2.1 실험 계획

Fig. 1과 Table 1에는 2경간 전경량골재 콘크리트(all-lightweight aggregate concrete, ALWAC) 보의 상세를 나타내었다. 2경간 ALWAC 보의 전단거동을 평가하기 위해서 총 6개의 실험체가 제작되었다. 주요 변수는 경사 균열면에서 전단 저항성능에 중요한 변수로 평가^{(Yang and Ashour 2015)}되고 있는 콘크리트 종류와 골재의 최대직경($d_{a}$)으로 설정하였다. 콘크리트는 ALWAC와 보통중량 콘크리트(normal-weight concrete, NWC)의 2가지 종류로 제조하였다. 각 콘크리트에서 $d_{a}$는 5, 10 및 20 mm로 변화하였다. 실험체명에서 첫 번째 문자는 콘크리트의 종류(A=ALWAC, N=NWC)를, 두 번째 숫자는 $d_{a}$를 의미한다. 예를 들어 A-10은 ALWAC이면서 $d_{a}$가 10 mm인 실험체를 의미한다.

모든 실험체의 폭($b_{w}$) 및 깊이는 각각 300 mm 및 500 mm이며, 전체 길이 및 외부 지점들 사이의 길이($L$)는 각각 5,700 mm 및 5,394 mm이다. 전단 경간($a$)은 1,123.5 mm이며, 전단 경간비($a/d_{s}$)는 2.5인데, 여기서 $d_{s}$는 주철근의 유효깊이를 의미한다. 실험체의 상부 및 하부는 압축 및 인장철근으로서 22 mm 직경의 이형철근을 이용하여 각각 4개씩 배근하였다. 이로서 주철근비($\rho_{s}$)는 0.0115이다. 또한 모든 실험체는 콘크리트의 전단전달력을 평가하기 위해서 전단철근을 배근하지 않았다.

Fig. 1 Details of specimens and arrangement of reinforcing bars (unit: mm)

2.2 사용 재료

Fig. 2에 나타낸 바와 같이, ALWAC를 제조하기 위한 굵은골재 및 잔골재는 모두 인공경량 골재를 사용하였다. 사용된 인공경량골재는 바텀애시와 준설토를 잘게 부순 후 혼합하여 성형한 후 1,200 °C에서 소성한 것을 사용하였다^{(Lee and Yang 2018)}. 인공 경량골재의 외부 표면은 매끄러운 피막구조이며, 내부는 공극구조를 갖고 있는데 이는 점토를 기반으로 제조된 팽창 경량골재의 구조와 비슷하였다^{(Lee 2018)}. NWC는 굵은골재 및 잔골재로서 각각 안산암질의 쇄석과 천연모래를 사용하여 제조하였다. 인공경량골재에서 사용된 골재들의 $d_{a}$는 20 mm, 10 mm 및 5 mm이며, 이들의 밀도는 각각 1,090 kg/m3, 1,090 kg/m3, 및 990 kg/m3이며, 흡수율은 각각 17.2 %, 17.0 % 및 17.1 %이다(Table 2). 인공경량골재의 밀도는 동일한 $d_{a}$에서 안산암질의 쇄석과 천연모래 보다 약 37.9 % 낮은 반면, 흡수율은 14배 높았다. Table 1에 나타낸 바와 같이 ALWAC와 NWC의 배합은 ^{Lee (2018)}에 의해 수행된 실내실험의 결과로부터 결정하였다. 배합에 사용된 경량골재는 높은 흡수율에 의한 슬럼프 저하를 방지하기 위해서 24시간 침지 후 건조시켜 표면건조포화 상태로 투입되었다^{(Lee and Yang 2018)}. 배합별 콘크리트 압축강도($f_{c}^{'}$)는 실험체 타설과 동시에 제작된 $\phi$100×200 mm 몰드로부터 측정하였다. 구조실험 직전에 측정한 $f_{c}^{'}$는 ALWAC와 NWC에서 평균적으로 각각 24 MPa와 30 MPa이었다.

Fig. 2 Appearances of lightweight aggregates

2.3 셋팅 상세

Fig. 3에 나타낸 바와 같이, 모든 실험체들은 각 경간에서 2점 하중으로 재하되었다. 가력은 3,000 kN 용량의 액츄에이터를 이용하여 0.3 mm/min의 속도로 변위제어 하였다. 양단부 및 중앙지점에는 각각 1,000 kN 용량의 로드셀을 설치하여 실험도중 각 지점에서 전달되는 반력을 측정하였다. 처짐의 측정은 100 mm 용량의 변위계를 이용하여 총 세 군데에서 측정하였는데, 그 위치는 가력점 하부, 중앙부 그리고 중앙부에서 탄성해석에 의해 산정된 최대처짐(0.44$L$)의 위치이다. ^{Yang et al. (2020)}에 의해 수행된 바와 같이 최대처짐 산정을 위한 탄성해석은 범용 구조해석 프로그램인 ^{MIDAS Information Technology (2022)}을 이용하여 산정하였다. 정모멘트 또는 정모멘트 구간의 인장영역에서의 주철근의 변형률은 최대모멘트 구간내에 부착된 전기저항변형 게이지를 이용하여 측정하였다.

Fig. 3 Test setup

3.1 균열진전 및 파괴모드

Fig. 4에는 실험체들의 균열진전 및 파괴모드를 나타내었다. 모든 실험체는 정모멘트 또는 부모멘트 구간의 인장영역에서의 주철근이 항복에 도달하기 이전에 전단경간에서 경사 형태의 복부 콘크리트 파괴되었다. 주철근의 항복 여부는 최대모멘트 구간 내에 부착된 전기저항변형 게이지에서 얻어진 데이터를 이용하여 판단하였다. 초기균열은 정모멘트와 부모멘트 구간의 인장영역에서 발생하였으며, 그 균열은 최대모멘트 영역에 걸쳐 점차 옆으로 또는 압축존으로 진전되었다. 최대내력 시점에서는 내부 전단경간에서 가력점과 중앙지점의 가력판 내부를 연결하는 경사면을 따라 균열이 발생하였다. 경사균열의 형상은 $d_{a}$가 증가함에 따라 직선보다는 곡선형으로 변화되었으며, 그 균열의 개수가 증가하였다. 그에 반해 경사균열의 형상 및 개수에 대한 콘크리트 종류의 영향은 미미하였다. 이로서 $d_{a}$의 증가가 복부의 경사균열을 분산하는데 효과적임을 확인하였다^{(Yang and Ashour 2015)}.

Fig. 4 Crack patterns

3.2 하중-변위관계

Fig. 5에는 모든 실험체의 하중-처짐의 관계와 하중비($P/$$P_{n}$)-처짐의 관계를 나타내었다. 하중-처짐 관계에서 경사균열이 발생하기 전까지의 강성은 ALWAC보다는 NWC에서 다소 컸지만, $d_{a}$에 의해 미치는 영향은 미미하였다. 또한, 보의 강성은 경사균열 이후 최대내력 시점까지 감소하였으며, 최대내력 이후의 하중은 급격히 저하되었다. 이로서 전단으로 지배된 2경간 연속보의 하중-변위관계가 전반적으로 취성적임을 확인하였다.

Fig. 5 Total applied load versus mid-span deflection

3.3 지점반력

Fig. 6에는 실험체들의 작용하중과 지점반력과의 관계를 나타내었다. 동일 그림에는 2차원 탄성해석^{(MIDAS Information Technology 2022)}으로 예측된 하중과 반력의 관계도 나타내었다. 경사균열이 발생하기 전까지의 반력은 2차원 탄성해석으로 예측된 하중과 잘 일치하였다. 하지만 경사균열 발생 이후 하중재분배의 영향으로 하중이 증가함에 따라 중앙지점에서의 반력은 예측된 하중값 보다 작아졌으며, 단부지점에서는 예측된 하중값 보다 점차 커졌다. 이로부터 최대내력 시점의 하중재분배율[$R_{d}\left(=1-\dfrac{R_{EA}}{R_{{Exp}.}}\right)$]이 $d_{a}$에 의해 미치는 영향이 크지 않음을 확인하였는데, 여기서 $R_{EA}$과 $R_{{Exp}.}$는 각각 탄성해석 및 실험결과로부터 얻어진 중앙지점에서의 반력을 의미한다. 2경간 ALWAC 실험체의 $R_{d}$는 $d_{a}$가 20 mm 및 5 mm에서 각각 6.6 % 및 9.9 %이었는데, NWC 실험체에서는 각각 6.1 % 및 7.0 %로 상호 비슷한 수준이었다. 최종적으로 실험결과의 분석으로부터 내부지점에서 지점 반력은 평균 0.62$P_{n}$로 평가될 수 있었는데, $P_{n}$은 최대하중을 의미한다. 또한, 이 값은 탄성상태에서 2경간 연속보의 내부 지점의 반력인 0.67$P_{n}$보다 7.5 % 낮았다. 전단으로 지배된 2경간 연속보의 하중재분배율에 대한 $d_{a}$와 콘크리트 종류의 영향은 휨으로 지배된 2경간 연속보의 경향과 상이하였다^{(El-Refaie et al. 2003)}. 이는 하중분배의 영향이 휨으로 지배된 2경간 연속보에서는 주철근의 항복 변형률에 현저하게 영향을 받는 반면, 전단으로 지배된 2경간 연속보에서는 경사 균열면의 골재의 맞물림 작용과 마찰력 등과 같은 균열면에서의 콘크리트의 전단파괴특성에 의해 좌우되기 때문이다^{(Cho 2013)}.

Fig. 6 Support reactions with respect to the total applied load

3.4 전단내력 및 골재 맞물림 효과

Table 3에는 실험체들의 전단내력에 대한 실험결과를 요약하여 나타내었다. 전단내력은 측정된 전단력에 $b_{w}d_{s}\sqrt{f_{c}^{'}}$로 무차원된 $\eta_{cr}\left[=\left(V_{cr}\right)_{I}/b_{w}d_{s}\sqrt{f_{c}^{'}}\right]$와 $\eta_{n}\left[=(V_{n})_{I}/b_{w}d_{s}\sqrt{f_{c}^{'}}\right]$로 평가하였는데, 여기서, $\left(V_{cr}\right)_{I}$와 $\left(V_{n}\right)_{I}$는 경사균열발생 및 최대내력 시점에서의 중앙지점의 전단력(중앙 지점반력의 절반)을 의미한다. 실험체들의 $\eta_{cr}$은 $d_{a}$ 보다는 콘크리트 종류에 의해 미치는 영향은 현저하였다. ALWAC 실험체들의 $\eta_{cr}$는 평균 0.092이었는데, 이들 값들은 NWC 실험체 보다 평균 12.6 % 낮았다. 반면, 실험체들의 $\eta_{n}$은 $d_{a}$와 콘크리트 종류에 의해 현저한 영향을 받았다. 골재 최대치수($d_{a}$)가 5 mm인 ALWAC 실험체의 $\eta_{n}$은 0.129이었는데, 이 값은 동일한 $d_{a}$에서 ALWAC 보다 NWC에서 더 높았다. 골재 최대치수($d_{a}$)가 20 mm인 ALWAC 실험체의 $\eta_{n}$은 0.155이었는데, 이 값은 NWC 보다 25.5 % 낮았다. 이처럼 전단내력이 $d_{a}$와 콘크리트의 종류에 의해 현저한 영향을 받는 이유는 최대내력 시점에서 경사 균열면에서의 골재들의 상호 맞물림 저항성과 밀접한 관계가 있기 때문이다^{(Yang and Ashour 2015)}. 골재의 맞물림 효과는 ^{Yang et al.(2011b)}에 의해 정의된 $\xi\left[=\left(V_{n}\right)_{I}/\left(V_{cr}\right)_{I}\right]$의 비로 평가하였다. $\xi$는 경사 균열 발생 이후 균열면에서 슬립에 의한 전단저항 능력을 나타내는 지표로서, 이 값이 높을수록 골재의 맞물림 효과가 우수함을 의미한다. 실험체들의 $\xi$는 $d_{a}$와 콘크리트 종류에 의해 현저한 영향을 받았다. ALWAC 실험체의 $\xi$은 1.40~1.69의 범위에 있었는데, 이들 값들은 NWC 실험체 보다 평균 17 % 낮았다. 특히, ALWAC 실험체의 $\xi$은 $d_{a}$가 20 mm에서 5 mm로 감소할때에 약 17 % 감소하였다. 결과적으로 $d_{a}$가 5 mm인 ALWAC 실험체의 $\xi$은 1.40으로 가장 낮은 골재 맞물림 효과를 보였다.

3.5 설계기준과 비교

Table 4에는 ^{ACI 318-19 (2019)}, ^{EC 2 (2004)}, ^{AIJ (2010)} 및 ^{Yang et al. (2009)} 모델의 식을 나타내었다. Table 5에는 전단내력에 대한 실험결과와 ^{ACI 318-19 (2019)}, ^{EC 2 (2004)}, ^{AIJ (2010)} 및 ^{Yang et al. (2009)} 모델에 의해 예측된 값과 비교하였다. ^{Yang et al. (2009)}의 상계치 이론에 의해 제시된 전단내력 예측 모델은 1점 재하를 받는 보에서 정립되었으므로 본 연구에서는 2점 재하를 받는 보에 맞게 전단내력 예측 모델을 수정 및 비교하였다. 상부 2점 하중에 기반하여 수정된 Yang et al.의 모델은 Table 4에 나타내었다. 실험결과와 예측모델의 비교에 대한 정확도는 통계적 기법인 평균 및 표준편차로 검증하였다. ^{ACI 318-19 (2019)}와 ^{AIJ (2010)}은 대부분의 실험결과를 안전측으로 예측하였는데, 그 안전측의 정도는 $d_{a}$가 감소할수록 감소하였다. $d_{a}$가 5 mm인 2경간 ALWAC 실험체의 실험값 대비 ^{ACI 318-19 (2019)} 및 AIJ(2010)의 예측값의 비는 1.37 및 0.99인 반면 20 mm인 ALWAC 실험체에서 1.65 및 1.19이었다. 이들 값들은 NWC 실험체 보다 $d_{a}$가 5 mm와 20 mm에서 각각 5.9 %와 0.7 % 및 27.2 % 및 24.0 % 낮았다. 이의 경향은 EC 2(2004)에서도 비슷하였는데, 그 안전측의 정도는 ^{ACI 318-19 (2019)} 및 ^{AIJ (2010)} 보다 더 높았다. 결과적으로 실험결과 대비 예측모델의 비의 평균 및 표준편차는 ^{ACI 318-19 (2019)}에서 각각 1.54 및 0.11을, AIJ(2010)에서 각각 1.28 및 0.23을, 그리고 EC 2(2004)에서 각각 1.62 및 0.11이었다. 위의 분석으로부터 ^{ACI 318-19 (2019)}, ^{AIJ (2010)}와 ^{EC 2 (2004)}는 그 안전측의 정도가 과도하였다. 따라서 ^{ACI 318-19 (2019)}, ^{EC 2 (2004)}와 ^{AIJ (2010)}의 설계모델은 경제적인 설계를 위해서 연속보의 실험 결과를 반영하여 전단내력을 높게 예측할 필요가 있다. 이에 반해 수정된 Yang et al.의 모델은 $d_{a}$의 영향의 변수를 포함하고 있지 않아 다소 불안전측으로 예측하지만, 대체적으로 실험결과와 잘 일치하였다. 이 모델에 대한 실험결과 대비 예측모델의 비의 평균 및 표준편차가 각각 0.90과 0.13이었다.