構 造 工 學
大 韓 土 木 學 會 論 文 集第28卷 第4A 號·2008年 7月 pp. 417 ~ 429
연속 2-거더교의 여유도 평가 실험 − 수평브레이싱의 효과
An Experiment on Redundancy in Continuous Span Two-Girder Bridge
− Effects of Lateral Bracing
박용명*·조움돋이**·황민오***·윤태양****
Park, Yong-Myung
·
Joe, Woom-Do-Ji·
Hwang, Min-Oh·
Yoon, Tae-Yang···
Abstract
This paper presents an experimental result to evaluate the redundancy in continuous span two plate-girder bridges which are generally classified as a non-redundant load path structure. The experiments were performed when one of the two girders is seriously cracked. To estimate the effects of bottom lateral bracing on the redundancy, the experiment variable was considered as the bottom lateral bracing, and two 1/5-scaled bridge specimens with and without lateral bracing system were fabricated.
The ultimate loading tests were conducted on the damaged specimens with an induced crack at a girder in the side span. The test results showed that the load carrying capacity of damaged specimen with bracing was about 1.2 times higher than that without bracing. To evaluate the redundancy in each specimen, numerical analysis was performed to calibrate the difference of dead load between the actual bridge and the test specimens. When the dead load calibration is considered, the results showed that a continuous span two-girder bridges have a reasonable redundancy even without lateral bracing. Especially, the level of redundancy is increased by about 1.8 times when the lateral bracing is provided.
Keywords : redundancy, continuous span two-girder bridge, bottom lateral bracing, cracked girder, load redistribution
···
요 지
본 연구에서는 단재하경로 구조로 인식되는 연속 2-거더교에서 한 개 거더에 심각한 균열 손상의 발생 시 여유도를 평가 하기 위한 실험적 연구를 수행하였다. 하부 수평브레이싱이 여유도에 미치는 영향을 평가하기 위해 실험변수는 하부 수평브 레이싱으로 하고 하부 수평브레이싱을 설치한 경우와 설치하지 않은 1/5 모형 시험체 2개를 제작하였다. 그리고 각 시험체 에 대해 측경간의 한 개 거더에 인위적으로 손상을 가한 후 종국상태에 이르기까지 재하 실험을 수행하였다. 실험으로부터 하부 수평브레이싱이 없는 시험체에 비해 설치된 경우가 1.2배 정도 높은 내하 성능을 갖는 것으로 나타났다. 실제 교량의 고정하중효과를 반영하기 위한 전산해석을 수행하고, 이로부터 여유도 평가를 수행한 결과, 2-거더교가 연속교 형식으로 적용 되면 수평브레이싱이 없어도 적절한 여유도를 갖는 것으로 나타났으며, 수평브레이싱이 설치되면 1.8배 정도의 여유도가 향 상되는 것으로 나타났다.
핵심용어
:여유도, 연속 2-거더교, 하부 수평브레이싱, 균열 거더, 하중 재분배
···
1.
서 론
최근 합리화 강교량 형식으로 대두된 소수거더교는 기존의 거더교에 비해 거더 수 및 부재편수의 저감, 그리고 보강재 를 생략하고 두꺼운 복부판을 적용함으로써 제작의 합리화 와 경제성 향상이 가능한 교량 형식이다. 그러나 소수거더교 중 2개의 거더만으로 교량 상부구조를 지지하는 2-거더교는 한 개 거더가 피로 균열이나 우발적인 사고 등으로 파손되 는 경우 붕괴에 대한 우려로부터 적용을 기피하는 사례가 빈번하다.
이에 따라, AASHTO 기준(2002)과 국내 도로교설계기준
(2005)
에서는 2-거더교를 한 개 거더의 파손으로 전체 교량
이 붕괴될 수 있는 단재하경로구조(non-redundant load
path structure)
로 규정하고 있다. 또한, AASHTO LRFD
Specification(2004)
에서는 여유도가 없는 구조물의 경우 여
유도에 관련된 하중수정계수
ηR을 1.05로 높게 적용하고 있 고, 주거더를 붕괴유발부재(fracture critical member)로 간주 하여 낮은 피로강도를 적용하도록 하는 등 보수적인 설계를 유도하고 있다. 그러나 2-거더교에서 한 개 거더에 심각한 손상이 발생하였음에도 곧바로 붕괴된 사례는 없으며(Daniels
*정회원·부산대학교 토목공학과 부교수·공학박사 (Email : [email protected])
**정회원·교신저자·부산대학교토목공학과대학원박사수료 (Email : [email protected])
***포항산업과학연구원 토목구조연구실 책임연구원 (Email : [email protected])
****정회원·포항산업과학연구원토목구조연구실실장·공학박사 (Email : [email protected])
등, 1989), 이는 바닥판, 가로보, 하부 수평브레이싱 등 2차 부재들의 종방향 및 횡방향 하중재분배 기능에 기인한다. 이 와 같이 하나의 주거더에 손상이 발생하였을 때 교량 상부구 조가 하중을 지탱할 수 있는 능력을 교량의 여유도
(redundancy)
로 정의하고 있다.
2-
거더교의 여유도와 관련한 해석적 연구는 Heins 등
(1980, 1982)
으로부터 시작되었으며, 이들은 선형 탄성해석
으로부터 하부 수평브레이싱이 거더 손상 시 하중재분배에 중요한 역할을 한다고 제시하였다. ASCE-AASHTO 위원회
(1985)
는 응력수준의 저감을 통해 여유도가 증가할 수 있음
과 2-거더교가 연속교인 경우에는 바닥판과 브레이싱 부재들 의 하중재분배로 인해 여유도에는 문제가 없을 것으로 제안 하고 있다. Daniels 등(1989)은 하부 수평브레이싱을 갖는
2-거더교의 손상 시 모델에 대한 비선형 해석으로부터 수직 및 수평브레이싱 부재들이 교량의 여유도를 위해 설계되지 는 않았지만, 이들 부재가 거더 손상 시 대체하중경로
(alternate load path)
역할을 하여 여유도에 중요한 역할을
한다고 제안하였다. 그리고 박용명 등(2006)은 하부 수평브 레이싱의 유무에 따른 단경간 및 연속 2-거더교의 여유도를 해석적으로 평가한 바 있다.
한편, 실험적 연구로는 Idriss 등(1995)이 철거 예정인 3경 간 연속 2-거더교의 중앙경간에서 한 개 거더에 인위적인 균 열을 가한 후 트럭하중을 균열된 거더 측에 편재하한 현장실 험을 수행하였다. 본 실험으로부터 하중재분배는 균열거더의 내민보 거동에 의한 종방향 하중재분배가 지배적이고 하부브 레이싱과 가로보, 그리고 콘크리트 바닥판도 비균열거더 측으 로 일부 하중을 전달하는 것으로 분석되었다. 그리고 일본과 국내에서는 Tachibana 등(2000)과 길흥배 등(2005)이 하부 수평브레이싱이 없는 단경간 2-거더 모형 교량을 대상으로 먼 저 탄성 범위 내에서 균열 정도에 따른 거동을 분석하고, 이 후 균열이 하부플랜지와 복부판 상단까지 진전된 상태에서 내 하력 평가를 위한 실험을 실시하였다. 이들 실험에 의하면 균 열이 복부판에 한정되는 경우에는 거동의 변화가 미소하나, 하부플랜지까지 균열이 발생하면 처짐과 균열부 주위의 부재 응력이 급격히 증가하는 결과를 얻었다. 그리고 길흥배 등
(2005)
은 한 개 주거더가 거의 파손된 상태에서도 2-거더교가
어느 정도 여유도를 갖고 있다고 제안하였다.
이상에서 언급한 연구자들이 수행한 2-거더교의 여유도 관 련 연구는 각 국가의 적용 실태를 감안하여 이루어 졌는데, 여기에는 한 가지 중요한 차이점이 있다. 즉, 미국의 경우 하부 수평브레이싱을 주로 적용하여 왔으나, 유럽과 일본에 서는 이를 생략한 형식을 적용하고 있다는 점이다. 따라서, 앞에서 기술한 연구 결과로는 2-거더교의 여유도와 관련하여 주요 변수로 판단되는 하부 수평브레이싱 설치 유무에 따른 상대 비교가 불가하다.
이에 본 연구에서는 하부 수평브레이싱의 유·무에 따른 여유도를 평가하기 위해 두 개의 1/5 축소 연속교 시험체를 제작하고, 각 시험체를 대상으로 측경간 내의 한 개 거더에 인위적인 손상을 가한 후 종국상태에 이르기까지 내하력 평 가 실험을 실시하였다. 본 실험을 통해 2-거더교에서 손상 시 수평브레이싱 유·무에 따른 하중 재분배 현상을 비교평 가하고, 수평브레이싱이 종국 여유도에 미치는 영향을 분석
하였다.
2.
축소 시험체의 제작
2.1
시험체 개요
시험체는 도로교설계기준(2005)에 준하여 설계된 지간
40+50+40 m
의 모델 교량에 근거하여 1/5배로 축소 제작하
였다. 시험체의 단면도와 측면도, 그리고 주거더 및 가로보 의 제원은 그림 1에 보인 바와 같다.
구조 실험 여건을 감안하여 그림 1(b)에 보인 바와 같이 반력대를 설치하는 방법으로 3경간 연속교를 모사한 부분 시험체를 제작하였다. 이와 같은 적용은 3경간 전체 모델
(8+10+8=26 m)
과 부분 모델(8+4.5=12.5 m)에 대한 전산해
석을 실시하고, 두 모델간의 거동 차이가 미소한 것을 확인 함으로서 그 타당성을 확인하였다. 이에 관련된 내용은 부록
B에 기술하였다.
바닥판의 제원(그림 1(a))은 실물 교량의 합성 전·후 휨 강성비로부터 폭원 1.8 m, 두께 105 mm로 하였다. 이때, 합성 전·후의 휨강성비는 2.5 정도(경간 중앙 단면 기준)에 해당한다. 그리고 2-거더교의 바닥판은 일반적으로 PSC 바 닥판으로 고려되나, 본 실험에서는 RC 바닥판으로 고려하되
PSC바닥판에 사용되는 35 MPa 급 고강도 콘크리트를 적 용하였다. 철근은 교축 및 교축직각방향으로 각각 D10 철근 을 간격 80 mm, 덮개 20 mm로 상·하단에 배근하였다. 전 단연결재는 시험체가 극한상태에 도달하더라도 충분한 접합 성능을 갖도록 직경 19 mm의 스터드를 지점부에서는 120
그림
1.시험체 제원
(단위
: mm)mm,
경간부에서는 150 mm 간격으로 플랜지폭 당 2열로 배 치하였다. 참고로 본 실험에서 고려한 RC 바닥판의 적용은 연구의 취지를 감안하여 계획된 것이며, 이와 관련된 바닥판 의 성능평가, 그리고 PSC 바닥판 및 RC 바닥판 적용에 따 른 시험체의 내하력 차이를 비교·검토한 내용을 부록 C에 기술하였다.
주거더(그림 1(b), (c))는 복부판 높이 560 mm, 상하부플 랜지의 폭은 교량 전장에 걸쳐 160 mm로 하였다. 판두께 는 내부지점부 부근에서 상하부플랜지 모두 14 mm, 그 외 구간은 10 mm로 적용하였다. 그리고 복부판은 전체 구간에 걸쳐 6 mm 판으로 하였다.
가로보(그림 1(d))는 실교량에서 일반적으로 적용하는 간격 이 5~6m 정도인 것을 감안하여 1.143 m 간격으로 설치하 고, 지점 및 중간 가로보의 복부판 높이는 각각 거더 높이 의 2/3와 1/3 정도인 I-단면 보로 하였다.
수직보강재는 그림 1(b)에 보인 바와 같이 중간부
(2.286~5.715 m)
구간에서는 1.143 m 간격(형상비
α=2.04),즉 가로보 위치에만 설치하였고, 양단 2.286 m 구간에 대해서 는 0.5715 m 간격(형상비
α=1.02)으로 설치하였다. 그리고 지 점에서는 극한상태에서의 높은 반력을 감안하여 지점부 수직 보강재를 추가로 설치하여 전단좌굴에 적절한 강성을 가지도 록 하였다. 한편, 수평보강재는 일반적으로 2-거더교에서 제작 합리화를 위해 생략하므로 설치하지 않았다.
하부 수평브레이싱을 갖는 시험체의 경우 X-형태로 각 패 널마다 설치하였고, 브레이스 부재는 L-50×50×6의 형강을 사용하였다. 그리고 브레이싱이 교차하는 부분은 용접으로 강결시켰으며, 이 때 세장비는 86 정도에 해당한다.
참고로 일반적인 2-거더교의 바닥판 켄틸레버부와 지간의 길 이비는 1:2:1 정도인데 비해 본 시험체의 경우는 1:4:1로 제 작되었다(그림 1(a) 참조). 이는 당초에는 바닥판 단면이 1:2:1 의 비로 계획되었으나 실험동의 여건상 바닥판 폭에 제한이 있어 켄틸레버부의 길이를 줄이고 바닥판의 두께를 상향 조절 하였기 때문이다. 이 경우 하중분배의 주요 인자인 거더 간격, 그리고 거더의 강성비가 실교와 동등한 수준으로 평가되므로 실험결과에는 큰 영향을 주지 않을 것으로 판단된다.
한편, 시험체 제작에 사용된 강재는 SM400, 철근은
SD40,
그리고 콘크리트는 35 MPa 급 콘크리트를 사용하였다.
강판, 철근 그리고 실험 시점의 콘크리트 재료시험 결과는 표 1과 같다. 본 표로부터 콘크리트는 설계 강도의 93% 수 준에 도달하였고, 철근은 설계 항복강도 400 MPa를 초과하 였으며, 강재는 설계 항복강도 240 MPa에 비해 크게 상회 하는 것으로 나타났다.
2.2
게이지 설치
시험체의 거동을 분석하기 위한 변위계(LVDT)와 스트레인
게이지(strain gauge)는 예비 전산 해석을 통해 전반적인 거 동을 파악한 후 다음과 같이 설치하였다.
먼저, 변위계의 부착 위치는 그림 2에 보인 바와 같이 수 직 변위를 측정하기 위한 변위계(D1~D6)는 각 거더의 하부 플랜지 아래에 1.715 m의 간격으로 설치하였고, 시험체 수 평거동의 정도를 분석하고자 하중 작용점(단지점으로부터
3.43 m
위치)의 복부판 상·하단부에 교축직각 방향으로 변
위계(D7~D10)를 설치하였다.
주거더에 설치한 스트레인 게이지의 부착 위치는 그림 3 과 같다. 먼저, 거더의 변형률을 측정하기 위한 스트레인 게 이지는 그림 3(a) 및 (b)와 같이 거더 상·하부플랜지의 주 요 위치에 부착하였다. 그리고 비균열거더(G1)의 경간
2.57~4.28 m
구간에서는 복부판으로의 항복 여부를 파악하
기 위해 그림 3(a)와 같이 복부판의 중단에도 스트레인 게 이지를 설치하였다. 그리고 균열거더(G2)는 내부지점부 부근 에서 하중이 크게 집중될 것으로 예상되어 그림 3(b)와 같 이 설치하였다. 참고로 시험체 정면에서 바라본 거더 상·하 부플랜지의 게이지 부착위치는 그림 3(c)에 보인 바와 같이 각 거더의 외측 플랜지로 하였다.
가로보는 휨거동을 분석하고자 그림 3(d)와 같이 가로보 양쪽 단부로부터 50 mm 위치의 상하부플랜지에 스트레인 게이지를 설치하였다. 브레이싱 부재는 단지점으로부터 3~4 패널(하중재하부) 및 7~8패널(내부지점부)에서는 그림 3(e)와 같이 두 개의 브레이싱이 만나는 점에서 400 mm 떨어진 위치에 각각 한 개씩 설치하였고, 나머지 구간에는 부재 당 한 개씩 설치하였다.
한편, 콘크리트 바닥판의 주변형률의 측정을 위해 그림
3(f)에 보인 바와 같이 가력부 부근의 9개소에 3축 방향으로 스트레인 게이지를 설치하였다.
3.
재하 실험
3.1
실험 방법
시험 전경은 그림 4와 같다. 시험체의 단지점과 중간지점 부는 롤러 지지의 구현을 위해 원형 강봉으로 지지하였고,
표
1.재료강도시험 결과
(단위
: MPa)구분 강 판
철근 콘크리트 압축강도
6 mm 8 mm 10 mm 14 mm
항복강도
305.5 381.8 337.5 315.6 460.4인장강도
371.6 533.5 519.1 504.5 642.0 32.4그림
2.변위계 설치 위치
(단위
: mm)반대측 끝단은 연속교의 구현을 위해 반력대를 설치하였다.
시험체의 가력은 용량이 10,000 kN인 만능시험기(Universal
Testing Machines)
를 사용하였다. 가력점은 그림 5와 같이
단지점으로부터 3.43 m 위치에 설치한 가력보에 UTM head 를 G2 거더측으로 450 mm 편재하시켰는데, 이때 각 거더 에서 부담하는 하중비(G1 : G2)는 1 : 7이 된다. 재하 위치를 이와 같이 설정한 이유는 실규모 교량에서 DB-하중이 2차 선으로 편재하된 경우에 각 거더가 부담하는 하중의 비로부 터 결정하였다. 그리고 가력보와 콘크리트 바닥판 사이에는
200 mm×300 mm×30t
의 탄성받침 패드를 설치하였다.
거더의 심각한 균열 손상을 모사하기 위해 손상 위치는 최대 정모멘트가 발생하는 위치로 하되 거더와 가로보가 접 하는 부분이 피로에 취약할 것으로 가정하여 그림 6에 보인 바와 같이 G2 거더의 3.43 m 위치 즉, 4번째 가로보에서
50 mm
떨어진 곳으로 설정하였다. 인위적인 균열을 가하기
위해 가스 절단 작업을 실시하였고, 손상의 정도는 심각한 균열 상태를 모사하고자 하부플랜지로부터 복부판 상단까지 절단하였다. 이때 절단 직후 자중에 의한 처짐을 방지하기 위해 임시 서포트를 설치하였고, 이 시점을 기준으로 데이터 로거(data logger)의 영점을 맞추고 서포트 제거 후 재하를 실시하였다.
그림
3.스트레인 게이지 부착 위치
(단위
: mm)그림
4.시험체 전경
그림
5.하중 재하 위치
(단위
: mm)3.2
주요 단계별 결과
각 구성 부재의 항복 도달 하중을 표 2에 제시하였다. 항 복 도달 하중은 강재의 경우 표 1의 재료실험 결과로부터 산출한 항복 변형률에, 콘크리트는 0.0035~0.0038의 변형률 에 도달한 하중으로 고려하였다.
먼저, 수평브레이싱이 없는 시험체는 하중이 214 kN에 도 달하였을 때 균열 거더(G2)의 내부지점부 하부플랜지가 항 복되었고, 이어 처짐이 증가되면서 220~230 kN 도달시 G2 거더 위 가력부 부근의 콘크리트에서 압축파괴가 발생되기 시작하였다. 이후 하중이 270 kN에 이르러 비균열 거더
(G1)의 하부플랜지가 항복에 도달하였으며, 하중이 300 kN 에 도달하였을 때 G2 거더 내부지점부에서 그림 7(a)에 보 인 바와 같이 복부판과 하부플랜지에 좌굴이 발생하였다. 그 러나 이후의 하중에 대해서도 지속적인 내하력을 발휘하여
420 kN
에 이르렀을 때에는 G2 거더의 과다한 처짐으로 인
해 시험체 단면의 회전이 크게 발생하였고, 또한 가력부 부 근의 콘크리트의 펀칭 파괴가 심하여 실험을 종료하였다. 한 편, 종국 하중에서도 가로보는 항복에 도달하지 않았다.
반면, 수평브레이싱이 설치된 시험체는 346 kN의 하중에 도달하였을 때 G2 거더의 내부지점부에서 항복이 발생하였 으나, 이 부위는 종국 하중에 이르기까지 좌굴은 발생하지 않았다. 이후 393 kN의 하중에서 G1 거더의 3.43 m 지점
(
하중 재하 위치)에서 항복이 발생하였고, 486 kN에 이르러 그림 7(b)에 보인 바와 같이 바닥판 콘크리트의 파괴와 균 열부 복부판의 좌굴 변형이 시작되었다. 이후 하중을 510
kN까지 재하하였으나, 콘크리트 바닥판의 파손과 균열부 복 부판의 변형이 심각하여 재하를 중단하였다.
이상의 두 시험체에서 수평브레이싱의 유·무에 관계없이 균열 거더(G2)의 내부지점부가 가장 먼저 항복에 도달하였 는데, 이는 손상거더의 내부 지점을 지지점으로 하는 내민보 거동이 하중을 교축방향으로 재분배하는 중요한 기능임을 의 미한다. 이후 수평브레이싱이 없는 시험체는 콘크리트 바닥 판, 비균열 거더의 순으로 하중을 부담하였으나, 수평브레이 싱이 설치된 시험체는 비균열 거더, 바닥판 콘크리트의 순으 로 하중을 부담하였다. 그리고 하부 브레이싱이 설치된 경우 에는 가로보도 항복에 이르기까지 하중재분배 기능을 발휘 하였으나, 브레이싱이 없는 시험체에서는 가로보가 하중재분 배에 상대적으로 작은 기여를 한 것으로 평가된다.
4.
결과 분석 및 여유도 평가
4.1
하중
-변위 선도
각 거더의 하중 재하 지점(단지점에서 3.43 m 지점)에서 발생한 하중-변위 선도는 그림 8과 같다. 그림에서 원호로 표시된 부분은 앞에서 언급하였던 각 시험체의 내하력에 큰 변화가 발생한 것으로 브레이싱이 없는 경우 내부지점부의 좌굴 발생, 브레이싱이 있는 경우는 가력부 위치의 콘크리트 파괴에 이은 복부판 좌굴이 발생한 시점이다.
두 시험체를 비교해 보면 수평브레이싱을 설치한 경우가
1.2배 정도 큰 내하력을 보였고, 처짐량에 있어서는 상당한 차이를 보인다. 그리고 각 시험체의 거더 간 처짐량 차이에 있어서도 수평브레이싱이 설치된 경우가 미설치된 경우에 비 해 대폭 감소함을 알 수 있다. 이는 하부 수평브레이싱이 설치됨으로 인해 가로보와 바닥판 등 구성 부재들의 구조적 기능이 향상되어 비균열거더(G1)로 하중이 많이 분배된 것 그림
6.균열의 위치와 상세
(사진은 재하 중 장면
,단위
: mm)표
2.항복 도달 순서 및 하중
수평브레이싱 없는 시험체 수평브레이싱 있는 시험체 주요 위치 하중(kN) 주요 위치 하중(kN)
G2거더 내부지점
214 G2거더 내부지점
346가력부 위치 콘크리트 220~230 G1 거더 3.43 m 지점
393 G1거더 3.43 m 지점
270가력부 위치 콘크리트 482~486
3.43 m위치의 가로보
-3.43 m
위치의 가로보
500균열부 복부판 좌굴,
하부 브레이싱 좌굴
500~510그림
7.하부 수평브레이싱 유무에 따른 좌굴 부위
을 의미한다.
한편, 각 시험체에 설치된 수직 및 수평방향 변위계에서 측정된 값으로부터 도출한 단면의 거동을 그림 9에 나타내 었다. 본 그림의 변위는 각 시험체의 극한 하중 상태에서 측정된 값이며, 각 시험체의 거동을 분석하면 다음과 같다.
먼저, 하부 수평브레이싱이 없는 시험체는 그림 9(a)와 같 이 강체회전운동과 유사한 거동을 보인다. 이는 G2 거더 측 으로 편재하된 하중이 가로보를 통해 G1 거더 측으로 전달 되어야 하는데, 비균열 거더(G1)의 비틀림 강성이 작기 때문 에 이와 같은 거동을 보인 것이라 할 수 있다.
반면, 하부 수평브레이싱이 설치되면 수평브레이싱 부재가 유사폐합단면(pseudo-closed section)을 이루어 전체 단면의 비틀림 강성이 증가되어 그림 9(b)와 같은 거동을 보임에 따라 수직 및 수평 변위가 상대적으로 크게 감소하게 된다.
4.2
거더 변형률 분포
두 시험체의 각 거더에서 발생한 하부플랜지의 변형률 분 포는 각각 그림 10 및 그림 11과 같다. 그림 10(a)에 보인 바와 같이 하부 수평브레이싱이 없는 시험체의 비균열거더
(G1)는 가력점 부근에서 집중적으로 큰 변형률이 발생하였고, 하중이 극한 수준에 도달하였을 때 가력점 부근의 3 m 내 외 구간과 내부지점부에서 항복이 발생한 것으로 나타났다.
300 kN
이후에 변형률의 변화가 대폭 커진 것은 균열거더
(G2)
의 내부지점부에서 부담하던 상당 부분의 하중이 이 부 분의 좌굴 후 비균열거더(G1) 측이 하중을 부담하였기 때문 으로 판단된다. 그리고, 그림 10(b)에서 균열거더(G2)는 상 대적으로 작은 하중에서도 내부지점부에서 집중적으로 큰 변
형률이 발생하였고, 극한 상태에서는 지점부 부근의 6 m 내 외 구간까지 항복 구간이 확장되었다. G2의 내부지점 우측 부에는 극한 하중에서 큰 압축변형률이 발생하였는데, 이는
350 kN
이후 좌굴이 진행되었기 때문이다.
한편, 그림 11의 브레이싱이 설치된 경우 각 거더의 변 형률 분포는 전반적으로 브레이싱이 없는 경우와 비슷한 양상을 보인다. 즉, 하중 가력부 부근에서는 횡방향으로 하 중이 많이 전달되어 비균열거더(G1)에 큰 변형률이 발생하 며, 균열거더(G2)에서는 내민보 형식의 저항으로 인해 내 부지점부에서 큰 변형률이 발생하였다. 그러나, 그림 10(a) 와 그림 11(a)로부터 동일 하중수준에 대해 비교하면 브레 이싱이 없는 경우에 비해 비균열거더(G1)의 변형률의 크기 는 작고 분포는 교축방향으로 폭넓게 나타난다. 이는 수평 브레이싱이 설치됨으로 인해 G1 거더로 전달된 하중이 교 축방향으로 더 넓은 영역으로 분산되어 분배되었음을 의미 한다. 이러한 현상은 그림 10(b)와 그림 11(b)로부터 균열 그림
8.하중
-변위 선도
그림
9.하부 수평브레이싱 유·무 따른 단면 변화 형상
(단위
: mm)그림
10.각 거더의 변형률 분포
(수평브레이싱 없는 시험체
)거더(G2)의 내부지점부에서도 유사한 경향임을 확인할 수 있다.
이상으로부터 연속 2-거더교에서는 수평브레이싱 유·무에 관계없이 한 개 거더에 손상이 발생하면 균열거더의 내부지 점부를 지지점으로 하는 내민보 형식으로 교축방향 하중재 분배가 주로 이루어지고, 하중 가력부에서는 횡방향으로도 하중이 재분배된다. 그리고 수평브레이싱이 설치되면 횡방향 및 종방향으로의 하중재분배가 더 넓은 영역까지 이루어져 종국내하력이 다소 증가된다.
4.3
가로보 변형률
거더 손상 시 가로보의 하중 분담 능력을 비교하고자 하 중의 영향을 가장 많이 받는 3.43 m 위치의 가로보와 인접 가로보에서 측정된 변형률을 표 3에 제시하였다. 표에는 하 중 200 kN에서 측정된 값과 각 시험체의 최종 상태에서 측정된 변형률을 나타내었다.
본 표로부터 수평브레이싱이 설치된 경우가 설치되지 않은 경우에 비해 200 kN 및 종국 하중에서 모두 큰 변형률이 발 생하였음을 알 수 있다. 특히, 브레이싱이 없는 경우에는 종국 하중에서도 최대 변형률이 1,079 microstrain으로서 탄성범위 이내에 있다. 이는 수평브레이싱이 없는 시험체는 거더의 비틀 림 강성 부족으로 앞의 그림 9(a)와 같은 강체 회전거동과 유 사한 변형을 보임에 따라 가로보가 하중 전달에 큰 역할을 하 지 못하였음을 의미한다. 이에 비해, 수평브레이싱이 설치된 경 우는 최대 변형률이 2,443 microstrain으로 항복변형률을 훨씬 초과하였으며, 이는 브레이싱 설치 시 그림 9(b)와 같은 변형 을 보임에 따라 가로보에 큰 휨모멘트 발생하게 되고, 따라서 브레이싱이 설치되지 않은 경우에 비해 가로보가 횡방향으로 의 하중 전달에 상대적으로 크게 기여하였음을 의미한다.
4.4
수평브레이싱 부재의 변형률 분포
최종 하중 수준에서 수평브레이싱 부재의 변형률의 분포는 그림 12에 보인 바와 같다. 그림에서 점선은 압축의, 실선은 인장의 변형률이 발생한 것이다. 측경간에서는 대부분의 패 널부에서 큰 변형률이 발생하였으며, 중앙경간(그림의 내부 지점 우측부 패널들)에서는 상대적으로 미소한 변형률이 발 생하였다. 이는 손상부에 재하된 하중을 측경간의 하부 수평 브레이싱 부재들이 유사 공간트러스계를 형성하여 하중을 비 균열거더인 G1 측으로 횡방향뿐만 아니라 교축방향으로도 재분배하였음을 뜻한다. 한편, 1~2 패널에서는 육안으로 확 인 가능한 좌굴이 발생하였다.
4.5
바닥판 변형률 분포
바닥판 콘크리트에서 측정된 개략적인 주변형률의 방향을 그림
11.각 거더의 변형률 분포
(수평브레이싱 있는 시험체
)표
3.가로보 상·하부플랜지 변형률
(단위: ×10
−6 mm/mm)수평브레이싱 설치
여부 및 하중 상태
2.28 m
위치
3.43 m위치(재하점)
4.57 m위치
G1
측
G2측
G1측
G2측
G1측
G2측
상 하 상 하 상 하 상 하 상 하 상 하
P=200 kN
미설치
-24 34 96 -91 531 -303 -83 34 -49 71 67 -12설치
143 -100 -105 125 645 -242 -375 352 232 -160 -132 110종국 미설치
226 -157 401 -449 663 -1079 -273 83 57 -19 277 -61설치
329 -623 -814 455 1104 2443 -1037 -598 560 113 -540 476그림
12.각 브레이싱 부재에 발생한 변형률
(단위
: ×10−6 mm/mm)그림 13에 나타내었고, 그림에 표기된 각 위치에서 발생한 하중 증가에 따른 변형률 크기는 표 4 및 표 5에 보인 바 와 같다. 참고로 주변형률 방향은 수평브레이싱의 유·무, 그리고 하중 증가에 따라 모두 그림 13과 같이 비교적 동 일한 방향의 분포를 보였다. 그리고 표 4의 수평브레이싱이 없는 시험체의 경우 가력부 부근의 콘크리트 파손으로 인해 변형률 도출이 불가하였기 때문에 하중 270 kN까지만 제시 하였다.
표 4와 5로부터 동일한 하중 200 kN에서의 변형률 크기 를 비교해보면 응력이 크게 집중되는 CC 점에서 브레이싱 이 설치된 경우가 3배 정도 작게 나타났고, 이는 대략 압축 강도(32.4 MPa)의 80% 수준으로 비교적 탄성 상태를 유지 하고 있음을 의미한다. 그리고 AC 점에서는 반대로 브레이 싱이 설치된 경우가 2.7배 정도 더 크게 나타났다. 즉, 수평 브레이싱이 설치되면 하중의 영향을 많이 받는 G2 거더 선 상(CL-CC-CR)의 바닥판 변형률은 브레이싱이 없는 경우에 비해 줄어들고, 하중을 분배 받는 G1 거더 선상(AL-AC-
AR)의 변형률은 더 크게 나타남을 알 수 있다. 이와 같은 두 시험체 간의 차이(특히 CC 점의 변형률 크기)는 실험 중 관측된 G2 거더의 종방향 변형 형태로 설명할 수 있는 데, 수평브레이싱이 없는 시험체에서는 균열 위치를 내부힌 지로 한 강체 회전 변형 형태를 보여 CC 점에서 교축방향
으로 큰 변형률이 발생하였고, 수평브레이싱이 설치된 시험 체는 완만한 곡선 형태의 변형을 보여 변형률이 상대적으로 작게 도출되었다.
한편, 표 4와 표 5로부터 AC 점과 CC 점의 변형률 비 가 두 시험체에서 상당한 차이가 있음을 알 수 있다. 즉,
AC점과 CC 점에서 바닥판의 변형률의 비를 하중 부담의 비로 가정한다면 수평브레이싱이 없는 경우는 AC 점의 변 형율이 CC 점에 비해 상당히 작으며, 또한 하중이 증가할 수록 그 차이는 점점 더 커진다. 반면, 수평브레이싱이 있는 경우는 두 위치의 변형률 차이가 브레이싱이 없는 경우에 비해 크게 줄어들고, 하중이 증가하여도 변형률 비가 비교적 일정하다. 이러한 결과는 하부 수평브레이싱이 설치되면 교 량 손상 시 G2측에 편재하된 하중을 G1측에 전달하는 기 능이 크게 향상됨을 의미한다.
4.6
여유도 평가
4.6.1
여유도 기준
현재까지 2-거더교뿐만 아니라 일반 교량에 대해서도 여유 도와 관련된 정량적인 규정은 제시되어 있지 않다. Daniels 등 (1989)은 2-거더교에서 1개 거더의 손상 시 비교적 짧은 기간(교량 점검 주기 또는 운전자가 감지할 수 있는 시간) 동안 재하될 수 있는 수준의 활하중을 안전하게 지지할 수 있는 능력을 여유도의 대안적인 정의로 제안하였다. 그리고
Ghosn
등 (1998)은 1개 거더의 손상 시 교량의 여유도 확
보를 위해 요구되는 하중계수비 R
d를 식 (1)과 같이 제안하 였고, 이 식을 만족하는 경우 거더교는 적절한 여유도를 갖 는 것으로 평가하고 있다.
(1)
여기서, LF
d는 한 개 거더 손상 시 충격이 포함된 2차선 상당의 활하중(DB 하중)을 지지할 수 있는 최대 하중 계수 를 의미한다. 그리고 LF
1은 그림 14에 보인 바와 같이 검 토하고자 하는 주거더 1개와 주거더 1개가 지지하는 상부 바닥판의 합성단면이 붕괴 상태에 이르기까지 활하중을 지지
Rd LFd LF1 --- 0.5
≥
=
그림
13.바닥판 콘크리트 주변형률 방향의 개략적 표기
표
4.하중 증가에 따른 바닥판 콘크리트의 주변형률의 크기
(수평브레이싱이 없는 시험체, 단위: ×10
-6 mm/mm)Load AL BL CL AC BC CC AR BR CR Ratio (AC/CC)
100 kN -103 -279 -160 -71 -321 -1066 -166 -269 -135 0.067
150 kN -119 -506 -267 -93 -487 -1840 -247 -454 -200 0.051
200 kN -82 -680 -343 -133 -668 -3018 -325 -682 -299 0.044
250 kN -44 -709 -471 -179 -882 -4638 -404 -946 -407 0.039
270 kN -44 -757 -511 -199 -960 -5181 -436 -1146 -439 0.038
표
5.하중 증가에 따른 바닥판 콘크리트의 주변형률의 크기
(수평브레이싱이 있는 시험체, 단위: ×10
-6 mm/mm)Load AL BL CL AC BC CC AR BR CR Ratio
(AC/CC)
100 kN -110 -100 -38 -164 -185 -510 -95 -126 -85 0.321
200 kN -242 -237 -92 -358 -374 -1016 -202 -261 -148 0.352
300 kN -409 -456 -161 -600 -608 -1703 -332 -409 -232 0.352
400 kN -578 -698 -235 -825 -851 -2423 -470 -558 -303 0.340
490 kN -924 -1112 -469 -1305 -1241 -4703 -693 -693 -413 0.284
할 수 있는 능력으로 다음의 식 (2)와 같이 정의된다.
(2)
여기서, M
R은 거더 손상 위치에서 건전한 상태에 대한 합성 단면의 휨모멘트 성능, M
D는 합성전·후 고정하중에 의한 휨모멘트, M
L은 충격이 고려된 활하중의 편측 재하에 지배 되는 거더에 발생되는 휨모멘트이다. 다시 말해 LF
1이 의미 하는 바는 건전한 상태의 한 개 거더가 붕괴 상태 즉, 전소 성 힌지 상태가 될 때까지의 활하중 수용 능력을 뜻한다.
본 연구에서는 상기 식 (1)을 준용하여 시험체의 여유도를 평가해 보았고, 추가적으로 좀 더 면밀한 검토를 위해 부록
A에서 검증된 해석모델을 이용하여 실물교량 축소과정에서 발생하는 고정하중의 효과를 고려한 여유도 평가를 수행하 였다.
4.6.2
여유도 평가
식 (1)의 평가식을 시험체에 준용할 경우, 다음과 같은 절 차를 통해 여유도를 평가할 수 있다. 하중재하점 위치에서 표 1의 재료강도시험 결과를 고려하여 산정된 시험체 합성 거더의 소성모멘트 M
R은 745 kN·m, 고정하중에 의한 모멘 트 M
D는 16 kN·m, 그리고 M
L은 68 kN·m이며, 따라서
LF1은 (745-16)/68=10.72가 된다. 여기서 M
L=68 N·m는 실 제 교량에서 2차선 DB-24 하중(충격미포함)에 의해 발생되 는 하부플랜지의 응력을 기준으로 본 시험체에서 동등한 응 력을 발생시키는 UTM 하중 54 kN으로부터 계산되었다. 따 라서, LF
d는 실험에서 얻어진 각 시험체의 극한 하중으로부 터 수평브레이싱의 유·무에 따라 각각 420/54=7.78, 510/
54=9.44
가 된다. 이로부터 R
d값은 브레이싱이 없는 경우
7.78/10.72=0.73
이며, 있는 경우는 9.44/10.72=0.88이 된다.
한편, 실제 교량의 축소 과정에서 발생하는 고정하중효과 의 차이를 보정하기 위한 작업으로 다음과 같은 방법을 사 용하였다. 시험체의 고정하중에 의한 최대 정모멘트는 16
kN·m이고, 이에 대응하는 응력은 9 MPa인 반면, 실제 교
량에서는 98 MPa의 큰 응력이 발생한다. 즉, 실제 교량의 고정하중 효과를 시험체에 반영하기 위해서는 89 MPa 만큼 의 응력이 더 발생하도록 추가의 분포하중을 가해야 할 필 요가 있다. 이때, 실물교량에서 발생하는 응력분포를 시험체 에 반영하기 위해 바닥판 콘크리트 합성전·후의 고정하중 에 의한 응력을 각각 평가하여 이와 동등한 응력이 시험체 에 발생하도록 추가 분포하중을 결정하였다. 그림 15에 보인 바와 같이 부록 A에서 검증된 유한요소해석모델을 사용하여 결정된 합성전의 분포하중은 Δw
d1=22.0 kN/m(바닥판이 없 는 모델에 재하, 이에 대응하는 모멘트는 124 kN·m)이며, 합성후의 분포하중은 Δw
d2=6.6 kN/m(바닥판이 도입된 모델 에 재하, 이에 대응하는 모멘트는 27 kN·m)이며, 이로부터 구해진 실물교량의 고정하중효과가 반영된 시험체의 하중-변 위 선도는 그림 16과 같다.
이상과 같은 절차에 의해 여유도 평가를 수행한 결과를 표 6에 나타내었다. 참고로 표 6의 실험결과에서 브레이싱 설치된 경우의 괄호속에 있는 수치는 부록 A의 그림 A.6에 서 최대하중을 적용한 경우이다. 표 6의 결과에 의하면 고 정하중효과가 반영되더라도 R
d값이 두 시험체 모두 요구되 는 값(≥0.5)을 만족하는 것으로 나타났다. 즉, 2-거더교가 연속교 형식으로 적용될 경우에는 한 개 거더가 손상되더라
LF1 MR–MDML ---
=
그림
14. LF1평가를 위한 거더 단면
(손상위치 단면
)그림
15.고정하중효과 보정을 위한 유한요소해석모델
그림
16.고정하중효과가 반영된 하중
-변위 선도
표
6.여유도 평가 결과
구분 브레이싱
LF1 LFd Rd실험 결과(고정하중보정 없음) 미설치
(745-16)/68 =10.72 7.78 0.73
설치
9.44 (10.85) 0.88 (1.01)해석 결과(고정하중효과 보정) 미설치
(745-16-151)/68=8.5 4.89 0.58
설치
8.61 1.01주) 괄호속의 수치는 그림 A.6에서 최대하중을 적용한 경우임.
도 급작스런 붕괴나 내하력이 상실되는 구조가 아님을 의미 하고, 이는 균열거더의 내부지점부를 지지점으로 하는 내 민보 거동에 의한 교축방향 하중재분배가 원활이 이루어짐 과 동시에 2차 부재들도 하중재분배에 많이 기여하기 때문 이다. 이와 더불어 허용응력으로 설계된 단면은 강도기반 설계법에 비해 여유 강도가 다소 높고, 일반적으로 설계 시에 고려하는 설계 마진과 항복 이후 인장강도까지의 실 제 강도가 존재하므로 여유도에는 큰 문제가 없을 것으로 판단된다.
끝으로 수평브레이싱 설치 시의 내하력 향상 효과에 있어 서 고정하중효과 보정 시에 더욱 두드러지게 나타남(1.8배 정도)으로부터 충분한 여유도 확보가 필요할 경우에는 수평 브레이싱을 설치하는 방안에 대해서도 고려해 볼 필요가 있 다고 판단된다.
5.
결 론
본 연구에서는 3경간 연속교 형식의 2-거더교를 모사한 축 소 시험체를 대상으로 하부 수평브레이싱의 유무에 따른 내 하력 평가 실험을 통해 여유도를 비교평가하였다. 본 실험 연구로부터 도출된 결론은 다음과 같다.
1.
한 개 거더에 인위적 손상을 가한 후 내하력 실험을 실 시한 결과, 하부 수평브레이싱이 없는 시험체에 비해 설치 된 경우가 1.2배 정도 높은 내하 성능을 발휘하였고, 변 형의 정도는 현저히 줄어드는 결과를 보였다. 이는 하부 수평브레이싱의 설치로 각 패널 당 공간트러스 구조계가 형성되어 종방향으로의 하중재분배가 이루어지고, 또한 하 부 수평브레이싱 부재가 박스거더교의 하부플랜지와 같은 역할을 하여(유사폐합단면이 되어) 시험체의 비틂 강성이 증대됨으로 인해 바닥판 및 가로보와 더불어 횡방향 하중 분배 기능이 향상되었기 때문이다.
2.
하부 수평브레이싱이 없는 시험체는 주로 균열된 거더의 내부지점을 지지점으로 하는 게르버보 형식으로 종방향 하 중재분배가 원활하게 이루어지고, 하중재하점 부근에서 횡 방향 하중재분배가 일부 이루어지는 것으로 분석되었다.
그리고 내부지점의 복부판과 하부플랜지의 좌굴 이후 시 험체의 강성이 크게 감소하였지만, 이후의 추가하중에 대 해 최대 40% 정도의 지속적인 내하 성능을 발휘하는 것 으로 나타났다.
3.
실물교량의 고정하중효과를 시험체에 반영하기 위한 전산 해석을 수행하고, Ghosn & Moses(1998)가 제안한 여유 도 평가 방법을 준용하여 여유도 평가를 실시한 결과 하 부 수평브레이싱이 없어도 적절한 여유도를 갖는 것으로 나타났다. 즉, 2-거더교가 연속교 형식으로 적용될 경우에 는 한 개 거더가 심각한 손상을 입더라도 급작스런 붕괴 는 발생하지 않으며, 특히 수평브레이싱이 설치될 경우에 는 미설치 경우의 여유도 수준에 비해 1.8배 정도가 향상 되는 것으로 나타났다.
감사의 글
본 연구는 건설교통부 건설기술핵심사업 “차세대시설물용
신재료 활용기술개발” 과제(과제번호: 05건설핵심D09)의 연 구비 지원으로 수행되었으며, 이에 감사드립니다.
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(
접수일: 2007.7.16/심사일: 2007.9.30/심사완료일: 2008.4.30)
부 록
A.
해석모델의 검증
부록 A에서는 4.7절의 여유도 평가에서 자중효과를 고려 하기 위해 수행한 전산해석과 관련하여 해석모델의 타당성 을 검증하고자 한다. 이를 위해 한 개 거더에 손상을 가하 기 전에 탄성영역 내에서 수행한 재하실험결과와 손상 후 극한 상태에 이르기까지의 하중-변위 선도를 비교하였다.
전산해석은 ABAQUS(ver.6.5)를 사용하였으며, 해석모델은
그림 A.1과 같이 모든 구성 부재들을 4절점 쉘요소로 모사
하였다. 그리고 거더는 콘크리트 바닥판과 거더 상부플랜지
의 절점에 tie-constraint를 가하여 완전 합성 거동으로 구현
하였다. 재료 모델은 표 1의 재료시험결과를 토대로 그림
A.2와 같이 이상화하였고, 콘트리트 바닥판의 2축 압축강도
는 1.16f
ck로, 인장강도는 0.1f
ck로 고려하였다. 해석 시 사용
된 재료 물성치는 표 A.1과 같고, 하중 재하 위치는 3.1절 의 실험방법(그림 5)에서 설명하였다.
먼저, 손상을 가하기 전의 건전한 상태의 시험체에 200
kN의 하중을 재하했을 때 발생하는 각 거더의 하중-변위 선 도, 거더 하부플랜지 변형률, 그리고 바닥판 상면의 주변형 률을 그림 A.3~5에 보인 바와 같이 재하실험결과와 비교하 였다. 그리고 인위적인 균열을 가한 후 극한 상태에 이르기
까지의 하중-변위 선도를 그림 A.6에 나타내었다. 참고로 하 중-변위 선도는 단지점으로부터 3.43 m의 위치, 즉 하중 재 하 위치에서 평가한 것이며, 하부플랜지 변형률은 교축방향 길이에 따라 나타낸 것이다.
그림 A.3에 의하면 브레이싱이 없는 시험체의 G1 거더에 서 11% 정도의 차이를 보이지만 이는 0.2~0.3 mm에 불과 하며, 여러 가지 작업상의 오차 등에 기인한 것으로 추정된 다. 그 외에 각 거더에서는 실험과 해석의 차이가 5% 미만 으로 잘 일치하는 것으로 나타났다. 그리고 그림 A.4와 그림 A.5의 거더와 바닥판의 변형률 비교로부터 해석모델은 시험체의 응력상태를 잘 반영하고 있다는 것을 보여주며, 그림 A.6에 보인 바와 같이 손상 후의 거동에 있어서도 실 험결과와 비교적 잘 일치하는 것으로 나타났다. 그림 A.6에 서 브레이싱이 있는 시험체의 경우는 3.2절에서 언급하였듯 그림
A.1유한요소해석 모델 예
(수평브레이싱 있는 경우
)그림
A.2재료 모델
표
A.1재료 물성치
(단위
: MPa)재료 탄성계수 프와송비 대상
강재
210,000 0.3거더, 가로보, 브레이싱, 보강재
콘크리트 27,000
0.17바닥판
철근
204,000 -바닥판
그림
A.3각 거더의 하중
-변위 선도
(건전한 상태의 시험체
)그림
A.4거더 하부플랜지의 변형률
(건전한 상태의 시험체
,P=200 kN)
그림
A.5콘크리트 바닥판 상면의 주변형률
(건전한 상태의
시험체
, P=200 kN)이 가력부 부근의 바닥판과 복부판의 심각한 손상으로 인해 실험을 종료시켰지만 해석결과에서와 같이 17% 정도의 하 중을 더 수용하는 것으로 나타났다.
B.
부분모델의 타당성 검토
부록 B에서는 본 연구에서 고려한 반력대 설치를 이용한 부분모델의 구현이 3경간 전체모델의 거동을 적절히 모사하 는가의 여부를 검토하고자 한다. 검토의 주안점은 본 연구의 취지를 감안하여 거더 손상 후 여유 내하력을 비교하는 것 으로 하였다. 따라서 부록 A에서 검증된 해석모델과 동일한 방법으로 3경간 전체모델을 구축하고, 비선형 해석으로부터 얻어진 하중-변위 선도를 비교하였다. 해석결과는 그림 B.1 에 보인 바와 같다. 그림 B.1에 의하면 탄성영역에서 비선 형 구간으로 진행됨에 따라 부분모델에 비해 전체모델의 강 성이 다소 작아지는 경향을 보인다. 이는 동일한 크기의 하 중이 측경간에 가해지더라도 전체모델의 경우는 부분모델의 반력대 위치, 즉 12.5 m 위치에서 상향 처짐이 발생할 것 이며, 따라서 부분모델에 비해 더 유연한 거동을 하게 됨으 로부터 비롯된 것으로 판단된다. 그러나 부분모델의 적용을 통해서 3경간 전체모델의 거더 손상 시 거동을 파악하기에 는 만족할만한 결과라고 판단된다.
C. PSC
바닥판 대비
RC바닥판의 적용성 검토
부록 C에서는 본 실험에서 고려한 RC 바닥판의 적용이
PSC바닥판을 적용한 경우와 어떤 차이점이 있는지 검토해 보았다. 검토의 주안점은 먼저, RC 바닥판 및 PSC 바닥판
적용 시 거더 손상 후 전체 내하력을 비교하는 것이며, 다 음으로 바닥판의 기능 차원에서 내하 성능을 비교하는 것이 다. 후자의 경우는 거더에 단순지지된 바닥판 중앙지간에 집 중하중 1점을 가하여 휨성능을 평가하는 것으로 하였다(그림
C.1).
추가적으로 PSC 바닥판의 경우는 초기 긴장력을 변수
로 하여 긴장력이 내하력에 미치는 영향에 대해서도 검토하 였다.
해석은 수평브레이싱이 없는 모델에 대해서만 수행하였고, 해석 시 긴장력 도입은 그림 C.1과 같이 적층쉘(layerd
shell)
요소의 해당 레이어에 *Initial conditions 옵션을 사
용하여 초기응력을 부여하는 방법으로 고려하였다(ABAQUS
Inc., 2006).
