2.1. 실험부재의 구성

실험부재는 선행연구(^{Chung et al., 2017})에서 제안된 비대칭 구조의 요철형 이음단면을 갖는 연결시스템을 대상으로 하였다. 비대칭 구조의 연결시스템은 Fig. 1에 나타낸 것 같이 비대칭 이 음단면을 갖는 두 개의 프리캐스트 콘크리트 부재로 구성되며, 이음부에 채움재를 타설함으로서 바닥판이 연속화 된다. 요철형 이음단면은 부착면적의 증가에 의해 이음부 경계면에서의 부착 성능이 향상되어 프리캐스트 바닥판 이음부의 강성을 증가시키 는 효과가 있으며, 채움재의 타설 양을 줄일 수 있어 경제적인 시 공이 가능하다. 또한, 하부 돌출부에 의해 이음부 하부에서의 누 수를 최소화할 수 있으며, 별도의 거푸집 설치가 필요 없어 경제 적인 급속시공이 가능하다(^{Chung et al., 2017}).

Fig. 1.

Precast deck segment and system of asymmetry

실험부재는 길이 2,200 mm, 폭 800 mm, 두께 250 mm의 크 기로 제작되었다. 철근은 H19 SD 400을 사용하였으며, 폭 방향 으로 150 mm 간격으로 배근하여 일반적인 거더교 수준인 교량 바닥판 지간이 3 m 내외의 경험적 설계법 조건을 만족하도록 설 계하였다. 실험체의 이음은 루프철근 이음으로 하였으며, 단순 화된 철근 이음상세와의 비교를 위해 동일한 겹침이음길이를 갖 는 직선형 철근이음 실험체를 실험에 포함하였다. 주요 실험변 수는 이음부의 폭(겹침이음길이), 이음부 단면 요철의 유·무, 채 움재의 종류 등으로 하였으며, 실험부재의 구성 및 상세는 Table 1에 정리하였다. 도로교설계기준(2015)에 의하면 설계 정착길 이 및 겹침이음길이는 최소 15db 이상이 되어야 한다. 본 실험체 에 사용된 철근의 지름은 19 mm이므로 겹침이음길이로 약 286 mm가 요구되지만 HSFRC의 우수한 부착성능을 고려하여 감소 된 겹침이음길이를 적용하였다.

부재실험 직전 수행된 재료실험 결과, 프리캐스트 바닥판의 콘크리트 압축강도는 43 MPa, 채움재로 사용된 HSFRC의 압축 강도는 74 MPa, 무수축 모르타르의 압축강도는 52 MPa로 측정 되었으며, 철근의 항복강도 및 항복변형률은 각각 446 MPa, 0.0022로 측정되었다. 각 실험체 상면에서의 이음부 형상은 Fig. 2와 같으며, 채움재를 이음부에 타설하여 일체화시킴으로서 실 험부재를 제작하였다. 각 실험체의 대표적인 형상과 철근 배근 상세는 Fig. 3과 같다.

Fig. 2.

Overview of joints

Fig. 3.

Dimensions and details of the test members

2.2. 구조실험 및 측정내용

프리캐스트 바닥판 이음부의 휨 성능 평가를 위한 구조실험은 파괴시까지 변위제어방법의 정적실험으로 수행되었으며, 순수 휨모멘트에 따른 이음부의 구조적 거동을 파악하기 위해 4점 휨 실험으로 수행되었다. 이음부의 하부 돌출부에 의해 실험부재의 상면 및 하면의 이음부 형상이 다르므로 정(+) 모멘트뿐만 아니 라 부(-) 모멘트에 대해서도 구조실험을 실시하여 각 경우에 대 한 이음부의 구조적 거동을 평가하였다. 하중은 폭 100 mm의 하 중 재하판을 사용하여 실험부재의 폭 방향으로 일정하게 분포시 켰으며, 600 mm 간격의 두 지점에 재하 하여 이음부가 최대 휨 모멘트 구간에 충분히 포함될 수 있도록 하였다. 수직변위는 실 험체의 중앙 및 하중재하 위치에 LVDT를 설치하여 측정하였으 며, 이음부 및 콘크리트 부재의 균열발생 측정을 위한 균열 폭 게 이지는 프리캐스트 부재 간의 경계면(“Boundary”), 이음부와 프리캐스트 부재 간의 경계면(“Joint”) 및 프리캐스트 부재 하중 재하 위치(“Precast”)에 설치하였다. 철근 변형률은 인장철근에 대해 측정하였으며, 철근의 겹침이음부(“Splice”), 이음부와 프리캐스트 부재 간의 경계면(“Joint”) 및 프리캐스트 부재 하 중재하 위치(“Precast”)에 철근 변형률 게이지를 부착하였다. 구조실험 전경은 Fig. 4와 같으며, 각각의 측정위치는 Figs. 5, 6 과 같다.

Fig. 4.

View of 4-points bending test

Fig. 5.

Position of loading point, LVDT, crack gauge

Fig. 6.

Position of rebar strain gauge

3.1. 하중-처짐 관계

처짐은 실험체의 중앙 및 하중재하 위치에서 측정되었으나 최 대 처짐이 나타난 실험체 중앙 위치에서의 값을 사용하였다. 정 (+) 모멘트 실험에 의한 각 실험체의 하중-처짐 관계를 Fig. 7에 나타내었으며, 동일한 조건으로 수행된 기존 연구(^{Shin et al., 2015})에서의 일체형 RC(f_ck = 41MPa) 실험체의 실험결과도 포 함하여 비교하였다. 각 실험체별 인장철근의 항복하중, 최대하 중 및 극한하중과 이에 대응되는 처짐은 Table 2에 정리하였다.

Fig. 7.

Load-deflection curves for specimens(+Moment test)

이음부 채움재로 무수축 모르타르를 사용한실험체(L300mw230P) 는 철근항복 후 경화현상 없이 소성거동을 보이는 것으로 나타났으 며, 동일 조건의 HSFRC 채움재를 사용한 실험체(L300uw230P)의 약 76% 수준의 최대하중을 보였다. 채움재로 HSFRC를 사용한 실험체(L300uw230P, L220uw150P, L220uw0P)들은 철근항 복 후 뚜렷한 경화현상 및 최대하중 등 일체형 RC 실험체와 매우 유사한 거동을 보이는 것으로 나타났다. 그러나 일체형 RC 실험 체와는 다르게 최대하중 이후에는 충분한 연성거동을 하는 것으 로 나타났으며, 최대하중 이후의 거동에서는 다소 차이가 있지 만 이음부 폭 및 이음부 단면 형태와 관계없이 전체적으로 매우 유사한 거동을 하는 것으로 나타났다. 채움재로 무수축 모르타 르를 사용한 기존 연구(^{Chung et al., 2017})에 의하면, 동일한 이 음부 폭(겹침이음길이)일 경우 이음부 단면의 요철길이가 증가 하면 채움재와 루프철근과의 피복두께 감소에 따른 부착강도 저 하로 인해 최대하중이 낮아지는 것으로 나타났다. 그러나 채움 재로 HSFRC를 사용한 경우는 HSFRC의 높은 부착강도 및 강 섬유에 의한 인장 기여에 의해 이음부 단면의 요철길이 및 겹침 이음길이에 큰 영향을 받지 않는 것으로 판단된다.

직선형 겹침이음 실험체(Lap220uw0P)의 경우는 항복점까지 는 다른 실험체들과 유사한 거동을 보였으나 이후 연성거동 없 이 급격하게 부재의 파괴가 발생하였다. 이것은 겹침이음길이의 부족에 의해 겹침이음부의 미끄러짐(slip)이 발생되어 철근으로 의 하중 전달이 제대로 이루어지지 않았기 때문으로 판단된다.

부(-) 모멘트 실험에 의한 각 실험체의 하중-처짐 관계를 Fig. 8에 나타내었으며, 각 실험체별 인장철근의 항복하중, 최대하중 및 극한하중과 이에 대응되는 처짐을 Table 3에 정리하였다. 부 (-) 모멘트 실험결과는 전체적으로 정(+) 모멘트 실험과 유사한 거동을 보이는 것으로 나타났으나 강성 및 최대하중이 다소 낮 게 나타났다. 이것은 부(-) 모멘트 실험의 경우는 인장을 받는 부 분이 이음부 표면(Fig. 2 및 Fig. 5 참고)이므로 이음부 경계면에 서의 초기 균열(opening)이 발생했기 때문이며, 이로부터 이음부 의 하부 돌출부가 휨 성능을 다소 향상시키는 것으로 판단된다.

Fig. 8.

Load-deflection curves for specimens(-Moment test)

직선형 겹침이음 실험체(Lap220uw0N)의 경우는 정(+) 모멘 트 실험결과와 달리 철근항복 후 뚜렷한 경화현상을 보였으며, 최대하중 이후 충분한 연성거동을 보이는 등 루프철근 이음을 사용한 실험체들과 매우 유사한 거동을 보였다. 이것은 인장철 근의 정착이 충분히 확보되었다는 것을 의미하는 것이며, 정(+) 모멘트 실험시 겹침이음철근의 미끄러짐이 발생한 이유는 Fig. 3(d)에 보인 것 같이 겹침이음 된 인장철근이 프리캐스트 부재의 하부 돌출부에 근접하여 철근의 정착을 위한 피복두께의 확보가 충분하지 않았기 때문으로 판단된다.

상대적으로 휨 성능이 다소 작게 도출된 부(-) 모멘트 실험결 과에 대한 휨모멘트-처짐 관계를 Fig. 9에 나타내었으며, 프리캐 스트 부재(f_ck = 43MPa)가 일체형인 것으로 가정한 휨강도 및 도로교설계기준(2015)의 설계활하중 휨모멘트 식(1)과 비교하 였다.

Fig. 9.

Moment-deflection curves for specimens(-Moment test)

여기서, L은 바닥판의 지간(0.6 m∼6.0 m), P는 설계차량활 하중의 1후륜하중(96 kN), IM은 충격하중 계수(0.25)이다.

본 연구에서 대상으로 하는 바닥판의 지간 L = 3.0m인 경우 의 설계휨모멘트 및 휨강도와 비교했을 때, 불리한 휨 성능을 갖 는 부(-) 모멘트 실험의 경우임에도 L300mw230N 실험체의 최대 휨모멘트는 각각 303%, 100%의 수준으로 나타났으며, HSFRC 채움재를 사용한 실험체들은 약 383%, 126% 수준을 보여 충분 한 구조성능을 확보하는 것으로 나타났다.

3.2. 하중-균열 거동

휨 하중 재하시 초기균열은 프리캐스트 부재 간의 경계면 (“Boundary”)에서 부착탈락(opening)에 의해 발생하였다. 이 것은 프리캐스트 부재(콘크리트) 및 채움재(HSFRC 또는 무수 축 모르타르)의 인장강도 보다 부착면에서의 부착강도가 낮기 때문으로 판단되며, 각 실험체별 초기 균열하중은 유사하게 나 타났다. 최종파괴단계에서 겹침이음철근의 파괴는 나타나지 않 았으며, 실험체의 최종파괴 경향은 최대 휨모멘트 구간의 콘크 리트 압축파괴로 나타났다. 그러나 재하 하중이 증가되면서 각 실험체별 균열거동은 다소 다르게 나타났다. 정(+) 모멘트 실험 에서의 각 실험체별 균열양상을 Fig. 10에 나타내었다. 채움재로 무수축 모르타르를 사용한 실험체(L300mw230P) 및 직선형 겹 침이음 실험체(Lap220uw0P)의 경우는 하중이 증가함에 따라 초기균열이 발생한 프리캐스트 부재 간의 경계면(“Boundary”) 에 균열이 집중되는 것으로 나타났다. 반면, 루프이음 연결 및 HSFRC 채움재를 사용한 실험체들의 균열은 하중이 증가함에 따라 실험체의 길이 방향으로 분포되었으며, 지점부에서 사인장 균열이 발생하는 등 전형적인 RC보와 유사한 균열양상을 나타 내었다.

Fig. 10.

Crack patterns of specimens(+Moment test)

부(-) 모멘트 실험에서의 각 실험체별 균열양상을 Fig. 11에 나타내었다. 부(-) 모멘트 실험의 경우는 전체적으로 이음부 경 계면의 균열(opening)에 의해 이음부가 탈락되는 현상을 보였 다. L300mw230N 및 Lap220uw0N 실험체의 경우는 재하 하중 의 증가에 따라 이음부 경계면에 균열이 집중되는 반면 루프철 근 및 HSFRC를 사용한 나머지 실험체들은 프리캐스트 부재의 하중재하위치(“Precast”)에서도 큰 균열이 발생되어 상대적으 로 이음부의 하중전달 효과가 우수한 것으로 나타났다. 또한 L300mw230N 실험체는 채움재인 무수축 모르타르에서 뚜렷한 균열이 발생되고 최종적으로 채움재가 탈락되는 현상이 발생되 었지만 HSFRC 채움재에서는 균열이 관찰되지 않았다. 이는 강 섬유 보강에 의한 HSFRC의 높은 인장강도 때문인 것으로 판단 된다.

Fig. 11.

Crack patterns of specimens(-Moment test)

프리캐스트 바닥판은 이음부 경계의 균열에 의해 사용성에 있 어서 취약한 구조로서 이음부 경계면의 균열 폭 제어가 중요한 요소이다. 균열 폭 측정을 위한 균열 폭 게이지 측정위치는 Fig. 5 와 같으며, 각 실험체별 균열 폭 측정 항목은 Table 4와 같다.

각 실험체의 휨모멘트-균열 폭 관계를 Fig. 12에 나타내었다. 각 실험체별로 보면, 정(+) 모멘트 실험 및 부(-) 모멘트 실험의 전체적인 균열 거동 형태는 유사하게 나타났으나 부(-) 모멘트 실험에서의 강성이 작은 것으로 보아 부(-) 모멘트 실험체가 균 열 거동에 있어서 다소 불리한 것을 알 수 있다. L300mw230 및 Lap220uw0 실험체의 균열 폭은 이음부 부분(“Boundary”)에 집중되는 것으로 나타났으나 루프이음 및 HSFRC 채움재를 사 용한 나머지 실험체들의 균열 폭은 모든 위치에서 비교적 유사 하게 분포되었다. 이로부터 앞의 균열양상에서 언급하였듯이 루 프이음 연결 및 채움재로 HSFRC를 사용한 실험체들은 이음부 의 연속성 확보에 의해 실험체 길이방향으로 하중전달이 잘 이 루어 진 것으로 판단된다.

Fig. 12.

Load-crack width relationship curves

각 실험체에서 균열 폭 거동에 가장 취약한 경우는 부(-) 모멘 트 실험의 “Boundary” 위치로 나타났으며, 이 위치에서 각 실험 체의 하중-균열 폭 관계를 Fig. 13에 나타내었다. Fig. 12에 나타 내었듯이 L300mw230 및 Lap220uw0 실험체의 균열은 이음부 부분에 집중되므로 균열 폭 거동이 상대적으로 다소 불리한 것 으로 나타났다. 동일조건의 루프이음철근 및 HSFRC 채움재를 사용한 실험체들은 이음부 단면의 요철길이가 증가될수록 균열 폭 거동이 양호해 지는 것으로 나타났으며, 특히 L300uw230N 실험체는 도로교설계기준(2015)의 한계균열폭인 0.3 mm 이내 에서 일체형 RC 실험체와 동등한 수준의 균열거동을 보였다. 균 열거동에 있어서 가장 취약한 Lap220uw0N 실험체의 한계균열 폭 0.3 mm에서의 균열하중은 약 78 kN으로 나타났으며, 이 하 중은 일체형 RC 실험체 하중의 약 60%에 해당된다. 이는 이음 부 경계면의 표면이 매끄러운 경우에 대한 결과이므로 이음부 경계면의 표면처리 등을 통해 HSFRC 채움재의 부착성능을 향 상시킨다면 이음부 단면에 요철이 없는 경우에도 한계균열폭 조 건을 만족할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 13.

Load-crack width relationship curves(“Boundary” of -Moment test)

3.3. 하중-철근변형률 관계

HSFRC 채움재를 사용한 실험체에 대해 인장철근의 위치별 하중-변형률 관계를 Fig. 14에 나타내었으며, 측정된 철근변형 률 위치는 Fig. 6과 같다. L300uw230P 및 L220uw150P 실험체 의 하중 재하위치(“Precast”)에 설치된 게이지는 파손 또는 유 실로 인해 측정오류가 발생되어 제외하였다.

Fig. 14.

Load-rebar relationship curves

부(-) 모멘트 실험의 경우는 인장부인 이음부 경계면의 초기 균열에 의해 전체적으로 정(+) 모멘트 실험결과에 비해 강성이 다소 작게 나타났다. 또한, L300uw230, L220uw150, L220uw0 실험체를 비교해 보면, 이음부 단면의 요철길이가 길수록 루프 철근의 겹침이음부(“Splice”) 변형률이 작아지는 경향을 보였 으며, 특히 L300uw230의 경우는, 이음부와 프리캐스트 부재 간 의 경계면(“Joint”)에서 변형이 집중되는 것으로 나타났다. 이 것은 루프철근 겹침이음부에서의 정착이 완전하게 이루어지지 않아 최대 휨모멘트 구간에서 일체 거동을 하지 못했다는 것을 의미하며, 이음부 단면의 요철길이가 겹침이음철근의 정착에 영 향을 주는 것으로 판단된다.

L220uw150, L220uw0 실험체는 모든 인장철근이 실험체의 파괴 이전에 항복변형률 이상의 변형을 나타내었으므로 철근의 항복강도 이상의 하중이 전달된 것으로 판단되며, 위치별 하중- 변형률 관계가 유사한 것으로 보아 최대 휨모멘트 구간에서 비 교적 일체거동을 한 것으로 판단된다.

직선형 겹침이음 실험체(Lap220uw0)의 경우도 L300uw230 실험체와 유사하게 겹침이음부(“Splice”)보다는 주로 이음부 경계면(“Joint”)에 인장력이 집중되는 것으로 나타났으며, 겹침 이음길이의 부족으로 인한 미끄러짐(slip)이 발생되어 하중 전달 이 제대로 이루어지지 않은 것으로 판단된다.