第26卷 第4A號 · 2006年 7月 − 735 −

構 造 工 學大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第26卷 第4A號·2006年 7月

pp. 735 ~ 742

강곡선 플레이트거더 복부판의 중간수직보강재

소요강성에 관한 연구

The Rigidity of Transverse Intermediate Stiffener of Horizontally Curved Plate Girder Web Panels

이두성*·박찬식**·이성철***

Lee, Doo Sung·Park, Chan Sik·Lee, Sung Chul

·····························································································································································································································

Abstract

In this study, the ultimate shear strength behavior of transversely stiffened curved web panels was investigated through non-

linear finite element analysis. It was found that if the transverse stiffener has a sufficient rigidity, then curved web panels used

in practical designs are able to develop the postbuckling strength that is equivalent to that of straight girder web panels having

the same dimensional and material properties. The nonlinear analysis results indicate that in order for curved web panels to

develop the potential postbuckling strength. The rigidity of the transverse stiffener needs to be increased several times the value

obtained from the Guide Specifications (AASHTO, 2003). However, in the case of thick web panels where the shear design is

governed by shear yielding, the stiffener rigidity does not have to be increased. From the analysis results, a simple design for-

mula is suggested for the rigidity of transverse stiffener under strength limit state.

Keywords : horizontally curved steel web panel, strength limit state, ultimate shear strength, intermediate transverse stiffener,

finite element method.

·····························································································································································································································

요 지

실 설계에서 적용되는 강곡선 플레이트거더교의 기하학적인 설계범위 내에서 횡방향변형이 충분히 지지된 강곡선 플레이

트거더 복부판의 극한전단강도는 비록 직선복부판에 비해 후좌굴강도는 감소할지라도 탄성좌굴강도가 상대적으로 증가한다.

또한 강곡선 플레이트거더 복부판의 극한전단강도는 후좌굴강도를 포함한 직선플레이트거더 복부판의 극한전단강도와 같은

크기를 발현하고 있음이 여러 연구를 통해서 입증되었다. 본 연구에서는 강곡선 플레이트거더 복부판이 극한전단강도를 발현

하기 위한 중간수직보강재의 소요강성에 관한 수치해석연구를 수행하였다. 수치해석결과로부터 후좌굴거동이 존재하는 강곡

선플레이트거더 복부판이 후좌굴강도를 충분히 발현하기 위해서는 현행 Guide Specifications(AASHTO, 2003)의 중간수직보

강재 강성이 후좌굴거동 시에 단순지지역할을 하기에는 부족한 것으로 조사되었으며, 이를 기초로 전단좌굴강도비에 따른 소

요강성식을 제안하였다.

핵심용어 : 강곡선복부판, 강도한계상태, 극한전단강도, 중간수직보강재, 유한요소법

·····························································································································································································································

1. 서 론

플랜지와 접하며 수직보강재에 의해서 보강된 세장한 복부

판은 전단응력상태에서 “사인장거동(tension field action)”에

의하여 탄성좌굴 후에 일정크기의 후좌굴강도가 발현되고 있

음이 여러 연구를 통해서 밝혀졌으며 이러한 결과들이 여러

해에 걸쳐서 잘 정립되었고, 이 같은 노력으로 1994년 제정

된 AASHTO LRFD BRIDGE DESIGN SPECIFICATIONS

과 1996년 개정된 Standard Specifications for Highway

Bridges(AASHTO)에서 반영되었다.

그러나 상대적으로 곡선패널의 전단거동에 관한 관심은 크

지 않았다. 직선패널의 특정한 경우로만 취급되어 왔었다. 이

같은 결과로 직선복부판에서는 후좌굴강도를 포함한 극한전

단강도를 공칭전단강도로 규정한 반면에 2003년에 새롭게

제정된 Guide Specifications for Horizontally Curved Steel

Girder Highway Bridges(AASHTO)는 4변을 단순지지로 하

는 탄성전단좌굴강도를 공칭강도로 규정하고 있다. 곡선부재

와 관련된 본격적인 연구는 1971년 Mozer et al.(Mozer et

al. 1971, 1975a, b; Mozer and Culver 1975)에 의한 실

험연구가 수행된 이래로 여러 실험과 해석적 연구가 진행되

었다. Lee and Yoo(1999)는 수치해석을 통해 일반적인 기

하학적인 제원을 갖는 곡선복부판도 직선복부판과 같이 후

*정회원·동국대학교 산업기술연구원 박사후연구원·공학박사(E-mail : lds1970@dongguk.edu)

**정회원·동국대학교 토목환경공학과 박사과정(E-mail : cspark1972@dongguk.edu)

***정회원·동국대학교 토목환경공학과 교수·공학박사(E-mail : sclee@dongguk.edu)

− 736 − 大韓土木學會論文集

좌굴거동이 나타나며, 좌굴 후에 추가적인 강도를 발현하고

있음을 조사하여 발표하였다. White and Baker(2002)는 강

곡선플레이트 거더의 극한전단거동 실험을 통해서 설계에서

반영되는 일반적인 곡률반경(R≥30 m)을 갖는 강곡선 플레

이트거더 복부판의 극한전단강도는 직선판의 극한전단강도와

큰 차이가 없음을 발표하였다. 이 같은 결과로 미국 내에서

는 제한된 기하학적인 범위 내에서 직선패널과 곡선패널에

서 공칭전단강도 산정식을 하나로 표현하기 위한 시방규정

의 개정이 진행되고 있다. 그러나 해석연구와 실험연구를 통

해서 강도한계상태에서 강곡선 복부판의 극한전단강도를 합

리적으로 예측할 수 있다고 하더라도 이를 강플레이트 거더

설계에 반영하기 위해서는 복부판의 극한거동 시에 중간수

직보강재의 거동에 관한 설계규정이 추가로 제시되어야 한

다. 전단이 작용하는 복부판에서 중간수직보강재는 플레이트

거더 복부판의 극한거동에 중요한 영향을 미치기 때문이다.

Guide Specifications(AASHTO, 2003)에서 중간수직보강

재의 강성은 Culver(1973)의 연구를 통해서 제안되었으며

곡선패널이 직선패널의 탄성좌굴강도와 동일한 크기를 발휘

할 때 소요되는 중간수직보강재를 기초로 제안된 규정이다.

따라서 곡선복부판이 후좌굴강도를 발현하여 극한상태에 도

달할 때 수직보강재의 거동에 대한 면밀한 검토가 필요하다.

상대적으로 직선복부판에서 중간수직보강재의 소요강성은 현

행규정에 수배이상을 적용해야 한다는 결과가 이미 여러 연

구(Mijuskovic et al. 1999, Lee et al. 2002, 2003)를 통

해서 제시되고 있다.

본 연구에서는 국내외적으로 강교량의 설계기준이 한계상

태설계법으로 변화하고 있는 추세에 따라 강도한계상태에서

강곡선 플레이트거더 복부판이 직선판과 같은 후좌굴강도가

고려된 극한전단강도를 충분히 발현하기 위한 수직보강재의

소요강성과 극한거동을 곡률의 영향이 포함된 수치해석적인

방법으로 조사하여 합리적인 중간수직보강재의 설계기준을

제시하고자 한다.

2. 강곡선복부판의 중간수직보강재

2.1 AASHTO-LRFD 직선교 규정(2004)

AASHTO LRFD(2004)에서는 복부판에 부착된 수직보강재

는 복부판에 좌굴이 발생할 때 적당한 휨강성을 가질 뿐만

아니라, 후좌굴거동 시에 사인장력에 의해 발생하는 압축력

에 저항하기 위하여 적당한 단면을 갖도록 규정하고 있다.

수직보강재의 소요강성 규정은 Bleich(1952)의 이론을 기초

로 다음과 같이 규정되었다.

(1)

(2)

직선교 하중-저항계수설계규정에서는 후좌굴강도를 고려한

극한강도에 기초한 설계법을 채택하고 있다. 직선복부판의

극한전단강도는 Basler(1963)의 사인장이론을 기초로 제안되

었는데 Basler는 그림 1과 같이 후좌굴거동단계에서 사인장

력의 수직성분인 압축력 Fs에 저항해야 하므로, 후좌굴강도

를 충분히 발휘하기 위해서는 사인장력의 수직성분을 적절

한 단면을 갖는 수직보강재로 지지되어야 한다고 제안하였

다. 이 같은 제안에 근거하여 다음과 같은 수직보강재의 단

면적 규정이 제시되었다.

(3)

또한 수직보강재에 사인장력에 의한 압축력이 작용할 때,

수직보강재는 국부좌굴이 발생하지 않아야 하므로 AASHTO

LRFD(2004)에서는 식 (4), (5)와 같이 보강재의 돌출폭을

규정하고 있다.

(4)

(5)

이외에도 보강재의 돌출폭과 두께는 부식, 용접상태 등을

고려하여 결정해야 한다. 수직보강재가 식 (1)~(5)을 모두

만족한다면 복부판이 극한강도에 도달할 때 수직보강재에서

의 압축응력은 항복응력에 도달할 수 있다고 제시하고 있다.

2.2 AASHTO 강곡선교 규정(2003)

미국 강곡선교 시방서인 Guide Specifications(AASHTO,

2003)에서 수직보강재는 직선패널에서의 식 (1)과 같이 소요

강성을 결정하도록 규정하고 있다. 다만 AASHTO 강곡선교

규정에서는 식 (1)에서 J의 값을 결정함에 있어서 곡선복부

판의 탄성전단좌굴강도가 직선복부판과 동일한 탄성좌굴강도

를 나타낼 때의 중간수직보강재의 강성을 소요강성으로 결

정하였기 때문에 직선교와 달리 J를 식 (6)으로 규정하고 있

다. 또한 곡률의 영향을 고려하기 위하여 Hanshin(1988)에

서 제안한 식 (8)을 이용하여 식 (6)과 (7)를 결정하도록 규

정하였다.

(6)

여기서,

a≤0.78 이면 X=1.0 (7-a)

It d0tw

3J≥

J 2.5Dp

d0

------⎝ ⎠⎛ ⎞

2

2.0 0.5≥–=

As 0.15BDTw 1.0 C–( )Vu

Vr

------ 18.0tw

2–

Fyw

Fys

---------≥

50d

30------ bt 0.48tp

E

Fys

-------≤ ≤+

0.25bf bt 16.0tp≤ ≤

J1.58

a----------

⎝ ⎠⎛ ⎞

2

2– X 0.5≥=

그림 1. 사인장력을 지지하는 수직보강재 거동(Basler, 1963)

第26卷 第4A號 · 2006年 7月 − 737 −

이면 (7-b)

(8)

곡선교에서 설치되는 수직보강재는 시공시에 비틀림에 의한

좌굴을 억제하기 위해 직선교와 달리 상·하면 플랜지 모두에

용접을 하도록 제시하고 있으며, 돌출폭 규정 등은 직선교 시

방규정인 Standard Specifications(AASHTO, 2002)를 따르고

있다. 그러나 강곡선 플레이트거더 복부판에서는 전단설계에서

후좌굴거동을 반영하고 있지 않으므로 Guide Specifications

(AASHTO, 2003)에 Basler(1963)가 제안한 수직보강재의 소요

단면적에 관한 규정 식 (3)은 제시하고 있지 않다.

2.3 기존 연구(Lee et al. 2002, 2003)

Lee et al.(2002, 2003)은 복부판의 극한전단거동에 관한

일련의 연구로 극한전단상태에서 수직보강재의 극한거동에

관한 해석 및 실험연구를 수행하였다. 복부판이 극한전단상

태에서 충분한 강도를 발현하기 위해서는 그림 2와 같이 수

직보강재가 nodal line을 유지하면서 단순지지역할을 해야

한다. Lee et al.(2003)은 복부판이 충분한 전단 강도를 발

현하기 위해서는 수직보강재의 소요강성이 AASHTO

LRFD(2004)의 소요강성에 6배 이상을 가져야만 한다는 결

과를 발표하였다.

또한 Lee et al.(2003)은 실험연구에서 복부판이 사인장거

동에 의해 후좌굴거동을 할 때 중간수직보강재에서는

Basler(1963)가 가정했던 것과 같은 압축력에 의한 축방향력

을 받지 않는 것으로 조사되어, 수직보강재의 소요단면적 규

정은 불필요한 것으로 보고하였다.

본 연구에서는 Lee et al.(2003)의 연구에서 제안한 보강

재 강성을 6배로 증가시키는 것에 대해 보다 합리적인 설계

를 유도하기 위하여 복부판의 세장비영역에 따라서 보강재

소요강성을 검토하여 후좌굴강도비에 따른 극한전단거동시의

보강재 강성을 결정하고자 한다.

3. 유한요소해석

3.1 해석모델 및 매개변수

본 연구에서는 범용유한요소 해석프로그램인 ADINA 8.1

0.78 a< 1.0≤ X 1 a 0.78–1775

------------------⎝ ⎠⎛ ⎞Z

4+=

Z0.079d

0

2

Rtw

-------------------- 10.0≤=

그림 2. 후좌굴거동시 Nodal Line의 형성

그림 3. Lee et al.(2003)의 해석 및 실험결과

그림 4. 중간수직보강재가 설치된 유한요소모델(R=30.0 m)

표 1. 기하학적인 매개변수

곡률반경 R=30.0 m~200.0 m

형상비 d/D=0.5, 0.75, 1.0 그리고 1.5

세장비 D/tw=80∼150, 180, 200, 250

보강재의 강성 1.0~6.0배

그림 5. 곡선복부판의 기하학적인 형상과 경계조건

− 738 − 大韓土木學會論文集

(ADINA R & D, 2003)을 이용하여 비선형 유한요소해석

이 수행되었다. 본 연구에서 수치해석모형은 실무에서 적용

되는 일반적인 제원이 반영되었다. 복부판의 높이는 2,000

mm로 하였으며 플랜지의 폭은 600 mm, 두께는

되도록 하였다. 그림 4는 수직보강재의 소요강성을 결정하기

위한 유한요소모델이다.

수치해석 모델의 경계조건은 수직보강재와 접하는 면 1, 2

에서 단순지지거동을 하고, 상부플랜지와 접하는 면에서는

합성시의 거동을 고려하였다. 또한 극한상태에서 비틀림에

의한 대변위거동을 방지하기 위한 브레이싱을 고려한 경계

조건을 3, 4, 9, 10에 각각 적용하였다.

강도한계상태에서 전단을 받는 강곡선패널에서 중간수직보

강재의 거동과 직선패널과 같은 극한전단강도를 발현하기 위

한 보강재의 소요강성을 조사하기 위하여 표 1과 같이 매개변

수가 고려되 었다. 기하학적 매개변수는 Guide Specifica-

tions(AASHTO, 2003)의 규정 내에서 결정되었다.

4. 해석 결과의 검토

Guide Specifications(AASHTO, 2003)의 복부판의 전단설

계규정과 중간수직보강재의 소요강성규정은 직선패널의 탄성

전단좌굴강도를 기초로 유도되었기 때문에 강도한계상태에서

도 복부판이 후좌굴거동을 하는데 충분한 지지능력을 갖고

있는지에 대한 검토가 요구된다. 형상비가 0.50~1.5인 국부

해석모델의 중앙부에 설치된 수직보강재의 강성, Is의 크기

를 현행 AASHTO규정의 1배에서 6배까지 변화시키면서 비

선형해석을 수행하였다.

4.1 수직보강재의 시공방법

보강재의 소요강성을 결정하기 위한 연구에 앞서 직선교

시방규정과 차이가 있는 보강재 설치규정에 따라, 곡률방향

에 따른 보강재의 설치위치에 따른 영향과 플랜지와 보강재

의 접합방법에 따른 거동의 차이에 관한 조사가 선행되었다.

4.1.1 보강재의 설치위치

일반적으로 복부판에 설치하는 수직보강재는 복부판의 한

쪽 측면에 설치하는 것이 역학적으로 유리하다. 따라서 곡률

을 갖는 강곡선 플레이트거더 복부판에서도 수직보강재가 복

부판의 한쪽 측면에만 설치되는 것이 역학적으로 유리하게

되는데, 외측과 내측에 각각 설치된 수직보강재에서 역학적

거동의 차이가 있는 가를 검토하였다.

본 연구에서는 그림 6과 같이 곡률방향에 내측과 외측에

각각 보강재가 설치된 유한요소모델의 해석을 통해서 표 2

에서 조사된 것처럼 극한전단강도에 큰 영향을 주지 않는

것으로 조사되었다.

4.1.2 수직보강재의 부착방법

일반적으로 플레이트 거더의 복부판에 설치되는 수직보강

재는 압축영역에서는 플랜지에 용접을 하고 인장영역에서는

그림 7과 같이 응력집중과 피로에 대한 영향을 최소화하기

위해 일정간격 이격시키도록 규정하고 있다(도로교설계규정,

2005). 그러나 Guide Specifications(AASHTO, 2003)의 곡

선교 규정에서는 합성전이나 시공 중에 곡률에 의한 횡비틂

좌굴의 영향을 최소화하기 위하여 그림 7(b)과 같이 수직보

강재와 인장플랜지를 용접으로 부착할 것을 제안하고 있다.

수직보강재의 설치방법에 따른 극한전단강도의 변화를 조

사하기 위하여 일정간격으로 그림 7(b)과 같이 보강재와 플

랜지를 서로 부착시킨 유한요소모델과 그림 7(a)과 같이 부

착시키지 않은 모델에 대한 극한전단해석을 수행하였으며,

표 3에 나타난 것과 같이 보강재와 플랜지의 접합여부가 곡

선복부판의 극한전단거동에서 후좌굴강도를 발현하는 데 영

향을 주지 않는 것으로 조사되었다.

4.2 극한상태에서 수직보강재의 거동

4.2.1 수직보강재 강성에 따른 전단강도의 변화

Guide Specifications(AASHTO, 2003)에서는 전단설계에

있어서 Basler(1963)의 후좌굴거동을 고려하고 있지 않으므

로, 중간수직보강재 설계규정에서 후좌굴 거동시에 발생한다

tf tw⁄ 2.0≥

그림 6. 수직보강재의 설치위치에 따른 비교

표 2. 수직보강재 설치방향에 따른 전단강도비교

극한전단강도(kN)

D/tw 90 150

R(m) 내측 외측 비 내측 외측 비

30 8,844 8,844 1.00 3,814 3,874 0.98

50 8,836 8,836 1.00 3,750 3,760 1.00

70 8,822 8,844 1.00 3,706 3,710 1.00

90 8,836 8,838 1.00 3,672 3,690 1.00

110 8,840 8,800 1.00 3,626 3,664 0.99

130 8,834 8,830 1.00 3,646 3,656 1.00

150 8,844 8,834 1.00 3,640 3,648 1.00

그림 7. 직·곡선거더에서 수직보강재의 부착방법

第26卷 第4A號 · 2006年 7月 − 739 −

고 가정한 압축력을 지지하기 위한 단면적 소요규정은 제시

하고 있지 않다. 그러나 강도한계상태을 기준으로 수직보강

재를 설계한다고 할지라도, Lee et al.(2003)과 Yoo and

Lee(2006)의 연구를 통해서 복부판이 후좌굴거동을 할 때

수직보강재에는 압축력이 발생하지 않는 것으로 조사되었다.

따라서 Basler(1963)에 의해 제안된 보강재의 단면적 규정은

불필요한 것으로 밝혀졌다. 이 같은 연구결과를 바탕으로 본

연구에서는 강도한계성태에서 강곡선플레이트거더 복부판에

설치되는 수직보강재의 소요강성, Is에 관해서만 조사하였다.

수치해석에서 강곡선플레이트거더 복부판에 설치된 수직보강

재의 단면 2차모멘트를 Guide Specifications(AASHTO,

2003)의 설계규정에 1배에서 6배까지 변화시켜가며 비선형

극한해석을 수행하였다. 수직보강재의 강성변화는 보강재의

폭은 고정하고 두께를 변화시켜 1~6배로 변화시켰다. 해석결

과로부터 구해진 극한전단강도는 Lee and Yoo(1998)의 전

단강도식과 비교되었다. 그림 8은 후판(C≥0.8)과 박판

(C

− 740 − 大韓土木學會論文集

하고 있음을 알 수 있다.

4.2.2 폭-두께비의 변화

수직보강재는 식 (4), (5)와 같이 일정크기 이상의 폭-두께

비를 확보해야만 복부판이 파괴되기 전에 보강재의 좌굴을

방지할 수 있다고 규정하고 있다. 세장비가 각각 90, 150이

며 곡률반경이 30 m과 150 m인 강곡선 플레이트거더 복부

판에서 중간수직보강재의 소요강성을 세장비가 90인 경우에

는 1배, 150인 경우에는 4배로 고정시킨 후에 보강재의 폭

을 10, 20, 30으로 변화시켜 가며 해석을 한 결과 표 4에

서와 같이 후좌굴거동이 발생하지 않는 후판이나 후좌굴이

발생하는 박판 모두에서 식 (4), (5)를 만족하지 못하더라도

보강재가 소요강성만 만족하면 충분한 직선패널에서와 같은

극한전단강도를 발현하고 있음을 알 수 있다.

4.2.3 수직보강재의 소요강성에 관한 제안식

극한상태에서 중간수직보강재의 지지능력을 검토하기 위하

여 보강재의 강성(단면2차모멘트)을 변화시켜가며 검토한 결

과 전단계수비(C)가 0.8이상인 후판, 즉 전단항복응력에 의

해서 지배를 받는 복부판의 수직보강재 소요강성은 현행

Guide Specifications(AASHTO, 2003)의 규정만으로도 단순

지지 역할을 충분히 할 수 있으므로 추가적인 강성은 필요하

지 않다. 그러나 후좌굴이 발생하는 세장비 영역을 갖는 복부

판에서는 AASHTO 곡선교 규정의 설계강성보다 크게 설계

해야만 곡선플레이트거더 복부판의 후좌굴거동시 단순지지역

할을 하게 된다는 것을 그림 8(b)을 통해서 알 수 있었다.

그림 10은 형상비는 1.0이며 세장비가 각각 140, 200인

강곡선 플레이트거더 복부판이 Lee and Yoo(1998)에서 제

안된 극한전단강도를 발현하기 위해서 소요되는 중간수직보

강재의 강성을 결정하기 위해서 추세선을 유도한 그림이다.

그림 10과 같은 방법으로 다양한 변수를 갖는 수치해석모델

의 결과로부터 추세선 공식에서 y축의 값이 1이 되는 가로

축 값을 다양한 변수를 갖는 유한요소모델에서 결정하였다.

일반적으로 중간수직보강재의 소요강성은 복부판의 세장비나

형상비와 같은 기하학적인 제원에 따라서 달라지는데, 이를

대표하는 값이 C(부록)가 된다. 그림 10에서 조사된 것과

같은 방법으로 다양한 변수를 갖는 모델에서 최적강성을 결

정한 후에 그림 11과 같이 복부판의 기학적인 특성에 의해

서 결정되는 C와의 관계그래프를 작성하였다.

중간수직보강재의 극한소요강성을 결정하기 위해 그림 11

에서 C와 극한소요강성의 추세선을 통해 식 9와 같은 제안

식을 유도하였다.

(9)Iult

α It

⋅=

표 4. 수직보강재 폭-두께비 규정 검토

세장비 R(m)중간수직보강재(mm)

폭 두께 식(3)

90

30

100 37.10 OK 0.99

200 4.64 NG 0.98

300 1.37 NG 0.98

150

100 32.83 OK 0.99

200 4.10 NG 0.98

300 1.22 NG 0.98

150

30

100 56.78 OK 0.98

200 7.10 NG 0.99

300 2.10 NG 0.99

150

100 28.28 OK 0.97

200 3.53 NG 0.98

300 1.05 NG 0.98

Vu

VLee

----------

그림 10. 보강재의 극한최적강성

그림 11. 후좌굴거동을 위한 중간수직보강재의 소요강성(C≤0.8)

第26卷 第4A號 · 2006年 7月 − 741 −

식 9는 Guide Specifications (AASHTO, 2003)에서 규

정한 곡률을 고려한 보강재의 소요강성(단면2차모멘트)이 활

용되었으며, 선형적인 증가계수가 고려되었다. 또한 강곡선

플레이트거더의 극한전단거동 상에 중간수직보강재의 곡률의

영향은 식 (8)과 같이 현행 AASHTO 곡선교 규정 식 (8)

에 이미 반영되어 있으므로 추가적인 곡률의 영향은 고려하

지 않았다.

5. 결 론

강곡선 플레이트거더 복부판의 극한전단거동에 관한 연구

에서는 실무에서 적용되는 강곡선거더교의 기하학적인 설계

범위 내에서 횡방향변형이 충분히 지지된 강곡선 플레이트

거더 복부판의 극한전단강도는 비록 직선복부판에 비해 후

좌굴강도는 감소할 지라도 탄성좌굴강도가 상대적으로 증가

하기 때문에 최종적인 극한전단강도는 Lee and Yoo(1998)

의 후좌굴강도를 포함한 극한전단강도식과 같은 크기를 발

현하고 있음이 조사되었다. 한편 곡선 플레이트거더 복부판

에서 후좌굴거동을 포함한 극한전단강도를 발현하기 위한 중

간수직보강재의 거동연구에서 후좌굴거동이 존재하는 세장비

를 갖는 곡선 플레이트거더 복부판에서 후좌굴강도를 충분

히 발현하기 위한 중간수직보강재의 소요강성은 현행 Guide

Specifications (AASHTO, 2003)의 설계규정보다 큰 강성이

요구되고 있음이 조사되었고, 본 연구에서는 이를 기초로 복

부판의 세장비와 형상비에 따라 결정되는 강곡선 복부판의

중간수직보강재 소요강성식을 제안하였다.

감사의 글

본 연구는 교량설계핵심기술연구단을 통하여 지원된 건설

교통부 건설핵심기술 연구개발 사업에 의하여 수행되었습니

다. 연구지원에 감사드립니다.

참고문헌

한국도로교통협회(2005) 도로교 설계기준.

이성철, 이두성, 박찬식(2004) 강곡선거더교 복부판의 전단강도에

관한 연구. 2004 대한토목학회 학술발표회 구두논문집.

이두성(2004) 휨과 전단의 상호작용을 고려한 강곡선 플레이트거

더 복부판의 극한거동. 공학박사학위논문, 동국대학교.

이두성, 박찬식, 이성철(2006) 강곡선 복부판의 극한전단강도에

관한 실험연구, 대한토목학회 논문집, 게재가.AASHTO(2002) Standard Specifications for Highway Bridges,

17th ed., American Association of State Highway and Trans-

portation Officials, Washington DC.

AASHTO(2003) AASHTO Guide Specifications for Horizontally

Curved Steel Girder Highway Bridges, American Association

of State Highway and Transportation Officials, Washington

DC.

Hanshin Highway Public Corporation (1988) Guidelines for the

design of Horizontally Curved Girder Bridge, Steel Structures

Committee.

Mariani, N., Mozer, J.D., Dyme, C.L., and Culver, C.G. (1973).

Transverse stiffener requirements for curved webs, ASCE J.

Struct. Div., 99(4), pp. 757-771

Mijuskovic, O., Coric, B., and Pavlovic, M.N. (1999) Transverse-

stiffener requirements for the post-buckling behavior of a plate

in shear. Thin-Walled Structures, No. 34, pp.43-63.

Lee, Sung C, Davidson, J., and Yoo, C.H. (1996) Shear buckling

coefficients of plate girder web panels. Computers and Struc-

tures, Elsevier Science, Vol. 59, No. 5, 789-795.

Lee, S.C. and Yoo, C.H. (1998) Strength of plate girder web panels

under pure shear. Journal of Structural Engineering, ASCE,

Vol. 124, No.2, 184-194.

Sung, C. Lee, and Chai H. Yoo. (1999) Strength of curved i-girder

web panels under pure shear, ASCE, J. Structural Engineering,

Vol. 25, No. 8, pp.847-853.

Sung C. Lee, Chai H. Yoo, and Dong Y. Yoon. (2002) Behavior of

intermediate transverse stiffeners attached on web panels,

ASCE, J. Structural Engineering, Vol. 128, No. 3, pp.337-345.

Sung, C. Lee, Chai, H. Yoo, and Dong, Y. Yoon. (2003) New

design rule for intermediate transverse stiffeners attached on

web panels, ASCE, J. Structural Engineering, Vol. 129, No. 12,

pp.1607-1614.

Yoo, C.H. and Lee, S.C. (2006) Mechanics of web panel postbuck-

ling behavior in shear. ASCE, J. Structural Engineering,

Accepted for Publication.

(접수일: 2006.3.7/심사일: 2006.4.23/심사완료일: 2006.4.27)

기 호

a, d0 : 중간수직보강재의 간격

α : 복부판의 형상비As : 중간수직보강재의 면적

b : 복부판의 폭

bf : 플랜지의 폭

bt : 보강재의 폭

C : 전단항복응력에 대한 좌굴응력의 비

d, D : 복부판의 높이

d0 : 중간수직보강재의 간격

Dp : 복부판에서 압축을 받는 높이

E : 강재의 탄성계수

Fy : 강재의 항복강도

Fys : 보강재에 적용된 강재의 항복강도

Fyw : 복부판에 적용된 강재의 항복강도

It : Guide Specifications(AASHTO, 2003)에서 중간

수직보강재의 단면2차 모멘트

Iult :본 연구에서 제안된 강도한계상태에서 중간수직보

강재의 소요강성

k : 전단좌굴계수

R : 거더의 곡률반경(m)

tw : 복부판의 두께

tf : 플랜지의 두께

tp : 보강재의 두께

Vcr : 탄성전단좌굴강도

VFEM : 해석을 통해 조사된 극한전단력

Lee et al : Lee and Yoo(1998)의 극한전단강도

VPB : 후좌굴강도

C 0.8 ,≥ α 1.0=C 0.8 ,< α 7.80 8.41C–=

− 742 − 大韓土木學會論文集

Vult, Vu : 복부판의 극한전단강도

부 록. 직선플레이트거더의 전단강도 산정식

(Lee & Yoo, 1998)

Vu=Vp(0.6+0.4) (a)

Vp=0.58σyDtw (b)

여기서 C의 값은 다음과 같이 결정된다.

이면, C=1 (c-1)

이면, (c-2)

이면 (c-3)

D

tw

----6000 k

Fy

------------------<

6000 k

Fy

------------------D

tw

----7500 k

Fy

------------------≤ ≤ C 6000 kD

tw

----⎝ ⎠⎛ ⎞ F

y

-------------------=

D

tw

----7500 k

Fy

------------------> C 4.5 107k×

D

tw

----⎝ ⎠⎛ ⎞2

Fy

-----------------------=