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문제 정의
- 본 논문에서는 상부플랜지 및 복부판은 항복강도가 450MPa 인 HSB600 강재, 하부플랜지는 항복강도가 690MPa인 HSB800고성능 강재를 적용한 정모멘트부 강합성 복합단면 거더의 휨거동을 비선형 모멘트-곡률 해석법(momentcurvature analysis)으로 분석하고 식 2(a), 2(b)와 같은 일반강재에 대한 AASHTO LRFD 휨저항강도 설계식의 적용성을 검토하였다. 모멘트-곡률 해석법에서는 합성단면 복부판의 휨에 의한 탄성좌굴을 고려하지 않았다.
가설 설정
- 그림 9(a)는 콘크리트 바닥판의 fck를 30MPa, 그림 9(b)는 45MPa, 그림 9(c)는 60MPa로 가정한 단면에 대한 휨저항강도비이다. 각각의 그림은 6,205개의 가상단면에 대한 것이고 콘크리트 압축강도만 다르고 기하학적 형상은 동일한 것으로 가정하여 구한 것이다. 그림 9로부터 콘크리트의 압축강도가 증가하면 단면의 연성계수는 감소하는 것을 알 수 있다.
- HSB 고성능강을 적용한 정모멘트부 강합성 복합단면 거더의 휨저항강도를 모멘트-곡률 해석법으로 산정하고 AASHTO LRFD 휨저항강도 설계식에 의한 휨저항강도와 비교하여 설계식의 적용 가능 여부를 평가하였다. 이종 복합단면 강거더의 하부 인장플랜지는 HSB800강재를 상부 압축플랜지와 복부판은 HSB600강재로 가정하였다.연성특성이 다른 4개의 강합성 복합단면을 선정하여 모멘트-곡률 해석에 의한 해석결과를 재료 및 기하학적 비선형 유한요소 해석결과와 비교하여 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하였다.
제안 방법
- HSB 고성능강을 적용한 정모멘트부 강합성 복합단면 거더의 휨저항강도를 모멘트-곡률 해석법으로 산정하고 AASHTO LRFD 휨저항강도 설계식에 의한 휨저항강도와 비교하여 설계식의 적용 가능 여부를 평가하였다. 이종 복합단면 강거더의 하부 인장플랜지는 HSB800강재를 상부 압축플랜지와 복부판은 HSB600강재로 가정하였다.
- 모멘트-곡률 해석과 유한요소해석 시에 강재와 콘크리트 재료의 비선형성을 고려하였다. HSB600및 HSB800강재는 그림 1에 나타낸 이상화된 응력-변형율 곡선을 적용하였다. 그림 1(a)에서 Test-t20과 Test-t30은 각각 두께 20mm와 30mm인 HSB600 재료시편의 인장실험 결과이며, 그림 1(b)의 Test-t50, Test-t60 및 Test-t80은 각각 두께 50mm,60mm 및 80mm인 HSB600재료시편의 인장실험 결과이다.
- 전술한 방법으로 선정된 6,205개의 단면에 대하여 모멘트-곡률 해석법으로 단면의 극한휨저항강도를 구하였다. 단면의 연성계수와 상부 콘크리트 바닥판의 압축강도의 영향을 분석하였으며, AASHTO LRFD(2007)의 정모멘트부 강합성단면의 휨저항강도 산정식에 의한 결과와 비교하여 강합성 복합 단면에 적용 가능 여부를 평가하였다.단면의 연성계수는 중립축의 위치와 밀접한 관계가 있으며 중립축이 위쪽에 위치할 수록 연성계수는 감소하고 단면의 연성특성은 향상된다.
- 003을 적용하였다. 먼저 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하기 위하여 상용 ABAQUS(2008)프로그램을 이용하여 정모멘트를 받는 합성단면의 플랜지, 복부판 및 콘크리트 바닥판을 판요소로 모델링하고 재료 및 기하학적 비선형 유한요소해석을 수행하여 단면의 극한휨강도를 구하였다. 모멘트-곡률 해석법에서는 초기변형과 잔류응력을 고려하지 않았으나 비선형 유한요소해석 시에는 이들의 영향을 고려하여 해석하고 초기변형과 잔류응력의 영향을 분석하였다.
- 모멘트-곡률 해석법에서는 합성단면 복부판의 휨에 의한 탄성좌굴을 고려하지 않았다. 먼저, 연성특성이 다른 복합단면을 선정하여 모멘트-곡률 해석법에 의한 휨거동을 구하고 비선형 유한요소해석 프로그램 ABAQUS(2008)로 구한 휨거동과 비교하여 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하였다.설계식에 대한 적용성을 검토하기 위하여 다양한 기하학적 단면특성을 갖는 6,205개의 강합성단면을 임의추출법으로 선정하고 이들 단면에 대해 재료 비선형 모멘트-곡률 해석 프로그램을 이용하여 휨저항강도를 구하였다.
- 모멘트-곡률 해석법에서는 초기변형과 잔류응력을 고려하지 않았으나 비선형 유한요소해석 시에는 이들의 영향을 고려하여 해석하고 초기변형과 잔류응력의 영향을 분석하였다. 모멘트-곡률 해석과 유한요소해석 시에 강재와 콘크리트 재료의 비선형성을 고려하였다. HSB600및 HSB800강재는 그림 1에 나타낸 이상화된 응력-변형율 곡선을 적용하였다.
- 먼저 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하기 위하여 상용 ABAQUS(2008)프로그램을 이용하여 정모멘트를 받는 합성단면의 플랜지, 복부판 및 콘크리트 바닥판을 판요소로 모델링하고 재료 및 기하학적 비선형 유한요소해석을 수행하여 단면의 극한휨강도를 구하였다. 모멘트-곡률 해석법에서는 초기변형과 잔류응력을 고려하지 않았으나 비선형 유한요소해석 시에는 이들의 영향을 고려하여 해석하고 초기변형과 잔류응력의 영향을 분석하였다. 모멘트-곡률 해석과 유한요소해석 시에 강재와 콘크리트 재료의 비선형성을 고려하였다.
- 설계식에 대한 적용성을 검토하기 위하여 다양한 기하학적 단면특성을 갖는 6,205개의 강합성단면을 임의추출법으로 선정하고 이들 단면에 대해 재료 비선형 모멘트-곡률 해석 프로그램을 이용하여 휨저항강도를 구하였다. 모멘트-곡률 해석으로 구한 6,205개 복합단면 강합성거더의 연성계수와 콘크리트 바닥판 의 압축강도에 따른 휨저항강도를 일반강재에 적용되는 AASHTO LRFD 설계기준에 의한 휨저항강도와 비교하여 기존 설계식의 적용성을 평가하였다.
- 연성특성이 다른 4개의 강합성 복합단면을 선정하여 모멘트-곡률 해석에 의한 해석결과를 재료 및 기하학적 비선형 유한요소 해석결과와 비교하여 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하였다. 비선형 유한요소해석을 통하여 초기변형과 잔류응력이 거더의 휨저항강도 및 모멘트-곡률 이력에 미치는 영향을 분석하였다. 통계적으로 충분한 단면을 고려하기 위하여 다양한 연성특성을 갖는 6,205개 단면을 임의추출법으로 선정하고 재료 비선형 모멘트-곡률 해석 프로그램을 이용하여 이들 단면에 대한 휨저항강도를 구하였다.
- 먼저, 연성특성이 다른 복합단면을 선정하여 모멘트-곡률 해석법에 의한 휨거동을 구하고 비선형 유한요소해석 프로그램 ABAQUS(2008)로 구한 휨거동과 비교하여 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하였다.설계식에 대한 적용성을 검토하기 위하여 다양한 기하학적 단면특성을 갖는 6,205개의 강합성단면을 임의추출법으로 선정하고 이들 단면에 대해 재료 비선형 모멘트-곡률 해석 프로그램을 이용하여 휨저항강도를 구하였다. 모멘트-곡률 해석으로 구한 6,205개 복합단면 강합성거더의 연성계수와 콘크리트 바닥판 의 압축강도에 따른 휨저항강도를 일반강재에 적용되는 AASHTO LRFD 설계기준에 의한 휨저항강도와 비교하여 기존 설계식의 적용성을 평가하였다.
- 이종 복합단면 강거더의 하부 인장플랜지는 HSB800강재를 상부 압축플랜지와 복부판은 HSB600강재로 가정하였다.연성특성이 다른 4개의 강합성 복합단면을 선정하여 모멘트-곡률 해석에 의한 해석결과를 재료 및 기하학적 비선형 유한요소 해석결과와 비교하여 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하였다. 비선형 유한요소해석을 통하여 초기변형과 잔류응력이 거더의 휨저항강도 및 모멘트-곡률 이력에 미치는 영향을 분석하였다.
- 표 2에서 Mybf는 하부 인장플랜지의 항복모멘트를 Myw는 하부 인장플랜지와 접하는 복부판 하단에서의 항복모멘트를 나타낸다. 유한요소 해석은 초기변형과 잔류응력을 고려하지 않은 경우(FEA-0), 초기변형만 고려한 경우(FEA-I), 초기변형과 잔류응력을 모두 고려한 경우(FEA-IR)의 세 가지 방법을 적용하였다. 표 2의 유한요소 해석결과는 FEA-IR에 대한 것으로, MCA와 FEA 해석방법에 의한 결과를 비교하면 극한휨강도 간 차이가 4% 이내임을 알 수 있다.
- 전술한 방법으로 선정된 6,205개의 단면에 대하여 모멘트-곡률 해석법으로 단면의 극한휨저항강도를 구하였다. 단면의 연성계수와 상부 콘크리트 바닥판의 압축강도의 영향을 분석하였으며, AASHTO LRFD(2007)의 정모멘트부 강합성단면의 휨저항강도 산정식에 의한 결과와 비교하여 강합성 복합 단면에 적용 가능 여부를 평가하였다.
- 비선형 유한요소해석을 통하여 초기변형과 잔류응력이 거더의 휨저항강도 및 모멘트-곡률 이력에 미치는 영향을 분석하였다. 통계적으로 충분한 단면을 고려하기 위하여 다양한 연성특성을 갖는 6,205개 단면을 임의추출법으로 선정하고 재료 비선형 모멘트-곡률 해석 프로그램을 이용하여 이들 단면에 대한 휨저항강도를 구하였다. 합성단면을 구성하는 콘크리트 재료는 CEB-FIP 모델로, HSB600및 HSB800강재는 탄소성-변형경화 재료로 모델링하였으며 콘크리트 바닥판의 압축강도는 30MPa, 45MPa 및 60MPa를 고려하였다
대상 데이터
- MCA 해석법은 AASHTO LRFD 강합성거 더 정모멘트부 휨강도 설계식의 기초가 된 Wittry(1993)의 연구, HSB800강재를 적용한 균질단면 강합성거더 정모멘트부 휨강도 설계식을 도출한 조은영 등(2010a)의 연구에 적용된 바 있다. 본 연구에서는 MCA 해석 시에 합성거더 단면을 1mm 두께로 분할하였고 콘크리트 바닥판 상단에서의 극한 파괴변형율은 0.003을 적용하였다. 먼저 모멘트-곡률 해석 프로그램을 검증하기 위하여 상용 ABAQUS(2008)프로그램을 이용하여 정모멘트를 받는 합성단면의 플랜지, 복부판 및 콘크리트 바닥판을 판요소로 모델링하고 재료 및 기하학적 비선형 유한요소해석을 수행하여 단면의 극한휨강도를 구하였다.
- 는 압축플랜지의 단면적을 나타낸다. 이상에서 기술한 식(3)～(6)의 단면비 제한 규정과 비효율적이고 극한 단면들을 제거하기 위한 식(7)～ (12)의 기준들을 적용한 결과 54,000 여개의 단면 가운데 6,205개의 가상단면이 선정하였다.
- 통계적으로 충분한 단면을 고려하기 위하여 다양한 연성특성을 갖는 6,205개 단면을 임의추출법으로 선정하고 재료 비선형 모멘트-곡률 해석 프로그램을 이용하여 이들 단면에 대한 휨저항강도를 구하였다. 합성단면을 구성하는 콘크리트 재료는 CEB-FIP 모델로, HSB600및 HSB800강재는 탄소성-변형경화 재료로 모델링하였으며 콘크리트 바닥판의 압축강도는 30MPa, 45MPa 및 60MPa를 고려하였다
데이터처리
- 그림 9의 MCA해석결과에 의하면 연성계 수가 작을수록 Mu/Mp는 증가하므로 휨강도를 높이고 연성 여용성을 향상시키는 데에는 고강도 콘크리트를 적용하는 것이 효과적인 것으로 분석된다. 그림 10에는 fck를 30MPa, 45MPa및 60MPa로 가정한 총 18,615개 단면에 대한 휨저항 강도비와 AASHTO LRFD 설계식 (2)에 의한 값과 비교하였다. 그림 10에서 설계식 (2)에 의한 공칭휨저항강도는 Dp/Dt가 연성계수 한계인 0.
이론/모형
- 표 3에서 bc는 상부 콘 크리트 바닥판의 폭, ts는 콘크리트 바닥판의 두께, bfc와 bft는 상부 및 하부플랜지의 폭, tfc와 tft는 상부 및 하부플랜지의 두께, D는 복부판의 높이, tw는 복부판의 두께를 나타낸다. Minitab프로그램(2004)의 임의추출법(random sampling technique)을 이용하여 표 3의 범위를 갖는 54,000여개의 단면을 선정하였다.
- 위의 단면에 대한 항복모멘트(Myw, Mybf),소성모멘트(Mp) 및 모멘트-곡률 해석법(MCA)과 ABAQUS 유한요소 해석 (FEA)에 의한 휨저항강도(Mu)산정결과를 표 2에 요약하였다. 표 2에서 Mybf는 하부 인장플랜지의 항복모멘트를 Myw는 하부 인장플랜지와 접하는 복부판 하단에서의 항복모멘트를 나타낸다.
- 그림 1의 이상화된 응력-변형율 선도는 인장실험 결과를 근사화한 것으로 실험결과 보다 다소 안전측이며 단순화된 직선식이다. 콘크리트 바닥판의 응력-변형율 선도는 CEB-FIP(1990)모델을 적용하였으며, 그림 2에는 콘크리트 압축강도 30MPa, 45MPa, 및 60MPa인 경우의 응력-변형율 곡선을 나타내었다. 본 연구에서 적용한 유한요소 해석에 적용한 유한요소 모델, 하중조건, 경계조건, 초기변형 형상, 잔류응력 분포 등에 관한 내용은 조은영 등(2010b)에 상세히 기술되어 있다.
성능/효과
- 0은 콘크리트 바닥판 상면을 나타낸다. 그림 7(a)와 7(b)의 A1및 A2 단면에서는 하부플랜지에서 HSB800 강재의 극한강도인 800MPa에 근접한 최대 유효응력이 발생하며, 높이 방향으로 복부판의 대부분이 HSB600강재의 항복응력인 450MPa이상의 유효응력을 갖는 것으로 해석되었다. 그림 7(c)의 A3단면은 하부플랜지에서 변형경화 영역에 해당하는 최대 760MPa의 유효응력이 발생하고, 복부판의 일부는 HSB600강재의 항복강도에 도달하고 일부는 탄성영역의 휨응력이 발생하였다.
- 일반강재에 대한 AASHTO LRFD 설계식은 HSB800고 성능강재를 적용한 강합성 복합단면의 안전계수가 고려된 휨 저항강도와 비슷한 값으로 예측하였으며, 결과적으로 상부플랜지와 복부판은 HSB600 강재로 하부플랜지는 HSB800 고성능강으로 설계된 강합성 복합단면의 휨저항강도는 기존 AASHTO LRFD 설계식을 수정없이 적용할 수 있는 것으로 평가된다. AASHTO LRFD 규정을 적용하여 휨강도를 산정하면 평균 1.21정도의 안전측으로 예측하는 것으로 분석되었다.
- 조은영 등 (2010a,b)의 논문에서 HSB800강재를 적용한 균질거더의 경우, 탄성영역 또는 소성영역에서의 중립축이 상대적으로 아래쪽에 위치하기 때문에 연성계수에 따른 휨저 항강도의 감소율이 크고 연성계수의 변동폭이 증가하여 단면 연성계수에 더 큰 영향을 주는 것으로 분석되었으며, 현 AASHTO LRFD 설계규정을 적용할 수 없어 새로운 휨강도 설계식을 제안한 바 있다. 그러나 본 논문에서 다룬 이종 복합거더의 경우, 연성계수가 증가함에 따라 휨저항강도비는 거의 선형적으로 감소하며, 균질거더와 달리 연성계수에 따른 휨저항강도비의 변동폭도 거의 일정하고, 휨저항강도의 감소율도 작은 것으로 분석되었다. 이는 복합 거더의 경우, HSB800강재를 적용한 하부플랜지가 항복에 도달한 후에도 HSB600강재를 적용한 복부판에서는 아직 극한변형율에 도달하지 않았으므로 충분히 긴 구간에 걸쳐 항복-소성변형을 계속 진행할 수 있는 역학적 특성 때문이다.
- 그림 3～6에는 표 1에 요약된 해석대상 합성단면에 대해 모멘트-곡률 해석과 유한요소 해석 결과를 비교하기 위한 모멘트-곡률 곡선을 나타내었다. 그림 3～6으로부터 MCA와 ABAQUS 프로그램으로 구한 극한 휨저항강도 뿐만 아니라 모멘트-곡률 이력도 매우 잘 일치하는 것을 알 수 있으며, 연성계수(Dp/Dt)에 따라 휨저항강도와 연성특성이 다르며 연성 계수가 클수록 단면의 연성은 감소하는 것을 알 수 있다. 연성 계수가 가장 작은 그림 3과 그림 4의 A1과 A2단면은 파괴 시까지 충분한 연성거동을 보이는 반면에 그림 5의 A3단면 은 A1과 A2단면에 비해 연성이 감소하였으며 특히 연성계수가 연성요구조건 한계값인 0.
- 콘크리트의 압축강도가 증가하면 소성상태에서 중립축이 상대적으로 위로 올라가므로 단면의 연성계수는 감소하고 결과적으로 휨강도를 높여 연성 여용성이 향상되므로 고강도 콘크리트를 적용하는 것이 효과적인 것으로 분석되었다. 단면의 연성계수가 증가함에 따라 휨저항강도비는 거의 선형적으로 감소하는 경향이 있으며, 연성계수가 0.1이하인 대부분의 단면은 휨저항강도가 소성모멘트 보다 크지만 연성계수가 0.3 이상인 대부분의 단면에서는 소성모멘트 보다 작은 것으로 분석되었다. 아울러, 연성계수가 0.
- 비선형 유한요소 해석결과 초기변형과 잔류응력이 강합성 복합단면 정모멘트부 휨거동에 미치는 영향은 무시할 수 있는 정도로 작았다. 단면의 연성계수에 따라 휨저항강도와 연성특성 및 파괴형태는 큰 차이를 보였으며, AASHTO LRFD에 정의된 연성계수 Dp/Dt는 이종 복합단면 강합성 거더의 연성특성을 잘 나타내는 지표로 평가되었다.
- 그림 13으로부터 일반강재에 대한 휨강도식 (2)는 HSB800고성능강재를 적용한 강합성 복합단면의 안전계수가 고려된 휨저항강도와 비슷한 값으로 예측하는 것을 알 수 있다. 따라서, 상부플랜지와 복부판은 HSB600강재로 하부플랜지는 HSB800고성능강으로 설계된 강합성 복합단면의 휨저항강도는 기존 설계식 (2)를 수정없이 적용할 수 있는 것으로 평가된다. 그림 14에는 위의 복합단 면에 대하여 모멘트-곡률 해석법으로 구하고 안전계수를 고려한 휨저항강도(MMCA)를 AASHTO LRFD 설계식으로 산정된 휨저항강도(MAST)와 비교한 히스토그램을 나타내었다.
- 4를 갖는 4개의 검증대상 합성단면에 대해 모멘트-곡률 해석 프로그램으로 구한 극한휨저항강도의 크기 및 모멘트-곡률 이력은 비선형 유한요소해석에 의한 결과와 매우 잘 일치하였다. 비선형 유한요소 해석결과 초기변형과 잔류응력이 강합성 복합단면 정모멘트부 휨거동에 미치는 영향은 무시할 수 있는 정도로 작았다. 단면의 연성계수에 따라 휨저항강도와 연성특성 및 파괴형태는 큰 차이를 보였으며, AASHTO LRFD에 정의된 연성계수 Dp/Dt는 이종 복합단면 강합성 거더의 연성특성을 잘 나타내는 지표로 평가되었다.
- 3이상인 대부분의 단면 에서는 소성모멘트 보다 작은 것을 그림 10은 보여준다. 아울러, 단면 연성계수가 증가할수록 AASHTO LRFD 설계식에 의한 휨저항강도와 차이가 비례적으로 증가하는 것을 보여 준다. 이는 AASHTOLRFD설계식은 연성계수 0.
- 42에 근접한 단면은 연성이 현저히 떨어져 취성파괴에 가까운 파괴거동을 보이며 휨저항강도는 소성모멘트 보다 작은 것으로 분석되었다. 아울러, 모멘트-곡률 해석 프로그램으로 구한 극한 휨저항강도와 모멘트-곡률 이력은 비선형 유한요소해석에 의한 결과와 단면의 연성특성에 관계없이 잘 일치하였으며, 초기처짐과 잔류응력이 모멘트-곡률 거동과 휨저항 강도의 크기에 미치는 영향은 무시할 정도로 작은 것으로 분석되었다.
- 표 2의 유한요소 해석결과는 FEA-IR에 대한 것으로, MCA와 FEA 해석방법에 의한 결과를 비교하면 극한휨강도 간 차이가 4% 이내임을 알 수 있다. 아울러, 연성계수(Dp/Dt)가 증가함에 따라 휨저항강도비(Mu/Mp)는 감소하는 경향을 보이며, A1, A2, A3단면은 휨저항강도가 소성모멘트 이상이지만 연성계수가 가장 큰 A4단면의 Mu는 소성모멘트 이하이며 하부 인장플랜지의 항복모멘트와 거의 비슷한 정도인 것으로 해석되었다.
- 3 이상인 대부분의 단면에서는 소성모멘트 보다 작은 것으로 분석되었다. 아울러, 연성계수가 0.42이하인 모든 단면은 극한 휨모멘트 상태에서 인장플랜지의 휨에 의한 변형율이 항복변 형율보다 크게 해석되어 이들 단면에서 콘크리트 바닥판이 압축파괴에 해당하는 극한변형율 0.003에 도달할 때 강거더 하부 인장플랜지에서 항복 또는 변형경화가 일어나는 것으로 분석되었다.
- 연성계수가 0.1～0.4를 갖는 4개의 검증대상 합성단면에 대해 모멘트-곡률 해석 프로그램으로 구한 극한휨저항강도의 크기 및 모멘트-곡률 이력은 비선형 유한요소해석에 의한 결과와 매우 잘 일치하였다. 비선형 유한요소 해석결과 초기변형과 잔류응력이 강합성 복합단면 정모멘트부 휨거동에 미치는 영향은 무시할 수 있는 정도로 작았다.
- 연성계수가 다른 네 단면에 대한 휨거동 해석결과를 요약한 표 2와 그림 3～8을 분석한 결과에 의하면 HSB800강재 인장 플랜지와 HSB600강재 복부판 및 압축플랜지를 갖는 복합거더 합성단면은 연성계수에 따라 휨저항강도와 파괴형태에서 큰 차이를 보이는 것으로 나타났다. 연성계수가 0.2이하로 작은 단면은 파괴 시까지 충분한 연성거동을 보이고 휨저항강도는 소성모멘트 보다 큰 반면에 연성계수가 연성요구조건 한계 값인 0.42에 근접한 단면은 연성이 현저히 떨어져 취성파괴에 가까운 파괴거동을 보이며 휨저항강도는 소성모멘트 보다 작은 것으로 분석되었다. 아울러, 모멘트-곡률 해석 프로그램으로 구한 극한 휨저항강도와 모멘트-곡률 이력은 비선형 유한요소해석에 의한 결과와 단면의 연성특성에 관계없이 잘 일치하였으며, 초기처짐과 잔류응력이 모멘트-곡률 거동과 휨저항 강도의 크기에 미치는 영향은 무시할 정도로 작은 것으로 분석되었다.
- 연성계수가 다른 네 단면에 대한 휨거동 해석결과를 요약한 표 2와 그림 3～8을 분석한 결과에 의하면 HSB800강재 인장 플랜지와 HSB600강재 복부판 및 압축플랜지를 갖는 복합거더 합성단면은 연성계수에 따라 휨저항강도와 파괴형태에서 큰 차이를 보이는 것으로 나타났다. 연성계수가 0.
- 일반강재에 대한 AASHTO LRFD 설계식은 HSB800고 성능강재를 적용한 강합성 복합단면의 안전계수가 고려된 휨 저항강도와 비슷한 값으로 예측하였으며, 결과적으로 상부플랜지와 복부판은 HSB600 강재로 하부플랜지는 HSB800 고성능강으로 설계된 강합성 복합단면의 휨저항강도는 기존 AASHTO LRFD 설계식을 수정없이 적용할 수 있는 것으로 평가된다. AASHTO LRFD 규정을 적용하여 휨강도를 산정하면 평균 1.
- 콘크리트의 압축강도가 증가하면 소성상태에서 중립축이 상대적으로 위로 올라가므로 단면의 연성계수는 감소하고 결과적으로 휨강도를 높여 연성 여용성이 향상되므로 고강도 콘크리트를 적용하는 것이 효과적인 것으로 분석되었다. 단면의 연성계수가 증가함에 따라 휨저항강도비는 거의 선형적으로 감소하는 경향이 있으며, 연성계수가 0.
- 유한요소 해석은 초기변형과 잔류응력을 고려하지 않은 경우(FEA-0), 초기변형만 고려한 경우(FEA-I), 초기변형과 잔류응력을 모두 고려한 경우(FEA-IR)의 세 가지 방법을 적용하였다. 표 2의 유한요소 해석결과는 FEA-IR에 대한 것으로, MCA와 FEA 해석방법에 의한 결과를 비교하면 극한휨강도 간 차이가 4% 이내임을 알 수 있다. 아울러, 연성계수(Dp/Dt)가 증가함에 따라 휨저항강도비(Mu/Mp)는 감소하는 경향을 보이며, A1, A2, A3단면은 휨저항강도가 소성모멘트 이상이지만 연성계수가 가장 큰 A4단면의 Mu는 소성모멘트 이하이며 하부 인장플랜지의 항복모멘트와 거의 비슷한 정도인 것으로 해석되었다.
후속연구
- 국내에서는 HSB 고강도강을 적용한 복합단면 거더의 휨거동에 대한 연구결과가 김용태 등 (2008), 윤석구 등(2007)에 의해 발표되었다. 그러나, 하중저항계수법에 근거한 국내외 설계기준에 항복강도가 690MPa 인 고강도강을 적용한 정모멘트부 복합단면 휨거동에 대한 연구는 미미한 실정이고 본격적으로 고강도강을 합성거더에 효율적으로 적용하기 위해서는 시급히 다양한 실험적 및 해석적 연구에 근거한 설계식이 제정되어야 한다.
- HSB800강재를 적용하는 경우 단면의 치수에 따라서는 얼마든지 항복강도 이상의 비탄성 영역이나 소성영역에 해당 하는 휨강도를 가질 가능성이 있으므로 HSB800강재로 제작된 휨부재의 극한저항강도에 근거한 구조적 거동에 대한 폭넓은 연구가 필수적이다. 이와 같은 연구결과에 근거하여 HSB800 강재를 적용한 강합성거더의 합리적인 휨저항강도 산정식을 설계기준에 포함시켜야 할 것이다.
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