(2)13-04.pdf4.59MB

1. 서 론

 선행논문[1]에서는 중공 철근콘크리트 교각단면을 위한 물량저감 철근상세의 개발 및 검증에 관한 연구 내용을 상세히 다루었다.

 개발된 물량저감 철근상세는 축방향 외측으로 배근되는 외측 축방향철근과 축방향 내측으로 외측 축방향철근 사이에 위치하도록 배근되는 내측축방향철근, 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 주요 특징으로 하고 있다.

 내측 횡철근의 생략 내지 감축을 실현한 중공 교각단면의 새로운 철근배근상세는 경제성과 합리성을 고려하고 있으며 배근작업의 용이성과 기계화시공을 통해 공사 기간을 상대적으로 단축시키고 시공성을 향상시킬 수 있다.

 중공단면 교각은 근래에 구조물의 자중, 사용재료의 경감 및 수화열 억제를 위하여 경제적 및 구조적인 측면에서 고속도로 교량 및 기타 교량에서 널리 설계･시공되어지고 있다[2-5]. 또한 중공단면을 갖는 부재의 경우 동일 단면적을 갖는 중실 기둥에 비해 더 큰 단면 이차모멘트를 갖게 되므로 효율적인 단면 활용이 가능하여, 구조물의 대형화에 맞추어 그 사용이 날로 증가할 전망이다.

 이 연구의 목적은 경제성과 시공성 등을 고려하여 개발한 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면 실험체들의 핵심 매개변수별 실험적, 해석적 연구를 통하여 개발된 물량저감 철근상세의 구조거동 특성과 소요성능 등을 확인하고 그 적용성을 검증하는데 있다.

 이 연구에서는 2축 응력 상태에 대한 직교 이방성 재료모델에 의해서 균열이 발생한 철근콘크리트 요소의 거동특성을 표현하고, 이를 유한요소법을 사용하여 확장한 기존의 검증된 프로그램[6-11]에 중공 철근콘크리트 교각단면의 거동특성을 모사할 수 있도록 수정을 가하여 사용하였다.

2. 물량저감 철근상세의 성능 실험

2.1 실험내용

 실험체는 경제성과 시공성 등을 고려하여 Table 1과 같이 비교･분석을 위한 원형단면 실험체와 사각단면 실험체로 구성되며 실험체의 형상 및 제작과정은 Fig. 1∼4에 나타내었다.

Table 1. Properties of test specimens

Fig. 1. Circular test specimens (Unit: mm)

Fig. 2. Eccentric test specimens

Fig. 3. Construction sequence for circular specimens

Fig. 4. Construction sequence for eccentric rectangular specimens

 각 실험체군은 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-R, C1000-D16-L, R150-D13-R-E, R150-D13-L-E]와 비교를 위한 실험체[C1000-D16-N], 그리고 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-T, C1000-D16N-T, R150-D13-T-E, R150-D13N-T-E]로 구성된다. 이때 비교를 위한 실험체[C1000-D16-N]는 보강 횡철근 유무에 따른 구조거동특성의 영향을 분석하는데 목적이 있다.

 실험에서 매개변수는 기둥 단면의 형상, 철근상세, 횡방향 철근의 수직간격, 편심하중 여부 등이다. 원형단면 실험체의 중공비(내경/외경)는 보수적으로 0.8로 결정하였으며 핵심 설계변수인 횡방향 철근의 직경을 선행논문[1]과 달리 16 mm로 변화시켰다. 그리고 사각단면 실험체는 내측 횡방향철근이 배치되지 않은 실험체의 거동특성을 규명하기 위해 편심하중 여부를 핵심 설계변수로 결정하였다.

 중공 철근콘크리트 교각단면의 설계는 현행 도로교설계기준[12], 콘크리트구조설계기준[13], 그리고 AASHTO LRFD[14]를 근거로 하였으며 횡방향철근량은 실무에서 준용되는 대로 외측 횡방향철근만을 고려하여 산정하였다. 그리고 사각형기둥에서 삼각구도의 보강 횡철근의 계산은 현행 설계기준대로 단면을 가로지르는 보강띠철근을 포함하는 횡방향철근의 총 단면적에 포함시켰다. 또한 실험체의 설계는 시공성을 고려하였으며 부재의 제작과정을 통해서 시공오차의 원인이 될 수 있는 항목을 면밀히 검토하여 반영하였다.

 실험체의 거동특성을 살펴보기 위하여 파괴 실험을 수행하였으며 구조실험은 Fig. 5와 같이 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 편심하중 실험체는 120 mm 위치까지 철근을 보강하여 제작하였다. 그리고 측정된 하중-변위 관계로부터 축방향 하중-변형률 관계를 도출하였다.

Fig. 5. Loading Setup

실험체에는 Fig. 6과 같이 축방향철근, 횡철근, 보강 횡철근에 변형률 게이지를 부착하였다. 그리고 하중 재하점의 변위와 하중은 UTM에 설치된 변위계와 로드셀에 의해 계측하였다. 

Fig. 6. Instrumentation of the test specimen

2.2 실험결과 및 분석

 검증 실험체에 대한 하중-변형률 이력곡선을 Fig. 7과 8에 나타내었으며 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. 7. Axial load-versus-axial strain relationship for circular specimens

Fig. 8. Axial load-versus-axial strain relationship for eccentric rectangular specimens

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-T, C1000-D16N-T]의 설계축강도는 각각 4230.4 kN과 4844.1 kN이며 실험값은 각각 7210.1 kN과 9317.1 kN이다. 비교를 위한 실험체[C1000-D16-N]의 설계축강도는 4537.2 kN이며 실험값은 7171.8 kN이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-R, C1000-D16-L]의 설계축강도는 각각 4230.4 kN과 3812.0 kN이며 실험값은 각각 7600.0 kN과 7695.2 kN이다(Table 2). 축강도 산정시 횡구속 콘크리트의 압축강도 증가분은 현행설계기준대로 고려하지 않았다.

Table 2. Experiment results for circular specimens

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-T, C1000-D16N-T]의 경우 설계하중의 170%와 192% 수준까지 충분한 내력이 나타나고 있다. 비교를 위한 실험체[C1000-D16-N]의 경우 설계하중의 158% 수준으로 내력이 나타나고 있어 보강 횡철근이 횡구속 등 구조거동특성에 적지 않은 영향을 미치고 있음을 알 수 있다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-R, C1000-D16-L]의 경우 설계하중의 180%과 202% 수준으로 내력이 발휘되고 있다.

 Fig. 7에는 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-E, R150-D13N-T-E]의 설계축강도는 1470.1 kN이며 실험값은 각각 2161.3 kN과 2297.5 kN이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-R-E, R150-D13-L-E]의 설계축강도는 1462.3 kN이며 실험값은 각각 2308.0 kN과 2362.9 kN이다(Table 3). 축강도 산정시 횡구속 콘크리트의 압축강도 증가분은 현행 설계기준대로 고려하지 않았다.

Table 3. Experiment results for eccentric rectangular specimens

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-T-E, R150-D13N-T-E]의 경우 설계하중의 147%와 156% 수준까지 충분한 내력이 나타나고 있다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-R-E, R150-D13-L-E]의 경우 설계하중의 158%와 162% 수준으로 내력이 발휘되고 있다.

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

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-T, C1000-D16N-T]의 극한변형률은 각각 0.0111과 0.0106이다. 비교를 위한 실험체[C1000-D16-N]의 극한변형률은 0.0074이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[C1000-D16-R, C1000-D16-L]의 극한변형률은 각각 0.0177과 0.0133이다. 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체는 기존 철근상세를 갖는 실험체와 같이 극한강도 이후에도 상당한 수준의 변형까지 내력을 유지하고 있음이 확인되었다(Fig. 9(a)).

Fig. 9. Normalized load-versus-axial strain relationship

 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-T-E, R150-D13N-T-E]의 극한변형률은 각각 0.0104와 0.0113이다. 그리고 기존 철근상세를 갖는 실험체[R150-D13-R-E, R150-D13-L-E]의 극한변형률은 각각 0.0098과 0.0102이다. 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체는 기존 철근상세를 갖는 실험체와 같이 극한강도 이후에도 상당한 수준의 변형까지 내력을 유지하고 있음이 확인되었다(Fig. 9(b)).

Fig. 9와 같은 하중-변형률 포락곡선을 이용하여 주요 핵심 설계변수인 횡방향 철근직경, 편심하중 여부에 따른 거동차이를 규명하였으며 향후 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 교각단면의 합리적인 설계기준안 마련에 근거 자료로 제공할 수 있을 것으로 판단된다.

 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. 10과 11에서 확인할 수 있다. 특히 콘크리트가 가력하중에 의해 중공 중심방향으로 변형함에 따라 아치로써 작용하여 내측 횡철근에 압축변형률이 발생하고 있음을 Fig. 10(b)를 통해 확인할 수 있다.

Fig. 10. Axial load-strain curves of transverse reinforcement for circular specimens

Fig. 11. Axial load-strain curves of transverse reinforcement for eccentric 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 횡방향 철근직경의 변화, 편심하중 여부 등에서도 기존 철근상세와 강도, 연성 등의 면에서 동등한 성능을 보이고 있으며 그 적용성이 확인되었다.

3. 물량저감 철근상세의 성능 해석

3.1 개 요

 이 연구에서는 저자 등에 의하여 그 동안 개발된 철근콘크리트 평면응력요소, 철근콘크리트 쉘요소, 그리고 경계면요소 등[6-11]을 미국 버클리 대학의 Taylor가 개발한 범용 유한요소해석 프로그램인 FEAP ver. 7.2(16)에 이식하여 모듈화된 비선형 유한요소해석 프로그램 RCAHEST (Reinforced Concrete Analysis in Higher Evaluation System Technology)[17]에 중공원형 단면의 구속효과를 고려할 수 있도록 수정을 가하여 사용하였다(Fig. 12).

Fig. 12. RCAHEST nonlinear finite element analysis program

 철근콘크리트의 비선형 재료모델은 저자 등에 의하여 이미 발표된 재료모델[6-11]을 그대로 적용하기로 하며 중공 단면의 구속효과는 콘크리트의 단면형상에 관계없이 적용할 수 있고, 축방향 철근 및 구속철근의 양, 구속철근의 항복강도 및 배근형태 등을 고려할 수 있도록 한 Mander 등[18]의 제안모델을 채택하여 고려하였다.

 횡방향철근에 의한 횡구속력은 유효구속력으로 결정되므로 단면형상과 횡방향철근량이 지배적인 요소가 된다[19]. 그리고 동일한 횡방향철근량을 제공하더라도 설치간격, 배치형태, 갈고리 상세 등의 차이에 의해 유효구속력에 차이가 있게 된다. 이 연구에서는 다음과 같이 중공비(내경/외경)에 따라 횡구속 효과를 저감시키는 계수[20]를 목적에 맞게 수정･적용하여 물량저감 철근상세를 갖는 중공 단면의 구속효과를 고려하였다.

 여기서, f′_l은 유효구속응력, K_e는 유효구속계수, f_l는 평균구속응력, K_e1는 중실단면에서 계산되는 유효구속계수 그리고 K_e2는 중공비(D_i/D)를 고려한 수정계수이다.

3.2 해석결과 및 분석

 Fig. 13은 비선형 유한요소해석을 수행하기 위하여 요소 분할한 예이다. 원형단면 실험체의 경우 Fig. 13(a)에서 보는 것처럼 철근콘크리트 쉘요소 48개가 사용되었다. 철근콘크리트 쉘요소는 회전자유도를 갖는 면요소와 kirchhoff의 이론에 근거한 판요소를 중첩하여 각 절점에서 6개의 자유도를 가지고 있는 4절점 평면 쉘요소로서 전단잠금 현상은 감차적분 기법을 사용하여 해결하였다[6]. 그리고 사각단면 실험체의 경우 Fig. 13(b)에서 보는 것처럼 철근콘크리트 평면응력요소 12개가 사용되었다.

Fig. 13. Finite element mesh for specimens

 민감도 분석결과로 결정하여 사용된 유한요소망은 일반 탄성해석과의 수렴성 시험(convergence test) 결과 형상비(aspect ratio)에 의한 영향은 1.0% 미만이었으며 이는 철근콘크리트 구조의 비선형해석에서 예상되는 오차에 비하여 매우 작은 것으로 나타나 그 타당성이 검증되었다.

 Fig. 14는 이 연구의 해석모델을 적용한 유한요소해석 결과와 실험에 의한 하중-변형률 관계의 예를 나타내고 있으며 해석결과가 실험결과를 비교적 잘 추적하고 있음을 알 수 있어 해석 모델이 합리적이고 실제적인 모델이라는 것을 판단할 수 있다. 다소 차이를 보이고 있는 초기강성과 연성은 실험의 오차와 해석의 오차가 겹쳐진 것이 원인으로 분석된다. 특히 만능재료시험기(UTM)에서 등분포 압축하중을 재하하기 위한 재하판과 콘크리트면이 완전히 일치하는 시점까지의 차이에서 오차가 발생한 것으로 판단된다. 이 연구의 해석에 의한 최대하중을 실험과 함께 비교하여 Table 4와 5에 정리하였다.

Fig. 14. Sample of comparison of results from the experimental results

Table 4. Experiment and analysis results for circular specimens

Table 5. Experiment and analysis results for rectangular specimens

원형단면 실험체에 대한 유한요소해석 결과에서 최대하중에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수가 각각 1.00과 0.10으로서, 최대하중의 평균값은 실험결과를 정확하게 평가하고 있으며 변동계수가 0.10에 불과하여 실험체들의 비탄성 거동특성을 전반적으로 잘 평가하고 있는 것으로 판단된다. 그리고 사각단면 축하중 실험체 및 편심하중 실험체에 대한 유한요소해석 결과에서 최대하중에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수가 각각 1.10과 0.13으로서, 최대하중의 평균값은 실험결과 보다 다소 작게 평가하고 있으나 비교적 실험결과를 정확하게 평가하고 있으며 변동계수가 0.13에 불과하여 실험체들의 비탄성 거동특성을 비교적 잘 평가하고 있는 것으로 판단된다.

 부재레벨의 변형성능은 전절에서 설명한 극한변형률(ε_0.85Pmax)로 비교분석을 하였으며, 유한요소해석 결과와 실험에 의한 하중-변형률 관계의 예를 나타내고 있는 Fig. 14를 통해 변형성능을 대체적으로 추적하고 있음을 확인할 수 있다. 다소 차이를 보이고 있는 점은 교각단면 파괴실험의 취성적인 파괴모드 아래에서 실험의 오차와 해석의 오차가 겹쳐진 것이 원인으로 분석된다.

 유한요소해석에 의한 검증 실험체에 대한 하중-변형률 이력곡선을 Fig. 15와 16에 각각 나타내었다. 하중-변형률 포락곡선을 이용하여 주요 핵심 설계변수에 따른 거동차이를 확인할 수 있었으며 향후 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 합리적인 설계기준안 마련에 근거 자료로 제공할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 15. Axial load-versus-axial strain relationship for circular specimens

Fig. 16. Axial load-versus-axial strain relationship for circular specimens

 축하중 사각단면 실험체와 편심하중 사각단면 실험체에 대한 하중-변형률 이력곡선의 차이를 나타내는 Fig. 16을 통해 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 거동특성을 규명할 수 있다. 즉, 축하중을 받는 R150-D13N-T 실험체는 R150-D13-R 실험체의 76% 내력수준을 보이지만 편심하중을 받는 R150-D13N-T-E 실험체는 R150-D13-R-E 실험체의 87% 내력수준을 나타내어 이 연구에서 개발한 물량저감 철근상세는 중공단면 교각의 거동특성을 결정하는 파괴시 중립축의 위치를 고려한 경제적이고 합리적인 제안임을 확인할 수 있다.

4. 결 론

 일련의 실험결과와 해석결과와의 비교로부터 이 연구에서 개발한 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 타당성을 확인할 수 있었으며 다음과 같은 결론을 얻었다.

 1) 실험과 해석적 연구로부터 개발된 물량저감 철근상세를 갖는 실험체는 설계된 값을 잘 반영하고 있으며 충분한 소요성능을 갖고 있는 것으로 확인되었다.

2) 이 연구에서 제안한 비선형 유한요소해석 결과 원형단면 실험체에서 최대하중에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수는 1.00과 0.10, 사각단면 실험체에서 최대하중에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수는 1.10과 0.13으로서 비교적 실험결과를 잘 추적하고 있음이 확인되었다. 이를 통해 제안한 해석기법과 모델은 개발한 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면 구조의 전반적인 거동특성을 바르게 표현하고 있음이 입증되었다. 

 3) 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 경제성과 시공성 등을 검증하고 향상시키기 위해서 횡방향철근의 직경과 수직간격, 그리고 편심여부 등을 매개변수로 실험과 해석을 수행하고 이에 대한 적용성을 확인하였다.

 4) 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 비선형 거동특성을 제대로 평가함으로써 중공 철근콘크리트 교각구조 시스템의 정밀해석, 성능평가, 그리고 설계검토 등에 충분히 활용될 수 있을 것으로 판단된다.

5) 이 연구에서 검증된 물량저감 철근상세를 갖는 중공 철근콘크리트 교각단면의 다양한 적용을 위한 추후 연구를 통해 개발기술의 성능향상과 설계 및 시공기법을 완성할 수 있을 것으로 기대된다.