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문제 정의
- 본 연구에서는 PHC파일에 CT형강을 합성시켜 기능성과 구조적 성능을 동시에 향상시킨 합성형 벽체파일을 실물 크기로 4개 제작한 후 휨 실험을 수행하여 합성형 벽체파일의 극한 강도 등의 구조 성능을 검증하였다. 극한강도, 파괴형태, 변형률 등의 실험결과를 분석하였으며, 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 본 실험체의 경우 CT형강부가 콘크리트부보다 작은 강도를 가지며 그 값은 490kN(= Asfy)으로 평가되었다. 적용 강도가 소요강도의 1/2수준으로 적용 perfobond rib 전단연결재의 강도가 부족하게 설계되었으나, 이는 합성형 벽체파일의 최초 적용으로 인한 최소 강도를 검증하기 위해 의도된 것으로, 전단연결재의 강도를 넘어서는 단계에서도 실험체의 극한강도가 설계기준에 따른 설계값을 만족함을 검증하는 차원에서 이루어졌다. 그러나 실제 시공에 적용되는 합성형 벽체파일에서는 천공홀의 직경증가 또는 횡방향 철근 배근 등의 보강을 통해 전단연결재의 적용강도가 CT형강의 강도보다 커야한다.
제안 방법
- 강봉의 강도, 콘크리트의 강도, 강재의 강도를 이용하여 그림 13과 같이 압축력과 인장력이 같게 되는 중립축을 산정하였으며, 이로부터 압축력, 인장력, 편심거리를 산정하여 단면의 극한강도(Mu = C × e = T × e)를 계산한 후 하중 재하 조건에 맞게 극한강도를 발생시키는 하중을 극한하중으로 산정하였다(B400 실험체에서는 Mu/1.1, B500 실험체에서는 2Mu/1.9).
- 일반적으로 합성형 교량 등에서 강 거더와 슬래브 연결에 적용되는 전단연결재인 스터드를 이용하여 전면부 강재 플레이트를 벽체 파일 내부에 합성시킬 수는 있으나, 이 경우 플레이트 크기에 비해 스터드의 용접량이 많아져서 시공성이 저하될 우려가 있다. 개발된 합성형 벽체파일은 CT형강의 복부에 천공홀을 설치하여 CT형강의 복부가 perfobond rib라고 불리는 전단연결재 역할을 하도록 하였다. 또한, CT형강의 플랜지를 이용하여 벽체파일과 버팀보 또는 상∙하부 슬래브와의 연결이 가능하므로 기능성 향상과 공기단축이 가능하다.
- 설계 적용을 위해 도로교설계기준(2010)의 프리스트레스트 콘크리트편의 기준에 따라 시편의 균열하중과 극한하중 설계 값을 산정하여 표 2에 나타내었으며, 실험값과 비교하였다. 균열하중은 단면 하단의 콘크리트 균열강도를 기준으로 합성단면의 단면계수를 이용하여 균열모멘트를 평가한 후 균열모멘트를 발생시키는 하중을 계산하여 산정되었다. B400 실험체의 균열하중 설계값은 151kN, B500 실험체에서는 242kN으로 평가되었다.
- 본 연구에서는 PHC파일에 CT형강을 합성시켜 기능성과 구조적 성능을 동시에 향상시킨 합성형 벽체파일을 실물 크기로 4개 제작한 후 휨 실험을 수행하여 합성형 벽체파일의 극한 강도 등의 구조 성능을 검증하였다. 극한강도, 파괴형태, 변형률 등의 실험결과를 분석하였으며, 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 개발된 합성형 벽체파일을 실물 구조에 적용하기 위해서는 우선적으로 CT형강의 복부가 전단연결재 역할을 할 수 있는 지를 실험적으로 평가하여야 하며, 또한 CT형강과 PHC 파일의 합성작용으로 인한 강도 증가 효과 등과 같은 구조적인 성능을 평가할 필요가 있다. 따라서 본 연구에서는 최근 개발된 합성형 벽체파일을 실물 크기로 제작한 후 휨 실험을 수행하여 고강도 콘크리트와 CT형강의 합성거동과 합성형 벽체파일의 극한 강도 등의 구조 성능을 검증하였다.
- 28을 적용하였다. 또한, 콘크리트의 압축강도는 공시체 결과인 85MPa를 적용하였다.
- Perfobond rib의 전단강도에 대해서는 다양한 제안식들이 있으나, 조건에 따라 제안식의 편차가 커서 다수의 연구자들에 의해 지속적으로 연구가 진행되고 있다. 본 연구에 적용된 Perfobond rib의 전단강도도 제안식에 따라 크기의 차이가 있으나, 본 연구에서는 비교적 널리 이용되는 식(1)에 의해 값을 시편의 perfobond rib 전단강도로 평가하였다. 향후, 추가적인 인발실험을 통해 적용 CT형강의 전단연결재로서의 전단강도를 평가할 계획이다.
- 실험체 중앙부의 하중-변형률 곡선으로부터 하중 증가에 따른 중립축 변화를 분석하였다. B400 실험체들의 변형률 곡선은 유사하며, 또한 B500 실험체들의 경우도 유사한 하중변위 곡선을 보이므로 각각에 대해 1번 실험체의 중립축 변화를 그림 18에 나타내었다.
- PC 강봉과 철근을 배근하고 해드캡을 설치한 후 몰드에 천공홀을 갖는 CT형강을 설치하고 몰드를 조립한다. 조립한 몰드에 콘크리트를 투입하고 PC강봉에 긴장력을 가한 후 원심성형을 실시한다. 원심 성형은 저속 및 고속의 2단계로 실시한다.
- 하중재하조건과 실험 전경을 그림 7(B400 실험체)과 그림 8(B500 실험체)에 나타내었으며, 하중재하는 포항산업과학연구원 강구조 연구소의 1,000톤 UTM을 이용하여 이루어졌다. 하중재하속도는 초기균열 발생 전에는 0.01mm/sec, 초기균열이 발생한 후에는 0.04mm/sec이며, 강성이 현저히 떨어진다고 판단된 시기부터는 0.08mm/sec의 재하속도로 파괴 시까지 실험을 수행하였다.
- 합성형 벽체파일의 구조성능을 검증하기 위하여 실 규모의 벽체파일을 제작하여 휨 실험을 수행하였다. 단면 크기에 따라 B400 실험체와 B500 실험체로 구별하여 각각 2개씩 총 4개의 실험체가 제작되었다.
대상 데이터
- 단면 크기에 따라 B400 실험체와 B500 실험체로 구별하여 각각 2개씩 총 4개의 실험체가 제작되었다. B400 실험체는 폭과 높이가 모두 400mm인 사각형 단면으로(그림 4(a)), 가운데 중공부의 지름은 220mm이며, 시편의 길이는 9,000mm로 제작되었다. Pre-tension을 위해 배치된 PS 강봉은 직경 11mm이며, 총 14개가 적용되었다.
- B400 실험체와 B500 실험체에 동일한 제원의 CT형강(⊥45×100×6×8(=1,022mm²))이 상면에 2개 적용되었다.
- B500 실험체는 길이 8,000mm로 폭과 높이가 모두 500mm이며, 중공부의 지름은 320mm이다(그림 4(b)). 지름 11mm의 PS 강봉이 16개 배치되어 Pre-tension 긴장되었으며, 강봉 외측으로는 직경 4mm의 나선철선을 100mm 간격으로 설치하였다.
- )는 80MPa이었으나, 실험 시 공시체 시험으로부터 측정된 콘크리트의 압축강도는 85MPa이었다. CT형강은 항복강도 240MPa인 SS400 일반 구조용 압연강재가 사용되었다. 강재의 경우, 일반적으로 물성의 불확실성이 작으므로 강재에 대한 시편실험은 수행되지 않았다.
- ))이 상면에 2개 적용되었다. Perfobond rib 전단연결재 역할을 위해 CT형강의 복부에 직경 20mm의 천공홀이 100mm 간격으로 설치되었다(그림 5).
- B400 실험체는 폭과 높이가 모두 400mm인 사각형 단면으로(그림 4(a)), 가운데 중공부의 지름은 220mm이며, 시편의 길이는 9,000mm로 제작되었다. Pre-tension을 위해 배치된 PS 강봉은 직경 11mm이며, 총 14개가 적용되었다. PS 강봉 외측으로는 직경 4mm의 나선철선을 100mm 간격으로 설치하였다.
- 합성형 벽체파일의 구조성능을 검증하기 위하여 실 규모의 벽체파일을 제작하여 휨 실험을 수행하였다. 단면 크기에 따라 B400 실험체와 B500 실험체로 구별하여 각각 2개씩 총 4개의 실험체가 제작되었다. B400 실험체는 폭과 높이가 모두 400mm인 사각형 단면으로(그림 4(a)), 가운데 중공부의 지름은 220mm이며, 시편의 길이는 9,000mm로 제작되었다.
- 실험에 적용된 하중은 중앙부에서 순수 휨에 의한 파괴를 유도하도록 재하되었으므로, 하중재하점 사이에서 휨 균열이 발생하게 되어 휨 파괴가 발생됨을 예측할 수 있다. 인접 벽체파일간의 일체화를 반영하여 실제 현장에 설치되는 형상과 동일하게 제작된 B500 실험체를 대상으로 측면과 하면의 균열도를 작성하여 그림 14에 나타내었으며, 파괴 시 측면과 하면의 형상을 그림 15에 나타내었다. 예측한 바와 같이 하중재하점 사이에서 휨 균열이 발생하였으며, 균열의 진전은 초기균열 발생 후 부재축의 직각방향으로 등간격에 가까운 균열이 나타나다가 경사방향으로 진행되는 순서였다.
- 적용된 콘크리트의 설계 압축강도(fck)는 80MPa이었으나, 실험 시 공시체 시험으로부터 측정된 콘크리트의 압축강도는 85MPa이었다. CT형강은 항복강도 240MPa인 SS400 일반 구조용 압연강재가 사용되었다.
- 5m씩 떨어진 2곳에 연직하중 P/2를 재하하였다. 하중재하조건과 실험 전경을 그림 7(B400 실험체)과 그림 8(B500 실험체)에 나타내었으며, 하중재하는 포항산업과학연구원 강구조 연구소의 1,000톤 UTM을 이용하여 이루어졌다. 하중재하속도는 초기균열 발생 전에는 0.
데이터처리
- 설계 적용을 위해 도로교설계기준(2010)의 프리스트레스트 콘크리트편의 기준에 따라 시편의 균열하중과 극한하중 설계 값을 산정하여 표 2에 나타내었으며, 실험값과 비교하였다. 균열하중은 단면 하단의 콘크리트 균열강도를 기준으로 합성단면의 단면계수를 이용하여 균열모멘트를 평가한 후 균열모멘트를 발생시키는 하중을 계산하여 산정되었다.
이론/모형
- 강과 콘크리트 접합면의 거동을 묘사하기 위해서는 완전 결합을 가정한 tie constraint를 적용하는 방법과 부분 결합을 가정하는 contact interaction을 적용하는 방법이 주로 이용된다. 본 해석에서는 시편의 개략적인 거동을 예측하기 위해 tie constraint를 적용한 방법이 사용되었다. Tie constraint는 서로 인접한 slave surface와 master surface에 포함되어있는 절점을 한 절점으로 묶어 변위와 회전에 대한 자유도를 동일화하는 조건이다.
- 실험체의 거동을 예측하기 위해 ABAQUS 프로그램을 이용한 비선형 유한요소해석을 수행하였다(ABAQUS, 2008). 실험체에 대한 모델 형상은 그림 11과 같다.
- 강과 콘크리트는 솔리드 요소(C3D8R)로, 강봉은 2절점 트러스 요소로 고려되었으나, 해석의 편이를 위해 횡방향 철근의 영향은 고려되지 않았다. 콘크리트와 강재 그리고 강봉의 재료 비선형성을 고려하기 위하여 콘크리트는 concrete damaged plasticity 모델이 적용되었으며, 강재와 강봉은 plastic 모델이 적용되었다. 해석에 적용된 주요 물성은 표 2와 같다.
- 휨 실험은 KS F 4306(프리텐션 방식 원심력 고강도 콘크 리트 말뚝) 규정에 따라 수행되었다. 실험체 길이의 3/5을 지간장으로 설정하고, 지간 중앙에서 양쪽으로 0.
성능/효과
- (1) 모든 실험체에서 예측한 바와 같이 휨 파괴가 발생하였으며, 극한강도는 설계기준에 따라 계산된 설계값보다 큰 것으로 분석되었으므로 개발된 합성형 벽체파일은 충분한 강도를 확보하는 것으로 판단된다. B400 실험체의 극한강도는 설계값보다 18% 크며, B500 실험체에서는 11% 큰 것으로 나타났다.
- (2) B400 실험체와 B500 실험체 모두 동일한 전단연결재의 강도를 갖으며, 강도는 소요강도의 1/2수준이 되도록 설계하여 결과를 분석한 결과, B400 실험체에서는 전단연결재가 파괴되는 수준까지 하중이 도달하지 않아 콘크리트와 CT형강의 변형률 차이가 크지 않았다. 반면, B500 실험체에서는 전단연결재가 파괴되는 하중에 도달하였으며, 전단연결재 파괴하중 이후에 콘크리트와 CT형강의 변형률이 차이가 점차 증가하는 것으로 나타났다.
- 또한, 초기 균열하중의 예측에 있어서도 차이가 큼을 알 수 있다. 4.1절에서 설명한 바와 같이 B400 실험체와 B500 실험체에 동일하게 적용된 perfobond rib 전단연결재의 강도는 필요 강도의 1/2 수준이다. B400 실험체와 달리 B500 실험체에서는 적용하중이 상대적으로 커지므로 전단연결재가 조기에 파괴되어 해석값과 실험값의 차이가 크게 발생되어 전체적으로 FE 해석의 하중-변위 곡선이 실험값보다 크게 평가된 것으로 판단된다.
- B400 실험체들의 변형률 곡선은 유사하며, 또한 B500 실험체들의 경우도 유사한 하중변위 곡선을 보이므로 각각에 대해 1번 실험체의 중립축 변화를 그림 18에 나타내었다. B400 실험체에서는 균열로 인해 150～200kN 사이에서 중립축이 급격히 이동하였으며, B500 실험체에서는 250～300kN 사이에서 중립축이 급격히 상승했음을 확인할 수 있다.
- 1절에서 설명한 바와 같이 B400 실험체와 B500 실험체에 동일하게 적용된 perfobond rib 전단연결재의 강도는 필요 강도의 1/2 수준이다. B400 실험체와 달리 B500 실험체에서는 적용하중이 상대적으로 커지므로 전단연결재가 조기에 파괴되어 해석값과 실험값의 차이가 크게 발생되어 전체적으로 FE 해석의 하중-변위 곡선이 실험값보다 크게 평가된 것으로 판단된다. 또한, B400 실험체와 B500실험체가 동시에 제작되지 않아서 다소의 차이가 발생할 수도 있으며, 강봉과 강재의 물성을 시편 실험에 얻지 않고 일반적으로 제시하는 값을 적용하여 FE 해석결과와 차이가 발생할 수도 있다.
- (1) 모든 실험체에서 예측한 바와 같이 휨 파괴가 발생하였으며, 극한강도는 설계기준에 따라 계산된 설계값보다 큰 것으로 분석되었으므로 개발된 합성형 벽체파일은 충분한 강도를 확보하는 것으로 판단된다. B400 실험체의 극한강도는 설계값보다 18% 크며, B500 실험체에서는 11% 큰 것으로 나타났다.
- B500의 실험체의 경우 FE해석의 극한하중은 529kN로 실험체의 평균 극한하중 508kN 보다 약 4% 크게 예측되었다. 또한, 초기 균열하중의 예측에 있어서도 차이가 큼을 알 수 있다.
- Tie constraint를 가정한 FE 비선형 해석의 결과로부터(그림 12), B400 실험체의 경우 FE해석의 극한하중(312kN)은 실험체의 평균값(310kN)과 거의 유사한 것으로 나타났다. 또한, 균열하중의 경우도 하중-변위 곡선으로부터 거의 유사함을 알 수 있으므로, B400 실험체에서는 전단연결재가 합성작용 역할을 충분히 수행한 것으로 판단된다.
- 설계기준에 따른 설계값과 비교할 경우, B400 실험체에서는 실험값이 균열하중 10%, 극한하중 18% 큰 것으로 나타났으며, B500 실험체에서는 실험값이 균열하중에서 11%, 극한하 중에서 11% 큰 것으로 나타났다. 따라서 실험값이 설계기준에 따라 계산된 설계값보다 10% 이상의 충분한 안전측의 결과를 나타내므로 개발된 합성형 벽체파일은 설계에 적용함에 있어 충분한 강도를 확보하는 것으로 분석되었다.
- 따라서, 실험에서 얻은 극한하중 비교하여 사용된 강봉의 저 릴랙세이션 특성을 반영하여 설계 극한 강도를 평가하는 것이(γp = 0.28) 적정 수준의 안전율을 확보한 설계방법이라고 판단된다.
- 개발된 합성형 벽체파일은 CT형강의 복부에 천공홀을 설치하여 CT형강의 복부가 perfobond rib라고 불리는 전단연결재 역할을 하도록 하였다. 또한, CT형강의 플랜지를 이용하여 벽체파일과 버팀보 또는 상∙하부 슬래브와의 연결이 가능하므로 기능성 향상과 공기단축이 가능하다.
- 반면, B500 실험체에서는 전단연결재가 파괴되는 하중에 도달하였으며, 전단연결재 파괴하중 이후에 콘크리트와 CT형강의 변형률이 차이가 점차 증가하는 것으로 나타났다. 또한, 완전합성을 가정한 FE 해석결과와도 차이가 발생하는 것으로 나타났다. 따라서, CT형강의 복부에 천공홀을 설치함으로써 CT형강의 복부가 Perfobond rib 전단연결재의 역할을 수행하는 것으로 분석되었으나, 실제 시공에 적용되는 합성형 벽체파일은 천공홀의 직경 증가 또는 횡방향 철근 배근 등의 보강을 통해 전단 연결재의 강도가 소요강도보다 크도록 보완되어야 한다.
- 하부의 변형률계(C14)로부터 B400-1 실험체는 160kN 정도에서, B400-2 실험체는 170kN 정도에서 초기균열이 발생되었으며, B500-1실험체와 B500-2 실험체는 270kN 근처에서 초기 균열이 발생되었음을 확인할 수 있다. 모든 실험체에서 상면 콘크리트(변형률계 C2)의 파괴는 발생하지 않았으며, CT형강의 존재로 인하여 단면에 기하형상 중심부(C8)는 압축영역임을 확인할 수 있다.
- (2) B400 실험체와 B500 실험체 모두 동일한 전단연결재의 강도를 갖으며, 강도는 소요강도의 1/2수준이 되도록 설계하여 결과를 분석한 결과, B400 실험체에서는 전단연결재가 파괴되는 수준까지 하중이 도달하지 않아 콘크리트와 CT형강의 변형률 차이가 크지 않았다. 반면, B500 실험체에서는 전단연결재가 파괴되는 하중에 도달하였으며, 전단연결재 파괴하중 이후에 콘크리트와 CT형강의 변형률이 차이가 점차 증가하는 것으로 나타났다. 또한, 완전합성을 가정한 FE 해석결과와도 차이가 발생하는 것으로 나타났다.
- 일반적으로 전단연결재는 연결되는 부재인 콘크리트와 강재보다 큰 강도를 갖도록 설계된다. 본 실험체의 경우 CT형강부가 콘크리트부보다 작은 강도를 가지며 그 값은 490kN(= Asfy)으로 평가되었다. 적용 강도가 소요강도의 1/2수준으로 적용 perfobond rib 전단연결재의 강도가 부족하게 설계되었으나, 이는 합성형 벽체파일의 최초 적용으로 인한 최소 강도를 검증하기 위해 의도된 것으로, 전단연결재의 강도를 넘어서는 단계에서도 실험체의 극한강도가 설계기준에 따른 설계값을 만족함을 검증하는 차원에서 이루어졌다.
- 설계기준에 따른 설계값과 비교할 경우, B400 실험체에서는 실험값이 균열하중 10%, 극한하중 18% 큰 것으로 나타났으며, B500 실험체에서는 실험값이 균열하중에서 11%, 극한하 중에서 11% 큰 것으로 나타났다. 따라서 실험값이 설계기준에 따라 계산된 설계값보다 10% 이상의 충분한 안전측의 결과를 나타내므로 개발된 합성형 벽체파일은 설계에 적용함에 있어 충분한 강도를 확보하는 것으로 분석되었다.
후속연구
- 개발된 합성형 벽체파일을 실물 구조에 적용하기 위해서는 우선적으로 CT형강의 복부가 전단연결재 역할을 할 수 있는 지를 실험적으로 평가하여야 하며, 또한 CT형강과 PHC 파일의 합성작용으로 인한 강도 증가 효과 등과 같은 구조적인 성능을 평가할 필요가 있다. 따라서 본 연구에서는 최근 개발된 합성형 벽체파일을 실물 크기로 제작한 후 휨 실험을 수행하여 고강도 콘크리트와 CT형강의 합성거동과 합성형 벽체파일의 극한 강도 등의 구조 성능을 검증하였다.
- Perfobond rib의 전단강도를 넘어서면서 CT형강 천공홀 주변의 콘크리트가 파괴되어 다웰효과가 감소되었으며, 이로 인해 콘크리트와 CT형강의 변형률이 일치되지 않고 차이가 발생하게 된다. 앞서 설명하였듯이 의도적으로 전단연결재의 강도를 소요강도보다 작게함으로써 발생한 현상이며, 실제 적용은 충분한 강도를 확보하는 방법으로 보완(천공홀에 철근을 배근하는 방법, 천공홀의 직경을 증가시키는 방법)한 후 직접 인발시험을 통해 전단 강도를 확인한 후 적용하여야 한다.
- 향후 Perfobond rib 전단연결재가 충분한 강도를 갖도록 천공홀에 철근을 배근하거나, 천공홀의 직경을 증가시키는 등의 보완 후 직접 인발시험을 통해 전단강도를 평가할 계획이며, 실제 거동을 정확하게 예측하기 위해 CT형강을 실제 형상에 맞추어 모델링하고, 강과 콘크리트의 접합면을 contact 요소로 고려하여 다양한 매개변수 해석을 수행할 예정이다.
- 또한, B400 실험체와 B500실험체가 동시에 제작되지 않아서 다소의 차이가 발생할 수도 있으며, 강봉과 강재의 물성을 시편 실험에 얻지 않고 일반적으로 제시하는 값을 적용하여 FE 해석결과와 차이가 발생할 수도 있다. 향후, 실제 거동을 정확하게 묘사하기 위해서는 CT형강을 실제 형상에 맞추어 모델링하고, 강과 콘크리트의 접합면을 contact 요소로 고려하여 다양한 매개변수 해석을 수행할 필요가 있다.
- 본 연구에 적용된 Perfobond rib의 전단강도도 제안식에 따라 크기의 차이가 있으나, 본 연구에서는 비교적 널리 이용되는 식(1)에 의해 값을 시편의 perfobond rib 전단강도로 평가하였다. 향후, 추가적인 인발실험을 통해 적용 CT형강의 전단연결재로서의 전단강도를 평가할 계획이다.
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