2.1 원심성형 PSC 각형보

현장재하시험을 통해 구조적인 신뢰성을 입증하고자 하는 기술은 원심성형 PHC파일 생산설비를 활용하여, 외력이 작용하는 방향에 대한 휨(굽힘)강성을 갖는 구조부재인 보(beam)를 원심성형으로 제작되며, 생산된 원심성형 각형 보는 콘크리트의 압축강도가 100 MPa이상으로 제작 3일 이후 현장으로 운송할 수 있어 피암터널의 상부구조를 구성함에 있어서 시공 속도를 기존 기술에 비해 향상시켜 피암터널 전체 공사 기간을 단축하고, 공장에서 대량생산으로 공사비를 낮출 수 있는 기술이다^{(Lee et al., 2023)}.

최근 건설 분야에서 수요가 증가하고 있는 프리팩 구조에서 주요 부재인 PC 보를 공장에서 원심성형으로 생산하는 기술로, Photo 2는 콘크리트 설계압축강도가 100 MPa인 콘크리트를 투입하여 원심성형으로 콘크리트 조직의 수밀성을 높여 내구성을 향상시킨 원심성형 초고강도 프리텐션 각형보로 기령소하천교에 상부구조로 사용되었다. 특히, 제작단계에서 원심성형 거푸집 내부 단부위치에 형강을 배치하여 원심성형 단계에서 콘크리트 내부에 합성시켜 타 부재와 연결에서 일반적인 볼트이음이 가능하며, 상부슬래브와 일체 거동을 할 수 있도록 Fig. 2와 같이 강판 상하부에 ⊓형 합성 철근을 돌출시키고 거푸집 안쪽에 전단철근을 배치하였다.

원심성형 PSC 각형보는 φ13.0 mm 강봉 28본과 SD500 HD22 철근 5본을 배치하여 보의 휨인장을 보강하였다(Fig. 2). 단부에는 H형강(H440×300×11/18)을 배치하고, 중앙부에는 상하부에 H13철근을 상하부에 접합시킨 강판을 상부에 배치했다. 원심성형단계에서 발생되는 각형보내 중공부는 10 %이하로 하여 설계기준의 최소두께 규정 및 휨강성 확보를 위한 강봉배치를 위해 지름 200 mm 이하로 유지되도록 하였다(Lee et al., 2023).

Fig. 2 Geometric section profiles of centrifugal formed prsmetric beam(Lee et al., 2023)

Photo 2 Profile of centrifugal formed prsmetric beam

2.2 계측대상 교량의 현황 및 제원

본 연구의 대상 교량인 기령소하천교는 충청북도 음성군에 위치한 원심성형 각형보를 상부구조로 하는 합성형 라멘교로 교폭은 8.0 m이며 경간장은 11.1 m로 소하천을 가로지르는 3등급 교량으로 KL510 표준차량 하중의 56.25 %(0.75×0.75)의 효과로 설계되었다(Table 1). 대상교량의 상세한 제원은 Table 1, 사용된 재료의 물성은 Table 2와 같으며, Photo 3과 Fig. 3은 각각 대상교량의 전경 및 횡단면도를 나타낸다. 원심성형 보 사이에 PC deck을 설치하고 벽체 우각부와 상부바닥판을 동시에 타설하여 라멘교가 완성되었다.

Fig. 3 Cross sectional view of the bridges

Photo 3 View of the Bridges

2.3 계측 위치 및 장비

현장재하시험에 사용된 계측센서는 트럭하중의 위치에 따라 발생하는 변형 및 가속도를 측정하기 위한 스트레인게이지, LVDT와 가속도계이다. 각 계측장비의 데이터 측정은 동적 데이터 로거를 연결하여 수행하였다. 가령소하천교의 현장재하시험에 사용된 측정기기는 Table 3과 같다. 변위계(DT1~5), 변형률 게이지(ST1~8)의 부착 위치는 Fig. 4에 나타내었다. 가속도는 A-A’ 단면의 방호벽에 가속도계를 부착하였다.

Fig. 4 Sensor attachment location

3.1 정적재하시험

정적재하시험은 작용외력에 대한 대상교량의 정적거동상태를 파악하고 내하력 평가를 위한 처짐 및 변형률의 응답비 등을 구하기 위하여 실시하며, 미리 선정된 지점에 측정하고자 하는 목적에 맞는 센서를 부착하고 시험차량을 교량 위 임의 위치에 재하 시켜 계측지점에 발생하는 수직처짐 및 휨ㆍ전단변형률 등의 변화를 측정하여 구조물의 정적거동상태를 파악하게 된다. 이때 각종 센서의 부착위치 및 시험차량의 재하위치 등은 구조형식 및 현장 여건을 고려하여 선정하되 가능한 센서별 최대응답 발생 부위로 하였다.

정ㆍ동적 현장재하시험에 사용된 차량은 교량의 응답 변형을 높이기 위해 적재부에 토사를 만재한 15톤 덤프트럭 1대로 차량의 축하중과 축거리는 Fig. 5와 같다. 정적재하시험 시 사용된 차량의 위치는 Fig. 6과 같이 변위가 가장 크게 발생하는 교량의 중앙부와 전단의 영향이 크게 발생하는 벽체 내측에서 일정거리 떨어진 위치로 정하였다.

Fig. 5 Test vehicle data

Fig. 6 Vehicle loading test by lane

3.2 동적재하시험

대상구조물에 대한 시험차량의 주행으로 동적거동을 조사하는 것은 실제 구조물이 보유한 강성, 저항능력 및 사용성의 한계를 평가하는 데 있어서 매우 중요하다. 이와 같은 목적으로 수행하는 동적주행시험은 시험 차량 주행에 의해 발생되는 동적효과 및 동특성을 추정하여 대상교량의 안전성 및 사용성 평가를 위한 기초자료를 얻기위해 실시한다. 동적재하시험은 가속도계와 같은 측정항목에 따른 센서를 선정위치에 부착하고 시험차량의 주행속도를 10 km/h부터 최고주행속도까지 10 km/h 간격으로 속도를 높여 주행하여, 이때 센서에 측정되는 처짐, 변형률 및 가속도 등을 취합·분석하여 교량의 동적거동상태를 파악하게 된다.

대상교량에 대한 동적재하시험은 Photo 5와 같이 주행속도 10 km/h부터 시작하여 최대 속도 30 km/h까지 10 km/h 씩 속도를 증가하면서 측정하였다. 다만, 지역 소하천 교량의 특성상 안전을 위하여 주행속도 30 km/h 이상으로 높이지는 못하였다.

Photo 5 Measurement for dynamic load test

4.1 정적재하시험 결과

토사가 만재된 트럭을 이용한 교량 위 정적재하시험 결과에서 대상교량인 기령소하천교가 강성이 크고 교량의 길이가 짧은 박스형 라멘구조로 재하하중에 대한 변위가 크게 발생하지는 않았다. 그러나 재하차량의 위치변동에 따른 변형은 예상할 수 있는 거동을 보였다.

차량 재하시 처짐과 변형률이 횡방향으로 적절하게 배분되고 있는 것을 Fig. 7을 통해서 확인할 수 있어 횡 분배 거동이 양호한 것으로 판단되었다.

Fig. 7 Lateral distribution of deflection and strain when loaded at A-A’ cross-section

4.2 F.E.A 모델링 및 해석에 의한 처짐

대상 구조물에 대한 정적재하시험에 의한 측정치와 유한요소해석프로그램을 이용한 계산치의 응답비는 실측 및 이론에 의한 구조물의 강성비로 표현될 수 있다. 이는 처짐이 구조물의 강성에 비례하기 때문에 실제 구조물의 처짐을 고려한 실측 응답비는 구조계산을 통한 기본 내하력에 실측값을 바로잡음으로써 공용 하중에 대한 구조물의 내하력(공용내하력)을 추정할 수 있다.

응답비 산정을 위한 정확한 해석값을 얻기 위하여 범용구조해석 프로그램인 MIDAS FEA V3.4를 사용하여 3차원 솔리드요소 738,245개를 사용하여 Fig. 8과 같이 F.E.Model을 구성하여 선형탄성 해석을 수행하였다.

Fig. 9에서 보여지는 것과 같이 유한요소해석을 수행한 결과 정적재하시험(Loadcase-1)에서 최대 처짐이 발생한 위치와 동일한 지점에서 산정된 처짐값은 0.50 mm로 조사되었다.

Fig. 8 Finite Element Analysis Model

Fig. 9 Results of F.E.M. Analysis (MIDAS FEA)

4.3 현장재하시험 결과와 해석결과의 비교

정적재하시험과 해석결과를 비교하면 Table 4와 같다. 수치해석을 이용한 처짐의 산정결과는 해석결과와 재하실험결과 간의 차이가 각각 2 %, 9 %이며, 계측결과가 해석결과보다 작은 값으로 조사되었다. 두 값 사이의 차가 크지 않고 수치해석 시에 적용한 이론적인 가정들을 고려한다면, 유한요소해석 모델의 결과가 현장에서 수행된 실험결과를 잘 모사하는 것으로 판단된다.

4.4 동적 재하시험 결과

동적주행에 의한 처짐의 응답곡선 분석 결과, 각 속도별 동적주행 곡선이 Fig. 10과 같이 종방향으로 연속성을 나타내고 있어 종방향 강성분포 상태는 양호한 것으로 분석되었으며, 노면 상태 등을 고려한 실측 최대 충격계수가 0.092로 설계충격계수(0.240)보다 매우 작게 측정되어 차량 주행 시 충격의 영향은 설계하중 이내인 것으로 평가되었다.

Fig. 10 Deflection response ratio under dynamic loading

4.4.1 실측충격계수

최대 실측충격계수의 선정은 상대적으로 응답이 큰 계측값을 이용하였으며 Fig. 11과 같이 원심성형 보의 경우, 이론 충격계수 0.24보다 작은 0.056으로 도출되었으며, 슬래브의 경우, 설계 충격계수 0.24보다 작은 0.092로 도출되어 이동하중에 의한 영향은 양호한 것으로 나타났다. 설계 충격계수와 재하시험에 의한 계측 충격계수의 차이는 응답 보정계수를 통해서 공용내하력을 산정하는 데 반영된다.

Fig. 11 Strain impact coefficient during dynamic loading

5.1 내하율 및 기본 내하력 산정

5.2 공용내하력의 평가결과