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문제 정의
- 그러나 ACI408R-034)에 따르면 현행 설계기준1)은 이음 길이가 길어지고 철근의 발현 응력이 커질수록 안전율이 낮아지는 경향이 있다. 따라서 이 연구에서는 SD600 철근에 대한 정확한 적용성 평가를 위하여 현행설계기준1)의 B급 이음길이 1.3ld를 만족하는 실제 크기의 실험체를 계획하였다.
- 이 연구에서는 고강도 철근의 겹침 이음에 대한 선행 연구와 현행 ACI3182)에 대한 연구 자료를 바탕으로 SD600철근의 겹침 이음에 대한 현행 설계기준1)의 적용성을 적절히 평가하기 위하여 다음과 같은 세 가지 사항을 고려하였다(실험체는 Fig. 2 참조).
- 이 연구의 목적은 SD600철근의 겹침 이음에 대한 현행 KCI 설계기준1)의 적용성을 평가하는 것이다. 일반적으로 휨부재의 휨강도는 콘크리트가 아닌 철근에 의하여 지배를 받으므로 보통 강도 콘크리트가 흔히 사용된다.
제안 방법
- 의 겹침 이음 관련 규정은 부록에 나타내었다. ACI408R-034)과 Eurocode29)에 기반하여 계산한 fs,test/fs,cal을 통하여 KCI설계기준1)(ACI3182))과 SD600철근에 대한 적용성을 비교하였다. ACI408R-034)은 A급 이음과 B급 이음에 대한 구분이 없으며, Seliem 등7)의 연구에서 MMFX 고강도 철근의 항복 강도 830 MPa까지 겹침 이음에 적용할 수 있는 것으로 나타났다.
- 6은 SD600철근의 직경에 따라서 겹침 이음 구간에 작용하는 최대 모멘트와 실험체 경간 중앙 변위의 관계를 나타낸 것이며, 비교를 위하여 휨 항복이 발생한 실험체(SB5, SB9, SB12) 단면의 예상 휨 극한 강도를 표시하였다. 각 실험체의 예상 휨 극한 강도는 실제 콘크리트 압축강도와 주인장 철근의 실제 항복 강도를 기반으로 계산하였다.
- 현행 설계기준1)의 적용성은 KCI 설계기준1)의 예측 철근 응력에 대한 실제 철근 응력의 비율(fs,test/fs,KCI)에 기반하여 평가하였다. 각 실험체의 예측 휨강도와 예측 전단강도는 실제 재료 강도를 기반으로 계산하였다.
- SD600 철근의 응력-변형률 관계의 특성을 파악하기 위하여 실험에 사용된 SD600 철근의 인장 시험을 수행하였다. 각 철근 시험편의 길이는 800 mm이고, 시험편 축방향 길이의 중앙에 변형률 게이지를 부착하여 응력-변형률 관계를 측정하였다. Fig.
- 겹침 이음 철근의 설계기준 항복 강도와 관계없이 모든 실험 자료의 발현 응력 대 예측 응력 비(fs,test/fs,cal = Us,test/Us,cal)의 분포를 분석하고 적절한 수준의 강도 감소 계수 φ를 결정 하였다.
- 둘째, 현행 설계기준1)을 만족하도록 실제 겹침 이음 길이를 사용하였다. ACI408R-034)과 Orangun 등8)에 따르면 기존의 보통 강도 철근에 대한 연구들에서는 이음 길이를 설계기준보다 짧게 설계하여 실험하였다.
- 이 연구와 ACI Committee 4083,4)에 보고된 기존 실험들은 모든 주철근을 같은 위치에서 이음하고, 겹침 이음 구간의 파괴가 발생할 때 까지 휨모멘트를 작용시키기 때문에 B급 이음에 해당된다. 따라서 고강도 철근에 대한 선행 연구들에서는 겹침 이음 실험을 A급 이음으로 분석하였으나 이 연구에서는 B급 이음계수 1.3ld을 적용하여 현행 설계기준1)의 적용성을 평가하였다. 또한 이 실험 결과와 함께 Seliem 등7)의 MMFX 고강도 철근에 대한 기존의 실험 자료를 현행 기준1)의 B급 이음으로 분석하였다(기존 연구에서는 A급 이음으로 분석함).
- 또한, 기존 연구의 결과에 따르면, 철근의 직경이 클수록 겹침 이음의 성능이 취약한 경향성이 확인 되었다. 따라서 이 연구에서는 30 MPa 이하의 보통 강도 콘크리트와 굵은 직경의 SD600철근에 대한 겹침 이음 실험을 집중적으로 수행하였다.
- 의 설계규정에 대하여 겹침 이음 성능을 평가하였다. 또한 MMFX철근(항복 강도 830 MPa)에 대한 선행 연구 결과를 B급 이음으로 분석하여 SD600철근의 겹침 이음에 대한 현행 설계기준1)의 적용성 평가에 참고하였다.
- 3ld을 적용하여 현행 설계기준1)의 적용성을 평가하였다. 또한 이 실험 결과와 함께 Seliem 등7)의 MMFX 고강도 철근에 대한 기존의 실험 자료를 현행 기준1)의 B급 이음으로 분석하였다(기존 연구에서는 A급 이음으로 분석함).
- 모든 실험체는 Fig. 2와 같이 실험체 끝에서 250 mm 떨어진 지점을 힌지로 단순 지지하였으며, 하중 재하 위치는 이음 성능에 영향이 발생하지 않도록 겹침 이음의 끝에서 300 mm 이상 떨어진 지점으로 계획하였다. 변위 측정은 변위계(LVDT)를 사용하여 실험체 가운데 지점의 처짐을 측정하였으며, 변형률 게이지는 모든 주철근의 이음길이 외부에서 겹침 이음 구간에 최대한 가깝도록 설치하였다.
- 이 연구는 SD600철근을 주철근으로 사용하여 실물 크기의 겹침 이음 실험을 계획하였다. 모든 실험체는 인장 지배 단면으로 설계하였으며, 대부분의 실험체는 현행 설계기준1)의 B급 이음길이를 만족하도록 설계하였다. 주철 근은 모두 실험체 중앙에서 겹침 이음하였으며, Fig.
- 2와 같이 실험체 끝에서 250 mm 떨어진 지점을 힌지로 단순 지지하였으며, 하중 재하 위치는 이음 성능에 영향이 발생하지 않도록 겹침 이음의 끝에서 300 mm 이상 떨어진 지점으로 계획하였다. 변위 측정은 변위계(LVDT)를 사용하여 실험체 가운데 지점의 처짐을 측정하였으며, 변형률 게이지는 모든 주철근의 이음길이 외부에서 겹침 이음 구간에 최대한 가깝도록 설치하였다.
- 실험 결과의 분석을 위하여 실제 콘크리트 압축강도와 실제 c값을 반영하여 실제 겹침 이음 길이 ls에 대한 현행 KCI설계기준,1) ACI408R-03,4) Eurocode29)의 예측 응력(fs,cal)을 계산하였다. 실험 결과는 각 실험체의 파괴 모드와 실제 철근 응력으로 나타내었으며, 실제 철근 응력은 변형률 게이지를 이용하여 측정하였다. 현행 설계기준1)의 적용성은 KCI 설계기준1)의 예측 철근 응력에 대한 실제 철근 응력의 비율(fs,test/fs,KCI)에 기반하여 평가하였다.
- 실험체 형태는 보 또는 슬래브로 구분하여 계획하였으며, 보 실험체는 단면에 2개, 슬래브 실험체는 단면에 4개의 겹침 이음을 배치하였다. 모든 실험체의 길이는 4,500 mm이며, 인장 지배 단면이 되도록 설계한 실험체의 단면 크기(b × h)는 Table 1에 나타내었다.
- 이 실험에서는 기존 연구들에서 미비한 30 MPa 이하의 보통 강도 콘크리트에 대한 겹침 이음 길이에 중점을 두었으며, 실시된 실험에 대한 주요한 결과는 다음과 같다.
- )로 치환하여 겹침 이음 길이를 산정한다. 이 실험은 에폭시도 막, 경량 콘크리트를 사용하지 않았으며, 콘크리트 타설 깊이가 영향을 미치지 않으므로 관련 계수를 생략하였다.
- 이 연구에서 참고한 Seliem 등7)의 실험 결과를 현행 설계기준1)의 B급 이음과 ACI408R-034)에 대하여 분석하였다. 횡보강 철근을 사용하지 않은 경우는 KCI 설계기준1)의 fs,test/fs,cal 평균이 1.
- 이 연구에서는 SD600철근을 사용한 실물 크기의 B급 겹침 이음 실험을 수행하였으며, KCI설계기준,1) ACI 408R-03,4) Eurocode29)의 설계규정에 대하여 겹침 이음 성능을 평가하였다. 또한 MMFX철근(항복 강도 830 MPa)에 대한 선행 연구 결과를 B급 이음으로 분석하여 SD600철근의 겹침 이음에 대한 현행 설계기준1)의 적용성 평가에 참고하였다.
- 이음 길이는 횡보강 철근이 없을때 ACI408R-034)(φ = 1.0)에 기반하여 555 MPa 또는 690 MPa의 철근 응력이 발현되도록 설계하였다.
- 첫째, 겹침 이음 실험을 B급 이음으로 분석하였다. 현행 설계기준1)에서 A급 이음은 1.
- SD600/D13은 보(SB4, SB5)와 슬래브(SB6, SB7)의 4개의 실험체에 사용되었다. 현행 설계기준1)에서 규정하는 슬래브와 보의 최소 피복 두께는 20 mm와 40 mm이므로 SB5와 SB7은 cb = 20 mm로 설계하였으며, SB4와 SB6은 cb = 40 mm로 계획하였다. D13의 겹침 이음은 횡보강 철근 없이 사용되는 경우가 많기 때문에 SB4~SB7은 횡보강 철근을 배치하지 않았다.
- 현행 설계기준1)의 적용성과 설계 변수에 따른 경향성을 자세히 분석하기 위하여 Seliem 등7)의 실험 자료를 B급 이음에 대하여 분석하였다(기존 연구에서는 A급 이음으로 검증). 횡보강 철근을 배치하지 않은 MMFX철근 No.
- 6(c)는 SD600/D32를 사용한 겹침 이음의 실험 결과를 나타내었다. 횡보강 철근을 배치하였으며 겹침 이음 길이가 같은 SB11과 SB12를 통하여 횡보강 철근 간격의 영향을 확인할 수 있다. 겹침 이음 구간에 배치한 횡보강 철근 간격이 120 mm인 SB12는 횡보강 철근 간격이 190 mm인 SB11과 부재의 강도는 비슷하지만 SB12가 더 우수한 변형 능력을 나타내었다.
대상 데이터
- 는 50 mm이다. SB10은 횡보강 철근 없이 고강도 콘크리트(fck = 60 MPa)를 사용하여 설계하였으며, (c + Ktr)/db는 2.06이다. SB11은 보통 강도 콘크리트(fck = 24 MPa)에 (c + Ktr)/db가 2.
- SB1은 보통 강도 콘크리트(fck = 24 MPa)에 횡보강 철근을 사용하지 않고 현행 설계기준1)에서 규정하는 보의 최소 피복 두께인 40 mm를 적용하였다. SB2와 SB3는 SB1과 유사하지만 SB2는 고강도 콘크리트(fck = 60 MPa)를 사용하였으며, SB3는 SD400/D10의 횡보강 철근을 겹침 이음 구간에 250 mm 간격으로 배치하였다. SB1과 SB2는 (c + Ktr)/db = 2.
- SD600 철근의 응력-변형률 관계의 특성을 파악하기 위하여 실험에 사용된 SD600 철근의 인장 시험을 수행하였다. 각 철근 시험편의 길이는 800 mm이고, 시험편 축방향 길이의 중앙에 변형률 게이지를 부착하여 응력-변형률 관계를 측정하였다.
- 또한 SD400철근에 비하여 항복 마루가 짧고, 항복 마루가 발생하기 이전에 비선형성이 발현되는 특징이 있다. SD600/D13, D22, D32의 실제 항복 응력 fy,test은 각각 650 MPa, 720 MPa, 700 MPa이고, 인장강도 fu,test는 805 MPa, 892 MPa, 858 MPa이었다.
- SD600/D13은 보(SB4, SB5)와 슬래브(SB6, SB7)의 4개의 실험체에 사용되었다. 현행 설계기준1)에서 규정하는 슬래브와 보의 최소 피복 두께는 20 mm와 40 mm이므로 SB5와 SB7은 cb = 20 mm로 설계하였으며, SB4와 SB6은 cb = 40 mm로 계획하였다.
- SD600/D22는 SB1, SB2, SB3, SB8, SB9 5개의 보 실험체에 사용되었다. SB1, SB2, SB3는 cb가 40 mm이고, SB8과 SB9는 cb가 50 mm이다.
- SD600/D32는 SB10, SB11, SB12 3개의 실험체에 사용 되었으며, 모든 실험체의 cb는 50 mm이다. SB10은 횡보강 철근 없이 고강도 콘크리트(fck = 60 MPa)를 사용하여 설계하였으며, (c + Ktr)/db는 2.
- 모든 실험체의 길이는 4,500 mm이며, 인장 지배 단면이 되도록 설계한 실험체의 단면 크기(b × h)는 Table 1에 나타내었다. 모든 실험체는 2개의 SD400/D10 철근을 압축 철근으로 사용하였으며, 겹침 이음 구간 내에 횡보강 철근이 있는 실험체는 SD400/D10 철근을 Table 1의 s간격으로 배근하였다. 보 실험체의 경우 전단 파괴가 발생하지 않도록 전단력이 작용하는 구간에 s2 간격으로 SD400/D10의 횡보강 철근을 배치하였다(Fig.
- Seliem 등7)은 이 연구를 통하여 설계기준 항복 강도가 550 MPa 이상인 철근의 겹침 이음에 대한 ACI3182) (식 (1))과 ACI408R-034) (식 (A1))의 적용성을 평가하였다. 실험에 사용된 MMFX 철근은 0.2% offset 방법으로 정의한 항복 강도가 830 MPa이며, 인장강도가 1,125 MPa이다. 실험의 주요 변수는 철근 직경, 이음 길이, 횡보강 철근량, 콘크리트 강도이었다.
- 이 고강도 철근의 부착 특성을 연구하였다. 실험에 사용한 MMFX철근은 Fig. 1과 같이 항복 구간이 불명확하기 때문에 0.2% offset 방법으로 항복 강도를 정의하였으며, 철근 No.19(직경 19 mm)와 No.25의 항복 강도와 인장강도는 827 MPa, 1,127 MPa이었다. 콘크리트 강도는 41.
- 2% offset 방법으로 정의한 항복 강도가 830 MPa이며, 인장강도가 1,125 MPa이다. 실험의 주요 변수는 철근 직경, 이음 길이, 횡보강 철근량, 콘크리트 강도이었다. 철근으로서 No.
- 의 적용성을 평가하였다. 실험체의 변수는 겹침 이음 철근의 설계기준 항복 강도가 400 MPa, 600 MPa, 700 MPa이며, 콘크리트의 압축강도를 36 MPa, 70 MPa로 조합하여 6개의 겹침 이음 실험체를 제작하였다. 철근으로서 D22와 D25를 사용하였으며, 겹침 이음 길이로서 12db와 10db를 사용하였다.
- 이 연구는 SD600철근을 주철근으로 사용하여 실물 크기의 겹침 이음 실험을 계획하였다. 모든 실험체는 인장 지배 단면으로 설계하였으며, 대부분의 실험체는 현행 설계기준1)의 B급 이음길이를 만족하도록 설계하였다.
- 실험체의 변수는 겹침 이음 철근의 설계기준 항복 강도가 400 MPa, 600 MPa, 700 MPa이며, 콘크리트의 압축강도를 36 MPa, 70 MPa로 조합하여 6개의 겹침 이음 실험체를 제작하였다. 철근으로서 D22와 D25를 사용하였으며, 겹침 이음 길이로서 12db와 10db를 사용하였다. 모든 실험체는 이음 길이에 200 mm 간격으로 2개의 띠철근을 배치하였다.
- 실험의 주요 변수는 철근 직경, 이음 길이, 횡보강 철근량, 콘크리트 강도이었다. 철근으로서 No.16, No.25, No.36을 사용하였으며, 콘크리트의 설계 압축강도는 35 MPa과 55 MPa이었다. 이음 길이는 횡보강 철근이 없을때 ACI408R-034)(φ = 1.
- 6(a)는 SD600/D13를 사용한 겹침 이음의 실험 결과를 나타내었다. 측정된 cb가 20 mm이고 B급 이음 길이를 만족하도록 설계한 SB5와 SB7에서 휨항복이 발생하였다. (c + Ktr)/db = 3.
- 2와 Table 1에 나타내었다. 콘크리트 설계강도는 30 MPa 이하인 24 MPa, 28 MPa의 보통 강도 콘크리트 또는 60 MPa의 고강도 콘크리트를 사용하였으며, 철근은 D13, D22, D32을 사용하였다. 슬래브 실험체는 직경 D13에 대해서만 계획하였다.
- 5를 크게 상회하고 실제 겹침 이음 길이가 B급 이음 길이의 60%로 설계하였기 때문에 뽑힘 파괴가 발생할 가능성이 높다. 콘크리트 설계강도는 공통적으로 24 MPa을 사용하였다.
데이터처리
- KCI 설계기준1)(식 (1))에 의하여 예측되는 겹침 이음 철근의 응력 fs,KCI와 실험에서 실제로 발현된 철근 응력 fs,test를 비교하였다.
- 모든 실험 결과는 Table 2에서 요약하였다. 실험 결과의 분석을 위하여 실제 콘크리트 압축강도와 실제 c값을 반영하여 실제 겹침 이음 길이 ls에 대한 현행 KCI설계기준,1) ACI408R-03,4) Eurocode29)의 예측 응력(fs,cal)을 계산하였다. 실험 결과는 각 실험체의 파괴 모드와 실제 철근 응력으로 나타내었으며, 실제 철근 응력은 변형률 게이지를 이용하여 측정하였다.
이론/모형
- 의 적용성을 평가하는 적절한 방법과 기준이 필요하다. 기존의 보통 강도 철근에 대한 설계기준의 적용성 평가에서는 ACI Committee 4083,4)의 방대한 실험 자료를 통계적으로 분석하는 방법을 사용하였다. 겹침 이음 철근의 설계기준 항복 강도와 관계없이 모든 실험 자료의 발현 응력 대 예측 응력 비(fs,test/fs,cal = Us,test/Us,cal)의 분포를 분석하고 적절한 수준의 강도 감소 계수 φ를 결정 하였다.
- 실험 결과는 각 실험체의 파괴 모드와 실제 철근 응력으로 나타내었으며, 실제 철근 응력은 변형률 게이지를 이용하여 측정하였다. 현행 설계기준1)의 적용성은 KCI 설계기준1)의 예측 철근 응력에 대한 실제 철근 응력의 비율(fs,test/fs,KCI)에 기반하여 평가하였다. 각 실험체의 예측 휨강도와 예측 전단강도는 실제 재료 강도를 기반으로 계산하였다.
성능/효과
- 1) SD600/D13 철근의 B급 겹침 이음에 대하여 피복 두께(부재의 외면에서 이음 철근면까지의 거리 Fig. 4 참조) cb = 20 mm(c = 26.5 mm) 이상을 확보할 경우 현행 설계기준은 안전측이었다.
- 2) D22철근에 대해서는 cb = 45 mm(c = 56 mm) 이상인 경우에는 횡보강근이 없는 경우와 있는 경우에 모두 현행 설계기준이 안전측이었다.
- 3) D32철근에 대해서는 cb = 45 mm(c = 61 mm) 이상이고 횡보강근이 있는 경우에 현행 설계기준이 안전측이었다. 횡보강근이 없는 경우에는 추가 연구가 필요하다.
- 4) D22와 D32의 철근의 경우, 겹침 이음 구간에서 항복 후 연성적인 파괴 모드가 발생하기 위해서는 겹침 이음 구간에 횡보강근을 배치하여야 한다. 이 연구의 실험 결과와 Seliem 등7)의 이전 실험 결과를 종합하여 분석한 결과 항복 강도 600~830 MPa D16이상의 철근의 B급 이음에 대한 현행 설계기준 (KCI1) 또는 ACI3182) 기준)의 적용성은 다음과 같이 요약할 수 있다.
- 6) 횡보강근을 배치한 경우에는 Ktr/ db ≥ 0.25와 (c + Ktr)/db ≥ 2.25를 만족하는 경우 현행 설계기준을 안전측으로 사용할 수 있다.
- 600 MPa 이하의 철근 응력을 포함한 분석 결과 Fig. 8(a)와 같이 전체 실험체의 39%가 현행 설계기준1)에 대하여 안전측이 아니었으나, c/db(=(c + Ktr)/db, Ktr= 0) ≥ 2.5인 실험체는 10개 모두 안전측으로 나타났다.
- 01이었다. ACI 408R-034)의 fs,test/fs,cal 평균은 1.19(COV = 0.11)이고 최소값이 0.92이었으며, 31개 실험체 중 2개를 제외한 모든 실험체가 안전측이었다. 횡보강 철근을 배치한 경우는 KCI 설계기준1)의 fs,test/fs,cal 평균이 1.
- 0)에 기반하여 555 MPa 또는 690 MPa의 철근 응력이 발현되도록 설계하였다. ACI3182)의 A급 이음에 기반하여 철근의 발현 응력 대 예측 응력 비(fs,test/fs,cal)를 분석한 결과 횡보강 철근이 없는 경우는 평균이 0.87이고 대부분이 1 미만으로 안전측이 아니었으며, 최소값은 0.61이었다. 횡보강 철근을 배치한 경우는 평균이 1.
- 74 MPa로 나타났다. ACI3182)의 A급 이음으로 철근의 발현 응력 대 예측 응력 비(fs,test/fs,cal)를 분석한 결과 550 MPa 이하에서는 ACI3182)이 안전측이었으나 높은 철근 응력이 발현될 경우는 안전측이 아닌 것으로 나타났다. El-Hacha 등6)은 MMFX철근의 높은 응력 수준에서 발현되는 응력-변형률 관계의 강한 비선형성 때문에 ACI3182)을 안전측으로 적용할 수 없는 것으로 분석하였다.
- KCI 설계기준1)(B급 이음)은 평균이 1에 가장 가깝지만 ACI408R-034)의 평균과의 차이가 0.02로 크지 않고, 변동계수는 Eurocode29) 보다 작았다. ACI408R-034)은 최소값이 0.
- 8배에 해당하는 겹침 이음 길이만을 확보하였음에도 불구하고 부재 강도가 세 실험체 중에서 가장 크게 나타났다. SB8과 SB9는 측정된 cb와 겹침 이음 길이가 45 mm와 1,261 mm로 동일하지만 횡보강 철근을 사용하지 않은 SB8보다 횡보강 철근을 배치한 SB9의 강도가 15% 크게 나타났다. 또한 SB8은 취성적으로 쪼개짐 파괴가 발생하였으며, SB9는 휨항복 거동하여 SB9의 변형 능력이 훨씬 우수한 결과를 확인하였다.
- 모든 실험체는 이음 길이에 200 mm 간격으로 2개의 띠철근을 배치하였다. 겹침 이음 길이의 발현 평균 부착 응력 대 예측 평균 부착 응력의 비(Utest/Ucal)를 현행 설계기준1)을 기반으로 분석한 결과 1.3 이상의 안전율을 나타내었다. 그러나 이 실험에서는 겹침 이음 길이를 SD600, SD700 철근에 소요되는 길이보다 짧게 제작하였으며, 이로 인하여 철근의 발현 응력이 175~268 MPa로 설계기준 항복 강도 600 MPa에 크게 미치지 못하므로 실제 겹침 이음의 거동과 차이가 있다.
- 는 평균이 가장 높지만 변동계수(COV)도 가장 크게 나타났다. 대부분의 실험체에서 Eurocode29)의 fs,test/fs,cal이 가장 높았으나 고강도 콘크리트를 사용하는 경우에 가장 낮은 안전율을 보였다(SB2, SB10). 또한 겹침 이음의 구속 수준이 높은 경우에 과도하게 높은 안전율을 보였다(SB4, SB6).
- 99로 안전측에 가까웠다. 따라서 이 연구와 Seliem 등7)의 실험을 종합한 결과 직경 D16 이상의 철근은 c/db가 2.5 이상으로 확보될 경우에 안전한 것으로 나타났다.
- 철근의 발현 응력은 613~1,069 MPa이었으며, 33개의 실험체 중 1개를 제외한 모든 실험이 안전측으로 나타났다. 따라서 횡보강 철근을 배치한 경우에는 SD600철근보다 높은 응력 수준에서 응력-변형률 관계의 비선형성이 발현될 경우에도 현행 설계기준1)을 안전측으로 적용할 수 있음을 확인하였다. 다만, 현재 시점에서는 안전측의 연성적인 파괴 모드가 발생하기 위한 겹침 이음의 적절한 구속 수준은 이 연구와 Seliem 등7) 기존의 실험 자료가 존재하는 Ktr/ db ≥ 0.
- SB8과 SB9는 측정된 cb와 겹침 이음 길이가 45 mm와 1,261 mm로 동일하지만 횡보강 철근을 사용하지 않은 SB8보다 횡보강 철근을 배치한 SB9의 강도가 15% 크게 나타났다. 또한 SB8은 취성적으로 쪼개짐 파괴가 발생하였으며, SB9는 휨항복 거동하여 SB9의 변형 능력이 훨씬 우수한 결과를 확인하였다.
- 그러나 고강도 철근에 대한 기존 연구들에서는 일반적으로 사용되는 30 MPa 이하 강도의 콘크리트에 대한 실험 결과가 없다. 또한, 기존 연구의 결과에 따르면, 철근의 직경이 클수록 겹침 이음의 성능이 취약한 경향성이 확인 되었다. 따라서 이 연구에서는 30 MPa 이하의 보통 강도 콘크리트와 굵은 직경의 SD600철근에 대한 겹침 이음 실험을 집중적으로 수행하였다.
- 9와 Table 2에 나타내었다. 분석 결과 KCI 설계기준1)(B급 이음)의 fs,test/fs,cal 평균은 1.16(COV = 0.21, 최소 = 0.93)이고, ACI408R-034)에 의한 fs,test/fs,cal 평균은 1.18(COV = 0.15, 최소 = 0.97)이며, Eurocode29)에 의한 fs,test/fs,cal 평균은 1.25(COV = 0.33, 최소 = 0.86)이었다.
- 31이었다. 분석 결과 더 높은 콘크리트 강도에서 실험체의 안전율이 상대적으로 낮은 경향성을 보였으며, 횡보강 철근을 배치한 Seliem 등7)의 실험 결과에서 68 MPa의 고강도 콘크리트를 사용한 실험체가 유일하게 안전측이 아니었다. 따라서 고강도 콘크리트를 사용한 SD600철근의 겹침 이음에 대한 현행 설계기준1)의 적용성은 추가 연구가 필요하다.
- 25에 대하여 305~ 1,829 mm의 범위였다. 실험 결과, 철근의 발현 응력은 No.19의 경우 430.82~830.62 MPa이었으며, No.25의 경우 337.77~ 954.74 MPa로 나타났다. ACI3182)의 A급 이음으로 철근의 발현 응력 대 예측 응력 비(fs,test/fs,cal)를 분석한 결과 550 MPa 이하에서는 ACI3182)이 안전측이었으나 높은 철근 응력이 발현될 경우는 안전측이 아닌 것으로 나타났다.
- 5(b)). 이 결과를 통하여 횡보강 철근을 사용한 실험체의 파괴 모드는 횡보강 철근을 사용하지 않은 실험체에 비하여 훨씬 연성적임을 확인하였다.
- 이 실험의 파괴 모드를 종합하여 분석한 결과 SD600 철근의 겹침 이음은 철근 직경이 작을수록, 횡보강 철근이 많을수록, 피복 두께가 클수록 휨연성 거동(Fig. 5(c))을 보이며, 반대의 경우에 쪼개짐 파괴(Fig.
- 5인 실험체는 10개 모두 안전측으로 나타났다. 이 연구에서 실험한 SB1(D22)는 c/db가 2.32이고 fs,test/fs,KCI 이 0.93으로 안전측이 아니었으며, SB8 (D22)는 c/db가 2.55이고 fs,test/fs,KCI가 0.99로 안전측에 가까웠다. 따라서 이 연구와 Seliem 등7)의 실험을 종합한 결과 직경 D16 이상의 철근은 c/db가 2.
- 이 연구에서는 고강도 철근에 대한 제한된 실험체 수의 결과를 가지고 현행 설계기준1)의 적용성을 평가해야 하기 때문에 통계적 방법보다는 각 개별 실험체에 대하여 철근의 설계기준 항복 강도 이상에서 발현 응력 대 예측 응력비가 1 이상(fs,test/fs,cal ≥ 1.0)일 때 안전한 것으로 판단하였다.
- 이 연구의 실험 결과를 통하여 직경 D13 이하의 철근은 현행 설계기준1)을 그대로 적용할 수 있으며, 횡보강 철근을 배치하고 직경 D22 이상의 굵은 철근을 사용하는 경우 또한 현행 설계기준1)이 안전측인 것을 확인하였다. 그러나 굵은 직경의 철근을 횡보강 철근 없이 사용하는 경우는 현행 설계기준1)을 안전측으로 적용할 수 있도록 피복 두께 또는 철근 간격에 관련된 치수인 c에 대한 제한 사항이 필요한 것으로 판단되었다.
- 이 연구의 실험체와 Seliem 등7)의 이전 실험체에 대하여 KCI1) (또는 ACI3182)), ACI408R-034) Eurocode29)의 예측 결과를 비교한 결과, 횡보강근이 있는 경우와 없는 경우에 대하여 모두 ACI408R-034)의 기준이 가장 경제적이며, 안전측으로 사용할 수 있는 것으로 나타났다.
- 8(a)에서 나타내었다. 철근의 발현 응력은 469~827 MPa이며, 31개 실험체 중 27개 실험체의 철근 응력이 MMFX철근 응력-변형률 관계의 선형 구간에서 발현되었으므로 이 연구에서 참고하기에 적합하다. Seliem 등7)의 연구에서 실제 콘크리트 강도는 28~70 MPa이다.
- 8(b)에 나타내었다. 철근의 발현 응력은 613~1,069 MPa이었으며, 33개의 실험체 중 1개를 제외한 모든 실험이 안전측으로 나타났다. 따라서 횡보강 철근을 배치한 경우에는 SD600철근보다 높은 응력 수준에서 응력-변형률 관계의 비선형성이 발현될 경우에도 현행 설계기준1)을 안전측으로 적용할 수 있음을 확인하였다.
- 6(b)는 SD600/D22를 사용한 겹침 이음의 실험 결과를 나타내었다. 측정된 cb가 40 mm로 동일한 SB1, SB2, SB3에서 고강도 콘크리트와 횡보강 철근의 영향을 확인할 수 있다. 고강도 콘크리트를 사용한 SB2는 부재의 강도가 보통 강도 콘크리트를 사용한 SB1보다 크게 나타났다.
- 5에 나타내었다. 횡보강 철근 없이 D22 철근을 사용한 SB1, SB2, SB8과 D32 철근을 사용한 SB10은 취성적인 쪼개짐 파괴 모드를 보였다(Fig. 5(a)).
- 횡보강 철근을 배치하여 겹침 이음하는 경우는 이 연구의 실험 결과 안전측으로 확인되었다(SB3, SB9, SB11, SB12). MMFX철근 No.
- 92이었으며, 31개 실험체 중 2개를 제외한 모든 실험체가 안전측이었다. 횡보강 철근을 배치한 경우는 KCI 설계기준1)의 fs,test/fs,cal 평균이 1.43(COV = 0.21)이고 최소값이 0.86이었으며, 33개 실험체 중 1개를 제외한 모든 실험체가 안전측이었다. ACI 408R-034)의 fs,test/fs,cal 평균은 1.
후속연구
- 7) 68 MPa 이상의 고강도 콘크리트와 굵은 직경의 철근에 대해서는 안전율이 작아지므로 추가적인 연구가 필요하다.
- 12로 모두 1 이상이었다. 그러나 철근의 발현 응력 fs,test가 600 MPa보다 작기 때문에 (SB2: fs,test = 584.5 MPa, SB10: fs,test = 549 MPa) 추가 연구가 필요하다.
- 분석 결과 더 높은 콘크리트 강도에서 실험체의 안전율이 상대적으로 낮은 경향성을 보였으며, 횡보강 철근을 배치한 Seliem 등7)의 실험 결과에서 68 MPa의 고강도 콘크리트를 사용한 실험체가 유일하게 안전측이 아니었다. 따라서 고강도 콘크리트를 사용한 SD600철근의 겹침 이음에 대한 현행 설계기준1)의 적용성은 추가 연구가 필요하다.
- = 45 mm(c = 61 mm) 이상이고 횡보강근이 있는 경우에 현행 설계기준이 안전측이었다. 횡보강근이 없는 경우에는 추가 연구가 필요하다.
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