Seismic Performance Assessment of Circular Reinforced Concrete Bridge Piers with Confinement Steel: I. Experiments and Analyses

構 造 工 學

第26卷 第2A 號·2006年 3月 pp. 339 ~ 349

원형 철근콘크리트 교각의 횡방향 철근에 따른 내진성능평가 : I. 실험 및 해석

Seismic Performance Assessment of Circular Reinforced Concrete Bridge Piers with Confinement Steel: I. Experiments and Analyses

김태훈*·박세진**·김영진***·강형택****

Kim, Tae-Hoon ^· Park, Se-Jin ^· Kim, Young-Jin ^· Kang, Hyeong-Taek

···

Abstract

The purpose of this study is to investigate the seismic behavior of circular reinforced concrete bridge piers with confinement steel and to provide the data for developing improved seismic design criteria. Fourteen circular reinforced concrete bridge piers were tested under a constant axial load and a cyclically reversed horizontal load. The accuracy and objectivity of the assess- ment process may be enhanced by the use of sophisticated nonlinear finite element analysis program. A computer program, named RCAHEST (Reinforced Concrete Analysis in Higher Evaluation System Technology), for the analysis of reinforced concrete structures was used. In the companion paper, the proposed numerical method for the seismic performance assessment of circular reinforced concrete bridge piers with confinement steel is verified by comparison with experimental results.

Keywords : seismic behavior, circular reinforced concrete bridge piers, confinement steel, seismic design criteria, nonlinear finite element analysis program

···

요 지

이 연구는 원형 철근콘크리트 교각의 횡방향 철근에 따른 지진거동을 파악하고 합리적이면서 경제적인 내진설계기준의 개 발을 위한 자료를 제공하는데 그 목적이 있다. 14개의 원형 철근콘크리트 교각에 일정 축하중 하에서 횡방향 반복하중을 가하는 준정적 실험을 수행하였다. 정확하고 올바른 성능평가를 위하여 신뢰성 있는 비선형 유한요소해석 프로그램을 사용하 였다. 사용된 프로그램은 철근콘크리트 구조물의 해석을 위한 RCAHEST이다. 연계논문에서는 원형 철근콘크리트 교각의 횡 방향 철근에 따른 내진성능평가를 위해 제안한 해석기법을 실험결과와 비교하여 그 타당성을 검증하였다.

핵심용어 : 지진거동, 원형 철근콘크리트 교각, 횡방향 철근, 내진설계기준, 비선형 유한요소해석 프로그램

···

1. 서 론

근래에 세계 각국에서 발생한 지진들 , 즉 1989 년 Loma

Prieta 지진 , 1994 년 Northridge 지진 , 1995 년 Kobe 지진 ,

1999 년 대만지진 , 그리고 2001 년 인도지진 등으로 인하여

빌딩 및 교량과 같은 사회기반시설물의 피해가 잇따르고 있 다 . 그 중에서도 교량 구조물의 손상 및 붕괴는 현대사회에 서 치명적인 손실로 이어질 수 있다 . 따라서 기존 교량 구 조물의 내진성능을 정확히 평가하는 연구와 그에 따른 내진 성능 향상에 대한 연구가 우선적으로 시급한 과제이다 .

국내의 경우 1992 년 개정된 도로교표준시방서에 내진설계

편이 신설됨에 따라 교량에 대한 내진설계가 처음으로 도입 되었으며 , 최근에는 교각의 연성 및 지진격리장치를 이용한

발전된 내진설계 기법이 사용되고 있다 .

국내에서 교량에 대한 내진설계기준이 제정된 이후 , 철근 콘크리트 교각에 심부구속을 위한 횡방향 철근이 과도하게 배근되어 현장시공에 일부 어려움을 겪고 있다 . 그 이유로는 철근콘크리트 교각의 내진설계 개념과 설계기준을 합리적으 로 반영하지 못한 설계가 수행되고 있다는 것을 들 수 있으 나 , 현행 도로교설계기준 (2005) 내진설계규정 중 횡방향 철근 량에 대한 최소규정이 중약진 지진지역인 우리나라의 경우에 는 다소 과도한 것이 아닌가 하는 의문도 제기 되고 있다 .

도로교설계기준 내진설계규정의 상당부분은 AASHTO

(1995) 를 바탕으로 하고 있으며 , 심부구속을 위한 횡방향 철

근량에 대한 최소규정 역시 AASHTO 와 동일하다 . 이로 인

해 횡방향 철근의 시공이 간단하지 않은 실정인데 , 이는 교 *

(E-mail: [email protected])

**

***

****

각의 소성힌지부분에 많은 양의 횡방향 철근을 배근하여 지 진하중 작용시 충분한 소성거동을 확보하는 완전연성 (full

ductility) 의 설계개념을 채택하고 있기 때문이다 . 그러나 최

근에 수행된 교각의 내진성능에 대한 연구에서 비내진 횡방 향 철근량을 갖는 교각의 경우에도 비교적 큰 연성능력을

발휘할 수 있다고 보고 된 바 있다 ( 정영수 등 , 1999; 이재

훈 등 , 2000; 이재훈 등 , 2003). 따라서 특히 우리나라와 같은

중약진 지진지역의 경우에는 완전연성을 확보하기 위한 강 진지역의 내진설계개념보다는 한정연성 (limited ductility) 내 진설계와 같이 연성도를 직접 고려한 내진설계법이 보다 합 리적이며 경제적인 내진설계 방법으로 인식되고 있다 .

연성도를 고려한 내진설계법의 기본 개념은 응답수정계수

R 을 적용하는 소성거동 영역을 한정연성 구간과 완전연성구 간으로 구분하고 , 한정연성 구간에서는 교각의 소요연성도

(ductility demand) 에 따라 횡방향 철근량을 배근함으로써 합

리적인 설계를 유도하며 과도한 횡방향 철근의 배근으로 인 한 시공성 문제를 해결하자는 것이다 ( 손혁수 등 , 2003).

이 연구의 목적은 철근콘크리트 교각의 내진설계시 실무에 서 당면하고 있는 심부구속을 위한 횡방향 철근량 산정에 관한 문제점을 해결하고 연성도를 고려한 합리적인 내진설 계기준의 개발을 위한 자료를 제공하는데 있다 . 이 연구에서 는 이러한 구조적 특성을 지닌 교각구조를 대상으로 준정적

(quasi-static) 실험과 비선형 유한요소해석을 실시하여 비탄

성 거동특성 및 파괴메커니즘을 파악하고 그 내진성능을 평 가하였다 .

2. 횡방향 철근에 따른 구조거동 실험 2.1 실험체의 설계와 제작

철근콘크리트 교각의 내진설계는 교각의 소성힌지 (plastic

hinge) ^{영역에 횡방향 철근을 적절하게 배근하여 충분한 연}

성능력을 확보함으로써 설계지진력에 저항하는 것이라고 할

수 있다 . 따라서 세계 각국의 내진설계에 관한 설계기준에서 는 소성힌지영역의 횡방향 철근량을 명시하고 있는데 , 우리 나라의 경우는 다음 식과 같다 .

(1)

여기서 , A

는 기둥의 총단면적 , A

는 기둥 심부의 면적 , f

는 콘크리트의 설계기준강도 , 그리고 f

는 띠철근 또는 나선 철근의 항복강도이다 .

현행 도로교설계기준 (2005) 에 의한 횡방향 철근량 산정식 은 재료강도와 단면적과 심부콘크리트 면적의 비율만을 고 려하고 있으므로 계산식이 간단한 장점은 있지만 경우에 따 라서는 다소 합리적이지 못한 설계결과를 제공할 수 있을 것으로 판단된다 . 따라서 , 철근콘크리트 교각의 내진거동에 중요한 영향을 미치는 축력 , 종방향철근비 , 곡률연성 및 변 위연성을 고려한 보다 합리적인 산정식에 대한 연구가 활발

하게 진행되고 있다 ( 박창규 등 , 2005; 손혁수 등 , 2003).

이러한 연구결과에 의한 손혁수 등 (2003) 의 제안식은 곡률 연성도 , ^축력비 , ^{콘크리트 압축강도} , ^{종방향철근 항복강도} , ^심

부구속철근 항복강도 , 종방향철근비 , 그리고 심부콘크리트 단 면적에 대한 전체단면적의 비율을 변수로 하고 있으며 다음 식과 같다 .

(2) (3)

(4) (5)

여기서 , μ

는 곡률연성도 , P는 작용축력 , f

는 종방향철근 항 ρ

0.45 ^A _A

--- 1

– ^f _f

---

ρ

0.12 ^f _f

---

=

= ,

ρ

0.14 ^f _f

---

^A _A

--- 0.6

–

⎩ ⎭

⎨ ⎬

⎧ ⎫ ⋅ ⋅ α β γ +

=

α = 3 ( μ

+ 1 ) P f --- 0.8

A

+ μ

– 3.5 β 3 500 --- 0.12 , ^f

–

⎩ ⎭

⎨ ⎬

⎧ ⎫

=

γ = 0.1 ( ρ

– 0.01 )

표 1. 실험체의 특성

Specimen Cylinder concrete strength (MPa)

Longitudinal reinforcement

(D19) Transverse reinforcement

(D10) Axial force

f

(MPa) (%) ^ρ

(MPa) ^f

(%) ^ρ

^ρ

^/ (%) ^ρ

Space

(mm) ^P/f

^A

CC10-55-1

22.4 351.4

1.01

392.3

0.96 100 55

0.1

CC20-55-1 2.02 0.96 100 55

CC10-80-1 1.01 0.66 69 80

CC20-80-1 2.02 0.66 69 80

CC10-140-1 1.01 0.38 40 140

CC20-140-1 2.02 0.38 40 140

CC10-45-2 1.01 1.17 122 45

0.2

CC20-45-2 2.02 1.17 122 45

CC10-55-2 1.01 0.96 100 55

CC20-55-2 2.02 0.96 100 55

CC10-80-2 1.01 0.66 69 80

CC20-80-2 2.02 0.66 69 80

CC10-140-2 1.01 0.38 40 140

CC20-140-2 2.02 0.38 40 140

복강도 , 그리고 ρ

는 종방향철근비이다 .

이 연구에서는 도로교설계기준 (2005) 에 의한 횡방향 철근

량 산정식과 손혁수 등 (2003) 의 제안식을 근거로 종방향 철

근비 , 횡방향 철근비 , 그리고 축방향 압축력을 변수로 하여 총 14 개의 실험체를 설계하였다 .

제작된 실험체는 표 1 에 나타낸 바와 같으며 실험체의 단 면은 원형 중실단면 (circular solid type) 이다 . 주요변수인 횡 방향 철근비는 설계기준 요구량을 기준으로 축력비가 10%

일 경우에는 100%, 69%, 40%, 그리고 축력비가 20% 일

경우에는 122%, 100%, 69%, 40% 로 결정하였다 .

휨파괴를 유도하기 위해 형상비 (aspect ratio) 를 4.0 으로

하였으며 , 그림 1 은 실험체 상세의 예이다 . 각 실험체의 심 부구속 구간은 도로교설계기준 (2005) 에 따라 기둥부분은 600

mm, 기초부는 380 mm 로 결정하였다 .

2.2 준정적 실험

실험체의 축방향력은 교각단면 축강도의 10% 와 20% 에 해당 하는 일정 축하중을 재하하였으며 , 유압펌프에 의한 일정하중 유지장치로 실험도중 축력의 변화가 없도록 하였다 ( ^그림 2).

횡방향 하중은 2,000 kN 가력기 (actuator) 를 가력벽에 부착하

여 실험을 실시하였으며 , 0.25%, 0.50%, 1.00%, 1.50%, 2.00%, 2.50%, 3.00%, 4.00%, 5.00%, 6.00%, 7.00%, 8.00%

로 드리프트 비 (drift ratio) ^{를 증가시키는 방법으로} 2 ^싸이클

(cycle) 씩 반복 재하하였다 .

일정변위제어 하중의 재하횟수는 교각의 지진거동시 즉 최 대내하력 이후의 강도 저하에 큰 영향을 미치게 되므로 , 이 연구에서는 2 회의 동일한 진폭의 변위제어하중에 대한 교각 의 거동특성의 차이 및 에너지 흡수능력의 변화 등을 관찰 하였다 .

그림 1. 실험체 CC10-55-1 의 상세 ( 단위 : mm)

그림 2. 실험체의 전경

그림 3. 계측장비 부착 위치도

실험수행 중 실험체의 거동을 분석하기 위한 계측장비로 하 중값은 가력기 (actuator) 에 내장되어 있는 Load cell 을 이용하였 고 , 횡방향 변위는 LVDT(liner variable differential trans-

former) 를 이용하였다 . LVDT 는 횡방향 재하지점에 2 개를 설

치하였으며 , 기초부의 이동을 조사하기 위하여 1 개를 설치하 였다 . 소성힌지구간에서 철근의 변형률을 파악하기 위하여 종방향 철근에 10 개 , 심부구속 철근에 5 개의 변형률 게이지 를 부착하였다 ( 그림 3).

3. 횡방향 철근에 따른 구조거동 해석 3.1 개요

이 연구에서는 저자 등에 의하여 그 동안 개발된 철근콘

크리트 평면응력 , 그리고 경계면 요소 등 ( 김태훈 , 2003;

Kim 등 , 2003; Kim 등 , 2005) 을 미국 버클리 대학의 Taylor

가 개발한 범용 유한요소해석 프로그램인 FEAP(Taylor,

2000) 에 이식하여 모듈화된 비선형 유한요소해석 프로그램

RCAHEST( R einforced C oncrete A nalysis in H igher

E valuation ^S ystem ^T echnology)( ^{김태훈 등} , 2001) ^{에 수정을}

가하여 사용하였다 ( 그림 4).

철근콘크리트의 비선형 재료모델은 저자 등에 의하여 이미 발표된 재료모델 ( 김태훈 , 2003; Kim 등 , 2003; Kim 등 ,

2005) 을 그대로 적용하기로 한다 . 사용된 비선형 재료모델의

특징을 간단히 요약하면 다음과 같다 .

균열이 분산하여 분포된 철근콘크리트 부재의 변형거동은 사용된 균열개념에 크게 영향을 받는다 . 이 연구에서는 제

2 ^{균열의 발생을 제} 1 ^{균열과 직교방향으로 발생하도록 제}

한하여 콘크리트의 강성이 과대평가되는 직교 고정균열모델 과 달리 , 실제 주응력의 방향과 직각으로 발생하도록 한 비 직교 고정균열모델을 적용함으로써 콘크리트의 강성을 보다 사실적으로 평가하였다 .

균열이 발생하기 전의 콘크리트의 역학모델은 이축응력상 태에 대한 탄소성파괴모델의 기본개념에 의해서 표현된다 .

균열발생후의 비선형성은 현저하게 나타나며 , 이러한 재료

적 비선형성에 대해서는 철근콘크리트 요소의 직교 이방성 의 가정에 따라 , 균열직각방향으로 콘크리트가 부담하게 되 는 인장응력을 고려하기 위한 인장강성모델과 균열방향으로 의 압축강성 저하를 고려하기 위한 압축강성모델 및 균열면 에서의 전단전달효과를 고려하기 위한 전단전달모델을 각각 적용한다 ( 그림 5).

콘크리트 속의 철근에 대한 항복후 거동은 철근만의 특성 과 함께 부착효과 등이 동시에 고려되어야 한다 . 콘크리트 속의 철근응력은 일정하지 않고 균열면에서 최대가 된다 . 철 근의 응력 - 변형률 관계가 탄성영역에 있는 경우에는 철근만 의 구성모델을 적용하면 된다 . 그러나 , 균열면에서 철근이 최 초로 항복하게 되면 철근의 평균응력 - 평균변형률 관계는 더 이상 탄성관계가 성립하지 않는다 . 균열부분을 제외하면 철 근은 아직 항복을 하지 않았으므로 증가된 변형률에 따라 응력이 증가하게 된다 . 즉 균열부분은 철근의 항복으로 인해 응력의 증가가 없지만 내부의 철근의 응력은 증가하여 철근 의 평균응력이 증가하게 되므로 철근만의 응력 - 변형률 관계 에서 볼 수 있는 항복고원현상은 나타나지 않는다 . 이 연구 에서는 포락선부분에 대한 철근의 항복후 거동을 저자 등이

그림 4. 비선형 유한요소해석 프로그램 RCAHEST

그림 5. 균열발생후 콘크리트의 구성모델

제안한 trilinear ^{모델로써 표현하였다} ( ^그림 6).

횡방향으로 배근된 구속철근은 콘크리트의 극한강도와 극 한변형률을 크게 증가시키는 효과를 가져다준다 . 이와 같이 증가된 콘크리트의 강도와 변형률로 인해서 지진하중 등과 같은 반복하중을 받는 경우에 콘크리트의 부재는 구속되지 않은 경우에 비해서 우수한 연성능력 및 복원력 특성을 나 타낸다 . 이 연구에서는 콘크리트의 단면형상에 관계없이 적 용할 수 있고 , 종방향 철근 및 구속철근의 양 , 구속철근의

항복강도 및 배근형태 등을 고려할 수 있도록 한 Mander

등 (1988) 의 제안모델을 채택하였다 .

압축파괴가 발생한 콘크리트의 역학적 특성은 이미 여러 연구자들에 의해서 규명된 바가 있다 . 이 연구에서는 콘크리

트 압축파괴 이후의 효과를 Kent 등 (1971) 에 의해 제안된

해석모델을 수정하여 고려하였다 . 또한 , 압축파괴가 발생한 콘크리트의 안에 있는 철근의 좌굴거동은 최종적인 내력저 하의 원인이 된다 . 철근을 둘러싸고 있는 콘크리트에 압축파 괴가 발생하면 철근이 좌굴을 하였다고 판단하였으며 좌굴 시의 철근의 응력은 압축파괴가 발생한 콘크리트에서와 같 이 좌굴을 무시하고 구한 철근 응력의 20% 를 취하였다

(Kim 등 , 2005).

지진하중과 같은 반복하중을 받는 철근콘크리트 교각의 비 선형 이력거동 특성을 올바르게 평가하기 위해서는 하중재 하 회수에 의한 피로거동을 무시할 수 없으며 이에 대한 충

분한 고려가 필요하다 . 이 연구에서는 철근과 콘크리트의 해 석모델에 하중재하 회수의 누적에 따른 강도 및 강성 저하 의 영향을 적용함으로써 피로손상을 고려하였다 . 철근의 피 로모델은 Coffin-Manson 의 제안식 (Mander 등 , 1994), 그리 고 콘크리의 피로모델은 Kakuta 등 (1982) 의 제안식을 수정 하여 적용하였다 .

3.2 유한요소 모델링

실험체들의 유한요소해석을 위해서 원형 철근콘크리트 교 각을 등가환산단면을 이용하여 그림 7 과 같이 2 차원 평면요 소로 해석이 가능하도록 하였다 . 등가환산단면은 원형 철근 콘크리트 교각의 실제거동과 유사하도록 철근과 콘크리트의 단면적 , 하중재하 방향의 단면 2 차 모멘트를 같게 하여 유 도하였다 .

그림 8 은 비선형 유한요소해석을 수행하기 위하여 요소 분 할된 예이며 3 점 가우스 적분을 적용한 8 절점 등매개요소를 이용하였고 하중이 재하되는 부위에는 실험에서와 동일한 조 건을 부여하기 위하여 균열이 발생하지 않는 탄성요소를 사용 하였다 . 또한 , 기초와 교각의 접합부에는 정착슬립 등의 불연 속변위를 고려하기 위하여 6 절점 경계면 요소를 사용하였다 .

그림 6. 철근모델

그림 7. 등가환산단면

그림 8. 유한요소모델

이산균열개념에 근거한 경계면 요소는 기본적으로 요소의 평행 및 직각방향으로만 응력이 발생하는 것으로 가정하고 있기 때문에 전술한 철근과 콘크리트의 재료모델을 그대로 적용할 수 있다 . 그러나 경계면 요소의 변형은 인접한 두 부재간의 상대변위로부터 결정되기 때문에 요소의 응력 - ^변형

률 관계는 압축응력 - 압축변위 및 전단응력 - 전단미끄러짐의 관 계로 정의된다 . 이때 경계면 요소의 총 전단변위는 접합면에 서의 미끄러짐과 국소적인 응력집중의 영향으로 인한 변위 의 합으로 표현하였다 ( 김태훈 등 , 2000; Kim 등 , 2003).

3.3 해석결과와 실험결과의 비교분석

그림 9~ 그림 22 는 이 연구의 해석모델을 적용한 유한요소 해석 결과와 실험에 의한 하중 - 변위 관계를 나타내고 있으며 해석결과가 실험결과와 전반적으로 잘 일치함을 알 수 있다 .

이러한 해석결과는 실험체에 반복 주기하중이 진행되는 동 안 소성힌지 영역에서 비탄성 변형이 증대됨에 따라 일어나 는 콘크리트의 균열과 파쇄 , 그리고 이로 인한 손상이나 파 괴와 잘 일치하고 있다 .

일반적인 실험체의 파괴형상은 그림 23 과 같이 먼저 수평 균열이 발생하고 다음으로 수평균열 주위로 미세한 수직균 열이 발생하였다 . 상부 변위가 더욱 커지면서 최초에 발생한

수평균열이 사방향으로 발전하게 되며 이 단계에서부터 수 직균열이 발생하였다 . 이후 하중이 반복되면서 소성힌지부에 서 콘크리트 피복의 탈락이 시작되었다 . 콘크리트 피복이 탈 락이 된 이후에도 상당한 변형능력을 보이다가 노출된 철근 의 좌굴과 인장이 반복되면서 주철근이 파단에 이르렀다 .

그림 9. 실험체 CC10-55-1의 하중-변위 이력곡선

그림 10. 실험체 CC20-55-1의 하중-변위 이력곡선

그림 11. 실험체 CC10-80-1의 하중-변위 이력곡선

그림 12. 실험체 CC20-80-1의 하중-변위 이력곡선

그림 13. 실험체 CC10-140-1의 하중-변위 이력곡선

이 연구의 해석에 의한 최대하중과 변위연성도를 실험과 함께 비교하여 표 2에 정리하였다. 실험과 해석에서 시스템 의 항복변위와 극한변위는 하중-변위곡선으로부터 간접적인 방법(Park, 1998)으로 결정하였다. 즉, 하중-변위곡선으로부 터 시스템의 수평 저항능력이 최대 내력에 비하여 15% 저 하되었을 때의 변위를 극한변위로 정의하였으며, 항복변위는

하중-변위곡선의 원점과 최대 내력의 75%에 달하였을 때의 변위점을 이은 직선이 최대 내력점에 도달하였을 때의 수평 변위로 정의하였다.

현행 내진규정의 40%에 해당하는 0.38%의 횡방향 철근비 를 가진 실험체(CC20-140-1, CC10-140-2, CC20-140-2)는 실험과 해석결과 도로교설계기준에서 규정하고 있는 단주교 그림 14. 실험체 CC20-140-1의 하중-변위 이력곡선

그림 15. 실험체 CC10-45-2의 하중-변위 이력곡선

그림 16. 실험체 CC20-45-2의 하중-변위 이력곡선

그림 17. 실험체 CC10-55-2의 하중-변위 이력곡선

그림 18. 실험체 CC20-55-2의 하중-변위 이력곡선

그림 19. 실험체 CC10-80-2의 하중-변위 이력곡선

각의 요구연성도 5를 만족하지 못하고 있다. 그러나 대부분 의 교각 실험체는 충분한 변위연성도를 확보하고 있음이 확 인되었다.

유한요소해석 결과에서 최대하중에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수가 각각 0.99와 0.06으로서, 최대하중의 평 균값은 전반적으로 실험결과를 정확하게 평가하고 있으며 변 동계수가 0.06에 불과하여 철근콘크리트 교각의 횡방향 철근 에 따른 비탄성 거동특성을 전반적으로 잘 평가하고 있는 것으로 판단된다. 그리고 변위연성도에 대한 실험값/해석값 의 평균과 변동계수는 각각 1.06과 0.19로서, 변위연성도의 평균값은 전반적으로 실험결과에 비하여 안전측으로 평가하 고 있다. 축력비가 10%인 실험체들의 변위연성도에 대한 실 험값/해석값의 평균과 변동계수는 각각 1.06과 0.17이고 축 력비가 20%인 실험체들의 변위연성도에 대한 실험값/해석값 의 평균과 변동계수는 각각 1.06과 0.21이다.

그림 20. 실험체 CC20-80-2의 하중-변위 이력곡선

그림 21. 실험체 CC10-140-2의 하중-변위 이력곡선

그림 22. 실험체 CC20-140-2의 하중-변위 이력곡선

그림 23. 실험체 CC10-55-1의 파괴형상

표 2. 실험 및 해석결과

Specimen Experiment Analysis Ratio of experimental

and analysis results

V

(kN) (mm) ^δ

(mm) ^δ

^μ (kN) ^V

(mm) ^δ

(mm) ^δ

^{μ V}

^δ

^δ

^μ

CC10-55-1 168.7 15 144 9.6 171.2 15.7 144.4 9.2 0.99 0.96 1.00 1.04

CC20-55-1 241.5 20 168 8.4 260.5 20.1 149.1 7.4 0.93 1.00 1.13 1.13

CC10-80-1 175.3 15 121 8.1 167.1 15.4 146.4 9.5 1.05 0.97 0.83 0.85

CC20-80-1 243.8 22 149 6.8 250.3 19.4 100.7 5.2 0.97 1.13 1.48 1.30

CC10-140-1 175.9 17 96 5.6 160.5 14.3 94.3 6.6 1.10 1.19 1.02 0.86

CC20-140-1 260.7 21 96 4.6 239.2 18.5 72.3 3.9 1.09 1.14 1.33 1.17

CC10-45-2 206.7 15 120 8.0 207.9 14.4 120.8 8.4 0.99 1.04 0.99 0.95

CC20-45-2 266.1 18 144 8.0 290.1 18.9 144.6 7.7 0.92 0.95 1.00 1.05

CC10-55-2 201.5 15 120 8.0 204.3 14.0 144.4 10.3 0.99 1.07 0.83 0.78

CC20-55-2 263.7 20 120 6.0 284.5 18.4 124.7 6.8 0.93 1.09 0.96 0.89

CC10-80-2 192.7 15 96 6.4 198.8 13.4 87.3 6.5 0.97 1.12 1.10 0.98

CC20-80-2 263.2 21 123 5.9 277.9 18.0 99.0 5.5 0.95 1.17 1.24 1.06

CC10-140-2 190.2 14 96 6.9 193.1 13.0 60.5 4.7 0.98 1.08 1.59 1.47

CC20-140-2 282.8 19 80 4.2 269.8 17.6 57.8 3.3 1.05 1.08 1.38 1.28

Mean 0.99 1.07 1.13 1.06

COV 0.06 0.07 0.21 0.19

그림 24. 축방향 압축력의 영향(실험체 CC20-55-1, CC20-55-2) 그림 25. 종방향 철근비의 영향(실험체 CC10-55-1, CC20-55-1)

연성능력에 크게 영향을 미치는 기둥에 작용하는 축방향 압축력, 종방향 철근비, 그리고 횡방향 철근비 등의 인자들 에 대한 이 연구의 해석과 실험결과의 매개변수 연구를 그 림 24~그림 26에 나타내었다. 이러한 비교결과로부터 큰 축 압축력이 작용하면 연성도가 감소하고, 종방향 철근비가 커 지면 연성도가 감소하고, 그리고 횡방향 철근비가 커지면 연 성도가 증가한다는 사실을 입증할 수 있었다.

일련의 실험결과와 해석결과의 비교로부터 이 연구에서 제 안하고 있는 방법은 지진하중과 같은 반복하중에 의한 철근 콘크리트 교각의 비탄성 이력거동을 적절히 평가하고 있으 며, 개발된 철근콘크리트 구조물의 비선형 유한요소해석 프 로그램(RCAHEST)을 이용함으로써, 해석적 방법에 의한 신 설 또는 기존 철근콘크리트 교각의 내진성능평가가 가능할 것으로 판단된다.

4. 결 론

이 연구는 철근콘크리트 교각 내진설계시 현행 실무에서 당면하고 있는 심부구속을 위한 횡방향 철근량 산정에 관한

문제점을 해결하고 합리적인 내진설계법의 개발을 위한 연 구로서 14개의 교각에 대한 준정적 실험과 비선형 유한요소 해석을 수행하였다. 실험체의 실험결과와 해석결과와의 비교 를 통하여 다음의 결론을 얻었다.

1. 이 연구에서 제안한 비선형 유한요소해석 결과 최대하중 에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수는 0.99와 0.06 이고 변위연성도에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수 는 1.06과 0.19로서, 전반적으로 실험결과를 잘 평가하고 있음이 확인되었다.

2. 수행된 철근콘크리트 교각의 실험적, 해석적 연구를 통해 내진설계 적용 실험체의 경우에는 충분한 변위 연성도를 확보하고 있으며 내진설계 미적용 실험체인 경우에도 국 내지진규모를 감안할 때 다소의 변위 연성도를 확보하고 있음이 확인되었다.

3. 한정연성 구간에서는 교각의 소요연성도에 따라 심부구속 철근량을 배근함으로써 합리적인 설계를 유도하며 과도한 횡방향 철근의 사용으로 인한 시공성의 문제를 해결할 수 있을 것이다.

4. 합리적으로 안전성과 경제성을 고려할 수 있는 철근콘크 리트 교각의 내진설계법을 개발하기 위한 연구자료를 제 공함으로써 구조물의 중요도 및 소요연성도에 따른 효율 적인 설계법의 개발이 가능할 것으로 기대된다.

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( 접수일 :2005.10.4/ 심사일 :2005.11.21/ 심사완료일 :2005.12.19)