2.1 사용재료

이 연구에서는 레미콘을 사용하여 실험체의 콘크리트 일체성을 확보하고자 하였다. 사용된 콘크리트는 슬럼프가 150 mm이고 설계압축강도가 24 MPa인 보통강도 콘크리트이다. Table 1은 콘크리트 배합설계표를 나타낸다. 사용된 시멘트는 1종 보통포틀랜드시멘트이며, 굵은골재의 최대치수는 25 mm이다. 직경이 100 mm이고 높이가 200 mm인 실린더형 공시체를 실험체 콘크리트 타설일에 제작하여 실험체와 동일한 조건에서 양생을 하였으며, 실험체 파괴일에 콘크리트 압축강도시험을 수행한 결과 평균 25.8 MPa의 결과를 얻었다.

실험체의 보강근으로는 세 종류의 이형철근이 사용되었다. D25는 큰 보(girder)와 작은 보(beam)의 상하부 주철근으로 사용되었다. D10은 행거보강근과 큰 보의 지점 파괴 방지용 스터럽으로 사용되었으며, D13은 작은 보의 스터럽으로 사용되었다. D10, D13, D25는 철근인장시험을 수행한 결과 각각 485.4 MPa, 483.1 MPa, 628.1 MPa의 항복강도와 197 GPa, 199 GPa, 189 GPa의 탄성계수를 나타내었다.

2.2 실험체

교차된 작은 보로부터 간접하중을 받는 철근콘크리트 깊은보의 전단강도 감소효과를 실험적으로 평가하기 위하여, 이 연구에서는 Table 2와 Fig. 1에서 보는 바와 같이 큰 보의 깊이에 대한 전단경간의 비가 0.7인 깊은보 실험체를 3개 제작하였다. 주요 실험변수는 하중의 전달경로, 하중전달 보의 위치(상부 및 하부), 행거보강근의 유무로 하였으며, 모든 실험체는 양단이 직접지지된 단순보로 계획하였다.

Fig. 1 Details of specimens

실험체 형상 및 배근 상세는 Fig. 1에 나타내었다. 모든 실험체의 큰 보는 전체 길이가 1,480 mm이고 폭과 깊이가 각각 300 mm와 700 mm인 직사각형 단면을 가진다. 큰 보의 인장철근과 압축철근은 전단파괴 이전에 휨파괴를 방지하기 위하여 각각 SD600 등급의 D25 철근 4대와 2대가 배근되었다. 큰 보의 양 단부에는 지점의 과도한 응력집중에 의한 쪼개짐을 방지하기 위하여 SD400 등급의 D10 철근을 60 mm 간격으로 배근하였다.

간접하중을 받는 IL1과 IL2 실험체는 Fig. 1에서 보는 바와 같이 큰 보에 교차된 작은 보로부터 하중이 전달되도록 계획하였다. IL1과 IL2 실험체의 큰 보는 DL 실험체와 동일한 치수와 배근상세를 가진다. 하중을 전달하는 작은 보는 전체 길이 1,100 mm, 폭 300 mm, 깊이 350 mm를 가진다. 작은 보는 큰 보의 전단파괴 이전에 휨 및 전단파괴가 발생하지 않도록 주철근과 전단철근을 계획하였다. 즉, 작은 보의 인장 및 압축철근은 D25 4대와 2대로 각각 계획하였으며, 전단철근은 보-보 접합부를 제외한 모든 위치에 D13 철근을 60 mm 간격으로 배근하였다.

IL 시리즈 실험체의 작은 보에 배근된 주철근은 정착을 확보하기 위하여 양 끝단을 철판에 용접하였다. IL2 실험체는 보-보 접합부 부근에 행거보강근을 배근하여 그 영향을 평가하고자 하였다. 행거보강근은 D10 철근으로 제작하였으며 일반적인 폐쇄형 스터럽과 동일한 형상을 가지도록 하였다.

2.3 계측 및 가력 계획

실험체에 부착된 철근 스트레인 게이지의 위치는 Fig. 1에 나타내었다. 큰 보와 작은 보의 최대 휨 모멘트 발생 위치에 있는 인장 및 압축철근에는 휨에 의한 항복 여부를 판별하기 위하여 철근용 스트레인 게이지를 부착하였다. 작은 보의 전단철근에는 작은 보의 전단파괴 여부를 확인하기 위하여 스터럽 중앙부에 스트레인 게이지를 부착하였다. IL2 실험체의 행거보강근에도 스트레인 게이지를 부착하여 변형 정도를 평가하고자 하였다.

2,000 kN 용량의 만능시험기(UTM)를 사용하여 실험체에 단조하중을 가력하였다. 간접하중을 받는 IL1과 IL2 실험체는 Fig. 2에서 보는 바와 같은 C자형 철제 프레임을 통하여 작은 보에 단조하중이 가력되도록 계획하였다. 실험체의 콘크리트 압축대의 변화를 평가하기 위하여 Fig. 3에서 보는 바와 같이 큰 보 옆면에 콘크리트용 스트레인 게이지를 총 11개 부착하였다. 큰 보의 중앙 하단에는 실험체의 처짐을 측정하기 위하여 변위변환기(LVDT)를 설치하였다.

Fig. 2 View of test setup of specimen (IL1)

Fig. 3 Position of concrete strain gauges

3.1 하중 이력 거동

Fig. 4는 직접하중과 간접하중을 받은 실험체의 하중-변위 관계를 나타낸다. 모든 실험체는 하중을 지지한 큰 보의 휨 파괴 이전에 전단파괴 되었다. 직접하중을 받은 DL 실험체는 Table 3에 나타낸 바와 같이 휨균열이 600.1 kN에 최초로 발생한 이후 701.2 kN에 최초 사인장 균열이 전단경간의 중앙부 위치에서 발생하였다. 최초 사인장 균열은 보 깊이의 중앙에서 가력점과 지점을 향하여 경사지게 발생하였다. Fig. 4에서 보는 바와 같이 사인장 균열이 발생한 직후 실험체의 변위가 증가하면서 강성이 초기 강성의 약 0.6배로 낮아졌다. DL 실험체는 최대 1739.3 kN까지 저항하였으며 그때의 중앙부 처짐은 Table 3에서 나타낸 바와 같이 3.74 mm이었다. 이후 DL 실험체는 사인장 균열폭의 확장과 가력점 부근에서의 콘크리트 박리가 발생하면서 취성적으로 전단파괴 되었다. DL 실험체의 인장철근은 실험 종료 시까지 항복에 도달하지 않았다.

Fig. 4 Applied load versus displacement relationships

IL1 실험체는 실험 종료 시까지 큰 보의 인장철근이 항복하지 않았으며, DL 실험체와 동일하게 최대하중에 도달한 직후 취성적인 전단파괴가 발생하였다. 상부의 작은 보로부터 간접하중을 받은 IL1 실험체는 DL 실험체보다 앞선 약 550 kN에 최초로 휨균열이 발생하였으며, 최초 사인장 균열 또한 약 600 kN에 발생하였다. 사인장 균열 이후 변위의 증가와 함께 강성이 감소하는 현상은 DL 실험체와 동일하였으나, 강성은 DL 실험체보다 약 2배 정도 낮았다. IL1 실험체는 1214.9 kN에서 최대하중에 도달하였으며, 이는 직접하중을 받은 DL 실험체의 0.7배에 해당된다. 즉, 상부에 교차된 작은 보로부터 하중을 받은 철근콘크리트 깊은보의 전단강도는 직접하중을 받을 때 보다 약 30% 낮아짐을 의미한다. 하중을 전달한 작은 보의 인장 및 전단철근에 부착된 스트레인 게이지는 거의 대부분 탄성상태를 나타내었다. 비록 작은 보의 인장철근이 일부 항복하였지만 항복변형률의 1.15배의 변형에 머물러 큰 보의 전단파괴에는 큰 영향을 미치지 않았다.

하부의 작은 보로부터 간접하중을 받도록 설계된 IL2 실험체는 300.3 kN에서 최초 사인장 균열을 보였다. 이는 직접하중을 받은 DL 실험체의 0.43배, 상부에 작은 보를 둔 IL1 실험체의 약 절반에 해당된다. 또한, 사인장 균열 이후 강성은 IL1 실험체보다도 더 낮아졌으며, 최대하중 또한 730.9 kN으로 직접하중을 받는 DL 실험체의 0.42배에 머물렀다. 비록 IL2 실험체의 전단강도는 크게 낮았지만 Fig. 4에서 보는 바와 같이 행거보강근의 영향으로 DL 및 IL1 실험체보다 큰 연성거동을 보였다. Fig. 5는 IL2 실험체에 배근된 행거보강근 하나의 변형률 분포를 나타내며, 다른 행거보강근도 Fig. 5와 유사한 변형 특성을 나타내었다. IL2 실험체에 배근된 행거보강근은 모두 항복에 도달하였으며 이로부터 행거보강근이 강도 및 연성 증진에 기여할 수 있음을 확인할 수 있었다. IL2 실험체의 큰 보와 작은 보의 인장 및 전단철근은 모두 항복하지 않은 것으로 측정되었다.

Fig. 5 Strain of hanger reinforcement in Specimen IL2

3.2 균열 형태

실험 종료 후 실험체의 균열 형상은 Fig. 6에 나타내었다. DL 실험체는 짧은 경간으로 인하여 중앙부 상부 가력점과 하부 지점을 잇는 전단균열이 주요하게 발전하면서 최종 전단파괴에 이르렀다. 하중 초기에는 휨균열이 실험체 중앙 하부에 발생하였으며, 이후 휨균열 발생은 양단으로 확장되었다. Table 2에 나타낸 바와 같이 약 700 kN에 사인장 균열이 발생한 이후 하중이 증가할수록 휨균열의 상승보다는 전단균열의 상부 및 하부로의 진전과 균열폭의 증가가 두드러졌다. Fig. 6(a)에서 보는 바와 같이 지점부는 콘크리트 스트럿과 지점반력 그리고 인장철근의 타이가 만나는 곳으로 응력이 크게 교란되는 만큼 균열도 많이 발생하고 있음을 확인할 수 있다.

Fig. 6 Crack patterns of tested specimens

인장철근을 따라 일부 균열이 발생하였으나 균열폭의 확장과 진전은 추가로 발견되지 않았다. 최종 파괴단계에서는 상부 가력점 부근에서 콘크리트 박리가 크게 관찰되었다.

상부에 보를 갖는 IL1 실험체는 Fig. 6(b)에서 보는 바와 같이 휨균열은 실험체 중앙부 영역에서 발생하였으나 사인장 균열 발생 이후에는 균열폭의 확장은 거의 발견되지 않았다. 사인장 균열은 직접하중을 받은 DL 실험체보다 아래로 이동하였음을 확인할 수 있다. 즉, IL1 실험체의 큰 보에서는 작은 보와의 접합면 중앙부 높이나 하부 모서리에서 지점까지 연결된 사인장 균열이 주요하게 발생하였다. 이는 큰 보에 작용하는 하중의 위치가 최상부면에서 작은 보와 교차하는 접합부 영역으로 이동하였기 때문으로, 추후 전단강도 감소를 방지하기 위한 보강영역을 결정할 때 중요한 기초자료가 될 것으로 판단된다.

하부에 보를 갖는 IL2 실험체의 실험 종료 후 균열 형상은 Fig. 6(c)에 나타내었다. 하부에 하중전달 보가 있어 휨균열 보다 사인장 균열이 먼저 발견되었다. 이후 최대하중에 도달하기 전인 600 kN까지 보-보 접합면의 상부로 휨균열이 진전하는 것이 관찰되었으나 추가적인 휨균열의 발생이나 균열폭의 확장은 발견되지 않았다. 사인장 균열은 보-보 접합면 상부 100 mm 높이에서 인장철근 위치까지 넓게 분포하였다. 사인장 균열은 대부분 지점을 향하여 진전하였으며, 균열의 경사각은 아래로 갈수록 낮아졌다. 이는 간접하중이 전달되는 위치가 낮아 사인장 균열이 발생하는 영역에 인장이 크게 작용하기 때문이다. 간접하중을 받는 큰 보에 발생한 사인장 균열은 하중을 전달하는 작은 보에 도달한 후 작은 보의 가력점을 향해 진전하였으며, 이러한 현상은 작은 보의 위치와 관계없이 IL1과 IL2 실험체 모두에서 확인되었다.

3.3 간접하중 작용 위치의 영향

3.3.1 콘크리트 압축대

철근콘크리트 깊은보는 높이에 비하여 전단경간비가 짧아 콘크리트 압축대에 의한 전단저항이 매우 큰 부재이다. 특히 이 실험과 같이 전단경간비가 1 이하인 철근콘크리트 깊은보의 경우에는 콘크리트 압축대가 가력점에서 지점으로 직접 연결되므로 간접하중에 의한 하중 작용점의 이동을 콘크리트 압축대의 변화로부터 확인할 수 있다.

Fig. 7 Strain distribution of concrete strut

실험체 옆면에 부착된 콘크리트 스트레인 게이지로부터 계측된 콘크리트 압축대의 변형률 분포는 Fig. 7에 나타내었다. 직접하중을 받는 DL 실험체는 Fig. 7(a)와 (b)에서 보는 바와 같이 보의 가력점과 지점을 잇는 영역을 중심으로 압축대가 넓게 분포하고 있음을 확인할 수 있다. 반면에 상부에 간접하중을 받는 IL1 실험체는 콘크리트 압축대의 최대변형률이 DL 실험체와 유사하지만, 압축대 폭이 감소하고 주요 압축영역이 보의 하부로 이동하였다. 또한, 균열형상을 나타낸 Fig. 6과 Fig. 7과의 비교로부터 주요 사인장 균열이 발생한 위치를 중심으로 콘크리트 압축대가 형성됨을 알 수 있다.

Fig. 7에서 보는 바와 같이, 하부에서 간접하중을 받는 IL2 실험체는 DL 및 IL1 실험체보다 콘크리트 압축대의 최대변형률이 약 절반 이하로 감소하였으며, 압축대 폭의 감소와 압축영역의 하강이 더욱 두드러졌다. 이러한 결과는 교차된 보로부터 간접하중을 전달받는 경우 하중의 작용점과 압축대의 형상이 간접하중을 전달하는 보의 위치에 의존함을 의미하며, 추후 간접하중을 받는 철근콘크리트 깊은보에 대한 해석법을 개발할 때 유용한 기초자료로 활용될 수 있으리라 판단된다.

3.3.2 인장철근 변형률

이 절에서는 간접하중의 위치에 따른 지지하는 깊은보의 인장철근 변형률의 변화를 기술한다. 교차된 보로부터 간접하중을 받는 철근콘크리트 보는 하중전달 보에서 유발된 수직성분의 힘에 의하여 인장철근의 변형률이 증가하게 된다. 이러한 현상은 ^{Mattock and Shen(1992)}과 ^{Wight and MacGregor(2012)}와 같은 기존 연구자들로부터 보고된 바가 있다. 현행 CSA A23.3-19^{(Canadian Standards Association, 2019)} 및 ACI 318-19^{(ACI Committee 318, 2019)}는 행거보강근을 추가로 배근함으로써 간접하중에 의한 이른 파괴를 방지하도록 권고하고 있다.

Fig. 8 Hanger reinforcement provision of CSA A23.3-19 ^{(Canadian Standards Association, 2019)}

Fig. 9 Strain of tension reinforcement embedded in girders

CSA A23.3-19는 Fig. 8에서 보는 바와 같이 간접하중으로 전달되는 계수전단력의 ($1-h_{b /h_{1}}$)배 만큼을 추가적인 행거보강근이 저항할 수 있도록 설계하여야 한다고 규정하고 있다. 여기서 $h_{b}$는 지지하는 보와 지지되는 보의 밑면 차, $h_{1}$은 지지하는 보의 깊이를 뜻한다. 교차하는 보의 밑면 차 $h_{b}$가 증가할수록 행거보강근의 양이 감소하도록 구조기준에서 권고하는 이유는 $h_{b}$가 증가할수록 콘크리트 아치작용과 같은 추가적인 하중전달 기구에 의하여 간접하중에 의한 수직성분의 힘이 분산되기 때문이다. 그리고 ACI 318-19는 간접하중으로 전달되는 전단력 모두에 저항할 수 있도록 행거보강근을 배근하되, $h_{b}$가 $h_{1}$/2 보다 크거나 같을 경우에는 행거보강근을 배근하지 않아도 된다고 규정하고 있다.

Fig. 9는 이 실험에서 계측한 각 실험체 큰 보의 인장철근 변형률을 나타낸다. 그림에서 보아 알 수 있듯이, 직접하중을 받은 DL실험체보다 간접하중을 받은 실험체들의 인장철근이 동일 하중에서 더 큰 변형률을 나타내었다. 그리고 간접하중을 받는 경우에도 상부에 보를 가지는 IL1 실험체보다 하부에 보를 가지는 IL2 실험체의 인장철근 변형률이 더 크다는 것을 알 수 있다. 이 실험결과로부터, 휨 항복이 선행되도록 설계된 일반적인 보의 경우 교차된 보에 의하여 이른 휨파괴가 발생 할 수 있으며 그 정도는 교차된 보들의 밑면 차이에 의존할 수 있다는 기존 연구결과를 확인할 수 있었다. 다만, CSA A23.3-19 및 ACI 318-19에서 권고하는 행거보강근에 대한 규정은 교차된 보의 밑면 차이에만 크게 의존하고 있다. 그러나 휨 및 전단에 대한 이른 파괴에 영향을 미칠 수 있는 변수는 다양하기 때문에 추가적인 연구를 통하여 기준의 안전성을 검토할 필요가 있을 것으로 판단된다.

3.3.3 전단강도

간접하중을 받는 철근콘크리트 깊은보는 직접하중을 받을 때보다 낮은 전단성능을 보이게 된다. 큰 보의 깊이에 대한 전단경간의 비 a/h가 0.7인 본 실험체는 Fig. 10에서 보는 바와 같이 하중전달경로 및 간접하중을 전달하는 보의 위치에 따라 전단강도 감소폭이 변화하였다.

Fig. 10 Shear strength reduction of indirect loaded specimens

상부에 작은 보를 가지는 IL1 실험체는 직접하중을 받는 DL 실험체보다 약 30% 낮은 전단강도를 나타내었다. 하부에 작은 보를 가지는 IL2 실험체는 행거보강근이 배근되어 있어 DL 및 IL1 실험체와의 비교를 위해서는 행거보강근의 기여분을 제외한 전단강도가 필요하다. 앞서 기술하였듯이 IL2 실험체에 배근된 행거보강근은 모두 항복강도에 도달하였으므로 다음 식으로부터 행거보강근의 기여분을 계산할 수 있다.

(1)

$V_{sh}= A_{vh}f_{yh}n$

여기서 $V_{sh}$는 행거보강근의 전단강도 기여분, $A_{vh}$는 간접하중에 저항하는 행거보강근 1대의 단면적, $f_{yh}$는 행거보강근의 항복강도, $n$은 간접하중에 저항하는 행거보강근의 개수이다.

식(1)로부터 계산된 IL2 실험체의 행거보강근 전단기여분은 138.4 kN이며, 여기서 $n$은 단순보인 실험체를 고려하여 한쪽 경간으로 배근된 행거보강근의 개수인 2임에 유의하여야 한다. IL2 실험체의 전단강도에서 행거보강근의 기여분을 공제하면 227 kN으로 계산되며, 이는 DL 및 IL1 실험체보다 각각 74%와 63% 전단성능이 감소되었음을 의미한다. 이처럼 철근콘크리트 깊은보의 전단성능이 간접하중을 전달하는 보의 위치에 크게 영향을 받는 것은 3.3.1절에서 기술한 콘크리트 압축대의 약화, 즉 콘크리트 아치작용의 약화와 밀접한 관련이 있는 것으로 판단되며, 이에 대해서는 보다 상세한 연구가 필요하다.

3.3.2절에서 기술한 바와 같이, ACI 318-19에서는 간접하중을 전달하는 보의 밑면이 지지하는 보 깊이의 중간 또는 그 이상의 높이에 위치하는 경우 행거보강근이 필요하지 않다고 규정하고 있다. 그러나 IL1 실험체는 ACI 기준의 행거보강근이 불필요한 조건에 해당됨에도 불구하고 전단강도가 30%나 감소하였다. 이러한 결과로부터 ACI 318-19의 행거보강근 규정에 대한 보다 면밀한 검토가 필요하다고 판단된다.

현행 우리나라 구조기준은 간접하중을 받는 철근콘크리트 보의 이른 파괴를 방지하기 위한 행거보강근 규정이 없다. 향후 구조물의 안전을 위하여 행거보강근 규정이 필요할 것으로 판단되며, 이때 이 연구에서 수행한 실험결과는 의미 있는 기초자료가 될 것으로 판단된다.