프리캐스트 중공 사각형 철근콘크리트 교각에 대하여 준정적 실험을 수행하여 내진성능을 검증하였다. 기둥 실험체는 프리캐스트 세그먼트를 접합하고 나서, 미리 배치된 쉬스관에 축방향 철근을 연결 없이 연속으로 배치한 후 모르타르로 그라우팅하는 방법으로 제작하였다. 실험의 주요변수는 형상비, 축방향 철근비, 횡방향 철근량, 프리캐스트 세그먼트의 접합위치이다. 기둥 실험체의 형상비는 4.5와 2.5, 축방향 철근비는 1.15%와 3.07%로 각각 두 가지의 값을 가진다. 횡방향 철근량은 도로교설계기준에서 규정하고 있는 완전연성 설계에 요구되는 양의 99%, 55%, 50%, 27%로 배근되었다. 소성힌지 구역에서의 프리캐스트 세그먼트 접합위치는 기둥 하단에서 기둥단면 두께의 0.5배와 1.0배인 위치로 하였다. 실험 결과로서 균열 및 파괴모드, 축력-휨 강도, 하중-변위 포락선, 변위연성도를 분석하였으며, 도로교설계기준의 연성도 내진설계법을 적용하였을 때의 안전율을 분석하였다. 기둥 실험체는 축방향 철근이 모르타르와 쉬스관에 의하여 구속되고, 쉬스관이 횡방향 철근으로 구속되는 구조로 인하여 큰 변위까지 축방향 철근의 좌굴이 지연되어 연성도가 크게 나타났다.
프리캐스트 중공 사각형 철근콘크리트 교각에 대하여 준정적 실험을 수행하여 내진성능을 검증하였다. 기둥 실험체는 프리캐스트 세그먼트를 접합하고 나서, 미리 배치된 쉬스관에 축방향 철근을 연결 없이 연속으로 배치한 후 모르타르로 그라우팅하는 방법으로 제작하였다. 실험의 주요변수는 형상비, 축방향 철근비, 횡방향 철근량, 프리캐스트 세그먼트의 접합위치이다. 기둥 실험체의 형상비는 4.5와 2.5, 축방향 철근비는 1.15%와 3.07%로 각각 두 가지의 값을 가진다. 횡방향 철근량은 도로교설계기준에서 규정하고 있는 완전연성 설계에 요구되는 양의 99%, 55%, 50%, 27%로 배근되었다. 소성힌지 구역에서의 프리캐스트 세그먼트 접합위치는 기둥 하단에서 기둥단면 두께의 0.5배와 1.0배인 위치로 하였다. 실험 결과로서 균열 및 파괴모드, 축력-휨 강도, 하중-변위 포락선, 변위연성도를 분석하였으며, 도로교설계기준의 연성도 내진설계법을 적용하였을 때의 안전율을 분석하였다. 기둥 실험체는 축방향 철근이 모르타르와 쉬스관에 의하여 구속되고, 쉬스관이 횡방향 철근으로 구속되는 구조로 인하여 큰 변위까지 축방향 철근의 좌굴이 지연되어 연성도가 크게 나타났다.
Precast reinforced concrete bridge columns with hollow rectangular section were tested under cyclic lateral load with constant axial force to investigate its seismic performance. After all the precast column segments were erected, longitudinal reinforcement was inserted in the sheath prefabricated i...
Precast reinforced concrete bridge columns with hollow rectangular section were tested under cyclic lateral load with constant axial force to investigate its seismic performance. After all the precast column segments were erected, longitudinal reinforcement was inserted in the sheath prefabricated in the segments, which were then mortar grouted. Main variables of the test series were column aspect ratio, longitudinal reinforcement ratio, amount of lateral reinforcement, and location of segment joints. The aspect ratios were 4.5 and 2.5, and the longitudinal steel ratios were 1.15% and 3.07%. The amount of lateral reinforcement were 95%, 55%, 50%, and 27% of the minimum amount for full ductility design requirements in the Korean Bridge Design Code. The locations of segment joints in plastic hinge region were 0.5 and 1.0 times of the section depth from the bottom column end. The test results of cracking and failure mode, axial-flexural strength, lateral load-displacement relationship, and displacement ductility are presented. Then, safety of the ductility demand based seismic design in the Korean Bridge Design Code is discussed. The column specimens showed larger ductility than expected, because buckling of longitudinal reinforcing bar was prevented due to confinement developed not only by transverse steel but also by sheath and infilling mortar.
Precast reinforced concrete bridge columns with hollow rectangular section were tested under cyclic lateral load with constant axial force to investigate its seismic performance. After all the precast column segments were erected, longitudinal reinforcement was inserted in the sheath prefabricated in the segments, which were then mortar grouted. Main variables of the test series were column aspect ratio, longitudinal reinforcement ratio, amount of lateral reinforcement, and location of segment joints. The aspect ratios were 4.5 and 2.5, and the longitudinal steel ratios were 1.15% and 3.07%. The amount of lateral reinforcement were 95%, 55%, 50%, and 27% of the minimum amount for full ductility design requirements in the Korean Bridge Design Code. The locations of segment joints in plastic hinge region were 0.5 and 1.0 times of the section depth from the bottom column end. The test results of cracking and failure mode, axial-flexural strength, lateral load-displacement relationship, and displacement ductility are presented. Then, safety of the ductility demand based seismic design in the Korean Bridge Design Code is discussed. The column specimens showed larger ductility than expected, because buckling of longitudinal reinforcing bar was prevented due to confinement developed not only by transverse steel but also by sheath and infilling mortar.
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문제 정의
이 연성도 설계법에 대하여 많은 실험 결과로써 안전성이 검토된 바 있지만,9,10) 아직까지 중공사각형 기둥에 대한 안전성 검증 결과는 보고된 바 없다. 따라서 이 연구에서 채택한 PRC 교각의 실험 결과를 대상으로, 중공 사각형 프리캐스트 교각에 대한 연성도 내진설계법의 적용성과 안전성을 검토하고자 한다.
반면 프리캐스트 철근콘크리트 교각(이하 PRC 교각)은 세그먼트 접합면을 가로지르는 강재에 긴장력이 도입되지 않는 철근콘크리트 구조를 채택함으로써 재료 및 공법상의 직접비를 최소화한 구조 형식이다. 이 연구에서는 연구대상으로 채택한 PRC 교각의 내진성능을 관찰하고 분석하기 위하여, 실험 연구를 수행하였다.
가설 설정
h : 고려하는 방향으로의 단면 최대 두께 840 mm로 동일함.
hc : 띠철근 외측표면을 기준으로 한 심부 치수 780 mm로 동일함.
무수축 모르타르는 축방향 철근을 쉬스 안에 삽입하기 전 그라우팅 공정을 시행할 때 KS L 5105에 따라 공시체를 제작하였고, 실험체와 같은 장소에 보관하였다. 모르타르의 평균압축강도는 60 MPa로서 콘크리트의 평균 압축강도 46 MPa을 상회하므로, 축강도의 계산과 실험 결과의 분석에는 쉬스 내의 모르타르 강도는 무시하고 전체 단면을 콘크리트로 가정하여 계산하였다.
제안 방법
모든 실험체는 축력 1600 kN을 가한 후 횡하중을 반복하는 준정적 실험(quasi-static test)을 수행하였다. 선 재하한 축력은 액추에이터에 내장된 센서로 실험 종료까지 일정한 값을 유지할 수 있게 하였다.
반복 횡하중은 변위능력(stroke)이 ±600 mm이고 하중용량이 3500 kN인 가력기 (hydraulic actuator)를 이용하여 변위제어방식으로 각 변위 당 2cycle씩 가하였다.
반복 횡하중은 변위능력(stroke)이 ±600 mm이고 하중용량이 3500 kN인 가력기 (hydraulic actuator)를 이용하여 변위제어방식으로 각 변위 당 2cycle씩 가하였다. 변위(∆)는 변위비(drift, ∆/l)를 기준으로 하여, 초기에는 변위비를 0.125%, 0.25%, 0.5%로 증가시키면서 균열의 발생과 진전 형상을 상세하게 관측하고, 3% 이후에는 1%씩 증가시켰다. 횡하중 재하속도는 8 min/cycle로 일정하게 하였다.
보강띠철근(cross-tie)은 벽체 단면에 등 간격으로 배치하였으며, 90°와 135° 갈고리가 번갈아 배치되도록 하였다.
연속된 축방향 철근이 세그먼트들을 관통하고 모르타르로 충전된 쉬스가 축방향 철근을 구속하는 형식을 사용한 프리캐스트 중공사각형 철근콘크리트 교각의 실험을 수행한 결과는 다음과 같다.
이 제안한 방법을 적용하였다. 이 방법에서는 실험 결과로부터 최대 횡하중을 얻고 최대 횡하중의 0.75배에 해당하는 하중과 포락선이 만나는 교점을 찾은 후, 원점과 그 교점을 연결한 연장선에서 최대 횡하중의 수평선과 만나는 교점을 항복 변위로 결정한다. 극한 변위는 횡하중이 최대에 도달한 후 하강하는 횡하중-변위포락곡선 상에서 최대 횡하중의 0.
여기서 식 (5)~(7)를 식 (8)에 대입하고 나서 곡률연성도로 식을 정리하면 식 (9)를 얻을 수 있고, 식 (4)를 변위연성도의 항으로 변환한 식 (10)에 식 (9)의 값을 대입하면 주어진 단면의 변위연성도를 수식에 의한 해석적 방법으로 구할 수 있다. 이 식들을 적용하고 각 변수들을 대입하여 각 실험체의 변위연성도를 구하였다.
콘크리트는 설계기준압축강도를 40 MPa로 하였고, 굵은 골재 최대치수를 20 mm로 하였다. 각 기둥 실험체 당 6개씩의 원주형 공시체(φ100×200)를 제작하였고, 실험체와 같은 장소에서 같은 방법으로 양생하였다.
횡방향 철근은 단면 외측으로 단일 후프 띠철근을 “ㅁ” 형태로 두르고 벽체 내면에는 4개의 후프 띠철근을 “井” 형태로 배치하였다.
대상 데이터
각 기둥 실험체 당 6개씩의 원주형 공시체(φ100×200)를 제작하였고, 실험체와 같은 장소에서 같은 방법으로 양생하였다.
실험체는, 횡방향 철근 수직간격(a)이 60 mm인 경우, 수직 간격이 그 2배인 120 mm인 경우, 수직간격을 60 mm로 하고 각 층당 소요량의 50%만 배근한 경우, 수직 간격을 120 mm로 하고 각 층당 소요량의 50%만 배근한 경우의 네 가지로 제작하였다. Table 4는 각 실험체에 배치된 횡방향 철근양을 나타내는데, P4, P8, P9는 거의 비슷한 수준으로 완전연성 설계기준 요구량의 절반 정도에 해당한다.
이 연구에서 채택한 형식의 PRC 교각에 대한 실험연구는 형상비, 축방향 철근비, 횡방향 철근량, 세그먼트 접합방법, 세그먼트 접합 위치를 변수로 하여 총 12개의 실험체11)로 수행되었으나, 이 논문에서는 세그먼트 접합 방법을 변수로 하는 실험체를 제외한 8개의 실험체를 대상으로 한다. 단면은 중공 정사각형으로 외측 치수(h)는 840 mm, 단면두께는 150 mm로 동일하며 중공비(중공치수/외측치수)는 0.
이론/모형
압축강도시험은 KS F 2405에 따랐다. 무수축 모르타르는 축방향 철근을 쉬스 안에 삽입하기 전 그라우팅 공정을 시행할 때 KS L 5105에 따라 공시체를 제작하였고, 실험체와 같은 장소에 보관하였다. 모르타르의 평균압축강도는 60 MPa로서 콘크리트의 평균 압축강도 46 MPa을 상회하므로, 축강도의 계산과 실험 결과의 분석에는 쉬스 내의 모르타르 강도는 무시하고 전체 단면을 콘크리트로 가정하여 계산하였다.
실험체의 변위연성도를 평가하기 위한 항복변위와 극한 변위의 결정방법으로는 많은 연구자들이 채택하고 있는 Park13)과 Priestley 등14)이 제안한 방법을 적용하였다. 이 방법에서는 실험 결과로부터 최대 횡하중을 얻고 최대 횡하중의 0.
각 기둥 실험체 당 6개씩의 원주형 공시체(φ100×200)를 제작하였고, 실험체와 같은 장소에서 같은 방법으로 양생하였다. 압축강도시험은 KS F 2405에 따랐다. 무수축 모르타르는 축방향 철근을 쉬스 안에 삽입하기 전 그라우팅 공정을 시행할 때 KS L 5105에 따라 공시체를 제작하였고, 실험체와 같은 장소에 보관하였다.
성능/효과
1) 축방향 철근의 항복과 콘크리트 덮개의 압축 파쇄로 인한 박리현상은 현장타설 철근콘크리트 교각과 유사하게 발생하였으나, 축방향 철근의 좌굴이나 횡방향 철근의 파단은 관찰되지 않았고 축방향 철근의 파단으로 파괴되었다.
2) 축방향 철근의 좌굴이 발생하지 않은 것은 모르타르로 충전된 쉬스가 축방향 철근을 구속하기 때문이며, 이에 따라 축방향 철근이 저주파 피로(low-cycle fatigue)의 영향을 받지 않는 상태에서 파단이 일어나기 때문에 일반적인 철근콘크리트 교각에 비하여 극한변위성능이 증가한 것으로 판단된다.
3) 실험체의 변위연성도는 5.8~9.7로, 횡방향 철근량이 완전연성 설계기준 요구량의 0.27~0.99배로서 실험체별로 약 3배의 차이가 있었으나 변위연성도는 주목할 만큼 큰 차이를 보이지는 않았다.
4) 현장타설 철근콘크리트 교각을 기준으로 하였을 때, 이 연구에서 채택한 형식의 프리캐스트 교각은 단면 강도와 부재 강성에 있어서 동등 이상의 성능을 발휘하였으며, 변위성능에서는 더 우수한 결과를 나타냈다.
5) 도로교설계기준의 연성도설계법의 수식을 적용하였을 때 변위연성도 안전율은 1.27~4.63의 범위와 2.31의 평균값으로서 충분한 안전율을 보였다.
이 실험에서 수행한 프리캐스트 철근콘크리트 교각의 경우 최초 휨균열은 기초와 첫 번째 세그먼트의 접합면 또는 첫 번째와 두 번째 세그먼트 접합면에서 가장 먼저 발생하였고, 점차 세그먼트 자체에도 새로운 휨 균열이 발생하면서 기둥 하단부에 고른 분포를 보여주어 현장타설 기둥의 경우와 크게 다르지 않았다. 그러나 파괴에 근접할수록 균열이 세그먼트 접합면에 집중되어 모든 실험체에서 기초와 첫 번째 세그먼트의 접합면에 발생한 균열이 최대균열폭을 나타내었다.
동일한 축방향 철근비, 형상비, 횡방향 철근의 배치형태를 가지고 있으나 횡방향 철근의 간격이 2배의 차이가 있는 P7과 P8 실험체는 극한변위가 각각 113 mm와 92 mm로서, 횡방향 철근량의 차이에 비하면 크게 차이를 보이지는 않으나, 횡방향 철근 간격이 좁아서 철근량이 2배로 많은 P7 실험체 쪽이 비교적 더 큰 극한변위를 보였다. 횡방향 철근 외의 모든 변수가 서로 같은 P9와 P10 실험체도 P7과 P8 실험체의 극한변위 비교 결과와 동일하게, 극한변위가 크게 차이를 보이지는 않았으나 횡방향 철근량이 2배인 실험체가 비교적 더 큰 극한변위를 보였다.
세그먼트 접합부는 전단키가 없는 평면으로서, P3과 P4 실험체는 기둥 세그먼트 간의 하단 첫 번째 접합부 위치가 단면 크기와 같은 h의 위치이고, P7~P12 실험체는 단면 크기의 절반인 h/2의 위치이다. 실험 수행 중 파괴에 도달할 때까지 거동을 관찰한 결과, 접합 위치에 따른 특이한 차이는 발견할 수 없었으며, 하중-변위 이력곡선에서도 이에 따른 차이를 발견할 수 없었다. 이러한 결과는 심각하게 손상되는 구간의 길이가 기둥 하단에서 h/2인 위치보다 길지 않기 때문인 것으로 판단된다.
이 실험에서 수행한 프리캐스트 교각의 파괴에서 축방향 철근의 항복과 콘크리트 덮개의 박리현상은 현장타설 교각과 유사하게 발생하였으나, 축방향 철근의 좌굴이나 횡방향 철근의 파단은 관찰되지 않았다.
이 실험에서 수행한 프리캐스트 철근콘크리트 교각의 경우 최초 휨균열은 기초와 첫 번째 세그먼트의 접합면 또는 첫 번째와 두 번째 세그먼트 접합면에서 가장 먼저 발생하였고, 점차 세그먼트 자체에도 새로운 휨 균열이 발생하면서 기둥 하단부에 고른 분포를 보여주어 현장타설 기둥의 경우와 크게 다르지 않았다. 그러나 파괴에 근접할수록 균열이 세그먼트 접합면에 집중되어 모든 실험체에서 기초와 첫 번째 세그먼트의 접합면에 발생한 균열이 최대균열폭을 나타내었다.
5인 P3, P4, P9, P10 실험체는 횡하중 강도가 대략 400 kN 내외로서 극한변위가 대략 170~220 mm인 결과를 보인다. 이들 실험체와 다른 모든 변수는 동일하지만 축방향 철근비가 3.07%인 P11 실험체는 횡하중 강도가 대략 800 kN 내외로서 축방향 철근비가 1.15%인 실험체의 약 2배인 횡하중 강도를 보였으며, 극한변위도 300 mm 이상으로 증가한 결과를 나타낸다.
그러나 형상비 외에는 모든 변수가 P7과 P8 실험체와 동일한 P3과 P4 실험체는 극한변위가 각각 172 mm와 211 mm로 크게 차이를 보이지는 않지만, 횡방향 철근량이 2배인 P3 실험체가 오히려 더 작은 극한변위를 보여주었다. 이러한 결과는 이 연구에서 대상으로 하고 있는 프리캐스트 교각 시스템, 즉 연속된 축방향 철근이 세그먼트들을 관통하고 모르타르로 충전된 쉬스가 축방향 철근을 구속하는 형식의 프리캐스트 교각에서는 결과적으로 축방향철근의 좌굴이 발생하지 않았으며 저주파 피로(low-cycle fatigue) 의 영향을 받지 않는 상태에서 파단이 일어나기 때문인 것으로 분석되며 이 때 주철근의 좌굴을 구속하는 효과에 있어 횡방향 철근의 양이 기여하는 바는 일반적인 현장타설 콘크리트 기둥에 비하여 미미했던 것으로 분석된다.
축방향 철근비가 1.15%이며 형상비가 2.5인 P7과 P8 실험체는 횡하중 강도가 대략 800 kN에 근접하고 극한 변위가 대략 90 mm인 결과를 보임으로서, 형상비가 4.5인 실험체에 비하여 횡하중 강도는 증가하지만 극한변위는 감소한 결과를 나타낸다. 형상비가 2.
의 비율로 나타낸 것이다. 표에 나타난 바와 같이, 모든 실험체의 실험에 의한 변위연성도가 수식에 의한 변위연성도보다 커서, 변위연성도 수식의 안전율이 1.27~4.63의 범위를 나타내며, 이들의 평균값은 2.31이다. 이는 이재훈 등10)이 89개 원형 기둥에 대하여 분석한 결과로 제시한 변위연성도 수식의 안전율 범위 1.
5인 실험체에 비하여 횡하중 강도는 증가하지만 극한변위는 감소한 결과를 나타낸다. 형상비가 2.5이며 축방향 철근비가 3.07%인 P12 실험체는 1300 kN을 초과하는 횡하중 강도를 보임으로서 축방향 철근비와 형상비의 영향이 일관성 있게 나타났으며, 극한변위는 대략 170 mm를 초과하는 결과를 보인다.
동일한 축방향 철근비, 형상비, 횡방향 철근의 배치형태를 가지고 있으나 횡방향 철근의 간격이 2배의 차이가 있는 P7과 P8 실험체는 극한변위가 각각 113 mm와 92 mm로서, 횡방향 철근량의 차이에 비하면 크게 차이를 보이지는 않으나, 횡방향 철근 간격이 좁아서 철근량이 2배로 많은 P7 실험체 쪽이 비교적 더 큰 극한변위를 보였다. 횡방향 철근 외의 모든 변수가 서로 같은 P9와 P10 실험체도 P7과 P8 실험체의 극한변위 비교 결과와 동일하게, 극한변위가 크게 차이를 보이지는 않았으나 횡방향 철근량이 2배인 실험체가 비교적 더 큰 극한변위를 보였다.
후속연구
일반적으로 횡방향 보강철근은 주철근의 좌굴을 방지하고 내부 콘크리트를 구속하는 효과로 단면 연성을 증진시키는 것으로 알려져 있다. 그러나 이 연구에서는 기존 횡방향 철근의 역할을 모르타르로 충전된 쉬스가 상당 부분 수행하여 하중-변위 곡선에 미치는 영향이 감소한 것으로 판단되며, 향후 횡방향 보강철근과 모르타르로 충전된 쉬스의 역할의 분담비와 이에 영향을 미치는 변수에 관해서 더욱 세밀한 검토가 이루어져야 할 것으로 판단된다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
프리캐스트 공법을 이용한 교각의 시공사례가 국내의 경우 많지 않은 이유는 무엇인가?
그러나 아직까지는 국내의 시공사례7)가 많지 않은 실정이다. 국내의 시공 실적이 미미한 이유로는 설계기준의 미비와 관련 기술의 전파가 더딘 점 등을 들 수 있겠다. 그러나 근본적인 문제는 경제성인 것으로 판단된다. 많은 연구자들은 육상 조립식 교각의 경우 공기단축으로 인하여 사회간접손실비용을 대폭 절감하므로 총체적으로는 경제성을 확보할 수 있다고 주장한다.
프리캐스트 철근콘크리트 교각은 무엇인가?
이 주장이 사실이기는 하지만, 국내에서 개발된 대부분의 프리캐스트 공법은 세그먼트의 접합을 위하여 긴장력을 도입하고 있으므로 기존 현장타설 철근콘크리트 교각에 비하여 직접비가 증가한다는 것 또한 사실이다. 반면 프리캐스트 철근콘크리트 교각(이하 PRC 교각)은 세그먼트 접합면을 가로지르는 강재에 긴장력이 도입되지 않는 철근콘크리트 구조를 채택함으로써 재료 및 공법상의 직접비를 최소화한 구조 형식이다. 이 연구에서는 연구대상으로 채택한 PRC 교각의 내진성능을 관찰하고 분석하기 위하여, 실험 연구를 수행하였다.
프리캐스트 중공 사각형 철근콘크리트 교각에 대하여 준정적 실험을 수행할 때 주요변수는 무엇인가?
기둥 실험체는 프리캐스트 세그먼트를 접합하고 나서, 미리 배치된 쉬스관에 축방향 철근을 연결 없이 연속으로 배치한 후 모르타르로 그라우팅하는 방법으로 제작하였다. 실험의 주요변수는 형상비, 축방향 철근비, 횡방향 철근량, 프리캐스트 세그먼트의 접합위치이다. 기둥 실험체의 형상비는 4.
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