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  1. 한국철도기술연구원 궤도노반연구팀 선임연구원 (Senior Researcher, Track & Roadbed Research Team, Korea Railroad Research Institute, Uiwang 16105, Rep. of Korea)
  2. 한국철도기술연구원 궤도노반연구팀 책임연구원 (Principal Researcher, Track & Roadbed Research Team, Korea Railroad Research Institute, Uiwang 16105, Rep. of Korea)
  3. 한국철도기술연구원 궤도노반연구팀 수석연구원 (Chief Researcher, Track & Roadbed Research Team, Korea Railroad Research Institute, Uiwang 16105, Rep. of Korea)
  4. 국민대학교 건설시스템공학부 교수 (Professor, School of Civil and Environmental Engineering, Kookmin University, Seoul 02707, Rep. of Korea)



거동특성, 철근콘크리트 보, 열화, 겹침이음, 손상 모델링
behavior characteristics, reinforced concrete beams, deterioration, lap-spliced, damage modelling

1. 서 론

철근콘크리트는 건조수축, 수화열에 의한 온도응력, 예기치 않은 하중재하와 같은 영향으로 균열이 발생하게 되며 균열이 발생한 구조물은 염화물 침투에 취약하게 되어 철근부식이 가속화된다. 철근이 부식되면 단면이 결손되고 피복 콘크리트의 균열과 부식생성물로 인하여 부착성능은 저하된다. 이러한 부착성능의 저하는 철근 주변에서 콘크리트의 인장경화거동 등 거동특성에 큰 영향을 미치게 된다(Rodriguez et al. 1997; Du et al. 2005; Kim et al. 2005; Toongoenthong and Maekawa 2005; Frangopol 2011)(1,6,12,20,27).

설계수명 동안 일정 성능 이상을 유지해야 하는 철근콘크리트 구조물에 있어서 철근의 항복 강도에 가장 큰 영향을 미치는 것은 이러한 부식이다. 부식에 의한 철근 유효단면적의 감소가 철근의 강도 감소로 이어지기 때문이다.

철근의 부식은 표면에서 철근까지의 깊이와 밀접한 관계가 있다. 부식이 증가함에 따라 철근과 콘크리트의 부착강도는 초기에는 증가하고 부식이 진행함에 따라 철근 리브(rib) 표면적의 감소로 부착강도는 지속해서 감소한다. 이러한 철근의 부식은 최대내력 이후 부착력의 급격한 손실에 따른 피복탈락 등으로 인해 콘크리트 구조물의 연성적 거동에 영향을 끼치며 직・간접적인 비용을 발생시킨다(Pantazopoulou and Papoulia 2001; Miyagawa 2003; Zhang et al. 2010; ASCE 2013)(2,17,19,28).

열화된 철근콘크리트 구조물은 특히 겹침이음부의 부착파괴로 인해서 구조물의 강도와 연성능력 등에 심각한 손실을 가져왔다(Tapan 2007; Akiyama et al. 2011; Sotoud and Aboutaha 2014)(1,23,24).

겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 구조물의 거동에 관한 연구는 여러 연구자에 의해 수행되어왔다. Fagundo et al.(1979))(7)은 보 실험체의 모멘트가 일정한 구역에서 하중이력과 횡방향 구속효과가 겹침이음의 강도와 연성에 미치는 영향을 연구하였으며, Tocci et al.(1981)(26)과 Sivakumar et al.(1982)(22)은 보와 기둥 실험체의 실험을 통하여 반복하중 하에서 부착저항력의 크기, 횡방향 철근, 피복두께 및 겹침이음된 철근의 간격 등이 거동에 미치는 영향에 관하여 연구하였다. 그리고 Zuo and Darwin(2000)(29) 등은 횡방향 철근, 콘크리트의 압축강도, 겹침이음길이 및 철근의 직경 등을 고려하여 겹침이음된 철근의 최대부착강도에 대한 연구를 수행하였다.

이 연구에서는 이러한 철근콘크리트 보의 열화 및 겹침이음부 거동특성을 해석적으로 예측할 수 있는 기법을 제시하는 데 목적이 있다.

철근콘크리트 구조물의 열화는 구조재료의 특성을 변화시킬 뿐만 아니라 철근의 부식과 콘크리트의 탈락으로 인하여 구조물의 성능을 감소시킨다. 특히 지진해석 관점에서 구조물의 열화는 예기치 않은 파괴모드를 발생시키거나 동특성의 변화, 저항성능의 감소, 초기파괴 위치 등에 영향을 미치고 기대수명이 감소될 수 있으므로 구조물의 내진성능평가와 유지관리를 위해서는 열화를 고려한 구조해석은 필수적이다.

철근콘크리트 부재의 거동은 콘크리트의 균열, 철근의 항복, 철근과 콘크리트의 부착작용 및 균열 면에서의 전단전달효과 등과 같은 재료적인 특성에 크게 지배되기 때문에, 이를 해석적으로 예측하기 위해서는 각각의 재료적인 특성을 정확하고 신뢰성 있게 표현할 수 있는 재료모델의 구축이 선행되어야 한다.

이 연구에서는 2축 응력 상태에 대한 직교 이방성 재료모델에 의해서 균열이 발생한 철근콘크리트 요소의 거동특성을 표현하고, 이를 유한요소법을 사용하여 확장한 기존의 검증된 프로그램(Kim and Shin 2000; Kim et al. 2001; Kim et al. 2007; Kim 2018)(13-16)에 열화를 고려한 겹침이음 철근요소(lap spliced bar element considering aging) 등을 추가하여 철근콘크리트 보의 열화 및 겹침이음부 거동특성을 예측하였다.

2. 비선형 유한요소해석 프로그램 RCAHEST

이 연구에서는 철근콘크리트 보의 열화 및 겹침이음부 거동특성을 예측하고자 그동안 개발된 비선형 유한요소해석 프로그램 RCAHEST(Reinforced Concrete Analysis in Higher Evaluation System Technology)(Kim and Shin 2000; Kim et al. 2001; Kim et al. 2007; Kim 2018)(13-16)를 수정하고 확장하여 사용하였다. RCAHEST는 미국 버클리 대학의 Taylor가 개발한 범용 유한요소해석 프로그램인 FEAP ver. 7.2(2000)에 저자 등에 의한 철근콘크리트 평면응력요소, 경계면요소, 그리고 접합요소 등을 이식하여 모듈화한 프로그램이다. 그리고 철근콘크리트의 비선형 재료모델은 이미 발표된 재료모델을 그대로 적용하였으며 요약하면 다음과 같다.

이 연구에서는 제 2 균열의 발생을 제 1 균열과 직교방향으로 발생하도록 제한하여 콘크리트의 강성이 과대평가 되는 직교 고정균열모델과 달리, 실제 주응력의 방향과 직각으로 발생하도록 한 비직교 고정균열모델을 적용함으로써 콘크리트의 강성을 보다 사실적으로 평가하였다.

균열이 발생하기 전의 콘크리트의 역학모델은 이축응력 상태에 대한 탄소성파괴모델의 기본개념에 의해서 표현되며 비선형성은 균열발생 후에 현저하게 나타나게 된다. 이러한 재료적 비선형성에 대해서는 철근콘크리트 요소의 직교 이방성의 가정에 따라, 균열직각방향으로 콘크리트가 부담하게 되는 인장응력을 고려하기 위한 인장강성모델과 균열방향으로의 압축강성 저하를 고려하기 위한 압축강성모델 및 균열면에서의 전단전달효과를 고려하기 위한 전단전달모델을 각각 적용한다(Fig. 1).

Fig. 1. Construction of cracked concrete model

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig1.png

Fig. 2. Model for reinforcing bar in concrete

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig2.png

콘크리트 속의 철근에 대한 항복 후 거동은 철근만의 특성과 함께 부착효과 등이 동시에 고려되어야 한다. 즉 균열 부분은 철근의 항복으로 인해 응력의 증가가 없지만, 내부의 철근의 응력은 증가하여 철근의 평균응력이 증가하게 되므로 철근만의 응력-변형률 관계에서 볼 수 있는 항복고원현상은 나타나지 않는다. 이 연구에서는 이러한 포락선 부분에 대한 철근의 항복 후 거동을 저자 등이 제안한 bilinear 모델로서 표현하였다(Fig. 2).

3. 겹침이음 철근 및 열화의 고려

3.1 겹침이음된 철근의 재료모델

겹침이음된 철근은 두 개의 정착된 철근이 나란히 놓여 철근의 강도가 서로 반대 방향으로 발휘된다. 따라서 부착의 기본적인 메커니즘은 정착된 철근과 동일하지만 부착저항의 축대칭 성질은 겹침이음된 철근이 있으므로 그 영향을 받게 된다. 역학적 거동에 영향을 미치는 요인으로는 콘크리트의 압축강도와 피복두께, 횡방향 철근의 직경과 간격, 그리고 겹침이음길이 등이 있으며 이를 고려하여 해석해야만 정확한 비선형 거동을 예측할 수 있다.

이 연구에서는 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보의 거동을 예측하기 위하여 겹침이음된 철근의 슬립, 부착파괴, 그리고 반복하중을 받는 경우의 최대부착력의 감소계수 등을 고려하였다.

부착응력-슬립 개념은 철근콘크리트의 부착거동을 해석하기 위해서 사용되고, 부착응력-슬립 관계가 임의의 하중 또는 임의의 철근 위치에서 동일하다는 가정에 기초한다(Okamura and Maekawa 1991)(18).

부착응력-슬립 관계는 Ciampi et al.(1982), Shima et al.(1897), Harajli et al.(1994)(4,9,21) 등의 여러 연구자에 의해서 제안되어 왔다.

Hawkins et al.(1987)(11)에 따르면 반복 하중을 받는 철근에 대한 부착응력($\tau_{b}$)-슬립($S$) 관계는 Fig. 3과 같이 다음 식으로 나타낼 수 있으며, 단조재하의 경우 $\gamma$는 1이다.

Fig. 3. Idealized bond stress-slip relationship

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig3.png

(1)
$\tau_{b,\:\max}=\left(\dfrac{f_{c}^{'}-15.86}{2.07}\right)^{\dfrac{2}{3}}\times 6.89\le 34.47{MPa}$

(2)
$\tau_{y}=0.1f_{c}^{'}$ or $2.76{MPa}$, whichever is smaller

(3)
$S_{o}=0.03089\left(\dfrac{f_{c}^{'}}{d_{b}}\right)^{\dfrac{1}{3}}+\dfrac{12.26}{f_{c}^{'}d_{b}}$

(4)
$S_{y}=0.5\times{lug spac}\in{g}$

여기서, $\tau_{b,\:\max}$는 최대 부착응력, $\tau_{b}$는 철근 항복 시의 부착응력, $S_{o}$는 최대 부착응력 시의 슬립, 그리고 $S_{y}$는 철근 항복 시의 슬립이다.

철근이 인장과 압축을 받도록 반복재하할 경우, 부착응력-슬립 관계에서 하계(lower bound)는 점선 OBDE와 OCFE로 나타난다. OBDE는 철근이 항복하지 않은 경우에 대한 관계이고, OCFE는 C점에서 철근이 항복하기 시작하는 경우에 대한 관계이다. 최대부착응력은 반복하중의 강도와 범위의 함수이다.

최대하중 재하 시 부착응력이 $0.75\tau_{b,\:\max}$를 초과하지 않는 한 최대부착응력은 감소되지 않는다. 부착응력이 $0.75\tau_{b,\:\max}$를 초과할 경우, 하중이 0에서 최대하중에 이르는 동안 $0.75\tau_{b,\:\max}$는 감소되지 않는다. 그러나 하중이 최대하중에서 최소 하중, 즉 반대방향의 최대하중에 이르는 경우에는 최대부착응력이 $0.75\tau_{b,\:\max}$로 감소된다. 철근이 항복할 경우에는, 그림의 C점에 나타난 바와 같이 부착응력은 $\tau_{y}$로 감소하게 된다.

콘크리트에 매입된 철근에 하중이 작용하면 하중작용점에서 변위가 발생하게 되며 이러한 변위의 크기는 철근의 응력-변형률 관계와 부착응력-슬립 관계에 따른다. 겹침이음된 철근의 슬립량을 계산하기 위해서 다음과 같은 Hawkins and Lin(1979)(10)의 제안식을 적용하였다.

(5)
철근 항복 전, $S =\dfrac{F}{K}$

(6)
철근 항복 후, $S =\dfrac{F_{y}}{K}+\dfrac{(F-F_{y})}{K_{s}}$

여기서, $F$는 철근에 작용하는 하중, $K$는 $(339.31d_{b}^{2}+$$332740.87)\sqrt{f_{c}'/ 22.06}$, $d_{b}$는 철근의 직경, $f_{c}'$는 콘크리트 압축강도, $F_{y}$는 철근의 항복하중, $K_{s}$는 $K\cdot E_{sh}/ E_{s}$, $E_{sh}$는 철근의 변형률 경화율, 그리고 $E_{s}$는 철근의 탄성계수이다.

Darwin et al.(1995)(5)은 철근이 횡방향 철근에 의해 구속된 166개의 직사각형 단면을 가진 보 실험체에 대한 파라미터해석을 통하여 단조재하된 직사각형 단면을 가진 부재에서 겹침이음된 철근의 부착파괴에 대한 최대부착력의 계산식을 제안하였다.

(7)
\begin{align*} \dfrac{T_{b}}{(f_{c}')^{\dfrac{1}{4}}}= &[1.507l_{d}(c_{m}+0.5d_{b})+50.96A_{b}]\& \left(0.1\dfrac{c_{M}}{c_{m}}+0.9\right)+53.26t_{r}t_{d}\dfrac{NA_{tr}}{n}+1019 \end{align*}

여기서, $A_{b}$는 종방향철근의 단면적, $f_{c}'$는 콘크리트 압축강도, $d_{b}$는 종방향철근의 공칭직경, $l_{d}$는 겹침이음길이, $c_{M}$과 $c_{m}$은 $c_{s}$ 또는 $c_{b}$의 최대값과 최소값($c_{M}/c_{m}≤ 3.5 $), $c_{s}$는 ($c_{si}+$$6.35$ mm)와 $c_{so}$중 작은 값, $c_{si}$는 겹침이음된 철근간 순간격의 $1/2$, $c_{b}$는 겹침이음된 철근의 하단 피복두께, $c_{so}$는 철근의 측면 피복두께, $N$은 $l_{d}$ 사이의 횡방향철근의 수, $A_{tr}$은 할렬(splitting)이 일어나는 잠재적인 면을 가로지르는 횡방향철근의 단면적, 그리고 $t_{r}$과 $t_{d}$는 각각 환산리브면적($R_{r}$)과 철근직경의 효과를 고려하기 위한 변수이며, $t_{r}$은 $9.6R_{r}+ 0.28$이고 $t_{d}$는 $0.72(d_{b}/ 2.54)+ 0.28 $이다.

Table 1. Properties of test specimens

Specimen

2.1

4.1

$n$

2

2

$l_{d}$ (mm)

610

610

$d_{b}$ (mm)

25

25

$C_{so}$ (mm)

57

52

$C_{si}$ (mm)

43

49

$C_{b}$ (mm)

34

32

$b$ (mm)

310

310

$h$ (mm)

395

395

$l$ (mm)

4,900

4,900

$l_{c}$ (mm)

1,800

1,800

$d$ (mm)

350

350

$f_{c}^{'}$ (MPa)

36.2

28.2

$N$ (MPa)

7

6

$d_{s}$ (mm)

10

13

$f_{yt}$ (MPa)

487

482

$n$: number of bars being spliced along the plane of splitting, $b$: beam width, $h$: beam depth, $d$: beam effective depth, $d_{s}$: stirrup diameter

3.2 열화 모델

이 연구에서 고려한 열화 모델은 부식된 철근의 단면 및 연성능력 손실과 콘크리트의 균열과 피복탈락 등으로 인한 강도 감소를 모사할 수 있다.

부식으로 인한 철근의 단면 손실을 계산하기 위해서 Biondini and Vergani(2015)(3)의 제안식을 단면 손실을 고려한 철근 면적 계산 시 제곱이 포함되도록 수정하여 적용하였으며 이를 통해 철근의 연성능력 감소를 함께 고려하였다.

(8)
$A_{s,\:d}=\left[1-\left(\dfrac{p}{D_{o}}\right)\right]^{2}A_{s,\:o}$

여기서, $A_{s,\:d}$는 부식된 철근의 단면적, $p$는 부식 침투 깊이, $D_{o}$는 철근의 공칭직경, 그리고 $A_{s,\:o}$는 부식이 없는 철근의 단면적이다.

그리고 콘크리트의 균열과 피복탈락 등으로 인한 압축강도 감소는 Biondini and Vergani(2015)(3)의 제안식을 다음과 같이 수정하여 적용하였으며 이를 통해 인장강도 감소를 함께 고려하였다.

(9)
$f_{c,\:d}=[1-\delta_{c}(\delta)]f_{c,\:o}$

(10)
$f_{t,\:d}=0.269f_{c,\:d}^{(2/3)}$

여기서, $f_{c,\:d}$는 열화로 인해 감소된 콘크리트의 압축강도, $\delta_{c}(\delta)$는 무차원 손상 함수, $f_{c,\:o}$는 손상이 없는 콘크리트의 압축강도, 그리고 $f_{t,\:d}$는 열화로 인해 감소된 콘크리트의 인장강도이다.

4. 검증 예

4.1 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보

이 연구에서 제안한 해석기법과 모델의 타당성을 검증하기 위해서 Fig. 4에 나타난 것과 같은 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보의 실험체(Darwin et al. 1995)(5)에 대한 해석을 수행하고 결과를 실험과 비교하였다.

Fig. 4. Splice test specimens

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig4.png

겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보 실험체 중에서 이 연구의 목적과 일치하는 실험체인 Specimen 2.1과 Specimen 4.1을 선택하여 해석하였다. 구조물의 형상은 지간 4,900 mm의 단순 지지된 310×395 mm의 직사각형 단면이며 실험체의 재료물성은 Table 1에 나타내었다.

이들 실험체에 대한 재하방법은 Fig. 4에 나타난 것과 같이 캔틸레버 구역의 끝에 하중을 재하시켰으며 분당 13 kN로 파괴에 이를 때까지 시행되었다.

이 실험체들의 유한요소해석을 위해서 Fig. 5와 같이 철근콘크리트요소 75개, 겹침이음 철근요소 1개로 총 76개의 요소로 분할하였다. 철근콘크리트요소는 8절점을 갖는 등매개요소로서 3점 가우스 적분을 적용하였고, 겹침이음 철근요소는 2절점 트러스요소이다.

위와 같이 해석한 결과를 Darwin et al.(1995)의 실험결과와 함께 Fig. 6에 나타내었다. 극한하중은 Specimen 2.1과 Specien 4.1에 대하여 실험결과와 각각 2 %, 0 %의 차이를 보이며 두 실험체 모두 주철근의 항복 후 휨파괴모드를 나타내고 있다.

Fig. 5. Finite element mesh for splice test specimens

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig5.png

Fig. 6. Load-deflection curves for splice test specimens

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig6.png

이러한 해석결과와 실험결과와의 비교로부터 이 연구에서 제시한 해석모델은 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보의 비선형 거동 특성을 전반적으로 잘 예측함을 알 수 있다. 그리고 이를 통해 열화된 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보의 거동특성 파악 등에 충분히 활용될 수 있을 것으로 판단된다.

4.2 열화된 철근콘크리트 보

이 연구에서 제안한 열화모델의 타당성을 검증하기 위해서 Fig. 7에 나타난 것과 같은 열화된 철근콘크리트 보의 실험체(Rodriguez et al. 1997; Biondini and Matteo 2015)(3,20)에 대한 해석을 수행하고 결과를 실험과 비교하였다.

Fig. 7. Deteriorated beams

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig7.png

Table 2. Properties of deteriorated test specimens

Specimen

Days

Corrosion penetration

Tensile bars

Compressive bars

111

-

-

-

114

117

0.45 (1.1 mm)

0.52

115

101

0.36 (1.0 mm)

0.26

$f_{c}^{'}$=50 MPa

Φ6 $f_{y}$=626 MPa; Φ8 $f_{y}$=615 MPa; Φ10 $f_{y}$=575 MPa

Fig. 8. Finite element mesh for deteriorated beams

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig8.png

실험체는 150×200×2,300 mm의 장방형의 단순보로서 철근의 부식은 타설 시 혼합수에 염화칼슘을 첨가하고 100 μA/cm$^{2}$의 전류를 가하여 모사하였으며 집중하중에 의한 파괴 실험을 수행하였다.

각 실험체의 폭로 재령일 및 철근의 부식 깊이와 단면 손실을 Table 2((Rodriguez et al. 1997; Biondini and Matteo 2015)(3,20))에 나타내었으며 이들 실험체는 Fig. 7에 나타난 것과 같이 2점 하중을 1.5 mm/min으로 파괴에 이를 때까지 재하하였다.

이 실험체들의 유한요소해석을 위해서 Fig. 8과 같이 3점 가우스 적분을 적용한 8절점 철근콘크리트요소 36개를 사용하였다.

이 연구에서 제안한 열화 모델은 부식된 철근의 단면 및 연성능력 손실과 부식된 철근으로 인한 콘크리트의 균열과 피복탈락 등 강도 감소를 고려하고 있고, 인장철근과 압축철근에 해당하는 요소에 적용하였다.

시간의 흐름에 따라 구조물의 외부적, 내부적 영향과 물리, 화학적 요인 등에 의해 구조물의 성능이 저하하는 현상을 모사하기 위하여 저자 등에 의하여 이미 발표된 재료모델을 수정하여 손상을 고려하였다.

Fig. 9. Load-deflection curves for deteriorated beams

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig9-1.png

../../Resources/kci/JKCI.2020.32.5.437/fig9-2.png

위와 같이 해석한 결과를 실험결과(Rodriguez et al. 1997; Biondini and Matteo 2015)(3,20)와 함께 Fig. 9Table 3에 나타내었다.

극한하중은 Specimen 111, 114, 115에 대하여 실험결과와 각각 0 %, 4 %, 5 %의 차이를 보이며 인장철근의 파단에 의한 휨파괴 모드를 잘 모사하고 있다. 이러한 해석결과와 실험결과와의 비교로부터 이 연구에서 제시한 비선형 유한요소해석 프로그램은 열화된 철근콘크리트 보의 비선형 거동 특성을 전반적으로 잘 예측함을 알 수 있다.

Table 3. Experimental and analytical results

Specimen

Experiment

Analysis

(1)/(2)

$V_{\max}$

kN (1)

$V_{\max}$

kN (2)

2.1

95.6

94.1

1.02

4.1

96.3

96.1

1.00

111

41.3

41.2

1.00

114

28.6

27.5

1.04

115

32.9

31.4

1.05

Mean

1.02

COV

0.02

철근의 부식은 사용하중 하에서 처짐과 균열폭을 증가시키며 극한하중 하에서는 강도를 저감시키는 등 철근콘크리트 보의 구조성능에 큰 영향을 끼치는 것을 확인할 수 있었다. 그리고 극한하중과 달리 다소 차이를 보이는 연성능력 등은 추후 연구를 통해 철근과 콘크리트의 부착강도 및 부식 철근의 부착-슬립 관계 등을 보다 상세하게 고려하면 정확한 모사가 가능할 것으로 판단된다.

일련의 해석결과와 실험결과의 비교로부터 이 연구에서 제안하고 있는 방법은 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보 및 열화된 철근콘크리트 보의 거동특성을 적절히 평가함으로써, 기존 열화된 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보의 성능평가 등이 해석적으로 가능할 것으로 판단된다.

5. 결 론

이 연구를 통하여 철근콘크리트 보의 열화 및 겹침이음부 거동특성을 예측하고 구조성능평가를 위한 방법을 제시하였다. 철근콘크리트 비선형 모델을 적용한 유한요소프로그램(RCAHEST)에 열화를 고려한 새로운 겹침이음 철근요소 등을 추가하여 겹침이음부를 갖는 보 실험체 및 열화된 보 실험체에 대한 비선형해석을 수행하였고, 실험결과와 비교・검토를 통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 겹침이음된 철근의 최대부착력, 철근의 슬립 및 반복하중 시의 감소계수 등을 적용한 겹침이음 철근요소는 겹침이음된 철근의 거동 특성을 적절하게 표현하는 것으로 판단된다.

2) 부식으로 인한 철근의 단면 손실과 콘크리트의 균열과 피복탈락 등으로 인한 강도 감소를 고려한 열화모델을 통해 철근의 부식과 콘크리트의 탈락으로 인한 구조물의 성능저하를 비교적 정확하게 예측하였다.

3) 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보 및 열화된 철근콘크리트 보의 비선형 유한요소해석 결과에서 최대하중에 대한 실험값/해석값의 평균과 변동계수가 각각 1.02와 0.02로서, 최대하중의 평균값은 전반적으로 실험결과를 정확하게 평가하고 있으며 구조성능을 포함한 비탄성 거동특성을 전반적으로 잘 평가하고 있는 것으로 판단된다.

4) 제안된 비선형 유한요소해석은 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보 및 열화된 철근콘크리트 보의 응력 분포 및 변형에 대한 구체적인 정보를 제공할 수 있으며 구조성능을 제대로 평가함으로써 기존 열화된 겹침이음부를 갖는 철근콘크리트 보 구조의 구조성능평가 및 설계검토 등에 충분히 활용될 수 있을 것이다.

감사의 글

이 연구는 한국철도기술연구원 주요사업의 연구비 지원(과제명: 기존 인프라를 활용한 도시・광역철도 급행화 기술개발)에 의해 수행되었습니다.

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