2.1 정착길이 관련 연구

^{Sim and Chun(2018)}은 외부 보-기둥 접합부에 정착된 확대머리철근의 정착강도에 대한 선행연구로부터 175개의 실험체에 대한 콘크리트브레이크아웃파괴, 뽑힘파괴, 전단파괴, 측면파열파괴 등의 파괴유형별 분석을 통하여 현행설계기준의 제안식을 재평가하였다.

^{Lee and Choi(2018)}는 강섬유 보강에 따른 외부 보-기둥 접합부의 확대머리철근 성능 평가를 위한 반복가력 실험을 통하여, 강섬유를 보강한 실험체의 구조성능이 횡보강근을 배근한 실험체와 유사한 거동을 나타냄을 확인하였다.

^{Lee and Kim(2020)}은 SD500~SD600 확대머리철근이 부재에 수직 정착된 실험체를 대상으로 확대머리철근의 정착길이, 강섬유 혼입률, 전단보강근 등에 따른 인발실험을 실시하였다. 실험결과로부터 파괴모드 및 강도를 분석함으로써 강섬유 보강 및 전단보강근 배근에 따라 실험강도가 증가함을 나타내었다.

^{Chun and Sim(2021)}은 외부 보-기둥 접합부에서 2단 배근되는 확대머리철근의 성능을 평가하기 위하여 접합부 실험을 진행하였다. 실험결과에서 2단 배근으로 철근 단 간격이 좁으면 파괴면 중첩에 의한 정착강도 저하를 확인하였으며, 이를 토대로 인장을 받는 그룹앵커의 측면파열강도 간격계수를 제시하였다.

2.2 정착길이 산정 기준식

확대머리철근의 정착설계에 관하여 ^{ACI 318-14(2014)}에서 ^{ACI 318-19(2019)}로 개정되면서 식 (1)과 같이 기본정착길이 계수값이 1/31로 수정되고, 기존의 에폭시계수($\psi_{e}$) 이외에 횡보강계수($\psi_{p}$), 철근의 위치계수($\psi_{o}$), 콘크리트강도계수($\psi_{c}$) 등의 보정계수들이 추가되었다. 또한 정착길이가 철근 직경($d_{b}$)에 직선비례한 것에서 $d_{b}$의 1.5제곱에 비례하는 것으로 변경되었다. 또한 철근의 설계기준 최대항복강도가 690MPa로 상향되었으며, 철근의 순간격이 4$d_{b}$에서 3$d_{b}$로 감소하였다.

^{KDS 14 20 52}이 2021년 개정되면서 확대머리철근의 설계기준 최대항복강도($f_{y}$)가 400MPa에서 600MPa이하, 철근 직경은 35mm에서 57mm이하, 콘크리트 설계기준 최대압축강도($f_{ck}$)는 40MPa에서 70MPa이하로 상향되었다. 최상층을 제외한 부재 접합부에 정착된 경우, 확대머리철근 정착길이($l_{dt}$)는 식 (2)로부터 산정된다. 식 (2)에서 산정된 $l_{dt}$는 8$d_{b}$ 또는 150mm 이상이어야 하며, 경량콘크리트에 적용할 수 없으며 보통중량콘크리트에만 사용한다.

식 (2)에서 $\beta$는 에폭시 도막철근으로 1.2, 다른 경우는 1.0이며, $\psi$는 측면피복과 횡보강철근에 의한 영향계수로 식 (3)과 같다.

식 (3)에서 $c_{so}$는 철근표면에서 측면피복두께, $K_{tr}$은 확대머리철근을 횡구속한 경우 적용하며 상한값은 1.0$d_{b}$이상이다.

3.1 실험체 계획

본 연구에서는 고강도 확대머리철근의 인장력을 정확하게 평가하기 위해 ^{Marques and Jirsa(1975)}의 실험과 유사한 방식으로 보를 직접 타설하지 않고 인장철근과 압축대를 구현하여 고강도 확대머리철근에 직접 인장력이 가해지도록 실험체를 계획하였다.

실험체는 Table 1과 같이 총 10개로 일반 콘크리트 실험체는 6개와 강섬유 보강 콘크리트 실험체 4개로 정착길이, 보의 유효 춤, 스터럽 배근량 등을 변수로 제작되었다.

Table 1의 실험체명에서 RC, SFRC는 각각 철근콘크리트, 강섬유보강 콘크리트를 나타낸다. L은 정착길이를 나타내며 L1=340mm, L2=425mm, L3=510mm, L4=610mm이다. JD는 보 유효 춤의 변화를 나타내며 유효춤/정착길이가 기존의 2/3에서 4/3으로 유효춤이 2배 증가되었다. S는 스터럽 배근간격 변화를 나타내 기존의 250mm에서 125mm로 1/2로 감소되었다.

Fig. 1에 실험체별 도면상세를 나타내었다. 기둥에 사용된 주 철근과 띠철근은 각각 D25 (SD400), D13 (SD400)이며 기둥에 수직정착된 보의 인장철근인 확대머리철근은 2개의 D25 (SD700)을 사용하였다.

Fig. 1 Specimens detail

3.2 재료 물성치

콘크리트 공시체에 대하여 ^{KS F 2405}에 따른 압축강도($f_{ck}$) 시험, ^{KS F 2403}에 따른 쪼갬인장강도($f_{sp}$ )시험을 실시하였으며, 그 결과를 Table 2에 나타내었다. 본 실험체의 RC 및 SFRC는 강섬유 보강에 따른 강도 비교를 위한 배합비로 설계된 것은 아니어서, 이질배합에 따라 물성치가 전혀 틀리게 평가되었다.

실험체에 사용된 철근에 대하여 ^{KS B 0802}에 따라 시편 3개씩 인장시험을 진행하였다. 인장시험 결과에 의한 평균값을 토대로 평가한 항복강도, 인장강도, 탄성계수, 연신율 등을 Table 3에 나타내었다. 실험체에 사용된 강섬유는 K사의 제품으로 직경 0.55mm, 길이 35.0mm이며, 제조사 규격서에 나타난 최저 인장강도는 1,000MPa이다.

3.3 철근 변형률 계측

본 실험체는 Fig. 2와 같이 스트레인 게이지를 계획하였다.

확대머리철근의 지압응력을 도출하기 위해 확대머리 하단에 H1, H2 스트레인 게이지를 부착하였다. 확대머리 철근의 인장응력을 측정하기 위하여 실험체 하단부 부근에 H3, H4 스트레인 게이지를 부착하였다. 확대머리철근과 교차하는 기둥 주철근의 변형률을 측정하기 위하여 C1 스트레인 게이지를 부착하였고 확대머리철근 주위에 배근된 전단철근의 변형률을 측정하기 위해 S1, S2 스트레인 게이지를 부착하였다.

Fig. 2 Strain gauge location

3.4 실험 방법

Fig. 3에 실험체 설치 및 가력에 관한 개념도와 부재력도를 나타내었다. 실험체 가력은 1000kN 유압잭으로 확대머리철근에 직접 인장력을 가하였으며, 실험체 변위 측정은 실험체 하부 확대머리철근 양 옆에 2개의 LVDT를 배치하여 변위를 측정하였다.

Fig. 3 Test Setup

4.1 실험체 균열 및 파괴상태

Fig. 4는 강섬유를 보강하지 않은 RC 실험체 균열 상태를 나타내었다. 모든 실험체는 동일하게 가력부 하부면에서 수직으로 초기 균열이 발생하였다. 재하하중 200~400kN에서 철근 정착구간 중간부위에서 콘형 및 경사 균열이 발생하였다.

최대하중에서의 파괴형태에서 RC-L1 및 RC-L2 실험체는 전단 및 경사균열이 발생하였다. RC-L2-JD 및 RC-L3실험체는 확대머리에서 콘크리트 브레이크아웃파괴가 나타났으며, RC-L2-S 실험체는 확대머리 부근에 콘형 및 경사 균열로 최종파괴가 나타났다. 정착길이가 가장 긴 RC-L4 실험체는 측면파열파괴로 최종파괴가 나타났다.

Fig. 5는 강섬유를 보강한 SFRC 실험체 균열 상태를 나타내었다. 초기 균열은 RC 실험체와 유사하게 나타났다. 재하하중 500kN에서 대부분 실험체는 확대머리철근 부근과 정착구간 중간부위에서 콘형 및 경사 균열이 나타났다.

SFRC-L1, SFRC-L2 실험체에서는 확대머리부근에서 콘형 균열과 함께 최종적으로 측면파열파괴되었다. SFRC-L2-JD 실험체는 RC 실험체와 같게 확대머리에서 콘크리트브레이크 아웃파괴가 나타났으며, SFRC-L2-S 실험체는 확대머리부근에 콘형 및 경사 균열로 최종파괴가 나타났다.

Fig. 4 RC specimen test failure mode

Fig. 5 SFRC specimen test failure mode

4.2 하중-변위 곡선

Fig. 6은 실험체 하중-변위 곡선을 비교한 것이다. Fig. 6(a)의 정착길이를 변수로 강섬유를 보강하지 않은 RC 실험체의 하중-변위 곡선에서 각 실험체의 정착길이가 RC-L1 실험체를 기준으로 25%, 50%, 79.4% 증가함에 따라 최대하중은 26.5%, 31.4%, 42.2% 증가함을 보였다.

Fig. 6(b)는 L2 계열 실험체의 실험 결과를 비교하여 하중-변위 곡선으로 나타내었다. RC-L2 실험체보다 전단 배근 간격이 1/2인 RC-L2-S 실험체는 강성이 증가하였으며 최대하중은 8.4% 증가하였다.

보의 유효 춤이 2배인 RC-L2-JD 실험체는 RC-L2 실험체보다 내력이 23.6% 감소하였지만 변형성능은 연성적인 거동을 나타내었다.

Fig. 6(c)의 강섬유를 보강한 SFRC 실험체들에서 SFRC-L1 실험체 기준으로 SFRC-L2 실험체는 정착길이가 25% 증가함에 따라 최대하중은 30.8% 증가하였다. SFRC-L2 실험체보다 보의 유효 춤이 2배인 SFRC-L2-JD 실험체는 최대하중이 31.5% 감소하였으며, 전단배근량이 2배인 SFRC-L2-S 실험체는 9.7% 증가하였다.

Fig. 6 Load-Displacement curves

4.3 하중-변형률 곡선

Fig. 2의 스트레인 게이지들로부터 측정된 변형률로 확대머리철근의 부착응력, 지압응력, 전체 인장응력을 작용하중과 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. 대부분의 실험체에서 최대하중 50%로 강성이 큰 범위내에서 부착응력이 크게 작용하였다가 최대하중에 가까워질수록 전체응력에서 지압응력 부담률이 크게 나타났다.

실험체 외부 확대머리철근의 하중-변형률 곡선을 Fig. 8로 나타내었다. RC-L1 실험체와 SFRC-L1 실험체는 정착길이 부족으로 인하여 철근이 항복하지 않았다. 또한 보의 유효 춤이 2배인 RC-L2-JD 실험체와 SFRC-L2-JD 실험체는 정착길이 대비 연단거리가 증가하여 확대머리철근이 항복하지 않았다. 그 외 실험체는 확대머리철근이 항복 후 정착파괴가 나타났으며, RC-L4 실험체와 SFRC-L2-S 실험체는 항복변형률의 약 3.6배, 8.4배 연성적인 거동 후 파괴가 나타났다. 전반적으로 RC 계열 실험체보다 SFRC 계열 실험체가 강섬유 보강에 따른 연성적인 거동을 나타내었다.

Fig. 7 Stress-Load curves

Fig. 8 Load-Strain curves

4.4 실험내력과 기준식 비교

Table 4는 실험체별 정착길이와 정착강도를 비교하여 나타내었다. 실험 정착강도는 실험체 최대하중에서 전체 확대머리철근 단면적으로 나누어 산정하였다. Table 4에서 RC 실험체의 정착길이가 KDS 기준의 정착길이에 비하여 0.61~1.10배이며, 이에 따른 실험 정착강도는 철근 항복강도대비 0.70~0.99로 나타났다. SFRC 실험체의 경우, KDS 기준의 정착길이에 비하여 0.52~0.64배이며, 이에 따른 실험 정착강도는 철근 항복강도대비 0.67~1.08로 나타났다.

정착길이 554mm, 659mm를 기준으로 L1과 L2 계열 실험체는 실험 정착내력이 추정 이론 정착내력보다 RC의 경우 14.7~15.6%, SFRC의 경우 44.2~53.1% 크게 나타났다.

JD 계열 실험체는 보 유효춤이 2배로 실험 정착내력이 추정 이론 정착내력보다 RC의 경우 11.7% 감소하였고, SFRC의 경우 4.7% 크게 나타나 이론 내력식이 불안전측으로 평가되었다.

S 계열 실험체는 스터럽 배근간격이 1/2로 스터럽 구속효과에 따라 실험 정착내력이 추정 이론 정착내력보다 RC의 경우 24.7% 감소하였고, SFRC의 경우 68.8% 크게 나타났다.

RC-L3 실험체와 RC-L4 실험체 정착길이는 KDS 설계식 의 92%, 110%이지만 철근 항복강도 대비 실험 최대내력이 92%, 99%인 결과를 고려하면 안전율이 포함된 정착길이 설계식이 안전측이 아님을 확인하였다. 따라서 정착길이 대비 보의 유효 춤을 고려한 설계식 제시와 정착길이 설계식 보정이 필요할 것으로 판단하였다.

RC 계열 실험체와 SFRC 계열 실험체를 비교하였을 때 RC 계열 실험체의 $f_{ck}$=42.4MPa로 SFRC 계열 실험체의 $f_{ck}$ =30MPa 보다 29.3% 작게 나타났지만, 정착강도는 7.3~12.2% 증가하였다. 이에 강섬유 보강에 따른 확대머리철근의 정착성능이 크게 향상됨을 확인하였다.