1. 서    론

한국콘크리트학회의 콘크리트구조기준(2012, 이하 KCI-12 기준)에서는 2012년 전단철근의 항복강도를 400 MPa에서 500 MPa로, 휨철근의 항복강도를 550 MPa에서 600 MPa로 상향하였다. 철근의 최대 항복강도를 높인 이유는 원자재 가격의 상승에 의한 철근의 재료비 절감, 고강도콘크리트의 효율 증대, 철근의 배근 간격 증가에 의한 콘크리트의 원활한 타설 및 콘크리트의 품질 향상을 주요 목적으로 하고 있다. 고강도철근에 대한 연구는 우리나라뿐만 아니라 미국, 일본, 대만 등에서 활발하게 진행되고 있다. 미국의 경우에는 Grade 100철근(항복강도 약 700 MPa)와 Grade 80철근(항복강도 약 560 MPa)에 대한 전단, 부착, 정착길이 등에 대한 연구가 진행되었으며 고강도철근을 건물과 교량의 실제 구조물에 적용하고 있다(Briggs et al. 2007; Seliem et al. 2009; Munikrisha et al. 2011; Hosny et al. 2012;  Cheng et al. 2016). 일본의 경우에는 보나 기둥의 휨 철근을 항복강도 685 MPa (USD685A와 685B)와 980 MPa(USD980)의 2종류로 구분하고 철근콘크리트 구조물에 대한 적용성을 검토하였다(Aoyama 2001). USD685A와 685B철근은 부재가 파괴될 때 항복 변형률에 도달할 수 있도록 설계되었지만, USD980철근은 탄성영역만을 사용하도록 설계되었다. 또한 전단철근이나 횡방향철근으로 항복강도 750 MPa(USD785)과 1,200 MPa(USD1275)의 초고강도철근을 개발하였다. 연구 결과에 의하면 항복강도가 600 MPa 이상인 전단철근을 사용한 철근콘크리트 보의 경우에도 부재 파괴 시에 철근은 항복 변형률에 도달하였으며(Aoyama 2001) 이러한 고강도철근을 실제 구조물에 적용하고 있다. 대만은 비교적 최근에 고강도철근에 대한 연구를 시작하였으며 기둥 및 보에 사용하는 철근에 대한 연구 결과를 발표하였다(Li and Hwang 2013; Ou and Kurniawan 2015). 우리나라에서는 한국콘크리트학회를 중심으로 휨, 전단, 부착, 내진성능, 재료성능, 적용성 등에 대한 고강도철근에 대한 연구를 활발하게 수행하고 있으며 관련된 연구 결과가 발표되었다(Lee et al. 2011; Choi et al. 2014; Lee et al. 2015; Park et al. 2015; Chun et al. 2017).

고강도철근에 대한 연구 성과를 반영하여 KCI-12 기준에서는 철근의 최대 항복강도를 변경하였지만 기준에 반영되는 철근의 최대 항복강도는 항복강도 자체와 함께 여러 가지 세부 항목과 관련이 깊다. 따라서 고강도철근을 보다 안전하고 효과적으로 사용하기 위해서는 철근의 항복강도와 관련된 세부 항목을 검토하지 않으면 안 된다. 예를 들어 철근의 항복강도는 부재의 강도와 연성뿐만 아니라 최소철근비, 최대철근비, 철근의 간격 등에도 영향을 준다. 특히 벽체, 보, 슬래브, 기초 등에 사용되는 최소철근비, 최대철근비, 철근의 간격 등은 경험 및 실험에 근거하여 제안된 경우가 많으므로 이러한 세부 항목과 철근의 항복강도와의 상호 관계에 대한 검토가 요구된다. 이러한 관점에서 2012년에 개정된 KCI-12 기준의 변경 내용은 고강도철근의 영향을 충분하게 반영하고 있다고 말하기 어렵다.

이 연구에서는 철근콘크리트 부재에 사용되는 최대 전단철근비의 합리성을 파악함을 목적으로 하고 있다. 전단설계에 대한 KCI-12 기준의 최소철근비, 철근 간격, 최대철근비는 모두 실험 및 경험에 기반을 둔 식들이다. 이 중에서 최소 전단철근비에 대하여 여러 연구자들(Roller and Russell 1990; Kim et al. 2011; Choi et al. 2012)은 현재 KCI-12 기준식과 같이 최소 전단철근비는 콘크리트의 인장강도에 의해 영향을 받을 뿐만 아니라 전단경간비, 주인장철근비 등에 의하여도 영향을 받음을 지적하였다. 최대 전단철근비에 대해서 Hsu and Mo(2010)는 철근콘크리트의 패널에 대한 최대철근비의 한계점을 트러스모델에 기반하여 제시하였다. 국내에서는 이론과 실험을 통하여 최대철근비의 유도와 KCI-12 기준과 타 기준의 차이를 비교하였다(Hwang et al. 2009; Kim et al. 2011). 이 연구에서는 기존에 수행한 연구 결과를 바탕으로 간략화된 최대 전단철근비를 제안하고 타당성을 평가하고자 한다.

2. 최대 전단철근비의 비교

Comite European De Normalisation(2004, 이하 EC2-04), Japan Society of Civil Engineering(2007, 이하 JSCE-07), KCI-12, ACI Committee 318(2014, 이하 ACI318-14), CSA Committee A23.3-14(2014, 이하 CSA-14) 기준 등과 같은 주요 구조설계기준에서 전단철근의 전단강도 평가식은 모두 트러스모델에 기본하며, 식(1)과 같이 동일하다.

 (1)

여기서,  : 전단철근의 전단강도, : 전단철근의 단면적, : 전단철근의 항복강도, : 전단철근의 간격, : 단면의 유효 깊이(EC2-04와 JSCE-07 기준에서는 대신에 (상현재와 하현재 단면 중심간의 거리)를 사용, ), : 사인장균열의 각도. 다만 식 (1)의 사인장균열각도에 대해서는 기준마다 상이해서 KCI-12, ACI318-14, JSCE-07에서는 균열 각도를 45°로 가정하고 있지만 EC2-04 기준에서는 소성트러스모델에 기본하여 재료의 물성에 의하여 직접 계산하거나 간략하게 38.6°를 대입하여 전단강도를 계산하고 있다(Karlsruhe et al. 1994). CSA-14 기준에서는 수정압축장이론에 근거하여 유한요소해석에 대한 변수해석을 통하여 구해진 을 사용하고 있다. 여기서 는 단면 중심에서 부재축방향 변형률이다.

이와 같이 전단철근의 전단강도 평가식은 모두 트러스모델에 기본하지만 최대 전단철근비에 대한 기준식의 개념은 기준마다 다르다. KCI-12, ACI318-14, JSCE-07은 Table 1과 같이 경험 및 실험에 근거하여 유도된 식을 사용하고 있지만, EC2-04와 CSA-14 기준에서는 트러스모델에서 직접 유도된 평가식을 사용하고 있다. Table 1의 평가식을 콘크리트 압축강도()에 대하여 비교해 보면 Fig. 1과 같다. Fig. 1에서 KCI-12, ACI318-14, JSCE-07 기준의 최대 전단철근양()은 트러스모델에서 직접 유도된 EC2-04와 CSA-14 기준과 큰 차이가 있음을 알 수 있다. 콘크리트 압축강도가 40 MPa일 때 KCI-12와 ACI318-14 기준의 최대 전단철근양은 4.22 MPa 이지만, EC2-04, CSA-14, JSCE-07 기준의 최대철근양은 각각 7.81 MPa,  6.53 MPa, 7.92 MPa 로 KCI-12의 약 2배 값이며, 기준간에 지나치게 큰 차이가 있음을 알 수 있다.

Table 1 Maximum shear reinforcement ratio of design codes

Fig. 1과 같은 기준의 차이를 평가하기 위하여 각 기준과 실험 결과를 비교하였다. 이를 위하여 먼저 구조기준에서 최대 전단철근을 제한하는 이유를 살펴보면 다음과 같다.

Fig. 1

Comparison of the maximum amount of shear rein-forcement ratio in the design codes

①전단철근의 항복 유도 : 전단철근의 양이 증가하면 전단철근의 전단저항력이 커지게 되어 전단철근이 항복하기 이전에 콘크리트에 의한 압축파괴가 선행될 수 있다. 이 경우에는 전단철근이 항복하지 않은 상태에서 부재는 최대 전단력에 도달하게 되고 소성설계에 기본을 둔 현 기준의 전단철근 내력 평가식(식 (1))을 사용할 수 없게 된다. 즉, 전단철근의 항복강도를 사용할 경우에 식 (1)의 계산값은 실제값을 과대평가할 수 있다. 또한 전단파괴는 휨파괴보다 취성적이기는 하지만 이 중에서도 전단철근이 항복하기 이전에 복부콘크리트가 먼저 파괴하는 전단압축파괴가 전단철근이 항복한 이후에 복부콘크리트가 파괴하는 전단인장파괴보다 더 취성적이기 때문에 설계에서는 가급적 이러한 파괴를 피해야 한다.

②사인장균열 폭의 제어 : 전단내력은 콘크리트에 의한 저항력과 전단철근에 의한 저항력으로 구분할 수 있다. 콘크리트에 의한 저항분이 일정한 상태에서 전단철근의 강도가 증가할 경우, 전단철근의 간격이 넓어지고, 이로 인해 사인장균열의 폭이 증가할 우려가 있다. 따라서 사인장균열 폭을 조절하기 위하여 전단철근의 양을 제한할 필요가 있다.

따라서 이 연구에서는 기존의 연구 결과를 바탕으로 각 기준의 최대 전단철근비를 실험체의 파괴모드와 비교하였다. 기존 연구에서 최대 전단철근비를 변수로 한 실험 결과는 부족하므로 이 연구에서는 부록에 표시된 기존 연구 결과 중에서 전단철근의 양을 변수로 한 실험 결과를(Lee and Hwang 2010) 활용하여 파괴모드를 비교하였다.

Fig. 2는 전단철근의 양()과 전단강도()의 관계를 비교하고 있다. 실험은 콘크리트의 압축강도에 따라서 4개의 그룹에 대한 실험 결과이며 한 개의 실험체를 제외하고 모든 실험체는 최대 전단력에 도달하기 이 전에 전단철근이 항복하고 복부콘크리트가 파괴한 경우이다. 실험의 상세한 사항은 부록이나 참고문헌에 상세하게 기록되어 있다. 그림 안에는 MPa인 경우와   MPa인 경우의 KCI-12 최대 전단철근비 제한값과 EC2-04 기준의 최대 전단철근비의 제한값을 동시에 표시하였다. 그림에서 알 수 있는 것과 같이 KCI-12보다 휠씬 많은 전단철근비가 배근된 실험체의 경우에도 모두 전단철근이 항복한 이후에 부재가 파괴하였으며, 전단강도는 전단철근의 양이 증가함에 따라서 일정한 기울기로 증가하여 KCI-12 기준의 최대 전단철근비의 제한이 지나치게 안전측에 있다는 것을 알 수 있다.

Fig. 2

vs. relationship according to the com-pressive strength of concrete

Fig. 3은 동일한 실험체에 대하여 전단철근의 양()과 사용성 상태에서 측정한 실험체 좌측면과 우측면에서의 사인장균열의 폭의 관계를 나타내고 있다. 여기서 사용성 상태란 ACI 224 R-1(2001)에 근거하여 전단강도의 60 %에 해당할 때의 균열의 폭을 의미한다. 그림에서 사용성 상태의 균열의 폭은 두 실험체를 제외하고 모두 ACI 224 R-1에서 권장하고 있는 0.41 mm(0.016 inch) 이하임을 알 수 있다. 특히, 전단철근의 양이 증가하여 전단강도가 증가할지라도 사인장균열의 수도 함께 증가하여 균열의 폭의 증가비율은 크지 않았다.

Fig. 3

vs. crack width relationship at service load

3. 최대 전단철근비의 유도

3.1 트러스모델에 의한 최대 전단철근비

지금까지의 각 기준에 대한 비교에서 KCI-12 기준의 최대 전단철근비는 EC2-04, CSA-14, JSCE-07 기준의 값에 비하여 지나치게 낮다는 것을 알 수 있다. 따라서 이 연구에서는 EC2-04와 CSA-14기준과 동일하게 트러스모델에 근거하여 최대 전단철근비를 유도하였다. 사인장균열이 발생한 트러스모델에서 최대 전단철근비는 전단철근이 항복함과 동시에 복부콘크리트가 압축파괴에 도달하는 전단균형파괴시의 철근비를 의미한다. 따라서 콘크리트의 주압축응력() 대신에 콘크리트의 유효압축강도()를 대입하고 전단철근의 응력() 대신에 전단철근의 항복강도()를 대입할 수 있다. 따라서 트러스모델의 평형조건과 최대 전단철근비()의 조건을 이용하여 식 (2)를 구할 수 있다.

 (2)

여기서, : 콘크리트의 주인장응력, : 콘크리트 압축대 와 부재축이 이루는 각도이며, 사인장균열의 각도이다. 식 (2)에서 유도된 최대 전단철근비를 구하기 위해서는 다음과 같이 콘크리트 강도감소계수(), 콘크리트 압축대의 각도(), 콘크리트의 주인장응력()을 계산해야 한다.

3.1.1 콘크리트 강도감소계수()

2축 응력 상태인 복부콘크리트가 유효압축강도에 도달했을 때의 강도감소계수는 주인장응력에 영향을 받게 된다. 강도감소계수를 예측하는 대표적인 평가식은 Collins and Mitchell (1997)와 Hsu and Mo(2010)가 제안한 주인장변형률()의 함수로 된 식이 있으며(이하, 주인장변형률 영향식), EC2-04나 도로교 설계기준에 사용되는 콘크리트의 압축강도의 함수로 된 식(이하, 압축강도 영향식)이 있다. 일반적으로는 값을 포함하고 있는 주인장변형률 영향식이 더 정확한 것으로 알려져 있지만 이들 식을 설계식에 반영하는 것은 매우 어렵다. 그 이유는 파괴시 또는 철근항복시의 주인장변형률()을 계산하는 것이 쉽지 않기 때문이다. 을 트러스모델에 대한 변형적합조건에서 구하기 위해서는 전단철근의 변형률, 부재축방향변형률(), 콘크리트의 유효압축강도 변형률()이 필요하다. 한편, Kim(2015)의 Collins and Mitchell (1997)과 EC2-04(2004) 유효압축강도 비교에 의하면 압축강도 영향식은 이 작은 경우에는 안전측이며, 이 큰 경우에는 실제값을 크게 평가하지만 압축강도 영향식과 주인장변형률 영향식의 차이는 크지 않았다. 특히 전단균형파괴시에는 변형률의 범위가 비교적 작기 때문에 도로교 설계기준에서는 EC2-04 기준의 유효압축강도를 사용하고 있으며, 식 (2)에서도 콘크리트의 강도만을 변수로 사용하는 을 선택할 경우 비교적 용이하게 최대 전단철근비의 계산이 가능하다.

3.1.2 사인장균열의 각도()

논문의 초반부에서도 언급한 것과 같이 트러스모델을 이용하여 전단강도를 평가할 때 가장 어려운 점 중의 하나는 균열의 각도를 예측하는 것이다. 따라서 균열의 각도를 평가하기 위한 많은 방법이 제안되었다. EC2-04의 경우에는 하계소성이론에 근거한 트러스모델에 기반을 두어 각도를 계산하고, CSA-14의 경우에는 수정압축장이론에 근거한 FEM해석을 이용하여 다양한 변수를 분석하고 이를 이용하여 간략한 식을 제안하여 사용하고 있다. 식 (2)의 균열각도는 트러스모델에 대한 변형적합조건을 이용할 경우에 콘크리트의 변형률과 철근의 변형률에 대한 함수로 변경할 수 있다(). 이 중에서 콘크리트의 유효압축강도를 Collins and Mitchell(1997)의 식()을 사용하고, 콘크리트의 와 은 다른 변형률 및 강도에 비하여 매우 작기 때문에 “0”으로 가정할 경우에 이며, 식 (3)을 유도할 수 있다.

      (3)

그러나 식 (3)의 경우에도 여전히 부재축방향변형률()이 미지수로 남아 있으며 이를 위해서는 CSA-14기준과 같이 휨모멘트의 영향을 반영하거나, 변수 해석을 통한 해결이 필요하다. EC2-04 기준에서는 설계의 단순화를 위하여 균열의 각도 38.6도를 권장하고 있다. 식 (3)에 대한 상세한 유도에 대해서는 Hwang et al.(2009)을 참조할 수 있다.

3.1.3 콘크리트의 인장강도

식 (2)의 두 번째 항에 포함된 콘크리트의 인장강도에 대해서는 기준마다 상이하게 평가한다. 예를 들어 EC2-04의 전단평가식은 처음부터 콘크리트의 저항성분과 전단철근의 저항성분을 분리하여 전단설계하며 전단철근의 저항성분에 의한 계산에서는 콘크리트의 인장강도의 영향을 무시하므로 콘크리트의 인장강도를 “0”으로 가정하여 설계한다. 한편 CSA-14기준과 JSCE-07 기준의 경우에는 콘크리트의 인장강도에 대한 영향을 반영하고 있으므로 Table 1에 표시된 것과 같이 인장강도가 반영된 의 항목을 고려하여 최대 전단철근비를 계산하고 있다. 한편 KCI-12와 ACI318-14에서는 의 항목을 무시하고 최대 전단철근비를 평가하고 있다.

3.2 최대 전단철근비 간략식

위에서 설명한 것과 같이 전단파괴시의 주인장변형률()을 정확하게 반영하여 최대 전단철근비를 계산할 수 있지만 이를 위해서는 또 다른 가정이 필요하며 계산식이 복잡해진다. 따라서 이 연구에서는 가능하면 단순한 방법에 의하여 최대 전단철근비를 예측하고자 하였다.

일반적으로 이루어지는 설계 범위의 값을 Table 1의 최대 전단철근비 식과 식 (3)에 대입하여 비교하였다. Table 1과 식 (3)은 서로 다른 변수를 포함하고 있어서 모두 동일한 조건에서 최대 전단철근비를 계산할 수 없다. 따라서 최대 전단철근비가 최대가 될 수 있는 조건에 해당하는 변수를 대입하여 계산하였다. 즉, 전단파괴와 함께 주인장철근이 항복했을 경우에 식 (3)과 CSA-14기준의 최대 전단철근비가 최대가 되므로 이들의 값을 각각 Eq.(3)-max.(상한)과 CSA- 14-max.(상한)으로 구분하여 Fig. 4에 표시하였다. Fig. 4에서 전단철근의 항복강도를 일반화하기 위하여 비교를 전단철근의 양()과 콘크리트 압축강도관계를 비교하였다. 식 (3)에서 축방향변형률 은 부재 단면 중심에서의 변형률이며 주인장철근 변형률의 1/2의 값이 된다(CSA-14(2014)). EC2-04기준의 경우에는 균열의 각도가 45°인 경우에 철근비가 최대가 되므로 이 값을 EC2-04-max.로 표시하여 그림에 나타냈다. 또한, 전단파괴 시에 주인장철근 항복강도의 50 %에 도달했을 경우의 식 (3)의 최대 전단철근비(식 (3)-min. (하한))와 Table 1의 CSA-14기준의 최대 전단철근비(CSA- 14-min.(하한))를 Fig. 4에 표시하였다. EC2-04기준의 경우에는 기준에서 권장하는 38.6°에 해당하는 최대 전단철근비(EC2-04-min.)를 계산하여 Fig. 4에 표시하였다. 모든 경우 전단철근 항복강도는 400 MPa로 동일하다.

Fig. 4에서 콘크리트의 인장강도를 무시하고 계산하는 Eq.(3)의 최대 전단철근양과 각도가 45° 또는 38.6°일 때의 EC2-04의 최대 전단철근양은 거의 동일함을 알 수 있다. 콘크리트의 인장강도를 고려하고 계산하는 CSA-14 기준식의 최대 전단철근양은 이들 값보다 낮지만, CSA-14 기준식의 경우에도 식 (3)과 같이 의 항목을 고려하지 않을 경우에 계산 결과는 식 (3)이나 EC2-04-max.과 유사하다. Fig. 4에서 최대 전단철근양은 각도와 주인장철근 등에 영향을 받아 일정한 범위 내에서 변화함을 알 수 있다. 이들 변수의 영향을 고려하여 최대 전단철근비를 계산할 경우에 최대 전단철근비가 식 (3)-max.나 CSA-14-max.와 같이 큰 값일 경우에는 경우에 따라서 실제 파괴모드를 위험하게 예측할 수 있다. 따라서 이 연구에서는 최대 전단철근비를 일반적인 설계 범위에서 낮은 값이 되게 하였으며 계산의 단순성을 목적으로 식 (2)에 EC2-04 기준에서 사용하는 각도 38.6°와 강도감소계수()를 대입하였다. 또한 콘크리트의 인장강도를 현재 KCI-12의 간략식 을 대입하였다. 그 결과 식 (2)에서 식 (4)와 (5)를 유도할 수 있다.

 (4)

 (5)

Fig. 4

vs. relationship (400 MPa)

식 (5)의 첫 번째 항과 두 번째 항의 차이를 콘크리트의 압축강도에 대한 함수로 정리하면 식 (6)과 같다. 식 (5)와 (6)의 차이를 비교해 보면 Fig. 5와 같이 콘크리트의 압축강도가 20 MPa인 경우에는 두 식의 값이 거의 동일하며 콘크리트의 압축강도가 100 MPa인 경우에 두 식은 최대 약 6 %의 차이가 있다. 식 (2)에 CSA-14기준과 동일하게 전체를 으로 보고 계산하여도 결과는 유사하다. 이 경우에 콘크리트의 압축강도가 100 MPa인 경우에 두 식은 최대 약 4 %의 차이가 있다.

 (6)

Fig. 5

Comparison of Eq. (5) and Eq. (6)

간략화된 식 (6)과 KCI-12, EC2-04, CSA-14, JSCE-07 기준식을 비교하여 Fig. 6에 표시하였다. 그림에서 식 (6)의 값은 EC2-04와 CSA-14 기준식보다 작으며 KCI-12 기준식보다 크다는 것을 알 수 있다. JSCE-07 기준식에 대해서는 콘크리트의 압축강도가 약 50 MPa일 때까지는 작지만 그 이후에는 크다.

Fig. 6

Comparison of maximum shear reinforcement ratio

4. 최대 전단철근비와 실험 결과의 비교

4.1 전단철근 항복 예측 비교

이 연구에서는 최대 전단철근비의 비교를 위하여  283개의 철근콘크리트 보에 대한 실험결과를 분석하였다. 데이터에는 한국콘크리트학회에서 수행한 “콘크리트 구조물에 대한 고장력 철근의 적용성 연구”, “고강도 철근 설계 시공 지침 작성 연구”, “원전 구조물의 고강도 철근 적용기술 개발”의 실험결과와 일반강도 및 고강도 전단철근에 대한 기존 연구자의 실험결과가 포함되었다(Moretto 1945; Clark 1951; Elstner et al. 1955; Guralnick 1960; Haddadin et al. 1971; Placas and Regan 1971; Mattock and Wang 1984; Kokusho et al. 1987; Takagi et al. 1989; Matsuzaki et al. 1990; Nishiura and Makitani 1993; Yang et al. 1993; Kim 2004; Lee and Hwang 2010; Lee and Choi 2011; Lee et al. 2015). 283개의 철근콘크리트 보의 콘크리트압축강도는 12.7 MPa~139.2 MPa이며 전단철근의 양()은 0.4 MPa~17.8 MPa이다. 또한 전단철근의 항복강도()는 232.7 MPa~1451 MPa, 전단경간비()는 1.56~7.2(역대칭모멘트를 받는 부재 제외), 단면 형상비()는 1.0~3.55이다. 실험체의 상세는 부록에 제시되었다.

Fig. 7은 각 기준에서 예측한 전단철근이 항복한 실험체를 분석하였다. Fig. 7의 y축은 전단강도()를 콘크리트의 압축강도()로 무차원화하였으며, x축은 전단철근의 양()을 콘크리트의 압축강도()로 무차원화하였다. 비교한 실험체에는 500 MPa의 고강도 스터럽을 사용한 실험체의 실험 결과가 함께 포함되었다. 전단철근의 항복은 철근의 항복강도, 철근의 양, 콘크리트의 압축강도의 영향을 동시에 받으므로 그림에서는 의 변화에 따른 의 변화를 평가하였다. Fig. 7(a)에서 KCI-12 기준식의 경우에는 가 약 0.1보다 작은 경우에는 거의 모두 전단철근의 항복을 정확하게 예측하지만 약 0.1을 초과하는 경우에는 전단철근이 항복하지 않는 것으로 예측하고 있다. Fig. 7(b)의 EC2-04 기준의 경우에는 Table 1의 식을 사용하여 최대 전단철근비를 계산하였으며 이때 균열각도를 기준의 권장 각도인 38.6°로 하여 최대 전단철근비를 계산하였다. Fig. 7(b)에서 EC2-04 기준의 경우에는 2개의 실험체를 제외하고는 모든 실험체의 전단철근의 항복을 정확하게 예측하고 있음을 알 수 있다. Fig. 7(c)에 표시된 JSCE-07 기준의 경우에는 가 약 0.15인 경우에서 철근의 항복을 예측하고  있지 못하다. 이는 JSCE-07 기준의 경우에는 콘크리트의 압축강도를 약 60MPa에서 제한하기 때문이다. 한편 간략식 (6)의 경우에는 EC2-04 기준의 예측정도보다는 정확하지는 않지만 전단철근이 항복한 이후에 파괴되는 실험체의 전단철근의 항복을 비교적 정확하게 예측하고 있음을 알 수 있다. 식 (6)은 가 약 0.15보다 작은 경우에는 거의 모두 전단철근의 항복을 정확하게 예측하지만 0.15를 초과하는 경우에는 전단철근이 항복하지 않는 것으로 예측하고 있다. 전체적인 예측정도를 보면 전단철근이 항복한 실험체에 대해서 EC2-04 기준의 예측정도가 가장 높지만 가 약 0.15 전후에서 전단철근의 항복이 공존할 수 있다는 점을 고려할 때 EC2-04 기준의 최대 전단철근비는 다소 높은 편이며, 안전성과 경제성을 고려할 때 간략식 (6)의 평가 정도는 대체적으로 합리적이다.

Fig. 7

Comparison of maximum shear reinforcement ratio

4.2 전단강도의 비교

KCI-12의 최대 전단철근비와 간략식 (6)의 최대 전단철근비의 범위에 속하는 실험체의 실제 전단강도를 KCI-12 기준의 전단강도로 나누어 Fig. 8에서 비교하였다. KCI-12 기준의 전단강도는 정산식(KCI-12 기준, 7.3.1(2), 식 (7.3.3))을 사용하였으며 비교를 위하여 강도감소계수를 “1”로 하여 강도를 계산하였다. 또한 전단철근의 항복강도는 KCI-12기준에 근거하여 500 MPa로 제한하였다. Fig. 8(a)에서 KCI-12 기준의 최대 전단철근비 제한에 포함된 실험체의 전단강도 평균값은 1.46, 변동계수는 19.9 %였다. 한편 식 (6)의 최대 전단철근비의 범위에 속하는 실험체의 전단강도 평균값은 1.46, 변동계수는 20.1 %였다. 비록 식 (6)의 최대 전단철근비의 범위에 속하는 실험체의 전단강도 변동계수가 KCI-12 기준의 최대 전단철근비 제한에 포함된 실험체의 변동계수보다 높기는 하지만 그 차이가 0.2 %에 지나지 않아 큰 차이가 없음을 알 수 있다.

Fig. 8

Comparison of shear strength

5. 결    론

KCI-12 기준에서는 전단철근의 항복강도를 400 MPa에서 500 MPa로 상향 조절하였다. 이 연구에서는 철근콘크리트 보의 최대 전단철근비의 합리성을 검토하고 간략한 최대 전단철근비 평가식을 제한하였다. 연구 내용을 요약하면 다음과 같다.

1)경험과 실험 결과에 근거한 KCI-12 기준의 최대 전단철근비는 EC2-04, CSA-14, JSCE-07기준의 최대 전단철근비와 기존 연구의 실험 결과와 비교했을 때 지나치게 낮았으며 합리적인 평가를 위해서는 현재의 값을 개선할 필요가 있다

2)트러스모델에 근거하여 제안된 최대 전단철근비는 EC2-04와 CSA-14 기준의 최대 전단철근비보다 낮았지만 KCI-12 기준의 최대 전단철근비보다 높았다. 283개의 철근콘크리트 부재에 대한 실험결과 비교에서  제안식은 안전성과 경제성을 고려할 때 실제의 전단 철근의 항복을 합리적으로 평가하였다.

3)KCI-12와 제안식의 최대 전단철근비의 범위에 속하는 실험체의 전단강도에 대한 비교에서 제안식의 전단강도 평균값은 KCI-12기준의 평균값과 동일하였으며, 변동계수는 KCI-12 기준의 변동계수보다 0.2 %높았다.

이 연구에서는 철근콘크리트 보의 최대 전단철근비에 대한 연구를 수행하였으며 기초, 슬래브, 벽체 등과 같은 철근콘크리트 면부재의 최대 전단철근비에 대한 연구가 필요하다.