2.1. 실험변수 및 계획

고강도 강섬유 보강 콘크리트 보의 전단거동을 규명하기 위한 실험변수는 다음와 같이 전단스팬비, 강섬유 혼입률, 전단보강근비이다.

실험변수는 전단경간비 1.5 (파괴양상이 전단지배), 2.5 (파괴양상이 전단+휨 지배), 3.5 (파괴양상이 휨지배)의 3종 류, 강섬유 혼입률 (V_f) 0.0%, 1.0%, 1.5%의 3종류를 대상 으로 하였으며, 전단경간비 (a/d) 2.5인 경우, 강섬유 혼입률 1.0%, 1.5%에 대한 상대전단보강근비 (ρ_w) 100% (6D10), 67% (5D10), 50% (4D10)의 3종류로 구성된 총 13개의 실 험체를 대상으로 전단실험을 수행하였다. 여기서 상대전단보 강근비는 전단보강근량을 보폭에 스터럽 간격을 곱하여 산 정한 전단보강근비 6D10을 100으로 고정하고 산정한다. 주 요 실험체 일람은 Table 1과 같다. 실험체의 단면은 폭 12.5cm, 춤 25cm로 균일하게 하였고, 모든 실험체는 지점에 서의 파괴를 방지하기 위하여 실험체의 양 끝부분을 15cm씩 돌출시켰다.

SFRC 제조에 사용된 시멘트는 포틀랜드 시멘트이며 조골 재는 19mm의 쇄석, 세골재는 강모래를 사용하였다. 본 연구 에서 사용된 강섬유는 Table 2와 같이 직경 0.9mm, 길이 60mm, 형상비 67의 양단고리 (Hook)형이다.

실험체에 사용된 철근은 Fig. 1과 같이 SD 40 철근을 사 용하였다. 성능실험과 아울러 진행한 콘크리트 압축강도 및 쪼갬인장강도 시험용 공시체는 100×200mm 원주형 공시체 이며, 휨인장강도 시험용 공시체는 150×150×550 mm의 콘 크리트 보를 사용하였다.

각 실험체는 Fig. 2와 같이 H-150×150×7×10의 형강을 가 력보로 2점 가력하였다. 변위계는 실험체 중앙 하부에 설치 하였으며, 스트레인게이지는 실험체 전단보강근 및 인장주근 에 붙여 부재의 변위 및 변형도를 측정하였다.

2.2. 재료시험 결과

Table 3에 강섬유 혼입률에 따른 압축강도, 할렬인장강도 및 휨강도를 나타내었다. 강섬유 비보강인 경우, 설계강도인 60MPa을 확보하였으며, 강섬유 혼입률이 1.0%보강한 경우 압축강도는 비보강대비 116% 증가한 74.12MPa로 평가되었 다. 그렇지만 1.5% 보강 경우 비보강대비 103% 증가에 그 쳤으며, 이는 강섬유 배합시 발생하는 뭉침 현상 (fiber ball) 에 의한 것으로 판단된다. 할렬인장강도는 강섬유 보강량이 증가될수록 증가되는 것으로 평가되었으며, 휨강도 또한 월 등한 증가가 발현되는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 3에 압축강도, 할렬인장강도 및 휨강도를 비보강대비 상대비로 정리한 결과를 나타내었는데, 할렬인장 및 휨강도 에 있어서 강섬유 보강효과를 확인할 수 있었다. Photo 1에 압축강도, 할렬인장강도 및 휨강도별 재료시험결과를 강섬유 혼입률을 변수로 정리하였다.

2.3. 실험 결과

전단경간비, 강섬유 혼입률 및 전단보강근비에 따른 고강 도 SFRC보의 전단 성능 실험결과를 Table 4에 나타내었다. 표에서 항복강도 (Py) 및 파괴강도 (Pu)는 RC실험체의 실험 특성상 산정이 어려워, 기존 연구 (^{Priestley, M. J. N. and Park R, 1987})를 참고하여 최대강도의 75% 해당하는 점을 항복강도, 최대강도 이후 최대강도의 80%로 저하되는 부분 을 파괴강도로 산정하였다. 연신율 (μ)은 파괴강도시 변위에 대한 항복강도시 변위 비로 산정하였다.

Photo 2에 전단경간비 1.5, 2.5, 3.5 별 실험체의 강섬유 혼입률별 파괴시 사진을 나타내었는데, 전단경간비기 1.5인 경우 강섬유 보강량이 증가할수록 취성적인 파괴양상이 개 선되는 것을 확인할 수 있었다. 또한 전단경간비 2.5인 경우 강섬유 보강량이 증가할수록 사인장 균열을 제어하여 파괴 양상을 휨파괴로 개선하는 것을 확인할 수 있었다. 전단경간 비 3.5인 경우 강섬유 보강량이 증가할수록 휨균열이 제어되 어 균열발생이 적게 발생되는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 4에 전단경간비 2.5이며 강섬유 혼입율 1.0% 및 1.5%인 경우, 전단보강근비 100을 기준으로 67 및 50으로 줄어드는 경우에 대한 균열도를 나타내었다. 이에 의하면 강 섬유 보강 1.0%인 경우 전단보강근이 감소되어도 전단능력 이 저하되지 않음을 균열 양상이 큰 변화 없음으로 확인할 수 있었다. 그러지만 강섬유 보강 1.5%인 경우 섬유의 뭉침 현상으로 인하여 강섬유 보강효과를 명확하게 확인할 수 없 었다.

3.1. 하중-변위 곡선

Fig. 5에 전단경간비에 따른 하중-변위 곡선을 나타내었다. 전단경간비 1.5인 경우, 강섬유 보강량 1.0%의 강도 및 변형 특성이 가장 우수한 것으로 평가되었다. 보강량 1.5%인 경 우 전단이 크게 작용하는 실험체 형상에 의거 급격한 취성파 괴가 발생하여 강섬유 보강효과가 적절히 발현되지 못하였 다. 전단경간비 2.5인 경우 강섬유 1.0% 및 1.5% 보강이 비 보강 대비 강도 및 변형 능력이 증진되는 것으로 나타났다. 전단경간비 3.5인 경우 보강량 1.0% 보강이 가장 우수한 것 으로 나타났다.

Fig. 6에 전단경간비 2.5인 경우, 강섬유 혼입률 1.0% 및 1.5% 각각의 강섬유 보강에 대하여 전단보강근비를 100%에 서 67% 및 50%로 줄인 실험체의 하중-변위 곡선을 나타내 었다. 먼저 강섬유 보강 1.0%인 경우 전단보강근비가 감소 되어도 강도 및 변형 능력의 감소가 미비한 것으로 나타났 다. 또한 강섬유 보강 1.5%인 경우 전단보강근비가 67% 감 소되어도 강도 및 변형능력의 감소가 미비한 것으로 나타났 다. 이러한 결과는 강섬유가 일정 수준 이상 전단능력 증진 에 기여함을 확인할 수 있는 것으로 판단되며, 향후 이에 대 한 보완연구가 필요한 것으로 판단된다. 그렇지만 전단보강 근비 50% 감소의 경우 강도 및 변형 능력이 저하되는 평가 되어, 강섬유 보강 1.5% 경우 강섬유 뭉침 현상에 대한 보완 이 필요한 것으로 판단된다.

3.2. 강도 능력

Fig. 7에 강섬유 보강량을 기준으로 전단경간비에 따른 최 대강도 및 전단보강근비에 대한 최대강도를 나타내었다. 먼 저 전단경간비에 대한 최대강도를 평가하면 강섬유 보강 1.0%에 대한 강도 증진효과는 전단경간비 상관없이 증가하 는 것으로 평가되었으며, 강섬유 1.5%인 경우는 전단경간비 2.5를 제외하고는 최대 강도가 비보강보다 낮게 평가 되었 다. 이는 실험체 제작시 발생한 강섬유 뭉침 현상에 기인한 것으로 1.5%의 강섬유 보강이 강도 능력의 증진이라는 측면 에서는 적절치 않은 것으로 판단된다.

또한 전단보강근비 변수에 대한 강섬유 보강 혼입율별 최 대강도를 평가한 결과, 강섬유 보강 1.0%인 경우 전단보강 근비 0.5까지 감소에 따른 내력 저하는 발생하지 않아 적절 한 수준의 전단보강근 감소효과를 강섬유 보강이 발휘하는 것으로 판단된다. 반면 강섬유 보강 1.5%인 경우 0.67까지 는 전단보강근 감소에 따른 내력 저하가 나타나지 않았으며, 전단보강근비 0.5인 경우 내력 저하가 발생하였다. 이로부터 강섬유 보강은 일정 수준의 전단보강근 감소에 대한 보강효 과가 있음을 확인하였으며, 보다 상세한 보완 연구가 필요한 것으로 판단된다.

3.3. 연성 능력

Fig. 8에 강섬유 보강량을 기준으로 전단경간비에 따른 연 성능력 및 전단보강근비에 대한 연성능력을 나타내었다. 전 단경간비에 따른 연성능력은 강섬유 보강량이 증가할수록 증진되는 것을 확인할 수 있었으며, 특히 강섬유 보강 1.5% 인 경우의 증진도 발휘된 것으로 보아, 강도 증진과는 약간 다른 양상을 나타내었다. 또한 전단보강근비에 대한 강섬유 보강혼입율별 연성능력은 전단보강근비 1에서 0.67까지는 증진되다가, 0.5인 경우는 강섬유 혼입률에 따라 증진되기도 감소되기도 하는 상이한 결과를 나타내았다. 이는 급격한 취 성파괴에 기인한 것으로 판단된다. 이상의 결과로부터 강섬 유 보강에 의한 연성 능력의 증진은 0.67까지의 전단보강근 비 감소까지 적절한 것으로 판단된다.

4.1. 기존 내력 산정식

일반적으로 강섬유 보강 콘크리트는 전단스팬비 (a/d)에 큰 영향을 받는 것으로 평가되며, 강섬유 혼입률이 증가할수 록 전단저항능력이 우수한 것으로 판단된다. 이때의 강섬유 혼입률 (V_f)은 1.0%~1.5%가 적절한 것으로 보고되고 있다. 또한 구조 부재에 강섬유가 미치는 보강효과는 강섬유 계수 (steel fiber coefficient, F) 및 강섬유 혼입률 (steel fiber volume fraction %, V_f)이 주요한 평가 요소가 될 수 있다고 기존 연구 (^{Lee, 2004})에서는 보고하고 있다. 상기 연구에서 는 식 (1)과 같이 강섬유의 형상비, 혼입비, 형상에 따른 부 착계수로 구성된 강섬유 계수 (F)를 사용하였다.

여기서 L_f/D_f : 강섬유 형상 계수

L_f : 강섬유 길이

D_f : 강섬유 지름

ρ_f : 강섬유 혼입비 (ratio)

d_f : 강섬유 부착 계수 (직선형 0.5, 후크형 0.75, 톱니형 1.0)

기존 연구 (^{Lee, 2004})의 재료 수준 및 보 수준에 대한 강 섬유 보강효과를 평가한 결과, 할렬인장강도 (f_sp)와 강섬유 계수 (F)로 SFRC 보의 전단보강 효과를 예측할 수 있는 것 으로 보고하고 있다. 따라서 식 (2)와 같이, 강섬유 계수를 이용한 강섬유 보강계수 (α_f)를 회귀분석을 통하여 제안하였 다. 여기서 식 (2)는 강섬유 비보강 실험체에 대한 보강 실험 체의 상대비를 의미한다.

여기서 α_f = 강섬유 보강 계수

F = 강섬유 계수

상기의 기본 연구결과를 근간으로 한 일반강도 SFRC 보 의 전단응력 예측 제안식 (^{Lee and Hur, 2005})은 전단경간 비, 인장철근비, 할렬인장강도 및 강섬유 계수로 구성되며, 다음 식 (3)과 같다.

여기서 a/d = 전단경간비

υ_u = SRFC보의 전단 응력

f_sp = 할렬인장강도

ρ_t = 인장철근비

F = 강섬유 계수

υ_s = 전단보강근의 전단 응력

4.2. 고강도 SFRC보의 전단 내력 예측

4.1절의 연구결과는 일반강도를 대상으로 한 것이므로, 본 연구에서 적용한 60MPa급 SFRC 보의 전단 내력을 평가하 여, 기존 제안식의 적용가능성을 평가하였다. 여기서 현행기 준인 KBC 2009에 의하면 전단경간비 2 이하인 경우에는 스 트럿-타이모델을 적용하도록 규정하고 있으나, 강섬유 보강 효과 및 전단스팬비 변수를 적용할 수 없으므로 식 (3)을 적 용한 것임을 전제한다. Fig. 9에 본 연구에 적용된 전단경간 별 9개 실험체의 전단내력을 식 (3)으로 산정한 결과를 나타 내었다. 그림에서 실험결과는 기존 내력식과의 비로 정리하 여 강섬유 혼입률로 비교하였다. 전단경간비 1.5인 경우 실 험체의 내력이 다소 크게 평가되었으며, 전단 경간비 2.5 및 3.5의 경우 기존 내력식의 내력이 다소 크게 평가되었다. 전 체 평균은 0.79로 기존 내력식이 고강도 SFRC보의 내력을 다소 크게 평가하는 것으로 나타났으며, 이는 콘크리트 고강 도화에 따른 전단능력 저하와 연관이 있는 것으로 판단된다. 분산은 0.22로 나타나, 제한된 9개의 실험결과이지만, 개략 적인 고강도 SFRC 보의 내력 예측은 가능한 것으로 판단된 다. 그렇지만 고강도화에 따른 콘크리트 전단능력 저하에 대 한 보완 연구가 필요한 것으로 판단된다.