1. 서 론

최근 건설 산업에서는 공기 단축, 품질 관리의 용이성 등에 대응하기 위해 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, 이하 PC) 공법의 적용이 확대되고 있다. 특히 모멘트 골조 구조물에서 PC 구조의 내진 성능 확보는 매우 중요한 요소이다. ACI 318-25 ^{(ACI 2025)}와 KDS 41 20 10^{(KCI 2024a)}에 따르면 PC 내진저항시스템의 특수모멘트골조는 보에 소성힌지를 형성하여 에너지를 소산하는 ‘강도접합부(strong connections)’와 접합부 자체의 변형 능력을 활용하여 에너지를 소산하는 ‘연성접합부(ductile connections)’로 구분된다. 현행 설계기준(KDS 14 20 10)^{(KCI 2024a)}에 따르면, 연성접합부를 사용한 프리캐스트 콘크리트 특수모멘트골조는 접합부 영역의 휨항복을 허용하며, 접합부에 소성힌지를 형성하여 설계하중에 충분히 저항할 수 있는 강도와 강성뿐 아니라 연성을 확보하도록 한다^{(Seo and Lee 1999)}. 연성접합부는 접합부 영역에 비탄성 변형이 집중되는 설계 특성상, 반복 하중 하에서 접합부 전단 요구량이 증가하게 되며, 이로 인해 전단 철근의 과다 배근 문제가 발생하는 것으로 보고되었다^{(Lee et al. 2014)}.

이러한 배근 혼잡 문제를 해결하기 위해 콘크리트의 인장 강도와 연성을 높여주는 강섬유 보강 콘크리트(steel fiber reinforced concrete, 이하 SFRC) 적용에 관한 관심이 높아지고 있으며 기존 강도접합부 연구 결과 SFRC는 접합부 콘크리트의 전단저항기여분을 증진시켜 접합부 강도를 확보하면서 횡보강근 상세를 완화하는 용도로 사용되는 것을 확인할 수 있었다. 강섬유를 활용해 횡보강근 상세를 완화하려는 연구가 꾸준히 진행되어 왔으나, 대부분의 선행 연구는 강도접합부의 패널존 전단 보강에만 집중되어 있었다^{(Kim et al. 2011; Choi et al. 2019; Shi et al. 2021; Son et al. 2024)}. 반면, 접합부의 비탄성 변형을 허용하는 연성접합부에 강섬유를 적용하여 횡보강근을 대체하는 연구는 극히 미비한 실정이다. ^{Lee et al.(2014)}에 따르면 연성접합부는 반복 하중 하에서 접합부 영역에 변형이 집중되므로 강도접합부와는 전혀 다른 파괴 메커니즘을 보인다. 따라서 기존 강도접합부의 SFRC의 횡보강 상세 완화 결과를 연성접합부에 그대로 적용하기에는 한계가 있으며, 연성 기구와 SFRC 간의 상호작용에 대한 명확한 규명이 필요하다.

이에 본 연구에서는 NIST 주관 PRESSS 프로그램 등을 통해 내진 성능이 입증된 DDC^{(Englekirk 1995; Lee et al. 2014)} (dywidag ductile connection) 시스템(Fig. 1)을 채택하여, 강섬유 보강을 통한 연성접합부의 상세 완화 효과를 평가하고자 한다.

^{Park et al.(2004)}에 따르면 DDC 접합부는 연성능력이 우수하며 시공이 간편하지만, 시공의 정밀도가 요구된다고 보고하였다. DDC 접합부에서는 PC 보에서 발생한 압축력이 기둥 내부의 대각 압축 스트럿을 따라 패널존으로 전달되며, 압축 절점(compression node) 부근에서 압축응력과 지압응력이 동시에 집중된다^{(Lee et al. 2014)}. 이로 인해 반복 가력 시 패널존에 전단 요구가 과도하게 집중되어 대각 전단균열이 급격히 진전되고, 연성 강봉이 충분한 소성 거동을 발현하기 이전에 접합부 내력이 저하되는 조기 전단 파괴가 발생하는 것으로 나타났다^{(Song and Yoo 2006; Lee et al. 2014; Kim et al. 2021)}의 연구에 따르면 DDC 시스템에서 보-기둥 접합부의 코어 콘크리트는 층간변위비가 증가함에 따라 응력 집중이 발생하며, 이에 따라 접합부의 손상이 가속되는 것으로 보고되었다. 또한 ^{Kim et al.(2021)}의 연구에 따르면 접합부 패널존에 충분한 전단강도를 제공할 경우 최대하중 이후 거동이 더 안정적일 것으로 보고하여, 패널존 전단 성능 향상의 필요성을 시사하였다. 한편, ^{Heo et al.(2009)}은 강섬유가 콘크리트 내부에서 가교 작용(bridging effect)을 수행하여 반복하중 하에서 균열의 진전과 폭 확대를 효과적으로 억제하고, 콘크리트의 취성적 거동을 완화함으로써 보-기둥 접합부의 전단 저항 능력을 향상시킬 수 있음을 보고하였다. 이러한 강섬유의 손상제어 효과는 압축 스트럿에 의해 패널존에 집중되는 전단 요구를 콘크리트 재료 수준에서 분산시킬 수 있는 가능성을 시사한다. 이에 본 연구에서는 강섬유 보강이 압축 스트럿에 의해 요구되는 패널존 전단 저항 메커니즘을 보완함으로써, 횡보강근 감축 상태에서도 연성접합부의 변형 능력과 에너지 소산 성능을 안정적으로 확보할 수 있는지 검토하고자 한다.

Fig. 1 Isometric view of a DDC (Englekirk 1995)

2. 실험 계획

본 연구에서는 총 3체의 PC 보-기둥 연성접합부 실험체를 제작하였다. 하중은 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 Ductile Rod(이하 연성강봉)와 Intermediate Nodal Block(이하 중앙 블록), Transfer Block(이하 전달 블럭)을 통해 전달된다. PC 보에서 발생하는 압축력(C)은 응력 전달 블록을 거쳐 기둥 내부의 압축 스트럿으로 전달되며 접합부 패널존 내부에 대각선 방향의 압축력이 발생하게 된다. 보의 주철근에 작용하는 인장력(T)은 연성 강봉으로 전달되어 연성 강봉의 항복을 유도함으로써 시스템 전체의 연성 거동을 확보한다.

Fig. 2 Components and mechanism of the ductile joint

실험체 도면과 실험변수 상세를 각 Fig. 3과 Table 1에 나타내었다. RC 실험체는 현행 설계기준(KDS 14 20 80)^{(KCI 2024b)}에 따라 특수모멘트골조로 설계하였고 일체형으로 시공하였다. PC 실험체는 현행 설계기준(KDS 41 20 10)을 따라 일체형 실험체와 동등성을 만족하도록 설계하였다. RC 및 PC 실험체의 휨강도비($\Sigma M_c / \Sigma M_b$)는 각각 2.55 및 1.55로 산정되었으며, 두 실험체 모두 강기둥-약보(strong column-weak beam) 조건을 만족한다. PC-2 실험체는 횡보강근을 PC 실험체 대비 절반으로 감소시킨 상세완화 조건에서 강섬유를 2 % 혼입하여 접합부 패널존의 조기 전단 파괴를 억제하고 연성 강봉의 항복이 선행되는 연성접합부 거동이 유지될 수 있는지 검토하도록 설계하였다. 실험체는 실물 크기로 제작하였으며, 기존 DDC 시스템의 전달 블럭의 크기를 고려하여 기둥 단면은 762 mm×600 mm, 보 단면은 360 mm×600 mm로 설계하였다. 모든 PC 실험체에는 연성 거동을 유도하기 위해 항복 강도 345 MPa의 연성 강봉과 하중 전달을 위한 전달 블럭을 설치하였으며 PC 보는 고강도 철근을 사용하였다.

Fig. 3 Details of test specimens

PC 실험체의 회전에 의한 모멘트 $M_n$은 Fig. 4에 의해 식 (1)과 같이 구하였다.

$L_c$ : 기둥의 순경간

식 (1)을 통해 실험체의 예측된 하중 재하 능력 $P_n$은 다음 식 (2)로 구하였다.

PC 실험체 접합부 내부 연성 강봉에 의해 발생하는 공칭휨모멘트 강도 $M_n$은 다음 식 (3)과 같이 구하였다.

$A_{s, dr}$ : 연성 강봉의 단면적(mm²)

$f_{y, dr}$ : 연성 강봉의 항복강도(MPa)

$jd$ : 모멘트 팔길이(mm)

RC 실험체의 보의 공칭휨모멘트는 다음 식 (4)와 같이 구하였다.

$A_s$ : 주인장 철근의 단면적(mm²)

$f_y$ : 주인장 철근의 항복강도(MPa)

$jd$ : 모멘트 팔길이(mm)

식 (3), (4)에는 실측 항복강도를 적용하였으며, $P_n$은 $M_n$을 실험 횡하중과 비교 가능한 형태로 표현하기 위해 역산한 등가 횡하중이다.

콘크리트의 설계기준압축강도($f_{ck}$)는 KS F 2403^{(KATS 2024)}에 따라 원주형 공시체를 제작하여 KS F 2405^{(KATS 2022a)}를 따라 시험하였으며 시험 결과는 Table 2에 나타내었다. 강섬유 혼입률별로 원주형 콘크리트 공시체를 제작하였으며 3개의 실험값으로 평균값을 구하였다. 강섬유는 길이 30 mm, 직경 0.5 mm의 양단 갈고리형으로 인장강도는 1,121 MPa를 초과하는 것으로 사용하였다. 강섬유를 혼입하지 않은 일반 콘크리트의 압축강도는 43.77 MPa, 강섬유를 2 % 혼입한 실험체의 압축강도는 27.92 MPa로 측정되었다. ^{Ahn et al.(2015)}의 연구에 따르면 강섬유 혼입률이 증가할수록 콘크리트 내부 공극이 증가하는 것으로 보고되었으며, 본 실험에서 또한 강섬유 혼입률이 증가할수록 내부 공극이 증가하여 압축강도가 감소한 것으로 판단된다.

Fig. 4 Calculation of load-carrying capacity

휨강도는 KS F 2403^{(KATS 2024)}에 따라 공시체를 제작하여 KS F 2408^{(KATS 2021)}에 따라 측정하였으며, 시험 결과 강섬유를 2 % 혼입 시 혼입하지 않은 공시체에 비해 휨인장 강도가 약 1.78배 증가하였다. Fig. 4에 시험 결과 그래프를 나타내었다. 철근의 인장 시험은 KS B 0801^{(KATS 2022b)}을 따라 시험편을 제작하여 KS B 0802^{(KATS 2023)}에 의거하여 수행하였다. 철근의 재료시험 결과는 Table 3에 나타내었다.

Fig. 5는 실험체의 설치를 나타내었다. 기둥 하부 및 보의 양단은 핀 지지 되었으며 기둥의 순경간은 3,000 mm이고 보의 순간격은 4,600 mm이다. 기둥 상부에 2,000 kN 액추에이터를 사용하여 ACI 374.1-05(Reapproved 2019)에 따라 이전 드리프트의 1.25~1.5배 범위 내에서 증가하도록 3 사이클씩 반복가력 하였으며 Fig. 6에 하중 프로토콜을 나타내었다.

Fig. 5 Test configuration

Fig. 6 Loading protocol

3. 실험 결과 및 분석

3.1 하중-층간 변형률 관계

Fig. 7은 실험체별 하중-층간 변형률 이력 곡선과 전체 실험체들의 포락선을 함께 나타내었다. 층간 변위는 가력 지점의 횡변위를 기둥의 유효 높이(3,000 mm)로 나눈 값으로 정의하였으며, 변위 연성비는 Park Method^{(Park 1989)}를 적용하여 평가하였다. 보의 주철근 혹은 연성 강봉의 변형률이 항복변형률에 도달할 때의 변위로 정의한 항복 변위($\Delta_y$), 최대 하중 도달 시 변위($\Delta_{\max}$), 그리고 최대하중 이후 $0.8P_{\max}$에 해당하는 극한 변위($\Delta_u$)를 산출하였다.

RC 실험체의 최대 강도에 도달할 때의 변위에 대한 항복 변위의 비($\Delta_{\max}/\Delta_y$)가 약 1.95~2.03로 나타난 반면, 연성 강봉을 적용한 PC 실험체는 항복 이후에도 하중 저항 능력을 유지하며 변형이 지속되어 변위 연성비가 약 2.58~2.73으로 더 크게 평가되었다. 이는 RC 실험체에서는 항복 이후 비탄성 변형이 주로 보 단부 소성힌지의 형성과 접합부 패널존의 전단 변형 증가로 이어져 콘크리트가 빠르게 손상된 반면 PC 실험체는 접합부의 콘크리트가 조기 전단파괴에 이르기 이전에 연성 강봉이 항복하여 주된 변형 기구로 작용하여 접합부 콘크리트의 손상이 지연되었기 때문으로 판단된다.

각 실험체의 항복 및 최대강도, 극한강도의 층간변위 등 실험 결과를 Table 4에 정리하였다. 전단 철근을 50 % 감소시킨 조건에서 강섬유 2 % 혼입한 PC-2 실험체는 PC 실험체를 상회하는 강도와 연성을 확보하였음을 알 수 있다. 이는 접합부 영역에서 비탄성 변형 발생 시에도 강섬유가 패널존의 균열을 제어하고 인장 응력을 분담함으로써, 횡보강근 상세 완화에 따른 성능 저하를 보완했기 때문으로 판단된다.

Fig. 7 Load-displacement relationships of test specimens and envelope curves

Table 4 Overview of test results

Specimen			RC	PC	PC-2
At yielding	$P_y$ (kN)	(+)	301.00	274.42	276.01
		(-)	325.01	231.40	339.23
	$\delta_y$ (mm)	(+)	38.44	40.61	39.51
		(-)	34.54	38.44	35.92
At maximum	$P_{\max}$ (kN)	(+)	443.00	451.80	523.60
		(-)	442.40	433.80	543.20
	$\delta_{\max}$ (mm)	(+)	75.02	104.84	132.32
		(-)	70.34	104.72	134.70
At ultimate	$P_u$ (kN)	(+)	332.14	380.64	373.40
		(-)	339.15	341.58	376.00
	$\delta_u$ (mm)	(+)	179.94	136.20	225.14
		(-)	180.20	135.84	225.34
Ductile ratio	$\delta_{\max}/\delta_y$	(+)	1.95	2.58	3.34
		(-)	2.03	2.73	2.92

3.2 파괴 모드와 손상 정도

Fig. 8은 최대하중 시 실험체의 균열패턴과 손상 정도를 보여준다. RC 실험체는 층간변위비 2.5 %에서 최대 강도에 도달하였으며 이후 4.5 %까지 변위가 증가함에도 불구하고 사이클 별 최대강도가 천천히 감소하다가 6 %에서 파괴에 이르렀다. 층간변위비 1 %에서 보에 미세균열이 발생하였고 2 %에 도달 시 접합부의 균열은 크게 진전되지 않은 반면 보의 균열은 약 2 mm까지 진전되었으며 최대하중 도달 이후 보의 균열이 4 mm 이상 벌어져 보의 단부에 소성힌지를 형성하였다.

PC 실험체는 층간변위비 3.5 %에서 최대강도에 도달하였으며 이후 4.5 %에서 파괴에 이르렀다. PC 실험체는 층간변위비 2 %에서 보와 접합부에 약 0.3 mm 내외의 미세균열이 발생하였고 3.5 %에서 보의 균열은 크게 진전되지 않은 반면 접합부의 균열은 약 1.8 mm까지 확장되었다. 이와 같은 균열 진전 양상은 보 부재의 휨 균열이 지배적인 RC 접합부와 달리, PC 실험체에서는 비탄성 변형이 주로 접합부 영역에 집중되었음을 보여주며, 이는 연성접합부의 의도된 거동 특성이 실험적으로 발현되었음을 의미한다. PC-2 실험체는 층간변위비 4.5 %에서 최대강도에 도달하였으며 7.5 %에서 파괴에 이르렀다. PC-2 실험체는 층간변위비 2 %에서 보와 접합부 모두 약 0.2 mm의 미세균열이 관찰되었으며 3.5 %에서 보의 균열폭은 더 이상 벌어지지 않았으나, 접합부의 균열폭은 약 0.5 mm로 동일 층간변위(3.5 %)에서 PC 실험체보다 작게 확장되었다. 이는 횡보강근을 50 % 감소시킨 조건에서도 강섬유 2 %의 혼입에 따른 가교 작용으로 접합부 균열의 개구가 억제된 것으로 판단된다.

Fig. 8 Crack patterns of test specimens at peak load

3.3 철근 변형률

Table 5는 각각 보의 주근, 접합부 영역 내의 보의 주근, 접합부 내의 전단철근의 변형률 변화를 나타낸다. 보의 주철근 게이지를 살펴보았을 때 RC 시험체의 주철근은 층간변위비 1.15 %에서 항복하였다. 하지만 PC, PC-2 실험체의 보의 주철근은 항복 변형률 0.0048에 도달하지 않아 탄성 상태에 머무른 것을 확인할 수 있다. 이는 RC 실험체의 경우 보의 단부에 비탄성 변형이 선행되어 소성힌지를 형성하였지만, PC 실험체는 비탄성 변형이 보의 단부에 집중되지 않았음을 알 수 있다.

접합부 영역 내의 보의 주철근 변형률을 살펴보았을 때, 모든 실험체가 항복변형률에 도달하여 휨항복이 발생한 것을 알 수 있다. 접합부 영역의 RC 보 주철근도 항복변형률에 도달하였지만, 보 영역의 주철근의 항복이 선행된 것으로 보아 보에 소성힌지 형성 후 모멘트 재분배를 통해 접합부 영역으로의 항복침투가 발생한 것으로 판단된다.

또한 보-기둥 접합부 패널존 전단 철근의 변형률 변화를 보았을 때 모든 실험체가 항복변형률인 0.002에 도달하지 못하여 모두 탄성 상태에 머물러 모든 실험체가 접합부에서 전단파괴가 나지 않았음을 알 수 있다.

Table 5 Strain responses at different measurement locations

철근 변형률 분석을 통해 RC 실험체는 보에 소성힌지를 형성하였으며 그 외 실험체의 보는 모두 탄성 상태에 머물고 보-기둥 접합부에 비탄성 변형이 집중되었음을 알 수 있다. 이는 접합부 전단파괴가 아닌 접합부 영역에서 휨항복으로 인한 변형이 발생한 것으로 현행 설계기준(KDS 41 20 10)에서 연성접합부에 대해 접합부 영역의 휨항복을 허용하도록 규정한 설계 취지와 부합하는 거동이 나타난 것으로 판단된다.

3.4 에너지 소산 능력

Fig. 9는 층간 변형률 증가에 따른 각 실험체의 누적 에너지 소산량을 나타낸 것이다. PC, PC-2 실험체를 비교한 결과, 횡보강근을 50 % 감소시킨 조건에서도 강섬유 혼입률이 증가함에 따라 누적 에너지 소산량이 증가하는 경향이 나타났다. 이는 강섬유 보강에 의해 접합부 패널존에서 전단균열의 발생 및 진전이 억제되고 중앙 블럭으로부터 주변 콘크리트에 전달되는 지압력이 균열면에서의 가교 작용에 의해 저항되면서, 하중 전달 경로의 조기 손상이 억제되면서 반복 가력에 따른 에너지 소산이 지속된 것으로 해석된다. PC-2 실험체는 동일한 층간변위비 범위 내에서 PC 실험체 대비 접합부의 균열 확장이 억제되어, 더 큰 누적 에너지 소산량을 나타냈다. 이러한 결과는 연성접합부 시스템에서 강섬유 보강에 따른 균열 제어가 에너지 소산 성능에 영향을 미친다는 점을 시사한다.

Fig. 9 Cumulative energy dissipation capacities

4. 내진성능 평가

지진 하중을 받는 프리캐스트 콘크리트 보-기둥 접합부의 내진 안전성을 평가하기 위하여 ACI 374.1-05(19)에서 규정하는 허용 기준을 바탕으로 평가를 수행하였다.

시험체별 내진성능 평가 결과는 Table 6에 요약하여 나타내었다.

모든 실험체는 층간변위비 3.5 %에서 최대 하중의 75 % 이상을 유지하여 강도 기준을 충족하였다. 특히 강섬유가 보강된 PC-2 실험체는 횡보강근을 50 % 감소시켰음에도 불구하고 강섬유의 가교 작용을 통해 패널존의 전단을 억제함으로써, 기준 실험체(PC)와 대등한 강도 유지 능력 및 강성 유지 능력을 나타내었다. 이는 강섬유가 횡보강근의 역할을 대체하여 접합부의 코어 콘크리트부의 일체성을 유지했기 때문으로 판단된다.

에너지 소산비율 평가 결과 모든 실험체가 기준치인 0.125를 상회하는 것으로 나타났다. 특히 PC-2 실험체는 연성강봉이 항복한 이후에도 강섬유가 패널존 코어 콘크리트의 구속효과를 증진시켜 급격한 강도 저하를 방지했기 때문으로 판단된다.

평가 결과, PC 연성접합부는 횡보강근 상세를 50 % 완화하더라도 강섬유 2 %의 보강으로 ACI 374.1에서 요구하는 내진 성능 기준을 모두 만족하는 것으로 나타났다.

5. 결 론

본 연구에서는 SFRC를 활용하여 PC 연성접합부의 횡보강근 상세 완화 효과와 내진 성능을 실험적으로 검증하였다. 총 3체의 보-기둥 접합부 실험체에 대한 반복 가력 실험을 통해 얻은 주요 결론은 다음과 같다.

1) 강도 및 초기 강성 확보 실험 결과, 횡보강근을 기준 대비 50 % 감소시키고 강섬유를 2 % 혼입한 PC-2 실험체는 기준 실험체(PC)뿐만 아니라 일체형 RC 실험체를 상회하는 최대 강도와 초기 강성을 나타내었다. 이는 강섬유의 가교 작용이 횡보강근 감소에 따른 전단 저항 성능 저하를 성공적으로 보완하였으며, 접합부의 비탄성 변형 시에서도 패널존의 일체성을 견고하게 유지했음을 입증한다.

2) 변위 연성 및 변형 능력 연성 강봉을 사용한 모든 PC 실험체는 RC 실험체(1.9) 대비 우수한 변위 연성비(2.7~3.34)를 확보하였다. 특히 PC-2 실험체는 강섬유의 구속 효과에 의해 접합부 패널존의 파괴가 제어됨으로써, 극한 상황에서도 연성 기구(연성 강봉)의 비탄성 변형 능력을 극대화하여 가장 우수한 변위 연성비(3.34)와 극한 변위(층간변위비 7.5 %)를 기록하였다.

3) 강섬유 혼입에 따라 에너지 소산 능력이 향상된 것으로 관찰되었다. 이는 강섬유의 가교 작용이 중앙 블록으로부터 주변 콘크리트로 전달되는 지압력의 저항 기여분이 커졌기 때문으로 판단된다.

4) ACI 374.1 내진 성능 평가 허용 기준에 따른 정량적 평가 결과, 모든 실험체가 강도 유지력, 할선 강성비, 에너지 소산 비율 기준을 모두 만족하여 연성접합 시스템에서 횡보강 감소에 따른 강섬유 보강이 특수모멘트골조에 요구되는 내진 성능을 확보할 수 있음을 확인하였다. 본 연구에서는 강섬유의 역학적 특성을 압축강도 및 휨강도로 평가하였으나, 실무 적용 측면에서 횡보강 상세 완화 수준을 직접적으로 판단하기 위해서는 휨인성(ACI 544) 또는 잔류휨강도(EN 14651) 기준의 특성값과 상세 완화 범위를 연계한 추가적인 연구가 필요하다.

결론적으로, PC 연성접합부 시스템에서 2 %의 강섬유보강은 횡보강근 상세를 50 % 완화하더라도 구조적 안전성을 확보함과 동시에 시공성을 개선할 수 있는 유효한 대안임을 확인하였다.