2.1 사용재료

이 연구에서는 유공 및 유공보강근의 상세에 따라 총 4체의 RC 보 부재 실험체를 제작하였으며, Table 1과 같이 사용된 콘크리트의 압축강도는 24 MPa이다. 콘크리트 압축강도 시험은 KS F2405에 기초하여 수행하였으며, 그 결과 평균 21.0MPa을 나타내었다. Table 2와 같이 실험체의 주철근은 D25를 사용하였으며, 전단보강근으로 D10, 유공보강근은 모두 $\phi$6을 사용하였다.

2.2 실험체 계획

Table 2 및 Fig. 1과 같이 모든 실험체는 Ⅰ형상으로 실험 구간은 길이 2,000 mm, 폭(b) 300 mm, 깊이(D) 375 mm로 계획하였으며, 전단경간비(a/D)는 3.08이다. 양단부 스터브는 실험체와 가력장치를 연결하기 위하여 계획하였다.

실험구간에 배치한 유공의 직경($\phi$)은 보 단면의 깊이(D)의 1/3(D/3=125 mm)이다. 실험체는 휨 항복이전에 전단파괴를 선행하고자 D25의 주철근을 압축측과 인장측에 4대씩 총 8대를 배근하였으며, 전단보강근의 간격은 150 mm이다. 사용된 유공보강근은 Fig. 1(a)와 같이 기존에 널리 사용되는 X자 형태(이하 Band형)와 Fig. 1(b)와 같이 이 연구에서 제안한 팔각과 사각의 형상이 혼용된 나선형(이하 나선형)이다.

Fig. 1 Details of specimens (Unit:mm)

2.3 가력 및 계측 방법

유공으로 인한 콘크리트 단면손실은 RC 부재에 내력에 큰 영향을 미치므로, 이 연구에서는 Fig. 2(a)와 같이 실험체에 역대칭 모멘트를 가력하여 RC 부재에 불리한 지진하중을 모사하였다. 가력프레임 상부에 위치한 엑츄에이터를 이용하여 실험체를 고정하고 횡하중은 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 이용하여 가력하였다. 가력프레임 양쪽 옆에 설치된 수평유지장치를 이용하여 실험구간에 역대칭 모멘트와 일정한 전단력이 작용하도록 하였다.

횡하중은 변위제어법을 이용하여 Fig. 2(b)와 같이 매 하중 단계별로 2사이클씩 가력하였다. 실험은 최대 내력의 약 85% 이하로 하중이 저하될 때까지 지속하였다.

실험체의 횡방향 변위는 Fig. 2(c)와 같이 300 mm 용량의 변위변환기(LVDT)를 2대를 이용하여 측정하였으며, 측정된 실험체의 횡변위를 이용하여 식 (1)과 같이 부재변형각을 산정하였다.

이 연구에서는 Fig. 1과 같이 실험체 철근의 변형률을 알아보기 위하여 주철근과 전단보강근, 그리고 유공보강근에 게이지를 부착하였다. 주철근은 전단위험구간 및 실험구간의 중앙부에 부착하였으며, 전단보강근은 전단 보강근의 중앙점에 게이지를 부착하였다. 기존 Band형 유공보강근은 대각부 상부와 하부에 게이지를 부착하였으며, 제안 유공보강근은 팔각과 사각 부분에 각각 게이지를 부착하였다.

Fig. 2 Test setup of specimens

2.4 유공보강근 상세

Fig. 1에 나타낸 바와 같이 이 연구에서 제안된 나선형 유공보강근은 팔각과 사각이 일체화된 띠철근 형상으로 기존 Band 형상에 비하여 시공이 간편한 장점이 있다. 나선형 유공보강근 중 수직철근은 실험체의 유공보강근의 역할과 함께 전단보강근의 역할을 해 주며, 원형에 가까운 팔각형 철근은 유공 주위에 발생하는 전단균열을 제어한다.

실험체에 배근된 나선형 유공 보강근의 양은 유공으로 인한 콘크리트의 전단력 손실분을 보전하기 위하여 식 (2)와 같이 콘크리트의 손실전단력 이상으로 배근하였다.

여기서 $V_{co}$는 유공으로 인하여 손실되는 콘크리트의 전단기여분이며, $V_{so}$는 유공보강근의 부담하는 전단기여분이다.

$V_{co}$는 다음 식 (3)과 같이 콘크리트구조기준(한국콘크 리트학회, 2017)의 산정식에서 보의 전단강도 감소를 고려하여 ($d-d_{o}$)사용하였다.

여기서 $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도이며, $b_{w}$는 보의 폭, $d$는 보의 유효 깊이, $d_{o}$는 유공의 직경이다.

유공 보강근이 부담하는 전단력 $V_{so}$는 콘크리트구조기준의 전단강도 식을 이용하여 다음 식 (4)와 같이 구할 수 있다.

여기서 $A_{vo}$는 유공보강근 중 수직철근의 단면적이며, $f_{yo}$는 유공보강근의 항복강도, $s_{o}$는 유공 보강근의 수직철근 사이의 거리이다.

제안한 나선형의 유공보강근 중 팔각 철근은 유공주위의 전단균열의 제어 효과가 주된 목적으로, 전단력 $V_{so}$ 계산 시 팔각 철근의 단면적은 고려하지 않았다.

3.1 전단력-부재변형각 관계

Fig. 3에는 각 실험체의 전단력-부재변형각 관계를 나타내었다. 모든 실험체는 실험의 종료전까지 주철근의 항복이 나타나지 않은 전단파괴를 나타내었으며, 이를 전단력-부재변형각 그래프의 형상을 통하여 확인 할 수 있다. 이 연구에서는 정방향(+) 하중을 대상으로 최대하중을 산정하였다.

유공이 없는 S 실험체는 부재변형각 2%에서 최대 전단력 183.2 kN에 도달하였으며, 최대 전단력 이후 하중 저하로 실험이 종료되었다. 유공은 있으나 유공보강근이 없는 NW 실험체는 부재변형각 1%에서 최대 전단력에 도달하였으며 그 때의 하중은 151.9 kN을 나타내었다.

유공보강근의 형상이 Band형인 WB 실험체는 부재변형각 2%에서 최대 전단력 173.5 kN에 도달하였다. WB실험체는 최대하중 이후 강성의 저하가 나타났으며, 최대 전단력 이전에 유공보강근이 항복하였다. 유공보강근 형상이 나선형인 WS 실험체는 부재변형각 2%에서 최대 전단력 208.5 kN을 나타내었으며, WB 실험체와 동일하게 최대 전단력 이전에 유공보강근이 항복하였다.

Fig. 3에서 나타낸 바와 같이 이 연구에서 제안된 사각+팔각의 나선형 유공보강근은 기존 Band형 및 유공이 없는 실험체에 비하여 최대전단력이 동등 이상으로 나타나 유공의 전단보강에 효과적임을 확인하였다.

Fig. 3 Shear force – drift angle relationships

3.2 실험체 파괴 양상

각 실험체의 최종 파괴 양상을 Fig. 4에 나타내었다. 모든 실험체는 부재변형각 0.25~0.5%사이에 보의 양단부 소성힌지 구간에서 휨 균열이 발생하였다. 이후 하중이 증가함에 따라 균열이 실험체 중앙부로 진전되는 공통된 파괴양상을 나타내었다.

S 실험체는 최대 전단력을 나타낸 부재변형각 2.0% 이후 실험체의 복부에 사인장균열이 발생하였으며, 이후 주철근을 따라 할렬균열이 발생하여 최종 파괴하였다.

유공보강근이 없는 NW 실험체는 휨 균열 발생 이후 유공주변에서 방사형으로 사인장균열이 발생하였으며, 하중이 증가함에 따라 유공주변에 발생한 균열의 수와 폭이 증가하였다. 최대 전단력 이후 유공과 유공사이의 균열이 연결되어 복부 콘크리트의 압괴가 발생하여 최종 전단파괴하였다.

Band형 유공보강근으로 보강한 WB 실험체는 초기 휨 균열 발생이후 하중이 증가함에 따라 유공주변에서 균열이 발생하였으며, 유공을 관통하는 사인장균열의 발생으로 최종파괴하였다.

이 연구에서 제안한 나선형의 WS 실험체는 NW 및 WB 실험체와 유사하게 하중의 증가에 따라 유공주변의 균열이 발생하는 것을 확인하였다. 최대 전단력 이후 유공을 관통하는 사인장균열이 발생하여 최종파괴하였다.

Fig. 4의 (b)~(d)와 같이 WS 실험체는 NW 및 WB 실험체와 비교하여 유공주변에 방사형으로 발생한 균열의 수가 많았음에도 불구하고 유사한 동등이상의 내력과 파괴양상을 나타내었다. 이는 제안된 유공보강근이 사각과 팔각이 혼용된 나선형상으로 유공주변의 균열을 잘 제어하였음을 보여준다.

Fig. 4 Crack pattern of specimens

3.3 주철근의 변형률 분포

Fig. 5는 실험체의 주철근에 부착된 철근게이지의 값을 하중단계로 구분하여 나타낸 그래프이다. 주철근의 변형률 분포는 NW 실험체를 제외하고 모두 정방향 (+) 값이다.

모든 실험체 주철근의 변형률은 실험 종료 시 까지 항복 변형률($\varepsilon_{y}=0.0031$)에 도달하지 않았다.

이와 같은 주철근의 변형률 분포와 전단력-부재변형각(Fig. 3), 실험체 파괴양상(Fig. 4)를 종합하여 볼 때, 실험체는 전단파괴 하였음을 확인할 수 있었다.

Fig. 5 Strain of longitudinal reinforcement

3.4 전단보강근의 변형률 분포

Fig. 6은 실험체의 전단보강근에 부착된 게이지의 값을 정방향(+)의 하중단계로 구분하여 나타낸 그래프이다.

유공이 없는 S 실험체는 실험 종료 시 까지 실험체 전 구간의 전단보강근이 항복변형률($\varepsilon_{y}=0.0027$)에 도달하지 않았다. NW 실험체는 최대 전단력 이전에 중앙부의 전단보강근이 항복하였으며, 하중의 증가와 함께 항복구간이 증가하였다. 이와는 반대로 유공보강근이 배근된 WB와 WS 실험체는 최대 전단력 이후 전단보강근이 항복하였음을 확인하였다. 이를 통하여 유공보강근은 전단보강근이 부담해야 할 하중을 분산시켜 유공보의 하중 저항능력을 향상시킴을 확인하였다.

Fig. 6 Strain of transverse reinforcement

3.5 유공보강근의 변형률 분포

Fig. 7은 WB와 WS 실험체의 유공보강근에 부착된 게이지 값을 정방향(+)의 하중단계로 구분하여 나타낸 그래프이다.

WB 실험체는 유공의 사인장균열의 영향을 잘 계측할 수 있는 유공보강근의 대각 위치(상부, 하부)에 부착된 게이지 값을 사용 하였으며, WS 실험체는 유공보강근의 사각과 팔각부분에 부착된 게이지 값을 사용하였다.

Fig. 7(a)와 같이 WB 실험체는 최대하중 이전에 실험체중앙부에 위치한 상부 대각 유공보강근이 항복하였다. 하부 대각 유공보강근은 항복변형률까지 도달하지 않았지만 상부 대각유공보강근과 유사한 변형률분포를 나타내었다.

Fig. 7(b)와 같이 WS 실험체는 최대하중 이전에 실험체 상부에 위치한 유공보강근의 사각부분이 항복하였다. 이후 사각부분의 유공보강근은 하중의 증가와 함께 변형률이 증가하는 양상을 나타내었다. Fig. 6(d)의 전단보강근 변형률 분포와 비교하여 볼 때, WS의 사각부분은 실험체의 하중을 전단보강근과 나누어 부담하는 것을 확인 할 수 있다. 또한 WS의 팔각부분의 변형률 분포는 실험종료 까지 항복변형률에 도달하지 않아 사각부분에 비하여 하중을 적게 부담하는 것으로 나타났다. 이를 통하여 제안된 나선형 유공보강근의 사각부분은 유공보의 하중 및 균열 제어, 팔각부분은 균열제어에 효과적인 것으로 나타났다. 아울러 이 연구에서 식 (4) $V_{so}$의 계산의 타당성을 입증하였다.

Fig. 7 Strain of web opening reinforcement

4.1 전단강도 예측

실험의 유효성과 이 연구에서 제안한 유공 보강근의 구조성능을 검증하기 위하여 유공보의 전단강도에 관한 ^{Mansur et al.(1985)}의 제안식과 일본 건축학회^{(Architectural Institute of Japan 2010)}의 제안식을 사용하여 전단강도를 비교하였다.

^{Mansur et al.(1985)}는 RC유공보의 전단강도를 한국 콘크리트학회 기준(KCI 2017) 및 미국 콘크리트학회 설계 기준^{(American Concrete Institute 2019)}과 동일하게 콘크리트의 기여분과 전단보강근의 기여분으로 나누어 다음 식 (5)~(8)과 같이 제안하였다. ^{Mansur et al.(1985)}는 콘크리트의 전단기여분 항에서 유공의 위치를 제외하고 유공의 직경 $d_{o}$ 만큼 감소된 콘크리트의 단면 손실만을 고려하였다.

여기서 $V_{c.M}$은 콘크리트의 전단강도,$V_{s.M}$은 전단보강근 전단강도, $A_{v}$는 수직 전단보강근의 단면적, $f_{yt}$는 수직 전단 보강근의 항복강도, $d_{v}$는 상부와 하부 주철근의 중심간 거리, $A_{d}$는 대각 전단보강근의 단면적, $f_{yd}$는 대각 전단보강근의 항복강도, $\alpha_{d}$는 대각 전단보강근과 주철근 사이의 각도이다.

일본건축학회^{(Architectural Institute of Japan 2010)}의 RC유공보 전단강도 예측 식은 실험을 기초로 유공보의 크기 효과, 인장철근비 계수, 유공보강근의 철근비 등을 고려하여 다음 식 (9)와 같이 제안하고 있다.

여기서 $V_{c}$은 콘크리트의 전단강도,$V_{s}$는 전단보강근의 전단강도, $k_{u}$는 단면의 유효깊이의 크기효과 계수(0.72∼1.0사이 값), $k_{p}$는 인장철근비의 계수로 $2.36(A_{s}/b_{w}d_{v})^{0.23}$, $a$는 전단경간비, $b_{w}$는 보 폭, $d_{v}$는 상부와 하부 주철근의 중심간 거리, $h$는 보 높이, $d_{o}$는 유공의 직경, $\rho_{w}$는 유공 중심에서 양 옆으로 $d_{v}/2$범위 안에 있는 유공보강근의 비, $f_{yv}$는 유공보강근의 항복강도이다.

Fig. 3과 Table 4에 실험결과와 해석결과를 비교하여 나타내었다. $V_{Man}$의 예측 전단강도는 실험결과와 비교하여 평균 1.05, 변동계수는 14%로 나타났으며, $V_{AIJ}$는 실험 결과의 비교하여 평균 1.05, 변동계수는 10%로 나타나 실험결과를 잘 예측하는 것으로 나타났다. 그러나 두 예측식 모두 제안 유공보강근을 배근한 실험체의 전단강도를 과소평가하고 있어 향후 전단강도 예측 식에 유공보강근의 형상에 대한 영향을 반영해야 할 것으로 판단된다.

또한 S 실험체를 기준으로 타 실험체를 비교하였을 때, 유공을 보강하지 않은 NW 실험체는 17% 낮은 전단강도를 나타내었다. 이는 콘크리트의 단면손실에 의한 전단강도의 감소로 판단된다. 유공을 보강한 WB 실험체는 S 실험체와 비교하여 약 6%낮은 전단강도를 나타내었으며, WS 실험체는 S 실험체에 비하여 전단강도가 14% 증진되었다. 이를 토대로 제안 나선형 유공보강근은 Band형 유공보강근에 비하여 유공을 효율적으로 보강하였음을 확인하였다.

4.2 에너지소산능력

RC 유공보는 콘크리트의 단면손실이 발생하므로 지진과 같은 반복하중에 저항하면서 에너지를 충분히 흡수 할 수 있는 능력을 가져야 한다. ^{(Kim et al. 2019)} 실험체의 에너지소산능력을 평가하기 위하여 Fig. 3의 전단력-부재변형각 곡선의 모든 면적을 누적하여 산정하였다. 이 연구에서는 Fig. 8과 같이 에너지소산면적을 최대 전단력 이전과 이후로 나누어, 유공보강근이 최대 전단력 이후 지진하중에 저항하는 능력을 평가하였다.

모든 실험체에서 최대 전단력 이전에 에너지소산면적은 약 5kN ․ m 내외로 유사하게 나타났다. 최대 전단력 이후의 에너지소산면적은 WS 실험체가 334%, WB 실험체가 274% 증가하여 제안된 나선형 유공보강근이 Band형 유공보강근에 비하여 효과적으로 전단하중에 저항하였음을 확인하였다. 따라서 나선형 유공보강근은 유공을 효과적으로 구속하여 유공보의 내진성능을 확보 할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 8 Energy dissipation of specimens