KR101044162B1

KR101044162B1 - 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더

Info

Publication number: KR101044162B1
Application number: KR1020090044413A
Authority: KR
Inventors: 이타
Original assignee: 이타
Priority date: 2009-05-21
Filing date: 2009-05-21
Publication date: 2011-06-24
Also published as: KR20100125612A

Abstract

본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더는 콘크리트가 내부에 충전된 강관과; 상기 강관의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 웨브와; 상기 웨브의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 플랜지로 구성되어, 중립축을 강관 하면으로 내려서 강관에 충전된 콘크리트가 구속되어 삼축응력상태가 되게 구성하여 콘크리트의 강도가 증가하는 효과가 있으며, 강관내부의 콘크리트의 압축강도의 증진으로 인해 전체구조물의 설계휨강도증진의 효과가 있어, 고속도로, 철도교, 오버브리지 등의 거의 모든 거더를 대체할 수 있으며 시공기간의 단축과 내용연수의 증가를 가져와 비용의 절감을 가져오는 효과가 있다.

거더, CFT, 콘크리트 충전강관, 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더.

Description

콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더{concrete-filled steel tube composite girder}

본 발명은 일반적인 거더교량에 적용할 수 있는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더에 관한 것으로서, 더욱 상세하게는 콘크리트가 내부에 충전된 강관과; 상기 강관의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 웨브와; 상기 웨브의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 플랜지로 구성되어, 중심축을 강관의 하면으로 끌어내려서 강관의 내부에 충전된 콘크리트 단면에 압축을 받도록 함으로써, 하중의 증가에 따른 강관과 콘크리트간의 저항능력 증가효과가 있는 매우 유용한 효과가 있으며, 또한 강도증진의 효과가 있는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더에 관한 것이다.

일반적으로 합성거더(composite girder)는 서로 다른 재료로 거더(대들보)를 합성하여 휨저항을 증대시킨 거더(girder)이다. 이를테면, 철근콘크리트구조의 바닥을 가진 강형교(鋼桁橋)에서는 강(鋼) 콘크리트 합성거더가 작용한다. 철근콘크리트구조의 바닥을 가진 강형교(鋼桁橋)에서는 바닥은 다리 위를 지나는 하중을 다리의 본체인 주(主)거더에 전달하는 구실을 할 뿐만 아니라 주거더와 합성하여 휨 에 대하여 일체로 작용하도록 하는 경우가 많다. 이것이 강(鋼) 콘크리트 합성거더이다. 이 경우에 휨을 받으면 철근콘크리트 부분은 압축에 저항하며, 강거더 부분은 주로 인장에 저항하여, 각각 재료의 특징을 살려 협력하므로 경제적인 구조형식이라고 할 수 있다.

강-콘크리트 합성구조를 사용하는 주된 이유중의 하나는 강재가 콘크리트를 구속하는 구속력으로 인해 축방향 강도가 일축압축강도보다 크게 증가하기 때문이다. 강-콘크리트 합성조건에서 이러한 구속효과는 강-콘크리트 계면의 법선방향 구속응력을 증가시키는 효과로 나타나며 이는 결국 전단슬립에 대한 저항성을 높여주어 구조적으로 유리하게 작용하게 된다.

그러나 종래의 교량의 상부에 위치한 강-콘크리트 합성구조의 거더는 실제로 중심축이 강관의 내부에 충전된 콘크리트에 위치하여 강관의 내부에 충전된 콘크리트 단면의 중앙부에 압축을 받는 것이 아니라 중앙부보다 상부에 위치하게 되어 콘크리트의 단면에 압축력이 제대로 전달되지 않아 효과를 극대화 시킬 수 없는 문제점이 있었다.

본 발명의 목적은 상기에서와 같은 종래의 문제점을 해소하기 위해 안출한 것으로, 콘크리트 충전강관에 웨브와 플랜지를 구성하여 하부의 물성체를 크게하여, 중심축을 강관의 하면으로 끌어내려 압축력이 콘크리트 중앙부보다 상부에 작용하는 것을 콘크리트 단면의 중앙부로 끌어내려 강관의 내부에 충전된 콘크리트 단면의 중앙부에 압축을 받도록 함으로써, 하중의 증가에 따른 저항능력 증가효과가 있으며, 강도증진의 효과가 있는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더를 제공하는 데 있다.

상기 목적을 달성하기 위하여 본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더는 콘크리트가 내부에 충전된 강관과; 상기 강관의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 웨브와; 상기 웨브의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 플랜지로 구성되는 것을 특징으로 하는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더를 제공하고자 한다.

또한, 상기 웨브는 쌍으로 구성되는 것을 특징으로 하는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더를 제공하고자 한다.

또한, 상기 웨브는 양쪽에 보강웨브가 추가로 구성되고, 상기 웨브와 보강웨브의 사이의 공간부에 강선이 길이방향으로 구성되고 콘크리트가 충전되는 것을 특징으로 하는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더를 제공하고자 한다.

또한, 상기 강관의 내부에는 나선형의 돌기가 형성되어 내부 콘크리트의 슬립을 방지하는 것을 특징으로 하는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더를 제공하고자 한다.

또한, 상기 웨브와 플랜지가 결합되는 부분의 양쪽 상부에 길이방향으로 내부에 강선이 형성된 보강콘크리트가 구성되는 것을 특징으로 하는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더를 제공하고자 한다.

본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더는 콘크리트 충전강관에 웨브와 플랜지를 구성하여 하부의 물성체를 크게해서 중립축을 콘크리트 하면까지 내려 콘크리트 단면이 전단면 압축을 받도록 함으로써 강관의 구속압력에 의한 저항능력 증가라는 매우 유용한 효과가 있다.

또한, 압축강도, 전단강도, 휨강도, 인장강도 등의 강도증진의 효과가 있어, 고속도로, 철도교, 오버브리지 등의 거의 모든 거더를 대체할 수 있으며 시공기간의 단축과 내용연수의 증가를 가져와 비용의 절감을 가져오는 효과가 있다.

이하 첨부된 도면에 따라서 본 발명의 기술적 구성을 상세히 설명하면 다음과 같다.

도 1은 본 발명 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더의 단면도이고, 도 2는 본 발명의 웨브가 쌍으로 구성된 실시예의 단면도이며, 도 3은 본 발명의 보강웨브(210)가 구성된 실시예의 단면도이고, 도 4a는 본 발명의 강관(100) 내부에 나 선형 돌기(110)가 구성된 실시예의 단면도이며, 도 4b는 상기 도 4a의 측단면도이고, 도 5는 본 발명의 단부 일부폐쇄인 실시예를 도시한 도로써, 도 5a는 정면도, 도 5b는 측단면도이고, 도 6은 본 발명의 단부 전부폐쇄인 실시예를 도시한 도로써, 도 6a는 정면도이며, 도 6b는 측단면도이고, 도 7은 본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더의 일시예를 도시한 도 로써, 도 7a는 단부개방의 경우를 도시한 도, 도 7b는 단부 폐쇄인 경우 콘크리트 충전상태이며, 7c는 단부 개방인 경우 콘크리트 충전상태를 도시한도이다.

본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더는 콘크리트(10)가 내부에 충전된 강관(100)과; 상기 강관(100)의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 웨브(200)와; 상기 웨브(200)의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 플랜지(300)로 구성되는 것을 특징으로 한다.

상기 웨브(200)는 맞대기 용접으로 상기 강관(100)과 일체화 시킨다. 웨브(200)와 플랜지(300)를 구성하는 이유는 쿤크리트(10)충전 강관(100)하부의 물성체를 크게해서 중립축을 조금 내려 콘크리트(10) 단면에 전단면압축을 받도록 하기 위해서 이다.

또한, 상기 웨브(200)는 쌍으로 구성되는 것을 특징으로 한다.

도 2에 도시된 바와 같이, 상기 웨브(200)는 단부가 구속에 의해 강관내부의 슬립파괴를 억제하므로 강관의 국부좌굴이 방지되고 콘크리트(10)를 구속하는 효과에 의해 강성이 증가되므로 강관(100)에 작용하는 모멘트 차이에 의한 전단파괴가 강관(100)과 웨브(200)의 접합부에서 발생할 수 있으므로 이를 방지하기 위하여 웨 브(200)를 쌍으로 구성한다.

또한, 상기 웨브(200)와 플랜지(300)가 결합되는 부분의 양쪽 상부에 길이방향으로 내부에 강선(230)이 형성된 보강콘크리트(20)가 구성되는 것을 특징으로 한다

도 3에 도시된 바와 같이, 강선(230)이 상기 보강콘크리트(20)의 길이방향으로 구성되는데, 이는 콘크리트(10)가 충전된 강관(100)의 콘크리트(10) 파괴시에 처짐등이 발생시의 보수시에 하단에 구성된 강선(230)을 양단에서 잡아당겨 보수가 용이하도록 한다.

또한, 상기 강관(100)의 내부에는 나선형의 돌기(110)가 형성되는 것을 특징으로 한다.

상기와 같이, 강관(100)의 내부에 돌기(110)를 형성함으로써, 콘크리트(10)가 강관(100)과 같이 거동(擧動)하게 하여 압축력이나 인장력을 받게 되었을 경우 콘크리트(10)가 강관(100)에서 슬립(slip)되는 것을 방지한다.

도 4a와 도 4b에 도시된 바와 같이, 상기 나선형 돌기(110)는 상기 강관(100)의 내부에 너트와 같은 나선형으로 홈을 성하여 구성한다.

상기 나선형의 돌기(110)는 콘크리트(10)의 슬립(slip)을 방지할 뿐만 아니라 내부 전단연결재로서의 역할을 하여 강관(100)과 콘크리트(10)의 일체거동기능을 한다.

또한, 상기 강관(100)의 양 단부는 폐쇄 또는 일부폐쇄되도록 형성하는 것을 특징으로 한다.

단부폐쇄의 경우에는 하기의 [실시예]의 <4.2. 실험 및 해석결과의 분석>에서 보여지듯이 단부폐쇄 실험체의 경우 강관(100)의 단부가 구속에 의해 강관내부의 슬립파괴를 억제하므로 강관의 국부좌굴이 방지되고 콘크리트(10)를 구속하는 효과에 의해 강성이 증가된다. 또한 본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더는 일반 콘크리트 충전형 거더(CFT)보다 단부개방 일 경우에는 구속효과에 의해 16%의 강도증진 효과가 있으며, 단부를 폐쇄하였을 경우에는 35% 정도의 더욱 큰 강도증진 효과가 발생한다.

단부폐쇄의 경우 도 6과 도 7에 도시된 바와 같이, 단부개방일 경우에는 양단부의 개구부(40)에서 콘크리트를 충전시키면 되지만, 단부 폐쇄일 경우에는 콘크리트(10)를 충전하는 것이 불가능하기 때문에 중앙부에 충전공(50)을 형성하여 상기 충전공(50)을 통하여 콘크리트(10)를 충전한다.

또한, 도 5에 도시된 바와 같이, 단부폐쇄의 효과를 가져오면서 콘크리트(10)의 충전을 용이하게 하기 위하여 일부만 폐쇄하고 일부 개방된 단부로 콘크리트(10)를 충전하며, 물론 이때에도 중앙부에 충전공(50)을 형성하여 콘크리트(10)를 동시에 충전할 수 있다.

1. 웨브와 플랜지가 구성된 본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더의 실험체를 제작하여 실험하였다.

2. 실험체의 제작

2.1. 실험 개요

강관내부의 콘크리트 구속효과에 따른 계면거동의 영향성을 평가하기 위해 단부를 구속한 경우(단부폐쇄)와 단부를 구속하지 않은 경우(단부개방)의 두 가지 실험체를 제작하였다. 이러한 휨 실험을 통해 하중-처짐, 하중-축 및 횡방향 변형률, 하중 단계별 중립축 변화 및 단부 슬립량에 따른 강-콘크리트 계면의 슬립변위를 계측하였으며, 계측결과를 통해 콘크리트 충전효과로 인한 구속응력의 발생 및 크기, 계면슬립으로 인한 슬립에너지의 발생과 크기를 중심으로 분석을 수행하였다.

2.2. 실험체의 종류

관경 φ114.3mm, 두께 4.5mm의 강관에 강관길이방향을 따라 강재판을 용접하여 웨브를 형성하고 웨브의 하단에 강재 플랜지를 용접하여 Fig. 2.1과 같은 2개의 강재거더를 제작하였다. 하중재하 동안 강관내부 콘크리트의 구속작용으로 인한 강관구조의 역학적 거동성질의 변화를 관찰할 목적으로 양단부를 강재를 사용하여 봉함으로써 강관내부 콘크리트의 슬립거동을 방지한 경우(단부폐쇄)와 양 단부를 봉하지 않음으로써 강관내부 콘크리트의 슬립거동을 허용한 경우(단부개방)의 두 경우 실험체를 각 1개씩 제작하였다.

강관내의 콘크리트가 완전한 압축 영역에 있도록 하기 위해 강관 아래에 두께 10mm 강판을 사용한 웨브부와 두께 12mm의 강판을 사용한 플랜지부를 Fig. 2.1과 같이 갖도록 단면형상을 계획하였다. 양단 구속 콘크리트 충전 강관 합성보는 부재 의 양단부에 외경φ 244.3mm, 두께 10mm의 단부덮개를 양쪽단부에 볼트로 체결하여 설치함으로써 내부 콘크리트의 슬립을 구속하였다.

Fig . 2.1 Cross section of steel tube plate beam(unit:mm)

Fig. 2.3은 양단 구속 콘크리트 충전 강관 합성보의 단부구속 볼트체결 형상을 보여준다. 두께 mm 강판을 사용한 웨브에 대해 발생 가능한 좌굴을 방지하기 위해 두께 mm의 수직 보강재를 용접하여 설치하였다. 양단 구속 합성보는 양단에 설치된 단부 덮개판으로 인해 폭 20mm, 두께 mm의 강판을 수직보강재로서 별도로 설치하였다.

Fig . 2.2 Longitudinal view of steel tube plate beam without end cap (unit:mm)

Fig . 2.3 Longitudinal view of steel tube plate beam with end cap (unit:mm)

2.3. 실험체의 제작

Table 2.1, 2.2는 사용된 콘크리트의 배합비 및 물성치를 보여주며, Table 2.3은 강관의 물성치를 보여주고 있다. 물성파악을 위한 강재시험편은 실험에 사용된 강관으로부터 재단하여 KS B 0801(금속재료 인장 시험편)에 따라 제작하였다. 실험은 인장실험이 가능한 최대 용량 1000kN의 UTM을 사용하여 시험을 수행하였다. 탄성계수는 각 인장 시험편에서 항복강도의 약 85% 범위내의 응력-변형율 관계에 대한 회귀분석을 통해 결정하였다. 강재의 포아송비는 0.3을 콘크리트의 포아송비는 0.18을 적용하였다.

Table 2.1 Mix proportion

Design strength (MPa)	Cement (N/m³)	Water (N/m³)	Fine aggregate (N/m³)	Coarse aggregate (N/m³)	W/C (%)	Slump (mm)
27	3,834	1,716	7,171	10,320	44.8	83

Table 2.2 Mechanical properties of concrete

Age at test (day)	Compressive strength, f _ck (MPa)	Modulus of elasticity, E _c (MPa)	Poisson's ratio, V _c
28	32	37,200	0.22

Table 2.3 Mechanical properties of steel tube

Thickness (mm)	Yield stress f _y (MPa)	Tensile stress f _u (MPa)	Modulus of elasticity E _s (MPa)
4.5	449	503	200,000

Table 2.4는 콘크리트 충전강관 합성보 실험에 사용된 플랜지(t=12.0mm)와 웨브(t=10.0mm)의 물성값을 나타낸다.

Table 2.4 Mechanical properties of steel

Thickness (mm)	Yield stress f _y (MPa)	Tensile stress f _u (MPa)	Modulus of elasticity E _s (MPa)
10.0	335.4	463.3	188,000
12.0	325.8	484.3	210,000

Fig. 2.4은 용접직후의 강관 합성보를 나타내고 있으며 Fig. 2.5는 양생중인 실험체를 보여준다.

Fig . 2.4 Steel composite beam(opened and closed)

Fig . 2.5 Curing of steel tube

3. 실험체의 휨 실험

3.1. 실험 장비

계획된 콘크리트 충전 강관 합성보 실험을 수행하기 위해 1,000kN 용량의 UTM을 사용하여 변위 및 하중제어에 의해 실험을 수행하였으며, 실험 데이터 수집 및 저장장치로는 테이터 인식속도가 채널당 0.02초까지 가능한 TDS-601A 데이터 수집장치를 사용하였다. Table 3.1은 한 개의 휨 실험에 사용된 계측기 목록과 사용된 개수를 보여 준다.

Table 3.1 List of experimental apparatus and measuring gage

3.2. 게이지 부착

Fig. 3.1은 실험체 지간 중앙에 부착한 로젯 게이지와 단부 LVDT의 설치 위치를 보여준다. 강관 상부 변형률 게이지의 위치는 하중이 증가함에 따라 발생이 우려되는 응력 집중을 고려하여 단면의 상부에서 약34도 기울어진 곳에 부착 하였다. 실험체 양단부에는 계면파괴로 인한 충전콘크리트의 슬립량을 계측하기 위해 강관 상부로부터 22mm 하향 위치에 LVDT를 설치하였다.

Fig . 3.1 Location of rosette gage and LVDT

강관내부 콘크리트의 압력변화로 인한 강재와 콘크리트의 상호간 간섭정도를 계측할 목적으로 실험체의 길이방향을 따라 축방향 변형률 게이지와 횡방향 변형률 게이지를 Fig. 3.2와 같이 설치하였고 실험체 중앙부에서는 상, 중, 하면에 각각 로젯 게이지를 설치하여 중앙부 단면의 축방향, 횡방향 및 전단변형률을 각각 계측하였으며, 계측결과에 근거하여 중립축의 변화와 전단변형의 깊이에 따른 분포를 관찰하였다.

Fig . 3.2 Location of strain gage

Fig. 3.3은 실험체에 부착된 변형률게이지와 LVDT의 위치 및 게이지에 대한 표시방법을 설명하고 있다.

Fig . 3.3 Indication of measuring sensor attached on specimen

예로서, TF1-34-3의 계측 게이지 표시에서 TF는 Tube with Flange의 약자 이고 1은 단부 콘크리트가 개방된 단부개방 실험체를 의미하며 3은 3번째 열을 4는 4번째 행을 표시한다. 그리고 마지막숫자인 3은 전단 변형률을 의미 한다.

Fig . 3.4 Attached position of measuring gage

Fig. 3.4는 실험체에 부착된 변형률게이지의 위치를 보여준다. 실험체의 지간 중앙 하부에 처짐을 계측하기 위한 LVDT의 설치로 인해 변형률 게이지를 지점 쪽으로 20mm이동 시켜 부착 하였으며, 재하판 근처에서는 좌굴 발생의 가능성으로 인해 강관 중앙쪽으로 20mm 떨어진 곳에 변형률게이지를 부착하였다.

(a) without end cap

(b) with end cap

Fig . 3.4 Tests of steel tube plate beams

3.3. 실험 결과

콘크리트 충전강관 합성보의 휨 실험은 1000kN 용량의 UTM을 이용하여 수행하였다. 실험은 최대하중이후에 연화거동 가능성을 고려하여 변위제어 방식으로 제어하였으며, TDS-601A와 ASW-50C 데이터 수집장치를 이용하여 약1~2초 간격으로 계측자료를 수집저장하였다. 단부개방 실험체 TF1은 비선형 거동이 어느 정도 진행되어 단부에서 강관내부 콘크리트의 슬립이 발생한 후에 하중점 부근에서 압축응력에 의한 강관의 국부좌굴이 발생하였으나 전반적으로 실험이 잘 진행되었다. 단부구속 실험체 TF2는 처짐이 약 20mm정도 진행하는 동안 지점부 수직보강재에 좌굴이 발생하였고 강관과 웨브의 용접부위가 분리되면서 하중 저항성이 급격히 감소하여 재하하중 655.6kN에서 갑자기 파괴되었다. 이것은 강관의 단부가 구속에 의해 강관내부의 슬립파괴를 방지하므로 강관의 국부좌굴이 방지되고 강관의 구속효과에 의해 강성이 증가되어 강관에 작용하는 모멘트 차이에 의한 전단파괴가 강관과 웨브의 접합부에서 발생한 것이다.

Fig . 3.5 Expansion of steel tube (TF1)

단부개방 실험체 TF1의 경우에는 하중점 부근에 압축응력에 의한 국부좌굴이 Fig. 3.5와 같이 발생하였고 강관의 팽창부위가 하중판과 접촉하여 실험을 중단하였다. 단부개방 실험체의 실험초기에 실험체의 오른쪽 단부에서 콘크리트의 압출이 시작되었고 처짐이 약 30mm정도 진행된 후 왼쪽단부의 압출이 시작되었다.

Fig. 3.6은 실험체의 양단에서 콘크리트의 슬립이 확연하게 발생하고 있음을 보여준다. 실험체 오른쪽 단부의 콘크리트 슬립은 계속 진행되어 약 11mm에서 멈추었으며 실험체 왼쪽 단부의 콘크리트 슬립은 약 1mm에서 멈추었다.

(a) Right end of test specimen

(b) Left end of test specimen

Fig . 3.6 Slip displacement of TF1

단부구속 실험체 TF2는 실험이 진행되는 도중에 지점부 수직보강재에 좌굴이 발생하였고 강관과 웨브의 용접부위가 분리되면서 하중 저항성이 급격히 감소하면서 파괴되었다. 이는 양단부의 콘크리트 구속으로 인해 강관 양단에 발생하는 인장변위가 억제되어 이때 발생한 큰 값의 양단부 바깥방향 반력으로 인해 수직보강재가 분리 파괴된 것으로 판단된다.

(a) Left support (b) Right support

Fig . 3.7 Falling of welding (TF2)

4. 실험 결과의 분석

4.1. 수치 해석

콘크리트 충전강관 합성보의 실험결과의 예측은 계면요소를 고려하는 경우와 고려하지 않은 경우의 두 경우를 3차원 유한요소해석을 통해 수행하였다. 충전된 내부콘크리트의 구속효과에 의한 축 방향 강도 증가와 이에 따른 저항능력의 증가의 존재여부와 그 크기에 대한 대략적 이해를 갖기 위해 단면해석법에 의한 저항능력을 검토하였다.

4.1.1 3차원유한요소 해석

콘크리트와 강재의 비선형 유한요소해석 프로그램인 MICRO-FEM을 이용하여 3차원 유한요소해석을 수행하였다. 재료비선형성 모델로서 강재는 von Mises 파괴규준을 이용한 탄-소성 구성모델을 적용하였으며, 콘크리트는 네계수 파괴포락선(박길현, 1998)을 이용한 탄-소성 구성모델을 적용하였고 강재와 콘크리트의 계면은 Mohr-Coulomb 파괴규준에 근거한 쌍곡선 파괴포락선(주영태, 2005)을 이용한 탄-소성 구성모델을 이용하였다. 해석을 위한 강관의 3차원 유한요소 모델링은 실험체의 종방향 및 횡방향 대칭성을 고려하여 전체형상을 1/4 로 분할하여 모델링 하였으며, 콘크리트는 절점당 3개의 변위자유도를 가지는 8절점 3차원 육면체 요소를 사용하였고, 강재는 절점당 6개의 자유도를 갖는 4절점 3차원 쉘 요소를 사용하여 모델링하였다. 강관과 콘크리트 간의 계면은 두께 '0'을 갖는 8절점 계면요소를 사용하여 모델링하였다. 해석에 요구되는 강재와 콘크리트 재료 물성값은 강재 및 콘크리트 실험에서 얻어진 Table 4.1의 값을 적용하였다.

Table 4.1 Mechanical properties of steel and concrete

Material	Modulus of elasticity ( MPa )	Poisson's ratio (υ)	Compressive strength (Yield stress) ( MPa )
Concrete	37,246	0.18	32.0
Steel(t=4.5mm)	200,000	0.3	449.0
Steel(t=10mm)	188,000	0.3	335.4
Steel(t=12mm)	210,000	0.3	325.8

Fig . 4.1 Finite element modeling of test specimen

Table 4.3는 각 실험체의 3차원 유한요소 모델링에 사용된 총 절점수와 요소수를 나타내며 Fig 4.1은 실험체의 유한요소 모델링을 보여준다.

Table 4.3 Number of nodes and elements of specimen

Specimen	node number	element number
Specimen	node number	8-node solid	4-node plate	Interface
TF1	5414	3110	1450	636
TF2	5414	3110	1520	636

4.1.2 단면해석법에 의한 저항강도 결정

콘크리트 충전강관 합성보의 저항강도 증가효과를 분석하기 위해 단면해석법에 의해 저항강도를 계산하였다. 단면해석법에 의한 저항강도계산은 콘크리트 횡방향 체적변화에 대한 강관의 간섭효과를 고려하지 않고 콘크리트 일축압축강도를 고려한 단면의 저항성능을 평가하였으며 이러한 계산은 강관의 콘크리트 체적변화에 대한 간섭효과의 존재유무를 판별하고 존재하는 경우에 대략적 크기를 예측하고자 수행하였다. 단면강도는 직사각형 단면의 응력사각형 블록개념과 유사한 콘크리트의 압축부 전면적에 대하여 콘크리트의 압축응력이 0.85f _ck 의 크기를 갖는 것으로 가정하고 중립축 하부의 플랜지가 완전히 항복한 것으로 가정하여 계산하였다. Table 4.4는 실험체에 대해 계산된 공칭저항 모멘트에 대응하는 하중 Pu를 보여준다.

Table 4.4 Resisting capacity of test specimen calculated by sectional method

Resisting moment,Mn (kN-mm)	Maximum applied load, Pu (kN)
86,627	541.4

4.2. 실험 및 해석결과의 분석

Table 4.5는 콘크리트 충전강관 합성보 실험체의 실험결과와 유한요소해석 결과의 비교를 보여준다. 단부개방 실험체 TF1에 대한 실험 및 해석상의 최대하중값은 약 20.0mm의 처짐에 대응하는 하중 값으로 취하였다. 계면요소를 고려하지 않은 3차원 유한요소해석결과는 실험값 보다 16% 크게 예측되었으며, 계면요소를 포함한 유한요소해석 결과는 실험값과 거의 일치하였고 실험체 TF1의 단면해석법에 의한 단면검토결과는 실험값 보다 14% 적게 예측되었다. 유한요소 해석과 실험을 통해 계측된 최대하중의 비교를 통해 유한요소 해석법이 비교적 정확하게 실험값을 예측하고 있는 것을 보여주었으며, 계면요소가 고려되지 않은 경우의 유한요소해석 결과는 강-콘크리트사이의 계면거동이 없으므로 양단이 구속된 경우의 해석결과와 유사함을 알 수 있다.

Table 4.5 Comparison of resisting capacity of TF1 specimen

단부폐쇄 실험체 TF2의 경우는 실험결과를 취하지 못하였으므로 단면해석법과 유 한요소해석으로 비교하였고 그 결과는 Table 4.6에 보여준다. 계면을 고려한 경우의 유한요소해석에 의해 예측된 극한하중은 단면해석 결과보다 약 36% 크게 예측되었으며, 단부개방 실험체 TF1의 실험값도 단면해석 결과보다 16% 크게 예측되었다. 이것은 양단이 열려있는 경우도 어느 정도의 구속효과가 발휘되었으며 양단이 막힌 경우는 구속효과가 매우 크다는 것을 알 수 있다.

Table 4.6 Comparison of resisting capacity of TF2 specimen

(a) Specimen TF1(단부개방)

(b) Specimen TF2(단부구속)

Fig . 4.2 Load vs. deflection curve

Fig. 4.2(a)는 계면요소를 고려치 않은 유한요소해석 결과가 계면요소를 고려한 유한요소해석의 결과보다 큰 최대하중을 갖고 있음을 보여주며, 단부개방의 경우의 유한요소해석에서 계면요소가 고려된 경우는 실제 실험결과와 거의 일치하는 결과를 보여주고 있다. 단부폐쇄 실험체는 실험 진행시 하중이 증가되면서 갑작스런 파괴로 실험을 중단하였으므로 Fig. 4.2(b)는 비선형 유한요소법에 의해 예측된 결과만을 보여주고 있다.

Fig . 4.3 Deformed shape of TF2 specimen

Fig. 4.3은 단부폐쇄 실험체의 경우에 3차원 비선형 유한요소해석에 의해 예측된 처짐량 20mm에 대응하는 하중 729kN에서의 해석모델링 보여주고 있으며, 유한요소해석 모델링은 하중 재하점 부근에서 팽창에 의한 강관의 변형형상을 보여준다.

4.2.1 하중 - 축 방향 변형률

Fig. 4.4는 콘크리트 충전강관 합성보 실험체 TF1의 축방향 변형률을 보여준다. 계면요소를 고려한 유한요소해석결과 탄성영역은 비교적 실험값과 잘 일치하나 비선형 구간에서는 차이를 보인다. 또한 단부개방 실험체 해석결과 중앙부를 제외한 측면부의 단면상부는 실험값과 거의 일치하는 결과를 보이나 중앙부 단면의 경우 다소 차이를 보이며 이는 중앙부 단면의 국부좌굴에 기인한 것으로 판단된다. 단부개방 실험체 TF1의 경우에는 하중점 부근에서 압축응력에 의한 국부좌굴이 발생하였고 이는 콘크리트가 강관 밖으로 빠져나가고 강관은 안으로 들어오는 거동을 통해 발현 되었다. 이와 같은 국부좌굴과 계면의 슬립은 강과 콘크리트의 합성효과를 신뢰할 수 없도록 하므로 강과 콘크리트의 합성효과를 유지하기 위해 단부를 폐쇄하거나 전단 연결재를 설치하는 등의 슬립방지 대책을 마련해야 할 것이다.

Fig. 4.5는 실험체 TF1 중앙부의 상면에서 하면까지의 축 방향 압축 및 인장응력의 변화를 보여준다. 강재의 단면 중간부에 부착된 변형률 게이지의 변형률이 하중이 증가함에 따라 압축으로 증가하는 것은 강관속 콘크리트의 대부분이 압축을 받고 있는 것을 의미한다.

Fig . 4.4 Load vs. axial strain curve for TF1 specimen

Fig . 4.5 Load vs. axial strain curve for TF1 specimen at center

4.2.2 하중 - 횡 방향 변형률

Fig. 4.6는 실험체 TF1에서 계측된 횡방향 변형률과 계면요소가 고려된 유한요소 해석에 의한 예측변형률의 비교를 보여준다. 실험체의 중앙부와 하중판 부근에 부착된 변형률 게이지에서는 하중 500kN 정도에서 횡방향 변형률이 급격히 증가하며 팽창하는 것을 볼 수 있으며, 하중판과 하중판 사이 중앙부 구간의 횡방향 변형률은 거의 동일하게 균일한 팽창이 발생함을 알 수 있다.

Fig . 4.6 Load vs. lateral strain curve of longitudinal direction for TF1 specimen

4.2.3 축 방향 변형률 - 횡 방향 변형률

Fig. 4.7은 단면개방 실험체 TF1의 중앙부 단면상부의 축 방향 변형률과 횡 방향 변형률의 비값의 실험값과 해석값의 비교를 보여주며, 실험결과 탄성영역에서 실험체의 종방향 변형률에 대한 횡방향 변형률의 비가 강재의 포아송비와 같은 0.3을 유지하다가 축방향 변형률이 0.0016 정도에서 축방향 변형률에 대한 횡방향 변형률의 비가 0.35로 급증하는 것을 볼 수 있고 해석결과에서는 축방향 변형률이 0.0016 정도에서 횡방향 팽창이 계속되는 것을 볼 수 있다.

Fig . 4.7 Axial strain vs. lateral strain curve at Top of center point

4.2.4 중립축의 변화

(a) Change of N.A

(b) N.A at loa1d ratio 90%

Fig . 4.8 Neutral axis curve of TF1 specimen

Fig 4.8(a)는 실험체 단면의 중립축을 '0'으로 정하여 상부에서부터 중립축까지의 거리를 하중 단계에 따라 결정하여 최대하중에 대한 하중비 P/ P _max 가 25%, 50%, 75%, 90%, 95%, 100% 일 때의 관계를 보여준다.

중립축의 위치는 단면의 상부, 중앙, 하부에 부착된 변형률 게이지로 부터 계측된 변형률을 이용하여 계산하였다. 상부와 중앙부의 계측 변형률로부터 계산한 값과 중앙부와 하부의 계측 변형률로부터 계산한 값 및 상부와 하부의 계측 변형률로부터 계산한 값의 세 방법으로 계산한 값 중에서 가장 근접한 값을 중립축위치로 결정하였다.

Fig. 4.8(a)는 단부개방 실험체 TF1의 경우 하중비가 80%정도 까지는 예상결과와 같은 경향을 보이지만 소성상태로 진행할수록 중립축이 하향하는 현상을 보인다. Fig. 4.8(b)는 하중비가 90% 상태의 실험체와 예측치의 중앙부 중립축의 비교를 보여주고 있다.

4.2.5 단부 콘크리트 슬립 및 하중 - 전단 변형률

Fig. 4.9는 단부개방 콘크리트 충전 강관 합성보 실험체 TF1이 하중이 증가하여 소성영역에 들어서면서 콘크리트가 양쪽으로 밀려나오는 슬립현상을 나타낸다.

계면을 포함한 비선형 유한요소 해석결과 슬립거동의 발생하중은 실험체의 오른쪽 단부의 슬립거동과 같은 하중수준인 것을 볼 수 있다. 해석결과 단부의 슬립량은 약 0.9 mm이고 실험체의 콘크리트 최소 슬립량은 왼쪽 단부에서 약 0.7mm 최대 슬립량은 오른쪽 단부에서 약 11.0mm이다. 이처럼 슬립량이 차이가 나는 이유는 양쪽 단부의 강-콘크리트사이의 계면물성이 일정하지 않으므로 소성거동시 부착저항이 작은쪽이 먼저 계면파괴가 일어나게 되고 계면파괴가 일어난 쪽의 슬립거동이 계속 진행되는 현상으로 판단된다.

Fig . 4.9 Slip displacement curve of TF1 specimen

Fig. 4.10는 단부개방 콘크리트 충진강관 실험체(TF1)의 중앙부 단면에 부착된 변형률 게이지로부터 계측된 전단변형률과 유한요소해석에 의해 예측된 값의 비교를 보여준다.

Fig . 4.10 Shear strain curve of TF1 specimen

중험체의 중앙부는 하중조건을 고려할 때 전단력이 '0'인 구간이 되며 이러한 하중조건하에서 이론적으로는 단면상에 부착된 게이지로부터 전단변형률의 계측값은 '0'이 되어야하나 Fig. 4.10에서 전단변형률 값이 미소하게 발생하였고 이는 강과 콘크리트간의 계면슬립변위가 발생한 것으로 사료되며 500kN에서 발생하는 전단변형률의 급격한 증가는 하중점 부근의 강관위치에서 발생한 국부좌굴에 의한 것으로 판단된다.

4.3. 실험결과의 고찰

단부개방 실험체 TF1은 비선형 거동이 어느 정도 진행되어 단부에서 강관내부 콘크리트의 슬립이 발생한 후에 하중점 부근에서 압축응력에 의한 강관의 국부좌굴이 발생하였으나 전반적으로 실험이 잘 진행되었다. 단부폐쇄 실험체 TF2는 실험이 진행되는 도중에 지점부 수직보강재에 좌굴이 발생하였고 강관과 웨브의 용접부위가 분리되면서 하중 저항성이 급격히 감소하면서 파괴되었다. 이는 강관의 단부가 구 속에 의해 강관내부의 슬립파괴를 방지하므로 강관의 국부좌굴이 방지되고 강관의 구속효과에 의해 강성이 증가되어 강관에 작용하는 모멘트 차이에 의한 전단파괴가 강관과 웨브의 접합부에서 발생한 것이다. 단부개방 실험체의 경우 계면요소가 고려되지 않은 유한요소해석은 강과 콘크리트간 계면의 거동이 없으므로 계면이 고려된 경우보다 발생하중이 크게 예측되었으며, 이는 계면요소를 고려한 유한요소해석에서는 콘크리트의 슬립으로 인해 구속효과가 감소된다는 것을 의미한다. 실험체의 실험결과와 계면이 고려된 비선형유한요소 해석결과는 거의 일치하였으며, 단면해석법에 의한 결과는 실험결과의 84%수준에 머물렀다. 이것은 실험 수행시 콘크리트충전 강관에서 구속효과가 발휘되어 16%의 강도증진 효과가 있다는 것을 의미한다. 단부폐쇄 실험체 TF2의 경우는 계면이 고려된 경우와 고려하지 않은 경우의 3차원 비선형 유한요소해석과 단면해석법에 의한 결과를 비교하였다. 계면요소를 고려한 유한요소해석은 단면해석법에 의한 결과에 비해 35%크게 예측되었으며, 강관전체의 구속효과에 의해 강도가 커진 것으로 판단된다.

도 1은 본 발명 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더의 단면도,

도 2는 본 발명의 웨브가 쌍으로 구성된 실시예의 단면도,

도 3은 본 발명의 보강웨브(210)가 구성된 실시예의 단면도,

도 4a는 본 발명의 강관(100) 내부에 나선형 돌기(110)가 구성된 실시예의 단면도,

도 4b는 상기 도 4a의 측단면도,

도 5는 본 발명의 단부 일부폐쇄인 실시예를 도시한 도로써, 도 5a는 정면도, 도 5b는 측단면도,

도 6은 본 발명의 단부 전부폐쇄인 실시예를 도시한 도로써, 도 6a는 정면도, 도 6b는 측단면도,

도 7은 본 발명의 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더의 일시예를 도시한 도 로써, 도 7a는 단부개방의 경우를 도시한 도, 도 7b는 단부 폐쇄인 경우 콘크리트 충전상태이며, 7c는 단부 개방인 경우 콘크리트 충전상태를 도시한도.

* 도면의 주요부분에 대한 부호의 설명 *

1 : 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더

10 : 콘크리트 20 : 보강콘크리트

30 : 보강리브 40 : 개구부

50 : 충전공

100 : 강관 110 : 돌기

200 : 웨브 230 : 강선

300 : 플랜지

Claims

콘크리트(10)가 내부에 충전된 강관(100)과;

상기 강관(100)의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 웨브(200)와;

상기 웨브(200)의 길이방향으로 하부에 용접되어 구성되는 플랜지(300)로 구성되고,

상기 웨브(200)는 쌍으로 구성되며,

상기 웨브(200)와 플랜지(300)가 결합되는 부분의 양쪽 상부에 길이방향으로 내부에 강선(230)이 형성된 보강콘크리트(20)가 구성되는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더에 있어서,

상기 강관(100)의 내부에는 나선형의 돌기(110)가 형성되는 것을 특징으로 하는 콘크리트 충전강관 플랜지 합성형 거더.
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