2.1. 실험체 계획

본 연구에서는 전단보강 유무에 따른 일방향 중공슬래브 의 전단강도를 확인하기 위하여 전단보강이 없는 일방향 중 공슬래브와 전단보강이 되어 있는 일방향 중공슬래브에 대 해 각각 3개의 실험체를 제작하였다. 철근 배근은 중공슬래 브 일반적인 시공 상황을 고려하여 배근하여 계획하였다.

2.2. 재료 실험

모든 실험체의 철근은 설계기준강도 500MPa의 D10, D13 철근으로 배근하였으며, KS B 0802에 따른 재료실험 결과 평균 항복강도는 515MPa로 나타났다. 콘크리트는 설계 압 축강도 24MPa를 사용하였으며, 재료실험 결과 평균 압축강 도는 24.24MPa로 나타났다.

2.3. 실험체 제원

모든 일방향 중공슬래브 실험체는 Fig. 1과 같은 크기 (4,000mm×1,260mm×210mm)로 일방향 중공슬래브를 제작 하여 실험을 실시하였다. 자세한 제원은 Table 1과 같다.

Fig 1.

Size of specimens

여기서 실험체명 VSR0는 전단보강이 없는 일방향 중공슬 래브이고 실험체명 VSR6는 전단보강이 된 일방향 중공슬래브 이다. 각 실험체별 하부 철근배근은 VSR0-13A는 D13@105 좌우측 끝 피복 30mm 및 75mm로, VSR0-25B는 D13@52.5 좌우측 끝 피복 30mm 및 37.5mm로, VSR0-35C는 210mm 간격마다 5-D10+1-D13으로 배근하였다. VSR6-12D는 D10@110 좌우측 끝 피복 25mm로, VSR6-23E는 D13@55 좌우측 끝 피복 25mm로, VSR6- 31F는 D13@40 좌우측 끝 피복 35mm 로 배근하였다. 전단보강근의 배근은 중공관을 둘러싸는 형 태로 D10@150으로 수직 배근하였다. 중공슬래브에 쓰인 중 공관은 직경 115mm의 THP주름관을 사용하였으며, 각 중공 관의 중심간 거리는 210mm이다. 자세한 실험체별 단면 상 세는 Fig. 2와 같다.

Fig 2.

Section of specimens

2.4. 실험 방법

본 연구에서는 일방향 중공슬래브의 전단성능을 분석하기 위하여 엑츄에이터 (Actuator)에 실험체를 설치하고 단순지 지하여 가력했다. 상세한 엑츄에이터 설치와 단면은 Fig. 3 과 같다. 실험체 설치는 양 단부 끝에 250mm씩 떨어진 곳에 반력힌지를 위치시키고, 실험체 상부의 중앙에서 양쪽으로 600mm씩 떨어진 곳에 가력힌지를 위치시켰다. 가력은 최대 용량 2000kN의 엑츄에이터를 사용하여 1mm/min의 속도로 변위제어를 실시했다.4

Fig 3.

Specimen installation and actuator section

Fig 4.

Failure mode of VSR0 specimens

3.1. 실험체 파괴양상

Fig. 4와 Fig. 5는 실험체별 최종 파괴시 균열 상황을 나타 낸 것이다.

Fig 5.

Failure mode of VSR6 specimens

전단보강 되지 않은 VSR0 실험체의 파괴거동은 하중 작 용시 지점에서 가력점으로 사인장균열이 초기균열로 발생하 였고 시간에 따라 균열 폭이 진전되었으며, 최종적으로 최대 가력 하중 작용시 전단에 지배적인 파괴양상을 보였다. 전단 보강이 된 VSR6 실험체의 파괴거동은 콘크리트의 중앙 하 단부에 초기 휨 균열이 발생하였고, 시간에 따라 중앙 하단 부에서 단부 쪽으로 균열이 발생하였다. 최종적으로 최대가 력 하중 작용시 휨에 지배적인 파괴양상을 보였다.

실험체의 파괴양상을 살펴보았을 때, 철근량과 철근비에 관계없이 전단보강이 되지 않은 실험체는 전단파괴, 전단보 강이 된 실험체는 휨 파괴의 양상을 보여주고 있다. 따라서 일방향 중공슬래브의 전단파괴를 방지하기 위해 전단보강이 필요한 것으로 판단된다.

3.2. 하중-변위 관계 곡선

일방향 중공슬래브의 실험에서 얻은 초기균열과 최대 가 력 하중시 변위에 대한 값은 Table 2와 같다.

모든 실험체 중 철근비가 가장 낮은 VSR6-12D의 실험체 의 경우 전단보강의 되지 않은 VSR0 실험체보다 최소 1.1 배에서 최대 1.7배 큰 하중에서 초기 균열이 발생하였다. 또 한 철근비가 0.01785인 VSR6-23E의 경우 철근비 0.0195, 0.01878인 VSR0-25B와 VSR0-35C의 실험체보다 철근비가 더 작지만 2.3배에서 2.7배 큰 하중에서 초기균열이 발생하 였다. 그러므로 일방향 중공슬래브의 초기균열은 하부 철근 보다 전단 철근의 영향을 더 많이 받는 것으로 판단되며, 슬 래브의 사용성을 위해 전단보강이 필요하다고 판단된다.

전단보강 유무에 따른 각 실험체 별 하중-변위 관계 곡선 은 Fig. 6 및 Fig. 7과 같다. VSR0 실험체와 VSR6 실험체 의 하중-변위 관계 곡선의 비교 시 두 그래프 사이의 전단보 강 유무에 따른 변형에너지의 차이는 큰 것으로 나타났다. 그러므로 전단보강을 한 경우가 전단보강을 하지 않은 경우 보다 변형에너지가 더 많이 증가하는 것으로 판단된다.

Fig 6.

VSR0 load-displacement graph

Fig 7.

VSR6 load-displacement graph

Fig. 6과 Fig. 7의 그래프의 형태를 살펴보았을 때, VSR0-13A, VSR0–25B, VSR0-35C, VSR6-31F는 취성파괴의 양상을 보 여주고 있으며, VSR6-12D와 VSR6-23E는 연성파괴의 양상 을 보여주고 있다. VSR0 실험체의 경우, 철근비의 값과 균 형철근비의 값 사이의 차이에 관계없이 모두 취성파괴의 양 상을 보여주고 있다. VSR6 실험체의 경우, VSR6-12D와 VSR6-23E는 연성파괴의 양상을 보여주고 있으며, VSR6-31F 는 취성파괴의 양상을 보여주고 있다.

VSR6 실험체의 철근비와 균형철근비를 비교해 보았을 때, VSR6-12D의 경우 철근비가 0.00932로 균형철근비 0.0189 보다 2배 작으며, VSR6-23E의 경우 철근비가 0.01785로 균 형철근비보다 0.001 작다. 두 실험체 모두 그래프의 형상은 연성파괴의 양상을 보여주고 있지만 VSR6- 12E의 소성구간 이 VSR6-12D와 비교하여 2배 가까이 작아진 것을 볼 수 있 다. 이것은 VSR6-12E 실험체의 철근비 값이 균형철근비 값 과 근접하여 소성구간이 줄어든 것으로 판단된다. VSR6-31F 실험체는 전단보강된 실험체 중 유일하게 취성파괴의 양상 을 나타내고 있다. 이것은 VSR6-31F의 철근비가 균형철근 비 0.0189보다 큰 0.0241의 철근비로 배근되어 발생한 것으 로 판단된다.

Fig. 8과 Fig. 9는 철근비가 유사한 실험체별로 나타낸 하 중-변위 관계 곡선이다. VSR6-12A에 대한 VSR6-13A의 철근비 차는 0.00082이고, VSR6-23E에 대한 VSR0- 35C, VSR6-23E 의 철근비 차는 각각 0.0016, 0.0009이다. 그래프를 살펴보 면 두 그래프 모두 근사한 기울기를 가지며, 전단보강이 된 실험체가 더 많은 변위와 변형에너지를 가짐을 알 수 있다. 적절한 철근비를 가짐에도 불구하고 전단보강이 되지 않은 실험체는 취성파괴의 양상을 보였음을 확인할 수 있다.

Fig 8.

Compare the load-displacement graph of VSR0-13A and VSR6-12D

Fig 9.

Compare the load-displacement graph of VSR0-25B, VSR0-35C and VSR6-23E

Table 2의 파괴 시 최대하중과 그래프를 함께 살펴보면 전 단보강이 된 실험체 중 철근량이 가장 적은 VSR6-12D는 최 대하중 238.3kN에서 파괴되었고, 전단보강이 되지 않은 실 험체에서 철근량이 가장 적은 VSR0-13A는 최대하중 271.2kN 에서 파괴되었다. 최대하중의 값은 32.9kN 낮았지만 VSR6-12D 의 경우 연성파괴가 일어났고 VSR0-13A보다 최대 변위가 33.9mm 더 크게 나타났다. VSR6-31F는 전단보강하지 않은 실험체들과 비교하여 최대 248.2kN 최소 162.8kN 큰 최대 하중을 받았다. 최대하중 값은 크지만 전단보강 된 실험체 중에 유일하게 취성파괴의 양상을 보였으며, 최대 변위의 값 이 전단보강 된 다른 실험체들과 비교했을 때 최대 38.4mm 최소 26.3mm 적게 나타났다.

따라서 일방향 중공슬래브의 취성파괴를 방지하고 연성거 동을 유도하기 위해서는 전단보강과 함께 균형철근비를 고 려한 설계가 필요하다고 판단된다.

4.1. ACI (318-08) 상세식

식 (1)은 ACI 318-08으로 콘크리트 벽체의 전단 강도식으 로 콘크리트 압축강도 외에 전단경간비 및 인장철근비를 고 려하여 다음 식으로 전단강도를 산정한다.

여기서, f_ck 는 콘크리트 압축강도 (MPa), ρ_w 는 인장철근 비, V_u , M_u 는 단면에서 발생하는 최대 계수전단력과 계수 모멘트이고 V u d M u 값은 1을 초과할 수 없으며, b_w는 실험체 의 폭 (mm), d는 종방향 인장철근의 중심에서 압축측 연단 까지 거리 (mm)이다.

식 (2)는 전단보강근에 의한 전단강도 V_s를 구하는 식으 로 철근의 인장강도 외 철근의 단면적, 유효깊이 및 철근간 격을 고려하여 다음 식으로 전단강도를 산정한다.

여기서, f_y 는 철근의 인장강도 (MPa), A_u 는 전단보강근 의 단면적 (mm² ), s 는 전단보강근의 간격 (mm), d는 보 의 유효깊이 (mm)이다.

4.2. Zsutty 제안식

Zsutty 제안식은 콘크리트의 압축강도와 전단경간비 및 인 장 철근비를 고려하여 전단강도를 다음 식 (3)과 같이 산정 한다.

여기서, f_ck 는 콘크리트 압축강도 (MPa), ρ_w 는 인장철근 비, d/a 는 전단경간비, b_w 는 실험체의 폭 (mm ), d 는 보의 유효깊이 (mm )이다.

식 (4)는 전단보강근에 의한 전단강도 V_s를 구하는 식으 로 철근의 인장강도 외 전단철근의 철근비, 단면적을 고려하 여 다음 식으로 산정한다.

여기서, f_y는 철근의 인장강도 (MPa), r은 전단보강근의 철근비, s 는 전단보강근의 간격 (mm), b_w는 실험체의 폭 (mm), d는 보의 유효깊이 (mm)이다.

4.3. 일방향 중공슬래브의 전단강도 산정

위의 각 식을 이용하여 실험체의 전단강도를 산정한 값은 Table 3과 같고, 실험값/산정값의 결과는 Table 4와 같다.

전단보강 되지 않은 VSR0 실험체들의 경우 산정값과 실 험값과의 비교 결과 전단강도는 큰 오차를 보이지 않았으며, 실험값과 산정식 (V_c)값의 비는 최소 1.03 최대 1.31로 나타 났다. VSR0의 실험체들은 모두 전단파괴의 양상을 보였으 므로 일방향 중공슬래브의 경우 전단보강이 되지 않을 경우 콘크리트 V_c의 전단강도만으로 전단파괴를 방지하기 어려 울 것으로 판단된다.

전단보강이 된 VSR6 실험체들의 실험값과 산정식 (V_c + V_s ) 값의 비는 최소 0.19에서 최대 0.49로 나타났다. 이는 VSR6 실험체들이 전단보강근으로 충분한 전단강도를 확보하여 그 보다 낮은 하중에서 휨에 지배적인 파괴양상을 보였기 때문 으로 판단된다.

따라서 일방향 중공슬래브의 전단파괴를 방지하기 위해서 는 충분한 전단내력을 갖도록 전단보강을 해야 한다고 판단 된다.

사용한 산정식에서는 모두 전단경간비를 변수로 두었다. 기존 연구 (Michael and Daniel, 2010)에서 전단 스팬에 따 른 전단강도를 살펴보면. 전단경간비가 2.5 ≤ a/d < 5.5일 때 사인장 파괴 영역이며, a/d ≥ 2.5일 때 휨파괴 영역이 다. 본 연구의 실험체는 모두 전단경간비가 5.5 이상이지만 전단보강되지 않은 실험체의 경우 전단파괴의 양상을 나타 내었다. 중공부 만큼의 콘크리트 물량이 빠지기 때문으로 판 단되며, 이는 앞으로 중공슬래브에 대한 전단경간비를 구하 는 산정식이 따로 연구되어야 할 것으로 판단된다.