전단철근에 의한 전단강도 는 [식 4.13(a)]과 같이 부재축에 직각인 전단철 근을 사용하는 경우와 [식 4.13(b)]과 같이 경사스트럽을 전단철근으로 사용하는 경우로 산정할 수 있다.
(a)
sin cos
(b) [식 4.13]
여기서, : 전단철근 단면적 : 전단철근 설계항복강도
: 종 방향철근과 평행한 방향 전단철근 간격 : 경사스트럽과 부재축 사이각
전단철근 설계기준항복강도 는 500MPa를 초과할 수 없으며 용접철망을 사용 하는 경우는 600MPa을 초과할 수 없다. 전단철근 간격 은 부재축에 직각인 전단 철근 간격은 RC 부재일 경우 이하로 배치하고, 프리스트레스 콘크리트 부재일 경우 이하로 제한한다. 그리고 어느 경우든 600mm 이하로 배치하여야 한다.
경사스트럽과 굽힘철근은 부재 중간 높이 에서 반력점 방향으로 주인장 철근 까지 연장된 45°선과 한 번 이상 교차되도록 배치하여야 한다. 전단철근에 의한 전단강도 가 을 초과하는 경우 최대간격을 절반으로 감소시 켜야 한다.
나. 섬유혼입 콘크리트의 기존 강도식 고찰
① Hanai의 강섬유 혼입 철근콘크리트 보의 전단강도 예측식
De Hanai, Holanda(2008)(77)는 강섬유를 혼입한 철근콘크리트 보의 실험을 통 하여 전단강도 예측식을 제안하였다. 제안된 식은 ACI 318M-02 의 [식 4.14](78) 와 같이 콘크리트의 인장강도와 압축력의 제곱근 관계를 사용한다.
[식 4.14]
여기서, : 콘크리트 압축강도 : 콘크리트 할렬인장강도
강섬유를 혼입한 콘크리트의 압축강도와 인장강도의 상관관계는 실험결과의 선형회귀를 통하여 만들어진다. 강섬유 혼입률에 따른 철근콘크리트 보의 인장강도 는 [식 4.14]와 유사한 형식으로 [식 4.15]과 같이 산정될 수 있다.
[식 4.15]
여기서, : 섬유 혼입률
ACI 318M-02(78)에서 전단철근이 없는 보의 최대 전단력을 산정하기 위하여 [수식 4.16]와 같이 규정하고 있다.
[식 4.16]
여기서, : 보의 유효폭 : 보의 유효깊이
강섬유 혼입 효과를 고려하기 위해, [수식 4.15]에서 구하여진 의 값은 [식 4.16]의 계수 0.166 에 내포된 조정 및 안전요소를 고려하여 [식 4.17]와 같이
표현할 수 있다. [식 4.17]은 개략적으로 [식 4.18]로 나타낼 수 있다.
[식 4.17]
[식 4.18]
여기서, : 콘크리트의 압축강도 : 보의 유효폭
: 보의 유효깊이 : 섬유혼입률 (%)
De Hanai, Holanda(2008)(77)이 제안한 [식 4.18]에 의해 산정된 강섬유 혼입률 에 따른 철근콘크리트 보의 전단강도는 실제 실험결과 비교하여 합리적으로 추정해 주었다.
② 비정질 강섬유 혼입 철근콘크리트 보의 전단강도 제안식
박창환(2013)(16)은 비정질 마이크로 강섬유의 길이(15 mm, 30 mm)와 섬유의 혼 입률(0.50 %, 0.75 %, 1.00 %, 1.25 %, 1.50 %)를 변수로 하여 1면 전단강도 실험을 바탕으로 설계 전단강도식을 제안하였다. [그림 4.12]는 비정질 마이크로 강섬유를 혼입한 1면 전단실험체의 실험결과를 나타낸다.
[그림 4.12] 비정질 강섬유 혼입률에 따른 1면 전단강도 분석
비정질 마이크로 강섬유의 길이 15 mm 와 30 mm 에서 혼입률에 따라서 제안된 전단강도식은 [식 4.19]와 [식 4.20]과 같으며, 비정질 마이크로 강섬유 혼입률 0.50 ~ 1.25 % 인 경우에 실험결과와 비교하여 전단강도 값을 잘 추정해주었다.
[수식 4-19]
[수식 4-20]여기서, : 비정질 마이크로 강섬유 복합체 전단강도 : 비정질 마이크로 강섬유 복합체 압축강도 : 섬유혼입률 (0.50 ~ 1.25)
다. AASFC 보의 전단 강도 산정
강섬유 혼입 콘크리트의 기존연구 통해 섬유보강 콘크리트의 전단강도는 일반 콘크리트와는 거동이 차이가 있음(16)(77)(78)을 알 수 있다. 또한 알칼리활성 슬래그 무시멘트 섬유복합체(AASFC)도 1면 전단강도 실험과 2축 전단실험을 통해 일반콘크 리트와는 거동이 상이하므로, 는 AASFC 의 전단강도 와 전단철근에 의한 전단강도 의 합으로서 [식 4.21]과 같이 산정될 수 있다.
[식 4.21]
AASFC 는 혼입된 섬유의 가교작용과 균열제어로 인하여 높은 전단력과 2축 응 력상태에서 높은 변형성능을 갖고 있음을 알 수 있다. 일반콘크리트의 전단강도 예 측식으로 AASFC 를 적용한 보에 적용시 실제 거동과 많은 오차로 인하여 보강철근 량을 과다하게 설계가 할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 기존의 강섬유 섬유혼입 시멘트 복합체의 전단강도 예측식(16)(77)을 바탕으로 1면 전단 실험 결과에 근거하여 AASFC의 전단강도식을 제안하였다.
[그림 4.13]과 같이 AASFC 는 1면 전단강도 실험으로부터 섬유혼입률에 따라 선형으로 전단강도가 증가하는 것을 알 수 있다. AASFC 의 섬유혼입률 1.00 ~ 2.00 % 인 경우에 적용할 수 있도록 [식 4.22]와 같이 전단강도식을 제안하였다.
[식 4.22]여기서, : AASFC의 전단강도 : 섬유혼입률 : AASFC의 압축강도 : 보의 유효폭
: 압축연단에 인장철근 중심까지의 거리
구분 1면 전단강도(MPa) 예측식(MPa) 오차(%)
M1(PVA 1.00%) 5.01 5.05 0.79
M2(PVA 1.25%) 5.75 5.44 5.39
M3(PVA 1.50%) 6.26 5.83 6.86
M4(PVA 2.00%) 7.04 6.60 6.25
[표 4.4] 1면 전단강도 실험과 전단강도 제안식 결과 비교
[표 4.4]에는 2장에서 수행한 1면 전단강도 실험과 제안식에 의한 전단강도 값 을 비교하였다. 1면 전단강도 실험과 비교하였을 때 제안식을 통해 산정된 전단강 도는 0.79 ~ 6.86% 오차범위를 보이며 근사하게 잘 추정해주었다.
김호연(2019)(12)은 강섬유 보강 섬유복합체 설계전단응력을 전단파괴시 계수 하중을 고려하여 1면 전단강도, 특성계수, 의 관계식으로 전단강도식을 제안하 여 실제 거동을 잘 예측하였다. 본 연구에서도 AASFC의 섬유혼입률에 따른 역학실 험 결과에 따라 [식 4.23]과 같이 설계 전단응력 를 실험결과에 따른 선형 회귀분석을 통하여 제안하였다.
[식 4.23]
여기서, : AASFC의 전단강도 : 특성계수, 0.33
철근콘크리트 보는 전단력과 휨 모멘트가 작용하게 되면, 내부에서 생기는 전 단력을 균열이 발생하지 않은 압축 부분 콘크리트가 지지하는 전단력 , 골재 맞 물림 작용에 의한 전단력 수직 성분 , 인장철근 Dowel Action에 의한 전단력
, 전단철근에 의한 전단력 합력을 통해 저항한다. 철근콘크리트 보는 사인장 균열이 발생하기 전까지 전단철근은 영향을 받지 않으며 골재 맞물림 작용, 철근 장부작용에 의한 전단 저항기구로 전체 전단력에 대하여 저항하게 된다. 철근이 인 장에 의해 균열폭이 증가하게 되면 골재 맞물림 작용과 철근 장부작용에 의한 전단 력은 감소하고 전단철근의 전단 저항이 발생함과 동시에 균열 진행을 억제한다. 전 단철근에 의한 전단력 을 제외한 전단저항요소는 부재 종류, 사용한 콘크리트 특성과 전단철근의 배치에 따라 변동성이 매우 크고 취성적인 거동을 보인다. 이와 같은 이유로 내력을 정량화하기 어려워 통상적으로 콘크리트가 기여하는 전단강도
통합하여 취급한다. 부재에 축력이 발생하지 않는 AASFC 의 보의 전단강도
은 제안된 설계 전단강도식을 적용하여 [식 4.24]과 같이 섬유혼입률 1.00
~ 2.00% 에 따라 전단강도를 추정할 수 있게 제안하였다.
[식 4.24]
여기서, : 복부 폭
: 단면에서 유효깊이