PS 강봉으로 일체화된 강합성 라멘교의 거더-교대 접합부의 거동에 관한 실험적 연구 An Experimental Study on the Girder-Abutment Connection for the Steel-Concrete Composite Rigid-Frame Bridge Integrated with PS Bars원문보기
강합성 라멘교는 교대 일체식 교량과 같이 유지보수의 주된 원인이 되는 신축이음 및 받침이 생략되어 유지관리 및 구조적인 장점을 얻을 수 있는 교량 형식이다. 통상적인 강합성 라멘교는 강재로 제작된 거더의 일부를 교대에 매립하는 형태로 거더와 교대가 일체화된다. 거더를 교대에 매립하는 형태의 거더-교대 접합부는 시공상세가 복잡하고 접합부의 상세에 따라 공사비가 증가하는 원인이 될 수 있다. 최근, 기존 강합성 라멘교의 거더-교대 접합부의 시공상세를 간략화하여 시공효율 향상시킨 PIC 거더교가 제안되었다. PIC 거더교는, 거더를 교대에 매립하는 상세 대신, PS 강봉을 이용하여 거더와 교대를 일체화하는 접합부 상세를 가지고 있다. 이 연구에서는 PIC 거더교의 거더-교대 접합부에 대한 거동을 검토하기 위하여 실물모형실험체를 이용한 정적재하실험을 수행하였다. 실험 결과, PS 강봉에 의해 체결되는 거더-교대 접합부는 충분한 내력을 확보하고 있는 것으로 확인되었다. 다만, 균열에 대한 사용성을 확보하기 위해서는 교대 상부에 발생하는 균열을 제어하기 위한 철근 배근이 필요할 것으로 판단된다.
강합성 라멘교는 교대 일체식 교량과 같이 유지보수의 주된 원인이 되는 신축이음 및 받침이 생략되어 유지관리 및 구조적인 장점을 얻을 수 있는 교량 형식이다. 통상적인 강합성 라멘교는 강재로 제작된 거더의 일부를 교대에 매립하는 형태로 거더와 교대가 일체화된다. 거더를 교대에 매립하는 형태의 거더-교대 접합부는 시공상세가 복잡하고 접합부의 상세에 따라 공사비가 증가하는 원인이 될 수 있다. 최근, 기존 강합성 라멘교의 거더-교대 접합부의 시공상세를 간략화하여 시공효율 향상시킨 PIC 거더교가 제안되었다. PIC 거더교는, 거더를 교대에 매립하는 상세 대신, PS 강봉을 이용하여 거더와 교대를 일체화하는 접합부 상세를 가지고 있다. 이 연구에서는 PIC 거더교의 거더-교대 접합부에 대한 거동을 검토하기 위하여 실물모형실험체를 이용한 정적재하실험을 수행하였다. 실험 결과, PS 강봉에 의해 체결되는 거더-교대 접합부는 충분한 내력을 확보하고 있는 것으로 확인되었다. 다만, 균열에 대한 사용성을 확보하기 위해서는 교대 상부에 발생하는 균열을 제어하기 위한 철근 배근이 필요할 것으로 판단된다.
Steel-concrete composite rigid-frame bridge is a type of integral bridge having advantages in bridge maintenance and structural efficiency from eliminating expansion joints and bridge supports, the main problems in bridge maintenance. The typical steel-concrete composite rigid-frame bridge has the g...
Steel-concrete composite rigid-frame bridge is a type of integral bridge having advantages in bridge maintenance and structural efficiency from eliminating expansion joints and bridge supports, the main problems in bridge maintenance. The typical steel-concrete composite rigid-frame bridge has the girder-abutment connection where a part of its steel girder is embedded in abutment for integrity. However, the detail of typical girder-abutment connection is complex and increases the construction cost, especially when a part of steel girder is embedded. Recently, a new type of bridge was proposed to compensate for the disadvantages of complex details and cost increase. The compensation are expected to improve efficiency of construction by simplifying the construction detail of the girder-abutment connection. In this study, a static load test has been carried out to examine the behavior of the girder-abutment connection using real-scale specimens. The results of the test showed that the girder-abutment connection of proposed girder bridge has sufficient flexural capacity and rebars to control concrete crack should be placed on the top of abutment.
Steel-concrete composite rigid-frame bridge is a type of integral bridge having advantages in bridge maintenance and structural efficiency from eliminating expansion joints and bridge supports, the main problems in bridge maintenance. The typical steel-concrete composite rigid-frame bridge has the girder-abutment connection where a part of its steel girder is embedded in abutment for integrity. However, the detail of typical girder-abutment connection is complex and increases the construction cost, especially when a part of steel girder is embedded. Recently, a new type of bridge was proposed to compensate for the disadvantages of complex details and cost increase. The compensation are expected to improve efficiency of construction by simplifying the construction detail of the girder-abutment connection. In this study, a static load test has been carried out to examine the behavior of the girder-abutment connection using real-scale specimens. The results of the test showed that the girder-abutment connection of proposed girder bridge has sufficient flexural capacity and rebars to control concrete crack should be placed on the top of abutment.
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문제 정의
이 연구에서는 PS 강봉에 의해 일체화되는 PIC 거더교의 접합부에 대한 거동 및 일체화 성능을 검토하고 공용중 안전성을 검증하기 위하여 실물모형실험체를 이용한 정적재하실험을 수행하였다.
이 연구에서는 PS 강봉으로 일체화된 PIC 거더교의 거더-교대 접합부의 거동 및 일체화 성능을 검토하기 위하여 실물크기로 제작된 PIC 거더교 모형을 이용한 정적재하실험을 수행하였다.
이 연구에서는 PS 강봉으로 체결된 PIC 거더교의 교대-거더 접합부의 거동을 검토하기 위하여, 실물모형실험체를 이용한 정적재하실험을 수행하였다. 이 연구에서 수행한 정적재하실험 결과로부터 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
제안 방법
PIC 거더교는 기초가 고정된 라멘구조로 거동하므로, 실험체에 동일한 지지조건을 적용하기 위해 강봉과 유압너트를 이용하여 실험체의 기초를 반력 바닥에 고정시켰다. 기초를 고정하기 위해 각 기초에 사용한 강봉은 총 8개이며, Fig.
PS 강봉에 의해 체결된 접합부의 거동을 검토하기 위하여, Fig. 18과 같이 밑판의 양 측면에 설치된 변위계로부터, 재하하중에 의해 밑판과 교대와의 시공이음면에 발생하는 상대변위를 측정하였다.
PIC 거더교는 기초가 고정된 라멘구조로 거동하므로, 실험체에 동일한 지지조건을 적용하기 위해 강봉과 유압너트를 이용하여 실험체의 기초를 반력 바닥에 고정시켰다. 기초를 고정하기 위해 각 기초에 사용한 강봉은 총 8개이며, Fig. 6에 나타낸 것과 같이 기초에 미리 준비한 홀(hole for steel bar)을 통해 지간 내부와 외부에 각각 2개와 6개의 강봉을 배치하였다. 재하실험 중에 기초가 반력 바닥에 고정된 상태를 유지하도록 하기 위해 설계하중의 5배에 이르는 하중까지 기초와 반력 바닥이 밀착된 상태가 되도록 하는 긴장력을 유압너트를 이용하여 강봉에 도입하였다.
재하실험 중에 기초가 반력 바닥에 고정된 상태를 유지하도록 하기 위해 설계하중의 5배에 이르는 하중까지 기초와 반력 바닥이 밀착된 상태가 되도록 하는 긴장력을 유압너트를 이용하여 강봉에 도입하였다. 또한, 기초와 반력 바닥의 접지간격(강봉의 간격, 4,100 mm)을 기준으로 계산된 기초의 지지력이 실험체에 정확하게 도입되도록 하기 위해, Fig. 8(a)와 같이 기초를 거치하기 전에 강봉이 설치되는 위치에 20 mm 두께의 지압판을 배치하여 정확한 접지간격을 유지할 수 있도록 하였다.
바닥판 및 교대의 상부에 발생하는 균열폭을 검토하기 위하여, Fig. 29와 같이 양측 교대에서 균열폭이 가장 크게 발생한 균열을 대상으로 균열폭을 계측하였다.
바닥판으로부터 교대 내부로 연장되어 매립된 철근의 응력을 검토하기 위하여 Fig. 27과 같이 교대의 상부 철근에 교축방향을 따라 변형률 게이지를 설치하고 철근에 발생하는 축방향 변형률을 검토하였다.
지간중앙부에 대한 재하실험은 거더-교대 접합부에 대한 실험을 수행하기 전에 선행되었다. 선행된 실험의 재하하중은 Table 5에 정리한 전단력의 합(385.8 kN)과 유사한 390 kN을 적용하였으며, 실험체의 지간중앙부에 설계상의 최대 모멘트(861.5 kN)를 발생시키기 위하여 Fig. 13과 같이 거더-교대 접합부에 대한 실험체에 비해 지간 중앙에 가까운 위치에 하중을 재하하였다.
실물모형실험은 지간중앙부 단면의 거동을 검토하기 위한 실험과 거더-교대 접합부의 거동을 검토하기 위한 실험으로 구분하여 수행하였다. 지간중앙부에 대한 재하실험은 거더-교대 접합부에 대한 실험을 수행하기 전에 선행되었다.
실물모형실험을 위하여 대상교량의 내측 거더 하나에 해당하는 실험체를 제작하였다. 기초 및 벽체를 포함한 실험체의 전체 높이는 실험실 공간의 제약을 고려하여 3.
실험체에 재하하는 하중의 위치 및 크기는 설계 단계에서 계산된 내측 거더(바닥판 포함)의 단부에 작용하는 단면력(전단력 및 휨모멘트)과 유사한 단면력이 실험체의 접합부에 발생하도록 결정하였다. Fig.
실험체의 거동을 바탕으로 설계 결과의 타당성을 검토하기 위하여, 하중을 재하하면서 실험체에 발생하는 변위와 단면의 변형률을 계측하고 프레임해석 결과와 비교하였다.
6에 나타낸 것과 같이 기초에 미리 준비한 홀(hole for steel bar)을 통해 지간 내부와 외부에 각각 2개와 6개의 강봉을 배치하였다. 재하실험 중에 기초가 반력 바닥에 고정된 상태를 유지하도록 하기 위해 설계하중의 5배에 이르는 하중까지 기초와 반력 바닥이 밀착된 상태가 되도록 하는 긴장력을 유압너트를 이용하여 강봉에 도입하였다. 또한, 기초와 반력 바닥의 접지간격(강봉의 간격, 4,100 mm)을 기준으로 계산된 기초의 지지력이 실험체에 정확하게 도입되도록 하기 위해, Fig.
재하하중에 의해 발생하는 PS 강봉의 축력이 교대의 경간 외측에 설치된 인장 정착단에 미치는 영향을 검토하기 위하여, Fig. 25와 같이 PS 강봉의 축방향을 따라 변형률 게이지를 설치하고 변형률의 분포를 검토하였다.
대상 데이터
4 m를 갖는 도로교에 대하여 설계된 PIC 거더교이다. 대상교량의 벽체는 RC 구조로 설계되었으며, 벽체를 포함하여 기초의 하단으로부터 바닥판 상단까지의 높이는 10 m로 설계되었다. 대상교량의 접합부에 설치되는 PS 강봉은 Fig.
대상교량의 벽체는 RC 구조로 설계되었으며, 벽체를 포함하여 기초의 하단으로부터 바닥판 상단까지의 높이는 10 m로 설계되었다. 대상교량의 접합부에 설치되는 PS 강봉은 Fig. 5와 같이 거더의 상부플랜지에 인접하여 상하부에 각각 4개씩 총 8개를 배치하였으며, PS 강봉의 직경은 26.5 mm를 적용하였다. Table 2는 실물모형실험 대상교량에 대한 제원을 정리한 것이다.
실물모형실험 대상교량은 교량연장 27.2 m와 교폭 11.4 m를 갖는 도로교에 대하여 설계된 PIC 거더교이다. 대상교량의 벽체는 RC 구조로 설계되었으며, 벽체를 포함하여 기초의 하단으로부터 바닥판 상단까지의 높이는 10 m로 설계되었다.
데이터처리
10)은 설계단계의 해석에 사용한 모델과 동일한 방법으로 모델링하였다. 프레임해석은 상용 구조해석프로그램인 MIDAS CIVIL 2009를 이용하여 수행하였다. 지점 조건은 강봉과 유압너트에 고정된 실험체의 지지조건을 반영하여, 기초에 해당하는 프레임의 양단을 고정하는 것으로 적용하였다.
성능/효과
1) 접합부에 작용하는 전단력에 대한 마찰저항력을 확보하고 PS 강봉에 발생하는 인장력을 상쇄시키는 개념으로 설계된 접합부는 설계하중의 약 4.6배 이상에 이르는 극한내력을 확보하고 있는 것을 확인할 수 있었다.
4는 거더-교대 접합부의 일체화 성능이 불완전하여 사용상의 문제가 발생한 일체식 교대 교량의 예를 보여준 것이다.13) 거더-교대 접합부의 일체화 성능이 떨어지면, 거더와 교대가 완전한 강체거동을 하지 못하면서 접합부 인근에 균열이 발생하게 되어, 사용성 및 내구성에 문제가 발생할 수 있다. 따라서 거더-교대 접합부의 일체화 성능은 강합성 라멘교의 내구성 및 사용성 확보를 위한 필수조건이라 할 수 있다.
2) 설계하중에 의해 PS 강봉으로 체결된 접합부에 발생하는 상대변위는 접합부의 일체화 성능에 영향을 미치지 못하는 매우 낮은 수준인 것으로 나타났다. 또한, 설계하중을 초과하는 하중에 의해 발생한 상대변위도 하중이 제거되면서 대부분 복원되는 것으로 나타나, 공용중 접합부의 안전성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.
3) 설계하중에 의해 PS 강봉에 발생하는 인장력은, 마찰저항력을 확보하기 위한 긴장력에 비해 매우 낮은 수준으로, 접합부의 일체화 성능에 영향을 미치지 못한다고 할 수 있다. 또한, 그라우팅을 통해 PS강봉을 교대와 합성시킴으로써 PS 강봉에 작용하는 인장력은 교대 외측의 인장 정착부에 전달되지 않기 때문에, 인장 정착부에 대한 공용 중 안전성을 확보하고 있는 것으로 판단된다.
PS 강봉의 제원 및 긴장력은, 앞서 설명한 바와 같이, 접합부에 작용하는 전단력 및 휨모멘트를 지지할 수 있도록 결정되었다. PS 강봉의 긴장력(Fps)에 의한 마찰저항력(Va)은 밑판과 무수축 모르타르 간의 마찰계수(µ)를 이용하여 다음의 식으로부터 계산된다.
결과적으로 PS 강봉에 도입되는 초기 긴장력은 전단력과 휨모멘트를 지지하기 위해 소요되는 긴장력(277.7 kN)을 고려하여 PS 강봉의 허용긴장력(357.4 kN)의 약 80% 수준인 286kN으로 결정하였다. 초기 긴장력이 도입된 이후에 PS 강봉에 작용하는 인장력은 22.
2) 설계하중에 의해 PS 강봉으로 체결된 접합부에 발생하는 상대변위는 접합부의 일체화 성능에 영향을 미치지 못하는 매우 낮은 수준인 것으로 나타났다. 또한, 설계하중을 초과하는 하중에 의해 발생한 상대변위도 하중이 제거되면서 대부분 복원되는 것으로 나타나, 공용중 접합부의 안전성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.
단면해석에서 고려한 휨강성과 실험체에 발현된 휨강성의 차이가 다소 존재하지만, 실험체의 변형률 분포와 단면해석에 의한 변형률 분포는 유사한 것으로 판단된다. 또한, 중립축은 실험체와 단면해석 결과에서 거의 유사한 높이에 형성되는 것으로 나타났다.
최대하중이 작용하는 상태에서 PS 강봉에 작용하는 축력의 최대값은 약 140 kN으로서 PS 강봉에 도입된 긴장력인 286 kN의 절반 수준으로 나타났다. 또한, 하중이 제거되면서 PS강봉에 발생한 축력의 상당부분이 감소함으로써 최대하중이 가력된 이후에도 거더와 교대의 일체화를 위한 PS강봉의 긴장력을 유지하고 있는 것으로 확인되었다.
변위와 변형률 분포를 기준으로 실험체와 프레임해석모델의 거동을 비교한 결과로부터, PIC 거더교의 설계단계에서 고려한 프레임해석 모델은 PIC 거더교의 거동을 비교적 정확히 모사하고 있는 것으로 판단된다.
설계하중에 의해 PS 강봉에 발생하는 축력의 수준은 최대 10 kN 내외로 설계하중(합성후 고정하중 + 활하중)에 대하여 예측된 PS 강봉의 축력(14.2 kN)에 비해 다소 낮은 수준인 것으로 나타났다. 따라서 휨모멘트에 의해 PS 강봉에 발생하는 인장력은 접합부의 일체화 성능을 유지하기 위해 필요한 긴장력에 영향을 미치지 않는 수준이라 할 수 있다.
철근의 변형률이 전달되는 깊이는 PS 강봉에 비해 다소 깊은 것으로 나타났다. 설계하중을 다소 넘어서는 489 kN의 하중에서 철근에 작용하는 인장응력은 시공이음부로부터 약 600 mm 떨어진 지점까지 전달되는 것으로 나타났으며, 하중이 증가하면서 철근으로 전달되는 인장응력은 시공이음부로부터 약 1,100 mm 떨어진 위치까지 전달되었다. 따라서 교대 상부에 발생하는 균열폭을 제어하기 위해서는 시공이음부에서 교대 내측으로 약 600 mm 떨어진 지점까지 철근이 배근되어야 할 것으로 판단된다.
19는 최대하중까지 하중을 재하하면서 시공이음면에 발생한 상대변위를 나타낸 것이다. 시공이음면의 상대변위는 상단에 배치된 PS 강봉과 동일한 높이에서 계측되었으며, 하중의 증가에 따라 선형적으로 증가하다가 약 600 kN의 하중에서부터 크게 증가하는 경향을 보였다. 하지만, 최대하중이 재하된 상태에서 발생한 상대변위는 최대 0.
14는 설계하중에 대한 등가의 재하하중 이내에서 발생한 실험체의 변위를 프레임모델의 변위와 비교한 것이다. 실험체는 설계하중 이내에서 선형-탄성적인 거동을 보였으며, 해석모델과 유사한 거동을 보였다.
16은 최대하중(1,500 kN)까지 하중을 증가시키면서 실험체에 발생한 변위를 나타낸 것이다. 실험체의 변위는 약 600 kN의 하중까지 선형-탄성적인 경향을 보였으며, 단부 바닥판 균열의 진전, 교대의 벽체 및 기초에 발생한 균열로 인해 변위가 크게 증가하는 것으로 나타났다. 하중이 최대하중에 이르렀을 때까지 강재 거더의 밑판과 교대의 무수축 콘크리트의 시공이음면에 눈에 띄는 이격은 발생하지 않았으며, 실험체의 파괴는 Fig.
23과 24는 각각 최대하중까지 하중을 재하하면서 PS 강봉에 발생하는 축력을 나타낸 것이다. 최대하중이 작용하는 상태에서 PS 강봉에 작용하는 축력의 최대값은 약 140 kN으로서 PS 강봉에 도입된 긴장력인 286 kN의 절반 수준으로 나타났다. 또한, 하중이 제거되면서 PS강봉에 발생한 축력의 상당부분이 감소함으로써 최대하중이 가력된 이후에도 거더와 교대의 일체화를 위한 PS강봉의 긴장력을 유지하고 있는 것으로 확인되었다.
PS 강봉은 긴장력을 도입한 이후에 그라우트 모르타르에 의해 교대와 일체화되었기 때문에, PS 강봉에 작용하는 축방향 변형률은 밑판에서 멀어질수록 교대와 PS 강봉과의 부착력에 의해 점차 감소하는 경향을 보인다. 하중이 증가하면서 PS 강봉의 축력이 전달되는 깊이가 점차 증가하는 경향을 보이지만, 설계하중을 다소 초과하는 489 kN의 하중이 재하되는 시점까지는 PS 강봉에 작용하는 축력이 밑판에서 약 400 mm 떨어진 지점 이상으로 전달되지 못하는 것으로 나타났다. 즉, PS 강봉에 긴장력을 도입하고 그라우팅을 실시한 이후, 외력에 의해 경간 외측의 인장 정착단에 추가적으로 발생하는 하중은 거의 없다고 할 수 있다.
후속연구
따라서, PIC 거더교를 실교량에 적용하기에 앞서, PS강봉으로 일체화되는 거더-교대 접합부의 일체화 성능에 대한 검토가 선행되어야 할 것이다.
4) 바닥판 및 교대의 상부의 균열에 대한 사용성을 확보하기 위해서는, 교대 내측에 배치된 철근을 통해 전달되는 인장력으로 고려하여, 일정한 구간에 걸쳐균열폭을 제어하기 위한 철근을 배근하여야 할 필요가 있다. 실물모형실험체와 같이, 교대의 상부의 일정구간에 걸쳐 철근이 배근되어 있는 경우, 균열에 대한 사용성을 확보할 수 있을 것이다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
강합성 라멘교는 무엇인가?
강합성 라멘교는 강합성 거더를 기존 RC 라멘교의 상부구조에 적용한 형식으로, 구조적 효율을 향상시키기 위한 연구가 지속적으로 이루어지고 있다.14-16) 이들 연구에서 제안한 강합성 라멘교의 거더-교대 접합부는 강재거더를 교대 내부에 매립하는 시공상세를 갖는데, 이러한 거더-교대 접합부는 시공상세가 다소 복잡하고 강재거더를 매립하는 형태에 따라 강재량이 증가하여 교량건설비용이 증가하는 요인이 될 수 있다.
교대 일체식 교량은 무엇인가?
교대 일체식 교량(integral bridge)은 유지관리의 주된 원인으로 지적되고 있는 신축이음과 교량받침을 배제한 교량형식으로, 우리나라에 비해 교량 건설 역사가 오래된 미국과 캐나다에서는 신축이음이 있는 기존 교량의 대안으로 교대 일체식 교량이 널리 적용되고 있으며,1-6) 건설되어 있는 인테그럴브릿지의 거동을 바탕으로 장기적인 거동에 관한 연구가 수행되고 있다.7,8)
PIC 거더교가 현장작업이 간결해지는 장점을 갖는 이유는 무엇인가?
5와 같이 거더와 교대를 PS 강봉으로 체결하여 일체화시키는 상세를 갖는다. 즉, 거더를 교대 전면에 거치한 이후 교대를 관통하여 배치되는 PS 강봉에 긴장력을 도입함으로써 거더와 교대를 일체화하기 때문에 현장작업이 간결해지는 장점을 갖는다.
참고문헌 (19)
Burke, Jr. M. P., "Integral Bridge Design is on the Rise," AISC Modern Steel Construction, Vol. 30, No. 4, 1990, pp. 9-11.
Burke, Jr. M. P., "Bridge Deck Joints, In: NCHRP Synthesis of Highway Practice," No 141, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, DC, USA, 1988.
Wolde-Tinsae, A. M., Klinger, J. E., and Mullangi, R., "Bridge Deck Joint Rehabilitation or Retrofitting, Final Report," Department of Civil Engineering, Maryland University, College Park, MD, USA, 1988, 284 pp.
Steiger, D. J., "Jointless Bridges Provide Fuel for Controversy," Roads and Bridges, Vol. 31, No. 11, 1993, pp. 48-54.
Burke, Jr. M. P., "Integral Bridges, In: Transportation Research Record," No. 1275, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, DC, USA, 1990, pp. 53-61.
Soltani, A. A. and Kukreti, A. R., "Performance Evaluation of Integral Abutment Bridges. In: Transportation Research Record," No. 1371, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, DC, USA, 1992, pp. 17-25.
Kim, W. and Laman, J. A., "Numerical Analysis Method for Long-Term Behavior of Integral Abutment Bridges," Engineering Structures, Vol. 32, Issue 8, 2010, pp. 2247-2257.
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