A B S T R A C T KEYWORDS Static loading test was performed on a composite girder with an I-shaped steel girder
and SUPER concrete on the top of the steel in order to evaluate flexural behavior characteristics. Total length of the test specimen was 25m long and the depth was 786mm including compressive concrete section('casing' hereafter) with 80MPa strength.
4-point loading on simply-supported beam was applied up to 2,010kN. Results showed that yield strength at tensile steel was 2.7 times greater than service load and the ratio of ductility was 1.481. No cracks were found on the casing surface and the relative slip between different sections was insignificant.
SUPER Concrete composite girder flexural behavior static loading test
I형 강거더의 압축부에 SUPER(Sustainable Ultra performing, Pioneering, Economic, Remarkable) Concrete가 합성된 거더의 휨거동 특성을 평가하기 위해 정적재하시험을 수 행하였다 . 실험체는 총길이 25m, 형고 786mm이고 압축부 콘크리트(이하 케이싱) 강도는 80MPa이며 4점 재하로 하중 2,010kN까지 가력하여 휨거동을 분석하였다. 실험 결과 사용 하중의 2.7배에서 인장 플랜지가 항복하였고 연성비는 1.481였다. 실험 종료까지 케이싱 균 열은 확인되지 않았으며 단면 간 상대변위량은 미미한 수준임을 확인하였다 .
SUPER Concrete 강합성거더 휨거동 정적재하실험
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압축 플랜지에 80MPa급 고강도 콘크리트가 합성된 I형 강거더의 휨거동 특성 Characteristics of Flexural Behavior of Composite Section Consisting of Steel Girder with 80MPa High Strength Concrete on Compressive Flange
Juwon Lee a,* , In-Wook Yang b,1 , Eol-Lim a,2 , Tae-Yul Ha a,3 , Kwan-Jong Lee c,4
a
Manager, Technical Institute, SAMHYUN P.F Co.,Ltd, 16-1, Gamilnam-ro, Hanam-si, Gyounggi-do, Republic of Korea
b
Team manager, Technical Institute, SAMHYUN P.F Co.,Ltd, 16-1, Gamilnam-ro, Hanam-si, Gyounggi-do, Republic of Korea
c
Executive Director, Civil Structural Engineering Dept., JINWOO Engineering Co.,Ltd, 319, Nonhyen-ro, Gangnam-gu, Seoul, 06257, Republic of Korea
* Corresponding author. Tel.82-10-5345-0612. Fax.82-2-3402-1894 Email. [email protected]
1 Tel. 82-2-2140-8362 Email. [email protected] 2 Tel. 82-2-2140-8363 Email. [email protected] 3 Tel. 82-2-2140-8364 Email. [email protected] 4 Tel. 82-2-2156-3215 Email. [email protected]
ARTICLE HISTORY Received Aug. 10, 2017 Revised Aug. 10, 2017 Accepted Dec. 21 , 2017 Available online at www.sodi.or.kr
1976-2208 ⓒ 2017 Society of Disaster Information All rights reserved.
1. 서론
1.1 현황
국내 교량 거더에 사용되는 고강도 콘크리트는 45MPa이 일반적이지만 해외에서는 통상 60~70MPa 이상이 적용되고 있다.
고강도 콘크리트는 부재를 작게 할 수 있어 자중이 경감되고 , 탄성계수의 값은 커지며 건조수축과 크리프는 적어지므로 초기처짐 이나 장기처짐을 감소시킬 수 있어 장경간 교량에 유리한 점이 많다 . 다행히 최근 콘크리트 제조기술의 발전에 따라 PSC 거더 계열을 중심으로 70MPa 이상 고강도 콘크리트 적용이 증가하고 있으나 현장 수급이 원활하지 않는 실정이라 주로 프리캐스트 제품에 한해 적용되고 있다 . 고강도 콘크리트의 보급성을 높이기 위한 노력의 일환으로 최근 80~180MPa급 SUPER(Sustainable Ultra performing, Pioneering, Economic, Remarkable) Concrete 재료가 개발되었다. SUPER Concrete는 일관된 재료 성질을 확 보하면서 동일 강도 콘크리트 보다 20~50% 경제적이고 자기수축이 큰 고강도 콘크리트 성질을 개선한 재료로서 현재 이를 이용 한 응용기술 개발이 활발히 진행 중이다 .
1.2 기존 사례
고강도 콘크리트는 거더의 장경간화 및 저형고화를 가능하게 하지만 바닥판을 콘크리트로 활용하는 합성거더에는 바닥판의 사용성 때문에 고강도 콘크리트의 적용이 쉽지 않다 . 이 경우 고강도 콘크리트를 활하중만 지지하는 바닥판으로 활용하는 것 보다 더 큰 하중을 지지할 수 있도록 초기 하중단계 부터 압축플랜지로 활용하는 것이 효율적이다 .
(a) VFT Girder, Europe
① Fabrication ② Turning over ③ Complete
(b) Turn-over girder, Korea
Fig. 1. Bridge girders with high strength concrete
고강도 콘크리트를 압축플랜지로 활용한 대표적인 사례로 VFT 거더가 있다. 독일, 벨기에, 폴란드 등 유럽국가에서 활발히
적용되고 있는 VFT 거더는 I형 강거더의 상부플랜지를 넓고 얇은 고강도 콘크리트(60MPa) 영구거푸집으로 대체하여 바닥판
제작시 시공성을 극대화 한 공법으로 60m까지 시공실적을 보유하고 있다. 그러나 가설 후 시공 관리가 소홀하면 바닥판의 반사
균열 (reflective crack)이 발생될 소지가 크고 콘크리트 플랜지 두께에 비해 폭이 과도하게 넓어서 운반 및 가설시 전도에 대한
안정성 문제 등으로 고도의 시공이 요구된다 . Turnover 거더는 VFT 거더와 유사한 구성을 가진 국내 합성거더 공법이다. 2000년
대 후반 개발되었고 당시 보급되는 콘크리트 중 다소 높은 강도인 50MPa 까지 적용 되었다. Turnover 거더는 Fig. 1의 (b)와
같은 과정을 거쳐 제작된다 . 외력과 반대되는 응력을 합성단면에 미리 도입하기 위한 수단으로 Turn-over 방식을 도입하는데 Turn-over 시 강거더와 케이싱 자중의 2배가 되는 하중이 합성단면에 작용되기 때문에 일반 플레이트거더에 비해 작은 응력이 상부플랜지에는 압축으로 , 하부플랜지에는 인장으로 작용하여 외력에 의한 응력이 서로 상쇄되는 효과가 있다. 그러나 Turn-over 하기 위해 대형 장비가 필요하고 Turn-over시 거더의 예상치 못한 비틀림으로 케이싱 균열이 발생된 사례가 보고된 바 있다.
본 논문에서 다루고자 하는 거더는 향후 일체 또는 분절제작 방식을 통한 긴급 수해복구 , 노후 교량의 신속한 교체 및 급속시공 에 활용될 예정이다 . 현재까지 최적단면 변수연구, 전단연결 상세연구, 케이싱과 강거더, 케이싱과 바닥판의 합성거동 실험평가 연구와 같은 기초연구가 완료된 상태이다 .
1.3 실험대상 개요
실험대상이 되는 거더는 80~180MPa급 SUPER Concrete와 I형 강거더를 1차 합성하고, 가설 후 바닥판과 2차 합성하는 일종의 이중합성 단면으로 구성된다 . Fig. 2.는 개요도와 단면도이다. 압축을 받는 거더의 상부는 폭이 작은 상부플랜지와 직사각형 단면 의 케이싱으로 이루어져 있다 . 휨모멘트가 크게 발생하는 경간 중앙부는 상부플랜지 위에 케이싱을 두고, 전단력이 큰 단부 구간 은 케이싱 내 상부플랜지가 매립되며 , 그 사이는 강거더 변단면 구간이 형성된 것이 특징이다.
Fig. 2. Configuration of Composite Girder (A : end-span, B : mid-span)
PH Construction Process Section PH Construction Process Section
1
- Fabricate I-shaped steel girder
4
- Move supports to the girder end
- Steel girder and casing load
sy-0.6 fsy 0.4 fc.ck -0.6 fsy
0.6 f
2
- Put the girder on L/3 supports
- Steel girder weight
-0.6 fsy0.6 fsy 0.6 f
5
- Fabricate deck concrete
- Deck concrete load
sy-0.6 fsy 0.4 fc.ck -0.6 fsy
0.6 f
3
- Place concrete to the casing
- Casing weight
-0.6 fsy0.6 fsy 0.6 f
6
- Pavement, barrier, vehicle etc.
- 2nddead load and live load
0.6 fsy
-0.6 fsy 0.4 fc.ck 0.4 fs.ck
Table 1. Construction process and corresponding sections
여기서 , 강거더와 케이싱의 합성은 스터드를 매개로 하고 합성거더와 바닥판의 합성은 전단철근을 매개로 한다. 압축부의
주재료로 고강도 콘크리트를 적용함으로서 , I형 강거더에서 직접 바닥판이 합성되는 플레이트거더 보다 강재량 소모가 작아
경제적이고 비틀림강성도 크다 . 또한 복부 높이가 낮아 보강재량을 줄일 수 있고 단부의 경우 매립된 상부플랜지가 강성연결재 역할을 할 수 있어 완전합성 (full interaction)에 효과적이다.
Table 1은 합성거더의 제작공정 및 하중단계별 저항단면으로 이와 같이 제작된 합성거더는 제작단계별로 다음과 같은 특징을 가진다 . 1—2단계에서는 공장 제작된 강거더를 L/3∼L/2 위치의 임시지점에 내민보 형식으로 거치한다. 거치된 강거더에는 거더 자중에 의해 상부플랜지에는 인장응력이 하부플랜지에는 압축응력이 발생한다 . 3단계에서는 강거더 상부플랜지 위에 거푸집을 설치하고 고강도 콘크리트를 타설한다 . 케이싱 콘크리트 자중에 의해 강재거더의 상부플랜지는 인장응력이 증가하게 되고 하부 플랜지는 압축응력이 증가하게 된다 . 4단계에서는 거더 합성 후 양단으로 지점이동하여 적치하면서 합성된 케이싱과 강거더 상부플랜지에는 압축응력이 , 하부플랜지에는 인장응력이 발생하게 된다. 앞 단계에서 발생한 응력과 서로 상쇄되어 강거더 응력 을 감소시킬 수 있다 . 5—6단계에서는 완성된 거더를 하부구조 상에 거치하고 바닥판 콘크리트를 타설, 2차 고정하중 및 활하중을 재하 한다 .
이와 같이 제작된 합성거더와 플레이트거더의 단계별 누계응력을 비교한 것이 Fig. 3.이다.
Fig. 3. Stress block diagram comparison between plate girder and composite girder
(a) Plate girder (b) Composite girder Fig. 4. Comparison of neutral axis and stress block
합성거더를 교량에 활용하기 위해서는 좌굴에 대한 안정성 검토가 필요하다 . 상부플랜지의 단면비, 복부판의 세장비, 압축플랜
지에 의한 횡비틂좌굴 , 압축부를 지지하는 비지지길이, 수직보강재의 간격, 수평보강재의 설치여부 등 설계기준에서 제시하는
대부분이 압축을 받는 단면의 좌굴과 관련된 검토 항목들로 구성되어 있다 . 지점이동 방식을 적용한 합성거더의 압축플랜지는
제작 단계에서 인장응력을 받고 케이싱과 합성된 후 압축응력을 받기 때문에 압축부 좌굴에 대하여 효과적으로 저항할 수 있다 . 또한 케이싱 높이를 조절하여 사용하중 상태의 중립축을 복부 상단에 가까이 둘 수 있어 복부 좌굴에 대한 안정성을 확보할 수 있으며 , 이에 따라 단면 저항을 효율적으로 활용할 수 있다.
Fig. 4.는 바닥판이 합성된 플레이트거더와 합성거더 도심을 비교한 것이다. 합성거더는 플레이트거더에 비해 압축을 받는 복부 높이가 매우 작고 상부플랜지에 발생하는 응력도 매우 작아 효율적이고 경제적인 단면 설계가 가능하다 .
1.4 실험 목적
본 논문은 합성거더의 실교량 제작을 통해 제작성을 평가하고 정적재하실험을 통해 휨거동 특성을 평가하여 단면의 적절성을 검증하는 것을 목적으로 한다 .
2. 실험 및 평가 방법
2.1 실험 부재
실험체의 설계는 한계상태설계법을 적용하였고 , 사용한계상태와 극한한계상태를 만족하도록 단면을 도출하였다. 그 외의 상 세규정은 강도로교 상세부설계지침을 적용하였다 . 구조거동 평가를 위한 실물모형 총길이는 25m, 설계경간은 24.1m이다. 활하중 은 도로교 1등급에 해당하는 활하중(충격계수 포함)을 적용하였다. 콘크리트 강도는 케이싱이 80MPa, 슬래브가 30MPa이며 I형 강거더의 강종은 SM520B이다. 사용한계상태 검토시 프리플렉션 도입단계에서 거더의 상 하연 발생응력이 각각 제한응력 조건 을 만족하고 극한한계상태에서는 휨좌굴 , 연성비 등을 검토하여 설계하였다. Fig. 5.는 실험체의 일반도이다. 슬래브 포함 거더 높이 1.026m, 케이싱은 400×200mm, 상부플랜지와 복부두께 12t, 하부플랜지 두께는 26t인 단면으로 설계하였다.
A
A C
B B Stud
4.820 Cross beam
Splice 9.000
C
24.800 Steel Beam
620
786
280
2666088
400
60 60
12
200 12
12
CL
7.900 100
100 5.020 4.820
800
150 13@300=3.900
18@300=5.400 9@200=1.800
Span Length 350 24.100
Slab Concrete fck=30MPa Casing Concrete
fck=80MPa
Cross Beam
H-340x250x9x14 Bearing Stiffener
t=26mm
240200586
1.026
SPLICE
Steel Girder SM490B Bearing Stiffener
t=26mm
Total Length 25.000
150 150
620
786
280
26560188
400
60 60
200 12
620
786
280 400
60 60
200
Casing Concrete
fck=80MPa Casing Concrete
fck=80MPa Casing Concrete
fck=80MPa Stud Φ25
H=220mm Stud Φ25
H=130mm
26560188 12 H.T.B.
F10T M22
SECTION A-A SECTION B-B SECTION C-C
240200586
1.500
650 650
1.026
2,800
H16 H19 H16
H16
CROSS SECTION OF SPECIMEN
2@200
=400
2@100
=200
40 40
CL
Fig. 5. Test Specimen drawing
실험체는 구조계산에서 응력 검토시 사용하는 단면 중 바닥판 폭 2.8m로 2개 거더를 모사하여 Fig. 6.과 같은 절차로 한국건설 기술연구원 구조실험동에서 제작하였다 . 중앙부 단면 기준으로 좌우로 각각 3.0m 떨어진 위치에 가지점을 설치 후 강거더를 거치하고 , 케이싱을 타설하였다. 바닥판 중량을 케이싱 합성단면이 지지하도록 제작하여 실제의 교량 시공단계와 동일하게 하였 다 . 80MPa의 압축강도를 만들기 위한 재료 배합을 Table 2.에 정리하였고, 공시체 압축강도시험 값과 강재물성을 Table 3.에 정리하였다 . 콘크리트 강도는 케이싱와 바닥판 각각 재령30일차와 재령14일차 실험 당일 강도이고 모두 설계강도값을 상회하였 다 .
① Connect steel girders
with cross beams ② Place steel girder on the
internal supports at L/3 ③ Place casing concrete ④ Steam curing
⑤ Move internal supports
toward ends ⑥ Make form work and
arrange reinforcements ⑦ Place slab concrete and
curing ⑧ Completion
Fig. 6. Fabrication Procedure
Mix Proportion Mixture(kg)
W/B
(%) S/a
(%) SP/B
(%) Cement Blast furnace
slag Fly ash Sand
Aggregate Silica fume
Shrinkage reducing
agent Water sea crushed
24 45 130 420 224 56 403.3 271.1 827.9 9.101 4.2 165
Table 2. Result of concrete mix design (fck=80MPa)
Concrete
Steel Grade
Design Strength Test Strength(Yield)
Casing Slab
Tensile Yield Top
Flange Web Bottom
Flange
Design Test Design Test
80 83.5 30 32.7 SM520B 520 315 351 351 423
Table 3. Material properties [unit : MPa]
2.2 하중재하 및 계측 방법
실험방법은 Fig. 7.과 같이 지간중앙부 단면이 휨만을 받도록 4점 재하로 세팅하였다. 지간 중앙에 3,000kN급 액츄에이터 1기를
설치하여 중앙에서 좌우 1m 떨어진 위치에 지그를 이용하여 선하중을 재하 하였다. 하중재하 속도는 1,000kN 까지 하중제어로
500N/sec 재하한 후 Unloading 하고, 변위제어로 0.05mm/sec 속도로 실험 종료시까지 가력 하였다. 지점 경계조건은 힌지-롤러
이고 L/2와 L/4 지점에 LVDT를 두어 변위를 측정하였다. 실험체 양 단부에는 강거더와 케이싱, 케이싱과 바닥판 간의 상대슬립
을 측정할 수 있게 수평변위계를 설치하였다 . 최종 하중단계에서 소성중립축이 케이싱 상연에서 조금 아래에 위치해 있으므로 케이싱 인장균열 발생이 예상되어 균열폭 측정을 위해 균열게이지를 준비하였고 , 강거더와 바닥판 콘크리트 및 상 하철근, 케이 싱 콘크리트 및 상 하철근에 변형률 게이지를 부착하여 계측하였다 .
P/2 P/2
LVDT-L
2.000
24.100
5.800 6.250 6.250 5.800
LVDT-C LVDT-R
DH1 DH2
DH3 DH4
DC
CC SU1
SW
SB RDU
RDB
RCU
RCB SU2
Fig. 7. Test setup and gauge plan
3. 실험결과 분석
3.1 하중-처짐 관게
실험체의 사용하중은 과거의 도로교설계기준 표준트럭하중인 DB-24와 신도로교설계기준 표준트럭하중인 KL-510 둘 다에 대 해 검토하였고 각각 533kN ,572kN으로 산정되었다. 실험 결과, 탄성구간 내 사용하중이 위치하고 사용하중의 약 2.7배인 1,800kN 부근에서 강성이 저하되기 시작하다가 2,010kN에서 가력을 종료하였다. 최대하중 단계까지 Fig. 8과 같이 상당한 휨변형을 보였 으나 중앙부 케이싱 콘크리트의 하연 인장균열은 관찰되지 않았고 바닥판과의 부착계면도 건전한 상태를 유지하였다 . 최종 하중 까지의 안전도의 척도 중 하나인 연성비 (Δu/Δy)는 1.481이고 최종하중까지 강거더의 좌굴은 발생하지 않았다.
실험체의 강성저하 원인은 강거더 인장플랜지의 항복 도달이며 1,800kN 이후 중립축이 상향 이동하기 시작한 것으로 보이나 최대하중 단계에서 케이싱 단면의 인장 발생에는 영향을 미치지 않은 것으로 판단된다 .
Fig. 8. Deformed Shape of Specimen Fig. 9. No crack in casing side at mid-span
0 200 400 600 800 1000 1200
0 20 40 60 80 100
Load (kN)
Deflection (mm)
(a) Intial load
0 500 1000 1500 2000 2500
0 50 100 150 200 250 300
Load (kN)
Deflection (mm)
Maximun Loading = 2,010kN
Service Load (AL+DB-24)= 533kN Service Load (AL+KL-510)= 572kN
(b) Total load Fig. 10. Load-deflection curve
3.2 하중-상대변위 관계
현재의 설계기준은 합성부재가 강도측면에서 완전합성 (full shear connection)이면 강성측면에서도 완전결합(full interaction) 으로 간주하고 있다 . 그러나 실제 합성구조는 스터드와 같은 연성연결재를 고려한 강도설계가 기준이기 때문에 이론적으로 탄성 체에 힘이 가해지는데 변형이 없다는 것은 있을 수 없다 . 즉 슬립이 전혀 없을 수 없다. Figure. 12.는 바닥판과 케이싱, 케이싱과 강거더 사이의 상대슬립을 측정한 결과이다 . 실험체 양측 단부에 Figure. 11.과 같이 LVDT를 설치하여 측정하였고 650kN까지 슬립이 발생하지 않다가 사용하중 이후 슬립이 나타나기 시작하는데 초기에는 상대적으로 크게 생기다가 1,600kN 이후 평균 0.05mm로 일정한 수준을 보였다. 바닥판과 케이싱 최대 슬립(D-C)은 0.95mm, 케이싱과 강거더에서 최대 슬립(C-S) 1.26mm 측정되었고 공학적으로 큰 의미가 없는 수준이었다 .
0 500 1000 1500 2000 2500
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4
Load (kN)
Slip (mm)
D-C C-S
Fig. 11. Placement of LVDT Fig. 12. Load Relative slip curve
3.3 하중-변형률 관계
본 실험체의 강거더 압축플랜지는 전단연결재 배치가 가능한 정도로 최소한의 단면을 적용하고 있다 . 압축부에 고강도 콘크리 트 단면이 있어서 강거더의 압축플랜지는 응력분담에 큰 기여를 하지 않기 때문이다 . 이를 확인할 수 있는 것이 Fig. 13. (d)이다.
Fig. 13 (d)는 각 단면별 변형률을 보여주고 있다. 1,800kN에서 강거더 인장플랜지가 항복하기 시작하면서 모든 단면이 급격한
변형을 나타났으며 강거더 하부플랜지는 항복이후 일정구간 연성거동이 나타났다 . 바닥판과 합성된 합성거더는 바닥판과 고강도
케이싱이 압축응력의 상당 부분을 담당하고 있어 상부플랜지의 응력 분담은 상대적으로 크지 않음을 확인할 수 있다 . 중립축이
상부플랜지 보다 조금 아래에 위치해 있어 압축플랜지는 인장부의 항복 전까지 변형을 거의 보이지 않다가 인장부 항복 후 인장
변형이 나타났다 .
0 500 1000 1500 2000 2500
-1600 -1200 -800 -400 0
Load (kN)
Strain (με)
RCU CC
Maximun Loading = 2,010kN Maximun Loading = 2,010kN
(a) Casing
0 500 1000 1500 2000 2500
-2500 -2000 -1500 -1000 -500 0
Load (kN)
Strain (με)
RDU DC
Maximun Loading = 2,010kN Maximun Loading = 2,010kN
(b) Deck
0 500 1000 1500 2000 2500
-2000 0 2000 4000 6000 8000 10000
Load (kN)
Strain (με)
SU1 SU2
SW SB
Maximun Loading = 2,010kN Maximun Loading = 2,010kN
(c) Steel girder
0 500 1000 1500 2000 2500
-4000 -2000 0 2000 4000 6000 8000 10000
Load (kN)
Strain (με)
DC CC
SU1 SB
Maximun Loading = 2,010kN Maximun Loading = 2,010kN
(d) Total strain Fig. 13. Load-strain curve
3.4 중립축 변화
Fig. 14.는 하중 증가에 따른 변형률 분포이다. 강거더 인장플랜지 항복 전까지 선형을 잘 유지함을 확인할 수 있고, 이 때 중립축은 단면 하연으로부터 520mm 떨어진 곳에 위치하였다. 인장플랜지 항복 시점인 1,800kN 이후 7% 상향 이동을 시작하다 가 연성 구간인 2,000kN 하중에서는 600mm 부근에 있었고 이는 상부플랜지 연단과 거의 일치하였다. 케이싱이 인장 영역에 들어가지 않음으로서 케이싱 균열은 실험 종료시까지 나타나지 않았다 .
0 200 400 600 800 1000 1200
-2000 -1000 0 1000 2000 3000 4000 5000
Height (mm)
Strain (με) 650kN
1300kN 1600kN
(a) 1,600kN
0 200 400 600 800 1000 1200
-4000 1000 6000 11000
Height (mm)
Strain (με) 650kN
1300kN 1600kN 1900kN 2000kN
