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문제 정의
- 이러한 연구 결과는 이 연구에서 수행한 복합보의 실험 결과와 일치한다. 따라서 다음과 같이 이 연구 결과에 대해 전단연결재가 없는 복합 부재의 수직 전단강도 평가식 개선을 제안한다.
- 예를 들어 전단강도 산정에 있어서 PC와 CIP 단면의 전단강도를 각각 산정한 후, 단순 합산하여 구하는 경우가 있는가 하면, PC와 CIP 중 상대적으로 낮은 콘크리트 강도만 가지고 전단강도를 구하는 경우도 있고, 일부에서는 전단면에 대해 면적비로 유효콘크리트 강도를 계산하여 전단강도를 산정한다. 따라서 이 연구에서는 국내에서 적용범위가 증가하고 있는 PC-CIP 복합보에 대한 전단강도를 실험적으로 검증하여 실무에서 안전하고 경제적으로 설계 및 시공에 적용할 수 있도록 하고자 한다.
- 이 연구에서는 저강도의 현장타설 콘크리트와 고강도의 프리캐스트 콘크리트가 사용된 복합부재에 대해 설계 기준식에 규정된 전단강도 평가식이 실무 적용에 합리적인지 평가하고 기준식을 개선하기 위해 단면형상, 휨 철근비, 전단경간비등의 변수에 따라 단순지지 보 실험을 하였으며, 그 결론은 다음과 같이 요약할 수 있다.
제안 방법
- 셋째 날에는 단면 E의 상부에 위치한 60 MPa 콘크리트를 타설하였다. 그리고 수평전단력의 저항을 높이기 위해 하부에 타설된 콘크리트가 양생이 이뤄진 후 글라인더를 이용하여 표면을 약 6 mm 깊이로 거칠게 하였다. 압축강도 시험용 공시체는 실험체와 같은 조건에서 타설, 양생하였다.
- 다음으로 보다 정확한 강도예측을 위해 단면적비에 근거한 유효강도를 사용하여 강도를 예측하였고 유효강도 계산 방법은 다음과 같다. 실험체 3의 경우, 상부 3/8이 24 MPa이고 하부 5/8가 60 MPa이기 때문에 단면적비에 근거한 유효강도 fck=15/40×24+25/40×60=46.
- 따라서 실험의 주요 변수로 고강도와 저강도 콘크리트의 면적비, 휨 철근비 그리고 전단경간비를 고려하였다 (Table 1). 첫 번째로 단면적비는 Fig.
- 모든 실험체는 휨 항복 전에 전단파괴가 발생하도록 설계하였다. Table 1은 실험체의 휨강도와 전단강도를 나타내고 있다.
- 분리 타설된 콘크리트 보의 수직 전단강도를 알아보기 위해 현행기준식과 비교해 보았다. 현행 기준식으로 KCI20071) 일반식(식 (1))과 정밀식(식 (2))을 검토하였다.
- 실험체는 3일에 걸쳐 제작 되었다. 실험체 타설 첫째 날은 60 MPa 콘크리트를 타설하고 증기양생을 하였으며, 둘째 날은 양생된 60 MPa 콘크리트 위에 24 MPa 콘크리트를 타설하였다. 셋째 날에는 단면 E의 상부에 위치한 60 MPa 콘크리트를 타설하였다.
- Table 1은 실험체의 휨강도와 전단강도를 나타내고 있다. 실험체 휨성능(Mn)에 따른 전단력(Vm)에 대한 수직 전단성능(Vn)의 비(Vm/Vn)가 1.5이상이 되도록 설계하여 휨 항복 전에 전단파괴가 발생하도록 하였다. 여기서 수직 전단성능(Vn)은 전단강도 일반식(식 (1))을 사용하여 계산하였고 복합단면의 콘크리트 강도는 단면적비에 근거한 유효강도를 사용하였다.
- 압축강도가 다른 콘크리트로 분리 타설된 복합 휨재의 전단 성능 평가를 위해 22개 단순지지 보에 대해 실험을 수행하였다. 현행설계기준1)의 전단강도 식은 다음과 같다.
- 5이상이 되도록 설계하여 휨 항복 전에 전단파괴가 발생하도록 하였다. 여기서 수직 전단성능(Vn)은 전단강도 일반식(식 (1))을 사용하여 계산하였고 복합단면의 콘크리트 강도는 단면적비에 근거한 유효강도를 사용하였다.
- 세 번째 변수는 전단경간비(a/d)이다. 일반적으로 전단경간비 2.5를 기준으로 깊은 보와 세장한 보로 나누는데 전단경간비가 4.0인 경우와 2.5인 경우에 대해 실험을 하여 세장한 보에서 전단경간비가 전단강도에 미치는 영향을 살펴보았다.
- 전단경간비의 영향을 보기 위해 휨 철근비가 서로 같은 Fig. 14의 선 ①과 ④를 비교하였다. 모든 단면이 전단경간비가 줄어들면서 전단강도가 증가하였고 전단면이 60 MPa인 단면 B는 다른 단면에 비해 전단강도가 크게 증가하였다.
- 하중재하를 위해 보 중앙에 2점 하중을 가하였고 지지점과 가력점에는 롤러철물을 사용하였다. 철근이 전단파괴 이전에 휨 항복을 하였는지 확인하기 위해 휨 철근에 5 mm 변형률 게이지를 부착하였고 보 중앙부의 처짐을 측정하기 위해 보의 중앙 하부에 LVDT를 설치하였다.
- 두 번째 변수로 휨 철근비를 고려하였다. 휨 철근비에 따른 전단강도의 변화를 알아보기 위해 철근비가 1.31%, 1.75%, 2.87% 세 가지 경우에 대해 실험을 수행하였다.
대상 데이터
- 콘크리트의 배합은 Table 2에 나타난 바와 같고 실험체를 두 번 제작하여 두 가지 배합비가 사용되었다. 공칭강도 24 MPa과 60 MPa 두 가지 종류의 콘크리트를 사용 하였다. 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100×200(mm)로 제작하였고 공시체를 강도별로 3개씩 KS F 2405 기준을 따라 압축강도 실험을 하였다.
- 모든 실험체의 단면크기는 260×400(mm) 이며, 지점간 순 길이는 전단경간비가 2.5인 실험체의 경우 2100 mm이고 전단경간비가 4.0인 실험체의 경우 3120 mm이다.
- 보의 주 철근은 Fig. 3과 같이 SD500 D22, SD600 D22, SD600 D25를 사용하였다. 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속재료 인장시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다.
이론/모형
- 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속재료 인장시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다. 사용한 철근의 기계적 특성은 Table 3에 나타난 바와 같고 SD600 철근은 offset method를 이용하여 항복응력을 구하였다.
- 3과 같이 SD500 D22, SD600 D22, SD600 D25를 사용하였다. 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속재료 인장시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다. 사용한 철근의 기계적 특성은 Table 3에 나타난 바와 같고 SD600 철근은 offset method를 이용하여 항복응력을 구하였다.
- 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100×200(mm)로 제작하였고 공시체를 강도별로 3개씩 KS F 2405 기준을 따라 압축강도 실험을 하였다.
- 분리 타설된 콘크리트 보의 수직 전단강도를 알아보기 위해 현행기준식과 비교해 보았다. 현행 기준식으로 KCI20071) 일반식(식 (1))과 정밀식(식 (2))을 검토하였다. Fig.
성능/효과
- 1) Fig. 15에 나타난 바와 같이 최소 콘크리트 강도를 사용한 경우 대부분 안전측이며, 다만 전단식에 고강도 콘크리트를 사용할 경우 안전측 결과로 나타내기 위해 휨 철근비가 1.75%이하일 때 강도를 35 MPa 로 제한한다.
- 1) 실험체는 초기에 휨 인장균열이 발생하고 휨 균열이 중립축까지 진전된 이후 웨브에서 사인장 균열이 발생하고 사인장 균열이 가력점과 지지점으로 진전되면서 전단파괴가 발생하였다. 전단경간비가 4.
- 요약하면, 전단강도는1)휨 철근비가 증가하거나2) 전단경간비가 줄어들면서 증가하지만3)콘크리트 강도에 비례하여 증가하지는 않았고 특히, 휨 철근비가 작은 경우에는 큰 차이가 없었다.1)과3)의 영향을 종합하면 전단력을 지지할 수 있는 콘크리트 압축대의 깊이가 클수록 전단강도가 증가하고 전단경간비가 작으면 스트럿 작용에 의해 전단강도가 증가하였다.
- 2) Fig. 16에 나타난 바와 같이 면적비로 계산한 유효강도를 사용한 경우, 철근비가 1.75%이하이며 고강도 콘크리트를 압축대에 사용하였을 때 압축강도를 35 MPa로 제한한다. Fig.
- 2) 철근비가 낮은 경우(ρ≤1.75%) 전단면이 24 MPa과 60 MPa인 실험체는 콘크리트 강도에 따른 전단강도의 차이가 크지 않았고 전단면이 60 MPa인 단면 B 가 하부의 절반 이상을 60 MPa과 나머지 상부에 24 MPa을 타설한 단면 C와 F보다 전단강도가 6~34%작았다.
- 3) 최소 콘크리트강도를 사용하여 예측한 전단강도보다 유효강도로 예측한 전단강도가 실험 결과를 보다 정확히 평가하였고 정밀식이 일반식보다 전단강도를 더 정확히 평가하였다. 하지만 휨 철근비가 1.
- 4) 전단강도를 최소강도와 유효강도로 예측하였을 경우 압축대에 사용되는 고강도 콘크리트의 상한을 35 MPa로 제한하면(휨 철근비가 1.75%이하일 경우) 일반식과 정밀식 모두 비교적 안전측으로 예측이 가능하다. 다만, 휨 철근비가 1.
- 5) 현행 기준식으로 예측하였을 때 수평전단력과 공칭수평전단강도의 비(Vhv/Vnh)는 1.17~2.39로서 수평전단파괴가 수직전단파괴 이전에 발생할 것이라고 예상되었지만 실험 결과를 보면 모든 실험체들은 수직전단파괴가 선행되었다. 이 연구 결과에 따라서 수평전단강도를 현행기준의 2배인 Vnh≤1.
- 첫 번째 원인은 앞서 언급한 바와 같이 고강도 콘크리트 60 MPa을 사용한 단면 B의 경우 압축대 깊이의 감소로 인하여 상부 3/8에 24 MPa을 사용한 단면 C보다 전단강도가 크게 증가하지 않는다. 두 번째 원인은 두 콘크리트의 인장균열강도의 차이, 탄성계수의 차이, 분리 타설된 면에서의 불연속성의 이유로 인하여 경사 인장균열 fracture가 단일균열에 의하여 발생하지 않고 균열이 분산되거나 불연속면을 따라 균열 각도가 감소하는 경향을 나타낸다. 이와 같이 두 콘크리트의 분리 타설로 인하여 경사 인장균열이 분산되고 균열길이가 증가하면서 전단강도를 증가시킨 것으로 판단된다.
- 이를 설명하기 위한 다양한 전단강도에 대한 이전 연구들이 있는데, Choi3,4)의 연구에 따르면 압축대의 깊이와 콘크리트 강도가 전단강도를 결정하는 주요 요인인데, 단면 B의 경우 단면 A에 비해 콘크리트 강도는 증가하였지만 콘크리트 강도 증가로 인하여 휨모멘트에 대한 압축대의 깊이가 작아지고, 따라서 전단력을 저항하는 압축대의 깊이가 작아지기 때문에 두 단면의 전단강도 차이가 거의 발생하지 않았다. 또한 실험 결과에 의하면 철근비가 증가할수록 고강도 콘크리트 실험체의 강도증진 효과가 증가하는 것을 볼 수 있는데, 이는 압축대의 크기가 상대적으로 증가하기 때문이며 콘크리트 보의 전단강도는 콘크리트강도와 압축대의 상대적 크기를 합리적으로 반영해서 결정해야 한다.3,4)
- 전단면이 24 MPa인 실험체 1의 강도는 188 kN이고 전단면이 60 MPa인 실험체 2의 강도는 195 kN으로 실험체 1과 2는 콘크리트 강도 차이에도 불구하고 전단강도에는 큰 차이가 없었다. 또한, 전단면이 60 MPa인 실험체 2의 강도는 상부 3/8이 24 MPa이고 하부 5/8가 60 MPa인 실험체 3의 강도 215 kN과 상부 1/8이 24 MPa이고 하부 7/8이 60 MPa인 실험체 6의 강도 206 kN 보다 전단강도가 각각 10%, 5% 작았다. 전단면이 60 MPa인 실험체가 60 MPa와 24 MPa를 함께 타설한 실험체 3과 6 보다 전단강도가 작았다.
- 전단면이 24 MPa인 실험체 7의 강도는 185 kN이고 전단면이 60 MPa인 실험체 8의 강도는 202 kN으로 콘크리트 강도에 따른 전단강도 차이가 크지 않았다. 또한, 전단면이 60 MPa인 실험체 8의 강도는 상부 3/8이 24 MPa이고 하부 5/8가 60 MPa인 실험체 9의 강도 270 kN과 상부 1/8이 24 MPa이고 하부 7/8이 60 MPa인 실험체 12의 강도 245 kN보다 전단강도가 각각 25%, 18% 작았다. 휨 철근비가 1.
- 14에 설계변수에 따른 실험체의 강도변화를 나타냈다. 먼저, 단면 형상(콘크리트 강도)에 따른 영향은 철근비가 낮을 때와 철근 비가 높거나 전단경간비가 짧을 때 차이를 보였다. 철근 비가 낮을 경우(Fig.
- 14의 선 ①과 ④를 비교하였다. 모든 단면이 전단경간비가 줄어들면서 전단강도가 증가하였고 전단면이 60 MPa인 단면 B는 다른 단면에 비해 전단강도가 크게 증가하였다.
- 모든 실험체는 사인장 균열 발생과 동시에 파괴되지 않고 하중을 더 전달하면서 사인장 균열이 지지점과 가력점으로 진전되다 최종적으로 파괴되었고 파괴시 휨 철근의 최대 변형률은 2050 με으로 항복하지 않았다(2050 με < εy =3842 με).
- 모든 실험체는 실험체 1~6과 같이 최대 변위에서 사인장균열과 함께 취성파괴가 발생하였고 파괴시 휨 철근의 최대 변형률은 1879 με으로 항복하지 않았다(1879 με< εy =2968 με).
- 모든 실험체는 이전 실험과 같이 최대 변위에서 사인장 균열과 함께 취성파괴가 발생하였고 파괴시 휨 철근의 최대 변형률은 1788 με으로 항복하지 않았다(1788 με< εy =3675 με).
- 모든 실험체는 최대변위에서 사인장 균열과 함께 취성파괴가 발생하였고 파괴시 휨 철근의 최대 변형률은 1990με으로 항복하지 않았다(1990 με < εy =3842 με).
- 초기에 휨 인장균열이 발생하였고 하중이 증가하면서 휨 균열이 중립축으로 서서히 진전되다 웨브에 사인장 균열이 발생하면서 취성적으로 전단파괴가 발생하였다. 사인장 균열을 자세히 살펴보면 휨 균열이 사인장 균열로 진전되어 발생하는 것이 아니라 사인장 균열이 독립적으로 웨브부분에서 발생하는 것으로 나타났다. 최종파괴는 사인장 균열이 발생한 이후에 빠른 속도로 사인장 균열이 가력점과 지지점으로 진전되면서 발생하였다.
- 실험 결과는 실험체 13~17과 비슷한 경향을 보였으며 ‘전단면이 60 MPa인 실험체 19(269 kN)>하부의 5/8이 60 MPa인 실험체 20(251 kN)>전단면이 24 MPa 인 실험체 18(217 kN)>하부의 3/8이 60 MPa인 실험체 21(214 kN)>상부의 3/8이 60 MPa인 실험체 22(199 kN)’ 순으로 전단강도가 컸다.
- 실험 결과를 동일한 휨 철근비 1.31%를 사용한 실험체 1~6의 결과와 비교해보면 전단강도는 전단경간비가 줄어들면서 증가하는 것으로 나타났다.
- 5) ‘전단면이 60 MPa인 단면 B>하부의 5/8가 60 MPa인 단면 C>전단면이 24 MPa인 단면 A>하부의 3/8이 60 MPa인 단면 D’ 순으로 전단 강도가 컸다. 실험 결과를 종합해보면 전단강도는 휨 철근비가 증가할수록 전단경간비가 감소할수록 증가하였지만 콘크리트 강도에 비례하여 증가하지는 않았다.
- 6을 보면 기울기도 서로 비슷한 것을 볼 수 있다(실험체 18과 실험체 21도 비슷한 경향을 보임). 실험체 1~17을 종합하여 비교해보면 휨 철근비가 증가할수록 전단강도는 증가하고 고강도 콘크리트의 영향도 커지는 것으로 나타났다.
- 요약하면, 전단강도는1)휨 철근비가 증가하거나2) 전단경간비가 줄어들면서 증가하지만3)콘크리트 강도에 비례하여 증가하지는 않았고 특히, 휨 철근비가 작은 경우에는 큰 차이가 없었다.1)과3)의 영향을 종합하면 전단력을 지지할 수 있는 콘크리트 압축대의 깊이가 클수록 전단강도가 증가하고 전단경간비가 작으면 스트럿 작용에 의해 전단강도가 증가하였다.
- 이 연구 결과에 따라서 수평전단강도를 현행기준의 2배인 Vnh≤1.2bvd 를 사용하여도 안전할 것으로 판단된다.
- 5~2 MPa 초과하기 전까지 힘을 받지 않는다고 하였고 CTA7)는 전단연결재가 없고 표면을 거칠게 한 복합 보의 수평전단력을 2 MPa로 제안하였다. 이러한 연구 결과들을 토대로 이 연구 결과를 다시 분석해보면, 현행 기준식 (식 (3))의 계수 값을 기존 연구들에서 제안한 2 MPa로 하였을 때 모든 실험체의 수평전단력과 공칭수평전단강도의 비(Vhv/Vnh)는 0.33~0.67로 수직전단파괴가 수평전단파괴 이전에 발생하는 것으로 예측된다.
- 15는 최소 콘크리트 강도를 사용하여 예측한 결과를 보여주고 있다. 일반식(점선)은 콘크리트 압축강도 및 단면크기에 대해서만 고려하고 있기 때문에 전단면이 60 MPa인 실험체를 제외하고는 모두 안전 측으로 잘 예측을 하고 있지만 철근비가 증가하거나 전단경간이 짧아지면서 전단강도를 과소평가하는 경향이 나타났다. 정밀식(실선)은 일반식(점선)보다 정확한 예측을 하고 있다.
- 또한, 전단면이 60 MPa인 실험체 2의 강도는 상부 3/8이 24 MPa이고 하부 5/8가 60 MPa인 실험체 3의 강도 215 kN과 상부 1/8이 24 MPa이고 하부 7/8이 60 MPa인 실험체 6의 강도 206 kN 보다 전단강도가 각각 10%, 5% 작았다. 전단면이 60 MPa인 실험체가 60 MPa와 24 MPa를 함께 타설한 실험체 3과 6 보다 전단강도가 작았다.
- 최종파괴는 웨브의 사인장 균열이 가력점에 도달하면서 발생하였는데 Fig. 7을 보면 압축대가 60 MPa인 실험체 19, 22(단면 B, E)는 사인장 균열이 발생한 이후 각각 57%, 86% 하중이 증가한 후 파괴되었고 압축대가 24 MPa인 실험체 18, 20, 21(단면 A, C, D)는 사인장 균열이 발생한 이후 각각 15%, 10%, 7% 하중이 증가한 후 파괴되었다. 이는 사인장 균열 후 하중 전달 메커니즘이 휨 작용에서 경사 스트럿 작용으로 변화 되면서 하중 전달방식이 달라짐을 보여주고 있다.
- 87%(선 ③)로 증가하면서 전단강도는 모든 단면에서 증가하였고 특히, 단면 A 와 B가 크게 증가하였다. 휨 철근비의 영향을 종합하면, 전단강도는 휨 철근비에 비례하여 증가하였다.
후속연구
- 6) 이 연구에서 제안된 설계방법의 개선을 검증하고, 복합보에 대한 보다 합리적인 전단설계방법을 개발하기 위해서는 추가적인 광범위한 실험과 이론적 연구가 요구된다.
- 이와 같이 두 콘크리트의 분리 타설로 인하여 경사 인장균열이 분산되고 균열길이가 증가하면서 전단강도를 증가시킨 것으로 판단된다. 향후 분리 타설된 콘크리트의 fracture mechanism에 대한 심도 있는 연구가 요구된다.
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