Aims and Scope

보강상세가 다른 6개의 PSRC기둥 실험체 P1 - P6에 대하여 중심축 압축실험을 수행하였다. Fig. 2(a)는 P1 - P6의 형상, 치수 및 앵글 보강상세를 보여준다. 기둥 단면의 크기는 400 mm × 400 mm이고, 순길이는 l_c = 1,200 mm이다. 가력부와 지점부에는 700 mm × 700 mm 크기의 지압강판(두께 25 mm)을 설치하였고, 그 주변에서 지압에 의한 국부적인 콘크리트 균열 및 파괴를 방지하기 위하여 내측 치수가 400 mm × 400 mm인 정사각형 각형강관(두께 10 mm)을 사용하여 높이 200 mm 구간에 자켓팅(steel jacketing)으로 보강하였다

Fig. 2. 
Reinforcement details of PSRC column specimens with longitudinal angles and transverse flat bars

Table 1과 Fig. 2에서 보듯이 주보강재로 사용된 수직 앵글의 단면치수와 심부 콘크리트를 구속하는 횡보강 상세를 실험변수로 고려하였다. Fig. 2(a)와 2(b)에서, P1과 P2에는 각각 앵글 L­120×120×6 및 L­90×90×6 4개가 사용되었다. 두 실험체 모두 앵글 바깥 표면으로부터 콘크리트 표면까지의 거리로 정의되는 순피복두께는 50 mm이었다. P1과 P2에서 앵글 다리 끝단 사이의 폭은 각각 60 mm 및 120 mm이며, 따라서 심부 콘크리트는 표면의 약 20 %(P1) 또는 40 %​(P2)만이 피복 콘크리트와 일체로 타설되었다. 수직 앵글은 두께 3.2 mm, 너비 40 mm의 수평 띠판(flat bar)을 사용하여 200 mm 간격으로 연결하였다. 앵글과 띠판은 F10T M10 볼트 1개를 마찰접합(slip­critical connection)으로 연결하였다.

Fig. 2(c)와 2(d)에서, P3, P4는 각각 P1, P2와 동일한 수직 앵글 및 수평 띠판 상세를 갖는다. 다만 콘크리트 순피복두께를 30 mm로 줄여서 더 넓은 면적의 심부 콘크리트를 확보하였고, 앵글과 띠판을 연결하는 M10 볼트를 장볼트(long bolt)로 변경하였다. P4의 경우 띠판의 중앙에도 장볼트를 매입하여 횡구속 효과를 높이고자 하였다. P3과 P4에서 매입된 장볼트의 길이는 각각 75 mm 와 50 mm이었고, 매입 부분에는 나사산이 있어 콘크리트와의 부착 성능을 높였다.

Fig. 2(e)와 2(f)에서 보듯이 P5와 P6에는 L­55×55×6 앵글 8개가 사용되었다. P5는 단면 둘레를 따라 배치된 8개의 앵글을 4개의 띠판(PL­40×3.2)으로 연결하여 횡보강용 외곽후프(perimeter hoop)를 만들었다. 또한 횡구속 효과를 증진시키기 위해, 심부 콘크리트를 가로지르는 띠판을 추가하여 각 변의 중앙에 배치된 중간 앵글을 상호 연결하였다. P6에서 단면의 네 모서리에 배치된 수직 앵글과 이를 연결하는 외곽후프는 P5와 동일하다. 중간 앵글의 경우, 두 다리가 모두 45°가 되도록 회전시켜 배치한 후 마름모 모양의 후프를 추가하였다. 앵글과 띠판의 접합부에는 모두 F10T M10볼트에 의한 마찰접합을 적용하였다.

KBC 2016 0709.2.1에서는 매입 강재의 설계기준항복강도가 450 MPa를 초과하는 경우 횡방향 철근의 수직간격이 단면 최소치수의 0.25배(= 100 mm) 이하로 제한한다. 이러한 수직간격 제한을 적용할 경우 인접한 띠판 사이의 순간격이 60 mm에 불과해 볼트 조임이 불가능하다. 따라서 P1-​P6 실험체는 모두 띠판 간격을 단면 최소치수의 0.5배인 200 mm로 증가시켜 적용하였다.

기둥 실험체에 사용된 앵글은 6 mm 두께의 SS550 고강도 강판을 상온에서 절곡하여 제작하였다. Fig. 3은 KS B 0801에 따라 제작한 5호 시험편(절곡 이전 평판) 3개에 대한 인장시험 결과를 보여준다. 평균 항복강도와 인장강도는 각각 F_y = 718 MPa와 F_u = 795 MPa로 조사되었다. 실험에 사용된 고강도 앵글은 절곡부와 평판부의 재료특성이 상이하다. 절곡부는 소성변형으로 인하여 항복 및 인장강도가 증가한다. 다만, 전체 앵글면적 대비 절곡부의 면적이 제한적이므로, 이 연구에서는 절곡 이전의 평판에 대한 재료특성을 바탕으로 압축강도 등 압축거동을 분석하였다.

Fig. 3. 
Stressstrain relationships of steel

수평 띠판으로 사용된 3.2 mm 두께의 SM275 강재의 경우, 시험편 2개에 대한 평균 항복강도와 인장강도는 각각 F_y = 347 MPa와 F_u = 436 MPa이었다. 직경 100 mm, 높이 200 mm인 원주형 콘크리트 공시체 3개에 대한 압축시험 결과, PSRC기둥 실험체에 사용된 콘크리트의 평균 압축강도는 f_ck = 30.3 MPa이었다. 앵글과 띠판의 볼트접합에는 F10T M10볼트를 사용하였다. 볼트의 설계기준인장강도는 F_u = 1,000 MPa^[13]이다. 볼트에 대해서는 재료인장시험을 별도로 수행하지는 않았다.

PSRC기둥 실험체에 사용된 절곡앵글 단면은 L­120×​120×6, L­90×90×6 및 L­55×55×6 세 종류이다. Fig. 4에서 보듯이 냉간성형된 앵글은 열간성형된 기성 제품보다 단면적이 작다. 이처럼 감소된 앵글 단면적 A_a는 절곡 이전 평판 치수로부터 다음과 같이 산정하였다.

Fig. 4. 
Coldformed high strength angles

여기서, l_a 및 t_a는 각각 앵글 다리의 단면 길이 및 두께이고, R은s 절곡 날의 반경(= 4 mm)이다. 식 (1)로부터 산정된 각 앵글의 단면적은 Table 1에 정리하였다.

Table 1은 앵글 및 기둥의 단면 특성을 보여준다. KBC 2016 0702에 따라 국부좌굴에 대해 앵글 단면을 분류할 경우, P1과 P3에 사용된 앵글 L­120×120×6은 세장판 요소로, P2와 P4에 사용된 앵글 L­90×90×6은 비조밀 요소로, 그리고 P5와 P6에 사용된 앵글 L­55×55×6은 조밀 요소로 분류되었다. 기둥 총단면적(A_g)에 대한 앵글의 전체 보강면적(A_s)의 비로 정의되는 강재비(steel ratio)는 2.56 % ≤ A_s/A_g ≤ 3.46 %로 크지 않았지만, 재료강도를 고려한 강도비(strength ratio)는 42.6 % ≤ ρ ≤ 50.0 % 수준이었다.

Fig. 5는 실험체별 압축 하중­변형(P–Δ) 관계를 보여준다. 순길이 l_c = 1,200 mm 구간에서 발생된 기둥의 압축변형Δ는 상부 지압강판의 네 모서리에 설치한 변위계를 사용하여 계측한 값의 평균이다. 실험 종료 후 촬영한 피복 콘크리트의 균열 및 앵글 국부좌굴은 Fig. 6에 나타냈다.

Fig. 5. 
Axial loaddeformation relationships of PSRC column specimens

Fig. 6. 
Failure mode of PSRC column specimens

Fig. 5(a)와 5(b)에서 보듯이 콘크리트 피복두께가 50 mm인 P1과 P2에는 약 Δ = 3 mm (또는 압축변형률 ε = Δ / l_c = 0.0025 mm/mm)에서 최대강도 P_u = 6,142 kN과 P_u = 5,362 kN에 도달하였고, 이후 Fig. 6(a)와 6(b)에서 보듯이 피복 콘크리트가 파열되면서 강도가 급격히 감소하였다. 세장판요소로 분류되는 앵글(L­120×120×6)을 사용한 P1은 약 Δ = 5 mm(ε = 0.0042 mm/mm)에서 국부좌굴이 발생하며 강도가 추가로 저하되었다. 반면 비조밀 요소로 분류되는 앵글(L­​90×​90×6)을 사용한 P2는 앵글 국부좌굴 없이 약 Δ = 7.5 mm​(ε = 0.0063 mm/mm)까지 최대강도 80 % 수준을 유지하는 연성거동을 보였다.

Fig. 5(c)와 5(d)에서 보듯이 콘크리트 피복을 30 mm로 줄인 P3과 P4의 압축거동은 각각 P1과 P2의 압축거동과 거의 같았다. 최대강도는 P_u = 6,113 kN과 P_u = 5,407 kN으로서 횡구속된 심부 콘크리트 면적의 증가에도 불구하고 큰 차이가 없었고, 콘크리트 피복 파열에 의한 최대강도 이후 강도저하 또한 거의 동일했다. P3에서는 세장판 요소인 앵글의 국부좌굴에 의한 취성거동을 보인 반면, 비조밀 앵글을 사용한 P4는 앵글 국부좌굴 없이 잔류강도가 유지되었다(Fig. 6(c)와 6(d) 참조).

Fig. 5(e)와 5(f)에서 보듯이 조밀 요소로 분류된 앵글(L­​55×​55×6)을 사용한 P5와 P6는, 최대강도 P_u = 6,304 kN과 P_u = 5,862 kN은 약 Δ = 3.5 mm(ε = 0.0029 mm/mm)에서 발생하였다. 콘크리트 피복 파열 이후에는 최대강도의 약 85 % 수준을 유지하는 연성거동을 보이며 Δ = 10 mm (ε = 0.0083 mm/mm)에서도 파괴되지 않았다. Fig. 6(e)와 6(f)에 보듯이 조밀요소 앵글에는 최대강도 이후 비탄성 국부좌굴이 발생하였다.

Fig. 7은 바닥으로부터 800 mm 높이에서 계측된 앵글의 길이방향 변형률을 보여준다. 가로축은 앵글 변형률이고 세로축은 기둥 압축하중이다. 4개의 앵글을 사용한 P1-P4에서는 대각선 모서리의 앵글에서 계측한 변형률을 실선과 점선으로 구분하여 나타냈다. 8개의 앵글을 사용한 P5와 P6에서는 인접한 두 모서리의 앵글에서 계측한 변형률을 점선과 실선으로 구분하였다. 변형률 계측에는 앵글 표면에 나란하게 부착한 3개의 변형률게이지(1, 2, 3 및 4, 5, 6)를 사용하였다. 앵글의 변형률 계측 결과는 PSRC기둥의 압축저항과 관련하여 다음과 같은 점을 시사한다.

Fig. 7. 
Strains of longitudinal angles varying with axial load

• • 세장판 및 비조밀 요소로 분류되는 앵글을 사용한 P1-​P4는 횡구속되지 않은 피복 콘크리트의 압괴가 시작되는 약 0.002 mm/mm 변형률에서 최대강도에 도달하였다. 이는 PSRC기둥이 최대강도에 도달하였을 때 고강도 앵글(F_y = 718 MPa 및 ε_y = 0.00342 mm/mm)이 항복하지 않았음을 의미한다. 조밀 요소로 분류되는 앵글(L­55×55×6)을 사용한 P5와 P6에서도 최대강도에서 앵글 변형률이 약 0.0025 mm/mm로 증가하였지만 여전히 항복변형률보다는 작았다.
• • 최대강도 이후 대부분의 실험체에서 앵글 변형률은 항복상태에 도달하였다. 이는 최대강도 이후 피복 콘크리트 파괴에 의한 강도손실 중 일부가 추가적인 앵글 저항에 의하여 회복되었음을 가리킨다.
• • 세장판 요소로 분류되는 L­120×120×6 앵글을 사용한 P1과 P3에서도 앵글의 변형률은 하중에 선형으로 비례하여 증가하였다. 이는 PSRC기둥에서 두께 50 mm 또는 30 mm의 콘크리트 피복에 의해 앵글 국부좌굴이 효과적으로 억제되었음을 보여준다.
• • 기둥 단면에는 균일한 압축응력이 작용하므로 점선과 실선으로 구분된 앵글 변형률들이 대부분 같았다. 그러나 Fig. 7(a)와 7(f)에서 보듯이 P1과 P6에서는 점선과 실선으로 구분된 앵글 변형률에 차이가 있는데, 이는 압축실험 시 편심모멘트가 작용되었음을 의미한다. 특히 P6에서는 편심효과로 인하여 기둥 압축강도가 상당히 감소되었을 것으로 판단된다.

Fig. 8은 기둥 중간 높이에 설치한 수평 띠판의 변형률을 보여준다. 띠판과 앵글의 볼트접합시 전인장조임을 통해 볼트장력을 도입하였다. 그 결과 띠판의 변형률은 모든 실험체에서 초기부터 심부 콘크리트의 팽창으로 인한 인장변형률이 발생되었다. 기둥이 최대강도에 도달할 때 띠판 변형률을 비교하면, Fig. 8(a)와 8(b)에서 보듯이 P2와 P3에서는 0.0004 mm/mm로서 항복변형률(ε_y = 0.00165 mm/mm)의 30 %에 미치지 못하였고, Fig. 8(c)에서 보듯이 P5에서는 0.0008 mm/mm으로 항복변형률의 50 % 수준이었다.

Fig. 8. 
Strains of transverse flat bars varying with axial load

Fig. 9는 P3에서 횡구속 효과 증진을 위해 사용된 장볼트의 축변형률을 보여준다. 재하 초기에는 장볼트의 변형률이 거의 선형으로 증가하였는데, 이는 장볼트가 심부 콘크리트 횡구속에 어느 정도 기여하였음을 보여준다. 그러나 피복 콘크리트가 파열된 최대강도 이후에는 주변 콘크리트 손상으로 인해 장볼트에 의한 횡구속 효과가 감소한 것으로 판단된다.

Fig. 9. 
Strains of long bolts varying with axial load

균일한 압축응력을 받는 앵글의 탄성좌굴응력 F_cr은 다음과 같다.^[21]

여기서, E_s 및 ν는 각각 강재의 탄성계수(= 210 GPa)와 포아송비(= 0.3)이고, b/t는 앵글 다리의 폭두께비(또는 1/λ, Table 1 참조)이다. k는 횡지지 조건을 고려하는 판좌굴계수로서, 앵글 단면 폭(b)과 비지지길이(L)을 사용하여 다음과 같이 정의된다^[21].

식 (5)의 국부좌굴강도 F_cr을 바탕으로 앵글의 유효 응력­변형률 관계를 다음과 같이 정의한다.

• (1) F_cr < F_y인 경우 (탄성좌굴): F_cr이 F_y보다 작으면 앵글 다리에서 탄성좌굴이 발생하지만, PSRC기둥에서는 주변 콘크리트가 좌굴을 방지하므로 피복이 파괴된 이후에 좌굴거동이 발생된다. 따라서 앵글의 좌굴변형률 ε_cr(= F_cr / E_s)과 콘크리트 피복의 파괴변형률 ε_co(≈ 0.002 mm/mm)을 비교하여, 앵글의 응력­변형률 관계를 다음과 같이 정의한다.
  ① ε_cr< ε_co인 경우, Fig. 10(b1)에서 보듯이 ε < ε_co에서는 국부좌굴 없이 E_s를 따르는 탄성거동을 보인다. ε = ε_co에서 콘크리트 피복 파괴와 앵글 국부좌굴이 동시에 발생하여 앵글응력이 E_sε_co로부터 F_cr으로 수직으로 감소한다. 이후 ε > ε_co에서 앵글 응력이 선형으로 감소하는 후좌굴거동(post­buckling stiffness Es_pb)을 보인다.
  ② ε_cr ≥ ε_co인 경우, Fig. 10(b2)에서 보듯이 ε ≤ ε_cr에서는 E_s를 따르는 탄성거동을 보이고, 이후 ε > ε_cr에서는 후좌굴거동에 의해 앵글 응력이 선형으로 감소한다.
• (2) F_cr ≥ F_y인 경우 (비탄성좌굴): 비조밀 및 조밀 요소로 분류되는 앵글에서 F_cr이 F_y보다 크거나 같은 경우 다음 응력­변형률 관계를 적용한다.
  ③ 비조밀요소의 경우, Fig. 10(b3)에서 보듯이 앵글 응력이 F_y에 도달하는 시점에 국부좌굴이 시작되며, 이후 후좌굴거동에 의한 앵글 응력이 감소한다.
  ④ 조밀요소의 경우 Fig. 10(b4)에 나타낸 바와 같이 항복 이후 국부좌굴이 없고 σ_s(ε)는 F_y를 유지한다.

횡구속되지 않은 피복 콘크리트와 횡구속된 심부 콘크리트의 응력 변형률 관계는 수정 Park & Kent 모델^{[6],[7],[10],[11],[22]}을 사용하여 다음과 같이 정의하였다(Fig. 10(c) 참조).

여기서, ε_co = 비횡구속 콘크리트에서 최대압축응력 f_ck에 대응하는 변형률, ρ_s = 횡구속 띠판의 체적비(= A_tp_t / [A_ccs]), A_t = 띠판의 단면적, p_t = 수직 간격 s 내에 배치된 띠판의 총 연장길이, A_cc = 띠판으로 둘러싸인 횡구속 콘크리트의 면적, h_cc = 횡구속된 직사각형 또는 정사각형 심부 콘크리트 단면 치수 중 작은 값이다. 띠판 바깥에 위치하여 횡구속되지 않은 피복 콘크리트(A_uc)의 경우, 변형률 ε_co에서 압축강도 f_ck에 도달하여 파괴가 발생하는 것으로 가정하며, 따라서 ρ_s = 0을 대입하여 계산한 응력­변형률 관계를 사용한다.

El­Tawil and Deierlein^[23]은 (a) 기둥 실험체의 형상, 강재 보강, 하중 적용 방식이 원주형 콘크리트 공시체와 다르고 또한 (b) 기둥 실험체 제작과정에서 길이에 따른 다짐, 물시멘트비, 양생조건 등이 변화하므로, 매입형 합성기둥에 사용된 콘크리트의 실제 압축강도가 원주형 공시체에 대한 콘크리트 압축강도 f_ck보다 작아질 수 있음을 지적하였다. 이들은 기둥 콘크리트의 유효압축강도로 0.85f_ck와 f_ck를 사용할 경우 실험결과에 대해 만족스러운 예측 범위를 얻을 수 있다고 보고하였다. 이처럼 공시체 대비 감소된 기둥의 콘크리트 유효압축강도를 고려하기 위하여, 식 (7) - 식 (9)에서는 f_ck 대신 유효압축강도계수 β를 곱한 βf_ck를 사용하여 콘크리트의 응력­변형률 관계를 정의하였다.

Fig. 11은 P1, P2 및 P3에 대하여 앵글 국부좌굴과 콘크리트의 피복파괴를 고려한 변형률적합 단면해석 결과를 보여준다. 해석결과는 길이효과가 포함되지 않은 P_no에 해당된다. 단면해석을 수행할 때 수직 앵글에는 Fig. 10(b)에 제시된 국부좌굴을 고려하는 유효 응력­변형률 관계를 적용하였다. 앵글의 후좌굴강성 E_spb은 탄성강성의 10 %를 사용하였다. 콘크리트의 유효압축강도계수는 β = 1.0과 β = 0.85을 고려하였다. 횡구속되지 않은 피복 콘크리트의 유효 응력­변형률 관계는 식 (7) - 식 (9)에서 ρ_s = 0 및 K = 1을 사용하여 정의하였다. 피복 콘크리트가 최대응력에 도달하는 변형률 ε_co는 0.002 mm/mm로 가정하였고, 극한변형률 ε_cu은 0.004 mm/mm를 사용하였다. (Fig. 10(c) 참조) 띠판으로 횡구속된 심부 콘크리트는 실험체별 띠판의 체적비 ρ_s를 바탕으로 K 및 Z_m을 계산하여 응력­변형률 관계를 구성하였고, 압축응력 σ_c(ε)의 잔류응력값으로는 0.2Kβf_ck를 적용하였다.

Fig. 11. 
Results of straincompatibility section analysis

Fig. 11에서 보는 바와 같이 재료별 유효 응력­변형률 관계에 기초한 변형률적합해석은 PSRC기둥 합성단면의 초기거동과 최대강도 및 그 이후의 강도저하 거동을 합리적으로 예측하였다. 다만, 공시체 강도 f_ck에 대한 해석결과(β = 1.0, 점선)는 전체적으로 실험보다 과대평가하였고, 유효압축강도 0.85f_ck에 대한 해석결과(실선)는 실험결과와 대체로 일치하였다.

Fig. 11은 각 변형 단계에서 앵글, 피복 콘크리트, 심부 콘크리트의 기여도 변화를 보여주는데(회색 실선 및 점선), 이들 분석 데이터는 콘크리트 유효압축강도 0.85f_ck에 대한 해석 결과이다. Fig. 11에서 최대강도가 발생하는 시점과 그때 구성요소별 기여도는 앵글의 단면등급에 따라 다르다. 즉, 세장판 및 비조밀 요소로 분류되는 앵글을 사용한 P1과 P2에서는 Fig. 11(a)에서 보듯이 피복콘크리트 파괴시점에서 최대강도에 도달하였고 앵글, 피복 콘크리트, 심부 콘크리트가 기둥 압축강도에 기여하는 정도가 거의 균등하다. 반면, 조밀요소 앵글을 사용한 P5에서는 최대강도가 앵글이 항복하는 시점에 발생되었고, 이때에는 앵글 및 심부 콘크리트가 강도에 주로 기여하고 피복 콘크리트의 기여는 제한적이다.

Fig. 11에 나타낸 해석과 실험에 의한 전반적인 압축거동이 유사하지만, 해석결과는 PSRC기둥의 압축저항을 다소 과대평가하는 경향을 보였다. 이와 관련하여 다음과 같은 사항이 PSRC기둥의 압축강도에 영향을 미쳤을 것으로 판단된다. 첫째, El­Tawil and Deierlein^[23]이 언급하였듯이 매입형 합성기둥에서는 공시체 대비 실제 기둥의 콘크리트 강도가 더 낮았을 수 있다. 둘째, 고강도 앵글의 강도(F_y = 718 MPa)와 비교하여 콘크리트의 압축강도(f_ck = 30.3 MPa)가 현저히 작았던 점도 영향을 미쳤을 수 있다. 즉, PSRC기둥에서는 마디와 리브가 있는 철근과 달리, 앵글과 띠판 사이 볼트접합부에서 국부적인 지압작용에 의한 힘전달이 일어난다.^[7] 이때 볼트머리 및 너트 주변으로 국부적인 응력 집중이 발생할 경우 기둥의 압축저항이 저하될 수 있다. 고강도 앵글을 사용한 PSRC기둥의 압축저항성능과 관련해서는, 향후 상기 요인을 고려한 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다.