1. 서    론

최근에 건설사업에 있어서 도시의 재개발과 건물의 경제적, 기능적 수명단축 및 노후시설물 증가에 따라 콘크리트 구조물의 해체 및 철거가 발생하고 있고, 이에 따라 매년 건축 폐기물 발생량이 증가하고 있는 실정이다. 전국 폐기물발생 및 처리현황에 따르면 건설폐기물의 발생량은 전체폐기물의 약 50%를 점유하고 있고, 건축폐기물 중에서 재건축을 비롯한 노후건축물의 철거로 인해 발생되는 폐콘크리트가 66%나 차지하고 있다.¹⁾ 대부분 폐콘크리트는 매립을 하였지만, 최근에는 처리할 매립지가 부족하여 폐콘크리트를 불법으로 매립하고 있어 2차 환경오염도 초래하고 있는 실정이다. 또한 증가하는 골재수요로 인하여 천연골재 고갈과 자원의 재사용이 요구되고 있다.

이런 문제점을 줄이기 위한 방안으로 대체자원으로 순환골재에 대해 국내외에서 여러 연구자들에 의해 연구^4-14)가 수행되어왔다. 그러나 순환골재에 대한 연구가 대부분 재료 및 내구성능에 관한 것으로 구조부재의 적용성에 관한 연구는 미미한 실정이다. 일반적으로 전단보강이 없는 철근콘크리트보는 전단경간 내에서 발생하는 주인장력이 콘크리트의 인장응력을 초과할 때 보의 전단경간 중앙에 경사진 사인장 전단균열(Diagonal shear crack)이 발생하며, 이 균열이 진행되면서 갑작스런 파괴에 이른다. 콘크리트에 강섬유를 혼입할 경우 콘크리트가 취성적 성향에서 연성적으로 변화하고, 인장강도와 장부작용(Dowel action)과 아치작용(Arch action)이 향상된다. 본 연구에서는 순환골재를 구조부재로 사용하기 위한 노력의 일환으로 강섬유를 혼입한 실험을 실시하여 구조성능의 향상을 도모하였다.

2. 실    험

2.1 실험체 개요

본 연구에서는 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보의 전단거동의 특성을 실험적으로 규명하기 위하여 강섬유 혼입율(0, 0.5, 0.75, 1.0%), 전단경간비( 2, 3, 4) 및 인장철근비(0.8, 1.27%)를 변수로 한 총 24개의 실험체를 제작하여 실험하였다.

실험체의 목표강도는 27 MPa이며, 모든 실험체의 단면은 135270 mm이고, 길이는 전단경간비에 따라 1,528 mm, 1,992 mm, 2,456 mm로 제작되었다. 전단 파괴를 유도하기 위해 보의 전단보강을 위한 스터럽은 제외되었으며, 보의 주철근 양측외단 50 mm에 인장철근의 간격 유지를 위해 한 개씩의 스터럽만이 설치되었다. 실험체 일람은 Table 1에 나타난 바와 같고 실험체의 상세는 Fig. 1과 같다. 모든 실험체에서 순환골재 치환율은 30%로 고정하였고, 사용된 콘크리트 배합표는 Table 2와 같다.

2.1.1 시멘트

본 연구에서는 국내 S사에서 생산된 1종 보통포틀랜드 시멘트를 사용하였다. 이 시멘트의 성질은 Table 3과 같다.

2.1.2 골재

본 연구에서 사용된 골재는 KS F 2502(굵은골재 및 잔골재의 체가름 시험 방법)와 KS F 2573(콘크리트용 순환골재)의 규격에 적합한 골재를 사용하였으며, 순환골재는 최대치수 20 mm미만으로 흡수율이 1.95인 골재를 사용하였다. 골재의 물리적 특성은 Table 4와 같다.

2.1.3 철근

본 연구에서는 국내 H사에서 제작한 SD 400 이형철근을 사용하였고 철근의 물리적 성질은 Table 5와 같다.

2.1.4 강섬유

본 연구에서는 K사의 강섬유를 사용하였으며 강섬유의 형태는 Fig. 2와 같이 길이 30 mm, 직경 0.5 mm의 hook형으로 물리적 성질은 Table 6과 같다.

2.2 콘크리트의 역학적 특성

콘크리트의 역학적 특성은 Table 7과 같다. 재령 28일 강도에서 비교하면 강섬유의 혼입율이 증가함에 따라 혼입율이 0%인 실험체에 비해 공시체의 압축강도는 3.0, 0.7, 3.6% 증가하였으며, 인장강도는 6.0, 4.7, 2.7%, 휨강도는 4.5, 5.2, 1.2% 증가하였다.

2.3 실험장치 및 실험방법

실험시 실험체들은 다음 Fig. 3과 같이 설치되었다. 실험체 위에는 H-150×150×7×10의 형강으로 된 가력보를 설치하였고, 콘크리트의 지압파괴를 방지하기 위해 가력보 아래 콘크리트 재하면에 강재플레이트를 설치하고 2점 가력하였다. 하중의 재하방법은 예상파괴하중의 1/3까지는 일정하게 하중을 증가시키는 하중조절방식(Load control)으로 가력하였고, 그 이후부터는 실험체 중앙부에 설치된 변위계의 처짐을 관찰하면서 하중을 가하는 변위조절방식(Deflection control)으로 가력을 하였다.

부재의 변형은 변위계와 스트레인게이지를 설치하여 측정하였다. Fig. 3과 같이 실험체의 중앙 하단부와 양쪽에 3개의 변위계를 설치하여 하중에 따른 변위를 측정하였다. 철근 스트레인게이지는 인장철근 중앙하부 2개소에 콘크리트 타설 전 Fig. 4와 같이 부착하였고, 콘크리트 스트레인게이지는 사인장이 예상되는 부분 좌우측 각각 1개씩을 추가로 부착하였다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 균열 및 파괴양상

실험체의 균열 및 파괴양상은 Fig. 5에 나타내었다. 전체적으로 초기균열은 실험체의 중앙부에 휨균열로 시작되며, 하중을 가할수록 양단부로 번져가며 균열이 나타났다. 강섬유를 혼입하지 않은 보보다 강섬유를 혼입한 보들이 균열폭 및 평균 균열간격이 좁게 나타났고, 하중이 증가함에 따라 미세균열이 많이 발생하였으며 균열범위가 넓게 나타났다. 강섬유를 혼입하지 않은 보 중 R4-1-S0을 제외한 모든 보가 취성적인 전단파괴의 형태를 나타내었고, 강섬유를 혼입한 보에서는 대부분 휨파괴가 일어났지만, 경간비 2에서는 R2-2-S1, 경간비 3에서는 R3-2-S1 실험체에서 전단파괴가 발생했다. R2-1-S3와 R2-2-S3 실험체의 경우 휨-전단파괴가 일어났는데, 이는 강섬유 혼입으로 인하여 전단파괴가 휨-전단파괴로 바뀌었다고 판단된다. 여기서 휨-전단파괴된 실험체는 하중재하시 휨균열이 상부방향으로 발생하다가 최대하중에 도달할수록 사인장균열이 일어나 균열폭이 증대되면서 최종적으로 전단파괴 또는 휨파괴가 일어난 실험체로 정의하였다. 초기 휨균열은 9.23~28.2 kN으로 최대하중의 13~57%범위에서 발생하였고, 사인장균열하중은 16.2~75.2 kN으로 45~91% 범위에서 발생하였다. 전단경간비가 4인 경우에는 강섬유를 혼입하지 않은 R4-2-S0를 제외한 모든 시험체에서 휨파괴가 발생하였는데 이는 강섬유의 효과로 기인된다고 판단되며 여기서 휨파괴된 시험체의 경우 전단파괴를 유도하기 위해 전단보강을 하지 않고 과소철근으로 배근된 전단경간비가 큰 RC보에서 그 파괴모드가 전단강도이상을 넘어서 휨파괴에 도달하기 때문에 이는 보수적인 값(conservative value)으로 다루어 전단강도와의 비교시 그 비교대상에 함께 고려하였다.

3.2 전단강도

Table 8은 본 실험에 의한 전단강도와 파괴모드를 나타낸 것이다. 균열전단강도()와 극한전단강도() 실험값은 대부분 전단경간비가 작아지고, 강섬유 혼입율이 증가함에 따라 증가하였다.

3.2.1 강섬유 혼입율에 따른 전단강도

Figs. 6과 7은 강섬유 혼입율에 따른 균열전단강도와 극한전단강도값을 그래프로 나타낸 것이다. 강섬유 혼입율이 증가할수록 균열전단강도와 극한전단강도값 모두 증가한다는 것을 알 수 있다. 강섬유 혼입율 0%와 비교했을 때, 균열전단강도에서는 9.6~83.3% 증가를 나타내었고, 극한전단강도는 최대 84.7% 증가하였다. Fig. 7(b)에서 경간비 2인 R2-2-S1과 경간비 3인 R3-2-S3 실험체의 값이 감소한 이유는 타설시 Fiber ball(섬유뭉침)이 관찰되었던 것으로 미루어 볼 때 이러한 성향에 의한 전단강도 저하라고 판단된다.

3.2.2 전단경간비에 따른 전단강도

Figs. 8과 9는 전단경간비에 따른 균열전단강도와 극한전단강도값을 그래프로 나타낸 것이다. 극한전단강도를 비교해보면, 경간비가 2인 경우 강섬유혼입율이 0.5, 0.75, 1%로 증가할수록 강섬유를 혼입하지 않은 보에 비해 27, 42, 50%의 증가를 보였고, 경간비가 3인 경우 22, 38, 40%, 경간비가 4인 경우 10, 29, 37%의 증가를 보였다. 이를 통해 순환골재를 사용한 콘크리트에서도 일반콘크리트에서와 마찬가지로 강섬유 혼입율이 증가할수록 전단경간비가 작을수록 더 많은 하중을 받음을 알 수 있었다.

3.2.3 인장철근비에 따른 전단강도

Figs. 10과 11은 인장철근비에 따른 전단강도 값을 나타낸 그래프이다. 인장철근비가 0.8%에서 1.27%로 증가할 때 균열전단강도를 비교해보면 전단경간비 2, 3, 4에서는 평균 38, 31, 12% 증가하는 것으로 나타났고, 극한전단강도를 비교해보면 평균 56, 31, 16% 증가하는 것으로 나타나 전단경간비가 커질수록 전단강도 증가량이 감소하는 것을 알 수 있다. 이것은 전단경간비가 커지면 전단강도가 휨강도의 영향을 받기 때문인 것으로 판단된다.

낮은 전단경간비에서 강섬유혼입에 따라 극한전단강도가 크게 증가한 것으로 미루어 볼 때 순환골재를 사용한 콘크리트보에서 강섬유혼입을 통하여 충분히 안전성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다. 인장철근비가 0.8%에서 1.27%로 증가할 때 균열전단강도와 극한전단강도의 값을 비교하면 균열전단강도는 평균 27.2%, 극한전단강도는 평균 34.3% 증가하는데 이는 인장철근비의 증가가 사인장균열 이후 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보의 극한전단강도에 더 큰 영향이 있는 것으로 판단된다.

3.3 하중-변위 관계

3.3.1 강섬유 혼입율에 따른 하중-변위 곡선

Fig. 12는 강섬유 혼입율에 따른 하중-변위 관계를 나타낸 그래프이다. 전체적으로 강섬유 혼입율이 증가할수록 전단강도도 커지는 것을 알 수 있으며, 하중이 증가할수록 약 60kN정도까지는 비슷한 거동을 보이고 있으나, 그 이후 전단경간비가 증가할수록 콘크리트의 취성적인 파괴에 의해 처짐이 급격히 일어난 것을 확인할 수 있다.

3.3.2 전단경간비에 따른 하중-변위 곡선

Fig. 13은 전단경간비에 따른 하중-변위 관계를 나타낸 그래프이다. 전단경간비가 작을수록 최대내력이 커짐을 알 수 있다. 전단경간비에 따라서 전단경간비 2, 3, 4 순으로 최대 내력이 감소하였으며, 그 차이가 전단경간비 2와 비교 하였을 때 전단경간비 3은 53%, 전단경간비 4는 43%정도 수준이었다. 인장철근비가 증가함에 따라 최대내력은 커지나 전단경간비에 따른 최대내력은 유사한 비율로 감소하였다.

3.4 강성값의 비교

Table 9는 실험체에 따른 초기균열, 사인장균열 및 극한전단하중에서의 전단강도와 처짐 그리고 강성값을 각각 비교하여 나타낸 것이다. 표에서 나타난 바와 같이 보 중앙 하부에 초기균열 발생시 강성값은 2.4~17 kN/mm, 사인장균열발생시는 2.1~12.2 kN/mm, 극한전단하중시 0.5~7.7 kN/mm을 나타내었다.

강성값을 경간비에 따라 비교하면, 사인장균열 하중에서 경간비 2, 3, 4일 때 7.2, 4.6, 2.7 kN/mm을 나타냈고, 극한전단하중의 경우 2.7, 1.1, 1.1 kN/mm을 나타내어 경간비가 작을수록 강성값이 크다는 것을 알 수 있다. 강섬유혼입율이 0, 0.5, 0.75, 1.0%로 증가할 때 초기균열하중에서는 평균 6.9, 6.0, 7.7, 6.9 kN/mm, 사인장균열하중에서는 4.6, 4.8, 6.0, 4.0 kN/mm, 극한전단하중에서 1.5, 1.6, 1.7, 1.7 kN/mm를 나타내어 강섬유 혼입율이 증가할수록 대부분 강성값이 증가하였다. 그러나 R3-2-S3에서 강섬유 혼입율 1.0%의 경우 오히려 감소하는 경향이 나타났는데 이는 전술하였듯 강섬유혼입 과정에서 Fiber ball 현상으로 인하여 사인장균열 강성값이 저하된 것으로 판단된다. 그러나 초기균열에서의 강성값이 큰 것으로 보아 강섬유혼입이 초기균열의 강성에는 더 큰 영향을 미친 것으로 판단된다.

3.5 전단강도에 대한 제안식과의 적용성 검토

본 연구에서는 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보의 전단강도를 기존의 일반골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보에 대한 제안식과의 비교분석을 통해 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보에의 적용가능성을 평가하고자 하였다. 즉, 강섬유 혼입율(), 인장철근비(), 전단경간비()를 고려한 여러 연구자들의 전단강도 제안식을 사용하여 실험값과 이론값을 비교분석하였다. 제안식은 Narayanan & Darwish,¹²⁾ Kwak et al.,¹⁰⁾ Ashour et al.,⁷⁾ Sharma,¹³⁾ Imam et al.,⁸⁾ Khuntia et al.,⁹⁾ Shin et al,¹⁴⁾ Li et al.¹¹⁾ 제안식을 사용하였으며, 실험값과 이론값을 비교하여 Table 10에 각각 나타내었다.

3.5.1 Narayanan & Darwish의 제안식

Narayanan & Darwish는 강섬유보강 콘크리트보의 전단응력 이론 중 섬유인발응력 이론을 근거로 실험을 통하여 다음과 같은 부재의 전단강도식을 제안하였다.

 (MPa)   (1)

여기서, 는 아치작용계수, 일 때, =1일 때, =

3.5.2 Kwak et al.의 제안식

Kwak et al.은 강섬유보강 콘크리트의 인장강도의 영향을 고려한 Zsutty식을 조합한 형태이며 전단저항력에서 강섬유의 직접적인 영향을 고려하기 위해서 강섬유항이 추가된 다음과 같은 식을 제안하였다.

 (MPa)   (2)

여기서, 는 아치작용계수 일 때, =1;일 때, =

3.5.3 Ashour et al.의 제안식

Ashour et al.은 휨과 전단력을 받는 전단보강이 없는 강섬유보강 콘크리트의 거동에 대한 연구를 하여 강섬유보강 콘크리트에 대한 설계규정으로서 다음과 같은 전단강도 수정식을 제안하였다.

(1) Model A (Zsutty 수정식)

일 때,

 (MPa)  (3)

일 때,

 (MPa)       (4)

(2) Model B (ACI 수정식)

(MPa)        (5)

3.5.4 Sharma의 제안식

Sharma는 자신의 실험결과와 다른 연구들에서의 실험결과를 이용하여 전단강도를 예측할 수 있는 다음 식을 제안하였다.

(MPa)   (6)

3.5.5 Imam et al.의 제안식

Imam et al.의 전단강도식은 기존의 보통강도 콘크리트의 전단강도를 위해 제시된 Bazant와 Sun(1987)이 제안한 식을 고강도 콘크리트와 강섬유보강 콘크리트에 적용되도록 수정하여 제안하였다.

(MPa)  (7)

여기서, =크기효과계수=

       =보강계수=

3.5.6 Khuntia et al.의 제안식

(8)

3.5.7 Shin et al.의 제안식

Shin et al.은 전단보강이 없는 강섬유보강 콘크리트보의 전단거동에 관한 연구를 통하여, 강섬유 혼입율 및 전단경간비가 증가함에 따라 전단강도가 증가한다는 사실을 통해 이에 따른 전단강도식을 제안하였다.

일 때,

 (MPa)        (9)

일 때,

 (MPa)       (10)

3.5.8 Li et al.의 제안식

일 때,

 (MPa)  (11)

  

일 때,

 (MPa)  (12)

Fig. 14는 실험값과 이론값을 비교한 그래프이다. 여러 연구자들의 제안식으로 계산한 값과 실험값을 비교 분석했을 때, 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보의 전단강도에 대하여도 전반적으로 잘 예측하고 있는 것으로 나타났다. 즉, Kwak의 제안식은 평균 1.08(표준편차 0.19), Shin은 1.17(0.26), Imam은 1.24(0.18), Narayanan은 1.26(0.27), Ashour의 Zsutty수정식은 1.35(0.20)로 제안식에 대한 이론값이 실험값을 과소평가하여 순환골재의 설계사용에도 문제가 없을 것으로 판단된다. 그러나, Li의 제안식은 0.98(0.98), Ashour의 ACI수정식은 0.95(0.19), Sharma는 0.87(0.26)로 제안식에 의한 이론값이 실험값을 과대평가하고 있어 순환골재의 설계 적용시에는 수정이 필요하다고 판단된다.

3.6 보유전단내력

철근콘크리트 보의 보유전단내력은 사인장균열이 처음 발생한 시점에서 전단에 의한 취성파괴를 어느 정도 연장해 주는가 하는 부재의 보유전단능력으로 표현할 수 있으며, 일반적으로 극한전단강도와 사인장균열강도의 차() 또는 사인장균열강도에 대한 극한전단강도의 비()로써 나타낼 수 있다. Table 11과 Fig. 15는실험결과의 보유전단내력을 나타낸 것이다. Table 11과 Fig. 15에서 보듯이 대부분 강섬유 혼입율과 인장철근비가 증가할수록 보유전단내력이 증가하는 양상을 나타내었는데 이는 강섬유의 혼입으로 인한 bridge effect에 의한 영향으로 판단된다.

4. 결    론

본 연구에서는 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보의 전단거동을 연구하기 위해 강섬유 혼입율(= 0, 0.5, 0.75, 1.0%)과 전단경간비(a/d = 2, 3, 4), 인장철근비( = 0.8, 1.27%)를 변수로 한 총 24개의 실험체를 실험하여 순환골재 및 강섬유가 철근콘크리트보에 미치는 영향을 규명하였다. 또한 실험결과와 일반골재를 사용한 실험체에 대한 여러 연구자의 제안식과의 비교를 통해 순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트보의 구조물에의 적용성을 검토하고자 하였다. 실험결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)재령 28일 공시체에 대한 압축강도, 쪼갬인장강도, 휨강도 실험결과, 강섬유의 혼입율이 증가함에 따라 압축강도는 0.5~3.6%, 쪼갬 인장강도는 2.7~6.0%, 휨강도는 1.2~14.1% 각각 증가되는 경향을 보였고, 모든 공시체에서 목표강도 27 MPa 보다 크게 나온 것을 알 수 있다. 또한 슬럼프 테스트 결과, 강섬유 혼입율이 증가함에 따라 슬럼프값이 감소하지만 강섬유 혼입율 1.0%에서의 8.8 cm는 보통콘크리트에서의 슬럼프값 8~15 cm범위 안에 포함된다.

2)실험체의 균열발생 및 파괴양상을 관찰한 결과, 강섬유를 보강하지 않은 보 중 R4-1-S0을 제외한 모든 보가 취성적인 전단파괴의 형태를 나타내었고, 강섬유를 보강한 보에서는 대부분 휨파괴가 일어났지만, 경간비 2에서는 R2-2-S1, 경간비 3에서는 R3-2-S1 시험체에서 전단파괴가 발생했다. R2-1-S3와 R2-2-S3 시험체의 경우 휨-전단파괴가 일어났는데, 이는 강섬유를 혼입함으로써 전단파괴에서 휨-전단파괴로 유도됨을 보여준다.

3)실험체의 균열전단강도와 극한전단강도값에서 강섬유 혼입율 0%와 비교했을 때, 강섬유 혼입율이 증가할수록 균열전단강도에서는 9.6~83.3% 증가를 나타내었고, 극한전단강도에서는 –10.2~84.7% 증가하는 것으로 나타났다. 또한 인장철근비가 증가함에 따라 전단파괴하중은 증가하고 강섬유 혼입율이 증가할수록 사인장균열 발생 후 최종파괴 시까지의 전단내력이 점점 증가하는 경향을 보였다. 전단경간비가 작아지고 강섬유 혼입율이 증가할수록 극한전단하중이 증가하는 것을 알 수 있다.

4)초기균열과 사인장균열 및 극한전단하중에서의 강성값을 비교한 결과, 전단경간비가 작을수록 그리고 강섬유 혼입율이 증가할수록 강성값은 크게 나타났다. 그러나 강섬유 혼입율 1.0%의 경우 강성값이 감소하는 실험체도 있었는데 이는 Fiber ball 현상으로 인한 강성값의 저하라고 판단된다.

5)순환골재를 사용한 강섬유보강 콘크리트 보에 대한 실험값을 여러 연구자들의 제안식으로 계산한 값과 비교한 결과, 대체로 실험값이 계산값보다 높게 나타났다. Kwak et al.의 제안식은 평균 1.08, Shin et al.은 1.17, Imam et al.은 1.24, Narayanan & Darwish는 1.26, Ashour et al.의 Zsutty수정식은 1.35로 제안식에 대한 이론값이 실험값을 과소평가하여 순환골재의 설계사용에도 문제가 없을 것으로 판단된다. 그러나, Li et al.의 제안식은 0.98, Ashour et al.의 ACI수정식은 0.95, Sharma는 0.87로 제안식에 의한 이론값이 실험값을 과대평가하고 있어 순환골재의 설계에 적용시 수정이 필요하다고 판단된다.