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ISSN : 2234-6937(Print)
ISSN : 2287-6979(Online)
Journal of Korea institue for Structural Maintenance Inspection Vol.22 No.6 pp.63-71
DOI : https://doi.org/10.11112/jksmi.2018.22.6.063

The Load Transfer Performance of Post-tension Anchorage with 2,400 MPa Strands

Sun-Woo Kim1, Byeong-Cheol Lho2*, Jung-Hoon Lim3

본 논문에 대한 토의를 2018년 12월 1일까지 학회로 보내주시면 2019년 1월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author:bclho@sangji.ac.kr
17/07/2018 22/10/2018 29/10/2018

Abstract


Strands with ultimate strength of 2,400 MPa was developed and applied in the KCI Code and the KS standard. A high-strength prestressed strand to be applied to a structure, a suitable anchorage system should be used together. Recently, a post tension anchorage for 2,400 MPa strands was developed. but there is not much research on performance evaluation. Therefore, in this study, structural analysis of local zone with 9 strands, 15 strands, and 19 strands anchorage were investigated respectively, which are most widely used for post tensioning anchorages with 2,400 MPa strands, according to PTI anchorage zone design method, and Load transfer performance from ETAG013 and/or KCI-PS101 was evaluated. Furthermore, the adequacy of the test was also analyzed by nonlinear numerical analysis. As results, the anchorages with 2,400 MPa strands satisfied the structural performance of the local area and satisfied the load transfer performance condition.



2,400 MPa 강연선용 포스트텐션 정착구의 하중전달성능

김 선우1, 노 병철2*, 임 정훈3
1정회원, 상지대학교 건설시스템공학과 공학석사
2종신회원, 상지대학교 건설시스템공학과 교수
3정회원, 상지대학교 건설시스템공학과 박사과정

초록


인장강도가 2,400 MPa인 강연선이 개발되어 콘크리트구조기준 및 KS 규격에 반영되었다. 고강도 프리스트레스트 강연선이 구조 물에 적용되기 위해서는 그에 적합한 정착시스템이 함께 사용되어야 한다. 최근에 2,400 MPa 강연선 적용을 위한 포스트텐션 정착구의 개발이 진행되어왔으나, 성능평가에 대한 연구가 미비한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 2,400 MPa 강연선을 적용한 포스트텐션 정착구 중 가장 활 용도가 높은 9 가닥, 15 가닥, 19 가닥 정착구에 대하여 PTI의 Anchorage Design Zone에 의한 국소구역 구조검토를 실시하였고, ETAG013 및 KCI-PS101에 의한 하중전달성능평가를 수행하였다. 또한 비선형 수치해석을 통해 시험의 적절성을 분석하였다. 그 결과, 2,400 MPa 정착구는 국소구역의 구조성능을 만족하고, 하중전달성능 조건을 만족하는 것으로 나타났다.



    1. 서 론

    2,400 MPa의 인장강도를 갖는 강연선의 개발이 성공함에 따라 2011년 개정된 KS D 7002 규격에는 PC 강연선 중 7연 선의 종류에 C종 (SWPC7CL)과 D종 (SWPC7DL)을 각각 추 가한 바 있다. 콘크리트구조기준은 KS 규격을 만족하는 강연 선을 사용하도록 규정하고 있으므로, 현시점에서 고강도 강 연선의 구조물 적용이 가능하게 되었다(Park and Cho, 2012).

    정착구 주변 콘크리트에는 프리스트레스 하중에 의하여 다 양하고 높은 응력이 복잡하게 작용하므로, 적절한 정착판 설 계가 이우어지지 않는다면 정착구역에 균열이 발생될 수 있 고, 구조물의 파괴로 이어질 수도 있다(Choi et al, 2016). 따라 서 고강도 PS 강연선을 구조물에 적용하기 위해서는 그에 적 합한 정착시스템이 함께 사용되어야 한다.

    정착장치의 성능평가기준은 전 세계적으로 미국의 PTI 기 준이나 유럽의 ETAG013 기준이 통용되고 있으며, 국내에서 는 2009년에 제정된 콘크리트 표준시방서내에 관련 시험기준 KCI-PS101을 제정하여 적용하고 있다 (Kim et al, 2012).

    또한 도로교설계기준 (2015)에는 강연선의 선정과 정착장 치의 위치 결정, 철근 보강, 긴장 순서를 포함한 전반적인 설 계와 시공에 관련된 상세 사항은 설계 도면으로 작성하여 시 공 전 공사 책임자의 승인을 받도록 규정되어 있다( KIBSE, 2015).

    기존 연구 및 문헌에서 언급된 바와 같이 고강도 강연선을 적용하기 위해서는 적절한 정착시스템이 사용되어야 하고, 이에 대한 객관적이며 정량적인 분석이 필요하다. 그러나 2,400 MPa 정착구에 대한 하중전달성능 분석에 대한 연구는 아직 충분하지 않은 실정이다.

    따라서 본 연구에서는 2,400 MPa 강연선을 구조물에 적용 하기 위한 정착구에 대하여 ETAG013 및 KCI-PS101에 의한 하중전달성능시험을 수행하고, 범용구조해석 프로그램인 MIDAS FEA를 이용한 3차원 비선형 해석의 비교․분석을 통 하여 정착구역의 거동을 분석하였다.

    2. 2,400 MPa 정착구의 구조 및 하중전달성능

    2.1 2,400 MPa 정착구의 구조성능

    포스트텐션 정착구는 기본 정착구와 특수 정착구로 구분하 며, 기본 정착구는 특정범위에 있는 사각형 정착판을 적용한 정착구이고, 기본 정착구의 형태에서 벗어난 정착구는 특수 정착구로 분류한다(PTI, 2000).

    2,400 MPa의 고강도 강연선을 적용하는 정착구는 특수 정 착구로 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 강연선으로부터 전달되는 프리스트레스 힘을 지지하는 정착판과 횡방향 리브 및 종방 향 리브가 설치되어있다.

    기본 정착구에 대한 국내 설계규정은 도로교설계기준 등 에, 해외 설계규정은 PTI에서 발간한 Acceptance Standards for Post-Tensioning Systems (1998), AASHTO에서 발간한 Standard Specification for Highway Bridges (2002) 등에 명시 되어있다(Prestressed Concrete Committee, 2014).

    특수 정착구에 대해서는 PTI의 Anchorage Zone Design (2000)에서 국소구역의 공칭하중Pn을 규정하고 있다. Pn은 식 (1)과 같이 구속된 콘크리트에 의한 하중 Pc와 국소구역 보 강에 의한 하중Ps의 합으로 제안하고 있다.

    P n = η ( P c + P s ) 3 f c i A b
    (1)

    여기서, fci′는 프리스트레스 도입 시 콘크리트 압축강도 (MPa)이고, Ab는 정착판의 유효단면적 (mm2), η는 수정계수 로 범위가 0.85 ~ 0.95 이다. 또한, 콘크리트가 부담하는 Pc와 ` Ps는 식 (2) 및 (3)과 같다.

    P c = 0.8 f c i A b A / A g 2 f c i A b
    (2)

    P s = 4.1 f l a t A c o r e
    (3)

    여기서, A는 정착판을 지지하는 콘크리트 단면적 (mm2), Ag 는 정착판의 단면적 (mm2), flat는 횡방향 구속 응력 (MPa), Acore 는 나선철근에 의해 구속된 콘크리트 심부 면적 (mm2) 이다.

    한편, 식 (3)의 flat는 나선철근에 의한 횡방향 구속응력을 나타낸 것이고, Acore는 나선철근에 의해 구속된 콘크리트의 단면적으로 식 (4) 및 (5)와 같다.

    f l a t = 2 A s f y D s
    (4)

    A c o r e = D 2 π 4 ( 1 s D ) 2 A d u c t
    (5)

    여기서, As는 나선철근의 단면적 (mm2), fy는 나선철근의 항복강도 (MPa), D는 나선철근의 나선 지름 (mm), s는 나선 철근의 간격 (mm), Aduct는 덕트의 단면적 (mm2)이다.

    본 연구에서는 2,400 MPa 강연선을 9 가닥, 15 가닥, 19 가 닥 사용하는 정착구에 대하여 분석을 수행하였고 주요 제원 은 Table 1과 같다. 사용된 콘크리트의 강도는 40 MPa 이지만, 프리스트레스 도입 시 강도를 고려하여 80 % 인 32 MPa로 결 정하였다. 나선철근은 fy가 400 MPa인 D16철근을 사용하였 으며, 간격은 모두 50 mm 이다.

    식 (4)와 (5)의 flatAcore에 의해 계산된Ps를 Table 2에 나 타내었다. Table 2에 의하면 강연선 가닥수가 증가할수록 정 착구 크기가 증가하므로 나선철근의 나선지름이 증가하여 flat는 감소하고, Acore는 증가하는 것으로 나타났다. 이는 시 공의 편의를 위해 나선철근을 D16으로 통일 하였기에 상대적 으로 횡방향 구속응력이 감소한 것이다. 그러나 flat의 감소율 보다 Acore의 증가율이 커서 Ps는 증가하는 것으로 나타났다.

    Table 3은 콘크리트가 부담하는 하중 Pc를 나타낸 것으로 정착구 크기가 증가할수록 콘크리트와 정착판의 면적이 증가 하여 Pc가 증가하는 것으로 나타났다.

    Table 4는 Table 23의 결과를 종합하여 계산된 Pn을 나 타낸 것으로 이미 식 (1)에 언급한 바와 같이 Pn은 3fciAb이하 여야 한다. 본 연구대상의 정착구는 Table 4에 나타낸 바와 같 이 PTI에서 제안하고 있는 정착구의 구조성능을 모두 만족하 는 것으로 나타났다.

    2.2 2,400 MPa 정착구 구조 및 하중전달성능평가

    Fig. 2는 ETAG013 및 KCI-PS101에서 제안한 시편의 표준 도와 정착구 중심간 거리를 나타낸 것으로 단면 길이를 a, b, 정착구의 중심간 거리를 x, y라 할 때, 식 (6)과 같은 조건을 만 족하도록 규정하고 있다.

    x 0.85 a , y 1.15 b
    (6)

    Fig. 3은 하중전달시험의 하중재하방법을 나타낸 것으로 ① 구간으로 표시된 것과 같이 첫 번째 하중 재하 시 정착구에 재하되는 프리스트레스 하중의 20, 40, 60, 80 %를 단계적으 로 재하한 후 12 %까지 감소시킨다. 그 후 ② 구간으로 표시된 것과 같이 2회부터 10회까지 프리스트레스 하중의 80 %까지 증가와 12 %까지의 감소를 반복수행 한다. 10회 반복재하 완 료 후 ③에 나타낸 바와 같이 시편 파괴 시까지 재하한다.

    하중전달성능평가는 제안된 파괴하중과 안정성 조건을 만 족하도록 규정하고 있다. 즉, 파괴하중은 Fig. 3의 하중재하 후 프리스트레스 하중의 110 % 이상에서 파괴되어야 한다. 안 정성은 반복하중에 대한 변형률의 변화를 통해 하중전달 정 착구역의 안정성을 평가할 수 있다. Fig. 4에 나타낸 바와 같이 10 회 이상의 반복하중에 의해 발생된 수평 및 수직 변형률은 식 (7)을 만족하여야 한다. 식 (7)에 의하면 반복하중 구간 εn-4 -ε0의 변형률 차이가 εn -εn-4의 변형률 차이 보다 1/3 이하가 되도록 제한하고 있으며 여기서, n은 하중재하 반복 횟수이다.

    ε n ε n 4 1 / 3 ( ε n 4 ε 0 )
    (7)

    2.3 비선형 수치해석

    하중전달시험에 의한 정착구역의 거동을 이론적으로 분석 하기 위하여 범용구조해석 프로그램인 MIDAS FEA를 이용 하여 3차원 비선형 해석을 수행하였다. 재료 특성은 Table 5에 나타낸 바와 같이 하중전달시편과 동일하게 설정하였다.

    수치해석 모델은 입체 요소 중 육면체 요소를 사용하여 MIDAS FEA에서 제공하는 전변형률 균열 모델(total strain crack model)을 적용하였다. 전변형률 균열 모델은 고정균열 모델과 분산회전균열 모델로 나눌 수 있는데, 이 두 모델은 일 반적인 철근 콘크리트 구조물의 균열 거동 모사에 탁월한 것 으로 알려져 있으며, 특히 고정균열모델은 콘크리트 균열의 물리적인 거동을 적절히 모사하고 있는 것으로 평가받고 있 다(MIDASIT,2008).

    Fig. 5는 비선형의 재료모델을 나타낸 것으로 압축 모델은 전변형률 모델에서 제공하고 있는 포물선 모델 (Parabolic Model)을 적용하였으며, 인장 모델은 Hordijk 모델을 적용하 였다.

    3. 2400 MPa 정착구의 하중전달성능평가

    3.1 시험방법

    하중전달시편은 ETAG013 및 KCI-PS101에 근거하여 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 OH6/9, OH6/15, OH6/19를 각각 330× 330×660 mm, 430×430×860 mm, 480×480×960 mm 크기로 제작하였다. 또한 하중전달시험을 위해 Table 6에 나타낸 바 와 같이 하중, 변위 및 변형률 측정센서를 설치하였고, 변형률 측정센서 위치는 Fig. 6에 나타낸 바와 같다.

    하중전달시험은 OH6/19 시편의 경우 5,000 kN용량의 압 축시험기를 이용하여 가압하였고, OH6/15와 OH6/19 시편의 경우 가압하중이 상대적으로 커서 30,000 kN 용량의 압축시 험기를 이용하여 가압하였다. 모든 시험은 ETAG 013 및 KCI-PS101에 근거하여 10회 반복재하를 수행하였으며, 각 하중단계의 처짐 및 변형률을 측정하였다. Fig. 9는 30,000 kN 용량의 압축시험기에 의한 시험 전경을 나타낸 것이다. Fig. 7, 8

    3.2 시험결과

    3.2.1 파괴하중에 따른 안전성

    Fig. 10 ~ 12는 하중-처짐 곡선을 나타낸 것으로 반복하중 이 재하되는 동안에는 거의 선형적인 거동을 나타내었다. 또 한 10 회 반복 후 비선형 거동이 나타나며, 정착구역에서 부터 파괴가 발생하였다. Fig. 11

    OH6/9 시편의 경우, 재하하중이 1.1Fpk를 초과한 3,300 kN 에서도 계속적인 증가추세를 나타내었으며, 시험 중 안전을 고려하여 3,600 kN까지만 재하 하였다.

    Fig. 13~15는 재하 시간에 따른 하중을 나타낸 것으로, ETAG013 및 KCI PS-101에 근거하여 Fig. 3에 언급한 바와 같이 하중재하를 하였다.

    Table 7은 이상의 실험결과를 나타낸 것으로 10회 반복하 중 재하 후 마지막 하중 재하 시 OH6/9, OH6/15, OH6/19의 파 괴하중은 각각 3,601 kN, 5,836 kN, 7,357 kN 으로 나타나, 모 든 정착구의 파괴하중이 1.1Fpk를 초과하여 ETAG013 및 KCI PS-101의 파괴하중 규정을 만족하는 것으로 나타났다.

    3.2.2 변형률에 의한 안정성

    Fig. 16 ~ 18은 ETAG013 및 KCI-PS101에서 제안한 반복 하중에 따른 수직 변형률을 시간의 경과에 따라 나타낸 것으 로 하중이 재하되는 동안 이상 변형은 발생하지 않은 것으로 나타났다. 측정된 변형률 중 εn -εn-4은 OH6/9의 경우, 1 με, 1 με, 1 με, 5 με, OH6/15의 경우 9 με, 17 με, 18 με, 26 με, OH6/19의 경우 1 με, 4 με, 9 με, 15 με로 나타났으며, 1/3(εn-4 - ε0)의 값은 OH6/9의 경우, 1.3 με, 3.0 με, 1.3 με, 5.7 με, OH6/15의 경우 28.3 με, 29.0 με, 48.3 με, 44.3 με, OH6/19의 경우 1.3 με, 7.3 με, 12.7 με, 22.3 με로 계산되었다. Table 8은 각 시편의 ε0, εn-4, εn 및 수직 변형률에 의한 안정 성 평가 결과를 나타낸 것이다.

    따라서 이미 언급한 식 (2)에 의해 계산된 εn -εn-4은 모두 1/3(εn-4 -ε0) 이하로 나타나 변형률의 안정성이 확보된 것을 알 수 있었다.

    수평 변형률의 안정성 평가를 위해 수직 변형률과 같이 Fig. 19 ~ 20에 나타내었으며, 각각의 변형률에서 ε0, εn-4, εn을 확 인하였다. Table 9는 수평 변형률의 안정성 평가를 나타낸 것 으로 εn -εn-4은 OH6/9의 경우, 2 με, 4 με, 3 με, OH6/15의 경 우 8 με, 3 με, 3 με, OH6/19의 경우 4 με, 6 με, 71 με로 계산되 었다. 1/3(εn-4 -ε0)은 OH6/9의 경우, 3.3 με, 4.3 με, 3.7 με, OH6/15의 경우 9.7 με, 4.3 με, 3.7 με, OH6/19의 경우 6.3 με, 6.3 με, 24.3 με로 계산되었다. 계산된 εn -εn-4은 모두 1/3(εn-4 -ε0) 이하로 나타나 변형률의 안정성이 확보된 것을 알 수 있었다.

    4. 2,400 MPa 정착구의 수치해석 및 비교・분석

    4.1 2,400 MPa 정착구의 수치해석 모델링 및 결과

    이미 언급한 바와 같이 정착구의 수치해석은 육면체 요소 를 사용하였고 콘크리트, 정착구, 헤드를 각각 모델링 하였다. 효율적인 해석을 위해 1/4 모델링을 수행하였으며, 각각의 요 소는 하중전달시편과 동일한 조건으로 적용하였다. Fig. 22는 정착구 OH6/9의 모델링과 해석결과를 나타낸 것이다. OH6/15 및 OH6/19도 동일한 방법으로 모델링을 하였으며, 최종 값만 다를 뿐 유사한 경향의 결과를 얻었다. Fig. 21

    Fig. 23~25는 정착구의 해석결과와 실험결과를 비교하여 나 타낸 것이다. 실험 결과에 의한 최대 하중은 OH6/9, OH6/15, OH6/19는 각각 3,601 kN, 5,836 kN, 7,357 kN으로 나타났으며, 해석에 의한 최대 하중은 3,672 kN, 5,602 kN, 7,262 kN으로 나 타나 유사한 경향을 나타내었기에 적절한 재하시험이 이루어 진 것으로 판단된다. Fig. 24

    5. 결 론

    본 연구는 2,400 MPa 정착구의 하중전달성능에 관한 연구 로 다음과 같은 결론을 도출하였다.

    • 1) 본 연구 대상의 2,400 MPa 정착구는 국내․외 포스트텐션 정착구 규정에 의해 특수 정착구로 정의되며, PTI의 Anchorage Zone Design (2000)에 의한 구조성능을 검토 하였다. 국소구역의 공칭하중Pn은 OH6/9, OH6/15, OH6/19가 각각 3,158 kN, 5,156 kN, 6,745 kN으로 계산 되었으며, 3fciAb는 각각 5,961 kN, 9,134 kN, 12,238 kN 으로 나타나 PTI에 의한 구조성능을 만족하는 것으로 나 타났다.

    • 2) ETAG013 및 KCI-PS101에 의한 하중전달시험을 실시 하였으며, OH6/9, OH6/15, OH6/19은 1.1Fpk를 초과한 3,601 kN, 5,836 kN, 7,313 kN 에서 파괴되어 하중 조건 을 만족 하는 것으로 나타났다.

    • 3) 하중조건 뿐 아니라 변형률에 의한 안정화 조건을 만족 하는 것으로 나타나 OH6/9, OH6/15, OH6/19는 모두 하 중전달성능을 만족하는 것으로 나타났다.

    • 4) 3차원 비선형 해석을 수행한 결과 하중전달시험에 의한 하중-처짐 곡선과 유사한 경향을 나타내어 적절한 시험 이 수행된 것으로 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 ㈜한국피씨에스의 연구지원으로 수행된 연구이 며, 지원해주신 관계자분들께 깊은 감사드립니다.

    Figure

    JKSMI-22-63_F1.gif

    Anchorage System for 2,400 MPa Strands

    JKSMI-22-63_F2.gif

    Standard Drawing of Load Transfer and Central Distance of Anchorage

    JKSMI-22-63_F3.gif

    Load Control of Load Transfer Test

    JKSMI-22-63_F4.gif

    Stability Criteria by Strain

    JKSMI-22-63_F5.gif

    Material Model for Nonlinear Analysis

    JKSMI-22-63_F6.gif

    Drawings of Load Transfer Test Specimen

    JKSMI-22-63_F7.gif

    Location of Concrete Strain Gauge

    JKSMI-22-63_F8.gif

    Load Transfer Test (30,000 kN)

    JKSMI-22-63_F9.gif

    Load-Deflection Curve (OH6/9)

    JKSMI-22-63_F10.gif

    Load-Deflection Curve (OH6/15)

    JKSMI-22-63_F11.gif

    Load-Deflection Curve (OH6/19)

    JKSMI-22-63_F12.gif

    Loading according to Time (OH6/9)

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    Loading according to Time (OH6/15)

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    Loading according to Time (OH6/19)

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    Bearing Strains according to Time (OH6/9)

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    Bearing Strains according to Time (OH6/15)

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    Bearing Strains according to Time (OH6/19)

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    Bursting Strains according to Time (OH6/9)

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    Bursting Strains according to Time (OH6/15)

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    Bursting Strains according to Time (OH6/19)

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    Modeling and Analysis Results of Load Transfer Specimen

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    Load-Deflection Curves of Experiment and Analysis (OH6/9)

    JKSMI-22-63_F23.gif

    Load-Deflection Curve of Experiment and Analysis (OH6/15)

    JKSMI-22-63_F24.gif

    Load-Deflection Curve of Experiment and Analysis (OH6/19)

    Table

    Dimension of Anchorage System (unit : mm)

    Calculated Ps

    Calculated Pc

    Calculated Pn

    Properties of Material

    Index of Gauge

    Results of Test

    Stability Evaluation of Bearing Strains

    Stability Evaluation of Bursting Strain

    Reference

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