1. 서 론
교량 건설에 있어서 사용 재료의 개발과 새로운 형식을 개발하는 기술이 발달하였다. 그러나 대부분의 기술 개발은 현장 타설 및 재료비 절감을 위한 공법에
치중하고 있다. 이러한 현장 타설의 경우 주변 환경 피해와 주변 민원을 야기할 뿐만 아니라 날씨에 큰 영향을 받는 단점을 가지고 있다. 이러한 단점을
극복하기 위해서 공기 단축을 위한 공법 개발이 증대되고 있는 실정이다. 공기 단축 공법은 조립식 공법(프리캐스트 공법) 이라고도 일컬어지는데 조립식
공법은 현재 상부 구조 위주로 개발 및 현장 적용되고 있는 실정이다. 이에 반해 하부 구조의 경우에는 미국의 경우를 제외한 타 국가에서는 거의 현장적용이
되지 않고 있는 실정이다. 대다수의 조립식 기둥 공법은 강선을 이용한 포스트 텐션 방식을 적용하여 시공 되어 졌으며, 대표적으로 S.L. Billington
등이 선구자적인 연구를 진행하였으며, 국내에서도 조립식 교각 공법에 대한 연구가 진행되는데 주로 철근 콘크리트 기둥을 분절화 시켜 프리스트레스 공법을
적용하여 접합하는 연구가 대부분으로 심창수(2007), 김태훈(2008), 정철헌(1998) 등의 연구자들이 연구하고 있으며, 현장에는 1건의 적용되고
있다.
철근 콘크리트 기둥을 제외한 강합성 단면으로는
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Fig. 1. Constitution of ICH CFT column
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Fig. 2. Connection of column segment and connection of column-foundation(Won et al. 2010)
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Figure 1과 같이 내·외부 튜브에 콘크리트로 채워진 구조를 가진 내부 구속 중공 CFT(ICH CFT, Internally Confined Hollow
CFT)기둥을 이용하여 원덕희(2010) 등이 연구를 진행하고 있다. 원덕희 등(2010)은 Figure 2
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Fig. 3. Prefabricated coping part(Won et al. 2010)
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Fig. 4. Connection of column-coping(Won et al. (2012))
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와 같이 조립식 ICH CFT 기둥을 위한 기둥 세그먼트 접합방법과 기초 접합부를 설계하는 방법을 제안하였으며, 이 밖에도 Figure 3와 같이
조립식 코핑부(원덕희 등(2011)), Figure 4과 같은 코핑-기둥 접합부(원덕희 등(2012))가 연구되어졌다.
조립식 ICH CFT 기둥의 시공은 Figure 4와 같이 공장에서 기둥 세그먼트와 코핑부 유닛을 사전에 제작하여 현장에서 기초 접합부, 기둥 세그먼트
접합부, 기둥-코핑 접합부 그리고 조립식 코핑부를 각각 조립하여 조립식 기둥이 완성된다.
본 연구에서는 사전 연구를 통하여 제안된 접합방법을 모두 적용하여 이를 실험적 검증으로 검증하였으며, 준정적 실험을 통하여 내진성능을 분석하였다.
2. 조립식 ICH CFT 기둥의 접합방법
ICH CFT 기둥은 Figure 1과 같이 내·외부 튜브가 존재하고 그 사이가 콘크리트로 채워진 구조로 되어 있기 때문에 조립식 기둥화 시키기 위해서는 기둥 부분에 분절화가 필수적이다. 기둥 부분을 분절화 시킨다는
것은 현장에서 시공 시 분절화 된 부분을 접합할 수 있는 기술을 제시하고 또한 설계를 해야 한다. 본 연구에서는 기둥 세그먼트 접합방법을 2가지를
제안하고 실험 연구를 함에 있어서 변수로 설정하였다. 기둥세그먼트 접합부와 기초 접합부는 아래의 설명과 같으며, 기둥-코핑 접합부는 원덕희 등(2012)에서
제시한 방법을 적용하였다.
2.1 보강재 보강법
원덕희 등(2010)은 내·외부튜브를 접합함에 있어서 Figure 5
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Fig. 5. Connection method of internal and external tube
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Fig. 1). Dimension of internal and external stiffeners(left : external stiffener, right :
internal stiffener)
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와 같이 보강재로 보강하여 필렛 용접하는 구조를 제시하였다. 이 때 보강재의 설계 방법으로 식 (1)과 같이 기존 일체형 기둥을 분절화 하면서 손실된
콘크리트부와 내·외부튜브의 손실된 I값을 보강재로 보강하는 방법을 제시하였다. 반면 현장 사정에 따라서 내·외부튜브가 용접 가능하다면 식 (2)와
같이 손실량에서 내·외부 튜브는 제거하는 설계방법을 사용할 수 있다.
(1)
(2)
여기에서, 는 보강재의 관성모멘트, 는 외부튜브의 관성모멘트, 는 내부튜브의 관성모멘트, 는 콘크리트의 관성 모멘트, 는 탄성계수비이다.
보강재의 두께는 식 (1) 혹은 식 (2)에서 계산된 보강재의 관성모멘트()를 내·외부로 각각 15%, 85% 나누어 보강을 한다.(원덕희 2010) 이때 각 튜브 두께는 식 (3)과 식 (4)를 이용하여 설계 가능하다.
(3)
(4)
여기에서, 는 외부보강재의 관성모멘트, 는 외부 보강재의 두께, 는 외부튜브의 외경, 는 내부보강재의 관성모멘트, 는 내부 보강재의 두께, 그리고 은 내부튜브의 내경이다.
콘크리트부의 전단키의 형상은
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Fig. 2). Shape of shear key on concrete part
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(a) Installation of adhesion
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(b) Fill the space with mortar
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(c) Connecting of internal and external tube
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Fig. 8. Injection method of mortar
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Figure 7과 같이 부분 전단키, 전체 전단키, 기계적 전단키로 구분할 수 있다.
2.2 몰탈 주입법
몰탈 주입법은 보강재 보강법과는 다르게 원래의 비분절형 ICH CFT 기둥에 가장 가까운 접합방법이다. 외부 튜브는 완전 홈용입용접을 통하여 외부에서
보이는 미관을 확보하고 내부튜브의 접합은 홈용입용접이나 볼트 용접을 통하여 중공부의 작업공간 확보에 따라서 방법을 달리하도록 제시하였다. 그리고 콘크리트는
기둥 세그먼트 제작 시 Figure 8(a)와 같이 하단은 콘크리트 전단키로 만들며 상단은 전단키의 높이만큼 공간을 비워둔 후 Figure 8(b)와
같이 빈 공간에 몰탈을 타설하고 마지막으로 내·외부 튜브를 제시된 방법으로 접합을 한다.
2.3 기초 접합부
기초 접합부는 제작되는 모든 시험체에 대해서 동일하게 적용하며,
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Fig. 9. Connection method of column-foundation(outside of column)
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Fig. 10. Connection method of column-foundation(inside of column)
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Figure 9와 같이 기존 강교각 설계 및 시공시 적용되는 2중 베이스 플레이트법을 적용하며, 기초부분에 시공이되는 부분은 Figure 9의 우측과 같이 앵커프레임으로 제작되어 현장에서는 볼팅 접합만 할 수 있도록 한다.
베이스플레이트와 앵커프레임은 기존의 강교각 설계에 따라서 설계가 가능하며, 합성 강교각 설계요령(1997)을 이용하여 설계 가능하다.
Figure 9와 같은 기둥 외부와는 다르게 기둥의 내부, 즉 중공부는 Figure 10과 같이 내부튜브를 하단 베이스플레이트에 용접을 한 후에 외부의
2중 베이스플레이트 높이보다 약 1.2배 정도 더 높게 콘크리트를 타설하여 일체거동하고 기둥의 소성힌지 부분을 베이스 플레이트 상부로 증가시킨다.
소성힌지 부분을 기초부에서 멀어지게 할수록 기초부의 파괴를 방지할 수 있어 추후에 교체 및 보수보강 비용이 감소할 수 있을 것으로 판단된다.
3. 실험 모델의 제작 및 세팅
실험 모델은 Figure 11
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Fig. 11. Dimension of specimen
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Table 1. Properties of column section
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modulus of elasticity of steel(MPa)
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210000
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yield stress of steel(MPa)
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235
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tensile stress of steel(MPa)
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400
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compressive stress of concrete(MPa)
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24
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modulus of elasticity of concrete(MPa)
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23025
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outer diameter of external tube(mm)
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609
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thickness of external tube(mm)
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10
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thickness of internal tube(mm)
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9
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thickness of external stiffener(mm)
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8
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thickness of internal stiffener(mm)
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7
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height of stiffener(mm)
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168
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과 같이 기둥의 직경은 700mm, 기둥의 순수 높이는 3700mm로 장주에 해당되도록 설계를 하였다. 하나의 세그먼트의 높이는 500mm로 하였으며,
최하단 기둥 세그먼트는 1000mm이다.
Table 1은 실험모델의 공통 제원과 보강재 보강 모델의 제원을 나타낸 것으로 식 (1)~식 (4)를 이용하여 설계를 하였다.
3.1 보강재 보강 모델
보강재 보강 모델 시험체는 Figure 12~14와 같이 제작되었다. 기초 접합부는 베이스 플레이트법 그리고 앵커프레임으로 제작되어 Figure 13(c)의
기초부에 설치가 되었으며, 콘크리트 전단키의 종류는 Figure 7의 기계적 전단키를 설치하였다. 콘크리트를 타설한 이후에 그라인더로 연마를 하여
접합시 공극이 생기지 않도록 하였다.
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Fig.12. (a) Lowest column segment (b) middle column segment (c) grinding of concrete
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Fig. 3)3. (a) welding of external tube (b) welding of external stiffener (c) foundation
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Fig. 4)4. (a) completion of column construction (b) connecting of column-foundation
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내·외부 튜브 및 보강재를 용접함에 있어서 외부튜브는 용접을 하고 내부튜브는 용접을 하지 않았다. 내부 보강재는 Figure 12(b)와 같이 사전
용접을 통하여 내부튜브에 부착을 하여 추후 내부 보강재 용접 시 공간의 협소함을 극복하였다. 결과적으로 기둥의 외부는 외부튜브와 외부 보강재에 의하여
저항하며, 내부는 내부 보강재만으로 저항한다. 이러한 특성은 보강재 설계 시 반영 하였다.
기초부는 앵커프레임을 설치한 후에 콘크리트를 타설 하였으며, 기둥부가 Figure 14(a)와 같이 접합이 완료된 후에 고장력 볼트로 실험 장소에서
접합을 하였다. 기초부와 베이스플레이트 사이에 발생한 공간을 채우기 위하여 Figure 14(b)와 같이 몰탈을 타설하였다.
3.2 몰탈 주입 모델
몰탈 주입 모델은 Figure 8에서 설명하였듯이 외부튜브는 완전 홈용입용접, 내부 튜브는 볼팅접합을 기본으로하며 콘크리트는 전단키를 만든 후 그
부분에 부착 철근을 설치하여 상·하 세그먼트의 콘크리트부가 몰탈에 의해서 완전 접합 거동을 할 수 있도록 유도한다.
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Fig. 15. (a) lowest column segment (b) middle column segment (c) spacer between external tube
and internal tube
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Fig. 16. (a) concrete placing on foundation (b) concrete placing on column segment
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Fig. 17. (a) curing the foundation (b) connecting of column segments
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Figure 15 (a)는 최하단 세그먼트를 나타낸 것으로 베이스 플레이트법이 적용되어 있고 Figure 15 (b)는 기둥 세그먼트를 나타냈으며, Figure 15 (c)는 내·외부 튜브가 일정한 간격을 유지하고 합성 거동을 할 수 있도록 간격 연결재를 설치하였다.
Figure 16은 Figure 15에서 제작된 세그먼트에 콘크리트를 타설하였다. Figure 16 (a)와 같이 콘크리트를 타설하였으며, Figure 16 (b)와 같이 기둥 세그먼트에 콘크리트를 타설한 후 부착 철근을 설치하였다. 추후에 콘크리트가 양생된 후에 기둥 세그먼트를 Figure 17 (b)와 같이 접합한 후 실험동으로 옮겨 보강재 보강 모델과 같이
기초 접합부 부분에 몰탈을 주입하였다.
3.3 실험 방법 및 실험체 세팅
내진성능을 평가하기 위하여 준정적 실험을 수행하였다. 기둥 압축내력의 10%인 1000kN을 축하중으로 지속적으로 가하며, 반복 이력 하중을 가하였다.
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Fig. 18. Setting of specimens (a) side (b) front
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Fig. 19. Drift Loading
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Figure 18은 축하중과 반복이력하중을 가하기 위한 실험 장비를 세팅한 것으로 축하중을 가하기 위하여 기둥의 상부에 유압기를 이용하여 하중을 가하였으며,
Figure 18 (a)와 같이 유압 가력기를 설치하여 횡하중을 가하였다.
하중은 Figure 19와 같이 반복 가력 하중을 가하였으며, 2cycle로 기둥 순수 높이의 0.5%~8%까지 유압가력기로 변위 조절을 통하여 하중을
가하였다.
Figure 20
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Fig. 20. Setting of LVDT
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Fig. 21. Setting of strain gages
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과 Figure 21은 실험의 결과 분석을 위한 게이지를 설치한 것이다. Figure 20은 기둥의 위치별 변위를 측정하기 위하여 기초부터 600mm,
1150mm, 1650mm, 3500mm에 각각 변위게이지(LVDT)를 설치하였다.
Figure 21은 기둥의 국부적인 거동을 측정하기 위하여 스트레인 게이지를 설치하였다. 하중의 가력방향을 앞뒤로 가력방향의 직각방향을 좌우로 설정하였다.
앞쪽과 뒤쪽의 스트레인게이지는 각각 5개를 설치하였으며, 아래부터 위쪽으로 No. 1~5이다. 이와 마찬가지로 좌우측 게이지를 설치하였으며, 각각
4개를 설치하였다. 아래부터 위쪽으로 No. 1~4이다.
4. 실험 관찰
4.1 보강재 보강 모델의 파괴 거동의 정성적 평가
Table 2는 보강재 보강 모델의 실험 중 실험체에 나타나는 거동 특성을 정성적으로 분석한 것이다.
실험 대상인 조립식 ICH CFT 기둥은 콘크리트를 내·외부로 강재 튜브가 둘러싸고 있기 때문에 전형적인 철근 콘크리트 기둥의 파괴모드를 관찰 할
수가 없었다. 일반적으로 철근 콘크리트 기둥의 경우에는 하중이 가해지면 소성힌지를 중심으로 균열이 발생하지만 본 기둥은 외부가 강재 튜브로 둘러싸여져
있기 때문에 콘크리트의 균열을 관찰할 수가 없었다. 그 대신 콘크리트가 내부에서 소성화 되면서 그 부분을 둘러싸고 있던 외부튜브에 국부좌굴이 발생하고
발생한 국부좌굴이 진전되는 파괴모드만을 관찰할 수가 있었다.
Drift Ratio 3% 이전까지는 아무런 특이사항을 관찰할 수가 없었으며, 비로소 Figure 22 (a)에서 보는 바와 같이 3%가되어서야 첫
번째 기둥 세그먼트 상단에서 국부좌굴이 발생하기 시작하였다. 기존의 기둥들이 모멘트력이 가장 크게 작용하는 기둥의 밑단 부분에서 좌굴이 발생하는 것과는 다르게 첫 번째 세그먼트 접합부에서 발생하였다. 첫 번째 기둥 세그먼트 접합부의 경우 내․외부 보강재로 보강되어 있어
강성이 보강되지 않은 부분에 비해서 크며, 또한 첫 번째 기둥 세그먼트의 중공부에 콘크리트로 채워 보강하였기 때문에 상대적으로 강성이 작은 부분인
첫 번째 기둥 세그먼트 접합부 상단에서 국부좌굴이 발생하는 것으로 판단된다.
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Table 2. Observation results of reinforcement the stiffener model test
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Drift ratio(%)
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observation during test
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0.5%
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-
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1.0%
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-
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1.5%
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-
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2.0%
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-
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3.0%
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upper section of first column segment : local buckling occurrence
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4.0%
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lower section of first column segment : local buckling occurrence
upper section of first column segment : progress of local buckling
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5.0%
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upper section of base-plate : local buckling occurrence
upper/lower section of first column segment : progress of local buckling
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6.0%
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upper section of base-plate : progress of local buckling (height of 5mm)
upper section of first column segment : progress of local buckling(height of 10mm)
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7.0%
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upper section of base-plate : progress of local buckling (height of 10mm)
upper section of first column segment : progress of local buckling(height of 20mm)
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8.0%
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upper section of base-plate : progress of local buckling (height of 30mm)
upper section of first column segment : progress of local buckling(height of 30mm)
test finished because lateral load had attained 75% of maximum lateral load.
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Drift Ratio 4%에는 베이스플레이트 상단부분과 첫 번째 기둥세그먼트 접합부 하단에서 국부 좌굴이 발생하였으며, 4%~8%까지 진행이 되면서 발생된 국부좌굴이 점차 커져 높이가 30mm까지 확대되는 것을 볼 수 있었다. 그러나 첫 번째 세그먼트 하단의 국부좌굴은 첫 번째 세그먼트와 베이스 플레이트 상단에서 발생한 국부좌굴에 비해서는
진전이 덜된 것을 확인할 수 있었다.
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Fig. 22. (a) Drift Ratio 3% (b)(c) Drift Ratio 4%
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Fig. 23. (a) Drift Ratio 5% (b)(c) Drift Ratio 7%
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Fig. 24. (a)(b)(c) Drift Ratio 8%
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Fig. 25. Elimination of external tube at upper side of baseplate
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Fig. 25). Elimination of external tube and external stiffener at first connection of column
segments
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Figure 22~24에서 수행된 실험체의 내부 콘크리트의 상태를 확인하기 위하여 실험을 마친 후 외부튜브 및 보강재를 제거해 보았다. Figure
25는 베이스플레이트 상단의 외부튜브를 제거한 것으로 콘크리트가 하중 가력방향으로만 파괴된 것을 볼 수 있었으며, 앞뒤부분을 제외한 부분의 균열도
발생하지 않을 정도로 매우 깨끗한 것으로 볼 수 있었다. 또한 Figure 26은 첫 번째 기둥 세그먼트 보강재 및 외부튜브를 제거한 것으로 Figure 25와 마찬가지로
국부좌굴이 발생했던 부분만 부분적으로 콘크리트가 소성화 된 것을 확인할 수 있었으며, 부분적으로는 용접부분에 균열이 발생하기도 하였다. 이러한 결과는
ICH CFT 기둥의 장점이 확연히 나타난 것이라고 말할 수 있다. 일반적인 철근 콘크리트 기둥의 경우 Drift Ratio 8% 정도라면 종철근 및 횡철근이 파단되고 콘크리트는 거의 남아 있지 않을 정도로 파괴되었을 것이다. 그러나 본 기둥 형식은 내·외부튜브가 완벽하게 내부 콘크리트를 구속하고 있기 때문에 국부적으로
소성화로 인하여 콘크리트와 튜브의 부착력이 상실되어 국부좌굴이 발생되는 것으로 판단되며, 이때 파괴 범위는 다른 부분으로 확대되지 않고 그 부분에만
머무는 것을 볼 수 있었다. 조립식 교각의 특징이 추후에 부분 교체가 가능한 만큼 지진 등의 외부 하중에 의해 기둥이 파괴가 발생하여도 부분 교체만으로 기둥의 성능을 동일하게 발휘할 수 있을 것으로 판단된다.
4.2 몰탈 주입 모델의 파괴 거동의 정성적 평가
몰탈 주입 실험 모델도 보강재 보강 모델과 동일하게 실험을 진행하였다. 보강재 보강 모델과 마찬가지로 외부튜브가 콘크리트를 둘러싸고 있기 때문에 3%이전까지는
파괴모드를 확인할 수가 없었으며,
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Table 3. Observation results of injection of mortar model test
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Drift ratio(%)
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observation during test
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0.5%
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-
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1.0%
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-
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1.5%
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-
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2.0%
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-
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3.0%
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upper section of base-plate : occurrence of local buckling
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4.0%
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upper section of base-plate : progress of local buckling
test finished because brittle failure of welding part on first column segment
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Fig. 26). Drift Ratio 3%
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Fig. 28. Drift Ratio 4%
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Table 3에서 나타난 바와 같이 3%에서 Figure 27과 같이 비로소 베이스 플레이트 상단 부분에서 국부좌굴이 발생한 것을 확인할 수 있었다.
그러나 Drift Ratio 4%에서 국부좌굴이 진전되는 상황에 첫 번째 세그먼트 접합부 용접 부분에서 취성파괴가 발생하여 실험이 종료되는 상황이
발생하였다. 검토 결과 용접량이 요구량보다 부족하여 용접이 발생한 것으로 판단되며, 향후에 본 모델은 추가적인 실험이 진행이 필요할 것으로 판단된다.
5. 실험 결과 분석
실험을 수행한 두 가지의 실험 모델 중 몰탈 주입 모델은 실험 중단으로 인해 실험치가 많이 않아 부분적으로 결과 분석을 수행하였다.
Figure 29
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Fig. 29. Hysteresis curve of load-displacement
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Fig. 30. Hysteresis curve by drift ratio
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는 보강재 보강 모델을 해석 모델과 비교한 것이다. 해석 모델은 한택희 등(2011)에서 제안된 하중-변위 모델을 이용하였으며 이때 사용된 물성치는
Table 1을 이용하였다. 해석은 콘크리트의 구속효과를 고려할 경우와 고려하지 않을 경우에 대해서 비교 분석하였으며, 본 해석은 구성요소 중 하나가
파괴되면 해석이 멈추도록 되어 있다. 보강재 보강 모델과 해석 결과를 비교한 결과 구속 효과를 비교한 모델이 더욱 결과를 알맞게 추정하는 것으로 나타났으나
최대강도와 최대강도에 도달한 이후에 강도가 감소하는 구간을 해석 프로그램에서는 구현하지 못하는 것으로 판단된다. 그러나 탄성구간에서는 그 결과치가 잘 맞는 것으로 나타났다. 또한 반드시 정확한
해석을 수행하기 위해서는 구속효과를 고려한 해석을 해야 할 것으로 판단된다.
Figure 30은 보강재 보강 모델의 Drift Ratio에 따른 분류를 한 것이다. Drift Ratio 3%까지는 기둥이 탄성 상태에 놓인 것으로
판단되며 그 이후에는 소성구간으로 접어든 것으로 판단된다.
다음으로는
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Fig. 31. Load-displacement envelope curve (comparison of analysis and experimental results)
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Fig. 32. Evaluation method of ductility (connection method by reinforcement of stiffener)
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Figure 31과 같이 해석결과와 보강재 보강 모델 그리고 몰탈 주입 모델의 하중-변위 포락곡선을 비교하였다. 비교한 결과 모든 모델의 탄성 구간인
약 400kN까지는 거의 일치하는 것으로 나타났으나 그 이후에는 세 가지의 모델이 결과값을 차이가 발생하는 것으로 나타났다. 해석모델은 앞에서 언급하였듯이
점차 증가하여 최대 변위 일 때 최대강도가 발현되는 것으로 나타났으며, 보강재 보강법은 최대강도에 도달 이후 강도가 점차 감소하는 것으로 나타났다.
그리고 몰탈 주입법은 횡변위 40mm~100mm까지는 가장 큰 강도를 나타나는 것을 볼 수 있는데 보강재 보강법의 경우에는 국부좌굴이 첫 번째 세그먼트
접합부 상·하단, 베이스플레이트 상단 등 여러 곳에 발생하여 상대적으로 강성이 감소한 것으로 판단되며, 몰탈 주입법의 경우에는 베이스플레이트 상단부분에만
국부좌굴이 발생하면서 더 크게 저항한 것으로 판단된다.
Figure 32는 보강재 보강 모델의 연성도를 평가하기 위하여 나타낸 것으로서 Park R(1988)이 제시한 식 (5)를 사용하였다.
(5)
여기서 는 항복 변위로서 하중이 상승하는 부분에서 최대강도의 75%되는 지점에 원점으로부터 할선 강선을 긋고 이 선이 최대강도와 만나는 점이다. 이에 반해
는 극한 변위로서 강도가 감소하는 부분에서 최대강도의 80%되는 지점의 변위이다.
이 방법을 보강재 보강 모델에 적용해 보면 Figure 32와 같다. 항복 변위는 54mm이며, 최대 변위는 267.1mm 이다. 이에 따라 변위
연성도를 계산해보면 4.94로 우리나라의 도로교 설계 기준의 변위 연성도 5에 비하여 작은 것으로 볼 수 있다. 한택희(2007)등도 언급하였지만
Figure 32와 같은 변위 연성도 평가 방법의 경우에는 철근콘크리트 기둥을 대상으로 도출된 기준으로 CFT 계열의 기둥에 적용하기에는 한계가 있다.
일반적으로 철근콘크리트 계열의 기둥이 파괴 시점까지 도달할 경우에는 소성힌지부분에서 콘크리트의 파괴가 매우 심하며, 최종적으로 종철근 및 횡철근이
파단에 이를 때 최대 강도의 75%에 도달하게 된다. 그러나 본 기둥의 경우에는 내․외부 튜브에 의하여 콘크리트가 3축 구속 상태에 지속적으로 놓이기
때문에 Figure 25와 Figure 26에서 보는 바와 같이 국부적인 파괴만 발생하였으며, 이에 따라 튜브가 국부좌굴만 발생하였다. 이를 기둥의
파괴라고 판단하기에는 한계가 있다고 판단된다. 정확한 연성도 평가를 위하여 새로운 평가 방법의 도출이 꼭 필요할 것으로 판단된다.
다음으로는 에너지 소산도를 분석하였다. 에너지 소산도는 Figure 31의 하중-변위 포락곡선의 그래프 면적을 누적하여 계산한 것으로 Drift Ratio에 따라서 나타내면 Figure 33
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Fig. 33. Comparison of energy dissipation
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과 같으며 보강재 보강 모델이 에너지 소산도가 우수한 것으로 나타났으나 큰 차이는 없는 것으로 판단된다.
다음으로는 Figure 21과 같이 실험체에 부착한 스트레인 게이지를 분석하였으며, 몰탈 주입모델은 실험데이터가 적어 보강재 보강 모델만으로 분석하였다. Figure 34는 가력방향의 스트레인 게이지를 나타낸 것으로
2번 게이지 즉, 베이스플레이트 상단에 변형이 가장 큰 것으로 나타났다. 이는 정성적 평가 부분에서 국부좌굴이 발생한 부분과 동일하게 나타난 것을
볼 수 있다. 이에 반해서 첫 번째 세그먼트 접합부 보강재에 부착된 게이지 변형이 거의 나타나지 않은 것으로 보아 접합부 부분에 변형이 거의 없었던
것으로 판단된다.
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Fig. 34. Comparison of strain by location at front side
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Fig. 35. Comparison of strain by location at rear side
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Fig. 36. Comparison of strain by location at left side
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Figure 35는 가력 반대방향의 스트레인 게이지의 거동을 나타낸 것으로 Figure 34의 앞쪽의 게이지와는 다르게 베이스플레이트 상단의 게이지 Rear 2와 그보다 높은 Rear 3가 변형이 매우 크게 나타난
것으로 보아 소성화가 부분적으로 진행된 것으로 판단된다.
Figure 36과 Figure 37은 가력방향의 좌우측부분에 설치된 스트레인 게이지로서 주로 가력방향에 변형이 일어나고 좌우측 부분에는 변형이 발생하지
않은 것으로 나타났다.
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Fig. 37. Comparison of strain by location at right side
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Fig. 38. Distance to neutral axis from center of section
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Figure 38은 단면 중심에서 중립축까지의 거리를 나타낸 것으로서 Drift Level 0.5%까지는 단면의 중심과 거의 유사한 것을 볼 수 있었으며,
점차 증가하다가 Drift Level 4%부터 감소하는 것을 볼 수 있다. Drift Level 4%는 내부의 콘크리트가 소성화 되기 시작한 시기이며,
또한 외부튜브가 국부좌굴이 발생한 시기와 같다.
6. 결 론
본 연구는 조립식 내부 구속 중공 CFT 기둥의 내진성능 평가를 연구한 것으로 기둥 세그먼트 접합방법에 따라서 2가지의 시험체를 제작하여 실험 연구를
수행하여 제안된 조립식 기둥의 거동을 분석하였다.
(1) 보강재 보강 모델은 기존의 기둥 실험 모델들과는 다르게 2중 베이스플레이트와 중공부의 콘크리트 보강 그리고 첫 번째 기둥세그먼트의 보강재 보강으로
인하여 소성힌지가 베이스플레이트 상부, 첫 번째 기둥 세그먼트 접합부 상·하부에 발생하는 것으로 나타났다. 이는 소성힌지 부분을 기둥부분으로 상승시킴으로써
향후에 소성힌지만 발생하는 부분만 유지보수를 진행한다면 그 비용이 매우 감소할 것으로 판단되며, 기존의 기둥처럼 기초부가 동시에 파괴된다면 그 비용이
기하급수적으로 상승할 것으로 판단된다.
(2) 보강재 보강 모델의 변위 연성도는 4.94로 일반적인 철근 콘크리트 기둥 연성도 5보다 작은 것으로 판단된다. 기존의 변위 연성도 평가 방법의
경우 철근콘크리트 기둥을 대상 제안된 평가 방법으로서 CFT 계열인 본 기둥에 적용하기에는 한계가 있을 것으로 판단된다. 추후 본 기둥을 대상으로
한 새로운 연성도 평가 방법의 도출이 필요할 것으로 판단된다.
(3) ICH CFT 단면으로 제안된 본 조립식 기둥은 콘크리트가 내·외부 튜브로 완벽하게 구속되어 있기 때문에 지속적으로 하중을 받아도 부분적인
파괴만 발생할 뿐 내부 콘크리트가 전체적으로 균열이 진전되지 않는 것으로 나타나 추후 유지보수 시 부분적인 보강만 한다면 지속적으로 우수한 성능을
가진 기둥을 사용할 수 있을 것으로 판단된다.
(4) 몰탈 주입 모델은 비분절형 ICH CFT 기둥과 가장 유사한 모델이다. 그러나 본 연구에서는 첫 번째 기둥 세그먼트 접합부의 완전 홈용입용접이
불량하여 용접부 파괴가 발생하였다. 추후에 용접 성능을 발휘되고 첫 번째 세그먼트에는 보강재 보강 모델을 적용하고 그 상단모델에는 몰탈 주입 모델을
적용한다면 경제성 있고 성능이 우수한 조립식 ICH CFT 기둥을 시공할 수 있을 것으로 판단된다.
(5) 조립식 ICH CFT 기둥은 철근콘크리트 기둥과는 달리 소성힌지 부분의 파괴가 외부에서 확인하였을 경우 명확하지가 않다. 본 실험결과에 비추어 볼 때 내부의 콘크리트가 소성화 되었을 때 외부튜브의 국부 좌굴이
발생하는 것으로 나타난 것으로 보아 소성 힌지부는 국부좌굴이 발생한 부분으로 정해야 할 것으로 판단된다.