2.1 구조해석 모델

본 연구는 기존의 폐합단면 강박스 거더를 개량하여 개구단면+폐합단면을 적용하고 지점부 하부플랜지에 고강도 콘크리트를 합성하여 이중합성 효과에 의한 형고 축소 및 강성 증가로 사용성능을 향상시켰다.

일반부(중앙부)의 경우 압축응력을 받는 상부플랜지는 개구단면을 적용하고 하부플랜지는 인장응력을 받도록 U형의 단면을 적용하였다.

연속지점부의 경우 인장응력을 받는 상부플랜지는 개구단면을 폐합시켜 상부플랜지 두께 증가를 최소화하였으며 하부플랜지에는 고강도 콘크리트를 합성하여 이중합성 단면으로 구성하였다(Saul, 1996). 콘크리트의 합성효과로 장기 공용에 문제가 없도록 전단연결재를 하부플랜지 및 웹 하단부의 콘트리트 합성 부위에도 설치하여 완전합성 거동하도록 하였다. 이중합성 단면 및 현장적용 사진은 Fig. 1과 같다.

Fig. 1

Double Composite of Concrete at the Intermediate Support

연속지점부 하부플랜지에 콘크리트 합성효과를 확인하기 위하여 FEM해석을 수행하였다. 검토 교량은 2@50 m 연속교로 슬래브 폭원은 10.44 m, 슬래브 두께는 0.24 m이며, 2주형으로 거더 형고는 2.2 m이다. 단면두께를 갖는 강박스는 판요소(plate element)로, 하부플랜지에 합성되는 고강도 콘크리트는 솔리드요소(solid element)로 하였으며, plate와 solid가 만나는 경계부분은 절점을 공유하였다. 시공단계는 하부플랜지에 콘크리트 합성단계로 하부콘크리트는 변단면으로 모델링하고, 상부슬래브는 하중 10.99 kN/㎡로 산정하여 상부플랜지에 등분포하중으로 재하 하였다. 단면제원은 Fig. 2 및 Table 1에 정리하였다.

Fig. 2

Design Section of Existing Case

Table 1

Geometric Properties

상부플랜지의 폭원은 연속지점부를 기준으로 하여 0~5 m 구간은 폐합단면으로 하고, 5~10 m 구간은 변화단면으로 2,850 mm → 500 mm로 하였으며, 나머지 구간은 500 mm를 적용하였다. 하부플랜지 폭원은 전구간 1,800 mm로 하여 U형의 개구제형 단면을 적용하였다. Fig. 3은 본 연구교량인 2@50 m에 대한 구조모델링으로 강재만의 단면이며, Fig. 4는 Fig. 3과 동일 단면제원에서 하부콘크리트를 합성한 모델링으로 지점부 부분만을 활성화시켜 보여주고 있다. 범용구조해석 프로그램인 MIDAS/ CIVIL을 사용하여 강재는 판요소, 콘크리트는 솔리드요소로 하였다. 두 요소의 경계면은 절점공유하여 각 요소의 변위가 같이 거동하도록 하였다(MIDAS Civil, 2006). 사용된 재료모델은 Table 2와 같다.

Fig. 3

Modelling (2@50 m, Steel Only)

Fig. 4

Modelling (2@50 m, Steel + Concrete)

Table 2

Materials of Modelling

2.2 이중합성 효과에 대한 구조해석 결과

연속지점부 내측 하부플랜지의 비합성 단면(강재단면)과 고강도 콘크리트를 합성한 이중합성 단면(강재+콘크리트)에 대한 응력효과를 비교하였으며, 구조해석 결과는 Figs. 5 및 6과 같다.

Fig. 5

Bending Stress at Pier (Steel Only)

Fig. 6

Bending Stress at Pier (Steel + Concrete)

연속지점부 상, 하부플랜지에 대한 응력 결과는 Table 3에 정리하였다. 하부플랜지의 압축응력은 비합성 단면(강재단면)에서 143.6 MPa이고, 합성 단면(강재+하부콘크리트)에서는 70.9 MPa로 대략 50% 정도 감소하였다. 이는 하부플랜지에 콘크리트 합성으로 인해 단면강성이 커지고 중립축 하향에 의한 영향으로 하부플랜지의 응력이 감소된 것으로 판단하였다. 이때, 상부플랜지 응력은 52.9 MPa에서 56.9 MPa로 약 7% 정도 증가하여 인장응력 증가에 의한 영향은 작은 것으로 판단하였다.

Table 3

Bending Stress at Pier

Fig. 7 및 Table 4에서 합성 단면 모델링의 경간 중앙부 하부플랜지의 인장응력은 비합성 단면에 비하여 5.1 MPa 작게 발생하므로 11% 정도 감소하였으며, 처짐은 비합성 단면에 비해서 9 mm 작게 발생하므로 14% 정도 감소하였다. 이는 지점부의 하부콘크리트 합성에 따른 효과로 중앙부에서 처짐이 감소하여 사용성능이 향상된 것으로 판단하였다.

Fig. 7

Stress and Deflection at Midpoint (Steel Only)

Table 4

Stress and Deflection at Midpoint

3.1 시험체 제원

앞에서 연속지점부 하부플랜지의 콘크리트 합성에 따른 응력의 효과를 구조해석으로 확인하였다. 이에 본 연구 교량에 대한 실물시험체의 품질을 확인하기 위하여 명지대 하이브리드 구조시험센터에서 시험체 제작 및 정적재하실험을 수행하였다. 하부콘크리트는 활하중 작용시 변곡점인 L/4 지점의 내측으로 0.2 L 구간에 설치하며, 시험센터 규모를 고려하여 시험체를 전장 20 m의 지점부 모델로 하였다. 시험체 중앙부에는 지점부 받침부를 설치하고 좌, 우 10 m 길이의 캔틸레버 구조로 하였다. 하중재하는 좌, 우 끝단에서 1.5 m 내측에 작용시키며 Actuator 2기를 사용하여 슬래브 합성전 시험체에서 하부콘크리트 합성 효과를 확인하였다. Fig. 8은 슬래브 합성전 실험전경이며, 하중재하블럭을 위치시키고 하중재하를 위해 Actuator를 설치하는 과정이다. 시험체 제원과 계측센서의 위치는 Table 5, Fig. 9와 같다.

Fig. 8

Experiment View (Before Slab Composition)

Table 5

Specifications (Before Slab Composition)

Fig. 9

Load and Measuring Sensor Location

슬래브 합성전 시험체의 하중재하 실험은 용량 5,000 kN의 Actuator 2기를 사용하여 2점 재하 하였으며, 정적재하실험은 좌‧우의 Actuator 각각 1,500 kN(합력 3,000 kN)까지 재하 후 실험을 종료하였다. 위 시험체는 슬래브 합성후 실험을 추가하므로, 탄성범위 내에서 하중 3,000 kN까지 재하 후 합성효과를 확인하였다. 하중 증가시 좌, 우 끝단의 처짐량 및 하부콘크리트 합성에 따른 변형률을 측정하였다. 이에 시험체와 동일조건으로 구조해석 수행하여 결과값을 비교하였다.

3.2 구조해석 모델

정적 재하하중에 따른 실계측치와 비교 검토하기 위하여 유한요소해석 프로그램을 통한 구조해석을 실시하였다. 해석 프로그램은 MIDAS/CIVIL을 사용하였고 모델링은 Fig. 10과 같다(MIDAS Civil, 2006).

Fig. 10

Structural Modeling (Before Slab Composition)

3.3 정적재하시험의 결과 분석

3.3.1 정적 처짐 측정 결과

정적 재하시험 결과 시험체 처짐량은 하중 증가에 따라 선형적으로 증가하는 경향을 보였고 좌·우의 처짐량은 대칭성을 보였다. 처짐량에 대해서 구조해석 결과와 시험체 실험결과를 Fig. 11과 Table 6에 정리하였다. 계측값은 좌·우의 대칭관계를 고려하여 평균값을 적용하였으며, 구조해석 결과와 처짐값 비교시 85% 정도로 실험결과가 다소 작은 경향을 보였다. 하중 증가별 처짐량 증가 비율은 유사한 선형관계로 판단하였다. Fig. 12는 구조해석 결과로 재하하중 3,000 kN에서 처짐량이 17.15 mm임을 보여주고 있다. 절대값으로 비교시 약간의 차이는 있으나 유사한 경향을 보이므로 실험치와 구조해석 결과의 변형률 값을 비교·분석 하는 것이 타당한 것으로 판단하였다.

Fig. 11

Deflection of the Load Test Specimen

Table 6

Deflection as a Result of the Test Specimen and Structural Analysis

Fig. 12

Deflection as a Result of Structural Analysis (Load 3,000 kN)

3.3.2 강재 및 콘크리트 변형률 측정 결과

정적 재하에 따른 변형률 측정 게이지 위치는 종단면도상 5개소이며, 하중재하시 강재 변형률은 하부플랜지 하부에서 측정하고, 하부콘크리트의 철근 변형률은 미리 설치된 콘크리트 내부의 철근에서 측정하였다. 측정된 결과는 Figs. 13 및 14에서 그래프로 도시하였다. 지점부 하부플랜지 강재 변형률과 하부콘크리트의 철근 변형률 측정 위치는 횡단면도상 유사한 위치이며 변형률 값도 500 μ 정도로 유사한 경향임을 확인하였다. 또한, 지점부 위치에서 변형률이 가장 크게 발생하였다.

Fig. 13

Strain of the Lower Flange Steel at Pier

Fig. 14

Strain of Lower Concrete Rebar at Pier

지점부 하부플랜지 강재 변형률과 하부콘크리트의 철근 변형률을 응력으로 환산하여 이중합성 효과를 확인하였으 며 그 결과는 Table 7에 정리하였다. 하중 재하시 하부플랜지의 강재 응력과 하부콘크리트의 철근 응력이 하중 3,000 kN 재하시 105.6 MPa과 106.2 MPa로 유사함을 확인하였다. 이는 콘크리트 합성거동에 의해서 변형률이 유사하게 나오는 것으로 판단하였다. 측정된 변형률을 응력으로 환산시 σ=Eε에서 Table 5의 강재(Ess=210,000 MPa) 및 철근(Es=205,000 MPa)의 탄성계수 값을 적용하였다. 하부플랜지 강재단면과 하부콘크리트의 철근에 발생하는 응력은 유사한 것으로 판단하였다.

Table 7

Stress (Lower Flange and Lower Concrete Rebar)

Table 8에서 측정된 하부플랜지의 응력과 구조해석 결과를 비교하였다. 여건상 강재만의 실물시험은 실시하지 못했기 때문에 강재만의 실물시험 결과는 구조해석 결과로 대체하였고, 경향만을 비교하였다. Fig. 15는 구조해석 결과로 재하하중 3,000 kN에서 압축응력이 101.1 MPa임을 보여주고 있다. 검토결과 Table 7에서 하부콘크리트 합성단면은 비합성단면 대비하여 하부플랜지의 응력이 약 50% 정도 감소되는 것으로 판단하였다.

Table 8

Stress of Lower Flange (Experiment & Structural Analysis)

Fig. 15

Stress of Lower Flange in Structural Analysis (Load 3,000 kN)