2.1 순환골재 및 SFRC 관련 전단성능 연구 고찰

^{Nam at al. (2007)}은 순환 굵은 골재를 0, 30, 60%로 각각 치 환하여 보, 기둥, 철근 인발 실험체를 제작하여 구조 모형시험 을 실시하였다. 전단강도의 경우 혼입률 30%에서는 성능 저 하가 없는 것으로 나타났으나, 혼입률 60%의 경우 해석 값보 다 낮은 강도에서 파괴되었고 구조성능도 많이 저하되는 것 으로 평가하였다.

^{Song at al. (2009)}의 연구에서는 순환 굵은 골재 치환율을 변수로 한 휨 실험을 통하여 순환골재 치환율 100%의 경우 치 환율에 따른 휨성능 저하는 나타나지 않은 것을 확인하였다.

^{Lee at al. (2013)}은 전단보강이 없는 순환골재 치환율(0, 15, 30, 50%)과 전단경간비 (a/d=2, 3 4), 인장철근비(ρ=0.80, 1.27, 1.84%)를 변수로 총 28개의 실험을 수행하였다. 실험을 통하 여 순환골재의 치환율이 증가함에 따라 압축강도 쪼갬 인장 강도 휨강도는 각각 감소되는 경향을 확인하였다. 또한 전단 강도의 증가에는 전단경간비와 순환골재의 치환율이 영향을 미치고 있으나 인장철근의 증가는 전단강도에 많은 영향을 미치지 않는 것으로 평가하였다.

^{Shin at al. (2015)}은 순환골재를 사용한 강섬유 혼입률, 전단 경간비 및 인장철근비 등을 변수로 총 24개의 실험체를 제작 하여 실험을 실시하였다. 실험 결과 강섬유를 보강하지 않은 보는 취성적인 전단파괴가 나타났으며 강섬유를 보강한 보에 서는 대부분의 보는 휨 파괴가 나타났다. 또한 강섬유의 혼입 률이 증가할수록 휨-전단파괴로 유도되었으나, 강섬유 함유 율이 증가함에 따라 섬유 뭉침(Fiber ball) 현상이 나타났다.

^{Kim at al (2015)}은 강섬유와 최소 전단 철근을 보강하여 전 단강도에 미치는 영향을 알아보기 위해 콘크리트 강도, 강섬 유와 최소 전단 철근 보강 여부를 변수로 실험을 수행하였다. 실험 결과 강섬유 혼입률 0.75%와 최소 전단 철근 보강에 따 라 전단강도가 증가하였고 최소 전단 철근의 보강보다 강섬 유의 보강 콘크리트의 전단강도 증가율이 더 크게 나타났다.

2.2 기준식 고찰

국내 설계기준인 KCI2012에서 전단력과 휨 모멘트만 받는 RC 부재의 전단강도를 식 (1) 및 (2)와 같이 산정하고 있다.

여기서, λ는 경량 콘크리트 사용에 따른 영향을 반영하기 위한 경량콘크리트 계수, f_ck는 콘크리트의 압축강도(MPa), b_w(mm)는 보 폭, d는 유효춤(mm)이다. M_u는 전단을 검토하 는 단면에서 V_u와 동시에 발생하는 계수휨모멘트이다. V_c의 값은 f c k b w d 를 초과할 수 없으며, V_ud/M_u의 값을 1.0 이 하로 취하여야 한다.

캐나다 기준(CSA A23.3.-04)에서 MCFT (Modified Compression Field Theory)를 기반으로 평면 유지의 법칙이 성립하는 휨 구역 에서 휨모멘트와 전단력을 받는 일반 보에 대한 전단 설계식은 식 (3)과 같다.

Zsutty (¹⁹⁶⁸)는 전단경간비 2.5 이상 및 미만의 경우로 나 누어 전단강도를 각각 식 (4) 및 (5)로 제안하였다.

Narayanan 와 Darwish (¹⁹⁸⁷)는 강섬유 혼입률, 인장철근 비, 전단경간비를 고려하여 식 (6)과 같이 전단강도를 제안하 였다.

여기서 e는 아치 작용(arch action)을 고려한 계수로서 a/d>2.8인 경우에 1.0이며, 그 외의 경우에는 e = 2.8(d/a)이다. ρ는 인장철근비, f_sp는 콘크리트의 쪼갬 인장강도, f_cuf는 SFRC 정육면체 공시체의 압축강도, υ_b는 강섬유 부착강도, F 는 섬유 계수, α는 강섬유 부착계수, l_f는 섬유의 길이, V_f는 강섬유 혼입율, d_f는 섬유의 직경 등을 나타낸다.

Sharma (¹⁹⁸⁶)는 갈고리형(hooked type)의 강섬유를 사용 하여 강섬유 혼입여부, 전단철근의 유무를 변수로 실험을 통 하여 식 (7)의 전단강도 예측식을 제안하였다. 이 식은 ACI Committee 544 (¹⁹⁸⁸) 보고서에서 SFRC, HSFRC 보의 전단 설계를 위한 방법으로 소개되었다.

Oh와 Kim (²⁰⁰⁸)은 강섬유 보강 콘크리트 휨 부재의 휨 및 전단강도에 대한 설계 기준식과 선행 연구자들의 강도 산정 식의 유효성을 분석하여, 강섬유의 인장강도를 고려한 식(8) 을 전단강도로 제안하였다.

3.1 실험체 계획

순환골재를 사용한 SFRC 보의 전단성능평가를 위하여 순 환골재 치환율 (0%, 100%), 강섬유 혼입율(0, 0.5%, 1%), 전단 경간비(a/d = 1, 2) 등을 변수로 Table 1과 같이 총 8개의 실험 체를 계획하였다.

Table 1

List of specimens

실험체 단면은 200×250(mm)이고, 길이는 1200(mm)로 제 작하였다. 인장철근은 SD400의 D16, 압축철근은 SD400의 D10을 사용하였다. 가력점을 기준으로 좌우 전단경간비가 상 이하게 하고 전단경간비가 큰 부분에 전단보강근을 배근하여 전단보강근을 배근하지 않는 부분에 전단파괴가 나타나도록 하였다. 실험체 배근 상세는 Fig. 1에 나타내었다.

Fig. 1

Details of specimens

3.2 실험 재료

강섬유는 국내 K사로 경기도 화성에서 생산된 번들형 제품 으로 Fig. 2과 같은 길이 30mm, 직경 0.5mm 인장강도 900~ 1650MPa의 후크(Hook) 형태의 제품을 사용하였다.

Fig. 2

Details of steel fiber

순환골재는 KS F 2573(콘크리트용 순환 골재)의 규격을 만 족하는 B 업체의 세척 골재로 입경 20~25mm의 골재를 사용 하였다.

3.3 실험체 설치 및 가력

변수로 계획된 전단경간비에 맞게 단순보 형태로 실험체를 설치하고 2000kN UTM(Universal Testing Machine)을 사용 하여 분당 1mm로 변위제어방식으로 3점 가력 하였다.

가력점 위치의 실험체 하부면에 LVDT(Linear Variable Differential Transformer)를 설치 하여 변위를 측정하였고 인 장철근에 스트레인게이지를 부착하여 철근의 변형률을 측정 하였다.

4.1 재료시험 및 결과

콘크리트의 압축강도를 평가하기 위하여 KS F 2403에 따 라 공시체 Ø100×H200(mm)의 원형몰드로 제작하여 24시간 후 몰드를 탈형하고 수조에 수중양생을 실시하였다.

공시체 28일 재령 후 KS F 2405에 따라 UTM(Universal Testing Machine)기로 분당 1mm로 변위 제어하여 압축강도 시험을 실시하였다. 압축강도 시험 결과는 다음 Table. 2와 같 다. Table 2에서 R0, R1은 순환골재 유무를 말하며, S0, S1, S2 는 각각 강섬유 혼입률 0, 0.5, 1 %를 말한다.

Table 2

Compressive strength of concrete

철근의 인장시험 결과를 정리하여 Table. 3에 나타내었다.

Table 3

Properties of steel reinforcing bars in tension

4.2 최종 파괴시 균열양상

Fig. 3과 Fig. 4에 실험체들의 최종 파단 시 균열상황을 나타 내었다. 2R1-S2, 1R0-S2, 1R1-S2 실험체 등 강섬유 1%인 대 부분의 실험체는 휨균열과 전단균열이 모두 발생하였고 그 외 실험체는 전단균열만 발생하였다.

Fig. 3

Crack patterns of specimens (a/d=1)

Fig. 4

Crack patterns of specimens (a/d=2)

전단경간비 1인 실험체들의 전단 균열 각도는 59°~ 64°로 측정되어, 전단경간비 2인 실험체들의 전단 균열 각도 45°~ 50°에 비하여 크게 나타났다.

4.3 하중-변위곡선 및 전단강도

Fig. 5에 하중-변위 곡선을 나타내었다. 변위는 가력점 하부 에 설치한 변위계로 측정한 값이다. Fig. 5에서 2R1-S2 실험체 가 항복이후 최대하중 시 변위연성비 2.2를 나타내며, 연성적 인 거동을 하였다. 1R0-S2, 1R1-S2 실험체 등은 항복 후 2mm 이상의 연성적인 거동을 하다가 전단에 의하여 취성파괴 거 동을 나타내었다. 그 외 실험체는 특이한 항복점 없이 최대하 중 이후 급격한 취성 거동을 나타내고 있다. 초기 강성은 대체 적으로 비슷한 거동을 보였다.

Fig. 5

Load-displacement curves

전단경간비 1, 2 실험체들에 대하여 모두 강섬유 혼입률이 클수록 최대하중이 큰 것을 알 수 있다.

Table 4는 실험체별 균열하중(P_cr), 최대하중(P_max), 최대전 단내력(V_max), 균열시 평균 전단응력(v_cr), 전단강도(v_max) 등을 정리하여 나타낸 것이다. Fig. 6에 순환골재 치환율에 따른 전 단강도를 비교하여 나타내었다.

Table 4

Test results

Fig. 6

Comparison of shear strengths

Table 4 및 Fig. 6에서 전단강도(v_u)는 강섬유의 혼입률이 증가할수록 전단경간비가 작아질수록 증가하였다. 또한 강섬 유 1% 혼입한 순환골재의 경우 일반 골재에 비해 최대전단내 력(V_max)이 1.77~6.25% 증가하였다. 반면에 강섬유 0∼0.5% 혼입한 실험체에서는 일반골재에 비해 순환골재가 24.2%∼ 49.2%의 전단내력 저하를 보였다.

강섬유 혼입률에 따른 전단강도를 비교한 결과 전단경간비 2의 경우 혼입률이 0.5%인 실험체에 비하여 1%인 실험체가 일반골재에서 27.3% 전단강도가 증가하였고, 순환골재에서 166.1% 증가한 것으로 나타났다. 전단경간비 1의 경우 혼입 률이 0.5%인 실험체에 비하여 1%인 실험체가 일반골재에서 26.1% 전단강도가 증가하였고, 순환골재에서 69.3% 증가한 것으로 나타났다. 이러한 결과를 볼 때 일반골재 보다 순환골 재에서 강섬유 혼입에 따른 보강효과가 매우 큼을 알 수 있다.

4.4 하중-변형률 곡선 비교

Fig. 7에 실험체별 하중가력에 따른 가력부 인장철근의 변형 률 곡선을 비교하여 나타내었다. Fig. 7에서 2R1-S2, 1R0-S2, 1R1-S2 실험체 등이 인장철근이 항복변형률(0.00216) 보다 큰 변형률을 보이며 소성변형을 한 것으로 평가되었다. 2R0-S2 실 험체도 항복변형률 이후 변형률 저하를 보여 1% 강섬유에 따 른 전단성능 보강을 확인할 수 있었다. 그 외 실험체는 최대하 중 시 인장철근의 변형률이 항복변형률보다 적은 상태에서 최 종 파괴되어 전단파괴를 알 수 있다.

Fig. 7

Load-strain curves

4.5 기준식과의 비교

2.2절의 기준식 고찰에 나타난 전단강도 산정식을 이용하 여 공칭전단강도 (Vn)를 평가하여 실험 전단강도 (Vmax)와 비교하여 Table 5와 Table 6에 나타내었다.

Table 5

Comparison of V_max and V_n by previous proposed formula

Table 6

Comparison of V_max/V_n

KCI2012 및 CSA 기준식은 모두 실험 전단강도에 비하여 적은 값으로 산정되어 안전측으로 평가하고 있었다. 하지만 V_max/Vn이 평균 3.19∼3.83로 실험 전단성능을 과소평가하 고 있음을 알 수 있다. 이에 비해 기존 연구자들의 제안식은 V_max/Vn이 평균 1.21∼1.58로 기준식에 비하여 비교적 오차 가 적음을 알 수 있다. Sharam 및 Oh의 제안식은 V_max/Vn이 평균 1.21으로 동일하게 본 실험체의 실험 전단강도를 가장 근접하게 예측하고 있었으며 특히, 표준편차가 Oh 제안식이 0.28로 더 적합한 것으로 사료된다.