1. 서    론

섬유 보강 콘크리트는 일반 콘크리트에 비해 인성, 연성 및 충격에 대한 저항능력이 뛰어나므로, 콘크리트 보의 강섬유 혼입은 보의 구조적인 성능을 향상시킨다. 또한 강섬유 혼입은 콘크리트의 취성파괴 특성을 감소시켜 연성능력을 증진시킬 수 있다.1,2) 연성특성의 향상은 강섬유보강 콘크리트의 높은 인장강도와 균열면에서 섬유의 가교효과(bridging effect) 때문이다.3-5)

보통강도 콘크리트에 비해 고강도 콘크리트는 상대적으로 더욱 취성적이므로 고강도 콘크리트에 대한 강섬유 보강은 취성파괴 특성을 저감시키는데 유리하며, 철근이 밀집된 영역에서 철근 배근을 감소시키는 장점도 제공한다. 특히, 최근에는 강섬유 보강 콘크리트는 초고강도의 발현 및 인성의 증대 등을 통해 압축강도 150MPa 이상의 초고성능 콘크리트(ultra high performance concrete)로 일컬어질 정도로 성능이 증대되고 있다.6-9)

강섬유보강 콘크리트의 거동 특성 및 강도평가를 위한 여러 연구가 진행되었다.10-13) 또한, 비틀림을 받는 강섬유보강 콘크리트의 실험 및 해석적 연구가 진행되어 왔다. Thomas와 Ramaswamy,14) Narayanan과 Kareem-Palanjian,15) Rao와 Seshu16)는 보의 비틀림 거동에 대한 강섬유 보강 콘크리트의 영향에 대한 연구를 수행하였으며, Mansur 등,17) Chalioris와 Karayannis18)는 강섬유 보강 콘크리트의 비틀림 거동 특성을 연구하였다. 이들의 연구 결과는 강섬유의 혼입에 의해 콘크리트의 비틀림 성능이 향상되는 것을 나타낸다. 또한, Karayannis,19) Karayannis와 Chalioris20)는 강섬유 보강 콘크리트 보의 비틀림 거동 특성을 파악하기 위한 비선형 수치해석 기법을 제안하였다. 그러나, 보통강도 콘크리트(normal strength concrete)와 중강도 콘크리트(moderately high-strength concrete)의 비틀림 거동 특성 연구에 비해 초고강도 특성을 갖는 UHPC의 비틀림 거동 연구는 거의 없는 실정이다.21)

따라서, 이 연구에서는 강섬유보강 UHPC 보의 비틀림거동 특성을 파악하고자 하였다. 이 연구에서의 강섬유보강 초고강도 콘크리트는 1～2% 부피비의 강섬유를 혼입하고 150MPa 이상의 압축강도를 나타내는 시멘트 복합재료이다. 정사각형 단면 형상의 UHPC 보 부재에 대해 정적하중 재하실험을 수행하여 비틀림 거동 특성을 파악하였다. 또한, UHPC 보의 비틀림 강도 예측식을 제안하였으며, 제안식에 의한 예측 결과와 실험 결과를 비교하여 제안식의 적용성을 고찰하였다.

2. 실험 계획

2.1 재료특성

강섬유 보강 초고성능 콘크리트의 배합에 적용한 시멘트는 보통 포틀랜드시멘트이며, 반응성 분체로 실리카 퓸을 사용하였다. 배합에 적용된 물-결합재 비는 0.2이다. 잔골재는 입도 0.5mm 이하의 모래를 사용하였으며, 굵은 골재는 사용하지 않았다. 충전재(filler)는 구성입자 평균 입경이 10µm이고 SiO2 98%이상, 밀도 2600kg/m3의 재료를 사용하였다. 섬유는 직선형상의 강섬유를 사용하였다. 강섬유의 특성으로써 밀도는 7500kg/m3, 항복강도는 2500MPa, 직경은 0.2mm이다. 강섬유의 길이는 16.5 와 19.5mm로써, 각각 절반씩 혼입하였다. 강섬유의 부피비는 1.0% 및 2.0%이다. 또한, 낮은 물-결합재 비에 의한 작업성을 증진하기 위해 밀도 1060kg/m3의 폴리카르본산계 고성능 감수제를 사용하였다. 충전재는 SAC사 제품을 이용하였고, 강섬유는 남성산업 제품을 이용하였다. Table 1에 강섬유 보강 초고성능 콘크리트의 배합비를 시멘트 중량을 기준으로 주요 구성재료에 대해 중량비로 나타내었다.

보 부재를 제작할 때 타설한 초고성능 콘크리트를 이용하여 매회 배치마다 압축강도 실험용 원주형 공시체를 제작하였다. 압축강도 실험을 수행할 때 측정한 하중-변위 관계를 바탕으로 응력-변형률 관계 곡선을 획득하였으며 이로부터 압축강도와 탄성계수를 산정하였다. 각 부재의 압축강도 측정 결과를 Table 2에 나타내었다.

인장강도를 파악하기 위하여 프리즘 형상의 시편을 제작하고 시편 하면에 노치(notch)를 내어 3점하중 재하법에 의해 휨인장실험을 수행하였다. 휨인장시편은 100× 100×400mm3의 사각 프리즘 형상으로 제작하였다. 노치는 지간 중앙에 10mm 깊이로 내었으며, 균열 게이지를 이용하여 하중재하 단계별로 노치의 균열개구변위를 측정하였다. 3점 하중 재하법에 의해 측정한 하중-균열개구변위관계 곡선을 토대로 역해석을 수행하여 산정한 인장강도를 Table 2에 나타내었다.

2.2 실험 부재

실험부재는 300×300×3000mm3의 크기를 가진 정사각형 단면으로 제작하였다. 실험변수인 1.0% 및 2.0%의 강섬유양에 따라 각각 3개의 부재를 제작하여 총 6개의 부재를 제작하였다. 6개의 부재에 대하여 종방향 철근양은 모두 D13 철근을 4개 배근하여 0.56%의 철근양으로 제작하였다. 1.0% 및 2.0%의 강섬유양에 대해 폐쇄스터럽을 배근을 하지 않은 경우(0%), D10 철근을 200mm 간격으로 배근한 경우(0.35%)와 D10 철근을 100mm 간격으로 배근한 경우(0.70%)로 구분하였으며, 이를 각각 S00, S35 및 S70으로 부재이름에 표기하였다.

비틀림 거동 관찰 구간은 부재의 중앙부분 1600mm 구간으로 하였으며, 부재 양단의 700mm 구간은 일괄적으로 D10 스터럽을 50mm 간격으로 배근하여 지점에서의 비틀림파괴를 방지하였다. Fig. 1에 실험부재의 단면도와 측면도 상세를 나타내었다. 그림에서 폐쇄스터럽량이 0%인 부재는 Table 2의 F1-L56-S00과 F2-L56-S00 부재이며, 폐쇄스터럽량이 0.35%인 부재는 F1-L56-S35과 F2-L56-S35 부재이다. 또한, 폐쇄스터럽량이 0.70%인 부재는 F1-L56-S70과 F2-L56-S70 이다.

2.3 실험 방법

용량 1000kN의 액츄에이터를 사용하여 Fig. 2와 같이 비틀림 하중을 재하하였다. 길이 3.0m의 보에 대하여 2.45m의 구간에 대하여 비틀림 하중을 재하하였다. 부재는 한쪽 지점은 회전을 구속하기 위하여 고정지점을 갖도록 하였으며, 다른 한쪽 지점은 회전 베어링(arc bearing)을 설치하여 횡방향으로 회전변위가 자유롭게 발생하도록 하였다.

회전지점에 가력보(loading beam)를 설치하였으며, 부재의 중심선으로부터 0.8m(lever arm) 만큼 떨어진 가력보 위치에 하중을 재하하여 부재에 비틀림을 가력하였다. 회전지점은 부재의 중심선에 대한 회전반경을 고려하여 제작하였다. 실제적 비틀림 가력장치를 Fig. 3에 나타내었다.

보의 비틀림 각도를 세 가지 방법으로 측정하여, 비틀림 각도 측정값의 신뢰성을 확보하고자 하였다. Fig. 4에 비틀림 각도 측정 단면 위치를 나타내었다. 첫번째 방법으로써, 가력단 방향의 부재 끝단(단면 A-A)에 경사계(tiltmeter)를 설치하여 부재의 비틀림 각도를 측정하였다. 두 번째 방법으로써, 비틀림 하중 재하단면(단면 B-B)의 가력보 끝단에 LVDT를 설치하여 하중 단계별 처짐을 측정하였으며, 이를 이용하여 비틀림 각도를 산정하였다.

또한, 비틀림 하중 재하단면(단면 B-B)에서 525mm 떨어진 단면(단면 C-C)에 강재 프레임과 LVDT를 설치하여 하중 단계별 처짐을 측정하여 비틀림 각도를 산정하였다.

3. 실험 결과 및 분석

3.1 균열 및 거동 특성

실험 부재의 균열 및 파괴양상을 파악하기 위하여 부재가 파괴할 때까지 하중을 재하하여 각 하중단계에 따른 균열진전 양상을 파악하고 비틀림 모멘트-각도 곡선을 측정하였다. Fig. 4에 나타낸 세 단면에서의 비틀림 각도량 측정값을 이용한 부재 F1-L56-S35 부재의 비틀림 모멘트-각도 곡선을 Fig. 5에 비교하여 나타내었다. 세 단면에서의 비틀림 모멘트-각도 곡선은 뚜렷한 차이를 나타내지 않으며, 비틀림 측정값의 연속성과 신뢰성을 확보한 것으로 판단된다.

대표적으로 부재 F1-L56-S00의 사인장 균열 및 파괴양상을 Fig. 6에 나타내었다. 초기하중 재하 단계에서 비틀림 모멘트-각도 곡선은 거의 선형 관계를 나타낸다. 초기균열은 지점부 근처에서 비틀림 모멘트()가 68kN‧m 일때 발생하였다. 초기 비틀림균열 이후 비틀림 모멘트가 증가함에 따라 더욱 많은 사인장 균열이 이미 발생한 사인장 균열사이로 추가로 발생하였다. 균열은 부재의 4개 면을 따라 나선 형태를 나타내었다. 부재는 초기 균열 이후에도 추가로 비틀림 하중을 부담하며, 최대 비틀림 모멘트()는 73.3kN‧m이다(Fig. 5). 최대 비틀림 모멘트 도달시의 비틀림 각도()는 0.0111rad/m이다.

스터럽이 없는 일반 콘크리트 보는 초기균열 후 갑작스런 파괴거동을 나타낸다. 반면에, 이 연구에서의 초고성능 콘크리트 보는 스터럽이 없을지라도 초기균열 이후에도 지속적으로 비틀림 모멘트 하중에 대한 저항능력을 나타낸다. 초고성능 콘크리트 보는 초기 균열 이후에도 극한 상태까지 비틀림 모멘트 하중이 지속적으로 증가하는 균열후(post-cracking) 거동을 나타낸다. 이는 초고성능 콘크리트 보의 비틀림 거동이 초기균열 이후에도 뚜렷한 연성을 나타냄을 의미하며, 일반 콘크리트 보의 비틀림 거동과는 다른 특성이다. 초기균열 이후의 하중 증가에 따라 여러개의 미세 사인장 균열이 추가로 발생하였으며, 추가로 발생한 균열은 응력 재분배로 인한 보의 하중분담 능력을 증진시키는 것으로 판단된다. 하중증가와 더불어 균열을 가로지르는 강섬유는 더욱 큰 응력을 부담한다.

최대 하중상태에 도달할 때 여러개의 균열 중에서 Fig. 6(b)와 같이 특정 균열의 균열폭이 뚜렷이 증가하고 강섬유 뽑힘현상이 발생하였다. 즉, 여러 개의 사인장균열 중 특정 균열폭이 증가하여 주 사인장 균열(major inclined crack)로 발전하였다. 최대 하중 이후 비틀림 모멘트는 점진적으로 감소하며, 이와 더불어 다른 균열에 비하여 주 사인장 균열 폭은 급격히 증가한다. 이러한 현상은 극한하중 상태까지 강섬유의 가교 역할로 인해 비틀림 하중 분담 능력은 증가하나, 극한 하중 이후에는 주 사인장 균열에서의 강섬유의 가교역할이 감소하며 이에 따라 부재의 비틀림 하중도 감소한다고 판단된다. 극한 비틀림 모멘트(=73.3kN‧m)에서의 균열폭은 0.2mm이고, 최대하중 이후 단계에서 =57kN‧m일 때의 주 사인장 균열폭은 5.0mm이다. 또한, 실험종료 시(=32kN‧m)의 주사인장 균열폭은 36mm이다. 궁극적으로 강섬유 뽑힘 현상이 스터럽이 없는 초고성능 콘크리트 보의 사인장 파괴를 유발하는 파괴 메커니즘을 나타내었다.

Fig. 7에 모든 실험 부재의 파괴현황을 비교하여 나타내었다. 초기균열은 사인장균열형태로 발생하였다. 초기 비틀림균열이 발생한 후 비틀림 모멘트가 증가함에 따라 더욱 많은 비틀림 균열이 발생하였다. 균열은 부재의 4개 면을 따라 나선 형태를 나타내었다. 최대 비틀림 모멘트에 거의 도달할 때, 여러 개의 사인장 균열 중에서 특정 균열폭이 증가하여 주 사인장 균열로 발전하였다. 최대하중 도달 이후 비틀림 모멘트는 점진적으로 감소하며, 이와 더불어 다른 균열에 비하여 주 사인장 균열 폭은 급격히 증가하였다. 이러한 현상은 초기균열단계에서 극한하중단계까지 강섬유의 가교 효과로 인해 비틀림에 대한 저항능력은 증가하지만, 극한하중 이후에는 주 사인장 균열에서의 강섬유의 가교 효과가 감소하고 이에 따라 부재의 비틀림 저항능력도 감소한다고 판단된다.

Fig. 7(a), (b) 및 (c)에 강섬유양=1%이고, 폐쇄스터럽량=0.0, 0.35%, 0.70% 일 때의 파괴현황을 각각 나타내었다. 스터럽량이 증가함에 따라 더욱 많은 사인장균열이 발생한다. 이는 스터럽량이 증가함에 따라 초기 사인장 균열 발생 후에 스터럽이 응력 분배에 더욱 유리하게 작용하는 것을 나타낸다. 또한, Fig. 6(d), (e) 및 (f)에 강섬유양=2%이고, 폐쇄스터럽량=0.0, 0.35%, 0.70% 일 때의 파괴현황을 각각 나타내었으며, 스터럽량이 증가함에 따라 더욱 많은 사인장 균열이 발생하였다.

극한하중 상태에서의 스터럽의 변형률 특성을 파악하기 위하여 대표적으로 부재 SS-F1-L56-S35와 SS-F1-L56- S70의 스터럽에서 측정한 변형률을 Fig. 8에 각각 나타내었다. 스터럽 변형률 측정 위치(S1, S2 및 S3)는 Fig. 1에 나타내었다. 초기균열이 발생할 때까지 각 부재의 스터럽 변형률의 변화는 작고, 초기 균열 이후 스터럽의 변형률은 크게 증가한다. 부재 SS-F1-L56-S35의 극한 비틀림 모멘트 상태에서 측정한 스터럽의 변형률은 각각 S1=2394m/m, S2=3071m/m 및 S3=1748m/m이다. 스터럽의 항복 변형률은 2000m/m이고 스터럽 S1과 S2의 극한하중 상태에서의 변형률은 항복변형률을 초과한다. 부재 SS-F1-L56-S70의 극한 비틀림 모멘트 상태에서 측정한 스터럽의 변형률은 각각 S2=1318m/m 및 S3=1816m/m 이다. 스터럽 S2의 변형률은 항복변형률보다 작지만, S3의 극한하중 상태에서의 변형률은 항복변형률에 근접하고 있다.

3.2 강섬유양 변화에 따른 비틀림 강도 특성

Fig. 9에 실험 부재의 비틀림 모멘트-각도 곡선을 나타내었다. 부재의 비틀림 강도 실험 결과를 Table 3에 나타내었다. 부재 F1-L56-S00와 F2-L56-S00 부재의 종방향 철근양은 0.56%, 스터럽은 배근되지 않은 동일한 조건이지만, 강섬유양은 1.0%(F1-L56-S00) 및 2.0%(F2-L56-S00)로서 각각 다르다.

부재 강섬유양이 1%인 부재 F1-L56-S00의 극한 비틀림 모멘트가 강섬유양이 2%인 부재 F2-L56-S00의 극한 비틀림 모멘트 보다 높게 측정되었다. 또한, 부재 F1-L56-S00는 극한하중 이후에도 비틀림 모멘트-각도 곡선이 점진적으로 감소하는 형상을 나타내는 반면에, 부재 F2-L56-S00의 비틀림 모멘트-각도 곡선은 극한하중 이후에 다소 갑작스럽게 하락하는 경향을 나타내었다. 강섬유 보강 콘크리트 및 UHPC의 경우 강도차원에서 강섬유 혼입량도 중요하지만, 강섬유의 배열 또한 부재의 거동에 영향을 미친다.8) 이는 강섬유 보강 콘크리트의 재료특성이 섬유의 분산 및 배열에 영향을 받는 특성과 연관성이 있기 때문이다. 강섬유 혼입량이 많은 경우에 콘크리트를 배합할 때 강섬유의 뭉침 현상(fiber balling)에 의해 섬유의 분산성이 나빠질 가능성이 있으며, 섬유의 뭉침현상은 부재의 거동 및 강도에 영향을 미칠 수 있다. 또한, 강섬유의 분산성이 좋을지라도 강섬유가 부재의 주인장응력 방향에 대해 효과적으로 배열되지 않으면 비틀림강도에 영향을 줄 수 있기 때문이다. 따라서, 강섬유 혼입률이 2.0%인 F2-L56-S00 부재가 강섬유 혼입률이 1.0%인 F1-L56-S00 부재에 비하여 비틀림 강도가 작고 균열후 거동이 양호하지 않은 것은 상대적으로 강섬유 배열이 좋지 못한 것에 기인한다고 판단된다.

부재 F1-L56-S35 및 F2-L56-S35의 종방향 철근양은 0.56%, 스터럽량은 0.35%로서 동일하지만, 강섬유양은 각각 1.0 및 2.0%로써 서로 다르다. 또한, 부재 F1-L56-S70 및 F2-L56-S70의 종방향 철근양은 0.56%, 스터럽량은 0.70%로서 동일하지만, 강섬유양은 각각 1.0% 및 2.0%로써 서로 다르다. 그림에서 보는 바와 같이 강섬유양 증가에 따라 극한 비틀림 모멘트는 증가하였다. 부재 F1- L56-S35의 극한 비틀림 모멘트는 75.3kN­m이고 부재 F2-L56-S35의 극한 비틀림 모멘트는 85.6kN­m로써 극한 비틀림 모멘트는 14% 증가하였다.

부재 F1-L56-S70의 극한 비틀림 모멘트는 86.7kN­m이고 부재 F2-L56-S70의 극한 비틀림 모멘트는 109.8kN­m로써 극한 비틀림 모멘트는 27% 증가하였다. 따라서, 강섬유양의 증가는 UHPC 부재의 비틀림 강도 증가에 영향을 미치는 것을 나타낸다.

3.3 스터럽량 변화에 따른 비틀림 강도 특성

부재 F1-L56-S00, F1-L56-S35 및 F1-L567-S70의 강섬유 함유양은 1%, 종방향 철근비는 0.56% 로서 동일하지만, 스터럽량은 각각 0, 0.35% 및 0.70% 로서 다르다. Fig. 9(a)에서 보는 바와 같이 스터럽 증가에 따라 극한 비틀림 모멘트는 증가하고 있다. 스터럽량이 0%일 경우(F1-L56-S00)의 극한 비틀림 모멘트는 73.3kN­m이고 스터럽량이 0.70% 일 경우(F1-L56-S70)의 극한 비틀림 모멘트는 86.7kN­m로써 극한비틀림 모멘트는 18% 증가한다.

또한, 부재 F2-L56-S00, F2-L56-S35 및 F2-L56-S70의 비틀림 모멘트-각도 곡선을 비교하여 Fig. 9(b)에 나타내었다. 세 부재의 강섬유 함유양은 2%, 종방향 철근비는 0.56%로서 동일하지만, 스터럽량은 각각 0, 0.35 및 0.70% 로써 다르다. 그림에서 보는 바와 같이 스터럽 증가에 따라 극한 비틀림 모멘트는 증가하고 있다. 스터럽량이 0%일 경우(F2-L56-S00)의 극한 비틀림 모멘트는 66.1kN­m이고 스터럽량이 0.70%일 경우(F2-L56-S70)의 극한 비틀림 모멘트는 109.8kN­m로써 극한 비틀림 모멘트는 66% 증가한다. 또한 스터럽량 증가에 따라 균열 비틀림 모멘트에서 극한 비틀림 모멘트까지의 비틀림 변위는 증가하고 있으며, 이는 스터럽이 증가함에 따라 비틀림 연성능력이 증가하는 것을 나타낸다.

이 연구에서는 강섬유 보강 초고성능 콘크리트를 이용한 비틀림 부재의 실험연구를 수행하였으나, 추후 보통강도 콘크리트 비틀림 부재의 실험을 통한 비교 연구가 이루어지면 더욱 상세한 초고성능 콘크리트의 비틀림 거동 특성 고찰이 가능하다고 판단된다.

4. 비틀림 모멘트 강도 평가

콘크리트 보의 비틀림 강도를 산정하기 위한 기법으로써 경사 휨(skew-bending) 이론,22) 박벽관 입체 트러스 이론(thin-walled, space truss analogies),23,24) 수정압축장 이론(modified compression field theory)25) 및 Hsu 등이 제안한 회전각 연화 트러스 이론(rotation angle softened truss model)26)이 있다.

경사 휨 이론은 콘크리트에 의한 비틀림강도 기여분()과 스터럽에 의한 비틀림강도 기여분()을 구분하여 비틀림 강도를 산정하도록 제안되었으며, 공칭 비틀림강도는 다음과 같다.

여기서,  : 단면의 짧은 변의 길이(mm)

      : 단면의 긴 변의 길이(mm)

      :    스터럽 짧은 변의 길이(mm)

      :    스터럽 긴 변의 길이(mm)

      :    스터럽 다리(leg) 하나의 단면적(mm2)

         :       스터럽의 항복강도(MPa)

         :       콘크리트의 압축강도(MPa)

Table 3에 비틀림 강도 실험 결과와 경사휨이론에 의한 예측 결과를 비교하여 나타내었다. 보통강도 콘크리트의 비틀림 거동 특성을 바탕으로 제안된 기존의 경사 휨 이론은 초고성능 콘크리트의 비틀림 강도를 과소평가하는 것으로 나타난다.

박벽관 이론과 힘의 평형 조건을 이용한 공간 트러스 개념에 근거한 비틀림 강도 평가식은 경사 휨 이론보다 간략하게 철근콘크리트 부재의 비틀림 강도를 평가한다. 콘크리트에 의한 비틀림 강도 기여분을 무시하고 스터럽이 기여하는 공간 트러스 이론만에 의해 비틀림 강도를 평가하고 있어 콘크리트의 비틀림 강도 기여분을 효과적으로 고려하지 못한다. 박벽관입체 트러스 이론에 의한 공칭 비틀림 강도는 다음과 같다.

여기서,  : 전단흐름 중신선으로 둘러싸인 면적=0.85

        :       폐쇄스터럽으로 둘러싸인 면적(=)

     : 폐쇄스터럽 다리 하나의 면적

        :       폐쇄스터럽의 항복강도

     : 스터럽 간격

     : 부재 중심선에 대한 사인장균열각도

Table 3에 비틀림 강도 실험 결과와 박벽관입체 트러스 이론에 의한 예측 결과를 비교하여 나타내었다. 박벽관입체 트러스 이론은 F1-L56-S00 및 F2-L56-S00와 같이 스터럽이 배근되지 않은 초고성능 콘크리트 보의 비틀림 강도를 예측할 수 없다. 또한, 박벽관입체 트러스 이론은 스터럽이 비틀림 강도를 지배하므로, 초고성능 콘크리트처럼 균열 이후 섬유의 가교 작용으로 인한 콘크리트의 비틀림 기여도를 반영하지 않기 때문에 초고성능 콘크리트의 비틀림 강도를 너무 과소평가하는 것으로 나타난다.

UHPC의 비틀림 강도는 일반 콘크리트와 달리 균열 이후 섬유의 가교 작용으로 인한 콘크리트의 연성거동으로 인해, 콘크리트와 강섬유의 비틀림 강도기여를 합리적으로 고려할 필요가 있다. 이 연구에서는 UHPC 보의 비틀림강도를 콘크리트 매트릭스의 비틀림강도 기여분(), 철근의 비틀림강도 기여분() 및 강섬유의 비틀림강도 기여분()의 합으로 표현하였다.

콘크리트의 비틀림 강도 기여분은 다음과 같다.

여기서,  :     부재 단면의 짧은 변의 길이(mm)

     :     부재 단면의 긴 변의 길이(mm)

     :     2축응력상태에서의 인장강도 감소계수(=0.85)

         :       매트릭스의 휨인장강도(MPa)

     :     극한상태에서 콘크리트의 비틀림기여 계수

철근의 비틀림 강도 기여분은 다음과 같다.

여기서, 식 (6)과 (7)에 사용된 변수의 정의는 식 (1)과 (2)의 변수의 정의와 같다.

강섬유의 비틀림 강도 기여분은 다음과 같다.

여기서,  :     강섬유의 비틀림강도 계수

       : 강섬유계수

식 (8)에서 는 강섬유의 비틀림 강도 기여분을 나타내는 계수이다. Nanni27)는 항복강도가 1500～2000MPa인 강섬유를 사용한 보통강도 강섬유 보강 콘크리트의 비틀림 실험 결과를 토대로 =0.42를 제안하였다. 이 연구에서의 초고성능 콘크리트에 적용된 강섬유의 항복강도는 2500MPa이며 강섬유의 항복강도 증분량을 고려하여 =0.60을 적용하였다.

극한비틀림 강도 예측값과 실험값을 비교하여 Table 3에 나타내었다. 식 (5)의 의 값에 대한 영향을 파악하기 위하여 =0.5, 0.6, 0.7 및 0.8 일 때의 비틀림 강도를 각각 산정하여 나타내었다. =0.5, 0.6, 0.7 일 때의 예측값은 비틀림 강도를 과소평가하고 있다. 반면에, 실험값에 대한 =0.8을 적용한 예측값의 평균은 0.99를 나타내고 있으며, 제안식에 의한 예측값은 실험 결과와 비교적 일치하고 있는 것으로 나타난다.

5. 결    론

이 연구에서는 강섬유를 혼입한 초고성능 콘크리트 보의 비틀림 거동 특성을 파악하기 위한 실험연구를 수행하고, 비틀림 강도 예측식을 제안하여 예측 결과와 실험 결과를 비교하였으며, 주요 결론은 다음과 같다.

1)균열 및 파괴양상을 관찰한 결과, 초기균열 이후의 하중 증가에 따라 여러개의 사인장 균열이 추가로 발생하였으며, 초기균열 이후에도 극한 상태까지 하중이 지속적으로 증가하는 균열 후 거동을 나타내었다. 이는 UHPC 보의 비틀림 거동은 초기균열 이후에도 뚜렷한 연성을 나타내는 것을 의미한다.

2)강섬유양이 증가할수록 비틀림 강도 실험 결과는 전반적으로 균열하중 및 극한하중이 증가하는 것을 나타내지만, 강섬유의 분산성에 영향을 받는 것으로 판단된다. 부재 F2-L56-S00의 비틀림 강도가 부재 F1-L56-S00의 비틀림 강도보다 작게 나타난 것은 UHPC에서의 강섬유의 분산 및 배열에 영향을 받았기 때문으로 판단된다.

3)스터럽량이 증가할수록 비틀림강도는 증가하였다. 또한, 스터럽량 증가에 따라 극한 비틀림 모멘트 상태에서의 비틀림 변위는 증가하고 있으며, 이는 스터럽이 증가함에 따라 비틀림 연성능력이 증가하는 것을 나타낸다.

4)UHPC 보의 강섬유의 비틀림 강도 기여분을 반영한 비틀림 강도 예측식을 제안하였다. 비틀림강도 예측값은 =0.8일 때 실험값에 근접하고 있으며, UHPC 보의 비틀림강도 예측에 유용한 것으로 나타났다. 이 연구에서의 비틀림강도 실험 결과는 강섬유 보강 초고성능 콘크리트의 추후 개선된 비틀림 강도예측을 위한 유용한 연구자료가 될 수 있다.