1. 서 론

압축을 받는 철근의 정착강도는 직선구간의 표면 부착과 철근 단부 지압의 조합으로 발현한다. 인장을 받는 철근과 달리 압축을 받는 철근은 철근 단부에서 지압을 받을 수 있고, 정착부 주변 콘크리트에 인장균열이 발생하지 않기 때문에 인장을 받는 철근보다 유리한 정착 조건을 갖는다. 하지만 압축을 받는 철근의 정착에 관한 연구는 매우 부족하여, 1963년 수행된 PCA연구(Pfister and Mattock 1963)가 유일하며, 기둥실험체 2개를 대상으로 압축정착 실험이 수행되었다. 이를 바탕으로 현행 설계기준인 콘크리트구조기준(KCI 2012)과 ACI 318-14(ACI 2014)의 식 (1)이 제정되었다.

$$l_{db}=\frac{0.25d_bf_y}{\sqrt{f_{ck}}}$$

(1)

여기서, l_db는 압축을 받는 이형철근의 기본정착길이(mm), d_b는 철근지름(mm), f_y는 철근설계기준항복강도(MPa), f_ck는 콘크리트설계기준압축강도(MPa)이다.

Pfister and Mattock(1963)과 달리 압축정착은 주로 보-기둥 접합부의 보 압축철근에 사용되며, 기둥에서는 압축이음이 주로 사용된다. 압축이음에 관한 선행연구로 Cairns and Arthur(1979), Cairns(1985), Chun et al.(2011) Chun and Lee (2012)의 연구가 보고되었다. 보-기둥 접합부에 정착된 압축정착 거동은 기둥의 압축이음 거동과 파괴유형이 상이하기 때문에 보-기둥 접합부를 대상으로 압축을 받는 철근의 정착에 관한 연구가 필요하다.

외부 보-기둥 접합부에 보 주철근이 갈고리로 정착된 경우, 반복적인 횡력에 의해 보 주철근에는 인장과 압축이 번갈아 작용된다. 콘크리트구조기준(2012) 8.2.5 (4)에 따르면 갈고리철근이 압축을 받을 때 갈고리는 압축에 저항하지 못한다고 가정된다. 따라서 보 주철근의 정착길이는 압축을 받는 직선철근 정착길이와 인장을 받는 갈고리철근의 정착길이 중 긴 정착길이로 결정된다.

Table 1은 콘크리트구조기준(KCI 2012)에서 규정한 압축을 받는 철근의 정착길이와 인장을 받는 갈고리철근 정착길이 설계식을 정리한 것이다. 압축을 받는 철근의 기본정착길이는 인장을 받는 갈고리 철근의 기본정착길이보다 길며, 피복두께와 횡보강철근 보정계수를 고려할 경우 차이는 더 커진다. 외부 보-기둥 접합부에 정착된 대부분의 보 주철근은 압축에 의해 정착길이가 결정된다. 그러나 이러한 설계결과는 압축정착에 관한 연구 부족으로 다양한 영향 인자가 압축정착길이 설계식에 고려되지 못하여 발생되었다. 따라서 새로운 압축철근 정착길이 설계식의 개발이 요구되며, 이를 위해 다양한 영향인자에 대한 정착거동과 강도평가가 필요하다.

Table 1. Comparison of development lengths of bars in compression and hooked bars in tension

Development length Bar details	Standard development length	Modification factor		Development length
		Cover	Confining reinforcement	Including only cover factor	Including only reinforcement factor	Including both factors
Bars in compression	$\frac{0.25d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$	-	0.751)	$\frac{0.25d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$	$\frac{0.1875d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$	$\frac{0.1875d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$
Hooked bars in tension	$\frac{0.24d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$	0.72)	0.83)	$\frac{0.168d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$	$\frac{0.192d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$	$\frac{0.1344d_b{f}_y}{\sqrt{f_{ck}}}$
1) Deformed bars in compression within spiral reinforcement not less than 6mm diameter and not more than 100 mm pitch or within D13 ties and spaced at no more than 100 mm in center 2) For D35 and smaller bars and side cover thickness which is normal to plane of hook not less than 70 mm, and 90degree hook with cover thickness on bar extension beyond hook not less than 50 mm 3) For 90-degree hooks of D35 and smaller bars that are either enclosed within ties or stirrups perpendicular to the bar being developed, spaced not greater than 3db along development length ldh; or enclosed within ties or stirrups parallel to the bar being developed, spaced not greater than 3db along the length of tail extension of the hook plus bend

또한 현행 기준식은 설계기준항복강도 420 MPa 철근에 대한 연구결과만으로 제정되었으며, SD600 고강도철근이 항복강도를 발현하기 위해서는 높은 변형률을 요구하기 때문에 철근 주변 콘크리트에 미치는 영향이 설계기준항복강도 420 MPa 철근과 상이하다. 이 연구에서는 보-기둥 접합부에 정착된 D22 SD600 철근의 압축정착 실험을 통해, 고강도 재료의 특성을 반영한 압축을 받는 고강도철근의 거동과 강도 발현특성을 분석하였다.

2. 실험계획

2.1 실험방법

현행 기준 갈고리철근 정착길이 설계식의 근간이 되는 Marques and Jirsa(1975)의 보-기둥 접합부 실험 방법을 수정하여 기둥을 눕혀 안전을 향상시킨 Fig. 1방법으로 실험을 수행하였다.

유압가력장비를 반력구조물의 상단에 위치시켜 보 압축철근을 밀어 압축력을 가하였다. 보 인장철근을 강봉과 연결하고 반력구조물에 고정시킴으로써, 압축력의 반력으로 인장철근에 인장력이 발생하도록 하였다. 보 주철근에 직접 하중을 가하기 위해 보 콘크리트는 타설하지 않았다. 1000 kN 용량 가력장비 2대를 하나의 펌프에 연결하여 동일한 하중을 가했다. 정착된 2개 압축철근 중 1개가 파괴되면 파괴된 압축철근에 연결된 가력장비의 유압을 차단하고 파괴되지 않은 압축철근을 계속 가력하였다.

2.2 실험변수

설계강도 30 MPa 콘크리트와 D22 SD600 철근을 사용하였다. 정착상세는 직선철근과 갈고리철근 두 가지로 설정하였고, 각 실험체에 묻힘길이, 측면피복두께 그리고 접합부 횡보강철근 유무를 변수로 설정하였다.

정착길이는 현행설계기준을 토대로 압축철근의 정착파괴를 유도하기 위하여 철근지름의 13배, 16배, 20배로 선정하였고, 측면피복두께는 철근지름의 1배, 2배, 3.41배(75 mm)로 설정하였다. 이 연구는 보-기둥 접합부를 대상으로 실험을 수행하였으나, 최소피복두께 20 mm를 요구하는 벽체-슬래브 접합부에도 적용할 수 있도록 측면피복두께 변수를 설정하였다. 철근지름의 3.41배(75 mm)를 측면피복두께로 갖는 실험체는 Fig. 2(a)처럼 기둥 주철근과 후프철근 안쪽에 압축철근이 배근되었고, 횡보강실험체로 정의하였다. Fig. 2(b) 실험체는 기둥 주철근과 접합부 횡보강철근의 구속효과를 배제하기 위하여, 압축철근이 기둥 주철근과 후프철근 바깥쪽에 배근 되었으며, 무보강실험체로 정의하였다. 실험체별 변수를 Table 2에 정리하였다.

Table 2. Test matrix

Series	Specimens*	ld	cso	B×H×L(mm)	Ktr/db
Straight bar	L13-C1-S	13db	1db	410×340×1935	-
	L13-C2-S		2db	454×340×1935
	L13-C3-S		3.41db	491×340×1935	2.56
	L16-C1-S	16db	1db	410×405×2245	-
	L16-C2-S		2db	454×405×2245
	L16-C3-S		3.41db	491×405×2245	2.56
	L20-C1-S	20db	1db	410×495×2653	-
	L20-C2-S		2db	454×495×2653
Hooked bar	L13-C1-H	13db	1db	410×340×1935	-
	L13-C2-H		2db	454×340×1935
	L13-C3-H		3.41db	491×340×1935	2.56
	L16-C1-H	16db	1db	410×405×2245	-
	L16-C2-H		2db	454×405×2245
	L16-C3-H		3.41db	491×405×2245	2.56
	L20-C1-H	20db	1db	410×495×2653	-
	L20-C2-H		2db	454×495×2653
* L①-C②-③: ① is an embedment length normalized by bar diameter; ② is a side-cover normalized by bar diameter; and ③ is a type of anchorage ('S' and 'H' represent straight and hooked bars, respectively). ** Notations: ld is a embedment length; cso is a clear side-cover to main reinforcement; B, H, and L are the breadth, height, and length of specimen, respectively; and Ktr is a index of transverse reinforcement provided along the anchored bar.

2.3 가력 및 계측방법

가력방법은 하중제어로 정적하중을 가하였으며, 가력속도는 KS B 0802(KSA 2003)에 따라 철근응력 변화율 3 MPa/sec를 표준으로 가력하였다. 작용된 하중은 가력장비 상단에 연결된 하중계로 계측하였다. 정착강도 중 철근의 지압과 부착의 기여도를 평가하기 위해 직선철근은 단부에서 1d_b 떨어진 위치, 갈고리철근은 굽힘이 시작되는 지점에 변형률 게이지를 양쪽으로 부착하여 변형률을 측정하였다.

2.4 실험체 설계

정착파괴를 유도하기 위해 접합부 전단파괴와 기둥의 휨파괴 및 전단파괴가 방지되도록 실험체를 설계하였다. 실험체의 배근상세도는 Fig. 2에 나타내었고, 실험체 상세치수는 Table 2에 정리하였다. 보 인장철근은 압축철근보다 굵은 D32로 설계하고 압축철근 안쪽에 배치하여 정착파괴가 발생하지 않도록 계획하였다.

접합부 전단파괴를 방지하도록 ACI 352R-02(ACI 2002)에 따라 접합부 전단을 설계하였다. 접합부 전단강도 계수 γ는 Type 1의 중간층 모서리 접합부 값인 15를 사용하였다. 접합부 전단강도 확보를 위해 접합부에 필요한 띠철근량 또한 ACI 352R-02(ACI 2002)에 근거하여 산정하였다. 기둥 주철근은 기둥의 휨강도가 보 휨강도의 1.2배가 되도록 설계하였다. 기둥의 반력점은 보 주철근에서 모멘트 팔길이의 3배 만큼 양쪽으로 내민 지점으로 기둥 모멘트가 0이 되는 지점을 모사하였다. 기둥 폭은 주어진 기둥 높이에서 접합부 전단파괴가 발생되지 않고, 가력장비 2대가 간섭되지 않도록 설정하였다.

3. 실험결과

3.1 재료시험 결과

실험에 사용된 SD600 D22 철근의 시험편 3개를 제작하여, 인장시험을 실시하였다. 철근의 항복강도, 인장강도, 탄성계수를 Table 3에 정리하였다. 콘크리트 강도 시험은 재령 17일, 35일, 44일 및 46일에 시행하고, 직선보간법으로 실험일 콘크리트강도를 결정하여 Table 4에 정리하였다. 콘크리트 강도의 평균은 37 MPa이고, 재령 44일의 응력-변형률 곡선을 Fig. 3에 나타내었다.

Table 3. Results of tensile tests of reinforcing bars

	fy	fu (MPa)	E (MPa)
1	760	852	185,647
2	750	828	179,960
3	753	847	184,833
Avg.	754	843	183,480

Table 4. Test results and comparisons with existing models and design codes

Specimen		fck	Failure mode*	fd,e [MPa]	fbnd,e [MPa]	fbrg,e [MPa]	$\frac{f_{bnd,e}}{f_{d,e}}$	$\frac{f_{d,e}}{f_{d,KCI}}$	$\frac{f_{bnd,e}}{f_{bnd,C}}$	$\frac{f_{bnd,e}}{f_{bnd,O}}$	$\frac{f_{bnd,e}}{f_{bnd,408}}$	$\frac{f_{brg,e}}{f_{cbg,KCI}}$	$\frac{f_{brg,e}}{f_{brg,KCI}}$	$\frac{f_{brg,e}}{f_{sbrg,C}}$
Straight bar series	L13-C1-S-1	36.1	SP+PO	485	442	43	0.91	1.55	1.84	2.11	1.70	0.62	0.74	0.43
	L13-C1-S-2	36.1	SP+PO	477	444	33	0.93	1.53	1.85	2.12	1.71	0.48	0.57	0.33
	L13-C2-S-1	36.1	SP+PO	560	509	51	0.91	1.79	2.12	1.86	1.81	0.56	0.88	0.51
	L13-C2-S-2	36.1	SP+PO	494	437	57	0.88	1.58	1.82	1.60	1.56	0.62	0.99	0.57
	L13-C3-S-1	36.1	PO	656	582	74	0.89	1.57	2.42	2.13	2.03	0.59	1.28	0.75
	L13-C3-S-2	36.1	PO	647	571	76	0.88	1.55	2.37	2.09	1.99	0.61	1.32	0.77
	L16-C1-S-1	37.1	SP+PO	524	491	33	0.94	1.34	1.82	2.07	1.73	0.47	0.56	0.33
	L16-C1-S-2	37.1	SP+PO	525	494	31	0.94	1.35	1.83	2.08	1.74	0.44	0.52	0.31
	L16-C2-S-1	37.1	SP+PO	621	584	37	0.94	1.59	2.16	1.84	1.86	0.40	0.62	0.37
	L16-C2-S-2	37.1	SP+PO	631	573	58	0.91	1.62	2.12	1.81	1.82	0.62	0.98	0.58
	L16-C3-S-1	37.1	Y	767	697	70	0.91	1.48	2.58	2.20	2.17	0.55	1.18	0.70
	L16-C3-S-2	37.1	Y	768	714	54	0.93	1.48	2.64	2.25	2.22	0.43	0.91	0.54
	L20-C1-S-1	37.3	SP+PO	608	582	26	0.96	1.25	1.92	2.14	1.84	0.37	0.44	0.26
	L20-C1-S-2	37.3	SP+PO	622	591	31	0.95	1.27	1.95	2.17	1.87	0.44	0.52	0.31
	L20-C2-S-1	37.3	SP+PO	734	674	60	0.92	1.50	2.22	1.81	1.89	0.64	1.01	0.60
	L20-C2-S-2	37.3	SP+PO	709	663	46	0.94	1.45	2.19	1.78	1.85	0.49	0.77	0.46
							Avg.	1.49	2.11	2.00	1.86	0.52	0.83	0.49
							COV	0.09	0.13	0.09	0.09	0.17	0.33	0.33
Hooked bar series	L13-C1-H-1	37.1	SP+PO	467	374	93	0.80	1.47	1.84	2.10	1.62	0.47	1.57	0.93
	L13-C1-H-2	37.1	SP+PO	448	372	76	0.83	1.41	1.83	2.09	1.61	0.39	1.28	0.76
	L13-C2-H-1	37.1	SP+PO	518	411	107	0.79	1.64	2.03	1.85	1.71	0.47	1.80	1.06
	L13-C2-H-2	37.1	SP+PO	456	364	92	0.80	1.44	1.79	1.63	1.52	0.41	1.55	0.92
	L13-C3-H-1	37.1	Y	748	574	174	0.77	1.77	1.96	1.58	2.16	0.54	2.93	1.57
	L13-C3-H-2	37.1	Y	742	548	194	0.74	1.76	1.87	1.51	2.06	0.60	3.27	1.75
	L16-C1-H-1	37.7	SP+PO	475	396	79	0.83	1.21	1.68	1.93	1.55	0.40	1.31	0.78
	L16-C1-H-2	37.7	SP+PO	506	441	65	0.87	1.29	1.87	2.15	1.73	0.33	1.08	0.64
	L16-C2-H-1	37.7	SP+PO	590	498	92	0.84	1.50	2.11	1.88	1.82	0.40	1.53	0.91
	L16-C2-H-2	37.7	SP+PO	627	515	112	0.82	1.60	2.18	1.94	1.89	0.49	1.86	1.11
	L16-C3-H-1	37.8	Y	787	633	154	0.80	1.50	1.86	1.39	2.06	0.47	2.55	1.38
	L16-C3-H-2	37.8	Y	803	634	169	0.79	1.53	1.87	1.39	2.06	0.52	2.79	1.51
	L20-C1-H-1	37.8	SP+PO	523	442	81	0.85	1.06	1.62	1.84	1.55	0.41	1.34	0.80
	L20-C1-H-2	37.8	SP+PO	536	469	67	0.88	1.09	1.72	1.96	1.64	0.34	1.11	0.66
	L20-C2-H-1	38.7	SP+PO	621	535	86	0.86	1.25	1.94	1.65	1.68	0.37	1.39	0.84
	L20-C2-H-2	38.7	SP+PO	658	578	80	0.88	1.32	2.09	1.78	1.82	0.35	1.29	0.78
							Avg.	1.43	1.89	1.79	1.78	0.44	1.79	1.02
							COV	0.14	0.08	0.13	0.11	0.17	0.38	0.33
							Avg.	1.46	2.00	1.90	1.82	0.48	1.31	0.76
							COV	0.12	0.12	0.12	0.10	0.19	0.54	0.50
* SP means a splitting failure; PO means a push-out of concrete cover; and Y means a test stopped after the bar yields. ** Notations: fck is a measured concrete strength at test data; fd,e is a measured bar strength; fbnd,e is a bar stress from bond; fbrg,e is a bar stress from end bearing; fd,KCI is a predicted bar strength by Eq.(2); fbnd,C is a bar stress from bond predicted by Eq.(3); fbnd,O is a bar stress from bond predicted by Eq.(4); fbnd,408 is a bar stress from bond predicted by Eq.(5); fcbg,KCI is a bar stress from end bearing predicted by Eq.(6); fbrg,KCI is a bar stress from end bearing predicted by Eq.(7); and fsbrg,C is a bar stress from end bearing predicted by Eq.(8).

3.2 파괴 유형

실험체의 대표 파괴사진을 Fig. 4에 나타내었고, 각 실험체의 파괴유형을 Table 4에 정리하였다. 대부분의 무보강실험체에서 Fig. 4(a), (b), (c), (d)와 같이 부착에 의해 철근 주변 콘크리트피복에 균열이 발생하거나 탈락하는 쪼갬파괴와 철근 단부지압에 의한 후면콘크리트파괴가 함께 발생하였다. 또한 갈고리철근은 직선철근에 비해 넓은 지압면적을 갖고 있어 후면콘크리트파괴 면적이 넓었다.

횡보강실험체 중 L13-C3-S(Fig. 4(e), (f))실험체만 철근 단부지압에 의한 후면콘크리트파괴가 발생하였고, 나머지 실험체에서는 압축을 받는 철근이 항복강도 도달 이후 Fig. 4(g), (h)와 같이 좌굴하여 실험을 종료하였다. 실험체의 압축철근 좌굴이 방지된다면 더 높은 정착강도가 발현되었을 것이다.

3.3 철근 정착강도의 발현

모든 실험체에서 가력초기에 대부분의 응력이 부착에 의해 발현되고, 지압에 의한 철근응력은 거의 발현되지 않았다. 하중이 증가하면서 지압의 영향이 조금씩 나타났다.

대표적인 실험체 2쌍(L13-C2와 L13-C3)에 대하여 정착강도 발현특성을 살펴보았다. Fig. 5에는 무보강 직선철근과 갈고리철근의 부착과 지압에 의해 발현된 철근응력을 나타내었고, Fig. 6에는 횡보강실험체의 철근응력을 나타내었다.

지압에 의해 발현된 철근응력은 변형률 게이지를 통해 측정된 변형률에 탄성계수를 곱하여 산정하고, 전체철근응력에서 지압에 의해 발현된 철근응력을 감하여 부착에 의해 발현된 철근응력을 산정하였다. 정착강도와 부착 및 지압에 의해 발현된 강도를 Table 4에 정리하였다. 편의상 이 논문에서 부착에 의해 발현된 강도를 부착강도, 지압에 의해 발현된 강도를 지압강도로 표현하였다.

3.3.1 정착강도

Table 4에서 나타낸 바와 같이 무보강실험체에서 직선철근의 정착강도는 갈고리철근보다 8 % 높게 발현되었고, 횡보강실험체에서는 갈고리철근의 정착강도가 직선철근보다 14 % 높았다. 하지만 횡보강 갈고리철근은 정착파괴되지 않고 철근이 좌굴되어 실험이 중단되었기 때문에 실제 증가폭은 14 %이상일 것이다.

3.3.2 부착에 의해 발현된 철근응력

무보강 직선철근(Fig. 5(a))의 부착강도는 정착강도의 88∼91 % 수준으로 발현되었고, 갈고리철근(Fig. 5(b))의 부착강도는 79∼80 % 수준으로 발현되었다. 또한 직선철근의 부착강도가 갈고리철근의 부착강도보다 22 % 높다. 정착강도 대부분이 부착에 의해 발현되었고, 정착강도 중 부착강도의 비중은 직선철근이 갈고리철근보다 높았다. 압축정착과 압축이음의 거동이 유사할 것으로 예측했으나 압축정착에서 압축이음(Chun and Lee 2012)보다 부착의 기여가 높았다.

횡보강 직선철근(Fig. 6(a))의 정착강도는 88∼89 %가 부착에 의해 발현되었고, 갈고리철근(Fig. 6(b))의 정착강도는 74∼77 %가 부착강도에 의해 발현되었다. 정착강도 중 부착강도의 비중은 무보강실험체와 거의 동일했다. 횡보강을 통해 직선철근의 부착강도는 22 % 증가하였고, 갈고리철근은 45 % 증가하였다.

Table 4에서 전체 실험체를 대상으로 부착의 기여도를 살펴보면, 직선철근은 정착강도의 88∼96 %가 부착에 의해 발현되고, 갈고리철근은 정착강도의 74∼88 %가 부착에 의해 발현되었다.

3.3.3 지압에 의해 발현된 철근응력

Table 4에서 나타낸 바와 같이 무보강실험체에서 갈고리철근의 지압강도는 직선철근보다 84∼145 % 높게 발현되었다. 횡보강을 통해 직선철근은 39 %, 갈고리철근은 85 % 증가하였다. 횡보강철근을 배치하면 부착강도보다 지압강도의 증가폭이 더 컸다.

3.4 변수별 영향 분석

3.4.1 정착상세

직선철근과 갈고리철근 두 가지 정착상세의 특징을 살펴보기 위해 동일 조건의 직선철근 실험체와 갈고리철근 실험체를 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. x축과 y축은 각각 동일조건의 갈고리철근과 직선철근에서 발현된 정착강도이다.

부착강도(Fig. 7(a))는 직선철근이 갈고리철근보다 높게 발현되었다. 부착강도는 철근의 직선길이에 비례한다. 따라서 동일 정착길이에서 상대적으로 긴 직선길이를 갖는 직선철근에서 부착강도가 높게 발현된다.

지압강도(Fig. 7(b))는 갈고리철근이 상대적으로 높았다. 갈고리철근에서 갈고리의 지압면적이 직선철근에서 철근 단부의 지압면적보다 넓기 때문에 갈고리철근에서 지압강도가 높게 발현되었다.

정착강도(Fig. 7(c))는 무보강실험체에서 직선철근이 갈고리철근보다 1∼18 % 높게 발현되었고, 횡보강실험체에서는 갈고리철근이 직선철근보다 3∼15 % 높았다. 접합부 횡보강철근이 정착파괴에 영향을 주지 않는 경우에는 현행 설계기준과 동일하게 갈고리의 존재가 정착강도에 영향을 주지 않았다. 그러나 접합부 횡보강철근이 정착파괴를 지연시키는 경우에는 갈고리의 존재가 정착강도를 향상시킨다. 또한 횡보강 갈고리실험체가 모두 정착파괴 없이 실험이 종료되었음을 고려하면 실제 갈고리의 영향은 실험결과보다 더 크다.

3.4.2 묻힘길이

직선철근과 갈고리철근에서 묻힘길이에 따른 부착강도와 지압강도의 변화를 Fig. 8과 Fig. 9에 각각 나타내었다. 묻힘길이에 비례하여 직선길이가 증가하기 때문에, Fig. 8(b)와 Fig. 9(b)에서 직선철근과 갈고리철근 모두 묻힘길이가 증가함에 따라 부착강도도 증가하였다.

묻힘길이가 증가하여도 후면콘크리트파괴 면적에는 변화가 없기 때문에 Fig. 8(c)와 Fig. 9(c)에서 직선철근과 갈고리철근의 지압강도는 묻힘길이에 영향을 받지 않았다. 따라서 묻힘길이 증가에 의한 정착강도의 증가(Fig. 8(a), Fig. 9(a))는 부착의 영향임을 알 수 있다.

4개의 C3 실험체 중 3개는 정착파괴가 발생하지 않았으므로, 묻힘길이 영향을 정확히 평가할 수 없었다.

3.4.3 측면피복두께

측면피복두께의 영향을 평가하기 위해 Fig. 10과 Fig. 11에 측면피복두께 증가에 따른 정착강도의 변화를 나타내었다. 측면피복두께는 철근지름의 1배, 2배, 3.41배(75mm)를 순서대로 C1, C2, C3로 표기하였다. 이 중 C2 실험체는 순수 측면피복두께만 증가시킨 실험체이고, C3 실험체는 압축철근을 기둥 주철근과 후프근 안쪽에 배근하여 측면피복두께의 영향과 횡보강철근의 영향이 공존하는 실험체이다.

측면피복두께 증가에 따라 부착강도와 지압강도가 비례하여 증가하였다. 측면피복두께를 1d_b에서 21d_b로 증가시킴으로써 직선철근의 부착강도가 42∼86 % 증가하였고, 갈고리철근에서는 12 %∼42 % 증가하였다(Fig. 10(b), Fig. 11(b)). 지압강도(Fig. 10(c)와 Fig. 11(c))는 직선철근이 7 %∼17 % 증가하였고, 갈고리철근에서는 4∼22 % 증가하였다.

측면피복두께의 증가는 부착에 의한 인장응력에 대한 저항능력을 향상시켜 부착강도를 증가시키고, 철근 단부지압에 의한 후면콘크리트파괴에 저항하는 콘크리트 저항면적이 증가하여 지압강도도 향상되었다.

3.4.4 횡보강철근

4개의 횡보강실험체 중 L13 직선철근만 정착파괴가 발생되어 L13 실험체만을 비교하였다. 횡보강실험체에서 지압 및 부착강도 모두 증가하였다. 지압강도에 대한 횡보강철근의 영향을 살펴보기 위해 C2와 C3 실험체를 비교(Fig. 10(c), Fig. 11(c))하면, 직선철근은 39 % 증가하였고, 갈고리철근은 85 % 증가하였다.

횡보강에 의한 직선철근의 지압강도 증가는 측면피복두께를 11d_b에서 21d_b로 증가했을 때 지압강도 증가(Fig. 10(c))와 큰 차이가 없었다. 직선철근에서는 측면피복두께의 영향만 나타나고 횡보강철근의 영향이 나타나지 않았다. 직선철근은 횡보강철근과 나란히 배근되어 횡보강철근이 지압강도에 영향을 주지 않으며 철근 단부지압에 의한 후면콘크리트파괴 저항성능을 향상시키지 못했다. 반면에 갈고리철근은 횡보강철근이 갈고리를 감싸 후면콘크리트파괴에 저항하여 지압강도가 큰 폭으로 상승하였다.

부착강도에 대한 횡보강철근 영향을 살펴보기 위해 C2와 C3 실험체를 비교(Fig. 10(b), Fig. 11(b))하면, 직선철근은 평균 22 % 증가하였고, 갈고리철근은 평균 45 % 증가하였다. 횡보강실험체에서 갈고리철근의 부착강도가 직선철근의 부착강도보다 크게 증가하였다. 또한 모든 무보강실험체에서 직선철근의 부착강도가 갈고리철근보다 항상 19~22 % 높게 나타났지만, 횡보강실험체에서는 갈고리철근의 부착강도와 직선철근의 부착강도가 비슷하였다.

횡보강 갈고리철근의 부착강도 향상원인을 분석하면, 횡보강철근이 갈고리철근을 감싸 후면콘크리트파괴를 지연시켜 철근과 콘크리트사이 미끄러짐을 억제함으로써 부착강도 또한 크게 증가한 것으로 판단된다.

4. 기존식과 비교

4.1 정착강도

실험에서 얻은 정착강도를 콘크리트구조기준(KCI 2012)의 압축을 받는 이형철근의 정착길이 산정식과 비교하였다. 철근에 발현된 응력을 평가하기 위해 식 (1)을 철근응력에 관한 식 (2)로 변환하였다.

$$f_{d,KCI}=\frac{\sqrt{f_{ck}l_d}}{0.25d_b}$$

(2)

여기서, f_d,KCI는 압축을 받는 이형철근의 예상정착강도(MPa)이다.

[실험값]/[예측값]을 Table 4에 나타내었다. [실험값]/[예측값]의 평균은 1.43, 변동계수는 12 %로 평가식이 실험값을 과소평가하였다. Fig. 12에서 측면피복두께에 따른 [실험값]/[예측값]을 나타내었다. 평가식은 측면피복두께에 대한 영향을 고려하지 않아 측면피복두께가 증가할수록 실험값을 과소평가하고 있다. 또한 묻힘길이가 짧을수록 과소평가하는 것으로 나타났다.

콘크리트구조기준(KCI 2012)의 정착길이와 이음길이 산정식에 사용된 1.25 안전율(Orangun 1977)을 고려했을 때 L20 실험체는 충분한 안전율을 확보하지 못한 것으로 평가되었다.

4.2 부착강도

다음 3가지 부착강도 평가식과 실험값을 비교하여 Table 4에 나타내었다.

$$f_{bnd,C}=\left(1+011\frac{K_{tr}}{d_b}\right)\left(1.59\frac{l_s}{d_b}+18\right)\sqrt{f_{ck}}$$

(3)

$$f_{bnd,O}=\left\{\left(0.40+\frac c{d_b}\right)\frac{l_s}{d_b}+16.6+0.10\frac{A_{tr}f_{yt}l_s}{s_{tr}(d_b)^2n}\right\}\sqrt{f_{ck}}$$

(4)

$$f_{bnd,408}=\left\{1.82\frac{l_s}{d_b}(\frac{c_\min}{d_b}+0.5)+57.4\right\}\left(0.1\frac{c_\max}{c_\min}+0.9\right)\sqrt[4]{f_{ck}}+\left(11.3t_rt_d\frac{l_sA_{tr}}{s_{tr}(d_b)^2n}+\frac{710}{\left(d_b\right)^2}\right)\left(f_{ck}^{\textstyle\frac34}\right)$$

(5)

여기서, f_bnd,C는 Chun and Lee(2012) 연구의 압축이음 예상부착강도이고, f_bnd,O(Orangun et al. 1977)와 f_bnd,408(ACI 2003)은 인장이음 실험에 의한 예상부착강도이다. K_tr = (40A_tr)/s_trn, l_s(40A_tr), l_s는 이음길이이다. c는 피복두께 또는 철근중심간 순간격 1/2 중 작은 값이고, A_tr은 횡방향 철근의 전체 단면적(mm), s_tr은 정착길이 구간 내에 있는 횡방향 철근의 최대 중심간 간격(mm), n은 쪼개질 가능성이 있는 면을 따라 정착된 철근의 수, c_min과 c_max은 c값의 최소값과 최대값이다.

평가식과 실제강도를 비교한 결과, [실험값]/[예측값]의 평균은 나열된 식의 순서대로 2.00, 1.90, 1.82이고, 변동계수는 12 %, 12 %, 10 %이다. 평가식 모두 실험값을 1/2 수준으로 과소평가하고 있다. 이는 철근 주변 콘크리트의 응력상태 차이로 설명할 수 있다. 식 (3)은 압축이음실험으로 개발되었고, 식 (4)와 식 (5)는 인장이음실험으로 개발되었다. 압축이음과 인장이음은 각각 Fig. 13(a), (b)와 같이 철근길이 방향으로 압축 또는 인장 응력상태를 갖고, 길이의 직각방향으로 부착에 의한 인장응력이 작용한다. 보-기둥 접합부에서는 Fig. 13(c)와 같이 압축철근 주변에 압축스트럿이 형성되어 철근을 구속하고, 부착에 의한 인장응력을 감소시키거나 2축 압축 응력상태도 가능하다. 따라서 식 (3)∼(5)의 바탕이 되는 압축 및 인장이음 실험체의 철근 주변 콘크리트 응력상태보다 보-기둥 접합부의 압축철근 주변 콘크리트 응력상태가 부착강도 발현에 유리하기 때문에 평가식의 예측값보다 높은 부착강도가 발현되었다.

4.3 지압강도

지압에 의해 발현된 강도는 콘크리트구조기준(KCI 2012)의 인장을 받는 앵커의 콘크리트 파괴강도 산정식(식 (6)), 콘크리트지압강도 산정식(식 (7)), Chun and Lee(2012)의 압축이음철근 지압강도 평가식(식 (8))과 비교하여 Table 4, Fig. 14 및 Fig. 15에 나타내었다. 직선철근과 갈고리철근의 지압강도 발현 특성이 다르게 나타나 정착상세별 지압강도를 기존식과 각각 비교하였다.

$$f_{cbg,KCI}=\frac{N_{cbg}}{A_b}=\frac{A_{Nc}}{A_bA_{Nco}}\;\psi_{ed,N}\;\psi_{c,N}\;\psi_{cp,N}\;N_b$$

(6)

$$f_{brg,KCI}=(0.85f_{ck}\sqrt{\frac{A_2}{A_1}})A_1$$

(7)

$$f_{sbrg,C}=(16.5+1.7\delta)\;\sqrt{f_{ck}}$$

(8)

여기서, f_cbg,KCI는 인장을 받는 앵커 그룹의 공칭 콘크리트 파괴강도(MPa)이고, A_b는 철근 단면적(mm²), A_Nc는 인장강도 산정을 위한 단일앵커 또는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴투영면적(mm²), A_Nco는 연단거리 또는 간격에 제한을 받지 않는 경우, 단일 인장력을 받는 앵커의 콘크리트 파괴투영면적(mm²), ψ_ed,N는 연단거리 영향에 따른 수정계수, ψ_c,N는 균열유무에 따른 수정계수, ψ_cp,N는 후설치앵커를 보조철근 없이 비균열 콘크리트에 사용하기 위한 수정계수, N_b는 균열 콘크리트에서 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도이다. f_cbg,KCI는 콘크리트구조기준(KCI 2012)의 지압강도이고, A₁은 하중재하 면적으로 정착상세와 무관하게 철근단면적(A_b)를 사용하며, A₂는 2:1경사로 만들어지는 콘크리트 영향면적이다. f_sbrg,C은 철근압축이음연구(Chun and Lee 2012)에 따른 지압강도이고, 횡보강철근이 배근된 경우 δ=1, 그렇지 않은 경우 δ=0이다.

실험에서는 부착에 의한 쪼갬파괴와 철근 단부지압에 의한 후면콘크리트파괴가 중첩되어, 순수콘크리트파괴를 예측하는 식 (6)의 40∼51 % 수준으로 낮은 지압강도가 발현되었다(Fig. 14(a)와 Fig. 15(a)).

Table 4, Fig. 14(b) 및 Fig. 15(b)에서 식 (7)에 따른 지압강도 산정 시 A₁값을 정착상세와 무관하게 철근단면적을 사용하였다. 무보강 직선철근(Fig. 14(b))은 앞의 설명처럼 파괴의 중첩으로 식 (7)의 지압강도보다 낮은 강도가 발현되었다. 식 (7)은 A₂/A₁의 상한값이 4로 제한되고 횡보강철근의 영향을 고려하지 않으므로, 측면피복두께가 큰 횡보강 직선철근 실험체를 과소평가하였다. 갈고리철근 실험체(Fig. 15(b)는 식 (7)의 예측값보다 높은 지압강도가 발현되었다. 하중재하면적(A₁)으로 철근단면적을 대입하였기 때문에 실제강도를 과소평가한 것으로 판단된다.

식 (8)은 Fig. 14(c) 및 Fig. 15(c)와 같이 횡보강 갈고리철근을 제외한 실험체의 지압강도를 과대평가하였다. 식 (8)은 측면파열파괴가 발생된 압축이음 연구에서 개발되었기에 후면콘크리트파괴가 발생된 압축정착의 지압강도평가에는 적합하지 않았다.

5. 결 론

이 연구에서는 외부 보-기둥 접합부에 정착된 압축철근의 정착실험을 통해 압축철근의 정착거동 특성과 영향 인자에 대해 분석하였다. 연구 결과를 정리하면 다음과 같다.

1) 압축정착강도는 부착과 지압의 복합 거동에 의해 발현된다. 직선철근은 정착강도의 88∼96 %가 부착에 의해 발현되고, 갈고리철근은 정착강도의 74∼88 %가 부착에 의해 발현되었다.

2) 측면피복두께가 커질수록 부착에 의해 발생하는 인장응력에 저항하는 콘크리트가 증가되어 부착강도가 향상되고, 철근 단부지압에 의한 후면콘크리트파괴에 저항하는 콘크리트 면적도 증가하므로 지압강도도 향상되었다.

3) 묻힘길이가 길어질수록 철근의 직선길이가 증가하여 부착강도가 증가하였다. 반면 묻힘길이의 증가는 후면콘크리트파괴에 큰 영향을 주지 못해 지압강도에는 묻힘길이의 영향이 나타나지 않았다.

4) 2d_b의 측면피복두께와 16d_b 묻힘길이에서 압축을 받는 SD600철근의 설계기준항복강도가 발현되었고, 측면피복두께를 3.41d_b(75 mm)로 증가시킴으로써 13d_b 묻힘길이에서 설계기준항복강도 이상의 정착강도가 발현되었다.

5) 측면피복두께의 영향을 고려하지 않은 현행 설계기준을 사용하면 압축을 받는 SD600 정착길이로 24d_b가 요구되는데, 측면피복두께를 고려함으로써 효율적인 고강도철근의 압축정착설계가 가능하다.

6) 접합부 횡보강철근은 직선철근과 나란히 배근되어 직선철근의 정착강도에 거의 영향을 주지 않았다. 갈고리철근에서는 횡보강철근이 갈고리를 감싸 후면콘크리트파괴에 저항하여 콘크리트와 철근사이 미끄러짐을 지연시킴으로써 지압강도와 부착강도 모두 증가하였다.

7) 압축을 받는 이형철근의 정착길이 산정식(KCI 2012)은 측면피복두께에 대한 영향을 고려하지 않아 측면피복두께가 증가할수록 실험값을 과소평가하였다.

8) 보-기둥 접합부에 정착된 철근은 압축스트럿의 도움으로 이음된 철근보다 높은 부착강도를 발현하였다.