1. 서    론

최소 전단철근은 전단파괴의 취성적 특성과 전단강도에 대한 설계기준의 안전성을 보완하기 위하여 규정하고 있다. 현행 구조기준인 ACI318-11¹⁾에서는 계수전단력()이 콘크리트에 의한 설계전단강도()의 1/2을 초과하는 휨 부재에 대해 최소전단철근을 요구하고 있는데, 이러한 규정은 전단철근이 사인장 균열 폭을 제어하고 억제함으로써 덜 취성적인 파괴를 유도하고 기준 전단설계식의 강도평가의 안전성을 확보하기 위함이다. 최소 전단철근 규정은 ACI318-71에 처음 도입되었고, 콘크리트 강도가 16 MPa일때 사인장 균열 강도의 절반()인 0.33 MPa를 저항할 수 있도록 제안되었다.²⁾ 하지만 고강도 콘크리트에 대한 많은 연구결과 콘크리트 강도가 증가할수록 취성적 전단파괴가 발생하여 ACI318-02부터는 최소 전단철근량이 콘크리트 강도의 함수로 식이 개정되었다(식(6)).

1970년대부터 인장강도에 취약한 콘크리트에 강섬유를 혼입하여 인장강도 및 전단강도를 향상시킨 강섬유보강 콘크리트(Steel Fiber Reinforced Concrete, 이하 SFRC)에 관한 연구가 활발히 진행되었다.^3-22) 일반콘크리트 부재는 전단보강이 없는 경우 전단력에 의한 취성적 파괴를 보이는 반면, SFRC부재는 강섬유의 균열제어 성능(crack arrest mechanism)에 의해 균열 폭을 제어하고 균열을 균등히 분배시키는 역할을 하기 때문에 전단강도가 증가한다.³⁾

이와 같이 일반 콘크리트에 비해 높은 전단강도를 갖는 SFRC는 최소전단철근 대용으로 사용할 수 있도록 규정하고 있다. 이는 Parra-Montesinos²³⁾의 연구 결과를 바탕으로 ACI318-08부터 구조 기준에 포함되어 사용되고 있다. Parra-Montesinos는 기존의 SFRC 실험데이터를 분석하여 강섬유 체적비가 0.75% 이상일 경우 SFRC의 전단력이 최소 0.30(MPa)보다 높은 것을 밝혀냈고 이 경우 강섬유가 최소전단철근을 대신할 수 있다고 제안하였다. 여기서, 0.30(MPa)을 기준강도로 사용한 이유는 원래 최소전단철근규정이 전단철근에 의한 전단강도()가 사인장 균열 강도의 절반() 이상을 저항할 수 있도록 제안되었기 때문이다. 즉, 강섬유 콘크리트에 의한 전단강도()가 이상일 경우 강섬유가 최소전단철근 대용으로 사용가능하다.

한편 Narayanan and Darwish⁷⁾는 동일한 전단철근비(0.25%, s=0.62d)와 강섬유 체적비(0.25%)를 변수로한 보 실험을 통해 강섬유가 전단철근을 대신하여 전단보강재로써의 가능성을 연구하였다. 연구 결과, 전단철근과 강섬유 보강에 의해 전단강도가 각각 26~59%와 19~74% 증가하였고, 콘크리트 강도가 증가할수록 강섬유 보강 효과가 크게 나타났다. Cuchiara et al.¹⁹⁾은 전단철근비(0.19%, s=0.91d), 강섬유 체적비(1, 2%)를 변수로 하는 보 실험을 통해 전단철근비와 강섬유 체적비가 전단강도에 미치는 영향을 연구 하였다. 실험결과, 체적비 1%이상의 강섬유에 의해 콘크리트 전단강도가 2배 이상 증가하였다. 또한, 전단철근이 최대간격제한()보다 넓게 배근되었지만(s=0.91d) 전단강도가 1.2~2.2배 증가하였고, 전단철근과 강섬유가 함께 보강된 경우는 전단강도가 2.4~3.3배 증가하였다.

현재 ACI318-11¹⁾ 또는 KCI2012²⁴⁾기준에 따르면, 강섬유콘크리트의 사용이 압축강도 40 MPa이하의 콘크리트에 제한되어 있고, 최소전단보강 용도로만 제한이 되어 있어서 전단철근과의 혼용이 허용되지 않고 있다. 그러나 위에 언급된 기존의 실험결과에 따르면, 고강도 콘크리트의 경우와 전단철근과의 혼용에서도 강섬유기여도가 유지되거나 증가되고, 특히 전단철근의 간격이 d/2 이상의 넓은 간격에서도 전단철근과 SFRC가 전단강도를 발휘할 수 있는 것으로 나타났다.

따라서, 본 연구에서는 고강도 콘크리트(60 MPa)사용, 전단철근의 사용, 넓은 전단철근 간격이 SFRC의 전단기여도에 미치는 영향을 연구하였다. 또한 본 실험결과를 포함하여 국내외 실험 데이터를 분석하여, SFRC의 전단기여도를 평가하였다.

2. 실험체 설계

2.1 현행기준의 전단강도

일반 콘크리트 휨 부재의 전단강도에 대한 현행구조기준^1,24)은 다음과 같다.

공칭 수직전단강도(KCI 2012) 식(7.2.2)²⁴⁾

                    (1)

 (2)

 (3)

 (4)

식(2)는 수직 전단 강도 일반식이고 식(3)은 정밀식이다. 여기서 이고 이고 는 콘크리트의 설계기준 압축강도, 는 복부의 폭, 는 종방향 인장철근의 중심에서 압축콘크리트 연단까지 거리, , 는 단면에서의 계수전단력, 는 계수 휨모멘트, 는 전단철근의 전체 단면적, 는 횡 방향 철근의 설계기준항복강도, 는 전단철근 간격을 나타낸다.

강섬유 보강 콘크리트의 전단강도 식(5)는 Sharma⁵⁾가 제안한 경험식으로 ACI544²⁵⁾에서 다음 식을 사용하고 있다.

 (5)

여기서, 은 쪼갬 인장실험에서 구한 콘크리트 인장강도이고, 는 유효깊이와 전단경간의 비를 나타낸다. 콘크리트 인장강도()는 강섬유의 종류와 양에 영향을 받으며, ACI318-11¹⁾에 따르면 (MPa)으로 나타낼 수 있다.

2.2 최소 전단철근과 강섬유 보강 콘크리트

계수전단력()이 콘크리트에 의한 설계전단강도()의 1/2을 초과하는 휨 부재에는 최소전단철근을 배치하여야 하고, 최소 전단철근은 식(6)에 따라 산정하여야 한다.

 (6)

여기서, 는 횡방향 철근의 항복강도이고 는 전단철근 간격이다.

현행 구조기준에서 강섬유 콘크리트는 최소전단철근 대용으로 사용할 수 있도록 규정하고 있다(ACI318-11¹⁾ 11.4.6과 KCI2012²⁴⁾ 7.4.3에 따르면, 보의 깊이가 600 mm를 초과하지 않고 설계기준압축강도가 40 MPa을 초과하지 않는 강섬유 콘크리트 보에 작용하는 계수전단력이 를 초과하지 않는 경우 최소 전단철근을 사용하지 않아도 된다.). 이때 SFRC에 사용되는 강섬유는 갈고리(Hooked)나 주름(Crimped)형이며, 체적비는 0.75%이상이고 ASTM C1609의 휨 실험을 통해 일정 수준 이상의 재료 특성을 만족하여야 적용가능하다. 하지만 ACI Subcommittee 318-F에서는 ASTM C1609의 휨 실험결과 없이 강섬유 최소 체적비를 0.75%로 제안하고 있다.²³⁾

2.3 실험 변수 및 설계

최소 전단철근과 강섬유 보강에 따른 전단 성능 평가를 위해 콘크리트 강도, 강섬유와 최소전단철근을 변수로 단순지지 보 실험을 수행하였다. 첫 번째로 콘크리트 강도는 보통강도 콘크리트 21 MPa와 고강도 콘크리트 60 MPa를 고려하였다. 두 번째로 강섬유와 최소전단철근을 변수로 고려하였다. Fig. 1과 같이 강섬유와 최소전단철근 모두 사용하지 않은 철근콘크리트 실험체(RC), 강섬유만 사용한 강섬유보강 실험체(FB), 최소전단철근만 사용한 전단보강 실험체(SR), 그리고 강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 강섬유/횡보강 실험체(FSR) 총 4가지로 구성하였다.

모든 실험체의 단면 크기는 260 mm × 400 mm이며, 지점간 순 길이는 3,120 mm이다. 휨 철근의 정착을 위해 지점 이후로 450 mm 연장시켰다. 휨과 전단력이 함께 작용하는 영역에서 강섬유 콘크리트의 영향을 살펴보기 위해 전단경간비는 4.0을 고려하였다. 휨철근비가 전단강도에 영향을 미치므로, 모든 실험체에 대하여 동일하게 휨 철근은 SD500 3-D25를 1단으로 배치하였다(=1.72%).

수직전단철근 간격은 ACI318-11¹⁾에서 제안하는 최대간격제한()에는 만족하지 않지만 최소 전단철근량 기준(식(6))에 만족하고 취성적 파괴를 보이는 고강도 콘크리트를 기준으로 계산하였다(mm). 이는 기존연구^7,19)에서와 같이 전단철근 간격이 최대간격제한을 초과하는 경우의 강섬유 보강효과를 알아보기 위해서이다.

강섬유는 코스틸(Kosteel)에서 제작하는 번드렉스(Bundrex) 제품으로 형상비(=30/0.5)는 60이고 인장강도는 1,336 MPa이다. 강섬유 체적비는 현행 ACI318-11¹⁾에서 제시하는 최소 체적비인 0.75%를 적용하였다. 강섬유의 형상비()나 단부형상도 전단강도에 영향을 미치지만 본 연구에서는 강섬유의 체적비만을 변수로 고려하였다.

Table 1은 8개 실험체들의 예측 휨강도와 예측 수직 전단강도를 나타낸다. 모든 실험체는 공칭 콘크리트 강도 값을 사용하였고, 휨 성능()에 도달하기 위한 휨 요구전단력()을 수직 전단성능()보다 크게 설계하여 휨 항복 전에 전단파괴가 발생하도록 계획하였다. 휨 성능() 계산시 철근의 실제 항복강도를 고려하여 =550 MPa를 사용하였고, ACI544²⁵⁾에서 제시하는 휨 강도식과 실제 쪼갬 인장강도 값을 사용하여 예측하였다. 수직전단성능() 산정시 강섬유로 보강되지 않은 RC와 SR 실험체는 콘크리트 전단강도 일반식(식(2))을 사용하였고 강섬유로 보강된 FB와 FSR 실험체는 ACI544²⁵⁾에서 제안하는 식(식(5))을 사용하였다. 전단철근 간격(450 mm)은 ACI318기준에 따라 수직전단에 저항하기 위한 최대 간격 d/2(170 mm)를 초과하기 때문에 전단철근에 의한 전단강도는 무시하였다. 다만, CSA³⁵⁾는 최대 전단철근 간격으로 0.7d_v 또는 600 mm를 넘지 않도록 규정하고 있고(d_v는 0.9d와 0.72h 중 큰 값), EC2³⁶⁾는 최대 전단철근 간격에 대한 규정 없이 사인장 균열 각도()에 따라 전단철근의 기여도를 달리하고 있다.

2.4 재료 강도

실험체 제작시 공칭강도 21 MPa와 60 MPa 두 가지 종류의 콘크리트를 사용하였으며 Table 2는 콘크리트의 배합을 나타낸다. 콘크리트 공시체는 KS F 2403 기준을 따라 100 mm × 200 mm로 제작하였다. 공시체를 강도별로 3개씩 KS F 2405 기준을 따라 압축 강도 시험과 KS F 2423 기준을 따라 쪼갬 인장 강도 시험을 수행하였다. 공시체 실험결과는 부재 실험체 결과와 함께 Table 4에 나타냈다.

철근의 기계적 성질을 평가하기 위해 KS B 0801의 금속재료 인장시험 규정에 따라 시험편을 제작하였고 KS B 0802에 따라 시험을 실시하였다. 시험결과는 Table 3에 나타냈다. 전단 철근 D10, 휨 압축철근 D13, 그리고 휨 인장철근 D25의 실제항복강도는 각각 467, 480, 555 MPa를 나타냈다.

3. 실험 결과

3.1 21 MPa 콘크리트 실험체

설계 콘크리트 강도가 21 MPa급인 실험체 결과를 Fig. 2의 하중-중앙변위 관계와 Fig. 3의 최종 파괴 균열 양상으로 나타냈다. Table 4는 부재 실험과 같은 날 실험한 콘크리트의 압축/쪼갬인장 강도 및 부재 실험값과 예측 값을 보여준다. 콘크리트의 실제 압축강도는 21~22 MPa이었다. 현행 구조기준인 ACI318-11¹⁾과 KCI2012²⁴⁾에는 강섬유 콘크리트의 전단강도에 대해 규정하고 있지 않기 때문에 모든 실험체에 대해 콘크리트 전단강도 일반식(, 식(2))과 정밀식(, 식(3))으로 예측하였고, 추가로 강섬유 보강 실험체에 대해 ACI544²⁵⁾의 전단강도식(, 식(5))으로 예측하였다. 전단철근이 배근된 SR과 FSR 실험체는 전단철근에 의한 전단강도(, 식(4))에 대해서도 예측하였다.

하중-변위 관계를 살펴보면 모든 실험체는 초기에 비슷한 강성으로 하중이 증가하다가 사인장 균열이 발생하면서 하중이 감소하였다. 실험체 강도는 ‘강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 21FSR (372 kN) > 강섬유만 사용한 21FB (228 kN) > 최소전단철근만 사용한 21SR (190 kN) > 전단 보강하지 않은 21RC (156 kN)’ 순으로 나타났다. 강섬유와 최소전단철근으로 각각 보강된 21FB와 21SR의 전단강도는 전단 무보강 실험체 21RC에 비해 46%와 22% 증가하였고, 함께 사용된 21FSR의 경우 138% 증가하였다.

Fig. 3의 최종 파괴 양상을 살펴보면 강섬유와 전단철근에 의해 균열 양상의 차이를 보였다. 강섬유로 보강된 21FB와 21FSR의 경우 일반 콘크리트 실험체인 21RC와 21SR에 비해 더 많은 휨 균열이 발생하였다. 이는 강섬유에 의해 균열이 분산되었기 때문이다. 횡 보강되지 않은 실험체 21RC는 초기 사인장 균열에 변형이 집중되면서 파괴되었지만, 횡 보강 실험체 21SR은 사인장 균열 발생 이후 전단철근이 균열을 제어하였고 추가로 발생한 사인장 균열에 의해 최종 파괴되었다. 21SR과 21FSR 실험체에서는 전단철근이 수직전단 저항을 위한 최대 간격(d/2)보다 넓게 배근되었지만 사인장 균열면이 전단철근에 맞물리면서 수직전단에 일부 저항하였다.

휨 항복 여부와 전단철근의 역할을 보기 위해 Fig. 4에 휨 철근과 전단철근의 변형률을 살펴보았다. 휨 철근은 21FSR에서만 항복 변형률에 도달하였다(=4,840με > =2,968με). 21FSR은 휨 철근의 항복이후 연성적 거동을 보이기 전에 R2 위치의 전단철근이 항복변형률(=2,768με > =2,382με)에 도달하였다. 21SR 실험체의 철근변형률은 콘크리트 타설시 게이지 손상이 크게 발생하여 측정하지 못하였다.

Table 4에서 강섬유가 사용된 실험체 21FB에 대해서 ACI544²⁵⁾의 식()을 사용하여 예측한 경우, 실험과 예측값의 비()가 0.98로서 실험강도를 ACI318에 비해 상대적으로 적은 오차로 예측하고 있다. 강섬유보강 실험강도는 무강섬유보강 전단설계강도의 1.5배이상인 것으로 평가되어 최소전단보강요건을 만족하는 것으로 평가되었다.

전단철근의 기여를 고려할 경우()는 강섬유가 보강되지 않은 21SR 실험체에 대해서 비안전측으로 예측하였지만, 강섬유가 보강된 실험체 21FSR에 대해서는 , , 모두 안전측으로 예측하였다. 특히, 로 예측한 경우 가장 정확히 예측하였다. 이는 강섬유가 보강되었을 때 전단철근이 최대간격제한(d/2)보다 넓게 배치되었지만 강섬유에 의하여 분산된 사인장 균열이 전단철근에 맞물리면서 전단강도 증가에 기여한 것으로 판단된다.

3.2 60 MPa 콘크리트 실험체

설계 콘크리트 강도가 60 MPa급인 실험체 결과를 Fig. 5의 하중-중앙변위 관계와 Fig. 6의 최종 파괴 균열 양상으로 나타냈다. Table 4는 콘크리트의 재료 실험 및 부재 실험 강도와 예측 값을 보여준다. 콘크리트의 실제 압축강도는 강섬유가 없는 경우 63.2 MPa였고, 강섬유가 보강된 경우 56~59 MPa였다. 강섬유 보강에 따라 콘크리트 압축강도는 7~11% 감소하였다.

60FSR을 제외한 실험체들의 하중-변위 관계는 21 MPa 실험체와 비슷한 경향을 보였다. 모든 실험체는 비슷한 초기 강성으로 하중이 증가하다가 사인장 균열이 발생하면서 하중이 급격히 감소하면서 사인장 파괴가 발생하였다. 실험체 60FSR은 강섬유에 의한 전단강도 증가로 인해 전단파괴 이전에 휨 항복이 발생하여 연성적인 거동을 보였다(최대하중일 때 휨 철근 변형률 = 4,220με > = 2,970με). 실험체 강도는 ‘강섬유와 최소전단철근 모두 사용한 60FSR (490 kN) > 강섬유만 사용한 60FB (408 kN) > 최소전단철근만 사용한 60SR (252 kN) > 전단보강하지 않은 60RC (202 kN)’ 순으로 나타났다. 강섬유와 최소전단철근 보강에 의해 전단강도가 각각 102%와 25% 증가하였고, 함께 보강된 경우 143%이상 증가하였다(실험체 60FSR은 휨 항복하였기 때문에 전단강도는 최소 245 kN 이상이라고 판단된다).

최종 파괴 균열 양상을 살펴보면 21 MPa 실험체와 마찬가지로 강섬유로 보강된 실험체(60FB, 60FSR)의 경우 일반 콘크리트 실험체(60RC, 60SR)에 비해 휨 균열이 분산되었다. 실험체 60FB는 강섬유에 의해 사인장 균열이 여러 개로 분산되어 최종적으로 2개의 주 사인장 균열에 의해 전단파괴가 발생하였다. 실험체 60FSR에서는 강섬유와 전단철근이 사인장 균열 발생을 억제하면서 전단파괴를 지연시켜 휨 항복이 발생하였다. 실험체 60SR은 전단철근에 의해 사인장 균열 폭이 서서히 벌어졌지만 초기 사인장 균열에 변형이 집중되면서 최종적으로 전단파괴가 발생하였다.

Fig. 7의 휨 철근 변형률을 살펴보면, 실험체 60FB과 60FSR에서만 항복을 경험하였다. 실험체 60FB는 휨 철근이 항복하였지만(=3,380με > =2,968με), 사인장 균열에 하중이 집중되면서 최종적으로 전단파괴가 발생하였다. 실험체 60FSR는 휨 철근이 항복한 이후 연성적인 거동을 보이며 휨 항복이 발생하였다. 최대변위일 때 휨 철근 변형률은 25,991με으로 철근 항복 변형률(2,968με)보다 8.7배 이상 크게 나타났고, 이때 전단 철근 변형률은 3,111με으로 항복변형률에 도달하였지만 휨 철근에 비해 큰 변형이 나타나지 않았다. 여기서도 60RC와 60SR 실험체의 철근변형률은 게이지 손상으로 측정하지 못하였다.

Table 4의 예측결과는 21 MPa 콘크리트 실험체의 예측결과와 비슷하다. 실험결과를 일반 콘크리트에 의한 전단강도식(, )만으로 예측한 경우, 실험체 60RC를 제외하고 모두 안전측으로 예측을 하고 있다. 고강도콘크리트 실험체 60RC에 대해서는 전단강도를 과대평가하고 있는데, 기존연구 결과들에서도 휨 철근비가 낮은 경우 이런 현상이 나타났다.^26-28) 강섬유 실험체 60FB에 대해서는 ACI544²⁵⁾의 식으로 예측하면 실험값과 예측값의 비()가 1.25로 ACI 318에 비해 상대적으로 적은 오차로 강도를 예측하였다. 강섬유보강 실험체의 강도는 무강섬유보강 전단설계강도의 1.74~2.16배인 것으로 평가되어 최소전단보강요건을 만족하는 것으로 평가되었다.

전단철근의 기여를 고려할 경우 강섬유가 보강되지 않은 60SR 실험체에 대해서는 비안전측으로 예측하였지만, 강섬유가 보강된 실험체 60FSR에 대해서는 , , 모두 안전측으로 예측하였다. 특히, 로 예측한 경우 가장 정확히 예측하였다.

4. 실험 분석

4.1 설계변수의 영향

Fig. 8은 설계 변수에 따른 전단강도의 변화를 단면의 특징에 따라 비교한 것으로, 실험체 60FSR이 휨 파괴에 의해 전단내력에 도달하지 못한 것을 고려하였다. Fig. 8(a)에 콘크리트 강도의 증가에 따른 전단 강도 변화를 각 단면(RC, FB, SR, FSR)의 특징에 따라 나타냈다. 일반 콘크리트를 사용한 단면(RC, SR)은 콘크리트 강도가 21 MPa에서 60 MPa로 증가함에 따라 약 1.3배 증가하였지만 강섬유로 보강된 단면(FB)은 1.79배 증가하였다.

강섬유 사용에 따른 전단강도 변화를 Fig. 8(b)에 콘크리트 강도와 전단철근 사용 여부에 따라 나타냈다. 콘크리트 강도가 21 MPa보다 60 MPa인 경우 강섬유 보강에 따른 전단강도 증가율이 크게 나타났다. 21 MPa 실험체는 0.75% 체적비의 강섬유 보강에 따라 전단강도가 1.46배 증가한데 반해, 60 MPa 실험체는 2.02배 증가하였다. 최소전단철근이 사용된 경우는 강섬유 보강에 따른 전단강도 증가 효과가 더 크게 나타났다.

Fig. 8(c)는 최소 전단철근 사용에 따른 전단강도 변화를 나타낸다. 일반 콘크리트 단면(RC)에서는 콘크리트 강도에 관계없이 최소전단철근이 사용됨에 따라 전단강도가 약 1.2배 증가하였지만 강섬유 보강 단면(FB)에서는 1.63배 증가하였다.

강섬유의 전단 보강 효과는 고강도 콘크리트일수록 뚜렷하게 나타났고 최소전단철근이 함께 사용되었을 때 더 큰 폭으로 증가하였다. 이는 고강도 콘크리트 사용시 힘의 평형조건에 의해 압축대 깊이가 상대적으로 작아지고 그에 따라 웨브나 인장대 콘크리트에서 발생한 사인장 균열 면이 길어져 전단강도에 기여하는 강섬유 면적이 커지기 때문이다.

4.2 기존 연구결과

SFRC 보의 변수 연구를 위해 Table 5에 횡 보강되지 않은 강섬유 보강 콘크리트 보의 전단강도에 대한 국내외 연구 결과 자료를 정리하였다. 총 20개의 논문에서 251가지 실험결과를 수집하였고 전단경간비 0.46~6, 콘크리트 강도 20.6~113.5 MPa, 강섬유 체적비 0~3%, 강섬유의 형상비() 50~133 범위를 갖는 자료를 토대로 변수 분석을 수행하였다.

전단경간비에 따른 강섬유 보강 실험체의 전단강도 추이를 Fig. 9에 나타냈다. 일반 콘크리트 단면과 동일하게 전단경간비가 증가할수록 전단강도는 감소하였다. 특히, 강섬유 체적비가 1%미만(회색 원)이고 전단경간비가 2.5미만인 경우 전단경간비가 감소하면서 전단강도가 급격히 증가하는 모습을 보였다. 체적비가 1%이상(흰색 원)인 경우도 동일한 경향을 보였다. 따라서 이번 연구에서는 전단경간비의 영향이 크지 않은 세장한 보(a/d≥2.5)의 실험결과를 대상으로 분석하였다.

Fig. 10에서 전단경간비가 2.5이상인 실험체의 경우 전단강도는 콘크리트 강도가 증가함에 따라 증가하였고 강섬유 체적비 1%까지는 증가하다가 1% 이후로는 일정하게 유지되었다. 이런 경향은 기존 연구자료에서 강섬유 체적비가 3개 이상 다른 실험체들의 결과를 비교한 자료에서도 뚜렷하게 나타난다(Fig. 11). 강섬유 보강에 따른 전단강도 증가율이 강섬유 체적비 0.75~1.0%까지는 증가를 하다가 그 이후로는 일정하게 유지되는 것을 볼 수 있다. 이는 이전 연구 결과들과 동일한 것으로 체적비 1%이상에서는 강섬유 체적비와 전단강도는 비례하지 않았다.^4,7)

4.3 현행기준에서의 강섬유 콘크리트

현행 기준인 ACI318-11¹⁾과 KCI2012²⁴⁾에서는 최소전단철근 대용으로서의 강섬유 콘크리트의 요건으로서, 최대 콘크리트 강도(≤40 MPa)와 보의 깊이(d≤600 mm), 그리고 최소 강섬유 체적비(≥0.75%)를 규정하고 있다. 기존 실험결과의 분석을 통해 이 제한규정을 검증하였다.

최소전단철근은 계수전단력()이 ~인 구간에서 전단철근에 의한 전단강도()가 사인장 균열 강도의 절반()이상을 저항할 수 있도록 제안되었다.²⁾ 따라서, SFRC 보의 콘크리트 전단강도()가 이상일 경우 강섬유가 최소전단철근 대용으로 사용가능하다.

Fig. 12는 현행 기준 범위(≤40 MPa, d≤600 mm)에 해당하는 국내외 실험 자료를 기초로 강섬유 체적비에 따른 전단강도를 나타낸다. 강섬유가 보강되지 않은() 실험체들의 최소 전단강도는 (MPa)으로 현행기준식 보다 크게 나타났고 강섬유 체적비가 0.75%이상인 실험체의 최소전단강도는 (MPa)로 보다 크게 나타났다. 이는 체적비 0.75%이상의 강섬유 보강에 따라 최소 68% 이상 전단강도가 증가하였고 전단에 대해 1.5배 이상의 안전율을 가지는 것으로, 체적비 0.75%이상의 강섬유가 최소전단철근 대용으로 사용 가능한 것을 보여준다.

Fig. 13에 40 MPa 이상인 실험체를 대상으로 강섬유 체적비에 따른 전단강도 변화를 나타냈다. 여기서, 흰색 원은 40~70 MPa 실험체를, 회색 원은 70 MPa이상 실험체를 나타낸다. 실험체들의 최소 강도 값을 살펴보면, 40 MPa이하 실험체와 비슷하게 강섬유가 보강되지 않은() 실험체는 최소 0.17(MPa)를, 체적비 0.75% 이상 실험체는 최소 0.29(MPa)를 나타냈다. 이는 40~70 MPa를 초과하는 고강도 콘크리트에서도 강섬유가 최소 전단철근 대용으로 사용가능하다는 것을 보여준다.

기존연구결과에 의하면 현행기준식은 고강도콘크리트보의 전단강도를 과대평가하는 경향이 있어서 안전측이 아니다. 그러나 강섬유보강 콘크리트 보의 경우에는 고강도일수록 강섬유 보강효과에 의하여 전단강도가 증가하여 최소전단보강의 요건()을 만족할 수 있다.

5. 결    론

본 연구에서는 강섬유와 최소전단철근 보강이 전단강도에 미치는 영향을 알아보기 위해 콘크리트 강도, 강섬유와 최소전단철근 보강 여부를 변수로 실험을 수행하였고, 기존 연구결과 자료와 함께 강섬유가 최소전단철근 대용으로 적절한지 연구하였다. 그 결론은 다음과 같이 요약할 수 있다.

1)실험 결과에 따르면, 강섬유()와 최소전단철근(기준의 최대 전단철근 간격요건을 만족하지 못하는) 보강에 따라 전단강도가 증가하였고 최소전단철근 보강보다 강섬유 보강에 의한 전단강도 증가율이 더 크게 나타났다. 또한, 강섬유와 최소전단철근이 함께 보강된 경우 강섬유와 최소전단철근 각각에 의한 증가율 합보다 더 크게 증가하였다. 이는 강섬유에 의하여 균열이 분산되면서 넓은 간격의 전단철근의 전단기여도가 증가하였기 때문이다.

2)고강도 콘크리트(60 MPa)의 경우 저강도 콘크리트(21 MPa)보다 강섬유에 의한 전단 보강 효과가 크게 나타났다. 이는 고강도 콘크리트사용시 압축대 깊이가 작고 인장대 깊이가 크기 때문에 전단파괴시 사인장 균열길이가 길어져서 강섬유의 기여도가 증가하였기 때문이다.

3)최소 전단철근 기준에는 만족하지만 전단철근 간격이 현행기준(d/2)을 초과할 경우(s=1.32d), 강섬유가 보강되지 않은 실험체에 대해서 현행 기준()이 비안전측으로 예측하였다. 그에 반해 강섬유와 최소전단철근이 함께 사용된 경우는 전단철근 간격이 d/2를 초과하였지만 현행 기준()이 안전측으로 예측하였다. ACI544 설계식 을 사용하는 경우 전단강도()를 정확히 예측하였다. 따라서, 강섬유와 전단철근을 함께 사용하는 경우 전단철근의 간격제한을 완화시킬 수 있으며, 강섬유와 전단철근의 기여도를 동시에 고려할 수 있을 것으로 판단되며 이에 대한 추가적인 연구가 필요하다.

4)본 연구결과와 기존 연구자료들을 분석한 결과 현행 기준에서 최소전단철근 대용으로 사용되는 강섬유 콘크리트 보(체적비 0.75%이상)의 최소 전단강도는 (MPa)로 현행기준의 전단강도 일반식()의 1.5배이상의 충분한 안전율을 가진다. 따라서 강섬유 체적비 0.75% 이상의 강섬유는 기준의 최소전단보강 요건을 만족하였다.

5)기존 연구자료들의 변수분석 결과, 현행기준에서 제시하고 있는 강섬유 보강 보의 콘크리트 강도 제한 값(40 MPa)을 70 MPa까지 상향할 수 있는 것으로 나타났다. 이는 고강도 콘크리트로 갈수록 강섬유 보강 효과가 커지기 때문이다. 따라서, 현행 설계기준이 고강도 콘크리트 부재에 대해 전단강도를 과대평가하기 때문에 강섬유 콘크리트 사용이 적극 추천된다.