초록

Abstract

1. 서  론

콘크리트 충전강관(CFT)은 강관이 충전되는 콘크리트의 거푸집 역할을 함과 동시에 구속조건을 부여하여 내부 콘크리트의 강도를 증진하는 효과를 가져올 수 있고 강관의 국부좌굴을 충전 콘크리트가 지연시켜주는 효과가 있다. 특히, 원형 CFT 단면이 사각형에 비해서 더 나은 구조적 성능을 보이는데 이는 콘크리트에 대한 구속효과가 더 크고 두 재료 사이의 부착 및 합성 작용을 높여줄 뿐 아니라 국부좌굴에 대한 위험성을 줄여주기 때문이다^[1]. CFT 단면은 압축에 강할 뿐 아니라 휨 내력도 뛰어나기 때문에 브레이싱이 있는 형태의 교각 구조로 활용될 수 있고 일반 철근 콘크리트 교각에 비해서 27% 가벼운 중량의 구조물로 실현가능하다^[2].

교량의 급속 시공을 위한 구조로 CFT 교각 구조와 기초와의 연결부에 대한 실험적 연구가 수행되어 매입형태에 따른 내진 거동을 평가하여 강관 직경의 75~90%의 매입 깊이를 가질 때 지진하중에 대해 완전 소성 모멘트와 큰 비탄성 변형을 가질 수 있음을 보였다^[2]. 강관 끝단에 링 형태의 상세를 갖는 경우에 좀 더 깊은 매입 깊이를 가지도록 하는 이전의 결과보다 작은 매입 깊이를 요구함을 보였다^[3].

콘크리트 충전 원형 강관에 대한 압축 및 휨 실험에 대한 다양한 연구가 국내외에서 수행되었다. CFT부재가 연성 및 휨 강도를 증가시킴을 확인한 다수의 연구 사례가 있고^[4],[5],[6] 휨 실험을 통해 휨 강도 및 연성을 평가한 연구가 국내에서도 수행되었다^{[7],[8],[9],[10]}.

(a) Assemly of Modular Bridge Pier

(b) Details of Footing Connection (C) Connection of Pier Table

Fig. 1 CFT Modular Bridge Pier System

이 논문에서는 CFT 단면을 활용한 모듈화된 교각 구조를 제안하고 기초 및 피어캡과의 연결구조를 제안하였다. 제안된 구조체에 대해 강축 및 약축에 대한 정적실험을 수행하여 모듈러 교각의 설계 개념을 도출하고 검증하는 분석을 수행하였다.

2. 모듈러 CFT 교각

모듈화된 교량의 하부구조 시스템을 개발하기 위해서 상부구조에 대한 제한 범위를 설정하였다. 교량의 폭은 4차선을 기준으로 하고 확장 가능하도록 모듈화하고 적용 지간은 20~60m로 설정하고 교각의 높이는 30m 이내로 국한하였다. 이러한 목표 설정으로 공사기간 단축과 현장 인력 감소를 실현하는 모듈러 하부구조 시스템을 Fig. 1과 같이 제안하였다.

충전강관 연결은 용접을 통해 수행하고 브레이싱 부재로 연결된 CFT 모듈을 필요한 높이만큼 연결하여 교각 부위를 완성하도록 하였고 현장 용접의 용이성을 위해 자동 용접 장치를 고안하여 제안하였다. 기초부와의 연결은 강관의 끝단을 매입하여 연결되도록 하였고 매입부는 기초 타설시 사전 매입한 상태로 시공된다. 작은 직경의 강관 부위가 피어캡과 그대로 연결될 경우에 발생하는 콘크리트 응력 집중을 완화하기 위해 강재 단면을 매입한 피어테이블 구조를 먼저 연결하고 이 위에 피어캡 세그먼트를 가설하여 완성하는 형태로 교각 구조물을 모듈화하였다. 교폭 혹은 상부구조 자중의 변화는 CFT 단면간의 간격이나 수로 대응하도록 하였다.

제안된 모듈러 교각 구조의 설계를 위한 주요 검토 항목은 연결부, 응력 검토 및 강도 검토, 내진성능, 브레이싱 설계 등이 있다. 이 논문에서는 기초와의 연결부의 적정성과 응력 및 강도 검토를 위한 설계 방법을 실험을 통해 제시하였다.

3. 실험적 연구

3.1 실험 부재

4개의 CFT 기둥을 연결한 교각 모듈을 갖는 실험부재를 Fig. 2(a)와 같이 제작하였다. 직경 165.2mm와 두께 6mm의 강관을 사용하여 D/t의 비가 28로 표 1에서 제시한 각 설계기준의 요구사항을 만족하도록 하였다. 국부좌굴을 방지하기 위해 각 설계기준에서 제시하고 있는 제한값의 차이는 크지 않게 나타났다. 

강관이 콘크리트에 매입된 형태의 연결구조에서 매입 깊이에 대한 제안 사항들이 연결 상세에 따라 달라지게 된다. 이 실험에서는 기초부 매입깊이를 248mm로 설정하여 강관 직경의 1.5배로 하였다. 매입되는 강관에 스터드 볼트를 용접하여 합성 효과를 높였기 때문에 실질적으로 이보다 작은 매입 깊이로 연결부 강도를 발현할 수 있을 것으로 예상되지만 CFT 기둥부의 거동을 주로 평가하기 위해서 기초와의 매입 설계는 안전측으로 설정하였다.

Fig. 3에 부재의 제작 과정을 나타내었다. 강관 부재 및 브레이싱 용접은 철구제작소에서 제작하여 운반하였고 기초부 배근과 함께 강관 모듈을 위치시킨 후 기초를 타설하여 실험부재를 완성하였다. 실험부재 제작 과정에서 모듈화를 위한 형상 관리 항목들을 도출하고 시공 과정을 검토하였다.

Table 1. D/t Limit of CFT Member

4개의 CFT 기둥 요소를 연결하는 브레이싱을 3단 설치하였고 피어캡은 생략하고 대신에 강재로 기둥 요소의 끝단을 고정하여 횡하중 가력이 강축과 약축에 대해 수행될 수 있도록 하였다. 기둥간 간격을 1.0m와 0.8m로 달리하고 약축 방향에 대해서는 탄성구간에 해당하는 하중을 재하하였고 이후 부재를 90도 회전시켜 강축 방향에 대해서는 최대 하중에 도달할 때까지 가력하였다.

CFT 기둥이 가지는 높은 축강도로 인해서 실제 교량의 교각 구조물이 받는 축력 수준을 모사하는 축방향력 재하는 하지 않았다. 횡방향 하중에 따른 휨 거동만을 평가하는 것을 이 논문의 범위로 한정하였다.

횡방향 하중 가력에 따른 부재의 거동을 평가하기 위해서 변위계를 Fig. 2(a)처럼 설치하였고 각 단면별 변형률을 측정하기 위해서 기둥 높이 방향으로 다섯 위치의 단면에 대해 변형률 게이지를 설치하였다. 이로부터 탄성구간의 거동, 브레이싱의 영향, 비탄성 구간의 거동을 평가하였다. 거동의 주요 평가 항목이 강관의 휨 거동을 응력과 변형 측면에서 파악하는 것이고 강관이 항복에 도달할 때까지의 거동을 평가하기 위한 실험을 수행하였다.

Fig. 4에 실험체의 실제 셋업 사진을 나타내었는데 횡하중에 의한 기초 부분의 변위를 제어하기 위해서 26곳에서 강봉을 이용하여 반력상에 고정하였다. 1,000kN 엑츄에이터를 사용하여 반복 가력을 정적으로 수행하였다. 최대하중을 받는 가력시에는 변위제어를 통해 CFT 단면이 모두 항복에 도달하도록 가력을 실시하였다.

(a) Measurement of Displacement

Fig. 4 Test Setup

3.2 재료성질

강관의 충전 콘크리트의 설계 기준 강도는 35MPa이고 실험 시기의 실린더 공시체의 평균강도는 37MPa로 나타났다. 기초부의 콘크리트 설계 기준강도는 40MPa로 설정하였는데 실험시 평균강도는 38MPa이었다.

강관으로 사용된 강재는 STK490으로 항복강도 315MPa, 인장강도 490MPa이다. 강관과 브레이싱 이음을 위한 거셋플레이트의 강종은 SM490을 사용하였다.

4. 실험 결과 분석 

4.1 선형 탄성 거동

기둥을 연결한 교각 모듈을 갖는 다주식 교각의 설계에서 허용응력 검토를 위해서는 프레임 해석 수준에서 응력 검토를 할 수 있는 방안을 제시해야 한다. 각각의 충전 강관의 강성에 기반한 단일CFT 개념은 각각의 충전강관의 휨강성을 계산하여 이를 단순히 합하는 형태이고 강결CFT 개념은 브레이싱에 의해 완전하게 구속되어 각각의 충전강관이 하나의 단면으로 거동하는 것을 가정하여 편심효과를 반영한 휨 강성을 산정하는 것이다. 실제 거동은 이 두 가지 하한 값과 상한 값의 중간에 있을 것이고 이는 브레이싱의 간격과 강성에 영향을 받게 된다.

Fig. 5에 탄성응력 범위 내에서 가력한 약축 방향의 하중조건에 따른 충전강관 최하단 축방향 변형률과 강관 항복이후까지 가력한 강축방향 하중조건에 따른 축방향 변형률을 각각 나타내었다. 설계 개념을 비교하기 위해 단일CFT 개념과 강결CFT 개념에 근거한 계산결과와 비교하였다. 약축 재하에서는 실험결과의 변형률 값이 압축 측과 인장 측에서 각각 강결CFT 개념에 의한 계산 값보다 26.3%, 59.2% 높은 값을 보였다. 강축 재하에서는 실험결과의 변형률 값이 강결 CFT개념에 의한 값보다 압축측과 인장측에서 각각 19.2%, 52.3% 높은 값을 나타내었다.

(a) Weak Axis

(b) Strong Axis

Fig. 5 Load-strain Curves

강관을 브레이싱을 이용해 연결하는 경우에 각각의 CFT 단면에서의 변형률 분포를 탄성구간내의 실험 측정 데이터에서 약축 재하는 P=258.70 kN, 강축 재하는 P=247.71kN에서 살펴보면 Fig. 6과 같다. 양끝단의 기둥 단면에서 압축 최대변형률과 인장 최대변형률은 거의 대칭의 값을 가지지만 강결CFT 개념에서 가정하는 두 개의 단면이 하나의 중립축을 갖는 것과는 다른 분포를 보였다. 즉, 하나의 강관 단면에서 압축과 인장 응력이 발생한다는 것이다. 이는 전술한 하중-변형률 관계에서의 경향과 동일하다.

Fig. 6에서 약축과 강축의 변형률 분포를 프레임해석 결과와 비교하여 나타내었다. 약축의 경우 Fig. 2의 BC기둥에 하중 재하시의 변형률 분포를 프레임해석 결과와 비교하였으며, 프레임해석 결과보다 인장측은 2.8% 큰 값을 보였으며, 압축측의 경우는 18.1% 작은 값을 보였다. 강축의 경우는 Fig. 2의 CD기둥에 대하여 압축영역에서는 실험 값이 프레임 해석 결과보다  21.7% 작은 값을 나타냈으며 인장영역에서는 프레임해석 값과 변형률 차이가 없었다. 따라서, CFT기둥 단면 4개가 균등하게 하중을 분담하여 횡하중에 대한 응력을 산정하는 단일 CFT 개념은 지나치게 보수적인 설계를 초래할 것으로 보여 각각의 CFT 단면과 브레이싱을 프레임으로 해석하고 이에 기반한 응력 검토를 하는 것이 적절한 수준의 안전율을 확보하는 방안으로 판단된다.

즉, 브레이싱에 의한 편심효과를 조정하면 설계에서 요구하는 강성 및 응력 제한값을 유연하게 만족시킬 수 있을 것으로 판단된다. 이는 모듈화를 위한 설계 범위 산정을 통해 일정 설계 변수 범위 구간별 표준화를 통해 적절한 편심 거리를 확보할 수 있게 한다. 다만, 기둥부재와 브레이싱의 용접 연결부에 대한 피로 검토는 별도의 검토 항목이 되어야 한다.

(a) Weak Axis

(b) Strong Axis

Fig. 6 Comparison of Strain of Steel Tube Along the Loading Axis

Fig. 7에 탄성응력 범위 내에서 강관 하부의 응력이 항복에 가까운 임의 하중을 선택하여 약축과 강축의 높이에 따른 브레이싱의 영향을 보여주고 있다. 브레이싱 설치 위치에서 브레이싱이 작용하중에 저항함으로써 기둥의 작용모멘트가 선형으로 작용하지 않으며, 이는 브레이싱이 횡방향 하중을 분담하여 브레이싱 설치위치에서의 응력을 감소시키는 것으로 판단된다. 실제 설계시 응력검토는 최하단 강관에서의 응력이 최대값이기 때문에 이 값을 기준으로 하면 된다.

(a) Weak Axis

(b) Strong Axis

Fig. 7 Strain of CFT Columns Along the Height of the Column

축방향 하중에 저항하는 브레이싱의 영향을 분석하기 위하여 하중방향의 브레이싱의 거동을 높이별로 평가하였다. 브레이싱의 길이에 따라 약축과 강축의 거동은 브레이싱이 압축을 받는 경우, 압축과 인장을 받는 경우 인장을 받는 경우로 나타났다. 약축의 경우 브레이싱의 길이가 강축에 비해 짧음으로써 최상단의 브레이싱의 경우 전단면 압축, 최하단의 경우 전단면 인장, 가운데 브레이싱의 경우는 상면게이지의 경우 압축, 하면 브레이싱의 경우는 인장을 나타냈으며, 강축의 경우는 높이별 브레이싱 단면에서 상면은 압축 하면은 인장을 나타내는 것으로 판단할 때, 브레이싱의 길이에 따라 거동이 상이하게 나타났다. Fig. 8은 실험 부재의 높이에 따른 브레이싱의 변형률을 보여주고 있으며, 좌・우 측의 변형률 분포가 상이한 것은 하중 재하시 하중이 균등하게 분배되지 않은 것으로 판단되지만, 변형률 분포 값으로 볼 때 각 위치별 브레이싱의 압축과 인장에 대한 거동은 일치하는 것으로 판단된다.

브레이싱에서의 변형률 측정값으로부터 판단할 때 최상단과 2번째 브레이싱에서의 응력이 인장과 압축으로 교번하여 지진하중과 같은 높은 수준의 횡하중이 반복 가력되면 low cycle 피로 파괴의 위험성이 있을 수 있다. 따라서, 브레이싱 연결 상세를 피로 파괴 유발이 없도록 하는 연결부 개선이 필요한 것으로 판단된다. 힌지 연결에서 완전 강결로 브레이싱의 연결을 강하게 할수록 휨강성과 휨강도는 증가하겠지만 이로부터 브레이싱 연결부에 발생하는 응력 수준도 증가함을 고려해야 한다.

(a) Weak Axis

(b) Strong Axis

Fig. 8 Strain at Three Bracings

범용 구조해석 프로그램인 ABAQUS 6.11-1과 MIDAS Civil 프로그램을 이용하여 CFT 기둥을 해석하였다. 3차원 해석을 위한 ABAQUS 모델링에서는 모든 요소는 솔리드(C3D8R)요소를 적용하였다. 내부 콘크리트와 강관을 완전 합성을 고려한 경계 모델링을 적용하였다. 모듈의 높이별로 모델을 만들어 모델링하였으며, 프레임해석 모델의 경우 기둥지지 기초부를 완전 고정단으로 경계조건을 설정하고 강축과 약축으로 나누어 가력 하였다. Fig. 9에 각각의 모델과 해석 결과를 도시하였다.

Fig. 9 Comparison Between Frame Analysis and FE Analysis

강축과 약축의 최 하단에서 발생한 최대 응력을 비교하였으며, 유한요소해석과 프레임해석의 강축과 약축에서의 최대 응력은 각각 24.8%, 24.7%의 차이를 보였으며 실험결과와 프레임 해석 값을 비교할 때 강축은 차이가 없었으며, 약축은 실험값이 2.9% 크게 나타났다. 프레임 해석에서 도출된 응력 결과값은 실험결과와 좀 더 근접한 값을 보여주었다.

모듈러 교각의 설계에 대한 개념을 정립하기 위해서는 프레임 해석 수준에서의 안전도를 확보하는 것이 중요하다. 이를 위한 다양한 변수모델링에 의한 거동을 파악하는 것이 중요하다고 판단된다.

Fig. 10에 교각 부재의 최상단에서 측정된 변위값의 이력 곡선을 나타내었다. 일정 수준의 반복 가력하에서 교각 부재가 기둥 하단부에서 항복에 도달하면서 점차적으로 전체 강관에서의 항복 도달에 이르기까지 양호한 변형을 나타내었다. 이는 향후 내진 거동 평가를 별도로 필요로 하지만 강관의 항복과 내부 충전 콘크리트의 강도 증진 효과로 인해 에너지 소산 능력 및 연성 능력이 뛰어날 것으로 판단된다.

Fig. 10 Load-Displacement Curve at Top Layer

Fig. 11은 강관 최하단부에서 측정한 하중-변형률 이력곡선을 나타낸다. 최종 하중 가력 단계에서의 거동으로 볼 때 강관의 하부 단면이 모두 항복에 도달했음을 확인할 수 있었다. 또한, 4개의 강관 단면이 순차적으로 항복 구간에 도달하여 소성 변형이 진전됨으로써 높은 에너지 소산 효과를 나타내고 있다. Fig. 12의 하중-횡방향 변위 그래프에서 보면 이 단계에서의 하중-변위 곡선은 거의 선형적인 형태를 보였고 모든 강관 단면이 항복에 도달하면서 휨 강성이 감소하기 시작하는 것을 알 수 있다. 

Fig. 11 Load-Strain Curves at Bottom Station

Fig. 12 Load-Strain Curve at Four Different Height of Pier Column Module

다주식 교각의 일체거동 여부를 판별하기 위하여 프레임해석과 강관이 처음 항복에 도달하는 시점, 그리고 4개의 강관이 모두 항복에 도달할 때의 항복하중을 단일 CFT개념에 의한 결과를 기둥의 수를 곱한 값과 비교하였다. 단면의 강성은 유로코드-4에서 제시하는 기준에 의해 표 2와 같이 계산되었다.

Table 2. Comparison of Yield Load Between Calculation and Frame Analysis

Fig. 13에서 나타낸 각 강관의 항복 응력 도달 하중을 보면 강관이 처음 항복에 도달하는 시점은 실험에서 인장을 받는 CFT기둥에서 275kN 이었으며 강관기둥 외측에서 내측보다 먼저 항복에 도달하는 것을 알 수 있었다. 단일CFT 개념의 계산과 실험부재의 4개 기둥이 모두 항복에 도달하는 결과를 프레임 해석 결과와 비교하였을 때, 실험결과는 프레임 해석 결과와 단일CFT 개념에 의한 계산결과 사이에 위치함을 알 수 있다. 이는 하중 재하 방향에 따른 하중-변형률 곡선 결과에서 알 수 있듯이 허용 응력 검토를 프레임 해석에서 구한 응력을 근거로 판단하면 적절한 수준의 안전율을 확보할 수 있을 것이다.

Fig. 13 Yield Load from Experiments

다주식 기둥에서 브레이싱의 간격 및 강성에 따른 거동을 평가하는데 있어서 기둥과 브레이싱을 연결하는 경계조건을 바꿔서 해석하였다. 기둥과 브레이싱 연결부의 조건을 양단 힌지로 연결한 경우와 강결로 고정시킨 경우를 프레임 해석을 통해 비교하였다.

기둥부와 브레이싱을 연결하는 경계조건에 따라서 기둥 최하단의 소성 힌지구간에 대한 작용응력을 평가하였다. 브레이싱이 강결로 연결된 부재의 경우 부재 상단에 작용하는 횡하중에 대하여 브레이싱에 의해 작용하중이 분배되는 경향을 보였으며, 이와 반대로 힌지로 연결된 부재의 경우는 횡하중에 대하여 브레이싱의 역할이 제한적이기 때문에 기둥부재가 작용하중에 저항하게 됨으로써 기둥 최 하단에서의 응력이 크게 작용한 것으로 판단된다. 하중을 P=50kN 적용한 경우, 강결로 연결된 부재와 힌지로 연결된 부재의 경우 강축의 경우 3.14배, 약축의 경우 3.2배의 차이를 보였다.

Table 3. Comparison of Frame Analysis Results According to Bracing Connections

4.2 극한 거동

충전강관의 극한 휨 내력의 평가는 각 설계기준에서 제시하는 방법의 기본 개념은 Fig. 14와 같다. 이 그림의 정의를 이용한 논문에 의한 식을[6] 사용하여 순수 휨을 받는 단일CFT 개념의 기둥의 휨강도를 식 (6)을 이용하여 평가하고 이를 일반적인 응력-변형률 곡선에 근거한 모멘트-곡률 방법에 의한 계산값과 비교하였다.

Fig. 14 Ultimate Moment Capacity of Circular CFT Column

                      (1)

여기서, 는 콘크리트의 압축력에 의한 모멘트, 는 강재의 인장력에 의한 모멘트, 는 강재의 압축력에 의한 모멘트 이다.

                              (2)

                       (3)

여기서, 는 콘크리트의 압축강도, 는 강관의 항복강도, 는 강관의 두께, 은 강관 내경의 평균 반지름이다.

힘의 평형 방정식에 의해 강관에 작용하는 힘은 식 (4)와 같다.

                                 (4)

소성 중립축에 의한 회전각 은 식 (5)와 같다.

                           (5)

따라서, 이론에 의한 휨 강도의 계산은 식 (6) 과 같다.

           (6)

식 (6)에 의해 계산된 값은 52.81kN·m이고 모멘트-곡률 방법에 의한 단일 CFT 부재의 휨강도는 57.38kN·m로 나타나서 매우 유사한 값을 보여주었다. 그러나, 이러한 극한강도 계산 값은 실제 4개의 부재가 함께 하중 저항을 하는 경우에 평가된 모멘트 강도 값인 1,510kN·m에 비해서 6.6배나 낮은 평가를 가져온다.

Fig. 15 Moment-Curvature Curve

실제 실험에서 최대하중에 도달할 때까지 부재 설계에서 언급한 바와 같이 국부좌굴에 도달하지 않은 모습을 보였고 모든 단면이 항복에 도달하였다. 모듈러 CFT 단면의 소성 거동을 고려한 극한강도의 산정은 연결 구조에 따라서 달라질 수 있기 때문에 일반화된 강도 산정식을 제안하기는 힘든 상황이다. 다만, 단일 CFT 단면의 소성 강도의 합으로 산정한느 것은 지나치게 안전측의 결과를 가져오고 완전 강결 단면으로 가정하면 비안전측의 결과를 나타낼 수 있다. 따라서, 강도 평가는 프레임 해석을 통한 전단면 항복 도달 하중으로 평가하는 것이 적절하다.

5. 결 론

콘크리트를 강관 내부에 충전하는 CFT 기둥 부재를 연결하여 모듈화한 교량의 하부구조 시스템을 제안하였다. 제안된 모듈러 CFT 단면에 대한 실험부재를 제작하여 횡하중 재하를 통한 휨 거동을 평가하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 국부좌굴 방지 규정에 따른 강관의 두께 결정은 국부좌굴을 방지하는데 효과적인 것으로 판단되고 기초부 매입 깊이도 직경의 1.5배 수준에서는 충분한 것으로 판단된다.

(2) 모듈러 CFT 교각의 휨강성 및 강도의 평가는 프레임 해석에 근거한 처짐과 응력을 통해 수행하는 것이 적절한 것으로 판단된다.

(3) 단일 CFT 기둥에 근거한 계산은 지나치게 안전측의 결과를 줄 수 있고 브레이싱의 연결 정도에 따라서 모듈러 CFT 교각의 내하력이 달라지기 때문에 설계 요구사항에 맞는 기둥간 편심 거리 조정이 필요하다.

전체적인 CFT 모듈러 교각의 정적거동 뿐 아니라 내진거동을 평가할 필요가 있는데 연결 상세에 따른 피로 거동에 대한 면밀한 고려가 추가될 필요가 있다.