본 논문은 단차가 있는 철근콘크리트 보에서 인장을 받는 하부 철근의 겹침이음 상세에 고강도 갈고리 철근 및 확대머리 철근을 사용하기 위하여 겹침이음 성능평가를 위한 실험적 연구결과를 다룬다. 겹침이음길이와 겹침이음구간내 스터럽 보강유무를 주요 변수로 한 실험을 통하여, 파괴유형, 초기강성, 최대내력, 변형성능 등을 분석하였고, KCI2012 정착설계식을 모델로 한 이론내력과 비교하였다. 그 결과, 모든 실험체들에서 확대머리 철근이 위치한 배근 방향으로 발생한 균열에 의하여 최종파괴가 나타났고, 초기 강성 및 휨균열 이후의 강성이 유사하게 나타났다. 스터럽 보강되지 않은 실험체에 대하여 HS 계열 실험체들은 겹침이음길이가 25% 증가할 때, 최대 실험내력은 11.8~18.1% 증가한 반면에, HH 계열 실험체들은 확대머리 철근의 프라이아웃거동에 의한 파괴로 내력 증가의 효과가 없었다. 현행 KCI2012에 의한 정착길이 설계식을 바탕으로 B급 겹침이음과 스터럽보강에 따른 감소계수 0.8을 고려하여 이론 겹침이음내력을 산정한 결과, HS 계열실험체는 이론 내력이 실험내력을 안전측으로 평가하고 있다. 반면에 스터럽이 보강되지 않은 HH 계열 실험체들은 이론내력이 실험내력을 불안전측으로 평가하고 있어 겹침이음 구간 내 스터럽 보강을 하여야 할 것으로 사료된다.
본 논문은 단차가 있는 철근콘크리트 보에서 인장을 받는 하부 철근의 겹침이음 상세에 고강도 갈고리 철근 및 확대머리 철근을 사용하기 위하여 겹침이음 성능평가를 위한 실험적 연구결과를 다룬다. 겹침이음길이와 겹침이음구간내 스터럽 보강유무를 주요 변수로 한 실험을 통하여, 파괴유형, 초기강성, 최대내력, 변형성능 등을 분석하였고, KCI2012 정착설계식을 모델로 한 이론내력과 비교하였다. 그 결과, 모든 실험체들에서 확대머리 철근이 위치한 배근 방향으로 발생한 균열에 의하여 최종파괴가 나타났고, 초기 강성 및 휨균열 이후의 강성이 유사하게 나타났다. 스터럽 보강되지 않은 실험체에 대하여 HS 계열 실험체들은 겹침이음길이가 25% 증가할 때, 최대 실험내력은 11.8~18.1% 증가한 반면에, HH 계열 실험체들은 확대머리 철근의 프라이아웃거동에 의한 파괴로 내력 증가의 효과가 없었다. 현행 KCI2012에 의한 정착길이 설계식을 바탕으로 B급 겹침이음과 스터럽보강에 따른 감소계수 0.8을 고려하여 이론 겹침이음내력을 산정한 결과, HS 계열실험체는 이론 내력이 실험내력을 안전측으로 평가하고 있다. 반면에 스터럽이 보강되지 않은 HH 계열 실험체들은 이론내력이 실험내력을 불안전측으로 평가하고 있어 겹침이음 구간 내 스터럽 보강을 하여야 할 것으로 사료된다.
This paper focuses on the experimental study for investigating the performance for lap splice of hooked or headed reinforcement in beam with different depths. In the experiment, seven specimens, with its variables as the lap length of headed or hooked bar, the existence of stirrups, etc., was manufa...
This paper focuses on the experimental study for investigating the performance for lap splice of hooked or headed reinforcement in beam with different depths. In the experiment, seven specimens, with its variables as the lap length of headed or hooked bar, the existence of stirrups, etc., was manufactured. Bending test was conducted. Lap strengths by test were compared with the theoretical model based on KCI2012. The result showed that the cracks at failure mode occurred along the axial direction to a headed bar. The initial stiffness and the stiffness after initial crack were similar for all specimens. For HS series specimens without stirrups, a 25% increase in lap length was increased 11.8~18.1% maximum strengths. For HH series specimens without stirrups, a increase in lap length did not affect the maximum strengths because of the pryout failure of headed bar. For HS series specimens, the theoretical lap strengths based on KCI2012 considering the B grade lap and the reduction factor for stirrup were evaluated. They are smaller than the test strengths and can ensure the safety in terms of strength capacity. For HH series specimens, the stirrups in the lap zone are needed to prevent the pryout behaviour of headed bar.
This paper focuses on the experimental study for investigating the performance for lap splice of hooked or headed reinforcement in beam with different depths. In the experiment, seven specimens, with its variables as the lap length of headed or hooked bar, the existence of stirrups, etc., was manufactured. Bending test was conducted. Lap strengths by test were compared with the theoretical model based on KCI2012. The result showed that the cracks at failure mode occurred along the axial direction to a headed bar. The initial stiffness and the stiffness after initial crack were similar for all specimens. For HS series specimens without stirrups, a 25% increase in lap length was increased 11.8~18.1% maximum strengths. For HH series specimens without stirrups, a increase in lap length did not affect the maximum strengths because of the pryout failure of headed bar. For HS series specimens, the theoretical lap strengths based on KCI2012 considering the B grade lap and the reduction factor for stirrup were evaluated. They are smaller than the test strengths and can ensure the safety in terms of strength capacity. For HH series specimens, the stirrups in the lap zone are needed to prevent the pryout behaviour of headed bar.
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문제 정의
본 연구에서 단차가 있는 철근콘크리트 보를 대상으로 확대머리 철근과 갈고리 철근의 겹침이음 및 확대머리 철근 상호간 겹침이음 상세를 제시하고 이에 대한 겹침이음 성능평가를 위한 실험을 실시하였다. 실험결과 분석을 통하여 얻은 연구결과를 정리하면 다음과 같다.
이에 본 연구에서는 단차가 있는 휨 부재를 대상으로 확대머리 철근간 겹침이음, 확대머리 철근과 표준갈고리 철근의 겹침이음 등 두 가지 이음상세를 제시하였다. 이들 상세에 대한 겹침이음성능평가를 목적으로 실험을 실시하였다. 실험변수는 겹침이음 철근 종류, 겹침이음길이, 겹침이음 구간내 스터럽 보강유무 등으로 이들 변수에 따른 겹침이음 내력 및 변형특성을 평가하였다.
이에 본 연구에서는 단차가 있는 휨 부재를 대상으로 확대머리 철근간 겹침이음, 확대머리 철근과 표준갈고리 철근의 겹침이음 등 두 가지 이음상세를 제시하였다. 이들 상세에 대한 겹침이음성능평가를 목적으로 실험을 실시하였다.
가설 설정
2장의 KCI2012로 산정된 정착길이를 1.3배한 B급 겹침이음길이로 가정하여 이론적인 겹침이음길이, l s를 산정하고, 실제 실험체의 겹침이음길이를 l s로 나누어 kls 값을 산출하였다.
제안 방법
Fig. 1과 Fig. 2와 같이 겹침이음 구간에 전단력이 최소화되고 일정한 휨응력이 작용하도록 최대 겹침이음 구간에서 양쪽으로 최소 유효깊이 이상을 확장한 1100 mm를 상부가력점사이의 거리로 산정하였다. 실험체 가력은 2000 kN UTM(만능인장 시험기)을 이용하였으며, 변위제어로 단조 가력하였다.
실험체 중앙부의 처짐을 측정하기 위하여 정 중앙부에 변위계(L VDT)를 설치하였다. 겹침이음되는 갈고리철근과 확대머리 철근의 변형률을 측정하기 위하여 철근 변형게이지(WSG)를 Fig. 3과 같이 부착하였으며, 압축철근과 겹침이음 구간 내 스터럽도 WSG를 부착하였다.
또한, 실험 최대내력(T TEST)으로부터 휨강도(M TEST)를 산출한 후, 이를 기준으로 실험 겹침이음 내력(T TEST)을 산출한다. 이상과 같이 평가한 실험 및 이론 겹침이음내력을 비교하여 Table 6에 나타내었다.
1과같이 보의 왼편과 오른편의 깊이는 각각 300 mm, 250 mm이다. 본 논문에서 왼편의 깊이가 큰 보를 Beam 1, 오른편의 깊이가 작은 보를 Beam 2로 구분한다. 실험체 전체 길이는 3600 mm이며 순경간은 3000 mm이다.
이들 상세에 대한 겹침이음성능평가를 목적으로 실험을 실시하였다. 실험변수는 겹침이음 철근 종류, 겹침이음길이, 겹침이음 구간내 스터럽 보강유무 등으로 이들 변수에 따른 겹침이음 내력 및 변형특성을 평가하였다.
실험체 상부철근으로 2개의 D13 철근을 배근하였고, 실험체의 전단파괴를 방지하기 위하여 겹침이음 구간 외부의 하중 가력점 바깥으로 D10의 스터럽 철근을 Beam 1과 Beam 2에 각각 120 mm, 90 mm간격으로 배근하였다.
실험체에 사용된 압축철근(D13), 스터럽(D10), 갈고리 이형철근(D22), 확대머리 이형철근(D22) 등의 철근에 대한 각각 세 개의 인장시험편을 제작하여 인장시험을 실시하였으며, Table 2에 항복강도(fy), 인장강도(fu), 탄성계수(Es), 연신율(εelo) 등에 대한 평균 물성치를 나타내었다.
완전한 겹침이음을 확보하기 위해서는 겹침이음되는 철근이 항복하여야 하며, 이를 기준으로 이론 겹침이음 강도를 산출한 후, 실제 겹침이음길이를 고려하기 위하여 kls값을 곱하여 이론 겹침이음내력(T THEORY)을 산정하였다.
대상 데이터
HS 계열 실험체의 하부 철근에서 Beam 1은 180도 표준갈고리(SD500)로 겹침이음부에 접합되고 Beam 2는 고강도(SD600) 확대머리 철근으로 겹침이음된다. HH 계열의 3개 실험체는 확대머리철근과 확대머리철근의 겹침이음을 사용하였으며, 깊이가 큰 Beam 1은 SD400의 보통 강도 확대머리 철근을 하부 철근으로 사용하였으며 Beam 2는 고강도(SD600) 확대머리 철근을 하부 철근으로 겹침이음하였다.
HS 계열의 4개 실험체는 갈고리철근와 확대머리철근의 겹침이음을 사용하였다. HS 계열 실험체의 하부 철근에서 Beam 1은 180도 표준갈고리(SD500)로 겹침이음부에 접합되고 Beam 2는 고강도(SD600) 확대머리 철근으로 겹침이음된다.
단차가 있는 휨 부재를 대상으로 확대머리 철근 및 표준갈고리 철근을 사용한 겹침이음상세에 대한 겹침이음 성능을 평가하기 위하여 Table 1과 같이 총 7개의 실험체를 계획하였다. Fig.
모든 실험체는 50 mm의 단차를 가지는 보 부재로 Fig. 1과같이 보의 왼편과 오른편의 깊이는 각각 300 mm, 250 mm이다. 본 논문에서 왼편의 깊이가 큰 보를 Beam 1, 오른편의 깊이가 작은 보를 Beam 2로 구분한다.
본 논문에서 왼편의 깊이가 큰 보를 Beam 1, 오른편의 깊이가 작은 보를 Beam 2로 구분한다. 실험체 전체 길이는 3600 mm이며 순경간은 3000 mm이다.
성능/효과
Table 5와 Fig. 7(a), (b)에서 스터럽이 보강되지 않은 실험체의 경우 겹침이음길이가 증가함에 따라 지압강도는 유사하게 나타났고 부착강도가 증가함에 따라 전체 겹침이음강도가 증가하는 것으로 평가되었다.
1) 최종 파괴시에 겹침이음 구간에 스터럽 보강이 되지 않은 실험체에서는 수직 비접촉 겹침 구간에서 깊이가 작은 보측면에서 겹침이음되는 확대머리 철근이 위치한 배근 방향으로 균열이 크게 발생하고 이로 인한 수평 전단파괴가 나타났다. 겹침이음 구간에 스터럽 보강이 된 실험체에서는 스터럽의 콘크리트 구속효과로 겹침이음 구간내 휨 균열의 수가 크게 증가하고 균열 면적도 확대되었다.
2) 실험체 하중-변위곡선을 비교할 때, 모든 실험체의 초기 강성 및 휨균열 이후의 강성이 유사하게 나타났다. 스터럽이 없는 실험체들은 최대 내력이후 매우 취성적인 파괴가나타난 반면, 스터럽이 보강된 실험체의 경우 보다 연성적인 거동을 나타내었다.
3) 스터럽 보강되지 않은 실험체에 대하여 HS 계열 실험체들은 겹침이음길이가 25% 증가할 때, 최대 실험내력은 11.8~18.1% 증가한 반면에, HH 계열 실험체들은 내력 증가의 효과가 없었다. 이는 보강되지 않은 확대머리 철근 상호간 겹침이음 상세의 경우 하부 확대머리철근의 플라이아웃 거동에 의하여 깊이가 다른 확대머리 철근들 사이로 수평 전단균열이 발생하게 되고 이에 의하여 내력이 결정되기 때문이다.
4) 스터럽이 보강되지 않은 실험체의 경우 겹침이음길이가 증가함에 따라 지압강도는 유사하게 나타났고 부착강도가 증가하는 것으로 나타났다.
5) 현행 KCI2012에 의한 정착길이 설계식을 바탕으로 B급 겹침이음과 스터럽보강에 따른 감소계수 0.8을 고려하여 이론 겹침이음내력을 산정한 후 실험 겹침이음내력과 비교한 결과, HS 계열 실험체들에서 T TEST/T THEORY이 1.22~1.55로 이론내력이 실험내력을 안전측으로 평가하고 있었다. 스터럽이 보강되지 않은 HH 계열 실험체들에서는 T TEST/T THEORY이 0.
6에서 겹침이음 구간내에 스터럽이 보강된 실험체들은 모두 항복변형률 이상으로 변형을 한 것으로 나타났다. HS-L25-C0를 제외한 겹침이음 구간내에 스터럽이 보강되지않은 실험체들은 겹침이음되는 철근 모두 항복하지 않은 것으로 나타났다. HS-L25-C0 실험체의 경우 깊이가 작은 Beam 2의 확대머리 철근은 항복을 하고 깊이가 큰 Beam 1의 갈고리 철근은 항복을 하지 않은 것으로 나타났다.
갈고리 철근과 확대머리 철근을 겹침이음한 HS 계열 실험체들은 겹침이음길이가 클수록, 스터럽이 보강된 실험체 일수록 최대 실험내력이 증가하는 것으로 나타났다. 겹침이음 길이가 철근 직경의 20배에서 25배로 25% 증가되었을 때, 최대 실험내력은 11.
최종 파괴시에 겹침이음 구간에 스터럽 보강이 되지 않은 실험체에서는 수직 비접촉 겹침 구간에서 깊이가 작은 Beam 2의 확대머리 철근이 위치한 배근 방향으로 균열이 크게 발생하고 이로 인한 수평 전단파괴가 나타났다. 갈고리 철근과 확대머리 철근을 겹침이음한 HS계열 실험체 보다 확대머리 철근을 상호 겹침이음한 HH계열 실험체의 수평 균열이 더욱 크게 나타났다. 이는 갈고리 철근을 사용한 실험체에서 갈고리에 의해 확대머리 철근이 위치한 부위를 구속하는 효과가 있지만 확대머리 철근을 상호 겹침이음할 경우 휨모멘트에 의한 Beam 1 측 하부 확대머리철근의 프라이아웃거동이 크게 나타났기 때문인 것으로 사료된다.
1절에 기술한 바와 같이 확대머리 철근을 깊이가 다르게 상호 겹침이 음할 경우 휨에 의하여 하부 확대머리철근이 프라이아웃거동을 하게 되면, 깊이가 다르게 배근된 확대머리 철근사이에 균열이 발생하게 되고 이에 의하여 내력이 결정되기 때문이다. 겹침이음 구간내에 스터럽이 보강된 HH-L20-C1 실험체는 보강되지 않은 HH-L20-C0 실험체에 비하여 최대 실험내력이 75.0% 증가되었다. 이를 볼 때, 갈고리 철근과 확대머리 철근의 겹침이음상세에 비하여 확대머리 철근 상호간 겹침이음에서 더욱 스터럽 보강이 필요함을 알 수 있으며, 보수적이긴 하지만 스터럽 보강효과에 의한 정착길이 감소계수 0.
1% 증가하였으며 비례하지는 않았다. 겹침이음 구간내에 스터럽이 보강된 실험체는 보강되지 않은 실험체에 비하여 최대 실험내력이 33.2~40.6% 증가되었다. 이를 볼 때, KCI2012에서 갈고리철근의 정착길이에 대하여 정착길이 구간을 3db 이하 간격으로 띠철근 또는 스터럽이 정착되는 철근을 수직으로 둘러싼 경우 0.
갈고리 철근과 확대머리 철근을 겹침이음한 HS 계열 실험체들은 겹침이음길이가 클수록, 스터럽이 보강된 실험체 일수록 최대 실험내력이 증가하는 것으로 나타났다. 겹침이음 길이가 철근 직경의 20배에서 25배로 25% 증가되었을 때, 최대 실험내력은 11.8~18.1% 증가하였으며 비례하지는 않았다. 겹침이음 구간내에 스터럽이 보강된 실험체는 보강되지 않은 실험체에 비하여 최대 실험내력이 33.
스터럽이 보강된 갈고리 철근을 사용한 HS 계열실험체는 갈고리 배근 형태로 균열이 확대됨을 알 수 있었으며, 최종적으로 스터럽이 보강된 모든 실험체에서 Beam 2의 확대머리 철근 배근 방향으로 수평 균열이 발생되었다.
0% 증가되었다. 이를 볼 때, 갈고리 철근과 확대머리 철근의 겹침이음상세에 비하여 확대머리 철근 상호간 겹침이음에서 더욱 스터럽 보강이 필요함을 알 수 있으며, 보수적이긴 하지만 스터럽 보강효과에 의한 정착길이 감소계수 0.8을 적용할 수 있을 것으로 사료된다.
초기 휨균열 이후의 강성도 실험체별로 큰 차이를 나타내진 않았다. 최대 실험내력이후 겹침이음구간에 스터럽이 없는 실험체들은 매우 취성적인 파괴가 나타났다. 스터럽이 보강된 실험체의 경우 스터럽이 없는 실험체 보다 연성적인 파괴 거동을 나타내었다.
최종 파괴시에 겹침이음 구간에 스터럽 보강이 되지 않은 실험체에서는 수직 비접촉 겹침 구간에서 깊이가 작은 Beam 2의 확대머리 철근이 위치한 배근 방향으로 균열이 크게 발생하고 이로 인한 수평 전단파괴가 나타났다. 갈고리 철근과 확대머리 철근을 겹침이음한 HS계열 실험체 보다 확대머리 철근을 상호 겹침이음한 HH계열 실험체의 수평 균열이 더욱 크게 나타났다.
Table 3은 실험체에 사용된 콘크리트 설계표이다. 콘크리트 설계기준 압축강도는 24 MPa이며, 실험체의 겹침이음실험일 기준으로 공시체의 재료시험에 의한 압축강도는 평균 23.8 MPa로 평가되었다.
후속연구
55로 이론내력이 실험내력을 안전측으로 평가하고 있었다. 스터럽이 보강되지 않은 HH 계열 실험체들에서는 T TEST/T THEORY이 0.77~0.98로 평가되어 실험내력을 불안전측으로 평가하고 있어, 보다 명확한 설계식이 제시되기 전까지 HH 계열과 같은 겹침이음 상세를 적용할 경우 겹침이음 구간내 스터럽 보강을 하여야 할 것으로 사료된다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
2008년 이후 정착길이가 부족한 접합부나 작업의 효율성을 향상시키기 위하여 어떠한 설계법이 사용되고 있는가?
시공성 향상 및 공기단축을 위하여 많이 사용되는 프리캐스트 콘크리트(PC) 구조의 부재 접합부 및 리모델링되는 건축물에서 구 부재와 신 부재의 접합부에서 현장 타설 콘크리트 구조의 접합부와 유사한 구조성능과 동시에 경제성 및 시공성을 확보하는 것이 매우 중요하지만 기존 표준갈고리 정착을 사용할 경우 설계 및 시공이 어려운 경우가 많다. 2008년 이후 정착길이가 부족한 접합부나 작업의 효율성을 향상시키기 위하여 기계적 정착으로 확대머리 철근을 사용한 정착설계법이 ACI318 기준(2008)에 제시되어 사용이 증가하고 있다. 국내에서도 콘크리트구조기준(2012)에 확대머리 철근 정착 설계법이 적용되었으며, 확대머리철근의 정착성능 및 겹침이음성능을 평가하기 위한 연구(Chun et al.
철근콘크리트 보에서 인장을 받는 하부 철근의 겹침이음 상세에 고강도 갈고리 철근 및 확대머리 철근을 사용하기 위하여 겹침이음 성능평가를 위해 분석한 결과는 어떠한가?
겹침이음길이와 겹침이음구간내 스터럽 보강유무를 주요 변수로 한 실험을 통하여, 파괴유형, 초기강성, 최대내력, 변형성능 등을 분석하였고, KCI2012 정착설계식을 모델로 한 이론내력과 비교하였다. 그 결과, 모든 실험체들에서 확대머리 철근이 위치한 배근 방향으로 발생한 균열에 의하여 최종파괴가 나타났고, 초기 강성 및 휨균열 이후의 강성이 유사하게 나타났다. 스터럽 보강되지 않은 실험체에 대하여 HS 계열 실험체들은 겹침이음길이가 25% 증가할 때, 최대 실험내력은 11.8~18.1% 증가한 반면에, HH 계열 실험체들은 확대머리 철근의 프라이아웃거동에 의한 파괴로 내력 증가의 효과가 없었다. 현행 KCI2012에 의한 정착길이 설계식을 바탕으로 B급 겹침이음과 스터럽보강에 따른 감소계수 0.8을 고려하여 이론 겹침이음내력을 산정한 결과, HS 계열실험체는 이론 내력이 실험내력을 안전측으로 평가하고 있다. 반면에 스터럽이 보강되지 않은 HH 계열 실험체들은 이론내력이 실험내력을 불안전측으로 평가하고 있어 겹침이음 구간 내 스터럽 보강을 하여야 할 것으로 사료된다.
기존의 단차가 있는 보의 접합상세의 단점은 무엇인가?
기존의 단차가 있는 보의 접합상세(KSEA, 2009)는 깊이가 다른 보의 주근이 서로 교차되는 부위에서 철근에 전달되는 응력에 따라 정착길이를 확보하도록 하여 설계하고 있지만 철근의 직경이 크고 깊이가 크지 않을 경우 요구되는 정착길이 확보가 어려울 수 있다. 또한 깊이가 상이한 PC 보 접합부의 경우 기존의 상세로 겸침이음을 할 경우 겹침이음이 불가능하거나 겹침이음 구간이 과도하게 커질 우려가 있다.
참고문헌 (6)
ACI318 (2008), Building Code and requirements for structural concrete (ACI318-08), American Concrete Institute, 210-212.
ACI318 (2014), Building Code and requirements for structural concrete (ACI318-14), American Concrete Institute, 420-423.
Chun, S. C., and Lee, J. G. (2013), Strengths of Lap Splices Anchored by SD600 Headed Bars, Journal of the Korea Concrete Institute, 25(2), 217-224.
Kim, S. H. (2015), Experimental Study on Effect of Confinement Details for Lap Splice of Headed Deformed Reinforcing Bars in Grade SD400 and SD500, Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 19(1), 62-71.
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