 압축 연성비는 기둥 A에 비해 약 13% 높았다. 기둥 P 의 압축연성비는 1.25로, 기둥 E에 비해 139% 향상되었다. 일반적으로 콘크리트의 압축 응력-변형률 관계에서 최대 내 력 이후 응력의 감소 기울기는 시험체 단면크기의 증가와 함 께 더욱 급격한 경향을 보인다(^{Ali and Mario, 2012}). 더불어 동일한 띠철근 배근 양을 갖는 기둥에서 띠철근에 의한 코어 콘크리트 유효 구속면적도 단면 크기의 증가와 함께 감소한 다. 이는 기둥의 압축 연성비도 단면 크기의 증가와 함께 감소 할 가능성이 높게 있음을 의미한다. 즉, 대형 단면의 단면확대 보강기둥인 V와 P의 압축연성은 크기효과에 의한 연성비 저 하 가능성에도 불구하고 기존 기둥에 비해 117%와 139% 증 가하였다. 한편 기둥 C의 압축연성비는 0.98로 기둥 E에 비해 약 9% 증가하였는데, 이는 기둥 V 및 P에 비해 낮은 값이다. 탄소섬유의 박리로 인해 섬유 자켓팅에 의한 기둥 연성의 증 가효과는 미미하였다.

Fig. 7

Ductility ratio of strengthened columns relative to that of the existing column E.