1. 서    론

상부철근 효과에 대한 영향은 20세기 초부터 연구되어 왔으며(Abrams 1913; Edwards and Greenleaf 1928; Richart 1928; Menzel 1939; Clark 1946), 현행 설계기준에서는 이 영향을 고려하여 정착길이와 이음길이를 규정하고 있다(ACI Committee 318 2014; KCI 2012).

상부철근 효과는 블리딩 수가 철근 하부에 갇혀서 철근 하부 콘크리트의 품질이 저하되기 때문에 발생되므로, 굵은 철근일수록 큰 악영향을 미치게 된다. 현행 설계기준의 배경이 되는 기존연구는 지름 22 mm 이상의 보 주철근을 대상으로 수행되었다(Jirsa and Breen 1981; Jeanty et al. 1988). 하지만 벽식아파트와 콘크리트 코어 전단벽에는 지름 10, 13 mm 철근이 수평철근으로 많이 사용된다. 콘크리트구조기준(KCI 2012)에서는 철근 지름에 상관없이 철근 하부 굳지 않은 콘크리트의 높이가 300 mm 이상이면 1.3의 수정계수를 곱하여 정착길이를 산정하도록 규정하고 있다. 작은 지름 철근의 하부에 갇힌 블리딩 수는 굵은 철근에 비해 다짐 진동에 의해 쉽게 제거될 수 있으므로 상부철근 효과가 줄어들 것으로 예상된다.

또한 휨모멘트에 의해 철근에 인장력이 유발되는 보와 달리, 벽체에서는 전단력에 의해 수평철근에 인장력이 작용된다. 휨부재 주철근의 정착과 이음에는 부착응력 외에 부재 휨변형에 의해서도 철근 주변 콘크리트에 인장응력이 작용된다. 따라서 면내 휨변형이 없는 벽체의 수평철근은, 정착길이와 이음길이 설계식의 배경인 휨철근보다, 양호한 부착성능을 가진다.

이 연구에서는 지름 10 mm 벽체 수평철근의 상부철근 영향과 정착강도를 실험으로 검토하였다.

2. 선행 연구

2.1 콘크리트구조기준(KCI 2012)

콘크리트구조기준(KCI 2012) ‘8.2.2 인장 이형철근 및 이형철선의 정착’에서는 정착길이를 다음 식으로 산정한다.

              (1)

여기서, 는 정착길이, 는 철근 지름, 는 철근 설계기준항복강도, 는 경량콘크리트계수, 는 콘크리트 설계기준압축강도, 는 철근배치 위치계수로 정착길이 또는 겹침이음부 아래 300 mm를 초과하는 굳지 않은 콘크리트를 친 수평철근을 상부철근으로 정의하고 1.3의 값을 사용, 는 철근 도막계수, 는 철근 크기계수, 는 철근 간격 또는 피복 두께에 관련된 지수, 는 횡방향 철근계수이다.

수평철근 하부에 굳지 않은 콘크리트가 300 mm를 초과하는 경우에는 블리딩 수가 철근 하부에 고이고, 이 물이 증발하면 철근 하부가 콘크리트와 접촉하지 않기 때문에 부착 강도가 저하된다. 이를 고려하여 정착길이를 30 % 증가시키도록 규정하고 있다.

2.2 Jirsa and Breen(1981)

지름 22 mm, 29 mm, 35 mm 3종류의 철근을 이용하여, 정착 또는 이음되는 수평 철근 하부의 콘크리트 깊이에 따른 부착강도 특성을 분석하였다. 실험결과 3종류의 철근 모두에서 철근 하부 굳지 않은 콘크리트가 깊어질수록 부착강도가 저하되었다. 또한 슬럼프가 클수록 부착강도는 철근 하부 굳지 않은 콘크리트 깊이에 민감한 것으로 나타났으며, 이를 통해 상부철근 효과는 블리딩 수가 철근 하부에 고여서 콘크리트 품질이 저하됨에 따라 나타나는 현상이라는 것이 증명되었다.

2.3 Jeanty et al.(1988)

중앙부 1점 하중을 받는 보에서 보 주철근으로 정착된 지름 25 mm 철근의 상부철근 효과를 실험하였다. 실험결과 하부철근은 균열, 강성, 강도, 변형측면에서 모두 상부철근에 비해 우수하였다. 또한 상부철근을 갖는 실험체가 강도와 강성이 모두 낮은 것으로 나타났다. 횡보강 철근의 유무와 무관하게 상부철근계수는 1.22로 평가되었다.

3. 실험계획

수평철근이 가장 많이 사용되는 벽식 아파트를 실험 대상으로 선정하였다. 철근 지름은 10 mm이고, 강종은 SD500을 사용하였다. 콘크리트강도는 벽식아파트에 가장 많이 사용되는 24 MPa로 설정하였다.

3.1 실험 변수

상부철근 효과를 검증하기 위하여 수평철근의 높이와, 묻힘깊이에 따른 정착강도를 평가하기 위하여 묻힘깊이를 실험변수로 설정하였다. 설계기준의 정착길이 산정식에는 안전율 1.25가 고려되어 있으므로(Orangun et al. 1977), 정착파괴를 유발하기 위해 묻힘깊이를 0.4, 0.6, 1.0 3종류로 선정하였다. 여기서, 는 식 (1)에 따라 산정된 정착길이이다.

3.2 실험체 설계 및 제작

벽체 높이는 3 m로 선정하였고, 벽체 두께는 가력장치가 안정적으로 거치될 수 있도록 300 mm로 결정하였다. 수평철근은 벽면 양쪽에 수직철근 바깥쪽으로 배치하였으며, 피복두께는 설계기준의 최솟값 20 mm를 사용하였다. 경화된 하부 슬래브의 윗면에서부터 수평철근까지의 높이는, 가장 낮은 철근이 100 mm이며, 2번째 철근을 300 mm, 그 다음은 400 mm 간격으로 설계하였다. Fig. 1과 같이 같은 높이에 2개의 철근이 좌우면에 배치되어 있다.

실험체 폭은 600 mm로 설계하였고, 인장력이 가해지는 부분의 콘형태 파괴를 방지하기 위해 50 mm를 비부착 처리하였다. 실험변수인 묻힘깊이 이후 나머지 구간도 비부착 처리하였다. 비부착 방법은 Fig. 2와 같이 튜브를 끼우고 양쪽 끝에 시멘트 페이스트가 유입되지 않도록 접착제로 막았다. 벽체에 균열을 방지하기 위해 수직철근을 200 mm 간격으로 양면에 배근하였다.

실제 상황을 모사하기 위해, 하부 슬래브를 타설하고 7일간 양생 후 벽체 콘크리트를 타설하였다. 또한 3 m 높이의 벽체를 1 m씩 3개 층으로 나누어 1시간 간격으로 콘크리트를 타설하였다. 각 층에 타설된 콘크리트는 전동다짐기로 평균 54초씩 다짐하였다. 실험체 목록을 Table 1에 정리하였다.

3.3 가력 및 계측 계획

콘크리트구조기준(KCI 2012)의 정착길이 설계식은 순수 휨을 받는 구간에서 겹침이음을 갖는 보의 휨실험으로 개발되었다(Orangun et al. 1977). 이 연구의 목적은 전단력에 저항하는 벽체 수평철근의 정착강도 평가이므로, Fig. 3과 같은 인발실험을 계획하였다. 실험의 안전성과 용이성을 위해 세워서 제작된 실험체를 90° 돌려서 가력하였다. 센터홀 오일잭을 이용하여 가력하였고, 센터홀 로드셀을 이용하여 하중을 계측하였다. 반력이 철근 정착에 영향을 주지 않도록 철근에서 반력점까지 거리는 500 mm를 확보하였다. 가력속도는 KS B 0802(KSA 2008)에 따라 10 MPa/sec를 기준으로 하였다.

4. 실험 결과

4.1 재료시험 결과

철근의 인장 시험결과 항복강도 601 MPa, 인장강도 683 MPa였으며, 시험결과를 Table 2에 정리하였다. 콘크리트 압축강도는 타설 구간 별로 3개씩의 공시체를 시험하였다. 타설 구간 별 압축강도는 31.9, 37.5, 32.9 MPa로 설계압축강도 24 MPa를 상회하였다. 시험결과를 Table 3에 정리하였다.

4.2 파괴 양상 및 최대강도

정착파괴가 발생된 철근은 모두 Fig. 4(a)와 같이 뽑힘파괴가 발생하였다. 콘크리트구조기준(KCI 2012)의 정착길이 설계식은 쪼갬파괴을 근거로 개발되었다(Orangun et al. 1977). 그러나 이 실험에서는 철근지름이 가늘고, 이에 따라 철근 마디의 높이가 낮아 뽑힘파괴가 발생된 것으로 판단된다. 뽑힘파괴 발생 전에 철근을 따라서 콘크리트 표면에 균열이 발생되었다.

정착부 파괴가 발생되지 않고 철근 응력이 650 MPa에 도달한 경우 철근 파단이 우려되어 안전을 위해 실험을 종료하였다. Fig. 4(b)와 같이 1.0의 묻힘깊이를 갖는 실험체 10개, 0.6의 묻힘깊이 실험체 3개, 0.4의 묻힘깊이 실험체 2개의 철근에서 정착파괴 없이 실험을 종료하였다.

철근별 최대하중, 정착강도 및 제안식에 따른 예상강도를 Table 4에 정리하였다(Orangun et al. 1977; KCI 2012; ACI Committee 318 2014).

5. 정착강도 평가

발현된 철근 강도를 철근 높이 및 묻힘깊이에 따라 분석하였고, 콘크리트구조기준(KCI 2012), Orangun et al.(1977)의 제안식 및 ACI Committee 408(2003)의 부착강도 평가식에 따른 강도와 비교하였다.

5.1 철근 위치에 따른 발현강도

수평철근 위치에 따른 철근 발현강도를 Fig. 5에 나타내었다. 여기서 는 철근에 발현된 응력으로 계측된 하중 를 철근단면적으로 나눠서 산정하였다. 분리타설된 층별로 콘크리트강도가 상이하지만, 최대 5.6 MPa만 차이가 나기 때문에 모든 실험결과를 함께 표현하였다. 은 슬래브 바닥면에서부터 철근까지의 거리이며, 는 콘크리트 분할 타설면에서부터 철근까지의 거리이다.

Fig. 5(a)와 같이 0.4의 묻힘깊이를 갖는 실험체에서 에 따른 철근 응력은 수직위치 100 mm에서 매우 높게 발현되었으나, 수직위치 700 mm에서 가장 낮게 발현되었다. 1 m 이상 높이에서 다시 증가하였다. 에 따른 발현 응력은 Fig. 5(b)와 같이 철근 높이에 따른 뚜렷한 경향을 보이지 않았으나, 상관계수는 음의 값으로 철근 높이가 높아짐에 따라 정착강도가 감소하는 경향을 보였다.

0.6의 묻힘깊이를 갖는 실험체의 철근 발현 응력은 가 높아짐에 따라 증가하는 경향(Fig. 5(c))을 보였으나, 높이에 대해서는 Fig. 5(d)와 같이 특별한 관련성이 없는 것으로 나타났다.

1.0의 묻힘깊이를 갖는 실험체에서는 10가닥 철근 모두 정착파괴 없이 실험이 종료되었다.

철근에 발현된 응력의 편차가 크기 때문에, 경화된 하부 슬래브에서부터의 높이() 또는 분할 타설면에서부터의 높이()와 철근 발현 응력은 특별한 상관성을 보이지 않았다.

5.2 콘크리트구조기준(KCI 2012) 정착길이 산정식과의 비교

콘크리트구조기준(KCI 2012) 정착길이 산정식 식 (1)을 변형하여, 주어진 정착길이, 피복두께, 콘크리트 압축강도에 따른 철근 발현강도로 표현하면 식 (2)와 같다.

 (2)

여기서, 는 철근 중심에서부터 콘크리트 표면까지의 거리로 25 mm이며, 은 평균압축강도이다. 횡보강철근이 배치되지 않았으므로 은 0이며, 철근배치 위치계수 는 1.0으로 가정하였고, 피복계수 는 1.0, 철근 크기 치수계수 는 0.8이다.

묻힘깊이별 철근 높이에 따른 [실험강도]/[예측강도]의 비를 Fig. 6에 나타내었다. 0.4의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 콘크리트구조기준(KCI 2012)에 따른 평가식에 비해 평균 1.96배의 정착강도가 발현되었다. 0.6의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 평균 1.59배의 정착강도가 발현되었다. 콘크리트구조기준(KCI 2012)은 설계식으로 평균강도 예측식에 1.25의 안전율이 포함되어 있다(Orangun et al. 1977). 이를 고려하면, 0.4의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 1.57배, 0.6의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 1.27배의 정착강도를 갖는다. 묻힘깊이 0.4, 0.6인 32개 철근의 [실험강도]/[예측강도]비를 Fig. 7에 나타내었다. [실험강도]/[예측강도]비의 최솟값은 1.34, 평균은 1.78로 충분한 정착강도가 발현된 것으로 평가된다.

콘크리트구조기준(KCI 2012) 정착길이 설계식은 부재에 작용되는 하중의 특성이 고려되지 않는다. 휨부재 주철근의 정착과 이음에는 부착응력 외에 부재 휨변형에 의해서도 철근 주변 콘크리트에 인장응력이 작용되지만 벽체의 수평철근은 전단력에 저항하므로 휨부재 주철근에 비해 양호한 부착성능을 가지는 것으로 평가된다.

5.3 Orangun et al.(1977)의 제안식과의 비교

현행 콘크리트구조기준(KCI 2012)과 ACI 318-14(ACI Committee 318)의 정착길이 및 이음길이 설계식의 근간이 되는 Orangun et al.(1977)의 부착강도 평가식은 다음과 같다.

 (3)

여기서, 는 철근표면에서부터 콘크리트 표면까지의 거리로 20 mm이며, 은 파괴면을 가로질러 배치된 횡방향 철근의 전체 단면적, 는 횡방향 철근의 설계기준항복강도, 는 겹침이음길이, 은 횡방향 철근의 최대 중심간 간격,은 파괴면에 정착되거나 이어지는 철근의 수이다.  횡보강철근이 배치되지 않았으므로 값은 0이다.

식 (3)에 의한 값에 비해, 0.4의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 평균 1.79배의 정착강도가 발현되었고, 0.6의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 평균 1.66배의 정착강도가 발현되었다. Orangun et al.(2012)의 제안식은 겹침이음실험 결과를 바탕으로 개발되었고, 파괴유형이 쪼갬파괴이다. 이 연구에서 사용된 인발실험은 휨변형이 유발되지 않기 때문에 보다 높은 강도가 발현된 것으로 판단된다. 묻힘깊이 0.4, 0.6인 32개 실험체의 [실험강도]/[예측강도]비를 Fig. 8에 나타내었다. [실험강도]/[예측강도]비의 평균은 1.73, 최솟값은 1.37으로 충분한 정착강도를 지닌 것으로 평가된다.

5.4 ACI Committee 408(2003)의 부착강도 평가식과의 비교

ACI Committee 408(2003)에서 제안한 횡보강철근이 없는 철근의 정착강도 평가식은 식 (4)와 같다.

 (4)

여기서, , ,   , 는 측면 순피복두께, 이다.

식 (4)에 의한 값에 비해, 0.4의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 평균 1.40배의 정착강도가 발현되었으며, 0.6의 묻힘깊이를 갖는 실험체는 평균 1.37배의 정착강도가 발현되었다. ACI Committee 408(2003)의 평가식도 겹침이음실험 결과를 바탕으로 개발되었고, 파괴유형이 쪼갬파괴이다. 이 연구에서 사용된 인발실험은 휨변형이 유발되지 않기 때문에 보다 높은 강도가 발현된 것으로 판단된다. 묻힘깊이 0.4, 0.6인 32개 실험체의 [실험강도]/[예측강도] 비를 Fig. 9에 나타내었다. [실험강도]/[예측강도]비의 평균은 1.39, 최솟값은 1.05이다.

6. 결    론

벽체 수평철근으로 사용된 지름 10 mm 철근에 대하여, 콘크리트구조기준의 철근배치 위치계수 적용의 적절성과 정착강도를 검토하기 위하여 묻힘깊이와 철근 하부 굳지 않은 콘크리트 깊이를 변수로 42개의 인발실험을 수행하였고, 실험결과 다음의 결론을 얻었다.

1)묻힘깊이 0.4인 실험체 16개 중 14개, 묻힘깊이 0.6인 실험체 16개 중 13개에서 뽑힘파괴가 발생되었고, 나머지 실험체는 정착파괴 없이 실험 종료 또는 철근이 파단되었다.

2)타설면을 기준으로 철근의 위치가 높아짐에 따라, 묻힘깊이 0.4인 철근은 정착강도가 약간 감소하는 경향을 보였고, 묻힘깊이 0.6인 철근은 정착강도가 약간 증가하는 경향을 나타냈다. 경화된 슬래브 바닥면을 기준으로 철근 높이에 따른 정착강도를 평가하였을 때는 뚜렷한 경향성을 나타내지 않았다. 종합적으로 철근 높이와 정착강도는 뚜렷한 상관관계가 없는 것으로 평가되었다. 지름 22 mm 이상의 보 주철근을 대상으로 수행된 기존 연구와 달리 지름 10 mm 벽체 철근에는 블리딩 수에 의한 철근 하부 콘크리트의 품질 저하가 철근 부착에 큰 영향을 주지 않은 것으로 판단된다. 따라서 벽체의 수평철근으로 사용된 지름 10 mm 철근에 대해서는 위치계수를 1.0으로 적용하여도 충분히 안전한 정착길이를 확보할 수 있다.

3)철근배치 위치계수를 적용하지 않고 콘크리트구조기준 정착길이 설계식, Orangun et al.(1977)의 제안식, ACI Committee 408(2003) 제안식으로 실험값을 분석한 결과, [실험값]/[예측값]의 평균은 1.39∼1.78이며, 최솟값은 1.05∼1.37로 벽체 수평철근의 정착강도는 일반 휨철근의 부착강도보다 높게 발현되었다. 굵은 지름의 보 주철근에 비해, 10 mm 지름의 벽체 수평철근은 블리딩 수에 의한 부착저하가 크지 않고 휨변형이 발생되지 않기 때문에 동일 묻힘깊이에서 높은 정착강도가 발현되는 것으로 판단된다. 3가지 식은 모두 쪼갬파괴가 발생된 실험결과로 개발되었고 이 연구에서는 뽑힘파괴가 발생되었으므로, 쪼갬파괴가 발생되는 조건으로 변경된다면 더 높은 정착강도가 발현될 것으로 기대된다.