Experimental Study on Ultimate Shear Strength of Horizontally Curved Plate Girder Web Panels

構 造 工 學

第26卷 第4A 號·2006年 7月 pp. 727 ~ 734

강곡선 플레이트거더 복부판의 극한전단강도에 관한 실험연구

Experimental Study on Ultimate Shear Strength of Horizontally Curved Plate Girder Web Panels

이두성*·박찬식**·이성철***

Lee, Doo Sung · Park, Chan Sik · Lee, Sung Chul

···

Abstract

Although a limited number of experimental investigations and finite element analyses revealed that a curved web panel in practical design has a considerable reserve strength after the elastic buckling as a straight girder web panel, the current Guide Specifications for Horizontally Curved Steel Girder Highway Bridges (AASHTO, 2003) do not consider the postbuckling strength in the ultimate shear strength due to lack of a comprehensive study. In this study, the ultimate shear strength behavior of horizontally curved steel web panels was investigated through nonlinear finite element analysis and experimental test. It was found that curved web panels used in practical designs are able to develop the postbuckling strength that is equivalent to that of straight girder web panels having the same dimensional and material properties.

Keywords : curved steel web, postbuckling, ultimate shear strength, experimental study, finite element method

···

요 지

강곡선복부판의 전단설계에서 Guide Specifications(AASHTO, 2003)에서는 여전히 후좌굴강도를 반영하고 있지 않다. 그 러나 최근 강곡선 복부판의 전단거동에 관한 해석 및 실험연구를 통해서 탄성좌굴 후에 직선교 복부판과 같이 후좌굴강도를 발현하고 있으며, 일반적인 설계범위에서 직선교 복부판과 유사한 크기의 극한전단강도를 나타내고 있는 것으로 조사되었다.

본 연구에서는 강곡선복부판의 극한전단강도를 조사하기 위하여 유한요소해석과 실험연구를 수행하였다. 연구결과를 통해서 일반적으로 설계가 수행되는 기하학적인 범위 내에서 강곡선복부판은 후좌굴강도를 발현하며, 그 크기는 동일한 재료를 적용 한 직선복부판과 유사하다는 것을 알 수 있었다. 그러므로 강도한계상태에서 강곡선복부판도 Lee and Yoo(1998)가 제안한 직선복부판의 극한전단강도를 이용하여 설계할 수 있음을 본 연구를 통해서 제안하였다.

핵심용어 : 강곡선 복부판, 후좌굴강도, 극한전단강도, 실험연구, 유한요소법

···

1. 서 론

1970년대 이전까지 곡선교는 직선교의 일부로서 취급되어 왔으나 직선교와 곡선교간의 거동상 차이가 많은 연구를 통 해서 밝혀지면서 강곡선 거더교에 관한 설계기준의 필요성 을 갖게 되었다. 이후에 곡선거더교에 관한 연구가 활발하게 진행되어 왔고 그 결과 1980년대에 미국과 일본에서는 강곡 선거더교의 설계기준이 허용응력설계법(ASD)을 기초로 제정 되었다. 최근에는 AASHTO에서 하중계수설계법(LFD)을 기 초로 새로운 설계규정이 제정되기도 했다. 그러나 국내에서 는 아직까지도 곡선교에 관한 시방규정이 제정되지 못했다.

따라서 국내에서도 빠른 시일 내에 곡선교설계기준의 마련 이 시급하다고 볼 수 있으며, 앞으로 제정될 곡선교 설계규 정은 최근의 설계흐름을 고려하여 신뢰성 이론과 부재의 소 성설계개념을 기초로 한 하중-저항계수설계법을 바탕으로 제

정되어야 할 것이다.

국·내외에서 강곡선부재의 극한거동을 밝히기 위한 해석 및 실험연구가 1970년대 이후로 다양하게 수행되어왔다. 그 러나 대부분의 연구가 휨 거동에 초점이 맞춰져 있었으며, 상대적으로 전단거동에 관한 연구는 미흡하였다. 이후에 Mozer and Culver(1975), Nakai et al.(1984a, b)등의 실 험연구 통해서 강곡선복부판의 극한거동이 조사되었으며, Lee and Yoo(1999)는 수치해석을 통해 강곡선복부판에서도 직선패널에서와 같이 전단좌굴발생 후에 상당한 후좌굴강도 를 보이고 있음을 발표하였다. 또한 White et al.(2002)은 강곡선플레이트거더 복부판의 전단거동을 조사하기 위한 실 험을 통해서 후좌굴거동에 관한 연구결과를 발표하기도 하 였다. 이 같은 연구결과에도 불구하고, 2003년도에 새롭게 제정된 Guide Specifications(AASHTO)에서 복부판의 공칭 전단강도는 여전히 4변을 단순지지로 하는 판의 탄성좌굴강 *

(E-mail : lds1970@dongguk.edu)

**

(E-mail : cspark1972@dongguk.edu)

***

(E-mail : sclee@dongguk.edu)

도로 규정하고 있다 .

본 연구에서는 현장에서 설계 및 시공되고 있는 강곡선교 의 기하학적 한계 내에서 강곡선복부판의 극한전단강도를 합 리적으로 산정하기 위해 그림 1 과 같은 강곡선 복부판의 후 좌굴거동을 실험연구와 해석연구를 통해 조사하였다 . Lee

and Yoo(1999b) 의 해석적 연구를 통해 강곡선 플레이트거더

복부판의 극한전단강도를 예측하는 기준이 제시되었다면 , 본 논문은 강곡선거더 시험체를 규격에 맞춰 실제작하여 복부 판의 전단파괴강도를 조사하기 위한 극한강도실험을 수행하 였으며 , 실험결과들을 기존 연구결과들과 비교·검토하여 강 도한계상태에서 강곡선 플레이트거더 복부판의 전단설계에 관한 기준을 제시하고자 한다 .

2. 문헌고찰 및 현행규정

2.1 강곡선복부판에 관한 관련연구

순수전단상태에서 보강재를 갖는 원통형 패널의 탄성좌굴 거동에 관한 해석연구는 Batdorf(1947), Stein and Yager

(1949) ^{등을 통해서 수행되었다} . ^{이 같은 연구를 통해 원통형}

패널에 대한 평형방정식이 유한차분법으로 유도되었으며 , 후 에 Mariani et al .(1973) 은 Stein and Yager(1949) 의 연구 결과을 보강하였다 . 이 같은 연구결과로부터 , 분기점 좌굴시 에 곡선복부판의 임계하중은 직선복부판과 동일한 형상비 ,

재료의 물성치 , 세장비 그리고 경계조건의 경우에서 직선복 부판의 좌굴강도보다 최대 20% 이상 크다는 결과를 발표하 였으며 , Nakai et al .(1984 a, b) 그리고 Yoo(1996) 의 연구 에서도 유사한 결과가 발표되었다 .

플랜지와 수직보강재에 의해서 보강된 직선패널의 복부판 은 소위 ‘ 사인장 거동 (tension field action)’ 에 의하여 탄성 좌굴 후에도 후좌굴강도를 발현하고 있음이 여러 연구를 통 해서 밝혀졌다 . ^{이러한 결과들이 여러 해에 걸쳐서 잘 정립}

되었고 , Standard Specifications(AASHTO, 1996) 와 AASHTO LRFD Specifications(1994) 에서 처음 반영되었다 . 그러나 강 곡선 복부판에서 후좌굴을 포함한 극한전단강도를 규정에 반 영하는 것에 관해서는 상대적으로 미흡한 상태이다 .

강곡선거더 복부판에서 극한전단거동에 관한 실험연구가

1971 년 Ilyasevitch 와 Klujev 그리고 Mozer et al.등에 의 해서 수행되었으며 , 곡선복부판의 곡률증가에 따른 후좌굴강 도의 감소와 함께 전단강도의 크기도 Basler(1963) 의 사인장 이론에 따라 산정된 직선거더 복부판의 극한전단강도에 90%

이내라는 실험결과을 발표하였다 (Mozer et al . 1971, 1975a, b; Mozer and Culver 1975). ^또한 Mozer ^{et al} .(1971) ^의

실험에서는 플랜지의 휨에 의한 횡비틂이 발생하는 영역에 서 곡선복부판은 직선복부판과 거동이 유사하며 , 동일한 기 하학적인 제원을 갖는 직선판에서 산정된 극한전단강도와 동 일할 수 있다는 결과를 발표하였다 . 그 후에 Nakai et al. (1984a, b) 은 순수전단 , 순수 휨 그들의 조합 상태에서의 곡선복부판의 극한강도에 관한 일련의 실험을 수행하였으며 곡선복부판이 상당한 후좌굴강도를 받을 수 있다는 것을 발 표하였다 . 최근에 발표된 Lee and Yoo(1999b) 의 해석연구 에서도 곡선복부판이 직선판에서와 같이 후좌굴거동이 나타 나고 있음을 발표하였으며 , White et al. (2002) 이 수행한 강 곡선 플레이트거더 시험체 4 개의 극한전단실험에서도 이전 에 발표된 연구결과와 유사한 결과를 보고하였다 .

Lee and Yoo(1999) 는 순수전단응력상태인 곡선복부판 해

석모델의 비선형극한해석을 통해 그림 2 의 하중 - 변위그래프 와 같이 강곡선 플레이트거더의 복부판도 탄성좌굴 후에도 전단하중을 추가적으로 지지할 수 있음을 밝혔다 . 강곡선복

부판이 “out of bending” 과 같은 기하학적인 차이로 인해

직선판과 같이 분기점 좌굴이 뚜렷하게 발생되지는 않지만 후좌굴강도를 발현하고 있음을 보였으며 , 최종적으로 강곡선 복부판의 극한전단강도가 직선거더와 유사한 전단강도를 갖 고 있음을 발표하였다 .

2.2 AASHTO(2003) 전단설계규정

Guide Specifications(AASHTO, 2003) 에서 중간수직보강 재가 설치된 복부판은 세장비 ( D/t

) 가 150 을 넘지 않으면 ,

휨설계에서 수평보강재로 보강하지 않아도 된다고 규정하고 있으며 교량의 곡률반경에 따라서 복부판의 형상비를 다음 과 같이 적용하도록 규정하고 있다 .

R≤ 700 ^ft ( ^≒ 200 m) ^{인 경우} , ^d

= ^D (1) R>700 ft ( ≒ 200 m) 인 경우 ,

d

=[1.0+0.00154( R − 700)] D≤ 3 D (2)

현행 Guide Specifications(AASHTO, 2003) 에서는 그림

3 ^{과 같이 곡선복부판의 후좌굴강도를 고려하고 있지 않으며} , ^비

보강 또는 수직 보강된 복부판에 관한 임계좌굴강도를 식

(3) 과 같이 규정하고 있다 .

그림 1. 전단을 받는 강곡선복부판

그림 2. 직·곡선패널의 극한전단거동 비교

(3)

여기서 , V

=0.58 F

Dt

이며 C 는 전단항복강도에 대한 탄성전단 좌굴강도의 비로서 아래와 같이 세장비영역에 따라서 결정된다 . (4.a)

(4.b)

(4.c)

전단좌굴계수 , k

는 비보강된 복부판에서는 5.0 으로 중간 수직보강재에 의해서 보강된 복부판에서는 식 (5) 을 통해 결 정하게 된다 .

(5)

여기서 d

: 중간수직보강재의 간격이 된다 . 3. 극한전단강도에 관한 실험연구

3.1 시험체의 제원 및 매개변수

강곡선플레이트거더의 극한전단거동을 조사하기 위한 시험

체는 실험실의 여건 (UTM 의 재하용량 , 지점의 지지간격 등 )

을 감안하여 제작되었다 . ^{시험체는 복부판의 높이를} 700 mm

로 5 개가 제작되었으며 , 복부판의 판두께에 따라 SM490 과

SM400 강재로 제작되었다 ( 표 1). 복부판의 세장비가 120 인 시험체는 SM490 강재 , 140 인 시험체는 SM400 강재를 사용하 였으며 , 시험체에서 플랜지 , 복부판 , 그리고 보강재 모두 동 종의 강재를 사용하여 제작되었다 . 제작에 있어 시험체의 곡 률반경은 Guide Specifications(AASHTO, 2003) 의 최소곡률

반경이 반영된 30 m 과 상대적으로 곡률의 영향이 작은 90

m 을 고려하였다 . 시험체의 각 구조부재는 복부판의 극한전 단파괴 시까지 용접부 파괴가 발생하지 않도록 계산된 목두 께를 적용하여 제작되었다 . 플랜지의 두께는 유한요소해석연 구에서와 같이 플랜지의 횡방향 국부좌굴에 의한 시험체의 파괴를 방지하기 위해 복부판 두께의 3 배 이상으로 제작하 였다 . 또한 중간수직보강재는 극한전단상태에서 접합면에서 단순지지역할을 할 수 있도록 충분한 강성을 확보하였으며 ,

수직보강재의 상하면은 시방규정에 따라 횡방향 비틀림의 영 향을 최소화하기 위하여 인장과 압축플랜지의 양단과 용접 하였다 . 그림 4 는 곡률반경이 30.0 m 과 90.0 m 인 시험체의 형상을 나타내고 있다 . 또한 각 시험체는 횡방향 브레이싱을 V

= CV

C 1.0 _t ^D

---- 1.10

^Ek _F

---

; <

=

C 1.10

t D

--- ---- ^Ek

F

--- ; 1.10 ^Ek _F

---

^D _t

---- 1.38

^Ek _F

---

= ≤ ≤

C 1.52 Fk

t D

⎝ ⎠ ----

⎛ ⎞

F

---

= ; ^D _t

---- 1.38

^Ek _F

---

≥

k

5 5 _d

D

---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞

--- +

=

그림 3. 강복부판의 전단설계규정의 비교

표 1. ^{강곡선 플레이트거더 시험체의 특성} (D=700 mm)

시험체번호 곡률반경

(m) ^시험체 (mm) ^길이

복부판 플랜지 (mm)

두께 세장비 형상비 항복강도 폭 두께 항복강도

R30-120

30.0 2400 6.0 mm 120

1.00

330 MPa

200

20.0 330 MPa

R30-140-1 2400 5.0 mm 140 248 MPa 16.0 279 MPa

R30-140-2 2800 5.0 mm 140 245 MPa 16.0 276 MPa

R90-120-1 90.0 2400 6.0 mm 120 391 MPa 20.0 333 MPa

R90-120-2 2800 6.0 mm 120 386 MPa 20.0 333 MPa

그림 4. 강곡선플레이트거더 시험체

연결하기 위해 그림 4 와 같이 상하부 플랜지에 연결판 ( 점선 표시 ) 이 제작되었다 .

시험체의 매개변수는 Guide Specifications(AASHTO,

2003) 의 복부판 설계규정에서 수평보강재가 설치되지 않은

경우에서 곡률반경이 30 m(100ft) ≤ R ≤ 200m (700ft) 에서 형

상비와 세장비는 각각 1.0 이 하 , 150 이하로 제한하고 있는

규정을 적용하여 다음과 같이 결정되었다 .

− 곡률반경 : 30.0 m, 90.0 m

− 세 장 비 : 120(SM490), 140(SM400)

− 시험체의 길이 : 2400 mm, 2800 mm

3.2 실험장치 및 방법

3.2.1 실험장치 및 시험체의 배치

강곡선 플레이트거더의 복부판의 극한실험은 최대가력용량

200 tonf 이고 최대변위 300 mm 인 Universal Test Machine

( 그림 5(a)) 을 이용하여 수행하였다 . 하중재하장치의 가력방

식은 하중제어방법의 경우는 최종파괴에 도달 시에 급격한 변형을 가져와 실험 중에 안전상의 문제를 야기시킬 수 있 으므로 본 실험에서는 분당 3 mm ^{로 변위제어방식을 적용하}

였다 . 본 연구에서는 시험체가 횡비틂좌굴과 같은 대변위거 동이 없는 상태에서 극한강도를 충분히 발현할 수 있도록

그림 5(b) 와 같이 시험체와 실험실 측벽사이에 브레이싱을

연결하여 횡방향변위를 구속하였다 . 축방향 브레이싱은 그림

5(c) 와 같이 길이를 변화시킬 수 있도록 제작되었으며 , 일정 간격으로 상하부 플랜지에 고장력볼트로 연결하였다 . 또한

실험실 측벽에 설치된 지지거더는 축력에 충분히 지지할 수 있도록 건물벽체와 기둥에 고정시켰다 . ^{본 연구에서 사용}

된 브레이싱 시스템은 D. White (2002) 나 N. E. Shanmugam

(2003) 의 강곡선거더실험연구 등에서 적용된 횡방향지지 시

스템을 참고로 , 실 교량의 수평브레이싱 거동과 최대한 유사 하면서 설치 및 제거가 용이하도록 개선된 형태로 제작되었 다 . ^{또한 브레이싱과 시험체의 연결부에 볼트를 삽입하여 하}

중재하시 비틀림에 대한 축방향력만 받고 수직방향에 대해 서는 너트를 1/3 만 채워 변위가 구속되지 않도록 하였다 . 시 험체의 받침은 단순보 거동을 하도록 시험체의 중심선을 따 라 최대한 호의 접선방향으로 양단에 배치하였다 .

3.2.2 시험체의 계측

시험에 앞서 시험체는 그림 5(a) 의 복부판에 50 mm 간격으

로 격자망을 구성하여 초기변형을 측정하였으며 측정된 결 과는 실험결과의 분석에 고려되었다 . 시험체에서 발생되는 응력의 변화와 수직 및 수평변위을 측정하기 위해 변형율게 이지와 변위계를 각각 설치하였으며 , 가력장치로부터 실시간 재하하중과 재하점의 수직변위가 측정되었다 . 변위계 ( 측정범

위 : 100 mm) 는 복부판에서 면외변형과 하중재하점 하부플랜

지에서 수직변위를 측정하기 위하여 설치되었으며 , 복부판과 플랜지의 응력상태를 계측하기 위하여 그림 6 ^{과 같이} 1 ^축 (16 개소 ) 및 3 축 (8 개소 ) 변형율게이지를 부착하였다 .

3.3 실험결과 및 분석

3.3.1 극한전단거동

시험체가 극한상태에 도달하면 이후에 하중이 감소하고 변 형이 급격히 증가하게 되는데 , 본 실험에서는 시험체의 측정

그림 5. 시험체의 설치

그림 6. 시험체의 계측(변형율게이지 설치)

그림 7. 시험체의 최종파괴형상(R90-120)

된 하중값에서 최대하중의 1/10 이상 하중이 감소될 때까지 가력을 계속하였다 . 극한실험이 수행된 5 개의 시험체는 그림

7 ^{과 같이 횡방향 브레이싱에 의해 충분히 지지되어 횡비틀림}

거동의 영향을 거의 받지 않은 상태에서 복부판의 사인장거 동에 의해 면외변형이 크게 발생하며 하중이 감소하였다 . 극 한하중에 도달할 때까지 플랜지나 수직보강재에서 좌굴이나 큰 변형은 육안으로 관측되지 않았다 .

그림 7 과 8 은 3 개의 시험체 복부판의 최종형상을 나타내고 있다 . 직사각형패널의 전단파괴시 발생하는 사인장거동을 분 명하게 확인할 수 있다 . 강곡선복부판의 후좌굴거동은 그림 9

의 하중 - 변위관계 그래프를 통해서도 알 수 있다 . 세장비가 각각 120 과 140 이며 , 최소곡률반경 30 m 이 적용된 강곡선복 부판에서 측정된 면외변형과 전단력의 관계를 통해서 좌굴 후 에도 전단강도가증가하고 있음을 그림 9 는 나타내고 있다 .

3.3.2 실험결과와 Lee and Yoo(1999) 의 비교

시험체가 파괴에 도달할 때 측정된 최대하중으로부터 극한

전단력은 표 2 와 같다 . 또한 표 2 에서는 시험체에서 측정된 강곡선복부판의 극한전단강도를 4 변을 단순지지로 가정하고 있는 현행 Guide Specifications(AASHTO, 2003) 의 공칭전 단강도와 비교하였다 . 후좌굴강도를 고려하지 않는 현행

AASHTO 의 규정과 최대 36% 까지의 강도차이가 있음을 실

험결과는 보여주고 있다 . 휨모멘트의 비가 80% 에 도달하여 휨과 전단의 상관거동에 의해 전단강도가 감소한 R90-120-2

시험체를 제외한 4 ^{개 시험체에서 측정된 극한전단강도는} Lee and Yoo(1998) 의 극한전단강도식에 모두 95% 이상의 값을 발 현하고 있음을 알 수 있다 . 또한 Standard Specifications (AASHTO, 2002) 의 휨과 전단의 상관관계 규정 10.48.8.2

에서 식 (6) 에 따라 해석모멘트가 단면의 항복모멘트에 75%

미만인 경우 , 휨에 의한 전단강도의 감소를 고려하지 않아도 되므로 강곡선복부판의 극한전단강도 조사에서 휨모멘트의 그림 8. 시험체 복부판의 전단파괴형상

표 2. 강곡선 플레이트거더 복부판 전단강도의 비교 시험체 번호

V exp

(kN) ①

AASHTO(2003) Lee & Yoo(1998) 휨모멘트 (kN · cm)

전단강도 ( ^② ) ^비 ( ① / ② ) ^전단강도 ( ^③ ) ^비 ( ① / ③ ) ^M ( ^{④ exp} ) ( ^{M ⑤ y} ) ^비 ( ④ / ⑤ )

R30-120 783.750 611.794 1.28 814.369 0.96 78,359 111,286 0.70

R30-140-1 410.894 301.921 1.36 413.898 0.99 41,081 71,248 0.58

R30-140-2 415.981 321.429 1.29 429.481 0.97 49,905 70,669 0.71

R90-120-1 872.185 678.730 1.29 893.202 0.98 87,219 115,075 0.76

R90-120-2 805.491 644.266 1.25 857.017 0.94 96,659 114,265 0.85

그림 9. 강곡선복부판의 후좌굴거동

영향은 최소화 된 것으로 판단된다 .

이면 (6)

따라서 휨모멘트의 영향을 받지 않는 곡률반경이 30 m 이 상인 강곡선 복부판의 극한전단강도는 Lee and Yoo(1998)

의 극한전단강도식으로 산정될 수 있을 것으로 판단된다 . 또 한 곡률반경이 각각 30 m 과 90 m 인 곡선플레이트거더의 실 험을 통해 횡방향으로 충분히 지지된다면 , 곡선복부판이 극 한전단강도를 발현하는데 곡률의 영향이 큰 변수가 되지 못 함이 조사되었다 .

4. 유한요소해석

4.1 유한요소해석 모델 및 매개변수

기하학적인 특성이 반영된 강곡선복부판의 유한요소모델은 절점당 6 개의 자유도를 갖는 4 절점 쉘요소 (MITC4) 를 사용 하였다 . 유한요소 모델에 적용된 경계조건과 하중상태는 그 림 10 과 같다 .

복부판의 높이는 D=2,000 mm 로 하였으며 , 플랜지의 폭은

일반적으로 설계에서 적용하고 있는 b

=1/3 D로 하였다 . 플랜

지의 두께는 Lee and Yoo(1999) 에서 제시한 것과 같이 플

랜지의 두께가 복부판 두께에 2 배 이상으로 하여 플랜지와 복부판사이의 경계조건이 충분한 지지조건을 갖도록 하였다 .

해석에 적용된 재료의 물성치는 탄성계수 E=200GPa, 항복

응력

y =345MPa, 프와송비 ν =0.3 등을 적용하였다 .

해석모델의 매개변수는 다음과 같이 기하학적인 특성을 고 려한 변수를 기준으로 선정하였다 . 매개변수를 선정함에 있 어서 AASHTO Guide Specifications(2003) 에서 복부판의

설계제한이 반영되었으며 , 곡선거더 설계에 관한 일반사항도 고려하였다 . 본 연구에서는 곡률반경의 변화와 함께 복부판 의 세장비 , 그리고 형상비를 매개변수로 하였다 .

●

곡률반경 : R =30~150 m

●

복부판의 세장비 ( λ = D/t

): 70~200

●

형상비 : α = d

/D=0.5, 0.75, 1.0, 1.5, 2.0

4.2 해석결과

4.2.1 곡률반경의 영향

강곡선복부판에서 곡률반경에 따른 극한전단강도의 변화를 검토하기 위해 곡률반경이 30.0 m~150.0 m 로 변화하는 그림

10 과 같은 강곡선복부판 모델에 대한 수치해석이 수행되었다 .

수치해석결과는 실험에서와 같이 Lee and Yoo(1998) 의 제안식과 비교되었다 . 그림 11 은 곡률반경에 따른 강곡선복 부판의 해석결과와 Lee and Yoo(1998) 의 극한전단강도값의 비를 나타내고 있다 . Guide Specifications (AASHTO,

2003) 의 최소곡률반경을 고려하여 복부판의 곡률반경을

30.0 m 이상으로한 수치해석결과에서도 실험에서와 같이 , 후

좌굴강도가 고려된 Lee and Yoo(1998) ^{의 극한전단강도와}

유사한 크기의 극한전단강도를 나타내고 있음이 조사되었다 .

4.2.2 형상비와 세장비의 영향

그림 11 을 통해서 조사된 바와 같이 형상비가 0.5~1.5 이

며 , 곡률반경이 30.0 m 이상인 곡선복부판의 극한전단강도는

Lee and Yoo(1998) 의 극한전단강도값에 95% 이상이며 , 곡률 의 영향을 받지 않는 것으로 나타났다 .

또한 Guide Specifications(AASHTO, 2003) ^{에서는 곡선복}

부판의 형상비를 1.0 이상으로 적용할 경우 곡률반경을

200 m 이상으로 제한하고 있다 .

그러나 본 연구의 해석결과에서는 형상비가 1 이상이라도 강곡선교 설계규정의 한계곡률반경인 30 m ^{이상 이라면} Lee

and Yoo(1999) 의 연구결과와 같이 직선판의 극한전단강도

산정식으로 강곡선복부판의 극한전단강도를 산정할 수 있음 이 조사되었다 .

그림 12 ^{는 형상비가 각각} 1.0 ^과 1.5 ^{인 강곡선복부판을 소}

성 , 비탄성 , 탄성영역에 해당하는 세장비에서 전단강도비의 변화를 나타내었다 . 그림 12(a), (b) 에서 점선과 실선은 각각 M

M

--- 0.75 ≥ V V

--- 2.2 1.6 M

M

---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞ –

=

그림 10. 유한요소모델의 형상과 경계조건 그림 11. 곡률반경의 영향

Guide Specifications(AASHTO, 2003) ^{의 공칭전단강도와}

Lee and Yoo(1998) 의 직선복부판에서 극한전단강도을 기준

으로 한 전단강도 비를 의미한다 . 형상비가 1.0 이상인 곡선 복부판에서 수치해석결과가 곡률반경이 30m 이상이며 , 수평 보강재가 설치되지 않은 복부판의 세장비가 150 이하인 모든

영역에서 Lee and Yoo(1998) 의 극한전단강도를 기준으로

작성된 실선에 근사하게 나타나고 있음을 그림 12(a), (b) 는

보여주고 있다 . 5. 결 론

본 연구에서는 Guide Specifications(AASHTO, 2003) 의 강곡선복부판에 관한 전단설계규정을 직선거더교와 같이 후 좌굴강도를 포함하는 극한전단강도로 규정하기 위한 실험연 구과 해석연구가 수행되었다 . 본 연구에서는 순수전단상태에 서 강곡선복부판의 극한전단강도에 관한 연구를 통해 다음 과 같은 결론을 도출하였다 .

실무에서 적용되는 강곡선거더교의 기하학적인 설계범위 내에서 횡방향변형이 충분히 지지된 강곡선복부판의 극한전 단강도는 비록 직선복부판에 비해 후좌굴강도는 감소할 지 라도 탄성좌굴강도가 상대적으로 증가하기 때문에 최종적인 극한전단강도는 Lee and Yoo(1998) 의 후좌굴강도를 포함한 극한전단강도식과 같은 크기를 발현하고 있음이 조사되었다 .

극한전단거동을 조사하기 위한 5 개 시험체의 극한거동실험 으로부터 계측된 결과를 바탕으로 강곡선복부판의 극한전단

거동이 수치해석연구와 유사한 결과를 보이고 있음을 보였 다 . 이를 토대로 본 연구에서는 현행 Guide Specifications

(AASHTO, 2003) 의 전단설계규정이 보수적이라는 점을 보

였으며 , 직선복부판과 같이 강곡선복부판에서도 강도한계상 태에서 강곡선복부판의 후좌굴강도를 포함한 극한전단거동을 공칭강도로 적용할 수 있음을 보였다 . 본 연구의 결과를 기 초로 강도한계상태에서 강곡선플레이트거더 복부판의 합리적 인 전단설계를 유도할 수 있을 것으로 기대된다 .

감사의 글

본 연구는 2005 년 건설교통부의 건설기술혁신사업인 “ 곡

선 강교의 설계 및 구조해석 기술개발 연구 ” 에 의한 것으로 본 연구를 가능케 한 건설교통부에 감사드립니다 .

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( 접수일 : 2006.2.28/ 심사일 : 2006.4.23/ 심사완료일 : 2006.4.27)

기 호

a, d

: 중간수직보강재의 간격 b

: 플랜지의 폭

C : 전단항복응력에 대한 좌굴응력의 비 d, D : 복부판의 높이

F

: 강재의 항복강도 k

: 전단좌굴계수

M

: 플레이트거더 단면의 공칭휨모멘트 R : 곡률반경

t

: 복부판의 두께 t

: 플랜지의 두께 V

: 탄성전단좌굴강도

V

: 해석을 통해 조사된 극한전단력 L

: Lee and Yoo(1998)의 극한전단강도 V

: 후좌굴강도

V

: 복부판의 극한전단강도

부록. 직선플레이트거더의 전단강도 산정식 (Lee & Yoo, 1998)

V

=V

(0.6C+0.4 (a) V

=0.58 σ

Dt

(b) 여기서 C의 값은 다음과 같이 결정된다.

이면, C=1 (c-1)

이면, (c-2)

이면 (c-3) t D

---- 6000 ^k

F

---

<

6000 ^k

F

--- _t ^D

---- 7500

^k

F

---

≤ ≤ C 6000 ^k

D t

⎝ ⎠ ----

⎛ ⎞ F

---

=

t D

---- 7500 ^k

F

---

> 4.5 10 ×

k t D

⎝ ⎠ ----

⎛ ⎞

F

---