1. 서 론

강관 내부에 콘크리트를 충전한 콘크리트 충전 강관은(Concrete-Filled steel Tube, CFT) 압축하중 하에서 강관에 의한 콘크리트의 횡방향 구속과 콘크리트에 의한 강관의 좌굴저항 효과로 인해 주로 기둥부재의 합성구조 형식으로서 널리 사용되고 있다. 콘크리트 충전 강관에 관한 연구 또한 이러한 CFT의 적용성으로 인해 압축을 받는 부재로서 좌굴, 강관과 콘크리트 간의 일체화, 강관에 의한

콘크리트의 횡 구속효과를 중심으로 다양한 연구가 진행되어 왔다(Elremaily and Azizinamini, 2002; Harries and Kharel, 2002; Hu et al., 2003; Hwang et al., 2003; Moon et al., 2014).

압축부재로서 CFT 의 다양한 적용과는 달리 CFT 의 휨 부재로서 적용은 충전 콘크리트의 원천적인 압축저항 능력으로 인해 장 지간의 휨 부재 보다는 소규모 교량의 거더 및 건축 구조물의 휨 부재 등 제한적인 범위에서 적용되고 있다. 휨 부재로서 CFT 의 제한적 적용에도 불구하고 시공의 간소화, 강재의 국부좌굴 문제의 개선, 강재의 진동을 포함한 사용성 문제의 개선, 강관과 콘크리트 합성에 의한 강도증진 등의 장점을 고려 할 때 CFT 는 휨 부재의 구조형식으로서 지속적인 사용이 기대되고 있다. CFT의 휨 부재로서 적용에 관한 관심에도 불구하고 이와 관련한 연구는 압축부재의 경우보다 상대적으로 덜 관심을 받아왔으며, 이로 인해 압축부재의 경우에 비해 연구 성과가 상대적으로 적은 편이다.

휨 부재로서 CFT에 관한 연구는 휨 하중 하에서 압축부 강관의 국부좌굴과 강관-콘크리트 합성에 의한 강도 증진을 중심으로 수행되어 왔다. Elchalakani et al. (2001, 2004)은 =12~110 (: 강관 바깥지름, : 강관 두께) 범위에 있는 CFT의 휨 실험을 수행하여 휨강도, 연성도, 에너지 흡수능력의 평가와 함께 국부좌굴의 발생을 관찰하였고, 전단지간비 =2.7 이상의 경우에 강-콘크리트 간의 계면슬립이 방지되는 것으로 관찰하였다. Shawkat et al. (2008)은 직사각형 강재 단면내에 콘크리트를 충전한 CFT 와 직사각형 유리섬유 보강 폴리머(fiber reinforced polymer, FRP) 내부에 콘크리트를 충전한 CFT를 =1~2의 전단지간 비로 제작하여 휨 실험을 수행하고 전단지간 비에 따른 파괴미케니즘의 변화를 관찰하였다. Mohamed and Masmoudi (2010)는 원형 관 형태로 휨 실험체를 Shawkat et al. (2008)의 경우와 유사하게 제작하여 휨 실험을 수행하였다. Son and Fam (2008)은 콘크리트 충전 FRP CFT 에 대해 재료 및 기하학적 비선형성을 고려한 유한요소 해석을 수행하여 의 변화에 따른 콘크리트 충전 FRP 관의 휨 거동을 수치해석적으로 분석하였다. 그러나 수행된 유한요소해석이 실험체의 기하학적 비선형 거동을 고려하고 있음을 고려할 때 FRP관과 충전재 간의 계면 슬립 거동의 고려에 대한 필요성이 제기된다. Chitawadagi and Narasimhan (2009)은 강관에 의한 충전 콘크리트의 구속효과를 관찰하기 위해 와 콘크리트 강도(20, 30, 40 MPa)를 변수로 하여 총 99개의 CFT 휨 실험체를 제작하고 휨 실험을 수행하여 CFT의 모멘트-곡률 관계 예측 모델을 개발하였다. 이 실험은 강관에 의한 충전 콘크리트의 구속여부를 확인하기 위해 실험체의 양 단부에서 충전 콘크리트가 개방되도록 하였으나 충전 콘크리트의 구속효과는 양단 폐쇄를 통해 분석이 가능함을 고려할 때 구속효과의 측면에서 다소 이론의 여지가 있다. Moon et al. (2012)은 강재와 콘크리트의 재료 비선형성과 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동을 고려하는 유한요소해석을 수행하였다. 해석은 와 강관의 구속효과를 고려하였으며, 해석결과를 통해 CFT의 강-콘크리트 합성작용을 와 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. (2006a, 2006b)에 의해 수행되었다. 이상에서 고찰된 바와 같이 의 변화에 따른 강관 압축부의 국부좌굴발생의 영향과 휨 강도의 예측모델 개발을 중심으로 휨 부재로서의 CFT에 관련한 연구가 수행되어 왔다. 이러한 연구 가운데 Elchalakani et al. (2001), Chitawadagi and Narasimhan (2009), Moon et al. (2012) 등의 연구는 강관에 의한 충전 콘크리트의 구속효과와 강관과 충전재 간의 계면슬립 발생에 대한 내용을 다소간 포함하고 있으나 이 결과를 통해 휨부재로서의 CFT가 갖는 계면거동과 구속작용을 포함한 합성작용을 규명하기에는 다소 어려움이 있다. 이는 강관과 충전 콘크리트 간의 계면성질에 대한 역학적 물성값의 추정과 강관 내부에서 발생하는 계면 거동의 확인을 위한 계측에 있어서의 어려움에 원인이 있다.

본 논문에서는 강관에 의한 충전 콘크리트의 구속효과와 강관과 충전재 간의 계면에서 계면슬립의 발생여부를 확인하기 위해 CFT를 제작하여 휨 실험을 수행하였으며, 콘크리트와 강재의 재료비선형성과 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동을 고려하는 유한요소해석을 수행하였다. 실험체는 100mm와 200mm의 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. 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.

2. 콘크리트 충전강관 실험체의 제작

2.1 실험체의 종류

실험체는 100mm와 200mm의 두 종류 직경을 갖는 강관으로 총 12개를 제작하였다. 실험체는 100mm 실험체의 경우에는 길이 1m, 실제 외경 114mm, 두께 4.5mm의 강관 내부에 콘크리트를 채움한 CFT 를 6개 제작하였다. 지점부와 하중작용점에는 응력집중에 따른 국부변형의 방지와 하중판(=4.5mm) 및 지점부 강재판(=10mm)의 고정을 목적으로 D16 강봉을 Fig. 1(a)와 같이 용접하여 설치하였다. 하중점은 강관 중앙으로부터 좌우로 180mm 떨어진 위치에 설치하였다. 200mm 실험체의 경우에는 길이 2m, 실제 외경 216mm, 두께 5.5mm 강관 내부에 콘크리트를 채워 6개의 CFT를 제작하였다. 지점부와 하중작용점에는 100mm의 경우와 유사하게 하중판(=14mm) 및 지점부 강재판(=14mm)을 D32 강봉을 사용하여 Fig. 1(b)와 같이 설치하였다. 이 경우의 하중점은 지간 중앙으로부터 좌우로 360mm 떨어진 위치에 설치하였다.

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 100mm 강관 경우에는 하중점으로부터 192mm, 240mm, 320mm (1:1.25:1.67)의 세 위치에 지점을 설치하였으며, 200mm 경우에는 하중점으로부터 384mm, 480mm, 640mm (1:1.25:1.67)의 세 위치에 지점을 설치하였다.

Figs. 2 and 3은 100mm 강관과 200mm의 각 강관 경우의 세 종류 지간 각각에 대한 단면제원을 보여 준다.

2.2 실험체의 제작

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.

3. CFT 휨 실험

3.1 계측게이지의 설치

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 100mm 경우에 20mm, 200mm 경우에 40mm 떨어진 위치에 게이지를 부착하였다. 실험체 지간 중앙 하단부에는 LVDT를 설치하여 휨 하중에 의한 중앙부 최대처짐을 계측하도록 하였다.

Fig. 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. 중앙부의 게이지 ④는 강관과 콘크리트사이 파괴 및 계면거동에 의한 전단변형률의 발생여부를 분석할 목적으로 설치하였다. Fig. 6(a)는 강관 표면에 게이지를 부착한 후에 실험준비가 완료된 CFT를 보여준다.

CFT의 강관과 충전 콘크리트 간의 계면거동이 발생하는 경우에 강관 양 단부에서 압출되는 충전 콘크리트의 압출변위량을 계측할 목적으로 양 단부 충전 콘크리트 표면의 상연으로부터 100mm 경우에 22mm, 200mm 경우에 38mm 떨어진 위치에 축 방향으로 LVDT를 Fig. 6(b)와 같이 설치하였다.

실험체의 종류, 변형률게이지 및 LVDT의 설치위치는 Fig. 7과 같이 나타냈다. 예로서, T1L-34-3-#2로 실험체가 표기된 경우에 T는 tube, 1은 100mm 실험체, L은 2m 지간, 3과 4는 강관표면에 부칙된 변형률게이지의 3번째 행 및 4번째 열을 각각 의미하며, 3은 전단변형률, # 표시 뒤의 2는 두 번째 실험체를 각각 의미한다.

3.2 실험의 수행

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. 8은 100mm 실험체와 200mm 실험체의 실험진행과정을 보여준다. 실험체는 강재의 항복과 더불어 처짐이 급속히 증가하기 시작하였으며, 실험이 계속 진행됨에 따라 과도한 처짐으로 지점부가 하단 받침부에서 탈락할 우려가 있어 처짐량이 20mm에 도달할 때 실험을 종료하였다.

4. 실험 결과의 분석

4.1 유한요소해석

T1L, T1M, T1S의 100mm 실험체와 T2L, T2M, T2S의 200mm 실험체를 포함한 6 종류의 실험체의 휨 거동을 강재와 콘크리트의 비선형 재료성질 및 강-콘크리트 계면의 계면거동을 고려한 유한요소해석을 통해 예측하였다. 강관과 콘크리트의 재료비선형성은 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, 는 비부착 계면의 마찰계수, 는 계면의 잔류마찰계수, 는 강판과 콘크리트사이의 최대 부착응력, 는 최대 곡률계수, 는 마찰각 구분계수, 는 파괴 모드Ⅰ의 파괴에너지 방출률, 는 부착슬립시 모드 Ⅱ의 파괴에너지 방출률, 는 비부착 슬립시 모드 Ⅱ의 파괴에너지 방출률을 각각 의미한다.

4.2 단면해석법에 의한 해석

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. 휨 강도와 중립축의 위치는 압축부 콘크리트의 강도 와 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.

4.3 결과 분석

4.3.1 휨 강도

Fig. 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.

실험체 T1L 및 T2L 에 대한 실험 및 해석상의 최대 하중은 20mm의 처짐에 대응하는 값으로 취하였으며 이외의 경우는 14mm에 대응하는 값으로 취하였다. 휨 강도의 비교를 통해서 단면해석법에 의한 해석결과는 실험결과를 최대 9%까지 다소 크게 예측하고 있는데 이는 계산 상의 단순화를 위해 중립축 부위에서 강재가 항복한 것으로 가정함에 원인이 있는 것으로 판단된다. 유한요소 해석의 경우에는 계면거동을 고려하는 경우와 고려하지 않은 경우의 두 경우 동일한 예측결과를 보여주고 있으며 예측정도 또한 실험체의 종류에 따라 다소 차이는 있으나 전체적으로 실험결과와 근접하게 예측하고 있음을 보여준다.

Table 3의 휨 강도 비교결과로부터 계면거동이 거의 발생하지 않는 것으로 판단되나 여러 게이지를 통해 계측된 결과에 근거하여 강관 내부에서 부분적 계면거동이 발생하였는지의 여부에 대한 분석을 수행하고 그 결과를 함께 고려하여 결론에 서술하기로 한다.

4.3.2 하중 - 축 방향 변형률

Fig. 10은 T1L, T1S, T2L, T2S의 네 경우 실험체에서 축 방향을 따라 강관 상부에 배치된 축변형율게이지의 계측값과 유한요소해석에 의한 예측값을 각각 비교하고 있다. 실험체 중앙부 상단의 콘크리트가 압축파괴 변형률 0.003에 도달하기 이전에 중앙부 상단 강재의 변형률이 항복변형률(100mm 경우 0.0023, 200mm 경우 0.002)에 도달하며 강재의 항복변형률 이후에 하중-축방향 변형률 곡선으로부터 급격한 강성의 변화가 관찰된다. 결국 콘크리트 압축파괴 이전에 강재의 항복으로 인해 강재에 의한 콘크리트의 구속효과는 거의 없는 것으로 판단되며, 강재의 항복 이후에 휨 강도의 증가는 콘크리트 압축파괴 변형률까지의 실험체가 가지는 저항성에 기인하는 것으로 이해된다. Fig. 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. 이는 궁극적으로 단면 하부의 강관부가 먼저 항복변형률에 도달하고 중립축의 상승과 더불어 내부 충전 콘크리트의 인장균열이 상부로 성장하며 상부의 강관부가 항복변형률에 도달한 후 상연 콘크리트의 변형률이 압축파괴 변형률에 도달하여 파괴에 이를 때까지 강도가 다소 증가하는 거동 메카니즘으로 표현된다. Table 3에서 단면해석법에 의해 계산된 휨 강도가 실험결과와 유한요소해석 결과에 비슷한 결과를 보이는 것은 이러한 거동 메카니즘에 기인하고 있다.

4.3.3 축 변형률 - 횡 변형률방향 변형률

강관에 의한 충전콘크리트의 구속효과를 푸아송비를 의미하는 축방향 변형률()과 횡방향 변형률()의 관계를 통해 추가 분석을 수행하였다. Fig. 12는 T1L, T1S, T2L, T2S 네 경우 실험체의 중앙부 상단에서 축 및 횡 방향으로 부착된 변형률게이지의 계측값과 유한요소해석에 의한 예측값을 각각 비교하고 있다. 네 경우 모두 초기 탄성 거동 영역에서 값은 0.31로서 강재의 푸아송비와 거의 일치한다. 그림에서 유한요소해석에 의한 예측이 실험결과를 비교적 잘 예측하고 있어 실험결과 보다는 유한요소해석 결과에 근거하여 분석을 수행하도록 한다. 그림에서 축 방향 변형률이 약 1.5×10^-3에 도달할 때 값은 증가하는데 이 결과는 일축압축 실험에서 압축강도의 70%정도 응력을 받는 시점으로부터 횡방향 변형률의 증가율이 점차적으로 증가하는 콘크리트의 체적팽창(dilatancy) 현상에 기인하는 것으로 이해된다. 값의 비선형성은 하중의 증가와 더불어 증가하며 압축부 강재가 항복하는 시점에서는 0.45정도로 증가하고 압축부 상단의 콘크리트 변형률이 0.003에 이르러서는 탄성체의 푸아송비의 한계 값인 0.5를 초과하여 일축압축 하에서 콘크리트의 횡 및 축 방향 변형률의 비와 유사한 관계를 보여주고 있다.

4.3.4 중립축의 변화

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. 13 and 14(a)는 하중의 증가에 따른 중립축의 변화, Fig. 14(b)는 최대하중의 90% 하중 하에서 단면 상, 중, 하의 세 위치에서 변형률을 나타낸다. 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. T1L 실험체의 계측 경우를 제외하고는 T1L의 해석경우와 T2L의 계측 및 해석 경우는 최대하중의 85%정도까지는 중립축의 위치가 선형적으로 증가하며 이후에 중립축이 급격하게 증가하는 결과를 보여주고 있다. 이러한 중립축 위치의 급격한 변화는 Fig. 13에서 단면 중간높이 위치의 변형률이 최대하중의 80%정도로부터 인장으로서 급격하게 증가하는 결과와 유사하다. Fig. 14(b)는 중앙부 단면에서 90% 하중수준의 중립축을 보여준다. 중립축의 변화에 대한 계측값과 예측값의 비교는 하중-처짐 및 변형률의 비교와는 달리 비교적 큰 차이를 보여주고 있는데 이는 단면 상부 하중 작용점 근처에 위치한 게이지 부착위치에서 하중증가에 따라 발생하는 압축응력의 교란에 원인 하는 것으로 이해되며, 계측과 예측 간의 경향은 유사한 결과를 보여주고 있다.

4.3.5 CFT 계면슬립거동

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. 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. T1과 T2 실험체의 긴 지간 경우와 짧은 지간 경우의 계면슬립변위를 비교할 때 지간이 짧은 경우가 지간이 긴 경우에 비해 계면슬립변위량이 크게 발생하는 결과를 보여주며, 이는 계면슬립이 하중점 부근에서 크게 발생하고 단부에 가까울수록 감소하는 결과와 같은 의미로서 해석된다. 이러한 결과는 6종류의 실험체에 대한 실험에서 충전 콘크리트의 압출변위량이 발생하지 않은 이유로 해석된다.

5.결 론

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.

(1)CFT의 휨 파괴는 단면 하부 강관이 항복변형률에 먼저 도달하고, 중립축의 상승과 더불어 내부 충전 콘크리트 인장균열이 상부로 성장하며, 상부 강관이 항복변형률에 도달하면서 하중-처짐관계가 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.