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문제 정의
- 0, 압축대에 60 MPa이상의 고강도 콘크리트가 사용된 경우 현행 기준1,2)이 실험 결과를 과대평가하였다. 이 연구에서는 이전 연구에서 수행되지 않은 횡보강된 합성단면의 전단 강도에 대해 다양한 변수로 평가하여 서로 다른 콘크리트 강도로 이루어진 합성보의 수직전단강도를 분석/검증하였다.
- 이 연구에서는 전단 연결재 유무에 따른 PC-CIP 합성보의 전단거동을 알아보기 위해 기존에 연구7)되었던 무횡보강 PC-CIP 합성보와 같은 철근비와 전단경간비를 가지면서 횡보강된 합성보 실험을 통해 현행 기준식에 규정된 전단강도평가식이 실무 적용에 합리적인 지 평가하였고, 그 결론은 다음과 같이 요약할 수 있다.
제안 방법
- Fig. 13은 개별단면의 전단강도를 각각 산정한 후 단순 합산한 방법으로 일반식(투명원)은 모든 단면에 대해 안전측으로 예측하였고, 정밀식(불투명원)은 4개의 실험체 (0.94∼0.97)를 제외하고는 안전측으로 예측하였다.
- 단면 A와 B는 각각 24 MPa 저강도 콘크리트와 60 MPa 고강도 콘크리트를 전단면에 타설한 단면으로서, 저강도와 고강도 콘크리트가 분리타설된 단면 C ∼E와 비교하기 위한 기준 단면이다. 단면 C와 D에서는 저강도의 현장타설 콘크리트의 깊이가 전단 강도에 미치는 영향을 보기 위해서 단면 C의 상부 3/8과 단면 D의 상부5/8에 저강도 콘크리트(24 MPa)를 타설하였다. 단면 E는 연속보로 설계한 경우 부 모멘트가 작용하는 구간에서 발생할 수 있는 단면으로 상부 3/8이 60 MPa이고 하부5/8가 24 MPa이다.
- Table 1은 실험체의 예측 휨강도와 전단 강도를 나타내고 있다. 모든 실험체는 실험체 휨성능(Mn)에 도달하기 위한 휨 요구전단력(Vm)과 수직 전단성능(Vn)의 비(Vm/ Vn)가 1.0 이상이 되도록 설계하여 휨항복 전에 전단 파괴가 발생하도록 하였다. 여기서 수직 전단성능(Vn)은 콘크리트 전단 강도 일반식(식(2))을 사용하여 계산하였고 합성단면의 콘크리트 강도는 전단면의 단면적 비에 근거한 유효 강도를 사용하였다.
- 셋째 날에는 단면 E의 상부에 위치한 60 MPa 콘크리트를 타설하였다. 수평전단력의 저항을 높이기 위해 하부에 타설된 콘크리트가 완전히 양생이 이뤄지기 전 분리타설 면에 지연제를 살포한 뒤 시멘트 모르타르를 걷어내어 표면을 약 6 mm 깊이로 거칠게 하였다. (Fig.
- 압축 강도가 다른 콘크리트로 분리타설된 합성 휨 재의 전단 성능 평가를 위해 15개 단순 지지 보에 대해 실험을 수행하였다. 실험의 주요 변수로 고강도와 저강도 콘크리트의 면적비, 전단경 간비, 그리고 전단 철근 간격을 고려하였다. 단 면적비는 Fig.
- 실험체는 3일에 걸쳐 제작되었다. 실험체 타설 첫째 날은 60 MPa 콘크리트를 타설하고 증기 양생을 하였으며, 둘째 날은 양생된 60 MPa 콘크리트 위에 24 MPa 콘크리트를 타설하였다. 셋째 날에는 단면 E의 상부에 위치한 60 MPa 콘크리트를 타설하였다.
- 압축 강도가 다른 콘크리트로 분리타설된 합성 휨 재의 전단 성능 평가를 위해 15개 단순 지지 보에 대해 실험을 수행하였다. 실험의 주요 변수로 고강도와 저강도 콘크리트의 면적비, 전단경 간비, 그리고 전단 철근 간격을 고려하였다.
- 4과 Table 4에 나타냈다. 전단 강도 예측시 유효콘크리트 강도를 사용하였고 일반식(Vc1,식 (2))과 정밀식(Vc2,식 (3))으로 예측하였다. 실험체 강도는 ‘전단면이 60 MPa인 SR2(685 kN) > 상부의 3/8이 60 MPa이고 하부의 5/8가 24 MPa인 SR5(653 kN) > 상부의 3/8이 24 MPa이고 하부의 5/8가 60 MPa인 SR3(600 kN) > 상부의 5/8가 24 MPa이고 하부의 3/8이 60 MPa인 SR4(543 kN) > 전단면이 24 MPa인 SR1(474 kN)’순으로 나타났다.
- 전단 철근의 기여도를 평가하기 위해 Fig. 11에 횡보강 실험체와 무횡보강 실험체의 강도차로 구한 전단철근의 실험 강도와 현행 기준식(식(4))의 전단 철근 예측 강도를 비교하였다. 전단 철근은 사인장균열 발생 후 힘을 받기 때문에 무횡보강 실험체의 전단 강도는 초기 사인장균열 강도로 정의하였다.
- 하중재하를 위해 보 중앙에 2점 하중을 가하였고 지지점과 가력점에는 롤러철물을 사용하였다. 철근이 전단 파괴 이전에 휨항복을 하였는지 확인하기 위해 휨 철근에 5 mm 변형률 게이지를 부착하였고 보 중앙부의 처짐과 곡률 측정을 위해 보의 중앙하부에 5개의 LVDT를 설치 하였다.
- 횡보강된 합성보의 수직 전 단강도를 알아보기 위해 현행 기준식과 비교하였다. 현행 기준식으로 KCI 2012 전단 강도 일반식(식(2))과 정밀식(식(3))을 검토하였고 합성단면의 전단 강도는 실무에서 적용되고 있는 세 가지 방법을 사용하였다. 1) PC와 CIP 개별 단면의 전단 강도를 각각 산정한 후 단순 합산 2) 전단면에 대해 면적비로 유효콘크리트 강도 계산 3) PC와 CIP 중 최소 콘크리트 강도를 사용하는 방법으로 강도를 예측한 결과와 실험 결과를 비교하여 Fig.
- 횡보강된 부재에서 콘크리트가 전단강도에 미치는 영향을 알아보기 위해 전단철근의 수직전단 기여도가 없는 실험체 SR11∼SR15의 실험 결과(S=450 mm)를 분석하였다.
- 횡보강된 합성보의 수직 전 단강도를 알아보기 위해 현행 기준식과 비교하였다. 현행 기준식으로 KCI 2012 전단 강도 일반식(식(2))과 정밀식(식(3))을 검토하였고 합성단면의 전단 강도는 실무에서 적용되고 있는 세 가지 방법을 사용하였다.
대상 데이터
- 모든 실험체의 단면크기는 260×400 mm 이며, 지점간 순 길이는 전단경간비가 2.5인 실험체의 경우 2100 mm이고 전단경간비가 4.0인 실험체의 경우 3120 mm이다.
- 10에 무횡보강 합성보와 횡보강 합성보의 결과를 비교하였다. 무횡보강 합성보는 이전 연구 자료7)를 사용하였다. 각 단면별로(단면 A∼E) 전단경간비가 2.
- 실험체는 두 번에 나눠 제작하고 실험하였는데 SR1∼ SR5와 SR11∼SR15는 1차 실험체이고 SR6∼SR10은 2차 실험체이다(Table 1).
- 실험체에는 공칭강도 24 MPa와 60 MPa 두 가지 종류의 콘크리트를 사용하였으며 Table 2는 콘크리트의 배합을 나타낸다. 굵은 골재의 최대 치수는 25 mm를 사용하였다.
- 철근은 SD300 D10, SD400 D10, SD500 D22, SD600 D25을 사용하였다. 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속 재료 인장 시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다.
데이터처리
- 7)은 횡보강되지 않은 PC와 CIP 합성단면의 수직 전단 실험을 수행하였는데, 이는 현재 유일한 합성단면의 수직전단 실험 결과로 전단 철근의 영향이 없는 합성단면의 전단거동을 평가하였다. 횡보강되지 않은 합성보의 실험 결과를 살펴보면, 휨 철근비가 1.75% 이하, 전단경간비가 4.0, 압축대에 60 MPa이상의 고강도 콘크리트가 사용된 경우 현행 기준1,2)이 실험 결과를 과대평가하였다. 이 연구에서는 이전 연구에서 수행되지 않은 횡보강된 합성단면의 전단 강도에 대해 다양한 변수로 평가하여 서로 다른 콘크리트 강도로 이루어진 합성보의 수직전단강도를 분석/검증하였다.
이론/모형
- 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속 재료 인장 시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다. 사용한 철근의 기계적 특성은 Table 3에 나타난 바와 같고 SD600 철근은 offset method를 이용하여 항복응력과 변형률을 정의하였다.
- 0 이상이 되도록 설계하여 휨항복 전에 전단 파괴가 발생하도록 하였다. 여기서 수직 전단성능(Vn)은 콘크리트 전단 강도 일반식(식(2))을 사용하여 계산하였고 합성단면의 콘크리트 강도는 전단면의 단면적 비에 근거한 유효 강도를 사용하였다. 예를 들어, 단면 C의 경우 유효강도 fcke=15/40×24MPa+25/40×60 MPa=46.
- 철근은 SD300 D10, SD400 D10, SD500 D22, SD600 D25을 사용하였다. 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속 재료 인장 시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다. 사용한 철근의 기계적 특성은 Table 3에 나타난 바와 같고 SD600 철근은 offset method를 이용하여 항복응력과 변형률을 정의하였다.
- 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100×200 mm로 제작하였고 공시체를 강도별로 3개씩 KS F 2405기준을 따라 압축 강도 실험을 하였다.
성능/효과
- 1) 전단 철근 간격이 170 mm인 실험체의 경우, 전단 강도는 대체로 유효콘크리트 강도와 휨강성에 비례하였고 압축대에 고강도 콘크리트를 사용하는 경우 전단 강도가 크게 증가하였다. 반면, 전단 철근 간격이 450 mm인 실험체의 경우 (즉, 전단 철근이 수직전 단에 유효하지 않을 경우) 전단 강도는 유효콘크리트 강도나 휨강성에 비례하지 않고 압축대 깊이가 크고 인장대 콘크리트 강도가 클수록 전단 강도가 증가하였다.
- 2) 전단 철근이 170 mm로 횡보강된 실험체의 전단 파괴 메커니즘은 전단경간 비가 2.5와 4.0인 경우 모두 휨 균열이 초기에 중앙부에서 발생 후 균열이 중립축까지 진전되었고 웨브에서 사인장균열이 발생하였지만 취성적으로 파괴되지 않고 전단 철근에 의해 점진적으로 가력점과 지지점으로 도달한 뒤에 최종적으로 사인장균열 파괴가 발생하였다. 전단 철근이 450 mm로 횡보강된 실험체의 전단 파괴 메커니즘은 중앙부에서 휨 인장 균열이 중립축까지 서서히 진전된 후 웨브에서 사인장균열이 취성적으로 발생하여 파괴가 발생하였다.
- 3) 전단 철근의 실험 전단강도와 현행 기준의 예측값을 비교해보면, 압축대에 고강도 콘크리트가 사용된 경우 전단 철근의 기여도가 크게 증가하였다. 이는 전단 파괴면 차이에 의한 것으로 압축대에 고강도 콘크리트가 사용된 경우 압축대 깊이는 작아지고 파괴면은 길어지기 때문에 전단 철근의 기여도가 크게 증가하였다.
- 4) 횡보강된 콘크리트 합성 부재 설계 시 전단 강도 일반식을 사용하여 개별 단면의 전단 강도를 각각 산정한 후 단순 합산하거나 유효콘크리트로 강도로 예측한 경우 안전측으로 설계가 가능하다. 최소 콘크리트 강도로 예측할 경우 안전측으로 예측으로 설계가 가능하지만 전단 강도를 크게 과소평가하여 비경제적인 설계가 될 수 있다.
- 71배 크게 나타났다. 또한, 전단경간비가 4.0인 실험체에서도 단면 B와 E 실험체가 다른 단면에 비해 전단 철근의 실험 강도가 크게 증가하였다. 이는 압축대에 고강도 콘크리트가 사용될 경우 사인장 균열파괴면(균열 각도)이 차이를 보이기 때문이다.
- 실험체의 전단 강도는 SR5를 제외하고 대체로 단면적 비로 강도를 평균한 유효콘크리트 강도(fcke)와 비례하였고 특히, SR2, SR5와 같이 압축대에 60 MPa을 사용한 경우 큰 전단 강도를 나타냈다. 실험 결과 비교/분석시휨에 의한 압축대 깊이를 계산하여 나온 크기를 압축대로 정의하고 나머지는 인장대로 정의하였다.
- 압축대가 24 MPa, 인장대가 60 MPa인 SR13과 SR14의 전단강도가 전단면이 60 MPa인 SR12보다 크게 나타났으며, SR14를 제외한 모든 실험체는 사인장 균열 이후 취 성적으로 파괴되지 않고 변형이 60%∼296% 증가한 후 파괴되었다.
- 실험 결과 비교/분석시휨에 의한 압축대 깊이를 계산하여 나온 크기를 압축대로 정의하고 나머지는 인장대로 정의하였다. 압축대에 60 MPa 을 사용한 SR5는 압축대에 24 MPa, 인장대에 60 MPa을 사용한 SR3과 SR4보다 각각 9%와 20% 큰 전단강도를 보였다. 합성부재 중에서 가장 작은 유효콘크리트 강도를 가진 SR5가 가장 큰 전단 강도를 나타낸 결과는 횡보강된 부재의 경우 압축대 콘크리트 강도가 전단 강도에 크게 기여한다는 것을 나타낸다.
- 전단 강도는 이러한 휨강성에 비례하여 증가하였다. 이처럼 횡보강된 부재의 전단 강도는 유효콘크리트 강도, 압축대 콘크리트 강도, 그리고 부재의 휨강성이 증가함에 따라 증가하였다.
- 합성부재 중에서 가장 작은 유효콘크리트 강도를 가진 SR5가 가장 큰 전단 강도를 나타낸 결과는 횡보강된 부재의 경우 압축대 콘크리트 강도가 전단 강도에 크게 기여한다는 것을 나타낸다. 인장대 콘크리트 강도에 따라 초기 휨 균열 강도에 차이를 보였고, 휨 균열이 후의 거동은 압축대 콘크리트에 영향을 받아 압축대에 고강도가 사용된 경우 큰 휨강성과 전단 강도를 나타냈다.
- 전단 경간비가 2.5인 실험체는 모든 단면에 대해 전단 철근의 실험 강도가 예측 강도보다 크게 나타났고 특히, 압축대에 고강도 콘크리트를 사용한 단면 B와 E 실험체는 1.57배, 1.71배 크게 나타났다. 또한, 전단경간비가 4.
- 횡보강된 부재의 현행 수평전단강도 기준(식 (5))과 실험 결과와 비교하면, 전단철근 간격이 170 mm인 SR3∼5, SR8의 수평전단력과 공칭수평전단강도의 비(Vhv/Vnh)는 1.06∼1.13으로 수평전단파괴가 수직전단파괴 이전에 발생할 것으로 예측되었고 전단철근 간격이 450 mm인 SR13∼SR15의 수평전단력과 공칭수평전단강도의 비(Vhv/Vnh) 는 0.58∼0.65로 수직전단파괴가 수평전단파괴 이전에 발생할 것으로 예측되었다.
후속연구
- 5) 현행 설계기준은 설계 목적으로 제안된 식이기 때문에 실험 결과에 대해 대체로 안전측으로 예측하지만 정밀한 예측은 어렵다. 이번 연구에서 살펴본 설계변수의 영향과 실험 분석 내용을 토대로 추후 정밀한 해석 및 합성단면에 대한 전단 강도 모델식이 필요하다.
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