2.1 실험체 상세

Table 1 및 Fig. 2에는 속채움 콘크리트 및 길이방향 철근으로 보강된 PHC 파일 실험체들의 상세를 나타내었다. 이 연구에서 사용된 PHC 파일의 직경($D$)은 500 mm, 두께($t$)는 80 mm, 길이($L$)는 7 m 이다. PHC 파일 단면 내에는 인장강도($f_{pu}$) 1,434 MPa을 갖는 직경 9.2 mm 프리스트레싱 강봉 9개가 균등하게 배치되었으며, 휨실험 시 전단파괴를 방지하기 위한 전단보강링이 200 mm 간격으로 배치되었다. 프리스트레싱 강봉에 도입된 유효프리스트레스 크기($f_{se}$)는 약 $0.67f_{pu}$ 수준이었다.

실험의 주요변수는 중공 내에 보강되는 길이방향 철근비와 파일 제작과정 중 중공 내부 표면에 형성되는 슬러지의 유무이다. Fig. 2(a)에 나타낸 것과 같이 휨철근이 보강되지 않고 속채움 콘크리트만 타설된 F-0 실험체를 기준으로 6개의 D19 철근(0.87%의 철근비)이 보강된 F-0.87 실험체, 8개의 D25 철근(2.06%의 철근비)이 보강된 F-2.06 실험체가 계획되었다. F-0.87 및 F-2.06 실험체의 경우에는 각각 2개씩 제작되었으며, 실험체명 뒤에 (1)과 (2)를 붙여 이를 구분하였다. 또한 PHC 파일 제작공정상 중공 내부 표면에 슬러지가 발생할 수 있으며, 이러한 슬러지는 PHC 파일의 구조거동에 부정적인 영향을 미칠 수 있다. 이를 명확히 규명하기 위하여 두께 50 mm 이상의 슬러지가 중공 표면에 형성된 F-2.06-S 실험체를 계획하였다. 먼저 F-2.06 실험체와 동일한 상세를 갖는 PHC 파일을 여러 개 제작한 후 이중 부재 단부에 슬러지가 가장 두껍게 형성된 파일을 F-2.06-S 실험체로 설정하였다.

실험체 제작은 Fig. 1에 나타낸 것과 같이, 먼저 프리스트레싱 강봉을 조립하고 몰드 내에 콘크리트를 타설한 후 원심성형(centrifugal compaction)을 통해 PHC 파일을 제작하였다. 완성된 PHC 파일은 오토클레이브(autoclave)에서 180℃, 10기압 조건에서 10시간동안 양생되었다. 이후 PHC 파일 중공 내에 길이방향 철근망을 삽입하고 중공채움 콘크리트를 타설함으로써 실험체 제작을 완료하였다. Table 1에 나타낸 바와 같이 휨실험 수행시 측정한 PHC 파일($f_{ck,\:phc}$)과 속채움 콘크리트의 압축강도($f_{ck,\:rc}$)는 각각 79.3 MPa 및 27.2 MPa 이었으며, D19 및 D25 철근의 항복강도($f_{y}$)는 각각 508 MPa 및 506 MPa으로 나타났다.

2.2 가력 및 계측 상세

Fig. 3에는 실험체 가력 상세, 변형률 및 처짐 계측 계획을 정리하여 나타내었다. 실험은 계명대학교 첨단건설재료실험센터에서 5,000 kN 용량의 만능재료시험기(universal testing machine, UTM)를 이용하여 수행되었으며, KSF 4306(Korean Industrial Standards 2014)⁽⁹⁾에 제시된 휨시험 방법에 따라 전단경간 길이($a$)를 1600 mm로 설정하여 실험체들을 2점 가력 하였다. 모든 실험체들의 경간 중심에 위치한 단면 하부에는 처짐을 측정하기 위한 변위계(linear variable displacement transducer, LVDT)를 설치하였으며, 부재 끝단에는 PHC 파일과 속채움 콘크리트 사이의 단부슬립(end slip)을 측정하기 위한 LVDT 2개가 설치되었다. 또한 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 경간중심(최대 휨모멘트 발생 영역)에 위치한 단면내에는 프리스트레싱 강봉 및 철근의 변형률을 계측하기 위한 게이지를 부착하였다.

휨실험시 모든 실험체에서 프리스트레싱 강봉과 철근의 유효 깊이가 동일하게 셋팅될 수 있도록 PHC 파일 제작시 압축측 위치를 별도로 표기하였으며, F-2.06-S 실험체의 경우에는 가력시 중공 내에 형성된 슬러지가 압축 측에 위치할 수 있도록 계획되었다.

2.3 실험 결과

Fig. 4 및 Fig. 5에는 각각 실험체들의 파괴모드와 하중-변위 거동을 나타내었다. Fig. 5(a)에 나타낸 바와 같이 F-0 실험체에서는 181 kN의 하중에서 Fig. 4(a)에 나타낸 우측 가력점 부근에 최초의 휨균열이 발생하였으며, 하중이 증가함에 따라 부재 중심과 좌측 가력점 부근에 새로운 휨 균열이 관측되었다. 이후 251 kN의 하중 시점에서 최초에 발생된 휨균열폭이 국부적으로 급격히 증가함과 동시에 휨파괴 되었다.

PHC 파일 중공 내에 6개의 D19 철근이 보강된 F-0.82(1) 실험체의 경우에는 190 kN에서 최초의 휨균열이 관측되었으며, 252 kN의 하중에서는 단면 최하부에 위치한 프리스트레싱 강봉이 항복변형률에 도달하였다. 324 kN에서는 중공 내에 보강한 D19 철근 중 가장 인장측에 위치한 철근이 항복변형률에 도달하였으며, 이후 실험체는 하중 증가와 더불어 연성적인 거동을 보이다 478 kN의 하중에서 Fig. 4(b)에 나타낸 것과 같이 좌측 가력점 부근 압축측 콘크리트에서 압괴가 발생되면서 휨파괴 되었다.

PHC 파일 중공 내에 8개의 D25 철근이 보강된 F-2.06(1) 실험체에서는 216 kN에서 휨균열이 발생함과 동시에 강성감소가 발생하였으며, 422 kN 및 480 kN의 하중에서 각각 최외단에 위치한 프리스트레싱 강봉과 철근이 항복변형률을 발휘하였다. 이후에도 하중은 지속적으로 증가하였으며, 611 kN의 하중에서 Fig. 4(c)에 나타낸 것과 같이 부재 중앙부 압축측 콘크리트가 압괴됨과 동시에 휨파괴 되었다. PHC 파일 중공 내부 표면에 슬러지가 발생된 F-2.06-S 실험체의 경우에는 Fig. 5(e)에 나타낸 바와 같이 F-2.06(1) 및 (2) 실험체와 매우 유사한 거동을 보였다. 약 200 kN의 하중에서 휨균열이 관측되었으며, 646 kN에서 압축측 콘크리트가 압괴되는 전형적인 휨파괴 모드를 나타내었다.

결과적으로 중공 내에 배치된 길이방향 철근비가 증가할수록 파일의 휨성능은 향상되는 것으로 나타났다. 특히, PHC 파일 제작과정에서 중공 내부 표면에 형성된 슬러지는 휨 강성 및 강도에 영향을 미치지 않는 것으로 나타났는데, 이는 단면 내 중립축의 위치를 통해 설명될 수 있다. Fig. 6에는 경간 중심(최대 휨모멘트 영역)의 단면 내에 부착한 게이지로부터 측정된 길이방향 변형률 분포를 정리하여 나타내었다. 일부 프리스트레싱 강봉 및 철근에 부착된 게이지는 하중이 증가함에 따라 손상되어 그래프에서 제외하였다. 전반적으로 대부분의 실험체에서 휨모멘트에 의한 길이방향 변형률은 단면 내에서 선형으로 분포하는 것으로 나타났다. 하중이 증가함에 따라 중립축의 위치는 단면 내에서 서서히 상승하였으며, 실험체 파괴시점에서는 F-0 실험체를 제외하고는 압축연단 콘크리트 변형률이 0.003에 근접하거나 이를 넘어서는 것으로 나타났다. F-2.06-S 실험체의 경우 실험체 파괴시점에서의 중립축 깊이가 약 100 mm 수준이었으며, 외부 PHC 파일의 두께($t$)가 80 mm임을 고려하면 압축부 슬러지의 영향면적이 매우 작은 것을 알 수 있다. 또한, Fig. 6(d)에 나타낸 것과 같이 단면의 중립축 부근에 슬러지가 위치하였기 때문에 슬러지가 위치한 부분의 압축변형률은 매우 작았으며, 이에 따라 슬러지가 부재의 휨강도에 미친 영향이 거의 없었던 것으로 판단된다. 다만 PHC 파일에 휨모멘트는 작지만 전단력이 크게 작용하는 경우에는 슬러지가 전단강도에 부정적인 영향을 줄 수 있기 때문에 이에 대해서는 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 7에는 실험체에서 측정된 단부슬립(end slip)을 나타내었다. PHC 파일내에 배치된 전단보강근은 중공 내부 경계면에 위치하도록 고안되었기 때문에 PHC 파일과 속채움 콘크리트 사이에서 전단키 역할을 하며, 이에 따라 가력 중 슬립은 발생되지 않은 것으로 나타났다.

3.1 해석모델 개요

Fig. 8에는 속채움 콘크리트와 길이방향 철근으로 보강된 PHC 파일의 비선형 단면해석을 위한 모델을 도식화하여 나타내었으며, 이 연구에서는 단면을 n개의 레이어로 분할하는 해석방법(layered analysis)을 적용하였다(Han et al., 2019; Kim, 2021)^(10,8). 또한 휨실험 중 단부 슬립이 발생되지 않았기 때문에 해석 시 PHC 파일과 속채움 콘크리트는 완전합성 되었다고 간주하였다.

PHC 파일의 경우에는 원심성형 및 양생 이후 프리스트레스가 도입되기 때문에 콘크리트 단면 내에 압축응력이 도입되어 있으며, 속채움 콘크리트의 경우에는 현장 타설되기 때문에 프리스트레스가 도입되어 있지 않다. 따라서 Fig. 8에 나타낸 것과 같이 휨해석시 프리스트레스에 의한 변형률 차이를 반드시 고려해주어야 한다. PHC 파일 콘크리트 단면에 도입된 초기 변형률(prestrain, $\epsilon_{c,\:pre}$)은 아래와 같이 산정할 수 있다.

여기서, $A_{ps}$는 프리스트레싱 강봉의 단면적, $f_{se}$는 강봉의 유효프리스트레스 크기, $A_{phc}$는 PHC 파일의 단면적이다. 식(1)에서 음의 부호(-)는 압축을 의미한다.

만약 임의의 PHC 파일 압축연단 콘크리트 변형률($\epsilon_{t,\:phc}$)에 대해서 중립축 깊이($c$)를 가정한다면, 압축연단으로부터 $d_{i}$ 만큼 떨어진 레이어에서의 PHC 파일 변형률($\epsilon_{i,\:phc}$)과 속채움 콘크리트의 변형률($\epsilon_{i,\:rc}$)는 각각 다음과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $t$는 PHC 파일의 두께, $D_{rc}$는 속채움 콘크리가 타설된 중공의 직경이다. PHC 파일 내에 배치된 프리스트레싱 강봉의 변형률($\epsilon_{ps,\:j}$)과 속채움 콘크리트 내에 배치된 길이방향 철근의 변형률($\epsilon_{s,\:j}$)은 각각 다음과 같이 계산할 수 있다.

여기서, $d_{p,\:j}$와 $d_{s,\:j}$ 는 각각 임의의 j열에 위치한 강봉과 길이방향 철근의 유효깊이, $\epsilon_{p i}$는 강봉의 초기 변형률(initial prestrain)이다.

이 연구에서는 PHC 파일, 속채움 콘크리트, 프리스트레싱 강봉 및 길이방향 철근 요소의 응력을 산정하기 위하여 콘크리트에는 Popovics model(Popovics 1973)⁽¹¹⁾, 프리스트레싱 강봉에는 Ramberg-Osgood model(Ramberg and Osgood 1943)⁽¹²⁾, 철근에는 elasto-perfectly plastic model(Collins and Mitchell 1991)을 각각 적용하였다. 즉,

을 적용하였으며, 여기서, $f_{c},\: f_{p},\: f_{s}$는 각각 콘크리트, 프리스트레싱 강봉 및 철근의 응력, $\epsilon_{c}'$은 콘크리트 압축강도 도달시점에서의 변형률, $E_{p}$ 및 $E_{s}$는 각각 프리스트레싱 강봉과 철근의 탄성계수, $\epsilon_{y}$는 철근의 항복변형률이다. PHC 파일 콘크리트의 힘($C_{c,\:phc}$), 속채움 콘크리트의 힘($C_{c,\:rc}$), 프리스트레싱 강봉의 힘($T_{p}$) 및 철근의 힘($T_{s}$)은 식(6)-(8)을 통해 산정된 응력에 각각에 대응되는 단면적을 곱하여 산정할 수 있다. 힘의 평형 조건인

이 만족되면, 주어진 압축연단 콘크리트 변형률($\epsilon_{t,\:phc}$)에 대해서 단면에 작용하는 휨모멘트($M$)와 곡률($\phi$)을 산정할 수 있다.

부재에 작용하는 전단력($V$)은 휨모멘트($M$)와 전단경간 길이($a$)를 고려하여 $M/a$으로 산정할 수 있으며, 부재의 경간중심에서 발생되는 처짐($\delta$)은 곡률을 적분하여 다음과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $l$은 전체 경간 길이, $x$는 부재 지점으로부터 떨어진 거리이다. 이 연구에서는 PHC 파일의 압축연단 콘크리트 변형률($\epsilon_{t,\:phc}$)을 변화시키며 실험체 단면의 하중-변위 거동을 해석하였으며, $\epsilon_{t,\:phc}$이 -0.003에 도달하는 순간에 부재가 휨파괴 되는 것으로 정의하였다(Han et al., 2018)⁽¹³⁾.

3.2 해석결과 및 검증

Fig. 9에는 실험체의 휨거동과 비선형 해석결과를 비교하여 나타내었다. 이 연구에서 수행한 휨실험에서 슬러지가 실험체의 휨거동에 미치는 영향은 나타나지 않았기 때문에 F-2.06-S 실험체의 거동도 F-2.06 실험체에 대한 해석결과와 함께 비교하여 나타내었다. Fig. 9에 나타낸 바와 같이 제안 비선형 휨해석 모델은 모든 실험체들의 초기 휨강성을 매우 정확하게 평가하였으며, 비교적 안전측의 휨강도를 제공하는 것으로 나타났다. 이는 휨해석시 철근의 항복 이후 변형경화(strain hardening) 현상을 고려하지 않았기 때문으로 판단된다. 한편 해석모델은 중공 내에 철근이 보강되지 않은 F-0 실험체의 강성감소 시작시점을 다소 과소평가하는 것으로 나타났는데, 이는 KCI 2017(Korea Concrete Institute 2017)⁽¹⁴⁾에 근거하여 산정한 콘크리트 파괴계수(즉, $f_{r}=0.63\sqrt{f_{ck}}$)가 실제 PHC 파일 제작에 사용된 콘크리트의 파괴계수보다 작았기 때문으로 판단된다. 콘크리트의 파괴계수(휨인장강도)는 압축강도보다 변화가 매우 심하므로(Korea Concrete Institute 2017)⁽¹⁴⁾ 해석상에서의 휨균열 발생시점과 실험결과 사이에 차이가 발생할 수 있다. 또한, 8개의 D25철근이 보강된 F-2.06 실험체의 경우에는 해석모델이 균열후 실험체의 강성을 다소 과대평가하는 경향을 보였으며, 이는 식(6)에서 가정된 콘크리트 재료모델과 실제 콘크리트 재료의 응력-변형률 관계의 차이에 의해 기인한 것으로 판단된다.

Table 2에는 실험체들의 휨강도($M_{n,\:test}$)와 비선형 해석으로부터 도출된 휨강도($M_{n,\:analysis}$), 그리고 KCI 2017(Korea Concrete Institute 2017)⁽¹⁴⁾에 기반하여 산정한 휨강도($M_{n,\:KCI}$)를 비교하여 나타내었다. KCI 2017 또한 실험체들의 휨강도를 안전측으로 평가하였으며, 계산결과에 대한 실험결과의 비율의 평균값도 1.06으로써 현행 구조기준을 통해 실험체들의 휨강도를 매우 정확히 평가할 수 있는 것으로 확인되었다. 따라서, 속채움 콘크리트와 길이방향 철근을 활용한 PHC 파일의 보강 설계 시 제안 비선형 휨해석 모델과 KCI 2017 기준 모두 적용 가능할 것으로 판단된다.