이수형
(Soo-Hyung Lee)
1
이승건
(Seung-Geon Lee)
1
이혜린
(Hyerin Lee)
2
홍기증
(Kee-Jeung Hong)
3†
-
학생회원,국민대학교 건설시스템공학부 석사과정
-
정회원,국민대학교 건설시스템공학부 전임연구교수
-
정회원,국민대학교 건설시스템공학부 교수
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
교각, 전단, 부식, 겹침이음, 축력, 내진성능
Key words
Pier, Shear, Corrosion, Lap splice, Axial force, Seismic performance
1. 서 론
이제까지 우리나라는 지진이 많이 발생하는 활동성 지각판의 경계로부터 비교적 멀리 떨어져 있어 지진으로 인한 사회기반시설의 큰 피해가 현재까지 보고된
사례가 많지 않았다. 하지만 1978년 이후로 지진 발생 횟수는 매년 늘어나고 있으며 2016년 9월 경주 대지진과 2017년 11월 포항 지진 발생
이후로 전문가들에 의해 한반도 역시 지진의 안전지대가 아니라는 의견이 높아지고 있다. 교량의 내진성능은 횡방향 지진하중에 대한 교각의 거동에 의해
결정된다. 특히, 형상비(높이/단면지름)가 2 이하인 기둥의 경우, 전단거동이 지배적이므로 이를 고려한 내진성능을 검토할 필요가 있으며, 이와 관련한
실험들이 국내에서도 다수 수행되었다( Cho et al., 2002; Song et al., 2002; Kim et al., 2003; Cho et al., 2012). 이들 실험에서는 철근부식이 고려되지 않았으며, Lee et al.(2019)는 철근부식을 고려한 기둥의 전단거동 실험을 수행하였다. 기존의 노화된 교각에는 대부분 겹침이음이 소성힌지구역에 있으며 철근부식이 이들에 직접적인
영향을 준다. 전단거동을 하는 기둥이라도 겹침이음의 철근부식으로 인해 그 거동이 어떻게 바뀌는지 규명을 위한 실험 연구는 아직까지 보고된 바가 없다.
노화된 교각의 횡철근, 주철근, 겹침이음의 철근부식은 다음과 같이 교각의 내진성능에 직접적인 영향을 끼친다. 횡철근 및 주철근의 철근부식은 교각의
전단강도 및 휨강도를 각각 직접적으로 감소시킨다. 겹침이음에 철근부식이 생긴다면, 특히 내진설계되지 않은 기존 노후 교각들에는 겹침이이 소성힌지구역
내에 존재하게 되므로, 교각의 휨강도 및 휨연성을 상당히 감소시킨다. 더불어, 교각에 작용하는 축하중이 증가하면 교각의 전단강도가 증가하게 된다.
이러한 영향들을 고려하여, 본 연구에서는 노화를 고려한 합리적인 내진성능평가를 위해, 앞서 언급한 철근부식, 겹침이음, 축하중이 형상비 2이하인 교각의
전단거동과 휨거동에 어떠한 영향을 미치는지 실험을 통해 확인하고자 한다.
2. 실험 설계
2.1 실험 변수
철근부식, 겹침이음, 축하중이 형상비 2인 교각에 미치는 영향을 알아보기 위해 Table 1과 같이 6개의 교각실험체를 설계하였다. 무부식과 고부식 실험체를 각각 2개와 4개로, 겹침이음이 없는 것과 있는 실험체를 각각 3개씩, 축하중
15tf인 것과 50tf인 실험체를 각각 5개와 1개가 되도록 실험 변수를 설정하였다. 이들 실험체를 구분하기 위해 다음과 같이 실험체명을 정하였다.
실험체명의 첫 항은 부식 정도를 나타내며 NC는 무부식(No Corrosion), HC는 고부식(High Corrosion)을 의미한다. 두 번째
항은 겹침이음 여부를 나타내며 NL은 No Lap-splice, LS는 100% Lap splice를 의미한다.
Table 1 Test variables
|
Specimen designation
|
Corrosion
|
Lap splice
|
Axial force (ratio)
|
|
NC-NL
|
No
|
No
|
15tf (2.2%)
|
|
HC-NL
|
High
|
|
HC-NL-50tf
|
High
|
50tf (7.4%)
|
|
NC-LS
|
No
|
100%
|
15tf (2.2%)
|
|
HC-LS(1)
|
High
|
|
HC-LS(2)
|
High
|
2.2 실험 재료 및 제원
철근 D6, D13 모두 SD300을 사용하여 기존 노후 교각의 실제 물성을 반영하였다. 실험체 제작에 사용한 철근 시편에 대해 인장시험을 수행하였다.
측정값에 따르면 D6의 평균 항복강도는 438.7MPa, 평균 인장강도는 502.1MPa였으며, D13의 평균 항복강도는 378.2MPa, 평균 인장강도는
531.9MPa로 나타났다.
기존 노후 교각의 물성치를 반영하기 위해, 콘크리트의 재령 28일 설계강도를 24 MPa로 설정하였으며, 최대골재 크기는 25mm였다. 기둥 실험체
가력 시기에 3개의 콘크리트 공시체 압축강도를 측정하였고, 평균 압축강도는 설계치보다 상당히 크게 33.8MPa로 측정되었다.
2.3 실험체 설계 및 제작
국내에서 2000년 전후로 원형중실단면 철근콘크리트 교각의 지진거동에 대한 실험이 다수 수행된 바 있다. 이 중 직경 600mm 이하의 단면을 가지는
실험체가 상당수 포함되어 있으며, 대부분 준정적(quasi-static) 반복하중 실험이었다. 본 실험에서는 현실적인 실험 여건을 고려하고 기존에
수행된 실험을 참고하여 비교 분석이 용이하도록 유사한 단면 특성을 가지는 실험체를 설계 및 제작하였다. 휨-전단 또는 전단 지배 거동을 관찰하기 위해
설계한 실험체의 유효높이는 1,000mm로 형상비는 2.0이다. 실험체는 Fig. 1과 같이 18개의 D13을 주철근으로 사용하여 주철근비는 1.22%,
횡철근은 콘크리트교 설계기준 2019(한계상태법) 4.6.6.5 (3)에 따른 최대간격이 260mm이므로 200mm 간격으로 D6을 배치했다(횡철근비
0.13%). 내진설계 적용 이전의 교각에는 압축이음길이가 사용되었기 때문에 이를 반영하기 위해 KDS 14 20 52, (2021) 4.1.3에 따라 겹침이음이 있는 실험체의 겹침이음 길이는 300mm로 설계하였다.
실험체 제작 후, 수 개월간 콘크리트 기둥 부분을 수조로 에워싸서 염화칼슘 수용액과 공기를 주기적으로 공급하면서 부식을 촉진시키는 작업을 진행하였다.
Fig. 2(a)의 제어보드를 통해 각 실험체의 철근과 기둥을 둘러싼 철망에 병렬로 전원을 연결한다. 그 과정에서 Fig. 2(b)의 수조에 들어 있는 염화칼슘 용액이 이온화되고 염화 이온이 철근 쪽으로 끌려 올라가 철근의 부식이 가속화되는 방식을 적용하였다( Fajordo et al., 2006).
Fig. 1 Dimensions and reinforcement of specimen
2.4 실험 셋업 및 가력 방법
실험체에 가력 장비를 실제 적용한 모습은 Fig. 3과 같다. 하중제어 방식을 적용하여 15$\pm $5tf 또는 50$\pm $5tf 수준의 일정한
축하중을 지속적으로 가하기 위해 200tf 용량(압축) 복동램 및 강봉, 철제 지그 및 전동펌프를 사용하였다. 또한, 횡하중에 대한 교각실험체의 내진성능을
확인하기 위해, 50tf 용량 액츄에이터 1기를 사용하여 실험체 상부에 수평변위비 10% 이하의 횡변위를 유발하는 횡하중을 반복 가력하였다.
횡하중 반복가력은 Fig. 4와 같은 변위이력을 같도록 변위제어를 통하여 수행되었다. 변위제어를 통해 제공하는 목표횡변위에 대해 2번 반복가력하고
목표횡변위를 증가시켜 동일한 방법으로 반복가력한다. 목표횡변위($\Delta_{t\arg et}$)는 $\pm $3mm, $\pm $5mm, $\pm
$10mm, $\pm $20mm, $\pm $30mm, $\pm $40mm, $\pm $60mm이며, 이는 목표횡변위비($\Delta_{t\arg
et}/h$) ±0.3%, ±0.5%, ±1.0%, ±2.0%, ±4.0%, ±6.0% 에 해당한다. 이는 Fig. 4의 양방향 끝점이다. 목표횡변위비
±1.0% 수준까지 가력속도를 12mm/sec으로, ±2.0%~±3.0% 수준에서는 18mm/sec으로, ±4.0%~±6.0% 수준에서는 24mm/sec으로
설정하였다.
Fig. 4 Lateral displacement history
3. 실험 결과
3.1 철근부식의 영향
실험 종료 후 실험체로부터 철근을 채취하여 철근의 부식량을 계측하였다. 철근부식된 실험체 중 겹침이음이 없는 실험체(NL)와 있는 실험체(LS)에서
각각 5개의 70mm 길이 철근 시편을 채취하였다. ‘부식되지 않은 철근 시편의 무게’와 ‘부식된 녹을 제거한 철근 시편의 무게’를 비교하여 부식률을
측정하여 Table 2에 정리하였다. 겹침이음 있는 실험체(LS)에 비해 겹침이음 없는 실험체(NL)의 부식률 최솟값은 0.76이고 최댓값은 14.12로 계측되어 철근부식에
상당한 편차가 있을 수 있음을 보여준다. 이는, 철근부식이 철근 전체 길이에 균일하게 일어나지 않기 때문에 철근 시편의 채취 위치에 따라서 부식률의
편차가 나타날 수 있기 때문이다. 겹침이음 있는 실험체(LS)와 겹침이음 없는 실험체(NL)의 평균 부식률은 각각 1.64%와 8.48%로 계측되어,
겹침이음 없는 실험체가 더 많이 부식된 것으로 보인다.
Table 2 Corrosion ratio
|
Specimen designation
|
Corrosion amount (%)
|
|
1
|
2
|
3
|
4
|
5
|
Min
|
Max
|
Avg
|
|
NL
|
0.76
|
9.12
|
8.11
|
10.31
|
14.12
|
0.76
|
14.12
|
8.48
|
|
LS
|
1.99
|
1.05
|
0.17
|
1.17
|
3.84
|
0.17
|
3.84
|
1.64
|
3.1.1 겹침이음이 없는 경우
(1) 파괴 모드
Fig. 5(a)는 부식 없는 실험체(NC-NL)와 부식 있는 실험체(HC-NL) 실험체의 하중-변위 곡선을 나타낸다. Fig. 5(b)는 이들의 포락곡선을 나타내며, 동그라미는 항복변위($d_{y}$)와 항복하중($F_{y}$)의 좌표를, 세모는 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)와
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$)의 좌표를, 그리고 네모는 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$)의
좌표를 보여준다. Fig. 6(a), (b)는 철근부식 없는 실험체(NC-NL)와 철근부식 있는 실험체(HC-NL)의 최종파괴 양상을 나타낸다.
Fig. 5(a)에서 부식 없는 실험체(NC-NL)은 횡변위 30mm까지 휨연성거동을 보인 후 횡변위 40mm까지 재하하는 도중에 Fig. 6(a)와 같은 전단균열이 발생하며 휨-전단 파괴에 이르렀다. 참고로, Fig. 7과 같이 교각이 휨파괴에 이를 때까지 전단파괴가 발생하지 않는 경우를 휨파괴,
교각의 축방향철근이 항복한 이후, 휨파괴에 이르기 전에 전단파괴가 발생하는 경우를 휨-전단 파괴 그리고 교각의 축방향철근이 항복하기 이전에 전단파괴가
발생하는 경우를 전단파괴라고 한다. Fig. 8은 부식 없는 실험체(NC-NL)의 단면해석(SAP 2000)을 통해 구한 휨성능 곡선(검정색), 실험을
통해 구한 휨성능곡선(빨간색) 및 도로교 설계기준(한계상태 설계법) KDS 24 17 11의 Eq 2.6-22에 따라 계산한 전단성능곡선(파란색)을
비교하였다. 축방향철근이 항복한 이후 휨파괴에 이르기 전에 휨성능곡선이 전단성능곡선과 만나는 경우 휨-전단파괴가 발생한다. 단면해석과 실험결과 모두
이러한 현상을 일관되게 보이고 있다.
반면, Fig. 6(b)에서 부식 있는 실험체(HC-NL)는 철근좌굴이 관찰되며 휨파괴에 이르렀다. 철근부식에 의해 콘크리트와 철근 사이의 부착력이 저하되고 철근부식물에
의한 부피증가로 인해 콘크리트 커버가 철근으로부터 분리되는 현상이 발생한다. 콘크리트 커버가 철근으로부터 분리되면, 철근 압축 시 철근을 구속하는
콘크리트의 역할을 저하시켜 철근의 압축좌굴이 전단파괴 이전에 발생할 수 있다.
Fig. 5 Lateral force-displacement and envelope curves
Fig. 6 NC-NL and HC-NL fracture shapes
Fig. 7 Definition of failure modes
Fig. 8 Comparison of shear capacity and flexural behavior
(2) 최대횡하중
Fig. 5(b)는 하중-변위 곡선의 포락곡선을 나타내며, 네모는 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F\max}$)의 좌표를 보여준다. Table 3에 철근부식 없는 실험체(NC-NL)과 철근부식 있는 실험체(HC-NL)의 곡선상의 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$),
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$) 및 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)를 + 방향과 –방향으로 나누어 정리하였다.
또한 Table 3의 1번 실험체의 최대하중 값을 기준으로 나누어 비율을 계산하였다.
Table 3에서 부식이 실험체(HC-NL)는 부식이 없는 실험체(NC-NL)에 대해서 정가력+방향 7%, -방향 10%로 최대횡하중이 감소하였다. 이는 부식으로
인한 주철근 유효단면적 감소와 주철근 압축좌굴로 인한 것으로 보인다.
Table 3 Comparison of maximum force: NC-NL vs HC-NL
|
|
Specimen designation
|
$F_{\max}$
[kN]
|
$d_{F_{\max}}$
[mm]
|
$\dfrac{F_{i N}}{F_{i1}}$
|
$0.85F_{\max}$ [kN]
|
$d_{0.85F_{\max}}$ [mm]
|
|
1
|
NC-NL
|
229.08
-220.81
|
29.74
-29.37
|
1.00
1.00
|
194.72
-187.69
|
29.87
-29.56
|
|
2
|
HC-NL
|
213.17
-198.44
|
19.72
-19.69
|
0.93
0.90
|
181.20
-168.67
|
25.80
-22.85
|
(3) 변위연성도
본 연구에서는 변위연성도($\mu_{d}$)에 근거하여 연성 능력을 평가하였다. 변위연성도는 항복변위($d_{y}$)와 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)의
비율로, 항복변위는 식 (1)-(2)와 같이 최대 횡하중의 0.75배에 해당하는 하중과 하중-변위 곡선이 만나는 점의 강성을 계산하여 최대 횡하중에 이를 때의 변위로 정의하였다. 극한변위는
식 (3)과 같이 최대 횡하중의 0.85배에 해당하는 하중과 포락곡선이 만나는 점의 변위와 최대 횡변위 중 절대값이 작은 쪽으로 정의하였다(Fig. 5(b)).
Table 4에서 철근부식 없는 실험체(NC-NL)와 부식 있는 실험체(HC-NL) 실험체의 하중-변위 곡선으로부터 +방향 및 -방향 변위연성도를 구하고 1번
실험체의 변위연성도 값을 기준으로 나누어 비율을 계산하였다.
Table 4에서 부식 없는 실험체와 부식 있는 실험체의 변위연성도는 1~3% 정도의 미미한 차이를 보였다. 이는 다음과 같이 서로 다른 파괴모드에서 우연의 일치로
발생한 경우로 생각할 수 있다. 철근부식 없는 실험체(NC-NL)은 Fig. 6(a)에서 보인 바와 같이 철근항복 또는 좌굴보다는 전단균열이 발생함으로 인해 전단강도가 저감되어 상당한 하중저감이 발생하는 것에 비해, 부식 있는 실험체(HC-NL)는
Fig. 6(b)와 같이 전단균열과 함께 주철근 파단과 좌굴이 동반하며 Fig. 5(b)처럼 상당한 하중저감이 발생하였기 때문으로 보인다.
Table 4 Comparison of ductility: NC-NL vs HC-NL
|
|
Specimen designation
|
$d_{y}$ [mm]
|
$d_{u}$ [mm]
|
$\mu_{d}$
|
$\dfrac{\mu_{i N}}{\mu_{i1}}$
|
|
1
|
NC-NL
|
7.70
-7.99
|
29.87
-29.56
|
3.88
3.70
|
1.00
1.00
|
|
2
|
HC-NL
|
6.40
-6.14
|
25.80
-22.85
|
4.03
3.72
|
1.03
1.01
|
3.1.2 겹침이음이 있는 경우
(1) 파괴 모드
Fig. 9(a)은 부식 없는 실험체(NC-LS)와 부식 있는 실험체(HC-LS(1),(2))의 하중-변위 곡선을 나타낸다. Fig. 9(b)는 이들의 포락곡선을 나타내며, 동그라미는 항복변위($d_{y}$)와 항복하중($F_{y}$)의 좌표를, 세모는 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)와
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$)의 좌표를, 그리고 네모는 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$)의
좌표를 보여준다. Fig. 10 (a), (b), (c)는 철근부식 없는 실험체(NC-LS)와 철근부식 있는 실험체(HC-LS (1)과 (2))의
최종파괴 형상을 나타낸다.
Fig. 10(a)에서 부식 없는 실험체(NC-LS) 는 전단파괴가 발생하였으나, Fig. 10 (b)와(c)에서 부식 있는 실험체(HC-LS(1), (2))는 전단파괴가
아닌 휨파괴가 발생하였다. 이는 전단파괴가 일어날 것으로 예상되는 기둥의 휨강도를 전단강도보다 더 감소시켜 오히려 휨파괴가 발생할 수 있음을 보여준다.
이는 겹침이음부의 부착효과가 감소하여 인장부 겹침이음부의 부착파괴가 일어났기 때문으로 보인다. Fig. 9(b)에서 부식이 있는 실험체(HC-LS (1), (2))는 부식이 없는 실험체(NC-LS) 보다 부착파괴로 인한 하중감소가 더 빨리 발생하였다.
Fig. 9 Lateral force-displacement and envelope curves
Fig. 10 CS-HC-NL and CS-HC-NL fracture shapes
(2) 최대횡하중
Fig. 9(b)는 하중-변위 곡선의 포락곡선을 나타내며, Table 5에 철근부식 없는 실험체(NC-LS)와 철근부식 있는 실험체(HC-LS(1)과(2))의 곡선상의 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$),
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$) 및 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)를 + 방향과 –방향으로 나누어 정리하고,
1번 실험체의 최대하중 값을 기준으로 나누어 비율을 계산하였다.
부식이 있는 실험체(HC-LS(1),(2))의 최대하중은 각각 +방향에서 부식이 없는 실험체(NC-LS) 대비 7%, 10% 모두 감소하였고 -방향에서는
5% 증가하고 12% 감소하였다. 여기서, –방향 하중을 받을 때 인장을 받는 겹침이음부에 실제로 부식이 많이 발생하지 않을 수 있고, 국부적인
겹침이음부 거동에 내재된 불확실성에 의해 경향과는 반대로 –방향에서 최대하중이 5% 증가하게 측정된 것으로 보인다. 일반적으로는 부식에 의해 최대하중은
감소하는 추세를 가질 것으로 예측된다.
Table 5 Comparison of maximum force: NC-LS vs HC-LS
|
|
Specimen designation
|
$F_{\max}$
[kN]
|
$d_{F_{\max}}$
[mm]
|
$\dfrac{F_{i N}}{F_{i1}}$
|
$0.85F_{\max}$ [kN]
|
$d_{0.85F_{\max}}$ [mm]
|
|
1
|
NC-LS
|
239.45
-207.08
|
19.70
-9.70
|
1.00
1.00
|
203.53
-176.02
|
23.68
-17.39
|
|
2
|
HC-LS(1)
|
220.58
-218.92
|
9.95
-10.20
|
0.92
1.05
|
187.49
-186.08
|
12.45
-10.64
|
|
3
|
HC-LS(2)
|
215.07
-181.17
|
10.10
-6.35
|
0.90
0.87
|
182.81
-153.99
|
12.58
-9.20
|
(3) 변위연성도
Table 6은 부식 없는 실험체(NC-LS)와 부식 있는 실험체(HC-LS(1)과 (2)) 각각의 항복변위($d_{y}$), 극한변위($d_{u}$), 변위연성도($\mu_{d}$)
및 1번 실험체의 변위연성도를 기준으로 비율을 계산하여 나탄낸 것이다.
Table 6에서 부식 있는 실험체(HC-LS(1)과 (2))의 변위연성도는 부식 없는 실험체(NC-LS) 대비 +방향에서 15~39%, -방향에서 29~40%
감소하였다. 이는 철근부식으로 인해 부식이 있는 실험체(HC-LS(1)과(2))의 철근 부착강도 저하로 인해 Fig. 9(b)에서처럼 급격한 하중 저하를 보이고, 그 결과 극한변위가 작아졌기 때문이다.
Table 6 Comparison of ductility: NC-LS vs HC-LS(1),(2)
|
|
Specimen designation
|
$d_{y}$ [mm]
|
$d_{u}$ [mm]
|
$\mu_{d}$
|
$\dfrac{\mu_{i N}}{\mu_{i1}}$
|
|
1
|
NC-LS
|
7.73
-5.72
|
23.68
-17.39
|
3.06
3.04
|
1.00
1.00
|
|
2
|
HC-LS(1)
|
5.64
-5.82
|
12.45
-10.64
|
2.21
1.83
|
0.55
0.49
|
|
3
|
HC-LS(2)
|
7.92
-4.26
|
12.58
-9.20
|
1.59
2.16
|
0.39
0.58
|
3.2 겹침이음의 영향
3.2.1 부식이 없는 경우
(1) 파괴 모드
Fig. 11(a)는 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)의 하중-변위 곡선을 나타낸 것이다. Fig. 11(b)는 이들의 포락곡선을 나타내며, 동그라미는 항복변위($d_{y}$)와 항복하중($F_{y}$)의 좌표를, 세모는 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)와
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$)의 좌표를, 그리고 네모는 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$)의
좌표를 보여준다. Fig. 12 (a)와 (b)는 겹와 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)의 최종파괴 형상을 나타낸다.
Fig. 12(a), (b)에서 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)는 전단파괴가 일어났다. 이는 겹침이음 거동은 휨파괴 시에 상당한 영향을
끼치지만, 전단파괴가 일어나는 경우 영향이 거의 없기 때문으로 보인다.
Fig. 11 Lateral force-displacement and envelope curves
Fig. 12 NC-NL and NC-LS fracture shapes
(2) 최대횡하중
Table 7에서 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)의 곡선상의 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$),
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$) 및 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)를 + 방향과 –방향으로 나누어 정리하고,
1번 실험체의 최대하중 값을 기준으로 나누어 비율을 계산하여 나타냈다.
Table 7에서 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)에 대하여 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)의 최대하중 크기는 +방향 1.05배, -방향 0.94배로 큰 차이를
보이지 않았다. 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(NC-LS) 모두 휨항복강도가 전단강도보다 작도록 제작되어 전단파괴 이전에
휨항복거동을 보이며 유사한 최대하중까지 도달하기 때문이다. Fig. 11(b)에서 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)는 겹침이음에 의해 최대하중발생 변위가 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)에 비해 상당히 줄어들었다. 이는 Fig. 12(b)에서 전단파괴와 동시에 겹침이음의 부착파괴도 발생하여 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)보다 더 작은 변위에서 교각 실험체의 파괴가 발생하기 때문으로
보인다. 초기 변위에서 겹침이음 있는 실험체(NC-LS) 와 겹침이음 없는 실험체(NC-NL) 사이의 성능차이가 크지 않다. 하지만 Fig. 11(b)에서 최대하중에 도달한 이후 겹침이음 있는 실험체는 철근 겹침이음의 탈락으로 인해 급격히 하중이 급격히 감소하는 것으로 보인다.
Table 7 Comparison of maximum force: NC-NL vs NC-LS
|
|
Specimen designation
|
$F_{\max}$
[kN]
|
$d_{F_{\max}}$
[mm]
|
$\dfrac{F_{i N}}{F_{i1}}$
|
$0.85F_{\max}$ [kN]
|
$d_{0.85F_{\max}}$ [mm]
|
|
1
|
NC-NL
|
229.08
-220.81
|
29.74
-29.37
|
1.00
1.00
|
194.72
-187.69
|
29.87
-29.56
|
|
2
|
NC-LS
|
239.45
-207.08
|
19.70
-9.70
|
1.05
0.94
|
203.53
-176.02
|
23.68
-17.39
|
(3) 변위연성도
Table 8은 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(NC-LS) 각각의 항복변위($d_{y}$), 극한변위($d_{u}$), 변위연성도($\mu_{d}$)
및 1번 실험체의 변위연성도를 기준으로 비율을 계산하였다.
Table 8에서 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)에 대하여 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)는 +방향 23%, -방향 18% 감소한 연성을 보였다. 이는 Fig. 11(b)에서 보면, 겹침이음 있는 실험체(NC-LS)는 겹침이음에 의해 최대하중발생 변위가 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)에 비해 상당히 줄어들었다. 이는
전단파괴와 동시에 겹침이음의 부착파괴도 발생하여 겹침이음 없는 실험체(NC-NL)보다 더 작은 휨소성변위에서 교각 실험체의 파괴가 발생한 것으로 보인다.
그 이후에 급격한 하중 저하를 보여 극한변위가 작아진다(Table 8). 그로인해 겹침이음이 있는 실험체(NC-LS)의 변위연성도가 줄어든 것으로 보인다.
Table 8 Comparison of ductility: NC-NL vs NC-LS
|
|
Specimen designation
|
$d_{y}$ [mm]
|
$d_{u}$ [mm]
|
$\mu_{d}$
|
$\dfrac{\mu_{i N}}{\mu_{i1}}$
|
|
1
|
NC-NL
|
7.70
-7.99
|
29.87
-29.56
|
3.88
3.70
|
1.00
1.00
|
|
2
|
NC-LS
|
7.73
-5.72
|
23.68
-17.39
|
3.06
3.04
|
1.03
1.01
|
3.2.2 부식이 있는 경우
(1) 파괴 모드
Fig. 13(a)는 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과(2))의 하중-변위 곡선을 나타낸 것이다. Fig. 13(a)는 이들의 포락곡선을 나타내며, 동그라미는 항복변위($d_{y}$)와 항복하중($F_{y}$)의 좌표를, 세모는 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)와
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$)의 좌표를, 그리고 네모는 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$)의
좌표를 보여준다. Fig. 14(a), (b), (c)는 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과(2))의 최종파괴 모드를 나타낸다.
Fig. 14(a)에서 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)는 전단파괴 발생 이전에 휨파괴가 발생하였다. 이는 철근부식에 의해 콘크리트 커버가 철근으로부터 분리되는 현상이
압축 시 철근을 횡구속하는 콘크리트의 역할을 감소시켜 철근의 압축좌굴이 전단파괴 이전에 발생하기 때문인 것으로 보인다. 이와 달리, Fig. 14(b)와 (c)에서 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과 (2))는 부식에 의한 부착강도 저하로 인해 겹침이음부 슬립과 이로 인한 균열이 발생하면서 휨파괴가 발생한다.
Fig. 13 Lateral force-displacement and envelope curves
Fig. 14 HC-NL and HC-LS(1), (2) fracture shapes
(2) 최대횡하중
Table 9에서 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과(2))의 곡선상의 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$),
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$) 및 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)를 + 방향과 –방향으로 나누어 정리하고,
1번 실험체의 최대하중 값을 기준으로 나누어 비율을 계산하여 나타냈다.
Table 9에서 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)에 대하여 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1))의 최대하중 크기는 +방향에서 1.03배, -방향에서 1.10배로
나타났다. 그리고 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(2))의 최대하중 크기는 +방향 1.01배, -방향에서 0.91배이다(Table 8). 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과 (2)) 모두 교각의 최대하중에 영향을 미치지 못하였다. 이는 두
실험체는 서로 다른 파괴모드인 철근 압축좌굴과 겹침이음 슬립으로 인해 휨파괴가 발생하였지만, Fig. 14(a), (b), (c)에서 앞서 말한 파괴모드가 철근 항복 이후에 발현되어 최대하중은 서로 유사하게 나타났기 때문으로 보인다. 그리고 Table 9에서 겹침이음이 있는 실험체(HC-LS(1),(2))는 겹침이음에 의해 최대횡하중발생 변위가 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)에 비해 상당히 줄어들었다.
이는 겹침이음이 있는 실험체(HC-LS(1),(2))는 전단파괴와 동시에 겹침이음의 부착파괴도 발생하여 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)보다 더 작은
휨소성변위에서 교각 실험체의 파괴를 발생시키기 때문이다.
Table 9 Comparison of maximum force: HC-NL vs HC-LS
|
|
Specimen designation
|
$F_{\max}$
[kN]
|
$d_{F_{\max}}$
[mm]
|
$\dfrac{F_{i N}}{F_{i1}}$
|
$0.85F_{\max}$ [kN]
|
$d_{0.85F_{\max}}$ [mm]
|
|
1
|
HC-NL
|
213.17
-198.44
|
19.72
-19.69
|
1.00
1.00
|
181.20
-168.67
|
25.80
-22.85
|
|
2
|
HC-LS(1)
|
220.58
-218.92
|
9.95
-10.20
|
1.03
1.10
|
187.49
-186.08
|
12.45
-10.64
|
|
3
|
HC-LS(2)
|
215.07
-181.17
|
10.10
-6.35
|
1.01
0.91
|
182.81
-153.99
|
12.58
-9.20
|
(3) 변위연성도
Table 10에서 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)와 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과 (2)), 각각의 항복변위($d_{y}$), 극한변위($d_{u}$),
변위연성도($\mu_{d}$) 및 1번 실험체의 변위연성도를 기준으로 비율을 계산하였다.
Table 10에서 겹침이음 없는 실험체(HC-NL)에 대하여 겹침이음 있는 실험체(HC-LS(1)과 (2))는 +방향 45~61%, -방향 42~51% 감소한
변위연성도를 보였다. 이는 Table 10에서 겹침이음 있는 실험체가 최대 횡하중에 도달한 이후 겹침이음의 부착파괴로 인해 급격한 하중 저하를 보여 극한변위가 작아졌기 때문이다.
Table 10 Comparison of ductility: HC-NL vs HC-LS(1),(2)
|
|
Specimen designation
|
$d_{y}$ [mm]
|
$d_{u}$ [mm]
|
$\mu_{d}$
|
$\dfrac{\mu_{i N}}{\mu_{i1}}$
|
|
1
|
HC-NL
|
6.40
-6.14
|
25.80
-22.85
|
4.03
3.72
|
1.00
1.00
|
|
2
|
HC-LS(1)
|
5.64
-5.82
|
12.45
-10.64
|
2.21
1.83
|
055
0.49
|
|
3
|
HC-LS(2)
|
7.92
-4.26
|
12.58
-9.20
|
1.59
2.16
|
0.39
0.58
|
3.3 축하중의 영향: 철근부식 있고 겹침이음 없는 경우
(1) 파괴모드
Fig. 15(a)는 축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL)와 50tf를 받는 실험체 (HC-NL-50tf)의 하중-변위 곡선을 나타낸 것이다. Fig. 15(b)는 이들의 포락곡선을 나타내며, 동그라미는 항복변위($d_{y}$)와 항복하중($F_{y}$)의 좌표를, 세모는 극한변위($d_{0.85F_{\max}}=d_{u}$)와
극한하중($0.85F_{\max}=F_{u}$)의 좌표를, 그리고 네모는 최대횡하중($F_{\max}$)과 최대횡하중변위($d_{F_{\max}}$)의
좌표를 보여준다. 그리고 Fig. 16(a)와 (b)는 15tf를 받는 실험체(HC-NL)과 50tf를 받는 실험체 (HC-NL-50tf)의 최종파괴 형상을 나타낸다.
축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL)는 축방향 단면강도의 2.2~3%에 해당하는 15tf$\pm $5, 50tf를 받는 실험체(HC-NL-50tf)는
7.3~10%에 해당하는 50tf$\pm $5의 축하중을 재하하였다. Fig. 16(a)와 (b)에서 두 경우 모두 전단파괴 이전에 양방향 주철근의 파단/좌굴이 관측되어 휨파괴거동이 지배하였다. 이는 철근부식에 의해 콘크리트 커버가 철근으로부터
분리되는 현상이 압축 시 철근을 횡구속하는 콘크리트의 역할을 감소시켜 철근의 압축좌굴이 전단파괴 이전에 발생하기 때문인 것으로 보인다.
Fig. 15 Lateral force-displacement and envelope curves
(2) 최대하중
Table 11에서 축하중 50tf를 받는 실험체(HC-NL-50tf)와 축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL)의 곡선상의 최대횡하중($F_{\max}$)과
그 때의 횡하중변위($d_{F_{\max}}$), 극한변위 계산에 필요한 값들($0.85F_{\max}$, $d_{0.85F_{\max}}$)을 +방향과
–방향으로 나누어 정리하였고, 1번 실험체의 최대하중 값을 기준으로 나누어 비율을 계산하였다.
Table 11에서 축하중 50tf를 받는 실험체(HC-NL-50tf)의 최대하중은, 축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL) 대비, +방향 28%, -방향 34%
증가하였다. 이는 최대하중은 철근 항복 시의 횡하중보다 조금 더 증가하는데, 축하중은 철근인장력을 상쇄시키기 때문에, 큰 축하중을 받는 실험체(HC-NL-50tf)의철근
항복을 시작시키는 횡하중의 크기는 작은 축하중을 받는 실험체(HC-NL)보다 더 커야만 한다. 그렇기에 축하중 50tf를 받는 실험체(HC-NL-50tf)가
축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL) 보다 최대하중이 크게 나타났다.
Table 11 Comparison of maximum force: HC-NL vs HC-NL-50tf
|
|
Specimen designation
|
$F_{\max}$
[kN]
|
$d_{F_{\max}}$
[mm]
|
$\dfrac{F_{i N}}{F_{i1}}$
|
$0.85F_{\max}$ [kN]
|
$d_{0.85F_{\max}}$ [mm]
|
|
1
|
HC-NL
|
213.17
-198.44
|
19.72
-19.69
|
1.00
1.00
|
181.20
-168.67
|
25.80
-22.85
|
|
2
|
HC-NL-50tf
|
273.88
-265.43
|
19.78
-19.90
|
1.28
1.34
|
232.80
-225.61
|
30.14
-27.01
|
(3) 변위연성도
Table 12는 축하중 50tf를 받는 실험체(HC-NL-50tf)와 축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL) 각각의 항복변위($d_{y}$), 극한변위($d_{u}$),
변위연성도($\mu_{d}$) 및 1번 실험체의 변위연성도를 기준으로 비율을 계산하였다.
Table 12에서 축하중 50tf를 받는 실험체(HC-NL-50tf)의 변위연성도는 축하중 15tf를 받는 실험체(HC-NL) 대비 +방향 11%, -방향 4%로
약간 감소하였지만, 축하중의 영향은 거의 없을 것으로 예상된다. 실험체 제작상의 오차로 인해, 축하중 15tf를 받는 실험체의 초기강성이 축하중 50tf를
받는 실험체보다 크게 발현되어, 축하중 15tf를 받는 실험체의 항복변위가 축하중 50tf를 받는 실험체보다 상당히 작게 계산되어 발생한 것으로 추정되기
때문이다.
Fig. 16 CS-HC-NL and HC-NL fracture shapes
Table 12 Comparison of ductility: NC-NL vs NC-NL-50tf
|
|
Specimen designation
|
$d_{y}$ [mm]
|
$d_{u}$ [mm]
|
$\mu_{d}$
|
$\dfrac{\mu_{i N}}{\mu_{i1}}$
|
|
1
|
HC-NL
|
6.40
-6.14
|
25.80
-22.85
|
4.03
3.72
|
1.00
1.00
|
|
2
|
HC-NL-50tf
|
8.39
-7.55
|
30.14
-27.01
|
3.59
3.58
|
0.89
0.96
|
4. 결 론
철근부식 여부, 겹침이음 여부 및 축력 차이의 영향을 검토하기 위해 형상비 2.0인 총 6개의 교각 실험체를 제작하여 실험하였으며, 그 결론을 요약하면
다음과 같다.
4.1 철근부식의 영향
4.1.1 겹침이음이 없는 경우
⦁파괴모드 : 철근부식 없는 실험체에는 전단파괴가 발생하였으나, 철근부식 있는 실험체에는 전단파괴 발생 이전에 휨파괴가 발생하였다. 이는 철근부식에
의해 철근 부착강도 저하와 콘크리트 커버 분리가 콘크리트의 횡구속력을 감소시켜 철근 압축좌굴이 전단파괴 이전에 발생하기 때문이다.
⦁최대하중 : 철근부식으로 인해 철근 단면적 감소와 콘크리트 커버의 횡구속력 저감에 의해 부식 있는 실험체는 부식 없는 실험체에 비해 최대하중이 감소하였다.
4.1.2 겹침이음이 있는 경우
⦁파괴모드 : 철근부식 없는 실험체에는 전단파괴가 발생하였으나, 철근부식 있는 실험체에는 전단파괴 발생 이전에 휨파괴가 발생하였다. 이는 철근 부식으로
인해 겹침이음부의 부착강도가 감소하여 인장부 겹침이음부의 부착파괴가 전단파괴 이전에 일어났기 때문이다.
⦁최대하중 : 실험오차가 발생하는 경우를 제외하면, 일반적으로는 철근부식에 의해 최대하중은 감소하는 추세를 가진다.
⦁변위연성도 : 철근부식으로 인한 부착강도 저하로 인해 철근부식 있는 실험체의 변위연성도는 철근부식 없는 실험체 대비 감소하였다.
4.2 겹침이음의 영향
4.2.1 철근부식 없는 경우
⦁파괴모드 : 겹침이음 유무에 상관없이 모두 전단파괴가 발생한다. 겹침이음 거동은 휨파괴 시에 상당한 영향을 끼치지만, 전단파괴가 일어나는 경우 영향이
거의 없다.
⦁최대하중 : 겹침이음 없는 실험체에 대하여 겹침이음 있는 실험체의 최대하중 크기는 큰 차이를 보이지 않았다. 이는 두 실험체 모두 휨항복강도가
전단강도보다 작도록 제작되어 전단파괴 이전에 휨항복거동을 보이며 휨항복하중과 차이가 크지 않은 최대하중까지 도달하기 때문이다.
⦁변위연성도 : 겹침이음 없는 실험체에 대하여 겹침이음 있는 실험체는 연성이 감소한다. 이는 겹침이음 있는 경우 전단파괴와 동시에 겹침이음의 부착파괴도
발생하여 최대하중 발생 변위가 겹침이음 없는 경우에 비해 상당히 줄어들고 최대하중에 도달한 이후 급격한 하중 저하를 보여 극한변위가 작아졌기 때문이다.
4.2.2 철근부식 있는 경우
⦁파괴모드 : 겹침이음 없는 실험체는 전단파괴 발생 이전에 휨파괴가 발생하였다. 이는 철근부식에 의해 철근 부착강도 저하와 콘크리트 커버 분리가 콘크리트의
횡구속력을 감소시켜 철근 압축좌굴이 전단파괴 이전에 발생하기 때문이다. 이와 달리, 겹침이음 있는 실험체는 부식에 의한 부착강도 저하로 인해 겹침이음부
슬립과 이로 인한 균열이 발생하면서 휨파괴가 발생한다.
⦁최대하중 : 겹침이음 없는 실험체와 겹침이음 있는 실험체 모두 교각의 최대하중에 영향을 미치지 못하였다. 두 실험체는 서로 다른 파괴모드인 철근
압축좌굴과 겹침이음 슬립으로 인해 각각 휨파괴가 발생하였지만, 이러한 파괴모드가 철근 항복 이후에 발현되어 최대하중은 서로 유사하게 나타났기 때문이다.
⦁변위연성도 : 겹침이음 없는 실험체에 대하여 겹침이음 있는 실험체의 연성은 더 작게 나타났다. 이는 겹침이음이 있는 실험체가 최대횡하중에 도달한
이후 겹침이음의 부착파괴로 인해 급격한 하중 저하를 보여 극한변위가 작아졌기 때문이다.
4.3 축하중의 영향: 철근부식 있고 겹침이음 없는 경우
⦁파괴모드 : 축하중이 다른 두 실험체 모두 전단파괴 발생 이전에 휨파괴가 발생하였다. 이는 철근부식에 의해 철근 부착강도 저하와 콘크리트 커버 분리가
콘크리트의 횡구속력을 감소시켜 철근 압축좌굴이 전단파괴 이전에 발생하기 때문이다.
⦁최대하중 : 축하중 50tf를 받는 실험체의 최대횡하중은 축하중 15tf를 받는 실험체 대비 증가하였다. 축하중은 철근인장력을 상쇄시키므로, 큰
축하중을 받는 실험체에서 철근 항복 시 횡하중(항복횡하중)이 상대적으로 더 크게 되고, 최대 횡하중은 항복횡하중보다 조금 더 크기 때문이다.
4.4 파괴원인 분석 및 내진보강 방안
Table 13에서 각 실험체의 파괴모드와 원인 그리고 보강방안을 정리하였다. 철근부식으로 인해 전단파괴가 일어날 것으로 예상되는 교각에 휨파괴가 발생하는 것을
확인하였으므로, 철근부식을 고려한다면 전단보강 뿐만 아니라 휨에 대한 보강도 함께 고려할 필요가 있다. 즉, 철근부식이 철근 좌굴에 의해 휨파괴를
발생시키는 경우 콘크리트 심부구속을 증가시키는 보강방안이 필요하며, 철근부식이 겹침이음의 슬립으로 인해 휨파괴를 발생시키는 경우 겹침이음을 제거하는
보강방안이 필요하다.
Table 13 Summary of experimental results
|
Specimen designation
|
Corrosion of steel
|
Lap splice
|
Axial force [tf]
|
Failure mode
|
Reason of failure
|
Necessity of Seismic reinforcement
|
|
NC-NL
|
No
|
No
|
15tf
|
flexural-shear
|
shear crack
|
shear reinforcement
|
|
HC-NL
|
High
|
flexural
|
delamination of concrete cover and buckling of steel
|
core-confinement
|
|
HC-NC-50tf
|
50tf
|
|
NC-LS
|
No
|
100%
|
15tf
|
flexural-shear
|
shear crack
|
shear reinforcement
|
|
HC-LS(1)
|
High
|
flexural
|
slip of lap-splice
|
remove lap-splice
|
|
HC-LS(2)
|
감사의 글
본 연구는 국토교통부 건설기술연구사업의 연구비지원(21SCIP-B146946-04)에 의해 수행되었습니다. 이에 감사드립니다.
References
Cho, K. I., Cho, C. B., Kim, J. R., Kim, Y. J., Kim, B. S. (2002), Seismic Performance
Evaluation of Shear-Flexure RC Piers through Comparative test of Real Scale and Reduced
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