1. 서 론

지진하중과 같은 반복하중을 받는 철근콘크리트 기둥부재들은 횡방향 변형을 겪게 되며 그 결과, 반복하중과 관련된 횡방향 변형은 단면 압축부의 압축 변형률을 증가시킨다. 이로 인해 소성힌지부에서 두 횡철근 사이에 위치하는 축방향 철근은 좌굴을 일으키게 된다. 횡방향 하중이 재하되는 철근콘크리트 기둥부재에서 일반적으로 횡방향 철근량이 적을수록 심부구속철근의 수직간격이 증가되기 때문에 두 횡방향 철근 간격에 위치하는 축방향 철근의 비지지길이가 증가된다. 증가되는 비지지길이로 인한 횡변위가 증가됨에 따라 피복콘크리트의 박리가 발생된 후에는 급속하게 축방향 철근의 좌굴이 진행된다. 이는 Lee et al.(2004), Chung et al. (2004), Ko(2012)^(3,8,14)의 연구에서도 보고되었다.

Maekawa et al.(2003)⁽¹⁵⁾은 축하중 및 횡하중이 재하되는 부재에서 피복콘크리트가 박리된 후에 콘크리트 단면의 손실로 인하여 축하중을 심부콘크리트와 축방향 철근이 부담하게 되어 좌굴의 원인이 된다고 보고하였다. 피복콘크리트 박리와 축방향 철근의 좌굴로 인해 부재의 항복상태 이후에 횡방향 하중에 대한 저항능력이 감소된다고 보고되었다. 이러한 좌굴거동을 밝혀내기 위해 철근에 대한 국부적인 실험 및 해석적 연구들이 Monti and Nuti(1992), Gomes and Appleton (1997), Rodriguez et al.(1999)^(5,18-19)에 의해 진행되었다.

또한, 반복하중을 받는 철근콘크리트 부재에 대한 해석에 있어서 항복강도의 감소없이 소성변형을 묘사하기 위해서는 축방향 철근의 인장철근 모델에서 변형경화를 적절하게 고려하는 것이 중요하다. Singh et al.(1965), Shima et al.(1987), Roufaiel and Meyer(1987), Balan et al.(1998), Mander et al.(1988)^{(1,16,20-21,23)}은 항복강도에 상관없이 적용할 수 있는 변형경화를 고려한 모델을 제안하였다. Hsu(1993), Shin(1988)^(6,22)과 Maekawa et al. (2003)⁽¹⁵⁾은 콘크리트 내부에 묻힌 철근은 콘크리트와의 부착거동으로 인하여 철근의 항복보다 작은 변형률에서 항복하여 변형경화를 고려한 모델들을 제시하였다. Lee and Ko(2010)⁽¹²⁾, Ko and Lee(2010)⁽¹⁰⁾는 국내산 축방향 철근의 저주파 피로 거동과 모델에 관한 연구를 수행하였다.

지진하중과 같은 반복하중을 받는 부재에서 축방향 철근의 변형경화와 횡방향 철근 간격에 따른 축방향 철근의 좌굴은 항복 이후의 비선형 거동에 상당한 영향을 미치며 비선형 해석을 수행하는 경우에도 축방향 철근의 변형경화와 좌굴을 묘사할 수 있는 재료의 구성방정식 즉, 응력-변형률 곡선의 선택은 해석의 결과에 큰 영향을 미칠 수 있다. 본 연구에서는 국내 현장에서 사용되는 철근재료에 대해 단조증가 인장시험과 단조증가 압축시험을 수행하고 국내에서 생산되는 재료특성을 고려한 수정모델을 제안하였으며 부재의 거동과 비교･검토하여 철근콘크리트 기둥의 비선형 해석에 대한 합리적인 재료 모델을 제시하고자 한다.

2. 단조증가 실험 및 실험결과

철근콘크리트 부재 내에서의 실제적인 축방향 철근만의 응력-변형률은 현실적으로 계측장치 및 계측방법에 있어서 측정이 매우 어렵기 때문에, 그 대안으로 철근에 대한 재료단위 실험을 수행하는 것이 일반적이다. 본 연구에서는 단조증가 인장시험의 경우 SD300, SD400, SD500, SD600과 SD700에 대하여 D10, D13, D16, D19, D22, D25, D29와 D32 철근으로 결정하였으며 단조증가 압축시험의 경우 SD300과 SD400에 대하여 D16 철근으로 결정하였다.

2.1 실험 장치

축방향 철근에 대한 단조증가 인장시험은 Fig. 1(a)에 나타낸 바와 같이 500 kN 용량의 UTM과 신장계(extensometer)를 사용하여 수행되었다. 축방향 철근에 대한 단조증가 압축시험은 Fig. 1(b), (c)에 나타낸 바와 같은 시험장치를 제작하여 500 kN 용량의 유압가력기(actuator)를 적용하여 수행되었다.

단조증가 압축시험의 경우, 철근을 시험장치에 고정하기 위하여 철근 양단을 상온에서 스웨이징 가공법을 이용하여 약 2,000 kN의 압력으로 성형한 후 둥근 삼각전조나사의 형태로 가공하였다. 철근과 결합시킬 고정부를 제작하여 커플러 형태의 결합방법을 적용하였다. 철근의 고정부도 압축하중의 영향으로 슬립 및 마모를 최소화시키기 위하여 열처리하여 사용하였다.

Fig. 1. Tension and compression test

Fig. 2. Specimen fabrication

Fig. 2는 가공된 철근과 철근 양단에 고정부를 결합한 모형을 나타내고 있다. 철근에 압축력이 작용되는 경우에 나사선과 나사선 뒤쪽의 강재 부분이 지지하게 되도록 설계되었다. 압축 변형률의 계측은 CSP-50 변위계 2개를 사용하였으며 수직변위를 계측하기 위하여 Fig. 1(c)와 같이 철근에 고정하였다.

2.3 축방향 철근의 단조증가 압축 특성

단조증가 압축시험의 경우 SD300과 SD400에 대하여 수행하였으며 시험에 사용된 철근의 호칭은 D16 철근이다. 단조증가 압축시험에서의 철근 시험체는 6개이다.

Fig. 3. Symbols of stress-strain curve

Fig. 4. Results of monotonic tension test

축방향 철근의 단조증가 압축시험의 결과를 Fig. 5에 나타내었다. Fig. 5(a), (d)에서와 같이 철근 공칭지름의 6배에 해당하는 길이를 가진 철근 시험체의 경우 단조증가 인장시험의 결과와 유사하게 항복 이후에 항복고원이 형성되었다. 항복변형률의 약 4~5배의 변형률에서 변형경화가 시작되었고 최대 강도는 항복강도의 1.2~1.3배로 계측되었다.

Table 1. Summary and comparison for yielding strength of monotonic tension test results

Class		$\epsilon_{y}$	$f_{y}$ (MPa)	$\epsilon_{sh}$	$\epsilon_{su}$	$f_{su}$ (MPa)	$\epsilon_{fr}$	Tot. samples	Type of steel
SD300	Mean	0.00205	410.0	0.01840	0.12120	566.380	0.1350	6	D10, D16
	Std. Dev.	0.00027	40.833	0.00386	0.02414	35.527	0.0268
	$\epsilon /\epsilon_{y}$, $f/f_{y}$	1.0	1.0	8.976	59.122	1.381	65.854
	Proposed factor	0.00205	410.0	9.0$\epsilon_{y}$	59$\epsilon_{y}$	1.38$f_{y}$	66$\epsilon_{y}$
SD400	Mean	0.00255	510.0	0.02060	0.11400	625.250	0.1598	71	D10, D13 D16, D19 D22, D29 D32
	Std. Dev.	0.00198	39.600	0.00518	0.02328	45.211	0.0448
	$\epsilon /\epsilon_{y}$, $f/f_{y}$	1.0	1.0	8.078	44.706	1.226	62.667
	Proposed factor	0.00255	510.0	8.1$\epsilon_{y}$	45$\epsilon_{y}$	1.23$f_{y}$	63$\epsilon_{y}$
SD500	Mean	0.00280	560.0	0.01470	0.09480	742.940	0.0994	3	D10
	Std. Dev.	0.00038	20.189	0.00072	0.00778	14.422	0.0069
	$\epsilon /\epsilon_{y}$, $f/f_{y}$	1.0	1.0	5.250	33.857	1.327	35.500
	Proposed factor	0.00280	560.0	5.3$\epsilon_{y}$	34$\epsilon_{y}$	1.33$f_{y}$	36$\epsilon_{y}$
SD600	Mean	0.00320	639.2	0.01130	0.09060	790.190	0.1207	21	D10, D13 D22
	Std. Dev.	0.00011	14.160	0.00173	0.00991	7.574	0.0322
	$\epsilon /\epsilon_{y}$, $f/f_{y}$	1.0	1.0	3.531	28.313	1.235	37.719
	Proposed factor	0.00320	640.0	3.5$\epsilon_{y}$	28$\epsilon_{y}$	1.24$f_{y}$	38$\epsilon_{y}$
SD700	Mean	0.00350	700.0	0.01115	0.08471	842.718	0.1051	31	D10, D16 D22, D25
	Std. Dev.	0.00016	19.573	0.00276	0.00657	22.652	0.0322
	$\epsilon /\epsilon_{y}$, $f/f_{y}$	1.0	1.0	3.186	24.203	1.204	30.033
	Proposed factor	0.00320	640.0	3.2$\epsilon_{y}$	24$\epsilon_{y}$	1.2$f_{y}$	30$\epsilon_{y}$

Fig. 5. Results of monotonic compression test

Fig. 5(b), (d)에 나타낸 바와 같이 철근 공칭지름의 8배에 해당하는 길이를 가진 철근 시험체의 경우 항복발생 후 항복변형률의 약 10배까지 응력을 유지하다가 급격한 응력감소를 나타내었다.

Fig. 5(c), (d)에 나타낸 바와 같이 철근 공칭지름의 10배에 해당하는 길이를 가진 철근 시험체의 경우 항복변형률 이후에 압축응력이 급격하게 감소되었다. 철근지름에 대한 철근길이의 비가 증가할수록 압축응력이 감소되기 시작하는 변형률 값도 감소되었고, 동일한 철근지름과 철근길이의 비율에서 항복응력이 증가할수록 압축응력이 저감되는 변형률 값도 감소되었다. Fig. 5(d)에 각 시험체의 항복강도와 항복변형률을 기준으로 일반화하여 나타내었다.

3. 축방향 철근 단조증가 인장모델 제안

3.1 타 연구자들의 단조증가 인장모델

비선형 해석에 가장 많이 적용되는 단조증가 인장모델은 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾에 의해 제안된 모델로 의 값에 따라 Fig. 6과 같이 변형경화 구간이 변화한다.

Singh et al.(1965), Shima et al.(1987), Mander et al.(1988), Chai and Elayer(1999)^(2,16,21,23)의 연구자들에 의해 제안된 모델들도 Fig. 7에 나타낸 바와 같이 국내에서 생산되어 현장에서 사용되는 철근의 응력-변형률 관계와는 다소 차이를 보이고 있다.

Fig. 6. Stress-strain curve of Mander’s model

Fig. 7. Comparison of test and models

3.2 축방향 철근 단조증가 수정인장모델 제안

본 연구에서는 축방향 철근의 단조증가 인장모델에 관하여 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾의 모델을 기본으로 하여 수정한 모델을 제안하였다. 응력-변형률 곡선 상에서 최대 응력점까지에 대한 모델을 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾이 제안하였는데 본 연구에서는 이 모델을 기본으로 하여 수정한 모델을 제안하였다. 식(1)~(4)까지는 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾의 모델과 동일하며 변형경화시의 접선계수를 식(5)와 같이 탄성계수와 항복응력의 함수로 제안하였다.

실험결과로부터 항복응력 345~708 MPa의 범위를 대상으로 변형경화시의 접선계수의 경향을 Table 1 및 Fig. 8과 같이 분석하여 제안식을 도출하였다. 변형연화 구간에서는 식(6)~(9), Fig. 9와 같이 제안하였다. 그 결과 Fig. 10에 나타낸 것처럼 실험결과를 적합하게 예측하는 것으로 나타났다.

(1)

• 탄성 구간 : $0\le \epsilon_{s}\le \epsilon_{y}$, $f_{s}=\epsilon_{s}· E_{s}$

(2)

• 소성 구간 : $\epsilon_{y}\le \epsilon_{s}\le \epsilon_{sh}$, $f_{s}=f_{y}$

Fig. 8. Proposed coefficient of strain hardening

Fig. 9. Proposed coefficient of strain hardening

Fig. 10. Comparison of test and proposed model

(3)

• 변형경화 구간 : $\epsilon_{sh}<\epsilon_{s}\le \epsilon_{su}$, $$f_{s}=f_{su}+(f_{y}- f_{su})\left(\dfrac{\epsilon_{su}-\epsilon_{s}}{\epsilon_{su}-\epsilon_{sh}}\right)^{P}$$

(4)

$P = E_{sh}\left(\dfrac{\epsilon_{su}-\epsilon_{sh}}{f_{su}- f_{y}}\right)$

(5)

$E_{sh}= E_{s}\left(0.101 - 0.03\sqrt{f_{y}/100}\right)$

(6)

• 변형연화 구간 : $\epsilon_{su}<\epsilon_{s}\le \epsilon_{fr}$, $$f_{s}= f_{su}+\alpha_{sd}(f_{y}-f_{su})\left(\dfrac{\epsilon_{s}-\epsilon_{su}}{\epsilon_{su}-\epsilon_{sh}}\right)^{P}$$

(7)

$f_{y}< 420$ MPa인 경우, $\alpha_{sd}= 2.2$

(8)

$420 < f_{y}\le 500$ MPa인 경우, $$\alpha_{sd}= 9.65\sqrt{f_{y}/100}-17.58$$

(9)

$f_{y}\le 710$ MPa인 경우, $\alpha_{sd}= 4.0$

여기서, $E_{s}$는 탄성계수, $E_{sh}$는 변형경화계수, $\alpha_{sd}$는 항복강도에 따른 보정계수이다.

4. 축방향 철근 단조증가 수정압축모델 제안

Mau et al.(1989)⁽¹⁷⁾은 보-기둥 유한요소 정식화를 위해 해석적인 방법으로 좌굴을 포함한 철근의 평균 압축 응력-변형률 거동을 연구하였다. Monti and Nuti(1992), Dodd et al.(1995), Rodriguez et al.(1999), Maekawa et al.(2003)^(4,15,18-19)은 철근길이와 철근직경의 세장비($s/d_{b}$, L/D)에 대하여 실험적으로 접근하였다.

이와 같은 해석 및 실험적 연구에서 세장비가 5보다 작거나 같을 경우, 단조증가 압축 응력-변형률 거동은 단조증가 인장 거동과 거의 유사하다고 밝혔다. 그러나, 철근길이와 철근직경의 세장비에 따라서 단조증가 인장 응력-변형률 거동과 단조증가 압축 응력-변형률 거동이 일치하지는 않는다. 철근길이와 철근직경의 세장비가 6 이하인 경우에도 항복고원 단계 이후에 변형경화가 발생한다는 점은 유사하지만, 변형경화의 기울기, 최대 응력 및 변형률이 일치하지는 않는다. 국내의 구조물들에 대한 비선형 해석에서 비선형 재료모델로 해외의 재료모델들을 적용하고 있으나 국내에서 생산되어 현장에서 적용되는 철근에 대한 단조증가 압축 응력-변형률 거동을 적합하게 반영되는지에 대한 검증은 수행되지 않았다. 내진설계가 반영되기 전에 건설된 고속도로상의 교량 교각들의 횡방향철근 수직간격은 150~400 mm로 조사되었으며 기둥에 대한 실험연구들에서 축방향철근 길이와 철근직경의 세장비를 조사하였고 기존 교각들의 상세와 문헌연구에 기반하여 철근길이와 철근직경의 세장비를 6, 8, 10으로 선정하여 압축 응력-변형률 시험을 수행하여 단조증가 수정압축 모델을 제안하였다.

4.2 축방향 철근의 단조증가 수정압축모델 제안

본 연구에서는 2장에서 언급된 단조증가 압축시험에 기초하여 Maekawa et al.(2003)⁽¹⁵⁾의 모델을 수정한 축방향 철근의 단조증가 압축 응력-변형률 모델을 식(13)~(20)과 같이 제안하였다.

Fig. 11은 단조증가 수정압축모델의 개념도를 나타낸 것이다. 시험결과에서 횡지지된 철근길이에 대한 철근지름의 비가 6 이하인 경우에만 항복 이후의 항복고원이 발생하였으므로 제안된 모델에서도 이 점이 고려되었다.

중간점($\epsilon^{*},\: f^{*}$)은 식(17)과 (18)로 결정되며 Fig. 12와 같이 본 연구의 시험결과에서 도출되었다. 계수 $\alpha_{sc}$와 $\beta_{sc}$는 식(19)와 (20), Fig. 13에 나타내었다.

Fig. 11. Schematic representation of compression steel

Fig. 12. Determination of intermediate point ($\epsilon^{*},\: f^{*}$)

Fig. 13. Coefficient $\alpha_{sc}$ and $\beta_{sc}$

Fig. 14는 국내 현장에서 사용되는 철근에 대한 시험결과에 제안식을 적용한 것으로 철근의 길이에 대한 지름의 비율에 따른 축방향 철근의 응력-변형률 거동을 적합하게 예측하고 있다. Fig. 15에 중간점($\epsilon^{*},\: f^{*}$)을 나타내었다.

(13)

• 탄성 구간 : $0\le \epsilon_{s}\le \epsilon_{y}$ $$f_{s}=\epsilon_{s}· E_{s}$$

(14)

• 소성 구간 : $\epsilon_{y}<\epsilon\le \epsilon_{sh}$ $$f_{s}= f_{y}$, $\epsilon_{sh}= 3\epsilon_{y}(L/D = 6)$$

(15)

• 변형경화 구간, 변형연화 구간 :

(ⅰ) $\epsilon\le \epsilon^{*}$ : $$\dfrac{f}{f_{y}}= 1 -\left(1 -\dfrac{f^{*}}{f_{y}}\right)\left(\dfrac{\dfrac{\epsilon}{\epsilon_{y}}-\alpha_{sc}}{\dfrac{\epsilon^{*}}{\epsilon_{y}}-\alpha_{sc}}\right)$$

(16)

(ⅱ) $\epsilon >\epsilon^{*}$ : $$\dfrac{f}{f_{y}}=\dfrac{f^{*}}{f_{y}}-\beta_{sc}\left(\dfrac{\epsilon}{\epsilon_{y}}-\dfrac{\epsilon^{*}}{\epsilon_{y}}\right)\ge 0.2$$

(17)

$\dfrac{\epsilon^{*}}{\epsilon_{y}}= 16.5 - 0.36\sqrt{\dfrac{f_{y}}{100}}\dfrac{L}{D}\ge 3$

(18)

$\dfrac{f^{*}}{f_{y}}= 2.05 - 0.07\sqrt{\dfrac{f_{y}}{100}}\dfrac{L}{D}\ge 0.2$

Fig. 14. Comparison of test and proposed model

Fig. 15. Comparison of test and $\epsilon^{*}/\epsilon_{y}$, $f^{*}/f_{y}$ of proposed model

(19)

$\begin{pmatrix}L/D\le 6 :\alpha_{sc}= 3 \\6\le L/D\le 8 :\alpha_{sc}= -\dfrac{L}{D}+9 \\L/D\ge 8 :\alpha_{sc}= 1\end{pmatrix}$

(20)

$\begin{pmatrix}L/D\le 6:\beta_{sc}=0.005\\6\le L/D\le 8:\beta_{sc}=0.006\dfrac{L}{D}-0.031\\L/D\ge 8:\beta_{sc}=0.017\end{pmatrix}$

여기서, $\epsilon_{y}$는 항복변형률, $f_{y}$는 항복응력, $\epsilon_{sh}$는 변형경화가 시작되는 변형률, $\epsilon^{*}$는 곡선의 기울기가 변하는 중간점의 변형률, $f^{*}$는 곡선의 기울기가 변하는 중간점의 응력, $L/D$ 는 철근길이에 대한 철근 지름의 비, $\alpha_{sc},\:\beta_{sc}$는 변형률계수이다.

5. 제안모델의 적용

제안된 재료특성 모델의 검증을 위하여 제안 모델을 적용한 재료 비선형 해석을 수행하였으며 국내에서 실험이 수행된 실물모형(Lee et al. 2004)⁽¹⁴⁾과 축소모형(Lee et al. 2001; Ko 2013)^(9,13)의 실험결과와 비교하여 검증하였다. 실물모형 실험체인 경우는 지름이 1,200 mm이고 원형띠철근이 115 mm 간격으로 배근되었으며 횡방향 철근비는 0.00396이고 형상비는 4.0이다. 단면직경 400 mm, 부재 길이 1,700 mm의 보통강도 콘크리트 원형나선 축소모형 실험체(CN-SP-60-20)인 경우는 평균 압축강도는 27.5 MPa이며 횡방향 철근비가 0.0132이고 형상비는 4.25이다. CN-SP-80-30 실험체의 횡방향 철근비는 0.0099이고 CN-SP-100-30 실험체의 횡방향 철근비는 0.0079이다. 보통강도 콘크리트 원형나선 축소모형 실험체인 CSP1, CSP2는 형상비가 4.5이고 축방향 철근의 항복강도는 482 MPa이며 횡방향 철근비는 0.004469, 0.003352이다. Table 2에 실험체들의 변수 및 상세를 나타내었으며 철근길이와 철근직경의 세장비($s/d_{b}$, L/D)의 범위는 3.8~12.6이다. 본 연구에서는 Table 2에 실험체들의 변수 및 상세에 대해 적용성을 검증하였으며 향후, 다양한 변수들로 실험이 수행된 실험결과들에도 검증이 필요하다고 판단된다.

Fig. 16. Comparison of test and analysis results

Fig. 16에 나타낸 바와 같이 교각의 모멘트-곡률 해석에 적용되는 철근모델은 선형탄성-소성 모델, Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾ 모델을 적용한 경우보다 변형경화를 고려한 제안모델을 적용한 경우가 실험결과에 대해 효과적으로 예측하였다. 본 연구의 비선형 해석에서 구속 및 비구속 콘크리트 모델로 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾ 모델이 적용되었다. Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾은 기둥길이 1,500 mm, 직경 500 mm인 원형단면 실험체에 대해 단조압축 실험을 통하여 콘크리트 재료모델을 제안하였다. 단조압축 실험의 경우에는 실험체의 단면 전체가 압축상태이지만 Fig. 16에 나타낸 실험체들과 같이 반복 횡하중을 받는 경우에는 중립축이 단면 내에 위치하게 되어 압축응력 분포가 단조압축 상태보다 상대적으로 작게 나타난다. Fig. 16에서와 같이 반복 횡하중이 가력된 실험체의 변수들에 따라 실험체들의 횡하중 강도가 나타나게 되는데 단조압축 실험에 근거한 콘크리트 모델의 차이를 보정하여 적용하는 경우도 있다. 본 연구에서 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾ 모델의 계수들을 수정하거나 보정계수를 적용하여 실험결과와 일치되게 해석할 수는 있으나 단조압축의 결과와 반복 횡하중이 가력된 결과의 차이를 보정함에 있어서 이론적 근거가 미약하다고 판단되어 Mander et al.(1988)⁽¹⁶⁾ 모델을 수정하지 않고 적용하였다. 비선형 해석에서 극한 압축변형률 모델(Ko and Lee 2021)⁽¹¹⁾이 적용되었다.

6. 비선형 재료모델 적용방법 제안

교각의 내진설계 또는 내진성능평가를 위한 비선형 해석에 적용되는 철근모델은 실제 거동을 예측할 수 있는 적절한 모델을 사용하여야 한다. 적절한 해석모델은 변형경화를 고려한 응력-변형률 해석모델을 의미한다. 교각에 대한 모멘트-곡률 해석에서의 인장철근 재료 해석모델 및 압축철근 재료 해석모델로 변형경화 거동, 횡철근의 간격과 축방향 철근 지름의 비율을 고려한 응력-변형률 모델을 적용하는 것이 합리적이다. 내진설계 및 내진성능평가를 위한 비선형 해석에서 인장철근과 압축철근의 변형경화 거동, 최대 응력 및 변형률 등은 구조물의 명확한 거동을 파악함에 있어서 매우 중요한 인자들이다. 또한, 축방향 철근길이와 철근직경의 세장비가 6 이하인 경우에도 단조증가 인장 응력-변형률과 단조증가 압축응력-변형률의 변형경화 거동, 최대 응력 및 변형률이 일치하지는 않기 때문에 인장철근과 압축철근의 재료모델은 구분하여 적용하는 것이 합리적이다. 본 연구에서는 압축철근에 대한 검증시험이 제한적이지만 한국에서 생산되는 철근에 대한 항복고원의 유무, 변형경화 거동, 최대 응력 및 변형률, 철근길이와 철근직경의 세장비가 6, 8, 10인 경우에 대한 좌굴거동 등을 반영할 수 있다는 점에 의미가 있다. 본 연구에서의 압축철근에 대한 검증시험이 제한적이므로 향후 다양한 변수들과 많은 압축철근 시험체에 대한 검증시험이 필요하다.

철근의 응력-변형률에 대한 정확한 값을 보유한 경우와 철근 응력-변형률에 대한 정확한 값을 미보유한 경우로 구분하여 제안하였다. 내진성능평가를 위한 비선형 해석의 경우에 설계도서에는 철근의 규격항복강도가 명시되지만 철근의 실제 항복강도 값과는 다르기 때문에 합리적인 재료모델을 구현하기 위해서는 철근 응력-변형률에 대한 정확한 값이 필요하다. 이와 같이 철근 응력-변형률에 대한 정확한 값을 미보유한 경우에는 본 연구에서 수행된 실험적 및 해석적 연구에 기반하여 도출된 Table 3, Table 4의 응력과 변형률을 적용할 수 있다.

7. 결 론

본 연구는 국내의 현장에서 사용되는 재료특성을 도출하기 위해 실험 및 해석적 연구가 수행되었으며 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 국내에서 생산되는 규격 항복강도 SD300~SD700에 대하여 D10~D32 철근을 대상으로 단조증가 인장시험을 수행하였고 단조증가 인장특성을 나타내는 주요인자들의 값을 도출하였다. 단조증가 인장특성인 변형경화와 변형연화를 구현하는 해석모델을 제안하였고 단조증가 인장시험 결과와 비교하여 제안모델을 검증하였으며 철근의 규격 항복강도와 철근호칭에 관계없이 완벽하게 재료의 비선형 거동을 예측하였다.

2) 규격 항복강도 SD300, SD400에 대하여 D16 철근을 대상으로 단조증가 압축시험을 수행하였다. 철근길이에 대한 철근직경의 비가 증가할수록 항복 이후에 압축응력 저감 현상은 심화되었다. 압축철근 재료 해석모델을 제안하였고 횡철근의 간격과 축방향 철근지름의 비율에 따른 비선형 거동을 적절하게 예측하였다.

3) 제안된 단조증가 인장 및 압축 모델을 적용하여 비선형 해석을 수행하여 철근길이와 철근직경의 세장비(, L/D)의 범위가 3.8~12.6인 실물 모형 및 축소 모형에 대한 실험결과와 비교하였으며 실험결과를 적절하게 예측하였다.