2.1 실험 변수 및 실험체 상세

본 연구에서는 UHPFRC 단면증대 보강 두께(0, 30, 50 mm)와 UHPFRC 내 철근비(0, D10@180 mm, D10@90 mm)를 설계 변수로 하여 무보강 실험체 포함 총 5개의 슬래브-기둥 접합부 실험체가 제작되었다. 실험체 주요 변수는 Table 1에 요약되어 있다.

Fig. 3은 실험체별 철근 배근 상세를 나타낸다. 모든 실험체의 RC 슬래브-기둥 접합부는 가로 2,600 mm, 세로 2,600 mm, 두께 150 mm 규격으로 설계되었으며, 슬래브 중앙에 가로 420 mm, 세로 420 mm의 정방형 기둥이 설치되었다. 일반적으로 슬래브의 주인장 철근비가 0.75 % 이상으로 설계되는 경우, 슬래브의 하중 재하 성능은 취성 거동에 지배된다(Muttoni 2008^[15]; Guandalini et al. 2009^[7]). 따라서 본 연구에서는 슬래브-기둥 접합부의 전단 거동을 분석하기 위해 RC 슬래브의 주철근비 $\rho_{s c}$를 1.24 %로 설계하여 모든 실험체에 대해 전단 파괴를 유도하였다.

Fig. 3. Dimensions and reinforcement details in RC and UHPFRC section of test specimens (unit: mm)

단면증대 보강된 실험체의 경우 UHPFRC와 RC 슬래브-기둥 접합부 계면에서의 효율적인 전단력 전달을 위해 UHPFRC로 보강되는 면을 샌드 블라스팅(Sand blasting) 공법으로 면처리하였다. 면처리를 위해 지름이 1.2~1.5 mm인 규사를 사용하였으며, 실험체의 표면은 모두 약 0.5~1.0 mm 깊이로 면처리되었다. 깨끗하고 레이턴스가 없도록 보강되는 면을 물로 세척한 후 습윤한 상태에서 UHPFRC를 타설하였으며, 24시간 동안 상온(20 ± 2 °C)양생을 수행한 뒤 48시간 동안 고온(90 ± 5 °C) 증기(95 ± 5 %)양생을 수행하였다. 면처리와 UHPFRC 타설 과정 등의 인위적 처리는 RC 부재가 충분한 양생기간을 거친 뒤(콘크리트 타설 이후 한 달 뒤)에 수행되었다. 재료 실험에 사용할 압축강도 실린더 공시체 및 인장시편도 실험체와 동일한 조건에서 양생되었다.

2.2 재료 실험

실험체 제작을 위해 설계기준강도 30 MPa의 보통 강도 콘크리트(Normal strength concrete, 이하 NSC)와 180 MPa의 UHPFRC가 사용되었으며, UHPFRC 제작을 위해 항복강도 2,400 MPa, 형상비 13 mm/0.2 mm의 직선형 강섬유를 일괄적으로 2 %의 부피비로 혼입하였다. 실험에 사용된 콘크리트와 UHPFRC의 배합은 각각 Table 2, Table 3과 같다. 압축 강도 실험을 위해 지름 100 mm, 높이 200 mm의 원주형 공시체를 제작하였으며, 만능시험기(UTM)를 사용하여 1 mm/min의 속도로 변위제어방식으로 가력하였다. UHPFRC의 경우 K-UHPC 구조설계지침(KCI 2015)에서 제시한 시험방법에 의거하여 노치 도입 공시체의 인장 실험을 수행하였으며, 최종 파괴 시 까지 0.3 mm/min의 속도로 가력하였다. 재료 실험 결과, 콘크리트의 압축강도 $f_ {ck}$는 실험체 R과 U50L의 경우 약 41.8 MPa, 실험체 U30, U50, 그리고 U50S의 경우 약 38.9 MPa로 측정되었다. UHPFRC의 경우 압축강도 $f_ {cU}$는 196.5 MPa, 인장강도는 초기균열강도 $f_ {Ute}$의 경우 약 7 MPa, 최대인장강도 $f_ {Utu}$의 경우 약 14.3 MPa로 측정되었다.

철근은 SD400이 사용되었고 철근의 기계적 성질은 D10, D16, D22 등 지름 크기별로 직접인장 실험을 통해 측정하였다. 재료 실험 결과 철근의 항복강도 $f_ {sy}$는 각각 D10의 경우 454 MPa, D16의 경우 460 MPa, D22의 경우 544 MPa로, 인장강도 $f_ {su}$는 각각 D10의 경우 584 MPa, D16의 경우 578 MPa, D22의 경우 662 MPa로 측정되었다. 실험체별 재료 물성치는 Table 4에 요약되었다.

2.3 가력 및 계측계획

실험체는 기둥 중심으로부터 1,250 mm 떨어진 방사형 포인트 8곳에서 볼트 접합을 통해 고정단 지지하였고 2,000 kN 용량의 액츄에이터를 사용하여 2 mm/min의 속도로 단조 가력 실험을 수행하였다. Fig. 4는 실험체 셋업과 변위계(LVDT)설치 상세를 나타낸다. 하부의 7개 LVDT(LV9~LV15) 및 상부의 6개 LVDT(LV2~LV7)는 슬래브의 중앙 및 양쪽의 계측 위치별 수직 처짐과 곡률을 측정하기 위해 설치하였고, 슬래브 양 단부에 2개의 LVDT(LV1, LV8)를 설치하여 단부의 들림을 측정하였다. 실험체의 휨 항복을 확인하기 위하여 기둥 인접면에 위치한 RC 슬래브의 휨인장 철근에 철근 게이지를 부착하였다. 전단 성능에 의해 거동이 지배되는 세장한 슬래브의 경우 단면에 형성된 대각 압축 스트럿의 전단 전달내력이 감소하면서 사인장 균열이 국부적으로 진전된다. 사인장 균열은 기둥 인접면으로부터 약 2$d_ {sc}$~3$d_ {sc}$ 내에 균열 선단이 위치하게 되며, Muttoni(2008)^[15]에 의하면 사인장 균열이 진전되는 구간에 길이 방향 변형률이 집중된다. 따라서 RC 슬래브 하부에 기둥 인접면으로부터 40 mm, $d_ {sc}$(= 114 mm), 그리고 3$d_ {sc}$(= 342 mm) 떨어진 위치에 길이 방향 및 접선 방향으로 콘크리트 게이지를 부착하여 기둥 인접면으로부터 거리에 따른 압축변형률을 계측하였다.

Fig. 4. Test set up (unit: mm)

3.1 하중-변위 관계

Table 5에 실험 결과를 요약하였으며, Fig. 5는 각 실험체의 하중-중앙 처짐 관계 및 비교 결과를 나타낸다. 하중은 액츄에이터로부터 직접 계측되었으며, 처짐은 실험체 중앙 처짐(LV15)과 단부 들림(LV1, LV8)의 차로 정의하였다. 모든 실험체는 소성 변형 경향을 보이지 않은 상태로 최대 강도에 도달하였으며 급격한 내력 저하를 동반하였으므로 전단 거동이 지배하였다. 실험체 인장면에서의 초기 휨균열은 굉장히 미세하여 눈으로 관찰하기가 어렵다. 따라서 본 연구에서는 하중-처짐 관계에서 선형 관계가 종료되는 시점을 초기 균열 단계로 정의하였고, 이 순간에 상응하는 하중과 변형을 초기 균열 하중($V_ {cr}$)과 초기 균열 변형($\Delta_{cr}$)으로 정의하였다. 초기 강성($k_ {e}$)은 탄성 구간의 기울기로 구하였다($k_ {e}$=$V_ {cr}$/$\Delta_{cr}$).

Fig. 5. Load-center displacement relationship of test specimens

기준 실험체 R은 초기 방사형 휨 균열 발생 후 선형에 가까운 하중-처짐 관계를 보이다가 RC 단면의 인장 철근 항복($V_ {y}$= 504.7 kN, $\Delta_{y}$= 13.22 mm)이 선행된 후 급격한 내력 저하를 동반한 뚫림 전단 파괴가 발생하였다. 초기 균열 하중 $V_ {cr}$은 126.0 kN이고, 초기 균열 변형 $\Delta_{cr}$은 0.79 mm이었으며, 초기 강성은 159.5 kN/mm이었다. 최대 강도 $V_ {u}$는 644.4 kN이고 이때 중앙 처짐 $\Delta_{u}$은 21.64 mm 이었다. 최대 강도 이후 주인장 철근의 장부효과(Dowel action)로 인한 잔류 강도 $V_ {post}$는 약 229.4 kN으로 나타났다.

단면증대 보강된 실험체의 경우 공통적으로 철근의 항복없이 급격한 내력 저하를 동반한 파괴 모드가 발생하였다. 하중 재하 초기 단계에서는 향상된 단면 성능으로 인해 높은 강성을 보이며 기준 실험체 R 대비 휨에 더욱 효율적으로 저항하였다. 초기 강성은 각각 U30의 경우 230.7 kN/mm, U50의 경우 331.5 kN/mm, U50S의 경우 370.6 kN/mm, 그리고 U50L의 경우 381.5 kN/mm으로 나타났다. 초기 균열 발생 전탄성 거동 시 50 mm 두께로 보강된 U50, U50S, 그리고 U50L 실험체는 유사한 초기 강성을 보였으며 하중이 증가함에 따라 보강 수준에 상응하는 강성 차이를 보였다. 최대 전단 강도는 실험체별로 U30의 경우 758.4 kN, U50의 경우 908.9 kN, U50S의 경우 984.5 kN, 그리고 U50L의 경우 1170.7 kN으로 보강 수준에 상응하여 지속적으로 증가하였으며, 표준화된 하중이 기준 실험체 R의 최대 강도 대비 약 18 ~ 82% 향상된 수준이다. 특히 보강 실험체 U50, U50S, 그리고 U50L의 실험결과 비교를 통해 단면증대 보강된 UHPFRC에 배근되는 철근은 슬래브-기둥 접합부의 뚫림 전단 성능을 크게 향상시키는 것으로 나타났다(Fig. 5(f)). 이는 보강 수준이 증가하여 증대된 단면 성능에 의해 하중 저항 성능이 향상된 결과이다. 또한 추가 배근된 철근이 균열의 집중을 억제하고 균열 분산을 유도하는 등(Fig. 6) 효과적으로 균열을 제어한 것에 기인하는 것으로 판단된다. 최대 강도 이후 잔류 강도 역시 기준 실험체 R 대비 증가하였으며 보강 수준에 상응하여 증가하는 경향을 보였다.

Fig. 6. Cracking pattern at top tensile surfaces and cut sections after failure

한편, 보강 실험체의 경우 기준 실험체 R에 비하여 최대 하중 도달 시 변형 능력이 현격히 감소하였지만, 보강 수준이 증가하여도 기준 실험체 R에 대한 최대 하중 변위비가 $\Delta_{u}$/$\Delta_{u,R}$ = 0.63 ~ 0.72 수준의 변형 능력을 유지하였다(Fig. 5(f)). 이와 같은 변형 유지 능력은 기존 연구에서도 보고된 바가 있다(Bastien-Masse and Brühwiler 2016^[2]). 따라서 본 연구결과는 UHPFRC를 활용한 단면증대 공법을 통해 보강 대상 RC 구조물의 최대 전단 내력뿐만 아니라 구조물 연성 설계의 중요한 지표인 변형 능력까지 확보될 수 있음을 보여준다.

3.2 균열 양상 및 파괴 모드

Fig. 6은 실험이 종료된 후 실험체 인장면(UHPFRC 단면 증대 보강면)과 실험체 기둥에 인접한 단면에서 형성된 최종 균열 패턴을 나타낸다. 또한 최종 파괴 후의 단면 균열 분석을 통해 UHPFRC-RC 슬래브-기둥 접합부의 거동을 지배하는 주요 균열 패턴도 함께 나타내었다(Fig. 6(f)).

실험 결과, 전반적으로 UHPFRC로 단면증대 보강된 실험체는 인장면에서 기준 실험체 R과 비교하여 면외 방향 휨에 의해 다수의 방사형 잔균열이 균등한 분포를 보이며 형성되었다. UHPFRC로 30 mm 두께로 보강된 U30의 경우 슬래브-기둥 접합부 부근에 부분적으로 잔균열이 대균열로 진전되었다. 하지만 50 mm 두께로 보강된 U50, U50S, 그리고 U50L의 경우 균열 단면의 중립축 깊이가 높아짐에 따라 대균열이 발생하지 않았으며, 특히 보강층 내 철근이 배근된 U50S와 U50L의 경우 방사형 휨 균열 간격이 현저히 감소하였다.

RC 단면에 형성된 사인장 균열은 균열 선단이 기둥 인접면으로부터 약 2$d_{sc}$~3$d_{sc}$에 위치하는 것으로 나타났으며, 보강 실험체의 경우 사인장 균열 각이 소폭 감소하여 균열 선단이 보다 멀리 위치하였다. 기준 실험체 R의 경우, 인장면 전단 위험 구간에서 두드러진 뚫림 전단 균열이 발생한 후 주인장 철근의 장부효과로 인해 일부 콘크리트 피복이 탈락(Cover spalling)되는 현상이 수반되었다(Fig. 6(a)). 하지만, UHPFRC로 단면증대 보강된 실험체의 경우 RC 단면에 형성된 사인장 균열이 균열 선단에서 UHPFRC 보강층을 관통하지 못하고 전단 전달 내력이 낮은 계면 전단 균열로 진전되었기 때문에 인장면 전단 위험 구간에서 원형 접선 형태의 뚫림 전단 균열이 거의 발생하지 않았다.

한편, 모든 보강 실험체에 대해 기둥면 인접 단면에서 RC단면의 사인장 균열과 계면 전단 균열(Near interface cracking)과 같은 공통적인 균열 패턴이 발생하였다. 일반적으로 전단지배 단면을 갖도록 설계된 슬래브-기둥 접합부는 하중 재하 시 기둥 인접면에서 방사형 휨 균열이 발생한 후 콘크리트 단면에서 형성된 사인장 균열이 진전되며, 골재 맞물림 효과(Aggregate interlocking effect)의 감소로 인해 대각 압축 스트럿의 유효 강도가 감소하여 최종적으로 파괴된다. 기준실험체 R은 앞서 기술한 전단지배 거동을 보인 반면, UHPFRC로 단면증대 보강된 실험체 U30, U50, U50S, 그리고 U50L의 경우 RC 단면의 사인장 균열이 UHPFRC를 관통하지 못하고 전단 전달 내력이 낮은 계면 전단 균열이 발생하였다. 따라서 UHPFRC-RC 이방향 슬래브-기둥 접합부의 두 가지 파괴모드를 바탕으로 하중 전달 내력이 낮은 선행 파괴 모드에 대한 고찰이 필요하다.

3.3 콘크리트 압축변형률

Fig. 7은 실험체별 기둥 인접면으로부터 40 mm, $d_{sc}$(= 114 mm), 그리고 3$d_{sc}$(= 342 mm) 이격된 위치에서의 길이 방향과 접선 방향의 최외곽 압축대 콘크리트의 압축변형률을 나타낸다. 압축변형률은 부착된 스트레인 게이지를 통해 두 방향에서 계측되었으며(Fig. 7(a)) 계측값의 평균값을 나타내었다.

Fig. 7. Radial and tangential compressive strain at bottom surface near the column

실험 결과, 길이 방향 압축변형률의 경우 접합부에 가까울수록 요구 휨 모멘트가 증가함에 따라 변형률이 증가하는 경향을 보였으며, 초기 균열 이후 비교적 낮은 강성을 보였다. 접선 방향 압축변형률의 경우 모든 계측 위치에서 전반적으로 유사한 거동을 보였으나 기둥 인접면으로부터 유효깊이 $d_{sc}$ 위치에서 상대적으로 높은 압축변형률이 계측되었다. 또한 기준 실험체 R과 낮은 보강 비를 갖는 실험체 U30와 U50의 경우 하중이 증가하면서 기둥 인접면으로부터 40 mm에서 계측된 접선 방향 압축변형률이 감소하는 경향을 보였다(Fig. 7(b), (c), (d)). 이는 비탄성 변형을 보이는 슬래브-기둥 접합부에서 대부분의 전단력을 콘크리트 압축대가 전달하면서 압축대에 과도한 전단 변형이 발생하였기 때문으로 판단된다(Choi and Park 2010^[4]). 한편, 계측 방향과 무관하게 모든 실험체에서 콘크리트 휨 부재의 극한한계상태 변형률인 $\varepsilon_{cu}$ (≒ 0.003)을 초과하지 않았다. 모든 실험체에서 최대 전단 내력에 도달하기 전 길이 방향으로 계측된 최외곽 콘크리트 압축변형률은 감소하는 경향이 나타났다. Muttoni(2008)^[15]는 이러한 현상을 RC 단면에 형성된 대각 압축 스트럿이 휨에 의해 손상되어 응력 재분배로 인해 활형상 스트럿으로 작용함에 기인한다고 설명하였으며, 전단지배 거동을 보이는 슬래브-기둥 접합부에서 나타나는 현상이라고 밝혔다.

3.4 단면 위치에 따른 균열폭 변화

Fig. 8은 실험체 별로 기둥면으로부터 $d_{sc}$(= 114 mm), 3$d_{sc}$(= 342 mm), 5$d_{sc}$(= 570 mm), 그리고 1,040 mm(지점)에 위치한 단면에서의 하중 단계별 균열폭 변화를 나타낸다. 단면 균열폭 변화 $\Delta h$은 하중 재하에 따른 슬래브의 곡률 $\psi$을 고려하여 계측된 균열폭 계측값 차인 $\triangle h^{\prime}$으로부터 다음 식 (1)과 같이 구할 수 있다(Fig. 9).

Fig. 8. Thickness variation of the test specimens corresponding to load level

Fig. 9. Measurement method of thickness variation at diagonally cracked section

여기서, $\psi$는 슬래브의 곡률(회전각)로 슬래브 하단에 설치된 LVDT(LV9 ~ LV15)로부터 계측되었으며, $h_{c}$와 $h_{U}$는 각각 RC 단면과 UHPFRC 단면의 두께를 나타낸다.

RC 단면에 형성된 대각 압축 스트럿의 강성 감소로 인한 사인장 균열, 즉 위험 전단 균열 선단은 기둥면으로부터 약 2$d_{sc}$~3$d_{sc}$에 위치한다. 이는 실험 결과 단면 균열 패턴(Fig. 6)을 통해 현상학적으로 관측되었으며, 단면 균열폭 변화 계측을 통해 정량적으로 접근할 수 있다. RC 단면에 형성된 사인장 균열이 진전되는 2$d_{sc}$~3$d_{sc}$까지는 전단 하중이 증가함에 따라 단면 균열폭이 점차적으로 증가하는 경향이 나타났다. 하지만 사인장 균열이 균열 선단에서 UHPFRC 보강층을 관통하지 못하고 계면 전단 균열로 진전되는 구간인 3$d_{sc}$~5$d_{sc}$에서는 균열폭 변화가 거의 발생하지 않다가 최대 전단 강도 이후 실험체의 하중 전달 내력이 급격히 감소하면서 단면 균열폭이 급격히 증가하였다. 이는 단면에서 관찰된 두 가지 파괴모드(RC 단면의 사인장 균열; 계면 전단 균열)를 정량적으로 보여주는 결과이며, 실험 결과에 의거, RC 단면에 형성된 사인장 균열 진전에 따른 뚫림 전단 모드가 UHPFRC-RC 이방향 슬래브-기둥 접합부의 구조 거동을 지배하는 것으로 밝혀졌다. 최종적으로 모든 단면증대 보강된 실험체는 사인장 균열 진전으로 인해 하중 전달 내력이 낮은 뚫림 전단 모드로 파괴된 것으로 판단된다.