2.1 현행 설계기준

미국 철강협회 설계기준(ANSI/AISC 360-22) 및 국내 합성구조 부재 설계기준(KDS 14 31 80 : 2024) 등 국내외 합성구조 부재 설계기준에서는 외력이 축 방향으로 가해질 경우, 강재와 콘크리트 간에 전달되어야 할 힘의 크기를 단면 내 조건에 따라 외력을 분배하여 평가하도록 규정하고 있다.

이때, 단면 조건에 따라 산정된 길이 방향 전단력은 직접 지압, 전단 연결, 직접 부착 작용 등 각 힘의 전달 기구 설계강도를 초과해서는 안 된다. 또한, 힘 전달 기구 중 가장 큰 공칭강도를 갖는 하나의 전달 기구에 의해서만 평가하도록 규정하고 있으며, 서로 다른 전달 기구의 강도를 중첩하여 고려하는 것은 허용되지 않는다.

ANSI/AISC 360-22에서는 충전형 합성부재에 대해 직접 부착 작용을 통한 직접 부착강도 식을 제시하고 있으나 매입형 합성부재의 경우 직접 부착력에 의한 힘 전달 기구는 사용할 수 없도록 규정하고 있으며, 전단 연결 또는 직접 지압 작용에 의해 산정하도록 제시하고 있다. 반면, KDS 14 31 80에서는 충전형 및 매입형 합성부재 모두에 대한 직접 부착강도 식을 식 (1)과 같이 제시하고 있으며, 해당 부착강도 식은 콘크리트에 완전히 매입된 H형강, 콘크리트 충전 각형 및 원형 강관 단면에 한정하여 적용된다.

여기서, $U_{in}$는 H형강 또는 강관의 전체 둘레 길이(mm)이며, $L_{in}$ 는 하중 도입부의 길이(mm)이다. $F_{in}$ 는 콘크리트와 접하는 강재 단면 표면에 도장, 기름, 윤활유 및 녹 등이 없는 경우의 가정된 공칭 부착응력(MPa)이다. 콘크리트에 완전히 매입된 H형강 단면의 공칭 부착응력은 0.66 MPa로 제시하고 있다.

또한, 공칭 부착응력은 플랜지에 대한 최소 유효 피복두께가 40 mm보다 더 두껍고, 플랜지의 콘크리트를 충분히 구속할 수 있는 횡방향 철근과 길이 방향 철근이 있는 경우, 더 높은 부착응력 값을 사용할 수 있다. 피복두께를 고려한 공칭 부착응력은 실험으로 증명되지 않는 한, 식 (2)에서 계산된 $\beta_c$값을 $F_{in}$곱하여 사용하도록 규정되어 있다.

여기서, $c_e$는 플랜지 면에 대한 콘크리트의 유효 피복두께(mm)이다.

2.2 합성부재의 전단 접합 및 부착 메커니즘에 관한 선행 연구

^{Kim et al.(2014)}은 U형 단면 강재 보 상부에 앵글 전단연결재를 용접한 철골 단면 대상으로, U형 단면 내부와 상부 슬래브에 콘크리트를 타설하여 철골과 콘크리트의 합성 효과를 평가하고자 스터드 앵커와 앵글 전단연결재의 크기, 용접길이를 변수로 하여 푸쉬아웃 실험을 수행하였다. 실험 결과, U형 단면 강재 보 상부에 용접된 앵글 전단연결재는 기존의 스터드 전단연결재와 동등한 성능을 발휘하는 것으로 평가되었다. 또한, 용접길이 40 mm인 실험체는 30 mm인 실험체에 비해서 내력이 약 1%∼9% 증가하여 유사한 내력을 가지는 것으로 평가되었다. 한편, 앵글의 크기가 30 mm에서 40 mm로 증가함에 따라 내력은 19%∼56% 증가하는 경향을 보였다. 이를 바탕으로 앵글 전단연결재의 설계를 위해, 실험체의 최대 내력을 이용한 회귀분석을 통해 설계식을 제안하였다.

^{Ahn et al.(2015)}은 BESTOBEAM 합성보에 적용되는 앵글 전단연결재의 길이와 콘크리트 강도에 따른 전단 성능을 파악하고자 푸쉬아웃 실험을 수행하였다. 앵글 전단연결재의 길이가 길어질수록 전단강도는 낮아지는 경향이 보였으나 연성능력은 향상되는 것으로 나타났다. 또한, 콘크리트 강도가 24 MPa에서 30 MPa로 증가함에 따라 전단강도는 약 12% 증가했지만, 연성능력은 약 21% 정도 감소하는 것으로 평가되었다. 아울러, 실험 결과를 반영하여 Eurocode 4에서 제시하는 앵글 전단연결재의 설계식을 수정하여 제안하였다.

^{Choi et al.(2024)}의 연구에서는 별도의 전단키를 적용하지 않고 부착만으로 콘크리트와 소형 ㄱ형강이 합성될 때의 부착 성능을 평가하고자 푸쉬아웃 실험을 실시하였다. 실험 변수로는 ㄱ형강 종류, 피복두께, 콘크리트 압축강도, 부착길이 등으로 계획하였다. 실험 결과, 부착면적 증가에 따라 최대 하중은 증가하였으나, 부착응력은 오히려 감소하는 경향을 보였으며, 피복두께 및 콘크리트 압축강도 증가는 부착응력 향상에 기여하는 것으로 나타났다. 또한 부착응력은 콘크리트 압축강도의 제곱근에 비례하는 경향을 보였으며, 제한된 변수 범위 내에서 회귀분석을 통해 하위 5% 부착응력 계수($k$)와 콘크리트 압축강도 제곱근($\sqrt{f_{ck}}$)을 고려한 공칭 부착강도($R_{n-k}$) 를 식 (3)과 같이 제안하였다.

^{Yang et al.(2025)}에서는 소형 ㄱ형강에 이형철근이 용접 접합된 부착 상세를 대상으로, 강섬유 및 일반 콘크리트에서 부착강도를 평가하고자 푸쉬아웃 실험을 수행하였다. 실험 변수로는 피복두께, 강섬유 혼입률, 부착길이 등으로 계획하였다. 실험 결과, 대부분의 실험체에서 콘크리트 쪼갬에 의한 파괴가 관찰되었다. 피복두께가 약 1.7배 및 2.3배 증가함에 따라 평균 부착응력은 각각 약 55.4∼116.7%까지 증가하는 경향을 보였다. 한편, 부착면적이 약 2배 증가할 때 최대 하중은 약 70.3% 증가하였으나, 평균 부착응력은 약 18.2% 감소하여 부착면적과 부착응력 간의 반비례적 경향이 확인되었다. 또한 콘크리트 압축강도를 고려할 때, 강섬유 보강이 평균 부착응력에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 나타났으나, 최대 하중 이후 급격한 강성 저하를 완화하는 데에는 효과적인 것으로 평가되었다. 또한 ^{Choi et al.(2024)}에서 제시된 공칭 부착강도 제안식을 기반으로, 실험 결과로부터 도출된 이형철근 전단 상세를 가지는 소형 ㄱ형강 부재의 설계식 적용을 위해, 하위 5% 부착응력을 고려하여 식 (3)에서 부착응력 계수($k$)을 0.383으로 제시하였다.

3.1 실험체 계획

푸쉬아웃 실험체의 실험 변수는 형강 종류, 피복두께, 강섬유 혼입률, 부착길이 등으로 Table 1과 같이 총 16개로 계획하였다. 푸쉬아웃 실험체는 Fig. 2(a), (b)와 같이 정사각형 단면에 부착길이와 동일한 높이를 가지는 콘크리트 직육면체 형태로 제작하였다. Fig. 1(b)에 나타난 것처럼 실험체 상부 ㄱ형강을 30 mm 돌출한 후 동일한 하중을 가력 하기 위해 직사각형 강판(10 mm)을 용접하였다. 평판은 부착길이의 중심부에 CO₂ 아크 용접을 통해 ㄱ형강 표면에 용접 접합하였다.

Table 1의 실험체명에서 FA는 SS275 FB 32×3 평판이 용접 접합된 ㄱ형강을 의미한다. FA 뒤의 수치는 ㄱ형강 폭으로, FA50은 SS275 L-50×50×4, FA75는 SS275 L-75×75×6을 나타낸다. C는 Fig. 2(a), (b)에 나타난 이형철근이 용접되는 ㄱ형강 표면에서 콘크리트 연단까지의 최소거리인 피복두께($c_e$)로 C30은 30 mm, C50은 50 mm를 나타낸다. F는 강섬유 혼입률로 F0는 강섬유 혼입률 0%, F1은 강섬유 혼입률 1%이며, L은 부착길이를 의미하며, SS275 L-50×50×4의 경우, L140은 140 mm, L280은 280 mm SS275 L-75×75×6의 경우, L170은 170 mm, L340은 340 mm를 나타낸다.

Fig. 2. Details of push-out specimens(Unit: mm)

3.2 재료 물성치

콘크리트의 재료 물성을 평가하기 위해 KS F 2403에 따라 높이 200 mm, 지름 100 mm 크기의 원기둥형 공시체를 제작하였으며, 실험일 기준으로 KS F 2405 및 KS F 2423에 따라 압축강도($f_{ck}$) 및 쪼갬 인장강도($f_{sp}$) 실험을 실시하였다. 각 실험 결과의 평균값은 Table 2에 정리하여 나타내었다.

또한, ㄱ형강 및 평철에 대하여 KS B 0801에 규정된 방법에 따라 시험편 제작한 후, KS B 0802에 따라 인장 실험을 실시하였다. 각 실험 결과의 평균값은 Table 3에 정리하여 나타내었다. 본 연구에서는 K사의 Bundle Type Steel Fiber를 사용하였으며, 해당 강섬유는 길이 35.0 mm, 섬유의 직경 0.55 mm의, 최저 인장강도는 1,000 MPa이다.

3.3 가력 및 계측 방법

푸쉬아웃 실험은 2000 kN급 만능구조실험기(Universal Testing Machine,UTM)를 사용하였으며, Fig. 3과 같이 ㄱ형강이 미끄러짐에 의한 변형이 발생할 수 있도록 실험체 하부에 ㄱ형태 개구부가 있는 강판을 설치하였다. 또한 강판 하부에는 가력 면의 편심하중이 발생하지 않도록 유공 힌지 구좌를 두었다. ㄱ형강과 콘크리트 사이의 상대 변위는 개구부가 있는 강판과 유공 힌지 구좌를 관통하여 설치된 LVDT을 통해 측정하였다.

Fig. 3. Test setup of push-out specimens

4.1 균열 및 파괴 양상과 하중-변위 곡선

모든 실험체에서는 Fig. 4에 나타난 바와 같이 상부 및 하부 ㄱ형강의 모서리 부근에서 콘크리트가 쪼개지는 쪼갬 파괴가 관찰되었다. 이러한 균열 및 파괴 양상은 콘크리트의 매립된 ㄱ형강 중앙부에 용접 접합된 평판 전단보강재가 하중 증가에 따라 콘크리트와의 마찰에 의한 미끄러짐 거동을 보이면서, 콘크리트 외부 면으로 인장응력이 집중된 것으로 보인다.

Fig. 5에는 푸쉬아웃 실험체의 하중-변위 곡선을 나타내었다. 여기서, 변위는 실험체 하부 면에 도출된 ㄱ형강과 콘크리트 하부 면과의 상대 변위를 의미한다. 강섬유 무보강 F0 계열 실험체의 경우 최대 하중 도달 이후 급격히 하중 감소하며 취성적인 파괴 거동을 보였다. 반면, 강섬유 혼입률 1% 보강된 F1 계열 실험체는 최대 하중 도달 이후 하중 감소하는 경향이 발생하였으나, 이후 완만한 하중 감소 거동을 보이는 연성적인 거동을 나타냈다.

Fig. 4. Failure mode

Fig. 5. Load-displacement curves

4.2 실험 부착응력 평가

Fig. 6은 피복두께($c_e$)에 따른 실험 부착응력을 나타낸 것이다. 피복두께가 증가함에 따라 F0 계열 및 F1 계열 실험체의 평균 부착응력은 각각 약 21.1% 및 14.1% 증가하는 경향을 나타내었으며, 이는 ^{Choi et al.(2024)}와 ^{Yang et al.(2025)}의 연구 결과와 유사하다. 또한, Fig. 7에서 부착길이가 증가함에 따라 F0 계열 실험체의 평균 부착응력은 약 44.0% 증가하는 경향을 보였으나, 강섬유가 보강된 F1 계열 실험체에서는 약 2.6% 증가에 그쳐 유사한 수준으로 평가되었다. 다만, 일부 실험체의 경우 피복두께 증가에도 불구하고 감소된 부착응력(FA75-C30-F1-L340과 FA75-C50-F1-L340 실험체)을 나타내거나 상대적으로 큰 증가량을 나타내는 등 실험체별 편차가 컸다. 이는 실험체 제작 오차 및 실험 시 두 개 ㄱ형강의 불균형 응력 등에 의한 것으로 사료된다.

강섬유 혼입률 0% 가진 F0 계열 실험체의 평균 부착응력은 3.44 MPa, 표준편차는 1.11 MPa로 평가되었으며, 강섬유 혼입률 1% 가진 F1 계열은 평균 3.37 MPa, 표준편차 0.70 MPa로 약 2.0% 감소하여 유사하게 평가되었다. 부착응력에 콘크리트 압축강도 제곱근($\sqrt{f_{ck}}$)과 피복두께에 대한 보정계수($\beta_c$)로 나누어 정규화한 부착응력 계수로 평가하였을 때, F0 계열 실험체의 경우 평균 0.62, 표준오차 0.21로 평가되었으며, F1 계열 실험체의 경우 평균 0.66, 표준오차 0.17로 약 6.5%로 나타났으며, ^{Yang et al.(2025)}에서 강섬유 보강에 따라 약 7.1% 증가한 결과와 유사한 수준으로, 강섬유 보강이 부착응력 계수에 미치는 영향이 상대적으로 크지 않은 것으로 사료된다.

Fig. 6. Effect of cover thickness on bond stress

Fig. 7. Effect of bond length on bond stress

4.3 이론 부착강도 설계식 적용을 위한 부착응력 제시

본 연구에서 수행된 실험 결과를 바탕으로, 설계 신뢰도 95%에 해당하는 하위 5% 부착응력을 산정한 결과 1.88 MPa로 평가되었다. 이는 이형철근이 용접 접합된 ㄱ형강 부재를 대상으로 한 ^{Yang et al.(2025)}의 하위 5% 부착응력 1.75 MPa과 비교한 결과, 약 7.4%의 차이로 0.13 MPa 큰 부착 성능을 가지는 것으로 평가되었다.

한편, 전체 실험체에 대하여 식 (3)에 나타난 콘크리트 압축강도 제곱근과 피복두께 보정계수로 정규화된 하위 5% 부착응력 계수($k$)을 평가한 결과, 본 연구에서는 $k = 0.324$로 평가되었다. 이와 같이 산정된 부착응력 계수를 식 (3)에 적용하여 산정된 공칭 부착강도로 이론 내력($R_{n-k}$)을 평가하여 실험 내력($P_{max}$)과 비교한 그래프를 Fig. 8에 나타내었다. Fig. 8에서 이론 내력 증가에 따른 실험 내력 증가의 분산율이 평판이 용접 접합된 ㄱ형강이 이형철근에 비해 크게 나타났다.

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