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희도 내
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1 Evaluation of Static Strength of Group Stud Shear Connection in Precast Concrete Deck Bridges 심창수 1) 전승민 2) 김동욱 3) Shim, Chang Su Jeon, Seung Min Kim, Dong Wook 요약 : 프리캐스트콘크리트바닥판교량의적용이 2거더교량이나개구제형강박스교량으로확대되고있다. 소수거더교에프리캐스트바닥판교량의적용에서가장어려운점은완전합성을확보하기위해필요한전단연결재의배치이다. 좁은영역에많은연결재를배치해야하기때문에프리캐스트바닥판의단면손실이커서철근의배치가어렵게된다. 이논문에서는현재설계기준에서제시하고있는스터드전단연결재의최소간격보다좁은연결재간격을가질경우의극한강도특성을정적실험을통해평가하였다. 실험결과로부터최소간격보다좁은간격으로배치할경우에현재의설계기준강도보다낮은극한강도를발현하는것으로나타났고프리캐스트슬래브의보강혹은포켓부의부분보강의효과로인해강도증진이나타났다. 그룹스터드전단연결부의설계는연결재전단강도와콘크리트슬래브의강도의상대적인비로부터파괴모드를예측하고연결재파괴를유도할수있도록이루어져야한다. 실험결과로부터스터드간격을고려한그룹스터드전단연결부의극한강도에대한경험식을제안하였다. 피로실험을수행한결과로부터이연구의실험범위내에서는그룹스터드전단연결부의피로강도감소가나타나지않는것으로밝혀졌다. 연구결과를활용하여프리캐스트바닥판의상세를개선하였다. ABSTRACT:Precast concrete deck bridges are increasingly applied to twin-girder bridges and open-steel box girder bridges. One of the most difficult issues in the design of shear connectors is the matter of achieving full composite action. Many connectors in small area require a significant section loss of precast decks resulting in difficult reinforcement details. In this paper, the ultimate strength of stud shear connection that has closer spacing than the required minimum spacing in the design codes was evaluated through static tests. Test results showed that the ultimate strength decreased as the connector spacing was reduced. The strength enhancement was observed due to additional reinforcement for precast slabs or for shear pockets. Thus, the design of group stud shear connection needs to anticipate failure modes and the connector failure should be induced. Based on the test results, an empirical equation considering stud spacing was proposed to evaluate the ultimate strength of group stud shear connection. Fatigue tests showed no reduction in fatigue life of the group stud shear connection in the range of this research. Details of the precast decks were enhanced using the findings of the study. 핵심용어 : 프리캐스트바닥판교량, 그룹스터드전단연결부, 연결재간격, 파괴모드, 극한강도 KEYWORDS : precast deck bridge, group stud shear connection, connector spacing, failure mode, ultimate strength 1. 서론합성거더교량에있어서프리캐스트콘크리트바닥판은현장타설바닥판과구조적인면뿐아니라시공방법에서도많은차이점이있다. 강거더에미리전단연결재를용접한후, 콘크리트바닥판을거치시키는것은동일하지만콘크리트와전단 연결재를합성하는방법에있어서현장타설과프리캐스트는서로다르다. 4) 현장타설바닥판의경우거푸집을이용하여틀을제작하고콘크리트를타설한후콘크리트와전단연결재를합성하는반면프리캐트콘크리트바닥판의경우제작장에서미리콘크리트바닥판을제작하는데이때굳은콘크리트와전단연결재가용접된강거더의합성을위한전단포켓을고려 1) 교신저자. 정회원, 중앙대학교토목공학과조교수, 공학박사 (Tel: , Fax: , csshim@cau.ac.kr) 2) 학생회원, 중앙대학교토목환경공학과석사과정 (seungmin79@hanmail.net) 3) 학생회원, 중앙대학교토목환경공학과석사과정 (clearup7@nate.com) 본논문에대한토의를 8 년 1 월 31 일까지학회로보내주시면토의회답을게재하겠습니다. 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 333

2 심창수 전승민 김동욱 하여바닥판을만들게된다. 이때전단포켓의빈공간은강성을가지지않으므로전단포켓의크기가바닥판의크기에비해클경우, 거치를위해이동중에바닥판의균열을발생시킬수있고주철근의배근간격을조정하여야하기때문에소수거더교의경우에상세설계에어려움이있을수있다. 전단연결재의연성거동여부에따라서연성연결재 (flexible shear connector) 와강성연결재 (rigid shear connector) 로구분할수있고각각이서로다른파괴모드와강도평가식을가지고있다. 가장많이사용되는스터드전단연결재의경우에는현재설계기준에서제시하고있는상세규정을만족하는경우에는상당히합리적인적용이가능하도록되어있다. 그러나, 프리캐스트바닥판을위한전단연결부 ( 장승필등 1998), 대직경스터드 ( 심창수등 4, 이필구등 3) 혹은그룹배치된스터드 ( 심창수등 6), 인장과전단을동시에받는복합모드, 수직과수평스터드를동시에사용하는경우 ( 김현호등 5) 에는적용할수있는일반화된평가방안이없고일부연구자들에의해제안된경험식들이존재한다. 이외의말굽연결재 ( 심창수등 6) 혹은최근에많이시도되고있는리브형전단연결재등이실험적경험식의제안대상이되고있다. 국외의연구동향을보면전단연결재의수를줄이기위한대직경스터드에대한연구가 Badie 등 (2) 에의해수행되었다. 이연구에서대상으로한대직경스터드는 31.8mm 스터드로용접품질관리, 설계시방서에있는설계식적용여부, 실제적용예를제시하고있고정적및피로실험을통해현재의 LRFD 설계규정을검토하고새로운경험식을제시하였다. 이결과로부터 AASHTO 규정을적용하는것이안전측의결과를주는것으로나타났고제안된식을이용할경우스터드를 3% 정도줄일수있다고밝혔다. 도로교설계기준에는교축방향으로전단연결재의최소중심간격이 5d( 스터드줄기지름의 5배 ) 로규정되어있다. 이는배치간견이너무좁게되면스터드의열 ( 列 ) 에따라콘크리트에균열이발생할수있으며, 수평전단력에의해콘크리트에발생하는응력의겹침효과로인해전단강도가감소하는것을방지하기위한측면과시공성을고려한규정이다. 프리캐스트바닥판교량에서사용되는전단연결부의설계에서는이규정을다시검토할필요가있고채움재료가모르터이기때문에시공성부분의문제는제거될수있다. 다만, 연결재간격이줄어들어발생하는전단효과의겹침의영향을실험적으로평가할필요가있다. 또한, 전단연결부의강도는연결재의전단강도와이를둘러싸고있는콘크리트슬래브의전단강도의상대적인비에따라서결정되어야한다. 따라서, 현재주로시공되고있는프리캐스트바닥판의설계를고려하여 연결재를그룹으로배치할경우에전단연결부의강도평가방안이요구된다. 이논문에서는스터드전단연결재를사용한프리캐스트바닥판의전단연결부의강도평가를위하여현재의전단연결재최소간격규정을만족하지못하는경우에대한실험적평가를수행하였다. 기존의연구결과와연계하여프리캐스트바닥판의전단연결부설계방안을제안하였다. 2. 프리캐스트바닥판교량의전단연결부설계 일반적으로전단연결재 (shear connector) 와전단연결부 (shear connection) 는다른개념으로접근해야한다. 전단연결재의파괴모드는연결재의파단일뿐이지만전단연결부의파괴모드는세가지로구분될수있고현재의설계기준이이를반영한수식을제시하고있다. 첫째는콘크리트부분의손상이거의없는상태에서연결재파단으로파괴되는경우이고 ( 이후로 mode-1 으로표기 ), 두번째는연결재의강도가상대적으로커서콘크리트슬래브의파괴로연결부성능을상실하는경우이다 ( 이후 mode-3 으로표기 ). 마지막으로가능한것이지압영역의콘크리트의상당한파손과더불어연결재파괴가일어나는중간형태의파괴모드이다 ( 이후로 mode-2 로표기 ). 현재의설계기준에서제시하고있는식 (1) 은상한값으로연결재파단을상정해두고 mode-2 에대한것으로지압부콘크리트손상과연결재파단으로이어지는형태의수식으로전단연결재의직경과콘크리트압축강도가주요변수로설정되어있다 (AASHTO 6). (1) 여기서, : 스터드하나의공칭강도 ( : 전단연결재의단면적 ( : 콘크리트의 28일압축강도 ( : 콘크리트의탄성계수 ( : 전단연결재의극한인장강도 ( Eurocode-4(4) 에서는연결재파괴모드와콘크리트손상에이은연결재파괴모드를상정하고각각식 (2) 와식 (3) 에의해평가된강도값중에서작은값을사용하도록하고있다. 이는연결재파괴와콘크리트지압영역손상에이어지는연결재파단을상정한설계강도평가를반영한것이다. (2) 334 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월

3 (3) 여기서, : 스터드의극한인장강도 ( ( 5 : 스터드의줄기직경 ( ) :.2[(h/d)+1] for 3 h/d 4 : 1 for h/d>4 h : 스터드의높이 ( ) : 콘크리트의압축강도 ( : 콘크리트의탄성계수 ( : 전단연결부에대한부분안전계수전단연결부의파괴모드가종방향전단에의한슬래브의파괴라고가정하면횡방향철근을고려한전단파괴면을가정하고전단강도를평가해야한다. 이에대한평가식은 (4) 와같다 (Eurocode-4, 4). (4) 여기서, : 고려하는콘크리트전단면의단위길이당 평균단면적 ( : 1 for 보통중량콘크리트 : for 경량골재콘크리트 : 콘크리트단위중량 ( : 콘크리트의인장강도 ( : 슬래브의휨을받는철근을포함하여전단면에교차하는단위길이당횡철근단면적의합 ( : 철근의항복강도 ( : 철근에대한부분재료안전계수기존의프리캐스트바닥판을위한스터드전단연결부의강도평가연구 ( 김종희등 ) 에서는배딩층의두께와스터드의단면적을변수로하여전단연결부강도를평가하였고식 (5) 와식 (6) 과같이강도평가식을제안하였다. 식 (5) 는베딩층의두께를 mm 를기준으로하여베딩층두께에따른강도영향계수이고, 식 (6) 은스터드의개당단면적을변수로한강도평가식이다. 이연구에서는전단포켓이충전되는모르터의압축강도를프리캐스트바닥판의콘크리트압축강도보다높게설정하도록가정하였기때문에전단연결부의파괴모드가모두스터드파단이었고이를반영하여 mode-1 에해당하는형태의수식이제안되었다. (5) (6) 여기서, : 베딩층두께를고려한감소계수 : 베딩층의두께 ( ) ; 베딩층두께를고려한전단연결부극한강도 : 스터드한개당단면적 ( 식 (6) 에대한실험적연구는프리캐스트바닥판을일반적인플레이트거더교와강박스거더교에적용할경우에사용하기에적합한평가식이었다. 그러나, 최근거더의수를줄이거나개구제형의강박스거더가경제적인측면이부각되어많이시도되고있고이경우전단연결재배치에어려움이발생한다. 예를들어그림 1과같은교폭 1.675m, 3경간 (3@55m=165m) 2거더연속교의 PC 바닥판을대상으로 LRFD 기준으로스터드전단연결부의설계예를살펴보았다. 스터드의직경과간격은주로피로설계에의해결정되고강도는검토하도록되어있다. 전단력이가장크게작용하는단부에는 25mm 스터드를사용하여피로설계의의해 25mm 간격으로설치하였다. 단부에는총 11개의스터드가사용되었으며, 주철근은 ~15mm 간격으로배근되었다. 단부바닥판의길이는 3.1m인데, mm 49mm 크기의전단포켓을 22(11 2) 개소를설치하기에는단면손실이크고배근상세에어려움이있다. 이러한주된상세의어려움은전단포켓내부가모르터로채워짐에도불구하고현재의전단연결재최소간격규정에따라 5d 이상을확보해야하기때문이다. 강도검토를통해서는좀더넓은간격을허용할수있다. 따라서, 일정한강도저하를감안하고피로강도에영향이없다면충분히간격을줄여서프리캐스트바닥판의배근상세를개선할수있을것으로기대되어실험적평가를수행하였다. 전단연결재의간격을 5d 보다작게배치하기위해서는강도측면의고려사항으로는연결재를그룹배치할경우에상대적으로콘크리트바닥판의전단강도가충분히확보되어야하기때문에국부적인전단보강여부를판별해야한다. 그리고, 최소간격규정이전단응력의겹침현상에의한성능저하를우려하여만든것이기때문에피로실험을통해서어느정도수준의간격축소가피로수명에어느정도영향을미치는가에대한정량적인평가가요구된다. 시공성측면에서의고려사항은채움재를무수축모르터로하기때문에굵은골재가배제되어문제가없을것으로판단된다. 따라서, 이논문에서는연결재의간격을스터드건의용접성을고려하여최대로 3d까지축소하는방안을고려하여실험부재를설계하였다. 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 335

336 SHEAR POCKET I-BOLT A 종종종 TENDON Shear Key 정정정 정정정정 쉬쉬쉬 쉬 (상상상상) 정정정 정정정정 I-Bolt 무무신 무무 (fck=5kgf/cm2) 신신신신신 무무신 CON'C 무무 Leveling Bolt Φ22 신상종부부부 Φ25 STUD Φ25 신상종부부부 Φ25

4 336 SHEAR POCKET I-BOLT A 종종종 TENDON Shear Key 정정정 정정정정 쉬쉬쉬 쉬 (상상상상) 정정정 정정정정 I-Bolt 무무신 무무 (fck=5kgf/cm2) 신신신신신 무무신 CON'C 무무 Leveling Bolt Φ22 신상종부부부 Φ25 STUD Φ25 신상종부부부 Φ25 Leveling Bolt Φ22 Shear Pocket 2 ) 무무신 무무 (fck=5kgf/cm 심창수 전승민 김동욱 (a) 프리캐스트 바닥판 일반도 (b) 프리캐스트 바닥판 배근도 (c) 전단포켓부 철근 배근 상태 그림 1. 2거더 교량의 PC바닥판 설계 예 한국강구조학회 논문집 제권 2호(통권 93호) 8년 4월

5 3. 그룹스터드전단연결부에대한직접전단실험 3.1 실험부재그룹스터드전단연결부의전단강도평가를위하여 Eurocode-4 의표준시험체에근거하고콘크리트슬래브의두께및철근보강상세를변경시킨실험체를제작하였다. 현재국내도로교설계기준 (5) 에서허용하고있는스터드전단연결재의최대직경인 25mm 와 22mm 스터드를고려하였고연결재와콘크리트슬래브의상대적인강도비를고려하여보강여부를주요변수로하였다. 프리캐스트바닥판의경우에는연결재의지압영역을모르터가채우고있기때문에시공성을고려하면연결재간의간격을축소할수있기때문에이영향을평가하기위하여스터드전단연결재의간격을변수로설정하였다. 스터드전단연결재가그룹으로배치되는것을고려하여강재단면이먼저항복이나좌굴이발생하지않도록강재단면을설정하였다. 그림 2에실험체의제원과상세를표시하였다. 표 1에이논문에서대상으로하는전단실험부재를요약하였다. 기본실험체는설계기준강도 35MPa 인콘크리트와 25mm 스터드를사용하여무보강으로제작한 S25NS 부재이다. 스터드의간격은도로교설계기준에서제시하고있는교축방향전단연결재의최소중심간격인 5d로하였다. 그림 3 과같이스터드를배치하였으며교축방향으로의전단열결재간격을표 2와같이 4d, 3d로줄여서강도변화를평가하였다. 연결재간격이작아짐에따라응력겹침으로인한콘크리트전단강도가감소할것으로예상하여보강방법을포켓의내부를그림 4에서나타낸바와같은직경 1mm 철근으로스터럽모양으로철근망을제작하여보강하는방법과프리캐스트바닥판제작시에포켓외부를 16mm 철근으로 2단스터럽으로보강하는방법을고려하였다. 내부보강은개별적인스터드연결재로인해발생하는높은전단응력을지압부모르터가견딜수있도록보강하고자하는것이고외부보강은그룹스터드를하나의연결재군으로보고프리캐스트바닥판의전단강도를보강하기위한것이다. 보강의효과를정량적으로평가하면향후실제교량의설계에서적절한보강상세를제시할수있을것이다. 표 3에실험체를위한설계강도 35MPa 인콘크리트의배합표를제시하였고실제타설된콘크리트의공시체압축강도시험결과를표 4에제시하였다. 실험결과의평가에는측정된압축강도의평균값인 32.8MPa 를사용하였다. 표 1. 실험체의종류와변수 실험체명 스터드직경 스터드간격 보강방법 S25NS 무보강 S25OS 5d 외부보강 (D16) S25IS 내부보강 (D1) S25OS-1 25mm 4d 외부보강 (D16) S25NS-2 무보강 S25OS-2 3d 외부보강 (D16) S25IS-2 내부보강 (D1) S22OS-1 외부보강 (D16) 4d S22IS-1 내부보강 (D1) 22mm S22OS-2 외부보강 (D16) 3d S22IS-2 내부보강 (D1) (d: 스터드의줄기직경 ) (a) 정면도 (b) 측면도 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 337

3 1 36.3 2 34.8 11 3. 3 35.9 12 33.3 4 33.5 13 3.1 5 33.7 14 34.6 6 31.3 15 36.3 7 36.2 16 3.9 8 34.2 17 32.2 9 34.9 18 33.5 평균압축강도 32.8MPa 3.

6 심창수 전승민 김동욱 (c) 평면도그림 2. 실험부재및배근도 (b) 내부보강상세그림 4. 외부 / 내부보강철근상세 표 3. 콘크리트배합설계표 설계기준강도 : 35MPa 시멘트 ( 보통포틀랜드 ) 4kg/m 3 물 17kg/m 3 잔골재 76kg/m 3 굵은골재 157kg/m 3 W/C 38.6% S/a.5% AE제 4.4kg/m 3 굵은골재최대치수 25mm 슬럼프 8cm 공기량 3% B B 그림 3. 그룹스터드상세 표 2. 그룹스터드변수 A=22mm 5d 4d 3d 11mm 88mm 66mm A=25mm 5d 4d 3d 125mm mm 75mm 표 4. 공시체압축강도실험결과 (15*3, 28일 ) 공시체번호 압축강도 (MPa) 공시체번호 압축강도 (MPa) 평균압축강도 32.8MPa 3.2 실험방법및측정사항 (a) 외부보강상세 전단실험은정적으로이루어졌으며, 하중가력패턴은 Eurocode-4 의표준시험방법에근거하여 1kN/sec의속도로예상파괴하중의 % 까지하중을가한후, 다시 kn 까지감하는방법으로반복가력하였다. 최종적으로파괴시까지하중을 1kN/sec 의속도로재하하였다. 실험시측정사항은극한하중과강재와콘크리트의상대변위를측정하였다. 상대변위는그림 5와같이강재플랜지의양쪽끝단 4곳에서그룹스터드의중심선에서측정하였다. 동일선상에서마그네틱바를강재플랜지에고정하고콘크리트슬래브에강판을부착하여상대적인변위가측정되도록하였다. 338 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월

실험결과분석에서는측정값이평균값과 1% 이상차이가나지않는값에대해서평균값을사용하였다.

이논문에서는그림 6에서와같이스터드파단이일어났는데슬래브의균열이거의관찰되지않는경우는 mode-1,

(a) 실험셋업 (a) mode-1 (b) 상대변위측정그림 5. 실험내용 3.

실험체별파괴하중, 실험시파괴모드그리고예상파괴하중을표5에나타내었다. 예상파괴하중은각파괴모드에대한설계식을사용한공칭값이다.

92 mode-3 1277.64 mode-3 S25OS 24.48 mode-2 19.71 mode-3 S25IS 2276.

81 mode-2 1277.64 mode-3 S25OS-2 2367.93 mode-2 19.71 mode-3 S25IS-2 2176.

58 mode-1 1528.84 mode-3 S22OS-2 1995.65 mode-2 19.71 mode-3 S22IS-2 19.

7 실험결과분석에서는측정값이평균값과 1% 이상차이가나지않는값에대해서평균값을사용하였다. 실험결과의평가에서파괴모드를 mode-1, mode-2, mode-3 로명확하게구분하기힘든경우가있다. 이논문에서는그림 6에서와같이스터드파단이일어났는데슬래브의균열이거의관찰되지않는경우는 mode-1, 슬래브의어느정도균열이관찰되었지만결국스터드의파단으로파괴가발생한경우는 mode-2, 스터드의파단이일어나지않고슬래브가파괴된경우는 mode-3 로평가하였다. 예상파괴하중은각각의파괴모드에해당되는식 (2), (3), (4) 를사용하였고부분안전계수를제외한공칭강도로산정한결과이다. (a) 실험셋업 (a) mode-1 (b) 상대변위측정그림 5. 실험내용 3.3 실험결과 직접전단실험에의한그룹스터드전단연결부의거동을하중-상대변위곡선으로부터평가하였다. 실험체별파괴하중, 실험시파괴모드그리고예상파괴하중을표5에나타내었다. 예상파괴하중은각파괴모드에대한설계식을사용한공칭값이다. (b) mode-2 표 5. 실험결과 실험체명 실험파괴하중 (kn) 실험파괴모드 예상파괴하중 (kn) 예상파괴모드 S25NS 7.92 mode mode-3 S25OS mode mode-3 S25IS mode mode-3 S25OS-1* mode mode-3 S25NS mode mode-3 S25OS mode mode-3 S25IS mode mode-3 S22OS mode mode-3 S22IS mode mode-3 S22OS mode mode-3 S22IS mode mode-3 * 실험에서지나치게낮은값이도출되어용접결함으로인한것으로 판단하여결과분석에서제외 (c) mode-3 그림 6. 파괴모드전단실험에서고려한실험변수의영향을하중-상대변위곡선으로부터분석하였다. 전체적인실험결과에서가장중요한스터드전단연결재의간격의영향은전반적으로교축방향으로배치된전단연결재의중심간의간격이줄어들수록극한강도가감소하는것으로나타났다. 그림 7의하중-상대변위곡선에서 25mm 스터드전단연결 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 339

8 심창수 전승민 김동욱 부에서는연결재간격이 3d인경우가 5d인경우보다무보강, 외부보강, 내부보강의경우각각 7%, 3.%, 4.4% 감소하였다. 극한상대변위는보강방법에따른차이를뚜렷이나타내지않았는데이는지압부손상이상당히진행되기때문에변형능력은충분한것으로판단된다 S25NS S25NS-2 (a) 25mm 무보강간격별비교 S25OS S25OS-1 S25OS-2 6 (b) 25mm 외부보강간격별비교 S25IS S25IS-2 (c) 25mm 내부보강간격별비교그림 7. 25mm 스터드의보강방법에따른비교 그림 8에서나타낸하중- 상대변위곡선은 22mm 스터드전단연결부에대한것으로역시스터드간격이줄어들수록전단강도가감소하는것으로나타났다. 3d인경우는 4d인경우보다외부보강에서 7.5%, 내부보강에서 6.4% 정도의전단강도감소를나타냈다. 전체적으로스터드간의간격이최소간격규정인 5d보다작을경우에도 3d 정도수준까지는 1% 이내의강도감소를보이는것으로평가된다. 이러한강도감소는정량적으로평가하여경험식을제시할것이다. 6 S22OS-1 S22OS-2 (a) 22mm 외부보강간격별비교 S22IS-1 S22IS-2 (b) 22mm 내부보강간격별비교그림 8. 22mm 스터드보강방법에따른비교 보강방법의효과를정성적으로평가하면전단연결재가그룹으로거동하여내부보강에의한지압효과가별영향이없을경우에 25mm 연결재시편의결과를보면외부보강이내부보강에비해서강도증가효과가뛰어난것으로평가된다. 이는그룹으로배치된스터드전단연결재들이마치하나의연결재처럼블록형태의거동을하기때문에외부프리캐스트바닥판을보강하는것이효율적임을나타낸다. 다만, 지압영역의낮은하중하에서의지압손상을막기위해서내부보강도유효하게검토할필요가있다. 보강의효과를정량적으로살펴보면그림 9에나타낸바와같이 25mm 스터드를 5d로배치하였을때, 외부보강은무보강보다 17.9% 정도전단강도가증가하였고내부보강은무보강보다 9.9% 수준의강도증진을보였다. 6 S25NS S25OS S25IS 그림 9. 25mm 스터드 5d 배치시보강방법에따른비교 3 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월

9 25mm 무보강실험체는파괴형태가 mode-3 이었으나외부보강으로콘크리트슬래브의강도가증가한 25mm 외부보강실험체는파괴형태가 mode-2 가된것을볼수있었다. 25mm 내부보강실험체는파괴모드 2번으로 25mm 무보강실험체와비교했을때, 내부보강으로인한스터드의지압강도증가로파괴모드가 3번으로될것으로예상하였으나파괴모드가 2번으로되었다. 그림 1에서 25mm 스터드를 3d로배치하였을때에도외부보강은무보강보다 23.%, 내부보강은무보강보다 13.% 강도증가를보였다. 보강의효과는스터드의간격이좁아질수록더좋아짐을알수있다. 표 6. 스터드간격별영향평가 실험체명 간격 실험파괴하중 (kn) 비율 S622A 5d(13d) S622B 5d(13d) 평균값 : 1 S22OS-1 4d S22IS-1 4d S22OS-2 3d S22IS-2 3d S25NS-2 S25OS-2 S25IS-2 그림 1. 25mm 스터드 3d 배치시보강방법에따른비교 reduction factor y =.1387x R 2 = stud spacing(x diameter) 그림 11. 스터드간격에따른강도감소계수 4. 그룹스터드전단연결부의극한강도 (7) 전단연결재의간격이현재의설계기준요구조건보다작고채움재가무수축모르터인경우에대해서전단연결부의극한강도를정량적으로평가할수있는경험식을제안하고자한다. 현실적인프리캐스트바닥판교량의전단연결부설계를고려하면대부분의경우파괴모드가지압손상후의연결재파단으로가정하는것이타당할것으로판단된다. 따라서, 이논문에서는파괴모드가 mode-2 에해당하는부재에대해서기존의프리캐스트바닥판전단연결부에대한실험결과 ( 김종희등 ) 를포함해서평가하였다. 스터드간의간격이 5d 보다큰경우에는강도저하가없는것으로가정하였다. 표 6에경험식산정을위해사용된실험부재를정리하였다. 기존의프리캐스트바닥판을위한스터드전단연결부의강도평가연구에서 22mm 스터드를사용한실험체 S622를포함하였다. S622는스터드간의간격 5d보다크기때문에강도감소가없는범위로판단하여 5d로간주하였고, 베딩층의두께가 mm 인것은식 (5) 를사용하여 1mm 로환산된강도를사용하였다. 철근상세는무보강부재와같다. 선형회귀분석을통하여그림 11과같은간격감소에따른강도감소계수를식 (7) 과같이경험식으로제시하였다. 여기서, 는스터드간격을직경의배수로표현한수를말한다. 즉 5d 간격일경우에는 5가되고계수는 1. 의값을가지게된다. 간격의범위를규정한것은실험적으로평가한범위를넘어서는경우는추가적인평가가필요하기때문이다. 이계수는파괴모드가 mode-2 일경우에적용할것이기때문에전단강도평가식은식 (3) 에의하고연결재간격이 5d보다작을경우에식 (3) 에식 (7) 의계수를곱해서산정하게된다. 그림 12에실험결과와비교한그래프를보면이러한평가식이공칭값을기준으로안전측으로사용될수있음을알수있다. 그림 12에서실험값은표 6에주어진값에서식 (5) 의베딩두께의영향을고려하는감소계수를곱한값을사용하였다. 실험부재의베딩두께가 1mm 이기때문에식 (5) 에대입하여 1.86의계수를곱한값을사용하였다. 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 341

심창수 전승민 김동욱 17. S622B 5. 그룹스터드전단연결부의피로거동평가 실험값 15. 13. 11. 9. S22IS-2 S22OS-2 S22OS-1 S22IS-1 S622A 9. 11. 13. 15. 계산값 그림 12. 실험값과의비교 25mm 스터드그룹배치의경우에는예상파괴모드가콘크리트슬래브파괴로나타났기때문에설계시제안식을사용할수없다.

표 5의설계값과계산값의비교를 mode-3의예상파괴모드로가정하여검토하면그림 13과같이외부보강부재의경우실험값이공칭값보다작게나타나는경우가발생하였다. 이는그룹스터드의외부를보강할때스터럽형태의보강상세가콘크리트슬래브에충분히정착할수있는다른철근배근과의연계성이부족해서계산에고려되는철근의강도기여가제대로발현되지못하기때문으로판단된다.

10 심창수 전승민 김동욱 17. S622B 5. 그룹스터드전단연결부의피로거동평가 실험값 S22IS-2 S22OS-2 S22OS-1 S22IS-1 S622A 계산값 그림 12. 실험값과의비교 25mm 스터드그룹배치의경우에는예상파괴모드가콘크리트슬래브파괴로나타났기때문에설계시제안식을사용할수없다. 실제설계에서는콘크리트파괴가발생하지않도록전단보강을반영하여파괴모드를 mode-1 혹은 mode-2 로하여야한다. 파괴모드의예측을적절하게할수있는지를평가하기위해서식 (4) 의공칭값과실험값을비교하여그림 13에제시하였다. 일반적으로전단연결재의설계에서스터드하나당전단강도를비교하지만콘크리트파괴모드는스터드가그룹으로거동하여상대적인강도비에의해결정되기때문에전체강도를나타내었다. 표 5의설계값과계산값의비교를 mode-3의예상파괴모드로가정하여검토하면그림 13과같이외부보강부재의경우실험값이공칭값보다작게나타나는경우가발생하였다. 이는그룹스터드의외부를보강할때스터럽형태의보강상세가콘크리트슬래브에충분히정착할수있는다른철근배근과의연계성이부족해서계산에고려되는철근의강도기여가제대로발현되지못하기때문으로판단된다. 따라서, 실제프리캐스트바닥판에서는스터럽형태의외부보강상세보다는기존의전단력집중구간의전단보강상세를택하는것이바람직하고바닥판의횡방향폭이넓기때문에훨씬양호한구속효과를발휘할것으로기대되어실험에서의값보다높은강도를발현할것으로판단된다. 전단연결재의최소간격규정보다좁은경우의설계가가능하기위해서는간격이좁아질경우에피로강도의감소가있는지를평가해야한다. 일반적으로스터드전단연결재의용접부가공용하중하에서는낮은응력범위에있게되고이경우지압부파괴가선행될가능성이낮다. 이논문에서는강도측면에서의영향이불리한경우로가정할수있도록 2백만회기준피로응력인 9MPa 보다높은반복응력하에서피로실험을수행하였다 (Eurocode-4, 1996). 표 7에실험부재와반복응력을정리하였고실험결과파단시의반복재하횟수를제시하였다. 실험부재의보강상세는외부보강으로통일하였고 25mm 스터드그룹배치이기때문에계산상으로는정적파괴가바닥판파괴가예상되도록하였다. kn 피로실험기를사용하였고재하속도는 5Hz 를기준으로하였다. 주어진응력범위를갖도록반복재하하여스터드가파단되는횟수를기록하였다. 표 7. 피로실험부재및결과실험체명간격보강상세응력범위 (MPa) 파괴횟수 F25OS-1 4d 외부보강 F25OS-2 4d 외부보강 F25OS-3 3d 외부보강 F25OS-4 3d 외부보강 그룹스터드전단연결부의피로실험의결과는그림 14에나타낸바와같이모두전단연결재의파단을나타내었다. 응력의범위가다소높은수준인 15MPa 인경우에도스터드파단을나타내었고그림 14(b) 에서보이는것처럼일부콘크리트손상영역이겹치는것을확인할수있었지만콘크리트슬래브전단파괴는관찰되지않았다. 3, 2,75 실험파괴정평 (kn) 2,5 2,25 2, S25NS S25NS-2 S25IS S25IS-2 S25OS S25OS-2 1,75 1,5 1,5 1,75 2, 2,25 2,5 2,75 3, 콘크리트파괴정평가정계산값 (kn) 그림 13. 콘크리트파괴모드인경우의비교 (a) 강재부분 (b) 콘크리트부분그림 14. 피로파괴단면 342 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월

11 Eurocode-4 에서제시하고있는스터드전단연결재의피로강도곡선은식 (8) 과같다. (8) 여기서, : 스터드줄기면적에대한피로전단강도, m : 피로강도곡선의기울기, m=8, : =2 백만회일때의응력범위로 9N/mm 2, : 응력반복횟수를말한다. 피로실험에서구한응력범위와피로수명과의관계를식 (8) 에서제시한 Eurocode-4 의 S-N 곡선과비교하면그림 15 와같다. 그림 15 에서볼수있듯이기존의설계기준에서제시하고있는 S-N 곡선을스터드간격이 3d 이상인경우에는사용할수있음을알수있다. 기존의프리캐스트바닥판전단연결부에대한피로실험결과 ( 류형근, 2) 과비교하여도피로수명의감소는없는것으로나타났다. 다만, 스터드간격이줄어들면서피로수명이감소한것은분명하기때문에추가적인실험을통해서이를정량적으로확인할필요는있다. Stress range(logs) Previous This paper EC-4 1 Number of cycles(logn) 설계방법이요구된다. 파괴모드에따른일반화된설계절차는그림 16에간략하게나타내었다. 설계되는바닥판의상세를반영하여연결재배치를일반적인절차에의해수행한경험에의해결정하면파괴모드별로설계식을적용하여강도값을산정하고스터드파단이유도되는지를평가한다. 스터드파단이유도된다면피로검토에의해간격을다시설정하고제안식에의해강도검토를수행함으로써설계를마치게된다. 그러나, 그룹배치로인해콘크리트바닥판의전단파괴가예상되면보강여부를결정해야하는데일반적으로보강을하는것이바람직하다. 전단철근을보강하여전단연결부의파괴모드가스터드파단으로유도되면강도를재평가하고설계절차를진행하게된다. 설계상세의제약으로인해보강이불가능한경우에는전단연결부의강도가콘크리트바닥판의전단강도에의해결정되기때문에피로설계와별개로수평전단강도를평가하여야한다. 앞서제시한 2거더교량에대한프리캐스트바닥판의설계예에적용해보면상세가복잡하고전단포켓의수가많아줄여야하는데최소간격규정에의해해결하기가현재로서는어렵다. 전단연결재간격이 3d까지감소해도피로강도의감소가없다면연결재를지점부에 2x5 열로배치하고포켓간의간격을 5mm 로널리고포켓안의연결재간간격을 75mm 로할수있다. 이경우강도감소가약 35% 감소한다고평가하여도강도검토는만족하게된다. 하나의전단포켓내의전단연결재그룹의강도합과프리캐스트바닥판의전단강도를비교하여바닥판의보강여부를결정한다. 개선된상세는전단포켓사이에기존의 2개의주철근대신에 6개의주철근이배근될수있기때문에바닥판의추가보강은필요없게되고배근상세가원활하게개선될수있다. 그림 15. 피로강도비교 이논문에서다루고있는변수범위내에서는연결재간격이줄어들어도현재의 S-N 곡선을사용할수있기때문에프리캐스트바닥판을위한전단연결부의설계에서다소간격을줄일수있을것으로사료된다. 실험결과를바탕으로프리캐스트바닥판전단연결부의설계방안을아래에제시하였다. 6. 프리캐스트바닥판스터드전단연결부의일반화된설계방법 전단연결부의거동은연결재와이를둘러싼콘크리트의상대적인강도비에따라달라진다는것을실험을통해서보였다. 따라서, 이를근거로현재의설계식을활용한일반화된 그림 16. 전단연결부설계절차 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 343

12 심창수 전승민 김동욱 우의영향을정적실험과피로실험을통해평가하고일반화된설계절차와개선사항을제시하였다. 162,5 417, (a) 기존안 (b) 개선안그림 17. 개선된프리캐스트바닥판상세 7. 결론이논문에서는 2거더플레이트거더교와개구제형강박스교량에프리캐스트바닥판을적용할경우의상세개선을위하여전단연결재의그룹배치를실험적으로평가하였다. 용접성및시공성을고려하여스터드간간격을 3d까지축소할경일반화된연결부설계방안이요구된다. 기존에국내에서수행되었던실험결과데이터베이스와추가되는실험결과들의통계적분석을통해서좀더신뢰성높은경험식을제안할예정이다. (1) 정적실험의결과로부터스터드전단연결재의간격의영향은전반적으로교축방향으로배치된전단연결재의중심간의간격이줄어들수록극한강도가감소하는것으로나타났다. (2) 보강방법의효과를정성적으로평가하면외부보강이내부보강에비해서강도증가효과가뛰어난것으로평가된다. 이는그룹으로배치된스터드전단연결재들이마치하나의연결재처럼블록형태의거동을하기때문에외부프리캐스트바닥판을보강하는것이효율적임을나타낸다. 다만, 지압영역의낮은하중하에서의지압손상을막기위해서내부보강도유효하게검토할필요가있다. (3) 실험결과에서스터드파단이유도된경우의실험데이터를이용한선형회귀분석을통하여간격감소에따른강도감소계수를경험식으로제시하였다. (4) 일반적으로전단연결재의설계에서스터드하나당전단강도를비교하지만콘크리트파괴모드는스터드가그룹으로거동하기때문에전체강도와비교하고콘크리트파괴가예상될경우에는추가적인보강을하던지콘크리트바닥판의전단강도로전단연결부의정적강도를평가하여야한다. (5) 그룹스터드전단연결부의피로실험을수행한결과그룹배치를하여도응력의범위가다소높은경우에도스터드파단을나타내었고일부콘크리트손상영역이겹치는것을확인할수있었지만현재의피로설계규정을적용할수있음을밝혔다. 다만, 스터드간격이줄어들면서피로수명이감소한것은분명하기때문에추가적인실험을통해서이를정량적으로확인할필요는있다. (6) 프리캐스트바닥판의전단연결부설계를위한일반화된설계절차를제시하였고이에기반하여기존의설계예를개선하였다. 최근에개발되는다양한형태의거더와공법을위해좀더감사의글이논문은 7 년도중앙대학교학술연구비지원에의한것이고실험에많은도움을주신대우건설기술연구소에감사드립니다. 344 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월

13 참고문헌 건설교통부 (5), 도로교설계기준, 한국도로교통협회. 김현호, 심창수, 윤광중, 이필구, (5) 이중합성교량의복합스터드전단연결부의정적강도평가, 한국강구조학회논문집, 제 17 권 5 호, 1. pp 류형근, 심창수, 장승필, 정철헌 (2), 프리캐스트바닥판합성형교량에서의베딩층의두께를고려한전단연결재의피로강도, 한국강구조학회논문집, Vol.14 No.1, Feb. 2, pp 심창수전승민김동욱 (7), 파괴모드에따른전단연결부설계기준의일반화방안, 한국강구조학회학술발표논문집, Vol.18, No.1, p. 11 심창수정철헌김철영장승필 (1998), 프리캐스트바닥판교량전단연결부의전단강성, 강구조학회논문집, Vol.1 No. 4, pp. 749~758 이필구심창수윤태양 (3), 대직경스터드전단연결재의정적거동, 한국강구조학회논문집, Vol.15, No.6, pp. 611~6 장승필, 심창수, 김종희, 김영진 (1998) 프리캐스트콘크리트바닥판교량의전단연결부설계, 한국강구조학회논문집, Vol. 1, No. 4, Dec., pp 장승필, 심창수, 윤석구, (1999), 합성교량스터드전단연결부의극한한계상태, 대한토목학회논문집, 제19권 I-4호, pp. 613~621. AASHTO LRFD Bridge Design Specifications, 3rd Edition. (6), American Association of state Highway and Transportation Officials, Washington, D.C. Chang-Su Shim, Sung-Pil Chang, Pil-Goo Lee(1) Design of Shear Connection in Composite Steel and Concrete Bridges with Precast Decks, Journal of Constructional Steel Research, 57 pp Eurocode 4 (1997), Design of composite steel and concrete structures, Part 2 :composite bridges (ENV ), CEN. JongHee Kim, ChangSu Shim, Shegeyuki Matsui, SungPil Chang(2) The Effect of Bedding Layer on the Strength of Shear Connection in Full-Depth Precast Deck, Engineering Journal, AISC, 3rd Quarter, pp ( 접수일자 : / 심사일 / 심사완료일 ) 한국강구조학회논문집제 권 2 호 ( 통권 93 호 ) 8 년 4 월 345

<INPUT DATA & RESULT / 전단벽 > NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m)

<INPUT DATA & RESULT / 전단벽 > NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m) (kn) 휨 전단 축력 종합 1 2W1 300 3400 4500 수직 2EA- D13 @150