각형강관은 □-550x550mm, t=16mm의 규격으로 설계하였고, 22.8m (3절주방식) 기둥과 14.5m (2절주방식) 기둥의 두 가지 유형으로 제작하였다. 각 절주가 접합되는 부위에는 내부에 510×630mm, t=12mm 규격의 다이아프램을 세로로 설치하였다. 이는 본 실험연구의 범위에는 고려되지 않았지만 실제 시공현장에서 설치될 기둥-보의 접합부의 보강기법으로, 내다이아프램의 설치가 본 연구에서 검증하고자 하는 콘크리트의 충전효과에 미치는 영향을 파악하기 위한 장치이다. 강관과 다이아프램에는 SM490A 강재를 사용하였다(Fig. 2.).

CFT기둥 내부에는 콘크리트 타설을 위한 트레미관 역할의 0.8t의 유도관을 설치하였다. 이는 관경 200mm의 원형단면을 갖는 것으로 좌우 교대방식으로 1,000mm간격의 측면개구부를 갖는다(개구부 직경= 150mm).

충전용 콘크리트는 45MPa급의 고유동 콘크리트를 사용하였다. 실험체의 제원은 Table 1과 같다. Fig. 1.에는 실험체의 형상 및 치수를 나타내고 있다.

Fig. 1. 
Shape and Dimension of Specimens

Fig. 2. 
Shape of inter diaphragm

Fig. 3.은 내부 유도관을 갖는 CFT기둥의 제작과정을 나타내고 있다. 강관 내 다이아프램은 22.8m 3절주 기둥과 14.5m 2절주 기둥에 있어서 각각 8.5m, 16.9m 위치에 설치하였다(Fig. 2.). 이는 기둥-보의 패널부 내부에 설치한 다이아프램이 자유낙하방식의 콘크리트의 충전에 미치는 영향을 파악하기 위한 것으로 구조적 성능에 대한 검토는 본 연구에서는 다루지 않는다.

한편, 기둥내부에 설치한 홀을 갖는 유도관으로 관경 200mm에 150mm 홀을 좌우 교대로 1,000mm 간격으로 강관면의 측면에 두도록 하였다.

또한, 강관 내부에 3ｍ 간격으로 한 면에 두 본의 철근을 관통하여 설치함으로써, 강성이 낮은 유도관을 내부에서 고정하였다. 이는 고압의 고유동성 콘크리트를 상부에서 주입할 경우, 유도관이 강관내부에서 주입충격으로 고정위치에서 이탈하는 것을 방지하도록 하였다.

베이스플레이트는 PL-900×900mm, 두께 25mm를 이용하여 콘크리트 바닥에 각 기둥별로 16개의 케미컬 앵커를 설치하여 콘크리트 바닥과 강관기둥을 고정하였다. 콘크리트는 펌프카를 활용하여 기둥의 상부에서 내부 유도관으로 직접 주입하였다. Fig. 4.는 강관기둥 설치 및 콘크리트 타설 과정을 순서에 따라 보여주고 있다.

Fig. 3. 
Fabrication of CFT Column with Guide Pipe

Fig. 4. 
Column Installation and Concrete Pouring

고유동 콘크리트에서 품질기준으로 슬럼프 플로우를 600mm로 설계 하였으며, 타설높이 14.5m와 22.8m의 □-550x550x16mm의 단면크기의 강관내부에 1회 콘크리트 타설시 강관의 변형/배불림과 타설후 강관내 콘크리트의 충전상황을 평가하였다. 콘크리트 타설방법으로 내부 유도관에 펌프카 호스를 근입하여 콘크리트를 부어 유도관의 홀에서 빠져나와 각형강관내부 전체로 콘크리트가 충전하는 것으로 하였다. 콘크리트 타설속도는 각형강관 내 충전이 1m/분으로 설정하였다. 콘크리트 충전에 따른 측압에 의한 각형강관의 변형을 측정하고자 , 각형강관 베이스플레이트로부터 높이 60cm 및 240cm 위치 (각형강관 폭의 1배와 4배)에 총 8개의 스트레인게이지를 부착하여 각형강관의 면과 모서리부의 변형도를 측정하였다. 또한, 각형강관의 횡변위는 베이스플레이트로 부터 50cm위치 단면에 LVDT를 각각 2개씩 설치하여 측정하였으며, 콘크리트 타설 시점으로 부터 5시간 (스트레인게이지 및 변위계 값이 거의 변동이 없는 시점)에 걸쳐 변위를 계측하였다. 계측에 따른 스트레인게이지와 변위계 위치는 Fig. 5.와 같다.

Fig. 5. 
Installation of LVDT & strain gauge

Fig. 7.에 나타낸 것과 같이 강관 내 콘크리트 타설 후 강관내 콘크리트 충전상태를 파악하기 위하여 재령 28일이 되는 시점에 CFT 실험체를 3개 지점을 설정하여 하층부(B.P+ 550mm), 중앙부(B.P+9,100mm), 상층부(B.P+17,650mm) 단면에 대해서 CFT기둥의 강판과 내부의 콘크리트를 건설자재 전용 절단장비를 사용하여 절단하였다. 또한, 각 절단단면에 있어서 강관튜브와 배출관 위치에서 코어 공시체를 채취하였다. Fig. 8.에서 나타낸 바와 같이, 모든 절단단면에서 콘크리트 주입용 강관내부와 배출홀에서 밀실하게 콘크리트가 충전되었음을 알 수 있었다. 보다 정량적인 파악을 위해 컴퓨터 그래픽 소프트웨어를 통해 굵은 골재의 단면내의 분포를 평가하였고, 그 결과는 Table 5과 Fig. 9.에서 나타낸 바와 같다. 여기서, 굵은골재 분포도는 전체단면적에서 6mm이상의 굵은 골재가 차지하는 면적으로 정의하였다.

Fig. 7. 
Location of cutting section

Fig. 8. 
Concrete filling status in each sections

Fig. 9. 
Aggregate Distribution in Core Sampling

위치별로 굵은골재의 분포는 하층부와 중앙부에서 굵은골재 분포가 거의 유사하게 나타났지만, CFT기둥 상층부로 갈수록 굵은 골재분포가 낮게 나타남을 알 수 있다. 이는, 슬럼프 플로우 시험에서 육안으로 확인한 결과, 재료분리저항이 낮고 굵은 골재의 크기가 25mm로 컸기 때문이라 판단된다.

한편, 위치별 강관내부의 표면곰보/표면기포(콘크리트 내부에 공기가 노출면에 남아 있어서 생기는 구멍현상)현상은 절단위치에 따른 차이가 크게 나타나지 않았다.

CFT기둥에 타설되는 콘크리트가 균일하면서 충실히 충전되어 내화성능, 소요강도 및 내구성이 얻어지도록 타설하도록 되어 있다. 또한, 일본 콘크리트충전 강관구조 설계시공지침^[1]에 따르면 콘크리트의 1회 타설가능 높이는 강관의 배불림과 변형률을 고려하여 식(1), 식(2)로 산정한 값 중에 작은 값으로 하도록 되어 있다.

[강관변형 제한]

D_s≤ 600mm의 경우

D_s> 600mm의 경우

[변형률 제한]

여기서,
h : 타설높이(m)
E : 강관의 탄성계수(N/mm²)
F_y : 강관의 항복강도(N/mm²)
D_s : 강관의 외경(cm)
t : 강관의 판두께(cm)
r : 콘크리트의 단위중량(kN/m³=24kN/m³)
α : 다이아프램 통과시 유동저항 저감계수(0.8~1.0)

Fig. 10.에서는 콘크리트 타설압력에 따른 강관의 하부변형을 나타내고 있다. 콘크리트 타설에 따른 압력으로 인하여 강관의 하부에 변형이 발생하였으며, 콘크리트타설이 종료시점에서 최대의 변형률과 강관배불림 변위가 발생함을 확인할 수 있다. 약 23m에 이르는 타설 높이에서 완전 액상상태로 가정한 콘크리트로 인해 발생한 강관 내부의 측압과 양단고정으로 산정한 이론값보다 변위는 21%, 변형률은 31~47%정도 낮은 값을 나타내었다(Table. 6).

Fig. 10. 
Deformation of Steel Tube by Concrete Pouring

한편, 콘크리트 타설이 종료 후 시간이 지남에 따라 강관의 변위와 변형률은 감소하여 타설후 5시간 후에는 안정화 되었으며, 안정화 된 시점에서 변위와 변형률은 이론값 대비 약 56%, 52~89%정도 낮게 나타났다. 즉, 타설 후 5시간 경과된 시점에서 강관의 배불림과 변형률이 50%정도 회복되어 영구변형 범위에 들었다는 것을 나타내는 결과로 볼 수 있다. 이론값과 실측값의 이와 같은 차이는 CFT내부에 설치한 유도관 파일을 통한 타설방식에서 그 원인을 찾을 수 있다. 일본 콘크리트충전강관구조 설계시공지침에서 제시하는 변형률 식은 CFT 각관의 기계적/물리적 성질을 통해 변형률을 산정하고 있지만, 본 연구는 CFT내부에 콘크리트 유도관을 설치하여 충전콘크리트의 많은 부분이 유도관을 흘러내려가는 구조를 가지고 있으므로, 이에 따른 유동저감효과와 콘크리트의 위치에너지의 감소, CFT각부의 콘크리트 확산으로 인한 압력상승을 유도관이 제어하는 등의 물리적 특징이 작용하여 CFT각부의 내부압력이 저감된 것으로 판단된다.

다만 이에 대한 원인분석을 위해 보다 정밀한 측정기기의 도입이 필요할 것으로 판단되며, 내부 유도관의 기계적 성질의 차이에 따른 구조적거동 분석 또한 필요할 것이다.

유도관식 자유낙하공법에 의해 강관내 충전한 콘크리트 강도의 분포상황을 확인하기 위하여 재령 28일에 실험체의 하층부(B.P+550mm), 중앙부(B.P+9,100mm), 상층부(B.P+17,650mm)에서 단면을 절단한 후 Fig. 7.및 Fig. 11.에서와 같이 유도관 내부에서 1개 공시체와 유도관 외부에서 코어 공시체 2개씩을 채취하였다. 각 절단위치에서 채취한 샘플코어의 압축강도는 Table 7에서 나타내고 있으며, Fig. 12.에서는 CFT기둥에서 각 절단면 별로 채취한 공시체의 압축강도와 재령 28일 동안의 표준양생에 따른 공시체의 압축강도를 비교하고 있다. Table 7 및 Fig. 12.를 살펴보면, 절단면에 따라 유도관 내에서 채취한 샘플코어의 압축강도는 강관기둥 내부의 콘크리트 압축강도와 49.5~54.5MPa의 범위에서비교적 유사하게 나타났고, 유의미한 차이는 보이지 않았다. 또한 각 접합부 내부에 설치한 내다이아프램에 의한 타설간섭효과는 미미한 것으로 판단된다.

Fig. 11. 
Location of Core Sampling

Fig. 12. 
Compressive Strength of Core Sampling

다만, CFT기둥 하부에서 상부로 올라 갈수록(절단면 A→E) 압축강도가 5MPa정도 낮아지는 것을 확인할 수 있다. 이는 콘크리트 자중에 따른 다짐효과의 차이와 슬럼프 등의 발생으로 인하여 샘플코어의 채취 위치에 따라 콘크리트 골재밀도에 차이가 발생한 것으로 원인을 찾을 수 있다. 그러나 절단 위치별로 채취한 코어샘플의 모든 압축강도가 49.1~ 55.3MPa로 설계강도 45MPa를 초과하는 것을 알 수 있다. 이에 대한 원인파악을 위해서는 추가적 연구가 필요하지만, 운반시간이 길고, CFT 충전속도가 1m/분으로 비교적 느리게 진행된 점 등 운반과 타설과정에서의 시간적 요인을 원인으로 볼 수 있다.