2.1 사용 재료

본 연구에서 합성보 실험체 제작에 사용된 콘크리트는 설계강도 21 MPa를 실험체 강도로 설정하여 공시체를 제작하여 U.T.M 기기를 사용하여 KS F 2453^{(KAT 2019)}에 근거하여 압축실험을 실시하였다. 본 실험의 배합설계 결과는 Table 1과 같으며, 재령 28일 압축강도 실험으로부터 얻은 콘크리트의 압축강도는 평균 21.1 MPa로 측정되었고, 본 실험에 사용된 철근은 두 종류를 사용하였으며 SD400 철근은 D13으로서 항복강도는 480 MPa로, SD500 철근은 D22이며, 항복강도는 540 MPa로 각각 측정되었다. 또한, 합성보 실험체의 주앵글로 적용한 L-형강 및 평강은 SS275 기성재료로서 KS B 0802^{(KATS 2018)}에 근거하여 평활시편을 제작 후 인장실험을 실시하여 각각의 항복강도는 330 MPa 및 325 MPa로 측정되었으며, 철근 및 강재의 인장 실험결과는 Table 2에 나타내었다.

2.2 실험체 계획

본 연구에서 제안한 합성보 부재는 매입형 합성보로서 L형강 및 평강을 조립하여 강재 프레임을 제작하였고, 주철근으로 D22-2EA 사용하였으며, 강재거푸집을 장치한 휨 부재이다. 따라서 합성보 부재의 휨강도를 조사하여 휨 거동과 휨 저항 성능을 평가하기 위해 총 4개의 실험체를 제작하였으며, 실험체의 변수는 다음과 같다.

여기서, 기존의 철근콘크리트 보 실험체인 RC 실험체를 기준 시험체로 선정하였으며 보의 인장부에는 철근 H22를 2가닥을 배근하고, 압축부에는 철근 H13을 2가닥을 배근하였다. 또한, 동일한 주철근량에 L-형강 강재프레임을 설치하고, 균열 패턴을 관찰하기 위해 강재거푸집은 배제한 L-형강 합성보 실험체인 AC 실험체를 제작하였다. 한편 U형 테두리 강판(t=1.6 mm)이 휨 강도에 미치는 영향을 분석하기 위해 동일한 조건의 AC 실험체에 강재 거푸집이 적용된 ACM 실험체와 주철근을 여러 가닥 사용하는 경우 단면 하부에 L-형강과 주철근 사이의 순간격이 확보되지 않아 굵은 골재가 걸리는 현상이 나타날 경우를 대비하여, 하부 L-형강을 세로방향 평강으로 대치한 실험체인 PCM 실험체도 제작하였다. 보 실험체의 단면형상은 폭 350 mm, 높이 500 mm이고, 실험체의 길이는 5,700 mm로 설정하였으며, 그 시험체 상세는 Fig. 2에, 각 실험체의 제원을 제작변수별로 정리하여 Table 3에 나타내었다.

2.3 실험 방법

본 실험에서는 휨거동을 분석하여 구조성능을 평가하기 위해 휨 실험체를 제작하여 Fig. 3과 Fig. 4와 같이 4점 정적 휨실험을 실시하였다. 실험체의 양 끝단으로부터 150 mm 지점에 강재 서포트로 실험체를 지지하여 보 실험체의 순지간을 5,400 mm로 설정하였고, 가력점의 위치는 실험체의 순 지간을 3등분하여 각 지점 사이의 거리를 1,800 mm로 적용, 가력점 사이 1,800 mm 구간에서 순수휨이 나타나도록 계획하였다. 하중의 재하방법은 실험체 상면에 강재 롤러를 배치하고 그 위에 강재 가력빔을 액추에이터에 일체화하여 2.0 mm/min의 속도로 변위제어 하였으며, 실험 자료 수집을 위한 계측 센서의 위치는 Fig. 5에 도식화 하여 나타내었다.

3.1 균열 및 파괴양상

기준 철근콘크리트 RC 실험체와 합성보 AC 실험체에 대해 재하하중 단계별 균열 상황을 조사하여 그 결과를 제시하면 Fig. 6과 같다. 여기서, ACM 및 PCM 실험체는 강재 거푸집을 탈형하지 않은채로 휨실험을 수행하여 휨 균열 패턴을 얻지 못하였다.

초기 균열의 발생은 두 실험체 모두 순수 휨 거동을 하는 중앙부에서 발생하였고, 하중이 증가함에 따라 점진적으로 전단력이 발생하여 모멘트가 상대적으로 작은 지점부로 추가적인 균열이 발생하여 보의 상부로 진전되었다. RC 실험체는 주철근의 항복 이후 휨-전단 균열로 발전하여 보의 상단 중앙부를 향해 균열이 진행되고 처짐이 증가하며 가력점과 지점 사이에 사인장 균열이 관통하며 전단파괴하는 거동을 확인하였다. AC 실험체는 전단보강재에 연결된 강재 거푸집을 탈거하여 전단보강재가 노출된 상태로서 초기 휨 균열이 전단보강재 위치에서 발생하고, 추가적인 균열과 하중이 증가함에 따른 균열 역시 전단보강재를 따라 수직방향으로 진전하는 경향을 보였으며, 실험체의 항복 이후 처짐이 증가함에 따라 가력점 사이 콘크리트의 압축변형이 커지며 압괴하는 거동을 보였다. ACM과 PCM 실험체는 초기 이상거동은 관찰되지 않았으나, 하중이 증가함에 따라 전단보강재와 강재거푸집을 연결하는 피스부분에서 탈락이 진행되었으며, 실험체와 거푸집의 이격이 관찰 되었다. 또한, 파괴 시점에서는 두 실험체 모두 강재거푸집이 실험체와 완전히 분리되는 거동을 보였다. 실험체별 최종 파괴 형상을 Fig. 7에 나타내었다.

3.2 하중-변위 관계

Fig. 8에서 실험체별 하중-변위 곡선을 제시하였으며, 실험체간 상대비교를 위하여 강재거푸집이 없는 계열의 RC 실험체와 AC 실험체를 Series 1로, 강재거푸집이 적용된 ACM 실험체와 PCM 실험체를 Series 2로 정의하였다. Fig. 6(a)에서, 기준 RC 실험체와 AC 실험체는 초기 균열이 육안으로 관찰된 이후, 주철근의 항복변형 이전까지는 선형적으로 탄성거동을 하다가 주철근의 항복 이후부터는 휨 강성이 저하되면서 최대변형까지 하중증가 없이 변위만 증가하는 전형적인 연성거동을 보인다. 초기 균열은 AC 실험체와 RC 실험체에 대하여 각각 44.3 kN과 28.6 kN 부근에서 발생하였으며, 주철근의 항복 시점과 극한변형 발생 시점에서의 두 실험체의 내력비는 AC 실험체가 RC 실험체에 비하여 각각 57 %와 60 % 가량 상회하는 것으로 나타났다.

AC 실험체와 ACM 실험체를 비교하여보면, 두 실험체 모두 주철근 항복 시 수직변위는 약 38~39 mm 부근으로 측정되었다. 또한, 강재 거푸집을 탈형한 AC 실험체의 항복하중은 약 298.4 kN이며, 최대하중은 약 341.1 kN이고, 같은 L-형강을 적용한 ACM 실험체의 항복하중 및 최대하중은 각각 347.6 kN과 354.1 kN으로 나타났다. 강재거푸집의 존치 여부가 실험체의 항복강도에서는 약 16 % 상승하며, 최대강도에서는 약 2 % 상승하는 것으로 나타나며, 이는 주철근의 항복시점 이전에 강재거푸집이 부담하는 휨강성이 가장 크며, 주철근 항복 이후에는 휨강성이 현저하게 떨어지는 것으로 분석된다. 또한, 최대강도 시의 휨 내력이 2 % 내외로 비슷한 이유는 실험체의 변형이 커짐에 따라 강재거푸집과 실험체 사이의 연결 피스가 탈락되어 둘 사이의 합성효과가 사라지기 때문인 것으로 사료된다.

Series 2의 ACM 실험체와 PCM 실험체는 강재 거푸집이 존치되어 초기 균열을 관찰할 수는 없었다. 두 실험체에 있어, 탄성거동 내에서 하중증가가 선형적이지 않고 잠시 정체되는 현상이 나타나고 있으며, 이는 보 실험체와 일체거동을 하는 강재 거푸집이 면외 방향에서 좌굴 변형을 하여 실험체와 이격되면서 나타나는 현상으로 판단된다. 항복하중 및 최대하중은 ACM 실험체가 다소 크게 나타나고 있으며, 이는 인장측에 배치된 L-형강(A=778.4 mm2)및 평강(A=450.0 mm2)의 단면크기에 의한 효과라고 판단된다. 한편, 강재 거푸집을 존치시킨 ACM 실험체 및 PCM 실험체의 극한 시의 처짐은 강재거푸집을 탈형시킨 AC 실험체에 비해 41~52 % 가량 작게 측정되어, 연성 능력이 상당히 저하되는 것으로 나타나고 있다. 이는 주철근의 항복 이전까지 휨 강성이 크게 작용하다가 주철근 항복 이후 변형이 커짐에 따라 강재거푸집이 실험체와 완전히 분리되며 휨 저항능력을 상실하기 때문인 것으로 사료된다.

Fig. 9에서 주철근 외에 추가 적용된 L-형강 및 평강이 휨 내력에 미치는 영향을 조사하기 위해 제시한 하중-변위곡선의 종축항인 재하하중 Load를 주철근 및 인장측에 배치한 L-형강과 평강의 인장력($A_{sr}·f_{yr}$및 $A_{sa}·f_{ya}$)으로 나누어, 인장보강재의 단면적과 강도에 대하여 일반화시켰다^{(Hong 2011)}. 여기서 $A_{sr}$은 주철근의 단면적이고, $f_{yr}$은 주철근의 항복강도이며, $A_{sa}$와 $f_{ya}$는 L-형강 및 평강의 단면적과 항복강도이다.

강재 거푸집을 탈형한 Series 1에서 RC 실험체와 AC 실험체는 하중 재하에 따른 휨 내력과 강성 그리고 주철근의 항복 및 항복 이후의 거동이 거의 동일하게 나타나고 있다. 또한, 강재 거푸집을 탈형하지 않은 Series 2를 살펴보면, ACM 실험체와 PCM 실험체의 주철근의 항복시점까지의 거동이 거의 일치하나, 최대 휨내력은 ACM 실험체가 PCM 실험체보다 약간 높게 나타나고 있으며, 이는 인장영역의 앵글의 단면적(778.4 mm2) 평강의 단면적(450 mm2) 보다 상대적으로 크기 때문인 것으로 판단된다.

Fig. 9에서 강재 거푸집을 탈형한 Series 1의 항복강도시점의 강도비는 0.45가량이며, 최대강도 시의 강도비는 0.5가량 나타났고, 강재거푸집을 존치시킨 Series 2는 항복강도시점의 강도비와 최대강도 시점의 강도비가 모두 0.5 가량으로 나타났다. 이로써 강재거푸집은 실험체의 항복 이전에 휨성능에 기여하며, 항복 이후 최대강도 증가에 미치는 영향은 미미한 것으로 평가되며, 이는 실험체의 극한 변형 시 강재거푸집이 모두 이탈되며 나타나는 현상으로 판단된다.

3.3 주철근 및 강재의 변형 특성

휨실험 결과로부터 하중 대비 변형률 관계를 정리하여 Fig. 10에 제시하였다. 여기서, 인장변형률은 주철근 및 인장영역의 앵글과, 평강에 대하여 나타내었으며, Fig. 5의 각각의 센서(S1~S4) 위치에서 측정하였다. 또한, 각 실험체의 이론적 공칭 항복하중은 주철근과 강재의 실 재료특성을 반영하여 KCI(2021) 기준으로부터 공칭 강도를 계산 후 점선으로 표기하였다.

강재 거푸집을 탈형한 AC 실험체의 변형률을 살펴보면, 주철근과 L-형강은 초기 탄성구간에서 동일한 변형률 증가가 관찰되어 휨 내력은 주철근과 L-형강이 나누어 부담하는 상태이며, 앵글의 항복(1.65×10-3) 이후 L-형강은 하중의 증가 없이 변형이 크게 증가하여 휨 내력은 주철근이 부담하게 되고, 주철근의 항복(2.7×10-3) 이후 L-형강과 주철근은 모두 극한 변형을 하는 것으로 나타났다. 강재 거푸집을 제거하지 않은 ACM 실험체와 PCM 실험체의 경우, L-형강 및 평강이 항복된 이후에 변형은 크게 나타나지 않으며, 주철근이 항복된 시점에서부터 실험체의 변형이 커지면서 강재 거푸집이 탈락하는 현상이 나타나며 주철근의 변형이 급격히 증가하는 양상을 보인다.

3.4 설계기준에 의한 휨강도 평가

L-형강 합성보 부재에 있어서, 현행 설계기준을 준용하여 설계할 경우, 그 타당성 여부를 조사하기 위해 강도감소계수를 적용하여 설계휨강도를 결정하는 콘크리트구조기준^{(KCI 2021)}(Fig. 11 참조)과 한계상태설계법인 Eurocode^{(CEN 2004)}를 이용하여 실험 부재의 공칭휨강도를 산정하였다^{(Kim et al. 2017)}. 콘크리트구조기준 이론식은 재료의 물성 실험으로 획득한 콘크리트강도와 철근의 항복강도를 적용하였으며, 식 (1)에서 $\alpha_{1},\: \beta_{1}$을 구하였으며, 공칭휨강도는 식 (2), (3)으로 산정하였다.

여기서, $A_{sr}$은 철근의 단면적, $A_{sa}$는 L-형강 및 평강의 단면적, $f_{yr}$은 철근의 항복강도, $f_{ya}$는 L-형강 및 평강의 항복강도, $d$는 유효깊이, $a$는 등가압축응력블록깊이, $b$는 보의 단면폭, $f_{ck}$는 콘크리트 압축강도이다^{(ACI Committee 318 2014; AIK 2019)}.

EC 2^{(CEN 2004)}에서 제시하고 있는 등가사각응력분포 형상을 Fig. 12에 나타내었다. 계수 $\eta ,\: \lambda$ 값은 식 (4)와 같다.

여기서, $f_{cd}$는 콘크리트의 설계압축강도, $f_{ck}$는 콘크리트 압축강도, $f_{yr}$은 철근의 항복강도, $f_{yrd}$는 철근의 설계항복강도, $f_{ya}$는 L-형강 및 평강의 항복강도, $f_{yad}$는 L-형강 및 평강의 설계항복강도, $\gamma_{c}$와$\gamma_{s}$는 각각 콘크리트와 철근의 재료계수이며 각각 1.0을 적용하여 계산하였다. 또한, $\alpha_{cc}$는 단기하중 작용 시를 고려 1.0을 적용하였다. 실험을 통하여 측정된 휨강도와 비교･분석을 수행하였으며, 설계기준별 공칭 휨강도와 실험치 대비 휨강도 비를 정리하여 제시하면 Table 4와 같으며, 이를 도식적으로 나타내면 Fig. 13과 같다.

RC 실험체에 대해 각 설계기준에서 제시하는 휨강도와 실험에서 얻은 공칭휨강도의 비인 휨 강도비는 0.98로서, 그 차이가 약 2.0 % 이내로 신뢰할 만한 결과가 나타났다. 그리고 본 연구에서 제안한 실험체 중 강재 거푸집을 제거한 AC 실험체에 있어서 휨 강도비는 모두 0.95로 나타나고 있으며, 그 차이가 약 5.0 % 정도로 기준 RC 실험체 대비 약 3.0 % 가량 예측 값의 오차를 보였다. 한편, 강재거푸집을 적용한 ACM 및 PCM 실험체의 경우, 탄성 영역에서의 휨강도비가 0.82~0.85로 나타나고 있어 각 설계기준에서 제시하고 있는 휨강도 예측 값은 비교적 안전측으로 결정됨을 알 수 있다. 또한, 실험결과에 비해 매우 보수적인 경향을 보이는 것으로 판단되어, 현행 각각의 설계기준 적용 시 강재 거푸집에 대한 휨성능 기여도를 고려해야 할 것으로 사료된다.