2.1 고강도 철근의 특성

ACI 439.6R-19에서 보고된 철근의 강도별 응력-변형률곡선을 Fig. 1에 나타내었다. 철근의 강도가 높을수록 항복마루가 짧아지고, 특정 강도 이상에서는 뚜렷한 항복구간이 나타나지 않았다. 또한, 고강도화 될수록 철근의 파단변형률이 감소하였다. 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)⁽¹¹⁾과 ACI 318-19(2019)⁽¹⁾에서는 철근의 실제 항복강도를 0.2 % 옵셋방법으로 결정한다. 고강도 철근에서는 항복점이 불명확하므로, 0.2 % 옵셋으로 산정된 항복강도에 대응하는 변형률은 $f_{y}/E_{s}$로 산정한 변형률보다 상당히 크다.

2.2 고강도 콘크리트의 특성

ACI 363R(2010)⁽²⁾에 보고된 강도별 콘크리트 응력-변형률 곡선을 Fig. 2에 나타내었다. 고강도 콘크리트의 응력은 거의 선형적으로 증가하여 최대응력에 도달하고, 저강도 콘크리트보다 최대응력점 이후 급격히 응력이 감소한다. 또한, ACI 363R(2010)⁽²⁾에 따르면, 고강도 콘크리트는 저강도 콘크리트보다 피복 콘크리트가 조기 탈락할 가능성이 크다. 이는 고강도 콘크리트에서 코어 콘크리트와 피복 콘크리트의 경계면에 건조수축 속도 차로 인한 인장응력이 발생하기 때문이다. 철근은 콘크리트 피복을 통해 부착응력이 발현되므로 피복 콘크리트가 조기 탈락되면 이음강도 발현에 불리하다. 이러한 고강도 재료의 특성으로 일반강도 재료에서 개발된 압축이음길이 설계식은 고강도 철근에 대해 안전한 결과를 제시하지 못할 수 있다.

3.1 실험변수 설정

압축 겹침이음에 관한 Chun et al.(2009a, 2009b)^(6,7)의 선행연구에서 밝혀진 압축이음강도의 영향인자 중 콘크리트 압축강도, 이음길이, 횡보강철근의 영향을 실험변수로 설정하였다. 이음철근은 SD700 D22 철근을 사용하였고, 콘크리트 설계강도는 60, 80, 90 MPa으로 설계하였다. 이음길이는 철근 지름의 20배, 25배, 30배로 설정하고, 콘크리트강도별 이음길이가 철근 지름의 20배인 실험체를 대상으로 이음구간에 횡보강철근을 배근한 실험체를 추가 제작하였다. 실험체 종류는 12개이고, 동일 실험체를 2개씩 제작하여 총 24개 실험체를 제작하였다.

3.2 실험체 설계

Fig. 3(a), 3(b)에 실험체상세도를 나타내었다. 한 실험체에는 4쌍의 이음을 갖고, 좌우상하 대칭으로 설계하였다. Fig. 3(b)에 표시한 수평균열(expected failure line)과 같이 이음 철근 사이에 쪼갬파괴가 발생하도록 예상 파괴면과 직각방향으로 충분한 피복두께(2.5$d_{b}$)와 이음철근 사이 간격(5$d_{b}$)을 확보하였다. 이음구간에 횡보강철근을 배근한 실험체는 횡보강 실험체, 이음길이에 횡보강철근을 배근하지 않은 실험체는 무보강 실험체로 명명하였다. 횡보강철근은 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)⁽¹¹⁾에서 요구하는 횡보강철근의 최소지름 D10 철근을 사용하였다. 횡보강 실험체는 이음길이가 철근 지름의 20배인 실험체만을 대상으로 철근 이음구간에 횡보강철근을 100 mm 간격으로 배근하였다. 기둥 실험체에 작용하는 하중이 철근에 직접 작용하도록 실험체 양단부에 두께 20 mm 강판을 두고, 강판에 커플러를 용접한 후 나사 가공된 철근을 커플러와 체결하였다. 또한, 양 단부를 이음부 단면보다 크게 하여 단부에서 국부적인 파괴가 발생하는 것을 방지하였다.

3.3 가력 및 계측방법

콘크리트와 철근에 함께 압축력을 가하고, 단면의 중심을 가력하는 중심압축실험방법을 채택하였다. 가력장치도는 Fig. 3(c)에 나타내었다. 10,000 kN 용량의 유압장비를 이용하여 하중제어로 실험체에 정적 압축력을 가하였다. 가력속도는 KS B 0802(KATS 2008)⁽¹²⁾에 따라 철근의 응력변화율 3 MPa/sec를 표준으로 가력하였다. 실험체에 작용하는 하중은 유압장비에 가해지는 압력을 계측하여 하중으로 환산하였다. 철근에 발현된 응력과 부착 및 지압의 기여를 분석하기 위해 철근변형률게이지를 부착하였다. 실험체별 총 8가닥 이음철근 중 Fig. 3(a)와 3(b)에 •으로 표시된 3개(S1, S2, S3) 철근에만 철근 변형률게이지를 부착하고, 개별 철근에서 게이지 위치는 철근 마구리부터 0.5$d_{b}$(11 mm) 떨어진 지점과 겹침이음이 끝나는 지점으로부터 이음구간 밖으로 2$d_{b}$(44 mm) 떨어진 지점 2개소에 부착하였다. 실험 중 의도하지 않은 철근 휨에 따른 변형률 왜곡을 방지하기 위하여 게이지가 부착된 각 위치에는 양면으로 2개씩 게이지를 부착하여 측정된 변형률의 평균값을 사용하였다.

4.1 재료실험결과

이음된 D22 철근의 인장시험결과, 항복강도는 736 MPa, 인장강도는 830 MPa, 탄성계수는 189,200 MPa로 계측되었으며, 항복강도 발현 시점의 변형률은 3,888 µmm/mm이다. D22 철근의 응력-변형률 곡선은 Fig. 4(a)에 나타내었다. 항복점이 불분명하고 항복마루가 거의 없는 고강도 철근의 전형적인 특징을 보였다. 실험일에 콘크리트 압축강도시험을 실시하였다. 실험체별 콘크리트 압축강도를 Table 1에 정리하였고, 대표 응력-변형률곡선을 Fig. 4(b)에 나타내었다. 설계강도 60, 80, 90 MPa 콘크리트의 압축파괴 시 콘크리트의 최대변형률의 평균은 각각 3,327, 3,125, 3,410 µmm/mm이다.

4.2 파괴유형

실험체의 대표적인 파괴 사진을 Fig. 5에 나타내었다. 모든 실험체는 Fig. 5(a)와 같이 일순간에 폭발적으로 파괴하였다. 콘크리트 압괴가 발생하고 순간적으로 부착이 상실되면서 철근 주변 피복 콘크리트가 파열되었다.

Fig. 5(b)와 5(c)에는 각각 무보강 실험체와 횡보강 실험체의 대표적인 파괴 사진을 나타내었다. 무보강 실험체는 부착과 지압 때문에 발생하는 횡방향 인장응력에 의해 Fig. 5(b)와 같이 이음구간 콘크리트 피복이 대부분 탈락하고, 실험체 중심부까지 손상이 크게 나타났다. 반면에 횡보강 실험체는, Fig. 5(c)와 같이 상대적으로 피복의 탈락이 적고 코어 콘크리트가 건재했다. 일부 실험체는 특정 부분에 하중이 집중되어 Fig. 5(d)와 같이 국부적인 손상으로 편심파괴가 발생하였다. 편심파괴는 이 연구에서 의도하지 않은 파괴양상이므로 결과분석에서 제외하였다.

4.3 이음강도

이음구간 밖 2$d_{b}$ 위치에서 계측된 철근의 변형률과 재료시험에서 얻은 철근 탄성계수를 이용하여 이음강도를 산정하였다. Fig. 6에는 대표 실험체의 하중-철근변형률 곡선을 나타내었다. 3.3절 설명과 같이 주철근 한 가닥의 단부와 이음구간이 끝나는 지점에서 변형률을 측정하여 단부지압과 이음강도를 산정하였다. 기둥의 파괴는 취약한 부분에서부터 파괴가 시작되어 연쇄적으로 진전되기 때문에 각 철근의 최대변형률 발현 시점이 다를 수 있다. 따라서 각 철근의 최대변형률을 이용해 이음강도를 산정하면 이음강도가 과대평가 될 수 있다. 이 연구에서는 철근에서 계측된 변형률과 철근의 탄성계수를 이용하여 철근응력을 산정하고, 철근 3가닥의 평균응력이 최대가 되는 시점에서 각 철근의 철근응력을 이음강도로 결정하였다. 철근의 항복점은 Fig. 4(a)와 같이 불분명하고 항복이전부터 비선형거동을 보이기 때문에, 철근의 탄성계수는 계측된 응력-변형률 관계를 3선형거동으로 가정하여 산정하였다. Table 1에 실험체별 이음강도를 정리하였다. 계측된 이음강도를 선행연구 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 식(3)과 Cairns(1985)⁽⁵⁾의 식(4)로 평가하여 Table 1에 나타내었다.

여기서, $f_{sc,\:Chun}$와 $f_{sc,\:C}$는 각각 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾와 Cairns (1985)⁽⁵⁾의 압축을 받는 겹침이음 철근의 예상이음강도(MPa)이고, $K_{tr}= 40A_{tr}/s_{tr}n$, $A_{tr}$은 쪼갬 파괴면에 걸쳐진 횡보강철근의 단면적(mm2), $s_{tr}$은 횡보강철근의 배근 간격(mm), $n$은 쪼갬 파괴면에 걸쳐진 이음철근의 수, 이음구간에 횡보강철근이 배근된 경우 $\delta$=1, 그렇지 않은 경우 $\delta$=1이다.

식(3)과 식(4)에 따른 [실험값]/[예측값] 비의 평균은 각각 0.88, 0.94, 변동계수는 10 %, 17 %로 콘크리트 압축강도와 이음길이가 길수록 실험값을 과대평가하였다. 식(3)과 (4)는, 이음된 철근 주변 콘크리트가 극한변형률에 도달하기 전에 이음부에서 발생하는 횡방향 인장응력으로 피복 콘크리트가 탈락하는 이음파괴를 근거로 개발되었다.

재료실험에서 D22 철근의 항복변형률은 3,888 µmm/mm로 산정되었다. Fig. 6은 60 MPa 콘크리트로 제작된 대표 실험체의 하중–철근변형률 곡선이다. 철근변형률이 콘크리트의 극한변형률(3,327 µmm/mm) 근처에 도달했을 때 실험체가 파괴되어 철근은 항복변형률에 도달하지 못했다. 따라서 실험체의 최종파괴는 콘크리트 압축파괴로 정의할 수 있다. 선행연구의 이음강도 산정식 식(3)과 (4)는 예측하는 파괴양상이 다르므로 예상값이 실험결과를 과대평가하였다.

Fig. 7에는 실험변수에 따른 이음강도를 나타내었다. Fig. 7(a), 7(b)에 나타낸 바와 같이 무보강 실험체는 콘크리트 강도와 이음길이가 증가하여도 이음강도는 증가하지 않았다. 이음구간에 배근된 횡보강철근의 영향을 평가하기 위해 횡보강 실험체와 동일 조건의 무보강 실험체와 비교하여 Fig. 7(c)에 나타내었다. 횡보강 실험체의 이음강도가 무보강 실험체의 이음강도보다 8.9 %에서 13.6 %, 평균 11.3 % 증진하였다. 횡보강철근의 구속효과로 코어 콘크리트의 연성 및 강도를 증진시켜 콘크리트 압축파괴강도가 증가하였다.

4.4 지압에 의해 발현된 강도

철근 마구리에서 0.5$d_{b}$ 떨어진 지점에서 계측된 변형률을 이용해 지압에 의해 발현된 철근 응력(이하 지압강도)을 산정하여 Table 1에 정리하였다. 지압강도는 이음강도의 20~46 %로 발현되었다.

지압강도를 평가하기 위하여 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 지압강도 산정식 식(5)로 예측한 값과 비교하여 Table 1에 정리하였다.

여기서, $f_{brg,\:Chun}$은 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 압축이음 예상지압강도(MPa)이다.

식(5)를 이용한 [실험값]/[예측값] 비의 평균은 1.26, 변동계수는 10 %로 식(5)는 실험값을 과소평가하였다. 식(5)의 배경이 되는 연구(Chun et al. 2011)⁽⁸⁾에서 지압은 이음길이와 무관하게 최대강도를 발현한 뒤 일정한 값을 유지한 후 부착이 최대강도에 이르러 파괴를 지배하였다. 이 연구에서는 콘크리트 압축에 의해 실험체 파괴가 지배되면서 부착이 최대강도에 이르기 전에 콘크리트 압축변형률이 극한변형률까지 이르렀다. 이때 철근의 단부도 주변 콘크리트와 함께 변형하여 높은 지압강도가 발현된 것으로 판단된다.

4.5 부착에 의해 발현된 강도

부착으로 발현된 철근응력(이하 부착강도)은 이음강도에서 지압강도를 감하여 산정하였다. 실험체별 부착강도를 Table 1에 정리하였다. 이음강도의 54~80 %가 부착강도로 발현되었다.

부착강도를 평가하기 위해 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 압축이음강도 산정식 식(6)과 Orangun et al.(1977)⁽¹⁵⁾ 및 ACI 408(2003)⁽³⁾의 인장이음강도 산정식 식(7), (8)과 비교하여 Table 1에 나타내었다.

여기서, $f_{b,\:Chun}$는 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 압축이음 부착강도(MPa)이고, $f_{b,\:O}$(Orangun et al. 1977)⁽¹⁵⁾, $f_{b,\:408}$(ACI 2003)은 인장이음의 예상부착강도(MPa), $c=\min(c_{c,\:}c_{si})$, $c_{c}$는 순피복 두께, $c_{si}$는 철근 순간격이다.

부착강도 예측식 모두 실험값을 과대평가하였다. 압축이음에 관한 Chun et al.(2009a, 2009b)^(6,7) 연구에서 지압강도는 이음길이의 영향을 받지 않고 특정 콘크리트강도에서 일정한 값을 갖는다. 선행연구에서는 지압강도가 일정한 값에 수렴한 이후에 부착에 의한 철근응력이 한계에 도달했을 때 파괴가 발생한다. 반면에 이 연구에서는 콘크리트 압축파괴가 발생하여, 이음구간에서 부착에 의한 철근응력이 충분히 발현될 수 없었다. 전체 철근응력에 대한 부착의 기여가 선행연구의 실험결과보다 작고, 부착강도가 낮게 발현되었다.

5.1 압축을 받는 철근 겹침이음의 이음강도상한

콘크리트강도와 이음길이가 증가하여도 철근응력이 더는 증가하지 않는 현상을 반영하기 위해 압축을 받는 철근 겹침이음의 상한이 필요하다. 압축이음에 관한 선행연구 Pfister and Mattock(1963)⁽¹⁶⁾, Chun et al.(2009a, 2009b)^(6,7), Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 실험결과와 이 연구의 실험결과를 종합하여 총 167개 데이터를 수집하였다. 이 자료를 횡보강철근 유무를 기준으로 무보강 실험체와 횡보강 실험체로 나눈 후, 콘크리트강도 또는 이음길이가 증가하여도 철근응력이 향상되지 않는 데이터의 평균을 구한 결과, 무보강 실험체와 횡보강 실험체 각각 557 MPa, 620 MPa였다. 이 평균은 압축을 받는 겹침이음의 상한으로 설정할 수 있다. 이음구간에 횡보강철근을 배근함으로써 횡구속효과에 의해 11.3 % 높은 이음강도가 발현되었다.

수집된 167개 실험결과를 식(3)에 이음강도 상한을 적용하여 평가한 결과, [실험값]/[예측값] 비의 평균은 1.01, 변동계수는 10.0 %로 정밀하게 예측하였다. 철근 설계기준강도 관리(KATS 2019, ISO 2019)^(9,13)에 적용되는 5 % 분위수(Natrella 1966)⁽¹⁴⁾ 안전율을 적용하여 압축이음강도 상한의 설계값을 산정하면, 무보강 실험체와 횡보강 실험체 각각 462 MPa, 514 MPa이 된다. 설계 상한값을 포함한 압축을 받는 겹침이음 철근의 설계이음강도 평가식은 식(9)로 된다.

여기서, $f_{p,\:d}$는 Chun et al.(2011)⁽⁸⁾의 5 % 분위수 안전율을 갖는 설계압축이음강도(MPa)이다.

겹침이음길이를 변수로 실험값과 이음강도 상한값을 추가한 식(3) 및 식(9)로 산정된 이음강도를 Fig. 8에 나타내었다. 콘크리트 강도는 실험체별로 다르므로, 4개 그룹으로 분류하고 식(3)과 식(9)에는 그룹별 평균값을 대입하여 표현하였다. 이음강도의 상한을 포함한 식(3)은 실험값의 평균을 매우 정확히 예측하였다. 또한, 167개 데이터 중 2개만이 식(9)를 하회하여, 식(9)는 설계식으로 충분히 안전하였다.