Experimental Study on the Flexural Behavior of Inverted T-Shaped Steel·Concrete Composite Deck for Bridges

構 造 工 學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第28卷 第3A 號·2008年 5月 pp. 331 ~ 340

역T형강·콘크리트 합성바닥판의 휨거동에 관한 실험적 연구

Experimental Study on the Flexural Behavior of Inverted T-Shaped Steel · Concrete Composite Deck for Bridges

김성훈*·박영훈**·이승용***·최준혁****

Kim, Sung Hoon

·

Park, Young Hoon

·

Lee, Seung Yong

·

Choi, Jun Hyeok

···

Abstract

This study is to suggest the details of new concept of bridge deck. Experimental studies on the behavior of a inverted T-shaped steelconcrete composite deck were carried out. The part of inverted T-shaped steel is embedded in concrete. Reinforced concrete deck specimen and composite deck specimens were fabricated and static bending fracture tests were conducted. The ultimate strength and fracture strength of specimens were evaluated. The effects of shear hole crossing bars of composite deck were also analyzed. From the results of experiments, composite deck with shear hole crossing bar increased shear strength, and showed typ- ical tensile failure. Ultimate strength and fracture strength of composite deck with shear hole crossing bar are higher than those of reinforced concrete deck. The displacement of composite deck is higher than that of reinforced concrete deck.

Keywords : composite deck, bending behavior, shear hole crossing bar, shear strength, perfobond rib shear connector

···

요 지

본 연구는 상부 플랜지가 없는 I형 강재 거더, 즉 역T형의 강재 거더의 일부를 콘크리트에 매립한 역T형강-콘크리트 합 성바닥판의 구조거동을 실험적 연구를 통해 분석하여 이를 토대로 새로운 개념의 교량 바닥판 상세를 제안하고자 실시하였 다. 이를 위해 기존의 철근콘크리트 바닥판과 강합성 바닥판 시험체를 제작하여 정적 휨파괴 시험을 실시하였다. 이로부터 극한 및 최대하중을 평가하였으며, 전단홀 관통 철근의 적용 유무에 따른 구조거동의 변화를 분석하였다. 실험 결과 전단홀 관통 철근을 적용할 경우에는 충분한 전단강도가 확보되어 전형적인 인장파괴 형태를 나타내고, 극한 및 최대하중 모두 철 근콘크리트 바닥판보다 높아지는 것을 알 수 있었다. 또한 철근콘크리트 바닥판보다 강합성 바닥판의 처짐이 크게 발생하는 것으로 나타났다.

핵심용어

:

합성바닥판, 휨거동, 전단홀 관통 철근, 전단강도, 퍼포본드 리브 전단연결재

···

1.

서 론

우리나라에 가설되어 있는 교량과 이를 구성하는 주요 부 재의 예상수명을 조사한 연구 결과에 의하면, 교량 바닥판의 예상수명은 약 30년으로 보고되고 있다(건설교통부, 1999).

교량 부재의 수명은 시공 품질, 주변 환경 요인, 통행 차량 의 특성, 그리고 유지관리 정도에 따라서 차이가 있다. 그러 나 교량 바닥판은 교량의 다른 부재에 비하여 단면이 작고, 윤하중을 직접 받는 부재이기 때문에 쉽게 손상을 받을 수 있으며, 철근콘크리트 바닥판의 경우 우수와 동절기에 사용 되는 제설제의 영향으로 바닥판 내부의 철근이 부식되기 쉽 다. 또한 한번 손상된 바닥판 단면은 지속적으로 작용하는 윤하중 및 충격으로 인하여 손상이 가속화되는 것이 일반적

인 현상이다.

따라서 교량의 바닥판은 유지관리면에서 교면포장 및 신축 이음장치와 함께 교량의 다른 부재에 비하여 보수 빈도가 높고 교체주기가 짧은 특성을 갖게 된다. 그러므로 철근콘크 리트 바닥판의 내구성을 획기적으로 개선할 수 있다면, 교량 의 유지관리 비용은 물론 교량의 수명도 연장시킬 수 있다.

이에 최근에는 교량 바닥판 가설과정의 시공성을 높이고, 시 공품질을 향상시키기 위하여 프리캐스트 바닥판, 복합소재를 이용한 바닥판, 데크플레이트를 이용한 바닥판 등이 개발되 어 설계, 시공되고 있다(한국건설기술연구원, 2002a; 2002b;

Kim et al., 2005a).

또한 교량 신설 단계에 있어서 기존의 철근콘크리트 바닥 판보다 경량이면서 교체가 용이한 바닥판을 적용할 경우 주

*정회원·서울산업대학교구조공학과부교수 (E-mail : [email protected])

**정회원·교신저자·부천대학 토목공학과 부교수 (E-mail : [email protected])

***정회원·충주대학교토목공학부조교수 (E-mail : [email protected])

****(주)대한콘설탄트 철도부 (E-mail : [email protected])

거더 등의 단면을 줄일 수 있을 뿐만 아니라 필요시 최소한 의 교통 통제만으로 바닥판 교체가 이루어 질 수 있다

(Robert, 1999; Bettigole, 1996).

본 연구는 상부 플랜지가 없는 I형 강재 거더, 즉 역T형 의 강재 거더의 일부를 콘크리트에 매입한 강합성 바닥판 구조로서 강재 빔의 격자 구조의 일부분에서 상부 콘크리트 와의 합성작용을 발휘하도록 하여 합성구조부재의 기능을 최 적으로 활용하는 기존의 역T형강-콘크리트 합성바닥판(이하 강합성 바닥판)의 구조거동을 실험적 연구를 통해 분석하여 이를 토대로 개선된 상세의 강합성 바닥판 상세를 제안하고 자 하는 연구의 일환으로 실시되었다.

이를 위해 강합성 바닥판 시험체 및 기존의 철근콘크리트 바닥판 시험체를 제작하여 정적 휨파괴 시험을 실시하였다.

이로부터 강합성 바닥판 시험체의 극한 및 최대하중을 평가 하였으며, 기존의 철근콘크리트 바닥판과의 구조거동 및 성 능을 비교 분석하였다. 또한 강격자구조와 철근콘크리트 구 조의 합성작용에 있어서는 최근 연구(안진희 외, 2007)에 의 하여 전단강도, 피로특성 및 시공성이 우수하다고 알려져 있 는 perfobond rib shear connector(이하 퍼포본드 리브 전 단연결재)에 추가적으로 철근을 배근하여 관통 철근의 적용 유무에 따른 구조거동을 비교 분석하였다.

2.

시험체 설계 및 제작

본 연구의 대상이 되는 강합성 바닥판은 그림 1에 나타낸 바와 같이 역T형 단면의 main bearing bar(이하 메인 베어 링 바) 상단이 철근콘크리트 구조에 매입되어 메인 베어링 바와 철근콘크리트가 합성된 구조이다. 이러한 강합성 바닥 판 설계에 있어서 상단 철근콘크리트와 하단 강 격자 구조 에 각각 강도 설계법과 허용응력 설계법을 적용하였다. 설계 를 위해 고려된 조건 및 교량 단면은 각각 표 1 및 그림

2

와 같다.

강합성 바닥판 시험체와 시험결과의 비교를 위해 제작된 철근콘크리트 바닥판 시험체의 설계 결과를 정리하여 성능 을 비교하면 표 2와 같다.

단면설계 결과로부터 철근콘크리트 바닥판의 필요두께는

250 mm,

필요철근량은 1,114 mm

²

으로 결정되었으며, 이로

부터 H16 철근을 125 mm 간격으로 배근하였다. 한편, 강 합성 바닥판은 전체 두께가 165 mm로 그림 3에 나타낸 바와 같은 세부단면구조로 결정되었다.

강합성 바닥판은 압축력이 인장력보다 약 2배 정도 높아 파괴시에는 하단의 메인 베어링 바의 항복이 우선하며, 중량 은 철근콘크리트 바닥판 중량의 약 62% 수준으로 분석되었 다. 철근콘크리트 바닥판 시험체와 강합성 바닥판 시험체의 제원을 그림 4에 나타내었다.

그림

1.

강합성 바닥판의 개념도

표

1.

설계 조건

교량형식 연장 폭원 설계활하중 설계기준강도 철근항복응력 강재허용응력

플레이트거더교

40 m 12.14 m DB-24 27 MPa 400 MPa 240 MPa

그림

2.

설계 적용교량 횡단면도

표

2.

시험체 성능 비교

구 분 강합성 바닥판 철근콘크리트 바닥판 바닥판 전체 두께 (mm)

165 250

콘크리트 두께 (mm)

90 250

허용 응력 설계법

발생모멘트 M

o

(k·Nm) 35.38 37.29

단면2차모멘트 (m

⁴) 4.73

×10

⁻⁵ 3.3004

×10

⁻⁴

단면계수

(m³)

Zt 4.647

×10

⁻³ 5.603

×10

⁻³ Z_b 5.173

×10

⁻⁴ 3.025

×10

⁻⁴

(MPa)

응력

f_c 7.61 6.66

f_ca 10.8(SF=1.42) 10.8(SF=1.63)

f_s 68.4 123.2

f_sa 140(SF=2.05) 180(SF=1.46)

설계법 강도

극한모멘트 M

u

(k·Nm) 73.40 75.89

설계모멘트 M

u

(k·Nm) 89.97(SF=1.22) 105.96(SF=1.40)

그림

3.

강합성 바닥판의 세부 단면

그림 4(b)의 A-Type 강합성 바닥판 시험체는 그림 4(a)의 철근콘크리트 바닥판 시험체에 상응하는 크기의 시험체이고, 그림 4(c)의 B-Type 강합성 바닥판 시험체는 A-Type 시험 체보다 시험체의 폭을 줄여 시험체 폭의 변화에 따른 구조 거동 및 강도를 비교 분석하기 위한 시험체이다. 공시체를 이용한 압축강도 실험에서 그림 4(a)~(c) 시험체 콘크리트 강도가 평균 27.2 Mpa로 나타났다.

그림 4(b)의 A-Type 강합성 바닥판 시험체에서 메인 베어 링 바와 상단 콘크리트 폭 250 mm의 합성보의 극한강도는

27 kN·m

으로 나타났으며, 이에 시험체의 극한강도는 135

kN·m

으로 적용 가능 하중은 233 kN으로 계산된다. 한편, 강합성 바닥판 시험체에 있어서 강격자구조와 철근콘크리트 의 합성을 위하여 기존의 수직 스터드 대신 퍼포본드 리브 전단연결구조를 적용하였으며, 전단홀 간격 설정에 있어서 그림 4(b)와 동일한 합성 조건의 push-out 시험체를 이용한

시험 결과를 적용하였다(최준혁, 2007).

최준혁(2007)의 연구에서는 합성부의 강재와 콘크리트의 부착 면적, 전단홀 수, 전단홀 직경, 콘크리트 설계기준 강 도에 따른 전단 강도 변화 양상을 분석하였으며 관계식을 도출 하였다. 이에, 전단홀 직경 19 mm시 전단홀 간격에 따른 전단강도 변화 양상을 그림 5에 정리 하였다.

건조수축, 온도차 및 주하중(시험체 사하중과 활하중 233

kN)

의 작용에 의해 상단 철근콘크리트와 하단 강 격자구조 연결부에서 예상되는 최대수평전단력을 분석한 결과, 건조수 축과 온도차에 의한 수평전단력 보다 주하중과 온도차에 의 한 수평전단력이 높은 것으로 계산되어 최대수평전단력이

0.2604 kN/mm

으로 나타났다. 이에, 그림 5에서 최대수평전

단력 이상의 전단 강도를 확보하기 위해서는 전단홀 간격

81.5 mm

이하가 되어야 하는 것으로 분석되어, 시험체 길이

및 제작 오차등을 고려하여 안정적인 전단 강도가 확보 될 수 있도록 전단홀 간격을 50 mm로 하였으며 그에 따른 전 단 강도를 표 3에 정리 하였다.

표 3에서 전단홀 직경 19 mm와 간격 50 mm를 적용하 고 전단홀 관통 철근을 적용하지 않은 경우의 전단강도가 약 0.3891 kN/mm이며, 전단홀 관통 철근 H16을 150 mm 간격으로 적용한 경우 전단강도는 0.6581 kN/mm로 전단홀 관통 철근의 적용에 의하여 전단강도가 약 69.1% 증가하는 것을 알 수 있다.

또한 예상되는 최대 수평전단력보다 전단홀 관통 철근을 적용하지 않은 시험체의 전단강도가 약 49.4% 높은 것으로 분석되어 적용가능하중 233 kN에 대한 전단강도는 충분한 것으로 판단된다.

3.

시험 방법

강합성 바닥판 시험체 및 철근콘크리트 시험체의 휨거동을 분석하기 위하여 시험체 주요 부위에 변형률게이지와 처짐 기를 부착하여 그림 6과 같은 방법으로 3점 휨시험을 실시 그림

4.

시험체 형상 및 제원

그림

5.

전단홀 간격 변화에 따른 전단 강도

(

최준혁

, 2007)

표

3.

수평전단력 및 전단강도 하중 233 kN에 의한 이론적

수평전단력

^(a) (kN/mm)

push out

실험에 의한 전단강도 (kN/mm) 비고 (%)

전단홀 관통 철근 미적용

^(b)

전단홀 관통 철근 적용

^(c) (b)/(a) (c)/(a)

0.2604 0.3891 0.6581 149.4 252.7

하였다. 하중재하는 DB-24 설계 활하중의 접지면적을 적용 하여 교축직각 방향으로는 580 mm, 교축 방향 230 mm 면적의 분포하중을 시험체 중앙에 재하하였다.

한편 강합성 바닥판 시험체의 시험전경은 그림 7과 같고, 철근 콘크리트 바닥판 시험체 전경은 그림 8과 같다.

그림

6.

휨시험 개략도

그림

7.

강합성 바닥판 시험 전경

그림

8.

철근콘크리트 바닥판 시험 전경

그림

9. A-Type

강합성 바닥판 시험체의 변형률 및 처짐

4.

결과 분석 및 고찰

4.1

파괴 거동 분석

강합성 바닥판은 메인 베아링 바 항복에 의해 파괴 되거 나 철근 콘크리트 균열 발생 등에 의해 파괴된다. 또한, 메 인 베아링 바와 철근 콘크리트간의 합성 강도가 약할 경우 에는 메인 베아링 항복 또는 철근 콘크리트 균열 발생 전에 합성부 파괴가 발생하게 된다.

본 절에서는 전단홀 관통 철근 적용 유무에 따른 시험체 의 파괴 거동 변화 양상을 분석하였으며, 그림 4(b)의 A-

Type

강합성 바닥판 시험체에서 전단홀 관통 철근의 적용

유무에 따른 메인 베어링 바의 인장변형률과 처짐을 그림 9 에 나타내었다.

그림 9(a) 및 그림 9(c)에서 메인 베어링 바의 인장변형률 은 큰 차이는 없는 것으로 나타났으며, 그림 9(b)와 그림

9(d)

에서 하중이 직접 작용하는 G3 메인 베어링 바의 처짐 이 다소 크게 발생하는 것으로 분석되었다.

G3

메인 베어링 바를 중심으로 대칭적으로 G2 및 G4 메 인 베어링 바의 처짐이 거의 동일하고, G1 및 G5 메인 베 어링 바의 처짐이 거의 동일한 것으로 나타났다. 그림 4(b)

의 A-Type 시험체와 그림 4(c)의 B-Type 시험체에 있어서 전단홀 관통 철근 적용 유무에 따른 영향을 분석하기 위하 여 메인 베아링 바 하단 인장변형률과 시험체 처짐을 비교 하여 그림 10~11에 나타내었다.

그림 10에서 전단홀 관통 철근이 적용되지 않은 A-Type 강합성 바닥판의 최대 하중은 340 kN으로 나타났으며, 전단 홀 관통 철근이 적용된 강합성 바닥판 최대 하중은 454.5

kN

으로 실험적으로 분석되었다.

메인 베아링 바 하단의 인장 변형을 나타내고 있는 그림

10(a)

를 살펴보면, 전단홀 관통 철근이 적용 되지 않은 강합

성 바닥판은 최대 하중 이후 취성 파괴가 발생하는 것으로 나타났으나, 전단홀 관통 철근이 적용 된 강합성 바닥판은 최대 하중 이후의 파괴 형태가 연성 파괴인 것으로 분석되 었다.

B-Type

강합성 바닥판 시험체 거동을 나타낸 그림 11에서

전단홀 관통 철근이 적용되지 않을 경우에는 최대 하중이

105 kN

으로 나타났으며 전단홀 관통 철근이 적용 되었을

경우의 최대 하중은 197.5 kN으로 분석되었다.

또한, B-Type 강합성 바닥판 시험체에 있어서도 그림 10 의 A-Type 강합성 바닥판 시험체에서와 같이 전단홀 관통

그림

10.

전단홀 관통 철근 적용 유무에 따른 영향

(A-Type)

그림

11.

전단홀 관통 철근 적용 유무에 따른 영향

(B-Type)

철근이 적용되지 않을 경우에는 취성 파괴가 발생하는 것으 로 나타났으며, 전단홀 관통 철근이 적용 될 경우에는 연성 파괴가 이루어지는 것으로 분석되었다.

A-Type

및 B-Type 강합성 바닥판의 측정된 인장변형률과

압축변형률을 이용하여 중립축의 변화 양상을 분석하였으며, 분석된 중립축을 그림 12에 나타내었다.

그림 12의 중립축은 메인 베어링 바 하부 플랜지의 하단 으로부터의 높이로서 전단홀 관통 철근 미적용 시험체의 경 우 최대하중 이상의 하중에서부터는 중립축이 하향하는 것 으로 나타났다. 최대하중 작용에 다른 메인 베아링 바 하단 의 인장 변형과 철근 콘크리트 상단의 압축 변형을 표 4에 정리 하였다.

표 4에서 전단홀 관통 철근 적용 유무에 무관하게 거의 동일한 인장 및 압축 변형이 발생하는 것으로 나타났으나, 그림 10~11에서 전단홀 관통 철근 미적용 시험체가 최대

하중 후 취성 파괴 되고 그림 12에서와 같이 중립축이 급 작스럽게 하향하는 것은 그림 13(a)에 나타난 것과 같이 전 단연결부 파괴에 의한 슬립 발생에 의한 것으로 분석된다.

즉, 전단홀 관통 철근 미적용 시험체는 메인 베아링 바와 철근 콘크리트의 합성부의 선행 파괴에 의하여 시험체의 강 성이 감소하여 메인 베아링 바 항복 전에 그림 13(b)에서와 같이 철근 콘크리트가 전단 파괴되는 것으로 나타났다.

합성부 전단 강도와 실제 발생 수평 전단력 정도를 분석 하기 위하여 A-Type 강합성 바닥판 시험체에 있어서 건조수 축, 온도차 및 주하중(시험체 사하중과 최대하중)에 의한 수 평 전단력과 push out 시험(김성훈 외, 2007)에 의하여 분 석된 전단강도를 비교하여 표 5에 나타내었다.

표 5를 살펴보면 전단홀 관통 철근 미적용 시험체에 최대 하중 340 kN 작용시 이론적 수평전단력이 실험적 전단강도 의 93.5% 수준으로 나타났으며, 전단홀 관통 철근 적용 시

그림

12.

강합성 바닥판 중립축 변화

표

4.

최대 하중 작용시 발생 변형률 비교

시험체 하중(kN) 인장변형률(×10

⁻⁶)

압축변형률(×10

⁻⁶)

(a) (b) (a)/(b) (a) (b) (a)/(b)

A-Type 340.0 1470.0 1376.0 1.068 -1780.0 -1869.0 0.952

B-Type 105.0 1056.0 995.0 1.061 -1229.0 -1218.0 1.009

(a):

전단홀 관통 철근 미적용, (b):전단홀 관통 철근 적용

그림

13.

관통 철근 미적용시 파괴 거동

험체에 최대하중 454.5 kN 작용시 이론적 수평전단력이 실 험적 전단강도의 72.1% 수준인 것으로 분석되어 전단홀 관 통 철근이 미적용된 경우가 전단홀 관통 철근이 적용 된 경 우 보다 전단에 대한 안전도가 낮은 것으로 분석되어 그림

13(a)

에서 분석된 것과 같이 전단홀 관통 철근 미적용에 따

른 전단 연결부 선행 파괴 거동과 일치된 경향이 나타났다.

한편, 그림 14에서 전단홀 관통 철근이 적용된 강합성 바 닥판에서는 최대 하중에서 합성부의 파괴가 발견되지 않았 으며, 이에 그림 9에서와 같이 메인 베아링 바의 항복에 의 해 시험체가 파괴 되는 것으로 분석되었다.

4.2

강도 평가

전술한 바와 같이 본 연구에서는 그림 4(b)의 A-Type 강 합성 바닥판과 동일한 설계조건으로 그림 4(a)의 철근콘크리

트 바닥판을 제작하여 휨 파괴 시험을 실시하였으며, 실험적 으로 얻어진 지간 중앙부의 철근콘크리트 바닥판 철근의 변 형률과 처짐은 그림 15와 같다.

그림 4(a)의 철근콘크리트 바닥판 공칭저항모멘트는 약

132.4 kN·m

으로 3점 휨시험에 의해 적용 가능한 하중은

220 kN

으로 이론적으로 분석되었다. 그림 15에서 하중

103.8 kN

작용시 인장철근의 변형률은 726×10

⁻⁶

이고, 압축

철근의 변형률은 -157×10

⁻⁶

이며, 두께 250 mm 철근콘크리 트 바닥판 상단에서 중립축까지의 길이는 87.34 mm로 분석 되었다.

또한 하중 328.9 kN 작용시에는 인장부의 항복으로 중립 축이 상승하여 무손상 상태의 중립축보다 약 75% 정도 중 립축이 상승한 것으로 나타났다. 철근콘크리트 바닥판의 실 험적 강도를 정리하여 표 6에 나타내었다.

표 6에서 공칭저항모멘트 발생 이론하중은 철근콘크리트 바닥판 시험체의 공칭저항모멘트 132.4 kN·m을 발생시키는 하중이고, 실험적으로 분석된 항복하중 270.0 kN은 시험체 공칭저항모멘트를 발생시키는 이론하중 220 kN보다 약

22.7%

정도 높은 것으로 나타났으며, 시험체 최대하중은

421.9 kN

으로 나타났다. 한편, 전단홀 관통 철근 적용 유무

에 따른 A-Type 시험체의 강도는 표 7과 같다.

메인 베아링 바 하부 플랜지를 강재 허용응력에 상응하는 변형률을 발생시키는 하중의 크기는 전단홀 관통 철근 적용 유무에 상관없이 변화가 없는 것으로 표 7에서 나타났으며, 표

5.

최대하중 작용시 전단연결부 전단강도 평가

최대하중 작용시 수평전단력(kN/mm)

push out

시험에 의한 전단강도 (kN/mm) 비고 (%) 전단홀 관통 철근 미적용

^(a)

전단홀 관통 철근 적용

^(b)

전단홀 관통 철근 미적용

^(c)

전단홀 관통 철근 적용

^(d) (a)/(c) (b)/(d)

0.3641 0.4746 0.3891 0.6581 93.5 72.1

최대하중 : 전단홀 관통 철근 미적용(340 kN), 전단홀 관통 철근 고려(454.5 kN)

그림

14.

관통 철근 적용시 파괴 거동

그림

15.

철근콘크리트 바닥판 시험체의 변형률 및 처짐

표

6.

철근콘크리트 바닥판 강도 공칭저항모멘트 발생

이론하중(kN)

시험하중(kN)

항복하중 최대하중

220.0 270.0 421.9

전단홀 관통 철근 적용에 따라 항복하중은 약 26.9% 증가 하고, 최대하중은 약 33.6% 증가하는 것을 알 수 있다.

전단홀 관통 철근이 미적용된 경우의 이론적 항복하중

233.0 kN

보다 실험적 항복하중이 약 18.3% 높은 것으로

나타났다. 한편 철근콘크리트 바닥판과 강합성 바닥판의 최 대하중을 비교하여 표 8에 나타내었다.

표 8를 살펴보면 전단홀 관통 철근이 미적용된 강합성 바 닥판과 철근콘크리트 바닥판의 항복하중은 거의 동일한 것 으로 나타났으나, 전단연결부의 선행파괴에 의하여 전단홀 관통 철근이 미적용된 강합성 바닥판의 최대하중은 철근콘크 리트 바닥판의 최대하중의 80.5% 수준인 것으로 나타났다.

반면에 전단홀 관통 철근이 적용된 경우의 강합성 바닥판 의 최대하중은 철근콘크리트 바닥판의 최대하중의 107.7%

수준으로 전단홀 관통 철근이 적용에 의해 최대하중이 철근 콘크리트 바닥판의 최대 하중과 거의 동일 해지는 것을 확 인할 수 있었다. 그림 4(c)의 B-Type 강합성 바닥판 시험체 에 있어서 전단홀 관통 철근의 적용 유무에 따른 적용 가능 하중을 표 9에 나타내었다.

표 9로부터 B-Type 강합성 바닥판 시험체의 메인 베아링 바 하부 플랜지에 강재 허용응력에 상응하는 변형률을 발생 시키는 하중은 A-Type 시험체와 동일하게 전단홀 관통 철근 적용 유무에 상관없이 거의 변화가 없는 것을 알 수 있다.

전단홀 관통 철근의 적용에 따라 항복 하중은 70.3% 정 도 증가하고, 최대 하중은 88.1% 정도 증가하는 것으로 나 타나, 표 7에 나타낸 A-Type 시험체와 동일한 거동이 발생 하나 항복 및 최대하중의 증가 정도는 B-Type 시험체에서 상대적으로 높은 것을 알 수 있다.

이와 같이 전단홀 관통 철근의 적용 효과가 A-Type 시험 체보다 B-Type 시험체에서 상대적으로 높게 나타나는 것은 강합성 바닥판의 상단 철근콘크리트의 체적에 대한 전단홀

관통 철근의 비율이 B-Type 시험체에서 크기 때문인 것으로 판단된다.

한편 B-Type 시험체의 실험 결과와 철근콘크리트 바닥판 의 공칭저항모멘트를 발생시키는 이론적 하중과 최대하중을 표 10에 나타내었다.

표 10에서 철근콘크리트 바닥판의 추정 최대하중은 B-

Type

시험체의 폭이 A-Type 시험체의 40% 수준인 점을

고려하여 표 4에서 실험적으로 분석된 철근콘크리트 바닥판 시험체의 최대하중의 40%로 설정하였다.

전단홀 관통 철근이 미적용된 경우의 항복 및 최대하중은 철근콘크리트 바닥판보다 낮은 것으로 나타났으며, 전단홀 관통 철근을 적용한 경우에는 B-Type 시험체의 최대하중이 철근콘크리트 바닥판의 추정 최대하중보다 약 17.1% 증가하 는 것으로 나타나 표 8에 나타낸 A-Type 시험체의 경향과 동일한 것으로 나타났다.

4.3

처짐 평가

강합성 바닥판 적용에 있어 수직 처짐에 의한 사용성을 평가하기 위하여 실험적으로 분석된 철근 콘크리트 바닥판 과 강합성 바닥판의 수직 처짐을 표 11에 정리 하였다.

표 11에서 DB-24 설계 활하중의 후륜 축하중 96 kN과 충격계수 0.3이 고려된 124.8 kN 작용시 전단홀 관통 철근 표

7.

전단홀 관통 철근 적용 유무에 따른 적용 가능하중 비교

(A-Type)

구분 종류

전단홀 관통 철근 미적용 전단홀 관통 철근 적용 인장허용 항복 최대 인장허용 항복 최대 하중(kN) 150.9

275.7 340.0 151.0

(100.0) 350.0 (126.9)

454.5 (133.6)

( ) :

전단홀 관통 철근 적용/전단홀 관통 철근 미적용(%)

표

8.

철근콘크리트 바닥판과 강합성 바닥판

(A-Type)

의 강도 비교 종류

구분

철근콘크리트 바닥판 강합성 바닥판

항복 최대 전단홀 관통 철근 미적용 전단홀 관통 철근 적용

항복 최대 항복 최대

하중(kN)

270.0 421.9 275.7 (102.1%)

340.0 (80.5%)

350.0 (129.6%)

454.5 (107.7%)

표

10.

철근콘크리트 바닥판과 강합성 바닥판

(B-Type)

의 강도 비교

구분 종류

철근콘크리트 바닥판 강합성 바닥판 (실험적 강도) 공칭저항모멘트

발생 이론적 하중 추정 최대하중 전단홀 관통 철근 미적용 전단홀 관통 철근 적용

항복 최대 항복 최대

하중(kN)

88.0 168.7 82.0

(93.2%)

105.0 (62.2%)

140.0 (159.1%)

197.5 (117.1%)

표

9.

전단홀 관통 철근 유무에 따른 시험체 적용 가능하중 비교

(B-Type)

구분 종류

전단홀 관통 철근 미적용 전단홀 관통 철근 적용 인장허용 항복 최대 인장허용 항복 최대 하중(kN) 67.6

82.0 105.0 70.6

(104.4) 140.0 (170.3)

197.5 (188.1)

( ) :

전단홀 관통 철근 적용/전단홀 관통 철근 미적용(%)

표

11.

철근콘크리트 바닥판과 강합성 바닥판

(A-Type)

의 처짐 비교

종류 하중

철근콘크리트 바닥판 (mm)

강합성 바닥판(mm) 전단홀 관통

철근 미적용 전단홀 관통 철근 적용

124.8 kN 3.9 5.34 5.30

220.0 kN 8.9 10.04 9.25

340.0 kN 15.7 19.08 14.36

그림

16.

하중

9.8 kN

작용시 바닥판 수직 처짐

표

12.

차도부분의 바닥판의 최소 두께

(cm)

판의 구분 바닥판 지간의 방향

차량 진행 방향에 직각차량 진행 방향에 평행 비고

단순판

4L+13 6.5L+15

L :

바닥판

연속판

3L+13 5L+15

지간

캔틸레버판

0<L

≤0.25 28L+18

L>0.25 8L+23 24L+15

이 미적용된 강합성 바닥판의 처짐은 철근콘크리트 바닥판

의 처짐보다 약 36.9% 큰 것으로 나타났으며, 전단홀 관통 철근이 적용된 강합성 바닥판의 처짐은 철근콘크리트 바닥 판의 처짐보다 약 35.9% 큰 것으로 나타났다.

전단홀 관통 철근이 적용된 경우 하중 증가에 따른 처짐 의 증가 정도가 상대적으로 낮아 철근콘크리트 바닥판의 공 칭 저항모멘트에 상응하는 모멘트를 발생시키는 하중 220

kN

작용에 있어서는 철근콘크리트 바닥판의 처짐보다 3.9%

정도만 높은 것으로 나타났으며, 철근콘크리트 바닥판의 최 대하중 340.0 kN 작용시에는 오히려 철근콘크리트 바닥판의 처짐보다 8.6% 낮게 나타났다.

한편, 그림 2에 나타낸 시험체 설계 대상교량에서 분석되 는 것과 같이 일반적인 강합성 판형교에 있어서 전체 교축 방향 강성에 대한 바닥판 강성이 약 20%인 점을 고려하면, 표 11에서 분석된 강합성 바닥판의 처짐 증가 정도는 실제 교량에서는 대폭 감소되어 교량 사용성에 특별한 문제를 발 생시키지 않을 것으로 판단되나, 일반적으로 강합성 바닥판 은 거더간의 간격이 비교적 넓은 경우에 적용하는 사례가 많기 때문에 바닥판 자체의 처짐이 매우 중요하며, 표 11에 서 강합성 바닥판 처짐이 철근 콘크리트 바닥판 처짐 보다 높이 나타나는 것에 대한 검토가 필요하다.

이에, 철근콘크리트 바닥판 교축 직각 방향 휨 강성(D

RC)

과 강합성 바닥판의 교축 직각 방향 휨 강성(D

SC)

을 식(1)

~(2)

와 같이 나타낼 수 있으며 식(1)~(2)에서 E

g

는 거더의 탄성계수, P

y

는 거더 간격, I

g

는 합성 단면 2차모멘트, E

c

는 콘크리트 탄성계수,

c

는 콘크리트 포아송비, t는 슬래브 두께 이다(Bakht, 1983).

(1)

(2)

식 (1)~(2)의 연관성을 파악하기 위하여 식 (3)과 같이 그림 4(b) 강합성 바닥판 강성에 상응하는 철근 콘크리트 바닥판 두께를 산정하였으며, 그림 16과 같이 하중 9.8 kN 작용시의 수직 처짐을 유한요소 해석법으로 분석하였다.

(3)

그림 16(a)의 철근콘크리트 바닥판 유한요소 해석에는 솔 리드 요소를 사용하였으며 그림 16(b)의 강합성 바닥판 해석

D_RC E_g P_y ---I_g

=

D_SC E_ct³ 12 1

ν

c

– 2

( )

--- E_ct³

---12

= =

D_RC D_SC: 2.0 10

×

⁵Mpa 250mm

---11830517mm⁴

=

24647.5Mpa t

⋅

³

--- t12

,

166mm

= =

에서는 솔리드 요소와 쉘요소를 적용시켰다. 그림 16(a)~(b) 에서 동일 하중 작용시 거의 동일한 수직 처짐이 발생하는 것으로 나타나 식 (1)~(2)를 적용하여 강합성 바닥판 자체의 처짐 검토를 실시하면 될 것으로 판단된다.

즉, 차도 부분 바닥판의 최소 두께는 표 12로부터 얻어지 는 값과 220 mm 중에서 큰 값으로 하고 있으며(한국도로 교통협회, 2000), 주철근이 차량방향에 직각이고 연속판일 경우 바닥판 지간 3,000 mm까지는 바닥판 최소 두께는

220 mm

가 된다. 이에, 철근 콘크리트 바닥판 최소 두께에

상응하는 식 (2)의 강성과 식 (1)의 강합성 바닥판의 강성이 일치 하도록 하면 표 11에서 분석된 강합성 바닥판 자체의 과다한 처짐은 발생하지 않을 것으로 분석된다.

5.

결 론

본 연구는 기존의 철근콘크리트 교량 바닥판을 대체할 수 있는 기존의 역T형강-콘크리트 합성바닥판의 구조거동을 분 석하고 개선안을 도출하기 위한 일환으로 실험적 연구를 실 시하였으며, 이로부터 얻어진 결과를 요약하면 다음과 같다.

1.

본 연구의 전단홀 관통 철근 미적용 강합성 바닥판은 합 성부의 선행 파괴에 의하여 취성 파괴가 이루어지는 것으 로 나타났으며, 충분한 전단 강도가 확보된 전단홀 관통 철근 적용 강합성 바닥판은 메인 베아링 바 항복으로 연 성 파괴 되는 것으로 실험적으로 분석되었다.

2.

동일 조건에서 전단홀 관통 철근 적용에 의하여 강합성 바닥판의 최대 하중이 약 33.6% 정도 증가하는 것으로 나타났으며, 전단홀 관통 철근이 적용 되지 않은 강합성 바닥판의 최대 하중은 기존의 철근 콘크리트 바닥판 최대 하중 보다 약 19.4% 정도 낮은 것으로 분석되었으나 전 단홀 관통 철근을 적용 할 경우 기존 철근 콘크리트 바 닥판 보다 약 7.7% 정도 높은 최대 하중을 확보 하는 것으로 실험적으로 평가 되었다.

3.

철근콘크리트 바닥판보다 강합성 바닥판의 처짐이 크게

발생하는 것으로 나타나 이에 대한 해결 방안을 제시하였 으며, 강합성 바닥판 설계 체계 확립을 위하여 추가적인 연구가 진행 되어야 할 것으로 판단된다.

감사의 글

이 연구는 삼성물산(주) 건설부문의 연구비 지원에 의해 수행되었으며, 이에 감사드립니다.

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Bakht, B. and Jaeger, L.G. (1983) Effect of Vehicle Eccentricity on Longitudinal Moments in Bridges. Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 10, No. 4, pp. 582-599.

(

접수일: 2007.8.6/심사일: 2007.12.17/심사완료일: 2008.3.19)