1. 서    론

구조물의 파괴는 하중이 작용하여 구조물이 극한강도에 도달하였을 때 발생하는 파괴와 지속적인 반복하중으로 파괴되는 경우로 나눌 수 있다. 지속적인 반복하중에 의한 피로파괴는 극한강도보다 낮은 반복하중에 의해 부재에 피로균열이 발생하고 그 균열이 진전되어 파괴되는 것을 의미한다. 이러한 피로파괴는 Fig. 1과 같이 크게 저주파피로(Low Cycle Fatigue)와 고주파피로(High Cycle Fatigue)의 두 가지 형태로 나눌 수 있다. 저주파피로는 소성거동을 하도록 내진설계 된 구조물에 발생하는 피로로서, 부재의 항복강도 이상의 응력범위를 반복하여 작용할 때 적은 하중반복횟수에서 파괴되는 현상이다. 두 번째 고주파피로는 두 가지 구간으로 나누어 볼 수 있는데, 첫 번째 구간은 유한수명구간(Finite-Life Region)으로 부재의 항복강도 이하의 응력범위를 반복하여 작용할 경우 일정 반복횟수가 넘어서면 피로파괴가 발생하는 구간이다. 따라서 그 횟수에 따른 피로강도가 정해진다. 두 번째 구간은 장기수명구간(Long-Life Region)으로 기준 이하의 응력범위를 아무리 많은 횟수로 반복 작용을 하더라도 피로파괴가 발생하지 않는 구간이다. 이런 장기수명구간의 시점 응력을 CEB Bulletin 188(CEB Bulletin 188 1988)에서는 피로한계로 본다. 하지만 ASTM E1823-13(ASTM E1823-13 2013)은 피로한계를 피로수명 N에 따른 피로강도의 평균값이라고 설명하였고 일반적으로 피로한계는 하중반복횟수 2백 만회를 기준으로 한다.

이 연구는 700 MPa 이상의 항복강도를 갖는 SD700 고강도 철근을 대상으로 한다. 일반적으로 철근콘크리트에 고강도 철근을 사용하게 되면 보통강도 철근에 비해 전체 철근단면적이 줄어들게 된다. 이는 사용하중에서 철근 한 개가 받게 되는 응력의 크기가 보통강도 철근에 비해 증가하게 된다. 따라서 고강도 철근을 사용한 구조물은 사용하중에서 철근의 응력범위가 커지므로 피로파괴가 쉽게 발생할 수 있을 것으로 예상된다. 그러나 이제까지 국내에서 수행된 철근의 피로 관련 연구는 항복강도 400 MPa 이하의 보통강도 철근이 대상이었다(KICT 1991; Byun et al. 1997). 또한, 국외에서도 Gr. 120(827 MPa)에 대한 피로실험 결과가 2개로 매우 제한적이다(DeJong and MacDougall 2006; Shahrooz et al. 2011). 따라서 이 연구에서는 공칭항복강도가 SD700인 12개의 철근에 대한 피로실험을 수행하여 고강도 철근의 피로특성을 규명하고자 하였으며, 현재 적용되고 있는 피로한계 설계식의 고강도 철근에의 적용성을 검증하고자 하였다.

2. 철근의 피로파괴 과정

철근과 같은 강재는 반복하중을 받게 되면 경우에 따라서는 표면에서 피로균열이 발생하고 이 균열에서 인장과 압축의 반복을 통하여 피로균열이 전파되어 피로파괴가 발생한다. 피로균열이 진전되는 과정은 1단계 미소균열발생, 2단계 균열의 진전, 3단계 최종 파단으로 구분할 수 있다. 1단계에서는 Fig. 2와 같이 인장, 압축의 반복하중이 작용할 때 재료 표면에서 45° 각도로 미소 균열이 발생한다.

2단계에서는 반복하중의 수직방향으로 균열이 진전된다. 균열 전파 모양을 도식화 하면 Fig. 3(a)과 같이 나타나며 2단계에서는 균열단면에서 ‘Striation’이라는 잔물결 모양의 줄무늬형상으로 피로균열이 전파된다. 그러나 Fig. 3(b)과 같이 ‘Striation’이 경사를 가지며 나타나는 경우도 존재한다. 3단계는 단면손실로 인한 파단을 의미한다. ‘Striation’의 메커니즘은 Totten(2008)의 보고서를 통해 Laird가 균열단면에서 인장과 압축을 반복하여 받으면서 균열이 진전되는 과정을 설명하였다. 즉, 반복하중 작용에 따라 피로균열이 벌어지고, 최대 인장하중일 때는 피로균열 끝이 뭉뚝하게 되며, 다시 압축을 받는 과정에서 날카로워 지는 현상이 반복되면서 피로균열이 ‘Striation’의 모양으로 전파되며 하중을 더 이상 받을 수 없을 만큼 단면이 감소하면 최종단계인 파단에 이르게 된다.

Fig. 2(b)의 2단계와 같이 육안으로는 매끈하지만, 전자현미경으로 확인하였을 때 잔물결 무늬가 있는 면이 존재하면 이 철근은 피로에 의하여 파단 되었다는 것을 나타내는 증거가 된다.

3. 철근의 피로강도에 관련된 설계기준

3.1 AASHTO LRFD(2017)

AASHTO LRFD(2017)(AASHTO, LRFD 2017)는 식 (1)을 피로한계 응력범위로 규정하고 있다. 이 식은 Helgason et al.(1976)의 식 (2)를 근간으로 하고 있는데, 식 (2)는 Helgason et al.(1976)이 실험연구를 통해 철근의 직경과 가하는 응력이 하중반복횟수 N에 미치는 영향을 나타내고 있다. 식 (2)를 구성하고 있는 Helgason et al.(1976)의 피로실험 변수는 4장에서 다룰 것이다. Helgason et al.(1976)은 식 (2)를 조정하여 콘크리트구조물에 작용하는 최소응력수준으로 사용기간 동안에 피로파괴가 발생하지 않는 응력범위 즉, 피로한계를 구하는 설계식으로 채택되었다. 피로한계 응력범위는 철근의 항복강도가 증가 할수록 허용응력범위가 증가하는 경향을 나타내며 의 경우에 최소 413.4 MPa 최대 689 MPa로 제한하고 있다.

 (MPa)            (1)

   (2)

이때,  = 피로한계 (MPa)

          = 최소응력수준 (MPa)

          = 철근의 항복응력 (MPa)

           = 피로응력범위 (MPa)

          = 철근의 파단응력 (MPa)

          = 철근의 단면적 (mm²)

           = 철근의 직경 (mm)

          = 마디기저반경/마디높이

3.2 도로교설계기준(한계상태설계법, 2015)

도로교 설계기준(한계상태설계법)(KRTA 2015)은 식 (3)을 피로한계로 규정하고 있다. 이 식은 AASHTO LRFD(2012) (AASHTO, LRFD 2012)의 피로한계 규정을 채택한 것으로 AASHTO LRFD(2017)(AASHTO, LRFD 2017)의 식 (1)과 달리 가하는 최소응력수준의 영향으로만 피로한계를 나타내고 있다.

 (MPa)            (3)

이때,  = 피로한계 (MPa) = 최소응력수준 (MPa)

3.3 Eurocode 2(2005), fib Model Code 2010

Eurocode 2(2005)(European Standard 2005)는 Fig. 4와 같은 S-N 관계식을 규정하고 있다. Fig. 4에서 S-N 곡선의 방정식은 과 으로 구성된 일차방정식이다. 이때, x축인 은 하중반복횟수를 로 나타낸 것이고, y축인 은 가하는 응력범위를 로 나타낸 것이다. 여기서 S-N 관계식의 기울기는 Table 1의 N^*전후에 각각 과 로 달리 규정하고 있다. N^* 값과 응력 지수 , 는 Table 1과 같이 철근의 사용방법에 따라서 직선과 굽힘의 경우, 용접했을 경우와 겹침을 했을 경우로 나누어 규정하고 있다. 직선과 굽힘의 경우를 1차식으로 풀어서 나타내면 기울기 , 에 따라 식 (4)와 식 (5) 같이 나타낼 수 있다.

 구간 :     (4)

 구간 :     (5)

fib Model Code 2010(fib Model Code for Concrete Structures 2010)는 Eurocode2(2005)(European Standard 2005)와 동일한 Fig. 4의 그림을 사용하지만, Table 2와 같이 천만 회에 해당하는 응력범위 값과 철근 지름을 추가로 나타내고 있으며 해양환경에 대해서도 추가되어 있다.

4. 철근 피로파괴의 주요변수에 대한 선행연구

4.1 최소응력수준의 영향

4.1.1 Helgason et al.(1976)의 연구

Helgason et al.(1976)은 –0.1, 0.1와 0.3의 최소응력수준을 변수로 하여 피로실험한 결과로 유한수명구간에 위치하고 있는 피로강도는 최소응력수준의 영향이 있다고 주장하였다. 또한 유한수명구간에서 최소응력수준 3 ksi(21 MPa)의 변화는 응력범위 1 ksi(7 MPa)의 변화와 동일한 영향을 미친다고 주장하였다.

4.1.2 MacGregor et al.(1971)의 연구

MacGregor et al.(1971)은 ASTM A15, A432와 A431 철근을 사용하여 피로실험을 수행하였고 최소응력수준은 항복강도의 10 %와 40 %로 하였다. 이렇게 다른 최소응력수준은 응력범위에 영향을 주기 때문에 최소응력수준의 피로강도에 대한 영향은 존재한다고 MacGregor et al.(1971)은 주장하였다.

4.1.3 Fisher and Viest(1961)의 연구

Fisher and Viest(1961)는 철근의 피로특성에 대해 다른 피로실험변수들을 제외하고 응력범위만으로 설명이 가능하다고 주장하였다. 또 최소응력수준이 항복강도의 10 %일 경우에는 철근의 피로특성에 영향을 미치지 않는다는 결과를 제시하였다.

4.1.4 Pfister and Hognestad(1964)의 연구

Pfister and Hognestad(1964)는 하중반복횟수가 2백만 회가 넘는 경우에는 최소응력수준의 영향이 미미하며 이러한 영향은 동일한 응력범위로 인해 최소응력수준이 증가함에 따라 최대응력수준 또한 증가되는 것이므로, 최소응력수준의 영향 보다는 가력되는 응력범위의 영향이 더욱 크다고 주장하였다.

4.1.5 소결론

Helgason et al.(1976)과 MacGregoret al.(1971)은 최소응력수준이 철근 피로특성에 주된 영향을 미친다고 결론을 내렸고 Fisher and Viest(1961)와 Pfister and Hognestad(1964)는 최소응력수준의 영향은 가하는 응력범위에 영향을 주는 요인으로 피로강도에 영향을 미친다고 주장하였다. 따라서 최소응력수준은 응력범위와 연관되어 피로특성에 상당히 영향을 미칠 것으로 추측된다.

4.2 철근의 마디형상의 영향

4.2.1 Pfister and Hognestad(1964)의 연구

Pfister and Hognestad(1964)는 3가지 다른 마디형상의 ASTM A431 (=75,000 psi, 524 MPa)철근을 동일한 최소응력수준으로 피로실험을 수행하였다. 따라서 철근의 형상이 피로특성에 상당한 영향을 주는 요소이며 철근의 마디와 리브가 교차되는 부분의 피로한계는 다른 부분에 비해 35 % 작게 나타난다는 의견을 제시하였다. 또 철근 제작에 사용되는 롤의 마모된 정도에 따라 같은 공장에서 생산된 철근이라도 다른 피로특성을 갖는다고 주장하였다.

4.2.2 Helgason et al.(1976)의 연구

Helgason et al.(1976)은 열간압연으로 제조된 이형철근의 경우 마디, 제조사표시, 표면의 흠으로 인해 응력집중이 발생하며 피로균열도 이곳에서 발생한다고 주장하였다. 또 응력집중의 크기는 마디기저반경의 날카로운 정도, 마디높이, 마디두께, 마디경사에 의해 결정되며, 철근의 형상은 장기수명구간과 유한수명구간에 모두 영향을 미친다는 의견을 제시하였다. 철근마디의 r(마디기저반지름)과 h(마디높이)는 Fig. 5에 나타나있다. 이 연구로 Helgason et al.(1976)은 철근의 마디형상영향이 철근의 피로특성에 영향을 주는 요소라고 주장하였다.

4.2.3 Kokubu and Okamura(1965)의 연구

Kokubu and Okamura(1965)는 이형철근의 마디기저반경이 커질수록 피로강도가 증진되지만 부착성능은 감소한다는 의견을 제시하였다. 그리고 마디의 기울기와 철근 주축이 이루는 각도를 작게 하면 피로저항성능이 증가한다고 주장하였다.

4.2.4 MacGregor et al.(1971)의 연구

MacGregor et al.(1971)은 이형철근의 피로강도가 원형철근에 비해 낮게 나타나는 이유로서, 이형철근의 마디기저에서 발생한 응력집중과 압연으로 제작된 이형철근의 표면에 존재하는 탈탄소층이 원인이라고 주장하였다.

4.2.5 Hanson et al.(1968)의 연구

Hanson et al.(1968)은 철근이 콘크리트에 묻혀있는 경우 Fig. 6과 같이 보의 주철근 리브가 놓이는 방향이 보의 상부표면과 수평인지 수직인지도 철근피로에 영향을 미친다는 결과를 제시하였다. 다만 철근의 마디와 리브가 연결되지 않는다면 피로특성에 크게 영향을 주지 않는다고 설명하였다. 그러나 철근의 마디와 리브가 연결되지 않는다고 하여 반드시 피로강도가 더욱 좋은 것은 아니라고 주장하였다.

4.2.6 소결론

이형철근은 원형철근과 달리 마디와 리브가 존재한다. 이는 철근콘크리트의 부착에 관련해서는 중요한 부분이지만 철근의 피로저항에 있어서는 취약한 부분이다. 이러한 이유로 ACI 215R(ACI Committee 215 1992)에서는 철근의 제조사 또는 철근을 생산하는 롤의 닳은 정도에 따라 달라지는 철근의 마디높이와 마디기저반지름의 크기를 규정해야 한다고 기술하고 있다.

4.3 철근의 항복강도의 영향

4.3.1 Helgason et al.(1976)의 연구

Helgason et al.(1976)은 Table 3의 실험변수를 대상으로 기준 항복강도가 280-520 MPa인 철근에 대하여 피로실험을 수행하였다. 이 피로실험을 통하여 철근의 항복강도와 피로강도의 선형적인 관계를 나타냈으며 철근의 항복강도가 유한수명구간에서 피로강도에 상당한 영향을 미친다고 주장하였다. 하지만 장기수명구간의 피로강도에 대해서는 철근 항복강도의 영향이 분명하게 나타나지는 않았다고 주장하였다.

4.3.2 MacGregor et al.(1971)의 연구

MacGregor et al.(1971)은 지름이 #8(25.4 mm)인 ASTM A15(=363 MPa), A432(=452 MPa)와 A431(=582 MPa)철근으로 직접 피로실험을 수행했을 때 철근의 항복강도가 증가할수록 피로강도는 대부분 선형적으로 증가하고 철근의 피로한계는 철근인장강도의 51-55 %의 응력범위보다 크게 나타나는 것을 확인하였다. 하지만 장기수명구간에 위치하고 있는 철근콘크리트 보 피로실험자료는 비록 보 실험체의 철근강도가 다르지만 실험체 9개 중 8개가 대부분 비슷한 피로한계가 나타났기 때문에 열간압연철근을 사용한 철근콘크리트의 피로한계의 경우 철근의 항복강도에 큰 영향을 받지 않는다고 주장하였다.

4.3.3 Pfister and Hognestad(1964)의 연구

Pfister and Hognestad(1964)는 응력반복횟수가 200만 회가 넘을 경우의 피로강도는 철근항복강도의 영향보다 최소응력수준에 더 큰 영향을 받는다고 주장하였다. 응력반복횟수가 백 만회보다 적을 때에는 항복강도가 증가함에 따라 피로강도 또한 증가하였다.

4.3.4 소결론

선행연구자의 연구결과는 항복강도가 피로특성에 미치는 영향 여부가 두 구간에서 각각 다르게 나타내고 있다. 유한수명구간에서는 철근의 항복강도가 증가할수록 피로강도가 증가한다. 하지만 장기수명구간에서는 철근의 항복강도의 영향이 뚜렷하게 나타나지는 않았다.

4.4 철근 지름의 영향

4.4.1 Helgason et al.(1976)의 연구

Helgason et al.(1976)은 철근의 지름이 유한수명구간에서 피로수명에 상당한 영향을 미친다고 주장하였다. 그러나 기존의 실험 데이터로는 장기수명구간에서 철근의 지름과 피로한계에 대한 뚜렷한 관계를 알 수 없었다고 보고하였다.

4.4.2 MacGregor et al.(1971)의 연구

MacGregor et al.(1971)은 제조된 시편의 지름이 약 3/8 in(10 mm) 이하로 줄어들 때마다 피로강도가 증가하는 경향이 나타난다고 보고하였다.

4.4.3 Waschedit(1965)의 연구

Waschedit(1965)는 제조사마크가 있고 마디와 리브가 있는 열간압연철근의 경우 #8(25 mm) 철근이 #5(16 mm) 철근보다 5-10 % 피로강도가 작다는 결과를 보고하였다.

4.4.4 소결론

ACI 215R(ACI Committee 215 1992)은 Table 4와 같이 MacGregor et al.(1971), Waschedit(1965), Kokubu and Okamura (1965)와 Helgason et al.(1976)의 피로실험결과를 정리하였다. #8(25 mm)철근을 기준으로 할 때, #5(16 mm)철근과 #6 (19 mm)철근은 1.03-1.30배, #10(32 mm)철근은 0.65-0.99배의 피로강도를 나타내었다. 그러나 Helgason et al.(1976)의 피로실험자료에서는 #6(19 mm)보다 #5(16 mm)철근의 피로강도가 크게 나타났다. 이와 같은 결과에 대해서 Helgason et al.(1976)은 철근의 지름과 마디형상이 복합적으로 작용하였기 때문이라고 결론 내렸다.

5. 700 MPa급 고강도 철근의 피로실험

5.1 실험변수

철근의 피로실험을 진행하기 이전에 피로실험에 사용할 SD700 철근의 특성을 파악하기 위하여 직접인장실험을 수행하였다. 그 결과 Table 5와 같이 D22 SD700 철근의 항복강도는 801 MPa, 인장강도는 888 MPa로 나타났다.

피로실험의 변수는 Table 6과 같이 SD700 철근의 실제 구간 내에 존재하도록 최대응력수준과 최소응력수준을 결정하였다. 최소응력수준의 경우에 일반적으로 토목구조물에서 사용하는 항복강도의 10 %수준을 사용하였다. 그리고 항복강도가 801 MPa인 SD700 철근의 장기수명구간의 시작점을 찾기 위해서 최대응력수준을 80 %, 60 %와 50 %로 정하여 시편에 가한 응력범위는 70 %, 50 %와 40 % 이다. 이렇게 40 %의 응력범위를 적용해본 결과 피로파괴가 발생하지 않아서 45 %의 응력범위로 실험을 수행한 후 결과에 따라 다음 실험체의 응력범위를 결정하였다. 이에 따라 45 % 이후 42.5 %, 41.3 %와 40.6 %의 응력범위를 갖는 실험을 수행하였다.

5.2 시편제작

철근의 시편은 철근 인장실험 표준인 KS B 0802(KS 2003)와 금속재료 피로실험의 표준인 ASTM E466(ASTM 1975)의 규정에 따라 Fig. 7과 같이 실험구간길이가 철근지름의 9배이고 기계정착부분 길이가 100 mm인 12개의 피로실험시편을 제작하였다.

철근의 피로실험에서 기계정착부분의 역할은 철근시편 표면에 흠(notch)이 발생하지 않게 하여 철근의 단면적손실이 없게 함으로써 기계정착부분에서 파단이 되지 않도록 하는 것이다. 이 연구에서는 다음과 같이 2가지 방법으로 기계정착부분을 제작하였다. 첫 번째 방법은 철근시편을 알루미늄 판으로 감싸는 방식으로 실험을 진행 하였다. 제작이나 비용 면으로는 가장 간편하고 저렴하지만 실험을 진행 했을 때 기계정착부분에서 철근에 흠이 발생하여 조기에 기계정착부분 파괴가 발생하였다. 두 번째 방법은 Fig. 7과 같이 알루미늄 관에 에폭시를 충진 하여 철근과 알루미늄 관을 부착시키는 방법으로 실험장치의 기계정착부분과 철근사이에 직접적인 접촉이 없도록 하였다. 여기서 충진재가 뽑히는 것을 막기 위해 알루미늄 관에 나사산을 깎아 에폭시와 알루미늄관의 접촉 면적을 넓히고 마찰력을 높였다. 충진재는 선박현장에서 사용되거나 강재 용접을 대신하여 사용하는 하이폭시 금속부제를 사용하였다. 하이폭시 금속부재 규격을 따르면 24시간이면 양생이 완료된다고 하여 이와 같이 수행 하였지만 처음 실험을 시도했을 때 뽑힘이 발생하였다. 그 이후의 시편은 60 °C에서 5일 동안 양생 후 실험을 진행하였다. 철근 시편의 기계정착부분에 실험장치의 압력이 가해질 때 기계정착부분이 손상되는 경우가 있었으나 철근시편이 뽑히거나 시편 표면에 홈이나 변형은 발생하지 않았다.

5.3 실험방범

철근 마디형상의 변수를 제외하기 위하여 동일한 회사에서 동일하게 생산된 철근을 사용하였다. 철근은 실제항복강도가 801 MPa인 SD700 D22 철근을 사용하였다. 피로실험은 500 kN 용량의 만능시험기(universal testing machinge, UTM)를 사용하였으며 철근의 피로실험에 대한 규정이 따로 없기 때문에  공진이 발생하지 않도록, UTM의 성능과 가력되는 하중범위에 따라 반복하중의 재하속도를 6-12 Hz 범위 안에서 피로실험을 진행하였다.

5.4 국내산 철근마디의 r과 h 형상 계측

철근의 피로에 대한 자료축적을 위하여 국내에서 생산된 철근의 마디기저반지름(r)과 마디높이(h)를 측정하였다. 그 결과 Table 7과 같이 r/h는 최소 0.3에서 최대 4.86까지 다양하게 나타났다. 이는 제조사별로 롤의 형상이 다르기 때문이기도 하지만 롤의 마모 정도에 따라 다르게 나타나기도 하는 것으로 추측된다. 현재 AASHTO LRFD(2017)(AASHTO, LRFD 2017)에서는 철근의 r/h 비율을 모르는 경우에는 0.3을 사용할 것을 추천하고 있다. 이에 비해 측정된 국내산 철근의 r/h 평균값은 0.3의 약 7배인 2.23으로 나타났다. 이 경우 피로강도에 있어서 마디에 집중되는 응력의 영향이 작을 것으로 판단된다. 하지만 새로운 롤을 사용하여 철근을 생산하게 된다면 r/h의 값은 작아지게 될 것으로 추측된다.

5.5 피로실험 결과

Table 8과 Fig. 8은 SD700 고강도 철근의 피로실험 결과를 나타낸다. 첫 번째로 수행한 실험은 항복강도의 70 %인 응력범위를 대상으로 하였다. 이때, 3개의 시편을 진행해본 결과 피로파괴가 발생한 하중반복횟수가 Table 8과 같이 54,096회, 51,118회, 58,002회로 비슷한 결과를 나타냈다. 두 번째 실험으로 항복강도의 50 %인 응력범위로 수행한 결과 169,338회, 148,935회, 155,890회로 비슷한 결과를 나타내었다. 따라서 한 응력범위에서 나타나는 반복횟수는 실험결과에 큰 차이가 없다고 판단하여 이후에는 각 응력범위에 대하여 하나의 시편만으로 실험을 수행하였다. 응력범위 변수 중 가장 작은 40 %를 진행한 결과 하중반복횟수가 5백만 회를 넘어서 피로파괴가 발생하지 않았다. 따라서 응력범위 40 %와 50 % 사이구간 내에 피로한계가 있다고 판단하여 회귀하는 방법으로 장기수명구간의 시점인 피로한계를 찾았다. 그 결과 응력범위가 240.2 MPa과 245.3 MPa인 실험체는 각각 600만 회와 500만 회에서도 피로파괴가 발생하지 않았다. 따라서 장기수명구간의 피로한계의 응력범위는 245-250 MPa의 범위 내에 있다고 판단되며, 보수적으로는 245 MPa이라고 할 수 있을 것이다. 하지만 분산도가 있기 때문에 철근 하나의 실험결과보다 추가의 피로강도 실험이 필요하다고 판단된다.

Fig. 8에서 피로파괴가 발생한 실험결과를 “○”표시로, 피로파괴가 발생하지 않은 경우는 “●”표시로 나타내었으며 회귀선은 하중반복횟수의 최솟값을 기준으로 나타내었다.

Fig. 9는 실험완료 후 시편의 모습을 나타낸다. 12개 시편 중 피로파괴가 발생한 10개의 시편은 모두 기계정착부분 외에서 파단 되었다. 사각형으로 표시한 두개의 시편은 하중반복횟수가 5백만 회가 넘어서도 피로파괴가 발생하지 않은 시편들이다.

5.6 피로실험 결과분석

Fig. 10은 SD700 고강도 철근의 피로실험결과와 국내선행연구자들(KICT 1991; Byun et al. 1997)이 수행한 보통강도 철근의 피로실험결과들의 하중반복횟수 최솟값을 비교한 것이다. Fig. 10에 나타난바와 같이 SD700 고강도 철근의 피로강도가 보통강도 철근보다 높아서, 유한수명구간에서 10만 회를 기준으로 할 때 SD300 철근의 피로강도보다 1.68배, SD400피로강도보다 1.47배로 높은 성능을 발휘하였다. 선행연구자들에 의하면 장기수명구간에서 철근의 피로특성은 철근의 강도가 증가하더라도 영향을 받지 않는다고 하였으나 SD700(=801 MPa) 철근의 피로한계는 245 MPa로 측정되었으며 선행 연구된 SD300의 피로한계의 1.25배로 정도 크게 나타나 우수한 성능을 발휘함을 확인 할 수 있었다.

유한수명구간에서 실제항복강도가 801 MPa인 철근의 실험결과를 AASHTO LRFD(2017) 피로한계 설계식의 근간인 Helgason et al.(1976)의 식과 Eurocode 2(2005) 피로한계설계식에 비교하면 Fig. 11과 같이 나타난다(Helgason et al. 1976; European Standard 2005; AASHTO, LRFD 2017).

Fig. 11에 보이는 바와 같이 SD700 철근의 피로강도는 Eurocode2(2005)와 Helgason et al.(1976)의 식보다 큰 값을 나타내고 있다. 위의 설계식은 보통강도 철근을 바탕으로 한 것이기 때문에, Table 9와 같이 유한수명구간에서 10만 회를 기준으로는 Helgason et al.(1976)의 식이 실제 SD700의 피로강도의 70 %, Eurocode2(2005)는 55 %를 나타내고 있다. 그리고 200만 회인 장기수명구간에서는 Helgason et al.(1976)이 41 %, Eurocode2(2005)는 65 %를 나타내 효율적으로 반영하지 못한다는 사실을 알 수 있다.

D22 SD700철근을 적용한 Helgason et al.(1976)의 식과 Eurocode2(2005)의 피로한계 식의 기울기를 비교하면 Table 10과 같이 나타난다. 실제 SD700 철근의 피로강도 기울기가 가장 가파르며 Helgason et al.(1976)의 식보다 약 14 % 그리고 Eurocode2(2005)의 피로한계 식보다 약 45 % 가파르게 나타났다. Eurocode2(2005)의 기울기의 경우에는 1차식의 추세선을 산정하여 나타내었다.

Fig. 12는 최소응력수준이 항복강도의 10% 수준을 사용한 보통강도 철근 SD300과 SD400의 피로강도와 SD700의 피로강도를 항복강도로 나누어 백분율로 나타낸 것이다. 이를 통해서 철근의 항복강도가 증가할수록 피로강도의 효율이 줄어드는 것을 확인 할 수 있다.

이번 연구를 통해 피로강도는 보통강도 철근 보다 고강도철근이 우수하게 나타났다. 하지만 피로한계를 고려하면 철근콘크리트 휨부재의 설계에서 피로성능이 설계를 지배하는 경우에는 단순하게 철근 항복강도의 비율에 따라 인장철근량을 감소시킬 수는 없을 것으로 판단된다. 즉, 부재의 휨강도 측면에서는 SD400 철근을 사용할 때보다 SD700 철근을 사용할 때가 철근량을 약 43 % 줄일 수 있을 것이다. 그러나 SD700철근의 피로강도 백분율이 SD400 철근에 비해 약 20 % 정도 낮은 효율을 보이고 있으므로, 피로성능이 설계를 지배하는 경우에는 이 비율을 감안하여 43 %가 아닌 23 %로 철근량을 감소시켜야 할 것으로 판단된다.

6. 결    론

실제항복강도 801 MPa인 고강도 철근의 피로강도를 파악하기 위해 240.2-560.6 MPa의 응력범위로 시편 12개를 실험하였다.

1)SD700 고강도 철근의 피로강도는 유한수명구간에서 10만 회를 기준으로 SD300 철근보다 1.64배, SD400 철근보다 1.44배인 결과를 나타내었다.

2)장기수명구간의 경우에는 SD700 고강도 철근이 SD300 보통강도 철근의 1.25배인 피로한계 응력범위를 보였다.

3)현행 설계기준에 규정되어 있는 피로한계 설계식은 SD700 고강도 철근(=801 MPa)의 피로강도를 실제피로강도의 57-58 % 수준으로 예측하므로, 오차가 큰 결과를 제공한다. 따라서 고강도 철근에 합리적인 결과를 제공하는 피로한계 설계식을 개발하거나 또는 기존 식을 수정할 필요가 있다. 그러나 아직까지 충분한 실험자료가 축적된 상황이라고는 할 수 없으므로, 이를 위해서는 고강도 철근에 대한 더 많은 피로실험연구가 수행되어야 할 것이다.

4)SD700 고강도 철근은 응력단위로의 피로강도가 보통강도 철근보다 크지만, 철근 항복강도에 대한 백분율로는 SD400 철근에 비해 약 20 % 정도 낮은 효율을 보인다. 따라서 고강도 철근을 사용하는 철근콘크리트의 경우 휨강도뿐만 아니라 피로성능이 설계를 지배하지 않는지 검증한 후 인장철근량을 산정할 필요가 있다.