3.1 재료

본 연구에 사용된 시험체의 콘크리트 압축강도는 KS F2405 (2012) 기준에 따라 재령 28일 후 측정한 결과 평균 21 MPa의 결과를 나타내었다. 철근은 지름 22 mm, 탄성계수 200 GPa과 항복강도 500 MPa의 이형철근을 사용하였다. 전단보강재로 사용된 강판은 탄성계수 200 GPa과 항복강도 402 MPa의 재료를 사용하였다. 사용된 재료의 물성치를 Table 1에 나타내었다.

Table 1

Material Properties

3.2 시험체 제작

본 실험에서 강판으로 보강된 7개의 시험체를 제작하였다. 시험체의 단면은 800 mm×300 mm, 총 경간은 3100 mm이며 양쪽에 200 mm의 정착 길이를 두어 순경간은 2700 mm로 하였다. 모든 시험체의 유효깊이는 225.5 mm로 하고 지점에서 가력지점까지의 거리와 유효깊이의 비인 전단경간비(a/d)는 3.75로 설정하였다.

강판을 전단보강재로 사용한 넓은 보에서 횡방향 전단보강 간격에 따른 전단성능을 평가하기 위하여 횡방향 전단보강 간격을 변수로 설정하였다. 횡방향 전단보강 간격은 횡방향으로 배치된 전단보강재의 중심 간 거리로 결정된다. Fig. 2와 같이 전단보강재의 중심 간 거리는 s_w로 표시하며 151, 262, 321, 373, 548 [mm]로 설정하였다. 또한 동일한 횡방향 보강간격에서 횡방향 보강재 개수가 전단성능에 미치는 영향을 평가하기 위하여 횡방향 보강간격은 동일하되, 전단보강재의 개수를 2개, 3개, 4개로 배치하여 실험하였다. 모든 시험체의 종방향 전단보강 간격 120 mm 및 강판의 단면적과 항복강도의 곱으로 산정되는 전단보강량(A_vf_y)은 53.06 kN로 동일하게 하였다. 이때 횡방향 전단보강재의 개수를 변수로 하는 경우 전단보강량을 동일하게 하기 위하여 강판의 수직스트립의 폭과 개수를 다르게 설정하였다. 시험체의 단면을 Fig. 2에 나타내었고 7개의 시험체 일람을 Table 2에 정리하였다.

Fig. 2

Transverse Cross-Section of Specimens.

Table 2

Details of Specimens

3.3 실험 방법

시험체 중앙에서 450 mm 떨어진 지점에서 2점 가력하여 최대용량 5000 kN의 유압식 UTM(Universal Testing Machine)으로 하중을 재하 하였다. 이때 넓은 보의 너비 방향으로 균일한 하중을 가력하기 위하여 너비 200 mm의 가력 프레임을 사용하였다. 또한 하중변화에 따른 시험체의 수직 변위를 확인하기 위하여 시험체 중앙에 변위계(Linear Variable Differential Transformer)를 설치하였다. 가력 지점과 시험체 세팅을 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3

Test Setup.

4.1 횡방향 전단보강 간격

횡방향 전단보강 간격이 전단강도에 미치는 영향을 확인하기 위하여 횡방향 보강간격 이외의 전단보강량, 유효깊이 등을 동일하게 하여 실험을 진행하였다. 이에 따라 ACI 318-14의 전단강도 산정 기준으로 계산한 전단강도는 모든 시험체에서 동일하게 적용되었다. 횡방향 보강간격을 변수로 하는 시험체의 실험결과를 Table 3에 정리하였다.

Table 3

Experimental Results by Transverse Shear Reinforcement Spacing

Fig. 4에 시험체의 최대하중과 이때의 시험체 중앙에서 중력방향으로 발생한 처짐 곡선을 나타내었다. 실험 결과 횡방향 보강간격이 시험체의 최대하중에 영향을 미치는 것을 확인하였다. 보강간격이 가장 좁은 W067-2를 제외한 시험체에서 보강간격이 넓어질수록 최대하중이 낮아지고 시험체 중앙의 수직 변위가 감소하였다. 또한 횡방향 보강간격과 유효깊이의 비(s_w/d)에 따른 실험결과를 비교하기 위하여 실험강도를 ACI 318-14 기준의 공칭전단강도로 나누어 전단강도비를 구하여 Fig. 5에 나타내었다. s_w/d가 1에 가장 근접한 W116-2에서 가장 높은 전단강도비를 보였으며, s_w/d가 가장 큰 W243-2를 제외한 모든 시험체의 전단강도비는 1 이상으로 나타났다. 따라서 현행 설계 규준에서 제시하고 있지 않는 넓은 보의 횡방향 전단보강 간격은 Lubell et al. (2009)과 Shuraim(2012)이 제안한 d 이하, Choi et al., 2015)이 제안한 1.4d 보다 큰, 1.65d 이하로 제한하는 것이 타당하다고 판단된다.

Fig. 4

Load-Displacement Curve by Transverse Shear Reinforcement Spacing.

Fig. 5

Shear Strength Ratio of Specimens by Transverse Shear Reinforcement Spacing

4.2 전단보강재의 개수

Fig. 6에 횡방향 보강개수를 변수로 하는 시험체의 설계강도와 실험을 통해 얻은 전단강도를 비교하였다. 보강간격이 동일하여도 전단보강재의 개수가 증가함에 따라 시험체의 전단성능이 향상될 것이라는 예상과 달리 전단보강재의 개수가 2개인 W116-2에서 가장 높은 전단성능이 발휘되었다. 이후 4개와 3개의 전단보강재를 갖는 W116-4, W116-3 순으로 높은 전단강도를 보였다. 따라서 횡방향 전단보강재의 개수를 증가시키는 것 보다 보강간격을 좁게 설정하는 것이 전단성능 향상에 더 효과적일 것으로 사료된다.

Fig. 6

Comparison of Design Strength and Shear Strength by Number of Shear Reinforcement

4.3 파괴모드 및 균열 양상

시험체의 초기균열은 시험체 중앙부근에서 휨 응력에 의한 휨 균열로 나타났다. 하중이 증가함에 따라 시험체 중앙부에 휨 균열수가 증가하였으며 일부는 시험체 단부쪽으로 진전되었다. 또한 지지점에서 유효길이 만큼 떨어진 지점 부근에서 발생한 휨 균열이 대각선 양상의 휨 전단균열로 발전하였다. 최대하중 발생 이후 시험체 단부로 확대되던 균열 사이의 균열 폭이 증가하였고, 이후 사인장 균열이 발생하여 최종적으로 지지점과 가력점을 잇는 전단파괴가 발생하였다. Fig. 7에 시험체에 하중을 가하여 발생된 균열양상을 나타내고 지지점과 가력점 사이를 잇는 전단균열의 균열각을 표시하였다.

Fig. 7

Crack Pattern of Specimens.

실험결과 횡방향 보강간격이 전단균열의 균열각에 영향을 미치는 것을 확인하였다. 스터럽 사이의 간격이 좁을수록 45°에 근접한 균열각이 발생하며 넓어질수록 균열각이 감소한다는 Lotfy et al. (2014)의 연구결과처럼, 강판의 횡방향 보강간격이 좁을수록 45°에 근접한 균열각이 발생하며 넓어질수록 균열각이 감소하였다. 동일한 횡방향 보강간격으로 보강한 경우 또한, 4개의 횡방향 전단보강재로 보강된 W116-4의 균열각이 45°에 가장 근접하게 나타났다. 이는 넓은 보의 시험체 중앙에 배치된 보강재가 응력집중현상에 효과적으로 저항하여 나타난 결과로 판단된다.

실험하중이 높게 측정된 W116-2, W142-2, W165-2 시험체의 가력점 부근에서 콘크리트 박리현상이 발생하였다. 이는 시험체에 가해지는 직접적인 압축력이 증가하여 발생한 현상으로 판단되며, 전단보강재가 효과적인 전단성능을 발휘한 것으로 사료된다.

5.1 제안식

기존 연구(Lubell et al. (2009), Shuraim(2012), Choi et al. (2015))를 통해 s_L, s_w, d 등의 변수가 전단강도에 영향을 미치는 것이 규명되었으며, 이는 s_w를 변수로 실험을 수행한 본 연구의 실험결과에서도 확인되었다. 따라서 본 연구에서는 SPSS(Statistical Package for the Social Sciences)를 이용하여 전단강도에 영향을 미치는 s_L, s_w, d 등의 변수에 회귀분석을 실시하였다.

s_w와 ACI 318-14의 전단강도 및 실험을 통해 계측한 전단강도 사이의 상관분석을 실시하여 실험강도와 s_w 사이의 상관도는 0.60으로 두 값 사이에 상관관계가 있는 것을 확인하였다. 그러나 ACI 318-14의 전단강도와 s_w의 상관도는 7.05×10^-17로 상관관계가 매우 낮게 나타났다. 이처럼 ACI 318-14를 비롯한 현행 설계 규준은 횡방향 전단보강에 관하여 고려하지 않고 있다. 따라서 넓은 보의 효과적인 전단강도 산정을 위한 종·횡방향 보강간격을 모두 고려할 수 있는 보강간격을 제시하기 위하여 실험결과를 바탕으로 회귀분석을 실시하였다.

종·횡방향 보강간격과 실험결과의 분산분석을 실시하여 s_L, s_L/d의 유의확률(P)은 2.18×10^-5, s_w의 유의확률(P)은 4.62×10^-4의 값을 얻었다. 이를 바탕으로 약 100%의 유의확률 값을 나타내는 s_L, s_L/d, s_w의 회귀분석을 수행하여 Eqs. (5)를 얻었다. 전단보강 간격(s_weq)은 설계된 종·횡방향 전단보강 간격을 Eqs. (5)에 대입하여 얻을 수 있으며, 이를 Eqs. (6)에 적용하여 넓은 보의 전단강도를 산정한다.

5.2 전단강도 산정 값 비교

ACI 318-14와 제안식의 전단강도를 비교하기 위하여 각 기준으로 산정된 전단강도를 Table 4에 정리하였다. ACI 318-14는 전단강도 산정에 종방향 보강간격만이 요구되어 모든 시험체에서 동일한 공칭전단강도를 나타냈다.

Table 4

Shear Strength of Specimens

Table 5에 ACI 318-14 및 제안식의 전단성능을 비교·평가하기 위하여 실험강도를 설계강도로 나눈 전단강도비를 비교하였다. 횡방향 보강간격을 고려하지 않는 ACI 318-14는 평균 전단강도비 1.1545로서 전단강도를 과소평가하는 것으로 나타났다. 평균 전단강도비 1.0794의 제안식은 비교적 1에 근접한 전단강도비를 나타냈으며, ACI 318-14와 본 연구에서 제안한 전단강도 산정식의 전단강도비 표준편차는 0.10으로 비슷하게 나타났다. 따라서 횡방향으로 추가적인 보강재를 배치하는 넓은 보에서 제안식을 사용하면 보다 정확한 전단강도 예측이 가능할 것으로 판단된다.

Table 5

Experimental Shear Strength and Shear Strength Ratio