1. 서론
넓은 보는 일반적인 보에 비해 단면의 높이 대비 폭이 2배 이상인 보 부재를 의미하며, 공동주택의 필로티 또는 지하 주차장과 같이 층고가 낮은 곳에 주로 적용되고 있다. 비교적 넓은 폭을 가지는 넓은 보는 일반 보와 같이 철근 스터럽을 사용하여 전단보강하게 되는데 이 때 2-leg 스터럽을 사용할 경우, 보의 횡방향 단면에서의 전단보강 간격이 넓어지기 때문에 기대하는 전단강도의 발현이 어렵다. 그럼에도 불구하고 여러 설계규준에서 제시하는 전단설계 절차에서 넓은 보의 횡방향 전단보강재의 배치에 따른 영향을 고려하지 않고 있다. ACI 318-14 (2014)에서는 부재의 종방향 전단보강재의 최대간격은 보의 유효깊이의 절반보다 작은 값을 갖도록 제한하고 있으나, 횡방향의 전단보강 간격에 대해서는 특별히 규정하고 있지 않다. 이에 다수의 연구자들이 넓은 보에서의 횡방향 전단보강에 관련된 연구를 수행해왔다. Hsiumg and Frantz (1985)은 보의 폭과 철근 스터럽의 횡방향 간격의 관계가 보의 전단성능에 미치는 영향을 연구하여, 횡방향 전단보강 간격이 전단성능에 큰 영향을 미치지 않는다고 보고하였으나 이후 다른 연구자들의 연구를 통해 넓은 보의 횡방향 전단보강재의 배치 및 간격에 따라 전단성능이 좌우되는 것이 규명되었다. Anderson and Ramirez (1989)은 스터럽과 휨 철근 사이에 대각 압축응력(Diagonal compression stress)이 집중되는 현상으로 인한 전단성능이 감소된다고 판단하여 이를 규명하고자 철근 스터럽의 다양한 배치를 변수로 한 실험을 수행하였다. 실험결과, 보의 횡방향 단면에 다수의 전단보강재를 배치하는 것이 응력집중현상을 방지하고 전단성능을 향상시킬 수 있음을 확인하였다. Serna-Ros et al. (2002)는 횡방향 전단보강재의 배치에 따른 넓은 보의 전단성능 평가하였다. 실험결과, 동일한 전단보강 면적을 가지더라도 횡방향 전단보강 간격에 따라 전단성능이 달라지는 것을 확인하였다. 또한 횡방향 전단보강재를 다수 배치하는 것이 전단성능을 향상시킬 수 있다고 보고하였다. Lubell et al. (2009)의 연구에서는, 스터럽 레그의 개수를 변수로 하여 전단실험을 수행하였다. 이를 통해 현재 ACI 318의 전단강도식에서 고려하고 있지 않은 횡방향 전단보강 간격에 따른 전단성능을 평가하고 최대 횡방향 전단보강 간격을 제안하였다. 연구 결과, 넓은 보에서 횡방향의 전단보강 간격이 넓을 경우 전단성능이 저하되는 것을 확인하였다. 또한, 횡방향 전단보강 간격을 유효깊이 보다 좁게 유지하거나 600mm이하로 유지하는 것을 제안하였다. Shuraim (2012)는 다양한 전단보강재의 횡방향 배치, 형상, 간격을 변수로 설정하고 기둥이 지지하고 있는 넓은 보에 대한 실험을 진행하여, 획득한 실험 데이터를 바탕으로 ACI 318의 전단강도 산정식에서 고려하는 종방향 전단보강 간격(sL)을 대신하여 부재의 횡방향 전단보강 간격의 영향이 고려된 새로운 전단보강 간격(seq)을 제안하여 전단강도 산정식(Vseq)을 제안하였다. Choi et al. (2015)은 유공형 강판이라는 새로운 전단보강재를 이용하여 전단보강재 수와 유효깊이를 변수로 하여 넓은 보에 대한 실험을 수행하였다. 실험결과 다수의 스터럽 레그를 부재의 횡방향으로 배치하면 2개의 스터럽 레그를 배치하는 기존의 전단보강 방법 보다 향상된 전단성능을 확보할 수 있음을 규명하였다.
본 논문에서는 Kim et al. (2014)이 제안한 유공형 전단보강재를 넓은 보에 적용하였다. 기존 연구를 통해 유공형 전단보강재의 정착 및 부착 성능 확보로 전단보강재로서의 역할이 가능한 것으로 규명되었으므로, 본 연구에서는 유공형 전단보강재를 넓은 보에 적용하여 횡방향 전단보강 간격과 전단보강 개수에 따른 넓은 보의 전단성능을 평가하고자 하였다. 유공형 전단보강재에서 수직 스트립은 전단보강재의 역할을 수행하며, 수평 스트립은 수직 스트립의 고정을 위한 역할을 하게 된다. 또한 유공은 콘크리트의 유동성 확보와 부착의 역할을 수행하게 된다. Fig. 1에 유공형 전단보강재를 넓은 보에 설치한 모습을 나타내었다. 균열, 하중-변위 관계 및 변형률의 분석을 통해 넓은 보에서의 최대 및 최소 횡방향 전단보강 간격을 제안하고자 하였다.
2. ACI 318-14의 전단강도 산정식
ACI Building Code (ACI 318-14)를 포함한 여러 설계 규준의 전단강도 산정식에는 넓은 보의 횡방향 전단보강재 배치에 따른 전단성능 요인을 고려하고 있지 않다. 다음 Eq. (1)은 콘크리트 보의 전단강도(Vn)의 산정식이다.
Eq. (1)과 같이 콘크리트의 전단강도 기여분(Vc)과 전단보강재의 전단강도 기여분(Vs)을 합하여 콘크리트의 보의 전단강도를 산정한다. 다음 Eqs. (2) and (3)에 콘크리트의 전단강도 기여분과 전단보강재의 전단강도 기여분의 산정식을 나타내었고 전단보강재의 단면적을 Eq. (4)로 계산하였다.
여기서, f’c는 콘크리트 압축강도, Au는 전단보강재 철근의 단면적, fy는 전단보강재의 철근의 항복강도, d는 콘크리트 보의 유효깊이, SL은 종방향의 전단보강재의 간격, nw은 횡방향 전단보강재의 레그의 수, t는 유공형 강판의 수직 스트립의 두께, uw는 유공형 강판의 수직 스트립의 폭을 의미한다.
상기 식에서 볼 수 있듯이 종방향 전단보강 간격은 전단강도 산정식에서 고려하고 있지만 횡방향 전단보강재 배치에 따른 영향은 고려하지 않고 있다.
3. 실험
3.1 실험 변수
본 실험에서는 횡방향 전단보강 간격(Sw)과 전단보강 개수(nw)를 변수로 설정하여 유공형 강판으로 전단 보강한 시험체를 제작하였다. 횡방향 전단보강 간격을 변수로 한 시험체 7개, 횡방향 전단보강 개수를 변수로 한 시험체 3개로, 총 9개의 시험체를 제작하였으며 각 시험체의 상세를 Table 1에 나타내었다. 시험체는 800mm×300mm의 단면을 가지며 총 길이는 3100mm이다. 모든 시험체의 유효깊이는 225mm로 동일하게 설계하였다.
Table 1
Details of Specimens.
횡방향 전단보강 간격은 각각 151mm, 199mm, 262mm, 321mm, 373mm, 500mm, 548 mm로 설계하였으며, 횡방향 전단보강 개수는 2개, 3개, 4개로 하였다. 횡방향 전단보강 간격과 횡방향 전단보강 개수의 영향을 평가하기 위하여 모든 시험체의 전단보강재의 전단보강량 및 종방향 전단보강 간격은 동일하게 설계하였다. 또한, 휨 파괴 발생 이전에 전단파괴가 발생하도록 설계하였다.
3.2 실험 재료
본 실험에 사용된 시험체의 재령 28일 콘크리트의 압축강도는 35MPa로 나타났다. 항복강도 407.3MPa인 D22의 이형철근을 인장철근으로 사용하였다. 유공형 전단보강재에 사용된 강판의 항복강도는 403MPa이다. 실험에 사용된 인장철근과 강판의 탄성계수는 200GPa이다. Table 2에 시험체의 재료 물성치를 나타내었다.
Table 2
Properties of Materials.
| Material | Yield strength (MPa) |
|---|---|
| Flexure reinforcement | 407.3 |
| Shear reinforcement | 403 |
| Material | Compressive strength (MPa) |
| Concrete | 35 |
Fig. 2에서는 본 실험에서 전단보강재로 사용된 유공형 강판을 나타내었다. 횡방향 전단보강 개수를 변수로 한 시험체에서 수직 스트립의 두께(t)는 2.2mm로 동일하게 하되, 수직 스트립의 폭(uw)은 각각 30mm, 20mm, 15mm로 하여 횡방향 전단보강 개수가 2개, 3개, 4개인 시험체의 전단보강량이 동일하도록 설계하였다.
3.3 실험 방법
본 실험은 최대용량 5000kN의 유압식 Universal Test Machine (UTM)을 사용하여 수행하였다. 시험체의 순경간은 2700mm로 양 끝단에서 200mm 떨어진 지점에서 단순 지지 하였으며, 중앙에서 양방향으로 450mm가 떨어진 두 지점에 2점 가력하였다. 시험체 세팅 모습은 Fig. 3에 나타내었다. 전단에 대한 유공형 강판의 거동을 확인하기 위하여 수직 및 수평 스트립에 변형률 게이지를 부착하였다. 또한 하중에 따른 시험체의 수직 변위를 측정하기 위해 시험체 중앙 하부에 Linear Variable Differential transformer (LVDT)를 설치하였다.
4. 실험 결과
4.1 시험체 균열 및 파괴양상
실험결과, 모든 시험체에서 전단파괴가 발생하였다. 가력 초기에는 시험체의 중앙부 하단에서 휨 응력에 의한 휨 균열이 발생하였으며 하중이 증가하면서 다수의 휨균열 및 단면의 중심선까지 발전된 휨균열이 관찰되었다. 또한 지지점에서 유효길이 만큼 떨어진 지점에서 발생한 휨 균열이 단면의 중심선 부근에서 전단영역으로 확산되어, 휨- 전단균열 양상으로 변화하였으며 휨-전단균열이 발생한 지점에서 사인장 균열이 갑작스럽게 발생하였다. 최대하중에 도달한 후 하중이 감소하는 동시에 균열의 폭이 증가하였다. W199-2, W262-2, W373-2, W262-4 시험체에서는 가력지점 부근에서 직접적인 강한 지압력에 의해 콘크리트 박리현상이 발생하였다. 최대하중 도달 이후 지지점과 가력점을 잇는 전단균열에 의해 최종 파괴되었다. Fig. 4에 시험체의 균열을 도시화하였으며 균열의 폭에 따라 선의 굵기를 다르게 하여 구별하였다. 횡방향 전단보강 간격이 가장 좁은 W151-2와 횡방향 전단보강 간격이 가장 넓은 W548-2의 균열양상을 비교해보면, W151-2 시험체에 좁은 폭의 휨 및 전단 균열이 다수 발생한 반면, W548-2는 넓은 폭의 사인장 균열이 발생한 것으로 관찰되었다. 이는 넓은 보의 횡방향 전단보강 개수가 동일하더라도 보 단면의 중심에 배치되는 것이 보의 바깥쪽에 배치되는 것보다 응력을 골고루 분포시키기 때문인 것으로 판단된다. W262-2, W262-3, W262-4의 시험체는 횡방향 전단보강 간격은 동일하되 횡방향 전단보강 개수가 각각 2개, 3개, 4개인 시험체이다. Fig. 4를 보면, 세 개의 시험체가 유사한 균열 양상을 나타내는 것으로 보인다. 다만, 2개의 스터럽 레그를 배치한 W262-2 시험체에 비해 4개의 스터럽 레그를 배치한 W262-4 시험체에서 폭이 좁은 다수의 균열이 관찰되었다. 이를 통해, 넓은 보의 횡방향 전단보강 개수 보다는 횡방향 전단보강 간격이 균열 제어에 미치는 영향이 더 크다고 판단된다. 또한 횡방향 전단보강 개수의 경우, 균열제어에 미치는 영향이 미미하지만 횡방향 전단보강 개수가 증가한 경우가 고른 응력을 보이는 것으로 판단된다.
4.2 하중-변위 관계
Fig. 5에 횡방향 전단보강 간격에 따른 하중-변위 관계를 나타내었고 각 시험체의 최대 하중은 Fig. 6에 나타내었다. Fig. 5에서 보강간격이 상대적으로 좁은 W151-2, W199-2, W262-2와 W321-2은 연성적인 거동을 보인 반면, 횡방향 전단보강 간격이 넓은 W373-2, W500-2, W548-2 시험체는 취성적인 거동을 보이며 갑작스런 파괴가 발생하였다. Fig. 6을 보면 모든 시험체는 동일한 전단 보강량으로 설계되어 설계하중 값은 동일하나, 실험하중 값은 횡방향 전단보강 간격에 따라 다르게 나타났다. 이는 넓은 횡방향 단면에 적절한 전단보강이 이루어지지 않을 경우 설계한 전단성능에 미치지 못할 수 있다는 결과를 보여준다. 횡방향 전단보강 간격이 유효깊이의 두 배 이상인 W500-2 및 W548-2 시험체에서 설계 전단강도 보다 작은 실험값을 나타내었다. 이는 단면 중앙부에서 큰 응력을 나타내는 전단응력의 특성을 고려하지 않았기 때문인 것으로 판단된다. 특히 횡방향 전단보강 간격이 넓은 두 개의 시험체 W500-2 및 W548-2는 다른 시험체에 비해 취성파괴 양상을 보여 보다 연성적인 거동을 유도하기 위해서는 넓은 보 단면의 양 끝에 전단보강재를 배치하는 것이 아닌 보 단면의 중앙부에 배치하는 것이 효과적일 것으로 판단된다.
기존 연구결과에 따르면 횡방향 전단보강 간격이 좁을수록 전단성능이 높아진다고 보고되었으나, 본 실험 결과를 통해 전단성능이 가장 우수한 시험체는 W262-2로 횡방향 전단보강 간격이 가장 좁은 W151-2보다 높은 전단성능을 나타내었다. 따라서 횡방향 전단보강 간격이 좁을수록 전단성능 확보에 반드시 유리한 것은 아님을 확인할 수 있었다.
Fig. 7에 횡방향 전단보강 개수를 변수로 한 시험체의 하중-변위 그래프를 나타내었다. W262-2, W262-3, W262-4 시험체의 최대하중은 각각 596kN, 580kN, 586kN으로 나타났으며, 횡방향 전단보강 간격 변수의 실험 결과와 다르게 횡방향 전단보강 개수에 따른 전단강도에 미치는 영향이 크지 않은 것을 확인하였다.
4.3 전단보강재의 변형률
하중 재하에 따른 전단보강재의 변형 정도를 확인하기 위해, 전단보강재에 부착한 변형률 게이지로 계측한 변형률 데이터를 분석하였다. Fig. 8은 유공형 강판에 부착한 게이지의 위치와 시험체면에 발생한 균열을 함께 나타내었다. 또한 Fig. 9은 W262-2에 배치된 전단보강재의 수직 스트립에 부착된 변형률 게이지에서 계측한 변형률로 하중-변형률 관계를 도식화하였다. 약 400kN의 하중에서 모든 전단보강재의 세로스트립의 변형률이 증가하기 시작하였으며 최대하중 도달 이후, 변형률이 급격하게 상승하였다. 유공형 강판의 항복 변형률인 2000με 보다 큰 3514με이 LV4에서 계측되었으며, 상대적으로 매우 큰 변형률에 도달한 후 수직 스트립이 파단되었다. 또한 높은 변형률을 나타낸 게이지인 LV4 위치에서의 균열을 확인한 결과, 넓은 폭의 전단 균열이 발생한 것을 확인하였다. 이와 달리 그 외의 게이지는 탄성범위 내의 작은 변형률을 나타내었고, 큰 균열이 발생하지 않았다. 이를 통해 넓은 보에 전단 균열이 발생하면, 유공형 강판 전단보강재가 전단응력을 부담하여 전단력에 대해 효과적으로 저항하는 것을 확인하였다.
4.4 횡방향 전단보강 최소간격
Fig. 10에 시험체의 전단강도비(Vexp/Vcal)와 sw/d에 따른 실험결과를 나타내었으며, 이를 Table 3에 정리하였다. 횡방향 전단보강 간격을 변수로 하는 시험체의 분포도를 통하여, sw/d가 0.88≦sw/d≦1.66 범위 내에 있는 W199-2, W262-2, W321-2, W373-2의 전단강도비가 1.05 내외로 전단성능이 비교적 우수한 것을 확인하였다. 횡방향 전단보강 간격이 좁을수록 전단강도 기여분이 높아지지만, sw가 d보다 작은 구간에서 전단강도 기여가 낮은 것을 확인하였다. Lubell et al. (2009)의 연구에서는 횡방향 전단보강 간격을 1.0d 이하로 제한하는 것이 효과적인 전단보강성능을 기대 할 수 있다고 보고하였다. 그러나 본 연구 결과에서는, 효과적인 전단성능을 발현을 위해서 횡방향 전단보강 간격을 최소 0.9d 이상, 최대 1.6d 이하로 제한하는 것이 적합하다고 판단된다.
Table 3
Test Results.
횡방향 전단보강 개수를 변수로 한 시험체의 분포도를 보면, 각 시험체의 전단강도비는 1.08에서 1.05 사이에 밀집되어 있는 것으로 나타났다. 횡방향 전단보강 간격을 변수로 하는 시험체의 분포와 다르게, 횡방향 전단보강 개수는 전단성능에 미치는 영향이 미미한 것을 확인하였다.
5. 결론
본 연구에서는 횡방향 전단보강 간격과 전단보강 개수가 유공형 전단보강재를 보강한 넓은 보의 전단성능에 미치는 영향을 연구하였으며 다음과 같은 결론을 얻었다.
시험체에 발생한 균열을 도시화하여 비교분석한 결과, 횡방향 전단보강 간격이 넓은 W548-2 보다 전단보강재를 보의 횡방향 단면 중앙에 배치한 W151-2에서 좁은 폭의 휨 및 전단균열이 다수 발생하였다. 또한 횡방향 전단보강 개수를 변수로 한 W262-2, W262-3, W262-4의 균열양상은 비슷하였으나, W262-2 보다 W262-4에서 좁은 폭의 균열이 다수 발생하였다. 이를 통해 넓은 보의 횡방향 전단보강 개수 보다는 횡방향 전단보강 간격이 균열 제어에 미치는 영향이 더 크지만, 횡방향 전단보강 개수가 증가함으로 고른 응력분포를 나타내는 것을 확인하였다.
동일한 개수의 횡방향 전단보강재를 배치할 경우 전단보강재를 보 바깥쪽에 배치하는 경우보다 보 단면 중앙에 배치하는 경우가 전단성능이 향상되는 것으로 나타났다. 이는 보의 단면 중앙에 분포되는 전단응력에 전단보강재가 효과적으로 저항했기 때문인 것으로 판단된다. 그러나 횡방향 전단보강 간격이 유효깊이 보다 좁을 경우에는 오히려 전단성능이 오히려 감소하였는데 이는 좁은 보강 간격은 횡단면에서의 균열제어 측면에서 불리하기 때문인 것으로 판단된다.
횡방향 전단보강 간격이 1.2d인 경우 횡방향 단면에 배치되는 전단보강 개수를 변수로 한 실험결과, 횡방향 전단보강 개수는 전단강도 향상에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다. 다만, 다수의 전단보강재를 배치하는 것이 고른 응력 분포를 유도하여 균열 제어 측면에서 다소 유리하다고 판단된다.
시험체의 sw/d와 전단강도비의 관계를 평가한 결과, sw/d가 낮아질수록 전단강도비가 높은 것으로 나타났다. 그러나 sw가 d보다 작아지는 구간에서는 전단강도비가 오히려 감소하였다. 이를 통해 넓은 보의 전단설계 시, 횡방향 전단보강 간격의 최소간격을 0.9d 이상으로, 최대간격은 1.6d로 제한하여 전단보강재를 배치하는 것이 전단성능을 발현하는데 효과적이라고 판단된다.
PDF Links
PubReader
ePub Link
Full text via DOI
Download Citation
Print
