2.1 원심성형 각형보의 개요

국내 PC(Precast Concrete)공법은 콘크리트의 품질관리가 가능하고 현장 타설 콘크리트 공법에 비해 노동력 감소와 공기를 단축시킬 수 있는 특징을 갖고 있다. 특히 원심성형으로 생산되는 부재는 강도가 높고, 수밀성에 의해 내구성이 우수할 뿐만 아니라 공장에서 제작되어 균일한 품질이 확보된다는 장점을 갖고 있어, 국내외적으로 다양한 구조부재를 원심성형으로 제조하는 노력이 계속되어왔다.

본 연구에서는 원심성형 기법을 이용하여 구조용 콘크리트 각형보를 개발하였으며, 단면의 휨강성을 확보하기 위하여 단면의 중공률은 10%이하로 하며 이를 위하여 기존의 빈배합상태의 콘크리트가 아닌 고슬럼프(150mm∼200mm)의 물성을 갖으며 설계강도가 100MPa이상인 콘크리트 배합비를 개발하여 적용하고, 연결부 및 바닥판과의 합성을 고려한 원심성형 각형보를 제작하기 위한 특수거푸집을 제작하여 Photo 2와 같이 원심성형 각형보를 생산하였다.

대구경 PHC파일 생산이 가능한 아이에스동서㈜ 음성공장에서 특수거푸집을 사용하여 바닥판 합성 철근이 부착된 형강을 고정하고, 강봉을 상하부에 배치한 후 설계강도 100MPa의 콘크리트를 타설하고, 강봉에 긴장력을 도입한 후 원심성형대에서 저속→중속→고속으로 회전속도와 시간을 고려하여 원심성형 후 증기양생을 실시하였다. 충분한 증기양생 시간을 거친 후 거푸집을 탈형하여 Photo 2(e)와 같은 원심성형 PSC 각형보를 제작하였다.

Photo 2 Manufact of centrifugal formed pretension beam

2.2 피암터널에서 우각부 연결방식

본 연구에서 개발한 급속시공이 가능한 개선된 원심성형 고강도 각형보를 적용한 피암터널 시공방법은 PC 보와 벽체의 연결부에서 발생하는 문제를 해결하고 급속시공을 위한 원심성형 각형보-벽체 연결부 시공성능의 향상과 구조물의 일체화를 위한 우각부 고정연결방식을 Table 1과 같이 두가지 방식을 적용하였다.

원심성형 각형보 단부형강과 볼트이음을 하기 위해 벽체(교대)의 설치되는 형강을 하부벽체 시공이 완료된 후에 벽체상면을 천공 후 형강에 용접된 스터드를 매립하고 무수축몰타를 충진시켜 고정하는 방식(Type-A)과 벽체부 콘크리트 타설 시 형강을 벽체상면 콘크리트 내에 부분 매립시키는 방식(Type-B)으로 구분되며, 원심성형 각형보 단부에 합성된 H형강과 벽체에 설치된 형강을 현장에서 간단하게 고장력볼트을 이용하여 마찰이음으로 연결함으로써 각형보-벽체 사이에 발생되는 우각부 모멘트에 대한 수평력에 대해 지지하도록 설계되었다.

Table 1 Types of rigid joint connection

3.1 시험체의 설계

기설계된 피암터널에 대해 시방규정에 의한 하중조합으로 설계하였을 때 상부슬래브 단부의 우각부에 최대 모멘트가 발생하는 것과 같은 효과를 기대하기 위하여 수정된 캔틸레버 형식의 구조 모형 시험체를 제작하여, 원심성형 각형보 우각부 고정연결부에 대한 성능을 도출하기 위한 재하실험을 수행하였다.

대상 피암터널(경상남도 합천군 갑산지구)와 같은 하중조건으로 한계상태설계법으로 설계된 합성형 원심성형 각형보를 적용한 시험체의 우각부에 목표모델과 일치하는 모멘트 발생을 유도하며 상부 원심성형 각형보와 벽체의 연결방식의 안전성을 검토하였다.

3.2 시험체의 사용재료 및 제원

도로교설계기준(2016)의 규정에 따라 설계된 우각부 시험체의 제원 및 형상은 Fig. 3에 나타내었으며, 사용재료는 Table 3과 같다.

Fig. 3 Geometric properties of corner rigid joint specimen

3.3 시험체의 제작

캔틸레버 형상의 구조형 시험체를 제작하기 위하여 Fig. 2와 같은 단면을 갖는 2.5 m 길이의 원심성형 보를 설계기준강도 100 MPa의 콘크리트로 제작하고, Photo 3과 같이 콘크리트 설계기준강도 35MPa의 기초를 제작한 후 원심성형 각형보 단부형강과 기초 위에 설치된 형강 간에 고장력볼트로 체결 후 벽체 주철근과 슬래브로 연결되는 주철근을 커플러를 이용하여 연결한 후 벽체, 슬래브를 콘크리트를 타설하여 Table 1과 같은 시험체 2본을 완성하였다.

Photo 3 Fabrication process of test specimen

3.4 계측 및 재하방법

원심성형 각형보를 적용한 캔틸레버 형상의 시험체 및 연결부의 거동을 확인하기 위하여 내부 주철근과 각형보 단부 형강의 상부플랜지 및 고정연결장치에 철근게이지를 부착하여 하중 재하에 따른 시험체의 변형률 변화를 측정하였다. 또한 벽체 및 상부슬래브의 초기균열과 변형률을 측정하기 위해 P형 전기저항식 변형률 게이지를 부착하였다.

하중의 변화에 따른 시험체의 변위는 LVDT를 사용하여 측정하였으며 처짐에 대해 가장 많은 변형을 보일 것으로 예상되는 시험체의 재하점 위치와 내측 중앙부에 변위계를 설치하여 처짐 변화를 측정하였다. Fig. 4는 철근게이지, 콘크리트 표면게이지의 부착위치와 LVDT의 설치 위치를 나타내었다.

우각부 연결고정 장치의 성능을 평가하기 위한 캔틸레버 형상의 구조시험체에 대한 정적재하시험은 한양대학교 초대형구조실험센터에서 수행되었다. 최대용량 2,000 kN의 액츄에이터를 사용하여 시험체가 파괴될 때까지 시험을 실시하며 설계하중에서의 안전성과 최대극한하중을 확인하였다. 시험체는 변위제어법을 적용하여 1.0mm/min의 재하속도로 가력하였다.

시험체는 부모멘트를 실현하기 위해서 캔틸레버 형식으로 제작되어 하중 재하시 시험체가 전도되는 것을 방지하기 위하여 기초부 4개소에 65mm 고장력 강봉을 사용하여 실험실 내력 바닥판에 고정시켰다. 전도방지를 위해 체결한 강봉과 기초 상부의 경계면에서 지압파괴를 방지하기 위해 응력분산용 강판을 설치하였다. Photo 4는 고정단 우각부 시험체의 정재하 시험전 전경을 보여주고 있다.

재하시험에 앞서 수행된 동일 조건으로 제작된 원심성형 보의 공시체 3본과 현장타설 콘크리트의 표준공시체에 대한 압축강도 시험(Photo 5)에서 콘크리트의 압축강도는 각각 평균 101.2MPa(99.6MPa, 101.1MPa, 102.8MPa), 48.0MPa로 측정되었으며, 현장타설 콘크리트의 압축강도는 설계강도인 35MPa보다 높게 측정되었다.

Photo 4 Equipment profile of static loading test

Photo 5 Concrete compressive strength test

Fig. 4 Setting places of measuring gage for strain and displacement

3.5 재하시험 결과

3.5.1 하중이력과 변위곡선

Fig. 5는 캔틸레버 시험체의 하중-변위 곡선을 나타내었다. 하중-변위 곡선에서 보이는 것과 같이 고정연결장치에 의해 고정된 원심성형 각형보가 적용된 우각부 시험체는 파괴시까지 모두 비교적 안정적인 거동을 보였다.

또한 전체적인 거동은 PSC(Prestress Concrete) 구조물의 거동과 유사한 거동을 보이고 있으며 최대 휨 모멘트가 발생하는 벽체 뒷부분에서 파괴가 발생하여 구조물의 성능을 지배하는 것은 벽체의 주철근(HD-29 mm)과 콘크리트의 강도로 확인되었다.

시험체의 우각부 연결부 방식에 따른 거동을 보았을 때, 기초부에 설치하는 연결부 형강을 후설치하는 시험체 A와 연결부 형강을 부분 매립시킨 시험체 B에서 강도와 강성의 차이는 보이지 않았다. 극한상태의 최대하중을 비교시 시험체 A는 약 946.1 kN, 시험체 B는 976.3 kN으로 거의 같고 Fig. 5에 보이는 것과 같이 재하점에서 발생되는 수직변위의 크기 또한 유사한 값을 보이고 있다. 두 시험체 모두 이론적인 공칭설계강도보다 20%이상 높은 하중상태에 도달되어 파괴가 발생되어 구조적인 신뢰성이 확보되었다고 할 수 있다. Table 4는 우각부 연결방식에 따른 시험체의 결과를 정리하여 나타내었다.

Fig. 5와 Table 4에서 각 단계별 하중값은 설계에서 외력에 의한 휨모멘트를 등가집중하중으로 치환하여 계산한 값이다.

Fig. 5 Load-displacement relationship (LVDT-3)

Table 4 Specified load and vertical deflection value on test

Load step	Type-A		Type-B
	Load (kN)	Disp. (mm)	Load (kN)	Disp. (mm)
Service Limit State	429.9	9.94	429.9	9.00
Strength Limit State	762.9	27.86	762.9	26.64
Nominal Design Strength	784.7	30.19	784.7	28.06
Ultimate Strength	946.1	61.16	976.3	61.98

3.5.2 철근의 거동

Fig. 6(a), (b)는 각 시험체별 슬래브(S-09~S-12) 및 벽체 주철근(S-01~S-04)에 부착한 철근 게이지의 하중에 따른 변형률을 나타내고 있다. 실험결과에 의하면 하중의 증가에 따라 벽체 및 슬래브 주철근 모두 인장을 받는 것으로 나타났다.

시험체 A, B의 벽체 주철근은 균열이 발생하기 전 재하하중인 약 250kN 까지는 매우 안정적인 탄성거동을 보이고 있으며, 균열발생 후 기울기의 변화를 확인 할 수 있다. 원심성형 각형보의 단부 H형강 상부플랜지에서 측정된 변형률(S-13)은 시험체의 파괴시 까지 선형적인 거동을 보이고 있으며, 항복변형률인 1175με에 도달되지 않아서 탄성상태에 있으며, 이 같은 거동은 시험체 B에서도 동일하게 나타났다. 이러한 거동은 원심성형 각형보의 강성이 다른 부분에 비해 상대적으로 강도와 강성이 매우 높아 Rigid-body 로 작용하기 때문인 것으로 판단된다.

두 시험체 모두에서 슬래브상부 철근과 벽체 주철근의 변형률 차이가 거의 유사하게 거동하는 것을 확인할 수 있어, 안정적인 거동을 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 6 Transition of strain on rebar

3.5.3 고정연결장치의 변형률

Fig. 7은 보-벽체 연결부 고정연결장치 형강에서 하중-변형률 그래프이다. 강재 고정연결장치는 시험체 A, B에서 강도한계상태까지 모두 매우 안정적으로 원심성형 각형보와 벽체를 연결시켜 주는 것을 알 수 있다.

그래프에서 보여지는 것과 같이 시험체가 극한상태에 도달할 때 까지 상·하부 형강에서 발생되는 변형률이 미소하여 연결부에서 발생되는 응력이 크지 않음을 확인할 수 있었다. 다만, 시험체 A의 경우 좌측에서 측정된 변형률이 우측값보다 크게 측정되어, 원심성형 보를 고정연결장치로 연결하는 단계에서 편심이 작용되어 제작된 것으로 보이며, 이는 전체적인 거동에서도 나타났다.

Fig. 7 Load-strain curve of rigid joint conncetion

3.5.4 균열분포도

휨 실험에 대한 캔틸레버 시험체의 초기 균열은 부모멘트에 의해서 인장을 가장 크게 받는 기초와 벽체의 후면 접합부(Fig. 8 점선타원)에서 가장 먼저 균열이 발생하였으며, 하중이 증가함에 따라서 상부슬래브와 벽체 뒷면으로 균열이 진전되는 것을 확인할 수 있다. 특히 A, B 시험체 모두에서 벽체 후면과 측면에 하중 증가에 따라 균열이 집중되는 현상을 보이고 있다.

A 시험체는 약 250kN 부근에서 휨균열에 의한 변형률 증가를 보이고 있으며, B 시험체는 재하하중 약 280kN에서 급격한 변형률 증가를 보이며 휨균열이 발생하였다. 두 시험체에 발생하는 대부분의 균열은 휨에 의한 균열이 지배적이었으며 압축에 의한 파괴는 설계공칭강도 이후 약 850 kN에서 각형보 하단벽체 전면에서 발생하였다. 캔틸레버 부분에서는 접합면에서 초기 균열발생이후 상부슬래브 끝에서 중심부로 균열이 발생하였으며 슬래브 아래 각형보는 사용한계상태를 지나 약 580kN에서 미세 균열이 발생되었으나 재하하중이 증가하여도 더 이상 진전되지 않았다.

캔틸레버 부분은 원심성형 각형보와 고정연결용 형강에 의해 Rigid-body가 되어 매우 안정적인 거동을 보이기 때문에 현장 타설 콘크리트인 상부슬래브에 발생한 콘크리트 표면의 균열은 구조물의 거동에 큰 영향을 주지 않는다. 그러나 상부 슬래브와 벽체를 연결하는 주철근이 매입된 벽체 부분은 강성이 큰 원심성형 각형보의 영향을 받지 않으며 부모멘트에 의한 최대 모멘트가 발생하여 다른 부분에 비하여 넓은 범위의 분산균열을 나타내고 있다.

아래 Fig. 8(a), (b)는 휨 실험에 의한 응력집중 현상에 의해 분산균열을 보인 벽체와 상부 슬래브의 균열형상을 시험체별로 나타내었다. 두 시험체 모두 벽체 뒷면에서 분산균열을 보이고 있으며 상부 슬래브와 연결되는 것을 알 수 있다.

두 시험체 모두 원심성형 각형보에서 균열이 발생되었는데, 모두 사용하중한계상태인 429.9 kN 보다 높은 580 kN에서 발생되어 구조적인 문제점은 없을 것으로 판단된다. 다만 이전 시험에서 헌치부가 보강된 우각부에서 거동이 보다 안정적인 것으로 보고되고 있어 현장적용 시에 각형보와 가로보 사이에 헌치부를 설치하는 것을 추가적으로 고려하여야 할 것으로 판단된다^{(Kim et al., 2013)}.

Fig. 8 Crack patterns of test specimen

4.1 해석모델의 개요

슬래브 및 벽체와 합성된 초고강도 각형보의 우각부 시험체에 대한 재하시험결과를 예측하고 구조거동을 분석하기 위하여 범용해석프로그램인 MIDAS FEA를 사용하여 3차원요소 재료 비선형해석을 수행하였으며, 재하시험결과와 비교하였다. 적용된 유한요소법은 시험체를 각각의 형상을 갖는 요소로 나누어 해석을 하게 되는데, 이 연구에서는 시험체의 모델링을 하기 위해 8절점 Solid 요소와 6절점 Solid 요소를 이용하여 Fig. 9와 같이 시험체 B에 대한 3차원 형상으로 해석모델을 구성하였다. 해석대상의 경우 184,030개의 solid 요소와 10,847개의 embeded element로 구성되었다.

Fig. 9 3D F.E. Model

4.2 해석대상의 구조 및 해석방법

원심성형 PSC보가 합성된 우각부 캔틸레버 모델에 대한 해석을 위한 경계조건은 Fig. 10과 같이 기초부 하부변위를 모두 구속하였다. 하중은 자중과 프리스트레싱, 외력을 구분하여 재하하였다. 단계별 해석을 통해서 1단계에서는 자중과 프리스트레스, 2단계에서는 시험체의 가력조건과 동일하게 슬래브 끝단에서 250mm내측에 집중하중을 재하하여 재료비선형해석을 수행하였다.

해석은 프로그램내에 파괴기준에 수렴될 때까지 반복하여 해석을 수행하였다. 비선형해석에서 콘크리트의 경우 Drucker- Prager의 파괴기준을 강재의 경우 Von-Mises 항복이론이 적용되었다^{(MIDAS IT, 2004)}.

Fig. 10 Boundary and load condition of F.E. model

4.3 실험결과와 해석결과의 비교

고정연결장치를 사용하여 벽체와 합성된 원심성형 각형보의 우각부 해석모델에 대한 해석결과에 대한 하중-변위 결과를 Fig. 11에 나타내었으며, Fig. 12와 Fig. 13에 각각 휨응력 분포도와 균열 진전도를 나타내었다. Fig. 11에서 보이는 것과 같이 해석결과가 실험 결과보다 약간 높은 강성을 갖는 것으로 나타났다.

해석과 실험에서 극한강도는 약 4%(1,011.2kN/976.3kN) 의 차이를 보여 유사한 결과를 보였으나, 다만 해석상에서 모델에 적용한 경계조건(Fig. 10)에서 기초 하면의 3방향 변위를 모두 구속함으로써 시험체의 경계조건에 비해 상대적으로 경직(stiff)된 거동을 보여 변형이 작게 발생한 것으로 판단된다. 또한 실험 시 가력위치와 지점조건 등에 의해 발생하는 편심에 의한 기하학적인 오차와 시험체를 구성하는 재료적인 차이 등도 전체적인 거동에서 차이를 갖게된다.

그러나 전체적인 거동은 유사한 것으로 조사되었으며, 초기균열발생 위치나 확대형상이 시험체의 결과와 잘 일치하는 것으로 나타났다.

FEM 해석결과에선 초기균열이 기초부와 벽체 이음부에서 사용한계상태와 시험체의 균열하중(250 kN)을 넘어서는 434.7 kN에서 초기균열이 발생하였으며, 시험체의 최대가력 하중인 976.3 kN에서 변위는 약 31.5 mm로 해석되어 실험결과와 약 30mm의 오차를 보이고 있다. 최대하중의 경우 FEM 해석에서는 Fig. 13과 같이 약 1,011 kN에서 균열이 벽체와 상부슬래브로 확장되어 파괴가 발생하는 것으로 나타났다.

Fig. 11 Comparision of results between experiment and analysis

Fig. 12 Flexural stress distribution of failure step (P=1,011.2kN)

Fig. 13 Spread of crack on F.E. analysis