3.1. 실험 변수 및 실험체 상세

Fig. 2와 같이 실험체의 전체 높이는 2200 mm, 기초 두께 600 mm, 기둥 높이 1600 mm로 제작되었고, 횡방향 하중의 재 하높이는 1400 mm이다. 기둥 상단부 단면의 직경은 300 mm 이고 소성힌지에 해당하는 하단부는 300×520 mm이다. 모든 실험체의 상부는 원형 띠철근으로만 구속된 팔각형 단면이고 최하단 단면은 원형 띠철근과 장방형 띠철근으로 구속되어 있다.

Fig. 2.

Configurations and dimensions of specimens

표준 실험체인 FLA1 실험체는 D10의 축방향철근이 배근 되었고 FLA2 실험체는 지름 150 mm의 중공이 추가된 단면 이며 D10의 축방향철근이 배근되었다. FLA3 실험체는 중실 단면으로 FLA1과 동일하나 D13의 축방향철근이 배근되었 다. FLA4 실험체는 축방향 및 횡방향 철근의 구성은 FLA1과 동일하나 Fig. 2(f)와 같이 중심부(300×300 mm)를 제외한 부 분(빗금 표시)은 콘크리트와 철근 모두 기초와 단절되어 있다.

원형 띠철근은 210 mm 겹침이음 길이를 가지며 장방형 띠 철근은 Fig. 1(b)에 나타낸 바와 같이 90 mm 겹침이음 되어 있 고 철근의 양쪽 끝단에서 6d_b(60 mm)의 갈고리를 갖는다.

이러한 장방형 띠철근 상세는 본 연구에서 개발되었으며 실험을 통하여 심부구속 성능을 평가하고 검증하고자 하였 다. 실험체 전체에서 파괴는 기둥에만 집중될 수 있도록 기초 는 640×1200×600 mm의 높이로 설계되었고 SD400 D16 철근 을 배근하여 기초에서는 파괴가 발생되지 않도록 설계하였으 며 Table 2에 실험변수를 정리하였다.

3.2. 실험

본 연구는 반복 횡하중이 작용하는 보통강도 철근콘크리트 원형 및 장방형 띠철근 플레어(flare) 기둥의 성능을 평가하기 위하여 실험체를 제작하여 Fig. 3과 같이 변위를 증가시키면 서 횡방향 하중을 반복 가력하는 준정적 실험을 수행하였다.

Fig. 3.

Quasi-static test

5.1. 에너지소산

철근콘크리트 기둥의 에너지소산(energy dissipation) E_d은 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 폐합된 이력곡선의 면적으로 1 cycle당 소산된 에너지량을 표현한다. 소성힌지 구간의 단면 적이 동일한 FLA1, FLA2, FLA3 실험체의 하중단계별 소산 에너지량을 Fig. 7에 비교하여 나타내었다. FLA4 실험체는 다른 실험체와 소성힌지 구간의 단면적이 상이하여 측정된 에너지를 비교할 경우 합리적인 비교가 어려우므로 항복변위 에서의 에너지량을 기준으로 나타내었다. 이후에 언급되는 FLA4의 분석 값들을 모두 항복변위에서의 분석 값을 기준으 로 한다.

Fig. 6.

Definition of Ed, Es, and RDI for hysteresis loops

Fig. 7.

Dissipated energy per cycle

FLA1과 FLA2 실험체는 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 각 하중 단계 별 비슷한 에너지 성능을 보이다가 FLA2 실험체가 변위 비 1% 일찍 파괴되었다. FLA2 실험체가 중공단면이기는 하 지만 중공의 지름이 15 mm로 단면적에 대한 중공의 단면적비 가 12.6%이고 하중방향 길이비는 28.8% 정도로 크지 않아 각 하중단계에서 유사한 에너지소산 성능을 나타내었다. FLA3 실험체는 FLA1 실험체와 상세가 동일하나 축방향철근비가 1.78배 많게 배근된 실험체로서 변위비 2%까지 FLA1 실험체 와 유사한 에너지소산 능력을 보이다가 변위비 2.5%부터 증 가하기 시작하였고 파괴단계에서는 1.72배의 에너지 성능을 보였다. FLA4 실험체의 경우는 콘크리트 단면적과 축방향철 근비가 작기 때문에 다른 실험체들에 비하여 항복변위가 작 아서 식 (1)과 같이 소산에너지를 일반화시켜 산정하였다.

5.2. 탄성변형에너지

E _s는 등가선형탄성시스템(equivalent linear elastic system) 에 축적되는 탄성변형에너지(elastic strain energy)를 나타내 며 Fig. 6에서 빗금으로 나타낸 부분의 에너지이다.

FLA1과 FLA2 실험체의 탄성변형에너지는 Fig. 8에 나타 낸 바와 같이 각 하중단계에 따라 유사한 성능을 보였다. 축방 향철근비가 1.78배 많게 배근된 FLA3 실험체는 실험 초기에 는 FLA1 실험체와 유사한 성능을 보이다가 변위비 1%부터 부재에 축적되는 변형에너지가 증가하기 시작하고 파괴단계 에서는 FLA1 실험체보다 1.47배의 변형에너지 성능을 보였 다. FLA4 실험체의 경우, 식 (2)와 같이 선형변형에너지를 일 반화시켜 Fig. 7(b)에 나타내었다. FLA4 실험체의 일반화시킨 변형에너지 역시 FLA1 실험체보다 2,21배 크게 산정되었다.

탄성변형에너지의 산정결과는 5.1장의 소산에너지 분석결 과와 유사한 경향을 나타내었다.

Fig. 8.

Elastic strain energy per cycle

5.3. 등가점성감쇠비

철근콘크리트 교각의 실험에서 계측된 하중-변위 이력곡 선으로 등가점성감쇠비(equivalent viscous damping ratio) ζ_eq 를 산정할 수 있는데 식 (3)과 같이 소산된 에너지와 부재에 축 적된 탄성변형에너지를 이용하여 산정한다.

FLA1, FLA2과 FLA3실험체의 등가점성감쇠비는 Fig. 9에 나타낸 바와 같이 실험 초기부터 변위비 1.5%까지 평균 5.4% 의 감쇠비 성능을 나타내었다. 변위비 2.0%부터 선형적으로 증가하여 파괴시에는 22.6~25%의 등가점성감쇠비 성능을 나 타내었다. 중공의 영향, 축방향철근의 영향은 큰 차이로 나타 나지는 않았다. 이러한 결과는 에너지소산능력과 탄성변형에 너지의 하중단계별 경향이 거의 유사하게 나타난 것에 기인 한다. 따라서 식 (3)의 함수들이 유사한 경향을 보이므로 등가 점성감쇠비 분석결과가 하중단계에 따라 Fig. 9(a)와 같이 유 사하게 나타났다.

Fig. 9.

Equivalent damping ratio per cycle

타 실험체들에 비해 콘크리트 단면적과 축방향철근비가 작 은 FLA4 실험체의 경우는 변위비 1.0%부터 감쇠비가 증가하 였다. FLA4 실험체의 경우는 식 (4)와 같이 등가점성감쇠비 를 일반화시켜 Fig. (b)에 나타내었다.

5.4. 잔류변형

철근콘크리트 구조물에 반복하중을 재하하면 비탄성 거동 을 보이고, 횡하중을 제거하면 Fig. 6에서와 같은 영구적인 잔 류변형((residual deformation) Δ_r이 존재한다. 잔류변형은 구 조물의 비선형 거동에 대한 상관적 요소이며, 지진에 의한 손 상 및 보수가능성을 나타내주는 변수로 사용된다. FLA1, FLA2과 FLA3실험체의 잔류변형은 실험이 종료될 때까지 대 체로 유사한 성능을 나타내었다. 이는 본 연구가 축소모형에 대한 실험이고 철근상세의 간섭으로 인해 중공단면의 크기가 제한되었기 때문으로 판단된다. 또한 FLA3 실험체의 경우에 도 축방향철근량이 증가되기는 하였으나 압축연단 또는 인장 연단에 배근된 것이 아니고 단면 중앙부에 위치하기 때문으 로 판단된다. FLA1 실험체와 비교하여 축방향철근비가 1.78 배 많게 배근된 FLA3 실험체가 근소하게 낮은 잔류변형 성능 을 나타내었다. FLA4 실험체의 경우는 잔류변형의 정도는 식 (5)와 같이 각 하중단계에서의 잔류변위 Δ_r를 항복변위 Δ_y로 나눈 무차원으로 표현된 잔류변형지수(residual deformation index) RDI로 나타낼 수 있으며 Fig. 10(b)에 나타내었다.

Fig. 10.

Residual displacement per cycle

5.5. 유효강성

유효강성(effective stiffness) K _eff은 Fig. 5에서와 같이 부재 에 축적된 에너지(E _s)의 기울기로 정의되며, 각각의 하중단계 에서 주어진 응답변위와 하중과의 비이다.

식 (6)과 같이 각 하중단계 별로 유효강성(K _eff)을 산정하여 Fig. 11에 나타내었다. FLA1, FLA2과 FLA3실험체들의 유효 강성을 비교하면 Fig. 11과 같이 FLA1 실험체와 비교하여 축 방향철근비가 1.78배 많게 배근된 FLA3 실험체가 실험 초기 부터 최종 파괴시까지 높은 유효강성을 나타내었다. 이는 축 방향철근량의 증가가 축강성을 증가시켜서 유효강성도 타 실 험체보다 높게 나타났다. 축소모형 실험체이므로 철근상세의 간섭이 발생되었고 이로 인해 중공단면의 크기가 제한되었기 때문에 FLA2 실험체의 경우에 변위비 0.25%를 제외한 하중 단계에서 FLA1 실험체와 유사한 유효강성을 나타내었다.

Fig. 11.

Effective stiffness per cycle

하중방향 길이의 중공비가 28.8%인 FLA2 실험체는 실험 초반부터 변위비 1.5%까지 FLA1 실험체보다 작은 유효강성 성능을 보이다가 변위비 2%부터는 FLA1 실험체와 유사한 유 효강성 능력을 나타내었다.

FLA4 실험체의 경우에는 식 (7)과 같이 각 하중단계 별로 유효강성(K _eff)을 항복강성(K _o)으로 나누어 무차원의 값인 유효강성 인자로 일반화하여 비교하였고 Fig. 11(b)에 나타내 었다.

5.6. 응답수정계수

미국, 캐나다 등과 같이 도로교설계기준에서는 단면력에 기초한 설계개념(force-based design concept) 개념을 채택하 여, 변위연성도를 설계에 사용하지 않고 있으며 그 대신 휨모 멘트에 대한 단면력 보정계수인 응답수정계수(R )를 적용하 여 교각의 연성능력을 표현하고 있다. 응답수정계수와 변위 연성도의 관계는 구조물의 주기에 따라서 다르게 산정되며, 식 (8)과 같은 동일에너지 원리(equal-energy principle) 또는 식 (9)의 동일변위 원리(equal-displacement principle)를 적용 할 수 있다. 또한 완전연성(full ductility)개념의 도로교설계기 준에서는, 단주(single column)에 대하여 설계기준에서 규정 하는 심부구속철근량을 배근하는 경우 3.0의 응답수정계수 (R )를 적용하고 있다.

각 실험체의 항복변위, 극한변위와 변위연성도를 산정하였 고 FLA1, FLA2과 FLA3 실험체들의 변위연성도는 각각 4.54, 4.29, 3.71을 나타내었으며 FLA4 실험체는 9.59를 나타내었 다. 식 (8)과 식 (9)를 이용하여 응답수정계수를 산정하여 Table 3에 나타내었고 동일에너지 원리를 적용한 결과는 2.53~4.26 의 범위, 동일변위 원리를 적용한 결과는 3.71~9.59의 범위를 나타내었다.