A Study for Efficient Behavior of Beam-column Joint Structure Using Material Convergence Section Stage and a Temporary Boundary Condition by Strut

재료 융합 단계와 임시 스트럿의 경계조건을 이용한 기둥-보 강결 구조물의 효율적인 거동 연구

Abstract

Recently, small and medium-sized rahmen-type bridges have been developed as a technology that ensures the stability of structural behavior and the safety of use at the same time by using efficient and economical materials that make up the convergence section of reinforced bar, structural steel and concrete. This study is about a rahmen-type structure applied with the installation and dismantling of the strut. It improves the serviceability of the structure by forming multi-points and efficiently applies the convergence section of structural steel and concrete materials to the structural system changes to induce the displacement improvement effect additionally. By constructing mock-up models for the beam-column joint, the displacement was calculated and compared, and this was compared and analyzed by numerical analysis. The final displacement showed an improvement effect of 13.46% to 36.28% based on the vertical displacement of the existing structure without struts through the experiment of the mock-up models. As a result of analysis by numerical analysis method, the displacement improvement effect of 42.89% could be derived.

1. 서론

교량 구조물에서 소규모로 적용되는 형식은 슬래브형교와 라멘형교가 있다. 슬래브형교는 하부 구조물 상단에 교량받침을 설치하고 상부구조물인 판형을 하부동바리를 이용하여 완성하는 교량이고, 라멘형교는 하부구조물과 상부구조물을 하나의 구조물로 연결하여 일체화한 구조물이다. 상기 구조물들은 공히 건설 재료중 철근 및 강재와 콘크리트의 융합단면으로 구성된다[1].

강재와 콘크리트 융합단면을 이용한 구조물은 고전적이지만 낮은 형고비(경간길이에 대한 상부 구조물의 높이비)를 갖출 수 있어 도심 고가도로 혹은 제방의 계획고가 낮은 하천횡단 교량 등에 꾸준히 반영되었다[2].

최근 라멘형교에 적용되는 재료는 강재를 뼈대로 이용하여 콘크리트를 융합하는 방식이 급속도로 확산되고 있다. 이는 강재 뼈대구조로 인하여 경간길이를 증대시킬 수 있고 일체구조가 되는 벽체와 거더의 연결부에 강재 뼈대가 배치되므로 절대최대모멘트에 효과적으로 대응할 수 있는 구조가 형성되어 가능하다[3-8]. 이러한 뼈대 구조물은 교량 구조물 뿐만 아니라 건축구조물에 보다 활발하게 적용하고 있으며 보와 기둥의 연결부에 모듈화 방식으로 융합단면을 적용하고 있다[9-11]. 이와 같은 벽체-거더 연결부 뼈대 구조는 일체화 구조물로써 연속성은 있으나 여전히 하중에 대하여 최대 단면력이 작용하여 단면의 응력 집중이 발생하는 취약한 구조이다.

구조물은 시공단계에서 재료의 융합단면 구성으로 인해 강성이 점차 확보된다. 재료 융합 단계를 보다 직접적으로 이용하여 작용하는 하중에 대응하면 단면의 효율도를 높이는 구조를 유도할 수 있다. 높은 강성의 융합단면에 동일한 하중이 작용하면 구조물의 사용성은 추가적으로 확보가 가능하거나, 그 여유만큼 재료의 절감이 가능하다. 예를 들어, 단순보는 두 개의 경계조건이 형성된 보이지만, 보의 중간에 하나 이상의 추가 경계조건을 형성하면 경간길이의 감소에 따라 처짐이 저감된다. 추가로 형성된 경계조건은 향후 시공단계의 진행에서 재료가 융합되는 단계 즉 구조계가 변한 다음 제거하면 융합단면으로 증가된 단면강성이 확보되어 처짐이 줄어드는 결과가 유도된다. 따라서, 단면 재료의 융합 단계를 효율적으로 적용하고 경계조건을 형성시키면 보다 향상된 구조적 거동과 경제적인 구조물을 조성할 수 있다.

본 연구는 경계조건 형성을 위하여 스트럿 부재를 활용하였다. 스트럿은 트러스구조의 압축부재로 활용되거나 가시설 흙막이 구조물의 버팀대[11-12] 혹은 내진성능 향상을 위한 감쇠기[13-14] 등에 주로 이용되는 부재이다.

본 연구에서는 스트럿 부재를 경계조건을 형성하기 위해 활용하고, 시공단계에서 구조계의 변화에 적극적으로 대응하기 위해 재료의 융합단계를 효율적으로 적용하여 하중 단계에 따른 적정한 강성이 발휘되도록 융합된 단면 형성 시기를 구성하였다. 시공단계로 살펴보면, 벽체와 거더가 연결된 라멘형 구조형식에서 경사 스트럿을 설치하여 구조물에 다지점을 형성한다. 큰크리트 슬래브에 의해 강재 뼈대와 융합단면을 구성시켜 구조계가 변한 후, 경사로 배치된 스트럿을 해체한다. 스트럿에 작용하고 있는 단면력을 추가로 재하하여 구조적 평형으로 구조물을 안정화시킨다.

본 연구에서는 이와 같은 시공단계별 구조적 거동을 검증하기 위하여 벽체와 거더 연결부에 대한 부분 실물 모형체를 제작하여 하중과 처짐의 응답을 분석하였다. 또한 수치해석적 기법으로 모델의 응답도를 분석하여 실물 모형체의 결과와 상호비교 분석하였다.

2. 이론적 배경

2.1 보 모델

Fig. 1과 같은 단순보(거더) 구조물에 하중이 작용할 때 양 단부 A, B에는 하중에 대한 반력이 형성되고 구조물의 중앙부에는 최대 처짐과 휨모멘트가 발생한다. 처짐은 구조물의 사용성과 직접적인 관계가 있으므로 이를 저감시키는 것이 구조물 안전성 확보에 효과적이다. 또한, 작용하중에 대하여 발생하는 휨모멘트를 줄이는 것이 구조물 사용 재료를 절감하는 목적이기도 하다. 단순보 모델 해석은 임의의 위치에서 작용하는 휨모멘트인 경우 식(1)과 같이 나타낼 수 있고, 모델의 중앙부 휨모멘트는 식(2)와 같으며, 그 위치에서의 처짐은 식(3)과 같다. 상기 식은 공히 경간길이 l에 대한 함수이다.

\(\begin{align}M_{1}(x)=-\frac{w}{2} x^{2}+\frac{w l}{2} x\end{align}\)       (1)

\(\begin{align}M_{1, \text { center }}=\frac{w l^{2}}{8}\end{align}\)       (2)

\(\begin{align}\delta_{1, \text { center }}=\frac{5 w l^{4}}{384 E I}\end{align}\)       (3)

Fig. 1 Idealized numerical analysis simple span model

거더 중앙부에서 처짐과 휨모멘트를 경감시키기 위하여 Fig. 2와 같이 양 단부에 별도의 경사부재를 설치하여 경간길이를 줄이면 길이의 함수인 처짐과 휨모멘트를 모두 경감시킬 수 있다. 경사부재가 설치된 모델의 해석에서 거더 중앙부 휨모멘트는 식(4)와 같고 동일 위치에서 처짐은 식(5)와 같다[15].

\(\begin{align}M_{2, \text { cnter }}=\frac{w\left(l_{1}^{2}-4 l_{2}^{2}\right)}{8}-\frac{3 w\left(\frac{l_{2}^{2}}{3}-\frac{l_{1}^{2}}{8}\right)}{3+2\left(\frac{l_{1}}{2 l_{2}}\right)}\end{align}\)       (4)

\(\begin{align}\delta_{2, \text { center }}=\frac{5 w\left(2 l_{2}\right)^{4}}{384 E I}-\frac{48\left(2 l_{2}\right)^{2}}{384 E I}\left(\frac{3 w\left(l_{2}^{2} / 3-l_{1}^{2} / 8\right)}{3+2\left(l_{1} / 2 l_{2}\right)}+\frac{w l_{1}^{2}}{8}\right)\end{align}\)       (5)

Fig. 2 Idealized numerical analysis model of simple span using struts

각 모델 중앙부에 작용하는 휨모멘트에 관한 식(2)와 식(4)를 비교하면 식(4)의 두번째 항이 (-)값으로 추가됨으로써 M_1,center값보다 작게 산정된다. 또한, 모델 중앙부 처짐은 식(3)과 식(5)를 비교했을 때, 식(5) δ_2,center의 두번째 항이 (-)값으로 합산됨으로써 δ_1,center보다 작게 계산된다. 따라서, 경사부재에 의해 절점 C,D가 경계조건으로 형성되므로 경간길이가 축소되어 휨모멘트와 처짐이 경감되는 효과를 유도할 수 있다.

최종 구조물은 상기 경사부재가 해체되는 단계가 포함된다. 해체되는 시점은 Fig. 1 및 Fig. 2의 AB부재에 콘크리트 슬래브가 융합된 단면일 때 해체된다. 융합단면으로 인한 강성 증가는 식(3) 혹은 식(5)의 분모인 단면2차모멘트(I)의 증가이므로 처짐에 효과적으로 저항할 수 있는 시공단계에서 경사부재를 해체한다. 이와 같이 구조물 형성 에서 단면의 융합단계 이전과 이후에 경사부재의 설치 및 해체는 처짐 경감에 매우 효과적임을 알 수 있다.

2.2 상세해석 모델

본 연구는 경사부재 즉 스트럿 부재의 설치 및 해체에 대한 효과를 실험적으로 검증하기 위하여 스트럿 부재 설치가 가능하도록 벽체부를 구성하고 특정길이의 거더와 연결하는 실험체를 구성하였다.

Fig. 3(a)는 스트럿이 설치되지 않은 모델(모델 200)로써 처짐 산정의 지표모델이다. 거더길이는 l_p이며 하중 P₁₁이 작용할 때 거더 연단에서 처짐은 δ₁₁이다.

Fig. 3 Sequential model analysis method

스트럿이 설치된 모델(모델210)은 Fig. 3(b)이며 이 모델에 하중 P₁₁을 작용시켜 발생한 거더 연단의 처짐은 δ₂₁이고, 스트럿에 작용하는 단면력은 P_s이다.

콘크리트 슬래브가 강재 거더와 융합단면으로 구성된 상태에서 스트럿을 해체하고 스트럿 단면력 P_s의 연직방향 성분 P_s,y를 스트럿과 거더의 접합부 위치에 Fig. 3(c)와 같이 작용시키며 이때의 처짐은 δ₂₂이다.

하중 P₁₁은 콘크리트 슬래브를 하중으로 치환한 값이다. 즉, Fig. 3(a)는 콘크리트 슬래브가 하중으로 작용하는 시공단계이다. 스트럿 설치 및 해체 모델인 경우는 스트럿에 작용하는 단면력의 연직방향성분을 스트럿의 해체 시점에서 그 위치에 작용시켜야 Fig. 3(a)와 동치인 시공단계가 된다. 따라서 Fig. 3(b)의 처짐 δ₂₁과 Fig. 3(c)의 처짐δ₂₂의 합이 Fig. 3(a)에 상응하는 처짐의 값이 된다.

식(6)은 스트럿이 없는 모델의 처짐값이 스트럿에 의한 처짐값의 합보다 큰 경우로써 스트럿 설치 및 해체의 효과가 있는 경우이고, 식(7)은 스트럿의 설치 및 해체의 효과가 없는 경우를 나타내고 있다.

δ₁₁ ≻ δ₂₁ + δ₂₂       (6)

δ₁₁ ≦ δ₂₁ + δ₂₂       (7)

3. 실물 모형체 실험

3.1 실험체 제원

스트럿 부재의 효과를 검증하기 위하여 본 연구의 수치해석적 검증을 위하여 Fig. 4 및 Fig. 5와 같이 벽체와 거더의 부분 실물 모형체를 제작하였다.

Fig. 4 Drawing of a beam-column joint structure for the mockup test

Fig. 5 Drawing of a beam-column joint structure using convergence section for the mockup test

Fig. 4는 벽체와 거더의 뼈대구조인 강재구조물로 구성하였고 스트럿을 볼트이음으로 벽체와 거더부에 연결하여 설치 및 해체를 실시할 수 있도록 하였다. 거더측 길이는 5,316mm이며 벽체부의 높이는 바닥 고정용 플레이트 32mm, 벽체높이 2,828mm이다. 스트럿 길이는 4,938mm이고 바닥에서 500mm 높이에서 경사배치를 하였으며 연직방향 높이는 1,800mm이다. 스트럿에 사용한 단면은 H300×300×10×15로써 단면적은 0.01198m²이다. 벽체부 단면은 Fig. 4(b)와 같이 H400×400× 26×26으로 단면을 구성하였고 벽체 배면으로 플랜지폭 500mm, 두께 16mm, 높이 100mm의 T형상으로 보강을 하였다. 거더부 강재의 상부와 하부플랜지 폭은 500mm이고 두께는 각각 26mm와 28mm이며, 복부높이는 474mm로 총 거더부 강재 높이는 528mm이다.

Fig. 5는 Fig. 4의 뼈대에 벽체부 배면과 전면 그리고 거더부에 철근을 배근하여 콘크리트를 융합시킨 실물 모형체이다. 벽체부 높이는 3,102mm이고 거더부 길이는 5,500mm이다. Fig. 5(b)와 같이 벽체부 융합단면의 두께는 1,000mm이고 폭은 900mm이다. Fig. 5(c)에서 보는 바와 같이 콘크리트 슬래브의 두께는 300mm이다.

Table 1은 사용 재료의 특성을 나타내고 있다. 콘크리트는 설계기준강도 f_ck=27MPa 규격을 사용하였다. 철근은 SD40규격을 사용하였고 강재는 SM490규격을 사용하였다.

Table 1. Materials properties [units : MPa]

연직처짐은 거더 연단에서 측정하였고, 수평처짐은 거더와 벽체가 연결되는 연단에 배치하여 측정하였다. 하중재하점은 거더 연단에서 500mm 이격된 위치에 재하하였다.

3.2 실험 방법 및 결과

실험은 Fig. 3에서 설명한 바와 같다. 스트럿이 없는 실험체의 하중과 처짐(δ₁₁)을 산정하여 기준으로 정하였다. 스트럿이 있는 실험체의 하중-처짐 실험을 진행하여 δ₂₁을 산출하였고, 스트럿이 해체된 콘크리트 슬래브 융합단면의 실험체에 스트럿에 작용하는 단면력의 연직방향분력을 재하하여 처짐 δ₂₂를 산정하였다. δ₂₁과 δ₂₂를 합산한 처짐값을 δ₁₁과 비교하여 스트럿의 효과를 검증하였다.

하중은 Fig. 6과 같이 문형 프레임을 구성하여 5,000kN급 가력기를 거치하여 사용하였다. 특히, 가력에 따른 실험체의 면외 변위를 방지하기 위하여 실험체 연단부(자유단부)에 별도의 수직프레임을 양쪽으로 구성하였다. 가력부 하단과 벽체-거더 연결부측에 변위계를 설치하여 처짐을 측정하였다.

Fig. 6 The mockup test model without strut

3.2.1 스트럿 없는 실험체

스트럿이 없는 실험체는 Fig. 6과 같다. 가력하중은 변위제어에 의하여 재하하였으며 최대 250kN까지 재하하였다.

Table 2는 실험체에 가력되는 하중에 대한 연직처짐과 수평처짐 값을 요약하였고, 모든 실험 결과값을 도식화한 것은 Fig. 7이다.

Table 2. The results of load-displacement for the mockup test of non-strut model

Fig. 7 The load-displacement curves resulted from the mockup test of non-strut model

가력하중(P₁₁) 50kN인 경우 연직처짐(δ₁₁)은 Table 2에서 17.53mm이고 수평처짐은 4.04mm이며, 최대 가력하중 250kN인 경우의 연직처짐 102.85mm, 수평처짐 22.36mm로 계측되었다. Fig. 7의 실선은 연직처짐을 나타내고 있고 점선은 수평처짐을 나타내고 있다.

3.2.2 스트럿 설치 실험체

스트럿을 설치한 실험체는 Fig. 8과 같다. 스트럿에 의해 처짐의 저항과 횡방향으로 면외 변위가 발생으로 인하여 가력하중은 150kN까지 재하하였다.

Fig. 8 The mockup test model using strut

Table 3은 스트럿이 설치된 실험체에 가력되는 하중에 대한 각 처짐값을 요약하였고, Table 4는 스트럿에 작용하는 단면력을 산출하기위하여 변형율을 계측한 결과이다. 가력하중에 대한 처짐값을 도식화한 것은 Fig. 9이다.

Table 3. The results of load-displacements for the mockup test using strut

Table 4. The results of strut strain for the mockup test (×10^-6)

Fig. 9 The load-displacement curves resulted from the mockup test using strut

Fig. 9에서 실선은 연직처짐을 나타내고 점선은 수평처짐을 나타낸다. 가력하중이 약 40kN로 증가할 때까지 연직처짐은 약 11mm가 발생하였으며 하중-처짐곡선 기울기는 완만한 경사로 진행하였다. 가력하중 약 120kN일 때 처짐은 약 27mm까지 진행하면서 기울기는 일정하게 유지하는 동일한 강성의 거동을 나타내고 있다. 가력하중 120kN이후 하중-처짐곡선 기울기는 약간의 변화를 거쳐 가력하중 150kN, 처짐 약 3 3 mm까지 진행하였으며 이때 하중을 제거하였다.

Table 3에서 가력하중(P₁₁) 50kN인 경우 연직처짐(δ₂₁)은 12.84mm이고 수평처짐은 3.59mm이다. 동일한 하중이 작용할 때 스트럿 변형율은 Table 4에서 최소 -21.9048×10^-6∼ -31.4286×10^-6으로 나타났으며, 평균값은 -26.825×10^-6이다. Table 1에서 강재 탄성계수(E_ss)는 205,000MPa이고 스트럿 단면적은 119.80cm²이므로 스트럿에 작용하는 응력은 압축으로 26.825×10^-6×205,000=5.50MPa이며 단면력은 5.50×119.8×100/1,000=65.89kN이다. 이 값의 연직방향 분력(P_s,y)을 Fig. 4(a)를 참고하여 계산하면 65.89×1,800/4,938=24.02kN이다.

3.2.3 융합단면 실험체

강재프레임과 콘크리트의 융합단면을 구성한 실험체는 Fig. 10과 같다. 가력하중은 250kN까지 재하하였고 연직처짐과 수평처짐의 측정은 실험체 연단부(자유단)와 벽체-거더 연결부 연단에서 계측하였다.

Fig. 10 The mockup test model using convergence section

강재와 콘크리트 융합단면 실험체의 하중-처짐 결과를 Table 5에 요약하였다.

Table 5. The results of load-displacement for the mockup test of convergence section model

Fig. 11에서 보는 바와 같이 가력하중 120kN까지는 탄성범위의 거동과 유사하게 직선의 기울기를 유지하고 있다. 그러나 여기서 그래프는 기울기의 변화를 가지고 약 220kN까지 진행하였으며 이 위치에서 추가적인 기울기의 변화를 보였다. 스트럿이 있는 실험체의 스트럿에 작용하는 단면력의 연직분력(P_s,y) 24.02kN이 재하될 때 연직처짐(δ₂₂)은 Table 5에서 2.33mm이고 가력하중 50kN인 경우 연직처짐은 4.97mm이다.

Fig. 11 The load-displacement curve resulted from the mockup test of convergence section model

3.3 고찰

스트럿이 없는 실험체의 경우 가력하중(P₁₁)이 50kN일 때 연직처짐(δ₁₁)은 17.53mm이다. 스트럿이 있는 실험체는 가력하중(P₁₁)이 50kN일 때 연직처짐(δ₂₁)은 12.84mm이며, 강재와 콘크리트 융합단면 실험체에 스트럿 단면력의 연직분력(P_s,y) 24.02kN이 작용할 때 연직처짐(δ₂₂)는 2.33mm가 발생하여 δ₂₁+δ₂₂는 15.17mm로 계산되었다. 따라서, 식(6)과 같이 δ₁₁=17.53mm > δ₂₁+δ₂₂=15.17mm이므로 스트럿의 설치 및 해체가 처짐의 저감에 효과적인 결과로 나타났다.

4. 수치해석 실험

4.1 수치해석 모델

실물 모형 실험체 거동의 검증을 위하여 수치 해석 모델을 구성하여 동일한 실험 방법으로 모사하였다. 수치해석용 프로그램은 범용프로그램으로 MIDAS Civil 2012를 사용하였고 3차원 플레이트 요소(Plate element)를 사용하였다. 실물 모형체와 동일하게 벽체하단의 전면부와 배면부에 보강재를 배치하여 바닥판과 일체 구성을 하였다. 구조물의 경계조건은 바닥부 각 절점에 고정단 경계조건을 형성하였다. 구조물의 거동은 탄성적 거동으로 가정하여 선형방정식의 결과만 고려하였다.

스트럿이 없는 모델은 Fig. 12와 같고 Fig. 13은 스트럿이 있는 모델이며 강재와 콘크리트 융합 단면으로 구성한 모델은 Fig. 14와 같다. 구조물의 기하형상은 Fig. 4 및 Fig. 5와 동일하며 사용된 재료는 Table 1과 같다.

Fig. 12 General model for numerical analysis (Model 200)

Fig. 13 Model using a strut for numerical analysis (Model 210)

Fig. 14 Convergence cross-section model for numerical analysis (Model 300)

4.2 해석 결과 및 고찰

4.2.1 스트럿이 없는 모델

Fig. 15는 작용하중(P₁₁) 50kN인 경우 수치해석 모델의 변형도를 나타내고 있다.

Fig. 15 The results of general model (Model 200)

Table 6은 하중과 처짐값을 요약한 결과이며 Fig. 16에는 연직처짐을 일점쇄선으로 수평처짐을 이점쇄선으로 수치해석 결과를 나타냈으며 동시에 실물 모형체의 결과를 표시하여 비교하였다.

Table 6. The results of load-displacement for the numerical analysis of non-strut model

Fig. 16 The load-displacement curves of non-strut model resulted from the mockup test and the numerical analysis

작용하중(P₁₁)이 50kN일 때 연직처짐(δ₁₁)은 20.68mm이고 수평처짐은 4.35mm이다. 작용하중이 250kN인 경우는 103.40mm로써 선형적 거동의 특성을 나타내고 있다. Fig.16의 실물 모형체 연직처짐은 수치해석의 그것보다 큰 기울기에서 출발하여 작용하중이 250kN에서는 일치하는 값으로 보여주고 있다.

4.2.2 스트럿 적용 모델

Fig. 17은 스트럿이 적용된 모델의 작용하중(P₁₁) 50kN에 대한 변형도와 스트럿에 작용하는 단면응력을 나타내고 있다. 각 하중별 하중과 처짐의 결과는 Table 7에 요약하였고 Table 8은 스트럿에 작용하는 단면응력을 위치별로 요약한 결과이며 Fig. 18은 수치해석의 결과를 실물 모형체의 결과와 같이 도식화 하였다.

Fig. 17 The results of model using strut (Model 210)

Table 7. The results of load-displacement for the numerical analysis using strut

Table 8. The results of stresses on the strut for the numerical analysis using strut [units: MPa]

Fig. 18 The load-displacement curves using strut model resulted from the mockup test and the numerical analysis

작용하중(P₁₁)이 50kN일 때 Table 7에서 연직처짐(δ₂₁)은 6.52mm이다. 같은 하중에서 스트럿에 작용하는 단면응력은 Table 8에서 벽체측은 -15.40MPa, 스트럿의 중앙부는 -9.50MPa 그리고 거더측은 -13.90MPa이 압축응력으로 작용하고 있고 평균적으로 -12.93MPa이다. Table 1에서 강재 탄성계수(E_ss)는 205,000MPa이고 스트럿 단면은 H300×300×10×15이므로 단면적은 119.8cm²이다. 따라서, 스트럿에 작용하는 단면력은 -12.93×119.8×100/1,000=154.90kN이다. 스트럿 단면력의 연직방향 분력(P_s,y)은 Fig. 4(a)를 참고하여 계산하면 154.90×1,800/4,938=56.46kN이다.

Fig. 18에서 일점쇄선은 수치해석에 의한 연직처짐을 나타내고 있고 이점쇄선은 수평처짐을 나타내고 있다. 실물 모형체의 연직처짐은 실선이고 수평처짐은 점선으로 표시하였다. 각 연직처짐을 비교하면, 하중이 약 35kN까지 실물 실험체의 결과가 더 큰 연직처짐을 나타내고 있으나, 이후 하중에서는 기울기가 유사함을 알 수 있다. 수치해 석의 결과를 약 4mm offset 시켜 Fig. 18에 표시한 것이 검은색 점선이며 이 기울기는 하중범위 약 35∼80kN까지 유사한 경향을 보이고 있다. Fig. 4(a) 및 Fig. 8에서 스트럿은 벽체측에서 스크류잭과 연결되어 있고 거더측에서 거세트플레이트(Gusset Plate)와 볼트이음으로 연결되어 있다. 볼트이음은 일반적으로 볼트 직경보다 3mm 크게 홀을 형성시키는데, 실물 모형체에서 하중재하의 초기단계인 약 35kN까지 각 부재가 이러한 유격으로 인하여 상호 밀착되는 구간이 발생한 것으로 판단된다.

4.2.3 콘크리트 바닥판 슬래브 합성 모델

Fig. 19는 강재와 콘크리트의 융합단면 모델에 하중(P_s,y)이 작용할 때 변형도를 나타낸 것이며, 각 하중별 결과요약은 Table 9와 같다.

Fig. 19 The results of displacement of convergence section model (Model 300)

Table 9. The results of load-displacement for the numerical analysis of convergence section model

작용하중이 50kN인 경우는 연직처짐이 4.69mm이며 작용하중이 스트럿 연직분력(P_s,y)인 56.64kN인 경우 연직처짐(δ₂₂)은 5.29mm이다.

Fig. 20은 수치해석에 의한 하중과 처짐의 결과를 나타내고 있다. 일점쇄선과 이점쇄선은 각각 연직처짐과 수평처짐을 나타내고 있고, 실선은 실물 모형체의 연직처짐을, 점선은 수평처짐을 나타내고 있다. 하중 약 80kN까지 수치해석과 실물 모형체는 일치하는 거동을 보이고 있으며 하중 약 120kN에서 실물 모형체는 강성의 변화에 따라 기울기가 완화되는 경향을 보이고 있다.

Fig. 20 The load-displacement curves of convergence section model resulted from the mockup test and numerical analysis

4.3 고찰

스트럿이 없는 수치해석모델의 연직처짐 δ₁₁은 20.68mm이며 스트럿이 적용된 수치해석 모델의 연직처짐 δ₂₁은 8.56mm이다. 스트럿 단면력의 연직분력 P_s,y=56.46kN이 작용하는 강재와 콘크리트 융합단면 수치해석 모델의 연직처짐 δ₂₂는 5.29mm이므로 δ₂₁+δ₂₂는 13.85mm이다. 따라서, (δ₂₁+δ₂₂)/δ₁₁=13.85/20.68=66.97% 이므로 스트럿 설치 및 해체에 의한 수치해석 모델의 처짐 개선효과는 33.03% 향상된 결과이다.

실물 모형체의 경우, 스트럿이 없는 실험체는 연직처짐(δ₁₁)이 17.53mm이다. 스트럿 적용 실험체는 연직처짐(δ₂₁)이 12.84mm이고 강재와 콘크리트 융합단면 실험체에 스트럿 단면력의 연직분력(P_s,y) 이 작용할 때 연직처짐(δ₂₂)은 2.33mm가 발생하여 δ₂₁+δ₂₂는 15.17mm이다. 따라서, δ₁₁=17.53mm > δ₂₁+δ₂₂ =15.17mm이므로 15.17/17.53=86.84% 이므로 스트럿 설치 및 해체의 효과로 처짐은 13.46% 개선되었다. 추가적으로 Fig. 18의 스트럿 설치에 의한 처짐의 offset현상을 반영하면 작용하중(P₁₁)이 50kN인 경우 연직처짐(δ₂₁)은 12.84-4.00=8.84mm이므로 δ₂₁+δ₂₂는 11.17mm이며 11.17/17.53=63.72% 즉, 처짐의 개선 효과가 36.28%로 나타남을 알 수 있다.

5. 결론

본 연구는 벽체와 거더 연결부의 부분 실물 모형체를 제작하여 재하실험을 실시하였고, 수치해석모델로써 그 결과를 상호 비교 분석하였다. 구조물 시공단계에서 콘크리트 슬래브가 하중으로 작용하는 단계를 연구대상의 초기 처짐(δ₁₁)으로 산정하였다. 콘크리트 슬래브가 강재와 융합단면을 구성하여 단면 강성 증가에 의해 구조계가 변화한 다음 스트럿 해체에 기인하는 추가 하중에 의한 처짐 발생을 본 연구의 최종처짐(δ₂₁+δ₂₂)으로 산정하여 비교하였다.

실물 모형체의 실험 결과, 스트럿이 없는 모형체의 연직처짐(δ₁₁)을 기준으로 최종 처짐(δ₂₁+δ₂₂)은 최소 13.46%에서 최대 36.28%의 개선효과를 보였다.

수치해석 모델의 실험 결과, 스트럿이 없는 모델의 연직처짐(δ₁₁)을 기준으로 최종 처짐(δ₂₁+δ₂₂)은 42.89% 향상된 결과를 도출하였다.

따라서 본 연구는 시공단계에 따라 스트럿이 설치되고 해체되는 벽체와 거더 연결부 구조물의 거동이 첫째, 스트럿 설치에 의한 다지점 형성으로 경간길이의 감소에 따라 처짐의 개선효과가 있으며 둘째, 강재와 콘크리트 융합단면을 구조계 변화(단면 강성의 변화)에 효율적으로 적용하여 추가적인 처짐의 개선효과가 있음을 검증하였다.