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1 중견연구자지원사업(핵심연구) 최종보고서 양식A11 1 부처사업명(대) 기초연구사업 보안등급(보안, 일반) 일반 2 사 업 명(중) 중견연구자지원사업 공개가능여부(공개, 비공개) 공개 3 세부사업명(소) 핵심연구(개인) 4 과제성격(기초, 응용, 개발) 기초 4-1 실용화 대상여부(실용화, 비실용화) 비실용화 5 과 제 명 6 주관연구기관 7 협동연구기관 8 주관연구책임자 년 도 정부출연금 (A) 국 문 영 문 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가 Prediction of the deformability of reinforced concrete members failing in bond after flexural yielding 성균관대학교(자연과학캠퍼스) 성 명 이정윤 직급(직위) 부교수 소속부서 건축공학과 전 공 건축공학 현금 (C) 9 연구개발비 및 참여연구원수 (단위: 천원, M Y) 기업체부담금 현물 (D) 소계 E=(C+D) 정부외 출연금 (B) 상대국 부담금 (F) 합계 G=(A+B+E) 참여 연구원수 1차년도 ,4 8 2차년도 ,2 8 3차년도 ,2 8 4차년도 5차년도 합계 286,8 286, 총연구기간 11 다년도협약연구기간 12 당해연도연구기간 13 참여기업 14 국제공동연구 (34개월) (34개월) (12개월) 중소기업수 대기업수 기타 계 상대국연구기관수 상대국연구개발비 상대국연구책임자수 관계규정과 모든 지시사항을 준수하면서 이 연구개발사업을 성실히 수행하였으며 아래와 같이 최종보고서를 제출합니다. 212 년 6 월 4 일 주관연구책임자 : 이 정윤 (인) 주관연구기관장 : 김 현수 (직인) 교 육 과 학 기 술 부 장 관 귀하 - 1 -

2 목 차 Ⅰ. 연구계획 요약문 1. 국문요약문 3 Ⅱ. 연구결과 요약문 1. 국문요약문 2. 영문요약문 4 5 Ⅲ. 연구내용 1. 연구개발과제의개요 2. 국내외 기술개발 현황 3. 연구수행 내용 및 결과 4. 목표달성도 및 관련분야에의 기여도 5. 연구결과의 활용계획 6. 연구과정에서 수집한 해외과학기술정보 7. 주관연구책임자 대표적 연구실적 8. 참고문헌 9. 연구성과 1. 기타성과

3 연구계획 요약문 연구의 목적 및 내용 연구결과 연구결과의 활용계획 중심어 1) 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성능력 평가법의 제안 양식A 21 - 소성힌지 및 축방향 변형, 주인장철근의 휨항복 강도 등 휨항복 후에 부착파괴하는 철 근콘크리트 부재의 연성능력에 직접적으로 영향을 줄 수 있는 요소를 고려하여 휨 항 복후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성을 평가함. 2) 부착파괴의 연계성 및 판별법 제안 - 휨부착연성파괴와 전단부착연성파괴에 대한 내력을 평가하고 이를 비교하여 두 가지 종류의 부착파괴를 구별할 수 있는 판별법을 제안함. 1) 휨부착연성능력 평가법의 제안 - 반복하중이 작용하여 철근의 양 방향으로 부착 균열이 발생함으로써 부착내력이 저감 할 수 있음. 평가법에서는 이러한 하중이력에 의한 영향을 고려하여 부착연성을 평가. - 소성힌지 발생에 의한 미끄럼의 증가와 유효부착길이의 감소를 고려하여 부착연성을 평가. - 부재의 연성(처짐 또는 곡률)과 소성힌지의 길의 변화에 대한 관계식을 제안하고 이를 활용하여 부착연성을 평가. 2) 전단부착연성능력 평가법의 제안 - 변형률적합조건을 이용한 트러스모델이나 스트럿-타이 모델을 활용하여 모델을 구성 하는 세 가지 구성 부재의 내력을 평가. - 기존의 연구자에 의하여 제안된 부착응력-미끄럼 관계를 부재에 적용할 수 있도록 변 환하고 이를 활용하여 전단부착연성을 평가. - 콘크리트의 유효압축강도의 저감을 고려하여 콘크리트압축대의 내력을 평가. - 인장경화효과를 고려하여 종방향철근 및 횡방향철근의 응력을 계산. 3) 부착파괴의 연계성 및 판별법 규명 - 휨파괴와 휨항복 후의 부착파괴를 구변할 수 있는 판별법을 제안. - 인접합 부재의 영향(접합부 내부의 철근의 뽑힘 변형 등)을 고려하여 휨연성과 부착연 성이 차지하는 연성 능력을 평가. - 휨부착파괴의 특성과 전단부착파괴의 특성을 고려하며 각각의 파괴모드에 대한 내력과 부재의 휨내력을 비교하여 평가. 1) 성능기반 내진설계 기술에 적용 - 성능기반 내진설계를 하기 위해서는 부재의 연성능력을 정확히 평가하여야 하며, 개발 된 부착연성평가 기법은 합리적인 철근콘크리트 부재에 대한 성능기반 내진설계기법에 활용될 것으로 기대. 2) 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 적용 - 부착력이 지배하는 철근콘크리트 부재의 연성능력을 보의 소성힌지의 영향을 받아 부 착 내력이 저감하는 과정을 이용하여 평가. 3) 다양한 요소를 변수로 하는 실험을 통한 부착연성능력 실험 자료 제공. 철근콘크리트 휨부착연성 전단부착연성 적합조건트러스모델 스트럿-타이 모델 - 3 -

4 연구결과 요약문 한글요약문 연구의 목적 및 내용 연구결과 양식A 22 1) 지진하중을 받아 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성능력 평가법의 제안 - 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성능력에 직접적으로 영향을 줄 수 있는 요소(소성힌지 및 축방향 변형, 주인장철근의 휨항복 강도 등)를 고려하여 휨 항 복후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성을 평가함. 2) 철근콘크리트 부재의 부착파괴의 연계성 및 판별법 제안 - 철근콘크리트 부재의 휨부착연성파괴와 전단부착연성파괴에 대한 내력을 평가하고 두 가지 종류의 부착파괴를 구별할 수 있는 판별법을 제안함. 1) 철근콘크리트 부재의 휨부착연성능력 평가법의 제안 - 제안된 평가법에서는 하중이력에 의한 영향을 고려하여 철근콘크리트 부재의 부착연성 을 평가할 수 있음. - 소성힌지 발생에 의한 미끄럼의 증가와 유효부착길이의 감소를 고려하여 부착연성을 평가하였음. 부재의 연성(처짐 또는 곡률)과 소성힌지의 길의 변화에 대한 관계식을 제 안하고 이를 활용하여 부착연성을 평가하였음. 2) 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 전단부착연성능력 평가법의 제안 - 변형률적합조건을 이용한 트러스모델이나 스트럿-타이 모델을 활용하여 모델을 구성 하는 세 가지 구성 부재의 내력을 평가하였음. - 콘크리트의 유효압축강도의 저감을 고려하여 콘크리트압축대의 내력을 평가하였음. - 인장경화효과를 고려하여 종방향철근 및 횡방향철근의 응력을 계산하였음. 3) 지진하중을 받아 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연계성 및 판별법 규명함 - 휨파괴와 휨항복 후의 부착파괴를 구별할 수 있는 판별법을 제안하였음. - 인접합 부재의 영향을 고려하여 휨연성과 부착연성이 차지하는 연성 능력을 평가함. - 휨부착파괴의 특성과 전단부착파괴의 특성을 고려하며 각각의 파괴모드에 대한 내력과 부재의 휨내력을 비교하여 평가하였음. 1) 철근콘크리트 구조물의 성능기반 내진설계 기술에 적용함 - 성능기반 내진설계를 하기 위해서는 부재의 연성능력을 정확히 평가하여야 하며, 개발 연구결과의 활용계획 된 부착연성평가 기법은 합리적인 철근콘크리트 부재에 대한 성능기반 내진설계기법에 활용될 것임. 2) 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 적용함 - 부착력이 지배하는 철근콘크리트 부재의 연성능력을 보의 소성힌지의 영향을 받아 부 착 내력이 저감하는 과정을 이용하여 평가하여 부재의 연성 평가에 적용함. 3) 다양한 요소를 변수로 하는 실험을 통한 부착연성능력 실험 자료 제공함 철근콘크리트 휨부착연성 전단부착연성 중심어 적합조건트러스모델 스트럿-타이 모델 - 4 -

5 SUMMARY Purpose& contents Result Expected Contribution Keywords 양식A 23 1) Propose an evaluation method to predict the deformability of RC members failing in bond after flexural yielding - The proposed method takes into account the variable factors effecting on the deformability of RC members failing in bond after flexural yielding 2) Propose a method to distinguish bond failure modes of RC members - The proposed method can be applicable to distinguish flexural bond failure and shear bond failure. 1) Predict the deformability of RC members failing in flexural bond - Repeated or cyclic loading produces a progressive deterioration of bond that may lead to failure at cyclic bond stress levels lower than the ultimate stress under monotonic loading. Accumulation of bond damage is supposed to be caused by the propagation of micro-cracks and progressive crushing of concrete in front of the lugs. - When plastic hinges develop, the flexural bond stress along the longitudinal reinforcing bar increases because the effective anchorage length of steel bars is shorten. 2) Predict the deformability of RC members failing in shear bond - Calculate the capacities of three members by using a compatibility aided truss model or strut and tie model. - The bond strength is calculated by using a bond-slip relationships for steel bars under cyclic load. - Calculate the strength of concrete strut considering strength deterioration of concrete. - Calculate stresses of steel reinforcement in the longitudinal and transverse directions considering tension stiffening effects. 3) Predict the bond failure modes - Predict the deformability of RC members considering the effects of connected members. - Propose a method to distinguish bond failure modes. 1) Application on the capacity based seismic design for RC members - In order to carry out this design philosophy of the capacity based seismic design, the ultimate bond or shear strength of the beam should be greater than the flexural yielding force and should not degrade before reaching its required ductility. The proposed method may improve the capacity based seismic design method by predicting the deformability of RC members after flexural yielding. 2) Develope a model to predict deformability of RC members failing in bond after flexural yielding. 3) Provide the experimental test results of RC members failing in bond Reinforced concrete Compatibility aided truss model Deformability of flexural bond failure Strut and Tie model Deformability of shear bond failure - 5 -

6 연구내용 및 결과 1. 연구개발과제의 개요 [연구의 필요성] 지진에 대하여 비교적 안전 지역으로 분류되었던 우리나라에서도 29년 6회의 지진이 발생했으며, 21년 42차례 지진이 발생하는 등 그동안 지진발생 추이를 분석해 본 결과 꾸준히 지진 횟수가 증가하고 있으며 이를 대처하기 위해서는 합리적인 내진설계의 정착 및 개선이 필요함. 내진설계에 널리 사용되는 성능기반 내진설계를 합리적으로 수행하기 위해서는 부재의 파괴모드에 따라서 달라지는 부재의 보유내력과 함께 연성능력을 정확하게 파악해야함. 수년간 휨항복 후에 휨파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 대한 여러 연구가 수행되었지만 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 부착연성은 다양한 요소에 의하여 영향을 받고 있어 해결해야 할 문제가 많음. 또한, 이들 연구의 대부분은 개별적 실험 변수에 의한 부착연성 평가에 집중되어 있고 이 연 구에서 수행한 전체 부착연성파괴 메커니즘의 규명과 이를 활용한 부착연성평가법에 대한 연구는 미흡함. [연구의 목적] 이 과제에서는 지진하중을 받아 파괴하는 철근콘크리트 부재의 휨항복 후의 부착연성능력을 부착파괴 매커 니즘과 복합하중(휨, 전단, 부착)의 특성을 고려하여 평가하였고, 이를 구조설계자가 실용적으로 평가할 수 있는 평가법을 제시함. 평가법은 소성힌지 발생에 의한 미끄럼의 증가와 유효부착길이의 감소, 소성힌지 길이의 변화, 축방향변형 률의 변화를 고려하여 설계 계획 단계에서 정량적으로 연성 능력을 평가할 수 있는 것을 목적으로 함. 다양한 조건을 갖으며 지진하중을 받는 철근콘크리트 부재의 실험을 통하여 제안된 부착연성평기 기법을 검증하고 실용적인 평가기법을 제안함. [연구의 범위] 1 휨부착 연성능력 평가법의 제안 반복하중이 작용하여 철근의 양 방향으로 부착 균열이 발생함으로써 부착내력이 저감할 수 있으며 평가법 에서는 이러한 하중이력에 의한 영향을 고려하여 부착연성을 평가함. 제안 평가법에서는 소성힌지 발생에 의한 미끄럼의 증가와 유효부착길이의 감소를 고려하여 부착연성을 평 가함. 부재의 연성(처짐 또는 곡률)과 소성힌지 길이의 변화에 대한 관계식을 제안하고 소성힌지 길이 내의 철근 의 응력을 평균응력의 개념에 의하여 부착응력의 변화를 평가함. 2 전단부착 연성능력 평가법의 제안 변형률적합조건을 이용한 트러스모델이나 스트럿-타이 모델을 활용하여 모델을 구성하는 세 가지 구성 부 재의 내력을 평가하고 전단부착 연성능력 평가법을 제안함

7 제안 평가법에서는 기존 연구자에 의하여 제안된 부착응력-미끄럼 관계를 부재에 적용할 수 있도록 변환 하였고 이를 활용하여 전단부착연성을 평가함. 제안 평가법에서는 콘크리트의 유효압축강도의 저감을 고려하여 콘크리트압축대의 내력을 평가하고, 인장 경화효과에 의한 종방향철근 및 횡방향철근의 응력을 계산함. 3 부착파괴의 연계성 및 판별법 규명 휨파괴와 휨항복 후의 부착파괴를 구변할 수 있는 판별법을 제안함. 평가법에서는 인접합 부재의 영향(접합부 내부의 철근의 뽑힘 변형 등)을 고려하여 휨연성과 부착연성이 차지하는 연성 능력비율을 평가하고 두 가지 종류의 부착파괴를 구별할 수 있는 판별법을 제안함. [그림 1] 연구의 개요 - 7 -

8 [연구의 성과 및 목표 달성도] 이 연구에서는 [표 1]과 같이 연구 주제를 3가지(휨 부착파괴, 전단 부착파괴, 실험에 의한 검증)로 구분 하여 수행하였음. 이러한 연구에 의한 성과로 29년 연구계획서에서 계획한 목표를 달성한 것으로 판단됨. [표 1] 연구의 성과 및 목표 달성도 목 표 달성도(%) 내 용 휨 부착파괴 메커니즘의 규명 1 - 소성힌지 길이의 변화에 의한 영향 - 소성힌지와 연성률의 관계에 의한 영향 - 축방향변형률의 증가와 유효부착길이의 관계 규명 - 소성힌지의 수에 의한 영향 - 가력 패턴과 부착 연성과의 관계 규명 전단 부착파괴 메커니즘의 규명 1 - 트러스 모델과 부착 연성과의 관계 규명 - 콘크리트 압축대, 전단보강철근의 인장대, 부착 내력과의 관계 규명 - 소성힌지와 연성률의 관계에 의한 영향 - 전단강도와 부착강도와의 관계에 대한 규명 - 휨내력과 잠재부착내력과의 관계 규명 실험에 의한 검증 1 - 총 2개의 철근콘크리트 부재 실험을 2회에 걸쳐서 실시 - 소성힌지 길이의 변화 파악 - 소성힌지 길이와 연성과의 관계 파악 - 축하중과 축방향변형률의 변화 파악 - 가력 패턴과 부착 연성과의 관계 파악 - 29년 연구계획서 제출 목표: SCI급 논문 3편, 비SCI급 논문: 7편 - 212년 2월 현재 달성한 성과: SCI급 논문 7편, 비SCI급 논문: 9편 연구 내용의 성과 1 목표치 (29년 연구계획서) 구분 SCI급 비SCI급 논문 논문 1차년도 1 달성도 (212년 2월 현재) SCI급 비SCI급 논문 논문 2차년도 차년도

9 2. 국내외 기술개발 현황 [건설 시장의 다변화] 199년대까지 주를 이루고 있던 주거분야의 건설 시장은 국내외 경기 침체와 국내의 산업구조의 변화로 2년 이후부터는 빠르게 변화고 있음. 우리나라의 건설 시장은 국내에서는 이미 수요가 충만하였다는 것이 전문가들의 전반적인 의견으로 이를 극복하기 위해서는 해외 시장의 적극적인 진출이 필요함. 해외 시장의 다변화 중의 대표적인 사업 중의 하나는 초고층 건물 사업이나 플랜트 산업이며, 이러한 산업 은 당분간 우리나라 건설 산업의 성장을 위한 주요 분야의 하나가 될 것으로 전망됨. [성능기반 내진 설계 기술의 향상] 철근콘크리트 구조물의 내진설계는 구조물 또는 부재의 구조특성에 따라 보유내력과 변형성능의 관점에서 이루어짐. 보 항복이 선행한 후에 전체 붕괴가 일어나는 철근콘크리트 건물의 경우에 그 건물의 기둥에 대한 설계는 보유내력의 관점에서 이루어지며 기둥은 극한강도가 설계하중보다 크면 설계요구조건을 만족시킴. 그러나 소성힌지가 형성되는 보나 최하층 기둥은 강도와 변형이 동시에 요구되므로 소성힌지를 형성할 수 있는 강도와 설계에서 요구하는 변형능력을 동시에 충족시켜야 함. 이러한 성능기반 내진설계를 합리적으로 수행하기 위해서는 부재의 파괴모드에 따라서 달라지는 부재의 보 유내력과 함께 연성능력(변형능력)을 정확하게 파악하여야 함. 건물의 실제 피해 사례를 보면 기둥의 휨모멘트 반곡점을 경계로 하여 부착파괴하는 기둥 부재를 많이 볼 수 있음에도 불구하고 지금까지의 연성능력에 대한 평가는 휨파괴하는 부재에 집중되어 있고 휨항복 후에 부착이나 전단에 의하여 파괴하는 부재의 연성 평가에 대한 연구는 미흡함. [휨 연성과 상이한 철근콘크리트 부재의 부착 연성 연구] 합리적인 철근콘크리트 구조물의 설계는 휨내력을 부착, 전단, 비틀림 등의 내력과 비교하여 휨 내력을 작 게 함으로써 철근콘크리트 구조물이 휨파괴하도록 설계해야 함. 부재가 휨파괴하도록 설계하는 주요한 이유 중의 하나는 휨 파괴하는 부재의 연성능력은 부착, 전단, 비틀 림 파괴하는 부재의 연성능력보다 크며, 에너지 소산 능력도 크기 때문임. 구조설계자는 이러한 이유에 의하여 가능하면 철근콘크리트 부재가 휨파괴할 수 있도록 설계하지만, 부재 의 형상 및 하중 조건에 따라서 부재는 휨항복 후에 부착 파괴하는 경우가 발생함. 특히, 양방향에 소성힌지가 발생하는 보는 소성힌지가 발생하여 부착길이가 감소하기 때문에 부착파괴 할 가능성이 높아짐. 이러한 파괴를 설계에서는 휨항복 후의 부착파괴로 구분함. 휨항복 후에 부착에 의하여 파괴하는 부재는 [그림 2]와 같이 일반적인 휨파괴(휨항복 후에 소성힌지 구역의 콘크리트 압축파괴에 의하여 파괴하는 경 우)의 연성보다 작은 부재 연성능력을 나타냄

10 [그림 2]의 두 부재는 동일한 주인장철근을 갖고 있지만 부착 내력을 보강하지 않은 부재(부재 2)와 부착 내력을 보강한 부재(부재 1)로 구분되며, 두 부재의 파괴의 특징을 정리하면 다음과 같음. 1 부재 1 (부착내력 보강 부재) - 휨인장파괴 : 주인장철근이 항복한 이후에 파괴가 소성힌지 구역에 집 중되며 소성힌지 구역 내의 콘크리트가 압축파괴하는 부재 2 부재 2 (부착내력 비보강 부재) - 휨항복 후의 부착파괴 : 주인장철근이 항복한 이후, 소성힌지에서 파 괴가 발생하지 않고 반곡점 주위의 부착 균열이 증대하며 파괴하는 부재 [그림 2]에서 휨인장파괴하는 부재 1은 부재의 양단에 소성힌지가 발생한 이후에 처짐이 크게 증가하는 부재로 파괴는 양 단의 소성힌지 부위에 집중되며 휨모멘트의 반곡점 주위에는 부착 균열이 많이 발생하지 않음을 알 수 있음. 그러나 휨항복 후에 부착파괴하는 부재 2는 부재의 양 단에서 주인장철근이 항복하여 소성힌지가 형성되 기는 하지만 하중이 증가함에 따라서 반곡점 주위의 부착균열이 증대하며 파괴하는 부재로 연성능력이 휨 인장파괴하는 부재 1보다 작음. 휨항복 후의 부착파괴는 실제 건물의 피해사례에서도 [그림 2]와 같이 축력이 크게 작용하는 저층부 기둥 에서 많이 발생함. 휨항복 후의 부착파괴의 특성을 휨인장파괴와 비교하여 정리하면 [표 2]와 같음. 휨인장파괴의 연성능력은 강도설계법을 이용하여 예측할 수 있지만 휨항복 후의 부착파괴의 연성능력은 강 도해석법을 이용한 연성능력 평가에 의하여 예측하기 어려움. Load 부재의 형상 및 하중 조건에 의하여 휨인장파괴를 유도할 수 없는 경우가 발생 (특히, 하부층 기둥) [부재 2 ] 휨항복후 부착파괴 (연성능력이 작음) Deflection 부착파괴 피해 사례 [부재 1 ] 휨항복후 압축파괴 (휨인장파괴, 연성능력이 상대적으로 큼) [그림 2] 파괴모드에 따른 거동의 차이 및 피해 사례 - 1 -

11 지금까지의 많은 피해 사례에도 불구하고 대부분의 연구는 휨파괴하는 부재의 연성평가에 국한되어 왔고 휨항복 후에 부착파괴하는 부재의 연성평가에 대한 연구는 미비하며, 특히 철근콘크리트 부재의 부착연성 은 소성힌지의 유 무, 주인장철근의 양, 축력의 고 저, 횡방향보강철근의 양 등에 따라 달라지므로 다양한 변수에 적용할 수 있는 부착연성 평가모델이 필요함. [표 2] 휨파괴와 휨항복 이후 부착파괴하는 부재의 파괴 특성 및 연성능력 평가 방법 파괴모드 파괴 특성 연성능력 평가 방법 휨항복후 콘크리트 압축에 의한 휨 파괴(휨 인장파괴) 1.주인장철근이 항복한 이후에 소성힌지 구역의 콘크리트의 압축파괴에 의하여 발생 2. 연성능력이 대체로 큼 (압축 력이 크게 작용하는 경우는 작아짐) 1. 최대 연성은 압축연단의 변형률을 이용하여 강 도설계법을 이용하여 예측 가능함. 2. 휨항복 시의 연성은 허용응력설계법을 이용하여 예측이 가능함. 3. 균열발생시의 연성은 탄성해석을 이용하여 예측 이 가능함. 휨항복후 부착파괴 1.주인장철근이 항복한 이후에 철근주변의 부착내력이 감소 하여 부착파괴 발생 2. 연성능력이 대체로 작고 내 력이 점차적으로 감소함. 1. 부재의 연성능력과 부착내력 감소의 연계 메커 니즘이 밝혀지지 않음. 2. 실험에 의하여 부착연성이 휨연성보다 작다는 것 은 지적되었지만 신뢰할 만한 예측방법이 제시되 지 않음. * 전단 및 비틀림모멘트와 관련된 파괴모드 구분은 생략함 [실험적 방법에 의한 부착 연성능력 평가에 관한 연구] 휨 연성 연구에 비하여 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 대한 연구는 부족함. Northridge 지진(1994년)이나 Kobe 지진(1995년)의 피해 사례에서 철근콘크리트 부재의 부착 피해 사례 가 보고된 이후에 부착연성평가에 대한 관심이 고조되었음. 근년 몇몇 연구자는 실험적 방법에 의하여 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성을 평가하 였음. Sezen과 Moehle 등 1, 2) 은 기둥에 대한 실험을 통하여 기둥의 부착연성과 미끄럼을 측정하였음. 실험에서는 기둥을 7개의 구간으로 구분한 후에 각각의 위치에서의 미끄럼과 부착연성을 측정하였음. 실험 에 의하면 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재는 휨파괴하는 부재의 이력에 비하여 에너지 소산 능력이 매우 작으며 연성도 작은 것으로 관측되었음. Eligehousen 등 3), Morita 등 4), Tassio 등 5) 은 부착 길이, 콘크리트 압축강도, 이력의 종류 등 다양한 변수 에 대한 실험을 통하여 부착응력과 미끄럼의 관계 예측 모델을 제안하였지만 이러한 모델은 휨과 전단하중 등이 작용하는 철근콘크리트 전체에 대한 부착거동 (또는 부착 연성능력)을 직접적으로 평가할 수 있는 모 델이 아니며 철근에 직접적으로 인장하중이 작용할 경우의 철근과 콘크리트 사의의 부착 및 미끄럼 관계를 예측하기 위한 모델임. 따라서 이와 같은 모델을 이용하여 부재의 부착연성을 예측하기 위해서는 부재에 작용하는 하중의 상호 관 계, 반곡점 주위의 주철근의 응력의 변화, 부착내력 증대 요소(횡방향철근, 콘크리트의 인장강도 등)를 고

12 려하여야 함. 지금까지 몇몇 연구자에 의하여 실험을 통한 부착연성이 측정되었지만 이들 연구에서는 직접 인장을 받는 콘크리트와 철근의 부착응력과 미끄럼관계 예측에 제한되거나, 횡방향철근의 양 등과 같이 국한된 변수에 의한 실험 결과만을 제시하였고 연성파괴메카니즘을 고려하여 휨항복 후에 부착파괴하는 부재의 연성을 예 측할 수 있는 평가 방법에 대하여는 만족할 만한 결과를 제시하지 못하였음. [FEM 등 해석적 방법에 의한 부착 연성능력 평가에 관한 연구] 소성힌지 발생 후 부착연성이 어떻게 변화하는지를 평가하는 것은 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 있어서 매우 중요함에도 불구하고 아직까지 충분한 연구가 이루어지지 않고 있지 않음. 근년에 발표된 연구에서 Ichinose 6) 는 FEM 해석법을 이용하여 철근콘크리트 부재의 휨항복 후의 부착연성 을 평가하였음. 이들 연구에서는 소성힌지가 발생한 이후의 철근의 잔류변형률으로 부터 미끄럼을 계산한 이후에 기존에 제안된 부착응력-미끄럼 관계를 FEM해석에 적용하여 부재의 부착연성을 구하고 있음. 그러나 Ichinose의 연구에서는 부착파괴의 방지를 위한 정착길이의 제시에 목적을 두고 있고 각각의 변수 에 의하여 달라지는 휨항복 후의 부착연성에 대한 평가법을 제시하고 있지 않아, 다양한 요소에 의하여 영 향을 받는 철근콘크리트 부재의 부착연성 평가에 전반적으로 활용하기에는 무리가 있음. [선행 연구에 대한 분석] 지난 수년간 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 대한 여러 연구가 수행되었지만 철근콘크리트 부재의 부착연성은 다양한 요소에 의하여 영향을 받고 있어 여전히 해결해야 할 문제가 많이 있음을 알 수 있음. 특히 이들 연구의 대부분은 개별적 실험 변수에 의한 부착연성 평가에 집중되어 있고 이 연구에서 수행하 고자하는 전체 부착연성파괴 메커니즘의 규명과 이를 활용한 부착연성평가법에 대한 연구는 적음

13 3. 연구수행 내용 및 결과 3.1 연구수행 내용 및 결과의 요약 1) 휨부착 연성능력 평가법의 제안 및 검증 [그림 3] 휨부착 연성능력 평가법의 내용 및 수행 방법 [그림 4] 1차 실험체 설치 현황 [내용] 휨항복 후의 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성능력 평가법을 [그림 3]과 같이 부착파괴메커니즘의 수립에 의한 평가법의 제안과 1개의 실험체([그림 4] 참조)을 통한 검증으로 이루어짐. 철근콘크리트 부재의 휨부착연성은 소성힌지의 유 무, 주인장철근의 양, 축력의 고 저, 횡방향보강철근의 양 등에 따라 달라지므로 다양한 변수에 적용할 수 있는 부착연성 평가 모델을 [그림 5]와 같이 제안함. 평가모델은 부재회전각이 주어지면 부재회전각의 함수인 부재 축방향변형률을 부재회전각과 변형률의 관계 를 이용하여 계산한 후에, 부재의 미끌림, 부재의 유효정착길이를 경정하고 잠재부착강도를 결정함. Step 4에서 구한 부착강도는 전단력으로 환산하여 부재의 휨항복시의 전단력 과의 비교를 통해 부재의 거동이 휨항복 이후에 파괴하도록 검토하였고(Step 6), 휨 부착응력의 경우 외력으로서 부재의 부 착파괴를 유도할 수 있어야 하므로 보다 큰 경우에 계속하여 해석을 진행하였음(Step 7). 최종적으로 계산한 잠재부착강도와 휨항복강도를 비교하여 부재의 휨부착연성을 평가함. [검증 및 활용] 1차 실험에서는 1개의 철근콘크리트 보와 기둥에 대한 휨실험을 실시하여 휨부착파괴의 기본 요소를 평 가하고 제안된 평가법의 신뢰성을 평가함. 실험의 주요 변수는 다음과 같음. 1 부재의 연성(처짐)과 소성힌지 길이의 변화 측정 : 부재의 연성능력을 정확하게 평가하기 위하여 부재 의 연성과 소성힌지 길이의 변화를 관계를 실험을 통하여 측정하였음. 2 소성힌지의 수 : 소성힌지가 발생하는 경우에 대한 부재 실험을 통하여 철근콘크리트 부재의 연성을 평

14 가하였음. 3 가력 패턴 : 3가지의 반복하중 패턴을 변수로 하여 반복하중 패턴과 부착 내력 및 부착 연성의 관계를 파악하였음. 4 파괴모드의 영향 : 부착파괴는 휨부착파괴와 전단부착파괴로 구분할 수 있음. 부착보강철근의 양과 주철 근의 양을 변수로 한 실험을 통하여 부재의 부착파괴모드를 변화시켜 각 파괴모드에 대한 부재의 연 성 능력을 평가하였음. 1차 실험에서 측정한 실험 결과를 이용하여 다음의 결과를 도출함. 1 휨항복 후에 파괴하는 철근콘크리트 부재의 소성힌지 영역의 축방향변형률은 인장방향으로 증가하였으 며 가장 크게 영향을 준 요소는 축력이었음. 축력이 증가함에 따라서 감소하는 축방향변형률의 비율은 단면의 탄성해석에 의한 초기 변형률 감소 비율을 크게 초과하였음. 2 양방향 반복하중을 받는 경우에도 축력비가 증가함에 따라서 부재의 축인장변형률은 감소하였음. 저축 력일 경우에는 횡구속철근비가 클수록 축방향변형률이 커지는 경향을 보여주었으며 축력비가 약 1% 이상일 경우에는 횡구속철근비의 효과는 미비해졌음 3 해석과 실험 결과에서 축방향변형률의 증감은 철근의 거동과 밀접한 관련이 있음을 파악할 수 있었음. 즉, 축력의 증가와 함께 압축철근의 변형률이 증가하고 인장 잔류변형률이 감소하여 중립축의 위치가 압축 연단에서 멀어져 단면의 중앙부에서의 부재 축방향변형률이 감소함을 알 수 있었음. 이러한 결과 는 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 부착연성과 밀접한 관련이 있고 해석에서는 이러한 영향을 고려하여 실재 부재의 연성을 합리적으로 평가하였음. [그림 5] 해석 흐름도 [그림 6] 대표적인 실험 결과

15 2) 전단부착 연성능력 평가법 제안 및 부착파괴의 연계성 파악 [그림 7] 전단부착 연성능력 평가법 및 부착파괴의 연계성 [그림 8] 2차 실험체 형상 및 측정 [내용] 철근콘크리트 부재의 전단부착 연성능력 평가법 및 부착파괴의 연계성을 [그림 7]과 같이 부착파괴메커니 즘의 수립에 의한 평가법의 제안과 1개의 실험체([그림 8] 참조)을 통한 검증으로 이루어짐. 전단 경간비가 충분히 긴보의 경우는 휨 거동의 지배를 받기 때문에 충분한 에너지 소산이 발생하고, 비교 적 정확한 연성이 예측 가능함. 하지만 지진 하중을 받는 전단경간비가 짧은 기둥이나 보는 전단이나 부착 거동의 지배를 받고 핀칭효과 때문에 에너지 소산이 상대적으로 적게 발생함. 이 경우에는 구조물이 요구된 휨 연성에 도달하기 전에 전단과 부착에 의해서 파괴가 발생할 수 있고, 휨 항복 이후 전단 균열 폭의 증가와 함께 주인장철근의 부착 강도가 감소하며 트러스 메커니즘이 부착에 의 하여 지배되는 파괴로 연성 능력을 저하시킴. 수행 과제에서는 [그림 7]과 같은 계산 과정을 통하여 트러스 메커니즘을 형성하는 세 가지 부재(콘크리 트 압축대, 전단보강철근의 인장대, 주인장철근의 부착력)의 내력에 근거하여 규명하고, 부착파괴의 상호 연계성 평가법을 제안함. [연구 방법] 2차 실험에서는 반복하중을 받는 1개의 철근콘크리트 보와 기둥에 대한 실험을 실시하여 휨부착파괴의 기본 요소를 평가하고 제안된 평가법의 신뢰성을 평가함. 휨항복 이후 철근콘크리트 부재의 부착내력 감소와 휨 부착응력의 증대를 고려하여 부착 연성 평가법을 제 안하였고, 부재의 부착 거동을 잠재전단강도와 부착강도의 저감 추이의 비교를 통해 [그림 8]과 같이 파악 하였음. 전단부착파괴는 반복하중에 의한 트러스모델의 부재력 변화로 설명할 수 있음. 트러스모델은 주철근 방향 의 부착력과 횡보강 철근의 전단력 그리고 콘크리트 압축대의 압축력으로 트러스 형태를 형성함. 초기 반 복하중을 받을 때에는 트러스의 세 가지 부재력에 의해서 트러스 평형이 이루어지지만, 지속적으로 하중이 가해지면서 전단균열과 휨균열 폭이 증가하고 콘크리트 피복이 탈락하면서 부착 성능이 감소하게 되며, 이

16 에 따라 트러스 부재의 부착 연결고리가 전단 연결고리보다 약해지면서 부착 거동에 의한 트러스 평형이 이루어짐. 따라서 반복하중이 증가하면 부착 응력이 부재의 부착강도보다 작아져 부착파괴됨. 전단부착파괴는 전단 경간비가 비교적 짧은 철근콘크리트 부재에 나타나며, 휨파괴에 비하여 연성 능력이 떨어짐을 알 수 있음. 휨 부착파괴는 주철근 주변의 쪼갬파괴와 밀접한 관계가 있으며, 이러한 파괴 모드는 철근의 피복 두께와 철근 간의 간격 등 여러 가지 요소들의 복합적인 작용에 의해서 발생하믈 알 수 있음. 제안된 평가법은 부착파괴하는 보와 기둥의 연성을 비교적 정확하게 평가하였음, 제안된 평가법은 사용한 잠재부착강도식 등을 보완함으로써 그 예측 정도가 향상될 것으로 판단되며 현 시 점에서는 기존에 거의 다루어지지 않았던 휨항복 후에 부착파괴하는 부재의 연성을 평가할 수 있는 기법을 제안함에 그 의의를 둘 수 있을 것으로 판단됨. [그림 9] 해석에 의한 실제 부재의 부착연성 평가

17 3.2 부착파괴 메커니즘 규명을 위한 기본 영향 요소 연구수행 연구 목표 [휨 부착파괴 메커니즘의 규명] 합리적인 철근콘크리트 구조물의 설계는 휨내력을 부착, 전단, 비틀림 등의 내력과 비교하여 휨 내력을 작 게 함으로써 철근콘크리트 구조물이 휨파괴하도록 설계해야 함. 부재가 휨파괴하도록 설계하는 주요한 이유 중의 하나는 휨 파괴하는 부재의 연성능력은 부착, 전단, 비틀 림 파괴하는 부재의 연성능력보다 크며, 에너지 소산 능력도 크기 때문임. 구조설계자는 이러한 이유에 의 하여 가능하면 철근콘크리트 부재가 휨파괴할 수 있도록 설계하지만, 부재의 형상 및 하중 조건에 따라서 부재는 휨항복 후에 부착 파괴하는 경우가 발생함. 휨항복 후에 부착에 의하여 파괴하는 부재는 일반적인 휨파괴(휨항복 후에 소성힌지 구역의 콘크리트 압축 파괴에 의하여 파괴하는 경우)의 연성보다 작은 부재 연성능력을 나타냄. 휨인장파괴의 연성능력은 강도설 계법을 이용하여 예측할 수 있지만 휨항복 후의 부착파괴의 연성능력은 강도해석법을 이용한 연성능력 평 가에 의하여 예측하기 어려움. 특히 철근콘크리트 부재의 부착연성은 소성힌지의 유 무, 주인장철근의 양, 축력의 고 저, 횡방향보강철근 의 양 등에 따라 달라지므로 다양한 변수에 적용할 수 있는 부착연성 평가모델이 필요함. 휨 부착파괴 메커니즘의 기본 사항을 규명하고 총 1개의 철근콘크리트 부재의 실험을 통하여 휨부착 파 괴메커니즘의 규명을 위하여 필요한 소성힌지 길이의 변화, 가력 패턴의 영향, 파괴모드의 영향을 파악하 였음. 1 부재의 연성(처짐)과 소성힌지 길이의 변화 측정 : 부재의 연성능력을 정확하게 평가하기 위하여 부재 의 연성과 소성힌지 길이의 변화를 관계를 실험을 통하여 측정하였음. 2 소성힌지의 수 : 소성힌지의 수는 부재의 부착연성능력과 밀접한 관계가 있을 것으로 판단됨. 1차 년도 에는 소성힌지가 1개 발생하는 경우에 대한 부재 실험을 통하여 철근콘크리트 부재의 연성을 평가하 였음. 3 가력 패턴 : 3가지의 반복하중 패턴을 변수로 하여 반복하중 패턴과 부착 내력 및 부착 연성의 관계를 파악하였음. 4 파괴모드의 영향 : 부착파괴는 휨부착파괴와 전단부착파괴로 구분할 수 있음. 1차년도 에서는 부착보강 철근의 양과 주철근의 양을 변수로 한 실험을 통하여 부재의 부착파괴모드를 변화시켜 각 파괴모드에 대한 부재의 연성 능력을 평가하였음. [전단 부착파괴 메커니즘의 규명] 합리적인 내진설계를 위해서는 보의 전단강도와 부착강도가 휨강도보다 커야만하고 요구된 연성에 도달하 기 전에 부재가 전단이나 부착파괴가 발생하지 않아야 함. 전단 경간비가 충분히 긴보의 경우는 휨 거동의 지배를 받기 때문에 충분한 에너지 소산이 발생하고, 비교 적 정확한 연성이 예측 가능하지만 지진 하중을 받는 전단경간비가 짧은 기둥이나 보는 전단이나 부착 거

18 동의 지배를 받고 핀칭효과 때문에 에너지 소산이 상대적으로 적게 발생함. 이 경우에는 구조물이 요구된 휨 연성에 도달하기 전에 전단과 부착에 의해서 파괴가 발생할 수 있음. 또한, 휨항복 후의 부착 파괴는 구조물이 비대칭 휨모멘트 하중을 받을 때나 중력하중이 지배할 때에는 발 생할 확률이 작지만, 지진 하중을 받을 때에는 발생할 가능성이 매우 높음. 따라서 몇몇 설계 기준에서는 휨 부착 파괴를 고려하여 철근콘크리트 부재의 강도 평가법을 제시하고 있 음. 특히, 전단부착파괴는 휨 항복 이후 전단 균열 폭의 증가와 함께 주인장철근의 부착 강도가 감소하며 트러스 메커니즘이 부착에 의하여 지배되는 파괴로 연성 능력을 저하시킴. 전단부착파괴 하는 부재의 파괴메커니즘의 기본을 파악하는 것을 주요 목표로 하였음. 전단부착파괴 하는 부재의 파괴메커니즘은 트러스 메카니즘을 형성하는 세 가지 부재(콘크리트 압축대, 전단보강철근의 인장 대, 주인장철근의 부착력) 의 내력에 근거하여 규명하였음. [연구범위 및 연구수행 방법] 철근콘크리트 부재의 부착파괴 메커니즘을 규명하고 부착 파괴 영향 요소를 실험을 통하여 측정하였음. 1 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 휨 부착 파괴 메커니즘 규명 2 실험에 의한 부착 영향 요소의 파악 3 전단 부착 파괴 메커니즘의 규명 1) 휨부착 파괴 모드의 기본 파괴 메커니즘의 규명 휨 항복후의 부착파괴 연성능력을 평가하기 위해서는 우선 휨항복 후의 인장파괴와 휨 항복후의 부착파괴 를 구별할 수 있는 판별법을 제안하여야 함. 휨항복 후에 부착파괴하는 부재의 거동은 휨모멘트가 지배하는 부재의 거동과 상이함. [그림 1]은 전단경 간비가 상이한 부재의 3가지 파괴모드를 개념적으로 나타낸 그림임. 세 부재는 경간비가 차이에 의하여 휨모멘트의 지배 영향이 달라지며 아래와 같이 3가지 파괴모드로 구분 될 수 있음 (여기에서는 전단이나 비틀림모멘트에 의한 파괴모드 구분은 제외하였음). 1 휨항복 이전 부착파괴: 경간비가 짧고 부착강도가 낮은 경우에 부재는 휨인장철근이 항복하기 이전에 부착에 의하여 파괴됨. 이러한 파괴는 매우 취성적이므로 설계에서는 이와 같은 파괴가 발생하지 않도록 설계하여야 함. 2 휨항복 이후에 부착파괴: 경간비가 비교적 짧고 소성힌지나 축력에 의하여 영향을 받을 경우에 휨인장철근이 항복한 후에 부재의 반 곡점 주변에 부착균열이 발생하며 내력이 감소하여 부착파괴가 발생함. 이러한 파괴도 휨모멘트가 지배하는 부재에 비하여 연성능력이 작고 반복하중을 받을 경우에 에너지 소산 능력이 매우 작음. 구조설계자는 가급적 이러한 파괴를 피하는 것이 바람직하지만 구조물의 종류 (저층부 기둥이나 경간이 짧 은 보)에 따라서 불가피하게 설계할 수밖에 없는 경우가 있음. 특히, 소성힌지가 양 방향에 발생하여 유효부착길이가 급격하게 감소하는 경우와 고축력이 작용하는 경우

19 에 휨항복 이후의 부착내력을 휨파괴내력 이상으로 하는 것이 어려운 경우가 있음. 3 휨항복 이후의 휨지배에 의한 파괴: 경간이 비교적 긴 경우에 부재는 휨인장철근이 항복하고 파괴는 소성힌지 구역에 집중하면서 소성힌지 구 역 내의 콘크리트가 압축파괴함. 이러한 파괴의 경우 연성능력이 크고 (특히 축력이 없는 경우) 반복하중에 대한 에너지 소산능력이 큼. 설 계에서 일반적으로 정의하는 휨파괴는 이와 같은 파괴 파괴를 의미함. [그림 1]의 B부재에 대한 부착 파괴메커니즘을 규명하였음 휨 부착 파괴는 철근의 측, 하부 피복 두께와 철근간의 순간격등의 여러 가지 요소들의 복합적인 작용에 의해서 쪼갬 파괴가 발생함. [그림 11]은 길이 의 보가 반복하중을 받아서 소성힌지가 만큼 발생했을 때의 주인장 철근의 응력 분포와 휨 부착응력의 분포를 나타냄. 부착 응력은 주인장 철근의 휨 응력의 차이 값과 유효 정착 길이에 의해서 결정됨. 소성힌지가 형성되고 나면 그 부분은 모두 철근이 항복 응력에 도달했다고 가정함. 따라서 [그림 11]의 부착 응력 분포에서처럼 소성힌지 부분은 부착응력은 매우 작거나 부착 응력이 존재하지 않는다고 보기 때문에 부착 길이(정착 길 이)를 정할 때 소성힌지길이만큼은 제외함. 부재 전체 길이에서 소성힌지만큼을 제외한 길이를 유효 정착 길이라 함. 반복 하중을 받아 소성힌지가 형성되고, 하중이 증가할 수 록 소성힌지 부분이 증가하게 됨. 또한 유효 정 착 길이는 짧아지게 되므로 휨 부착 응력은 증가하게 되고, 이 부착 응력이 부재의 부착 강도보다 크게 되 면 길이 방향의 철근을 따라서 균열이 발생하면서 부재는 파괴됨. 휨항복 휨항복 이후 부착파괴 연성부재의 요구 연성능력 휨항복 이전 부착파괴 부재 B 부재 C 휨항복 이후 콘크리트 압축에 의한 휨파괴 부재 A 비연성부재의 요구 부착내력 부재 B와 부재 C의 파괴모드 판별법 제안 부재 A 휨균열 부재 B 부재 C [그림 1] 세 가지 파괴모드의 구분

20 소성힌지 비소성힌지 소성힌지 s V a a V α c σ 2 b s sinα A c σ 2 v f v τ t o s c σ1 b s cosα A f b M y T a α (a) 소성힌지 발생 τ f (b) 철근의 응력 변화 a M Cs A f b y τ lt c σ1 (c) 부착 응력 변화 (a) 전단부착파괴 (b) 휨부착파괴 [그림 11] 휨부착 및 전단부착 연성능력 평가 방법 2) 전단부착 파괴 모드의 기본 파괴 메커니즘의 규명 전단 부착 파괴는 반복 하중에 의한 트러스 모델의 부재력 변화로 설명할 수 있음. [그림 11]은 트러스 모델을 나타낸 것이며 이 트러스 모델은 주철근 방향의 부착력과 횡 보강 철근의 전 단력 그리고 콘크리트 압축대의 압축력으로 트러스를 형성함. 초기에 반복 하중을 받을 때에는 트러스 부재중 전단력이 약하기 때문에 전단 거동에 의해서 트러스 평형 이 이루어지지만 지속적으로 하중이 가해지면서 전단균열과 휨 균열 폭이 증가하고, 콘크리트 피복이 떨어 져 나가면서 부착 성능이 감소하게 됨. 트러스 부재의 부착 연결고리가 전단 연결고리보다 약해지면서 부착거동에 의해서 트러스가 평형을 이루게 됨. 트러스 평형이 이루어지려면 부착 응력은 부재의 부착 강도보다 작아짐. 3) 실험에 의한 부착 연성 영향 요소의 파악 내진설계에서는 보에 소성힌지를 유도하고 기둥은 탄성거동을 하도록 유도하고 있음. 보 기둥 접합부 양 측면에 소성힌지가 발생할 경우에 부재의 부착내력은 크게 변화함. 소성힌지구간은 축력과 단면의 크기에 의하여 영향을 받으며 대체적으로 단면의 유효깊이를 넘지 않음. 기존의 연구에서는 소성힌지길이가 재료 및 부재의 기하학적 조건에 의하여 어떻게 영향을 받는지에 대한 연구에 집중되어 왔음. 그러나 부착연성능력을 파악하기 위해서는 휨항복 이후에 연성(처짐이나 곡률)의 증가에 따라서 소성힌지가 어떠한 비율로 증가하는지에 대한 연구가 필요함. 또한, 파괴가 소성힌지에 집중될 경우에 철근은 인장항복을 하게 되므로 응력의 변화는 작지만, 잔류변형 률은 크게 증가하게 되며, 이로 인하여 철근의 미끄럼이 증대하여 부착응력이 감소함. 탄성상태에서의 부착길이는 부재의 순경간이지만 소성힌지가 발생한 이후의 부착길이는 부재 순경간에서 양 방향 소성힌지의 길이를 뺀 값이 됨. 부착연성능력을 파악하기 위해서는 연성의 증가에 따라서 유효부착길이가 어떠한 비율로 증가하는지에 대 - 2 -

21 한 연구가 필요하며, 철근과 콘크리트의 미끄럼은 어느 한 부재만에서 발생하는 것이 아니라 인접한 부재 에서 발생한 미끄럼이 본 부재의 부착응력에 영향을 미치게 됨. 보에서 소성힌지가 발생하여 부착내력이 감소할 경우에 보의 미끄럼은 소성힌지의 철근 잔류변형률과 함께 접합부 내부의 철근 미끄럼에 의하여 영향을 받게 됨. 접합부 내부의 철근 미끄럼은 접합부의 종류(내부 접합부 또는 외부 접합부)와 축력의 고 저(축력이 높을 경우 미끄럼 감소)에 따라서 달라짐. 따라서 보다 정확하게 부착연성을 평가하기 위해서는 주변 부재에서 발생하는 미끄럼에 대한평가가 필요함. 이 연구에서는 실험을 통하여 소성힌지의 발생에 의하여 달라지는 부착연성능력을 철근의 잔류변형률, 미 끄럼, 연성의 변화에 따른 소성힌지 길이 및 유효부착길이의 변화 등을 파악하고, 이를 바탕으로 부착연성 능력을 파악하였음 연구수행 내용 및 결과 1) 철근의 부착 전달 메커니즘 (1) 기본적인 부착 저항 특성 원형철근의 부착 저항 능력은 모르타르 페이스트와 철근 표면사이의 화학적 접착에 의해서만 이루어지며 이러한 접착력은 미끌림의 발생에 의해서 낮은 응력에서도 쉽게 깨어짐. 미끌림이 발생하면, 철근과 콘크 리트 사이의 마찰, 쐐기 작용(wedging action)으로 부착 성능은 증가함. 이형철근의 부착 저항 성능은 철근돌기의 맞물림 작용(interlocking)으로 원형철근보다 훨씬 크게 나타나 며, 철근 돌기와 돌기 사이의 부착 강도는 세 가지의 응력에 의해서 결정이 됨. 철근 표면을 따라 접착에 의해 발생하는 전단응력, 철근 돌기에 저항하는 응력, 돌기에 인접한 콘크리트에 작용하는 전단응력임. [그림 12]의 는 접착에 의한 전단응력, 는 철근 돌기에 인접한 콘크리트에 작용하는 전단 응력이며, 는 철근 돌기에 저항하는 응력, a는 철근 돌기의 높이임. 콘크리트 내에 묻힌 이형철근은 처음 하중을 받았을 때 접착이 존재하더라도 이것에 의한 부착 저항 메커 니즘은 빨리 상쇄되고, 접착에 의한 전단응력 은 지압 응력 에 비하여 매우 작기 때문에 실제적으로 와 콘크리트에 작용하는 응력 만이 존재한다고 볼 수 있음. 기존 연구에 의하면 철근 돌기의 높이와 돌기 사이 간격에 의해서 두 가지의 파괴 메커니즘으로 나눠지며 [그림 13]에 이 파괴 메커니즘이 나타나있음. [그림 13(a)]는 철근 돌기가 높고, 그 사이 간격이 너무 가 까운 경우를 나타내며, 이 경우에는 에 의해서 부재의 거동이 결정되기 때문에 철근의 뽑힘이 발생함. 반면에 철근 돌기간의 간격이 철근 돌기 높이의 약 1배 이상인 경우([그림 13(b)]), 철근 돌기 앞부분에 콘크리트 일부의 압괴가 발생하고, 쐐기가 형성됨. 콘크리트 주변의 쪼갬에 의해서 파괴가 발생

22 [그림 12] 철근 돌기와 콘크리트간의 응력 (a) 뽑힘 파괴 (pull-out Failure) (b) 쪼갬 파괴 (splitting Failure) [그림 13] 파괴 메커니즘 (2) 부착 전달 메커니즘 콘크리트와 이형철근간의 부착 전달은 접착, 마찰 그리고 철근 돌기와의 맞물림작용으로 이루어짐. 처음 하중이 가해졌을 때 접착과 마찰이 존재하지만 이 부착 전달 메커니즘은 빠르게 상쇄되며 철근의 변 형을 압박하는 지압응력만으로 부착력이 전달됨. 철근에 하중이 가해지면 철근 돌기에 지압응력이 작용하고, 방향이 반대이고 크기는 동일한 응력이 콘크리 트에 작용함. 이 응력은 길이 방향 요소(longitudinal component)와 방사상의 방향 요소(radial component) 로 구성됨. 방사 방향의 응력이 철근 주변 콘크리트에 원주 방향의 인장응력을 일으킴. [그림 14]는 부착응력을 받는 철근을 포함한 콘크리트의 단면 일부를 나타내며, 철근 주변의 원형으로 콘크리트에 인장응력이 나타나는 구역이 발생함. 방사방향 요소의 응력이 콘크리트를 압박하는 압력을 발생시키고 힘의 평형을 이루기 위해서 철근 양 옆의 콘크리트 부분에 인장응력이 발생함. 이 인장응력에 의해서 콘크리트는 철근의 평행한 방향으로 쪼개지고, 그 결과로 발생된 균열은 철근을 따 라서 보의 측면이나 하부 표면으로 퍼져나감. 보의 표면으로 쪼갬 균열이 진행되었을 때 이 쪼갬 균열의 벌어짐을 방지하기 위한 철근이 존재하지 않는 다면 부착 전달은 급격하게 감소함. 쪼갬 파괴가 발생하는 하중은 다음과 같은 요소의 영향을 받음. - 철근으로부터의 콘크리트 표면까지, 혹은 인접한 철근까지의 최소거리. 이 거리가 작으면 작을수록 쪼갬 하중도 그 만큼 작음. - 콘크리트의 인장강도, 평균 부착 응력이 증가할수록 쐐기력이 증가하여 쪼갬 파괴가 발생함

23 [그림 14] 철근 주변의 콘크리트 인장 응력(tensile stress zone) [그림 15]는 전형적인 쪼갬 파괴 형상을 보여줌. [그림 15(a)]는 측면 피복두께와 철근간의 순간격의 반 이 하부 피복두께보다 작은 경우이고, [그림 15(b)]는 측면 피복두께와 하부 피복두께가 동일하고, 이 모 두가 철근 순간격의 반보다 작을 때 나타나는 파괴형상임. [그림 15(c)]는 하부 피복두께가 측면 피복두께와 철근 순간격의 반보다 작은 경우임. [그림 15]의 큰 원이 바로 [그림 14]의 인장응력구역을 나타냄. 쪼갬 균열은 철근과 표면이나 인접한 철근간의 최단 거리에 발생하는 경향이 있음. [그림 15]를 보면 원주방향의 인장 응력 구역(원)이 모두 가장 짧은 거리에서 측, 하부 표면에 닿아있는 것을 알 수 있음. [그림 15] 전형적인 쪼갬 파괴 표면 2) 반복 하중을 받는 부착 강도의 저감 반복 하중을 받는 이형철근의 부착 강도에 대한 연구는 Eligenhausen 등에 의해 실험 및 해석을 통하여 진행되었음. [그림 16]은 반복하중을 받은 부재의 부착응력과 미끌림의 관계를 나타낸 그래프임. 점선이 단조하중을 받을 때를 나타내고 실선이 반복하중을 받을 때의 관계를 나타냄. 부착 파괴의 주요한 대부분의 파괴는 첫 반복에서 발생함

24 [그림 16] 반복 하중에서의 응력-미끌림 관계 (Eligehausen et al.1983) [그림 17] 반복하중을 받는 철근의 부착 메커니즘 반복하중을 받을 때의 부착 응력은 단조하중을 받을 때보다 현저하게 낮은 응력을 갖는다는 것을 알 수 있 음. [그림 17]은 반복 하중을 받는 부착메커니즘을 보여주고 있음. 부재에 반복 하중이 가해지면 양방향으로 사인장 균열이 발생함. 처음 인장력이 가해짐으로써 콘크리트에 초기 균열이 발생함. 점선으로 표시된 부분이며, 돌기와 콘크리트 사이의 미끌림과 동일한 폭의 틈이 발생함. 반대 방향으로 힘 이 가해지면 앞서 발생한 부분의 반대편에 콘크리트와 돌기사이가 벌어지기 시작함. 하중이 더 증가하면 초기 균열이 닫히고 그 균열과 직각방향으로 새로운 균열이 발생하면서 초기균열과 새 로 발생한 균열이 만나게 되며, 이들의 교차 및 부착 면에서의 콘크리트 파괴로 인하여 최대 부착 응력은 감소하게 됨. [그림 18]과 [그림 19]는 선행연구자(Eligehausen et al.1983)가 실험한 반복하중을 받는 이형철근의 부 착응력-미끌림 관계를 나타냄. [그림 18]의 경우 최대 부착 응력에 도달하기 전 미끌림.44 mm의 구간에서 반복한 경우의 부착 응력- 미끌림 관계 그래프임. 첫 반복 하중 이후에는 부착 응력 저감이 크지만 그 이후에는 거의 동일한 응력을 갖는 것을 알 수 있음. 최대 부착 응력에 도달하기 전이기 때문에 콘크리트에 돌기에 인접한 부분에 사인장균열이 발생하기 전에 첫 반복이 시작됨. 처음 하중이 가해졌을 때 발생한 균열이 반대방향의 하중이 가해질 때는 닫히면서 콘크리트가 압축응력을 전달할 수 있음. 첫 하중이 가해졌을 때 압괴된 콘크리트의 일부분이 구속에 의하여 움직이지 않기 때문에 같은 방향으로 더 많은 미끌림이 가해졌을 때 다시 단조하중의 커브를 따라갈 수 있음. [그림 19]는 최대응력 도달 후 미끌림 2.54 mm의 구간에서 반복한 그래프임. 최대응력에 도달하였기 때 문에 초기 사인장 균열이 발생한 후에 반복이 시작되기 때문에 콘크리트의 저항능력이 떨어진 상태에서 반

25 대방향으로 하중이 가해짐. 따라서 부착 저항 능력이 단조하중에 비해서 감소하게 됨. 반복이 시작되기 전에 철근돌기 부분에서 콘크리트의 압괴와 균열이 상당히 진행된 상태이고, 반대 방향으 로 하중이 가해졌을 때에는 돌기 와 돌기 사이의 온전한 콘크리트 부분이 저항능력을 많이 소진한 상태이 기 때문에 부착 성능이 단조하중에 비하여 그리고 앞서 설명한 두 경우에 비하여 현저하게 떨어지는 것을 알 수 있음. [그림 18] 절대 슬립.44mm 구간에서의 반복하중에 의한 부착응력-미끌림 관계 (Eligehausen et al.1983) [그림 19] 절대 슬립 2.54mm 구간에서의 반복하중에 의한 부착응력-미끌림 관계 (Eligehausen et al.1983)

26 3) 철근 콘크리트 보의 파괴모드 철근 콘크리트 보의 주인장 철근이 휨 항복한 이후의 파괴모드는 휨 항복 후 휨 파괴, 휨 항복 후 전단파 괴, 휨 항복 후 전단부착파괴 그리고 휨 항복 후 휨 부착파괴로 나눠볼 수 있음. (1) 휨 항복 후 휨 파괴 철근 콘크리트 보의 파괴 형태 중에 가장 바람직한 파괴 형태가 바로 휨 파괴임. 현재 사용하고 있는 설계 방법도 이 파괴를 유도하고 있음. 거동 예측이 비교적 다른 파괴에 비해 정확하고, 가장 연성적인 거동을 나타내기 때문에 안전상의 문제에 있어서도 적합한 파괴 모드임. 경간비가 비교적 커서 휨 거동의 지배를 받는 부재는 주로 이 휨 파괴가 발생함. [그림 2]은 지진과 같은 반복하중을 받았을 때 휨 거동을 나타내는 부재의 하중 이력곡선을 나타냄. 동일 한 하중 이력곡선을 나타내는 거동은 현재 설계에서 사용하고 있는 연성 평가식으로 연성예측이 가능함. [그림 2] 휨 거동을 보이는 부재(하중-처짐 곡선) (2) 휨 항복 후 전단파괴 설계를 통해서 휨 파괴를 유도하였다 하더라도 경간비가 비교적 작은 부재의 경우는 반복 하중을 받았을 때 휨 파괴가 발생하지 않고 전단 파괴가 발생함. 이는 거동이 휨이 아니라 전단에 의해 결정되기 때문임. 전단파괴 거동의 하중 이력곡선을 살펴보면 [그림 21]과 같이 심각한 핀칭효과(pinching effect)가 발생함으로써 에너지 소산이 작고, 휨 거동([그림 2])에 비하여 연성 능력도 작게 나타남. [그림 21(a)]를 보면 부재가 반복 하중을 받더라도 최대 하중은 계속 유지하다가 갑작스럽게 하중이 떨어 지는 것을 알 수 있음. 이렇듯 전단 파괴는 휨 파괴와 달리 급격한 파괴가 발생함

27 (a) 전단파괴 거동 (b) 전단 부착파괴 거동 [그림 21] 하중-회전각 그래프 (3) 휨 항복 후 전단 부착파괴 전단 부착파괴는 전단파괴와 거의 동일함. 전단 거동의 지배를 받는 비교적 경간비가 작은 부재에서 나타 나며 휨 파괴에 비하여 연성능력이 떨어짐. [그림 21(b)]는 전단 부착파괴 거동 그래프임. 전단 파괴와 동일하게 핀칭효과가 나타나고 에너지 소산이 작음. 전단 파괴와 달리 최대하중을 유지하다 어느 정도 감소한 후에 파괴가 발생함. 이는 반복 하중을 받는 초기에는 전단 거동을 보이다가 하중이 점점 증가할 수 록 균열 폭의 증가, 콘크리 트 피복의 탈락 등이 나타나면서 철근과 콘크리트간의 부착 저항 성능이 감소했기 때문임. (4) 휨 항복 후 휨 부착파괴 철근 콘크리트보가 단조 하중을 받을 때는 휨 부착파괴는 잘 나타나지 않지만 지진 하중과 같은 반복 하중 을 받는 부재에 있어서는 무시할 수 없는 파괴 형태임. 이 파괴도 비교적 경간비가 작은 부재와 관련이 있음. 휨 부착파괴의 형태의 특징은 보의 주인장 철근을 따라서 균열이 집중적으로 발생하고 하중이 가해질수록 그 부분의 콘크리트가 탈락함. 전단파괴, 전단부착파괴의 거동에도 상당한 차이를 보임. [그림 22]에 휨 부착 파괴거동이 나타나있음. 전단거동과 달리 최대하중에 도달한 후에 점진적으로 하중이 감소하는 것을 알 수 있음. [그림 22]는 휨 부착 파괴와 전단파괴가 발생한 부재의 균열 형상을 나타냄. 전단파괴는 소성힌지구역에 전단 균열이 집중하고, 휨 부착파괴는 주인장 철근을 따라서 균열이 발생함

28 [그림 22] 휨 파괴 거동 [그림 23] 균열 형상 4) 실험 목적 부재의 부착내력은 소성힌지의 길이, 축방향변형률, 가력패턴 등에 큰 영향을 받음. 특히 기둥 부재는 부착 에 의하여 파괴되는 경우가 많음. 1층 기둥은 구조물 전체 하중 및 외력을 부담하는 가장 중요한 부재 중 하나지만 지진 하중과 같은 큰 횡 하중이 작용할 경우 1층 기둥 역시 파괴 할 가능성이 있음. 기둥이 극한 상태에서 파괴한다고 할 때 최종적인 파괴 과정에서 주인장 철근이 휨 항복하고 나면 소성힌 지가 발생함. 단면적이 크고 축력이 작용하는 부재 특성 때문에 소성힌지에는 전단력이 지배하게 되어 기둥이 휨 부착파 괴 할 가능성이 생기며, 실제 지진 피해 사례에서 구조물이 설계자의 요구보다 취성적으로 파괴하는 경우 가 보고되고 있음. 주인장 철근의 항복 여부가 구조물의 연성 거동에 중요한 요인이긴 하지만 그 후 작용하는 외력이 파괴에 많은 영향을 주는 주요 요인임을 증명함. 이 연구에서는 부재의 부착 연성을 평가하기 위한 기본 단계로 휨 항복 하는 철근콘크리트 기둥 실험체 1개의 실험 연구를 수행하였음. 실험 결과 분석은 주인장 철근의 휨 항복 여부를 파악하고 축력, 하중 패턴, 전단보강철근비의 3가지 변수 가 소성힌지의 파괴 메커니즘에 주는 영향을 파악하는 순서로 진행하였음. 또한 구체적인 연성의 평가를 위해 필요한 회전각, 소성힌지의 길이를 산출하여 기존의 연구와 비교하였 음

29 5) 실험개요 [표 3] 철근콘크리트 기둥 실험체 일람표 G1 G2 G3 G4 Column f c' (MPa) s (mm) Shear reinforcement ρ t A t (%) (mm 2 ) f ty (MPa) Longitudinal tensile reinforcement ρ w A w (%) (mm 2 ) n (ea.) f ly (MPa) M M M C C C2-S C2-15S C2-L C2-15L C2-3L M: monotonic loading, C1: two half-reversed cyclic loading, C2: two full-reversed cyclic loading f c' : concrete cylinder strength, s : stirrip spacing, ρ = A/A c, A t : total area of stirrup, A w : area of longitudinal steel f y : yield stress of steel, n : the number of tensile reinforcement, n = axial force / f c'a c [표 3]은 철근콘크리트 기둥 실험체의 상세 물성치임. 실험체는 하중 패턴에 따라서 총 4개의 그룹으로 나누었음. 각 그룹은 G1~4로 명명하였음. G1군 실험체는 단조하중 실험체, G2군 실험체는 1방향 반복 하중, G3, G4군은 2방향 반복하중 실험체임. G3과 G4는 전단보강철근비로 구별됨. n (%) (1) 사용 재료 실험에 사용된 콘크리트는 일반 콘크리트로 압축강도가 약 27.5 ~ 28.MPa임. 철근은 이형 철근을 사용하였음. 주철근은 D16(공칭단면적 198.6mm 2 ), 항복강도 322.4MPa으로 인장, 압 축 측에 각각 3개씩 배근하였고, 전단보강철근은 D6(공칭단면적 31.6 mm 2 ), 항복강도 33.MPa을 사용 함. (2) 실험체 변수 1 하중 패턴 첫 번째 실험 변수는 하중 패턴으로 하중 패턴은 총 3가지임([그림 24] 참조). M- 실험체는 단조 하중 실험체([그림 24]의 monotonic load), C1- 실험체는 1방향 반복 하중 실험체([그림 24]의 cyclic load 1), C2- 실험체는 2방향 반복 하중 실험체([그림 24]의 cyclic load 2)임. 반복 하중의 기준은 주인장 철근의 항복임. 주인장철근이 항복 했을 때의 변위를 기준으로 2번 반복을 1cycle로 실험을 진행하였음

30 6s 5s 4s 3s 2s 1s -1s -2s -3s -4s -5s -6s Monotonic load 6s 5s 4s 3s 2s 1s -1s -2s -3s -4s -5s -6s Cyclic load 1 6s 5s 4s 3s 2s 1s -1s -2s -3s -4s -5s -6s Cyclic load 2 그림 24 실험 변수(하중 패턴) 2 축력 축력은 콘크리트의 압축강도를 기준으로 정하였음. 총 3가지 경우로 실험을 수행하였는데 각각 축력이 없는 경우, 콘크리트 압축강도의 15%가 축력으로 작용 하는 경우, 콘크리트 압축강도의 3%가 축력으로 작용하는 경우임. [표 3]에서 마지막 열에 있는 항목 N이 축력에 해당함. 3 전단보강철근비 마지막 실험 변수는 전단보강철근비임. G1, 2, 3은.42%의 전단보강철근비로 제작하였음. G4의 전단보강철근비는.63%임. 전단보강철근비에 따라서 전단보강철근의 간격은 각각 6mm, 4mm임. (3) 실험체 제작 실험 변수 중 하중 패턴과 축력은 실험체 제작과 관련이 없는 실험 변수임. G4에 해당하는 C2-L, 15L, 3L 실험체의 전단보강철근 간격만 4mm으로 다르고, 나머지 G1, 2, 3에 속한 7개의 실험체는 모두 같은 형상으로 제작하였음. [그림 25]는 철근콘크리트 기둥 실험체의 상세 배근도 및 치수이며, 단부에서 반곡점까지의 거리 z = 63mm, 유효폭 d = 21mm으로 제작하여 전단경간비는 63/21 = 3임. 실험체는 크게 세 부분으로 나눌 수 있음. 실제 실험을 분석하게 될 기둥 부분 외에 외력이 가해지는 상부 부분과 실험체를 고정하는 하부 부분임. 1 기둥 부분 이 과제의 실험 목표와 부합하는 부분으로 단면은 25 25mm(유효폭 21mm)으로 설계하였고, 주철근 과 전단보강철근은 각각 D16과 D6로 배근하였음. 주철근에는 총 12개의 변형률 게이지를 장착하였음. [그림 26]은 주철근에 장착한 변형률 게이지의 위치 를 보여주고 있으며 교차로 측정하기 위해서 그림과 같은 위치를 선정하였음. Gauge 1, 2는 주인장 철근의 미끌림 여부를 판별하기 위한 목적으로 장착하였고, 실제 기둥 소성힌지의 변형률 파악은 Gauge 3~12 총 1개의 게이지를 이용하였음

31 2 상부 부분 상부 부분의 제작 목적은 2대의 액츄에이터와 고정하여 축력과 반복 하중을 기둥에 전달하기 위해서이며 실험 결과 및 분석에 영향을 주지 않음. 3 하부 부분 철근콘크리트 기둥 실험체를 고정하는 역할을 하는 부분으로 실제 구조물에서 기초에 해당함. 이 부분이 고정되어 있지 않으면 1층 기둥의 거동과 달라지기 때문에 최대한 지면과의 변위가 발생하지 않도록 하였으며, 상부 부분과 마찬가지로 실험 결과에 영향을 주지 않음. (4) LVDT 설치 실험체의 소성 힌지 영역의 변형률을 파악하기 위해서 변형률 게이지 이외에 LVDT를 이용하였음. LVDT는 하부 부분 표면으로부터 25mm 위치까지 설치하였음([그림 28] 참조). 실험 수행 후 LVDT를 이용하여 변형률을 계산하고 이로부터 소성힌지 영역을 산정하여 Baker등 7) 이 제안 한 실험식들과 비교하였음. 소성힌지 구역의 LVDT는 모두 6개 구역으로 나누었음. 그림에서 A~B 구간은 하부 부분의 변형이 있는 파악하는 역할을 하고 구체적인 소성힌지의 변형률은 B부터 G까지 5개의 구간을 이용하였음. 기둥 실험체의 처짐각을 구하기 위해서 상부 부분과 하부 부분에 LVDT를 설치하고 연결하여 횡 방향 처 짐에 대한 변형률을 측정하였음. 횡 하중이 가해지는 방향과 같은 방향으로 2개를 나란히 설치하여 결과 값을 평균해서 처짐 변화를 파악 하였음

32 Top stub 5 14 Unit : mm 14 Anchor for lateral force Anchor for axial force D16@8 Steel plate 1,45 1, D6@ Column 275 D1@7 3 D16@1 D1@8 D16@ Column Bottom stub Cover thickness=4mm [그림 25] 철근콘크리트 기둥 실험체 상세도

33 Gauge No.7 ~ mm 658 mm 1,386 mm Gauge No. : 8 Gauge No. : 7 Gauge No. : 6 Gauge No. : 5 Gauge No. : 4 Gauge No. : 3 Gauge No. : mm 1,386 mm Gauge No. : 12 Gauge No. : 11 Gauge No. : 1 Gauge No. : mm Front Gauge No.1 ~ 6 Gauge No.9 ~ 12 Gauge No. : Front view [그림 26] 주철근 변형률 게이지 부착 위치 [그림 27] 콘크리트 타설 및 실험체 탈형

34 Anchor for axial force LVDT setting for Lateral displacement(couple) 1, Anchor for LVDT Forward 2 G F E D C B 15 Back G F E D C B A A LVDT setting for Plastic hinge(6 region) 5 8 [그림 28] LVDT 설치 및 각 구간 거리 (5) 실험 방법 재하 시스템은 축력이 작용하지 않는 비교 실험체(M-, C2-S, C2-L)를 제외하고 두 대의 액츄에 이터를 이용하였음. 액츄에이터와 실험체 사이에는 강재를 두어서 실험체에 발생할 수 있는 응력 교란구역을 없애고 최대한 균 일하게 하중이 기둥에 전달되도록 하였음. 각 액츄에이터의 양 단은 회전단으로 되어 있어서 횡 방향 재하 시 발생할 수 있는 P-Δ 효과를 최소화하였음. 축력을 가하는 액츄에이터의 경우 축력의 설정 기준이 되는 콘크리트 압축강도가 응력이기 때문에 아래와 같은 간단한 계산을 거쳐 하중을 구하고 결과 값을 준정적으로 가력하였음. 콘크리트 압축 강도의 15%(3%)는 fc.15(.3) 단면적이 하중이 됨. 횡 방향 액츄에이터는 기둥 실 험체의 상부 부분에 고정하여 가력하였고 변위 범위는 ±4mm임

35 실험체가 횡 방향으로 움직일 때 양 측면에 4개의 롤러를 설치하여 변위 방향의 이탈이 발생하지 않도록 위치를 강제하였음. 반복 하중을 가하는 G2, 3, 4의 경우에 반복의 기준은 주인장 철근의 최초 항복 시 변위가 됨. 1방향 반복 하중 실험체의 경우 시작 점()과 항복 시 변위(1σ)가 재, 제하의 기준이 되어 2번 반복을 1 cycle으로 가력 함. 그 후의 기준점들은 1σ변위의 배수가 됨. 양 방향 반복 하중 실험체의 첫 번째 기준점은 ±1σ가 되며, 1 cycle의 수와 다음 기준점들은 1방향 반복 하중과 같은 방식임. 실험은 실험체의 내부 저항력이 최대 하중의 8% 이하로 떨어지면 종료하였음. 상세 한 기둥 실험체 및 액츄에이터 설치 도면은 [그림 29]와 [그림 3]에 나타내었음. 4,4 Unit : mm 25kN Actuator (±25mm) 2, ,6 LVDT 5kN Actuato r (±2 5mm) 1,43 63 [그림 29] 철근콘크리트 기둥 실험체 및 재하 시스템 설치 상세도(정면)

36 Hinge 15 2,8 Hinge 43 1, LVDTs 1,32 [그림 3] 철근콘크리트 기둥 실험체 및 재하 시스템 설치 상세도(측면)

37 6) 전체적인 거동 모든 철근콘크리트 기둥 실험체는 파괴하는 과정에서 주인장 철근이 휨에 의해 항복하였음. 균열과 커버 콘크리트의 박리가 대부분 소성힌지 영역에서 발생하여 최종적으로 파괴하였음. [그림 31]은 최종적으로 파괴했을 때 실험체들의 하중-처짐 곡선임. 축력이 없는 M-, C2-S, C2-L 실험체의 경우 소성힌지가 기둥 아래쪽 하부 부분 근처에서 발생 하였음. 소성힌지가 발생한 기둥 부분의 전단보강철근은 항복하였고 그 후 대각 균열의 폭이 커지면서 파괴하였음. 축력이 없는 실험체는 축력이 있는 다른 실험체에 비해서 핀칭효과가 크게 나타나고 이로 인해 에너지 소 산 능력은 상대적으로 작아짐. M- 실험체는 액츄에이터의 변위 용량을 넘었기 때문에 임의로 실험을 종료하였음 Monotonic load s 2 1s - s s 5 6s s Monot onic load Cyclic load type M- M-15 M Deflection 3 C1-15 C Deflection 15 Cyclic load type 2 (Smaller amount of shear reinforcement) 15 Cyclic load type 2 (Larger amount of shear reinforcement) s 2 1s C2-S - s C2-15S - Cyclic s load s s Deflection -1 C2-L C2-15L C2-3L Deflection [그림 31] 그룹 별 하중-처짐 곡선

38 .6 (a) Monotonic load.6 (b) Cyclic load-type M- M-15 M Deflection (mm).15 C1-15 C Deflection (mm).6 (c) Cyclic load-type2 (Smaller amount of shear reinforcement).6 (d) Cyclic load-type 2 (Larger amount of shear reinforcement) C2-S C2-15S.15 C2-L C2-15L C2-3L Deflection (mm) Deflection (mm) [그림 32] 그룹 별 길이 방향 변형률-처짐 곡선 7) 게이지 변형률 분석 (1) 최초 항복 시 변형률 모든 실험체가 대각 균열의 진전에 의한 파괴이므로 주인장 철근이 항복하기 이전에 파괴를 한 것인지 휨 항복 후 파괴를 한 것인지 확인 할 필요가 있음. [그림 32]는 각 실험체군의 주인장 철근이 최초 항복할 때의 게이지 변형률과 처짐과의 관계를 보여줌. 모든 실험체는 약 4mm의 횡 방향 처짐이 발생하였을 경우 항복 변형률인.2를 초과하는 변형률 값을 가지는 게이지가 존재하였음. 즉, 파괴는 휨 항복 후 발생하였다고 판단 할 수 있음. (2) 실험체의 게이지 변형률 변화 휨 항복 여부를 확인하고 각 게이지 변형률이 어떤 부분에서 진전하였는지 그 정도와 순서 위주로 파악하 였음. [그림 33]-[그림 36]은 실험 수행 일정 시간이 흐른 후 각 실험체군의 변형률-처짐 곡선임. 처짐이 약 5mm이 되면 모든 게이지는 항복 변형률인.2값에 준하는 변형률을 보여주며 실험이 계속되면 변형률

39 진전의 차이를 보여줌. C1-15 실험체의 경우 가장 먼저 하부 부분으로부터 7mm 떨어진 7번 게이지가 항복점까지의 싸이클 이 후 첫 번째 싸이클에서 진전을 시작하였음. 이 후에 하부 부분의 표면으로부터 콘크리트 안쪽으로 5mm인 게이지 3번이 게이지 7번가 진전한 그 다 음 싸이클에서 변형률 진전이 이루어졌음. 그 다음 싸이클에서 하부 부분에서 14mm 떨어진 게이지 5번의 변형률 값이 아주 급격하게 증가하여 최 종적으로 가장 큰 변형률 값을 보여주었음. 정면에 부착된 게이지 3~8개 6개 중에서 위에서 언급한 3개 이 외에는.2 이상으로 증가하여 않았음. 일반적으로 모멘트가 가장 크게 작용하는 부분에서부터 변형률 진전이 있을 것이라고 판단하지만 C1-15 실험체의 경우 엇갈린 형태로(+7mm -5mm 14mm) 증가하였음 G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) M G9(-5) G1(2) G11(14) G12(25) M G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) Deflection M Deflection Deflection [그림 33] G1 실험체들의 게이지 변형률-처짐 곡선

40 이런 현상은 다른 실험체에도 나타났음. 균열 면에서는 철근이 보다 큰 응력이 작용하는데 전단력이 존재 하는 경우 균열은 모멘트가 큰 쪽에서만 발생하지 않기 때문임. 즉, 휨 균열과 전단 균열의 발생 여부와 순서에 따라 소성 힌지의 영역의 확장과 방향이 결정됨. 양방향 반복 하중 실험체군인 G3, G4는 그래프의 간소화를 위해서 3번째 싸이클(5, 6번째 반복 하중)로 제한하였음. 모든 실험체는 실험을 진행하면 약 2~3곳의 게이지가 급격하게 증가하는 구간이 발견되었음..1 C C G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) Deflection Deflection [그림 34] G2 실험체들의 게이지 변형률-처짐 곡선 G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) C2-S(3rd cycle) G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) C2-15S(3rd cycle) Deflection Deflection [그림 35] G3 실험체들의 게이지 변형률-처짐 곡선 - 4 -

41 C2-L(3rd cycle) G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G8(2) G6(25) C2-15L(3rd cycle) G3(-5) -.6 G4(2) G7(7) G5(14) -.8 G8(2) G6(25) G3(-5) G4(2) G7(7) G5(14) G6(25) Deflection C2-3L(3rd cycle) Deflection Deflection [그림 36] G4 실험체들의 게이지 변형률-처짐 곡선 철근콘크리트 압축강도의 15%, 3%가 축력으로 작용하는 나머지 실험체 모두 유사하게 소성힌지 영역의 커버 콘크리트가 탈락하고 대각 균열의 발생과 함께 파괴하였음. 단조 하중으로 실험체군인 G1을 제외하고 나머지 실험체들은 최종적으로 유사한 처짐 값을 보여주었는데 콘크리트 압축강도의 15%가 축력으로 작용하는 실험체는 약 4mm(최대하중의 8%가 되는 시점에는 약 23mm), 3%가 작용하는 실험체의 경우 약 25mm(최대하중의 8%가 되는 시점에는 약 13mm)의 결과 값을 보여주었음. 반복 하중은 소성힌지 영역의 커버 콘크리트 탈락과 균열 진전에 더 큰 영향을 준 것으로 판단됨. 모든 실험체는 공통적으로 축력이 증가할수록 내력이 약간 증가하고, 처짐은 내력의 증가율에 비해 크게 줄어들었음

42 횡 방향 하중이 지속적으로 증가하면 소성힌지은 길이 방향으로 늘어나게 됨. 이는 부재의 연성과 이력곡 선에서의 에너지 소산 구간에 영향을 줌. 실험체에 작용하는 축력은 전단력의 크기와 부재의 거동에 영향을 줄 것이라고 예측하였음. 실험 결과의 그래프를 통해서 축력이 큰 실험체일수록 처짐이 같을 때의 길이방향 변형률이 작다는 것을 확인할 수 있 음. 즉, 축력이 클수록 그렇지 않은 부재에 비해서 상대적으로 취성적으로 거동할 수 있음. 하지만 이 과제에서 설정한 축력 외 변수인 콘크리트 압축강도의 15%, 3%에서 나머지 두 변수, 하중 패 턴과 전단보강철근비는 부재의 거동에 큰 영향을 주지 않았음. 8) LVDT 변형률 분석 게이지 변형률을 통해서 주인장 철근의 항복 여부와 균열 면의 위치를 예상할 수 있지만 게이지 변형률 변 화 만으로 소성힌지 영역을 판단하기에는 다소 무리가 있음. 소성힌지는 철근콘크리트 부재가 소성영역일 때 발생하는 부분임. 철근의 내력변화가 철근콘크리트 부재의 소성영역을 결정하는 주요한 원인 중 하나지만 소성힌지는 재료 단위보다 부재 단위에서 판별하는 것이 더 바람직함. (1) 실험체군의 LVDT 변형률 변화 LVDT의 변형률은 균열이 진전되면서 증가함. 재하 초기에는 모멘트가 증가함에 따라서 휨 균열이 기둥.2 F~G C C1-15 E~F D~E.15 Deflection C C~D Deflection C Deflection Deflection [그림 37] C1-15 실험체의 각 구역별 LVDT 변형률-처짐 곡선

43 아래쪽에 발생하지만 재하가 진행되면서 전단 균열에 의해 LVDT 변형률이 변화하였음. C1-15의 예를 들어보면 하부 부분에 설치된 A~B, 기둥 아래쪽에 설치된 B~C는 변형률의 변화가 거의 없었음. 게이지 변형률이 크게 증가한 시점에서 게이지가 부착된 철근 주변의 LVDT가 상당한 증가를 보여주었음. 5번과 7번 게이지가 부착된 그 부근 LVDT(C~E 구역)은 특정한 시점에서 큰 폭으로 증가하였음. F~G 구역은 특별하게 크게 증가한 구간은 없지만 하중이 반복함에 따라서 변형률도 일정한 폭으로 반복 됨을 보여주었음. 3번 게이지 부근은 하부 부분이기 때문에 LVDT로 판단하기에는 어려움이 있었고 실제 부근 설치된 LVDT의 변형률은 주목할 만 한 변화를 보여주지 않았음([그림 37] 참조) (2) LVDT 변형률 변화 공통적으로 게이지 변형률의 변화가 발생한 곳 주위의 LVDT 변형률이 게이지 변형률 값에 준하거나 그 이상의 변화를 보였음. A~B를 제외한 5개의 구역 중에서 모든 실험체가 3~4곳에서 큰 변형률의 변화를 보여주었음. 결과에 대 한 그래프는 [그림 38]~[그림 4]에 나타내었음 A~B B~C C~D D~E E~F F~G M A~B B~C C~D D~E E~F F~G M A~B B~C C~D D~E E~F F~G Deflection M Deflection Deflection [그림 38] G1 실험체들의 LVDT 변형률-처짐 곡선

44 A~B B~C C~D D~E E~F F~G C A~B B~C C~D D~E E~F F~G C Deflection Deflection [그림 39] G2 실험체들의 LVDT 변형률-처짐 곡선.2 C2-L.2 C2-15L A~B B~C C~D -.15 D~E E~F F~G A~B B~C C~D D~E E~F F~G Deflection C2-3L -.1 A~B B~C C~D -.15 D~E E~F F~G Deflection Deflection [그림 4] G4 실험체들의 LVDT 변형률-처짐 곡선

45 9) 소성힌지 길이 LVDT 변형률 결과를 바탕으로 본 실험체들의 최종적인 소성힌지 길이를 산정함. 소성힌지 길이의 산정 기준은 다음과 같음. 첫째, 게이지 변형률이 항복변형률(.2) 이상인지 확인함. 두 번째, 항복변형률(.2) 이상의 부분에서 지속적으로 증가하는 LVDT 변형률이 게이지 변형률 이상의 값을 보일 때 소성힌지 영역이라고 산정함. [그림 41]은 각 그룹 별로 최종적으로 산출한 소성힌지 길이임. C2-L은 1번, 2번 게이지 값에서 변형률의 증가가 나타났으므로 철근의 미끌림이 발생한 것으로 보임. 그래프에서 Y축에는 산정방식으로 구한 실험체의 소성힌지를 유효폭(d)으로 나눈 값임. 소성힌지 길이는 약.8~1.75d 값을 보여주었음. 이는 기존 Baker등의 제안 식과 상당한 차이를 보임. 이렇게 큰 차이를 보이는 이유는 소성힌지 내에 작용하는 전단력의 영향이라고 파악됨. 부재에 발생하는 전단 균열은 휨 균열과 비교 했을 때 특정한 각도를 가지고 진전되며 전단 균열이 발생하 는 경우 훨씬 광범위하게 변형이 발생함 ([그림 42]). 2. C2-L lp/d M- M-3 M-15 C1-15, -3 C2-S C2-15S C2-15L C2-3L.5 Baker s equation Sawyer s equation M C1 C2-S Group C2-L [그림 41] 그룹 별 최종 소성힌지 길이

46 Flexural crack Shear crack [그림 42] 소성힌지에 발생하는 휨 균열과 대각 균열 축력은 소성힌지 길이에 가장 큰 영향을 주었음. [그림 43]은 [그림 41]에서 분류한 소성힌지의 최종 길 이를 축력에 관해서 재분류한 것임. 그래프는 축력에 따라서 뚜렷한 특징을 보여주고 있음. 축력이 작용하지 않는 3개의 실험체는 1.35~1.75d(C2-L 포함) 값을 보여주고 있으며 이 실험체들의 평균치는 축력이 작용하는 다른 실험체 군의 평균치보다 더 큼. 축력이 콘크리트 압축강도의 15%가 작용하는 4개의 실험체는 약 1.5~1.3d이며 축력이 콘크리트 압축 강도의 3%가 작용하는 나머지 3개의 실험체는.8~1.25d임. 균열의 형태와 소성힌지 길이는 관련이 있음. 전단력이 소성힌지를 지배하는 경우 대각 균열의 수와 각도에 따라 최종 소성힌지 길이가 결정됨. 축력이 크게 작용하는 실험체는 전단력이 더 크게 작용하므로 대각 균열의 수와 각도에 많은 영향을 줄 가 능성이 있으므로 축력이 클수록 소성힌지 내의 균열이 더 빠르게 진전되고 더 큰 각도를 가질 수가 있음. 하지만 전단력이 클수록 더 취성적인 파괴가 유도되므로 축력이 상대적으로 작은 실험체에 비해 더 이른 시점에서 파괴가 발생함. 즉, 전단 경간이 작은 철근콘크리트 부재에 축력이 크게 작용할수록 소성힌지의 길이는 줄어듬. Baker등의 제안 식은 휨 균열이 지배하는 부재에 국한된 실험식이었음. Baker는 축력의 영향을 고려하였 지만 전단보강철근이 없는 경우에 제한하였음. 본 실험 결과를 통해서 정확한 소성힌지 길이를 산출하기 위해서는 전단 경간비와 축력의 영향을 포함한 제안식이 필요하다고 판단됨. 이 과제에서는 가장 유사한 값을 보였던 Baker의 제안식 7) 을 바탕으로 해서 전단 경간비와 축력을 고려한 새로운 식을 제안함. 여기서, k1 = 연강의 경우.7, 냉간가공.9, k3 =.6(fc = 35.2MPa) 또는.9(fc = 11.7MPa), z = 위험단면에서 반곡점까지의 거리, c = 압축연단에서 중립축까지의 거리, d = 단면의 유효폭, P = 축력

47 (kn) [그림 44]는 새로운 식과 실험 결과 소성힌지 길이를 비교한 그래프임. 새로운 식은 본 실험체의 최종 소성힌지 길이와 상당히 일치함을 보여줌. 이 식은 휨 전단 파괴하는 보의 소성힌지의 길이에 대해서 제안한 식이며 전단 경간비(a/d)가 3 이하 일 경우로 제한하였음. 휨 항복 후에 파괴하는 경우 소성힌지 길이 자체는 휨 파괴할 때보다 더 길지만 부재가 더 연성적으로 거 동하는 것은 아님. 식을 이용하면 소성힌지 길이가 길수록 부재가 더 큰 회전각을 가질 수 있지만 전단력에 의하여 극한상태 일 때의 곡률(φu)이 상당히 줄어들어 결과적으로 충분히 회전하지 못하고 파괴됨 C2-L C2-L lp/d M- C2-S C2-15L C2-15S M-15 C1-15 M-3 C1-3 lp/d M- C2-S C2-15L C2-15S M-15 C1-15 M-3 C1-3 C2-3L C2-3L.5 Baker s equation Sawyer s equation.5 New equation Axial force (%) [그림 43] 축력에 따른 최종 소성힌지 길이 Axial force (%) [그림 44] 축력에 따른 최종 소성힌지 길이와 새로운 제안식과의 비교 [축력의 영향] 하중 패턴 및 축력비에 따라서 변화하는 부재의 축방향변형률을 상대적으로 비교하였음. 다만, 부재의 축 방향변형률은 측정 기준점에 따라서 달라지기 때문에 하중과 처짐에 대한 2개의 기준점을 정하고 각각의 기준에서 측정한 축방향변형률을 비교하였음. 부재의 최대 처짐은 부재의 조건에 따라서 다르며 축방향변형률을 최대 처짐 근처에서 측정한 경우와 최대 하중 근처에서 측정한 경우에 차이가 발생할 수 있음. [그림 45]는 처짐을 기준으로 하여 실험체의 처짐값이 2 mm일 때의 부재의 축방향변형률을 비교한 경우 이고 [그림 46]은 하중을 기준으로 하여 실험체의 최대하중의 85%에 도달했을 때 부재의 축방향변형률의

48 Axial strain Monotonic Axial strain Cyclic loading Axial strain Cyclic loading Smaller amount of reinforcement Larger amount of reinforcement n(%) n(%) n(%) [그림 45] 축력에 따른 변위 2 mm 에서의 최대 축방향변형률 Axial strain Monotonic Axial strain Cyclic loading Axial strain Cyclic loading Smaller amount of reinforcement Larger amount of reinforcement n(%) n(%) n(%) [그림 46] 축력에 따른 최대 하중의 85%에서의 최대 축방향변형률 Axial strain n = % Smaller amount of reinforcement Larger amount of reinforcement Axial strain n = 15% Smaller amount of reinforcement Larger amount of reinforcement.81 Axial strain n = 3%.57 Smaller amount of reinforcement Larger amount of reinforcement M C1 C2 M C1 C2 M C1 C2 Loading pattern Loading pattern Loading pattern [그림 47] 하중 패턴에 따른 변위 2 mm 에서의 최대 축방향변형률 Axial strain Smaller amount of reinforcement n = % Larger amount of reinforcement M C1 C2 Loading pattern Axial strain Smaller amount of reinforcement.14 n = 15% Larger amount of reinforcement M C1 C2 Loading pattern Axial strain Smaller amount of reinforcement.14 n = 3% Larger amount of reinforcement M C1 C2 Loading pattern [그림 48] 하중 패턴에 따른 최대 하중의 85%에서의 최대 축방향변형률

49 최대값을 비교하였음. 그림에서 축방향변형률은 축력비가 증가함에 따라서 대체적으로 감소함을 알 수 있지만 단조하중이나 일방 향 하중과 같이 가력 방향이 일정한 경우는 축방향변형률의 감소 비율이 크지 않았음. 양방향 하중이 작용하는 경우에는 축력비가 15%인 경우에 축방향변형률이 급격하게 감소하였음 Height M- M-15 M-3 2 3Δ 2Δ 4Δ Δ 5Δ 4Δ 5Δ 4Δ Column Base 3Δ 5 2Δ 5 2Δ Curvature / yield curvature C1-15 C C2-S 25 2 C2-15S Height Δ 4Δ 15 5Δ 3Δ 1 4Δ 5Δ Height Δ 4Δ 5Δ Δ 4Δ 5Δ Height Δ 5Δ 5 2Δ Curvature / yield curvature C2-L Δ 4Δ 5Δ C2-15L Δ 2Δ C2-3L 4Δ 5Δ Curvature / yield curvature Curvature / yield curvature [그림 49] 실험체 소성힌지 구역의 곡률 분포도 [하중 패턴의 영향] [그림 47]과 [그림 48]은 축력비를 일정하게 하고 하중 패턴에 따라서 변화하는 축방향변형률의 최대값을 나타냄. [그림 47]은 수평 변위 2 mm를 기준으로 하였고, [그림 48]은 [그림 46]과 마찬가지로 최대하 중의 85%에 해당하는 단계에서 변형률 값을 나타냄. 그림에서 축방향변형률은 축력비가 없는 경우에는 하중 패턴이 단조에서 양방향으로 바뀜에 따라서 거의 3배 가깝게 증가하였지만 축력비가 15% 이상인 경우에는 하중 패턴에 따라서 특정한 추세를 보이지 않았 음. 따라서 축력이 크게 작용하는 경우에는 축방향변형률의 절대값이 작고, 하중 패턴과 큰 영향이 없는

50 것으로 나타남. [소성힌지의 길이] 소성힌지 구역에 설치된 LVDT로 측정한 변형률 데이터를 바탕으로 소성힌지 길이를 예측하였음. 산정 기 준은 실험체들의 하중이 최대 하중의 85%가 되는 시점에서 각 구역의 좌, 우 LVDT 변형률의 차를 통해 곡률을 계산하고 이 값을 실험체가 항복할 때의 곡률과 비교하여 초과하는지 여부를 파악한 뒤 지속적으로 증가할 때 이 영역에서는 소성힌지가 발생하였다고 판단하였음. [그림 49]는 단위 변위별 곡률분포를 나타낸 그래프임. 그래프에서 x축은 LVDT를 통해서 계산한 곡률을 항복곡률로 나누어서 나타낸 값이고 y축은 기둥의 밑단부터의 거리임. 이를 통해서 각 구역의 곡률 분포를 항복곡률과 비교해보면 대부분의 실험체에서 LVDT가 설치된 잠재소성힌지 영역 전반에 걸쳐 큰 변형이 있음을 알 수 있음. 1) 기본 부착 메커니즘 규명와 관한 연구 결과의 결론 [휨 부착파괴 메커니즘의 규명] 휨항복 후에 부착에 의하여 파괴하는 부재는 일반적인 휨파괴 (휨항복 후에 소성힌지 구역의 콘크리트 압 축파괴에 의하여 파괴하는 경우)의 연성보다 작은 부재 연성능력을 나타냄. 휨인장파괴의 연성능력은 강도설계법을 이용하여 예측할 수 있지만 휨항복 후의 부착파괴의 연성능력은 강 도해석법을 이용한 연성능력 평가에 의하여 예측하기 어렵고, 특히 철근콘크리트 부재의 부착연성은 소성 힌지의 유 무, 주인장철근의 양, 축력의 고 저, 횡방향보강철근의 양 등에 따라 달라지므로 다양한 변수에 적용할 수 있는 부착연성 평가모델이 필요함. 1 부재의 연성(처짐)과 소성힌지 길이의 변화 측정 : 소성힌지의 길이가 증가함에 따라서 유효 부착길이 가 감소하고 부착 응력이 증가하였음. 결과적으로 부재의 잠재 부착 내력이 감소하여 휨 항복후의 부 재 연성은 감소하였음. 2 소성힌지의 수 : 소성힌지의 수가 증가함에 따라서 부재의 부착 내력이 감소하였음. 결과적으로 유효 부 착길이가 감소하고 부재의 연성은 감소하였음. 3 가력 패턴 : 동일한 처짐에서 가력 횟수를 증가할 경우에 부착 내력이 감소하여 휨 항복후의 부재 연성 은 감소하였음. [전단 부착파괴 메커니즘의 규명] 휨항복 후의 부착 파괴는 구조물이 비대칭 휨모멘트 하중을 받을 때나 중력하중이 지배할 때에는 발생할 확률이 작지만, 지진 하중을 받을 때에는 발생할 가능성이 매우 높음. 따라서 몇몇 설계 기준에서는 휨 부착 파괴를 고려하여 철근콘크리트 부재의 강도 평가법을 제시하고 있으 며 특히, 전단부착파괴는 휨 항복 이후 전단 균열 폭의 증가와 함께 주인장철근의 부착 강도가 감소하며 트러스 메커니즘이 부착에 의하여 지배되는 파괴로 연성 능력을 저하시킴. 1 트러스 모델에 의한 평가 : 전단부착파괴 하는 부재의 내력은 트러스 메카니즘을 형성하는 세 가지 부 - 5 -

51 재(콘크리트 압축대, 전단보강철근의 인장대, 주인장철근의 부착력) 의 내력에 근거함. 즉, 세 가지 부 재 중에서 가장 낮은 내력에 의하여 전체 부재의 내력이 결정되므로 부재에 트러스모델을 적용하기 위해서는 세 가지 내력을 전부 평가하고 이 중에서 가장 낮은 내력을 찾아야 함. 2 가력 패턴 : 동일한 처짐에서 가력 횟수를 증가할 경우에 전단보강철근의 인장내력은 큰 변화가 없지만, 주인장철근의 부착 내력은 급격하게 감소하므로 이를 트러스모델의 내력에 반영하여야 함. [실험에 의한 관찰] 부재의 부착내력은 소성힌지의 길이, 축방향변형률, 가력패턴 등에 큰 영향을 받으며 특히 기둥 부재는 부 착에 의하여 파괴되는 경우가 많음. 이 연구에서는 부재의 부착 연성을 평가하기 위한 기본 단계로 휨 항복 하는 철근콘크리트 기둥 실험체 1개의 실험 연구를 수행하였으며, 실험에서 관찰된 결론을 정리하면 다음과 같음. 1 부착이나 전단이 지배하는 부재의 소성힌지 회전각은 휨이 지배하는 경우의 소성힌지 회전각보다 작았 음. 즉 휨 전단 파괴하는 부재는 휨 파괴하는 부재보다 취성적이었음. 2 부착이나 전단이 지배하는 부재의 소성힌지 길이는 휨이 지배하는 경우의 소성힌지 길이보다 길었음. 전단력은 부재에 대각 균열을 발생시키고 대각 균열은 휨 균열에 비해 훨씬 광범위하게 발생하기 때문 3 소성힌지 길이에 대해서 Baker 등이 제안한 식은 휨 파괴하는 경우로써 이 과제의 휨 전단 파괴하는 부 재와는 큰 차이를 보였음. 4 소성힌지의 회전각과 길이는 3가지 실험 변수 중에서 축력의 영향을 가장 많이 받았음. 축력이 클수록 회전각과 소성힌지의 길이가 줄어들지만, 축력이 존재할 때 전단보강철근과 하중 패턴에 의한 차이는 크지 않았음. 5 축력이 존재하지 않는 경우 부재는 하중 패턴의 영향을 많이 받았음. 반복 하중을 받는 실험체는 주인 장 철근이 항복하고 난 후에 소성힌지의 축 방향 변형률이 급격하게 증가하지만 단조 하중을 받는 실험 체는 주인장 철근의 항복과는 상관없이 축 방향 변형률이 일정하게 증가하였음

52 3.3 부착파괴 메커니즘 규명을 위한 축방향변형률의 변화 차 실험의 개요 [실험 목표] 철근콘크리트 부재에 대한 구조설계는 철근콘크리트 부재의 연성파괴를 유도하기 위하여 전단이나 부착 내 력이 휨 내력보다 크게 하여 휨인장파괴가 선행 되도록 유도함. 또한 철근콘크리트 보에 소성 힌지가 발생하도록 설계해서 보에서 파괴가 진행되도록 하여 기둥에는 피해 가 적게 발생하도록 하므로 대부분의 내진 설계에서는 약 보-강 기둥의 설계 개념을 통하여 보에 소성힌 지가 발생하도록 설계함. 하지만 강한 횡하중이 작용할 경우 소성붕괴메커니즘에 의하여 소성힌지는 보의 양 단부에 발생한 이후 최 종적으로 최하층 기둥 하부에도 발생 할 가능성이 있음. 철근콘크리트 구조물의 최하층 기둥은 고축력이 작용하기 때문에 부재의 단면 크기가 상부층 기둥의 단면 보다 일반적으로 크고 이런 단면이 큰 부재의 전단경간(모멘트 반곡점으로부터 소성힌지 하단부까지의 거 리)은 약 2-3 정도의 작은 값을 가지게 됨. 전단경간비가 비교적 작은 부재는 주철근이 휨에 의해 항복했다고 하더라도 전단이나 부착의 영향을 강하 게 받게 되어 휨항복 후에 전단파괴하거나 휨항복 후에 부착파괴 할 가능성이 있음. 이러한 파괴(휨항복 후에 전단파괴나 휨항복 후에 부착파괴)는 휨항복 후에 파괴가 소성힌지에 집중되어 소성힌지 구역 내의 콘크리트가 휨압축파괴 하는 경우(이하, 휨파괴)에 비하여 연성 능력이 작아지며 주인 장철근이 항복 했음에도 불구하고 소성힌지 영역에 핀칭효과가 발생하게 되어서 에너지 소산 능력이 저하 됨. 지금까지 몇몇 연구자에 의하여 제안된 부재의 소성힌지에 대한 연구는 축력, 콘크리트의 강도, 부재의 폭 등이 소성힌지의 길이에 미치는 영향을 파악하였고, 부재의 연성이 증가한 후에 최종적으로 발생하는 소성 힌지 구간의 길이 예측에 집중되었음. 이러한 연구는 휨파괴하는 부재의 연성률에 대한 평가에 대해서는 충분한 정보를 제공해 줄 수 있지만 휨 항복 후에 전단파괴하거나 휨항복 후에 부착파괴하는 경우에 대해서는 그렇지 못함. 또한 기둥은 보와는 다르게 축력이 크게 작용하는데 이를 고려한 연구는 많지 않음. 휨항복 후에 전단 또는 부착파괴하는 기둥의 연성을 예측하기 위해서는 부재의 연성과 소성힌지의 길이 변 화에 대한 정보가 중요함. 즉, 파괴시의 전체 소성힌지 길이가 아니라 연성의 변화에 따른 소성힌지 길이 의 변화에 대한 예측이 필요하고 이를 위해 소성힌지의 길이 확장에 영향을 주는 요소를 파악할 필요가 있 음. 실험에서는 부재의 연성을 보다 직접적으로 관찰하고 파악하기 위해서 축방향변형률에 대한 연구를 수행하 였음. 축력이 증가함에 따라서 축방향변형률이 감소한다는 것에 대해서는 여러 연구자에 의하여 지적되었지만 축 력과 축방향변형률의 관계를 명확하게(정량적으로) 규명한 연구는 많지 않음. 이 연구에서는 축력을 포함하여 하중 패턴과 전단보강비 등이 축방향변형률에 미치는 영향을 규명함을 목

53 적으로 하여 총 1개의 철근콘크리트 기둥을 제작하였음. 부재의 축방향변형률에 영향을 주는 주요 요소를 축력, 하중패턴, 전단보강근의 철근비로 설정하였음 [실험체] 축방향변형률에 가장 직접적으로 영향을 줄 것으로 예상한 축력은 3가지 크기로 나누었음. 축력이 작용하지 않는 경우에 대해서 2개, 축력비가 5, 1%인 실험체가 각각 4, 4개임. 축력이 같은 실험 군내에 하중패턴과 전단보강비의 차이를 두고 실험체를 제작하였음. 자세한 물성치는 [표 4]에 표시함. 실린더 실험을 통해서 구한 콘크리트의 압축강도는 이 과제의 실험체에서 약 28MPa이었음. 전단보강철근의 강도에서 약 63MPa 차이가 있었는데 이를 반영했을 때 모든 실험체는 잠재 전단 강도비 ( / 여기서 는 ACI code)에 의해서 계산된 전단 강도이고 는 휨 항복 시의 전 단 강도임)는 1.23에서 2.46로 주인장철근이 휨항복하고 난 후에 파괴하도록 설계하였음. [그림 5]은 실험체의 철근 배근도 및 구체적인 형상을 나타냄. 가력점으로부터 기둥의 끝단까지 거리는 63 mm, 유효폭은 21 mm으로 전단경간비가 3임. 실험체는 크게 3부분으로 나눌 수 있음. 횡하중과 축력이 직접 작용하는 상부 부분과 실험체의 고정을 위 한 하부 부분, 실험의 대상인 기둥 부분임. 횡방향 처짐과 P-Δ 효과를 파악하기 위해 상부 부분에 LVDT를 각각 2개씩 설치했으며 소성힌지 영역에 3부분으로 나누어서 축방향변형률을 파악하기 위한 LVDT를 약 21 mm에 걸쳐서 설치하였음. Columns (MPa) s (mm) [표 4] 실험체의 전체 물성치 Longitudinal tensile Shear reinforcement reinforcement ρ t A t n Aw (mm2) (MPa) (ea) (mm2) ρ w (MPa) n(%) Load C C2 C C2 C M C C2 C C2 C C2 C M C C2 C C1 C C2 f c' : concrete cylinder strength, s : stirrip spacing, ρ = A/A c, A t : total area of stirrup, A w : area of longitudinal steel, f y : yield stress of steel, n : the number of tensile reinforcement, n = axial force / f c'a c, M : monotonic loading, C1 : two half-reversed cyclic loading, C2 : two full-reversed cyclic loading

54 . 1,43 1, Forward Back C B A C B A 6 LVDT setting for Plastic hinge (3 region) [그림 5] 실험체의 전체 치수 및 측정 장치 4,4 Unit : mm 25kN Actuato r (±2 5mm) 2, ,6 LVDT 5kN Actuato r (±25 mm) 1,43 63 (a) Setup of loading system with two actuators (b) Photograph of setup [그림 51] 실험체 설치 [그림 51]은 실험체 설치도임. 실험은 5KN 용량의 2대의 엑츄에이터를 이용해서 준정적으로 가력하였 음. 횡방향 엑츄에이터의 변위 용량은 ± 25 mm으로 실험을 수행하는데 길이의 제한은 따르지 않았음. 실험체의 하부 부분에는 고장력 볼트를 사용하여 체결하여 실험체의 관찰부분 외 변형이나 미끌림 발생을 억제하였음. 실험체의 내력이 최대하중의 85% 이하로 떨어지는 시점에서 실험을 종료하였음

55 3.3.2 실험 결과 [전체적인 거동] 모든 실험체는 휨에 의해 주인장철근이 항복하고 난 후에 소성힌지 영역에 집중하여 발생한 균열에 의해 최종적으로 파괴하는 거동을 보여주었음. 균열은 실험 초기에 휨에 의해서 부재 방향에 수직하여 발생하고 이 후 실험이 진행될수록 대각방향으로 진전하는 형태로 관찰되었음. 면외 하중에 의한 비틀림이나 주철근의 좌굴에 의한 파괴는 발생하지 않았 음. 최대하중의 85%까지 내력이 감소한 시점까지의 하중-처짐 이력은 그림 에 나타내었음. 전단보강철근의 철근비는 축력이 작용하지 않거나 작은 경우에 연성에 영향을 준다는 것을 확인할 수 있지만 축력비가 클 경우 실험체의 연성은 전단보강비보다는 축력의 영향을 크게 받고 콘크리트의 압축파괴가 발생하기 쉽기 때문에 증가하는 효과는 크지 않았음. 1 C series (full-reversed cyclic loading) 1 C5 series (full-reversed cyclic loading) C-1 C Deflection C1 seires (full-reversed cyclic loading) -5 C5-2 C5-3 C Deflection M and C2 pattern C1-2 C Deflection -5 C5-1 C1-1 C Deflection [그림 52] 각 실험체의 하중 - 처짐 그래프

56 [그림 52]의 하중-처짐 곡선에서 축력에 따라서 부재의 하중-처짐 곡선, 연성 능력, 에너지소산능력이 변 화함을 알 수 있음. 축력이 콘크리트의 구속 효과를 증가시킴으로 인해서 기둥의 내력이 약간 상승하여 이에 따라 부재의 최대 하중이 증가하였음. 핀칭효과가 줄어들었지만 균열 발생 후 콘크리트의 유효압축강도의 감소로 인해 결과적으로 전단내력이 줄 어들어 연성이 감소하였음. [축력과 연성의 관계] 실험결과 축력과 하중 그래프에서 축력이 크게 작용하는 실험체일수록 최대 하중 이 후 하중 저감의 시점 이 이르기 때문에 최종적인 파괴가 빨리 나타난 다는 것을 확인 할 수 있었음. 이를 보완하여 정량적인 비교를 위해서 기존의 연성 모델을 사용하여 나타내었음. 실험 후 정 부방향 최대 하중과 항복 변위, 최대 하중과 최대하중의 85% 일 때의 변위 그리고 이를 통해서 연성률을 구하였음. 항복 변위는 Priestley 등 8) 의 제안 모델에 근거하여 계산하였음. 축력이 커질수록 연성이 줄어드는 뚜렷 한 경향을 보여주었음. 반복하중을 가하는 경우 단조하중이 작용하는 실험체보다 대체적으로 연성이 작음을 알 수 있으며 이는 반 복하중이 작용할 때, 부재에 발생하는 균열의 벌어짐, 미끄러짐의 증가의 정도가 더 크기 때문이라고 판단 됨. [소성힌지 영역의 축방향변형률] [그림 53]은 이 과제에서 수행한 1개 실험체의 소성힌지 영역의 횡방향 처짐에 따른 축방향변형률 이력 곡선이며, 변형률은 기둥의 아래쪽의 잠재적인 소성힌지 발생 영역에 설치한 LVDT로 측정하였음. 축력이 작용하지 않은 실험체군은 모두 양방향 반복하중이 작용하는 실험체로써 주인장철근이 항복한 후 변형률이 지속적으로 증가하였음. 전단보강근철의 차이에 따라서 연성의 차이는 존재하지만 실험 진행에 따른 증가비율은 비슷하였음. 축력이 존재하는 실험체에서는 크기의 차이가 있었지만 길이방향 신장 억제 효과가 발휘되었음을 그래프를 통해서 관찰할 수 있음. 축력비가 5%인 실험체 중 일부는 신장 억제 효과가 크지 않았음. 따라서 주인장철근의 항복 후 실험 종료 시까지 변형률이 점차 증가하였지만 축력이 없는 실험체에 비해서 작은 변형률을 보여주었음. 전단보강철근의 간격이 8mm인 실험체 2개를 비교했을 때, 축력이 없는 실험체의 경우 횡처짐이 2mm 가 되는 지점에서 약.2의 변형률을 나타내었지만 축력가 5%인 실험체의 경우 같은 지점에서 변형률은 약.18 이었음. 축력비가 1%인 실험체에서는 축력이 없거나 축력비가 5%인 실험체에 비해서 뚜렷한 신장 억제 효과를 확인할 수 있음. 주인장철근이 휨항복한 후 변형률이 크게 증가하지 않고 실험 종료 시 약.1.15 의 작은 변형률을 보여주었음

57 C-1 C C5-1(M) C5-2 C5-3 C C1-1 C1-2 C1-3(C1) C Deflection Deflection Deflection [그림 53] 실험체의 축방향변형률 - 처짐 그래프 [단조하중, 1방향 반복하중을 받는 실험체] 이 연구에서는 주철근이 휨 항복한 후에 파괴하도록 설계하였기 때문에 이러한 거동에서 발생하는 대각균 열을 고려하여 유효길이 d(= 21mm)까지를 잠재적인 소성힌지 발생 영역으로 가정하였고 실험체 계획에 서 LVDT 설치 구역 중 (A + B + C)구역(실험체 하부 부분으로부터 21mm)에 대한 분석도 포함함. 비교는 최대하중의 85%까지 내력이 감소한 시점을 기준으로 하였음. [그림 54(a)]는 단조하중이 작용하는 실험체의 축방향변형률에 대한 그래프임. 축력이 작용하지 않는 실험 체의 경우 축방향변형률은 약.35.4에서 형성되었음. 축력비가 5%, 1%, 3%인 실험체에서는 각각 약.2.25,.1.15,.1.4 이었음. 기둥에 작용하는 축력이 부재의 축방향 신장의 억제에 직접적으로 영향을 준다는 것을 확인할 수 있음. 축 력으로 인해서 부재의 균열 확장이나 철근의 인장 변형은 억제가 되지만 콘크리트의 전단 변형이 증가하여 부재의 거동이 취성적인 특성을 가지게 됨. [그림 54(b)]는 1방향 반복하중을 받는 3개 실험체에 대한 축방향변형률 그래프임. 축력의 증가에 따라서 단조하중이 작용하는 실험체와 마찬가지로 축방향변형률이 감소하는 현상을 보여주었음. 축력비가 1%가 작용하는 실험체에서 (A + B + C)구역의 변형률이 (A + B)구역의 변형률보다 큰 것 을 알 수 있는데 이는 A구역(14 21mm)의 변형률이 다른 구역보다 상대적으로 크다는 것을 보여주 는 것임. 이는 전단력에 의해 발생하는 대각균열이 휨균열보다 훨씬 광범위한 영역에 걸쳐서 발생하기 때문인데 부 재가 휨에 의해서 항복했다고 하더라도 최종적인 파괴과정에서 전단의 영향이 크다는 것을 보여주는 한 예 라고 할 수 있음. [양방향 반복하중을 받는 실험체] [그림 55]는 양방향 반복하중이 작용하는 실험체의 축방향변형률 그래프임. [그림 24(a), (b), (c)]는 띠철근의 간격을 각각 4, 6, 8mm 으로 분류한 것임. 이 실험체들 역시 앞 선 단조하중과 1방향 반복하중 실험체에서 관찰할 수 있는 축력의 영향이 나타났지만 전단보강철근의 철 근비에 따른 축방향 변형의 뚜렷한 차이는 파악하기 힘들었음

58 축력이 없는 경우 축방향변형률은 모두.3 이상의 비교적 큰 값을 보여주었음. 전단보강철근의 간격이 4 mm일 경우 축력비가 5%일 때 축방향변형률의 감소가 크기 않거나 오히려 증 가하였는데 이는 실험체의 물성치와 환경의 차이에 기인한 것으로 실험 오차라고 판단됨. 축력이 없는 실험체는 1차 실험체의 실험 자료이고 축력비가 5%인 것은 본 실험에서 수행한 결과임. 이 차이를 제외하고 전체적인 양상은 단조하중과 유사하였음..8.7 Monotonic A + B region at point of 85% Pmax A + B + C region at point of 85% Pmax C1 pattern loading with 6 mm spacing.8 A + B region at point of 85% Pmax.7 A + B + C region at point of 85% Pmax (A+B) 21 (A+B+C) Axial force ratio (%) (a) Axial strain of members subjected to monotonic loading Axial force ratio (%) (b) Axial strain of members subjected to half cyclic loading LVDT setting for Plastic hinge (3 region) [그림 54] 단조하중과 1방향 반복하중을 받는 실험체의 축방향변형률 C2 pattern loading with 4 mm spacing.8 A + B region at point of 85% Pmax.7 A + B + C region at point of 85% Pmax Axial force ratio (%) (a) Axial strain of members subjected to full cyclic loading with 4 mm spacing C2 pattern loading with 6 mm spacing.8 A + B region at point of 85% Pmax.7 A + B + C region at point of 85% Pmax Axial force ratio (%) (b) Axial strain of members subjected to full cyclic loading with 6 mm spacing C2 pattern loading with 8 mm spacing A + B region at point of 85% Pmax A + B + C region at point of 85% Pmax Axial force ratio (%) (c) Axial strain of members subjected to full cyclic loading with 8 mm spacing [그림 55] 양방향 반복하중을 받는 실험체의 축방향변형률

59 3.4 해석 모델의 제안 단면 휨해석법에 의한 기둥 부재 축방향변형률의 변화에 대한 고찰 철근콘크리트 기둥의 부재 축방향변형률( )을 예측하기 위하여 단면 휨해석법 9) 으로 를 조사하였음. [그림 56]은 해석에 사용된 철근 콘크리트 부재의 단면 분할 모습을 나타냄. 부재의 단면은 축과 축 방 향으로 각각 과 만큼 분할되어 요소로 구성되어 있음. [그림 57]은 외력에 의해 변형이 발생했을 때 단면의 변형률 분포를 나타냄. 이 단면에 축력, 모멘트, 가 작용할 경우, 축방향에 축방향변형률 와, 축방향에 각각 곡률, 가 발생할 것임. 분활된 단면에 대하여 평면유지의 가정을 사용하여 각 요소의 변형률 증분 를 식(1)과 같이 계산할 수 있음. 는 단면 중심에서의 축방향변형률의 증분이며, 와 는 각각 축과 축방향의 곡률의 증분임. 와 는 각각 단면의 중심에서 요소중심까지의 축과 축방향의 거리임. (1) 가 식(1)을 통해 구해지면 (i,j)요소 중심에서의 응력 또한 식(2)에서 구할 수 있음. 는 (i,j)요소의 탄성계수임. (2) 단면의 축력 증분 과 y축과, z축방향 모멘트의 증분 와 는 식(3)에 의해 구할 수 있음. 는 (i,j)요소의 단면적임. (3) 식(1), (2), (3)을 정리하여 단면의 강성 매트릭스를 식(4)와 같이 계산할 수 있음. (4)

60 [그림 56] 철근콘크리트 단면의 분활 [그림 57] 곡률과 변형률의 관계,,,, 는 단면의 폭, 는 단면의 높이, 는 콘크리트의 압축강도, 와 는, 방향 각각의 단면2차모멘트, 는 요소의 단면2차모멘트임. 해석에서는 축과 축방향 곡률의 증분(, ) 그리고 축력의 증분 ( )이 주어진 후, 조합을 통해 요소의 모멘트 증분( 와 ), 축방향변형 률의 증분 이 얻어짐. 주어진 재료모델과 값에 따라 각 요소의 탄성계수 가 구해짐. 가 구해지면, 식(1)을 이용하여 를 구할 수 있음. 재료모델로써 반복하중을 받는 콘크리트의 응력-변형률 관계를 Maguruma 등의 제안식 1), 철근의 응력- 변형률 관계는 Ramberg-Osgood식 11) 을 기본으로 개발한 Yokoo 등의 제안식 12) 이 사용되었음. 이 연구에서는 하중이력의 영향이 고려된 철근콘크리트 기둥의 부재 축방향변형률 를 예측하기 위해 [그 림 57]과 같이 축방향에서 1방향 휨모멘트를 받는 복철근 장방형 단면을 축방향으로 회 분할하여 해 석하였음. 콘크리트 압축강도는 3 MPa,, 주압축철근과 주인장철근 비는 같으며, 각각 3개씩 배근되었음. 철근의 항 복강도는 4 MPa임. 하중은 [그림 58]과 같이 인장철근의 휨항복시 곡률 값 ± 이후 ±, ± 배로 증가하며 2회 반복 하는 양방향 점증 반복 하중이 가해졌음

61 1방향 휨모멘트를 받는 기둥의 단면 중심의 축방향변형률은 식(5)와 같이 와 의 함수로 결정될 수 있 음. (5) 같은 곡률을 갖는 단면에 대한 값은 [그림 59]에 표시한 바와 같이 중립축 값이 달라짐에 따라 다를 수 있으므로 해석에서 단면 중심에서의 부재 축방향변형률 값은 압축철근과 주인장철근의 변형률, 값의 평균값으로 하였음. ε co( k ) ε c ε co( k+ 1) ε c ε x φ z ( k ) φ = φ + z( k) z( k 1) x x + n( k) n( k 1) ε x φ z( k + 1) h/2 ε t ( k ) ε t ( k+ 1) [그림 58] 하중 패턴 [그림 59] k와 (k+1)단계의 변형률 분포 Name C C5 C1 C15 C3 Axial force ratio Confining coefficient Longitudinal steel [표 5] 해석에 사용된 재료 특성 % 5% 1% 15% 3% 3 (MPa).5 3-D16, =4(MPa), =.113 Axial force ratio = Axial force 단면 휨해석법에 의한 축방향변형률의 예측 해석 실험체는 [표 5]와 같이 콘크리트 압축강도의, 5, 1, 15, 3(%) 비율의 축력을 변수로 함. [그림 6]은 단면 휨해석법에 의하여 구해진 철근콘크리트 부재의 하중-곡률 관계 및 부재 축방향변형률 -곡률 관계를 나타냄. 곡률은 로 곱하여 무차원화 하였음

62 그림에 표시된 위치 는 하중이력의 변화에 상응하여 구별한 곡률과 하중 및 변형률 관계로써 하중 이력에 따른 변화를 관찰하는데 이용되었음. 여기서 A점은 하중이 으로 가력이 시작된 위치, B점은 주 인장철근이 항복한 위치, C점은 첫 번째 최대 변위에 도달한 위치, D점은 하중을 제하한 위치, E점은 하중 이 에 다시 도달한 위치, F점은 하중을 다시 가력하여 최대 변위에 도달한 위치를 나타냄. [그림 6]에서 관찰된 축력의 영향에 따른 축방향변형률 의 주요 특징을 정리하면 다음과 같음. 1 첫째, 하중이 가해지면 는 증가하나 축력을 크게 받을수록 그 증가량은 감소함. [그림 6]에서 B점은 주인장근의 항복점이며 곡률은.3임. C점은 B점의 두 배 곡률 값을 갖는 시점으 로 휨항복 후 지속적으로 하중이 가해지는 구간임. [그림 6]의 B와 C점에서의 상, 하단철근의 변형률을 나타냄. 그림에서 상, 하단철근 변형률의 평균값은 부재 축방향변형률이 되며,, 는 B, C점의 중립축 위치를 나타냄. [그림 6]을 통하여 B점에서 C점으로 2배의 곡률이 증가함에 따라서 부재 축방향변형률( )도 증가함을 알 수 있음. 그러나 축방향변형률( )의 증가 비율은 축력이 증가함에 따라서 감소하였음. 축력이 없는 보(실험체 C)의 경우에 는.2% 이었지만, 축력비가 3%로 증가하는 기둥(실험체 C3)의 경우에는 가.2(%)에 지나지 않아 두 값은 약 1배의 차이를 나타내었음. 이와 같이 동일한 곡률에서 축력이 증가함에 따라서 가 줄어드는 이유는 다음과 같은 두 가지 이유 때문으로 판단됨. 축력이 증가함에 따라 압축철근의 변형률이 증가해서 단면의 중앙부에서의 부재 축방향변형률( )이 감소 함. C점에서 C의 경우는 상하단의 변형률 값이 각각.3과.45이지만, 축력이 많은 C3의 경우 에 상하단의 변형률 값은.23과.27로 압축변형률이 크게 증가함을 알 수 있음. 축력이 증가함에 따라 중립축의 위치가 압축 연단에서 멀어져서 부재 축방향변형률( )이 감소함. 예를 들 어 C점에서 C의 경우는 중립축의 위치가 17mm이지만, 축력이 많은 C3의 경우에 중립축의 위치가 98mm로 감소함을 알 수 있음. 2 둘째, 휨항복 후 하중을 제거하였을 때는 C-D구간에서볼 수 있듯이 이 감소하는데, 휨항복 전의 탄성 구간(A-B)에서의 증가율과 거의 동일한 감소율로 줄어듬. 이는 철근의 응력-변형률 곡선에서 제하시와 탄성 구간에서의 기울기가 동일하기 때문임. 3 제하 후 반대방향으로 하중이 가해지는 때 축력비가 클수록 감소율이 큼. 이 구간은 D-E에서 볼 수 있듯이 이력곡선에 핀칭효과가 나타나고, 의 감소 패턴이 달라짐. 축력비가 클수록 핀칭효과는 미비해지며, 의 감소량이 큼. [그림 61]과 [그림 62]는 하중이력에서 정의 한 점들에 상응하는 철근의 응력-변형률 관계를 해석을 통해 조사한 결과임. 축력비가 클수록 압축 철근의 응력과 변형률이 크고, 인장 철근의 변형률이 작음을 알 수 있음. 인장 철근 의 응력-변형률 곡선에서 D-E구간은 축력비가 클수록 탄성 구간과 가깝게 위치하고 있음. 그 후 반복하중을 받은 후인 F점에서 축력비가 클수록 C점과의 변형률 차이가 작음. 즉, 축력비가 증가할 수록 철근의 잔류변형률을 감소시키는 효과가 있었음. 이로 인해 하중-처짐 곡선에서 핀칭효과를 사라지

63 [그림 6] 해석에 의한 모멘트-곡률, 축방향변형률, 철근의 응력-변형률 관계 게 하여 에너지 소산 능력이 커지며, 축방향변형률 역시 휨항복과 함께 증가를 경험한 이후 D-E구간에서 탄성 구간과 일치할 정도로 다시 감소되는 효과를 보였음. 철근의 응력-변형률 관계 해석 결과를 통해 보는 부재가 반복하중을 받는 동안 철근의 잔류변형률이 발생 하게 되고 이것이 누적되어 최종적으로 부재 축방향변형률이 큰 증가를 보였음. 기둥은 축력의 지배로 인해 철근의 잔류변형이 억제되고, 결과적으로 부재 축방향변형률 값이 보에 비해 작아지게 되었음

64 [표 6] C점의 철근의 변형률 Name C (-).3%.45%.2% C5 (-).7%.42%.175% C1 (-).9%.38%.145% C15 (-).12%.35%.115% C3 (-).23%.27%.2% : 상부근의 변형률, : 하부근의 변형률 [표 7] A~F 점의 축방향변형률 Point C C5 C1 C15 C3 A B C D E F Unit: (%) [그림 61] 잔류 축방향변형률의 변화 [그림 62] 잔류 철근변형률의 변화

65 3.4.3 실험 결과에 대한 고찰 및 축방향변형률 모델 단면 휨해석 결과를 통해 분석한 기둥의 축방향변형률의 특징과 함께 실험을 통해 얻은 기둥의 축방향변형 률의 특징을 관찰하였음. [그림 63]과 [그림 64]는 실험에서 측정된 반복하중을 받는 RC 보, 기둥의 부재 축방향변형률 와 부재 회전각 의 관계를 나타냄. 실험 부재의 특성은 [표 7]과 같음. 실험 결과에서도 해석결과에서 관찰된 바와 같이 하중이 가해지는 동안 는 지속적으로 증가하였고, 보에 비해 기둥은 그 증가율이 작았음. 제하시 의 감소율은 재하시의 증가율과 거의 동일하였음. 제하 후 반대 방향으로 하중이 가해질 때 보는 균열의 폭이 닫혀지는 미끌림 구간이 형성됨. 축력이 없는 보의 경우에는 미끌림 구간에서 가 일정하였지만 기둥은 균열의 폭이 닫힐 뿐만 아니라 늘어났던 변형률 이 다시 감소하며 탄성구간과 같이 복원하였음. 보는 철근의 변형률이 휨 항복과 함께 늘어난 후 하중을 제거하면 잔류변형률이 존재해 미끌림 구간이 형 성되나 기둥은 축력의 영향으로 철근의 잔류변형률이 작아 미끌림 현상을 보이지 않고 이전 경험한 증가 기울기와 가까운 기울기로 다시 감소하였음. 같은 크기의 하중이라도 반복적으로 가해지는 동안에 보는 잔류변형을 생성하며 이로 인해 가 증가하였 지만, 기둥은 축력으로 인해 이 값이 작았음. 이 과제에서는 실험결과와 단면해석에 근거하여 [그림 65]와 같은 부재 축방향변형률 와 부재 회전각 관계를 제안하였음. [그림 65]는 다음의 3가지 경로로 구성하였음. 경로 1: 재하(loading) 및 제하(unloading)시 의 증감 기울기는 동일함. 경로 2: 제하 후 반대하중이 가해지는 구간으로 는 미끌림 현상을 보이며 일정한 변화를 보이거나 축력 의 영향으로 감소함. 경로 3: 동일한 에서 반복하중을 받을 경우 는 증가함. 단면 중심에서의 부재 축방향변형률 는 압축철근의 변형률 와 인장 철근의 변형률 의 평균값에서 구 할 수 있음. (6) 곡률( )과 철근의 변형률 관계, 소성힌지 구간에서 소성힌지길이, 소성힌지회전각 와의 관계는 다음 과 같음. (7) (8) 여기서 는 상하( 上 下 )철근 중심간 거리

66 [그림 63] 보의 축방향변형률과 부재회전각 관계 [그림 64] 기둥의 축방향변형률과 부재회전각 관계 식(7), (8)을 식(6)에 대입하여 아래의 식(9)를 구할 수 있음. (9) 소성힌지길이 는 일본 콘크리트학회의 [콘크리트구조물의 연성과 평가법]에서 쓰여진 식(1)을 사용하

67 며, 소성힌지회전각 는 부재 회전각 과 동일하다고 가정하였음. (1) 이 식에서, 는 전단스팬비, 는 단면 유효깊이. [그림 65] 제안된 축방향변형률과 부재회전각 관계 경로 1의 재하 및 제하시 기둥의 축방향변형률 은 부재 회전각 에 비례하여 보와 같이 선형적으로 증감하되, 그 기울기는 축력비에 따라 반비례([그림 65] 참조)하므로, 식(11)에서 구할 수 있음. (11) (12) 여기서, 는 정( 正 )방향 하중에 대해 축력비에 따른 축방향변형률의 감소 계수로써 실험에 근거([그림 66] 참조)한 식(12)을 통해 구할 수 있음. 는 정( 正 )방향의 부재 회전각, 는 주철근의 휨항복시 변형 률 값임. 경로 2의 제하 후 반대하중이 가해지는 시점에 기둥의 축방향변형률 는 축력비가 커짐에 따라 감소함 ([그림 66]과 [그림 67] 참조). 이 감소 효과를 고려하여 경로 2에서 축력비 증가에 따라 증가를 경험한 값에서 감소하는 기둥 축방향 변형률 는 식(13)에서 구할 수 있음

68 1 α = n p.8 α p.6.4 [그림 66] 경로1의 축방향변형률과 부재회전각 n [그림 67] 와 반복 횟수의 관계 (13) (14-a) (14-b) 여기서, 는 슬립구간에서 축력비의 영향을 고려한 축방향변형률 감소계수로써 [그림 66]에서 표시한 바와 같이 경로 1에서의 증가률에 대한 감소률로 정하였음. [그림 68]은 경로 2의 경향을 정량화하기 위해 경로 2의 과 의 관계를 제안한 모델임. 값의 결정 은 실험을 근거한 축력비를 함수로 하는 식(14-a), (14-b)에 따름. (15) 식(15)는 경로 2의 감소하는 누적 기둥 축방향변형률 에 대한 식이며 는 의 반복수임. 경로 3의 동일한 에서 반복하중을 받는 동안 증가하는 는 식(16)과 같음. (16) (17) 은 부( 負 )방향의 부재 회전각이며, 은 반복하중을 받는 동안 축방향변형률의 축력비에 따른 감소 계 수로 가 구해진 후 함께 계산할 수 있도록 하였음. 제안식(11)~(17)을 이용하여 반복하중을 받는 철근콘크리트 기둥의 하중이력의 변화([그림 69] 참조)에

69 [그림 68] 경로 2의 축방향변형률과 회전각 [그림 69] 경로 2의 제안된 축방향변형률과 회전각 따른 값의 변화([그림 69] 참조)를 추적할 수 있음. 경로 1에서 경로 3까지의 기둥의 축방향변형률 계산식이 제안되었음. 하중제거와 함께 부재의 축방향변형 률이 복원되는 구간은 제외하고 총 늘어난 축방향변형률 값을 손쉽게 예측해보고자 할 때 약산식을 이용할 수 있도록 하였음. 실험에 의한 축방형변형률의 관계는 [그림 7]과 같으며 축방향변형률은 해석과 유사하게 축력에 큰 영향 을 받고 있음을 알 수 있음. [그림 71]과 [그림 72]는 실험에서 관측된 축력과 축방향변형률 관계를 나타냄. 축력이 증가함에 따라서 축방향변형률은 큰 폭으로 감소하였음

70 [그림 7] 실험에 의하여 관측된 축방향변형률과 처짐 관계 - 7 -

71 [그림 71] 실험에 의하여 관측된 축방향변형률과 축력 관계(a) [그림 72] 실험에 의하여 관측된 축방향변형률과 축력 관계(b)

72 실용화를 위해 하중이력의 포락선을 추적하는 식(18)을 함께 제안하였음. (18) 1 반복하중을 받는 철근콘크리트 기둥의 부재 축방향변형률에 대한 모델이 제안되었음. 제안된 모델은 기 둥 부재 축방향변형률을 다음의 3가지 경로로 구분하였음. 경로 1 : 재하(loading) 및 제하(unloading)시 의 증감 기울기는 동일함. 경로 2 : 제하 후 반대하중이 가해지는 구간으로 는 미끌림 현상을 보이며 일정한 변화를 보이거 나 축력의 영향으로 감소함. 경로 3: 동일한 에서 반복하중을 받을 경우 는 증가함. 2 기둥이 보의 경우보다 반복하중을 받는 동안 늘어나는 부재 축방향변형률 값이 작은 이유는 기둥에 작 용하는 축력의 영향으로 인해 철근의 잔류변형률이 작았기 때문임. 해석에 근거하여 축력비가 클수록 값이 감소하는 원인을 규명하였음. 3 부재 축방향변형률을 예측하기 위하여 제안된 식은 축력비를 변수로 한 4개의 철근콘크리트 기둥의 실 제 값을 추적하였고, 약산식은 포락선을 통해 보다 간단히 을 예측하였음. 최대 약 8%의 차이로 유 사한 결과를 보였음

73 3.5 부착 거동에 대한 연성 평가 방법 제안 부착 파괴모드의 결정 이 과제에서는 철근콘크리트 부재의 거동을 휨항복 후 전단파괴하는 부재와 부착파괴하는 부재로 구분하여 결정하였음. 이를 수행하기 위해서는 대상 부재의 잠재전단내력(potential shear force)과 잠재부착내력 (potential bond force) 간의 비교가 필요함. 잠재전단내력과 잠재부착내력은 부재회전각의 함수로 결정됨. 부재가 반복 하중을 받으면, [그림 73]과 같 이 부재회전각이 발생함. 이 부재회전각은 부재의 길이에 대한 변위 값이므로 부재회전각은 작용하는 하중 에 따른 부재의 변형률과 깊은 관련이 있으며, 부재가 항복한 후에는 소성힌지가 형성되어 축방향변형률이 크게 증가함. 부재회전각과 축방향변형률의 관계를 이용하여 부재 축방향변형률 모델과 약산식이 제안되었음. 약산식을 이용하면 부재 축방향변형률을 구할 수 있고, 추가적인 계산을 통해 부재의 잠재전단 내력과 잠재부착 내 력 그리고 휨부착력을 구할 수 있음. [그림 73]은 철근콘크리트 부재의 반복하중 실험을 간략히 나타낸 것으로 하중에 따른 부재회전각의 발생 과 소성힌지의 형성을 표현하였음. 또한 휨항복 후 전단파괴 또는 부착파괴하는 부재의 거동에 따라 해당 파괴시의 부재회전각을 각 거동의 저항 성능으로 평가하는 해석 체계를 나타냄. Shear failure R s l R= min( R, R ) s b Plastic hinge εl R b Splitting bond failure [그림 73] 해석 방법 [그림 74]는 부재회전각과 전단력의 관계 그래프임. 그래프에는 실험 결과와 함께 부재회전각에 따른 세 힘의 변화를 나타내었음. 올바른 비교를 위해서 잠재전단 내력과 잠재부착내력, 그리고 휨부착력 모두 전단력으로 환산한 값을 이용 하였음. 앞서 언급한 대로 잠재전단내력은 해석을 통해 구할 수 있으며, 잠재부착내력과 휨부착력은 각각 부착내력 모델과 평가식을 통해서 구할 수 있음

74 이와 같은 과정을 통해 얻은 각 힘의 곡선을 비교하는데 있어서 우선시되어야 할 사항은 어떤 힘이 부재가 견딜 수 있는 내력이고, 어떤 힘이 외부하중에 의한 외력인지 구분하는 일임. 따라서 잠재전단내력과 잠재부착내력은 철근콘크리트의 단면적과 주인장 철근비, 횡보강근의 간격 등의 부 재 상세에 따른 내력임을 숙지하고, 휨부착력이 외부하중에 의해서 발생하는 부착력임을 숙지해야 함. 2 Applied load (kn) 1-1 test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 74] 휨항복 후 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가 부재의 거동은 각 내력의 비교와 외력과의 관계를 통해 알 수 있음. 잠재전단내력이 잠재부착내력보다 작고, 실험으로 얻은 휨전단력이 휨부착력보다 작으며, 잠재전단내력이 휨전단력과 만나는 부재회전각 지점이 잠재부착내력과 휨부착력이 만나는 지점보다 이를 경우, 이 경우 대 상 부재는 전단 거동의 지배를 받으며, 휨항복 후에 전단파괴할 가능성이 높은 부재로 판단하였음. 반대로 잠재부착내력이 잠재전단내력보다 작고, 휨전단력이 휨부착력보다 크며, 잠재부착내력과 휨부착력 이 만나는 지점이 잠재전단내력과 휨부착력이 만나는 지점보다 이를 경우에는 대상 부재가 부착 거동의 지 배를 받으며, 부착파괴가 발생한다고 보았음. [그림 75]는 부재의 잠재전단내력 가 휨항복 시의 전단력 에 도달할 때의 부재 변형 능력을 전단 거 동에 대한 그 부재의 최대 연성 능력으로 간주한 것인데, 이 과제에서는 잠재부착내력과 휨부착력의 관계 를 추가적으로 도입시켜 보다 다양한 거동에 대한 평가가 동시에 이뤄질 수 있도록 하였음. 따라서 확장된 개념을 간략히 표현하면 [그림 76]과 같음. 이때에도 역시 올바른 비교를 위해 각 힘을 전 단력으로 환산하여 비교하도록 함. 부재의 거동을 예측할 [그림 76]과 같은 해석 결과를 얻기 위해서는 선행연구자가 제시한 잠재전단내력을 구하는 해석 방법과 이를 토대로 한 잠재부착내력, 그리고 휨부착력을 구하는 해석 방법이 필요함

75 위와 같은 비교를 통해 부재의 거동이 결정되면, 그 거동에 맞는 연성 평가 방법을 적용해야 함. 전단이 지배한 경우는 전단 연성 평가 방법을 따르고, 부착에 의해 지배를 받는 경우는 이 과제에서 수행한 제안 평가법을 적용함. [그림 75] 휨항복 후 전단파괴하는 보의 최대 연성 능력 [그림 76] 휨항복 후 전단파괴 및 부착파괴하는 보의 최대 연성 능력

76 3.5.2 부착내력 해석 모델 부착내력 해설 모델은 기존연구자 Eligenhausen 등 3) 과 Morita 등 4) 의 연구 내용을 바탕으로 하였음. 부 착내력은 Morita와 Fujii 4) 에 의해 제안된 식을 이용하여 구하였고, 반복에 의한 부착강도의 저감은 Eligenhausen 등 3) 의 반복 모델 해석을 참조하였음. [부착강도의 계산] 휨항복 이후 부착파괴는 소성힌지 부분에서 전단 균열이 발생하고 균열 폭이 커지면서, 콘크리트의 일부가 탈락함과 동시에 철근과 콘크리트 간의 부착이 약해지면서 발생함. 즉, 부재의 거동이 전단이 아니라 부착 에 의해 지배됨. 따라서 이 과제에서는 쪼갬파괴의 양상을 나타내는 휨부착파괴 부재의 정확한 강도를 구하기 위해서 Morita 4) 등의 제안식을 적용하였고, 부착 모델 역시 실험 결과 수치에 근거한 부착강도와 미끌림 간의 관 계를 도입하였음. 이 모델은 다음과 같이 주인장철근과 횡보강 철근의 배근 상세에 대한 관계로 표현되어 있음. (19) (2) (21) (22) (23) (24) 여기서, 전체 부착강도 콘크리트 주철근, : 와 중 작은 값, : 전단철근 면적, : 힌지 구역외 전단철근 간격, : 별도의 띠철근으로 구속된 주철근 개수, : 별도의 띠철근으로 구속되지 않은 주철근 개수, : 주철근 총개수 [ 반복하중에 의한 부착강도 저감] 반복하중을 받는 철근콘크리트 부재는 철근과 콘크리트 사이에 발생하는 미세 균열의 교차 및 철근 주변 콘크리트의 열화로 인해 최대 부착강도가 감소하게 됨. 이에 기존연구자 Eligenhausen 등 3) 은 실험을 통해 반복하중을 받는 부재의 부착강도 저감에 대한 모델을 제안하였고, 이 과제에서는 이에 대한 해석 부분을 적용하였음

77 반복하중을 받았을 때 철근과 콘크리트 사이의 가장 큰 손상이 발생하는 부분은 첫 하중을 받아서 최대 부 착응력에 도달함. 따라서 반대 방향으로 하중을 받아 미끌림이 발생할 때는 처음의 부착응력보다 감소하게 되며, Eligenhausen 등의 모델에서는 이를 손상계수(damage factor, d)라 명명하고, 적용하여 부착강도 저 감 양상을 계산함. 손상계수 d는 철근과 콘크리트간의 손상 정도를 나타내는 총 소산에너지의 함수임. 즉, 단조하중을 받을 때의 총 에너지양인 와 하중의 반복 시 소산되는 에너지양 로서 무차원의 에너지소산 계수 를 표현하고, 손상계수인 d는 이 값의 함수로 구할 수 있음. [그림 77]을 보면, 값이 커질수록 손상계수 d 값도 커지는 것을 알 수 있으며, 그 기울기는 조금씩 감소하는 것을 알 수 있음. (25) Eligehausen 등은 기존연구를 통해 마찰 부착저항응력 와 미끌림 의 관계를 이끌어냈음. 는 마찰 저 항만 남게 되었을 때의 미끌림 값으로, 단조 부착 거동 하에서 철근과 콘크리트 간의 미끌림 값이 값을 넘어 계속 증가하여도 부착응력은 더 이상 감소하지 않고 일정한 값을 유지하게 됨. Eligehausen 등 모델의 경우에서는 실험 결과로써 정확하게 마찰 부착저항응력값을 구할 수 있지만 이 과 제의 모델로부터는 마찰 부착응력 를 알 수 없기 때문에 Eligehausen 등의 연구를 통해 밝혀진 와 의 관계를 적용하였음. [그림 77] 손상 계수(damage Factor) 부착응력-미끌림 관계 그래프에서 각 지점에서의 변화율을 이용하여 변화율이.4 이하부터는 변화율을 으로 보고 변화율이.4인 지점에서의 미끌림을 극한 마찰 부착 저항에서의 미끌림으로 가정하였음. 와 의 관계를 이용하여 반복시의 마찰 부착저항응력을 구하였음. 또한 Eligehausen 등의 손상계수 d에 의한 부착-미끌림 관계를 살펴본 결과 다른 연구자들 13,14,15) 의 부착 강도 저감에 비하여 크게 나타나는 것

78 을 알 수 있었음. 이 과제의 반복 부착 모델 해석 결과는 [그림 78]과 같음. 1 Bond Stress (MPa) Bond stress Slip (mm) [그림 78] 반복 하중을 받는 부착 모델 [휨부착응력(외력)의 계산] 휨부착응력은 식(2)을 통해서 계산함. 여기서 부재가 반복하중을 받는 경우에는 반복하중에 따른 소성힌 지의 형성 과정에 따라 부재의 유효정착길이가 변화하고, 부재 양단 주인장철근의 항복강도 차이인 가 보다 더 큰 값을 갖게 되므로 이에 대한 식의 반영이 필요함. 소성힌지 발생 시기와 소성힌지 길이의 확장 양상은 Yu-Chen OU 등 14) 의 소성힌지 길이 모델식과 예시 시험체를 이용하였음. 즉, 주인장철근이 항복강도에 도달한 직후 회전각.1rad 이내에서 소성힌지 길이 가 순간적으로 형성된 실험 결과를 도입하였고, 이로써 소성힌지 발생 시의 실험체 변형률과 소성힌지 증 가에 따른 부재 유효정착길이 감소 정도를 예측할 수 있음. 부재의 유효정착길이 는 주인장철근 항복에 따른 소성힌지 형성 여부에 따라, 즉, 부재의 전 체 길이부터 한 쪽의 소성힌지 길이를 뺀 값까지를 경우에 따라 적용할 수 있음. 의 값은 의 배의 값을 갖게 되는데, 이 과제에서는 기존 연구 결과에 근거하여 ) 를 에 대입하여 휨부착응력을 구하였음. 이 해석에서는 콘크리트에 묻혀 있는 철근의 평균응력-변형률 곡선을 적용하였음. Hsu 등 16) 의 실험결과에 의하면 철근의 평균항복강도 와 항복강도 의 관계는 식(26)과 같음

79 (26) [그림 79]는 변형률에 따른 휨부착응력 변화 추이를 나타낸 그래프임. 이 그래프에서 볼 수 있듯이, 평균 변형률에 따른 철근의 평균응력 증가분만큼 휨 부착응력이 증가하며, 소성힌지 형성에 따라 부재회전각.1rad을 전후하여 그 기울기에 차이가 있음을 알 수 있음. f s bare steel bars f y f sn steel bars in concrete 평균 응력-평균 변형률 E s ε snε y ε s [그림 79] 철근의 평균 변형률 [그림 8] 변위-소성힌지 관계

80 5 Flexural Bond Stress 4 Stress (MPa) Rotation angle(rad) [그림 81] 반복하중을 받는 철근콘크리트 부재의 휨부착응력-변형률 관계 부착 연성 평가 방법 이 과제에서는 휨항복 후 부재의 거동을 전단 거동과 부착 거동으로서 먼저 구분하여 예측한 후 전단의 지 배를 받는 부재는 Lee 17) 가 제안한 전단 연성 평가법을 이용하였음. 부착의 지배를 받는 부재는 다음과 같이 이 과제가 제시하고자 하는 부착 연성 평가법을 사용하여 부재의 각 거동에 대한 최대 저항 성능을 평가하였음. 철근콘크리트 부재의 부착강도는 Eligenhausen 등 3) 의 반복하중 모델에 따라 저감하게 되고, 휨부착응력은 소성힌지 길이 확장과 주인장철근의 항복강도 증가에 따라 증가하게 되므로 이 과제에서는 이 두 값을 각 각 부재의 부착내력과 외력으로 간주하고, 두 값이 만나는 지점을 부재의 부착 연성 성능으로 평가하였음. 이 연구에서 제안된 해석법의 계산 과정을 요약하면 [그림 82]와 같으며, 이 해석은 Lee의 잠재전단강도 저하에 따른 연성 능력 평가 방법과 유사하게 반복에 따라 감소하는 부착강도와 휨부착응력이 같아지는 지 점을 최대 연성 능력으로 평가하는 방법을 적용하였음. [그림 82]는 휨항복 후 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 능력 예측을 위한 해석 흐름도를 나타냄. 해석에서는 먼저 부재회전각이 주어짐(Step 1). 부재회전각이 주어지면 부재회전각의 함수인 부재 축방향 변형률 을 부재회전각 증가에 따라 Lee가 제안한 부재회전각과 변형률의 관계를 이용하여 계산함(Step 2). 그 후에 길이 방향 변형률로부터 미끌림을 구할 수 있음. 미끌림은 콘크리트 변형률의 합과 철근 변형률 합의 차이이지만 기존 연구 17,18) 에 의하면 반복하중을 받아 균열의 폭이 커질 경우에 콘크리트 변형률이 미끌림에 미치는 영향이 매우 작다는 것에 근거하여 전체 미끌림은 식(26)과 같이 철근 변형율의 적분을 - 8 -

81 이용하였음. 적분 구간 선택에 대해서는 부재의 유효정착길이로 결정하였음. (26) Step 3에서 구한 부재의 미끌림 값은 반복하중에 의한 강도 저감에 관여하게 되며, 그 전에 식(19) 식 (24)를 통해 잠재부착내력을 결정하고, 반복 모델에 의해 강도 저감 추이를 예측함(Step 3). 다음으로 길이 방향 변형률에 따른 철근의 응력 변화와 소성힌지 길이를 고려한 유효정착길이를 통해 휨 부착력을 구할 수 있음(Step 5). Step 4에서 구한 부착내력은 전단력으로 환산하여 부재의 휨항복 시의 전단력 과의 비교를 통해 부재의 거동이 휨항복 이후에 파괴하도록 검토하였고(Step 6), 휨부착응력의 경우 외력으로서 부재의 부착 파괴를 유도할 수 있어야 하므로 보다 큰 경우에 계속하여 해석을 진행하였음(Step 7). 최종적으로 해석에서 구해진 와 이 같아지는 지점의 부재회전각을 그 부재의 최대 연성으로 간주하 였음(Step 9). Choose rotation of member, Rm (STEP 1) Rm = Rm + Rm (STEP 2) (STEP 3) (STEP 4) (STEP 5) (STEP 6) (STEP 7) (STEP 8) (STEP 9) Calculate axial strain, Calculate slip, S Calculate bond strength, ε ( ε = f ( R )) Calculate flexural bond stress, V V bu fl V bu V V l flexure Yes flexure Yes = V fl Yes l τ bu τ fl Calculate maximum rotation of member, m Rb No No No Calculate maximum rotation of member Rmax = Min( R, R ) (STEP 1) END [그림 82] 부착 연성 평가 해석 흐름도 b s

82 이 과제의 목적은 철근콘크리트 부재의 거동을 파악한 후 그 거동에 맞는 연성을 평가하고자 하는 것임. 이를 수행하기 위한 최종 알고리즘은 전단 알고리즘과 이 과제에서 소개한 부착 알고리즘으로 구성되어 있 음. 따라서 Lee가 제안한 전단성능 알고리즘에 휨 부착력과 잠재 부착내력을 구하는 알고리즘을 추가하였 고, 이 알고리즘은 [그림 83]과 같음. Choose rotation of member, Rm Rm = Rm + Rm Calculate axial strain, ε ( f ( R )) l ε = l m Calculate axial strain, ε ( f ( R )) Calculate slip, S l Rm = Rm + Rm ε = l m Choose strain of shear reinforcement, ε t Calculate bond strength, τ bu Calculate shear force, corresponding to, ε t by MCFT or RA-STM ( V = V + V ) ε l V = V ( ) max = V u Yes V u = V flexural Yes ( ε = ε + ε ) t t t Calculate maximum rotation of member, R s No No Calculate flexural bond stress, V V bu fl V bu V Yes V flexural flexural Yes = V fl Yes τ fl Calculate maximum rotation of member, Rb No No No Calculate maximum rotation angle of member Rmax = Min( R, R ) b s END [그림 83] 연성 평가 알고리즘

83 3.6 부착 연성 평가 및 검증 해석을 통한 부착성능 분석 컴퓨터를 이용한 간단한 연산의 반복을 통해 다음과 같이 잠재전단내력, 잠재부착내력 그리고 휨부착력을 구한 후 각 힘의 비교를 통해 부재의 거동을 파악하였음. 이 과제는 휨항복 후 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 부착성능을 파악하는 것을 주목적으로 하고 있으 므로, 대상 부재 중 부착 거동의 지배를 받는 부재에 대한 해석을 주로 진행하였음. [그림 84]는 그 해석결과 중 하나로 실험 및 해석 결과는 다음과 같은 네 가지의 힘으로 구성됨. 먼저 사 각형점으로 표시된 선은 잠재전단내력이며, 굵은 실선은 잠재부착내력, 가는 실선은 휨부착력, 그리고 점선 은 실제 부재의 실험 결과를 나타냄. [그림 84]의 결과를 보면 잠재전단내력이 잠재부착내력보다 크고, 반복하중에 의한 잠재 부착내력의 저감 과 휨항복 후 소성힌지 형성에 따른 휨부착력 증가로 인해 외력이 부재의 내력보다 커짐을 알 수 있음. 또한 이 시점에서 부재의 휨부착파괴가 예상됨. 이와 같은 부재의 부착 거동은 실험결과와 일치하며, 이 과제에서 부착연성이라 명명한 파괴시점에 관한 논의는 3.6절의 후반부에서 하도록 함. 2 Applied load (kn) 1-1 test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 84] 휨항복 후 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가

84 3.6.2 실험 결과와 비교 및 검토 제안된 평가법에 대한 검증은 이 연구의 실험과 1989년 Toshiyuki 등의 보 실험 18) 과 1995년 ACI에 제출 된 Ichinose 의 기둥 실험 6) 등의 결과와의 비교 검토를 통해 이루어졌음. 실험은 시험체 단면이 15 3 mm, 전단경간비는 1.5이고, 주요 변수는 주인장 철근비와 전단보강철근비 및 간격임. 실험에서는 소 성힌지 구간에 8개의 변위 측정기를 설치하여 소성힌지 구간의 휨변형, 부재 축방향변형률, 부재축과 직각 되는 방향의 변형률 및 전단 변형률을 측정하였음. 시험체는 역대칭 모멘트를 받도록 가력되었음. Toshiyuki 등의 실험 18) 은 시험체 단면 mm의 전단경간비가 2인 보로서, 주요 변수는 이 연구 의 실험1) 과 같음. 이와 같은 기존의 보 실험들은 부착파괴는 물론, 전단파괴에 대한 정보를 얻기 위함 이므로 이 연구에서는 부착파괴를 보인 시험체에 한하여 비교, 검증 과정을 거치도록 하였음. Ichinose 의 기둥 실험 6) 의 경우는 시험체의 단면이 mm이고, 전단경간비는 2, 주요 변수는 전 단보강철근의 양과 축하중비임. 보 실험과 마찬가지로 시험체는 역대칭 모멘트를 받으며, 부착파괴한 시 험체를 대상으로 하였음. [표 8]은 시험체의 특성을 나타냄. [부착 거동 예측에 대한 검증] [그림 85] [그림 92]는 해석 결과의 검증을 위해 도입한 6개의 보 시험체와 2개의 기둥 시험체의 실험, 해석 결과 값임. 각 그래프는 실험과 해석에서 구한 하중과 부재회전각의 관계를 비교하고 있으며, 각 하중은 전단력으로 환산된 값임. 각 그림의 가는 점선은 실험 결과를 나타내고, 굵은 실선은 식(19) 식(24)에서 계산한 부재 의 부착내력을 Eligenhausen 등의 반복 모델을 통한 저감 해석 결과를 나타낸 것임. 잠재부착내력의 실제 해석 결과는 [그림 84]와 같이 하중의 반복사이클에 따라 단계적으로 감소하는 곡선 을 그리지만, 분석의 편의를 위해 각 단계별 최대강도를 이어 하나의 곡선으로 표현하였음. 가는 실선은 부착응력 결과로 탄성 구간과 소성힌지 발생 구간, 그리고 그 이후 구간에 따라 세 가지 형태 의 기울기를 갖고 있으며 소성힌지가 짧은 시간에 급격히 형성되면서 부착응력은 항복 직후의 기울기가 그 이후의 기울기보다 큰 것을 볼 수 있음. 사각형점으로 표시된 실선은 부재 전단강도 저감 해석 결과를 나 타낸 것임. 해석을 통해 거동을 분석한 결과, 각각의 보, 기둥 시험체는 휨 부착파괴가 발생한 것으로 볼 수 있음. 이것은 부재회전각 증가에 따라 감소하는 전단강도와 부착강도의 저감 추이를 비교함으로서 판단할 수 있 는데, 검증을 위해 제시한 8개의 시험체에서 제안한 평가법은 실제의 부착 연성을 비교적 정확하게 예측하 고 있음을 알 수 있음. 부재회전각 증가에 따른 각 하중의 저감 양상에서도 그 상태를 유지함. 시험체의 비교에서 초기 전단강도 가 비교적 작은 값을 갖게 되는데, 이것은 횡보강근의 강도가 작기 때문이며, 부재회전각 증가에 따라 부 착강도가 더 큰 폭으로 감소하여, 부착파괴가 선행됨을 알 수 있음. 이로서 8개의 시험체 모두 부착 거동을 보이는 부재임을 알 수 있고, 이는 실험 결과와 일치함

85 Member Lee Toshiyuki 18) f c ' (MPa) [표 8] 부착파괴가 발생한 해석 대상 시험체의 재료적 특성 s (mm) Shear reinforcement ρ w (%) A w (mm 2 ) f wy (MPa) Longitudinal tensile reinforcement n (ea.) ρ t (%) A w (mm 2 ) f ly (MPa) BB BB BB BB No No Ichinose 6) 2B B f c ' : compressive strength of concrete, s : stirrip spacing, ρ w : shear reinforcement ratio, A w : total area of stirrup, f wy : yield stress of stirrup, A t : area of longitudinal steel, f ly : yield stress of tensile longitudinal bar, n : the number of tensile reinforcement, ρ w : tensile longitudinal reinforcement ratio, n = axial force / f c 'A c n (%)

86 2 (a)bb1 2 (b)bb3 Applied load (kn) 1-1 ductility capacity Applied load (kn) 1-1 test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 85] BB1 시험체의 부착 연성 Rotation angle(rad) [그림 86] BB3 시험체의 부착 연성

87 2 (c)bb5 2 (d)bb7 Applied load (kn) 1-1 ductility capacity Applied load (kn) 1-1 ductility capacity test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 87] BB5 시험체의 부착 연성 test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 88] BB7 시험체의 부착 연성

88 2 (e)no.1 2 (f)no.4 Applied load (kn) 1-1 ductility capacity Applied load (kn) 1-1 ductility capacity test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 89] No.1 시험체의 부착연성 test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 9] No.4 시험체의 부착연성

89 2 (g)2b 2 (h)8b Applied load (kn) 1-1 ductility capacity Applied load (kn) 1-1 ductility capacity test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 91] 2B 시험체의 부착연성 test result potential shear force potential bonding shear force flexural bonding shear force Rotation angle(rad) [그림 92] 8B 시험체의 부착연성

90 [부착 연성 평가에 대한 검증] [표 8]에 나타낸 6개의 보 시험체와 축력이 각각 25%, 12.5%가 도입된 2개의 기둥 시험체는 모두 부착 거동의 지배를 받으며 부착 연성 평가 방법으로 연성 능력을 평가하였음. 각 시험체의 잠재부착내력은 각 사이클당 일정한 값을 갖게 되며, 이 값들을 연결한 선을 부착내력 감소곡 선이라 함. 이 곡선과 콘크리트에 묻혀 있는 철근의 항복강도 증가와 소성힌지 발생으로 점차 증가하는 휨부착응력이 만나는 지점까지를 이 부재의 부착 연성 능력으로 평가하였음. 실험과 비교 결과에서 알 수 있듯이 BB 시험체 4개와 Toshiyuki 등 18) 의 두 보 시험체는 각각 같은 조건 의 주인장철근 배근으로 같은 휨부착응력의 증가 형태를 보임. 반면, 잠재부착내력은 횡보강근의 간격과 철근비 조건이 다르므로 그 감소 형태에 차이가 나는 것을 알 수 있음. 4개의 BB 시험체는 부재회전각이.2rad에 도달하기 이전에 잠재부착내력과 휨부착응력이 일치하게 되므 로 BB 시험체 모두 부재회전각.2rad에 근접한 지점을 부착 연성으로 볼 수 있음. Toshiyuki 등의 두 보 시험체는 각각 부재회전각.2rad에서 잠재부착내력과 휨부착응력이 일치하므로, 부재회전각.2rad 지점을 부재의 부착 연성 능력으로 볼 수 있음. 같은 방법으로 다른 두 기둥 부재 2B와 8B는 부재회전각.2rad과 약.15rad지점을 기둥의 부착 연성 능력으로 평가할 수 있음. 해석 결과는 8개의 시험체의 부착 연성 능력을 일정 범위까지는 예측할 수 있었으며 전반적으로 다소 과 소평가하였음. 이는 해석에 따른 부재의 연성 능력이 안전율이 반영된 측면에서 평가된 것으로 사료되며, 그 원인은 초기 잠재부착내력을 구하는데 있어서 기존의 다른 부착강도식에 비해 비교적 낮게 평가하는 Morita 등의 부착강도식에서 기인한 것이라 판단되었음. 그러므로 잠재부착강도를 구하는 기존의 많은 부 착강도식에 따라 각각에 맞는 부착 연성 평가 모델이 필요하며, 이를 통해 보다 정확한 연성 능력 평가가 가능할 것이라 사료됨. 3.7 부착 연성 평가 연구의 결론 합리적인 철근콘크리트 구조물의 설계는 휨내력을 부착, 전단, 비틀림 등의 내력과 비교하여 휨 내력을 작 게 함으로써 철근콘크리트 구조물이 휨파괴하도록 설계해야 함. 부재가 휨파괴하도록 설계하는 주요한 이유 중의 하나는 휨 파괴하는 부재의 연성능력은 부착, 전단, 비틀 림 파괴하는 부재의 연성능력보다 크며, 에너지 소산 능력도 크기 때문임. 구조설계자는 이러한 이유에 의하여 가능하면 철근콘크리트 부재가 휨파괴할 수 있도록 설계하지만, 부재 의 형상 및 하중 조건에 따라서 부재는 휨항복 후에 부착 파괴하는 경우가 발생하며, 특히, 양방향에 소성 힌지가 발생하는 보는 소성힌지가 발생하여 부착길이가 감소하기 때문에 부착파괴 할 가능성이 높아짐. 이 연구에서는 부착 연성에 영향을 주는 소성힌지 길의 변화를 규명하였음

91 1 축력의 영향은 철근콘크리트 기둥의 거동 전반에 걸쳐서 영향을 주었음. 축력으로 인해서 콘크리트가 구속되어 강도의 측면에서 이점이 있지만 전단내력이 줄어들게 되어 부착 연성은 감소하였음. 2 소성힌지 영역의 축방향변형률에 가장 크게 영향을 준 요소는 축력임. 축력은 부재를 구속하여 길이방 향 변형을 억제하였음. 축력이 없거나 비교적 작은 5%의 축력비가 작용하는 실험체는 주인장철근이 휨 항복한 후 횡방향 처짐이 늘어남에 따라서 지속적으로 늘어났음. 3 축력비가 큰 1%의 실험체와 15, 3%의 축력비가 작용하는 실험체에서는 주철근의 휨항복 후 변형률 이 크게 증가하지 않았음. 4 최대하중의 85%까지 내력이 떨어진 시점에서 축방향변형률을 파악하였음. 축력이 커짐에 따라서 축방 향변형률은 감소하였음. 5 축력은 인장변형을 억제하지만 전단변형을 증가시켜 부재가 취성적인 파괴 메카니즘을 가지도록 하였 음. 6 축력 이외의 변수인 전단보강비와 하중패턴은 축방향변형률과 연성률에 큰 영향을 주지 않은 것으로 관 찰되었음. 이 연구에서는 부착 연성에 영향을 주는 축방향변형률의 변화를 규명하였음. 1 축력비가 증가함에 따라서 소성힌지 영역의 축인장변형률은 감소하였음. 이와 같이 축력이 증가함에 따 라서 감소하는 축방향변형률의 비율은 단면의 탄성해석에 의한 초기 변형률 감소 비율을 크게 초과하였 음. 2 양방향 반복하중을 받는 경우에도 축력비가 증가함에 따라서 부재의 축인장변형률은 감소하였음. 저축 력일 경우에는 횡구속철근비가 클수록 축방향변형률이 커지는 경향을 보여주었으며 축력비가 약 1% 이상일 경우에는 횡구속철근비의 효과는 미비해지는 것으로 관찰되었음. 3 해석과 실험 결과에서 축방향변형률의 증감은 철근의 거동과 밀접한 관련이 있음을 파악할 수 있었음. 즉, 축력의 증가와 함께 압축철근의 변형률이 증가하고 인장 잔류변형률이 감소하여 중립축의 위치가 압축 연단에서 멀어져 단면의 중앙부에서의 부재 축방향변형률이 감소함. 4 기둥이 보의 경우보다 반복하중을 받는 동안 늘어나는 부재 축방향변형률 값이 작은 이유는 기둥에 작 용하는 축력의 영향으로 인해 철근의 잔류변형률이 작았기 때문임. 해석에 근거하여 축력비가 클수록 축방향변형률의 값이 감소하는 원인을 규명하였음. 5 부재 축방향변형률을 예측하기 위하여 제안된 식은 축력비를 변수로 한 4개의 철근콘크리트 기둥의 실 제 축방향변형률의 값을 추적하였고, 약산식은 포락선을 통해 보다 간단히 축방향변형률을 예측하였음. 최대 약 8%의 차이로 유사한 결과를 보였음. 전단경간비가 충분히 긴보의 경우는 휨 거동의 지배를 받기 때문에 충분한 에너지 소산이 발생하고, 비교 적 정확한 연성이 예측 가능하지만 지진 하중을 받는 전단경간비가 짧은 기둥이나 보는 전단이나 부착 거 동의 지배를 받고 핀칭효과 때문에 에너지 소산이 상대적으로 적게 발생함

92 휨 항복 이후 전단균열 폭의 증가와 함께 주인장철근의 부착 강도가 감소하며 트러스 메커니즘이 부착에 의하여 지배되는 파괴이며, 트러스 메커니즘을 형성하는 세 가지 부재(콘크리트 압축대, 전단보강철근의 인장대, 주인장철근의 부착력) 중에서 주인장철근의 부착내력이 콘크리트 압축대의 내력보다 작아짐으로써 부재 전체의 내력이 부착내력에 의하여 지배를 받음. 이 연구는 휨항복 후 부착파괴하는 철근콘크리트 부재에 대하여 반복하중에 의한 부착내력 감소와 휨부착 응력 증대를 고려하여 부착 연성 평가법을 제안하였음. 1 휨항복 이후 철근콘크리트 부재의 부착내력 감소와 휨부착응력의 증대를 고려하여 부착 연성 평가법을 제안하였음. 2 부재의 부착 거동을 잠재 전단강도와 부착강도의 저감 추이의 비교를 통해 파악하였음. 3 이 비교를 통해 부재의 거동을 미리 예측할 수 있었고, 예측된 부재의 거동은 실험결과와 일치함을 알 수 있었음. 4 휨부착응력이 증가하면서 부재의 부착내력보다 커지게 되는 시점까지를 부재의 부착 연성 능력으로 평 가하였음. 5 해석 결과를 부착파괴하는 보와 기둥의 실험 결과와 비교하여 제안된 평가법이 일정 범위까지 부재의 부착 연성 능력을 평가할 수 있음을 확인할 수 있었음. 6 이 연구에서 제안한 부착 연성 평가법은 실험값을 다소 과소평가하였으며, 그 이유는 해석에 적용한 잠 재 부착강도식이 실제 부착강도보다 낮기 때문으로 판단됨. 따라서 제안된 평가법은 사용한 잠재 부착 강도식 등을 보완함으로써 그 예측 정도가 향상될 것으로 판단됨

93 4. 목표달성도 및 관련분야에의 기여도 [표 9] 수행과제의 목표 달성도 목 표 달성도(%) 내 용 휨 부착파괴 메커니즘의 규명 98 전단 부착파괴 메커니즘의 규명 98 실험에 의한 검증 98 - 소성힌지 길이의 변화에 의한 영향 - 소성힌지와 연성률의 관계에 의한 영향 - 축방향변형률의 증가와 유효부착길이의 관계 규명 - 소성힌지의 수에 의한 영향 - 가력 패턴과 부착 연성과의 관계 규명 - 트러스 모델과 부착 연성과의 관계 규명 - 콘크리트 압축대, 전단보강철근의 인장대, 부착 내력과의 관계 규명 - 소성힌지와 연성률의 관계에 의한 영향 - 전단강도와 부착강도와의 관계에 대한 규명 - 휨내력과 잠재부착내력과의 관계 규명 - 총 2개의 철근콘크리트 부재 실험을 2회에 걸쳐서 실시 - 소성힌지 길이의 변화 파악 - 소성힌지 길이와 연성과의 관계 파악 - 축하중과 축방향변형률의 변화 파악 - 가력 패턴과 부착 연성과의 관계 파악 - 29년 연구계획서 제출 목표 : SCI 3편, 비SCI : 7편 - 212년 2월 현재 달성한 성과 : SCI 7편, 비SCI : 8편 연구 내용의 성과 1 구분 목표치 (29년 연구계획서) 달성도 (212년 2월 현재) SCI 비SCI SCI 비SCI 1차년도 1 2차년도 차년도 ) 성능기반 내진설계 기술에 적용: 지진하중이 철근콘크리트 구조물의 주요한 설계외력이 될 경우, 철근콘크리트 구조물의 구조설계는 구조물 또는 부재의 구조특성에 따라 보유내력과 변형성능의 관점에서 이루어짐. 보 항복이 선행한 후에 전체 붕괴가 일어나는 철근콘크리트 건물의 경우에 그 건물의 보는 휨항복 후 소성 힌지를 형성할 수 있는 강도 및 소요변형능력이 동시에 요구되며, 이러한 보는 경간에 의하여 파괴모드가 결정되는 경우가 많음

94 합리적인 내진설계를 하기위해서는 부착연성평가가 필요하며 개발된 부착연성평가 기법은 합리적인 철근콘 크리트 부재에 대한 성능기반 내진설계기법에 활용될 수 있음. 2) 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 적용: 설계에서 요구하는 부재의 연성능력에 비하여 실제 연성이 작을 경우에 구조물은 취성적으로 파괴되어 많 은 인명 피해를 유발할 수 있음. 지금까지의 철근콘크리트 부재의 연성능력에 대한 연구는 대부분 휨과 압축력이 지배하는 부재의 연성평가 에 치중하였음. 이 과제에서는 이와 같은 휨항복 후에 부착파괴 하는 부재의 연성 메카니즘을 이론적으로 제시하고 이를 실험을 통하여 증명하였음. 이러한 부착 연성평가 기법은 지금까지 불명확한 부착 연성평가 연구에 도움이 될 것으로 판단됨. 3) 부착연성에 영향을 줄 수 있는 포괄적인 요소를 고려한 부착연성 평가 방법 휨 항복 후에 부착파괴하는 부재의 부착연성은 다양한 요소에 의하여 영향을 받을 수 있음. 이 과제에서는 이러한 영향 요소를 파악하고, 이들 요소를 고려한 부착연성평가법을 제시하였음. 1 소성힌지의 수: 소성힌지가 양 방향에 발생할 경우에는 한 방향에만 발생하는 경우에 비하여 유효부착 길이가 감소함. 2 축력의 유 무: 축력의 유 무 또는 고 저에 따라서 부재의 유효부착길이도 달라지며 부착연성도 변화함. 3 반복하중의 이력곡선: 반복하중을 받을 경우에 철근 주변에는 양방향으로 균열이 발생하게 되며 양방 향으로 균열이 발생하면 단조하중을 받아 한 방향으로 균열이 발생하는 경우에 비하여 콘크리트와 철 근 사이의 부착강도가 감소하게 되며, 철근의 미끄럼도 증가하게 됨. 4 횡보강철근의 양: 횡보강철근의 양의 대 소에 따라서 부착연성능력이 달라질 수 있으므로 횡보강철근의 구속효과, 연성증대, 부착내력 증대 등의 효과를 고려하여야 함. 이 과제에서 수행한 연구 내용은 외부 조건에 따라서 다양하게 변화하는 부착연성능력을 보다 정확하게 평 가할 수 있게 하여, 합리적인 성능기반 내진설계법 및 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 기여할 것으로 판 단됨. 4) 다양한 요소를 변수로 하는 실험을 통한 철근콘크리트 부재의 부착연성능력 실험 자료 제공 철근콘크리트 부재의 연성능력을 평가하기 위한 여러 연구가 수행되었지만, 이들 연구는 휨과 축력에 의하 여 지배를 받는 철근콘크리트 부재의 연성능력에 관한 것이 대부분임. 이 과제에서는 소성힌지의 유 무, 횡보강철근의 양, 축력의 유 무 등을 변수로 하는 철근콘크리트 부재의 부착연성능력 평가 실험을 수행하여 제안된 평가모델을 검증함과 동시에 휨 항복 후에 부착 파괴하는 부재 의 연성능력 예측 연구를 위한 기초 실험 자료를 제공할 것임

95 5. 연구결과의 활용계획 1) 철근콘크리트 구조물의 타부재의 연성평가: [근거] 이 연구에서 제안한 부착연성 평가법은 재료 메커니즘의 원리를 충실하게 수행한 평가법임. 재료 메커니즘에 기본을 둔 평가법은 원래의 기본 개념에 각각의 부재의 하중 조건과 기하학적인 조건을 추가로 고려할 경우에 철근콘크리트 구조물의 다른 부재에 대해서도 적용이 가능함. [연구의 응용 및 활용 계획] 수행한 과제에서는 철근콘크리트 보와 기둥의 부착연성평가법 제안에 기본을 두고 이를 실험을 통하여 검 증하였으며, 제안된 평가법을 기본으로 하여 다른 부재에 적용이 가능함. 1 보-기둥 접합부의 부착 연성 평가에 대한 적용: 철근콘크리트 보-기둥 접합부는 모멘트저항골조의 중요한 부재 중의 하나이며 횡하중이 작용할 대 큰 부착응력이 발생하게 됨. 2 저층부 기둥 : 저층부 기둥은 다른 기둥에 비하여 전단경간비가 짧고 소성힌지 발생 가능성이 높음. 제안한 부착연성 평가법을 타 부재에 적용하기 위해서는 타 부재의 하중 특성과 기하학적인 특성에 대한 연구와 실험적인 검증이 필요함. 2) 고강도철근을 사용한 초고층건물 및 장경간 부재의 부착연성평가 [근거] 건축 및 토목 구조물에 사용되는 철근의 항복강도는 지금까지 4MPa 급의 철근을 주로 사용하였지만 근 년 원자재의 부족과 경제성을 이유로 고강도철근에 대한 연구 및 실제 적용이 활발히 이루어지고 있음. 특히 고강도 콘크리트를 사용하는 초고층건물 및 장경간 건물에서는 콘크리트의 활용을 극대화하기 위하여 고강도철근의 필요성이 더욱 높음. 고강도철근을 사용할 경우에 부착파괴의 위험성이 높아지며 이러한 부재의 연성능력 평가법이 절실히 요구 됨. [연구의 응용 및 활용 계획] 수행한 과제에서 제안한 평가법은 철근의 항복강도를 포함하여 다양한 변수의 영향을 고려한 평가법으로 고강도철근이 사용되는 초고층건물 및 장경간 부재의 부착연성능력 평가에 활용될 수 있음. [특허 제안 및 기업화] 고강도철근은 태생적으로 부착에 약하므로 이러한 고강도철근을 활용하기 위해서는 부착강도를 증대시킬 수 있는 적극적인 방법이 필요함

96 이 과제에서는 고강도철근의 부착강도를 증대시킬 수 있는 실용적인 방법을 제안하고 이를 특허할 것임. 특허화된 부착보강재를 이용하여 기업화 또는 기술 이전이 가능할 것으로 판단됨. 3) 보수 및 보강의 적용: [근거] 근년 철근콘크리트 구조물의 보수 및 보강재로 많이 활용되는 FRP(Fiber Reinforced Polymer) 복합체는 부재의 모서리나 균열주변의 FRP 복합체가 떨어져 부착파괴를 일으키는 경우가 많음. FRP 복합체의 부착내력 및 부착파괴의 한계점은 실험적인 방법에 근거하여 정하고 있음. 이러한 방법은 부재의 조건이 달라질 경우에 활용할 수 없는 경우가 많음. [연구의 응용 및 활용 계획] 수행한 과제에서는 철근콘크리트 부재의 부착연성평가법 제안하였고, 제안한 평가법에 FRP 복합체의 부착 특성을 반영할 경우에 합리적으로 FRP 복합체의 부착내력을 평가할 수 있을 것으로 판단됨. 제안한 평가법을 FRP 복합체의 부착내력 평가에 활용하기 위해서는 FRP 복합체의 부착파괴특성에 대한 연구와 실험적인 검증이 필요함

97 6. 연구과정에서 수집한 해외과학기술정보 [실험적 방법에 의한 부착 연성능력 평가에 관한 연구] 휨 연성 연구에 비하여 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 대한 연구는 매우 부 족함. Northridge 지진(1994년)이나 Kobe 지진(1995년)의 피해 사례에서 철근콘크리트 부재의 부착 피해 사례 가 보고된 이후에 부착연성평가에 대한 관심이 고조되었음. 근년 몇몇 연구자는 실험적 방법에 의하여 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성을 평가하 였다. Sezen과 Moehle 등은 기둥에 대한 실험을 통하여 기둥의 부착연성과 미끄럼을 측정하였음. 실험에서는 기둥을 7개의 구간으로 구분한 후에 각각의 위치에서의 미끄럼과 부착연성을 측정하였음. 실험 에 의하면 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재는 휨파괴하는 부재의 이력에 비하여 에너지 소산 능력이 매우 작으며 연성도 작은 것으로 관측되었음. Eligehousen 등, Morita 등, Tassio 등은 부착 길이, 콘크리트 압축강도, 이력의 종류 등 다양한 변수에 대한 실험을 통하여 부착응력과 미끄럼의 관계 예측 모델을 제안하였음. 이 모델은 휨과 전단하중 등이 작 용하는 철근콘크리트 전체에 대한 부착거동 (또는 부착 연성능력)을 직접적으로 평가할 수 있는 모델이 아 니며 철근에 직접적으로 인장하중이 작용할 경우의 철근과 콘크리트 사의의 부착 및 미끄럼 관계를 예측하 기 위한 모델임. [FEM 등 해석적 방법에 의한 부착 연성능력 평가에 관한 연구] 소성힌지 발생 후 부착연성이 어떻게 변화하는지를 평가하는 것은 철근콘크리트 부재의 연성 평가에 있어서 매우 중요함에도 불구하고 아직까지 충분한 연구가 이루어지지 않고 있지 않음. 근년에 발표된 연구에서 Ichinose는 FEM 해석법을 이용하여 철근콘크리트 부재의 휨항복 후의 부착연성 을 평가하였음. 이들 연구에서는 소성힌지가 발생한 이후의 철근의 잔류변형률으로 부터 미끄럼을 계산한 이후에 기존에 제안된 부착응력-미끄럼 관계를 FEM해석에 적용하여 부재의 부착연성을 구하고 있음. Ichinose의 연구에서는 부착파괴의 방지를 위한 정착길이의 제시에 목적을 두고 있고 각각의 변수에 의하 여 달라지는 휨항복 후의 부착연성에 대한 평가법을 제시하고 있지 않고 있음

98 7. 주관연구책임자 대표적 연구실적 번호 논문명/특허명/기타 소속기관명 역할 논문게재지/특 논문게재일 특기사항 허등록국가 /특허등록일 (SCI여부) Bond stress-slip behaviors of two of 1 the common GFRP rebar types with pullout failure 성균관대학교, 자연과학캠퍼스 제1 Magazine of C o n c r e t e 211년 8월 1 SCI Research 일 게재확정 (영국) PVA-ECC for the interfacial bond behavior of glass fiber reinforced polymer bars (GFRP) Nonlinear Analysis of Shear Critical Reinforced Concrete Beams Using Fixed Angle Theory Shear Behavior of Reinforced Concrete Beams with High Strength Stirrups Torsional Strength of RC Beams Considering Tension Stiffening Effect 성균관대학교, 자연과학캠퍼스 성균관대학교, 자연과학캠퍼스 성균관대학교, 자연과학캠퍼스 성균관대학교, 자연과학캠퍼스 교신 제1 제1 제1 P o l y m e r s 211년 12월 and Polymer 16일 게재확 Composites 정 (미국) Journal of Structural (Vol. 137, Engineering No. 1, -ASCE, pp (미국) 9) ACI-Structu ral ( V o l. 1 8, S t r u c t u r a l N o. 5, p p. Journal ) (미국) Journal of Structural (Vol. 136, Engineering No. 11, -ASCE, pp (미국) 8) SCI SCI SCI SCI 8. 참고문헌 1. Sezen, H. and Moehle, J. P., "Strength and Deformation Capacity of Reinforced Concrete Columns with Limited Ductility," 13th WCEE, Vancouver, Canada, Sezen, H., "Seismic Behavior and Modeling of Reinforced Concrete Building Columns," Ph. D. Thesis, Dept. of Civil and Envirionmental Engineering, University of California, Berkeley, Eligehausen, R., Popov, E.P., and Bertero, V.V.(1983), "Load Bond Stress-Slip Relationships of Deformed Bars Under Generalized Excitations", Report No. UCB/EERC82-83, Earthquake Engineering Research Center, University ofcalifonia, Berkeley, California, Morita, S. and Kaku, T., "Local Bond Stress-Slip Relationship and Repeated Loading," Proceedings,

99 IABSE Symposium on "Resistance and Ultimate Deformability of Structures Acted on by Well Defined Repeated Loads," Lisboa, Tassio, T. P., "Properties of Bond Between Concrete and Steel Under Load Cycles Idealizing Seismic Actions," Comite Euro-International Du Beton, Bulletin No. 131, Paris, Ichinose, T., "Splitting Bond Failure of columns under Seismic Action," ACI Structural Journal, V. 92, No. 5, pp , Baker, A. L. L., "Ultimate Load Theory Applied to the Design of Reinforced and Prestressed concrete Frames," Concrete Publications Ltd, London 1956, pp Paulay, T., Priestley, M. J. N., Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry Buildings, Jogn Wiley and Sons, New York, 1992, pp J.-Y.Lee., F. Watanabe., Predicting the longitudinal axial strain in the plastic hinge regions of reinforced concrete beams subjected to reversed cyclic loading, Engineering Structures,, Vol.25, 23, pp.927~ Mugurma H. and Watanabe F. "Ductility Improvement of High Strength concrete Columns with Lateral Confinement," High-Strength Concrete, 2nd International Symposium, SP-121, ACI, 199, pp.47~6 11. Ramberg W. and Osgood R. "Description of Stress-Strain Curves by Three Parameters," Thechnical Note 92, National Advisory Committee for Aeronautice, July Yokoo Y. and Nakamura T. "Non-stationary Hystererctic Uniaxial Stress-Strain Relation of a Wide-Flange Steel," Transactions of AIJ, No.26, Oct. 1977, pp.71~ Mohamed H. Harajli, "Effect of Confinement using steel, FRC, or FRP on the Bond Stress-Slip response of Steel Bars under Cyclic Loading", Rilem, Materials and Structures, V. 39, 26, pp OU Yu-Chen, and KURNIAWAN Raditya Andy, Plastic Hinge Length of Circular Reinforced Concrete Columns, The Eleventh Taiwan-Korea-Japan Joint Seminar on Earthquake Engineering for Building Structures SEEBUS 29, Kyoto, Japan, December 3-5, 29, pp Watanabe, F. Mechanism of Shear Failure of R/C Column due to Bond Splitting, Proceedings of JCI 2 nd Colloquium on Shear Analysis of RC Structures, JCI, 1983, pp Hsu, T. T. C., "Softened Truss Model Theory for Shear and Torsion," ACI Structural Journal, Vol. 85, No. 6, , PP Lee, J.Y. and Watanabe F. "Shear Deterioration of Reinforced Concrete Beams Subjected to Reversed Cyclic Loading, ACI Structural Journal, V.1, NO. 4, July-August Toshiyuki Kanakubo et al., 高 强 度 人 工 量 骨 材 コンクりトを 用 い 構 造 部 材 の 耐 震 性 能 にする 究 - 多 段 配 筋 を 有 するT 形 ばりの 性, AIJ 日 本 建 築 大 術 講 演 梗 槪 集, 1989 年 1 月, pp

100 9. 연구성과 사업명 핵심연구지원사업 연구책임자 이정윤 주관기관 성균관대학교 산학협력단 과제번호 과제명 휨항복 후에 부착파괴하는 철근콘크리트 부재의 연성 평가 전문학술지 논문게재 과학기술/학술적 연구성과(단위 : 건) 초청 강연 실적 학술대회 논문발표 지식재산권 국내논문 국외논문 출원 등록 국내 국제 SCI 비SCI SCI 비SCI 국내 국외 국내 국외 수상 실적 저역서 출판실적 보고서 인력양성 및 연구시설(단위 : 명,건) 학위배출 국내외 연수지원 장기 단기 산학강좌 연구기자재 박사 석사 국내 국외 국내 국외 6 전문학술지 논문게재 성과정보 과제번호 게재연월 논문제목 총저자명 출처 학술지명 권(호) 학술지 구분 SCI여부 IF 국제공동연구 논문여부 기여도 Torsional Strength of RC Beams Considering Tension Stiffening Effect Shear Behavior of Reinforced Concrete Beams with High-Strength Stirrups Nonlinear Analysis of Shear Critical Reinforced Concrete Beams Using Fixed Angle Theory Lee,Jung -YoonKim,Sang -Woo Lee,Jung -YoonChoi,Im -JunKim,Sang -Woo Jung&#82 8 ;YoonLee,Sang&#8 28 ;WooKim ; Moha SCI SCI SCI JOURNAL OF STRUCTUR AL ENGINEERI NG-ASCE ACI STRUCTUR AL JOURNAL JOURNAL OF STRUCTUR AL ENGINEERI NG-ASCE 136(11) 국외 SCI등재 18(5) 국외 SCI등재 137(1) 국외 SCI등재.928 (jcr2 9).782 (jcr21 ).834 (jcr21 ) 아니오 9% 아니오 9% 아니오 9% - 1 -

101 , 게 재확정 mady.mansour Bond stress-slip Jung-Youn behaviors of two L e e, of the common C.K.Yi,Y.G GFRP rebar types.cheong,b with pullout failure.i.kim SCI M a g a z i n e o f C o n c r e t e Research 211.8, 게재확정 국외 SCI등재.52(j cr21 ) 아니오 1% , 게재확정 , 게재확정 , 게재확정 PVA-ECC for the interfacial bond B. Kim; behavior of glass SCI Jung-Youn fiber reinforced Lee polymer bars (GFRP) Jung-Yoon L e e ; Nonlinear Shear K i l - H e e Analysis of RC SCI K i m ; Columns by Fixed Sang-Woo Angle Theory Kim Jongwook S t r u c t u r a l Park Behavior of RC ; Jung M e m b r a n e s -YoonLEE; SCI Having Inclined Moha Steel Bars mady.mansour Jongwook Park ;SangACh Axial Strain of a 직접 Reinforced ;JiEunKang 입력 Concrete Columns ;Mohamad MMansour ;Jungyoon,Lee STRENGTH OF INTERIOR REINFORCED CONCRETE BEAM -COLUM ASSEMBLES 고강도 횡보강철근 을 사용한 철근 콘 크리트 기둥의 구조 거동 평가 Jung -YoonLEE ;Jongwook PARK ;Sang -ACHA 이장희,김 도진,차상 아,백승철, 김상우,김 길희,이정 윤 직접 입력 직접 입력 P o l y m e r s a n d P o l y m e r Composite s Structures a n d Buildings Engineering Structures Advanced Materials Research Advanced Materials Research 대한건축학 회 논문집( 구조계) , 게재확정 , 게재확정 , 게재확정 163(163 ) 25(25 ) 국외 SCI등재 국외 SCI등재 국외 SCI등재 국외 국외 SCI미등 재 SCI미등 재 26(8) 국내 SCI미등 재.558(j cr21 ).373(j cr21 ) (jcr21 ) 아니오 1% 아니오 9% 아니오 1% 아니오 1% 아니오 1% 아니오 8% 철근콘크리트 기둥 박종욱,우 직접 콘크리트학 22(5) 국내 SCI미등 아니오 1%

102 재현,김병 의 소성힌지 길이 일,이정윤 철근콘크리트 보- 우제현,박 기둥 접합부 철근의 종욱,김병 뽑힘 평가 일,이정윤 박종욱,권 29- 철근콘크리트 기둥 구정,김병 의 축방향변형률 일,이정윤 철근콘크리트 보-기 , 2, 박종욱, 둥 접합부 전단강도 게재확정 이정윤 평가 섬유보강 콘크리트 , 게재확정 에 묻힌 GFRP보강 근의 부착거동에 대 한 섬유영향 평가 강지은,박 지선,김병 일,이정윤 입력 회 논문집 재 직접 입력 직접 입력 직접 입력 직접 입력 콘크리트학 회 논문집 대한건축학 회논문집 구 조계 콘크리트학 회 논문집 콘크리트학 회 논문집 22(6) 국내 SCI미등 재 27(8) 국내 SCI미등 재 212, 2, 게재확정 , 게재확정 국내 SCI미등 재 국내 SCI미등 재 아니오 1% 아니오 1% 아니오 1% 아니오 1% 학술대회 논문발표 성과정보 과제번호 발표년월 학술대회명 저자 논문제목 학술대회구분 개최국 fib Symposium Prague 21 1 한국콘크리트학회 29 가을 학술발표회 논문집 한국콘크리트학회 21 봄 학술발표대회 논문집 한국콘크리트학회 21 가을 학술발표대회 논문집 한국콘크리트학회 21년도 가을 학술발표회 논문집 한국콘크리트학회 211년도 봄 학술대회 논문집 한국콘크리트학회 211년도 봄 학술대회 논문집 한국콘크리트학회 211년도 가을 학술발표회 논문집 한국콘크리트학회 211년도 가을 학술발표회 논문집 Jong-Wook Park, Ji-Eun Kang, Jung -Yoon Lee 박종욱, 문초화, 우재현, 이정윤 김민옥, 차상아, 이정윤 차상아, 김민옥, 박종욱, 이정윤 박종욱, 차상아, 우재현, 김병일, 이정윤 차상아, 윤석광, 박종욱, 이정윤 최한별, 최하영, 이정윤 박종욱, 권구정, 최하영, 윤석광, 김대훈, 이정윤 윤석광, 최하영, 박종욱, 김대훈, YIELD PENETRATION of reinforced concrete beam -colum joints 철근콘크리트 기둥의 축방향변형률 평가 반복하중을 받는 철근 콘크리트 부재의 에너 지 소산능력 평가 반복하중을 받는 RC기 둥의 축방향변형률에 관한 연구 보-기둥 접합부 내부 철근의 미끄러짐에 관 한 실험적 연구 휨-전단 파괴하는 철 근콘크리트 기둥의 강 도저감 휨 항복 후 부착 파괴 하는 철근콘크리트 부 재의 거동 반복작용하는 철근콘 크리트 보-기둥 접합 부의 강도저감에 대한 고찰 경사철근의 최적 각도 에 대한 연구 국제학술대회 국내학술대회 국내학술대회 국내학술대회 국내학술대회 국내학술대회 국내학술대회 국내학술대회 국내학술대회 유럽 대한민국 대한민국 대한민국 대한민국 대한민국 대한민국 대한민국 대한민국

103 한국콘크리트학회 211년도 가을 학술발표회 논문집 한국콘크리트학회 211년도 가을 학술발표회 논문집 이정윤 차상아, 이진은, 김경덕, 이정윤 최하영, 윤석광, 김대훈, 이정윤 휨 항복 후 전단파괴하 는 기둥의 전단강도 J-파괴하는 RC 보-기 둥 접합부 강도 예측 국내학술대회 국내학술대회 대한민국 대한민국 학위배출인력 성과정보 과제번호 학위취득연월 학위구분 석사 박종욱 남 212 석사 최임준 남 2112 석사 이장희 남 2112 석사 김민옥 여 2112 석사 우재현 남 2112 석사 문초화 여 학위취득자 성명 성별 대학 학과 성균관대학교(자연과 학캠퍼스) 성균관대학교(자연과 학캠퍼스) 성균관대학교(자연과 학캠퍼스) 성균관대학교(자연과 학캠퍼스) 성균관대학교(자연과 학캠퍼스) 성균관대학교(자연과 학캠퍼스) 건설환경시스템 공학과 건설환경시스템 공학과 초고층장대교량 학과 건설환경시스템 공학과 초고층장대교량 학과 건설환경시스템 공학과 진로 박사과정진 학 취업(박사후 연구원 포함) 취업(박사후 연구원 포함) 취업(박사후 연구원 포함) 취업(박사후 연구원 포함) 취업(박사후 연구원 포함)

104 1) Bond stress-slip behaviors of two of the common GFRP rebar types with pullout failure, Magazine of Concrete Research, 211년 8월 1일 게재확정 [최종 통과 확정 메일]

105 2) PVA-ECC for the interfacial bond behavior of glass fiber reinforced polymer bars (GFRP), Polymers and Polymer Composites, 211년 12월 22일 게재확정 [최종 통과 확정 메일]

106 3) Nonlinear Shear Analysis of RC Columns by Fixed Angle Theory, Structures and Buildings, 211년 11월 16일 게재확정 [최종 통과 확정 메일]