2.1 실험체 계획

Fig. 2는 휨부재 내에 형성되는 정착 구간을 나타낸다 (Fib, 2000). 컷오프 구간이나 겹침이음 구간의 경우 정착부 에 지점 반력과 같은 구속력이 작용하지 않고 부재의 휨변 형이 발생함에 따라, 횡보강근의 영향력이 크게 나타날 것 으로 예상된다. 겹침이음 실험의 경우 이러한 부재 휨변형 을 고려해 줄 수 있는 실험방법으로, 많은 연구자들에 의해 수행되어 왔다.

그러나 실제 부재의 휨변형이 발생할 경우 전단력이 발생 하는데 비해, 겹침이음 실험방법은 전단력의 영향을 배재 함으로써, 실제 부재 내 정착조건과는 상이한 조건을 가지 게 된다. 따라서 본 연구에서는 실제 휨 부재의 정착조건과 유사한 조건에서 정착성능 평가가 이루어 질 수 있도록 컷 오프 구간을 모사한 실험을 계획하였다.

Ferguson and Thompson(1965)은 Fig. 3와 같은 4점 가력 보 실험을 통해 컷오프 구간에서 직선 철근의 정착성능을 평가하였다. 이 실험에서는 정착길이, 횡보강근 간격, 철근 직경, 피복두께, 콘크리트 압축강도 등을 변수로 하였으며, 횡보강근이 배근됨에 따라, 부착강도가 크게 향상되었다고 보고하고 있다. 본 연구에서도 이와 같은 4점 가력 보 실험 을 실시하여, 확대머리철근의 정착성능을 평가하였다.

대구경 확대머리 철근의 정착성능을 평가하기 위한 실 험체는 총 3개로 계획되었으며, 실험체 상세와 설계 변수 는 Table 1에 나타내었다. 정착부의 성능을 시험하는 대구 경 확대머리철근은 D43 철근 2개 사용하였으며, 철근의 항 복강도는 420MPa이다. 실험에 사용된 확대머리는 AS TM A 970M(2009) 기준에 따라, 이음부의 지름이 철근 직경의 1.5배가 되도록 하였으며, 확대머리 크기는 ACI 318-08(2008) 기준의 제한값에 따라, 순지압면적(A_brg)이 철 근 단면적의 4배가 되도록 하였다.

본 연구는 확대머리철근의 정착성능 평가를 위한 목적 으로 수행되었기 때문에 전단파괴가 발생하지 않도록, SD400/D16의 전단철근을 정착구간을 제외한 전 구간에 배 치하였다. Fig. 4와 같이 정착구간은 횡보강근이 없는 실험 체를 고려하여, 전단철근을 주근 길이 방향으로 배치하였 다. 또한 피복두께(c_b)대 순간격(2c_si) 비가 작음에 따라 Fig. 4와 같이 확대머리철근 주변에서 횡방향의 쪼갬 균열이 발 생할 것으로 예상된다. 이에 따라 전단보강근이 정착성능 에 영향을 미치지 않도록 정착구간 내 전단보강근을 모두 확대머리철근 중심 아래로 설치하였다. 횡보강근된 실험체 의 경우 횡보강근이 없는 실험체와 비교가 가능하도록, 정 착구간에 똑같이 주근방향으로 전단보강근을 설치하였다.

모든 실험체의 정착길이는 ACI 318-08(2008) 기준의 확 대머리철근 정착길이 설계식을 사용하여 설계하였다. 실험 에 사용된 확대머리철근의 내력이 충분히 발현될 것으로 가정하고, 항복강도(f_y) 500MPa, 콘크리트압축강도(f_ck) 42MPa를 적용하여, 식 (1)에 따라 정착길이를 15d_b로 계획 하였다. 확대머리철근의 정착길이는 위험단면에서 확대머 리의 지압면까지의 거리로 측정되는데, 본 연구의 모든 실 험체는 확대머리의 지압면이 변곡점에 오도록 하여, Fig. 3 과 같이 부모멘트 최대 지점에서 변곡점까지의 거리가 정 착길이가 될 수 있도록 실험체를 계획하였다. 또한 확대머 리철근을 모두 부모멘트 영역 안에 배치함으로써, 정착구 간이 모두 인장영역에 들어오도록 계획하였다.

실험 변수인 횡보강근의 간격은, ^{ACI 318-08(2008)}의 인 장 이형철근 정착길이 설계식에 포함된 횡방향 철근지수 K_tr에 따라 결정하였으며 그 식은 다음과 같다.(2)

여기서, A_tr는 정착된 철근을 쪼개질 가능성이 있는 면 을 가로질러 배근된 횡보강근의 전체단면적, s는 정착구간 내의 횡보강근 배근 간격, n는 쪼개지는 면을 따라 정착된 철근의 수이다.

SD400/D16 철근을 횡보강근으로 사용하여, 횡방향 철근 지수 K_tr을 1d_b(186mm), 2d_b(93mm) 및 무보강 상태로 계 획하였다. 피복두께의 경우 ACI 318-08(2008)의 확대머리 철근 규정에 제시된 제한사항을 만족하도록, 상부피복두께 와 측면피복두께 모두 철근 직경의 두 배로 설계하였다. 인 장 이형철근 정착길이 설계식에서는 횡보강근과 콘크리트 피복에 의한 구속효과를 (c+K_tr)/d_b 로 나타내고, 뽑힘 파 괴를 고려하여 이것의 최대값을 2.5로 제한하고 있다. 확대 머리철근 규정에서는 순간격을 철근직경의 4배 이상으로 제한하고 있으나, 본 연구에서는 횡보강근의 영향력을 보 다 적절히 평가하기 위해, 순간격을 기준 제한값의 절반인 철근 직경의 2배로 설계하였다. 이에 따라 실험체의 (c+K_tr)/d_b가 1.5, 2.5, 3.5가 되도록 하였다.

2.2 가력 및 계측계획

모든 실험체는 끝에서 240mm 떨어진 지점을 가력 및 지 지 하였으며, 지점에서 수평반력이 발생하지 않도록 롤러 지 점을 두었다. 4점 가력을 수행하기 위해 2,000kN과 1,000kN 용량의 2대의 가력장치가 동시에 사용되었다. 변곡점이 확 대머리의 지압면에 위치하도록 하기 위해 중앙부와 단부의 가력비율을 일정하게 유지시키기 위하여 하중 제어를 하여 실험을 수행하였다. 가력속도는 ASTM E8M- 11(2011) 인장 시험 기준을 고려하여 철근 응력이 1∼2MPa 씩 일정하게 증 가하도록 설정하였다.

철근 변형률 게이지의 경우 확대머리의 지압면에서 1d_b 떨어진 곳과 위험단면인 부모멘트 최대지점에 설치하였다. 대구경 철근의 경우 철근 직경이 커서 상부와 하부의 변형 률 차가 크게 나타날 수 있으므로 철근 변형률 게이지를 상·하단에 부착하였다. 계측값의 신뢰성을 확보하기 위해 정착된 2개의 확대머리철근의 정착구간에 모두 게이지를 부착하여 변형률을 측정하였다.

3.1 재료시험 결과

철근 재료시험은 확대머리철근으로 사용된 D43 철근에 대해 수행되었으며, 시험편 3개로 인장시험을 실시하였다. 철근의 재료특성은 Table 2에 정리하였으며, 실험에 사용된 철근의 대표적인 응력-변형률 곡선은 Fig. 5와 같다. 실험 수행일의 콘크리트 압축강도 시험결과는 54.4MPa로 평가 되었다.

3.2 파괴모드

각 실험체의 파괴모드는 횡보강근의 배근 유무에 따라 다른 양상을 보였으며, 실험체별 파괴모드는 Fig. 6에 나타 내었으며, 실험체별 하중-변위 곡선은 Fig. 7에 나타내었 다. 모든 실험체의 균열 발생 시점은 단부 가력장치의 하중 (P_end)을 기준으로 나타내었다.

무보강 실험체인 #14-2-0-42(Fig. 6(a))의 경우,P_end = 22kN 일 때, 모멘트 최대지점에 초기 균열(a-①)이 발생하 게 되었다. 이후 지속적으로 휨 균열이 진전되다가, P_end = 140kN 일 때, 확대머리철근 주변에 수평균열(a-②) 이 나타났다. P_end = 150kN 일 때, 확대머리 부근에 경사 균열(a-③)이 나타남과 동시에 콘크리트 상부 피복이 부재 에서 탈락하면서 취성적인 파괴형태가 나타났다.

K_tr이 1d_b인 #14-2-1-42(Fig. 6(b))의 경우, 초기 균열(b- ①) 발생이후 수평 균열(b-②) 발생까지는 무보강 실험체와 유사한 거동을 보였다. P_end = 260kN 일 때, 확대머리 부근 에서 경사균열(b-③)이 나타났으나 횡보강근이 없는 실험 체와 다르게, 콘크리트 상부 피복이 탄락되지 않고 하중이 계속 증가하였다. P_end = 256kN 일 때, 확대머리 부근의 균 열(b-④)폭이 크게 확장되며, 급격히 내력이 저하되는 취성 적인 파괴형태가 나타났다.

K_tr이 2d_b인 #14-2-2-42(Fig. 6(c))의 경우도 P_end = 227kN 에 확대머리 부근에 경사균열(c-③)이 나타난 이후 하중이 계속 증가하였다. 그러나 K_tr이 1d_b인 실험체와 달리, P_end = 279kN 에서부터 단부의 처짐이 급격히 증가하며 연 성적인 파괴형태가 나타났다.

3.3 지압력 및 부착력의 기여도

확대머리철근의 정착성능은 일반적으로 부착력과 지압 력의 합으로 평가됨에 따라, Fig. 3의 위험단면에서 발현된 철근 응력에 대하여 부착에 의해 발현된 응력과 지압에 의 해 발현된 응력으로 나누어 평가하였다. 지압에 의해 발현 된 응력의 경우, 확대머리 부근에서 계측된 변형률 값을 이 용하였다. 부착에 의해 발현된 응력의 경우, 위험단면의 철 근응력에서 지압에 의해 발현된 철근 응력을 소거하여 산 정하였다. 각 실험체의 지압력 및 부착력에 의해 발현된 철 근 응력의 관계를 Fig. 8에 나타내었다.

세 개의 실험체 모두 초기에는 부착력에 의해 대부분의 철근 응력이 발현되었다. 무보강 실험체의 경우, 확대머리 철근 주변에 수평균열이 발생하기 시작하면서 부착력에 의 해 발현되는 응력이 급격히 감소하기 시작하였으며, 최종 파괴시에는 부착에 의한 철근 응력이 최대값에서 28% 감 소되었다. 이에 따라 지압력에 의한 철근 응력이 급격히 증 가하는 것을 확인할 수 있었다.

반면 K_tr = 1d_b인 실험체의 경우, 부착에 의한 철근 응력 이 감소하지 않고, 무보강 실험체의 최대값에 비해 39% 증 가하였으며, 지압에 의한 철근 응력 또한 27% 증가하였다. K_tr = 2d_b인 실험체 또한, 부착에 의한 철근 응력이 감소하 지 않고, 횡보강근이 없는 실험체의 최대값에 비해 92% 정 도의 매우 큰 상승을 보였다. 이에 반해 지압에 의한 철근 응력은 41% 증가함에 따라 상대적으로 작은 증가폭을 보 였다. 그러나 K_tr = 1d_b인 실험체와 달리, 지압에 의한 철근 응력이 최대값에 도달한 이후에도 실험체는 최종 파괴되지 않고, 지압에 의한 철근 응력이 서서히 감소되며 위험단면 의 철근 응력은 계속 증가하는 경향을 보였다.

3.4 확대머리철근의 거동

휨 변형이 발생하는 부재 내에 정착된 확대머리철근의 거동을 살펴보기 위해 부재와 확대머리철근의 곡률을 각각 계산하여 비교하였다. 부재의 곡률은 실험체 하부에 설치 된 LVDT에서 계측되는 처짐값을 통해 계산하였으며, 확 대머리철근의 곡률은 위험단면 상하부에 부착한 변형률 게 이지 값을 통해 산정하였다.

각 실험체의 부재 곡률과 확대머리철근의 곡률을 Fig. 9 에 나타내었다. 무보강 실험체의 경우, 초기에는 부재와 확 대머리철근의 곡률이 유사하게 나타나다가, P_end = 140kN 에서부터는 확대머리철근의 곡률이 감소함에 따라 부재와 철근 간에 곡률차가 크게 증가하였다. 확대머리 부근에 균 열이 발생하여 최종 파괴될 때의 부재와 철근간의 곡률차 는 9.0×10^-6 (1/mm)로 나타났다. K_tr = 2d_b인 실험체의 경우 초기에는 부재와 철근 간에 곡률이 유사하게 나타나 다가 P_end = 80kN 에서부터는 확대머리철근의 곡률 증가량 이 감소하기 시작하였다. 그러나 무보강 실험체와 달리 지 속적으로 확대머리철근의 곡률이 증가하였다. 확대머리 부 근에 균열이 나타난 시점의 곡률차는 10.8×10^-6 (1/mm) 로, 무보강 실험체에서 확대머리 부근에 균열이 발생할 때 와 유사한 곡률차를 보였으며, 최종 파괴 시점의 곡률차는 25.2×10^-6 (1/mm)로 확대머리 부근에 균열이 발생한 이 후에도 곡률차가 두 배 이상 증가하였다.

부재와 확대머리 철근 사이에 곡률차가 발생할 경우 Fig. 11과 같이 철근과 콘크리트 사이에 쪼갬균열이 발생함 과 동시에 확대머리 철근의 하부 면이 콘크리트에서 탈락 되면서 철근의 부착강도와 확대머리의 지압강도가 크게 저 하되게 된다. 또한 Fig. 4에 나타낸 확대머리 철근을 따라 발생하는 쪼갬 균열이 정착구간 전체에 걸쳐 발생할 경우, Fig.11과 같이 힌지(hinge)로 연결된 두 개의 구조물과 같 이 거동하게된다. Fig.10

정착구간의 실제 균열양상을 통해 이러한 가상 힌지의 위치를 가정할 수 있는데, 횡보강근이 없는 실험체의 경우 지지점을 기준으로 단부의 실험체에 큰 회전이 발생하였기 때문에 가상 힌지의 위치를 지지점 부근으로 가정할 수 있 다. 이러한 가상 힌지를 가진 이상화된 실험체의 자유물체 도(free body diagram)를 Fig. 12와 같이 나타낼 수 있다. 여 기서 각 부재의 평형방정식을 이용하여 각각의 내력을 계 산하면 다음과 같다.(3)(5)

여기서 A_y는 콘크리트에 작용하는 인장력으로, 콘크리 트의 인장강도(f_ct)와 균열면적(A_c)을 이용하여 콘크리트에 작용하는 인장력을 계산하고 이를 식 (4)에 적용하면, 식 (6)과 같이 P_end에 대해 정리할 수 있다.

여기서 b는 보의 폭, c_b는 확대머리 철근 중심부터 측정 된 피복두께, α는 확대머리 부근에 발생된 대각균열 각도, l_d는 정착길이, L는 경간거리이다.

Fig. 14에 나타낸 실제 균열각을 고려하여 계산할 경우 P_end의 계산 값은 146.3kN이며, 이는 실제 실험에서 측정된 값과 2.5%의 오차율을 보이며 거의 유사하게 나타난다. 이 와 같은 결과를 통해, 무보강 실험체의 경우 확대머리 부근 의 콘크리트 인장파괴에 따라 최종적으로 파괴되었음을 판 단할 수 있었다.

횡보강근된 실험체의 경우, 확대머리철근 부근의 쪼갬 균열에서 이어지는 대각균열이 정착구간 내에서 발생함에 따라, 가상 힌지의 위치가 지지점에서 약 7d_b(300mm)정도 떨어진 부근에 발생하였다. 이를 바탕으로 이상화된 실험 체의 자유물체도를 Fig. 13에 나타내었다.

K_tr = 1d_b인 실험체의 경우 P_end가 실험에서 계측된 최대값 일 때 A_y가 콘크리트 최대 인장력에 도달하였다고 가정하여, 횡보강근에 유발되는 인장력을 추정할 수 있었다. 계산 결과, 횡보강근의 인장력 T_s가 126.4kN 으로 나타나며, 응력으로 계산할 경우 횡보강근에 316MPa의 인장응력이 유발된 것으 로 나타났다. 그러나 콘크리트에 작용하는 인장력 A_y가 최대 인장력에 도달한 이후 곧바로 0으로 떨어졌다고 가정하고 재산정 할 경우, 횡보강근의 인장력 T_s가 200.0kN으로 급격 히 증가하게 되며, 응력으로 산정할 경우 횡보강근에 약 508MPa의 인장응력이 유발된 것으로 나타났다. 이에 따라 SD400의 횡보강근이 항복하여, 단부의 하중이 더 이상 증가 하지 않게 된다. 따라서 K_tr = 1d_b인 실험체의 경우 확대머리 부근의 콘크리트 인장파괴가 선행 된 후 횡보강근이 항복하 면서 최종적으로 파괴되었음을 확인할 수 있었다.

K_tr = 2d_b인 실험체의 경우, 콘크리트에 작용하는 인장력 A_y가 최대 인장력에 도달하였을 때는 280MPa으로 나타났 으며, A_y가 최대 인장력에 도달한 이후 0으로 떨어졌다고 가정하고 재계산 했을 때에는 약 414MPa로 나타났다. 따 라서 K_tr = 2d_b인 실험체의 경우도 횡보강근이 항복함에 따 라 최종적으로 파괴되었음을 알 수 있다.

이와 같이 횡보강근된 실험체의 경우, 횡보강근이 실험 체 단부의 하중에 직접적으로 저항함에 따라 실험체 내력 이 큰 폭으로 증가하였으며, 횡보강근의 항복 여부에 의해 실험체의 파괴가 결정되었다. 이러한 파괴형태는 정착구간 내에 쪼갬파괴가 선행됨에 따라 나타난 파괴형태로, 피복 두께(c_b) 대 순간격(2c_si ) 비가 작고 휨을 받는 부재 내에 정 착이 이루어져 있을 경우 발생할 수 있다. 확대머리 철근의 경우 직선 정착길이에 비해 짧은 정착길이를 가짐에 따라, 콘크리트에는 더 큰 수직력이 유발될 수 있기 때문에, 이와 유사한 정착조건을 가질 경우, 이러한 파괴 형태를 고려해 주어야 하며, 횡보강근의 영향력 또한 반드시 고려해 주어 야 한다고 판단된다.