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문제 정의
- 포스트텐션 경량 콘크리트(LWC) 보의 휨 거동 및 비부착 긴장재 응력에 대한 부착 인장 철근 양 및 유효 프리스트레스의 영향을 평가한 결과 다음과 같은 결론은 얻었다.
가설 설정
- 또한 경량 콘크리트의 최대 인장 응력을 고려하였는데, 그 값은 Slate et al16)에 의해 제시된 #로 가정하였다.
제안 방법
- 압축 철근과 부착 인장 철근은 단부 지점을 지나 90° 후크로 정착되었다. ACI318-08에서 규정하고 있는 최대 전단 철근 간격을 만족 하기 위해 폐쇄형의 전단 철근을 300 mm 간격으로 배근하였으며, 단부에서는 지압 및 할렬 파괴를 방지하기 위해 전단 철근을 정착판과 단부 지점 사이에 50 mm 간격으로 배근하였다.
- 모든 시험체는 가력 직전 긴장재에 프리스트레싱력이 가해진 후 웨지 정착셋을 이용하여 보 양단부에 정착되었다. 긴장재의 정착은 독일의 P사에서 제작된 3연선용 정착구를 이용하여 긴장재의 손실을 방지하였다. 프리스트레싱력과 긴장재 응력은 정착판과 웨지 정착셋 사이에 설치된 로드셀에 의해 측정되었다.
- 25 mm/min의 변위 제어로 상부 2점 대칭 하중 가력되었다. 보의 중앙 및 가력점 하부의 처짐은 300 mm 용량의 변위계(LVDT)를 사용하여 측정하였다. 최대 휨 모멘트 구간에서의 균열 폭의 진전은 5 mm 용량의 변위계를 사용하여 측정하였다.
- 주요 변수는 Table 1에 나타낸 바와 같이 부착 인장 철근 양(As)과 유효 프리스트레스(fpe)이다. 부착 인장 철근 양은 ACI318-0813)에서 규정하고 있는 최소 부착 철근 양(As,min= 0.004Act)을 0.5~2배로 변화시켰다. 여기서 Act는 단면의 환산 단면 도심에서 휨 인장측까지의 단면적이다.
- 최대 휨 모멘트 구간에서의 균열 폭의 진전은 5 mm 용량의 변위계를 사용하여 측정하였다. 부착 인장 철근의 변형률 거동은 전기 저항 게이지를 사용하여 측정하였다.
- 이 실험에서는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 상부 2점 대칭 하중을 받는 7개의 포스트텐션 경량 콘크리트(LWC) 보의 휨 거동을 평가하였다. 주요 변수는 Table 1에 나타낸 바와 같이 부착 인장 철근 양(As)과 유효 프리스트레스(fpe)이다.
- 이 연구에서는 포스트텐션 LWC 보의 하중-변위 관계와 비부착 긴장재의 응력을 평가하기 위하여 Yang and Kang6)에 의해 제시된 프리스트레스트 콘크리트 단순보의 비선형 2차원 해석 모델을 수정하였다. Fig.
- 보의 중앙 및 가력점 하부의 처짐은 300 mm 용량의 변위계(LVDT)를 사용하여 측정하였다. 최대 휨 모멘트 구간에서의 균열 폭의 진전은 5 mm 용량의 변위계를 사용하여 측정하였다. 부착 인장 철근의 변형률 거동은 전기 저항 게이지를 사용하여 측정하였다.
- 포스트텐션 경량 콘크리트 보의 휨 균열 및 최대 휨 내력 그리고 비부착 긴장재 극한응력의 실험값들은 ACI 318-08의 설계기준13)과 비교하였다. 포스트텐션 경량 콘크리트 보의 하중 변위 관계 및 비부착 긴장재의 응력 증가를 합리적으로 예측하기 위하여 Yang and Kang6)에 의해 개발된 비선형 해석 모델을 수정하였다.
대상 데이터
- 모든 시험체는 레미콘 배합으로 타설되었으며, Table 2에 나타낸 바와 같이 설정된 배합은 예비 실내 실험을 통해 결정되었다. 계획된 슬럼프와 압축강도는 각각 150 mm 와 35 MPa이었다. 배합 시 사용된 조건으로 물-시멘트 비는 32%, 잔골재율은 46%이었다.
- 배합 시 사용된 조건으로 물-시멘트 비는 32%, 잔골재율은 46%이었다. 사용된 인공 경량 골재는 팽창 점토를 이용한 환약 형상의 골재로, 굵은 골재 및 잔골재의 최대 치수가 각각 20 mm과 5 mm이며, 비중은 각각 1.21과 1.30이었다. 인공 경량 골재의 표준 입도 분포 곡선의 범위내의 입도를 준수하기 위해 천연 모래가 인공 경량 잔골재의 30 %로 치환되었다.
- 포스트텐션 경량 콘크리트 휨 부재의 안전한 설계를 위해서는 보통 중량 콘크리트를 사용한 실험 결과에 근거한 설계기준에서 제시하는 휨 설계의 안전성 평가가 우선 필요하다. 이 연구에서는 포스트텐션 경량 콘크리트 보에 대한 설계기준의 적용성을 평가하기 위해서 상부 2점 하중을 받는 포스트텐션 경량 콘크리트 보 7개를 실험하였다. 주요 변수는 부착 인장 철근 양 및 긴장재에 도입된 유효 프리스트레스력이다.
- 82 mm2이었다. 직경 10 mm의 이형철근은 부착 인장 철근으로, 직경 6 mm의 철근은 압축 및 전단 철근으로 사용되었다. 사용된 강재들의 역학적 특성은 Table 3에 나타내었다.
데이터처리
- 주요 변수는 부착 인장 철근 양 및 긴장재에 도입된 유효 프리스트레스력이다. 포스트텐션 경량 콘크리트 보의 휨 균열 및 최대 휨 내력 그리고 비부착 긴장재 극한응력의 실험값들은 ACI 318-08의 설계기준13)과 비교하였다. 포스트텐션 경량 콘크리트 보의 하중 변위 관계 및 비부착 긴장재의 응력 증가를 합리적으로 예측하기 위하여 Yang and Kang6)에 의해 개발된 비선형 해석 모델을 수정하였다.
이론/모형
- 긴장재의 응력-변형률 관계는 다음과 같이 Menegotto와 Pinto18)의 제안 모델을 따랐다.
- 경량 콘크리트의 응력-변형률 관계는 보통 중량 콘크리트에 비해 낮은 강성과 최대 내력 이후 응력 감소 기울기가 더 크다. 이를 고려하여 다음에 나타낸 Yang and Kang6)에 의해 제안된 LWC의 응력-변형률 관계 모델을 이용하였다.
- 철근은 직경 10 mm 와 6 mm에서 항복강도가 각각 383 MPa과 399 MPa이었다. 직경 6 mm의 철근 항복강도는 항복점이 뚜렷하지 않아 0.2% off-set 방법을 이용하여 구하였다.
- 철근의 응력-변형률 관계는 다음과 같이 변형률 경화를 고려한 Wang17)의 제안 모델을 이용하였다.
성능/효과
- 1) 휨 균열 폭은 부착 인장 철근(As)양과 유효 프리스트레스트력(fpe)이 증가함에 따라 감소하였다. 포스트텐션 보통 중량 콘크리트(NWC) 휨 부재에서 휨 균열을 제어하기 위한 최소 부착 철근양(As,min)은 포스트텐션 LWC 보에서도 적용이 가능하다고 판단된다.
- 2) 포스트텐션 LWC 보의 휨 균열 내력(Mcr) 및 최대휨 내력(Mn)은 As와 fpe가 증가함에 따라 증가하였다. 그러나 연성(µ)은 fpe가 증가함에 따라 증가한 반면, As에 대해서는 감소하는데, 부착 인장 철근양이 4배 증가시 µ는 60% 감소하였다.
- 3) 포스트텐션 LWC 보의 비부착 긴장재 응력 증가(∆fps)는 As와 fpe가 증가함에 따라 감소하였다.
- 4) ACI 318-08의 휨 균열 내력 모델은 이 연구에서 수행된 포스트텐션 LWC 보에서 다소 불안전측이 존재한 반면, 비선형 해석의 Mcr은 안전측에서 예측될 수 있었다. 따라서 ACI 기준에서 제시하는 파괴계수는 더욱 다양한 변수에 따른 실험을 통해 경량 콘크리트에 대한 합리적인 계수가 평가될 필요가 있다.
- 12의 수준으로 매우 잘 일치하였다. ACI 318-08의 ∆fps 예측값은 실험값과의 비교에서 평균 2.28, 표준편차 0.51 수준으로 안전측에 있었다. 비선형 해석 모델의 ∆fps 예측값은 As 및 fpe가 증가함에 따라 감소하여 실험값과 비슷한 경향을 나타내는 반면, ACI 318-08의 ∆fps 예측값은 뚜렷한 경향이 없었다.
- 2 mm이하였다. 동일한 균열 폭에서 비부착 긴장재 응력 증가는 As가 증가함에 따라 증가하는데, 특히 As-2.0 시험체에서 102 MPa까지 증가하였다. 이는 최소 부착 철근양 이상의 변수를 갖는 시험체들의 비부착 긴장재가 부착 인장 철근과 함께 인장응력을 잘 분담하고 있음을 의미한다.
- 모든 시험체에서 첫 균열이 발생하기 전까지 긴장재의 응력 증가는 변함이 없었으며, 첫 균열 발생 후, 하중이 증가함에 따라 긴장재의 응력이 점진적으로 증가하였다. 또한 부착 인장 철근의 항복 이후, 긴장재의 응력 증가가 급격히 증가하며, 최대 하중 이후에는 서서히 속도가 감소하였다. 첫 균열 발생 이후의 긴장재의 응력 증가 속도는 As에 의해 미미하게 영향을 받는 반면, fpe에 의해 많은 영향을 받았다.
- 5에는 하중에 따른 비부착 긴장재 응력 증가의 관계를 나타내었다. 모든 시험체에서 첫 균열이 발생하기 전까지 긴장재의 응력 증가는 변함이 없었으며, 첫 균열 발생 후, 하중이 증가함에 따라 긴장재의 응력이 점진적으로 증가하였다. 또한 부착 인장 철근의 항복 이후, 긴장재의 응력 증가가 급격히 증가하며, 최대 하중 이후에는 서서히 속도가 감소하였다.
- 첫 균열 발생 이후 강성 저하는 대체적으로 실험 결과가 비선형 해석 모델보다 작았다. 부착 인장철근의 항복 이후, 일정한 하중 상태에서 처짐이 증가하는 소성 흐름의 영역은 모든 시험체에서 실험 결과가 비선형 해석 모델보다 다소 짧았다. 최대 휨 내력은 모든 시험체에서 비교적 잘 일치하였으며, 최대 휨 내력 이후의 거동은 유효 프리스트스트레스트 변수를 갖는 F-0.
- )은 비선형 해석 모델 및 ACI 318-08의 예측 값과의 비교를 Table 4에 나타내었다. 비선형 해석 모델에 의한 Mcr값은 실험값과의 비교에서 평균 1.07, 표준편차 0.04 수준으로 다소 낮았다. 이는 비선형 해석 모델에 의한 Mcr값이 모든 시험체에서 실험값을 안전측에서 예측하고 있음을 보여준다.
- )에 대한 실험 결과와 비선형 해석 모델 및 ACI 318-08의 예측값과의 비교를 Table 4에 나타내었다. 비선형 해석 모델에 의한 Mn 값은 실험값과의 비교에서 평균 1.01, 표준편차 0.03 수준으로 매우 잘 일치하였다. ACI 318-08에 의한 Mn값은 실험값과의 비교에서 평균 1.
- 51 수준으로 안전측에 있었다. 비선형 해석 모델의 ∆fps 예측값은 As 및 fpe가 증가함에 따라 감소하여 실험값과 비슷한 경향을 나타내는 반면, ACI 318-08의 ∆fps 예측값은 뚜렷한 경향이 없었다. 이는 ACI 318-08의 ∆fps 예측 모델이 As에 의한 변수를 고려하고 있지 않기 때문이다.
- )에 대한 비선형 해석 모델 및 ACI 318-08의 예측값과 실험값의 비교를 나타내었다. 비선형 해석 모델의 ∆fps 예측값은 실험값과의 비교에서 평균 1.04, 표준편차 0.12의 수준으로 매우 잘 일치하였다. ACI 318-08의 ∆fps 예측값은 실험값과의 비교에서 평균 2.
- 동일한 균열폭에서의 부착 인장 철근 응력 증가는 As가 증가함에 따라 감소하였다. 사용 하중에서 최소 부착 철근양 이하로 배근된 As-0.5 시험체의 부착 인장 철근 응력 증가는 일정한 균열 폭에서 급격히 증가하는 다소 불안한 거동을 보이며, 부착 인장 철근 항복 시점에서 균열 폭의 크기가 약 0.3 mm까지 도달하였다. 반면, 최소 부착 철근양 이상으로 배근된 As-1.
- 하중에 따른 비부착 긴장재 극한응력 증가 곡선의 기울기는 첫 균열 전까지 실험 결과와 해석 모델이 비슷하였다. 첫 균열 및 부착 인장 철근의 항복 이후에 비부착 긴장재 응력 증가 속도가 점차 증가하는데, 전반적으로 실험값 보다 비선형 해석값이 그 속도가 다소 빨랐다. 하지만 전반적인 거동 측면에서 해석값은 실험 결과와 잘 일치하였다.
- 비선형 해석 모델에 의한 하중-변위 관계는 모든 시험체에서 첫 균열 발생 전까지 실험 결과와 비슷한 강성을 나타내었다. 첫 균열 발생 이후 강성 저하는 대체적으로 실험 결과가 비선형 해석 모델보다 작았다. 부착 인장철근의 항복 이후, 일정한 하중 상태에서 처짐이 증가하는 소성 흐름의 영역은 모든 시험체에서 실험 결과가 비선형 해석 모델보다 다소 짧았다.
- 최대 휨 균열 폭은 모든 시험체에서 부착 인장 철근이 항복하는 시점까지 측정되었다. Fig.
- 부착 인장철근의 항복 이후, 일정한 하중 상태에서 처짐이 증가하는 소성 흐름의 영역은 모든 시험체에서 실험 결과가 비선형 해석 모델보다 다소 짧았다. 최대 휨 내력은 모든 시험체에서 비교적 잘 일치하였으며, 최대 휨 내력 이후의 거동은 유효 프리스트스트레스트 변수를 갖는 F-0.4와 F-0.7을 제외한 시험체의 실험 결과와 비선형 해석 모델이 비교적 잘 일치하였다. 따라서 Yang and Kang6)에 의해 제시된 프리스트레스트 콘크리트 단순보의 비선형 2차원 해석 모델은 포스트텐션 경량 콘크리트 단순보의 휨 거동을 예측하는데 적합하게 이용될 수 있다.
- 는 각각 최대 하중과 부착 인장 철근 항복 시점의 처짐이다. 포스트텐션 LWC 보의 변위 연성비는 As가 증가함에 따라 감소한 반면, fpe가 증가함에 따라 증가하였다. As-0.
- 부착 인장 철근의 응력은 휨 균열 발생점에서 0으로 오프셋하였다. 휨 균열 폭은 부착 인장 철근 및 비부착 긴장재의 응력이 증가함에 따라 증가하였으며, 부착 인장 철근의 항복 시점에서 급격히 증가하였다. 동일한 균열폭에서의 부착 인장 철근 응력 증가는 As가 증가함에 따라 감소하였다.
후속연구
- 5) 최대 휨 내력 및 비부착 긴장재의 응력 증가에 대한 ACI 기준은 이 실험 결과에 대해 안전측에 있지만 경간-깊이 비, 작용 하중 형태 및 비부착 긴장재 양 등의 변화에 의한 경량 콘크리트 보에서의 안전성을 평가할 필요가 있다.
- 이는 ACI 318-08의 ∆fps 예측 모델이 As에 의한 변수를 고려하고 있지 않기 때문이다. 한편 비선형 해석 모델에 의한 ∆fps 예측 모델은 As에 의한 변수가 고려되어 실험값을 안전측에서 예측할 수 있어 이를 통한 포스트텐션 LWC 보의 ∆fps를 적합하게 평가할 수 있을 것으로 기대된다.
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