1. 서    론

21세기 들어 건설 구조물의 형태는 보다 다양해지고 있으며, 최근에는 대형화, 초고층화, 초장대화 구조물(Naus et al. 1999; Kim et al. 2013; Kim 2015; Kwon et al. 2017)에 대한 수요가 늘어나고 있다. 이러한 건설수요에 맞추어 프리캐스트 공법, Pre-Stressed Concrete(PSC) 공법, 초고강도 콘크리트 건설재료(Oh and Chae 2001; Kim et al. 2005; Guo et al. 2010; Lee et al. 2011) 등 다양한 기술이 개발되었다.

사회기반시설 중 교량은 강, 해협 등을 효율적으로 연결하기 위해 장대화 기술의 적용이 필수적이며 PSC I-거더, Box 거더, 강합성 거더 등 다양한 거더형식이 개발되어 사용되고 있다. 특히 PSC I-거더(Jung and Kim 2013)는 동일한 물량에서 단면 2차모멘트를 최대화할 수 있으며 공사비용이 경제적인 형식으로써 널리 활용되고 있다. 최근에는 개량형 공법인 IPC 공법(Han et al. 2000)을 도입하는 등 PSC I-거더의 많은 발전이 이루어졌다. 한편, PSC I-거더를 활용하여 교량을 건설하기 위해서는 바닥판의 가설이 필수적이다. 기존의 공법은 거더 상부에 거푸집 및 동바리를 설치하여 현장에서 바닥판을 시공하는 형태로 진행되어 시공성이나 작업 안전성 등에 취약함을 보였다. 이러한 취약점을 개선하기 위해 개발된 프리캐스트 공법(Mufti et al. 2004; French et al. 2011)은 시공에 용이하고 작업 안전성을 획기적으로 개선할 수 있다. 현재 LB 데크, Rib 데크(Youn and Cho 2011; Dey et al. 2013) 등 다양한 형식의 바닥판이 개발되었으며 많은 현장에서 이를 활용하고 있다.

일반적으로 사용되는 프리캐스트 바닥판은 수직반력으로만 지지되는 Flat 형태(Seol et al. 2016; Chung et al. 2017)로 제작되는 실정이다. 이러한 형태의 바닥판은 전단에 취약함을 보이며 장경간 바닥판으로서의 한계점이 존재한다. 반면, 아치 형태(Okamoto et al. 2012; Jeong et al. 2015)의 구조물은 수직반력뿐만 아니라 수평반력에 의해 휨모멘트와 전단력을 감소시켜 축 방향 압축력으로 분산시키는 아칭효과를 가지고 있어 내력을 증대시킬 수 있으며, 이를 바탕으로 고대부터 석조아치교, 대성당의 돔, 아치교량(Taylor 1981; Choo et al. 1991; Magalhaes et al. 2009) 등 다양한 형태의 아치 구조물이 활용되었다. 압축 저항성능이 높은 재료인 콘크리트를 접목시킨다면 아칭효과를 극대화하여 기존 바닥판보다 경간을 늘릴 수 있고 PSC I-거더의 개수를 줄일 수 있어 교량건설 비용을 대폭 감소시킬 수 있을 것으로 기대된다.

본 연구에서는 일반적인 Flat 형태의 바닥판이 아닌 아치형태를 적용한 프리캐스트 바닥판을 개발함으로써 구조성능 향상을 도모하였다. 본 논문에서는 선행연구(Eom et al. 2017)에서 검증된 철근콘크리트 아치 데크의 휨 거동을 바탕으로 현장타설 상부 바닥판과 합성된 2경간 아치 데크 철근콘크리트 합성 구조물의 정적 휨 거동 실험을 수행 및 분석하였다.

2. 정적 휨 거동 실험 구성

2.1 실험체 상세

정적 휨 거동 실험을 위해 2개의 아치 데크에 현장타설 상부 바닥판이 합성된 2경간 아치 데크 철근콘크리트 합성 실험체를 제작하였다. 각 경간에는 길이 2.5 m, 폭 1.2 m, 중심단면 두께 100 mm, 단부단면 두께 160 mm의 철근콘크리트 아치 데크 2개를 결합하였으며, 이를 지지하는 철근콘크리트 반력대를 연결시켰다. 마지막으로, 그 위에 현장타설 상부 바닥판을 타설하여 실험체 제작을 완료하였다. 또한 실험체의 시공성 및 작업 효율성을 극대화 시키기 위해 Grip coupler를 활용하였다. 실험체의 상세도면과 Grip coupler를 Fig. 1과 Fig. 2(c)에 각각 나타내었다. 본 논문에서는 선행연구(Eom et al. 2017)에서 수행한 철근콘크리트 아치 데크 단독부재 실험체를 AD, 본 연구에서 다루는 현장타설 상부 바닥판이 합성된 2경간 아치 데크 철근콘크리트 합성 실험체를 BD로 표현하였다.

Fig. 1

RC arch deck (AD) and 2-span RC arch deck specimen (BD) layout

2.2 실험체 제작

정적 휨 거동 실험체의 제작은 도로교설계기준 한계상태설계법(KIBSE 2015)에 따라 제작하였으며 제작과정은 Fig. 2에 나타내었다. 콘크리트 타설에 앞서 아치 형태의 강재 거푸집을 제작하였다. 거푸집 제작 이후에는 철근 조립 및 콘크리트 타설을 수행하였으며 조기 강도발현을 위해 증기양생을 실시하였다. AD가 완성된 이후, Grip coupler를 사용하여 AD와 반력대를 연결해 시공성을 향상시켰다. AD와 반력대가 결합된 뒤에는 현장타설 상부 바닥판을 제작하였으며 이 역시 앞선 AD와 동일한 목적으로 증기양생을 실시하였다. 위의 실험체 제작과정을 Fig. 2에 나타내었다.

Fig. 2

Manufacture of 2-span RC arch deck specimen (BD)

Fig. 3

2-span RC arch deck specimen (BD) static loading test

Fig. 4

2-span RC arch deck specimen (BD) static loading test layout

AD의 콘크리트 설계기준강도는 40 MPa이며 현장타설 상부 바닥판의 콘크리트 설계기준강도는 30 MPa로 설정하였다. 실험 직전 28일 강도 측정결과는 각각 49.5 MPa, 38.5 MPa로 나타나 설계기준강도를 상회하는 것으로 나타났다. 또한 실험체에 사용된 철근은 KS D 3504 기준(KSA 2016)을 만족하는 항복강도 400 MPa의 이형철근을 사용하였다. 실험체의 재료특성을 Table 1에 상세히 나타내었다.

Table 1 Material properties

2.3 실험 방법

정적 휨 거동 실험은 양쪽 경간의 중심부에 차량 윤하중을 모사해 가력하였다. 도로교설계기준 한계상태설계법(KIBSE 2015)에 따라 표준트럭하중의 각 차륜에 대한 면적을 다음 관계식으로 나타내었다.

$\frac{12.500}{9}P\left(m{m}^2\right)$  (1)

여기서, P는 1등교 윤하중 96 kN을 적용하였으며, 폭과 길이의 비는 1 : 2.5로 산정하여 폭 230 mm, 길이 580 mm의 강판을 제작하였다. 설계를 통해 휨 모멘트가 가장 크게 발생하는 위치인 양쪽 경간의 중심부에 재하강판을 설치하였다. 양쪽 경간의 강판 위에는 강재프레임을 설치해 최대 용량 5,000 kN을 갖는 정적 유압가력기(Static actuator)로 가력하였다. 실험체 설치과정과 이를 도식한 그림을 Fig.3과 4에 각각 나타내었다. 하중재하 방법은 총 2단계로 나누어 수행하였다. 1단계 구간인 0∼500 kN 구간에서는 변위제어방식으로 0.3 mm/min의 속도를 적용해 정적하중을 재하하였으며, 2단계 구간인 500 kN∼최대하중 구간에서는 변위제어 방식으로 0.5 mm/min의 속도를 적용해 정적하중을 재하하였다. 실험에서는 가력장비의 유압이 급감하는 시기, 즉 실험체가 항복하는 시점까지 정적하중을 재하하였으며, 실험상의 안전을 고려하여 실험체의 파괴단계까지 정적하중을 재하하지는 않았다. 설계균열강도가 약 128 kN으로 파악됨에 따라, 약 100 kN부터 500 kN까지는 하중이 50 kN 증가할 때마다, 500 kN부터는 100 kN 증가할 때마다 균열을 측정하였다. 위의 단계별 하중재하 방법과 균열측정 시기 등을 Table 2에 작성하였다.

Table 2 Static loading test method

2.4 실험 계측 개요

실험체의 휨 거동을 확인하기 위해 중요 부위의 처짐, 철근 및 콘크리트 변형률을 측정하였으며, 이를 Fig. 5에 나타내었다. 실험체의 위치별 거동을 확인하기 위해 횡방향의 1/4 지점(0.25 L), 1/3 지점(0.33 L), 1/2 지점(0.5 L)의 변위와 변형률을 측정하였다. 수직변위를 측정하기 위해 실험체 하면에 Linear variable differential transformer(LVDT)를 설치하였으며 철근과 콘크리트 변형률을 측정하기 위해 각각 5 mm, 60 mm 전기식 스트레인 게이지(Strain gauge)를 부착하였다. 또한 육안을 통한 하면의 균열 측정 이외에도 AD 이음부의 이격을 파악하기 위해 Ω형 균열 게이지를 이음부에 부착하였다.

Fig. 5

2-span RC arch deck specimen (BD) sensor locations

3. 정적 휨 거동 실험결과

3.1 하중-변위 이력

Table 3에 설계균열하중(P_cr)과 설계하중(P_d), 설계극한하중(P_u)을 실험값과 비교하여 나타내었다. 설계균열하중(P_cr)은 철근을 포함한 환산단면에 균열 휨 모멘트(M_cr)를, 설계하중(P_d)은 고정하중과 활하중을 환산해 계수하중 휨 모멘트(M_u)를, 설계극한하중(P_u)은 공칭 휨 모멘트(M_n)를 산출하여, 길이 2.4 m에 대한 각각의 계수설계하중을 구하였다.

Table 3 Comparison of design-test data

Fig. 6에 하중-변위 곡선을 나타내었다. 전반적인 곡선의 형상을 보았을 때, 설계하중(P_d)인 약 306.45 kN 이전에는 선형 거동을 보이는 반면, 설계하중 이후에는 하중에 따른 변위가 급격히 증가하며 비선형 거동을 보이는 것으로 나타났다. 설계하중 이상에서는 실험체의 균열과 구조물의 강성저하로 인하여 급격한 변위가 발생하는 것이라고 판단된다.

Fig. 6

BD load-displacement curve

실험체의 최대정적하중은 922.80 kN으로 나타났다. 이는 설계극한하중(P_u)인 384.31 kN에 비하여 약 2.4배에 해당하는 수준으로서 BD의 구조저항성능은 설계수치와 비교하여 월등히 높은 것을 알 수 있다. 선행연구(Eom et al. 2017)에서 확인한 바와 같이 AD의 최대정적하중이 설계극한하중에 비하여 평균적으로 약 1.7배 수준인 것을 감안하면, BD는 AD와 현장타설 상부 바닥판의 합성에 따른 내력 증가로 약 2.4배에 해당하는 높은 수준을 나타내었다. 이는 선행연구(Eom et al. 2017)에서 예측한 바와 같이 AD와 현장타설 상부 바닥판의 합성으로 인한 저항성능확보에 신뢰성을 얻을 수 있는 수치로서 그 의미가 중요하다고 판단된다.

제1경간의 횡방향 1/4 지점(0.25 L), 1/3 지점(0.33 L), 1/2 지점(0.5 L)의 변위를 설계값과 비교하여 Table 4에 정리하였다. 실험체의 최대 처짐은 1/2 지점(0.5 L)에서 12.41 mm로 관찰되었으며, 1/2지점(0.5 L)에 비하여 1/4 지점(0.25 L)은 약 65 %, 1/3 지점(0.33 L)은 약 75 %의 처짐이 관찰되었다. 반면, 약 800 kN이전의 1/4 지점과 1/3 지점 변위는 유사한 것으로 나타났다. 2경간으로 제작된 실험체에서 중간 지점부에 가까이 위치한 1/3 지점의 강성이 비교적 높기 때문으로 사료된다. 이러한 경향은 추후 언급할 변형률 이력에서도 유사하게 나타난다.

Table 4 Test results of load-displacement

3.2 하중-변형률 이력

3.2.1 철근의 하중-변형률 이력

Fig. 7에 제1경간의 횡 방향 1/4 지점(0.25 L), 1/3 지점(0.33 L), 1/2 지점(0.5 L)의 철근 변형률 곡선을 나타내었다. 철근의 최대 변형률은 제1경간의 1/2 지점(0.5 L)에서약 0.0034로 나타났다. 다만, 변형률 0.0025 부근에서 변형률이 크게 증가하는 경향을 보였다. 실제 철근의 항복 변형률은 약 0.0025로 판단되며, 이후에는 소성거동을 보였다. 선행연구(Eom et al. 2017)에서도 동일한 현상이 나타났으며 그 이유는 다음과 같이 분석하였다.

Fig. 7

BD load-steel strain curve

본 실험체에 사용된 철근은 KS D 3504에서 규정하는 400 MPa의 항복강도를 만족하므로 철근의 탄성계수를 고려하였을 때 약 0.002의 변형률을 나타냈을 때 항복된다고 판단된다. 하지만 본 실험에서 실제 철근의 항복은 약 0.0025의 변형률 이후부터 관찰되었다. 이러한 이유는 아칭효과의 발현과 콘크리트와 철근의 합성 등 복합적인 요인으로 인해 발생하는 것으로 사료되며, 합성 구조물의 철근 변형률은 순수한 철근 변형률 결과와는 다소 차이가 있는 것으로 나타났다. 상기와 같은 이유로, 변형률 0.002에 해당하는 약 750 kN이 아닌 변형률 0.0025에서의 정적하중인 약 900 kN 부근에서 철근의 항복이 발생한 것으로 사료된다.

또한 1/2 지점(0.5 L)의 전체적인 경향은 수직변위와 마찬가지로 설계하중(P_d)인 약 306.45 kN 이후부터 기울기의 변화가 관찰되었다. 이러한 결과로 미루어, 철근 또한 수직변위와 유사한 거동을 하는 것을 확인하여, 실험 데이터의 타당성을 확보하였다. 반면, 1/4 지점(0.25 L), 1/3 지점(0.33 L)에서는 최대정적하중 상태에서도 약 0.0005∼0.0013의 최대변형률을 나타내는 것으로 보아 철근이 항복점에 도달하지 않았다는 것을 확인할 수 있었다.

본 실험에서 분석한 철근의 변형률이 인장변형률을 나타내는 것으로 보아 해당 철근은 중립축 아래에 위치하여 인장철근의 역할을 수행하는 것으로 판단된다. 콘크리트의 취약점인 인장력을 보완하는 측면에서 해당 철근은 올바르게 배치되었다고 판단된다. Table 5에는 각 지점의 철근 변형률 데이터를 나타내었다.

Table 5 Test results of load-steel strain data

3.2.2 콘크리트의 하중-변형률 이력

Fig. 8에 제 1경간 상부의 횡 방향 1/4 지점(0.25 L), 1/3 지점(0.33 L), 1/2 지점(0.5 L) 콘크리트 하중-변형률 곡선을 나타내었다. 콘크리트 게이지는 압축을 나타내었으며, 횡방향의 1/2 지점(0.5 L)에서 최대 변형률이 나타났다. 압축연단 콘크리트 게이지의 최대변형률은 약 0.0017로 나타나 콘크리트의 극한변형률인 0.003에 미치지 않는 것으로 나타났다. 이러한 결과를 분석하였을 때, 실험체는 극한하중인 922.80 kN에서도 실험체에 압축파괴가 발생하지 않아압축연단에서 구조적 저항성능을 확보하였다는 결론을 내릴 수 있었다. 종 방향의 1/4지점(0.25 L)에 부착한 CB 5와 CB 7 또한 최대변형률은 약 0.001 수준에서 머무는 것으로 보아 종 방향의 1/4지점(0.25 L)도 콘크리트의 극한변형률에 도달하지 않아 파괴가 발생하지 않은 것으로 나타났다.

Fig. 8

BD load-concrete strain curve

횡방향의 1/4 지점(0.25 L)과 1/3 지점(0.33 L)에 부착한 CB 1,3과 CB 4,6은 변형률이 극히 미미한 것으로 나타났다. 해당 지점이 하중 재하면에서 비교적 멀리 떨어져 있기 때문이기도 하지만, 아치 데크에 가해진 하중이 수직 및 수평반력으로 적절히 분산되고 있음을 간접적으로 확인할 수 있었다. Table 6에 각 지점의 콘크리트 변형률을 나타내었다.

Table 6 Test results of load-concrete strain data

3.3 균열 형상 및 데이터

Fig. 9에 실험체의 균열형상을 나타내었다. 2개의 AD를 결합하였으므로, 각각의 AD를 별도로 표기하였다. 최초균열은 250 kN에서 발생하였으며, 본격적인 균열의 진전은 600 kN부터 시작되었다. 600 kN까지는 종방향 균열이 관찰되었으나, 700 kN부터는 종방향 균열과 함께 방사형 균열도 일부 관찰되었다. 이는 두 가지 이유로 분석된다. 첫 번째는 하중재하강판이 횡방향으로 배치되어 종방향 뿐 아니라 횡방향으로도 하중의 분산이 이루어진 것으로 판단된다. 두 번째는 경간의 종방향 및 횡방향 길이의 비가 1:1에 가까운 형태임을 근거로 들 수 있다. 펀칭전단의 연구결과(Choi et al. 2017)를 참고하면 단면의 비율이 1:1인 경우 방사형 균열이 나타나는 것을 확인할 수 있다. 다만, BD는 종방향 단부에는 반력대가 없고, 횡방향의 강성이 더욱 강해 휨에 지배적인 실험이기 때문에 종방향 균열이 주로 발생하였다. 800 kN부터는 방사형 균열의 새로운 진전보다는 기존 종방향 균열의 진전과 새로운 종방향 균열이 발생하였다. 최대하중에서는 종방향 균열이 더욱 진전되어, 전반적으로 휨 파괴에 의한 종방향 균열이 지배적인 것을 확인할 수 있었다. 각각의 AD를 분리하여 관찰해보면 선행연구(Eom et al. 2017)와 유사한 패턴임을 확인하였다.

Fig. 9

Crack pattern of 1st span

100 kN부터 50 kN 간격으로 균열을 확인한 결과, 실험체의 최초균열은 약 250 kN에서 발생하였다. 설계균열하중(P_cr)이 128.62 kN 임을 감안하면 실제균열하중은 설계균열하중에 비하여 약 1.9배를 상회하는 것을 확인할 수 있었다. 일반 바닥판과는 다르게 수직반력 및 수평반력을 함께 저항하는 아치 형태의 구조적 이점이 우수한 구조성능결과로 이어진 것으로 판단된다.

Fig. 10에 균열 게이지의 하중-균열 이력을 나타내었다. 2개의 AD 이음부, 즉 가력지점의 균열 혹은 분리현상을 확인하기 위해 균열게이지 CRB 1을 부착하였고 현장타설 상부 바닥판과 반력대의 균열을 확인하기 위해 CRB 2와 CRB 3을 부착하였다. CRB 1의 경우, 약 300 kN을 전후로 기울기가 변화하였다. 설계하중인 306.45 kN 부근에서 균열이 발생하고 전반적인 처짐 및 변형률이 증가하며 나타나는 현상으로 판단된다. 최초균열이 발생하는 250∼300 kN을 기준으로 보았을 때, 설계균열하중(P_cr)에 비하면 약 2.33배의 높은 수준이므로 구조적 성능에는 큰 결함이 없다고 판단되는 수치이다. 현장타설 상부 콘크리트와 반력대의 균열을 측정한 CRB 2와 3은 유사한 거동을 보였으며, CRB 1과는 달리 약 900 kN까지는 균열의 진전이 선형으로 나타났다. 또한 설계극한하중(P_u)에서도 현장타설 상부 바닥판과 반력대의 균열 및 분리거리는 각각 약 1 mm 및 2 mm로 나타나 그 수치가 크지 않으므로 구조적으로 큰 결함이 없다고 사료된다.

Fig. 10

BD crack curve

4. 정적 휨 거동 해석

본 연구에서는 실험결과를 예측 및 검증하기 위해 유한요소해석을 수행하였다. MIDAS FEA를 해석프로그램으로 사용하였으며, 실험과 동일한 모델로 비선형 해석을 수행하였다.

4.1 철근 및 콘크리트 구성모델

본 연구에서는 6면체 Solid element를 사용해 콘크리트를 모델링 하였으며, Bar in solid element를 사용하여 철근 모델링하였다.

콘크리트는 이산균열모델의 전변형률 균열모델(Total strain crack model)을 사용하였다. 균열 축을 취급하는 방법에 따라 고정균열모델(Fixed crack model) 및 회전균열모델(Rotating crack model)로 구분되는 두 가지 방법을 제공한다. 전자는 균열 축이 한번 결정되면 변화하지 않는 것으로 가정하는 방법이며, 후자는 주변형률의 변화에 따라 균열 방향이 계속해서 회전한다고 가정하는 방법이다. 고정균열모델은 균열 현상에 대한 물리적 특성을 구체적으로 반영할 수 있는 있지만 직교균열모델인 경우 비직교 균열모델에 비하여 강성과 강도를 약간 과대 평가하는 경향이 있다. 반면에 회전균열모델은 이전의 균열 상태를 기억할 필요가 없어 알고리즘이 비교적 단순해 수렴성이 좋다. 이러한 장점으로 인해 회전균열모델은 철근콘크리트 구조물의 비선형 해석방법으로 오랫동안 사용되어 왔다.

본 연구에서 사용된 전변형률 균열모델의 압축모델을 Fig. 11에 나타내었다. 경화-연화(hardening-softening)곡선인 Thorenfeldt의 경화곡선(Thorenfeldt et al. 1987)을 사용하였으며, 곡선식은 다음과 같다.

$f=-f_p\frac{{\alpha }_i}{{\alpha }_p}\left(\begin{array}{c}\frac{n}{n-1+{\left(\begin{array}{c}{\displaystyle \frac{{\alpha }_i}{{\alpha }_p}}\end{array}\right)}^{nk}}\end{array}\right)$  (2)

여기서,

$n=0.80+\frac{f_{cc}}{17}, k=\left\{\begin{array}{l}1 if 0>\alpha >{\alpha }_p\\ 0.67+\frac{f_{cc}}{62} if \alpha \le {\alpha }_p\end{array}\right.$

Fig. 11

Thorenfeldt compression curve

또한 인장모델을 Fig. 12에 나타내었다. 인장강도를 초과하면 연화가 발생하는 모델인 Hordijk 곡선(Hordijk 1991)을 사용하였다.

Fig. 12

Hordijk tension curve

철근의 파괴기준은 von Mises의 파괴기준을 적용하여 해석을 수행하였다.

4.2 해석 모델링

실험과 동일한 제원으로 모델링을 수행하였으며, 해석 모델에 반영된 재료특성은 Table 7에 나타내었다. 경계조건은 실험과 동일하게 양단고정-중앙부 힌지를 사용하였으며, 이를 Fig. 13에 나타내었다.

Table 7 Analysis material properties

Fig. 13

2-span RC arch deck modeling

4.3 해석 결과

유한요소해석 결과로 도출된 Contour와 Crack pattern을 Fig. 14에 나타내었다. 전체적인 응력분포는 가력지점을 중심으로 종방향으로 퍼져나가는 양상을 보였다. 균열형상 또한 유사한 경향으로 나타났다. 단순히 직선 종방향이 아닌, 방사형에 가까운 종방향 균열이 나타난 이유는, 앞서 실험내용에서 언급한 내용과 동일한 이유라고 판단된다.

Fig. 14

FEM analysis results

Fig. 15에 1/2 지점(0.5 L)의 실험과 해석의 하중-변위결과를 비교하였다. 그래프에서 보는 것과 같이 약 300 kN을 기점으로 아래의 하중에서는 유사한 거동을 보이지만, 300 kN을 초과하는 하중에서는 해석결과의 강성이 실험결과보다 약간 높은 것을 볼 수 있다. 또한 해석결과에서 보는 것과 같이 약 880 kN을 기점으로 실험체의 처짐이 비정상적으로 증가하는 것을 볼 수 있는데, 이는 항복점을 지나 발생한 철근의 연화현상과 균열에 의한 콘크리트 요소의 탈락 등 복합적인 요인이 반영되어 발생한 결과로 판단된다. 따라서 해석결과에서 확인한 최대하중은 연화작용이 발생하기 전인 약 880 kN으로 분석된다. 이는 실험체의 최대하중인 922.80 kN에 비하여 약 95 % 수준인 것으로 확인하였다.

Fig. 15

Comparison with FEM analysis

실험결과와 해석결과의 차이가 발생하는 이유는 실험체의 경계조건, 정적유압가력기의 정확한 가력위치 등 다양한 실험변수에 의해 발생하는 오차 때문으로 판단된다. 또한 실험체의 개수를 최대 3개까지 확보하여 평균 데이터를 산출하였다면 이 오차는 더욱 줄어들었을 가능성이 높을 것으로 판단된다. 그럼에도 불구하고 오차의 범위가 5 % 내외이기 때문에 본 실험결과와 해석결과는 상당부분의 정확성을 확보하였다고 판단된다.

5. 결    론

1) 2경간 아치 데크 철근콘크리트 합성 구조물의 실험결과, 최대하중은 약 922.80 kN으로 설계극한하중인 384.31 kN에 비하여 약 2.4배 우수한 구조성능을 보이는 것으로 나타났다. 선행연구인 철근콘크리트 아치 데크 휨 실험에서 확인된 최대하중-설계극한하중의 관계가 1.7배인 것에 비하여 현장타설 상부 바닥판의 합성에 따른 내력 증가로 더 높은 구조성능을 나타내었다.

2) 설계극한하중에서 철근과 콘크리트 변형률 모두 실험에서 안정적인 결과를 나타내었다. 철근은 약 900 kN부근에서 항복하였으며, 콘크리트는 최대하중상태에서도 압축부의 안정적인 거동을 확인할 수 있었다. 이를 토대로, 2경간 아치 데크 철근콘크리트 합성 구조물은 설계극한하중에서도 사용성 및 안정성이 입증되었다.

3) 최초균열은 약 250 kN에서 발생하였으며, 이는 설계균열하중인 128.62 kN에 비해 약 1.9배 높은 성능을 나타내었다. 이는 아치 데크의 구조적 이점으로 하중 분산이 적절히 이루어져 나타난 결과로 판단된다.

4) FEM 정밀해석결과는 휨 거동 실험결과와 유사한 거동을 보이는 것을 확인할 수 있었다. 300 kN을 기점으로 최대하중까지 실험과의 오차가 발생하는 것을 확인할 수 있다. 최대 5 %의 오차가 발생되는 이유는 다양한 실험변수 및 실험체의 표본 부족에 기인하는 것으로 분석된다. 추후 보강연구에서는 실험체 표본의 개수를 늘려 평균적 수치를 확보한다면 오차는 감소할 수 있을 것이라고 판단된다. 그럼에도 불구하고 약 95 %의 유사성은 해석과 실험결과에 신뢰를 주기에 충분한 수치라고 분석된다.