3.1. 실험체 계획 및 가력 측정방법

Fig. 3에 나타낸 바와 같은 콘크리트 전단키와 고장력볼트 로 구성되는 이음부를 포함한 지간 2.5 m, 전체 폭 2.0 m의 양지점 단순지지된 바닥판에 대해 횡방향 하중전달 거동을 분석한다.

Fig 3.

Details of specimen JD9B

실험변수로는 콘크리트 전단키의 형상은 고정된 것으로 가정하고, 이음부의 다른 구성요소인 고장력볼트의 설치 갯 수 (간격)로 하였다. Table 2에 나타낸 바와 같이 30cm 간격 으로 9개의 고장력볼트 (JD9B) 및 60cm 간격으로 4개의 고 장력볼트가 설치된 바닥판 실험체 (JD4B)를 계획하였으며, 가력방법은 변위제어로서 초당 0.01mm의 속도로 중심 (-C) 및 편심하중 (-E)을 재하한다. 여기서, 중심가력 휨실험은 하 중이 이음부에 직접 작용하는 것을 가정한 것이며, 편심가력 실험은 이음부에 의해 연결된 한쌍의 바닥판 중 한쪽 바닥판 의 중심에 집중하중을 재하한 것이다. 또한, 휨성능 및 횡방 향 하중 전달량 검토를 위한 기준 실험체로서 지간 2.5 m, 폭 1.0 m의 단위 바닥판 실험체 (UMD)의 휨실험을 계획하 였다.

지간중심 위치에서 종변형률의 횡방향 분포를 구하기 위 해 Fig. 5(b)에 나타낸 바와 같이 T형보 플랜지 하단에 스트 레인게이지를 부착하였다. 또한, 바닥판의 횡방향 처짐분포 를 구하기 위해 횡방향으로 4등분 위치마다 변위계를 설치 하였다 (Fig. 5(a)). 이음부 위치의 바닥판 상면 및 하면에서 측정된 변위로 부터 이음부의 회전각을 유추하고자 각 위치 에 변위계 (DT8 및 DT9)를 설치하였으며, 이때 액츄에이터 와의 간섭으로 최대한 지간중심 부근을 설치위치로 하였다. 한편, 고장력볼트의 항복여부를 알아 보기 위해 스트레인게 이지를 부착하여 변형률을 측정하였다. Fig. 4 및 Fig. 5는 재하방법, 변위계 및 스트레인게이지 설치도를 나타낸 것으 로 중심재하의 JD9B-C에 대한 것을 예로 든 것이다 (본 논 문의 분석에 사용되지 않는 콘크리트 게이지 및 철근게이지 설치위치 생략).

Fig 4.

loading method

Fig 5.

Set-up of LVDT and strain gauge

설치위치는 하중재하 위치 및 바닥판의 대칭관계를 고려 하여 결정하였다. T형보 플랜지 하단에 설치하는 게이지의 경우, JD9B-C 및 JD4B-C에서는 대칭관계를 고려하여 한쪽 바닥판 4개의 T형보에 설치하였고, JD9B-E 및 JD4B-E의 경우는 양쪽 바닥판 모듈 8개의 T형보 모두에 설치하였다. 고장력볼트에 설치하는 게이지는 JD9B의 경우 지점에서 지 간중심 사이에 위치하는 5개의 볼트에 설치하였고, JD4B의 경우는 4개의 볼트 모두에 설치하였다.

3.2. 실험체 제작

단위 강합성 바닥판은 Fig. 6(a)~(c)에 나타낸 바와 같이 격자형 철골 조립, 철근배근, 거푸집 설치 및 콘크리트 타설 과 양생과정을 거쳐 제작되었다. 단위 바닥판 양측단에는 이 음부 제작방법에 따라 철근배근 및 스터드 등이 설치되며, 콘크리트 전단키가 형성될 수 있도록 하였다.

Fig 6.

Fabrication of specimens

격자형 철골에 사용되는 강재는 SM400 및 SS400이며, 콘 크리트의 설계강도는 35 MPa이다. 또한, 바닥판 이음부 구조 에 설치되는 고장력볼트는 M30, F8T이다. 양생과정이 완료된 이후 암수 형태의 콘크리트 전단키를 갖는 한쌍의 단위 바닥 판을 Fig. 6(d)에 나타낸 바와 같이 전단키가 서로 맞물리게 접합시키고, 고장력볼트 체결로 연결하였다 (^{Korea Institute of Construction Technology, 2013}).

4.1. 단위 바닥판 실험체

단위 바닥판 실험체 UMD에 대한 휨실험은 지간 2.5m, 폭 1 m의 바닥판 지간중앙에 윤하중이 재하된 경우를 가정한 것으로서, 이음부가 설치된 실험체의 휨성능 및 횡방향 하중 전달량의 비교 검토를 위한 것이다.

Fig. 8의 하중-처짐 관계에 의하면, 재하초기에 비교적 선 형적인 거동을 보이다가 하중이 증가하여 약 400 kN ~500 kN의 재하상태 이후에는 휨강성이 현저히 감소하기 시작하 면서 점차 소성변형이 증가하고 있음을 알 수 있다. 이를 고 려할 때 폭 1.0m의 단위 바닥판 항복하중은 이 구간에 있는 것으로 판단된다. 최대하중은 약 551.3 kN으로서, 바닥판 지 간 중앙에서 콘크리트 슬래브 상단이 압축파괴되면서 발생 하였다.

Fig 8.

Load-deflection curve (centric loading)

4.2. 이음부 설치 바닥판 실험체 - 중심재하

이음부에 9개의 고장력볼트가 설치된 JD9B-C의 경우도 초기 일정 구간에서는 비교적 선형적인 거동을 보이다가 약 600 kN의 하중 이후에는 휨강성이 빠른 속도로 감소하는 경 향을 나타내고 있다. 하중-처짐 관계곡선과 T형보 플랜지의 변형률을 함께 고려할 때, 항복하중은 약 700 kN ~800 kN 의 하중범위에서 발생한 것으로 판단된다. Fig. 7.

Fig 7.

Bending test for the specimen JD9B-C loaded centrically.

콘크리트 슬래브의 주요 균열진전 상태를 검토해 보면, 약 500kN을 전후로 측면 및 바닥판 단면에 사선방향의 균열이 관찰되었고, 780kN 이후로는 슬래브 상면에 하중 재하위치 를 중심으로 하는 사선방향의 균열이 발생하였다. 또한, 약 888kN 및 950kN에서는 가력판 모서리 및 경계를 따라 펀칭 전단에 의한 균열이 발생하면서 순간적으로 하중이 떨어지 거나 증가하지 않는 불연속적인 구간이 발생하였다. 한편, 975 kN의 하중에서 지간 중앙부 가력판 폭방향으로 균열이 발생하였고, 약 994.1 kN의 하중에서는 바닥판 측면에서도 압축파괴에 의한 균열이 관찰되었다.

JD9B-C 실험체에 비해 이음부의 고장력볼트 설치개수가 절반 이하로 감소된 JD4B-C 실험체의 경우도 하중이 증가 함에 따라 휨강성의 감소가 뚜렷이 감소하는 시점 및 항복하 중이 발생하는 시점은 큰 차이가 없었다. 그러나, 하중재하 초기부터 JD9B-C 실험체에 비해 연성적인 휨거동을 보이고 있다.

JD4B-C 실험체 콘크리트 슬래브의 주요 균열진전 상태를 검토해 보면, 약 400kN을 전후로 단면에서 슬래브 상부로 이어지는 사선형태의 균열이 발생하였으며, 660kN 이후에는 슬래브 측면에서 상면으로 이어지는 균열이 발생하였다. 또 한, 약 800 ~ 900kN의 하중에서는 하중 재하위치를 중심으 로 펀칭전단에 의한 균열이 발생하였다. JD9B-C 실험체와 비교해 보면, 전체적으로 더 작은 하중단계에서 특징적인 균 열이 발생하고 있음을 알 수 있었으며, JD9B-C에 비해서 뚜 렷한 압축파괴 균열은 관찰되지 않았다. 실험종료 직전까지 측정된 최대하중은 983.1kN으로서 JD9B-C 보다는 작으나 유사한 하중지지력을 나타내었다.

Table 3은 주요 실험결과를 요약한 것으로서 P_pc는 하중- 처짐 관계곡선에서 일시적인 불연속 구간 및 하중 가력위치 부근에 펀칭에 의한 균열이 뚜렷이 관찰됐을 때의 하중을 고 려하여 결정되었고, P_m은 최대 하중이다.

또한, P_m,umd는 단위 바닥판 UMD의 최대하중이다. ε_b,pc 및 ε_b,m는 각각 펀칭전단 균열 및 최대하중 발생 시에 측정된 이 음부 볼트의 변형률로서 가장 큰 값을 나타내는 지간 중심부 에 위치한 볼트 변형률이다. 측정결과에 의하면 펀칭이 발생 하기 전의 경우 두 실험체 모두 볼트가 항복하지 않은 것으 로 나타났고, 최대하중 작용 시에는 JD4B-C의 경우 완전 항 복한 것으로 나타났다.

4.3. 이음부 설치 바닥판 실험체 - 편심재하

9개의 볼트가 설치되고 편심재하된 JD9B-E의 경우 중심 재하에 비해 더 작은 하중인 500kN 전후에서 휨강성이 빠른 속도로 감소하는 경향을 나타내었다. 항복하중 또한 약 600kN 전후로서 중심가력에 비해 더 낮은 하중이다. Fig. 9, 10.

Fig 9.

Bending test for the specimen JD9B-E loaded eccentrically.

Fig 10.

Load-deflection curve (eccentric loading).

주요 균열진전 상태를 검토해 보면, 약 365 kN의 하중에 서 슬래브 상면에 사선 방향의 균열이 발생했고, 560kN 이 후에는 단면 상부에서 상면으로 이어지는 균열, 재하위치를 중심으로 하는 다수의 균열 및 펀칭전단 균열 등이 발생하였 다. 최대하중은 762.2kN으로 측정되었으며, 이는 중심가력 의 경우에 비해 약 77%에 해당하는 하중이다.

이음부에 4개의 고장력볼트가 설치된 JD4B-E 실험체의 경우, JD9B-E의 경우에서 보다는 다소 낮은 약 500 kN ~600 kN의 범위에서 항복하중이 발생한 것으로 분석되었다. 슬래브에 발생한 주요 균열은 발생 하중의 크기 차이는 있으 나, 그 양상은 JD9B-E 실험체와 유사하였다. 약 692kN 이 후에는 하중 증가가 크지 않았고 실험종료 전까지의 최대하 중은 734.4kN으로 측정되었으며, 이는 JD9B-E 실험체의 경 우와 거의 유사한 수준의 하중으로서 약 6% 미만의 차이를 보인다.

JD9B-E와 JD4B-E의 최대하중을 비교해 보면 큰 차이를 보이고 있지 않으며, 단위 바닥판 UMD의 최대하중에 비해서 는 평균적으로 약 36% 더 큰 하중을 지지한 것으로 나타났다.

5.1. 개요

일반적인 바닥판 구조의 경우 전단지연 (shear lag) 효과로 인해 지간 길이방향의 응력은 횡방향을 따라 일정하지 않게 분포하며, 하중이 가해지는 위치에서 최대값을 나타내고 측 방향으로 멀어질수록 감소하게 되는 포물선 형태를 취하게 된다 (^{Johnson, 1994}). 바닥판의 횡방향 강성이 클수록 횡방 향으로 하중을 효과적으로 전달하게 되며, 그 결과 포물선 형태의 응력은 더 완만한 기울기의 분포를 나타낸다 (^{Huang et al, 2007}; ^{Brosnan and Uang, 1995}).

이음부에 설치된 고장력볼트의 설치 갯수 (간격)에 따른 횡방향 하중전달 거동을 비교 분석하고자 하는 본 연구에서 는 위와 같은 개념에 근거하여, 바닥판의 T형보 플랜지 하단 에 설치한 스트레인게이지로부터 측정된 종변형률의 횡방향 분포를 비교한다. 또한, 바닥판 하부에 횡방향으로 4등분점 각각에 설치된 변위계로 부터 측정한 처짐값의 분포를 비교 한다. 하중증가에 따른 이음부의 회전이 전체 구조거동에 미 치는 영향을 분석하고자, 이음부 위치의 바닥판 상면 및 하 면에서 측정된 변위로 부터 약식으로 유추한 회전각을 비교 하였다.

5.2. 변형률 및 변위의 횡방향 분포 비교에 의한 횡방향 거동 분석

5.2.1. 분석 방법

중심재하 및 편심재하 바닥판 실험체에서 각각의 T형보 플랜지 하단에 설치된 게이지로 부터 측정된 종변형률의 횡 방향 분포를 비교한다. 실험체간 동일 하중단계에서 비교하 며, 균열 발생 전의 탄성상태, 균열발생 이후 초기 휨강성이 변화된 상태, T형보 플랜지 항복 전의 선형거동 상태 등 3가 지의 하중단계를 고려한다. 또한, 최종 변형률 분포를 비교 하기 위해 실험체별 최대 하중상태에서의 횡방향 분포도 포 함하였다.

중심재하 실험체의 경우 약 87kN ~190kN, 편심재하 실 험체의 경우 120~130kN의 하중범위에서 초기균열이 발생하 였다. 이를 고려하여 탄성상태에서의 종방향 변형률의 횡방 향 분포는 80kN의 하중단계에서, 균열발생 이후 초기 휨강 성이 변화된 상태는 200kN의 하중단계에서 상호 비교한다. 또한, 중심재하 실험체에서 T형보 플랜지의 최초 항복은 약 540kN ~580kN, 편심재하의 경우 460kN ~500kN의 하중 범위에서 발생하였다. 이를 고려하여 선형거동 상태에서의 종방향 변형률의 횡방향 분포는 450kN의 하중단계에서 서 로 비교한다. 단, 각 하중단계에서 실험체별 변형률값의 차 이로 인해 횡방향 분포양상의 상호비교가 용이하지 않은 점 을 고려하여, 실험체별 각 하중단계에서의 변형률 최대값을 1.0으로 정규화하여 분포도를 비교한다. Fig. 11은 이음부 볼트 설치개수를 변수로 하는 실험체들에 대한 정규화된 종 변형률의 횡방향 분포를 비교한 것으로서, 중심재하 및 편심 재하의 경우를 같이 나타내었다.

Fig 11.

Distribution of normalized strain for centric and eccentric loading

5.2.2. 중심재하 실험체 비교

먼저 중심재하 (-C, Fig. 11에서 실선 표시) 실험체의 경우 를 검토해 보면, 탄성단계에서는 Fig. 11(a)에 나타낸 것과 같이 이음부 볼트설치 개수의 변화에 대한 영향이 거의 없는 것으로 나타났다. 그러나, Fig. 11(b)에 나타난 바와 같이 균 열이 발생된 이후 JD4B-C 실험체의 경우에는 하중재하 위 치와 멀어질수록 비교적 더 급격한 변형률 감소를 나타내고 있다. 이와 같은 경향은 선형구간 상태 및 최대하중 상태로 진전됨에 따라 더 뚜렷이 발생하고 있음을 알 수 있다.

일반적으로 균열이 발생하고 진전됨에 따른 강성변화 및 강성에 영향을 줄 수 있는 요인이 발생하게 되면 하중의 집 중효과가 더 뚜렷이 나타나게 된다. JD4B-C 실험체에 대한 분포도의 경우에는 이와 같은 하중집중의 영향이 비교적 더 많이 반영된 것으로 사료된다.

JD9B-C 실험체의 경우, 최종 하중재하 단계에서는 하중재 하 위치에서 보다 그 주변에서의 변형률 증가율이 더 크게 발생하고 이에 따라 전 단계에서와는 다른 분포를 보이고 있 음을 알 수 있다. 이와 같은 현상은 재하위치 부근의 부재가 항복함에 따라 횡방향으로 하중이 분배된 것에 그 원인이 있 는 것으로 판단된다. JD4B-C 실험체의 경우, 재하위치 주변 의 변형률 증가율은 비교적 크지 않아서 전체 변형률 분포양 상은 이전 단계의 분포형태와 유사하다.

위와 같은 변형률 분포양상의 차이를 좀 더 명확히 알아보 고자 하중 재하단계에 따른 종변형률의 횡분포의 변화를 Fig. 12에 나타내었다. 그래프에서 세로축은 정규화된 변형 률 분포도의 면적으로서 값이 클수록 재하하중이 영향을 미 치는 폭이 더 넓음을 의미한다. 여기서, D_el,c, D_li,c, D_max,c 등 은 중심재하 실험체 간의 분포도 면적의 차로서 각각 탄성상 태, 선형구간상태, 최대하중상태에 해당한다. 또한, D_li,e 및 D_max,e는 편심재하 실험체에 대한 것이다. 이에 따르면 최대 하중 상태에서 두 실험체간 분포도 면적의 차이가 탄성상태 에 비해 약 5.6배 증가한 것으로 나타나서, 두 실험체간 값의 차이가 상당히 증가한 것을 볼 수 있다.

Fig 12.

Comparison of area of normalized strain distribution for centric and eccentric loading

변형률 측정결과에 근거한 횡방향 거동의 차이점은 횡방 향 처짐 분포에서도 그 경향이 일치하고 있다. Fig. 13은 횡 방향으로 설치한 변위계로 부터 측정된 처짐의 최대값을 1.0 으로 정규화하여 나타낸 것으로 균열발생 후 및 최대하중상 태에 대해서 나타낸 것이다. JD4B-C 실험체의 경우 균열발 생 상태에서 하중집중으로 인해 이음부가 위치한 부분의 처 짐이 주위 다른 곳에 비해 크게 발생하고 있음을 알 수 있으 며, 최대하중상태에서도 다소의 차이는 있으나 유사한 경향 을 보이고 있다.

Fig 13.

Comparison of normalized deflection distribution for centric and eccentric loading

중심재하 실험결과의 경우, 이음부 고장력볼트가 9개에서 4개로 감소하게 되면 휨강성 감소 및 하중 집중 현상이 발생 하게 되며, Fig. 11 및 Fig. 13에서와 같이 바닥판 종변형률 의 횡방향 분포 및 처짐의 횡방향 분포에 차이가 나타나게 된다. 최대하중상태에서 두 실험체간의 처짐 패턴의 차이가 변형률 분포에 나타난 그것과는 다소 상이함을 볼 수 있다. 이는 다른 원인이 있을 수 있겠으나, 항복하중 이후 강재의 재료적 비선형성과 일정한 속도로 가력하는 변위제어 재하 방법으로 부터 기인한 것으로 사료된다.

또한, 이음부 위치에서 바닥판 상하면에 설치한 변위계 (DT8 및 DT9, Fig. 5) 계측값으로부터 이음부의 회전각을 약식으로 유추하여 비교해 보면 Fig. 14와 같다. 여기서, 회전 각은 휨이론에 근거하여 단면높이에 대한 상․하면에서 발생한 변형의 차이로 계산하였다. 비교 결과에 따르면, JD4B-C 실 험체의 이음부 회전각은 동일 하중에 대해 재하 초기부터 최 대하중에 도달할 때까지 더 큰 것으로 나타났으며, 이에 따 라 회전강성이 더 작은 것을 알 수 있다.

Fig 14.

Comparison of rotation of the deck joint

위와 같은 바닥판 종변형률의 횡방향 분포 및 횡방향 처짐 분포, 이음부의 회전각을 비교한 결과에 따르면 다음과 같다. 이음부에 설치한 볼트의 설치개수가 30cm 간격 9개에서 60cm 간격 4개로 줄어들 경우, 이음부에 모멘트가 크게 발 생하는 중심재하 조건에서는 이음부의 회전각 증가와 고장 력볼트의 항복 (Table 3 참조)으로 인해 이음부의 휨강성이 감소하고 이에 따라 횡방향 변형률 분포 및 처짐 분포 상에 서 그 차이가 나타난 것으로 사료된다.

단, Table 3에 나타낸 고장력볼트의 변형률 측정결과를 고 려하면, 펀칭전단에 의한 파괴가 발생할 때까지 고장력볼트 는 항복하지 않았음을 알 수 있다. 일반적인 경우 집중하중 에 대한 바닥판 파괴가 펀칭전단에 의해 유도되고 있음에 따 라, 이 시점까지 작용한 하중을 실질적인 최대하중으로 보고 있다 (^{Cho et al., 2006}). 펀칭파괴가 발생할 때까지 고장력 볼트가 항복하지 않고 있음을 고려할 때, 해당 하중범위에서 는 볼트 개수의 감소로 휨강성이 저하되나 이음부 강도가 바 닥판 구조의 하중지지력에 미치는 영향은 크지 않다고 사료 된다.

5.3. 횡방향 하중분배 고찰

바닥판 이음부의 성능은 외부하중으로 재하된 활하중의 횡방향 (바닥판 지간에 직각방향) 전달 정도와 관련된다. 이 에 대한 평가는 펀칭파괴가 없는 것으로 가정하였을 때 각 단일 바닥판으로 부터 구한 내력의 합과 이음부를 포함한 전 체 바닥판 구조에서 얻은 내력을 비교함으로써 가능할 것이 다. 이음부의 내력이 클수록 이음부를 포함한 전체 바닥판 구조에서 얻어진 내력이 단일 바닥판에서 얻는 내력의 합에 근접할 것으로 예상할 수 있다.

중심재하의 JD9B-C 및 JD4B-C의 경우 최대 재하하중은 각각 994.1kN과 983.1kN이다. 이를 단위 바닥판의 최대하 중인 551.3kN과 비교하면, 이음부가 설치된 바닥판이 각각 1.80 및 1.78배의 하중을 지지할 수 있다. 이는 5.2절에서 검 토한 바와 같이 두 실험체가 휨강성의 차이로 연성은 동일하 지 않으나 전체 바닥판의 하중지지력은 거의 동일한 것을 의 미한다. 재하하중의 횡방향 분배를 고려하면 평균적으로 단 위 바닥판 최대하중의 약 79%에 해당하는 하중이 횡방향으 로 분배된 것으로 사료된다.

또한, 편심재하의 JD9B-E 및 JD4B-E의 최대 재하하중은 가각 762.2kN과 734.4kN이다. 단위 바닥판의 경우와 비교 하면 각각 1.38 및 1.33배의 하중을 지지하는 것으로 나타났 다. 중심재하의 경우와 마찬가지로 두 실험체간 하중지지력 의 차이는 실질적으로 없는 것으로 판단된다. 재하하중의 횡 방향 분배를 고려하면 평균적으로 단위 바닥판 최대하중의 약 36%에 해당하는 하중이 횡방향으로 분배된 것으로 사료 된다.

중심재하의 경우에 비해 편심재하에서 하중지지력이 더 떨어지는 것은 하중의 횡방향 전달경로와 관계된 집중하중 에 대한 영향폭, 슬래브 펀칭전단 성능과 연관된 것으로 사 료된다. 중심재하의 경우에는 콘크리트 단면높이 22cm의 이음 부에 하중이 재하되나, 편심재하의 경우에는 단면높이 10cm의 콘크리트 슬래브에 재하된다. 이와 관련 4장의 Table 3에 의 하면, 중심재하 실험체의 경우 약 900kN 전후의 하중에서 펀칭전단에 의한 파괴가 발생했고, 편심재하의 경우에는 약 670~680kN의 하중에서 발생하였다.

중심재하의 경우와 편심재하의 경우에 대한 이음부 및 바 닥판 전체 거동을 비교해 볼 때, 집중하중에 대한 바닥판 횡 방향으로의 하중분배 및 전달량은 이음부 자체의 성능뿐만 아니라 바닥판 슬래브의 펀칭전단에 의해서도 제한되는 것 으로 사료된다.