2.1 변수설정

접합부 전단거동에는 전단키의 유무, 접합키의 형상(돌출 높이, 경사각), 전단키의 수, 구속응력, 에폭시 두께, 하중 형 태, 콘크리트의 강도 등이 영향을 미치는 것으로 알려져 있다 (^{Bakhoum and et al., 1990}). 본 연구에서는 여러 접합부 거동 영향인자 중에서 가장 큰 영향을 미치는 전단키의 형상과 프 리스트레스력에 의한 구속응력의 도입여부를 변수로 설정하 였다. 접합키의 형상은 접합키의 저면과 돌출높이 비로 설정 하였고, 구속응력은 전단키의 형상별 거동차이를 관찰할 수 있는 수준의 응력을 해석적으로 도출하여 적용하였다.

국내 도로설계편람에서는 사다리꼴 전단키의 경사각 θ는 45～60°의 범위를 표준으로 제시하고 있으며, ^ASSHTO(2012) 에서는 전단키 저면과 돌출높이의 비(D/H 비)가 1/2인 경우 가장 효과적이라 제시한 바 있다. 따라서, 본 연구에서는 경사 각 45°에 1/3, 1/2의 전단키 저면과 돌출높이의 비(d/h)를 갖는 전단키 형상을 변수로 설정하였다. 접합면에 도입되는 구속응 력이 과도하게 적용되면 전단키의 영향이 상쇄되어 전단키 형 상별 차이를 확인할 수 없기 때문에 사전 구조해석을 통하여 구속응력이 도입된 경우에는 전단키 형상별 차이를 관찰할 수 있는 350MPa의 응력을 고려하였고, 구속응력이 도입되지 않은 경우에 대해서는 세그먼트 접합을 위한 최소한의 응력 인 15MPa 수준의 상대적으로 매우 적은 응력만을 도입하는 것으로 하였다. 본 연구에서 적용된 실험 및 해석변수는 Table 1과 같다.

Table 1

Variations for experimental and analytical studies

2.2 분절 접합부 비선형 해석

분절접합부의 전단키 주변에는 국부적인 응력집중이 발생 할 수 있고 이로 인해 발생된 균열의 급격한 진전으로 취성파 괴가 야기될 수 있다. 이러한 접합부의 파괴모드는 설계에 적 용되는 일반적인 탄성해석으로 평가가 어렵기 때문에 접합부 전단키 주변의 국부적인 거동을 해석적으로 파악하기 위해서 는 비선형해석이 요구된다. 비선형해석에는 콘크리트의 균 열, 강재의 항복, 콘크리트의 압축파괴 등의 현상 등을 구현할 수 있도록 모델링하였으며, 범용 유한요소해석프로그램이 DIANA를 사용하였다.

콘크리트 모델링에는 2차원 4절점 솔리드요소를 사용하였 고, 접합부에 해당하는 면에는 경계면 요소를 적용하였다. 경 계면 요소는 콘크리트의 불연속 균열, 암반 등의 절리, 철근콘 크리트 구조물의 철근과 콘크리트의 부착면 등과 같은 기하 학적 불연속면을 모델링할 때 효과적으로 적용할 수 있다. 본 해석에 적용된 2차원 경계면 요소에서는 경계면 양단면에서 의 상대변위와 경계면 응력이 산정된다.

한편, 콘크리트 비선형 재료모델에는 Mohr-Coulomb 항목 기준을 근사화시킨 Drucker-Prager 이론의 항복함수를 적용 하였고, 균열모델로는 다방향 고정균열모델(Multi-directional fixed crack model)을 적용하였다. 본 논문의 비선형 해석에 사 용된 재료물성값은 Table 2와 같다. Fig. 1

Fig. 1

2D finite element modeling

Table 2

Material properties for nonlinear finite element analysis

Fig. 2에서와 같이 전단키가 없고 구속력이 없는 경우에는 순수 콘크리트 면내 마찰저항력에 의해 외부하중에 저항하기 때문에 경계면에서의 세그먼트간 분리가 매우 낮은 하중에서 발생되지만, 일정수준 이상의 구속력이 적용된 경우에는 전 단키가 없더라도 외부하중에 대한 저항력이 약 10배 증가하 는 것으로 해석되었다. 전단키의 영향만을 평가하기 위하여 구속력이 도입되지 않은 Fig. 2(a),(c),(e)의 해석결과를 비교 해보면 전단키가 없는 경우와 비교하여 전단키가 있는 경우 약 15배 이상의 하중까지 저항할 수 있는 것으로 해석되었고 돌출높이 비 1/2와 1/3의 경우에는 1/3의 돌출높이 비를 갖는 전단키가 미소하게 외부하중에 대한 저항력이 높은 것으로 해석되었다. 한편, 본 연구의 해석결과에서는 전단키가 구속 력 유무보다 외부하중에 대한 저항력을 높이는데 효과적인 것으로 나타났으나, 구속력의 크기에 따라 이 결과는 달라질 수 있으므로 구속력의 크기를 변수로 한 추가적인 분석이 필 요할 것으로 판단된다.

Fig. 2

FE analytical results for stress distribution

2.3 분절 접합부 모형시험

본 연구에서는 구조해석 결과와 시험결과를 비교분석하기 위하여 해석변수와 동일하게 전단키가 없는 경우와 경사각 45°의 1/2와 1/3의 저면과 돌출높이의 비를 갖는 전단키 시험 체를 각각 제작하였다. 구속력의 경우에는 직경 40mm의 VSL社의 PS강봉을 사용하여 시험체 양단면에서 긴장하여 구속력을 도입하였다. 세그먼트 간 접합에 있어서는 건식접 합을 적용하였기 때문에 구속력이 없는 경우에는 세그먼트 간의 접합을 위한 최소한의 구속력인 15MPa을 도입하였고, 구속력을 도입한 경우에는 해석조건과 동일하게 350kN를 적 용하였다. 한편, 시험체 전단면에 대해 일정한 구속력을 도입 하여 위하여 2개의 PS 강봉을 두께 60mm의 SS40의 측판을 통과시킨 후 정착판에 고정하여 시험체 단부에서 유압잭으로 긴장하여 구속력을 도입하였다.

분절 접합부 모형시험에 사용된 전단키 축소 모형시험체의 제원은 Fig. 3과 같다. 축소모형시험체는 3개의 축소세그먼트 로 제작되었고, 만능시험기를 사용하여 3점 휨시험 방법으로 중앙에 위치한 세그먼트 2에 5kN/sec의 재하속도로 하중을 재하하였으며, 로드셀과 변위계를 사용하여 하중-변위 관계 를 측정하였다.

Fig. 3

Test specimen of shear key for scaled model test

Fig. 4(a)에서와 같이 전단키가 없고 구속력을 적용시키지 않은 시험체의 경우 약 20kN의 낮은 하중에서 중앙에 위치한 세그먼트 2에서의 슬립이 발생하였다. 전단키는 있지만 구속 력이 적용되지 않은 시험체의 경우 Fig. 4(c)와 (e)와 같이 전 단키 상부 부근에서 중앙 세그먼트 상단 쪽으로 사인장 균열 이 발생하는 파괴양상이 관찰되었다. 이러한 현상은 일반적 으로 전단키의 저항력이 세그먼트의 전단강도보다 큰 경우 발생하는 경우이며, 특히 구속력이 도입되지 않은 돌출높이 비 1/3의 시험체에서는 Fig. 4(e)에서와 같이 전단키에 전달되 는 전단응력이 극한 상태일 때 발생하는 전단키의 전단파괴 형태가 관찰되었다.

Fig. 4

Failure modes according to test variables

전단키는 없지만 구속응력이 도입된 경우에는 구속력이 접 합면의 마찰저항력을 증가시켜 Fig. 4(b)와 같이 중앙부 세그 먼트의 슬립현상과 함께 시험체 상부 및 하부에 국부적인 균 열이 발생하는 것이 관찰되었다. 한편, 돌출높이비 1/2이고 구 속력이 도입된 경우에는 Fig. 4(d)와 같이 전단키의 전단파괴 가 발생한 후 접합면의 저항력이 저하됨에 따라 중앙 세그먼 트의 슬립이 관찰되었고, 돌출높이비 1/3인 경우에는 구속력 이 도입되지 않은 경우와 비교하여 횡방향 구속효과로 중앙 세그먼트의 사인장 균열의 발생은 크게 감소하면서 하중이 증가함에 따라 전단키 주변에서의 전단파괴형상이 관찰되었 다. 전단키가 없는 경우에는 구속력이 여부에 따라 접합부에 서 슬립이 발생하는 시점에서의 하중값을 접합부의 파괴하중 으로 정의했을 때, 파괴하중이 약 8배 증가한 반면, 전단키가 있는 경우 구속력 여부에 따라 파괴하중이 약 2배 증가하였다. 또한, 전단키 효과는 구속력이 없는 경우에 있어 전단키가 없 는 경우와 있는 경우를 비교했을 때 파괴하중이 약 20배 수준 으로 증가하는 것으로 나타나 전단키가 접합부의 일체거동에 매우 효과적인 요소임을 확인할 수 있었다.

한편, Fig. 5에서와 같이 해석결과와 시험결과는 유사한 경 향을 나타났지만, 전단키가 있는 시험체의 경우 접합부에서 슬립이 발생하는 시점에서의 하중값을 접합부의 파괴하중으 로 정의했을 때, 파과하중의 크기는 해석결과와 시험결과에 서 차이가 발생하였다.

Fig. 5

Comparative results of structural test and FE analysis

전단키가 없는 경우에는 비교적 파괴하중을 구조해석을 통 해 유사하게 예측이 가능했지만, 전단키가 있는 경우에는 구 조해석을 통해 초기 거동은 시험과 유사한 결과로 도출되었 지만, 파괴하중은 시험결과보다 약 10~30% 가량 작게 해석되 었는데, 이는 구조해석에 있어 실제 경계조건과 시험체간 구 속응력 도입효과의 차이, 그리고 전단키의 2차원 모델링에 따 른 접합부 및 전단키의 면내 저항력을 충분히 반영하지 못한 이유로 판단된다. 그러나, 일반적으로 교량의 접합부는 탄성 범위 내에서 거동하도록 설계되므로, 공용 중의 거동예측에 있어서는 2차원 모델을 이용한 구조해석결과를 효과적으로 적용가능하며, 균열 및 비선형 거동분석을 위해서는 3차원 정 밀해석이 보다 효과적일 것으로 판단된다.

분접접합부에 있어 전단키와 구속력의 효과의 추가적인 분 석을 위해 전단키 여부와 구속력의 크기를 변수로 한 해석적 검토를 추가로 실시한 결과는 아래 Fig. 6과 같다. 전단키가 없 는 경우 구속력의 크기에 따라 파괴하중이 선형비례하는 것 을 알 수 있다. 그러나, 전단키가 있는 경우에는 30MPa 이상 의 구속력에서는 더 이상 파괴강도의 증가가 나타나지 않는 것을 알 수 있다. 이러한 이유는 구속력이 일정 수준 이상의 구 속력에서는 전단키 간의 맞물림 효과가 줄어들고, 접합부에 서의 파괴거동이 접합면과 접합부재의 재료적 파괴에 귀속되 기 때문인 것으로 분석할 수 있다. 따라서, 적절한 구속력 도 입과 전단키 설치가 접합부의 거동을 효율적으로 향상시킬 수 있으며, 구속력은 콘크리트 강도의 1/2에 수준으로 도입하 는 것이 가장 효과적인 것으로 나타났다.

Fig. 6

Relationship of failure load and confining stress

2.4 실물 교량의 분절 접합부 거동 평가

본 연구에서는 구조해석 및 접합부 모형시험과 더불어 실 물 교량의 분절 접합부 거동 평가를 현장재하시험을 통해 추 가로 실시하였다. 분석 대상 교량은 Fig. 7과 같이 길이 8m의 세그먼트 5개를 종방향으로 연결한 형식으로 총 지간 40m의 거더 5개를 횡방향으로 연결하여 시공되었다. 대상 교량의 4 개의 분절 접합부에는 Fig. 7에서와 같이 접합부 전단저항력 증가와 종방향 일체거동성 향상을 위하여 4개의 ϕ 40mm 강 봉(SM490)의 접합부 가이드 키(guide key)가 전단키로 적용 되었다. 거더의 접합은 단부측 세그먼트 2개를 제외한 중앙부 3개의 세그먼트가 포스트텐션방식으로 1차 긴장되어 접합된 후 단부측 세그먼트를 2차로 긴장하는 방식으로 전체 거더를 형성하였고, 추가적으로 접합면에는 에폭시를 사용한 습식접 합을 적용하였다.

Fig. 7

Geometry and segmental joint of field tested spliced girder bridge

이와 같이 분절 접합부가 존재하는 교량에서는 접합부가 건전하게 시공되지 못했을 경우, 접합부로부터 유해물질이 침투되어 강연선의 부식을 유발하여 교량 수명을 단축시킬 수 있고 접합부에서 각 세그먼트간 일체거동이 불량한 경우 에는 강연선에 예기치 못한 전단력 및 마찰력이 작용되어 교 량성능에 악영향을 끼칠 수 있으므로 시공에 주의하여야 한 다. 이러한 분절 접합부의 건전성은 접합 세그먼트 간의 응력 및 처짐의 분포, 즉 연속성을 확인하여 평가하는 것이 효과적 이라 할 수 있다(^{최종원, 2006}). 특히 콘크리트 교량에서는 분 절 세그먼트 간의 변위차를 보다 분절 거동을 평가할 수 있는 중요한 지표로 활용될 수 있으며, 본 연구에서는 Fig. 7에서와 같이 세 번째와 네 번째 내측거더의 분절 접합부 단면 A와 단 면 B에 처짐계를 설치하여 분절 세그먼트 간의 변위차를 측정 하였다. 현장시험에는 35톤의 3축 덤프트럭이 사용되었고, 재 하조건은 총 3가지로 분절접합부 A단면, B단면 그리고 경간 중앙에 각각 정적으로 재하하였다. Table 3에는 재하조건별 접합부에 설치된 처짐측정값을 나타내었고, 현장재하시험 전 경은 Photo 1과 같다.

Table 3

Vertical deflections at segmental joints according to load cases

Photo 1

Scene of field loading test

Table 3에서 알 수 있듯이 하중재하조건별 접합부에서의 처짐차는 최대 7.8%로 측정되었으며, 평균적으로 약 3.6%의 세그먼트 간 처짐차가 발생한 것으로 분석되었다. 이러한 처 짐차는 차량재하시 재하차량의 2축 바퀴를 기준으로 하였기 때문에 일정 수준의 오차는 발생가능하며, 처짐곡선에 의하 여 중앙경간으로 갈수록 처짐이 증가하는 이상적인 거동이 확인할 수 있다. 한편, 현장계측에서 측정된 접합부에서의 세 그먼트 간 처짐차는 무시가능한 수준의 작은 값으로 세그먼 트 간에는 불연속성 없이 일체로 거동하는 것으로 평가할 수 있으며, 분절 교량의 안전진단에 있어서는 중앙경간 처짐과 더불어 접합부에서 인접 세그먼트 간의 처짐 및 응력차이 측 정을 통해 분절교량의 접합부 거동을 추가적으로 평가하는 것이 필요하다고 사료된다.