2.1. 실험계획

본 논문의 대상은 콘크리트 T형 거더 모듈러 교량의 횡방 향 연결부(Modular bridge R & BD, 2012)를 대상으로 한다. 실험을 위하여 T형 거더의 플랜지와 이음부를 1방향 슬래브 로 하여 6개의 실험체를 제작하였다. 정적 휨 성능을 검증하 기 위하여 일체형 슬래브 1개와 모듈러 슬래브 3개를 제작하 였으며, 반복하중 재하 시 휨 성능을 비교․분석하기 위하여 일체형 슬래브와 모듈러 슬래브를 각각1개씩 제작하였다. 연 결부 단면은 Fig. 1과 같이 H16 철근을 겹이음 하였으며, 실 험체 명을 Table 1에 나타내었다. 실험에 사용된 실험체는 콘 크리트구조설계기준(^{KCI, 2012})과 도로교 설계기준(KRTA, 2010)을 준용하여 설계 및 제작되었다. 실험체 모두 총길이 3400 mm, 높이 220 mm, 폭 1000 mm로 제작하였고, 순지간은 3000 mm이다. 실험체 제원은 Fig. 2와 같다.

Fig. 1.

Specification of module connection

Fig. 2.

Specification of specimen

2.2. 실험체 제작

일체형 실험체는 철근배근 후 50 MPa 콘크리트를 사용하 여 제작하였다. 연결부를 가지는 모듈러 실험체는 연결부를 제외한 양쪽 모듈을 50 MPa 콘크리트를 사용하여 제작하였 고 28일 양생하였다. 이후 중앙에서 철근겹이음 후에 120 MPa 초고강도콘크리트를 타설하여 제작하였다. 주철근은 H16을 사용하였으며, 제작과정은 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3.

Procedure of building modular slab specimen

2.3. 하중재하 및 측정방법

본 연구에서 사용된 슬래브 실험체의 실제 사용하중은 30 kN이나 본 실험에서는 모듈러 슬래브의 유효단면2차모멘트 를 평가하기 위하여 정적하중 재하 실험을 진행하여 실험체 의 구조성능을 파악하고 이후 반복하중 재하 실험을 진행하 였다.

정적 휨 실험은 UTM(Universal Test Machine)을 사용하였 고, 모듈러 실험체의 연결부에 최대 모멘트가 작용하도록 4점 재하 방식으로 실험체의 상부가 압축파괴할 때까지 0.05 mm/s 의 속도로 재하하였다. 데이터의 측정은 실험체가 파괴되는 시점까지 수행하였다. 반복하중 재하 실험에는 500 kN 액츄 에이터를 사용하여 4점 재하 하였다. 반복하중의 형태는 sine 함수 형태로 최대 하중과 최소 하중의 비는 0.1이다. 반복재하 최대 하중의 크기는 정적하중 재하 실험에서 측정된 극한하 중의 60%를 사용하여 사용하중의 범위에서 최대로 설정하였 으며, 그 결과 79.1 kN을 재하하였다. 데이터의 측정은 초기, 100회, 1000회, 1만회, 5만회, 10만회, 20만회 반복하중 재하 후에 79.1 kN까지 정적 하중 재하하면서 측정하였다.

정적 휨 실험 및 반복하중 재하 모두 Fig. 4와 같이 실험체 1/3, 2/3, 중앙부에 LVDT를 설치하였고, 하중은 1/3, 2/3 지점 에 재하하였다.

Fig. 4.

Test setup

3.1. 균열 양상

정적 휨 실험 및 반복하중 재하 실험의 최종 균열의 모습은 비슷한 경향을 보였으며 Fig. 5에 균열도를 나타내었다. 그러 나 균열의 진행 양상은 다르게 나타났다. STS 및 CTS는 중앙 부 인장 측에서 초기 균열이 발생하여 지점부로 균열이 진전 되는 일반적인 철근콘크리트 보의 균열 양상을 보였다.

Fig. 5.

Crack pattern of specimens

최종 파괴는 변위와 균열폭이 증가하다가 중앙부 압축 부 분에서 압축파괴가 일어나면서 파괴되어 일반적인 철근콘크 리트 보의 양상과 동일하였다.

STM 및 CTM 실험체는 연결부의 접합부에서 부착탈락이 발생한 이후 반복재하 횟수가 증가 할수록 접합부의 이격거 리가 증가하였다. 이후 하중가력점에서 균열이 발생하여 지 점부로 진전되었고, 중앙부에서 인장파괴가 일어났다.

3.2. 정적 휨 실험

모듈러 슬래브의 일체화 성능을 알아보기 위하여 정적 휨 실험을 통하여 성능을 분석하였고, 파괴시의 결과를 Table 2 에 나타내었고 Fig. 6에 도식화 하였다. 정적 휨 실험에서 STM 는 평균 휨 강도 123.5 kN·m을 보여 131.9 kN·m의 최대 휨 강 도를 가지는 STS와 비교하여 94%의 성능을 확보하고 있는 것으로 나타났다.

Fig. 6.

Result of static test

STM의 최대하중에서의 처짐은 75.0, 76.4, 89.0 mm 이었 고, STS는 100.2 mm를 보여 모듈러 실험체는 일체형 실험체 와 비교하여 80% 수준의 극한변위를 보였다. 이를 통해 초반 접합부의 부착탈락이 실험체의 최대 휨 성능 및 변위에 영향 을 끼치는 것을 확인하였다.

3.3. 반복하중 재하 실험

연결부 유무에 따른 거동을 비교하기 위하여 CTS과 CTM 에 일체형 실험체의 정적 최대하중의 60%의 하중인 79.1 kN 을 반복재하 하였다. Table 3에 CTS 및 CTM의 반복 재하 후 정적재하 하여 측정한 처짐 값을 나타냈으며, Fig. 7과 Fig. 8 에 각각 도식화하였다. 하중가력점에서의 처짐은 2개의 LVDT 값의 평균값을 나타내었다. 동일 사용하중이 재하 되 었을 때 초기 CTM의 중앙부 처짐값은 CTS 실험체에 비하여 2.41 mm 큰 값을 나타냈다. 이후 100회 때에 3.11 mm의 차이 를 보인 후에 꾸준히 감소하여 100000회 에서는 0.02 mm의 작은 차이를 보였다. 200000회 에서는 CTM 실험체의 처짐이 크게 증가하여 CTS와 1.93 mm의 차이를 보였다. 하중가력점 에서의 처짐은 1000회에서 2.63 mm로 가장 큰 차이를 보였으 며, 이후 감소하다가 200000회에서 급격히 증가하여 1.31 mm 의 차이를 보였다.

Fig. 7.

Result of CTS cyclic test

Fig. 8.

Result of CTM cyclic test

4.1. 단면2차모멘트 변화

철근콘크리트 부재의 처짐은 단면2차모멘트에 영향을 받 으며, 4점 재하로 중앙부에 균일한 모멘트를 받는 슬래브의 처짐은 식 (1)과 같다.

이때 실험체의 유효단면2차모멘트 I exp 는 중앙 처짐 데이터 를 대입하여 식 (2)과 같이 구한다. 콘크리트의 탄성계수는 모 듈러 부재에 사용된 50 MPa를 기준으로 콘크리트구조기준 (2012)에 따라 사용하였다.

여기서 a는 지점에서 가력점까지의 거리이며, l은 슬래브 부재의 순지간이다. δ_m은 중앙점의 처짐값으로 Table 3에 그 값이 나타나있다. Table 4에 CTS와 CTM의 실험을 통한 단면 2차모멘트를 나타내었다.

CTS 실험체는 초기 정적 재하에서 전단면2차모멘트의 22.9%의 값을 가졌다. 이후 100회부터 200000회 까지 1% ~ 2%의 비율로 꾸준히 감소하였으며, 총 86%의 단면2차모멘트 손실이 발생하였다. CTM 실험체는 초기 정적 재하 실험에서 전단면2차모멘트의 18.5%의 값을 보여 CTS 보다 4.4% 작은 값을 보였다. 이는 초기 균열이 연결부 접합부의 부착탈락의 형태로 발생하여 상대적으로 큰 균열이 발생하였기 때문으로 판단된다. 이후 100회부터 50000회 까지 1%내의 변화가 있었 으며, 100000회 때 0.5%, 200000회에서 2.2% 감소하였다. 100회부터 100000회 까지 CTS와 달리 2% 내의 작은 감소폭 을 보인 것은 CTM 실험체의 파괴 시에 발생한 중앙부 균열을 제외하면, 초기 균열이 접합부 부분에서 대폭 발생한 후 이후 의 균열의 수와 폭이 CTS 실험체보다 작게 발생하였기 때문 으로 판단된다. 이후 200000회에서 초기 부착탈락으로 인하 여 접합부 철근에 응력이 집중되고, 철근의 항복이 급격하게 진행되면서 단면2차모멘트가 급격히 감소되는 것으로 판단 된다.

연결부를 가지는 CTM 실험체는 접합부로 인하여 초반에 급격한 단면2차모멘트의 감소가 이루어졌다. 따라서 본 연구 에서 사용된 모듈러 슬래브에서 초기 접합부의 부착탈락을 방지할 수 있도록 추가적인 공법을 사용한다면 접합부에서 사용된 고강도콘크리트, 추가적인 공법으로 인하여 보다 더 효율적인 휨 거동을 보일 것으로 예상된다.

4.2. 유효단면2차모멘트

철근콘크리트에서의 단면2차모멘트는 부재의 처짐 검토 를 위한 중요한 요소이다. 이를 위하여 콘크리트구조기준에 서는 Branson이 제안한 식 (3)을 사용하고 있으며, Table 5에 콘크리트구조기준에 근거한 일체형 실험체를 기준으로 전단 면2차모멘트, 균열단면2차모멘트, 균열모멘트를 나타내었다.

Fig. 9에 휨 모멘트에 따른 Branson식과 CTS, CTM의 유효 단면2차모멘트를 나타내었다. M _a/M _cr의 비는 균열모멘트 시 작 구간인 1부터 최대하중 재하 시점인 2.2 구간이다. CTS 실 험체의 경우 균열모멘트가 시작되는 구간에서는 Branson식 과 큰 차이를 보였으나 최종 4%의 차이를 보였다. 그러나 CTM 실험체의 경우 22%의 오차를 보여 기존 모듈러 슬래브 의 처짐을 과소평가 하고 있는 것으로 나타났다. 이는 실험체 에 사용된 고강도콘크리트 그리고 모듈러 실험체의 이음부의 존재로 인한 영향이 있는 것으로 판단된다.

Fig. 9.

Comparison of moment of inertia

4.2. 모듈러 슬래브의 유효단면2차모멘트

콘크리트구조기준(2012)의 Branson식의 적용성을 살펴본 결과 모듈러 슬래브의 유효단면2차모멘트의 평가는 어려움 이 있음을 확인하였다. 이는 모듈러 슬래브의 특수한 균열 양 상, 접합부와 프리캐스트 모재와의 콘크리트 강도차이, 고강 도 콘크리트의 사용의 영향을 적절히 고려하지 못하였기 때 문으로 예상된다. 따라서 모듈러 슬래브의 초기 처짐을 정확 히 예측하고, 사용성을 평가하고 검증하기 위하여 식 (4)와 같 이 Branson 식의 휨 모멘트의 차수를 변수로 두었다.

이후 식 (5)와 같이 변형한 후 반복재하 횟수 각 단계마다 실 험값을 적용하여 m값을 도출하였다. 반복재하 횟수가 증가 할 수록 기준에서 제시하고 있는 균열단면2차모멘트의 값보다 실험체의 단면2차모멘트가 작아지는 현상이 발생하여 함수 내부의 단면2차모멘트에 절대값을 취하여 값을 도출하였다.

Table 6에 각 반복재하 단계별로 구한 m값을 모두 나타냈 으며, Fig. 10과 Fig. 11에 식 (5)에서 CTS와 CTM 실험체의 유 효한 m값을 도식화 하였다. 하중 단계별로 도출된 m값 중 일 정하게 수렴되는 양상을 보이는 구간인 M _a/M _cr = 1.8 ~ 2.2 구 간의 값을 평균하였다.

Fig. 10.

m of CTM

Fig. 11.

m of CTS

사용성 검토에 주로 이용될 초기 m값을 살펴보면 CTS 실 험체의 경우 3.34의 값으로 Branson 식의 값보다 11% 큰 값이 나왔다. 100회 43.3%, 1000회 51.6%, 10000회 87.7%으로 커 지는 것을 확인하였다. 50000회 때는 유효단면2차모멘트가 과소평가 되었고, 이후의 m값은 단면2차모멘트가 점차 감소 하는 경향을 반영하지 못하였다. 100000회 부터는 실험을 통 하여 구한 단면2차모멘트의 값이 균열단면2차모멘트보다 작 은 값을 보이기 때문에 계산된 m값의 신뢰할 수 없는 값이다. CTM 실험체의 경우 초기 m값은 4.53으로 콘크리트구조기준 보다 45% 큰 값이며, Branson이 제안한 인장증강효과를 고려 한 m값인 4보다는 13% 큰 값을 나타냈다. 100회 때의 m값 8.28은 처짐이 급격하게 증가하는 CTM 실험체의 거동을 적 절히 반영한 것으로 판단되나 처짐이 과대평가되었다. 그러 나 이후의 값은 처짐 거동을 적절히 반영하지 못하는 것을 확 인하였으며, 50000회 이후의 m값은 CTS 실험체의 100000회 이후와 동일하게 신뢰할 수 없는 m값이 도출되었다.