2.1 사용 재료

실험체 제작에 사용된 콘크리트의 설계배합강도는 30 MPa이며, 콘크리트의 물리적 특성을 평가하기 위하여 지름 100 mm, 높이 200 mm의 원주형 공시체를 제작해 실험체와 동일한 조건에서 양생하였다. Fig. 1(a)는 콘크리트의 압축응력-변형률 곡선을 나타내며, 시험 결과, 평균 압축강도는 31.3 MPa임을 확인하였다. Fig. 1(b)는 주철근, 전단 및 유공보강근으로 사용된 철근의 응력-변형률 곡선을 나타낸다. 주철근에는 모든 실험체의 전단파괴 유도를 위해 항복강도가 667.7 MPa인 D25 철근을 사용하였으며, 보강근에는 항복강도가 449.5 MPa인 D10 철근을 사용하였다. 철근 인장시험 결과를 Table 1에 정리하였다.

2.2 실험체 계획

이 연구에서 개발한 사각 및 팔각형상의 유공보강근으로 유공을 보강한 철근콘크리트 보의 전단성능 평가를 위해 유공의 유무 및 위치, 유공보강근의 형상을 변수로 총 6개의 실험체를 계획하였다. Table 2에 실험체 별 단면특성 및 실험변수를 정리하였으며, Fig. 2에 각 실험체의 배근상세, 유공 및 유공보강근의 배치계획을 나타냈다. 모든 실험체는 동일한 폭($d$) 350 mm, 높이($D$) 450 mm, 전단경간비($a/d$) 2.88로 계획하였다. 보의 높이 방향 단면을 관통하는 수평유공의 직경은 D/3(150 mm)로 선정하였다. 휨을 받는 RC 부재의 소성힌지길이(Sheikh and Khoury 1993)⁽²⁰⁾를 실험체의 높이($D$)로 가정하여 수평유공을 실험체 단부로부터 소성힌지길이의 0.5, 1.0, 2.0배의 거리에 위치하도록 계획하였다. 보의 폭방향 단면을 관통하는 수직유공을 갖는 실험체에는 직경이 25 mm인 3개의 유공이 소성힌지길이의 0.5배의 거리에 위치하도록 계획하였다. 이 연구에서 사용된 유공보강근에는 기술사회 제안의 A타입과 이 연구에서 제안하는 사각과 팔각형이 교차하는 B타입이 있으며, 수직유공이 있는 실험체(No. 6)에는 별도의 보강을 하지 않았다. 실험체의 전단파괴 선행을 위해 단면의 인장 및 압축측에 D25 철근을 4개씩 배근하였으며, 200 mm 간격으로 D10의 전단보강근을 배근하였다. 또한, 전단경간비($a/d$)가 작은 실험체에서 발생 가능한 부착파괴 방지를 위해 내측 주철근을 U자 형상의 철근으로 보강하였다.

2.3 유공보강근 상세

이 연구에서는 유공 주변의 응력집중으로 인한 RC 부재의 내력저하 방지 및 유공보강에 따른 시공성 향상을 위해 새로운 형상의 유공보강근을 개발하였다. Fig. 2(h)와 2(i)는 각각 기술사회 제안 유공보강근(A타입)과 개발 유공보강근(B타입)의 상세를 나타낸다. 개발 유공보강근은 한 가닥의 철근을 사각형과 팔각형으로 연속하여 구부린 2차원의 띠철근 형상을 가진다. 개발 유공보강근은 Kim et al.(2019)⁽⁸⁾가 제안한 사각형과 마름모형의 철근이 나선형으로 연속되는 유공보강근과 비교해 사용되는 철근의 양이 적으며, 제작이 간편한 것이 특징이다. 또한, 계획된 전단보강근의 배근 이후 전단보강근 사이에 직교방향으로 설치되므로 시공이 편리한 장점이 있다. 개발 유공보강근에 있어 사각형의 철근은 전단보강근의 역할과 시공의 편리를 위해 계획된 반면, 팔각 형상의 철근은 유공을 관통하는 전단균열을 제어하기 위한 목적으로 계획되었다. 유공 보강근은 유공의 끝단에서 각각 40 mm의 피복을 확보할 수 있도록 제작되며, 유공을 중심으로 보의 전･후면에 1쌍으로 설치된다.

2.4 실험방법

Fig. 3은 유공이 있는 RC 보의 전단성능 평가를 위한 실험체와 가력장치의 셋팅 현황을 나타낸다. 가력장치는 실험체가 자중에 의해 전달되는 축력 없이 역대칭 모멘트만을 받도록 계획하였다. 실험체의 횡방향 가력에 사용된 액추에이터의 용량은 1,000 kN이며, 실험체 상･하단 스터브에 300 mm의 변위변환기(LVDT)를 설치하여 수평변위를 측정하였다.

Fig. 4는 변위제어법에 의한 횡하중 가력이력을 나타낸다. 계획된 입력변위에 대하여 2사이클씩 반복가력 하였으며, 가력실험은 작용하중이 실험체의 최대내력의 85 % 이하로 감소될 때까지 지속하였다. 실험체의 파괴모드와 실험구간에서의 응력변화를 확인하기 위하여 일정한 간격으로 주철근 및 전단보강근, 유공보강근에 스트레인게이지를 부착(Fig. 2참조)하였다.

3.1 횡하중-층간변형각 관계

Fig. 5는 반복가력에 따른 횡하중-층간변형각 관계를 나타내며, Table 3에 실험체 별 보강근의 항복 및 최대내력 시의 하중과 층간변형각 등 주요 실험결과를 비교하였다. 모든 실험체는 층간변형각 0.25 %에서 최초 휨균열이 발생하였으며, 주철근 항복 이전에 전단파괴하였다. 유공이 없는 기본 실험체인 No. 1은 휨균열 이후 하중 증가와 함께 층간변형각 0.5 %에서 사인장균열이 발생하였으며, 전단보강근의 항복 이후 층간변형각 1.99 %에서 297.9 kN의 최대내력을 나타냈다. 또한, 해당 실험체는 전단보강근의 항복에 의한 전단파괴 이후 반복가력으로 인한 주철근의 부착응력 전달구간 감소로 주철근을 따라 할렬균열(부착균열)이 발생하였으며, 층간변형각 3.0 % 이후 급격한 하중저하가 나타났다.

KSEA(2020)⁽⁹⁾ 제안 유공보강방법으로 유공을 보강한 실험체 No. 2는 층간변형각 0.81 %에서 유공보강근이 최초 항복하는 전단파괴 양상을 나타냈으며, 층간변형각 -1.78 %에서 최대내력 -319.4 kN에 도달하였다. 해당 실험체는 최대내력에 도달 후 유공 주변 콘크리트의 압괴에 의해 급격한 내력저하를 나타냈다. 반면, 이 연구에서 제안한 유공보강방법이 적용된 실험체 No. 3은 층간변형각 -1.04 %에서 전단보강근이 최초로 항복해 층간변형각 -2.01 %에서 최대내력 -336.6 kN에 도달하였다. 이 실험체는 층간변형각 3.0 %에 대한 가력 도중 2.40 %에서 유공 주변 복부 콘크리트의 압괴에 의해 최종 파괴하였다.

소성힌지 구간($L_{p}$)에서 1.0D, 2.0D만큼 떨어진 곳에 유공을 설치한 실험체 No. 4와 실험체 No. 5는 각각 층간변형각 -0.73 %와 1.01 %에서 유공보강근이 항복하였다. 실험체 No. 4는 층간변형각 2.0 %에서 최대내력 도달 직후 유공 근처에 발생한 사인장균열의 진전으로 최종 파괴한 반면, 실험체 No. 5는 층간변형각 2.0 %에서 최대내력 도달 이후 주철근을 따라 발생한 부착균열에 의해 급격한 내력저하로 최종 파괴하였다.

소성힌지 구간 내에 수직방향으로 유공을 설치한 실험체 No. 6은 층간변형각 -0.95 %에서 전단보강근이 항복해 층간변형각 2.90 %에서 최대내력에 도달하였다. 해당 실험체는 유공을 두지 않는 실험체와 유사한 최대내력과 변형능력을 나타냈으며, 최대내력 이후 주철근을 따라 발생한 부착균열에 의해 최종 파괴하였다.

3.2 파괴양상

Fig. 6은 전단파괴 이후 각 실험체에 발생한 균열패턴을 비교한 것이다. 기본 실험체 No. 1은 초기 휨균열 이후 하중이 증가함에 따라 0.5~1.5D의 소성힌지 구간에서 휨전단균열이 발생하였다. 층간변형각 1.99 %에서 균열폭이 증대된 실험체 복부 사인장균열이 주철근의 할렬균열과 연결되어 최종 파괴하였다.

실험체 No. 2~4는 가력 초기 휨 균열 이후 유공 주변에 사인장균열이 발생하였다. 하중 증가에 따라 실험체 No. 2에서는 유공 주변 주요 사인장균열의 폭이 크게 증가한 반면, 실험체 No. 3과 No. 4에서는 균열의 수가 증가하였다. 실험체 No. 2는 유공을 가로지르는 균열폭의 증가로 인한 유공보강근의 항복(층간변형각 0.81 %)으로 파괴가 결정된 반면, 실험체 No. 3과 No. 4는 층간변형각 2.4 %에서 복부 콘크리트의 압괴로 전단파괴하였다.

실험체 No. 5는 유공 근처에서 최초 전단균열(층간변형각 0.5 %)이 발생하였으며, 유공 근처 주철근에 발생한 부착균열로 인해 최종 파괴하였다. 실험체 No. 5는 실험체 No. 2 및 No. 3과 비교해 최대 전단력이 작용하는 부재 중앙부에 대한 단면 결손과 상대적으로 짧아진 응력전달구간 내 주철근의 응력 증가로 유공 주변에서 할렬균열은 물론 전단균열 폭의 급격한 증가, 콘크리트의 압괴가 모두 관찰되었다.

실험체 No. 6은 층간변형각 0.5 %에서 주철근 주변 피복에서 수직유공을 잊는 수평균열이 나타났으며, 층간변형각 -0.5 %에서는 소성힌지 구간 내 실험체 복부에 전단균열이 발생하였다. 이 실험체는 소성힌지 구간 내 수직유공의 설치로 실험체 No. 1과 비교해 연성은 다소 부족하나 균열의 형상과 내력의 측면에서 유사한 경향을 나타냈다.

3.3 유공보강근 변형률 분포

Fig. 7은 유공 주변을 보강한 실험체 No. 2~5의 층간변형각에 대한 변형률 분포를 나타낸다. Fig. 7에서 각각의 번호는 A와 B타입 유공보강근에 부착한 게이지의 위치를 나타낸다. 실험체 No. 2의 경우 게이지 ①과 ②의 변형률은 정방향 층간변형각 1.0 %까지, ③과 ④의 변형률은 부방향 층간변형각 1.0 %까지 급격히 증가해 층간변형각 1.0 % 이전에 항복 변형률에 도달하였다. Fig. 6(b)와 Fig. 7(a)를 통하여 A타입 유공보강근은 정부방향 복부 전단균열이 가로지르는 위치의 철근들만이 저항하고 있음을 확인할 수 있다.

B타입 유공보강근을 적용한 실험체 No. 3~5의 경우에는 복부 전단균열의 방향 및 전단보강근의 항복 여부와 관계없이 층간변형각 1.0 %까지 모든 방향에서 유공보강근 철근 ①~⑥의 변형률이 서서히 증가하였다. 소성힌지 구간에 유공을 설치한 실험체 No. 3의 경우에는 전단균열과 사인장균열에 모두 저항하고 있어 실험체 No. 4와 No. 5와 비교해 상대적으로 높은 변형률 값을 나타냈다. B타입 유공보강근의 경우 사각과 팔각형상의 철근이 일부 항복하거나 항복 변형률에 도달한 것을 확인할 수 있으며, 이를 통하여 개발 유공보강근의 모든 철근이 균열제어 및 전단저항 성분으로서 기여하고 있음을 알 수 있다.

4.1 유공 보강방법 및 위치의 영향

Fig. 8(a)는 단부에서부터 0.5D의 위치에 유공을 설치한 실험체 No. 2, No. 3과 기본 실험체 No. 1의 포락곡선을 비교한 것이다. B타입의 유공보강근으로 유공을 보강한 실험체 No. 3은 실험체 No. 1과 No. 2(A타입 유공보강근 적용)와 비교해 각각 11.5 %, 6.7 % 높은 내력을 나타냈다. 이는 A타입의 유공보강근과 비교해 B타입의 유공보강근 내 팔각형상의 철근과 더불어 사각형상의 철근이 소성힌지 구간에 발생한 균열을 효과적으로 제어하고, 전단내력 상승에 기여했기 때문이다. 그러나 소성힌지 구간 내의 유공 주변에 집중된 균열과 그로 인한 유공 및 전단보강근의 항복으로 인해 두 실험체의 연성은 유공을 두지 않은 기본 실험체와 비교해 감소한 것으로 나타났다. 실험결과, 소성힌지 구간에 유공을 두는 경우에는 유공의 직경을 감소시키거나, 유공 주변을 충분히 보강함으로써 유공이 없는 부재와 비교해 동등 이상의 구조성능을 확보할 수 있음을 확인하였다.

Fig. 8(b)는 동일한 타입의 유공보강근 적용 시 유공의 위치에 따른 실험체의 포락곡선을 비교한 것이다. 유공의 크기가 동일한 경우에는 유공의 위치가 RC 부재의 내력 및 연성능력에 미치는 영향이 미미하나, 양단부 소성힌지 구간 사이 주철근의 응력증가, 최대 전단력 발생 구간에서의 유공 또는 전단보강근의 조기항복으로 인해 부재의 전단내력이 감소될 수 있다. 이는 Table 3에서 해당 실험체들에 대한 부방향 최대내력 및 Fig. 5에서 유공 및 전단보강근의 항복시점을 통해 확인할 수 있다. 전단경간비가 작은 RC 보에서 유공을 소성힌지 구간 외에 두는 경우에는 유공의 직경 감소 및 유공 주변에 대한 충분한 보강 외에도 주철근 주변의 할렬균열 방지를 위한 추가보강이 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 8(c)는 수직유공 유무에 대한 영향을 비교한 것이다. 수직유공이 있는 실험체 No. 6은 기본 실험체 No. 1과 비교해 약 14.7 % 높은 내력을 나타내었으며, 이를 통하여 소성힌지 구간에 수직유공을 두더라도 기본 실험체와 동등한 성능을 발휘함을 확인할 수 있었다. 그러나 보의 폭 방향에 수직유공을 두는 경우에는 유공의 직경 및 개수를 변수로 하여 추가적인 검증이 필요할 것으로 판단된다.

4.2 유공이 있는 철근콘크리트 보의 전단강도

이 절에서는 유공이 있는 RC 보의 전단강도 예측을 위해 Mansur(1998)⁽¹³⁾의 제안식과 AIJ(2010)⁽¹⁾ 규준식을 이용한 해석결과($V_{u}$)와 실험결과($V_{\exp}$)를 비교하였다. Mansur는 휨 모멘트를 받는 RC 보에서 유공의 깊이가 정부방향 등가응력블록의 깊이를 벗어날 경우 휨 거동에 큰 영향을 미치지 않는다고 보고하였다. 반면 전단력이 크게 작용하는 부재의 경우에는 복부 콘크리트의 단면손실로 인해 콘크리트의 전단기여분($V_{c}$)이 감소하므로 유공이 보의 전단거동에 미치는 영향에 대한 검토가 필요하다고 지적하였다. Mansur(1998)⁽¹³⁾의 제안식과 AIJ(2010)⁽¹⁾ 규준에서는 유공이 있는 RC 보에 대하여 일반보와 동일하게 보의 전단강도($V_{u}$)는 콘크리트의 전단기여분($V_{c}$)과 전단보강근의 전단기여분($V_{s}$)의 합으로 계산된다.

Mansur의 연구에서 제안하는 유공이 있는 RC 보의 전단강도($V_{u.M}$)는 식(1)과 같다.

여기서, $\sqrt{f_{ck}}$는 콘크리트 압축강도(MPa), $d_{0}$은 유공의 최대직경(mm), $d$는 보의 유효깊이(mm), $b_{w}$는 보의 폭(mm), $A_{v}$는 수직철근의 단면적(mm²), $f_{vy}$는 수직철근의 항복강도(MPa), $s$는 수직철근의 간격(mm), $d_{v}$는 상부와 하부 주철근 사이의 거리(mm), $A_{d}$는 유공보강 대각철근의 단면적(mm²), $f_{dy}$는 유공보강 대각철근의 항복강도(MPa), $\alpha$는 대각철근이 부재축과 이루는 각(degree)이다.

반면, AIJ(2010)⁽¹⁾ 규준에서 제안하는 유공이 있는 RC 보의 전단강도($V_{u.AIJ}$)는 식(4)와 같다.

여기서, $k_{p}$는 인장철근비($\rho_{t}=A_{s}/b_{w}d$) 효과를 반영한 계수(=$2.36(\rho_{t})^{0.23}$), $k_{u}$는 유효깊이($d$)에 의한 크기효과를 고려한 계수로 0.72~1.0 사이의 값을 갖는다. $h$는 보의 높이(mm)이며, $\rho_{w}$는 유공보강근비로 유공의 중심에서 $d_{v}$/2 거리 사에의 범위에서 식(7)에 의해 계산된다.

여기서, $A_{s}$는 $d_{v}/2$($=c$) 범위 내 45도 대각균열에 걸쳐진 수직철근과 대각철근의 총 단면적($A_{v}+A_{d}$)이다. A타입과 B타입 유공보강근에는 유공의 상하단을 관통하는 수직철근이 없으므로 식(3)에서 $d_{v}-d_{0}$는 $d_{v}$가 된다.

Table 4에 식(1)과 식(4)를 통해 계산된 해석결과와 이 연구에서 수행한 실험결과를 비교하였다. Mansur의 제안식과 AIJ(2010)⁽¹⁾ 규준식은 각각 평균 1.20과 변동계수 20.3 %, 평균 1.41과 변동계수 27.35 %의 수준으로 전체 실험체의 전단내력을 예측하는 것으로 나타났다. A타입의 유공보강근으로 개구부를 보강한 실험체 No. 2 및 수직유공을 가지는 실험체 No. 6에 대하여 두 가지 식 모두가 실험체의 전단내력을 크게 과소평가하는 반면, B타입의 유공보강근으로 개구부를 보강한 실험체 No. 3, No. 4, No. 5에 대한 $V_{\exp}/V_{u.M}$와 $V_{\exp}/V_{u.AIJ}$의 평균은 각 1.04로 1.12로 AIJ 2010 규준식과 비교해 Mansur의 제안식이 보다 합리적인 예측결과를 제공하고 있음을 확인하였다.