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문제 정의
- CFT 구조에서 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동과 충전 콘크리트에 의한 합성효과를 분석하기 위한 목적으로 강관 두께와 직경 및 전단지간비를 달리하는 6종류의 실험체에 대한 휨 실험을 수행하였다. 각 실험체의 거동을 계면거동을 고려하는 비선형 유한요소해석을 통해 예측하였으며 실험결과와 예측결과의 비교를 통해 CFT의 휨거동에 관한 다음의 결론을 얻었다.
- 5는 이러한 변형률게이지의 배치를 보여준다. 그림에서 축 방향 게이지 ①~⑥은 강관의 지점으로부터 중앙으로 축방향 변형률의 변화를 계측하며, ①~④의 횡 방향 게이지는 강관의 구속효과를 관찰할 목적으로 설치하였다. 하중 재하판 부근에 설치된 게이지 ③은 중앙부 순수 휨 모멘트 구간에서 강관 구속에 의한 콘크리트 구속효과가 발생하는 지의 여부를 분석하기 위해 목적으로 횡 방향 게이지만을 설치하였다.
- 본 논문에서는 강관에 의한 충전 콘크리트의 구속효과와 강관과 충전재 간의 계면에서 계면슬립의 발생여부를 확인하기 위해 CFT를 제작하여 휨 실험을 수행하였으며, 콘크리트와 강재의 재료비선 형성과 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동을 고려하는 유한요소해석을 수행하였다. 실험체는 Φ100mm와 Φ200mm의 두 종류 강관으로 제작하였으며, 각 관경의 경우에 대해 전단지간을 달리하는 세 종류의 실험체를 제작하여 관경과 전단지간의 변화에 따른 강관과 충전콘크리트 간의 상호작용을 강관-콘크리트 계면 거동을 중심으로 분석하였다.
- 하중 재하판 부근에 설치된 게이지 ③은 중앙부 순수 휨 모멘트 구간에서 강관 구속에 의한 콘크리트 구속효과가 발생하는 지의 여부를 분석하기 위해 목적으로 횡 방향 게이지만을 설치하였다. 중앙부의 게이지 ④는 강관과 콘크리트사이 파괴 및 계면거동에 의한 전단변형률의 발생 여부를 분석할 목적으로 설치하였다. Fig.
제안 방법
- CFT 실험체 내부 콘크리트의 균열 진행을 관찰하기 위한 목적으로 중립축의 변화를 중앙단면 상부와 중간 높이 및 하부에 부착된 축 방향 변형률게이지의 계측값과 유한요소해석에 의한 예측값을 통해 관찰하였다. T1L 및 T2L 실험체에 대한 중립축의 변화를 각각 보여주고 있는 Figs.
- CFT 실험체의 강관과 충전 콘크리트 간의 슬립거동 발생 유무를 확인하기 위해 T1L, T1S, T2L, T2S 실험체의 1, 2, 3, 4 단면에서(Fig. 5) 발생하는 슬립변위를 유한요소해석결과로부터 분석하였다. Fig.
- CFT의 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동이 발생하는 경우에 강관 양 단부에서 압출되는 충전 콘크리트의 압출변위량을 계측할 목적으로 양 단부 충전 콘크리트 표면의 상연으로부터 Φ100mm 경우에 22mm, Φ200mm 경우에 38mm 떨어진 위치에 축 방향으로 LVDT를 Fig. 6(b)와 같이 설치하였다.
- T1L, T1M, T1S의 Φ100mm 실험체와 T2L, T2M, T2S의 Φ200mm 실험체를 포함한 6 종류의 실험체의 휨 거동을 강재와 콘크리트의 비선형 재료성질 및 강-콘크리트 계면의 계면거동을 고려한 유한요소해석을 통해 예측하였다.
- CFT 구조에서 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동과 충전 콘크리트에 의한 합성효과를 분석하기 위한 목적으로 강관 두께와 직경 및 전단지간비를 달리하는 6종류의 실험체에 대한 휨 실험을 수행하였다. 각 실험체의 거동을 계면거동을 고려하는 비선형 유한요소해석을 통해 예측하였으며 실험결과와 예측결과의 비교를 통해 CFT의 휨거동에 관한 다음의 결론을 얻었다.
- 강관과 콘크리트 간의 계면은 두께 ‘0’을 갖는(0-thickness) 8절점 계면요소를 사용하여 유한요소 모델링하였다.
- 강관내부 콘크리트의 축 방향 응력의 길이 방향 변화에 따른 강관과 콘크리트 간의 응력 간섭에 대한 영향을 분석할 목적으로 축 및 횡 방향 변형률 게이지를 실험체의 길이 방향을 따라 강관 표면에 부착하였다. 탄성역학적으로 실험체 중앙부는 전단거동이 발생하지 않는 영역이나 슬립 거동이 발생하는 경우에 이로 인한 계면거동의 발생여부를 분석할 목적으로 실험체 지간의 중앙단면에서 상연, 1/2 높이, 하연에 1 방향 변형률 게이지 대신에 Rosette 게이지를 부착하였다.
- 5mm의 두 종류 강재에 대한 항복응력 및 탄성계수는 Table 1에 정리하였다. 강관내부의 충전 콘크리트는 강관을 연직방향으로 세우고 벽체에 고정한 후에 콘크리트를 5회에 걸쳐 타설하였으며, 타설한 후에는 강관 개구부에 비닐을 24시간 동안 덮어 수분증발을 방지하였고, 비닐을 제거한 후에 부직포를 덮은 후에 습윤조건으로 양생하였다.
- 강관에 의한 충전콘크리트의 구속효과를 푸아송비를 의미하는 축방향 변형률(εa)과 횡방향 변형률(εl)의 관계를 통해 추가 분석을 수행하였다.
- 실험은 변위 및 하중제어가 가능한 1,000kN 용량의 UTM을 사용하여 4절점 휨 실험으로 변위제어를 통해 수행하였다. 계측자료는 데이터 수집 장치를 이용하여 매 2초 마다 수집 및 저장되도록 하였다. Fig.
- 콘크리트 충전에 의한 저항강도 증가효과를 분석하기 위해 단면해석법에 의한 저항강도를 계산하였다. 단면해석법에 의한 저항강도계산은 콘크리트 횡방향 체적변화에 대한 강관의 구속효과를 고려하지 않고 콘크리트 압축강도만을 고려하여 단면 휨 저항능력을 평가하였다. 이러한 해석을 통해 얻어지는 휨 강도는 실험을 통해 얻어지는 휨 강도와 비교함으로써 강관의 구속에 의한 콘크리트 구속압의 존재여부에 대한 판별과 그 크기의 추정에 대한 근거를 제공하는 역학적 의미를 갖고 있다.
- 두 종류의 강관 실험체에 대해 전단지간의 변화에 따른 강-콘크리트 계면의 계면슬립 정도를 분석하기 위해 세 종류의 전단지간비(1:1.25:1.67)를 고려하여 Φ100mm 강관 경우에는 하중점으로부터 192mm, 240mm, 320mm (1:1.25:1.67)의 세 위치에 지점을 설치하였으며, Φ200mm 경우에는 하중점으로부터 384mm, 480mm, 640mm (1:1.25:1.67)의 세 위치에 지점을 설치하였다.
- 85fck와 강재의 압축저항으로 구성되는 압축력과 인장부 강재의 인장력으로 성립되는 평형관계를 통해 계산하였다. 또한 충전콘크리트를 고려함 없이 단지 강관만이 저항하는 휨 모멘트를 계산하여 충전 콘크리트에 의한 단면강도증가 효과를 계산하였다.
- 여기서 하중의 변화는 최대 하중에 대한 현재 하중의 비로서 표시하였다. 실험값에 근거한 중립축은 상, 중, 하 위치에서 계측된 변형률 가운데 상과 중, 중과 하, 상과 하의 세 경우 각각에서 계산된 중립축 위치를 평균하여 결정하였다. 그림으로부터 초기하중 하에서 강관의 중간 높이에 위치한 중립축은 하중의 증가에 따른 균열발생과 진행에 따라 상부로 이동하는 결과를 보여준다.
- 실험은 변위 및 하중제어가 가능한 1,000kN 용량의 UTM을 사용하여 4절점 휨 실험으로 변위제어를 통해 수행하였다. 계측자료는 데이터 수집 장치를 이용하여 매 2초 마다 수집 및 저장되도록 하였다.
- 이때 하중판 근처에서 게이지는 국부좌굴의 발생 가능성 때문에 Φ100mm 경우에 20mm, Φ200mm 경우에 40mm 떨어진 위치에 게이지를 부착하였다. 실험체 지간 중앙 하단부에는 LVDT를 설치하여 휨 하중에 의한 중앙부 최대처짐을 계측하도록 하였다.
- 실험체는 Φ100mm와 Φ200mm의 두 종류 강관으로 제작하였으며, 각 관경의 경우에 대해 전단지간을 달리하는 세 종류의 실험체를 제작하여 관경과 전단지간의 변화에 따른 강관과 충전콘크리트 간의 상호작용을 강관-콘크리트 계면 거동을 중심으로 분석하였다.
- , 2011) 적용하여 계면상의 탈-부착과 슬립전단을 정의하였다. 실험체로부터 계측된 하중-축변형률, 하중-횡방향변형률, 중립축의 변화를 통해 거더의 계면 상에서 계면슬립과 강관 구속효과의 발생여부를 관찰하였다. 유한요소해석에서 요구되는 계면의 물성값은 Lee et al.
- , 2011)을 적용한 탄-소성 구성모델을 사용하여 모델링하였다. 실험체의 종 및 횡 방향 대칭성으로 인해 전체형상의 1/4을 고려하여 콘크리트는 절점 당 3개의 변위 자유도를 갖는 8절점 3차원요소, 강재는 절점 당 6개의 자유도를 갖는 4절점 3차원 쉘 요소를 사용하여 각각 유한요소 모델링하였다. 강관과 콘크리트 간의 계면은 두께 ‘0’을 갖는(0-thickness) 8절점 계면요소를 사용하여 유한요소 모델링하였다.
- 실험체로부터 계측된 하중-축변형률, 하중-횡방향변형률, 중립축의 변화를 통해 거더의 계면 상에서 계면슬립과 강관 구속효과의 발생여부를 관찰하였다. 유한요소해석에서 요구되는 계면의 물성값은 Lee et al. (2009) and Lee et al. (2011)에 의해 제시된 값을 적용하였으며, 계면거동을 고려하지 않은 경우에 대한 해석을 별도로 수행하여 계면거동을 고려하는 경우의 해석결과와 비교를 통해 실험체의 거동을 분석하였다.
- 9는 휨 실험을 수행한 6종류의 휨 실험체로부터 계측된 하중-처짐결과를 유한요소해석에 의해 예측된 하중-처짐결과와 비교하고 있으며, Table 3은 실험체에 대한 실험(test), 유한요소해석(FEM), 단면해석(sectional analysis, sec anal)에 의한 휨 강도의 측정값과 예측값을 각각 비교하고 있다. 유한요소해석의 경우에는 계면거동을 고려하는 경우(FEM with int)와 계면거동을 고려하지 않는 경우(FEM w/o int)의 두 경우에 대해 해석을 수행하여 비교하였다.
- 강관내부 콘크리트의 축 방향 응력의 길이 방향 변화에 따른 강관과 콘크리트 간의 응력 간섭에 대한 영향을 분석할 목적으로 축 및 횡 방향 변형률 게이지를 실험체의 길이 방향을 따라 강관 표면에 부착하였다. 탄성역학적으로 실험체 중앙부는 전단거동이 발생하지 않는 영역이나 슬립 거동이 발생하는 경우에 이로 인한 계면거동의 발생여부를 분석할 목적으로 실험체 지간의 중앙단면에서 상연, 1/2 높이, 하연에 1 방향 변형률 게이지 대신에 Rosette 게이지를 부착하였다. 이때 하중판 근처에서 게이지는 국부좌굴의 발생 가능성 때문에 Φ100mm 경우에 20mm, Φ200mm 경우에 40mm 떨어진 위치에 게이지를 부착하였다.
- 그림에서 축 방향 게이지 ①~⑥은 강관의 지점으로부터 중앙으로 축방향 변형률의 변화를 계측하며, ①~④의 횡 방향 게이지는 강관의 구속효과를 관찰할 목적으로 설치하였다. 하중 재하판 부근에 설치된 게이지 ③은 중앙부 순수 휨 모멘트 구간에서 강관 구속에 의한 콘크리트 구속효과가 발생하는 지의 여부를 분석하기 위해 목적으로 횡 방향 게이지만을 설치하였다. 중앙부의 게이지 ④는 강관과 콘크리트사이 파괴 및 계면거동에 의한 전단변형률의 발생 여부를 분석할 목적으로 설치하였다.
- 이러한 해석을 통해 얻어지는 휨 강도는 실험을 통해 얻어지는 휨 강도와 비교함으로써 강관의 구속에 의한 콘크리트 구속압의 존재여부에 대한 판별과 그 크기의 추정에 대한 근거를 제공하는 역학적 의미를 갖고 있다. 휨 강도와 중립축의 위치는 압축부 콘크리트의 강도 0.85fck와 강재의 압축저항으로 구성되는 압축력과 인장부 강재의 인장력으로 성립되는 평형관계를 통해 계산하였다. 또한 충전콘크리트를 고려함 없이 단지 강관만이 저항하는 휨 모멘트를 계산하여 충전 콘크리트에 의한 단면강도증가 효과를 계산하였다.
대상 데이터
- Φ200mm 실험체의 경우에는 길이 2m, 실제 외경 Φ216mm, 두께 5.5mm 강관 내부에 콘크리트를 채워 6개의 CFT를 제작하였다.
- 실험에 사용된 충전 콘크리트의 재령 28일에 측정된 압축강도, 탄성계수, 푸아송비는 각각 27MPa, 27,200MPa, 0.22이며, 실험체 제작에 사용된 4.5mm와 5.5mm의 두 종류 강재에 대한 항복응력 및 탄성계수는 Table 1에 정리하였다. 강관내부의 충전 콘크리트는 강관을 연직방향으로 세우고 벽체에 고정한 후에 콘크리트를 5회에 걸쳐 타설하였으며, 타설한 후에는 강관 개구부에 비닐을 24시간 동안 덮어 수분증발을 방지하였고, 비닐을 제거한 후에 부직포를 덮은 후에 습윤조건으로 양생하였다.
- 실험체는 Φ100mm 실험체의 경우에는 길이 1m, 실제 외경 Φ114mm, 두께 4.5mm의 강관 내부에 콘크리트를 채움한 CFT 를 6개 제작하였다.
- 실험체는 Φ100mm와 Φ200mm의 두 종류 직경을 갖는 강관으로 총 12개를 제작하였다.
이론/모형
- 실험체는 Φ100mm와 Φ200mm의 두 종류 강관으로 제작하였으며, 각 관경의 경우에 대해 전단지간을 달리하는 세 종류의 실험체를 제작하여 관경과 전단지간의 변화에 따른 강관과 충전콘크리트 간의 상호작용을 강관-콘크리트 계면 거동을 중심으로 분석하였다. 강-콘크리트 간의 계면 구성모델은 파괴에너지에 근거한 쌍곡선 파괴규정을(Lee et al., 2009; Lee et al., 2011) 적용하여 계면상의 탈-부착과 슬립전단을 정의하였다. 실험체로부터 계측된 하중-축변형률, 하중-횡방향변형률, 중립축의 변화를 통해 거더의 계면 상에서 계면슬립과 강관 구속효과의 발생여부를 관찰하였다.
- T1L, T1M, T1S의 Φ100mm 실험체와 T2L, T2M, T2S의 Φ200mm 실험체를 포함한 6 종류의 실험체의 휨 거동을 강재와 콘크리트의 비선형 재료성질 및 강-콘크리트 계면의 계면거동을 고려한 유한요소해석을 통해 예측하였다. 강관과 콘크리트의 재료 비선형성은 von Mises 파괴규준을 이용한 탄-소성 구성모델과 Lee et al. (2010)의 비등방성 탄-소성 구성모델을 사용하여 각각 모델링하였으며, 강관과 충전 콘크리트의 계면거동은 파괴에너지에 기반한 쌍곡선 파괴규준(Lee et al., 2011)을 적용한 탄-소성 구성모델을 사용하여 모델링하였다. 실험체의 종 및 횡 방향 대칭성으로 인해 전체형상의 1/4을 고려하여 콘크리트는 절점 당 3개의 변위 자유도를 갖는 8절점 3차원요소, 강재는 절점 당 6개의 자유도를 갖는 4절점 3차원 쉘 요소를 사용하여 각각 유한요소 모델링하였다.
- 강관과 콘크리트 간의 계면은 두께 ‘0’을 갖는(0-thickness) 8절점 계면요소를 사용하여 유한요소 모델링하였다. 강재와 콘크리트 계면의 물성값은 강-콘크리트 계면 간의 부착 경우와 비부착 경우에 대해 실험을 수행하여 계면의 물성값을 제시한 Lee et al. (2009) and Lee et al. (2011)의 연구에 근거하여 결정하였으며, 그 결과를 Table 2에 나타냈다. 여기서, Φumax는 비부착 계면의 마찰계수, Φres는 계면의 잔류마찰계수, bmax는 강판과 콘크리트사이의 최대 부착응력, kmax는 최대 곡률계수, η는 마찰각 구분계수, GfI는 파괴 모드Ⅰ의 파괴에너지 방출률, GfbII는 부착슬립시 모드Ⅱ의 파괴에너지 방출률, GfuII는 비부착 슬립시 모드 Ⅱ의 파괴에너지 방출률을 각각 의미한다.
- 콘크리트 충전에 의한 저항강도 증가효과를 분석하기 위해 단면해석법에 의한 저항강도를 계산하였다. 단면해석법에 의한 저항강도계산은 콘크리트 횡방향 체적변화에 대한 강관의 구속효과를 고려하지 않고 콘크리트 압축강도만을 고려하여 단면 휨 저항능력을 평가하였다.
성능/효과
- (1) CFT의 휨 파괴는 단면 하부 강관이 항복변형률에 먼저 도달하고, 중립축의 상승과 더불어 내부 충전 콘크리트 인장균열이 상부로 성장하며, 상부 강관이 항복변형률에 도달하면서 하중처짐관계가 급격한 비선형성을 나타낸 후 상연 콘크리트가 압축파괴 변형률에 도달하는 과정으로 진행되었다.
- (2) 휨 하중 하에서 CFT의 강관은 충전 콘크리트에 대한 구속효과는 거의 존재하지 않았으며, CFT의 휨 강도는 단면해석법에 의해 적절하게 평가될 수 있음을 확인하였다.
- (3) 단면 상부에서 강관의 축방향 변형률에 대한 횡방향 변형률의 비는 선형거동 영역에서 강재의푸아송비와 비슷한 0.31이었고, 강관 변형율이 항복변형률에 도달하면서 횡방향 변형률과 축방향 변형률의 비는 0.5이상으로 증가하였으며 이는 휨 압축응력에 의한 충전 콘크리트의 체적팽창 현상에 원인이 있는 것으로 판단된다.
- (4) 실험과 유한요소해석을 통해서 단부 콘크리트의 압출이 발생하지 않았음을 확인하였으나 강관과 충전 콘크리트 간에는 계면슬립이 발생하는 것을 계면 유한요소해석을 통해 확인하였다.
- (5) 유한요소해석을 통해 계면슬립변위는 하중점 부근에서 최대로 발생하며 단부에 가까울수록 감소함을 확인하였고, 하중점 부근의 계면슬립변위가 전단지간 내에서 충분히 억제되어 단부에서 충전 콘크리트의 압출이 억제되는 것으로 분석되었다.
- 15는 네 실험체에서 발생하는 계면 슬립변위를 보여준다. 네 실험체 모두 실험체 중앙단면인 4번 단면에서 계면슬립은 발생하지 않으며, 2번과 3번 단면의 경우에는 계면슬립 발생초기에 비슷한 크기로서 슬립거동이 진행되나 강관의 항복단계에 이르러서 3번 단면의 계면슬립거동이 급격하게 발생하며 2번 단면에서의 계면슬립은 정지 혹은 감소하는 결과를 보여준다. 이러한 결과는 하중 작용점 내의 구간에 위치한 3번 단면이 2번 단면에 비해 큰 휨 모멘트를 받아 먼저 항복하여 이후 급격히 변형이 증가하는 과정에서 충전 콘크리트 간에 상대적 슬립변위는 증가하며, 이로 인해 2번 단면에서의 슬립거동이 감소 혹은 정지 되는 것으로 이해된다.
- 11은 T1L, T1S, T2L, T2S 네 경우 실험체의 중앙부 상부로부터 하부에 부착된 변형률게이지의 계측값과 예측값을 비교하고 있다. 네 실험체 모두 실험체 하부의 변형률이 항복변형률에 도달한 후 단면 중간 위치 게이지의 변형률은 거의 0로부터 점차 인장으로 증가하는 결과를 보여주고 있다. 이러한 결과는 단면 중립축 상부의 강관과 콘크리트에 의한 압축력과 하부의 강관에 의한 인장력이 만드는 힘의 평형관계에 의해 설명된다.
후속연구
- (2012)은 강재와 콘크리트의 재료 비선형성과 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동을 고려하는 유한요소해석을 수행하였다. 해석은 d/t와 강관의 구속효과를 고려하였으며, 해석결과를 통해 CFT의 강-콘크리트 합성작용을 d/t와 휨 강도 및 좌굴하중 간의 관계로서 설명하고 있으나 강관의 구속효과에 관련한 강관-콘크리트 계면 간의 계면슬립거동에 대한 추가적인 분석의 필요성이 제기된다. 이러한 단 지간 휨 부재로서의 CFT에 대한 연구 이외에 연속 지간 휨 부재로서 CFT에 관한 연구가 Kang et al.
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