Experimental Study on the Shear Behavior of Ultra High Performance Precast PSC Bridge Joint with Joint Type and Lateral Force

콘크리트工學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第31卷 第5A 號·2011年 9月 pp. 379 ~ 387

접합 조건 및 횡구속 조건에 따른 초고성능 프리캐스트 PSC 교량 접합부의 전단 거동에 관한 실험적 연구

Experimental Study on the Shear Behavior of Ultra High Performance Precast PSC Bridge Joint with Joint Type and Lateral Force

이창홍*·김영진**·진원종***·최은석****

Lee, Chang-Hong ^· Kim, Young-Jin ^· Chin, Won-Jong ^· Choi, Eun-Suk

···

Abstract

According to the development of ultra-high performance concrete (UHPC), its mechanical performance have been known as superior than normal and/or high performance concrete. However, its construction and structural safety must have studied with revisions and supplements. In this study, tests have been performed on UHPC precast segment joint with different levels of joint types and lateral forces under direct shear. From the results of the experimental tests, it can be concluded that the prop- erties of the referred joints are significant for the resistance of shear behavior, and the increase of lateral force in these joints may suggest as critical lateral stress on that behavior.

Keywords : ultra high performance concrete, shear-key, wet joint, epoxy joint, lateral compressive stress

···

요 지

초고성능콘크리트(UHPC)의 개발은 재료 역학적 특성면에서 기존의 일반 및 고성능 콘크리트에 비해 월등한 역학적 성능 을 발휘하는 것으로 인식되고 있으나, 이에 관한 시공성 및 구조적 안전성에 대해서는 향후 많은 수정 및 보완 작업을 필 요로 함이 예상되어진다. 이 연구에서는 UHPC를 적용한 프리캐스트 접합부의 전단 거동 특성의 분석을 위해 접합부 사이 에 전단키를 설치한 경우의 접합 방식 및 횡구속 응력에 따른 전단 거동 특성 실험을 수행하였다. 실험 결과 에폭시 접합 을 이용한 UHPC 접합의 경우가 현장 타설을 모사한 일체 타설의 경우보다 파괴 하중 및 전단 저항 응력면에서 우수함을 보였고, 횡구속 응력의 증가에 의해 전단 응력은 증가되지만, 횡구속 응력과 전단 응력 사이의 상호 효과에 따른 최적 임계 횡구속 응력이 존재하고 있음을 제시할 수 있었다.

핵심용어 : 초고성능콘크리트, 전단키, 일체 타설 접합, 에폭시 접합, 횡구속 응력

···

1. 서 론

초고성능콘크리트 ( 이하 UHPC 로 약기 ) 의 개발로 각종 건 설 구조물의 고강도 , 고시공성 , 고내구성 등의 성능이 비약

적으로 발전하게 되었다 (FHWA(2006)). 현재 기본 역학적

특성을 만족하는 UHPC 재료 개발이 가시화 된 상태이며 ,

초고층 및 초대형 구조물에 적용하기 위한 구조적 안전성

및 시공성 여부에 연구가 집중되고 있다 (Hmosen 등 (2007),

Stuart 등 (2003), Shannag 등 (2005)).

압축강도 200 MPa, 인장강도 10 MPa 및 탄성계수 50 GPa

등의 재료 역학적 특성을 가진 UHPC ^{가 기존의 고강도 콘크}

리트에 비해 성능면에서는 월등하나 이를 적용하기 위해서는

종국적으로 기존 콘크리트 구조물의 설계 식에도 많은 수정 및 보완을 필요로 한다 . 즉 , 현행 국내외 콘크리트 구조물의 설계

기준이 압축강도 70 MPa 이상의 고강도 콘크리트에 대해서는

일괄적으로 한계를 규정하여 현행 식의 적용 자체가 어려운 상 황이다 ( 한국콘크리트학회 (2007), AASHTO(2003)).

그간 , 일부 대학 및 연구소를 중심으로 UHPC 의 재료 역

학적 특성에 대한 원천 연구 , ^{부재별 거동 특성 분석 등에}

관한 연구가 지난 10 여 년 간 점진적으로 진행되어 왔는데

(Kim and LaFave(2007), Kim 등 (2010)), 현재에 이르러서 는 초장대교량에 적용을 위한 실 대형 구조물의 적용성 및 시공성에 초점이 맞추어지고 있다 (Thomas ^등 (2007), Hasan

등 (2005)). 특히 , 프리캐스트 UHPC 를 이용한 교량의 접합부

*정회원·교신저자·한국건설기술연구원구조교량연구실박사후연구원

(E-mail : [email protected])

**정회원·한국건설기술연구원구조교량연구실연구위원

(E-mail : [email protected])

***정회원·한국건설기술연구원구조교량연구실전임연구원

(E-mail : [email protected])

****정회원·한국건설기술연구원구조교량연구실전임연구원

(E-mail : [email protected])

거동까지 연구가 세분화 되기에 이르렀는데 , 이는 실제

UHPC 교량 시공시에 UHPC 접합부가 보강형 거더의 연결

부 , 바닥판 연결부 및 그라우트 이음부에 관한 상세 설계를 제안할 수 있어야 함에도 불구하고 , ^{이론 및 실험적 연구가}

전무한 데에서 기인한다 . 한편 이러한 UHPC 프리캐스트 접

합부의 경우는 일체 구조물에 비해 전단 거동에 대해 취약 할 것으로 판단이 가능하며 , 이를 위해서는 접합부 전단 거 동에 관한 영향인자를 추출하는 일이 관건이다 . 여기서 기존 의 일반 및 고강도 콘크리트를 적용한 접합부 전단 거동에 관한 실험적 연구 사례를 표 1 에 정리 하였다 .

또한 규격으로서 AASHTO 기준 (AASHTO(2003)) 의 경우 는 전단 다중키의 면적 , 콘크리트 압축강도 , 프리스트레스 손 실 이후의 수직 압축응력 , 표면 거칠기 및 면적 등의 함수 로 전단 강도를 제시하고 있으며 , 일본 초고성능 콘크리트 설계 지침의 경우는 보강용 섬유의 설계 전단 내력 및 축방 향 긴장재의 유효 인장력의 함수로서 전단 거동식을 제시하 기도 하였다 (JSCE UHPC Guide line(2010)).

이상에서와 같이 기존의 일반 및 고강도 콘크리트의 경우 에 접합부 전단 거동과 관련한 이론 및 실험식들은 다종다

양한 형태로 연구가 진행되어 왔으나 , UHPC 를 이용할 경우

에는 현행 식들을 그대로 쓰기에는 명확히 한계가 있다

(Dias(2007), Sritharan 등 (2000), Collepardi 등 (2008), Turmo

등 (2006), Satoh ^등 (2010), Turmo ^등 (2005)). ^{따라서 이 연}

구에서는 UHPC 프리캐스트 PSC 교량 접합부의 접합 조건

및 횡구속 응력에 따른 거동 분석을 중점적으로 실험하여

각 접합 조건에 따른 UHPC 적용시의 성능 분석 및 횡구

속 응력과 전단 강도와의 관계를 규명하고자 하였다 .

2. 실험 제원 및 방법 2.1 실험 계획

이 연구에서는 UHPC 를 적용한 프리캐스트 접합부 전단

거동을 모사하기 위해 그림 1 의 일체 타설 접합 시 전단키 접합 방식과 그림 2 의 에폭시 접합에 따른 전단키 접합 방 식으로 구분하여 실험을 수행하였다 . 해당 실험체의 설계 단

면은 AASHTO PCI ASBI Example(AASHTO 2003) ^을

근거로 하여 설계 단면 ( 에폭시 접합 ) 이 설정되었고 , 여기에 에폭시 부착 두께 및 현장 타설 부착 깊이를 산정하기 위한 추가 실험 조건으로서 JSCE UHPC Guide line(2010) 의 전 단키 예제를 참고하여 실험 단면을 도출하였다 . 즉 , 그림 3

의 UHPC 보강형 거더의 접합부 타설 시험체의 단일 전단

키 규격과 동일하게 설정하였으며 , 이러한 사항은 그림 4 의 프리캐스트 접합 거더의 전단키 조항과도 연결이 이루어지 게 된다 . 한편 , 실험체에 작용하는 횡구속압의 경우는 일체

타설 접합 및 에폭시 접합 공히 2 MPa, 4 MPa, 8 MPa 를

기준 변수로 하여 실험을 수행하였고 , 특히 일체 타설의 경

우는 UHPC 횡방향 구속변수를 추가적으로 고려하여 0 MPa,

0.1 MPa 및 12 MPa 를 보완 설정하였다 ( 이창홍 등 (2011)).

여기서 , 전단 응력의 산정은 일본 JSCE 초고강도 콘크리

트 설계기준의 가이드 라인을 근간으로 하여 수직 전단실험 최대 하중의 1/2 로 하였고 , 전단키의 영향과 관련된 부분은 변수 실험체로서 설정된 전단키 유무에 따른 상승 효과를 실험값으로 비교한 결과를 전단키 효과로 정의하여 전단키 저항 응력으로 산출하였다 .

(1)

여기서 , V

c

는 직접 전단 실험에 의한 콘크리트 부담 전단 강도이며 , P

u

는 파괴시의 콘크리트 수직 최대 하중이다 . 또 한 , ^{마찰 계수는 이다} . ^{여기서 N은 횡방향 축력이다} .

2.2 실험체 배합 및 양생

실험에 사용된 초고성능 콘크리트의 배합비는 표 3 과 같 으며 , ^{실험에 사용된 시멘트는 보통 포틀랜드 시멘트이고 반}

응성 분체는 실리카 퓸을 사용하였다 . 이들의 물리화학적 성 V

_c

P

_u

2---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞

=

µ V

_c

--- N

=

표 1. 접합부 전단거동에 관한 영향인자 비교

모델명 전단거동 식 분석 및 비고

Hanson (1960) ^· ACI Building code 의 근간식

· Push-off test 를 수행하여 Shear-slip 관계를 실험식으로 제안

·부재 표면 거칠기 등을 변수로 제시

Mast (1968) ^·낮은 _·극한 ^{횡구속응력에서는} _{수평 전단강도를 구속응력과} ^{합당하나 높은} _{마찰계수의} ^{구속응력에서는} _{함수로 표시} ^부적절

Saeman and Washa (1964) ^{·콘크리트 표면 거칠기} , 접합면 인터페이스의 위치 및 콘크리트

압축강도 등의 함수로서 제시

Birkeland (1966) ·극한 전단 저항에 의한 비선형 함수를 제안

Shaikh (1966) ·기존 ACI 규격의 전단 마찰 조항을 수정

LooV (1978) ·수평 전단 강도식내에 콘크리트 강도의 영향을 최초로 소개

Walraven 등 (1987) ·정적 전단 실험 하에서 전단 마찰과 관련된 실험 상수의 제안

Mattock (1974) ^·건전부 _{연구 결과를} ^{및 초기} _제시 ^{균열 인터페이스 구간에서 세분화된 전단 거동}

Loov and Patnaik (1994) ^·전단 _연구를 ^{연결부에서의} _수행 ^{수평 전단 응력의 임계 한계에 대해서}

Menkulasi(2002) ^{·전단키의 돌출 깊이} , 채움재 종류 , 철근비 , 전단 연결재 유형 등에

따른 전단 거동을 분석 V

_n

= φV

_nh

V

_n

= ρ

_v

f

_y

µ Y 2700

X + 5

--- 300 P 33 – X X

²

+ + 6 X 5 ---

⎝ ⎠

⎛ ⎞ psi ( )

+

=

V

_n

= 33.5 ρ

_v

f

_y

V

_n

= φρ

_v

f

_y

µ

_e

V

_n

= k ρ

_v

f

_y

f

_c

′ V

_n

= C

₃

( 0.0007 ρ

_v

f

_y

)

^c4

V

_n

= 4.5 ^f

_c ^0.545

+ 0.8 ^{( ρ}

_v

^f

_y

+ ^σ

_n

^{) ≤} 0.3 ^f

_c

^′

V

_n

= kλ ( 15 + ρ

_v

f

_y

)f

_c

′ f ≤

_c

′ psi ( ) V

_nh

0.69 ^{( A}

^vh

^f

^y

+ ^P

ⁿ

⁾

b

_w

S

--- ( ) ksi

=

질을 표 4 에 나타냈다 .

한편 , 잔골재의 경우는 밀도 2.62 g/cm

³

, 평균 입경이 0.5 mm ^{이하의 모래를 사용하였고} , ^{굵은 골재는 사용하지 않았}

다 . 고성능 감수제는 폴리칼본산계 고성능 감수제 ( 밀도 1.01 g/cm

³

, 암갈색 ) 를 사용하였고 , 충전재의 경우는 입자들의 평 균 크기가 30 µ m 이하로 구성된 재료를 사용하고 그 크기 에 따라 5 ^{가지로 분류하였으며 화학적 성질은 아래 표와 같}

다 . 강섬유의 경우에는 KS-13-65-B type 을 이용하여 콘크리

트 중량비의 2% 를 사용하였다 .

실험체의 제작을 위해 사용된 프리캐스트 접합부의 전단키

설계는 AASHTO-PCI-ASBI(AASHTO(2003)) 의 적용사례를

기본으로 한 30 mm 의 전단키 돌출 길이를 근간으로 하여

철제 몰드를 그림 1 및 그림 2 에 따라 제작 후 배합 재료 를 계량 및 타설하였다 . 10 ^{개의 압축강도 시험체} ( ^Φ 100

그림 2. 에폭시 접합의 설계 상세

그림 1. 현장 타설 접합의 설계 상세

mm × 200 mm) 를 이용하여 측정한 UHPC 의 압축강도는 평균

198.6 MPa 이었으며 , 표준편차는 5.0 MPa 이다 . 한편 , UHPC

의 양생은 타설 후 48 시간 기중 양생을 실시한 이후 시험 체를 탈형하여 48 ^시간동안 90 ^± 5

^o

C ^{의 온도로 증기양생을 실}

그림 3. UHPC 보강형 설계 상세 그림 4. 프리캐스트 접합부 전단키 적용 표 2. UHPC 접합부 전단거동 실험을 위한 실험체 변수

Joint type No. of

Shear Key Filler Curing

Temperature Lateral Compressive stress (MPa)

Length of Shear Key

(mm) Name of specimen

Dry Joint

(Epoxy) 1 Epoxy Room Temp.

^주1)

2 30 D-1-EPOXY-RT-2Pa-30

15 D-1-EPOXY-RT-2MPa-15

7.5 D-1-EPOXY-RT-2MPa-07

4 30 D-1-EPOXY-RT-4MPa-30

15 D-1-EPOXY-RT-4MPa-15

7.5 D-1-EPOXY-RT-4MPa-07

8 30 D-1-EPOXY-RT-8MPa-30

15 D-1-EPOXY-RT-8MPa-15

7.5 D-1-EPOXY-RT-8MPa-07

Wet Joint

(Cast in-situ) 11 UHPC

90

^o

C 8 30 W-1-UHPC-90-8MPa-30

70

^o

C

0 30 W-1-UHPC-70-0MPa-30

2 30 W-1-UHPC-70-2MPa-30

4 30 W-1-UHPC-70-4MPa-30

8 30 W-1-UHPC-70-8MPa-30

15 W-1-UHPC-70-8MPa-15

7.5 W-1-UHPC-70-8MPa-07

12 30 W-1-UHPC-70-12MPa-30

Room Temp. 8 30 W-1-UHPC-RT-8MPa-30

15 W-1-UHPC-RT-8MPa-15

7.5 W-1-UHPC-RT-8MPa-07

주1)

Room temperature ^는 20±5

^o

C ^임

표 3. UHPC의 배합비 (중량비)

항목 W/B 시멘트 실리카퓸 모래충전재 고성능감수제 강섬유

상대비 0.2 1 0~0.3 1.1 0.3 0.018 2%(Volume ratio)

표 4. 사용 결합재의 화학적 구성 항목구분 비표면적

(m2

²

/kg) (kg/m ^밀도

³

) ^강열감량 (%) ^{화학적 구성} (%)

SiO

2

Al

2

O

3

Fe

2

O

3

CaO MgO SO

3

OPC 341.3 3,150 1.40 21.0 6.4 3.1 61.3 3.0 2.3

SF 20,000 2,100 1.50 96.0 0.3 0.1 0.4 0.1 -

표 5. UHPC 채움재의 화학적 특성 항목 강열감량 (%) ^{화학적 성분} (%)

CaO FeO

³

SiO

²

FeO

³

SiO

²

충전재 0.01 0.15 0.004 0.03 0.01 99.3

시하였고 일체 타설 접합의 경우 타설 접합부는 1 차 UHPC

의 제조와 동일한 방법으로 수행하였다 . ^{또한 에폭시 접합의}

경우에는 국내 S 사에서 사용하는 에폭시 수지를 이용하여 접합하였는데 역학적 특성결과는 표 6 과 같다 . 또한 , 일체

타설 및 에폭시 접합 모두 접합 완료 후 0.1 MPa 의 볼팅으

로 축력 및 부착을 지지하도록 양생기간 동안 적용하였다 .

2.3 실험 시스템 구성 및 계측

그림 5 에 이 연구를 통해 수행된 실제 UHPC 프리캐스트

접합부 전단거동 실험체의 시스템 구성 및 측정 사진을 도 시하였다 . 그림에서와 같이 프리캐스트 접합부의 전단 거동

분석을 위해 횡방향 축력은 4500 kN 용량의 엑추에이터를

이용하여 최초 변수로 설정한 2, 4, 8 MPa 등을 고정 횡방향

축력으로 가하였으며 , 실험 진행 동안 횡방향 축력의 변동

폭은 ± 0.005 kN 으로 고정 하중의 변동 자체는 극미하게 진

행되었다 . 한편 , 수직 압축 하중의 경우는 3500 kN 용량의

엑추에이터를 이용하여 0.4 mm/ 분의 속도로 하중을 가력하 였으며 , 전단키를 중심으로 상부 , 중앙 , 하부에 콘크리트 게

이지 및 LVDT 를 거치하여 변위 및 변형률을 측정하였다 .

3. 실험 결과 및 분석 3.1 균열거동 분석

이 연구에서는 접합부 접합 방식으로써 크게 실제 UHPC

프리캐스트 접합시 현장 타설을 모사한 일체 타설 접합 방 식과 에폭시 접합 방식을 통한 프리캐스트 PC 접합부의 전 단 거동 실험을 수행하였다 . 일체 타설의 경우 관찰된 균열 의 특성은 그림 6 과 같이 초기 균열이 전단키 끝단에서 응 력의 집중 현상으로 인하여 사인장 균열이 발생하며 , 하중이 극한 상태에 도달할 때에는 전단키의 중앙 부분에 2 ^{차 균열}

이 발생하여 최종적으로는 전단 절단 파괴 (Shear-off failure)

가 발생하였다 . 특히 , 일체 타설 접합 방식에 의한 구조체의 균열은 횡구속력의 변수에도 불구하고 대부분 양쪽 전단키 부분에서 횡구속력을 고르게 받아서 균열의 형태로 사인장 균열로서 고르게 나타남을 확인하였다 . 그리고 전단키에서 전단 절단 파괴가 일어날 때에는 초기에 발생한 사인장 균 표 6. 사용 에폭시의 물리적 특성

시험항목 단위 시험치 시험방법

가사시간 분 41 ASTM D 2471:1999

압축전단강도 (7 일 ) MPa 24.5 ASTM C 39:2005

압축강도 (1 ^일 ) MPa 62.5 ASTM D 695:2002

압축강도 (7 일 ) MPa 77.0 ASTM D 695:2002

처짐성 - 이상 없음 ASTM D 2370:2002

내열성 (50

^o

C) - 이상 없음 ASTM D 648:2004

휨강도 MPa 7.3 ASTM C 78:2002

Open time 분 180 ASTM C 78:2002

내알카리성

(NaOH 15%, 168h) - 이상 없음 KS M ISO 2812-1:2002

그림 5. UHPC 전단키 전단거동 실험 시스템 구성

열의 진전이 멈추고 균열 폭이 줄어드는 것이 관찰되었다 .

한편 , 에폭시 접합부의 경우에는 그림 7 에서 보듯이 하중 이 증가하면서 전단키 아래의 평 접합부에서 에폭시의 접합 면이 파괴되면서 1 차적으로 전단키 부분까지 균열이 진전되 는 거동을 보여 일체 타설의 경우와는 대조를 이루었다 . 또 한 , 에폭시 접합의 경우는 일체 타설 시험체의 양쪽 전단키 가 고르게 분포된 사인장 균열을 받으며 파괴에 이르는 것 과 달리 , 전단키의 한쪽 부분이 취약 구간으로 먼저 설정되 어 지점 부분에서 균열을 타고 올라오면서 먼저 수직 균열 에 의한 균열을 발생한 후 이후 , 반대쪽 전단키에서 하중을 버티는 거동을 하고 있음도 확인할 수 있었다 .

균열 거동상에 있어서 균열의 진전 결과는 접합 방식에 따른 차이가 있을 뿐 횡구속 응력 조건에 따른 균열 거동의 차이는 보이지 않았고 , 에폭시의 경우 양쪽 전단키에서 동일 하게 균열이 진전되지 않은 이유로서는 우선적으로 접합부 에폭시의 고른 접착 불량 , 수직 하중 액추에이터 가력 진행 에 따른 편심 하중의 작용 등으로 사료가 되나 , 이와 관련 해서는 해당 실험체가 축력과 수직 압축력을 동시에 받는 시험체라는 점과 그로 인해 압축 , 인장 , 전단 , 휨 및 비틀림 을 동시에 받는 부재라는 점 , 특히 에폭시 접합의 경우 에 폭시 부착력의 집중 효과등 추가적인 원인 등도 많이 내재 하고 있음을 판단할 수 있었다 .

3.2 접합 조건

그림 8 에 동일 조건의 일체 타설 접합 및 에폭시 접합 시험체의 가력 하중에 따른 수직 변위를 도시하였다 . ^그림에

서 보듯이 일체 타설 접합의 경우 파괴 하중은 2168 kN 으

로 나타났으며 , 에폭시 접합의 경우가 2387 kN 의 나타나 상

대적으로 에폭시 접합의 경우가 2 차 UHPC 를 이용한 현장

타설을 모사한 일체 타설의 경우보다 파괴 하중면에서 우위 에 있는 것으로 나타났다 . 또한 , 수직 압축력의 가력으로 인 해 초기 강성의 경우는 일체 타설 접합 및 에폭시 접합 공

히 비슷한 거동을 보이다가 100 kN ^{의 수직 하중 재하 시점}

을 기준으로 이후 일체 타설의 경우가 강성이 커지고 에폭 시 접합의 경우는 강성이 낮아지면서 연성은 일체 타설에 비해 확보되는 거동을 보였다 .

그림 9 에는 일체 타설 및 에폭시 접합조건에 따른 전단응

력 및 콘크리트 상대 수직변위 관계 ( ∴ LVDT 값 ) 를 도시하

였는데 , 일체 타설 접합부의 경우는 초기 0.2 MPa 를 기준으

로 에폭시 접합의 경우와 비교하여 월등한 강성을 가지는 것으로 나타났으며 , 최대 전단 응력의 경우는 17.9 MPa 였다 .

한편 에폭시 접합의 경우는 최대 전단 응력이 18.7 MPa 를

가지는 것으로 나타났으며 , 그림에서와 같이 일체 타설 접합

부와 비교하여 약 16 MPa 부근에서 1 차 초기 균열이 발생

되었고 , 이후 극한점에 이르러 최종 파괴와 더불어 급격히 변위가 상승하는 거동을 보여 종국적으로 에폭시 접합의 경 우가 현장 타설을 모사한 일체 타설의 경우와 비교하여 전 단 강도 및 연성 확보 측면에서 모두 우월함을 입증하였다 .

그림 10 에는 일체 타설 및 에폭시 접합 조건에 따른 전 그림 6. 일체 타설 접합시의 파괴 거동

그림 7. 에폭시 접합시의 파괴 거동

그림 8. UHPC 프리캐스트 세그먼트 조인트의 수직하중에 따른 수직 처짐

그림 9. UHPC 프리캐스트 세그먼트 조인트의 전단응력에

따른 수직 처짐

단 응력 - 수직 변형률 (:Strain gage 값 ) 결과를 도시하였는데 ,

주목할 만한 것은 에폭시 접합의 경우 , 절대 수직 변형률의

값은 초기 균열 지점으로 분석된 16 MPa 지점까지 ± 60 ε

이내의 변형에 그치는 반면 , 일체 타설 접합의 경우는 9.1 MPa 까지는 선형적으로 변형률이 370 ε까지 절대 변형률이 증가하다가 이후 등락을 반복하면서 최대 전단 응력인 17.9

MPa 까지 저항하는 거동을 보인다는 점이다 . 즉 , 일체 타설

의 경우 동일한 재료를 이용하여 접합을 하였다 하더라도 접합부 인터페이스 구간에서의 부착력은 오히려 에폭시 접 합에 비해 떨어진다고 판단되며 , 이는 종국적으로 프리캐스 트 접합부에 있어서 초고성능 콘크리트를 이용한 재료의 개 선이 이루어진다고 하여도 압축 , 인장 , 전단 , 휨 및 비틀림 의 역학을 모두 만족하는 재료의 개발이 있기 까지는 현장 타설의 경우가 에폭시 접합에 보다는 불리함을 입증한다 .

한편 , 그림 11 에는 일체 타설 및 에폭시 접합 조건에 따 른 전단 응력 및 시험체의 수평 변형률의 관계를 도시하였 는데 , 수평 변형률의 거동에서는 초기 1.6 MPa 지점을 기준 으로 강성이 1 차적으로 변하고 , 이후 에폭시 접합 및 일체

타설 접합의 경우 6 MPa 까지 변형률이 유사하게 증가되어지

다가 이후 14 MPa 까지 수평 변형률이 에폭시 접합의 경우

가 일체 타설 접합의 경우보다 적게 변형하는 거동을 보였

다 . ^{이후 최대 파괴 하중까지 일체 타설 접합의 경우는 오}

히려 수평 변형률이 감소하는 경향을 보였으며 , 에폭시 접합

의 경우는 1200 µε까지 연성을 확보하면서 증가하는 경향을

보이는 것으로 나타났다 .

3.3 횡구속 조건

일반적으로 프리캐스트 접합 PC 교량 접합부의 횡구속력 증가는 접합부의 전단 응력을 증가시키는 것으로 알려져 있 다 . ^그림 12 ^{에서는 일체 타설 접합시의 횡구속력이} 0, 0.1,

2, 4, 8 및 12 MPa 로 증가함에 따른 최대 파괴하중 결과를

단적으로 도시하였는데 그림에서 보는 바와 같이 평균 압축

강도 200 MPa, 평균 인장강도 10 MPa 로 거동하는 UHPC

의 경우 , 횡구속 응력의 증가는 8 MPa 에서 2332 kN 으로 최

대를 이루며 거동하는 것으로 나타났다 . 이는 UHPC 부재내

에 횡방향 구속이 증가하더라도 최적의 거동을 나타내는 임 계 횡구속력이 작용함을 제시할 수 있는데 , 이러한 특징은 그림 13 의 횡구속력에 따른 전단응력 - 수직변위 결과로써도 제시가 가능하다 .

즉 , 일체 타설 접합의 경우 , 횡구속력의 증가에 따라 극한 전단 응력이 증가하는 점은 기존의 일반 고강도 콘크리트의

경우와도 비슷한 경향을 보인다 . 다만 , UHPC 의 경우는 그

파괴거동에 있어서 콘크리트 시멘트 매트릭스 내부의 강섬 그림 10. UHPC 프리캐스트 세그먼트 조인트의 전단응력에 따른

수직 변형률

그림 11. UHPC 프리캐스트 세그먼트 조인트의 전단응력에 따른 수평 변형률

그림 12. UHPC 프리캐스트 현장타설 조인트의 파괴하중 vs. 횡 방향 구속력

그림 13. UHPC 프리캐스트 현장타설 조인트의 전단응력 vs.

수직 처짐 (횡구속력 변수)

유의 단락이 단계적으로 누적 되어가면서 종국적으로 파괴 하중을 결정하는 것이 강섬유의 인발에 좌우되어 있다고 할 수 있다 . 다시 말해 , 동일 조건에서는 콘크리트 재료 자체가 가진 횡구속 저항력 범위까지 횡구속 하중의 증가에 의해 수직 압축 하중의 저항 능력도 증가하게 되지만 , 횡구속 조

건을 면밀히 분석하게 되면 0~8 MPa 범위까지는 파괴 시

수직 변형이 5 mm 내외이나 12 MPa 조건에서는 23 mm 까

지 증가하면서 UHPC 의 재료 저항능력이 아닌 횡구속력의 저항 능력으로서 전단 저항 능력이 부과되는 형태라고 할

수 있다 . 또한 , 초기 0~12 MPa 까지는 횡구속 조건이 증가함

에 따라 초기 강성도 증가하는 경향을 보였는데 , 이후

12 MPa 이상에서는 오히려 횡구속 12 MPa 인 경우가 강성이

횡구속 응력 8 MPa 에 비해 떨어짐을 통해서도 최적의 거동

을 나타내는 임계 횡구속력이 작용함을 알 수 있다 . 즉 , 횡 구속 응력의 증가에 따라 그래프내의 기울기도 반 시계 방 향으로 강성이 더욱 강해지다가 8 MPa 이 오히려 12 MPa

의 횡구속력이 경우보다 강성 ( 기울기 ) 이 더욱 큰 것을 확인 가능하다 .

한편 , ^그림 14 ^{에는 에폭시 접합시} 2, 4 ^및 8 MPa ^{의 횡구}

속력에 따른 최대 파괴하중 결과를 단적으로 도시하였는데 ,

횡구속력의 증가가 파괴 하중의 증가로 이어지는 결과를 확 인이 가능하였다 . 다만 , 그림 15 의 전단 응력 거동과 수직

처짐의 관계를 통해 살펴보면 , 초기 강성의 경우는 각각의 횡구속 조건으로 설정된 범위에서 2 ^{배 범위까지는 선형적으}

로 전단 저항응력이 증가하는 거동을 보이다가 이후 강성이 급격히 낮아지면서 큰 변형률을 보인다는 점이 특이하다고 할 수 있다 . 즉 , 에폭시 접합의 경우 앞서 설명하였던 일체 타설 접합에 비해 동일 조건에서 극한 파괴 하중 , 극한 전 단 응력 , 극한 변형률 등이 우수함을 알 수 있고 , 이는

UHPC 접합부내 인터페이스 구간에서의 부착력 증대에 기인

한 사항이라고 할 수 있다 .

그림 16 에는 일체 타설 접합 및 에폭시 접합 각 경우에 대한 횡구속 변수에 따른 이상화된 파괴 하중 결과의 회귀 분석 식을 도시하였다 . 그림에서와 같이 에폭시 접합의 경우 가 일체 타설 접합에 비해 상대적으로 높은 파괴 하중에 대 해 저항하고 있음을 알 수 있으며 , 횡구속력의 증가에 따라 에폭시 접합의 경우는 선형적으로 증가하는 반면 , 일체 타설

접합의 경우는 8 MPa 까지는 선형적으로 증가하다가 이후 감

소하는 경향을 보임을 알 수 있다 . ^특히 , ^{여기서 일체 타설}

접합 및 에폭시 접합 모두 횡구속력 8 MPa 조건에서 유사

한 경향을 나타내는 것으로 나타나 UHPC 를 적용한 프리캐

스트 접합 PC 접합을 위한 최적 횡구속력은 8 MPa 범위에 서 공히 최적의 조건을 가지고 있음도 알 수 있었다 . 4. 결 론

이 논문은 UHPC ^{프리캐스트 접합부 전단 거동 실험을 통}

해 접합 조건 및 횡구속 변수에 따른 상호 비교 실험을 수행 한 결과이며 , 실험 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다 .

1. 에폭시 접합의 경우가 2 차 UHPC 를 이용한 현장 타설을

모사한 일체 타설의 경우보다 파괴 하중면에서 우위에 있 는 것으로 나타났다 .

2. 에폭시 접합의 경우는 최대 전단 응력이 18.7 MPa 를 가

지는 것으로 나타났으며 , 일체 타설 접합부와 비교하여 약

16 MPa ^부근에서 1 ^{차 초기 균열이 발생되었고} , ^{이후 극}

한점에 이르러 최종 파괴와 더불어 급격히 변위가 상승하 는 거동을 보여 종국적으로 에폭시 접합의 경우가 현장 타설을 모사한 일체 타설의 경우와 비교하여 전단 강도 및 연성 확보 측면에서 모두 우월함을 입증하였다 .

3. 일체 타설의 경우 동일한 재료를 이용하여 접합을 하였다

그림 14. UHPC 프리캐스트 에폭시 조인트의 파괴하중 vs. 횡방향 축력

그림 15. UHPC 프리캐스트 에폭시 조인트의 전단응력 vs. 수직 변형률

그림 16. UHPC 프리캐스트 조인트의 접합 방식에 따른 성능 비교

하더라도 접합부 인터페이스 구간에서의 부착력은 오히려 에폭시 접합에 비해 떨어진다고 판단되며 , 이는 종국적으 로 프리캐스트 접합부에 있어서 초고성능 콘크리트를 이 용한 재료의 개선이 이루어진다고 하여도 압축 , 인장 , 전 단 , 휨 및 비틀림의 역학을 모두 만족하는 재료의 개발이 있기 까지는 현장 타설의 경우가 에폭시 접합 보다는 불 리함을 확인하였다 .

4. 실험 결과를 통해 UHPC 부재내에 횡방향 구속이 증가하

더라도 최적의 거동을 나타내는 임계 횡구속력이 작용함 을 제시가 가능하다 .

5. 일체 타설 접합 및 에폭시 접합시 , 전단 응력 거동과 수

직 변형률의 관계를 통해 살펴보면 , 초기 강성의 경우는 각각의 횡구속 조건으로 설정된 범위에서 2 배 범위까지는 선형적으로 전단 저항 응력이 증가하는 거동을 보이다가 이후 강성이 급격히 낮아지면서 큰 변형률을 보인다 .

6. 균열 거동상에 있어서 균열의 진전 결과는 접합 방식에

따른 차이가 있을 뿐 횡구속 응력 조건에 따른 균열 거 동의 차이는 보이지 않았다 .

감사의 글

이 논문은 2011 년 한국건설기술연구원의 주요 사업인 “11

주요 - 하이브리드 사장교 설계 및 시공 시스템 기술 개발 ” 과 제의 일환으로 수행되었으며 이에 감사를 드립니다 .

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( ^접수일 : 2011.4.5/ ^심사일 : 2011.5.13/ ^{심사완료일} : 2011.7.13)