2.1 실험체 상세

홈 길이와 보 단면깊이가 다른 4개의 PC 보 이음부 실험체(600-D22-10U, 600-D22-07$\Omega$, 450-D16-08U 및 450-D16- 05$\Omega$)에 대하여 4점 재하 보 실험을 수행하였다. 실험체 이름에서 600 및 400은 PC 보 실험체의 전체 단면깊이(두께 $h_{tc}$=150 mm인 콘크리트 토핑 포함)를 나타내고, 그 뒤의 D22 및 D16은 홈 내부와 콘크리트 토핑에 사용된 보강철근의 치수를 나타낸다. 10, 08, 07, 05 등은 홈 길이($l_{g}$)가 각각 1,000 mm, 800 mm, 700 mm, 500 mm임을 가리키며, U 및 $\Omega$는 홈 내부에 배치되는 보강철근의 형태를 가리킨다.

Fig. 3에서 보듯이 PC 보 실험체의 총 길이는 4,800 mm이며, 보 정중앙에서 홈이 있는 이음부에 의해 접합되었다. 접합되기 이전의 PC 보 단위부재는 길이 2,400 mm로 제작하였다. Fig. 3(a)는 큰 중력하중이 작용하는 지하주차장 지붕층 바닥의 보 실험체(전체 단면깊이 600 mm)이며, PC 보 단면의 폭($b$)과 깊이($h_{pc}$)는 각각 1,200 mm와 450 mm(토핑 제외)이다. PC 보 이음부에 사용된 홈의 폭($b_{g}$)과 깊이($h_{g}$)는 각각 700 mm와 250 mm이다. Fig. 3(b)는 상대적으로 작은 중력하중이 작용하는 지하주차장 중간층의 보 실험체(전체 단면깊이 450 mm)이며, PC 보 단면 크기는 $b$×$h_{pc}$=1,200 mm×450 mm이고, 접합부에 사용된 홈의 크기는 $b_{g}$×$h_{g}$=700 mm×150 mm이다. 모든 실험체에서 홈을 제외한 PC 보의 양쪽의 측벽 두께는 $b_{sw}$=250 mm로 동일하다.

Fig. 3에서 보듯이 왼쪽 PC 보는 하부가 150 mm만큼 돌출된 닙단부(nibbed end)로, 오른쪽 PC 보는 상부가 150 mm만큼 돌출된 댑단부(dapped end)로 제작되었다. 이러한 좌우 비대칭의 PC 보 접합상세는 전단력이 댑단부쪽으로부터 닙단부로 전달되는 것을 고려하여 적용하였다. 댑단부와 닙단부의 배근상세는 별도의 스트럿-타이모델 해석 및 유한요소해석을 통하여 사인장균열 및 전단파괴에 대하여 안전하도록 배근상세를 결정하였다. 각 실험체의 주철근으로 SD600 D22 및 D16 고강도 철근을 사용하였으며, 자세한 배근상세는 Fig. 3을 참고한다.

Fig. 4는 홈이 있는 PC 보 이음부의 제작 방법을 보여준다. 댑단부와 닙단부를 갖는 PC 보를 맞춘 다음 홈 내부에 U형 또는 역$\Omega$형 철근조립체를 배치하였다. 홈 보강철근으로 사용된 U형 또는 역$\Omega$형 철근조립체는 PC 보의 주철근과 동일한 직경과 강도의 철근(즉, SD600 D22 또는 D16)을 사용하여 제작하였다. 상대적으로 짧은 홈 길이에서 정착성능이 최대한 확보될 수 있도록, 교차철근을 용접하고 90도 갈고리 상세를 적용하였다. 홈의 길이가 지나치게 길 경우, 이음부에서 PC 보의 단면 결손이 커지므로 접합성능이 취약해질 위험이 있다. 하지만 홈의 길이가 너무 짧으면 홈 내부에 배치된 철근의 정착파괴 또는 부착파괴에 취약할 수 있다. KCI(2017)⁽³⁾에 따르면 SD600 D22 철근은 90도 갈고리 정착1) 에 대하여 653 mm, 교차철근 용접2) 정착에 대하여 965 mm의 정착길이가 요구된다. U형 철근을 사용한 600-D22-10U에는 교차철근 용접에 의한 정착을 참고하여 1,000 mm의 홈 길이를 적용하였고, 역$\Omega$형 철근을 사용한 600-D22-07$\Omega$에는 상대적으로 짧은 갈고리 정착을 참고하여 홈 길이 700 mm를 적용하였다. SD600 D16 철근을 사용한 450-D16-08U와 450-D16-05$\Omega$의 경우 각각 800 mm 및 500 mm의 홈 길이를 적용하였다.

2.2 제작 및 재료강도

Fig. 5는 실험체 제작 과정을 보여준다. 실험체는 현장에서 사용되는 PC 부재와 동일한 조건으로 제작하였다. 홈 모양을 따라 단부를 파낸 거푸집을 제작하고, 거푸집 내부에는 Fig. 3의 배근상세에 따라 PC 보의 철근을 배치하였다. 현장타설 토핑 콘크리트와 접하는 실험체 상부 표면은 6 mm 이상의 요철이 확보되도록 거친 표면을 만들었으며, 홈 바닥의 경우 그 위를 덮은 목재 거푸집 합판에 직경 300 mm의 원형 구멍을 뚫어 합판 두께(=12 mm)만큼 콘크리트가 돌출되어 접합면 맞물림이 가능하도록 제작하였다(Fig. 5(b) 참조). PC 보는 24시간 동안 증기양생을 실시한 후 거푸집을 탈형하였고, 곧이어 홈 및 토핑의 철근공사와 콘크리트공사를 진행하였다.

Table 1은 콘크리트 및 철근의 재료강도를 보여준다. 각 재료강도 값은 3개 시편으로부터 구한 재료강도의 평균값이다. PC 보와 토핑(홈 포함)에 사용된 콘크리트의 압축강도는 각각 $f_{ck}$=41.5 MPa 및 21.9 MPa이다. 휨철근으로 사용된 SD600 D16 및 D22 철근의 항복강도는 각각 $f_{y}$=614 MPa 및 682 MPa이었고, 전단철근으로 사용된 SD500 D10 및 D13 철근의 항복강도는 각각 $f_{y}$=566 MPa 및 531 MPa이었다. 재료실험으로 구한 콘크리트와 철근의 응력-변형률 관계는 Fig. 6에 나타냈다.

2.3 가력 및 계측

Fig. 7은 보 실험을 위한 세팅을 보여준다. 실험체 상부에 1,000 kN의 가력기를 설치하여 수직하중($P$)을 2점 가력 형태로 재하하였다. 두 가력점 사이의 거리는 400 mm이었고, 가력점과 인접한 핀 지점 사이의 거리(즉, 전단경간)는 $l_{s}$=1,900 mm이었다. 보 이음부는 두 가력점 사이에 모멘트가 일정한 영역에 위치시켰다. 수직하중에 의한 보의 수직처짐($\Delta_{v}$)은 보 하부에 수직방향으로 설치한 변위계($\Delta_{v1}$ 및 $\Delta_{v2}$)를 사용하여 계측하였다.

좌우 PC 보는 댑단부와 닙단부가 단순히 서로 맞물려 있는 상태이기 때문에 가력 시 수직처짐과 동시에 PC 보 하단에서는 수평방향의 유격(clearance)이 발생한다. 이러한 PC 보 사이의 유격은 변위계($\Delta_{h}$)를 수평으로 설치하여 측정하였으며, 또한 보 바닥면에서는 버니어캘리퍼스를 이용하여 수평방향 유격을 측정하였다.

3.1 하중-처짐 관계 및 파괴모드

Fig. 8은 홈을 갖는 PC 보 이음접합부 실험체에 대하여 하중-처짐($P$-$\Delta_{v}$) 관계, 홈 보강철근 변형률-처짐($\varepsilon_{gs}$-$\Delta_{v}$) 관계 및 파괴모드를 보여준다. 하중($P$)는 가력기의 수직하중을 가리키고, $\varepsilon_{gs}$는 홈 내부 보강철근에 부착한 변형률 게이지로부터 측정한 변형률이며, 처짐($\Delta_{v}$)은 경간 중앙에서 계측한 수직처점($\Delta_{v1}$ 및 $\Delta_{v2}$)의 평균값을 나타낸다(Fig. 7 참조). 각 실험체별로 이음된 PC 보 경계의 하단에서 좌우 방향으로 벌어지는 수평유격($\Delta_{h}$, Fig. 7 참조)을 계측하였는데, $\Delta_{h}$-$\Delta_{v}$ 관계는 Fig. 9에 나타냈다.

홈 길이가 1,000 mm인 600-D22-10U는 슬립이 없는 양호한 초기거동을 보였고, $\Delta_{v}$=20 mm에서 홈 철근이 항복변형률($\varepsilon_{y}$=0.00341 mm/mm)에 도달하였다. $\Delta_{v}$=36.4 mm에서 최대강도 $P_{u}$=438 kN에 도달하였고, 이후 강도가 점진적으로 하락하여 $\Delta_{v}$=84 mm에서 토핑 콘크리트의 압축파괴(concrete crushing)로 인한 휨파괴가 발생하였다. 경간 중앙의 PC 보 하단의 수평유격($\Delta_{h}$)은 하중이 증가함에 따라 거의 선형으로 증가하여 항복 시점에는 약 $\Delta_{h}$=18 mm가 되었고, 항복 이후에는 $\Delta_{h}$가 급격하게 증가하였다.

홈 길이를 700 mm로 줄인 600-D22-07$\Omega$의 경우, 초기 거동은 600-D22-10U와 유사하였지만 최대하중($P_{u}$=269 kN)은 심하게 감소하였고, 이후 강도가 급격히 저하되는 취성거동을 보였다. 홈 및 토핑 콘크리토핑부에는 PC 보 접합부 상단에서 시작하는 휨균열이 토핑부의 휨철근과 만나면서 수평방향으로 발전하는 부착쪼갬균열(bond splitting cracks)이 다수 관찰되었다. 특히 홈 철근의 변형률은 모두 항복변형률($\varepsilon_{y}$=0.00341 mm/mm)보다 작아 탄성상태에 머물렀는데, 이는 휨항복 이전에 전단파괴가 발생하였음을 보여준다. 최대강도 이전에는 좌우 PC 보 사이의 수평유격이 제한적이었고($\Delta_{h}$≤5.6 mm), 최대강도 이후 수평유격이 급격히 증가하였다.

토핑을 포함한 단면깊이가 450 mm인 450-D16-08U와 450-D16-05$\Omega$는 각각 600-D22-10U와 600-D22-07$\Omega$와 유사한 거동을 보였다. 즉, 충분한 홈 길이를 확보한 450-D16-08U는 휨항복 후 연성거동을 보였다. 이음부의 토핑 상부에는 휨압축 작용에 의한 콘크리트 압괴가 발생하였고, 홈 내부의 인장철근은 항복변형률을 초과한 소성변형률을 보였다. 반면, 홈 길이를 500 mm로 줄인 450-D16-05$\Omega$는 휨항복 이전에 경간 중앙의 불연속 PC 보 접합부 상단으로부터 시작된 휨균열이 토핑부 철근과 만나면서 토핑 철근을 따라 수평으로 발전하며 일찍 파괴되었고(부착쪼갬균열, Fig. 8(d3) 참조) 그 결과 홈 철근은 탄성상태에 머물렀다.

3.2 홈 길이의 영향

Fig. 8에서 보듯이 철근 직경($d_{b}$) 대비 홈길이($l_{g}$)가 충분하였던 600-D22-10U($l_{g}$/$d_{b}$=1,000/22.2=45.0)와 450-D16-08U($l_{g}$/$d_{b}$=800/15.9=50.3)는 항복 이후 강도가 약 100 mm의 처짐까지 유지되는 연성거동을 보인 반면, 상대적으로 홈길이가 짧았던 600-D22-07$\Omega$($l_{g}$/$d_{b}$=31.5) 및 450-D16-05$\Omega$($l_{g}$/$d_{b}$=31.4)는 최대강도에 도달한 이후 강도가 급하게 저하되는 취성거동을 보였다. 이처럼 홈길이(또는 $l_{g}$/$d_{b}$)에 따른 PC 보 이음접합부의 거동 차이는 토핑 콘크리트의 균열 및 파괴모드에서도 다음과 같이 명확하게 드러난다.

콘크리트 토핑에 발생된 휨균열은 홈길이에 관계없이 모든 실험체에서 PC 보가 서로 맞닿는 접합면으로부터 수직으로 시작되었다.3) 하지만 최종 파괴모드의 경우 홈길이에 따라 다음과 같은 차이를 보였다. 첫째, $l_{g}$/$d_{b}$≥45인 600-D22- 10U 및 450-D16-08U의 경우(Fig. 8(a3) 및 (c3) 참조), 콘크리트 토핑 상단에서 압괴에 의한 파열이 발생하였다. 이러한 파괴모드는 휨부재에서 흔히 발생하는 압축대 콘크리트의 파괴와 거의 같다. 둘째, $l_{g}$/$d_{b}$≈31인 600-D22-07$\Omega$ 및 450- D16-05$\Omega$에서는(Fig. 8(b3) 및 (d3) 참조), 콘크리트 토핑 상단의 압괴는 발생하지 않았고 그 대신 휨균열 상단에서 시작된 수평균열이 오른쪽 지점을 향하여 발전하는 균열파괴를 보였다. 이는 이들 실험체가 휨보다는 전단에 의하여 파괴되었음을 의미한다.

4.1 휨강도 및 전단강도 평가

휨 실험체는 Fig. 8에서 보듯이 현장에서 배근･타설되는 상부 토핑과 홈 내부는 가력점의 좌･우측이 일체화되지만, 휨에 의하여 인장변형이 발생하는 하부 PC 보는 중앙 이음접합면에서 서로 완전히 분리되어 있다. 따라서 합성콘크리트 단면의 휨강도는 홈 내부와 상부 토핑만이 포함된 T형 단면에 대하여 변형률적합법을 사용하여 휨강도를 산정하였다.

Fig. 10은 홈을 포함한 현장타설 콘크리트 토핑부의 변형률적합 단면해석을 위한 변형률 분포와 재료 응력분포를 보여준다. KCI(2017)⁽³⁾에 따라 토핑 상단의 콘크리트 최대변형률은 $\varepsilon_{cu}$=0.0033 mm/mm을 가정하였고, 중립축 위의 콘크리트 압축응력은 포물선-직선 관계를 적용하였다. 포물선-직선 응력 분포를 사용하는 경우, 홈과 토핑 콘크리트에 대한 공칭휨강도($M_{n}$)는 식(1)과 같이 결정된다.

여기서, $b$=토핑 콘크리트의 폭(=1,200 mm), $d_{g}$=토핑 상단으로부터 홈 보강철근 중심까지의 유효깊이(349 mm or 252 mm), $A_{s}$ 및 $f_{y}$=각각 홈 보강철근의 단면적(전체) 및 항복응력, $\alpha(0.85f_{ck})$=포물선-직선 응력 분포에 대한 콘크리트 압축응력 평균값, $\beta c$=압축연단(또는 토핑 상단)으로부터 합력 중심까지의 거리로서 중립축깊이($c$)에 $\beta$를 곱한 값이다. KCI(2017)⁽³⁾에 따르면 $f_{ck}$=21.9 MPa인 경우 $\alpha$와 $\beta$는 각각 0.8과 0.4를 사용할 수 있다. 각 실험체에 대하여 계산한 공칭휨강도($M_{n}$)은 Table 2에 나타냈다.

이 연구에서 제안한 홈을 갖는 PC 보 이음접합부는, Fig. 7 및 Fig. 3에서 보듯이 PC 보의 측벽(side wall, 두께 250 mm)에 90도 정착갈고리를 갖는 U형 스터럽(2D13@200)을 충분히 배치하여 PC 보와 상부 토핑을 일체화하였다. 이와 달리, 상대적으로 큰 폭($b_{g}$=700 mm)을 갖는 홈 내부에는 거푸집과의 간섭으로 인하여 수직스터럽을 설치하지 못하였다. 따라서 PC 보 이음부에서 홈 내부에 배치된 철근이 정모멘트에 저항하기 위해서는 PC 및 현장타설 콘크리트 접합면에서 맞물림에 의한 수평전단응력 전달(또는 접합면 부착저항)이 홈 경계를 따라 원활하게 이루어져야 한다. 만약 홈과 PC 보 접합면에서 부착저항이 충분하지 않다면, 별도의 전단보강 수직철근이 설치되지 않은 홈을 포함한 상부 토핑 부분에서 콘크리트 전단파괴가 발생할 수 있다. 이러한 홈 내부 경계면의 부착파괴 이후 PC 이음부의 콘크리트 전단강도($V_{c}$)는 식(3)과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $f_{ck}$=토핑부의 현장타설 콘크리트의 압축강도, $b_{g}$=토핑부의 단면 폭(=1,200 mm), $d_{g}$=토핑부 압축연단으로부터 홈 내부에 배치된 인장철근 중심까지의 거리이다. 식(3)으로부터 계산한 홈, 토핑을 포함한 현장타설 콘크리트의 공칭 전단강도($V_{n}$=$V_{c}$)는 Table 2에 나타냈다. Eom et al.(2018)⁽¹⁾의 연구에 따르면, T형 단면 부재의 경우 플랜지가 압축을 받을 때 복부 폭에 근거한 콘크리트 전단강도는 실험강도를 저평가한다. 따라서 홈 및 토핑 콘크리트의 실제 전단강도는 홈의 폭($b_{g}$=700 mm)을 사용하여 산정한 식(3)보다 더 커질 수 있다.

4.2 공칭강도 및 실험강도 비교

Table 2는 실험체별 공칭강도($P_{nf}$ 및 $P_{ns}$)를 보여준다. $P_{nf}$(=2$M_{n}$/$l_{s}$)는 식(1) 및 식(2)로부터 계산되는 공칭휨강도($M_{n}$)로부터 산정하였고, $P_{ns}$(=2$V_{c}$)는 식(3)에 의한 공칭전단강도($V_{n}$)으로부터 산정하였다.

홈길이가 긴 600-D22-10U($l_{g}$/$d_{b}$=45)와 450-D16-08U($l_{g}$/$d_{b}$=50)의 경우, 휨강도 $P_{nf}$와 실험강도(즉, 최대하중 $P_{u}$)가 거의 같았다. 이 실험체들은 홈 내부에 배치한 보강철근이 모두 항복변형률에 도달하였던 실험체들로서, 휨에 의해 거동이 지배되었던 것으로 판단된다(Fig. 8 참조). 다만 휨강도($P_{nf}$=444 kN)보다 전단강도($P_{ns}$=381 kN)가 작은 600-D22-10U에서는 Fig. 8(a1)에서 보듯이 휨 항복 이후 강도 저하가 발생하였다.

홈길이가 짧은 600-D22-07$\Omega$($l_{g}$/$d_{b}$=31.5)와 450-D16- 05$\Omega$($l_{g}$/$d_{b}$=31.4)의 경우 실험강도($P_{u}$)가 휨강도($P_{nf}$)보다 작았는데, 이는 이들 실험체가 전단에 의해 파괴되었음을 가리킨다. 상대적으로 홈길이가 길었던 600-D22-07$\Omega$의 경우 실험 최대하중($P_{u}$=269 kN)은 공칭강도($P_{ns}$=381 kN)의 71 % 수준이었다. 하지만 홈길이가 $l_{g}$=500 mm로 가장 짧았던 450-D16-05$\Omega$의 경우 실험 최대하중($P_{u}$=68 kN)이 공칭강도($P_{ns}$=275 kN)의 25 % 수준에 불과하였다. 이는 홈 및 토핑 콘크리트의 전단파괴 이전에 PC와 현장타설 콘크리트 접합면에서 부착파괴가 발생하였기 때문으로 판단된다.

홈 내부의 바닥면에는 원형의 돌출부가 형성되어 맞물림에 의한 힘전달이 가능하지만(Fig. 5(b) 참조), 홈 측면은 거푸집과 맞닿는 면이기 때문에 매끈한 상태이다. 다시 말해, PC 보와 홈 내부 콘크리트 간에는 부착슬립이 발생하기 쉬우며, 특히 홈 길이가 짧은 경우에는 부착면적이 감소하므로 상대적으로 작은 힘에서도 슬립이 발생하기 쉽다. 만약 홈 바닥면에서 부착슬립이 발생하게 된다면, 토핑 상부에서 누르는 외부하중에 의한 전단력은 홈 내부 콘크리트에 의하여 저항되기 보다는 Fig. 11에서 보듯이 홈 좌우측에 있는 PC 보 측벽에 의하여 지지된다. 이러한 힘전달 경로의 변화는 PC 측벽에 배치된 스터럽의 변형률 계측 결과로부터 확인할 수 있다.

Fig. 12는 이음부에서 PC 보의 측벽에서 계측한 스터럽 철근의 변형률($\varepsilon_{v}$)을 보여준다. 600-D22-07$\Omega$($P_{u}$=269 kN)이 600-D22-10U($P_{u}$=438 kN)보다 상당히 작은 하중에서 파괴되었음에도 불구하고 Fig. 12(a) 및 12(b)에서 두 실험체의 스터럽 변형률은 거의 같았다. 또한 450-D16-05$\Omega$($P_{u}$=68 kN)의 최대하중은 450-D16-08U($P_{u}$=154 kN)의 절반 수준이었지만, 스터럽의 변형률은 450-D16-08U보다 450-D16-05$\Omega$에서 오히려 더 컸으며, 특히 450-D16-05$\Omega$의 스터럽 변형률은 항복변형률($\varepsilon_{y}$=0.00283 mm/mm)에 근접하였다. 이러한 PC 측벽의 변형률 계측 결과는 홈 길이가 짧았던 실험체(즉, 600-D22-07$\Omega$ 및 450-D16-05$\Omega$)에서 (1) 홈 경계면의 부착파괴가 발생되었고, (2)이후 토핑 콘크리트를 직접 지지하는 PC 보 측벽으로 힘전달이 집중되었음을 보여준다.

이처럼 PC 보와 접하는 홈 내부의 바닥면 및 측면에서 부착파괴가 발생한 450-D16-05$\Omega$에서는 이음부에서 홈 내부 콘크리트가 전단저항에 거의 기여하지 못한다. 즉, 토핑 상부의 수직하중이 측벽으로 직접 전해지므로, 경간 중앙의 이음부에서는 홈을 제외한 토핑 콘크리트만이 주로 전단에 저항한다. 이러한 토핑 콘크리트만의 전단저항은 다음과 같이 산정할 수 있다(Fig. 11 참조).

여기서, $b$=토핑 콘크리트의 폭(=1,200 mm)이고, $d_{tc}$=토핑 콘크리트의 유효깊이이다. $d_{tc}$는 현장타설 토핑 콘크리트 상단으로부터 토핑 콘크리트 내에 배치된 주철근 중심까지의 거리로서, 450-D16-05$\Omega$의 경우 $d_{tc}$=58 mm이다. Table 2는 식(4)에 의한 공칭강도 $P_{ns,\:tc}$(=2$V_{tc}$=109 kN)를 보여주는데, 실험 최대하중($P_{u}$=68.0 kN)과 비슷한 값을 보였다.