2.1. 원장방형 후프 띠철근 상세 개발

본 연구에서 개발된 원장방형 띠철근은 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 90mm 겹침이음 되어 있고 철근의 양쪽 끝단에서 6d_b (60mm)의 갈고리를 갖는다. 원장방형 띠철근의 겹침이 음 길이는 ^{KBDS (LSD, 2012)}과 ^{KSCDC (2012)}의 표준갈 고리 겹침이음 길이 (l_dh), 겹침이음 위치, 하중방향 등을 고 려하여 90mm로 결정하였으며 이는 9.4d_b와 0.3D_L 및 0.17 D_T 에 해당한다.

직사각형 후프띠철근과 보강띠철근이 적용되는 직사각형 단면과 개발된 원장방형 후프띠철근만으로 횡구속되는 원장 방형 단면에 대하여 경제성을 비교하기 위해서 철근량을 검 토하였다. 이를 위하여 동일한 단면적을 갖는 크기의 교각에 대하여 소성힌지 구간 단위길이 당 횡방향철근량을 계산하 였다.

횡방향철근량은 교각 단면의 장변길이를 0.5m에서 2m까 지 증가시키면서 각 단면별로 계산을 수행하였다. 교각 단면 의 크기 비율은 Table 1에 나타내었고 횡방향 철근은 국내에 서 생산되는 규격인 D10~D25를 적용하여 가장 적은 횡방향 철근량에 대해 고려하는 것으로 하였다.

사각형 후프띠철근과 보강띠철근을 설치하는 직사각형 교 각에 비해서 원장방형 후프띠철근 상세는 철근량이 상당히 감소되는 것으로 나타났다.

또한 시공성면에서도 보강띠철근의 가공 및 철근배근 단 계가 필요 없으므로 시공용이성이 향상될 것으로 보인다.

2.2. 실험체 변수

본 연구는 반복 횡하중이 작용하는 보통강도 철근콘크리 트 원형 및 장방형 띠철근 플레어 (flare) 기둥의 성능을 평 가하기 위하여 형상비 (aspect ratio) 2.69와 4.67인 실험체 4 기를 제작하여 준정적 실험을 수행하였다.

실험체의 전체 높이는 2200mm, 기초 두께 600mm, 기둥 높 이 1600mm로 제작되었고, 횡방향 하중의 재하높이는 1400mm 이다. 기둥 단면의 기본 형상은 팔각형이고 소성힌지부의 단 면은 장방형으로 제작되었다. 기둥 상단부 단면의 직경은 300mm, 소성힌지에 해당하는 하단부는 300×520mm이고 상 단부터 하단까지 직선 형태로 단면의 크기가 증가한다. 기초 와 접하는 단면의 치수와 형상을 Fig. 2에 나타내었다. 모든 실험체의 상부 단면은 Fig. 2e에 나타낸 형상을 가지며 원 형 띠철근으로만 구속되어 있고 최하단 단면은 (a)~(d)와 같 이 원형 띠철근과 장방형 띠철근으로 구속되어 있다.

표준 실험체인 FLA1 실험체는 Fig. 1a와 같이 중실단면 으로 D10의 축방향철근이 배근되었고 FLA2 실험체는 Fig. 1b와 같이 지름 150mm의 중공이 추가된 단면이며 D10의 축방향철근이 배근되었다. FLA3 실험체는 Fig. 1c에 나타 낸 바와 같이 중실단면으로 FLA1과 동일하나 D13의 축방 향철근이 배근되었다. FLA4 실험체는 축방향 및 횡방향 철 근의 구성은 FLA1과 동일하나 Fig. 1d와 같이 중심부 단 면 300mm는 기초와 연결되어 있으나 중심부를 제외한 부분 (빗금 표시)은 콘크리트와 철근 모두 기초와 단절되어 있다. 이와 같은 단면 구성은 CALTRANS 기준에 제시되어 있는 단면 형태이며 2.3절에서 다시 언급될 것이다.

원형 띠철근은 Fig. 2f와 같이 210mm 겹침이음되어 있 다. 원형 띠철근의 경우 소성힌지부의 심부에 배근되어 구속 효과가 크게 발휘될 것으로 기대되지는 않았으나 장방형 띠 철근의 경우는 심부구속성능이 어느 정도 발휘되는지 파악 하고자 하였다.

실험체 전체에서 파괴는 기둥에만 집중될 수 있도록 기초 는 600mm의 높이로 설계되었고 SD400 D16 철근을 배근하 여 기초에서는 파괴가 발생되지 않도록 설계하였다.

Table 2는 실험체 변수를 정리하여 나타낸 것으로 축방향 철근비, 심부구속 철근비, 중공의 여부, 기초 접합면의 단면 감소 등을 주요 실험변수로 결정하였으며 축방향철근비는 기둥의 상단면과 하단면에 대한 철근과 단면적의 감소로 인 해 다르다. 피복두께는 20mm로 D10철근의 2.1d_b이고 D13 철근의 1.57d_b이다.

D10 이형철근 및 콘크리트강도 등 재료강도를 기준으로 ^{KBDS (LSD, 2012)}과 ^{KSCDC (2012)}에 의해 계산된 기본 정착 길이 (l_d)와 겹침이음 길이 (l₀)를 고려하여 원형 띠철 근의 겹침이음 길이를 210mm로 산정하였다. 설계시의 210 mm 겹침이음 길이는 21d_b와 0.7D_L 및 0.4D_T 에 해당한다.

2.3. 재료강도 및 실험체 제작

실험체 제작에 사용된 철근의 재료특성 파악을 위해 KS B 0801 및 0802규정에 따라 횡방향 철근과 축방향철근 3편에 대하여 철근 인장시험을 수행하여 결과를 Fig. 3에 나타내었 다. 항복강도는 SD300 횡방향 철근 (D10)의 경우 355MPa, SD400 축방향철근 D10의 경우 477MPa, D13의 경우 482MPa로 계측되었다. 재하실험시의 재령에서 콘크리트의 압축강도 (f_cu)는 30MPa로 계측되었다.

Fig. 4와 같이 실험체 4기를 제작하였고 Fig. 4b, 4c와 같이 FLA4 실험체는 기초 상단면과 기둥 하단면은 20mm 분리되게 제작하였다. Fig. 2d와 같이 중심부 300mm를 제 외한 부분 (빗금 표시)은 콘크리트와 철근 모두 기초와 단절 되어 있다.

2.4. 재하실험

철근콘크리트 원형 및 장방형 띠철근으로 구속된 플레어 교각에 대해 Fig. 4와 같이 설치한 후 횡방향 하중을 일정변 위에 대해 반복 가력하는 준정적 (Quasi static) 실험을 수행 하였다. Fig. 5에 나타낸 바와 같이 실험체를 실험대 위에 배 치한 후 유압 잭 (Hydraulic jack) 4개를 기초 상단부에 설치 하고 ϕ 38mm의 PS 강봉 4개를 이용하여 실험대에 고정하 였다. 실험 진행 중에 횡하중에 의해 실험체가 횡방향으로 밀리는 것을 방지하기 위해 양쪽 전단벽에 유압 가력기를 설 치하여 기초의 양쪽 면을 고정하였다. 횡하중은 전단벽과 기둥 상부에 장착된 변위용량이 ±150mm이고 하중용량이 500kN Hydraulic actuator를 사용하여 가력하였다. 축력비는 0으로 결정하여 실험을 수행 하였다.

하중재하방식은 Fig. 6과 같은 변위제어방식으로서 변위비 (drift ratio)를 첫 번째 하중은 0.25%로 하고 그 이후 0.5% 씩 증가시키며 각각의 변위마다 2 cycle씩 반복 재하 하였다. 변위비 3.0% 이후에는 1%씩 증가시키며 파괴에 이를 때까 지 실험하였다. 변위비는 횡변위에 대한 기둥길이의 비이다.

3.1. 균열 및 파괴거동

Fig. 7~10에는 각 실험체의 하중단계에 따른 거동과 균열 진전을 나타내었다. FLA1 실험체는 0.25% 변위비에서 기둥 부 중앙 (500~800mm)부터 휨균열이 발생하였고 변위증가 에 따라 기둥부 전체로 휨균열이 증가되었으며 변위비 0.5% 단계에서 경사균열이 나타났고 500~800mm 구간에서 push 방향과 pull방향의 경사균열이 교차되었으며 변위비가 증가 됨에 따라 심화되었다. 변위비 1.0% 단계에서 균열폭이 0.6mm, 변위비 1.5% 단계에서 균열폭이 1.1mm, 변위비 2.0% 단계에서 균열폭이 2.0mm, 변위비 2.5% 단계에서 균열폭이 2.4mm, 변위비 3.0% 단계에서 균열폭이 5.2mm 발생하였다.

변위비 4.0% 단계에서 기초상단부터 100mm 구간에 피복 박리가 관찰되었다. 변위비 1.5% 단계에서 기둥과 기초 접 합면에 균열이 발생되었다. 변위비 6.0% 단계에서 100mm 이하 구간에 피복탈락과 축방향철근 좌굴이 관찰되었으며 두 번째 사이클에서 축방향철근이 파단되었다. 변위비 7.0% 단계에서 첫 번째 사이클에서 저주파 피로 (^{Ko and Lee, 2010}; ^{Lee and Ko, 2010}; ^{Ko, 2012}; ^{Ko, 2013})에 의해 축 방향철근이 파단되었다.

FLA2 실험체는 0.25% 변위비에서 500~800mm (기둥부 중앙)부터 휨균열이 발생하였고 기둥부 전체로 휨균열이 증 가되었으며 변위비 1.0% 단계에서 경사균열이 나타났고 200~800mm 구간에서 push방향과 pull방향의 경사균열이 교차되었으며 200~1200mm 구간에서 push방향과 pull방향 의 경사균열이 교차되었다. 변위비 2.0% 단계에서 기둥과 기초 접합면에 균열이 발생되었고 50mm 구간에 피복박리가 관찰되었다.

변위비가 증가됨에 따라 기둥 전체에 걸쳐서 경사균열들 이 추가로 발생 및 진전되었다. 변위비 3.0% 단계에서 균열 폭이 4.2mm 발생되었고 변위비 4.0% 단계에서 균열폭이 7mm 발생되었다. 변위비 6.0% 단계에서 280mm 이하 구간 에 피복탈락과 축방향철근 좌굴이 관찰되었으며 저주파 피 로에 의해 3개의 축방향철근이 파단되었다.

FLA3 실험체는 0.25% 변위비에서 300~600mm부터 휨균 열이 발생하였고 기둥부 전체로 휨균열이 증가되었다. 변위비 0.5% 단계에서 push방향과 pull방향의 휨균열이 교차되었다. 변위비 1.0% 단계에서 경사균열이 나타났고 300~1100mm 구간에서 push방향과 pull방향의 경사균열이 교차되었다. 변 위비 2.0% 단계에서 기둥과 기초 접합면에 균열이 발생되었 으며 100~1100mm 구간에서 push방향과 pull방향의 경사균 열이 교차되었다.

변위비 3.0% 단계에서 균열폭이 3mm, 변위비 4.0% 단계 에서 균열폭이 4mm 발생되었다. 변위비 4.0% 단계에서 기 초상단부터 200mm 구간에 피복박리와 피복탈락이 관찰되었 다. 변위비 5.0% 단계에서 250mm 이하 구간에 피복탈락과 축방향철근 좌굴이 관찰되었다. 변위비 6.0% 단계에서 3개 의 축방향철근이 파단되었다.

FLA4 실험체는 0.5% 변위비에서 300~900mm에 휨균열 이 발생하였다. 변위비 1.5% 단계에서 기둥과 기초 접합면 에 균열이 발생되었다. 변위비 2.0% 단계에서 기둥 하단부 에 수직균열이 발생되었으며 하중단계가 진행되면서 심화되 었다. 다른 실험체에서 관찰되었던 피복박리와 피복탈락은 관찰되지 않았다. 변위비 6.0% 단계에서 1개의 축방향철근 이 파단되었다. 모든 실험체는 휨거동을 보였고 저주파피로 에 의한 축방향철근의 파단으로 최종 파괴되었으며 각 실험 체의 사진을 Fig. 10에 나타내었다.

Fig. 11에 나타낸 바와 같이 FLA4 실험체를 제외한 실험 체들에서는 소성힌지가 기둥 하단부 300mm 이하구간에 형 성되었으나 FLA4 실험체는 20mm 간극으로 기초와 기둥이 부분적으로 분리되어 소성힌지는 기초상면에서 20mm 구간 에 제한되었다. Table 2에 각 실험체들의 균열거동, 축방향 철근의 항복과 파단, 좌굴, 피복박리 등을 하중단계별로 정 리하여 나타내었다.

표준실험체인 FLA1에서 피복콘크리트의 박리가 변위비 4.0%에서 발생되었으나, FLA2의 경우는 중공부로 인해 감 소된 콘크리트 단면적의 영향으로 피복콘크리트의 박리가 변위비 2.0%에서 발생되었다.

표준실험체인 FLA1에서 경사균열이 변위비 2.0%에서 발 생되었으나, FLA1 실험체보다 축방향철근비가 1.78배 많게 배근된 FLA3 실험체의 경우는 증가된 축강성의 영향으로 인해 경사균열이 변위비 1.0%에서 발생되었다.

모든 실험체들은 축방향철근의 파단에 의해 최종 파괴유 형이 결정되었으며 축방향철근의 파단은 변위비 6.0%에서 발생되었다. 이러한 축방향철근의 파단은 기둥부재가 횡방향 반복하중에 의해 횡변위가 발생됨에 따라 축방향철근들은 인장과 압축 응력을 번갈아 받게 되고 중립축에서부터 멀리 떨어진 압축 및 인장 연단에 위치한 철근들의 응력은 단면 중앙부에 위치된 철근들이 받게 되는 응력보다 증가된다. 기 둥부재에서 단면 연단에 위치하는 철근의 인장과 압축응력 의 비율은 7:3 정도로 보고되었다 (^{Ko and Lee, 2010}; ^{Lee and Ko, 2010}). 본 연구에서 수행된 제한된 범위의 소수 실 험결과에 대한 결과로서 모든 기둥부재에 대하여 일반화하 기는 어려울 것으로 보이나, 반복횟수와 횡변위의 증가범위 가 동일한 본 실험결과에서 축방향철근의 저주파 피로에 의 한 파단은 횡변위량이 가장 큰 영향을 준 것으로 판단된다.

Fig. 7~10과 같이 모든 실험체에서 장방형 띠철근의 겹침 이음 구간 (하중재하 방향의 직각방향)에서 띠철근의 풀림이 발생되지는 않았으며 겹침이음부가 위치한 부분에서는 피복 콘크리트의 탈락도 발생되지 않았다. 따라서 원장방형 후프 띠철근의 횡구속 효과는 충분히 발휘된 것으로 보인다. Fig. 11과 같이 FLA1, FLA2, FLA3 실험체들에서 반복하중 재 하방향의 소성힌지구간 피복콘크리트는 손상되었으나 최종 파괴시까지 심부 콘크리트를 구속하여 심부 콘크리트의 손 상을 억제하였다.

횡방향철근의 횡구속이 불충분할 경우에는 Fig. 12a와 같이 횡방향철근 여러 개에 걸쳐서 축방향철근이 좌굴되나 본 연구에서는 Fig. 12b와 같이 두 개의 횡방향철근 사이 에서만 축방향철근 좌굴이 발생된 것으로 보아 횡방향철근 의 횡구속효과는 충분히 발휘되었다고 판단된다.

3.2. 하중-변위 관계

Fig. 13에 각 실험체의 하중-변위 이력곡선을 나타내었고 Fig. 14에 하중-변위 포락선을 비교하여 나타내었다. FLA1 실험체는 항복이후에도 5% 변위비까지 하중의 감소가 없는 연성능력을 보이고 6% 변위비부터 하중이 감소되며 핀칭현 상을 나타내고 있다. 이는 3.1절에서 언급된 6% 변위비 단 계에서 소성힌지 구역의 광범위한 피복탈락과 축방향철근 좌굴의 영향으로 판단된다.

FLA2 실험체는 지름 15mm의 중공부가 존재하는 실험체 로서 항복이후에도 4% 변위비부터 하중 감소가 나타나고 5% 변위비부터 하중이 감소되며 핀칭현상을 나타내고 있다. FLA1 실험체보다 3단계 변위비에 앞서 콘크리트 피복 박리 가 발생된 점과 중공단면의 영향으로 판단된다.

FLA3 실험체는 다른 실험체들보다 축방향철근비가 높은 실험체로서 횡력강도가 높게 나타나며 피복탈락과 축방향철 근의 좌굴로 인해 6% 변위비부터 하중감소가 나타나기는 하 지만 다른 실험체들보다는 핀칭현상이 크지 않다. 다른 실험 체들보다 소성힌지 단면적이 작은 FLA4 실험체는 변위비 4%부터 하중감소와 핀칭현상이 뚜렷하게 나타나고 있다. Fig. 14와 같이 소성힌지 구역의 콘크리트 단면적, 축방향철 근비, 중공여부에 따라 하중-변위 포락선이 다르게 나타나고 있으나 중공의 지름이 15mm로 단면적에 대한 중공의 단면 적비가 12.6%이고 하중방향 길이비는 28.8% 정도로 크지 않아 하중-변위 포락선 상에서 큰 차이를 보이지 않고 있다.

3.3. 소산에너지 및 연성도

FLA1과 FLA2 실험체는 Fig. 15와 Table 3에 나타낸 바 와 같이 각 하중단계에 따라 유사한 에너지소산 성능을 보이 다가 FLA2 실험체가 6% 변위비에서 파괴되었다. 이는 FLA2 실험체의 중공 단면적비가 12.6%로 크지 않기 때문으 로 판단된다.

FLA3 실험체는 FLA1 실험체보다 축방향철근비가 1.78배 많게 배근된 실험체로서 변위비 2.5%부터 높은 에너지소산 능력을 보이기 시작하였고 파괴단계에서는 1.72배의 에너지 성능을 보였다.

모든 실험체의 등가점성감쇠비는 4.5% 이상으로 분석되었 다. FLA4를 제외한 실험체들의 등가점성감쇠비는 Fig. 16에 나타낸 바와 같이 각 변위비 단계에서 대체로 유사한 감쇠비 성능을 나타내었으며 Table 3에 나타낸 바와 같이 파괴시에 는 22.6~25.3%의 등가점성감쇠비 성능을 나타내었다.

이러한 경향은 탄성변형에너지가 각 변위비에 대한 에너 지소산 능력과 유사한 경향으로 나타났기 때문이다. FLA4 실험체의 소산에너지는 다른 실험체에 비하여 작게 산정되 었으나 탄성변형에너지가 다른 실험체보다 작게 산정되어 등가점성감쇠비는 각 변위비에서 높게 산정되었다.

Fig. 17과 Table 3에 나타낸 바와 같이 FLA1~FLA3 실험 체의 변위연성도는 3.71~4.54로 산정되었고 FLA4 실험체는 작은 항복변위로 인하여 변위연성도는 높게 나타났다.