2.2.1 각형보 거푸집의 설계 및 제작

Photo 2와 같은 기존의 원심성형 각형기둥을 생산하는 사례에서는 국내에서 생산되는 직경 900 mm, 1200 mm PHC 파일의 원심성형 거푸집 내부에 강판을 사용하여 직사각형 단면으로 내부거푸집을 형성하여 생산하였다. 그러나 Fig. 1과 같은 구조용 보에서는 강봉이 비대칭되며, 중공률을 10%이하로 최소화하고 상부슬래브와의 합성 및 타 부재와의 이음을 간소화시키기 위해서는 기존의 PHC파일 거푸집을 활용하는 것이 불가능하였다. 원심성형기에 올려지는 거푸집은 원심성형 시 회전속도를 고려하여 안전하게 2분절로 구성하며 중공률을 10%이하로 하기 위해서 기존과 달리 빈배합이 아닌 고슬럼프의 콘크리트를 투입하기 위해서 거푸집 하단에 개폐식 홀(hole)을 마련하고, 원심성형 전 덮개판을 볼트로 체결하여 폐쇄하는 구조로 제작하였다.

Fig. 3과 같은 단면형상을 갖는 원심성형 거푸집을 개발하여, Photo 3와 같이 원심성형 특수거푸집에 대한 시제품을 제작하였다.

Fig. 3 Formwork cross-section for centrifugal molding of prismatic beam

Photo 3 Prototype shape of centrifugal molding formwork

2.2.2 거푸집의 안전성 검토

각형보에 배치된 강봉이 상·하부에서 불균형으로 배치되어 있으므로, 강봉에 프리스트레스를 도입 시에 거푸집은 편심에 의한 휨변형이 발생된다. 이같은 휨변형은 원심성형 시에 거푸집의 이탈로 인한 안전사고가 발생할 수 있으므로 이에 대한 안전성을 확보하여야 한다. 이에 범용해석프로그램(MIDAS FEA)을 사용하여 원심성형 각형보 거푸집에 대한 정적해석과 좌굴해석을 Fig. 4와 같이 수행하였다.

원심성형 거푸집(Photo 3) 형상을 421,184개의 판요소(Plate Element)를 사용하여 구성한 수치해석 모형을 나타내고 있다. 재료의 물성은 Road bridge design specifications ^{(KRTA, 2010)}에서 제시하고 강재의 물성을 반영하였고, 해석을 위한 경계조건은 Fig. 4(a)와 같이 첫 번째와 마지막 다이아 하단부에 수직방향(Z방향) 변위와 수평방향(X방향) 변위를 구속하였다.

각형보에 배치된 강봉이 상하부에서 불균형으로 배치되어 있으므로, 강봉에 인장판을 이용하여 긴장력을 일괄적으로 도입하기 위해서 인장쉬프트(shift)를 거푸집의 중심축에서 71.5 mm 아래로 이동시켰으며, 이에 따라서 거푸집에 작용하는 긴장력에 의한 압축력을 Fig. 4(a)와 같이 3860 kN이 아래로 약 71.5 mm의 편심을 갖고 작용하도록 재하하였다.

기하학적인 비선형해석(좌굴해석)을 통해서 29본의 PC강봉에 도입된 프리스트레스가 거푸집으로 전달되는 편심재하 압축력에 대해서 거푸집은 좌굴없이 안정적으로 미소변형(5 mm 이하)만이 발생되며, 이 미소변형으로 인한 원심성형 간에 고속회전에 대한 안전성은 시제품 생산과정에서 검증되었다. 또한 도입된 프리스트레스력에 의한 특수거푸집의 변형을 측정하기 위하여 Photo 4와 같이 변위계(LVDT)를 설치한 상태에서 도입긴장력에 따른 처짐량을 측정하였다. Table 3과 같이 상·하연의 강봉배치를 변화하면서 강봉에 프리스트레스를 도입하여 5가지 경우에 대한 휨변형을 계측하였다.

거푸집 보강과 강봉배치 조정에 의한 원심성형 각형보 거푸집 수정 후 거푸집의 휨변형에 대한 만족할 만한 결과를 Table 3과 같이 확인할 수 있었다. 상 ·하연에 적정량의 강봉을 배치하여 원심성형이 가능하게 하였으며, 부족한 휨강성은 하연에 항복강도 500 MPa 이상의 22 mm 철근을 강봉대신 배치하여 목표로 하는 원심성형 각형보의 공칭휨강도에 도달하도록 하였다.

Fig. 4 Analysis of Formwork F.E. Model for stability

Photo 4 Deformation measurement of formwork undergo prestress loads

4.4.1 하중이력과 변위곡선

Fig. 9는 휨강도 시험체의 하중-변위 곡선을 나타내었다. 두 시험체 모두 원심성형 각형보의 공칭휨모멘트인 1,257.4 kN·m 이상으로 나타나 충분한 휨강성을 확보한 결과를 보였으며, 균열 휨모멘트도 하중-변위 곡선의 첫 번째 변곡점 이하로 나타나 안정성을 확보한 것으로 측정되었다.

Fig. 9에서 각 단계별 하중값은 외력에 의한 휨모멘트를 등가집중하중으로 치환하여 계산한 값이다. 원심성형 각형보 FP 시험체는 최대하중 1,232.27 kN에서 33.97 mm의 변위를 나타내었고, FH 시험체는 최대하중 1,138.12 kN에서 38.04 mm의 변위를 보여 유사한 거동을 보였으나, 철근 스트럽이 배치된 FP 시험체의 강성이 더 높게 나타났다.

2가지 유형의 휨시험체에서 모두 공칭휨강도를 넘어서는 결과(Table 7)를 확인할 수 있었으나, 충분한 공칭강도 확보 측면에서시험체 FP 형상을 기본 단면으로 결정하였다.

Fig. 9 Load-displacement relationship

4.4.2 시험체의 변형률

Fig. 10(a)~(c)는 FP시험체에서 계측된 콘크리트 및 강재의 하중-변형률 변화를 나타내고 있다. FP시험체의 중앙부 측면에서 응력은 중립축(yt=245 mm)을 기준으로 초기균열 전까지 압축 및 인장변형률을 나타내고 있다. 균열이 깊어짐에 따라서 상연은 압축변형률이 커지고 중립축에 근접한 BC-03 게이지의 경우 균열 후 인장변형률이 증가하는 것을 확인할 수 있었다.

시험체 중앙부 하면에서는 재하하중이 증가함에 따라서 대칭적으로 인장응력이 증가하다가 좌측(BC-07)에서 초기균열이 먼저 발생되고, 우측에서도 균열이 발생되며 변형률이 급작스럽게 증가하는 것을 Fig. 10(b)을 통해서 확인할 수 있었다. 반면 시험체 상면에서는 콘크리트 면과 강판에 부착된 게이지에서 모두 선형적인 압축변형을 보였으며, 하면에서 초기균열이 나타난 후에 강판에 부착된 게이지에서 변형률이 크게 증가하는 것을 확인할 수 있었는데, 이는 하중이 증가함에 따라서 박판인 강판이 콘크리트 부착면에서 박리되면서 변형이 증가하여 콘크리트 면에서 측정된 변형률과 차이를 보이는 것으로 판단된다. 다만, 이와 같은 거동은 사용한계상태에 해당하는 하중단계 이후에 거동으로 사용성에는 큰 문제가 없을 것으로 판단된다(Fig. 10(c)).

Fig. 10 Load-strains relations of FP specimen

4.4.3 균열분포도

원심성형 각형보 FH 시험체와 FP 시험체는 모두 재하하중 500.0 kN 부근에서 중앙부 하단에서 초기균열이 발생하였다. 두 시험체 모두 중앙부에서 지점 방향으로 균열이 확장되었으며, 초기에는 휨 수직균열이 이후에는 휨-전단균열이 발생하였다. 균열의 깊이는 보 높이의 3/4 위치까지 확장된 후에 파괴되었다.

원심성형 각형보 내부에 스트럽(전단철근)이 배치되지 않은 FH 시험체의 경우 Fig. 11(a)의 균열도와 같이 수직방향의 휨 균열과 함께 45도 기울기의 사인장에 의한 휨-전단 균열이 뚜렷하게 나타나는 반면, 스트럽이 200 mm 간격으로 배치된 FP 시험체(Fig. 5(b)) 의 경우 파괴 시 상대적으로 휨-전단균열의 분포가 적고 휨균열에 해당하는 수직균열이 집중적으로 확대되는 것으로 조사되었다. 이같은 균열분포를 통해서 휨-전단균열에 효과적인 수직전단철근이 보강된 FP시험체가 더 높은 하중강도를 보인 것으로 판단된다.

Fig. 11 Cracking pattern of flexure test specimen

4.5.1 하중이력과 변위곡선

중앙부 단면에 대한 전단강도를 시험한 SP1 시험체는 재하장비의 최대하중인 1,761.39 kN에 도달할 때까지 균열이 발생하지 않은 상태에서 실험이 완료되었다.

Fig. 12는 형강이 매립된 위치에 대한 전단시험체인 SP2에 대한 하중-변위 그래프를 나타내고 있다. SP2 시험체는 최대하중 812.26 kN에서 25.13 mm의 변위가 계측되었으며, 초기균열이 발생한 385.0 kN에서 약 11.19 mm의 변위가 발생하면서 변위가 빠르게 증가하였다.

4.5.2 시험체의 변형률

전단시험체 SP2에서 수직전단이 가장 큰 위치인 단부형강 A-A단면에서 변형률의 변화를 Fig. 13에 나타내었다. 하부플랜지 상연에서는 압축상태를 유지하다가 좌측부에 먼저 균열이 발생한 후 비대칭적인 거동을 보였으며, 하중이 지속적으로 증가하여 파괴하중에 도달한 후에는 형강부에 변형률이 지속적으로 증가하고 있음을 확인할 수 있다. 이는 균열이 확장되면서 콘크리트와 형강이 분리되어 변형이 증가하면서 형강의 변형률로 동시에 증가하는 된 것으로 판단된다.

다만, 시험체 SP2의 파괴 시에서 형강부의 변형은 모두 항복 변형률(1,150 με) 이하로 유지되었으며, Table 8과 같이 설계공칭전단강도보다 20 %이상 높은 하중까지 안정적인 전단거동을 보였다고 판단된다.

Fig. 12 Load-displacement relationship (SP1&SP2)

Fig. 13 Load-strains relations of SP2 specimen(Sec. A-A)

4.5.3 균열양상

SP1 시험체는 공칭강도 330.6 kN에서도 균열이 발생하지 않았으며, 시험 종료 하중인 1,763.9 kN, 전단하중 880.7 kN에서도 Fig. 14(a)와 같이 시험체 좌/우면 어느 곳에서도 균열이 발견되지 않았다.

SP2 시험체는 SP1과 같은 시험체로 SP1 시험체가 충분한 전단강성을 확보한 것으로 조사되어, SP2 시험체는 지점을 변경하여 원심성형 각형보의 양단부 H형강 연결부의 전단강도를 확인하기 위해 우측 지점을 H형강 하단으로 변경하여 전단지간내 H형강이 위치하도록 하였다. 초기균열은 385 kN에서 H형강 하부플랜지와 콘크리트 접합부에서 발견되었으며, 최대하중 812.26 kN에 시험체 콘크리트 단부에서 중앙부로 1.2 m 지점까지 균열이 이어지며 균열폭이 확대되는 양상을 보였다.

Fig. 14 Cracking pattern of shear test specimen