1. 서 론

프리캐스트콘크리트(PC) 또는 프리스트레스트콘크리트(PSC)를 사용한 합성PC 공법은 현장타설 콘크리트구조에서 발생하는 여러 가지 문제점을 해결할 수 있는 대안으로 주목받고 있다. 또한, 합성PC 공법이 일체식 철근콘크리트구조의 접합부 성능과 동등 이상의 구조성능을 확보할 수 있다면 건설현장의 수요가 증가하게 될 것이다. 이러한 합성PC 공법은 공장 제작한 PC 부재를 현장에서 조립한 후 부재의 나머지 부분에 현장타설 덧침 콘크리트를 채워서 일체화하는 것이다. 따라서 합성PC 부재는 PC와 덧침 콘크리트 사이의 접합면에서 미끄러짐 변형이 발생하지 않도록 설계와 시공이 이루어져야 하며, 그러한 경우 일체화된 합성단면을 형성할 수 있다.

합성PC 보 역시 PC 보 상부면에 하프슬래브와 같은 바닥판을 올려놓고 현장타설 덧침 콘크리트를 타설하여 완성하는 것으로서 휨모멘트의 작용으로 PC와 덧침 콘크리트 사이에서 미끄러짐 파괴가 발생하지 않아야 한다. 그렇지 않을 경우 합성PC 보는 수평접합면에서 미끄러짐 변형을 나타내며, 강성과 강도가 모두 감소하는 파괴를 나타낸다. 따라서 합성PC 보의 수평접합면은 충분한 수평전단력 전달성능을 갖도록 설계하고 시공하는 것이 중요하다.

한편 합성PC 보가 장경간 건물 또는 큰 활하중을 부담하는 부위에 사용할 경우 전단력과 휨모멘트의 크기가 커질 뿐 아니라 모멘트 반곡점 구간의 접합면에 작용하는 수평전단응력 역시 증가하게 된다. 특히 연속단으로 설계한 합성PC 보는 모멘트 반곡점의 길이에 비해 부모멘트의 변화율이 크게 나타날 수 있으며, 수평접합면에 대한 전단강도는 전단마찰설계법에 의해 산정하는 경우가 많다. 특히 부모멘트와 정모멘트 구간의 수평접합면은 합성PC 보의 인장측과 압축측 영역에 위치하는 상세를 갖는 경우가 많으며, 이러한 접합면 위치 변화는 전단연결재의 정착성능에 영향을 줄 수 있으므로 전단마찰성능도 달라질 수 있다.

따라서 합성PC 보는 수평접합면의 위치와 표면거칠기, 전단연결재의 보강량과 정착상세 등의 영향을 고려하여 수평접합면에서의 전단력 전달성능을 평가할 필요가 있다. 이에 본 연구에서는 합성PC 보에서 접합면 위치와 접합면에 배근된 전단연결재의 보강량에 따른 전단강도를 평가하기 위하여 8개의 합성보 실험체를 대상으로 구조실험을 수행하고 접함면에 대한 전단마찰강도를 평가하였다.

2. 기존 연구와 설계기준

3. 실험계획

실험체는 부모멘트를 받는 합성PC 보의 접합면 전단성능을 평가하기 위하여 PC 보와 덧침 콘크리트 사이에 작용하는 수평전단응력의 크기, 전단연결재에 의한 조임응력과 접합면의 위치를 실험변수로 선정하였다. 실험체는 총 8개이며, 보 단면의 전체 높이는 600 mm, 폭은 400 mm로 계획하였다. 모든 실험체에서 PC 보의 높이는 440 mm로 동일하며, 160 mm 두께의 덧침 콘크리트를 적용함으로써 Fig. 6에 나타낸 PCI의 스터럽 정착상세를 만족하도록 하였다. 보의 단면형태는 직사각형과 T형 보로 구성되었으며, T형 보는 접합면의 수평전단력으로 인장철근에 의한 인장력 보다 압축력이 작지 않도록 플랜지의 면적을 크게 계획한 것이다.

Table 4는 실험체의 구성과 주요 실험변수를 보여주고 있다. 실험체 명칭의 682, 455는 전단철근비와 항복강도의 곱으로 나타낸 전단연결재의 조임응력을 의미한다. 동일한 실험변수를 갖는 실험체를 각각 2개씩 제작하여, 실험체별 수평전단강도와 파괴특성의 편차를 확인하고자 하였다. 또한 전단연결재의 조임응력이 동일할지라도 접합면의 위치가 인장측(T-type) 또는 압축측(C-type)으로 다르게 구성됨에 따라 나타날 수 있는 수평접합면 전단강도와 파괴특성을 평가하고자 하였다.

Table 5에서는 실험체의 휨내력, 전단내력 및 수평전단강도의 계산결과를 나타내었다. 실험체는 휨강도 보다 큰 값의 전단강도를 갖도록 계획하여, 휨항복에 의해 1차적으로 내력이 지배되도록 하였다. 따라서 합성PC 보의 단면에서 휨항복을 위한 인장력은 수평접합면의 미끄러짐 전단을 유발하는 수평전단력($F_{h}$)으로 작용하게 되며, 수평접합면에 작용하는 수평전단응력의 크기는 실험구간의 인장력의 변화량($F_{h}=A_{s}f_{y}$)으로 결정된다. 이때 수평전단력($F_{h}$)은 마찰계수 또는 유효마찰계수를 사용한 전단마찰설계법에 의해 산정한 공칭수평전단강도와 비교, 평가하게 된다. 실험체 계획에서 산정한 공칭수평전단강도 값이 수평전단력($F_{h}$) 보다 작을 경우에는 수평접합면의 미끄러짐 파괴가 나타날 것으로 예측할 수 있다. Fig. 7은 실험체의 단면치수와 배근상세를 보여주고 있다.

실험체는 PC공장의 제작방식에 따라 우선 PC 보를 먼저 제작한 다음, 덧침 콘크리트 타설 부위의 철근을 배근하고 콘크리트를 타설하였다. 콘크리트의 설계기준강도는 PC 부재와 덧침 콘크리트를 각각 40 MPa과 24 MPa로 적용하였으며, 압축강도 시험을 위한 $\phi$100×200 mm의 공시체를 실험체와 동일한 조건으로 양생하였다. 특히 PC 보와 덧침 콘크리트 사이의 수평접합면은 마찰계수 1.0에 해당하는 접합면 거칠기를 확보하기 위하여 PC 보의 콘크리트 타설 후 표면경화가 진행되는 시점에 지연제를 살포하고, 다음날 고압분사기를 사용하여 표면의 잔골재와 레이턴스 등을 제거함으로써 굵은골재가 노출되는 표면상태를 구현하였다. 또한 표준갈고리를 설치한 PC 보 전단철근의 정착부분은 제작과정에서 시멘트 페이스트에 의한 오염이 발생하지 않도록 비닐로 보양하였다. Fig. 8에서는 이러한 제작과정을 보여주고 있다.

합성보의 수평전단성능 실험은 휨강도 발현을 위한 인장철근의 인장력으로부터 유발되는 수평접합면의 전단흐름과 공칭수평전단강도를 평가하기 위한 것이므로 단순보로 구성한 휨실험을 계획하였다. 모든 실험체의 지점 길이는 2,600 mm이며, 실험체 중앙부에 500 mm의 간격으로 2점 가력되도록 오일잭과 가력용 지그를 설치하였다. 실험체의 전단경간은 1,050 mm이며, 모든 실험체의 수평접합면은 동일한 면적으로 구성되었다. Fig. 9에서는 인장측과 압축측에 수평접합면이 형성되도록 실험체를 설치한 모습을 보여주고 있다.

합성보의 수평전단성능 실험체는 중앙부의 수직변위와 수평접합면의 미끄러짐변형에 의한 상대수평변위를 측정하기 위하여 Fig. 10과 같이 LVDT를 설치하였다. 모든 실험체는 중앙부에 설치한 LVDT의 수직변위를 사용하여 변위제어 방식으로 1 kN/s의 속도로 가력하였다. 실험과정의 작용하중과 상대변위는 실험체에 설치한 로드셀과 LVDT를 사용하여 측정하였으며, 측정된 자료는 데이터로거에 자동 저장하였다. Fig. 11에 나타낸 철근게이지는 실험과정에서 인장철근과 스터럽 정착단의 항복 여부를 확인하고, 하중-변형률 관계를 구하기 위하여 사용하였다.

4. 실험결과 및 분석

본 연구에서는 합성부재의 수평접합면에 대한 수평전단성능을 평가하기 위하여 구조실험을 수행하였으며, 합성부재의 수평접합면에서 나타나는 파괴특성과 수평전단강도를 평가하였다. 합성부재의 수평접합면은 합성단면이 충분한 휨강도와 휨변형 능력을 발휘하는지 알아보기 위해 전단철근의 양, 접합면의 위치, 수평전단력의 크기를 다르게 계획한 실험체를 대상으로 단순보 휨실험을 수행하고 설계기준의 공칭전단마찰강도와 비교･평가하였다.

Table 6에서는 콘크리트와 철근의 설계기준강도를 보여주고 있다. 실험체의 보강근은 SD500 D25 철근과 SD400 D16 철근을 인장철근과 전단철근으로 사용하였다. KS F 2405(KATS 2017)⁽³⁾의 콘크리트 압축강도 시험방법과 KS B 0802(KATS 2018)의 금속재료 인장시험 방법에 따라 철근 인장시험은 실시하였으며, 실제강도는 Table 8에서 보여주고 있다.

모든 실험체는 변위제어방식으로 실험이 수행되었고, 최대내력에 도달된 이후 하중이 감소하면 실험을 중단하였다. 실험과정에서 나타난 균열발생 하중과 최대내력은 Table 7에 나타내었다.

실험체의 최종파괴 상황은 Fig. 12와 Fig. 13에 나타나 있으며, 균열의 진행과 파괴상황은 다음과 같다. 모든 실험체는 실험체의 중앙부 가력점 영역의 인장측 단면에서 초기 휨균열이 발생하였다. 인장측에 수평접합면을 갖는 실험체는 설계기준의 산정식으로 구한 휨균열모멘트($M_{cr}$)가 84.5 kN․m으로 계산되었다. 이러한 모멘트는 160.9 kN의 하중이 작용할 때 발현할 수 있는 값으로서 T-type 실험체는 Table 7에 나타난 바와같이 268~408 kN의 초기 휨균열 하중을 보여주고 있다. 한편 압축측에 수평접합면을 갖는 실험체는 112.0 kN․m의 휨균열모멘트(휨균열 하중=213.3 kN)를 갖는 것으로 계산되었으며, 실험결과는 243~420 kN의 초기 휨균열 하중을 보여주었다.

T-type 실험체는 초기 휨균열 이후 다수의 휨균열과 휨-전단균열이 추가로 발생하였으며, 780~1,100 kN의 하중이 작용할 때 인장측에 위치한 수평접합면을 따라 수평균열이 나타났다. 이러한 T-type 실험체의 최종파괴는 수평접합면을 따라 형성된 수평 균열의 폭이 증가하면서 PC 보와 덧침 콘크리트 간의 미끄러짐변형이 확대되는 수평전단파괴를 나타내었다.

C-type 실험체도 마찬가지로 초기 휨균열 이후 다수의 휨균열과 휨-전단균열이 발생하였으며, 1,090~1,420 kN의 하중이 작용할 때 지점부분의 복부 사인장균열이 발생하였다. C-type 실험체의 최종파괴는 사인장균열의 폭이 크게 벌어지면서 나타나는 휨압축 파괴모드를 나타낸 것으로서 수평접합면에서의 수평균열은 발생하지 않았다.

실험체의 하중-변위 곡선은 Fig. 14에 나타내었으며, 접합면의 슬립과 전단철근의 변형률 특성을 Fig. 15에서 보여주고 있다. Fig. 14에서는 접합면의 전단철근에 의한 조임응력을 동일하게 계획한 T-type과 C-type 실험체를 대상으로 하중-변위 관계를 함께 비교하여 보여주고 있다. 조임응력이 동일한 4개의 실험체는 접합면의 위치에 따라 초기강성과 최대하중 및 파괴 시 변형과 강도 저하 등에서 유사한 특성을 나타내고 있다. 따라서 합성PC 보의 수평전단성능 실험체는 수평접합면의 위치에 따라 최대내력과 파괴모드가 다르게 나타난 것으로 평가할 수 있다. 특히 인장측에 접합면이 있는 실험체들은 Fig. 14에 나타낸 바와 같이 인장철근이 항복할 때 나타나는 인장력이 접합면 수평전단력으로 작용하기 위한 휨모멘트 강도보다 20~40 % 정도 작은 값의 최대하중을 나타내고 있다. 반면에 압축측에 접함면이 있는 실험체는 모두 인장철근 항복시 인장력을 접합면 수평전단력으로 가정하여 산정한 휨모멘트 강도 보다 큰 값의 최대하중을 나타내었다.

접합면이 인장측에 있는 T-type 실험체의 하중-변위 곡선은 최대하중에 도달된 이후 30 % 정도의 내력저하를 나타내고 있으며, 감소한 내력에 의해 일정 구간 동안 하중저항능력을 유지하고 있다. 이러한 현상은 수평접합면의 미끄러짐 변형에 의해 단면2차모멘트가 감소하면서 발생한 강도 저하에 의한 것이다. 또한, 접합면의 미끄러짐 변형은 0.2~0.5 mm의 슬립이 발생할 때 강도가 감소하는 현상이 시작되는 것을 Fig. 15(a)에서 보여주고 있다. 한편 인장철근의 변형률은 4개의 실험체 모두 항복변형률에 미치지 못하는 변형상태를 보여주고 있지만, 전단철근의 정착단에 부착한 철근게이지는 Fig. 15(b)와 같이 항복변형률 이상의 변형상태를 보여주고 있다. 이는 접합면의 미끄러짐 변형에 따른 전단연결재의 장부작용에 의한 것으로 판단된다.

압축측에 접합면이 있는 C-type 실험체는 하중-변위 관계에서 최대하중에 도달한 이후 급격한 내력저하를 나타내는 취성적인 파괴특성을 확인할 수 있는데, 이는 복부 사인장균열에 의한 휨압축 파괴에 의한 것으로 사료된다. 그러나 C-type 실험체의 인장철근은 항복변형률 이상의 인장변형을 경험하고 있으며, 접합면의 미끄러짐 변형은 Fig. 15(c)와 같이 하중 증가에 따라 일부 증가하기도 하지만 제한된 범위내의 슬립을 보여주었다. 전단철근의 변형률은 Fig. 15(d)에 나타낸 것처럼 항복변형률 보다 작은 탄성 상태의 값을 나타내고 있다. 이는 C-type 실험체의 경우 접합면에서 미끄러짐 변형을 나타내지 않고 일체로 휨변형을 한 것으로 판단할 수 있다.

합성보 실험체의 실험결과는 ACI와 PCI의 전단마찰설계법을 적용하여 접합면의 수평전단강도를 계산한 값과 비교하여 Table 8에 나타내었다. 이때 ACI 전단마찰설계법의 마찰계수는 0.6과 1.0을 적용하였으며, PCI의 유효마찰계수는 ACI의 마찰계수에 상응하여 값을 적용하였다.

Table 8(a)는 ACI의 전단마찰설계법으로 산정한 수평전단강도와 실험결과를 비교한 것으로서 인장측에 수평접합면이 형성된 T-type 실험체는 마찰계수 0.6일 때 실험강도/계산강도의 평균값은 1.02이며, 마찰계수 1.0의 경우 실험강도/계산강도의 평균값은 0.70으로 나타났다. 한편 압축측에 수평접합면이 형성된 C-type 실험체는 마찰계수 1.0일 때 실험강도/계산강도의 평균값은 1.21이며, 마찰계수 0.6일 때 실험강도/계산강도의 평균값은 1.90으로 나타났다. 따라서 ACI의 전단마찰설계법으로 수평전단강도를 산정할 경우, 인장측과 압축측에 형성된 수평접합면은 각각 마찰계수를 0.6과 1.0으로 적용하는 것이 전단강도를 안전측으로 산정할 수 있었다.

PCI의 전단마찰설계법을 적용하여 계산한 수평전단강도는 Table 8(b)에서 실험결과와 비교하여 나타내었다. 그 결과, 인장측에 수평접합면이 형성된 T-type 실험체는 마찰계수 0.6에 상응하는 유효마찰계수를 적용할 때 실험강도/계산강도의 평균값은 0.69이며, 마찰계수 1.0에 상응하는 유효마찰계수를 적용한 경우 실험강도/계산강도의 평균값은 0.56으로 나타났다. 한편 압축측에 수평접합면이 있는 C-type 실험체는 마찰계수 0.6에 상응하는 유효마찰계수를 적용할 때 실험강도/계산강도의 평균값은 1.54이며, 마찰계수 1.0에 상응하는 유효마찰계수를 적용한 경우 실험강도/계산강도의 평균값은 1.28로 나타났다.

따라서 PCI의 전단마찰설계법은 인장측 접합면에 유효마찰계수를 적용하여 접합면 전단강도를 산정할 경우 비안전측의 강도 산정결과를 초래할 것으로 판단되지만, 압축측에 형성된 접합면은 마찰계수 1.0에 상응하는 유효마찰계수를 적용하여도 안전측의 접합면 전단강도를 예측하는 것으로 나타났다. 이러한 결과는 Fig. 16의 그래프를 통해서 확인해 볼 수 있다. 즉 압축측 수평접합면을 갖는 실험체의 수평전단강도(파란색 타원 속의 삼각형)는 Fig. 16(a)에서 마찰계수 1.0을 사용하여 ACI와 PCI의 전단마찰설계법으로 구한 수평전단강도(각각 파란색과 빨간색 실선)와 비교하여 보여주고 있다. 그리고 Fig. 16(b)에서는 인장측 수평접합면을 갖는 실험체의 수평전단강도(파란색 타원 속의 삼각형)와 마찰계수 0.6을 적용하여 전단마찰설계법으로 구한 ACI와 PCI의 수평전단강도(각각 파란색과 빨간색 실선)를 비교하여 보여주고 있다.

실험체의 수평전단강도는 Fig. 16에서 설계기준의 수평전단강도 보다 위쪽에 위치할 경우 안전측의 내력을 갖는다. 즉 Fig. 16(a)에서는 압축측 수평접합면 실험체의 실험강도는 마찰계수 1.0을 사용한 ACI 또는 PCI의 전단마찰설계법의 전단강도를 상회하는 값을 보여주었다. 그러나 Fig. 14(b)에서는 인장측에 접합면이 있는 4개의 실험체 모두 마찰계수 0.6을 사용한 ACI 전단마찰설계법을 적용하여 전단강도를 산정하여야 안전측의 계산 결과를 갖는 것으로 나타났다.

5. 결 론

본 연구에서는 합성PC 보의 수평접합면에 대한 전단력 전달 성능을 평가하기 위하여 8개의 실험체를 대상으로 구조실험을 수행하고 파괴특성과 접합면 수평전단강도를 평가하였다. 실험결과는 설계기준으로 구한 전단마찰강도와 비교하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) 합성PC 보의 수평전단력 전달성능은 인장측과 압축측에 형성된 접합면에 따라 다른 거동 특성을 보여주고 있으며, 합성PC 보 연속단과 같이 접합면이 인장측에 형성되는 경우에는 접합면 전단강도가 낮게 나타나면서 비안전측의 결과를 초래할 수 있다.

2) 인장측에 수평접합면을 갖는 실험체는 합성단면의 공칭휨강도와 공칭전단강도 보다 작은 하중상태에서 접합면의 미끄러짐 변형에 의한 수평전단파괴를 나타내었다.

3) 압축측에 수평접합면을 형성한 실험체는 공칭휨강도 이상의 최대하중에 도달하였으며, 최종적으로 휨압축 파괴를 보여주었다. 최종파괴까지 수평접합면에 수평균열은 발생하지 않았으며, 합성단면의 강성과 강도를 유지한 것으로 평가된다.

4) 인장측에 형성된 수평접합면의 전단력 전달 성능은 마찰계수 0.6을 사용한 ACI 전단마찰설계법을 적용하는 것이 안전측의 산정이라고 판단된다. 다만 실제 구조물의 합성보 연속단 영역은 끝부분에 기둥이 존재하거나 합성보와 일체로 거동하는 슬래브에 의해 수평접합면의 수평전단성능이 달라질 수 있으므로 이에 대한 추가 연구가 필요하다.

5) 압축측 영역에 수평접합면을 형성할 경우, 마찰계수 1.0을 사용한 ACI 전단마찰설계법과 PCI 전단마찰설계법은 모두 실험체의 수평전단강도를 안전측으로 산정하는 것으로 나타났다.