2.1. 실험변수

현재 P사에서 생산되고 있는 대골형 파형강판 합성부재는 다음 Fig. 2와 같이 종방향으로 겹쳐서 볼트체결된 대골형 파 형강판, 파형강판에 용접으로 구속된 전단보강재, 전단보강 재 하면에 조립된 종방향 및 횡방향 보강철근, 콘크리트 타설 시 영구거푸집 역할을 위한 아연강판으로 구성되어 있다. 본 연 구에서는 고강도 파형강판 및 보강재의 적용방법에 따른 대골 형 파형강판 합성부재의 휨성능을 평가하고자 하였으며, 이에 대한 변수는 P사의 생산방식을 기준으로 하여 파형강판의 강 종 및 이음방법, 전단보강재의 형태 및 간격으로 설정하였다.

Fig. 2.

Components of specimen

파형강판의 강종에 대한 변수는 현재 대골형 파형강판의 제작에 주로 사용되고 있는 Gr. 40을 기준으로 Gr. 40보다 높 은 항복강도를 갖는 SS590으로 설정하였다.

파형강판의 이음은 현재 두 장의 파형강판이 290 mm가 겹 치도록 배열한 후 파형강판 단면의 종방향을 기준으로 3개의 구멍을 천공하여 볼트를 체결하는 방법이 적용되고 있다. 따 라서 파형강판의 이음방법에 대한 변수는 현재 적용되고 있 는 3홀 방식과 이보다 볼트를 1개 더 추가한 4홀 방식(파형강 판의 겹침길이는 동일)으로 설정하였다.

파형강판과 보강재의 합성거동을 유도하는 주요 요소는 전 단보강재이며, 이러한 전단보강재의 성능을 결정하는 요인은 전단보강재의 형상과 간격이다. 따라서 본 실험에서는 전단 보강재의 형상과 간격을 변수로 설정하였으며, 이 중 전단보 강재의 형상에 대한 변수는 현재 대골형 파형강판 합성부재 의 단면에 적용중인 L형과 이를 개선한 U형으로 설정하였다.

파형강판과 보강재의 합성거동을 유도하기 위한 전단보강재 는 현재 파형강판 단면의 종방향을 기준으로 850 mm 간격으로 설치되고 있으므로 고강도 파형강판과 보강재의 합성거동을 분 석하기 위한 변수 중 전단보강재의 간격에 대한 변수는 기존에 적용되고 있는 850 mm와 이를 세분화한 425 mm로 설정하였다.

상기와 같은 총 4가지 시험변수에 대한 시험변수 및 시험체 상세는 다음 Table 1 및 Fig. 3~5와 같다.

Fig. 3.

Sign of variables

Fig. 4.

Representative cross section of specimen

Fig. 5.

Test variables of reinforcement

2.2. 사용재료

대골형 파형강판 합성부재를 구성하는 요소는 파형강판, 보강철근, 콘크리트, 전단보강재, 아연강판이며 파형강판간 의 이음에는 육각볼트 및 너트가 사용되고 있다. 실험을 위한 파형강판은 ASTM A1018 규정에 적합한 Gr.40 강판과 KS D 3503 기준에 적합한 SS590 강판을 소성하여 제작하였다. 사 용된 강판의 직접인장실험 결과, Gr. 40의 항복강도는 평균 약 386 MPa, 인장강도는 평균 약 470 MPa, 연신율은 약 32.6%로 측정되었으며, SS590의 항복강도는 평균 약 519 MPa, 인장강 도는 평균 약 634 MPa, 연신율은 약 15.0%로 측정되었다.

보강철근은 배근방향에 따라 종방향 보강철근과 횡방향 보 강철근으로 구분할 수 있다. 종방향 보강철근은 보강부의 인 장력을 저항하는 요소로 SD500강종의 이형철근(D32)을 사 용하였으며, 횡방향 보강철근은 인장철근의 지지 및 전단보 강재와의 합성거동을 유도하는 요소이며 본 연구에서는 SD500 강종의 이형철근(D13)을 사용하였다.

콘크리트는 보강부의 압축응력을 전담하는 재료로 시험체 에는 파형강판 및 철근의 고강도적 특성과 배근의 조밀성을 고려하여 굵은골재 최대치수 20 mm, 압축강도 약 45 MPa인 콘크리트를 적용하였다.

전단보강재는 항복강도 240 MPa, 인장강도 400 MPa의 M20 규격의 강봉을 사용하였으며, 아연강판은 인장강도 약 27.5 MPa의 강판(약 2 mm)을 사용하였다.

파형강판 연결볼트는 항복강도 약 1,080 MPa, 인장강도 약 1,120 MPa로 측정된 고장력볼트(M22)를 사용하였다.

2.3. 시험체 제작 및 시험방법

시험체의 제작은 Photo 1과 같이 강판소성, 파형강판의 볼 트접합, 전단보강재 설치, 보강철근 배근, 아연강판 조립, 콘 크리트 타설순으로 진행하여 현장에서 파형강판 구조물을 시 공하는 순서와 동일한 방법으로 제작하였다.

Photo 1.

Arrangement of reinforcement

상기 시험변수 및 재료를 기준으로 제작된 시험체의 휨성능을 평가하기 위해 본 연구에서는 Photo 2 및 Photo 3과 같이 두 가력 점간 간격은 360 mm, 지점간 거리는 1,500 mm, 가력점과 지점의 거리는 570 mm로 고정한 4점 휨재하를 실시하였다. 하중가력은 최대용량이 5,000 kN의 Actuator를 이용하여 변위제어방식으로 재하하였으며, 재하속도는 0.05 mm/sec로 고정하였다.

Photo 2.

Loading point and support(Positive moment)

Photo 3.

Loading point and support(Negative moment)

대골형 파형강판 합성부재는 단면의 상하가 비대칭이므로 휨하중 재하시 정모멘트와 부모멘트로 구분하여 실시하였다. 선행연구결과에 따르면 정모멘트 시험시(파형강판에 휨인장 응력 유발시) 강봉을 이용하여 지점을 형성한 경우 파형강판 지점부의 외측돌출면에 집증응력에 의한 국부적 지압파괴가 발생하였으며, 이로 인해 실험오차가 유발되는 것으로 확인 되었다. 따라서 본 연구에서는 정모멘트 시험시 지점부의 국 부지압파괴에 의한 실험오차를 방지하기 위해 Photo 2와 같 이 대골형 파형강판의 곡률과 동일한 철물을 제작하여 지점 부에 적용하였다. 또한 부모멘트 실험시(아연강판에 휨인장 응력 유발시) 에는 Photo 3과 같이 정모멘트 실험시 지점으로 사용한 철물을 하중가력철물로 활용하여 가력부에 발생가능 한 집중응력을 최소화 하고자 하였다.

2.4. 계측방법

정모멘트 재하시 변위는 Fig. 6 및 Fig. 7과 같이 아연강판면 의 정중앙(시험체의 B/2 및 H/2 위치)에서 하중가력방향으로 측정하였으며, 부모멘트 재하시 변위는 파형강판면의 정중앙 에서 측정하였다.

Fig. 6.

Measurement point(section)

Fig. 7.

Measurement point(element)

하중재하시 변형률은 Fig. 6과 같이 파형강판의 표면과 상 부 종방향 철근의 표면에서 측정하였으며, 측정위치는 Fig. 7 과 같이 파형강판의 돌출부(B/4 지점)를 기준으로 길이방향 의 중앙(H/2 지점)에서 측정하였다. 파형강판 합성부재의 단 면특성상 일반 RC시험체에 비해 변형이 다소 큰 특징이 있으 며, 이로 인해 최대하중 도달전 변형률의 측정이 불가능한 경 우에는 해당 게이지의 변형률이 측정되었던 부분까지만 그래 프로 도식하였다.

3.1. 실험결과

3.1.1. 정모멘트 가력결과

정모멘트 하중가력결과는 다음 Fig. 8 및 Table 2와 같다. Gr.40재질의 파형강판을 사용한 MG41L의 정모멘트 재하시 험결과, 평균최대모멘트는 약 322 kN·m으로 측정되었으며, 다른 변수에 비해 최대하중시 변위가 비교적 작은 특성을 보 였다. 그러나 최대하중이후 연성거동을 보이며 변위 약 70 mm까지 하중을 저항하는 특성을 나타내었으며, 이는 강종의 재질특성(항복강도 및 연신률)이 거동에 지배적인 역할을 하 였기 때문인 것으로 추정된다.

Fig. 8.

Load-displacement(positive moment)

Table 2.

Test result (positive moment)

Load	Sign	dmax (mm)	Pmax (kN)	Mmax (kN•m)	Mmean (kN•m)
Positive Moment	MG41L-1	53.08	1,026	292	322
	MG41L-2	59.42	1,234	352
	MS32L-1	61.62	1,269	362	365
	MS32L-2	67.81	1,294	369
	MS42L-1	68.01	1,230	350	334
	MS42L-2	47.93	1,115	318
	MS41L-1	60.11	1,463	417	413
	MS41L-2	57.54	1,436	409
	MS41U-1	65.73	1,480	422	421
	MS41U-2	60.68	1,472	419

[i] d_max: Displacement at max. load(mm)

M_max: Max. moment(kN•m)

P_max: Max. load(kN)

M_mean: Ave. moment(kN•m)

볼트의 이음방법을 달리한 MS32L과 MS42L은 하중재하 초반에는 서로 유사한 거동을 나타내었으나 재하하중 약 900 kN부터는 MS42L의 하중증가율이 일부 감소되는 특성을 보 였다. 그러나 전체적인 저항 및 파괴거동은 두 시험체가 유사 한 것으로 판단된다.

전단보강재 형상에 따른 MS41L과 MS41U의 최대휨모멘 트는 각각 413 kN·m, 421 kN·m으로 측정되었으며, 타변수에 비해 높은 휨모멘트 저항성능을 나타내었다. 하중재하초반에 는 두 시험체가 유사한 하중-변위곡선을 보였으나, 재하하중 약 800 kN이후에는 MS41U가 MG41L보다 완만한 하중저항 곡선을 나타내며, 본 실험의 정모멘트 시험변수중 가장 높은 모멘트 저항성능을 나타내었다.

3.1.2. 부모멘트 가력결과

부모멘트 하중가력결과, 다음 Fig. 9 및 Table 3과 같이 NMG41L 은 정모멘트 하중을 가력했던 MG41L에 비해 다소 취성적 성 질을 보이며 파괴되었다. 시험종료후 아연강판을 해체하여 내부콘크리트의 손상정도를 검토한 결과, 재하하중에 의한 휨균열은 크게 진전되지 않은 것으로 확인되었으며, 인장철 근의 양단주변에서 발생한 균열이 지점부로 진전되면서 최종 파괴된 것으로 확인되었다.

Fig. 9.

Load-displacement(negative moment)

Table 3.

Test result(negative moment)

Load	Sign	dmax (mm)	Pmax (kN)	Mmax (kN•m)	Mmean (kN•m)
Negative Moment	MG41L-1	20.35	1,139	382	432
	MG41L-2	25.01	1,690	482
	MS32L-1	56.27	1,658	473	456
	MS32L-2	42.04	1,542	440
	MS42L-1	65.90	1,413	403	456
	MS42L-2	85.10	1,785	509
	MS41L-1	37.99	1,612	459	450
	MS41L-2	30.50	1,548	441
	MS41U-1	31.01	1,691	482	410
	MS41U-2	22.50	1,008	338

[i] d_max: Displacement at max. load(mm)

M_max: Max. moment(kN•m)

P_max: Max. load(kN)

M_mean: Ave. moment(kN•m)

볼트의 이음방법을 달리한 NMS32L과 NMS42L의 최대하 중은 큰 차이를 보였으나 정모멘트 시험시와 마찬가지로 서 로 유사한 파괴거동을 나타내었다. 특히 하중-변위 그래프의 변곡점 이후에도 약 50 mm 이상의 지속적인 하중저항특성을 보이는 연성거동을 나타내었으며, 다른 변수에 비해 최대하 중이후의 변위값에서 명확하게 큰 차이를 보였다.

전단보강재 형상에 따른 NMS41L과 NMS41U는 다른 시 험체보다 높은 최대하중을 나타내었으나 최대하중 이후의 변 위범위가 비교적 작았다. 균열의 개수 및 범위는 타시험체 보 다 비교적 작았으며, 이러한 특성이 시험체의 취성파괴를 유 도한 것으로 추정되며, 이로 인해 하중-변위 곡선에서도 소성 변형구간의 범위가 비교적 작았던 것으로 추정된다.

3.2. 관련 설계기준 내력비교

파형강판을 이용한 구조물의 국내설계기준은 현재 ‘파형 강판 지중구조물 설계기준안’이 정립되어 있으며,‘국도건설 공사 설계실무 요령’, ‘하중저항계수법에 의한 강구조설계기 준’ 등에서는 해당 기준의 일부 내용을 그대로 준용하고 있다. 상기 관련 설계기준에서는 파형강판 구조물의 지간, 높이 및 곡률반경 등의 범위를 제한하고 있으며, 이를 통해 파형강판 구조물에 압축링 효과가 발현될 수 있도록 유도하고 있다. 따 라서 파형강판 구조물의 단면은 식 (1)과 같이 압축력, 휨모멘 트 및 소성힌지의 저항에 대해서만 검토하도록 규정되어 있 으며, 전단력 및 기타 외력에 대해서는 별도의 검토기준을 제 시하지 않고 있다.

여기서, T_f는 완공 후 작용하는 축력(kN/m), M_f는 완공 후 작용하는 휨모멘트(kN·m/m), P_pf는 파형강판의 소성압축강 도(kN/m), M_pf는 파형강판의 설계모멘트강도(kN·m/m)이다.

설계모멘트강도(M_pf)는 식 (2) 및 식 (3)과 같이 파형강판의 소성단면계수를 이용하여 소성모멘트를 산출한 후 이를 작용 휨모멘트와 비교하도록 규정되어 있다.

여기서, ϕ_hc는 소성힌지 강도감소계수, M_p는 파형강판의 소성모멘트강도(N·mm), Z는 파형강판의 소성단면계수(mm³), F_y는 파형강판의 항복강도(MPa)이다.

현재 국내 관련 설계기준에서는 파형강판 지중구조물의 내 하력을 증대시키기 위해 파형강판 구조물의 단면을 보강할 수 있도록 허용하고 있으나 단면보강에 관한 별도의 규정은 없으며, 특히 콘크리트를 충진하여 보강하는 경우 보강단면 은 비합성단면으로 간주하여 식 (1)~식 (3)과 같이 보강부를 제외하고 검토하도록 되어 있다. 관련 국외설계기준인 ‘CHBDC 2006’, ‘AASHTO LRFD 2010’에서도 국내 설계기준과 동일 한 내용의 단면내력 산출방법 및 설계방법을 제시하고 있다.

본 연구의 변수별 하중가력결과와 상기 설계기준에 따라 비합성단면을 기준으로 산출된 단면내력을 비교한 결과, Table 4 및 Table 5와 같이 정모멘트 시험체의 안전율은 강종 및 변수에 따라 상이하나 약 1.62~2.25인 것으로 확인되었으 며, 부모멘트 시험체의 안전율은 약 1.99~3.02인 것으로 확인 되었다. 따라서 실제 파형강판 합성부재는 합성거동에 의해 소성모멘트보다 높은 휨저항성능을 나타내는 것으로 확인되 었으며, 관련 국내외 설계기준에서는 파형강판 합성부재의 휨성능에 대해 비교적 낮게 평가하고 있는 것으로 확인되었 다. 따라서 파형강판 합성부재의 효율적인 단면설계를 위해 파형강판 합성단면에 대한 관련기준의 상세한 정립이 필요하 며 이를 위한 추가적인 연구가 필요한 것으로 판단된다.

3.3. 파형강판 강종별 하중저항특성

파형강판 강종별 하중저항특성을 분석하기 위해 MG41L 과 MS41L을 비교한 결과, 정모멘트 재하시 Fig. 8과 같이 평 균최대하중은 강종에 따라 약 320 kN의 차이가 발생하는 것 으로 측정되었으며, MG41L이 MS41L보다 낮은 최대하중을 보였다. 보강철근과 파형강판에서 측정한 변형률을 확인한 결과, Fig. 10과 같이 MG41L은 보강부의 압축변형률이 높지 않은 상태에서 파형강판부의 인장변형률이 증가되어 파괴되 었으며 MS41L은 MG41L에 비해 보강부의 압축변형률와 파 형강판부의 인장변형률이 비례적인 거동을 보이며 파괴되었 다. 따라서 파형강판 합성부재의 합성거동을 가정할 경우 MG41L은 인장지배형 파괴가 발생한 것으로 추정된다. 파형 강판의 직접인장실험결과를 기준으로 할 때, 본 시험체에 적용 된 SS590 파형강판과 Gr.40 파형강판의 인장강도차는 약 889 kN~1,102 kN이므로 MS41L과 MG41L의 정모멘트 저항성능 은 파형강판 재질에 따른 인장강도차에 의한 것으로 판단된다.

Fig. 10.

Load-strain by pos. moment(MG41L, MS41L)

부모멘트 재하시 최대하중차는 약 209 kN~272 kN인 것으 로 확인되었다. 보강철근과 파형강판의 변형률을 확인한 결 과, Fig. 11과 같이 보강부의 인장변형률은 강종에 관계없이 유사하였으나 파형강판부의 압축변형률은 큰 차이를 나타내 었으며 이는 동일한 압축변형률내 발생응력이 다른 강종차, 파형강판과 콘크리트의 합성거동차에 의한 것으로 추정된다.

Fig. 11.

Load-strain by neg. moment(NMG41L, NMS41L)

재하모멘트 및 파형강판의 강종에 따라 측정된 최대하중을 모멘트로 환산하여 비교한 결과는 상기 Fig. 12와 같다. 파형 강판 강종별 최대 정모멘트차는 약 91 kN·m, 최대 부모멘트 차는 약 18 kN·m인 것으로 산출되었으며 SS590강재의 적용 에 따른 정모멘트 저항성능증가율은 약 28%, 부모멘트 저항 성능증가율은 약 4%인 것으로 확인되었다. 두 시험체간 단면 특성, 보강재료, 보강간격, 보강재 형상 등 모든 조건은 동일 하므로 정모멘트 재하시 모멘트저항성능차이는 파형강판의 강종에 의한 영향이 지배적인 것으로 판단된다. 그러나 부모 멘트 재하시 파형강판의 강종이 모멘트성능증가에 큰 영향을 미치지 못한 이유는 인장영역에 위치한 철근보강부가 거동에 지배적인 역할을 하였기 때문인 것으로 판단되며, 파형강판 변형률의 상이함은 Fig. 10에서와 같이 파형강판과 콘크리트 의 합성도 및 탄성계수차에 의한 것으로 추정된다.

Fig. 12.

Maximum moment(classified by steel grade and moment)

3.4. 파형강판 이음방법별 하중저항특성

파형강판 이음방법별 하중저항특성을 파악하기 위해 MS32L 과 MS42L을 비교한 결과, 정모멘트 재하시 두 시험체간 최대 하중 평균차는 약 110 kN으로 1열당 3개의 볼트로 연결한 MS32L의 최대하중이 MS42L에 비해 약간 높은 것으로 확인 되었다. 보강철근과 파형강판에서 측정한 변형률을 확인한 결과, Fig. 13과 같이 MS32L과 MS42L의 압축부(보강부)는 매우 유사한 거동을 보였으며, 인장부(파형강판부)는 MS32L 이 약간 높은 응력을 받는 것으로 확인되었으나 큰 차이는 아 닌 것으로 판단된다.

Fig. 13.

Load-strain by pos. moment(MS32L, MS42L)

부모멘트 재하실험결과 Fig. 9에서 서술한 바와 같이 탄성 영역으로 추정되는 범위에서는 NMS32L의 기울기가 약간 높 았으나 소성범위의 거동은 유사하였으며, Table 3과 같이 시 험체별 최대하중 평균값도 NMS32L가 약간 높았다. 그러나 파형강판부와 보강부의 변형률 확인결과, Fig. 14와 같이 두 시험체의 파괴전 압축변형률은 유사하며, 인장변형률만 NMS32L 이 다소 높았던 것으로 확인되었다.

Fig. 14.

Load-strain by neg. moment(NMS32L, NMS42L)

Fig. 15와 같이 최대하중 모멘트를 비교한 결과, 이음부 볼 트갯수 증가에 따른 파형강판 부재의 정모멘트 저항성능 증 가율은 약 7%로 확인되었다. 부모멘트 재하시에도 두 시험체 의 모멘트 저항성능은 유사한 것으로 산출되어 이음부 종방 향 볼트갯수 증가에 따른 모멘트 저항성능변화는 미미한 것 으로 판단된다. 상기와 같이 이음방법별 정·부모멘트 저항성 능시험결과 두 변수간 성능차이는 발생하지 않았으며, 재하 초기 거동 및 소성후의 거동만 일부 상이한 것으로 확인되었 다. 이는 파형강판에 하중재하시 볼트접합방법에 의한 이음 부 휨강성 및 이음부 비선형 거동차이에 의한 파형강판의 변 형특성에 의한 것으로 판단된다. 즉 본 실험에서는 볼트재질, 천공지름, 지압 및 마찰력 등의 조건이 동일하므로 볼트의 개 수증가보다는 볼트중심에서 연단거리(g1), 볼트중심간 거리 (g2)가 이음부 거동에 더 큰 영향을 주었기 때문인 것으로 추 정된다.

Fig. 15.

Maximum moment(classified by number of bolts and moment)

파형강판의 볼트접합방식에 관한 연구문헌(^{Kang, 2004})에 서도 볼트중심과 연단거리(g1)는 38 mm 이상, 볼트간 중심간 격(g2)은 76 mm 이상, 볼트중심의 연단거리와 볼트간 중심간 격의 합(g1+g2)은 114 mm 이상인 경우가 가장 효과적인 것으 로 검토되었다. 본 연구에서 검토된 대골형 파형강판 합성부 재의 이음방법 중 1열당 3개의 볼트를 사용한 경우 g1은 45 mm, g2는 100 mm, g1+g2는 145 mm이며, 1열당 4개의 볼트 를 사용한 경우 g1은 40 mm, g2는 70 mm, g1+g2는 110 mm이 다. 따라서 1열당 볼트가 3개인 MS32L은 관련 연구문헌에 충 족하는 연단거리 및 중심거리를 갖고 있으나, 1열당 볼트가 4 개인 MS43L은 1열당 볼트개수는 많으나 연단거리 및 중심거 리가 작아 상기와 같은 정모멘트 저항성능차를 보인 것으로 추정된다. 그러나 부모멘트 저항성능은 보강재의 특성과 파 형강판의 특성이 복합적으로 작용하므로 상세원인분석, 적정 연단거리 및 볼트간 중심거리의 적합한 제안을 위해서는 별 도의 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

3.5. 전단보강재 간격별 하중저항특성

전단보강재 간격별 정모멘트 저항성능을 비교한 결과,두 시험체간 최대하중 평균차는 약 277 kN으로 전단보강재의 간 격이 좁은 MS41L의 하중저항성능이 우수한 것으로 확인되 었다. 보강철근과 파형강판에서 측정한 변형률을 확인한 결 과, Fig. 16과 같이 MS41L의 압축변형률은 파괴시까지 비교 적 선형적인 증가를 보이나 MS42L의 변형률은 약 450 kN부 터 증가하지 않는 특성을 보인후 파괴되었다. 따라서 정모멘 트하중 재하시 철근콘크리트 보강부의 전단보강재 간격이 좁 을수록 파형강판과 보강재의 합성도가 증가하며, 이로 인해 MS41L시험체의 압축변형률이 파괴시까지 비례적으로 증가 하는 특성을 보인 것으로 판단된다.

Fig. 16.

Load-strain by pos. moment(MS41L, MS42L)

부모멘트 재하시험결과 Table 3과 같이 두 시험체(NMS41L, NMS42L)간 최대하중 평균차는 약 19 kN으로 유사하였으나 Fig. 9 및 Fig. 17과 같이 휨거동은 매우 다른 양상을 나타내었 다. 특히 전단보강재의 간격이 좁은 NMS41L은 최대하중이 후 급격히 파괴되었으며, Fig. 18에 정리한 것과 같이 시험체 간의 오차도 비교적 적은편이나 전단보강재 간격이 큰 NMS42L 은 하중과 변위가 일정하게 증가되었다가 파괴되었으며 시험 체간 결과값의 오차도 큰 특성을 나타내었다. 이는 전단보강 재가 보강철근의 단부 2개소에만 배근되어 전단보강재가 설 치된 단부에만 보강철근의 부착응력이 집중되었으며, 이로 인해 해당 부위 콘크리트에서 Photo 4와 같이 콘크리트의 부 착파괴와 철근의 슬립(Slip)현상이 발생하였기 때문인 것으 로 추정된다. 관련 연구문헌(^{Heo, 2010})에 따르면 피복두께비 (c/d_b)가 약 1.5인 경우 철근의 부착응력은 최대치를 나타내는 것으로 알려져 있으며 본 실험에서 피복두께비는 약 0.8이므 로 보강철근이 최대 부착응력을 발현하기에는 콘크리트 단면 이 작았던 것으로 추정된다. 따라서 부모멘트 재하시 전단보강 재가 2개인 NMS42L은 해당부위에 부착응력이 집중되어 철근 의 슬립현상이 발생되었으나 전단보강재가 5개인 NMS41L 은 해당부위에 부착응력을 분배하여 유발하였던 것으로 추정 된다. 이와 더불어 전단보강재에 의한 전단마찰저항도 NMS41L이 더 우수하므로 상기와 같은 거동특성을 나타낸 것으로 판단된다. 따라서 파형강판 합성부재의 보강부 합성 도가 모멘트저항에 미치는 특성을 보다 정확히 파악한다면 고강도 파형강판 적용시 효율적인 단면 설계가 가능할 것으 로 예상된다.

Fig. 17.

Load-strain by neg. moment(NMS41L, NMS42L)

Fig. 18.

Maximum moment(classified by spacing of shear reinforcement and moment)

Photo 4.

Crack aspect(classified by spacing of shear reinforcement)

3.6. 전단보강재 형상별 하중저항특성

전단보강재 형상별 하중저항특성을 파악하기 위해 MS41L 과 MS41U을 비교한 결과, 정모멘트 재하시 Fig. 8과 같이 변수 별 최대하중의 평균차는 약 27 kN으로 산출되었으며, 하중-변 위 곡선상에서도 상당히 유사한 거동을 나타내었다. 그러나 Fig. 19에서와 같이 동일한 하중시 MS41L의 압축부(보강부)에 위치한 보강철근의 변형률은 MS41U에 비해 작은 것으로 확인 되었다. 따라서 보강부 철근과 콘크리트의 합성도는 전단보강 재의 형상에 따라 일부 다르게 거동하는 것으로 추정된다.

Fig. 19.

Load-strain by pos. moment(MS41L, MS41U)

보강부가 인장영역에 포함되는 부모멘트 재하실험결과에 서는 L형 전단보강재를 사용한 NMS41L의 최대하중이 더 낮 은 것으로 확인되었다. Fig. 20과 같이 동일한 하중시 압축부 (파형강판부)의 변형률은 NMS41L이 더 작았으며, 이로 인한 최대부모멘트 차는 Fig. 21과 같이 약 32 kN·m로 확인되어 파 형강판과 보강부의 합성거동에는 U형 전단보강재가 더 유리 한 것으로 추정된다.

Fig. 20.

Load-strain by neg. moment(NMS41L, NMS41U)

Fig. 21.

Maximum moment(classified by shape of shear reinforcement and moment)

전단보강재의 형상에 따른 거동특성의 차이를 분석하기 위 해 보강철근과 파형강판의 변형률을 하중단계별 선형으로 연 결하여 도식한 결과는 Fig. 22 및 Fig. 23과 같다. 상기그래프 에서와 같이 파형강판 재질, 이음 및 동일한 전단보강재의 간 격(개수)를 동일하게 설정하고 전단보강재의 형상만 다르게 하였음에도 불구하고 MS41U와 MS41L의 압축측과 인장측 변형률은 상이하며, 중립축의 위치도 다르게 형성된 것을 확 인할 수 있었다. 이는 파형강판 합성부재의 합성거동에 있어 전단보강재의 형상이 전단부착성능에 일부 영향을 미치고 있 음을 추정할 수 있다. 또한 전단보강재의 형상이 압축영역에 서 미치는 영향과 인장영역에서 미치는 영향이 다른 것으로 추 정되나 이에 대한 분석을 위해서는 전단력 기여도, 전단보강재 형상을 다양화한 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 22.

Load-strain by pos. moment(MS41U)

Fig. 23.

Load-strain by pos. moment(MS41L)

상기와 같은 각 실험결과(이음방법, 전단보강재 간격 및 형 상 등)를 미루어 볼 때, MS42L과 NMS42L은 휨저항에 있어 가장 불리한 요소(4hole, 2h, L형 등)를 모두 포함하고 있으므 로 정·부모멘트 변수별 시험체중 가장 낮은 휨저항성능을 나 타낸 것으로 판단된다.