A Numerical and Experimental Study on Structural Performance of Simplified Composite Steel I-Beam Bridge

구 조 공 학

제32권 제3A 호·2012년 5월 pp. 161 ~ 169

초간편 H형강 강합성 교량의 성능평가를 위한 수치해석 및 실험 연구

A Numerical and Experimental Study on Structural Performance of Simplified Composite Steel I-Beam Bridge

박종섭*·김재흥**·이선호***

Park, Jong Sup

^·

^·

···

Abstract

This paper presents the safety and strength of simplified composite H-beam panel bridges (SCHPBs) using 3-dimentional finite-element program, ABAQUS (2007) and experimental tests. Two finite-element models (one-steel-girder-and-composite- deck model and four-steel-girder-and-wide-composite-deck model) were reviewed to predict the strength and load distribution factor (LDF) values of the composite bridges. Based on the results of the finite-element analyses, the behaviors of the two models were investigated, and deflection and strain gauges for the experimental specimens were set up to obtain the ultimate strengths and the LDF values. The ultimate strength of the one-steel-girder-and-composite-deck specimen was estimated to be 840 kN. The yield and plastic moments of the four-steel-girder-and-wide-composite-deck specimen were obtained to be 2.4 and 4.1 times the design moment based on the live loading condition of the Korea Bridge Design Specifications (2005). The SCHPB were found to have enough strength for safety under and after construction.

Keywords :

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요 약

본 연구에서는 중·소규모 교량에 적용이 가능한 초간편 H형강 강합성 교량의 안전성 및 성능평가를 위하여 유한요소해석 및 종국강도실험을 수행하였다. 범용유한요소해석 프로그램 ABAQUS(2007)를 사용하여 강합성 단위주형 모델과 4주형 모델 이 검토되었으며, 해석결과를 토대로 모델별 거동특성을 분석하고, 실험체에 설치될 변위계(LVDT)와 변형률 게이지 위치를 결정하였다. 두 개의 실험체 정적하중실험을 통하여 신형식 초간편 H형강 강합성 교량의 하중 횡분배율을 분석 및 제안하 였다. 강합성 단위주형 실험체의 H형강 하부플랜지가 항복응력에 도달하는 시기의 재하하중은 500 kN으로 나타났으며, 실 험체 종국하중은 840 kN이다. 강합성 4주형 실험체 재하하중에 의한 항복모멘트와 소성모멘트는 도로교설계기준(2005)을 토 대로 산정된 활하중 설계모멘트에 각각 2.4배, 4.1배의 강도를 나타내었다. 초간편 H형강 강합성 교량 실험을 통하여 본 신 형식 교량은 시공 중 및 시공 후 안전성과 강도가 충분히 발휘됨을 확인할 수 있었다.

핵심용어 : 초간편 강합성 교량, 압연형강, 교량 설계, 하중분배계수, 교량실험

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1. 서 론

국토해양부의 통계자료 (2010) 에 의하면 1900 년대 이후에

2010 년까지 완공된 도로교의 수는 총 27,507 개소 ( 연장

2579.3 km) ^{에 달하며 이 중 지간장} 21 m~30 m ^{사이의 교}

량은 5,053 개소 ( 연장 562.2 km, 21.8%) 이다 . 특히 2000 년 이후에 건설된 총 11,922 개소 ( 연장 1388.8 km) 의 교량에 대 해 지간장 21 m~30 m 사이의 교량은 2,919 개소 ( 연장 324.8 km) 로 전체연장대비 23.4% 로 나타나 현재도 가장 많이 건 설되고 있는 것으로 나타났다 . 이와 같은 중·소규모 교량

의 시공 및 구조 효율성 개선을 위한 급속 , 간편 설계 및 시공법 개발에 대한 다양한 연구가 추진되었으나 프리캐스트 콘크리트 교량의 연구 및 개발이 대부분을 차지하였으며 , 강 -

콘크리트 합성형 교량의 경우 교량의 연결부 모듈화 , 연속화 및 내구성 증진에 중점을 두고 연구개발이 진행되었다 (Hayes

등 , 2000; Brozzetti, 2000; 정승인 등 , 2003; Nie 와 Cai, 2003;

Kim 과 Jung, 2005; 심창수 등 , 2006).

정승인 등 (2003) 은 강합성 교량에 외부프리스트레스 도입

시 재료 비선형을 고려한 합성형 교량의 탄소성 휨거동특성 을 수치해석기법을 활용하여 강합성 교량 설계과정 단순화

*정회원·교신저자·상명대학교건설시스템공학과교수·공학박사

(E-mail : [email protected])

**

(

)

(E-mail : [email protected])

***정회원·

(

)

(E-mail :[email protected])

방법을 제안하였고 강합성 교량의 거동특성 분석에 수치해 석적 기법의 활용성을 극대화하였다 . Kim 과 Jung(2005) 은 파형강판에 전단연결재를 부착한 강 - 콘크리트 합성상판을 적 용한 강박스 거더교량의 Push-out 실험을 통해 상판과 거더 의 연결성능을 평가하였다 . 이 실험을 통해 전단연결재가 부 착된 파형강판의 활용성 및 새로운 연결형식의 거동특성 평 가기법을 제안하였다 . 심창수 등 (2006) 은 2 거더 연속강합성 교량의 프리캐스트 바닥판의 연결부 형태의 선정 , 채움재료 의 특성평가 , 횡방향 이음부 성능평가를 통해 프리스트레스 크기 산정과 단순화를 위한 채움재료의 기준을 제시하였고 ,

연속강합성 교량의 부모멘트 연결부 상세설계에 대한 연구 결과를 발표하였다 . Hayes 등 (2000), Brozzetti(2000), Kim

과 Jung(2005), 심창수 등 (2006) 의 연구결과는 초간편 강합 성 H 형강 교량 개발 ( 박정웅 등 , 2007) 에 적극 활용되었다 .

박종섭과 김재흥 (2008, 2009) 은 도로교 설계기준 (2005) 을 적 용한 초간편 H 형강 강합성 교량의 경제적인 설계표준단면을 연구하였으며 , 초간편 교량의 단위주형 및 다주형 합성거더의 최대 휨응력값을 식 (1) 과 같은 비교를 통하여 해석변수별 하 중 횡분배 계수 및 간편 하중횡분배 설계계수를 제안한 바 있 다 . 식 (1) 에서 = 단위주형 합성거더 하부플랜 지에서 발생되는 최대휨응력 , = 다주형 합성거 더 하부플랜지에서 발생되는 최대휨응력을 나타낸다 .

(1)

한득천 등 (2007) 과 윤기용 등 (2009) 은 가설하중 하에서 초 간편 강합성 교량 바닥판 거더패널의 수치해석적 거동특성 분석과 실험적 연구를 통하여 안전성을 검토하였다 . 또한 , 윤

기용 등 (2008) 과 박정웅 등 (2009) 은 초간편 강합성 바닥판

신형식 전단연결재의 전단내력과 고장력 볼트의 내하력 평 가를 실험적으로 검증하여 초간편 강합성 H ^{형강교량의 합성}

거동특성을 규명하기도 하였다 .

본 연구에서는 초간편 강합성 H 형강 교량에 대한 기존연 구결과를 토대로 그림 1 과 같이 H 형강 , 강판 , ㄷ형강 , 콘크 리트 바닥판으로 구성된 단위패널을 현장에서 조립 , ^시공하

는 초간편 H 형강 교량의 제작성 및 시공성 , 완성구조계의 거더별 하중분배효과 및 종국강도를 구조실험체를 이용하여 평가하고자 한다 . 또한 본 논문에서는 범용구조해석 프로그 램을 이용하여 하중재하에 따른 실험체의 거동특성을 추정 하고 , 종국강도평가 실험을 분석하여 초간편 H 형강 강합성 교량의 시스템 안전성을 검토하였다 .

2. 유한요소해석 모델링

초간편 강합성 H 형강교량의 거동특성 및 강도를 평가하고 실규격 실험체의 최대재하하중 , 하중분배 효과 및 게이지 설 치위치를 결정하고자 범용구조해석프로그램 ABAQUS(2007)

를 이용하여 유한요소해석을 실시하였다 .

2.1 강-콘크리트 합성거더 유한요소해석기법 검증

초간편 H 형강 교량의 상세해석모델링에 앞서서 범용구조 해석프로그램 ABAQUS(2007) 를 활용한 해석모델링의 적절 성을 평가하기 위하여 그림 2 와 같이 1 개의 H 형강 주형과 콘크리트 슬래브가 설치된 강합성 단위주형모델을 검토하였 다 . ① 첫 번째 해석모델 (Model 1) 은 ABAQUS 를 이용하여

H 형강과 콘크리트 슬래브는 4 절점 쉘요소 (Shell element) S4R

요소가 사용되었으며 H 형강 상부플랜지와 슬래브는 Tie

Option 을 사용하여 일체거동을 할 수 있도록 하였다 . ② 두

번째 해석모델은 MIDAS(2007) Composite Element Option 을

사용한 합성형 해석요소 모델 (Model 2), 그리고 마지막으로

③ 강 - ^{콘크리트 합성보의 최대응력과 최대처짐을 합성단면}

이론식을 활용하여 계산하였다 . 해석 및 계산에 사용된 경계 조건은 양쪽 끝단이 각각 힌지 및 롤러 경계조건인 단순보 경계조건이며 , 하중은 지간 중앙에 집중하중으로 작용시켰다 .

표 1 은 세 가지 방법을 이용한 해석 및 계산결과를 비교하 여 나타내고 있다 . 합성단면 이론식을 활용한 계산값을 기준 으로 ABAQUS 해석결과는 변위 2.15%, 응력 -2.5% 의 차 이를 보이며 , MIDAS 해석결과는 변위 1.29%, 응력 -3.34%

차이를 보였다 . ^표 1 ^{의 비교결과는 탄성 거동특성범위 내의}

결과로서 매우 유사한 결과를 보이는 것을 알 수 있으며 ,

ABAQUS 를 활용한 강 - 콘크리트 합성구조물의 S4R 쉘요소

및 Tie Option 적용이 적절한 것을 확인할 수 있었다 .

2.2 초간편 강합성 교량 모델링

그림 3 은 콘크리트 슬래브 , 강판 , H 형강 모두 4 절점 쉘요 소 (Shell element) S4R 을 적용한 초간편 H 형강 강합성 교 량 해석모델로서 강 - ^{콘크리트 합성거동특성을 나타내도록 콘크}

리트 바닥판 , 강판 , H 형강을 Tie Option 을 사용하여 일체거동 fmax sin

–

fmax

–

LDF f max

–

f max

–

---

=

그림 1. 초간편 강합성 H 형강 교량 구성 형식

그림 2. 강 - 콘크리트 단위합성거더 모델 표 1. 단위주형모델 해석 및 계산 결과 비교 구 분 이론값

Model 1

(ABAQUS) Model 2

(MIDAS)

_이론값

해석결과 비교 해석결과 비교

처짐

응력

을 할 수 있도록 하였다 . 그림 4 는 구조성능 실험체의 3 차원 유한요소해석 모델로서 초간편 H 형강 단위주형모델 (Single- girder composite model, SM) 과 4 주형모델 (4-girder composite model, 4GM) ^{을 나타내고 있다} ( ^{박종섭과 김재흥} , 2009).

그림 5 는 단위주형모델에 발생되는 처짐형상과 응력분포를 나타내고 있으며 , 주형은 H588 형강 (H588×300×12×20), 강판 두께 6 mm, 슬래브 두께 150 mm, 바닥판 폭 1.5 m 를 적 용하였고 , 양단은 단순경계조건 , 하중은 지간 중앙에 작용시

켰다 . 해석에 사용된 H 형강과 강판은 SM400 으로 항복응력

( σ

) 은 235 MPa, 탄성계수 (E) 는 210 GPa, 콘크리트 바닥판 의 설계강도는 27 MPa 로 적용하였다 . 그림 5 를 살펴보면 최 대수직처짐은 지간중앙에서 발생되며 , 최대휨응력 또한 지간 중앙 하부플랜지에서 발생하는 것을 알 수 있다 .

그림 6 은 4 주형모델의 해석결과를 나타낸 것으로 그림

6(a) 와 6(b) 는 4 주형모델의 지간중앙 (2 와 3 주형 ) 하중재하시 처짐형상과 응력분포도이고 , 그림 6(c) 와 6(d) 는 편측 (1 과 2

주형 ) ^{하중재하시 처짐형상과 응력분포를 나타낸 것이다} . 4

개의 H588 형강 (4-H588×300×12×20) 이 주형으로 사용되었으 며 , 전체 교량폭은 4.9 m 이며 , 횡방향 주형간격은 1.5 m 이다 .

강판두께와 슬래브두께는 단위주형모델과 같은 6 mm,

150 mm 이며 , 양단 단순경계조건을 적용하였다 . 그림에서 알

수 있듯이 지간중앙 하중재하시 교량이 전체적으로 대칭적 인 거동을 보이고 , 편측재하시 하중을 재하한 횡끝단 위치에 서 응력이 가장 크게 발생하는 것을 알 수 있다 .

3. 단위주형 및 4주형 실험체 준비

3.1 실험체 설계

20~30 m 사이의 중소규모 경간장을 가지는 교량에 경제적

그림 3. 초간편 강합성 단위주형 해석모델 단면도

그림 4. 초간편 H 형강 교량 해석 모델링

그림 5. 단위주형모델 (SM) 응력분포 및 처짐형상

그림 6. 4 주형모델 (4GM) 처짐형상 및 응력분포

으로 적용하기위해 개발된 초간편 H ^{형강 교량은 공장에서}

일괄 제작되는 단위패널 (2-H 형강 + 바닥강판 ) 을 현장에서 적용 경간장에 맞게 조립 및 시공을 실시하게 된다 . 경간장을 25 m 로 가지는 경우에는 경간장 방향으로 3 개의 단위패널과 2 개 의 종방향 연결패널을 사용하여 연속화를 실시한다 . 또한 횡 방향 적용교량폭에 따라 단위패널을 횡방향으로 추가 배치하 고 횡방향 연결패널을 사용하여 단위패널을 연결하게 된다 .

본 실험연구에서는 실험실과 실험장비 등의 실험환경을 고

려하여 경간장 10 m 의 초간편 H 형강 교량을 실험대상구조

물로 선정하였다 . 따라서 경간장 10 m 을 가지는 초간편 H 형 강 교량의 하중분배특성과 단면내 변형률 분포도를 분석하 고자 1 개의 H 형강 주형 , 바닥 강판 , 그리고 유공 형강이 철 근대신 사용된 콘크리트 슬래브로 구성된 단위주형 (SM) 실험 체와 그림 7 과 같은 4 개의 H588 형강이 주형으로 사용된

4 주형 (4GM) 실험체가 실험 대상구조물로 설계되었다 . 4GM

실험체는 2 개의 단위패널과 1 개의 횡방향 연결패널로 구성

되었으며 , 사용된 바닥 강판의 두께는 6 mm, 유공 형강이

사용된 바닥판의 두께는 150 mm 이다 . H 형강 , 강판 , 형강은

SM400( σ

=235 MPa) 이 사용되었으며 , 탄성계수 (E) 는 210 GPa, 콘크리트 바닥판의 설계강도는 27 MPa 이다 . 합성 바닥

판의 안전성 및 합성거동 특성은 바닥판 Push-out 및 휨실

험을 통하여 안전성을 사전에 검토하였으며 ( 윤기용 등 ,

2009), 온도철근을 유공형강 상부플랜지에 교량 종방향으로

배근하도록 설계하였다 .

3.2 실험체 제작 및 설치

그림 8 은 단위주형 (SM) 실험체의 공장 제작과정 및 콘크리 트타설 전 배력철근을 설치한 모습을 보여주고 있다 . SM ^실

험체 공장제작 순서를 살펴보면 , 먼저 H 형강 주형설치 , H 형 강 상부플랜지와 강판 ( 두께 6 mm) 용접 , 유공 형강 강판용접 을 실시하여 공장제작을 마무리한다 . 콘크리트 타설은 현장 타설로 진행되며 타설 전 유공 형상 상부에 배력철근을 종 방향으로 설치한다 .

그림 9 는 4 주형 (4GM) 실험체 제작을 위한 단위패널 및 연 결패널 공장제작과정을 보여주고 있다 . 그림 9(a) 는 단위패 널 제작에 앞서서 4 개의 H 형강 주형과 2 개의 가로거더의 예비볼트체결을 통한 사전조립 테스트 모습을 보여주고 있

다 . ^{사전조립 테스트는} 2 ^{개의 단위패널와} 1 ^{개의 횡방향 연결}

패널의 현장조립 정밀도를 높이기 위해 실시되었다 . 그림

9(b) 는 단위패널의 강판에 설치되는 유공 형강의 용접상태를 점검하는 모습이다 .

그림 10 은 4 주형 (4GM) 실험체 조립설치 및 시공 장면을 보여주고 있다 . 그림 10(a) 와 10(b) 는 첫 번째와 두 번째 단위패널을 설치하는 모습이며 , 그림 10(c) 는 두 개의 단위 패널 사이에 설치된 횡방향 연결패널이다 . 공장 제작된 모든

패널이 설치가 완료되면 그림 10(d) ^{와 같이 현장 콘크리트}

타설이 실시되며 , 실험체 제작기간 및 구조실험실 환경을 고 려하여 콘크리트는 증기양생을 실시하였다 ( 그림 10-e). 콘크 리트 바닥판의 두께는 150 mm 이며 , 설계강도는 27 MPa 로서

9 개의 콘크리트 압축강도 공시체를 통한 강도평가에서 충분 그림 7. 4GM ^{시험체 제원} ( ^단위 : mm)

그림 8. SM 실험체 제작

그림 9. 4GM 실험체 공장 제작과정

그림 10. 4GM 초간편 교량 조립 및 시공과정

한 강도를 발휘하는 것을 확인할 수 있었다 .

3.3 게이지 설치 및 하중재하 방법

그림 11 은 하중가력 전 실험실에 SM 실험체 , 변위계

(LVDT), 게이지 , 및 하중재하위치를 보여주고 있다 . 변위계

는 지간중앙 하중재하 위치 , 지간 1/4 지점 및 3/4 지점 하부 에 설치하였다 . 그림 12 는 형강 , 강판 , 및 바닥판의 유공 형 강에 설치된 스틸게이지 부착위치와 콘크리트 바닥판 상부 표면에 설치된 콘크리트 게이지의 부착위치를 나타내고 있 다 . 하중재하에 따른 합성단면의 변형률 및 응력분포를 분석 하기 위하여 그림 12 와 같이 지간중앙 단면에 5 개의 스틸게 이지 (BM21, BW21, BT21, BP21, CB21) 가 설치되었고 , 1/4 지점 및 3/4 지점의 하부플랜지에도 스틸게이지 (BML21,

BMR21) 가 설치되어 발생변형률 및 전체거동특성 분석에 활

용되었다 . 콘크리트게이지는 바닥판 상면에 6 개가 설치되었 다 . 하중은 지간중앙 및 횡방향 중앙에 가력하였으며 , 실험 체의 양단 단순지지 조건을 위해 힌지와 롤러 경계조건을 양단에 구현하였다 .

그림 13 ^은 4GM ^{실험체에 변위계} (D1~D4) ^{와 게이지 설치}

장면을 보여주고 있다 . 변위계는 그림 14(b) 에 D1, D2,

D3, D4 로 표시하였으며 , 경간중앙 4 주형의 하부플랜지에 설

치하였다 . 그림 14 는 스틸게이지 20 개 설치위치를 나타내고 있는 데 , 경간중앙의 각 주형 하부플랜지 (BM1, BM2, BM3, BM4), 경간중앙 1~3 번 주형복부 (BW1, BW2, BW3),

상부플랜지 하면 (BT1, BT2, BT3), 강판 하면 (BP1, BP2, BP3), 채널 상부플랜지 상면 (CB1, CB2, CB3), 경간 1/4 지 점 1 과 2 번 주형 하부플랜지 하면 (BML1, BML2), 경간 3/

4 지점 1 과 2 번 주형 하부플랜지 하면 (BMR1, BMR2) 에 부 착하였다 . 그림 15 는 콘크리트 바닥판 상면에 설치된 9 개의 콘크리트게이지 (CM1~CM9) 부착위치를 나타내고 있다 .

실험에 사용된 액츄레이터 (Actuator) 의 최대용량은 3,000

kN 이며 , 4GM 실험체에 적용된 하중재하방법은 그림 16 와 그림

17 에 나타낸 바와 같이 편측재하와 중앙재하로 나뉘어 실시

그림 11. SM 실험체 실험준비 모습

그림 12. SM 실험체 게이지 부착위치 ( 단위 :mm)

그림 13. 4GM 실험체 실험준비 모습

그림 14. 4GM 스틸게이지 및 변위계 설치 위치 ( 단위 :mm)

그림 15. 4GM 콘크리트게이지 부착 위치 ( 단위 :mm)

그림 16. 4GM ^{실험체 하중재하방법}

그림 17. 4GM 실험체 하중재하모습

되었다 . 먼저 탄성하중 범위내에서 편측재하가 이루어지고

하중판을 중앙으로 옮겨 4GM 실험체의 파괴까지 실험이 진

행되었다 . 그림 17 에 나타낸 바와 같이 액츄레이터 앞에 가 력보를 설치하고 콘크리트 바닥판과 가력보 사이에는

230×570×30 mm 탄성고무패드를 설치하였다 . 탄성고무패드

의 접지면적 230×570 mm 는 차량바퀴 접지면을 고려하여

결정하였다 . 최종파괴 도달시 급격한 파괴 및 사고를 방지하 고자 초당 0.02 mm 의 속도로 변위제어방식 (Displacement control) 으로 하중을 재하하였다 .

4. 초간편 강합성 교량 실험결과 및 분석

4.1 단위주형 실험체

그림 18 은 단위주형실험체 바닥판 콘크리트 상면의 파괴 및 처짐형상을 보여주고 있다 . 콘크리트 바닥판의 파괴는 휨 에 의한 압축파괴와 하중가력부의 일부 지압파괴가 주요한 요인으로 스틸게이지 ( 그림 20) 와 콘크리트 게이지 ( 그림 21)

측정값을 통하여 확인할 수 있었다 . 그림 19 는 하중 - 변위 곡

선 , 그림 20 과 그림 21 은 하중 - 변형률 곡선을 나타낸 것으

로 점선으로 표시된 직선은 ABAQUS 를 사용한 선형탄성

유한요소해석결과이고 실선은 변위계와 게이지로 측정된 실 험결과이다 . 그림 19~ 그림 21 의 실험결과를 토대로 전체적 인 거동특성을 살펴보면 , 초기 작용하중 증가에 모든 측정값 은 선형거동을 보이다가 400 kN 재하시 콘크리트 바닥판 상 부의 종방향 압축응력 ( 그림 21-a) 과 H 형강 하부플랜지의 인

장응력 ( 그림 20-a) 에서 비례한도를 넘어 비선형거동을 보이

기 시작한다 . H 형강에 설치된 변위계와 지간중앙 스틸게이

지들은 600 kN 재하까지 선형거동을 보이다가 600 kN 이후

급격한 비선형 거동을 보이는 것을 알 수 있다 ( 그림 20).

그림 20 의 스틸게이지 측정결과로부터 600 kN 에서 H 형강 하부플랜지가 항복을 시작하고 800 kN 에서 H 형강 복부가 항복하는 것을 알 수 있다 .

그림 22 는 지간중앙에서 측정된 게이지값들을 토대로 하 중재하에 따른 단면내 변형률분포도를 나타내고 있다 . 그림

22 를 살펴보면 100 kN 하중증가에 따른 변형률은 직선분포

를 하고 있으며 600 kN ^{하중이 작용할 때 하부플랜지의 측}

정변형률이 H 형강 강재의 항복변형률 ( ε

=0.001905) 을 넘는

것을 확인할 수 있다 . 830 kN 이후 강합성 바닥판의 콘크리

트가 강판과 분리되는 것 ( 그림 18) 을 육안으로 확인할 수 있었다 . 계속해서 하중을 재하 할 수 있었으나 바닥판 분리

현상과 90 mm 의 수직처짐 발생을 고려하여 실험을 840 kN

하중까지 진행하였다 .

4.2 4주형 실험체

4 주형 실험에서는 먼저 편측하중 재하 후 중앙에 하중을 재하하였다 . 편측재하시 탄성범위내에서 하중을 가력하고 중 앙재하시 최종강도 결정을 위해 최대하중까지 가력하였다 .

그림 23 ^{은 편측재하시 하중이 가력된 주형} 1(G1) ^{과 주형}

그림 18. SM 실험체 파괴모습

그림 19. SM 실험체 하중 - 변위 곡선

그림 20. 스틸 게이지 하중 - 변형률 곡선

그림 21. 콘크리트 게이지 하중 - 변형률 곡선

그림 22. SM 실험체 하중별 단면내 변형률분포

그림 23. 편측재하시 스틸게이지 하중 - 변형률 관계

2(G2) ^{하부플랜지에서 발생되는 변형률을 나타내고 있다} . ^점

선으로 표시된 직선은 ABAQUS 를 사용한 선형탄성 유한요

소해석결과이고 실선은 스틸게이지로 측정한 실험결과이다 .

그림에서 알 수 있듯이 해석결과와 실험결과는 매우 유사한 거동을 보이고 있으며 , ^{편측재하는} 400 kN ^{까지 가력하였고}

모든 변위계와 게이지의 작동을 확인할 수 있다 .

그림 24 는 4 주형 실험체 중앙재하시 최종적으로 바닥판 콘크리트 상면에 발생된 균열의 모습을 나타내고 있다 . 가력 판 중앙에서 압축균열이 횡방향으로 발생되고 , 양쪽 지점 모 서리 부분에는 45° 로 균열이 발생하면서 하중작용점을 중심 으로 원형형태의 균열이 전체 바닥판에 발생하였다 .

그림 25 는 하중 - 변위 곡선 , 그림 26 과 그림 27 은 H 형강에 발생되는 하중 - 변형률 곡선 , 그림 28 은 콘크리트 바닥판 상면 의 콘크리트게이지의 하중 - 변형률 곡선을 나타내고 있다 . 그림

25~ 그림 28 의 실험결과를 토대로 전체적인 거동특성을 살펴 보면 , 초기 하중증가에 모든 측정값은 선형거동을 보이다가

500 kN 재하시 가력판 주변의 콘크리트 바닥판 ( 그림 28-b) 에

서 비선형거동을 보이기 시작하였다 . 1500 kN 재하시 내측 주형 (G2) 하부플랜지에서 ( 그림 26-a) 항복 ( 인장 ) 응력 발생을 알 수 있으며 , G1 ^과 G2 ^{의 수직처짐} ( ^그림 25) ^은 1700 kN ^부

터 비선형 하중 - 변위관계를 보여주고 있다 . G2 의 복부는

2600 kN 하중이후 소성변형을 보이기 시작하였으며 ( 그림 27-

a), G4 하부플랜지 ( 그림 26-b) 도 2600 kN 이후 소성변형을 나타내었다 . 하중은 가력기 최대값인 3000 kN 까지 실시되었 으나 지간중앙 주형 또는 합성바닥판의 큰 파괴가 발생되지 않았으며 , 지간 1/4 지점 ( 그림 27-b) 은 최종하중까지 선형거동 을 보이고 있다 .

그림 29 는 지간중앙에서 측정된 게이지값들을 토대로 하 중재하에 따른 단면내 변형률분포를 나타내고 있다 . 그림 29

를 살펴보면 200 kN 하중증가에 따른 변형률은 직선분포를

하고 있으며 1500 kN 하중이 작용할 때 하부플랜지의 측정

변형률이 H 형강 강재의 항복변형률 ( ε

=0.001905) 을 넘는 것 을 확인할 수 있다 .

4.3 하중분배계수와 설계 휨강도 비교

박종섭과 김재흥 (P&K, 2009) 은 유한요소해석을 통하여 초 간편 강합성 H 형강 교량의 해석변수별 하중분배값을 제안하 였다 . 해석변수로 콘크리트 슬래브 두께 , 강판두께 , 주형길이 ,

바닥판 폭의 변화 , ^{경간의 연속성이 고려되었다} . ^{해석변수별}

하중분배율 제안값들을 토대로 하여 교량 설계자가 초간편 강합성 H 형강 교량설계시 간편하게 적용가능하도록 내측주 형은 0.420, 외측주형은 0.320 을 제안하였다 . 이 설계제안값은 슬래브 두께가 15 cm~30 cm, 강판두께가 1 mm~20 mm, 주형 길이가 15 m~35 m, 바닥판 폭이 7.9 m~14.5 m( 주형간격

1.5 m), 단경간 ~3 경간인 경우에 안전하게 사용가능하다 .

본 실험체는 슬래브 두께 15 cm, 강판두께 6 mm, 주형

길이 10 m, ^{바닥판 폭} 4.9 m( ^주형간격 1.5 m), ^{단경간으로}

제작되었다 . SM 실험체와 4GM 실험체 실험결과와 유한요소 그림 24. 4GM 실험체 최종 바닥판 균열

그림 25. 중앙재하시 4GM 실험체 하중 - 변위 곡선

그림 26. 중앙재하시 하중 - 변형률 곡선 ( 지간중앙 )

그림 27. 중앙재하시 스틸게이지 하중 - 변형률 곡선

그림 28. 중앙재하시 콘크리트게이지 하중 - 변형률 곡선

그림 29. 4GM 실험체 하중별 단면내 변형률 분포

해석결과를 토대로 식 (1) 로부터 표 2 와 그림 30 의 하중 분배계수를 얻을 수 있었다 . 표 2 와 그림 30 을 살펴보면 중앙재하 및 편측재하 모두 해석결과가 실험결과보다 큰 분배계수를 나타내고 있다 . 박종섭과 김재흥 (P&K, 2009)

의 간편 설계제안값과 비교해 보면 , 중앙재하의 경우

P&K(2009) 의 제안값이 크게 제안되었으며 , 편측재하의 경 우 G1 에서 P&K (2009) 의 제안값이 작게 제안되었다 . 중

앙재하의 경우 P&K(2009) 제안값은 안전측 설계개념으로

적용가능한 오차범위이며 , 편측재하의 경우는 본 실험체의

교량 바닥판 폭 (4.9 m) 과 실교량 차량하중보다 측면에 치우

친 편측재하 ( 그림 17-a) 로 인해 차이를 보이는 것으로 분석

된다 . 실제교량 측면에는 인도 또는 방호벽이 설치되어 본 실험의 편측재하 같은 차량하중이 측면에 작용하지는 않을 것이다 .

SM 실험체의 경우 400 kN 재하시 콘크리트 바닥판의 변형

률이 비선형거동을 보이기 시작하였으며 , 600 kN 에서 H 형강 하부플랜지가 항복을 시작하고 800 kN 에서 H 형강 복부가 항복하였다 . 830 kN 하중재하시 바닥판 강재와 콘크리트의 분리현상과 과도한 수직처짐이 발생하였다 . SM 실험체의 최 종가력하중은 840 kN 이다 . 4GM 실험체의 경우 500 kN 재하 시 가력판 주변의 콘크리트 바닥판의 변형률이 비선형거동 을 시작하였고 , 1500 kN 재하시 내측주형 하부플랜지가 항

복하였다 . 내측주형 복부는 2600 kN 하중이후 소성변형을

보이기 시작하였으며 , 최종가력하중은 하중가력기의 최대용 량인 3000 kN 이다 . 3000 kN 에서도 4GM 실험체는 큰 폭의 균열이 콘크리트 상면에 일부 발생했을 뿐 교량 파괴는 이 루어지지 않았다 .

표 4 는 도로교설계기준 (2005) 을 토대로 고정하중 (H 형강 ,

바닥강판 , 바닥콘크리트 , 유공형강 , 포장 , 방음벽 ) 과 활하중

(DB24 하중 , DL24 하중 , 충격하중 ) 에 의해 내측주형에 발생되 는 설계모멘트와 하중재하실험을 통해 얻어진 항복모멘트와 소성모멘트를 나타내고 있다 . 실험체의 항복모멘트는 항복하 중 750 kN(=1,500 kN/2) 과 소성하중 1,300 kN(=2,600 kN/2)

을 단순보 경계조건을 적용하여 계산되었다 . 표 4 에 나타낸 바와 같이 고정하중에 의해 발생되는 설계모멘트와 실험체 발생모멘트가 동일하다면 실험체 항복모멘트는 설계모멘트에

2.2 배 , 소성모멘트는 설계모멘트에 3.7 배를 보이고 있어 본 실험체는 충분한 강도를 발휘하고 있는 것을 알 수 있다 .

본 연구는 초간편 강합성 H 형강 교량의 구조적 안전성과 성능을 평가하기 위하여 유한요소해석을 실시하고 , 10 m 경 간을 가지는 실교량 실험체 제작 및 정적파괴실험을 실시하 였다 . 유한요소해석과 정적파괴실험결과를 토대로 다음과 같 은 결론을 도출하였다 .

1. 재하하중에 의한 항복모멘트는 1,875 kN-m, 소성모멘트는

3,250 kN-m 으로 도로교설계기준 (2005) 을 토대로 산정된

활하중 설계모멘트 795.8 kN-m 에 각각 2.4 배 , 4.1 배의 강 도를 나타내었다 . ^{본 신형식 강합성 교량실험체는 충분한}

안전성을 보임을 확인 할 수 있었다 .

2. SM 실험체와 4GM 실험체 실험결과와 유한요소해석결과를

토대로 하중횡분배값을 비교해보면 , 중앙재하 및 편측재하 모두 해석결과가 실험결과보다 큰 분배계수를 나타내고 있 다 . 중앙재하시 내측주형 (G1 과 G2) 에서는 15% 내외 , 외측 주형 (G1 과 G4) 에서는 9% 와 3% 의 차이를 나타내었고 편 측하중 재하시 내·외측주형 모두 10% 내외의 차이를 보 였다 .

3. P&K(2009) 간편 횡분배계수 설계제안값과 실험결과를 비 교해 보면 , 실교량 차량하중과 유사한 중앙재하의 경우

P&K(2009) 의 제안값이 20% 의 큰 값을 보여 , P&K(2009) 의 제안값은 안전측 설계개념으로 적용가능하다 .

4. SM 실험체는 600 kN 에서 H 형강 하부플랜지가 항복을 시 작하고 800 kN 에서 H 형강 복부가 항복하였다 . SM 실험체 의 최종가력하중은 840 kN 이며 , 바닥판 강재와 콘크리트 의 분리현상과 과도한 수직처짐이 발생하였다 .

5. 4GM 실험체의 경우 1500 kN 재하시 내측주형 하부플랜지

가 항복하였고 , 내측주형 복부는 2600 kN 하중이후 소성 변형을 보이기 시작하였다 . 4GM 실험체의 최종가력하중은 하중가력기의 최대용량인 3000 kN 이다 . 3000 kN 에서도

4GM 실험체는 큰 폭의 균열이 콘크리트 상면에 일부 발생

표 2. 하중분배율 비교

구분

중앙재하

Abaqus 0.137 0.379 0.379 0.137

편측재하

Abaqus 0.526 0.391 0.138 0.000 P&K(2009) 0.320 0.420 0.420 0.320

그림 30. 하중분배율 비교 표 3. 실험체별 재하 수직하중 비교

구분

주형 하부플랜지

항복응력도달 하중

주형 복부

항복응력도달 하중

최종가력하중

표 4. 4GM 실험체 설계모멘트와 재하하중 모멘트 비교

구분 설계모멘트

(kN-m)

^실험결과

항복모멘트 소성모멘트

고정하중

활하중

합계

했을 뿐 교량 파괴는 이루어지지 않았다 .

초간편 H 형강 강합성 교량은 공장제작된 단위패널과 연결 패널을 현장에서 신속하게 조립·시공하여 시공성과 경제성 을 극대화한 교량형식이다 . 본 실험연구를 통하여 초간편 H

형강 교량의 장점인 단위모듈 공장제작 및 초간편시공을 구 현하기 위해서는 모듈화된 공장제작장과 시공단계별 조립 및 타설공정의 매뉴얼화가 필요함을 알 수 있었다 . 또한 초간편 교량의 모듈화 급속시공을 위해서는 설계도면 및 단위패널 의 제작오차를 최소화해야 급속현장조립을 구현할 수 있을 것이다 .

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