3.1 직접전단 실험

3.1.1 실험체 제작

Fig. 4와 같이 직접전단 실험체는 ‘ㄱ’자 형상과 ‘ㄴ’자 형상의 블록이 전단마찰면에서 연결된 실험체로 전단마찰면에서 직접전단에 의해 미끄러짐이 발생할 수 있도록 상부와 하부에 각각 50 mm 유격을 두어 제작하였다. 전단마찰면에 존재하는 요철은 한쪽 블록을 먼저 타설할 때 거푸집에 Fig. 5와 같이 요철을 만들어서 제작하였다. 이후에 거푸집을 탈거한 다음 나머지 블록을 타설하였다.

콘크리트구조기준(KCI 2012)에서는 식(4)의 마찰계수 $\mu$로 1.0$\lambda$를 적용할 경우 마찰면 사이의 요철을 대략 6 mm 정도 거칠게 만들어야 한다고 규정하고 있을 뿐 상세한 내용을 규정하지 않고 있다.

반면, 도로교설계기준(KRTA 2015)에서는 Fig. 3과 같이 마찰면의 요철상세를 비교적 구체적으로 규정하고 있다. 일관성 있는 전단마찰성능을 도출하기 위하여 마찰면의 요철상세는 Fig. 3과 같이 도로교설계기준(KRTA 2015)과 Eurocode 2(CEN 2004, 2005)의 요철의 최소높이가 5 mm 규정을 반영하여 요철의 높이는 6 mm, 간격은 전단마찰 철근의 10배, 경사각도는 90°로 하였다. 한편 콘크리트구조기준(KCI 2012)과 ACI 318-14(ACI 2014)에서는 최소 요철의 높이를 대략 6 mm로 보고 있다. 요철의 높이를 5 mm로 하면 콘크리트구조기준(KCI 2012)과 ACI 318-14(2014)의 규정을 만족하지 못하므로 이 연구에서는 요철의 높이를 6 mm로 하였다. 철근의 단부는 전단마찰파괴가 발생하기 이전에 철근의 뽑힘을 방지하기 위하여 확대머리철근으로 정착을 시켰고 콘크리트의 측면 피복파괴를 방지하기 위하여 전단마찰면의 피복두께는 철근 지름의 3배 이상으로 하였다.

3.1.2 실험변수

고강도 대구경 철근의 전단마찰거동을 파악하기 위한 실험변수는 전단마찰 철근의 직경과 항복강도, 철근비로 하였다. 철근의 직경은 25.4 mm, 35.8 mm, 43.0 mm 세 종류이며, 각각의 철근 직경에 대한 설계기준 항복강도는 420 MPa(이하 보통강도 철근)과 550 MPa(이하 고강도 철근) 두 종류이다. 철근의 설계기준 항복강도 420 MPa 철근의 실제 항복강도는 474 MPa와 483 MPa이고, 550 MPa 철근의 실제 항복강도는 610 MPa와 632 MPa, 698 MPa이다. 철근비는 철근 수량 또는 전단마찰면의 면적을 변화시켜서 조정하였다. 실험체는 총 18개로 제작하였으며 실험변수 상세는 Table 2에 나타내었다.

3.2 실험 방법

직접전단실험은 Fig. 6과 같이 실험체의 상부와 하부 단면 중앙에 300×300 mm 크기의 강재로 된 가압판을 배치하여 압축력을 가하는 방법으로 수행하였다. 압축력은 5,000 kN 용량의 만능재료시험기(UTM)를 이용하여 가력하였으며, 변위제어방식으로 0.5 mm/min의 속도로 재하하였다. ㄱ자 형상의 상부 블록이 ㄴ자 형상의 하부 블록과 접촉하여 전단마찰면에서 슬립이 더는 발생할 수 없게 되면 실험을 종료하였다. 전단마찰면에 가해지는 전단마찰하중은 만능재료시험기 내부에 장착된 하중계(load-cell)를 이용하여 계측하였다. 전단마찰면에는 면에 직각 방향으로 변위계(LVDT)를 세 개 설치하여 전단마찰면에 발생하는 균열폭을 측정하였다. 전단마찰면의 상부와 하부에도 변위계를 설치하여 수직 변위를 측정하였다. 전단마찰 철근에는 전단마찰면에서 양쪽으로 50 mm 떨어진 위치에 철근 변형률 게이지를 부착하였으며, 한쪽 방향으로는 50 mm 간격으로 2개의 게이지를 추가로 부착하여, 철근의 변형률을 계측하였다.

4.1 전단마찰거동특성

Fig. 7은 Group 1과 Group 2 실험체의 하중과 전단마찰면에서 발생하는 균열폭의 관계를 나타낸다.

철근비가 0.4 %,, 0.5 %, 0.9 %, 1.0 %인 실험체의 하중-균열폭 곡선은 전단마찰면에 균열이 발생하기 시작한 이후부터 기울기가 점차 감소하며 최대하중 이후 하중이 급격히 떨어졌다가 수렴하는 형태를 나타내고, 철근비가 1.4 %와 1.5 %로 비교적 높은 실험체는 최대하중 이후 하중이 급격히 감소하지 않고 하중이 유지되는 경향을 보인다.

초기거동은 전단마찰면에서 발생하는 골재의 맞물림과 콘크리트의 점착력, 철근의 장부작용이 함께 작용하기 때문에 거의 수직에 가까운 기울기를 보이다가 하중이 증가하여 최대하중 이후에는 마찰면 사이에 미끄러짐이 발생하면서 전단마찰면에 균열이 발생하고 골재의 맞물림 작용과 콘크리트의 점착력이 감소하여 하중이 떨어지는 것으로 나타났다. 이때부터는 하중의 증가는 거의 없고 균열폭만 증가하는 거동을 보였다.

Fig. 8은 Group 3 실험체의 하중-균열폭 거동을 나타내고 있다. Group 3 실험체는 Group 1과 Group 2 실험체와 비교하여 전단마찰면의 면적이 2.25배 큰 실험체 들이다. Fig. 7과 같이 Group 3의 실험체들은 Group 1과 Group 2의 실험체의 하중-균열폭 거동과 비교하여 최대하중 이후에 하중이 급격하게 떨어지는 부분이 더 크게 나타났다. 이는 Group 1과 Group 2에 비해 Group 3은 전단마찰면의 면적이 2.25배 크기 때문에 골재의 맞물림 작용과 콘크리트의 점착력이 더 크게 발휘되기 때문이다.

4.2 전단마찰강도에 대한 철근 직경의 영향

Fig. 9의 (a)와 (b)는 전단마찰강도에 대한 철근의 직경에 대한 영향을 나타낸다. 전단마찰 철근의 설계기준 항복강도가 420 MPa이고 실제 항복강도가 474 MPa, 483 MPa, 516 MPa인 경우 전단마찰 철근의 직경이 증가할수록 전단마찰강도가 다소 감소하는 경향을 나타낸다. 반면, 전단마찰 철근의 설계기준 항복강도가 550 MPa이고 실제 항복강도가 610 MPa, 632 MPa, 698 MPa인 경우 철근의 직경이 증가할수록 전단마찰강도에 대한 영향이 뚜렷하게 나타나지 않았다. 이 연구에서는 철근의 직경에 대한 변수와 철근의 항복강도에 대한 변수가 충분하지 않기 때문에 이 연구에서는 철근의 직경에 따른 전단마찰강도의 영향은 판단하기 어렵다고 판단되며 추후 연구로 검증할 필요가 있을 것이다.

Fig. 9의 (a)와 (b)는 $\rho f_{y}$값에 따른 전단마찰강도를 나타낸다. 여기서 $\rho f_{y}$값은 전단마찰면을 가로질러 배치된 철근의 강도를 나타낸다. Fig. 10(a)와 (b)에 나타난 바와 같이 전단마찰강도는 $\rho f_{y}$의 범위가 2.27 MPa에서 9.07 MPa 안에서 $\rho f_{y}$가 증가할수록 정비례하게 증가하는 경향을 보인다. 이는 현행 콘크리트구조기준(KCI 2012)와 ACI 318-14(ACI 2014)에서 규정하는 전단마찰강도 계산식은 $\rho f_{y}$가 증가할수록 $\rho f_{y}$값에 정비례하여 전단마찰강도가 증가하도록 계산하고 있는 것과 유사한 경향을 보였다.

4.3 전단마찰강도에 대한 철근의 항복강도 영향

Fig. 11은 철근비에 따른 전단마찰강도에 대한 철근 항복강도의 영향을 나타낸다.

철근비가 0.5 %와 1. 5%인 실험체는 전단마찰 철근의 항복강도가 474, 483 MPa에서 632, 610 MPa로 증가함에 따라 전단마찰강도의 평균값이 각각 약 37 %와 13 % 정도 증가하였다. 철근비가 1.0 %인 실험체는 전단마찰 철근의 항복강도가 474, 483, 516 MPa에서 632, 610, 698 MPa로 증가함에 따라 전단마찰강도의 평균값이 약 1 %정도 증가한 것으로 보아 거의 유사한 것으로 나타났다. 철근비가 0.4 %인 실험체는 전단마찰 철근의 항복강도가 474, 483 MPa에서 632, 610 MPa로 증가함에 따라 전단마찰강도의 평균값이 약 9 % 정도 감소하는 것으로 나타났다. 여기서 철근비가 0.4 %인 실험체는 철근비가 0.5 %, 1.0 %, 1.5 %인 실험체보다 전단마찰면의 면적이 2.25배 큰 실험체이다. 전단마찰강도에 대한 전단마찰 철근 항복강도의 영향은 증가하는 철근의 항복강도에 정비례하여 전단마찰강도가 증가하지 않는 것으로 나타났으며 전단마찰면의 면적이 커질수록 전단마찰강도에 대한 항복강도의 영향은 적은 것으로 판단된다.

4.4 전단마찰강도에 대한 철근비의 영향

Fig. 12는 철근비에 따른 전단마찰강도를 나타낸다. Fig. 12와 같이 전단마찰강도는 철근비가 증가함에 따라 증가하는 경향을 보인다. 단, 철근비가 증가함에 따라 전단마찰강도는 정비례하여 증가하지 않았다. 이는 전단마찰면에 직접전단이 작용하여 미끄러짐이 발생하면 마찰면 사이에서 균열이 발생하게 되는데 균열이 발생하기 이전의 경우에는 골재의 맞물림 작용과 콘크리트의 점착력이 작용하여 전단마찰면에 배치된 철근과 같이 직접전단력에 저항하지만, 균열이 발생한 이후에는 골재의 맞물림 작용과 콘크리트의 점착력이 감소하게 되고 철근만 직접전단력에 저항하기 때문에 철근비가 증가하여도 전단마찰강도 실험값은 정비례하여 증가하지 않는 것으로 판단된다.

4.5 전단마찰강도 설계식 분석

4.5절에서는 실제 실험을 통하여 계측된 전단마찰강도와강도감소계수와 재료계수를 적용하지 않고 설계기준에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식으로 계산된 강도를 비교하였으며 자세한 값은 Table 3에 나타내었다.

이때, 강도감소계수와 재료계수를 적용하지 않은 이유는 현재 설계기준에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식에 대한 정확한 평가를 위해 공칭강도와 비교하기 위함이다.

4.5.1 KCI(2012), ACI(2014)

Fig. 13과 Fig. 14는 식(4)와 같이 콘크리트구조기준(KCI 2012)과 ACI 318-14(ACI 2014)에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식으로 계산된 강도와 실험으로 계측된 전단마찰강도를 비교하고 있다.

Fig. 13과 Fig. 14와 같이 KCI(2012)와 ACI(2014)에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식은 철근비가 커질수록 실제 전단마찰강도보다 과대평가하는 경향을 보인다.

Table 3과 같이 강도감소계수를 적용하지 않을 경우 1.0 %와 1.5 %인 실험체들은 설계기준으로 계산된 전단마찰강도와 실험으로 계측된 실제 전단마찰강도의 비율이 철근의 항복강도와 관계없이 모두 1.0 이하로 나타났으며 이는 전단마찰설계에서 안전을 보장하지 못하는 결과로 나타날 수 있다. 그러나 강도감소계수를 적용한 설계 전단마찰강도는 실험으로 계측된 전단마찰강도와 비교하여 대부분 안전측인 경향을 보이며, 철근비가 1.5 %이거나 철근의 항복강도가 600 MPa 이상인 경우에는 비안전측인 결과를 보인다.

4.5.2 KRTA(2015), CEN(2004, 2005)

Fig. 15와 Fig. 16은 식(5)와 식(6)과 같이 도로교설계기준(KRTA 2015)과 Eurocode 2(CEN 2004, 2005)에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식으로 계산된 강도와 실험으로 계측된 전단마찰강도를 비교하고 있고, Fig. 17과 Fig. 18은 KRTA(2015)와 CEN(2004, 2005)에서 규정하는 계산식으로 계산된 강도와 실험으로 계측된 전단마찰강도의 비율을 $\rho f_{y}$에 따라 나타내고 있다.

Fig. 15에서 Fig. 18과 같이 KRTA(2015)와 CEN(2004, 2005)에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식은 재료계수를 적용하지 않을 경우 Table 3과 같이 대부분 계산식으로 계산된 값이 실험값보다 크게 나타나는 비안전측인 결과를 보이며 $\rho f_{y}$가 증가할수록 실제 전단마찰강도 보다 과대평가하는 경향을 보인다. KRTA(2015)와 CEN(2004, 2005)에서 규정하고 있는 전단마찰강도 계산식은 재료계수를 적용하더라도 철근비가 1.5 %이거나 철근의 항복강도가 600 MPa 이상인 경우에는 대부분 비안전측인 결과를 보이며 이는 KCI(2012)와 ACI(2014)에서 규정하는 전단마찰강도 계산식과 유사한 결과를 나타내고 있다.

Table 3을 보면 철근비가 0.5 %, 1.0 %, 1.5 %인 실험체들의 설계기준에서 규정하고 있는 계산식으로 계산된 강도와 실험으로 계측된 전단마찰강도의 비율은 철근의 항복강도와 관계없이 모두 1.0 이하로 나타났으며 이는 전단마찰설계에서 안전을 보장하지 못하는 결과를 나타낼 수 있다.