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문제 정의
- 본 연구에서는 단위중량이 1,880 kg/m3이고, 설계기준강도가 35 MPa 이상으로서, 일반 콘크리트 바닥판에 사용되는 강도보다 큰 강도를 가진 고강도 경량 콘크리트와 비교를 위해 일반콘크리트를 사용한 단순지지 된 1방향 바닥판을 제작하여 윤하중의 재하면적을 고려한 정적파괴 실험을 수행하였으며, 이를 토대로 고강도 경량 콘크리트의 교량 바닥판에 대한 적용성을 평가하였다.
- 본 연구에서는 압축강도가 47 MPa인 고강도 경량콘크리트와 압축강도가 32 MPa인 일반콘크리트를 사용한 단순지지된 1방향 바닥판에 대해 윤하중의 접지면적을 고려한 정적파괴 실험을 수행하였으며, 이를 토대로 경량콘크리트 바닥판의 교량 바닥판에 대한 적용성을 평가하였다. 실험을 통해 얻은 결과를 요약하면 다음과 같다.
- 일반적으로 철근콘크리트 부재의 사용성을 평가하기 위해서는 사용하중 상태에서 부재의 처짐, 균열 및 피로 등을 검토하여야 한다. 이 중에서 본 연구에서는 사용성 평가를 위해 처짐량을 검토하였다. 교량 바닥판의 처짐에 대한 사용성 평가기준은 설계하중 작용시 처짐이 L(지간)/800이하이어야 한다.
가설 설정
- 바닥판의 극한 휨강도를 계산하기 위하여 항복선 해석(Yield line analysis)을 수행하였으며, 항복선의 형태는 윤하중의 접지면적을 고려하여 그림 11과 같이 가정하였다. 본 연구에서 적용한 판은 횡방향의 철근비와 종방향의 철근비가 다른 이방성판이기 때문에 그림 11의 항복선에 대한 등방성 판의 극한하중을 계산한 후, Johansen에 의해 유도된 affinity theorem(Park, R.
- 1960). 이 모델은 집중하중 작용시 발생하는 방사형 균열과 전단균열에 둘러싸인 바닥판의 일부분이 기둥에서 전단균열의 끝부분까지 형성된 가상의 압축원통쉘(conical shell)을 통해서 하중이 작용하는 것으로 가정한다. 그림 13(a)에 가상의 압축원통셀을 나타내었으며.
제안 방법
- 또한 재하하중은 DB-24하중의 후륜 축하중 96 kN을 고려하여 100 kN, 130 kN(충격계수 고려)까지 단계별로 하중을 재하하여 사용하중 상태에서 바닥판의 거동을 확인하였으며, 130 kN 이후에서는 150 kN, 300 kN, 500k N에서 하중재하와 하중제거를 반복하며 균열 진전사항을 확인하였다. 500 kN이후에서는 바닥판의 정적 강도를 확인하기 위하여 파괴시까지 하중을 변위제어방법으로 재하하였다. 그림 3과 4는 윤하중의 접지면적을 고려하기 위한 재하판 설치전경과 바닥판 실험전경을 나타낸 것이다.
- 표 6의 도로교설계기준(2005)에 의한 펀칭전단강도는 다음 식(3)에 의해 계산하였으며, CEB-FIP(1990)에 의한 펀칭전단강도는 식(4)로 계산하였다. CEB-FIP의 펀창전단강도식은 부분안전계수(Partial safety factor) 1.5가 고려된 식으로서, 본 연구에서는 부분안전계수를 고려하지 않은 공칭강도에 대해서 비교하였다. 식(4)에서 부분안전계수를 고려할 경우에는 우변의 계수 0.
- 고강도 경량 콘크리트 바닥판의 구조성능 및 교량바닥판으로서의 적용성을 평가하기 위한 재하 실험은 10,000 kN 만능 시험기에 의해 수행 되었으며, 하중 재하시 하중 재하 면적은 윤하중의 접지면적을 고려하여 200 mm×500 mm의 재하판을 통해 하중을 재하하였다. 또한 재하하중은 DB-24하중의 후륜 축하중 96 kN을 고려하여 100 kN, 130 kN(충격계수 고려)까지 단계별로 하중을 재하하여 사용하중 상태에서 바닥판의 거동을 확인하였으며, 130 kN 이후에서는 150 kN, 300 kN, 500k N에서 하중재하와 하중제거를 반복하며 균열 진전사항을 확인하였다.
- 경량골재와 일반골재를 혼합하여 사용하는 경우, 경량골재와 일반 골재의 혼합율에 따라 압축강도와 단위용적중량이 달라지게 된다. 따라서 경량콘크리트의 구조적 효율성을 위하여 경량 굵은골재는 100% 사용하고 총 잔골재량에서 경량 잔골재의 양을 25%씩 증가시켜가며 압축강도와 단위용적중량의 비인비강도(Specific strength)가 최대가 되는 혼합율을 결정하였다. 실험결과 경량굵은골재 100%, 경량잔골재 75%, 일반잔골재 25%를 혼합한 경우, 비강도가 0.
- 고강도 경량 콘크리트 바닥판의 구조성능 및 교량바닥판으로서의 적용성을 평가하기 위한 재하 실험은 10,000 kN 만능 시험기에 의해 수행 되었으며, 하중 재하시 하중 재하 면적은 윤하중의 접지면적을 고려하여 200 mm×500 mm의 재하판을 통해 하중을 재하하였다. 또한 재하하중은 DB-24하중의 후륜 축하중 96 kN을 고려하여 100 kN, 130 kN(충격계수 고려)까지 단계별로 하중을 재하하여 사용하중 상태에서 바닥판의 거동을 확인하였으며, 130 kN 이후에서는 150 kN, 300 kN, 500k N에서 하중재하와 하중제거를 반복하며 균열 진전사항을 확인하였다. 500 kN이후에서는 바닥판의 정적 강도를 확인하기 위하여 파괴시까지 하중을 변위제어방법으로 재하하였다.
- 바닥판의 정적재하실험을 통하여 하중-처짐 관계, 바닥판 콘크리트의 변형률 및 철근의 변형률을 측정하였으며, 바닥판의 파괴양상 등을 검토하였다.
- 정적재하실험시 측정된 사항은 하중재하에 따른 바닥판의 처짐과 콘크리트 및 철근의 변형률을 측정하였다. 바닥판의 처짐을 측정하기 위하여 총 7개의 처짐계(LVDT)를 설치하였고, 바닥판 상부에서의 변형률을 측정하기 위하여 종방향과 횡방향으로 콘크리트 게이지를 부착하였으며, 바닥판 하부 인장 철근의 변형률을 측정하기 위하여 콘크리트 타설 전에 인장 철근에 철근 게이지를 부착하였다(그림 2참조).
- 따라서 바닥판의 극한내하력은 펀칭전단강도를 토대로 평가해야 한다. 이를 위해 펀칭전단강도에 대한 경험식과 이론식을 실험결과와 비교하였다. 먼저 경험식으로는 도로교설계기준과 CEB-FIP(1990)에서 제시하고 있는 펀칭전단강도식을 실험값과 비교하였으며, 이론식으로는 Kinnunen과 Nylander가 제안한 단순지지 된 판의 펀칭전단강도 평가식을 사용하였다.
- 펀칭전단강도 P는 가상의 원통쉘의 깊이 y의 수치를 변화시켜 반복계산을 통해 결정하며, 이 때 식(6)과 식(7)에 계산된 수치의 차이는 적합한 오차범위 이내로 한다. 이상과 같이 산정된 펀칭전단강도 P에 철근의 dowel효과와 인장막 효과를 고려하여 20%를 증가시킨 수치를 바닥판의 펀칭전단강도로 평가한다(Kinnunen, S., 1963).
- 정적재하실험시 측정된 사항은 하중재하에 따른 바닥판의 처짐과 콘크리트 및 철근의 변형률을 측정하였다. 바닥판의 처짐을 측정하기 위하여 총 7개의 처짐계(LVDT)를 설치하였고, 바닥판 상부에서의 변형률을 측정하기 위하여 종방향과 횡방향으로 콘크리트 게이지를 부착하였으며, 바닥판 하부 인장 철근의 변형률을 측정하기 위하여 콘크리트 타설 전에 인장 철근에 철근 게이지를 부착하였다(그림 2참조).
대상 데이터
- 실험부재에 사용된 경량콘크리트는 석탄회와 석분오니와 같은 폐기물을 점토와 혼합한 후 소성과정을 통해 제조된 국내산 경량골재를 사용하였으며, 사용된 경량골재의 형상은 그림 1과 같다. 사용된 경량굵은골재의 최대치수는 20 mm, 비중은 1.89, 단위중량은 1,071 kg/m3이며, 경량잔골재의 비중은 1.87, 단위중량은 1,127 kg/m이다.
- 실험부재에 사용된 경량콘크리트는 석탄회와 석분오니와 같은 폐기물을 점토와 혼합한 후 소성과정을 통해 제조된 국내산 경량골재를 사용하였으며, 사용된 경량골재의 형상은 그림 1과 같다. 사용된 경량굵은골재의 최대치수는 20 mm, 비중은 1.
- 정적 재하실험을 위해 경량콘크리트를 사용한 바닥판 2개와 비교를 위해 일반콘크리트를 사용한 바닥판 2개를 제작하였으며, 부재의 크기는 실제 교량 바닥판 단면과 유사한 지간 2 m(순지간 1.65 m), 길이 3.6 m, 바닥판 두께 220 mm(유효깊이 : 180 mm)로 제작하였다. 사용철근은 상하부 동일하게 배근하였으며, 사용된 철근비는 횡방향(지간방향)으로 0.
이론/모형
- 이를 위해 펀칭전단강도에 대한 경험식과 이론식을 실험결과와 비교하였다. 먼저 경험식으로는 도로교설계기준과 CEB-FIP(1990)에서 제시하고 있는 펀칭전단강도식을 실험값과 비교하였으며, 이론식으로는 Kinnunen과 Nylander가 제안한 단순지지 된 판의 펀칭전단강도 평가식을 사용하였다. 또한 사용하중과 실험값을 비교함으로써 안전율을 계산하여 표 6에 나타내었다.
- 바닥판의 극한 휨강도를 계산하기 위하여 항복선 해석(Yield line analysis)을 수행하였으며, 항복선의 형태는 윤하중의 접지면적을 고려하여 그림 11과 같이 가정하였다. 본 연구에서 적용한 판은 횡방향의 철근비와 종방향의 철근비가 다른 이방성판이기 때문에 그림 11의 항복선에 대한 등방성 판의 극한하중을 계산한 후, Johansen에 의해 유도된 affinity theorem(Park, R. 2000)에 따라 정리하면 식(1)과 같이 나타낼 수 있다. 식(1)에서 경사각 Φ는 미지수이기 때문에 최소일의 원리에 따라 Φ를 변화시켜가며 Py를 산정한 후, 최소값을 극한하중으로 결정하였다.
성능/효과
- 1. 고강도 경량콘크리트를 사용한 바닥판과 일반콘크리트를 사용한 바닥판에 대한 정적재하실험 결과 고강도 경량콘크리트 바닥판의 극한강도가 일반콘크리트 바닥판보다 평균 약 9%정도 높은 것으로 나타났으며, 파괴시 최종 처짐량은 유사한 것으로 나타났다. 또한 사용하중 상태에서 바닥판의 처짐량은 모든 부재에서 허용 처짐량을 만족하는 것으로 나타났으며, 고강도 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판의 강성은 유사한 것으로 나타났다.
- 2. 압축 측 콘크리트의 변형률은 종방향 변형률보다 횡방향 변형률이 크게 나타났다. 바닥판 파괴시 콘크리트의 횡방향 변형률은 경량콘크리트 바닥판에서 다소 크게 나타났으나 일반적으로 가정하는 콘크리트의 극한변형률인 3000 με에는 도달하지 않아 파괴시 콘크리트의 압축파괴는 발생하지 않은 것으로 판단된다.
- 3. 인장 측 철근의 변형률 또한 종방향 변형률보다는 횡방향 변형률이 크게 나타났으며, 본 실험에서 적용된 철근비에 대해서는 바닥판이 파괴되기 전 약 450~550 kN의 하중에서 하중 재하점 바로 밑의 횡방향 철근이 먼저 항복한 후 바닥판이 파괴되는 것으로 나타났다.
- 4. 바닥판의 파괴형태는 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판에서 모두 정모멘트 구간에서 방사형 균열에 의한 횡방향 철근의 항복 후, 부모멘트 구간의 항복선이 발생되기 전에 펀칭에 의해 파괴되는 펀칭전단파괴인 것으로 나타났다.
- 5. DB-24의 후륜 축하중과 실험에 의해 측정된 극한하중을 비교하여 안전율을 계산한 결과, 경량콘크리트 바닥판의 경우 평균 약 7.1의 안전율이 산출되었으며, 일반콘크리트 바닥판의 경우는 평균 약 6.6의 안전율이 산출되었다.
- 6. 본 연구에서 적용된 조건의 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판에 대해 도로교설계기준과 CEB-FIP에 의한 평가식의 오차는 모두 ±10% 내외의 오차를 보여 강도감소계수(도로교설계기준 : 0.8)와 부분안전계수(CEB-FIP : 1.5)를 고려하는 경우에는 모두 안전측의 결과를 예측하는 것으로 나타났다.
- 7. 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판의 평균 펀칭전단강도의 차는 55.5 kN이었으며, 도로교설계기준의 평가식에서 경량콘크리트와 일반콘크리트에 대한 펀칭전단강도의 차는 약 55 kN, CEB-FIP에 의한 평가식에서의 차는 약 84 kN이 산출되어 도로교설계기준의 경량콘크리트의 전단에 대한 강도감소는 합리적인 것으로 판단된다.
- 따라서 도로교설계기준의 경량콘크리트의 전단에 대한 강도감소는 합리적인 것으로 판단된다. CEB-FIP식과 비교에서는 경량콘크리트의 경우 -1~4%, 일반콘크리트에서는 -9~4%의 오차를 보였다.
- 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판의 강성을 비교하기 위하여 그림 5에서 하중 제거후의 값을 빼고 하중의 증가에 대한 값만을 그림 6에 나타내었다. NS-1 부재를 제외한 나머지 부재들의 강성은 파괴시까지 거의 유사한 것으로 나타났으며, 사용하중 상태에서는 4개 부재의 강성이 모두 유사한 것으로 나타났다.
- 파괴시 바닥판 상연 콘크리트 변형률을 측정한 결과, 모든 실험체에서 종방향 변형률보다는 횡방향 변형률이 매우 크게 산출되었다. 경량콘크리트 부재인 LS-1부재와 LS-2부재의 파괴시 바닥판 중앙점 상연의 횡방향 변형률은 약 2900 με이었으며, NS-1부재는 약 2000 με, NS-2부재는 약 1800 με으로 측정되었다. 그림 7은 콘크리트 상연의 종방향 변형률과 횡방향 변형률을 나타낸 것으로서 통상 펀칭전단 파괴시 콘크리트 압축변형률은 3000 με 이하의 수치를 보이는 것과 유사한 결과를 보임을 알 수 있다.
- 이론식인 Kinnunen과 Nylander 모델은 압축강도가 31~39 MPa인 일반콘크리트에 대한 실험결과를 바탕으로 도출된 식으로서 NS-2부재를 제외하고는 모두 안전측인 것으로 나타났다. 그러나 도로교설계기준의 평가식에서 경량콘크리트와 일반콘크리트에 대한 펀칭전단강도의 차는 약 55 kN 이었으며, CEB-FIP에 의한 평가식에서의 차는 약 84 kN이 산출되었으나(실험결과 평균 : 55.5 kN), Kinnunen과 Nylander 모델에서는 9 kN밖에 차이가 발생하지 않았다. 따라서 Kinnunen과 Nylander 모델은 본 연구에서 적용된 고강도 경량콘크리트의 펀칭전단강도를 합리적으로 반영하지 못하는 것으로 판단된다.
- 5)를 고려하는 경우에는 모두 안전측의 결과를 예측하는 것으로 나타났다. 그러나 본 연구에서 적용된 철근비보다 철근이 많이 배근되는 경우, 도로교설계기준의 평가식은 철근의 영향을 고려할 수 없으므로 펀칭전단강도가 다소 과소평가될 수 있을 것으로 판단되며, 본 연구에서 적용된 경량콘크리트의 강도보다 강도가 높은 경량콘크리트가 사용되는 경우, CEB-FIP의 평가식은 경량콘크리트의 전단에 대한 강도를 감소하는 규정이 없어 본 연구에서의 결과보다 오차는 증가할 것으로 판단된다.
- 단순지지 된 1방향 판의 정적재하실험 결과, 40 MPa 이상의 고강도 경량콘크리트 바닥판은 일반콘크리트를 사용한 바닥판과 유사한 거동 특성을 보이며, 사용성 뿐만 아니라 안전성에도 문제가 없는 것으로 나타나, 고강도 경량콘크리트는 교량바닥판으로써 사용 가능성이 있는 것으로 판단된다. 그러나 실제 교량바닥판은 앞서 언급하였듯이 윤하중이 반복적으로 재하 되며, 아주 혹독한 환경에 직접 노출될 수 있는 부재이다.
- 5 kN), Kinnunen과 Nylander 모델에서는 9 kN밖에 차이가 발생하지 않았다. 따라서 Kinnunen과 Nylander 모델은 본 연구에서 적용된 고강도 경량콘크리트의 펀칭전단강도를 합리적으로 반영하지 못하는 것으로 판단된다.
- 또한 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판의 파괴하중은 이와 같이 계산된 정모멘트 구간의 항복선이 발생하는 하중과 부모멘트 항복선 발생 후, 휨파괴가 발생하는 극한하중(표 5의 Py) 사이에서 모두 파괴 되었다. 따라서 본 연구에서 사용된 실험체의 파괴형태는 모두 정모멘트 구간에서 방사형 균열에 의한 횡방향 철근의 항복 후, 부모멘트 구간의 항복선이 발생되기 전에 펀칭에 의해 파괴되는 펀칭전단파괴인 것으로 판단된다.
- 5 mm에서 각각 파괴되었다. 또한 4개의 실험체에서 모두 150 kN까지 하중재하 후, 하중제거시 잔류처짐량은 무시할 수 있을 정도로 작았으며, 하중-처짐 곡선도 선형적으로 나타나 사용하중 상태에서는 탄성거동을 하는 것으로 판단된다.
- 고강도 경량콘크리트를 사용한 바닥판과 일반콘크리트를 사용한 바닥판에 대한 정적재하실험 결과 고강도 경량콘크리트 바닥판의 극한강도가 일반콘크리트 바닥판보다 평균 약 9%정도 높은 것으로 나타났으며, 파괴시 최종 처짐량은 유사한 것으로 나타났다. 또한 사용하중 상태에서 바닥판의 처짐량은 모든 부재에서 허용 처짐량을 만족하는 것으로 나타났으며, 고강도 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판의 강성은 유사한 것으로 나타났다.
- 06 mm 이하의 처짐이 발생하여 사용성 기준을 만족하는 것으로 나타났다. 또한 사용하중보다 다소 높은 상태(150kN)까지 하중을 재하한 후 하중을 제거하고 다시하중을 재하한 첫번째 하중 재재하 단계까지의 강성저하율은 경량콘크리트 바닥판의 경우 약 2~7%로 나타났으며, 일반콘크리트 바닥판의 경우는 약 3~7%인 것으로 나타나 사용하중 상태에서 하중 반복재하에 따른 강성저하는 작은 것으로 나타났다. 본 실험에 적용된 부재의 경계조건은 단순지지조건이다.
- 바닥판 파괴시 바닥판 상연에서의 파괴형상은 4개의 실험체에서 모두 콘크리트의 압축파괴는 발생하지 않았으며, 재하판 면적만큼 국부적으로 함몰되는 파괴형상을 나타내었다. 그림 9는 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판 상부의 파괴형상을 나타낸 것이다.
- 표 4의 가로 안에 있는 수치는 총 처짐량에서 잔류 처짐량을 뺀 값으로서 하중의 반복재하에 따른 강성의 변화를 알 수 있다. 바닥판의 처짐량을 측정한 결과 동일한 하중에서 일반콘크리트 바닥판에 비해 경량골재를 사용한 바닥판의 처짐이 다소 큰 것으로 나타났으나, NS-1부재를 제외한 부재에서는 300 kN까지 하중을 재하한 후 하중을 제거하고 다시 하중을 재하한 2번째 하중 재재하 단계까지 설계 하중 작용시 사용성 평가 기준인 2.06 mm 이하의 처짐이 발생하여 사용성 기준을 만족하는 것으로 나타났다. 또한 사용하중보다 다소 높은 상태(150kN)까지 하중을 재하한 후 하중을 제거하고 다시하중을 재하한 첫번째 하중 재재하 단계까지의 강성저하율은 경량콘크리트 바닥판의 경우 약 2~7%로 나타났으며, 일반콘크리트 바닥판의 경우는 약 3~7%인 것으로 나타나 사용하중 상태에서 하중 반복재하에 따른 강성저하는 작은 것으로 나타났다.
- 본 연구에서 적용된 조건의 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판에 대해 도로교설계기준과 CEB-FIP에 의한 평가식의 오차는 모두 ±10% 내외의 오차를 보여 강도감소 계수(도로교설계기준 : 0.8)와 부분안전계수(CEB-FIP : 1.5)를 고려하는 경우에는 모두 안전측의 결과를 예측하는 것으로 나타났다. 그러나 본 연구에서 적용된 철근비보다 철근이 많이 배근되는 경우, 도로교설계기준의 평가식은 철근의 영향을 고려할 수 없으므로 펀칭전단강도가 다소 과소평가될 수 있을 것으로 판단되며, 본 연구에서 적용된 경량콘크리트의 강도보다 강도가 높은 경량콘크리트가 사용되는 경우, CEB-FIP의 평가식은 경량콘크리트의 전단에 대한 강도를 감소하는 규정이 없어 본 연구에서의 결과보다 오차는 증가할 것으로 판단된다.
- 사용하중인 DB-24의 후륜하중과 실험에 의해 측정된 극한하중의 비교시, 경량콘크리트 바닥판의 경우 실험값이 최소 약 7배 정도 큰 것으로 나타났으며, 일반콘크리트 바닥판의 경우는 실험값이 최소 약 6배 정도 큰 것으로 나타났다. 도로교설계기준의 펀칭전단강도식과의 비교에서는 경량콘크리트의 경우 약 0~5%의 오차를 보였으며, 일반콘크리트의 경우는 약 -4~11%의 오차를 보였다.
- 따라서 경량콘크리트의 구조적 효율성을 위하여 경량 굵은골재는 100% 사용하고 총 잔골재량에서 경량 잔골재의 양을 25%씩 증가시켜가며 압축강도와 단위용적중량의 비인비강도(Specific strength)가 최대가 되는 혼합율을 결정하였다. 실험결과 경량굵은골재 100%, 경량잔골재 75%, 일반잔골재 25%를 혼합한 경우, 비강도가 0.022 MPa·m3/kg으로 가장 크게 산출되어(표 1 참조), 바닥판 실험체 제작시 사용된 콘크리트는 이와 같은 혼합률에 따라 배합하였다. 표 2는 실험체 제작시 적용된 일반콘크리트와 경량콘크리트의 배합표를 나타낸 것이며, 표 3은 바닥판 제작시 타설된 압축공시체(Φ100 mm×h200 mm)에 대해 바닥판 정적 재하실험시 측정된 압축강도, 할렬 인장강도 및 탄성계수를 나타낸 것이다.
- 이론식인 Kinnunen과 Nylander 모델은 압축강도가 31~39 MPa인 일반콘크리트에 대한 실험결과를 바탕으로 도출된 식으로서 NS-2부재를 제외하고는 모두 안전측인 것으로 나타났다. 그러나 도로교설계기준의 평가식에서 경량콘크리트와 일반콘크리트에 대한 펀칭전단강도의 차는 약 55 kN 이었으며, CEB-FIP에 의한 평가식에서의 차는 약 84 kN이 산출되었으나(실험결과 평균 : 55.
- 인장측 철근의 변형률 또한 콘크리트 변형율과 마찬가지로 횡방향 변형률이 종방향 변형률보다 크게 나타났다. 그림 8은 LS-2부재와 NS-1부재의 하중 재하점 바로 밑 종방향 철근게이지와 횡방향 철근게이지에서 측정된 하중 증가에 대한 변형률을 나타낸 것으로서, 횡방향 철근이 먼저 항복한 후, 바닥판이 파괴되기 전에 종방향 철근도 항복하는 것으로 나타났다.
- 파괴시 바닥판 상연 콘크리트 변형률을 측정한 결과, 모든 실험체에서 종방향 변형률보다는 횡방향 변형률이 매우 크게 산출되었다. 경량콘크리트 부재인 LS-1부재와 LS-2부재의 파괴시 바닥판 중앙점 상연의 횡방향 변형률은 약 2900 με이었으며, NS-1부재는 약 2000 με, NS-2부재는 약 1800 με으로 측정되었다.
- 그림 5는 바닥판 중앙점에서 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판의 하중-처짐 관계를 나타낸 것으로서, 경량콘크리트 바닥판은 LS로 나타내었으며, 일반콘크리트 바닥판은 NS로 나타내었다. 파괴시 하중은 경량콘크리트의 경우 약 669 kN과 702 kN이며, 일반콘크리트의 경우 약 585 kN과 675 kN으로 측정되어 고강도 경량콘크리트를 사용한 바닥판의 극한강도가 평균 약 9% 정도 큰 것으로 나타났다. 이때 최종 처짐량은 경량콘크리트 바닥판의 경우 약 12.
- 항복선 해석결과, 경량콘크리트 바닥판과 일반콘크리트 바닥판에서 모두 항복선 해석에 의한 극한하중의 약 70~80% 정도의 하중에서 파괴되었다. 경량콘크리트 부재와 일반콘크리트 부재에서는 모두 바닥판이 파괴되기 전에 하중 재하점 바로 밑의 횡방향 철근이 항복하였으며, 철근이 항복한 하중 수준에서 바닥판의 하연에 그림 11에서 가정한 항복선과 유사한 방사형의 휨균열이 발생하였다.
후속연구
- 그러나 국내에서는 1990년 후반부터 구조용 경량콘크리트에 대한 연구가 시작되어 건축구조물에 일부 적용된 바가 있을 뿐 아직 토목구조물에는 적용된 예는 극히 드물다(신성우, 1998). 따라서 경량콘크리트를 교량바닥판에 적용하기 위해서는 경량콘크리트에 대한 많은 실험적 연구가 수행될 필요성이 있다. 우선 교량바닥판은 윤하중이 반복적으로 재하 되며, 아주 혹독한 환경에 직접 노출될 수 있는 부재이므로 경량콘크리트 바닥판에 대한 정적재하실험뿐만 아니라 피로 실험 및 장기거동실험과 내구성 실험 등이 수행되어야 실제 교량 바닥판에 적용이 가능할 것이다.
- 일반적으로 경량콘크리트는 동일한 강도에서 일반콘크리트에 비해 탄성계수가 작아(Macgregor, 2005) 일반콘크리트와 동일한 강도의 경량콘크리트를 사용한다면 동일한 하중에 대해서 일반콘크리트에 비해 많은 처짐이 발생할 수 있다. 따라서 일반콘크리트보다 큰 강도의 경량콘크리트를 사용하여야 이와 같은 경량콘크리트의 단점을 보완할 수 있을 것이다.
- 그러나 강바닥판은 철근콘크리트 바닥판에 비해 가격이 비싸며, 피로, 부식 및 진동 등에 대한 문제점을 가지고 있다. 따라서 중·장경간의 교량에서 일반콘크리트에 비해 단위중량이 작은 경량콘크리트를 바닥판에 적용한다면 교량바닥판 자중에 의한 단면력 감소뿐만 아니라 하부구조의 단면 또한 축소시킬 수 있어 경제적인 교량설계가 가능할 것이다.
- 그러나 실제 교량바닥판은 앞서 언급하였듯이 윤하중이 반복적으로 재하 되며, 아주 혹독한 환경에 직접 노출될 수 있는 부재이다. 따라서, 경량콘크리트 바닥판에 대한 피로실험 및 장기거동실험과 내구성 실험 등이 추가로 수행되어야 실제 교량 바닥판에 적용이 가능할 것으로 판단된다.
- 따라서 경량콘크리트를 교량바닥판에 적용하기 위해서는 경량콘크리트에 대한 많은 실험적 연구가 수행될 필요성이 있다. 우선 교량바닥판은 윤하중이 반복적으로 재하 되며, 아주 혹독한 환경에 직접 노출될 수 있는 부재이므로 경량콘크리트 바닥판에 대한 정적재하실험뿐만 아니라 피로 실험 및 장기거동실험과 내구성 실험 등이 수행되어야 실제 교량 바닥판에 적용이 가능할 것이다. 최근 이와 관련된 연구로는 Osman(2000)에 의해 수행된 70 MPa 이상의 고강도 경량콘크리트를 사용한 2방향 판에 대한 실험적 연구와 Zhang(2005)에 의해 수행된 경량콘크리트의 장기거동 실험 등이 있다.
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