2.1. 콘크리트 배합

본 연구에서 사용된 굵은골재는 밀도 2.63, 흡수율 0.8, 최 대치수 20 mm인 국내산 골재를 사용하였고, 잔골재는 해사 (S1)와 부순모래(S2)를 혼합하여 사용하였다. 사용된 시멘트 는 일반시멘트(OPC)이고, 고로슬래그(BS) 및 실리카퓸(SF) 을 바인더로 동시에 적용하였다. 또한 충분한 유동성을 확보 할 수 있도록 고성능 감수제(SP)를 사용하였다. 목표강도 80 MPa를 확보하기 위한 고강도 콘크리트의 배합표를 Table 1에 나타내었다.

2.2. 재료특성

본 실험에서 콘크리트 측정 플로우의 평균값은 730 mm이 고, 공기량은 2.1%이다. 보 부재 제작 시 콘크리트의 타설 배 치(batch)마다 원주형공시체(100×200 mm)와 직사각형 휨인 장 시편을 제작하였다. KS F 2438에 따라 원주형 공시체의 탄 성계수를 측정하였다. 공시체 중앙 100 mm구간에 120° 간격 으로 3개의 LVDT를 설치하였으며, 하중재하 시 변위를 측정 하여 하중-변위 곡선을 획득하였다. 압축응력-변형률 곡선에 서 변형률이 0.00005인 점과 최대 하중의 40%에 해당하는 점 의 선분의 기울기를 이용하여 탄성계수를 산정하였다. 또한 Fig. 1(b)처럼 KS F 2408에 따라 콘크리트 휨강도 실험을 수행 하였으며, 이로부터 콘크리트의 파괴계수를 산정하였다.

Fig. 1

Material test setup

배치별 평균 압축강도, 탄성계수, 파괴계수 결과 및 표준편 차(S.D)를 Table 2에 나타내었다. 배치별 5개 시편의 압축강 도평균값은 73.7, 78.2 및 80.9 MPa로 측정되었다. 또한, 탄성 계수의 평균값은 30.4, 30.7 및 30.4 GPa이고, 파괴계수는 7.1, 5.9 및 5.5 MPa로 측정되었다. Fig. 2에 측정된 압축응력-변형 률관계를 나타내었다.

Fig. 2

Compressive stress-strain curve

공칭강도 SD 400과 SD 600을 갖는 직경 D16의 철근을 사 용하여 실험부재를 제작하였으며, 실험부재 제작에 사용된 철근 시편의 인장 실험을 수행하였다. 인장강도 시험은 KS B 0802 규정에 의하여 실험을 수행하였고, 측정된 철근의 응력- 변형률관계 곡선을 Fig. 3에 나타내었다. 일반철근(SD 400)의 항복강도는 453 MPa, 항복변형률 0.0022로 측정되었고, 고강 도철근(SD 600)의 항복강도는 612 MPa, 항복변형률은 0.0032 로 측정되었다. 철근의 역학적 특성 측정결과를 Table 3에 나 타내었다.

Fig. 3

Tensile stress-strain curve

3.1. 휨부재 특성

보의 단면폭은 200 mm, 높이 250, 300 mm의 직사각형 단 면형상으로서, 보의 길이는 3,300 mm인 9개의 부재를 제작하 였다. 실험 변수는 휨철근 비, 단면크기 및 철근의 항복강도 수준을 고려하였다. 휨철근비는 0.02(2%)이내에서 고강도 콘 크리트 보의 휨 거동 특성을 파악하고자 하였다. 높이가 250 mm인 보의 휨 철근비는 2% 이하로서 0.98, 1.47 및 1.97%를 적용하였고, 높이가 300 mm인 보의 휨 철근비는 0.79, 1.18 및 1.58%를 적용하였다. 공칭항복강도 400(SD 400), 600(SD 600) MPa인 D16 철근을 주철근으로 사용하였다.

실험 부재는 인장파괴를 유도하기 위하여 인장지배단면으 로 고려하였다. Table 3에서 H25와 H30은 부재 높이를 각각 나타낸다. 또한 HS와 NS는 각각 SD 600 및 SD 400 철근이고, R1, R2, R3는 각각 사용된 철근비를 나타낸다. 단면의 순 피복 두께는 40 mm가 되도록 배근하였으며, Fig. 4에서 H25시리 즈 보와 H30시리즈 보의 단면형상을 나타내었다. H25 시리즈 와 H30 시리즈의 전단-경간 비(span to depth ratio)는 각각 6.0 과 4.8로 계획하였다.

Fig. 4

Dimension of test beam

하중 재하점 사이의 거리 600 mm 구간을 순수 휨 구간으로 계획하여 콘크리트와 철근에 의한 휨 거동 영향을 파악하고 자 하였다. 순수 휨 구간을 제외한 좌․ 우 구역에는 철근직경 D10을 갖는 전단철근(스터럽)을 150 mm 간격으로 배근하여 전단파괴를 방지하고자 하였다. 철근 조립 후 철근 표면에 변 형률 게이지를 부착하여 철근의 변형률을 측정하고자 하였다 (Fig. 4). 또한 부착된 철근 변형률 게이지의 형상을 Fig. 5에 나타내었다. 보온 양생막을 덮고, 25±5°C의 온도조건에서 72 시간 동안 양생을 수행하였다. 이후 실험재령 시까지 실내의 상온조건에서 기건 양생을 수행하였다.

Fig. 5

Location of steel strain gauges

3.2. 휨 실험방법

수직 엑츄에이터(actuator)를 통해 4점 하중재하방식으로 하중을 단계별로 재하하였다. 시편의 양쪽 단부로부터 150 mm 위치에 강재 로울러를 이용하여 단순지지점으로 하였으 며, 지점 사이의 거리는 3,000 mm로 구성하였다. 하중 가력점 은 시편의 중심에서 좌·우로 각각 300 mm 떨어진 곳에 위치 하며, 가력점 사이의 구간 600 mm에는 순수 휨이 작용하도록 하였다. 하중재하속도는 변위제어로서, 1.5 mm/min의 속도 로 재하하였다(Fig. 6).

Fig. 6

Instrumentation used for the beam flexural test(unit: mm)

부재의 계측시스템 구성도를 Fig. 6에 나타내었다. 하중이 재하되는 동안 처짐을 측정하기 위하여 부재 중앙과 양쪽 재 하점에 3개의 LVDT를 설치하였으며, 순수 휨 구간의 철근변 형률을 측정하였다. 또한, 하중이 가력됨에 따라 발생되는 단 면의 종방향 변형률을 측정하기 위하여 콘크리트 변형률 게 이지를 5개 부착하였다. 또한, 단면 내 휨 균열에 의한 콘크리 트 변형률 게이지의 손상 및 탈락으로 인해 콘크리트게이지 의 변형률을 측정하지 못하는 경우에 대비하여 100 mm 용량 의 파이게이지를 압축영역과 인장영역에 각각 부착하여 단면 에서 발생하는 변형률을 측정하였다.

4.1. 균열거동 특성

부재의 균열 및 파괴양상을 파악하기 위하여 최종 파괴 시 까지 하중을 재하하였다. 과소-철근으로 배근된 부재들로서, 초기 휨 균열은 일반적으로 극한하중의 대략 10% 내외에서 발생하였다.

초기균열의 균열폭은 미세균열로서 육안으로 관찰하기 힘 든 정도의 미세균열이었다. 하중이 가력됨에 따라 순수 휨 구 간영역을 기준으로 균열의 간격은 대략 120 mm의 간격으로 균열이 발생하였다. 항복하중 단계에 도달하면서 순수 휨 구 간영역에서 특정 균열 중 하나의 균열에서 균열폭이 확대되 는 주 균열 상태로 진전되었다. 극한하중의 90%까지는 서서 히 균열이 부재 상연으로 증가한 후, 극한하중단계에 도달함 과 동시에 부재에서 압축영역 콘크리트의 압쇄파괴가 발생하 였다.

극한하중 이후 압축영역의 콘크리트가 갑자기 떨어져 나가 는 압괴에 의한 취성적인 휨 파괴 거동을 나타내었다. 대표적 으로 부재 H25-HS-R3, H30-NS-R3 및 H30-HS-R3의 최종파 괴 형상을 Fig. 7에 나타내었다.

Fig. 7

Crack patterns

4.2. 균열폭과 균열간격 특성

Fig. 8에 철근비에 따른 하중-균열폭 관계와 Fig. 9에 철근 비에 따른 하중-균열개수 관계 곡선을 비교하여 나타내었다. 하중 재하점 사이 구간이 최대 휨모멘트 구간이므로, 최대 휨 모멘트 구간에서 발생된 균열 중 최대 균열폭과 균열간격을 측정하였다. 균열폭 측정 게이지를 이용하여 육안으로 균열 폭을 측정하였다.

Fig. 8

Load-crack width curve at various rebar ratio

Fig. 9

Load-crack number curve at various rebar ratio

H25-HS 시리즈의 동일하중조건에서 철근비가 증가할수 록 균열폭은 감소하고 있다(Fig. 8(a)). Fig. 9(a)에서 나타낸 바 와 같이 H25-HS-R1의 보 전체에서 발생된 휨 균열은 7개이 고, 균열간격은 55∼150 mm를 나타내었다. 보 H25-HS-R2는 9개의 휨균열과 30∼195 mm의 균열간격으로 측정되었으며, 보 H25-HS-R3는 9개의 휨균열과 40∼130 mm의 균열간격을 나타내었다.

H30-NS 시리즈의 경우, 보 H30-NS-R1과 보 H30-NS-R2는 48 kN의 하중 단계까지 유사한 균열거동을 나타내고 있지만, 보 H30-NS-R3는 동일하중조건에서 균열폭이 감소하고 있는 경향을 나타내고 있다(Fig. 8(b)).

Fig. 9(b)에서 나타낸 바와 같이 보 H30-NS-R1의 휨 균열개 수는 6개이고, 균열간격은 120∼180 mm로 측정되었다. 보 H30-NS-R2의 휨 균열개수는 8개이고, 균열간격은 35∼205 mm이며, 보 H30-NS-R3는 7개의 휨 균열과 90∼215 mm의 균열간격을 나타내었다. Fig. 8(c)에서 H30-HS 시리즈의 하 중-균열폭 관계 곡선을 비교한 결과, 철근의 항복 이전단계의 동일하중조건에서 철근비가 증가함에 따라 균열폭은 감소하 고 있는 경향을 나타내었다.

보 H30-HS-R1, H30-HS-R2 및 H30-HS-R3의 균열개수는 8, 9 및 9개이고, 균열간격은 각각 40∼170 mm, 40∼160 mm 및 20∼105 mm로 측정되었다(Fig. 9(c)). 따라서 균열개수, 균 열간격 및 균열폭을 비교분석한 결과, 철근비가 증가함에 따 라 균열폭 및 균열간격이 감소하는 경향을 나타낸다.

Fig. 10에 철근의 강도등급에 따른 하중-균열폭관계 곡선 을 나타내었다. Fig. 10(a)의 철근비 0.98%(R1)를 갖는 H30-R1 시리즈 보의 하중-균열폭 곡선에서 동일한 하중상태의 경우 H30-NS-R1 보의 균열폭과 H30-HS-R1 보의 균열폭은 유사 하게 나타난다. 균열개수는 총 6개와 8개의 휨균열이 발생하 였으며, 균열간격은 120∼180 mm, 40∼170 mm로 측정되었 다(Fig. 11(a)).

Fig. 10

Load-crack width curve at various yield strength of rebar

Fig. 11

Load-crack number curve at various yield strength of rebar

Fig. 10(b)의 철근비 1.47%(R2)를 갖는 H30-R2 시리즈 보 의 하중-균열폭 곡선에 나타낸 바와 같이 동일하중값에서 H30-HS-R2의 균열폭은 H30-NS-R2의 균열폭 보다 크게 나 타낸다. 균열개수는 8개와 9개, 균열간격은 35∼205 mm, 40∼ 160 mm로 측정되었다(Fig. 11(b)). 반면에, Fig. 10(c)의 철근 비 1.97%(R3)을 갖는 H30-R3 시리즈 보의 하중-균열폭 곡선 에서 H30-NS-R3의 균열폭이 H30-HS-R3의 균열폭 보다 크 지만, 균열개수는 7, 9개와 균열간격은 90∼215 mm, 20∼105 mm를 나타낸다. 균열폭 거동은 초기균열이후에서 철근항복 하중단계까지의 하중-균열폭 관계곡선은 다르게 나타난다. 예를 들면, 동일한 하중조건에서 H30-NS-R3 보의 균열폭은 H30-NS-R1 보의 균열폭보다 작고, H30-HS-R3 보의 균열폭 도 H30-HS-R1 보의 균열폭보다 작다. 균열개수의 경우, 철근 비와 철근의 강도등급에 따라 보통강도 철근(SD 400) 대비 고 강도 철근(SD 600)을 적용한 부재에서 균열의 수가 더 많은 것으로 측정되었고, 균열간격은 더 작은 것으로 나타내었다. 결과적으로, 본 실험결과에서 철근의 강도등급에 따른 하중- 균열폭 관계의 뚜렷한 경향을 나타내지 않으며, 이에 따른 추 가의 실험연구가 필요하다고 판단된다. 기존 연구(^{Hong, 2011}) 결과에서는 보통강도 철근(SD 400)을 24, 30 및 50 MPa의 콘 크리트에 사용하였을 때 콘크리트의 강도 변화에 관계없이 하중단계별 균열개수 및 최대 균열폭은 유사한 경향을 나타 내었다. 또한, 고강도 철근(SD 600, SD 700)을 사용한 경우, 콘크리트 압축강도가 증가함에 따라 균열개수가 감소하고 동 일하중 단계에서 최대 균열폭이 증가하는 경향을 나타내었다.

4.3. 하중-처짐 곡선

하중 단계별로 부재의 중앙 단면위치에 설치된 변위계 (LVDT)를 이용하여 처짐값을 획득하였다. Figs. 12와 13에 각 시리즈별로 하중-처짐 곡선을 비교하여 나타내었다. 본 연 구에서 적용된 하중재하 방식은 변위제어로서, 초기 균열하 중은 하중-처짐 곡선에서 초기 선형구간 종점에서의 하중값 으로 산정하였으며, 항복하중은 철근이 항복할 때의 하중이며, 극한하중은 하중-처짐곡선의 최대하중으로 산정하였다. Table 4 에 초기균열하중, 항복하중 및 극한하중 상태의 하중 및 처짐 값을 나타내었다.

Fig. 12

Load-deflection curve at various rebar ratio

Fig. 13

Load-deflection curve at various yield strength rebar

본 연구에서는 측정된 하중-처짐관계에서 곡선의 기울기 를 부재의 강성으로 평가하였다. Fig. 12에서 철근비의 변화 에 따른 하중-처짐관계 곡선을 비교하였다. H25-HS 시리즈를 비 교한 결과, 부재 H25-HS-R1(ρ=0.98%), H25-HS-R2(ρ=1.47%) 및 H25-HS-R3(ρ=1.97%)의 극한휨모멘트는 48.95, 81.10 및 103.59 kN-m로서, 휨 철근비가 증가함에 따라 극한휨모멘트 는 증가하며, 균열 후 강성 또한 증가하는 경향을 나타내고 있 다(Fig. 12(a)).

H30-NS 시리즈의 하중-처짐관계를 살펴보면 H30-NS-R1 (ρ=0.79%), H30-NS-R2(ρ=1.18%) 및 H30-NS-R3(ρ=1.58%) 의 극한휨모멘트는 각각 56.27, 79.92 및 103.36 kN-m로서, 철 근비가 증가함에 따라 극한휨모멘트와 균열 후 강성은 증가 하는 경향을 나타낸다. Fig. 12(c)에서 H30-HS 시리즈의 하중- 처짐 곡선을 나타내었다. 철근비가 증가함에 따라 보 H30-HS-R1 (ρ=0.79%), H30-HS-R2(ρ=1.18%) 및 H30-HS-R3(ρ=1.58%) 의 극한휨모멘트는 76.07, 106.49 및 137.68 kN-m로 측정되었다.

Fig. 13에 철근의 강도등급에 따른 하중-처짐관계 곡선을 나 타내었다. Fig. 13(a)에서 철근비 0.79%를 갖는 H30-R1 시리즈 보의 하중-처짐 곡선에서 보 H30-NS-R1과 H30-HS-R1의 극한 하중은 93.78, 126.78 kN이고, 처짐은 84.86, 93.16 mm로 측정 되었다. 전반적으로 보H30-NS-R1에 비해 H30-HS-R1의 극한 하중에서의 처짐은 크나, 균열 후 강성은 유사하게 나타난다.

Fig. 13(b)에서 보 H30-NS-R2와 H30-HS-R2의 극한하중과 처짐을 비교하였다. 극한하중은 133.20, 177.49 kN이고 이때 의 처짐은 84.67, 74.26 mm로 측정되었다. 극한하중은 보통강 도 철근에 비해 고강도 철근을 적용한 부재에서 크게 나타난 다. 고강도 철근을 적용한 보의 연성은 보통강도 철근을 적용 한 보의 연성에 비해 작다. 부재의 균열 후 강성은 뚜렷한 차이 를 나타내지 않는다. 철근비가 상대적은 큰 H30-R3 시리즈 보 의 하중-처짐 곡선에서 H30-NS-R3와 H30-HS-R3의 극한하 중은 172.26, 229.47 kN이고, 처짐은 88.67, 76.48 mm이다. 철 근 강도가 증가함에 따라 휨강도는 증가하지만, 극한상태의 처짐이 감소하여 연성은 작다. 반면에 균열 후 강성은 뚜렷한 차이를 나타내지 않는다(Fig. 13(c)). 따라서 철근의 항복강도 가 증가하여도 균열발생 시점까지 하중-처짐관계 곡선은 뚜 렷한 차이를 나타내지 않으며, 초기균열 이후 항복하는 시점 까지 유사한 균열 후 강성을 나타내고 있다. 항복하중 이후 보 통강도 철근(SD 400)을 적용한 부재들에 비해 고강도 철근 (SD 600)을 적용한 부재에서 극한휨모멘트는 증가하는 반면 에 연성은 감소하는 경향을 나타낸다.

Table 4에서 H30-NS-R3 부재의 연성지수는 6.59이다. 이 부재와 유사한 철근비를 갖는 기존연구(^{Hong, 2011})에서 공 칭항복강도가 400 MPa인 철근과 압축강도가 24, 30 및 50 MPa 의 콘크리트를 적용한 부재의 연성지수는 1.09, 1.85 및 1.46 으로 나타난다. 또한 H30-HS-R2 부재의 연성지수는 3.56이 다. 공칭항복강도가 600 MPa인 철근과 압축강도가 24, 30 및 50 MPa의 콘크리트를 적용한 본 연구의 H30-HS-R2 부재와 유사한 철근비를 갖는 선행연구 부재의 연성지수는 1.31, 1.42 및 1.77로 나타낸다. 따라서 본 연구에서 고강도 콘크리트 부 재의 연성지수는 선행연구(^{Hong, 2011})의 보통강도 콘크리 트의 연성지수 보다 크게 나타난다.

콘크리트구조기준 부록(2012)에서는 철근콘크리트 구조 물의 내구성 확보를 위해 건조 환경에서 허용균열폭은 0.40 mm로 제안하고 있다. 본 연구에서는 하중이 2/3P_y (P_y=항 복하중)일 때를 사용하중상태로 가정하고, 이때의 측정균열 폭을 Table 4에 나타내었다. 9개 실험 부재의 평균 측정균열폭 은 0.38 mm이고, 허용균열폭 0.40 mm에 근접하고 있다.

4.4. 하중-변형률 관계

변형률 특성을 파악하고자, 콘크리트 변형률게이지와 철근 변형률게이지에서 측정한 변형률을 바탕으로 하중-변형률 관 계를 파악하였다. Fig. 14에서 대표적으로 부재 H30-HS-R2의 하중-변형률관계 곡선을 나타내었다. 그림에서 음수 변형률 은 압축변형률을 의미하며 양수 변형률은 인장변형률을 나타 낸다. 철근과 콘크리트변형률 및 파이게이지의 변형률 특성 을 분석하였다. 철근이 항복할 때의 두 개의 철근게이지(SL1, SC1)의 변형률은 3400 및 3300 με이고, 콘크리트 게이지(C1) 의 변형률은 -1390 με이다. 또한 파이게이지(PI-1)의 변형률 은 -1540 με로 측정되었다. 부재의 휨 최종 파괴 중앙단면에 서 상연 콘크리트의 압괴파괴가 발생하며 이때의 콘크리트의 변형률(C1)은 -3029 με으로서 Fig. 2와 동일한 콘크리트의 극 한변형률에 근접하고 있다.

Fig. 14

Load-strain curve(H30-HS-R2)

콘크리트 구조물의 연성은 탄성영역을 벗어나 소성영역에 서 파괴에 도달할 때까지 변형을 확보하는 능력을 의미한다. 콘크리트 구조물의 연성은 변형 특성 중에서 구조물의 처짐, 회전각, 또는 곡률에 의해 정량화 할 수 있다. 각 부재별 연성 지수 결과를 Table 4에 나타내었다.

H25-HS 시리즈의 항복단계에서의 처짐량에 대한 극한상 태에서의 처짐량의 비는 3.78, 2.46 및 1.73이다. 휨 철근량이 증가함에 따라 부재의 연성능력은 감소하는 경향을 나타낸 다. 또한 H30-NS 시리즈의 연성지수는 7.32, 6.54 및 6.59로 측정된 반면에, H30-HS 시리즈의 연성지수는 4.89, 3.56 및 3.13으로 감소하였다. 보통강도철근 대비 고강도철근을 사용 한 부재들의 연성도는 낮게 평가되었다.