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1. 서 론
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2. 외부 보-기둥 접합부 정착실험 선행연구
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2.1 외부 보-기둥 접합부의 정적가력 연구
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2.1.1 Marques and Jirsa(1975) 갈고리철근 정착 연구
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2.1.2 Bashandy(1996)의 확대머리철근 정착 연구
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2.1.3 Shao et al.(2016)의 확대머리철근 연구
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2.1.4 Chun et al.(2017)의 확대머리철근 연구
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2.2 외부 보-기둥 접합부의 반복가력 연구
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2.2.1 Kang et al.(2009)
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2.2.2 Chun and Shin(2014)
-
2.2.3 Jung(2016)
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3. 확대머리철근이 보 주철근으로 정착된 외부 보-기둥 접합부의 파괴유형
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3.1 콘크리트파괴(concrete breakout failure)
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3.2 뽑힘파괴(pullout failure)
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3.3 접합부 전단파괴(joint shear failure)
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3.4 측면파열파괴(side-face blowout failure)
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4. 파괴유형에 따른 설계식 검증
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4.1 측면파열파괴(side-face blowout failure)
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4.2 접합부 전단파괴
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4.2.1 정적가력
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4.2.2 반복가력
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5. 결 론
1. 서 론
갈고리철근은 갈고리로 인해 배근작업이 복잡하여 시공성이 저하되고, 철근 밀집 부위의 과밀배근으로 콘크리트 충전 불량이 유발된다. 이러한 단점을 보완하기
위하여 갈고리를 생략하고 철근 단부에 정착판을 부착한 확대머리철근이 개발되었다. 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에서 확대머리철근의 정착길이는(식
(1)) 갈고리철근의 80 %로 규정하고 있다.
(1)
여기서, 는 확대머리철근의 정착길이(mm), 는 콘크리트 압축강도(MPa), 는 철근의 항복강도(MPa), 는 철근지름(mm)이다.
갈고리철근의 정착길이 설계식은 Marques and Jirsa(1975)의 외부 보-기둥 접합부 실험을 통해 제안되었다. 실험은 Fig. 1과 같이
외부 보-기둥 접합부를 모사하여 정착된 보의 주철근에 인장력을 가해 측면파열파괴(side-face blowout failure)를 유도하였다.
확대머리철근의 정착강도는 정착된 부위와 파괴유형에 따라 매우 큰 차이를 갖는다(Thompson et al. 2006; Chun 2015; Chun
et al. 2017). 보 주근의 정착에 의해 발생 가능한 외부 접합부의 파괴유형은 측면파열파괴(side-face blowout failure),
콘크리트파괴, 접합부 전단파괴, 뽑힘파괴(pullout failure)이다(Chun and Lee 2009). 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의
확대머리철근 정착길이 설계식은 확대머리철근의 겹침이음 실험(Thomp-son et al. 2006)을 통하여 유도된 식으로 다른 파괴유형의 정착강도가
고려되어있지 않다. 또한 측면피복과 횡보강근에 대한 영향이 정량적으로 표현되지 않는 등 외부 보-기둥 접합부의 실험결과를 포괄하지 못하고 있다. 그러므로
보다 안전하고 경제적인 확대머리철근의 정착강도 설계를 위해 파괴유형 별로 평가식을 규정하는 것이 필요하다.
이 연구에서는 외부 보-기둥 접합부에 정착된 확대머리철근의 정착강도에 대한 선행연구를 파괴유형 별로 나누어 현행설계기준과 선행연구의 제안식을 재평가하였다.
2. 외부 보-기둥 접합부 정착실험 선행연구
2.1 외부 보-기둥 접합부의 정적가력 연구
2.1.1 Marques and Jirsa(1975) 갈고리철근 정착 연구
Marques and Jirsa(1975)의 실험은 현행설계기준의 갈고리철근 정착길이 설계식의 근간이 되는 실험이다. Fig. 1과 같이 센터홀 오일잭(D)을
이용하여 철근에 인장력을 가하고 프레임(E)을 통해 보-기둥 접합부의 압축영역을 모사한 실험을 수행하였다. 실험변수는 철근의 지름, 갈고리 특성(90°,
180°), 정착길이, 횡보강으로 Table 1에 나타내었다. 횡보강의 영향은 기둥 주철근의 위치(보 주철근의 안쪽과 바깥쪽), 횡방향 철근 배근,
측면피복두께를 통해 평가하였다.
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Table 1 Test variables of previous studies on monotonic tests of beam-column joints
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Fig. 1
Test setup of hooked bar in beam-column joints (Marques and Jirsa, 1975)
2.1.2 Bashandy(1996)의 확대머리철근 정착 연구
Fig. 2는 Bashandy(1996)의 실험가력도이다. Marques and Jirsa(1975)의 갈고리철근 실험과 동일하게 보-기둥 접합부를
모사하였다. 실험변수는 철근지름, 확대머리의 크기, 정착길이, 횡보강근 및 전단보강근이다.
Fig. 2
Test setup of headed bars in exterior beam -column joint specimen (Bashandy, 1996)
파괴유형은 측면파열파괴(side-face blowout failure)와 접합부의 전단파괴로 분류하였다. 실험결과 측면피복두께, 정착길이, 횡보강근량이
클수록 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도가 커지는 것으로 나타났다. 전단강도는 기둥의 깊이가 커질수록 접합부 내의 횡보강근이
많을수록 증가하지만, 가정된 보-기둥 접합부의 응력분포가 실제의 보-기둥 접합부의 응력분포와는 다르기 때문에 전단강도에 대한 정확한 평가가 어려운
것으로 나타났다.
2.1.3 Shao et al.(2016)의 확대머리철근 연구
Fig. 3은 Shao et al.(2016)의 확대머리철근의 외부 보-기둥 접합부 모의실험이다. Marques and Jirsa(1975)의 실험과
동일하게 센터홀 오일잭을 이용하여 철근에 인장력을 가하고 지압부재(bearing member)를 통해 압축영역을 모사하였다. 실험변수는 확대머리철근의
지름, 콘크리트의 압축강도, 정착길이, 확대머리철근의 개수와 간격, 측면피복두께, 횡보강근으로 Table 1에 나타내었다. 실험에서 발현된 확대머리철근의
최대 강도는 958 MPa였다.
Fig. 3
Test setup of headed bars in exterior beam-column joint specimen (Shao et al. 2016)
실험결과 파괴유형은 접합부 전단파괴, 콘크리트 파괴, 측면파열파괴(side-face blowout failure) 3가지로 분류되었다. 확대머리철근의
정착강도에 영향을 주는 변수는 콘크리트압축강도, 정착길이, 측면피복두께, 횡보강근으로 Shao et al.(2016)은 파괴유형을 구분하지 않고 횡보강근의
유무에 따른 두 가지의 식 (2), (3)을 제안하였다.
(2)
(3)
여기서, (식 (2))는 횡보강근이 없는 확대머리철근의 정착강도(kN), (식 (3))는 횡보강근이 있는 확대머리철근의 정착강도(kN), 는 콘크리트 압축강도, 는 접합부에서 확대머리철근과 평행하게 배근된 횡보강근의 전체 단면적(mm2), 은 확대머리철근의 개수, 는 확대머리철근 간 순간격(mm)이다.
2.1.4 Chun et al.(2017)의 확대머리철근 연구
최대 지름 57 mm 확대머리철근의 측면파열파괴(side-face blowout failure) 평가식을 제안한 연구에서 Marques and Jirsa(1975)의
실험과 동일하게 철근에 인장력을 가하고 그에 따른 압축영역을 설정하여 보-기둥 접합부를 모사하였다(Fig. 4).
Fig. 4
Test setup of headed bars in exterior beam-column joint specimen (Chun et al. 2017)
철근지름, 측면피복두께, 콘크리트압축강도, 횡보강근의 유무를 실험변수로 설정하였다(Table 1). 측면파열파괴(side- face blowout
failure)를 유도하고 접합부의 전단파괴와 기둥의 휨 및 전단파괴는 방지하기 위해 ACI Committee 352R(2002)의 접합부 전단강도
산정식과 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 기둥의 휨강도 및 전단강도 산정식을 이용하여 접합부 횡보강철근과 기둥의 휨철근 및 전단철근을 배근하였다.
실험결과 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도에 영향을 주는 요인은 정착길이, 측면피복두께, 횡보강근이었다. 실험결과를
통해 다음과 같은 확대머리철근의 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도에 대한 식 (4)이 제안되었다.
(4)
여기서, 는 보-기둥 접합부에 정착된 확대머리철근의 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도(MPa), 는 측면피복두께(mm), 은 횡방향 철근지수()로 은 횡방향 철근의 전체 단면적(mm2), 는 횡방향 철근의 최대 중심간 간격(mm) 은 쪼개질 가능성이 있는 평면을 따라 설치된 확대머리철근 수이다.
2.2 외부 보-기둥 접합부의 반복가력 연구
2.2.1 Kang et al.(2009)
Kang et al.(2009)은 미국(Bashandy 1996; Wallace et al. 1998), 한국(Chun et al. 2007; Kang
et al. 2008), 일본(Murakami et al. 1998; Matsushima et al. 2000; Yoshida et al. 2000;
Tasai et al. 2000; Takeuchi et al. 2001; Kiyohara et al. 2005; Kato 2005; Ishida et
al. 2007; Adachi and Masuo 2007), 대만(Lee and Yu 2009)에서 연구된 보-기둥 접합부 확대머리철근의 반복가력
실험결과의 데이터베이스를 구축하여, ACI Committee 318(2014)과 ACI Committee 352R(2002)의 보-기둥 접합부의 설계법에
대한 검토를 진행하였다. 파괴유형는 크게 휨파괴(I), 휨 항복 후 접합부 전단파괴(II), 휨 항복 전 접합부 전단파괴(III) 세가지로 분류하였다.
연구결과 ACI Committee 318(2014)에 규정된 정착길이 설계식은 외부 보-기둥 접합부에 정착된 확대머리철근의 정착길이를 보수적으로 평가하고
있는 것으로 나타났다. 또한 비선형 거동을 하는 반복가력 실험에 대해 확대머리철근의 순간격 제한을 4 db에서 2 db로 변경하고 콘크리트강도()와 철근의 항복강도() 제한을 ACI Committee 352R(2002)의 규정(, )과 같이 확장시킬 것을 제안하였다.
2.2.2 Chun and Shin(2014)
Chun and Shin(2014)는 접합부 종횡비가 다른 보-기둥 접합부에 대해 반복가력 실험을 수행하였다. 실험변수는 접합부의 종횡비, 접합부
횡보강량, 정착방법(갈고리, 확대머리)이었다.
실험결과, 갈고리철근과 확대머리철근은 유사한 거동을 보였다. 접합부의 종횡비가 1.65보다 큰 경우 전단강도 계수()는 접합부의 종횡비에 반비례하는 것으로 나타났다. 여기서, 는 실험에서 계측된 접합부 전단강도(N), 는 접합부 유효폭(mm), 는 기둥의 깊이(mm)이다.
2.2.3 Jung(2016)
Jung(2016)은 43 mm와 57 mm 대구경 확대머리철근의 외부 보-기둥 접합부에 대해 반복가력 실험을 수행하였다. 실험변수는 측면피복두께,
콘크리트의 압축강도, 횡보강근, 정착의 파괴유형이다.
실험결과 정착강도는 측면피복두께와 횡보강근량이 클수록 증가하는 것으로 나타났다. 현행설계기준으로 실험값을 비교한 결과, 대구경 확대머리철근의 거동은
지름 35 mm 이하 철근과 비슷한 양상을 보였다. 현행설계기준은 실험값을 비교적 정확히 평가하지만 정착강도에 큰 영향을 주는 측면피복두께와 횡보강근의
영향이 고려되어야 한다.
3. 확대머리철근이 보 주철근으로 정착된 외부 보-기둥 접합부의 파괴유형
확대머리철근이 보 주철근으로 정착된 외부 보-기둥 접합부의 강도는 파괴 유형에 따라 큰 차이를 갖는다(Kang et al. 2009; Jung 2016;
Chun et al. 2017). 확대머리철근 정착설계를 위해 접합부에 발생 가능한 파괴 유형을 Fig. 5(Chun and Lee 2009)와 같이
분류하고, 각 파괴 유형별 특징과 설계방법을 정리하였다.
3.1 콘크리트파괴(concrete breakout failure)
확대머리철근이 얕게 정착되거나 보의 높이가 기둥 폭보다 매우 크면, 보 휨에 의해 접합부에 발생하는 압축응력이 접합부 내 확대머리철근의 정착을 구속하지
못한다. 이때, Fig. 5(a)와 같은 원추형의 콘크리트파괴가 발생된다.
Fig. 5
Failure modes of headed bars in exterior beam-column joints (Chun and Lee, 2009)
콘크리트파괴는 보의 유효깊이(d)와 정착길이를 고려하여 방지할 수 있다. 정착길이의 1.5배 이내에 보의 압축력이 작용하면, 보의 휨에 의해 생기는
접합부 내의 압축스트럿에 의해 콘크리트파괴는 구속된다(KCI, 2012). 보 단면에서 모멘트의 팔길이(jd)를 0.9d로 가정하면 식 (5)를 통해
콘크리트파괴를 방지할 수 있다.
(5)
3.2 뽑힘파괴(pullout failure)
뽑힘파괴(pullout failure)는 Fig. 5(b)와 같이 철근의 마디가 낮고 간격이 좁은 경우 철근 마디 사이 콘크리트가 전단파괴되어 발생한다.
뽑힘파괴(pullout failure)는 피복두께나 횡보강근의 배근으로는 성능을 향상시킬 수 없고 뽑힘이 발생되지 않도록 확대머리 정착판의 크기와
묻힘깊이를 적절히 설정하여 방지할 수 있다. 식 (6)은 콘크리트용 앵커의 뽑힘파괴(pullout failure)공칭강도 설계식이다. 확대머리철근의
경우 KCI(2012)에서 규정하는 확대머리철근의 순지압면적 기준()을 만족한다면, SD600 확대머리철근의 경우 압축강도 18.8 MPa (=) 이상의 콘크리트를 사용하면 뽑힘파괴(pullout failure)를 방지할 수 있다.
(6)
여기서, 는 균열 유무에 따른 앵커뽑힘강도에 대한 수정계수(사용하중상태에서 균열이 발생할 경우 1.0, 균열이 없는 것으로 해석된 경우는 1.4), 는 스터드 또는 앵커볼트의 단면적(mm2), 는 스터드 또는 앵커볼트의 헤드 지압면적(mm2)이다.
3.3 접합부 전단파괴(joint shear failure)
접합부 전단파괴는 접합부의 치수가 작거나 전단보강근이 충분히 배근되지 않으면 Fig. 5(c)와 같이 발생된다. 접합부 전단강도는 강진지역에서 주로
연구가 진행되어왔다. 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 내진설계에서는 특수모멘트골조에 대해 접합부 전단강도와 횡방향 철근의 전체 단면적을 규정하고
있다. 1단에 배근되는 횡방향 철근의 단면적은 아래의 식 (7), (8)로 계산되는 값 이상으로 한다.
(7)
(8)
여기서, 는 횡방향 철근의 간격(mm), 는 기둥 내부의 깊이(mm), 는 횡방향 철근의 설계기준항복강도(MPa), 는 전체 단면적(mm2), 는 횡방향 철근의 외곽으로 측정한 부재의 단면적(mm2)이다.
단면이 작은 접합부에 많은 철근을 정착시킬 경우, 접합부 전단파괴가 발생된다. 접합부 전단은 다음과 같은 접합부 전단강도 평가식(KCI, 2012;
ACI Committee 352R, 2002)을 통하여 방지할 수 있다.
(9)
여기서, 은 접합부 전단강도(N), 는 접합부의 최대 인장력(N), 는 접합부의 깊이(mm), 는 접합부 종류에 따른 전단강도 계수로 중간층 외부 보-기둥 접합부의 경우 특수모멘트골조는 KCI(2012)에서 규정하는 1.0, 보통모멘트골조와
중간모멘트골조는 ACI Committee 352R(2002)의 1.25를 사용한다. 그 외의 경우는 ACI Committee 352R(2002)와
KCI(2012) 참조할 수 있다.
3.4 측면파열파괴(side-face blowout failure)
측면파열파괴(side-face blowout failure)는 Fig. 5(d)와 같이 정착판에 집중된 지압력에 의해 콘크리트가 압축을 받아 포아송비에
의해 생기는 횡방향 인장변형으로 발생한다. 측면피복두께는 측면파열파괴(side-face blowout failure)에 직접 기여하는 중요한 변수로,
콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 확대머리철근의 규정에서는 측면피복두께를 2로 규정하고 있다. 측면파열파괴(side-face blowout failure)는 Chun et al.(2017)의 확대머리철근 측면파열파괴(side-face
blowout failure)강도에 관한 식 (4)을 이용하여 방지할 수 있다.
4. 파괴유형에 따른 설계식 검증
3장에서 분류한 4가지 파괴는 모두 취성적이므로, 연성적인 보 휨파괴 유도가 선행되도록 설계해야한다. 콘크리트파괴와 뽑힘파괴(pullout failure)는
KCI(2012)에서 규정하는 확대머리철근의 순지압면적 기준()을 만족하는 경우 발생되지 않으므로 접합부 전단과 측면파열파괴(side-face blowout failure)에 대한 설계법을 기존 실험자료와 비교를
통해 검증하였다.
4.1 측면파열파괴(side-face blowout failure)
측면파열파괴(side-face blowout failure)가 보고된 실험자료는 Bashandy(1996) 10개, Shao et al.(2016)
45개, Chun et al.(2017) 54개, Jung(2016) 4개로 총 113개가 조사되었다. 선행연구의 측면파열파괴(side-face blowout
failure)가 발생된 실험체의 정착강도를 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 식 (1)과 Shao et al.(2016)의 (식 (2), (3)),
Chun et al.(2017)의 식 (4)으로 평가하여, Figs. 6∼8에 예측값과 실험값을 비교하여 나타내었다. Table 2에는 각 실험의
[실험값]/[예측값] 평균을 나타내었다.
Fig. 6
Comparison of bar stresses with predicted stresses by KCI (2012)
Fig. 7
Comparison of bar stresses with predicted stresses by Shao et al. (2016)
Fig. 8
Comparison of bar stresses with predicted stresses by Chun et al. (2017)
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Table 2 Comparison of the measured bar stresses with predictions by previous studies
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Notations: is a measured bar strength; is a predicted bar strength by the current
design code and previous model
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콘크리트구조기준(KCI, 2012) 설계식에 따른 [실험값]/[예측값] 비율의 평균은 1.57, 변동계수는 33 %였다. Shao et al.(2016)의
정착강도식으로 평가한 결과, [예측값]/[실험값] 비율의 평균은 1.11, 변동계수는 20 % 였고, Chun et al.(2017)의 측면파열파괴(side-face
blowout failure) 산정식을 이용하여 평가한 결과, [예측값]/[실험값] 평균은 1.0, 변동계수는 14 %였다.
측면피복두께와 횡보강근의 영향이 고려된 Chun et al.(2017)의 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도 식(식 (4))과
Shao et al.(2016)의 확대머리철근 정착강도 식(식 (2), (3))이 예측값을 정확하게 평가하였다. 그러나 Shao et al.(2016)의
제안식은 측면파열파괴에 가장 큰 영향을 주는 측면피복두께가 고려되지 않고, 다양한 파괴양상의 모두 포함하여 개발되었기 때문에 변동계수가 높게 나타났다.
Fig. 9에 측면피복두께에 따른 [실험값]/[예측값]의 비율을 선행연구에서 제안된 각각의 평가식을 통해 분석하였다.
Fig. 9
Comparison of side cover with ratio of the side-face blowout failure strength
분석결과, 측면파열파괴(side-face blowout failure)만을 고려하여 제안된 Chun et al.(2017)이 변동성이 가장 낮았다.
Chun et al.(2017)의 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도 평가식을 역산하여 5 % 분위수 안전율을 적용한
정착길이 식 (10)을 통해 측면파열파괴(side-face blowout failure)를 방지하도록 정착길이를 설계할 수 있다.
(10)
여기서, 는 보-기둥 접합부에 정착된 확대머리철근의 정착길이, 는 이다.
식 (10)은 KCI(2012) 확대머리철근 정착길이 설계식에 비해 ‘-10’의 상수항을 가지며, 이 항은 확대머리 정착판의 지압효과를 나타낸다.
4.2 접합부 전단파괴
4.2.1 정적가력
선행연구의 보-기둥 접합부 실험 중 전단에 의해 파괴가 발생된 실험체의 정착강도를 ACI Committee 352R(2002)의 접합부 전단강도 평가식으로
비교하여 Table 3과 Fig. 10에 나타내었다. 단, Bashandy(1996)의 실험결과 중 KCI(2012)의 확대머리 크기 규정에 맞지
않는 것은 제외하였다.
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Table 3 Comparison of maximum joint shear strengths with nominal shear strength of
joint by ACI Committee 352R(2002)
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Fig. 10
Comparison of joint shear strengths with nominal shear strengths by ACI Committee
352R(2002)
Shao et al.(2016) 실험의 최대 전단강도()를 ACI Committee 352R(2002)의 접합부 전단강도 평가식()과 비교한 결과, 전단강도 비( /)의 평균은 0.63, COV는 32 %로, Shao et al.(2016)의 실험결과는 ACI Committee 352R(2002)에 비해 낮은
강도가 발현되었다.
Shao et al.(2016) 실험의 경우 하부기둥이 너무 짧아서 상하부면에서 역대칭 모멘트가 형성되는 접합부의 응력상태가 제대로 모사되지 않은
것으로 판단된다. Fig. 11은 실험체와 반력부의 강성을 고려한 해석으로 산정된 실험체의 휨 모멘트도를 나타낸 것이다. 실제 외부 보-기둥 접합부에서는
하부기둥과 접합부가 만나는 Ⓐ 위치에서 Ⓒ위치 모멘트와 반대 방향의 모멘트가 형성되어야 한다. 그러나 Shao et al.(2016)의 실험체에서는
Ⓐ위치에서 모멘트가 거의 작용하지 않았다. Ⓑ점과 Ⓓ점으로 단순지지된 단순보의 모멘트도와 유사하다. 기둥을 단순보로 가정하여 콘크리트구조기준(KCI,
2012)의 전단강도 산정식과 비교한 결과, [실험값]/[예측값] 비율의 평균은 1.62였다. 실험체의 전단경간비(= ⒷⒸ거리/ldt)가 1.1-2.0으로 깊은보로 거동하기 때문에 [실험값]/[예측값] 비율의 평균이 1.0보다 컸다. 따라서 Shao et al. (2016) 실험에서
접합부 전단으로 분류된 실험체는 보-기둥 접합부가 아닌 깊은보의 전단파괴 거동으로 분석된다.
Fig. 11
Bending moment diagram of specimens conducted by Shao et al. (2016)
Bashandy(1996) 실험의 최대 전단강도()를 ACI Committee 352R(2002) 접합부 전단강도 평가식()과 비교한 결과, 전단강도 비( /)의 평균은 0.47, COV는 27 %로 Bashandy (1996)의 실험은 ACI Committee 352R(2002) 평가식보다 매우 낮은
강도가 발현되었다. 전단에 의해 파괴된 대부분의 실험체가 ACI Committee 352R(2002)에서 규정하고 있는 최소 전단 보강근을 만족하지
못하였고, Shao et al.(2016)과 같이 하부기둥과 접합부가 만나는 Ⓐ위치에서 모멘트가 거의 작용하지 않는 것을 볼 수 있다(Fig. 12).
기둥을 단순보로 가정하여 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 전단강도 산정식과 비교한 결과, [실험값]/[예측값] 비율의 평균은 2.38로 Shao
et al.(2016)과 같이 보-기둥 접합부가 아닌 깊은보의 전단으로 평가할 수 있다.
4.2.2 반복가력
Kang et al.(2009)의 보-기둥 접합부에 정착된 확대머리철근의 반복가력 데이터베이스와 Chun and Shin(2014)의 접합부 종횡비에
따른 보-기둥 접합부, 그리고 Jung(2016)의 대구경 확대머리철근을 사용한 접합부의 반복가력 실험 결과에서 접합부 전단파괴가 발생된 실험결과를
콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 내진설계 횡방향 철근규정(식 (7), (8))과 특수모멘트골조의 전단강도 산정식으로 평가하였다.
Fig. 12
Bending moment diagram of specimens conducted by Bashandy (1996)
접합부 전단파괴가 발생된 실험체 38개의 접합부 최대 전단력()과 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 특수모멘트골조의 전단강도 산정식()을 비교한 결과 전단강도 비( /)의 평균은 0.8로 나타났다. Fig. 13은 접합부 횡방향 철근비 비율()에 따른 접합부 전단강도 비( /)이다. 여기서, 는 실제 철근비, 는 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 특수모멘트골조의 횡방향 철근비이다.
접합부 전단파괴된 실험체에서 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 내진설계 횡방향 철근규정에 만족하지 못하는 경우(), 실험체의 내력이 저하되어 설계강도를 발현하기 전에 접합부 전단파괴가 발생되었다.
반복가력 실험결과 중 보 휨파괴가 발생된 24개의 실험결과도 Fig. 13에 함께 나타내었다. 보 휨파괴가 발생된 실험체의 경우 콘크리트구조기준(KCI,
2012)의 횡방향 철근조건을 만족하기 때문에 전단파괴가 발생되지 않고, 보 휨파괴로 실험이 종료되었다. 따라서 확대머리철근이 정착된 외부 보-기둥
접합부가 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 접합부 전단강도와 횡방향철근 조건을 만족하면 안정적인 보 휨파괴가 발생되거나, 접합부 전단파괴가 발생하더라도
설계강도 이상의 값이 발현됨을 알 수 있다.
Fig. 13
Comparison of joint shear strengths ratio () with reinforcement ratio ()
5. 결 론
이 연구에서는 확대머리철근의 정착강도에 대한 선행연구 175개를 파괴유형 별로 나누어 재평가하였다. 연구결과를 정리하면 다음과 같다.
1)콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 확대머리철근 정착길이 설계식으로 Bashandy(1996); Shao et al.(2016); Chun et
al.(2017)이 수행한 113개 실험자료와 비교한 결과, [실험값]/[예측값] 비율의 평균은 1.57로 나타났다. 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의
설계식은 측면피복두께와 횡보강근에 대한 영향을 고려하지 않기 때문에 측면파열파괴(side-face blowout failure)강도를 과소평가하는
것으로 판단된다.
2)113개의 측면파열파괴(side-face blowout failure) 실험자료를 식 (4)를 이용해 평가한 결과 [실험값]/[예측값] 비율의
평균은 1.0, 변동계수는 14 %로, 측면파열파괴(side-face blowout failure)는 측면피복두께와 횡보강근의 영향이 고려된 식 (4)를
이용하여 안전성을 검토할 수 있다.
3)반복하중을 받는 외부 보-기둥 접합부 62개 실험체를 콘크리트구조기준(KCI, 2012)의 접합부 전단강도 설계식과 횡방향 철근규정으로 평가한
결과, 횡방향 철근규정을 만족하는 실험체는 안정적인 보 휨파괴가 발생하거나 접합부 전단파괴가 발생되더라도 전단강도 비( /)가 1.0 이상으로 나타났다.
4)외부 보-기둥 접합부의 파괴유형 중 콘크리트파괴는 보의 유효깊이()와 정착길이()를 고려하여 방지할 수 있고, 뽑힘파괴(pullout failure)는 KCI(2012)에서 규정하는 확대머리철근의 순지압면적 기준()을 만족한다면 발생되지 않는다.
5)확대머리철근이 보 주철근으로 사용된 외부 보-기둥접합부는 식 (4)를 사용한 측면파열파괴(side-face blowout failure) 강도
검토와 콘크리트구조기준(2012)의 접합부 전단설계식에 대한 설계를 통해 안전하고 경제적인 설계가 가능하다.