1. 서    론

최근 일반적인 콘크리트의 단점인 낮은 인장강도 및 휨강도와 취성파괴를 극복하기 위하여 120MPa이상인 고성능 콘크리트에 강섬유를 혼입한 강섬유 보강 초고성능 콘크리트(UHPC)에 대한 연구^1,2,3)가 국내외에서 활발히 진행되고 있다. 이러한 강섬유 보강 초고성능 콘크리트는 콘크리트의 처짐, 휨강도 및 균열 이후의 연성거동 특성을 향상시키는 것으로 알려진 바 있다.

특히 UHPC 바닥판과 강재거더를 이용하여 합성보를 구성할 때, UHPC 바닥판의 높은 강도와 연성으로 인하여 강재거더에서 상부 플랜지의 역할이 거의 없을 것으로 예상되어 본 논문에서는 Fig. 1과 같은 합성보 구성 시, 강재거더 상부 플랜지를 없앤 역T형 거더^4,5)를 적용하였다.

Fig. 1과 같은 역T형 거더에 UHPC 바닥판을 합성하여 합성보를 구성할 경우, 상부플랜지가 없는 이유로 전단연결재의 설치 위치가 상부플랜지 대신에 강재 거더 복부에 설치해야하는 문제점^4,5)이 발생된다.

이러한 문제점을 해결하기 위하여 본 논문에서는 콘크리트 압축강도, 섬유 혼입률, 전단연결재 간격 및 바닥판 두께 등을 변수로 하여 역T형 거더와 UHPC 바닥판을 합성한 합성보를 16개 제작하여 전단연결재의 거동, 휨거동 특성 등을 실험적으로 파악하고자 하였다.

2. 실험계획

2.1 실험변수 및 부재 형상

실험변수로는 UHPC 압축강도 120, 150MPa인 2 수준, UHPC 바닥판 두께 50, 100mm인 2 수준 및 전단연결재 간격 50, 100, 200, 400mm인 4 수준으로 계획하였으며, 이러한 실험변수를 가진 실험부재는 총 16개이다.

바닥판 두께를 실험변수로 선정한 이유는 바닥판 두께와 강재 거더 복부에 설치된 전단연결재의 묻힘 깊이에 따른 합성 거동 여부를 파악하기 위함이며, 전단연결재의 간격은 UHPC 합성보의 합성성능 확보를 위한 적정 간격도출을 위함이다. 또한, UHPC 압축강도 및 섬유 혼입률을 실험변수로 선정한 이유는 콘크리트 압축 및 인장강도의 차이에 따른 합성보의 휨거동을 파악하기 위함이다. 한편 일부 실험부재는 강재의 제원을 변화시켜 강재의 제원에 따른 거동 차이를 파악하고자 하였다.

실험 변수는 Table 1에 나타내었으며, 실험 부재들의 제원은 Fig. 2에, 강재거푸집이 설치된 강재 거더, 제작 완료된 부재와 하중 재하 형상은 Fig. 3~5에 나타냈다.

2.2 콘크리트, 전단연결재 및 강재 거더

실험 부재에 사용된 콘크리트의 배합⁶⁾ 및 역학적 특성 실험 결과는 Table 2, 3에 나타내었다. Table 3에서 나타낸 바와 같이 탄성계수는 콘크리트 압축강도와 상관성을 가지는 것으로 나타났다.

한편 AFGC 2002⁷⁾는 노치를 낸 시편의 3점 재하 휨인장 실험을 통해 측정한 하중-CMOD 관계를 이용하여 역해석을 수행한 후, 이로부터 인장응력-CMOD 관계를 산정할 것을 제안하고 있어 본 논문에서는 이러한 방법으로 인장강도를 산정하였으며, 섬유량이 적은 압축강도 120MPa 콘크리트의 인장강도가 다소 작게 나타나 인장강도와 섬유량의 비례 관계를 확인할 수 있었다.

사용된 전단연결재는 기성품으로 치수는 몸통직경 18.5mm, 머리직경 34mm 및 높이 50mm이며, 직접인장 실험 결과, 항복강도는 371MPa, 극한강도 472MPa인 것으로 나타났다. 한편 강재 거더는 SM490 재질을 사용하였으며, 제조사에서 제시한 시험성적서에 의하면 항복강도는 397MPa, 극한강도는 550MPa이었다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 균열 및 파괴 양상

합성부재 휨거동 실험 후, 콘크리트에 발생된 대표적인 균열 형상 및 파괴 모드는 Fig. 6~7에 나타내었으며, 균열 및 파괴모드 세부내용은 Table 4에 나타내었다.

Fig. 6~7 및 Table 4에 나타낸 균열 및 파괴양상에 대한 특성을 종합적으로 평가하면 전단연결재의 간격이 넓을수록 강재 주형을 따라 콘크리트 상면에 축방향 균열이 발생되는 것으로 나타났으며, 이는 전단연결재 부위의 작은 영역에 집중되는 힘이 넓은 콘크리트 내로 분산되면서 발생하는 인장응력에 의해서 유발되는 균열⁵⁾로 추정된다. 즉, 바닥판 두께와 상관없이 전단연결재 간격이 200mm 이상일 때는 콘크리트 상면에 축방향 균열이 발생하였다. 이러한 현상은 UHPC의 압축강도가 기존연구⁵⁾보다 작은 이유로 바닥판 두께의 영향보다는 전단연결재 간격에만 영향을 받는 것으로 추정된다.

압축강도 120MPa 실험체의 경우, 강재 항복이후 즉시 콘크리트 압축파괴가 발생되었으며, 압축강도 150MPa 실험체의 경우, 강재 항복 및 연성거동 후 콘크리트 압축파괴가 발생되었다. 다만 압축강도와 무관하게 스터드 간격이 200mm이상인 경우에는 스터드 접합부가 탈락 파괴되는 것으로 나타났다. 또한 스터드 간격이 400mm인 경우에는 현저한 극한하중 저하 현상이 나타났다.

이러한 결과로 볼 때, 전단연결재의 간격이 바닥판 두께의 2배(바닥판 두께 100mm 경우) 혹은 4배 수준(바닥판 두께 50mm 경우) 이내일 때, 합성 거동이 안정적이며, 또한 100mm 수준이 합성 거동을 확보할 수 있는 최소간격일 것으로 예상된다.

3.2 하중-변위 관계

합성부재 휨거동 실험 결과 중 하중-처짐 관계를 Fig. 8에 나타내었다. 바닥판두께가 증가하고 전단연결재의 간격은 감소할수록 실험체의 극한하중은 증가하는 것으로 나타났으며, 모든 실험체에서 콘크리트 상연에 압축파괴가 발생된 이유로 강섬유량 차이에 의한 콘크리트의 인장강도 영향을 파악할 수는 없었다.

한편 Eurocode-4 (2005)⁸⁾ 규정에서는 특성 상대변위는 6mm 이상이 되어야 연성거동으로 평가하고 있다.

본 실험결과들이 Eurocode-4 (2005) 규정에 적합한지 여부를 파악하기 위하여 실험 결과에서 얻어진 특성 상대변위를 Table 5에 나타내었다. Table 5에서 알 수 있듯이 실험 부재의 특성 상대변위는 5.36~9.74mm로 나타나, 120f-50-400 실험체를 제외한 모든 부재가 Eurocode-4 (2005)의 연성거동 한계치인 6mm보다는 큰 값을 가지므로 충분한 연성 거동을 하는 것으로 평가된다.

다만 120f-50-400 실험체의 경우, 바닥판이 얇고, 전단연결재 간격도 가장 넓으며, 콘크리트 압축강도도 작아 전체적으로 구조적 저항능력이 가장 불리한 조건으로 예상됨에도 불구하고 Eurocode-4 (2005)의 연성거동 기준치인 6mm에 약간 못 미치는 5.36mm로 나타났지만 120f-50-400 실험체보다 조금만 구조적 여건이 개선된다면 역T형 강재와 UHPC 합성보는 Eurocode-4 (2005)의 연성 기준치 만족에는 큰 무리가 없을 것으로 추정된다.

3.3 하중-바닥판 콘크리트 변형률 관계

하중-슬래브 콘크리트 변형률 관계에 대한 실험결과를 Fig. 9~10에 나타내었다. 실험결과를 고찰해 보면, 바닥판 콘크리트의 압축 극한변형률은 약 0.003~0.005 정도로 나타나 기존 UHPC의 재료 거동 연구결과⁶⁾와 비교적 잘 일치함을 알 수 있었다.

바닥판 두께가 50mm인 실험체들은 최초 중립축이 강재 거더의 복부에 위치하므로 바닥판 하연에는 하중 초기에는 압축 변형률이 발생되지만, 전단연결재 간격이 넓은 실험체들은 중앙 전단연결재의 인접부 콘크리트가 탈락되면서 비합성 거동이 시작되고 이후로 바닥판 하연은 압축 변형률이 감소하는 것으로 나타났다. 또한 바닥판 두께가 100mm인 실험체들은 최초 중립축이 바닥판 하연 근처에 위치한 이유로, 바닥판 하연에 하중 초기에는 변형률이 거의 발생하지 않았고 강재 항복 이후부터 파괴단계까지 계속적으로 인장 변형률 값이 증가하는 것으로 나타났다.

3.4 하중-강재 거더 변형률 관계

합성부재 휨거동 실험 결과에서 하중-강재 거더 변형률 관계를 Fig. 11에 나타내었다. 이들 그림에서 알 수 있듯이 강재 주형의 항복 변형률은 대략 0.002 이내로 재료의 인장실험 결과와 잘 일치하는 것을 알 수 있다.

한편 강재 거더 하연의 변형률은 120f-50-200, 120f-50-400, 150f-50-400 및 150f-100-400 부재의 경우만 항복하지 않고 파괴에 도달하는 것으로 나타났다. 이는 전단연결재의 간격이 지나치게 넓은 이유로 비합성 거동 또는 바닥판 콘크리트의 압축 휨파괴가 선행되었기 때문으로 평가된다.

3.5 수평전단력에 의한 전단연결재의 평가

Eurocode-4 (2005)⁸⁾에서 규정하는 전단연결재의 정적강도는 다음 식 (1)과 같으며, AASHTO LRFD⁹⁾에서 규정하는 전단연결재의 정적강도는 식 (2)와 같다.

 (1)

단,

   

여기서, =전단연결재의 설계정적강도; h/d=전단연결재 높이/전단연결재 몸통 지름; =콘크리트 특성 압축강도; =콘크리트 탄성계수; =부분계수(1.25)이다.

 (2)

여기서, =전단연결재의 설계정적강도; =저항계수(0.85); =전단연결재의 몸통 단면적; =콘크리트 특성 압축강도; =콘크리트 탄성계수; =전단연결재의 인장강도이다.

실험에서 얻어진 바닥판 콘크리트의 상하연 변형률을 이용하여 바닥판에 작용하는 수평전단력을 간접적으로 계산한 결과와 위의 식 (1) 및 (2)의 Eurocode-4 및 AASHTO LRFD식의 좌변에 의해서 계산된 전단연결재의 정적강도의 비교를 Table 6에 나타내었으며, 실험에서 구해진 수평전단강도는 Fig. 12에 나타내었다. 이때, (1) 및 (2)에 의해서 계산된 전단연결재의 정적강도 값은 안전율을 제외하여 실험결과와 직접 비교하였다.

실험부재의 극한 수평전단력과 식 (1) 및 (2)의 설계기준에 의한 전단연결재의 정적강도 비교결과, Eurocode-4의 경우 평균비율이 1.34이며, 전단연결재 간격이 넓은 일부 부재를 제외하면 실험결과와 전반적으로 잘 일치하는 것으로 나타난 반면에, AASHTO LRFD의 경우는 평균비율이 0.73으로 나타나 다소 과대하게 전단연결재의 정적강도를 평가하는 것을 알 수 있다.

전단연결재의 간격에 따른 실험결과와 설계식을 비교하면, 전단연결재 간격이 넓을수록 실험결과와 설계식의 비율이 크게 나타났다. 이는 전단연결재의 간격이 넓을수록 비합성 거동으로 수평전단력이 감소하기 때문으로 판단된다.

한편 설계식들은 콘크리트 압축강도에 비례하는 것으로 나타난 반면에 실험결과는 콘크리트 압축강도 영향이 설계식들만큼 크게 영향을 주지는 않는 것으로 나타났다.

전단연결재 간격이 넓은 200, 400mm 부재는 설계식의 값보다 실험값이 크게 나와, 비합성 거동 후 UHPC와 강재로 전단연결재 예상저항하중보다 더 큰 극한강도를 나타내었으며, 전단연결재 간격이 100mm 이하 부재는 전단연결재가 스스로의 능력에 도달하기 전에 UHPC 상연에서 압축파괴가 발생되어 급격히 파괴됨을 알 수 있었다.

4. 결    론

본 논문에서는 UHPC 압축강도, 강섬유 혼입률, 전단연결재 간격 및 바닥판 두께 등을 변수로 하여 역T형 거더와 UHPC바닥판을 합성한 합성보를 16개 제작하여 전단연결재의 거동, 휨거동 특성 등을 실험적으로 파악하고자 하였으며, 이로부터 도출된 결론은 다음과 같다.

1)실험결과에 의하면 UHPC의 경우 전단연결재의 간격은 100mm에서 바닥판 두께의 2(4) 배 사이가 적절한 것으로 예상된다.

2)Eurocode-4에서 규정하고 있는 특성 상대변위를 실험 부재에 적용한 결과, 대부분의 실험부재가 Eurocode-4의 연성거동 한계치를 상회하는 것으로 나타났다.

3)실험부재의 극한 수평전단력과 기존의 설계기준에 의한 전단연결재의 정적강도 비교결과, Eurocode-4의 경우는 실험결과와 전반적으로 잘 일치하는 것으로 나타난 반면에, AASHTO LRFD의 경우는 다소 과대하게 전단연결재의 정적강도를 평가하는 것을 알 수 있다.

4)전단연결재 간격이 넓은 부재는 설계식의 값보다 실험값이 크게 나와, 비합성 거동 후 UHPC와 강재로 전단연결재 예상저항하중보다 더 큰 극한강도를 나타내었으며, 전단연결재 간격이 좁은 부재는 전단연결재가 스스로의 능력에 도달하기 전에 UHPC 상연에서 압축파괴가 급격히 발생됨을 알 수 있었다.