실물대 CFT기둥의 제작을 통한 유도관식 낙입타설공법의 충진성 실험

1. 서 론

CFT 구조는 강관과 콘크리트의 특성을 극대화하여 기존의 S구조, RC구조, SRC구조와 비교하여 내진성과 내화성 측면에서도 우수한 성능을 발휘한다^[1]. 또한 CFT기둥은 강관의 구속효과로 인해 충전 콘크리트의 압축내력 상승과 충전 콘크리트에 의한 강관의 국부좌굴 보강효과에 의하여 부재내력이 상승하고 뛰어난 변형성능을 발휘한다^[2],[3]. 이로 인해 평면과 입면 계획측면에서 자유도가 높고, 기둥단면을 비교적 작게 하여, 큰 면적의 구조물의 설계를 가능케 하는 구조형식이며, 바람이나 지진과 같은 수평하중에 대한 허용범위 내에서 부재강도와 변형을 유지할 수 있는 구조형식으로 고축력 및 고연성의 기둥 설계와 시공에서 그 수요가 높아지고 있다^[4],[5]. 또한 시공시 강관은 거푸집 역할을 함으로 기둥부재의 철근 및 거푸집공사가 배제되어 인건비의 절감 및 시공공정 측면에서의 공기단축이 가능한 장점을 가지고 있다^[6]-[8].

일반적으로 CFT 기둥에 작용하는 축하중의 대부분을 콘크리트가 부담하게 되므로 CFT기둥의 장점을 극대화하기 위해서는 보통강도 콘크리트보다 고탄성의 고강도 콘크리트를 사용하는 것이 유리하다^[9]. 또한, 강재량 절감을 통해 비용절감을 도모함에 있어서도 고강도의 콘크리트의 적용이 보편화되고 있으며, 이를 통해 기둥의 단면치수를 감소시키는 적용사례가 증가하고 있다.^[10] 이와 더불어 콘크리트 강도 및 성질을 고려하여 시공성 측면에서는 기둥의 콘크리트 다짐이 불가능하기 때문에 슬럼프플로우 600mm급의 고유동 콘크리트의 적용이 요구되는 실정이다^[9].

최근에 들어 콘크리트 품질관리에 관한 연구가 활발하게 이루어지고 있으며, 특히 2000년대 중반부터는 고강도 콘크리트의 부어넣기 방법에 따른 강도특성 등에 대한 CFT 충전콘크리트와 관련된 연구사례가 증가하고 있다^[11].

CFT기둥의 콘크리트의 충전공법으로는 기둥각부에 압입구 및 압출 펌프를 설치하여 기둥 하단부터 콘크리트를 압입하여 충전하는 공법이 일반적이다. 압입공법에서는 시공성이 좋은 고유동 콘크리트를 사용하지만, 분리저항성을 높이기 위하여 단위시멘트량이 과다하게 되어 불가피하게 점성이 증가하고 이에 따라 펌프 압송에 부하가 작용하여 CFT내부의 충전성에 문제가 발생하기 쉬워진다^[12]. 이에 따라 압입방식의 경우설계기준강도를 크게 상회하는 호칭강도로 시공하는 경우가 많다^[13]. 이와 관련된 실제현장 적용사례 분석사례로 Kojima(2006)^[14]는 하부압입방식 CFT시공특성을 고려하여 콘크리트 압입펌프의 압송성과 압입시공성의 확보를 위해 설계압축강도 100MPa급의 초고강도 콘크리트를 사용하여 지상 100m높이까지의 압입시공을 실시하여 성공한 바 있다. 또한, Iwashimizu(1997)^[15]는 FC=800kgf/㎠급의 초고강도 콘크리트를 적용한 CFT강관시공현장을 대상으로 지상고 40~60m까지의 압입시공현장을 대상으로 충전공법의 적용 가능성 및 콘크리트 압축강도를 평가하였고, 이론상 FC=600kgf/㎠ 급의 콘크리트로 135m까지의 압입시공이 가능한 것으로 전망하고 있다.

그러나 이처럼 CFT구조 기둥에 적용되는 압입공법은 기둥 하단에 압입구의 개설을 필요로 하는 등 특수가공이 요구되므로 제작성 및 경제적 측면에서 부차적인 비용증가가 발생한다. 또한 시공조건에 따라서는 수평을 동시에 타설하지 못하고 일반적으로 콘크리트버킷이 도입되므로 양중기를 구속하는 등의 공정과정과 코스트가 요구되므로 시공성 측면에서의 단점을 갖는다^[16],[17].

이와 같은 배경에서 외국에서는 펌프압송을 통해 CFT 상부에서 직접 콘크리트를 타설하는 공법을 고안하여 양중기의 구속이 없는 자유낙하공법의 실용화연구가 활발히 진행되고 있다. 특히 일본에서는 실제규모의 CFT 내부에 반원형 유도관을 설치하여 유도관의 형상 및 개구부의 직경, 간격에 따라 콘크리트 타설의 유효성을 확인하였고^[18], Umemoto et al.(2005)^[19]은 CFT 기둥의 시공성 및 고강도콘크리트의 충전성, 품질상태를 확인하기 위해 압입방식과 자유낙하방식에 따라 실대규모의 CFT실험체를 각각 제작하여 두 가지 시공법의 적용 에 따른 콘크리트의 품질 및 성능을 비교하였고, 낙입충전방식의 충전성과 품질의 안정성을 검증하였다.

또한, Umemoto et al.(2009)^[12]는 CFT 내부의 다이아프램의 개구부 형상과 개수, 위치에 따라 4 가지 종류의 실제기둥 실험체를 제작하고 낙입충전방식의 안정적인 시공성을 검증한 바 있다.

이처럼 해외에서는 실험연구 등을 통해 낙입방식의 충전공법에 대한 실효성 및 경제성에 대한 검증이 다양하게 이루어지고 있고, 특히 일본에서는 이에 대한 실용화가 활발하게 이루어지고 있다.

그러나 아직까지 국내에서는 실대규모의 실험체를 제작하여 내부삽입강관 및 다이아프램의 형상에 따라 CFT기둥의 콘크리트 타설 관련 유효성을 검증한 연구는 이루어진 바가 없다. 특히 20m를 상회하는 실대 크기의 CFT기둥을 제작하여 시공성과 강관 내부에 충전되는 고유동 콘크리트 성능평가, 그리고 콘크리트 자유낙하에 따른 발생압력으로 발생하는 기둥부의 변위를 측정하여 CFT의 구조적 안전성 등을 평가한 실험연구는 이루어진 사례가 없는 실정이다.

이에 따라 본 연구에서는 건축환경이 국내와 유사한 일본의 사례를 토대로 신도시하우징협회에서 발간한 「CFT 구조기술지침·동해설」^[20]에서 제시하는 지침을 적용하여 CFT 기둥의 시공성 개선, 구조적 안전성 확보를 위해 현장에서 적용 가능한 변수를 설정하여 Mock-up실험을 진행하였다.

또한 본 연구에서는 압입방식과는 시공방법을 달리하는 낙입충전공법을 적용하되, 각형강관 내부에 일정간격으로 측면에 타설 홀을 가진 파형강관을 설치한 실제 시공규모의 실험체를 구축하고자 한다. 이와 더불어 고강도 고유동 콘크리트를 낙입방식으로 타설하고 지금까지 시도된 바 없는 실대규모 CFT기둥의 콘크리트 충전성능 및 타설압력으로 인한 기둥각부의 배불림 변위 등을 평가하여 본 공법적용에 대한 실효성을 검증하고자 한다.

2. 실험계획 및 방법

본 연구에서는 15m, 23m 급의 실제 시공사이즈의 CFT각형 기둥을 제작하고, 내부에 파형형상의 내부강관을 설치하여 낙입방식으로 고유동 콘크리트를 주입하였다. 또한 기둥 하단부에서 콘크리트 재료의 재료분리 발생여부와 콘크리트의 압축강도 등의 제반 콘크리트 품질과 설계성능을 검토하였다.

2.1 실험체

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.

Table 1.

Schedule of experiments

Fig. 1.

Shape and Dimension of Specimens

Fig. 2.

Shape of inter diaphragm

2.3 CFT기둥의 설치

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

2.4 강관내 콘크리트 타설 및 계측

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

2.5 재료 시험

2.5.1 콘크리트

본 연구에서는 콘크리트의 다짐작업을 하지 않아도 시공성을 확보할 수 있도록 고유동 콘크리트로 슬럼프 플로우 600mm, 호칭강도 45MPa, 최대 굵은골재 25mm의 콘크리트를 사용하였다. 실험에 사용된 콘크리트의 설계강도 및 배합설계의 내역은 Table 2와 같다. 고유동 콘크리트의 배합설계 후, 실내실험을 통하여 공기량과 슬럼프 플로우 및 점성을 육안 판단하여 오류를 개선하고 최종적으로 배처플랜트에서 생산하였다. 고유동 콘크리트의 공기량과 슬럼프플로우로 굳지 않은 콘크리트의 성질을 평가하였다. 슬럼프 플로우 시험은 KS F 2402 (포틀랜드시멘트 콘크리트의 슬럼프 시험방법)의 슬럼프 시험 후 슬럼프 평판에 내려앉아 퍼진 콘크리트의 최대 지름과 직교하는 두 지점의 지름을 측정하여 두 값의 평균으로 하였고, 콘크리트 경화 후 압축강도는 KS F 2405에 따라서 ∅100mm×200mm의 원통형 공시체를 제작해 표준양생후 28일 시점에서 측정하였다. 콘크리트의 시험결과는 슬럼프플로우, 공기량 및 압축강도는 Table 3, Fig. 6.(좌)과 같다. 현장 슬럼프 플로우시험에서 슬럼프 플로우는 640mm로 나타났으나, 재료분리 저항성에서는 굵은 골재가 중앙에 조금 치우치는 경향이 나타났다.

Table 2.

Concrete components

Table 3.

Result of concrete test

Fig. 6.

Result of slump flow test

2.5.2 강재

실험체에 사용된 강재의 기계적 특성을 파악하기 위하여 인장시험을 실시하였다. CFT 기둥 본체는 16mm 두께의 강판(SM490A)을 적용하고 있으며, 내부에는 콘크리트 타설을 유도하기 위하여 0.8mm(SGHC)의 아연도금된 유도관을 설치하였다. 강재의 기계적 성질은 Table 4와 같다.

Table 4.

Properties of steel

3. 실험결과 및 분석

3.1 콘크리트의 충전상황

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

Table 5.

Aggregate ratio in each section' core sampling

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.

3.2 측압에 따른 강관의 변형

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

$\[ h\le \frac{0.16E}{\gamma \bullet {\left(\frac{D_s}{t}\right)}^3}\times {10}^3\times \alpha \]$

(1-1)

D_s> 600mm의 경우

$\[ h\le \frac{9.6E}{\gamma \bullet {\left(\frac{D_s}{t}\right)}^3\times D_s}\times {10}^3\times \alpha \]$

(1-2)

[변형률 제한]

$\[ h\le \frac{2F_y}{\gamma \bullet {\left(D_s∕t\right)}^2}\times {10}^3\times \alpha \left(m\right) \]$

(2)

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

Table 6.

Displacement and Strain

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.

3.3 강관 내부 콘크리트의 압축강도

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

Table 7.

Compressive strength 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.

4. 결 론

본 연구에서는 강관내 콘크리트 타설방법으로 하부압입이나 호퍼 및 트레미관을 사용한 상부타설방법과 다르게 시공성을 향상시키기 위한 방법으로 펌프압송에 의한 콘크리트를 직접 타설하는 유도관식 타설공법을 고안하였다. 그리고 실제 현장에서의 적용가능성과 충진성능을 검증하기 위하여 실물크기의 강관기둥에 고유동 콘크리트를 직접 타설하여 강관하부의 배불림 효과 및 콘크리트의 충전성을 확인하는 시공시험을 수행하였으며, 그 결과는 다음과 같다.

1) 유도관에 개구부 직경을 ∅150mm, 간격 1,000mm로 한 15.4m와 22.8m의 실물규모의 시공실험에서 시험체 절단면을 관찰한 결과, 유도관내외 콘크리트의 충전상황(골재분포 및 압축강도)이 거의 일치하였다.

2) 콘크리트 타설에 따라 강관의 변형이 발생하였으며, 콘크리트타설 종료시점에서 최대의 변형률과 강관배불림 변위가 발생하였다. 타설높이에 따른 완전 액상상태인 콘크리트로 가정한 측압에 대해서 산정한 계산 값보다 변위는 21%, 변형률은 31~47%정도 낮은 값을 나타내었다.

3) 콘크리트 타설 후 강관의 변위와 변형률은 감소하여 타설후 5시간 후에는 안정화가 되었으며, 그 시점에서 변위와 변형률은 계산값보다 56%, 52~89%정도 낮게 나왔다. 즉, 타설 후 5시간 경과된 시점에서는 강관의 배불림과 변형률이 50%정도 회복됨을 알 수 있다.

4) 위치별 강관내 콘크리트 코아채취하여 압축강도 실험결과, 현장 슬럼프플로우 시험에서 육안을 보이는 재료분리 현상이 있는 콘크리트를 충전함에 따른 상층부 코어의 압축강도가 하층부나 중간부의 압축강도보다 5~6%정도 낮은 값은 나타났지만, 설계기준 강도(f_ck=45MPa)보다는 높게 나타났다.

본 연구에서는 CFT기둥 타설시 배합기준을 만족하는 결과를 갖는 고강도 고유동 콘크리트(f_ck=45MPa)를 CFT기둥 내부에 설치한 홀을 갖는 파형강관 설치를 통해 CFT 압송방식이 아닌 직접타설 방식으로 현장 적용가능성을 살펴 보았다. 그 결과, 이론상의 배합설계강도를 상회하는 콘크리트 압축강도의 발현, 안정된 골재밀도의 재료분리정도, 그리고 타설압력에 따른 강관의 배불림변위 발생 등 안정된 범위에서 각 지표값을 확인하는 것이 가능하였다.

향후 다양한 시공현장 적용사례 구축을 통해 기둥 높이 및 적용 콘크리트설계강도에 따른 시공안전성의 평가, 그리고 콘크리트 충전공법에 따른 콘크리트 품질관리 및 높이별 압축강도와 동절기-하절기 수화온도이력 조사, 다이아프램 하부의 침하량과 공극상태 등 본 연구에서 다루지 못한 구조적 특성을 파악하는 비교 연구가 필요할 것으로 판단된다.

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