강현억
(Hyun-Euk Kang)
1
박완신
(Wan-Shin Park)
2†
장영일
(Young-Il Jang)
2
김선우
(Sun-Woo Kim)
2
윤현도
(Hyun-Do Yun)
3
-
정회원,충남대학교 융복합시스탬공학과 박사과정
-
정회원,충남대학교 건설공학교육과 교수, 교신저자
-
정회원,충남대학교 건축공학과 교수
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
FCM, 임시 고정 장치, 내부 프리스트레싱 긴장재, 강봉의 응력 변화, 온도응력
Key words
FCM, Temporary fixing system, Internal prestressing tension, Stress changes, Temperature stress
1. 서 론
FCM(Free Cantilever Method, 이하 FCM)은 장경간 교량 건설을 위해 활용되는 공법으로 교각 상부에서 PSC BOX(이하, 주두부)를
설치한 후 좌우 균형을 유지하며 세그먼트를 순차 가설하는 공법이다. 본 공법은 Visone viaduct (1970), Calix Brige(1975),
○○대교(2016)에서와 같이 처짐과 구조적 문제로 인한 붕괴 및 사고 사례가 있었다(Park, 2019). PS구조물에서 PS 긴장재의 긴장력 손실은 교량의 안정성과 관련된 중요한 문제이다. 2015년 Kim은 종방향 응력파 속도에 의한 긴장력 상태평가
기법, 2016년 Kim은 FBG 센서를 이용한 강연선 긴장력 모니터링 기법, 2020년 Kim은 EM 센서를 활용한 강봉 긴장력 추정기법 등
긴장력 손실에 대한 연구는 꾸준히 진행되어 왔다(Kim, 2020)(KSMI, 2021).
FCM 공법의 구조형식은 힌지식, 라멘식, 연속교식으로 구분되며, 연속교식은 교좌장치가 설치되는 교각 상부에 적용하는 가설 공법이다(Park, 2013). 본 연구 대상은 연속교식으로 캔틸레버 세그먼트 시공 중 발생하는 불균형 모멘트에 저항하기 위하여 “내부 프리스트레싱 긴장재(Tendon)에 의한
임시 고정 시스템(이하 Stiching system)(Setra, 2007)”으로 설계 및 시공되었다. Fig. 1은 Stiching system에서 임시 고정 장치를 나타낸 것이다. 임시 고정 장치는 교각과 상부 PSC BOX의 내부를 연결하는 Stiching
tendon과 콘크리트 블록으로 구성된다(Setra, 2007). Stiching Tendon은 과도한 강연선 배치를 피하기 위하여 주로 비 부착 강봉을 구조물 내부에 설치하므로, 세그먼트시공 중 강봉에 도입한
최초 긴장력의 손실 정도를 정량적으로 측정할 수 없다는 한계가 있다.
본 연구에서는 이와 같은 한계를 해결하기 위하여 장기간 미세 측정이 가능한 FBG(Fiber Bragg Grating) 센서(Kim, 2006)를 강봉에 설치하여 강봉의 길이 변화로 인한 응력 변화의 특성을 분석하고 시공 중 안정성 확보 방안에 대한 기초자료를 제시하고자 한다.
Fig. 1 Stiching system by internal prestressing tendon
2. 이론적 고찰
2.1 강봉의 응력 변화 원인
PS 강재와 콘크리트를 부착시키지 않은 경우 마찰의 영향을 무시한다면 PS 강재의 응력은 어느 곳에서도 균일하게 발생할 것이다(Shin, 2015). 연구 대상과 같이 쉬스관 내부를 그라우팅하지 않고 연직으로 배치한 비 부착 강봉은 마찰의 영향이 없는 것으로 가정해도 무방하므로 최초에 강봉에
도입한 응력과 시공 중 내ㆍ외부 원인에 의하여 변화하는 강봉의 응력은 어느 곳에서나 같을 것이다.
Table 1은 양단이 고정된 강봉의 내외부 응력 변화 원인을 나타낸 것이다. Stiching system에서 강봉의 하부는 교각의 코핑에 고정되고 상부는 PSC
BOX 상부에서 인장한 후 주두부 상부에서 고정 정착하므로 강봉의 응력변화 원인은 Table 1과 같이 구분할 수 있다. Table 1에서 강봉 내부의 응력 변화 원인인 응력이완(Relaxation)과 온도응력에 상응한 내부 응력은 강봉 인장 후 상·하부가 고정된 상태에서 발생하는
현상이다. 다축응력 상태의 크리프 특성(Kwon, 2004)을 고려하지 않은 경우에 정착 후 양단이 고정된 강봉의 길이는 주두부 콘크리트의 연직방향 길이변화(건조수축, 크리프, 온도 변형)를 따라 서서히 변화한다.
Fig. 2는 주두부 콘크리트의 연직방향 길이변화 상태 하에서 양단 고정 강봉의 내부 응력 변화를 나타낸 것이다. 강봉은 Fig. 2와 같이 정착 후부터 하향력이 상시 작용되어 너트(강봉 상부 고정) 및 커플러(상ㆍ하부 강봉 연결)의 나사산 하부에 밀착 고정된다. 이후부터 강봉
내부에는 온도응력에 상응하여 압축응력 또는 인장응력이 발생하게 된다(Gere and Goodno, 2017).
Table 1 Causes of stress change in steel rod
|
Sortation
|
Causes
|
|
Internal
|
1. Relaxation after fixing the tendons
2. Reverse internal stress corresponding to the temperature stress of the tendons
|
|
External
(Length
change)
|
1. Immediate change in length when releasing the hydraulic pressure of the tensile machine
1) Elasticity recovery of concrete on the bottom of tensile machine(Expansion)
2) Elasticity recovery of steel rod by backlash* between threads (Contraction)
2. Length changes over time
1) Shrinkage deformation of concrete : Contraction
2) Creep deformation of concrete : Contraction
3) Temperature deformation of concrete : Expansion or Contraction
|
* Backlash : A gap between two threads
Fig. 2는 강봉 인장에서부터 온도응력에 의한 내부응력 발생 과정을 나타낸 것이다.
Fig. 2에 나타난 바와 같이 강봉을 정착한 이후 강봉에는 Fig. 2(a)와 같이 상시 하향력이 발생하고, 이후에는 콘크리트의 건조수축과 크리프 변형에 의하여 Fig. 2(b)와 같이 콘크리트와 강봉에 같은 길이의 연직수축이 발생하게 된다. Fig. 2(a)와 2(b)에 온도변형이 추가되면 강봉의 상하부는 고정된 상태이므로, Fig. 2(c) 및 2(d)와 같이 온도변형에 의한 강봉의 순수 길이 변화량(콘크리트와 강봉의 열팽창계수 차이) 만큼의 반대방향 내부응력이 발생하게 된다. Fig.
3은 온도 변화에 따른 콘크리트와 강봉의 길이 변화를 나타낸 것이다. Fig. 2(c), 2(d)와 같이 콘크리트의 건조수축과 크리프 변형에 온도 변형이 추가되면, 강봉의 상ㆍ하부는 고정되어 있으므로 내부에는 콘크리트와 강봉의 열팽창계수
차이에 의하여 Fig. 3과 같이 내부응력의 변화가 발생한다. 콘크리트와 강봉의 온도가 변화할 경우 온도응력에 상응한 강봉의 반대방향 내부응력은 식 (1), 식 (2)와 같다.
여기서, $f_{T}$는 온도응력에 상응한 강봉의 내부응력(+ 인장, – 압축), $E_{S}$는 강봉의 탄성계수, $L_{S}$는 강봉의 정착 직후
길이, $\triangle L_{S}$는 온도변화에 의한 강봉의 내부응력 유발길이이다.
식 (1), 식 (2)에서 $\triangle L_{S}$는 식 (3), 식 (4)와 같다.
여기서, $\delta_{S1}$ 및 $\delta_{S2}$는 온도변화에 의한 강봉의 길이변화량, $\delta_{C1}$ 및 $\delta_{C2}$는
콘크리트의 길이 변화량이다.
Fig. 2 Process of internal stress change after fixing steel rod
Fig. 3 Changes in the length of concrete and steel rod
2.2 외부 길이변화에 따른 응력 변화
Table 1의 강봉 외부의 응력 변화 원인 중 강봉의 길이 변화는 강봉 정착과정에서 발생하는 탄성수축과 시간경과에 따라 장기적으로 발생하는 길이변화이다. 강봉
정착 시 인장기의 유압해제 과정에서 발생하는 긴장력 손실은 강봉 – 너트 및 커플러의 나사산 사이에서의 탄성수축에 의하여 발생한다. Fig. 4는 강봉의 탄성수축의 발생 과정을 나타낸 것이다.
강봉은 정착 과정에서 탄성수축이 발생한 이후부터 상ㆍ하부가 고정 정착된 상태이므로 주두부 콘크리트의 연직방향 체적 변화(콘크리트의 건조수축, 크리프,
온도변형)로 인하여 강봉의 연직 방향의 길이 변화가 발생하며, 이것은 최초 도입한 응력(긴장력)의 변화를 의미한다.
Fig. 4 Process of elastic contraction (when fixing steel rod)
3. 실 험
3.1 연구 대상 교량
Fig. 5, Tables 2와 3은 대상 교량의 기하구조와 임시 고정 강봉의 제원을 나타낸 것이다.
Table 2 Specifications for cantilever segment
|
Bri.
|
Number
|
Length/Segment(m)
|
Weight/Segment(kN)
|
|
HP2,
HP5
|
(Total)
Head*
1 ~ 5
6 ~ 15
|
(64)
7.0
3.0 ~ 3.5
4.0
|
(36,086)
7,767
1,889 ~ 2,245
1,718 ~ 2,026
|
|
BP34
|
(Total)
Head
1 ~ 5
6 ~ 20
|
(84)
6.5
3.5
4.0
|
(68,977)
13,315
3,183 ~ 3,853
2,068 ~ 3,449
|
|
RP8
|
(Total)
Head
1 ~ 8
9 ~ 19
|
(79)
7.0
3.5
4.0
|
(27,776)
5,392
1,157 ~ 1,415
963 ~ 1,281
|
* PSC BOX on top of pier
Table 3 Temporary fixed steel rod
|
Category
|
HP2
|
HP5
|
BP34
|
RP8
|
|
Vertical length(mm)
|
9,626
|
9,626
|
10,600
|
10,910
10,941
|
|
Number(EA)
|
48
|
48
|
48
|
24
|
* Steel rod(DYWIDAG): D47mm, Tensile strength: 1,050MPa, Yield strength: 950MPa
3.2 센서 사전 검증
FBG 센서를 활용한 계측의 전제 조건은 각종 원인에 의한 강봉의 길이 변화량을 강봉에 부착한 센서가 정확하게 측정할 수 있는지 여부이다. 따라서,
강봉에 부착한 센서에 대한 검증을 위하여 한국화학시험연구원에서 강봉과 센서의 변형 일치 확인실험을 수행하였다. Photo 1, Fig. 6은 센서와 강봉의 변형 일치 여부에 대한 실험 사진과 결과를 나타낸 것이다.
실험은 다양한 상태에서의 계측 정밀도 확인을 위하여 Fig. 6에 나타난 바와 같이 강봉의 설계 긴장력(910kN)을 초과한 1,400kN까지 인장한 후, 1,700kN(항복하중 : 1,648kN)까지 100kN씩
3단계 인장을 시행하였다. 실험 결과 강봉의 항복점까지 안정적으로 정밀한 계측이 가능한 것을 확인하였다.
Fig. 5 Geometry of bridge
Fig. 6 Steel rod – FBG sensor tensile test result
Photo 1 Tensile test of steel rod with FBG sensor
3.3 계측 계획
Table 4, Fig. 7, Photo 2는 계측 항목 및 시기, 위치를 나타낸 것이다.
Fig. 7 location of FBG sensor
Photo 2 Installation of FBG Sensor on steel rods
Table 4 Measurement items and when
|
Measurement Items
|
Sensor
(Location)
|
Measurement timing
|
|
Check the length change after fixing the steel rod
|
FBG Sensor
(1m depth from top of slab. L=30cm, 4 places/pier)
|
Before and after placing concrete by segment
|
4. 실험결과
4.1 전체 응력 변화
Fig. 8은 교량별 1번 센서 위치 강봉의 내부 요인과 외부 요인에 의한 응력 변화와 이로 인한 전체 응력변화를 비교하여 나타낸 것이다. Fig. 8에서 나타난 바와 같이 2번 센서에서 4번 센서도 유사한 경향을 보였다. 강봉에 최초 도입된 긴장력 손실의 대부분은 강봉 정착에서 1세그먼트 완료까지의
시공 과정에서 주로 발생되는 것을 확인하였으며 1세그먼트 가설 이후 캔틸레버 세그먼트의 전도에 대한 안정성 향상을 위하여 재 긴장이 필요한 것으로
판단된다. 2세그먼트에서 마지막 세그먼트까지는 완만한 응력 감소(KSMI, 2021)를 보였고 일부 구간에서는 하절기에 콘크리트의 연직방향 체적 증가에
상응한 강봉의 길이 증가로 강봉의 응력이 증가하였다. 이러한 현상으로부터 2세그먼트에서 마지막 세그먼트까지는 대기온도 변화에 따른 콘크리트와 강봉의
연직 길이 변화가 강봉의 응력 변화에 지배적인 요인임을 알 수 있었다.
응력이완(Relaxation)에 의한 내부응력의 감소는 최초 정착 시 강봉에 도입된 응력 대비 1.7%에서 2.7%에 불과하였고 대부분 강봉의 온도응력에
상응하는 반대방향의 내부응력으로 상쇄되었다. 온도변화에 의한 강봉의 내부응력 발생원인은 강봉의 상하부가 고정된 상태에서 콘크리트와 강봉의 열팽창계수
차이에 의한 강봉의 순수 길이변화에 의한 것이다.
Fig. 8 Stress variation of steel rods
4.2 외부 요인에 의한 응력 변화
4.2.1 정착 과정에서의 응력 손실
Table 5는 강봉 정착 과정에서 발생된 강봉의 즉시 줄음량을 나타낸 것이다. Table 5에 나타난 바와 같이 정착 과정에서 발생한 강봉의 줄음량은 1.6mm에서 6.8mm로서, 강봉에 최초 도입한 긴장력 대비 6.6%에서 19.6%까지의
매우 큰 손실율을 보였다. 전술한 강봉 정착 과정에서의 탄성회복량 편차는 강봉 설치 및 유압해제 과정에서의 시공 정밀도(연직도 및 커플러 조임 상태,
Backlash 등)에 기인하는 것으로 판단된다.
Table 5 Elastic recovery length when fixing steel rods (Unit: mm)
|
Category
|
HP2
|
HP5
|
BP34
|
RP8
|
|
Initial
elongation
|
24.4~25.7
|
24.5~26.5
|
28.0~29.0
|
34.0~36.0
|
|
Being fixed
|
1.6~4.3 (6.6~16.7*)
|
2.5~4.8
(9.4~19.6)
|
2.4~4.5
(8.6~15.5)
|
5.2~6.8
(14.9~18.9)
|
* Compared to the initial elongation(%)
4.2.2 시간 경과에 따른 응력 변화
Table 6, Fig. 9는 FBG 센서로 측정한 강봉의 연직길이 변화를 나타낸 것이다. 인장 후 강봉의 연직 길이 변화는 강봉에 최초 도입한 응력의 변화를 의미한다.
Fig. 9(a) 및 9(b)에서 HP2, HP5는 최종 세그먼트까지 계측하였으나, 그래프 미 연결 구간은 계측결과의 자동저장 오류로 인해 분석하지 못한 구간이다.
Fig. 9(c) 및 9(d)에서 BP34 및 RP8은 Key세그먼트까지 계측하였다. 특히, RP8의 18 및 19세그먼트에서는 편측 타설 완료 시점에서 추가로 계측하였다.
Table 6, Fig. 9(a)에 나타난 바와 같이 HP2의 정착 과정에서 1세그먼트까지 발생한 강봉의 연직길이 수축량은 4.7mm에서 7.6mm로서 최초 신장량 대비 19.3%에서
29.6%로 나타났다. 또한, HP5의 정착 과정에서부터 마지막 세그먼트까지 발생한 최대 수축량은 5.8mm에서 9.0mm로서 최초 신장량의 21.9%에서
36.7%로 나타났다. Table 6, Fig. 9(c) 및 9(d)에 나타난 바와 같이 BP34 및 RP8의 정착 과정에서부터 1세그먼트까지 발생한 수축량은 4.3mm에서 14.0mm로서 최초 신장량
대비 15.4%에서 38.9%로 나타났다. 또한, 정착 과정에서부터 마지막 세그먼트까지 발생한 최대 수축량은 4.4mm에서 15.6mm로서 최초 신장량
대비 15.7% 에서 43.4%로 나타났다. 정착 과정에서부터 1세그먼트까지 발생한 수축량은 최대 수축량의 74.7%에서 89.7%로서 수축량의 대부분을
차지하는 것으로 나타났다. 이러한 현상은 강봉 정착 후 1세그먼트의 콘크리트 타설 까지 약 3개월(Form Traveller, Tower Crane
설치 등 소요 기간)이 소요되므로, 시공기간 대비 비교적 초기의 콘크리트 건조수축 및 크리프 특성, Form Traveller 및 Tower Crane의
최초 재하, 콘크리트 블록 상하부 패드의 밀착 과정에서 발생한 것으로 판단된다. 2세그먼트에서 마지막 세그먼트까지는 수축량이 서서히 증가하는 경향을
보였으나, 하절기에는 오히려 감소하는 경향을 보였다. 이러한 현상은 상ㆍ하부가 고정된 강봉의 연직길이 변화는 콘크리트의 건조수축 및 크리프 변형(KSMI,
2015)에 비하여 온도 변형에 더욱 영향을 받고 있기 때문으로 판단된다. 대표적으로 Fig. 9(c)의 BP34(시공기간 2년 소요)에 나타난 바와 같이 2세그먼트(후), 6세그먼트(전), 15세그먼트(전)에는 온도변형이 강봉의 신축에 지배적으로
작용하고 있음을 알 수 있었다. 특히, 8세그먼트(전)과 (후), 9세그먼트(후)와 10세그먼트(전), 20세그먼트(후)와 Key 세그먼트(전)에서는
급격한 온도 변화에 의하여 강봉의 길이가 현저하게 변화하는 경향을 보였다. Fig. 9(c)와 9(d)에 나타난 바와 같이 단계별 세그먼트 콘크리트 타설 전, 후의 수축량의 차이는 1세그먼트에서 5세그먼트까지 뚜렷한 변화를 보였으나, 6세그먼트이후
마지막 세그먼트까지는 그 차이가 대부분 수렴되는 경향을 보였다. 이러한 현상은 초기 세그먼트 단계에서는 콘크리트 타설이 강봉의 수축에 미치는 영향이
비교적 큰 반면 세그먼트가 증가할수록 콘크리트 타설에 의한 영향이 줄어들기 때문으로 판단된다. Key세그먼트에서 강봉의 연직길이 변화는 특이한 현상을
보이지 않았고, 마지막 세그먼트에 근접한 세그먼트에서 편측 타설과 양측 타설에 따른 특이 현상은 보이지 않았다. 이러한 현상은 설계 시 하중 재하조건에
편측 타설을 고려한 것에 기인한 것으로 판단된다. Fig. 10은 FEM 해석 모델링을 나타낸 것이다. 계측결과에 대한 비교분석을 위하여 연구 대상 교량 중에서 캔틸레버 세그먼트의 길이와 중량이 가장 큰 BP34의
FBG 센서 위치에 대하여 대표적으로 콘크리트의 연직길이 변화(건조수축 및 크리프 변형)에 대한 FEM 해석을 수행하였다. 해석은 캔틸레버 세그먼트의
시공단계에 따라 Form Traveller 하중, 타설 하중, 작업 하중을 고려하여 시공단계와 유사한 모델을 구축하였다. 시간 의존적 재료 특성은
CEB-FIP code를 적용하였으며, 상대습도 70%, 거푸집 제거 시기는 콘크리트 타설 후 3일로 적용하였다.
Table 6 Change in length over time (Unit: mm)
|
Category
|
HP2
|
HP5
|
BP34
|
RP8
|
|
Initial
elongation
|
24.4~25.7
|
24.5~26.5
|
28.0 ~29.0
|
34.0 ~36.0
|
|
Contraction*
|
Fix ~ 1seg.
|
4.7~7.6
(19.3~29.6)
|
-
|
4.3~6.3
(15.4~21.7)
|
11.4~14.0
(32.6~38.9)
|
|
Max(Fix ~ Last seg)
|
-
|
5.8~9.0
(21.9~36.7)
|
4.4~8.2
(15.7~28.3)
|
13.2~15.6
(37.7~43.3)
|
* Compared to the initial elongation(%)
Fig. 11은 BP34의 1번 센서 위치에서 콘크리트의 연직 길이 변화에 대한 FEM 해석 결과와 FBG 센서의 계측 결과를 나타낸 것으로 해석 결과와 계측
결과가 유사한 경향을 보였으나, 그 차이는 지속적으로 증가하였다. 2번 센서 에서 4번 센서 위치 역시 유사한 경향을 보였다.
Fig. 11에서 나타난 바와 같이 계측 결과의 연직길이 변화량이 해석 결과에 비하여 현저히 작게 나타났다. 이러한 현상은 첫째, 해석 결과는 무근 콘크리트에
대한 건조수축 및 크리프 시험결과를 반영(철근 배근이 위치별로 매우 상이)한 것으로 철근이 밀집 배근되는 주두부의 특성을 정확하게 반영할 수 없고,
둘째, 실내 시험에 의하여 산출된 건조수축 및 크리프 변형률은 실제 구조물의 변형 특성을 반영하는데 한계가 있기 때문인 것으로 판단된다. Fig. 11의 결과에는 콘크리트의 건조수축, 크리프, 온도변형량이 포함되었으며, 온도 변형량 산출에 적용한 강봉과 콘크리트의 열팽창계수는 각각 14× 10-6/℃(Gere and Goodno, 2017), 11.3× 10-6/℃(Mindess et al., 2008)이다. Table 7은 해석에 적용한 장기 건조수축 변형률 시험결과와 크리프계수를 나타낸 것이다.
Table 7 Dry shrinkage strain & creep coefficient of concrete
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Category
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Experimental condition
|
Period
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Application
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Dry shrinkage
strain
|
Constant temperature & humidity1)
|
90days
|
Experimental result of indoor atmosphere
|
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Indoor atmosphere2)
(DECR, 2020)
|
540days
|
|
Creep coefficient
|
Constant temperature & humidity3)
(DECR, 2020)
|
190days
|
Long-term estimation as a result of 3)
|
Reasons for applying 2): Similar results at 90 days of age (1)
508× 10-6 2) 450× 10-6), 2) is more similar to the phenomenon in the actual structure than 1)
Fig. 9 Change in vertical length of steel rods
Fig. 10 Vertical deformation modeling(FBG Sensor Location)
Fig. 11 Changes in vertical length of steel rod
4.3 내부 요인에 의한 응력 변화
4.3.1 강봉의 응력이완에 의한 응력 변화
Fig. 12는 BP34에서 강봉의 응력이완(Relaxation)을 나타낸 것이다. H계열(HP2 및 HP5)과 RP8 역시 유사한 경향을 보였다. Fig. 12에 나타난 바와 같이 H계열(HP2, HP5), BP34, RP8에서 응력이완에 따른 응력 감소는 8 ~ 14 MPa(최초 정착 시 대비 1.7%에서
2.7%)로 나타났다.
Fig. 12에서 세그먼트 시공 중 강봉에 발생하는 응력이완(Relaxation)은 1,000hr 실내 시험결과를 토대로 2년간의 캔틸레버 세그먼트 시공기간 동안에
대하여 장기 추정하여 적용하였다. 시간 경과에 따른 강봉의 응력이 장기 추정한 응력이완(Relaxation)율의 증가에 따라 지속적으로 감소하지 않는
것은 강봉의 변형률 계측 결과에 포함된 콘크리트의 건조수축, 크리프, 온도 변형의 영향에 기인한 것으로 판단된다.
Fig. 12 Stress changes by relaxation(BP34)
4.3.2 온도응력에 상응하는 내부응력 변화
Fig. 13은 강봉의 상하부가 고정된 상태에서 콘크리트와 강봉의 열팽창계수 차이에 의하여 발생하는 응력 변화로서,강봉 정착 후 온도응력에 상응한 반대 방향의
응력 변화를 나타낸 것이다. Fig. 13(a), 13(b)에서 그래프 미 연결 구간은 계측자료 자동저장 오류로 인해 분석하지 못한 구간이다. Fig. 13에 나타난 바와 같이 강봉의 정착과 세그먼트 시공 시점에 따른 온도 차이에 의하여 교량별로 경향이 상이하였다. Fig. 13(a)에서 HP2는 콘크리트 타설 후 5일 경과(수화열로 인하여 강봉의 온도는 59.3℃에서 66.6℃)한 5월에 강봉을 정착하였고 1세그먼트(8월)에서
6세그먼트(11월)까지 강봉의 온도가 저하되어 강봉의 내부응력은 오히려 증가(인장응력 발생)하였다. Fig. 13(c)에서 BP34는 콘크리트 타설 후 14일이 경과한 8월(수화열 저하로 강봉의 온도는 31.3℃에서 33.3℃)에 강봉을 정착하였고 1세그먼트(3월)에서
Key 세그먼트(10월)까지 강봉 정착 시 대비 온도의 상승과 하강에 따라 강봉의 내부 응력은 변화하였다(온도 상승 시 압축응력, 온도 저하 시 인장응력
발생). 이러한 현상은 Fig. 13(b)와 13(d)에서도 동일하다. 따라서, 정착 시 강봉의 온도를 가능한 높게 하고 마지막 세그먼트는 강봉의 온도가 상대적으로 낮은 시기로 조절하면 강봉에
인장응력을 유발할 수 있으므로 안정성 향상에 기여할 것으로 판단된다.
Fig. 13 Changes in internal stress corresponding to temperature stress
5. 결 론
본 연구는 FCM 가설공법의 “내부 Stiching tendon에 의한 임시 고정 장치”에서 강봉의 응력 변화 특성을 분석하여 가설 중 전도 안정성
확보를 위한 기초자료 제시가 목적이었다. 그동안 세그먼트 가설 중 확인할 수 없었던 인장 이후 강봉의 연직방향 길이 변화 특성과 경향을 확인하기 위하여
장기간 안정적 계측과 미세 측정이 가능한 FBG 센서를 활용하여 강봉의 응력을 분석하였으며 본 연구의 주요 결과는 다음과 같다.
(1) 강봉 정착 과정에서 발생하는 강봉의 과도한 길이 수축은 주로 강봉 커플러(육각너트)의 나사산 간 탄성수축에 의한 것으로 나타났다.
(2) 강봉의 길이 변화를 분석한 결과 강봉 정착에서 부터 1세그먼트까지는 강봉 정착에서 부터 마지막 세그먼트까지 발생한 최대 연직 수축량의 74.7%에서
89.7%(긴장력 손실 : 15.4%에서 38.9%)가 발생되는 것으로 확인되어 재 긴장이 필요한 것으로 판단된다.
(3) 2세그먼트에서 마지막 세그먼트까지 강봉 수축량은 서서히 증가하였으나, 강봉의 상·하부가 고정된 영향으로 온도변화에 따른 콘크리트의 연직방향
길이 변화에 따라 하절기 등 일부 구간에서는 수축량이 감소하는 현상을 보였다.
(4) 1세그먼트까지 강봉 연직수축의 대부분이 발생되고 캔틸레버 세그먼트의 진행에 따라 전도에 대한 안정성은 불리해지므로 적정 재 긴장 시점은 1세그먼트
완료 직후로 판단된다.
(5) 강봉의 내부 응력변화를 분석한 결과 응력이완(Relaxation)에 의한 응력감소는 전체 응력 대비 1.2%에서2.7% 이었고, 강봉의 온도응력에
상응하는 반대 방향 응력으로 대부분 상쇄되었다.
(6) 정착 시 강봉의 온도를 높게 조절(콘크리트 수화열 이용, 하절기 인장 등) 하고 마지막 세그먼트 시공시기를 강봉 정착 시 온도 대비 최대한
낮은 시기로 조절할 경우 세그먼트 가설 중 전도에 대한 안정성 향상에 기여할 있을 것으로 판단된다.
감사의 글
본 연구를 위하여 FBG센서의 활용과 기술적 지원을 아끼지 않은 ㈜FBG 코리아에 감사드립니다.
References
Park. J. H. (2019), Verification of Magnetic Hysteresis Monitoring Technique for Tensile
Force Management of Temporary Steel bar applied to FCM Bridge, Sungkyunkwan University,
1-2. (in Korean)
Kim. W. K. (2020), Long-term Tensile Force Estimation Method of Temporary Steel Rod
for FCM Bridge Construction Based on Area of Magnetic Hysteresis Curve Using Embedded
EM Sensors, Sung kyunkwan University, 4-7. (in Korean)
Kim, W. K., Lee, S. S., and Park. S. H. (2021), Long-term tension estimation techniqe
of PS steel rod using embedded EM sensors, Proceedings of spring academic presentation,
Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, Seoul, 29.
(in Korean)
Kim, H. G., Moon, D. J., Jung, J. W., Jang, J. H., and Jeong, J. Y. (2015), Stress
Revision Considered Concrete Creep of FCM Bridge, Proceedings of autumn academic presentation,
Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, Seoul, 289.
(in Korean)
Park, S. W. (2013), An Numerical analysis Investigations on the Long -term Behavior
of FCM Construction Considering Creep and Shrinkage of Concrete, Changwon University,
20-22. (in Korean)
Sétra. (2007), Design guide: Prestressed concrete bridges built using the cantilever
method – Part – 5.2: Stability systems for cantilevers. Bagneux, France, 94-95, 100.
Kim, K. S. (2006), Fiber Optic Sensors for Smart Monitoring, Jorunal of the Earthquake
Engineering Society of Korea, Earthquake Engineering Society of Korea, 10(6), 137-138.
(in Korean)
Kwon, S. H. (2004), Experimental Studies on Creep of Concrete under Multiaxial Stresses,
Jorunal of the Korea Concrete Institute, Korea Concrete Institute, 16(2), 185-194.
(in Korean)
Gere and Goodno. (2017), Mechanics of Meterials 9th Edition, Cengage Learning Korea
Ltd, Sanagamsan-ro, Mapo-gu Seoul, 153-155.
Shin, H. M. (2015), Prestressed Concrete, Dongmyeongsa, Hoed ong-gil, Paju, 148. (in
Korean)
Gere and Goodno. (2017), Mechanics of Meterials 9th Edition, Cengage Learning Korea
Ltd, Sanagamsan-ro, Mapo-gu Seoul, 1079.
Mindess, S., Young, J. F., and Darwin, D. (2008), Concrete, Donghwa, Moonval-li,
Paju, 508-509.
Daewoo Engineering & Construction Research Institute. (2020), Report of Experimental
Results on Concrete Creep, Songjuk-don, Suwon Gyeonggi, 6-8. (in Korean)