Composite Behavior of Perfobond Rib Shear Connector for Steel-concrete Decks

構 造 工 學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第26卷 第1A 號·2006年 1月 pp. 91 ~ 97

강-콘크리트 합성 바닥판용 전단연결재의 합성 거동 연구

Composite Behavior of Perfobond Rib Shear Connector for Steel-concrete Decks

김형열*·구현본**

Kim, Hyeong-Yeol ^· Koo, Hyun-Bon

···

Abstract

This paper presents the results of push-out test conducted for the perfobond rib shear connectors welded onto steel-concrete composite deck. Push-out test specimen consists of profiled steel sheeting, perfobond rib, reinforcement, and concrete. To pro- vide longitudinal shear resistance between the profiled sheeting and the concrete, perfobond rib with a number of holes was used. The parameters considered in the design of perfobond rib were the spacing and location of holes, and effect of rein- forcing bars placed in the holes. To validate the effectiveness of the proposed system, twelve specimens were fabricated and tested. Although the scope of test was limited in nature, the results of test have shown that the perfobond ribs can be effec- tively used for shear connection in the steel-concrete composite decks.

Keywords :

Shear Connector, Perfobond Rib, Composite Deck, Push-out Test, Bridge Deck

···

요 지

본 연구에서는 강-콘크리트 합성 바닥판용 유공판재형 전단연결재의 전단성능을 평가하기 위한 전단실험을 수행하고 그 실 험결과를 고찰하였다. 전단 실험체는 절곡된 강판, 유공판재형 전단연결재, 철근, 콘크리트로 구성되었으며, 절곡된 강판과 콘 크리트 사이에 작용하는 수평전단력에 저항할 수 있도록 다수의 구멍이 가공된 유공판재형 전단연결재가 적용되었다. 실험체 설계에 적용된 변수는 구멍의 간격과 위치, 구멍관통 철근의 유무이며, 총 12개의 실험체를 제작하여 전단실험을 수행하였다.

제한적 범위 내에서 수행한 실험결과에 따르면 유공판재형 전단연결재가 강-콘크리트 합성 바닥판에 효과적으로 사용될 수 있을 것으로 판단된다.

핵심용어 : 전단연결재, 유공판재, 합성 바닥판, 전단실험, 교량 바닥판

···

1. 서 론

현재 다양한 형태의 강 - 콘크리트 합성 바닥판이 교량가설 에 적용되고 있으며 , 가장 일반적인 합성 바닥판은 절곡강판 으로 구성된 강데크플레이트를 사용하는 형태이다 . 강데크플 레이트와 콘크리트 사이에 구조적으로 완전한 합성작용이 성 립한다면 강데크플레이트는 바닥판 가설 시에는 영구거푸집 으로 콘크리트가 경화한 후에는 인장철근으로 작용하게 된 다 . ^한편 , ^{필요한 합성작용을 얻기 위해서는 바닥판에 작용}

하는 수평방향 전단력이 데크플레이트와 콘크리트 경계면에 서 전달되어야 하고 이를 위하여 강판표면에 요철을 두거나 다양한 형상의 전단연결재를 사용한다 .

그림 1 ^{에는 본 연구에 앞서 수행한 연구} ( ^{한국건설기술연구}

원 , 2004) 에서 강상자형교를 대상으로 개발하고 있는 고강성

강 - 콘크리트 합성 바닥판의 형상을 나타내었으며 , 바닥판 구 조는 절곡강판 , 수직보강재 , 압축철근 , 콘크리트로 구성되어 있다 . ^강 - ^{콘크리트 합성 구조에 일반적으로 적용되는 전단연}

결재는 스터드 (Headed Stud) 이나 그림 2 에 나타낸 바와 같

이 제안된 바닥판에 적용되는 강판은 두께가 6 mm 이므로

강판두께에 비하여 직경이 큰 기존 스터드 전단연결재를 적 용하는 경우 제작시 용접변형 또는 공용중 피로 등에 문제 가 발생할 수 있으며 , 직경이 작은 스터드 전단연결재를 적 용할 경우 소요 전단저항 성능을 얻기 위해서는 많은 수량 의 스터드가 필요하게 된다 . 따라서 선행 연구에서 제안하고 있는 강 - 콘크리트 바닥판 시스템이 실용화되기 위해서는 본 시스템에 적합한 전단연결재를 설계하는 것이 필요하게 되 었다 .

1987 년 Zellner(1987) 는 강합성 거더교에 적용하는 스터드

의 피로문제를 해결하기 위하여 유공판재형 전단연결재 ( 일명

Perfobond Rib) ^{를 제안하여 실제 교량가설에 적용하였다} . ^유

공판재형 전단연결재의 구조는 다수의 원형구멍을 갖는 강 판이다 . 강거더 플랜지 상단에 용접된 유공판재형 전단연결

재 홀 (Hole) 에 채워진 콘크리트가 경화하게 되면 콘크리트

다웰 (Dowel) ^{이 형성되고 강재와 콘크리트 사이에 작용하는}

*

교신저자·정회원·한국건설기술연구원구조연구부수석연구원

(E-mail: [email protected])

**

정회원·한국건설기술연구원구조연구부연구원

(E-mail: [email protected])

수평전단력과 수직분리력에 저항할 수 있게 된다 .

한편 , 본 연구의 선행 연구에서 제안하고 있는 강 - 콘크리 트 합성 바닥판은 휨강성을 증가시키고 가설시 압축철근의 배근을 용이하게 하기 위하여 수직보강재를 설치하는 구조 이므로 수직보강재에 전단연결에 필요한 홀만 추가로 가공 하게 되면 유공판재형 전단연결재와 유사한 구조를 형성할 수 있다 . 본 연구에 앞서 수행한 유공판재형 전단연결재와 스터드형 전단연결재의 수평전단저항 성능을 비교한 실험결 과에 따르면 유공판재형 전단연결재가 강 - 콘크리트 합성 바 닥판에 효과적으로 적용될 수 있는 것으로 검토되었다 (Kim

등 , 2005). 따라서 본 연구에서는 강 - 콘크리트 합성 바닥판

에 적용할 수 있는 전단합성효과가 우수한 유공판재형 전단

연결재를 설계하고 그 성능을 파악하기 위하여 Eurocode

4(CEN, 2002) 에 규정된 전단연결재 성능실험 방법과 유사한

방법을 적용하여 전단실험을 실시하였고 실험결과를 본 논 문에 기술하였다 .

2. 실험체 제작

유공판재형 전단연결재와 관련된 기존 연구 (Zellner, 1987;

Oguejiofor 등 , 1994; Valente 등 , 2004) 에 따르면 전단연결 재의 성능을 지배하는 인자는 홀 간격 , 홀 위치 , 홀 관통 철근배근으로 알려져 있다 . ^또한 , ^{기존 연구결과를 고찰한 결}

과 최대 전단합성 성능을 발휘하는 유공판재형 전단연결재 홀 직경이 전단연결재 높이의 약 0.45 배 정도로 알려져 있 고 , 강 - 콘크리트 합성 바닥판을 구성하는 수직보강재의 높이

가 119 mm 이므로 본 연구에서는 홀 직경을 50 mm 로 설정

하였다 . 본 연구에서는 유공판재형 전단연결재의 홀 간격 , 홀 위치 및 홀 관통 철근 유무를 실험변수로 설정하였다 .

그림 3 과 그림 4 에는 각각 유공판재형 전단연결재의 제원 과 절곡강판에 용접 후 형상을 나타내었다 . ^{전단 실험체는}

Eurocode 4(CEN, 2002) 에 규정된 전단연결재 성능실험 ( 일

명 Push-out Test) ^{방법에 준하여 그림} 5(a) ^{에 나타낸 것과}

같이 전단 실험체를 수평인 상태에서 콘크리트를 치고 콘크 리트가 경화된 후에 2 기의 실험체를 중앙에서 볼트로 연결 하였으며 최종적으로 그림 5(b) 에 보이는 것과 같이 수직으 로 마주 세워 전단 실험체 제작을 완료하였다 .

표 1 에 나타낸 바와 같이 실험변수에 따른 실험체의 종류 는 총 6 가지이며 , 각 종류별로 2 개씩 총 12 개의 실험체를 제작하였다 . 특히 , 홀 간격이 수평전단 성능을 지배할 것으 로 예상되어 홀 간격을 홀 직경 (D) ^의 1.5 ^배에서 3 ^{배까지 변}

화시켰다 . 반면에 PT-1 실험체에는 유공판재형 전단연결재와

제원은 같으나 홀이 가공되지 않은 전단연결재를 적용하여 선단지지영향 및 무공판재형 전단연결재의 전단성능을 확인 할 수 있도록 계획하였다 . PT-5 실험체의 경우 다른 실험체 그림 1. 강 - 콘크리트 합성 바닥판 개요도

그림 2. 합성 바닥판 단면제원 ( 단위 : mm)

그림 3. 전단연결재의 제원 ( 단위 : mm)

그림 4. 유공판재형 전단연결재 형상

그림 5. 전단 실험체 제원 표 1. 전단 실험체의 종류

Specimen

ID No. of

holes Hole spacing

S (mm) a

(mm) b

(mm) No. of bars through holes

PT-1 None - - - -

PT-2 4 100 (2.0D) 34.5 34.5 -

PT-3 5 75 (1.5D) 34.5 34.5 -

PT-4 3 150 (3.0D) 34.5 34.5 -

PT-5 4 100 (2.0D) 49.0 20.0 -

PT-6 4 100 (2.0D) 34.5 34.5 2

와 다르게 홀의 위치를 수직방향으로 낮게 설치하였고 , PT- 6 실험체에 대해서는 콘크리트 다웰을 보강시키고 시키고 단

부 앵커 (End Anchorage) 작용을 도모하기 위하여 실험체

최하단 홀 2 개에 길이가 200 mm 인 H16 철근을 관통시켜

삽입하였다 .

실험체 제작에 사용된 콘크리트는 굵은 골재 최대 치수

25 mm, 슬럼프 120 mm, 압축강도 30 MPa 인 콘크리트를 사

용하였다 . 절곡강판 및 전단연결재는 두께가 6 mm 이고 항복

강도가 245 MPa 강종 SS400 강판을 사용하였고 , 전단연결

재의 홀은 플라즈마 (Plasma Jet) 로 가공하였다 . 사용강판의

인장강도시험 결과에 따르면 인장강도는 368 MPa, 극한강도

는 488 MPa 이었다 . 실험체 길이방향 및 길이 직각방향으로

배근된 구속철근은 항복강도 400 MPa 인 H19 와 H16 을 사 용하였으며 , 그림 5(b) 에 나타낸 것과 같이 실험체 하단 콘 크리트에는 간격 100 × 100 mm 와이어 매쉬를 배치하여 재 하시 지압응력에 의한 콘크리트 하부의 파괴를 최소화하였다 .

한편 , 절곡강판과 콘크리트의 부착력을 최소화하고 유공판 재형 전단연결재의 전단저항 성능만을 측정하기 위해서 콘 크리트 치기 이전 절곡강판 표면에 탈형제와 그리스를 1:1 ^로

혼합하여 도포하였다 . 콘크리트는 치기 후 4 시간 동안 20

^o

C

에서 초기 경화를 유도한 다음 60

^o

C 에서 7 시간동안 증기양

생을 실시하였다 . 증기양생이 완료된 후 5 일 동안 양생포를 이용하여 추가 양생하고 총 30 일 양생후 실험을 실시하였다 .

그림 6 은 제작이 완료된 전단 실험체 전체를 보여주고 있다 .

3. 전단 실험

3.1 실험 방법

유공판재형 전단연결재의 형상 및 상세에 따른 수평전단저

항 성능의 차이를 파악하기 위하여 Eurocode 4(CEN, 2002) 에

규정된 방법과 유사한 방법으로 수직전단 실험을 실시하였다 .

그림 7 은 가력용량 1,000 kN 만능시험기 (UTM) 에 거치된

전단 실험체를 보여주고 있으며 강판과 콘크리트의 상대변 위 ( 상대슬립량 ) 를 측정하기 위해 실험체 양쪽에 변위계

(LVDT) 를 설치하였다 . 실험체 하단에는 두께 20 mm

Neoprene 패드를 설치하여 부등응력에 의한 콘크리트 파괴를

최소화 하였다 . 하중은 수직방향으로 정적하중을 재하 하였 으며 , 재하방법은 200 kN 까지는 하중제어방법 (Load Control)

을 이용하여 10 kN/min 의 속도로 재하 하였으며 , 이후 상대

슬립량 5 mm ^까지는 0.01 mm/sec, ^{상대슬립량} 30 mm ^까지는 0.02 mm/sec 의 재하속도로 변위제어 (Displacement Control)

방법으로 가력하였다 .

그림 6. 실험체 전체 전경 그림 7. Test Set-up

표 2. 실험체의 균열발생 하중, 최대 하중, 최대 상대슬립량

실험체 ID 균열발생 하중(kN) 최대 하중 및 상대슬립량

최대 하중(kN)

측정값 평균값 비교 측정값 평균값 비교 측정값

PT-1 A 180

190 100% 202

213 100% 1.26

B 200 223 1.18 1.22

PT-2 A 380

345 182% 387

396 186% 1.02

B 310 404 2.77 1.90

PT-3 A 320

320 168% 386

396 186% 2.56

B 320 406 2.79 2.68

PT-4 A 340

340 179% 364

382 179% 1.60

B 340 400 2.41 2.00

PT-5 A 390

370 195% 397

415 195% 1.05

B 350 432 3.68 2.37

PT-6 A 370

355 187% 471

457 215% 3.93

B 340 442 3.67 3.80

3.2 실험 결과

표 2 에는 각 실험체별 균열발생 하중 , 최대 하중 , 그리고 최대 하중에서 측정된 상대슬립량을 정리하였다 . 표 3 에는 유공판재형 전단연결재의 전단저항 성능만을 파악하기 위하 여 각 실험체 (PT-2B, PT-3A, PT-4B, PT-5B, PT-6A) 에서 측정된 결과에서 선단지지영향으로 추정되는 PT-1A 실험체 의 측정결과를 제외한 결과를 나타내었다 . PT-1A 실험체의 실험결과로부터 만약 콘크리트와 전단연결재의 마찰력을 무 시할 수 있다면 순수 콘크리트 선단지지력은 약 190 kN 으로 가정할 수 있다 . 예상한 바와 같이 홀이 없는 수직보강재를

적용한 PT-1 실험체를 제외하면 각 실험체의 균열발생 하중

은 유사하였으며 , 최대 하중에 도달 전까지 발생한 상대슬립 량은 4 mm 이내였다 .

PT-1 실험체를 제외하면 초기 균열은 약 320-370 kN 하

중범위에서 발생하였다 . 모든 실험체의 초기 균열은 그림

8(a) 에 나타낸 바와 같이 실험체 콘크리트 양쪽 측면에서 발

생하였으며 최대 하중 이후에는 상대슬립량이 증가하면서 그

림 8(b) 에 나타낸 바와 같이 실험체 콘크리트 하부 내측에

수직균열이 발생하였다 . ^{대부분 실험체의 경우 콘크리트 하}

부 내측에 수직균열이 발생하기 이전에 최대 하중에 도달하 는 것으로 관찰되어 유공판재의 선단지지력 상실과 콘크리 트 다웰 파괴가 실험체 파괴의 직접적인 원인인 것으로 추 정된다 . 한편 , 최대 하중 이후에는 실험체 하부부터 강판과 콘크리트의 수평 및 수직 분리가 발생되면서 상대슬립량이 급격히 증가하였다 .

그림 9 는 실험완료 후 실험체 PT-2 내부의 상태를 보여주

고 있다 . ^{콘크리트를 파쇄한 상태에서 유공판재형 전단연결}

재를 관찰한 결과 그림 9(a) 에 나타낸 것과 같이 전단연결

재의 변형은 발생하지 않았고 콘크리트와 전단연결재 사이 에 형성된 콘크리트 다웰의 전단파괴로 실험체의 파괴가 진

행된 것으로 판단된다 . 그림 9(b) 는 콘크리트 다웰의 파괴형

상을 보여주고 있다 . ^한편 , ^그림 9(c) ^{와 그림} 9(d) ^{는 각각}

홀을 관통하는 철근을 배근한 실험체 PT-6A 의 콘크리트 파

쇄 후 내부와 철근의 상태를 보여주고 있다 . 그림 9(d) 에서

그림 8. PT-1A 실험체 균열 양상

그림 9. 콘크리트 파쇄 후 실험체 내부

알 수 있듯이 콘크리트 다웰 파괴 이후에 철근의 변형이 발 생되었으며 , 특히 최하단에 배근되었던 철근의 변형이 크게 발생하였다 . 단 , PT-6B 실험체의 경우 하중재하시 편심작용 으로 인하여 한쪽 실험체만 먼저 파괴되어 실험결과 분석에 서 제외하였다 .

3.3 실험결과 고찰

본 연구에서 설정한 실험변수별 실험체의 거동을 정량적으 로 분석하기에는 실험체 수량 및 데이터가 다소 부족하다고 판단되나 , 제한적 범위 내에서 실시된 본 실험의 결과를 각 실험변수별로 분석하였다 . 측정된 실험결과의 정량적 비교를 위하여 각 실험변수에 따른 실험체 2 기중에서 실험결과 다 른 실험체와 유사한 균열양상 및 파괴모드를 갖는 실험체 1

기만에 대한 하중 - 상대슬립 측정결과를 이용하였다 .

3.3.1 홀 간격의 영향

그림 10 에는 PT-1A 실험체 ( 홀이 없는 판재형 전단연결재 ),

PT-2B 실험체 (S=2.0D), PT-3A 실험체 (S=1.5D), PT-4B 실

험체 (S=3.0D) ^{의 하중} - ^{상대슬립 곡선을 나타내었다} . ^콘크리트

다웰 작용이 없는 PT-1A 실험체의 경우 콘크리트와 수직보

강재 사이의 부착력 및 마찰력 , 그리고 선단지지력에 의해서 수직전단에 저항한 것으로 판단되며 , 선단지지력은 약 190

kN 정도로 판단된다 . 그림에서 알 수 있듯이 홀 간격과 상

관없이 유공판재형 전단연결재는 무공판재형 전단연결재에

비하여 약 180% 의 전단저항 성능을 보여주고 있다 . 결과적

으로 콘크리트 다웰의 영향이 수직전단저항 성능에 큰 영향 을 미치는 것을 알 수 있었다 .

유공판재형 전단연결재를 사용한 실험체의 경우 약 190

kN 까지는 콘크리트 다웰 작용이 없는 PT-1A 실험체와 거의

유사한 하중 - 슬립 거동을 나나내었다 . 최대하중 도달 전까지 는 콘크리트와 전단연결재의 마찰력 및 부착력 , 그리고 전단 연결재의 선단지지력에 의해서 전단력에 저항한 것으로 판 단된다 . 선단지지력이 상실된 이후에는 전단연결재에 형성된 콘크리트 다웰 작용과 마찰력에 의해서만 수평전단력에 저 항한 것으로 판단된다 . 실험체의 거동은 최대하중에 도달 전 까지는 상대슬립량에 비해 하중이 급격히 증가하고 최대 하 중 이후에는 연화 현상을 나타내었다 . 상대슬립이 15 mm 이

상 발생된 후 PT-1A 실험체의 하중 - 상대슬립 거동은 PT-

2B, PT-3A, PT-4B 실험체와 유사한 것으로 나타났다 .

본 연구에서는 유공판재형 전단연결재에 형성되는 홀 간격 을 홀 직경 (D) 의 1.5 배에서 3 배까지 변화시켜 홀 간격이 수 평전단성능이 미치는 영향을 검토하고자 하였으나 , 실험결과 에 따르면 홀 간격에 따른 전단성능의 차이는 크게 발생하 지 않았다 . 표 3 에 나타낸 선단지지력을 제외한 PT-4B(3 홀 ), PT-2B(4 홀 ), PT-3A(5 홀 ) 실험체의 콘크리트 다웰 1 개당 전 단지지력은 각각 66.0 kN, 50.5 kN, 36.8 kN ^{로 파악되어 홀}

간격이 작아질수록 콘크리트 다웰의 전단저항력은 상대적으 로 감소하는 경향을 뚜렷하게 나타내었다 . 홀 간격에 의한 최대 하중변화는 뚜렷하지 않았으나 PT-3A 를 제외하면 홀 간격이 클수록 동일 하중에 대하여 상대슬립이 크게 발생함 을 알 수 있었다 . 본 실험의 결과만으로 그 원인을 명확하 게 설명할 수는 없으나 홀의 간격이 일정한 값보다 작아지 는 경우 전체 전단저항력에는 큰 영향이 없는 것 판단된다 .

제한된 범위에서 수행된 본 연구에 따르면 유공판재형 전단

연결재의 홀 간격은 2.0D 가 적절할 것으로 판단된다 . 그러

나 본 실험의 결과만으로 전단저항 성능에 미치는 홀 간격 의 영향을 보다 명확하게 분석하는데는 무리가 있다고 판단 되므로 콘크리트 다웰 작용에 대한 보다 면밀한 역학적 분 석이 필요하다고 판단된다 .

3.3.2 홀 위치의 영향

그림 11 ^{에는 수직방향 홀 위치에 따른 전단저항성능을 검}

토하기 위하여 실험체 PT-2B 와 PT-5B 의 하중 - 상대슬립 거

동을 나타내었다 . 두 실험체의 하중 - 상대슬립 거동 상에 큰 차이는 없었으나 , 실험결과에 따르면 실험체 PT-2B 에 비하 여 홀의 위치가 수직방향으로 낮게 설치된 실험체 PT-5B 의 전단저항성능이 비교적 크게 나타났다 . 전단 실험체에 작용 하는 전단응력은 절곡강판과 콘크리트 경계면 (Interface) 에서 가장 크게 분포하게 되므로 유공판재형 전단연결재에 형성 그림 10. 하중-상대슬립 곡선(홀 간격의 영향)

표 3. 선단지지력을 제외한 실험체의 균열발생 하중, 최대 하중 및 상대슬립량

실험체 ID ^{균열발생하중} (kN) ^최대하중 (kN) ^최대하중 / 홀 (kN) ^{상대슬립량} (mm) ^{비 고}

PT-1A - - - - No Holes, Control

PT-2B 130 202 50.5 0.68 4 Holes

PT-3A 140 184 36.8 1.46 5 Holes

PT-4B 160 198 66.0 0.78 3 Holes

PT-5B 170 230 57.5 1.15 4 Lower Holes

PT-6A 190 269 - 2.58 4 Holes with 2 Rebars

되는 콘크리트 다웰이 절곡강판에 근접할수록 전단저항 성 능이 크게 발휘되는 것으로 판단된다 . 따라서 본 연구의 실 험결과에 따르면 전단연결재에 형성되는 콘크리트 다웰의 위 치는 전단연결재 중앙보다는 강판과 콘크리트 경계면에 근 접하는 것이 바람직할 것으로 판단된다 .

3.3.3 홀 관통철근의 영향

그림 12 에는 유공판재형 전단연결재에 형성된 홀을 관통

하는 철근의 영향을 검토하기 위하여 실험체 PT-2B ^와 PT-

6A 의 하중 - 상대슬립 거동을 나타내었다 . 실험결과에 따르면 최대 하중에 미치는 관통 철근의 영향은 비교적 뚜렷하며 ,

관통 철근은 유공판재형 전단연결재의 수평전단저항 성능을

15% 이상 증가시키는 것으로 나타났다 . 따라서 유공판재형 전 단연결재에 형성되는 콘크리트 다웰의 성능을 증가시키고 합

성단면에 단부 앵커 (End Anchorage) 를 제공하기 위하여 관

통 철근을 배근하는 것이 바람직할 것으로 판단된다 .

3.3.4 스터드 전단연결재 실험결과 비교

참고로 그림 13 에는 본 연구에 앞서 수행한 유공판재형 전단연결재와 스터드형 전단연결재의 수평전단저항 성능을 비교한 결과를 나타내었다 . 스터드형 전단연결재 ( 직경

19 mm, 길이 80 mm) 를 적용한 실험체 ( 그림에서 PS1, PS2, PS3) 의 제원 및 실험방법은 Jeong 등 (2005) 에 기술되어 있

으며 , 본 연구의 PT-2 실험체와 유사한 유공판재형 전단연결

재를 갖는 실험체 ( 그림에서 PPA) 의 제원 및 실험방법은

Kim 등 (2005) 에 기술되어 있다 . 선행 실험결과에 따르면 유

공판재형 전단연결재 1 ^{개는 스터트형 전단연결재 약} 8 ^개와

유사한 수평전단저항 성능을 나타냄을 알 수 있었다 .

3.3.5 경험적 설계기준과의 비교

1987 ^{년 이래로 유공판재형 전단연결재가 교량구조물에 적}

용된 지는 약 18 년이 되었으나 현재까지 교량설계자가 활용 할 수 있는 경험적 설계기준은 미비한 상태이다 . 그러나 설 계자가 유공판재형 전단연결재를 교량설계에 적용하기 위해 서는 매번 실험에 의해서 전단연결성능을 파악할 수는 없으 므로 국내외 관련기준에서 규정하고 있는 스터드형 전단연 결재에 대한 수평 설계전단강도 산정식과 같은 경험식이 개 발이 필수적이라 하겠다 .

강 - 콘크리트 합성 구조에 관련된 설계기준이 비교적 잘 정

립되어 있는 Eurocode 4(CEN, 2002) 에서는 제 3 절에서 기

술한 전단연결시험의 결과를 이용하여 전단연결재의 설계전 단강도를 산정하는 방법과 경험적인 방법으로 전단연결재의 구조 및 콘크리트와의 합성 관계를 고려하여 설계시 적용할 수 있는 설계전단강도에 대한 기준을 제시하고 있다 .

Eurocode 에서는 전단연결시험에 의한 경우 , 전단연결재의 설

계전단강도 (PRD) ^{를 다음과 같이 산정하도록 제안하고 있다} . (1)

여기서 , f

u

는 전단연결재 재료 ( 강재 ) 의 공칭극한강도 , f

ut

는 전 단연결재 재료 ( 강재 ) 의 재료시험에서 구한 극한강도 , P

Rk

는 전단연결시험에서 파악된 전단연결재 1 개당 최소 극한강도의

90% 에 해당하는 값 ,

γ

는 감소계수 1.25 이다 .

표 3 에는 본 연구에서 수행한 사용재료 ( 강판 ) 에 대한 인장 강도시험 결과와 전단연결실험 결과를 이용하여 식 (1) ^{에 근}

거하여 유공판재형 전단연결재의 설계전단강도를 산정한 결 P

_RD

= ( f

_u

⁄ f

_ut

) P (

_Rk

⁄

γ

) P ≤

_Rk

⁄

γ

그림 11. 하중-상대슬립 곡선(홀 위치의 영향)

그림 12. 하중-상대슬립 곡선(홀 관통 철근의 영향)

그림 13. 하중-상대슬립 곡선(전단연결재 종류의 영향)

표 4. 유공판재형 전단연결재의 수평 설계전단강도 실험체 ID P

Rk

(N/mm

²

) P

Rk

/ γ

(N/mm

²

) P

RD

(N/mm

²

)

PT-1 0.32 0.29 0.23

PT-2, PT-3, PT-4, PT-5 0.6 0.54 0.43

PT-6 0.7 0.63 0.5

경험적인 제안 값 0.3

과와 Eurocode에서 제안하고 있는 경험적인 제안 값을 나타 내었다. 그러나 Eurocode에서는 휨부재에 대한 전단연결재 수평 설계전단강도에 대한 제안 값은 없는 실정이다. 표 3 에 나타낸 ‘경험적인 제안 값’은 강부재가 완전하게 콘크리 트에 매입된 경우 강-콘크리트 합성 압축부재에 적용하는 전 단연결재의 경험적인 설계전단강도 값이다. 기존 연구들은 물론 본 연구의 실험이 제한된 범위에서 수행되었기 때문에 유공판재형 전단연결재의 수평 설계전단강도를 산정할 수 있 는 경험식을 제안하지는 못하였으나, 향후 다양한 실험변수 를 적용하여 유공판재형 전단연결재에 대한 전단연결실험 결 과를 확보할 수 있다면 설계자가 활용할 수 있는 경험식을 제안할 수 있을 것으로 기대된다.

4. 결 론

제한적인 연구범위를 설정하여 수행된 유공판재형 전단연 결재의 전단실험 결과로부터 다음과 같은 결론은 얻을 수 있었다.

1. 유공판재형 전단연결재는 무공판재형 수직보강재에 비해 약 180% 정도 높은 수평전단저항 성능을 나타내었으며, 그 차이는 유공판재형 전단연결재에 형성된 콘크리트 다 웰 작용의 영향으로 판단된다.

2. 본 연구에서 수행한 실험의 결과를 고려할 때 유공판재형 전단연결재에 형성되는 홀 간격은 홀 직경의 약 2배가 적 절할 것으로 판단되며, 실험결과에 따르면 홀 간격이 더 조밀하여도 수평전단저항 성능에는 큰 차이가 없었다. 그 러나 콘크리트 다웰 작용에 대한 정확한 이해를 위해서는 보다 면밀한 역학적 검토가 이루어져야 하며, 전단저항 성 능에 미치는 홀 간격의 영향을 정확하게 검토하기 위해서 는 최소한 3개 이상의 실험체에 대한 실험결과를 분석하 는 것이 필요하다고 판단된다.

3. 유공판재형 전단연결재에 형성되는 홀의 수직위치에 따른 수평전단저항 성능의 차이는 크지 않으나, 콘크리트 다웰 을 강판과 콘크리트 경계면에 근접시키는 것이 수평전단

저항 성능면에서 유리한 것으로 판단된다.

4. 유공판재형 전단연결재에 형성된 홀을 관통하는 철근의 영 향은 비교적 뚜렷하게 나타났으며, 수평전단저항 성능을 15%이상 증가시키는 것으로 나타났다. 따라서 유공판재형 전단연결재에 형성되는 콘크리트 다웰의 성능을 증가시키고 합성단면에 단부 앵커(End Anchorage)를 제공하기 위하여 관통 철근을 배근하는 것이 바람직할 것으로 판단된다.

5. 본 연구에서는 전단실험체를 대상으로 유공판재형 전단연 결재의 성능을 검토하였으나, 향후 연구에서는 휨과 전단 력을 동시에 받는 강-콘크리트 합성 바닥판 실험체에 대 한 수평전단성능 검증 실험이 필요할 것으로 판단된다.

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( 접수일 :2005.4.20/ 심사일 :2005.9.26/ 심사완료일 2005.11.7)