1. 서 론

최근 국내 건설환경은 현장중심의 생산공법에서 급격히 탈피하여 소위 탈 현장 건설(Off-Site Construction, OSC) 공법의 적용을 요구하고 있다. 프 리캐스트 콘크리트(Precast concrete, PC) 공법은 고품질의 단위부재들을 공장에서 선제작하기 때문에 공기단축을 통한 금융비용 및 투입 노무비를 절 감할 수 있는 것으로 알려져 있으며, 즉시 실현가능한 대표적인 탈현장 공법 이다[1]. 기존의 PC 공사에서는 상부와 하부 기둥을 연결하기 위하여 주로 스플라이스 슬리브(splice sleeve)를 이용하였으며, 이는 그라우트를 주입하 여 일체화하는 습식 기계적이음 공법이다. 이 같은 습식 공법은 그라우트의 충분한 강도가 발현될 때까지 양생기간이 필요하고 이에 따라서 다수의 가설 재가 필수적으로 요구되어 상부층 공사가 지연되는 단점이 지속적으로 지적 되고 있다. 이를 개선하기 위하여 이 연구에서는 압축력과 인장력을 모두 전 달할 수 있는 건식 기계적이음을 개발하였고, 이를 활용한 PC 모멘트골조의 요구성능 및 내진성능 확보 여부를 평가하고자 한다. 이를 통해 가설재 없이 도 자립이 가능한 시스템(Self-sustaining system, SSS)을 구현하고, 시공안 정성과 급속시공성능을 동시에 달성할 수 있을 것으로 판단된다.

2. 실험적 연구

2.1 공법개요

이 연구에서는 건식 기계적이음을 통해 연결된 PC 보-기둥 접합부 실험 체를 제작하여 접합부의 거동 및 내진성능을 실험적으로 분석 및 평가하였 다. Fig. 1에는 건식 접합부를 갖는 PC 공법의 시공순서를 보여주고 있으며, Fig. 2는 이 연구에서 적용된 기계적이음 공법의 상세를 제시하였다. 이 연 구에서 적용된 건식 기계적이음은 외부홀더와 이에 연결되는 고정캡 및 내 부헤드로 구성되어 있다. 외부홀더와 고정캡의 체결을 통해 인장력을 기계 적이음으로 전달하고, 내부헤드를 통해 압축력을 전달하는 방식이다. PC 기둥-기둥 이음부(수직 커플러)와 PC 보-기둥 접합부(더블헤드, 싱글헤드, 장철근)를 일체화할 수 있도록 설계하였다. 여기서 더블헤드(double head) 는 기둥과 보에서 연장된 양쪽철근에 헤드를 맞닿게 설치하며, 싱글헤드 (single head)는 기둥내부에 홀더만 설치되고, 보에서만 헤드를 조절하여 맞닿게 하는 방법이다. 헤드는 철근과 나사로 조립되어 있으며, 나사를 풀 어서 상대측 철근과 맞닿도록 구성되어 있다. 장철근 접합(slab coupler)은 현장타설콘크리트 부분(즉, 슬래브)에 배치되는 길이방향철근을 직접회전 하여 홀더에 나사조립하는 방식으로 기본적인 상세는 싱글헤드와 비슷하 다. 요약하면, 홀더는 PC 부재 내에 미리 매설되며, 현장에서는 내부헤드 (싱글 또는 더블 헤드)의 나사를 풀어 상호 밀착시키고, 외부 고정캡을 홀더 에 체결하여 시공을 마무리한다. 외부홀더와 고정캡은 PC 부재의 조립시 오차를 수용할 수 있도록 고안되었다.

실험체에 적용된 기계적이음의 성능을 평가하기 위하여 KS D 0249 ^「철근 콘크리트용 봉강의 기계식 이음의 검사방법_」에 따라 시편을 제작 하여 일방향 인장시험 및 고응력 반복 시험을 수행하였고, 모두 요구성능을 충분히 만족하는 것을 확인하였다. 또한, 현행설계기준에서 규정하고 있는 유형2 기계적이음에 준하는 성능 또한 만족하였다. 기계적이음 시험 방법 및 성능평가 결과는 2.4절에서 설명하였다.

이 연구에서는 기계적이음을 적용한 건식 PC 보-기둥 접합부가 중간모 멘트골조의 요구성능을 만족하기 위하여 정적반복가력 실험을 수행하였다. 실험 결과를 토대로 접합부의 균열 및 파괴양상, 거동을 검토하고 건식 PC 기계적이음 공법이 적용된 중간모멘트골조 보-기둥 접합부 실험체를 정량 적 해석을 통해 기존의 일체로 타설된 철근콘크리트(Reinforced concrete, RC) 공법이 적용된 실험체와 동등성 확보를 평가하였다.

2.2 실험체 설계

이 연구에서는 기계적이음을 적용한 건식 PC 골조 시스템의 현장 적용 성을 검토하고자 ACI 318-19(ACI committee 318. 2019)[2]와 ACI 352[3]에 근거하여 실험체를 설계하였다. ACI 318-19 18.4에서 요구하는 중간모멘트골조의 보, 기둥 및 접합부 상세를 토대로 PC 접합부 실험체 (PC-S)를 제작하였고, 이와 동등성을 평가하기 위해 접합부가 일체로 타설 된 실험체(RC)를 제작하였다. 실험체의 주요 특징을 Fig. 3에 나타내었다. PC-S 실험체는 PC 보는 속이찬 중실단면이며, 이에 따라서 보의 주철근은 기계적 이음 장치(더블헤드, 싱글헤드, 장철근)를 통해서만 기둥을 관통하 여 연결된다. 앞서 설명한 것과 같이, 덧침콘크리트(즉, 슬래브)에 배치되는 길이방향 철근은 장철근, 기둥을 관통하는 상부와 하부 보 길이방향 철근은 각각 싱글헤드와 더블헤드 상세를 갖도록 연결하였다. PC-S 실험체의 기 둥-기둥 이음은 기둥의 4개 모서리에 배치된 SHD22 철근을 싱글헤드를 갖는 기계적이음 장치로 체결하였으며, 이외의 기둥의 나머지 주철근은 스 플라이스 슬리브를 통하여 연결하였다. 즉, 코너의 4개 철근은 건식 기계 적이음을 적용하여 시공하중에 대해 자립성능을 확보하였고, 나머지 기둥 의 주철근은 습식 공법인 스플라이스 슬리브를 통해 기둥-기둥 이음부의 일체성을 도모하였다. RC 실험체는 PC 실험체와 동등한 휨강도를 확보하 기 위해 보 상･하부에 각각 4-HD22, 2-HD16 + 2-HD13 철근을 배근하였 다. 모든 실험체는 실험실의 현실적인 제약사항인 양중무게 및 가력장비의 용량을 고려하여 높이는 3,220 mm, 경간길이는 6,000 mm로 계획되었으 며, 모든 실험체의 보와 기둥의 크기는 각각 600 mm×600 mm 및 600 mm×700 mm이다.

2.3 실험체 제작 과정

Fig. 4에는 PC 실험체의 제작과정을 나타내었다. PC 실험체는 PC 보와 PC 기둥을 별도로 콘크리트 타설하였으며 각 부재의 양생기간은 약 2주 소 요되었다. 이후 상·하부 PC 기둥의 각 모서리에 위치한 수직 커플러를 체결 하여 시공하중에 의한 전도를 방지하였으며 하부 기둥 브라켓에 걸침길이 180 mm를 두어 PC 보 부재를 안착시킨 뒤에 수평방향 기계적이음 장치를 체결하였다. 덧침콘크리트를 타설하기 이전에 기둥의 스플라이스 슬리브 와 PC 보의 포켓부에 무수축 그라우트를 충전하였다. 이후 PC 개별부재 양 생기간 이후 덧침콘크리트를 PC 보 상부에 타설하여 실험체를 일체화하였 다. 충분한 덧침 콘크리트의 강도를 발현하기 위해 타설 후 약 4주 후에 횡방 향 정적반복시험을 수행하였다.

2.4 재료 및 기계적이음 성능시험

실험체에 사용된 콘크리트 압축강도는 35 MPa 로 설계하였으며, 철근 의 항복강도는 400 MPa(HD철근), 500 MPa(SHD철근) 이형 철근을 사 용하였다. Table 1과 Table 2는 각각 콘크리트 압축시험과 철근 인장시험 결과를 요약하였으며 콘크리트의 재료 강도는 정적 반복 실험일에 원형 공 시체 5개를 압축 재료시험을 수행하여 평균 재료강도로 산정하였다. 기계 적이음은 KS D 0249에서 규정하는 성능 시험을 Fig. 5에 따라 수행하였으 며 일방향 인장 시험과 고응력 반복 내력 시험 결과를 각각 Fig. 6와 Fig. 7 에 나타내었다. 기계적이음 성능시험 결과 모든 기계적이음은 유형 2 기계 적이음 성능과 0.3 mm 보다 작은 미끄러짐 및 강성 기준을 만족하는 것으 로 판정되었다. Table 3에는 기계적이음의 성능시험 결과를 나타내었다.

2.5 실험 방법

Fig. 8에는 실험세팅과 계측장비의 위치를 나타내었다. 기둥의 하부에 배치된 지점철물을 이용하여 핀지점으로 구현하였으며, 보의 양단부에 롤 러 지점을 구현하고자 450 mm 떨어진 구간에 힌지 2개를 배치하였다. 횡 방향 가력점은 기둥 하부면에서 2,850 mm 떨어져 있으며 가력점에서부터 기둥 하부에 위치한 힌지점 중심까지의 거리는 3,170 mm이다. 실제 구조 물에서 발생하는 중력하중을 모사하기 위해 기둥 단면의 공칭 압축강도 대 비 약 10%를 축력으로 재하하였다. 가력상세는 ACI 374.1-05[4]에서 제 시된 이력을 사용하였다. 2,000 kN 용량의 액츄에이터를 상부 기둥에 체결 하였으며, 변위제어방식으로 층간변위비 0.2%부터 6.0% 까지 각 하중단 계에 대하여 정·부방향으로 3회 반복가력하였으며, 가력한 이후에도 여력 이 남아있는 실험체의 경우 층간변위비 7.0% 정·부방향 1회 가력하였다. 실험체의 변위측정은 횡방향 가력점에 위치한 수평 LVDT의 계측값을 활 용해 하중 단계의 목표 변위를 산정하였으며 접합부에 수평 및 대각방향으 로 위치한 LVDT(LVDT 2~5, 9~10)는 보와 접합부의 회전각을 측정하고 자 하였다. 또한, 실험체 지점에 위치한 철물에 LVDT(LVDT 6~8)는 힌지 철물의 수평변위를 측정하여 실험 중 발생할 수 있는 상대적인 미끄러짐을 실시간으로 보정하였다. 최대하중의 80% 이하로 하중이 계측되면 실험실 안전규정에 준하여 가력을 종료하였다.

3. 실험 결과

3.1 이력거동

실험체의 공칭강도(P_n)는 보 단면의 정·부방향 공칭 휨강도를 기둥 상 부의 가력점에 작용하는 횡력으로 치환하여 산정하였다.

여기서, M_b+와 M_b-는 각각 보 단면의 정방향 및 부방향 공칭 휨강도, h_eff 는 실험체의 유효 높이로서 3,170 mm이다. Table 4는 실험에서 계측된 보- 기둥 접합부 실험체의 정·부방향 항복점, 파괴점, 최대하중과 최대하중 도 달 시 층간변위비와 초과강도비, 연성도를 정리하여 나타내었다. 실험체의 항복점은 Fig. 9에 따라 산정하였으며 파괴점은 하중이 실험 최대하중의 80% 이하로 감소하는 시점으로 산정하였다. 모든 실험체는 기둥에 비해 보 부재에 다수의 휨 균열이 나타났으며 이력 곡선에서 최대 하중은 보의 공칭 강도와 유사하게 나타났다. 또한, 실험체의 파괴모드는 보 부재의 내단부 소성힌지 구간에서 상·하부 콘크리트의 압괴 및 주철근 파단으로 인한 휨파 괴로 나타난 것으로 판단되며 따라서 현행설계기준에 부합하는 강기둥-약 보의 거동을 보였다.

Fig. 10(a)는 중실단면을 갖는 PC-S 실험체의 이력곡선과 균열상세를 나타내었다. 초기 하중단계에서 보의 휨 균열이 나타났으며 정·부방향 각각 216.3 kN(0.84%) 및 -213.9 kN(-0.89%)에서 항복점에 도달하였다. 접합 부의 전단균열은 정·부방향 층간변위비 ±1.5%에서 발생하였으며, 이후 접 합부의 전단균열은 크게 진전되지 않았다. 실험체의 정·부방향 최대 하중은 각각 241.0 kN(3.49%), -234.2 kN(-3.49%)이다. 정·부방향 층간변위비 ±3.5%에서 기계적이음이 매설되어있는 포켓부의 콘크리트가 탈락하였으 며, 정·부방향 층간변위비 ±4.5%에서 기계적이음된 보의 일부 주철근이 기계적이음 외부에서 파단되었다. 이후 정방향 및 부방향에 대하여 층간변 위비 6.75%과 -6.46%에서 보 상·하부 콘크리트 압괴로 실험체가 파괴점 에 도달하였다.

Fig. 10(b)는 보와 기둥이 일체로 타설된 RC 실험체의 이력거동을 나타 내었다. 초기 하중단계에서 보 내단부에 휨균열이 발생하였으며 접합부의 대 각 전단균열은 PC-S 실험체보다 이른 시점인 정･부방향 층간변위비 ±1.0% 에서 발생하였다. RC 실험체는 정･부방향 각각 183.0 kN(0.57%) 및 -189.5 kN(-0.68%)에서 항복점에 도달하였다. 실험체의 최대하중은 정방 향과 부방향에 대하여 각각 219.6 kN(1.47%) 및 -218.6 kN(-2.00%)로 나 타났다. 이후 하중단계가 증가할수록 RC 공법의 전형적인 거동을 보여주 었으며, 보의 주철근 파단 및 기둥의 콘크리트 압괴로 인한 손상이 크게나타 나 정･부방향에 대하여 층간변위비가 각각 4.16% 및 -4.37%에서 PC-S 실 험체보다 이른 시점에 파괴점에 도달하였다. PC-S 실험체를 RC 실험체와 층간변위비-하중 곡선을 비교하였을 때, PC-S 실험체는 항복점 및 최대 하 중 도달 시점이 RC 실험체보다 높은 층간변위비에서 도달하였다.

Fig. 11는 PC-S 실험체와 RC 실험체의 포락곡선을 분석하기 위해 각 실험체의 이력거동을 층간변위비에 따른 초과강도로 정규화하여 나타내었 다. 두 실험체의 초기 강성 및 공칭강도 도달시점은 유사하였으며, 초과강 도는 PC-S 실험체가 RC 실험체보다 높게 나타났다. 이는, PC-S 실험체의 높은 강성을 보유한 기계적이음이 접합부 부근에서 압축력 및 인장력을 모 두 부담하는 거동을 보여주어 초과강도 및 연성능력이 높게 나타난 것으로 판단된다. 따라서 기계적이음을 적용한 건식 PC 중간모멘트골조는 RC 실 험체에 대비하여 동등성능을 충분히 보유한 것으로 판단된다.

3.2 철근의 변형률

Fig. 12는 PC-S 실험체와 RC 실험체의 보 길이방향 철근에 부착한 철 근 변형률 게이지를 통해 주요 층간변위비에서의 변형률을 나타내었다.

Fig. 12(a) 및 Fig. 12(b)은 각각 PC-S 실험체의 기계적이음된 상부철근 (장철근)과 하부철근(더블헤드)의 변형률을 보여주고 있다. 보 상·하부 주 철근의 변형률은 초기 하중단계에서는 모두 유사한 변형률 분포를 보여주 었다. 층간변위비 1.5% 이후 기둥면에서 150 mm 떨어진 위치에 배치된 기 계적이음장치 부근에서 변형률이 증가하는 양상을 보여주었으며 하부철근 은 층간변위비 4.5%에서 높은 변형률을 보여주면서 기둥 주변에서도 다소 크게 나타났다. 이는 기계적이음이 강성이 높아 다소 변형률이 집중되는 경 향을 보인 것으로 판단되며, 그럼에도 불구하고 건식이음장치는 충분한 변 형능력을 확보하고 있음을 알 수 있다. Fig. 12(c) 및 Fig. 12(d)는 각각 RC 실험체의 보 길이방향 상·하부 철근의 변형률을 보여주고 있으며 전형적인 RC 보-기둥 접합부 변형률 추이를 보여주었다. 이 실험체의 상부철근의 변 형률과 하부철근의 변형률은 유사하게 나타났으며, 층간변위비 1.5%에서 기둥 주변에서 상·하부 철근이 항복하여 소성거동을 하였다.

3.3 할선강성

할선강성 비교를 위하여 각 실험체의 정·부방향 층간변위비에 따른 첫 번째 하중 사이클에서의 할선강성을 산정하였으며 Fig. 13에 나타내었다. KS D 0249에서 규정하는 기준을 만족하는 기계적이음을 적용한 PC-S 실 험체는 모든 하중단계에서는 PC-S 실험체의 강성은 RC 실험체와 유사하 게 나타났다. 일반적으로 기계적이음을 적용한 PC-S 실험체는 기계적이음 상세가 체결식으로 되어 있어 커플러 내부의 나사산에서 초기 슬립이 발생 하여 RC 공법 실험체보다 비교적 강성이 작게 나타날 수 있다. 이 연구에서 제안하는 건식 접합부를 갖는 PC 중간모멘트골조의 경우에는 RC 공법과 대비하여 동등성을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.

3.4 에너지소산능력

에너지소산능력은 보-기둥 접합부에서 보가 기둥보다 먼저 항복하여 보 의 소성힌지 영역에서 에너지소산이 이루어져야 하며, 이는 건물의 시스템 레벨에서 내진성능을 판단할 수 있는 지표가 된다[5, 6]. Fig. 14는 각 실험 체의 이력곡선을 이용하여 산정된 누적 에너지소산량을 각 하중 단계에 대 하여 나타내었으며, 에너지소산량은 각 목표 층간변위비에서 이력곡선으 로 둘러싸인 면적으로 산정하였다. 실험체의 각 항복점 도달 시점까지 모든 실험체의 에너지소산능력은 유사하게 나타났다. 층간변위비 1.5% 이후 RC 실험체는 PC-S 실험체에 대비하여 높은 에너지소산량을 보였으며 이 는 RC 실험체가 다소 이른 시점에 최대 실험 하중에 도달한 것으로 판단된 다. 최종적으로 PC-S 실험체와 RC 실험체의 에너지소산능력을 비교하였 을 때, 1.11배 이상으로 에너지를 소산하였으며 따라서 기계적이음을 적용 한 PC-S 실험체는 RC 실험체보다 우수한 에너지 소산능력을 보유한 것으 로 판단된다.

두 실험체의 등가점성감쇠에 의한 에너지소산능력을 실험체의 각 목표 층간변위비에서 첫 번째 이력곡선에서 계산하였다. 구조물의 이력거동에 의한 등가감쇠비(ζ_eq)는 구조물의 응답을 통해 소멸되는 에너지를 의미하 며, 선형 탄성 거동으로 계산된 정적 변형에너지(E_so )를 사용하여 으로 산정될 수 있다. 여기서, E_I와 E_so는 각각 한 가력 사이클에서 소산된 에너지 및 정적 변형에너지를 의미한다. Fig. 15에는 두 실험체의 층간변위 비에 따른 등가감쇠비를 나타내었으며 층간변위비가 높아질수록 등가감쇠 비는 증가하였다. 현행 실무기준에서 제시하는 중간모멘트골조의 허용층 간변위비(내진등급Ⅱ: 2.0%)[7]에서 PC-S 실험체와 RC 실험체의 등가감 쇠비는 각각 13.2%, 15.2%로 나타났다.

3.5 접합부 전단 변형

보-기둥 접합부의 평균 전단 변형량을 측정하기 위해 두 변형 계측기 (LVDT 9, 10)를 패널존에 대각방향으로 배치하였다. 접합부 평균 전단 변 형(γ_j)은 라디안(radian) 단위로 치환하였으며, Fig. 16를 바탕으로 식 (3) 으로 산정될 수 있다.

여기서, δ_j와 δ′_j 는 패널존에서 대각방향의 변형량를 의미하며, l_j는 접합부 패널존의 변형 전 대각길이, α_j는 접합부 패널존에 위치한 LVDT의 수평에 대한 초기 각도이다.

Fig. 17는 각 실험체의 층간변위비에 따른 접합부 전단변형을 나타내었 다. 초기 층간변위비에서는 두 실험체의 접합부 변형은 유사하게 나타났으 며, RC 실험체는 PC-S 실험체와 비교하였을 때 층간변위비 1.0%에서 소 성거동을 하면서 접합부에 전단균열이 발생되어 전단변형이 크게 증가되 었다. 층간변위비 1.5% 이후 PC-S 실험체 접합부의 전단변형은 다소 증가 하였으나 RC 실험체의 전단변형은 급격하게 증가되었다.

4. 결 론

이 연구에서는 건식 기계적이음 공법이 적용된 중간모멘트골조 상세를 갖는 PC 보-기둥 접합부의 요구성능 및 내진성능을 실험적으로 평가하였 고, 이를 바탕으로 건식 PC 골조 시스템의 현장 적용성을 검토하였다. 이 연 구를 통해 다음과 같은 결론을 도출할 수 있었다.