2.1. 실험체 계획

기초구조에 작용하는 2면 전단, 축응력 전달경로, KCI-2012 에서 규정하고 있는 내용에 대해 평가하여 전단보강용 강판 으로 보강된 기초구조 시스템의 설계를 위한 기초자료 제공 등을 목적으로 전단보강용 강판의 보강길이와 전단보강용 강 판의 스티프너 보강 효과를 변수로 실험체를 계획하였다.

전단보강용 강판의 보강길이는 1,000, 1,200, 1,400 mm로 구분하였다. 보강길이는 기초판의 양끝단에서 피복두께를 제 외하고 유효두께만큼의 여유를 두어 결정하였다. 이는 보강 체 끝선에서의 전단파괴를 고려한 것이다. 또한 전단보강용 강판의 스티프너 보강방법은 Fig. 1과 같이 위험단면 내에 100 mm 간격의 스티프너로 보강한 실험체를 제작하여 실험하였 다. 휨 철근은 6개 실험체 모두 HD16@125로 배근하였다. Table 1은 실험체 일람, Fig. 2는 실험체 상세를 나타낸다. Fig. 2에서 보강길이가 1,200, 1,400인 실험체는 ㄷ형강 길이를 1,200, 1,400으로 제작하였다.

Fig. 1.

Detail of stiffened specimen

Fig. 2.

Detail of specimen

2.2. 실험체 제작

실험에 사용될 전단 보강용 강판은 Fig. 3과 같이 강판을 필 요한 크기로 제단하여 필요한 홈을 절단하고, 절곡기계를 사 용하여 절곡하였다. 교차부의 용접 및 무 용접에 대한 거동평 가는 기존 실험에서 영향을 미치지 않는 것으로 검토되었다 (^{Yang, 2012}). 따라서 가공이 완성된 보강재는 무용접에 의해 조립을 완성하였다. 조립이 완료된 전단 보강용 강판을 하단 근 배근이 완료된 기초판 거푸집에 설치하였다. 전단 보강용 강판의 설치가 끝나면 기둥철근을 배근한 후 완성하였다.

Fig. 3.

Detail of steel plate fabrication

실험체 제작에 사용된 각종 구조재료의 물리적 성질은 다 음과 같다. 콘크리트 f_ck : 24MPa, 철근 f_y : 400MPa, 강판 f_y : 240MPa, 강재 E_s : 200,000MPa, 콘크리트 E_c : 20,000MPa

2.3. 계측 계획

실험체의 변위 및 내부에 배근된 주근과 전단 보강재의 변 형률 계측을 위하여 변위계는 가력 지점인 기둥머리의 침하 량 및 기초판 연단의 침하량을 계측하기 위하여 기둥면과, 기 초판 연단 4곳, 총 5곳의 수직 변위를 계측하였다. 또한 주근 및 전단 보강재의 변형률 계측을 위하여 주근은 위험단면 위 치의 0.5d를 포함하여 1.0d, 2.0d, 3.0d의 위치에 1방향만 부착 하고, 보강재는 0.5d, 1.0d, 2.0d위치의 변형률 계측을 위하여 상하 플랜지 및 웨브에 설치하였다. 부착 위치 및 상황을 Fig. 4 에 나타내었다.

Fig. 4.

Layout of L.V.D.T and strain gauges

2.4. 가력 장치

지반에서 실험을 수행하기 위해 지면 6 m 아래에 2 m 두께 의 콘크리트 매트를 제작한 후 지상 보조 빔과 가력 빔을 지지 할 수 있도록 직경 100 mm 강봉을 Fig. 5와 같이 콘크리트 매 트 양측에 6개씩 총 12개 매설하였다. 지반은 콘크리트 매트 28일 양생 후, 약 20 cm 두께로 5 ton 롤러를 이용하여 다짐을 실시하였다. 다짐이 종료 된 후 지내력 시험을 실시하였다. 각 각의 실험체에 대한 실험이 완료된 후 가력에 의한 지반 다짐 효과를 배제하기 위하여 매 실험마다 다짐을 실시하여 지내 력이 80 tf/m²가 되도록 하였으며, 가력은 10,000 kN의 오일잭 을 사용하여 실험체의 내력이 더 이상 증가하지 않는 시점까 지 가력 하였다. 가력장치 상세 및 설치 상황을 Fig. 5 및 Fig. 6 에 각각 나타낸다.

Fig. 5.

Detail of loading device

Fig. 6.

Specimen device and loading condition

2.5. 가력방법

실험체의 가력은 10,000 kN의 오일잭을 사용하여 단조 가 력 하였다. 균열은 실험체 측면의 4면 균열과 밑바닥 균열의 2 종류로 구분하여 관찰하였다. 실험도중 관찰이 가능한 측면 의 균열은 초기균열, 항복균열, 가력종료의 3단계로 구분하여 조사하고, 초기균열은 육안으로 관찰하여 최초발생 시점을 초기균열 하중으로 설정하고, 항복균열은 기초판의 주근에 부착된 변형률 게이지가 0.002 도달시점을 항복하중으로 평 가하고 항복균열을 조사하였다. 이후 하중이 더 이상 증가하 지 않거나, 감소하는 시점까지 가력 하여 최종 균열을 조사하 고 가력을 종료하였다. 가력종료이후 실험체를 해체하고 실 험체의 바닥판 균열을 조사한 후 실험을 완료하였다.

3.1. 균열상황

실험체의 균열형상은 Fig. 7에 나타낸바와 같이 무보강 실 험체인 RC-300 실험체는 2방향 뚫림전단의 균열양상을 그대 로 보여주고 있다. 보강 실험체는 이와는 달리 2방향 뚫림전 단 균열 양상이 보이지 않고 대각선 형태의 방사형 균열의 패 턴을 보이고 있다. 즉 전단보강 실험체는 보강체에 의한 전단 거동보다는 휨 거동의 양상이 강한 것으로 사료된다. 또한 무 보강 실험체에 비하여 보강 시험체의 균열이 많은 이유는 보 강 실험체의 가력변위가 무보강 실험체에 비하여 2배 이상 크 기 때문이다.

Fig. 7.

Final destruction of specimen

실험이 종료된 이후 무보강 실험체를 절단한 Fig. 8에서도 2면 전단에 의한 전형적인 파괴형태인 기둥면으로부터 약 45° 의 각도로 파단면이 발생하고 있는 것으로 나타났다.

Fig. 8.

Cutting situation of RC-300 specimen

3.2. 하중-변위 곡선

실험체의 중앙부인 기둥 밑면에서 측정한 하중-변위 곡선 및 기초판의 네 모서리의 평균변위를 Fig.9~Fig.14에 나타낸 다. 또한 지속적인 지내력의 영향으로 인하여 전단파괴 시점 이 명확하지 않아 다음과 같은 방법으로 전단파괴 시점을 평 가하였다. 하중-변위 그래프에 의하면 초기에는 기둥머리 변 위를 나타내는 1번 변위계의 변위와 2, 3, 4, 5번 변위계의 평 균 변위가 같이 증가하는 것을 알 수 있다. 그러나 어느 시점에 서 모서리 변위가 최대변위 이후 감소하는 것을 알 수 있다. 이 는 기초판이 전단파괴되어 기둥머리 변위는 가력에 의하여 계속 증가하지만 네모서리는 전단파괴로 인하여 응력이 기초 판 모서리쪽으로 전달되지않아 발생하는 현상으로 사료된다. 따라서 모서리 변위의 최대점을 전단파괴시점으로 평가하였 으며, 그 시점을 그래프상에 나타내었다.

Fig. 9.

Load-Displacement curve of RC-300

Fig. 10.

Load-Displacement curve of SFN-4.5T-1000

Fig. 11.

Load-Displacement curve of SFN-4.5T-1200

Fig. 12.

Load-Displacement curve of SFN-4.5T-1400

Fig. 13.

Load-Displacement curve of SFNS-2.0T-1400

Fig. 14.

Load-Displacement curve of SFNS-4.5T-1400

4.1. 스티프너 보강효과

스티프너 보강에 대한 효과를 검토하기 위하여 전단보강재 두께 2.0 mm, 4.5 mm실험체의 위험단면 경계인 d/2위치에서 전후 100 mm간격으로 3개의 스티프너를 보강 하였다. 각 실 험체별 하중-변위관계를 Fig. 15에 나타내었고, 모서리 변위 가 역행 및 더 이상 증가하지 않은 시점으로 정의한 전단파괴 하중 및 최대강도를 Table 3에 나타내었다. 하중-변위관계 곡 선에서 스티프너가 보강이 되지 않은 SFN-4.5T-1400실험체 와 SFNS3-4.5T-1400실험체의 하중-변위곡선은 거의 일치하 는 것을 알 수 있으며, 오히려 전단파괴 하중은 스티프너가 없 는 SFN-4.5T-1400실험체가 더 큰 것으로 나타났다. 이는 콘 크리트에 완전 매립된 보강체의 경우 국부좌굴 및 횡좌굴을 검토하지 않아도 된다는 강구조설계기준의 합성보설계기준 과도 일치한다. 따라서 본 연구에서 대상으로 한 전단보강재 에 스티프너 보강은 불필요한 것으로 사료된다.

Fig. 15.

Load-Displacement curve of reinforced with stiffener specimen

4.2. 전단보강재의 보강길이

전단보강재의 보강길이에 따른 실험체별 내력을 평가하기 위하여 같은 강판두께 4.5 mm에 대하여 보강길이를 1,000 mm, 1,200 mm, 1,400 mm으로 다르게 한 실험체를 비교하였 다. 전단파괴하중 및 최대하중을 Table 4에 나타냈고, 하중-변 위 관계 곡선을 Fig. 16에 나타내었다. Table 4에 의하면 보강 길이 증가에 따른 전단파괴 하중의 상승률은 저조하였으며, 최대하중도 큰 차이를 보이지 않는 것으로 나타났다. 이는 전 단파괴하중은 강판의 길이에 큰 영향을 받지 않는 것으로 판 단되며, 최대하중도 최종적인 거동특성은 결정된 위험단면에 서의 지내력에 대한 콘크리트의 압축력에 의한 반발력으로 저항하게 되므로, 큰 차이를 보이지 않은 것으로 판단된다.

Fig. 16.

Load-displacement curve of enforcement length specimen

결국 최대하중의 크기는 전단파괴이후 위험단면의 크기에 의 해서 결정되며, 본 실험체와 같이 보강길이 1,400 mm로 보강하는 경우 보강된 단면의 위험단면둘레길이 B₀는 Fig. 17에서와 같이 보 강길이는 3/4(l_υ-c/2)이므로, B₀ = 4√2[c/2+3/4(l_υ-c/2)] = 2,404mm가 된다. 그러나 보강하지 않은 실험체의 위험 단 면 둘레길이 b₀는 4(d+c)에 의해 2,560 mm가 되므로, 전단보 강재로 보강된 실험체의 위험단면보다 큰 값이 된다. 따라서 본 실험결과에서 전단파괴 이후의 위험단면 둘레길이는 무보 강 실험체의 위험단면 둘레길이보다 작아 최대 하중 값에 영 향을 미치지 않은 것으로 판단된다.

Fig. 17.

Critical section B₀

이상과 같이 전단보강재로 보강된 기초의 위험단면둘레길 이 B₀가 보강하지 않은 실험체의 위험단면 둘레길이 b₀보다 작으면 최대내력의 증대효과를 볼 수 없으므로, 유효 보강길 이를 산정할 필요가 있다.

Fig. 18은 기둥머리 변위에 대한 기초판 모서리 변위의 변 화를 실험체별로 비교하여 나타내었다. Fig. 18에 의하면 기 둥머리 변위와 모서리 변위가 비례하는 구간은 최대 모서리 변위까지 인 것을 알 수 있다. 이후 모서리 변위는 “-방향”으 로 역행하는 것을 알 수 있다. 즉 기둥으로의 가력하중이 전단 파괴 이전에는 기초판의 모서리부분까지 전달되어 변위가 같 이 증가하다가 전단파괴 이후에는 가력하중이 모서리부분까 지 전달되지 않아 기둥머리 변위는 증가하지만 모서리 변위 는 가력 반대방향으로 역행하는 것을 알 수 있다.

Fig. 18.

Comparing column displacement with conner displacement

이는 실험체 절단 사진 Fig. 19에서 콘크리트에 의한 1차 전 단파괴 이후 전단보강재의 휨거동에 의해 들어 올려 생기는 현상을 확인할 수 있다. 이상과 같이 전단보강재로 보강된 기 초판의 거동은 1차 콘크리트 전단파괴이후 전단보강재가 하 중을 부담하면서 2차 전단저항기구가 형성된다. 따라서 전단 보강재로 보강된 기초판의 전단내력은 확장된 위험단면에서 의 콘크리트가 부담하는 전단력과 콘크리트 파괴이후 전단보 강재가 지지하는 전단력으로 구분하여 생각할 수 있다. 이는 위험단면에서의 전단 보강재 전단내력이 확장된 위험단면에 서의 콘크리트 전단력을 초과할 필요가 없음을 의미한다.

Fig. 19.

Cutting situation of SFN-4.5T-1400

이러한 거동특성을 고려하여 확장된 위험단면에서의 전단 력을 발생시키기 위한 지내력과 위험단면에서 보강재의 전단 내력을 지내력으로 환산하여 나타내면 폭 두께비에 따른 유 효보강길이를 산정하는 것이 가능하다.

4.2.1. 기준식에 의한 유효보강길이 평가

실험체의 유효보강길이 산정을 위하여 실험체 설계시 사용 한 KBC-2009의 2방향 뚫림전단 평가식과 지내력에 의한 전 단내력 평가식을 사용하여 강판두께에 따른 유효보강길이 산 정방법을 도시하였다.

확장된 위험단면에 뚫림 전단을 발생시키는 지내력

1)

V c = 1 3 f ck B 0 d

(1)

q = V c l 2 - 2 l v 2

여기서, V_c 확장된 위험단면의 뚫림 전단강도, f_ck 콘크리트 압 축강도, B₀ 확장된 위험단면 둘레길이(l_υ×4),d 유효기초두께, q V_c를 발생시키기 위한 지내력, l 기초판 길이, l_υ 전단보강 길이

확장된 위험단면의 펀칭파괴 발생 이후 보강재가 부담 할 수 있는 지내력

2)

v u = q ⋅ l v 2

v u = v c + v s

v s = v u - v c = q ⋅ l v 2 - 1 6 f ck b 0 d

(2)

q = v s + 1 6 f ck b 0 d 2 l v 2

여기서, υ_u 보강된 위험단면 소요하중, b₀위험단면 둘레길이 [(c+d)×4], υ_c 위험단면 b₀에 의한 뚫림 전단강도, υ_s강판의 전 단강도 (0.6f_yA_w), 두께 45mm = 837kN, 두께 2.0mm = 372kN

강판두께에 따른 전단보강재의 보강길이 검토

3)

이상과 같이 기준식에 의하면 위험단면이 증가할 때 콘크 리트에 뚫림 전단강도를 발생시키기 위한 지내력 Eq. 1과 위 험단면에서의 보강재가 부담할 수 있는 전단력에 대한 지내 력 Eq. 2가 교차하는 점이 보강재의 전단보강 길이로 생각할 수 있으므로, 본 연구에서 대상으로 한 실험체(2 m×2 m, 두께 300 mm)의 유효 보강길이는 Fig. 20과 같이 나타낼 수 있다. Fig. 20의 x축 값은 3/4(l_υ)×2를 나타낸다. 따라서 전단 보강 재의 보강길이 2l_υ는 4/3을 곱하여 구할 수 있다.

Fig. 20.

Effective reinforced length according to concrete strength and steel plate thickness

Fig. 20에 의해 본 연구에서 대상으로 한 실험체의 보강길 이를 콘크리트 강도로 구분해서 구하면 다음과 같다. 4.5T로 보강된 전단보강재의 유효 보강 길이는 f_ck = 24Mpa인 경우 1,268×4/3 = 1,691mm, f_ck = 30Mpa인 경우 1,250×4/3 = 1,667mm로 나타난다. 또한 보강길이에 따라 전단강도가 제 곱 비례로 증가하는 것을 알 수 있다. 그러나 Table 4의 실험결 과에 의하면 보강 길이에 따라 약간씩 전단내력이 상승하는 것을 알 수 있다.

5.1. 스티프너 보강효과

전단보강재의 전단보강효과를 향상시키기 위하여 적은 강 재량으로 전단효과를 향상시킬 수 있는 스티프너 보강에 대 한 실험체를 계획하였고, 같은 조건에 스티프너 보강이 되지 않은 시험체를 비교 평가하였다. 그 결과 전단내력 및 최대하 중, 하중-변위관계 곡선에서 유사한 결과를 얻었다. 따라서 전 단보강재의 스티프너 보강효과는 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다. 이는 콘크리트 속에 완전 매립된 보강재의 경우 횡 좌굴 및 국부좌굴에 대하여 고려하지 않아도 된다는 강구조 설계의 합성보 설계시 기준과도 일치한다.

5.2. 전단보강재의 보강길이

지반에서의 실험결과 기준식의 보강길이 증가에 따른 전단 내력의 상승효과보다 실험결과 값은 작은 것으로 나타났다. 즉 지반에서의 실험결과는 보강길이에 따라 약간의 차이는 있으 나 기준식에 비하여 작은 값으로 변동하였다. 또한 기준식을 토대로 강판두께별 유효보강길이 산정그래프를 제시하였다.