1서 론

최근의 국내외 건설 환경은 교량 구조물의 사전 제작 및 시공을 위한 기 술적 요구를 증가시키고 있다. 상부구조의 경우에는 바닥판, 거더 등 많은 구성 부재가 사전 제작 후 운반 가설하는 형태로 개발되어 적용되고 있다. 이에 반해 교량의 건설에서 교량 하부에 위치한 차로 점유기간에 직접적인 영향을 미치고 교량 공사기간에 60~70%를 차지하는 하부구조에 대한 프 리캐스트화를 통한 실용화는 많지 않은 실정이다 [1].

사전 제작을 통한 교량의 급속시공은 구성부재의 표준화를 동반하고 이 는 설계와 시공 생산성을 향상시킬 수 있다. 미국에서 텍사스 DOT와 FHWA가 지원한 단 ·중경간 교량의 하부구조를 위해 세그먼트로 분할된 하부구조 시스템 개발이 대표적인 사례라고 할 수 있다 [2]. 이 연구에서는 하부구조를 3개의 기본 세그먼트 형태로 구성하고 매치캐스트에 의해 조립 되는 기둥 세그먼트, 역T형 피어캡 세그먼트, 이 두 부재 사이에 존재하는 템플릿 세그먼트가 있다. 지진에 의한 횡하중 작용시 교각의 복원력을 확보 할 수 있는 비부착 긴장재를 활용한 포스트텐션 교각에 대한 실험적 연구가 수행되었다 [3, 4].

국내에서는 프리캐스트 세그먼트 교각에 대한 연구 개발이 수행되어 여 러 형식의 조립식 교각이 개발되고 있다. 강연선에 의한 포스트텐션 방식의 조립식 교각이 제안되고 가설시 안정성 확보를 위한 전단저항 연결재를 갖 는 교각에 대한 실험이 수행되었다 [5]. 또한, 무수축 모르타르 충진형 슬리 브를 이용하여 축방향 철근의 연속화를 도모한 중공 프리캐스트 교각에 대 한 연구가 수행되었다 [6]. 이 연구에서는 PC 긴장재를 사용하지 않고 슬리 브 이음으로만 연속화한 철근을 갖는 교각 부재에 대한 내진 성능 평가를 수 행하였고 소성힌지 구간의 슬리브 이음을 두지 않는 것이 바람직하다는 결 론을 도출하였다. 중공 단면에 사전에 설치된 쉬스관을 통해 주철근을 교각 세그먼트 적층 후에 삽입하고 그라우팅을 통해 정착하는 형태의 교각에 대 한 실험이 수행되었다 [7]. 이 실험에서는 축방향 철근의 파단은 나타났지 만 좌굴은 발생하지 않았고 우수한 변위성능을 나타내었다.

프리스트레스를 도입하는 조립식 교각에서 강연선 대신에 강봉을 사용 한 연구가 수행되었다 [8]. 강봉을 통한 축방향 강재는 부착성능을 위해서 이형 강봉을 사용하고 세그먼트별로 커플링을 통한 연결이 가능한 장점을 가지고 있다. 이 실험에서는 횡철근 설계는 일반적인 철근콘크리트 교각에 적용하는 기준을 사용해도 충분한 변위연성도를 발휘하는 것으로 평가되 었다. 축방향 강재비가 증가할수록 에너지 소산능력이 증가하는 것으로 나 타났다. 강재비를 2% 이내로 제한하고 CFT (concrete filled tube) 단면을 포함하는 SRC (steel reinforced concrete) 교각을 사전제작하는 형태의 조립식 교각에 대한 연구가 국내에서 수행되었다 [9]. 매입 CFT 단면과 프 리스트레스로 인해서 상당히 개선되는 변위연성도를 나타내었고 높은 에 너지 소산능력을 나타내었다.

프리스트레스를 도입하는 포스트텐션 조립식 교각의 설계 변수 중에 유 효 프리스트레스의 크기를 어느 수준까지 허용하는 것이 요구되는 내진 성 능을 만족시키는데 필요한지에 대한 검토가 필요하다. 교량의 상부 자중에 의한 압축력과 도입되는 프리스트레스에 의해 콘크리트 교각 압축강도의 20% 수준을 넘는 응력이 발생하지 않는 것이 조기 압축파괴를 막는데 유효 하다는 개념은 일반적이다. 필요한 압축력의 수준은 사용한계상태에서의 풍하중에 의한 이음부에서의 인장응력을 제어하기 위해 결정된다. 이후 긴 장재의 양을 결정할 때 유효 프리스트레스의 수준을 결정해야 한다. 콘크리 트 구조기준에서는 긴장할 때는 긴장재 인장강도의 80% 혹은 항복강도의 94%, 도입 직후에는 인장강도의 74%와 항복강도의 82% 중 작은 값 이하 로 규정하고 있다 [10]. 도로교설계기준에서는 긴장 작업시에는 항복응력 의 80%, 정착 직후에는 75%, 유효 프리스트레스와 지속하중조합에 의한 프리스트레스 강재의 응력은 65%를 초과하지 않도록 규정하고 있다 [11]. 이러한 규정들은 내진 거동을 고려한 것이 아니기 때문에 유효 프리스트레 스의 수준이 미치는 영향을 평가할 필요가 있다.

이 논문에서는 부착강선을 이용한 포스트텐션 교각의 내진 거동에 미치 는 유효 프리스트레스의 크기 영향을 평가하기 위해 실험적 연구를 수행하 였다. 변형률 적합조건에 기반한 모멘트-곡률 해석을 통해서 실제 조립식 교각에서 유효 프리스트레스의 크기가 거동에 미치는 영향을 해석적으로 검토하였다.

2실험적 연구

2.1실험 부재

포스트텐션 조립식 교각의 프리스트레스 크기의 영향을 평가하기 위하 여 2개의 직경 800 mm를 갖는 실험부재를 설계하였다. PT1-TD 부재는 유효 프리스트레스의 크기를 긴장재 항복강도의 74.5%, PT2-TD 부재는 항복강도의 47.2% 수준으로 설정하였다. 이 실험부재들은 철근 커플러를 사용하여 철근 연속화를 갖도록 32 mm 철근을 6가닥 배치하였다. 프리캐 스트 세그먼트를 제작할 때 횡철근 형상 유지를 위해서 축방향으로 16 mm 불연속 철근이 배근되었다. 불연속되지만 이 철근들이 소성힌지구간의 구 속효과를 증진시키는 것이 이전 실험에서 나타났다 [12].

이 실험체에서는 미국에서 진행된 비부착 강연선에 의한 프리캐스트 교 각 연구에서 변형의 복원 능력과 이음부 위치의 강연선에 작용할 수 있는 응 력집중 효과를 완화시키는데 비부착이 효과를 보인 사항을 참고하였다 [4]. 기초 세그먼트와 첫 번째 세그먼트가 만나는 이음부 하부로 200 mm 길이 로 강연선을 비부착 처리하였다. 이를 통해 이음부 벌어짐이 발생하기 시작 하는 시기에 그 위치의 강연선에 국부적인 응력 집중을 통해 조기 파단이 발 생하지 않도록 하였다.

기둥부재는 조립이 되었을 때 가력부까지의 높이는 2.75 m이다. Fig. 1 에 실험체 도면을 표시하였는데 연속 철근은 이음부 위치에서 철근 커플러 를 통해서 연속화되도록 하였고 디비닥 제품을 사용하고 철근은 나사가공 을 해서 이에 맞도록 하였다. 연속화 철근의 첫 번째 부분은 기초 제작 시에 기초에 매입되도록 하였다. 이는 커플러가 소성힌지 구간에서는 허용되지 않는 것을 고려하여 결정한 것이다.

2.2부재 제작 및 재료 성질

이 실험에 사용된 강연선은 직경 15.2 mm로 인장강도 1860 MPa를 갖 는 긴장재이다. 3개의 긴장재가 하나의 정착구에 정착되도록 하고 6개의 정 착구가 교각 두부에 대칭으로 배치되도록 하였다. 세그먼트를 조립하고 프 리스트레스를 도입할 때와 횡하중을 가력할 때 세그먼트가 만나는 접합면 의 형상이 중요하다. 이전 연구에서 압축 도입시에 축방향 균열이 일부 발생 하거나 횡하중 도입시에 기초와 만나는 부분이 일찍 압괴가 발생하는 현상 이 관찰되었다 [8]. 이를 개선하기 위해서 Fig. 2에서 나타낸 바와 같이 일반 적으로 프리캐스트 부재 제작에 사용하는 매치캐스팅을 대체할 수 있도록 설계부재의 3차원 모델로부터 강재 거푸집의 상면과 하면을 형성하는 덮개 판을 정확하게 도출하여 기계가공을 통해 거푸집을 제작하였다. 또한 세그 먼트 모서리 부분이 일찍 파괴되는 현상을 방지하기 위해서 모서리를 모따 기 처리하여 가설시에 정위치를 잡기도 수월하고 하중 재하시에 응력 집중 도 완화하는 효과를 고려하여 제작하였다.

프리스트레스의 도입은 2개의 유압잭을 활용하여 대칭으로 실시하였고 도입 긴장력은 강선의 신장량과 유압잭의 게이지를 통해서 확인하였다. 최 종 도입 긴장력이 목표값을 갖도록 여러 번 반복해서 긴장력을 증가시키면 서 맞추는 과정을 거쳤다. 긴장재의 항복강도는 1640 MPa 이다.

프리캐스트 세그먼트의 콘크리트 강도는 표준시험조건에서 28일 평균 강도는 38.5 MPa로 평가되었고 실험 수행시 측정된 평균강도는 41.5 MPa 로 평가되었다. 하나의 교각 세그먼트는 한번에 타설하여 동일한 콘크리트 재료라고 볼 수 있고 두 개의 교각 부재는 표준시험조건에서는 3 MPa, 실험 시 강도는 5 MPa 정도의 차이를 보였다. 실험결과 분석에서는 41.5 MPa 값을 기준으로 설정하였다.

32 mm 직경의 철근은 별도의 재료 시험을 수행하였다. 3개의 시편으로 수행한 재료 시험에서 평균 항복강도는 471 MPa, 평균 인장강도는 592 MPa로 나타났다. 각 재료 시험에서의 차이는 10 MPa 내외로 균일성을 보 였다.

세그먼트를 접합하기 전에 면에 도포하는 에폭시는 고점도를 갖는 것으 로 선택하였고 작업시간을 고려하여 경화시간이 14시간인 제품을 사용하 였다. 접합면의 정밀도가 매우 높아서 도포하는 에폭시의 점도가 높은 것 으로 사용하여 덕트 내부로 들어가는 것을 방지하고 작업성을 개선할 수 있 었다.

2.3하중재하 및 실험 셋업

교각부재의 실험은 Fig. 3과 같이 일정 축하중을 재하할 수 있는 장치를 통해서 1000 kN의 압축력을 도입하고 수평방향으로 설치된 가력기를 통 해서 변위제어로 반복하중을 재하하였다. 가력기에 의한 압축력과 프리스 트레스에 의한 압축력의 합은 기둥 축강도의 23%와 16% 수준이다. 기초 부재는 반력상에 고정하였고 기초의 밀림을 방지하기 위하여 수평방향도 기초 양쪽에서 고정하는 장치를 추가로 설치하였다. 횡하중 가력은 drift level 0.25%부터 8%까지 변위제어로 재하하였고 각 단계별로 거동을 관 찰하였다.

실험에서 계측한 항목은 기둥 상단 재하 위치에서의 수평 변위, 교각 첫 번째 세그먼트의 들림을 관찰하기 위한 변위계를 설치하였다. 변형률 센서 는 교각 하단에서 75 mm, 200 mm 떨어진 위치에서의 횡철근에 부착하였 고 축방향 철근도 동일 높이에서 각 위치별로 부착하였다.

3실험결과 및 모멘트-곡률 해석

Fig. 4에 하중-변위 곡선을 나타내었다. 도입 프리스트레스의 크기가 다 른 PT1-TD와 PT2-TD 부재의 관찰된 균열하중은 198.2 kN과 152.5 kN 으로 나타났다. 기초 세그먼트와 첫 번째 교각 세그먼트 사이의 이음부에서 발생한 균열인데 콘크리트 도입 압축응력에 비해서 작은 수준의 균열하중 차이를 보였다. 소성힌지 구간의 덮개 콘크리트의 탈락이 관찰된 시기는 PT1-TD는 drift level 1.5%, PT2-TD 부재는 2.0%이다. 각 drift level의 최대 하중의 차이는 10 kN 수준으로 크지 않다. 일반적인 프리스트레스를 도입하는 보 부재와 다른 차이점은 프리스트레스 강재를 대칭으로 인장과 압축영역에 배치했다는 것이다.

교각 실험부재는 Fig. 5와 같이 휨 파괴 양상을 나타내었고 최대하중은 PT1-TD 부재에서는 558.28 kN/574.76 kN, PT2-TD 부재는 542 kN/573 kN을 나타내었다. 일반적으로 교각의 내진실험에서는 덮개 콘크 리트 탈락 후에 주철근의 좌굴과 파단이 관찰되면서 하중이 감소하는 경향 을 보인다. 이 연구에서 제안된 프리캐스트 교각에서 축방향 강재의 배치는 양쪽 끝에 강연선이 위치하고 그 안쪽에 연속화되는 일반 철근이 배근되도 록 하였다. 또한, 프리캐스트 세그먼트를 제작하기 위해서 불연속되지만 축 방향 철근이 배치된다. 이러한 상세의 차이로 인해서 이 실험에서는 주철근 의 좌굴이나 파단이 drift level 8%까지 발생하지 않았다. 이로 인해 변위 연성도 산정을 위해 필요한 극한변위가 정의되도록 하중감소가 나타나지 않아서 PT2-TD부재는 변위연성도 6.9이상의 값을 가지는 것으로 평가되 었다. 이는 우리나라와 같은 중약진 지역의 지진하중에 대해 효과적으로 보 수 가능한 수준의 내진 거동을 확보할 수 있는 가능성을 보여주는 상세 고려 사항이 될 수 있을 것으로 판단된다. 연속화 철근을 사용하고 긴장재를 최외 단에 배치하여 좌굴과 파단을 지연시키는 구조가 연속강재가 없는 구조에 비해서 시공중 안전성 확보가 가능하고 이음부에서 발생할 수 있는 사용하 중상태에서의 균열 제어에 효과적이다. 이로 인해 긴장재의 수를 줄여서 교 각의 경제성을 높일 수 있는 방안이 될 수 있다.

조립식 교각의 설계에서는 설계횡하중에 의해 첫 번째 이음부에 발생하 는 응력을 제어할 수 있도록 유효 압축력의 크기를 결정하고 이를 도입하기 위해 필요한 축방향 강재의 면적이 정해지면 P-M 상관도로 강도를 검토하 게 된다. 이 논문에서 제시한 프리캐스트 교각의 변위 연성도가 상당히 높은 수준으로 확보되어 현재 현장타설 콘크리트 교각에 대해서 소성 설계시 적 용하는 응답수정계수를 그대로 활용할 수 있을 것으로 판단된다.

내진 거동에서 횡하중의 수준에 따라 발생하는 손상은 덮개 콘크리트 탈 락과 같은 복구 가능한 수준이 있을 수 있고 긴장재 파단과 같이 재시공을 해야 하는 상황이 있을 수 있다. 설계자가 이러한 좀 더 상세한 거동을 평가 하기 위해서 비선형 유한요소해석을 활용할 수 있겠지만 이 논문에서는 변 형률 적합조건을 활용하여 상대적으로 단순화된 방안을 제시하고자 하였 다. 이를 위해 수행한 실험부재의 결과를 변형률 적합조건을 이용하여 모멘 트-곡률 해석과 비교 검증하였다. Fig. 6

해석의 가정은 일반적인 절차와 동일하지만 콘크리트의 재료 곡선을 심 부 영역은 구속을 받는 콘크리트 재료모델을 사용하고 덮개 콘크리트는 일 반 콘크리트 재료모델을 사용하였다 [13]. 횡하중 작용 전의 응력 상태를 고 려하고 추가로 작용하는 횡하중에 의해 발생하는 곡률에 의해 변형률이 선 형분포의 가정에 따라 증가하도록 하고 평형조건을 각 단계에서 만족하도 록 반복 계산을 수행한다. 변형률은 초기값과 중첩하여 계산하고 이를 응력 -변형률 곡선으로부터 응력값으로 변환하여 평형 조건을 검토하는 절차를 따라 계산을 수행하였다.

변형률 적합조건을 활용한 모멘트-곡률 해석은 각 구성 재료의 응력-변 형률 곡선의 정의가 매우 중요하다. Fig. 7과 Fig. 8에서 제시한 바와 같이 유로코드-2에서 제시한 비구속 콘크리트와 구속콘크리트의 재료 곡선을 덮개 콘크리트와 심부 콘크리트에 각각 적용하였다 [13]. 이때는 부분안전 계수를 고려하지 않는 비선형구조해석을 위한 곡선을 활용하였다.

이 식에서 구속효과를 나타내는 σ₂의 값을 정하는 것은 유로코드 8에서 제시한 원형 단면에 대한 유효 구속 응력을 구하는 수식 (5)를 활용하였다 [15].

이 수식에서 1.0m 이상 단면에서는 구속효과의 유효성을 나타내는 계수 는 α = ( 1 − s / ( 2 D c ) ) 2 을 가정할 수 있고 ρ w = 4 A s D c s 은 횡철근비, f_ym은 횡 철근의 항복강도에 기반하는데 정확한 값이 없는 경우에는 공칭 항복강도 의 1.15배를 할 수 있도록 하고 있어 이 값을 사용하였다 [15]. D_c 는 심부 직 경이고 s는 횡철근 간격을 의미한다.

철근과 강연선의 재료 곡선은 Fig. 9과 Fig. 10에 제시한 것을 사용하였 다. 축방향 강재에 대한 재료 곡선도 부분안전계수를 사용하지 않은 것을 선 택하였고 파단을 일으키는 극한 변형률은 제품에 따라 차이가 있고 기준에 서 명시하는 값도 차이를 가지고 있다. 이 해석에서 사용한 극한변형률은 강 연선과 철근에 대해서 유로코드-2의 National Annex C를 참고하여 7.5% 로 설정하였다 [13]. 이 값은 설계에서 목표 성능을 규정할 때는 변경하여 보수적인 값을 정해야 하지만 실험결과와의 비교를 위해서 결정한 값이다.

해석에서 도입 축력과 유효 프리스트레스는 곡률이 0인 상태에서의 초 기값으로 각 재료에 설정하였다. 프리스트레스 도입시 철근에는 응력이 발 생하지 않기 때문에 이를 고려하였다. 모멘트-곡률해석의 결과와 실험결과 에 대해서 하중-변위 곡선을 비교한 결과를 Fig. 11에 제시하였다. 콘크리 트 인장 강도 초과이후에는 해당 단면을 모두 제거하는 형태의 근사적인 접 근을 사용했기 때문에 실험결과와 균열이후의 거동에서 약간의 차이를 보 이고 있다. 덮개 콘크리트의 파괴가 발생하는 시점은 변위 측면에서는 유사 하고 다만 하중 크기에서 차이를 보이고 있다. 극한강도는 PT1-TD, PT2-TD 부재에서 각각 3.1%, 7.3%의 차이를 보였다. 실험에서는 drift level 8%까지 강선이나 철근의 파단은 관찰되지 않았다.

모멘트-곡률해석의 결과에서 긴장재의 파단이 발생하는 시점과 철근이 파단하는 시점이 실험보다 일찍 발생하는 것에 대한 분석이 필요하다. 실험 에서 첫 번째 이음부가 벌어지면서 내부에 배치된 철근과 긴장재가 부분적 으로 비부착상태가 되는 것이 Fig. 12와 같이 관찰되었다. 그라우트의 일부 가 콘 형태로 떨어져 나오면서 200 mm 내외의 길이로 비부착되는 것으로 판단된다. 이러한 상황은 변형률 적합조건에서 콘크리트와 내부 축방향 강 재의 변형률이 동일 높이에서 동일하다는 가정과 다른 부분이다. 부분적으 로 비부착되면서 이음부 철근이나 강선에 집중된 응력이 완화되는 것이 이 차이를 발생시킨 것으로 판단된다. 해석에서 이러한 부분 비부착 효과를 고 려할 수도 있지만 설계 측면에서는 안전측의 평가를 가져올 수 있기 때문에 이 논문의 실교각 해석에서는 이음부 벌어짐 이후의 비부착 효과를 고려하 지 않았다. 해석과 실험결과가 재료의 불확실성이나 해석 모델의 오차를 고 려하면 합리적인 수준에서의 차이를 보이고 있다고 판단되어 이 방법을 이 후 실 교각 거동 평가에 활용하였다.

4실교각 설계 단면에 대한 변수해석

4.1실교각 설계 및 해석

실 교각의 대상은 40 m²경간 연속교를 설정하였고 기존의 설계된 PC beam 교량의 교각을 이 논문의 설계 개념으로 변경하였다. 3.25 m 높이를 갖는 5개의 교각 세그먼트로 구성되고 피어캡은 하나의 세그먼트로 설정하 였다. 설계된 실 교각은 Fig. 13에 나타내었다. 교각의 콘크리트 압축강도 는 40 MPa를 사용하고 기존 현장타설 교각의 직경이 2.5 m로 설정되었는 데 이를 축소하여 직경 2.3 m로 설계하였다.

주요 설계 검토사항인 기둥의 응력 검토, P-M 상관도를 통한 강도 검토 는 만족하고 압축부재에 대한 LRFD 기준에서의 최대 및 최소 면적 기준인 식 (6)~(8)을 만족하도록 축방향 철근과 긴장재 단면적을 결정하였다 [16]. 완전 프리스트레스 개념에 의해 기둥을 설계할 경우에는 이 수식들은 최소 평균 압축응력 1.6 MPa에 해당한다. 축방향 철근은 최소 6개 이상 배치하 도록 되어 있고 16 mm 이상의 철근을 사용하도록 한다 [16].

여기서, A_s : 철근 단면적 (mm² ), A_g : 기둥 전체 단면적 (mm² ), A_ps : 긴장 재 단면적 (mm² ), f_pu : 긴장재의 인장강도 (MPa), f_y : 철근의 항복강도 (MPa), f_c′ : 콘크리트의 압축강도 (MPa), f_pe : 유효 프리스트레스 (MPa).

실 교각에 대한 모멘트-곡률 해석은 앞서 실험결과와 비교한 방법과 동 일한 해석을 수행하였고 재료 모델은 설계를 위해 제시된 곡선을 사용하였 다 [13]. 모멘트-곡률 해석에서 곡률의 증가에 따른 거동의 평가는 한 단면 에서의 거동을 평가하게 된다. Fig. 14에 설계된 교각 단면의 모멘트-곡률 곡선을 나타내었다. 이 거동 평가로부터 지진하중에 의한 손상의 상태에 따 라 보강 가능성이 달라질 수 있고 설계시 목표 내진 성능을 설정할 때 활용 할 수 있을 것이다.

4.2프리스트레스의 크기 효과

포스트 텐션을 통한 일체화로 가설하는 조립식 교각은 프리스트레스 긴 장재와 관련 장치, 그리고 이에 관련된 가설 장비, 긴장 작업 등의 공정이 비 용 증가를 유발한다. 피어캡 부분의 정착구는 받침의 위치와의 간섭 문제도 발생할 수 있다. 따라서, 긴장재의 수를 최소하 하려는 노력이 필요하다. 현 재의 설계 실무에서는 풍하중이 주요 하중으로 고려되는 사용 하중 조합에 서의 응력 제어에 의해서 필요한 압축력을 구하게 된다. 이에 따라 필요한 긴장재의 수는 설계기준에서 허용된 최대 응력을 활용하도록 결정하는 것 이 일반적이다. 다만, 일본 등 강진지역이나 미국에서의 내진 지역 설계 실 무에서 유효 프리스트레스의 수준을 일반적인 프리스트레스 구조물에 비 해서 낮은 수준으로 설정하는 것이 내진 거동을 고려할 때 필요하다는 견해 가 있다. 이는 지진에 의한 횡변위에 따라 긴장재가 조기에 항복하여 잔류변 형이 커서 회복하기 힘들거나 파단으로 교체를 해야만 하는 상황을 고려한 것이다.

유효 프리스트레스를 기준으로 3가지 수준을 설정하였는데 항복강도의 55%, 70%, 80%를 갖는 3가지 교각을 해석하였다. 이는 일반적인 프리스 트레스 도입 콘크리트 구조물에 대한 현재 기준에서 최소 프리스트레스 도 입수준을 고려하고 최대 허용응력 수준을 고려하여 프리스트레스의 영향 을 평가하기 위해 설정된 값이다.

교각의 단면과 긴장재의 수는 동일하고 다만, 도입된 프리스트레스의 크 기만 다르게 된다. 상부 자중에 의한 압축력은 함께 고려되었다. 덮개 콘크 리트의 압축 파괴, 긴장재의 항복시작, 긴장재의 파단, 철근의 파단으로 구 분하여 손상을 정의하였다. 덮개 콘크리트의 손상은 복구가 수월하고 긴장 재의 항복이 되면 변형의 복구능력이 저하되고 도입된 프리스트레스가 소 성 변형으로 인해 소실될 수 있다. 그러나, 단면 증설 등을 통해서 보강할 수 있을 것이다. 긴장재의 파단은 근본적으로 조립식 교각의 구조 시스템을 불 가하게 만들게 되고 보강을 통해서 교각을 계속 활용하기 힘들게 된다. 따라 서, 이러한 특성을 평가할 필요가 있고 여기에 미치는 유효 프리스트레스의 영향을 평가하였다.

Fig. 15에 세 가지 다른 유효 프리스트레스를 갖는 교각의 모멘트-곡률 해석의 결과를 나타내었다. 이를 Table 1에 정량적으로 평가하여 정리하였 다. 유효 프리스트레스의 크기는 응력 기준으로 보면 55%~80%로 크게 보 이지만 그 영향은 주로 덮개 콘크리트의 압축 파괴와 긴장재의 항복시점에 영향을 미치는 것으로 나타났다. 프리스트레스에 의해 도입된 콘크리트압 축응력은 횡하중에 의해 추가되는 응력으로 인해 파괴에 도달하는 시점이 빨라지게 된다. 이 논문에서 다룬 경우에서는 덮개 콘크리트 압축파괴에 도 달하는 곡률의 차이는 최대 10% 수준으로 나타났다.

Fig. 15에 세 가지 다른 유효 프리스트레스를 갖는 교각의 모멘트-곡률 해석의 결과를 나타내었다. 이를 Table 1에 정량적으로 평가하여 정리하였 다. 유효 프리스트레스의 크기는 응력 기준으로 보면 55%~80%로 크게 보 이지만 그 영향은 주로 덮개 콘크리트의 압축 파괴와 긴장재의 항복시점에 영향을 미치는 것으로 나타났다. 프리스트레스에 의해 도입된 콘크리트 압 축응력은 횡하중에 의해 추가되는 응력으로 인해 파괴에 도달하는 시점이 빨라지게 된다. 이 논문에서 다룬 경우에서는 덮개 콘크리트 압축파괴에 도 달하는 곡률의 차이는 최대 10% 수준으로 나타났다.

긴장재의 항복이 시작되는 시점은 이에 비해서 좀 더 큰 차이를 나타낸 다. 곡률을 기준으로 할 때 55% 수준의 유효 프리스트레스를 도입한 교각 에 비해 70%는 24.02%의 차이를 보이고 80% 도입할 때는 48.88%의 차 이를 보였다. 실험에서 변형이 완전하게 복귀되는 recentering이 되지 못하 고 잔류 변형이 발생하기 시작하는 시점이 drift level 1.5% 내외에서 두드 러지는데 이와도 일치하는 결과로 보인다. 어느 수준의 소성 변위를 허용할 수 있을지는 좀 더 많은 연구가 필요하지만 긴장재의 파단이 없는 경우에는 변형 복구 가능성에 따라 결정할 수 있을 것으로 판단된다.

교각의 지진하중에 의한 손상에서 복구가 거의 힘든 경우는 내부 긴장재 의 파단과 연속 철근의 파단일 것이다. 곡률 기준으로 할 때 세 가지 경우에 대해서 차이가 거의 없는 것을 알 수 있다. 이는 유효 프리스트레스에 의해 발생하는 긴장재의 변형률의 차이가 파단 변형률로 설정한 7.5%에 비하면 매우 작은 값이기 때문으로 판단된다.

이 논문에서 제시한 축방향 철근 연속화와 긴장재의 단면에서의 위치에 대한 고려는 교각의 연성 능력을 확대시키고 손상된 교각의 복구를 힘들게 하는 축방향 철근의 파단이나 긴장재 파단을 상당 수준 지연시킬 수 있는 효 과를 나타내었다. Fig. 11의 결과 분석에서 논의한 것처럼 실제 포스트텐션 을 사용한 교각에서는 이음부 벌어짐에 따라 부분적으로 비부착되는 것으 로 인한 응력 완화 효과가 추가 고려될 필요가 있다. 부분적으로 비부착 처 리를 긴장재에 한 경우 내진 거동이 개선되는 결과가 실험을 통해 나타난 사 례도 있다 [14].

이 논문의 해석 결과로부터 판단할 때 현재 설계 기준에서 제시하는 긴 장재의 허용응력에 근거해서 도입 프리스트레스의 크기를 결정하는 것은 내진 거동 측면에서 파단에 미치는 영향은 매우 적은 것으로 판단된다. 다 만, 콘크리트 압축 파괴 시점과 긴장재의 항복 도달 시점이 빠른 것을 고려 되어야 한다. 일정 수준의 지진하중에 대해서 복구 가능한 변위 수준을 정의 하면 이에 따라 유효 프리스트레스의 크기를 제한할 수 있을 것이다.

5결 론

교량의 급속 시공이나 교체에서 하부구조의 프리캐스트화를 통한 공법 전환은 그 수요가 점점 증가하고 있다. 다만, 현재의 실무에서 현장타설 콘 크리트 교각을 포스트텐션을 통해 일체화시키는 프리캐스트 교각으로 변 경하는데는 경제성이 제약으로 작용하고 있다. 이러한 점을 개선하기 위해 서 이 논문에서는 축방향 철근을 연속화시켜서 강연선과 함께 사용하는 설 계 개념을 제시하였다. 이를 통해 실험을 수행하고 그 거동을 평가하였고 유 효 프리스트레스의 크기가 교각의 거동에 미치는 영향을 평가하기 위한 모 멘트-곡률 해석의 검증용으로 활용하였다. 실제 교량의 교각을 프리캐스트 화한 설계 단면에 대한 해석을 수행하여 그 영향을 평가하였다. 이러한 과정 으로 도출된 주요 결론은 다음과 같다.