2.1 실험 계획

^{Kim et al. (2024)}이 제시한 중공부 형성 기술을 요약하여 Fig. 1에 나타내었다. 중공부 형성을 위한 영구거푸집은 버링 홀을 갖는 강판과 모서리에 설치되는 L형 앵글로 구성된다. 강판의 버링 홀 설치는 크로스타이와 같은 내부 보조 띠철근의 배근을 고려한 것이다. 버링 홀의 돌출부는 전단키를 형성하기 때문에 중공부와 외주부 콘크리트 계면에서의 미끄러짐을 제어하는데 효과적일 수 있다. 내부 보조 띠철근은 기둥의 횡보강근 역할과 함께 중공부와 외주부 콘크리트의 합성거동을 위한 전단 연결재로서의 구조적 거동도 기대할 수 있다. 기둥의 외주부는 공장에서 프리캐스트 콘크리트 공법으로 제작된다. 프리캐스트 중공기둥은 현장으로 이동･설치 후 설계조건에 따라 중공부에 콘크리트가 타설될 수 있다. 중공부에 현장 콘크리트가 타설 될 경우 외주부와 중공부 콘크리트는 중공부 형성을 위한 영구 강재 거푸집에 의해 경계면이 형성되므로 두 단면의 합성거동 검토는 이 기둥의 설계에 있어서 중요하게 검토될 필요가 있다.

제시된 중공기둥 공법에서 외주부와 중공부 단면의 합성거동에 중요한 영향을 미치는 변수는 내부 보조 띠철근 양과 강판 버링 홀의 돌출 유･무이다. 이를 주요 변수로 고려하여 4개의 실험체를 계획하였다(Table 1). 내부 보조 띠철근은 직경 10 mm의 이형철근을 사용하여 간격을 100 mm와 150 mm로 결정하였다. 이 간격은 ^{KCI (2021)}의 특수 또는 중간 모멘트 골조에서 요구하는 최소 횡보강근 양을 고려하여 결정한 것이다. 강판의 버링 홀이 있는 경우 그 간격은 보조 띠철근 간격과 동일하다. Table 1에 나타낸 시험체 명에서 첫 번째 문자인 S와 M는 각각 띠철근 양이 특수 또는 중간 모멘트 골조에서 요구하는 최소 횡보강근 양으로 배근된 경우를 의미한다. 그리고 두 번째 문자인 O와 E는 강판의 버링 홀의 돌출 부(3 mm)가 없는 경우와 있는 경우이다.

Fig. 1 Schematic detail for precast concrete hollow column technique developed by Kim et al.

외주부와 중공부 단면의 합성거동을 평가하기 위한 푸쉬아웃(push-out) 시험체의 상세는 Fig. 2에 나타내었다. 제시된 중공기둥 공법에서 중공부와 외주부의 합성거동 평가를 위한 푸쉬아웃 실험의 특성을 고려하여 중공부는 외주부에 비해 약 125 mm 높게 계획하였다. 중공부의 영구 거푸집은 네 모서리에 설치되는 L-형강(L-250×250×4)과 강판[두께($T$)=1.2 mm]으로 구성하였다. 중공부의 단면은 한변의 길이가 300 mm인 정사각형으로 하였다. 중공부의 양 측면에서 연결되는 외주부는 폭이 200 mm이며 깊이는 500 mm이다. 중공부와 외주부 단면의 경계면에서의 균열진전과 주 파괴영역을 유도하기 위하여 외주부는 충분히 구속되도록 계획하였다. 이를 위해 종방향 철근으로 직경 22 mm의 이형철근 8본을 균등하게 배근하고 외부 띠철근으로서 직경 100 mm의 이형철근을 간격 100 mm로 배근하였다. 중공부에는 별도의 종방향 철근을 배근하지 않았으며, 단지 실험변수로 고려된 내부 보조 띠철근만이 중공부를 관통하여 배근되었다. 내부 보조 띠철근은 한단 90도 타단 135도의 갈고리를 갖는 크로스타이로서 외주부 단면의 종방향 철근에 정착되었다. 강판의 버링 홀은 타원형으로서 높이와 길이는 각각 15 mm와 85 mm이다. 참고로 이 버링 홀은 띠철근 직경에 따라 유동적으로 변화된다. 버링 홀의 돌출부 높이는 3 mm이다. 보조 띠철근 배근 후 버링 홀은 최종적으로 테이핑 마감하였다.

외주부 프리캐스트 단면의 전체 높이는 650 mm이다. 중공부 현장타설 콘크리트 부분의 높이는 700 mm로서 외주부 높이에서 위로 약 125 mm 높게 돌출된다. 중공부의 윗면은 현장 콘크리트 타설 후 재령 7일에 면의 수평성을 고려하여 설계기준 압축강도 30 MP인 자기충전 모르타르를 이용하여 20 mm 두께에서 추가 시공하였다.

Fig. 2 Specimen details for push-out testing (unit: mm)

2.2 콘크리트 배합, 양생 및 압축강도

모든 시험체에서 프리캐스트 공법인 외주부와 현장타설인 중공부의 설계기준압축강도는 각각 50 MPa과 40 MPa로 계획하였다. 콘크리트 배합 시 결합재로는 보통포틀랜드시멘트 100 %를 사용하였다. 굵은골재와 잔골재의 최대치수는 각각 20 mm와 5 mm이다. 설계기준 압축강도가 50 MPa인 배합에서 물-시멘트비와 잔골재율은 각각 0.33과 45 %로 하였다. 설계기준 압축강도가 40 MPa인 배합에서 이들 값은 각각 0.43과 49 %이다. 외주부 및 중공부 콘크리트의 목표 슬럼프와 공기량은 각각 150 mm와 4.5 %이다.

푸쉬아웃 시험체들의 외주부 콘크리트는 타설 후 평균 50 °C에서 5시간 동안 증기양생을 하고 이후 평균 25 °C에서 대기양생 하였다. 외주부 콘크리트의 양생재령 7일에서 중공부에 콘크리트를 타설하고 평균 25 °C에서 대기양생 하였다. 콘크리트의 압축강도 측정을 위한 $\phi$100 mm×200 mm의 원주형 실린더는 각 시험체의 외주부 및 중공부별로 제작하고 푸시아웃 시험체들과 동일 조건에서 양생하였다.

중공부 콘크리트 타설 후 재령 28일에 측정한 각 시험체의 압축강도($f_{cm}$)를 Table 2에 요약하였다. 콘크리트의 $f_{cm}$은 외주부에서는 52.0~59.6 MPa 범위에, 중공부에서는 41.9~49.2 MPa 범위에 있다.

2.3 강재들의 역학적 특성

푸쉬아웃 시험체들에 사용된 철근 및 강재들의 인장 응력-변형률 관계와 역학적 특성을 Fig. 3과 Table 3에 각각 나타내었다. L-형강의 시편은 명확한 항복점이 나타나지 않아 0.2 % 옵셋 법으로 항복강도를 결정하였다. 띠철근으로 사용된 D10 철근의 항복강도는 472 MPa이다. 두께 1.2 mm인 강판의 항복강도와 인장강도는 각각 286 MPa와 364 MPa이다. 강판 및 L-형강의 연신율은 약 42 %로서 철근의 연신율에 비해 매우 높은 값을 보였다.

Fig. 3 Tensile stress-strain relationship of steel elements

2.4 가력 및 측정상세

Fig. 4에는 외주부와 중공부 경계면에서 합성거동 및 미끄러짐 저항성을 평가하기 위한 푸쉬아웃 측정상세를 나타내었다. 가력은 2,000 kN 용량의 오일잭을 이용하여 1 mm/min의 속도로 변위제어 방식으로 진행하였다. 중공부 윗면에는 힌지를 설치하였다. 오일잭과 힌지 사이에는 1,000 kN 용량의 로드셀을 설치하여 하중을 측정하였다. 외주부와 중공부 경계면에서의 상대 미끄러짐 변위는 50 mm 용량의 변위계 2개를 설치하여 측정하였다. 외주부와 중공부 경계면에서 보조 띠철근의 전단전달 평가를 위해 경계면 인접부근에서 띠철근에 전기저항 변형률(electric resistance strain, ERS) 게이지를 콘크리트 타설 전에 부착하였다. 강판 버링 홀의 돌출부에는 ERS 게이지 부착면적의 한계로 그 변형률 거동을 모니터링하지 않았다.

Fig. 4 Test set-up for push-out experiments

3.1 균열진전 및 파괴모드

모든 실험체에서 초기 균열은 최대 내력의 약 20 % 시점에서 중공부 및 외주부의 경계면을 따라 시험체 중간에서 발생하였다. 하중의 증가와 함께 균열은 시험체 윗면 및 아래면을 향해 진전하면서 그 폭도 넓어졌다. 균열의 진전은 중공부 및 외주부의 경계면에 집중되었다. 최종파괴는 중공부와 외주부의 경계면에서 미끄러짐 변위의 급격한 증가와 함께 중앙부와 외주부가 두 블록으로 완전 분리되는 형식으로 나타났다. 최종 파괴 시 모든 보조 띠철근은 파괴하였다. 강판 버링 홀의 돌출부가 없는 경우 파괴면은 내부 보조 띠철근 주위의 파손 외에는 비교적 부드럽게 나타났다(Fig. 5(a)). 버링 홀의 돌출부가 있는 경우에는 돌출부의 심각한 손상과 함께 버링 홀 주변에서 파괴면이 형성되었다(Fig. 5(b)). 이는 중공부 및 외주부의 경계면에서 버링 홀은 두 블록의 전단 미끄러짐 변형에 저항하였음을 의미한다. 버링홀 마감을 위해 부착한 테이프가 경계면에서의 전단 미끄러짐 저항성에 미치는 영향을 이 실험으로 판단하기는 어렵다. 모든 시험체는 테이프 마감이 있으므로 버링홀 돌출부 및 내부 띠철근이 합성거동에 미치는 영향을 상대적으로 판단하였다.

Fig. 5 Failure plane image

3.2 전단하중-미끄러짐 관계

Fig. 6에는 중공부 및 외주부의 경계면에서의 전단하중과 미끄러짐 관계를 나타내었다. 경계면에서 미끄러짐 양은 두 블록의 상대 변위를 의미한다. 경계면에서 미끄러짐 양은 초기 균열의 발생과 함께 서서히 증가하였다. 이 증가량은 내부 보조 띠철근 양이 적을수록 그리고 강판 버링 홀의 돌출부가 없을 때 현저하였다. 보조 띠철근이 100 mm 간격으로 배근된 시험체들의 미끄러짐 양의 증가속도는 띠철근이 150 mm 간격으로 배근된 동일조건 시험체들에 비해 작았다. 보조 띠철근은 외주부와 중공부 경계면에서 전단연결재로서 장부작용을 통하여 전단 미끄러짐에 저항하는데, 그 간격이 좁을수록 전단면에서의 전단마찰 작용에 의한 전단전달력이 크게 있기 때문이다. 버링 홀의 돌출부가 없는 시험체 S-O와 M-O는 초기 균열 이후 미끄러짐 양이 급격히 증가하면서 보조 띠철근의 파괴 시점에서 최대 전단내력에 도달하였다. 버링 홀의 돌출부가 있는 시험체 S-E와 M-E는 돌출부 없는 시험체들에 비해 초기 균열 이후 미끄러짐 양의 증가속도가 현저히 작았다. 특히 이들 시험체들은 버링 홀 돌출부의 손상이 발생할 때까지 거의 선형에 가까운 전단하중-미끄러짐 관계를 보였다. 한편, 시험체 S-E의 미끄러짐 진전은 최대내력 도달 시까지 동일 조건 시험체 S-O에 비해 현저히 적다. 한편, 시험체 S-E는 S-O에 비해 최대내력이 높은데, 최대내력 도달 시까지 미끄러짐 양이 계속 진전하여 결과적으로 최대내력 시 미끄러짐 양이 S-O에 비해 다소 크게 나타났다. 결과적으로 외주부와 중공부 경계면에서 버링 홀의 돌출부는 장부작용을 통한 전단 미끄러짐 저항에 중요하게 기여하고 있음을 의미한다.

3.3 최대 전단응력 및 미끄러짐 양

Table 4에는 최대 전단응력 및 미끄러짐 양에 대한 실험결과를 요약하였다. Fig. 6에 나타낸 바와 같이 보조 띠철근 양이 많을수록 그리고 강판 버링 홀의 돌출부가 있을 때 최대 전단내력은 높았다. 외주부와 중공부 경계면에서 산정한 최대 전단응력을 외주부 콘크리트의 압축강도 루트승으로 무차원하였다($\eta_{n}= V_{u}/(A_{g}\sqrt{f_{cm}})$).

Fig. 6 Shear load-slip relationship of specimens

여기서, $V_{n}$는 최대 전단하중을, $A_{g}$는 외주부와 중공부 경계면의 단면적을 의미한다. 시험체 S-E의 $\eta_{n}$ 값은 시험체 S-O에 비해 약 1.29배 그리고 시험체 M-E에 비해 약 1.66배 높았다. 시험체 S-O는 시험체 M-O에 비해 약 1.41배 높은 $\eta_{n}$ 값을 보였다. 즉, 보조 띠철근 간격이 150 mm에서 100 mm로 좁아질 경우 최대 전단응력은 평균 1.53배 증가하였다. 그리고 강판 버링 홀 돌출부가 있으면 없는 경우에 비해 최대 전단응력은 평균 1.19배 증가하였다.

최대 전단내력 시 미끄럼짐 양($s_{0}$)에 대한 실험변수의 영향도 최대내력 분석에서와 비슷한 경향을 보였다. 내부 띠철근 간격이 150 mm에서 100 mm로 좁아질 경우 $s_{0}$ 값은 평균 13.7 % 낮았다.

3.4 전단 연결재로서 내부 보조 띠철근의 변형률 거동

외주부와 중공부 경계면에서 보조 띠철근의 변형률 거동을 부재의 전단하중-미끄러짐 관계와 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. 보조 띠철근의 변형률은 경계면에서 균열의 발생과 함께 급격히 증가하였다. 강판 버링 홀의 돌출부가 없는 시험체에서는 미끄러짐이 급격히 증가하는 구간의 최대내력의 약 70~75 % 범위에서 내부 보조 띠철근은 항복에 도달하는 경향을 보였다(Fig. 7(a)). 버링 홀의 돌출부가 있는시험체에서 보조 띠철근 변형률 증가도 시험체 S-O와 비슷 한 경향을 보였다. 보조 띠철근 변형률은 거의 선형적으로 증가하면서 최대 내력의 약 70~80 %에서 항복에 도달하였다. 시험체 S-E에서 최대내력 대비 내부 보조 띠철근의 전단저항력 비율은 시험체 S-O에 비해 낮은 이유는 버링 홀 돌출부의 장부작용에 의한 전단전달력의 향상 때문이다. 보조 띠철근은 항복 변형률 도달 이후에도 변형경화 거동과 함께 전단저항에 지속적으로 기여하는 특성을 보였다.

Fig. 7 Strain response of cross-ties at the interface between the peripheral and hollow sections

4.1 설계 기준

Table 5에는 합성단면에서 계면간 전달되는 전단전달에 대한 설계기준^{(CEN 2004; AASHTO 2012; KSSC 2024)}을 요약하였다. ^{KSSC (2024)}는 매입형 합성부재에서 계면에서의 전단력은 모두 전단연결재에 의해서만 전달된다고 가정하였다. 전단연결재의 공칭 전단전달력은 재료의 인장파괴를 고려하여 전단마찰이론으로부터 산정한다. ^{AASHTO (2012)}는 전단연결재의 최대 인장력의 85 % 수준에서 전단연결재의 파괴내력 그리고 콘크리트의 전단전달 내력 중 작은 값으로 합성부재 경계면에서 전단연결재의 전단저항을 평가한다. ^{CEN (2004)}는 ^{AASHTO (2012)}와 비슷한 개념으로 접근하지만 ^{AASHTO (2012)} 기준에 비해 전단연결재와 콘크리트의 전단전달력을 낮게 평가한다. 더불어 ^{CEN (2004)}는 전단연결재의 길이와 직경의 비가 콘크리트의 전단전단에 미치는 영향을 고려한다. 세 기준 모두 합성단면에서 계면간 전달되는 공칭 전단전달력은 기본적으로 전단연결재의 단면적과 인장강도의 곱으로 고려하고 있다.

4.2 강판 버링 홀의 돌출부 장부작용

한편, 기둥의 외주부와 중공부 경계면에서 강판 버링 홀의 돌출부에 의한 장부작용 메커니즘은 Fig. 8과 같이 이상화될 수 있다^{(Nielsen and Hoang 2016)}. 강판 버링 홀의 돌출부에 의한 장부작용 고려 시 재료는 항복강도에서 완전 소성재료로 가정한다. Fig. 5(b)에서 보여주듯이 시험체 파괴 시 버링 홀의 돌출부는 인장파괴보다는 좌굴과 같은 손상에 의해 지배되기 때문에 인장강도가 아닌 항복강도 파괴기준을 적용한다. 버링 홀의 돌출부에서 작용하는 압력에 의한 돌출부 단면의 평균 전단응력($\tau_{ps}$)은 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다.

여기서, $f_{c}$는 버링 홀 돌출부 상부에 작용하는 응력을, 그리고 $L_{p}$, $h_{p}$ 및 $t_{s}$는 각각 버링 홀 돌출부의 폭, 돌출 길이 및 두께를 의미한다. 경계면에서 버링 홀 돌출부는 콘크리트 면과의 상호작용을 통하여 미끄러짐 저항을 하게 되는데, 버링 홀의 돌출부는 매우 짧으므로 장부작용도 전체적으로 동일하게 있다고 가정하였다. 이에 따라 $f_{c}$는 버링 홀 돌출부에서 동일한 것으로 이상화하였다. 돌출부에 작용하는 응력으로 발생하는 외부 모멘트와 돌출부 단면의 소성모멘트의 평형조건은 다음 식으로 나타낼 수 있다.

여기서, $f_{by}$는 버링 홀의 항복강도를 의미한다. 식 (1)을 $f_{c}$에 대해 정리하고 식 (2)에 대입하면 버링 홀 돌출부의 장부작용에 의한 최대 전단전달 응력($\tau_{ps}$)은 식 (3)과 같이 제시될 수 있다.

Fig. 8 Idealized dowel action provided by burring hole protrusion at the interface

4.3 외주부와 중공부 경계면에서 전단전달력

기둥의 외주부와 중공부 경계면에서 전단전달력은 강판과 콘크리트 사이의 점착력을 무시하면 전단연결재로서 보조 띠철근의 전단저항과 버링 홀 돌출부의 장부작용에 의한 전단저항의 합으로 고려될 수 있다. 보조 띠철근의 전단저항은 ^{KSSC (2024)}을 따르면 제시된 중공기둥의 경계면에서 전단전달력($V_{n}$)은 다음 식 (4)와 같이 나타낼 수 있다.

여기서, $A_{sc}$와 $f_{pu}$는 경계면에서 배근된 보조 띠철근의 각각 전체 단면적과 인장강도를, $f_{ps}$는 띠철근에 도입된 프리스트레스를, $n_{p}$는 경계면에서 버링 홀 돌출부의 개수이다.

4.4 실험결과와 설계식의 비교

제시된 중공기둥 기술에서 외주부와 중공부 경계면에서의 전단전달력에 대한 실험결과와 제안모델 및 설계기준과의 비교를 Table 6에 나타내었다. 설계기준들의 적용에 있어서 버링 홀의 돌출부에 의한 장부작용은 고려하지 않았다. 설계기준들은 기본적으로 합성부재에서 전단연결재의 길이를 그 직경의 5배 이상을 요구하고, 또한 전단연결재의 장부작용보다는 전단마찰 저항기구를 고려하고 있기 때문이다. 설계기준 식들은 공통적으로 실험결과를 과소평가하는 경향을 보였는데, 버링 홀의 돌출부가 있는 시험체에서 과소평가 정도가 증가하였다. 이는 버링 홀의 돌출부는 장부작용을 통하여 전단저항을 하지만 설계기준 적용에서 이는 무시되었기 때문이다. 실험결과와 예측 값의 비들의 평균($\gamma_{m}$)과 표준편차($\gamma_{s}$)에서 ^{KSSC (2024)} 식을 적용하면 이들 값은 각각 1.26과 0.13이다. 실험결과에 대한 과소평가 정도는 ^{CEN (2004)} 식에서 가장 컸다. ^{CEN (2004)} 식을 적용했을 때 $\gamma_{m}$과 $\gamma_{s}$ 값들은 각각 1.97과 0.21이다. 이는 전단연결재의 전단저항 평가에 있어서 전단연결재 계수를 과도하게 도입하고 있기 때문이다. 한편, 제안 모델은 설계기준에 비해 실험결과와 잘 일치하는 경향을 보였다. 제안모델로부터 평가된 버링 홀 돌출부의 전단저항 기여도는 시험체 S-E와 M-E에서 모두 약 22 %이다. 실험결과와 제안모델의 비교로부터 $\gamma_{m}$과 $\gamma_{s}$ 값들은 각각 1.11과 0.07이다. 제안모델은 버링 홀 돌출부의 장부작용에 의한 전단저항을 적절히 고려하고 있다고 판단된다. 따라서, 제시된 중공기둥의 설계에 있어서 설계 휨 모멘트와 전단력으로부터 산정되는 외주부와 중공부 경계면에서의 전단력에 대해 식 (4)를 이용하여 합성거동에 대한 설계를 합리적으로 할 수 있을 것으로 판단된다.