3.1 실험개요

Fig. 1. Detailed view of the specimen

본 실험에서는 실제 고강도 확대머리철근 정착상세를 가지는 SFRC 수직부재-보 접합부의 실험에 앞서 Fig. 1과 같이 수직부재의 크기 및 배근을 단순화한 실험체를 계획하였다.

실험체는 보 부재를 제작하지 않고 보의 유효춤을 고려한 지점 계획을 하고 보의 확대머리 철근에 직접적으로 인장력을 가하는 인발실험으로 계획하였다. 확대머리철근이 접합되는 부재의 주철근은 상하부 각각 두 개의 SD400의 D16 이형철근을 사용하였으며, 확대머리철근의 인발에 의한 휨파괴가 나타나지 않도록 하였다. 전체 철근비는 0.80~1.0%이다.

확대머리철근의 직경은 D22이며, 순 피복두께가 확대머리철근 직경의 두 배가 되도록 실험체 폭을 계획하였다.

인발실험에 의한 확대머리철근의 인장력과 지점의 압축반력에 의한 확대머리철근 접합부의 전단파괴를 방지하기 위하여 부재 전단강도 및 접합부 전단강도를 검토하였다. 접합부 전단강도는 식 (5)와 같이 ACI352-02⁽¹⁾ 식으로 산정하였다. 접합부 전단강도 계수, $\gamma$는 보통모멘트골조에 해당하는 Type 1의 중간층 모서리 접합부에 적용하는 15를 사용하였다.

여기서, $f_{ck}$는 콘크리트 설계기준압축강도(MPa) 이고, $b_{j}$는 기둥 접합부 유효 폭(mm), $h_{c}$는 기둥의 너비(mm)이다.

3.2 실험 변수

실험체는 강섬유 혼입률, 콘크리트 설계기준 압축강도, 확대머리철근의 설계기준 항복강도, 정착길이, 전단보강근 등을 변수로 Table 1과 같이 총 14개를 계획하였다. 실험변수에 따라 실험체의 명칭을 콘크리트 종류-정착철근 강도-정착길이에 따른 부재 전체춤-전단보강근 유무 등으로 계획하였다.

콘크리트 종류는 강섬유 혼입률에 대한 기호와 압축강도로 표시하였다. 강섬유를 보강하지 않는 보통 콘크리트 실험체는 NC, 강섬유를 1% 보강한 강섬유 보강 콘크리트 실험체는 SC로 명명하였다. 콘크리트 설계기준 압축강도 (24MPa, 40MPa)에 따라 24, 40을 숫자로 표기하였다.

확대머리철근의 강도는 설계기준 항복강도를 기준으로 SD500, SD600에 대하여 각각 S5, S6으로 명명하였다.

정착길이에 따른 부재 전체춤은 KCI2012⁽⁶⁾의 확대머리철근 정착길이에 관한 식 (1)로 산정한 정착길이를 토대로 확대머리 뒷부분에서의 연단거리를 고려한 80mm를 더하여 산정하였다. 실험체명에서 H250, H350, H450 등은 각각 정착길이에 따른 부재 전체 춤 250mm, 350mm, 450mm 등을 나타낸다.

전단보강근 유무에 따라서 C0, C1 등으로 실험체 명칭을 부여하였다. C0는 전단보강근이 배근되어있지 않으며, C1은 SD400 D10 이형철근으로 80mm 간격으로 전단보강한 것이다.

3.3 실험체 설치 및 가력

본 실험체는 보의 유효춤을 고려한 보 모멘트 팔거리를 0.7$l_{dt}$로 가정하여 확대머리철근에서 한 쪽 지점까지의 거리로 계획하고, 등가압축응력블럭을 고려한 강재 플레이트를 설치하여 지점을 형성하였다. 또한 확대머리철근의 다른 한 쪽 지점은 확대머리철근 중심에서 1.5$l_{dt}$위치에 힌지를 두었다. 이는 수직부재에서 지점까지의 거리에 따른 정착강도 영향을 최소화하고 수직부재의 휨모멘트 변곡점을 고려한 것이다.

Fig. 2에 실험체 설치 및 가력상황을 나타내었다.

Fig. 2. Test setup

실험체 가력은 2000kN 만능 인장 시험기(Universal Transverse Mercator coordinate system, UTM)를 이용하였으며, 확대머리 철근에 직접적으로 인발하중을 가하였다.

확대머리에 작용하는 지압응력과 철근에 작용하는 인장응력을 평가하기 위하여 Fig. 1에서 각각 WSG2(확대머리 하부 10mm 지점), WSG4(콘크리트 연단에서 외부로 10mm 지점)의 철근변형률 게이지(Wire Strain Gauge, WSG)를 부착하였다.

4.1 재료시험 결과

콘크리트 압축강도 시험은 KS F 2403에 따라 100×200mm의 원주형 표준공시체를 제작하여 타설 28일 후에 만능재료시험기를 사용하여 수행하였다. 실험결과를 Table 2에 나타내었다.

철근의 인장강도 시험은 KS B 0802(KSA 2003)⁽²⁰⁾에 따라 실시하였으며, 가력속도는 철근응력 변화율 3MPa/sec를 표준으로 가력 하였다. 실험체에 사용된 철근의 시험결과를 정리하여 Table 3에 나타내었다.

4.2 균열 및 파괴양상

Fig. 3에 실험체 최종파괴시 균열상황을 나타내었으며, 실험체명 뒤에 파괴모드(C: 콘크리트 브레이크아웃 및 전단파괴, R: 철근 인장파단파괴)를 나타내었다.

Fig. 3. Failure patterns of specimens

콘크리트 파괴가 나타난 실험체들은 크게 두가지 패턴의 균열양상을 보였다. 첫째로 정착길이가 비교적 적은 실험체들에서 보 유효춤 구간에 해당하는 확대머리철근과 0.7$l_{dt}$지점 사이에 경사균열이 발생하였다. 이는 보-기둥 접합부에서 접합부 전단파괴와 유사한 파괴형상이다. 둘째로 확대머리 철근을 중심으로 0.7$l_{dt}$지점 구간과 1.5$l_{dt}$지점 구간 모두 경사균열을 보임으로써, 콘형의 콘크리트브레이크아웃파괴 유형을 나타내었다.

철근이 인장파단 된 실험체들은 모두 강섬유가 보강된 실험체들로서 정착구간의 중간부분에서 콘형 균열이 발생 하였으며, 대부분 확대머리가 있는 부위에서 균열이 크게 나타나지 않았다.

4.3 하중-변위곡선

Table 4에 각 실험체의 최대내력 ($P_{\max}$), 최대내력 시 철근의 최대응력 ($f_{T,\:\max}$), 파괴유형 등을 나타내었다. Fig. 4에 실험체별 인발하중과 변위의 관계 곡선을 비교하였다.

Fig. 4(a)와 (b)에서 강섬유를 보강하지 않은 NC계열 실험체는 전단보강근이 배근됨에 따라 14.6%~45.3% 강도가 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 4(c)에서 강섬유가 보강된 SC24계열 실험체는 정착길이가 370mm를 가지는 SD500 확대머리철근 실험체에서 전단보강근 유무에 관계없이 하중이 증가하면서 수직 배근 된 확대머리철근이 항복을 하면서 철근인장파단이 일어났다. 정착길이가 270mm를 가지는 SC24-S6-H350-C0 실험체도 항복을 한 후 최종적으로 콘크리트 파괴를 나타내었다. 이는 강섬유가 보강되어 있지 않은 NC24-S6-H350-C0 실험체가 철근이 항복하지 않은 상태에서 파괴되었고 최대 인발강도 또한 46.0% 증가되어 강섬유 보강에 따른 효과가 매우 큼을 알 수 있었다.

Fig. 4(d)와 (e)는 강섬유를 보강한 SC40계열의 고강도 콘크리트 실험체들($f_{ck}$=54.83MPa)의 하중-변위 곡선을 나타내고 있다. Fig. 4(d)에서 정착길이 170mm를 가지는 SD500 확대머리철근을 사용한 실험체의 경우 전단보강근에 따른 최대인발강도 증가는 7.7%로 나타났다. 정착 길이 270mm인 SD500 확대머리 철근을 사용한 SC40-S5-H350-C0 실험체는 철근의 인장파단으로 최종파괴 되었다.

Fig. 4(e)에서 정착길이 270mm를 가지는 SD600 확대머리철근을 사용한 실험체들은 모두 철근이 항복 후 콘크리트 파괴를 나타내었다. 전단보강에 따른 보강효과는 1.7%로 크지 않았지만 최종 파괴시 변위 증가효과는 크게 나타났다. 정착길이 370mm를 가지는 SC40-S6-H450-C0 실험체는 철근이 인장파단되었다.

Fig. 4. Comparison of load-displacement curves

Fig. 5에 실험변수에 따른 주요 실험체들의 최대 인발하중을 비교하여 나타내었다.

Fig. 5(a)에서 고강도 콘크리트에서 정착길이 170mm를 가지는 실험체들에 대하여 강섬유 보강에 따른 효과는 전단보강근이 배근되어 있지 않은 실험체에서 63.1% 인발강도 증가 효과가 나타났으며, 전단보강근이 배근되어 있는 실험체들에 대해서는 강섬유 보강시 20.9%의 인발강도 증가를 나타내었다. 일반강도 콘크리트로 정착길이 270mm를 가지는 NC24-S6-H350-C0 실험체와 SC24-S6-H350-C0 실험체의 비교에서, 앞서 4.3절에서 기술한 바와 같이 강섬유보강에 따른 46.0%의 정착강도증진으로 나타나 정착길이 170mm 실험체들에 비해 정착강도 증진효과가 적은 것으로 사료된다. 강섬유보강에 따른 콘크리트 압축강도 증가량이 2.7~5.4%임을 고려할 때, 강섬유보강에 따른 정착성능 강도 증대에 매우 큰 영향을 미쳤으며, 강섬유 보강효과는 전단보강근이 배근되어 있지 않은 실험체들에 대하여 더 크게 나타났다.

Fig. 5(b)에서 정착길이에 대하여 고강도 콘크리트 실험체들($f_{ck}$=54.83MPa)에서 H350 실험체가 H250 실험체에 비하여 정착길이가 58.8% 증가된 반면, 정착강도는강섬유 보강시 57.7% 증가를 나타나 정착길이에 비례하여 증가하였다. 하지만 강섬유 보강되어 있지 않을 경우 102.7% 증가를 나타내어 정착길이 증가에 따른 강도 증가 효과가 매우 컸다.

Fig. 5(c)에서 정착길이 170mm를 가진 실험체들의 전단보강근 배근에 따른 정착강도 효과는 강섬유를 보강하지 않을 시 45.3%, 강섬유 보강시 7.7% 증가 효과가 나타났다. 정착길이 270mm를 가진 SC40-S6-H350 계열 실험체들은 전단보강근 증대에 띠른 1.7%의 정착강도 증가를 보였다. 이를 볼 때 전단보강근은 정착길이가 적은 일반 콘크리트에 배근된 확대머리 철근의 정착강도 증가효과가 크지만 강섬유 보강 및 정착길이가 큰 실험체들에 대해서는 정착강도 증가에 큰 영향을 미치지는 않은 것으로 사료된다.

Fig. 5(d)에서 정착길이 370mm를 가진 NC계열 실험체들에서 콘크리트 강도 증가에 따른 정착강도는 9.7% 증가하는 것으로 나타났다. 이는 콘크리트 강도 제곱근의 증가율이 20.7%임을 고려할 때 이와 정비례하여 정착성능이 증가하지는 않는 것으로 파악된다.

Fig. 5. Comparison of $P_{\max}$

4.4 철근 변형률 곡선

Fig. 1에 나타난 확대머리 하부에 부착한 철근게이지(WSG2)로부터 측정된 변형률을 사용하여 재료시험으로부터 평가된 응력-변형률곡선으로부터 지압응력을 산정하였다. Fig. 6은 인발하중 50kN 단위로 실험체별 지압응력을 비교한 것이다.

Fig. 6에서 전반적으로 강섬유가 보강되지 않은 NC 계열실험체에 비하여 강섬유가 보강된 SC 계열 실험체들은 하중이 증가할수록 지압응력부담률의 증가기울기가 더큰 것으로 나타났다. Fig. 6(c)에서 정착길이가 적은 실험체가 정착길이가 긴 실험체 비하여 지압응력이 큰 것으로 나타났다. 그리고 많은 실험체들에서 전단보강근이 배근 된 C1계열 실험체가 전단보강근이 없는 C0계열 실험체들에 비하여 지압응력 부담률이 감소하는 것으로 나타났다.

Fig. 6. Bearing stress

4.5 이론내력과 실험내력의 비교

식 (5)로부터 앵커 콘크리트 파괴식에 의한 $N_{cdg}$으로부터이론내력 $P_{th}$을 산정하여 실험내력 $P_{\max}$와 비교하여 Table 5에 나타내었다. 전체 실험체들에 대한 $P_{\max}/P_{th}$는 평균 6.93로 나타나 이론내력이 실험내력을 매우 과소평가하는 것으로 나타났으며, 표준편차 또한 1.69로 크게 나타났다.

Table 5에서 실험전단내력 $V_{\max}$을 식 (6)의 접합부 전단강도로 산정된 이론전단내력 $V_{th}$과 비교한 결과 $V_{\max}/V_{th}$가 평균 0.61, 표준편차 0.11로 나타나 접합부 이론전단강도가 실험강도를 과대평가하였다.

실험체에 사용된 실제 재료강도를 반영하여 식 (2)와 식 (4)로부터 KCI2017에 의한 정착길이($l_{dt KCI 2017}$)와 현재 KDS 기준에 적용되는 식 (1)의 KCI2012⁽⁶⁾에 의한 정착길이($l_{dt KCI 2012}$)를 산정하여 실험체 정착길이($l_{dt}$)와 비교하였다. 강섬유가 보강된 SC 계열 실험체들에서 확대머리철근이 인장파단된 경우, $l_{dt}$/$l_{dt KCI 2017}$, $l_{dt}$/$l_{dt KCI 2012}$ 값이 각각 0.83~0.95, 0.80~0.91 등으로 나타났다. 이는 강섬유보강 콘크리트 부재에 대한 고강도 확대머리 철근의 정착길이가 KCI2017, KCI2012⁽⁶⁾ 등에 의하여 산정된 정착길이의 최소 83%, 80%를 확보하면 철근이 인장파단시까지 충분한 정착성능을 확보할 수 있음을 알 수 있다. 본 실험체 상세의 경우 정착길이 설계식의 안전율을 고려할 때 현행 설계식의 적용에 문제가 없을 것으로 파악된다.

강섬유가 보강되지 않은 NC 계열 실험체는 최대 $l_{dt}$/$l_{dt KCI 2017}$, $l_{dt}$/$l_{dt KCI 2012}$ 값이 각각 0.83, 0.80 등으로 나타났으나, 실험체 최대 인발강도가 인장파단시 강도의 82%로 나타나 안전율을 고려하더라도 현행 설계식이 충분히 안전하지는 않는 것으로 판단된다.