1. 서    론

최근 지진 및 기후 변화에 대응하여 내진보강 민간건축물 인센티브제도와 같은 정부차원의 내진 대책이 추진되는 등 건축 구조물의 내진 설계에 대한 요구 사항이 높아지고 있다. 국내 내진성능평가 및 보강기준에 따르면, 내진 설계가 이루어지지 않은 기존 건축물의 경우 지진에 취약한 부재를 대상으로 적절히 보수·보강하여 요구되는 내진 성능에 만족하도록 규정하고 있다(Architectural Institute of Korea 2009).

기존 철근콘크리트(이하 RC) 구조물의 보수·보강을 위해 고성능(High-performance concrete, HPC)/초고성능 섬유보강 콘크리트(Ultra-high performance fiber reinforced concrete, 이하 UHPFRC)를 사용한 단면증타 공법에 대한 연구가 국내·외적으로 활발히 진행되고 있으며, 다양한 실험 연구를 통해 공법의 우수성이 입증되고 있다(Noshiravani and Brühwiler 2013; Lim and Hong 2015; Bastien-Masse and Brühwiler 2016). 실험 연구에 의하면, UHPFRC를 사용한 단면증타 공법을 적용하는 경우, 보강두께가 현저히 작아지더라도 전단성능이 크게 증가하였고, 계면에 전단연결재가 설치되지 않더라도 부재 내력이 크게 증가하는 것으로 나타났다.

특히, 시공 줄눈을 갖는 이종 콘크리트 계면 성능 평가를 위해 응력 조합에 따른 다양한 이론적, 실험적 연구가 수행되었으며, 최근 콘크리트 소성학에 기반한 이종 콘크리트 계면 파괴 기준의 역학적 모델이 개발되었다(Nielson and Hoang 1998; Espeche and León 2011; Santos and Júlio 2014). 또한 ACI 콘크리트 보강지침(ACI Concrete Repair Guide)(ACI Committee 546 2004)에서는 유사한 성분으로 구성된 시멘트 복합체 계열 재료를 기존 RC 구조물의 보수·보강을 위한 가장 최적의 재료로 명시하고 있으며, 적절한 보수·보강재료 선별을 위해 Table 1과 같이 콘크리트 양생기간에 따른 이종 콘크리트 사이의 최소 부착강도를 제시하고 있다. 하지만, 초고성능 섬유보강 콘크리트(UHPFRC)-보통 강도 콘크리트(Normal strength concrete, 이하 NSC) 계면 전단 성능에 대한 연구는 국내·외적으로 아직 실험적 수준에 그치는 실정이다(Carbonell et al. 2013; Tayeh et al. 2013; Lim and Hong 2016b).

Table 1 Bond strength recommended by ACI 546-04

일반적으로 기존 RC 부재를 압축 강도가 다른 콘크리트로 보강한 경우 계면에서 탄성계수 차이로 인해 응력의 불연속이 발생하는 등 계면 성능이 크게 달라질 수 있다. 특히 UHPFRC는 치밀하고 균질한 조직 구성에 기반하여 탄성계수가 NSC의 탄성계수의 약 1.5~2배 정도이기 때문에(Lim and Hong 2016a), 현행 설계 기준에서 제시한 계면 전단 강도식의 적용성에 대한 검토가 필요하다.

UHPFRC는 고온증기양생을 통해 요구되는 재료적 성질을 확보한다. Ductal, DURA, 그리고 최근 국내에서 자체적으로 연구 개발한 K-UHPC 등으로 대표되는 상용 UHPC 제품들은 고온증기 양생과정을 거쳐 약 180 MPa 이상의 압축 강도와 12 MPa 이상의 인장 강도를 발현한다. 위 제품들은 재료 배합, 믹싱 방법 및 타설 방법 등에서 제품별로 차이가 있지만, 공통적으로 안정적인 강도 발현을 위해 약 48시간 정도 고온증기 양생을 거치도록 권장하고 있다(Korea Concrete Institute 2012b). 한편, 최근 원가절감을 위해 개발된 상온양생된 UHPFRC의 역학 성능에 대한 연구가 수행된 바 있으며, 연구 결과 개발된 UHPFRC는 밀실한 구성 재료의 최적 배합을 기반으로, 고온증기양생을 거치지 않더라도 매우 우수한 성능을 발현하는 것으로 나타났다(Kang and Hong 2014).

이에 본 연구에서는 UHPFRC로 보강된 RC 부재의 계면 성능 평가를 위해, UHPFRC-NSC 합성 부재의 경사전단 실험을 수행하였다. 면처리 여부, 이종 콘크리트 계면의 경사각 및 UHPFRC의 열처리 여부를 실험 변수로 설정하여, 계면에 작용하는 수직 응력과 전단 응력의 다양한 조합에 따른 계면 전단 성능을 평가하고자 한다.

2. 계면 성능 평가 방법

이종 콘크리트 계면 성능은 계면에 유도하는 응력 상태에 따라 인장, 직접전단, 그리고 전단-압축 기반 방법 등 크게 세 가지 실험법에 의해 평가될 수 있다(Momayez et al. 2005). Fig. 1은 여러 계면 성능 실험법에 의한 계면 응력 상태를 모어원(Mohr’s circle)을 통해 나타낸 것이다. 여기서, (a)는 직접인장(Pull-off) 및 간접인장(Splitting tensile) 실험에 의한 순수인장응력 상태에 해당하는 모어원, (b)는 직접전단(Push-off, Bi-surface shear) 실험에 의한 순수전단응력 상태에 해당하는 모어원, 그리고 (c)는 경사전단(Slant-shear) 실험에 의한 전단-압축응력 상태에 해당하는 모어원을 나타낸다. 특히 경사전단 실험(Slant shear test)은 ASTM C 882 (ASTM 2013)에 시험 방법을 규정하고 있으며, 실험체 제작 및 셋업이 용이하고 실험 결과값의 신뢰도가 부착 강도를 평가하는 여타 실험법에 비하여 상당히 높은 것으로 알려져 있다. Abu-Tair et al.(1996)는 경사전단 실험법을 레진 계열 접착 보강 재료뿐 아니라 시멘트 복합체 계열 보강 재료로 보강한 경우 모두 사용 가능하다고 보고하였으며, ACI 콘크리트 보강지침(ACI Committee 546 2004)은 부착 강도의 평가를 위해서는 이 시험 방법을 따르도록 규정하고 있다. 한편, 최근 연구 결과, 경사 계면을 갖는 이종 콘크리트 합성 부재는 전단 성능 및 최종 파괴 모드가 계면 경사각에 의존하는 것으로 나타났다(Nielson and Hoang 1998; Espeche and León 2011).

Fig. 1

Interface stress state for several test methods

3. 실험 프로그램

3.1 사용 재료

본 연구에서는 설계기준강도 24 MPa의 NSC와 180 MPa의 UHPFRC가 사용되었으며, UHPFRC 제작을 위해 항복강도 2,500 MPa, 형상비 13 mm/0.2 mm의 직선형 강섬유를 일괄적으로 2 %를 적용하였다. 실험에 사용된 NSC 및 UHPFRC의 배합은 각각 Table 2, Table 3과 같다. UHPFRC는 초고성능 시멘트 복합체(Ultra-high performance cementitious composites)에 다양한 형상을 갖는 강섬유를 혼입하여 만든 콘크리트로서 굵은 골재가 사용되지 않고 나노, 마이크로미터 단위 분체들의 최적 배합으로 구성되어 매우 밀실하고 균질한 재료구성을 특징으로 하는 재료이다. 이러한 배합 특성 때문에 유동화제인 고성능 감수제를 사용하여 물-결합재비를 대폭 낮춰 고강도, 고유동성 및 고내구성이 동시에 발현 가능하다.

Table 2 Material composition of NSC

Table 3 Material composition of UHPFRC

UHPFRC는 제작 방침에 따라 상온양생을 수행하거나 고온증기양생을 수행하여 사용한다. 본 연구에 사용된 실험체는 상온양생을 위해 K-UHPC 구조설계지침(Korea Concrete Institute 2012b)에서 명시한 대로 24시간 동안 20 ± 2 °C의 습윤 조건에서 초기양생을 실시한 뒤 실험 시까지 외기에 노출시켰다. 고온증기양생을 위해서는 초기양생을 실시한 뒤 약 48시간 동안 온도 90 ± 5 °C, 습도 95 ± 5 % 조건에서 양생한 후 실험 시까지 외기에 노출시켰다.

사용 재료의 압축 강도 측정을 위해 KS F 2403 기준에 따라 지름 100 mm, 높이 200 mm 크기의 원주형 공시체를 UHPFRC의 양생 조건 별로 3개씩 총 12개를 제작하였다. 압축 강도 실험은 KS F 2405에 의거하여 수행되었으며, 변위제어방식으로 실험체 최종 파괴 시까지 1 mm/min의 속도로 가력하였다. 콘크리트 공시체의 압축변형률을 측정하기 위해 시편 중앙부 양쪽에 2개의 스트레인 게이지가 설치되었으며, 두 게이지 값의 평균값을 평균 변형률로 결정하였다. 사용 재료의 탄성계수는 측정된 응력-변형률 관계를 통해 유도되었다.

Fig. 2는 사용된 재료의 재료 실험 결과를 나타낸다. 여기서, 가는 실선(NSC-ROOM)은 상온양생된 NSC를, 가는 점선(NSC-HIGH)은 고온양생된 NSC, 굵은 실선(UHPFRC-ROOM)은 상온양생된 UHPFRC, 굵은 점선(UHPFRC-HIGH)은 고온양생된 UHPFRC를 나타낸다. 여기서 탄성계수는 NSC의 경우 KCI 2012(2012a)에서 제시하는 탄성계수식을 적용하여 계산하였고, UHPFRC의 경우 K-UHPC 구조설계지침에서 제시한 대로 압축 강도의 10 %와 30 %에 해당하는 강도와 변형률을 통해 계산하였다. 재료 실험 결과, NSC_ROOM, NSC_HIGH, UHPFRC_ROOM, 그리고 UHPFRC_HIGH의 평균압축 강도는 각각 31.1, 29.8, 106.2, 그리고 162.8 MPa이며, 탄성계수는 각각 26.7, 26.3, 40.3, 그리고 48.7 GPa이다. UHPFRC는 고온증기양생을 통해 내·외부 수화반응이 촉진되어 상온양생한 경우보다 다소 높은 압축 강도와 탄성계수가 발현되는 것으로 나타났다.

Fig. 2

Stress-strain relationship of materials

3.2 실험체 상세

본 연구에서는 UHPFRC-NSC 합성 부재의 계면 전단 성능을 평가하기 위해 ASTM C 882(ASTM 2013)에 따라 경사전단 실험을 수행하였다. Fig. 3은 실험체 형상을 보여준다. 경사전단 실험체의 단면의 크기는 가로 100 mm, 세로 100 mm, 높이 300 mm이다. 계면 경사각도는 하중 재하면에 대해 50°, 60°, 70°이다. 실험 변수는 계면의 면처리의 여부, 계면 경사각, 그리고 UHPFRC의 양생 조건이다. 실험체는 각 변수별로 3개씩 제작되었고, NSC 일체형 실험체 6개 포함 총 42개의 실험체가 제작되었다(Table 4 참고). 여기서, 일체형 프리즘 실험체는 계면이 형성되지 않은 실험체로서, 실험체 파괴 시 최종 파괴 모드의 재현성을 경사전단 실험체의 실험 결과와 상호 비교하기 위해 추가 제작하였다.

Table 4 Summary of test specimens

Fig. 3

Dimensions and notation of test specimens

실험체는 NSC 부분이 먼저 타설되었고, 약 2주간의 상온양생을 수행한 뒤 Fig. 4와 같이 샌드 블라스팅 공법으로 면처리하였다. 일반적으로 블라스팅은 압축 공기를 이용하여 모래 등을 고속으로 분사하여 표면을 마무리하는 것을 의미하며, 블라스팅에 사용하는 입자의 종류에 따라 샌드 블라스팅(sand blasting)과 숏 블라스팅(shot blasting)으로 분류한다. 샌드 블라스팅은 모래를, 숏 블라스팅은 금속입자를 분사하는 방법이다. 본 연구에서는 실험체의 표면처리를 위해 지름이 1.2~1.5 mm인 규사를 사용하였으며, 실험체의 표면은 모두 약 0.5~1.0 mm 깊이로 면처리하였다. 계면에서의 효율적인 전단력 전달을 위해 접촉면은 깨끗하고 레이턴스가 없도록 물로 세척한 후 습윤한 상태에서 UHPFRC를 타설하였다. 약 24시간의 초기 상온양생과정을 거친 후 고온증기양생 대상 실험체에 대해 약 48시간 동안 고온증기양생을 수행하였으며, 이 후 실험 시까지 28일 동안 외기에 노출시켰다.

Fig. 4

Interface condition of test specimens

3.3 실험 방법

실험체 셋업은 Fig. 5와 같다. 경사전단 실험은 2,000 kN 용량의 만능시험기(UTM)을 사용하여 수행되었고, 0.3 mm/ min의 속도로 변위제어방식으로 가력하였다. 압축 실험을 통해 최대 강도를 측정하였고, 가력 방향에 평행한 방향으로 LVDT를 설치하여 하중 단계별 수직 변위를 계측하였다. 합성 부재 계면에서의 수직 강도()와 전단 강도()는 UTM으로 측정된 압축 강도로부터 계산되었다.

Fig. 5

Test set up

4. 계면 성능 평가 실험

4.1 경사전단 실험 결과

경사전단 실험은 시간차를 두고 형성된 이종 콘크리트 간 기하학적 및 재료적 불연속면의 전단 강도를 압축 실험을 통해 산정하는 방법이다. 계면의 불연속성에 의해 계면에서 응력이 집중되고 작용 하중은 수직 응력과 전단 응력으로 분할되어 작용한다. 본 연구에서는 계면에 재하되는 수직 및 전단 응력은 균등 분포 형상을 가정하였으며, UTM으로부터 도입된 하중에 계면의 면적을 나누어 계면 전 단면에 작용하는 평균 수직 및 평균 전단 응력으로 계산된 값을 사용하였다. 따라서 계면에 작용하는 수직 응력(τ)과 전단 응력(σ)은 계측된 하중으로부터 다음 식 (1)과 (2)를 통해 각각 계산된다.

$\sigma =\left(P_u{\cos }^2\beta \right)/A$  (1)

$\tau =\left(P_u\cos \beta \sin \beta \right)/A$  (2)

여기서, P_u는 최대하중(N), β는 계면의 경사각, 그리고 A는 경사전단 실험체 단면적(mm²)이다.

Table 5는 경사전단 실험을 통해 구한 실험 결과를 정리하여 나타낸다. 실험체의 최종 파괴 모드는 관측된 실험 결과에 근거하여 계면 미끄러짐 파괴(Interface sliding failure), 계면 부근 콘크리트 파괴(Near interface concrete cracking), 그리고 콘크리트 압축 파괴(Total concrete crushing)로 분류하였으며, 실험체별로 거동을 지배하는 일차적인 파괴 모드와 부차적인 파괴 모드를 동시에 나타내었다. 합성 부재의 압축 강도 f_c,s는 경사전단 실험을 통해 구한 압축 강도로, 측정된 하중 값을 실험체 단면적으로 나눈 값이며 각 변수별로 3개의 실험체 각각의 강도값과 평균값을 함께 나타내었다. σ와 τ는 최대 강도로부터 각각 식 (1)과 (2)를 통해 계산된 값을 나타낸다.

Table 5 Summary of slant shear test results

Fig. 6은 설계 변수에 따른 실험체 최종 파괴 모드를 나타낸다. 경사전단 실험 결과, 모든 면처리되지 않은 실험체는 계면 미끄러짐 파괴(I)가 발생하였다(Fig. 6(a), (b), (c)). 한편, 면처리한 실험체는 계면 성능이 향상되어 주로 계면 부근 콘크리트 파괴(NIC)와 콘크리트 압괴(TC)가 발생하였다(Figs. 6(d), (e), (f)). 계면 경사각이 큰 70S-series의 경우 계면에 작용하는 면내수직하중이 작아 계면의 전단 내력이 감소하여 계면 부근 콘크리트(NIC) 파괴가 주로 발생하였지만, 계면 경사각이 작아질수록 면내수직하중이 증가하면서 계면의 전단 내력이 콘크리트 압괴 강도를 상회하여 콘크리트 압괴(TC) 파괴 모드가 발생하는 경향이 뚜렷이 나타났다.

Fig. 6

Typical failure pattern of test specimens

Fig. 7은 하중-수직 변위 관계를 나타낸다. 가력하중은 2,000 kN 용량의 UTM을 통해 측정되었고, 가력방향에 평행하게 설치된 LVDT를 통해 수직 변위가 계측되었다. 한편, 실험적으로 실린더 공시체 압축 강도(f_ck,NSC)가 프리즘 형태의 일체형 실험체 압축 강도의 약 92 % 인 것으로 나타났다(f_ck,NSC/f_c,prism=0.91~0.93). 따라서 본 연구에서는 관측된 실험체 파괴 모드의 재현성을 확인하기 위해 실린더공시체 압축 강도가 아닌 일체형 프리즘 실험체의 압축 강도를 기준 강도로 사용하였으며, 이를 하중-수직 변위 관계에 추가적으로 표시하였다. 점선으로 표시된 f_c,prism이 일체형 프리즘 실험체 MR, MH의 압축 강도를 나타낸다. 면처리되지 않은 갖는 실험체의 경우 계면 경사각과 UHPFRC 양생 조건에 무관하게 전반적으로 선형적인 하중-변위 관계를 보이다가 계면 미끄러짐 파괴(I)가 발생하면서 급격한 하중 내력 저하를 동반한 취성 거동을 보였다. 면처리한 실험체의 경우 계면 경사각에 따라 거동이 다양했다. 전반적으로 계면 경사각이 작은 경우(50°~60°), 합성 부재가 일체 거동하는 경향이 커지면서 일체형 프리즘 실험체의 압축 강도(f_c,prism)와 유사한 수준의 최대 강도에 도달한 후 압축 연화 거동을 보였다(Fig. 7(a), (b)). 반면, 계면 경사각이 큰 경우(70°)는 합성 부재가 일체 거동하는 경향이 약해지면서 계면 부착 성능이 최종 파괴 거동을 지배하는 것으로 나타났다(Fig. 7(c)).

Fig. 7

Load-vertical displacement relationship of test specimens

ACI 보강지침(ACI Committee 546 2004)의 제안 요구 성능과 비교하기 위해 최대 하중 값을 경사 계면의 단면적으로 나눈 부착 강도를 Fig. 8(a)에 나타내었다. 면처리한 실험체의 경우 70SR과 70SH 실험체를 제외한 모든 합성 부재의 계면 부착 강도는 ACI 보강지침(2004)의 요구 성능(14~21 MPa for 28 days)을 만족하는 것으로 나타났다. 50NH의 경우 면처리되지 않은 실험체 중 유일하게 부착 강도의 평균값이 ACI 보강지침(2004)의 요구 성능을 상회하였다. 하지만, 실험 결과값의 분산도가 높기 때문에(COV=0.41) 계면에서의 요구 성능을 만족하는 것으로 보기 힘들다. 한편, 일체형 부재(MR, MH)의 최대 강도와 이종 콘크리트 합성 부재의 최대 강도를 비교한 결과, 관측된 파괴 모드의 재현성이 확인되었다(Fig. 8(b)).

Fig. 8

Interfacial bond strength and normalized maximum compressive strength

4.2 설계변수의 영향

4.2.1 면처리 여부에 따른 영향

Fig. 9(a)는 면처리 여부가 UHPFRC-NSC 합성 경사전단 실험체의 계면 전단 성능에 미치는 영향을 나타낸다. 비교 결과, 계면 경사각과 UHPFRC 양생 조건이 동일한 실험체 중 샌드 블라스팅 공법으로 면처리된 실험체는 면처리되지 않은 실험체보다 우수한 계면 전단 성능을 발현하였다. 면처리된 실험체의 경우와 면처리되지 않은 실험체의 계면 전단강도비(τ_SB/τ_AC)는 1.26~2.90이다.

Fig. 9

Effects of test variables on interfacial shear strength of test specimens

한편, 면처리되지 않은 실험체의 경우 본 연구와 유사한 실험을 수행한 기존 연구 결과(Lim and Hong 2016b)를 훨씬 상회하는 결과값을 보였다. 또한 본 연구에서 면처리되지 않은 실험체는 일관되지 않은 실험 결과를 보였으며, 특히 실험체 60NH, 70NH의 경우 약 0.77~1.21의 변동 계수(Coefficient of variation, COV)를 보이는 등 편차가 상당히 높은 것으로 나타났다(Table 5 참고). 따라서 면처리되지 않은 경우의 경사전단 실험 결과는 3개 실험체의 평균값을 사용했음에도 불구하고 합성 부재의 계면 전단 성능으로 신뢰하기는 어려울 것으로 판단된다.

4.2.2 계면 경사각에 따른 영향

계면 경사각은 경사전단 실험체의 최종 파괴 모드뿐만 아니라 최대 전단 강도에도 큰 영향을 미쳤다(Fig. 9(b)). 계면 경사각이 작은 경우(50°), 면처리되지 않은 실험체는 계면 전단 전달 성능이 낮아 최종적으로 계면 미끄러짐 파괴되었다. 반면 면처리된 실험체는 이종 콘크리트 계면 부착 성능이 우수하여 계면 미끄러짐이 발생하기 전에 최종적으로 NSC의 압괴로 파괴되었다. 특히 계면 성능이 우수하여 완전 합성 단면 가정이 가능한 경사전단 실험체의 최대 강도는 낮은 압축 강도를 갖는 콘크리트의 프리즘 압축 강도(f_c,l)에 의해 결정되지만, 본 연구 결과, 낮은 계면 경사각을 갖는 일부 실험체의 경우 일체형 프리즘 실험체 MIR, MH보다 소폭 증가된 압축 강도를 나타냈다(Table 5, Fig. 8(b)). 이는 Fig. 6(d)에 나타나듯이, 콘크리트 압괴(TC)로 인해 발생한 균열 진전 경로가 제약을 받아 상대적으로 높은 탄성계수를 갖는 UHPFRC 보강층으로 진전하지 못하도록 구속되었기 때문이다. 콘크리트 압괴로 인해 NSC 부재에 발생한 대각 미끄러짐 균열은 곧 압괴 균열 선단에서 하중 재하 성능이 상대적으로 약한 계면 부근 콘크리트 파괴(NIC)로 진전되었다. 따라서 계면 경사각이 50°인 경우 합성 경사전단 실험체는 최종 파괴 모드의 경우 NSC의 콘크리트 압괴와 계면에서의 계면 부근 콘크리트 파괴의 합성 파괴 모드이며, 균열 진전 구속 효과로 인해 일체형 프리즘 실험체 MR, MH보다 최대 강도가 소폭 증가한 것으로 판단된다. 이러한 연구 결과는 탄성계수가 상대적으로 높은 이종 콘크리트로 보강한 경우 일체형 실험체보다 주압축 응력이 소폭 증가하는 기존 연구 결과와 유사하다(Wall and Shrive 1988).

한편, 계면 경사각이 커질수록 경사전단 실험체의 최대 전단 강도는 면처리 여부나 UHPFRC 양생 조건에 무관하게 감소하는 경향을 보였으며(Fig. 9(b)), 특히 면처리된 실험체의 경우 파괴 모드가 콘크리트 압괴(TC)에서 계면 부근 콘크리트 파괴(NIC)로 변화하는 양상을 보였다(Fig. 6). 분석 결과, 계면 경사각은 설계 변수 중 합성 부재의 최대 강도에 가장 큰 영향을 미쳤다(τ_50º/τ_70º=4.13~8.95).

4.2.3 열처리 여부에 따른 영향

Fig. 9(c)는 UHPFRC 열처리 여부가 합성 부재의 계면 전단 강도에 미치는 영향을 나타낸다. 면처리되지 않은 실험체의 경우, UHPFRC 보강층의 양생 조건은 합성 부재의 최대 강도에 큰 영향을 미치지 못하는 것으로 나타났다(τ_H/τ_R=0.93~1.29). 아울러, 고온증기양생을 수행한 경우 실험 결과값의 변동폭이 매우 컸으며, 오히려 UHPFRC를 상온양생한 경우에 비교적 균일한 실험 결과를 얻었다. 한편, 계면을 거칠게 면처리한 경우, 주 파괴 모드가 계면 부근 콘크리트 파괴(NIC)로 결정된 70° 경사 계면을 갖는 실험체는 고온증기양생을 통해 계면 부착 성능이 다소 향상되었다(τ_H/τ_R=1.23). 하지만, 50°와 60° 경사 계면을 갖는 실험체의 경우 오히려 부착 강도가 감소하였으며(τ_H/τ_R= 0.89~0.93), 계면 부착 강도보다 NSC의 압축 강도가 더 낮아 주 파괴 모드가 콘크리트 압괴(TC)로 결정되었다.

따라서 거칠게 면처리된 UHPFRC-NSC 계면의 역학적 특성에 의해 합성 부재의 구조 성능이 결정되는 경우, 보수·보강 용도로 적용되는 UHPFRC는 고강도 발현을 위한 고온증기양생이 불필요한 것으로 판단된다.

5. 계면 전단강도 평가

Table 6은 이종 콘크리트 합성 부재의 계면 전단 강도를 제시하고 있는 현행 설계 기준을 나타낸다. 이 중 현행 콘크리트 구조 기준인 ACI 318-14(ACI Committee 318 2014)와 KCI 2012(Korea Concrete Institute 2012a)에서는 이종 콘크리트 간 계면에 전단연결재가 설치되지 않은 경우, 계면 전단 강도는 수평 전단력 전달 메커니즘에 의해 계산되어야 하며, 마찰 메커니즘을 고려하지 않아 전단면에 작용하는 수직 응력 기여도에 관계없이 동일한 수평 전단 강도를 제시하였다. 즉, 표면이 매끈하고 전단 연결재가 설치되지 않은 경우 수평 전단 강도에 대해 규정하지 않고 있으며, 표면이 매끈하고 전단 연결재가 설치되거나 혹은 표면이 약 6 mm로 충분히 거칠게 만들고 전단 연결재가 설치되지 않은 경우 수평 전단 강도는 0.56 MPa 이하로 규정하고 있다. 따라서 모든 경우에 대해 비안전측인 후자의 경우를 가정하더라도 계면에 수직 응력이 작용하는 실험체에 대하여 계면 전단 강도를 과도하게 보수적으로 예측하였다(τ/τ_ACI>=5.43~30.45, Table 5 참고). 한편, 이종 콘크리트 계면 성능의 정량적 평가를 위한 기존 연구 결과, 계면의 면처리 방식과 저강도 콘크리트 부재의 압축 강도뿐 아니라 전단면(shear plane)에 작용하는 수직 응력도 계면 성능에 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다(Momayez et al. 2005; Espeche and León 2011; Carbonell et al. 2013; Tayeh et al. 2013). 따라서 현행 콘크리트 구조 기준의 이러한 보수적 결과는 전단 무보강 부재의 수평 전단 강도를 계면의 점착력으로만 설명하기 때문이며, 실험 결과로 미루어 볼 때 이는 합성 부재의 비경제적인 설계를 유도할 우려가 있다.

Table 6 Description of interfacial shear strength without shear reinforcement in current design codes

이에 본 연구에서는 합리적인 계면 성능 평가를 위해 계면 점착력과 계면 전단마찰력을 동시에 반영하는 AASHTO- LRFD(AASHTO-LRFD 2012), CSA(CSA 2004), 그리고 MC2010 (Fib bulletin 65 2012)에서 제시하고 있는 계면 전단 강도식을 사용하였다. 본 연구의 실험 결과의 타당성을 검증하기 위해 기존 문헌(Carbonell et al. 2013; Tayeh et al. 2013; Lim and Hong 2016b)으로부터 경사전단 실험 결과를 선별적으로 수집하였으며, 총 36세트의 실험 결과를 현행 구조 기준식에 의거하여 정량적으로 평가하였다. Fig. 10은 수집된 경사전단 실험 결과를 면처리 여부에 따라 분류하여 각 현행 구조 기준과 비교한 것을 나타내며, 평가 결과를 Table 7에 정리하였다. 또한 본 연구에서는 샌드 블라스팅 공법으로 면처리된 경우에 대해 점착 및 마찰 계수값이 규정되지 않은 경우, 약 6 mm(CSA의 경우 약 5 mm) 깊이로 거칠게 형성된 계면으로 간주하였다. AASHTO-LRFD와 CSA는 계면의 상태에 따라 점착력과 마찰계수를 달리하여 점착력과 전단마찰력에 의한 영향을 동시에 반영하고 있다. CSA의 경우는 여기에 재료 강도 감소 계수를 곱하여 사용하도록 규정하고 있다. MC2010에서는 이종 콘크리트 계면에 전단마찰 철근이 없는 경우를 허용하고 있으며, 이를 강체 부착-슬립 거동(Rigid bond-slip behaviour) 개념으로 보고 있다. 특히 점착력이 콘크리트의 인장 강도에 비례하는 것으로 규정하여 계면의 상태에 따라 다른 점착계수를 인장 강도(f_ctd)에 곱하여 사용하도록 하고 있다.

Table 7 Strength prediction of current design codes with existing slant shear test results (on average)

Fig. 10

Evaluation of interfacial shear strength

Fig. 11은 수집된 실험 결과와 각 현행 구조 기준식으로 산정한 예측값의 전단강도비를 면처리 여부에 따라 분류하여 나타낸다. 비교 결과, 모든 현행 구조 기준식은 면처리된 경우 UHPFRC-NSC 합성 부재의 계면 전단 강도를 경사전단 실험 결과보다 안전측으로 잘 예측하였다(τ/τ_pred= 1.24~4.08). 한편, 면처리되지 않은 실험체의 경우 현행 기준식에 의한 예측 결과가 다수의 실험 결과에 대해 비안전측이었으며, 계면 전단 성능의 편차가 상당히 큰 것으로 나타났다(τ/τ_pred=0.11~5.22, Fig. 11(b) 참고). 따라서 면처리되지 않은 경우 계면에 적절한 전단보강재가 추가 설치되어야 할 것으로 판단된다.

Fig. 11

Comparison of strength ratio according to current design codes

6. 결    론

이 연구에서는 면처리 여부, 계면 경사각도, 그리고 UHPFRC의 양생 조건을 변수로 총 42개 실험체에 대해 경사전단 실험을 수행하였다. 실험 연구를 통해 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 샌드 블라스팅 공법으로 면처리한 결과 면처리되지 않은 실험체 대비 UHPFRC-NSC 합성 부재의 계면 부착 성능이 크게 향상되었다(τ_SB/τ_AC=1.26~2.90). 따라서 거친면 형성을 위한 샌드 블라스팅 공법은 매우 효과적인 면처리 방법으로 판단된다.

2) 계면 경사각이 작아질수록 면내수직응력이 증가하여 계면 전단 강도는 증가하였다. 면처리하지 않은 실험체의 계면 전단강도는 계면 경사각이 50°, 60°, 70°일 때 각각 9.19~11.8, 9.80~10.21, 3.04~3.27 MPa으로 나타났다. 면처리한 실험체의 경우 계면 부착 성능이 우수해지면서 UHPFRC-NSC 합성 부재의 파괴 모드가 계면 부근 콘크리트 파괴에서 콘크리트 압괴로 변하였다. 면처리한 실험체의 계면 전단강도는 경사각이 50°, 60°, 70°일 때 각각 15.82~17.05, 12.85~14.43, 7.18~8.84 MPa으로 나타났다.

3) 면처리하지 않은 실험체의 경우, UHPFRC 보강층의 양생 조건은 합성 부재의 최대 강도에 큰 영향을 미치지 못하는 것으로 나타났다(τ_H/τ_R=0.93~1.29). 면처리한 실험체의 경우, 주 파괴 모드가 계면 부근 콘크리트 파괴로 결정된 70° 경사 계면을 갖는 실험체는 고온증기양생을 통해 계면 부착 성능이 다소 향상되었지만(τ_H/τ_R=1.23), 계면 경사각이 50°~60°인 경우 오히려 감소하는 경향이 나타났다(>τ_H/τ_R=0.89~0.93).

4) AASHTO-LRFD, CSA 및 MC2010에서 제시하는 계면 전단 강도식을 토대로 본 연구와 기존 문헌으로부터 수집된 경사전단 실험 결과를 정량적으로 평가하였다. 면처리된 UHPFRC-NSC 합성 부재의 경우 실험 결과가 현행 구조 기준식에 의한 계면 전단 강도를 상회하므로 현행 설계 기준식을 사용해도 무방할 것으로 판단된다(τ/τ_R=1.24~4.08). 하지만, 면처리되지 않은 실험체의 경우 다수의 실험 결과에 대해 비안전측으로 예측하였으며, 실험 결과의 편차가 상당히 커(=0.11~5.22) 계면에 적절한 전단보강재가 추가 설치되어야 할 것으로 판단된다. 한편, 현행 콘크리트 구조 기준(ACI 318-14, KCI 2012)은 전단 무보강 부재에 대해 점착력만을 고려하여 본 연구의 실험 결과를 과도하게 보수적으로 예측하였으며(τ/τ_ACI=5.43~30.45), 이는 합성 부재의 비경제적인 설계를 유도할 우려가 있다.