문도영
(Do Young Moon)
1†
안동욱
( Dong Wook Ahn)
2
이기홍
(Gi-Hong Lee)
3
최세진
(Se Jin Choi)
4
-
경성대학교 토목공학과 교수
(Professor, Department of Civil Engineering, Kyungsung University, Busan 48434, Rep.
of Korea)
-
포스코 철강솔루션연구소 수석연구원
(Senior Principal Researcher, POSCO Global R&D Center, Incheon 21985, Rep. of Korea)
-
유니콘스(주) 과장
(R&D Team Manager, Unicons Inc., Seoul 04334, Rep. of Korea)
-
원광대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Wonkwang University, Iksan 54649,
Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
중공철근, 인발실험, 힌지보 실험, 겹이음 실험
Key words
hollow rebar, pullout-test, hinged beam test, lap splice beam test
1. 서 론
콘크리트의 낮은 인장성능과 취성적 파괴특성을 보완하기 위하여 철근을 사용해왔다. 콘크리트 보강재로서 철근은 우수한 인장성능을 가지고 있을 뿐 아니라
높은 연신율로 인해 연성적인 파괴를 유도할 수 있다. 콘크리트와 유사한 열팽창계수를 가지고 있으며 이형돌기를 있어 콘크리트와의 부착성능이 우수하다.
고강도 철근이 개발되어 사용되고 있으며, 다양한 이형을 갖는 철근의 부착성능에 관한 연구도 수행된바 있다(Choi et al. 2009).
보강근과 콘크리트와의 부착은 화학적 접착, 마찰과 이형의 기계적 부착에 의하여 지배된다(Moon 2004). 상대적으로 화학적 접착의 영향은 미미하며 마찰과 이형의 형상에 의한 기계적 부착에 의하여 성능이 좌우된다. 이형마디의 높이 및 간격의 비로 정의되는
마디면적비가 보강근의 부착성능에 영향을 미치는 주요한 인자 중 하나로서 이에 관한 많은 연구가 수행되었다(Hadi 2008; Lee et al. 2009; Hong et al. 2011; Metelli and Plizzari 2014; Ju and Oh 2015). 마디면적비가 클수록 부착성능이 우수한 것으로 보고되고 있으며(Choi et al. 2009), 이에 따라 유럽기준에서는 부착성능의 기준으로서 최소 마디면적비를 0.056으로 제시하고 있다(Metelli and Plizzari 2014).
본 연구에서는 지반보강용으로 개발된 STG800 중공철근의 부착성능을 다양한 실험을 통해 평가하였다. Pull-out 실험을 통해 동일한 직경의 이형철근과
부착성능을 비교하였으며, 힌지보 실험을 통해 부착길이에 따른 부착성능을 평가하였다. 마지막으로 겹이음을 변화시킨 보의 휨파괴 실험을 수행하였다.
2. STG800 중공철근
STG800 중공철근(이하 중공철근)은 이형철근과 유사한 이형의 표면을 갖지만 단면 중심부에 중공구조로 되어 있는 지반보강용으로 개발된 보강근으로,
2018년 12월 ‘KS D 3872 지반보강용 강관‘ 규격에 추가된 제품이다(KATS 2018; Ahn et al. 2021). 이 제품은 강판을 원형으로 폐합 가공 후 접합부를 전기저항 방식으로 용접하고, 3축의 롤러를 이용하여 강관의 표면을 눌러 기존 철근의 이형과 유사한
모양을 갖도록 제작한다. 제품의 외형과 절단된 내부는 Fig. 1과 같다. 중공철근의 항복기준강도는 800 MPa 이상이다. 2개의 시편에 대한 인장강도 실험을 수행한 결과는 Fig. 2에 제시하였다. 실험결과로부터 확인된 중공철근의 항복강도는 1,000 MPa를 상회하는 것으로 확인된다.
본 연구에서는 이 제품 중 공칭직경 19 mm, 22 mm, 29 mm 제품의 콘크리트 부착성능을 분석, 평가하기 위한 실험을 수행하였다. 이형 리브의
폭에 따라 중공철근 Type 1과 중공철근 Type 2로 나누었으며, 두 종류에 대하여 모두 실험하였다. 또한 성능 비교를 위하여 동일한 직경의 SD400
이형철근을 실험하였다. Fig. 3은 본 실험에서 사용한 이형철근과 중공철근 Type 1과 Type 2의 외형을 보여주며, 상세한 제원은 Table 1에 제시된 바와 같다. Type 1과 Type 2의 리브의 간격 $s_{r}$은 20 mm로 동일하지만 리브의 산 부분 폭($a$)과 골 부분의 폭($b$)가
서로 다르다(Fig. 3(d) 참고). Type 1의 경우 Type 2에 비하여 리브의 산 부분의 폭은 크며, 골 부분의 폭은 작다. 부착성능은 리브의 전면이 보강근의 축선과
이루는 리브전면각(rib face angle)에도 영향을 받는다. 이형철근 제조사가 제시하고 있는 이형철근의 규격표에 따르면 이형철근의 리브전면각은
45° 이상으로 되어 있다. 본 중공철근 Type 1과 Type 2의 리브전면각은 16°로써 이형철근과 비교하여 약 1/3 수준이다(Fig. 1 참고).
Fig. 1 Tested reinforcing bars (STG800 Type 1)
Fig. 2 Tensile test of a hollow rebar
Fig. 3 Reinforcing bars tested
Table 1은 본 실험에 사용된 보강근들의 상세한 제원과 부착강도 발현을 위해 형성된 리브의 마디면적비(relative rib area)를 나타내고 있다. 마디면적비는
Choi et al.(2009)에 제시된 식 (1)에 따라 계산하였다. Table 1에서 $d_{b}$은 공칭직경, $d_{e}$는 보강근의 외경이며, $d_{i}$는 중공부의 직경을 의미한다.
여기서, $h_{r}$은 마디의 높이, $s_{r}$은 마디의 간격, $R_{r}$은 마디면적비이다.
중공철근의 경우 외경을 공칭직경으로 하고 있으며, D29 중공철근의 경우 외경이 31.8 mm로 이형철근에 비하여 큰 것을 볼 수 있으나, 단면적
$A_{r}$은 D29 이형철근의 50 % 수준인 것을 볼 수 있다. 중공철근의 마디면적비는 이형철근의 마디면적비보다 작지만 중공철근 Type 1과
Type 2의 마디면적비는 동일하다. Eurocode 2(CEN 2000)에 따르면 공칭직경 12 mm 이상의 보강근의 마디면적비는 소요부착강도 및 부착강성 확보를 위하여 최소 0.056 이상이 되어야 한다고 규정하고 있다(Metelli and Plizzari 2014). 본 연구에서 사용한 모든 보강근의 마디면적비는 이를 상회하고 있어 이 규정을 만족하는 것을 알 수 있다.
Table 1 Dimensional detail of the tested rebars
|
ID.
|
$d_{e}$
(mm)
|
$d_{i}$
(mm)
|
$d_{b}$
(mm)
|
$A_{r}$
(mm2)
|
Deformation pattern
|
|
$h_{r}$
(mm)
|
$s_{r}$ (mm)
|
$R_{r}$
|
|
$a$ (mm)
|
$b$ (mm)
|
|
Ordinary steel rebar
|
D19
|
20.5
|
17.5
|
19.1
|
286.5
|
1.49
|
13.4
|
0.111
|
|
D22
|
23.5
|
20.2
|
22.2
|
387.1
|
1.63
|
15.5
|
0.105
|
|
D29
|
31.1
|
26.9
|
28.6
|
642.4
|
2.12
|
20.0
|
0.106
|
|
Hollow rebar
Type 1
|
D19
|
19.1
|
13.5
|
19.1
|
143.3
|
1.20~1.50
|
7.6
|
12.4
|
0.06~0.075
|
|
D22
|
22.2
|
15.8
|
22.2
|
190.9
|
1.20~1.50
|
7.6
|
12.4
|
0.06~0.075
|
|
D29
|
31.8
|
24.6
|
31.8
|
318.8
|
1.20~1.50
|
7.6
|
12.4
|
0.06~0.075
|
|
Hollow rebar
Type 2
|
D19
|
19.1
|
13.5
|
19.1
|
143.3
|
1.20~1.50
|
5.8
|
14.2
|
0.06~0.075
|
|
D22
|
22.2
|
15.8
|
22.2
|
190.9
|
1.20~1.50
|
5.8
|
14.2
|
0.06~0.075
|
|
D29
|
31.8
|
24.6
|
31.8
|
318.8
|
1.20~1.50
|
5.8
|
14.2
|
0.06~0.075
|
3. 부착성능검증을 위한 비교실험
본 장에서는 중공철근의 콘크리트 부착성능을 평가하기 위하여 인발부착실험(pull-out)을 수행하였다. 인발부착실험은 보강근의 콘크리트 부착성능을
상대적으로 비교･평가하기 위한 실험방법으로 널리 사용된다.
3.1 Pull-out 실험
3.1.1 실험개요
철근의 부착실험에 대한 KS의 소멸로 인하여 FRP 보강근의 부착실험 규격인 ASTM D7913(2014)를 참고하여 실험하였다. 실험체의 한쪽단은 보강근을 강관으로 감싸고 다른 한쪽은 콘크리트 블럭에 묻어 실험체를 제작하였으며, 강관부의 경우에는 FRP
보강근의 인장실험 규격인 ASTM D7205 (2006) 규격에 따라 강관의 길이 및 직경을 결정하였다. 콘크리트 블록의 크기는 할렬파괴를 방지하기 위하여 규격에서 정하고 있는 것보다 큰 320 mm 정육면체로
제작하였다. 보강근과 콘크리트의 부착길이는 공칭직경의 5배로 하였으며, 상세 제원은 Table 2와 같다.
Fig. 4는 pull-out 실험체 제작하는 장면을 보여주고 있으며, Fig. 5는 실험을 위한 set-up을 보여주고 있다.
Fig. 4 Fabrication of pull-out test specimens
Fig. 5 Set-up for pull-out test
변위계는 보강근의 자유단에 1개의 LVDT를 부착하고, 가력단에는 3개의 변위계를 120° 간격으로 설치하여 측정하였다. 슬립은 가력단 3개 변위계의
측정데이터 평균으로부터 자유단 변위계 측정치를 제외하여 계산하였다. pull-out 부착강도는 식 (2)를 통해 계산하였다.
여기서, $f_{pb}$는 pull-out 부착응력, $P$ 실험에서 파괴하중이며, $l_{b}$는 콘크리트 블록 내부에 보강근과 콘크리트의 부착길이이다.
Table 2 Summary of pull-out test specimens
|
ID.
|
Bonded length
(=5$d_{b}$)
(mm)
|
Detail of specimens
|
Total length of specimen
(mm)
|
No. of specimen
|
|
Hollow rebar
Type 1
|
D19
|
95
|
|
1,355
|
5
|
|
D22
|
110
|
1.370
|
5
|
|
D29
|
145
|
1,405
|
5
|
|
Hollow rebar Type 2
|
D19
|
95
|
1,355
|
5
|
|
D22
|
110
|
1.370
|
5
|
|
D29
|
145
|
1,405
|
5
|
|
Ordinary steel rebar
|
D19
|
95
|
1,355
|
5
|
|
D22
|
110
|
1.370
|
5
|
|
D29
|
145
|
1,405
|
5
|
3.1.2 Pull-out 실험 결과
Figs. 6~8은 pull-out 부착응력-슬립 그래프를 보여준다. 모든 실험체는 인발에 의한 파괴를 나타내었다. 이형철근의 경우 2 mm 이하의 슬립이 발생할
때 최대부착응력에 도달하며, 이후 파괴가 서서히 진행되면서 지속적으로 부착응력이 감소하는 연성적인 파괴가 발생한 것을 알 수 있다. 최대 약 10
mm의 슬립량에도 불구하고 부착응력은 급격한 감소가 발생하지 않았다.
중공철근의 부착응력-슬립거동도 이형철근과 크게 다르지 않다. pull-out 부착응력의 수준에는 다소 차이가 있으나, 약 1 mm의 슬립량이 발생하였을
때 부착파괴가 발생하는 것을 알 수 있으며, 이후 부착응력은 유지되지만 슬립량이 지속적으로 증가하는 양상을 나타낸다. 중공철근 Type 1과 Type
2 모두 유사하다. 최대부착응력 이후의 거동에서는 이형철근보다는 중공철근의 거동에서 부착응력의 감소 정도가 크지 않고 응력이 그대로 유지되면서 지속적으로
슬립량이 증가하는 양상이 뚜렷하다. 이형철근 리브의 폭이 상대적으로 중공철근보다는 훨씬 작아서 부착파괴 발생 이후 마찰저항이 감소하게 되면서 이형철근의
응력감소가 더 급격한 것으로 판단된다. 그래프로부터 관찰된 이형철근과 중공철근의 거동차이와 중공철근의 상대적으로 작은 마디면적비 등을 고려할 때,
이형철근의 인발부착성능은 인발과정에서 이형리브의 기계적 지내력(mechanical bearing)에 의하여 주로 발휘되는 반면, 중공철근은 리브에
의한 기계적 지내력보다는 마찰과 화학적 접착에 의하여 부착성능이 발휘된다는 것을 알 수 있다.
Fig. 9는 pull-out 부착응력의 최대값을 pull-out 부착강도로 정의하고 이 결과를 비교하여 보여준다. D19에서는 중공철근 Type 2의 부착강도가
가장 크고, 이보다 이형철근이 미소하게 작으며, 중공철근 Type 1이 가장 작은 것으로 나타났다. 반면 D22와 D29의 결과에서는 이형철근의 강도가
가장 크며, 중공철근의 경우에는 Type 2의 강도가 Type 1보다는 크게 나타났다. 이에 따라 D19 정도의 직경에서는 이형철근과 중공철근 Type
2의 인발부착성능이 거의 동등하지만 이보다 직경이 큰 경우에는 이형철근의 pull-out 부착성능이 훨씬 큰 것을 알 수 있다. 한편 중공철근 간의
비교에서는 직경에 상관없이 모든 경우에 Type 2의 인발부착강도가 큰 것으로 나타났다. 이 결과는 동일한 리브간격에서 리브의 산부분의 길이가 작고
골 부분의 길이가 클 때 pull-out 부착강도 발현이 크다는 것을 보여준다. 인발과정에서 리브의 산 부분과 콘크리트 접착면 사이의 마찰보다는 리브의
산 부분에 끼인 콘크리트의 키(key) 부분의 전단파괴(shearing off)가 pull-out 부착성능 발현에 더 크게 기여하기 때문이라고 판단된다.
Fig. 6 Pull-out bond stress vs. slip curves for ordinary steel rebars
Fig. 7 Pull-out bond stress vs. slip curves for Hollow rebar Type 1
Fig. 8 Pull-out bond stress vs. slip curves for Hollow rebar Type 2
Fig. 9 Comparison of the pull-out bond strength
3.2 힌지보 실험
힌지보 부착실험은 보강근의 다양한 부착성능평가를 방법들 중 하나로 실제 휨을 받는 구조부재의 보강근의 응력상태와 유사성이 더 크기 때문에 널리 사용되고
있는 실험방법이다. 본 연구에서는 부착길이가 직경의 5배, 10배, 15배일 때 부착거동을 평가하기 위하여 힌지보 실험을 수행하였다.
3.2.1 휨부착실험 개요
본 연구에서 힌지보의 실험 방법으로 사용되는 방법 중 EN 12269-1의 실험방법에 따라 실험을 하였다. 실험방법은 일반 휨부재의 4점재하 실험방법과
유사하다(Fig. 10 참고). 일반적인 힌지보 실험의 경우에는 실험 셋업으로부터 명백하게 보강근의 인발력을 계산할 수 있으나, 이 실험방법에서는 힌지로 사용되는 강재블록이
없고 콘크리트로 연결되어 있어서 보강근에 부착된 변형률게이지의 측정치로부터 인반력을 계산하도록 하고 있다. 따라서 본 실험에서는 실험 중 측정된 보강재
단부의 슬립량과 변형률로부터 보강근의 인장응력, 부착응력을 식 (3)과 식 (4)를 계산하여 분석하였다.
여기서, $f_{ht}$와 $f_{hb}$는 힌지보 실험으로부터 계산된 보강근의 인장응력과 부착응력을, $E_{r}$은 보강근의 탄성계수로서 200
GPa, $\varepsilon_{m}$은 실험 중 측정된 보강근의 인장변형률이다.
본 실험에서 3개의 부착길이에 대하여 실험을 수행하였다. 힌지보 실험에 대한 실험 변수와 실험체의 상세는 Table 3에 정리하였다.
Fig. 10 Hinged beam test set-up according to EN12269-1
Table 3 Summary of hinged beam test specimens
|
ID.
|
$d_{b}$
(mm)
|
Bonded length
($l_{b}$, mm)
|
Detail of specimens
|
|
Ordinary steel rebar
|
19.1
|
5$d_{b}$=95
|
|
|
10$d_{b}$=190
|
|
15$d_{b}$=285
|
|
Hollow rebar
Type 1
|
5$d_{b}$=95
|
|
10$d_{b}$=190
|
|
15$d_{b}$=285
|
|
Hollow rebar
Type 2
|
5$d_{b}$=95
|
|
10$d_{b}$=190
|
|
15$d_{b}$=285
|
3.2.2 휨부착실험 결과
Figs. 11~13은 힌지보 실험을 통해 획득한 부착응력-부착변위, 인장응력-슬립변위 그래프를 나타내고 있다. 그림에서 실선은 식 (4)로부터 계산된 부착응력, 점선은 식 (3)으로부터 계산된 인장응력을 의미한다.
우선 인장응력-슬립변위 결과, 이형철근의 결과를 보면, $5d_{b}$의 경우 부착파괴가 발생하는 시점에서 철근의 인장응력이 200 MPa 이하인
것을 알 수 있다. 즉 이형철근의 항복전에 부착파괴가 발생하였다. $10d_{b}$도 부착파괴가 발생한 것은 동일하지만 인장응력 수준은 300 MPa
정도로 증가하였다. 부착길이가 직경의 15배가 되어서야 비로서 이형철근이 항복응력의 수준에 도달한 것을 알 수 있다. 중공철근 Type 1의 경우
$10d_{b}$에서 인장응력이 700 MPa로 항복강도에 근접하였으며, $15d_{b}$에서는 인장응력이 1,200 MPa로 항복강도를 상회하는
결과를 나타내었다. 중공철근 Type 2의 경우에도 거의 유사한 결과를 나타냈다. 보강근의 종류에 따라 다소 인장응력의 수준에는 다소 차이가 있었지만
보강근과 콘크리트의 부착길이가 보강근 직경의 10배가 되어도 각 보강근의 항복 전에 부착파괴가 발생하는 것을 확인할 수 있다. 이 실험결과로부터 획득한
부착길이에 따른 보강근의 인장응력 변화는 Fig. 14(a)에 도시하였다.
부착길이가 증가함에 따라 인장응력이 증가하는 양상은 모든 보강근에 대하여 동일하지만 보강근의 종류에 따라 증가율은 다르게 나타났다. 중공철근은 부착길이
증가에 따라 인장응력의 증가율이 큰 반면, 이형철근은 상대적으로 인장응력이 증가율이 크지 않은 것을 볼 수 있다. 한편 이 그래프로부터 실험적 기본정착길이에
대한 고찰이 가능하다. 기본정착길이는 보강근이 항복강도에 도달하기 위해 필요한 부착길이로 정의할 수 있다. 중공철근이 항복을 800 MPa로 간주할
때 항복에 도달하기 위해 필요한 최소부착길이는 약 중공철근 직경이 11배 정도로 파악된다. 이는 Type 1과 Type 2가 동일하다. 한편, 이형철근의
경우에는 부착길이가 이형철근 직경의 15배는 되어야 이형철근의 인장응력이 항복강도에 도달하는 것을 확인할 수 있다. 그러나 이 결과는 직경 19 mm의
보강근에 대한 실험결과에 기초한 분석이다. pull-out 실험을 통한 보강근 간의 인발부착성능에 대한 비교에서 직경이 19 mm보다 큰 경우에는
이형철근의 인발부착성능이 우수하게 나타났기 때문에 D22, D29 등 다른 직경에 대해서는 다른 결과가 도출될 수 있으므로 다른 직경에 대한 기본정착길이
평가를 위해서는 추가적인 실험과 분석이 요구된다.
이형철근의 부착응력-슬립 그래프를 보면, 4 MPa 이상에서 급격한 슬립이 발생하지만 슬립이 0.1~0.2 mm에 도달할 때까지 응력이 증가하며
최대치 이후 점진적으로 감소하는 양상을 나타낸다. 이형철근과 중공철근도 거동은 매우 유사하게 나타난다. 다만 중공철근이 경우 최대치에 해당하는 슬립량이
0.15~0.23 mm 정도로 약간 큰 것을 볼 수 있다. 실험으로부터 획득한 그래프에서 최대부착응력치를 휨부착강도로 간주하고 부착길이에 따른 휨부착강도의
변화를 Fig. 14(b)에 도시하였다. 부착길이 5$d_{b}$의 경우 휨부착강도의 크기는 중공철근 Type 2, 이형철근, 중공철근 Type 1의 순서로 이전 장에 제시한
pull-out 부착강도의 순서와 동일하다. 다만, 휨부착강도는 7.5~9.0 MPa로 pull-out 부착강도보다 2~3 MPa 작다. 또한 부착길이가
변화에 따라 중공철근의 부착강도의 변화는 크지 않으며, 이형철근의 경우 부착길이가 증가할 때 미세하게 감소하는 양상을 보인다. 부착길이가 보강근 직경이
10배와 15배일 때 이형철근의 휨부착강도는 6.5 MPa 정도이며, 중공철근의 휨부착강도는 9~10 MPa 범위에 있는 것으로 나타났다.
Fig. 11 Flexural bond stress vs. slip curves for ordinary steel rebars
Fig. 12 Flexural bond stress vs. slip curves for Hollow rebar Type 1
Fig. 13 Flexural bond stress vs. slip curves for Hollow rebar Type 2
Fig. 14 Comparison of the hinged beam test results
4. 겹이음실험
인장보강을 위한 중공철근의 겹이음 사용 시 성능을 평가하기 위하여 겹이음실험을 수행하였다. 겹이음을 달리하였을 때 휨거동을 고찰하고, 연성적인 거동
확보를 위한 겹이음 길이를 도출하고자 하였다.
4.1 실험체 설계
KDS 14 20 52(MOLIT 2022)의 기준에 따라 실험체를 설계하였다. 정착길이는 식 (5)를 통해 계산하였으며, 입력치는 Table 4에 제시하였다. 중공철근 Type 1의 D19 직경을 대상으로 하였다. 횡보강근을 횡구속상태를 고려한 계산결과 정착길이는 1,123 mm이며, 실제
실험체는 1,120 mm을 기준 겹이음길이($1.0l_{d}$)로 설정하여 제작하였다. 겹이음 길이가 보의 휨성능에 미치는 영향을 분석하기 위하여
겹이음이 없는 실험체를 기본실험체로 제작하고, 겹이음 길이 600 mm($0.54l_{d}$), 860 mm($0.77l_{d}$)의 실험체를 추가로
제작하여 상호 비교하였다(Table 5 참조).
여기서, $f_{y}$는 보강근의 항복강도, $\lambda$는 경량콘크리트계수, $f_{ck}$는 콘크리트 설계기준강도, $\alpha$는 철근의
위치계수, $\beta$는 도막계수, $\gamma$는 철근크기계수, $c$는 철근 간격 또는 피복두께에 관련된 치수, $K_{tr}$은 횡방향 철근지수이다.
Table 4 Determination of lap splice length from the calculation of development length
|
$f_{ck}$
(MPa)
|
$f_{y}$
(MPa)
|
$d_{b}$
(mm)
|
$A_{r}$
(mm2)
|
$b$
(mm)
|
$h$
(mm)
|
$\rho$
(%)
|
$a$
(mm)
|
$c_{b}$
(mm)
|
$c_{so}$
(mm)
|
$c_{si}$
(mm)
|
$\dfrac{(c+k_{tr})}{d_{n}}$
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$l_{d}$
(mm)
|
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24
|
800
|
19.1
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286.6
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250
|
350
|
0.37
|
45
|
40
|
40
|
46.8
|
2.5
|
1,123
|
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Table 5 Summary of lap splice test specimens
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$d_{b}$
(mm)
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$P_{n}$
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$l_{lap}$
(mm)
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Detail of specimens
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19.1
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98 kN at $f_{y}=800$MPa
130 kN at $f_{y}=800$ MPa
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-
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|
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600
($0.54l_{d}$)
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|
860
($0.77l_{d}$)
|
|
1,120
($1.0l_{d}$)
|
4.2 파괴모드
파괴된 실험체의 형상은 Fig. 15와 같다. 겹이음길이 600 mm 실험체는 겹이음부의 하면과 측면에서 종방향 균열 발생과 함께 심화되며, 할렬파괴가 발생하였으며, 덥개 부분이 왼전히
탈락하여 더이상 하중을 지지하지 못하고 파괴되는 전형적인 할렬부착파괴모드의 양상을 나타내었다. 겹이음길이 800 mm 실험체의 파괴모드도 600 mm
겹이음 실험체와 동일하다. 1,120 mm인 실험체의 파괴모드와 보강근의 겹이음이 없는 실험체의 파괴모드는 저보강보의 전형적인 휨파괴의 형상을 나타내었다.
4.3 하중-변위거동
실험중 경간중앙에서 100 mm 용량의 LVDT를 이용하여 수직변위 변화를 모니터링하였다. 그러나 겹이음이 있고, 저보강보임을 감안하여 최대하중 이후
변위 측정은 중단하였다. 겹이음이 없는 실험체의 하중-변위 그래프는 Fig. 16과 같다. 약 30 kN의 하중에서 초기균열로 인한 강성저하가 발생하고, 이후 120 kN까지 거의 선형적인 거동을 보이다가 이후 최대하중에 가까울수록
변위가 증가하여 마루가 나타나는 것을 볼 수 있다. 이후 약 144 kN의 하중에서 하중이 급격히 감소하는 것을 확인한 후 변위계측을 중단하였다.
이후 변위측정은 못하였지만 계속적으로 실험을 진행하였으며, 상당한 연성거동 이후 철근의 인장파괴와 함께 최종 휨파괴하였다. Fig. 16에 표시된 점선은 공칭휨강도에 해당하는 하중으로 철근의 항복 이후 압축연단의 콘크리트 압괘에 의하여 파괴됐다는 것을 수치로 확인할 수 있다.
Fig. 17은 겹이음 된 실험체의 하중-변위곡선을 나타내고 있다. 겹이음된 시험체들의 초기균열하중과 이후 휨거동이 모두 겹이음의 없는 실험체와 거의 유사한 것을
확인할 수 있다. 다만, 600 mm와 860 mm 겹이음을 갖는 실험체는 120 kN을 근사하게 초과하는 하중에서 겹이음부를 감싸고 있는 피복 부분의
탈락이 발생하면서 변위 측정이 되지 않았다. 이후 철근이 노출된 상태에서 하중이 더 이상 증가하지 않아 실험을 중단하였다. 겹이음 길이가 1,120
mm인 시험체의 경우에는 겹이음이 없는 시험체의 최대하중에 도달할때까지 피복의 탈락이 발생하지 않아 수직변위를 측정할 수 있었다. 최대하중 부근에서
강성이 미소하게 작은 것을 볼 수 있으나, 전반적으로 최대하중까지의 거동이 유사함을 확인할 수 있다. 이상의 결과로부터 충분한 휨거동 확보를 위해서는
KDS 설계기준에서 정하고 있는 겹이음길이가 필요하다는 것을 확인할 수 있다.
Fig. 15 Failure of lap spliced specimens
Fig. 16 Load-displacement curve for the no lap splice specimen
Fig. 17 Load-displacement curves for the lap spliced specimens
5. 결 론
본 연구에서는 중공철근의 콘크리트 부착성능을 인발, 힌지보 및 겹이음 실험을 통해 고찰하였으며, 실험결과를 통해 획득한 결론은 다음과 같다.
1) Pull-out 실험으로 획득한 하중-슬립 관계로부터 이형철근과 중공철근의 부착 매커니즘의 차이를 확인할 수 있었다. 이형철근은 리브의 기계적
지내력이 부착거동을 지배하는 반면, 중공철근은 마디면적비가 상대적으로 작아 기계적 지내력의 영향은 이형철근보다 상대적으로 작으며, 마찰에도 영향을
받는 것으로 판단된다.
2) 인발부착강도는 직경마다 다소 다른 것으로 나타났다. D19 직경에서는 중공철근의 인발부착강도가 큰 반면, D22와 D29의 결과에서는 이형철근이
더 큰 것으로 나타났다. 마디면적비의 영향이 큰 직경에서 더 뚜렷하게 나타나는 것이 이와 같은 차이를 발생시키는 것으로 판단된다. 한편 중공철근의
비교에서는 Type 2가 Type 1보다 우수한 인발부착강도를 나타내었다. 동일한 리브간격에서 리브의 골부분의 길이가 큰 것이 pull-out 부착강도
개선에 유리한 것으로 판단된다.
3) D19 직경의 보강근을 대상으로 수행된 힌지보의 실험에서는 중공철근의 휨부착성능이 더 우수한 것으로 나타났다. 이는 결론 2)에서 언급한 바와
같이 D19 직경의 pull-out 실험결과에서 중공철근의 부착성능이 우수하게 나타난 것과 일치된 결과이다. 휨부착강도는 pull- out 부착강도의
2~3 MPa 정도 작으며, 부착길이에 따른 영향이 일관되고 명확하진 않았다.
4) 힌지보 실험 중 측정한 보강근의 변형률로부터 인장강도를 계산하고, 부착길이에 따른 인장강도변화를 고찰한 결과, 이형철근은 보강근 직경의 15배가
되어야 항복강도에 도달하는 반면, 중공철근의 경우에는 보강근 직경의 11배가 부착되었을 때 설계항복강도인 800 MPa에 도달하는 것을 확인하였다.
이를 통해 적정한 정착을 위해 확보되어야 할 기본정착길이를 파악할 수 있었으며, 중공철근의 경우 직경의 11배, 이형철근의 경우 15배의 묻힘길이가
필요하다는 것을 확인하였다. 그러나 이 실험은 직경 19 mm의 경우에 대해서만 수행되었기 때문에 일반화를 위해서는 다양한 직경에 대한 추가적인 실험연구가
요구된다.
5) 겹이음 실험결과에서는 KDS 14 20 52(MOLIT 2022)의 기준에 의한 겹이음길이를 확보하였을 때 겹이음이 없는 비교실험체와 동일한 휨거동을 확보할 수 있는 것으로 확인되었다.