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문제 정의
- 즉 곡률이 증가하면서 강재가 부담하는 모멘트를 증가시킨다. 이 연구에서는 이중합성 2거더 연속보의 부모멘트 부에 대한 휨 강성을 평가하기 위하여 모멘트-곡률 관계를 이용하였다. 탄성영역의휨재하에 대한 강재 거더의 상.
가설 설정
- 하부 플랜지와 복부의 변형률을 이용하여 모멘트-곡률 곡선을 구하고 다시 강재의 탄성계수를 이용하여 비 균열 단면의 휨 강성을 구하였다. 이때 단면모멘트는 비균열단면으로 가정하여 가해진 하중에 의한 모멘트로 계산하였다. 곡률의 계산은 그림 7에 나타낸 것처럼 %=(5 一£2)/厶으로 계산하였다.
제안 방법
- 경계 조건은 실험체와 동일하게 힌지와 고정단을 고려하였으며 콘크리트와 강재의 거동을 일체화할 수 있도록 Multi-point constraints를 사용하였다. 각각의 요소의 재료특성은 재료실험 결과를 사용하여 재하단계별로 해석을 수행하였다. 그림 11과 12에 해석요소 및 3차원 유한요소해석 모델을 나타내었다.
- 강 합성 고속철도 교의 부모멘트 구간의 휨 강성의 증대와 조밀 단면의 확보 및 형 고의 감소를 위한 이중합성 단면을 제안하였다. 선행된 하부바닥 판 전단연결부의 강도 제안식을 이용하여 완전합성으로 설계된 이중합성 2거더 연속보의 정적실험을 통해 부모멘트 구간의 정적 거동을 평가하였다.
- 4%를(심창수 등, 2005) 반영하였다. 교량 모델의 설계는 이미 수행된 실험적 연구로부터 구한 복합스터드 전단연결부의 강도 특성을 이용하여 강도설계에 의해 완전합성보로 하였다. 표 1에 실험 부재의 특징을 기술하였다.
- 콘크리트 바닥판의 인장응력에 의한 균열 발생 시기와 응력분포를 측정하기 위해 내부지점 부를 중심으로 300mm 간격으로 2개, 이후에는 600mm 간격으로 각각 총 9개의 콘크리트 변형률 게이지와 철근게이지를 통해 교 죽 방향 변형률을 즉정하였다. 균열이 발생한 후에는 처음 균열이 발생한 바닥 판 중앙과 교축방향 양쪽으로 총 6개의 균열 게이지를 사용하고 디지털 균열폭 측정기를 함께 이용하여 균열폭을 측정하였다. 합성 단면의 변형률 분포를 보기 위해 경간 중앙 단면과 내부지점부, 하중이재하되는 경간의 중앙 단면과 내부지점 부의 중앙점에서 콘크리트 상부바닥판 상, 중, 하부와 강거더의 상, 중, 하부에 각각 변형률 게이지를 부착하였다.
- 본 연구에서는 선행된 압발실험에서 제안한 수평 및 복합스터드의 정적 강도 평가식의 검증과 하부바닥판 전단 연결 부에 대한 완전합성 거동 및 이중합성 단면의 극한 강도를 2경간 연속교 모델의 정적실험을 통해 평가하였다.
- 부모멘트 구간에 대한 휨강성은 상부 바닥 판은 인장을 받는 단면에 대한 유효 폭 설계기준을 그대로 따르고, 하부바닥 판은 압축구간에 대한 유효 폭 설계기준을 고려하여 계산하였다. 실험값에서 구한 휨 강성을 설계기준에 따른 유효폭을 적용한 휨 강성과 비교하여 표 4에 나타내었다.
- 측정하였다. 상부 바닥 판과 각 거더의 상 대변 위인 슬립은 하중 재하점에서 측정하고 하부 프리캐스트 패널과 거더의 슬립은 하중 재하점과 경간 중앙에서 측정하였다. 콘크리트 바닥판의 인장응력에 의한 균열 발생 시기와 응력분포를 측정하기 위해 내부지점 부를 중심으로 300mm 간격으로 2개, 이후에는 600mm 간격으로 각각 총 9개의 콘크리트 변형률 게이지와 철근게이지를 통해 교 죽 방향 변형률을 즉정하였다.
- 교량 모델은 2경간 연속 교로서 길이는 10m이고 거더의 높이는 800mm이다. 상부 바닥 판은 폭 2, 000mm, 높이 150mm이고 단면의 하부에는 두께 80mm의 프리캐스트 패널을 거더의 사이에 배치하여 하부바닥 판 타설 시 거푸집과 수평 브레이싱의 역할을 대체할 수 있도록 하였다. 하부바닥 판의 타설 높이는 내부지점 부모멘트 구간에 200mm로 하였다.
- 선행된 하부바닥 판 전단연결부의 강도 제안식을 이용하여 완전합성으로 설계된 이중합성 2거더 연속보의 정적실험을 통해 부모멘트 구간의 정적 거동을 평가하였다. 주요 결론으로는 다음과 같다.
- 실험 부재의 하부바닥 판의 전 단연 결재 배치는 선행된 압발실험의 복합스터드 전단연결부의 결과로부터 제안된 경험식을 이용하여 합성정도가 n= 1.01로서 완전합성이 되도록 이루어졌다. 따라서 합성 단면이 전소성(full plasticity)영역에 도달할 때까지 전단 연결 재는 극한 강도 수준까지 이르지 않을 것으로 예상되었다.
- 하중의 재하단계는 좌. 우측거더의 편재하, 휨재하, 파괴까지의 휨재하를 통해 거동을 평가하였다. 내부 지점 부의 지점 조건은 교축방향의 변위와 회전을 허용하는 이동 단을 사용하였다.
- 이중합성 단면의 비탄성 거동 및 하부 콘크리트 바닥판 전단연결부의 거동 평가를 위해 2개의 이중합성 2거더 교량 모델을 제작하였다. 실험에 적용된 이중합성 2거더 연속 합성교량 모델의 단면 형상은 그림 2와 같다.
- 상부 바닥 판과 각 거더의 상 대변 위인 슬립은 하중 재하점에서 측정하고 하부 프리캐스트 패널과 거더의 슬립은 하중 재하점과 경간 중앙에서 측정하였다. 콘크리트 바닥판의 인장응력에 의한 균열 발생 시기와 응력분포를 측정하기 위해 내부지점 부를 중심으로 300mm 간격으로 2개, 이후에는 600mm 간격으로 각각 총 9개의 콘크리트 변형률 게이지와 철근게이지를 통해 교 죽 방향 변형률을 즉정하였다. 균열이 발생한 후에는 처음 균열이 발생한 바닥 판 중앙과 교축방향 양쪽으로 총 6개의 균열 게이지를 사용하고 디지털 균열폭 측정기를 함께 이용하여 균열폭을 측정하였다.
- 합성 단면의 변형률 분포를 보기 위해 경간 중앙 단면과 내부지점부, 하중이재하되는 경간의 중앙 단면과 내부지점 부의 중앙점에서 콘크리트 상부바닥판 상, 중, 하부와 강거더의 상, 중, 하부에 각각 변형률 게이지를 부착하였다. 프리캐스트 패널 및 하부바닥 판의 비틈 및 휨 거동을 평가하기 위해 부재 내부의 하부바닥 판 및 프리캐스트 패널의 상면에 교축방향 및 교축직각방향으로총 9개의 콘크리트 변형률 게이지를 부착하였다. 프리캐스트패널 제작시 정 모멘트 부와 부모멘트 부 패널 각각 한 개에 교축방향 및 교축직각방향^ 철근 게이지를 부착하였다.
- 탄성영역의휨재하에 대한 강재 거더의 상. 하부 플랜지와 복부의 변형률을 이용하여 모멘트-곡률 곡선을 구하고 다시 강재의 탄성계수를 이용하여 비 균열 단면의 휨 강성을 구하였다. 이때 단면모멘트는 비균열단면으로 가정하여 가해진 하중에 의한 모멘트로 계산하였다.
- 하부바닥 판 복합스터드 전단연결부의 제안된 경험식을 검증하기 위하여 상대 변위를 측정하였고 실험체의 파괴모드와 극한 휨강도를 평가하였다. 그림 6에 나타낸 최종 변위제어시 하务 슬립 곡선을 살펴보면 최대슬립이 매우 작은 값을 보였고 전 단연 결재의 파괴는 발생하지 않았다.
- 균열이 발생한 후에는 처음 균열이 발생한 바닥 판 중앙과 교축방향 양쪽으로 총 6개의 균열 게이지를 사용하고 디지털 균열폭 측정기를 함께 이용하여 균열폭을 측정하였다. 합성 단면의 변형률 분포를 보기 위해 경간 중앙 단면과 내부지점부, 하중이재하되는 경간의 중앙 단면과 내부지점 부의 중앙점에서 콘크리트 상부바닥판 상, 중, 하부와 강거더의 상, 중, 하부에 각각 변형률 게이지를 부착하였다. 프리캐스트 패널 및 하부바닥 판의 비틈 및 휨 거동을 평가하기 위해 부재 내부의 하부바닥 판 및 프리캐스트 패널의 상면에 교축방향 및 교축직각방향으로총 9개의 콘크리트 변형률 게이지를 부착하였다.
대상 데이터
- 실험에 적용된 이중합성 2거더 연속 합성교량 모델의 단면 형상은 그림 2와 같다. 교량 모델은 2경간 연속 교로서 길이는 10m이고 거더의 높이는 800mm이다. 상부 바닥 판은 폭 2, 000mm, 높이 150mm이고 단면의 하부에는 두께 80mm의 프리캐스트 패널을 거더의 사이에 배치하여 하부바닥 판 타설 시 거푸집과 수평 브레이싱의 역할을 대체할 수 있도록 하였다.
- 하부바닥 판의 타설 높이는 내부지점 부모멘트 구간에 200mm로 하였다. 상부 바닥 판과 상부 플랜지의 연결에 사용된 전단연결재는 22mm 스터드를 사용하였고. 하부바닥 판 전단 연결 부에는 수평 스터드 16mm, 수직 스터드 22mm의 복합스터드 배치를 하였다.
- 실험 부재에 사용된 재료의 성질은 콘크리트 바닥판의 경우상 . 하부 바닥 판과 프리캐스트 패널 모두 설계 강도는 f ck =30MPa로 하였고 철근의 항복강도는 //400MPa이며 스터드 전단연결재의 소재는 SS400을 사용하였다.
- . 하부 바닥 판과 프리캐스트 패널 모두 설계 강도는 f ck =30MPa로 하였고 철근의 항복강도는 //400MPa이며 스터드 전단연결재의 소재는 SS400을 사용하였다. 하중 재하시점에 상 .
- 하부 플랜지 및 복부판에 SM490 강재를 적용한 이중합성 2거더 고속철 도교 연속보와 상. 하부 플랜지에는 SM520 강재를 적용하고 복부판에는 SM490 강재를 적용한 하이브리드 이중합성 2거더 고속철 도교 연속보의 2가지로 구성되었다.(심창수 등, 2005) 바닥 판의 철근비는 현행 2.
- 3차원 비선형 거동해석으로 수행하였다. 해석에 사용된 요소는 그림 11과 같이 상부 바닥 판 및 하부바닥판과 프리캐스트 패널은 8절 점 Solid를 사용하였으며, 강재 거더는 4절점 shell 요소를 이용흐}였다. 철근은 embedded reinforcements element를 사용하였다.
데이터처리
- 실험 결과의 평가 및 비교를 위한 합성보의 유한요소해석을 재료 비선형을 고려한 유한요소해석 프로그램인 DIANA를 통하여 3차원 비선형 거동해석으로 수행하였다. 해석에 사용된 요소는 그림 11과 같이 상부 바닥 판 및 하부바닥판과 프리캐스트 패널은 8절 점 Solid를 사용하였으며, 강재 거더는 4절점 shell 요소를 이용흐}였다.
이론/모형
- 모델을 사용하였다. 강재 거더의 경우에는 Von- Mises 파괴기준을 사용하였다.
- 철근은 embedded reinforcements element를 사용하였다. 경계 조건은 실험체와 동일하게 힌지와 고정단을 고려하였으며 콘크리트와 강재의 거동을 일체화할 수 있도록 Multi-point constraints를 사용하였다. 각각의 요소의 재료특성은 재료실험 결과를 사용하여 재하단계별로 해석을 수행하였다.
- 비선형해석을 위한 파괴기준은 콘크리트의 경우 smeared cracking 모델을 사용하였다. 강재 거더의 경우에는 Von- Mises 파괴기준을 사용하였다.
성능/효과
- (2) 모멘트-곡률 관계에서 평가한 하부바닥 판의 휨강성에 대한 유효폭은 기존의 상부 바닥 판의 설계기준을 적용한 값과 유사하였다.
- (3) 이중합성 연속보의 극한 휨강도는 완전합성인 경우의 소성해석에 의해 산정할 수 있고 이중합성을 위한 하부 콘크리트 단면에 의해 조밀 단면을 확보가 용이한 것으로 나타났다.
- 하부 플랜지가 항복하였다. 그리고 최대하중 도달 시점까지 전단연결재의 파단이 발생하지 않았으며 하부바닥 판과 강거더의 상대 변위가 매우 작은 값으로서 완전합성 거동의 확보와 하부바닥 판의 제안된 경험 식을 검증할 수 있었다.
- 계산시 사용한 각 재료의 강도는 실제 측정값을 사용하였다. 극한 휨강도는 실험값이 5% 이내의 오차범위에서 크게 나타났으며 그림 10에 나타낸 본 연구에서 제시한 극한 휨강도 산정을 위한 소성 응력 분포가 적절한 것으로 나타났다.
- 수평 스터드의 경우에는 설계에서 파괴 모드가 바닥 판의 쪼갬인 경우에 정적강도가 상당히 낮은 수준으로 평가되었고 변형능력도 현저하게 감소하는 것으로 나타났으며 파괴 모드가 스터드 파단인 경우에는 기존의 설계식보다 다소 낮은 정적강도를 보였지만 충분한 연성능력을 갖고 있는 것으로 평가되었다. 또한 복합스터드의 경우에는 설계시 바닥 판의 파괴가 유도되지 않도록 콘크리트 강도와 철근 배근을 결정해야 하고 스터드 파단이 파괴 모드인 경우에는 제안된 수평 스터드 강도 평가식과 설계기준에서 제시하고 있는 수직 스터드 설계 식을 단순하게 합산하여 평가할 경우엔 20% 정도의 안전율을 확보할 수 있는 것으로 나타났으며 수평 및 복합스터드의 정적강도 평가식을 제안하였다.
- 김현호 등(2005)은 수평 및 복합스터드 전단 연결 부에 대한 극한거동을 압발실험을 통해 평가하였다. 수평 스터드의 경우에는 설계에서 파괴 모드가 바닥 판의 쪼갬인 경우에 정적강도가 상당히 낮은 수준으로 평가되었고 변형능력도 현저하게 감소하는 것으로 나타났으며 파괴 모드가 스터드 파단인 경우에는 기존의 설계식보다 다소 낮은 정적강도를 보였지만 충분한 연성능력을 갖고 있는 것으로 평가되었다. 또한 복합스터드의 경우에는 설계시 바닥 판의 파괴가 유도되지 않도록 콘크리트 강도와 철근 배근을 결정해야 하고 스터드 파단이 파괴 모드인 경우에는 제안된 수평 스터드 강도 평가식과 설계기준에서 제시하고 있는 수직 스터드 설계 식을 단순하게 합산하여 평가할 경우엔 20% 정도의 안전율을 확보할 수 있는 것으로 나타났으며 수평 및 복합스터드의 정적강도 평가식을 제안하였다.
- DCTG1 의 경우는 휨 강성 산정시 설계기준보다 유효 폭이 줄어들었고 DCTG2의 경우 강재의 변형률 크게 측정되어 휨 강성의 산정값이 약간 크게 나타났다. 재료의 변동성을 고려할 때 최대 7%이내의 오차를 보여서 하부바닥판의 강성산정 시 유효 폭은 압축구간에 대한 현재의 기준을 적용해도 무방할 것으로 판단된다.
후속연구
- 좌굴에 대한 저항성을 갖고 있는 것으로 판단된다. DCTG2 의 경우에는 하중이 약 230kN 에서 상부 플랜지의 급격한 변형률 변화를 보이고 있는데 이는 실험적인 오류인지 측정 센서의 문제인지에 대한 추가적인 확인이 요구된다.
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