2.1 실험체 구성

2.1.4 실험체 변수

Fig. 1의 기하적 형상을 가진 실험체의 변수는 피복 상태를 기준으로 계획하였다. 실험체는 크게 4가지로 구분하였으며,

Fig. 1. Geometry of specimen & test setup

피복 손상을 받지 않은 온전한 슬래브 형태의 Fig. 1(a) OR 실험체 2개, 피복 손상을 받았다고 가정하고 피복부 50 mm를 타설하지 않은 Fig. 1(b) DA 실험체 2개, DA 실험체에 본 실험에서 계획한 모르타르 배합을 이용하여 피복부 50 mm를 배합별로 단면복구 한 Fig. 1(c) DL 실험체 4개로 구성하였다. 추가로 실험체의 파괴강도를 향상시키기 위해 구체부에 전단연결재를 시공한 후 단면복구재를 타설한 Fig. 1(d) Shear Connector 실험체 2개까지 총 4개의 피복변수를 주어 총 10개의 실험체를 제작하였다.

2.2 가력장치

파괴실험체의 가력은 Fig. 1과 같이 계획하였으며, Fig. 2의 Load cell(2,000 kN)을 이용하였다. 실험 전 Load cell calibration을 통해 데이터의 신뢰성을 확보하였다. 실험 시 측정은 Digital strain meter을 이용하여 유압식 Load cell의 하중을 측정하였고, Dial식 LVDT를 실험체 하면 중앙부에 설치하여 수직변위를 측정하였다.

2.3 파괴강도 예측

슬래브 형태 구조물의 파괴강도는 외력작용 시 정역학적 평형 방정식을 이용해 단면에 작용하는 응력의 합인 전단력과 휨 모멘트로 나타낼 수 있다. 본 실험에서는 전단보강근이 없을 경우 휨과 전단강도를 예측하는 식 중 잘 알려진 전단강도 예측식 ACI Code, Zsutty, Bazant & Kim 제안식과 공칭휨강도 제안식을 이용하여 파괴강도를 예측하였다.

2.3.1 ACI Code

전단강도에 대한 ACI 규준은 식(1)과 같다. 이는 전단보강근이 없는 콘크리트 슬래브의 강도와 같으며, 외력작용 시 발생되는 사인장균열의 전단저항 값이다.

(1)

$v_{c}=\dfrac{1}{6}\sqrt{f_{ck}}(MPa)$

여기서, $f_{ck}$는 콘크리트설계기준압축강도이다.

Fig. 2. Fracture test machine (2,000 kN)

3.1 파괴양상

피복 손상을 받지 않은 OR 실험체의 파괴양상은 Fig. 3과 같다. OR 실험체는 사인장 응력에 의한 복부전단균열이 성장하면서 전단압축, 전단인장 파괴가 동시에 발생하였으며, 압축부 중앙지간에서 콘크리트 압괴가 발생하였다. 이러한 파괴의 원인으로는 전단철근을 배치하지 않아 조기 전단파괴가 발생한 것으로 판단된다.

피복 손상을 받았다고 가정한 DA 실험체의 파괴양상은 Fig. 4와 같다.

피복 손상을 받은 DA 실험체는 휨 균열이 성장하면서 휨인장파괴가 발생하였으며, 구체부 콘크리트와 모든 인장철근에서 층분리가 발생하였다. 파괴의 원인은 전단보강의 부재와 피복 등 부착저항기구의 부재로 무근콘크리트와 같은 휨 파괴양상을 나타낸 것으로 판단된다.

Fig. 3. Crack patterns of OR specimens

Fig. 4. Crack patterns of DA specimens

피복 부 단면을 복구한 DL 실험체의 파괴양상은 Fig. 5와 같다. 단면복구를 한 DL 실험체는 압축부 콘크리트 압괴를 제외하고 피복 손상을 받지 않은 OR 실험체의 파괴양상과 비슷하였다. 이는 피복 부 단면복구를 하게 되면 단면복구재가 철근인장변형에 따른 휨과 전단의 저항능력을 복원하여 DA 실험체보다는 OR 실험체와 비슷한 파괴양상을 나타낸 것으로 판단된다.

3.2 하중-변위

OR 실험체의 파괴는 Fig. 6, Table 4와 같이 평균 파괴하중 245.0 kN, 수직변위 9.54 mm로 측정되었다.

피복 손상을 받았다고 가정한 DA 실험체의 파괴는 Fig. 6, Table 5와 같이 평균 파괴하중 73.5 kN, 수직변위 6.83 mm로 측정되었다.

피복 부 단면복구를 한 DL 실험체의 파괴는 Fig. 9, Table 6과 같이 평균 파괴하중 118.25 kN, 수직변위 8.41 mm로 측정되었다.

하중-변위 측정결과, 슬래브 형태 직사각형 철근콘크리트 구조물의 피복이 50 mm일 때 전단지간부 피복 손상이 발생할 경우 구조물의 파괴강도는 최대 70 % 감소하였다. 이를 본 실험에서 이용한 Latex 첨가 배합으로 단면복구를 하면 구조물의 파괴강도는 피복 손상 상태 기준 최대 +60 % 즉, 피복이 온전한 상태의 50 % 수준으로 복원 측정되어, 순수 단면복구 시 파괴강도가 100 % 복원되지 않는 것으로 나타났다.

Fig. 5. Crack patterns of DL specimens

실험의 결과로부터, 피복이 손상되지 않으면 철근과 콘크리트 합성능력이 발휘되어 완전부착상태를 형성하였으나, 피복 손상되면 부분부착상태가 되어 철근과 콘크리트 합성능력은 철근 부착면적 비율보다 많이 감소하였다. 또한, 단면복구재를 사용하여 부착면적을 복원하여도 원래의 합성능력을 발휘하지 못하였다. 따라서 단면복구 시 완전부착상태를 형성할 수 있는 추가적인 전단연결재가 필요하다 판단된다.

Fig. 6. Average P-$\delta$ curve of OR & DA specimens

이러한 실험결과로부터, 국내･외 설계기준에서 최소 피복두께를 제시하는 방법은 구조물의 염해, 내화, 부식방지 등의 재료적 부착 관점에만 국한하면 안된다는 것을 유추할 수 있으며, 전체 구조계 합성 관점의 접근이 필요하다고 판단된다.

3.3 전단연결재를 이용한 파괴강도 향상

피복손상이 발생한 구조물의 복원력 향상을 위해 Fig. 7(a)와 같은 전단연결재(shear connector)를 사용하여, DA 실험체의 피복 전면에 Fig. 7(b)와 같이 설치하여 추가실험을 수행하였다.

추가실험에서 이용한 전단연결재 제작은 시중에서 판매되는 나사못(50 mm), 칼블럭(∅6 mm), 와셔(20 mm)를 사용하였다. 시공방법은 와셔를 포함한 나사못의 돌출길이 25 mm로 기준으로 천공 후 삽입하고, 나사못 간의 간격은 인장철근 내측부에 축방향 160 mm, 횡방향 140 mm 간격으로 총 42개 전단연결재로 직사각형 형태로 배치하였다.

추가실험에 이용한 단면복구재의 배합은 Table 1의 DL- 12.5(0.3) 배합을 이용하였다. 이 배합은 앞선 실험에서 DL 실험체 중 파괴강도가 최저로 측정되었다.

Shear connector 실험체 실험결과를 Table 7, Fig. 8, Fig. 9에 나타내었다.

Fig. 8 파괴양상을 보면, 사인장 응력에 의한 복부전단균열이 성장하면서 수평 및 경사 전단파괴가 동시에 발생하였다. 이는 피복 미손상 OR 실험체와 매우 유사하고 기존 콘크리트와 단면복구재의 층분리 폭이 단면복구 DL 실험체와 대비될 정도로 작은(약 3배) 것으로 나타났다.

Fig. 7. Shear connector shape & method

Fig. 8. Crack patterns of shear connector specimens

Fig. 9. Average P-$\delta$ curve with shear connector specimen

본 연구에서 진행한 모든 실험체의 하중-변위 결과를 Fig. 9에 나타내었다.

결과에 따르면 Shear connector 실험체는 단면복구 DL 실험체 대비 63 % 증가한 파괴강도를 발휘하였다. 이는 피복 미손상 OR 실험체의 80 % 수준까지 파괴강도가 복원되는 것으로 측정된 것이다.

또한, 피복 상태별 하중-변위 곡선의 강성(기울기)을 보면 피복부 단면복구를 하여도 기울기가 상승하지 않았다. 따라서 철근과 콘크리트 부착면적의 복원만으로 구조계 강성 회복이 되지 않는 것으로 판단된다.

한편, Shear connector 실험체의 하중-변위곡선 기울기는 70.0~90.0 % 정도 복원되는 것으로 측정되었다.

전단연결재가 시공되면 인장철근과 단면복구재가 완전부착 상태에 가까워져 베르누이 변형을 상당량 복원하는 것으로 판단된다. 이러한 전단연결재의 구조 메커니즘은 칼블럭 정착력과 와셔에 의한 지압력이 형성되어 층분리에 수직방향으로 저항하고 인장철근과 복구재 표면의 수평활동(slip)에 저항하기 때문에 복원력이 향상되는 것으로 판단된다.