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ISSN : 2234-6937(Print)
ISSN : 2287-6979(Online)
Journal of Korea institue for Structural Maintenance Inspection Vol.21 No.3 pp.35-44
DOI : https://doi.org/10.11112/jksmi.2017.21.3.035

A Study on the Flexural Performance of Steel Fiber-Reinforced Beams lightly Reinforced Below the Minimum Steel Reinforcement

Duk-Man Kang1, Yong-Gul Park2, Do-Young Moon3*

• 본 논문에 대한 토의를 2017년 6월 1일까지 학회로 보내주시면 2017년 7월호 에 토론결과를 게재하겠습니다.

Corresponding author:dymoon@ks.ac.kr Department of Civil Engineering, Kyung-Sung Univ, Busan 48434, Rep. of Korea
January 17, 2017 February 27, 2017 March 21, 2017

Abstract

In this study, steel fiber-reinforced concrete beams with ordinary steel reinforcements, that are below minimum steel reinforcement amount specified in domestic concrete structure design code, were tested in flexure until failure. Steel reinforcement ratio considered were 44%, 66%, 78% and 100% of the minimum steel reinforcement. Considered steel fiber volume fractions were 0.25%, 0.50%, 0.75% and 1.00%. In results, it is confirmed that steel fibers greatly improve crack performance. Also, the steel fibers contributed to increment in yield load not in ultimate load. But the increment was not greater than the reduction by steel reinforcement reduction. The use of steel fibers in RC beams lightly reinforced below the minimum reinforcement ratio specified design code reduced ductility greatly. Consequently, steel reinforcement ratio in steel fiber-reinforced beams lightly reinforced below the minimum steel reinforcement should be increased in order to enhance proper ductility.


최소철근량 이하로 보강된 강섬유보강 보의 휨성능 고찰

강 덕만1, 박 용걸2, 문 도영3*
1정회원, 서울과학기술대학교 철도전문대학원 박사과정
2정회원, 서울과학기술대학교 철도전문대학원 교수
3정회원, 경성대학교 건설환경도시공학과 부교수, 교신저자

초록

본 연구에서는 국내 콘크리트구조기준(2012)에서 규정하고 있는 최소철근량 이하로 보강된 보에 강섬유를 혼입한 강섬유보강철 근콘크리트보의 휨파괴 실험을 수행하였다. 실험변수는 철근비와 강섬유의 혼입량으로 하였다. 철근보강비는 최소철근량의 44%, 66%, 78% 와 100%로 하였으며, 강섬유의 혼입량은 0.25%, 0.50%, 0.75% 및 1.00%이다. 실험결과, 강섬유는 균열저항성능을 크게 개선시키는 것으로 확 인되었다. 또한, 하중저항성능의 관점에서 강섬유는 항복하중의 증가에 기여하지만 극한하중의 증가에는 거의 기여하지 못하는 것을 확인하 였다. 강섬유로 인한 항복하중의 증가량은 철근 감소로 인한 항복하중의 감소량에 비하여 미미한 것으로 나타났다. 최소철근보에서 강섬유의 사용은 오히려 연성을 크게 감소시키는 것으로 확인되었다. 따라서 최소철근 휨부재에 강섬유를 사용하기 위해서는 연성도 확보를 위하여 철 근비를 증가시켜야 하는 것으로 확인되었다.


    1.서 론

    콘크리트 구조물을 설계할 때 요구되는 철근량이 매우 적 거나 필요 없다고 하더라도 콘크리트구조기준에서는 극한한 계상태에서 취성파괴를 방지하고 안전을 도모하기 위하여 최 소철근량을 규정하여 보강토록 하고 있다.

    최근에는 강섬유를 활용한 고성능 콘크리트의 개발기술이 고도화되면서, 최소철근이 보강된 콘크리트구조에 추가로 강 섬유를 적용하여 기준에서 정하고 있는 최소철근량을 추가로 감소시키는 동시에 오히려 변형능력을 개선시키려는 다양한 연구가 시도되었다.

    기존 연구에 의하면 터널 복공용 콘크리트에 강섬유보강콘 크리트를 적용하여 최소철근량을 추가로 줄일 수 있는 설계 방법과 절차를 제시하였다(Chiaia et al, 2007(a), 2009(b)). 또 한, 보도용 콘크리트 패널에 강섬유보강콘크리트를 적용하여 전혀 철근이 보강되지 않은 강섬유 보강 보도 슬래브를 개발 하였다(Fantilli et al, 2015). 이상과 같은 연구는 2010년 발표 된 fib Model Code 2010(이하 MC2010)에 그 기술적 근거를 두고 있다. MC2010에 의하면 강섬유보강콘크리트를 사용하 여 철근의 일부 또는 전부를 삭제할 수 있으며, 이를 만족하기 위한 재료적, 구조적 성능기준을 제시하고 있다. 그러나 철근 콘크리트 구조물에서 보강철근이 최소철근량 이하가 되면 예 기치 않은 파괴가 발생될 수 있는 만큼 부재차원의 검증이 필 연적임에도 불구하고 이에 대한 검증연구는 매우 부족한 실 정이다.

    강섬유보강 콘크리트는 우수한 균열저항성능을 보유하고 있다고 보고되었다. 그러므로 강섬유가 철근과 같이 사용할 때 구조의 연성을 향상시킬 것으로 기대한다. 그러나 Dancygier et al.(2006(a), 2016(b))의 실험결과에 따르면 철근비가 낮을 때 강섬유로 인해 연성이 감소한다고 보고하고 있다. 이와 같 은 기대에 반한 실험결과는 철근과 강섬유가 동시에 사용된 구조에 대한 부재수준의 검증연구가 더욱 절실함을 이야기 하고 있다.

    본 논문에서는 최소철근이하로 보강된 RC보(이하 RC 라 함)와 강섬유와 최소철근이 동시에 보강된 철근/강섬유보강 콘크리트(steel reinforced SFRC, 이하 R/SFRC라 함) 휨부재 의 파괴 실험(각각 RC Test, R/SFRC Test라 함)을 수행하고 강섬유량과 철근비에 따른 성능변화를 고찰하고 평가하였다.

    2장에서는 실험체의 실험에 대한 개요를, 3~4장에서는 RC 와 R/SFRC Test 결과를 토대로 균열상황과 초기균열하중, 항 복하중 및 극한하중과 그에 해당하는 변위 결과를 비교하였 다. 실험결과를 토대로 5장에 결론을 제시하였다.

    2.실 험

    2.1.실험변수

    2.1.1.RC Test 실험 변수

    RC Test의 실험변수는 Table 1에 제시하였다. 국내 콘크리 트구조기준(2012)에서 규정하고 있는 최소휨보강철근량을 기준으로 하였으며, 이에 대하여 78%, 66%, 44%의 보강철근 량을 실험변수로 하였다. 구분을 위하여 철근비를 변수명으 로 사용하였으며, “AS”는 철근단면적을 의미한다.

    2.1.2.R/SFRC Test 실험 변수

    R/SFRC Test의 실험변수는 Table 2에 제시하였다. 일반강 도 콘크리트에서 사용하는 강섬유의 혼입비는 체적비에 대하 여 최소 0.25%에서 최대 1.00%이다. 따라서 본 실험에서 고려 된 강섬유의 혼입비는 0.25%~1.00%로 하였다. 구분은 강섬 유혼입비로 하였다.

    2.2.사용재료

    본 논문에서 고려한 콘크리트는 설계압축강도 40MPa이며, 시방배합은 Table 3과 같다. 실험체 제작에 사용된 철근은 현 대제철에서 제작한 SD400 철근이다. 인장실험을 별도로 수 행하지는 않았다. 강섬유는 베카르트코리아(주)의 인장강도 1,100MPa, 길이 35 mm, 직경 0.55 mm, 형상비 64의 후크형 3D Dramix 강섬유를 사용하였다.

    2.3.실험체

    Fig. 1(a)와 같이 실험체를 제작하였으며, 콘크리트구조기 준(2012)의 규정에 근거하여 계산된 소요 최소철근량은 316 mm2이지만, Fig. 1(b)와 같이 실제로 배근된 철근은 이를 상회 하면서 가장 근사한 철근 조합으로 직경 13 mm의 철근 두가 닥과 직경 10 mm 철근 한가닥(As = 324mm2)을 배근하였다. 최소철근량 이하의 시험체인 0.78AS, 0.66AS, 0.44AS 시험체 의 철근은 철근의 직경을 조정하여 배근하였다.Fig. 2

    현행 설계기준에 의하면 철근의 간격은 균열폭의 제한을 위하여 상한치를 정하여 배근하도록 하고 있으며, 본 실험체 는 규정에 만족하도록 주철근의 간격을 조정하였다. 또한 인 장 및 압축철근은 정착길이가 부족하지 않도록 보의 단부에 서 갈고리 정착하였다. 또한 Fig. 1(a)에 제시한 것과 같이 가 력장치의 길이를 고려하여 전단지간길이를 1,000 mm로 계획 하고 가력 중 시험체가 휨 파괴 이전에 전단파괴가 발생하지 않도록 전단보강을 하였다. 사용된 전단보강철근 상세는 직 경 10 mm의 스터럽을150 mm 간격으로 보강하였다. 각 실험 체의 배근상세를 Table 4에 제시하였다.

    2.4.실험방법

    본 실험에서는 200 kN의 엑츄에이터를 사용하여 4점 재하 방식으로 하중을 가력하였다. 실험체의 양쪽 단부로부터 200 mm 위치에 강제 룰러를 설치하여 실험체의 지지점으로 하였 으며, 지점 사이의 거리는 2,600 mm로 하였다. 하중 가력점은 실험체의 중심에서 각각 300 mm 떨어진 곳에 위치하여, 가력 점 사이의 거리는 600 mm로 하였다.

    하중재하는 강재 가력보를 엑츄에이터와 실험체 사이에 놓 고 하중을 재하하였으며, 1.5 mm/min의 속도로 변위제어하였 다. 하중값은 엑츄에이터에 부착된 로드셀에 의해 측정하였다.

    작용하중으로 인한 보의 처짐을 측정하기 위하여 보의 중 앙부 인장측에 L자형 강제를 부착하였다. LVDT의 측정부를 L자 강제에 접촉시켜 변위를 측정하였다. LVDT는 Tokyo Sokki사의 CDP-100으로 100 mm용량의 LVDT를 사용하였 다. 실험 측정값들은 데이터로거(TSD-302)로 받아들여 컴퓨 터를 이용하여 실험결과를 정리하였다.

    3.RC Test 실험결과 및 고찰

    3.1.파괴모드 및 균열

    Fig. 3과 같이 모든 RC Test 실험체는 등모멘트 구간에 발생 한 균열이 주균열로 성장하면서 보의 상단에 이르러 최종적 인 파괴가 발생하는 연성적인 휨파괴가 발생하였다. 주목할 것은 균열의 수와 균열의 폭이 철근비에 따라 크게 달라지는 것을 확인할 수 있다. 최소철근량에서 철근량이 줄어갈수록 균열의 수는 크게 감소하며, 균열의 폭은 크게 증가하는 것으 로 확인되었다. 정량적인 비교, 분석을 위하여 Fig. 4에 최종 파괴 후 측정한 균열 수, 균열간격, 최대균열폭과 최외측 균열 간 거리를 비교하여 나타내었다. 균열의 수는 지간내에 발견 된 휨균열의 수를 조사한 것이며, 균열간격은 발생한 균열간 의 간격을 줄자로 측정한 후 평균한 값이다. 최대 균열폭은 실 험 종료 후 가장 균열폭이 큰 주균열의 폭을 균열경으로 측정 한 값이며, 최외측 균열간 거리는 지간내에서 발생한 균열 중 최외측에 발생한 균열간의 거리를 줄자로 잰 값이다.

    철근비가 감소할수록 균열 수가 감소하면서 균열폭이 증가 하는 경향이 명확하게 나타난다. 특히 최소철근비의 44%만 보강된 보의 균열은 단지 3개에 불과하며 균열폭이 25 mm에 달하는 것을 볼 수 있다. 0.66AS-0.00 실험체도 균열의 수는 6 개이지만 2개의 균열은 주철근 위치에서 멈춘 균열이며, 나머 지 4개만이 하중이 증가하면서 성장하여 파괴에 이른 것을 확 인하였다. 이와 같은 결과로 볼 때, 최소철근의 44% 이하의 철 근으로는 보에 발생하는 휨변형을 보의 전단면에 고르게 분 포시키는 것에 한계가 있다고 판단된다.

    3.2.하중-변위거동

    Fig. 5는 RC Test 실험체의 하중-변위곡선을 나타내고 있 다. 철근비가 감소할수록 휨강도가 감소하며, 최대하중에 해 당하는 변위가 감소하는 경향을 볼 수 있다. 즉, 전반적인 거 동을 거시적인 관점에서 판단할 때 철근량이 감소할수록 연성 적인 거동에서 취성적인 거동으로 변화됨을 확인할 수 있다.

    3.3.콘크리트 초기균열하중 변화

    콘크리트 초기균열하중 Pcr의 변화를 Fig. 6에 나타내었다. RC 실험체의 Pcr은 철근비와 상관없이 거의 유사한 것을 확 인할 수 있다. 초기균열은 콘크리트의 응력이 파괴계수를 초 과할 때 발생하기 때문에 철근량에는 크게 영향을 받지 않는 다. 본 실험으로부터 관측된 RC 실험체의 평균 초기균열강도 Pcr는 34.7 kN이다.

    3.4.항복하중 변화

    Fig. 7은 최소철근비로부터 철근비 감소에 따른 항복 하중 비의 변화 그래프를 나타내었다. 각 보의 철근비를 ρ, 최소철 근비를 ρmin , 최소철근 보인 1.00AS-0.00의 항복하중을 Py, min , 각 RC보의 항복하중을 Py라 할 때, Fig. 7에서 X축은 (ρ-ρmin ) 이며, Y축의 값은 항복하중비 Py/Py, min이다. 최소철근비 이 하로 철근비가 감소할수록 항복하중이 감소하는 것을 확인할 수 있다. 최소철근비의 78%만 보강된 0.78AS 실험체의 항복 하중은 1.00AS 실험체 항복하중의 70%이며, 0.66AS는 80%, 0.44AS는 60%에 불과하다.

    최소철근비 이하 구간에서 감소된 철근비와 항복하중과의 관계를 고찰하기 위하여 선형 1차식으로 실험자료를 보간하 였으며, 추세식과 추세선을 추가하였다. 선형 보간식은 식 (1) 과 같다. 철근비가 0.1% 감소할 때 항복하중은 최소철근보강 보 항복하중의 17.8%가 감소하는 것을 알 수 있다.

    P y P y ,  min = 1.79 ( ρ ρ min ) + 1
    (1)

    3.5.극한하중 변화

    Fig. 8에서와 같이 보의 극한하중도 항복하중과 마찬가지 로 최소철근비에서 철근비가 감소할수록 감소하는 것을 확인 할 수 있다.

    실험결과를 선형보간하고 식 (2)와 같은 추세선식을 검토 한 결과, 철근비가 0.1% 감소할 때 극한하중은 22.2% 감소하 는 것으로 나타나 극한하중의 감소율이 항복하중의 감소율을 상회하는 것으로 나타났다.

    P u P u ,  min = 2.22 ( ρ ρ min ) + 1
    (2)

    3.6.변위비

    보의 수직변위는 보의 연성거동을 평가하는데 사용된다. 일반적으로 철근콘크리트 보의 연성은 항복시의 변위에 대한 최대하중에 해당하는 변위의 비 μy로 평가하며, 식 (3)으로 구 할 수 있다. Fig. 9μy의 결과를 그래프로 나타내고 있다.

    μ y = Δ u Δ y
    (3)

    전체적으로 철근비가 감소할 때 μy가 감소하는 것으로 나 타났다. 0.78ASμy는 오히려 증가하였으나, 0.66AS와 0.44ASμy는 최소보강 보의 57%, 43%에 불과하다. 극한하중의 감 소율과 거의 유사하다.

    Kwon and Yoon(2002)의 연구에서는 일반적으로 구조물의 연성파괴를 유도하기 위한 보통 철근콘크리트 구조물의 최소 연성지수를 3으로 제시하였다. Shin et al.(2010)의 연구에서 는 지진활동이 높은 지역에서는 고강도 콘크리트 휨 부재의 최소연성지수는 3이상 이라고 제시하고 있다. 또한 Rashid and Mansur(2005)의 연구에서는 콘크리트 강도가 30MPa이 며, 철근이 일렬배근 되었을 때 최소연성지수는 3으로 제시하 였다. 실험결과 0.44ASμy 값이 3으로 거의 임계치에 있음 을 알 수 있다.

    4.R/SFRC Test 실험결과 및 고찰

    4.1.파괴모드 및 균열

    모든 R/SFRC Test 실험체는 휨 파괴를 나타내었다. RC 실 험체와 마찬가지로 각 실험체의 균열 수, 균열간격, 최대균열 폭과 최외측균열간의 거리를 검토하였으며, 결과는 Fig. 10에 나타내었다.

    철근량에 따라 비교하면, 철근량이 감소할수록 균열 수는 감소하고 균열 간격은 증가하며, 최외측 균열간의 거리는 감 소한다. 이는 RC 실험체의 실험결과와 유사하다. 다만, RC 실 험체의 경우 철근량이 감소할 때 최대균열폭이 증가하는 경 향이 명확하게 나타난 반면, R/SFRC 실험체의 최대균열폭은 철근량이 감소하여도 큰 변화 없이 거의 유사한 것으로 나타 났다. 강섬유가 균열을 연결함으로써 균열의 성장을 억제한 결과라고 판단된다.

    더욱 중요한 측정결과는 동일한 철근량에서 강섬유 혼입량 의 증가할 때 균열의 고찰결과이다. 강섬유 혼입량이 0.25% 에서 1%로 증가할 때, 균열의 수는 증가, 균열 간격은 감소, 최 외측 균열간의 거리는 증가하는 경향을 볼 수 있다. 최소철근 이하로 철근이 감소하게 되면서 불연속적인 휨변형 발생과 변형이 소수 균열에 집중되는 거동을 강섬유가 개선하는데 주요한 역할을 하고 있음을 알 수 있다. 그러나, 균열폭은 강 섬유 증가에 따라 명확한 경향성을 나타내고 있지 않다. 1.00AS 실험체의 경우 강섬유가 증가할 때 최대균열폭이 오 히려 커지는 것을 볼 수 있으며, 0.78AS 실험체는 모든 강섬유 혼입률에 대하여 최대균열폭이 거의 유사한 것으로 나타났 다. 이와 같은 결과로 볼 때, 최대균열폭은 강섬유 혼입비 보 다는 강섬유의 분산상태에 따라 영향을 받는다는 추정이 가 능하며, 이에 대한 추가적인 분석이 필요하다.

    4.2.하중-변위거동

    Fig. 11은 R/SFRC Test 실험체의 하중-변위곡선을 나타내 고 있다. 주목할 만한 사항은 R/SFRC 보의 항복하중이 동일 한 철근보강비인 RC 보의 항복하중에 비하여 증가하는 것을 확인할 수 있다. 또한 동일한 R/SFRC 보에서 항복하중이 강 섬유 혼입량에 비례하여 증가하지만 그 차이는 크지 않은 것 을 확인할 수 있다. 전반적인 변위의 변화를 살펴보면 R/SFRC 보의 최대하중 변위가 RC 보의 최대하중 변위에 비 하여 적은 것을 확인할 수 있다.

    4.3.콘크리트 초기균열하중 변화

    강섬유의 영향을 분석하기 위하여 강섬유가 혼입되지 않은 RC 실험체의 초기균열하중으로 R/SFRC 실험체의 초기균열 하중을 나누어 분석하였다(Fig. 12 참고). 하중비 값이 1 보다 대부분 큰 값을 보이고 있으므로 R/SFRC의 강섬유가 초기균 열하중의 증가에 기여하는 것으로 판단된다. 그러나 강섬유 혼입비 증가와는 뚜렷한 경향성을 나타내지는 않는다. RC와 R/SFRC의 초기균열하중 평균의 비를 검토한 결과 Fig. 12에 나타낸 것과 같이 강섬유에 의한 초기균열하중의 증가는 약 16% 임을 알 수 있다. 이와 같은 초기균열강도의 증가는 섬유 로 인한 균열저항성능의 향상 때문이다.

    4.4.항복하중 변화

    강섬유의 영향을 분석하기 위하여 강섬유가 혼입되지 않은 RC 실험체의 항복하중으로 R/SFRC 실험체의 항복하중을 나 누어 분석하였다(Fig. 13 참고). 1.00AS의 결과에서는 RC의 항복하중 보다 강섬유로 인하여 항복하중이 10%~29%까지 증가하는 것을 확인하였다. 항복하중의 증가는 0.78AS의 결 과에서 60%로 가장 크게 나타났다. 이 결과는 강섬유가 초기 균열하중 뿐 아니라 항복하중의 증가에도 영향을 미친다는 것을 보여준다. 또한 항복하중의 증가는 강섬유 혼입량이 증 가할수록 거의 선형적으로 증가하는 것으로 나타났다.

    최소철근 기준 실험체인 1.00AS-0.00의 항복하중과의 상대 비교를 위하여 각 실험체의 항복하중을 1.00AS-0.00 실험체 의 항복하중으로 나눈 결과를 Table 5에 나타내었다. 하중비 의 결과가 1 보다 큰 부분을 표에서 음영으로 표시하였다. 철 근비가 최소철근비의 44%에 불과한 보에서는 강섬유를 혼입 하여도 1.00AS-0.00 실험체의 항복하중에 미치지 못하는 것 을 확인할 수 있다. 기본 시험체의 항복하중과 동일한 항복하 중을 확보하기 위해서는 이형철근의 최소보강비는 최소철근 비의 66% 이상이 되어야 하며, 최소강섬유 혼입률은 0.5% 이 상이 되어야 하는 것을 알 수 있다. 최소철근비가 0.41%이고, 0.66AS의 철근비는 0.27%이므로 감소된 철근비는 0.14%이 다. 이 결과를 정리하면, 보강철근비가 최소철근비 보다 0.14% 적을 때 이로 인한 항복하중의 감소를 강섬유 혼입을 통해 만 회하기 위해서는 최소 강섬유 0.5%를 혼입해야 한다는 결과 를 나타내고 있다. 재료의 경제적, 효율적인 측면에서 강섬유 가 구조적 하중저항 성능에 미치는 영향은 상대적으로 제한 적이라는 결과를 보여준다.

    4.5.극한하중 변화

    강섬유의 영향을 분석하기 위하여 강섬유가 혼입되지 않은 RC 실험체의 항복하중으로 R/SFRC 실험체의 항복하중을 나 누어 분석하였다(Fig. 14 참고). 비교결과, 0.78AS와 1.00AS의 극한강도 증가는 10% 미만으로 미미하다. 0.66AS의 극한강 도는 0.75%와 1.0%의 강섬유를 혼입하면 20%의 극한강도 증 가가 나타났으며, 0.44AS의 극한강도는 10%~40% 증가되었 다. 하중-변위 그래프를 살펴보면(Fig. 11 참고), 0.44AS와 0.66AS는 철근의 항복상태에서 최대하중에 도달한 이후 지속 적으로 하중이 감소하는 거동을 보였다. 그러므로 0.44AS와 0.66AS의 극한하중의 증가는 항복하중의 증가이며, 극한하중 이 증가한 것이 아니다. 이상의 결과를 정리하면, 강섬유의 증 가로 인한 극한강도의 증가는 발생하지 않으며, 각 실험체의 극한하중은 이형철근에 의해 지배된다는 것을 확인할 수 있다.

    최소철근 기준 실험체인 1.00AS-0.00의 극한하중과의 상대 비교를 위하여 각 실험체의 극한하중을 1.00AS-0.00 실험체 의 극한하중으로 나눈 결과를 Table 6에 나타내었다. Table 6 에서 음영이 있는 부분은 하중비 값이 1 이상인 부분이다. 0.78AS, 0.66AS, 0.44AS 실험체의 결과가 1 이상인 경우가 전 혀 없다. 이 결과는 최소철근비 보다 낮은 철근비로 보강된 실 험체의 극한하중은 강섬유를 보강하여도 1.00AS-0.00 실험체 의 극한하중을 초과하지 못한다는 것을 의미한다. 결과적으 로 강섬유의 보강은 극한한계상태의 하중저하성능에는 전혀 기여하지 못한다는 것을 확인시켜준다.

    4.6.변위비

    R/SFRC보의 변위비 또한 RC보와 동일하게 식 (3)으로 평 가하였으며, Fig. 15에 나타내었다.

    주목할 사항은 보강철근비에 상관없이 강섬유가 보강되면 μy가 감소하며, 강섬유의 혼입비가 증가할수록 μy의 감소는 심화된다는 사실이다. 1.00AS 실험체의 μy를 보면, 강섬유 보 강전에는 6 이상의 값에서 1%의 강섬유가 혼입되면 절반인 3 이하가 되는 것을 확인할 수 있다. Fig. 15에서 0.44AS-0.75의 μy는 1이다. 이는 극한변위가 항복변위와 동일하다는 의미로 항복 이후에 하중이 지속적으로 감소한다는 의미이다. 이와 같이 일반 철근보강콘크리트보에 강섬유가 보강되는 경우 연 성의 저하현상은 Dancygier et al, (2006, 2016)의 실험에서도 발견할 수 있다. 또한 연성확보를 위하여 오히려 최소철근량 이 증가하여야 한다고 주장하였다. 강섬유 보강으로 인해 균 열이 보의 전경간에 고루 분포하지 못하고 국부적으로 발생 하게 되고 하중증가와 함께 소수의 균열이 집중적으로 성장 하게 되면서 보의 불연속적인 곡률분포가 원인으로 제시되고 있다. 본 연구에서도 거의 유사한 결과를 확인하였으며 이를 근거로 향후 연성도 확보를 위한 최소철근모델에 대한 연구 를 진행하고 있다.

    5.결 론

    본 논문에서는 콘크리트구조기준(2012)에서 규정하는 최 소철근량 이하로 보강된 보에 강섬유를 혼입하여 휨부재를 제작하고, 정적 휨 실험을 수행하고 휨거동의 변화를 고찰하 였다. 실험결과를 통하여 획득한 결론을 정리하면 다음과 같다.

    • 1) 국내 콘크리트구조기준(2012)에서 규정하고 있는 최소 철근량 이하로 보강된 보에서는 국부적인 소수의 균열 이 성장하여 휨파괴가 발생하였다. 그러나 강섬유를 보 강하면 균열을 전경간에 분산시키는데 분명한 효과를 발휘하여 균열수는 증가하고 간격은 감소하며, 최외측 균열간의 거리가 증가하는 것을 확인하였다. 그러나, 균 열폭은 강섬유의 혼입량이 증가하여도 일관된 경향을 나타내지 않았다. 따라서 다른 인자에 영향을 받는 것으 로 판단된다.

    • 2) 강섬유의 혼입으로 인해 초기균열하중이 RC보에 비해 16% 증가하였다. 이는 콘크리트 내부에 보강되어있는 강섬유가 콘크리트의 균열을 제어하고 억제하는 역할 을 하기 때문이라 판단된다.

    • 3) 최소철근량 이하로 보강된 RC보의 경우 철근비 감소에 따른 항복하중과 극한하중의 감소가 발생함을 확인하 였으며, 항복하중 보다는 극한하중의 감소가 다소 크다 는 것을 확인하였다. 동일한 보강비의 보에 강섬유를 보 강하게 되면, 강섬유의 혼입량에 따라 항복하중이 선형 적으로 증가되는 것으로 나타났다. 최소철근비 보다 0.14% 적게 보강된 0.66AS 보의 항복하중이 최소철근 비로 보강된 RC보(1.00AS-0.00)의 항복하중과 동일한 항복하중을 확보하기 위해서는 최소 0.5% 이상의 강섬 유를 보강해야 한다. 재료적 관점에서 분석할 때, 철근 비감소량 보다 훨씬 많은 3배 이상의 강섬유를 보강해 야 최소철근보의 항복하중을 발휘할 수 있다는 결과이 다. 따라서 강섬유가 극한한계상태의 하중저항성능을 개선하는 데에는 그 역할이 제한적이라는 것을 확인할 수 있다. 이는 극한하중의 결과에서도 동일한 결과를 획 득하였다.

    • 4) 극한변위와 항복변위의 비를 변위비( μy)로 정의하고 RC보와 R/SFRC의 변위비를 분석한 결과, 기본시험체 인 최소철근보강 휨부재의 변위비는 7인데 반해 66%와 44%만 보강된 휨부재의 연성도는 3~4에 불과하여 성능 임계치에 근접한 것으로 확인되었다. 그러나 R/SFRC의 경우 항복변위에는 큰 변화가 발생하지 않지만 극한변 위가 감소하였다. 최소철근비의 44%와 66%가 보강된 실험체의 일부에서는 보의 항복이후 계속적으로 하중 이 감소하게 되어 극한변위와 항복변위가 같아지는 것 을 확인하였다. 이는 인장철근량이 감소하고 강섬유의 혼입량이 증가할수록 휨부재의 휨거동에 강섬유의 영 향이 증가하며, 연성적거동에서 취성적 거동으로 변화 된다고 판단된다.

    최종적으로 본 실험에서 사용한 강섬유와 강섬유의 혼입비 범위에 대하여 강섬유는 사용한계상태의 균열제어에는 효과 적이지만 연성도를 저하시키는 문제가 있는 것을 확인하였 다. 이와 같은 결과로부터 판단할 때 강섬유보강으로 사용한 계상태의 최소철근비를 감소시킬 수 있으나, 극한한계상태의 최소철근비를 결정할때는 안전을 위한 최소 소요 연성도에 대한 충분한 검토가 필요하다고 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 2016년 국토교통기술촉진연구사업(16CTAPC 11725301000000)의 지원비를 받아 수행되었으며, 이에 감사 드립니다.

    Figure

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    Specimen detail

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    Test set-up

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    Failure of 1.00AS-0.00 specimen

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    Crack results in RC specimen

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    Load-displacement curves for RC Test

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    Initial crack load results for RC Test

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    Yield load results for RC Test

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    Ultimate load results for RC Test

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    Ratio of ultimate displacement to yield displacement(μy ) for RC specimens

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    Crack results in R/SFRC Test

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    Load-displacement curves for R/SFRC Test

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    Initial crack load ratio of R/SFRC specimen to RC specimen

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    Yield load ratio of R/SFRC specimen to RC specimen

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    Ultimate load ratio of R/SFRC specimen to RC specimen

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    Ratio of ultimate displacement to yield displacement(μy ) for R/SFRC specimens

    Table

    Test variable in RC Test

    Test variable in R/SFRC Test

    Mix proportion and compressive strength of concrete used

    Specimen IDs. and reinforcement details

    Yield load ratio of R/SFRC specimen to 1.00AS-0.00 specimen

    Ultimate load ratio of R/SFRC specimen to 1.00AS-0.00 specimen

    Reference

    1. Blanco A. , Pujadas P. , de la Fuente A. , Cavalaro S. , Aguado A. (2013) Application of constitutive models in European codes to RC– FRC , Constr. Build. Mater, Vol.40 ; pp.246-259
    2. Chiaia B. , Fantilli A.P. , Vallini P. (2007) Evaluation of minimum reinforcement ratio in FRC members and application to tunnel linings , Mater. Struct, Vol.40 (6) ; pp.593-604
    3. Chiaia B. , Fantilli A.P. , Vallini P. (2009) Combining fiber-reinforced concrete with traditional reinforcement in tunnel linings , Eng. Struct, Vol.31 (7) ; pp.1600-1606
    4. Dancygier A.N. , Berkover E. (2016) Cracking localization and reduced ductility in fiber-reinforced concrete beams with low reinforcement ratios , Eng. Struct, Vol.111 ; pp.411-424
    5. Dancygier A.N. , Savir Z. (2006) Flexural behavior of HSFRC with low reinforcement ratios , Eng. Struct, Vol.28 (11) ; pp.1503-1512
    6. Fantilli A.P. , Cavallo A.D. , Pistone D. (2015) Fiber-reinforced lightweight concrete slabs for the maintenance of the Soleri Viaduct , Eng. Struct, Vol.99 ; pp.184-191
    7. fib Model Code 2010 (2010) Model Code 2010-Final Draft , Fédération Internationale du Béton, Vol.1 ; pp.225
    8. Hendy C. R. , Smith D. A. (2007) Designer’s Guide to EN 1992-2 Eurocode2:Design of concrete structures. Part 2: Concrete bridges, Thomas Telford, Eurocodes Expert, ; pp.276-277
    9. (2012) Concrete Design Code and Commentary, Kimoondang Publishing Company, ; pp.116-119
    10. Kwon S.B. , Yoon Y.S. (2002) Flexural Behavior of RC Beams Using High-Strength Reinforcement for Ductility Assessment , Journal of KOSHAM, Vol.2 (1) ; pp.119-126
    11. Rachid M.A. , Mansur M.A. (2005) Reinforced hing-strength concrete beams in flexure , ACI Struct. J, Vol.102 (3) ; pp.462-471
    12. Shin S.W. , Kang H. , Ahn J.M. , Kim D.W. (2010) Flexural capacity of singly reinforced beam with 150MPa ultra high-strength concrete , Indian J. Eng. Mater. Sci, Vol.17 ; pp.414-426