2.1 실험체

단면의 폭과 높이가 400mm인 팔각형 단면 기둥 실험체 2개를 제작하였다. Fig. 1(a)의 OS 실험체와 Fig. 1(b)의 OH 실험체의 전체높이는 2,400mm, 기둥길이 1,600mm, 형상비 4.0이다. OS 실험체는 중실단면이고 OH 실험체는 중공단면으로 중공높이는 200mm이고 중공비(중공높이/전체높이)는 0.5이다.

OS 및 OH 실험체에는 SD400의 D16 철근 24개가 축방향철근으로 배근되었다. OS 실험체의 축방향철근비는 0.036이고 OH 실험체의 축방향철근비는 0.047이다. 축방향철근의 배치는 단면중심에서 지름 340mm인 원형으로 배근되었다. 축방향철근의 중심에서 콘크리트 표면까지의 거리는 30mm로서 축방향철근 공칭지름($d_{bl}$)의 1.89배이고 횡방향철근의 외측표면에서 콘크리트 표면까지의 피복두께는 16mm이다. 모든 실험체의 나선철근은 250mm 간격으로 배근되었고 적

Fig. 1. Details of reinforcement

용된 축력비는 0.07이며 Table 1에 나타내었다.

모든 실험체에는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 나선철근이 250mm의 간격으로 배근되어 심부구속철근비는 0.206%이다. OS 실험체의 경우에 완전연성을 보장하기 위해 도로교설계기준에서 요구하는 심부구속철근비(0.747%)의 27.5%에 해당한다. OH 실험체의 경우에 완전연성을 보장하기 위해 도로교설계기준에서 요구하는 심부구속철근비(0.878)%의 23.4%에 해당한다. 항복강도는 횡방향철근의 경우 421MPa, 축방향철근의 경우 482MPa로 계측되었다. 콘크리트의 압축강도는 30MPa로 계측되었다.

2.2 재하실험

재하실험은 Photo. 1과 같이 유압잭을 이용하여 축력을 가한 상태에서 변위용량이 ±150mm인 500kN Hydraulic actuator를 이용하여 횡방향 하중을 반복 가력하는 준정적 실험을 수행하였다. 하중재하방식은 Fig. 2와 같은 변위제어방식으로서 변위비를 첫 번째 단계는 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 때까지 실험하였다.

Photo 1 Test set-up

Fig. 2. Lateral loading history

3.1 균열 및 파괴거동

Photo. 2와 3에는 각 실험체의 하중단계에 따른 거동과 균열진전을 나타내었다. OS 실험체는 0.5% 변위비에서 소성힌지구간에 휨균열이 발생하였고 변위증가에 따라 휨균열이 증가되었으며 변위비 1.5% 단계에서 경사균열이 나타났고 변위비가 증가됨에 따라 심화되었다. 변위비 4.0% 단계에서 기초상단부터 100mm 구간에 축방향철근 좌굴과 피복탈락이 관찰되었으며 경사균열은 단면높이 전체에 걸쳐서 진전되었고 최대 경사 균열폭이 3mm로 계측되었다. 5% 변위비에 축방향철근과 횡방향철근이 기초상단부터 300mm 구간에서 노출되었다. 또한 기둥 하단 모서리에서 800mm 구간에 전단균열 폭이 급격히 증가하여 전단파괴 거동을 나타내었다. 기초상단부터 400mm 높이에서 횡방향철근이 파단되었다.

Photo 2 Crack pattern of OS specimen)

OH 실험체는 0.5% 변위비에서 소성힌지구간에 휨균열이 발생하였고 변위증가에 따라 휨균열이 증가되었으며 변위비 1.5% 단계에서 경사균열이 나타났고 중공부분 높이까지 진전되었다. OH 실험체는 변위비 3.0% 단계에서 최대 경사균열폭이 5mm로 계측되었고 변위비 4.0% 단계에서 기초상단부터 200mm 구간에 축방향철근 좌굴과 양측 압축연단에서 피복콘

Photo 3 Crack pattern of OH specimen

Photo 4 Failure of specimens

크리트 탈락이 관찰되었다. 기둥 하단 모서리에서 800mm 구간에 전단균열 폭이 급격히 증가하여 전단파괴 되었다.

OH 실험체는 동일한 변위비 단계에서 OS 실험체보다 균열발생 및 진전이 심화되고 전단균열이 과도하게 발생하였으며 전단작용에 의한 파괴정도가 심화되었다.

OS 실험체는 실험 초기에는 휨작용에 의한 소성힌지가 형성되어 휨균열 발생 및 피복 콘크리트 탈락이 나타났고 전단작용에 의한 경사균열이 발생하였으며 횡변위가 증가됨에 따라 궁극적으로 전단균열에 의한 콘크리트의 전단저항능력 상실과 횡방향철근의 파단이 파괴의 주원인이고 실험 전체의 파괴거동은 휨-전단 파괴형상을 나타내었다. OH 실험체는 실험 초기에는 휨작용에 의한 소성힌지가 형성되어 휨균열 발생 및 피복 콘크리트 탈락이 나타났고 전단작용에 의한 경사균열이 발생하였으며 횡변위가 증가됨에 따라 궁극적으로 전단균열에 의한 콘크리트의 전단저항능력 상실이 파괴의 주원인이며 실험 전체의 파괴거동은 휨-전단 파괴형상을 보였다. Photo. 4에 실험 종료 후의 실험체 파괴상태를 나타내었다.

3.2 하중-변위 이력곡선 및 포락곡선

OS 실험체와 OH 실험체의 하중-변위 이력곡선(hysteresis loops)을 Fig. 3에 나타내었다. Fig. 3에 나타낸 이력곡선은 횡하중 가력기의 하중계(load cell) 및 변위계에 의해 측정된 횡방향 하중 및 변위를 이용하였다. 실험체의 하중-변위 이력곡선에서 휨균열 발생에 의해 강성이 변화하기 시작하여 최외곽 인장철근의 항복에 의해 2차 강성변화가 발생되었다. Fig. 3(a)에 나타낸 OS 실험체는 변위비 5%에서 심화된 전단균열 및 횡방향철근 파단으로 횡력이 저하되어 실험이 종료되었다. Fig. 3(b)에 나타낸 OH 실험체는 변위비 4%에서 전단균열 심화로 횡력이 저하되어 실험이 종료되었다. 각 실험체의 재하실험에서 측정된 하중-변위 이력곡선의 최대 횡하중은 공칭 횡력강도를 초과하였다. 여기서 공칭 횡력강도는 축력이 작용하는 실험체에 대하여 설계기준의 정의에 의한 공칭 휨강도를 계산하고 이에 해당하는 횡력으로 표현한 횡력강도를 의미한다.

하중-변위 포락곡선(envelop curves)을 Fig. 4에 나타내었다. 동일한 변위비 단계에 대해 횡하중을 2회씩 가력하여 실험을 수행하였으므로 첫 번째 가력(first cycle loading)시의 횡하중 강도에 대한 두 번째 가력(second cycle loading)시의 횡하중 강도를 비교하여 나타내었다. Fig. 4에 변위단계별 횡력강도 실험값들과 등가직사각형 응력블럭을 이용하여 계산된 공칭 횡력강도인 $H_{n,code}$을 나타내었으며 횡력강도는 변위비 2~2.5%에서 공칭 횡력강도인 $H_{n,code}$을 상회하였다.

OS 실험체와 OH 실험체에 대하여 식(1)∼(3)에 나타낸 구조 설계기준에 규정된 축방향 압축력을 받는 부재의 공칭전단강도인 $V_{n,code}$를 산정하여 Fig. 4에 나타내었으며 횡력강도는 변위비 1.0% 단계에서 공칭전단강도인 $V_{n,code}$을 상회하였다.

여기서, $A_{g}$는 전체 단면적, $A_{v}$는 전단철근의 단면적, $b_{w}$는 복부의 폭, $d$는 축방향 인장철근의 중심에서 압축콘크리트 연단까지 거리, $\lambda$는 경량콘크리트계수, $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도, $f_{yt}$는 횡방향철근의 항복강도, $s$는 전단철근의 간격, $V_{c}$는 콘크리트에 의한 단면의 공칭전단강도, $V_{s}$는 전단철근에 의한 단면의 공칭전단강도, $V_{n}$는 단면의 공칭전단강도이다.

Fig. 3. Hysteresis loops

OS 실험체와 OH 실험체의 하중-변위 포락곡선을 비교하여 Fig. 5에 나타내었다. 4% 변위비에서 OS 실험체의 하중보다 OH 실험체의 하중저감(Push방향 : 29%, Pull방향 : 37%)이 나타났으며 OS 실험체의 극한변위비는 5% 이고 OH 실험체의 극한변위비는 4% 이다. 이러한 강도감소 및 극한변위비의 감소는 콘크리트 면적의 감소에 기인한 것으로 판단된다.

3.3 변위 단계별 횡하중 강도 저감

OS 실험체와 OH 실험체의 하중단계별 강도저감 거동을 비교하기 위해 각 실험체의 하중-변위 이력곡선(hysteresis loops)과 하중-변위 포락곡선(envelop curves)을 토대로 동일한 변위비에 대한 강도저감 비율을 분석하여 Table 2에 나타내었다. Table 2에는 OS 실험체와 OH 실험체의 하중단계별 횡력강도 실험값인 $H_{exp}$와 등가직사각형 응력블럭을 이용하여 산정된 공칭 횡력강도인 $H_{n,code}$의 비율을 나타내었다. OS 실험체와 OH 실험체는 횡력강도 실험값($H_{exp}$)이 공칭횡력강도($H_{n,code}$)를 상회하였으며 최대 1.24, 1.16배의 값을 나타내었다.

Fig. 4. Envelope curves

Fig. 5. Comparison of envelope curves

동일한 변위비 단계에 대해 첫 번째 가력(first cycle loading)시의 횡하중 강도에 대한 두 번째 가력(second cycle loading)시의 횡하중 강도를 비교하여 나타내었다. 동일한 변위비 단계에 대해 하중 반복횟수에 따른 횡력강도의 강도저감비율에 대한 정량적 비교에서는 3.0% 변위비까지는 5%의 강도저감을 보이나 최대 횡하중이 계측된 4.0% 변위비에는 OS 실험체의 경우 11%이상의 저감을 보이며 OH 실험체의 경우는 30%의 강도감소를 나타내었다. 이는 광범위한 전단균열 진전의 영향에 의한 전단저항능력 감소에 기인한다고 판단되며 OS 실험체의 경우

보다 OH 실험체의 경우가 심화된 이유는 콘크리트 면적의 감소로 판단된다.

3.4 변위연성도

실험결과를 토대로 극한변위 값을 항복변위 값으로 나누어 실험체의 연성능력을 정량적으로 나타내는 변위연성도(displacement ductility factor)는 항복변위와 극한변위의 정의에 따라 그 값들이 다르게 산정된다. 실험에서 계측된 비선형의 하중-변위 관계를 탄성구간과 소성구간으로 구성되는 2개의 직선으로 이상화하여 항복변위와 극한변위를 결정하고 변위연성도를 산정한다.

이 연구에서는 항복변위 산정에 있어서 Fig. 6(a)과 같이 철근콘크리트 기둥의 균열에 의한 강성저하를 고려한 할선강성(secant stiffness)에 근거하여 산정하였다. 극한변위 산정에 있어서 Fig. 6(b)와 같이 최대 횡하중의 80%까지 감소된 횡하중에 대응되는 변위를 극한변위($\Delta_{u}$)로 산정하였다.

OS 실험체의 극한 변위비는 4.5이며 변위연성도는 2.02이다. OH 실험체의 극한 변위비는 3.83이며 변위연성도는 1.79이다. OS 실험체와 OH 실험체의 응답수정계수는 모두 3.0 이하로 산정되었다.

3.5 소산에너지 및 등가점성감쇠비

철근콘크리트 기둥의 내진성능 실험결과에 대한 평가시 중요한 요소는 하중-변위 이력곡선 관계에 근거한 에너지 소산 능력과 이력감쇠(hysteresis damping)이다. OS 실험체와 OH 실험체의 소산에너지를 Fig. 7에 나타내었다. Fig. 7에 나타낸 바와 같이 하중재하 초기 단계에는 OS 실험체와 OH 실험체의 에너지 소산능력이 유사하지만 변위비 3% 이후에 OH 실험체의 에너지 소산능력이 OS 실험체의 62%로 감소되는 경향을 나타낸다. 이는 OH 실험체의 전단균열 심화에 따른 전

Fig. 6. Definition of yielding and ultimate displacement

단파괴에 기인한다. Fig. 8에 나타낸 탄성변형 에너지는 등가선형탄성시스템에 축적되는 탄성변형에너지를 나타내며 소산에너지 경향과 유사하게 나타났다. OS 실험체와 OH 실험체의 소산에너지는 부재의 항복상태에서 1,267kNㆍm, 1,445kNㆍm의 값을 나타내며 극한상태에서 약 11,973kNㆍm, 7,444kNㆍm의 값을 나타내었다.

등가점성감쇠비는 Fig. 7의 에너지 소산능력과 Fig. 8의 탄성변형 에너지와 관계된다. Fig. 9는 각 실험체의 등가점성감쇠비를 나타내는데, 변위비 0.25%에서 OS 실험체와 OH 실험체는 2.95%, 2.65%의 등가점성감쇠 능력을 나타내었고 최저 등가점성감쇠비는 2.21%, 2.05%이다. 변위비 3%까지는 유사한 경향의 이력감쇠 능력을 나타내었다. OS 실험체와 OH 실험체의 등가점성감쇠비는 부재의 항복상태에서 3.22%, 3.74%의 값을 나타내며 극한상태에서 약 13.1%, 8.85%의 값을 나타내었다.

3.6 잔류변형 및 유효강성

철근콘크리트 부재에 반복하중이 작용하는 경우 잔류변형

Fig. 7. Comparison of dissipated energy

Fig. 8. Comparison of elastic strain energy

Fig. 9. Comparison of equivalent viscous damping ratio

잔류변형(residual deformation)이 발생하게 된다. 잔류변형의 정도는 각 변위단계에서의 잔류변위로 나타낸다. 잔류변형은 지진하중이 작용하는 경우에 철근콘크리트 교각의 비선형 거동을 나타내는 부재 손상과 보수 가능성을 나타내는 인자 중의 하나로서 교량의 손상을 평가 및 예측하기 위한 지표이다. Fig. 10에 나타낸 OS 실험체와 OH 실험체의 잔류변형은 변위비가 증가됨에 따라 변위비 2.0%까지는 선형으로 증가되었다. 변위비 2.5% 이후에는 전단균열의 심화, 축방향철근 항복 등의 영향으로 잔류변형이 증가하여 손상이 심화됨을 나타낸다.

Fig. 10. Comparison of residual deformation

Fig. 11. Comparison of effective stiffness

OS 실험체와 OH 실험체의 잔류변형은 부재의 항복상태에서 2.18mm, 1.75mm의 값을 나타내며 극한상태에서 약 20.0mm, 13.3mm의 값을 나타내었다.

Fig. 11에 각 실험체의 유효강성을 분석하여 나타내었다. Fig. 11의 유효강성은 각 변위단계에 따라 휨균열, 전단균열 발생 및 심화의 영향으로 급격히 감소하는 경향을 나타내었다. OS 실험체와 OH 실험체의 유효강성은 부재의 항복상태에서 6.12kN/m, 5.97kN/m의 값을 나타내며 극한상태에서 3.53kN/m, 1.63kN/m의 값을 나타내었다.