Flexural Performance of PHC Piles with Infilled concrete and Longitudinal Reinforcing Bars

(1)

1. 서 론

최근 연약지반에 건설되는 구조물이 증가하고, 구조물이 고층화됨에 따라 기초판의 지내력을 확보하기 위한 파일기초 가 활발히 적용되고 있으며(Lei et al., 2019; Yang et al., 2018;

Kim et al., 2011), 국내의 경우 하중 및 지반 조건, 지하수위 등 과 같은 환경조건에 따라 다양한 파일을 선택적으로 사용하 고 있다(Chung and Paik, 2018; Bang et al., 2016). 여러가지 형 태의 파일 중 PHC(prestressed spun high strength concrete) 파 일은 압축강도 80 MPa 이상의 콘크리트와 프리스트레싱 강 봉이 적용된 부재로써 일반적인 프리캐스트 콘크리트(precast concrete) 파일에 비해 우수한 압축 및 휨성능을 보인다(Bang et al., 2017). 특히 PHC 파일은 고속의 원심성형(centerfigural

compaction)을 통해 제작되기 때문에 단면내에 중공이 형성 되며, 이를 통해 물량절감 효과뿐만 아니라 현장에서의 운반 및 양중이 용이하다는 특징이 있다. 다만 PHC 파일의 휨 및 전단 저항성능은 강관파일에 비해서는 매우 낮다는 단점이 있는데, 이로 인해 설계 횡하중이 매우 큰 구조물의 경우에는 요구되는 파일의 직경 또는 수량이 급격하게 증가할 수 있다 (Kim, 2021). 이를 극복하기 위하여 최근 건설현장에서는 Fig. 1 에 나타낸 것과 같이 길이방향 철근 및 횡방향 보강재를 PHC 파일 단면의 중공 내에 삽입하고 콘크리트를 타설함으로써 PHC 파일의 휨 및 전단 성능을 향상시키기 위한 방법이 자주 사용되고 있다(Hyun et al., 2012; Kim, 2021).

이 연구에서는 현장타설 되는 속채움 콘크리트 및 길이방 향 철근으로 보강된 PHC 파일의 휨성능을 규명하기 위한 실 험적 연구를 수행하였다. 이를 위하여 총 6개의 PHC 파일 휨 실험체를 제작하였으며, 주요 실험변수는 중공내에 보강되는 길이방향 철근비 및 파일 제작과정 중 중공 내부 표면에 형성 되는 슬러지의 유무로 설정하였다. 실험체들의 하중-변위 거 동, 파괴모드, 균열패턴, 단면 내 길이방향 변형률 분포, PHC 파일과 속채움 콘크리트 사이의 슬립을 계측하고 상세히 분 석하였으며, 비선형 휨해석을 통해 실험체들의 휨거동을 평 가하였다.

Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 25, No. 3, June 2021, pp.77-84

https://doi.org/10.11112/jksmi.2021.25.3.77 pISSN 2234-6937

eISSN 2287-6979

속채움 콘크리트 및 길이방향 철근으로 보강된 PHC 파일의 휨성능

한선진¹, 이정민², 김민석³, 김재현³, 김강수^4*, 오영훈⁵

Flexural Performance of PHC Piles with Infilled concrete and Longitudinal Reinforcing Bars

Sun-Jin Han¹, Jungmin Lee², Min-Seok Kim³, Jae-Hyun Kim³, Kang Su Kim^4*, Young-Hun Oh⁵

Abstract: In this study, flexural tests of prestressed high strength spun concrete (PHC) piles reinforced with infilled concrete and longitudinal rebars were conducted, where the longitudinal rebar ratio and the presence of sludge formed on the inner surface of PHC pile were set as key test variables.

A total of six PHC pile specimens were manufactured, and their flexural behaviors including failure mode, crack pattern, longitudinal strain distribution in a section and end slip between external PHC pile and infilled concrete were measured and discussed in detail. The test results revealed that the flexural stiffness and strength increased as the longitudinal rebar ratio became larger, and that the sludge formed on the inner surface of PHC pile did not show any detrimental effect on the flexural performance. In addition to the experimental approach, this study presents a nonlinear flexural analysis model considering compatibility conditions and strain and stress distributions of the PHC piles and infilled concrete. The rationality of the nonlinear flexural analysis model was verified by comparing it with test results, and it appeared that the proposed model well evaluated the flexural behavior of PHC piles reinforced with infilled concrete and longitudinal rebars with a good accuracy.

Keywords: PHC pile, Flexural behavior, Infilled concrete, Composite performance

1정회원, 서울시립대학교 건축학부, 박사후연구원

2정회원, 토론토 대학교 토목공학과, 대학원생

3정회원, 서울시립대학교 건축공학과, 대학원생

4정회원, 서울시립대학교 건축공학과 스마트시티융합전공, 교수, 교신저자

5정회원, 건양대학교 의료공간디자인학과, 교수

*Corresponding author: [email protected]

Department of Architectural Engineering and Smart City Interdisciplinary Major Program, University of Seoul, Seoul, 02504, Korea

∙본 논문에 대한 토의를 2021년 7월 31일까지 학회로 보내주시면 2021년 8월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.

(2)

2. 실험 계획 및 결과

2.1 실험체 상세

Table 1 및 Fig. 2에는 속채움 콘크리트 및 길이방향 철근으 로 보강된 PHC 파일 실험체들의 상세를 나타내었다. 이 연구 에서 사용된 PHC 파일의 직경()은 500 mm, 두께()는 80

mm, 길이()는 7 m 이다. PHC 파일 단면 내에는 인장강도 () 1,434 MPa을 갖는 직경 9.2 mm 프리스트레싱 강봉 9개 가 균등하게 배치되었으며, 휨실험 시 전단파괴를 방지하기 위한 전단보강링이 200 mm 간격으로 배치되었다. 프리스트 레싱 강봉에 도입된 유효프리스트레스 크기(_)는 약 _

수준이었다.

PHC pile

Infilled concrete

A A´

[Section A-A´]

Longitudinal rebars

Prestressing bars with shear reinforcement

[Manufacturing Process]

1. Assembly of

prestressing bars 2. Introduction of prestress &

centrifugal compaction

4. Pouring infilled concrete 3. Inserting reinforcing bars

Fig. 1 PHC pile reinforced by infilled concrete and longitudinal rebars

(a) Specimen naming

500 340

80

Infilled concrete PHC pile

Shear reinforcement

@ 200 9- 9.2 prestressing bars

(b) F-0 specimen

9- 9.2 prestressing bars6-D19 reinforcing bars

500 340

80

Infilled concretePHC pile Shear reinforcement

@ 200

(c) F-0.87(1) and (2) specimens

9- 9.2 prestressing bars8-D25 reinforcing bars

500 340

80

Infilled concretePHC pile Shear reinforcement

@ 200

(d) F-2.06(1) and (2) specimens

9- 9.2 prestressing bars8-D25 reinforcing bars Infilled concrete

500 340

80 _{PHC pile}

Shear reinforcement

@ 200 Sludge

(e) F-2.06-S specimen Fig. 2 Section details of test specimens (Unit: mm)

Specimen _{} (MPa) _{} (MPa) _ _ _ (MPa) _ (MPa) Presence of sludge

F-0 79.3 27.2 - 1434 - X

F-0.87(1) & (2) 79.3 27.2 9-φ9.2 6-D19 1434 508 X

F-2.06(1) & (2) 79.3 27.2 9-φ9.2 8-D22 1434 506 X

F-2.06-S 79.3 27.2 9-φ9.2 8-D22 1434 506 O

Table 1 Material properties and main test variables

(3)

실험의 주요변수는 중공 내에 보강되는 길이방향 철근비와 파일 제작과정 중 중공 내부 표면에 형성되는 슬러지의 유무 이다. Fig. 2(a)에 나타낸 것과 같이 휨철근이 보강되지 않고 속채움 콘크리트만 타설된 F-0 실험체를 기준으로 6개의 D19 철근(0.87%의 철근비)이 보강된 F-0.87 실험체, 8개의 D25 철 근(2.06%의 철근비)이 보강된 F-2.06 실험체가 계획되었다.

F-0.87 및 F-2.06 실험체의 경우에는 각각 2개씩 제작되었으 며, 실험체명 뒤에 (1)과 (2)를 붙여 이를 구분하였다. 또한 PHC 파일 제작공정상 중공 내부 표면에 슬러지가 발생할 수 있으며, 이러한 슬러지는 PHC 파일의 구조거동에 부정적인 영향을 미칠 수 있다. 이를 명확히 규명하기 위하여 두께 50 mm 이상의 슬러지가 중공 표면에 형성된 F-2.06-S 실험체를 계획하였다. 먼저 F-2.06 실험체와 동일한 상세를 갖는 PHC 파일을 여러 개 제작한 후 이중 부재 단부에 슬러지가 가장 두 껍게 형성된 파일을 F-2.06-S 실험체로 설정하였다.

실험체 제작은 Fig. 1에 나타낸 것과 같이, 먼저 프리스트레 싱 강봉을 조립하고 몰드 내에 콘크리트를 타설한 후 원심성 형(centrifugal compaction)을 통해 PHC 파일을 제작하였다.

완성된 PHC 파일은 오토클레이브(autoclave)에서 180℃, 10 기압 조건에서 10시간동안 양생되었다. 이후 PHC 파일 중공 내에 길이방향 철근망을 삽입하고 중공채움 콘크리트를 타설 함으로써 실험체 제작을 완료하였다. Table 1에 나타낸 바와 같이 휨실험 수행시 측정한 PHC 파일(_{})과 속채움 콘크 리트의 압축강도(_{})는 각각 79.3 MPa 및 27.2 MPa 이었으 며, D19 및 D25 철근의 항복강도()는 각각 508 MPa 및 506 MPa으로 나타났다.

2.2 가력 및 계측 상세

Fig. 3에는 실험체 가력 상세, 변형률 및 처짐 계측 계획을 정리하여 나타내었다. 실험은 계명대학교 첨단건설재료실험 센터에서 5,000 kN 용량의 만능재료시험기(universal testing machine, UTM)를 이용하여 수행되었으며, KSF 4306(Korean Industrial Standards 2014)에 제시된 휨시험 방법에 따라 전단 경간 길이()를 1600 mm로 설정하여 실험체들을 2점 가력 하 였다. 모든 실험체들의 경간 중심에 위치한 단면 하부에는 처

짐을 측정하기 위한 변위계(linear variable displacement transducer, LVDT)를 설치하였으며, 부재 끝단에는 PHC 파 일과 속채움 콘크리트 사이의 단부슬립(end slip)을 측정하기 위한 LVDT 2개가 설치되었다. 또한 Fig. 3에 나타낸 바와 같 이 경간중심(최대 휨모멘트 발생 영역)에 위치한 단면내에는 프리스트레싱 강봉 및 철근의 변형률을 계측하기 위한 게이 지를 부착하였다.

휨실험시 모든 실험체에서 프리스트레싱 강봉과 철근의 유 효 깊이가 동일하게 셋팅될 수 있도록 PHC 파일 제작시 압축 측 위치를 별도로 표기하였으며, F-2.06-S 실험체의 경우에는 가력시 중공 내에 형성된 슬러지가 압축 측에 위치할 수 있도 록 계획되었다.

2.3 실험 결과

Fig. 4 및 Fig. 5에는 각각 실험체들의 파괴모드와 하중-변 위 거동을 나타내었다. Fig. 5(a)에 나타낸 바와 같이 F-0 실험 체에서는 181 kN의 하중에서 Fig. 4(a)에 나타낸 우측 가력점 부근에 최초의 휨균열이 발생하였으며, 하중이 증가함에 따 라 부재 중심과 좌측 가력점 부근에 새로운 휨 균열이 관측되 었다. 이후 251 kN의 하중 시점에서 최초에 발생된 휨균열폭 이 국부적으로 급격히 증가함과 동시에 휨파괴 되었다.

PHC 파일 중공 내에 6개의 D19 철근이 보강된 F-0.82(1) 실 험체의 경우에는 190 kN에서 최초의 휨균열이 관측되었으며, 252 kN의 하중에서는 단면 최하부에 위치한 프리스트레싱 강 봉이 항복변형률에 도달하였다. 324 kN에서는 중공 내에 보 강한 D19 철근 중 가장 인장측에 위치한 철근이 항복변형률 에 도달하였으며, 이후 실험체는 하중 증가와 더불어 연성적 인 거동을 보이다 478 kN의 하중에서 Fig. 4(b)에 나타낸 것과

LVDT for measuring center deflection

LVDTs for measuring end slipV V

Infilled concrete PHC pile 1000

2V : Locations of

strain gauges

A A´

[Section A-A´]

1600 1400

Fig. 3 Test setup (Unit: mm)

(a) F-0 specimen

(b) F-0.87(1) specimen

(c) F-2.06(1) specimen

(d) F-2.06-S specimen Fig. 4 Crack patterns at failure

(4)

같이 좌측 가력점 부근 압축측 콘크리트에서 압괴가 발생되 면서 휨파괴 되었다.

PHC 파일 중공 내에 8개의 D25 철근이 보강된 F-2.06(1) 실 험체에서는 216 kN에서 휨균열이 발생함과 동시에 강성감소 가 발생하였으며, 422 kN 및 480 kN의 하중에서 각각 최외단 에 위치한 프리스트레싱 강봉과 철근이 항복변형률을 발휘하 였다. 이후에도 하중은 지속적으로 증가하였으며, 611 kN의 하중에서 Fig. 4(c)에 나타낸 것과 같이 부재 중앙부 압축측 콘 크리트가 압괴됨과 동시에 휨파괴 되었다. PHC 파일 중공 내부 표면에 슬러지가 발생된 F-2.06-S 실험체의 경우에는 Fig. 5(e)에

나타낸 바와 같이 F-2.06(1) 및 (2) 실험체와 매우 유사한 거동 을 보였다. 약 200 kN의 하중에서 휨균열이 관측되었으며, 646 kN에서 압축측 콘크리트가 압괴되는 전형적인 휨파괴 모 드를 나타내었다.

결과적으로 중공 내에 배치된 길이방향 철근비가 증가할수 록 파일의 휨성능은 향상되는 것으로 나타났다. 특히, PHC 파 일 제작과정에서 중공 내부 표면에 형성된 슬러지는 휨 강성 및 강도에 영향을 미치지 않는 것으로 나타났는데, 이는 단면 내 중립축의 위치를 통해 설명될 수 있다. Fig. 6에는 경간 중심 (최대 휨모멘트 영역)의 단면 내에 부착한 게이지로부터 측정

0 50 100 150 200 250 300

0 10 20 30

Load (kN)

Displacement (mm)

①

②

① 181 kN : flexural cracking

② 251 kN : failure

(a) F-0 specimen

0 100 200 300 400 500 600

0 10 20 30 40 50

Load (kN)

Displacement (mm)

① ② ③

② 252 kN : yielding prestressing bar

③ 324 kN : yielding rebar

④ 478 kN : concrete crushing at compression fiber

④

(b) F-0.87(1) specimen

0 100 200 300 400 500 600 700

0 10 20 30 40 50

Load (kN)

Displacement (mm)

①

②

④

③

0 100 200 300 400 500 600 700

0 10 20 30 40 50

Load (kN)

Displacement (mm)

① ②

③

④

(d) F-2.06-S specimen

0 100 200 300 400 500 600 700 800

0 20 40 60 80

Load (kN)

Displacement (mm) F-0 F-0.87(1) F-0.87(2) F-2.06(1) F-2.06(2) F-2.06-S

(e) Comparison of flexural behavior Fig. 5 Load-displacement responses

CL

0 100 200 300 400 500

-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000

Strain, με

100kN 200kN 300kN 400kN ultimate

(a) F-0.87(1) specimen

0 100 200 300 400 500

-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000

Section height (mm)

Strain, με

(b) F-0 specimen

0 100 200 300 400 500

-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000

Section height (mm)

Strain, με

0 100 200 300 400 500

-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000

Section height (mm)

Strain, με

Sludge location

(d) F-2.06-S specimen Fig. 6 Measured strain distributions

(5)

된 길이방향 변형률 분포를 정리하여 나타내었다. 일부 프리스 트레싱 강봉 및 철근에 부착된 게이지는 하중이 증가함에 따라 손상되어 그래프에서 제외하였다. 전반적으로 대부분의 실험 체에서 휨모멘트에 의한 길이방향 변형률은 단면 내에서 선형 으로 분포하는 것으로 나타났다. 하중이 증가함에 따라 중립축 의 위치는 단면 내에서 서서히 상승하였으며, 실험체 파괴시점 에서는 F-0 실험체를 제외하고는 압축연단 콘크리트 변형률이 0.003에 근접하거나 이를 넘어서는 것으로 나타났다. F-2.06-S 실험체의 경우 실험체 파괴시점에서의 중립축 깊이가 약 100 mm 수준이었으며, 외부 PHC 파일의 두께()가 80 mm임을 고 려하면 압축부 슬러지의 영향면적이 매우 작은 것을 알 수 있 다. 또한, Fig. 6(d)에 나타낸 것과 같이 단면의 중립축 부근에 슬러지가 위치하였기 때문에 슬러지가 위치한 부분의 압축변 형률은 매우 작았으며, 이에 따라 슬러지가 부재의 휨강도에 미친 영향이 거의 없었던 것으로 판단된다. 다만 PHC 파일에 휨모멘트는 작지만 전단력이 크게 작용하는 경우에는 슬러지 가 전단강도에 부정적인 영향을 줄 수 있기 때문에 이에 대해 서는 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 7에는 실험체에서 측정된 단부슬립(end slip)을 나타내 었다. PHC 파일내에 배치된 전단보강근은 중공 내부 경계면 에 위치하도록 고안되었기 때문에 PHC 파일과 속채움 콘크 리트 사이에서 전단키 역할을 하며, 이에 따라 가력 중 슬립은 발생되지 않은 것으로 나타났다.

3. PHC 파일 휨거동 평가 및 분석

3.1 해석모델 개요

Fig. 8에는 속채움 콘크리트와 길이방향 철근으로 보강된 PHC 파일의 비선형 단면해석을 위한 모델을 도식화하여 나 타내었으며, 이 연구에서는 단면을 n개의 레이어로 분할하는 해석방법(layered analysis)을 적용하였다(Han et al., 2020;

Kim, 2021). 또한 휨실험 중 단부 슬립이 발생되지 않았기 때 문에 해석 시 PHC 파일과 속채움 콘크리트는 완전합성 되었 다고 간주하였다.

PHC 파일의 경우에는 원심성형 및 양생 이후 프리스트레스 가 도입되기 때문에 콘크리트 단면 내에 압축응력이 도입되어 있으며, 속채움 콘크리트의 경우에는 현장 타설되기 때문에 프 리스트레스가 도입되어 있지 않다. 따라서 Fig. 8에 나타낸 것 과 같이 휨해석시 프리스트레스에 의한 변형률 차이를 반드시 고려해주어야 한다. PHC 파일 콘크리트 단면에 도입된 초기 변형률(prestrain, _{})은 아래와 같이 산정할 수 있다.

 _

__

(1)

여기서, 는 프리스트레싱 강봉의 단면적, 는 강봉의 유효프리스트레스 크기, _는 PHC 파일의 단면적이다. 식 (1)에서 음의 부호(-)는 압축을 의미한다.

만약 임의의 PHC 파일 압축연단 콘크리트 변형률()에 대해서 중립축 깊이()를 가정한다면, 압축연단으로부터 _ 만 큼 떨어진 레이어에서의 PHC 파일 변형률(_{})과 속채움 콘 크리트의 변형률()는 각각 다음과 같이 산정할 수 있다.

_{} _{}^{  }^^ ⁽²⁾

_ _{} _{} (^{ ≤ }≤ _) (3)

0 100 200 300 400 500 600

-0.1 -0.05 0 0.05 0.1

Load (kN)

End slip (mm)

upper slip lower slip

LVDT

upper slip lower slip

Fig. 7 End slip measured from F-2.06(1) specimen

Compression Tension

[Cross-section] [Strain distribution] [Forces]

Infilled concrete Concrete of

PHC pile Reinforcements N.A. dⁱ c

t

Drc

D

t

, b phc



,trc

i

ps

pi ,

b rc

,t phc



, c phc , C

Cc rc T^p^,1

,2

Tp

,3

Tp

,4

Tp ,5

Tp

Ts,1

Ts,3

Rebars Infilled concrete

Prestressing bars PHC pile

PHC pile stresses

Infilled concrete stresses Prestressing bar forces Rebar forces

Ts,2

Ts,4

Ts,5

Fig. 8 Nonlinear flexural analysis model

(6)

여기서, 는 PHC 파일의 두께, _는 속채움 콘크리가 타설 된 중공의 직경이다. PHC 파일 내에 배치된 프리스트레싱 강 봉의 변형률()과 속채움 콘크리트 내에 배치된 길이방향 철 근의 변형률(_)은 각각 다음과 같이 계산할 수 있다.

 _{}^{  }^^^^^ ⁽⁴⁾

_ _{}^{  }^^^^{ }^{} ⁽⁵⁾

여기서, _와 _ 는 각각 임의의 j열에 위치한 강봉과 길이 방향 철근의 유효깊이, _는 강봉의 초기 변형률(initial prestrain)이다.

이 연구에서는 PHC 파일, 속채움 콘크리트, 프리스트레싱 강봉 및 길이방향 철근 요소의 응력을 산정하기 위하여 콘크 리트에는 Popovics model(Popovics 1973), 프리스트레싱 강 봉에는 Ramberg-Osgood model(Ramberg and Osgood 1943), 철근에는 elasto-perfectly plastic model(Collins and Mitchell 1991)을 각각 적용하였다. 즉,

 _

^^^^^^′^^^^^^^′^^^^^(for^^^{≤ }⁾ ⁽⁶⁾

_ __



^{  }^^{ }^^^{}^^^^^



⁽⁷⁾

_^^^^^^^for^for^^^{≤ }^{ }^^^^ ⁽⁸⁾

을 적용하였으며, 여기서, _ _ _는 각각 콘크리트, 프리스트 레싱 강봉 및 철근의 응력, _′은 콘크리트 압축강도 도달시점 에서의 변형률,  및 는 각각 프리스트레싱 강봉과 철근의 탄성계수, _는 철근의 항복변형률이다. PHC 파일 콘크리트

의 힘(_{}), 속채움 콘크리트의 힘(_), 프리스트레싱 강봉

의 힘() 및 철근의 힘()은 식(6)-(8)을 통해 산정된 응력에 각각에 대응되는 단면적을 곱하여 산정할 수 있다. 힘의 평형 조건인

___  (9)

이 만족되면, 주어진 압축연단 콘크리트 변형률(_{})에 대해서 단면에 작용하는 휨모멘트()와 곡률()을 산정할 수 있다.

부재에 작용하는 전단력()은 휨모멘트()와 전단경간 길 이()를 고려하여 으로 산정할 수 있으며, 부재의 경간중 심에서 발생되는 처짐()은 곡률을 적분하여 다음과 같이 산 정할 수 있다.

 _^^ ⁽¹⁰⁾

여기서, 은 전체 경간 길이, 는 부재 지점으로부터 떨어진 거리이다. 이 연구에서는 PHC 파일의 압축연단 콘크리트 변

형률(_{})을 변화시키며 실험체 단면의 하중-변위 거동을 해

석하였으며, _{}이 -0.003에 도달하는 순간에 부재가 휨파괴 되는 것으로 정의하였다(Han et al., 2018).

3.2 해석결과 및 검증

Fig. 9에는 실험체의 휨거동과 비선형 해석결과를 비교하 여 나타내었다. 이 연구에서 수행한 휨실험에서 슬러지가 실 험체의 휨거동에 미치는 영향은 나타나지 않았기 때문에

0 50 100 150 200 250 300

0 10 20 30 40

Load (kN)

Displacement (mm)

F-0 [Test]

F-0 [Analysis]

Infilled concrete PHC pile

9- 9.2 prestressing bars

(a) F-0 specimen

0 100 200 300 400 500 600

0 10 20 30 40 50 60

Load (kN)

Displacement (mm)

F-0.87(1) [Test]

F-0.87(2) [Test]

F-0.86 [Analysis]

9- 9.2 prestressing bars6-D19 reinforcing bars Infilled concrete PHC pile

(b) F-0.87 specimens

0 100 200 300 400 500 600 700 800

0 10 20 30 40 50

Load (kN)

Displacement (mm)

F-2.06(1) [Test]

F-2.06(2) [Test]

F-2.06-S [Test]

F-2.06 [Analysis]

9- 9.2 prestressing bars8-D25 reinforcing bars Infilled concretePHC pile

(c) F-2.06 specimens

Fig. 9 Comparison of flexural behavior obtained from test and nonlinear analysis

(7)

F-2.06-S 실험체의 거동도 F-2.06 실험체에 대한 해석결과와 함께 비교하여 나타내었다. Fig. 9에 나타낸 바와 같이 제안 비 선형 휨해석 모델은 모든 실험체들의 초기 휨강성을 매우 정 확하게 평가하였으며, 비교적 안전측의 휨강도를 제공하는 것으로 나타났다. 이는 휨해석시 철근의 항복 이후 변형경화 (strain hardening) 현상을 고려하지 않았기 때문으로 판단된 다. 한편 해석모델은 중공 내에 철근이 보강되지 않은 F-0 실 험체의 강성감소 시작시점을 다소 과소평가하는 것으로 나타 났는데, 이는 KCI 2017(Korea Concrete Institute 2017)에 근거 하여 산정한 콘크리트 파괴계수(즉,  ^^)가 실제 PHC 파일 제작에 사용된 콘크리트의 파괴계수보다 작았기 때문으로 판단된다. 콘크리트의 파괴계수(휨인장강도)는 압 축강도보다 변화가 매우 심하므로(Korea Concrete Institute 2017) 해석상에서의 휨균열 발생시점과 실험결과 사이에 차 이가 발생할 수 있다. 또한, 8개의 D25철근이 보강된 F-2.06 실험체의 경우에는 해석모델이 균열후 실험체의 강성을 다소 과대평가하는 경향을 보였으며, 이는 식(6)에서 가정된 콘크 리트 재료모델과 실제 콘크리트 재료의 응력-변형률 관계의 차이에 의해 기인한 것으로 판단된다.

Table 2에는 실험체들의 휨강도(_{})와 비선형 해석으 로부터 도출된 휨강도(), 그리고 KCI 2017(Korea Concrete Institute 2017)에 기반하여 산정한 휨강도(_{})를 비교하여 나타내었다. KCI 2017 또한 실험체들의 휨강도를 안전측으로 평가하였으며, 계산결과에 대한 실험결과의 비율 의 평균값도 1.06으로써 현행 구조기준을 통해 실험체들의 휨 강도를 매우 정확히 평가할 수 있는 것으로 확인되었다. 따라 서, 속채움 콘크리트와 길이방향 철근을 활용한 PHC 파일의 보강 설계 시 제안 비선형 휨해석 모델과 KCI 2017 기준 모두 적용 가능할 것으로 판단된다.

4. 결 론

이 연구에서는 길이방향 철근비와 단면 내 슬러지 유무를 변수로 속채움 콘크리트와 길이방향 철근으로 보강된 PHC

파일에 대한 휨실험을 수행하였다. 실험체들의 파괴모드, 하 중-변위 거동, 단면 내 길이방향 변형률 분포 및 단부슬립을 계측하고 상세히 분석하였으며, 비선형 휨해석을 수행하여 실험체들의 휨거동을 평가하였다. 이 연구를 통해 다음과 같 은 결론을 도출할 수 있었다.

1. 속채움 콘크리트 내의 길이방향 철근비가 증가할수록 파 일의 휨 강성 및 강도는 증가하였으며, PHC 파일 중공 표 면에 형성된 슬러지는 부재의 휨거동에 큰 영향을 미치 지 않는 것으로 나타났다. 이는 단면 내 중립축의 위치가 높아 압축부 슬러지의 영향면적이 매우 작았기 때문이 다. 다만 PHC 파일에 휨모멘트는 작지만 전단력이 크게 작용하는 경우에는 슬러지가 전단강도에 부정적인 영향 을 줄 수 있기 때문에 이에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

2. 휨실험 중 PHC 파일과 속채움 콘크리트 사이에 슬립은 거 의 발생되지 않았다. 이는 PHC 파일내에 배치된 전단보강 근이 중공 내부 경계면에 위치하여 PHC 파일과 속채움 콘 크리트 사이에서 전단키 역할을 하였기 때문이다.

3. 제안 비선형 휨해석 모델은 실험체의 휨거동을 매우 근 접하게 평가하였으며, 비교적 안전측이면서도 정확한 휨강도를 제공하였다. 또한 현행 구조기준인 KCI 2017 도 모든 실험체들의 휨강도를 안전측으로 평가하는 것 으로 나타났다. 따라서, 속채움 콘크리트와 길이방향 철 근으로 보강된 PHC 파일의 휨설계 시 제안 비선형 휨해 석 모델과 KCI 2017 기준 모두 적용 가능할 것으로 판단 된다.

4. 이 연구에서는 속채움콘크리트와 길이방향 철근으로 보 강된 PHC 파일의 휨거동 특성을 상세히 분석하였다. 속 채움콘크리트는 PHC 파일 내에 배치된 전단보강근과 더불어 파일의 전단강도 향상에도 큰 기여를 할 수 있을 것으로 기대된다. 다만, 단면 내에 형성된 슬러지는 파일 의 전단강도에 오히려 부정적인 영향을 줄 수 있기 때문 에 이에 대해서는 추가적인 실험적 연구가 필요할 것으 로 판단된다.

Specimen 

(kN)



(kN·m)



(kN)



(kN·m)



(kN)



(kN·m) _{}

_{}

_{}

_{}

F-0 251 201 230 184 237 190 1.09 1.06

F-0.87(1) 478 382

460 368 431 345 1.04 1.11

F-0.87(2) 500 400 1.09 1.16

F-2.06(1) 611 489

585 468 613 490

1.04 1.00

F-2.06(2) 594 475 1.01 0.97

F-2.06-S 646 517 1.10 1.05

Table 2 Comparison of test and analysis results

(8)

감사의 글

이 논문은 2020년도 정부(교육과학기술부)의 재원으로 한 국연구재단 지역대학우수과학자지원사업의 지원을 받아 수 행되었습니다(과제번호: NRF-2020R1I1A3054759).

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Received : 03/25/2021 Revised : 06/25/2021 Accepted : 06/28/2021

요 지 : 이 연구에서는 속채움 콘크리트와 길이방향 철근으로 보강된 PHC 파일에 대한 휨실험을 수행하였으며, 실험의 주요 변수는 길이

방향 철근비와 PHC 파일 중공 내부 표면에 형성된 슬러지 유무로 설정하였다. 총 6개의 PHC 파일 실험체를 제작하였으며, 실험체들의 파괴모 드, 균열패턴, 단면내 길이방향 변형률 분포, PHC 파일과 속채움 콘크리트 사이에 발생된 단부 슬립을 상세히 계측하고 분석하였다. 실험결과, 길이방향 철근비가 증가할수록 휨 강성 및 강도가 증가하는 것으로 나타났으며, PHC 파일 내부 표면에 형성된 슬러지는 실험체의 휨성능에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다. 실험적 연구와 더불어 이 연구에서는 변형률 적합조건, PHC 파일과 속채움 콘크리트 단면내 변형률 및 응력 분포를 고려한 비선형 휨해석 모델을 제안하였으며, 해석결과를 실험결과와 비교하여 제안모델의 합리성을 검증하였다. 그 결과, 제안모 델은 속채움 콘크리트와 길이방향 철근으로 보강된 PHC 파일의 휨거동을 매우 우수한 정확도로 평가하는 것으로 나타났다.

핵심용어 : PHC 파일, 휨거동, 속채움 콘크리트, 합성성능