2.1 국내 설계기준

국내 합성콘크리트 설계기준^{(KDS 14 20 66} : 2021)에서는 현장이 아닌 곳에서 만들어진 프리캐스트 부재와 현장치기 콘크리트가 일체로 된 합성부재에 대해, 수평 전단력이 상호 연결된 요소들의 접촉면에서 충분히 전달되도록 수평 및 수직 전단강도를 고려하여 설계하도록 규정하고 있다. 합성콘크리트 휨 부재의 수평전단에 대한 단면 설계 식은 식(1)과 같다.

여기서, $V_{nh}$는 공칭 수평 전단강도(N)로서 다음과 같이 규정한다. 접촉면이 청결하고 부유물이 없으며 표면이 거칠게 만들어진 경우이거나 최소 전단연결재가 있으며 접촉면이 청결하고 부유물은 없으나 표면이 거칠게 만들어지지 않는 경우, 공칭 수평 전단강도는 식(2)과 같이 따른다.

여기서, $b_{v}$는 수평 전단에 대하여 검토되는 접촉 면적의 단면 폭(mm)이며, $d$는 긴장재와 종방향 인장철근의 중심에서 압축측 연단까지의 거리(mm)이며, 프리스트레스트 콘크리트의 경우 0.8$h$(mm)이상이어야 한다.

국내 합성구조 부재 설계기준^{(KDS 14 31 80} : 2024)에서는 외력이 충전형 합성부재 및 매입형 합성부재에 축 방향으로 가해질 경우, 부재로의 힘 도입과 부재 안에서의 길이 방향 전단력($V_{r}'$)은 힘 전달 기구의 설계강도($\phi R_{n}$)에서 구한 값은 $V_{r}'<\phi R_{n}$을 만족해야 한다. 외력이 강재 단면에 직접 가해지는 경우의 길이 방향 전단력은 식(3)을 통해 산정한다.

여기서, $P_{r}$은 합성부재에 가해지는 소요 외력(N), $P_{no}$은 길이 효과를 고려하지 않은 공칭 압축강도(N)이다.

힘 전달 기구 중 힘이 직접 부착작용에 의해 충전형 합성부재 및 매입형 합성부재에 전달되는 경우 식(4)과 같이 산정하며, 길이 방향 전단력이 직접 부착강도에 의한 설계 전단강도를 초과하면 직접 지압 및 전단 연결을 통해 산정해야 한다.

여기서, $U_{in}$는 H형강 또는 강관의 전체 둘레 길이(mm)이며, $L_{in}$는 하중 도입부의 길이(mm)이다. $F_{in}$는 공칭 부착응력(MPa)으로 횡방향 철근과 길이 방향 철근이 있는 콘크리트 단면에 완전히 매입된 강재에 대하여, 최소 유효 피복두께 40 mm를 만족할 경우 0.66 MPa로 제시하고 있다. 또한 피복두께 증가에 따른 공칭 부착응력은 실험으로 증명되지 않는 경우, $\beta_{c}F_{in}$값을 사용하여야 하며, $\beta_{c}$는 식(5)에 의해 결정된다.

여기서, $c_{e}$는 형강 플랜지 면에 대한 콘크리트의 유효 피폭두께(mm)이다.

2.2 강재를 활용한 구조공법에 관한 선행 연구

Kim et al.(2009)의 연구에서는 y형 강판과 ㄱ형강으로 기둥의 외부를 구성하고 내부 콘크리트를 충전하는 yLRC 합성기둥을 제안하였다. 이 합성기둥에서 ㄱ형강에 용접되는 y형 강판은 ㄱ형강의 전체적인 좌굴을 억제하고 콘크리트를 구속함으로써 RC 기둥의 띠철근 및 y형 강판이 돌출된 부분이 접합면의 부착 저항 역할을 한다.

^{Eom et al. (2019)}는 주철근 대신 고강도 ㄱ형강을 기둥 단면의 바깥쪽에 분산시켜 주보강재로 적용한 고강도 앵글 매입형 합성기둥을 제안하였다. 띠판(flat bar)은 F10T M10 볼트를 이용한 마찰접합을 통해 전단력에 대해 저항하도록 설계되었으며, 띠판과 볼트를 통해 접합면에서의 부착 저항을 하도록 하였다.

^{Jo et al.(2019)}의 연구에서는 노출형 합성보와 PC 구조의 단점을 보완하고자 강재 앵글 부재로 구성된 트러스와 하부 PC로 구성하여 앵글 조립 트러스 합성보를 제시하였다. 강재 앵글 트러스는 강재 앵글 부재를 고장력 볼트로 조립하여 일체화하였으며, 전단철근과 강재 앵글 사재가 전단에 저항하도록 설계하였다.

^{Jeon et al.(2022)}의 연구에서는 강재를 사용한 개선형 RC 공법으로 개발된 NRC 보 및 NRC 기둥을 이용한 구조시스템을 제안하였다. 이 구조시스템은 ㄱ형강을 이용하여 선조립한 NRC 보와 NRC 기둥을 현장에서 볼트 조립하여 자체적으로 자립 가능한 골조 형식으로 전단 앵글 또는 강판이 접합면에서의 부착 저항을 하도록 설계하였다.

이상의 선행 연구에서는 ㄱ형강을 주철근 대용 또는 충전 강관 대용으로 사용하는 공법들이 많이 개발되고 있으며, ㄱ형강 표면의 부착 저항과 전단보강재로 사용되는 강재가 ㄱ형강으로 접합됨으로써 전단키에 의한 저항을 통해 접합면의 전단응력에 저항하도록 설계되고 있다. 하지만 이러한 설계에 대해 별도의 실험 및 해석적 검증을 하지는 않고 있다.

3.1 실험체 계획

ㄱ형강의 부착강도를 평가하기 위해 푸쉬아웃 실험을 계획하였다. 실험 변수로는 ㄱ형강의 종류, 피복두께, 콘크리트 압축강도, 부착길이 등으로 총실험체 수는 54개이다. ㄱ형강은 부등변 형강인 L-50×30×3, 등변 형강인 L-50×50×4와 L-75×75×6 등 총 세 가지를 선정하였으며, 부착길이는 L-50×30×3 및 L-50×50×4에 대해 100 mm, 125 mm, 150 mm로 L-75×75×6은 100 mm, 150 mm, 200 mm로 계획하였다. 피복두께는 일반적인 RC 보 부재에 적용되는 40 mm를 기준으로 50 mm, 60 mm 등으로 구성하였으며, 콘크리트 압축강도는 27 MPa 와 35 MPa로 계획하였다. Table 1과 Fig. 1의 실험체명에서 A와 숫자는 ㄱ형강 최소 단면 치수(mm), C와 숫자는 피복두께(mm), L과 숫자는 부착길이(mm)를 의미한다. F와 숫자는 콘크리트 압축강도의 종류이다.

Fig. 1 Details of push-out specimens (unit: mm)

모든 실험체는 Fig. 1과 같이 ㄱ형강 최외측면에서 실험 변수의 피복두께가 동일하도록 직사각형 단면을 가지고, 부착길이와 동일한 높이를 가지는 직육면체로 계획하였다. 푸쉬아웃 실험을 위하여 상부 ㄱ형강의 돌출 길이 및 하부 ㄱ형강의 미끄러짐 변형 측정을 위한 돌출 길이를 모두 15 mm로 계획하였다.

3.2 가력 및 계측 방법

Fig. 2에 실험체 설치 상황을 나타냈으며, 푸쉬아웃 실험체 설치는 실험체 하부에 ㄱ형태의 개구부가 있는 강판을 두고, 그 아래에 힌지 구좌를 설치하여 실험체 하부 면의 수평에 대한 오차가 발생하지 않도록 하였다. 실험체 상부 면의 도출된 ㄱ형강에 가력판을 설치한 후, 2,000 kN급 UTM을 이용하여 단조가력을 하였으며, 하부에 도출된 ㄱ형강과 하부 콘크리트면 사이의 미끄러짐 수직 변위를 측정하기 위해 중앙에 중공이 있는 힌지 구좌 내부로 LVDT를 설치하였다.

Fig. 2 Push-out test setup

3.3 재료 물성치

실험체에 사용된 콘크리트의 압축강도는 KS F 2403에 따라 규격 Ø100×200 mm인 공시체를 제작한 후, KS F 2405에 따른 압축강도($f_{ck}$) 시험과 KS F 2423에 따른 쪼갬인장강도($f_{sp}$) 시험을 실시하였으며, 결과는 Table 2에 나타내었다.

본 연구에서 사용된 세 가지 ㄱ형강에 대하여 시편을 3개씩 제작하여 인장시험을 실시하였다. 강재의 재료시험을 통한 평균값을 Table 3과 같이 항복강도, 인장강도, 탄성계수, 연신율 등 결과를 나타내었다.

4.1 균열 및 파괴 상황

푸쉬아웃 실험 결과에 의한 최종 파괴 시 균열은 Fig. 3(a)의 균열 없이 슬립으로 인한 미끄러짐 파괴, Fig. 3(b)의 쪼갬 균열이 발생하였으나 입면 전체에 균열이 진행되지 않은 상태에서 미끄러짐에 의한 파괴, Fig. 3(c)의 평면 및 입면 전체에 쪼갬 균열이 발생한 쪼갬 파괴 등 세 가지 유형으로 나타났다. A30-C60-F1-L150, A30-C50-F2-L125, A50-C40-F2- L150의 경우 데이터 측정시스템 오류로 인해 데이터값을 얻지 못하였으며, Table 4에 푸쉬아웃 실험 결과를 나타내었다.

Fig. 3 Typical failure modes by specimens

4.2 하중-변위 곡선

푸쉬아웃 실험체에 대한 하중-변위 곡선을 Fig. 4에 나타내었다. 변위는 하부 면에 돌출된 ㄱ형강과 실험체 콘크리트 밑면과의 상대 변위로 접합면에서 발생한 미끄러짐에 의한 변위를 나타낸다. 대부분의 실험체가 초기 탄성변형을 거쳐 최대 하중에 도달한 후, ㄱ형강 부착응력 손실로 인한 쪼갬 파괴, 국부 쪼갬 균열 후 미끄러짐 파괴, 미끄러짐 파괴 등의 다양한 파괴 형태가 나타났다.

쪼갬 파괴가 나타난 A50-C60-F1-L100, A75-C40-F1-L150, A75-C40-F1-L100 실험체의 경우 최대 하중 이후 약 75% 내력이 감소하며 급격한 취성적인 거동을 보였다. 이는 ㄱ형강와 콘크리트의 접합면에서 전단응력이 집중으로 인해 부착력이 빠르게 손실한 상실된 것으로 보인다. 국부 쪼갬 균열 후 미끄러짐 파괴가 발생한 A30-C40-F2-L100, A75-C40-F2-L200, A75-C50-F1-L200 실험체의 경우 최대 하중 이후 약 50%까지 내력이 감소 후 미끄러짐 거동에 의한 내력 감소가 나타났다. 미끄러짐 파괴가 나타난 A30-C40-F1-L100, A30-C40-F1-L150, A50-C40-F1-L100 실험체의 경우 최대 하중 이후 다른 파괴 양상보다 비교적 완만한 강도 감소를 하며 파괴되었다.

Fig. 4 Load-displacement curves

4.3 부착면적에 따른 부착응력 영향

Fig. 5와 같이 F1 계열 실험체 및 F2 계열 실험체 모두 부착면적 1.25∼2배 증가에 따라 최대 하중($P_{max}$)은 1.3∼3배 증가하였다. 다만, Fig. 6에 나타난 바와 같이 최대 하중에 부착면적을 나눈 실험 부착응력($F_{in_{-}{Exp}}$)은 부착면적의 증가로 인해 부착응력이 균일하지 않고 부착응력이 다소 감소하는 경향을 나타냈다. 이는 부착이 시작되는 매입부에서 부착응력이 가장 크고, 부착길이가 증가할수록 응력이 감소되어 전체적인 평균응력이 감소된 영향인 것으로 사료된다.

Fig. 5 Effect of bond area on $P_{\max}$

Fig. 6 Effect of bond area on bond stress

4.4 피복두께에 따른 부착응력 영향

F1 계열 실험체에 대해 피복두께가 1.25배 증가할 때 평균 부착응력은 약 9.4% 증가하였으며, 1.5배 증가할 때 평균 부착응력은 약 12.3% 증가하였다. F2 계열 실험체의 경우, 피복두께가 1.25배 증가할 때 평균 부착응력은 약 13.5% 증가하였고, 1.5배 증가할 때 평균 부착응력은 약 21.0% 증가하였다.

4.5 콘크리트 압축강도에 따른 부착응력 영향

Fig. 6은 콘크리트 압축강도($f_{ck}$)에 따른 실험 부착응력($F_{in_{-}{Exp}}$)을 나타낸 것이다. 콘크리트 평균 압축강도가 31.4 MPa인 F1 계열 실험체에 비하여, 콘크리트 평균 압축강도가 47.7 MPa인 F2 계열 실험체의 평균 실험 부착응력이 약 16.7% 증가하였다.

실험 부착응력을 콘크리트 압축강도의 제곱근과 피복두께에 대한 계수($\beta_{c}$)을 나눈 $F_{in_{-}{Exp}}/(\sqrt{f_{ck}}\beta_{c})$로 부착응력 계수를 산정한 결과, F1 계열 실험체와 F2 계열 실험체의 평균 부착응력 계수는 각각 0.203, 0.193으로 평가되어 약 5.3% 차이로 유사하게 나타났다. 이를 볼 때 ^{Won et al.(2007)}의 연구와 같이 부착응력은 콘크리트 압축강도의 제곱근에 비례하는 것으로 평가할 수 있다.

4.6 부착강도 평가

F1 계열 실험체의 평균 부착응력은 1.14 MPa, 표준편차 0.25 MPa이며, F2 계열 실험체의 평균 부착응력은 1.33 MPa, 표준편차 0.28 MPa로 평가되었다. 제한된 실험 결과로부터 실제 강도가 공칭강도를 초과할 확률이 95%인 신뢰도를 가지는 하위 5% 부착응력(평균 부착응력 – 1.645×표준편차)을 산정한 결과, F1 및 F2 계열 실험체의 하위 5% 부착응력은 각각 0.72 MPa, 0.87 MPa로 평가되었다. 이는 KDS 14 20 66의 공칭 수평전단응력 0.56 MPa 와 KDS 14 31 80에서 피복두께를 고려한 공칭 부착응력과 비교할 때, 약 28.6∼55.4% 증가하였다.

본 연구에서는 콘크리트 압축강도에 따른 소형 ㄱ형강의 부착강도 산정을 위하여 KDS 14 31 80에서 제시된 식(4)의 공칭 부착응력($F_{in}$)을 콘크리트 압축강도의 제곱근($\sqrt{f_{ck}}$)과 부착응력 계수($k$)의 곱으로 식(6)과 같이 이론 부착강도식를 제시하고자 한다.

본 연구 실험체 54개 실험체의 부착강도와 식(6)에 의한 이론 부착강도의 회귀분석을 통하여 $k$값으로 평균 0.166, 표준편차 0.04로 평가되었다. 하지만 설계를 위한 하한치 개념에서 5% 파괴 확률을 가지는 $k$값으로 0.1로 설계값을 제시하고자 한다.

Fig. 7은 실험체의 54개에 대하여 실험 부착강도($P_{max}$)을 현행 KDS 기준식인 식(4)의 이론 부착강도($R_{n_{-}KDS}$) 및 본 연구에서 제시한 식(6)에 의해 산정된 제안 부착강도($R_{n_{-}k}$)을 나타내었다. 이론 부착강도에 대한 실험 부착강도의 비($P_{max}$/$R_{n_{-}KDS}$)을 산정한 결과, 평균 1.57, 표준편차 0.38로 평가되었다. 이는 하한치 개념에서 약 6.68%의 파괴 확률을 나타낸다. 5% 파괴 확률로 평가한 제안 부착강도($k=0.1$)에 대한 실험 부착강도의 비($P_{max}$/$R_{n_{-}k}$)는 평균 1.66, 표준편차 0.40으로 평가되었다. 평균값으로 평가한 제안 부착강도($k=0.166$)에 대한 실험 부착강도의 비($P_{max}$/$R_{n_{-}k}$)는 평균 1.00, 표준편차 0.24로 평가된다.

Fig. 7 Effect of $f_{ck}$ on bond stress

Fig. 8 Comparison of $P_{\max}$ and $R_{n}$