2.1. 사용재료

고로슬래그 미분말의 치환율 차이에 따른 프리캐스트 철 근콘크리트 보 부재의 전단 성능을 검토하기 위하여 Table 1 과 같이 고로슬래그 미분말의 치환율에 따라 배합강도 45MPa을 목표로 배합설계 하였다. 모든 실험체는 타설 이후 7일간 증기양생 하였다. 콘크리트 압축강도는 실험체 파괴 일에 KS F 2405 (^{Korean Standards Association, 2010})에 기초하여 시험한 결과 Table 2와 같이 45.2~ 56.9MPa을 나 타내었다. 각 실험체의 콘크리트 압축 응력-변형률 관계는 Fig. 1(a)에 나타내었다.

Fig 1.

Stress versus strain curves of materials

실험체에 사용된 각 철근의 기계적 성질을 알아보기 위하 여 KS B 0802 (^{Korean Standards Association, 2003})에 기 초하여 인장시험을 수행하였다. 실험에 사용된 철근의 기계 적 성질은 Table 2에 나타내었다. 실험체 제작에 사용된 인 장철근은 항복강도가 544.0MPa, 탄성계수가 185GPa인 D22 이형철근을 사용하였으며, 압축철근은 항복강도가 496.6MPa, 탄성계수가 156GPa인 D10 이형철근을 사용하였다. 사용된 철근의 응력-변형률 관계는 Fig. 1(b)에 나타내었다.

2.2 실험체

이 연구에서는 고로슬래그 미분말의 치환율이 프리캐스트 철근콘크리트 보의 전단강도에 미치는 영향을 알아보기 위 하여 고로슬래그 미분말을 변수로 총 4체의 실험체를 제작 하였다. 모든 실험체는 보폭 200mm, 유효깊이 300mm, 인 장철근비 1.94%로 동일하며, 전단경간비는 전단의 영향이 지배적인 2.5로 계획하였다. 휨 변형과 휨 항복유무를 판별 하기 위하여 Fig. 2와 같이 인장 및 압축철근에 철근용 스트 레인 게이지를 부착하였다. 실험체 일람 및 배근 상세는 Table 2와 Fig. 2에 나타내었다.

Fig 2.

Details of specimens

2.3 실험방법

실험체의 가력방법은 Fig. 3에 나타내었다. 모든 실험체는 3점 가력을 받는 단순지지 보 형태로 계획하였으며, 가력은 2,000kN 용량의 UTM을 이용하였다. 하중은 최대내력의 80% 이하로 저하될 때까지 지속적으로 가력하였다. 실험체의 처 짐은 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 실험체 중앙하단에 설치된 변위측정기 (LVDT) 2대를 이용하여 계측하였다. 실험체의 전단변형은 보의 양옆 전단위험단면에 설치된 LVDT 5대로 각각 구성된 전단변형측정장치를 이용하여 측정하였다. 실험 체 콘크리트 압축영역의 변형상태는 Fig. 3과 같이 실험체 중앙의 가력지점 압축연단에서 각각 10mm, 30mm, 50mm 떨어진 지점에 부착된 콘크리트용 스트레인 게이지를 이용 하여 측정하였다.

Fig 3.

Test setup of specimen

3.1. 전단력-처짐 관계

실험에서 계측된 전단력-처짐 관계는 Fig. 4에 나타내었다. 모든 실험체는 인장철근의 항복 이전에 전단 파괴가 선행하 였으며, 고로슬래그 미분말의 치환율에 관계없이 서로 유사 한 강성과 거동을 나타내었다. Fig. 5는 실험체의 인장철근 에 부착한 스트레인 게이지로부터 계측된 변형률을 나타낸 다. Fig. 5에서 보는 바와 같이 모든 실험체의 인장철근은 실 험이 종료될 때까지 항복하지 않았음을 확인할 수 있다.

Fig 4.

Shear force versus displacement relationships

Fig 5.

Measured strain of longitudinal reinforcements

Fig. 4와 Table 3에 나타낸 바와 같이 고로슬래그 미분말 을 치환하지 않은 S45-0 실험체의 최대전단력은 117.5kN을 나타내었다. 고로슬래그 미분말 50%와 고로슬래그 미분말 40% 및 플라이애쉬 10%를 각각 치환한 S45-50 실험체와 S45-4010 실험체의 최대전단력은 각각 110.2kN과 112.8kN 을 나타내어 S45-0 실험체와 약 5% 오차로 서로 유사한 전 단력을 나타내었다. 반면 고로슬래그 미분말 70%를 치환한 S45-70 실험체의 최대전단력은 89kN으로 가장 낮은 내력을 나타내었다.

3.2. 전단응력-전단변형률 관계

각 실험체의 전단응력-전단변형률 관계는 Fig. 6에 나타내 었다. 여기서 전단변형률은 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 실험 구간의 전단위험단면에 부착한 LVDT 패널을 이용하여 구 하였다. Fig. 6에서 나타낸 바와 같이 전단응력-전단변형률 관계는 대부분의 실험체에서 유사하였음을 확인할 수 있다. Fig. 6에서 확인 할 수 있듯이 사인장 균열 발생 이전에는 전단변형이 거의 발생하지 않았으며 사인장 균열 발생과 동 시에 내력이 급격하게 저하되면서 전단변형이 증가하였다.

Fig 6.

Shear stress versus shear strain relationships

각 실험체의 전단응력은 Fig. 6과 Table 3에 나타낸 바와 같이 고로슬래그 미분말을 치환하지 않은 S45-0 실험체가 1.96MPa로 가장 높게 나타내었다. 고로슬래그 미분말 50% 를 치환한 S45-50실험체와 고로슬래그 미분말 40% 및 플라 이애쉬 10%를 치환한 S45-4010 실험체의 전단응력은 각각 1.84MPa과 1.88MPa으로 유사하였다. 반면 고로슬래그 미분 말 70%를 사용한 S45-70 실험체는 초기 경사균열과 최대 전단응력 모두 0.64MPa와 1.48MPa으로 가장 낮은 응력을 나타내었다.

3.3. 균열 및 파괴양상

고로슬래그 미분말의 치환율에 따른 각 실험체의 균열양 상을 Fig. 7에 나타내었다. Fig. 7에서 확인할 수 있듯이 고 로슬래그 미분말 치환율에 따른 균열양상의 차이는 거의 발 견할 수 없었다. 모든 실험체는 가력초기에 휨모멘트가 최대 인 실험체 중앙 하단에서 최초 휨 균열이 발생하였다. 각 실 험체의 최초 휨 균열 발생시 전단력은 Table 3에서 보는 바 와 같이 26.7~35.4kN으로 유사하게 나타났다.

Fig 7.

Crack patterns of specimens after failure

휨 균열은 하중이 증가함에 따라 실험체 중앙 상단부에 위 치한 가력점을 향하여 진행하였으며, 반력지점으로 새로운 휨 균열 및 휨-전단균열이 확장되어 발생하였다. 모든 실험 체의 사인장 균열은 38.2~ 52.6kN에서 발생하였으며, 최대내 력 이후 최대내력의 80% 이하로 하중이 급격히 떨어지는 취 성적인 파괴양상을 나타내었다.

3.4. 기존 실험결과와 비교

이 연구에서 수행한 실험결과의 신뢰성을 확인하기 위하 여 기존 문헌에서 총 89개의 전단강도 실험결과 (^{Kani, 1967}; ^{Sneed and Ramirez, 2010}; ^{Elzanaty et al., 1986}; ^{Walraven and Lehwalter, 1994}; ^{Zarzris and Papadakis, 2001}; ^{Ghannoum, 1990}; ^{Mphonde and Frantz, 1984}; ^{Krefeld and Thurston, 1996})를 수집하여 비교하였다. 이 연구에서 사용한 기존 실험결과의 각 변수별 범위는 유효깊이 150~482mm, 보 폭 100~400mm, 인장철근비 0.01~0.035, 콘크리트 압축 강도 19.3~101MPa, 전단경간비 2.5~4.2이다.

Fig. 8은 콘크리트 압축강도의 제곱근과 전단강도에 대하 여 기존 실험결과와 이 연구에서 수행한 실험결과를 비교하 여 나타낸 것이다. Fig. 8에서 보는 바와 같이 이 연구에서 수행한 실험결과는 기존 실험결과와 유사한 경향을 나타내 고 있음을 확인할 수 있다. 전단강도는 일반적으로 콘크리트 인장강도의 변수인 압축강도의 제곱근에 비례한다. 콘크리트 압축강도의 제곱근에 따른 기존 실험결과를 나타낸 Fig. 8과 같이 전단강도는 콘크리트 압축강도가 증가할수록 증가함을 확인 할 수 있다. 또한 이 연구에서 수행한 실험결과도 기존 실험결과의 실험군 안에 포함되어 있어 기존 실험결과 경향 에 잘 부합함을 확인 할 수 있다.

Fig 8.

Shear strength versus concrete compressive strength relationships using previous results

3.5. 전단강도 예측

고로슬래그 미분말을 사용한 프리캐스트 보의 전단강도를 현행 규준 및 제안식을 이용하여 비교∙분석하였다. 실험체 의 전단강도 예측을 위하여 ACI 318-11 (^{ACI, 2011})과 CEB-FIP MC90 (^{CEB-FIP, 1990}), JSCE (^{JSCE, 1986}), ^{Zsutty (1968)}에서 제안 및 규정하고 있는 전단강도식을 사 용하였다.

3.5.4. Zsutty 제안식

Zsutty는 전단보강되지 않은 보의 실험결과에 대한 통계적 인 연구를 통하여 다음과 같은 전단강도 계산식을 제안하였다.

(4)

V c = 2.17 f ck ρ st d $\alpha$ v 1 / 3 b w d a / d ≥ 2.5

(5)

V c = 2.17 2.5 d $\alpha$ v f ck ρ st d a v 1 / 3 b w d a / d < 2.5

실험결과와 기존 전단강도식을 활용한 해석결과는 Table 4에 나타내었다. Table 4에서 확인할 수 있듯이 기존 전단예 측식의 경우 고로슬래그 미분말을 50%까지 치환하더라도 실험결과를 약 35% 안전측으로 예측하여 소요성능을 만족 하는 것으로 나타났다. 그러나 고로슬래그 미분말을 70% 이 상으로 치환하는 경우 해석결과가 실험결과를 1.13배로 안전 측으로 예측하였으나 실제 구조부재에 적용함에 있어서는 다양한 변수를 기반으로 한 추가적인 연구가 필요하다고 판 단된다.

Table 4.

Comparison of experimental and analytical results for shear strength of tested specimens

Specimens	ƒck (MPa)	Experimental results		Analytical results				Experimental results / Analytical results
		Vtest (kN)	τtest (MPa)	τACI (MPa)	τCEB (MPa)	τJSCE (MPa)	τZsutty (MPa)	T test T ACI	T test T CEB	T test T JSCE	T test T Zsutty
S45-0	46.7	117.5	1.96	1.32	1.30	1.21	1.55	1.48	1.51	1.62	1.27
S45-4010	56.9	112.8	1.88	1.43	1.39	1.29	1.65	1.31	1.35	1.46	1.14
S45-50	53.1	110.2	1.84	1.39	1.36	1.26	1.61	1.32	1.36	1.46	1.14
S45-70	45.2	89.0	1.48	1.30	1.29	1.19	1.53	1.14	1.15	1.24	0.97
Mean								1.32	1.34	1.44	1.13
COV (%)								10.8	10.9	10.9	10.9

Fig. 9는 기존 전단평가식을 활용한 해석결과와 기존연구 자에 의한 실험결과 비를 나타낸다. Fig. 9에서 확인할 수 있 듯이 ^{ACI 318-11}, ^{CEB-FIP MC90}, ^JSCE 규준식은 기존 실 험결과를 약 1.3배로 예측하였으며, Zsutty 제안식은 약 1.1 배로 모두 안전측으로 예측하였다. 따라서 고로슬래그 미분 말을 사용한 프리캐스트 보에 기존 전단평가식을 적용하더 라도 안전측으로 예측함을 확인할 수 있다.

Fig 9.

Comparison of experimental and analytical result