본 연구에서는 고강도 강관과 PHC pile을 활용한 흙막이 버팀보의 좌굴거동과 설계를 수행하였다. 조립기둥의 형식 세가지와, 연결방식, 버팀보의 전체길이(30m, 60m, 90m)에 따라 다양한 버팀보 시스템에 대한 좌굴해석을 하였고, 주부재의 국부좌굴 및 전체좌굴, 사재좌굴에 대해 유한요소해석을 통해 계산된 좌굴하중을 엄밀해와 비교분석하였다. 고강도강관 설계가이드와 PHC pile로 조립된 기둥의 P-M상관도를 활용하여 조립기둥의 설계를 수행하였다.
본 연구에서는 고강도 강관과 PHC pile을 활용한 흙막이 버팀보의 좌굴거동과 설계를 수행하였다. 조립기둥의 형식 세가지와, 연결방식, 버팀보의 전체길이(30m, 60m, 90m)에 따라 다양한 버팀보 시스템에 대한 좌굴해석을 하였고, 주부재의 국부좌굴 및 전체좌굴, 사재좌굴에 대해 유한요소해석을 통해 계산된 좌굴하중을 엄밀해와 비교분석하였다. 고강도강관 설계가이드와 PHC pile로 조립된 기둥의 P-M상관도를 활용하여 조립기둥의 설계를 수행하였다.
The design and buckling behavior of earth retaining system supported by high strength steel pipe and PHC pile under compression is presented in this study. Buckling analysis of various strut system was investigated according to the strut total length(30m, 60m, 90m), three types of built-up columns a...
The design and buckling behavior of earth retaining system supported by high strength steel pipe and PHC pile under compression is presented in this study. Buckling analysis of various strut system was investigated according to the strut total length(30m, 60m, 90m), three types of built-up columns and connection condition. Buckling loads calculated by F.E analysis was compared with the theoretical solution corresponding to diagonal buckling mode, local and global buckling mode of main strut. The design of the built-up column struts are performed based on design guide for high strength steel pipes and P-M diagram for built-up column with two PHC pile section.
The design and buckling behavior of earth retaining system supported by high strength steel pipe and PHC pile under compression is presented in this study. Buckling analysis of various strut system was investigated according to the strut total length(30m, 60m, 90m), three types of built-up columns and connection condition. Buckling loads calculated by F.E analysis was compared with the theoretical solution corresponding to diagonal buckling mode, local and global buckling mode of main strut. The design of the built-up column struts are performed based on design guide for high strength steel pipes and P-M diagram for built-up column with two PHC pile section.
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문제 정의
본 논문에서는 STKT590 고강도 강관과 PHC pile을 활용한 조립기둥형식을 갖는 흙막이 버팀보의 좌굴거동을 분석 하였고, 이를 이용하여 버팀보의 길이, 연결형식 및 조립형태에 따른 흙막이 버팀보의 설계축력을 산정하였다. 이로부터 다음과 같은 결론을 도출하였다.
본 논문에서는 고강도 강관 및 PHC Pile이 압축부재로 사용된 흙막이 버팀보에서 조립기둥의 형태에 따른 좌굴거동에 대한 영향을 평가하였다. 흙막이 버팀보를 구성하는 단부 사재 및 주부재의 국부좌굴하중 그리고 버팀보의 전체 좌굴하중을 유한요소해석 및 엄밀해로부터 산출하여 전체길이, 연결형식, 조립형태에 따른 강도를 계산하였고, 이를 바탕으로 고강도 강관의 설계 기준에 부합하는 사재좌굴, 주부재 국부좌굴, 버팀보의 전체좌굴에 대응하는 흙막이 버팀보의 설계축력을 도출하였다.
제안 방법
13(b)에서 조립기둥의 주부재에 국부적인 좌굴을 발생시키는 하중에 대한 설계축력은 Fig. 11(a)의 단일 단면에 대한 PHC pile의 축력-휨모멘트 상관도를 사용하여 도출하였다. Fig.
3장의 유한요소 해석결과를 활용하여 설계결과를 도출하였다. 고강도 강관을 사용한 버팀보는 4.
14에 나타내었다. 5.1과 5.2의 설계결과에서 Rigid모델과 Hinge모델의 설계축력의 오차가 크지 않으므로 Rigid모델에 대해서 주부재의 재질에 따른 설계축력의 차이를 비교하였다. Fig.
Fig. 2의 세 가지 버팀보 형식(Case1, Case2, Case3), Fig. 6의 두 가지 연결형식(Rigid, Hinge), 주부재의 종류(강관, PHC pile), 버팀보의 길이(30m, 60m, 90m)에 따라 구분하여 좌굴해석을 수행하였고, Fig. 7과 같이 각각의 좌굴모드에 대한 버팀보의 좌굴하중을 도출하였다.
3장의 유한요소 해석결과를 활용하여 설계결과를 도출하였다. 고강도 강관을 사용한 버팀보는 4.1의 고강도 강관의 설계기준을 이용하여 수행하였으며 4.2의 PHC pile의 설계를 활용하여 PHC pile을 사용한 버팀보의 설계를 하였다.
커플러를 활용한 경우 강관버팀보의 이음부는 강관의 압축성능을 저하시키지 않으며 좌굴응력은 일정하다는 연구가 발표되었다[12]. 따라서 본 연구에서는 Fig. 2(d)와 같이 기존의 커플러를 수직재와 사재를 연결할 수 있도록 개선하여 조립식 흙막이 버팀보에 활용하였다.
모든 부재는 서로 고장력 볼트로 체결되고, Fig. 6과 같이 실제 시공에서 압축부재와 흙막이 벽의 연결을 고려하여 단부(SB)와 주부재는 서로 Hinge 연결을 하였고, 수직재와 사재의 연결방식은 Rigid연결과 Hinge연결 두 가지 연결형식에 따른 좌굴거동의 비교를 하였다.
본 논문에서는 Fig. 10과 같이 변형 전․후 단면은 평면을 유지한다는 보이론의 기본가정을 도입하여 P-M상관도를 도출하였다.
조립기둥에서 연결재의 연결방식 및 주부재의 종류에 따른 좌굴하중을 분석하기위해 MIDAS Civil을 사용하여 좌굴 해석을 수행하였다. 실제 시공단계에서는 면외로 발생되는 좌굴을 제어하기 위한 수직중간파일이 설치되므로 해석에서는 X-Y 평면 거동만 허용하였고, 주부재의 축방향을 X축, 횡방향을 Y축으로 설정하였다.
조립기둥에서 연결재의 연결방식 및 주부재의 종류에 따른 좌굴하중을 분석하기위해 MIDAS Civil을 사용하여 좌굴 해석을 수행하였다. 실제 시공단계에서는 면외로 발생되는 좌굴을 제어하기 위한 수직중간파일이 설치되므로 해석에서는 X-Y 평면 거동만 허용하였고, 주부재의 축방향을 X축, 횡방향을 Y축으로 설정하였다.
에 국부좌굴을 고려하지 않은 허용 압축응력이 제시되어있다. 조립기둥의 형식에 따라 좌굴을 발생시키는 하중에 대한 세장비를 식 (11)로 산정하고 설계가이드에 제시된 허용축방향 압축응력을 적용하여 각각의 좌굴모드에 따른 설계하중을 도출하였다.
5에서 지점조건은 가력부(ⓐ,ⓑ,ⓒ,ⓓ)에서는 종방향(X축)변위가 발생하도록 하였고, 중앙부(ⓔ,ⓕ)에서는 좌우 대칭적인 좌굴모드를 발생시키기 위해 X축 변위를 고정하였다. 하중조건은 중심 축하중을 받을 수 있도록 ⓐ,ⓒ지점에 0.5kN, ⓑ,ⓓ지점에 -0.5kN의 하중을 재하하였다. 해석모델의 모든 부재는 보요소가 사용되었으며 사용된 부재의 제원은 Table 1과 같다.
본 논문에서는 고강도 강관 및 PHC Pile이 압축부재로 사용된 흙막이 버팀보에서 조립기둥의 형태에 따른 좌굴거동에 대한 영향을 평가하였다. 흙막이 버팀보를 구성하는 단부 사재 및 주부재의 국부좌굴하중 그리고 버팀보의 전체 좌굴하중을 유한요소해석 및 엄밀해로부터 산출하여 전체길이, 연결형식, 조립형태에 따른 강도를 계산하였고, 이를 바탕으로 고강도 강관의 설계 기준에 부합하는 사재좌굴, 주부재 국부좌굴, 버팀보의 전체좌굴에 대응하는 흙막이 버팀보의 설계축력을 도출하였다. 또한 PHC pile이 활용된 조립기둥의 P-M상관도를 작성하고 이를 이용하여 주부재가 PHC pile인 경우 버팀보의 압축강도에 대한 설계를 수행하여 적용 가능성을 확인하였다.
대상 데이터
굴착면의 토압을 지지하기위하여 H 형강에 강선을 배치하여 프리스트레스를 도입한 가시설 공법(IPS, Inovative Prestressed Support)을 이용하여 버팀보의 수를 대폭 줄이고 설치간격을 늘려서 지하공간에서의 작업환경을 개선할 수 있다[11]. 기존의 IPS 공법에서 케이블 지점부에 설치되는 버팀보는 H-형강이 상부 덮개판과 함께 사용되었다. 하지만 Fig.
PHC pile은 KS규격인 KSF 4306에 제시된 표준규격을 사용하였다. 제원은 외경 406mm, 두께 65mm, 콘크리트압축강도 78.5MPa이다. PHC pile에 사용된 PC강봉은 일정한 간격으로 원형배근이 되어있다.
조립기둥의 전체길이 L은 30m, 60m, 90m 로 각각 모델링 하였으며 수직재의 간격 a는 5m로, 길이 b는 4m로 설정 하였다.
이론/모형
12는 STKT590 강관을 사용한 흙막이 버팀보의 조립기둥에 대한 설계결과이다. Fig. 12(a)는 사재에 좌굴을 발생시키는 하중에 대한 허용설계축력을 도로교 설계기준 (2010)에 의하여 계산하였다. Fig.
PHC pile에 사용된 PC강봉은 일정한 간격으로 원형배근이 되어있다. PHC pile의 P-M상관도 작성을 위한 부분원형 단면의 기하적 특성은 Hsiao의 연구 논문을[15] 참조하였다.
3(c)에서 주부재에 전체적인 좌굴을 발생시키는 좌굴하중은 기둥에 발생되는 전단변형의 효과로 인해 조립형태에 따라 달라진다. 또한 강관의 강종이나 두께, 길이, 반지름 등의 변화가 발생할 때 강관의 전단좌굴응력은 변화를 하며 이에 대한 연구를 마호성, 조광일[13] 이 매개변수해석을 통한 연구를 수행하였다. Fig.
13에 나타내었다. 사재(SM490) 에 좌굴을 발생시키는 하중에 대한 설계축력은 도로교 설계 기준(2010)의 표 3.3.2에 의하여 계산하였다. Fig.
성능/효과
(1) 본 논문에서 제시한 흙막이 버팀보 시스템의 좌굴거동에 대하여 전단변형효과를 고려한 이론식은 유한요소해석 결과와 잘 일치하며 버팀보 설계에 효과적으로 사용할 수 있다고 판단된다. 특히, 조립기둥의 길이가 증가할수록 주부재 전체좌굴거동에 대한 이론해는 유한요소해석 결과와 유사함을 확인하였다.
(2) 주부재가 고강도 강관으로 조립된 버팀보에서는 주부재 전체좌굴에 대한 설계축력이 조립기둥 전체의 압축강도를 결정하며 부재길이가 30m, 60m, 90m일 때 약 11,000kN～9,000kN이고, 연결형식 및 조립기둥형태에 따른 설계축력의 차이는 최대 5% 이내의 값을 가지는 것으로 산정되었다.
(3) PHC파일을 주부재로 활용한 버팀보는 단일단면 및 조립단면의 P-M상관도로부터 설계축력을 산정할 수 있으며, 장주효과를 고려한 확대모멘트 값이 크지 않아, 버팀보의 길이, 연결형식, 조립기둥 형태에 큰 영향을 받지 않고 수직재 사이에서 발생하는 주부재의 국부좌굴이 흙막이 버팀보의 설계축력을 결정하는 것으로 분석되었다.
조립기둥의 길이가 30m에서 60m, 90m로 증가함에 따라 확대모멘트의 값은 20%～40%의 증가를 보이지만, Fig. 11(b)의 P-M상관도에서 설계축력이 일정한 구간 ⓐ-ⓑ에 교차하므로 설계축력은 약 6,600kN으로 일정함을 확인하였다.
흙막이 버팀보를 구성하는 단부 사재 및 주부재의 국부좌굴하중 그리고 버팀보의 전체 좌굴하중을 유한요소해석 및 엄밀해로부터 산출하여 전체길이, 연결형식, 조립형태에 따른 강도를 계산하였고, 이를 바탕으로 고강도 강관의 설계 기준에 부합하는 사재좌굴, 주부재 국부좌굴, 버팀보의 전체좌굴에 대응하는 흙막이 버팀보의 설계축력을 도출하였다. 또한 PHC pile이 활용된 조립기둥의 P-M상관도를 작성하고 이를 이용하여 주부재가 PHC pile인 경우 버팀보의 압축강도에 대한 설계를 수행하여 적용 가능성을 확인하였다.
9(c) 와 같이 해석되었다. 버팀보의 전체길이가 30m, 60m일 때 는 강관이 약 10% 크고, 90m일때는 약 15% 강관이 크게 해석되어 전체좌굴모드인 경우 Hinge모델과 Rigid모델의 좌굴거동은 유사함을 확인하였다. 한편 Fig.
14(b)는 조립기둥에 전체적으로 좌굴을 발생시키는 하중에 대한 설계축력을 계산하였다. 조립기둥의 전체길이가 30m에서 주부재가 강관일때는 약 11,000kN이지만 PHC pile에서는 약 6,600kN으로 약 1.7배 큰 결과가 도출되었지만, 조립기둥의 전체길이가 증가함에 따라 90m에서는 강관에서 약 8,500kN, PHC pile에서는 약 6,500kN으로 약 1.3배의 차이로 길이의 증가에 따라 설계축력이 감소함을 나타냈다.
유한요소해석을 통한 좌굴해석 결과와 이론해를 비교하여 Table 2과 3에 나타내었다. 주부재가 전체적으로 좌굴이 발생하였을 때는 30m에서는 이론해와 유한요소해가 최대 16%까지 오차가 발생하지만 90m로 길이가 증가함에따라 이론해와 유한요소해의 차이는 약 3% 이내로 감소하였다.
Hinge 연결에서 강관과 PHC pile의 좌굴임계하중의 차이는 case1에서는 약 10%정도 강관이 크게 나타났지만 case2, case3에서는 1%이내로 유사하였다. 주부재에 국부적인 좌굴을 발생시키는 좌굴임계하중은 case1, case2, case3의 모든 버팀보의 조립형태에서 강관이 PHC pile보다 약 35% 크게 나타났다. 이는 강관의 휨강성이 PHC pile의 휨강성보다 약 35% 크기 때문이다.
이는 강관의 휨강성이 PHC pile의 휨강성보다 약 35% 크기 때문이다. 주부재에 전체적인 좌굴을 발생시키기 위한 압축력은 길이가 30m일때는 강관이 PHC pile보다 약 8% 크고, 60m에서는 약 12% 크고, 90m에서는 약 16% 크게 계산되었다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
원형강관의 문제점은?
건설현장에서 기초말뚝으로 주로 사용되는 PHC pile (Pretensioned spun High strength Concrete pile)은 원심력을 이용하여 만든 콘크리트 압축부재이다. 원형강관은 가격이 고가이고 길이가 길어질수록 내하력이 감소하는 문제가 발생한다. 하지만 PHC pile을 사용할 경우 콘크리트의 큰 압축 내하력으로 인해 효율적인 버팀부재의 사용이 가능하며, 원형강관보다 1/6 수준인 가격으로 인한 경제적인 효과를 기대할 수 있다.
PHC pile이란?
건설현장에서 기초말뚝으로 주로 사용되는 PHC pile (Pretensioned spun High strength Concrete pile)은 원심력을 이용하여 만든 콘크리트 압축부재이다. 원형강관은 가격이 고가이고 길이가 길어질수록 내하력이 감소하는 문제가 발생한다.
기존의 H-beam 버팀보 대신에 고강도 강관 파이프를 이용한 버팀보 공법이 사용되는 이유는?
버팀보에 압축재로써 주로 사용되는 H-beam은 굴착 심도가 깊어질수록 버팀보의 간격이 좁아지고, 이를 조립기둥으로 연결했을 경우 많은 수의 연결재가 체결되므로 공기 및 공사비를 높이는 원인이 되고 있다. 원형강관은 H-beam에 비해 단면형상이 원형으로 일정하여 강축, 약축의 구별이 없고, 좌굴과 비틀림에 대해 유리하다. 이에 따라 최근 기존의 H-beam 버팀보 대신에 고강도 강관 파이프를 이용한 버팀보 공법이 사용되고 있다.
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