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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.11 No.1 pp.25-32
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2020.11.1.025

Full-Scale Model Test on the Structural Behavior of U-Shaped Composite Bridge Reinforced with Arch Edge Girders

Young-Goo Kim1, Sung-Soon Yhim2
1Ph.D. Candidate, Department of Civil Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea
2Professor, Department of Civil Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea

본 논문에 대한 토의를 2020년 03월 31일까지 학회로 보내주시면 2020년 04월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Yhim, Sung-Soon Dept. of Civil Eng. University of Seoul, Seoul, Korea Tel: +82-2-6490-2428, Fax: +82-2-6490-2424 E-mail: yhimss@uos.ac.kr
January 13, 2020 January 22, 2020 January 23, 2020

Abstract


Recent advances in construction technology have led to the development of various superstructured girders, which are selected according to the road alignment and construction conditions. For example, long-span or low-height girders are used when the clearance under the girder is insufficient; in this condition, U-shaped steel–concrete composite girder bridges reinforced with arch edge girders are superior to the conventional steel trough bridges. In this study, the structural behavior of a trough-bridge containing high-strength concrete on the upper compression part of its I-shaped steel plate was analyzed through a full-scale model test. In the test, the loads were applied in two stages: in the first stage, the experimental errors and material nonlinearity were determined by applying a load of 3,000kN, which is 2.5 times the design load (1,200kN); in the 2nd stage, the load–displacement and load–strain curves showed a linear distribution and no residual deformation occurred in the unloading state with a load of 2,000kN. The results confirmed that the stiffness improvement and the arching effect such as the compressive force concentration at the end.



아치 엣지보로 보강된 U형 합성교량의 실물실험을 이용한 구조거동 분석

김 영구1, 임 성순2
1서울시립대학교 박사과정
2서울시립대학교 토목공학과 교수

초록


최근 건설기술발전은 시공순서 세분화와 단면강성증진과 같은 기술변화로 선형조건 및 시공여건에 따라 요구되고 있 는 다양한 교량 상부거더 형식이 개발되고 있다. 즉, 교량하부 형하공간이 부족한 곳에 설치하여야 하는 저형고 또는 장경간 거 더와 같이 각각의 교량 설치 위치 상황에 따라 다른 형식을 요구되고 있다. 이러한 요구로 기존의 하로판형교를 개선한 아치 엣지보로 보강된 U형 강합성 교량을 연구대상 교량으로 선정하게 되었다. 따라서 본 연구는 아치 형태로 변화는 I형 강재의 상 부 압축부에 고강도 콘크리트를 충전시켜 각각의 주거더를 구성시킨 하로교형식의 강합성 U형거더를 실물제작하여 구조거동을 분석하였다. 실험하중은 2단계로 구분하여 적용하였다. 1단계는 설계하중 1,200kN의 2.5배인 1차 실험하중 3,000kN을 재하하여 실험오차와 재료비선형성을 확인하였다. 2단계 실험하중 2,000kN에서는 선형분포를 나타냈고 하중제거상태에서 잔류변형이 발 생하지 않았다. 분석결과, 아치단면으로 변하는 주거더와 주거더 상단의 충전콘크리트의 합성은 단부의 압축력 집중현상과 같은 아칭효과를 나타냈다.



    1. 서 론

    급격한 선형변화가 불가한 철도에서 하천, 도로 등 을 횡단하는 경우 종단선형 제약조건으로 인하여 교 량의 형하고가 부족한 경우가 발생한다. 이와 같이 철도교 계획 시 궤도면이 거더 상부에 위치하는 상 로형 교량형식으로 횡단이 불가할 경우에는 하로형 교량을 선택하는 일이 발생한다.

    거더 형식의 하로형 철도교량은 건축한계 밖의 양단에 주거더를 배치하는 U-Type 형태로서 상로형 철도교량에서 적용되는 거더 3∼5개의 합에 해당하 는 교량강성을 가져야 한다. 콘크리트 슬래브에 작 용하는 열차하중은 가로보를 통하여 양단의 주거더 로 전달된다.

    시공순서 세분화와 단면강성증진과 같은 기술력 은 신형식교량의 개발성과로 나타나고 있다. 특히, 강재와 콘크리트의 재료적 장점을 최대한 활용하면 높은 강성증진 효과로 경간장을 길게 할 수 있다. 이러한 신형식의 교량은 실물 실험을 통해 구조거동 을 확인하는 것이 중요하다.

    강재와 콘크리트 경계면에서의 합성작용은 여러 종류의 전단연결재에 의하여 이루어진다. 스터드 전 단연결재의 정적거동은 강도, 강성과 연성으로 스터 드의 줄기 면적, 스터드의 높이와 인장강도, 콘크리 트의 탄성계수와 압축강도, 콘크리트 타설 방향 등 의 영향을 받는다(Mainstone and Menzies, 1967; Badie et al., 2002; Hanswille et al., 2007).

    압축을 받는 상부의 소형 강박스에 콘크리트를 충전하고, 인장을 받는 하부의 소형 강박스에도 콘 크리트를 충전하거나 후판을 사용하여 제작한 합성 거더를 정적재하 실험하여 강재에 의한 콘크리트의 구속효과 유무 판별을 하였다(Sim, 2014). 폐합단면 형태의 지점부에서 중앙부로 갈수록 높이가 변하는 U형 강판과 I형 강판이 조합된 형식 즉, 거더단면이 아치형상인 변단면 강박스 내부에 고강도 콘크리트 를 충전한 소리굽쇠 아치형 합성거더를 실물실험하 여 아치형 합성거더의 해석적 방법을 연구 하였다 (Son, 2014; Won, 2014). 강재와 콘크리트의 이질적 인 재료 간 합성을 위하여 전단연결재 길이와 콘크 리트 강도에 따른 전단 성능을 실험적으로 측정하여 설계식을 제안하였다(ahn, 2015). 합성효과를 이끌어 내기 위한 접합방법 연구로는 화약에 의한 폭발력으 로 드라이빙 핀을 발사해 전단연결재를 강재보의 플 랜지에 합성시키는 접합방법의 개발(Oh et al., 2018) 을 비롯하여 다양한 전단연결재 접합상세가 개발되었 다(Kim, 2015; Kang and Jung, 2015; Ahn et al., 2008).

    본 연구 대상교량은 양측거더의 웨브를 아치모양 으로 증가시킨 신형식 합성거더이다. 즉, 양측면의 주거더 높이가 아치 형태로 변화는 I형 강재의 상부 압축부에 고강도 콘크리트를 충전시킨 형식이다. 이 를 아치 엣지보로 보강된 U형 강합성교량이라고 부 른다. 따라서 실물재하시험으로 주요부재의 변위와 변형률 분석으로 구조거동을 파악하여 실무적용을 위한 기초자료로 활용되도록 하는 것이 목적이다. 본 논문은 아치단면으로 변하는 주거더와 주거더 상 단의 충전콘크리트의 합성에 의한 아칭효과를 확인 하기 위한 논문으로 동특성 파악을 위한 고유진동 수, 감쇠비 및 전달함수 작성을 위한 실험내용은 수 록하지 않았다.

    2. 실험체와 실험방법

    2.1 실험체

    종방향으로 양단의 주거더는 높이가 변하는 변단면 아치형상이다. 강재거더로 제작된 주거더 상단의 아 치리브에는 콘크리트를 충전하였다. 주거더 사이에 는 1개의 강재 세로보를 종방향으로 설치하였으며 교 량 단부는 콘크리트를 충전한 단부가로보와 그 사이 에 3개의 강재가로보를 설치하였다. 세로보와 가로보 위에는 중앙부 4m구간은 현장타설 콘크리트 바닥판 을 설치하고 그 외 구간은 실험 후 실험체 해체를 위 하여 프리캐스트 바닥판을 설치하였다. 이러한 U형 합성거더교의 측면, 입면 및 정면도는 Fig. 1과 같다.

    일반적인 교량거더실험은 1본을 제작하여 실험을 하지만 U형 합성거더교는 가로보를 통하여 열차하 중이 양단의 주거더로 전달되는 하로교의 특성을 고 려하여 교량전체를 실물 제작하였다. 실물실험체는 경간장 20m, 폭원 6m, 단부거더높이 1.45m, 중앙부 거더높이 2.65m로 제작하였다. 강아치리브는 폭 40cm, 높이 65cm인 U형 단면으로, 내부에 콘크리트 를 충전하여 압축강성을 높였다. 또한 시·종점 단부 가로보도 콘크리트를 충전하여 강성을 증가시켰다.

    대표적인 재료특성치는 Table 1과 같다. 강재거더 의 허용응력은 215MPa이며 주거더 상부 충전콘크리 트의 설계기준강도는 30MPa, 콘크리트바닥판의 설계 기준강도는 24MPa이다.

    2.2 실험장비와 가력장비

    본 연구의 실험은 하중재하를 위하여 엑츄에이터 (2,000kN) 2대를 강체 프레임에 연직으로 설치하였 다. 각 엑츄에이터는 Fig. 2와 같이 철도교의 레일 간격을 고려하여 실험체 단면의 정중앙에서 좌우로 각각 0.75m 이격시켰다. Fig. 1(b)(c)의 교량 횡단면을 보면 단선의 철도 하중 재하를 고려하여 연직하중은 한쪽으로 치우쳐 작용시켰다.

    하중제어방식으로 설계하중에 해당하는 1,200kN 까지 연직하중을 재하하였다. 그 이후, 변위제어방식 으로 3,000kN까지 1mm/2min의 속도로 재하하였다. 실험체 시점은 힌지받침, 종점은 롤러받침을 사용하 여 변위제어방식을 적용할 때, 구조물의 연직변위가 안정적으로 제어되도록 유도하였다.

    하중재하단계는 가력에 따른 실험체의 회복상태 와 잔류변위, 잔류변형을 확인하기 위해서 1차 실험 하중과 2차 실험하중으로 구분하여 2단계로 진행하 였다. 1단계는 실험체 설계하중의 2.5배인 3,000kN의 1차 실험하중을 작용시킨 후, 하중을 제거하였다.

    2단계는 2,000kN까지 2차 실험하중을 재도입하여 주요 부재의 손상여부를 판단하였다. 그 후 작용하 중을 완전히 제거하면, 재하실험이 종료된다.

    2.3 계측기 설치

    하중증가에 따른 변위를 계측하기 위하여 변위계는 Fig. 3과 같이 7곳의 연직변위와 4곳의 횡변위를 계 측하였다.

    연직처짐은 주거더의 하부와 실험체 단면중앙 세 로보와 가로보가 교차되는 부분의 하부에서 계측하 였다. 거더의 횡방향 변위는 단면측면에 설치한 주 거더의 상부 플랜지 위치의 최상부에서 150mm 아래 에 설치하였다.

    하중재하에 따른 실험체 주요부위의 변형률을 측 정하기 위하여 Fig. 4와 같이 주거더 상·하부 및 충 전콘크리트에 총 30개의 변형률 게이지를 설치하였다.

    Fig. 5와 Fig. 6은 실험체의 변위와 변형률을 확 인하기 위하여 설치된 변위계와 변형률 게이지이다.

    3. 실험결과

    3.1 세로보 중앙부 연직변위

    세로보에 해당하는 실험체 중앙부 LVDT 7번 위치 에서 측정한 하중-연직변위는 Fig. 7과 같은 분포를 나타낸다. 1단계 하중재하에서 하중 1,200kN까지 연 직변위는 거의 선형분포를 나타낸다. 하중 1,200∼ 3,000kN까지 연직변위는 비선형분포를 나타내고 하 중의 완전 제거상태에서 약 3.36mm의 잔류변형이 발생하였다. 비선형구간은 실험체의 미끄러짐과 미 소간격 및 재료비선형특성이 주요원인이다. 선형구 간 하중 1,200kN에서 실험체의 연직변위는 약 8.27mm이고 목표하중 3,000kN에서의 연직변위는 약 23.98mm를 나타내었다.

    2단계 실험하중 2,000kN까지 재재하하여 계측한 하중-연직변위는 거의 선형분포를 나타낸다. 재재하 한 하중 2,000kN에서의 연직변위는 16.95mm이고 1 단계 초기하중 3,000kN 재하와 제하 후, 계측된 잔 류변형 3.36mm를 보정한 연직변위는 13.59mm이다. 또한 잔류변형을 보정한 1,200kN에서 실험체의 연직 변위는 7.87mm이다. 선형분포는 하중제거상태에서 잔류변형이 없고 실험장비와 실험체 사이에 힘의 전 달시스템이 완전하다는 의미이다. 1단계 실험하중 재하에서는 약 1,200kN까지, 2단계 실험하중에서는 약 2,000kN까지 선형분포를 보이고 있다. 결론적으로 하중 2,000kN까지 실험체는 선형분포를 나타낸다.

    3.2 주거더 G1, G2의 변위

    3.2.1 연직변위

    교량측면 주거더인 G1과 G2의 1/4점, 1/2점, 3/4점에 서 연직변위를 측정하였다. 실험하중은 종방향으로 중앙부에 위치하지만 횡방향으로는 재하하중 총합이 G1쪽으로 치우쳐 작용한다. 1차 실험하중 3,000kN을 제거한 후 측정된 잔류변위를 보정하였다. 그 이후 2차 하중 2,000kN일 때, 각 LVDT의 최대변위는 Table 2와 같다. 여기서 G1, G2는 2개의 주거더를 나타내며 LVDT 1과 4, 2와 5, 3과 6은 각거더의 종 방향 동일위치에 설치한 게이지이다.

    G1의 LVDT 1,2,3번에서 측정한 연직변위는 Fig. 8(a)와 같다. G2의 LVDT 4,5,6번에서 측정한 연직변 위는 Fig. 8(b)와 같다. 종방향으로는 G1의 연직변위 에 대한 G2의 연직변위 비는 약 67%이다. 횡방향으 로는 중앙점의 연직변위를 기준으로 1/4점 또는 3/4 점의 연직변위 비는 약 68%이다.

    단순보 중앙점에 하나의 연직하중 P가 작용할 때, L/2점의 연직처짐에 대한 L/4점의 연직처짐 비는 68.75%이다. 연직하중 총합이 P이고 2개의 연직하중 을 P/2로 작용하면, 연직처짐 비는 68.75%이하를 나 타낼 것이다. 그러므로 계측결과는 비교적 적절한 분 포를 보이고 있다. 교량단면에서 횡방향으로 LVDT 1,3번과 LVDT 4,6번의 연직변위는 유사한 분포를 나타낸다. 연직변위분포에서 하중 2,000kN까지 거의 선형분포를 나타냄을 알 수 있다.

    3.2.2 수평변위

    주거더 G1의 L/2과 L/4점에 LVDT 8과 9번을, 주거 더 G2의 L/2과 L/4점에 LVDT 10과 11번을 설치하 였다. 2차 실험하중 2,000kN이 작용할 때, 각 변위계 에서 측정하여 1차 실험하중에 의한 잔류변위를 보 정한 횡변위는 Table 3과 같다.

    최대횡변위는 최대연직변위의 약 21% 정도이다. 또한 주거더 G1의 최대횡방향변위는 G2와 비교하여 약 45% 정도 큰 값을 나타낸다. 실험하중의 재하위 치가 교량단면 중심에서 주거더 G1쪽으로 편재하되 므로 각 거더들에 비틀림각이 발생한다. 이러한 이 유로 엑츄에이터 재하 중심에서 먼 주거더 G2에서 비틀림각이 크게 발생한다.

    3.2.3 주거더 G1, G2의 변위분석

    2차 실험하중 2,000kN이 작용할 때 거더중앙점에서 측정한 주거더의 최대연직변위와 최대횡변위는 Table 4와 같다. 여기서 v는 연직변위, h는 횡변위를 나타 낸다. 거더 G1을 기준하여 거더 G2의 상대적인 변 위를 비교하였다.

    거더 G2의 최대연직변위는 거더 G1 최대연직처 짐의 약 66%이다. 거더 G2 최대횡변위는 거더 G1 최대횡변위의 약 145%이다.

    3.3 아치리브의 콘크리트 상단 변형률

    2차 실험하중이 작용할 때, 아치리브 콘크리트의 변 형률은 Table 5와 같은 분포를 나타낸다. 주거더 G1 을 기준으로 주거더 G2의 측정변형률은 약 66%를 나타낸다. 경간중앙부 양측 주거더의 측정변형률은 약 77%를 나타낸다. 거더 G1에 대하여 TC-1 변형률 은 TC-5 변형률의 약 83%를, TC-2 변형률은 TC-4 변형률의 약 127%를 나타낸다.

    거더 G2에 대하여 TC-1 변형률은 TC-5 변형률의 약 120%를, TC-2 변형률은 TC-4 변형률의 약 89%를 나타낸다. 교량 L/2 위치를 기준으로 주거더 G1과 G2의 변형률이 대칭이 아닌 이유는 실험하중의 편 재하와 지점조건의 차이 때문이다. 즉, 각 거더 양단 의 지점조건이 힌지-롤러, 롤러-롤러조건으로 설치되 어 있다.

    아치리브의 충전콘크리트 상단에 설치한 변형률 게이지를 이용하여 측정한 하중-변형률 분포는 Fig. 9와 같다.

    하중증가에 따라 주거더 G1 아치리브 콘크리트 의 압축변형률이 주거더 G2 아치리브 콘크리트의 압축변형률보다 큰 값을 나타낸다. 이는 실험하중이 주거더 G1쪽으로 치우쳐 작용하고 주거더 G1의 아 치리브에 더 큰 부재력이 발생하기 때문이다.

    3.4 주거더 G1, G2의 변형률

    3.4.1 주거더 G1의 변형률

    2차 실험하중 2,000kN일 때, 계측된 변형률은 Table 7과 같다. 도표에서 6번째 열은 하부플랜지변형률에 서 상부플랜지변형률의 차이를 나타낸 값이다. 변형 률차이를 아치리브의 높이로 나누면 곡률이 된다. 아치리브는 기본적으로 양의 곡률을 나타내므로 정 모멘트를 나타낸다. 다만 단부는 압축력이 집중되므 로 전체적으로 압축변형률을 나타낸다. 단부 압축력 집중은 일반적으로 아치와 쉘구조의 지점부에서 나 타나는 현상이다.

    주거더 G1의 상하플랜지에 부착된 변형률게이지 로부터 획득한 하중-변형률을 도시하면 Fig. 10과 같다.

    변형률게이지 T-3를 기준으로 T-2,4의 변형률을 비교하면 각각 약 2, 11% 정도 큰 값을 나타낸다. 또한 T-3의 변형률을 기준으로 T-1,5의 변형률은 각 각 약 48, 68%를 나타낸다. 즉, 주거더 상부플랜지는 아치형상의 단면변화로 중앙부의 압축변형률이 일정 한 값을 나타내는 양상을 보이고 있다. 변형률게이 지 B-3를 기준으로 B-2,4의 변형률은 각각 약 43, 41%를 나타낸다. 단부에 근접된 변형률게이지 B-1,5 는 압축변형률을 나타내고 있다.

    3.4.2 주거더 G2의 변형률

    2단계 실험하중 2,000kN일 때, 계측된 변형률은 Table 8과 같다. 주거더 G2의 변형률도 주거더 G1과 동일 한 현상으로, 단부에서 압축력 집중현상을 나타낸다. 압축력 집중현상은 아치와 쉘구조의 지점부에서 나 타나는 현상이다. 즉, membrane theory가 사용되던 고전 쉘이론은 응력집중부를 확인할 수 없으나 bending theory를 사용하는 현재의 쉘이론은 응력집 중부를 확인할 수 있다. 이러한 응력집중은 주로 지 점부와 단면의 변화부에 발생한다. Table 78에서 단부위치에 큰 변형률을 나타내는 이유도 이러한 응 력집중현상에 의한 효과이다.

    주거더 G2의 상하플랜지에 부착된 변형률게이지 로부터 획득한 하중-변형률을 도시하면 Fig. 11과 같 다. 변형률게이지 T-3를 기준으로 T-2,4의 변형률을 비교하면 각각 약 5, 13% 정도 큰 값을 나타낸다. 또한 T-3의 변형률을 기준으로 T-1,5의 변형률은 약 51, 65%를 나타낸다. 즉, 주거더 상부플랜지는 아치 형상의 단면변화로 중앙부의 압축변형률이 일정한 값을 나타내는 양상을 보이고 있다. 변형률게이지 B-3를 기준으로 B-2,4의 변형률은 약 58%를 나타낸 다. 단부에 근접된 변형률게이지 B-1,5는 압축변형률 을 나타내고 있다.

    주거더 G2 아치리브의 변형률차이는 주거더 G1 아치리브의 변형률차이와 비교하면 약 50%정도이다. 즉, 거더 G1에 치우쳐 하중이 작용하므로 주거더 G1의 휨모멘트가 주거더 G2의 2배를 보일 것이다.

    3.4.3 주거더 G1, G2의 변형률분석

    2차 실험하중 2,000kN이 작용할 때, 거더중앙점에서 측정한 주거더의 최대변형률은 Table 9와 같다. 거더 G2 최대변형률은 거더 G1 최대변형률의 약 77%이다. 거더 G1의 최대변형률이 거더 G2의 최대변형률보다 큰 이유는 Fig. 1(b),(c)에서 알 수 있듯이 거더 G2외 부에 유지관리를 위한 보도가 설치되므로 실험재하 위치가 거더 G1쪽으로 편재하 되었기 때문이다.

    4. 결 론

    신형식 교량은 구조거동을 손쉽게 예측할 수 없으므 로 실물재하실험을 실시하고 있다. 본 연구도 아치 엣지보로 보강된 U형 강합성교량을 실물 제작하여 2단계로 실험하중을 재하하여 구조거동을 확인하였 다. 1단계는 설계하중 1,200kN의 2.5배인 3,000kN을 1차 실험하중으로, 설계하중의 1.67배인 2,000kN을 2 차 실험하중으로 재하시켰다. 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

    1단계 하중재하에서 하중 1,200kN까지 변위 및 변형률은 거의 선형분포를 나타냈다. 하중 1,200∼ 3,000kN까지 연직변위는 실험체의 미끄러짐과 미소 간격 및 재료비선형특성으로 비선형분포를 나타냈고 하중이 완전히 제거된 상태에서는 잔류변형이 발생 하였다.

    2단계 실험하중을 2,000kN까지 재재하한 결과, 하중-연직변위 선도 및 하중-변형률 선도는 거의 선 형분포를 나타냈고 하중제거상태에서 잔류변형이 발 생하지 않았다. 이는 실험장비와 실험체 사이에 힘 의 전달시스템이 완전하였다는 의미이다.

    주거더의 아치리브 상단 충전콘크리트는 전구간 에 걸쳐 압축변형률 상태를 나타냈다. 주거더 단부 의 상·하 플랜지에서는 전체적으로 압축변형률을 나타냈다. 단부의 압축력 집중은 일반적으로 아치와 쉘구조의 지점부에서 나타나는 현상이다.

    따라서 아치단면으로 변하는 주거더와 주거더 상 단의 충전콘크리트의 합성은 아칭효과를 나타내는 구조거동으로 장경간이 가능함을 보여주었다.

    Figure

    KOSACS-11-1-25_F1.gif
    Dimension of Experimental Composite Bridge
    KOSACS-11-1-25_F2.gif
    Experimental U-type Composite Bridge
    KOSACS-11-1-25_F3.gif
    Installed Location of Displacement Meters
    KOSACS-11-1-25_F4.gif
    Installed Location of Strain Gauge for Main Girders
    KOSACS-11-1-25_F5.gif
    Displacement Meter for Measuring Main Girder Upper Flange
    KOSACS-11-1-25_F6.gif
    Strain Gauge for Measuring Concrete Arch Rib
    KOSACS-11-1-25_F7.gif
    Load-Displacement Curve at mid-span
    KOSACS-11-1-25_F8.gif
    Load-Displacement Curve of Main Girder
    KOSACS-11-1-25_F9.gif
    Load-Strain Curve of Arch Rib Concrete
    KOSACS-11-1-25_F10.gif
    Load-Strain Curve of Main Girder 1
    KOSACS-11-1-25_F11.gif
    Load-Strain Curve of Main Girder 2

    Table

    Material Properties of Test Specimen
    Displacement of G1 and G2 at Second Load
    Displacement of G1 and G2 at Second Load
    Displacement Distribution of Main Girders at Mid Span
    Strain of Arch Rib Concrete at Second Load
    Strain of Girder 1 at Second Load
    Strain of Girder 2 at Second Load
    Strain Distribution of Main Girders

    Reference

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