1.서 론

건설기술이 점점 발전하면서 교량의 경우 상부구조는 점점 장대화 되고 있고, 하부구조에서 교각은 점점 높아지고 있다. 이와 더불어 철도교의 경 우에는 상부구조의 고정하중과 활하중이 일반 도로교 보다 크기 때문에 교 각의 단면이 커지게 된다. 이 때, 철도교 특성상 큰 상부구조와 교각 때문에 설계 지진하중이 증가하는 문제점이 발생한다. 이런 문제점 때문에 현장에 서 주로 쓰이는 단면내부가 꽉 찬 중실교각은 효율적이지 못하다. 이를 대체 하기 위해 개발된 교각이 단면내부가 비어있는 중공교각이다. 중공교각은 교각의 자중감소로 설계 지진하중을 감소시킬 수 있고, 단면이 축소됨으로 재료비용 및 수화열을 감소시킬 수 있는 장점을 가지고 있으며 동일한 단면 적을 갖는 중실교각과 내진성능이 유사하다[1-3]. 현재 국내·외 설계기준 에 제시된 심부구속 철근량을 산정하는 계산식은 중실단면의 교각을 중심 으로 제시되어 있다. 기존의 심부구속 철근량을 산정하는 계산식은 중공단 면을 위한 계산식이 아니기 때문에 중공교각에 적용하기 위하여 실험적 검 증이 필요하였다. 이에 여러 연구자[4-6]들에 의하여 원형단면 중공교각의 거동특성을 파악하고 심부구속 철근량을 산정하는 계산식의 검증을 위한 연구가 수행되었다[4-6]. 연구결과에 따르면 철근콘크리트 중공교각은 심 부구속철근을 배치할 때 파괴거동을 고려해야 한다. 이 때, 극한상태일 때, 중립축의 위치에 따라 파괴거동이 다르게 나타나는데 여기서 중공치수비 는 전체 단면의 치수와 중공단면 치수의 비율이다[4-6]. 즉, 중공치수비가 작은 Fig. 1(a)의 경우, 파괴 때 중립축의 위치가 벽체 단면내부에 위치하게 되며 단면 내부의 콘크리트 파괴는 발생하지 않고 중실단면 교각의 내진성 능과 유사하게 나타났다[4-6]. 그러나 Fig. 1(b)와 같이 중공치수비가 큰 경 우, 파괴 때 중립축의 위치가 교각단면 내부의 중공부분에 위치하게 되고 압 축영역에서 콘크리트의 전체 단면이 압축을 받게 된다. 이럴 경우 단면외부 와 동일하게 단면 내부에서도 콘크리트가 파괴 되었다[4-6]. 이런 연구결과 를 반영하여 파괴 때 중립축의 위치가 콘크리트 단면 내부에 위치할 경우 휨 지배단면으로, 중공단면 내부에 위치할 경우 압축 지배단면으로 분류하였 고[4-6], 2013년도 철도설계기준(노반편)[7]에 중공원형 철근콘크리트 교 각에 대한 소성설계기준이 신설 되었다. 하지만 중공 사각형 단면의 철근콘 크리트 교각의 소성설계기준에 대한 연구는 아직 미흡한 실정이다. 이 연구 의 목적은 중공 사각형 철근콘크리트 교각의 연성능력 확보를 위한 내진상 세를 개발하는 것이다. 이를 위해 크게 두 가지의 연구로 진행하였다. 첫 번 째는 파괴 때 중립축이 중공 내부에 위치하는 압축지배단면을 대상으로 압 축영역의 콘크리트 단면을 요소단위로 제작하여 일축 압축 실험을 수행하 고, 두 번째는 요소단면 압축실험의 결과를 바탕으로 교각의 준정적 내진성 능 실험으로 검증하는 것이다. 이 논문에서는 압축지배단면 중공 사각형 철 근콘크리트 교각의 요소단면 압축실험에 대한 연구결과를 나타내었다.

2.구속된 콘크리트의 역학적 성질

횡방향철근으로 구속된 콘크리트는 Fig. 2의 응력-변형률 곡선처럼 구 속되지 않은 콘크리트보다 강도와 연성능력이 증가하게 된다. 이유는 일축 응력상태의 콘크리트는 프아송 비에 따라서 횡방향으로 작용하는 인장 변 형률을 유발하게 된다. 작용하는 압축력이 점점 증가하여 최대 압축응력에 가까워지면, 횡방향으로 작용하는 인장 변형률 역시 증가한다. 이 때, 횡방 향철근으로 콘크리트가 구속되어 있으면 횡방향 변형률에 의한 횡압력과 일축 압축력의 조합으로 콘크리트는 3축 응력상태가 되기 때문에 횡방향 변형률에 의해 횡방향으로 팽창하려는 콘크리트의 경향에 반작용으로 횡 압력이 발생함으로써 강도 및 연성능력이 커지게 된다.

Fig. 3은 단면형태에 따른 콘크리트의 구속효과를 나타내고 있다. Fig. 3 을 살펴보면 원형단면은 횡방향철근에 의해 구속되는 콘크리트가 전체 면 적에 걸쳐서 연속적인 횡구속압력을 나타내기 때문에 전체 단면에서 구속 효과가 일정하게 나타난다. 하지만 사각단면의 경우에는 축방향철근과 축 방향철근 사이에서 횡구속되는 면적이 감소하여 곡선 형태로 응력이 분포 되기 때문에 원형단면에 비해 구속되지 않은 콘크리트(빗금 친 영역)의 면 적이 넓게 분포한다. 따라서 사각단면은 원형단면에 비해 횡구속력이 낮아 진다.

3.사각단면 철근콘크리트 교각에 대한 설계기준

국내·외 설계기준에는 사각형 철근콘크리트 교각에 대한 설계기준이 제 시되어 있다. 사각형 철근콘크리트 교각은 원형 철근콘크리트 교각과 달리 단면의 특성상 콘크리트의 구속효과를 위하여 보강띠철근의 규정이 추가 로 제시되어 있다. 사각형 철근콘크리트 교각의 보강띠철근 상세에 관련된 기준을 살펴보면 국내 도로교설계기준[8]의 경우 보강띠철근의 배치는 축 방향철근에 하고 형태는 135도와 다른 한쪽에는 90도 이상의 표준갈고리 이며 수평간격은 보강띠철근의 직경에 관계없이 350mm 이하이도록 규정 되어 있다. Fig. 4와 같이 AASHTO LRFD[9]에서는 보강띠철근의 배치 는 도로교설계기준과 동일하며 수평간격은 360mm이하이도록 규정하고 있다. Fig. 5처럼 Eurocode 8 Part.2[10]의 경우에는 보강띠철근의 배치는 축방향철근 또는 축방향철근과 횡방향철근에 배치하고 수평간격은 단면 최소지름의 1/3 또는 200mm 중 작은 값으로 하도록 규정하고 있다. Fig. 6 은 JSCE[11] 설계기준을 나타내고 있다. JSCE의 경우, 보강띠철근은 횡 방향철근에 갈고리가 걸리도록 배치한다. 이 때, 갈고리는 135도이고 보강 띠철근의 수평간격은 보강띠철근 직경의 48배보다 같거나 작아야한다고 규정하고 있다.

4.중공 사각형 교각의 요소단면 압축실험

4.1.실험체 제작 및 가력실험

일축 압축실험을 위해 중공교각의 압축지배단면으로 실험체를 제작할 경우 단면이 커지게 된다. 단면이 커지게 되면 그만큼 큰 성능의 실험장비가 필요하다. 하지만 현재 국내에는 중공교각의 압축지배단면 전체를 가력할 실험장비가 없는 실정이다. 따라서, Fig. 7과 같이 실험체 제작은 사각형 중 공교각에서 파괴 때 중립축이 중공내부에 위치하는 압축지배단면임을 가 정하고 중립축을 기준으로 순수 압축력을 받는 전체단면으로 하였다.

실험체는 콘크리트 압축강도의 변동성을 고려하여 22개의 변수마다 3 개씩 총 66개를 제작 하였다. Fig. 8에 나타난 것처럼 실험체의 형태는 실험 중에 하중 가력부와 반력이 작용하는 반력부에서 국부적인 파괴가 발생되 지 않도록 실험구간보다 단면을 크게 하여 I 형태와 유사도록 제작하였다. Table 1은 실험변수에 대해 나타내고 있다. 요소실험의 주요변수는 보강띠 철근의 배치형태와 수평간격, 보강띠철근의 직경으로 설정하였다. 보강띠 철근의 배치형태는 Fig. 9와 같이 현행 설계기준에서 제시하는 축방향철근 에 배치되는 형태 L-Type과 축방향철근과 횡방향철근에 같이 배치되는 형 태 LT-Type으로 하였다. 보강띠철근의 갈고리 형태는 현장의 시공성을 고 려하여 현행 설계기준에서 제시하는 대로 한쪽은 135도로 하고 다른 한쪽 은 90도로 하였다. 보강띠철근의 직경은 실험체 제작 여건을 고려하여 12.7 mm(D13), 15.9 mm(D16), 19.1 mm(D19)로 하였다. 보강띠철근의 수평 간격은 도로교설계기준에서 제시하는 350 mm를 각 철근의 직경에서 기준 실험체로 하고, 보강띠철근 직경의 비율로 조정하였다. 실험체 명은 횡방향 철근과 보강띠철근의 직경과 수평간격을 의미한다. 철근 직경 뒤에 따르는 숫자의 의미는 보강띠철근 직경의 배율을 나타내는 것이다. 횡방향철근량 은 현행 도로교설계기준 [10]에서 제시하고 있는 설계식을 적용하여 산정 하였다. 각 실험체의 변수에 따른 거동특성을 확인하기 위하여 횡방향철근 과 콘크리트 단면의 면적비(A_sh/s h_c)는 동일하게 하였다.

실험체에 재하되는 하중은 실험장비에 내장된 Load-cell에서 계측된 값 으로 하였고, 축방향 변형률은 실험체의 실험구간 벽체면에 설치된 50 mm LVDT 6개를 통하여 계측하였다. Fig. 10과 같이 축방향 변형률 계측을 위 한 LVDT는 실험구간의 정면과 후면 벽체의 경우 측면 양쪽 단부에서 실험 구간 폭의 1/5지점에 하나씩 설치를 하고, 측면의 경우 측면의 중심부에 하 나씩 설치를 하였다. LVDT는 실험체 제작 중에 벽체내부에 전산볼트를 매 립하여 나사산이 있는 강봉과 결합하고, 전산볼트와 결합된 강봉에 LVDT 를 설치하였다.

4.2.실험결과

실험결과는 계측된 하중과 변위를 응력과 변형률의 값으로 변환하여 나 타내었다. 이유는 총 66개의 실험체를 분리타설 하였고, 실험체의 크기가 보강띠철근의 수평간격별로 서로 다르기 때문에 하중값으로 직접비교를 하기 어렵기 때문이다. 변수 당 동일하게 3개씩 제작된 실험체에서 실험수 행 중 편심하중이 작용한 실험체는 분석에서 제외하였다. 실험체의 극한변 형률은 최대하중 이후에 최대하중의 70%까지 감소했을 때의 변형률로 결 정 하였다. 실험이 시작하여 실험종료 된 시점까지 가력부와 반력부에서는 파괴가 발생하지 않았다. 실험결과, 모든 실험체는 축방향철근의 좌굴에 의 한 내하력이 저하되는 파괴거동을 보였고, 축방향철근과 횡방향철근, 보강 띠철근의 파단은 발생하지 않았다. Fig. 11~Fig. 13의 응력-변형률 이력곡 선에서 변형률은 설치된 6개의 LVDT의 평균값을 사용하였다. 최대 압축 응력은 실험변수에 따라서 근소한 차이를 보이지만, 뚜렷한 경향은 나타나 지 않았다. 그러나 LVDT에서 계측된 변형률은 실험변수에 따라 차이를 보였다. 응력의 경우 실험체 제작에 사용된 콘크리트의 압축강도가 23.9 MPa에서 32.2 MPa까지의 범위이고, 실험구간의 단면이 200 mm로 얇기 때문에 횡방향철근과 보강띠철근에 의한 구속효과가 두꺼운 단면보다 작 게 나타나기 때문에 각 변수마다 뚜렷한 차이를 보이지 않는 것으로 판단된 다. 파괴거동을 확인하였을 때, 보강띠철근이 축방향철근에 배치된 L-Type 실험체의 경우 Fig. 14(b)에 나타나듯이 보강띠철근이 배치된 축방향철근 은 좌굴이 거의 발생하지 않았지만 보강띠철근이 배치되지 않은 축방향철 근은 좌굴이 발생하였다. 이 때, 축방향철근의 좌굴에 의해 이를 감싸던 횡 방향철근이 밖으로 밀려나는 것을 확인하였다. 이와 같은 거동특성 때문에 심부콘크리트의 파괴가 발생한 것으로 판단된다. 보강띠철근이 축방향철 근과 횡방향철근에 배치된 LT-Type 실험체는 L-Type 실험체와 마찬가지 로 보강띠철근이 배치된 축방향철근은 좌굴이 거의 발생하지 않았고 배치 되지 않은 축방향철근은 좌굴이 발생하였다. 하지만 Fig. 15(b)에 보이는 바와 같이 LT-Type 실험체는 보강띠철근이 배치되지 않은 축방향철근에 좌굴이 발생하여 횡방향철근을 밀어내고 있음에도 인접한 축방향철근을 감싼 보강띠철근이 횡방향철근과 같이 감싸고 있어서 밀려나는 횡방향철 근을 잡고 있는 것을 확인 할 수 있었다. 이와 같은 거동특성 때문에 L-Type 실험체와 비교하여 상대적으로 심부콘크리트의 파괴가 적게 발생하였다.Fig. 12

4.3.실험결과 분석

실험결과는 축압축강도와 연성을 대상으로 분석하였다. 여기서 D_c는 보강띠철근의 중심간 거리이다. 강도분석은 실험으로 계측된 최대응력과 설계기준에서 제시하고 있는 식 (1)로 계산된 축강도를 응력으로 환산하여, 이를 기준으로 한 응력비율로 나타내었다. 이 논문에서는 식 (1)과 같이 0.85를 포함하여 축압축 강도를 분석하였는데 이유는 0.85를 제외한 식으 로 분석한 것과 거의 유사하게 나타났기 때문에 설계기준에서 제시하는 식 으로 분석을 하였다. 연성분석은 각 실험체의 극한변형률로 하였고, 극한변 형률은 최대하중 이후에 최대하중의 30%까지 하중이 떨어졌을 때의 변형 률로 하였다.

4.3.1.축압축 강도

Fig. 16에 나타나듯이 L-Type의 보강띠철근의 직경이 12.7 mm(D13) 인 실험체에서 보강띠철근의 수평간격이 직경의 27배(350 mm)와 50배 (651 mm) 두 실험체 강도비율 차이는 20%정도로 나타났으며 이를 제외한 나머지 실험체들은 보강띠철근의 직경에 따라서 배치형태와 수평간격이 서로 다르지만, 축압축 강도비율의 차이는 10%이하로 나타났다.

Fig. 17은 보강띠철근의 직경에 상관없이 모든 실험 자료를 나타내었다. 분석결과, 보강띠철근의 배치형태와 상관없이 모든 실험체의 축압축강도 는 식(1)과 같이 구속효과를 고려하지 않은 축강도 계산식으로 구한 값과 비교하였을 때 약 10%이내 범위에서 크게 나타났다. 그리고 보강띠철근의 배치형태와 수평간격에 따른 강도비율은 거의 유사하게 나타났다. 이와 같 은 이유는 Fig. 3에 나타나듯이 사각단면은 축방향철근 사이에서 횡구속되 는 콘크리트의 면적이 감소하여 곡선형태로 응력이 분포되는데, 특히 벽체 가 얇을 경우 구속되지 않은 콘크리트의 면적이 구속되는 콘크리트의 면적 보다 크기 때문에 철근에 의한 횡구속효과가 감소하는 것으로 판단된다.

4.3.2.연성

각 변수에 따른 연성에 대한 분석은 극한변형률로 하였다. 연성에 대한 분석은 강도 분석과 마찬가지로 보강띠철근의 직경별로 나눈 분석과 모든 실험 자료를 동시에 모아서 분석을 하였다. Fig. 18 (a)와 같이 보강띠철근 이 축방향철근에 배치된 L-Type 실험체에서 12.7 mm(D13) 보강띠철근 이 배치된 실험체는 보강띠철근의 수평간격이 커짐에 따라서 극한변형률 이 다소 증가하는 경향을 보였다. (b)의 그림은 15.9 mm(D16) 보강띠철근 이 배치된 실험체인데, 보강띠철근의 수평간격이 커져도 극한변형률은 거 의 유사하게 나타났다. (c)는 19.1 mm(D19) 보강띠철근이 배치된 실험체 로 보강띠철근의 수평간격이 커짐에 따라서 극한변형률이 감소하는 경향 을 보였다. L-Type 실험체는 전반적으로 보강띠철근의 직경과 수평간격에 따라서 증가하고 감소하는 비율이 거의 유사한 것으로 나타났다. Fig. 18과 같이 보강띠철근이 축방향철근과 횡방향철근에 같이 배치된 LT-Type 실 험체에서 보강띠철근의 직경이 12.7 mm, 15.9 mm 인 실험체들은 수평간 격이 작을수록 극한변형률이 크게 나타났다. Fig . 18 (d)에 나타난 것처럼 12.7 mm(D13) 보강띠철근이 배치된 실험체는 보강띠철근의 수평간격이 가장 좁은 350 mm(27d_bt)와 가장 넓은 651 mm(50d_bt)의 극한변형률 차 이는 두 배 정도로 나타났으며 (e)와 같이 15.9 mm(D16) 보강띠철근이 배 치된 실험체도 12.7 mm 보강띠철근이 배치된 실험체와 마찬가지로 350 mm(22d_bt)와 802 mm(50d_bt)의 극한변형률 차이는 두 배 정도로 나타났 다. (f)는 19.1 mm(D19) 보강띠철근이 배치된 실험체인데 보강띠철근의 수평간격이 커질수록 극한변형률이 다소 증가하는 경향을 보였고 350 mm(18.5d_bt)와 685 mm(36d_bt)의 극한변형률 차이는 약 12%정도 차이 나는 것으로 나타났다. Fig. 19에 나타는 것처럼 연성능력은 보강띠철근이 축방향철근에 배치된 L-Type 실험체의 경우 보강띠철근의 수평간격이 커 짐에도 불구하고 극한변형률의 차이는 거의 나지 않았다. 하지만 보강띠철 근이 축방향철근과 횡방향철근에 배치된 LT-Type 실험체는 보강띠철근 의 수평간격이 좁을수록 극한변형률은 점점 더 증가하는 경향을 보였고, 최 대 두 배정도 극한변형률의 차이를 보였다. 이는 실험종료 후 실험체의 실험 구간 파괴거동을 관찰하였을 때 LT-Type의 실험체들은 L-Type의 실험체 와 달리 축방향철근의 좌굴에 의해 벌어지는 횡방향철근을 보강띠철근이 잡아주기 때문인 것으로 판단된다.

5.요약 및 결론

사각형 중공 철근콘크리트 교각에 적용할 철근상세를 개발하기 위하여, 보강띠철근의 직경, 배치형태, 수평간격의 변수를 갖는 요소단면 실험체 66기를 제작하여 압축실험을 수행하였다. 연구결과와 내용을 요약하면 다 음과 같다.