2.1 국내·외 기준식 비교

인장력을 받거나 기계적 정착을 이용하는 이형철근의 기계적 정착에 대하여 ACI 318-19에서는 식(1)로 정착길이($l_{dt,\: ACI}$)식을 제시하고 있으며, KDS-2021에서는 최상층을 제외한 부재 접합부에 정착된 경우는 식(2)로 그 외에는 식(3)으로 정착길이식($l_{dt}$)를 제시하고 있다.

여기서 $f_{y}$는 철근의 항복강도(MPa), $\psi_{e}$는 에폭시계수, $\psi_{p}$는 횡보강근계수, $\psi_{o}$는 철근의 위치계수, $\psi_{c}$는 콘크리트강도계수, $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도(MPa), $d_{b}$는 철근의 공칭직경(mm)이며 계산된 정착길이는 8$d_{b}$또는 150mm이상이어야 한다. 또한 다음 조건을 만족해야한다.

① 철근 직경 35mm 이하

② 확대머리 순 지압면적($A_{brg}$)이 철근단면적($A_{b}$)의 4배 이상

③ 일반 콘크리트에서 사용 (경량콘크리트에 적용 불가)

④ 순 피복 두께는 철근 직경의 2배 이상이며 철근 순 간격은 철근 직경의 3배 이상

여기서, $\beta$는 에폭시도막계수로 에폭시코팅된 경우 1.2, 이외의 경우는 1.0이며, $\psi$($=0.6+0.3c_{so}/d_{b}+0.38K_{tr}/d_{b}\le 1.375$)는 측면피복과 횡보강철근에 의한 영향계수이다. $K_{tr}$($=40A_{tr}/sn$)은 횡방향 철근지수로 확대머리철근을 횡구속한 경우에 KDS 14 20 54(4.1.2(3)③)에 따라 산정하고 1.0$d_{b}$보다 큰 경우 1.0$d_{b}$를 대입한다. 식 (1)을 적용하기 위해서는 다음의 조건을 만족하여야 한다.

① 철근 순피복두께는 1.35$d_{b}$ 이상

② 철근 순간격은 2$d_{b}$ 이상

③ 확대머리의 뒷면이 횡보강철근 바깥 면으로부터 50mm이내에 위치해야 함

④ 확대머리 이형철근이 정착된 접합부는 지진력저항시스템별로 요구되는 전단강도를 가져야 함

⑤ $d/l_{dt}> 1.5$인 경우는 KDS 14 20 54(4.3.2)에 따라 설계함($d$는 부재의 유효높이)

단, $K_{tr}$값이 1.2$d_{b}$ 이상이어야 한다. 또한 식(2)를 적용하기 위해서는 다음의 조건을 만족하여야 한다.

① 철근 순피복두께는 2$d_{b}$ 이상이어야 한다.

② 철근 순간격은 4$d_{b}$ 이상이어야 한다.

식 (1)에서 ACI 318-19의 확대머리철근 정착길이식은 콘크리트강도계수를 사용하여 콘크리트강도 증가에 따른 부착강도 증가 효과를 크지 않게 조절하고 있으며, 정착길이가 철근 직경의 1.5제곱에 비례한다. 식 (2) 및 (3)에서 KDS-2021은 측면피복과 횡보강철근에 의한 영향계수를 두고 최댓값을 지정하여 피복두께와 횡보강근 증가 영향을 조절하고 있으며 확대머리철근이 사용되는 위치에 따라 식을 나누어 제시하고 있다.

2.2 Chun and Lee(2013)의 겹침이음 실험

^{Chun and Lee(2013)}는 확대머리철근의 이음길이, 순간격, 피복두께, 횡방향 철근지수, 철근 지름, 콘크리트 강도를 변수로 2점 단조가력하여 겹침이음실험을 실시하였다. 실험 결과를 회귀 분석하여 부착과 지압의 영향을 분리하여 철근의 정착강도식을 횡보강근이 없는 경우의 식 (4)와 횡보강근이 있는 경우 식 (5)로 제안하였다.

여기서, $f_{s,\: p,\: uncon}$는 횡보강이 없는 확대머리 철근의 예측된 정착강도, $f_{b,\: p,\: uncon}$는 부착에 의해 발현된 강도, $f_{brg,\: p,\: uncon}$는 지압에 의해 발현된 강도이다. 횡보강이 있는 확대머리 철근의 식인 (5)에서 사용된 $f_{s,\: p}$는 확대머리 철근의 예측된 정착강도, $f_{b,\: p}$는 부착에 의해 발현된 강도, $f_{brg,\: p}$는 지압에 의해 발현된 강도이다.

2.3 Lee and Kim(2021)의 겹침이음 실험

^{Lee and Kim(2021)}은 단차있는 보의 주철근으로 SD700 확대머리철근을 이용한 겹침이음상세의 적용성 평가를 위하여, 겹침이음길이, 주철근의 항복강도, 주철근 단부 정착 상세 등을 변수로 겹침이음 실험을 실시하였다. 실험으로부터 SD700의 확대머리철근에 대하여 실험체정착길이/이론정착길이에 대한 실험내력/이론내력이 ACI 318-19식의 경우 1.30~1.48, KDS-2021식의 경우 1.14~1.30로 나타났다. 이로부터 두 설계식 모두 안전측임을 평가하였고, ACI 318-19 산정식이 보다 보수적으로 정착길이를 평가함으로써 더 큰 안전율을 가지고 있음을 나타내었다.

3.1 실험 개요

유효춤이 동일한 일반 보에서 고강도 확대머리철근을 겹침이음하여 인장재로 사용하는 부재의 거동 파악을 위하여 보의 휨 실험을 진행하였다. 실험 변수는 철근의 설계기준항복강도($f_{y}$), 겹침이음길이($l_{s}$), 스터럽 간격($s$), 서로 겹침되는 철근간의 중심간격($s_{x}$) 등이며, 일반보 겹침이음(LS) 실험체의 일람표는 Table 1과 같다.

실험체 상세는 Fig. 1과 같으며, Fig. 1의 단면상세 단위는 mm이다. 겹침이음길이는 KDS-2021식과 ACI 318-19식의 최소 정착길이 및 최대 정착길이 등을 고려하여 575mm, 719mm, 863mm, 1001mm 등 4까지로 계획하였다. 겹침이음길이 구간내 스터럽 간격은 KDS-2021에서 횡방향 철근지수의 최솟값으로 산정된 97mm과 갈고리철근 정착구간의 최대 스터럽 보강간격(3$d_{b}$)으로 산정된 75mm 등 두가지로 계획하였다. 서로 이음되는 철근간 중심간격은 2$d_{b}$, 4$d_{b}$로 설정하였다. 모든

실험체의 압축철근은 D16의 SD400 이형철근을 사용하였고, 횡보강근은 D10의 SD400 이형철근을 사용하였다. 실험 도중 전단파괴 방지 및 휨거동을 유도하기 위하여 전단경간비(a/d)는 5.4로 설정하였고, 경간에 모두 스터럽을 배근하였다. 실험체의 총 길이는 SD700 강종 철근의 정착길이를 충분히 만족시킬 수 있도록 5000mm로 설정하였고, 단면은 500mm×350mm로 설정하였다.

3.2 가력 및 계측방법

실험체 설치상황을 Fig. 2에 나타내었다. ^{Thompson(2006)}의 실험방법과 같이 겹침이음구간이 중앙부에 오도록 실험체를 설치하여 겹침이음구간에 동일한 휨모멘트가 작용되도록 단순지지된 보의 상부에 2점 가력하였다.

하중가력은 2000kN 용량의 만능시험기(U.T.M)을 이용하여 변위제어의 방식으로 분당 1mm의 속도로 가력하였다. 실험체 중앙부 하부에 LVDT를 설치하여 하중증가에 따른 보의 처짐을 측정하였다. 확대머리 철근의 지압판 부근에 철근의 변형률을 파악하고자 지압판 부근 및 겹침이음구간이 끝나는 부근과 횡보강근 및 압축철근에 변형률 게이지를 부착하였다.

3.3 재료 시험

본 실험에 사용된 콘크리트와 철근의 물성치를 파악하고자 KS F 2405, KS B 0802에 따라 재료시험을 실시하였다. 재료시험에 의한 재료 물성치는 Table 2와 Table 3에 나타내었다.

3.4 파괴모드

Fig. 3에 모든 실험체의 최종파괴시 겹침이음구간의 균열상황을 나타내었다. 모든 실험체의 초기균열은 가력 이후 실험체 중앙부 하부 겹침이음부가 끝나는 확대머리 지압판이 위치한 부근에서 휨균열이 나타났다.

실험체의 최종파괴모드는 압축측 콘크리트 파괴가 나타난 실험체는 휨파괴(F), 압축측 콘크리트 파괴가 나타나지 않은 실험체는 겹침이음파괴(L)로 판단하였다.

최종 휨파괴가 일어난 실험체들은 보 중앙부에서 압축측 콘크리트 파괴가 일어나지 않고 확대머리의 지압판이 위치한 겹침이음이 끝나는 부근 상부에서 발생하였다. 겹침이음파괴가 일어난 실험체들은 모두 보 하부면에 주인장철근인 확대머리철근이 배근된 위치를 따라 수평균열이 발생하였다.

특히, 이음길이가 가장 짧은 L1계열 실험체의 경우 측면 휨균열 사이에도 수평균열이 발생하였다. 횡보강근의 간격을 변수로 한 SK계열과 SD계열의 실험체 균열상황 비교 결과 SD실험체에서 비교적 휨균열 개수가 적게 나타났다.

3.5 하중-변위 곡선 및 내력

KDS-2021의 강도설계법을 이용하여 단면의 공칭휨강도로부터 이론내력($P_{\max ,\: th}$)을 산정한 후, 이를 실험최대내력($P_{\max ,\: e}$)과 비교하여 Table 4에 나타내었다. 공칭휨강도 산정시에 Table 2와 Table 3의 재료시험강도를 사용하였다.

Fig. 4에 실험체의 주인장철근인 확대머리철근의 항복강도별로 하중-변위 곡선을 비교하여 나타내었다.

Table 4와 Fig. 4에서 겹침이음파괴가 나타난 실험체의 경우 이음길이가 증가할수록 최대실험내력이 상승하였으며, 최대내력 이후 취성적인 거동을 나타내었다. Table 4에서 겹침이음길이가 증가했음에도 불구하고 $P_{\max ,\: e}$이 $P_{\max ,\: th}$보다 작게 나타난 LS6-L2-SD-X4, LS7-L2-SD-X4, LS7-L3-SD-X4 실험체들은 부재의 항복거동 이전에 겹침이음파괴되어 겹침이음강도가 부족함을 알 수 있다. 겹침이음성능을 확보하는 실험체의 경우 항복이후 연성적인 휨거동을 나타내었다.

4.1 실험 개요

본 실험에서는 겹침이음되는 상하부 철근의 유효춤이 상이할 경우 이음성능이 상이할 수 있어, 상하부로 겹침이음수직간격을 둔 실험을 계획하였다.

실험체는 Table 5와 같이 총 4개로 실험체 변수는 겹침이음길이($l_{s}$=610mm, 839mm), 겹침이음수직간격($s_{h}$=50mm, 150 mm) 등이다. $s_{h}$는 KDS-2021에서 겹침이음되는 철근의 최대간격을 150mm로 제한하고 있어 이를 토대로 계획하였다.

Fig. 5에 겹침이음길이가 610mm인 실험체 상세를 나타내었다. $s_{h}$가 150mm인 실험체는 500mm×500mm단면을 가지고, $s_{h}$가 50mm인 실험체는 500mm×400mm인 단면을 가진다.

유효춤이 상이하더라도 휨강도가 유사하도록 인장철근 하부에 사용되는 D25철근은 SD600을, 상부 겹침이음되는 D25 철근은 SD700으로 계획하였다.

4.2 가력 및 계측방법

실험체 설치상황을 Fig. 6에 나타내었다. 유효춤이 상이한 철근간의 겹침이음 상세가 주로 보-기둥 접합부의 하부 철근의 이음에서 나타나는 점을 고려하여 겹침이음구간에 휨모멘트 변화가 발생하는 3점 가력방식을 선정하였다.

중앙부 처짐을 측정하기 위하여 실험체 하부에 LVDT를 설치하고, 확대머리의 지압 및 철근의 응력을 측정하기 위하여겹침이음되는 철근의 시작점과 끝점에 변형률 게이지를 부착하였다.

4.3 재료시험

실험체에 사용된 콘크리트의 재료시험결과, 평균압축강도는 26.5MPa로 평가되었으며, 철근의 인장시험결과는 Table 6에 나타내었다.

4.4 파괴모드

모든 실험체의 최종 파괴 시 균열 양상을 Fig. 7에 나타내었다. 실험체의 초기균열은 모든 실험체에서 동일하게 중앙부 가력점 하부의 확대머리 지압판에서 휨 균열이 발생하였다. 초기균열 발생 이후 하부인장철근의 확대머리 지압면 부근에서 균열폭이 커졌으며, 이후 상부인장철근을 따라 수평균열이 발생하였다. 수평균열 발생 이후 상부인장철근을 중심으로 상하부에 콘파괴와 유사한 모양의 대각균열이 발생하였다.

VLS2-S150 실험체를 제외한 실험체는 내력증가에 따라 대각균열 및 중앙부 휨균열이 압축측 콘크리트 부근으로 확장되었으나 최종 부착할렬파괴되었다. VLS2-S150 실험체는 내력증가에 따라 대각균열 및 중앙부 휨균열이 압축측 콘크리트 부근으로 확장되며 최종 휨파괴되었다.

4.5 하중-변위 곡선 및 내력

Fig. 8에 실험체의 주인장철근인 확대머리철근의 항복강도별로 하중-변위 곡선을 비교하여 나타내었다. Fig. 8에서 실험내력($P_{\max ,\: e}$)과 이론내력($P_{\max ,\: th}$)을 비교하기 위하여 하중-변위 곡선에 직선으로 이론내력을 표시하였다.

Table 7은 실험체별 실험최대내력과 이론내력을 비교하여 나타낸 것이다. 실험체의 이론내력은 수직겹침이음되는 SD700철근이 위치한 부근에서 결정되므로 모든 실험체의 이론내력은 동일하게 계산되었다.

VLS1-S150 실험체와 VLS1-S50 실험체는 유사한 초기강성을 보였으며, 겹침이음길이가 적어 공칭휨강도에 대응하는 이론내력을 만족하지 못하고 최대내력 이후 급격히 내력이 감소하였다.

VLS2-S150 실험체와 VLS2-S50 실험체는 이론내력보다 큰 최대실험내력을 나타내었으며, 최대실험내력은 VLS2- S150 실험체가 VLS2-S50 실험체에 비하여 약 5.9% 크게 나타났다. 반면에 VLS2-S50 실험체가 보다 연성적인 거동을 나타내었다.

5.1 실험체 정착길이와 설계식에 의한 정착길이 비교

재료시험 결과값을 반영하여 식 (1)과 (3)의 설계식에 의한 정착길이를 계산하여 Table 8에 나타내었다.

LS 계열의 유효춤이 동일한 철근간 겹침이음 실험체에 대한 ACI 318-19식이 KDS-2021식과 비교하여 약 23.8~32.7% 더 크게 계산되었다.

LS 계열 실험체에서 겹침이음길이가 KDS-2021식으로 계산된 실제 요구정착길이의 1.3배 이상인 실험체는 모두 충분히 연성적인 거동 후 휨파괴되었다. KDS-2021식으로 계산된 실제 요구정착길이의 1.07배 이하인 실험체는 모두 겹침이음파괴되어 KDS-2021식이 불안전측인 것으로 평가되었다.

이론내력 만족 후 휨파괴되었지만 LS5의 휨파괴 실험체들보다 비교적 연성적이지 못한 거동을 보였던 LS7-L4-SD-X4의 실험체는 겹침이임길이가 KDS-2021식에 의한 정착길이의 1.3배 미만이며 ACI 318-19식의 정착길이 보다 적다.

VLS 계열의 유효춤이 상이한 철근간 겹침이음 실험체에 대한 ACI 318-19의 정착길이 산정식이 KDS-2021의 식과 비교하여 요구정착길이가 약 15.2~15.8% 더 크게 계산되었다.

최종 휨파괴가 일어난 VLS2계열의 실험체는 KDS-2021식에 의한 정착길이보다 약 9% 짧게 설계되었고, ACI 318-19식에 의한 정착길이보다 약 21% 짧게 설계되었지만 이론내력을 충분히 만족하였다. 이를 통해 유효춤이 상이한 철근의 겹침이음상세에서 상부철근의 항복강도가 크더라도 KDS-2021식으로 충분한 이음설계가 가능할 것으로 사료된다.

5.2 Chun and Lee(2013)의 정착강도와 비교

^{Chun and Lee(2013)}가 제시한 식(4)와 (5)를 이용하여 LS 계열 실험체에 대한 이론정착강도(fchun)를 평가하여 실험정착강도(ftest)와 비교하여 Fig. 9에 나타내었다.

SD700과 SD600 철근이 사용된 실험체에서 실험정착강도가 이론값의 약 1.05~1.28배로 나타났으며, SD500이 사용된 실험체에서는 실험정착강도가 이론값의 약 0.72~0.85배가 평가되었다. SD500 철근을 사용한 실험체들은 실험정착강도가 이론정착강도에 비하여 적게 평가되었는데, 이는 충분한 정착성능을 확보하여 휨파괴로 파괴모드가 변화되었기 때문인 것으로 사료된다.