1. 서 론

조립식 PC공법은 건축물이 설치될 부지가 아닌 공장에서 부재와 일부 접합부를 생산해 현장에 반입, 설치 및 시공하는 공법이다. PC공법은 구조체 간 조립방식을 사용하기 때문에 조립 및 해체작업은 용이하나, 이로 인한 구조물의 연결 부분에 대한 기밀성 확보는 어려워 일반 RC건물과 달리 모서리 또는 접합부위 등에서 열교가 발생하기 쉬우며, 이는 건물 전체의 단열성능에 대해 에너지 효율적 측면에서 저하를 가져올 수 있다[3, 4].

따라서 본 연구에서 제작된 PC외피-UHPC접합리브는 PC외피(커튼월)와 슬래브, 두개의 독립 부재를 구조적으로 연결, 고정할 수 있는 UHPC리브를 이용하였고 리브와 리브 사이에 단열재를 설치하여 건물의 에너지손실 최소화를 위한 단열 성능을 확보하고자 하였다.

PC외피-UHPC접합리브에 사용되는 UHPC리브는 PC외피와 슬래브를 연결하기 위해 높은 압축강도와 낮은 열전도율을 가진 UHPC(Ultra High Performance Concrete)를 활용하여 제작하였으며 리브의 내부에는 PC외피와 리브를 연결하기 위해 폐쇄형 띠철근과 전단키를 통해서 일체화 시켰다. UHPC리브는 캔틸레버 형태로 수직 구조부재인 PC외피의 힘을 리브를 통해 보 또는 슬래브로 전달하기 때문에 주로 전단력과 휨의 영향을 받는다. 또한 UHPC리브와 PC외피는 분리타설을 진행하는 조립식 구조이므로 리브와 PC외피 사이에 계면 분리현상이 발생하기 쉽다. 따라서 UHPC리브가 PC외피 수직하중으로 인해 발생하는 전단력과 휨력에 저항할 수 있는 구조적 성능을 발휘하고 PC외피와의 일체성을 확보할 수 있도록 UHPC리브에 폐쇄형 띠철근과 전단키를 설치하였다. 선행연구에서는 이러한 보강방법들에 대해 다양하게 변수를 적용해가며 총 5가지 형상의 실험체를 고려하여 실험을 진행하였다.

이를 기반으로 본 연구에서는 FEM 해석모델을 제시하였으며 실험결과와 비교하여 해석의 유효성을 확보하였다. 이를 통해 UHPC리브가 예상되는 하중에 대해 어느 정도의 안정성과 구조적 내력을 확보할 수 있는지에 대해 활용할 수 있는 정밀 상세해석모델을 제시하고자 하였다.

2. 본 론

2.1 PC외피-UHPC접합리브 실험체 계획

Table 1은 진수민 등[6]에서 실험을 수행한 5개 실험체에 대한 일람을 보여주고 있다. SK는 리브에 적용되는 전단키의 개수를 의미한다. Fig. 1(b)와 같이 SK0의 경우 UHPC리브에 전단키의 설치 없이 UHPC리브 묻힘길이 20 mm로 PC외피와 접하게 되며 SK1, SK2는 각각 전단키 1개와 2개로 외피와 접하게 된다. 여기서 모든 실험체는 20 mm의 묻힘길이를 가지고 PC외피와 결합되었다. EC는 실험체에 단조가력실험을 진행할 때 외피로부터 가력지점까지의 편심거리를 의미하며 상부에 단열재 적용, 편심의 영향의 최소화 및 전단키 성능의 유효성을 고려하여 편심거리를 100 mm, 30 mm, 125 mm로 설정하였다. 선행연구에서는 해당 실험체에 대해 PC외피의 하중이 리브에 적용되는 위치에 따라서 전단력과 휨 모멘트의 변화에 따라 영향을 받는 UHPC리브의 구조적 성능에 대해 실험을 진행하였다.

2.2 PC외피-UHPC접합리브 실험계획 및 결과

진수민 등[6]은 PC외피-UHPC접합리브의 전단키와 편심거리에 따른 거동을 확인하기 위해 실험을 진행하였다. Fig. 2(a)와 같이 유압잭을 사용하여 실험체에 3~5 mm/min의 하중을 가하였으며, 실험체의 위치별 하중 분담 및 거동 단계에 따른 하중-저항 특성을 파악하기 위해 Fig. 2(b)와 같이 변위 계측이 필요한 철근표면에 변형률게이지를 부착하였다. 이후 총 5개의 실험체를 한 방향으로 단조가력하여 구조적 영향을 평가하고 검증하였다.

Table 2와 Fig. 3은 실험체별 최대하중과 그때의 리브 상부 및 하부의 결과를 나타내었으며, Fig. 4는 SK0-EC100의 변형률 계측 결과를 보여준다. 실험결과 편심거리가 30 mm인 경우 125 mm인 경우와 비교해 가력점이 리브 하단부에 위치하게 되어 지압력의 형태로 하중이 작용하였으며 전도 모멘트나 휨은 발생하지 않았음을 확인할 수 있었다. 전단키의 유무는 편심거리 100 mm의 전단키가 없는 SK0-EC100 실험체와 전단키가 한 개 있는 SK1-EC100실험체의 비교를 통해 알아보았다. 그 결과 각각 306.6 kN, 320.7 kN을 보여줌으로써 약 5%의 하중 지지성능이 향상됨을 알 수 있었다. 따라서 편심거리가 30 mm이고, 전단키가 2개인 SK2-EC30 실험체가 하중 지지 성능이 최대로 증가하여 파괴 전 903.6 kN을 지지하였으며 실험체 5개 중 최대 하중지지 성능이 보임을 알 수 있었다. 또한 편심거리 100 mm로 현장 타설공법을 적용한다고 가정하였을 때 RC-rib-wall-EC100 실험체는 일체형 전단키가 없거나 한 개가 있는 실험체와 유사한 성능을 보였으며 이를 통해 PC일체형 UHPC리브는 열교차단의 역할을 충분히 수행할 수 있으며 구조적 성능도 만족시킬 수 있다고 판단하였다. 진수민[13]을 토대로 공동주택 건축물에 PC외피와 PC보를 연결하는 접합리브에 대해 유한요소해석 모델(finite element model, FEM)을 제작하고, 이에 대한 해석을 수행 및 실험결과와 비교를 진행함으로써 PC외피-UHPC접합리브 모델의 구조적 거동을 파악하고 신뢰성을 확보하고자 하였다. Fig.5는 모델링 과정을 나타낸다.

2.3 해석 모델링 절차 및 물성치 선정

본 연구에서는 공동주택 건축물에 PC외피와 PC보를 연결하는 접합리브에 대해 유한요소해석 모델(finite element model, FEM)을 제작하고, 이에 대한 해석을 수행하였다. PC외피 안쪽에 PC보와 함께 설치되는 접합 리브는 주로 리브의 형상에 따라 발생하는 전단력 거동에 의하여 성능이 결정 된다. 이러한 이유로 본 연구는 LS-DYNA를 이용하여 수행된 실험 결과를 검증하는 방식을 통하여 접합리브가 적용된 PC외피의 구조적 거동을 조사하였다. 이후에 다양한 리브 형상과 편심거리를 반영한 PC외피-UHPC접합 리브 모델에 대한 유한요소해석을 수행하였으며, 해석모델의 신뢰성을 확보하기 위해 해당 유한요소해석모델을 통하여 도출된 해석 결과를 실제 대상 구조시스템의 실험 결과와 비교하였다. 최종적으로 실험을 통하여 나타난 결과를 바탕으로 PC외피 접합리브 모델의 신뢰성을 확보하고 최종 완성하였다. 또한 UHPC리브의 하중지지 성능에 대한 효과와 외피 지지에 대한 기여 여부를 유한요소해석 모델을 통해 검증하였다.

유한요소 해석모델에는 LS Dyna 상의 여러 가지 콘크리트 모델 중 실제 거동에 가장 적합한 모델을 적용하기 위해 여러 검증해석 연구를 실시하였다. Fig. 6은 콘크리트 손상 모델(*MAT072R3, K&C모델)과 Winfrith 콘크리트 모델(*MAT084, Winfrith concrete model)의 원통형 콘크리트 1축 압축시험한 결과를 보여준다. 두 경실험데이터와 가장 유사한 거동을 보이는 콘크리트 모델을 본 유한요소해석 모델에 적용하였다. UHPC리브에서 고려되는 UHPC의 물적 특성은 압축강도 160 MPa로 설정하고 다른 물성 재료값은 기존 콘크리트와 동일하게 적용하였다.

UHPC리브와 PC외피를 구성하는 철근에 대한 해석모델은 기존 실험보고서를 반영하여 강재 SD500에 대해 ‘PLASTIC_KINEMATIC’재료모델을 활용하여 철근 및 강재의 거동을 묘사하였다. 이에 대한 물성값 정보는 Table 3에 나타나 있다. UHPC리브와 PC외피를 구성하는 콘크리트에 대한 해석모델은 선행연구를 반영하여 UHPC와 일반 콘크리트에 대해 Winfrith 콘크리트 모델을 활용하여 콘크리트의 거동을 묘사하였다. 이에 대한 물성값 정보는 Table 4에 나타나 있다.

또한 UHPC리브와 PC외피를 일체형으로 모델링하게되면 조립식 공법의 사용으로 인한 부재 간 마찰 거동 묘사가 어려울 수 있으며 강성, 강도 등 이 과적합 되는 경우가 발생하기 때문에 부재 사이의 접촉면은 Automatic Surface-to-Surface Contact 함수를 적용하여 모델링하였다.

2.4 PC외피-UHPC리브 구성요소 유형 결정

동일 조건(부재크기, 재료물성치 등)에서 요소 유형별 결과에 따른 모델링의 단순화 및 이를 바탕으로 추후 복잡한 모델의 해석 속도 향상을 위해 철근부재(리브 철근부재/ PC외피 철근부재)의 요소 유형을 결정하였다.

PC외피 접합리브에서 리브 내부의 철근부재는 PC외피와 리브를 연결하기 위해 SD500의 D13 폐쇄형 띠철근 4개를 통해서 리브와 PC외피를 일체화시켰다. 스터럽 상부에는 스터럽 간의 고정을 위하여 2개의 D13 수평철근를 배근하였으며 하부에는 외피와 리브 스터럽 간의 고정을 위하여 D13 수평철근 3개를 배근하였다. 외피 벽체는 철근 SD500의 D10의 수평철근 (SHD10@250)과 수직근(SHD10@200)으로 배근하였다. 본 부재는 해석 모델링 제작 시 초기에는 같은 재료 모델로 제작되었으며, 실험체에 의거하여 재료의 두께, 길이 등을 달리하여 모델링 되었다. Fig. 7과 Fig. 8에 본 모델의 철골 부재에 대한 요소 모델링 상세를 보여주고 있다.

Fig. 9는 해석 프로그램상 나타나는 솔리드 요소를 보여준다. 요소에 따른 콘크리트 부재의 거동을 살펴보기 위한 연구이므로, UHPC리브와 PC 외피의 콘크리트 형상을 묘사하여 솔리드 요소로 모델링을 진행하였다. PC 외피 접합리브 실험체는 UHPC리브의 형상과 가력 편심거리에 따라서 구조 성능을 비교해 보는 구조시스템이다. 따라서 본 해석 모델링은 30 MPa의 압축강도를 가진 콘크리트에 수평근, 수직근이 배근된 기본 PC외피에 실험체마다 다른 형상의 UHPC리브를 따로 모델링하는 방식으로 진행되었다.

기본 유한요소해석 모델은 SK0-EC100 실험체를 기준으로 모델링되었으며, 각 구조요소의 모델링을 따로 진행한 후, 조합하는 방식으로 진행하였다. 기본 SK0-EC100 모델은 UHPC리브에 전단키가 없는 형상으로 LS-Dyna 상에서 리브의 형상과 가력 편심거리를 각 요소 부재 모델링을 수정하는 방식으로 표현하였다. RC-rib-wall-EC100의 경우 현장 타설의 특징에 따라 리브와 PC외피를 한 개의 요소로 가정하여 모델링 하였다. Fig. 10은 SK0-EC100 실험체 모델링을 보여주며 실제 실험체와 비교했을 때 해석 모델이 높은 일치성을 가지고 있음을 보여주고 있다.

3. 해석모델의 검증

본 절에서는 실험체에 대해 최대 하중이 가해졌을 때의 응력 분포와 변위 형상을 확인하였고 유한요소해석 모델에 대한 시뮬레이션 결과와 실험 결과를 최대 강도, 실험체의 변위를 바탕으로 실험결과와 비교, 검증하였다.

3.1 SK0-EC100 해석결과

실험결과와 해석결과는 하중-변위 곡선 중심으로 검증을 실시하였다. Fig. 11(a)는 실험결과와 유한요소 해석결과와 비교한 하중-변위 곡선이며 최대강도와 리브변위의 오차율은 Table 5(a)에 나타나 있다. 최대 강도는 1% 미만의 오차를 보였으며, 리브변위에 대한 실험과 해석의 오차는 0.18 mm로 해석과 실험사이의 높은 일치율을 갖는 SK0-EC100에 대한 유한요소해석 모델이 제작된 것으로 평가되었다.

최대하중이 가해진 이후시점부터 하중에 대해 해석결과가 실험결과에 비해 작게 나타났다. 실험결과로 나타난 하중이 해석결과에 비해 크게 나타난 것은 UHPC리브의 강도가 상대적으로 해석 시 예상했던 수치에 비해 실험에서 크게 나타난 영향에 기인한다고 볼 수 있다. 또한 주변의 콘크리트가 리브의 뒷면에 변형이 발생함을 FEM모델의 해석 결과에서 확인하였다. 이는 FEM 해석결과가 실험에서 관찰되었던 손상 및 변형과정과 최종 파괴 시의 거동상태를 잘 반영하였음을 보여주고 있다.

3.2 SK2-EC30 해석결과

Fig. 11(b)는 실험결과와 유한요소 해석결과와 비교한 하중-변위 곡선이며 최대강도와 리브변위의 오차율은 Table 5(b)에 나타나 있다. 최대 강도는 10% 미만의 오차를 보였으며, 리브변위에 대한 실험과 해석의 오차는 0.5 mm로 해석과 실험 사이의 높은 일치율을 갖는 SK2-EC30에 대한 유한 요소해석 모델이 제작된 것으로 평가되었다.

실험결과로 나타난 최대하중이 해석결과에 비해 크게 나타난 것은 실험체의 형상을 정확히 묘사하기 위해 전단키 형상의 변화를 적용하였으나, 이를 유한요소해석 모델의 효율성(계산 속도 등)을 향상시키기 위한 목적으로 UHPC리브와 PC외피의 Mesh 크기를 조절하여 표현하여 오차가 발생한 것으로 사료된다. 응력 분포를 살펴보면 UHPC리브 하단이 순수 전단형태로 밀림이 발생하면서 UHPC리브 뒷면에 PC외피의 콘크리트가 밀려 응력이 집중되는 것을 볼 수 있었다. Fig. 12와 같이 SK2-EC30 실험체의 경우 가력 실험 종료 후 UHPC리브 하단의 PC외피의 압괴가 발생하였다. 이는 본 해석 결과에서 UHPC리브의 뒷면에 외피의 연결부위에 응력과 변위가 집중됨을 FEM모델의 해석 결과에서 확인하였다. 또한 실험이 진행됨에 따라 철근의 하중지지 능력이 떨어지게 되면서 동시에 급격한 취성거동이 발생하여 실험체의 하중-변위 그래프의 형상과 차이가 발생한 것으로 보인다.

3.3 SK1-EC100 해석결과

Fig. 11(c)는 실험결과와 유한요소 해석결과와 비교한 하중-변위 곡선이며 최대강도와 리브변위의 오차율은 Table 5(c)에 나타나 있다. 최대 강도는 10% 미만의 오차를 보였으며, 리브변위에 대한 실험과 해석의 오차는 0.7 mm로 해석과 실험사이의 높은 일치율을 갖는 SK1-EC100에 대한 유한요소해석 모델이 제작된 것으로 평가되었다.

UHPC리브가 휨 형태의 전도모멘트가 발생함으로써 UHPC리브 주변 PC외피에 응력이 집중되는 것을 볼 수 있었다. SK1-EC100 실험체의 경우 가력 실험 최종 종료 후 PC외피 피복의 리브 좌, 우, 뒷면에 손상이 발생하였다. 이는 본 해석 결과에서 PC외피의 리브 주변 콘크리트에 응력과 변위가 집중됨을 FEM모델 해석 결과에서 확인하였다. 또한 같은 편심거리를 가진 SK0-EC100 실험체와 비교해 유사한 휨 거동을 하지만 변형률에 있어 30~40%가량 감소한 것을 볼 수 있었다.

3.4 SK1-EC125 해석결과

Fig. 11(d)는 실험결과와 유한요소 해석결과와 비교한 하중-변위 곡선이며 최대강도와 리브변위의 오차율은 Table 5(d)에 나타나 있다. 최대 강도는 1% 미만의 오차를 보였으며, 리브변위에 대한 실험과 해석의 오차는 1.7 mm로 해석과 실험 사이의 높은 일치율을 갖는 SK1-EC125에 대한 유한요소해석 모델이 제작된 것으로 평가되었다.

실험결과로 나타난 하중이 해석결과에 비해 크게 나타난 것은 UHPC리브의 강도가 상대적으로 해석 시 예상했던 수치에 비해 실험에서 크게 나타난 영향에 기인한다고 볼 수 있다. 해석모델에서의 응력 분포를 살펴보면 하단이 완전한 휨 형태로 밀림이 발생한 것을 볼 수 있으며 이와 더불어서 UHPC리브가 PC외피의 콘크리트를 들고 일어나면서 응력이 집중되는 것을 볼 수 있었다. 또한 실험 종료 후 가장 넓은 범위의 파괴 형태를 보여준 것과 같이 해석모델에서도 가장 넓은 범위의 응력 집중 현상이 PC외피에 나타난 것으로 관찰되었다. Fig. 13과 같이 SK1-EC125 실험체의 경우 가력 실험 종료 후 PC외피 피복의 리브 좌, 우, 뒷면에 손상이 발생하였다. 이는 본 해석 결과에서 PC외피의 리브 주변 콘크리트에 응력과 변위가 집중됨을 FEM모델의 해석 결과에서 확인하였다.

3.5 RC-rib-wall-EC100 해석결과

Fig. 11(e)는 실험결과와 유한요소 해석결과와 비교한 하중-변위 곡선이며 최대강도와 리브변위의 오차율은 Table 5(e)에 나타나있다. 최대 강도는 10% 미만의 오차를 보였으며, 리브변위에 대한 실험과 해석의 오차는 1.76 mm로 해석과 실험사이의 높은 일치율의 거동을 갖는 RC-rib-wall-EC100에 대한 유한요소해석 모델이 제작된 것으로 평가되었다.

해석모델에서의 파괴형상을 살펴보면 다른 UHPC리브를 가진 실험체에 비해 뚜렷하게 리브 자체에 손상과 변형이 발생하여 결과적으로 리브에 파괴가 두드러지게 나타났다. Fig. 14와 같이 RC-rib-wall-EC100 실험체의 경우 가력 실험 종료 후 UHPC리브의 하단에 리브 자체의 변형이 발생하였으며 PC외피의 리브 좌, 우, 뒷면에 응력의 집중이 관찰되었다. 이는 본 해석 결과에서 UHPC리브 자체에 응력과 변위가 집중됨을 FEM모델의 해석 결과에서 확인하였다.

3.6 소결

총 5가지 해석모델에 대해 실험결과와 비교해 본 결과 최대 강도에서 최대 10% 미만, 리브 변위에서 최대 1.79 mm 미만의 오차로 실험과 해석 사이에 높은 일치율을 가짐을 알 수 있다.

SK0-EC100 실험체의 경우 편심거리 100 mm로 순수한 전단하중보다는 휨에 가까운 가력을 UHPC에 전달하는 것으로 판단되며 이를 통해 UHPC리브에 하중이 전달되면서 리브의 수평철근이 PC외피의 콘크리트를 들고 일어나 주변의 콘크리트가 앵커의 인발파괴 현상과 비슷하게 상부 콘크리트에 균열과 탈락이 발생하였다.

SK2-EC30 실험체의 경우 편심거리 30 mm로 순수 전단의 형태로 UHPC 리브를 가력하였으며 전단키가 수평하중을 대부분 지지함으로써 실험이 진행됨에 따라 철근의 하중지지 능력이 떨어지게 되고 동시에 급격한 취성거동이 발생하여 실험체의 하중-변위 그래프의 형상과 차이가 발생한 것으로 판단된다. 또한 상부와 하부 스터럽이 변형률이 1.7%와 1.8%로 나타났는데, 이는 전단의 형태로 하중이 가력되면서 순수하게 수평으로 밀리는 거동을 한 것으로 판단된다.

SK1-EC100 실험체의 경우 같은 편심거리를 가진 SK0-EC100 실험체와 비교해 유사한 휨 거동을 하지만 변형률에 있어 30~40%가량 감소한 것을 볼 수 있었다.

SK1-EC125 실험체의 경우 편심거리 125 mm로 편심하중이 최대한의 전도모멘트를 가함으로써 완전히 휨에 가까운 가력을 UHPC에 전달한 것으로 판단된다. 편심거리 100 mm와 비교하였을 때 주변 콘크리트의 손상과 탈락이 더욱 크게 발생함을 알 수 있으며 초기 전도가 발생하기 전 철근이 리브와 함께 수평힘에 저항하다가 리브의 전도가 발생하면서 리브 내에 스터럽이 더 이상 힘에 저항하지 못한 것으로 보인다.

RC-rib-wall-EC100 실험체의 경우 재료의 압축강도 차이로 인해 리브 자체의 균열과 탈락, 파쇄 등이 발생했으나 리브 내부의 4개의 스터럽으로 구성된 철근이 내부의 콘크리트를 구속함으로써 변형이 증가해도 하중지지 성능을 유지한 것으로 판단된다.

4. 결 론

PC외피-UHPC접합리브를 잘 표현할 수 있는 재료 모델을 선정하여 본 유한요소해석 모델을 제작하였다. Winfrith 콘크리트 소성 모델의 매개변수는 비교 모델이었던 K&C모델보다 많은 입력 매개변수를 필요로 하지만 원통형 콘크리트 압축시험의 강성 값과 압축강도 값과 거의 일치하는 결과를 보여줌으로써 콘크리트 재료모델로 가장 적절한 모델임이 밝혀졌다. 해당 모델을 통해 PC외피-UHPC접합리브의 유한요소 해석을 통한 성능검증의 결과를 Table 5에 나타내었으며 각 실험체의 오차율과 해석모델에 대해 오차율을 계산하였다. 총 5개의 해석모델이 PC외피로 인해 리브에 발생하는 리브의 수직하중에 대해서 발생하는 최대 강도의 측면에서 매우 근접하게 성능을 예측하였으며 변위 측면에서도 합리적으로 실험결과와 유사한 해석결과를 도출하였다. 또한 SK0-EC100을 제외하고 모두 일정 강도에 도달한 뒤 강성이 변화하는 것을 알 수 있는데, 이는 UHPC 리브 하단에 휨 형태의 전도모멘트가 발생하면서 비교적 약한 PC외피의 콘크리트가 밀려 압축 등 의 힘을 받아 응력이 집중되어 나타남을 알 수 있다.