2.1. 실험체의 제작

실험체는 길이 1,060mm, 관경 ∅110mm, 두께 4.5mm인 강 관의 길이방향으로 두께 10mm의 강재판을 용접하여 웨브를 형성하고, 웨브하단에 두께 12mm의 강재플랜지를 용접하여 제작하였다. 강관내부의 콘크리트 구속효과에 따른 계면거동 의 영향성을 평가하기 위해 Fig. 1(a)와 같이 양단부를 개방 하여 강관내부 콘크리트의 슬립거동을 허용한 경우 (단부개 방)와 Fig. 1(b)와 같이 양단부를 강재를 사용하여 봉함으로 써 강관내부 콘크리트의 슬립거동을 방지한 경우 (단부구속) 의 두 경우에 대해 각 2개씩 총 4개의 실험체를 제작하였다. 단부구속의 경우에는 관경 ∅245mm, 두께 10mm의 단부덮 개를 양단부에 볼트로 체결하여 (Fig. 1(b)) 단부가 구속되도 록 하였다. 하중점과 지점부에는 하중작용으로 인한 웨브의 국부좌굴을 방지하기 위해 두께 6mm의 수직 보강재를 용접 하여 설치하였으며, 양단구속의 경우에는 단부구속판의 설치 로 인해 폭 20mm, 두께 8mm의 강판을 수직보강재로서 단 부에 추가로 설치하였다. 하중작용점에는 응력집중에 따른 국부변형을 방지하고 하중판 및 지점부 강재판을 고정하기 위해 D16 강봉을 Fig. 1과 같이 용접하였으며, Fig. 2(a)와 (b)는 단부개방 경우와 단부구속의 실험체에 대한 길이방향 단면제원을 보여준다.

실험실 벽체에 두께 10mm의 합판을 설치하고, 연질 철사 를 사용하여 강관의 하중판과 지점부를 합판에 고정시키고 강관을 연직방향으로 거치한 후에 강관 내부에 콘크리트를 타설하였다. 콘크리트는 현장에서 콘크리트 믹서를 이용하여 직접 타설 하였으며 다짐봉을 사용하여 다짐을 수행하였다. 내부콘크리트를 타설한 후에 비닐을 강관 상단부에 덮어 수 분의 증발을 방지하였으며 타설 후 1일 째에 비닐덮개를 제 거하고 부직포를 덮은 후에 살수함으로써 습윤 양생 조건이 되도록 하였다. Fig. 3과 4는 내부콘크리트 타설 전의 단부 개방 및 단부구속의 두 종류 강관 합성보의 형상과 타설 후 CFT 합성보의 양생 모습을 각각 보여준다.

Fig. 1.

Cross section of steel tube plate beam (unit:mm)

Fig. 2.

Longitudinal views of steel tube plate beams (unit : mm)

Fig. 3.

Steel tube composite beams

Fig. 4.

Curing of CFT composite beams

2.2. 재료물성값

Table 1과 2는 각각 강관 내부 충전콘크리트의 배합비와 물성값을 보여준다. 물성파악을 위한 강재시험편은 실험에 사용된 강관으로부터 재단하여 KS B 0801 (금속재료 인장 시험편)에 따라 제작하였다. Table 3은 강관과 강재 플레이 트의 두께에 따른 물성값을 보여준다.

탄성계수는 각 인장 시험편에서 항복강도의 약 85% 범위 에서 응력-변형율 관계를 회귀분석하여 결정하였으며, 강재 의 포아송 비는 일반적인 강재의 포아송 비인 0.3을 적용하 였다.

3.1. 실험장비 및 계측센서

변위 및 하중제어가 가능한 1,000kN 용량의 UTM을 사용 하여 CFT 합성보 실험체에 대한 휨실험을 수행하였다. 실험 데이터는 총 84채널의 데이터 수집 장치를 갖는 데이터 수집 장치를 사용하여 수집 저장하였다.

실험체의 지간 중앙부에는 중앙하단에 LVDT를 설치하여 처짐량을 측정하였으며, 별도로 강관과 충전콘크리트 간의 계면에서 계면슬립 발생 여부를 관찰하기 위해 강관의 양단 부 단면에 직교하는 방향으로 상부로부터 31mm 하단위치에 LVDT를 설치하였다. 실험체의 지간 중앙부에서 휨 거동으 로 인한 강관의 축방향 변형과 중립축의 변화 및 포아송 효 과에 의한 강관의 충전콘크리트에 대한 구속효과를 계측하 기 위해 강관의 상부, 중앙 및 하부에 로젵게이지를 각각 부 착하였다 (Fig. 5).

여기서 축 및 횡방향의 두 방향으로 변형률게이지를 부착 하는 대신에 로젵게이지를 부착함으로서 지간 중앙부에서 강관과 충전콘크리트 간의 계면슬립이 발생하는 경우에 이 로 인한 전단변형을 계측하도록 하였다.

또한, 보의 길이방향을 따라 압축부 충전콘크리트의 횡방 향 포아송효과가 발생하여 강관에 의해 억제되는지의 여부 를 관찰하기 위한 목적으로 실험체의 길이 방향을 따라 축방 향 및 횡방향 변형률 게이지를 추가로 부착하였다 (Fig. 5(b)). 결과적으로, Fig. 5(a)의 게이지 부착위치 ①로부터 ⑧에 서 종방향 변형률게이지는 CFT보의 지점부로부터 중앙부까 지 휨작용으로 인한 축방향 변형률의 변화경향을 계측하며, 대응하는 횡방향 변형률게이지는 실험체 길이방향으로 강관 에 의한 충전콘크리트의 구속정도와 경향을 관찰하도록 계 획하였다.

CFT 보의 강관에 부착된 게이지는 Fig. 5(a) 및 Fig. 6에 보인 바와 같이 표기하였다.

예로서, TF1-34-3의 계측게이지 표시에서 TF는 Tube with Flange의 약자이고 1은 단부콘크리트가 개방된 단부개방 실 험체를 의미하며, 3은 3번째 행을 4는 4번째열을 표시한다. 또한 3은 전단변형률을 의미한다.

Fig. 5.

Measuring gages attached on specimens

Fig. 6.

Identification of sensors

Fig. 7.

Test setups

3.2. 실험 결과

실험은 최대하중 이후의 연화거동을 고려하여 변위제어로 서 진행하였고, 데이터 수집 장치를 이용하여 2초 간격으로 계측자료를 수집 및 저장하였다. 단부개방 실험체 TF1은 실 험체의 비선형 거동의 진행과 더불어 실험체의 오른쪽 단부 에서 콘크리트의 압출이 시작되었으며 (Fig. 8(a)), 처짐이 약 30mm 정도 진행된 후 왼쪽단부의 압출이 시작되었다 (Fig.8(b)).

오른쪽 단부의 충전콘크리트 압출은 설치된 LVDT로부터 11.0mm를 계측하였으며, 왼쪽의 경우에는 0.7mm를 계측하 였다. 이러한 슬립거동은 휨 하중하에서 CFT 합성보의 강관 부가 휨 압축응력을 받아 이에 대응하는 압축변위가 발생할 때 강관과 내부충전콘크리트의 일체거동을 보장하는 계면상 의 부착력이 충전콘크리트의 축방향 압축력에 더 이상 저항 하지 못한 결과로서 이해된다. 이후 단부에서 충전콘크리트 의 강관내부 콘크리트의 슬립이 발생한 후에 하중점 부근에 서 압축응력에 의한 강관의 국부좌굴이 발생하였으며 (Fig. 8(c)), 강관의 팽창부위가 하중판과 접촉하여 실험을 중단하 였다. 단부구속 실험체 TF2는 처짐이 약 20mm 정도 진행하 는 동안 지점부 수직보강재에 좌굴이 발생하였고 강관과 웨 브의 용접부위가 분리되면서 하중 저항성이 급격히 감소하 여 재하하중 656kN에서 갑자기 파괴되었다 (Fig. 9(a)와 (b)). 이러한 파괴는 TF1 실험체의 경우에서 발생하는 충전콘크리 트의 슬립거동이 단부구속에 의해 억제됨으로서 발생한 것 으로 이해된다.

Fig. 8.

Failure of TF1 specimen

Fig. 9.

Welding failure of TF2 specimen

4.1. 단면해석법

단면해석법에 의한 CFT 보 단면의 저항강도는 압축부 충 전콘크리트의 횡방향 체적팽창으로 인한 강관의 구속효과가 없는 것으로 가정하고 계산하였다. 이 방법으로 계산된 단면 강도는 실험에서 계측된 단면저항능력과의 비교를 통해 강 관의 구속효과의 정도에 대한 예측근거자료로서만 사용하였 다. 이에 따라 단면강도는 직사각형 단면의 응력사각형 블록 개념과 유사하게 콘크리트의 압축부 전면적에 대하여 콘크 리트의 압축응력이 0.85f_ck 의 크기를 갖는 것으로 가정하고 계산하였으며, 또한, 강관 내부의 충전콘크리트가 없는 순수 강관단면의 저항하중을 계산하여 충전콘크리트로 인한 강도 증가 정도를 고찰하였다.

4.2. 유한요소해석

콘크리트와 강재의 재료 비선형성은 네계수 파괴포락선 (Lee, 1998)과 von Mises 파괴규준을 이용한 탄-소성 구성모델을 사용하여 각각 정의하였으며, 강관과 콘크리트간의 계면거동 은 Mohr-Coulomb 파괴규준에 근거하여 제안된 쌍곡선 파 괴포락선 (^{Lee et al., 2009(a)}; ^{Lee et al., 2009(b)})을 이용 한 탄-소성 구성모델을 사용하여 정의하였다.

Fig. 1(a)와 (b)의 CFT 보는 종 및 횡방향으로 대칭성을 가지므로 전체형상의 1/4 만을 고려하여 콘크리트는 절점당 3개의 변위자유도를 갖는 8절점 3차원 육면체 요소로서, 강 재는 절점당 6개의 자유도를 갖는 4절점 3차원 쉘 요소로서 그리고 강관과 콘크리트 간의 계면은 0-계면깊이 (0-thickness) 8절점 계면요소로서 각각 유한요소 모델링하였다. 해석에 필 요한 강재와 콘크리트의 재료물성값은 강재 및 콘크리트 실 험에서 얻어진 Table 2와 3의 값을 적용하였고, 강관과 콘크 리트의 계면에 대한 물성값은 강-콘크리트 계면의 부착 및 비부착 실험 (^{Lee et al., 2009(a)}; ^{Lee et al., 2009(b)})을 통 해 결정된 Table 4의 계면구성계수 값을 적용하였다.

Fig. 10은 TF1 합성보 실험체에 대한 1/4 유한요소모델링 결과를 보여준다.

Fig. 10.

Quarter modeling of CFT beam

4.3. 실험 및 해석결과의 분석

4.3.2. 3차원 비선형 유한요소해석결과 분석

Fig. 11(a)는 계면요소를 고려치 않은 유한요소해석 결과 가 계면요소를 고려한 유한요소해석의 결과보다 큰 최대하 중을 갖고 있음을 보여주며, 단부개방의 경우의 유한요소해 석에서 계면요소가 고려된 경우는 실제 실험결과와 거의 일 치하는 결과를 보여주고 있다.

단부폐쇄 실험체는 실험 진행시 하중이 증가되면서 갑작 스런 파괴로 실험을 중단하였으므로 Fig. 11(b)는 비선형 유 한요소법에 의해 예측된 결과만을 보여주고 있다. Table 6은 콘크리트 충전강관 합성보 실험체의 실험결과와 유한요소해 석 결과의 비교를 보여준다. 단부개방 실험체 TF1에 대한 실험 및 해석상의 최대하중값은 약 20.0mm의 처짐에 대응 하는 하중 값으로 취하였다. 계면요소를 고려하지 않은 3차 원 유한요소해석결과는 실험값 보다 16% 크게 예측되었으 며, 계면요소를 포함한 유한요소해석 결과는 실험값과 거의 일치하였고 실험체 TF1의 단면해석법에 의한 단면검토결과 는 실험값 보다 14% 적게 예측되었다. 유한요소 해석과 실 험을 통해 계측된 최대하중의 비교를 통해 유한요소 해석법 이 비교적 정확하게 실험값을 예측하고 있는 것을 보여주었 으며, 계면요소가 고려되지 않은 경우의 유한요소해석 결과 는 강-콘크리트사이의 계면거동이 없으므로 양단이 구속된 경우의 해석결과와 유사함을 알 수 있다.

단부폐쇄 실험체 TF2의 경우는 실험결과를 취하지 못하였 으므로 단면해석법과 유한요소해석으로 비교하였고 그 결과 는 Table 7에 보여준다. 계면을 고려한 경우의 유한요소해석 에 의해 예측된 극한하중은 단면해석 결과보다 약 36% 크게 예측되었으며, 단부개방 실험체 TF1의 해석값도 단면해석 결과보다 17% 크게 예측되었다. 이것으로 양단이 열려있는 경우도 어느 정도의 구속효과가 발휘되었으며 양단이 막힌 경우는 구속효과가 매우 크다는 것을 알 수 있다.

Fig. 11.

Load vs. deflection curve

Table 6.

Comparison of resisting capacity of TF1 specimen

TEST Pu(kN)	3D FEM w/o Int.	3D FEM with Int.	Sec.Anoly/TEST	3D w/oInt./TEST	3D with Int./TEST
630.2	732.8	634.2	0.86	1.16	1.00

Table 7.

Comparison of resisting capacity of specimen

Specimen	Sec.Anoly.	3D FEM w/o Int	3D FEM with Int	3D w/o Int. /Sec.Anoly.	3D with Int. /Sec.Anoly.
TF1	541.4	732.8	634.2	1.35	1.17
TF2	541.4	736.6	738.51	1.41	1.36

4.3.3. 하중-축 방향 변형률

Fig. 12는 콘크리트 충전강관 합성보 실험체 TF1의 축방 향 변형률을 보여준다.

계면요소를 고려한 유한요소해석결과 탄성영역은 비교적 실험값과 잘 일치하나 비선형 구간에서는 차이를 보인다. 또 한 단부개방 실험체 해석결과 중앙부를 제외한 측면부의 단 면상부는 실험값과 거의 일치하는 결과를 보이나 중앙부 단 면의 경우 다소 차이를 보이며 이는 중앙부 단면의 국부좌굴 에 기인한 것으로 판단된다.

단부개방 실험체 TF1의 경우에는 하중점 부근에서 압축응 력에 의한 국부좌굴이 발생하였고 이는 콘크리트가 강관 밖 으로 빠져나가고 강관은 안으로 들어오는 거동을 통해 발현 되었다. 이와 같은 국부좌굴과 계면의 슬립은 강과 콘크리트 의 합성효과를 신뢰할 수 없도록 하므로 강과 콘크리트의 합 성효과를 유지하기 위해 단부를 폐쇄하거나 전단 연결재를 설치하는 등의 슬립방지 대책을 마련해야 할 것이다.

Fig. 13은 실험체 TF1 중앙부의 상면에서 하면까지의 축 방향 압축 및 인장응력의 변화를 보여준다. 강재의 단면 중 간부에 부착된 변형률 게이지의 변형률이 하중이 증가함에 따라 압축으로 증가하는 것은 강관속 콘크리트의 대부분이 압축을 받고 있는 것을 의미한다.

Fig. 12.

Load vs. axial strain curve for TF1 specimen

Fig. 13.

Load vs. axial strain curve for TF1 specimen at center

Fig. 14.

Load vs. lateral strain curve of longitudinal direction for TF1 specimen

4.3.5. 단부 콘크리트 슬립 및 하중-전단 변형률

Fig. 15는 단부개방 콘크리트 충전 강관 합성보 실험체 TF1이 하중이 증가하여 소성영역에 들어서면서 콘크리트가 양쪽으로 밀려나오는 슬립현상을 나타낸다.

계면을 포함한 비선형 유한요소 해석결과 슬립거동의 발 생하중은 실험체의 오른쪽단부의 슬립거동과 같은 하중수준 인 것을 볼 수 있다. 해석결과 단부의 슬립량은 약 0.9 mm 이고 실험체의 콘크리트 최소 슬립량은 왼쪽 단부에서 약 0.7mm 최대 슬립량은 오른쪽 단부에서 약 11.0mm이다. 이 처럼 슬립량이 차이가 나는 이유는 양쪽 단부의 강-콘크리트 사이의 계면물성이 일정하지 않으므로 소성거동시 부착저항 이 작은쪽이 먼저 계면파괴가 일어나게 되고 계면파괴가 일 어난 쪽의 슬립거동이 계속 진행되는 현상으로 판단된다.

Fig. 15.

Slip displacement curve of TF1 specimen

4.4. 실험결과의 고찰

단부개방 실험체 TF1은 비선형 거동이 어느 정도 진행되 어 단부에서 강관내부 콘크리트의 슬립이 발생한 후에 하중 점 부근에서 압축응력에 의한 강관의 국부좌굴이 발생하였 으나 전반적으로 실험이 잘 진행되었다. 단부폐쇄 실험체 TF2는 실험이 진행되는 도중에 지점부 수직보강재에 좌굴이 발생하였고 강관과 웨브의 용접부위가 분리되면서 하중 저 항성이 급격히 감소하면서 파괴되었다. 이는 강관의 단부가 구속에 의해 강관내부의 슬립파괴를 방지하므로 강관의 국 부좌굴이 방지되고 강관의 구속효과에 의해 강성이 증가되 어 강관에 작용하는 모멘트 차이에 의한 전단파괴가 강관과 웨브의 접합부에서 발생한 것이다. 단부개방 실험체의 경우 계면요소가 고려되지 않은 유한요소해석은 강과 콘크리트간 계면의 거동이 없으므로 계면이 고려된 경우보다 발생하중 이 크게 예측되었으며, 이는 계면요소를 고려한 유한요소해 석에서는 콘크리트의 슬립으로 인해 구속효과가 감소된다는 것을 의미한다. 실험체의 실험결과와 계면이 고려된 비선형 유한요소 해석결과는 거의 일치하였으며, 단면해석법에 의한 결과는 실험결과의 84% 수준에 머물렀다. 이것은 실험 수행 시 콘크리트충전 강관에서 구속효과가 발휘되어 16%의 강 도증진 효과가 있다는 것을 의미한다.

단부폐쇄 실험체 TF2의 경우는 계면이 고려된 경우와 고 려하지 않은 경우의 3차원 비선형 유한요소해석과 단면해석 법에 의한 결과를 비교하였다. 계면요소를 고려한 유한요소 해석은 단면해석법에 의한 결과에 비해 35% 크게 예측되었 으며, 강관전체의 구속효과에 의해 강도가 커진 것으로 판단 된다.