2.1 기존 연구 분석

PC 부재 이음부에 적용된 180도 갈고리철근의 겹침이음성능을 평가하기 위해 기존 연구와 현행설계기준을 검토하였다. ^{Marques and Jirsa(1975)}는 ^{ACI 318-71}에서 제시된 갈고리 철근 정착 설계식의 근거가 충분히 검증되지 않았음을 지적하고, 그 적정성을 평가하기 위해 총 22개의 보-기둥 접합부 실험체를 제작하여 실험을 수행하였다. 실험 변수로는 콘크리트 압축강도(약 31 MPa), 철근 직경(D22, 35), 축하중, 갈고리 철근의 배치 위치(기둥 철근 내부/외부), 갈고리 형상(90° 및 180°) 등이 포함되었다. 실험 결과, 기둥의 횡보강 철근의 구속이 강할수록 정착강도가 증가하였으며, ^{ACI 318-71}의 갈고리 철근 설계식은 실제 정착강도를 과소평가하는 것으로 나타났다. 또한 90° 와 180° 갈고리 사이의 anchorage strength 차이는 거의 없었으며, 축하중의 영향은 미미했고, 갈고리의 배치 위치 역시 정착강도에 큰 영향을 주지 않았다.

^{Sperry et al.(2015)}는ACI 318-14의 갈고리 정착 규정이 제한된 실험자료에 근거하고 있으며, 특히 고강도 철근과 콘크리트 조건에 대한 검증이 부족함을 지적하였다. 이에 총 337개의 보-기둥 접합부 실험체를 대상으로 콘크리트 강도, 철근 직경(D16, 25, 35), 간격(3∼11db), 갈고리 형상(90° 및 180°), 배치 위치(기둥 내부/외부), 횡보강 비율, 매입길이 등을 변수로 평가하였다. 실험 결과, 주요 파괴모드는 ^{ACI 318-14}가 예측한 측면 분리파괴가 아닌 전면 파괴(front face breakout)가 지배적이었다. 또한 ^{ACI 318-14}는 큰 직경 갈고리, 콘크리트 강도, 횡보강 효과를 과대평가하고 있으며, 갈고리가 기둥 내부에 배치될 경우 외부 배치보다 정착성능이 우수하였다. 철근 직경이 클수록 동일 매입길이에서 발현되는 인장력이 증가하였다.

^{Orangun et al.(1975)}는 당시 축적된 다양한 정착 및 이음 실험 데이터를 토대로 기존 설계식을 재검토하였다. 횡보강근이 배치되지 않은 보 62개와 횡보강이 배치된 29개 보의 실험자료를 이용하여 비선형 회귀분석과 차원해석을 수행한 결과, 정착시 요구되는 철근의 매입길이와 요구되는 겹침이음 길이는 동일하다는 점을 확인하였다. 또한, 피복두께, 철근 간격, 횡보강철근의 비율이 증가할수록 쪼갬파괴가 발생할 경우 요구되는 정착⋅이음길이가 감소함을 규명하여 ^{ACI Committee 408}에서 채택하여 사용하고 있다.

^{Jahromi와 Azizinamini(2019)}는 프리캐스트 슬래브 패널을 연결하기 위해 비접촉 갈고리 철근 겹침이음의 적용 가능성을 평가하였다. 총 48개의 실험체를 제작하여 이음길이, 이음 간격, 철근 직경, 횡보강근의 유무를 변수로 4점 휨 실험을 수행하였다. 다만, 사용된 갈고리 철근은 ^{ACI 318-25}에서 제안하는 철근 상세에 부합하지 않는 비표준 90° 갈고리였다. 실험 결과, 절반 이상의 실험체는 부착파괴, 나머지는 휨파괴를 보였다. 횡보강근이 제공되는 경우 D13, 16 철근의 최소 이음길이는 12$d_{b}$, 횡보강근이 없는 경우 최소 14$d_{b}$를 제시하였다.

^{Coleman et al. (2025)}은 표준 90도 갈고리 철근이 이음되고 높이 400∼780 mm인 프리캐스트 콘크리트 보를 대상으로, 현장타설 콘크리트로 마감된 이음부의 응력 전달 메커니즘과 파괴 양상을 실험적으로 분석하였다. 해당 연구에서는 이음부에서 발생하는 주요 파괴 모드로 부착응력 손실에 의한 쪼갬(splitting), 측면 파열(side-face blowout), 프라잉(prying action), 벌징(bulging) 등을 제시하였다. 또한, 이음된 철근에 작용하는 응력의 크기에 대하여 실험결과를 ^{ACI Committee 408}의 직선철근 이음식을 통해 예측된 값과 비교하였다. 예측결과에 대한 실험 결과의 비는 평균 1.42로 갈고리 철근을 사용할 경우 현장타설구간을 감소시킬 수 있음을 보고하였다.

기존 연구의 데이터를 수집하여 베이스화하여 현행설계기준과 실험결과를 비교하여 갈고리 정착식을 이음설계에 적용할 수 있는지 평가하였다^{(Sperry et al., Jahromi and Azizinamini, Han et al., Coleman)} 비교 결과, Fig. 2에서 확인할 수 있는 바와 같이, 보-기둥 접합부의 실험값/계산값 평균은 1.43으로 설계식이 보수적인 경향을 보였으나, 갈고리 철근 이음 실험체에서는 1.01로 상대적으로 낮게 나타났다. 이는 현행 설계식을 그대로 적용할 경우 갈고리 철근 이음의 성능을 과대평가할 가능성을 뒷받침한다.

Fig. 2 Comparison results(Beam-column vs lap splice)

2.2 현행 설계기준 분석

이음 및 정착길이 설계에 사용되는 설계 변수와 실험 변수의 일관성을 확보하기 위해, 현행 설계기준에서 제시하는 표준 갈고리 철근의 정착길이 산정식을 정리하였다.

3.1 실험변수 및 상세

기존 연구와 현행 설계기준 분석 결과, 갈고리 철근 이음에 대해 직접적으로 적용 가능한 설계식은 제안되어 있지 않다. 따라서 최적화된 콘크리트 부재 접합 설계를 위해서는 갈고리 철근의 실제 거동을 반영할 수 있는 새로운 이음 설계식이 필요하다. 이에 본 연구에서는 이음성능에 주요한 영향을 미치는 이음길이를 중심 변수로 설정하고, 기존 연구와 설계기준을 바탕으로 철근 직경, 겹침이음 철근 간격, 철근 항복강도, 콘크리트 압축강도를 추가 변수로 선정하였다.

실험체는 총 10개로 구성되었으며, 이 중 1개는 이음을 하지 않은 직선 철근 비교군이고, 나머지 9개는 변수 조합에 따른 갈고리 철근 이음 실험체이다. 사용된 갈고리 철근은 현행 설계기준(KDS 14 20 50, ^{ACI 318-25})에서 제시하는 표준 갈고리 상세를 적용하였다. 이음길이는 보정계수를 고려하여^{KDS 14 20 52}에 따른 갈고리 철근 정착길이의 0.3, 0.5, 0.7, 1.0배로 계획하였다. 철근 직경은 D19로 설정하였으며, 겹침이음 철근 간격은 50 mm로 계획하였다. 또한, 재료 특성의 영향을 검토하기 위해 콘크리트 압축강도는 24 MPa와 50 MPa, 철근 항복강도는 500 MPa와 600 MPa로 설정하였다.

실험체는 높이 250 mm, 폭 600 mm로 계획하였다. 모든 실험체는 측면 피복두께 70 mm, 하부 피복두께 30 mm로 동일하게 제작되었다. 각 실험체의 상세 변수는 Table 1에 정리하였다. 실험체명은 철근의 형상(연속형과 갈고리), 철근의 직경, 겹침이음길이, fc는 콘크리트 압축강도, fy는 철근의 항복강도를 나타낸다. 실험체의 상세 형상 및 배근 도면은 Fig. 3에 나타내었으며, 실험체가 다수이므로 구분을 위해 각 변수에 따른 명칭 체계를 사용하였다.

Fig. 3 Specimen detailed and plan

3.2 실험방법과 재료 물성

실험체의 변형능력 평가를 위하여 실험체 중앙부에 LVDT를 설치하여 처짐을 계측하였으며, 갈고리 철근의 이음 시 철근에 전달되는 응력의 크기를 계측하기 위해 이음 시작부, 이음 중간부, 갈고리 굽힘부 중앙, 갈고리 꼬리 단부에 스트레인 게이지를 부착하였다.

실험에 사용된 철근의 설계기준 항복강도는 500 MPa와 600 MPa이고 직경은 19.1 mm(D19)이다. 철근 인장시험은 KS B 0801^{(KATS 2017)}에 따라 제작하여 KS B 0802^{(KATS 2018)}에 따라 수행하였다. 철근 재료 시험결과는 Table 2에 정리하였으며, 사용된 철근 모두 설계기준 항복강도 이상이 측정되었다. 실험에 사용된 콘크리트는 타설부위에 따라 구분되며, PC는 40 MPa, CIP는 24 MPa 와 50 MPa이다. 콘크리트 압축강도와 쪼갬인장강도는 ∅100 mm × 200 mm의 원주형 공시체를 KS F 2403^{(KATS 2019)}에 따라 제작하였고 압축시험은 KS F 2405^{(KATS 2022)}, 쪼갬시험은 ^{KS F 2423(2017)}에 따라 수행하였다. 사용된 콘크리트의 배합비는 Table 3, 콘크리트 시험결과는 Table 4에 정리하였다.

4.1 하중-처짐 관계

갈고리 겹침이음 슬래브와 연속 철근이 배근된 슬래브의 하중-처짐 관계를 Fig. 4에 나타냈다. 이음 철근에 작용하는 응력은 모멘트-곡률 단면해석방법을 사용하여 도출하였다. 모멘트-곡률 단면해석에 사용된 콘크리트는 Hognestad 모델을 사용하였으며, 해석 프로그램은 Matlab을 사용했다.

초기 하중 단계에서 겹침이음 슬래브가 철근이 이중 배근됨에도 불구하고 연속 철근 슬래브보다 작은 강성을 보였다. 이는 충분한 이음길이를 확보하지 못하였기 때문에 이음부 내 갈고리 철근에 슬립이 발생하면서 강성이 더욱 저하되고 취성적 이음파괴가 발생하였다.

Fig. 4 Load-displacement relationship

4.2 파괴패턴

모든 실험체의 실험 종료 후 균열 진전 상태를 Fig. 5와 6에 나타내었다. Co-D19 실험체에서는 철근이 항복에 도달하였으며, 분리타설 구간 내의 휨 균열과 함께 PC-CIP 계면에 균열이 집중되었다. 실험 종료후 하부 면을 관찰하였을 때 부착응력에 기인한 쪼갬파괴는 관찰되지 않았다. 반면, 그 외 실험체에서는 철근이 항복하지 못하고 파괴가 발생하였으며, 철근 측면을 따라 종방향 균열이 형성되고 철근 간 콘크리트가 분리되는 쪼갬파괴가 나타났다. 최종 파괴양상으로 Fig. 5와 6에서 측면 피복의 탈락과 프라잉 거동에 의한 취성파괴가 공통적으로 나타났다.

균열의 진전 양상(Fig. 4)은 하중 수준에 따라 단계적으로 변화하였다. 하중 초기에는 PC-CIP 계면에서 균열이 발생하고 작용 하중의 증가에 따라 이음부 내의 갈고리 시작점 또는 이음부 중앙 하부에서 균열이 발생하고 진전되었다. 이음 시작점 슬래브 하부에서 발생한 균열은 계면의 상부 지압 위치에서 발생하는 균열과 이어지면서 대각 방향의 균열이 나타났다. 이 대각 균열은 겹침이음이 시작된 곳과 맞은편 철근의 끝부분으로 연결되었다. 최대 하중에서는 이 균열의 균열폭이 확장되면서 갈고리 단부 주변 콘크리트의 탈락이 관찰되었다. ^{Coleman et al.(2025)}의 연구에서도 보 하부에서 갈고리 이음시작부와 단부에서 철근간의 대각균열이 형성되고 보의 측면의 균열과 연결되면서 파괴되는 양상과 동일하게 나타났다.

갈고리 겹침이음 실험 전반에서는 파괴가 특정 메커니즘 하나에 의해 지배되기보다 부착응력 저하, 갈고리 정착에 의한 지압력, 프라잉 거동, 콘크리트 외측 벌어짐이 복합적으로 작용하였다. 특히 갈고리 직선부 인장력과 굽힘부 지압력의 상호작용으로 인해 콘크리트가 외측으로 벌어지는 현상이 발생하였다(Fig. 4). 이는 Dragosovićet al.(1975)와 Brush(2004)의 루프형 겹침이음 실험에서도 보고된 바 있다. 본 연구에서는 작은 직경 철근과 충분한 피복두께로 인해 전형적인 측면 파열(side-face blowout)은 발생하지 않았으나, Fig.5 (a)와 같이 이음길이(L150∼280)가 짧은 실험체에서는 국부적인 콘크리트 벌어짐이 발생하였다.

프라잉 거동은 특히 짧은 이음길이를 가진 실험체에서 두드러졌다. 이들 실험체는 짧은 이음길이로 인해 지압력이 집중되고 동시에 큰 휨 모멘트가 작용하여, 갈고리가 굽혀지면서 이음부 하부에 수직 인장력이 유도되며 하부 피복 파괴로 이어졌다. 이음길이비($l_{s}/l_{dh}$)가 0.4 수준의 실험체는 지압력은 작용하였으나 짧은 이음길이로 인해 프라잉 파괴보다는 굽힘부를 따라 발생한 휨균열이 주요 파괴 메커니즘이 작용하였다.

Fig. 5 Typical specimen failures

Fig. 6 Side-face failure

5.1 이음강도에 길이와 항복강도의 미치는 영향

Fig. 7는 180도 갈고리 철근 겹침이음 실험체 중 이음길이만을 변수로 한 실험결과를 나타냈다. Darwin(2005)의 연구에서는 이음길이가 이음강도에 미치는 영향을 평가할 때 콘크리트강도의 효과를 제거하기위해 철근의 이음강도가 콘크리트 압축강도의 대략에 $f_{cm}^{0.25}$ 비례한다는 결과를 보고하였고 본 연구에서는 이를 근거로 실험결과를 정규화하여 평가하였다.

Fig. 7에 나타낸 실험결과에 따르면, 이음길이가 증가할수록 갈고리철근 이음의 정규화 강도는 뚜렷하게 증가하였다. 정규화된 철근 응력의 크기는 이음길이에 대하여 선형적으로 증가하는 것을 확인 할 수 있었다.

600 MPa 철근 실험체가 500 MPa 철근 실험체보다 전반적으로 높은 강도를 발현하였으나, 이는 항복강도의 영향뿐만 아니라 이음길이비 증가의 영향도 함께 작용한 결과로 해석할 수 있다. 즉, 동일한 이음비 조건에서 항복강도의 증가만이 강도향상을 직접적으로 설명한다고 보기는 어렵다. 다만, 모든 실험체에서 공통적으로 이음길이가 증가할수록 이음강도가 증가하는 경향은 뚜렷하게 확인되었고, Fig. 6에 제시된 모든 실험체들은 항복한 상태가 아니므로 정규화된 이음강도는 이음길이비에 선형적으로 관계한다고 할 수 있다.

Fig. 7 Effect of splice length on splice strength

5.2 콘크리트 압축강도가 이음강도에 미치는 영향

Fig. 8에는 180도 갈고리철근 겹침이음 실험체 중 콘크리트 압축강도를 변수로한 실험결과를 $f_{s}d_{b}/l_{s}f_{c}^{0.25}$로 무차원화하여 콘크리트 압축강도에 따라 나타내었다. 콘크리트 압축강도 증가가 이음강도에 긍정적인 영향을 미친다는 점을 보여준다. 특히, 동일한 이음길이비에서 고강도 콘크리트를 적용할경우, 저강도 콘크리트 대비 약 15∼30% 높은 강도 발현이 확인되었다.

Fig. 8 Effect of concrete strength on splice strength

5.3 KDS 14 20 52 정착길이 비교평가

Fig. 9에 180° 갈고리 철근 겹침이음의 실험 결과를 현행 설계기준인 ^{KDS 14 20 52}의 표준 갈고리 정착 설계식과 각각 비교하여 나타내었다. 계산된 결과는 설계기준에서 제안하는 보정계수를 곱하여 산정한 값과의 비교를 통해 이루어졌다. 그 결과, ^{KDS 14 20 52}의 경우 실험/계산값의 평균은 1.03, 변동계수(COV)는 0.96, 최소값은 0.94, 최대값은 1.23으로 나타났다. 설계식이 평균적으로는 실험 강도를 합리적으로 예측하는 것으로 확인되었다.

Fig. 9 Comparison of test results and KDS 14 20 52