3.1 전단실험체 및 재료 특성

전단실험체는 Fig. 1과 같이 폭 600 mm와 길이 750 mm로 제작하였다. 강재 빔에 1면 합성 형태로 PC 바닥판을 적용하였다. 바닥판 두께는 국내 콘크리트 설계기준에 제시된 최소두께 220 mm를 적용하였다.

Fig. 1. Drawings of Horizontal Shear Test Specimens

실험체는 총 32개를 제작하였고, 강재 H빔은 310×310단면(플렌지 및 웹 두께는 20 mm)을 갖는 SM355A 강종을 사용하였다. 각 실험체는 Fig. 2 및 Table 1과 같이 전단연결재의 종류 및 형상에 따라 구분하였다. DY1~DY12 실험체는 Fig. 2(b)와 같이 분리식 스터드볼트를 적용하였고, WS13 실험체는 기존의 용접방식 머리붙이 스터드를 적용하였다. DY1~DY12는 DY스터드볼트(Demountable Y-shaped stud bolt)의 Y-shape의 치수들(ts, ds, hs, hf)을 변수로 구분하였다. 그리고 실험체별 2개에서 5개의 실험체를 제작하여 볼트체결력(Bolt clamping force), 베딩층(Bedding thickness) 유무 및 반복하중(Number of cyclic load, 25회)에 따른 실험변수를 고려하여 수행하였다.

Fig. 2. Shape Details of Shear Connectors

모든 실험체의 전단연결재 길이는 150 mm, 직경은 22 mm로 동일하며, DY스터드볼트는 나사선 가공을 위해 S45C 강종을 사용하였으며, 용접스터드는 SS275 강종의 기성제품을 사용하였다. 재료시험에 의한 S45C 스터드볼트의 항복강도는 409.9 MPa, 인장강도는 705.1 MPa이며, SS275 용접스터드의 항복강도와 인장강도는 각각 452.6 MPa, 578.5 MPa 이다. 바닥판 콘크리트와 무수축 모르타르의 공시체 압축강도는 각각 48.6 MPa과 53.8 MPa이며, 표준편차는 각각 2.88 MPa 및 1.82 MPa이다.

설계볼트장력은 KS B 1010에 규정된 볼트의 최소 인장강도의 67 %를 적용한다. 따라서 Table 1에서 S45C 스터드볼트에 대한 볼트체결력 100 %는 179 kN을 기준으로 설정하였고, 실험체 제작 시 수동 토크렌치 장비를 사용하여 토크값 환산을 통해 볼트체결력 도입을 확인하였다. 베딩층은 기본 20 mm 두께를 적용하였고 계면비부착 및 베딩층 유무에 따른 영향 검토를 위한 DY6 실험체의 경우만 베딩층(0 mm)을 두지 않고 전단포켓에만 무수축 모르타르를 타설하였다. 또한 Table 1에서 일부 실험체(-s1 실험체)의 경우에는 BS ^{EN 1994-1-1(2004)}의 Annex B에서 제시하고 있는 예상파괴하중의 5~40 %에서 25회 반복하중을 재하한 이후에 연속하여 파괴하중까지 단조증가하중을 가력하여 실험을 수행하였다.

3.2 실험 방법 및 계측 조건

수평전단실험은 Fig. 3과 같이 강재 빔의 한쪽 플랜지를 지지블록에 고정시킨 후, 콘크리트 바닥판을 엑츄에이터를 사용하여 수평하중을 재하 하는 방식으로 수행하였다. 실제 교량 바닥판의 연속성을 고려하여 실험 시 바닥판의 들뜸 현상을 방지하기 위해 바닥판 상부에 강재 중량을 올려놓은 상태에서 실험을 수행하였다. 하중제어는 15 kN/min, 변위제어는 1.5 mm/min의 속도로 적용하였다. Table 1과 같이 반복하중 실험체의 경우에는 예상 극한하중의 5~40 %의 하중범위에서 15 kN/min의 속도로 25회 반복가력한 후에 단조증가 변위제어로 파괴될 때까지 수행하였다. 나머지 실험체들은 1.5 mm/min의 속도로 변위제어로 파괴 시까지 수행하였다. 전체적인 하중재하 절차는 Fig. 4와 같다. 센서 배치는 Fig. 5(a)와 같이 매립된 전단연결재 몸통 하단의 앞뒤로 실험체별 총 4개씩의 변형률계를 설치하였고, 콘크리트 표면에는 Fig. 5(b)와 같이 총 4개의 변형률계를 설치하였다. 또한, 하중에 따른 슬립 변위 측정을 위해 Fig. 3과 같이 강 거더와 바닥판 콘크리트 사이의 상대변위 측정을 위해 LVDT를 실험체 좌우로 각각 1개씩 설치하였다.

Fig. 3. Horizontal Shear Test Setup

Fig. 4. Loading Procedure(Pavlović, 2013)

Fig. 5. Sensor Locations (Strain Gauge)

3.3 실험결과

기존 용접스터드의 경우에는 모두 스터드와 용접 비드 사이에서 전단파괴가 발생하였으나, 본 연구에서 제시한 DY스터드볼트의 파괴모드는 Table 2와 같이 크게 3가지 형태로 나타났다. 첫 번째 모드는 전단파단으로 순수 전단력에 의해 콘크리트에 매립된 스터드볼트의 Y형상 상부에서 발생하는 경우이다. 두 번째 모드 역시 전단파단의 경우로 Y형상 확대부에서 대각방향으로 전단과 인장이 함께 발생하면서 나는 파괴형태이다. 마지막으로 세 번째 모드는 인장파단의 경우로 전단력에 의해 테이퍼진 면을 따라 스터드볼트 하부에 인장력이 크게 발생하여 너트가 체결된 볼트 나사선에서 파단되는 경우이다. 볼트체결력이 도입된 상태이므로 Y형상부와 너트 체결부 사이의 스터드볼트에는 큰 인장력이 도입되어 있기 때문에 전단에 의해 발생되는 인장력에 의해 단면손실이 있는 나사선에서 인장파단이 발생한다. 일부 실험체에서 2개의 스터드가 서로 다른 파괴거동을 보이는 것은 실제 교량과 같이 연속한 바닥판이 아닌 짧은 구간의 바닥판만을 모사하여 실험하기 때문에 하중이 증가함에 따라 파괴시점에서 바닥판이 거더 플랜지에서 들뜸이 발생하고, 순간적으로 볼트체결부에 인장응력이 크게 증가하여 동시에 파단이 발생하는 것으로 판단된다. 파단 시 이러한 현상을 최소화하기 위해 강재블럭(중량 약 0.8 ton)을 상재하중으로 재하 한 상태에서 실험을 수행하였다. 거더와 바닥판간 수직변위(들뜸)에 대한 계측을 수행하지 못하였으나 실험 과정을 육안으로 확인한 결과, 실험 중간에 들뜸이 발생하지는 않았으며 파괴하중에 도달하여 파괴가 발생하면서 순간적으로 바닥판 콘크리트가 수평으로 밀리면서 들뜸이 발생하였다. 실제의 경우에는 전체 지간에 걸쳐 바닥판이 연속하기 때문에 특정 구간에서의 바닥판 들뜸현상은 일어나지 않을 것이므로 이러한 파괴모드는 나타나지 않을 것으로 판단된다. Table 2의 파괴형상에서 보듯이 거더 및 바닥판 콘크리트의 외부 표면에서의 균열은 전혀 발생하지 않았으며 모두가 무수축 모르타르에서만 전단연결재가 배치된 횡방향으로 균열이 발생하였고 전단연결재에 의해 지압을 받는 부분에서 국부적인 파괴가 발생하였다. 결과적으로 모든 실험체는 전단연결재의 파괴라 할 수 있다.

Table 2. Failure Modes of Shear Connectors

각 실험체별 정적실험 결과를 Table 3에 나타내었다. 각 실험체별 하중-슬립 변위 곡선은 엑츄에이터의 하중-변위값이 아닌 LVDT에서 측정된 실제 강재 거더와 콘크리트 바닥판 간 상대슬립 측정값을 반영한 곡선이다. 상대슬립은 EC4에서 제시한 것과 같이, 25회 반복하중 시 초기슬립($\delta_{"\in "}$)과 극한하중의 90 %에 해당하는 최대슬립($\delta_{"\max "}$)의 차이($\delta_{u}$)로 계산하였다. 또한, 스터드의 파괴 위치를 매립부(Embedded)와 나사선(Thread)로 구분하여 그 개수를 제시하였다. Table 3에서 복합모드로 표현한 것은 스터드 2개가 서로 다른 파괴양상을 보인 경우로써 스터드 1개에서 전단파괴가 먼저 발생 한 이후 바닥판이 들리면서 다른 스터드에 인장력이 크게 발생하여 인장파단이 거의 동시에 발생한 것으로 판단된다.

Table 3에서 알 수 있듯이, DY스터드볼트를 적용한 실험체 모두 용접스터드(WS13)의 평균 극한강도 326.50 MPa에 비해 최소 14 %에서 최대 39 %의 큰 결과를 보였다. 슬립변위의 경우는 반대로 용접스터드에 비해 35~68 % 수준을 보였다. 용접스터드에 비해 상대적으로 슬립변위는 적으나 모두 6 mm 이상으로 연성설계기준을 만족하는 것으로 나타났다. 모든 실험체는 전단력에 의해 스터드의 지압으로 콘크리트 바닥판의 균열 및 부분 파괴가 있었으나 최종적으로는 스터드의 전단파단으로 파괴가 발생되었다. Fig. 6의 각 실험체별 하중-슬립 변위 그래프를 보면, 많은 실험체들이 극한하중에 도달하여 스터드의 전단파괴가 취성적으로 발생하였다. 그러나 DY2 및 DY3, DY4, DY9의 일부 실험체들에서는 극한하중 이후에도 변위가 지속 증가하면서 연성파괴의 거동을 보였다.

Fig. 6. Load-Slip Displacement Curves

4.1 공칭전단강도 및 안전율

현재 분리식 전단연결재에 대한 설계 규정은 없으나, 국내 강구조 부재 설계기준^{(KDS 14 31 10, 2017)}의 4.3.3절(교량용 거더)에서는 용접스터드에 대한 설계전단강도를 Eq. (1)과 같이 제시하고 있다.

여기서, $Q_{n}$은 전단연결재의 공칭전단강도(N)이고 $\phi_{sc}$는 전단연결재의 강도저항계수(0.85)이다.

콘크리트 바닥판 내에 매립된 스터드 전단연결재 1개의 공칭전단강도 식은 Eq. (2)와 같다. 단, 스터드 직경이 25 mm 이하이고 최소인장강도가 500 MPa 이하인 경우에 적용하는 것으로 규정되어 있다.

여기서, $d$는 스터드의 직경(mm), $A_{sc}$는 스터드 전단연결재의 단면적(mm2), $E_{c}$는 콘크리트의 탄성계수(MPa) 그리고 $F_{u}$는 스터드 전단연결재의 최소인장강도(MPa)이다.

위의 설계기준을 적용한 각 실험체의 수평전단강도 및 안전율은 Table 4와 같다. DY스터드볼트의 Y형상 치수에 따라 다소 차이는 있지만, 본 연구에서 제안한 분리식 전단연결재의 수평전단강도는 공칭전단강도 대비 13~38 % 이상 큰 결과를 보였으며, 기존 용접스터드와 비교하면 최소 42 %에서 최대 74 %까지 큰 결과를 보였다.

4.2 반복하중에 따른 강성 및 상대슬립 변화

Table 5 및 Figs. 7 and 8에는 25회 반복하중 재하에 따른 합성실험체의 초기 강성 및 슬립량의 변화를 정리하였다. 용접스터드 실험체인 WS13-s1의 경우 DY스터드볼트 실험체들에 비해 슬립량이 매우 낮은 반면 강성은 상대적으로 높게 나타났다. 상대적으로 DY스터드볼트 실험체들에서 슬립량이 큰 이유는 거더 상부플랜지의 Y형 테이퍼진 부분의 볼트 홀과 볼트 사이의 공차가 2 mm가 존재하기 때문일 것으로 판단된다. DY형상 변수에 따른 강성변화의 차이는 각 변수별 실험체를 1개씩만 반복가력 실험을 수행하였기 때문에 이 결과만으로 결론을 추론하기가 어렵다. 다만, 동일 변수 실험체인 DY6-s1과 s2 실험체에서 강성값의 차이가 3배 이상의 차이를 보여, 이는 볼트 홀과 볼트 사이의 공차와 Y형상 가공 오차 등에 따른 슬립량 증가가 강성저하의 원인에 기인했을 것으로 추론해 볼 수 있다. Figs. 7 and 8을 보면, 전반적으로 강성의 경우 2회 반복 이후부터는 강성저하 없이 안정적인 거동을 보이는 것으로 나타났다. 용접스터드 실험체의 경우에는 반복가력의 횟수에 따른 슬립량의 변화는 거의 없는 것으로 나타난 반면에, DY스터드볼트 실험체들의 경우에는 반복횟수 증가에 따라 슬립량이 지속적으로 증가하는 경향을 보였으며 약 15회 이상에서 그 증가율이 완만해지는 경향을 보였다.

Fig. 7. Stiffness Increase Rates

Fig. 8. Slip Increase Rates

4.3 DY스터드볼트 Y형상 변수의 영향

Fig. 9에는 DY스터드볼트의 Y형상의 치수 변화에 따른 수평전단강도와 슬립변위에 대한 결과를 나타내었다. Y형상 확대부의 높이(ts), 상부 테이퍼 높이(hs), 확대부 직경 크기(ds)에 대해서는 크기가 커질수록 단면적 증가 효과로 수평전단강도가 증가하였고 슬립변위도 증가하는 경향을 보였다. 다만, ds의 경우 5 mm인 실험체에서 6 mm의 실험체보다 더 큰 결과를 보여 일관된 경향을 보이지는 않았다. ds가 4 mm, 5 mm 실험체는 각각 2개씩만 실험한 것으로 제작 및 실험오차가 있을 수 있어 충분한 개수의 추가적인 실험과 해석적 검토가 필요할 것으로 판단된다.

스터드의 전단성능 증가에 따라 콘크리트 바닥판에서의 균열이나 파괴가 더 발생하면서 전체 슬립변위가 증가한 것으로 판단된다. 강재 플랜지와 접촉되는 스터드 하부의 테이퍼 높이(hf)에 따른 수평전단강도와 슬립변위에 대해서는 2개의 범위에서만 실험적으로 검증하였기 때문에 그 효과를 단정하기는 어렵다. 다만, 강거더 상부플랜지 두께(20 mm)의 절반 이상(10 mm, 12 mm)으로 검토한 두 경우 모두 수평전단강도와 슬립변위가 비슷한 결과를 보였다.

Fig. 9. Comparison of Stud Bolt Shape Variables

4.4 볼트 체결력 및 계면 부착의 영향

베딩층 두께 20 mm 실험체에 대한 볼트 체결력의 영향은 Fig. 10과 같다. 볼트 체결력은 설계기준 토크값을 100 % 기준으로 체결력을 40 %, 70 % 그리고 100 %에 대하여 비교하였다. 볼트 체결력이 증가할수록 수평전단강도는 증가하는 경향을 보였고, 반대로 상대슬립은 감소하는 것으로 나타났다. 계면 부착에 대한 영향은 Fig. 11과 같다. 계면 부착 여부는 무수축 모르타르가 타설된 베딩층을 갖는 경우와 베딩층 없이 전단포켓 부위만 무수축 모르타르에 의해 합성되어 다른 접촉면은 PC 바닥판과 강재 빔 상부플랜지가 합성되지 않는 경우이다. 볼트 체결력은 100 %로 동일하다. 베딩층을 갖고 계면 부착된 경우에는 전단강도와 상대슬립이 증가하는 경향을 보였다. 상대슬립이 커진 것은 베딩층이 파괴되면서 최종 변형량이 증가하는 영향으로 판단된다. 반면에 수평전단강도 증가는 매우 미소한 차이를 보였다.

Figs. 12 and 13은 각각 계면 부착모델(DY2-s3)과 계면 비부착모델(DY6-s2) 실험체의 바닥판 하부의 균열양상이다. 비부착모델은 강거더 상부플랜지와의 계면 전체에 무수축 모르타르가 밀실된 상태의 계면 부착모델과 달리, 전단포켓 내에만 무수축 모르타르가 밀실되어 강거더 상부플랜지와 바닥판의 계면에는 부착효과가 전혀 없는 상태이다. 콘크리트 바닥판의 국부적인 지압파괴는 모두 전단포켓 내의 무수축 모르타르에서 발생하였고, 바닥판 하부의 균열 진전 양상 또한 비슷한 경향으로 차이를 보이지는 않았다. 강 거더와의 계면 거칠기는 아주 매끈하기 때문에 부착력에 의한 강도 증가효과는 아주 미미하다. 또한 이러한 부착력의 효과는 초기 강도에만 영향을 미친다. 따라서 Fig. 11에서와 같이 베딩층을 갖는 실험체(부착 모델)가 비부착 모델보다 강도가 다소 크게 나타는 것은 무수축 모르타르와 바닥판 콘크리트의 압축강도 차이의 영향으로 판단된다.

Fig. 10. Effects of Bolt Clamping Force

Fig. 11. Effects of Interface Adhesion

Fig. 12. Crack Pattern (Interface Adhesion)

Fig. 13. Crack Pattern (Interface Non-adhesion)

4.5 재시공성 검토

Fig. 14는 5회 반복하중 재하 이후 바닥판을 해체한 후에 DY스터드볼트를 재체결하는 모습이다. 재시공성 검증 실험체는 DY2-s2와 s4로 일반 시공을 모사한 DY2-s1, s3 및 s5와의 비교결과를 Fig. 15에 나타내었다. 재시공에 따른 수평전단강도는 평균 411.52 kN으로 일반 시공(428.20 kN) 대비 약 3.9 %정도 낮으나 기존 용접스터드 비해 26.0 % 이상 높은 결과를 보였다. 또한, 슬립변위는 9.14 mm로 4.8 % 증가하는 것으로 나타났다. 이는 동일 조건의 일반시공 실험체들 사이의 상대오차 수준 이내로서 재시공에 따른 성능 감소로 보기는 어렵다. 특히, 재시공성 검증 시 전단연결재에 대한 볼트체결력을 설계기준의 60~70 %를 적용하였고 볼트체결력의 영향에서처럼 체결력이 낮은 경우 강도가 다소 낮게 나타났기 때문에 재시공에 따른 강도 저하로 보기는 어렵다고 판단된다. 본 연구에서는 다양한 철거/해체 방법과의 비교가 이루어지지 않았기 때문에 DY스터드볼트 방식이 철거 및 재시공성에 우수하다고 단정할 수는 없다. 다만, Fig. 14와 같이 너트 제거만으로 쉽게 바닥판을 분리할 수 있어 기존 용접스터드에 비해서는 바닥판 철거 시 보다 효과적일 것으로 판단된다.

Fig. 14. Separation of the Slab from the Steel Girder

Fig. 15. Construction vs. Reconstruction