이두성
(Doo-Sung Lee)
1
김성진
(Sung-Jin Kim)
2
김정회
(Jeong-Hoi Kim)
3†
-
정회원,㈜주성이앤씨 기술연구소 연구소장
-
정회원,㈜주성이앤씨 기술연구소 책임연구원
-
정회원,아이에스동서㈜ 기술연구소 수석연구원
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
원심성형, 초고강도, 각형보, 합성단면, 재하실험
Key words
Centrifugal molding, Ultra-high strength, Prismetic beam, Composite section, Static Loading Test
1. 서 론
여러 기관에서 건설경기는 후퇴기로 진입할 것으로 전망하면서 건설 수주 감소세가 심화할 것으로 판단을 하고 있다. 하지만 PC(Precast Concrete)
사업은 건설업과 제조업의 융복합된 공법으로 단순히 전체 건설경기 흐름의 영향만이 아닌 OSC(Off-Site Construction) 추세에 영향을
받을 것으로 판단된다. 이는 국내 건설 현장의 이슈(노무비 상승, 기능공 노령화 등)를 해결할 수 있는 대안 공법이며, 물류 및 플랜트 산업의 발달과
기후변화 및 지진 등 자연재해에 따른 응급복구 등에 적용되는 PC 제품의 적용시장은 점차 확대되고 있다.
원심성형으로 생산되는 부재는 강도가 높고, 수밀성에 의해 내구성이 우수하며 원심력에 따른 재료의 치밀성이 높아 기존 PC 표면에 나타나는 공극 없이
생산이 가능할 뿐만 아니라 공장에서 제작되어 균일한 품질이 확보된다는 장점을 갖고 있다. 국내외에서도 다양한 구조부재를 원심성형으로 제조하는 노력이
계속되고 있으며, 특히 건축용 기둥 부재를 원심성형으로 제작하는 기술은 국내에서도 몇몇 업체에서 개발하여 실용화 초기 단계에 있다.
국내에서 원심성형기술이 주로 적용되는 분야는 파일, 전신주 등이며 최근 건축물에 PC 파일을 기둥 부재로 활용하기 위한 연구들이 시작되고 있다. 현재
엔지니어링사 주도로 5개 현장 내외에서 원심성형 기둥이 적용된 상황이며, 이중 지상층에 사용된 일부 건물에서는 Photo 1과 같이 PHC 파일용으로 사용되는 제품을 활용하여 시공된 사례가 있다(Kim, 2012).
원심성형 기둥이 많이 사용되는 해외 국가들은 인건비가 비싼 독일, 오스트리아 등 유럽지역의 선진국에서 많이 사용하고 있다. 특히 유럽 등지에서 건축물
기둥으로 활발하게 사용되고 있으며, 제작 길이는 15 m 정도에서 최대 35 m까지 제작할 수 있으며 이들 기둥은 좌굴길이의 확보를 위하여 때에 따라서는
포스트텐션 공법을 추가로 적용하기도 한다. 형상의 측면에서도 국내와는 달리 원형, 변단면, 사각형 등 대칭의 다양한 형상뿐만 아니라 타원형 등 축
대칭 형상도 제작이 가능한 것으로 파악되고 있다(Kim, 2012).
우리나라도 인건비가 지속해서 상승하고 있는 현실상 고강도 PC 부재의 사용이 늘어날 것으로 예상되어 기존의 PHC 파일 생산업체에서 부가가치가 높은
원심성형 부재를 개발하기 위한 경쟁은 이미 시작되었다. 그러나 제작상의 어려움으로 인해 휨 부재인 각형보에 대한 생산이나 현장 적용은 국내에서는 지금까지
그 사례를 찾아볼 수 없다. 원심성형을 통해서 얻을 수 있는 고강도, 내구성, 고품질의 PC 제품이라는 장점을 아직은 구조용 보에서 활용되고 있지
못하고 있다.
본 연구에서는 원심성형 단계에서 단부에 형강을 배치하고 각형 단면을 유지하며 강봉에 프리스트레스를 도입할 수 있는 특수거푸집을 개발하였으며, 이를
통해 콘크리트 압축강도 100 MPa 이상, 단면의 중공률이 10 % 이하인 길이 10 m 원심성형 각형보를 제작하였다(Kim et al., 2021). 원심성형으로 제작된 초고강도 콘크리트 각형보를 피암터널의 상부구조로 적용하기 위하여 각형보 상면에 현장 타설 RC 슬래브와 합성된 단면에 대한
구조적인 신뢰성을 검증하기 위하여 실물모형 시험체를 제작하고 공인시험기관에서 재하시험을 통해서 시험체의 파괴 시까지 극한 거동을 조사하였다.
Photo 1 Centrifugal formed columns in domestic
2. 원심성형 각형보 공법의 개념
본 연구에서 개발하고자 하는 기술은 원심성형 공정을 활용하여 외부하중을 휨(굽힘)으로 지지하는 구조부재인 보(beam)를 제작하고, 생산된 100
MPa급 초고강도 프리텐션 각형보를 현장으로 운송하여 피암터널의 상부구조를 구성할 수 있도록 바로 크레인을 이용하여 가설함으로써 시공 속도를 향상시켜
공사 기간을 단축하고, 공장에서 반자동 생산공정을 통한 대량생산으로 공사비를 낮출 수 있는 우수한 기술이다.
2.1 원심성형 각형보의 특징
건축 및 토목 분야에서 최근 수요가 증가하고, 모듈러 구조에서 주요 부재인 프리캐스트 보를 공장에서 원심성형으로 생산하는 기술로, Fig. 1 기존 PHC 파일의 콘크리트 설계강도보다 높은 100 MPa 이상의 콘크리트가 적용되며, 원심성형으로 수밀성이 높아 내구성에도 우수한 원심성형 초고강도
프리텐션 각형보를 나타내고 있다. 원심성형 각형보는 제작단계에서 원심성형 거푸집에 형강을 고정하여 타설 된 콘크리트와 원심성형단계에서 합성시켜, 단부에서는
일반적인 강구조의 볼트이음이 가능하며, 일반부에서는 상부 슬래브와 일체 거동을 할 수 있도록 강판 상하부에 ⊓형 스터럽 철근과 전단철근 배치하였다.
Fig. 1 Geometric section properties of centrifugal formed prismatic beam
2.2 원심성형 각형보의 형상
본 연구를 통해서 개발된 원심성형 각형보는 제작상의 한계(원심성형 설비 능력, 원심성형 거푸집의 휨 변형한계, 공장 내 크레인 용량 등)를 고려하여,
표준 단면으로 Fig. 2와 같이 원심성형 각형보의 높이 및 폭을 결정하였으며, 길이는 12 m 이하로 제한하였다(Lee et al., 2021).
원심성형 PSC 각형보는 φ13.0 mm 강봉 28가닥과 SD600 HD22 철근 5본으로 보강되었다. 단부에는 H형강(H4440x 300x11/18)을
배치하고, 중앙부에는 상하부에 H13 철근을 상하부에 접합시킨 강판을 상부에 배치했다. 원심성형으로 발생하는 중공부는 10 % 이하로 하여 지름 200
mm 이하로 형성되도록 하였다. Fig. 2에 대한 설계강도는 건축 설계 프로그램 BEST. Pro (Ver.3.0)의 BEST. PCS Prestress Beam으로 산정하였으며, Table 1과 같다.
Table 1 Nominal design strength of centrifugal formed beam
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Bending Strength (kN·m)
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Shear Strength (kN)
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$\phi M_{n}$=1257.4
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$\phi V_{n}$=330.6
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Fig. 2 Geometric section properties of centrifugal formed prismatic beam
3. 원심성형 각형보의 제원 및 시험체 제작
벽체에 가설된 초고강도 원심성형 보는 상부 슬래브 콘크리트와 합성된 후 공용하중을 받게 되는데, 원심성형 보와 바닥판 사이에는 휨에 의해 수평 전단응력이
발생하고 이는 스터드나 철근 등의 전단연결재를 통해서 보와 슬래브는 합성 거동을 하게 된다.
제작단계에서 원심성형 거푸집 단부에 H형강을 고정하여 콘크리트 보 양단에 합성시켜 볼트이음이 가능하고, 보 내측 상부에는 철근이 돌출된 강판을 고정시켜
원심성형 콘크리트와 상부 바닥판과 합성하는 방안을 제시하였다. 전단연결재가 상단에 배치된 원심성형 각형보에 상부 슬래브 거푸집을 설치하고 철근을 배근한
후에 설계강도 35 MPa급 콘크리트의 추가 타설로 상부 슬래브와 합성된 원심성형 각형보를 제작하고, 공인시험기관인 한양대학교 초대형구조실험동에서
합성보의 성능을 정적재하시험을 통해 입증하였다.
3.1 시험체의 제원 및 형상
Fig. 3과 같이 10 m 길이의 원심성형으로 제작된 PSC 각형보(콘크리트 설계강도 fck=100 MPa)는 콘크리트 설계강도 35 MPa, 두께 240
mm, 폭 1.1 m의 상부 슬래브와 합성하여 시험체로 제작되며, 사용된 재료는 Table 2와 같다. 활하중 설계등급은 피암터널의 상부구조에 맞게 3등급교로 결정하였으며, 시험체의 설계강도는 Table 3과 같다.
Fig. 3 Shape & Geometric properties of specimen
Table 2 Properties of materials
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Material
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Member
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Property
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Concrete
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Beam
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fck=100 MPa
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Deck slab
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fck=35 MPa
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Formed Steel
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H-beam, Plate
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SS400
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PS Steel bar
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SBPD 1275/1420 : $\phi 13$
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28 EA
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Re_bar
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Beam (UHD22)
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SD600
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Slab (HD13)
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SD400
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Shear Connector (HD13)
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SD400
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Table 3 Design strength of specimen
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Limit State
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Bending Moment
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Service Limit State-Ⅴ
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187.1 kN·m
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Service Limit State-Ⅲ
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890.2 kN·m
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Strength Limit State
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2,028.5 kN·m
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Nominal Strength
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2,114.5 kN·m
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3.2 시험체의 제작
개발한 원심성형 각형보 거푸집을 이용하여 프리텐션 방식의 원심성형 PSC 초고강도 각형보를 제작하였다. Photo 2와 같이 대구경 PHC 파일 생산이 가능한 아이에스동서㈜ 음성공장에서 특수거푸집을 사용하여 바닥판 합성 철근이 부착된 형강을 고정하고, 강봉을 상하부에
배치한 후 설계강도 100 MPa의 콘크리트를 타설하고, 강봉에 긴장력을 도입한 후 원심성형대에서 저속→중속→고속으로 1차년도에 수립한 회전속도와
시간을 고려하여 원심성형 단계를 거쳐 증기양생을 실시하였다. 충분한 증기양생 기간을 거친 후 거푸집을 탈형하였고, 완성된 원심성형 PSC 각형보 상부에
슬래브 거푸집을 설치하고 철근을 배근 및 콘크리트를 타설하였다.
Photo 2 Fabrication of composite beam specimen
4. 원심성형 각형보의 재하실험
4.1 계측 및 재하방법
현장타설 RC 슬래브와 합성된 원심성형 초고강도 각형보 시험체의 정적재하시험은 한양대학교 초대형구조실험동에서 수행되었다. 시험체는 구조물의 변위를
안정적으로 유도하기
위하여 경계조건을 힌지와 롤러로 설정하였으며, 휨 거동을 유도하기 위하여 4점 재하 휨 시험을 수행하였다. 본 실험에서는 시험체의 슬래브와 원심성형
보의 합성 거동과 극한 거동의 확인을 목적으로 하며, 합성보의 중앙부에 최대용량 2,000 kN의 유압식 가력기를 사용하여 30 kN/mm의 재하속도로
가력하였으며, 시험체가 항복한 이후 파괴 시까지 시험을 진행하였다. Fig. 4는 시험체의 계측위치, Photo 3은 합성보 시험체의 정재하시험 전경을 보여주고 있다.
Fig. 4 Setting places of measuring gauge for strain and displacement
Photo 3 Equipment profile of static loading test
4.2 시험 결과
4.2.1 재료시험 결과
실험에 사용된 상부 슬래브 콘크리트는 35 MPa, 원심성형 각형보 콘크리트는 100 MPa의 콘크리트로 설계하였다. 시험체에 적용된 철근은 SD600,
강봉은 SBPD 1275/1420이며, 재료 실험결과는 Table 4와 같다.
Table 4 Result of strength test
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Content
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Design strength (fck, fu, fy : MPa)
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Compressive / Yield / Tension
strength (fc, fu, fy : MPa)
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No. 1
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No. 2
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No. 3
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Average
|
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Slab
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35
|
47.3
|
47.8
|
51.8
|
49.0
|
|
Beam
|
100
|
101.8
|
98.8
|
104.6
|
101.7
|
|
PC
Steel bar
|
1275
/ 1420
|
1,297
/ 1,457
|
1,289
/ 1,473
|
1,303
/ 1,429
|
1,296
/ 1,453
|
|
rebar
|
600
|
726.1
|
707.6
|
749.7
|
727.8
|
4.2.2 재하시험 결과
4.2.2.1 하중 이력과 변위 곡선
4점 정적재하 휨 시험을 통해 상부 슬래브와 합성된 원심성형 PSC 각형보의 중앙 하부에서 하중-변위 상관도를 나타낸 것이다. 하중 제어법에 따라
하중을 재하 한 시험체는 초기 균열이 350 kN에서 발생하였다. 초기 균열 발생 후 시험체의 하중-변위 곡선의 기울기가 약간 변화하는 경향을 보이고
있으나, 전체적으로 하중 증가에 따른 급격한 변형 없이 추가로 발생하는 균열에 따라서 기울기의 변화는 나타났지만, 지속적인 선형거동을 보이는 것으로
나타났다. 초기 균열이 발생한 후에도 뚜렷한 변위 증가 없이 지속적인 선형거동을 보이고 있는데, 이는 콘크리트 초기 균열 후 강봉, 철근과 같이 거동하는
인장 증강 효과에 의해 강성의 증가를 가져오기 때문으로 판단된다. 최대 가력은 약 1,243.5 kN으로 측정되었으며, 최대하중 도달까지 별도의 비틀림이나
순간적인 대변형 없이 매우 안정적인 거동을 보이는 것으로 나타났으며, 이후 급속도로 변위가 증가하고 하중이 저하되어 가력 시험을 종료하였다. 극한하중
이후 나타난 빠른 변위 증가와 하중 감소는 유압식 가력기의 사용으로 인해 시험체의 변형능력을 충분히 반영하지 못한 결과로 판단된다.
Fig. 5에 나타난 것과 같이 설계단계에서 균열에 대한 검토를 수행하는 사용한계상태-V(Service limit state-V)에 해당하는 하중보다 높은 단계에서
초기 균열이 발생하여 사용하중과 설계하중에 대해 충분한 안전율을 가질 뿐만 아니라 단면의 공칭강도 이상까지 구조적인 성능이 저하되지 않는 것으로 조사되어,
피암터널 상부에서 원심성형 PSC 각형보를 사용하면서 구조적 신뢰성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.
Fig. 5와 Table 5에서 단계별 하중 값은 설계에서 외력에 의한 휨모멘트에서 합성 전 고정하중 모멘트를 제외한 휨모멘트를 등가 집중하중으로 치환하여 계산된 값이다.
도로교설계기준(2010)에서는 프리스트레스트 콘크리트 구조의 균열 발생 후 즉각적으로 발생하는 갑작스러운 휨 파괴(취성파괴)를 방지하기 위해서, 적어도
균열하중의 1.2배에 견딜 수 있는 최소 강재량을 요구하고 있어, 계수 모멘트가 균열모멘트의 1.2배 이상이 되도록 규정하고 있다. Fig. 5에서 극한하중과 균열 시의 하중을 비교하면 약 2.6배로 원심성형 각형보 시험체는 취성 파괴하지 않고 균열 발생 후에 충분한 변형을 발생시켜서 연성
파괴될 것으로 판단된다.
Table 5는 각 하중 단계별로 시험체 중앙부에서 측정된 수직 변위를 나타내고 있다. 사용하중 상태에서는 11.08 mm의 수직 처짐이 발생하여, 도로교설계기준(2016)에서
제시하고 있는 사용 활하중 및 충격에 의한 허용 처짐량 11.2 mm($(\Delta =L/800=8.93/800)$보다 작아 처짐에 대한 사용성은
확보한 것으로 판단된다.
피암터널에서는 상부구조의 사용한계상태-Ⅲ가 암석에 의한 충돌하중이 주하중으로 활하중 및 그 충격에 의한 처짐을 제한하는 일반적인 도로교와는 그 성격이
조금 다르다고 할 수 있으나, 시험 결과는 처짐에 대한 설계기준을 만족하는 것으로 조사되었다.
Table 5 Specified load and vertical deflection value on test
|
Load Step
|
Design Load
(kN)
|
Displacement
(mm)
|
|
Service Limit State-Ⅴ
|
94.7
|
1.96
|
|
Service Limit State-Ⅲ
|
450.7
|
11.08
|
|
Strength Limit State
|
891.8
|
44.95
|
|
Nominal Design Strength
|
935.4
|
50.03
|
|
Ultimate Strength
|
1,243.5
|
133.91
|
Fig. 5 Load-displacement relationship (LVDT-C)
Photo 4 Material strength test
4.2.2.2 균열분포도
Fig. 6과 Photo 5는 원심성형 PSC 각형보의 정적파괴 실험 결과 관찰된 균열 분포도를 보여주고 있으며, 균열 관측은 초기 균열 발생 후 약 100 kN 마다 육안으로
확인하였다. 시험체는 사용한계상태-Ⅴ 하중에 도달한 후에도 균열이 발생하지 않았고, 초기 균열은 약 350 kN에서 발생하였으며, 시험체 중앙 하부에서
발생하는 것으로 관찰되었다.
균열양상은 중앙부를 기준으로 휨 균열이 넓게 분포하였으며, 하중 증가에 따라 좌우로 확산하는 경향을 보였다. 또한 재하점 사이에는 휨-인장 균열이,
재하점에서 지점 방향으로 휨-전단균열이 좌·우 2.0 m까지 관찰되었다.
Fig. 6 Crack profile of test specimen
Photo 5 Flexural Crack on Test Specimen
4.2.2.3 콘크리트 및 철근의 거동
Fig. 7은 원심성형 PSC 각형보의 단면 C 하부에 부착한 콘크리트 게이지의 하중-변형률 관계를 나타낸 그래프이다. 그림에서 보이는 것과 같이 초기 하부
콘크리트의 변형률은 모두 직선의 선형거동을 보이고 있으나, 초기 균열이 발생한 재하 하중이 350 kN을 초과하는 하중에서는 콘크리트의 변형률 곡선이
급격하게 변화하는 것을 확인할 수 있다. 즉, 콘크리트의 변형률 변화는 하부에 초기 균열 발생 후 하중 전달력이 감소하여 발생하는 것이다. 이러한
결과로부터 원심성형 PSC 각형보의 균열하중은 약 350 kN인 것을 확인할 수 있으며, 이때의 콘크리트 변형률은 약 450 με으로 측정되었다.
원심성형 PSC 각형보의 초기 균열하중인 약 350 kN은 하중-변위 곡선으로부터 구조적으로 영향을 미치지 않는 것으로 분석되었으며, 최대 가력하중에서도
구조적으로 안전성을 확보한 것으로 나타났다. 균열 발생은 Fig. 7에 나타난 것과 같이 거더 우측 하부에 부착한 CC-07 게이지의 변형률이 가장 먼저 변화하기 시작하여, CC-06로 균열이 진전되는 것으로 나타났다.
CC-07 게이지는 초기 균열이 발생한 이후 변형률이 급속도로 증가하여 약 36,000 με까지 도달하며 지속해서 균열이 확장되고 있음을 확인할 수
있었다. 합성 중앙부 우측 하면의 균열이 증가하면서, 좌측에 부착된 CC-06 게이지는 우측부의 균열확장으로 상대적으로 압축응력이 발생되어 휨-인장
변형률이 점차 감소되고, 최종적으로 압축변형률 상태에 있음을 그래프를 통해서 예측할 수 있다.
Fig. 8은 원심성형 PSC 각형보의 상부 슬래브에 부착한 콘크리트 게이지의 하중-변형률 관계를 나타낸 그래프이다. 그림에 보이는 것과 같이 상부 콘크리트의
변형률은 하부 콘크리트의 변형률 그래프와 달리 좌·우측의 변형률 곡선이 모두 안정적인 선형 압축 거동을 보이는 것으로 나타났다. 상부 콘크리트의 변형률은
최대하중 재하 시 약 –3,118 με으로 측정되어 콘크리트의 파괴 변형률인 –3,300 με의 약 95 % 수준에 이르렀으며, 원심성형 보의 휨
인장 균열이 증가함에 따라서 상부 슬래브 콘크리트도 실험 종료 시점에서 부분적으로 손상을 받는 것으로 판단된다. 그러나, 합성보의 공칭설계강도(935.4
kN)까지는 상부 슬래브의 변형률인 –1,300 με로 안정적으로 압축 거동을 하고 있음을 확인할 수 있었다.
Fig. 9와 Fig. 10은 각각 원심성형 PSC 각형보의 중앙부 슬래브 철근과 원심성형 각형보의 상부 철판의 변형을 측정한 결과이다. 그림에서 보이는 것과 같이 상부 슬래브와
각형보 모두 압축변형을 보이는 것으로 나타났다. 하중 증가에 따라 보 상부의 변형률 증가량이 슬래브의 변형률 증가량보다 적게 나타나고 있으며, 이러한
경향은 중립축 위치에 가까워질수록 점점 더 감소할 것이다.
최대 가력 하중인 1,243 kN에서 측정된 슬래브의 변형률은 약 1,306 με이며, 보 상부의 변형률은 약 109 με으로 약 13배 가량 차이를
보이는 것으로 나타났다. 파괴상태에서 상부 슬래브 철근과 원심성형 각형보 상부 강재의 변형률 차이가 크게 나타나는 것은 보의 휨 인장 균열에 의한
유효 단면의 감소로 중립축의 상승 변화로 인해 원심성형 각형보 상부에 배치된 강판에 작용하는 응력이 상대적으로 감소하기 때문으로 판단된다.
Fig. 10에서 중앙 단면인 C에서 측정된 강재부의 변형률은 균열 발생 전까지 압축상태에 있다가 초기 균열이 발생하면서 변형률 변동이 크게 나타나지 않았다.
이는 균열의 확장 때문에 유효 단면의 감소와 이로 인한 중립축의 상승 때문으로 판단되며, 이는 상부 슬래브와 각형보가 일체로 합성되었음을 보여주는
것이라 할 수 있다.
다만, 외력의 작용으로 휨에 의한 수평 전단응력이 크게 발생되는 지점 부근인 A 단면과 D 단면에서 측정된 각형보 상부 H형강 상부 플랜지의 변형률에서는
가력 하중이 800 kN을 넘어 파괴 시까지 단면에서 휨 균열이 관측되지 않았음에도 측정된 강재의 변형률 경향이 압축에서 인장으로 변화한 것은 재하하중이
증가함에 따라서 합성보 단부에서 휨 응력이 슬래브와 각형보의 경계면에서 발생되는 휨에 의한 수평전단응력의 증가로 인한 영향으로 판단되며, 발생응력의
크기가 항복변형률의 1/10 이하로 ⊓형 수평전단철근(HD13mm)을 배치한 원심성형 보와 상부슬래브의 합성거동에 문제는 없을 것으로 판단된다.
Fig. 7 Transition of strain on bottom face of concrete beam
Fig. 8 Transition of strain on top face of concrete slab
Fig. 9 Transition of strain attached deck slab re-bar
Fig. 10 Transition of strain on flange of steel H beam and plate
4.2.2.4 중립축의 거동
Fig. 11은 각형보 중앙부에서 측정한 중립축 거동을 나타낸 그래프이다.
그림에서 알 수 있듯이 원심성형 PSC 각형보의 중앙부의 초기 중립축 위치는 하연에서 375 mm(이론값 410 mm)에 있는 것으로 나타났으며,
균열이 발생하면서 각각 최대 415 mm, 450 mm까지 상승하는 것으로 관찰되었다. 이러한 중립축의 상승은 보 하연에 균열이 발생하여 유효 단면이
감소함에 따라 발생한 것이다. 그러나 전단면이 유효하게 거동하는 균열 발생 전에는 중립축의 변화가 거의 없는 것으로 측정되어 균열하중보다 낮은 하중
단계인 사용하중 하에서는 탄성거동을 하는 것이 확인되었다.
Fig. 11 Transition of Neutral axis on beam section
5. 원심성형 각형보의 비선형해석
5.1 해석모델의 개요
범용구조해석 프로그램인 MIDAS FEA를 이용한 구조해석에서는 원심성형 PSC보 구조시험체의 특성을 고려하여 제작에서부터 실제 조건과 동일하게 설정하여
해석하였다. 적용된 유한요소법은 시험체를 각각의 형상을 갖는 요소로 나누어 해석하게 되는데, 이 연구에서는 시험체의 모델링을 하기 위해 8절점 Solid
요소와 6절점 Solid 요소를 이용하여 Fig. 12와 같이 3차원 형상으로 해석모델을 구성하였다. 해석대상의 경우 261,645개의 요소로 구성되었다.
5.2 해석대상의 구조 및 해석방법
원심성형 PSC 보에 대한 정적재하 해석을 위한 경계조건은 Fig. 13과 같이 재하 실험과 동일하게 힌지-롤러를 적용하였으며, 하중은 자중과 프리스트레싱, 외력을 구분하여 재하 하였다. 단계별 해석을 통해서 1단계에서는
자중과 프리스트레스, 2단계에서는 시험체의 가력 조건과 동일하게 모델의 중앙부에서 대칭되게 집중하중(P/2)을 재하 하여 비선형해석을 수행하였다.
해석은 프로그램 내에 파괴기준에 수렴될 때까지 반복하여 해석을 수행하였다. 비선형해석에서 콘크리트의 경우 Drucker-Prager의 파괴기준을 강재의
경우 Von-Mises 항복이론이 적용되었다(MIDAS IT, 2004).
Fig. 13 Boundary and Load condition of F.E. Model
5.3 실험 결과와 해석 결과의 비교
현장타설 RC 슬래브와 합성된 원심성형 각형보의 정적 휨 파괴 해석결과에 대한 하중-변위 결과를 Fig. 14에 나타내었으며, Photo 6와 Fig. 15에 각각 휨응력 분포도와 균열 진전도를 나타내었다. Fig. 14에서 보이는 것과 같이 해석 결과와 실험 결과가 유사한 하중-변위 양상을 보였고, 실험 결과가 약간 높은 강성을 보여주고 있으며, 극한강도는 해석
결과가 약 5% 높게 나타났다. 이러한 결과는 실험 시 가력 위치와 지점조건 등에 의해 발생하는 편심에 의한 기하학적인 오차와 시험체를 구성하는 재료적인
차이 등에서 기인하는 것으로 판단된다. 그러나 전체적인 거동은 유사하게 나타났으며, 균열형상 또한 실험 결과와 잘 일치하는 것으로 나타났다.
FEM 해석 결과는 초기 균열이 사용하중과 시험체의 균열하중을 넘어서는 567.6 kN에서 초기 균열이 발생하였으며, 시험체의 최대 가력 하중인 1,243
kN에서 변위는 약 118.8 mm로 해석되어 실험 결과와 약 10 mm의 오차를 보인다. 최대하중의 경우 FEM 해석에서는 약 1,700 kN에서
균열이 상부까지 전달되며 파괴가 발생하는 것으로 나타났다.
범용해석 프로그램을 이용한 해석연구에서도 설계범위 내에서 RC 슬래브와 합성된 원심성형 PSC 각형보의 구조성능은 시험체의 실험연구에서와같이 안정적인
것으로 판단된다.
Fig. 14 Comparison of results between experiment and analysis
Fig. 15 Spread of crack on F.E.M. analysis
Photo 6 Flexural stress distribution of failure step (P=1458 kN)
6. 결 론
본 연구에서는 원심성형 기법을 사용하여 제작한 100 MPa급 PSC 각형보 상면에 RC 슬래브를 제작한 후 구조성능시험을 실시하였으며, 재하시험
및 비선형해석을 통해서 다음과 같은 결과를 도출하였다.
1. 원심성형으로 생산되는 제품은 수밀성이 높아 내구성이 우수할 뿐만 아니라 일반적인 현장타설 콘크리트에 비해 강도가 10~30 % 이상 높은 장점을
갖고 있다. 이에 본 연구에서는 건축 및 토목 분야에서 최근 수요가 증가하고 있는 모듈러 시장에서 주요 부재인 프리캐스트 보를 원심성형 기법으로 생산하는
기술을 개발하여, 피암터널이나 저류조, 그리고 물류창고와 같은 구조에 적용할 수 있는 100 MPa이상의 원심성형 초고강도 프리텐션 각형보 시제품을
생산하였다. 원심성형 각형보는 또한 제작단계에서 원심성형 거푸집 내에 형강을 고정하여 콘크리트 단부에 합성시켜 일반적인 강구조의 볼트이음이 가능하도록
개발하였다.
2. 슬래브와 합성된 원심성형 각형보의 정적실험을 수행한 결과, 초기 균열은 약 350 kN에서 발생하여 원심성형 각형보의 사용한계상태-Ⅴ하중인 94.7
kN보다 높은 하중에서 균열이 발생하는 것으로 나타났다. 도로교설계기준(2010)에서 제시하는 연성 설계기준에서도 실험 결과가 식 4.6.15를 만족하는 것으로 조사되어 시험체는 취성 파괴하지 않고 균열 발생 후에 충분한 변형을
발생시켜 연성 파괴할 것으로 판단되었다. 처짐은 균열하중 상태에서의 처짐(11.0 mm)이 도로교설계기준(2016)에서 제시하고 있는 사용 활하중 및 충격에 의한 허용 처짐량 11.2 mm 보다 작아 처짐에 대한 사용성을 확보한 것으로 판단된다.
3. 원심성형 각형보의 중립축 위치는 하연에서 350 mm에 위치하는 것으로 나타났으며, 균열이 발생하면서 최대 450 mm까지 상승하는 것으로 관찰되었다.
이러한 중립축 상승은 보 하연에 균열이 발생하여 유효 단면이 감소함에 따라 발생한 것으로 판단된다. 그러나 전 단면이 유효하게 거동하는 균열 발생
전에는 중립축의 변화가 거의 없는 것으로 측정되어 사용 중에는 문제가 되지 않을 것으로 판단된다.
4. 원심성형 각형보에 대한 구조성능을 검증하기 위하여 FEM 정밀해석을 수행하였으며, 해석 결과와 실험 결과는 전체적인 거동은 매우 유사하게 나타났으며,
실험 시 오차 등을 고려하였을 때 사용성과 안전성 측면에서는 큰 문제가 없는 것으로 판단된다.
감사의 글
본 연구는 2021년 국토교통부(국토교통과학기술진흥원) 국토교통기술사업화지원사업 ‘원심성형으로 제작된 100 MPa급 초고강도 직사각형 보의
제작기술 및 이를 상부구조로 하는 피암터널 공법개발(21TBIP-C161317-02)’를 통해 수행된 연구입니다. 연구지원에 감사합니다.
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