박주현
(Ju-Hyun Park)
1iD
윤성환
(Sung-Hwan Yun)
2
박창호
(Chang-Ho Park)
3
천성철
(Sung-Chul Chun)
4iD
이종한
(Jong-Han Lee)
5†iD
-
인하대학교 토목공학과 박사과정
(Graduate Student, Department of Civil Engineering, Inha University, Incheon 22212,
Rep. of Korea)
-
도로교통연구원 구조물연구실 책임연구원
(Senior Researcher, Korea Expressway Corporation Research Institute, Hwaseong 18489,
Rep. of Korea)
-
도로교통연구원 구조물연구실 선임연구위원
(Head of Research Department, Korea Expressway Corporation Research Institute, Hwaseong
18489, Rep. of Korea)
-
인천대학교 도시건축학부 교수
(Professor, Division of Architecture and Urban Design, Incheon National University,
Incheon 22012, Rep. of Korea)
-
인하대학교 토목공학과 부교수
(Associate Professor, Department of Civil Engineering, Inha University, Incheon 22212,
Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
콘크리트 브레이크아웃강도, 교량 받침, 고정하중, 전단하중, 콘크리트 비선형 모델
Key words
concrete breakout strength, bridge bearing, dead load, shear load, concrete nonlinear model
1. 서 론
국내 지진이 활발하게 발생하기 시작함에 따라 인프라 구조물의 내진성능에 대한 국민적 관심도 증대되고 있다. 따라서 인프라 구조물의 내진설계와 평가방법에
대한 면밀한 검증이 요구되고 있다. 인프라 구조물 중 교량은 지진으로 인해 발생되는 전단력의 대부분을 교량 받침에서 저항하기 때문에 교량의 내진성능은
받침부의 성능에 의존된다. 따라서, 받침 앵커부의 지진응답은 교량 전체의 안전과 직결될 수 있는 매우 중요한 요소이다.
교량 받침 앵커부는 일반적으로 Fig. 1과 같이 앵커볼트와 앵커소켓으로 구성된 앵커부, 받침에 작용하는 상부구조의 하중을 분산시키면서 받침과 하부구조를 연결하는 하부플레이트, 하중을 지지하는
코핑부 콘크리트와 콘크리트 내에 배치된 철근으로 구성된다. Fig. 1에서 나타난 바와 같이 교량 받침부는 상부구조에 의한 고정하중이 상시 작용하고 있으나 현재 교량 받침부의 국내외 설계기준은 고정하중의 영향을 고려하지
못하고 있는 실정이다.
교량 받침의 경우 상부구조에 의한 상시 고정하중이 작용하고 있기 때문에 전단력 작용 시, 고정하중이 앵커부 거동에 큰 영향을 미칠 것으로 판단된다.
Joint ACI-ASCE Committee 326(1962)에 의하면, 축방향 압축력은 부재의 전단강도 향상에 큰 영향을 미치는 것으로 보고하였으며, MacGregor and Hanson(1969)가 실험데이터를 통해 전단에서 축방향 압축의 영향을 검증하였다. Ou and Kurniawan(2015)와 Eom et al. (2019)도 기둥 부재의 압축력을 고러한 전단실험을 통해 기둥 부재의 전단파괴 시 압축력은 전단강도의 증가, 전단변형률의 감소, 파괴각도의 감소 등의 효과를
보였다. 따라서, 상대적으로 매우 큰 고정하중이 작용하는 교량부 받침부는 콘크리트 브레이크아웃강도 평가 시 고정하중의 영향을 평가할 필요가 있다.
하지만, 현재의 국내외 콘크리트용 앵커 설계기준은 고정하중의 효과를 고려하지 못하고 있으며, 이는 교량 받침의 보수적인 설계 및 평가를 유발한다.
이러한 보수적인 설계 및 평가기준으로 인해 충분한 내진성능을 보유한 교량 받침의 경우에도 내진성능 미달 판정을 받고 있다. 이는 불필요한 보수, 보강으로
연결되어 매년 막대한 경제적 손실이 발생되고 있는 실정이다(KECRI 2021). 고정하중의 영향을 확인하고 과도하게 보수적으로 평가되고 있는 교량 받침 앵커부의 평가식에 대한 재검토가 필요하다.
Fig. 1 Configuration of a bridge bearing system
2. 국내외 설계기준 분석
현재 국내외 교량 받침의 설계와 평가는 CCD(concrete capacity design) 방법에 근거하고 있다. CCD 방법에 근거한 국내외 설계기준에서는
전단을 받는 앵커의 파괴유형을 Fig. 2와 같이 제시하고 있다(MOLIT 2021a; ACI 2019). 콘크리트 프라이아웃(concrete pryout)은 앵커와 콘크리트 블록 가력방향 연단거리가 충분하고 앵커의 묻힘깊이가 작은 경우 발생할 수 있으며,
콘크리트 브레이크아웃(concrete breakout)은 앵커에서 콘크리트 블록 가력방향 연단거리가 짧은 경우에 발생할 수 있다. 가력방향 연단거리와
묻힘깊이가 모두 충분한 경우 앵커의 강재파괴(steel failure)가 발생할 수 있다. 세 가지의 파괴유형 중 이 연구에서는 전단을 받는 앵커의
콘크리트 브레이크아웃에 대한 연구를 수행하고자 한다.
식 (1)~(2)는 KDS 14 20 54(MOLIT 2021a)와 ACI 318-19 (ACI 2019)에서 제시하는 비균열 콘크리트 브레이크아웃 평균강도식으로 두 개의 식 중 작은 값을 사용한다. 전단을 받는 앵커의 콘크리트 브레이크아웃 강도를 계산하기
위한 Eq. 1은 콘크리트에 매립된 소형 앵커에 대한 실험 데이터로부터 도출되었다(Fuchs et al. 1995). 이후 대구경 앵커에 대한 연구결과(Lee et al. 2010, 2011)를 바탕으로 ACI 318-11(ACI 2011)에 식 (2)가 추가되었다. 식 (1)~(2)의 가장 큰 차이점을 앵커 묻힘깊이와 직경의 영향인자에 대한 고려이다(Lee et al. 2018). 콘크리트 설계기준압축강도($f_{ck}$) 25 MPa, 연단거리($c_{a1}$) 300 mm에 대하여 앵커의 묻힘깊이와 직경 변화에 따른 콘크리트
브레이크아웃강도를 분석하였다. Fig. 3에 보인 바와 같이 앵커 직경이 24 mm 이상인 경우 묻힘깊이 100, 200, 300 mm 모두 식 (2)에 의해 지배된다. 교량 받침 앵커부에서 사용되는 앵커의 경우 대부분 하부플레이트를 고정하기 위해 앵커소켓과의 결합하여 사용하며, 앵커와 앵커소켓은
일체 거동하게 된다. 따라서, 앵커소켓의 직경을 고려하였을 때, 앵커 직경은 크게 증가하여 교량 받침부의 콘크리트 브레이크아웃강도는 대부분 식 (2)에 의해 결정된다.
여기서, $V_{b}$는 전단력이 작용할 때 단일앵커에 대한 평균 브레이크아웃강도, $l_{e}$는 앵커의 전단에 대한 지압 저항 길이, $d_{a}$는
앵커의 외경, $\lambda_{a}$는 경량콘크리트의 수정계수로 일반콘크리트의 경우 1, $f_{ck}$는 콘크리트의 설계기준압축강도, $c_{a1}$는
앵커 샤프트 중심부터 콘크리트 단부까지의 거리이다.
CCD 방법에 근거한 평가식은 철골과 설비 부착을 위해 개발된 것으로 상당히 큰 고정하중이 작용하는 교량의 특성은 반영하지 못하고 있다. 따라서,
이 연구에서는 합리적인 성능평가를 위해 고정하중이 전단을 받는 교량 받침 앵커부 거동에 미치는 영향을 분석하고자 한다. 고정하중의 영향을 평가하기
위해 내진성능 미달된 교량 받침부를 우선적으로 분석하여 상부구조 대표형식 선정 및 받침 1기에 작용하는 고정하중 비율을 산정하고 콘크리트 브레이크아웃강도
평가 시 고정하중의 영향을 평가하였다.
Fig. 2 Failure modes under shear loading
Fig. 3 Comparisons of the concrete breakout shear capacity obtained from Eqs. (1) and (2)
3. 내진성능미달 교량 받침부 분석
이 연구는 교량 받침 1기당 작용하는 고정하중을 분석하기 위해 교량 받침부 내진성능이 미달된 국내 고속도로 교량의 제원을 분석하였다. 2020년 받침부
내진성능미달 교량은 총 164개 소로 교각과 교대 중 하나의 하부구조에서 내진성능미달 판정을 받은 교량은 81개 소, 두 개의 하부구조에서 미달 판정을
받은 교량은 84개 소로 나타났다. Fig. 4는 내진성능미달 교량의 상부구조 형식별 분류로 164개 소 중 약 56 %가 강박스형(STB)교, 27 %의 프리스트레스트 콘크리트(PSC)교, 7
%의 강판형(SPG)교, 6 %의 RC 슬래브(RCS)교로 나타났다. 따라서 대표 교량의 상부구조 형식을 STB교, PSC교로 선정하였다.
대표 상부구조 형식의 내진성능미달 교량 중 받침 앵커부의 상세제원이 제공된 31개 소 교각의 받침 앵커부 제원 분석을 수행하였다. 앞서 기술한 바와
같이 교량 받침 앵커부의 경우 앵커와 앵커소켓이 결합되어 일체화 거동을 하기 때문에 앵커소켓의 직경과 묻힘깊이의 제원을 분석하였다. Fig. 5에서 앵커소켓 직경의 분포를 확인한 결과, 앵커소켓의 직경은 50~90 mm가 약 52 %로 가장 많은 분포를 보였다. 앵커소켓의 직경과 묻힘깊이의
관계는 Fig. 6에 보인 바와 같이, 거의 선형의 상관성을 보였으며, 묻힘깊이는 직경의 약 3.33배로 나타났다.
교량 받침부에 작용하는 고정하중의 영향을 확인하기 위해 교량 받침의 설계 지진하중(earthquake load, EL) 대비 고정하중(dead load,
DL)의 비를 분석하였다. Fig. 7은 교각의 설계 수평지진하중 대비 고정하중의 비를 나타낸 것으로 1~2배의 고정하중이 작용하는 경우는 약 33.9 %, 2~4배의 경우는 약 25.8
%, 4배 이상은 약 27.4 %로 1배 이상의 고정하중이 작용하는 경우가 약 87.1 %를 차지하였다. Fig. 8은 설계 지진하중의 수직방향 성분을 고려한 고정하중 비를 나타낸 것이다. KDS 24 17 11(MOLIT 2021b)에서 지진의 수직방향 성분은 수평성분 세기의 2/3를 고려하게 제시되어있다. 따라서, 인장방향의 설계 수직지진하중 성분을 고려하게 되면 고정하중은
지진하중의 1배 이하인 경우가 약 37.1 %, 1~2배는 약 17.7 %, 2~4배는 약 29.0 %, 4배 이상은 약 16.1 %로 감소하였다.
그러나, 지진하중의 수직성분을 고려하더라도 교량에서의 고정하중은 약 62.9 %가 설계 지진하중의 1배 이상으로 지속적으로 작용하였다.
국내 내진성능미달 고속도로 교량 받침 앵커부 분석을 통해 어흘2교(Aheul 2nd bridge)를 대표 교량으로 선정하였다. 어흘2교는 2001년에
준공이 완료된 3경간 150 m 연장의 강박스교로 포트받침으로 구성되어있다. 어흘2교의 교각 받침 앵커부 제원은 Table 1과 같으며, 받침 1기에 작용하는 고정하중은 1,380~2,248 kN, 교축방향과 교직방향의 설계 지진하중은 각 714, 811 kN으로 고정하중은
설계하중의 약 1.7~ 3.1배였다. 앵커소켓의 직경은 110 mm, 묻힘깊이는 360 mm로 앞서 분석한 결과와 유사하게 직경과 묻힘깊이의 비는
약 3.3배이다.
Table 1 Bearing anchor part for piers of 2nd Aheul bridge
|
Design earthquake load
(kN)
|
Dead load
(kN)
|
Anchor socket
|
|
Longitudinal
|
Transverse
|
Diameter
(mm)
|
Embedment
(mm)
|
|
714
|
811
|
2,248
|
110
|
360
|
Fig. 4 Classification of bridge superstructures with insufficient seismic performance
Fig. 5 Diameter of anchor socket in bridge bearings
Fig. 6 Correlation between the diameter of anchor socket and embedment of the anchor socket
Fig. 7 Ratio of dead load to design seismic load per bridge bearing
Fig. 8 Ratio of dead load to design seismic load considering tensile vertical component per bridge bearing
4. 해석모델 선정 및 검증
4.1 해석 모델
대표교량으로 선정한 어흘2교는 연단거리가 짧은 교직방향의 전단에 대해 내진성능 미달 판정을 받았다. 따라서 이 연구에서는 어흘2교의 교각 받침 앵커부
제원과 도면을 바탕으로 Table 2와 같이 교직방향 수치해석 모델을 구성하였다. 수치모델은 교각 가장자리에 위치한 받침 앵커부 도면을 바탕으로 폭(B)은 3,500 mm로 설정하였으며,
길이(L)와, 높이(H)는 실제 교각 콘크리트 코핑부와 동일한 각 2,140 mm와 2,000 mm로 정의하였다. 일반적으로 위험 앵커는 전면앵커와
후면앵커의 연단거리와 앵커간격간의 관계를 통해 정의된다. 하지만 앵커와 플레이트가 용접되어 하중의 분산이 가능한 경우에는 후면앵커를 위험 앵커로 정의할
수 있다(MOLIT 2021a). 따라서, 받침부 4개의 앵커 중 연단거리 1,030 mm인 후면앵커를 대상으로 하였다. 하부플레이트는 어흘2교에서 실제 운용중인 규격으로 폭(b)과
길이(l)는 590 mm, 높이(h)는 45 mm이다. 어흘2교의 도면을 바탕으로 설계한 모델의 각 파괴모드 별 예상 파괴강도는 앵커의 강재강도 1,641
kN, 콘크리트 브레이크아웃강도 1,214 kN, 콘크리트 프라이아웃강도 1,598 kN이다. 즉, 콘크리트 브레이크아웃 파괴가 발생하도록 설계하였다.
수치해석 모델링은 Fig. 9에 보인 바와 같이, 8절점 3D Solid 요소(C3D8R)를 사용했으며, 기둥 콘크리트 코핑부는 137,760개의 요소로, 하부플레이트는 570개,
앵커는 각 512개의 요소로 세분화하였다. 해석모델의 비선형 재료 물성치를 Fig. 10과 같이 정의하였다. 콘크리트 비선형 물성치는 아바쿠스(Abaqus 2016)의 Concrete damaged plasticity로 구현하였다. 콘크리트의 압축거동은 식 (3)에 보인 바와 같이 3개의 구간으로 구분하여 첫 번째 구간은 콘크리트의 압축응력이 설계기준압축강도의 0.4배까지 탄성계수에 비례하여 선형적으로 증가하는
구간이다(Mander et al. 1988; CEN 2004). 두 번째 구간은 콘크리트가 설계기준압축강도까지 도달하고, 이후 압축변형률 $\varepsilon_{c2}$까지 강도의 연화(softening)구간이다(Mander et al. 1988). 세 번째 구간은 압축변형률 $\varepsilon_{c2}$지점 이후 10 %의 압축강도가 일정하게 유지된다고 가정한다(Mander et al. 1988). 인장구간은 식 (4)와 같이 선형증가구간, 응력감소구간, 응력유지구간으로 정의하였다([23]Pavlović et al. 2013). 선형증가구간은 콘크리트의 인장응력이
최대 인장강도까지 선형적으로 증가하는 구간이다. 최대 인장강도는 ACI 318-19 (2019)에 근거하여 콘크리트 설계기준압축강도의 0.1배로 정의하였다. 응력감소구간은 콘크리트 최대 인장강도 이후 인장변형률 $\varepsilon_{t2}$지점까지의
구간이다. 응력유지구간은 인장변형률 $\varepsilon_{t2}$이후 최대 인장강도의 10 %가 일정하게 유지된다고 가정하는 구간이다. 강재로
구성된 앵커볼트와 하부플레이트는 강재 소성모델을 사용하였다.
여기서, $f_{c}$는 콘크리트 압축강도, $\varepsilon_{c}$는 콘크리트 압축변형률, $E_{c}$는 콘크리트 탄성계수, $\varepsilon_{c1}$는
콘크리트 설계기준압축강도 시의 변형률, $\alpha$는 콘크리트 압축 연화계수, $f_{t}$는 콘크리트 인장강도, $f_{t1}$는 $0.1f_{ck}$,
$\varepsilon_{t1}$는 콘크리트 최대 인장강도 시의 변형률, $\varepsilon_{t}$는 콘크리트 인장 변형률이다.
콘크리트와 하부플레이트의 접촉은 콘크리트와 강재의 마찰계수에 대한 문헌분석을 통해 정의하였다. 콘크리트와 강재의 마찰계수는 강재의 표면처리에 의해
다르게 나타났으며, 일반적인 경우, 콘크리트와 강재의 마찰계수는 압축응력 0.01~34.5 MPa 범위에서 0.3~0.6으로 나타났으며, 평균적으로
0.45를 제시하였다(Baltay and Gjelsvik 1990). 또한, Hitaka(2007), Liu et al.(2016), Aghdamy et al.(2017)의 연구에서도 콘크리트와 강재의 마찰계수를 0.45로 제시하고 있어, 이 연구에서는 마찰계수를 0.45로 가정하였다.
원형강관(plain round bar)과 콘크리트의 부착특성에 대한 선행연구 분석을 수행하였다(Wu et al. 2014; Zhang et al. 2014; Li et al. 2015). 선행연구 분석 결과, 콘크리트 압축강도 30 MPa에서 직경 12, 16, 20 mm의 원형강관의 부착강도는 약 2~3 MPa로 나타났고, 직경이
커질수록 부착강도는 다소 증가하였다. 또한, 콘크리트 압축강도 대비의 2축 압축응력이 클수록 부착강도는 높게 나타났다. Abrams(1913)는 실험체의 규격, 단면형상, 철근의 표면조건, 양생조건, 재령, 콘크리트 배합조건 등을 실험변수로 하여 콘크리트와 원형철근의 부착강도를 분석하였다.
콘크리트 압축강도 24 MPa에 직경 110 mm, 묻힘깊이 330 mm의 원형철근의 부착강도는 약 5~7 MPa로 제시하였다. 따라서 이 연구에서는
선행연구(Abrams 1913; Wu et al. 2014; Zhang et al. 2014; Li et al. 2015) 분석을 통해 콘크리트와 앵커의 부착강도를 6 MPa로 정의하였으며 앵커와 콘크리트의 접촉조건을 부착특성으로 모사하였다.
Fig. 10 Stress-strain curves of concrete
Table 2 Specifications of numerical model (unit: mm)
|
$B$
|
$L$
|
$H$
|
$c_{a1}$
|
$s_{1}$
|
$d_{a}$
|
$l_{e}$
|
$b$
|
$l$
|
$h$
|
|
3,500
|
2,140
|
2,000
|
1,030
|
460
|
110
|
360
|
590
|
590
|
45
|
4.2 수치해석 모델 검증
수치해석 모델 검증을 위해 고정하중이 작용하지 않는 무축력 모델(DL=0 kN)에 대하여 수치해석값과 식 (1)~(2)로 계산되어진 콘크리트 브레이크아웃강도를 비교하였다. Fig. 11은 하중-변위 곡선으로 약 440 kN까지는 선형적으로 증가하다가 콘크리트의 균열발생과 진전으로 기울기가 감소하면서 약 1,221 kN에서 파괴가
발생하였다. 파괴 시 변위는 8.2 mm였다. 최대하중 1,221 kN은 예상 콘크리트 브레이크아웃강도인 1,214 k와 약 0.6 % 오차로 매우
유사하게 나타났다.
Fig. 12는 전단력이 증가함에 따라 콘크리트 브레이크아웃의 진행을 보여준다. 콘크리트 브레이크아웃 파괴의 시작은 앵커 주변 콘크리트에서 시작하여 전단력 가력방향으로
파괴범위가 증가하였다. 파괴범위은 가력방향의 콘크리트 가장자리 면으로 확대되면서 최종적으로 콘크리트 브레이크아웃의 파괴가 발생하였다.
Fig. 11 Comparison of numerical result and basic concrete breakout strength
Fig. 12 Progress of concrete breakout failure
5. 고정하중의 영향 분석
5.1 하중-변위 곡선 및 파괴형상
어흘2교 교각의 받침 1기당 작용하는 고정하중은 1,380~ 2,248 kN, 앞서 기술한 바와 같이 설계 지진하중 대비 고정하중이 약 1.7~3.1배였다.
따라서, 이 연구에서는 고정하중의 영향을 확인하기 위해 고정하중의 크기를 설계 지진하중(811 kN)의 약 5배까지 수치해석을 진행하였다.
고정하중의 증가에 따른 콘크리트 브레이크아웃강도의 변화는 Fig. 13과 같다. 고정하중의 크기가 증가함에 따라 콘크리트 브레이크아웃강도는 증가하였으며, 파괴 시 변위는 감소하는 경향을 보였다. 이는 기둥의 전단파괴강도를
증가시키고 연성을 감소시키는 압축력의 영향을 고려한 전단연구(Ou and Kurniawan 2015) 결과와 유사하다.
Fig. 14는 고정하중 변화에 따른 콘크리트 브레이크아웃 파괴형상을 보여준다. Fig. 14에 나타난 바와 같이 고정하중이 0 kN, 2,000 kN, 4,000 kN으로 변화함에 따라 파괴 형상은 고정하중의 작용과 관계없이 거의 유사하게
나타났다. 따라서, 파괴각도에는 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다.
Fig. 13 Concrete breakout strength-displacement curve with increasing dead load
Fig. 14 Changes in concrete breakout failure due to increased dead load
5.2 콘크리트 브레이크아웃강도
Fig. 15는 고정하중 변화에 따른 콘크리트 브레이크아웃강도의 변화를 나타낸다. Fig. 15에서 빗금친 구역은 어흘2교 교각의 받침1기에 실제 작용하는 고정하중의 범위를 의미하며, 빨간색의 실선은 설계 지진하중의 인장방향 수직성분을 고려한
고정하중의 범위이다. 운용 중인 교각 받침부의 고정하중을 고려한 콘크리트 브레이크아웃강도는 약 2,109~ 2,442 kN로, 이는 현재 사용되고
있는 평가강도식에 비해 약 73.7~101.2 % 증가된 값이다. 설계 지진하중의 인장방향 수직성분을 고려하게 되면 콘크리트 브레이크아웃강도는 약
1,841~2,249 kN로, 현 평가강도식에 비해 약 51.6~85.3 % 증가되는 것으로 예측된다. 따라서 고정하중을 고려하지 않고 있는 현재의
전단을 받는 콘크리트 브레이크아웃강도 평가식은 매우 보수적으로 평가되고 있는 것으로 판단된다.
또한, Fig. 15에서와 같이 고정하중이 증가함에 따라 콘크리트 브레이크아웃강도의 증가는 비선형적으로 증가하는 것을 확인하였다. 고정하중의 증가함에 따른 콘크리트 브레이크아웃강도의
증가율을 확인하기 위해 기울기가 변화하는 2,000 kN을 기준으로 이중선형(bilinear) 추세선 분석을 수행하였다. 콘크리트 브레이크아웃강도는
예상 브레이크아웃강도의 약 1.5배인 고정하중 2,000 kN까지는 고정하중 100 kN 당 약 57.6 kN의 증가율을 보였으며, 2,000 kN
이후부터 약 19.9 kN의 증가율을 보였다.
Fig. 15 Analysis of the numerical results by increasing dead load
5.3 앵커 전단강도
고정하중 작용에 의해 콘크리트 전단강도가 증가되고 이는 전단가력을 증가시켜 앵커가 받는 전단력의 증가로 이어질 수 있다. 따라서 앵커가 받는 전단력을
확인하여 앵커의 강재강도에 대한 영향을 분석하였다. 비교를 위해 앵커가 받는 전단력($V_{anchors}$)과 콘크리트 브레이크아웃강도($V_{breakout}$)를
Fig. 16에 같이 나타내었다. 앵커가 받는 전단력은 고정하중이 증가함에 따라 비선형적으로 증가하였다. 콘크리트 브레이크아웃강도와 유사하게 고정하중이 약 2,000
kN 작용하는 지점에서 기울기가 변화하였다. 이중선형 추세선 분석 결과, 앵커가 부담하는 전단력은 고정하중 2,000 kN까지는 고정하중 100 kN
당 약 23.7 kN의 증가율을 보였고, 2,000 kN 이후는 약 6.0 kN의 증가율을 보였다. 앵커가 받는 전단력의 증가율은 콘크리트 브레이크아웃의
증가율에 비해서는 다소 낮게 나타났다. 하지만 앵커가 받는 전단력은 설계 지진하중의 약 5배의 고정하중인 4,000 kN이 작용하는 경우에도 앵커
강재강도의 약 63.7 %인 1045.8 kN이 작용하면서 앵커의 강재강도에는 미치지 못하였다.
Fig. 16 Changes in shear force for each member regarding the increase in the dead load
5.4 마찰계수에 의한 효과
이 연구에서 콘크리트와 하부플레이트의 마찰계수는 선행연구(Baltay and Gjelsvik 1990; Hitaka 2007; Liu et al. 2016; Aghdamy et al. 2017) 분석을 통해 0.45로 정의하였다. 마찰계수는 일반적으로 고정하중에 의한 전단강도에 영향을 미칠 수 있다고 판단할 수 있다. 따라서 고정하중 작용
시 마찰계수 변화에 따른 콘크리트 브레이크아웃강도와 앵커가 받는 전단력, 마찰력($V_{friction}$)의 변화를 분석하였다. Baltay and Gjelsvik(1990)의 연구에서 제시한 콘크리트와 강재의 마찰계수는 0.3~0.6 사이에 분포하였지만, 보다 넓은 경향성을 확인하기 위해 고정하중 2,000 kN이 작용하는
모델(DL=2000)에 대하여 마찰계수 0, 0.2, 0.3, 0.4, 0.45, 0.5, 0.6, 0.7까지 확장하여 해석을 수행하였다.
마찰계수 변화에 따른 콘크리트 브레이크아웃강도와 앵커가 받는 전단력, 마찰력의 변화는 Fig. 17과 같다. 마찰계수가 증가함에 따라 콘크리트 브레이크아웃강도와 앵커의 전단력, 마찰력은 거의 선형적으로 변화하였다. 콘크리트 브레이크아웃강도와 마찰력은
미소하게 증가하였으며, 앵커가 받는 전단력은 감소하는 경향을 보였다. 선형추세선 분석을 통해 마찰계수가 0.1 증가할 때, 콘크리트 브레이크아웃강도와
마찰력은 각 3.1, 7.3 kN 증가하였고, 앵커가 받는 전단력은 약 4.2 kN 감소하였다. 마찰계수의 변화를 통해 마찰력을 분석한 결과, 고정하중
2,000 kN이 작용하고 있음에도 불구하고 매우 적은 마찰력이 발생하는 것을 확인하였다. 따라서 압축력과 전단을 받는 앵커의 콘크리트 브레이크아웃강도에서
마찰력의 효과는 매우 미미한 것으로 나타났다. 이는 고정하중의 작용으로 인한 콘크리트 브레이크아웃강도의 증가는 콘크리트와 하부플레이트의 마찰 효과보다
압축력에 의한 콘크리트 내부응력의 증가가 발생하여 전단강도의 증가가 발생하는 것으로 판단된다.
Fig. 17 Changes in shear and friction force regarding the increase in the friction coefficient
6. 결 론
이 연구는 내진성능미달 교량을 분석하고 대표 교각 받침부에 대한 수치해석을 통해 교량 받침 앵커부의 콘크리트 브레이크아웃강도에 대한 고정하중 영향을
평가하였다. 주요한 결과는 다음과 같다.
받침 앵커부 내진성능미달 국내 고속도로 교량 분석을 통해 받침 1기당 작용하는 설계 지진하중 대비 고정하중의 비를 분석하였다. 교축방향에서는 2배
이상의 고정하중이 약 87 %, 교직방향에서는 약 55 %로 1~2배의 고정하중이 받침 1기에 상시 작용하는 것으로 나타났다.
고정하중을 설계 지진하중의 약 5배까지 증가시킴에 따라, 브레이크아웃강도는 크게 증가하였으며, 파괴 시 변위는 감소하는 경향이 나타났다. 고정하중이
증가함에 따라 콘크리트 브레이크아웃강도는 증가하였으며, 압축력의 상한효과가 나타나는 것으로 판단된다. 또한 고정하중의 작용으로 콘크리트 브레이크아웃의
파괴형상이나 파괴각도에는 큰 영향을 미치지 않았다. 또한, 대상 교량인 어흘2교의 경우 실제 작용하는 고정하중의 범위를 고려하면 콘크리트 브레이크아웃강도는
현재의 평가강도식에 비해 약 1.8~2.0배의 성능을 발휘할 것으로 예측된다.
고정하중이 증가함에 따라 콘크리트 전단강도가 증가하여 앵커가 받는 전단력도 증가하였지만, 전단력 증가율은 강재강도에 비해 낮게 나타났다. 또한, 마찰계수가
증가함에 마찰력과 앵커의 전단력은 매우 미소하게 변화하였다. 고정하중에 의한 콘크리트 브레이크아웃강도의 증가는 마찰력의 영향보다는 콘크리트 내부응력의
증가로 인해 콘크리트의 전단강도 증가가 주요하게 영향을 미치는 것으로 판단된다.
이 연구는 기존 교량 받침부의 콘크리트 브레이크아웃강도 평가식에서 고려하지 못하는 고정하중의 영향을 수치해석 결과를 통해 확인하였다. 이 연구 결과를
바탕으로 고정하중을 고려한 실험연구를 함께 수행하여 현재 교량 받침부의 평가식을 개선하고자 한다.
감사의 글
이 연구는 2022년 한국도로공사 도로교통연구원 고정하중 작용 시 교량 받침부 콘크리트의 파괴강도 평가 연구 및 인하대학교 지원으로 수행되었음.
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