2.1 NRC 구조시스템

NRC 구조시스템의 주요 시공단계를 Fig. 2에 나타내었다. NRC 구조시스템은 공장에서 L형강을 이용하여 선조립한 NRC 보와 NRC 기둥을 현장에서 볼트 조립하여 자체적으로 자립이 가능한 골조가 구성되는 공법이다. 따라서 현장타설 공정이 간소화되고 공기단축에 의한 경제성을 확보할 수 있다.

시공단계 하중에 대해서 NRC 보는 선조립된 강판거푸집과 함께 휨모멘트에 대하여 주앵글(L형강)과 전단앵글(L형강)로 구성된 비렌딜 트러스(Vierendeel Truss) 형태나 경사 전단보강근을 추가 사용한 트러스 형태의 구조로 시공 하중에 저항할 수 있다.

타설 후 사용하중 및 극한하중에 대해서는 NRC 보는 주앵글과 철근이 휨모멘트에 저항하게 된다. 전단력에 대해서는 콘크리트와 함께 선조립된 전단앵글, 경사전단보강근 등이 저항하게 되고, 필요시 U형 덮개철근을 적용하여 추가적인 전단력에 저항하도록 하고 있다.

Fig. 2 Construction steps of NRC structural system

2.2 NRC 보 전단보강재

NRC 보의 전단보강재는 주로 전단앵글, 경사전단보강근, U형 덮개철근 등으로 설계된다.

전단앵글과 경사전단보강근은 공장제작되며 보 하부면에서 50mm의 피복두께를 가지는 하부 주 앵글에 용접되고 슬래브 하부면에 위치한 상부 주앵글에 용접된다. 즉, 전단앵글과 경사전단보강근의 단부 정착은 용접접합된 상하부 주 앵글을 이용하여 정착되는 개념을 가진다.

U형 덮개철근^{(Lee et al., 2020)}은 주앵글 내부 또는 외측면에 배치되며 상부 주 철근에 대해 U형으로 구속하고 하부 쪽은 갈고리 정착상세를 가진다. 이러한 U형 덮개철근은 수직전단력에 대한 보강과 함께 슬래브와 보웨브 사이의 수평전단력에 대한 보강의 역할도 하게된다.

일반적으로 전단력이 크지 않아 전단앵글만으로 요구성능을 만족할 경우 경사전단보강근과 U형 덮개철근은 배근하지 않는다. 경사전단보강근은 주로 시공하중이 커서 비렌딜 트러스만으로 시공하중에 의한 전단력에 저항하지 못할 경우 사용되며, 현장배근되는 U형 덮개철근은 설계전단력에 대하여 전단앵글과 경사전단보강근이 부담하는 전단력을 초과하거나 최소전단보강근 규정을 만족하지 못할 경우 사용된다.

보 춤에 비하여 슬래브 두께가 커서 콘크리트 전단마찰력과 U형 덮개 철근만으로 수평전단력을 부담하기 어려울 경우 스터드 볼트를 주앵글에 용접하여 사용할 수 있다.

NRC 보의 강판거푸집은 전단강도에 영향을 미치지만, 내화처리를 하지않는 일반적인 경우 전단보강재로 설계하지 않는다.

3.1 실험체 계획

NRC 보의 전단앵글, 경사전단보강근, U형 덮개철근 , 스터드 볼트 등의 전단보강요소에 따른 전단보강효과를 평가하기 위하여 Table 1과 같이 총 10개의 실험체를 계획하였다. Table 1에서 SN 실험체는 전단보강재가 없는 실험체이며, 그 외 실험체명에서 SA는 전단앵글, SAS는 스터드와 함께 설치한 전단앵글, SR은 경사전단보강근, U1은 주앵글 외측면에 삽입하여 설치된 덮개철근, U2는 주 앵글 내부에 설치된 덮개철근, SF는 강판거푸집 등을 의미한다.

하중가력 장비의 최대하중을 고려하여 비대칭 3점 가력실험으로 계획하였으며, 전단경간비가 적은 전단파괴구간이외의 구간은 균열이 최소화되도록 충분한 전단배근 설계를 하였다. 보 실험체는 비전단파괴구간의 좌우로 전단파괴구간을 두어 두 개의 전단 실험이 가능하도록 하였다.

Fig. 3에 각 실험체의 배근상세를 나타내었다. Fig. 3에서 모든 NRC 보 실험체의 폭과 높이는 각각 350mm, 500mm로 직사각형 단면을 가진다. 보 단면 하부의 인장측에 주앵글(2-L50×50×4t)을 배치하고 총 4개의 D29 인장철근을 2단배근하였다. 보 단면 상부에 주앵글(2-L50×50×4t) 및 압축철근(2-D29)을 배근하였다. 주보강재양의 산정은 휨파괴가 아닌 전단파괴모드로 최종파괴가 나타나도록 계획하였다.

Fig. 3 Details of test specimens (unit : mm)

3.2 재료시험

실험체들에 사용된 철근과 강재의 재료특성을 파악하기 위하여 ^{KS B 0801}에 따라 시험편을 제작하여 ^{KS B 0802}에 따라 재료시험을 실시하였다. 철근과 강재의 재료시험결과는 Table 2와 같다.

콘크리트는 Table 3의 배합을 가지는 레디믹스트콘크리트를 사용하였으며, ^{KS F 2403}에 따라 압축강도 시험용 원주형 공시체를 제작하였다. ^{KS F 2405}에 따른 재료시험결과, 보-기둥 접합부 실험체의 실험일 기준 콘크리트 평균압축강도는 42.4MPa로 평가되었다.

3.3 측정 및 가력방법

전단실험체는 Fig. 4와 같이 가력점을 기준으로 전단경간비가 적은 편에서 전단파괴가 나타나도록 비대칭으로 설치하였다.

전단파괴구간의 전단경간비는 1.95이며 비파괴구간의 전단경간비는 3.41로 계획하였다. 실험체 가력은 2000kN급 만능시험기(U.T.M)를 사용하였으며, 가력부 하단에 LVDT를 설치하여 가력부 처짐을 측정하였다.

보 단면 하부측 주보강재의 변형률을 측정하기 위해 변형률 게이지를 가력지점 인장철근 및 인장 주앵글에 부착하였다. 보 단면 상부측 주보강재의 변형률을 측정하기 위해 변형률 게이지를 가력지점 압축철근 및 상부 주앵글에 부착하였다. 또한 전단파괴구간의 실험변수별 전단보강재 및 강판 거푸집에 변형률 게이지를 부착하였다.

Fig. 4 Test setup of test specimen

4.1 균열 및 파괴형태

각 실험체의 최종파괴시 균열 및 파괴양상을 Fig. 5에 나타내었다. Fig. 5에 나타난 격자는 100mm×100mm이다.

모든 실험체의 최종파괴는 전단경간비가 적은 구간에서의 전단파괴로 나타났으며, 전단경간비가 큰 부분의 전단균열은 미비하였다. 대부분 실험체에서 가력점과 지점을 잇는 선분 방향으로 경사방향균열이 발생하였고 하였다. 전단앵글만 배근된 SA 실험체에 비하여, 경사전단보강근 및 U형 덮개철근이 배근된 실험체들의 경사균열 수 등이 많이 관측되어 응력이 분산되는 효과를 나타내었다.

Fig. 5 Failure modes

4.2 전단력-변위 곡선

전단실험결과에 의한 실험하중으로부터 전단력을 산정한 후 수직변위와의 관계곡선을 각 실험체별로 Fig. 6에 나타내었다.

Fig. 6에서 실험체별 초기균열이 발생되기전 초기강성은 유사하게 나타났다. 이는 동일한 주보강재와 콘크리트 단면을 가지는 실험체들의 휨강성이 초기강성에 영향을 미치기 때문인 것으로 사료된다.

Fig. 6(a)에서 전단보강재가 없는 SN 실험체는 초기균열이후 일시적인 하중저하를 나타내다 골재의 맞물림 등으로 추가적인 하중을 받아 최대하중에서 취성파괴되는 거동을 나타내었다. Fig. 6(b), (c), (d)에서 주앵글 상부측으로 전단보강재가 확장되지 않은 SA 실험체, SA-SF 실험체, SA-SR 실험체 등은 최대하중 이후 취성적인 파괴를 나타내었다. 이에 비하여 주앵글 상부측으로 전단보강재가 확장된 실험체들은 최대하중 이후 최대하중시 변위의 약 1/2까지 더 연성적인 거동을 보이다가 취성파괴되는 거동을 나타내었다. 이를 볼 때 주앵글 상부측으로 전단보강재의 확장이 최대하중이후의 거동향상에 영향을 미침을 알 수 있다.

Fig. 6 Shear force-displacement curves

4.3 하중-변형률 곡선

전단보강근이 없는 SN 실험체를 제외한 나머지 실험체들에 대하여 최대 실험전단내력(Vmax)의 25%, 50%, 75%, 100%에서 전단보강재의 변형률게이지로부터 측정된 변형률을 분석하였다. Fig. 7은 전단앵글, 경사전단보강근, U형 덮개 철근이 모두 배근된 SA-SR-U2 실험체에 대한 전단력 단계별 변형률을 나타내고 있다. Fig. 7에서 가로축은 보 가력부 지점에서전단보강재까지의 거리를 나타낸다.

Fig. 7과 같이 대부분 실험체에서 U1 덮개철근, U2 덮개철근, 경사 전단보강근은 최대하중의 75%시 항복하고, 전단앵글은 최대하중시 항복하는 것으로 나타났다. 전단앵글의 변형률이 적은 이유는 철근이 전단균열에 대하여 인장응력으로 저항하지만 전단앵글은 단면적에 비하여 단면형태가 크서 인장응력과 함께 전단응력이 같이 작용하기 때문인 것으로 파악된다. 하중단계별 전단보강재의 변형률 평가로부터 전단앵글, U형 덮개철근, 경사 전단보강근 등의 NRC 전단보강재가 전단강도 기여분에 해당하는 전단성능을 발휘하는 것으로 사료된다. 스터드가 설치된 모든 실험체에서 스터드가 최대하중시 항복하는 것으로 나타나, 스터드가 수평전단저항에 영향을 미침을 알 수 있었다.

Fig. 7 Strains of shear reinforcements for specimen SA-SR-U2

4.4 실험내력 및 이론내력 비교

기본적으로 NRC 구조시스템은 철근콘크리트 구조와 구조적 특성이 동일하므로 NRC 보의 전단설계는 ‘^{KDS 14 20 22} : 2021 콘크리트구조 전단 및 비틀림 설계기준(이하 KDS 기준)’에 따른다. 즉, NRC 보의 공칭전단강도($V_{n}$)는 식 (1)의 콘크리트에 의한 전단강도($V_{c}$)와 식 (2)의 전단보강재에 의한 전단강도($V_{s}$)를 누가하여 산정된다. $V_{s}$는 전단보강재의 역할을 하는 전단앵글의 전단강도($V_{sa}$), 경사 전단보강근의 전단강도($V_{sr}$), U형 덮개철근의 전단강도($V_{su}$)의 합으로 구한다. $V_{sa}$, $V_{sr}$, $V_{su}$는 식 (3)~(5)로부터 계산된다.

여기서, fck는 콘크리트 설계기준 압축강도(MPa), ρω는 인장보강재비, d는 유효춤(mm), V는 작용전단력(N), M는 작용 휨모멘트(Nmm), Av는 전단보강재 단면적(mm2), fy는 전단보강재 설계기준 항복강도(MPa), s는 전단보강재 간격(mm), α는 경사전단보강근 경사각 등이다. Av, fy, s 뒤의 아래첨자 a, r, u는 각각 전단앵글, 경사 전단보강근, U형 덮개철근 등의 전단보강재를 나타낸다. 식 (3)의 전단앵글의 단면적($A_{va}$)은 내화피복을 하지 않는한 피복두께를 제외하고 산정한다.

실험결과로부터 평가된 실험 전단내력(Vmax)과 KDS 기준의 공칭전단강도로부터 산정된 이론 전단내력(Vn)을 평가하여 Table 4에 비교하였다. Vn 평가시 재료시험에 의한 실제강도를 반영하였다. 전단앵글의 경우 피복두께 40mm를 고려하여 단면적을 계산하였으며, 경사 전단보강근은 실제 배근된 경사(α)를 적용하여 산정하였다.

Table 4에서 전단앵글만 배근된 SA 실험체와 이에 강판 거푸집을 설치한 SA-SF 실험체의 전단강도를 비교한 결과, 강판 거푸집 설치에 따라 27.4%의 전단강도 증가효과가 나타났다. NRC 보의 경우 강판 거푸집에 내화처리를 별도로 하지 않는한 기본적으로 전단설계에 포함하지 않지만, 실제로는 전단강도 증가에 영향을 크게 미치는 것으로 평가되었다.

전단보강재 요소에 따른 전단보강효과를 분석하기 위하여 전단강도증가율 K(%)로 분석하였다. 이하 KA/B는 두 실험체의 전단강도비(VA/VB)에서 1을 감한 값을 %로 나타낸 것으로 A와 B는 실험체명이다.

스터드 설치에 따른 전단강도 증진효과를 비교하였다. 전단앵글만 배근된 경우 KSAS/SA는 0.7% 차이로 근사한 전단강도를 나타내었다. 이는 소요전단력이 크지 않을 경우 수평전단보강에 따른 영향이 미비함을 나타낸다. 경사 전단보강근을 배근한 KSAS-SR/SA-SR는 4.5%의 스터드 보강효과가 있었다.

경사전단보강근에 따른 전단보강효과(KSA-SR/SA, KSAS-SR/SAS)는 21.1~25.7%, U1 덮개철근 사용에 따른 전단보강효과(KSA-U1/SA, KSAS-U1/SAS)는 12.7~23.1%로 나타났으며, 스터드가 배근된 실험체에서 전단보강효과가 더 크게 평가되었다. U2 덮개철근에 따른 전단보강효과(KSA-SR-U2/SA-SR, KSA-U1-U2/ SA-U1)는 27.8~ 36.2%로 평가되었다. 경사 전단보강근이 프랫트러스의 경사재로 배근되어 수직으로 배근된 U1 덮개 철근에 비하여 전단강도 증가효과가 더 크게 나타났다.

Table 4에서 전단보강근이 배근되어 있지 않은 SN 실험체는 Vmax/Vn이 2.71로 이론 전단내력에 비하여 실험 전단내력이 크게 산정되었다. 이는 NRC 보에 배근된 주보강재가 전단파괴를 유도하기 위하여 비교적 많이 배근되어 인장 보강재의 장부작용과 함께 전단보강효과에 영향을 주었기 때문인 것으로 사료된다.

전단보강근이 배근된 실험체들 중, SA 실험체, SAS 실험체, SA-SF 실험체 등은 공칭전단강도에 포함하지 않은 피복두께 부분의 전단앵글 및 강판 거푸집의 영향으로 Vmax/Vn이 1.93~2.46으로 크게 나타나 실험체 상세가 전단력에 대하여 비교적 큰 안전율을 확보하는 것으로 평가되었다. 그 외 전단보강근이 배근된 실험체들은 Vmax/Vn이 1.37~1.73으로 나타나 모든 실험체에 대하여 이론전단내력이 실험전단내력을 안전측으로 평가하고 있었다.