2.1 KCI-12

KCI-12 설계식의 전단강도는 Eq. (1)에 나타낸 것처럼 콘크리트와 전단보강재의 전단강도 기여분의 합으로 구성된다. 본 실험은 넓은 보의 전단 파괴를 휨파괴보다 먼저 유도하기 위해 인장 철근비를 크게 설계하였다. 따라서 콘크리트 전단 강도 기여분은 인장철근비와 전단경간비가 변수로 포함된 Eq. (2)를 통해 계산하였다. 전단보강재의 전단강도 기여분은 KCI-12에 수록된 부재축에 직각인 단면철근을 사용하는 경우의 전단강도 기여분과 동일한 개념을 바탕으로 하여 Eq. (3)으로 계산하였고, 전단보강재의 단면적은 Eq. (4)를 통해 계산하였다.

2.2 CSA A23.3-04

CSA A23.3-04 기준식에서 콘크리트 보의 전단강도는 Vecchio et al. (1986)에 의한 수정압축장이론(modified compression field theory: MCFT)을 기반으로 산정되었다. 수정압축장이론은 균열 발생 후에 비균열 콘크리트 부분에 존재하는 인장지지능력을 압축장 이론에 추가하여 콘크리트의 전단 지지능력을 예측한 이론이다.

CSA A23.3-04 기준식의 전단강도를 산정하는 방법으로는 수정압축장이론을 간략화 시킨 simplified method와 보다 정 확한 값을 예측하고자 하는 general method가 있다(Bentz et al., 2006). Simplified method는 35º로 가정한 전단균열 경사각(θ)과 골재 맞물림 작용 계수(β)를 포함하여 전단강도를 계산한다. 하지만 simplified method는 인장철근의 항복강도가 400 MPa 이하일 때만 사용을 권장하고 있어서, 항복강도 500 MPa의 인장철근을 사용하는 본 연구에서는 general method를 사용하여 분석하였다. CSA A23.3-04 기준식의 전단강도는 Eq. (5)에 나타난 것처럼 콘크리트, 전단보강재, 프리스트레스의 전단강도 기여분의 합으로 구성된다. 본 연구에서는 프리스트레스가 포함되어있지 않기 때문에 이에 대한 기여분은 고려하지 않았다. 콘크리트의 전단강도 기여분은 general method에 의거하여 Eq. (6)을 사용하였다. 여기서 골재 맞물림 작용 계수는 Eq. (9)에 나타난 것처럼 인장철근의 변형률(ε_x)과 유효 균열 간격(s_ze)을 통해 구할 수 있다. 단, 유효 균열 간격은 규정에 의해 300의 값을 사용하였다. 전단 보강재의 전단강도 기여분은 Eq. (7)을 사용하였고, Eq. (8)을 통해 전단보강재의 단면적을 계산 하였다. 여기서 균열전단 각도는 Eq. (10)을 통해 구할 수 있고, 인장철근의 변형률은 Eq. (11)을 통해 구할 수 있다. 전단 보강재의 기여분에서도 콘크리트 기여분을 계산할 때와 마찬가지로 프리스트레스와 관련된 변수들은 고려하지 않았다.

3.1 사용 재료

시험체 제작에 사용된 콘크리트의 평균 압축강도는 KS F2405 (2009) 기준에 따라 재령 28일 후 압축강도 시험을 수행하여 계측한 결과, 평균 28.8 MPa임을 확인하였다. 인장철근은 지름 22 mm, 항복강도 500 MPa인 이형철근을 사용하였으며, 전단보강재인 유공형 강판의 항복강도는 402 MPa를 사용하였다. 실험에 사용된 재료의 물성치는 Table 1에 정리하였다.

Table 1

Material Properties

3.2 시험체 상세

연구에 사용된 실험체는 유공형 강판으로 보강된 시험체 8개와 무보강 시험체 3개의, 총 11개의 시험체를 제작하였다. 시험체의 크기는 길이 3100 mm, 폭 800 mm, 높이 300 mm의 시험체 7개와 높이 340 mm, 380 mm의 시험체 각각 2개씩으로 구성하였다. 유효깊이는 240 mm, 280 mm, 320 mm로 설계하였다. 횡방향 전단 보강재의 간격은 전단보강재 사이의 중심거리로써 Fig. 2와 같이 268 mm, 334 mm, 745 mm 로 설정하였다. 여기서 유공형 강판의 항복강도와 단면적의 곱으로 산정되는 전단보강량(A_v×f_yt)은 동일하게 설계하였다. 유공형 전단보강재는 Fig. 3과 같이 수평과 수직 스트립으로 구성된다. 기존 연구(Kim et al., 2014)에서 판형태의 전단보강재에서 수평 스트립의 전단성능의 기여도는 매우 적어 세로 스트립만 전단 성능 기여분에 포함시킨다는 결과를 고려하여, 세로 스트립면적만 전단보강면적으로 산정하였다. 마지막으로 지지부 폭의 길이는 Fig. 4와 같이 800 mm, 600 mm, 400 mm, 200 mm로 설계하였다. 시험체의 상세는 Table 2에 정리하였다.

Fig. 2

The Number of Shear Reinforcement Legs in Cross-section of Wide Beam.

Fig. 3

Shape of Shear Reinforcement.

Fig. 4

Width of Supports of Wide Beam in Cross Section.

Table 2

Details of Specimens

3.3 실험 방법

모든 시험체는 단순지지 상태에서 최대용량 5000 kN의 유압식 UTM(Universal Testing Machine)을 사용하여 평균 10 kN/min의 속도로 하중을 재하 하였다. 또한 양 지점으로부터 각각 900 mm 떨어진 가력지점에서 2점 가력하였다. 그리고 데이터 로거를 사용하여 하중 데이터를 수집하였다. 시험체의 세팅 모습은 Fig. 5에 나타내었다.

Fig. 5

Test Setup of a Typical Specimen.

4.1 유효 깊이

무보강 시험체인 C240, C280, C320 시험체의 경우, 유효깊이가 증가할수록 콘크리트 기여분의 전단강도가 증가하는 것을 알 수 있다. 또한 유공형 판으로 전단보강된 시험체 WS280-A3와 WS320-A3의 경우, 전단 보강량이 같음에도 불구하고 유효깊이가 증가할수록 전단보강재의 전단강도 기여분이 증가하는 것을 확인하였다. 따라서 본 연구를 통하여 유효깊이가 콘크리트와 전단보강재의 전단강도 기여분에 모두 관여함을 알 수 있다. Fig. 8은 실험을 통해 얻은 시험체의 전단강도를 그래프로 나타내었다.

Fig. 8

Effect of the Effective Depth on Shear Strength.

4.2 횡방향 전단 보강재의 간격

무보강 시험체인 C240의 전단최대하중 199.21 kN을 기준으로, 유공형 강판으로 전단보강된 시험체 WS240-A2, WS240-A3, WS240-A4의 최대 전단강도를 비교해 보았을 때, C240 시험체보다 각각 20%, 63%, 56% 증가된 전단보강 효과를 보였다. Fig. 9에 실험을 통해 계측한 전단강도를 그래프로 나타내었고, Fig. 10은 상기 언급된 시험체의 하중-변위 그래프를 나타내었다. 동일한 전단보강량에도 불구하고, 위의 세 시험체는 각기 다른 전단강도를 보였다. 이를 통해 동일한 전단보강량으로 보강하였어도 횡방향 전단 보강재의 간격에 따라 전단보강의 효과가 달라지는 것을 알 수 있다. 이는 간격이 줄어듬에 따라 보의 단면에 보강재의 레그수가 증가하여 응력집중현상을 감소시키는 것으로 판단된다. 하지만 횡방향 전단보강재의 레그 개수가 4개인 경우보다 3개인 시험체가 높은 전단강도에서 파괴된 것이 확인 되었다. 이는 Lubell et al.(2009)에서 규명한 것처럼, 다수의 스터럽 레그로 인하여 좁은 횡방향 전단 보강재의 간격이 형성되어 전단성능이 저하된 것으로 판단된다.

Fig. 9

Effect of Spacings of The Transverse Shear Reinforcements on Shear Strength.

Fig. 10

Load-displacement Curves (Width of Support).

4.3 지지부 폭

Fig. 11은 실험을 통해 계측된 WS240-A3, WS240-B3, WS240-C3, WS240-D3의 시험체의 전단강도를 나타내었고, Fig. 12는 위에서 언급된 시험체들의 하중-변위 그래프를 나타내었다. 시험체 WS240-A3를 기준으로 비교하였을 때, 시험체 WS240-B3, WS240-C3, WS240-D3은 WS240-A3 시험체의 전단강도 보다 각각 23%, 42%, 62% 줄어든 전단강도를 보였다. 이는 지지부 폭이 감소함에 따라, 지지부에 전단 압축응력이 집중되어 나타난 것으로 판단된다.

Fig. 11

Effect of The Support Width on Shear Strength.

Fig. 12

Load-displacement Curves (Number of transverse reinforcement).

5.1 유효 깊이

유효깊이를 변수로하는 시험체 C240, C280, C320, WS280-A3, WS320-A3을 설계 규준들의 전단강도 설계식과 실험을 통해 계측한 전단강도를 비교해보았을 때, KCI-12은 평균 1.13, 분산 0.077로 나타났고, CSA A23.3-04는 평균 1.27, 분산 0.122로 나타났다. 결과적으로는 KCI-12가 CSA A23.3-04 보다 넓은 보의 전단강도를 산정할 때 더 정확하게 예측하는 것을 알 수 있다. 하지만 세부적으로 살펴보았을 때, CSA A23.3-04가 전단보강재의 전단강도 기여분은 더 정확하게 예측하고 있다. 이는 KCI-12에서는 전단균열각도를 45º로 설정하여 전단강도를 산정하지만, CSA A23.3-04에서는 수정압축장 이론을 적용한 결과에 따라 전단균열 경사각을 산정하기 때문이라고 판단된다.

5.2 횡방향 전단 보강재의 간격

횡방향 전단 보강재의 간격을 변수로 하는 시험체 WS240-A2, WS240-A3, WS240-A4를 전단강도 실험값과 각 코드의 전단강도 설계값을 비교해 보았다. 단 시험체 W240-A2는 CSA A23.3-04에서 간격을 600 mm 이하로 규정하고 있어, CSA A23.3-04의 계산에서 제외 하였다. KCI-12의 평균은 0.96, 분산은 0.12로 나타났고, CSA A23.3-04의 평균은 1.00, 분산은 0.02로 나타났다. 두 규준 모두 비교적 정확한 전단강도를 예측하고 있었지만, KCI-12규준의 경우는 CSA A23.3-04 규준처럼 전단보강재의 최대 간격을 규정되지 않아 시험체 WS240-A4에서 KC1-12 설계식이 실험값과 다소 큰 차이를 보였다. 이는 횡방향 전단 보강재의 간격이 크게 증가하였을 때, 전단강도를 과대평가 하게 되는 것을 알 수 있었다. 그리고 두 코드 모두 전단보강재의 최소 간격에 관한 규정이 존재하지 않고 있다.

5.3 지지부 폭

지지부 폭을 변수로 하는 시험체 WS240-A3, WS240-B3, WS240-C3, WS240-D3을 설계 규준을 통해 계산된 전단강도와 실험을 통해 계측된 전단강도를 비교해 보았을 때, 지지부의 폭이 넓은 보의 폭과 같은 경우 전단강도비는 각각 KCI-12은 1.06, CSA A23.3-04는 1.02로 비교적 정확한 전단강도를 예측하고 있었다. 하지만 두 규준 모두 지지부 폭이 넓은 보의 폭보다 작은 경우에는 감소된 전단강도를 예측하지 못하는 것을 확인하였다. 이를 통해 두 설계 규준 모두 지지부 폭에 대한 규정이 존재하지 않아 지지부 폭이 감소할 때, 정확한 전단강도를 예측하지 못하는 것을 알 수 있다.