2.1. ACI318-11 (2011) 및 콘크리트구조기준 (2012)

인장력을 받는 확대머리 또는 기계적으로 정착된 이형철 근에 대하여 ACI318-11 및 콘크리트구조기준에서 식 (1)과 같이 정착길이 (l_dt )를 제시하고 있다. 식 (1)은 확대머리 이 형철근에 대한 ^{Thompson (2005}; ²⁰⁰⁶)의 연구결과를 바탕 으로 하고 있으며, ACI318-11 및 콘크리트구조기준에서 Table 1과 같이 적용범위에 대한 제한을 두고 있다.

여기서, β 는 에폭시 도막철근의 경우 1.2이고 다른 경우는 1.0, d_b는 철근직경[mm], f_y 는 철근의 설계기준항복강도 [MPa], f_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 정착 및 겹침이음성능을 평가할 필 요가 있다.

현행 기준에서는 일자형 이형철근 및 표준갈고리 이형철 근의 정착길이식에서 횡보강근의 구속상세에 따른 보정계수 를 도입하고 있다. 하지만 확대머리 이형철근의 경우 횡보강 근철근은 확대머리 이형철근의 정착에 큰 영향을 주지 않았 다는 ^{Thompson et al. (2006)}의 연구결과를 토대로 횡보강 철근에 대한 보정계수를 적용하지 않고 있다.

2.2. 기존 실험적 연구 고찰

앞서 기준 설계식에 적용된 연구 이외에 국내에서 생산되 는 확대머리 이형철근을 사용한 겹침이음에 관한 실험연구 가 Lee (2008)에 의하여 진행되었다. 이러한 연구결과는 ACI318-08 및 콘크리트구조기준에 확대머리 이형철근이 적 용되기 이전으로 분석내용도 과거의 선설치 앵커에 적용하 는 콘크리트 브레이크아웃파괴내력과 비교·평가하고 있다. 여기서 Lee는 겹침이음 실험결과로부터 횡보강근과 폐쇄형 Tie-down 철근 등의 구속상세는 겹침이음되는 헤드철근 주 위의 콘크리트를 구속시켜 지압응력을 증가시킴으로서 비구 속 실험체에 비하여 29~47% 겹침이음 내력을 증가시킬 수 있는 것으로 평가하였다.

본 연구에서는 Lee (2008)의 연구결과에 의한 겹침이음강 도를 현행 기준식에 적용하여 비교하여, Table 2에 나타내었 다. 단, 순피복 두께 2d_b 미만인 실험체는 제외하였다.

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

Table 2와 Fig. 1에서 구속상세가 없을 경우 l_s/l_dt 값이 M_T/M_n 값과 유사하긴 하지만 적게 평가되었다. 하지만 구 속상세가 있는 실험체들은 모두 M_T/M_n 값이 l_s/l_dt 값에 비하여 크게 평가되어 겹침이음길이에 비하여 보강효과가 있음을 보여준다.

Fig. 1.

M_T/M_n versus l_s/l_dt by Lee’ test data

구속상세별로 살펴보면, 겹침이음구간내에 횡보강철근이 배근된 실험체를 배근되지 않은 실험체와 휨강도를 비교한 결과, l_s/l_dt가 0.6과 0.85 인 경우 각각 28%, 16%의 휨강도 증가효과를 나타내었다. 또한, 횡보강근과 함께 횡보강근에 대하여 Tie-down 철근으로 구속한 실험체의 휨강도는 구속 상세가 없는 실험체에 비하여, l_s/l_dt가 0.6과 0.85 인 경우 각각 37%, 24%의 휨강도 증가효과를 나타내었다.

하지만 l_s/l_dt가 0.6에서 0.85로 증가됨에 따른 횡보강근에 의한 겹침이음성능 증가효과는 떨어지는 것으로 나타나, l_s/ l_dt의 비율을 포함한 다양한 확대머리 이형철근의 배근 상세 와 재료 강도 등에 대한 구속상세 보강효과에 따른 평가가 이루어질 필요가 있다. 이를 통하여 구속상세 설계방법 및 보정계수가 기준식에 도입될 수 있을 것으로 사료된다. 특히, 부재간의 접합부의 크기가 협소할 경우 구속상세에 의한 보 정계수를 도입함으로써 정착 및 겹침이음길이 축소로 접합 부 설계 가능성을 증가시킬 수 있을 것이다.

현행 콘크리트구조기준에서 B급이음된 일자형 이형철근에 대하여 인장력에 대한 겹침이음길이를 정착길이의 1.3배로 산정하고 있다. 이를 이용하여, 확대머리 이형철근의 겹침이 음길이도 정착길이의 1.3배 또는 다른 증가계수 도입을 통하 여 설계가 가능할 것이다. 이러한 점을 파악하기 위하여 최 근 보강상세가 없는 SD500 확대머리 이형철근의 겹침이음 성능에 대한 실험 연구가 ^{Kim (2014)}에 의하여 진행되었다. 실험결과에 의하면, SD400 및 SD500 확대머리 이형철근의 겹침이음길이를 기준에 의한 정착길이의 1.3배로 할 경우 겹 침이음성능을 확보할 수 있는 것으로 평가하고 있다.

만약, 앞선 Lee (2008)의 실험결과에서와 같이 구속상세의 종류에 따라 겹침이음성능 향상이 가능하다면, 겹침이음길이 를 정착길이의 1.3배 이하로 줄일 수 있는 겹침이음 설계가 가능할 것이므로 본 연구에서 이에 대한 실험을 계획하였다.

3.1. 실험 개요

구속상세의 종류에 따른 확대머리 이형철근의 겹침이음성 능평가 실험을 위하여 Table 3과 같이 확대머리 이형철근의 설계기준항복강도 ( f_y), 철근의 직경 (d_b), 구속상세 등을 변 수로 한 총 6개의 실험체를 계획하였다. Fig. 2는 실험체 상 세를 나타낸다.

Fig. 2.

Details of specimen

실험체명에서 S와 HS는 각각 이형철근의 f_y가 각각 400MPa, 500MPa임을 나타내며, 그 뒤의 숫자는 이형철근의 직경이 다. 그리고 L뒤의 숫자는 l_s/d_b로서 겹침이음길이가 이형철 근 직경의 몇 배수로 계획되었는지를 나타낸 것이다. 본 연 구에서는 겹침이음길이를 철근 직경의 배수로서 식 (1)에 의 하여 산정된 l_dt가 되도록 l_s/d_b 값을 계획하였다. 이는 겹침 이음길이 산정에 필요한 기본 정착길이일 뿐 아니라, 기존 ^{Kim (2014)}의 실험결과에서 겹침이음길이가 l_dt일 경우 실 험에 의한 휨강도가 공칭휨강도에 1~10% 부족하게 나타나 구속상세 보강효과에 대한 검증으로 적합하다고 판단되었기 때문이다.

겹침이음 구간의 구속상세로는 C1과 C2 두 가지 형태로 계획하였다. C2의 경우 겹침이음 구간에 대하여 SD400의 D10 이형철근을 사용한 폐쇄형 스터럽을 100mm 간격으로 배근하였다. C1은 겹침이음 구간 양단의 확대머리 지압면에 서 50mm 떨어진 부위부터 50mm 간격으로 두 개의 폐쇄형 스터럽을 설치하고 이들 스터럽으로 구성된 평면에 직각으 로 스터럽을 둘러싸는 폐쇄형 스터럽을 4개씩 설치한 보강 상세이다. 이때 사용된 철근의 종류는 C1과 동일하다.

Fig. 2에서와 같이 D19의 확대머리 이형철근을 사용한 S19 및 HS19 시리즈 실험체들은 폭×높이×길이가 380mm×300mm× 3800mm이며, D25의 확대머리 이형철근을 사용한 S25 시리 즈 실험체들의 크기는 460mm×300 mm×3800mm이다. 실험 체 폭의 차이는 실험체의 겹침이음되는 확대머리 이형철근 들에 의하여 발생가능한 수평적인 쪼개짐을 방지하기 위하 여 겹침시키는 철근의 순간격 (s_b)을 4d_b 이상 확보하도록 배근하였기 때문이다. 실험체 순피복은 확대머리 이형철근을 기준으로 57.5~60.5mm가 되도록 하여 기준에 의한 최소 순 피복 두께 2d_b 이상을 만족하도록 하였다.

모든 실험체는 압축측 철근으로 SD400의 D16 이형철근 3 개를 배근하였으며, 중앙부 1000mm 구간을 제외한 보 양단 부에 D10의 스터럽을 100mm 간격으로 배근하여 전단보강 하였다.

3.2. 재료시험

실험체에 사용된 콘크리트의 설계기준압축강도는 24 MPa 이며, KS F 2405에 따른 공시체의 압축강도 시험에 의하여 콘크리트 압축강도 (f_ck1 )는 21.69 MPa로 평가되었다. Table 4는 실험체에 사용된 철근의 재료시험결과를 정리하여 나타 낸 것이다. Table 3에서 A _s 는 공칭단면적, f_y, f_u 는 각각 재료시험에 의한 항복강도, 인장강도 등을 나타낸다. fy는 400MPa 이상의 항복강도를 가지고 뚜렷한 항복점과 항복마 루가 나타나지 않는 철근에 대해서는 콘크리트구조기준에서 제시된 변형률 0.0035에 상응하는 응력 값을 이용하여 평가 하였다.

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 관측하기 용이하도록 하였다. 또한 실험체 중앙부 1000mm 구간의 하단에 힌지 지지점을 두고, 실험체 양단부에서 100mm되는 지점에 하중을 가력하여, 자 중에 의한 영향과 겹침이음구간의 전단력을 최소화하였다. 하중가력은 2000 kN 만능구조시험기 (UTM)를 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

균열도의 위는 상부면의 균열상황, 아래는 입면의 균열상황 을 나타낸 것이다.

하중 가력에 따른 초기단계의 균열은 대부분의 실험체에 서 유사하게 나타났다. 초기균열은 겹침이음이 시작되는 확 대머리 바깥 쪽 부근에서 휨 균열 형태로 나타났으며, 하중 가력에 따라 초기균열 폭이 증가하고 이후 양 단부 방향으로 휨 균열 수가 많아지면서 확대되었다. 이후 균열은 겹침이음 구간내 보강상세에 따라 다른 파괴양상을 나타내었다.

스터럽과 Tie-down 철근으로 겹침이음부위를 보강한 C1 계열 실험체는 겹침이음되는 구간 경계선 바깥쪽에서 발생 한 기존 균열의 폭이 점차 커지면서 겹침이음된 상부면에 할 렬균열이 진행되었지만 최종적으로는 휨파괴와 유사한 균열 형태를 나타내며 파괴되었다. 스터럽만으로 보강된 C2 계열 실험체는 C1 계열 실험체에 비하여 상대적으로 휨균열 수 및 폭이 적게 나타났으며 할렬균열의 폭이 크고 프라이아웃 파괴 양상도 나타내면서 최종파괴되었다.

4.2. 하중-변위 및 하중-변형률 곡선

실험에 의한 가력하중과 중앙부 처짐 (수직변위)과의 관계 곡선을 확대머리 이형철근의 종류별로 정리하여 Fig. 5에 나 타내었다. 그리고 Table 5에 실험에 의한 각종 하중 및 처짐 과 단면해석에 의한 이론적인 휨균열 모멘트 및 공칭휨강도 등을 비교하여 나타내었다.

Fig. 5에서 이형철근의 종류에 관계없이 스터럽만으로 보 강한 C2 계열 실험체들은 최대하중에 도달 후 급격히 하중 이 감소하는 취성적인 거동을 나타내었다. 또한 Fig. 5와 Table 5에서 나타나듯이 최대하중에 도달하는 시점은 겹침이음되 지 않은 단면에 대한 공칭 휨강도에 도달하지 못하는 것으로 나타났다.

Fig. 5.

Load-deflection curves

스터럽과 Tie-down 철근으로 보강된 C1 계열 실험체들의 경우, 공칭 휨강도보다 큰 내력을 나타내었고 항복이후 연성 적인 거동으로 최대하중에 도달하였다. 최대하중시의 변위는 63.7~75.6mm로서 중앙부 처짐을 중앙부에서 지점까지의 거 리로 나눈 부재각으로 환산할 때 약 3.7~4.4%의 부재각을 나타내었다.

확대머리 이형철근의 종류별로 구속상세에 따른 초기강성 및 이후 할선강성의 차이는 미비하였다.

Fig. 6에 철근게이지에 의하여 측정된 확대머리 이형철근 의 변형률과 하중과의 관계곡선을 나타내었다. Fig. 6에서 스터럽으로 보강된 C2 계열 실험체들은, 최대하중 시까지 확대머리 이형철근이 항복하지 않았으며, 스터럽과 Tie-down 철근으로 보강된 C1 계열 실험체는 실험체의 항복하중과 유 사한 하중에서 항복강도에 도달하고 이후 최대하중에 도달 하기까지 큰 변형률을 보이면서 소성변형을 하는 것으로 나 타났다.

C1 계열실험체에 대하여 식 (2)를 이용하여 변위연성비 (μ) 를 산정한 결과, S25-L16-C1, S19-L16-C1, HS19-L20-C1 실 험체의 순으로 각각 2.2, 1.9, 1.3으로 변위연성비가 평가되 었다.

Fig. 6.

Load-strain curves

HS19-L20-C1 실험체의 변위연성비가 1.3으로 적은 이유 는 SD500의 고강도 철근이 사용됨으로써 철근의 항복강도 에 도달하기 위한 항복변형률이 SD400 철근에 비하여 크기 때문에 이에 따른 항복변위가 증가하였고, 최대하중 시 콘크 리트 응력분담 또한 커져 상대적으로 적은 최대변위에서 실 험체가 파괴되었기 때문인 것으로 사료된다.

4.3. 실험 휨강도 및 이론 휨강도

Table 5에서 C1 계열 실험체가 C2 계열 실험체에 비하여 실험에 의한 휨균열모멘트 (M_cr )가 소폭 크게 나타났지만, 그 영향은 미비하다. 또한 해석에 의한 휨균열모멘트 (M_{cr - t}) 와도 많은 차이를 나타내지 않고 있다.

C1 계열 실험체의 경우, 최대하중에 의한 실험 최대휨강 도 (M_max)가 공칭휨강도 (M_n )에 비하여 12~23% 크게 나 타나 휨강도 측면에서 겹침이음 성능을 확보하는 것으로 사 료된다. 하지만 평가된 변위연성비를 고려하면 변형성능 측 면에서 충분한 연성능력을 보유하고 있다고 판단할 수 없어 이에 대한 추가 검토가 필요하다.

C2 계열 실험체의 경우, M_max/M_n 이 0.90~0.95로 나타 나 요구되는 휨강도를 만족하지 못하고 있다. ^{Kim (2014)}의 연구결과에서 겹침이음 구간에 구속상세가 없는 실험체의 경우 M_max/M_n 이 0.90~0.99로 평가되었음을 비추어 볼 때 횡보강근에 따른 강도 증진 효과는 없는 것으로 나타났다. 이러한 결과를 2장에서 밝힌 기존 Lee 및 Thompson 결과와 종합하여 분석하면, 스터럽으로만 이루어진 겹침이음 보강 상세는 l_s/l_dt가 0.85 이하일 경우 효과가 있지만 0.85를 초 과하는 l_s/l_dt에서는 효과가 없는 것으로 사료된다.