3.1. 시험방법과 사용재료

전단연결부에 대한 실험적 연구는 합성보 실험과 밀어내기 실험으로 대별될 수 있다. 합성보 실험이 전단연결재에 작용 하는 휨과 전단을 동시에 받는 전단연결재를 더 잘 반영할 수 있으나, 이 실험은 보의 전반적 거동에서 전단연결재 부위가 미치는 영향이 어느 정도인지 분류해 내기가 힘들고 제작이 나 실험방법이 까다롭기 때문에, 일반적으로 전단력만을 모 사한 밀어내기 시험이 더 많이 이루어지고 있다.

본 실험에서는 철근대신 FRP 철근을 사용했을 때 전단연 결재의 직경별(19 mm, 22 mm, 25 mm) 하중-상대변위 곡선을 구하고자 하였다. 시험체의 명칭과 변수는 Table 2와 같으며 Eurocode 4(¹⁹⁹⁷)에 제시된 바와 같이 각 시험체를 직경별로 3개씩 제작하였다. 콘크리트 배합비는 Table 3과 같고 설계기 준강도는 40 MPa, 실측한 강도의 평균값은 50.8 MPa로 측정 되었다.

3.2. 시험체의 제작

전단연결부의 실험을 위한 실험용 시편의 제작 시 실제 합 성형 교량에서의 전단연결재 거동과 유사하게 모사하기 위해 서는 시편의 제작에 상당한 주의를 기울여야 한다. 시편 제작 시, 주요 고려사항은 다음과 같다.

Fig. 2에는 전단연결재의 거동을 파악하기 위한 밀어내기 시험체를 나타내었다. 이 시험체에서 콘크리트 슬래브의 크 기는 폭이 600 mm, 높이가 650 mm, 두께 220 mm로서, 이는 콘크리트 패널의 할렬파괴를 막고, 도로교시방서에서 규정한 바닥판 최소두께 규정을 고려하여 결정한 것이다. 경사균열 과 할렬균열을 방지하고 콘크리트 슬래브가 먼저 파괴되지 않게 하기 위해서 시험체 내부에 재하 방향과 수직한 면에 12 개, 하중재하 방향 면에 8개의 지름 9 mm의 FRP 철근을 배치 하고, 실제 교량에서의 타설방향과 동일하게 콘크리트를 타 설하였다.

Fig. 2

Push-out specimen

시험체의 제작시에는 블리딩에 의하여 거동이 틀려지는 것 을 막기 위하여 실제 교량과 타설방향을 같이 맞추어 주었다. 따라서 본 연구에서는 실제 교량의 타설방향과 같도록 하기 위해서 H형강의 웨브를 길이방향으로 절단하고 후에 조립을 위해 웨브에 볼트용 구멍을 미리 뚫어두고, 절단된 H형강의 플랜지에 스터드를 용접하였다. 이렇게 해서 완성된 H형강의 플랜지가 상면을 향하도록 블록 위에 강재시편을 두어 실제 교량의 콘크리트 타설방향과 같게 되도록 하였다. 그 다음 고 무대를 붙이고 거푸집을 만든 다음 강형의 플랜지에 윤활제 를 발랐다. 콘크리트 타설 후 한쪽 부분이 완성되면 강판과 볼 트 등을 이용하여 두 개의 반쪽 시편을 하나로 조립하여 시험 체를 완성하였다. Fig. 3은 밀어내기 시험체를 제작하는 모습 이다.

Fig. 3

Push-out specimen fabrication

3.3. 하중 재하 및 변위 측정법

합성형 교량에서 전단연결재가 받는 수평방향 전단력을 모 사하기 위해 두 개의 콘크리트 부분을 강판 위에서 지지한 후 강 플랜지의 상단에서 하중을 가하였다. 이때 응력의 집중이 나 하중의 편심 등을 막기 위해 바닥면에는 석고를 대고, 플랜 지 단면에만 하중이 가해지도록 하였다. 하중 재하 방법은 하 중제어상태에서 10 kN 단계마다 하중을 올린 후 다시 2 kN까 지 내리는 방법으로 점차 증가시켰는데, 이는 각 하중단계에 서 잔류 변위량을 측정하기 위한 것이다. 이후 상대변위가 급 격히 늘어나는 단계에서는 작은 하중의 변화에서도 변위량을 기록하고, 실험시의 안전을 고려하여 변위제어 상태로 바꾼 다음 파괴시까지 서서히 재하하였다. Fig. 4는 정적실험을 수 행하기 위해 시험체가 거치되어있는 모습이다.

Fig. 4

Push-out static specimen setting

전단연결부에서 스터드의 거동을 살펴보기 위해서 Fig. 5 에서와 같이 스터드의 용접부 부근의 표면을 깨끗하게 처리 하고 스틸게이지를 부착한 후 밀봉하였다.

Fig. 5

Gage attachment on Push-out specimen

하중의 증가에 따른 측정 결과를 이용하여 하중-슬립 곡선 을 그렸으며 이를 위해서 하중 단계별로 강주형과 콘크리트 슬래브 접촉면에서의 상대변위량을 측정하였다. 하중은 하중 재하기에 부착된 로드셀에서의 측정치를 읽고, 상대변위는 콘크리트 단면과 강재 단면의 상대변위를 스터드가 있는 위 치에서 4개의 50 mm LVDT 변위계를 이용하여 측정하고 그 평균치를 구하였다.

4.1. 전단연결재의 정적실험 결과 및 분석

정적 실험결과, 파괴는 용접부 바로 위에 위치하는 전단연 결재의 파단에 의해서 발생되었으며, 하중작용 방향과 거의 평행하게 전단파괴가 일어났다. 기존 전단연결재의 강도를 예측하기 위한 실험에서 규명된 파괴모드는 전단연결재의 다 웰파괴, 스터드에 인접한 강 플랜지의 파괴, 콘크리트 슬래브 의 전단, 콘크리트 슬래브의 할렬로 인한 파괴 등이 있으며, 본 실험에서는 주로 다웰작용에 의한 전단연결재의 전단파괴 로 나타났다. 이는 실제 합성형 교량에서 전단연결 부위의 거 동과 유사하게 하기 위하여 콘크리트 슬래브의 폭을 충분히 넓게 하고, 전단연결재의 주위에 횡방향 보강을 통해 콘크리 트의 할렬파괴나 전단파괴를 억제하고, 플랜지의 두께나 폭 을 크게 하여 강 플랜지의 파괴를 막았기 때문으로 판단된다. 기존 프리캐스트 합성형 바닥판의 파괴거동과 매우 유사한 결과가 도출되었으며, 무철근에 따른 영향은 미미한 것으로 나타났다. Fig. 6은 밀어내기 시험체의 파괴양상을 나타낸 것 이다.

Fig. 6

Failure pattern of Push-out specimen

Fig. 7은 단계적으로 재하된 하중과 콘크리트 바닥판과 강 주형 사이의 상대변위의 관계를 스터드 직경에 따라 나타낸 것이다. 여기서 상대변위는 상부 전단연결재의 위치에서 측 정된 4개의 변위계 값을 평균한 값이다. 이 그림에서 알 수 있 는 바와 같이 스터드 지름별로 차이는 있지만 파괴하중의 80 ∼90% 정도까지는 상대변위가 거의 선형적인 거동을 보이다 가, 이후에는 다소 상대변위가 증가하였는데, 이는 기존의 전 단연결재와 비슷한 거동을 보임을 알 수 있었다. 따라서 하중- 상대변위 곡선을 통하여 무철근 바닥판 콘크리트에서 스터드 전단연결재의 거동을 평가할 수 있을 것으로 판단된다. 하중 재하시 발생한 콘크리트 바닥판과 강주형 사이의 상대변위는 하중을 제거하여도 모두 복원되지 않는다. 이를 잔류 미끄럼 짐량으로 정의하는데 이는 낮은 하중단계에서 전단연결재는 탄성상태에 있지만 전단연결재 하단부에서 국부적인 응력집 중이 일어나고 이로 인한 지압파괴가 일어나기 때문으로 판 단된다. 높은 하중단계에서 일어나는 이러한 비탄성변형은 콘크리트의 소성변형뿐만 아니라 스터드 전단연결재의 항복 도 함께 발생되기 때문인 것으로 판단된다.

Fig. 7

Load-relative displacement curve with stud diameter

Fig. 7에서 알 수 있는 바와 같이 직경별 하중과 상대변위 곡 선으로부터 수평 전단연결재의 극한하중을 알 수 있는데, Viest(¹⁹⁵⁶)가 정의한 한계하중은 강재의 항복점에 상응하는 것으로서 밀어내기 시험에서 얻은 하중-잔류 상대변위 곡선 의 기울기가 급변하는 점의 하중으로 정의하고 있으나 일반 적으로 이와 같은 점은 명확하지 않다. 따라서 본 논문에서는 Eurocode 4(¹⁹⁹⁷)에서 정의하고 있는 최대하중을 10% 감소 시킨 값을 극한하중으로 규정하였다.

Fig. 8은 전단연결재의 지름별 하중-잔류 상대변위 곡선을 나타낸 것이며, 19 mm에서는 초기 잔류 상대변위가 급격하 게 증가하였고 직경이 증가하면서 같은 하중 수준에서 잔류 상대변위가 작게 일어남을 알 수 있다.

Fig. 8

Load-residual slip curve with stud diameter

Table 4에서 P_max는 직경별 최대하중 값을 나타내는데 이를 10% 감소시켜 평균한 값을 P_rk로 정의하였다. Eurocode 4(¹⁹⁹⁷) 에서는 극한하중이 평균값의 10%를 초과할 경우, 추가로 3개 의 시험체에 대한 실험을 수행할 것을 권고하고 있으며, 전단 연결재의 설계 강도값은 전단연결부의 부분 안전계수 1.25를 고려하여 25%를 감소시킨다.

4.2. 전단연결재 강도식의 제안

일반적인 현장타설 합성형 교량의 바닥판에 대한 기존의 연구(^{Viest, 1956}; KHBDC, 2010)로부터 전단연결재의 강도 는 콘크리트 압축강도의 함수라 볼 수 있다. 이 논문의 저자는 이를 철근이 없는 바닥판 콘크리트에도 적용할 수 있는지의 검토가 필요하다고 판단하였다. 따라서 이 논문에서는 무철 근 콘크리트 바닥판을 갖는 합성형 교량에서 용접방식의 스 터드 전단연결재를 갖는 바닥판에 대한 정적실험을 수행했 다. 현재까지도 무철근 섬유보강 콘크리트 바닥판의 특성을 고려한 용접방식 스터드 전단연결재의 강도 평가식에 관한 규정이 아직 제시되어 있지 않으므로 이 연구결과는 향후 스 터드 전단연결재를 사용한 무철근 콘크리트 바닥판 합성교량 설계시 기초자료로서 사용될 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 9는 본 연구에서 수행된 전단실험으로부터 얻어진 스 터드 전단연결재의 단면적에 따른 전단연결재의 강도변화를 나타낸 것으로서, 전단연결재의 단면적이 커질수록 파괴하중 은 거의 선형적으로 증가함을 알 수 있다. 실험결과를 이용해 서 구한 제안식은 식 (8)과 같다.

Fig. 9

Ultimate load with stut area

여기서, Q_u는 스터드 전단연결재 1개당 극한강도(kN/stud) 이고 A_sh는 전단연결재의 단면적(mm²)이다.

밀어내기 시험체에 대한 정적실험에서 스터드는 주로 전단 연결재의 전단파괴를 나타냈으며 하중-상대변위 곡선을 통하 여 직경 19, 22 및 25 mm 스터드 전단연결재 모두가 파괴하중 의 80~90% 정도의 하중까지는 상대변위가 작고 선형적인 거 동을 보이다가, 이후에는 다소 상대변위가 커지고 비선형적 인 거동을 보였다.

Fig. 9에는 DIN(2007)과 Viest(¹⁹⁵⁶)의 설계식도 같이 나타 나 있는데 이 식들도 전단연결재의 유·무에 관계없이 사용할 수 있는 것으로 판단되었다. 또한, 이 연구에서 섬유보강콘크 리트와 FRP 철근의 영향을 고려한 무철근 바닥판 전단 연결 부의 재료적, 구조적 성능은 도로교설계기준(KHBDC, 2010) 에 대비하여 약 3배 안전율을 확보하고 있고 기존의 연구결과 와도 5%정도의 오차로 비슷한 경향을 보여 주었다.