1. 서    론¹⁾

최근 들어, 주차장, 대형마트 등과 같은 모듈화 된 건축물에서 프리캐스트 콘크리트(precast concrete, 이하 PC)와 현장타설 콘크리트(cast-in-place concrete, 이하 CIP)를 합성한 PC 복합화 공법 사용이 증가하고 있다. PC 복합화 공법은 공장에서 선제작된 PC 부재를 현장으로 운반 및 조립 후 PC 부재 위에 CIP 콘크리트를 타설하는 방법이다. 기존 RC 공법과 달리 복잡한 거푸집 작업이 필요하지 않아 공기단축에 효과적이고 all PC 공법에 비해 우수한 구조 일체성을 확보 할 수 있다(Fig. 1).

합성 콘크리트 부재의 전단 강도에 대한 선행 연구^1-8)에서는 주로 콘크리트의 접촉면에서 발생하는 수평 전단 강도에 대한 연구를 수행하였다. 이는 합성부재의 PC부재와 CIP 콘크리트의 접촉면 사이에서 수평 균열 및 수평 전단 파괴가 발생하지 않고 일체 거동해야 부재의 휨 성능과 수직전단성능을 발휘 할 수 있기 때문이다. 그러나 분리 타설된 계면의 수평전단에 관한 연구는 대부분 직접전단실험(push off tests)을 통한 검증으로서 실제 합성보 조건과는 차이가 발생할 수 있다. 또한 PSC와 SFRC를 사용한 합성보의 사용도 증가하는 추세이다. 따라서 합성보 실험의 수평전단강도와 현행 구조기준 간 비교를 통해 현행구조기준 적용의 타당성 검증이 필요하다.

Revesz,⁹⁾ Saemann and Washa,¹⁰⁾ Bryson et al.¹¹⁾의 연구에서는 콘크리트 합성보의 휨 성능 실험을 수행하여 거친 계면의 형성이 PC부재와 CIP 콘크리트의 일체화 거동에 중요한 영향을 미치는 것으로 나타났다. 또한 Kim et al.^12-14)와 Suh et al.¹⁵⁾은 일반 철근 콘크리트(reinforced concrete, 이하 RC) 합성보, 프리스트레스(prestressed concrete, 이하 PSC)를 사용한 합성보, 강섬유 보강콘크리트(steel fiber reinforced concrete, 이하 SFRC) 합성보에 대해 전단 실험을 수행하였다. 실험체에 대한 수직전단강도를 평가한 결과, 현행 기준의 일반식을 사용하여 단면을 구성하는 각 부재들에 대한 강도를 계산한 후 이를 단순 누가법으로 계산한 경우 대부분의 실험체에 대하여 안전측으로 예측하였다.

본 연구는 Kim et al.^12-14)와 Suh et al.¹⁵⁾의 실험결과를 재분석하여 PC 부재의 유형 별 수평 전단강도 실험결과를 평가하고 이에 대한 현행 설계기준의 타당성을 검증하였다. 이를 바탕으로 현행 설계기준의 문제점을 분석하고 개선 방안을 모색하여 개선된 수평 전단강도 산정법을 제안하였다.

2. 현행 설계 기준

현행 콘크리트 구조 기준^16,17)에서는 수평전단강도 평가에서 계수전단력에 따라 수평 전단력 전달(horizontal shear transfer) 메커니즘과 전단 마찰(shear friction) 메커니즘을 사용할 수 있다.

수평 전단 강도는 표면을 거칠게 만들고(약 6mm) 전단 연결재가 없는 경우, 혹은 최소 전단 철근이 있으나 표면이 거칠게 만들어지지 않은 경우, 다음과 같이 정의한다.

(MPa) (1)

최소 전단 연결재가 있고 표면이 약 6mm 깊이로 거칠게 만들어진 경우, 다음과 같이 정의한다.

(MPa) (2)

여기서, 는 접촉 면적에 대한 전단 연결재 면적의 비를 나타낸다. 최소 전단 연결재는 식 (3)에 따라 산정해야 하며 연결재의 간격의 지지요소 최소치수의 4배, 또한 600mm 이하이어야 한다.

 (3)

전단 마찰(shear friction) 메커니즘을 사용하는 경우, 즉 계수 전단력이 3.5MPa를 초과할 경우 마찰 계수(μ)의 영향을 고려하여야 한다.

 (4)

여기서, 마찰 계수(μ)는 Table 1에 명시되어 있으며, 는 전단 철근에 의한 지압력(clamping force)을 나타낸다.

Eurocode2¹⁸⁾(이하 EC2)는 전단 마찰 메커니즘을 고려하여 계면 간 부착 계수(c)와 전단마찰 계수(μ)를 변수로 사용하고 있다.

 (5)

여기서, c와 μ는 계면의 거칠기에 따른 부착 계수 및 마찰 계수, 는 설계인장강도, 은 외력에 의해 발생하는 계면 간 수직 응력, 는 45°≤≤90°, 는 강도감소계수를 나타낸다.

AASHTO LRFD¹⁹⁾는 EC2와 동일하게 전단 마찰 메커니즘을 바탕으로 부착 계수와 마찰 계수를 계면상태에 따라 다른 값을 제시하고 있다.

 (6)

여기서, 는 수평 전단에 관여하는 콘크리트의 면적, 는 전단 철근의 단면적, 는 전단면에 영구적으로 작용하는 순 압축력, c와 μ는 부착 및 마찰 계수를 나타낸다(Table 1참고).

CSA²⁰⁾(Canadian Standards Association)는 콘크리트의 기여도와 전단 철근의 기여도에 대해 각각 강도 감수 계수를 곱하여 수평 전단 강도를 산정하고 있다.

 (7)

여기서, 는 를 초과할 수 없으며 는 전단 철근과 전단면이 이루는 각도, 는 0.65, 는 0.85를 나타낸다.

Table 1과 같이 각 설계 기준마다 육안으로 분별 가능한 계면의 상태에 따라 부착 계수와 마찰 계수를 정량적으로 제시하고 있다. 그러나 KCI에서는 전단철근과 계면상태, 계수 전단력에 따라 세 개의 식(식 (1), (2), (4))으로 수평전단 강도를 산정하는 반면, EC2, AASHOTO LRFD, CSA에서는 부착 계수와 마찰 계수를 고려하여 단일 식(식 (5), (6), (7))으로 수평 전단강도 산정식을 제시하였다. KCI의 경우 계수 전단력 3.5MPa를 전후하여 수평 전단력 전달 메커니즘과 전단 마찰 메커니즘의 고려 여부가 결정된다. 수평 전단력 전달 메커니즘에서는 0.35MPa를 기준으로 0.35MPa 미만에서는 계면의 부착 계수를 0.56MPa(식 (1))로 일정한 값으로 적용하고 0.35MPa 이상일 경우 부착 계수 1.8MPa와 전단 철근에 의한 지압력()을 고려하여 수평전단강도를 산정한다. 따라서 전단철근 기여도()가 낮을 경우 수평전단강도 예측의 불연속이 발생한다.

3. 수평전단 실험 및 분석

3.1 실험체 설계

본 연구에서는 저자들에 의하여 실험된 49개 실험체 중 수평전단파괴가 발생한 RC 합성보 3개, PSC 합성보 9개, SFRC 합성보 6개, 총 18개의 기존 실험 자료^12-15)로 한정하여 분석하였다(Table 2). 본 실험의 주요 변수로는 PC 부재의 유형, PC부재와 CIP콘크리트의 면적비, 그리고 전단철근 간격을 고려하였다. 실험 방법은 보 중앙에 2점 하중을 가력하여 실험을 실시하였고 지지점과 가력점에 롤러 철물을 사용하여 단순 보 거동을 유도하였다. 각 실험에 대한 자세한 상세는 Kim et al.^12-14)과 Suh et al.¹⁵⁾의 연구에 제시하였다. 실험체 설계는 다음과 같이 요약할 수 있다.

1)모든 실험체에 대해 의도적으로 거친 계면을 형성하기 위하여 레이턴스를 제거하고 6mm 깊이로 거칠게 처리하였다. 예외적으로 SFRC 합성보의 경우 강섬유에 의하여 골재의 거친면 형성이 어려워 본 연구에서는 매끄러운 계면으로 간주하였다.

2)하부 PC 부재에 각각 고강도 콘크리트(60MPa)와 저강도 콘크리트(24MPa)를 사용하여 정모멘트 구간과 부모멘트 구간의 거동을 확인하였다(Fig. 2). 또한 전단 보강된 합성보의 경우 최소전단철근 요구량(식 (3))에 근거하여 전단철근 간격을 450mm 이하로 배치하였다.

3)모든 실험체는 휨 파괴 이전에 전단파괴가 선행하도록 설계되었다. 또한 전단철근 기여도와 계면 상태에 따라 수평전단균열의 발생 여부를 판단하였다.

수평전단파괴가 발생한 실험체에 대해 계면에서 수평 균열이 시작된 시점에서의 수평전단응력을 산정하여 수평전단강도를 예측하였다. 합성보 계면에서 작용하는 수평 전단 응력은 Fig. 3과 같이 압축력이나 인장력의 실제 변화량(F_h)(식 (8))을 고려하여 산정할 수 있다.

(MPa) (8)

여기서, 은 수평 접합면의 면적(=), 는 최대 모멘트와 모멘트 변곡점까지의 길이, 는 수평 전단력이 작용하는 접합면의 폭을 나타낸다.

3.2 실험 결과

RC 합성보의 경우, 사인장 균열로 인한 전단파괴가 지배적으로 발생하였으며 PSC 합성보는 사인장 파괴 및 프리스트레스로 인한 압축대의 전단압축파괴가 발생하였다. 또한 SFRC 합성보의 경우, 매끄러운 계면으로 인하여 수평전단 파괴가 지배적으로 발생하였다.

Kim et al.^12-14)과 Suh et al.¹⁵⁾의 연구에 의하면, 사인장 균열 및 전단압축 파괴의 경우(Fig. 4(a)), 부재 하부에 초기 휨 균열 발생 후 사인장 균열로 발전하여 가력점 부근에서 콘크리트의 압괴로 인하여 최종 파괴되었다. 반면에 수평전단파괴의 경우(Fig. 4(b)), 초기 휨 균열 발생 후 가력점과 지지점 사이에서 수평전단균열이 발생하였고 수평 균열의 발생 시점마다 하중 감소를 나타내며 최종 파괴되었다(Fig. 5).

그러나 거친 계면 형성을 위한 조치를 취하더라도 계면 상태의 불확실성으로 인해 수평 균열의 발생을 배제할 수 없었다. 특히 PSC 및 SFRC 합성보의 경우 전단철근 기여도에 비례하여 수평전단강도가 증가하는 반면(Fig. 6), 전단철근의 기여도에 관계없이 수평전단균열이 발생하므로 수평전단강도는 전단철근의 기여도와 더불어 계면 상태의 지배적인 영향을 받음을 확인하였다.

3.3 기존 실험과 현행 구조 기준 간 비교

Table 2는 세 가지 유형의 PC부재에 대한 실험 결과와 현행구조기준(KCI, EC2, AASHTO LRFD, CSA)간 비교를 나타낸다. 또한 Fig. 6은 PC부재의 유형에 따른 현행 구조기준의 전단철근 기여도()-수평전단강도 관계를 나타낸다.

RC 합성보의 경우(Fig. 6(a)), 전단철근이 보강되지 않은 실험체의 전단강도비()는 KCI의 경우 5.75~5.96, EC2는 3.65~6.00, CSA는 6.44~6.68로 지나치게 보수적으로 예측한 반면에 AASHTO LRFD의 경우 1.90~1.96으로 합리적으로 예측하였다. KCI와 CSA는 전단철근 보강되지 않은 합성보에 대해 각각 0.56MPa와 0.5MPa로 낮은 부착 계수를 제시하여 수평전단강도를 보수적으로 예측하였기 때문이다. 전단철근 보강된 합성보의 경우 전단철근 기여도()가 증가함에 따라 전단강도가 증가하였다. 가 0.56MPa인 SR15의 경우, KCI는 0.94, AASHTO LRFD 역시 0.89로 모두 비안전측으로 예측하였으나, EC2와 CSA는 전단강도비를 각각 1.51, 1.90으로 모두 안전측으로 예측하였다.

PSC 합성보(Fig. 6(a))도 현행 구조기준이 전단철근 보강되지 않은 실험체에 대하여 RC 합성보와 마찬가지로 다소 보수적으로 예측하는 경향이 나타났다. 또한 전단철근 보강된 실험체에 대해 모두 안전측으로 예측하였다. 특히 KCI와 AASHTO LRFD의 전단강도비()는 각각 1.25~1.39, 1.18~1.29로 합리적으로 예측하였다.

SFRC 합성보(Fig. 6(b))의 경우, 앞서 언급한 바와 같이 강섬유에 의하여 골재의 거친면 형성이 어려워 타 합성보보다 낮은 강도를 나타냈다. 또한 현행구조기준에서는 SFRC 합성보의 계면 조건에 대한 부착 계수와 마찰 계수를 따로 제시하고 있지 않기 때문에 매끄러운 계면 상태의 현행 기준을 적용하였다. 전단 보강되지 않은 실험체에 대하여 KCI, EC2, AASHTO LRFD로 예측할 경우, 전단강도비()를 각각 1.58~2.87, 1.24~4.32, 1.71~ 3.10으로 안전측으로 예측하고 있으며 CSA의 경우 3.55~ 6.44로 과도하게 보수적으로 예측하고 있다. 반면에 전단 보강된 실험체의 경우, KCI와 CSA가 전단강도비를 각각 3.40~4.25로 타 현행구조기준보다 보수적으로 예측하였다. 이는 타 현행구조기준과는 달리 KCI가 매끄러운 계면상태에서 전단철근의 기여도를 고려하지 않고 콘크리트의 부착계수만을 고려하기 때문이다.

Fig. 7은 본 연구 실험값 대비 현행구조기준 간 비교인 전단강도비 분포를 전단철근 보강 유무에 따라 나타낸다. Fig. 7(a), (b), (d)와 같이 AASHTO LRFD를 제외한 KCI, EC2, CSA로 예측할 경우 전단 보강되지 않은 실험체에 대해 지나치게 보수적으로 예측하였다. 반면에 AASHTO LRFD로 예측할 경우(Fig. 7(c)) 전단강도비 분포는 0.89~ 3.10으로서 전단철근의 보강 여부에 관계없이 비교적 합리적으로 수평전단강도를 정확히 예측하였다. 그러나 전단보강된 일부 RC 실험체에 대해 비안전측으로 예측하여, 수평전단강도 산정 시 강도감소계수를 적용해야 한다.

4. 수평전단 데이터베이스 분석

기존 연구로부터 축적된 350개의 수평전단 데이터베이스와 본 연구의 실험 결과 18개, 총 368개 실험체를 바탕으로 현행구조기준 타당성 및 경향성을 분석하였다(Table 3). 수평전단 데이터베이스는 본 연구의 실험결과와 마찬가지로 모두 수평전단파괴 되었으며 16개의 선행연구를 바탕으로 직접전단 실험(push off tests)과 합성보 실험(composite beam tests)으로 나누어 분류하였다.

Fig. 8과 Fig. 9는 각 현행 기준으로 산정한 예측값과 전단 데이터베이스를 비교한 전단강도비의 분포를 거친 면(rough interface)와 매끄러운 면(smooth interface)으로 나누어 나타냈다. 이 때, 계면 상태는 약 6mm 깊이로 의도적으로 거칠게 처리된 여부에 따라 거친 면과 매끄러운 면으로 구분하였다. 전단 데이터베이스 비교 결과, 가 1.5MPa 이하일 경우 합성보 실험(composite beams tests)과 직접전단 실험(push off tests)의 강도 차이가 크지 않았다(Fig. 10). 거친 계면의 경우(Fig. 8), 전단강도비()의 평균값은 EC2가 2.10로 가장 크고 CSA (1.85), KCI (1.68), AASHTO LRFD (1.34) 순으로 나타났다. 데이터의 분산도를 나타내는 변동 계수(COV)는 AASHTO LRFD가 0.33으로 가장 작았으며 EC2 (0.39), CSA (0.51), KCI (0.70) 순으로 나타났다. AASHTO LRFD를 제외한 나머지 기준들은 변동계수(COV)가 약 40% 이상으로서 이를 줄이기 위한 개선이 필요하다. EC2와 CSA는 전단 데이터베이스의 각각 97%, 95%에 대해 안전측으로 예측하였고 KCI은 86%, AASHTO LRFD는 81% 순으로 안전측으로 예측하였다. 특히 AASHTO LRFD는 데이터베이스의 약 73%가 전단강도비 1.0~2.0 범위 안에 분포되어 있으며 타 기준이 50~60%인 것에 비해 합리적으로 예측하는 실험값의 비율이 높았다. 매끄러운 계면의 경우(Fig. 9), 거친 계면인 경우보다 전반적으로 전단강도비의 평균값과 변동계수(COV)가 크게 나타났으며 모든 현행구조기준은 90%이상 안전측으로 예측하였다. 평균값은 KCI가 4.29로 가장 크고 CSA (3.55), EC2 (2.47), AASHTO LRFD (2.20)순으로 나타났다. 변동계수 역시 60% 이상으로 전단강도 예측의 편차가 거친 계면인 경우보다 18~96% 크게 나타났다. 따라서 매끄러운 계면 조건일 경우 변동계수를 감소시키기 위한 수평전단강도 산정 방안을 고려할 필요가 있다.

Fig. 10은 합성보 실험(composite beams tests)(검은 점)과 직접 전단 실험(push off tests)(흰 점)을 바탕으로 본 연구의 실험값(회색 점)을 각 구조 기준과 비교하여 나타냈다. 또한 Fig. 10(a), (b)와 같이 계면 상태를 거친 면(rough interface)과 매끄러운 면(smooth interface)으로 나누어 각 구조 기준의 부착 계수(c)와 마찰 계수(μ)를 적용하였다. 거친 면(rough interface)의 계면상태를 적용할 경우(Fig. 10(a)), AASHTO LRFD는 타 현행구조기준보다 다수의 선행연구 실험값에 대하여 비안전측으로 예측하였다. KCI는 불연속 구간 부근(≥0.35MPa)에서 전단보강된 RC 합성보와 일부 합성보 실험체에 대해 비안전측으로 예측하였다. 계면 상태를 매끄러운 면(smooth interface)으로 적용할 경우(Fig. 10(b)), 기준에서 제시되는 부착계수와 마찰계수가 감소하여(Table 1) <1.5MPa인 경우 대부분의 실험체에 대해 안전측으로 예측하고 있다. 그러나 KCI는 전단철근 기여도()에 관계없이 동일한 수평전단강도(0.56MPa)를 제시함으로써 전단철근 보강된 실험체에 대하여 과도하게 보수적으로 예측하고 있다. 따라서 KCI는 타 구조기준과 마찬가지로 수평전단강도가 전단철근 기여도에 비례하여 증가하도록 조정할 필요가 있다.

5. 합성보 수평전단설계 방안

본 연구의 기존실험 결과분석을 바탕으로 수평전단 설계방안을 제안하였다(Fig. 11). 거친 계면(rough interface)의 경우 변동계수(COV)가 0.32로 가장 작게 나타난 AASHTO LRFD의 수평전단강도 예측식을 바탕으로 식 (9)와 같이 제시하였다. 여기서, 안전측 설계를 위하여 강도계수 0.65을 적용하여 초기 부착계수 1.65MPa를 1.07MPa로 감소시켰다.

 (9)

반면에 매끄러운 계면(smooth interface)인 경우 기존 현행기준(KCI)의 부착계수 0.56MPa를 적용하되 최소 전단철근 보강에 따른 전단철근의 기여도()를 고려하여 수평전단강도 증가 경향을 반영하였다. 전단철근비가 최소 전단철근요구량보다 작을 경우 전단철근이 수평 전단에 기여하지 못하고 계면의 부착력으로만 저항한다고 판단하여(Fig. 11) 부착계수 0.56MPa만 제시하였고, 전단철근 기여도를 고려 시 Table 1과 같이 마찰계수 0.6을 적용하였다.

 (10)

Fig. 12는 본 연구의 실험결과에 대해 수평전단강도 제안식을 적용한 전단보강에 따른 전단강도비() 분포로서 1.40~3.11로 모두 안전측으로 예측하였다. 앞선 Fig. 6(a)와는 달리 변동계수(COV)는 전단보강된 경우 기존 변동계수(COV)의 53%, 전단보강되지 않은 경우 기존 대비 39%로 예측범위의 편차가 크게 감소하여 각각 0.28, 0.25로 나타났다.

Fig. 13은 전단데이터베이스에 대해 본 제안식을 적용한 전단강도비 분포() 및 기존 설계식(식 (1), (2), (4))과의 비교를 나타낸다. 거친 계면의 경우(Fig. 13(a)), 전체 전단데이터베이스에 대해 99% 안전측으로 예측하여 기존 현행기준 대비 약 15% 증가하였으며 변동계수(COV) 또한 0.38으로 기존 대비 약 17% 감소하였다. 반면에 매끄러운 계면의 경우(Fig. 13(b)) 데이터베이스의 95%에 대해 안전측으로 예측하여 기존(99%) 대비 안전측으로 예측하는 비율이 감소하였으나, 전단 보강에 따른 수평전단강도의 증가 경향을 반영하여 과도한 보수적 예측을 방지해야 하며 비안전측으로 예측된 직접전단 실험(push off tests)은 실제 조건을 고려하지 못하므로 무시 가능하다. 따라서 기존 실험 결과 분석을 통한 검증 결과, 본 연구의 수평전단강도의 개선식 적용이 합리적인 수평전단강도 예측에 타당하다고 판단된다.

6. 결    론

본 연구에서는 콘크리트 합성부재의 합리적인 수평전단강도 평가 및 설계 방안 제시를 위하여 기존 실험 결과를 현행구조기준과 비교 및 분석하였다. 분석 결과를 바탕으로 계면상태에 따른 수평전단설계 방안을 제시하였다. 주요 연구 내용은 다음과 같다.

1)콘크리트 합성보의 전단 실험 결과, 수평 균열 발생 시 부재 내력이 감소하였으며 계면 상태와 전단철근 기여도가 수평전단강도에 지배적인 영향을 미치는 것으로 나타났다. 또한 PC부재가 SFRC인 경우 강섬유로 인하여 RC나 PSC보다 수평전단강도가 낮게 나타났으며 매끄러운 계면 상태로 전단강도를 평가해야 한다.

2)국내 현행구조기준(KCI)은 거친 계면의 경우 낮은 부착계수(0.56MPa)와 불연속 구간으로 인하여 보수적으로 전단강도를 예측하였다(=0.70~5.96). 또한, 매끄러운 계면의 경우 타 현행구조기준과 달리 전단철근의 기여도()를 고려하지 않고 오직 부착계수(0.56MPa)로만 적용하여 수평전단강도를 과도하게 보수적으로 예측하였다. 국외 현행 구조기준에서는 거친 계면의 경우 변동계수(COV)가 AASHTO LRFD (0.33), EC2 (0.39), CSA (0.51) 순으로 나타났으며 EC2와 CSA가 95%이상 안전측으로 예측하는 반면 AASHTO LRFD는 81%의 안전측으로 평가하였다. 또한 매끄러운 계면에서는 COV가 AASHTO LRFD (0.64), EC2 (0.71), KCI (0.73), CSA (0.89) 순으로 나타났으며 안전측으로 평가하는 비율도 거친 계면과 마찬가지로 AASHTO LRFD가 74%로 작았다. 따라서 비록 AASHTO LRFD가 비안전측으로 평가하는 비율이 가장 높지만 변동 계수 즉, 분산도가 가장 낮으므로 강도 계수를 적용하여 다소 보수적으로 예측한다면 합리적인 수평전단강도 예측을 도모할 수 있을 것으로 판단하였다.

3)수평전단 실험 및 분석을 바탕으로 합성보 수평전단 설계 방안을 제시하였다. 거친 계면에서는 AASHTO LRFD 예측식에 강도계수 0.65를 적용하였으며(), 매끄러운 계면에서는 기존 부착계수 0.56MPa를 유지하되 최소 전단철근 기여도()를 고려하였다(). 그 결과, 각 계면 모두 변동계수 감소(COV=0.38 (rough interface), 0.57 (smooth interface))와 더불어 기존 실험결과의 99% 및 95%에 대해 안전측으로 예측하여 개선 방안의 타당성을 검증하였다.