2.1 콘크리트 합성 부재의 수평전단강도 설계 기준

거더와 바닥판으로 구성된 콘크리트 교량은 바닥판 상부에 하중이 재하되면 휨이 발생하게 되고, 서로 타설 시기가 다른 두 부재 사이의 접촉면에는 Fig. 1과 같이 수평전단력이 발생하게 된다. 따라서 이러한 합성부재는 휨으로부터 발생되는 상대변위에 대해 충분한 저항력을 갖도록 수평전단설계를 하게 된다. 일반적으로 콘크리트 거더와 콘크리트 바닥판은 거더에 매립되어 설치된 스터럽 철근을 전단연결재로 사용하여 합성된다.

Fig. 1 Bending-horizontal shear force mechanism of concrete composite girder

PSC 거더 및 PC 바닥판과 같이 두 개의 프리캐스트 부재가 베딩층에 의해서 접합되는 경우에 대한 수평전단강도 관련 명확한 설계기준은 없으나, 국외의 설계기준들은 Table 1과 같이 서로 다른 시기에 타설된 콘크리트 합성부재에 대하여 계면의 거칠기 정도에 따른 수평전단강도식을 제시하고 있다.

여기서 $v_{nh}(=v_{n}=v_{Rdi}=\tau_{u})$는 수평전단강도, $c$는 계면부착계수(cohesion factor), $\mu$는 마찰계수(friction factor), $\rho_{v}$는 전단마찰면의 콘크리트 접촉면적($A_{cv}$)에 대한 전단연결재 단면적($A_{vf}$)의 비, $f_{y}$는 전단마찰면을 가로지르는 전단연결재(철근)의 항복강도, $f_{c}^{'}(=f_{cd})$은 콘크리트 설계압축강도이다. $K_{1}$은 계면 전단저항에 대한 콘크리트 강도 비율, $K_{2}$는 계면 전단저항 한계값이며, 압축강도는 16.5 MPa보다 커야만 한다. $f_{ctd}$는 콘크리트 설계인장강도, $\sigma_{n}$은 접촉면에 수직한 외부 하중에 의해 발생하는 응력(압축인 경우 +값, 인장인 경우 0), $f_{yd}$는 전단철근의 설계항복강도(600 MPa 이내), $f_{ck}(=f_{cc})$는 28일 공시체 압축강도(12~90 MPa)이다. $\alpha$는 전단연결재의 계면과의 사잇각이다.

[2]ACI-318(ACI 2019)에서는 공칭수평전단강도가 3.5 MPa보다 작은 경우에는 수평전단전달(horizontal shear transfer)을 적용하며, 3.5 MPa보다 큰 경우에는 마찰설계(friction design)를 적용한다. [3]CEB-FIP(CEB 2010)에서는 Table 1의 수평전단강도식과 같이 점착저항(adhesion/interlock)과 전단마찰저항(shear friction)에 추가적으로 다웰작용(dowel action)의 영향을 고려하고 있다. 다웰작용은 계면의 벌어짐에 따라 전단연결재에서의 휨 저항이 발생함으로써 전단저항력이 커지는 효과를 의미한다. 전단연결재가 받는 휨저항력은 근사적으로 식 (1)과 같다. 여기서 $\tau_{a}$는 접착/맞물림에 의한 전단저항강도이며 $\kappa_{1}$ 및 $\kappa_{2}$는 상호작용 계수이다.

여기서, $F_{0,\: \max}$는 다웰작용의 최대값으로 $F_{0,\: \max}=k A_{s}\sqrt{f_{y}f_{cc}}$이고, $s_{\max}$는 $F_{0,\: \max}$에서의 슬립으로 $s\le s_{\max}$(=전단연결재 지름의 10~20 %)이다. 또한, $\kappa_{2,\: \max}$는 슬립 $s_{\max}$에서의 굽힘저항에 대한 상호작용 계수이며, 원형단면의 경우 $\kappa_{2,\: \max}\le 1.6$(C20-C50)이다.

국내 콘크리트교 설계기준(극한강도설계법, KDS 24 14 20, ^{MOLIT 2018)}에서는 공칭수평전단강도가 3.5 MPa을 초과하지 않는 경우에는 ^{ACI-318(2019)}과 동일한 수평전단전달 설계를 적용하고, 3.5 MPa을 초과하는 경우에는 KDS 14 20 20^{(MOLIT 2018)}의 전단마찰 규정에 부합하여야 한다고 규정하고 있다. 또한, 콘크리트교 설계기준(한계상태설계법, KDS 24 14 21, ^{MOLIT 2021)}에서는 서로 다른 시기에 타설한 콘크리트 계면의 수평전단강도를 식 (2) 및 Fig. 2와 같이 규정하고 있다. 식 (2)에서 첫 번째 항은 계면에서의 재료간 점착저항(adhesion resistance), 두 번째 항은 외부 하중에 의한 수직응력에 의해 발생하는 전단마찰저항(friction resistance)이며, 마지막 세 번째 항은 전단철근의 합성작용(dowel action)에 의한 전단저항이다.

여기서, $\mu_{1}$과 $\mu_{2}$는 계면 거칠기에 따른 계수로서 매끄러운 경우 각각 0.35, 0.6이며, 거친 경우는 0.45, 0.7로 정의한다. $f_{n}$은 계면에 전단력과 동시에 작용하는 최소 법선응력(압축이 +)으로, 압축일 경우 $f_{n}<0.6\phi_{c}f_{ck}$, 인장일 경우 $\phi_{c}\mu_{1}f_{ctk}=0$으로 한다. $\rho(=A_{s}/A_{c})$는 계면의 면적 $A_{c}$에 대한 계면을 가로지르는 철근량 $A_{s}$의 비율이다. $\alpha$는 Fig. 2에 정의한 전단연결재 배치 사잇각으로 $45^{\circ}\le\alpha\le 90^{\circ}$의 범위이다. $\nu$는 콘크리트 압축강도 유효계수로 $\nu =0.6(1-f_{ck}/250)$으로 계산한다.

Fig. 2 Indented construction joint

2.2 기존 연구 사례

콘크리트 보-바닥판 합성 부재에 대한 수평전단강도 평가 연구는 ^{Loov and Patnaik(1994)} 등 많은 연구자에 의해 이루어져 왔다. ^{Loov and Patnaik(1994)}는 16개의 합성보 실험결과를 기초로 하여 일반 콘크리트와 경량 콘크리트에 대한 수평전단강도식을 제안하였다. ^{Kahn and Mitchell(2002)}는 123.4 MPa의 고강도 콘크리트를 갖는 보 등 50개의 실험체를 대상으로 기존 설계코드가 고강도 콘크리트의 전단강도를 과소평가한다는 것을 제시하였다. 그리고 일괄타설, 거친 정도, 시공이음 표면 조건에 맞는 개선된 산정식을 제안하였다. ^{Menkulasi(2002)}는 채움재의 종류, 헌치 높이 그리고 전단연결재 형태 등을 변수로 프리캐스트 부재 접합부에 대한 수평전단실험을 수행하였으며, 실험결과 접합부의 표면상태가 거친 경우에 대한 설계식을 제안하였다. ^{Suh et al.(2016)}은 콘크리트 합성부재의 합리적인 수평전단강도 평가 및 설계방안을 제시하기 위해 RC, PC, SFRC 합성보 등 총 49개의 실험체를 제작하고, 실험변수로는 PC 부재의 유형, PC 부재와 현장타설 콘크리트의 면적비, 그리고 전단철근 간격을 고려한 합성보 실험을 수행하였다. 또한, 기존 연구자들의 실험결과를 재분석한 PC 부재의 유형별 수평전단강도 실험결과로부터 현행 설계기준의 타당성을 검토하여 개선된 수평전단강도 산정식을 제안하였다. ^{Kim and Lee(2020)}는 수평전단파괴를 유발하도록 제작한 합성보 실험을 통해 응력장 이론을 이용하여 기존 철근 콘크리트 거더 위에 새로 타설된 합성보의 극한한계상태를 정의하고, 콘크리트의 인장증강효과 및 2축 응력 상태의 최대 압축강도의 변화를 고려할 수 있는 재료구성식을 적용한 전단강도 산정방법을 제안하였다.

일반적으로 프리캐스트 바닥판을 합성하는 교량 거더의 경우에는 베딩층이 형성될 수밖에 없으나, 앞선 연구자들의 제안식에서는 이러한 베딩층의 영향을 반영하고 있지 않다. ^{Chung et al.(2004)}은 프리캐스트 바닥판과 PSC 거더의 부착강도에 대한 연구를 수행하였다. 합성단면의 접합면 부착강도 평가를 위해 총 43개의 직접전단실험(push-off test)을 수행하여 접합면의 표면상태, 전단연결재 형태 및 배근량을 고려하여 접합면 표면상태 및 베딩층 두께에 따른 부착강도를 평가하였다. 특히 전단연결재는 기존의 철근 전단 스터럽과 함께 분리식 방식은 아니지만, 스터드를 사용한 경우에 대해 비교하였다. ^{Hyun et al.(2005)}은 ^{Chung et al.(2004)}과 동일한 실험연구를 통해 접합면의 상태와 베딩층의 두께 영향을 고려할 수 있는 공칭수평전단 설계식을 식 (3)과 같이 제안하고, ^{ACI-318,(2019) AASHTO LRFD(2007), Menkulasi(2002)} 설계식과 비교하였다.

여기서, $v_{n}$은 프리캐스트 바닥판을 갖는 PSC 합성거더의 공칭수평전단강도(MPa), $c$는 접촉면 표면상태에 따른 상수(MPa)로서 전단키 형상을 갖는 부재는 0.53, 거친 면은 0.47, 그리고 매끈한 면은 0.42이다. $A_{s}$는 수평전단 연결재의 면적(㎟), $f_{y}$는 전단연결재의 항복강도(MPa), $P$는 접촉면에 수직한 압축력(N), $A_{c}$는 접촉면의 면적(㎟), $R_{t}(=1.14-0.01t_{b})$는 베딩층 두께증가에 대한 파괴하중 감소계수, 그리고 $t_{b}$는 베딩층 두께(mm)이다.

강재 거더와 콘크리트 바닥판의 합성 부재에 대한 볼트 체결 방식의 분리식 전단연결재에 관한 연구는 많은 연구자에 대해 이루어져 왔으나, 콘크리트 보 또는 거더와 프리캐스트 콘크리트 바닥판에 대한 분리식 전단연결재에 관한 연구는 거의 이루어지지 않았다. ^{Chung et al.(2004)}은 스터드를 PSC 거더의 전단연결재로 사용하기 위해 미리 매립된 너트에 나사선을 가공한 스터드를 체결하는 방식을 적용하기는 하였으나, 이 경우의 볼트식 스터드는 철근 스터럽 전단연결재 사용 시 프리캐스트 바닥판 시공 작업의 간섭을 개선하기 위해 PSC 거더에 후설치 하여 시공하기 위한 것으로 분리는 불가능한 형식이다.

3.1 매립형 분리식 전단연결재의 구조

매립형 분리식 전단연결재(demountable Y-shape stud bolt, DY스터드볼트)는 Fig. 3(b)와 같이 너트 방식의 매립앵커부가 거더에 미리 매립된 상태에서 T-sleeve를 관통하여 스터드볼트를 체결하면 체결력에 의해 T-sleeve와 매립 너트부가 결합된다. PC 바닥판을 거치한 후 무수축 모르타르를 타설하면 결과적으로 바닥판은 T-sleeve와 합성이 되게 된다. PC 바닥판 해체 과정은 Fig. 3(c)와 같이 시공 역순으로 바닥판 상부를 일정 높이만큼 파쇄한 후 스터드볼트만을 제거하면 바닥판과 거더 사이의 체결상태가 해제되어 쉽게 바닥판을 해체할 수 있는 구조이다. 따라서 실제적인 전단강도는 스터드볼트가 담당하게 되고 T-sleeve는 이러한 해체를 용이하게 하는 역할을 한다. 스터드볼트를 체결하게 되면 T-sleeve 상부에 압축력이 도입되어 앵커 너트부의 테이퍼진 면과 T-sleeve의 테이퍼진 면이 쐐기효과에 의해 밀착되게 됨으로써 합성된 이후 수평전단력이 발생하더라도 공차가 없어 초기 슬립을 억제할 수 있다.

Fig. 3 Conceptual diagram of embedded demountable shear connector

3.2 실험체 제작 및 재료 특성

수평전단실험체는 Fig. 4와 같이 동일한 치수의 2개의 프리캐스트 부재를 제작한 후, 상부 프리캐스트 바닥판 부재의 전단포켓을 통해 무수축 모르타르를 타설하여 합성시키는 방식으로 제작하였다. 횡방향 수평하중을 재하하는 1면 수평전단실험의 경우 명확한 시험규정이 정립되어 있지 않아, [5]CEN(EN 1994-1-1 2004b)의 Annex B에 제시된 시험방법을 준용하였다. 하중 재하 및 지지 부위를 포함하여 실험체의 길이는 1,000 mm, 폭은 600 mm로 하였고, 바닥판 두께는 국내의 콘크리트 설계기준에 제시된 바닥판의 최소두께 규정을 적용하여 220 mm로 제작하였다. 실험체는 총 15개를 제작하였다.

Fig. 4 Shear specimen drawing (unit: mm)

Fig. 5 Shear connector types

실험체 종류는 Fig. 5 및 Table 2와 같다. 각 실험체의 거더와 바닥판에 대한 치수, 철근 배근 및 재료 물성은 동일하다. RS1과 RS2 실험체는 철근 전단스터럽을 적용한 것으로 각각 철근 직경 16 mm, 22 mm를 사용하였다. MDY2 실험체는 Fig. 5(b)와 같이 매립 너트부를 강판과 합성하여 여러 개의 분리식 스터드를 그룹지어 배치한 형식이다. SDY3과 SDY4는 Fig. 5(c)와 같이 단일 분리식 스터드볼트를 적용한 경우이다. SDY4 실험체는 계면 부착력이 발생하지 않도록 베딩층을 두지 않은 모델이다. 실험체 종류별로 3개씩의 실험체를 제작하였다. 전단연결재는 2×1 배열로 실험체 1개당 총 2개를 배치하였다. 일반적으로 바닥판 콘크리트는 35 MPa 이상, 무수축 모르타르는 60 MPa의 설계강도를 적용하고 있어, 본 연구에서는 프리캐스트 바닥판과 무수축 모르타르의 설계강도를 40 MPa과 60 MPa로 적용하였으나, 실제 실험 시의 거더 및 바닥판 콘크리트의 공시체 압축강도는 각각 51.2 MPa과 48.6 MPa, 무수축 모르타르는 53.8 MPa로 다소 오차가 발생하였다.

3.3 실험 방법 및 계측 조건

수평전단실험은 Fig. 6과 같이 바닥판의 측면을 엑츄에이터를 사용하여 수평하중을 재하하는 방식으로 수행하였다. 실험 Case별 실험체 s1과 s2는 예상 극한하중 250 kN의 5~40 %의 범위(12.5~100.0 kN)에서 50 kN/min의 속도로 25회 반복 가력한 이후에 단조증가 변위제어로 파괴될 때까지 재하 하였다. 각 실험체 s3에 대해서는 단조증가 변위제어를 실시하였다. 변위제어는 1.0 mm/min의 속도로 수행하였다. 전체적인 하중재하 절차는 Fig. 7과 같이 EC4^{(CEN 2004b)}를 적용하였고, 탄성구간의 25회 반복하중 재하 시 수평 변형량을 초기슬립으로 정의하였다. 센서 배치는 Fig. 8과 같이 매립된 전단연결재/T-sleeve 몸통의 인장/압축부, 매립 앵커너트 및 콘크리트 표면에 각각 변형률계를 설치하였다. 또한, 슬립변위 측정을 위해서 전단연결재가 배치된 위치의 바닥판 콘크리트의 좌우에 각각 LVDT를 1개씩 설치하였다.

Fig. 6 Test set-up

Fig. 7 Loading procedure

Fig. 8 Sensor locations (top: steel gauge, bottom: concrete gauge)

4.1 수평전단성능 및 슬립 변위

실험체 종류별 하중-슬립변위 그래프는 Fig. 9와 같다. Table 3에는 각 실험체별 파괴하중, 슬립위량 및 파괴모드를 정리하였다. 파괴하중은 하중-슬립변위 곡선에서 최대하중으로 정의하였고, 최대 슬립변위는 최대하중의 90 %에 해당하는 하중에서의 슬립량, 초기 슬립변위는 25회 반복 재하 시 슬립량, 그리고 전체 슬립변위는 최대 슬립변위에서 초기 슬립변위를 뺀 값으로 정의하였다.

전체 파괴양상은 거더 콘크리트에서 파괴가 발생하였다. 이는 거더 콘크리트에 매립되는 전단연결재의 구속력 부족으로 매립된 전단철근이 뽑히거나 분리식 전단연결재의 매립 너트가 뽑히면서 거더 콘크리트부가 파괴되었다. 본 연구에서 개발하고자 한 분리식 전단연결재의 경우, 실제 교량 시공 시 주로 사용되는 16 mm 직경의 철근 전단연결재 모델(RS1)에 비해 M-DY2모델은 평균 75 %, S-DY3 모델은 평균 57 %, S-DY4 모델은 평균 36 % 이상 높은 강도를 보였다. M-DY2, S-DY3, S-DY4 모델의 평균 전체 슬립변위는 각각 11.40 mm, 14.59 mm 및 17.10 mm로 철근 전단연결재 실험체(RS1: 32.51 mm, RS2: 20.71 mm)에 비해서는 작으나, EC4 ^{(CEN 2004b)}의 연성설계기준에서 요구하는 스터드의 특성 상대슬립 6 mm는 초과하는 것으로 나타났다.

Fig. 9 Load-slip displacement curve

4.2 파괴양상

각 실험체의 파괴형상은 Fig. 10과 같다. 철근 전단연결재를 적용한 RS 실험체는 전단포켓과 연결된 베딩층의 파괴 없이 전반적으로 바닥판과 일체화된 거동을 보였다. 모든 파괴는 거더 콘크리트가 파괴되면서 매립된 철근 전단연결재가 인발되는 현상을 보였다. M-DY2 실험체는 모두 매립강판을 갖는 형태로 거더 및 바닥판 콘크리트의 파괴 없이 전단연결재의 나사선 상단에서 전단파단이 발생하였다. S-DY3 및 S-DY4 실험체 역시 RS 실험체와 비슷한 파괴 경향을 보였으며, 거더 콘크리트 및 베딩층이 파괴되면서 매립너트의 정착력 부족으로 매립 너트부가 거더에서 뽑히는 현상이 함께 발생하였다.

Fig. 10 Failure modes of each specimen

4.3 프리캐스트 바닥판의 재시공성 검토

매립형 분리식 DY 스터드볼트의 해체 및 재시공 과정을 실험적으로 시뮬레이션 하였다. S-DY3-s3과 S-DY4-s3 2개의 실험체에 대해서 수행하였다. 이들 실험체는 프리캐스트 바닥판에 대한 분리를 검토하기 위해 볼트 해체가 용이하도록 합성 시 전단포켓에 T-sleeve 머리부 아래까지만 모르타르를 타설하여 양생하였다. 각 실험체에 대해서 180 kN까지 1회 반복가력 후, DY 스터드 볼트를 해체하고 재결합하여 파괴까지 하중을 재하 하였다. S-DY3-s3와 S-DY4-s3 실험체의 차이는 S-DY3-s3 실험체는 바닥판을 움직이지 않고 DY 스터드 볼트만 제거한 후 곧바로 재체결한 것이고, S-DY4-s3 실험체는 DY 볼트 제거 후, 바닥판까지 크레인으로 들어 올려 분리한 후 재 채결한 차이가 있다. 두 실험체에 대한 하중-슬립변위 거동은 Fig. 11과 같다. Fig. 12와 Fig. 13은 각각 S-DY3-s3 및 S-DY4-s3에 대한 전단연결재 재체결 과정과 실험 후 파괴모습이다. S-DY3-s3 실험체는 바닥판을 이동시키지 않은 상태에서 재체결하였기 때문에 재체결에 따른 오차가 거의 없어 파괴강도가 실제 다른 실험체의 경우와 비슷한 수준을 보인 것으로 판단된다. S-DY4 모델은 상대적으로 낮은 강도를 보였으나 계면 접착력 유무에 따른 영향을 평가하기 위해 베딩층(두께 0 mm)을 두지 않은 모델이므로, 재시공 시 강도감소 여부 비교는 철근 전단연결재 및 실제 시공조건과 동일한 모델인 S-DY3 모델을 기준으로 검토하였다.

따라서 제안된 분리식 DY 스터드볼트를 실제 현장에 적용한다면, 바닥판 교체의 경우에는 신규 PC 바닥판에 무수축 모르타르를 시공하기 때문에 이러한 강도감소는 발생하지 않을 것으로 판단된다. 따라서 본 연구를 통해 제안하고자 한 매립형 분리식 전단연결재가 목적하는 탈부착 성능 및 재시공성을 충분히 갖춘 것으로 보인다.

Fig. 11 Load-slip displacement curves (reconstruction)

Fig. 12 Reconstruction simulation (S-DY3-s3)

Fig. 13 Reconstruction simulation (S-DY4-s3)

4.4 설계기준 대비 수평전단강도 검토

실험체별 수평전단강도 평가 결과를 Table 4에 나타내었다. 마찰지지력 계산을 위한 상재하중은 콘크리트 거더 부재의 자중과 강재블럭의 중량을 고려하였다. 실험결과는 ^{Hyun et al.(2005)}이 제안한 식 (3)을 적용한 결과와 함께 비교하였다. 프리캐스트 바닥판과 베딩층을 고려한 설계전단강도와 비교하여, 본 연구에서 제안한 M-DY2 실험체는 평균 1.36, S-DY3 실험체는 평균 1.22, S-DY4 실험체는 평균 0.87의 안전율을 확보하고 있는 것으로 나타났다. S-DY4 실험체의 강도 및 안전율이 다른 실험체보다 낮은 이유는 계면의 비부착 영향을 평가하기 위해 베딩층(두께 0 mm)을 두지 않았기 때문이다.

T-sleeve가 강재로 제작되어 초기 하중에서 전단연결재의 수평전단강도 향상 및 초기강성 증가에 일부 영향이 있을 것으로 보인다. 다만, T-sleeve 하단부가 T-shape 너트부와 분리된 구조로써 하중이 증가함에 따른 슬립 증가로 T-sleeve 하단부에서의 지지력은 약해지기 때문에 본 DY 스터드볼트 시스템을 적용한 수평전단강소 설계 시에는 T-sleeve에 따른 강도증가 효과는 포함시키지 않는 것이 합리적일 것으로 판단된다.

Fig. 14 Comparison of horizontal shear strength (test results vs. design codes)

PC 바닥판과 PSC 거더 부재가 베딩층에 의해서 접합되는 경우는 아니지만, 현장타설 바닥판을 이용한 합성거더 교량의 수평전단설계에 대한 국내외 기준들과 비교한 결과를 Fig. 14에 나타내었다. 베딩층을 갖고 분리식 전단연결재를 적용한 M-DY2와 S-DY3 실험체의 경우, EC2^{(CEN 2004a)}를 제외한 ^{AASHTO(2007), ACI-318(2019)} 및 KDS^{(MOLIT 2021)} 기준을 대체로 만족하는 것으로 나타났다.