1. 서    론

일반적으로, 보통강도 콘크리트를 사용한 부재에 비해 고강도 콘크리트를 이용한 부재의 경우, 부재의 휨강도와 휨강성이 증가하므로 부재의 단면 축소, 철근량 감소 및 배근간격에 여유를 줄 수 있다.^1-4)

기존에는 콘크리트 압축강도 20∼50MPa와 보통강도 철근(SD 400)을 적용한 휨 실험연구가 주를 이루었다. 최근 들어, 고강도 콘크리트와 고강도 철근을 적용한 휨 성능 연구가 진행되고 있다. 고강도 콘크리트와 고강도 철근을 동시 적용할 경우, 교량에서는 단면 크기의 감소로 인한 교각 및 거더의 소요량이 감소되며 장경간의 교량 시공이 가능하다.^5,6) 건축물의 경우, 강성의 증가와 건축물의 경량화로 경제적인 설계가 가능하며, 설계 및 시공단계에 많은 영향을 미친다. 또한 내구성이 강화된 고강도 콘크리트는 구조물의 생애주기와 유지·보수비용의 절감효과를 가져온다.^7,8)

Rhashid et al. (2005)⁹⁾은 콘크리트 설계 압축강도를 40∼120MPa과 철근의 항복강도 400MPa인 보를 제작하여 휨강도를 평가하였으며, Wu (2006)¹⁰⁾는 콘크리트 압축강도가 70∼120MPa를 갖는 고강도 콘크리트 보의 휨 성능을 평가하였다. 또한 Hong (2011)¹¹⁾은 24∼50MPa의 압축강도를 갖는 콘크리트에 400, 600 및 700MPa의 항복강도를 갖는 철근을 적용하여 휨 실험을 수행하였으며, Jang et al. (2015)¹²⁾은 40∼70MPa의 압축강도를 갖는 콘크리트 보 부재의 휨성능 실험을 수행하였다. Kang (2015)¹³⁾은 콘크리트 설계 압축강도는 35, 65 및 100MPa이고, 철근의 항복강도는 350, 500 및 600MPa인 16개의 부재를 제작하여 휨성능을 평가하였다.

이들의 실험결과는 철근비 증가에 따라 고강도 콘크리트 보는 보통강도 콘크리트에 비해 강성과 휨강도는 증가하지만, 연성은 감소하는 경향을 나타내었다. 동일한 휨강도를 확보하기 위해 고강도 철근을 배근한 콘크리트 부재의 철근량은 보통강도 철근을 배근한 콘크리트 부재의 철근량 보다 작게 할 수 있다.^14,15)

현재 강도설계법 개념을 적용하고 있는 콘크리트구조기준(2012)¹⁶⁾과 미국 ACI 318¹⁷⁾ 및 하중저항계수 설계법을 토대로 하는 AASHTO LRFD (2004)¹⁸⁾는 주로 콘크리트 압축강도 70MPa 이하의 콘크리트의 실험결과를 토대로 휨 설계법을 제안하고 있다. 또한 미국의 ACI 363¹⁹⁾위원회에서는 콘크리트의 압축강도를 55MPa 이상의 압축강도를 갖는 콘크리트를 고강도 콘크리트로 규정하고 있다.

반면 한계상태설계법의 개념을 채택하고 있는 유럽의 Eurocode 2²⁰⁾ 및 국내의 도로교설계기준(2012)²¹⁾에서는 고강도 콘크리트의 특성을 반영하여 콘크리트 압축강도를 80∼90 MPa로 제한하고 있으며, 이에 해당하는 콘크리트의 응력분포를 제시하고 있다.

따라서 본 연구에서는 압축강도 80MPa 수준의 고강도 콘크리트와 보통강도 철근(SD 400)과 고강도 철근(SD 600)을 휨 철근으로 사용한 고강도 콘크리트 보의 휨 성능을 평가하였다. 또한 실험 부재의 측정값 대비 주요설계기준에 따른 공칭휨강도와 설계휨강도의 예측값을 비교·분석하였으며, 주요설계기준에서 제시하고 있는 휨강도 산정기법의 효용성을 평가하고자 하였다.

2. 재료특성

고강도 콘크리트의 배합에 적용한 시멘트는 보통 포틀랜드시멘트이고, 고로슬래그(BS) 및 실리카퓸(SF)을 바인더로 동시에 적용하였다. 또한 충분한 유동성을 확보할 수 있도록 고성능 감수제(SP)를 사용하였다. 굵은골재의 밀도는 2.6이고, 흡수율은 0.8이며 최대치수는 20mm이다. 잔골재는 해사(S1)와 부순모래(S2)를 혼합하여 사용하였다. Table 1에 본 실험에서 사용된 고강도 콘크리트의 배합표를 나타내었다.

보 부재를 제작할 당시, 콘크리트 타설 배치(batch)마다 원주형공시체(100×200mm)와 직사각형 휨인장 시편을 제작하였다. 콘크리트의 압축강도 측정결과는 73.7∼80.9MPa를 나타내었다. 평균탄성계수는 30,400∼30,700MPa이며, 원주형 공시체의 압축강도 실험을 통해 획득한 극한변형률은 0.0028∼0.0030 범위의 값을 나타낸다(Fig. 1).

또한 4점휨인장 실험을 통하여 측정된 평균 휨인장강도는 각 배치별로 7.1, 5.9 및 5.5MPa이다. 공칭항복강도 SD 400과 SD 600을 갖는 직경 D16의 철근을 주철근으로 사용하였다. 주철근 시편의 인장 실험결과, 보통강도 철근(SD 400)의 항복강도는 453MPa, 항복변형률은 0.0022이고, 고강도 철근(SD 600)의 항복강도는 612MPa, 항복변형률은 0.0032이다. 또한 전단파괴를 방지하고자 부재의 전단지간 구간에 스터럽을 배근하였다. 직경 D10을 갖는 SD 400철근을 스터럽으로 사용하였고, 스터럽의 항복강도 측정값은 430MPa이다. 주철근의 응력-변형률 관계 측정 결과를 Fig. 2에 나타내었다.

3. 고강도 콘크리트 보의 휨거동 실험

고강도 콘크리트 보의 휨 거동 특성을 파악하기 위하여 직사각형 단면형상을 갖는 보 부재를 제작하여 4점하중재하 실험을 수행하였다. 보의 단면폭은 200mm, 높이 250, 300mm를 갖는 직사각형 단면이며, 보의 길이는 3,300mm로서 총 9개의 부재를 제작하였다(Fig. 3). 실험부재의 변수는 부재의 전단지간-유효깊이 비(a/d), 철근의 항복강도 수준 및 휨철근비를 고려하였다. 휨 철근비 0.02 (2%) 이내에서 고강도 콘크리트 보의 휨 강도 특성을 파악하고자 하였다. 각 부재의 명칭 및 상세 제원은 Table 2에 나타내었다. Table 2의 부재표기에서 S1과 S2는 부재의 전단지간-유효깊이 비(6.0 및 4.8)를 각각 나타내고, 600과 400은 철근의 공칭항복강도를 나타낸다. 또한, R2, R3 및 R4는 철근비 수준을 각각 나타낸다.

수직 엑츄에이터(actuator)를 사용하여 Fig. 4와 같이 4점하중재하방법으로 휨 실험을 수행하였다. 하중가력점 사이의 거리는 600mm로서 순수휨(pure bending)이 작용하도록 하였고, 하중재하속도는 변위제어방식으로 1.5mm/min로 재하하였다.

4. 휨거동 특성

초기균열 단계에서 균열폭은 순수 휨 구간에서 미세균열이 관찰되었다. 하중이 증가됨에 따라 순수휨 구간영역을 기준으로 균열의 간격은 대략 120mm의 간격으로 균열이 발생하였다. 이후, 항복하중 단계에서 순수휨 구간의 균열 중 특정 균열이 주균열로 진전되었으며, 극한하중단계에서 보의 상단 압축영역의 콘크리트에서 압괴에 의한 파괴를 나타내었다. 또한 철근비가 증가함에 따라 균열간격은 감소하는 경향을 나타내었다. 대표적으로, Fig. 5에 보 S2-400-R3 부재의 극한하중상태에서의 파괴 형태를 나타내었다.

Table 3에 항복하중과 극한하중의 실험결과를 나타내었다. 보 S1-600-R2, S1-600-R3 및 S1-600-R4의 극한하중은 각각 81.6, 135.2 및 172.7kN이다. S2-400-R2, S2-400-R3 및 S2-400-R4의 극한하중은 각각 93.8, 133.2 및 172.3kN이고, 보 S2-600-R2, S2-600-R3 및 S2-600-R4의 극한하중은 126.8, 177.5 및 229.5kN으로 측정되었다. 철근비가 증가함에 따라 극한하중이 증가하며, 강성 또한 증가하는 경향을 나타내고 있다. 보의 하중-처짐관계 곡선을 R2 시리즈, R3 시리즈 및 R4 시리즈를 Fig. 6에 나타내었다.

Table 3에서 철근의 공칭항복강도 SD 400을 적용한 부재 S2-400-R3와 철근의 공칭항복강도 SD 600을 적용한 부재 S2-600-R2의 극한하중은 133.2, 126.8kN이고, 연성지수는 6.54와 4.89이다. 또한, 철근의 공칭항복강도 SD 400을 적용한 S2-400-R4와 철근의 공칭항복강도 SD 600을 적용한 S2-600-R3의 극한하중은 172.3과 177.5kN이고, 연성지수는 6.59와 3.56을 나타낸다. 따라서 극한하중은 보통강도 철근을 적용한 부재에 비해 고강도 철근을 적용한 부재가 크게 나타나며, 고강도 철근을 적용한 부재의 연성지수는 보통강도 철근을 적용한 부재의 연성지수보다 작게 나타난다.

동일한 철근량을 갖는 S1-600 시리즈와 S2-600 시리즈의 유효깊이-전단경간비는 각각 6.0, 4.8이다. S1-600 시리즈의 연성지수는 각각 3.78, 2.46 및 1.73이고, S2-600 시리즈의 연성지수는 각각 4.89, 3.56 및 3.13으로 나타난다. 따라서 실험결과는 유효깊이-전단경간비가 클수록 연성지수가 작게 나타난다.

5. 보의 휨강도 예측

5.1 휨강도 산정방법

본 연구에서는 강도설계법인 콘크리트구조기준(2012)¹⁶⁾과 한계상태설계법인 Eurocode 2 (EC 2)²⁰⁾와 도로교설계기준(2012)²¹⁾을 이용하여 실험 부재의 공칭휨강도와 설계휨강도를 산정하였으며, 실험을 통하여 측정된 휨강도와 비교·분석을 수행하였다.

우선 재료실험을 통해 획득한 콘크리트강도와 철근의 항복강도를 이용하여 인장지배 단면을 검토한 후, 콘크리트구조기준(2012)에 따라 휨강도를 산정한다. Fig. 7에서 표현된 직사각형 응력분포의 계수 과 은 식 (1), (2)와 같다.

 (1)

 (2)

휨강도 산정방법은 다음과 같다.

 (3)

 (4)

 (5)

여기서, 는 철근의 단면적, 는 철근의 항복강도, 는 유효깊이, 는 등가압축응력블록깊이, 는 콘크리트 압축강도, 는 보의 단면폭, 는 강도감소계수이다. 인장지배단면의 경우, 공칭휨강도()에 강도감소계수() 0.85를 적용하여 설계휨강도()를 산정하였다.

한계상태설계법을 적용한 EC 2에서는 콘크리트의 응력-변형률 관계를 크게 네 가지로 구분하고 있다. 비선형해석을 위한 응력-변형률 관계, 단면해석을 위한 포물선-직선(p-r 곡선)응력분포, 사다리꼴 응력분포 및 등가사각응력블록을 이용하는 방법으로 구분하고 있다.²²⁾

EC 2에서 규정하고 있는 등가사각응력분포 형상을 Fig. 8에 나타내었다. 계수 과 의 값은 식 (6), (7)과 같다. 콘크리트 압축강도가 50MPa 이상인 경우, 이 계수의 값들은 콘크리트의 압축강도가 증가함에 따라 감소한다.

 (6)

 (7)

보 단면에 작용하는 콘크리트 압축력()과 철근 인장력()은 아래의 수식을 이용하여 산정할 수 있다.

 (8)

 (9)

 (10)

 (11)

힘의 평형관계에 의해 이므로,

 (12)

 (13)

 (14)

여기서, 는 콘크리트의 설계압축강도, 는 콘크리트 압축강도, 는 철근의 설계항복강도, 는 철근의 항복강도, 는 콘크리트 재료계수이고, 는 철근의 재료계수이다. 는 압축강도의 시간 의존적 변화와 하중재하방법으로부터 발생되는 불리한 효과를 고려한 계수로서, 설계시 0.85를 적용하며 단기하중 작용시에는 1.0을 적용할 수 있다. 본 연구에서는 는 0.85를 적용하였다.

EC 2에서 공칭휨강도의 비교를 위하여, 재료계수(, )는 각각 1.0을 적용하여 예측한 결과를 공칭휨강도로 고려하였다. 또한 실험부재의 설계휨강도()를 계산하기 위하여 는 1.5, 는 1.15를 각각 적용하였다. 콘크리트압축강도와 철근의 항복강도는 재료실험 측정결과를 사용하였다.

도로교설계기준(2012)에서는 콘크리트 압축응력-변형률 관계를 세 가지로 구분하고 있다. 비선형 해석을 위한 응력-변형률 관계, 단면설계를 위한 p-r곡선의 응력-변형률 관계 및 등가사각응력블록을 이용하는 방법으로 구분하고 있다. Fig. 9에 포물선-직선 형태의 응력분포와 해석의 간편성을 위한 직사각형응력분포의 형태를 나타내었다.

등가사각응력블록을 이용한 휨강도 산정방법은 다음과 같다.

 (15)

 (16)

 (17)

 (18)

힘의 평형조건에 의해 이므로,

 (19)

 (20)

 (21)

여기서, 는 콘크리트의 설계압축강도, 는 콘크리트 압축강도, 는 철근의 설계항복강도, 는 철근의 항복강도, 는 콘크리트 재료계수이고, 는 철근의 재료계수이다. 는 구조물의 설계관점에서 0.85를 적용하였다. 또한 실험부재의 공칭 휨강도() 계산을 위해 와 는 1.0을 적용하였고, 설계휨강도() 계산을 위해 는 065, 는 0.90을 각각 적용하였다. 콘크리트압축강도와 철근의 항복강도는 재료실험 측정결과를 사용하였다.

5.2 공칭휨강도 비교

콘크리트구조기준(2012)에서 채택하고 있는 강도설계법의 경우, 공칭휨강도에 강도감소계수(부재계수)를 적용하여 설계휨강도를 산정하는 반면에 EC 2와 도로교설계기준(2012)에서는 재료계수를 적용한 한계상태설계법을 채택하고 있다. 따라서 본 연구에서는 강도설계법과 한계상태설계법에 의한 공칭휨강도와 설계휨강도를 각각 비교하고자 하였다.

콘크리트구조기준(2012), EC 2 및 도로교설계기준-한계상태설계법(2012)을 이용하여 계산한 보의 공칭휨강도를 Table 4와 Fig. 10에 나타내었다. 콘크리트구조기준, EC 2 및 도로교설계기준-한계상태설계법에 의한 부재별 측정값 대비 공칭휨강도 예측값의 비는 0.78∼0.98, 0.78∼0.97 및 0.78∼0.97이다.

또한 콘크리트구조기준(2012), EC 2 및 도로교설계기준(2012)에 의한 실험부재의 측정값 대비 공칭휨강도 예측값의 비의 평균값은 각각 0.85, 0.84 및 0.84로서 휨강도 예측결과는 실제 휨강도를 과소평가하고 있다.

본 연구결과는 강도설계법을 채택하고 있는 콘크리트구조기준(2012)에 의한 공칭휨강도 예측결과와 한계상태설계법을 채택하고 있는 EC 2와 도로교설계기준(2012)에 의한 공칭휨강도 예측결과는 유사한 것을 나타낸다.

5.3 설계휨강도 비교

콘크리트구조기준(2012)과 EC 2 및 도로교설계기준-한계상태설계법(2012)을 이용하여 계산된 보의 설계휨강도를 Table 5와 Fig. 11에 나타내었다. 측정값 대비 콘크리트구조기준에 의한 설계휨강도 예측값의 비는 0.67∼0.83이고, 비의 평균값은 0.72이다. 측정값에 대한 EC 2의 설계휨강도 예측값의 비는 0.68∼0.83이고, 비의 평균값은 0.71이다.

또한 측정값 대비 도로교설계기준에 의한 설계휨강도 예측값의 비는 0.69∼0.85이고, 비의 평균값은 0.74이다. 콘크리트구조기준과 EC 2, 도로교설계기준에 의한 설계휨강도 예측값은 실험부재의 휨강도 측정값보다 작다. 따라서 현행 설계기준에 의한 고강도 콘크리트 보의 휨강도 예측결과는 실제 휨강도를 과소평가하고 있다.

본 연구결과는 강도설계법을 채택하고 있는 콘크리트구조기준(2012)에 의한 설계휨강도 예측결과와 한계상태설계법을 채택하고 있는 EC 2와 도로교설계기준(2012)에 의한 설계휨강도 예측결과는 유사한 것을 나타낸다.

6. 결    론

이 연구에서는 압축강도 80MPa 수준의 고강도 콘크리트 보의 휨 거동 특성을 파악하기 위한 실험연구를 수행하였으며, 이를 바탕으로 주요설계기준에 따른 휨강도를 평가하였으며, 주요 연구 결과는 다음과 같다.

1)동일한 철근량을 갖는 S1-600 시리즈와 S2-600 시리즈의 유효깊이-전단경간비는 6.0과 4.8이고, 유효깊이-전단경간비가 클수록 연성은 작게 나타난다.

2)동일한 철근비를 갖는 보통강도 철근을 배근한 콘크리트 보의 연성은 6.54∼7.32이고, 고강도 철근을 배근한 콘크리트 보의 연성은 3.13∼4.89이다. 고강도 철근을 적용한 부재의 연성지수는 보통강도 철근을 적용한 부재의 연성지수보다 작게 나타난다.

3)측정값 대비 콘크리트구조기준, EC 2 및 도로교설계기준에 의한 공칭휨강도 예측값의 평균비는 각각 0.85, 0.84 및 0.84로서 보수적인 예측결과를 나타낸다.

4)부재계수(강도감소계수)를 사용하는 콘크리트구조기준과 재료계수를 사용하는 EC 2 및 도로교설계기준에 의한 설계휨강도 예측 평균비는 각각 0.72, 0.71 및 0.74로서, 유사한 휨강도 예측 결과를 나타낸다.