2.1. ACI318-11 및 콘크리트구조기준 (2012)

인장력을 받는 확대머리 또는 기계적으로 정착된 형철근 에 대하여 ACI318-11 및 콘크리트구조기준에서 식 (1)과 같 이 정착길이 (l_dt)를 제시하고 있다. 식 (1)은 확대머리 이형 철근에 대한 Thompson (2006)의 연구결과를 바탕으로 하고 있으며, ACI318-11 및 콘크리트구조기준에서 Table 1과 같 이 적용범위에 대한 제한을 두고 있다.

여기서, β 는 에폭시 도막철근의 경우 1.2이고 다른 경우는 1.0, d_b는 철근직경[mm], ƒ_y 는 철근의 설계기준항복강도 [MPa], ƒ_ck 는 콘크리트 설계기준압축강도[MPa]이다.

두 기준의 큰 차이점은 철근 순간격 (s_b)에 대한 제한으로, 국내 기준의 경우 상하기둥이 있는 보-기둥 접합부의 보 주 철근으로 사용되는 경우, 접합부의 횡보강철근이 0.3% 이상 이고 확대머리의 뒷면이 횡보강철근 바깥 면부터 50mm 이 내에 위치하면 s_b는 2.5d_b 이상으로 할 수 있는 예외 규정을 둔 것이다.

식 (1)에서와 같이 확대머리 이형철근에 대하여 적용할 수 있는 설계기준항복강도를 420MPa로 제한하고 있어 420MPa 를 초과하는 철근에 대한 정착성능을 평가할 필요가 있다.

2.2. 겹침이음성능평가를 위한 기존 실험적 연구고찰

중앙부에 겹침이음상세를 가지는 일반 보의 휨 실험에 관 하여 기존 ^{Lee et al. (2008)}이 행한 확대머리 이형철근의 겹 침이음실험 결과를 기준식과 비교하여 분석하였다. 참고로 ^{Lee et al. (2008)}이 행한 연구결과는 현행 설계식이 마련되 기 전으로 분석내용도 과거의 앵커기준을 대상으로 하였음 을 밝힌다.

^{Lee et al. (2008)}은 국내에서 생산되고 있는 확대머리 이 형철근을 대상으로 확대머리 철근의 직경, 겹침이음길이, 철 근 표면의 부착유무 등을 주요 변수로 한 실험을 실시하였 다. 실험을 통하여 확대머리 이형철근의 겹침이음 성능이 확 대머리에 의한 지압응력 뿐만 아니라 철근 표면의 부착응력 모두에 영향을 받는 것으로 분석하였다. 또한 기존의 확대머 리를 가지는 선설치 앵커에 적용하는 콘크리트 브레이크아 웃파괴 (concrete breakout failure)내력식은 실험내력을 크게 과소평가함을 파악하였다.

본 연구에서는 ^{Lee et al. (2008)}의 연구결과에 의한 겹침 이음강도를 현행 기준식에 적용하여 비교하여, Table 2에 나 타내었다. 단, 기존 실험연구결과에서 횡보강철근에 의한 겹 침이음성능 향상에 대한 연구결과가 명확하지 않고 기준식 에 이에 대한 인자가 없어 본 연구에서는 비교 분석대상에서 제외하였다. 또한 기준의 적용범위를 벗어난 순피복 두께 2 미만인 실험체도 제외하였다.

Table 2에서 공칭휨강도 (M_n)는 겹침이음되기 전의 단면 에 대하여 콘크리트구조기준에 의하여 산정되었다. 실험 휨강 도 (M_T)는 가력된 최대하중과 함께 자중을 고려하였다. Fig. 1은 실제 배근된 겹침이음길이 (l_s)와 설계식의 정착길이 (l_dt) 의 비 (l_s /l_dt)와 실험 휨강도와 공칭휨강도의 비 (M_T /M_n)를 비교한 것이다.

Fig. 1.

MT/Mn versus ls/ldt by Lee' test dataqa

Table 2와 Fig. 1에서 식 (1)로부터 산정된 l_dt 에 비하여 l_s 가 증가할수록 M_T 역시 증가하는 것으로 나타났다. 하지 만 l_s /l_dt 가 적은 실험체의 경우 M_T/M_n 과 유사하였지만, l_s /l_dt 에 큰 실험체의 경우 M_T /M_n 과 최대 5.8%가 차이를 보 였다. 또한, l_s /l_dt 가 0.97로 확대머리 이형철근의 정착길이와 유사하게 배근된 실험체에서 M_T/M_n 이 0.94로 평가됨에 따 라, 기준에서의 정착길이를 그대로 겹침이음길이로 산정할 수 없다.

현행 콘크리트구조기준에서 B급이음된 일자형 이형철근에 대하여 인장력에 대한 겹침이음길이를 정착길이의 1.3배로 산정하고 있다. 이를 이용하여, 확대머리 이형철근의 겹침이 음길이도 정착길이의 1.3배를 적용할 경우 휨강도측면에서 겹침이음성능을 확보할 수 있을 것으로 예상되나 이에 대한 검증이 필요하다. 동시에 휨을 받는 수평부재의 경우 연성적 인 파괴거동을 하여야 하므로 변형성능에 대한 평가도 필요 할 것이다.

3.1. 실험 개요

확대머리 이형철근의 겹침이음실험을 위하여 Table 3과 같이 확대머리 이형철근의 설계기준항복강도 (ƒ_y), 겹침이음 길이 (l_s), 철근의 직경 (d_b), 겹침이음 구간내 철근의 부착유 무 등을 변수로 한 총 9개의 실험체를 계획하였다.

실험체명에서 S와 HS는 각각 이형철근의 ƒ_y 가 각각 400MPa, 500MPa임을 나타내며, 그 뒤의 숫자는 이형철근의 직경이 다. 그리고 L뒤의 숫자는 l_s/ d_b로서 겹침이음길이가 이형철 근 직경의 몇 배수로 계획되었는지를 나타내며, 그 뒤에 나 타나 있는 n은 겹침이음구간내에서 철근과 콘크리트가 비부 착된 실험체임을 나타낸다.

겹침이음길이는 철근 직경의 배수로서 산정하였으며, 식 (1)에 의하여 산정된 정착길이 (l_dt)와 콘크리트구조기준에서 일자형 철근의 B급 겹침이음에 사용되는 정착길이의 1.3배 를 적용한 길이 등 2가지를 기준으로 계획하였다.

Fig. 2에 실험체 상세를 나타내었다. Fig. 2에서와 같이 D19의 확대머리 이형철근을 사용한 S19 및 HS19 시리즈 실험체들은 폭×높이×길이가 380mm×300mm×3800mm이며, D25의 확대머리 이형철근을 사용한 S25 시리즈 실험체들의 크기는 460mm×300mm×3800mm이다. 실험체 폭의 차이는 실험체의 겹침이음되는 확대머리 이형철근들에 의하여 발생 가능한 수평적인 쪼개짐을 방지하기 위하여 겹침시키는 철 근 순간격 (s_b)을 4d_b 이상 확보하기 위하여 철근 간격 (s_b1) 을 산정하였기 때문이다. 실험체 순피복은 확대머리 이형철 근을 기준으로 57.5~60.5mm가 되도록 하여 기준에 의한 최 소 순피복 두께 2d_b 이상을 만족하도록 하였다.

Fig. 2.

Details of specimen

모든 실험체는 인장 겹침이음되는 철근 개수가 좌측은 3 개, 우측은 2개로 계획하였다. 이는 겹침이음되는 한 쪽 편 의 휨 성능을 감소시킴으로써, 실험체 제작 오차에 따른 불 균형 파괴, 겹침이음되는 구간의 철근비 증가로 인한 휨내력 증가, 겹침이음되는 철근들의 평면을 따라 발생할 수 있는 수평면 쪼개짐 파괴 등의 영향을 감소시키고 겹침이음되는 철근의 변형성능을 보다 명확하게 파악하기 위해서이다. 겹 침이음되는 구간을 포함한 중앙부 1000mm 구간을 제외한 보 양단부는 D10의 스터럽을 100mm 간격으로 배근하여 전 단보강하였다.

3.2. 재료시험

실험체에 사용된 콘크리트의 설계기준압축강도는 24 MPa 이며, KS F 2405에 따른 공시체의 압축강도 시험에 의하여 콘크리트 압축강도 (ƒ_ck1)는 21.69 MPa로 평가되었다. Table 4는 실험체에 사용된 철근의 재료시험결과를 정리하여 나타 낸 것이다. Table 3에서 A_s 는 공칭단면적, ƒ_y, ƒ_u 는 각각 재료시험에 의한 항복강도, 인장강도 등을 나타낸다.

3.3. 실험체 설치 및 가력

실험체는 Fig. 3에서와 같이 인장력을 받는 겹침이음부위 가 상부면이 되도록하여, 하중 가력에 따른 겹침이음되는 부 위의 균열 및 파괴상황을 관측하게 용이하도록 하였다. 또한 실험체 중앙부 1000mm 구간에 하단에 힌지 지지점을 두고, 실험체 양단부에서 100mm되는 지점에 하중을 가력하여, 자 중에 의한 영향과 겹침이음구간의 전단력을 최소화하였다. 하중가력은 2000 kN 만능구조시험기 (UTM)을 사용하여 변 위제어방식으로 단조 가력하였다. 하중가력에 따른 수직변위 를 측정하기 위해 실험체의 경간 중앙에 변위계 (LVDT)를 설치하였다. 또한, 확대머리 이형철근의 변형율을 파악하기 위하여 겹침이음이 시작되는 부분에 철근 변형게이지를 부 착하였다.

Fig. 3.

Test setup

4.1. 균열 및 파괴모드

Table 5 및 Fig. 4에 최종 파괴시 균열상황을 나타내었다.

Fig. 4.

Crack patterns

하중 가력에 따른 초기단계의 균열은 대부분의 실험체에 서 유사하게 나타났다. 초기균열은 겹침이음이 시작되는 확 대머리가 있는 부위에서 휨 균열 형태로 나타났으며, 하중가 력에 따라 초기균열 폭이 증가하고 이후 양 단부 방향으로 휨 균열 수가 많아지면서 확대되었다. 이후 균열은 겹침이음 길이 및 겹침이음 구간내 확대머리 이형철근 표면의 부착 유 무 등에 따라 다른 파괴 양상을 나타내었다.

확대머리 이형철근의 표면이 콘크리트와 부착이 되고 겹 침이음길이가 l_dt인 실험체들은 Fig. 4(a)와 같이 확대머리 이형철근의 할렬파괴와 함께 프라이아웃파괴가 나타나 최종 파괴되어 휨 부재에 대한 겹침이음성능을 확보하기 어려운 것으로 나타났다. 그리고 겹침이음길이가 1.3l_dt 인 실험체들 은 겹침이음길이가 l_dt 인 실험체들에 비하여 휨 균열 수가 확 대되었고 Fig. 4(b)와 같이 대부분 휨파괴 양상을 나타내었다.

확대머리 이형철근의 표면이 콘크리트와 부착이 되지않고 겹침이음길이가 1.3l_dt인 실험체들은 철근 부착력이 없어 일 체 거동을 하지 않아 휨균열 수가 적었으며, 확대머리의 지압 력에 의해서만 휨에 대해 저항함으로써 대부분 Fig. 4(c)와 같이 확대머리에 의한 프라이아웃파괴 양상이 크게 나타났다.

4.2. 하중-변위 및 하중-변형률 곡선

실험에 의한 가력하중과 중앙부 처짐 (수직변위)과의 관계 곡선을 확대머리 이형철근 종류별로 정리하여 Fig. 5에 나타 내었다.

Fig. 5.

Load-deflection curves

Table 6은 실험에 의한 균열하중 (P_cr), 항복하중 (P_y), 최 대하중 (P_max)과 이들 각 하중들에 의한 모멘트 (M_cr, M_y, M_max)및 처짐 (δ_cr, δ_y, δ_max)을 나타내고 있다. M_cr-t 및 M_max는 각각 단면해석에 의한 이론적인 휨균열 모멘트 및 공칭휨강도를 나타낸다.

Fig. 5에서 이형철근의 종류에 관계없이 겹침이음길이가 l_dt인 실험체들은 최대하중에 도달 후 급격히 하중이 감소하 는 취성적인 거동을 나타내었다. Fig. 5와 Table 6에서 최대 하중에 도달하는 시점은 겹침이음되지 않은 단면에 대한 공 칭 휨강도에 도달되기 전이었으며, 10% 정도 차이를 나타내 는 SD500 이형철근을 사용한 HS19-L20 실험체 이외에 4% 이내의 차이를 나타내었다.

철근표면이 콘크리트와 부착되고 겹침이음길이가 1.3l_dt 에 해당하는 실험체들은 공칭 휨강도보다 큰 내력을 보였으며, 항복이후 연성적인 파괴를 보이며 휨거동을 하는 것으로 평 가되었다. 이들 실험체는 초기 균열 이후 항복시까지 겹침이 음길이가 l_dt인 실험체들 보다 강성이 크지만 많은 차이를 보이지는 않았다.

철근표면이 콘크리트와 비부착된 실험체들은 겹침이음길 이가 1.3l_dt임에도 불구하고, 철근의 부착력이 없어 겹침이음 길이가 l_dt 인 실험체들 보다 초기균열 후 강성 및 최대내력 이 적게 평가되었으며, 최대하중 이후 급격한 취성파괴를 나 타내고 있다. 또한 Fig. 5에서 초기균열 후 하중이 감소 및 증가를 반복한 후 다시 증가하는 양상을 나타내었다. 이는 초기균열이 발생하는 시점에서 확대머리가 지압에 의한 정 착을 받기 전에 비부착된 겹침이음구간의 철근에 슬립이 발 생하여 나타난 것으로 사료된다. 슬립량은 3.56~6.25mm로 나타났다.

Fig. 6에 철근게이지에 의하여 측정된 확대머리 이형철근 의 변형률과 하중과의 관계곡선을 나타내었다. 최대하중 이 후 취성파괴된 모든 실험체에 대하여 Fig. 6에서 확대머리 이형철근이 항복하지 않았으며, 겹침이음길이가 1.3l_dt 인 확 대머리 이형철근이 콘크리트에 부착된 실험체들은 항복변형 률이후 하중에 비하여 큰 변형률을 보이면서 소성변형을 하 는 것으로 나타났다.

Fig. 6.

6 Load-strain curves

4.3. 실험 휨강도 및 이론 휨강도

Table 5에서 대부분의 실험체에서 실험에 의한 휨균열모 멘트 (M_cr)가 해석에 의한 휨균열모멘트 (M_cr-t)에 비하여 크게 평가되었으며, 휨강도겹침이음길이가 1.3l_dt이고 부착 된 실험체가 다른 실험체에 비하여 M_cr 이 큰 것으로 나타났다.

겹침이음길이가 1.3l_dt이고 부착된 실험체에 대하여 최대 하중에 의한 실험 최대휨강도 (M_max)는 공칭휨강도 (M_n) 에 비하여 16~31% 크게 나타나 휨강도 측면에서 겹침이음 성능을 확보하는 것으로 사료된다. 실험 휨항복강도 (M_y)에 대해서는 M_y /M_n가 0.97~1.11로 평가되어, 공칭휨강도가 실험 휨 항복강도에 근접한 것으로 나타났다. 그리고 겹침이 음길이가 1.3l_dt 인 실험체의 M_max가 l_dt 인 실험체에 비하여 26.3~32.2% 크게 나타나 겹침이음길이의 증가비율과 유사 하게 나타났다.

겹침이음길이가 l_dt이 겹침이음구간내 부착된 실험체는 M_max/M_n이 0.9~0.99로 나타났고, 앞서 철근의 변형률 및 파괴모드 등을 고려할 때 겹침이음성능을 확보할 수 없는 것 으로 사료된다.

겹침이음길이가 1.3l_dt 인 SD500 철근을 사용한 실험체는 M_max/M_n가 1.16으로 SD400 철근을 사용한 실험체에 비 하여 12% 저하되었다. 이는 실험체가 겹침이음파괴가 아닌 연성적인 휨파괴 거동을 보인 점을 비취어 볼 때, 철근 항복 강도에 따른 겹침이음길이의 문제라기보다는 철근 위치 등 제작 오차일 가능성이 큰 것으로 사료된다.

SD400의 이형철근을 사용한 겹침이음 구간 내에 비부착 된 실험체들은 부착 실험체에 비하여 휨성능이 41.5~44.2% 감소되었으나, SD500의 이형철근에 대해서는 부착실험체가 비부착실험체에 비하여 48.7% 감소되어 부착력의 손실이 더 큰 것으로 나타났다.