2.1 실험변수 설정

압축정착철근은 선행 연구(Seong and Chun 2018)와 연속성을 고려하여 D22 SD600 철근을 사용하고, 직선철근과 갈고리 철근 두 가지 정착 상세를 실험변수로 설정하였다. 콘크리트 설계강도는 압축강도에 따른 정착강도 변화를 알아보기 위해 60 MPa과 90 MPa로 설정하였다. 압축을 받는 철근의 정착거동은 철근 단부에서 발현되는 지압에 의해 인장철근보다 정착거동에 유리한 점을 갖는다. 후면 피복두께에 따른 압축정착거동을 살펴보기 위해 압축철근의 단부 또는 갈고리 부분으로부터 콘크리트 면까지 후면 피복두께를 실험변수로 계획하였다. 후면 피복두께는 2.45 $d_{b}$(54 mm), 5 $d_{b}$(110 mm), 8 $d_{b}$(176 mm) 총 3 가지로 설정하였다. 먼저 후면 피복두께 2.45 $d_{b}$ 실험체는 Fig. 1(a) 및 Fig. 2(a)와 같이 340 mm 기둥 폭에 압축철근의 최소 피복두께를 확보한 기본실험체이다. Fig. 1(b)와 Fig. (b)2와 같이 후면 피복두께가 5 $d_{b}$인 실험체는 기본실험체에서 압축철근의 묻힘길이는 고정하고, 기둥의 폭만 증가시켜 후면 피복두께 5 $d_{b}$를 확보한 실험체이다. Fig. 1(c) 및 Fig. 2(c)와 같이 후면 피복두께가 8 $d_{b}$인 실험체는 후면 피복두께 5 $d_{b}$ 실험체에서 철근의 묻힘길이를 3 $d_{b}$ 줄여 후면 피복두께 8 $d_{b}$를 확보한 실험체이다.

정착 상세 2가지, 콘크리트 강도 2가지, 후면 피복두께 3가지를 변수로 총 12개 실험체를 제작하였다.

2.2 실험체 설계

실험체는 압축철근의 정착파괴가 발생하도록 기둥 휨파괴, 기둥 전단파괴, 접합부 전단파괴를 방지하여 설계하였다. 실험체목록은 Table 1에 정리하였고, 대표 실험체상세도는 Fig. 1과 Fig. 2에 나타내었다. 모든 실험체의 길이와 너비는 1,935 mm와 454 mm로 일정하다. 기둥 주철근은 D22 SD400 6가닥을 배근하였고 D13 SD400 띠철근을 90 mm 간격으로 배근하였다. 기둥 휨강도를 보 휨강도의 1.2배가 되도록 설계하여 기둥 휨파괴가 발생하는 것을 방지하였다. 기둥 전단파괴를 방지하기 위해 콘크리트구조학회기준(KCI 2017)에서 요구하는 횡보강철근량을 배근하였다.

접합부 전단파괴를 방지하도록 ACI 352R-02(ACI 2002)에 따라 접합부를 설계하였다. 접합부 전단강도 계수 $\gamma$는 Type 1의 중간층 모서리 접합부 값인 15를 사용하였다. 기둥의 반력 지점은 보 주철근에서 모멘트 팔길이의 3배만큼 양쪽으로 내민 지점에 있어 기둥 모멘트가 0이 되는 지점을 설정하였다. 보 인장철근은 압축철근보다 굵은 D32 철근을 띠철근 안쪽에 배근하여 인장철근의 정착파괴가 발생하지 않도록 설계하고, 압축철근은 띠철근 바깥쪽에 배근하여 측면 또는 후면 피복 콘크리트가 박락되는 압축정착 파괴가 발생하도록 유도하였다.

2.3 가력 및 계측방법

기존 연구(Seong and Chun 2018)와 동일한 Fig. 3와 같은 방법으로 실험을 수행하였다. 인장을 받는 갈고리 철근 정착길이 설계식의 배경이 되는 Maques and Jirsa(1975)의 보-기둥 접합부 실험방법을 응용하여 기둥을 눕혀 실험의 안전성을 향상시켰다.

하중제어로 실험체에 정적 압축력을 가하였다. 가력속도는 KS B 0802(KATS 2003)에 따라 철근의 응력변화율 3 MPa/sec를 표준으로 가력하였다. 가력장비는 1,000 kN 용량의 유압가력장비 2대를 사용하였으며, 작용하는 하중을 가력장비 상단에 설치한 하중계로 계측하였다. 직선철근의 단부에서 1 $d_{b}$ 떨어진 지점과 갈고리 철근의 굽힘이 시작되는 지점에 변형률 게이지를 부착하여 변형률을 측정하였다.

3.1 재료실험결과

실험 종료 후 재령 32일에 콘크리트 실린더 압축강도 실험을 하였다. 실험체별 콘크리트 압축강도를 Table 3에 정리하였고, 대표 응력-변형률 곡선을 Fig. 4(a)에 나타내었다. 철근 인장 시험결과를 Table 2에 정리하였고, 철근의 응력-변형률 곡선은 Fig. 4(b)에 나타내었다.

3.2 파괴유형

실험체별 파괴유형을 Table 3에 정리하였고, 대표 파괴 사진을 Fig. 5에 나타내었다. 대부분의 실험체에서 Fig. 5(a), 5(b)와 같이 부착에 의한 측면 콘크리트 쪼갬균열과 철근의 단부 또는 갈고리 부분 지압에 의한 후면 콘크리트 파괴가 함께 발생하였다. 갈고리 철근은 직선철근보다 넓은 지압면적을 갖기 때문에 후면 콘크리트 파괴 면적이 직선철근 실험체보다 넓게 관측되었다. 실험체 중 유일하게 90-L13-RC2-S 실험체는 압축항복 후 Fig. 5(c)와 같이 압축철근의 좌굴이 발생하여 실험을 중단하였다.

하중계로부터 측정된 최대하중을 철근 단면적으로 나누어 압축철근의 정착강도를 산정하고, 지압에 의해 발현된 철근 응력은 철근에 부착한 변형률게이지로부터 계측된 변형률에 재료실험에서 얻은 탄성계수를 곱하여 산정하였다. 부착에 의해 발현된 철근 응력은 전체 철근 응력에서 지압에 의해 발현된 철근 응력을 감하여 산정하였다. Fig. 6에는 전체 철근 응력에 대한 부착과 지압에 의해 발현된 철근 응력 분포를 나타내었다. 부착과 지압의 발현 특성을 통해 주된 파괴 유형을 분석할 수 있다. 먼저 후면 피복두께 2.45 $d_{b}$와 5 $d_{b}$ 실험체는 단부 지압에 저항하는 후면 피복두께가 충분하지 않아 후면 콘크리트 파괴가 선행하고, 부착에 의한 쪼갬파괴가 발생하였다. 이는 후면 피복이 탈락되고 모든 하중을 부착이 부담하지 못하여 Fig. 6(a), 6(b)와 같이 지압과 부착에 의해 발현된 철근 응력이 같은 하중에서 최대내력을 발현하고 파괴된 것으로 판단된다. 후면 피복두께가 8 $d_{b}$인 실험체는 충분한 후면 피복두께를 확보한 실험체로 지압의 내력이 충분하여 부착에 의한 쪼갬파괴가 선행하고, 후면 콘크리트 파괴가 발생하였다. 충분한 후면 피복두께가 확보되면 후면 콘크리트 파괴가 발생하기 전에 부착이 먼저 최대내력을 발현한 뒤 추가 하중을 지압이 부담하여 정착강도를 발현하였다. 직선철근의 경우 Fig. 6(c)에서 부착이 감소하고 지압이 증가하는 현상이 파괴 직전에 순간적으로 발생하였고, 대부분의 정착강도가 부착에 의해 발현되었기 때문에 부착이 주된 파괴 인자로 판단되었다. 반면에 갈고리 철근의 경우 부착이 최대내력에 도달한 후 내력이 유지 또는 약간 감소하고 지압에 의해 발현된 철근 응력이 지속해서 증가하여 정착강도를 발현하였다. 전체 철근 응력의 절반에 가까운 수준으로 지압이 발현되어 지압이 주된 파괴 인자로 평가된다.

직선철근 실험체의 파괴를 지배하는 인자는 부착이다. 반면 갈고리 철근 실험체의 파괴를 지배하는 인자는 후면 피복이 충분하게 확보되지 않은 경우 부착이 지배하고 후면 피복이 충분하게 확보된 경우 지압이 지배하였다.

3.3 철근의 정착강도 발현

전체 철근 응력과 부착 및 지압에 의해 발현된 최대 응력을 Table 3에 정리하였고, Fig. 7은 정착 상세 별 실혐변수에 따른 정착강도와 부착강도, 지압강도를 나타낸 그래프이다. 편의상, 이 논문에서 부착에 의해 발현된 강도를 부착강도, 지압에 의해 발현된 강도를 지압강도로 표현하였다.

3.3.1 정착강도

Fig. 7에서 직선철근 실험체와 갈고리 철근 실험체의 정착강도를 비교한 결과, 최대 7 %, 평균 0.3 % 차이로 정착 상세에 따른 정착강도의 차이는 거의 없었다. 묻힘길이가 13 $d_{b}$로 동일한 실험체에서 후면 피복두께가 증가할수록 정착강도는 증가하였다. 동일 기둥 폭에 묻힘길이가 13 $d_{b}$와 10 $d_{b}$인 실험체는 후면 피복두께가 각각 5 $d_{b}$와 8 $d_{b}$이다. 두 실험체는 비슷한 정착강도를 발현하였다. 콘크리트 강도가 90 MPa인 실험체의 정착강도는 동일 조건의 60 MPa 실험체의 정착강도보다 최소 7 %에서 최대 23 % 높았다.

3.3.2 지압에 의해 발현된 강도

Fig. 7에서 정착 상세를 제외한 동일 조건에서 갈고리 철근의 지압강도가 직선철근의 지압강도보다 최소 40 %에서 최대 396 % 높게 발현되었다.

후면 피복두께가 2.45 $d_{b}$에서 5 $d_{b}$로 증가한 경우, 직선철근 실험체의 지압강도는 최소 56 %에서 최대 136 % 증가하였고, 갈고리 철근의 지압강도는 90-L13-BC5-H 실험체를 제외하고, 최소 3 %에서 최대 70 % 증가하였다.

후면 피복두께가 5 $d_{b}$에서 8 $d_{b}$로 증가한 경우, 직선철근 실험체의 지압강도는 최소 52 %에서 최대 139 % 로 증가하였고, 갈고리 철근의 지압강도는 최소 56 %에서 300 %로 증가하였다.

콘크리트 압축강도 60 MPa 실험체의 지압강도가 콘크리트 압축강도 90 MPa 실험체의 지압강도보다 오히려 높게 나타나 콘크리트 압축강도는 지압강도에 거의 영향이 없는 것으로 판단된다.

3.3.3 부착에 의해 발현된 강도

Fig. 7에서 동일 조건에서 직선철근의 부착강도가 갈고리 철근의 부착강도보다 최소 2 %에서 최대 53 % 높게 발현되었다. 동일 묻힘길이 13 $d_{b}$에서 후면 피복두께가 2.45 $d_{b}$에서 5 $d_{b}$ 증가한 경우, 직선철근 실험체의 부착강도는 최소 4 %에서 최대 13 % 증가하였고, 갈고리 철근의 부착강도는 최소 4 %에서 최대 10 % 증가하였다. 후면 피복두께 8 $d_{b}$ 실험체의 부착강도는 5 $d_{b}$ 실험체보다 묻힘길이가 줄어들어 부착강도가 감소하였다. 또한 콘크리트 압축강도가 높을수록 부착강도가 증가하였다.

4.1 정착강도

콘크리트구조학회기준(KCI 2017)의 압축을 받는 이형철근 정착길이 산정식을 철근 응력에 관한 식(1)로 변환하여 정착강도를 평가하였다.

여기서, $l_{d}$는 압축을 받는 철근의 정착길이(mm), $f_{cm}$는 콘크리트 압축강도(MPa), $f_{d,\:KCI}$는 압축을 받는 이형철근의 예상정착강도(MPa)이다.

[실험값]/[예측값]을 Table 3에 나타내었다. [실험값]/[예측값]의 평균은 1.74, 변동계수는 18 %로 철근정착과 이음설계식에 포함된 1.25 안전율을 고려하더라도 평가식이 실험값을 과소평가하였다. Fig. 8에는 후면 피복두께에 따른 [실험값]/[예측값]을 나타내었다. 평가식은 후면 피복두께를 고려하지 않아 후면 피복두께가 증가할수록 실험값을 더욱 과소평가하였다.

4.2 지압강도

지압강도를 인장을 받는 앵커의 콘크리트 파괴강도 산정식(식(2))(KCI 2017), 콘크리트 지압강도 산정식(식(3))(KCI 2017), Chun and Lee(2012)의 압축이음 지압강도 평가식(식(4))과 비교하여 [실험값]/[예측값]을 Table 3에 정리하였다.

여기서, $f_{cbg,\:KCI}$는 인장을 받는 앵커 그룹의 공칭 콘크리트 파괴강도(MPa)이고, $A_{b}$는 철근 단면적(mm2), $A_{Nc}$는 인장강도 산정을 위한 단일앵커 또는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴투영면적(mm2), $A_{Nco }$는 연단거리 또는 간격에 제한을 받지 않는 경우, 단일 인장력을 받는 앵커의 콘크리트 파괴투영면적(mm2), $\psi_{ed,\:N}$는 연단거리 영향에 따른 수정계수, $\psi_{c,\:N}$는 균열 유무에 따른 수정계수, $\psi_{cp,\:N}$는 후설치앵커를 보조철근 없이 비균열 콘크리트에 사용하기 위한 수정계수, $N_{b}$는 균열 콘크리트에서 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도이다. $f_{brg,\:KCI}$는 콘크리트구조학회기준(KCI 2017)의 지압강도이고, $A_{1}$은 하중재하 면적으로 정착 상세와 무관하게 철근 단면적($A_{b}$)를 사용하였고, $A_{2}$는 2:1 경사로 만들어지는 콘크리트 영향면적이다. 단, $A_{2}$/$A_{1}$는 4보다 클 수 없다. $f_{sbrg,\:C}$은 철근 압축이음 연구(Chun and Lee 2012)에서 압축이음 철근의 지압강도이고, 횡보강철근이 배치된 경우 $\delta $=1, 그렇지 않은 경우 $\delta$=0이다. $A_{Nc}$ 산정 시 갈고리 부분의 직선 구간을 제외한 구부림 성형 구간(138 mm)만큼 콘크리트 영향면적을 넓게 계산하였다.

인장을 받는 앵커의 콘크리트 파괴강도 산정식(KCI 2017)과 지압강도를 비교하여 Fig. 9(a)에 나타내었다. 직선철근 실험체의 [실험값]/[예측값] 비의 평균은 0.69, 변동계수는 37 %이고, 갈고리 철근 실험체는 평균 0.84, 변동계수는 22 %로 예측값보다 실험값이 낮았다. 실험체에서는 부착에 의한 쪼갬파괴와 지압에 의한 후면 콘크리트 파괴가 중첩되어 순수 콘크리트 파괴를 예측하는 식(2)의 예상지압강도보다 낮게 발현되었다.

%과 실험값을 비교하여 Fig. 9(b)에 나타내었다. 직선철근 실험체의 [실험값]/[예측값] 비의 평균은 0.86이고, 변동계수는 62 %이다. 갈고리 철근 실험체의 [실험값]/[예측값] 비의 평균은 1.62, 변동계수는 50 %이다. 콘크리트 지압강도 산정식(KCI 2017)은 직선철근 실험값을 과대평가하였고, 갈고리 철근 실험값은 과소평가하였다.

압축이음 지압강도 평가식(Chun and Lee 2012)과 지압강도를 비교하여 Fig. 9(c)에 나타내었다. 직선철근 실험체의 [실험값]/[예측값]의 비의 평균은 0.67, 변동계수는 64 %, 갈고리 철근 실험체의 [실험값]/[예측값]의 평균은 1.30, 변동계수는 53 %로 압축이음 지압강도 평가식(Chun and Lee 2012)은 직선철근 실험값을 과대평가하였고, 갈고리 철근 실험값은 과소평가하였다.

콘크리트 지압강도 산정식과 압축이음 지압강도 평가식은 콘크리트 파괴가 아닌 측면 파열파괴를 근거로 개발되었다. 실험체의 지압에 의한 파괴유형은 콘크리트 파괴이므로 직선철근 실험체에 대한 지압강도는 측면 파열파괴를 예측하는 식(3)과 식(4)에 의해 과대평가되었고, 갈고리 철근 실험체에서는 갈고리 부분의 넓은 지압면적을 고려하지 못하여 실험값을 과소평가하였다.

4.3 부착강도

부착강도를 다음 예상부착강도 평가식인 식(5), (6), (7)과 비교하여 Table 3에 정리하였다.

여기서, $f_{bnd,\:C}$는 압축이음 예상부착강도(Chun and Lee 2012)이고, $f_{bnd,\:O}$(Orangun et al. 1977)와 $f_{bnd,\:408}$(ACI 2003)은 인장이음 실험에 의한 예상부착강도이다. $K_{tr}$=$(40A_{tr})/s_{tr}n$, $l_{s}$는 이음길이이다. $c$는 피복두께 또는 철근 중심 간 순간격의 1/2 중 작은 값이고, $A_{tr}$은 횡방향 철근의 전체 단면적(mm), $s_{tr}$은 정착길이 구간 내에 있는 횡방향 철근의 최대 중심 간 간격(mm), $n$은 쪼개질 가능성이 있는 면을 따라 정착된 철근의 수, $c_{\min}$과 $c_{\max}$은 $c$값의 최소값과 최대값이다.

부착강도 평가식 식(5), (6), (7)의 [실험값]/[예측값] 평균은 순서대로 1.88, 1.60, 1.57이고, 변동계수는 13 %, 12 %, 15 %로 나타났다. 정착 상세별 평균과 변동계수는 Fig. 10에 나타내었다. 부착강도 평가식 모두 실험값을 과소평가하였다. 이 연구의 보-기둥 접합부 실험과 평가식의 배경이 되는 기둥의 압축이음 및 인장이음 실험은 실험체와 가력조건이 다르다. 기둥 이음 실험체에서 압축철근은 1축 압축응력을 받아 프아송비에 의한 가로방향 인장변형이 발생한다. 하지만 보-기둥 접합부 실험체에서는 압축철근이 패널존 안에 정착된다. 압축철근 주변 콘크리트에 압축스트럿이 생성되어 횡방향 인장변형이 억제되고, 2축 압축응력상태도 가능하기 때문에 더 높은 부착강도를 발현할 수 있다.

5.1 직선철근

Fig. 11(a)에서 정착 상세에 따라 정착강도에 대한 부착과 지압의 기여가 다르게 나타났다. 먼저 직선철근 실험체의 정착강도에 대해 최소 70 %에서 최대 96 %, 평균 86 %가 부착에 의해 발현이 되었다. 직선철근에서는 지압보다는 부착의 기여도가 높게 나타났다.

정착강도에 대한 부착의 기여도는 [묻힘길이]/[기둥 폭] 비가 클수록 점점 증가하다가 [묻힘길이]/[기둥 폭] 비 0.72를 기점으로 다시 감소하였고, 정착강도도 감소하였다. [묻힘길이]/[기둥 폭] 비 0.72 이상부터는 상대적으로 얇은 후면 피복두께를 갖기 때문에 지압의 기여를 기대할 수 없고, 압축철근과 콘크리트 사이의 상대미끄러짐을 억제할 수 있는 충분한 후면 피복두께를 확보하지 못해 부착강도가 감소하였다. 따라서 [묻힘길이]/[기둥 폭] 비가 높을수록 정착강도는 부착의 기여에 의존하게 되어 쪼갬파괴가 발생하였고 파괴가 부착에 지배되었다.

콘크리트 압축강도를 증가시키는 것은 지압강도 보다는 부착강도를 증가시키는 데 효과적이기 때문에 콘크리트 압축강도가 증가할수록 정착강도에 대한 부착의 기여를 높인다.

5.2 갈고리 철근

갈고리 실험체에서 정착강도 대비 부착의 비율은 최소 45 %에서 최대 88 %, 평균 76 %이다.

직선철근에 비하여 Fig. 11(b)에서 갈고리 철근 실험체는 부착의 기여가 낮아지고 지압의 기여가 높아졌다. [묻힘길이]/[기둥 폭] 비가 증가할수록 부착의 기여가 증가하지만 직선철근과 마찬가지로 특정 지점을 기준으로 부착의 기여와 정착강도가 감소하였다.

따라서 압축을 받는 철근의 경우, [묻힘길이]/[기둥 폭] 비가 0.72 이상이면, 압축정착강도가 감소하기 때문에 비효율적이다. [묻힘길이]/[기둥 폭] 비가 0.56에서 0.72까지는 비슷한 정착강도를 발현하므로, 이 범위에서 묻힘길이를 가능한 한 짧게 하는 것이 경제적이다.