1. 서 론

최근 건설현장은 건설자재 원가 및 인건비의 상승으로 공사비와 공사기 간이 증가함에 따라 모듈화 공법에 해당하는 프리캐스트 콘크리트(Precast Concrete; PC)의 적용이 확대되고 있다. PC 구조는 부재를 미리 제작하여 현장에서 조립하는 공법으로 현장타설 콘크리트 공법에 비해 현장 작업이 단순하며 품질관리가 용이하여 공사비 절감과 공기단축에 효과적이다. 이 는 현장 작업을 최소화하는 탈현장화(Off-Site Construction; OSC)를 가 능하게 하여 공동주택, 물류창고, 지식산업센터, 플랜트 등 다양한 대규모 현장에서 활용도가 더욱 높아지고 있다. 전 세계적으로 PC 공법의 점유율 은 꾸준히 증가하고 있으며, 2021년부터 2028년까지 연평균 성장률은 5.3%로 예상되고 있다[1].

현장에서 조립해야 하는 PC 공법은 비일체식 구조이며 지진과 같은 극 한하중의 작용 시 연결부가 취약한 부분이 될 수 있다. 이를 보완하기 위해 접합부에는 현장타설 콘크리트와 접목한 하프(Half) PC의 형태가 적용되 어 왔다. 습식접합은 구조성능과 시공 오차 흡수 등에서 유리하지만 접합부 를 후타설 해야 하는 추가 공정이 필요하기 때문에 PC 구조의 시공성을 저 하시킨다. 한편, 건식접합은 볼트 등의 기계적이음 장치로 접합하여 시공이 간편하여 공기단축에 효과가 있다[2]. 이에 효율적인 하중전달 및 시공을 위해 다양한 기계적이음 장치들이 개발되어 왔다[3]. 기계적이음 방식이 시 공 편의성의 향상을 위해 개발되었지만 연결재의 성능과 그 검증을 위해서 는 추가 연구가 필요한 실정이다[2].

기계적이음 방식 중 보편적으로 사용되는 스플라이스 슬리브는 내부에 무수축 그라우트를 충전하여 상부근과 하부근을 연결하는 장치로 기둥 접 합, 벽체접합에 적용이 가능하고 응력전달이 우수하여 RC와 동등성 부재 를 구현할 수 있다[4-7]. 하지만 슬리브 내부 그라우트가 양생이 되지 않은 채 유격이 발생하면 온전한 강도성능을 발현할 수 없으며, 조립 정밀도 제어 가 불가능하게 되므로 이를 지지하기 위한 외부 가설재가 필요하다.

기존의 접합방식의 한계점을 개선하여 본 연구에서는 PC 보, 기둥 부재 의 접합 시 시공성이 우수하고 구조성능이 확보된 가압고정 기계적이음 시 스템을 개발하였다. 기계적이음의 원리를 활용하여 접합요소의 체결 즉시 하중전달이 가능하여 외력에 대해 충분한 저항성능이 발현된다. 즉, 부재를 지지하기 위한 가설재가 불필요하게 되어 시공성이 크게 향상된다. 또한 보 -기둥, 기초-기둥 등 다양한 접합부에 적용 가능하며 현장 작업을 단순화시 켜 작업환경개선과 안전성 확보가 가능하다는 장점이 있다.

제안된 시스템은 목적에 따라 다양한 형태로 다양한 부재에 적용할 수 있는 특징이 있다. 구조부재의 주근 접합에 적용하여 단독으로 사용될 수 있 으며, 다른 접합시스템과 상호보완적으로 사용될 수 있다. 해당 시스템의 구조성능과 활용도를 검증하기 위해 두 가지 실험을 진행하였다. 우선 PC 부재의 내진성능을 파악하기 위해 준정적 내진성능 실험을 진행하였다. ACI 374.2-13[8]에서 제시하는 하중 프로토콜에 따라 반복횡하중을 재하 하고 RC와 동등성 조건을 확인하였다. 하지만 실제 동적효과가 발생하는 지진하중에 대한 성능을 직접적으로 파악할 수 없으므로 진동대를 이용한 지진파 가진 실험을 추가로 진행하였다. 준정적 내진성능 실험에서는 주근 이음 시 가압고정 기계적이음 시스템과 그라우트 슬리브를 복합적으로 기 둥-기초 접합부에 적용하였고 동적 내진성능 실험에서는 가압고정 기계적 이음을 단독으로 PC 골조의 보-기둥 및 기둥-기초 접합부에 적용하였다.

2. 가압고정 기계적이음 시스템

가압고정 기계적이음 시스템은 Fig. 1과 같이 주근, 커플러, 헤디드 바, 고정 너트, 수용 소켓, 정착바로 구성되어 있다. 고정 너트의 체결로 부재의 수직도 및 레벨의 유지, 자립이 가능하도록 개발되었으며, 헤디드 바는 연 결기능뿐만 아니라 체결길이 조절이 가능하여 시공 오차를 감수하도록 하 였다. 체결과정은 먼저 접합 부재에 커플러를, 수용 부재에 수용 소켓을 각 부재의 주근과 체결한 상태로 콘크리트에 매설한다. 그 후 헤디드 바를 고정 너트에 넣은 상태로 커플러와 체결한다. 헤디드 바와 커플러의 체결길이를 조정하여 헤디드 바가 수용 소켓에 닿도록 한다. 고정 너트를 수용 소켓에 체결하여 헤디드 바를 가압고정한다. 보-기둥 접합부의 경우, 수용 부재인 기둥의 내부에는 정착바를 사용하여 보 부재의 정착철근을 대체한다. 이 경 우 정착바에 항복을 유도하여 접합부가 연성 거동하도록 한다. 항복이 유도 된 정착바와 헤디드 바 이외의 연결 철물들의 강도는 기계적이음의 요구성 능인 철근의 설계기준항복강도 f_y의 125% 이상이 되도록 제작하였다[9].

본 실험연구에서는 기본적인 원리는 동일하면서 활용도를 넓히기 위해 세 가지 형태의 가압고정 기계적이음 시스템을 각 실험체에 적용하였다. 준 정적 내진성능 실험에 적용한 시스템은 D32 정도의 대구경 철근용이며 기 둥 주근과 기초 정착철근의 이음을 위해 적용하였다(Fig. 1(b)). 동적 내진 성능 실험에서는 D16 및 D19의 건축용 철근의 이음을 위해 고정 너트 내부 체결형과 외부체결형으로 적용하였다. 내부체결형은 고정 너트가 직접 헤 디드 바를 가압고정하는 방식이며(Fig. 1(c)). 외부체결형은 고정 너트가 수용 소켓 내부로 체결되는 것이 아닌, 수용 소켓의 외부에서 체결하여 별도 의 쐐기철물을 통해 헤디드 바를 가압고정하는 방식이다(Fig. 1(d)). 이 방 식은 고정 너트의 체결 시 나사 반경이 더 크므로 소요 체결 길이를 줄일 수 있다. 한편 외부체결형은 시공의 편의성을 위해 헤디드 바 없이 부재의 주근 이 직접 수용 소켓에 가압고정되는 방식도 가능하다. 이때 주근 단부에 탭을 내어 결합한 헤드를 쐐기철물을 통해 가압고정한다.

3. 실험 방법

3.1 준정적 내진성능 실험

3.1.1 실험 개요

접합 시스템이 적용된 구조물의 정적 구조성능을 파악하기 위해 기둥- 기초 RC 및 PC 부재를 제작하였다. 명지대학교 하이브리드구조실험센터 의 2,000 kN 액츄에이터를 사용하여 준정적 반복횡가력 시험을 진행하였 다. Fig. 2와 같이 ACI 374.2R-13에 따라 층간변위비 0.5%, 0.75%, 1%, 1.5%, 2%, 3%, 4%, 5%, 6%에 해당하는 변위를 2회 반복가력하는 하중이 력을 사용하였다. 관성의 효과가 무시될 수 있도록 0.05 mm/sec 이하의 가 력속도로 시험이 진행되었다. 3.5% 이상의 층간변위비까지 가력하여 접합 부의 성능을 비교 및 분석하였으며, 안전상의 이유로 최대내력 대비 20% 이상 내력이 감소하는 가력단계에서 시험을 종료하였다.

3.1.2 실험체 제작

PCF(Precast concrete Column-Footing)는 대구경 철근용 이음 시스템 이 적용된 PC 기둥-기초 시험체이며, RCF(Reinforced concrete Column- Footing)는 대조 시험체인 RC 부재이다. PCF의 경우 가설 상태에서 구조 적 성능을 즉시 확보하기 위해 기둥의 네 모서리 주근에는 제안된 기계적이 음 시스템이 적용되었으며, 나머지 주근은 상용 스플라이스 슬리브를 사용 하여 이음되었다. 접합시스템을 체결하는 부분은 원활한 압축력 전달 및 내 구성을 위해 무수축 고강도 그라우트로 충전하였다. 휨항복이 접합부에서 발생하도록 KDS 14 20 80[10]의 내진 설계 특별 고려사항 특수모멘트 골 조 규정에 따라 HD400 D10 스터럽을 100 mm 간격으로 배치하였다. 마찬 가지로 기초부에 스터럽 및 U바를 배치하여 기둥부보다 높은 강도가 발현 되도록 하였다. 기둥 부재는 파이프랙 등에 사용될 수 있도록 너비 800 mm 의 정사각형이며, 주근의 경우 총 20개의 HD400 D32가 사용되었다. 기초 상부면에서 가력점까지의 높이는 2,700 mm이다. 실험체 설치 모습은 Fig. 3, 실험체 상세도면은 Fig. 4와 같다.

3.1.3 데이터 계측

실험체의 거동을 파악하기 위해 기둥 상단부와 중단부에 Wire LVDT (Linear Variable Displacement Transducer)를 부착하여 층간변위비와 기둥-기초의 곡률을 확인하였으며, 기둥-기초 접합부에 접촉식 LVDT를 설치하여 변위 응답을 계측하였다. 하중은 액츄에이터 자체의 로드셀로 계 측하였다.

3.2 동적 내진성능 실험

3.2.1 실험 개요

옥탑구조물과 같은 소규모의 건축물을 대상으로 접합시스템의 동적 구 조성능을 파악하기 위해 보-기둥, 기둥-기초 접합에 적용한 PC 골조를 제작 하였다. 강진 발생 시 PC 구조의 강도 및 변형 성능을 파악하기 위해 부산대 학교 지진방재연구센터의 대형 진동대를 사용하여 일방향으로 가진하였 다. 국내에서 발생 가능한 수준의 지진하중과, 층간변위비가 3% 이상 나오 는 극한의 지진하중에서 접합부의 이력거동, 동적응답, 강도변화, 강성변화 등 구조적 성능을 종합적으로 검토하였다.

동적 내진성능 실험은 Table 1과 같이 총 3단계로 진행되었다. Phase 1 은 실험체의 공진 주파수 탐색을 위한 단계로 White noise를 이용한 Random파를 가진하였다. 관측 지진파 선정기준은 다음과 같다. 1) Phase 2는 국내에서 현실적으로 발생할 수 있는 수준인 것, Phase 3은 최대지반가 속도가 높아, 3% 이상의 층간변위비가 발생할 수 있는 수준인 것, 2) 실험체 의 예상 고유주기에서 가속도 응답이 증폭될 수 있도록 응답스펙트럼의 공 진영역 범위 내에 포함될 것, 3) 실험체의 고유주기에 대한 오차범위를 아우 르고, 지진하중에 의해 손상된 후 변동되는 고유주기를 고려하여 응답스펙 트럼의 편차가 적도록 단주기성분과 장주기성분이 고루 분포되어 있는 것 등이다. 구조해석에 의한 실험체의 고유주기는 0.21초 ~ 0.39초 사이로 형 성될 것으로 예상되었으며, Fig. 5와 같이 해당 영역에서 가속도가 크게 증 폭될 관측 지진파를 선정하였다. 따라서 Phase 2에서는 국내의 경주지진 (2016)을, Phase 3에서는 기록적인 강진에 해당하는 Chi-Chi지진(1999) 으로 극한하중을 가진하였다.

3.2.2 실험체 제작

IF(Inner Fastening frame)는 내부체결형 이음시스템을, OF(Outer Fastening frame)는 외부체결형 이음시스템을 적용한 실험체이다. ACI 352R-02[11]에 따라 강기둥-약보 설계를 통해 보에서의 항복 후 기둥 항복 을 유도하였다. 또한 접합 시스템의 최종적인 성능을 확인하기 위해 휨항복 이 선행되도록 하였다. 이때 KDS 14 20 80에 따라 기둥 부재에 대해 내진 설계 특별 고려사항의 특수모멘트골조 지침 반영하여 기둥의 전단파괴를 방지하였다. 실험체의 크기는 가로 4,800 mm, 너비 1,200 mm, 높이 3,340 mm로 제작하였다. 기둥 부재는 실제 옥탑 구조물에 사용되는 치수로 220 mm이며, 보 부재는 중량체를 얹기 위해 T형 보 형태로 150×240 mm이다. IF의 보 주근은 UHD600 D16, 기둥 주근은 UHD600 D19를 사용하였다. OF의 보 주근 또한 UHD600 D16, 기둥 주근은 SHD500 D19를 사용하였 다. IF 기둥의 경우, 응력집중이 예상되는 헤디드 바와 커플러와의 연결부 에서 파단이 발생하지 않도록 헤디드 바의 중간 몸통부를 직경 19 mm에서 17 mm로 연마하였기 때문에, 두 실험체의 기둥 휨강도를 동일하게 하기 위 해 OF의 기둥 주근은 UHD600 대신 SHD500이 사용되었다. 부재 단면 내 부가 협소하여 보에는 U형 스터럽, 기둥에는 90° 폐쇄형 갈고리를 갖는 겹 침철근을 적용하였다. 접합부는 일체성과 효과적인 응력전달을 위해 무수 축 고강도 그라우트로 충전하였다. 실험체 설치 모습은 Fig. 6, 상세도면은 Fig. 7과 같다.

실제 건축물의 거동을 파악하기 위해 실험체 상부에 연직하중을 고려하 였다. 옥탑구조물은 엘리베이터 기계실로 주로 사용되며, KBC 2016 0310 절 및 <해표 0310.1>[12]에 따라 엘리베이터실 보 1개에 작용하는 중력하 중을 총 3.5 ton으로 산정하였다. 이 실험에서는 4.3 ton의 중량체를 보 부 재 상부에 전산볼트로 체결하여 앞서 산정한 연직하중보다 보수적으로 계 획하였다. 기초부는 가진 시 기초의 움직임을 최소화하기 위해 18개의 전산 볼트로 진동대와 직접 결속하였다.

실험체의 질량을 파악하기 위해 Bare frame은 7.13 ton, Mass plate는 3.68 ton으로 직접 측정하였으며 질량에서 제외되는 기초부는 측정이 불가 하여 배합비(Table 2)를 참고하여 5.94 ton으로 추정하였다. 일반적으로 건물과 같이 층의 구분이 명확한 구조물을 집중질량모델로 간략화시킬 경 우 집중질량의 위치는 Beam-Column 연결부가 된다[13]. 따라서 기둥 절 반의 질량을 실험체 질량에 추가하여 최종적인 집중질량은 4.53 ton으로 산출되었다.

3.2.3 데이터 계측

실험체의 동적거동을 파악하기 위한 가속도 응답은 보 중앙, 기초 중앙 의 상부면에 가속도계를 부착하여 계측하였다. 변위 응답은 진동대 외부에 철물 프레임을 설치하여 기둥 상부 측면, 기둥 중앙부 측면, 기초판 측면에 Wire LVDT를 이용하여 각각의 절대 변위로 계측하였다. 가진 시 기둥 상 부 측면과 진동대 자체의 변위계의 데이터 차이로 층간변위인 상대변위를 측정할 수 있다. 접합부의 거동은 접촉식 LVDT를 셋트앵커로 고정하여 계 측하였다. 밑면전단력에 의해 실험체에 작용하는 횡하중은 식 (1)의 뉴턴의 제 2법칙에 따라 실험체 질량과 보 상부 가속도의 곱으로 산정하였다.

여기서, F는 실험체에 작용하는 횡하중(N), m은 실험체 질량(kg), a는 가 속도 응답(g)이다.

4. 준정적 내진성능 실험 결과

4.1 재료시험 결과

PCF 및 RCF에 사용된 철근의 공칭 항복강도는 모두 400 MPa이며, 공 칭 압축강도 30 MPa의 콘크리트와 공칭 압축강도 60 MPa의 모르타르가 사용되었다. 재료 시험 결과, 3개의 재료 시편에 대해 평균적으로 철근의 항 복강도는 465 MPa, PCF의 콘크리트 압축강도는 27.0 MPa, RCF는 31.1 MPa로 측정되었다. 모르타르는 양생기간이 충분하지 못해, 시험 당일 압 축강도 42.2 MPa로 측정되었다.

4.2 하중-변위 이력

PCF 및 RCF의 하중-변위 이력은 Fig. 8과 같으며, Table 3에 최대 하중 및 모멘트, 공칭 모멘트내력이 제시되어있다. (+)는 정가력, (-)는 부가력 방 향을 의미한다. 최대 하중은 PCF의 경우 정가력 시 층간변위비 4%에서 843.3 kN, 부가력 시 층간변위비 3%에서 804.2 kN으로 측정되었다. RCF 의 경우 정가력 시 층간변위비 4%에서 857.1 kN, 부가력 시 층간변위비 4%에서 855.8 kN으로 측정되었다. RCF 대비 PCF의 최대 내력비는 0.98 이며, RCF의 단면해석으로 구한 공칭 내력 대비 PCF의 최대 내력비는 1.14로 가압고정 기계적이음 시스템이 사용된 PCF가 우수한 휨강도를 가 짐을 확인하였다. ACI 374.1-05[14]에서 층간변위비 3.5%에서 최대하중 의 75% 이상의 내력이 확보되어야 한다고 명시하고 있다. Fig. 8에 정가력 및 부가력 방향별 최대하중 E_max의 75%선이 표시되어있으며, 층간변위비 4%에서 모두 0.75E_max 이상의 하중재하능력을 확보함을 확인하였다.

Fig. 9는 실험체의 최종 파괴 형상을 보여준다. 가력은 정방향부터 진행 되었으므로 부가력 시에는 이전단계의 정가력에서 발생한 균열로 인해 내 력이 감소하였다. 그 결과, PCF는 층간변위비 4% 단계의 부가력 2회차에 서 인장부 헤디드 바의 인장파단이 발생하였고 그 후 5% 단계의 정가력 1 회차에서 인장부의 두 헤디드 바 모두 인장 파단이 발생하여 실험체의 하중 재하능력이 감소하였다. 이후 5% 단계의 부가력 1회차에서 남은 헤디드 바 의 파단이 발생하였다. 헤디드 바의 나사부가 절삭가공 되었기 때문에 유효 단면적의 감소에 따라 응력이 집중되어 불리함이 있었다. 이에 최대강도 이 후의 큰 변형이 발생했을 시 헤디드 바를 교체할 것을 권장한다. 더 나아가 나사부를 전조가공으로 제작한다면 고응력에 보다 더 유리하여 비탄성영 역에서의 성능이 향상될 것으로 판단된다. RCF의 경우 층간변위비 5% 가 력단계에서 기둥 단부 주근 좌굴로 인해 콘크리트 탈락이 발생하였다.

4.3 할선 강성

PC 부재와 RC 부재의 강성 차이를 파악하기 위해 각 가력단계에서 최대 하중을 기준으로 식 (2) ~ (4)에 따라 각 실험체의 강성을 산출하여 비교하 였다(Table 4). 여기서 k_e는 해당 가력단계에서 정가력 방향과 부가력 방향 의 최대내력(P_max)과 최대층간변위비(Δ_max) 지점을 이은 할선의 기울기 로 산정하였다.

가력단계 4%까지 PCF의 할선강성은 RCF 대비 93% 이상의 성능을 나 타냈다. 즉, PCF의 할선강성이 헤디드바 파단 이전까지는 RCF와 유사한 수준이었으나, 헤디드바가 파단된 이후의 가력단계인 5%에서는 급격히 감 소하였다. 그라우트 슬리브는 RC와 유사한 성능을 발현한다는 것은 많은 선행연구에서 밝혀진 바 있으며[4-7], 기둥의 코너부에 적용된 4개의 기계 적이음 시스템 또한 헤디드 바의 파단 이전까지 스플라이스 슬리브와 함께 하중을 지지하며 강성에 기여한 것으로 판단된다.

4.4 에너지소산능력

에너지소산능력은 하중-변위 이력곡선에서 각 가력단계의 곡선 내 면적 의 합산으로 정의된다. Fig. 10은 PCF 및 RCF의 각 가력단계별 누적 에너 지소산량을 보여준다. Table 4와 같이 층간변위비 2%까지는 PCF의 소산 량이 RCF 대비 약 1.25배 크게 나타났다. 3% 이후에는 PC 구조의 특성상 연성 감소 및 핀칭현상에 따라 두 실험체가 반전되어, RCF가 더 큰 소산량 을 가지는 것으로 나타났다. 전반적으로 극한변형이 아닌 수준에서는 PCF 가 RCF와 유사한 수준의 에너지소산능력을 가짐을 확인하였다.

5. 동적 내진성능 실험 결과

5.1 재료시험 결과

실험체의 콘크리트는 겨울철 기후를 고려하여 호칭강도 40 MPa의 콘 크리트를 타설하였고 평균압축강도는 33 MPa로 측정되었다. 사용된 철근 중 D16은 UHD600, D19는 SHD500, UHD600을 사용하였다. D16의 평 균항복강도는 625 MPa이며 D19의 SHD500은 615 MPa로 측정되었다. 가압고정 이음장치의 경우, 실험체 제작과정에서의 문제로 내부체결형은 인장시험을 진행하지 못하였으나, 외부체결형은 항복강도 600 MPa, 인장 강도 649 MPa로 나타났다. Fig. 11(a)는 UTM의 변위로 측정한 데이터이 며 초기 지그물림에서 발생한 슬립은 제외하여 보정하였다. Fig. 11(b)의 변형률은 데이터로거기의 용량한계로 30,000(μ)까지 측정되었다.

5.2 Random wave 가진단계

실험체의 고유진동수 추정을 위해 White noise의 Random wave로 가 진하였다. 응답을 이용하여 전달함수로 변환한 결과는 Fig. 12와 같다. IF 와 OF 모두 고유진동수는 약 3.0 Hz로 측정되어, 고유주기(T_n)는 약 0.33 초임을 알 수 있다. 고유주기와 실험체 질량(m)을 바탕으로 식 (5)에 따라 실험체의 파괴 전 시스템 강성(k)은 1,591 N/mm로 산정되었다.

Fig. 13에 가진이 종료된 실험체의 균열이 흑색으로 표시되어 있다. 가 진 이전, 중량체 재하단계에서 발생한 보 하부의 휨균열이 다소 진전되었으 며 OF에서 상대적으로 더 많은 균열이 발생하였다.

5.3 경주지진 가진단계

Fig. 14와 같이 경주지진 가진단계 후 발생한 균열은 청색으로 표시하였 으며 IF와 OF 모두 유사한 균열양상을 보였다. 주로 기둥 하단부, 보 양단 부, 보 하부에서 휨에 의한 횡방향 균열과 충전 그라우트와 콘크리트면의 이 음부분의 미세균열이 발생하였다. 그 외 구조의 손상은 미미하였다.

Table 5에 동적거동 결과를 요약하였다. 가속도 응답은 보 중앙부의 상 부에 부착한 가속도계로 측정하였다. 가속도계의 노이즈 및 주변 환경의 진 동 등을 고려하여 대역통과필터로 0.05 ~ 15 Hz 영역 외의 데이터는 제거 하였다. Fig. 15에 각 실험체의 가속도 응답을 진동대 출력 가속도와 비교하 여 나타냈으며, 가속도 수치가 미약한 초기와 후기 부분의 응답은 생략하였 다. 경주지진 가진의 최대지반가속도는 0.13 g이며 최대응답가속도는 16.5 초에서 IF와 OF 각각 0.24 g와 0.37 g로 최대지반가속도의 1.85배와 2.85 배에 해당한다. 일반적인 탄성시스템에서의 동적증폭계수는 감쇠비가 1.5%라 가정할 경우, 탄성설계 스펙트럼 영역에서 2.98로 나타난다[15]. OF는 IF보다 최대응답가속도의 증폭비는 크지만, 실험 전반적으로 가속도 응답 증폭은 작게 나타났다. 변위 응답은 층간변위인 상대변위로 파악하였 다. 진동대의 최대변위는 3.5 mm이며 실험체 상부의 최대응답변위는 16.5 초에서 IF와 OF 각각 7.8 mm와 7.7 mm로 진동대 최대변위의 2.23배와 2.20배로 나타났다.

실험체의 하중-변위 이력곡선은 Fig. 16과 같다. IF의 최대횡하중은 10.2 kN이며 OF는 11.2 kN으로 경주지진에 의해 발생한 두 실험체의 응 답은 유사한 수준이었다.

5.4 Chi-Chi지진 가진단계

Fig. 17과 같이 Chi-Chi지진 가진단계 후 발생한 균열은 적색으로 표시 하였으며, 공통적으로 PC 부재의 특성상 보 양단부의 충전 그라우트 접합 부와 기둥 하단부의 충전 그라우트와 콘크리트면의 계면에서 균열이 집중 되었다. IF는 고정 너트가 보와의 접합면에서 체결되는 형태이므로 기둥에 서의 균열 발생은 미미하였다. 반면 OF는 고정 너트가 기둥 패널존 내부에 서 체결되는 형태이므로 해당부분에서 충전 그라우트와의 계면에서 미세 균열이 발생하였다. 최종적으로 전단파괴, 부착파괴, 피복탈락은 발생하지 않았으며 질량체 하중을 지지하며 가진 이전의 형태를 유지하였다. 실험이 종료된 후 실험체를 해체하여 내부의 접합시스템 요소들의 상태를 확인한 결과, 파단 및 체결요소의 풀림은 발생하지 않았다.

본 단계 또한 Table 5에 동적거동 결과를 요약하였다. 가속도 응답은 대 역통과필터로 0.05 ~ 15 Hz 영역 외의 데이터는 제거하였다. Chi-Chi지진 가진의 최대지반가속도는 0.79 g이며 최대응답가속도는 40.9초에서 IF와 OF 각각 1.24 g와 1.34 g로 최대지반가속도의 1.57배와 1.67배에 해당한 다(Fig. 18). 경주지진과 유사하게 OF는 IF보다 최대응답가속도의 증폭비 는 크지만, 실험 전반적으로 가속도 응답 증폭은 작게 나타났다. 변위 응답 의 결과로는 진동대의 최대변위가 33.4 mm이며 최대응답변위는 40.9초 에서 IF와 OF 각각 76.2 mm와 97.5 mm로 진동대 최대변위의 2.28배와 2.92배로 나타났다. 가속도 응답과 마찬가지로 OF는 IF보다 최대응답변위 의 증폭비는 크지만, 실험 전반적으로 응답 증폭이 작게 나타났다.

실험체의 하중-변위 이력곡선은 Fig. 19와 같다. IF의 최대횡하중은 52.7 kN, OF는 57.2 kN으로 나타났다. 최대횡하중에 대하여 OF는 IF보 다 1.09배 크게 나타났으며 최대층간변위비 또한 OF가 IF보다 1.3배 크게 나타났다. OF는 기둥 패널존 내부에 그라우트 충전 면적이 IF보다 큼에 따 라 계면에서 미세균열이 더 많이 발생했을 것이다. 또한 커플러를 사용하지 않고 주근이 수용 소켓에 직접 연결되므로 휨균열이 보 길이 전반에 걸쳐 고 르게 분포하였다. 따라서 OF는 강성이 다소 감소하여 고유주기가 높아짐 에 따라 가속도가 더 크게 증폭하였다. 이는 IF 대비 큰 횡하중으로 작용하 여 변형이 더 크게 발생한 것으로 판단된다.

5.5 시스템 강성

선형탄성 시스템에서 실제적인 강성을 갖는 보로 구성된 RC 골조의 이 론적 횡강성은 정적해석에서 사용되는 표준화된 방법으로 식 (6)과 같이 횡 하중과 변위의 관계로 구할 수 있다. 보와 기둥의 강성이 상이할 경우 식 (7) 과 같이 보-기둥 강성비(ρ)를 고려하여 산정한다. 해당 이론적 강성은 3,918 N/mm로 계산되었으며, 실험체의 Phase 2, 3 가진에 따른 실제 유효 강성을 식 (2)를 통해 산정하였다. 일정한 단계로 단조가력을 진행한 실험 이 아니었기 때문에 기준 층간변위비 0.2%, 0.5%, 1%, 1.5%, 2%, 2.5%에 서의 최대내력으로 강성도를 파악하였다.

여기서, f_s는 횡하중(N), k는 시스템 강성(N/mm), u는 횡변위(mm), E 는 탄성계수(MPa), I_c는 기둥의 단면 2차모멘트(mm⁴), h는 높이(mm) 이다.

경주지진 단계의 경우, IF는 1,644 N/mm, OF는 1,530 N/mm로 나타 났다. 이는 식 (5)에서 고유주기와 질량을 기반으로 산출한 강성과 유사한 것을 알 수 있다. 이를 식 (7)로 산출한 이론적 시스템 강성과 비교하면 IF는 42%, OF는 39%에 해당한다. Chi-Chi지진 단계의 경우, IF의 각 기준 층 간변위비에서 강성은 960 N/mm, 941 N/mm, 863 N/mm, 807 N/mm, 750 N/mm이며. OF의 경우, 930 N/mm, 824 N/mm, 842 N/mm, 777 N/mm, 717 N/mm로 나타났다(Table 6). 이전단계에서 발생한 균열과 더 불어, 지진하중에 의해 변위가 증가할수록 실험체의 비탄성 거동에 따른 손 상이 확대되면서 강성이 점차 저하되는 경향을 보였다. 전반적으로 IF가 OF에 비해 강성이 높은 것을 확인할 수 있다. 이는 외부체결형이 내부체결 형 대비 그라우트 충전 영역이 더 많으며, 이로 인해 콘크리트와의 계면에서 미세균열이 더 넓게 발생하였기 때문으로 판단된다.

5.6 에너지소산능력

IF와 OF의 에너지소산량과 등가점성감쇠를 산출하여 Table 7에 요약 하였다. 우선, 에너지소산량은 Chi-Chi지진 단계의 시간 변화에 따른 하중- 변위 곡선의 내부 면적을 계산하여 평가하였다. 동적 실험은 정적 실험과 달 리 단계별로 진행된 것이 아닌 실제 지진파를 적용하여 진행되었으므로 에 너지소산량은 시간대별 포락곡선을 기준으로 내부 면적을 계산하여 평가 되었다. 시간의 흐름에 따른 누적 에너지소산량을 비교하고자 Fig. 20과 같 이 나타내었다.

두 실험체는 모두 30초부터 35초, 40초, 50초 지점에 누적 에너지소산 량이 큰 폭으로 변화하였으며 이는 높은 가속도가 작용한 구간으로 판단된 다. 40초대 구간에서의 누적 에너지소산량을 비교하면, IF는 1,329 kN·mm, OF는 2,121 kN·mm로 OF가 IF에 비해 1.6배 크게 나타났다. 최종단계에 서 IF는 2,535 kN·mm, OF는 3,802 kN·mm로 OF가 IF에 비해 1.5배 크 게 나타났다.

실제 구조물에서 여러 가지 감쇠기구로 소산되는 에너지와 구조물의 소 성힌지 등 비탄성 거동으로 인해 추가되는 총 소산에너지의 감쇠상수를 파 악하기 위해, 하중-변위 이력곡선의 내부면적에 해당하는 에너지소산능력 에 등가점성감쇠를 적용하여 비교하였다. 이는 지진력이 작용하였을 때 에 너지가 소산되는 양을 실제 구조물에 존재하는 모든 감쇠기구를 합친 효과 와 동등한 점성감쇠로 표현한 것이다[16]. 식 (8) 및 식 (9)와 같이 이론적인 등가점성감쇠(ζ_eq)는 실제 구조물에 있어서 한 사이클 동안 소산된 에너지 와 같다고 가정한다. 각 실험체의 에너지소산량의 정의는 Fig. 21과 같다.

여기서, ω는 가진진동수(Hz), ω_n는 고유진동수(Hz), E_So는 변형에너지 (kN·mm), E_D는 한 사이클 동안 소산된 에너지(kN·mm)이다.

35초 이전의 가진에서는 등가점성감쇠가 다소 높은 것을 알 수 있다. 이 는 작은 층간변위비에서 실험체가 거동할 때 철물간의 슬립과 접합부의 불 연속 구간의 영향이 있었던 것으로 판단된다. 이로 인해 RC 구조물에 비해 에너지소산이나 핀칭현상에 있어서 불리한 거동을 보였지만 이는 건식공 법으로 접합되는 PC 구조물의 일반적인 현상이라 할 수 있다[17]. 전반적 으로 에너지소산량이 많아진 35초 이후 최대층간변위를 기준으로 비교하 였을 때, 두 실험체의 등가점성감쇠를 고려한 측면에서 에너지소산능력은 유사하게 나타났다. 종합하면, 중량, 실험체 규격, 입력지진파가 일정하였 음으로 변수가 되는 실험체 접합부의 영향으로 두 실험체의 거동이 상이한 것으로 판단된다. 초기 고유진동수는 동일하였지만, OF에 미세균열이 넓 게 분포함에 따라 강성이 달라지면서 각 고유진동수에 해당하는 응답스펙 트럼이 상이하였다고 판단된다. 실험체의 강성 및 에너지소산량을 기반으 로 추정한 등가점성감쇠비는 두 실험체가 유사하였지만, 결과적으로 강한 지진력을 받게 된 OF는 IF에 비해 큰 횡변형 능력을 보였으며(IF: 76.2 mm, OF: 97.5 mm), 강진에 대해 연성적으로 거동한다는 것을 알 수 있다.

6. 결 론

본 연구에서는 PC 보, 기둥 부재의 접합 시 시공성이 우수하고 구조성능 이 확보된 가압고정 기계적이음 시스템을 개발하였으며, 요구되는 성능과 체결방식에 따라 다양한 형태로 적용하였다. 각각의 시스템의 해당 부재 적 용 시 구조성능 및 동적거동을 분석하기 위해 준정적 및 동적 내진성능 시험 을 진행하였다. 실험을 통해 다음과 같은 결론을 도출하였다.

준정적 내진성능 실험을 통해 PC와 RC 부재의 성능을 직접 비교하였다. RCF 대비 PCF의 최대 내력비는 0.98로 동등하였으며, 최대하중 발현 이 후로도 층간변위비 4%에서 최대하중의 75% 이상의 하중재하능력을 유지 하였다. 가압고정 기계적이음 시스템은 스플라이스 슬리브와 함께 하중을 지지하며 RC와 동등한 강성을 유지하였다. 또한 PCF는 층간변위비 4%까 지 충분한 에너지소산능력을 발현하여 RCF와 유사한 성능을 보였다.

동적 내진성능 실험을 통해 제안된 기계적이음이 적용된 PC 골조의 성 능을 파악하였다. 최대지반가속도 0.79 g의 강진에도 골조는 붕괴되지 않 으며 연성거동하였고 기계적이음 시스템의 취성적인 파괴 또한 발생하지 않았다. 내부체결형과 외부체결형을 각각 PC 골조에 적용한 결과, 외부체 결형은 균열이 상대적으로 많아 변형이 크게 발생하였지만 최대하중은 큰 차이가 없었다. 또한 골조의 강성이 다소 낮지만 강진에 대하여 연성 및 에 너지소산 측면에서는 유리하게 거동함을 확인하였다.

결과적으로 가압고정 기계적이음이 적용된 PC 구조는 횡하중에 대하여 강도, 강성, 횡변형 등에 있어 안정적인 구조성능을 발현하였다. 체결 즉시 강도를 발현하여 가설재를 존치해야 했던 기존 습식공법과 다르게 구조부 재의 자립 성능이 확보됨을 확인하였다. 이는 장비 운용 및 후속 공정의 원 활한 관리가 가능하게 하여 공사비 절감 및 공기 단축에 효과적일 것으로 기 대된다.