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1. 서 론

 교량이 장대화 되고, 교각의 높이가 높아짐에 따라 발생하는 자중증가에 따라 과도한 설계 지진력을 감소시킬 수 있는 교각의 필요성이 대두되었으며, 이러한 필요에 의해 개발된 교각구조가 바로 중공단면 교각이다[1-3].

 중공단면 교각은 사용재료의 절감과 수화열 억제가 가능하여 경제적, 시공상 이점이 있다. 뿐만 아니라 중공교각은 동일한 단면적을 갖는 중실교각과 내진성능이 유사하며, 비내진 상세를 갖는 중공교각도 어느 정도의 연성능력을 확보하고 있는 것으로 평가되고 있다[4-8]. 이와 같은 이점이 인정되어 최근에는 고속도로 교량 및 기타 교량에 널리 적용되고 있다.

 현재 교각 소성힌지부의 연성을 확보하기 위한 방법으로 횡철근비 기준에 따른 내진설계가 일반적인데 이러한 기준은 중실단면 교각 중심으로 정립되어 있으며, 아직까지 중공단면 교각을 위한 명확한 기준은 정립되지 못한 실정이다. 이에 따라 중공교각은 일반적으로 중실교각으로 치환하여 현행 설계기준[9]에 제시되어 있는 횡철근비로 설계되고 있다. 이러한 설계방법은 안전측의 설계결과를 제공할 수 있지만 경제성과 합리성을 고려할 때 바람직한 방법이라고 할 수 없다.

 중공단면 교각은 축방향으로 내･외측 축방향철근을 배근한 후 내･외측 축방향철근을 각각 둘러 감도록 내･외측 횡철근을 배근하고, 마지막으로 보강 횡철근을 배근하는 방식을 따르고 있다. 이 방식은 배근공간의 확보가 어렵고 내･외측 횡철근과 보강 횡철근 사이에 간섭이 발생하는 등 배근작업이 상당히 복잡하다.

 이 연구에서는 중공 철근콘크리트 교각의 철근상세의 개선방안을 도출하기 위해서 중공단면 교각의 횡방향 철근을 외측 횡철근과 보강 횡철근에 의한 삼각 구도로 구성하여 내측 횡철근의 생략 내지 감축을 실현한 중공교각의 새로운 철근 배근상세와 이를 적용한 시공방법을 개발하였다. 개발된 중공단면 교각의 철근상세는 경제성과 합리성을 고려한 새로운 철근 배근 상세로서 배근작업이 용이하며, 급속시공이 가능할 것으로 판단된다. 또한, 중공 철근콘크리트 교각의 내진설계시 실무에서 당면하고 있는 심부구속을 위한 횡방향철근량 산정에 관한 문제점을 해결하고 성능기반 내진설계개념에 접목하여 비선형 유한요소해석을 이용한 합리적이고 경제성 있는 차세대 내진설계법의 개발을 위한 자료를 제공하였다.

2. 물량저감 철근상세의 개발

 Fig. 1(a), (c)는 종래의 가장 일반적인 중공단면 교각으로서 축방향으로 내･외측 축방향철근을 배근하고 내･외측 축방향철근을 각각 둘러 감도록 내･외측 횡철근을 배근하며, 내･외측 축방향철근을 동시에 둘러 감도록 보강 횡철근으로 배근하는 방식을 따르고 있다. 이 방식은 배근공간의 확보가 어렵고 내･외측 횡철근과 보강 횡철근 사이에 간섭이 생기는 등 배근작업이 상당히 복잡한 단점을 갖고 있다.

 이 연구에서는 이러한 종래 중공단면 교각의 철근 배근 문제를 개선하고자 Fig. 1(b), (d)와 같이 축방향 외측으로 배근되는 외측 축방향철근과 축 방향 내측으로 외측 축방향철근 사이에 위치하도록 배근되는 내측 축방향 철근, 횡방향 외측 축방향철근 바깥으로 외측 축방향철근을 둘러 감으면서 배근되는 외측 횡철근과 횡방향으로 2본의 외측 축방향철근과 그 사이에 위치한 1본의 내측 축방향철근을 삼각구도로 연결하도록 배근되는 보강 횡철근을 특징으로 하는 새로운 물량저감 철근상세를 개발하였다. 또한, 기초부, 중공부, 코핑부로 구분되는 중공단면 교각을 시공하기 위한 방법으로서, 철근을 배근하고 콘크리트 타설하면서 기초부를 시공하는 제1단계, 상기한 중공교각의 철근 배근구조에 따라 중공부 철근을 배근하고 콘크리트를 타설하면서 중공부를 시공하는 제2단계, 철근을 배근하고 콘크리트를 타설하면서 코핑부를 시공하는 제3단계에 의한 시공절차를 제안하였다 (Fig. 1(e)).

Fig 1. Hollow reinforced concrete bridge columns with reinforcement details for material quantity reduction

 이러한 중공단면 교각의 물량저감 철근상세는 비선형 유한요소해석 프로그램 RCAHEST (Reinforced Concrete Analysis in Higher Evaluation System Technology)[10]를 이용한 사전해석 등을 통해 축방향철근, 횡철근, 보강 횡철근을 매개변수로 철근상세에 따른 역학적 거동특성을 확인하여 가장 적절한 형태로 개발되었다.

 Fig. 2는 중공 원형 단면에서 중립축의 위치에 따른 콘크리트의 응력상태를 나타낸다. 중공교각의 경우 단면 내부가 일정 비율만큼 채워져 있지 않기 때문에 중공비에 따라 중립축의 위치가 변화하며 이로부터 최종파괴 형태가 달라진다. 파괴시 중립축이 중공 단면내부에 있다면 중실교각과 동일하게 중립축을 기준으로 압축력과 인장력이 단면에 공존하게 되지만, 중립축이 중공 내부에 있다면 중립축을 기준으로 단면 전체가 압축력을 받기 때문에 상대적으로 취성적인 파괴 거동을 보인다. 그리고 Fig. 3은 중공 원형단면에 작용하는 응력 상세를 나타낸다. 중공단면은 연직하중 작용시 포아송 비에 의해 콘크리트가 팽창하므로 횡철근에는 일정한 인장력이 발생하고, 중공 단면의 내측에는 아치 거동에 의해 압축력이 작용한다. 그런데 외측에 배근된 횡철근은 포아송 비만큼 늘어난 인장력에 의해 횡구속 능력이 발휘되어 부재의 소성 거동에 영향을 미치지만, 내측에 배근된 횡철근은 단면의 아치 거동에 의한 압축력의 작용으로 횡구속력이 상쇄되기 때문에 부재의 소성거동 능력에 미치는 영향이 미미하다고 할 수 있다.

Fig 2. The position of neutral axis

Fig 3. Radial and hoop stresses of hollow circular sections

 이 연구에서 개발한 물량저감 철근상세는 위와 같은 중공단면의 거동 특성을 고려하여 경제성과 합리성을 동시에 만족시킬 수 있도록 하였다. 즉, 내･외측 축방향철근이 내측보다 외측에 상대적으로 더 많이 배근되어 기존의 배근구조보다 구조적으로 유리한 거동 특성을 나타낸다. 또한 외측 횡철근과 보강 횡철근의 안정적인 삼각 구도에 의한 구속 응력으로 콘크리트의 3축 구속을 실현할 수 있기 때문에 취성 파괴에 유리하게 저항할 수 있으며, 소성거동 능력에 미치는 영향이 미미한 내측 횡철근을 생략 내지 감축하였다.

3. 검 증

3.1 실험체의 설계

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 성능을 평가하기 위하여 Fig. 4, 5와 같은 실물크기의 부분실험체를 설계하였다. 실험체는 국내외 중공단면의 교각 사례를 비교･분석하여 도출된 대표단면을 근거로 하였다. 이때 중공비(내경/외경)는 보수적으로 0.8로 결정하였다.

Fig 4. Circular test specimens (Unit: mm)

Fig 5. Rectangular test specimens (Unit: mm)

 실험에서 매개변수는 기둥 단면의 형상, 철근상세, 횡방향 철근의 수직 간격 등이며, 각 변수의 경우에 따라 Table 1과 같은 제원의 9개 실험체가 결정되었다. 실험체는 실물실험과 같은 효과를 내기 위하여 축소모델을 사용하지 않고 시험설비의 능력을 고려한 실물 크기의 부분 실험체로 제작하였으며 실제와 같은 경계조건을 갖도록 하였다.

Table 1. Properties of test specimens

 원형단면 실험체의 경우 부분 모델 실험에서 전체단면을 갖는 기둥과 같은 경계조건을 구현하기 위하여 강체부분을 함께 제작하였고, 횡방향 철근은 강체부분 보강철근까지의 삽입과 연결을 통해 구속하여 실제거동을 모사하였다.

 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 설계는 현행 도로교설계기준[9], 콘크리트구조설계기준[11], 그리고 AASHTO LRFD[12] 를 근거로 사각형기둥의 심부구속 횡방향철근량 산정식을 준용하였다. 실험체의 설계는 시공성을 고려하였으며 부재의 제작과정을 통해서 시공오차의 원인이 될 수 있는 항목을 면밀히 검토하여 반영하였다.

3.2 실험체의 제작

 실험체는 비교･검증을 위하여 Fig. 4, 5와 같이 원형단면 실험체와 사각단면 실험체를 각각 제작하였다. 각 실험체군은 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-R, C1000-D13-L, R150-D13-R, R150-D13-L]와 비교를 위한 실험체[C1000-D13-N], 그리고 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-T, C1000-D13N-T, R150-D13-T, R150-D13N-T] 로 구성된다. 이때 비교를 위한 실험체[C1000-D13-N]는 보강 횡철근 유무에 따른 구조거동 특성의 영향을 분석하는데 목적이 있다.

 비교･검증을 위한 원형단면 실험체와 사각단면 실험체의 제작과정을 Fig. 6, 7에 나타내었다. Fig. 6(a), 7(a)는 철근조립이 완성된 모습이며 축방향철근, 횡철근, 그리고 보강 횡철근의 거동특성에 대한 분석을 위하여 계측용 게이지를 부착하였다. Fig. 6(b)∼(e), 7(b)∼(e)는 각 실험체의 철근상세를 나타내는 단면의 모습이다. Fig. 6(f), 7(f)는 원형단면 실험체와 사각단면 실험체의 거푸집의 모습이다. Fig. 6(g), 7(g)는 각 실험체에 콘크리트를 타설하는 모습이다. Fig. 6(h), 7(h)는 콘크리트 타설후 재하면에 대한 면 마무리를 하는 모습이다. 그리고 Fig. 6(i), 7(i)는 최종적으로 완성된 원형단면 실험체와 사각단면 실험체의 모습이다.

Fig 6. Construction sequence for circular specimens

Fig 7. Construction sequence for rectangular specimens

3.3 파괴실험

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 성능을 평가하기 위하여 기존 철근상세 및 비교 철근상세를 갖는 중공 단면 실험체와 함께 파괴 실험을 수행하였다.

 이 실험에서는 가력하중에 의해 심부 콘크리트에 철근상세 등에 따른 구속력을 발현하도록 유도하기 위해서 콘크리트 면에 등분포 압축하중을 재하 시켰다. 이를 위해 Fig. 8에서와 같은 재하판을 제작하여 사용하였다. 또한 실험 도중 재하판의 변형을 방지하기 위해서 재하판의 두께를 충분히 확보하여 콘크리트 면에 등분포 압축하중이 재하되도록 설계하였고, 편심의 영향을 최소화하기 위해 재하판의 도심과 UTM 가력장치부의 중심이 일치하도록 하였다.

Fig 8. Loading Setup

 재하실험은 Max Stroke이 1000 mm인 10 MN 용량의 만능재료시험기(UTM)를 사용하여 실시하였다. 실험체에 충격을 주지 않도록 똑같은 속도로 변위를 재하 하였으며, 재하속도는 0.01 mm/sec로 하였다. 실험체 단부에서의 국부파괴를 방지하고 복부파괴를 유도하기 위하여 양 끝단에서 원형단면 실험체는 250 mm, 사각단면 실험체는 120 mm 위치까지 철근을 보강하여 제작하였다. 그리고 측정된 하중-변위 관계로부터 축방향 하중-변형률 관계를 도출하였다.

 실험체에는 Fig. 9와 같이 축방향철근, 횡철근, 보강 횡철근에 변형률 게이지를 부착하였다. 그리고 하중 재하점의 변위와 하중은 UTM에 설치된 변위계와 로드셀에 의해 계측하였다.

Fig 9. Instrumentation of the test specimen

3.4 검증 및 고찰

 Fig. 10과 11에 검증 실험체에 대한 하중-변형률 이력곡선을 나타내었다. 또한 각 실험체의 설계축강도와 최종 재하 단계에서의 파괴 양상을 함께 나타내었다. 모든 실험체가 피복콘크리트의 박리 및 축방향철근의 좌굴 등에 의해 내하력이 저하되는 전형적인 파괴 거동을 보였다.

Fig 10. Axial load-versus-axial strain relationship for circular specimens

Fig 11. Axial load-versus-axial strain relationship for rectangular specimens

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-T, C1000-D13N-T]의 설계축강도는 4844.1 kN이며 실험값은 각각 8594.0 kN과 8917.6 kN이다. 비교를 위한 실험체[C1000-D13-N]의 설계축강도는 4537.2 kN이며 실험값은 7205.1 kN이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-R, C1000-D13-L]의 설계축강도는 각각 4230.4 kN 과 4537.2 kN이며 실험값은 각각 7907.3 kN과 8360.4 kN이다(Table 2).

Table 2. Experiment results for circular specimens

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-T, C1000- D13N-T]의 경우 설계하중의 180% 수준까지 충분한 내력이 나타나고 있으며 비교를 위한 실험체[C1000-D13-N]의 경우 설계하중의 160% 수준까지 내력이 나타나고 있다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000- D13-R, C1000-D13-L]의 경우 설계하중의 180% 수준으로 내력이 발휘되고 있다.

 Fig. 10에는 최종 재하 단계에서의 중공 안쪽면을 함께 나타내고 있는데 실험체 모두 파괴가 거의 발생하지 않음을 알 수 있다.

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-T, R150-D13N-T] 의 설계축강도는 1576.0 kN이며 실험값은 각각 2311.1 kN과 2380.8 kN 이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-R, R150-D13-L] 의 설계축강도는 1568.3 kN이며 실험값은 각각 2656.3 kN과 2434.4 kN 이다(Table 3).

Table 3. Experiment results for rectangular specimens

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-T, R150-D13N-T]의 경우 설계하중의 150% 수준까지 충분한 내력이 나타나고 있다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-R, R150-D13-L]의 경우 설계 하중의 160% 수준으로 내력이 발휘되고 있다.

 교량상부의 하중을 지지하는 기둥부는 갑작스런 취성파괴를 방지하기 위해 연성거동이 확보되어야 한다[13]. 이 연구에서는 극한강도 이후에도 상당한 수준의 변형까지 내력을 유지하고 있음을 평가하기 위해 실험체의 극한변형률을 확인하였다. 이때 극한변형률(ε_0.85Pmax)은 Eurocode[14] 를 참고하여 하중-변형률 곡선으로부터 저항능력이 최대 내력에 비하여 15% 저하되었을 때의 변형률을 극한변형률로 정의하였다.

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-T, C1000- D13N-T]의 극한변형률은 각각 0.0143과 0.0112이다. 비교를 위한 실험체[C1000-D13-N]의 극한변형률은 0.0071이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D13-R, C1000-D13-L]의 극한변형률은 각각 0.0160 과 0.0141이다. 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체는 기존 철근상세를 갖는 실험체와 같이 극한강도 이후에도 상당한 수준의 변형까지 내력을 유지하고 있음이 확인되었다(Fig. 12(a)).

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-T, R150-D13N-T]의 극한변형률은 각각 0.0147과 0.0096이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-R, R150-D13-L]의 극한변형률은 각각 0.0102과 0.0095이다. 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체는 기존 철근상세를 갖는 실험체와 같이 극한강도 이후에도 상당한 수준의 변형까지 내력을 유지하고 있음이 확인되었다(Fig. 12(b)).

 Fig. 12와 같은 정규화한 하중-변형률 포락곡선을 이용하여 주요 핵심 설계변수에 따른 거동차이를 규명하였으며 향후 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 교각단면의 합리적인 설계기준안 마련에 근거 자료로 제공할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig 12. Normalized load-versus-axial strain relationship

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체와 기존 철근상세를 갖는 실험체의 국부적 거동특성을 분석하기 위하여 전술한 바와 같이 실험체 복부구간의 축방향철근, 횡철근, 보강 횡철근에 변형률 게이지를 부착하였다. 수직하중이 작용할 경우 횡철근과 보강 횡철근은 하중의 변화에 따라서 변형률의 증가 또는 감소가 발생하고 있으며, 항복변형률(2,000 microstrains)내외에서 전반적으로 유사한 거동특성을 보이고 있음을 Fig. 13과 14에서 확인할 수 있다. 특히 콘크리트가 가력하중에 의해 중공 중심방향으로 변형함에 따라 아치로써 작용하여 내측 횡철근에 압축변형률이 발생하고 있음을 Fig. 13(b)를 통해 확인할 수 있다.

Fig 13. Axial load-strain curves of transverse reinforcement for circular specimens

Fig 14. Axial load-strain curves of transverse reinforcement for rectangular specimens

 위로부터 이 연구에서 내측 횡철근을 생략 내지 감축한 타당성, 즉 내측에 배근된 횡철근은 단면의 아치 거동에 의한 압축력의 작용으로 횡구속력이 상쇄되기 때문에 부재의 소성거동 능력에 미치는 영향이 미미함을 검증할 수 있었다.

 이 연구를 통해 개발된 물량저감 철근상세는 기존 철근상세와 강도, 연성 등의 면에서 동등한 성능을 보이고 있으며 그 적용성이 확인되었다.

4. 결 론

 이 연구에서는 새롭게 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 검증을 위하여 실험적 연구가 수행되었으며 다음과 같은 결론을 얻었다.

 1) 실험적 연구로부터 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면은 각각 설계하중의 180%와 150% 수준까지 충분한 내력이 나타나고 있으며 기존 철근상세를 갖는 중공 교각단면과 동등한 소요성능을 갖고 있는 것으로 확인되었다.

 2) 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면은 기존 철근상세를 갖는 중공 교각단면과 유사한 연성능력을 나타내고 있으며, 최대하중 도달 후 하중의 급격한 감소현상을 보이지 않고 있다.

 3) 경제적인 중공 단면의 도출로 중공교각의 물량감축을 실현할 수 있으며 이에 따라 시공원가를 절감하고 탄소배출을 줄일 수 있다. 또한 배근작업이 불편한 내측 횡철근을 생략 내지 감축할 수 있기 때문에 시공과정에서 철근 배근의 시공성을 향상시킬 수 있으며, 나아가 공기 단축을 실현할 수 있다.

 4) 추후 연구에서는 경제성과 시공성 등을 고려하여 상세를 변화시킨 물량저감 철근상세를 갖는 중공 교각단면 실험체들의 핵심 설계변수별 실험적, 해석적 연구를 통하여 개발된 중공 교각단면의 구조거동 특성과 소요성능 등을 확인하고 그 적용성을 검증하고자 한다.

 5) 향후 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 내진설계기준을 정립하기 위해서는 다양한 중공 교각시스템에 대한 연구를 통하여 중공 교각단면의 거동특성을 심도 있게 규명할 필요가 있다.