이승건
(Seung-Geon Lee)
1
이수형
(Soo-Hyung Lee)
1
이혜린
(Hyerin Lee)
2
홍기증
(Kee-Jeung Hong)
3†
-
학생회원,국민대학교 건설시스템공학부 석사과정
-
학생회원,국민대학교 건설시스템공학부 석사과정
-
정회원,국민대학교 건설시스템공학부 교수
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키워드
교각, 철근 부식, 겹침이음, 내진설계, 내진보강, 내진성능
Key words
Pier, Rebar corrosion, Lap splice, Seismic design, Seismic reinforcement, Seismic performance
1. 서 론
2016년 9월 경주 대지진과 2017년 포항 지진 발생 이후로 한반도 역시 지진의 안전지대가 아니라는 전문가들의 의견이 대두되고 있다(Park, 2017; Jeon, 2017). 내진설계가 도입된 1990년대 후반부터 현재까지 국내 교량의 내진성능에 대한 다수의 연구가 이루어지고 있다. 원형중공 콘크리트 교각의 내진성능
실험(Chung et al., 1999), 횡보강근 부식에 따른 기둥의 거동 평가(Lee et al., 2001), 거동소성힌지구간에 주철근의 겹침이음이 존재할 경우 내진성능 평가(Kim et al., 2003; Park et al., 2008), 교각 형상비 및 주철근 겹침이음에 따른 교각의 내진거동(Cho et al., 2012), 원형 RC기둥의 내진성능 및 초과강도(Ko, 2013) 그리고 비내진 설계된 기둥의 파괴거동(Ko, 2020) 등에 대한 연구 등이 이루어졌다.
염해에 의한 서해대교 일부 교각의 철근 부식 사례(Fig. 1(a)), 염해에 의해 부식된 교각 사례(Fig. 1(b)) 등이 국내외에서 발견되어, 적절한 예방 및 보수 조치가 이루어지지 않으면 교량의 내진성능에 상당한 피해가 생길 수 있다. 국내에서 RC구조물
중 보의 철근부식을 고려한 휨파괴 거동 연구(Eo et al., 2014)와 철근부식을 고려한 교각의 휨실험 연구(SongNam et al., 2008)가 수행된 바 있다. 그러나 겹침이음 설계된 교각의 부식에 의한 영향을 고려한 연구는 아직까지 수행된 바 없다.
철근 부식은 철근의 단면적을 감소시킴과 더불어 겹침이음부의 부착거동에도 영향을 미친다(Chung et al., 2004). 30~40년 전에 시공된 교각들은 내진설계기준이 적용되지 않았고, 작업의 편리함을 위해 겹침이음부가 소성힌지구역에 존재하는 경우가 대다수이다.
이 경우 교각의 내진성능은 상당히 저하되며, 만약 겹침이음부에 철근부식이 발생한다면 교각의 내진성능에 매우 심각한 문제가 야기될 수 있다. 내진설계기준을
따라 설계된 교각의 경우, 기초에 정착된 철근은 소성힌지구역 겹침이음부가 없으므로 부식이 부착강도에 미치는 영향은 매우 작아 무시할 수 있으며, 철근부식에
의한 철근 단면적 감소 효과에 의해 거동이 결정된다. 또한, 부식이 발생하고 내진설계되지 않은 교각을 강판으로 내진보강한 경우, 교각이 충분한 내진성능을
확보할 수 있는지에 대한 검토가 필요하다. 본 연구에서는 노후화된 교각의 내진성능에 미치는 철근부식, 겹침이음, 내진설계 및 내진보강의 영향을 실험을
통해 조사한다. 이러한 실험결과를 바탕으로 노후 교각의 내진보강 여부를 판단하기 위한 기초자료를 마련하고자 한다.
Fig. 1 Case of corrosion in bridge piers
Title
2.1 실험체 설계 및 제작
철근부식, 겹침이음, 내진설계, 내진보강 여부 등의 4가지 변수를 고려하고, 형상비(높이/지름) 4.0으로 휨파괴가 지배하는 8개의 실험체를 설계하였으며,
이들 8개 실험체의 주요 변수들을 Table 1에 정리하였다. 실험체들은 모두 동일하게, 지름(D)은 1200mm, 총 높이는 6400mm, 가력부 지점까지의 높이(H)는 4800mm으로 하였으며,
D25 주철근 26개를 배근하였고 주철근비는 1.16%이다. 기둥부에 횡하중을 재하할 때 기둥 밑단을 충분히 고정할 수 있도록, 종방향 180mm
간격 및 횡방향 100mm 간격으로 D25 철근을 배근하여 길이 2900mm, 폭 1700mm, 두께 1100mm의 기초부를 제작하였다(Figs. 3(e)). 기초부의 콘크리트를 타설하고 양생 후에, 기둥부 콘크리트를 타설하였다.
철근부식기간에 따라 무부식, 저부식, 고부식으로 나누었고, 겹침이음은 0%와 50%인 경우로 구분하였다. 겹침이음이 없는 실험체의 횡단면은 Fig. 2(a)의 왼쪽 그림과 같으며, 콘크리트 구조 정착 및 이음 설계기준(KDS 14 20 52. 4.7. (2))와 도로교 설계기준 5.12.6.5.(4)와
(5)에 따라 횡철근의 겹침이음 길이는 520mm로 하였다. Fig. 3(c)에 보인바와 같이, 횡철근 배근 간격은 도로교설계기준 5.12.6.5.(3)에서 횡철근 배근을 400mm이하로 요구하므로 D13철근을 300mm 간격으로
배치하였다(횡철근비 0.16%). 50% 겹침이음된 실험체의 횡단면은 Fig. 2(b)의 오른쪽 그림과 같으며, 내진설계기준 적용 이전에 건설된 교각들은 인장겹침이음길이에 대한 규정이 없었으므로, 콘크리트구조 정착 및 이음 설계기준(KDS
14 20 52)에 따라 압축겹침이음을 적용하여 주철근 겹침이음길이를 540mm로 하였다(Fig. 3(f)). 횡철근의 겹침이음길이와 배근 간격은 겹침이음이 없는 실험체와 동일하다. 내진설계기준을 반영한 실험체의 횡단면은 Fig. 2(b)와 같으며, 도로교설계기준 8.10.3.3에 따라 횡철근 배근을 150mm이하로 하여 소성힌지구역이 포함된 단부구간(1200mm)까지는 100mm간격(횡철근비
0.49%), 그 외의 구역은 150mm 간격(횡철근비 0.32%)으로 배치하였다(Fig. 3(d)). 보강실험체의 경우, 50% 겹침이음된 실험체가 겹침이음이 없는 실험체보다 내진성능이 떨어지므로, 50% 겹침이음된 실험체 중 하나를 보강하였다.
이들 실험체를 구분하기 위해 다음과 같이 실험체명을 정하였다. 실험체명의 첫 항은 부식 정도를 나타내며 NC는 무부식(No Corrosion), HC는
고부식(High Corrosion), LC는 저부식(Low Corrosion)을 의미한다. 고부식과 저부식을 나누는 기준을 부식기간으로 하였으며,
고부식실험체는 약 15개월, 저부식실험체는 약 4개월 동안 부식을 진행하였다. 두 번째 항은 겹침이음 여부를 나타내며 NL은 No-Lap splice,
LS는 50% Lap splice를 의미한다. 세 번째 항은 내진설계 여부를 나타내며 NS는 No-Seismic Design, SD는 Seismic
Design을 의미한다. 네 번째 항의 R은 Reinforcement를 의미한다.
Fig. 2 Cross section of real-scale pier
Fig. 3 Side view and detailed rebar of real-scale pier
Table 1 Variables considered in tests
|
specimen
designation
|
aspect ratio
|
rebar corrosion
|
lap-splice ratio
|
seismic design
|
seismic reinforcement
|
|
NC-NL-NS
|
4.0
$(\begin{aligned}H=4,\: 800mm\\D=1,\: 200mm\end{aligned})$
|
No corrosion
|
0%
|
No seismic design
|
No reinforcement
|
|
HC-NL-NS
|
High corrosion
|
|
NC-LS-NS
|
No corrosion
|
50%
|
|
LC-LS-NS
|
Low corrosion
|
|
HC-LS-NS
|
High corrosion
|
|
HC-LS-NS-R
|
High corrosion
|
Steel-plate
|
|
NC-NL-SD
|
No corrosion
|
0%
|
Seismic design
|
No reinforcement
|
|
HC-NL-SD
|
High corrosion
|
2.2 실험 재료
노후 교각을 제작할 때 사용하였던 철근의 물성치를 실험체에 반영하기 위해, SD300 철근과 28일 설계강도 24MPa인 콘크리트를 사용하였다.
사용한 철근의 시편 인장시험 결과(KS B 0802), D25의 평균 항복강도는 362.0MPa이고 평균 인장강도는 553.6MPa였으며, D13의
평균 항복강도는 378.2MPa이고 평균 인장강도는 553.6MPa로 측정되었다. 콘크리트 배합에 사용된 최대골재 크기는 25mm였다. 기초부를
먼저 타설한 후 기둥부는 13일 기간 동안 총 3번에 걸쳐 타설하였으며, 타설 날짜 별 3개씩, 총 9개의 공시체를 만들어 압축강도를 측정하였다(KS
F 2504). 기둥 실험체 가력 시기에 9개의 콘크리트 공시체의 평균 압축강도는 31.35MPa로 계측되어 설계강도보다 30.5%정도 크게 계측되었으며,
이는 콘크리트 표준시방서의 ‘배합강도결정’에 따라 구한 계측강도(29.4MPa)와 유사하다. 콘크리트 압축강도가 24MPa일 때 단면해석을 통해 구한
최대 휨모멘트는 2840.6kN‧m이고, 콘크리트 압축강도가 31.35MPa일 때는 최대 휨모멘트가 2956.2kN‧m이다. 즉, 콘크리트 압축강도가
최대 휨모멘트에 미치는 영향은 미미하므로 사용된 콘크리트가 노후교각의 거동을 나타내는데 큰 무리가 없는 것으로 판단된다.
2.3 실험체 부식
2.3.1 실험체 부식세팅
자연상태의 구조물인 경우 오랜 시간 동안 부식이 발생하지만, 본 연구에서는 소성힌지구역의 철근부식을 빠르게 발생시키기 위한 부식촉진 방법을 다음과
같이 구축하여 적용하였다. 실험체 제작 후, 바닥에서 높이 1.5m까지 표면에 염화물과 공기를 주입할 수 있는 구멍(Φ10mm)을 20cm 간격으로
뚫는다. 그 위에 전류이동을 위한 스테인레스 철망을 부착한다. 기둥 주변을 FRP패널로 감싸고 기초부 윗면에 방수처리를 하여, 소성힌지구역을 포함한
기둥 아랫부분 1.5m 정도를 염화물에 잠기도록 한다. 각 실험체의 주철근을 전원공급 장치에 병렬로 연결하고(Fig. 4(a)), 전류량을 관찰 할 수 있도록 계측장비를 연결한다. 그 후 전원공급장치를 통하여 15V~20V의 전압을 걸어주면 전류가 흐르게 되고 이로 인해
수조 안의 염화칼슘 용액이 이온화되어 염화이온(cl-)이 철근 쪽으로 끌려 가 철근 부식을 촉진시킨다(Fajardo et al., 2004).
2.3.2 부식률 계측
부식을 시킨 실험체는 총 5개이며, 실험 종료 후 소성힌지구간에 위치하는 철근 중 실험체의 앞(부가력 하중 재하시 압축을 받는 면, F)과 뒤(정가력
하중 재하시 압축을 받는 면, B)에서 주철근(D25)과 횡철근(D13)을 3편, 1편씩 각각 채취하였다. 실험으로 인한 굽힘변형이 적은 부분으로,
주철근은 약 50mm(4마디), 횡철근도 약 50mm(3마디)의 길이로 채취하였다. ‘부식되지 않은 철근 시편의 무게’와 ‘부식된 녹의 무게’를 비교한
부식률을 계측하여 Table 2에 정리하였다. 주철근(D25)의 부식률은 0.11~8.28%이고, 횡철근(D13)의 부식률은 1.48~9.99%로 상당히 크게 분산되어 있으며,
Fig. 4(b)에 보인 바와 같이, 철근부식 촉진방법에 의해 철근부식이 위치마다 상당히 다르다. 횡철근의 부식률이 상대적으로 큰 것은 횡철근이 주철근보다 외부에
있어서 수분침투에 의한 부식에 더 쉽게 노출되기 때문이다. 더불어, 철근 부식률로 교량의 노후기간을 직적접으로 추정하기 어렵다. 왜냐하면 교량의 주변환경과
시공상태에 따라 교량의 철근부식이 상당히 다르게 나타날 수 있기 때문이다.
Table 2 Corrosion rate of rebars in tested specimens
|
rebar type
|
specimen
|
corr. rate
|
specimen
|
corr. rate
|
specimen
|
corr. rate
|
specimen
|
corr. rate
|
specimen
|
corr. rate
|
|
HC-NL-NS
|
[%]
|
LC-LS-NS
|
[%]
|
HC-LS-NS
|
[%]
|
HC-LS-NS-R
|
[%]
|
HC-NL-SD
|
[%]
|
|
D25
|
F-1
|
4.08
|
F-1
|
1.30
|
F-1
|
2.58
|
F-1
|
2.46
|
F-1
|
4.57
|
|
F-2
|
2.51
|
F-2
|
0.85
|
F-2
|
3.99
|
F-2
|
8.28
|
F-2
|
8.28
|
|
F-3
|
3.49
|
F-3
|
1.74
|
F-3
|
1.92
|
F-3
|
1.76
|
F-3
|
5.61
|
|
F. avg
|
3.36
|
F. avg
|
1.30
|
F. avg
|
2.83
|
F. avg
|
4.17
|
F. avg
|
6.15
|
|
B-1
|
2.85
|
B-1
|
1.09
|
B-1
|
2.15
|
B-1
|
2.44
|
B-1
|
3.74
|
|
B-2
|
2.87
|
B-2
|
0.11
|
B-2
|
2.44
|
B-2
|
2.15
|
B-2
|
3.39
|
|
B-3
|
1.30
|
B-3
|
0.79
|
B-3
|
0.84
|
B-3
|
8.25
|
B-3
|
4.26
|
|
B. avg
|
2.34
|
B. avg
|
0.66
|
B. avg
|
1.81
|
B. avg
|
4.28
|
B. avg
|
3.8
|
|
D13
|
F
|
5.81
|
F
|
2.04
|
F
|
5.73
|
F
|
7.19
|
F
|
9.99
|
|
B
|
3.89
|
B
|
1.48
|
B
|
3.10
|
B
|
8.58
|
B
|
8.58
|
2.4 실험체 보강
고부식, 50% 겹침이음, 비내진설계로 제작된 실험체 두 개 중 하나는 강판보강(HC-LS-NS-R)하고 나머지는 보강하지 않은 상태(HC-LS-NS)로
실험을 수행하였다. ‘기존시설물(교량) 내진성능 평가요령(국토해양부, 2011)’에 따라 ‘겹침이음부의 내진성능 향상’, ‘휨 연성 성능 향상’, ‘전단에 대한 내진성능 향상’을 고려하여, 강판보강을 설계하였다. 이 세 가지
고려사항 중 쐐기형 파열을 방지하기 위한 최소두께가 지배적이었고, SM275 강판의 소요두께는 6mm이고 보강높이는 2100mm이다.
먼저 그라인더로 강판보강 높이까지 콘크리트 표면을 연마 후(Fig. 5(a)), 1/4씩 잘라 운반된 강판을 용접하여 실험체에 부착하였다(Figs. 5(b)와(c)). 50cm간격으로 뚫린 원형구멍에 앵커볼트(Φ10x65mm)를 관통시켜 강판을 실험체에 고정시킨 후(Fig. 5(d)), 강판과 실험체 사이 유격에 에폭시를 주입하여 부착강도를 발현시켰다(Fig. 5(e)). 실험체 기초부와 보강강판 사이의 유격을 우레탄 실리콘으로 메꾸어 마무리하였다.
Fig. 5 Seismic reinforcement with steel plates
2.5 실험셋업 및 가력 방법
Fig. 6과 같이, 일정한 축력을 재하하기 위해 축력 재하용 철제 지그와 횡방향 반복가력을 위한 450tf 용량 액츄에이터를 사용하여 실험을 수행하였고, 횡변위를
측정하였다.
실험 여건을 고려하여, 2000±200kN 수준(기둥단면 축강도의 5.8±0.6%)의 일정한 축하중을 재하하였다. 동시에, 변위제어를 통하여 실험체를
횡방향으로 밀고 당기며 반복가력하였다. Fig. 7과 같이, ±0.3%, ±0.5%, ±1.0%, ±2.0%, ±3.0%, ±4.0%, ±6.0%, ±8.0%의 목표변위비($\triangle_{t\arg
et}/h$)까지 횡하중을 순서대로 점차 증가시켰으며, 이는 형상비 4.0인 실험체의 경우 ±14.4mm, ±24mm, ±48mm, ±96mm, ±144mm,
±192mm, ±288mm, ±384mm의 목표변위($\triangle_{t\arg et}$)에 해당된다. 제한된 실험기간과 실험실 여건으로 인해
각 목표변위 당 2회의 반복가력을 수행했으며, 가력속도는 ±48mm 수준까지 30mm/min, ±96mm~±144mm 수준에서는 45mm/min,
±192mm~±384mm 수준에서는 60mm/min으로 설정하였다.
Fig. 7 Controlling of lateral displacement
3. 실험 결과
3.1 철근부식 영향
철근부식으로 인한 실험체의 거동변화를 비교하기 위해, 철근부식을 시키지 않은 실험체와 철근부식을 시킨 실험체의 하중-변위곡선과 변위연성도에 대해 각각
비교하였다. 1) 겹침이음 없고 비내진 설계된 경우, 2) 50% 겹침이음 있고 비내진 설계된 경우, 3) 겹침이음 없고 내진설계 된 경우로 구분하여
각 경우에서 철근부식의 영향을 차례대로 검토한다.
3.1.1 겹침이음 없고 비내진 설계된 경우
1) 파괴형상 및 하중-변위 곡선
겹침이음 없고 비내진설계된 경우 중 무부식 실험체(NC-NL-NS)와 고부식 실험체(HC-NL-NS)의 하중-변위 곡선을 Fig. 8에 비교하였다. 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$), 극한변위 계산에 필요한 값들($0.85F_{\max}$,
$d_{0.85F_{\max}}$)을 정가력(+)과 부가력(-)방향으로 나누어 Fig. 8에 표시하고, 이들의 계측값을 Table 3에 정리하였다. Fig. 10의 항복변위($d_{y}$)와 극한변위($d_{u}$)는 변위연성도를 정의할 때 사용되므로 아래 3.1.1 2)에서 설명한다. Figs. 9(a)~(d)는 두 실험체의 앞면과 뒷면의 파괴형상을 보여준다.
무부식실험체의 경우, 144mm 횡변위에서 첫 번과 두 번째 싸이클의 하중 감소는 미미하였으므로, 이 하중조건에서 교각의 파괴는 일어나지 않은 것으로
볼 수 있다. 172.1mm 횡변위에서 첫 번 싸이클의 하중곡선이 급격히 감소하였으므로 이 변위에서 파괴가 일어난 것으로 보고 실험을 멈추었다. 고부식실험체의
경우, 192mm 횡변위에서의 하중(정가력 308.5kN, 부가력 293.3kN)이 최대하중(정가력 591.94kN, 부가력 609.39kN)보다
40% 이상 저감되었으므로 파괴가 일어난 것으로 판단하여 더 큰 횡변위에 대한 실험은 수행하지 않았다.
Fig. 9에서 두 실험체 모두 기둥의 하단부에서 파괴가 일어나는 전형적인 휨-파괴 형상이 두드러지게 나타난다. Figs. 9(a)와 (c)는 앞면(부가력 방향 재하 시 압축을 받는 부분), Figs. 9(b)와 (d)는 뒷면(정가력 방향 재하 시 압축을 받는 부분)의 파괴형상을 보여준다. 무부식실험체(Figs. 9(a)와 (b))는 기초 상단에서 위로 두 번째 횡철근 겹침이음부의 슬립으로 인해 주철근 좌굴과 심부콘크리트 압축파쇄가 일어났음을 보여준다. 반복가력 시 중립축의
위치는 일정구간에서 변화하고, 이 구간(‘중립축 부근’ 구간)에서 상대적으로 작은 응력이 발생한다. 실험 종료 후 Figs. 9(a)와 (b)에서 ‘중립축 부근’의 콘크리트가 탈락되지 않은 상태를 유지하며 어느 정도 횡철근을 정착시키고 있는 모습이 관찰되었다. 고부식실험체(Figs. 9(c)와 (d))도 동일하게 기초 상단에서 위로 두 번째 횡철근 겹침이음부의 슬립으로 인해 파괴가 발생하였다. 다만, 철근부식으로 인한 부착강도 감소로 인해 무부식실험체에
비해 중립축 부근 콘크리트가 더 많이 탈락되어 파괴 시 중립축 부근에서 횡철근의 정착효과가 거의 발현되지 못하는 것으로 관찰되었다. 중립축 부근 콘크리트의
횡철근 정착효과가 저하되면, 횡철근 겹침이음부의 슬립이 더 크게 발생하여 앞뒷면 모두에서 횡철근의 심부구속효과가 급격히 떨어지게 되므로, 철근부식이
없는 경우보다 최대횡하중 범위가 줄어들 것으로 예상된다.
횡하중에 의해 큰 압축력을 받는 소성힌지구역에 횡철근 겹침이음이 위치하는 경우, 그렇지 않은 경우보다 콘크리트 심부구속력을 지지하는 효과가 떨어지게
되므로, 비대칭적인 횡하중-변위 거동이 나타나게 된다. 이러한 비대칭거동을 포괄한 영향을 고려하기 위해 각 시험체의 최대횡하중 변동 범위를 서로 비교하는
것이 합리적이다. 무부식실험체의 최대횡하중 범위(정가력 방향: 668.93kN, 부가력 방향: 575.64kN)는 1244.57kN이고, 고부식실험체의
최대횡하중 범위(정가력 방향: 591.94kN, 부가력 방향: 609.39kN)는 1201.33kN이다. 고부식실험체의 최대횡하중 범위가 무부식실험체에
비해 43.24kN 줄어들었으며, 이는 앞서 언급하였듯이 철근부식으로 인해 ‘중립축 콘크리트의 횡철근 정착효과 저하’가 발생하였기 때문이다.
Fig. 8 Comparison of lateral force-displacement curves: NC-NL-NS vs HC-NL-NS
Fig. 9 Failure of NC-NL-NS and HC-NL-NS
Fig. 10 Definition of yield and ultimate displacements
2) 변위연성도
항복변위($d_{y}$)에 대한 극한변위($d_{u}$)의 비율로 구하는 변위연성도($\mu_{d}$)를 계측하였다. Fig. 6(a)에 보인 바와 같이, 최대 횡하중의 0.75배에 해당하는 하중($0.75F_{\max}$)에서 그은 수평선과 하중변위 곡선이 만나는 점을 구하고,
이 점과 원점을 연결한 직선(기울기 $k_{\sec}$)이 최대 횡하중($F_{\max}$)을 지나는 수평선과 만나는 점의 변위로 항복변위를 정의한다.
이를 정리하면 식 (1), (2)와 같다. Fig. 6(b)에 보인 바와 같이, 최대횡하중의 0.85배에 해당하는 하중($0.85F_{\max}$)에서의 수평선과 포락곡선이 만나는 점의 변위($d_{0.85F_{\max}}$)를
구하고, 이 변위와 파괴 또는 실험 종료 시의 최대횡변위($d_{\max}$) 중 절대값이 작은 것으로 극한변위($d_{u}$)를 정의한다(식 (3)).
무부식실험체와 고부식실험체의 하중-변위 곡선으로부터 정가력 및 부가력방향의 변위연성도를 구하여 Table 3에 비교하였다. 철근부식의 영향으로 인해 고부식 실험체의 변위연성도가 무부식 실험체에 비해 정가력과 부가력 방향 모두에서 각각 30%와 23% 감소하였다.
이는 철근부식으로 인해 변위연성도가 떨어지는 일반적인 사실과 부합한다.
Table 3 Measured values from tests
|
specimen
designation
|
average corr. rate
|
$F_{\max}$
[kN]
|
$d_{F_{\max}}$
[mm]
|
$0.85F_{\max}$
[%]
|
$d_{0.85F_{\max}}$ [mm]
|
$d_{y}$
[mm]
|
$d_{u}$
[mm]
|
$\mu_{d}$
|
$\mu_{HC}/\mu_{NC}$
|
|
NC-NL-NS
|
-
|
668.93
-575.64
|
90.67
-94.33
|
568.59
-489.30
|
158.21
-157.28
|
42.39
-49.34
|
158.21
-157.28
|
3.73
3.19
|
-
|
|
HC-NL-NS
|
3.36
2.34
|
591.94
-609.39
|
60.76
-93.23
|
503.15
-517.98
|
135.93
-143.45
|
48.49
-58.77
|
127.22
-143.45
|
2.62
2.44
|
0.70
0.77
|
|
NC-LS-NS
|
-
|
650.64
-580.99
|
91.86
-92.94
|
553.04
-493.84
|
130.80
-110.13
|
44.18
-45.87
|
130.80
-110.13
|
2.96
2.40
|
-
|
|
LC-LS-NS
|
1.30
0.66
|
656.77
-592.92
|
85.22
-94.75
|
558.26
-503.98
|
129.24
-108.80
|
43.86
-51.43
|
129.24
-108.80
|
2.95
2.12
|
0.99
0.88
|
|
HC-LS-NS
|
2.83
1.81
|
615.47
-649.17
|
87.55
-93.775
|
523.15
-551.79
|
123.73
-106.08
|
43.63
-57.80
|
123.73
-106.08
|
2.84
1.84
|
0.96
0.76
|
|
HC-LS-NS-R
|
-
|
682.59
-696.69
|
139.74
-141.68
|
580.20
-592.19
|
288.10
-274.79
|
47.72
-52.75
|
288.10
-274.79
|
6.04
5.21
|
2.13
2.84
|
|
NC-NL-SD
|
-
|
630.30
-646.95
|
92.54
-87.09
|
535.76
-549.91
|
287.99
-287.81
|
40.94
-53.31
|
287.99
-287.81
|
7.03
5.40
|
-
|
|
HC-NL-SD
|
6.15
3.80
|
601.47
-619.80
|
90.24
-93.79
|
511.25
-526.83
|
284.44
-286.66
|
44.36
-56.89
|
284.44
-286.66
|
6.41
5.04
|
0.91
0.93
|
3.1.2 50% 겹침이음 있고 비내진 설계된 경우
1) 파괴형상 및 하중-변위곡선
50% 겹침이음이 있고 비내진설계된 경우 무부식 실험체(NC-LS-NS), 저부식 실험체(LC-LS-NS) 그리고 고부식실험체(HC-LS-NS)의
하중-변위 곡선을 Fig. 11에 비교하였다. 최대횡하중과 최대횡하중변위, 극한변위 계산에 필요한 값들을 정가력과 부가력방향으로 나누어 Fig. 11에 표시하고, 이들의 계측값을 Table 3에 정리하였다. Figs. 12(a)~(f)는 세 실험체의 앞면과 뒷면의 파괴형상을 보여준다.
모든 실험체의 경우, 192mm 횡변위에서의 횡하중(정가력 244.4kN~311.9kN, 부가력 241.5kN~253.7kN)이 최대횡하중(정가력
615.47~656.77kN, 부가력 580.99~649.17kN)보다 40% 이상 저감되었으므로 파괴가 일어난 것으로 취급하여 더 큰 횡변위에 대한
실험은 수행하지 않았다.
Fig. 12에서 세 실험체 모두 기둥의 하단부에서 전형적인 휨-파괴가 나타난다. Figs. 12(a), (c)와 (e)는 앞면(부가력 방향 재하 시 압축을 받는 부분), Figs. 10(b), (d) 와 (f)는 뒷면(정가력 방향 재하 시 압축을 받는 부분)의 파괴형상을 보여준다.
무부식 실험체(Figs. 12(a)와 12(b))는 기초 상단에서 위로 두 번째 횡철근 겹침이음부의 슬립으로 인해 주철근 좌굴과 심부콘크리트 압축파쇄가 일어났음을 보여준다. 횡철근 겹침이음부가
존재하는 실험체의 뒷면(Fig. 12(b))에서 위에서 3번째 그리드 위쪽 부분까지 탈락하였고, 이는 위에서 3번째 그리드 아래쪽 부분까지 탈락한 앞면에 비해 더 넓은 범위에서 탈락이 발생한
것을 보여준다. 저부식실험체((Figs. 12(c)와 (d))와 고부식실험체(Figs. 12(e)와 (f))도 동일하게 기초 상단에서 위로 두 번째 횡철근 겹침이음부의 슬립으로 인해 주철근 좌굴과 심부콘크리트 압축파쇄가 일어났음을 보여준다. 3.1.1.(1)에서
설명한 바와 같이, 부식실험체의 경우도 횡철근 겹침이음이 존재하는 앞면에서 뒷면에 비해 더 심한 콘크리트 피복 탈락 및 심부구속콘크리트 파쇄가 관찰된다.
무부식실험체의 최대횡하중 범위(정가력 방향: 650.64kN, 부가력 방향: 580.99kN)는 1231.63kN이고, 저부식실험체의 최대횡하중 범위(정가력
방향: 656.77kN, 부가력 방향: 592.92kN)는 1249.69kN이며, 고부식실험체의 최대횡하중 범위(정가력 방향: 615.47kN, 부가력
방향: 649.17kN)는 1264.64kN이다. 저부식실험체와 고부식실험체의 최대횡하중 범위는 무부식실험체에 비해 각각 33kN, 18kN 더 크다.
큰 차이는 아니지만, 이는 0.66~2.83%의 작은 철근부식률에 의해 오히려 겹침이음된 주철근의 부착강도가 증가하여 발생된 것으로 보인다. 이는
부식률이 2% 이하까지는 부착강도가 증가하고, 2% 이상에서 부착강도가 감소한다는 Chung et al.(2004)의 실험결과와 유사하다.
Fig. 11 Comparison of lateral force-displacement curves: NC-LS-NS vs LC-LS-NS vs HC-LS-NS
Fig. 12 Failure of NC-LS-NS, LC-LS-NS and HC-LS-NS
2) 변위연성도
무부식실험체, 저부식실험체 그리고 고부식실험체의 하중-변위곡선으로 정가력 및 부가력 방향의 변위연성도를 구하여 Table 3에 비교하였다. 철근부식의 영향으로 인해 고부식실험체의 변위연성도가 무부식실험체보다 4%와 24% 감소하였고, 저부식 실험체보다 1%와 12% 감소하였다.
이는 철근부식으로 인해 연성능력이 떨어지는 일반적인 사실과 부합한다.
3.1.3 겹침이음 없고 내진설계된 경우
1) 파괴형상 및 하중-변위곡선
겹침이음 없고 내진설계된 경우 무부식실험체(NC-NL-SD)와 고부식실험체(HC-NL-SD)의 하중-변위곡선을 Fig. 13에 비교하였다. 최대횡하중과 최대횡하중변위, 극한변위 계산에 필요한 값들을 정가력과 부가력방향으로 나누어 Fig. 13에 표시하고, 이들의 계측값을 Table 3에 정리 하였다. Figs. 14(a)와 (b)는 고부식 실험체의 앞면과 뒷면의 파괴형상을 보여준다. 실험 진행 시 제어장치의 문제 발생으로 무부식실험체(검정 실선)는 288mm 변위까지 실험을
진행할 수 밖에 없었다. 이로 인해 파괴 시까지 실험 진행이 이루어지지 못해 파괴모드를 확인할 수 없었다. 다만, 형상비 4.0에 해당하며 겹침이음
없고 내진설계된 교각이므로 충분한 연성과 함께 일반적인 휨파괴가 발생할 것으로 예상된다.
고부식실험체의 경우, 384mm 횡변위에서의 하중(정가력 212.4kN, 부가력 158.9kN)이 최대하중(정가력 601.47kN, 부가력 619.80kN)보다
40% 이상 저감되었으므로 파괴가 일어난 것으로 취급하여 더 큰 횡변위에 대한 실험은 수행하지 않았다. 고부식실험체(Figs. 14(a)와 (b))는 기초 상단에서 두 번째와 세 번째 횡철근의 갈고리 풀림에 의해 주철근 좌굴 및 심부콘크리트 파쇄가 발생한 것을 보여준다.
무부식실험체의 최대횡하중 범위(정가력 방향: 630.30kN, 부가력 방향: 646.95kN)는 1277.25kN이고, 고부식실험체의 최대횡하중 범위(정가력
방향: 601.47kN, 부가력 방향: 619.87kN)는 1221.34kN이다. 고부식실험체의 최대횡하중 범위가 무부식실험체에 비해 55.91kN
줄어들었다. 이는 철근부식에 의한 주철근 및 횡철근의 단면감소와 더불어, 3.1.1절에서 언급한 중립축 콘크리트의 횡철근 정착효과 저하가 발생하였기
때문으로 보인다.
Fig. 13 Comparison of lateral force-displacement curves: NC-NL-SD vs HC-NL-SD
2) 변위연성도
무부식실험체와 고부식실험체의 하중-변위 곡선으로부터 정가력 및 부가력 방향의 변위연성도를 구하여 Table 3에 비교하였다. 철근부식의 영향으로 인해 고부식실험체의 변위연성도가 무부식실험체에 비해 정가력과 부가력방향 모두에서 각각 9%와 7% 감소하였다.
이는 철근부식률이 증가할수록 연성능력이 떨어지는 일반적인 사실과 부합한다. 다만, 높은 부식률에도 연성의 감소 폭이 비내진설계된 실험체에 비해 적다.
이는 내진설계가 적용되면 부식이 발생하여도 횡철근의 갈고리로 인해 충분한 심부구속력이 발현되어 연성능력이 효율적으로 유지되는 것을 보인다.
3.2 겹침이음 영향: 무부식, 비내진설계된 경우
겹침이음 여부로 인한 실험체의 거동변화를 비교하기 위해, 부식이 없고 비내진설계된 경우, 겹침이음 없는 실험체(NC-NL-NS)와 50% 겹침이음된
실험체(NC-LS-NS)의 파괴형상 및 하중-변위곡선과 변위연성도에 대해 각각 비교한다.
3.2.1 파괴형상 및 하중-변위곡선
겹침이음이 없는 실험체(검정 실선)와 50% 겹침이음이 있는 실험체(주황 실선)의 하중-변위곡선을 Fig. 15에 비교하였다. 최대횡하중과 최대횡하중변위, 극한변위 계산에 필요한 값들을 정가력과 부가력 방향으로 나누어 Fig. 15에 표시하고, 이들의 계측값을 Table 3에 정리하였다. 겹침이음 없는 실험체의 파괴형상(Figs. 9(a)와 (b))과 50% 겹침이음 있는 실험체의 파괴형상(Figs. 12(a)와 (b))은 각각 앞의 3.1.1절과 3.1.2절에서 언급하였다.
정가력 방향의 경우 겹침이음되지 않은 실험체의 최대횡하중(668.93kN)과 50% 겹침이음된 실험체의 최대횡하중(650.64kN)차이는 크지 않으며,
부가력 방향의 경우 겹침이음되지 않은 실험체의 최대횡하중(575.64kN)과 겹침이음된 실험체(580.99kN)의 차이가 거의 없음을 확인할 수 있다.
이것은 겹침이음이 실험체의 최대횡하중에 거의 영향을 끼치지 않는다는 것을 보여준다. 만약, 철근 항복 이전에 겹침이음부의 슬립이 발생하지 않는다면,
최대횡하중은 항복횡하중보다 약간 더 크게 될 것이다. 반면, 철근 항복 이전에 겹침이음부의 슬립이 발생하면, 항복 시의 횡하중과 상관 없이 겹침이음부
슬립이 발생할 때의 하중이 최대횡하중이 될 것이다. 본 실험에서는 Fig. 16(a)와 같이, 철근 항복(변위 48mm 또는 변위비 1%)까지 겹침이음부의 슬립에 의한 균열이 발생하지 않았고, 철근 항복 이후 최대횡하중(변위 96mm
또는 변위비 2%)에서 Fig. 16(b)와 같이 겹침이음부에 슬립에 의한 균열(빨간 박스로 표시한 세로균열)이 발생하였으므로, 겹침이음 여부는 최대횡하중에 거의 영향을 미치지 못하는 것으로
보인다.
Fig. 14 Failure of HC-NL-SD
Fig. 15 Comparison of lateral force-displacement curves: NC-NL-NS vs NC-LS-NS
Fig. 16 Cracks of lap splices at yielding and maximum load
3.2.2 변위연성도
겹침이음이 없는 실험체와 50% 겹침이음이 있는 실험체의 하중-변위곡선으로부터 정가력 및 부가력 방향의 변위연성도를 구하여 Table 3에 비교하였다. 겹침이음의 영향으로 인해 겹침이음된 실험체의 변위연성도가 겹침이음되지 않은 실험체에 비해 정가력과 부가력 방향에서 각각 21%, 25%
감소하였다. 이는 소성힌지구역에 겹침이음이 있는 경우 충분한 변위연성이 발현되지 못한다는 기존 연구결과 부합한다.
3.3 내진설계 영향: 무부식, 겹침이음 없는 경우
내진설계 여부로 인한 실험체의 거동변화를 비교하기 위해, 부식과 겹침이음이 없는 경우에서 비내진설계된 실험체(NC-NL-NS)와 내진설계된 실험체(NC-NL-SD)의
파괴형상 및 하중-변위곡선과 연성능력에 대해 각각 비교한다.
3.3.1 하중-변위 곡선과 파괴형상
비내진설계된 실험체(검정실선)와 내진설계된 실험체(주황 실선)의 하중-변위곡선을 Fig. 17에 비교하였다, 최대횡하중과 최대횡하중변위, 극한변위 계산에 필요한 값들을 정가력과 부가력방향으로 나누어 Fig. 14에 표시하고, 이들의 계측값을 Table 3에 정리하였다. 비내진설계된 실험체의 파괴형상(Figs. 9(a)와 (b))은 3.1.1절에서 언급한 바와 같이 전형적인 휨-파괴 형상을 보인다. 내진설계된 실험체의 파괴형상은 3.1.3절에서 언급하였듯이 실험 진행시 발생한
문제로 파괴시까지 실험을 진행할 수 없어 파괴형상은 확인할 수 없었다. 다만, 형상비 4.0에 해당하며 겹침이음 없고 내진설계된 교각이므로 충분한
연성과 함께 일반적인 휨파괴가 발생할 것으로 예상된다.
Fig. 17 Comparison of lateral force-displacement curves: NC-NL-NS vs NC-NL-SD
부가력 방향에서는 내진설계된 실험체의 최대횡하중(646.95kN)이 비내진설계된 실험체(575.64kN)보다 크고, 반면 정가력방향에서는 내진설계된
실험체(630.30kN)가 비내진설계된 실험체(668.93kN)보다 작게 나타난다. 내진설계된 실험체는 충분한 변위연성을 확보하기 위해, 2.1절에
언급한 바와 같이 소성힌지구역 내에 횡철근을 100mm간격으로 배근하였고, 횡철근의 끝을 갈고리형태로 구부렸다. 이러한 내진상세는 주철근비와는 관계가
없으므로 최대횡하중을 증가시키는 직접적인 요인이 아니다. 즉, 위의 실험 결과는 내진상세가 최대횡하중에 직접적인 영향을 주지 않고 있음을 보여 준다.
3.3.2 변위연성도
비내진설계된 실험체와 내진설계된 실험체의 하중-변위곡선으로부터 정가력 및 부가력 방향의 변위연성도를 구하여 Table 3에 비교하였다. 내진설계의 영향으로 인해 내진설계된 실험체의 변위연성도가 비내진설계된 실험체에 비해 정가력과 부가력 방향에서 각각 88%, 69%
증가하였다. 이는 내진설계 상세에 따라 소성힌지구역 내에 충분한 횡철근을 제공하여 콘크리트의 심부구속효과를 충분히 발현시킬 수 있다는 기존의 연구결과와
부합한다.
3.4 보강영향
내진보강의 여부로 인한 실험체의 거동변화를 비교하기 위해, 부식이 있고 50% 겹침이음된 경우에서 비보강된 실험체(HC-LS-NS)와 강판보강이 적용된
실험체(HC-LS-NS-R)의 파괴형상 및 하중-변위곡선과 변위연성도에 대해 각각 비교한다.
3.4.1 하중-변위 곡선과 파괴형상
비보강된 실험체(검정 실선)와 보강된 실험체(주황 실선)의 하중-변위곡선을 Fig. 18에 비교하였다. 최대횡하중과 최대횡하중변위, 극한변위 계산에 필요한 값들을 정가력과 부가력방향으로 나누어 Fig. 18에 표시하고, 이들의 계측값을 Table 3에 정리하였다. 보강된 실험체의 파괴형상은 Figs. 19(a)와 (b)에 나타내었고, 비보강된 실험체(Figs. 12(e)와 (f))는 3.1.2절에서 언급한 바와 같다.
정가력 및 부가력 방향에서 보강된 실험체의 최대횡하중(682.59kN, 696.69kN)이 비보강된 실험체(615.47kN, 649.17kN)보다
약 67~48kN 정도 크다. 이는 내진보강 강판이 주철근이 받는 인장력을 분담하게 되어 ‘최대횡하중 증가’를 유발한 것으로 보인다.
보강되지 않은 실험체는 3.1.2절에서 언급한 바와 같이 하중이 최대하중에 비해 40%이상 저감할 때까지 실험을 수행하였다. 보강된 실험체의 경우,
384mm 횡변위에서의 하중(정가력 204.93kN, 부가력 313.63kN)이 최대하중(정가력 682.59kN, 부가력 696.69kN)보다 40%
이상 저감되었으므로 파괴가 일어난 것으로 취급하여 더 큰 횡변위에 대한 실험은 수행하지 않았다.
교각파괴 이후에도 강판 자체의 파손은 발생하지 않았다(Fig. 19(a)). 교각 파괴 시 강판보강은 소성힌지 구역 내의 충분한 심부구속력을 발현하여 강판이 부착된 부분에서 주철근 좌굴이 발생하지 않았다. 반면, 강판보강이
이루어지지 않은 교각 최하단부에서 주철근 좌굴이 발생하여 주철근 파단 및 심부콘크리트 압축파쇄가 발생하였다(Fig. 19(b)).
Fig. 18 Comparison of lateral force-displacement curves: HC-LS-NS vs HC-LS-NS-R
Fig. 19 Failure of HC-LS-NS-R
3.4.2 변위연성도
비보강된 실험체와 내진보강된 실험체의 하중-변위곡선으로부터 정가력 및 부가력 방향의 변위연성도를 구하여 Table 3에 비교하였다. 강판보강의 영향으로 인해 보강된 실험체의 변위연성도(정가력 및 부가력 방향에서 각각 6.04, 5.21)가 비보강된 실험체에 비해
정가력과 부가력 방향에서 각각 113%, 184% 증가하였다. 이로 인해 강판보강이 내진설계에 준하거나 그 이상의 충분한 연성보강 효과를 제공할 수
있다는 것을 확인하였다.
4. 결 론
형상비 4.0 이상인 실크기 형상 교각 실험체에 대한 유사정적실험을 통해, 부식, 겹침이음, 내진설계 및 보강이 교각의 내진성능에 미치는 영향을 실험을
통해 조사하였으며, 그 결론은 다음과 같다.
4.1 철근부식 영향
모든 비내진실험체는 소성힌지구역 내의 횡철근 겹침이음부의 풀림으로 인해 주철근 좌굴과 심부콘크리트 압축파쇄가 발생하였다. 철근부식이 발생하는 경우,
횡철근 겹침이음부의 풀림과 더불어 횡철근 및 주철근의 단면감소로 인해 정·부방향 최대횡하중 범위와 연성이 줄어듦을 확인하였다.
무부식실험체는 파괴 시 중립축 부근의 콘크리트가 탈락되지 않고 어느 정도 횡철근을 정착시키고 있었다. 고부식실험체의 경우, 철근부식으로 인한 부착강도
감소로 인해 무부식실험체에 비해 중립축 부근 콘크리트가 더 많이 탈락되어 파괴 시 중립축 부근 횡철근의 정착효과가 거의 발현되지 못하였다. 중립축
부근 횡철근의 정착효과가 저하되면, 횡철근 겹침이음의 슬립이 발생함에 따라 반대쪽 횡철근의 심부구속효과도 급격히 떨어지게 되므로, 철근부식이 없는
경우보다 정·부방향 최대횡하중 범위가 줄어듦을 확인하였다.
내진설계가 적용된 실험체는 철근부식으로 인해 실험체의 정·부방향 최대횡하중 범위와 연성이 모두 감소한다. 이는 철근부식으로 인한 횡철근의 단면감소와
갈고리 풀림에 주로 기인한다.
4.2 겹침이음 영향
부식이 없고 내진설계되지 않은 실험체의 경우, 겹침이음이 실험체의 최대횡하중에 거의 영향을 주지 않지만 변위연성도를 상당히 감소시킨다. 변위연성도를
충분히 확보하기 위해서는 소성힌지구역에 겹침이음을 만들지 않는 것이 바람직하며, 이는 기존의 연구결과와 부합한다.
4.3 내진설계 영향
무부식이고 겹침이음 없는 실험체의 경우, 내진설계된 실험체의 최대횡하중은 비내진설계된 실험체에 비해 거의 변화가 없으나 변위연성도는 상당히 크게 증가한다.
내진설계 실험체에는 내진설계 상세에 따라 소성힌지구역 내에 충분한 횡철근과 크로스타이를 배근하여 콘크리트의 심부구속효과를 충분히 발현하게 된다. 이로
인해 실험체에 상당한 횡변위가 발생할 때까지 철근의 국부좌굴이 방지되어 변위연성도가 상당히 증가된 것으로 보인다.
4.4 보강 영향
고부식, 50% 겹침이음, 비내진인 경우, 강판보강된 실험체는 보강되지 않은 실험체보다 최대횡하중은 약 7~10% 증가한다. 반면, 변위연성도는 정가력
및 부가력 방향에서 113~184% 증가하여, 강판보강이 내진설계에 준하거나 그 이상의 충분한 연성보강 효과를 제공함을 확인하였다.
감사의 글
본 연구는 국토교통부 건설기술연구사업의 연구비지원(21SCIP-B146946-04)에 의해 수행되었습니다. 이에 감사드립니다.
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