3.2.1 시험 방법

Fig. 6 및 Table 1과 같이 연결부와 스플라이스 슬리브에 그라우트 타설을 하지 않은 가설 상태에서의 구조적 성능을 평가하기 위해 두 개의 PC 기둥-기초 시편을 제작하였다. 600 mm×600 mm 단면 기둥인 T_6(Temporary_600)의 경우 총 16개의 SD400 HD32이 주철근으로 사용되었으며, 800 mm×800 mm 단면 기둥인 T_8(Temporary_800)의 경우 총 20개의 SD 400 HD32이 주철근으로 사용되었다. 두 시험체 모두 모서리 4개의 주철근에는 자립식 PC 기계적이음이 적용되었으며, 나머지 주철근은 상용 스플라이스 슬리브를 사용하여 기초 철근과 이음되었다. 다만, 가설 상태의 구조성능 시험이기에 스플라이스 슬리브에 그라우트가 타설되지 않은 상태로, 하중은 스플라이스 슬리브를 통해 전달될 수 없다. 전단철근은 KDS 14 20 80^{(MOLIT 2021b)} 특수모멘트골조의 규정에 따라 SD400 HD10 철근을 100 mm 간격으로 배치하였으며, 기초부는 기둥부보다 높은 강도가 발현되도록 스터럽 및 U바를 배치하였다. 사용된 철근의 공칭 항복강도는 400 MPa이며 콘크리트의 공칭 압축강도는 30 MPa이다. 시험 당일 재료시험 결과, T_6 콘크리트의 압축강도와 쪼갬 인장강도는 평균 22.8 MPa 및 1.8 MPa, T_8 콘크리트는 평균 27.0 MPa 및 2.2 MPa, 철근의 항복강도는 평균 465.1 MPa로 측정되었다. 요소 인장 시험에서 SM45C 헤디드 바의 항복강도 및 인장강도가 측정되지 않았으나, 선행연구 분석 결과 각각 652~ 666 MPa 및 711~721 MPa의 범위를 가지는 것으로 보고되었다^{(Lee and Jung 2008; Bae et al. 2016)}. 본 연구에서는 구조 시험 시편의 휨강도를 계산하기 위해 SM45C의 실제 항복강도 및 인장강도를 660 MPa 및 720 MPa로 가정하였다.

가설 시 구조성능 시험은 명지대학교 하이브리드구조실험센터의 2,000 kN 엑추에이터를 사용하여 준정적 단조가력 시험으로 진행되었다. 하중 속력은 0.05 mm/sec이며, 하중은 Fig. 6과 같이 기초 상단부로부터 2.7 m 떨어진 지점을 가력하였다. 총 8개의 접촉식 변위계(Tokyo Sokki Kenkyujo Co., Ltd., CDP type)와 2개의 와이어 변위계(Tokyo Sokki Kenkyujo Co., Ltd., DP-G type) 및 변형률계를 부착하여 시험체의 구조적 거동을 측정하였다.

Fig. 6 Details and measurement setup of monotonic lateral load test specimens (units in mm)

3.2.2 파괴양상

가설 시 구조성능 시험은 인장 시험과 확연히 다른 파괴양상이 나타났다. 인장 시편의 헤디드 바 나사산은 전조가공이, 부재 시편에는 절삭가공이 적용되어, T_6과 T_8의 헤디드 바는 유효 단면적이 감소하여(804→625 mm²) 강도손실이 발생하였기 때문이다. 구조 시험은 Fig. 7과 같이 인장부 헤디드 바의 커플러와 체결되는 위치에서의 인장 파단 및 나사산 파괴가 발생하며 종료되었다. 구조 시험 종료 후 PC 기둥 인장부의 파괴양상은 Fig. 7에서 확인할 수 있으며, 일부 미미한 휨 균열만 발생한 것을 알 수 있다. 기초 부재의 경우 T_8에서는 인장부 기계적 요소가 매설된 부분에서 콘크리트 피복 탈락이 발생하였으나, T_6의 경우 상대적으로 외력이 작았기에 동일 부분에서 피복 탈락은 발생하지 않고 균열만 발생하였다. 즉, 설계한 바와 같이 인장력이 스플라이스 슬리브가 아닌 기계적 요소로만 전달되었음을 알 수 있다.

Fig. 7 Fracture mode of monotonic lateral load tests

3.2.3 하중-층간변위비 관계

시험 결과 하중-층간변위비 이력을 Fig. 8에서 확인할 수 있으며, T_6 및 T_8의 최대 계측모멘트 $M_{u}$는 372.9 kN-m 및 523.7 kN-m로 측정되었다. 그 외 최대 하중 시 층간변위비, 헤디드 바의 공칭 항복강도 기반 설계 휨강도 $M_{n}$ 및 주요 휨강도 예측값을 Table 3에 요약하였다. 기계적 요소와 헤디드 바 항복 시점에 부재의 강성이 낮아지는 것을 Fig. 8에서 확인할 수 있다. 예상되는 최대 모멘트 $M_{u,\: \max}$는 헤디드 바의 가정된 인장강도 720 MPa을 사용해 계산되었으며, 측정된 최대 모멘트 대비 T_6에서 99.5 % 및 T_8에서 95.7 %로 높은 정확도를 보이고 있다.

T_8의 경우 일부 압축력이 심 플레이트를 통해 전달된 것으로 확인되었으며, 이는 변형률계 결과를 통해 알 수 있다(3.2.5절 참고). 압축력이 모두 심 플레이트를 통해 전달될 경우, Fig. 9와 같이 식 (1)의 ($d'$- $d$)항이 T_6 및 T_8에 대해 기존 420 mm 및 620 mm에서 320 mm 및 520 mm로 최대 100 mm 감소되게 된다. 즉, 모든 압축력이 심 플레이트로 전달된 극단적인 경우 T_6 및 T_8의 예상되는 최대 모멘트 하한값 $M_{u,\: \min}$은 286.5 kN-m 및 461.7 kN-m로 산정된다. 측정된 최대 강도 $M_{u}$가 $M_{u,\: \min}$ 및 $M_{u,\: \max}$ 범위 안에 존재함을 Table 3에서 확인할 수 있다. Fig. 9와 같이 단면해석을 통해 압축력이 기계적 요소를 통해 전달되는 비율 $\kappa$를 구해주었다. 한편 본 시편의 경우 압축력이 기계적이음부와 심 플레이트만으로 전달되는 단순한 구조 시스템임으로, 단순히 $M_{u,\: \min}$ 및 $M_{u,\: \max}$를 선형보간하여 $\kappa =(M_{u}– M_{u,\: \min})/(M_{u,\: \max}- M_{u,\: \min})$를 산정할 수 있다.

T_6의 경우 98.0 %의 압축력이 기계적 요소를 통해 전달되었으나, T_8에서는 27.8 %의 압축력이 심 플레이트로 전달되었음을 확인하였다. 기계적 요소 및 심 플레이트로 동시에 압축력이 전달되는 조건 $\kappa$에서 헤디드 바의 실제 항복이 예상되는 모멘트 $M_{n2}$를 계산할 수 있으며, T_6 및 T_8에 대해 341.8 kN-m 및 480.1 kN-m로 산정되었다.

재료시험과 달리 하중 20 kN 부근에서 초기 변형이 발생한 것을 Fig. 8에서 확인할 수 있다. 탄성상태에서 변위계 8번 대비 1번의 계측값은 이론적으로 0.074로 나와야 하나, T_6에서 하중 15 kN에서 약 0.15의 높은 수치가 산정되어 기계적이음부의 자리잡기 과정에서 슬립이 발생한 것을 확인하였다. 기둥 상단부와 하단부의 변위계 계측값을 통해 T_6에서 약 0.3 mm의 초기 슬립이 발생함을 확인하였으며, 이 슬립이 증폭되어 기둥 상단부에서는 10 mm의 변형을 보인 것이다. T_8에서는 T_6 대비 약 1/3 수준의 적은 초기 슬립이 발생했을 뿐더러, 세장비 또한 비교적 적기 때문에 결과적으로 기둥 단부에서의 변형은 작게 측정되었다. 이 초기 슬립은 기계적 요소 1축 인장 시험에서는 유의미한 값으로 계측되지 않았다.

층간변위비가 증가함에 따라 일시적으로 하중이 감소하는 현상을 Fig. 8에서 볼 수 있다. T_6 및 T_8 모두 스플라이스 슬리브 내부에 그라우트 충전이 되어있지 않은 시험체이며, 스플라이스 슬리브 내부 형상에 따른 요철에 기초 철근이 일시적으로 걸렸다가 풀리면서 발생하는 것으로 판단된다.

Fig. 8 Lateral load-displacement relationships

Fig. 9 Sectional diagram estimating $M_{u,\: \min}$ and $M_{u,\: \max}$

3.2.4 PC 기둥의 변형

일반적인 기둥 부재의 소성힌지 영역에서의 전단변형과 PC 기둥 부재의 단부회전각을 식 (2) 및 (3)과 같이 구하였다.

여기서, $\gamma$는 전단변형(rad), $\delta_{3}$ 및 $\delta_{4}$는 대각 방향 3번 및 4번 변위계의 계측값(m), $d_{34}$ 및 $b_{34}$, $h$는 3번 및 4번 변위계의 대각 및 가로, 세로 간격(m), $\theta$는 단부회전각(%), $\delta_{5}$ 및 $\delta_{7}$는 5번 및 7번 변위계의 계측값(m), $b_{57}$은 5번 및 7번 변위계의 가로 간격(m)이다.

T_6 및 T_8의 전단변형의 최댓값은 0.00052 rad 및 0.00015 rad으로, 소성변형이 PC 기둥에 발생하지 않은 것을 알 수 있다. 두 시험체의 단부회전각을 층간변위비로 정규화한 값($\theta$/ drift ratio)이 Fig. 10에 나타나 있다. 전체 범위에 있어서 정규화된 단부회전각 값이 0.9 이상이며, 이는 단부회전각이 층간변위비와 거의 일치함을 의미한다. 즉, 전단변형과 단부회전각 결과를 통해 시험체의 변형이 PC 기둥이 아닌 기계적이음부에 집중되었음을 알 수 있다.

Fig. 10 Normalized end rotation of monotonic lateral load tests

3.2.5 철근 변형률 분석

Fig. 11은 주철근의 변형률을 보여준다. 두 시험체의 압축 변형률 이력이 확연히 다른 것을 그림에서 볼 수 있다. T_6의 경우 설계 의도와 같이 인장력 및 압축력이 모두 기계적이음을 통해 전달되었다. T_8 압축 변형률의 경우 0.0005 이하의 값을 보이고 있다. 이는 전술하였듯이 일부 압축력이 기계적이음이 아닌 심 플레이트를 통해 전달되었기 때문이다. T_6의 SG_3가 측정되지 않았으나, T_8의 SG_1 및 SG_3 관계를 근거로, T_6도 주철근 항복 이후 최대 모멘트에 도달한 것으로 판단된다. 전단 철근 변형률의 경우 공통적으로 0.00015 이하의 값으로 계측되어, 변위계 계측값과 마찬가지로 PC 부재의 변형이 기계적이음부에 집중되었음을 확인하였다.

Fig. 11 Strain of reinforcements (no sensor response: T_6- SG_3)

3.2.6 KDS에 따른 풍하중 내력성능 평가

가시설물의 경우 다양한 시공 중 발생가능성이 있는 하중에 대해 저항할 수 있어야 하며, 그라우트가 충전 및 양생되지 않은 T_6 및 T_8 또한 현장에서 활용되기 위해 시공 하중에 대한 검토가 필요하다. 본 연구에서는 옥탑구조물의 Mock-up 시험을 수행하였으며, 고층 부재의 경우 풍하중의 영향이 커지나 최근 KDS에서 풍하중 산정에 많은 개정이 있었기에 이를 산정하여 분석하는 예시를 제시한다. 가상의 50 m 높이 건축물의 높이 5 m 부재에 대해 KDS 21 50 00^{(MOLIT 2022a)} 및 KDS 41 10 15^{(MOLIT 2019)}에 따라 부재에 작용하는 시공 중 풍하중을 산정하여 부재의 구조적 성능과 사용성을 평가하였다. KDS 41 10 15에서 구조물에 종류에 따라 풍하중 산정 방식을 다르게 제시하고 있으며, 본 연구에서는 옥상구조물 및 옥상설치물에 대한 풍하중 산정방식에 따라 식 (4)~(8)과 같이 풍하중 및 풍하중 유발 모멘트를 구해주었다. 가설 구조물의 경우 식 (8)의 중요도계수 $I_{w}$에 KDS 21 50 00에서 제공하는 식 (9)로 구한 중요도계수를 사용할 수 있다. 이때 재현기간 $T_{w}$가 1년 이하일 경우 중요도계수의 최솟값을 0.60으로 제한하고 있으며, 구조물의 존치기간이 0.1년인 경우 식 (10)에 따라 재현기간이 1년으로 계산된다. PC 접합부에 사용되는 무수축 고강도 모르타르의 경우 3일 및 7일 공칭 압축강도가 50 MPa 및 60 MPa으로 가설 상태로의 존치기간 $N$이 0.1년이 되지 않는다 판단하여 중요도계수로 0.6을 사용하였다. 기본풍속 $V_{0}$는 보수적으로 국내 최대 풍속인 44 m/s(제주도)로 가정하였다. 그 외 풍하중 산정에 사용된 주요 계수들은 Table 4에 정리하였다.

여기서, $p_{F}$는 설계풍압(N/m²), $k_{z}$는 높이방향압력분포계수, $q_{H}$는 설계속도압(N/m²), $G_{D}$는 가스트영향계수, $C_{D}$는 풍력계수, $\alpha$는 풍속고도분포지수, $\rho$는 공기밀도(kg/m3), $V_{H}$는 설계풍속(m/s), $\gamma_{D}$는 풍속변동계수, $B_{D}$는 비공진계수, $K_{zr}$는 풍속고도분포계수, $K_{zt}$는 지형계수, $P$는 비초과 확률(60 %)이다.

Table 5와 같이 설계풍속 31.7 m/s에 의한 풍하중 유발 모멘트는 600 mm×600 mm 단면 기둥에 대해 17.75 kN-m, 800 mm×800 mm 단면 기둥에 대해 23.62 kN-m로 산정되었다. 두 시험체 모두 약 40 kN-m의 모멘트에서 초기 슬립이 발생한다는 것을 구조 시험을 통해 확인하였으며, 풍하중 유발 모멘트는 보수적으로 계산되었음에도 접합부에 슬립조차 발생시키지 못하는 수준임을 알 수 있다. 즉, 기계적이음부가 시공 중 풍하중에 대해 충분한 구조성능 및 사용성을 확보함을 확인하였다. 또한 기계적이음부 1개 당 횡하중에 대해 약 3.7 kN(10 kN-m)의 초기 슬립 저항성능이 있으며, 최소 4개에서 목표 성능에 따라 추가적 적용이 가능하다.