1. 서 론

탄소중립 실현을 위한 전 세계적인 노력에 따라 저시멘트 콘크리트(Low-Cement Concrete, LCC)와 같은 친환경 건설재료의 개발과 적용에 대한 요구가 증대되고 있다. LCC는 고로슬래그와 같은 보조 시멘트 재료를 활용하여 시멘트 함량을 줄이는 방식으로 비용 절감과 더불어 온실가스 배출 감소와 같은 친환경적인 장점을 제공한다. 그러나 일반적으로 초기 강도 발현이 지연되는 특성이 있어, 초기 균열 방지와 같은 추가적인 설계 및 시공 관리가 필요하다. 따라서 극한의 환경과 고도의 구조적 안전성이 요구되는 방호시설에 LCC를 적용하기 위해서는 철저한 검증과 평가가 필수적이다.

방폭 슬래브는 폭발로 인한 충격 에너지를 흡수하고 구조물의 안전성을 유지하기 위해 설계되는 중요한 구조 요소이다. 요구되는 방폭 성능을 충족하기 위해 상당한 두께로 설계되며, 이에 따라 대량의 콘크리트 사용이 필수적이다. 특히, 화생방 및 전자기펄스(EMP)와 같은 특수한 방호 조건이 추가될 경우, 방폭 슬래브는 충격 저항성과 함께 균열 제어 성능을 갖추는 것이 중요하다. 이는 슬래브에 발생한 미세 균열로 인하여 방호 성능이 저하될 수 있으며, 장기적인 내구성에도 부정적인 영향을 미칠 수 있기 때문이다. 그러나 LCC를 사용할 경우, 기존 콘크리트 대비 균열 저항 성능 저하를 비롯한 여러 문제가 발생할 수 있으므로 세심한 구조설계가 요구된다.

이러한 한계를 극복하기 위한 방법으로 강섬유 보강 콘크리트(Steel-Fiber Reinforced Concrete, SFRC)를 사용할 수 있다. SFRC는 인장강도를 증가시키고 균열 제어 성능을 향상시켜 방호시설과 같은 고성능 구조물의 설계 요구를 충족할 수 있는 잠재력을 제공한다. 또한 SFRC는 콘크리트의 뚫림전단강도와 휨강도를 증가시키며, 연성 능력을 향상시켜 구조물의 구조성능을 크게 개선할 수 있다. 많은 양의 콘크리트를 사용하는 상황에서 LCC와 강섬유 보강의 조합은 경제적이고 환경친화적인 해결책이 될 수 있다.

보통 포틀랜드 시멘트(Ordinary Portland Cement, OPC)의 사용을 최대 50 %까지 줄인 LCC에 대해 재료성능을 평가하였다(Sumanth and Kusuma, 2017; Samad et al., 2017). 반면, 슬래브와 같은 구조 부재에 LCC를 적용한 연구는 여전히 미비한 실정이다.

본 연구는 LCC의 방폭 슬래브 적용성 평가를 위한 기초적 연구로서, LCC의 재료성능실험과 LCC를 사용한 SFRC 슬래브에 대한 집중하중 단조가력 실험을 수행하였다. 성능 비교를 위해, 두 가지 콘크리트 재료를 사용하였다. 하나는 100 % 보통 포틀랜드 시멘트로 제작된 콘크리트이며, 다른 하나는 OPC의 50 %를 고로슬래그로 대체한 LCC이다. 재료실험에서는 앞서 언급한 두 재료의 압축강도와 휨인장강도를 평가하였다. 슬래브 실험에서는 슬래브의 균열 성능 및 뚫림전단강도를 평가하였으며, 측정된 뚫림전단강도는 기존 설계모델의 예측 결과와 비교·검토하였다. 또한, 본 연구에서는 실험 결과와 기존 뚫림전단강도 모델을 바탕으로 SFRC 슬래브의 뚫림전단강도 예측 정확도를 개선한 모델을 제안하였다.

2. 재료실험

2.1 배합비

본 연구에서 모든 콘크리트 재료의 목표 압축강도는 30 MPa로 선정하였다. 이에 따라, Table 1은 본 실험에 사용된 콘크리트 배합비를 나타낸다. 결합재 유형 중 OPC는 보통 포틀랜드 시멘트를 100 % 사용한 결합재이며, SC는 보통 포틀랜드 시멘트의 50 %를 고로슬래그로 대체한 결합재를 나타낸다. 본 배합비는 재료실험 용도의 공시체와 슬래브 실험체 제작에 사용되었다.

SFRC의 경우, 콘크리트 배합 과정에서 믹서를 이용해 강섬유가 골고루 분산될 때까지 비빔을 실시하였다. 본 실험에서 사용된 강섬유는 끝단이 hooked-end 형태이며, 길이 60 mm, 직경 0.75 mm로 형상비(강섬유의 직경 대비 길이 비)는 80이고, 인장강도는 1800 MPa이다. SFRC 공시체와 실험체의 강섬유 혼입률은 부피비 ρ_f = 0.5 %로 설정되었으며, 이는 무게 기준으로 환산 시 약 40 kg/m³에 해당한다.

2.2 압축강도

압축강도 실험은 재령에 따른 재료별 압축강도를 평가하기 위해 국내 재료실험기준(KS F 2405; Korea Construction Standards Center, 2016b)을 참고하여 수행하였다. 본 재료실험에서는 국내 재료실험기준(KS F 2403; Korea Construction Standards Center, 2016a)을 참고하여 원통형 공시체(직경 × 높이 = 100 mm × 200 mm)를 제작하였다. 공시체는 결합재 종류(OPC, SC) 및 강섬유 혼입 여부(무근 콘크리트, SFRC)에 따라 각각 3개씩 제작하였다. 공시체와 슬래브 실험체는 동일한 콘크리트로 제작되었으며, 약 50-60 °C의 증기 양생을 12시간 수행하였다. 증기 양생 이후 외기에 노출된 상태로 양생하였으며, 타설 당시 평균 온도는 약 6 °C이다.

Fig. 1은 각 조건별로 제작된 공시체 3개의 압축강도 평균값을 콘크리트 재령에 따라 나타낸 것이다. 28일 재령 대비 3일 재령 압축강도 비는 OPC를 사용한 공시체에서 65-74 %이며, SC를 사용한 공시체에서 53-59 %이다. 3일 재령에서 SC를 사용한 공시체의 압축강도는 18-20 MPa이며, OPC를 사용한 공시체의 압축강도는 22-27 MPa이다. 이는 조기 재령에서 SC 공시체의 압축강도 발현이 OPC 공시체와 비교하여 다소 지연되었음을 나타낸다. 반면, 7일 재령 압축강도는 OPC를 사용한 공시체에서 28일 재령 압축강도의 79-83 %, SC를 사용한 공시체에서 84-85 %로 확인되었다. 7일 재령에서는 모든 공시체의 압축강도는 27-30 MPa로 유사하였으며, 이후의 압축강도 증가는 크게 감소하였다. 14일 재령 이후, 결합재 유형 및 강섬유 혼입 유무에 관계없이 모든 공시체는 30-36 MPa의 압축강도가 발현되었다. 이는 28일 재령의 목표 압축강도(30 MPa)를 초과한다.

Fig. 1은 국내 설계기준(KDS 14 20 01; MOLIT, 2021a)에 따라 예측된 압축강도 발현 경과를 실험 결과와 비교하여 보여준다. 예측된 압축강도 발현 경과는 뚫림전단실험 당일에 측정된 압축강도의 평균값(f’_c,avg = 34.1 MPa)을 적용하였다. OPC를 사용한 무근 콘크리트 공시체의 실험 결과는 3종 조강 포틀랜드 시멘트의 증기 양생 시 압축강도 발현 예측 경과와 유사하였다. 반면, OPC를 사용한 SFRC 공시체와 SC를 사용한 공시체는 3종 조강 포틀랜드 시멘트의 습윤 양생 시 압축강도 발현 예측 경과와 유사하였다.

Fig. 1.

Compressive strengths of concrete cylinders at different ages

2.3 휨인장강도

SFRC 슬래브의 경우, 강섬유에 의한 콘크리트 휨인장성능 향상으로 인하여 슬래브의 뚫림전단강도가 향상될 수 있다(TR34; Concrete Society, 2016). 따라서, SFRC의 휨인장강도를 평가하기 위해 재료실험기준(KS F 2403; Korea Construction Standards Center, 2016a; BS EN 14651; BSI, 2005)을 참고하여 3점 가력 보 시험(Three-Point Bending Test, 3PBT)을 수행하였다. 공시체는 정사각형 단면을 가진 콘크리트 보(길이 × 폭 × 높이 = 550 mm × 150 mm × 150 mm) 형태로 제작하였다. 공시체에 사용된 강섬유 혼입률의 부피비는 ρ_f = 0.5 %이다. 보 중앙 하부에는 노치(길이 × 폭 × 높이 = 5 mm × 150 mm × 25 mm)를 두어 노치 끝단에 휨인장균열이 집중되도록 유도하였다. 노치의 높이를 제외한 공시체 보의 높이는 h_sp = 125 mm이다.

제작된 공시체 보는 양 끝단 하부에서 단순 지지되었으며, 보의 경간은 l = 500 mm이다. 보 중앙 상부에서 작용하는 보의 폭(b = 150 mm) 방향의 선하중(F)은 가력부의 변위를 0.2 mm/min의 속도로 제어하는 방식을 통해 단조가력하였다. 실험 간 보 하부의 노치에서 발생하는 균열 폭 증가량인 균열개구변위(Crack Mouth Opening Displacement, CMOD)를 측정하였다. 공시체 보는 결합재 종류(OPC, SC) 별 각각 3개씩 제작하였다. 휨인장강도 실험은 슬래브의 뚫림전단강도 평가를 위해 뚫림전단실험 당일에 측정하였다.

Fig. 2는 휨인장응력과 CMOD 관계를 나타낸다. 그림에 제시된 휨인장응력-CMOD 곡선은 각 조건별로 제작된 공시체 3개의 실험 결과를 평균하여 도출한 것이다. 휨인장응력은 공시체 보의 선하중으로부터 3Fl/(2bh_sp²)와 같이 계산할 수 있다. 전반적으로, 결합재 차이에 의한 휨인장응력-CMOD 관계의 차이는 미미하였다. 휨인장응력은 CMOD = 0.1-0.2 mm 구간에서 응력 증가가 급격히 둔화되었으며, CMOD = 0.5 mm까지는 응력이 거의 일정한 구간을 보였다. 이후에는 응력이 다시 증가하는 양상을 나타냈다. OPC를 사용한 공시체는 CMOD = 2.5 mm에서 최대 휨인장강도(4.56 MPa)에 도달하였다. OPC를 사용한 공시체의 휨인장응력은 두 번째 최대 휨인장강도에 도달한 이후 다시 감소하였다. 반면, SC를 사용한 공시체는 CMOD = 3.5 mm에서 최대 휨인장강도(4.91 MPa)에 도달하였다.

Fig. 2는 국내 설계기준(KDS 14 20 30; MOLIT, 2021c)에 따라 예측된 콘크리트 파괴계수를 실험 결과와 비교하여 보여준다. 콘크리트 파괴계수(f_r = 0.63(f’_c,avg)^0.5)는 슬래브의 뚫림전단실험 당일에 측정된 압축강도의 평균값(f’_c,avg = 34.1 MPa)을 사용하여 계산하였다. SFRC 공시체 보의 휨인장강도(4.1-4.9 MPa)는 예측된 콘크리트 파괴계수(f_r = 3.68 MPa)를 11-33 % 상회하는 것으로 나타났다.

산업용 바닥 설계 및 시공지침인 TR34(Concrete Society, 2016)에서는 SFRC 슬래브의 뚫림전단강도 계산 시 SFRC 재료실험에서 구한 f_R1, f_R2, f_R3, f_R4을 사용한다. 여기서, f_R1, f_R2, f_R3, f_R4는 CMOD가 각각 0.5, 1.5, 2.5, 3.5 mm일 때의 잔류휨인장강도를 나타낸다. Fig. 2와 Table 2는 첫 번째 피크 휨인장강도(f_L)와 잔류휨인장강도(f_R1, f_R2, f_R3, f_R4)를 보여준다. 네 가지 잔류휨인장강도의 평균값은 OPC 공시체의 경우 f_R,avg = 4.37 MPa이며, SC 공시체의 경우 f_R,avg = 4.58 MPa이다. 본 실험에서 구한 잔류휨인장강도(4.1-4.9 MPa)는 강섬유의 유형 및 혼입률이 동일한 기존 문헌 내 SFRC 공시체의 잔류휨인장강도 실험 결과(3.5-5.0 MPa)와 유사하였다(Kim et al., 2021; Wang et al., 2021).

Fig. 2.

Flexural tensile stresses measured from three-point bending tests

3. 슬래브 뚫림전단실험

3.1 실험체 및 실험방법

Table 3은 실험 변수를 나타낸다. 실험 변수는 결합재 유형(OPC, SC), 강섬유 혼입 유무(RC, SFRC), 전단경간비(a/d = 3.5, 2.1; a = 슬래브 전단경간, d = 슬래브 유효깊이, Fig. 3 참조)로 구성된다. Fig. 3은 슬래브의 실험체 상세를 나타낸다. 구체적으로, Fig. 3(a)는 전단경간비가 a/d = 3.5인 슬래브 실험체를, Fig. 3(b)는 전단경간비가 a/d = 2.1로 감소한 실험체를 나타낸다. 슬래브 실험체에 사용된 철근의 항복강도(f_y)는 철근 인장실험을 통해 결정되었다.

모든 슬래브 실험체는 정사각형 형태이며, a/d = 3.5인 실험체의 길이는 2,400 mm이며, a/d = 2.1인 실험체의 길이는 1,600 mm이다. 슬래브의 두께는 모든 실험체에서 h = 300 mm이다. 슬래브의 상부에 위치한 D13 주철근(공칭 직경 = 12.7 mm, f_y = 554 MPa)의 간격은 200 mm이며, 하부에 위치한 D16 주철근(공칭 직경 = 15.9 mm, f_y = 684 MPa)의 간격은 100 mm이다. 그 결과 모든 실험체에서 상부 철근비는 0.24 %, 하부 철근비는 0.75 %이다. 모든 슬래브의 중앙에는 하중가력부 용도의 철근콘크리트기둥(단면 크기 = 300 mm × 300 mm, 높이 = 400 mm)을 설치하였다. 뚫림전단실험 당일에 측정된 슬래브의 압축강도는 33-36 MPa이다.

Fig. 4는 실험 세팅을 보여준다. 슬래브 끝단 하부 네 모서리에 강재서포트를 배치하여 슬래브가 단순지지되도록 하였다. 전단경간비가 a/d = 3.5인 실험체에 사용된 강재서포트(Fig. 4(a))의 길이는 1,800 mm이며, 전단경간비가 a/d = 2.1인 경우 서포트(Fig. 4(b))의 길이는 1,000 mm이다. 콘크리트 기둥과 강재서포트의 상부면에는 응력 집중으로 인한 슬래브 국부 파괴를 방지하기 위해 10 mm 두께의 고무판을 배치하였다.

최대 가력하중 10,000 kN의 UTM(Universal Test Machine)을 기둥 상부에 연결하여 슬래브에 집중하중 단조가력하였다. 가력은 변위 제어 방식을 적용하여 최대강도 도달 전까지 0.02 mm/sec 속도로 가력하였으며, 최대강도 도달 이후에는 0.04 mm/sec의 속도로 가력하였다. 슬래브 상부면에는 처짐을 측정하기 위해 LVDT(Linear Variable Displacement Transducer)를 기둥면으로부터 200 mm 간격으로 배치하였으며, 강재서포트 상단의 고무판 변형을 측정하기 위해 강재서포트 위치에도 LVDT를 설치하였다. 또한, 기둥의 네 면에 각각 LVDT를 배치하여 네 지점에서 측정된 처짐값의 평균을 슬래브 중앙부의 처짐(δ_cen)으로 정의하였다.

Fig. 3.

Slab specimens for punching shear test (unit: mm)

Fig. 4.

Concentrated loading setup for punching shear test

3.2 실험 결과

3.2.1 하중-변위 관계

Fig. 5는 모든 실험체에 대하여 UTM 하중(V)과 슬래브 중앙부의 처짐(δ_cen)의 관계를 나타낸다. 그래프에서 “X”와 “O” 표식은 각각 균열강도(V_cr)와 최대강도(V_P) 시점을 나타낸다. 균열강도는 슬래브 하부면의 기둥 부근에서 처음 휨균열이 발생한 시점의 강도이다. 본 연구에서 사용한 실험 세팅 방법은 슬래브 하부면의 균열 형태를 육안으로 관찰하는데 어려움이 있다(Fig. 4 참조). 따라서, 카메라를 이용하여 매 200 kN의 하중 증가마다 슬래브 하부면의 균열 형태를 기록하였다. Table 4는 슬래브 실험체의 균열강도, 최대강도, 최대강도 시 슬래브 중앙부 처짐(δ_P), 유효 강성(K_e)을 나타낸다. 슬래브의 유효강성은 최대강도의 70 %까지의 할선 강성으로 정의하였다(ACI 374.2R-13; ACI Committee 374, 2013).

전단경간비가 동일한 경우 결합재 유형 및 강섬유 혼입 유무와 관계없이 초기 균열 발생 시점 및 유효강성이 서로 유사하였다. 전단경간비가 a/d = 3.5인 실험체(RO, SO, RS, SS)의 경우, 초기 휨균열은 V_cr≈ 600 kN의 하중에서 슬래브 하부 기둥 주변에 집중적으로 발생하였다. 유효강성은 K_e = 239-248 kN/mm이다. 반면, 전단경간비가 a/d = 2.1으로 감소한 실험체(SOs, SSs)의 경우, 초기 균열 시점이 V_cr≈ 800 kN으로 증가하였다. 또한, 슬래브의 휨강성이 증가함에 따라 유효 강성(K_e = 536-652 kN/mm)은 116-169 % 증가하였다.

모든 실험체는 최대강도에서 뚫림전단파괴가 발생하였다. OPC를 사용한 RC 슬래브 실험체 RO의 경우, 슬래브 처짐 δ_cen = 7.9 mm에서 최대강도 V_P = 1348 kN에 도달하였으며, 이후 뚫림전단파괴로 인하여 강도가 급격히 감소하였다. 반면, 강섬유를 혼입한 SO의 경우, 최대강도 V_P = 1561 kN(δ_P = 8.6 mm 일 때)로 16 % 증가하였으며, 최대강도 이후 비교적 완만한 강도감소거동을 나타냈다. 전단경간비가 감소한 SOs 실험체의 경우, 최대강도 V_P = 1638 kN(δ_P = 3.8 mm 일 때)로 SO와 유사하였다. 이는 전단경간비의 감소가 뚫림전단강도에 큰 영향을 미치지 않았음을 의미한다.

SC를 사용한 실험체(RS, SS, SSs)는 각각 대응되는 OPC 실험체(RO, SO, SOs)와 유사한 하중-변위 거동을 나타냈다: RS의 V_P = 1344 kN(δ_P = 7.4 mm 일 때)는 RO의 99.7 %, SS의 V_P = 1658 kN(δ_P = 8.6 mm 일 때)는 SO의 106 %, SSs의 V_P = 1693 kN(δ_P = 4.4 mm 일 때)는 SOs의 103 %로 나타났다. 이는 결합재의 종류가 뚫림전단거동에 큰 영향을 미치지 않았음을 의미한다.

모든 실험체에서 균열강도(V_cr)는 최대강도(V_P)의 36-49 % 시점에서 발생하였다. RC 슬래브(RO, RS)와 비교하여, SFRC 슬래브(SO, SS)는 균열발생시점은 유사했으나, 최대강도가 증가함에 따라 균열강도 비율(V_cr/V_P = 0.36-0.38)은 감소하는 경향을 나타냈다.

Fig. 5.

Load-deflection relationships

3.2.2 균열 및 파괴 양상

Fig. 6은 실험 종료 후 슬래브 하부면에서 발생한 균열을 나타낸다. 그림에서 굵은 선으로 표시된 영역은 실제 뚫림전단에 의해 원추형 파괴가 발생한 영역의 하부면을 나타낸다(Fig. 7 참조). 균열 양상은 하중 증가에 따라 모든 실험체에서 유사하였다. 가력 초기 균열강도 시점에서 기둥 주변에 방사형 휨균열이 발생하였다. 방사형 균열은 가력이 진행됨에 따라 400-600 mm(1.5-2.3d; d = 슬래브 유효깊이)까지 확장되었다. 최대강도 부근에서는 기둥면으로부터 300-600 mm(1.1-2.3d) 범위에 형성된 기둥 주변의 원형 균열과 함께 뚫림전단파괴가 발생하였다. 최대강도 이후에는 방사형 균열의 폭이 감소하였다. 반면, 뚫림전단파괴로 인한 원형 균열의 폭은 증가하였다.

SFRC 슬래브에서 강섬유의 뚫림전단강도 기여성분은 파괴면에서의 인장강도와 파괴면의 경사각으로부터 기하학적으로 도출이 가능하다(Choi et al., 2007). 그러나 Fig. 7에 나타난 바와 같이 전단파괴로 인한 슬래브 하부면의 균열 형태는 불균일하게 형성되며, 이에 따라 전단파괴면의 경사각 또한 방향 별로 일정하지 않다. 따라서, 본 연구에서는 전단파괴면의 평균적인 경사각 분석을 위해 실제 원추형 파괴 영역의 하부면과 면적이 동일한 등가원형파괴영역을 정의하였다. 따라서, 파괴면경사각은 등가원형파괴영역의 반지름(r_cr)과 슬래브의 두께(h)로부터 식 (1)과 같이 계산할 수 있다(Fig. 7).

여기서, c는 기둥 단면 치수로 300 mm이다.

Fig. 8은 각 실험체의 등가원형파괴영역의 반지름과 슬래브 두께로부터 파괴면경사각을 비교하여 보여준다. 전단경간비가 a/d = 3.5인 경우, RC 실험체 RO와 RS의 파괴면경사각은 θ_cr = 27°-29°으로 추정되었다. 반면, SFRC 실험체 SO와 SS에서는 파괴면경사각이 θ_cr = 36°-33°으로 증가하였다. 이는 강섬유 혼입으로 인해 콘크리트의 균열 저항성과 인장강도가 증가하면서 파괴면의 경사가 더 가파르게 형성되었기 때문이다. 전단경간비가 더 작은 SOs와 SSs의 경우, 휨에 비해 전단력이 상대적으로 우세해짐에 따라 파괴면경사각은 θ_cr = 42°로 가장 크게 나타났다. 한편, 결합재 유형에 따른 파괴면경사각의 차이는 8 % 이내로 미미하였다.

Fig. 6.

Crack patterns at the end of tests

Fig. 7.

Punching shear failure mode with cone shaped punching area

Fig. 8.

Diagonal cracks estimated on punching failure surface

3.2.3 처짐 변형

Fig. 9는 SC를 사용한 실험체 SS와 SSs의 처짐 분포를 대표적으로 보여준다. 최대강도(V_P)까지는 V_P의 25 %, 50 %, 75 %, 100 %시점의 처짐 분포를, V_P이후에는 최대강도 시점 슬래브 처짐 δ_P의 150 %, 200 %, 300 %에서 처짐 분포를 나타낸다. V_P 이전에는, 강재서포트에서 기둥 방향으로 갈수록 처짐이 선형적으로 증가하는 경향을 보였다. 최대강도 이후에는 뚫림전단파괴로 인하여 처짐(δ_cen)이 슬래브 중앙에 집중적으로 증가하였으며, 중앙을 제외한 위치에서는 처짐이 소량 회복되는 경향을 나타냈다. 전단경간비가 감소하는 경우, 휨강성이 증가함에 따라 처짐이 전반적으로 감소하였다(Fig. 9(b)). 반면, 결합재 유형 및 강섬유 혼입 유무가 처짐에 미치는 영향은 미미하였다.

Fig. 9.

Vertical deflections at the loading steps

3.2.4 주철근 변형률

Fig. 10(a)는 슬래브 상부 주철근(D13)의 변형률을, Fig. 10(b)는 하부 주철근(D16)의 변형률을 나타낸다. 모든 변형률은 양의 방향에서 인장변형률을 의미한다. 주철근의 변형률은 기둥면으로부터 x와 y 방향으로 각각 0.5d 거리에서 계측된 변형률의 평균값을 적용하였다(Fig. 3의 게이지 위치 참조).

Fig. 10에 나타난 바와 같이, 최대하중(V_P) 이전까지 상부 주철근의 (-)압축 변형률과 하부 주철근의 (+)인장변형률은 슬래브 처짐에 비례하여 증가하는 경향을 보였다. 하지만 V_P에서 상부 주철근 압축변형률(= 0.0001-0.0004)과 하부 주철근의 인장변형률(= 0.0022-0.0027)은 각각 항복변형률(ε_y)에 미치지 못하였다. 이는 모든 실험체의 주철근이 뚫림전단파괴 시점에서 항복하지 않았음을 의미한다. V_P 이후에는 뚫림전단파괴 이후 기둥면에 인접한 상부철근의 현수작용(Fig. 7 참조)으로 인하여 상부 주철근의 변형률은 인장 방향으로 급격히 변화하였다.

Fig. 10.

Strains of top and bottom reinforcements

3.3 뚫림전단강도 평가

SFRC 슬래브에 대한 뚫림전단강도 평가 기준은 국내에서 아직 명확히 정립되지 않았다. 이에 본 연구에서는 기존의 두 예측 모델(TR34; Concrete Society, 2016; Choi et al., 2007)을 사용하여 실험체의 뚫림전단강도를 계산하였으며, 이를 실험결과와 비교하였다. 기존 예측 모델에 의하면, SFRC 슬래브의 뚫림전단강도(V_n)는 콘크리트의 강도기여(V_c)와 강섬유의 강도기여(V_f)의 합으로 산정할 수 있다.

TR34의 경우 V_c는 설계기준 Eurocode2(CEN, 2004)와 동일한 방식으로 산정하며, V_f는 재료실험에서 구한 SFRC의 잔류휨인장강도(f_R1, f_R2, f_R3, f_R4, Fig. 2 참조)를 활용하여 산정한다. 반면, Choi et al.(2007)의 모델은 압축대의 인장파괴메커니즘을 기반으로 압축대 콘크리트의 전단강도 V_c를 정의한다. 또한, 인장대에 위치한 콘크리트의 유효휨인장강도와 전단파괴면의 경사각을 사용해 강섬유의 전단강도 V_f를 산정한다.

Fig. 11(a)와 (b)에 나타난 바와 같이, 두 예측모델은 콘크리트(V_c)와 강섬유(V_f)가 기여하는 전단강도를 전체 전단강도(V_n)의 각각 80 %와 20 % 수준으로 예측하였다. 또한, 위 그림은 SFRC 실험체의 실험강도(V_test)와 두 예측 모델(TR34; Concrete Society, 2016; Choi et al., 2007)로부터 계산한 전단강도(V_n)를 비교하여 보여준다. 두 예측 모델의 V_n은 실험강도보다 작아 안전 측으로 평가되었다. TR34의 강도예측 정확도(V_test/V_n = 1.35-1.46)는 Choi et al.(2007) 모델(= 1.33-1.46)과 유사한 수준을 나타냈다.

Fig. 11.

Comparison with predicted punching shear strengths

본 연구에서는 실험체의 뚫림전단강도를 더욱 정확히 예측하기 위하여, 실험결과를 기반으로 Choi et al.(2007) 모델의 일부를 다음과 같이 수정하였다.

•기존 모델에서는 기둥면에서 0.5d 떨어진 위치(전단위험단면)에서 압축대 콘크리트의 전단강도로부터 V_c를 정의한다. 여기서, 뚫림전단파괴 시점에서의 압축연단변형률을 0.00196으로 정의한다. 본 연구에서는 최대강도 시점에서 기둥면으로부터 0.5d 떨어진 위치에서 계측된 압축/인장철근의 변형률과 선형 변형률 분포의 가정을 기반으로, 위험단면에 위치한 콘크리트의 압축연단변형률을 0.0007로 가정하였다(Fig. 10(a) 참조). 또한 유효보폭(Effective beam width)의 개념을 적용하면, 2방향 슬래브 위험단면에서 요구전단력과 휨모멘트(또는 압축연단변형률)의 관계를 산정할 수 있다. Fig. 12는 압축연단변형률에 따른 뚫림전단강도와 요구강도의 변화를 나타낸다. 두 곡선의 교점으로 계산된 뚫림전단파괴 시 압축연단변형률(= 0.0006-0.0010)은 실험결과(= 0.0004-0.0008)와 상당히 유사함을 확인하였다.

•Choi et al.(2007) 연구에서 사용된 SFRC 재료모델에서는 최대강도 이후 휨인장강도가 감소하는 형태의 거동을 가정하므로, SFRC의 잔류휨인장강도를 다소 보수적으로 산정한다(Tan and Venkateshwaran, 2019). 따라서 단면해석에 의해 산정되는 압축대의 영역이 상당히 작다. 하지만 본 연구의 실험결과에 의하면 SFRC의 휨인장강도는 첫 번째 피크강도 이후에도 지속적으로 증가하는 변형경화 연성거동을 나타냈다(Fig. 2 참조). 따라서, 변형경화 연성거동을 고려하기 위하여 SFRC의 응력-변형률 관계를 RILEM TC 162-TDF(2003)과 KDS 14 20 20(MOLIT, 2021b)에 따라 재정의하였다(Fig. 13 참조). 인장대에 위치한 SFRC의 응력-변형률 관계는 RILEM에 따라 정의하였으며, 기준이 되는 잔류휨인장강도(f_R1, f_R4)는 재료실험 결과(Table 2)에 따라 정의하였다(Fig. 13(a) 참조). 압축대에 위치한 SFRC의 응력-변형률 관계는 KDS 14 20 20에 따라 압축을 받는 무근 콘크리트와 동일하게 정의하였으며, 재료실험에서 구한 콘크리트 압축강도를 사용하였다(Fig. 13(b) 참조).

위 2가지 수정사항에 의해 예측되는 V_c는 기존 모델에서보다 다소 상향되는 것으로 나타났다. 그 결과, 제안모델의 V_n은 실험결과와 비교적 부합한 결과(V_test/V_n = 1.04-1.12)를 나타냈다(Table 5 참조).

Fig. 12.

Prediction of shear strength and shear demand at punching shear-critical section

Fig. 13.

Stress-strain relationship of SFRC used in the proposed shear strength model

4. 결 론

본 연구는 LCC의 구조부재 적용을 위한 기초적 연구로서, LCC를 사용한 SFRC의 재료성능과 SFRC 슬래브의 뚫림전단강도를 평가하였다. 슬래브 실험 변수는 결합재 종류(OPC: OPC 100 %, SC: OPC 50 % + 슬래그 50 %)와 강섬유 혼입 유무(무근 콘크리트, SFRC), 그리고 슬래브의 전단경간비(a/d = 2.1, 3.5)이다. 실험결과를 요약하면 다음과 같다.

•재료성능: 콘크리트 재료 압축강도 실험 결과, 재령 3일에서 SC를 사용한 공시체는 OPC 공시체 대비 압축강도의 발현속도가 다소 느렸으나, 재령 7일 이후 모든 공시체의 압축강도는 서로 유사하였다. SFRC 휨인장강도 실험 결과, OPC와 SC를 사용한 공시체는 서로 유사한 하중-변위관계 및 잔류휨인장강도를 나타냈다.

•슬래브 뚫림전단강도: 슬래브 실험에서 결합재 및 전단경간비의 차이는 슬래브 뚫림전단강도 및 파괴모드에 거의 영향을 미치지 않았다. 강섬유를 혼입한 SFRC 슬래브의 경우 RC 슬래브 대비 뚫림전단강도가 약 16-23 % 향상되었다. 결과적으로, LCC의 사용이 RC 또는 SFRC 슬래브의 뚫림전단성능 저하를 초래하지 않음을 실험적으로 입증하였다.

•뚫림전단강도 예측모델: 기존 SFRC 뚫림전단강도 예측모델은 실험에서 구한 뚫림전단강도를 33-46 % 과소평가하는 것으로 나타났다. 본 연구에서는 실험결과를 기반으로 기존모델을 개선한 예측방법을 제안하였다. 제안된 방법의 예측결과는 실험결과와 더욱 부합한 것으로 나타났다.