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문제 정의
- 따라서, 본 연구에서는 고강도 콘크리트(60 MPa)사용, 전단철근의 사용, 넓은 전단철근 간격이 SFRC의 전단기여도에 미치는 영향을 연구하였다. 또한 본 실험결과를 포함하여 국내외 실험 데이터를 분석하여, SFRC의 전단기여도를 평가하였다.
- 본 연구에서는 강섬유와 최소전단철근 보강이 전단강도에 미치는 영향을 알아보기 위해 콘크리트 강도, 강섬유와 최소전단철근 보강 여부를 변수로 실험을 수행하였고, 기존 연구결과 자료와 함께 강섬유가 최소전단철근 대용으로 적절한지 연구하였다. 그 결론은 다음과 같이 요약할 수 있다.
제안 방법
- 3) 최소 전단철근 기준에는 만족하지만 전단철근 간격이 현행기준(d/2)을 초과할 경우(s=1.32d), 강섬유가 보강되지 않은 실험체에 대해서 현행 기준(Vn =Vc+Vs)이 비안전측으로 예측하였다. 그에 반해 강섬유와 최소전단철근이 함께 사용된 경우는 전단철근 간격이 d/2를 초과하였지만 현행 기준(Vn =Vc+Vs)이 안전측으로 예측하였다.
- 75%를 적용하였다. 강섬유의 형상비 (lf/db)나 단부형상도 전단강도에 영향을 미치지만 본 연구에서는 강섬유의 체적비만을 변수로 고려하였다.
- 첫 번째로 콘크리트 강도는 보통강도 콘크리트 21 MPa와 고강도 콘크리트 60 MPa를 고려하였다. 두 번째로 강섬유와 최소전단철근을 변수로 고려하였다. Fig.
- 따라서, 본 연구에서는 고강도 콘크리트(60 MPa)사용, 전단철근의 사용, 넓은 전단철근 간격이 SFRC의 전단기여도에 미치는 영향을 연구하였다. 또한 본 실험결과를 포함하여 국내외 실험 데이터를 분석하여, SFRC의 전단기여도를 평가하였다.
- Table 1은 8개 실험체들의 예측 휨강도와 예측 수직 전단강도를 나타낸다. 모든 실험체는 공칭 콘크리트 강도 값을 사용하였고, 휨 성능(Mn)에 도달하기 위한 휨 요구 전단력(Vm)을 수직 전단성능(Vn)보다 크게 설계하여 휨 항복 전에 전단파괴가 발생하도록 계획하였다. 휨 성능(Mn)계산시 철근의 실제 항복강도를 고려하여 fy=550 MPa를 사용하였고, ACI54425)에서 제시하는 휨 강도식과 실제 쪼갬 인장강도 값을 사용하여 예측하였다.
- 전단철근의 기여를 고려할 경우 강섬유가 보강되지 않은 60SR 실험체에 대해서는 비안전측으로 예측하였지만, 강섬유가 보강된 실험체 60FSR에 대해서는 Vc1, Vc2, Vcf모두 안전측으로 예측하였다. 특히, Vcf로 예측한 경우 가장 정확히 예측하였다.
- 현행 구조기준인 ACI318-111)과 KCI201224)에는 강섬유 콘크리트의 전단강도에 대해 규정하고 있지 않기 때문에 모든 실험체에 대해 콘크리트 전단강도 일반식(Vc1,식(2))과 정밀식(Vc2, 식(3))으로 예측하였고, 추가로 강섬유 보강 실험체에 대해 ACI54425)의 전단강도식(Vcf, 식 (5))으로 예측하였다. 전단철근이 배근된 SR과 FSR 실험체는 전단철근에 의한 전단강도(Vs, 식(4))에 대해서도 예측하였다.
- SFRC 보의 변수 연구를 위해 Table 5에 횡 보강되지 않은 강섬유 보강 콘크리트 보의 전단강도에 대한 국내외 연구 결과 자료를 정리하였다. 총 20개의 논문에서 251가지 실험결과를 수집하였고 전단경간비 0.46~6, 콘크리트 강도 20.6~113.5 MPa, 강섬유 체적비 0~3%, 강섬유의 형상비(Lf/df) 50~133 범위를 갖는 자료를 토대로 변수 분석을 수행하였다.
- 최소 전단철근과 강섬유 보강에 따른 전단 성능 평가를 위해 콘크리트 강도, 강섬유와 최소전단철근을 변수로 단순지지 보 실험을 수행하였다. 첫 번째로 콘크리트 강도는 보통강도 콘크리트 21 MPa와 고강도 콘크리트 60 MPa를 고려하였다.
- 최소전단철근은 계수전단력(Vu)이 0.5ΦVc~1.0ΦVc인 구간에서 전단철근에 의한 전단강도(vs)가 사인장 균열 강도의 절반(0.5vc =0.083#)이상을 저항할 수 있도록 제안되었다.
- 콘크리트의 실제 압축강도는 21~22 MPa 이었다. 현행 구조기준인 ACI318-111)과 KCI201224)에는 강섬유 콘크리트의 전단강도에 대해 규정하고 있지 않기 때문에 모든 실험체에 대해 콘크리트 전단강도 일반식(Vc1,식(2))과 정밀식(Vc2, 식(3))으로 예측하였고, 추가로 강섬유 보강 실험체에 대해 ACI54425)의 전단강도식(Vcf, 식 (5))으로 예측하였다. 전단철근이 배근된 SR과 FSR 실험체는 전단철근에 의한 전단강도(Vs, 식(4))에 대해서도 예측하였다.
- 모든 실험체는 공칭 콘크리트 강도 값을 사용하였고, 휨 성능(Mn)에 도달하기 위한 휨 요구 전단력(Vm)을 수직 전단성능(Vn)보다 크게 설계하여 휨 항복 전에 전단파괴가 발생하도록 계획하였다. 휨 성능(Mn)계산시 철근의 실제 항복강도를 고려하여 fy=550 MPa를 사용하였고, ACI54425)에서 제시하는 휨 강도식과 실제 쪼갬 인장강도 값을 사용하여 예측하였다. 수직전단성능(Vn)산정시 강섬유로 보강되지 않은 RC와 SR 실험체는 콘크리트 전단강도 일반식(식(2))을 사용하였고 강섬유로 보강된 FB와 FSR 실험체는 ACI54425)에서 제안하는 식(식 (5))을 사용하였다.
대상 데이터
- 두 번째로 강섬유와 최소전단철근을 변수로 고려하였다. Fig. 1과 같이 강섬유와 최소전단철근 모두 사용하지 않은 철근콘크리트 실험체(RC), 강섬유만 사용한 강섬유보강 실험체(FB), 최소전단철근만 사용한 전단 보강 실험체(SR), 그리고 강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 강섬유/횡보강 실험체(FSR) 총 4가지로 구성하였다.
- SFRC 보의 변수 연구를 위해 Table 5에 횡 보강되지 않은 강섬유 보강 콘크리트 보의 전단강도에 대한 국내외 연구 결과 자료를 정리하였다. 총 20개의 논문에서 251가지 실험결과를 수집하였고 전단경간비 0.
- 강섬유는 코스틸(Kosteel)에서 제작하는 번드렉스(Bundrex) 제품으로 형상비(lf/db=30/0.5)는 60이고 인장강도는 1,336 MPa이다. 강섬유 체적비는 현행 ACI318-111)에서 제시하는 최소 체적비인 0.
- 따라서 이번 연구에서는 전단경간비의 영향이 크지 않은 세장한 보(a/d≥2.5)의 실험결과를 대상으로 분석하였다.
- 모든 실험체의 단면 크기는 260 mm × 400 mm이며, 지점간 순 길이는 3,120 mm이다.
- 실험체 제작시 공칭강도 21 MPa와 60 MPa 두 가지 종류의 콘크리트를 사용하였으며 Table 2는 콘크리트의 배합을 나타낸다. 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100 mm × 200 mm로 제작하였다.
- 최소 전단철근과 강섬유 보강에 따른 전단 성능 평가를 위해 콘크리트 강도, 강섬유와 최소전단철근을 변수로 단순지지 보 실험을 수행하였다. 첫 번째로 콘크리트 강도는 보통강도 콘크리트 21 MPa와 고강도 콘크리트 60 MPa를 고려하였다. 두 번째로 강섬유와 최소전단철근을 변수로 고려하였다.
- 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100 mm × 200 mm로 제작하였다.
이론/모형
- 강섬유 보강 콘크리트의 전단강도 식(5)는 Sharma5)가 제안한 경험식으로 ACI54425)에서 다음 식을 사용하고 있다.
- 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100 mm × 200 mm로 제작하였다. 공시체를 강도별로 3개씩 KS F 2405 기준을 따라 압축 강도 시험과 KS F 2423 기준을 따라 쪼갬 인장 강도 시험을 수행하였다. 공시체 실험결과는 부재 실험체 결과와 함께 Table 4에 나타냈다.
- 휨 성능(Mn)계산시 철근의 실제 항복강도를 고려하여 fy=550 MPa를 사용하였고, ACI54425)에서 제시하는 휨 강도식과 실제 쪼갬 인장강도 값을 사용하여 예측하였다. 수직전단성능(Vn)산정시 강섬유로 보강되지 않은 RC와 SR 실험체는 콘크리트 전단강도 일반식(식(2))을 사용하였고 강섬유로 보강된 FB와 FSR 실험체는 ACI54425)에서 제안하는 식(식 (5))을 사용하였다. 전단철근 간격(450 mm)은 ACI318기준에 따라 수직전단에 저항하기 위한 최대 간격 d/2(170 mm)를 초과하기 때문에 전단철근에 의한 전단강도는 무시하였다.
- 철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속재료 인장시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다. 시험결과는 Table 3에 나타냈다.
성능/효과
- 1) 실험 결과에 따르면, 강섬유(Vf =0.75%)와 최소전단철근(기준의 최대 전단철근 간격요건을 만족하지 못하는) 보강에 따라 전단강도가 증가하였고 최소 전단철근 보강보다 강섬유 보강에 의한 전단강도 증가율이 더 크게 나타났다. 또한, 강섬유와 최소전단철근이 함께 보강된 경우 강섬유와 최소전단철근 각각에 의한 증가율 합보다 더 크게 증가하였다.
- 2) 고강도 콘크리트(60 MPa)의 경우 저강도 콘크리트 (21 MPa)보다 강섬유에 의한 전단 보강 효과가 크게 나타났다. 이는 고강도 콘크리트사용시 압축대 깊이가 작고 인장대 깊이가 크기 때문에 전단파괴시 사인장 균열길이가 길어져서 강섬유의 기여도가 증가하였기 때문이다.
- 33 MPa를 저항할 수 있도록 제안되었다.2) 하지만 고강도 콘크리트에 대한 많은 연구결과 콘크리트 강도가 증가할수록 취성적 전단파괴가 발생하여 ACI318-02부터는 최소 전단철근량이 콘크리트 강도의 함수로 식이 개정되었다(식(6)).
- 콘크리트 강도가 21 MPa보다 60 MPa인 경우 강섬유 보강에 따른 전단강도 증가율이 크게 나타났다. 21 MPa 실험체는 0.75% 체적비의 강섬유 보강에 따라 전단강도가 1.46배 증가한데 반해, 60 MPa 실험체는 2.02배 증가하였다. 최소전단철근이 사용된 경우는 강섬유 보강에 따른 전단 강도 증가 효과가 더 크게 나타났다.
- 4) 본 연구결과와 기존 연구자료들을 분석한 결과 현행 기준에서 최소전단철근 대용으로 사용되는 강섬유 콘크리트 보(체적비 0.75%이상)의 최소 전단강도는 0.28#(MPa)로 현행기준의 전단강도 일반식 (vc=0.167#)의 1.5배이상의 충분한 안전율을 가진다. 따라서 강섬유 체적비 0.
- 5) 기존 연구자료들의 변수분석 결과, 현행기준에서 제시하고 있는 강섬유 보강 보의 콘크리트 강도 제한값(40 MPa)을 70 MPa까지 상향할 수 있는 것으로 나타났다. 이는 고강도 콘크리트로 갈수록 강섬유 보강 효과가 커지기 때문이다.
- Fig. 10에서 전단경간비가 2.5이상인 실험체의 경우 전단강도는 콘크리트 강도가 증가함에 따라 증가하였고 강섬유 체적비 1%까지는 증가하다가 1% 이후로는 일정하게 유지되었다. 이런 경향은 기존 연구자료에서 강섬유 체적비가 3개 이상 다른 실험체들의 결과를 비교한 자료에서도 뚜렷하게 나타난다(Fig.
- 98로서 실험강도를 ACI318에 비해 상대적으로 적은 오차로 예측하고 있다. 강섬유보강 실험강도는 무강섬유보강 전단설계강도의 1.5배이상인 것으로 평가되어 최소전단보강요건을 만족하는 것으로 평가되었다.
- 25로 ACI 318에 비해 상대적으로 적은 오차로 강도를 예측하였다. 강섬유보강 실험체의 강도는 무강섬유보강 전단설계강도의 1.74~2.16배인 것으로 평가되어 최소전단보강요건을 만족하는 것으로 평가되었다.
- 실험체 강도는 ‘강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 60FSR (490 kN) > 강섬유만 사용한 60FB (408 kN) > 최소전단철근만 사용한 60SR (252 kN) > 전단보강하지 않은 60RC (202 kN)’ 순으로 나타났다. 강섬유와 최소전단철근 보강에 의해 전단강도가 각각 102%와 25%증가하였고, 함께 보강된 경우 143%이상 증가하였다(실험체 60FSR은 휨 항복하였기 때문에 전단강도는 최소 245 kN 이상이라고 판단된다).
- 실험체 강도는 ‘강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 21FSR (372 kN) > 강섬유만 사용한 21FB (228 kN) > 최소전단철근만 사용한 21SR (190 kN) > 전단 보강하지 않은 21RC (156 kN)’ 순으로 나타났다. 강섬유와 최소전단철근으로 각각 보강된 21FB와 21SR 의 전단강도는 전단 무보강 실험체 21RC에 비해 46%와 22% 증가하였고, 함께 사용된 21FSR의 경우 138% 증가하였다.
- 강섬유의 전단 보강 효과는 고강도 콘크리트일수록 뚜렷하게 나타났고 최소전단철근이 함께 사용되었을 때 더 큰 폭으로 증가하였다. 이는 고강도 콘크리트 사용시 힘의 평형조건에 의해 압축대 깊이가 상대적으로 작아지고 그에 따라 웨브나 인장대 콘크리트에서 발생한 사인장 균열 면이 길어져 전단강도에 기여하는 강섬유 면적이 커지기 때문이다.
- 5배이상의 충분한 안전율을 가진다. 따라서 강섬유 체적비 0.75% 이상의 강섬유는 기준의 최소전단보강 요건을 만족하였다.
- 75%)와 최소전단철근(기준의 최대 전단철근 간격요건을 만족하지 못하는) 보강에 따라 전단강도가 증가하였고 최소 전단철근 보강보다 강섬유 보강에 의한 전단강도 증가율이 더 크게 나타났다. 또한, 강섬유와 최소전단철근이 함께 보강된 경우 강섬유와 최소전단철근 각각에 의한 증가율 합보다 더 크게 증가하였다. 이는 강섬유에 의하여 균열이 분산되면서 넓은 간격의 전단철근의 전단기여도가 증가하였기 때문이다.
- 실험결과, 체적비 1%이상의 강섬유에 의해 콘크리트 전단강도가 2배 이상 증가하였다. 또한, 전단철근이 최대간격제한(smax =0.5d)보다 넓게 배근되었지만(s=0.91d) 전단강도가 1.2~2.2배 증가하였고, 전단철근과 강섬유가 함께 보강된 경우는 전단강도가 2.4~3.3배 증가하였다.
- 91d), 강섬유 체적비(1, 2%)를 변수로 하는 보 실험을 통해 전단철근비와 강섬유 체적비가 전단강도에 미치는 영향을 연구하였다. 실험결과, 체적비 1%이상의 강섬유에 의해 콘크리트 전단강도가 2배 이상 증가하였다. 또한, 전단철근이 최대간격제한(smax =0.
- 실험체 60FSR은 강섬유에 의한 전단강도 증가로 인해 전단파괴 이전에 휨 항복이 발생하여 연성적인 거동을 보였다(최대하중일 때 휨 철근 변형률 εs = 4,220με >εy = 2,970με).
- 실험체 강도는 ‘강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 21FSR (372 kN) > 강섬유만 사용한 21FB (228 kN) > 최소전단철근만 사용한 21SR (190 kN) > 전단 보강하지 않은 21RC (156 kN)’ 순으로 나타났다.
- 실험체 강도는 ‘강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 60FSR (490 kN) > 강섬유만 사용한 60FB (408 kN) > 최소전단철근만 사용한 60SR (252 kN) > 전단보강하지 않은 60RC (202 kN)’ 순으로 나타났다.
- 25%)를 변수로한 보 실험을 통해 강섬유가 전단철근을 대신하여 전단보강재로써의 가능성을 연구하였다. 연구 결과, 전단철근과 강섬유 보강에 의해 전단강도가 각각 26~59%와 19~74% 증가하였고, 콘크리트 강도가 증가할수록 강섬유 보강 효과가 크게 나타났다. Cuchiara et al.
- 9에 나타냈다. 일반 콘크리트 단면과 동일하게 전단경간비가 증가할수록 전단강도는 감소하였다. 특히, 강섬유 체적비가 1%미만(회색 원)이고 전단경간비가 2.
- 최대변위일 때 휨 철근 변형률은 25,991με으로 철근 항복 변형률(2,968με) 보다 8.7배 이상 크게 나타났고, 이때 전단 철근 변형률은 3,111με으로 항복변형률에 도달하였지만 휨 철근에 비해 큰 변형이 나타나지 않았다.
- 02배 증가하였다. 최소전단철근이 사용된 경우는 강섬유 보강에 따른 전단 강도 증가 효과가 더 크게 나타났다.
- 최종 파괴 균열 양상을 살펴보면 21 MPa 실험체와 마찬가지로 강섬유로 보강된 실험체(60FB, 60FSR)의 경우 일반 콘크리트 실험체(60RC, 60SR)에 비해 휨 균열이 분산되었다. 실험체 60FB는 강섬유에 의해 사인장 균열이 여러 개로 분산되어 최종적으로 2개의 주 사인장 균열에 의해 전단파괴가 발생하였다.
후속연구
- ACI544 설계식 Vcf을 사용하는 경우 전단강도(Vn =Vcf+Vs)를 정확히 예측하였다. 따라서, 강섬유와 전단철근을 함께 사용하는 경우 전단철근의 간격제한을 완화시킬 수 있으며, 강섬유와 전단철근의 기여도를 동시에 고려할 수있을 것으로 판단되며 이에 대한 추가적인 연구가 필요하다.
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