1. 서론
프리스트레스트 콘크리트 구조(prestressed concrete structure, PSC)공법 중에 하나인 포스트텐션 공법은 굳은 콘크리트 내에 매립된 쉬스관에 여러 다발의 강연선을 삽입하고 동시에 여러 강연선 다발을 긴장한 후 이를 하나의 정착장치에 정착하여 콘크리트에 선압축력을 도입하는 공법이다. 이때 수십톤에서 수백톤의 힘이 정착장치를 통해 콘크리트에 도입되고 이에 따라 정착장치 주위에는 높은 수준의 압축응력과 인장응력이 집중적으로 발생된다. 이 구역을 정착부 국소구역(local anchorage zone)이라고 부르며, 이 구역에서 콘크리트의 파괴가 발생하지 않도록 나선철근과 띠철근 등과 같은 보강철근이 복잡하게 배근된다. 나선철근은 정착장치 주위 콘크리트에 구속압을 주어 콘크리트의 압축강도 증진을 유도하고, 띠철근은 작은 정착장치를 통해 도입되는 하중의 쐐기효과에 의한 파열력에 대응하여 정착부의 쪼개짐 파괴와 균열발생을 제어하도록 설계한다(Nawy, 2009).
정착부 거동과 관련해 수행된 실험적 연구 중 대표적으로 Wurm et al. (1977)은 나선철근이 가장 효과적인 정착부 보강방법이며 짧은 나선철근 깊이는 나선철근 끝부분에서 콘크리트 파쇄를 유발할 수 있음을 확인하였다. 또한 Suzuki et al. (1982)은 철근 배근에 따라 정착부의 파괴 형상이 (1) 철근이 배근되지 않았거나 매우 적게 배근된 경우에 발생하는 정착부의 쪼개짐 파괴; (2) 나선철근 배근구역 밖에서의 콘크리트파쇄; (3) 국소구역과 일반구역(general zone)의 경계점에서 부근에서 나선철근이 끝나는 부분의 콘 형태의 파괴형상과 더불어 아래 부분 콘크리트의 쪼개짐 파괴와 같이 3가지 형태로 구분할 수 있다고 보고하였다. 또한 Cervenka and Ganz(2014)는 시험체 단면의 크기와 나선철근의 배근 지름의 영향이 정착부 파괴에 미치는 영향을 분석한 결과를 발표한 바 있다.
또한 콘 형태의 가이드 파이프와 정착판으로 구성된 단순한 정착장치를 갖는 소형 정착부에 대한 실험 연구가 수행되었다. 이와 함께 콘크리트 블록위에 정착장치를 단순한 사각 또는 원형 정착판으로 가정한 해석적 연구를 기반으로 스트럿-타이 모델 등이 제안된 바 있으며 정착부 지압강도는 정착부와 정착장치 면적의 함수(AASHTO, 2010) 또는 이와 더불어 나선철근에 의한 콘크리트 강도 증진을 추가로 고려하는 강도 예측식 등(Gergely and Sozen, 1967; Breen et al., 1994; Wollmann and Roberts-Wollmann, 2000)을 통해 정착부 설계에 활용하고 있다.
그러나 최근 구조물의 슬림화 추세에 따라 응력이 집중되어 구조 안전성에 취약부분으로 구분 할 수 있는 정착부에 대한중요성이 커지고 있으며, 이에 부응하여 정착장치와 콘크리트간 접촉면적(지압 면적)을 극대화하기 위하여 복수의 횡리브를 갖는 정착장치가 빈번히 사용되고 있다. Kim et al. (2014)과 Kwon et al. (2015)은 횡리브를 갖는 정착장치를 포함하는 정착부에 대한 실험적, 해석적 연구를 통해 횡리브가 정착부에 발생하는 응력을 분산시키고 정착부의 지압강도를 증진시킬 수 있음을 확인하였다.
본 논문에서는 높은 정착부 지압강도 구현이 가능한 두 개의 횡리브를 갖는 정착장치(특수 정착장치, special anchorage)를 사용하여 14개의 하중전달시험체를 제작하였으며, ETAG013에 따라 하중전달시험을 실시하였다. 정착부의 하중변위 곡선과 극한강도의 변화를 통해 나선철근과 띠철근의 구속 영향을 규명하고자 하였다. 이를 위해 파열력 저항에 사용하고 남은 잔여강도에 대한 띠철근의 구속효과를 정량화하는 수식을 제안하였고 이에 대해 검토하였다. 또한 철근배근에 따른 강도 변화를 고려하여 정착부 보강설계를 위한 효율적인 철근배근 방법을 제시하였다.
2. 하중전달시험
2.1 시험절차
하중전달시험의 목적은 전체 단면에 비해 작은 영역인 지압판(정착장치)을 통해 재하되는 긴장력이 전체 단면으로 전달되는데 있어 충분한 성능을 가지고 있는지 확인하는 것이다. 이 연구에서는 하중전달시험 절차와 시험체 설계에 있어 가장 상세하게 규정된 ETAG013(EOTA, 2002) 기준에 따라 수행하였다. ETAG013에서는 긴장재 공칭강도(Fpk)의 12%에서 80% 사이를 10회 이상 반복 가력하여 균열진전이 안정화 되도록 한 후 정착부 파괴까지 하중을 증가시키며(Fig. 1) 이때의 하중을 정착부 강도(Fu)로 정의한다. 이 때 정착부 강도(Fu)는 긴장재 공칭강도의 1.1배(1.1Fpk) 이상이 되도록 정하고 있는데 이는 정착부의 파괴가 아닌 긴장재의 파단으로 포스트 텐션 PSC 구조의 극한 상태에 도달하도록 하기 위함이며 이 같은 거동이 구조 성능 측면에서 유리한 것에 따른 것이다.
본 연구를 위해 제작된 시험체에는 상부 정착판과 함께 2개의 횡리브를 갖는 특수 정착장치(special anchorage)를 사용하였고 시험체의 단면은 정사각형으로 정착장치 크기에 따라 기존 설계기준에 규정된 최소요구간격(B)을 만족하도록 설계하였다. 또한 시험체의 길이는 횡방향 길이의 2배로 제작하였다(L=2B). 제작된 시험체의 하중전달시험은 10 MN UTM(universal test machine)을 이용하여 시험을 실시하였으며(Fig. 2) 구체적인 시험체의 설계 변수를 Table 1에 정리하였다. 여기서, 콘크리트 강도(fc’)는 실제 압축강도 시험을 통해 산정된 값을 나타내었다.
Table 1
Dimension of Load Transfer Test Group
2.2 구속철근량에 따른 영향
설계기준(AASHTO, 2010; ACI, 2011; KCI, 2012)에서는 정착부의 보수적인 설계를 위하여 정착부 강도를 콘크리트단면적과 정착장치의 상부 지압판의 면적등을 고려한 지압응력 또는 지압강도만 반영하고 있다. 그러나 기존의 연구(Wollmann, 1990; Breen et al., 1994; Wollmann and Roberts-Wollmann, 2000)에서는 정착부의 강도예측을 위해 나선철근, 띠철근과 같은 보강철근에 따른 영향을 콘크리트 압축 강도의 구속효과 식을 기반으로 도출하였다.
Eqs. (1), (2) and (3)에서 Pr은 정착부의 극한강도를 나타내며 이는 정착부의 지압면적 증가에 따른 콘크리트 지압강도(Pc)와 횡방향 보강철근의 구속효과에 의한 지압강도 증가(Ps)의 항으로 구성된다. 여기서, Ps는 횡방향 구속응력과 보강철근으로 구속된 유효 구속면적으로부터 결정된다. 정착부의 보강설계에 대한 NCHRP Report 356(Breen et al., 1994), Wollmann and Roberts-Wollmann(2000) 등의 연구에서는 극한강도를 증가시키는 횡방향 보강철근에 의한 구속응력(flat)의 한계를 8.3MPa로 설정하고 있다. 이는 횡보강 철근에 따른 구속효과가 콘크리트 강도 증가에 미치는 영향의 한계를 설정한 것이다.
여기서, f l a t , s p = 2 A s f y s s p D s p
그러나 최근 사용되고 있는 제품형(proprietary) 정착장치는 지압면적을 극대화하기 위해 횡리브가 1개 이상 설치되어 있는 특수 정착장치가 주로 사용되며 상부 정착판 하단의 강도증가를 위한 나선철근과 파열파괴(균열) 발생을 방지하기 위해 띠철근이 충분히 배근하고 있다. 또한 고강도 콘크리트 등 고강도 재료를 사용하여 응력이 집중되는 정착부의 단면을 슬림화하기 위한 노력 또한 함께 이루어지고 있다. 그러나 앞선 요인들이 실제 정착부 강도에 미치는 영향에 대한 정량적 연구는 미비한 실정이다.
특히, 보수적인 정착부 설계를 위해 띠철근은 파열파괴를 방지하는 목적으로만 사용되는 것으로 가정하나 NCHRP Report 356(Breen et al., 1994)에서 수행한 시험 결과에 따르면 나선철근과 띠철근이 함께 설치된 시험체의 경우 나선철근으로 보강된 시험체와 비교하여 11~13%의 강도 증가 영향이 있는 것으로 알려져 있다. 또한 나선철근 형태(Fig. 3(a))및 띠철근 형태(Fig. 3(b))에 따른 구속응력 산정식을 간략하게 제시하고 있다(Eq. (3)).
이 연구에서는 정착부를 슬림하게 설계하기 위해 나선철근과 띠철근을 함께 배근하고 그 양 또한 기존 강도예측식에서 구속응력의 상한 값인 8.3MPa 이상이 되도록 배근한 시험체를 제작하였다. Table 1에서 나타낸 시험체의 하중전달 시험을 통해 얻어진 강도를 기준으로 하여 나선철근과 띠철근에 의한 구속응력 변화가 정착부 강도에 미치는 영향을 분석하였다. SP 그룹에서는 총 4가지 사이즈, 8개 시험체에 대하여 나선철근의 지름 등 배근 상세를 변화 시켜 구속응력을 다르게 하고자 하였고, ST 그룹에서는 총 2가지 사이즈, 4개 시험체에 대하여 띠철근의 배근 간격을 조절 한 시험체 그룹(STE), 띠철근의 지름을 변경 시킨 그룹(ST-F) 으로 각각 영향을 검토하고자 하였다.
2.3 띠철근의 구속 영향을 고려한 정착부 강도식 제안
앞서 언급된 것과 같이 횡방향 보강철근에 의한 콘크리트구속효과에는 한계가 있기 때문에 나선철근과 띠철근 구속에 의한 강도 증가를 별도로 산정하여 합산하는 것은 적합하지 않다. 이 논문에서는 횡방향 보강철근의 구속응력을 산정함에 있어 띠철근의 구속효과 영향을 등가(flat,eq)로 고려할 수 있도록 Eq. (4)를 유도하였다. Eq. (4)에서 띠철근에 의한 구속응력은 파열력을 지지하는데 사용되고 남은 잔존 철근강도를 기준으로 하며, 나선철근과 띠철근의 구속영역이 다르기 때문에 단면적의 차이를 보정할 수 있도록 보정계수(α=Acore,st/Acore,sp)를 도입하였다.
띠철근이 파열력 지지에 소요하고 남은 잔여 응력은 다음과 같이 계산될 수 있다. Eq. (5)는 스트럿-타이 모델을 기반으로 Guyon (1953)에서 확인할수 있는 파열력 산정식이다. 여기서 k=0.25(AASHTO, 2010), 0.3(Guyon, 1953; VSL, 1975), 0.35(Wollmann and Roberts-Wollmann, 2000)로 각각 제시하고 있다. P는 상부하중(긴장력), d는 정착부 한변의 길이(=B), a는 정착장치의 상부 지압판 크기(=Da), Ast는 배근된 띠철근의 공칭면적, n은 배근된 띠철근 개수이다.
따라서 이 논문에서 제안된 나선철근과 띠철근의 구속효과를 모두 고려한 등가 구속응력(flat,eq)을 기반으로 할 경우 정착부의 지압강도는 Eq. (8)과 같이 계산될 수 있다.
이 논문에서는 기존 강도 예측식(Eq. (1))과 제안된 구속응력을 기반으로 한 강도 예측식(Eq. (8))을 실험결과와 비교하여 제안된 강도예측식의 타당성을 검토하였다.
3. 실험 결과 및 분석
3.1 하중전달 효율 정의
이 논문에서는 각각의 설계변수가 정착부 주요 거동에 미치는 영향을 분석하기 위해 하중전달효율(β, Eq. (4))을 정의하였다. 이는 콘크리트 전체 단면강도 대비 정착부 강도로 정의하였다. β가 1 이상일 경우, 일반구역이 파괴되기 전에는 국소구역이 파괴에 도달하지 않음을 의미하며 보다 안전측 설계로 볼 수 있다. 반면에 1 이하인 경우에는 전체 단면의 압축파괴 이전에 정착부의 국부적인 파괴가 발생하거나 긴장재의파단으로 인해 파괴에 도달한 것으로 볼 수 있다.
여기서, Pult는 하중전달실험을 통한 시험체의 극한강도, Psection=fc’(A−Aduct), A는 콘크리트의 전체면적, Aduct는 덕트의 단면적(중공 단면적)이다.
Table 2에서는 Eq. (4)를 통해 산정한 등가 구속응력, 각 시험체의 단면강도(Psection)와 하중전달시험을 통한 극한강도(Pult), 그리고 하중전달 효율(β)을 각각 나타내었다. 실험결과에 대한 분석은 3.2절, 3.3절에서 설명하는 것으로 한다.
Table 2
Total Results of Load Transfer Test
3.2 철근배근 상세에 따른 하중-변위곡선
Fig. 4에서 나선철근 및 띠철근의 배근 상세를 변화시킨 SP, ST그룹에 대한 하중전달실험에서 얻어진 하중-변위 관계를 기반으로 x축을 축방향 변형률, y축을 앞서 정의한 하중전달효율(β)로 설정하여 도식하였다. 동일한 크기의 시험체 그룹에서 나선철근량과 띠철근량이 변화함에 따라 하중 전달시험에서 얻어진 최대 하중(강도) 및 최대 하중 도달 이후 거동에서 차이가 발생하는 것을 확인할 수 있다. 특히 보강철근량과 강도에 영향을 미칠것으로 예상되는 등가 구속응력(flat,eq)은 비례관계로서 등가구속응력과 하중전달효율 영향에 대한 분석을 통해 보다 정량적인 비교를 할 수 있다.
각 시험체 군의 1번 시험체 보다 2번 시험체의 등가 구속응력이 더 큰 것을 통해 확인할 수 있다. SP-A1, A2 그룹을 제외한 나머지 그룹에서 등가 구속응력이 클수록 하중전달효율(β) 값 또한 증가하는 경향을 확인할 수 있으며 이러한 경향은 나선철근의 배근 깊이를 변화시킨 추가 시험체군(DS-D3) 및 띠철근의 배근 깊이를 변화한 시험체군(DS-F3)에서도 동일하게 확인할 수 있다.
그러나 최대 하중이 발생할 때의 변형의 경우 나선철근의 배근이 증가하여도 연성 및 취성 파괴 양상 등이 구별되어 나타나지 않는 것을 볼 수 있다. 이는 나선철근 배근량 뿐만 아니라 띠철근 등 정착부 배근상세가 전반적으로 정착부 강도 및 이후 거동에 영향을 미치기 때문으로 판단된다.
SP-A, B 시험체 그룹에서(Fig 4(a) and (b))는 변위량0.0089L(0.8% 변형) 내외에서 최대 강도가 발생하였으며 철근 보강량에 따른 하중-변위 곡선 간 거동의 차이는 크게 나타나지 않았다. SP-B2의 경우, 1% 변형에서 최대 하중이 나타났고 SP-B1 대비 약 2% 큰 강도를 보였으며 이후 급격하게 파괴되는 거동 양상을 확인할 수 있었다. 이러한 경향은 SP-D2 와 ST-E1에서도 유사하게 나타난다. 특히 ST-E1에 비해 띠철근의 배근을 증가시킨 ST-E2에서는 최대 하중 도달 이후에도 완만하게 감소하는 것으로 보아 띠철근이 거동전반에 있어 파열력에 의한 파괴를 막아주었기 때문으로 판단된다.
SP-D와 DS-D3 시험체 그룹에서는, 등가 구속응력의 증가에 따라 SP-D2와 DS-D3에서 상대적으로 높은 지압강도를 나타냈으나 최대강도 이후의 거동에 있어서는 SP-D1에서 연성거동이 나타났다. 이는 SP-D2와 DS-D3에서 최대강도 이후 부분적인 콘크리트 파쇄(crushing)가 발생하여 급격한 강도저하가 발생했기 때문으로 판단된다.
또한 타설된 콘크리트의 강도 차이로 인하여 DS-D3의 초기 강성(하중-변위 관계 기울기)이 작게 나타나지만 오히려 강도는 더 크게 발생하는 것을 확인할 수 있다. 이는 설계기준에서 규정된 나선철근의 배근 깊이 보다 더 깊게 배근하여도 구속된 콘크리트의 영역이 증가하여 강도 및 거동에 영향을 준 것으로 볼 수 있다.
정규화한 하중-변위 곡선에서 가장 분명한 거동 차이를 보이는 시험체군은 ST-F 그룹이다. 상대적으로 다른 시험체에 비하여 ST-F1, ST-F2의 경우 하중반복단계 이후에 강도 도달까지 변화폭이 작을 뿐만 아니라 강도 도달 이후 거동에서도 불규칙적으로 변화 하는 등 취성 파괴 양상을 보이고 있다. 반면에 띠철근의 배치간격을 증가 시킨 DS-F3의 경우에는 하중전달효율이 1에 가깝게 증가하며 보다 그 변형 수준 또한 크게 증가하는 것 (0.0123L, 1,23% 변형)까지 보인다.
따라서 Fig. 4의 하중전달시험체의 정규화한 하중-변위 관계에 영향을 주는 요인으로는 등가 구속응력으로 표현되는 나선철근 및 띠철근의 배근량 뿐만 아니라 배근 깊이 등의 배근상세의 영향도 무시할 수 없는 것으로 판단된다.
3.3 나선철근과 띠철근의 구속응력에 의한 하중전달 효율
정착부의 극한강도는 횡방향 보강철근의 구속응력에 직접적인 영향을 받는다는 NCHRP Report 356(Breen et al.,1994)의 연구결과를 확인하고 그 영향을 보다 정량적으로 분석하기 위해서 기존 내부 구속력과 보강철근 간 힘의 평형 관계를 통해 산정된 구속응력 산정식(Fig. 3, Eq. (3))과 등가 구속응력(Eq. (4))을 산정하여 실험 결과를 분석하였다.
SP그룹의 시험결과에서 나선철근에 의한 구속력만을 기준으로 볼 때, 하중전달효율은 약 9 MPa를 기준으로 수렴하는 것으로 나타났다(Fig. 5(a)). 또한 등가 구속응력으로 평가한 경우는 약 13 MPa 수준에서 수렴하는 것을 확인할 수 있다(Fig. 5(b)).
자세히 살펴보면 SP-A와 B그룹 내에서는 등가 구속응력이 각각 4.93, 4.57 MPa 정도 크게 증가하였으나(Table 2 참조)강도 및 하중전달효율은 큰 차이가 발생하지 않았다. 특히 시험체의 크기가 비교적 작은 SP-A 그룹에서는 구속응력변화에 따른 하중전달효율 변화가 거의 나타나지 않았다. 이는 작은 시험체의 경우 시험체와 시험기 지지면 사이의 마찰에 의한 구속과 편심오차 등이 상대적으로 더 큰 영향을 주기 때문으로 판단된다.
반면에 SP-C와 D 그룹의 경우는 3.72, 2.78 MPa로 상대적으로 소폭 증가하였으나 강도는 약 8~9% 정도 증가하는 것을 볼 수 있다. 이는 NCHRP Report 356(Breen et al., 1994)에서 보고한 바와 같이 나선철근과 띠철근을 함께 배근하였을 때 강도 증가가 나타난 것과 같은 결과이다.
ST-F그룹에서는 F1, F2 시험체에서 0.53 MPa의 등가 구속응력의 소폭 증가에 따라 강도도 2%의 증가를 보였으나 띠철근 배근 깊이와 철근량을 증가시킨 DS-F3 시험체의 경우 STF1대비 0.67 MPa의 등가 구속응력의 증가로 인해 12% 이상의 강도 증가가 발생하였다.
즉, 기존의 강도예측식에서는 구속응력 한계를 8.3 MPa로 두고 있으나 본 연구에서 수행한 하중전달시험 결과에서는 나선철근에 의한 구속응력 9 MPa 수준에서 수렴하고 있으므로 보수적 예측 측면에서는 적절하다고 볼 수 있다. 그러나 띠철근의 구속력 또한 반영한 등가 구속응력에서는 그 수렴한계가 13 MPa로 증가하게 되므로 띠철근의 영향 또한 반영하는 것이 보다 정확한 정착부 강도예측을 할 수 있을 것으로 판단할 수 있다. 따라서 본 연구에서 제시한 등가 구속응력개념을 정착부 강도예측에 활용하여 기존 강도예측식(Eq.(1)) 및 등가 구속응력을 통한 강도 예측식(Eq. (2))과 비교를3.4절에서 수행하였다.
3.4 기존 강도예측식과 제안식의 비교
본 절에서는 기존 강도 예측식(Eq. (1))과 제안된 구속응력을 기반으로 한 강도 예측식(Eq. (8))을 실험결과와 비교하였다.
기존 강도예측식(Eq. (1))을 활용하여 나선철근으로 인한 구속응력을 반영하여 강도를 산정하였으며, 띠철근의 파열력분담을 고려한 본 연구에서 제안한 등가 구속응력을 통해 산정된 강도를 실험결과와 비교하였다(Table 3 참조).
Table 3
Comparisons with Lateral Confinement Pressure and Ultimate Strength Prediction Equation
시험체 전반에서 ST-F1을 제외하고 전반적으로 기존 예측식과 제안된 예측식에서 실험결과와 비교하였을 때 보수적으로 산정되는 것으로 나타났다(Pult/Pr≥ 1.0, Fig. 6 참조)
기존 예측식의 경우 전체 시험체에서 Pult/Pr 값이 평균1.198 수준이며 표준편차는 0.111로 나타났고 제안된 예측식의 경우 평균 1.101 수준이며 표준편차는 0.084로 나타났다. 즉, 기존의 예측식은 약 20% 정도 보수적으로(낮게) 강도를 예측하였으나 제안된 수식을 사용할 경우 10% 수준으로 보다 평균값 및 표준편차를 비교하였을 때 보다 정확한 강도 추정이 가능할 것으로 나타났다.
특히, SP-A,B 그룹과 같이 나선철근으로 인한 구속응력 값이 기존 한계치인 8.3MPa을 기준으로 차이가 발생하는 시험체 그룹의 경우 제안된 등가 구속응력 및 강도예측식을 사용할 경우 보다 더 정확한 강도 예측이 가능한 것으로 나타났다.따라서 실제 PSC 구조물 설계에 있어 제안된 수식을 통해보다 정확한 강도 예측이 가능할 것으로 판단되며 이를 통해 기존 구조물의 강도 추정에 있어서 사용 될 수 있을 것이다.
3.5 보강철근 배근안 제시
본 연구에서 수행한 하중 전달 실험 및 강도 분석을 통해, 정착부의 강도 극대화를 위한 나선철근 및 띠철근 배근안을 다음과 같이 제안하였다.
(1) SP 그룹의 실험 결과에 따라, 나선철근의 구속응력은 일반 콘크리트 사용 기준으로 기존 8.3 MPa 보다 상향하여 9.0 MPa 이상 수준이 되도록 나선철근의 지름 및 간격을 설정하는 것이 최대 강도 증가 효과를 볼 수 있을 것으로 판단된다.
(2) 띠철근 또한 강도 증가에 영향이 있는 것으로 나타났으며, 나선철근 설계로 산정되는 구속응력과 함께 제안한 등가구속응력(Eq. (4)) 기준 13 MPa 수준까지 발생하도록 배근상세(지름 및 간격)을 설정한다.
(3) 나선철근 및 띠철근의 배근 깊이는 기존 0.5L(=B) 이상 충분히 보수적으로 설치하는 것이 안전성 확보에 있어서 유리하다.
4. 결론
본 연구에서는 정착부 보강철근의 배근 상세를 변화시킨 시험체의 시험체의 하중전달시험을 통해 얻어진 강도, 하중-변위 곡선, 하중전달 효율(β)을 분석하여 포스트텐션 PSC 정착부 보강철근과 콘크리트 간 구속영향에 대해 규명하고자 하였다.
기존 연구에서 제안된 극한강도 예측식에서는 보강철근의 구속력을 반영하고 있지만 띠철근과 같이 추가적인 철근에 대한 강도 반영 기준이 명확하지 않으며 보강철근의 배근 깊이 등에 배근 상세에 대한 반영은 이루어지지 않고 있다.
본 논문에서는 하중전달 실험 결과를 기반으로 나선철근 및 띠철근으로 인한 구속응력으로 환산하여 정착부 강도증가 영향을 규명하고자 하였다. 이를 통해 보강철근 배근 상세가 정착부 거동에 있어 강도 및 파괴에 이르기까지 거동 특성에 밀접한 연관이 있음을 확인하였다. 그 결과를 토대로 PSC 정착부의 강도 예측식 및 보강설계 시 사용될 수 있는 보강 설계안을 각각 제시하였다. 나선철근과 띠철근의 구속응력 산정식을 기반으로 등가 구속응력 개념을 제안하고 설계 시 상한값을 제시하였고 실험을 통해 산정된 강도와 기존 예측식 및 본 연구에서 제안된 예측식의 비교를 통해 그 타당성을 검증하였다.
이를 통해 기존 PSC 구조물 정착부의 안전성 평가 및 구조물 설계 시 적용 될 수 있을 것으로 기대한다.
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