2.1 확대머리 철근 정착식

^{KCI2012 (2012)}에서 인장력을 받는 확대머리 이형철근에 대하여 식 (1)과 같이 기본정착 길이(l_dt)를 제시하고 있다.

식 (1)에서 β는 에폭시 도막 철근의 경우 1.2이고 다른 경우 는 1.0, d_b는 철근직경(단위: mm)으로 35mm 이하이어야 한 다. f_y는 철근의 설계기준항복강도(단위: MPa)로 400MPa 이 하이고, f_ck는 콘크리트 설계기준압축강도(단위: MPa)로 40MPa 이하이다. 확대머리의 순지압면적 A_g는 철근단면적 의 4배 이상이어야 하며, 순피복 두께 및 철근 순간격은 각각 2 d_b, 4d_b 이상이어야 한다.

^{KCI2017 (2018)}에서는 인장력을 받는 확대머리 이형철근 에 대하여 식 (2)와 같이 기본정착 길이(l_dt )를 제시하고 있다.

식 (2)에서 β는 에폭시 도막 철근의 경우 1.2이고 다른 경우 는 1.0, d_b는 철근직경(단위: mm, 35mm 이하), f_y는 철근의 설 계기준항복강도(단위: MPa, 400MPa 이하), f_ck는 콘크리트 설 계기준압축강도(단위: MPa, 40MPa 이하)이다. 확대머리의 순 지압면적 A_g는 철근단면적의 4배 이상이어야 하며, 순피복 두 께 및 철근 순간격은 각각 2d_b, 4d_b 이상이어야 한다.

2.2 깊은 보의 실용식

깊은 보 단면의 비선형 변형율 분포를 고려한 깊은보의 전 단강도를 평가하기 위하여 KCI2012에서는 비선형해석 또는 스트럿-타이모델에 따라 설계하도록 하고 있다. 하지만 실무 에서는 구조 계획설계 단계에서 설계시간 단축을 위하여 식 (2)의 일반 보의 콘크리트 강도에 식 (3)의 수직 및 수평 전단 보강근에 의한 전단강도를 누가하여 실용식으로 사용하는 경 우가 많다. 식 (3)은 2002년 스터럿-타이모델이 ACI318 기준 에 적용되기 이전에 수직 및 수평 전단보강근의 전단강도 산 정에 적용되어왔다.

이러한 깊은 보 실용식은 순경간 l_n이 부재 깊이 4배 이하 인 부재이거나 받침 부 내면에서 부재 깊이의 2배 이하인 위 치에 집중하중이 작용하여 큰 전단력을 받는 집중하중과 받 침부사이 구간에 해당 되어야 한다. 단순보의 경우 인장철근 은 보 하단부에서 높이 Y(= 0.25 - 0.05l < 0.2h) 구간 내에 배 치하여야 하며, 인장철근은 단부 지점에서 정착되도록 한다.

여기서, s 는 종방향 철근에 나란한 방향으로 전단 철근의 간격, S_h는 종방향 철근에 수직방향으로 전단 철근의 간격, A_υ는 간격 s 내에 배근된 수직 전단 보강근의 단면적, A_υh는 간격 s 내에 배근된 수평 전단 보강근의 단면적 이다. 여기서 V_c는 0.29 f c k b w d 를 초과하지 않아야 하며, 깊은보의 V_n 은 ( 5 f c k / 6 ) b w d 이하로 하여야 한다.

깊은보의 최소철근량 산정은 휨인장철근과 직간인 수직전 단철근의 단면적 A_υ를 0.0025b_ws이상으로 하여야 하며 s를 d/5이하 또한 300mm 이하로 하여야 한다. 휨인장철근과 평행 한 수평전단철근의 단면적 A_υh를 0.0015b_ws_h이상으로 하여 야 하며, s_h를 d/5이하 또한 300mm 이하로 하여야 한다.

3.1 실험체 계획

확대머리 철근의 기계적 정착을 사용한 깊은보의 전단 성 능을 평가하기 위하여, 실험체는 Table 1과 같이 총 6개로 계 획하였다. Fig. 1 에 대표적인 실험체의 형상 및 배근 상황을 나타내었다.

Table 1

List of specimens

Fig. 1

Details of specimens

모든 실험체의 크기는 300×600×3000(폭×높이×길이, 단위: mm)로 제작하였으며, Fig. 1과 같이 전단경간비가 1이 되도 록 실험체의 유효춤 540mm, 전단경간 540mm으로 계획하였 다. 실험체 제작비 감소를 위하여, 단부정착 방법만을 달리한 좌우 대칭으로 계획하여, 한 실험체 당 두 번의 실험을 할 수 있도록 하였다.

실험체 변수는 전단보강근 배근 유무(C0 계열 : 전단보강 근 없음, C1 계열: 전단보강근 배근), 단부 정착길이(L1 계열: 240mm, L2 계열: 150mm), 단부 정착방법(H 계열: 확대머리 에 의한 기계적 정착, NH 계열: 일자형 정착) 등이다.

인장을 받는 하부 주철근은 SD600의 고강도 이형철근 D22 을 배근하고, 압축을 받는 상부 주철근은 SD400의 D13 철근 을 배근하였다. 수평 및 수직 전단보강근은 KCI2012 기준에 제시하고 있는 최소 전단보강근 이상으로 계획하여, SD400 의 D10을 약 100mm 간격으로 배근하였다.

실험체에 사용된 콘크리트의 설게 압축강도(f_ck)는 30MPa 로 계획하였고, 강섬유는 1% 혼입하였다.

3.2 실험체 가력 및 계측방법

실험체는 Fig. 2와 같이 단순보 형태로 상단부 및 하단부에 150mm 지압판을 가지는 회전단을 설치하고 상단부에 설치된 지압판에서 UTM(Universal Transverse Mercator coordinate system)을 이용하여 3점 가력방식으로 가력하였다. 상단부의 가력점과 하단부의 지지점 거리는 좌측과 우측이 전단경간비 (a/d)가 각각 1, 2가 되도록 Fig. 3과 같이 비대칭으로 계획하여, 좌측의 전단파괴에 의하여 실험체 파단이 일어나도록 유도하였 다. 다만, NH-L1-C0 실험체의 경우 실험체 설치 오류로 인하여 좌측의 a/d가 1.16로 하중이 가력되었다.

Fig. 2

Test set-up

Fig. 3

Shear force diagram and bending moment diagram of specimens

변위계(LVDT)는 가력점 하부에 설치하여 수직변위를 측 정하였다. 철근의 변형률을 측정하기 위하여, 인장을 받는 하 부 확대머리 철근의 경우 철근 끝단(W1), 단부 정착길이 시작 점(W2), 가력점(W3) 등 3개의 부위, 인장을 받는 하부 일자형 철근의 경우 단부 정착길이 시작점(W2), 가력점(W3) 등 2개 의 부위에 철근 변형 게이지(Wire Strain Gauge, WSG)를 부착 하였다. 압축철근의 경우 가력점(W4)에 부착하였고, 전단보 강근은 최대전단응력이 작용하는 전단경간비 1/2지점의 중간 부위에 부착하였다.

4.1 재료시험

콘크리트의 압축강도는 KS F 2403 기준에 따라 Ø100× 200mm의 원형 몰드로 제작하여 24시간 후 몰드를 탈형하고 수조에 수중양생을 실시하였다. 공시체의 28일 재령 후 KS F 2405 에 따라 UTM 기기로 분당 1mm로 변위제어 하여 압축 강도 시험을 실시하였다. 압축강도 실험결과 공시체의 평균 압축강도는 36.06MPa로 나타났다.

Table 2에 실험체에 사용된 철근의 인장시험 결과를 나타 내었다.

Table 2

Mechanical properties of reinforcing bars

4.2 실험체 균열 및 파괴모드

각 실험체의 최종 파괴 시 균열상황을 Fig. 4에 나타내었다. 모든 실험체가 하중이 증가됨에 따라 먼저 가력점 아래 부분 에 초기 휨 균열이 발생 이후 지점부분에서부터 경사균열이 진행되면서 최대내력에 도달한 후 압축전단파괴로 최종파괴 되었다.

Fig. 4

Failure patterns of specimens

실험체들의 경사균열의 각도는 41°~ 56°로 나타났다. 전단보 강근이 배근되지 않은 C0 계열 실험체들은 가력점과 지지점 사 이의 경사 하부에 주로 균열이 발생하였으나, 전단보강근이 배 근된 C1 계열 실험체들은 가력점에서 100mm~ 250mm 떨어진 상단부에서도 경사균열이 나타났다. 이는 수직 및 수평 전단보 강근에 의하여 압축을 받는 스터럿 영역이 확대되면서 전단변 형성능에 영향을 미친 것으로 사료된다.

4.3 전단력-변위곡선 및 전단강도

Fig. 5에 실험하중으로부터 전단경간비를 고려하여 산정한 실험체 좌측의 전단력과 가력점의 실험체 하부면 수직– 변위 의 관계곡선을 나타내었다. Table 3에는 실험결과에 의한 최 대하중(P_u), 최대전단력(V_u), 최대하중시 변위(δ_u) 등을 비 교하여 나타내었다.

Fig. 5

Comparison of shear force-displacement curves

Table 3

Test results

Fig. 5에서 단부정착방법에 관계없이 전단보강근이 배근된 C1 실험체들이 전단보강근이 배근되지 않은 C0 실험체들에 비하여 초기강성 및 할렬강성이 크게 나타났다. 그리고 모든 실험체들이 최대전단내력 이후 전단파괴에 의한 취성적인 거 동을 나타내었으며, C0 실험체들이 C1 실험체들에 비하여 강 도감소기울기가 더 컸다.

Table 3에서 확대머리로 단부정착된 H 계열에서 전단보강 근이 배근된 H-L1-C1 실험체가 전단보강근이 없는 실험체들 에 비하여 전단강도가 16.2∼25.5% 증가하였다. 반면에 일자 형 철근으로 단부정착된 NH 계열에서 전단보강근이 배근된 NH-L1-C1 실험체가 전단보강근이 없는 실험체들에 비하여 전단강도가 22.1∼31.0% 증가하였다. 이는 일자형 철근의 경 우 단부정착성능이 확대머리 철근에 비하여 저하되기 때문에 전단보강근에 의한 전단보강효과가 더 크게 나타난 영향인 것으로 사료된다.

깊은보 단부의 정착방법에 따른 전단강도를 비교한 결과, 확대머리 철근 정착이 일자형 철근정착에 비하여 5.6∼22.4% 의 전단강도를 나타내었다. 특히, 정착길이가 150mm로 적은 L2 계열 실험체의 전단강도 증가가 22.4%로 가장 큰 것으로 나타났다.

4.4 단부 정착응력

H 계열 실험체에 대하여 각 실험체별 최대하중의 25%, 50%, 75%, 100%에 하중이 도달할 때, 확대머리 철근 끝단인 확대머리 체결부위에 부착된 WSG(W1)로부터 지압에 의한 철근변형률을 측정하고, 단부 정착길이 시작점에 부착된 WSG(W2)로부터 전체 정착에 의한 철근 변형률을 측정하여 재료시험결과를 토대로 지압응력과 전체 정착응력을 산정하 였다. 또한 전체 정착응력에서 지압응력을 뺀 부착응력을 구 하였다. 이와 같이 산정한 하중 단계별 응력을 Fig. 6에 비교하 여 나타내었다.

Fig. 6

Stress of headed bar anchorage (H series specimens)

Fig. 6에서 최대하중의 75%까지는 정착길이 240mm인 실 험체들의 지압응력이 전체 정착응력의 0.9~3.4%로 적게 나타 났으며, 정착길이 150mm인 H-L2-C0 실험체는 지압응력이 17.2%로 증가하였다. 이는 정착길이가 적을 경우 부착응력이 적어 확대머리 끝단에 인장응력이 빨리 도달한 영향인 것으 로 사료된다. 최대하중 시점에서는 전단보강근이 배근되지 않는 실험체들은 지압응력이 전체 정착응력의 40.8~46%에 도달하였다. 전단보강근이 배근된 H-L1-C1 실험체는 수직 및 수평 전단철근의 단부 정착응력분배로 인하여 지압응력이 전 체 정착응력의 22.4%로 나타났다. 이와 같이 최대하중에서 확대머리 지압응력에 의한 정착응력 증가가 전단강도에 큰 영향을 미침을 알 수 있다.

NH 계열 실험체는 일자형 철근으로 단부 정착되어 부착응 력으로만 인장력에 저항한다. NH 계열 실험체에 대하여 각 실 험체별 최대하중의 25%, 50%, 75%, 100%에 하중이 도달할 때, 단부 정착길이 시작점에 부착된 WSG(W2)로부터 철근 변형률 을 측정하여 정착응력을 산정하여 하중 단계별 응력을 Fig. 7에 비교하여 나타내었다. Fig. 7에서 NH 계열 실험체들은 모두 하 중 증가에 따라 선형에 가까운 응력 증가를 나타내었다.

Fig. 7

Stress of straight bar anchorage (NH series specimens)

전단보강근이 있는 H-L1-C1 실험체와 NH-L1-C1 실험체 는 수직 전단보강근 또는 수평 전단보강근이 최대하중에서 항복하였다. 모든 실험체들의 압축철근은 항복강도의 1/3이 하로 최대응력을 나타내었다.

4.5 이론 내력 비교

실험체의 전단강도를 추정하기 위하여 2.2절에 나타난 실 용식을 사용하여 모든 실험체에 대한 공칭전단강도를 산정하 였다. 식에 나타난 변수들은 재료시험과 전단실험 결과값을 사용하였다. 실용식에 의한 이론 전단강도(VTheory)와 실험 결과에 의한 전단강도(Vu)를 비교하여 Fig. 8에 나타내었다.

Fig. 8

Comparisons of shear strengths

Fig. 8에서 실험 전단강도가 이론 전단강도를 크게 상회하 여 이론식이 전단내력을 매우 안전측으로 평가하고 있으며, 확대머리로 단부 정착된 실험체들의 안전율이 더 큰 것으로 평가되었다. 전단보강근이 배근되지 않은 C0 계열 실험체들 은 실험 전단강도가 이론 전단강도의 3.80~4.65 배로 나타났 으며, 전단보강근이 배근된 C1 실험체들은 2.68~2.91 배로 나 타났다.