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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.10 No.5 pp.8-15
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2019.10.5.008

Economic Evaluation and Design Optimization for Arch Bridge Using Concrete Filled Tube

Seong-Chan Kim1, Jong-Sup Park2
1Graduate, Department of Civil Engineering, Sangmyung University, Cheonan-si, Chungnam, Korea
2Professor, Department of Civil Engineering, Sangmyung University, Cheonan-si, Chungnam, Korea

본 논문에 대한 토의를 2019년 11월 30일까지 학회로 보내주시면 2019년 12월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Park, Jong-Sup Department of Civil Engineering, Sangmyung University, Cheonan-si, Chungnam 31066, Republic of Korea. Tel: +82-41-550-5314 Fax: +82-41-558-1201, E-mail: jonpark@smu.ac.kr
August 9, 2019 September 11, 2019 October 3, 2019

Abstract


The construction and design of long span arch bridges have been constantly increasing in various countries over the past few years. Several designs have been proposed to increase the structural stability of such bridges. One proposed method is the use of concrete-filled steel pipe as its structural member. This study aims to prove that the use of concrete-filled steel pipe can decrease the weight of the member and the presence of concrete can increase the structural compressive capacity of the section. The effects of concrete-fill length, truss type arch rib height, and change in material stiffness of steel pipe section were investigated for the Harro Arch Bridge. Based from the analyses, an optimal design method for arch bridge with concrete-filled steel pipe member was proposed. In addition, the economic efficiency of the concrete-filled steel pipe was analyzed to ensure its applicability to arch bridges. The results have shown that there is a 22.0% reduction of steel usage in the Harro Arch Bridge with concrete-ribbed tube section when compared to the existing arch rib design. The proposed design may have incurred an increase in construction costs due to the concrete charges, yet, it is still found to be cost-effective when considering the overall cost.



콘크리트 충전강관 아치교의 설계 최적화 및 경제성 분석

김 성찬1, 박 종섭2
1상명대학교 건설시스템공학과 박사과정
2상명대학교 건설시스템공학과 교수

초록


최근 세장한 구조의 장경간 아치교의 시공 및 설계가 증가하고 있는 추세로서 아치부재에 적용되는 강재를 경량화시 킬 수 있는 콘크리트 충전강관 부재에 대한 수요가 증가하고 있다. 이는 장경간 아치교량의 구조적 특성상 압축력 지지에 유리 한 콘크리트를 강재와 같이 이용함으로써 구조적 효율성을 증대시킬 수 있다. 본 연구에서는 콘크리트 충전강관을 사용한 아치 교 설계에 적용되는 초기변수를 고려하여 하로아치교를 대상으로 강관 단면 내 콘크리트 충전길이, 트러스타입의 아치리브 높 이, 강관 단면의 재료강성 변화 등의 영향을 유한요소해석을 통해 비교분석하였다. 이를 토대로 콘크리트 충전강관의 아치교 최 적화 설계 방법을 제안하고 콘크리트 충전강관의 아치교 적용성을 확보할 수 있도록 경제성 분석을 수행하였다. 분석결과 콘크 리트 충전강관 아치리브단면 적용 시 기존 아치리브에 비해 하로아치교의 경우 22.0%의 강재절감이 가능하며 콘크리트 충전에 따른 비용증가는 발생하나 전체 공사비의 경우 18% 절감되어 경제적으로 효과를 보였다.



    1. 서 론

    아치교는 교량의 주요하중을 아치리브(Arch Rib)로 지지하는 형식으로 아치리브의 압축력에 의해 지배 받게 된다. 강재 아치교의 경우 좌굴의 영향 때문에 강재 두께가 커지거나 보강재가 많이 사용되게 되 며, 이 강재 아치리브 내부에 콘크리트를 채워 강재 의 좌굴을 방지하고 강판 두께를 최소화하는 콘크리 트 충전 강관(CFT: Concrete Filled in steel Tube)구조 가 건축물에 많이 사용되고 있다.

    CFT구조는 강관의 단면 형상에 따라 원형과 각 형으로 구분 지을 수 있으며 강관의 구속효과에 의 해 충전된 콘크리트의 내력 상승과 충전 콘크리트에 의한 강관의 국부좌굴 보강효과에 의해 부재내력이 상승하고 뛰어난 변형억제성능을 발휘한다. 또한 외 부강재가 거푸집 역할을 하여 기둥부재의 철근 부재 및 거푸집 공사가 배제되어 인건비 절감 및 시공공 정 측면에서의 공기단축이 가능한 급속시공을 통한 경제성을 확보할 수 있다(Kim et al., 2003).

    최근 교량의 장대화에 따라 재료의 고강도화가 요구되고 재료비 단가 상승에 따른 부재의 효율적 사용을 위하여 CFT합성구조에 대한 관심이 높아지 고 있다. 일본에서는 1960년대 초부터 CFT구조에 대 한 연구가 시작되었으며, 1985년 일본 건설성이 공 동주택에 CFT구조시스템을 채택함으로써 본격적인 연구개발의 계기를 마련하였다. 일본의 최초 CFT아 치교는 2005년 준공된 Saikai교로 주경간장 240m, 전 체연장 300m이다. 중국은 1990년 이후 CFT 아치교의 적용이 폭발적으로 증가했으며, 1990년 준공된 115m 주경간장의 Wanchang교를 시작으로 2005년까지 229 개의 CFT아치교가 건설되었다. 이 중 131개 교량은 주경간장이 100m 이상이며, 33개는 200m를 초과한 다(Chen, 2007).

    국내에서는 삼성타워팰리스 스포트클럽(1996)에 처음으로 도입되었으며 이후 꾸준한 연구가 진행되 고 있으나 대부분 건축물의 골조시스템에 국한되어 활용되어 왔으며, 교량분야에서의 활용은 미흡한 실 정이다(Kim, 2010). 그러므로 본 연구에서는 강박스 형 아치리브를 CFT부재로 변경하여 최적설계를 위 한 설계변수 최적화를 도출하고, 경제성 분석을 통 하여 신규 교량 설계 시 CFT부재의 활용도를 높이 고자 한다.

    2. CFT 아치교 중요 설계변수

    CFT구조는 강관과 충전재 간의 합성거동을 통해 부 재내력을 확보하게 되므로 강관의 형상과 충전재의 강도는 CFT부재의 가장 중요한 설계변수이다. 강관 형상, 지름-두께 비, 강종을 포함한 강관의 두께와 충전재의 종류 및 강도를 조합함으로써 여러 종류의 설계 단면을 결정할 수 있다.

    기존에 시공되고 검토된 CFT 아치교 문헌(Chen and Wang, 2009;Sakai et al., 2004;Han et al., 2014;Hou et al., 2013)을 통하여 중요설계변수를 검토하였 다. 2015년까지 지난 15년간 국내외 완공된 131개의 CFT아치교량 데이터를 바탕으로 아치교의 라이즈비, 아치리브의 축선과 단면형상, 사용재료 강성의 4가 지 변수를 분석하였다.

    2.1 라이즈비

    아치교의 라이즈비(Rise-Span Ratio)가 낮을수록 아치 리브내 압축력과 지점부의 수평력이 커지기 때문에 설계 시 라이즈비 선정은 매우 중요하다. Fig. 1의 CFT 아치교의 지간장(Span)별 라이즈비 분석 내용을 살펴보면 지간장 100m의 경우 라이즈비는 0.15~0.30 범위 내에 있으며, 지간장이 장대화될수록 0.2가 주 로 사용되고 있다.

    2.2 아치리브 축선

    아치리브 축선은 고정하중에 의한 압축선에 근접해 야 구조적 효율성을 증대시킬 수 있다. CFT교량에 현수선 및 포물선형상이 적용된 비율은 약 96%에 해당한다. CFT교량에서 가장 많이 적용되는 현수선 형상의 산정식은 다음과 같다(Peng and Chen, 2007).

    y = f m 1 ( cosh 2 k x l 1 )
    (1)

    여기서, yx은 연직과 종방향 좌표, m은 현수곡 선계수, k = ln ( m + m 2 1 ) , fl은 현수고와 지 간장을 의미한다. 현수곡선계수는 주로 1.0~1.7 사 이를 적용하며, 지간장 200m 이상에서는 1.5를 적 용한다.

    2.3 아치리브 단면

    아치리브 단면형상은 Fig. 2와 같이 단관식(Singular Tube), 2관식(Dumbbell), 트러스형의 3관식(Three-Pipe) 과 4관식(Four-Pipe) 단면이 주로 적용된다(COWI Korea, 2017). Fig. 3의 지간장별 단면 형상에서 2관식 은 경간장이 100~160m 규모의 교량에 많이 적용되며, 경간장 200m 이상의 교량인 경우 트러스형이 주로 사용 되었다. 지간장별 경간-단면 높이 비(Span-height Ratio)는 40~60에 해당하는 비율이 높은 빈도를 보였고, 강관직 경은 조사대상 중 62.5%가 700~1,100mm를 적용하였 고, 강관두께는 87.9%가 10~20mm를 적용하였다. 강관 직경-두께 비는 40~80을 대부분 적용하였다.

    2.4 아치리브 재료강성

    아치리브에 사용되는 강재와 콘크리트의 재료강성은 CFT부재의 급격한 취성파괴를 방지하기 위해 내부 콘크리트가 최대압축강도에 도달하기 전에 강재가 항복하여야 한다. 콘크리트가 최대응력에 도달하였 을 때의 정점변형률이 강재의 항복변형률보다 커야 하므로 이를 고려한 재료를 선정해야 한다.

    Table 1은 Eurocode 4에 의해 산정된 각각의 재료 변형률을 고려하여 CFT 기둥의 강재-콘크리트 사용 재료의 적합도를 나타내고 있다(Liew and Xiong, 2015). 중국의 경우 CFT교량은 대부분 Q235나 Q345강재를 사용하고 있으며 재료적 특성은 Table 2와 같다. 이 중 80% 정도가 Q345강재를 사용하고 있으며 콘크리 트는 C40(콘크리트 설계기준 압축강도 fck=40MPa, 탄 성계수 Ec=33GPa)이나 C50(fck=50MPa)이 보편적으로 사용되고 있다(DBJ/T 13-51-2010).

    3. CFT 아치교 적용 설계기준

    CFT부재의 강도평가방법에 대한 설계기준으로는 일 본의 AIJ(2008), 미국의 ANSI/AISC 360-16(2016), 유 럽표준 Eurocode 4(2005), 중국의 DBJ/T13-51(2010), 국내의 강구조설계기준(KDS 14 31 10, 2016) 등이 있으며, 국내설계기준은 AISC기준과 유사하다.

    국내설계기준 KDS에 의하면 CFT부재(합성단면) 의 공칭강도는 소성응력 분포법이나 변형률 적합법 에 따라 결정하도록 하고 있다. Fig. 4는 소성응력분 포법(Plastic Stress Distribution Method)에 따른 극한상 태에서 원형강관 CFT부재에 발생하는 응력상태를 보여준다.

    AISC 360-16에서 제시하고 있는 소성응력 분포법 에서는 강재가 인장 또는 압축으로 전 구간이 항복 응력 fy에 도달할 때, 콘크리트는 축력 및 휨에 의한 압축으로 0.85fck에 도달하는 것으로 가정하여 공칭강 도를 산정한다.

    이때 콘크리트의 인장응력은 무시하며, 충전 원 형강관은 콘크리트의 구속효과를 고려하여 0.85fck 대 신 0.85(1+1.56fyt/Dcfck)fck를 사용한다. 여기서, t는 강 관의 두께, Dc는 강관의 내경을 의미한다. 콘크리트 의 구속효과를 고려하기 위한 계수는 각 나라별 조 금씩 상이한데 ANSI/AISC 310-16에서는 0.95fc´, Eurocode 4에서는 1.0fc´을 적용하고 있다.

    중립축 위치에 따라 강재와 콘크리트가 받을 수 있는 압축강도와 강재가 받을 수 있는 인장강도의 합이 CFT합성부재의 공칭압축강도이며, 각각의 압축 력이 소성 중심에 발생시키는 모멘트의 합이 공칭휨 강도로 이를 도형화한 것이 P-M상관곡선이다. 이 곡 선의 공칭압축강도는 전체 좌굴영향을 고려하지 않 은 값으로 세장비에 따른 길이효과를 고려하도록 규 정하고 있다. 전체 좌굴에 대한 영향은 순수공칭압축 강도와 탄성임계좌굴하중의 크기에 따라 결정된다. 설 계강도는 산정된 공칭강도에 감소계수를 곱하여 산정 하며 압축강도에 대해 0.75, 휨강도에 대해 0.9를 적용 한다. 또한, 국부좌굴의 영향을 고려하기 위해 폭-두께 비에 제한을 두며, 폭-두께 비의 범위에 따라 각각 조 밀단면, 비조밀단면, 세장단면으로 설계하여야 한다. 비조밀단면과 세장단면의 경우, CFT의 압축강도 및 휨 강도는 단면의 폭-두께 비에 따라 감소하여 적용한다.

    4. 설계변수분석을 위한 해석모델

    4.1 대상교량 선정

    CFT아치교의 설계변수 분석 및 경제성 평가를 위하 여 널리 사용되고 있는 강재아치리브 교량을 CFT 하 로아치교(Fig. 5)로 대체하여 해석연구를 실시하였다. Fig. 3의 아치교 현황을 반영한 지간장 200m, 폭 3차 로에 해당하는 폭원 11.9m를 선정하였다.

    기존 강박스 아치리브[Fig. 5(c)]는 지점부에서 높이 4.0m, 중앙부에서 높이 2.0m의 변단면 구조이며, 폭은 1.5m이다. CFT아치교의 아치리브는 기존단면과 등가의 면내거동을 발현할 수 있도록 D850×18, H=2.5m의 규 격을 가지는 트러스형 단면[Fig. 5(c)]으로 가정하였다. CFT아치부재에 사용된 강재는 HSB500, 콘크리트 는 C40을 기준으로 하였으며, 주거더에 사용된 단 면제원[Fig. 5(b)] 및 재질은 기존과 동일하게 가정 하였다.

    4.2 해석 모델링

    CFT아치교의 구조거동분석을 위해 범용프로그램인 Bentley사의 RM V8i(2009)를 사용하여 구조 해석 모 델링을 수행하였다. 주거더와 가로보 및 CFT아치리 브는 3차원 보요소, 수직재인 케이블행어(PWS, φ 7mm-151개)는 케이블요소로 모델링하였다(Fig. 6).

    4.2.1 경계조건

    CFT아치교에 적용된 경계조건 절점 위치는 Fig. 6에 서 나타내었으며 해석모델에 반영된 위치별 경계조 건의 스프링 계수값은 Table 3과 같다. 모든 방향의 모멘트(CMX, CMY, CMZ)는 0을 적용하였다.

    4.2.2 하중조건

    재하하중은 1차 및 2차 고정하중, 강교설계기준-한계 상태설계법(KDS 24 14 31, 2016)의 표준특럭하중과 차선하중을 적용하였다. 설계재하 차로폭은 3.6m, 설 계재하 차선수는 3차선을 기준으로 하였다.

    5. CFT아치교 설계변수 해석결과

    CFT아치교를 계획하기 위해서는 많은 초기변수들이 있으나 라이즈비, 아치리브 축선 등은 계획 지간장 에 따라 정형화될 수 있다. 따라서 이 연구에서는 1) 아치리브 내 콘크리트 충전길이, 2) 트러스형 CFT 단면높이, 3) CFT단면의 재료강성을 고려한 3가지 설계변수를 고려하였다.

    5.1 CFT단면 내 콘크리트 충전길이 효과

    아치리브 내 콘크리트 충전은 좌우 대칭충전으로 가 정하였으며, Fig. 7과 같이 200m의 아치리브 양끝 지 점에서 중양으로 15~100%까지 충전길이 변화에 대 해 총 6가지 경우(CF15, CF30, CF45, CF60, CF75, CF100)를 고려하였다.

    Fig. 8은 차량하중(활하중)이 작용할 때 아치리브 CFT단면의 충전길이 변화에 따른 주거더의 연직변 위(단위: m)를 나타낸다. 15%(CF15)와 30%(CF30)를 충전한 경우 거더의 처짐 변화는 미미하며, 45% 이 상 CFT 단면의 충전길이를 확보했을 때 거더변위가 급격히 감소되다가 60% 이상 충전 시 일정한 값으 로 수렴되는 경향을 보였다.

    고정하중에 의해 아치리브에 발생하는 단면력 변 화는 Fig. 9와 같다. 콘크리트 충전길이에 따른 휨모 멘트(단위: kNㆍm) 변화는 거의 미미하다. 축력(P)은 L/4지점과 L/2지점에서 각각 상이하게 발생하는데, L/4지점에서는 충전길이 증가에 따라 축력(단위: kN) 이 점차 증가하다가 60% 이상 충전 시 다시 감소하 는 경향을 나타내었다. L/2지점에서는 충전길이 증가 에 따라 축력이 점차 감소하다가 60% 이상 충전 시 다시 증가하였다. 활하중에 의해 생기는 아치리브 내 축력변화(Fig. 10)를 살펴보면, 최대축력은 L/4지 점에서 발생하며, 60% 이상 충전 길이가 확보될 경 우 발생축력이 일정한 값으로 수렴되었다.

    고정하중 작용 시 충전길이 변화에 따른 휨모멘 트의 발생 변화는 매우 미미하며 발생되는 휨모멘트 의 크기 또한 매우 적은 값을 보이고 있다. 이러한 결과는 대상구조물의 아치 축선 및 라이즈비가 아치 교로서 매우 적정한 선정이었음으로 확인할 수 있는 결과이다. 주거더의 처짐 변화, 아치리브 내 축력 변 화의 변곡이 발생하는 시점이 60% 이상 충전할 때 임을 고려한다면, 아치리브의 면내강성을 확보하기 위한 최소 충전길이를 60%로 제시할 수 있다.

    5.2 트러스형 CFT단면의 높이변화 효과

    트러스형 CFT단면의 높이변화효과를 분석하기 위해 Fig. 5(c)의 단면높이 H=2.0m, H=2.5m, H=3.0m로 3가 지 경우에 대해 해석 결과 비교를 수행하였다.

    Fig. 11을 살펴보면, 단면높이가 증가할수록 아치 리브의 강성 증대로 인해 거더의 수직 처짐(단위: m)이 작아짐을 알 수 있다. Fig. 12는 아치리브 내 발생하는 활하중에 의한 축력(단위: kN)을 나타내고 있으며 단면높이 증가로 인해 단면에 발생하는 축력 이 감소하고 있다. 트러스형 CFT아치리브의 단면높 이는 일반적으로 지간장대비 1/40~1/60 수준이며, 200m 지간장인 경우 3.0~5.0m를 적용한다. 구조효율 성 및 공사비 측면을 고려할 때 CFT 트러스 단면의 높이 H=2.5m 또는 3.0m가 적정하다.

    5.3 CFT단면의 재료강성 효과

    CFT단면 내 사용강재 및 콘크리트의 강도에 따른 구 조적 효과를 분석하기 위해 HSB500과 C40, HSB500 과 C70, HSB600과 C40의 3가지 조합에 대해 해석 결과를 비교하였다. 아치리브의 단면높이는 2.5m, 사 용강관은 D850×18을 적용하였다. Fig. 13의 CFT부재 의 사용재료조합별 거더의 수직 처짐(단위: m) 및 Fig. 14의 아치리브 내 발생축력(단위: kN)의 변화량 은 살펴보면 그 값이 매우 작음을 알 수 있다. 이러 한 결과는 CFT사용재료가 구조 해석 결과에 미치는 영향이 매우 작음을 나타낸다.

    CFT부재설계를 위한 사용재료 조합별 지점부 CFT 단면의 축력-모멘트(P-M) 상관곡선은 Fig. 15와 같다. CFT사용재료는 강재의 종류에 따른 휨강도와 충전콘크리트의 종류에 따른 압축강도에 민감하게 영향을 미친다. 따라서 CFT아치리브가 압축지배부재 임을 감안할 때, 설계단면력에 부합하는 충전콘크리 트의 활용이 중요하다.

    6. 경제성 분석

    Table 4는 연장 200m 규모의 하로아치교에 콘크리트 충전율 60%의 트러스형 CFT아치부재 적용 시 기존 박스형 아치리브에 비해 22%의 강재량이 절감된 계산 결과를 보여주고 있다. Table 5는 CFT단면의 제작 시 필요한 롤(Roll)벤딩, 고주파벤딩 및 코스타 가공비를 포함한 아치리브 제작비를 산정한 것으로 가설비는 포함하지 않았다. CFT아치교가 기존 박스형 아치교 대비 18% 정도 제작비용이 절감되었다(COWI, 2017).

    7. 결 론

    본 연구에서는 CFT아치교의 설계 최적화를 위하여 설계 변수를 고려한 유한 요소 해석을 실시하고 결 과 분석을 통해 구조적 효율성 및 경제적 효과를 비 교하였다. 아치교량의 초기설계변수 조사를 토대로 지간장 200m 규모의 하로아치교를 대상으로 하여 1) CFT단면 내 콘크리트 충전길이, 2) 트러스타입 의 아치리브 높이, 3) CFT단면의 재료강성 등 3가 지 설계변수를 고려하여 CFT아치교의 거동특성을 분석하였다.

    • 1) CFT아치리브 내 콘크리트 충전길이가 증가할 수록 강성 증대로 인해 아치리브의 수직변위 는 감소하였고, 휨모멘트는 거의 변화가 없었 다. 축력은 절점위치별로 증가하거나 감소하는 경향을 나타내었다. 활하중 작용 시 충전길이 별 축력 변화는 60% 이상 콘크리트 충전했을 경우 일정한 값으로 수렴되었다. CFT 아치리 브의 면내강성을 충분히 발현하기 위해서는 양단부에서부터 좌우대칭으로 60% 이상 콘크 리트 충전단면을 사용하여야 CFT효과를 크게 볼 수 있다.

    • 2) 아치리브의 높이는 아치리브의 면내강성에 직 접적인 영향을 주는 요소로써 높이가 증가할 수록 변위 및 발생축력이 작아지는 경향을 보 였다. 그러나 아치리브 상하현 간 높이 증대 시 구조적으로는 유리하나 아치리브 연결재 길이 증대 등 소요물량이 증대하는 결과를 초 래하므로 전체 구조계 해석을 통한 적정높이 의 결정이 필요하다.

    • 3) CFT 아치리브의 사용재료에 따라 강성 변화 로 인해 변위 및 축력의 변화가 생기기는 하 나, 미미한 수준을 보였다. 그러나 CFT단면의 강도 평가 시에는 매우 중요한 요소로써 휨모 멘트에 대한 저항은 강재가, 축력에 대한 저항 은 콘크리트가 담당하게 되므로 CFT아치교의 구조적 특성을 고려해 재료성능을 결정하여야 한다.

    • 4) CFT 아치교는 기존 강아치교와 동일한 가설 공법 적용이 가능하다. CFT 아치교량의 재료 비 및 제작비를 토대로 경제성 비교 분석을 실시하였다. 기존 BOX형 아치리브에 비해 CFT 아치리브단면의 적용 시 22%의 강재 절 감이 가능하며, 콘크리트 충전에 따른 비용 증 가가 일부 발생하나 전체 제작비는 18% 정도 의 절감효과가 발생하는 것으로 분석되었다. 이는 CFT 아치교량의 경제성 효과 및 활용성 을 보여주는 것이다.

    • 5) CFT 아치구조설계 최적화를 위해 추가적으로 고려되어야 할 매개변수로는 아치리브 재료변 화, 상로교 및 중로교 교량형식변화, 아치거더 와 리브 연결상세, 가설공법 등에 대한 추가적 인 해석적⋅실험적 계속연구가 필요하다.

    Figure

    KOSACS-10-5-8_F1.gif
    Rise-Span Ratio of CFT Arch Bridge
    KOSACS-10-5-8_F2.gif
    Cross Section Types
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    Section Type According to Span Length
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    Stress Distribution According to Plastic Stress Distribution Method
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    Arch Bridge Layout
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    Finite Element Model for CFT Bridge
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    Concrete Filled Length(unit: mm)
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    Vertical Displacement at Main Girder According to Concrete Filled Ratio
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    Section Force at Rib with Dead Load According to Concrete Filled Ratio
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    Axial Force at Rib with Live Load According to Concrete Filled Ratio
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    Vertical Displacement at Main Girder with Live Load Considering Section Hight
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    Axial Force of Rib with Lived Load Considering Section Hight
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    Vertical Displacement at Main Girder with Live Load Considering Stiffness
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    Axial Force at Rib with Lived Load Considering Stiffness
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    P-M Curve of CFT Arch Rib

    Table

    Recommendation of Steel and Concrete Materials for Economic CFT Columns
    Mechanical Properties of Steel Q235 and Q345
    Axis Spring Constant
    Comparison of Quantities
    Comparison of Cost (Unit: 108Won)

    Reference

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