2.1 실험부재의 구성

프리캐스트 바닥판은 길이 1,970 mm, 폭 2,200 mm, 두께 240 mm의 크기로 제작되었다. 콘크리트의 설계기준압축강 도 f c k = 40 M P a , 철근은 H16 SD400을 사용하여 도로교설계 기준(2015)에 의한 일반적인 거더교 수준의 경험적 설계법 조 건을 만족하도록 설계되었으며, 프리캐스트 바닥팍간 이음은 루프철근 이음으로 하였다.

도로교설계기준(2015)의 최소겹침이음 길이는 식(1)과 같 다. 식(1)에서 α 6 는 겹침이음 된 철근의 비, d_b 는 겹침이음 된 철근의 지름이며, l_b는 기본정착길이로서 식(2)와 같다. 식(2) 에서 σ s d 는 철근의 설계응력이며, f_bd는 설계부착강도로서 콘 크리트의 인장강도, 철근의 위치 및 지름에 관련된 값이다. 도 로교설계기준(2015)에 따르면, 본 실험체에 사용된 철근의 지 름은 16 mm이므로 최소겹침이음길이로 240 mm가 요구된다. 본 연구에서는, 이음부의 폭은 300 mm, 루프철근의 겹침이음 길이는 260 mm로 하여 도로교설계기준(2015)의 최소겹침이 음길이 규정을 만족하도록 설계되었으며, 이음부 단면의 요 철길이는 230 mm로 하였다. 프리캐스트 바닥판에서 돌출된 루프철근의 간격은 설계상 최대 휨모멘트가 발생하는 내부 지점 부(-)모멘트부에서는 100 mm, 그 외 부분에서는 200 mm 로 배근되었다. 따라서 부(-)모멘트부에서는 3열의 루프이음 이, 그 외 부분에서는 1열의 루프이음이 설치되어 프리캐스트 바닥판의 위치에 따라 이음부의 형상을 다르게 제작하였다. 프리캐스트 바닥판의 형상 및 철근 배근 상세는 Fig. 1과 같으 며, 각 이음부의 형상은 Fig. 2와 같다.

Fig. 1

Dimensions and details of the precast segments

Fig. 2

Overview of joints

실험부재는 2개의 거더를 갖는 2경간 연속 플레이트 거더 교로서 총 폭원은 2,200 mm, 거더 간격은 1,300 mm이며, 실 험부재의 총 길이는 13,970 mm, 각 지간길이는 6,985 mm로 제작되었다. 거더는 SS400 강재를 사용하였으며, 거더에는 복부판의 죄굴 방지를 위해 수직보강재를 일정간격으로 배치 하였다. 지점부에는 가로보를 설치하였으며, 길이 14,570 mm 의 거더 위에 교축방향으로 프리캐스트 바닥판 7개를 설치하 였다. 프리캐스트 바닥판간 이음은 바닥판 이음부에 무수축 모르타르를 타설함으로서 일체화 시켰으며, 거더와 프리캐스 트 바닥판과의 합성은 프리캐스트 바닥판의 전단포켓에 스터 드를 설치하고 무수축 모르타르를 타설함으로서 강도측면에 서 완전합성이 이루어지도록 하였다. 프리캐스트 바닥판은 일반 콘크리트를 적용하였으며, 증기양생 후 대기양생을 통 해 제작되었다. 부재실험은 프리캐스트 바닥판 제작 후 11일 후에 수행되었다. 부재실험 직전 수행된 재료실험 결과, 프리 캐스트 바닥판의 콘크리트 압축강도는 47 MPa, 채움재로 사 용된 무수축 모르타르의 압축강도는 42 MPa로 측정되었으 며, 철근의 항복강도 및 항복변형률은 각각 446 MPa, 0.0022 로 측정되었다. 실험부재의 제작과정은 Fig. 3, 실험부재의 제 원은 Fig. 4와 같으며, 합성이 완료된 후 실험부재의 구조실험 전경은 Fig. 5와 같다.

Fig. 3

Fabrication of test member

Fig. 4

Dimensions of the test member

Fig. 5

View of loading test

2.2 구조실험 및 측정내용

반복하중에 대한 연속합성형 교량의 구조적 거동 및 피로 내구성을 평가하기 위해 피로실험을 수행하였으며, 이음부의 상단에 수조를 설치하여 누수실험이 병행되었다. 최소하중은 상시 하중 등을 고려하여 20 kN으로 하였으며, 최대 피로하중 은 도로교 설계하중인 KL-510의 피로설계 단일 후륜하중 78 kN에 설계충격하중(IM) 15%를 고려한 90 kN을 200만회 재 하하였다. 하중 재하위치는 양쪽 중앙 경간이며(Fig. 4 참고), 도로교 설계기준(2015)에 근거하여 KL-510의 후륜 접지면을 모사하기 위해 231 mm × 577 mm의 강판을 설치한 후, 1정점 반복하중으로 재하하였다(Fig. 5 참고).

실험교량의 처짐은 하중재하 위치 및 정(+)모멘트 구간의 이음부 하면에 LVDT를 설치하여 측정하였으며, 이음부 및 콘크리트 부재의 균열발생 측정을 위한 균열 폭 게이지는 최 대 정(+)모멘트 구간인 하중 재하위치의 프리캐스트 바닥판 하부 돌출부(CR_PPL 및 CR_PPR) 및 이음부 하부 경계면 (CR_PJL 및 CR_PJR)에, 최대 부(-)모멘트 구간에서는 내부 지점부 상면 바닥판(CR_NP) 및 이음부 상부 경계면(CR_NJL 및 CR_NJR)에 설치하였다. 교축직각방향으로의 LVDT 및 균열 폭 게이지의 설치위치는 실험부재의 중앙이며, 교축방 향으로의 LVDT 및 균열 폭 게이지 설치위치는 Fig. 6과 같다. 철근의 변형률은 인장철근에 대해 측정하였으며, 균열 폭 게 이지 설치위치와 동일한 위치의 인장철근에 철근 변형률 게 이지를 설치하였다.

Fig. 6

Position of loading point, LVDT, crack gauge

3.1 하중-처짐 관계

초기하중은 피로하중의 2배인 180 kN을 재하하였다. 하중 을 재하하는 동안 프리캐스트 바닥판 간 이음부 경계면에서 미세한 부착탈락(opening) 및 부(-)모멘트부 바닥판 상면에 미세 균열이 발생하였으나 강성에는 큰 영향을 주지 않는 선 형거동을 보였다. 초기하중에 대한 하중-처짐 관계를 유한요 소해석을 수행하여 실험결과와 비교하였다. 유한요소해석은 상용프로그램인 MIDAS(²⁰¹²)를 이용하였으며, 해석모델에 적용된 요소는 콘크리트 바닥판과 거더 모두 4절점 PLATE 요소를 사용하였다. 유한요소해석은 탄성영역에서 수행되었 으며, 바닥판과 바닥판, 바닥판과 거더는 모두 완전합성의 조 건을 적용하였다. 유한요소해석모델은 Fig. 7과 같으며, 처짐 측정 위치별 실험 및 해석결과에 대한 하중-처짐 관계를 Fig. 8 에 비교하였다.

Fig. 7

FEM analysis model of test member

Fig. 8

Load-deflection curves for elastic behavior

Fig. 8을 보면, 교량 구조계에서 하중을 대칭 재하하였기 때 문에 이론상으로는 좌, 우측 경간의 처짐이 동일하여야 하지 만, 실험으로부터 측정된 결과는 좌측 경간(Fig. 4 및 Fig. 6 참 고)에서의 처짐이 더 크게 발생하였다. 이것은 Fig. 4(b)에 나 타낸 것 같이 좌, 우측 경간 이음부의 비대칭성에 의한 강성차 이 때문으로 판단된다. 따라서 향후 실험결과는 더 많은 처짐 이 발생된 좌측 경간에 대해 분석하였다.

Fig. 9는 200만회 피로실험까지의 하중 재하 반복횟수 증가 에 따라 측정된 하중-처짐 곡선이다. 반복횟수 증가에 따라 잔 류처짐은 조금씩 증가하지만 처짐양상은 선형거동을 보이고 있으며, 하중-처짐 곡선의 기울기가 유사한 것으로 보아 강성 의 변화는 크지 않은 것으로 판단된다. 각 경우에 대해 초기하 중 재하 후 처짐이 급격하게 증가한 것은, 초기하중은 피로하 중의 2배인 180 kN이 재하되었으므로 초기하중 재하 시 이음 부 및 바닥판에 이미 초기 균열이 발생된 때문이다. 한편, 이 음부에서 측정된 LVDT6의 경우(Fig. 9(c))는 LVDT4 및 LVDT5에 비해 반복횟수 증가에 따른 처짐의 증가 폭이 크게 나타났는데, 이것은 하중이 반복적으로 재하되면서 이음부의 부착탈락(opening)이 누적되어 상대적으로 반복횟수에 따른 처짐의 증가폭이 커지는 것으로 판단된다.

Fig. 9

Load-deflection curves during the fatigue test

반복횟수별 최대 처짐을 Fig. 10에 나타내었다. 최대 처짐 은 하중 재하 위치인 LVDT5에서 나타났으며, 바닥판에서 측 정된 LVDT 4 및 LVDT5는 하중 재하의 반복횟수가 증가되어 도 처짐의 증가는 크지 않은 것으로 나타났다. 반면, 이음부에 서 측정된 LVDT6은 반복 재하 횟수의 증가에 따라 처짐도 점 차 증가하는 것으로 나타났다. 하중이 반복적으로 재하되면 서 이음부의 부착탈락과 같은 손상이 누적되고 이로 인해 잔 류 처짐량이 누적되면서 동일한 하중이 재하 되었는데도 처 짐이 증가하는 것을 확인할 수 있으며, 공용중인 국내의 교량 에 과적차량의 통행이 빈번한 점을 고려할 때, 반복하중에 의 한 프리캐스트 바닥판을 이용한 교량의 발생 가능한 손상과 정을 보여주는 결과라고 판단된다.

Fig. 10

Max. deflection during the fatigue test

3.2 하중-균열 거동

균열 폭 측정위치에 따른 반복재하 횟수별 최대 균열 폭을 Fig. 11에 나타내었다. Fig. 11에서 초기하중(“1”)은 피로하중 의 2배인 180 kN이 재하되었을 경우의 최대 균열 폭이며, 초 기하중 재하 시 각 위치에서 이미 균열이 발생된 것으로 나타 났다. 균열 폭에 대해 가장 취약한 부분은 바닥판 간 이음부보 다는 내부 지점부 부(-)모멘트부(“CR_NP”)로 나타났으며, 이 로부터 반복하중 하에서의 바닥판 간 이음부는 일체형 바닥 판과 유사한 거동을 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 11

Max. crack width during the fatigue test

정(+)모멘트부의 이음부(CR_P**) 및 부(-)모멘트부의 이 음부(CR_N**)를 비교해 보면, 정(+)모멘트부 이음부에서의 휨모멘트가 더 큰데도 불구하고 부(-)모멘트부의 이음부가 균 열 거동에 있어서 더 불리한 것으로 나타났다. 이것은 부(-)모 멘트부의 이음부는 인장을 받는 부분이 이음부 표면이므로 정(+)모멘트부 이음부에서와 같은 하부돌출부가 없음(Fig. 1 및 Fig. 2 참고)으로 인해 이음부 경계면에서 큰 초기균열 (opening)이 발생되기 때문이며, 이로부터 이음부의 돌출부 가 균열 저항성능을 향상 시키는 것으로 판단된다.

한편, 부(-)모멘트부의 이음부를 비교해 보면, 요철이 없는 단면(“CR_NJL1”)은 요철이 있는 단면(“CR_NJL2”)에 비해 훨씬 큰 균열 폭을 갖는 것으로 나타났다(Fig. 1 및 Fig. 2 참 고). 요철을 갖는 이음부 단면은 요철형상에 따른 부착면적의 증가로 인한 이음부 경계면의 부착응력 감소로 균열 저항성 능이 양호해 지는 것으로 판단된다.

한편, 부(-)모멘트부의 이음부를 비교해 보면, 요철이 없는 단면(“CR_NJL1”)은 요철이 있는 단면(“CR_NJL2”)에 비해 훨씬 큰 균열 폭을 갖는 것으로 나타났다(Fig. 1 및 Fig. 2 참 고). 요철을 갖는 이음부 단면은 요철형상에 따른 부착면적의 증가로 인한 이음부 경계면의 부착응력 감소로 균열 저항성 능이 양호해 지는 것으로 판단된다.

각 위치에서의 균열 폭은 약 10만회 이후에 급격하게 증가 되는 것으로 나타났으나 도로교설계기준(2015)의 한계균열 폭을 충분히 만족시키는 수준이다. 그러나 이것은 동일한 하 중의 반복 작용으로 인해 급작스럽게 균열 폭이 확대될 가능 성이 있음을 보여 주는 것이다. 하중재하 초기에 이음부의 부 착탈락 및 바닥판에 미세 균열이 발생되고 하중재하에 따라 균열이 초기 균열발생 된 부분에 집중되어 잔류 균열 폭이 누 적되면서 반복재하 횟수가 증가함에 따라 균열 폭이 증가되 는 것으로 판단되며, 이것은 초기에는 허용 균열 폭을 만족하 더라도 동일한 하중이 반복적으로 작용하게 되면 누적된 균 열 폭이 허용 균열 폭을 초과하는 경우가 발생될 수도 있음을 의미하는 것이다. 이러한 현상은 바닥판의 지간 및 교량 경간 의 비, 하중의 재하위치 등에 따라 달라질 수 있으므로 교량 설 계 시에 이를 고려하는 것이 필요하다고 판단된다.

피로실험 수행과 함께 이음부에서의 누수실험이 병행되었 다. 누수실험은 Fig. 12에 나타낸 것 같이 이음부의 상단에 수 조를 설치하여 반복하중 재하 동안에 이음부에서의 누수 여 부를 확인하였다. 반복재하 횟수가 증가함에 따라 이음부 경 계면의 균열 폭은 조금씩 증가하였으나 반복횟수 200만회까 지 이음부에서의 누수 흔적은 발견되지 않았으며, 균열과 누 수 관련하여 충분한 사용성이 확보되는 것으로 판단된다.

Fig. 12

Water leak test during the fatigue test

3.3 하중-철근변형률 관계

피로하중에 대한 반복재하 횟수별 인장철근의 최대 변형률 을 Fig. 13에 나타내었으며, 초기하중(“1”)은 피로하중 수준 인 90 kN이 재하되었을 경우의 인장철근 변형률이다. Fig. 13 에서 “S_NJL” 및 “S_PPL”은 각각 부(-)모멘트부 이음부의 균 열 폭 측정위치인 “CR_NJL1” 및 정(+)모멘트부 이음부의 균 열 폭 측정위치인 “CR_PPL” 에서의 이음부 경계면에서 측정 된 인장철근 변형률이며, “S_NP”는 내부 지점부 부(-)모멘트 부(“CR_NP”)의 교축방향 인장철근 변형률이다. Fig. 11과 Fig. 13을 비교해 보면, 약 10만회 이후부터 균열 폭이 급격하 게 증가되듯이 철근의 변형률도 10만회 이후에 급격하게 증 가되는 것으로 나타났으며, 정(+)모멘트 이음부에 비해 균열 에 취약한 부분인 부(-)모멘트부 이음부 경계면의 철근 변형 률(“S_NJL”)이 가장 크게 측정되었다. 사용된 철근의 탄성계 수를 2.0 × 105 MPa 로 했을 때, 200만회 피로실험에서 측정된 “S_NJL” 철근의 최대 발생응력은 약 150 MPa로 도로교설계 기준(2015)에서 제시하는 철근의 한계 피로응력범위를 만족 하는 것으로 나타났으며, 이음부 경계면에서 철근의 피로내 구성은 충분한 것으로 판단된다. 한편, 균열 폭에 대해 가장 취약한 부분은 내부 지점부 부(-)모멘트부(“CR_NP”)로 나타 났으나(Fig. 11 참고), 이 위치에서의 철근의 변형률(“S_NP”) 은 크지 않은 것으로 나타났다. 이것은 “S_NP”의 측정위치에 균열이 발생하지 않았기 때문으로 판단된다.

Fig. 13

Max. rebar strain during the fatigue test

3.4 피로실험 이후 정적 비탄성 거동

200만회 반복 재하 피로실험 이후에 동일한 재하 위치에서 파괴 시까지 정적재하 실험을 수행하였다. 정적재하 실험으 로부터 측정된 하중-처짐 관계는 Fig. 14와 같으며, 처짐 측정 위치는 피로실험에서의 측정위치와 동일한 위치이다. 실험결 과, 균열발생 및 철근 항복 후 비선형성을 나타내는 일반적인 하중-처짐 곡선의 거동을 보이는 것으로 나타났다. 최대하중 은 200만회 반복재하 이후임에도 설계하중의 약 9.7배 수준인 928.2 kN으로 나타났으며, 최종파괴단계에서 이음부의 파괴 는 나타나지 않았다.

Fig. 14

Load-deflection curves during the static test

정적재하 실험동안의 균열양상을 Fig. 15에 나타내었다. 육 안으로 확인 가능한 초기 균열은 150 kN의 하중에서 최대 부 (-)모멘트 위치인 내부 지점부 바닥판 상면에서 발생하였다. 이후 하중 증가에 따라 내부 지점부 바닥판 상면에 추가 균열 이 발생하였으며, 350 kN의 하중에서 이음부에 뚜렷한 횡방 향 균열이 발생하였다. 최대 정(+)모멘트 발생 구간인 하중재 하위치 바닥판 하면에는 350 kN의 하중에서 초기 균열이 관 찰되었다. 하중 증가와 함께 방사형의 균열이 발생되었으며, 기존에 발생된 균열이 진전되면서 프리캐스트 바닥판 간 횡 방향 이음부를 통과하는 균열양상을 보였다. 이러한 균열양 상으로 볼 때, 본 연구의 교량시스템은 일체형 RC 교량시스템 인 경우와 유사한 거동을 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 15

Crack patterns during the static test

각 위치별 하중-철근 변형률 관계를 Fig. 16에 나타내었다. Fig. 16에서 “S_NJL” 및 “S_PPL”은 각각 부(-)모멘트부 및 정 (+)모멘트부 이음부 경계면의 인장철근 변형률이며, “S_LOAD(*)”는 하중재하위치에서의 하부 인장 주철근 및 배력철근, “S_NP(*)”는 내부 지점부의 상부 인장 주철근 및 배력철근 변형률이다. 부재실험 직전 수행된 재료실험 결과, 철근의 항복변형률 ∈ y = 0.0022 로 측정되었다. 실험부재의 파 괴단계에서 최대 정(+)모멘트 구간인 하중재하위치에서의 주 철근 및 배력철근은 모두 항복수준의 변형률이 발생하였으 며, 하중-변형률 곡선의 기울기를 볼 때, 주철근 (“S_LOAD(M)”)의 하중 부담이 큰 것으로 판단된다. 최대 부 (-)모멘트 구간인 내부 지점부의 상부 철근 변형률을 살펴보 면, 교축방향 철근(“S_NP(D)”)은 항복수준의 변형률이 발생 되었으나 교축직각방향 철근(“S_NP(M)”)은 압축거동을 보 였으며, 발생 변형률도 미비하게 나타났다. 이로부터 내부 지 점부에서는 교축방향 철근이 하중의 대부분을 부담하는 것을 알 수 있다. 이음부 경계면의 인장철근 변형률 “S_NJL” 및 “S_PPL”은 하중 증가에 따라 비선형성을 보이기는 하지만 항 복수준의 변형률은 발생되지 않았다. 이것은 이음부 경계면 에서의 휨 응력이 상대적으로 작기 때문이기도 하지만 횡방 향 이음부의 강성이 프리캐스트 바닥판 중앙부의 강성보다 상대적으로 작아 프리캐스트 바닥판 중앙부에서 더 많은 하 중을 부담하기 때문인 것으로 판단된다.

Fig. 16

Load-rebar strain curves during the static test