2.1. 실험체 제원

본 연구에서는 SIFCON으로 12개의 보를 제작하였다. Fig. 1에 실험체들의 형상 및 배근 개요를 나타내었다. Table 1에 는 실험체들의 실험변수를 나타내었다. 모든 실험체의 폭은 225 mm로 동일하며, 단면의 높이는 200 mm, 250 mm, 300 mm 로 변화시켰다. 실험체의 길이와 순경간은 각각 2,400 mm, 2,000 mm로 일정하게 유지하였다. 전단철근은 모든 실험체 에 사용되지 않았다. 6개의 보에는 인장부에 SD400등급의 D25 철근 2개를 인장철근으로 배근하였다. Table 1과 Fig. 2 에 나타낸 것과 같이 실험변수로 인장철근 유·무, 단면 높이, 강섬유 종류를 고려하였다. 단면의 높이는 위에서 언급한 바 와 같이 200 mm, 250 mm, 300 mm 3종류를 고려하였다. 또한, 길이와 직경이 서로 다른 강섬유 Type-A와 Type-B를 사용하 였다. 실험체명은 Table 1에 나타낸 것과 같이 순서대로 강섬 유 종류(A: Type-A, B: Type-B), 인장철근(R: 보강, N: 비보 강), 단면높이(200: 200 mm, 250: 250 mm, 300: 300 mm)을 의 미한다. 예를 들어 “BR300” 시험체는 Type B 강섬유와 함께 인장철근이 배근된 높이가 300 mm인 시험체를 의미한다.

Fig. 1

Details of test specimens

Fig. 2

Used steel fibers

2.2. 사용재료

Table 2에 나타낸 바와 같이 인장철근으로 사용된 D25철근 의 항복강도와 탄성계수는 각각 510 MPa, 200 GPa이었다. Table 3에 SIFCON 제작에 사용된 슬러리의 배합설계를 나타 내었다. 이 슬러리 배합에 사용된 시멘트와 고로슬래그의 화 학 조성을 Table 4에 나타내었다. Table 5와 Fig. 2에 실험체 제작에 사용된 강섬유의 역학특성과 형상을 각각 나타내었다.

Type-A 강섬유의 길이, 지름, 형상비는 각각 30 mm, 0.50 mm, 60 이며, Type B 강섬유는 각각 60 mm, 0.75 mm, 80이었다. 강섬유의 인장강도와 탄성계수는 각각 200 GPa, 1100 MPa임 을 제조업체의 성적서를 통해 확인하였다.

2.3. 실험체 제작

Fig. 3에 실험체 제작과정을 나타내었다. 실험체 제작 과정 을 간략하게 설명하면 다음과 같다: (1) 거푸집을 조립하고 피 복두께 높이로 강섬유를 채운다; (2) 인장철근을 배근하고, 거 푸집 끝까지 강섬유를 채운다; (3) 강섬유가 거푸집에 완벽하 게 채워지면 슬러리를 믹싱하여 강섬유 위에 붓는다; (4) 슬러 리가 더 이상 강섬유 사이로 스며들지 않을 때까지 완벽하게 충전한다.

Fig. 3

Process of SIFCON specimen fabrication

2.4. 재하방법 및 측정항목

2000 kN 용량의 액추에이터를 사용하여 1 mm/min 속도로 변위제어 방식으로 3점 가력하였다. 하중 단계마다 실험체 중 앙에 설치한 2개의 LVDT를 이용하여 변위를 측정하였다. 인 장철근과 콘크리트의 변형률도 보의 중앙 위치에서 인장철근 과 콘크리트에 부착한 변형률 게이지를 이용하여 각 하중 단 계별로 측정하였다. 실험체의 초기균열과 균열진행상황은 육 안으로 관찰하여 기록하였으며, 각 하중단계에서 발생되는 균 열을 부재면에 기록하였다. 실험전경을 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 4

Testing setup for flexural capacity of SIFCON beams

3.1. 파괴 형상

실험체들의 최종 파괴 형상을 Fig. 5(a)~(l)에 나타내었다. Type-A 강섬유를 사용하고 인장철근을 배근하지 않은 AN시 리즈 시험체의 인장부에는 한 개의 휨균열만이 발생하였다. 이 휨균열은 하중 증가와 함께 강섬유가 콘크리트로부터 뽑 히는 소리를 동반하면서 압축부로 성장하였으며, 폭이 확장 되었다. 휨균열이 단면의 도심까지 성장한 이후에는 다수의 균열이 압축부에 분포하는 경향을 나타내었다. Type-A 강섬 유를 사용하고 인장철근을 배근한 AR시리즈 시험체들의 파 괴거동은 최대하중까지는 AN시험체와 동일하였지만, 그 이 후에는 복부에 다수의 전단균열이 발생하였다. 특히, AR300 시험체는 하중 하강구간에서 복부에 전단균열이 급작스럽게 발생하여 파괴되었다. 이는 전단균열 사이에 맞물려 있던 강 섬유에 부착파괴가 발생하여 급작스럽게 뽑히면서 나타난 것 으로 생각된다.

Fig. 5

SIFCON beams after flexural test

Type-B 강섬유를 사용하고 인장철근을 배근하지 않은 BN 시리즈 시험체의 인장부에는 다 수의 휨균열이 발생하였다. 이 휨균열들은 하중 증가와 함께 압축부로 성장하였다. 최대 하중 도달이후 인장부 휨균열 중 한 개 균열의 폭이 강섬유 뽑 힘과 함께 급격하게 확대하면서 처짐이 증가하였다. Type-B 강섬유를 사용하고 인장철근을 배근한 BR시리즈 시험체에 도 최대하중 이후 전단균열이 복부에 발생하였다. 그러나 Type-A 강섬유보다 길이가 길어서 뽐힘강도가 우수한 Type-B 강섬유를 사용한 BR시리즈 시험체에서는 전단파괴는 발생 하지 않고 휨파괴 거동을 나타내었다.

3.2. 하중-변위 관계

실험결과 요약과 하중-변위 곡선을 Table 6과 Fig. 6에 각각 나타내었다. Table 6에서 P_{max, B}/P_{max, A}는 강섬유 Type-A와 Type-B를 사용한 동일한 형상과 철근조건을 갖는 실험체들 의 최대하중 비를 의미한다. 인장철근을 배근하지 않고 강섬 유 조건만 상이한 AN시리즈와 BN시리즈의 하중-변위 곡선 을 나타낸 Fig. 6(a)와 Fig. 6(c)를 통해서 철근이 배근되지 않 는 경우 섬유 조건에 따라 하중-변위 곡선이 크게 영향 받는 것을 확인할 수 있다. Type-A 강섬유를 사용한 실험체의 초기 휨강성이 Type-B를 사용한 실험체보다 우수하게 나타났다. 이는 Type-A가 Type-B에 비해 길이가 짧기 때문에 더 많은 개 수의 강섬유가 사용되었기 때문으로 판단된다. 한편, BN300, BN250, BN200의 P_{max, B}/P_{max, A}는 각각 1.17, 1.43, 1.66으로 Type-B를 사용한 보의 최대하중이 Type-A를 사용한 보에 비 해 우수하게 발현되었다. 또한, 단면의 높이가 증가할수록 최 대하중에 대한 강섬유의 영향이 감소하는 것으로 나타났다. 이는 보의 파괴모드가 휨파괴에 전단파괴로 바뀌면서 강섬유 뽐힘강도의 영향이 감소하기 때문으로 판단된다.

Fig. 6

Comparison of load-displacement curves

강섬유 조건만 상이한 AR시리즈와 BR시리즈의 하중-변위 곡선을 나타낸 Fig. 6(b)와 Fig. 6(d)는 매우 유사한 형상을 보여주고 있다. 즉, 인장철근이 사용된 경우에는 하중-변위 곡 선에 대한 강섬유의 영향이 상대적으로 미미하게 나타남을 확인할 수 있다. BR300, BR250, BR200의 P_{max, B}/P_{max, A}도 각 각 1.03, 0.99, 1.09로 Type-A와 ype-B를 사용한 보의 최대하 중이 거의 동일하게 발현됨을 알 수 있다.

이상의 결과로부터 강섬유 형상비는 인장철근을 사용하지 않는 SIFCON 보의 거동에 큰 영향을 미치지만 인장철근을 갖는 SIFCON 보의 거동에 대해서는 그 영향이 매우 미미함 을 확인할 수 있었다.

3.3. SIFCON 보의 휨강도 예측

3.3.1. Schneider and Mondragon의 예측식

Schneider and Mondragon(¹⁹⁸⁹)는 SIFCON 메트릭스를 이 용한 휨부재의 응력과 변형률 분포를 Fig. 7와 같이 제시하였 다. 또한, 그들은 전형적인 SIFCON 응력-변형률 곡선으로부 터 Fig. 7의 k₁과 k₂를 각각 k의 75%, 25%로 가정하여 식 (1)~ (5)을 휨성능 예측식으로 다음과 같이 제안하였다.

Fig. 7

Strain and equivalent stress diagrams for designing a SIFCON flexure member(^{Schneider and Mondragon, 1989})

Fig. 7로부터 평형방정식은 식 (1)과 같다.

(1)

A s f y = 0.8 f c u 0.875 k b

여기서, f_cu은 SIFCON의 최대압축강도, b는 단면의 폭을 의미한다.

식 (1)을 k에 대해 정리하면 식 (2)와 같이 나타낼 수 있다.

(2)

k = ( A s f y ) / ( f c u 0.70 b )

압축력 작용점 x는 식 (3)으로 나타낼 수 있으며, k와 k₁, k₂ 와의 관계를 이용하면 식 (4)로 단순화된다.

(3)

x = ( k 1 k 1 + k 1 k 2 + k 2 k 2 / 3 ) ( 2 k 1 + k 2 )

(4)

x = 0.44 k

최종적으로, SIFCON 보의 휨성능은 식 (5)로 평가할 수 있다

(5)

M = A s f y ( d − x )

Table 7에 Schneider and Mondragon(¹⁹⁸⁹)에 의해서 제안 된 SIFCON 보의 휨성능 예측식을 통해서 예측된 값과 실험 값의 비교를 나타내었다. Schneider and Mondragon(¹⁹⁸⁹)는 인장부 강섬유에 의한 인장력을 무시하기 때문에 인장철근이 배근되지 않은 AN과 BN 시리즈에 대한 휨성능 예측이 불가 능하다.

Table 7

Comparison of flexural capacity for SIFCON beams

Specimen	(MTest) [kN·m]	(MS.M) [kN·m]	(MProp) [kN·m]	M S , M M T e s t	M Pr o p M T e s t
AR300	191.3	132.4	171.4	0.70	0.90
AR250	146.9	106.1	131.4	0.72	0.89
AR200	98.4	79.8	94.5	0.81	0.96
BR300	196.6	133.8	187.3	0.68	0.95
BR250	145.7	107.5	142.9	0.73	0.98
BR200	107.3	81.2	102.2	0.76	0.95

Schneider and Mondragon 휨강도식과 실험값의 비인 M_S,M/M_Test의 평균은 0.73으로 그들의 제안식은 실험값을 매우 과 소평가하는 것으로 나타났다.

3.3.2. 예측식 제안

Schneider and Mondragon(¹⁹⁸⁹)이 제안한 SIFCON 휨부재 응력분포에서는 인장부 강섬유에 의해서 발현되는 인장력이 무시된다. 이로 인해 실험결과를 크게 과소평가하는 것으로 나타났다. 이에 본 연구에서는 보다 정확하게 SIFCON 휨부재 의 휨성능을 예측하기 위해 Schneider and Mondragon(¹⁹⁸⁹) 이 제안한 응력분포에 인장부 강섬유에 의해 발현되는 인장 력을 추가하였다.

Beshara et al.(²⁰¹²)는 강섬유의 뽐힘 저항력(Pullout resistance) f_pp를 식 (6)으로 제시하였다.

(6)

f p p = 1.64 ν f ( l f / ϕ )

여기서, ν_f는 강섬유 체적비, l_f는 강섬유 길이, ϕ는 강섬유 지름을 의미하며, l_f/ϕ는 강섬유 형상비(Aspect ratio)를 나타 낸다.

본 연구에서는 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 인장부 강섬유의 인장응력을 Beshara et al.(²⁰¹²)가 제안한 것과 같이 균일하 게 작용하는 것으로 가정하고, 강섬유에 의한 인장력을 식 (7) 로 정의하였다.(9)

Fig. 8

Strain and equivalent stress diagrams proposed in this study

(7)

T f = f p p b ( h − c )

(8)

c = A s f y + f p p b h b ( f c u 0.70 + f p p )

(9)

a = 0.44 c

제안식에서 SIFCON 보의 휨강도는 식(10)으로 계산된다.

(10)

M = T f ( d − a − ( h − c ) / 2 ) + T s ( d − a )

Table 7에 제안식에 의한 휨강도 예측과 실험결과를 비교 하여 나타내었다. 제안식에 의한 예측값과 실험값의 비인 M_Prop/M_Test의 평균과 표준편차가 각각 0.94와 0.04로 Schneider and Mondragon(¹⁹⁸⁹) 식보다 정확하게 SIFCON 보의 휨강도 를 예측하는 것으로 나타났다. 또한, 제안식의 적용성을 검증 하기 위해 Naaman et al.(¹⁹⁹²)가 수행한 SIFCON 보에 대한 실험결과를 본 연구에서 제안된 휨강도식으로 예측하여 비교 하였다. Table 8에 Naaman et al.(¹⁹⁹²)에 의해 수행된 휨실험 의 실험체 제원을 나타내었다. Table 9에는 제안식과 실험값 의 비교를 나타내었다. 제안식에 의한 예측값과 실험값의 비 인 M_Prop/M_Test의 평균과 표준편차가 각각 1.02와 0.04로 나타 나 본 연구에서 제안된 휨강도 예측식은 SIFCON 보의 설계 및 성능 평가에 유용하게 사용될 수 있을 것으로 생각된다.

Table 8

Specimen details of other SIFCON test(Naaman et. al.,1992)

Beam ID	b (mm)	d (mm)	h (mm)	As (mm2)	fy (MPa)	lf/ϕ	vf (%)
R1	125	217.0	250	402	494.6	100	4.3
R2	125	212.5	250	982	522.1	100	4.3
R3	125	187.5	250	1963	522.1	100	4.3
R4	125	212.5	250	982	522.1	50	8.8
R5	125	212.5	250	982	522.1	100	4.3

Table 9

Prediction of flexural capacity of other SIFCON test

Beam ID	MTest (kN·m)	MProp (kN·m)	EQ
R1	60.5	58.7	0.97
R2	96.9	99.9	1.03
R3	106.4	114.0	1.07
R4	107.7	105.3	0.98
R5	97.4	99.9	1.03

3.4. 인장철근 변형률

Fig. 8의 변형률 분포를 이용하여 SIFCON보의 극한상태에 서의 인장철근 변형률을 식 (11)로 산정할 수 있다.

d/c와 SIFCON 보의 인장철근 변형률 관계를 식 (11)로 산 정하여 Fig. 9에 도시하였다. 현행 설계기준에서는 휨부재 최 소허용변형률 규정을 통해 철근콘크리트 보의 연성적 파괴를 보장하고 있다. 또한, 최소철근량 규정을 통해 인장철근의 파 단에 의해 취성파괴를 방지하고 있다. 반면에 SIFCON 보는 압축부 콘크리트의 극한변형률이 0.05로 매우 크기 때문에 인 장철근의 변형률이 SD400 철근의 파단변형률 0.15 수준에도 달할 수 있다. 이는 일반 철근콘크리트에서는 발생할 수 없은 수준의 변형률이다. 이로 인해 인장철근을 일정 수준 이하로 적게 배근하면 d/c가 4 이상이 되고 인장철근 파단에 의해 사용 중 SIFCON보가 급작스럽게 파괴될 수 있다. 따라서, SIFCON 보의 안전성 확보를 위해서는 d/c를 4이하로 유지할 필요가 있다. 식 (8)을 이용하여 SIFCON 보의 최소철근량을 식 (13) 으로 정의하였다. 즉, 식 (13)으로 산정되는 인장철근량 이상 을 SIFCON보에 보강하면 인장철근 파단에 의한 취성파괴를 방지할 수 있을 것이다.

Fig. 9

Relationship between steel strain and d/c