1. 서 론

2015년 기준 국내에서 발생되는 폐기물 발생량은 404,812(ton/day)으로 10년전인 2005년의 폐기물 발생량 295,723(ton/day)에 비해 약 37%가 증가하였다(환경부, 2016). 국가적인 차원에서 폐기물 발생량을 억제하는 한편 점차 증가하는 폐기물 매립수요를 충족시키기 위해 신규 매립장 건립과 기존 폐기물 매립장의 용량 확충을 위한 많은 노력이 이뤄지고 있다. 그러나 지역주민들의 혐오시설 기피현상 및 지자체 간의 갈등으로 인해 기존 매립장의 사용연장 합의 및 신규 매립장 확보가 난항을 겪고 있는 실정이다. 이와 같은 이유로, 폐기물 처리라는 현안 문제를 해결하고 나아가 해양공간의 개발을 통해 부가가치를 창출할 수 있는 해상처분장에 대한 관심이 점차 증가하고 있다. 우리나라와 같이 인구밀도가 높고 해상과의 접근성이 높은 일본과 싱가포르에서는 해상처분장을 성공적으로 운영하고 있다. 특히 일본의 경우 일찍이 육상 매립이 갖는 한계를 파악하고 1970년대부터 관련 법규 및 기준을 개정하여 해상처분장을 위한 기반을 마련하였다. 2017년도 현재 일본에는 75여개의 해상처분장이 운영되고 있으며, 동경만 주변의 경우 발생되는 전체 폐기물의 약 80% 가량을 해상처분장에 수용하고 있다(Endo, 2017).

해상처분장 내부의 보유수가 외해로 누출될 경우 해양환경에 직접적인 영향을 줄 수 있으므로 이를 방지하기 위한 고도의 차수기술이 요구된다. 해상처분장은 저면에 점토층이 깊게 위치한 지반을 기본 입지조건으로 하며, 연직방향으로는 케이슨 블록이나 강관시트파일 등의 연직차수공을 설치하여 차수기능을 갖추고 있다. 그러나 육상처분장과는 달리 차수공이나 차수시트 등의 시공이 수중에서 실시되기 때문에 차수성능을 확보하기가 다소 어렵다. 또한 해양환경의 특성상 전기비저항 탐사와 같은 일반적인 물리탐사기법의 활용성이 떨어져 침출수의 누출여부 및 누출위치를 판별하기 매우 어렵다(Lee et al., 2017). 한편 해상처분장 외곽에 설치되는 연직차수공은 처분장 내부의 침출수가 해양환경으로 유출되는 것을 막아주는 연직차수공 본연의 역할 뿐만 아니라 해상 고유의 외력으로부터 처분장을 보호하는 호안구조물의 역할을 한다. 더욱이 연직차수공의 역할과 호안구조물의 역할이 서로 맞물려 작용하므로 차수성능을 발휘하기 위해서는 연직차수공의 구조적인 성능 역시 반드시 검토되어야 한다.

해상처분장의 연직차수공으로는 주로 강관시트파일(Steel Pipe Sheet Pile: SPSP)이 사용되고 있다. 강관시트파일이란 이음부가 설치된 강관파일을 주열식으로 서로 연결하고, 이음부에는 그라우트 등의 차수재를 충진하여 원형, 사각형 등의 임의의 형태의 폐쇄단면을 구축함으로써 일련의 차수벽체를 구성하는 기초 구조물이다(Kimura et al., 2007). 일반적으로 강관시트파일에서는 대구경의 강관파일에 비해 작은 직경을 갖는 이음부의 강도 및 강성이 확연히 작기 때문에, 강관시트파일의 전체적인 구조적 성능과 차수성능은 이음부의 성능에 의존적이라 할 수 있다(Chae et al., 2016). 이러한 이유로 연직차수공 이음부의 성능을 평가하고 개선하기 위한 연구들이 활발히 수행되어 다양한 종류의 이음부 형식이 개발 및 적용되고 있다. 그러나 현재까지도 일반적으로 사용되고 있는 연직차수공 이음부 형식에 대한 피해 가능성이 계속해서 보고되고 있으며(Kimura et al., 2007; Inazumi et al., 2010), 연직차수공의 구조적인 안정성 외에 시공성 및 유지보수 측면이 개선된 이음부에 대한 연구는 부족한 실정이다.

본 연구에서는 기존의 연직차수공 이음부와 차별성을 갖는 DHLT(Double H with L-T) 연직차수공 이음부를 개발하고 실내실험을 통해 구조적인 성능을 평가하고 기존 연구결과와 비교, 분석함으로써 그 타당성을 검증하고자 한다. 먼저 연직차수공의 구조적인 특성과 기존 이음부 형식의 문제점을 고찰하고, 그 결과를 바탕으로 이중구조를 갖는 DHLT 연직차수공 이음부를 개발하였다. 개발된 연직차수공 이음부의 실규모 강도실험용 모형을 제작하여 압축 및 인장실험을 수행하였다. 실험결과로부터 DHLT 연직차수공 이음부의 강도 및 강성을 추정하고 이를 기존 이음부 형식의 실험결과와 비교하여 그 적용가능성을 평가하였다.

2. 연직차수공 이음부 개발

2.1 해상처분장의 구조적인 특성

해상처분장이란 호안 내･외부를 격리시키고 침출수 등의 유출을 방지하는 차수시설을 갖추어 안전한 매립이 가능하도록 해상에 조성된 폐기물 매립시설을 의미한다(Kwon et al., 2012). 해상처분장의 주요 차수관리항목은 Fig. 1과 같이 저면차수공(Impervious clay layer), 연직차수공(Vertical hydraulic cutoff wall), 호안구조물(Coastal revetment), 보유수 관리시설(Water-collecting equipment, Retained water treating plant) 등으로 구성된다. 이들은 각기 독립적인 역할을 하는 것이 아닌 상호 보완적인 역할을 수행한다. 다시 말해 해상처분장의 차수성능은 차수공만이 아닌 호안구조물의 구조적인 성능 및 보유수의 관리와 더불어 성립된다.

Fig. 1.

Waterproof management systems of offshore waste landfill site

해상처분장의 차수성능은 처분장 내에 매립되는 폐기물의 성분 및 시설의 중요도에 따라 달라질 수 있으나 기본적으로 지진 등 여러 원인으로 인해 호안구조물이 일부 변형된 이후에도 처분장 내부의 보유수가 외해로 유출되지 않을 만큼 엄격하게 관리되어야 한다. 해상처분장은 대부분의 하중이 지속적으로 작용하는 육상 처분장과는 다르게 해상에 위치하는 만큼 해상 고유의 파랑, 월파, 조수간만 등의 주기적 혹은 비주기적으로 변화하는 횡방향 하중을 받는다. 특히 이러한 횡방향 하중으로 인해 외곽 호안의 모서리 부분에는 휨 모멘트와 전단응력이 집중되어 작용하게 된다. 이에 따라 Fig. 2와 같이 주열식 구조를 갖는 강관시트파일의 이음부에는 인장력 또는 압축력이 작용하게 된다. 만약 연직차수공 이음부의 구조적인 성능 범위를 벗어난 과도한 변위가 발생하게 될 경우, 이음부 내 그라우트의 파괴 혹은 이탈로 인해 차수성능이 저하되고 내부 보유수가 외해로 유출될 가능성이 높아지므로 이에 대한 구조적인 성능검증이 필수적으로 수행되어야 한다.

Fig. 2.

Structural behavior of steel pipe sheet piles induced by horizontal axial loading: (a) before displacement; (b) after displacement

2.2 기존 연직차수공 이음부 형식

강관시트파일에 주로 사용되는 이음부 형식은 Fig. 3과 같이 P-P 형식, P-T 형식, L-T 형식, 그리고 P-T를 개량한 형식으로 총 4가지로 분류할 수 있다(Inazumi et al., 2011). 먼저 가장 널리 활용되는 P-P 이음부는 Fig. 3(a)와 같이 작은 크기의 Pipe의 일부를 절단하여 서로 연결한 형태이고, Fig. 3(b)와 같이 P-T 이음부는 절단한 Pipe와 T형강을 연결한 형태, Fig. 3(c)의 L-T 이음부는 두개의 L형강과 T형강을 연결한 형태이다. 그러나 P-P 형식, P-T 형식, L-T 형식의 이음부는 강재와 그라우트 사이로 침출수가 누출될 가능성이 높다고 알려져 있다. 따라서 이를 방지하기 위해 Fig. 3(d)와 같이 기존 P-T 이음부에 고무판을 설치하여 이음부 내 충진되는 차수재를 밀실하게 함과 동시에 강재와 차수재 사이의 침출수 누출 경로를 억제하여 차수성능을 강화한 개량된 P-T 이음부 형식이 개발된 바 있다. 그러나 개량된 P-T 형식의 경우에는 T형강에 설치된 고무판으로 인해 시공이 매우 까다롭다는 단점이 있다. 뿐만 아니라 기존의 이음부 형식은 모두 이음부 내 차수재의 변형에 매우 취약하여 해상처분장의 특성상 차수성능이 완벽히 발휘되어야 하는 연직차수공으로 사용되기 위해서는 많은 개선이 요구되고 있다. 즉, 해상처분장의 사용 및 관리기간을 고려, 장시간 충분한 강성과 차수성을 확보할 수 있는 새로운 이음부 형식이 요구된다.

Fig. 3.

Traditional joint types of steel pipe sheet pile: (a) P-P joint; (b) P-T joint; (c) L-T joint; (d) improved P-T joint

2.3 DHLT 연직차수공 이음부 형식

해상처분장에 적합한 새로운 연직차수공 이음부 형식을 개발하기 위해 기존 이음부의 조합을 통해 각 이음부의 단점을 보완하는 것을 목표로 하였다. Fig. 3에 나타낸 기존 이음부 형식 외에 Inazumi et al.(2005)에서 개발된 Fig. 4와 같이 크기가 서로 다른 H형강을 겹쳐 이음부를 구성하는 H-H 이음부 형식 역시 고려되었다. 한편 Inazumi et al.(2009)에서는 기존 연직차수공 이음부 형식과 H-H 이음부 형식에 대해 구조적 성능을 평가하여 Fig. 5와 같은 결과를 제시하였다. 실험결과, H-H 이음부에서는 압축에 대한 저항성이 크게 개선되어 압축강도는 기존 P-P 이음부에 비해 약 2.5배 이상 크게 산정되었으며, 그리고 강성은 2배 이상 크게 산정되었으나, 이음부 내에 인장에 저항할 수 있는 부분이 없어 인장강도가 거의 0에 가까운 결과를 나타내었다. L-T 이음부의 경우에는 기존 4가지 이음부 형식 중에서 인장에 대해 가장 큰 저항성을 나타내었으며 압축에 대해서도 우수한 저항성을 보여주었다. 따라서 본 연구에서는 압축 및 인장저항성을 동시에 확보할 수 있도록 Inazumi et al.(2009)의 실험결과를 토대로 압축에 강한 H-H 이음부와 인장에 강한 L-T 이음부를 조합한 새로운 연직차수공 이음부를 개발하였다.

Fig. 4.

H-jointed SPSPs with H-H joints: (a) overall view; (b) top view

Fig. 5.

Structural performances of traditional SPSP joints: (a) compressive load tests; (b) tensile load tests

개발된 DHLT(Double H with L-T) 연직차수공 이음부의 개념도를 Fig. 6에 도시하였다. DHLT 이음부 형식은 H-H 이음부 형식을 기본 형태로 하며, H-H 이음부 내에 L-T 형식이 배치된 이중 이음부 구조를 갖는다. 두 가지 이음부의 조합을 통해 압축과 인장에 대한 저항력을 보완하였고, 단일 이음부 구조가 아닌 이중 구조를 사용하여 강재와 그라우트 사이의 부착력을 강화함과 동시에 그라우트의 구속효과를 증대시켰으며, 기존 이음부에 비해 오염물의 누출이 발생할 수 있는 유선 길이를 길게 하여 누수 가능성을 억제하였다. 이음부를 구성하는 부재들은 시공시 자재수급이 원활히 이루어질 수 있도록 기성품인 H형강과 L형강을 사용하였고, H형강과 L형강 크기를 조절하여 설계지지력에 맞춘 다양한 크기의 단면을 활용할 수 있도록 하였다. 또한 경우에 따라 이음부 내의 일부 공간을 비워 놓을 수 있게 하여 이 빈 공간을 이용하여 침출수 모니터링에 활용할 수 있도록 하였으며, H형강이 겹쳐지는 틈새에 수팽창 지수재를 마감하여 차수성능을 극대화할 수 있도록 고안되었다(Inazumi et al., 2011).

Fig. 6.

Conceptual design of the DHLT joint in SPSP

3. 연직차수공 이음부 강도실험

3.1 강도성능 평가기법 고찰

강관시트파일 이음부의 구조상 전단에 대한 저항력은 압축이나 인장에 대한 저항력보다 다소 취약할 것으로 예상된다. 일본 강관말뚝협회(1999)와 도로교 시방서(2002)는 일반적으로 사용되는 P-P 이음부 형식(직경 165.2mm, 두께 11mm의 파이프 사용)의 전단저항력 설계 기준값을 100kN/m로 규정하고 있다. 그러나 이음부의 전단저항력은 강관 내부의 세척상태, 그리고 강재와 그라우트의 접촉면 특성에 따라 변동성이 매우 크다. 또한 전단저항력은 앞서 소개한 Fig. 5의 P-P 이음부의 압축강도(1230kN/m)와 인장강도(144kN/m)에 비해 작은 결과를 나타낸다. 이와 같은 이유로 강관시트파일 이음부의 개량에 관한 연구는 대부분 전단저항력을 향상시키기 위한 목적으로 수행되었으며, 그 중에서도 이음부 내부에 요철(Shear key)을 설치하여 강재와 그라우트 사이의 부착력을 향상시키는 연구가 활발히 수행되었다 (Katayama et al., 1994; Okubo el al., 2002; Onda et al., 2006; Inazumi et al., 2009). Katayama et al.(1994)에서는 P-P 이음부의 내부에 여러가지 형태의 요철을 설치하여 강재와 그라우트 사이의 부착력을 향상시켰으며, Okubo el al.(2002)과 Onda et al.(2006)에서는 요철이 설치된 P-P 이음부의 실제 현장시공을 통해 전단저항력의 증가와 더불어 시공성을 검토하였다. Inazumi et al.(2009)에서는 직경 10mm의 이형 강봉을 전단면 한쪽에 용접하는 간단한 작업만으로도 전단저항력을 10배 이상 향상시킬 수 있다는 연구결과를 발표한 바 있다. 위에서 언급한 바와 같이 연직차수공 이음부에 대한 다양한 전단실험이 수행되어 해결 방향성이 제시된 것에 비해 횡방향 하중에 의한 인장 및 압축 특성에 관한 연구는 부족한 실정이다. 또한 단일 이음부 구조가 아닌 이중 구조를 사용하는 DHLT 이음부는 기존 이음부 형태에 비해 전단에 대한 저항력이 비약적으로 향상될 것으로 예상되므로 본 연구에서는 이음부의 구조적인 역학특성을 평가하기 위한 방법으로 압축 및 인장실험을 수행하였다.

3.2 그라우트 특성

연직차수공의 전체적인 역학특성은 이음부의 성능에 의해 좌우되며, 그 중에서도 특히 그라우트의 특성에 많은 영향을 받는다. 이러한 이유로 본 연구에서는 배합재료 및 배합비율, 그리고 양생환경 등 그라우트의 현장시공조건을 모사하는데 중점을 두었다. 실험에 사용된 시멘트는 국내 A사에서 제조된 3성분계 시멘트(Ternary blended cement)를 사용하였으며, 화학성분 분석결과를 Table 1에 정리하여 나타내었다. 3성분계 시멘트는 해상공사시 속채움재로 보편적으로 사용되는 재료로써 보통 포틀랜드 시멘트(Ordinary Portland Cement, OPC)에 고로슬래그 미분말이나 플라이애쉬를 섞어 제조된다. 3성분계 시멘트는 알루민산삼석회(Tricalcium Aluminate: C₃A)를 비교적 높게 함유하고 있는데, C₃A는 콘크리트의 염화물이온 침투에 영향을 미치는 중요한 인자로써 C₃A 함량이 클수록 염화물 저항성이 증가한다고 알려져 있다(Yoon et al., 2005). 한편 실제 해상시공상황을 모사하기 위해 약 3%의 염분비를 갖도록 인공적으로 조성된 염수를 배합수로 사용하였으며, 해상 그라우트 시공시 보편적으로 사용되는 3성분계 시멘트와 염수의 배합비(물 – 시멘트비, w/c=37%)를 사용하였다.

Table 1. Chemical component ratio of the ternary blended cement

배합재료 및 배합비율의 성능을 평가하기 위해 공시체를 제작하여 ASTM C 39/C 39M-12(2012)기준에 따라 일축압축실험을 수행하였다. 먼저 배합수로 담수와 약 3%의 염분비를 포함하도록 인공적으로 조성된 염수 두 종류를 사용하여 직경 50mm, 높이 100mm의 공시체를 제작하였다. 제작된 각각의 공시체는 배합수와 동일한 조건의 수중에서 양생시켰다. 각 조건의 공시체에 대해 재령 3일, 7일, 14일, 28일, 그리고 56일에 대해 일축압축강도를 획득하여 Fig. 7에 나타내었다. 실험결과, 염수를 배합 및 양생에 사용한 공시체의 경우, 재령 7일 이후로 강도가 더 이상 증진되지 않았으며, 재령 56일에서도 유사한 강도를 나타내었다. 담수의 경우 재령 7일까지는 염수의 경우와 약간 낮거나 유사한 강도를 보였으나 염수와 달리 재령 7일 이후에도 14일까지 강도가 증가하였다. 재령 28일 기준으로 염수를 사용한 공시체의 일축압축강도는 24.9MPa로 담수를 사용한 공시체의 일축압축강도 29.7MPa에 비해 약 16% 정도 작게 나타났다. 이는 염수를 사용한 콘크리트는 담수를 사용한 콘크리트에 비해 재령 3일, 7일에서는 높은 강도를, 재령 28일에서는 낮은 강도를 나타낸다고 보고한 Abrams (1924)의 연구와 거의 유사한 결과를 나타내었다.

Fig. 7.

Compressive strength of the grout according to the curing time

3.3 실험구성

본 연구의 압축 및 인장강도실험에 사용한 DHLT 연직차수공 이음부 강도실험모형을 Fig. 8에 나타내었다. 각각의 강도실험모형은 하나의 이음부를 포함하도록 제작되었다. H300, H400, L75는 각각 300×300×10/15t, 400×400×13/21t, 75×75×9t 규격의 기성품을 사용하였으며, T125는 250×125×6/9t규격의 H형강을 반으로 잘라 사용하였다. 각 부재는 SS400 규격의 실규모 기성품을 길이방향 100mm로 절단하여 사용하였으며, 현장조건에서도 부재 간 줄용접이 가능하도록 부재의 간격을 조정하였다. 또한 이음부 구조 외부에 강봉을 배치하여 너트로 조여 고정함으로써 각 부재 간의 간격을 일정하게 유지시키고 그라우트 양생 중 그라우트에 가해질 수 있는 충격 등에 의한 손상을 방지할 수 있도록 하였다. 압축 및 인장강도실험시에는 너트를 풀어 강봉의 축방향으로 하중이 전달되지 않도록 하였고, 변형이 수직 방향으로 발생하도록 유도하는 일종의 가이드 역할을 수행하도록 하였다. 한편 DHLT 연직차수공 이음부 내 구역을 Fig. 9와 같이 Zone 1과 Zone 2로 구분하였으며, Zone 1에만 그라우트를 채운 이음부 모형(Model 1)과 Zone 1과 2에 모두 그라우트를 채운 이음부 모형(Model 2) 두 가지를 제작하였다. 그라우트가 충진된 이음부 모형은 3%의 염수에서 28일간 수중양생을 거친 후 강도실험에 사용되었다. 압축 및 인장강도실험은 200ton의 허용하중용량을 갖는 UTM(Uniaxial Testing Machine, MTS rock mechanics test system, Model 815)을 사용하여 1mm/min의 일정한 변형속도로 수행되었다. 소성상태의 영역까지 충분히 변형시킨 후 변형상태를 최대한 유지할 수 있도록 이음부 구조 외부에 위치한 강봉의 너트를 조인 후 하중을 제하하였다.

Fig. 8.

Structural joint models of DHLT joint of SPSP

Fig. 9.

Separation of DHLT joint areas filled with grout

4. 이음부 역학특성

4.1 압축거동특성

DHLT 연직차수공 이음부 압축강도실험을 통해 획득한 하중 – 변위곡선을 Fig. 10에 나타내었다. Model 1은 이음부 내 구역 Zone 1과 Zone 2 중에서 Zone 1에만 그라우트를 채운 이음부 실험모형을 가리키며, Model 2는 이음부 구역 Zone 1과 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 실험모형을 가리킨다. 하중의 단위는 이음부의 연직방향 길이 100mm를 나눠주어 단위길이당 하중으로 정규화하여 표기하였다. 하중 – 변위곡선의 탄성구간과 소성구간에서 각각 직선을 그어 두 직선의 교점을 항복점으로 설정하였다. 항복점에서의 강도를 이에 해당하는 변위로 나누어 강성을 산정하였다. 이렇게 계산된 항복점에서의 압축강도, 변위, 강성을 Table 2에 정리하였다. 이음부 내의 Zone 1에만 그라우트를 채운 Model 1 실험모형의 경우 항복하중 304kN/m, 항복점에서의 변위는 3.7mm, 그리고 강성은 8.2×10⁴kN/m²으로 산정되었다. 이음부 내의 Zone 1와 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 Model 2의 경우에는 항복하중 1537kN/m, 항복점에서의 변위는 3.4mm, 그리고 강성은 4.2×10⁵kN/m²으로 산정되었다. Zone 2의 그라우트 채움 유무에 따라 항복하중의 경우 약 5배, 강성은 5.5배의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.

Fig. 10.

Compressive load - displacement curves of DHLT joint models

Table 2. Compressive responses of DHLT joint models

압축강도실험이 완료된 이음부 모형의 파괴형상을 Fig. 11에 도시하였다. Zone 1에만 그라우트를 채운 Model 1의 경우(Fig. 11(a))와 Zone 1와 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 Model 2(Fig. 11(b)) 모두 그라우트 자체의 크랙이 관찰되지 않았고, H형강 부재의 휨이 관찰되었다. Model 1의 경우 H형강의 웨브에서, Model 2의 경우는 H형강의 플랜지에서 가장 눈에 띄는 휨이 관찰되었다. 따라서 압축강도실험의 경우에는 이음부 모형에서 충분한 강도가 발휘되기 전에 과도한 변위가 발생되어 이음부의 강도에 영향을 주는 것으로 판단된다.

Fig. 11.

Compressive failure mechanisms of DHLT joint models: (a) Model 1; (b) Model 2

4.2 인장거동특성

인장강도실험을 통해 획득한 하중 – 변위곡선을 Fig. 12에 나타내었다. Model 1은 이음부 내 Zone 1에 그라우트를 채운 실험모형을 나타내며, Model 2는 이음부 내 Zone 1과 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 실험모형을 나타낸다. 압축실험의 경우와 마찬가지로 단위길이당 하중 – 변위곡선으로부터 항복점을 산정하였고, 항복점으로부터 계산된 항복인장강도, 변위, 강성을 Table 3에 정리하여 나타내었다. Zone 1에만 그라우트를 채운 Model 1 실험모형의 인장강도 실험결과, 항복하중은 203 kN/m, 항복점에서의 변위는 3.4mm, 그리고 강성은 6.0× 10⁴kN/m²으로 측정되었다. 이음부 내의 Zone 1와 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 Model 2의 경우 항복하중은 215kN/m, 항복점에서의 변위는 3.4mm, 그리고 강성은 6.3×10⁴kN/m²으로 측정되었다. 압축강도실험의 경우 Zone 2 그라우트 채움에 따라 강도와 강성에서 5배 가량의 강도증진효과가 나타났으나, 인장강도실험에서는 Zone 2 그라우트 채움 유무에 상관없이 두 경우에서 거의 동일한 항복하중과 강성이 얻어졌다.

Fig. 12.

Tensile load - displacement curves of DHLT joint models

Table 3. Tensile responses of DHLT joint models

인장강도실험이 완료된 이음부 모형의 파괴형상 결과는 Fig. 13과 같다. 먼저 Zone 1에 그라우트를 채운 Model 1의 경우, 인장력에 의해 T형강의 윗부분이 휘면서 그라우트와 분리되었고, 이 경로를 통해 주변으로 균열이 발달되었다. Zone 1와 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 Model 2의 경우 T형강 윗부분은 Model 1의 경우와 거의 유사하게 나타났으며, L형강 아래 부분 강재와 그라우트 사이에서 진행성 균열이 발달하여 사선방향으로 파괴되었다. Model 2의 그라우트 파괴형상(Fig. 13(b))에서 알 수 있듯이, Zone 2에 채워진 그라우트는 인장변형이 발생함에 따라 위쪽의 L형강과 분리되고 이에 따라 인장저항력을 상실했을 것으로 추정된다. 따라서 Zone 2에 채워진 그라우트로 인한 인장강도 상승효과는 미미할 것으로 판단되었으며, 실제로 Model 1과 비교하여 Model 2의 인장항복강도는 단지 6%정도만 큰 것으로 나타났다(Table 3).

Fig. 13.

Tensile failure mechanisms of DHLT joint models: (a) Model 1; (b) Model 2

4.3 변형거동특성

압축 및 인장강도실험시 Fig. 14와 같이 T형강 위쪽과 아래쪽에 두 개의 변형률계를 부착하여 Zone 1에서의 변형거동특성을 분석하고자 하였다. 압축강도실험시 압축변형에 따른 변형률 측정값을 Fig. 15에 나타내었다. 각 그래프에서 y축 (+)값은 압축을, (-)값은 인장을 나타낸다. Fig. 15에서와 같이 Model 1과 Model 2 모두에서 T형강 위쪽에 위치한 변형률계 (SG 1)에서는 압축 변형률이 관찰되었으며, T형강과 L형강 사이에 부착된 변형률계(SG 2)에서는 인장 변형률이 관찰되었다. 먼저 Zone 1만 채운 Model 1의 경우(Fig. 15(a)), T형강 위에 위치한 변형률계(SG 1)에서는 압축변형 약 2mm 부근에서 압축력을 대부분 상실하였다. 이는 H형강의 웨브가 항복하중을 넘어 휘게 되면서 나타나는 현상으로 추정된다. 반면 T형강과 L형강 사이에 부착된 변형률계(SG 2)에서는 SG 1 변형률계와 마찬가지로 2mm 부근에서 다소 하중감소가 있었지만 압축변형이 증가함에 따라 조금씩 증가하여 수렴하였다. Fig. 15(b)와 같이 Zone 1와 Zone 2에 모두 그라우트를 채운 Model 2의 경우에는 압축변형이 증가함에 따라 Zone 2에 위치한 그라우트가 L형강 아래에서 일정량 지지효과를 발휘하므로 SG 1과 SG 2에서 모두 꾸준하게 변형률이 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 14.

Positions where strain gauges are attached on grout surface of Zone 1. SG denotes strain gauge

Fig. 15.

Micro strains according to compressive deformation: (a) Model 1; (b) Model 2

인장강도실험시 인장변형에 따른 변형률 측정값을 Fig. 16에 나타내었다. Zone 1에만 그라우트를 채운 Model 1과 Zone 1과 2에 그라우트를 모두 채운 Model 2 실험결과, T형강 위쪽에 위치한 SG 1에서는 지속적으로 인장하중이 작용하는 것으로 나타났다. 그러나 T형강과 L형강 사이에 위치한 SG 2 변형률계에서는 그라우트가 채워진 형태에 따라 약간의 차이점이 관찰되었다. 먼저 Fig. 16(a)와 같이 Zone 1만 그라우트가 채워진 Model 1의 경우, T형강과 L형강 사이에 부착된 변형률계(SG 2)에서 약 4mm의 변형까지 압축력이 증가하였으나 4mm를 기점으로 압축력이 점차 소산되었다. 이는 L형강과 T형강이 인장변형에 따라 점차 휘어지면서 이와 같은 현상이 발생한 것으로 추정된다. 한편, Fig. 16(b)와 같이 Zone 1과 2에 그라우트를 모두 채운 Model 2의 경우, 강도실험모형에 가해지는 인장변형이 점차 커질수록 T형강과 L형강 사이의 SG. 2 변형률계에는 압축력이 작용하는 것이 아니라 인장력이 작용하였다. 이는 인장변형이 점차 커지면서 L형강이 과도하게 아래쪽으로 변형되었고, 이에 따라 L형강과 T형강 사이의 그라우트에는 인장력이 작용하였을 것으로 판단된다.

Fig. 16.

Micro strains according to tensile deformation: (a) Model 1; (b) Model 2

5. 결과 비교 및 분석

Inazumi et al.(2009)이 수행한 기존 연직차수공 이음부 형식(Fig. 3 참조: P-P, P-T, L-T, H-H 형식)의 압축 및 인장실험 결과와 본 연구에서 제시된 DHLT 이음부 형식으로 수행된 실험결과를 Table 4에 함께 요약하여 나타내었다. 본 연구에서 수행된 DHLT 연직차수공 이음부의 강도실험결과는 기존 이음부의 결과에 비해 대체적으로 강도와 강성이 작은 것으로 나타났다. 먼저 DHLT 연직차수공 이음부의 Zone 2의 그라우트 채움은 압축실험에서만 유의미한 결과를 나타내었다. Model 2의 압축실험시 Zone 2에 위치한 그라우트가 H형강의 웨브에 작용되는 하중을 분산시켜주어 변형을 다소 억제시켰다. Model 1의 압축실험은 인장실험과 H형강의 웨브에서 항복이 발생하는 동일한 파괴형상이 나타났으며 그 강도와 강성 역시 큰 차이가 관찰되지 않았다. 그라우트를 Zone 1과 2에 채운 Model 2의 압축강도는 기존 P-P 형식과 P-T 형식의 이음부 보다는 크게 측정되었으나 L-T 형식과 H-H 형식의 이음부에 비해서는 작게 측정되었다. 압축강성은 기존의 결과보다 모두 낮은 결과를 나타내었다. 본 실험에서 수행된 압축강도실험의 경우 그라우트의 강도가 발현되기 전에 H형강에서 휨이 발생되어 기존의 연구결과보다 작은 결과를 나타내었을 것으로 판단된다. DHLT 연직차수공 이음부의 인장저항력은 두 H형강 내부에 위치한 L-T 이음부에 의존적인 결과를 나타내었으며, 인장강도 및 강성은 기존 P-P 형식보다는 크게, 기존의 P-T 형식과 L-T 형식 이음부보다 작은 것으로 나타났다. DHLT 이음부에서 L형강 사이의 간격은 40mm로 기존 L-T 형식 이음부의 L형강 간격 30mm보다 넓으며, 이와 같은 이유로 DHLT 이음부의 인장저항력은 기존 L-T 형식 이음부보다 작게 나타났다. 즉, 실제 DHLT 이음부의 인장강도 및 강성은 기존 L-T 형식 이음부와 비교하여 약 52~56%의 결과를 나타내었다.

Table 4. Summary of structural performances of various SPSP joints (dotted lines indicate grout areas)

DHLT 연직차수공 이음부의 구조적인 성능은 기존 이음부에 비해 부족하며, 이에 대한 원인을 고찰하고 해결책을 제시하고자 한다. 먼저 본 연구와 기존 연구(Inazumi et al., 2009)의 그라우트의 강도발현에 영향을 끼칠 수 있는 실험조건차이를 Table 5에 나타내었다. Inazumi et al.(2009)에서 사용된 그라우트는 모래와 시멘트, 그리고 물을 중량비 4 : 2 : 1로 혼합하여 제조되었으며, 재령 28일 기준 일축압축강도가 32MPa로 측정되었다. 반면, 본 연구에서는 모래를 사용하지 않고 시멘트와 물을 2.7 : 1의 중량비로 배합하여 재령 28일 기준 24.9MPa의 일축압축강도를 갖는 그라우트를 사용하였다. 또한 본 연구에서 사용된 실험모형의 관입방향 길이는 100mm로 기존 연구(Inazumi et al., 2009)의 150mm에 비해 작다. 그라우트의 일축압축강도는 이음부의 구조적인 성능에 직접적으로 관여하는 요인이며, 이음부 모형의 길이 역시 강도실험시 그라우트의 구속조건을 변화시켜 그라우트의 강도발현에 영향을 줄 수 있다. 이와 같은 이유로 본 연구의 강도실험결과는 기존 연구에 비해 다소 과소평가되었다고 판단된다.

다음으로 이음부 구조성능에 미치는 강재의 영향을 평가해볼 수 있다. DHLT 연직차수공 이음부의 구조적인 성능은 그라우트의 성능 뿐만 아니라 강재의 성능이 지배적으로 작용하였다. 압축강도실험의 경우 그라우트의 강도가 발현되기 전에 H형강에서 휨이 발생하였고, 인장강도실험의 경우에는 H-H 이음부 내부에 위치한 L-T 이음부에 의존적인 결과를 나타내었다. 특히 Inazumi et al.(2009)에서 수행된 H-H 이음부 모형과 DHLT 이음부의 Model 2의 모형을 비교해보면(Table 4 참고) 아래쪽에 위치한 H형강 (H₂)은 웨브의 길이가 250mm에서 400mm로 1.6배 증가하였으나 웨브의 두께는 9mm에서 13mm로 1.4배 증가하였다. 즉, 하중 작용점으로부터 지지점까지의 거리가 증가한 것에 비해 두께 증가량이 적었고 이와 같은 이유로 H-H 이음부 모형의 압축강도(3056kN/m)에 비해 약 절반 가량 작은 1537kN/m의 압축강도를 나타내었다. 따라서 본 연구에서 개발된 DHLT 이음부의 구조성능을 개선하기 위해서는 그라우트의 강도가 제대로 발휘될 수 있도록 강재에 가해지는 하중을 분산 및 경감시킬 필요가 있다. 본 연구에서 개발한 DHLT 연직차수공 이음부는 비대칭 형상을 갖는다. 비대칭 형상이라는 특성으로 인해 이음부 내의 H형강 웨브에는 반력이 작용하지 않았고, 이로 인해 압축 및 인장저항력이 제대로 발휘되지 않았다. 특히 Model 1의 압축강도실험의 경우 H형강의 웨브 가운데에 하중이 집중되어 그라우트의 강도가 발현되기 전에 파괴에 이르렀으며, 인장실험과 유사한 거동을 나타내었다. 즉, 본 연구에서 개발된 DHLT 연직차수공 이음부를 H형강의 웨브에 반력을 줄 수 있도록 큰 H형강을 기준으로 좌우에 작은 사이즈의 H형강이 배치되는 등의 대칭 형태로 개량할 필요가 있다고 판단된다. 또한 H형강의 플랜지에 가해지는 집중하중을 분산 및 경감시키기 위해 사용되는 부재의 단면을 최적화 시키는 방법도 고려되어야 한다. 따라서 강재와 그라우트의 충분한 강도가 발휘될 수 있는 구조를 사용함으로써 연직차수공 이음부의 축방향 전단저항력, 횡방향 압축 및 인장에 대한 강도와 강성을 강화할 수 있을 것으로 판단된다.

Table 5. Differences of experimental conditions between Inazumi et al. (2009) and this study

6. 요약 및 결론

본 논문에서는 연직차수공 이음부의 구조적인 성능을 개선하기 위해 DHLT 연직차수공 이음부를 개발하고 실규모 강도실험을 수행하여 기존 연구결과와 비교함으로써 새로 개발된 연직차수공의 성능을 평가하고 개선방안에 대해 논의하였다. 먼저 연직차수공의 구조적인 특성과 기존 이음부 형식의 문제점을 고찰하여 그 결과를 바탕으로 DHLT 연직차수공 이음부를 개발하였다. DHLT 연직차수공 이음부는 기본 H-H 이음부 형식 내에 L-T 이음부가 배치된 이중구조를 갖고 있으며, 압축 및 인장에 대한 저항성을 동시에 확보하고자 하였다. 개발된 연직차수공 이음부의 실규모 모형을 제작하고, 이음부 내 구역을 2개소(Zone 1과 Zone 2)로 나누어 Zone 1에만 그라우트 채운 Model 1과 Zone 1과 Zone 2에 모두 그라우트를 충진시킨 Model 2의 두 가지 형태의 강도실험용 모형을 제작하였다. 그라우트의 양생이 완료된 후 각각의 실험모형에 대해 압축 및 인장강도실험을 수행하였다. 실험을 통해 획득한 DHLT 이음부의 강도실험결과를 기존 이음부 형식의 결과와 비교, 분석하여 다음의 결론을 얻을 수 있었다.

(1)압축강도실험결과, 이음부 Zone 1에만 그라우트가 채워진 Model 1와 비교하여 Model 2에서는 이음부 Zone 2에 그라우트가 채워짐에 따라 항복하중과 강성이 5배 이상 증가하였다. Model 1과 Model 2 모두 압축파괴거동시 그라우트 재료 자체에 눈에 띄는 크랙은 발생하지 않았다. Model 1의 경우 H형강 부재의 웨브에서, Model 2에서는 플랜지에 과도한 변위가 발생하였다.

(2)인장강도실험결과, Zone 2의 그라우트 채움 유무에 상관없이 Model 1과 Model 2에서 유사한 항복하중과 강성을 나타내었다. Model 2의 인장파괴시 Zone 2에 채워진 그라우트는 변형이 발생함에 따라 L형강과 분리되어 인장저항력을 상실하였다. 이러한 이유로 DHLT 연직차수공 이음부의 인장저항력은 두 H형강 내부에 위치한 L-T 이음부에 영향을 받는 것으로 나타났다.

(3)강도실험시 T형강 위쪽과 아래쪽에 두 개의 변형률계를 부착하여 Zone 1의 그라우트 변형거동특성을 분석하였다. 획득된 변형률로부터 각 위치에서 작용하는 압축력, 인장력의 증가 및 소산을 관찰하였고, 파괴형상과 비교하여 DHLT 이음부의 파괴 메커니즘을 분석할 수 있었다. 압축강도실험시 Model 1과 비교하여 Model 2에서는 압축변형이 증가함에 따라 Zone 2에 위치한 그라우트가 L형강 아래에서 일정량 지지효과를 발휘하였다. 인장강도실험에서는 Zone 2에 위치한 그라우트의 영향이 매우 적었으며, L형강과 T형강 사이의 그라우트에는 압축력이 아닌 인장력이 작용한 것으로 판단된다.

(4)DHLT 연직차수공 이음부의 비대칭 형상으로 인해 압축 및 인장저항력이 제대로 발휘되지 않았다. 따라서 강재와 그라우트의 충분한 강도가 발휘될 수 있도록 DHLT 연직차수공 이음부를 대칭 형태로 개량할 필요가 있다고 판단된다. 대칭 형태의 이음부를 사용함으로써 축방향 전단저항력, 횡방향 압축 및 인장에 대한 강도와 강성을 강화할 수 있을 것으로 판단된다.