Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 22, No. 4, July 2018, pp.019-026
https://doi.org/10.11112/jksmi.2018.22.4.019 pISSN 2234-6937
eISSN 2287-6979
유공부 보강상세에 따른 철근콘크리트 유공 보의 전단 성능 평가
김민준1, 이범식2, 김동환3, 김형국1, 이용준1, 김길희4*
Evaluation of Shear Performance of Reinforced Concrete Beams for Varying Reinforcement Details of Web Opening
Min-Jun Kim
1, Bum-Sik Lee
2, Dong-Whan Kim
3, Hyeong-Gook Kim
1, Yong-Jun Lee
1, Kil-Hee Kim
4*
Abstract:
This study evaluates the shear performance of reinforced concrete members with web opening reinforcement. A total of 4 reinforced concrete members with or without openings were cast then tested. The main variables investigated were with or without of web openings and with or without of web opening reinforcement, respectively. The proposed web opening reinforcement was a rectangle and rhombus-shaped spiral considering of construct ability. Test result showed that the proposed web reinforcement had improved shear capacity and ductility of the specimens. It was found that the web opening reinforcement proposed in this study had a positive effect on the shear strength and crack control of RC beams with web openings.In addition, it was confirmed that the analytical results by the current design codes underestimates the test results of the specimens with the proposed web opening reinforcement.
Keywords:
RC beams, Web openings, Web opening reinforcement, Shear performance1정회원, 공주대학교 건축공학과 연구교수
2정회원, LH토지주택연구원 연구위원
3정회원, 공주대학교 건축공학과 박사과정
4정회원, 공주대학교 건축공학과 교수, 교신저자
*Corresponding author: [email protected]
Dept.of Architectural Engineering, Kongju National University, Cheonan, 31080, Korea
∙본 논문에 대한 토의를 2018년 8월 1일까지 학회로 보내주시면 2018년 9월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.
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1. 서 론
유공 보 시스템은 철근콘크리트 (이하, RC) 보 부재에 유공 을 두어 구조물 천정 내부로 설비 시설을 관통시킴으로써 설 비에 의해 발생하는 불필요한 층고를 줄일 수 있다 (Lee, 2015). 유공 보 시스템을 라멘구조에 적용할 경우, 일조권 확 보 및 고도제한의 이유로 건축물의 높이가 제한되는 지역에 서 건축물의 층수를 증가시킬 수 있으며, 외장재 절약에 효과 적이다. 또한, 벽식구조와 비교해 보다 넓은 실내 유효 공간 의 확보가 가능해 쾌적한 공간 창출의 이점을 가진다.
유공 보 시스템에 대한 연구는 1951년 미국의 Heller (1951)가 철골 유공 보에 관하여 처음 연구를 진행한 이후, Bower (1968)가 Heller 의 연구를 발전시켜 유공 주변 및 장방형 유공을 갖는 철골 보의 응력 해석에 관한 연구를 수행하였다. 그러나 RC 유공 보에 대한 연구는 유공 보강에 대한 어려움과 복잡한 파괴형태로 인하 여 철골 유공 보에 비하여 연구가 활발히 진행되지 못하였다.
RC 유공 보에 대해서는 1962년 스웨덴의 Lorentsen (1962)의 연구를 시작으로, Nasser et al.(1967)에 의하여 장방형 유공을 갖 는 보의 거동과 그 설계방법에 관한 연구가 진행되었다. Mansur et al. (1983; 1985) 는 유공 크기와 위치를 변수로 한 실험결과를 기초로 미국콘크리트설계 기준(American Concrete Institute 2014) 의 전단강도 식에 유공으로 인하여 발생되는 단면손실을 고려 해 보의 유효깊이 ( ) 를
로 대체한 RC 유공 보의 전단강 도 예측식을 제안하였다.
일본의 경우, 1980년대 건축학회에 유공 보 위원회가 창설되 면서 RC 유공 보에 관한 연구가 활발히 진행되어 왔으며, 크기 효과와 인장철근비 및 전단경간비 등을 고려한 유공 보의 제안 식이 발표되었다. 일본의 건축학회 제안식(Architectural Institute of Japan 2010) 은 유공을 전단철근과 유공 보강근으로 보강하는 경우 트러스 기구에 따른 힘 전달을 반영하였으며, RC 보의 유 공 크기는 전단력 손실에 대한 보강을 충분히 하더라도 유효높 이의 1/3을 초과하지 못하도록 규정하고 있다.
RC 구조에 유공 보 시스템을 적용하는 경우 개구부 주변의 구조적 메커니즘이 복잡해져 단면해석이 어려워지고, 단면손실 로 인한 전단력 감소로 전단파괴에 대한 우려가 높아지게 된다.
또한, 개구부 주변의 응력 집중으로 인한 부재의 균열 및 처짐과
같이 사용성 측면에서도 다양한 문제가 발생할 수 있다. 이와 같
은 문제점을 보완하기 위하여 기존 연구 (Mausur 2006; Ahmed et
al., 2012) 에서는 유공의 크기와 형상 및 위치 등을 변수로 한 연
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provided the original work is properly cited.
Specimens
Compressive strength of
concrete
Longitudinal rebar
b (mm)
d
(mm) a/d b
o(mm)
(kN)
(kN)
Web opening reinforcement SO
31 (MPa)
3-D19 478 (MPa)
=0.00245 200 300 4.0
- Solid
NW
90 16.1
None
WT1 16.2 Type-1 (D6=351.1MPa)
WT2 16.2 Type-2 (D6=351.1MPa)
b: Width of specimen (mm) d: Effective depth of specimen (mm) a/d: Shear span-to-depth ratio b
o: Diameter of web opening
: Shear strength provided by web opening
: Shear strength provided by web opening reinforcement Table 1 Properties of specimens
구가 진행되었으며, Fig. 1과 같이 다양한 형상의 유공 보강근이 제안되었다. 그러나 기존에 제안된 유공 보강근은 복잡한 형상 에 의한 보강근 위치고정의 어려움 등의 시공성 저하가 수반되 므로 이를 해결하기 위한 연구도 활발히 진행되고 있다.
이 연구에서는 시공성의 편리성을 높이고 효과적인 전단저 항이 가능하도록 마름모형과 사각형 보강근이 연속된 형태의 나선형 배근방법을 고안하였으며, 이를 적용한 RC 유공 보의 전단성능 및 유공 보강근의 전단저항 효과를 평가하였다.
기존 유공보강근
Fig. 1 Details of existed web reinforcement
2. 실험계획
2.1 실험체 계획
이 연구에서는 철근콘크리트 유공 보의 전단성능을 평가하기 위하여 유공의 유무, 유공 보강 유무, 유공 보강근의 형상을 변 수로 총 4체의 실험체를 계획하였다. 실험체 일람표는 Table 1 에 나타내었으며, 실험체의 배근상세도는 Fig. 2에 나타내었다.
실험체에 사용된 콘크리트 압축강도는 31MPa이며, 모든 실험 체의 보 폭(b)은 200mm, 유효깊이(d)는 300mm이다. 실험체의 전 단경간비(a/d)는 사인장균열이 발생하는 전단경간에서 유공보의 보강효과를 극대화시키기 위하여 4.0 으로 계획하였다. 유공의 크기는 유효깊이(d)의 1/3을 초과하지 않는 90mm로 계획하였다.
실험체의 유공으로 인하여 감소하는 콘크리트의 전단강도 기 여분을 명확히 평가하고자 Fig. 2와 같이 실험구간에 전단보강 근을 배치하지 않았으며, 양단부 가력지점은 콘크리트 압축파괴 가 발생하지 않도록 D10철근으로 보강하였다. 주철근은 D19 철 근 3대를 배근하여 전단파괴 이전에 휨 파괴가 선행하지 않도록 하였다. 이 연구에서 사용된 유공 보강근은 시공성을 고려하여 나선형상의 D6 철근을 이용하여 제작하였다.
2.2 유공보강근 상세
Fig. 3 과 같이 이 연구에서 제안한 유공 보강근은 직사각형과 마름모형상이 교번하는 나선형으로 배근이 쉽고 전단균열에 효 과적으로 저항하는 장점이 있다. 제안 나선형 보강근 내 수직철 근은 전단보강근과 같이 부재의 전단력에 저항하며, 마름모 철 근은 유공 주변에 45도로 발생하는 사인장 균열의 제어 및 유공 의 위치고정용으로 계획하였다.
제안 유공 보강근은 마름모의 개수에 따른 RC부재의 전단력 을 평가하기 위하여 2가지 타입으로 계획하였다. Type-1은 Fig.
3(a) 과 같이 사각-마름모-사각 순이며, Type-2는 Fig. 3(b)와 같이 사각-마름모-마름모-사각 순으로 계획하였다. 제안한 유공 보강 근양은 유공으로 인한 콘크리트의 전단력 손실분을 보전하기 위하여 식 (1)과 같이 콘크리트의 손실전단력 이상으로 배근하 였으며, 이를 Table 1에 나타내었다.
(1)
여기서
는 유공으로 인하여 손실되는 콘크리트의 전단력이며,
는 유공 보강근의 부담 전단력이다.
는 식 (2)와 같이 콘 크리트구조기준 (KCI 2012)에서 제시하는 전단력 산정식에서 보 의 유효깊이(d)를 유공의 직경으로 변환하여 계산할 수 있다.
(2)
300 350
250 1200 1200 250 200
2900
3-D19 Strain gauge
Strain gauge Strain gauge
(a) SO
Rectangle Rhombus
(a) WT1
300 350
250 1200 1200 250 200
2900
3-D19 Strain gauge
Strain gauge Strain gauge
Web opening diameter = 90
(b) NW
Rectangle
Rhombus
(b) WT2
300 350
250 1200 1200 250 200
2900
3-D19 Strain gauge
Strain gauge Strain gauge
Web opening diameter = 90
Web opening reinforcement
Strain gauge
(c) WT1, WT2
Fig. 2 Details of specimens Fig. 3 Details of proposed web reinforcemen t
여기서
는 콘크리트의 압축강도이며,
는 보의 폭,
는 유공의 직경이다.
유공 보강근에 의한 부담 전단력
는 KCI 2012의 전단강 도 식을 이용하여 다음 식 (3)과 같이 구할 수 있다.
(3)
여기서
는 유공 보강근을 구성하는 수직철근의 단면적이 며,
는 유공 보강근의 항복강도, 는 보의 유효깊이,
는 유공 보강근의 수직철근 사이의 거리이다.
이 연구에서 제안한 유공보강근 중 중앙부의 마름모형 철근 은 사인장 균열을 제어하는 효과 및 시공성 증진을 알아보기 위 하여 배근한 것으로, 전단력
및 유공보강근량
계산 시 마름모 철근의 단면적은 고려하지 않고 수직 유공보강근만을 고려하였다.
2.3 가력 및 계측 방법
이 연구에서는 유공에 의한 전단력 손실을 보완할 수 있는 유공보강근의 전단 저항성능을 평가하기 위하여 Fig. 4(a)에 나 타낸 바와 같이 3점 가력을 받는 단순지지 보 부재의 전단실험 을 수행하였다. 실험체의 가력은 2,000kN 용량의 만능시험기
(UTM) 를 사용하여 변위제어방식으로 단순가력 하였다. 실험체 는 최대내력의 약 80% 이하로 하중이 떨어질 때까지 가력을 유 지하였다.
(a) Test setup of specimen
UTM
LVDT for displacement LVDT’s for shear strain
(b) Measurement setup
Fig. 4 Test setup of specimen
하중에 따른 실험체의 처짐은 Fig. 4(b)에 나타낸 바와 같이 실험체 중앙부 하단에 설치한 변위변환기(LVDT) 2대를 이용하 여 측정하였으며, 계측값의 평균을 이용하여 처짐을 계산하였 다. 하중 증가에 따른 실험구간 및 유공부근의 전단변형을 측정 하기 위하여 Fig. 4(b)에 나타낸 바와 같이 5대의 LVDT로 구성 된 전단패널을 보의 좌측과 우측의 실험구간에 설치하였다.
실험체의 주철근 변형률은 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 양 지 점과 보 중앙부에 스트레인 게이지를 부착하여 계측하였다.
또한, 하중에 따른 유공 보강근의 변형률을 측정하기 위하여 사각형과 마름모형의 유공 보강근에 각각 2개씩 스트레인 게 이지를 부착하였다.
3. 실험 결과
3.1 전단력-처짐 관계
실험에서 계측된 각 실험체의 전단력-처짐 관계는 Fig. 5에 나타내었다. Fig. 6은 부재 전단력에 대한 주철근의 변형률을 나 타낸 것으로, 모든 실험체는 인장철근의 항복 이전에 전단파괴 가 선행하였음을 알 수 있다.
유공이 없는 SO 실험체는 5.79mm의 처짐에서 최대 전단력 (62.7kN) 에 도달하였으며, 최대 전단력 이후 급격한 하중 저하 로 실험이 종료되었다. 유공 설치 후 유공을 보강하지 않은 NW 실험체는 Fig. 5와 같이 유공으로 인한 콘크리트의 전단력 부담 영역의 감소로 SO 실험체에 비하여 작은처짐(4.7mm)에서 최대 전단력 (52.2kN)에 도달하였다. 유공보강근의 형상이 사각+마름 모+사각인 WT1 실험체는 10.7mm의 처짐에서 사인장균열 발 생하였으며, 그 때의 전단력은 82.6kN을 나타내었다.
이후 실험체는 급격한 하중저하를 나타내었지만 하중을 회복하 여 15.3mm의 처짐에서 최대 전단력 89.5kN에 도달하였다.
0 5 10 15 20
0 20 40 60 80 100
SO(Solid) NW(None) WT1 WT2
Sh ea r fo rce (k N )
Displacement (mm)
-17%
32% 43%
8%
Fig. 5 Shear force - displacement relationships
0.000 0 0.001 0.002 0.003
20 40 60 80 100
SO(Solid) NW(None) WT1 WT2
Strain of longitudinal rebar
Sh ear force (k N )
Yield strain
Fig. 6 Shear force - rebar strain relationships
유공을 사각+마름모+마름모+사각의 Type-2로 보강한 WT2 실험체의 파괴거동은 WT1 실험체와 유사했으며, 사인장균열 발생 시의 전단력은 78.2kN으로 나타났다. 실험체의 최대 전단 력은 처짐 12.9mm에서 82.9kN으로 나타났다.
유공보강근 형상에 따라 사각+마름모+사각인 WT1 실험체는 사각+마름모+마름모+사각의 WT2 실험체에 비하여 유공보강근 량이 적게 배근되었음에도 불구하고, 최대 전단력이 약 8% 증 가하는 것을 확인하였다. 이를 통해 제안 유공보강근 은 유공보 강근형상 및 보강량에 관계없이 RC 보의 유공부분을 효과적으 로 보강하였음을 확인하였다.
3.2 실험체 파괴 양상
각 실험체의 최종 파괴 양상을 Fig. 7에 나타내었다. 모든 실험체는 가력 초기인 35∼40kN의 하중에서 초기 휨 균열이 발생하였다. 이후 하중 증가에 따라 휨 균열이 상부로 진전되 어 가력점과 지점을 연결하는 사인장 균열이 발생하였다.
유공을 보강하지 않은 NW 실험체는 유공 주변에 발생 한 사인장 균열과 지점에서 발생한 휨 균열이 연결되면서 균열 의 폭이 크게 증가하여 최종파괴 하였다.
유공을 보강한 WT1과 WT2 실험체는 가력 초기에 유공을 가로지르는 균열이 발생하였지만, NW 실험체와 비교하여 균 열 폭의 증가 없이 유공 주변에 유공과는 별개의 경사균열의 발생으로 전단파괴 하였다. 이는 이 연구에서 제안 유공보 강근이 유공에 발생한 균열을 효과적으로 제어하여 유공 주 변으로 균열을 분산시켰기 때문으로 판단된다.
3.3 전단력-전단변형률 관계
각 실험체의 전단력-전단변형률 관계를 Fig. 8에 나타내었
다. 실험체의 전단변형률은 Fig. 4(b)에 나타낸 바와 같이 실험
구간에 설치된 전단패널의 LVDT의 변위 값을 사용하였으며,
이는 유공부 전단변형과 더불어 사인장 균열로 인한 실험구
Initial crack Diagonal crack (a) SO
Initial crack Diagonal crack
(b) NW
Initial crack Diagonal crack
(c) WT1
Initial crack
Diagonal crack
(d) WT2 Fig. 7 Crack patterns of specimens
간의 전단변형을 측정하기 위함이다. 실험체의 전단변형률은 Fig. 9 와 식 (4)를 이용하여 산정할 수 있다.
·
·
·
(4)
여기서
이다.
유공을 보강근하지 않은 NW 실험체와 유공을 설치하지 않 은 SO 실험체는 각각 전단변형률 0.0009와 0.0012을 전후로 전단 균열의 발생과 함께 실험이 종료된 반면, 유공을 보강한 WT1 과 WT2 실험체는 전단변형률 0.002~0.003 에서 사인장 균열이 발생 이후 전단변형률 0.004에서 실험이 종료되었다.
실험결과로부터 유공 보강근에 의한 균열 저항 및 균열 분산 효과로 해당 실험체가 전단력에 효과적으로 저항하고 있음을 알 수 있다.
3.4 전단력-유공 보강근 변형률 관계
Fig. 10 은 WT1과 WT2 실험체에 배근한 유공 보강근의 전 단력-변형률 관계를 정리하여 나타낸 그래프 이다. 이 연구에
서는 제안한 유공 보강근의 전단저항 효과를 확인하기 위하여 Fig. 10 과 같이 유공 보강근에 스트레인 게이지를 부착하였다.
실험체에 관계없이 1번과 2번은 사각형 철근, 3번과 4번은 마 름모형 철근에 부착된 게이지 번호를 나타낸다.
Fig. 10 의 실험결과와 같이 사인장 균열 발생 초기 유공 보강 근의 변형률은 모든 실험체에서 사각형 철근에 비해 마름모형 철근에서 크게 나타났으며, 이는 마름모형 유공보강근이 유공
0.000 0.001 0.002 0.003 0.004 0.005 0.006 0 20
40 60 80 100
SO(Solid) NW(None) WT1 WT2
Sh ea r fo rc e (k N )
Shear strain
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
Sh ea r s tre ss (M Pa )
Fig. 8 Shear force - shear strain relationships
δ
1δ
3δ
4δ
2δ
5α
p(a) Displacement of Shear LVDT
α
pxy xy
L ε
xy xy
sin
pL ε α
γ
xy(b) Shear strain of specimen
Fig. 9 Calculation of shear strain
0.000 0 0.001 0.002 0.003
20 40 60 80 100
1 2 3 4
Sh ear fo rce (k N )
Strain of web reinforcement
Yield strain Diagonal cracks
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
Sh ea r st re ss (M Pa )
4
1 2
3
(a) WT1
0.000 0 0.001 0.002 0.003
20 40 60 80 100
1 2 3 4
Strain of web reinforcement
Sh ea r fo rc e (k N )
Yield strain Diagonal cracks
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
Sh ea r st re ss (M Pa )
4
1 2
3
(b) WT2
Fig. 10 Shear force - web reinforcement strain relationships
상부와 하부를 경사방향으로 가로지르는 전단균열에 1차적으 로 저항하고 있음을 알 수 있다.
실험체 중앙부 유공을 가로지르는 사인장 균열 발생 이후에 는 유공 보강근의 사각형과 마름모형 철근의 변형률이 동시에
증가하였다. 이를 통하여 초기에 발생하는 균열은 마름모형 철 근에 의해 제어되며, 하중 증가 이후 사각형과 마름모형 철근 모두가 전단력을 효과적으로 부담하는 것을 알 수 있다.
4. 유공 보 전단강도 예측
이 절에서는 기존의 유공 보의 전단강도에 관한 Mansur et al.(1985) 의 제안식과 일본 건축학회(Architectural Institute of Japan 2010) 의 제안식을 통하여 실험체의 전단강도를 예측하 였으며, 이를 실험결과와 비교하여 이 연구에서 제안한 유공 보강근의 구조성능과 안전성을 검증하였다.
Mansur et al.(1985) 는 미국콘크리트설계 기준(American Concrete Institute 2014) 의 전단 강도식에 기초하여 콘크리트 의 전단기여분과 전단보강근의 기여분으로 나누어 다음 식 (5) 와 같이 제안하였다.
(5)
여기서
은 Mansur et al.에 의한 콘크리트의 전단기여 분이며,
은 Mansur et al.에 의한 전단보강근의 전단기여 분이다.
Mansur et al.(1985) 는 콘크리트의 전단기여분 항에서 유공 의 위치를 제외하고 유공의 직경
만큼 감소된 콘크리트의 단면 손실만을 고려한 전단기여분으로 변경하여 아래 식 (6)과 같이 제안하였다.
(6)
또한, 전단보강근은 유공을 제외한 영역에서만 전단 저항이 가능하다고 가정하였으며, 수직과 대각 전단보강근의 전단 저항 을 고려하여 식 (7)과 같이 전단보강근의 전단기여분을 제안하 였다.
(7)
식 (7)에서
는 수직 전단보강근의 전단기여분,
는 대 각 전단보강근의 전단기여분이며, 각 항은 다음 식 (8)로 나타낼 수 있다.
(8.a)
(8.b)
Specimens
(kN)
(kN)
(kN)
SO 62.7 53.5 36.8 1.00 1.17 1.70
NW 52.2 37.4 19.0 0.83 1.40 2.75
WT1 89.5
(82.6) 53.6 50.8 1.43 1.67
(1.54)
1.76 (1.63)
WT2 82.9
(78.2) 53.6 50.8 1.32 1.55
(1.46)
1.63 (1.54)
Ave. 1.31 1.96
C.O.V (%) 14.8 27.0
: Test results,
: Analytical results of Mansur et al. ,
: Analytical results of AIJ, ( ): Shear force at diagonal cracks Table 2 Experimental results of tested specimens
여기서
는 수직 전단보강근의 단면적,
는 수직 전단 보강근의 항복강도,
는 압축철근과 수직철근의 중심간 거리,
는 대각 전단보강근의 단면적,
는 대각 전단보강근의 항 복강도,
는 대각 전단보강근과 주철근이 이루는 각도이다.
일본건축학회(Architectural Institute of Japan 2010)는 유공 보 의 크기 효과, 인장철근비 계수, 유공 보강근의 비 등을 고려하 여 콘크리트와 전단보강근의 항으로 유공 보의 전단강도 예측 식을 다음 식 (9)와 같이 제안하고 있다.
(9.a)
(9.b) 여기서
는 단면의 유효깊이의 크기효과 계수로 0.72∼1.0 사이의 값을 갖는다.
는 인장철근비의 계수로
이며, 는 전단경간비,
는 유공 중심에서 양 옆으로
범위 안에 있는 전단보강근의 비,
는 보강근 의 항복강도이다.
이 연구에서는 제안 유공보강근의 수직 방향의 유공보강근만 을 실험체 유공을 대체하는 콘크리트 기여분으로 산정하였으며, 기존 제안식과의 비교도 수직 전단보강근의 영향만 고려하여 수행하여 Table 2에 나타내었다.
Table 2 와 같이 SO 실험체를 기준으로 유공을 보강하지 않은 NW 실험체는 단면손실에 의한 콘크리트 전단강도 기여분의 감 소로 약 17% 낮은 전단강도를 나타내었다. 유공을 보강한 WT1 과 WT2 실험체는 유공으로 인한 콘크리트 전단강도 기여분의 손실을 유공 보강근이 충분히 보강함으로써 SO 실험체에 비하 여 전단강도가 약 32∼43% 이상 증진되었다.
WT1 과 WT2 실험체의 실험결과로부터 사각과 마름모 형상 으로 교번하여 배근된 나선형의 유공 보강근은 전단내력과 연 성증진에 유리함을 확인하였으며, 추후 유공 보강근의 이러한 성능 검증에 관한 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.
앞서 서술한 Mansur et al.과 일본건축학회 제안식의 해석 결 과에 대한 실험 결과의 비는 각각 평균 1.31과 1.96으로 실험 결 과를 안전측으로 예측하고 있으나, 변동계수는 14.8%와 27.0%
로 나타나 정밀한 유공 보 전단강도 예측을 위해서는 유공 보강 근을 변수로 한 예측식 제안 및 수정이 필요할 것으로 판단된다.
5. 결 론
이 연구에서는 기존 유공 보강근의 문제점인 복잡한 시공 성능을 개선하며, 유공의 전단성능 보강효과가 우수한 나선 형 유공 보강근을 계획하였다. 제안 유공 보강근의 성능검증 을 위해 유공 보강근의 형상에 따른 전단성능을 실험적으로 평가하였으며, 실험을 통하여 다음과 같은 결과를 얻었다.
1. 유공을 보강하지 않은 NW 실험체는 유공을 가로지르는 사인장균열의 폭이 크게 확대되어 전단파괴가 발생하였다. 반 면, 유공을 보강한 WT1과 WT2 실험체는 가력 초기 유공을 가 로지르는 균열 발생이후, 하중이 증가함에 따라 유공 이외의 구간에서 사인장균열의 폭이 크게 확대되어 전단파괴 하였다.
2. 유공을 보강하지 않은 NW 실험체는 콘크리트 단면손실
에 의하여 유공이 없는 SO 실험체에 비하여 약 17% 낮은 전
단내력을 나타내었다. 반면, 유공 보강근으로 유공을 보강한
WT1 과 WT2 실험체는 SO 실험체보다 약 32∼43% 높은 전단
내력을 나타내었음을 확인하였다.
요 지 : 이 연구는 유공보강근의 형상에 따른 철근콘크리트 유공 보의 전단저항성능을 평가하기 위하여 4체의 실험체를 제작하여 전단실 험을 수행하였다. 실험의 주요변수는 유공의 유무, 유공보강 유무, 유공 보강근의 형상으로 하였으며, 제안 유공 보강근은 시공성을 고려하여 사각형과 마름모형이 혼합된 나선형 형태이다. 실험결과, 이 연구에서 제안된 유공보강근은 유공 주변의 균열을 효과적으로 제어하여 실험체 의 전단력 향상에 효과적임을 확인하였다. 또한 현행설계기준은 유공 보강근을 배근한 실험체의 실험결과를 과소평가하는 것으로 나타났다.
핵심용어 : 철근콘크리트 보, 유공, 유공 보강근, 전단성능
3. WT1 과 WT2 실험체의 실험결과로부터 사각과 마름모형 상이 교번하여 배근된 나선형의 유공보강근은 유공보강근 형 상 및 보강량에 관계없이 마름모 형상의 유공 보강근이 전단내 력과 연성증진에 유리함을 확인하였으며, 유공 보강근의 이러 한 성능 검증에 관한 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.
4. 유공 보의 전단강도를 Mansur et al.과 일본건축학회 제 안식을 이용해 예측한 결과, 실험체의 전단강도를 안전측으 로 평가하고 있는 것을 나타났으나, 보다 정밀한 예측식의 제 안이 필요할 것으로 판단된다.
실험 결과, 이 연구에서 제안한 유공 보강근은 RC 유공 보 의 전단내력과 향상과 전단 균열 억제에 효과적 것으로 확인 되었으며, 제안 보강근을 적용한 RC 유공 보의 정밀한 전단내 력 산정을 위해 유공 보강근의 사각형 및 마름모형 철근양을 변수로 한 추가적인 실험적 연구가 필요할 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 2018년도 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단 의 지원을 받아 수행된 기초연구사업이며(2018R1A2B3001656), 2017 년도 과학기술정보통신부의 재원으로 과학벨트기능지구지 원사업의 지원을 받아 수행된 연구임 (2017K000488).
References
