1. 서론
우리나라에서는 국토의 균형발전을 위하여 고속국도 및 일반국도 등의 도로건설이 꾸준히 이루어지고 있으며, 산악지역과 도서지역을 서로 연결하기 위한 교량건설이 동반되고 있다. 이러한 환경조건에 대응하기 위하여, 교량의 상부구조는 장대화되고 하부구조인 교각은 고교각화 되어가고 있다. 상부구조와 하부구조의 대형화에 따라 교각 하단에 발생되는 설계 지진력이 과도해 질 수 있어, 장대 및 고교각 건설시 자중저감을 위하여 중공 RC 기둥(Hollow Reinforced Concrete Column) 단면이 사용되고 있다.
중공 RC 기둥은 자중 및 재료의 감소, 수화열 억제를 위한 경제적인 구조로 인하여 많은 교량에 적용되고 있으나 구조거동 시 내측 콘크리트의 탈락이 우려되어 구조물의 연성을 기대할 수 없으므로 내진설계보다는 면진설계가 주로 이용되고 있다.
이러한 중공 RC 기둥의 단점을 극복하기 위하여 Han et al.(2006)은 중공 RC 기둥의 중공부에 강관 등의 관을 삽입하여 내측 콘크리트의 탈락을 방지하고 콘크리트의 구속효과를 극대화하기 위하여 Fig. 1과 같은 강합성 중공 RC 기둥 단면을 제시하였다.
Han et al.(2006)에 의해 제안된 강합성 중공 RC 기둥은 복잡한 내측 철근 배근을 없애고 중공부에 내부 강관을 삽입함으로서 내측 거푸집의 설치가 필요하지 않아 시공 시간을 감소시키는 장점이 있다. 뿐만 아니라, 내부 강관은 콘크리트를 3축 압축 상태에 놓이게 하여 콘크리트의 강도를 증진시키게 된다. 이때 구속 콘크리트의 재료 모델은 Mander et al.(1984)등이 제안한 콘크리트 재료모델을 이용할 수 있다.
강합성 중공 RC 기둥 단면은 Han et al.(2008)에 의하여 콘크리트의 구속효과, 내진성능 등 구조적인 성능의 우수성이 검증되었으며, Won et al.(2014)에 의하여 중공 RC 단면 교각의 내부 강관에 작용되는 구속응력에 대한 중공비의 영향이 해석적으로 평가되었다.
하지만, 본 기둥이 현장에 적용되기 위해서는 적절한 시공방법을 제시하고 이에 대한 성능 검증이 반드시 필요하다. 특히 기둥-기초 접합부, 기둥-코핑 접합부 등 각 부재의 연결부 제안 및 성능 검증이 매우 중요하다.
기존의 RC 기둥의 시공방법으로 Fig. 2와 같이 기초부의철근에 기둥부의 주철근을 연결하여 시공하는 방법이 널리 이용되고 있다. 하지만 RC 기둥과는 달리 강합성 중공 RC 기둥은 중공 단면에 내부 강관이 설치되기 때문에, 내부강관과 기초부의 철근을 연결하는 시공방법의 제시가 필요하다. 본 연구에서는 강합성 중공 RC 기둥의 기둥-기초 접합방법을 제안하고 이를 실험적으로 검증하여 가장 우수한 성능을 가진 접합부를 도출하였다.
2. 강합성 중공 RC 기둥의 기초 접합 방법
강합성 중공 RC 기둥은 Fig. 1과 같이 외측에 피복콘크리트, 종방향 철근, 횡방향 철근, 콘크리트 그리고 내부 강관이 배치되어 있다. 기초부와 접합을 위해서는 반드시 종방향 철근과 내부 강관이 기초부와 완벽하게 연결되어야 우수한 성능을 발휘할 수 있을 것이다. 본 연구에서는 선행 연구자에 의해 제시된 내부 강관 관통법(Han et al.(2010)) 외에 내부강관의 접합방법에 따라 2가지 기둥-기초 접합형식을 추가로 제안하였다.
강합성 중공 RC 기둥을 위한 기초 접합부는 Figs. 3~5와 같다. 첫 번째 방법은 Han et al.(2010)에 의하여 제시된 방법으로 Fig. 3에서 보는 바와 같이 내부 강관 관통법으로서 내부 강관과 기초부 철근의 간섭을 피하기 위하여 내부 강관을 이에 맞도록 관통하는 방법이다. 두 번째 방법은 Fig 4와 같은 용접커플러 접합방법으로 내부 강관 관통법과 다르게 간섭되는 기초부 철근들을 용접커플러를 이용하여 내부 강관에 고정시키는 방법이다. 이때 용접커플러의 경우에는 현재 철골구조와 철근을 연결하는 방법으로 널리 사용되고 있다. 세 번째 방법은 앵커볼트 접합법으로서 Fig. 5와 같이 내부 강관을 기초부의 철근과 간섭이 되지 않도록 배치하고 기초부에 연결된 앵커볼트를 이용하여 접합하는 방법이다.
3. 실험체의 설계 제작 및 설치
3.1 실험체 설계
제안된 연결부에 대한 평가를 수행하기에 앞서, Fig. 6과 같은 강합성 중공 RC 교각단면을 설계하였다. 실험체 설계에 사용된 재료물성은 Table 1과 같다. 콘크리트의 설계 압축강도는 40MPa로 계획하여 실험체의 양생 조건과 동일한 환경에서 28일 양생 후 측정된 공시체의 평균압축강도는 41.2MPa로 나타났다. 강관은 SM400강재로 설계하여 설계 항복강도는 235 MPa이며, 인장 시편 테스트의 평균 항복강도는 248.6MPa이다. 철근은 SD400강종을 사용하여 설계 항복강도는 400MPa이며, 실험 시 측정된 평균 항복강도는 약 408.5MPa로 계측되었다.
Table 1
Material properties for specimens
| Unit weight (ton/m3) | Compressive strength, fcu (MPa) | Yielding strength, fy (MPa) | |||
|---|---|---|---|---|---|
| design | test | design | test | ||
| Concrete | 2.4 | 40 | 41.2 | - | |
| Steel tube | 7.8 | - | - | 235 | 248.6 |
| Rebar | 7.8 | - | - | 400 | 408.5 |
Fig. 6과 같이 중공 RC기둥의 단면 제원은 중공비가 약 0.5인 기둥으로 가정하였으며, 외경은 500 mm이고 실험체 제작시 시공성을 고려하여 내부 강관의 내경은 255.4 mm로 설계하였다. 내부강관의 두께는 Han et al.(2006)이 제시한 두께 산정식을 이용하여 좌굴파괴가 발생하지 않도록 6 mm 두께로 설계하였다. 횡방향 철근은 D13을 콘크리트 구조기준(2012)에 따라 배치하였으며, 종방향 철근은 D19 10개를 배치하였다. 이 때 종방향 철근비에 대한 설계는 콘크리트 구조기준(2012) 6.4.2절에 종방향 철근비 규정을 따랐으며, Eq.(1)과 같이 전체 단면적 Ag의 0.01배 이상, 0.08배 이하로 규정되어 있다. 따라서, 실험체의 종방향 철근비는 2.0%로 설계하였다.
여기에서, ρ=철근비, As=철근의 단면적(mm2), Ag=전단면적(mm2).
기둥의 소성힌지 구간은 콘크리트 구조기준(2012)에 따라 기둥의 최대 단면직경, 기초부 상단으로부터 하중 가력부까지의 높이의 1/6, 450 mm 중 가장 큰 값인 0.5 m보다 크게 0.55 m로 설정하였다. 이때 소성힌지구간의 횡철근 배근은 콘크리트 구조설계 기준 6.4.2절의 규정을 이용하여 Eq. (2)에 의하여 검토하였으며, 횡철근비의 최소기준보다 큰 값을 가지도록 설정하였다. 횡철근은 D13 이형철근을 사용하며, 소성힌지구간(기초 상단부터 0.55 m)의 횡철근 간격은 60 mm로 설치하여, 설계기준에 적합한 횡철근간격으로 설계하였다.
여기에서, fck=콘크리트의 압축 강도(MPa), fy=철근의 항복강도(MPa).
여기서, ρs=ds를 기준으로 결정된 콘크리트 심부 부피에 대한 나선철근 체적비, Asp=나선철근의 단면적, ds= 나선철근 외측표면을 기준으로 한 콘크리트 심부의 단면 치수, s= 나선철근의 수직간격.
소성힌지구간 이외의 구간에서의 횡철근 간격은 콘크리트 구조설계 기준 17.4.4절에 따라 다음 값 중 가장 작은 값 이하로 하여, 200 mm로 가정하였다.
축방향 철근 지름의 16배: 305.6 mm
띠철근 지름의 48배: 609.6 mm
합성부재 단면의 최소 치수의 1/2배: 250 mm
내부 강관의 두께는 Han et al.(2006)이 제시한 두께 산정식을 이용하여 내부 강관이 콘크리트의 구속응력에 의하여 좌굴이나 항복하지 않도록 설계하였다. 이는 내측의 콘크리트가 구속력에 의하여 파괴가 일어나지 않고 콘크리트가 충분한 구속 상태에 놓일 수 있도록 하기 위함이다. 따라서 Eq. (4)를 이용하여 강관의 두께를 정하였으며, 시공성을 고려하여 6 mm두께의 내부 강관을 사용하였다.
여기에서, Di=콘크리트의 내부 직경, fyh=횡철근의 항복강도, Asp=횡철근의 단면적, s=횡철근 간격, fyt=내부 강관의 항복강도.
∴t = 6.0mm>2.08mm
Fig. 7은 실험체의 최종 설계안으로 기둥의 기초상단으로부터 하중 가력지점까지의 순수 높이는 2,000 mm로 장주(λ = k l r = 2 × 2000 131.6 = 30.4 > 22
3.2 실험 개요
Fig. 8은 실험체의 설치 전경이다. 실험체의 기둥-기초 접합부에 모멘트와 전단력, 그리고 축하중을 동시에 재하되도록 세팅하였다. 상부구조물에 의한 고정하중을 모사하기 위하여, 기둥단면의 압축강도인 6,077 kN의 약 10%인 600 kN의 축 하중을 기둥의 축방향으로 가력하였고, 기둥의 소성힌지부분에 모멘트를 발생시키기 위하여 Fig. 9의 횡방향 변위 하중을 기초 상단으로부터 2000 mm높이에 재하하였다. 이때 횡방향 변위 하중의 크기는 기초부 상단으로부터 가력지점까지 길이
의 일정 비율로 정하였고, Drift level 0.5%~9%의 변위 하중을 2 cycle씩 가력하였다.
기둥의 높이별 횡변위 계측을 위하여 기초 상단부터 순높이의 1/10, 3/10지점인 200 mm와 600 mm높이에 2개의 변위계(LVDT)를 설치하여 계측하였고, 가력부의 수평 변위와 가력하중은 엑츄에이터로부터 측정된 결과를 사용하였다.
3.3 실험체 제작
위에서 설계된 실험체는 Fig. 10과 같은 절차로 제작되었다. 내부 강관 관통법은 Fig. 10(a)와 같이 기초부 철근들이 내부강관을 관통하도록 하였으며, 용접 커플러 접합법은 Fig. 10(b)와 같이 용접커플러를 이용하여 내부강관에 용접 부착하였다. 앵커 볼트접합법의 경우 Fig. 10(c)와 같이 앵커볼트를 기초부에 설치하여 볼트로 접합하였다. 철근 배근 이후 거푸집을 설치한 이후에 콘크리트를 타설하고 양생하였다.
4. 유한 요소 해석
4.1 해석 개요
실험 결과를 예측하기 위하여 재료 비선형성이 고려된 비선형 유한 요소 해석을 수행하였다. 해석 프로그램은 ABAQUS6.13을 사용하였으며, 콘크리트는 solid 요소(C3D8R), 철근은 빔요소(B31)를 사용하였고, 내부 강관은 쉘 요소(S4R)를 이용하였다. 해석 방법은 프로그램에서 제공하는 explicit의 Quasi-static analysis 기법을 사용하였다. 또한, step을 2개의 단계로 나누어 초기 step에서는 기둥 상단부에 압축력 600 kN을 가력하였고, 두 번째 step에서는 기둥 모델의 상단부에 변위하중을 초당 0.025 mm로 가력하였다. 이에 대한 해석 단면과 물성치는 3.1절의 실험체 제원과 동일하다.
경계조건은 순수하게 기둥이 가진 최대 강도를 모사하기 위하여, 접합방법은 생략하고 Fig. 11과 같이 기둥의 하단부는 고정지지조건을 이용하여, 최대 강도를 구하였다.
가정된 콘크리트의 응력-변형률 곡선은 Fig. 12와 같이 Kent and park (1971)등이 제안한 Eqs. (5)~(7)을 사용하였으며, 이는 구속되지 않은 콘크리트의 응력-변형률 관계를 나타내는 것이다. 또한 강재와 철근의 응력-변형률 곡선은 항복강도를 토대로 bi-linear로 가정하였다.
4.2 해석 결과
Fig. 13은 Kent and park(1971)의 비구속 콘크리트재료모델을 이용한 유한요소해석 결과로 하중-변위 곡선을 나타낸다.해석 결과, 최대 횡하중은 244.2 kN이며, 이때의 최대 변위는 22.9 mm로 나타났다.
Fig. 14는 최대 강도 상태에서의 콘크리트 압축 변형률과 강재 및 철근의 응력 분포를 나타낸 것이다. 그 결과 최대 하중 상태에서 콘크리트의 외측면은 최대 압축 변형률(0.003)이상으로 나타나, 하단부로부터 300 mm지점까지 피복이 탈락할 가능성이 높은 것으로 나타났다. 철근과 강재는 각각 항복강도인 250 MPa와 400 MPa를 상회하여, 최대 하중에서 항복하는 것으로 나타났다. 이상의 해석 결과는 단면의 최대강도를 구하기 위해 이용되었으며, 접합방법이 다른 실험체의 최대 강도와 비교하였다.
5. 실험 결과
5.1 실험관찰
내부 강관 관통법에 의한 기초-기둥 접합법은 Fig. 15와 같이 1%의 Drift level에서 기초 상단부에서 900 mm에 이르기까지 미소한 균열이 시작되었고, 2%의 Drift level에서는 기초 상단부에서 100 mm내에서 피복콘크리트가 탈락되기 시작하였다. Drift level이 5%까지 균열이 확대되었으며, 6%에는 횡철근이 노출되었다. Drift level 7%에는 최종적으로 종철근이 파단되었다. 이때 최대 강도는 304.26 kN으로 나타났으며, 종철근 파단 시 강도저하가 컸기 때문에 실험을 종료하였다.
용접 커플러 접합법 시험체는 Fig. 16과 같이 Drift level 1%에서 기초 상단부에서 900 mm에 이르기까지 미소한 균열이 시작되었고, 2%에서는 균열이 확대되었다. Drift level 3%에서는 기초상단으로부터 200 mm높이의 피복콘크리트의 탈락이 발생되었다. Drift level 6%에는 500 mm높이까지 피복콘크리트의 탈락이 진전되었으며, 7%에서 종철근이 파단되어 실험을 종료하였다. 이때 최대 강도는 298.24 kN으로 나타났다.
앵커볼트 접합 시험체는 Fig. 17과 같이 Drift level 1%에 기초 상단부에서 600 mm에 이르기까지 미소한 균열이 시작되었고, 3%에 접합부 균열 후 기초부 상단에서 100 mm내에서 피복의 탈락이 시작되었다. Drift level 4%에는 철근 노출이 시작되었으며, 5%에 1개의 종철근이 파단되었다. 6%에는 종철근 3개가 파단되었으며, 7%에 급격한 강도 저하로 인하여 시험을 종료하였다. 실험으로부터 계측된 최대 강도는 258.23 kN이다.
5.2 실험결과 분석
5.2.1 하중 변위 곡선
Table 2는 각 실험체별 최대 하중과 최대 강도일 때의 변위, 극한변위를 정리한 표이다. 최대하중은 내부 강관 관통법과용접 커플러 접합법이 각각 304.26 kN과 298.24 kN으로 비슷한 경향을 보였고, 앵커볼트 접합법은 258.23 kN으로 가장 낮은 강도를 보였다. 최대 강도일 때의 변위는 용접 커플러 접합법이 59.88 mm, 내부 강관 관통법과 앵커볼트 접합법이 각각 57.94 mm, 57.29 mm로 비슷한 값을 보였다. 극한 변위는 용접 커플러 접합법이 149 mm로 가장 우수하였고, 내부 강관관통법, 앵커볼트 접합법 순서로 극한변위가 작아지는 경향을 보였다. 여기에서 극한 변위는 최대 강도의 80%일 때의 변위로 정의하였다. 동일한 설계 단면임을 감안하였을 때, 용접 커플러 접합법의 강도와 극한변위가 가장 우수한 것으로 나타났다.
Table 2
Test results of maximum strength and displacements
하중 변위 곡선을 비교하여 보면, Fig. 18은 내부 튜브 관통접합법의 실험 결과를 나타낸 것으로 최대 강도 304.26 kN을 도달한 이후에 점차 강도가 감소하였으며, Drift level 7%에서 종방향 철근이 파단한 것으로 나타났다. Fig. 19의 용접 커플러 접합법 실험체의 하중 변위 곡선에서 최대 강도는 298.24 kN을 도달한 이후에 강도의 감소는 매우 적었으나, Drift level 7%에서 종방향 철근이 파단되어 강도가 크게 감소하였으며, Fig. 20의 앵커볼트 접합법도 최대강도 이후에 철근파단에 의하여 강도가 크게 감소되었다. 하지만, 각 실험체의 Drift level 7%의 최종 강도는 각각 130.8 kN, 192.4 kN, 99.2 kN으로 용접 커플러 접합법의 강도가 가장 높게 나타났다. 이는 내부 강관의 접합형식에 따라 강도가 달라지는 것을 의미하며, 내부 강관의 접합이 견고할수록 단면이 가진 강도를 충분히 발휘할 수 있는 것으로 판단된다. 이러한 강도의 차이는 균열 관찰에서도 잘 나타나있다. 앵커볼트 접합법과내부 강관 관통법 실험체의 경우에 피복콘크리트의 박리는 기초부 상단으로부터 200 mm에 집중적으로 발생하는 것과는 달리 용접 커플러 접합법으로 시공된 실험체의 피복콘크리트의 탈락은 기초 상단으로부터 500 mm에 이르기까지 넓게 분포됨을 보였다.
위의 세 가지 기둥-기초 접합부 실험체의 파괴포락선을 비선형 유한요소 해석 결과와 비교하면 Fig. 21과 같다. 해석결과를 토대로 비교해보면 세 모델의 강성(탄성영역에서 하중변위 곡선의 기울기)은 해석 결과와 유사하고 최대 강도는 실험결과가 해석결과(244.2 kN)보다 모두 크게 나타났다. 이러한 결과는 해석에서 사용된 콘크리트재료의 물성치가 비구속 콘크리트 재료모델을 이용하였기 때문으로 판단된다. 반면에 실험결과를 비교하여보면 용접 커플러 접합법과 내부 강관관통법은 엥커볼트 접합법의 강도보다 크게 산정되었다. 이는 내부 강관의 접합방법이 기둥의 최대 성능을 발휘하기 위하여 아주 중요한 역할을 한다는 것으로 판단된다.
5.2.2 변위 연성도 및 누적 소산 에너지
Table 3은 실험체별 최대 강도, 항복변위, 극한 변위를 나타낸 결과이다. 여기에서 항복변위란 최대 강도 도달 전 최대강도의 75%인 지점의 변위를 의미하며, 극한 변위는 최대 강도 이후의 최대 강도의 80%에 해당되는 하중에서의 변위로 정의하였다. 이에 따라 변위 연성도는 아래와 같은 식(8)로 계산이 가능하다.
Table 3
Displacement ductility of the specimens
각각의 변위 연성도를 비교하여 보면, 용접 커플러 접합법이 가장 우수한 변위 연성도를 보였으며, 내부 강관 관통법과앵커볼트 접합법은 비교적 낮은 연성도를 보였으나, 일반적인설계 변위연성도가 3인 점을 감안하면, 모두 높은 변위 연성도를 보인다.
에너지 소산도에 대해서 검토하여 보면, 내부 튜브 관통법과 앵커볼트 접합법은 내부 강관의 접합에 따라서 소성구간이 짧아지는 특성을 가지기 때문에 Fig. 22와 같이 외력에 대한 에너지 소산도가 용접 커플러 접합법에 비하여 떨어지는것으로 나타났다. 또한, Figs. 15~17에서 보여지는 바와 같이콘크리트의 박리는 용접 커플러접합법이 가장 넓은 분포를보였다. 이렇듯 콘크리트의 박리가 넓게 분포하는 것은 기둥의 에너지 소산능력이 크게 나타난 것과 무관하지 않다. 그렇기 때문에 Fig. 19와 같이 철근의 파단 이전에는 에너지 소산능력이 우수하여 꾸준한 강도를 보임을 확인할 수 있었다.
따라서 중공 합성 RC 기둥의 최적의 시공을 위해서는 용접커플러 접합법이 가장 우수한 능력을 보이는 것으로 판단되며, 내부 강관의 정착이 매우 중요함을 확인하였다.
6. 결론
본 연구에서는 강합성 중공 RC 기둥의 기둥-기초 접합방법을 제시하고 이를 실험으로 검증하였다.
1) 내부 강관 관통법의 최대강도는 용접커플러 접합법과 유사하나 최대 하중 도달 이후의 거동에서는 용접커플러 접합법에 대한 실험 결과와는 달리 지속적으로 감소하는 것으로 나타났다. 또한, 소성힌지 부분의 균열이 최하단 부분에만 발생하는 것으로 나타나 연결부의 접합이 충분하지 않은 것으로 판단된다. 변위 연성도는 4.7로 용접커플러 접합법의 변위연성도 6.5보다 낮게 나타났다.
2) 앵커볼트 접합법은 시공공정이 단순하여 경제적으로 가장 좋은 방법으로 예상된다. 하지만 시험결과에 의하면 최대강도 이후의 거동에서 급격한 강도 저하 현상이 발생하여, 기둥이 가진 성능을 최대로 발휘하지 못하는 것으로 나타났다. 변위 연성도는 4.0으로 다른 접합부의 변위 연성도보다 낮게 나타나 설계적인 보완이 필요할 것으로 판단된다.
3) 용접 커플러 접합법은 최대하중 및 극한 변위가 가장 우수하게 평가되었으며, 변위 연성도 역시 6.5로 다른 실험체보다 크게 발휘됨으로서 강합성 중공 RC 기둥-기초 접합부로서 가장 안전한 접합 방법이라 판단된다.
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