1)
정회원･한국건설기술연구원 기획조정처, 수석연구원 (교신저자: [email protected])2)
중앙대학교 토목공학과, 석사과정3)
한국건설기술연구원 SOC성능연구소, 수석연구원4)
정회원･중앙대학교 사회기반시스템공학부 건설시스템공학, 교수 본 논문에 대한 토의를 2012년 12월 30일까지 학회로 보내 주시면 그 결 과를 게재하겠습니다.(논문접수일 : 2012. 7. 19 / 수정일 1차: 2012. 8. 26, 2차: 2012. 9. 26 / 게재확정일 : 2012. 9. 27)
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주철근 겹침이음 및 형상비에 따른 철근콘크리트 교각의 내진거동 분석
Seismic Performance Analysis of RC Piers with Lap-spliced Reinforced Steel and Differentiated Aspect Ratios
조창백
1)
･ 신호진2)
･ 곽임종3)
･ 정영수4)
Cho, Chang Beck ･ Shin, Ho Jin ･ Kwahk, Im Jong ･ Chung, Young Soo
국문 요약
>>
국내외 교량의 내진성능 평가관련 연구들을 조사, 분석한 결과 국내에서 휨 거동 교각의 내진성능에 대한 연구는 상당히 이루어졌으나, 국내에 상당수 분포하는 것으로 분석된 휨-전단 교각에 대해서는 연구실적이 부족한 것으로 파악되었다. 따라서, 이 연구에 서는 휨-전단 복합거동이 예측되는 형상비 2.67과 전단거동이 예측되는 형상비 2.25의 실물크기 실험체 및 형상비 2.67의 축소모형 실험 체를 제작하여 준정적 내진성능 실험을 실시하였으 며, 주철근의 겹침이음과, 형상비 변화에 따른 파괴거동을 조사 및 분석하였다. 실험결 과 휨-전단거동이 예상되는 형상비 부근의 교각은 형상비와 철근상세 변화에 따라 파괴거동 특성이 휨-전단 파괴에서 전단 파괴 또는 휨 파괴, 그리고 주철근 부착파괴로 변하는 것을 확인할 수 있었다. 이와 같은 실험결과들로부터 비내진 원형 철근콘크리트 교각에 대한 항복변위 및 극한변위 산정식을 제안하여 실험을 실시하지 않고도 실제 비내진 교각의 내진성능을 파악할 수 있도록 하였으며, 이는 추후 비내진으로 분류되는 실제 교량의 내진성능 조사 및 보수보강에 큰 도움이 될 것으로 판단된다.주요어 내진설계, 준정적 실험, 겹침이음, 형상비, 상사비, 지진, 교량, 교각
ABSTRACT
>>
The objective of this study is to evaluate the seismic capacity of RC piers with small aspect ratios. Test specimens were selected from the prototype piers among existing national roadway bridges which are expected to fail in shear and/or complex shear-flexural mode. Two groups of full scale RC pier models were constructed with aspect ratios of 2.25 and 2.67. Quasi-static tests have been implemented to investigate the failure behavior of the RC piers in terms of the lap-spliced longitudinal reinforcing steel and the aspect ratio. It is confirmed that regarding its shear-flexural behavior, the pier is very sensitive to the aspect ratio or details. In the case of a test pier with highly lap-spliced longitudinal bars, the bond failure of lap-splice steels was the dominant cause of failure before the occurrence of flexure or shear-flexural failure, despite a slight change in the aspect ratio. Finally, based on the test results and analysis, this paper proposes formulas for the yielding and ultimate displacements of circular reinforced concrete bridge piers without seismic details. These formulas will be useful for the investigation and upgrade of the seismic capacity of bridge piers without seismic details.Key words Seismic Design, Quasi-static test, Lap-splice, Aspect ratio, Scale factor, Earthquake, Bridge, Pier
1. 서 론
최근에 철근콘크리트 교각의 내진성능을 평가하기 위해
서 많은 연구들이 수행되어 왔다. 특히 1992년 이전 내진설 계기준이 정립되지 못한 시기에 건설된 교량의 철근콘크리 트 교각이 보유한 내진성능을 평가하기 위하여 많은 실험연 구가 있었으며
(1-3)
, 그 결과 부족한 내진성능을 보강하기 위 한 개선된 설계기법과 보수 보강기법들이 제시되었으나 문 제점들도 발견되었다. 즉, 철근콘크리트 교량의 설계 및 시 공시 완전 연성개념의 AASHTO를 바탕으로 만들어진 국 내 도로교 내진설계기준을 따른 결과, 철근콘크리트 교각에 과도한 횡구속 철근으로 인한 시공의 어려움을 겪는 사례가 많이 발견되었다. 이는 완전 연성이 필요하지 않는 경우에 도 완전 연성 확보를 위하여 과도한 심부 구속철근이 배근 되기 때문이다.<Table 1> Details of Specimens
(6)
Specimen D
(mm) H
(mm) H/D
CN-SP-60-10 400 1700 4.3 22.60 107.67 CN-SP-60-20 400 1700 4.3 20.06 111.09 CN-SP-60-30 400 1700 4.3 19.60 104.50 CN-SP-80-10 400 1700 4.3 24.67 110.20 CN-SP-80-20 400 1700 4.3 21.90 100.90 CN-SP-80-30 400 1700 4.3 21.33 85.28 CN-SP-100-10 400 1700 4.3 20.47 102.46 CN-SP-100-20 400 1700 4.3 23.80 92.47 CN-SP-100-30 400 1700 4.3 21.80 69.00 CNH-SP-60-20 400 1700 4.3 29.53 105.68 CNH-SP-80-20 400 1700 4.3 31.26 105.90 CNH-SP-100-20 400 1700 4.3 30.48 105.89 CH-SPH-40-15 400 1700 4.3 19.07 110.93 CH-SPH-40-20 400 1700 4.3 19.80 107.65 CH-SP-40-10 400 1700 4.3 20.36 111.21 CH-SP-40-15 400 1700 4.3 20.98 96.79 CH-SP-40-20 400 1700 4.3 18.06 92.40 CH-SP-60-10 400 1700 4.3 18.40 108.55 CH-SP-60-15 400 1700 4.3 19.13 101.10 CH-SP-60-20 400 1700 4.3 18.27 88.00 CN-C0-08-10 400 1700 4.3 23.33 93.00 CN-C0-08-20 400 1700 4.3 24.60 111.10 CN-C0-08-30 400 1700 4.3 26.19 92.15 CN-C1-80-10 400 1700 4.3 27.59 108.44 CN-C1-80-20 400 1700 4.3 24.33 111.00 CN-C1-80-30 400 1700 4.3 21.26 105.06 CN-C2-08-10 400 1700 4.3 23.80 110.59 CN-C2-08-20 400 1700 4.3 23.97 109.85 CN-C2-08-30 400 1700 4.3 24.27 91.40 CN-C3-08-10 400 1700 4.3 26.33 103.11 CN-C3-08-20 400 1700 4.3 26.81 111.01 CN-C3-08-30 400 1700 4.3 24.80 110.95 CH1-SPH-45-07 400 1400 3.5 23.23 101.67 CH1-SPH-45-14 400 1400 3.5 16.00 82.89 CH1-SPH-45-21 400 1400 3.5 22.59 92.60 CH1-SP-45-07 400 1400 3.5 15.03 69.80 CH1-SP-45-14 400 1400 3.5 18.78 70.12 CH1-SP-45-21 400 1400 3.5 19.66 60.35 CH1-SP-90-07 400 1400 3.5 19.90 67.11 CH1-SP-90-14 400 1400 3.5 15.56 54.62 CH1-SP-90-21 400 1400 3.5 22.64 55.53 CN-SP-NC-10 400 1400 3.5 15.33 69.42 CN-SP-NC-20 400 1400 3.5 14.14 58.65 CN-SP-NC-30 400 1400 3.5 18.51 51.10
CL1P2L1 500 2032 4.1 17.00 88.50
SPN-LN-23-12 400 1600 4.0 20.85 112.08 SPH-LN-23-12 400 1600 4.0 19.57 107.44 SPN-LH-23-12 400 1600 4.0 21.33 88.26 SPH-LH-23-12 400 1600 4.0 21.51 89.59 SPN-LN-27-10 400 1600 4.0 21.07 96.12 SPN-LH-27-10 400 1600 4.0 22.04 104.04 SPH-LH-27-10 400 1600 4.0 22.75 101.00 SPH-LH-27-20 400 1600 4.0 26.67 111.69 SPH-LN-23-12 400 1600 4.0 20.89 92.03 L-SP00-P1-R0 600 2400 4.0 21.20 94.85 S-SP00-P1-R0 600 2400 4.0 22.65 120.00 MS-HT3-N-L2 1200 4800 4.0 33.73 233.99 MS-HT4-N-L1 1200 4800 4.0 46.20 268.01
<Table 1> Details of Specimens
(6)
Specimen D
(mm) H
(mm) H/D
MS-HT4-N-L2 1200 4800 4.0 40.73 236.25 MS-HT4-N-L3 1200 4800 4.0 36.80 220.06 CS-HP50-N 600 2100 3.5 20.35 141.35 Sritharan, IC1 600 1800 3.0 23.98 102.75 Sritharan, IC2 600 1800 3.0 32.73 119.95 Sritharan, IC3 600 1800 3.0 22.53 120.05 Kunnath, A2 305 1372 4.5 17.51 76.47 Kunnath, A7 305 1372 4.5 14.40 75.95 Kunnath, A8 305 1372 4.5 15.80 79.39 Kunnath, A9 305 1372 4.5 14.13 83.19 Kunnath, A10 305 1372 4.5 14.60 83.41 Kunnath, A11 305 1372 4.5 14.27 59.27 Kunnath, A12 305 1372 4.5 14.63 61.96 FS-H-LS000 1200 3200 2.7 26.00 68.20 FS-H-LS050 1200 3200 2.7 22.20 51.60 FS-H-LS100 1200 3200 2.7 17.30 31.20 FS-L-LS000 1200 2700 2.3 20.60 40.00 FS-L-LS050 1200 2700 2.3 19.40 39.80 FS-L-LS100 1200 2700 2.3 13.80 23.50 M-H-LS000 600 1600 2.7 13.00 43.30 M-H-LS050 600 1600 2.7 14.70 32.60 M-H-LS100 600 1600 2.7 18.60 28.00
이런 과도한 심부구속 철근배근의 문제점을 해결하고 합 리적인 내진설계 방안을 제시하기 위한 노력으로 정영수 등
(1)
과 이재훈 등(2)
에 의하여 도로교 설계기준의 심부 구속철 근비보다 적은 경우에도 비교적 큰 연성 능력을 발휘할 수 있다고 보고된 바 있다. 그리고 중약진 지역이라고 볼 수 있 는 우리나라와 같은 경우에는 소요 연성도를 고려한 한정연 성 설계개념의 내진설계법이 더 합리적이라는 의견이 있다.(3),(4)
그 결과 국내 실정에 보다 적합하고 합리적인 내진설계를 위해 철근콘크리트 교각의 소요 연성도를 기반으로 한 연성 도 내진설계법이 제안되고, 여러 형상비를 가진 교각들에 대하여 연성도 내진설계법의 안전성을 검증한 바 있다.(5)
하지만, 국내에서 수행된 철근콘크리트 교각의 내진성능 평가실험들을 살펴보면 내진성능을 평가하는데 있어서 주 요 요소인 주철근비와 겹침이음의 관계, 심부구속을 위한 횡철근비, 횡철근의 형태에 따른 거동 특성 등에 연구의 초 점을 맞춰왔으며 주로 원형단면 지름이 0.6m 이하인 축소 모형 실험체의 준정적 실험, 유사동적 실험, 진동대 실험
(6),(7)
등이 수행되었다. 또한 기존의 내진성능 실험의 대상교량이 대부분 3.0 이상의 형상비를 가진 교각에 대하여 실 험이 주로 실시되어 휨-전단 복합형태 또는 전단형태의 파 괴에 이를 가능성이 많은 형상비 2.5 내외의 교각들에 대한 실험연구가 부족하였다.
따라서 이 연구에서는 교각 형상비의 미세 변화에도 파괴 거동 특성이 민감하게 변화할 것으로 예측되는 형상비 2.5
<Fig. 1> Lap-splice on the design drawing
<Table 2> Lap-splices of Existing Piers
Rate of Lap-spliced Longitudinal Bars Number of Bridge
0% 18
100% 11
Others 3
Total 32
<Fig. 2> Aspect ratio distribution in total 내외의 원형단면 철근콘크리트 교각을 가진 교량들을 조사
하여 대상교량을 선정하였다. 대상교량은 8경간 연속교인 창촌교(인천-간성간 국도)로서 고정단인 P4(형상비 2.67)를 실험대상으로 지름 1.2m의 초대형 실물크기 실험체와 1/2 로 축소한 축소모형 실험체를 같이 제작하고, 내진성능 실 험을 동시에 실시하여 주철근 겹침이음과 형상비 변화에 따 른 철근콘크리트 교각의 파괴형태 변화와 내진성능 등을 조 사하였다. 또한 실험결과 주철근 겹침이음, 형상비, 주철근 비에 따른 원형단면 철근콘크리트 교각의 항복변위 및 극한 변위 산정식을 제안하여 향후 내진성능이 부족하다고 판단 되는 교각들에 대한 내진성능 조사 및 합리적인 보수 보강 설계 등에 반영하고자 하였다.
2. 기존 실험 및 교량 분석
2.1 국내외 실험분석
최근에 국내외에서 실시된 철근콘크리트 교각의 내진성 능 실험에 대하여 각 실험체의 직경에 대한 본체 높이의 비, 즉 형상비와 주철근비, 심부구속철근비, 축하중 등을 조사하 였다. 지금까지 실시된 원형 콘크리트 교각 실험체를 조사 한 결과, 조사대상인 89개(국내 63개, 국외 26개)의 실험체 중 형상비가 3.0 이상 4.0 미만인 실험체의 갯수가 38개, 형 상비가 4.0 이상인 실험체가 49개로 나타났다.
(6)
형상비 3.0 미만인 실험체는 2개에 불과했는데, 이는 교 각 내진성능 실험이 대부분 휨 파괴를 일으키는 실험체 위 주로 실험이 실시되었다는 것을 의미한다. 상기 실험체들의 특징은 Table 1에 나타나 있다.
2.2 국내 교량분석
1992년 내진설계 도입 이전에 시공된 일부의 비내진 교 량의 내진특성을 분석하기 위해 과거 건설교통부에서 일반 국도와 지방도를 대상으로 시행한 도로개량 및 포장설계 사 업(Road Improvement Project, 1975년 ADB, 1981년 IBRD) 을 분석하였다.
(8),(9)
이 사업에서 일반국도 및 지방도 도로망 의 확대와 개량을 목적으로 각 노선 공사에 필요한 도로 및 교량 설계가 실시되었으며, Fig .1과 같이 이때 작성된 설계 도면중에서 원형단면 교각 또는 유사 원형단면 교각이 포함 된 교량을 선별하여 분석하였다.설계 도면에 포함된 전체 교량 중 검토 대상 단면 교각이 포함된 교량은 32개이고 총 교각 수는 156개이다. 분석결과 T형 원형단면과 Π형 원형단면 교각이 대부분을 차지하는
것으로 파악되었으며, Table 2와 같이 교각의 내진특성에 큰 영향을 미치는 소성힌지 영역에서의 주철근 겹칩이음이 존재하는 교량이 32개의 조사대상 교량중 15개로 나타났다.
Table 2에서 겹침이음이 없는 경우가 겹침이음이 있는 경우보다 많은데, 그 이유는 높이가 낮은 교각이 상대적으 로 많았기 때문인 것으로 판단된다. 교각 높이가 높은 경우 에는 소성힌지 영역에서 겹침이음을 한 경우가 많았고, 낮 은 경우에는 거의 대부분 기초에서 교각 상단부까지 하나의 주철근으로 설계되었다. 하지만 이것은 설계도면을 분석한 결과이고, 실제로 설계도면대로 시공되었는지 파악하기는 어렵다. Fig. 2는 조사된 교각들의 형상비를 분석한 것으로 형상비가 3.0이하인 교각들도 다수 존재함을 알 수 있다.
3. 실험개요 3.1 재료특성
실물크기의 교각 실험체의 철근은 설계도면 및 KS
<Table 3> Scaled specimen data for this study Specimen Full Size
Specimen
Scaled Specimen
Scale Factor
Diameter(m) D=1.2 D=0.6 2.0
Height(m) H=3.2 H=1.6 2.0
Aspect ratio 2.67 2.67 1.0
Longitudinal
Stee1(mm) D25=25.4 D13=12.7 2.0
Rate of L.Steel 0.016 0.016 1.0
Space of L.Steel(mm) 86.47 43.38 1.99
Hoop(mm) D13=12.7 D6=6.35 2.0
Hoop space(mm) S=300 S=150 2.0
Max. aggregate
size(mm) 25 25 1.0
<Table 4> Details of specimen Scale Specimen Diameter
(m)
Height (m)
Aspect Ratio
Lap- splice
Full Scale
FS-H-LS000 1.2 3.2 2.67 0%
FS-H-LS050 1.2 3.2 2.67 50%
FS-H-LS100 1.2 3.2 2.67 100%
FS-L-LS000 1.2 2.7 2.25 0%
FS-L-LS050 1.2 2.7 2.25 50%
FS-L-LS100 1.2 2.7 2.25 100%
Scaled
M-H-LS000 0.6 1.6 2.67 0%
M-H-LS050 0.6 1.6 2.67 50%
M-H-LS100 0.6 1.6 2.67 100%
(a) Yield displacement
(b) Ultimate displacement : Method1
(c) Ultimate displacement : Method2
<Fig. 3> Definition of Yield Displacement and Ultimate Displacement D3504에 의한 SD30의 D25의 상용철근을 주철근으로, 횡
철근은 D13을 사용하였다. 축소모형 실험체의 경우 Table 3과 같이 실물크기의 1/2로 축소하였는데 주철근은 D13, 횡철근은 D6을 사용하여 철근비, 개수, 배근간격에서 완전 한 상사가 되도록 하여 보다 정밀한 실험결과 값을 얻고자 하였다.
콘크리트의 28일 평균압축강도는 25MPa로서 설계기준 강도 24MPa에 근접한 값을 얻었다. 또한 철근 D25, D13, D6의 평균항복강도는 인장실험결과 각각 337.8Mpa, 332.6 MPa, 327.0MPa로 나타났다.
3.2 실험체 제작
실험체는 Table 4와 같이 실물크기와 축소모형 모두 9개 이며, 형상비를 달리하여 실물크기 실험체 6개중 3개는 휨- 전단 파괴거동이 예상되는 형상비인 2.67로 제작하였고, 3 개는 전단파괴 거동이 예상되는 형상비인 2.25로 제작하였 다. 또한 형상비 2.67인 실물크기 실험체에 대한 축소모형 실험체 3개를 제작하였다.
실험체의 단면은 모두 원형 충전단면(Circular Solid Type) 이며 주철근 겹침이음의 영향을 고려하여 각각 소성 힌지구 간에 겹침이음이 없는 경우(0%)와 50%, 100%의 겹침이음 을 둔 실험체를 제작하였다.
4. 준정적 실험
4.1 항복변위와 극한변위의 정의
하중-변위 관계에서 항복변위를 결정하기 위한 정의로서 탄성영역의 범위에서 균열에 의한 강성저하를 고려하는 할 선강성(Stiffness)을 사용한 변위를 항복변위로 정의하였 다.
(10)
이것은 하중-변위 포락곡선을 통해 최대하중의 75%에 해당하는 점과 원점을 지나는 직선이 최대하중과 만나는 점에 해당하는 변위(Fig. 3(a))이다. Drift level 개념을 도입 한 이 실험연구의 경우 항복변위 결정에 영향을 미칠 수 있 는 요인을 사전에 배제하고, 실험결과에 근거한 항복변위를 결정해야 하므로 기존의 여러 방법 중 이 방법이 가장 합리
(a) Full scale specimen with 2.67 aspect ratio
(b) Full scale specimen with 2.27 aspect ratio
(c) Scaled Specimen with 2.67 aspect ratio
<Fig. 5> Test Setup for full scale and scaled specimen
0.25%
0.5%
1.0%
1.25% 1.5%
2.0%
1.75%
0 1 2 3 4
-4 -3 -2 Drift Ratio (%) -1
2 Cycles for Each Level
0.75%
<Fig. 4> Drift history for quasi-static test
<Table 5> Drift level for quasi-static test Drift Level
(%)
Full-Scale specimen Scaled Specimen
H=3.2 H=2.7 H=1.6
0 0 0 0
+0.25 +8mm +6.75mm +4mm
0 0 0 0
-0.25 -8mm -6.75mm -4mm
0 0 0 0
+0.5 +16mm +13.5mm +8mm
0 0 0 0
-0.5 -16mm -13.5mm -8mm
0 0 0 0
+0.75 +24mm +20.25mm +12mm
The drift level is increased by 0.25% of the column height
적으로 평가되었다.
극한변위의 정의는 수평방향의 저항력이 최대 내력에서 20% 저하되었을 때의 변위(b)와 축방향 주철근 또는 횡철근 의 파단 등 물리적으로 중요한 현상이 발생했을 때의 변위(c) 로 정의하여 변위 연성도와 최종 파괴형태를 조사하였다.
(6),(10)
4.2 실험방법
이 연구에서는 교각의 내진성능 파악을 위하여 준정적실
험(Quasi Static Test)을 실시하였다. 실험은 Fig. 4, 5와 같 이 축방향 하중은 3,500kN 능력의 Actuator를 사용하여 2,000kN의 축력을 일정하게 재하하였으며, 횡방향 하중은 3,500kN 능력의 Actuator를 사용하여 가력하였다.
휨-전단 또는 전단 지배적인 교각의 경우, 실험 시작 이전 의 수치해석에 의한 거동 예측이 휨 거동 교각의 경우보다 신뢰성이 낮고 소성힌지 생성구간의 파악에도 어려움이 있 다. 따라서 횡방향 하중가력방법에 있어 이 실험에서는 기 존의 항복변위에 따른 변위이력과는 달리 Fig. 4와 같이 교 각 실험체의 높이에 대한 수평방향의 Drift level로 횡방향 하중을 가력하는 방법을 사용하였으며
(11)
, 실제 실험에 적용 된 Drift level의 변위값은 Table 5와 같다.5. 실험결과
5.1 실물크기 휨-전단 교각
Fig. 6은 FS-H-LS000, FS-H-LS050, FS-H-LS100의 하 중-변위 이력곡선으로서 형상비 2.67인 실물크기 휨-전단 교각실험체의 준정적 실험결과이다. 겹침이음이 없는 FS- H-LS000의 경우 초기에 휨거동을 보이면서 연성을 발휘하
다가 항복 후 나타나는 콘크리트의 전단강도 저하로 인하 여 최종적으로는 콘크리트가 전단에 의해 파괴되면서 내하 력이 급격히 감소하는 휨-전단 파괴형태를 보였다. 반면 FS-H-LS050, FS-H-LS100의 경우 휨 균열을 따라 발생한 약간의 경사 균열이 발생하였으며 콘크리트 피복이 박리 정 도만 관측되면서 파괴되었다. 이는 실험체가 최종적으로 주 철근 부착파괴로 진행되었음을 나타내고 있다.
(a) FS-H-LS000
(b) FS-H-LS050
(c) FS-H-LS100
<Fig. 6> Load-displacement for full scaled flexural failure specimens with 2.67 aspect ratio
(a) FS-L-LS000
(b) FS-L-LS050
(c) FS-L-LS100
<Fig. 7> Load-displacement for full scaled shear failure specimens with 2.27 aspect ratio
5.2 실물크기 전단 교각
Fig. 7은 FS-L-LS000, FS-L-LS050, FS-L-LS100의 하 중-변위 이력곡선으로서 형상비 2.25인 실물크기 전단 교각 실험체의 준정적 실험결과이다. 겹침이음이 없는 FS-L- LS000의 경우 하단부 소성힌지 부위에서의 주철근 부착파 괴는 발생하지 않았고 전단 지배적인 거동으로 인하여 사인 장 균열에 의한 전단파괴가 발생하였다. 따라서 휨거동에 의한 연성이 발휘되지 못하고 콘크리트 전단강도 저하에 따 른 취성파괴가 발생하여 수평 내하력이 급격히 감소하였다. FS-L-LS050, FS-L-LS100의 경우 교각측면부에 형성된 휨 균열을 따라 발생한 경사 균열외에 전단 거동에 따른 추가 적인 경사균열은 형성되지 않았다. 피복은 박리 정도만 관
측되면서 파괴되었다. 이는 실험체가 최종적으로 주철근 부 착파괴로 진행되었음을 보여주고 있다.
5.3 축소모형 휨-전단 교각
축소모형 실험체는 형상비 2.67인 실물크기 실험체를 1/2 로 축소 제작한 것이다. Fig. 8은 M-H-LS000, M-H-LS 050, M-H-LS100의 하중-변위 이력곡선으로서 형상비 2.67 인 축소모형 교각실험체의 준정적 실험결과이다. 실험은 실 물크기 실험체와 동일한 비율의 Drift level로 수평 변위를 가하였다. 겹침이음이 없는 M-H-LS000의 경우 매우 안정 적인 하중-변위 이력곡선을 보여주고 있으며 상당한 연성을 발휘하고 있음을 알 수 있다. 하지만 Drift level 증가에 따
<Table 6> Test Result
Specimen Lap-splice Aspect ratio Displacement(mm)
Ductility Failure mode Ultimate Yield
FS-H-LS000 0% 2.67 68.2 26.0 2.62 Flexure-Shear
FS-H-LS050 50% 2.67 51.6 22.2 2.32 Bond Failure
FS-H-LS100 100% 2.67 31.2 17.3 1.80 Bond Failure
FS-L-LS000 0% 2.25 40.0 20.6 1.97 Shear
FS-L-LS050 50% 2.25 39.8 19.4 2.02 Shear
FS-L-LS100 100% 2.25 23.5 13.8 1.70 Bond Failure
M-H-LS000 0% 2.67 43.3 13.0 3.33 Flexure
M-H-LS050 50% 2.67 32.6 14.7 2.22 Bond Failure
M-H-LS100 100% 2.67 28.0 18.6 1.51 Bond Failure
(a) M-H-LS000
(b) M-H-LS050
(c) M-H-LS100
<Fig. 8> Load-displacement for scaled flexural failure specimens with 2.67 aspect ratio
른 파괴형태는 실물크기 실험체와는 다르게 나타났는데, 실 물모형 실험체의 휨-전단 파괴형태와 달리 축소모형 실험체 는 휨 지배적인 거동을 보이다가 최종적으로 휨에 의한 파 괴가 발생하였다.
M-H-LS050, M-H- LS100는 전단에 의한 사인장 균열 이 일부 발생하였으나 실물크기 실험체와 마찬가지로 콘크 리트 전단강도 저하에 따른 전단파괴로 이어지기 이전에 주 철근의 부착파괴로 인하여 수평 내하력이 현저히 감소하였 다. 전체 실험체의 실험결과는 Table 6과 같이 정리하여 나 타내었다.
6. 결과분석
6.1 겹침이음 영향
교각 하단부 소성힌지 영역에 설치되는 주철근 겹침이음 은 교각의 연성거동에 중요한 영향을 미치는 요소이다. 과 거 국내 도로교 설계기준 내진설계편에도 이에 대한 제한이 없어 국내에 현존하는 상당수 교각들이 주철근 겹침이음을 시공 편의상 많이 하였다고 판단된다. 이 연구에서는 실험 을 통하여 소성힌지 영역 내에 겹침이음이 교각의 연성도에 미치는 영향을 조사하였다.
Fig. 9는 실물크기 및 축소모형 실험체들의 하중-변위 포 락선을 비교한 것이다. Fig. 10(a)에서 주철근을 100% 겹침 이음한 FS-H-LS100이 가장 열악한 연성 거동을 나타내었 고, 겹침이음이 없는 FS-H- LS000는 안정적인 연성 거동을 보였다. 주철근 중 절반만 연속철근을 사용한 FS-H-LS050 은 앞의 두 경우의 중간 정도의 연성 거동을 나타내었다. 이 러한 경향은 실물크기 휨-전단 교각 실험체에 대해서 뿐만 아니라 실물크기 전단 교각 실험체와 축소모형 휨-전단 교 각 실험체의 경우에도 유사하게 나타나는데, 이는 하중-변
(a) Full scale flexible-shear specimens
(b) Full scale shear specimens
(c) Scaled flexible-shear specimens
<Fig. 9> Comparison of envelopment curves for the specimens with an aspect ratio 2.67
(a) Full scale flexible-shear specimens
(b) Full scale shear specimens
(c) Scaled flexible-shear specimens
<Fig. 10> Comparison of energy dissipation for the specimens with an aspect ratio 2.67
위 포락선을 비교한 Fig. 9(b)와 Fig. 9(c)서 확인할 수 있다.
이와 같이 하중-변위 포락선 비교에서 관측된 경향들은 Table 6에 나타낸 연성도 결과와도 일치한다. 다만 전단 교 각모형의 경우 하중-변위 포락선에서 나타나는 경향이 연성 도와 맞지 않는 부분이 있다. 즉, Table 6의 실물크기 전단 교각에 대한 연성도를 보면 겹침이음이 50%인 FS-L -LS050이 겹침이음이 없는 FS-L-LS000 보다 오히려 연성 도가 다소 큰 것을 볼 수 있다. 이는 항복변위 결정시 겹침 이음이 없는 경우가 겹침이음을 50% 사용한 경우에 비해 항복 변위는 크게 산정되고 극한 변위는 거의 비슷하게 산 정되었기 때문으로 판단된다.
또한 실험결과로서 각 실험체의 Drift level 당 흡수된 에 너지양을 각각 Fig. 10(a)～10(c)에 나타내었다. 실험체별
각각의 에너지 흡수량을 비교한 결과, 주철근 겹침이음이 적을수록 에너지 흡수량이 늘어나는 것을 관찰할 수 있다.
6.2 형상비 영향
이 실험에서 선정한 교각은 형상비가 2.67인 원형단면 교 각으로서 약간의 형상비 변화 및 상세 변화에도 거동 특성 이 민감하게 변한다. 만일 비내진 상세를 갖는 교각에 대해 내진보강을 실시하는데 있어 근거로 삼은 예측된 내진거동 특성이 실제 지진 발생시의 거동과 다를 수도 있다면 내진 성능이 제대로 향상된 것이라 할 수 없을 것이다.
따라서 이 연구에서는 형상비 2.67인 휨-전단 실험체와 형상비 2.25인 전단거동이 예상되는 실험체를 제작하여 형 상비 변화에 따른 거동특성 변화를 관찰하였다.
(a) Lap-splice 0%
(b) Lap-splice 50%
(c) Lap-splice 100%
<Fig. 12> Comparison of energy dissipation for full scale specimens
(a) Lap-splice 0%
(b) Lap-splice 50%
(c) Lap-splice 100%
<Fig. 11> Comparison of envelopment curves for full scale specimens
Fig. 11는 주철근 겹침이음별 형상비 2.67 실험체와 형상 비 2.25 실험체의 하중-변위 포락선을 서로 비교한 것이며 Fig. 12은 각각의 철근상세에 대하여 에너지 흡수량을 비교 한 것이다.
Fig. 13과 같이 주철근 겹침이음을 많이 사용할수록 주철 근 부착파괴가 전단파괴나 휨파괴보다 먼저 발생하여 형상 비 변화에도 불구하고 저항 가능한 수평 변위가 비슷해진다 는 사실을 알 수 있다. 그리고 그에 따른 에너지 흡수 능력 도 겹침이음이 많을수록 비슷해지는 것을 Drift level별 에 너지 흡수량 비교에서 알 수 있다.
따라서, 추후 비내진 교각에 대한 내진보강을 실시할 경 우 특히 주철근 겹침이음이 많아지는 경우에는 전단보강만 실시해서는 안되고 휨 연성 보강을 동시에 실시해야 전체적
인 내진성능이 향상될 것으로 판단된다.
6.3 크기효과 영향
국내에서 수행되었던 교각의 실험연구는 대부분 축소모 형에 의한 것이었으며, 축소모형 실험에 의한 내진성능 평 가 시에는 축소에 따른 크기효과가 개입되어 평가결과가 왜 곡될 우려가 있다. 이 실험에서는 실물크기 휨-전단 실험체 를 1/2로 축소한 축소모형 실험체를 제작한 후 내진실험을 실시하여 거동을 서로 비교하였다.
Fig. 13은 각각 겹침이음이 0%, 50%, 100%인 경우에 대해 실물크기 실험체와 축소모형 실험체의 하중-변위 포락 선을 비교한 것이다. 이때, 축소모형 실험체의 실험결과는
(a) Lap-splice 0%
(b) Lap-splice 50%
(c) Lap-splice 100%
<Fig. 13> Comparison of envelopment curves for full scale and scaled specimen
(a) Lap-splice 0%
(b) Lap-splice 50%
(c) Lap-splice 100%
<Fig. 14> Comparison of energy dissipation for full scale and scaled specimen
축소율만큼 원래 크기의 물리량으로 환산하여 실물크기 실험체와 비교하였다. 비교분석 결과, 축소모형 실험체의 연 성이 실물크기 실험체보다 크게 평가되는 것을 관찰할 수 있다.
또한 Fig 15와 같이 겹침이음이 0%, 50%, 100%인 경우 에 대하여 실물크기 실험체와 축소모형 실험체의 Drift level별 에너지 흡수량을 비교하였다.
겹침이음 0%인 경우 축소모형인 M-H-LS000이 실물크 기인 FS-H-LS000보다 Drift level별 에너지 흡수량이 크게 나타났다. 특히 최종 파괴모드가 FS-H-LS000은 전단파괴 인데 비해 M-H-LS000은 휨 파괴로 진행되어 더 높은 level 의 drift까지 저항하였으므로 누적된 에너지 흡수량은 축소 모형이 훨씬 많게 평가되고 있음을 알 수 있다.
주철근 겹침이음이 있는 교각 실험체 경우, 최종 파괴형
태는 실물크기 실험체, 축소모형 실험체 모두 주철근 뽑힘 에 의한 부착파괴로 나타났다. 하지만, 최종파괴에 이르기까 지 저항한 Drift level은 축소모형 실험체가 실물크기 실험 체보다 높게 나타나고 파괴 시까지 흡수되는 에너지양도 더 많은 것으로 왜곡되는 것을 Fig. 14(b), Fig. 14(c)에서 확인 할 수 있다.
7. 항복변위, 극한변위 산정식 제안
7.1 원형 RC교각의 항복변위와 극한변위 산정식
원형 철근콘크리트 교각에 대한 내진성능평가 실험과 기 존의 조사된 실험결과로부터 항복변위와 극한변위 산정식 을 식 (6), 식 (8)와 같이 제안하였다. 식 (6)과 식 (8)는 원
Existing test results
Assume basic formula (Aspect ratio, height) Set aspect ratio coefficient (A)
Reliability analysis to fix aspect ratio coefficient
Fix aspect ratio coefficient (A)
Set lap-spliced bar coefficient (B)
Reliability analysis to fix lap-spliced bar coefficient
Set longitudinal steel ratio coefficient (C) Set lateral reinforcement ratio
coefficient (D)
Reliability analysis to fix Coefficient (C) and (D)
Fix longitudinal steel bar ratio coefficient (C) Fix lateral reinforcement ratio
coefficient (D)
Comparison of test and proposed formula results Complete formula (yield and ultimate displacement)
Final reliability analysis and confirm Fix lap-spliced bar coefficient (B)
Choice Alpha value
Choice Beta value
Choice Gamma value Choice Ramda value
<Fig. 15> Proposal progress of formula
형 철근콘크리트 교각의 연성도 평가를 위한 각각의 항복변 위 및 극한변위를 산정하는 식으로서 원형단면 철근콘크리 트 교각의 본체높이, 형상비, 겹침이음, 주철근비, 심부구속 철근비에 따른 영향 등을 고려하여 최초로 제안하는 것이다. 식의 제안 과정은 형상비와 본체높이 대한 기본식을 가정 한 후 형상비, 겹침이음, 주철근비에 대한 영향계수를 각 단 계별로 설정하고, 각 단계별 신뢰성 분석을 실시하여
(12)
가 장 신뢰도가 높은 각각의 영향계수 값을 결정하였다.먼저, 항복변위 산정식을 제안하기 위하여 집중하중을 받 는 켄틸레버보의 처짐관계식(
) 등을 참조 하여 식 (1)과 같이 항복변위(
)를 본체높이(
)와 형상비 (
) 관계식으로 가정하였다.
′
∙
(1) ′
: 형상비 계수
: 교각 본체 높이(mm)
: 교각 원형단면 직경(mm)식 (1)을
′
에 대하여 나타내면 식 (2)와 같다. ′
(2)
앞서 실험결과들을 이용하여 식 (3)과 같이 =1, 2, 3, 4 일 때의 각각의
′
를 구한 다음, 실험 결과값과 식에 의한 결과값을 서로 비교하고 신뢰성 분석을 실시하여 가장 신뢰 성이 높은 =3일 때의 ′
의 값을 식 (1)의 형상비 계수값 으로 결정하였다.
′
′
′
′
(3)
다음단계로 식 (4)와 같이 앞서 형상비 계수를 구하는 방 식과 같은 방식으로 겹침이음에 대한 계수(
)과 주철근비 에 대한 계수(
)를 각각 추가로 구하고 신뢰성 분석을 실 시하여 가장 신뢰성이 높은 =1, =5일 때의
와
를 각각 구하였다.
′
∙
∙
(4)
: 주철근 겹칩이음 계수
: 주철근비 계수
: 주철근 겹침이음 (0~100%)
: 주철근비이때 제안식에 대응하는
와
는 =1, =5일 때 각각 겹침이음과 주철근비에 따라 변화하는 값으로 식 (5)와 같다.
(5)마지막 단계로 상기 계수값을 정리하여 나타내면 최종적 인 항복변위 제안식은 식 (6)과 같으며 이때 대응하는 계수 값은 식 (7)과 같다.
∙
(6)
(7)
<Fig. 16> Coefficient for Aspect Ratio
<Fig. 17> Comparison of test and proposed yield displacements
<Fig. 18> Correlation plot for observed and expected cumulative probability for yield displacement
<Fig. 19> Comparison of test and proposed ultimate displacements
<Fig. 20> Correlation plot for observed and expected cumulate probability for ultimate displacement 또한 항복변위 산정식과 마찬가지로 극한변위 산정식을
식 (8)과 같이 제안하였으며, 특히 극한변위 산정식에는 추 가로 심부구속철근비(
)에 대한 영향을 추가로 고려하였다.
∙
∙
(8)
(9)
7.2 제안식을 적용한 항복변위 및 극한변위 비교
이 연구에서 제안한 비내진 원형 철근콘크리트 교각의 항 복변위 산정식에서 계산된 결과와 전체 실험체의 실험결과 를 비교하여 Fig. 17에 나타내었다. Fig. 17은 Fig. 16의 항 복변위 비교결과를 회귀분석하여 회귀표준화잔차들이 정규 분포를 어느 정도 따르는가를 파악하기 위한 그래프이다.
Fig. 18과 같이 회귀표준화잔차(
)의 관측누적 확률과 기대누적확률이 정규분포상에 집중되어 두 값의 상 관도를 나타내는 상관계수(
)는 0.732로 나타났으며, 신뢰 도는 0.845로 나타나 항복변위에 대한 제안식값과 실험값의 비교 신뢰성이 높은 것으로 판단되었다.극한변위값의 비교에서는 회귀표준화잔차의 관측누적확 률과 기대누적확률이 정규분포상에 집중되어 두 값의 상관 도를 나타내는 상관계수(
)는 0.896으로 나타났으며, 신뢰 도는 0.945로 나타나 극한변위에 대한 제안식값과 실험값의 비교 신뢰성 역시 높은 것으로 판단되었다.상기 항복변위와 극한변위 산정식의 제안으로 식 (6)과 식 (8)을 이용하여 실제 실험을 실시하지 않고도 원형단면 철근콘크리트 교각에 대한 항복변위와 극한변위를 구할 수 있으며, 또한 두 변위에 따른 변위연성도를 구할 수 있어 추 후 비내진으로 분류되는 실제 교량의 내진성능 파악에 많은 도움이 될 것이다.
8. 결 론
이 연구에서는 교각 형상비의 미세 변화에도 파괴거동 특 성이 민감하게 변화할 것으로 예측되는 원형단면 철근콘크리 트 교각을 대상으로, 휨-전단 복합거동이 예측되는 형상비 2.67의 실물크기 실험체와 전단거동이 예측되는 형상비 2.25 의 실물크기 실험체 및 형상비 2.67의 축소모형 실험체를 같 이 제작하여 내진성능 실험을 실시하였으며, 주철근 겹침이 음과 형상비 변화에 따른 파괴거동을 분석하여 상기 실험결 과 및 분석결과들로부터 다음과 같은 결론을 도출하였다.
1. 실험결과 휨-전단 파괴가 예상된 형상비 2.67의 교각은 휨-전단으로 파괴되었으나, 형상비 2.25인 교각은 전단 으로 파괴되었다. 이와 같이 휨-전단거동이 예상되는 형 상비 2.5 부근의 교각은 형상비 변화 및 상세 변화에도 거동 특성이 민감하게 변하는 것을 확인하였다.
2. 주철근 겹침이음이 0% , 50%, 100%로 증가할수록 주 철근 부착파괴가 휨이나 전단파괴보다 먼저 발생하였다. 따라서 주철근 겹침이음이 50% 이상일 경우 낮은 형상 비에 따른 전단보강만 실시해서는 안되며, 주철근 부착 파괴에 대비한 휨 연성 보강을 동시에 실시해야 할 것을 판단되었다.
3. 주철근 겹침이음이 없는 휨-전단 교각은 축소모형 실험 시 최종 파괴형태가 휨-전단 또는 전단 파괴인 실물과 달 리 휨 파괴로만 왜곡되어 나타날 수 있음을 확인하였다.
이처럼 축소모형으로 교각의 내진성능을 평가할 경우에 는 그 평가결과가 왜곡될 우려가 있으므로 형상비와 크 기효과, 주철근 겹침이음 등의 파괴 변화요소를 감안하 여 실험에 의한 평가결과도 적절히 보정하여 사용해야 할 것으로 판단된다.
4. 상기 실험결과 및 연구결과들로 부터 원형 철근콘크리트 교각의 항복변위 산정식과 극한변위 산정식을 제안하였 으며, 이 식을 이용하여 내진실험을 실시하지 않고도 그 교각의 내진성능을 파악하고자 하였다. 이는 추후 비내 진으로 분류되는 실제 교량의 보수보강을 위한 내진성능 조사에 많은 도움이 될 것으로 판단된다.
감사의 글
본 논문은 한국건설교통기술평가원 지원 연구과제 “구조 성능평가 실험 프로세스 표준화” (11기술표준화 12-01)의 연구비 지원에 의해 수행되었습니다.
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