Evaluation of Structural Performance in CFT Truss Girder with the Arch-Shaped Lower Chord

構 造 工 學

第29卷 第4A 號·2009年 7月 pp. 315 ~ 327

아치형상의 하현재를 갖는 CFT 트러스 거더의 구조성능 평가

Evaluation of Structural Performance in CFT Truss Girder with the Arch-Shaped Lower Chord

정철헌*·송나영**·마향욱***·오현철****

Chung, Chul-Hun · Song, Na-Young · Ma, Hyang-Wook · Oh, Hyun-Chul

···

Abstract

In this study, the static test of CFT truss girders for different f/L ratios was conducted to determine how the ultimate strength of the CFT truss girder was affected by different f/L ratios. A total of two CFT truss girders were constructed and tested under bending condition. The length of all specimens is 20,000 mm. The CFT truss girder is a tubular truss composed of chord mem- bers made of concrete-filled circular tubes. The main parameter analyzed in the experimental study was the f/L ratio. This fac- tor was experimentally investigated to assess their influence on ultimate strength and stiffness. The test results show that CFT truss girder has good elastic-plastic property and ductility. The presence of the f/L ratios in CFT truss girders alters its ultimate strength because of the global stiffness of the CFT truss girders. The ultimate strength of CFT truss girders increases as the f/L ratio increases. If the f/L ratio of the CFT truss girders increases twofold, the ultimate strengths increase by 80%. The CFT truss girders showed that they retained large deformation capacity, even after reaching the ultimate strength. Results of this investigation demonstrated the potential for efficiently using a CFT truss as a bridge girder.

Keywords :

···

요 지

본 연구에서는

비가

트러스 거더의 극한강도에 미치는 영향을 평가하기 위하여

트러스 거더의 정적실험을 수행하였다

비가 다른

개의

트러스 거더를 제작하여 휨 실험을 수행하였다

트러스 거더의 지간은

20,000 mm

이고

상현재와 하현재는 콘크리트를 충전한 원형 강관 단면으로 구성되었다

주요 실험변수인

비가 극한강도와

강성에 미치는 영향을 평가하기 위하여 실험적 연구를 수행하였다

실험결과

트러스 거더는 우수한 탄소성 특성과 연

성능력을 보였고

비는

트러스 거더의 전체 강성을 증가시켜 극한강도에 영향을 주는 것으로 나타났다

트러

스 거더의

^{비가 증가하면 극한강도가 증가하는데}

^비가

^{배 증가하면 극한강도는 약}

^{정도 증가하였다}

^또한

트러스 거더는 극한강도에 도달한 이후에도 상당한 수준의 변형능력을 보여 주었다

이상의 연구결과를 통해서

트러스 거더는 교량의 거더 부재로 효율적으로 적용 가능함을 확인하였다

핵심용어 : 콘크리트 충전강관

트러스 거더

비

극한강도

···

1. 서 론

콘크리트를 충전한 강관을 이용한 합성단면은 콘크리트와 강재 두 가지 재료의 장점을 효과적으로 이용하는 것이 가능 하여 빌딩 등의 기둥부재로 많이 이용되었고 , 최근 들어 교량 분야에서 교각 및 거더 부재로 많은 관심을 받고 있다 . 합성

구조체인 콘크리트 충전강관 (CFT, Concrete Filled steel

Tube) 은 일반적인 강재 단면이나 철근콘크리트 단면에 비해

서 높은 강도와 큰 강성을 가지며 , 합성효과에 의해 역학적으 로 우수한 휨 성능을 발휘함이 여러 연구에서 입증된 바 있

다 (Lu, 1994; Wheeler, 2000; Elchalakani, 2001; Han, 2004;

Gho, 2004; ^{정철헌 외} , 2007). ^{정철헌 등} (2009) ^{은 상현재와}

하현재가 콘크리트로 충전된 CFT 트러스 거더 합성단면의

휨강성 및 동적특성 평가를 통해서 CFT 트러스 거더가 효

율적인 구조임을 확인하였다 . CFT 부재는 강관내부를 콘크 리트로 충전함으로써 강관과 콘크리트의 상호 구속효과로 부 재의 변형능력 , 강성 및 내력을 향상시키는 것이 가능하다 .

또한 , CFT 부재를 거더에 적용하는 경우에는 우수한 내력과

변형성능 , 소음 및 진동억제 효과뿐만 아니라 경관성 및 투 시성이 뛰어나고 , ^{일반적인 강교량 제작에 필요한 보강재의}

*정회원·교신저자·단국대학교토목환경공학과교수

(E-mail : [email protected])

**정회원·단국대학교토목환경공학과석사과정

(E-mail : [email protected])

***

(

)

(E-mail : [email protected])

****

(

)

(E-mail : [email protected])

수를 대폭적으로 감소시키는 것이 가능하여 제작 공정을 단 순화 시킬 수 있다 .

지금까지 국외에서 시공된 충전강관을 이용한 교량은 주로 아치교에 적용되었고 , 거더 부재로 사용된 예는 있지만 모두 충전강관이 직선부재로 적용되었다 . 본 연구에서는 중지간

교량에 적용하기 위한 CFT 트러스 거더의 상현재와 하현재

는 콘크리트 충전강관 합성단면으로 하고 , 상대적으로 발생 응력이 작은 수직재와 사재는 시공성 향상을 위해 중공강관 단면으로 구성하였다 . 충전강관인 상현재는 바닥판과의 합성 을 위해 직선부재로 구성하고 하현재는 단면의 효율을 극대 화하기 위하여 아치형상을 갖는 부재로 배치하였다 . 또한 , CFT 부재를 교축방향으로 일정 크기 세그먼트로 제작하여 현장에서 조립식으로 가설하는 경우에는 , 사전 제작으로 충 전 콘크리트의 품질향상이 가능하고 현장에서의 시공성 향 상이 기대된다 . 세그먼트 단위로 제작하여 현장에서 조립식 으로 시공하는 경우 , 연결부가 존재하게 되는데 이 연결부의 구조성능 확보가 필수적이며 , 이 연결부가 현장에서 시공성 을 저해하는 요인이 되어서는 안 된다 .

본 연구에서는 지간길이가 20 m 인 CFT 트러스 거더 실험 체에 대해서 정적실험을 수행하여 CFT 트러스 거더의 구조 성능 평가 , 세그먼트 접합부의 성능평가 , 아치형상을 갖는 하 현재의 f/L 비가 구조성능에 미치는 영향 등을 분석하였다 .

2.1 실험체의 제작

CFT 트러스 거더는 크게 상현재 , 하현재 , 수직재 , 사재 그

리고 이음부로 구분된다 . 상현재와 하현재는 콘크리트 충전 강관이고 , 수직재와 사재는 중공강관이며 , CFT 트러스 거더 가 조립식으로 제작되기 때문에 상현재와 하현재에 이음부

가 존재한다 . CFT 트러스 거더 실험체 양단 하단의 지지조

건은 고정단으로 실험체의 형상은 그림 1 과 같다 . 각 구조 부재의 단면 형상은 그림 2 와 같고 , 각 실험체의 주요 단면 치수는 표 1 ^{에 수록하였다} . ^그림 1 ^{에 나타낸 거더의 경간} (L) 은 20 m 이며 , f/L 비가 각각 0.025, 0.050 인 2 개의 거더 가 제작되었다 . 강관에 사용된 강재는 SM400 이고 충전 콘 크리트의 설계강도는 35 MPa( 실린더 측정 강도 37 MPa) 이 며 , 두 실험체에서의 단면형상은 동일하다 .

선행 연구에서 유한요소해석 결과를 토대로 CFT 거더에

소요되는 강재 총 중량을 비교하였다 ( 정철헌 외 , 2009). 이를

토대로 2 개의 CFT 거더 실험체에서의 상현재와 하현재의 최

소거리 (H3) 와 f/L 비를 결정하였다 . 이를 위해서 H3 와 f/L 비

변수를 고려하여 CFT ^{트러스 거더를} 2 ^{차원 보요소로 모델하}

여 탄성해석을 수행하였다 . 콘크리트 충전강관인 상현재와 하

현재의 합성단면 휨강성은 ACI(2002) 에서 제시하는 산정식

을 적용하여 계산하였다 ( 정철헌 외 , 2009). 해석결과 , 경간이

20 m 인 CFT 트러스 거더에서 H3 가 0.5 m 이고 f/L 비가

0.015 인 경우가 동일한 하중 작용시 가장 큰 응력이 발생한

다 ( 대우건설기술연구소 , 2008). H3 와 f/L 비 변화에 따른 각

CFT 트러스 거더에서 이와 동일한 수준의 응력이 발생되도

록 강재 단면을 결정하고 , 이로부터 산정된 CFT 트러스 거

더의 강재 총중량 변화를 그림 3 에 나타내었다 . 그림 3 에서 보면 , 상현재와 하현재의 최소거리인 H3 가 1.0 m 이상부터는

f/L 비가 증가하여도 소요 강재 총 중량은 거의 일정한 수준

을 보이고 , H3 가 0.5 m 인 경우에는 f/L 비 증가에 따라 감소

하다가 0.050 이상에서는 일정한 경향을 보인다 . 따라서 본

실험에서는 H3 가 0.5 m 일 때 f/L 비를 변수로 실험체를 제작 하였다 . 또한 , 각 실험체에는 중앙부를 중심으로 대칭이 되는 지점에 2 개소의 세그먼트 접합부를 설치하였다 .

CFT 트러스 거더 실험체의 제작과정을 간략히 요약하면 그림 4 와 같다 . 그림 4 의 (a) 는 f/L 비가 0.025, (b) 는 f/L 비

가 0.050 ^{인 실험체로서 공장에서 제작오차를 점검하기 위하}

여 가조립한 상태이다 . (c)~(e) 는 각 세그먼트에 콘크리트를

충전하고 경화가 완료된 전경이다 . (f) 는 양단 고정인 CFT

거더 실험체를 고정시키기 위한 콘크리트 블록의 형상이고 ,

(g) ^는 CFT ^{거더 실험체를 고정단 블록과 합성시키기 위한 합}

성장치이다 . (h) 는 고정단 접합부에 콘크리트를 타설하여 합

성한 상태이고 , (i) 는 완성된 CFT 거더 실험체의 형상이다 .

2.2 측정내용 및 위치

정적실험에서는 주요 위치별 상현재 , 하현재 , 수직재 , 사재 그림 1. CFT 트러스 거더 실험체의 형상

그림 2. 충전 및 중공강관의 단면 형상

표 1. CFT 트러스 거더 실험체 주요 단면의 치수

1

^{번 실험체}

^{번 실험체}

f/L

비

상현재 및 하현재

강관 외경

강관 내경

강관 두께

수직재 및 사재

강관 외경

강관 내경

강관 두께

H1(mm) 1000 1500

H2(mm) 680 820

H3(mm) 500 500

그림 3. f/L비와 H3 변화에 따른 CFT 트러스 거더의 강재 총중량

그림 4. CFT 트러스 거더 제작과정

그림 5. 변형률 게이지 측정위치 및 측정개수

에서의 하중증가에 따른 강재의 변형률 변화를 측정하였다 .

또한 , 지점부 고정단 블록에 접합되는 하현재 단면에서의 변 형률과 지점부 콘크리트 블록 상단면에서의 콘크리트 변형 률을 측정하였다 . CFT ^{트러스 거더는 조립식 블록으로 제작}

된 후 , ^{볼트 접합에 의해서 세그먼트가 결합되는데 본 실험}

체에서도 2 개소의 접합부가 존재하므로 이 접합부에서의 균 열폭을 측정하였다 . 1 번과 2 번 실험체에서의 측정위치 및 내 용이 동일하기 때문에 측정위치 및 내용은 대표적으로 그림

5 ^{와 표} 2 ^{에 나타내었고} , ^{보다 자세한 설명은 참고문헌} ( ^대우

건설기술연구소 , 2008) 에 수록되어 있다 . 실험체에 설치된 측정기기의 형상은 그림 6~ 그림 8 과 같고 , 실험전경은 그림

9 와 같다 . 경간의 중앙부 ( l /2 지점 ) 에 하중재하시 재하판은

DB-24 윤하중 접지면적을 갖도록 고려하였다 .

그림 6. 강재 변형률게이지

그림 7. 세그먼트 접합부의 균열게이지

그림 8. 경간 중앙부 변위계

그림 9. 정적실험 전경

표 2. 측정항목 및 측정위치 측정항목 게이지 번호 측정위치

강재 변형률

S1~S19

(S8~S12)

^상현재

^{지점부에서 시작}

상현재 접합부

S20~S43

(S32~S36)

^하현재

지점부에서 시작

하현재 접합부

S44~S61

수직재

S62~S77

사재

콘크리트 변형률

지점부 블록 상면

처짐

L1, L2

상현재 끝단 수평

수직

L3

하현재 수직

^지점에서

L4

하현재 수직

지점에서

L5

하현재 수직

^지점에서

L6

하현재 수직

지점에서

L7

지점블록 수평

균열게이지

상현재 접합부

CR2

하현재 접합부

그림 10. CFT 트러스 거더의 하중-처짐 곡선

3. 실험결과

3.1 하중-처짐 곡선

정적실험을 통해서 측정된 CFT 트러스 거더의 각 위치

별 하중 - 처짐곡선은 그림 10 과 같다 . 경간 중앙부의 하중 -

처짐 곡선에서 1 번 실험체의 최대하중은 342 kN, 2 번 실험 체의 최대하중은 623 kN 으로 측정되었다 . CFT 트러스 거 더는 충전 콘크리트가 강재의 국부좌굴을 억제하기 때문에 상당한 수준의 연성거동을 보일 것으로 판단되지만 , 본 실 험에서는 중앙부 경간에서 측정 용량을 초과하는 큰 처짐이 발생하여 파괴시까지 실험을 수행하지 못하고 중단하였다 .

특히 2 번 실험체 실험시에는 실험체 설치과정에서 1 번 실 험체에 비해서 가력기의 가용거리가 감소된 상태에서 정적 실험이 수행되어 상대적으로 가용 최대변위가 감소되었다 .

그림 11 에서 보면 CFT 트러스 거더 하현재의 f/L 비가

0.025 에서 0.050 으로 증가하면서 최대하중이 약 1.8 배 이상

증가하는 결과를 보여 f/L 비가 구조내력에 큰 영향을 미치 는 것으로 판단된다 . 실험 여건상 도중에 실험이 중단되었 지만 2 번 실험체의 최대내력 및 연성은 더욱 증가할 것으 로 예상된다 .

그림 11. 경간 중앙부의 하중-처짐 곡선

그림 12. 1번 실험체 상현재의 하중-변형률 곡선

3.2 하중-변형률 곡선

3.2.1 1 번 CFT 트러스 거더

그림 12 는 1 번 실험체의 상현재에서 측정된 하중 - 변형률

곡선이다 . S1~S19 ^{의 게이지 번호는 그림} 5 ^{에서 상현재에}

부착된 강재게이지에 대해서 지점부부터 중앙 경간쪽으로 일 률적으로 부여하였다 . S1~S5, S8~S12, S15~S19 는 각각 동

일 단면에서 5 개소를 측정한 값이고 , S6~S7 과 S13~S14 는

각각 동일 단면내에서 강관 상단부와 하단부의 2 개소를 측 정한 값이다 . 그림 12 에서 콘크리트 충전 합성단면인 상현재 에서는 전반적으로 압축응력이 발생하는 것으로 나타났다 .

본 실험체에 적용된 강관의 강종은 SM400 으로 기준 항복강

도는 240 MPa 이고 허용휨응력은 140 MPa 이다 . 이를 감안하

면 중앙경간 부근인 S15~S19( 그림 12(e) 참조 ) 지점에서 상

현재 하단부인 S19 이외에는 항복 수준을 넘어서는 압축변

형률이 발생하였다 . 그림 12(c) 는 상현재 세그먼트 접합부 부근에서 측정된 변형률로서 항복수준 이하에서 하중전달이

잘 이루어지고 있음을 알 수 있다 .

그림 13 은 1 번 실험체의 하현재에서 측정된 하중 - 변형률

곡선이다 . S20~S43 의 번호는 그림 5 에서 하현재에 부착된

강재게이지에 대해서 지점부부터 중앙 경간쪽으로 일률적으 로 부여하였다 . S20~S24 는 지점부 고정단 부근 단면의 변

형률이고 , S32~S36 은 세그먼트 접합부 부근 , S39~S43 은 경

간 중앙부 단면에서의 변형률이다 . 그림 13 으로부터 콘크리 트 충전 합성단면인 아치형상의 하현재에서는 지점부

(S20~S24) 부근을 제외하고 , 지점부 근처에서는 압축응력이

발생하다가 ( 그림 13(b)~(d)) 중앙 경간부 부근에서는 ( 그림

13(e)~(f)) 인장응력이 발생함을 확인할 수 있다 .

그림 13(a) 는 지점부 고정단 콘크리트 블록에 고정된 부재

로서 단면 하단부에서 상당히 큰 수준의 압축변형이 발생되 며 단면 상단부에서는 인장변형이 발생되었다 . 정적실험동안

고정단 블록에 접합된 하현재 합성단면 (S20~S24) 이 가장 먼

저 항복에 도달하는데 이를 제외하면 중앙경간부에서 발생

그림 13. 1번 실험체 하현재의 하중-변형률 곡선

되는 변형률만이 항복수준을 초과하였다 . 따라서 실 구조 설

계시 CFT ^{트러스 거더 전체 단면은 경간 중앙부를 대상으 로 계를 결정하고 수행하는 고정단 것이 블록에 보다 합리적일 접합되는 것으로 부재는 판단된다 별도의} . ^보강설

그림 14. 1번 실험체 수직재의 하중-변형률 곡선 그림 15. 1번 실험체 사재의 하중-변형률 곡선

그림 16. 경간위치별 상현재 및 하현재의 변형률(1번 실험체)

그림 14 는 1 번 실험체의 수직재에서 측정된 변형률이다 .

그림 14(a) 는 고정단 지점부근 수직재에서 측정된 변형률로

항복수준 이하이고 , ^{상현재와 하현재에 비해서는 상당히 낮}

은 수준의 응력이 발생되었다 . 세그먼트 접합부와 경간 중앙

부 수직재에서는 모두 압축응력이 발생되는데 응력수준은 항 복응력보다 훨씬 작은 수준이기 때문에 시공성을 고려하면

실 교량 설계시 수직재는 CFT 합성단면 보다는 중공 단면

으로 설계하는 것이 보다 합리적일 것으로 판단된다 .

그림 15 는 1 번 실험체의 사재에서 측정된 변형률로서 상현 재와 하현재에 비해서는 발생하는 응력수준이 매우 낮고 또 한 그림 14 에 나타낸 수직재에 비해서도 낮은 수준의 응력이 발생되었다 . 수직재와 마찬가지로 사재에 발생하는 응력수준 이 항복응력보다 훨씬 작은 수준이기 때문에 시공성을 고려

하면 실 교량 설계시 사재는 CFT 합성단면 보다는 중공 단

면으로 설계하는 것이 보다 합리적일 것으로 판단된다 .

그림 16(a) 는 1 번 실험체의 지점부 부근 상현재 (S1) 에서

중앙 경간부 상현재 (S15) 까지 경간 위치별로 상현재 최상단

면에서 측정된 변형률을 비교한 그림으로서 지점부 (S1) 에서 중앙경간부 (S15) 로 갈수록 압축응력 수준이 일정하게 증가하

는 경향을 보였다 . 그림 16(b) 는 하현재 최하단부에서 측정

된 변형률로 지점부 부근에서 압축응력이 발생하다가 중앙 그림 17. 1번 실험체 세그먼트 접합부 균열폭

그림 18. 2번 실험체 상현재의 하중-변형률 곡선

경간부 쪽으로 가면서 인장응력이 발생하는 경향을 보였다 .

따라서 CFT 트러스 거더의 최대응력이 발생되는 중앙 경간

부 단면에서는 상현재는 압축상태 ( 그림 12(e) 참조 ), 하현재

는 인장상태 ( 그림 13(f) 참조 ) 를 고려하여 단면내력이 결정됨

을 확인할 수 있다 .

그림 17 은 1 번 실험체 세그먼트 접합부 ( 그림 7) 에 설치된 균열폭 게이지에서 측정된 하중 - 균열폭 곡선으로서 그림 17

에서 상 · 하현재 접합부는 압축응력의 영향으로 간격이 더욱 좁혀지는 경향을 보이며 , 그 중에서 CR2 는 하현재 접합부

( 표 2 참조 ) 에서 측정된 균열폭으로서 하중재하후 변화가 없

다가 약 260 kN 하중에서 간격이 좁혀지는 경향을 보였다 .

이상 세그먼트 접합부에 발생하는 균열폭 수준이 매우 낮아 본 실험체에 적용된 접합방법인 볼트 체결에 대한 명확한 기준이 제시되면 안전측 설계가 가능할 것으로 판단된다 .

3.2.2 2 번 CFT 트러스 거더

f/L 비가 0.050 인 2 번 실험체에서 게이지 측정항목 및 위치

는 1 ^{번 실험체와 동일하다} . ^그림 18 ^은 2 ^{번 실험체의 상현재}

에서 측정된 하중 - 변형률 곡선이다 . 그림 18 에서 콘크리트 충전 합성단면인 상현재에서는 지점부 부근에서는 단면내에 서 압축과 인장이 발생하고 , 중앙경간 쪽으로 가면서 전반적 으로 압축응력이 발생하는 것으로 나타났다 . ^{세그먼트의 이}

음부 부근 상현재 ( 그림 18(c)) 에서는 전반적으로 압축응력을

보이다가 상현재 단면의 상단부와 하단부를 제외하고 측면

부에서 약 600 kN 이후부터 인장응력이 발생되는데 이는 실

험체가 종료시점 부근에서 약간의 편심을 받아 발생된 것으 로 판단된다 . 이음부 부근에서 발생하는 응력은 전반적으로 낮은 수준인 것으로 나타났다 .

1 번 실험체에서와 같이 중앙경간부에서 항복 수준을 넘어 서는 압축변형률이 발생하였다 ( 그림 18(e) 참조 ). 그림 12(e)

에서 보면 1 번 실험체는 중앙경간부 합성단면 상현재의 최

하단부 (S19) 를 제외하고 약 300 kN 하중에서 최상단부 (S15)

가 먼저 항복하고 하중이 증가하면서 순차적으로 항복이 발

생하였다 . 그림 18(e) 에서 보면 2 번 실험체는 약 450 kN 하

그림 19. 2번 실험체 하현재의 하중-변형률 곡선

중에서 최상단부 (S15) ^{가 먼저 항복하고 순차적으로 항복이 발}

생하였다 . 따라서 f/L 비가 0.025 에서 0.05 로 2 배 증가하면서

CFT 트러스 거더의 항복하중이 약 50% 이상 증가되었다 .

그림 19 는 2 번 실험체의 하현재에서 측정된 하중 - 변형률 곡선이다 . 그림 19 에 나타낸 S 기호의 번호는 1 번 실험체와 동일한 내용으로 부여하였다 . 그림 19 에서 콘크리트 충전 합 성단면인 아치형상의 하현재에서는 전반적으로 압축응력이 발생하며 , 중앙경간부 ( 그림 19(f)) 에서는 인장응력이 발생하 였다 . ^{세그먼트의 이음부 부근 하현재} ( ^그림 19(d)) ^{에서는 전}

반적으로 압축응력을 보이다가 하현재 단면 하단부에서 상 현재에서와 같이 약 600 kN 이후부터 인장응력이 발생하였

는데 , 이것은 그림 18(c) 의 상현재에서와 같이 실험종료시점

부근에 실험체가 약간의 편심을 받아 발생된 것으로 판단된

다 . 그림 19(f) 에서 보면 중앙경간부 하현재 단면내에서도

최상단부 (S39) 에서는 압축응력이 발생하였는데 이는 최상단

부에도 인장이 발생하는 1 ^{번 실험체와는 약간 다른 양상이}

다 . 이는 2 번 실험체의 f/L 비가 증가되어 하현재가 1 번 실 험체에 비해서 아치 형상이 두드러지기 때문인 것으로 판단 된다 . 정적실험동안 1 번 실험체에서와 같이 고정단 블록에

접합된 하현재 합성단면 (S20~S24) 에서 가장 먼저 항복에 도

달하는데 이를 제외하면 중앙경간부에서만 항복을 넘어서는 변형률 ( 그림 19(f) 의 S43) 이 발생하였다 .

그림 20 은 2 번 실험체의 수직재에서 측정된 하중 - 변형률 곡선으로 전반적으로 낮은 수준의 응력이 발생되는 것으로 나타났다 .

그림 21 에서 보면 2 번 실험체의 사재에서 낮은 수준의 응 력이 발생되고 , 고정단 부근 사재에서 f/L 비의 영향으로 전 단면에서 압축이 발생되는 것을 제외하면 전반적인 경향은 그림 20. 2번 실험체 수직재의 하중-변형률 곡선

그림 21. 2번 실험체 사재의 하중-변형률 곡선

1 번 실험체와 유사하다 .

그림 22 는 2 번 실험체 세그먼트 접합부에 설치된 균열폭 게이지에서 측정된 하중 - ^{균열폭 곡선으로서 발생하는 균열폭}

이 매우 낮은 수준으로 본 실험체에 적용된 접합방법인 볼 트 체결에 대한 명확한 기준을 제시하면 적용 가능할 것으 로 판단된다 . ^그림 23 ^{은 지점부 콘크리트 고정단 블록의 상}

단면에서 측정된 교축방향 콘크리트 변형률로서 아주 작은 수준의 인장응력이 발생하였다 .

3.2.3 비교분석

그림 24 는 CFT 트러스 거더 1 번 (f/L=0.025) 과 2 번 (f/

L=0.050) 실험체에 대해서 최대응력이 발생하는 중앙경간부

에서의 변형률 비교로서 2 번 실험체의 항복하중 및 단면내 력이 상당이 증가함을 알 수 있다 . 즉 , 동일단면에서도 아치 형상을 갖는 하현재의 f/L 비가 2 배로 증가하면서 최대내력은

80% 이상 증가하였다 . 그림 25 는 중앙경간부 수직재와 사재 에서 측정된 1 번과 2 번 실험체의 변형률 비교로서 수직재에 서는 거의 유사한 수준을 보여주고 있어 f/L 비가 미치는 영 향이 상현재와 하현재에 비해서 상대적으로 적은 것으로 판 단된다 .

그림 26 은 지점부와 가장 인접한 하현재 , 수직재 및 사재 에서 측정된 변형률에 대한 비교로서 f/L 비 증가에 따른 아 치효과로 2 번 실험체의 외력에 의한 변형률이 훨씬 작은 수 준임을 확인할 수 있다 . 그림 27 은 고정단 콘크리트 블록에 접합된 하현재에서 측정된 변형률로서 f/L 비가 큰 2 번 실험 체의 최대하중 ( 실험종료 시 , 622 kN) 이 1 번 실험체 (343 kN) 에

비해서 약 80% 이상 증가하고 , 항복하중 ( 항복변형률 0.002

수준에서의 하중 ) 은 약 120%(264 kN 에서 581 kN) 이상 증 가하는 결과를 보였다 .

그림 28 은 각 실험체의 중앙 경간 단면에서 측정된 변형 그림 22. 2번 실험체 세그먼트 접합부 균열폭

그림 23. 블록 상단부의 콘크리트 변형률

그림 24. 중앙경간부 단면의 변형률 비교

그림 25. 중앙경간부 수직재와 사재의 변형률 비교

률 분포로서 동일한 단면을 갖는 CFT 트러스 거더에서 f/L

비가 0.025 에서 0.050 으로 증가하면서 아치 형상을 갖는 하

현재의 축방향 강성의 영향으로 중립축이 상대적으로 아래

쪽에 위치하는 경향을 보인다 . 이 영향으로 f/L 비가 증가하 는 경우 단면내력이 월등히 향상되는 결과를 보였다 .

그림 29 ^는 CFT ^{트러스 거더의 지점부인 고정단 블록에}

접합된 하현재에서 측정된 단면내 변형률 (S20~S24) 분포로 서 f/L 비가 0.025 인 경우 (1 번 실험체 ) 보다 f/L 비가 0.050 인 경우 (2 번 실험체 ) 에 상대적으로 중립축이 아래쪽에 위치해 주로 압축응력이 발생하였다 . 고정단에 접합된 하현재는 콘 크리트 충전 합성단면으로 압축에 대해서 보다 효율적으로 저항할 수 있는 구조로 설계가 가능할 것으로 판단된다 .

본 연구에서는 정적실험을 통하여 조립식 공법으로 제작되

는 CFT 트러스 거더의 구조성능을 평가하였다 . CFT 트러

스 거더의 상현재와 아치형상을 갖는 하현재는 콘크리트를 충전한 합성단면이며 , 수직재 및 사재는 중공단면으로 구성 되었다 . 정적실험이 수행된 CFT 트러스 거더는 변수해석으 로부터 상현재와 하현재의 최소거리를 0.5 m 로 결정하였고 ,

아치형상을 갖는 하현재의 f/L 비는 0.025 와 0.050 이 되도록 그림 26. 지점부 부근 각 부재의 변형률 비교

그림 27. 고정단 블록에 접합된 하현재의 변형률 비교

그림 28. 중앙경간 단면의 변형률 분포

2 개의 실험체를 제작하였다 . CFT 트러스 거더에 소요되는 강재 총중량은 상현재와 하현재의 최소거리가 0.5 m 인 경우

f/L ^{비 증가에 따라 감소하다가} 0.050 ^{이상부터 일정한 경향}

을 보인다 .

정적실험 결과 , CFT 트러스 거더는 동일한 단면으로 설계

하는 경우 f/L 비가 0.025 에서 0.050 으로 증가하면서 단면내

력이 약 80% 이상 증가하는 결과를 보여 f/L 비가 구조내력

에 큰 영향을 미치며 강재의 항복 이후에도 충전 콘크리트 가 국부좌굴을 억제시켜 우수한 연성거동을 보임을 확인하

였다 . 중앙 경간부에서 항복을 넘어서는 하중 수준에서도

CFT 트러스 거더가 조립되는 접합부에서 측정된 균열폭은 아주 작고 발생 응력 수준도 낮아 볼트 접합 방법으로 조립 식 시공이 가능할 것으로 판단된다 .

지점부인 고정단 블록과 접합되는 CFT 트러스 거더의 지

점부 부근 하현재는 f/L 비가 0.025 에서 0.050 으로 증가하면

서 항복하중은 약 120%, 단면내력은 약 80% 이상 증가하 였다 . 지점부 부근 하현재에서는 중앙 경간에서 발생되는 응 력수준을 상회하는 압축응력이 발생하는데 CFT 트러스 거 더 설계시 중앙경간부에 대해서 단면을 결정하고 지점부에 접합되는 하현재는 별도의 보강재를 설계하는 것이 보다 효 율적인 방법일 것으로 판단된다 .

중공단면인 수직재 및 사재에서는 f/L 비가 증가하면 보다 작은 수준의 응력이 발생하고 , 콘크리트 충전 합성단면인 상 현재와 하현재에서 항복이 발생하는 하중 수준에서도 발생 하는 응력수준이 매우 낮아 시공성을 고려한다면 CFT 트러 스 거더 설계시 중공단면으로 설계하는 것이 바람직하다 .

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^접수일

^심사일

^{심사완료일}

그림 29. 고정단 하현재의 변형률 분포