2.1 실험체 상세

이 연구에서는 하중 방식과 접합부의 행거보강근 유무를 변수로 하여 실험체를 제작하였다. 총 3개의 깊은보 실험체를 제작하였으며, 사용된 콘크리트의 배합 설계는 Table 1에 나타내었다. 각 실험체의 상세 특성은 Table 2에 정리하였으며, 실험체 형상 및 배근 상세는 Fig. 1에 나타내었다.

Fig. 1. Details of specimens

실험체 제작 시 콘크리트 타설일에 직경 100 mm, 높이 200 mm의 원통형 공시체를 제작하였다. 파괴실험과 동시에 진행된 콘크리트 압축강도 시험 결과 DB 실험체는 24.9 MPa를, IB 실험체와 IBH 실험체는 26.4 MPa의 압축강도를 나타내었다. 실험체에 사용된 보강근인 D10, D13, D25의 인장 시험 결과 항복강도는 각각 457.6 MPa, 505.9 MPa, 649.5 MPa이었다.

간접하중을 받는 실험체는 하중을 전달하는 작은 보(beam)와 하중을 전달받는 큰 보(girder)로 구성된다. 큰 보의 전체 길이는 2,600 mm이며, 폭과 높이는 각각 300 mm와 700 mm인 직사각형 단면을 가졌다. 큰 보의 높이에 대한 전단경간비는 1.5로 설계하였다. 큰 보의 인장철근과 압축철근은 휨파괴가 전단파괴보다 먼저 발생하지 않도록 SD600 규격의 D25 이형철근을 각각 4개와 2개 배근하였다. 또한, 양쪽 지점부에서 지점반력에 의한 국부파괴를 방지하기 위하여 SD400 규격의 폐쇄형 D10 이형철근을 60 mm 간격으로 배근하였다.

IBH 실험체는 보-보 접합부에 위치한 행거보강근의 영향을 평가하기 위하여 SD400 규격의 폐쇄형 D13 이형철근 6대를 배근하였다. 모든 실험체는 다른 전단보강근의 영향을 배제하고 깊은보 전단강도에 대한 순수 행거보강근의 기여를 확인하기 위하여 큰 보의 전단경간에는 스터럽을 배근하지 않았다.

작은 보는 전체길이 1,100 mm에 폭과 높이가 각각 300 mm와 350 mm인 직사각형 단면을 가지며, 큰 보의 중앙 하부에 교차하도록 위치하였다. 작은 보의 휨 및 전단파괴가 큰 보의 전단파괴보다 선행되지 않도록 많은 양의 주철근과 전단철근을 배근하였다. 작은 보의 인장철근과 압축철근은 각각 SD600 규격의 D25 이형철근 4대와 2대가 배근되었으며, 전단철근은 SD400 규격의 폐쇄형 D13 이형철근을 60 mm 간격으로 보-보 접합부를 제외한 전체 길이에 배근하였다. 또한, 작은 보의 주철근은 정착을 확보하기 위하여 10 mm 두께의 철판에 양 끝단을 용접하였다.

2.2 가력 및 계측 방법

2,000 kN 용량의 만능시험기(UTM)를 이용하여 집중하중을 가력하였다. 간접하중을 받는 IB 와 IBH 실험체는 Fig. 2와 같이 ㄷ자형 철제 프레임으로 작은보에 단조하중이 가력 되도록 하였다. 실험체의 중앙 하단에는 실험체의 처짐 변위를 측정하기 위하여 변위변환기(LVDT)를 설치하였다.

Fig. 2. Test setup of specimen (IB series)

실험체의 큰 보 전단경간 영역의 변형률 및 압축대 변화를 평가하기 위하여 Fig. 3과 같이 실험체 측면에는 콘크리트용 스트레인 게이지 10개를 부착하였다. 실험체에 부착된 철근 스트레인 게이지의 위치는 Fig. 1에 나타내었다. 큰 보와 작은 보의 최대 휨 모멘트 발생 위치에서 인장 및 압축철근의 변형률 변화와 항복 여부를 판별하기 위하여 철근 스트레인 게이지를 부착하였다. IBH 실험체의 경우 보-보 접합부 내부의 변형률 변화를 확인하기 위하여 행거보강근의 하단부로부터 길이의 1/4 및 1/2 높이에 철근 스트레인 게이지를 부착하였다.

Fig. 3. Location of concrete strain gauge

3.1 하중-처짐 관계

Table 3은 실험에서 측정된 전단균열 발생시 하중, 그에 상응하는 처짐, 최대하중, 최대하중 도달 시 처짐, 하중감소비를나타내며, Fig. 4는 실험체의 하중-처짐 곡선을 보여준다. 직접하중을 받는 DB 실험체와 간접하중을 받는 IBH 실험체는 큰 보 휨파괴 이전에 큰 보의 전단파괴가 발생하였으나, IB 실험체는 보-보 접합부 인근에서 전단파괴가 발생하였다. 모든 실험체의 큰 보와 작은 보의 인장철근은 실험 종료 시까지 항복하지 않았다.

Fig. 4. Load-displacement relationship of specimens

DB 실험체는 253.6 kN에서 큰 보에서 최초 휨균열이 발생한 이후 400.5 kN에서 큰 보 좌측 하부에서 가력점을 향하여 경사진 최초 전단균열이 발생하였다. 전단균열의 발생과 함께 하중-처짐 곡선에서 강성의 저하를 확인하였다. DB 실험체는 최대하중 896.6 kN에 도달하였으며 이후 전단균열폭 확장과 가력점 인근 콘크리트의 박리로 인하여 취성적으로 전단파괴되었다. 최대하중 도달 시 중앙부 처짐은 7.49 mm로 측정되었다.

IB 실험체는 237.8 kN에서 하중-처짐 곡선의 강성저하가 확인되었다. 248.6 kN에서 큰 보의 전단균열과 함께 작은 보 가력점부터 시작되어 큰 보로 향하는 경사진 균열이 확인되었다. IB 실험체는 248.8 kN에서 최대하중에 도달하였으며, 이는 DB 실험체 최대하중의 27.7%에 해당된다. 최대하중 도달 시 중앙부 처짐은 1.91 mm로 측정되었다.

IBH 실험체는 398.5 kN에서 큰 보 좌측 하부에서 중심 상부로 향하는 큰 보 최초 전단균열이 발생하였다. IBH 실험체는 699.8 kN에서 최대하중에 도달하였으며, 이는 DB 실험체 최대하중의 78.1%에 해당한다. 최대하중 도달 시 중앙부 처짐은 8.80 mm로 측정되었다.

3.2 균열 양상

실험 종료 후 실험체의 균열 양상은 Fig. 5에 나타내었다. DB 실험체는 중앙 하부에서 시작된 전단균열이 발전하면서 최종적으로 전단파괴 되었다. 큰 보 좌측 하부에서 시작된 최초 전단균열의 각도는 약 50.1°로 측정되었으며, 이후 큰 보 우측 하부에서 각도 47.1°의 전단균열이 추가로 발생하였다. 하중 초기에는 실험체 중앙 하부에 휨 균열이 발생하였으나, 하중이 증가함에 따라 휨균열보다 전단균열의 폭 증가와 진전이 더 명확하게 관찰되었다. 하중이 증가하면서 전단균열은 가력점을 향하여 진전되었고, 실험체 하부 인장철근 위치를 따라 지점판을 향하는 균열 또한 확인되었다. 최종 파괴 시 상부 가력점 부근에서 콘크리트의 박리가 관찰되었으며, 전단균열이 상부에서 최종적으로 연결된 위치는 큰 보 압축철근이 위치한 높이와 유사하였다.

Fig. 5. Crack patterns of tested specimens after failure

IB 실험체에서는 큰 보 하부의 전단균열과 작은 보 가력점에서 시작되는 경사균열이 초기에 함께 관측되었다. 전단균열의 각도는 작은 보 좌우측 면에서 각각 45.8°와 35.3°이었으며, 보-보 접합부를 지나 큰 보까지 이어졌다. 최종 파괴 시 전단 균열은 큰 보의 인장철근을 따라 발생하였으나 실험체 큰 보의 지점까지 이어지지 못하였으며, 작은 보 상단에 위치한 큰 보의 콘크리트 영역에서는 보-보 모서리에서 큰 보 상부를 향하는 균열이 추가적으로 발생하였다.

IBH 실험체의 경우 보-보 모서리 인근에서 작은 보 가력점을 향하는 약 35.9°의 균열이 발생하였다. 하중이 약 400 kN을 초과하면서 접합부 인근 균열과는 별도로 큰 보 하부에서 시작되는 전단균열이 나타났으며, 이 균열은 보-보 모서리가 아닌 큰 보의 중심 상부를 향하여 진전되었다. 해당 전단균열의 각도는 좌우측 각각 38.5°와 50.6°로 측정되었으며, 하부하중의 특성상 큰 보 하부에 인장력이 크게 작용하는 인장철근을 따라 추가적인 균열이 발생하였다.

IBH 실험체가 받는 하중이 증가하면서 약 500 kN에서는 큰 보 중심 상부에서 전단경간 영역 중심을 지나 우측 지점판을 향하는 각도 30.6°의 전단균열이 발생하였고, 약 530 kN 에서는 큰 보 중심 최상부에서 전단경간 영역 중심을 지나 좌측 지점판을 향하는 각도 29.2°의 전단균열이 발생하였다. 큰 보 전단균열이 상부에서 최종적으로 연결된 위치는 폐쇄형으로 배근된 행거보강근의 최상단 높이와 유사하였다.

IBH 실험체는 파괴에 이를 때까지는 큰 보 전단경간 영역을 지나는 균열이 주요하게 발생하였고 균열폭이 크게 확장되었다. 이는 IB 실험체와 달리 전단균열이 보-보 접합부 인근이 아닌 큰 보 전단경간에서 주로 발생하였음을 보여준다. 이러한 현상은 작은 보에 작용한 전단력이 행거보강근에 의하여 큰 보 상부로 전달되면서 하중의 위치가 큰 보 상부로 이동하였기 때문으로 판단된다.

4.1 압축대 변화 비교

Fig. 6는 실험체 측면에 부착된 콘크리트용 스트레인 게이지로 측정한 콘크리트 압축대 변형률의 분포를 나타낸다. 직접하중을 받는 DB 실험체는 큰 보 전단경간 영역의 대각 중심 하부(4번 위치)에서 최대 압축변형률을 보였다. 반면 행거보강근 없이 하부 간접하중을 받는 IB 실험체는 작은 보 가력점에서 큰 보로의 하중 전달이 보-보 접합부 인근에만 국한되어 큰 보 전단경간 영역에서는 콘크리트 변형률 및 압축대가 거의 형성되지 않았다.

Fig. 6. Strain of concrete strut in specimens

행거보강근을 배근한 IBH 실험체에서는 하중이 큰 보 상부로 전달되면서 큰 보 전단경간 영역에서 콘크리트 압축대가 형성되었다. 최대하중에서의 압축대 변형률 분포는 직접하중을 받는 DB 실험체와 유사한 최고 변형률 값을 나타내었으나, 최고 압축변형률 위치는 DB 실험체와 달리 큰 보 전단경간 영역의 대각 중심(3번 위치)에 위치하였다.

이러한 결과는 하중 전달에 대한 행거보강근의 역할을 명확히 보여준다. IBH 실험체에서 나타난 압축대 형성과 그 위치 변화는 하부 간접하중이 행거보강근을 통하여 큰 보의 상부로 효과적으로 전달되어 하중 전달경로가 변경되었음을 의미한다. 이는 하중 지지 메커니즘이 IB 실험체의 국부적 전달 방식에서 DB 실험체와 유사한 아치-트러스 거동으로 전환되었음을 시사한다. 결과적으로, 행거보강근의 배근은 간접하중으로 인한 전단 성능 저하를 방지하고, 깊은보가 효율적인 하중 저항 능력을 발휘하도록 유도하는 설계적 근거가 된다.

4.2 행거보강근 영향

간접하중을 받는 철근콘크리트 깊은보는 직접하중을 받을 때보다 전단강도가 낮다. 그러나 보-보 접합부 인근에 행거보강근을 배근할 경우, 행거보강근이 하중의 일부를 부담하고 다른 하중경로를 갖게 하여 부재의 전단성능을 향상시킬 수 있다. Fig. 7은 IBH 실험체에 배근된 행거보강근 보-보 접합부 인근에서의 변형률을 나타낸다. 부재 중심에서 가장 먼 행거보강근(A)에서부터 부재 중심에 가까워질수록 보강근의 최고 변형률은 각각 0.0025, 0.0024, 0.0018로 계측되었다. 이는 앞서 기술하였듯이 행거보강근이 하부간접하중을 큰 보 상부로 전달하는데 기여하여 하중전단경로를 변경하였음을 나타낸다. 또한, 보-보 접합부 중심보다 외곽에 위치할수록 간접하중에 더욱 저항하는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 7. Strain of hanger reinforcement

선행연구^{(Kim, 2024)}에 따르면 행거보강근이 모두 항복강도에 도달할 경우 행거보강근의 전단강도 기여분인 V_sh는

으로 나타낼 수 있으며, 이때 A_vh는 행거보강근 1대의 단면적, f_yh는 행거보강근의 항복강도, n은 보-보 접합부 인근에 배근 된 옷걸이보강 근의 개수임을 밝히고 있다. 이는 행거보강근을 통하여 간접하중을 받는 부재의 전단내력를 복원하기 위해서는 직접하중을 받는 부재와의 전단내력 차이 만큼 추가적인 행거보강근의 배근이 필요함을 나타낸다.

하부간접하중을 받는 실험체에서, 전단강도에 대한 콘크리트의 기여분은 IB 실험체의 전단강도인 124.4 kN과 같다. 직접하중을 받는 DB 실험체의 전단강도인 448.3 kN까지 복원하기 위한 행거보강근의 필요 전단력은 323.9 kN이다. 식 (1)에 의한 IBH 실험체에 배근된 행거보강근의 전단강도 해석값은 384.6 kN이다. 그러나 IBH 실험체는 행거보강근이 항복하지 않았으므로, 식 (1)을 그대로 적용할 수 없다. 행거보강근의 항복강도 대신 최고 변형률 값을 이용하여 실제 행거보강근의 전단강도 기여분을 계산하면 344.6 kN이다.

Fig. 8은 전단강도에 대한 DB 실험체의 실험결과와 IBH 실험체의 전단강도에 대한 실험 및 식(1)에 의한 해석결과를 비교하여 나타낸다. 하부간접하중을 받는 깊은보에 충분한 양의 행거보강근을 배근하였음에도 강도복원이 완전히 이루어지지는 못하였는데, 이는 실험체에서 행거보강근이 전단강도 증진에 기여한 몫이 225.5 kN으로, 계산값의 약 65%에 불과하였기 때문이다. 이러한 결과는 Fig. 5의 균열형상에서 이유를 찾을 수 있다. 즉, Fig. 5에서 보는 바와 같이, IBH 실험체에는 접합부 인근의 사인장 균열과 함께 지점과 중앙부를 잇는 사인장 균열이 파괴 시점에 발생하였다. 이는 행거보강근에 의하여 간접하중이 상부로 전달되어 추가적인 전단력을 전달한 반면, 이후 발생하는 전단경간을 가로지르는 사인장 균열에 대해서는 행거보강근의 배근 위치 상 저항을 할 수 없었기 때문이다. IBH의 행거보강근이 현행 CSA A23.3-24에서 권고하는 배근 영역을 따른 것을 감안할 때, 추후 하부에 보가 교차하는 경우에 대한 안전성 검토가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 8. Shear strength contribution of hanger reinforcement

현행 국내 구조기준은 간접하중을 받는 철근콘크리트 보의 이른 파괴를 방지하는 행거보강근 관련 규정이 존재하지 않는다. 그러나 건축부재 및 구조물의 안전성 증진을 위하여 행거보강근 규정이 필요하다. 또한 하부간접하중을 받는 부재에 행거보강근을 충분히 배근하여도 전단강도증진에는 한계가 존재하기에 이와 관련된 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다. 이 연구에서 수행한 실험결과는 기준개정 및 구조물 안정성에 있어 유의미한 결과가 될 것으로 판단된다.