Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 18, No. 4, July 2014, pp.010-021
http://dx.doi.org/10.11112/jksmi.2014.18.4.010
pISSN 2234-6937 eISSN 2287-6979
격자형 강합성 바닥판 이음부의 하중전달 거동에 관한 실험적 연구
Experimental Study on the Load Transfer Behavior of Steel Grid Composite Deck Joint
신 현 섭1)*
Hyun-Seop Shin
Abstract
The joint of prefabricated steel grid composite deck is composed of concrete shear key and high-tension bolts. The flexural and shear strength of the joint were experimentally evaluated only by the bending and push-out test of the joint element. In this study the lateral load transfer behavior of the joint in deck structure system is experimentally evaluated. Several decks connected by the joint are prefabricated and loaded centrically and eccentrically. In the case of centrically loaded specimens, the analysis results show that for the same loading step the rotation angle of the joint with 4 high-tension bolts is larger than the case of the joint with 9 high-tension bolts. Consequently, flexural stiffness of deck and lateral load transfer decrease in the case of specimen with 4 high-tension bolts. But, in the case of eccentrically loaded specimens, it is found that there are no significant differences in the load transfer behavior. The further analysis results about the structural behavior of the joint show that lateral load transfer can be restricted by the load bearing capacity of the joint as well as punching shear strength of the slab. Furthermore, considering that high-tension bolts in the joint didn't reach to the yielding condition until the punching shear failure, increase in the number of high-tension bolts from 4 to 9 has a greater effect on the flexural stiffness of the joint and deck system than the strength of them.
Keywords : Steel grid composite deck, Deck joint, Lateral load transfer behavior, Concrete shear key, High-tension bolt
1) 정회원, 한국건설기술연구원 인프라구조연구실 수석연구원, 교신저자 * Corresponding author : [email protected]
• 본 논문에 대한 토의를 2014년 8월 31일까지 학회로 보내주시면 2014년 9월호에 토론결과를 게재하겠습니다.
Copyright Ⓒ 2014 by The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0)which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.
1. 서 론
격자형 강합성 바닥판 (steel grid composite deck)은 콘크 리트 슬래브와 격자형태로 제작된 철골로 구성된 합성 바닥 판으로서, 격자형 철골은 휨인장을 부담하는 T형강, 이와 직 각으로 연결되는 가로막대 (cross bar)로 구성된다. 설계방법 에 따라서는 T형강 사이에 위치하며 가로막대와 직각으로 연결되는 세로막대 (longitudinal bar)로 격자구조를 보강하 기도 한다. 슬래브와의 합성은 강형 상부에 설치되는 전단연 결부에 의하여 이뤄진다. 이와 같은 격자형 강합성 바닥판은 1930년대 처음 소개된 이후 현재까지도 단면상세 및 부재 구성요소에 따른 구조거동 변화, 경량 및 고성능 재료의 적 용 등 다양한 분야에서 활발한 연구가 진행되고 있다 (Earls and Johnston, 2004; Higgins and Mitchell, 2001; Huang et
al., 2007; Pierce, 2005; Versace and Ramirez, 2004).
이와 같은 구조의 장점은 부재 중량을 감소시킬 수 있고 프리캐스트 제작이 가능하기 때문에 시공성 및 경제성 향상 에 기여할 수 있다는 것으로서, 국내에서도 단면 변화에 따 른 구조거동, 바닥판 간에 설치되는 이음부 구조에 대한 연 구가 진행되고 있다 (Chung et al., 2003; Kim et al., 2008;
Lee et al., 2000; Shin et al., 2012; 2013a; 2013b). 격자형 강합성 바닥판 관련 최근 제안된 이음부 구조는 콘크리트 전 단키와 고장력볼트로 구성되며, 프리캐스트로 제작이 가능한 격자형 강합성 바닥판을 플랫폼 형식의 수평지지구조에 적 용하기 위해 제안되었다. 여기서, 콘크리트 전단키는 바닥판 간 전단력 전달을 위한 것이고, 고장력볼트는 전단마찰 단면 의 보강 및 주로 휨인장을 부담시키기 위한 것이다.
콘크리트 전단키와 고장력볼트로 구성된 이음부 구조는
Fig. 1 Steel grid composite deck Fig. 2 section details of the deck joint 바닥판 이음부에 별도의 철근배근이나 채움콘크리트의 타설
을 생략할 수 있으므로 수평지지구조시스템 전체를 조립식 으로 제작 가능하며, 좀 더 경제적이고 효율적인 시공이 가 능하다. 이와 같은 이음부 구조 자체에 대한 정적 휨 및 전 단성능은 부재요소 실험에 의해 분석된 바 있다 (Shin et al., 2012; 2013a; 2013b).
그러나, 부재요소 실험에서 얻은 결과만으로 실제 바닥판 구조에서 이음부의 하중전달 거동을 분석하는 것은 쉽지 않 다. 본 연구에서는 실제 바닥판 구조시스템에서 이음부에 의 한 횡방향 하중전달 거동을 분석하고, 이로 부터 이음부 고 장력볼트의 구조적 역할을 알아보고자 한다. 이를 위해 길이 2.5m 및 폭 1m의 단위 바닥판 모듈 한쌍에 이음부를 설치한 실험체를 제작하고, 중심 및 편심가력 휨실험을 하였다. 중 심가력 휨실험은 하중이 이음부에 직접 작용하는 것을 가정 한 것이며, 편심가력 실험은 이음부에 의해 연결된 한쌍의 바닥판 중 한쪽 바닥판의 중심에 집중하중을 재하한 것이다. 실험변수로는 콘크리트 전단키의 형상은 고정된 것으로 가 정하고, 이음부의 다른 구성요소인 고장력볼트의 설치 간격 (갯수)으로 하였다. 횡방향 하중전달 거동을 분석하기 위해 서 지간중심 위치에서 종변형률의 횡방향 분포와 횡방향 처 짐 분포, 이음부가 위치한 슬래브 상면 및 하면에서 측정된 변위로 부터 유추한 회전각 등을 비교하였다.
2. 격자형 강합성 바닥판 이음부 구조 및 연구배경
격자형 강합성 바닥판의 구조는 서두에 언급한 바와 같으 며 전체적인 구조는 Fig. 1에 나타낸 바와 같다. 이와 같은 바닥판 구조에 적용된 이음부를 나타내면 Fig. 2와 같다. 여 기서, 콘크리트 전단키는 바닥판 간에 발생되는 전단력을 전 달하기 이한 것이며, 바닥판 길이 방향으로 소정의 간격에
따라 설치되는 고장력볼트는 전단마찰 단면의 보강 및 주로 이음부에 발생하는 휨인장에 저항하기 위한 것이다. 기타 전 단스터드 및 슬래브에 배근된 철근은 콘크리트 전단키의 균 열을 억제하기 위한 것이다.
이와 같은 이음부 구조 자체의 휨성능은 바닥판 전체 길이 중 일정 폭을 모사하여 제작한 휨실험체에 의해 평가된 바 있으며 (Shin et al., 2012; 2013a), 또한 전단성능은 push-out 시험에 의해 평가된 바 있다 (Shin and Park, 2013b). 이에 따르면, Push-out 시험에서의 폭 30cm에 고장력볼트 1개가 설치된 이음부 실험체에서 한쪽 볼트가 부담할 수 있는 실험 최대전단력은 473.5kN, 식 (1)과 같은 LRFD 설계식 (AASHTO, 2008)에 의한 공칭 전단내력은 210kN으로 분석된바 있다.
≤ min
(1)
여기서, c : 부착계수(= 2.8MPa) μ : 마찰계수(= 1.4)
Pc : 전단 면에 수직한 압축력 Ac, Avf : 전단마찰 단면적 및 철근량 fy : 철근 항복강도
위와 같은 결과에 근거하여 바닥판 구조에서 이음부가 부 담할 수 있는 최대 전단력 및 이상적인 구조에서의 최대 횡
Table 1 Comparison of strength of joint and max. load transfer
failure section
calculation of nominal shear force
design shear force
0.80Vn
(kN)
maximum lateral load transfer Vn (kN)
(kN)
(kN)
(kN) male
shear key 1732.0
700.0 824.0 560.0 463.1
female shear key (upper part)
1002.5
female shear key (lower part)
899.4
Fig. 3 Details of specimen JD9B 방향 하중전달량을 비교하면 Table 1과 같다. 여기서, 검토
대상의 바닥판 구조는 지간 2.5m 및 폭 1.0m의 한쌍의 바닥 판에 30cm 간격으로 총 9개의 고장력볼트가 이음부에 설치 된 경우이다 (Fig. 2). 이음부가 부담할 수 있는 최대 전단력 (설계 전단하중)은 집중하중의 재하위치를 중심으로 1.0m의 폭만이 실질적인 ‘유효구간’으로 가정하여 구한 것으로서, 윤하중과 같이 집중하중이 재하되는 경우를 고려한 것이다. 또한, Table 1에서 최대 횡방향 하중전달량은 바닥판이 펀 칭파괴를 일으키지 않는 이상적인 조건에서 한쪽 바닥판에 서 이웃한 다른 바닥판으로 전달될 수 있는 최대 하중으로서 본 논문에서 실험으로 구한 단위 바닥판의 항복하중과 같다 고 가정하였다. 여기서, 바닥판 항복하중은 바닥판 T형보의 변형률 계측결과를 기준으로 하부플랜지가 항복하는 하중이다.
이음부가 부담할 수 최대전단력 (560.0kN)의 산정 과정을 보면, 이음부의 전단내력은 전단마찰 단면에서의 강재에 의 한 마찰 저항력에 의해서가 아니라 콘크리트 전단키 자체에 대한 내력에 의해 결정되고 있음을 알 수 있다. 또한, 최대 횡방향 하중전달량 보다 이음부가 부담할 수 있는 최대 전단 력 (설계 전단하중)이 더 크기 때문에 이음부의 구조적 안전 성 문제는 없을 것으로 추정할 수 있다.
이와 같은 약식의 검토결과로 볼때 이음부에 설치되는 고 장력볼트의 개수는 전단키 콘크리트에 문제가 없다면 감소 시킬 수 있는 여지가 있을 것으로 추정할 수 있다. 또한, Table 1에서는 펀칭이 발생하지 않는 이상적인 조건에서 최 대 횡방향 하중전달량을 나타냈으나, 집중하중을 받는 실제 의 폭이 넓은 바닥판 구조에서는 펀칭에 의해 바닥판 내력이 결정되므로, 가능한 최대 횡방향 하중전달량은 463.1 kN 보 다는 더 작을 것이며, 따라서 이음부의 전단강도로 인해 전 체 바닥판의 하중지지력이 제한될 소지는 없을 것으로 추정 할 수 있다.
실제 바닥판 구조에서는 부재요소 실험에서와는 다른 지 점조건을 가지고, 이에 따라 재하하중의 전달구조도 같지 않 다. 따라서, 부재요소 실험에서 얻은 결과만으로 실제 바닥 판 구조에서 이음부의 하중전달 거동을 분석하는 것은 쉽지 않다. 또한, 위에서와 같은 약식의 검토로는 거동적 특성을 명확히 한정 지울수 없다. 본 연구에서는 길이 2.5m 및 폭 1m의 단위 바닥판 모듈 한쌍에 이음부를 설치한 실험체를 대상으로 이음부에 의한 횡방향 하중전달 거동을 분석하고 자 하며, 이로 부터 고장력볼트의 구조적 역할을 알아 보고 자 한다.
3. 실험 계획
3.1 실험체 계획 및 가력 측정방법
Fig. 3에 나타낸 바와 같은 콘크리트 전단키와 고장력볼트 로 구성되는 이음부를 포함한 지간 2.5 m, 전체 폭 2.0 m의 양지점 단순지지된 바닥판에 대해 횡방향 하중전달 거동을 분석한다.
실험변수로는 콘크리트 전단키의 형상은 고정된 것으로 가정하고, 이음부의 다른 구성요소인 고장력볼트의 설치 갯 수 (간격)로 하였다. Table 2에 나타낸 바와 같이 30cm 간격 으로 9개의 고장력볼트 (JD9B) 및 60cm 간격으로 4개의 고 장력볼트가 설치된 바닥판 실험체 (JD4B)를 계획하였으며,
Table 2 Specimen list for the bending test
specimen joint type test no.
loading
method test parameter
UMD - 1 3 point
- unit deck module - reference specimen for
flexural strength and lateral load transfer capacity JD9B-C shear key
+ 9 bolts (@300)
1 centric - specimen for the evaluation of lateral load transfer behavior
JD9B-E 1 eccentric
JD4B-C shear key + 4 bolts (@600)
1 centric - specimen with reduced number of bolts
JD4B-E 1 eccentric Fig. 4 loading method
(a) Set-up of LVDT
(b) Set-up of strain gauge for the steel grid and bolts Fig. 5 Set-up of LVDT and strain gauge 가력방법은 변위제어로서 초당 0.01mm의 속도로 중심 (-C)
및 편심하중 (-E)을 재하한다. 여기서, 중심가력 휨실험은 하 중이 이음부에 직접 작용하는 것을 가정한 것이며, 편심가력 실험은 이음부에 의해 연결된 한쌍의 바닥판 중 한쪽 바닥판 의 중심에 집중하중을 재하한 것이다. 또한, 휨성능 및 횡방 향 하중 전달량 검토를 위한 기준 실험체로서 지간 2.5 m, 폭 1.0 m의 단위 바닥판 실험체 (UMD)의 휨실험을 계획하 였다.
지간중심 위치에서 종변형률의 횡방향 분포를 구하기 위 해 Fig. 5(b)에 나타낸 바와 같이 T형보 플랜지 하단에 스트 레인게이지를 부착하였다. 또한, 바닥판의 횡방향 처짐분포 를 구하기 위해 횡방향으로 4등분 위치마다 변위계를 설치 하였다 (Fig. 5(a)). 이음부 위치의 바닥판 상면 및 하면에서 측정된 변위로 부터 이음부의 회전각을 유추하고자 각 위치 에 변위계 (DT8 및 DT9)를 설치하였으며, 이때 액츄에이터 와의 간섭으로 최대한 지간중심 부근을 설치위치로 하였다. 한편, 고장력볼트의 항복여부를 알아 보기 위해 스트레인게 이지를 부착하여 변형률을 측정하였다. Fig. 4 및 Fig. 5는 재하방법, 변위계 및 스트레인게이지 설치도를 나타낸 것으 로 중심재하의 JD9B-C에 대한 것을 예로 든 것이다 (본 논 문의 분석에 사용되지 않는 콘크리트 게이지 및 철근게이지 설치위치 생략).
설치위치는 하중재하 위치 및 바닥판의 대칭관계를 고려 하여 결정하였다. T형보 플랜지 하단에 설치하는 게이지의 경우, JD9B-C 및 JD4B-C에서는 대칭관계를 고려하여 한쪽 바닥판 4개의 T형보에 설치하였고, JD9B-E 및 JD4B-E의 경우는 양쪽 바닥판 모듈 8개의 T형보 모두에 설치하였다.
고장력볼트에 설치하는 게이지는 JD9B의 경우 지점에서 지 간중심 사이에 위치하는 5개의 볼트에 설치하였고, JD4B의 경우는 4개의 볼트 모두에 설치하였다.
(a) steel grid assembly (b) reinforcement (c) con’c placement (d) bolting up Fig. 6 Fabrication of specimens
Fig. 7 Bending test for the specimen JD9B-C loaded centrically 3.2 실험체 제작
단위 강합성 바닥판은 Fig. 6(a)~(c)에 나타낸 바와 같이 격자형 철골 조립, 철근배근, 거푸집 설치 및 콘크리트 타설 과 양생과정을 거쳐 제작되었다. 단위 바닥판 양측단에는 이 음부 제작방법에 따라 철근배근 및 스터드 등이 설치되며, 콘크리트 전단키가 형성될 수 있도록 하였다.
격자형 철골에 사용되는 강재는 SM400 및 SS400이며, 콘 크리트의 설계강도는 35 MPa이다. 또한, 바닥판 이음부 구조 에 설치되는 고장력볼트는 M30, F8T이다. 양생과정이 완료된 이후 암수 형태의 콘크리트 전단키를 갖는 한쌍의 단위 바닥 판을 Fig. 6(d)에 나타낸 바와 같이 전단키가 서로 맞물리게 접합시키고, 고장력볼트 체결로 연결하였다 (Korea Institute of Construction Technology, 2013).
4. 휨 및 균열 거동
4.1 단위 바닥판 실험체
단위 바닥판 실험체 UMD에 대한 휨실험은 지간 2.5m, 폭 1 m의 바닥판 지간중앙에 윤하중이 재하된 경우를 가정한 것으로서, 이음부가 설치된 실험체의 휨성능 및 횡방향 하중 전달량의 비교 검토를 위한 것이다.
Fig. 8의 하중-처짐 관계에 의하면, 재하초기에 비교적 선 형적인 거동을 보이다가 하중이 증가하여 약 400 kN ~ 500 kN의 재하상태 이후에는 휨강성이 현저히 감소하기 시작하 면서 점차 소성변형이 증가하고 있음을 알 수 있다. 이를 고 려할 때 폭 1.0m의 단위 바닥판 항복하중은 이 구간에 있는 것으로 판단된다. 최대하중은 약 551.3 kN으로서, 바닥판 지 간 중앙에서 콘크리트 슬래브 상단이 압축파괴되면서 발생 하였다.
4.2 이음부 설치 바닥판 실험체 - 중심재하
이음부에 9개의 고장력볼트가 설치된 JD9B-C의 경우도 초기 일정 구간에서는 비교적 선형적인 거동을 보이다가 약 600 kN의 하중 이후에는 휨강성이 빠른 속도로 감소하는 경 향을 나타내고 있다. 하중-처짐 관계곡선과 T형보 플랜지의 변형률을 함께 고려할 때, 항복하중은 약 700 kN ~ 800 kN 의 하중범위에서 발생한 것으로 판단된다.
콘크리트 슬래브의 주요 균열진전 상태를 검토해 보면, 약 500kN을 전후로 측면 및 바닥판 단면에 사선방향의 균열이 관찰되었고, 780kN 이후로는 슬래브 상면에 하중 재하위치 를 중심으로 하는 사선방향의 균열이 발생하였다. 또한, 약 888kN 및 950kN에서는 가력판 모서리 및 경계를 따라 펀칭 전단에 의한 균열이 발생하면서 순간적으로 하중이 떨어지 거나 증가하지 않는 불연속적인 구간이 발생하였다. 한편, 975 kN의 하중에서 지간 중앙부 가력판 폭방향으로 균열이 발생하였고, 약 994.1 kN의 하중에서는 바닥판 측면에서도 압축파괴에 의한 균열이 관찰되었다.
JD9B-C 실험체에 비해 이음부의 고장력볼트 설치개수가 절반 이하로 감소된 JD4B-C 실험체의 경우도 하중이 증가
Table 3 test results
Specimen Ppc Pm Ppc / Pm,umd Pm / Pm,umd
εb,pc
(⨯10-6)
εb,m
(⨯10-6)
UMD - 551.3 - 1.00 - -
JD9B-C 887.9 994.1 1.61 1.80 1778 2069
JD4B-C 904.2 983.1 1.64 1.78 967 8493
JD9B-E 673.4 762.2 1.22 1.38 227 764
JD4B-E 678.3 734.4 1.23 1.33 216 732
Fig. 8 Load-deflection curve (centric loading)
Fig. 9 Bending test for the specimen JD9B-E loaded eccentrically
Fig. 10 Load-deflection curve (eccentric loading) 함에 따라 휨강성의 감소가 뚜렷이 감소하는 시점 및 항복하
중이 발생하는 시점은 큰 차이가 없었다. 그러나, 하중재하 초기부터 JD9B-C 실험체에 비해 연성적인 휨거동을 보이고 있다.
JD4B-C 실험체 콘크리트 슬래브의 주요 균열진전 상태를 검토해 보면, 약 400kN을 전후로 단면에서 슬래브 상부로 이어지는 사선형태의 균열이 발생하였으며, 660kN 이후에는 슬래브 측면에서 상면으로 이어지는 균열이 발생하였다. 또 한, 약 800 ~ 900kN의 하중에서는 하중 재하위치를 중심으 로 펀칭전단에 의한 균열이 발생하였다. JD9B-C 실험체와 비교해 보면, 전체적으로 더 작은 하중단계에서 특징적인 균 열이 발생하고 있음을 알 수 있었으며, JD9B-C에 비해서 뚜 렷한 압축파괴 균열은 관찰되지 않았다. 실험종료 직전까지 측정된 최대하중은 983.1kN으로서 JD9B-C 보다는 작으나 유사한 하중지지력을 나타내었다.
Table 3은 주요 실험결과를 요약한 것으로서 Ppc는 하중- 처짐 관계곡선에서 일시적인 불연속 구간 및 하중 가력위치 부근에 펀칭에 의한 균열이 뚜렷이 관찰됐을 때의 하중을 고 려하여 결정되었고, Pm은 최대 하중이다.
또한, Pm,umd는 단위 바닥판 UMD의 최대하중이다. εb,pc 및
εb,m는 각각 펀칭전단 균열 및 최대하중 발생 시에 측정된 이
음부 볼트의 변형률로서 가장 큰 값을 나타내는 지간 중심부 에 위치한 볼트 변형률이다. 측정결과에 의하면 펀칭이 발생 하기 전의 경우 두 실험체 모두 볼트가 항복하지 않은 것으 로 나타났고, 최대하중 작용 시에는 JD4B-C의 경우 완전 항 복한 것으로 나타났다.
4.3 이음부 설치 바닥판 실험체 - 편심재하
9개의 볼트가 설치되고 편심재하된 JD9B-E의 경우 중심 재하에 비해 더 작은 하중인 500kN 전후에서 휨강성이 빠른 속도로 감소하는 경향을 나타내었다. 항복하중 또한 약 600kN 전후로서 중심가력에 비해 더 낮은 하중이다.
주요 균열진전 상태를 검토해 보면, 약 365 kN의 하중에 서 슬래브 상면에 사선 방향의 균열이 발생했고, 560kN 이 후에는 단면 상부에서 상면으로 이어지는 균열, 재하위치를 중심으로 하는 다수의 균열 및 펀칭전단 균열 등이 발생하였 다. 최대하중은 762.2kN으로 측정되었으며, 이는 중심가력
의 경우에 비해 약 77%에 해당하는 하중이다.
이음부에 4개의 고장력볼트가 설치된 JD4B-E 실험체의 경우, JD9B-E의 경우에서 보다는 다소 낮은 약 500 kN ~ 600 kN의 범위에서 항복하중이 발생한 것으로 분석되었다.
슬래브에 발생한 주요 균열은 발생 하중의 크기 차이는 있으 나, 그 양상은 JD9B-E 실험체와 유사하였다. 약 692kN 이 후에는 하중 증가가 크지 않았고 실험종료 전까지의 최대하 중은 734.4kN으로 측정되었으며, 이는 JD9B-E 실험체의 경 우와 거의 유사한 수준의 하중으로서 약 6% 미만의 차이를 보인다.
JD9B-E와 JD4B-E의 최대하중을 비교해 보면 큰 차이를 보이고 있지 않으며, 단위 바닥판 UMD의 최대하중에 비해서 는 평균적으로 약 36% 더 큰 하중을 지지한 것으로 나타났다.
5. 횡방향 하중전달 거동 분석
5.1 개요
일반적인 바닥판 구조의 경우 전단지연 (shear lag) 효과로 인해 지간 길이방향의 응력은 횡방향을 따라 일정하지 않게 분포하며, 하중이 가해지는 위치에서 최대값을 나타내고 측 방향으로 멀어질수록 감소하게 되는 포물선 형태를 취하게 된다 (Johnson, 1994). 바닥판의 횡방향 강성이 클수록 횡방 향으로 하중을 효과적으로 전달하게 되며, 그 결과 포물선 형태의 응력은 더 완만한 기울기의 분포를 나타낸다 (Huang et al, 2007; Brosnan and Uang, 1995).
이음부에 설치된 고장력볼트의 설치 갯수 (간격)에 따른 횡방향 하중전달 거동을 비교 분석하고자 하는 본 연구에서 는 위와 같은 개념에 근거하여, 바닥판의 T형보 플랜지 하단 에 설치한 스트레인게이지로부터 측정된 종변형률의 횡방향 분포를 비교한다. 또한, 바닥판 하부에 횡방향으로 4등분점 각각에 설치된 변위계로 부터 측정한 처짐값의 분포를 비교 한다. 하중증가에 따른 이음부의 회전이 전체 구조거동에 미 치는 영향을 분석하고자, 이음부 위치의 바닥판 상면 및 하 면에서 측정된 변위로 부터 약식으로 유추한 회전각을 비교 하였다.
5.2 변형률 및 변위의 횡방향 분포 비교에 의한 횡방향 거동 분석
5.2.1 분석 방법
중심재하 및 편심재하 바닥판 실험체에서 각각의 T형보
플랜지 하단에 설치된 게이지로 부터 측정된 종변형률의 횡 방향 분포를 비교한다. 실험체간 동일 하중단계에서 비교하 며, 균열 발생 전의 탄성상태, 균열발생 이후 초기 휨강성이 변화된 상태, T형보 플랜지 항복 전의 선형거동 상태 등 3가 지의 하중단계를 고려한다. 또한, 최종 변형률 분포를 비교 하기 위해 실험체별 최대 하중상태에서의 횡방향 분포도 포 함하였다.
중심재하 실험체의 경우 약 87kN ~ 190kN, 편심재하 실 험체의 경우 120~130kN의 하중범위에서 초기균열이 발생하 였다. 이를 고려하여 탄성상태에서의 종방향 변형률의 횡방 향 분포는 80kN의 하중단계에서, 균열발생 이후 초기 휨강 성이 변화된 상태는 200kN의 하중단계에서 상호 비교한다.
또한, 중심재하 실험체에서 T형보 플랜지의 최초 항복은 약 540kN ~ 580kN, 편심재하의 경우 460kN ~ 500kN의 하중 범위에서 발생하였다. 이를 고려하여 선형거동 상태에서의 종방향 변형률의 횡방향 분포는 450kN의 하중단계에서 서 로 비교한다. 단, 각 하중단계에서 실험체별 변형률값의 차 이로 인해 횡방향 분포양상의 상호비교가 용이하지 않은 점 을 고려하여, 실험체별 각 하중단계에서의 변형률 최대값을 1.0으로 정규화하여 분포도를 비교한다. Fig. 11은 이음부 볼트 설치개수를 변수로 하는 실험체들에 대한 정규화된 종 변형률의 횡방향 분포를 비교한 것으로서, 중심재하 및 편심 재하의 경우를 같이 나타내었다.
5.2.2 중심재하 실험체 비교
먼저 중심재하 (-C, Fig. 11에서 실선 표시) 실험체의 경우 를 검토해 보면, 탄성단계에서는 Fig. 11(a)에 나타낸 것과 같이 이음부 볼트설치 개수의 변화에 대한 영향이 거의 없는 것으로 나타났다. 그러나, Fig. 11(b)에 나타난 바와 같이 균 열이 발생된 이후 JD4B-C 실험체의 경우에는 하중재하 위 치와 멀어질수록 비교적 더 급격한 변형률 감소를 나타내고 있다. 이와 같은 경향은 선형구간 상태 및 최대하중 상태로 진전됨에 따라 더 뚜렷이 발생하고 있음을 알 수 있다.
일반적으로 균열이 발생하고 진전됨에 따른 강성변화 및 강성에 영향을 줄 수 있는 요인이 발생하게 되면 하중의 집 중효과가 더 뚜렷이 나타나게 된다. JD4B-C 실험체에 대한 분포도의 경우에는 이와 같은 하중집중의 영향이 비교적 더 많이 반영된 것으로 사료된다.
JD9B-C 실험체의 경우, 최종 하중재하 단계에서는 하중재 하 위치에서 보다 그 주변에서의 변형률 증가율이 더 크게 발생하고 이에 따라 전 단계에서와는 다른 분포를 보이고 있
(a) 80kN loading (b) 200kN loading
(c) 450kN loading (d) maximum loading
Fig. 11 Distribution of normalized strain for centric and eccentric loading
Fig. 12 Comparison of area of normalized strain distribution for centric and eccentric loading
음을 알 수 있다. 이와 같은 현상은 재하위치 부근의 부재가 항복함에 따라 횡방향으로 하중이 분배된 것에 그 원인이 있 는 것으로 판단된다. JD4B-C 실험체의 경우, 재하위치 주변 의 변형률 증가율은 비교적 크지 않아서 전체 변형률 분포양 상은 이전 단계의 분포형태와 유사하다.
위와 같은 변형률 분포양상의 차이를 좀 더 명확히 알아보 고자 하중 재하단계에 따른 종변형률의 횡분포의 변화를 Fig. 12에 나타내었다. 그래프에서 세로축은 정규화된 변형 률 분포도의 면적으로서 값이 클수록 재하하중이 영향을 미 치는 폭이 더 넓음을 의미한다. 여기서, Del,c, Dli,c, Dmax,c 등 은 중심재하 실험체 간의 분포도 면적의 차로서 각각 탄성상 태, 선형구간상태, 최대하중상태에 해당한다. 또한, Dli,e 및
Dmax,e는 편심재하 실험체에 대한 것이다. 이에 따르면 최대
하중 상태에서 두 실험체간 분포도 면적의 차이가 탄성상태 에 비해 약 5.6배 증가한 것으로 나타나서, 두 실험체간 값의 차이가 상당히 증가한 것을 볼 수 있다.
변형률 측정결과에 근거한 횡방향 거동의 차이점은 횡방
향 처짐 분포에서도 그 경향이 일치하고 있다. Fig. 13은 횡 방향으로 설치한 변위계로 부터 측정된 처짐의 최대값을 1.0 으로 정규화하여 나타낸 것으로 균열발생 후 및 최대하중상 태에 대해서 나타낸 것이다. JD4B-C 실험체의 경우 균열발
(a) 200kN loading (b) maximum loading Fig. 13 Comparison of normalized deflection distribution for centric and eccentric loading
Fig. 14 Comparison of rotation of the deck joint 생 상태에서 하중집중으로 인해 이음부가 위치한 부분의 처 짐이 주위 다른 곳에 비해 크게 발생하고 있음을 알 수 있으 며, 최대하중상태에서도 다소의 차이는 있으나 유사한 경향 을 보이고 있다.
중심재하 실험결과의 경우, 이음부 고장력볼트가 9개에서 4개로 감소하게 되면 휨강성 감소 및 하중 집중 현상이 발생 하게 되며, Fig. 11 및 Fig. 13에서와 같이 바닥판 종변형률 의 횡방향 분포 및 처짐의 횡방향 분포에 차이가 나타나게 된다. 최대하중상태에서 두 실험체간의 처짐 패턴의 차이가 변형률 분포에 나타난 그것과는 다소 상이함을 볼 수 있다. 이는 다른 원인이 있을 수 있겠으나, 항복하중 이후 강재의 재료적 비선형성과 일정한 속도로 가력하는 변위제어 재하 방법으로 부터 기인한 것으로 사료된다.
또한, 이음부 위치에서 바닥판 상하면에 설치한 변위계 (DT8 및 DT9, Fig. 5) 계측값으로부터 이음부의 회전각을 약식으로 유추하여 비교해 보면 Fig. 14와 같다. 여기서, 회전
각은 휨이론에 근거하여 단면높이에 대한 상․하면에서 발생한 변형의 차이로 계산하였다. 비교 결과에 따르면, JD4B-C 실 험체의 이음부 회전각은 동일 하중에 대해 재하 초기부터 최 대하중에 도달할 때까지 더 큰 것으로 나타났으며, 이에 따 라 회전강성이 더 작은 것을 알 수 있다.
위와 같은 바닥판 종변형률의 횡방향 분포 및 횡방향 처짐 분포, 이음부의 회전각을 비교한 결과에 따르면 다음과 같다.
이음부에 설치한 볼트의 설치개수가 30cm 간격 9개에서 60cm 간격 4개로 줄어들 경우, 이음부에 모멘트가 크게 발 생하는 중심재하 조건에서는 이음부의 회전각 증가와 고장 력볼트의 항복 (Table 3 참조)으로 인해 이음부의 휨강성이 감소하고 이에 따라 횡방향 변형률 분포 및 처짐 분포 상에 서 그 차이가 나타난 것으로 사료된다.
단, Table 3에 나타낸 고장력볼트의 변형률 측정결과를 고 려하면, 펀칭전단에 의한 파괴가 발생할 때까지 고장력볼트 는 항복하지 않았음을 알 수 있다. 일반적인 경우 집중하중 에 대한 바닥판 파괴가 펀칭전단에 의해 유도되고 있음에 따 라, 이 시점까지 작용한 하중을 실질적인 최대하중으로 보고 있다 (Cho et al., 2006). 펀칭파괴가 발생할 때까지 고장력 볼트가 항복하지 않고 있음을 고려할 때, 해당 하중범위에서 는 볼트 개수의 감소로 휨강성이 저하되나 이음부 강도가 바 닥판 구조의 하중지지력에 미치는 영향은 크지 않다고 사료 된다.
5.2.3 편심재하 실험체 비교
중심재하의 경우와 마찬가지로 탄성상태에서는 어느 실험 체의 이음부가 횡방향 하중전달에 더 유리하다고 할 수 없는 것으로 나타났다 (Fig. 11(a)). 그러나, 균열이 발생한 이후에
는 JD4B-E 실험체의 경우가 전체적으로 분포값이 더 크게 나타났고, T형보가 항복하기 전의 선형단계에서는 JD9B-E 실험체의 변형률 분포도값이 더 큰 것으로 나타났다. 이후 최대하중상태에서도 선형단계와 마찬가지로 JD9B-E 실험체 의 경우에서 분포값이 더 크게 나타났다.
이와 같은 변화양상을 하중단계에 따라 나타낸 Fig. 12를 참고하여 검토해 보면, JD9B-E 실험체의 경우 균열발생으로 인해 일시적으로 하중집중 효과가 증가하였으나, 이후 최대 하중상태에 도달할 때까지는 횡방향 하중전달로 인한 재하 하중의 영향폭이 증가하였음을 알 수 있다. Fig. 12에 나타 낸 바와 같이 편심재하에서는 중심재하의 경우와는 달리 볼 트의 설치갯수로 인한 횡방향 하중전달 정도의 차이가 상대 적으로 매우 작음을 유추할 수 있다. 탄성단계에서는 거의 같은 분포면적값을 갖고 있으며, 선형구간 및 최대하중 상태 에서는 실험체간 분포면적의 차이가 중심재하의 경우에 비 해 각각 36% 및 43% 수준을 나타내고 있다. 횡방향 변형률 분포에 나타난 결과는 Fig. 13의 처짐값 분포도와도 그 경향 이 일치하고 있다.
또한, 하중증가에 따른 이음부 회전각을 비교해 보면, 중심 재하의 경우에 비해 이음부의 회전강성의 차이가 상대적으 로 매우 작음을 알 수 있다. 앞 절에서의 하중-처짐 거동 및 최대하중의 크기, 횡방향 변형률 및 변위 분포도를 전체적으 로 고려해 볼 때, 편심재하의 경우에는 고장력볼트 설치개수 의 차이로 인한 이음부 휨강성의 차이가 전체 거동에 미치는 영향이 상대적으로 더 작게 나타남을 알 수 있다.
Table 3의 고장력볼트 변형률 측정결과에 의하면 바닥판 의 펀칭전단파괴 및 최대하중 작용 시까지 고장력볼트는 항 복하지 않았다. 이를 고려하면 바닥판의 최대하중이 상대적 으로 더 작고, 이음부에 모멘트가 더 작게 발생하는 편심재 하 조건에서는 고장력볼트의 개수가 감소하더라도 이음부의 강도 및 휨강성 성능, 전체 바닥판 구조에 미치는 영향이 크 지 않은 것으로 사료된다.
5.3 횡방향 하중분배 고찰
바닥판 이음부의 성능은 외부하중으로 재하된 활하중의 횡방향 (바닥판 지간에 직각방향) 전달 정도와 관련된다. 이 에 대한 평가는 펀칭파괴가 없는 것으로 가정하였을 때 각 단일 바닥판으로 부터 구한 내력의 합과 이음부를 포함한 전 체 바닥판 구조에서 얻은 내력을 비교함으로써 가능할 것이 다. 이음부의 내력이 클수록 이음부를 포함한 전체 바닥판
구조에서 얻어진 내력이 단일 바닥판에서 얻는 내력의 합에 근접할 것으로 예상할 수 있다.
중심재하의 JD9B-C 및 JD4B-C의 경우 최대 재하하중은 각각 994.1kN과 983.1kN이다. 이를 단위 바닥판의 최대하 중인 551.3kN과 비교하면, 이음부가 설치된 바닥판이 각각 1.80 및 1.78배의 하중을 지지할 수 있다. 이는 5.2절에서 검 토한 바와 같이 두 실험체가 휨강성의 차이로 연성은 동일하 지 않으나 전체 바닥판의 하중지지력은 거의 동일한 것을 의 미한다. 재하하중의 횡방향 분배를 고려하면 평균적으로 단 위 바닥판 최대하중의 약 79%에 해당하는 하중이 횡방향으 로 분배된 것으로 사료된다.
또한, 편심재하의 JD9B-E 및 JD4B-E의 최대 재하하중은 가각 762.2kN과 734.4kN이다. 단위 바닥판의 경우와 비교 하면 각각 1.38 및 1.33배의 하중을 지지하는 것으로 나타났 다. 중심재하의 경우와 마찬가지로 두 실험체간 하중지지력 의 차이는 실질적으로 없는 것으로 판단된다. 재하하중의 횡 방향 분배를 고려하면 평균적으로 단위 바닥판 최대하중의 약 36%에 해당하는 하중이 횡방향으로 분배된 것으로 사료 된다.
중심재하의 경우에 비해 편심재하에서 하중지지력이 더 떨어지는 것은 하중의 횡방향 전달경로와 관계된 집중하중 에 대한 영향폭, 슬래브 펀칭전단 성능과 연관된 것으로 사 료된다. 중심재하의 경우에는 콘크리트 단면높이 22cm의 이음 부에 하중이 재하되나, 편심재하의 경우에는 단면높이 10cm의 콘크리트 슬래브에 재하된다. 이와 관련 4장의 Table 3에 의 하면, 중심재하 실험체의 경우 약 900kN 전후의 하중에서 펀칭전단에 의한 파괴가 발생했고, 편심재하의 경우에는 약 670~680kN의 하중에서 발생하였다.
중심재하의 경우와 편심재하의 경우에 대한 이음부 및 바 닥판 전체 거동을 비교해 볼 때, 집중하중에 대한 바닥판 횡 방향으로의 하중분배 및 전달량은 이음부 자체의 성능뿐만 아니라 바닥판 슬래브의 펀칭전단에 의해서도 제한되는 것 으로 사료된다.
6. 결 론
본 연구에서는 콘크리트 전단키와 고장력볼트로 구성되는 이음부가 설치된 격자형 강합성 바닥판 구조시스템에서 횡 방향 하중전달 거동을 분석하고자 중심 및 편심가력 휨실험 을 하였다. 실험결과로 얻은 지간중심 위치에서 종변형률의 횡방향 분포와 횡방향 처짐 분포, 이음부 상면 및 하면에서
측정된 변위로 부터 유추한 회전각 등을 서로 비교하였다. 본 연구에서 설정한 변수조건 내에서 실험결과 분석을 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
(1) 실험체 가력방법별로 최대하중을 비교해 보면 최대 4% 미만의 차이를 보이고 있다. 본 연구에서 설정한 변수의 범위 내에서는 고장력볼트의 개수 및 이와 관 계된 이음부의 국부적 거동의 차이가 전체 바닥판의 최대 지지력에 큰 영향이 없는 것으로 나타났다. (2) 이음부에 모멘트가 크게 발생하는 중심재하 조건에서
는 고장력볼트의 설치 개수가 9개에서 절반 이하인 4 개로 줄어들 경우, 이음부의 회전각 증가와 고장력볼 트의 항복, 이음부 및 전체 바닥판 구조의 휨강성이 감 소하여 연성적인 거동을 나타낸다. 그러나, 편심재하의 경우에서는 고장력볼트의 개수가 감소하더라도 이음 부의 성능 및 전체 바닥판 구조에 미치는 영향이 크지 않은 것으로 분석되었다.
(3) 본 연구에서 설정한 변수 범위 내에서 하중 재하방법 별로 이음부의 거동을 비교한 결과, 집중하중에 대한 바닥판 횡방향으로의 하중분배 및 전달량은 이음부 자 체의 성능뿐만 아니라 바닥판 슬래브의 펀칭전단에 의 해서도 제한되는 것으로 나타났다.
(4) 일반적인 경우 집중하중에 대한 바닥판 파괴가 펀칭전 단에 의해 유도되고 있음에 따라, 이 시점까지 작용한 하중을 실질적인 최대하중으로 보고 있다. 펀칭파괴가 발생할 때까지 고장력볼트가 항복하지 않고 있음을 고 려할 때, 해당 하중범위에서는 볼트 개수의 감소로 휨 강성이 저하되나, 이음부 강도가 바닥판 구조의 하중 지지력에 미치는 영향은 크지 않다고 할 수 있다. (5) 본 연구에서 설정한 변수조건 내에서 위와 같은 사항
을 고려해 볼 때, 이음부 고장력볼트의 설치개수 증가 는 강도 측면 보다 휨강성 증가에 더 큰 영향을 미치 고 있음을 알 수 있다. 휨강성을 고려하여 30cm 간격 으로 9개의 고장력볼트를 설치하는 것이 더 적절할 것 이지만, 허용될 수 있는 적절한 수준의 설치간격은 처 짐과 같은 사용성과 연관된 것으로서, 향후 전체 구조 시스템 차원에서의 분석이 필요할 것으로 사료된다.
(6) 향후 연구로서 이음부 고장력볼트의 설치개수 및 간격 에 대한 변수를 추가하여 이음부의 회전성능과 바닥판 의 거동을 고찰하고, 이를 통해 볼트 설치개수의 최적 화가 필요하다. 또한, 고장력볼트에 도입되는 장력의
변화가 바닥판의 횡방향 및 전체 거동에 미치는 영향 의 분석도 필요할 것으로 사료된다.
감사의 글
본 연구는 한국건설기술연구원의 주요사업 (극한환경 대 응 재료 및 급속시공기술 개발)의 연구비 지원에 의해 수행 되었습니다.
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요 지
프리캐스트 방식에 의해 제작이 가능한 격자형 강합성 바닥판의 이음부는 콘크리트 전단키와 고장력볼트 체결로 구성될 수 있으며, 이와 같은 이음부 자체에 대한 휨 및 전단성능은 부재요소에 대한 실험을 통해 분석된 바 있다. 본 연구에서는 실제 바닥판 구조시스템에서 이음 부에 의한 횡방향 하중전달 거동을 분석하고자, 길이 2.5m 및 폭 1m의 단위 바닥판 모듈 한쌍에 이음부를 설치한 실험체를 제작하고 중심 및 편심가력 휨실험을 하였다. 이음부에 하중이 직접 가해지는 중심재하 조건에서 고장력볼트의 설치개수가 30cm 간격 9개에서 60cm 간 격 4개로 줄어 들 경우, 재하단계에 따라 이음부의 회전이 비교적 더 크게 증가하고, 이에 따라 바닥판 횡방향으로의 하중전달 정도가 감소 함을 알 수 있었다. 그러나, 한쪽 바닥판의 중심에 집중하중이 가해지는 편심재하 조건의 경우에는 횡방향 하중전달 거동에 큰 차이가 없었 다. 하중 재하방법별로 이음부의 거동을 비교한 결과, 집중하중에 대한 바닥판 횡방향으로의 하중분배 및 전달량은 이음부 자체의 성능뿐만 아니라 바닥판 슬래브의 펀칭전단에 의해서도 제한되는 것으로 분석되었다. 또한, 펀칭 전단파괴가 발생할 때까지 이음부의 고장력볼트가 항복하지 않은 점을 고려할 때, 이음부 고장력볼트의 설치개수를 4개에서 9개로 증가시키는 것은 실질적으로 강도 보다는 이음부 및 바닥 판의 휨강성 성능 증가에 더 큰 영향을 미치는 것으로 사료된다.
핵심 용어 : 격자형 강합성 바닥판, 바닥판 이음부, 콘크리트 전단키, 고장력볼트, 횡방향 하중전달 University, 1-33.
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Received : 04/18/2014 Revised : 05/09/2014 Accepted : 05/16/2014
