1. 서 론

곡선교량은 도로선형의 합류 및 분기에 따른 부드러운 차량흐름을 위해 필수적인 구조형식이다. 따라서 고속도로의 램프구간과 교량의 접속구간 등에서 곡선교량의 사용은 지속해서 증가하고 있다. 국내의 경우 직선거더를 현방향으로 배치하고 상부슬래브를 곡선화하던 공법에서 1990년대 초반부터 곡선거더를 이용한 공법이 적용되기 시작하였으나, 곡선교량에 대한 엔지니어들의 이해와 지식부족으로 많은 문제점이 발생되었다. 곡선교량은 일반적인 직선교와 달리 곡률에 의하여 휨거동과 비틀림거동이 동시에 발생하는 3차원 공간개념의 구조적인 거동 특성이 있어 직선교량에 비해 까다로운 구조물이므로 계획단계에서부터 많은 주의가 요구된다.

국내 고속도로 전체 교량중에서 PSC 거더교는 44%이고 강박스 거더교가 29.2%를 차지하고 있지만, IC 및 JCT에 건설된 교량은 약 70%이상이 강박스 거더교가 차지하고 있다(Lee et al., 2011). 직선구간 또는 곡률반경이 큰 본선의 곡선구간에서는 경제성 측면에서 콘크리트 교량을 가장 많이 선호하고 있지만 곡률반경이 작은 램프구간에서는 강박스 거더교가 많이 시공되고 있음을 알 수 있다.

그러나 최근 강재가격의 상승 및 주기적인 도장 등으로 인한 유지관리비용을 고려하면 강박스 거더교는 VE측면에서 PSC 거더에 비해 불리하다(Chuanbing et al., 2007; Wilast et al., 2008). 또한 국・내외적으로 곡선구간에 곡선 PSC 거더를 적용하기 위한 연구 및 프로젝트가 꾸준히 수행됨에 따라서 국내에서도 최근 관심이 증대되고 있다. 그러므로 경제성 있는 교량시공을 위한 곡선구간에서 PSC곡선교의 적용은 지속해서 증가할 것으로 판단된다(Seo and Yoon, 2013).

이 연구에서는 IC와 JCT의 램프구간에 시공할수 있는 Spread box girder 시스템의 곡선 PSC 거더를 개발하였는데(Fig. 1), 개발된 곡선 PSC R-거더공법은 전도방지장치와 곡률조절이 자유로워 재사용이 가능한 이동식 곡선거푸집 등을 활용한 포스트텐션 방식의 공법이다. 개발된 이동식 곡선거푸집과 같은 곡선 PSC 거더 제작기술을 바탕으로 곡률반경 80m, 길이 30m의 실물모형 시험체를 직접 제작하고 정적재하실험을 통해 역학적 성능을 검증함으로써, 곡선 PSC 거더의 구조신뢰성을 확보하는 것이 이 연구의 최종 목적이다.

2. 곡선 PSC 거더의 사례 및 기준

2.1 곡선 PSC 거더의 시공사례

최근 콘크리트 교량에 우호적인 성향의 Colorado, Pennsylvania 그리고 Nebraska를 중심으로 곡선구간에서 강구조 형식을 PSC 구조로 설계·변경하여 시공하였거나 시공 중에 있다. Fig. 2(a)는 필라델피아 공항 개선프로젝트 고가교에 적용된 PSC 곡선거더의 제작전경이며, Fig. 2(b)는 덴버에 시공된 곡선 PSC 거더교의 모습을 나타내고 있다(Wilast et al., 2008).

2007년도 이후, 북미지역에서는 국가 차원에서 NCHRP(National Cooperative Research Program)을 통해서 곡선 PSC 거더에 관한 설계기준과 해설, 그리고 예제 등을 마련하여 보고서(NCHRP., 2008)를 발간하였다. 또한 PCI(Precast/Prestressed Concrete Institute) Bridge Design Manual(2011) 12장에 곡선 보에 관한 지침을 제시하고 있다.

일본의 경우, 최근 동경의 디즈니랜드, 오키나와, 오사카 등의 모노레일과 같은 경전철을 구축하는 데 콘크리트 곡선빔을 일부 구간에 적용하면서 곡선 PSC 보에 관한 관심이 증가하고 있다(Fig. 2(c)). 그 외에도 중국, 말레이시아 쿠알라룸푸르 등의 경전철 노선에도 콘크리트 곡선빔을 시공한 사례 등이 있다.

국내의 경우, 최근 대구광역시 도시철도(모노레일) 3호선 구간에서 PSC 프리캐스트 곡선빔을 제작하여 시공하였다. 최소곡률반경이 219m인 곡선빔 총 373본을 공장에서 제작하여 현장으로 운반・가설하였다(Fig. 3, Kwon and Kim, 2012).

또한 곡선 PSC 거더의 연구와 관련하여 곡률반경 100m, 지간이 40m인 2주형 시험체에 대한 재하실험이 수행된 사례가 있다(Kim et al., 2012). 그러나 2주형의 거더를 슬래브 및 강성이 큰 가로보로 일체화하여 거더교로 실험이 수행되어 곡선 거더만의 거동이나 강성을 파악하는 데 한계가 있었다. 따라서 PSC 곡선거더가 갖는 비틀림 거동을 파악하기 위한 추가적인 실험연구가 요구되었다.

2.2 곡선 PSC 거더 설계기준

북미지역에서 콘크리트 곡선거더교와 관련하여 AASHTO LRFD (2012)는 곡선거더 교량에 대한 하중(3.10.7.2), 수평마찰손실(5.9.5.2), 비틀림 면외력의 고려(5.10.4) 등 전반적인 시방규정을 수록하고 있으며, 2008년도에 발표된 NCHRP REPORT 620은 AASHTO LRFD의 곡선교 시방규정 보완과 교량받침의 부반력, 다이아프램과 하부 교각의 균열, 측면텐던의 돌출 등에 관한 설계기준에 대해 의견을 제시하고 있다. PCI bridge design manual (2011)에서는 12장 curved & skewed bridge에서 기하학적 및 구조적 효과를 고려한 곡선교의 계획, 설계, 제작, 취급・운반, 가설에 대한 상세를 제시할 뿐만 아니라 곡선교의 설계예제도 제시하고 있다(ABAM Engineers, 1998).

국내의 경우, 도로교설계기준(2010)과 도로교설계기준 한계상태설계법(2012)에 부분적으로 콘크리트 곡선거더와 관련한 규정을 제시하고 있지만 곡선 PSC 거더에 관한 독립적인 지침서나 시방규정은 없는 상태이다. 2012년 제정된 국내 한계상태 설계법에서는 AASHTO LRFD(2012)의 곡선교 규정을 동일하게 적용하고 있다.

3. 곡선 PSC R-거더의 재하시험

3.1 시험체의 제원 및 형상

실물모형 곡선 PSC R-거더 시험체는 포스트텐션방식이며, 일반적으로 곡선거더에서 폐합형 박스단면을 적용하는 것과 달리 이 연구에서는 콘크리트 구조의 단점인 중량을 최소화하기 위하여 Fig. 4와 같이 단면을 open U-Type으로 설계하였다. 또한, 시험체의 구조성능을 확인하기 위한 정적재하시험을 수행하기 위해 슬래브를 갖는 합성단면으로 설계하였다. 곡선거더 시험체의 주요 제원과 사용재료의 강도를 Fig. 4와 Table 1에 나타내었다.

곡선 PSC R-거더 시험체의 강연선은 쉬스관당 15.2mm 16가닥의 강연선을 Fig. 4와 같이 배치하였으며, 비록 쉬스관이 곡률에 따라서 포물선으로 배치되더라도 모든 단면에서 쉬스관은 대칭되도록 설계하였다. 이 연구에서 설계된 시험체는 도로교설계기준(2010)에 따라서 설계되었으며, 구조계산을 통해서 Table 2와 같이 외력에 의한 사용하중 및 계수하중에 대한 시험체 중앙단면의 부재력과 공칭강도를 정리하여 나타내었다.

이 연구에서는 단일 곡선거더 시험체를 제작하여 구조성능 평가를 위한 정적재하시험 단계에서 거더의 전도를 방지하기 위해서 곡선거더의 곡률방향 외측 양단부에 Fig. 5와 같이 두께 500mm의 콘크리트 브라켓을 깊은 보이론으로 설계하여 제작하도록 하였다.

3.2 시험체의 제작

개발된 현장조립 곡선거푸집을 이용하여 포스트텐션 방식의 곡선 PSC R-거더 시험체를 제작하였다. 명지대학교 옥외 실험동에서 곡률을 고려한 측량을 시행한 후에 바닥거푸집 기초 위에 거더의 철근을 배근하고, 쉬스관과 중공부를 위한 스티로폼을 설치한 후에 본 연구에서 개발된 이동식 곡선거푸집을 곡률에 따라 조절한 후에 조립하였다. 설계강도 50MPa의 콘크리트를 타설 한 후에 6시간 동안 증기양생을 실시한 후 자연양생을 실시하였다. 5일간의 양생기간을 거친 후 거푸집을 탈형하였다. 곡선거더의 경우, 기하학적인 형상 때문에 자중에 의해서도 전도가 발생하므로 이 연구에서는 RC 브라켓을 곡선거더 외측 양끝단에 거푸집을 설치하여 제작하였다. 다음 단계로 쉬스관에 강연선을 투입하고, 도입순서에 따라서 긴장력을 25%씩 증가시키며 긴장력을 도입하였다(Lee et al., 2010). 강연선에 프리스트레스를 도입한 후 그라우팅을 실시하고, 그 후 상부에 슬래브 거푸집을 설치하고 철근을 배근한 후 콘크리트를 타설하였다.

재하시험일의 콘크리트 공시체 압축강도는 평균 58MPa로 측정되었으며, 상부슬래브의 콘크리트 강도는 평균 32MPa로 측정되었다. Fig. 6은 곡선반경이 80.0m인 R-거더 시험체의 전경을 보여주고 있다.

3.3 도입긴장력에 따른 거동

3.3.1 긴장력 도입 및 측정방법

도입긴장력에 따른 곡선 PSC R-거더 시험체의 거동을 조사하기 위하여 Fig. 7과 같이 거더 중앙부에 변위계를 설치하여 수직 및 수평변위를 측정하였다. 긴장력의 도입순서는 곡선반경외측상단의 강연선부터 외측상단→내측상단→외측하단→내측하단 순서로 전체 도입긴장력의 25%씩 분할하여 증가시키며 프리스트레스를 도입하였다.

3.3.2 거더중앙부의 거동

Fig. 8은 곡선 PSC R-거더의 중앙부 상단 내・외측의 수직변위(LVDT-3,4)를 나타내고 있다. 전체적으로 각 단계별로 내측에 설치된 변위계(LVDT-4)의 솟음량이 외측에 설치된 솟음량보다 크게 측정되었는데, 이는 비록 단부에 전도방지장치를 위한 RC브라켓이 설치되었다고 하더라도 중앙부에서는 프리스트레스에 의한 솟음과 함께 곡선거더가 자중에 의해 외측으로 회전이 발생되고 있는 것으로 판단된다. 최종적으로 외측변위계(LVDT-3)에서는 31.29mm, 내측변위계는 (LVDT-4)에서는 39.34mm가 측정되었으며, 이 값들의 내･외측 평균값인 35.3mm는 계산을 통해서 산정된 솟음량인 37.5mm와 거의 유사한 값을 보였다.

하단에서 측정된 수평변위(LVDT-1,6)는 긴장력의 도입순서에 따라 수평변위가 내측방향과 외측방향으로 번갈아 발생되는 것을 알 수 있다. 그러나 횡방향 최대변위량은 5.4mm로 3D 유한요소해석을 통해서 산출된 0.85mm보다 크지만, 시공오차 등을 고려할 경우 측정된 횡적변위는 거더의 거동에 문제가 되지 않을 것으로 판단된다. 상단에 설치된 수평변위계는 최초 도입전 기준변위값에 대해 외측방향(여기서 +의 값)으로 수평거동하고 있음을 알 수 있는데 이는 솟음이 발생하면서 외측으로 거더가 약간 회전하고 있음을 의미한다.

수평변위가 곡률방향의 외측으로 5mm 내외로 거동하여 거더에 손상을 가할 정도의 대변위 횡변형과 같은 잔류변형은 발생하지 않는 것으로 판단된다.

3.4 시험계측 및 방법

3.4.1 시험체 계측위치

곡선 PSC R-거더 시험체의 내부 철근에는 전기저항식 변형률 게이지를 부착하여 하중재하에 따른 대상 시험체의 변형률 변화를 측정하였다. 중립축 거동과 초기균열을 확인하기 위하여 콘크리트 표면에 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였다. 또한, 하중의 변화에 따른 시험체의 하부변위와 측면변위는 변위계(LVDT)를 사용하여 측정하였으며 처짐이 가장 많이 발생할 것으로 예상되는 시험체의 중앙부 하단에는 wire 타입의 변위계를 설치하였다. Fig. 9(a)는 철근에 부착한 변형률 게이지의 부착위치이고, Fig. 9(b)는 콘크리트에 부착한 변형률 게이지와 변위계의 위치를 나타내고 있다.

3.4.2 정적재하 실험방법

곡선 PSC R-거더의 정적재하실험은 국제공인실험기관인 명지대학교 하이브리드 구조실험센터에서 실시하였다. 시험체는 최대용량 2,000kN의 유압식 가력기를 사용하여 초기균열발생 전에는 하중제어법에 의해 30kN/min의 재하속도로 가력하였으며, 초기균열이 발생한 이후에는 변위제어법으로 재하방법을 변경하여 파괴에 도달할 때까지 실험을 하였다. 이 실험연구에서 시험체는 구조물의 변위를 안정적으로 유도하기 위하여 경계조건을 힌지와 롤러로 하였으며, 받침의 방향은 거더의 곡선방향과 일치시켰다. 휨거동을 안정적으로 유도하기 위하여 시험체의 1/2 위치에 가력하는 3점 휨실험을 수행하였다. 단면에서 가력위치는 거더의 무게중심점을 고려하여 가력장치의 중앙위치가 곡선시험체의 내측 복부위치에 오도록 편심을 최소화하였다. 또한 곡선거더 시험체의 가력시험 간에 전도위험성을 고려하여 측면에 콘크리트 전도방지 브라켓을 설치하였다. Fig. 10은 곡선 PSC R-거더 시험체의 실험실 내 재하실험 전경을 나타내고 있다.

3.5 재하실험결과

3.5.1 하중-변위 분석

정적재하실험을 통하여 곡선 PSC R-거더 하부에서 측정된 하중-변위 결과를 Fig. 11에 나타내었다. 하중제어법에 따라 하중을 재하한 시험체는 초기균열이 약 850kN에서 발생하였다. 초기균열이 발생한 이후에 곡선 PSC R-거더의 기울기가 약간 변화하는 경향을 보이고 있으나 전체적으로 하중증가에 따른 급격한 변위의 증가 없이 지속적인 선형거동을 보이는 것으로 나타났다. 최대 가력하중은 약 1,540kN으로 측정되었으며 최대하중 도달 시까지 별도의 비틀림이나 순간적인 대변형 없이 매우 안정적인 거동을 보이는 것으로 나타났다.

실험결과 중앙부에서 내･외측 기울기는 균열하중을 기점으로 변화하는 것으로 나타났으며, 극한하중에서 거더 중앙부 내측변위는 115.5mm, 외측변위는 118.5mm로 측정되어 변위편차가 약 3mm 내외로 곡선거더 시험체가 안정적으로 거동하고 있음을 확인할 수 있었다.

사용하중단계에서 처짐(22.4mm)이 도로교설계기준(2010)에서 제시하고 있는 사용활하중 및 충격에 의한 허용처짐량 37.5mm보다 작아서 처짐에 대한 사용성은 확보된 것으로 판단된다.

재하실험은 최종적으로 전도방지용 브라켓에 폭이 큰 균열이 발생하여, 안전과 실험실 여건을 고려하여 최대가력하중 1,540kN에서 중지하였다.

3.5.2 시험체의 전단 및 비틀림거동

곡선거더의 비틀림 거동을 파악하기 위하여 비틀림 강성이 가장 취약한 중공단면 시작점에 종방향철근과 수직스트럽에 변형률게이지를 400mm 간격으로 부착하여 하중에 따른 변화를 계측하였다.

Fig. 12는 중공단면 근처인 A단면과 G단면에서 측정된 거더 상･하부 종방향 철근의 변형률을 측정한 결과이다. 두 단면의 상･하에서 모두 내측철근의 변형률이 외측철근에 비해 상대적으로 크게 측정되는 것으로 나타났다. 그러나 중앙부인 F 단면의 경우 외측철근의 변형률이 내측철근에 비해 크게 측정되는 결과를 보여 중앙부와 좌･우 지점부에서의 거동이 반대로 나타나 비틀림응력이 작용하고 있는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 13은 중앙부 수직철근의 계측결과이며, Fig. 14(a) and 14(b)는 좌･우 양단부 근처에서 측정된 내외측 수직철근의 계측결과를 정리하여 놓은 것이다. 그림에서 보이는 것과 같이 A, G단면 모두 수직철근에 부착한 변형률 게이지의 변형률 변화는 크지 않은 것으로 나타나 전단에 대한 충분한 저항성을 확보한 것으로 나타났다. 다만 비틀림의 경우에는 예상되는 위치보다 안쪽에서 일부 균열이 발생하는 것으로 조사되었다. A, G단면의 내외측 수직변형률을 비교한 결과, 내측은 거의 변형률 변화가 발생하지 않지만 외측의 경우에는 상대적으로 큰 압축변형률을 보이는 것으로 나타났다. 따라서 단부 근처에서는 단면이 외측방향으로 회전하려는 경향을 보이고 있으며, 중앙부에서는 내측으로 회전하려는 경향을 보이고 있어 비틀림이 일부 작용하고 있는 것을 확인할 수 있었다.

3.5.3 중립축의 변화

거더 중앙부 내외측에서 측정한 중립축 거동을 Fig. 15에 그래프로 나타내었다. 곡선거더 중앙부의 내･외측 초기중립축 위치는 하연에서 각각 670mm, 830mm에 위치하는 것으로 나타났다. 중립축의 위치가 내･외측에서 다른 이유는 하중증가에 따른 상부압축부와 하부 인장부의 변형률 차이에 의한 것으로 내측의 경우 상부압축부의 변형률이 외측보다 상대적으로 크게 변화하는 반면 하부 인장부는 내측의 인장변형률이 외측보다 상대적으로 작게 발생하기 때문이다.

균열이 발생하면서 각각 거더 하면에서부터 최대 760mm, 890mm까지 상승하였다. 이러한 중립축의 상승은 거더 하연에 균열이 발생하여 유효단면이 감소함에 따라 발생하는 것이다. 그러나 전단면이 유효하게 거동하는 균열발생 전에는 중립축의 변화가 거의 없는 것으로 판단된다.

3.5.4 균열분포도

균열의 관측은 초기 균열발생 후 약 200kN마다 확인하였으며, 초기균열은 약 850kN에서 거더 중앙부 하부에서 발생하는 것으로 조사되었다. Fig. 16 and 17은 곡선 PSC R-거더의 정적파괴 실험결과 관찰된 균열분포도를 나타내고 있다.

초기 균열발생 위치는 하부 콘크리트 게이지와 LVDT 변위계의 측정값으로부터 외측 하부에서 발생한 것으로 판단되었다. 균열양상은 중앙부를 기준으로 휨 균열이 넓게 분포하고 있으며 하중증가에 따라 좌우로 확산하는 경향을 보였다. 또한, Fig. 16의 점선 원으로 표시된 것과 같이 중앙부에서 좌･우 8m 근처에 비틀림에 의한 횡방향 균열이 관찰되었다. 이러한 횡방향균열은 곡선 단일거더를 브라켓으로 지지하면서 지점부와 중앙부의 회전방향이 다르게 작용하면서 발생하는 비틀림 균열로 판단된다. 그러나 횡방향 균열발생시기가 약 1,200kN 이후에 발생하는 것으로 나타나 사용하중 상태에서는 문제가 없을 것으로 판단된다.

4. 곡선 PSC 거더의 유한요소해석

곡선 PSC R-거더의 구조실험결과를 예측하고 거동을 비교분석하기 위하여 3D FEM 해석을 수행하였다. 해석프로그램은 MIDASIT사의 MIDAS FEA V3.2를 사용하였으며, 재료물성을 고려한 비선형거동을 고려하여 시험체에 대한 비선형해석을 수행하였다.

4.1 해석 모델의 개요

MIDAS FEA V3.2를 이용한 구조해석에서는 곡선 PSC R-거더 구조시험체의 특성을 고려하여 제작에서부터 실제 조건과 동일하게 설정하여 해석을 수행하였다. 콘크리트의 재료 비선형거동을 적절하게 나타내기 위해서는 적합한 소성모델이 필요하다. MIDAS FEA에서는 콘크리트 구조물의 비선형재료 모델로 Total strain crack 모델을 사용한다. 압축균열모델은 Thorenfeldt 모델을 인장균열모델은 Constant 모델을 각각 사용한다(MidasIT, 2004). FEA 모델은 시험체에 적용된 동일한 물성을 적용하였으며, 8절점 솔리드요소와 6절점 솔리드요소를 이용하여 비합성단계 모델은 31,457개의 요소로 슬래브 합성모델은 44,567개의 요소로 Fig. 18과 같이 FEA 모델을 구성하였다. PS강연선은 프로그램 내에 embedded reinforcement로 모델링하였다. 콘크리트는 Drucker-Prager의 파괴기준을 강연선은 Von Mises 파괴기준을 적용하여 해석을 수행하였다.

4.2 해석 대상의 구조 및 해석방법

곡선 PSC R-거더는 변단면을 갖는 거더부와 슬래브 바닥판을 구분하여 모델링하였고 포스트텐션방식의 프리스트레스를 도입하였다. 재료비선형 정적하중재하해석을 위한 경계조건은 실제 실험과 같은 힌지-롤러를 적용하였으며, 전도를 방지하기 위해 설치된 콘크리트 브라켓 부분에 롤러지점을 부여하였다. 하중은 자중과 프리스트레싱력, 그리고 외력을 구분하여 재하하였다. 해석은 재료의 파괴에 의해 수렴할 때까지 해석이 반복 수행되었다.

4.3 해석결과

해석모델의 정적 휨파괴 해석결과에 대한 하중-변위 결과를 Fig. 19에 나타내었으며, Fig. 20에 균열 진전도를 나타내었다. Fig. 19에서 보이는 것과 같이 해석결과가 실험결과보다 다소 큰 강성을 갖는 것으로 나타났다. 이러한 결과는 시험체 제작과정에서 발생하는 시공오차와 실험 시 가력위치와 지점조건 등에 의해 발생하는 오차에서 기인하는 것으로 판단된다. 그러나 전체적인 거동은 유사하게 나타나는 것으로 조사되었으며, 균열형상 또한 실험결과와 잘 일치하는 것으로 나타났다.

해석에서 초기균열은 사용하중 369kN과 시험체의 균열하중 850kN을 넘어 1,170kN에서 발생되었다. 극한하중 1,920kN에서 휨균열이 거더상부까지 전달되어 파괴가 발생하는 것으로 나타났다. 시험체의 극한하중인 1,540kN에서 조사된 해석모델의 수직처짐량은 95mm로 시험체보다 20mm 작게 조사되었다.

도로교설계기준(2010) 4.6.3.6에서는 균열발생 후 즉각적으로 발생하는 갑작스런 휨파괴를 방지하기 위하여 연성한계기준을 Eq. (1)과 같이 제시하고 있다.

 (1)

수치해석모델에서 산정된 극한모멘트(M_u)는 17,593kN.m로 수치해석에서 조사된 재하하중(1,920kN)에 의한 휨모멘트에 거더와 상부슬래브 자중에 의한 휨모멘트(2,179kN.m/ 1,110kN.m)를 합산해서 산정되고, 초기균열 발생시의 휨모멘트(M_cr)는 초기균열 발생시 하중(1,170kN)에 의한 휨모멘트에 거더 및 상부슬래브 자중에 의한 휨모멘트를 더하여 12,056kN.m가 된다. 따라서 해석모델의 극한모멘트 17,593kN.m는 초기균열모멘트에 1.2배한 14,467kN.m보다 커서 연성한계기준을 만족하는 것으로 조사되었다.

(2)

해석결과를 통해서 곡선 PSC R-거더 시험체는 취성파괴하지 않고 균열발생 후에 충분한 변형을 발생시켜서 연성 파괴될 수 있음을 보여주고 있다.

5. 결 론

이 연구에서는 현장에서 이동식 곡선거푸집을 이용하여 제작된 곡선 PSC R-거더 실물모형 시험체에 대한 구조성능시험을 수행하여 다음과 같은 결과를 도출하였다.

(1)곡선 PSC R-거더의 정적하중재하실험을 수행한 결과, 초기균열은 약 850kN에서 발생하여 설계공용하중인 369kN보다 높은 하중 단계에서 균열이 발생하는 것으로 나타났다. 균열발생하중은 사용하중보다 약 30% 증가한 하중에서 발생하였기 때문에 도로교설계기준(2010)에서 제시된 비균열등급에 해당하여, 구조적인 안전성이 확보되는 것으로 나타났다.

(2)처짐은 사용하중상태에서 처짐(22.4mm)이 도로교설계기준(2010)에서 제시하고 있는 활하중 및 충격에 의한 허용처짐량 37.5mm보다 작아서 처짐에 대한 사용성은 만족하고 있는 것으로 판단된다.

(3)실험 간에 측정된 내측과 외측 자료에서 비틀림 거동이 발생하였음을 확인할 수 있었으나 사용하중과 계수하중상태에서 구조적인 안정성이 문제를 발생시킬 만한 자료는 조사되지 않았다.

(4)유한요소해석을 통해, 시험체와 전체적인 거동면에서 유사한 결과를 얻을 수 있었으며 제작상의 오차나 재하 시의 오차 등을 고려하였을 때 사용성과 안정성 측면에서 큰 문제가 없는 것으로 판단된다.

(5)정적하중재하실험에서 계수하중에 2배인 최대하중 1,540kN에서 전도방지용 브라켓의 균열로 인해 실험이 중지되었지만, 수치해석결과에서 곡선거더 시험체가 취성파괴하지 않고 균열발생 후에도 충분한 변형을 발생시키면서 연성 파괴할 것으로 판단된다.

이상과 같은 결론을 토대로 국내 고속도로 IC 및 JCT 구간의 곡선램프구간에 곡선 PSC거더를 적용하는 데 좋은 기술적 정보를 제공할 수 있을 것으로 판단된다.