1. 서    론

강도가 150MPa 이상인 초고성능 콘크리트(ultra high performance concrete, UHPC)는 기존의 콘크리트 재료에 관한 패러다임을 바꾸는 새로운 재료로 주목을 받고 있다. 높은 압축강도 및 인장강도 그리고 강한 내구성으로 인하여 UHPC를 교량 바닥판에 적용하는 연구^1-5)가 최근 활발히 수행되고 있으며, UHPC를 교량 바닥판에 적용함으로서 교량의 자중을 감소시키면서 바닥판의 수명을 획기적으로 연장시킬 수 있음이 입증되고 있다. 특히 기존 교량의 노후한 바닥판을 UHPC 바닥판으로 교체하면 교량의 구조적 성능을 향상시킴과 동시에 바닥판의 내구 연한을 증대시킬 수 있는 장점이 있다.

UHPC 바닥판과 강재 거더를 이용하여 합성보를 구성함에 있어서, UHPC 바닥판은 기존의 보통 콘크리트보다 강성 및 강도가 월등히 높아 강재 거더 상부 플랜지의 구조적 역할을 대신할 수 있을 것이다. 이에 착안하여 이 연구에서는 강재 거더의 상부 플랜지를 없앤 역T형 거더를 Fig. 1과 같이 제안한다.

역T형 거더와 UHPC 바닥판을 합성하여 합성보를 구성할 경우, 상부플랜지의 부재로 인하여 전단연결재를 기존의 일반적인 합성보와 같이 상부 플랜지 위에 용접하여 설치할 수 없다. 따라서 UHPC 바닥판에 매립된 강재 웨브에 직접 설치되는 형태의 새로운 전단연결재의 개발이 필요하다.

제안된 역T형 거더의 웨브에 설치할 수 있는 전단연결재는 여러 형태가 될 수 있다. 이 연구에서는 우선적으로 Fig. 1의 우측에 보인 바와 같이 웨브에 직접 스터드 용접하여 설치한 횡-스터드 전단연결재를 제안하며 그 적용성 및 성능을 검토하고자 한다.

최근 유럽에서 새로운 형태의 전단연결재를 사용한 Preco-beam⁶⁾을 개발하였다. Preco-beam은 상부 플랜지가 없는 역T형 거더에 콘크리트 거더 또는 바닥판을 합성한 구조로, H형강의 웨브를 절단하여 2개의 T형 거더를 제작할 때 웨브를 퍼즐스트립(puzzle-strip) 형태로 절단하여 절단면이 연속된 전단연결재로 직접 작용하는 형식으로 시공 편의성이 우수하다. Hegger 등⁷⁾은 약 110MPa의 고강도 콘크리트에 매립된 퍼즐스트립 전단연결재의 정적 거동 및 피로 성능을 검토하였으며, Hechler 등⁸⁾은 퍼즐스트립형태의 연속된 전단연결재의 적용성을 검토하였다. Feldmann 등⁹⁾은 강도가 약 110MPa 인 고성능 콘크리트에 매립된 퍼즐스트립 전단연결재의 피로 성능을 시험하였으며, Dudziński 등¹⁰⁾은 퍼즐스트립 전단연결재의 피로 성능을 보 실험을 통하여 평가하였다.

이 연구에서는 UHPC 바닥판과 역T형 거더를 합성한 구조에 적합한 전단연결재로 앞서 언급한 횡-스터드와 유럽에서 개발된 퍼즐스트립 그리고 이 2가지 형태의 전단연결재를 조합한 3가지 형태의 전단연결재를 push-out 정적 실험을 통하여 극한하중을 포함한 적용성을 평가하고자 한다.

2. 연구 내용

2.1 실험 계획

Table 1에 제시된 바와 같이 3가지 다른 형식의 전단연결재가 매립된 push-out 시험체를 형식별로 각 3개(A, B, C)씩 준비하였으며, Fig. 2 내지 4에 도시된 바와 같이 2면 슬래브 형태로 제작하였다. 실험은 현재로서는 유일하게 전단연결재의 push-out 시험에 대한 표준 시험 방법을 제시하고 있는 Eurocode-4¹⁵⁾에 제시된 방법에 따라 정적거동을 평가하였다.

역T형 강재 거더는 H형강(300×300×10×15)의 웨브 중앙을 종방향으로 절단하여 제작하였다. UHPC는 강도 및 강성이 우수하여 기존 콘크리트 바닥판의 최소 두께인 150mm 보다 얇게 바닥판을 구성할 수 있으므로, 이 연구의 바닥판 두께는 100mm로 결정하였다.

바닥판은 설계기준압축강도 180MPa, 설계기준균열발생강도 9.5MPa 및 설계기준인장강도 13MPa의 물성치를 제공하는 한국건설기술연구원에서 개발한 초고성능콘크리트인 K-UHPC^11-14)를 이용하였고, 철근은 사용하지 않았다. 구체적인 배합은 Table 2에 제시된 바와 같으며, 강섬유는 길이가 각각 16.5mm와 19.5mm인 섬유를 콘크리트 부피에 대한 비율로 각 1%씩 혼입하였다. 실측 평균 압축강도는 200MPa, 실측 평균 인장강도는 18MPa, 그리고 탄성계수는 4.5×10⁵MPa로 기준값을 상회하였다.

횡방향 스터드를 웨브에 용접한 시험체(PS)는 H형강의 웨브을 절단하기 전에 각 바닥판에 4개씩의 스터드가 매립되도록 총 8개의 스터드를 용접하였다. 이때 스터드 및 웨브로 인한 콘크리트의 탈락을 고려하여 최소 25mm의 피복두께를 확보하였다.

퍼즐스트립 전단연결재 시험체(PZ)는 H형강의 웨브를 절단할 때 Fig. 3에 보인바와 같은 퍼즐 모양으로 절단하여 절단과 동시에 전단연결재가 형성되도록 하였다. 퍼즐 스트립과 횡방향 스터드가 동시에 설치된 시험체(PSZ)는 모재 용융으로 인한 잔류응력을 최소화하고자 스터드를 먼저 용접한 이후 퍼즐 모양으로 웨브을 절단하였다.

스터드는 AWS.D 1.1에 제시된 Type B에 해당하는 요구조건인 인장강도 450MPa, 항복강도 350MPa을 만족하는 제품을 사용하여 스터드건으로 용접하였다.

2.2 실험 결과

Eurocode-4^15,16)에서는 실험에서 얻은 최대하중 즉 극한하중()을 10% 감소시킨 값을 특성 극한강도()로 정의하며, 특성 극한강도()에서의 최대 상대슬립을 다시 10% 감소시킨 값을 특성 상대슬립()으로 정의한다. 전단연결재의 연성도 기준으로 특성 상대슬립()이 6mm 이상일 것을 요구한다.

Eurocode-4¹⁵⁾에서는 극한하중()과 특성 극한강도()는 모두 한 개의 전단연결재에 대한 값으로 표기하도록 하였으나, 이 연구에서는 시험체 마다 전단연결재 형식이 서로 달라 하나의 시험체 전체에 대한 극한하중()과 이를 10% 감소시킨 특성 극한강도()로 표시하였다. 이 연구의 실험에 따른 3종류의 시험체(PS, PZ, PSZ) 각각에 대한 극한하중(), 특성 극한강도()와 특성 상대슬립()의 실험 결과는 Table 3에 보인 바와 같다. 모든 시험체의 특성 상대슬립()은 연성도 기준인 6mm를 크게 상회하였으므로 제안된 전단연결재 모두 연성도 기준을 충분히 만족하는 것으로 평가되었다.

2.2.1 횡방향 스터드 시험체 (PS)

보통의 스터드 전단연결재의 정적 강도는 AASHTO LRFD¹⁷⁾에 제시된 아래 식 (1)에 따라 평가된다. 이 식에서 콘크리트 강도() 및 탄성계수()로 표현된 좌변은 콘크리트 파쇄가 지배적인 거동을 나타내고, 전단연결재의 극한강도()로 표현되어 최대값을 제공하는 우변은 스터드를 둘러싼 콘크리트 강도가 높아 스터드 자체의 파단이 지배적인 거동을 의미한다. 위 두 가지 거동의 경계가 되는 콘크리트 강도는 대개 40MPa 정도이므로, 콘크리트 강도가 150MPa을 상회하는 UHPC에 기존의 스터드 전단연결재의 강도 평가식을 적용하는 경우 스터드 전단연결재의 정적 강도는 언제나 스터드 파단 거동에 지배되어 콘크리트 강도와 관계없이 스터드의 단면적()과 극한강도()의 곱으로 로 평가된다.

여기서, 전단연결재의 정적 강도; 저항계수(0.85); 스터드 줄기의 단면적; 콘크리트 공칭 압축강도; 콘크리트 탄성계수; 스터드 공칭 인장강도이다.

이 연구에서 사용한 스터드는 직경(d)이 22mm이고, 공칭 극한강도()가 450MPa 이므로, 저항계수를 고려하지 않고 식 (1)을 적용하면 스터드 한 개가 제공하는 예상 극한강도()는 171kN이다. 각 시험체의 작용하중과 상대슬립 사이의 이력곡선을 Fig. 6에 도시하였으며, 이때 작용하중은 식 (1)에 따른 예상 극한강도 171kN에 대한 비율로 표시하였다. 웨브과 콘크리트 마찰에 의한 기여를 무시한다면 각 전체 시험체의 하중을 스터드 개수로 나눈 값이 하나의 스터드가 지지한 하중이라 할 수 있으며, 이는 Table 4에 보인바와 같이 AASHTO LRFD¹⁷⁾의 평가식에 따른 예상 극한강도()를 각각 26%, 31%, 22% 상회하는 것으로 평가된다. 따라서 UHPC 바닥판에 매립된 횡방향 스터드 전단연결재의 정적 극한강도는 AASHTO LRFD¹⁷⁾에서 제안된 평가식을 평균 26% 상회하므로, 보수적으로 설계할 때 AASHTO LRFD¹⁷⁾에 제안된 기존의 평가식(식 (1))을 충분히 적용할 수 있음을 확인하였다.

위에 보인바와 같이 횡방향 스터드 전단연결재가 하중 및 연성도 수치에서 우수한 결과를 보였음에도 불구하고, push-out 시험 중 작용하중이 1200kN일 때 Fig. 5에 보인 바와 같이 양쪽 바닥판에서 종방향 쪼갬 균열이 발생하기 시작하였으며, 이후 하중 증가시 계속해서 강섬유가 끊어지면서 균열이 진전되었다. 균열이 발생하기 시작한 작용하중은 극한 작용하중(1918kN)의 62%이며, 설계극한하중(=1368kN)의 87%이다. UHPC 바닥판에 횡스터드를 설치한 전단연결재는 설계강도 이하의 하중에서도 바닥판에 쪼갬 균열이 발생하였으므로, 기존의 설계식을 그대로 적용한다 할지라도 균열 문제를 반드시 해결할 필요가 있다.

웨브 단부 및 스터드에서 콘크리트 피복두께가 25mm로 비교적 적은 편이었기 때문에 이로 인하여 쪼갬 균열이 발생한 것으로 보이며, 피복두께를 더 두껍게 하여 균열 문제를 해결할 수 있을 것이다. 다만 피복두께를 증가시키면 그로 인한 바닥판 두께 또한 증가하게 될 수 있으므로, 대안으로 철근 또는 철근메쉬를 전단연결재 주변부에 설치하여 쪼갬 균열을 제어할 수도 있을 것이다.

2.2.2 퍼즐스트립 시험체 (PZ)

European Commission의 Preco-Beam에 관한 기존연구⁶⁾에서 퍼즐스트립(puzzle-strip) 전단연결재의 정적 강도를 아래 식 (2)에 보인 바와 같이 평가하도록 제안하였으며, 전단연결재에 상향력(uplift)이 없는 경우에는 식 (3)과 같이 단순화될 수 있다고 하였다. Push-out 시험은 바닥판에 휨모멘트가 가해지지 않기 때문에 전단연결재에 가해지는 상향력이 없으므로, 이 연구에서는 식 (3)에 따라 퍼즐스트립 전단연결재의 정적 강도를 평가하였다.

여기서,

 항복인장강도(MPa), 웨브두께(mm),(mm), (mm),연결재간 거리, 곡률반경(push-out 시험시 70°)이다.

시험체의 단면수치 및 물성치는, 325MPa(강종 SM490), 10mm, 145mm, 10mm, 15mm, 70°(push-out 시험), 7.59mm 이므로, 식 (3)에 따라 계산된 특성 극한강도()는 235kN이다. Table 3에 기재된 이 연구의 실험 결과는 4개의 퍼즐스트립 연결재 전체에 대한 값이므로 이를 연결재의 하나의 값으로 변환하고 다시 10% 감소시켜 특성 극한강도()로 환산하면 각각 319kN, 321kN, 342kN이다. 이는 식 (3)에 따른 설계강도 235kN을 각각 36%, 37%, 46% 상회한다. 각 시험체의 작용하중과 상대슬립 사이의 이력곡선을 Fig. 8에 도시하였으며, 작용하중은 식 (3)에 따른 극한강도 235kN에 대한 비율로 표시하였다. Fig. 8에서 보듯이 기존 연구에서 제시된 평가식 (3)을 UHPC에 매립된 전단연결재에 적용하면 그 결과가 매우 보수적임을 확인할 수 있으며, Table 4에 보인 바와 같이 실측 강도가 예측치보다 평균 40% 더 큰 값을 제공했다.

퍼즐스트립 시험체 또한 종방향 쪼갬 균열이 Fig. 7에 보인바와 같이 발생하였다. 균열은 재하하중이 1300kN일때부터 발생하기 시작하였으며, 이는 최대극한 작용하중(1418kN)의 90%이고, 식 (3)에 따른 설계극한하중(940kN)의 1.38배이다. 따라서 기존 연구의 설계식에 따라 전단연결재를 설계할 경우 25mm의 피복두께만으로도 쪼갬 균열이 발생하지 않는다 할 수 있지만, 퍼즐스트립 연결재가 실제로 제공할 수 있는 극한 하중을 모두 사용하도록 설계에 반영할 경우에는 균열을 제어하기 위하여 피복두께를 증가시키거나 퍼즐스트립의 홀에 철근을 삽입할 필요가 있을 것이다.

2.2.3 횡방향 스터드+퍼즐스트립 시험체 (PSZ)

마지막 시험체는 횡방향 스터드와 퍼즐스트립을 Fig. 4에 보인바와 같이 동시에 설치한 전단연결재로, 스터드 6개와 퍼즐스트립 4개가 조합되어 복합적으로 작용한다. 각각의 전단연결재가 산술적으로 누적된 강도를 제공한다고 가정하면, 6개의 스터드는 식 (1)로부터 각각 171kN의 극한 강도를 제공하고, 4개의 퍼즐스트립은 식 (3)으로부터 각각 235kN의 극한 강도를 제공한다. 6개의 스터드와 4개의 퍼즐스트립에서 제공되는 극한강도를 산술적으로 합한 예상 극한하중은 1965kN이다.

실제 실험 결과 시험체의 극한 하중은 Table 3 및 Table 4에 보인바와 같이 예상극한하중(1965kN)과 대체로 일치하여 각각 3%, -1%, 3%의 차이를 나타냈다. 상대 슬립과 작용하중의 예상 극한하중과의 비율의 이력곡선은 Fig. 10에 보인바와 같다. 횡방향 스터드(PS)와 퍼즐스트립(PZ) 전단연결재 실험 결과는 설계식 (1) 및 (3)에 따른 예상 극한 강도를 각각 평균적으로 26% 및 40% 상회하였으나, 횡방향 스터드와 퍼즐스트립을 조합한 전단연결재는 그 결과가 예측치와 유사하였으므로, 2가지 다른 종류의 전단연결재를 동시에 설치한 조합으로 인하여 각 전단연결재의 극한 강도는 조합하지 않은 경우와 비교하여 오히려 저하된 것으로 볼 수 있다.

이 실험체도 다른 시험체와 마찬가지로 바닥판에 쪼갬 균열이 발생하였다. 작용하중이 1180kN일 때 쪼갬 균열이 좌측 바닥판에서 발생했으며, 1580kN일 때 우측 바닥판에도 쪼갬 균열이 시작되었다. 이는 실제 극한하중은 58% 및 78%의 작용 하중에서 균열이 시작된 것이므로, 횡방향 스터드만이 설치된 시험체(PS)와 마찬가지로 균열 발생시점이 하중 이력 전체에서 비교적 빨리 나타났다고 볼 수 있다. 따라서 횡방향 스터드와 퍼즐스트립 전단연결재를 모두 설치한 것은 그 조합으로 인한 상승효과가 없다고 볼 수 있다.

3. 결    론

초고성능 콘크리트(UHPC)를 이용한 교량 바닥판에 합성되는 강재로 역T형 거더를 제안하며, 상부 플랜지가 없는 역T형 합성거더에 적합한 전단연결재로 횡방향 스터드, 퍼즐스트립 그리고 이 둘을 조합한 형식 등 세 가지 종류의 전단연결재의 정적 거동을 push-out 실험을 통하여 검증하였다. 이를 통하여 구체적으로 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)세 가지 시험체 모두 Eurocode-4¹⁶⁾에서 제시한 연성도 기준을 충분히 만족하였다.

2)횡방향 스터드 전단연결재의 정적 강도는 AASHTO LRFD¹⁷⁾에 제시된 강도 평가식과 비교하여 평균 26% 더 큰 결과를 보였으나, 최대 극한하중의 62%의 하중에서 바닥판 쪼갬 균열이 발생하기 시작하였다.

3)퍼즐스트립 전단연결재의 정적 강도는 EUR 25321 최종보고서⁶⁾에 제시된 강도 평가식과 비교하여 평균 40% 더 큰 결과를 보였으므로, 기존 평가식은 UHPC 바닥판에 적용하기에는 지나치게 보수적인 것으로 평가되었다. 최대 극한하중의 90%의 작용하중에서부터 발생하기 시작하였으므로, 횡방향 스터드보다 쪼갬 균열에 유리한 것으로 평가되었다.

4)횡방향 스터드와 퍼즐스트립을 조합한 전단연결재는 각각의 강도 평가식을 산술 합산한 결과와 1% 차이로 거의 동일한 결과를 보였으나, 앞의 실험으로부터 얻은 각 전단연결재의 실제 극한 성능을 산술적으로 합한 것보다는 크게 작았으므로 횡방향 스터드와 퍼즐스트립의 조합으로 인한 상승효과는 없었다. 또한 최대 극한하중의 58%의 작용하중에서 바닥판 쪼갬 균열이 발생하기 시작하였다.

5)이 연구의 결과를 종합하면, UHPC 바닥판과 역T형 강거더를 합성하기 위한 전단연결재로 횡방향 스터드를 사용할 수 있으나, 바닥판의 쪼갬 균열이 예상되므로 이에 대하여 엄밀하게 검토 대응하여야 한다. 또한 퍼즐스트립 전단연결재를 적용하는 것도 가능하며, 이때 기존에 제시된 평가식으로 적용할 경우 매우 보수적인 설계가 될 수 있음에 유념하여야 한다.