1.서 론

철근콘크리트 부재의 소성힌지 영역에서 철근 겹침이음(lap splice)을 사용할 경우, 피복 콘크리트 탈락 이후 부착파괴가 발생하여 이음성능이 현 저히 저하될 수 있다. 따라서 KCI 2012, ACI 318-14 등 설계기준에서는 기둥, 보 등 지진하중에 저항하는 부재의 소성힌지 구간에서 겹침 이음을 허 용하지 않는다. 그러나 이 경우 시공성이 떨어져서 현장에서는 기둥 하부에 서의 철근 이음을 선호한다. 또한, 중약진 지역에서는 지진에 의한 강도 및 연성 요구가 상대적으로 적으므로, 기둥 하부에서 주근의 겹침 이음이 사용 된다. 이러한 공사현장의 배근 현실을 고려할 때, 소성힌지 영역에서 겹침 이음이 적용된 부재의 내진성능(하중재하능력, 변형능력, 에너지소산능력) 에 대한 정확한 성능평가가 요구된다.

기둥 주근의 겹침 이음방법은 세 가지로 분류할 수 있다. (Fig. 1 참조) 현행 기준에서 제시하고 있는 기둥 주근의 겹침이음 방법으로 하부에서 이 어지는 철근을 단면 내부로 오프셋하는 하부 오프셋철근 이음(bottom offset bar splice, Fig. 1(a) 참조)과 상부에서 연결되는 철근을 단면 내부로 오프셋하는 상부 오프셋철근 이음(top offset bar splice, Fig. 1(b) 참조)이 있다. (ACI 315-99) 이러한 이음상세는 직경이 큰 주근을 절곡해야 하는 단점이 있기 때문에 실제 소규모 건축현장에서는 시공성을 이유로 자주 사 용되지 않는다. 대안으로, 상부/하부 철근을 절곡없이 측면으로 겹쳐 이음 하는 무절곡 이음(splice without offset bend, Fig. 1(c) 참조)이 현장에서 주로 사용된다.

Fig. 2는 기존 내진실험에 사용된 기둥의 단면형상과 철근 겹침이음 상 세를 보여준다. Lynn et al. (1996), Melek and Wallace (2004), Aboutaha et al. (1999), Haroun and Elsanadedy (2005), Harris et al. (2006), ElGawady et al. (2010) 등은 하부 오프셋철근 이음을 사용하였고, Boyes et al. (2008)은 상부 오프셋철근 이음을 사용하였다. 이와 달리 Harajli (2008), Bournas and Triantafillou (2009) 등은 무절곡 겹침이음을 사용 하였다. Lynn et al. (1996), Melek and Wallace (2004), Boyes et al. (2008) 등은 소성힌지 영역에서 짧은 겹침이음길이(= 20 ~ 30d_b, d_b= 철근 직경)를 갖는 RC기둥의 내진성능을 연구하였다. 이들 연구에 따르면 겹침 이음부를 횡보강하는 후프의 간격이 작을수록 우수한 연성거동을 보였고, 기둥의 압축력이 클수록 변형 능력은 감소하였다. 이와 달리, Aboutaha et al. (1999), Haroun and Elsanadedy (2005), Harris et al. (2006), ElGawady et al. (2010), Harajli (2008), Bournas and Triantafillou (2009) 등은 비교적 짧은 겹침 이음길이(= 20d_b ~ 40d_b)를 갖는 기존 기둥 의 내진보강을 위하여 기둥 하부 소성힌지 구간을 FRP이나 Steel 자켓팅 (fiber-reinforced polymer or steel jacketing)으로 보강한 기둥의 내진성 능을 연구하였다. 이들 연구에 따르면 겹침 이음길이가 충분하지 않을 경우 이음된 주근의 부착파괴에 의해 하중 재하능력과 변형능력 현저히 떨어졌 고, FRP와 Steel jacketing 보강을 통해 짧은 겹침 이음길이를 갖는 기둥의 강도 및 변형 능력을 증가시킬 수 있었다.

Kim et al. (2015)은 설계기준에서 요구하는 이음길이의 80% 이하인 짧은 겹침이음길이(= 30d_b 및 40d_b)를 사용한 RC기둥에 대하여 이음상세 와 이음길이가 기둥 내진성능에 미치는 영향을 연구하였다. 실험 결과, 상 부 오프셋철근 이음이 사용된 기둥은 하부 오프셋철근 이음이 사용된 기둥 보다 큰 휨강도를 보였지만, 휨항복 이후 기둥 하부 이음구간에서 발생한 콘 크리트 피복파괴 및 쪼갬균열(부착균열)로 인하여 2.0% ~ 3.0%의 횡변위 비에서 취성파괴를 보였다. 이와 달리, 하부 오프셋철근 이음의 경우 기둥 하부 소성힌지의 콘크리트 손상에도 불구하고 변형능력 5.0% 이상의 연성 거동을 보였다.

현존하는 노후 건물과 신축 소규모 저층건물에서 기둥의 주근이음을 위 하여 겹침이음이 소성힌지 영역에 사용되어온 현실을 고려할 때, 겹침이음 이 사용된 기둥의 내진성능에 대한 연구가 필요하다. 기존 연구에 대한 문헌 검토에서 살펴본 바와 같이, 강도, 파괴모드, 변형능력 등 기둥의 내진성능 은 이음상세와 이음길이에 따라 크게 다르지만, 이에 대한 정량적인 평가와 분석은 아직 부족하다. 또한, 실제 건설현장에서 선호되어온 무절곡 겹침이 음이 사용된 기둥의 내진성능에 관한 실험검증이 요구된다. 본 연구에서는 Fig. 1에 나타낸 세 가지 겹침이음이 적용된 기둥에 대한 내진실험이 수행 되었다. 실험을 통하여 이음상세와 이음길이가 기둥의 내진성능에 미치는 영향을 분석하였다.

2.겹침이음 규정 검토

Table 1은 KCI 2012 (또는 ACI 318), CSA, Eurocode 2에 규정된 인 장철근의 정착길이l_d와 이음길이l_s를 보여준다. KCI 2012와 CSA에서는 Orangun et al. (1977)이 제안한 경험식을 바탕으로 유도된 설계식을 정착 길이 산정식으로 사용한다. KCI 2012의 α, β, γ와 CSA에서 k₁, k₂, k₄ 는 각각 철근의 위치계수, 도막계수, 크기계수이다. KCI 2012의 λ는 경량 콘크리트 계수이고, CSA의 k₃는 콘크리트 밀도계수이다. KCI 2012의 c 와 CSA의 d_cs는 철근 간격 및 피복 두께와 관련된 변수이고, K_tr은 횡방향 철근지수이다. CSA의 A_b는 철근 단면적으로 A_b= πd_b²/4를 대입하면 KCI 2012와 동일한 식이 된다. 인장철근의 겹침이음길이 l_s는 배근량에 따라 A급 및 B급 이음등급으로 나누고, 각각 인장 정착길이 l_d에 이음등급 계수 1.0과 1.3을 곱하여 구한다.

Eurocode 2에 규정된 정착길이 l_d는 전체 정착구간에서 일정한 부착응 력f_bd(= 2.25η₁η₂f_ctd)을 가정하여 계산한다. 여기서, f_ctd (=0.21f_ck^(2/3)) 는 콘크리트 인장강도, η₁과 η₂는 각각 철근 위치계수, 철근 크기계수를 나 타낸다. 또한 Table 1에서 α₁, α₂, α₃, α₄, α₅는 각각 철근 형태, 콘크리트 피복두께, 용접하지 않은 횡방향 철근 구속효과, 용접한 횡방향 철근 구속 효과, 횡방향 압력에 의한 구속효과에 관한 계수이다. 겹침 이음길이l_s는 전체 철근 단면적에 대한 겹침이음된 철근 단면적의 비율을 고려하는 계수 α₆(= 1.0 ~ 1.5)를 정착길이 l_d에 곱하여 구한다. (Table 1 참조).

Fig. 3은 프로토타입 기둥 단면에 대하여 콘크리트 강도 f_ck(= 18 ~30 MPa)와 철근 항복 강도 f_y(= 400 및 500 MPa)에 따른 기둥 주근의 겹침 이음길이를 비교한 것이다. 프로토타입 기둥은 피복두께가 40 mm이고, D25 철근(d_b = 25.4 mm)이 주근으로 사용되며, 횡철근의 간격과 면적은 각각 165 mm과 254 mm²이다. 피복두께 관련 치수 c는 철근 중심부터 콘 크리트 표면까지 최단거리로 c= 40+12.7(횡철근 직경)+12.7(주근 반지 름) = 65.4 mm이다. KCI 2012에 의한 이음길이 l_s^KCI를 계산할 때, α = β = γ = 1.0을 사용하였고, K_tr 과 (c+K_tr)/d_b 는 각각 20.5와 3.4로 계산 되었는데, KCI 2012에서 (c+K_tr)/d_b의 값은 최대 2.5로 제한하고 있기 때문에 2.5를 사용하였다.

Eurocode 2에 의한 이음길이 계산시, α₁ = α₃ = α₄ = α₅ = 1.0을 사용 하였고, 부착응력(f_bd) 계산을 위한 철근 위치계수와 크기계수 또한 η₁= η₂ = 1.0을 사용하였다. 콘크리트 피복두께 계수인 α₂(= 1-0.15 (c-d_b)/d_b)는 0.91로 계산되었고, 기둥 바닥에서 모든 철근을 이음하는 것으로 가정하여 α₆ = 1.5를 사용하였다. 이음길이 계산을 위하여 사용한 KCI 2012와 Eurocode 2의 계수들은 서로 동등한 값을 사용하였다.

비교 결과를 살펴보면, Eurocode2에서 요구하는 이음길이는 KCI 2012 에서 요구하는 이음길이보다 10% 내외로 더 짧다. 특히 콘크리트 압축강도 f_ck와 철근의 항복강도f_y가 클수록 Eurocode2와 KCI 2012에서 요구하 는 이음길이는 더 큰 차이를 보였다. 이는 고강도 재료가 사용될수록 KCI 2012의 기준에 의한 이음길이가 더 보수적이라는 것을 의미한다.

3.실험 계획

3.1.실험체 상세

주근이 소성힌지 구간에서 겹침이음된 6개의 기둥(SL40S2T, SL50S2T, SL40S2F, SL50S2F, SL40S2P, SL50S2P)에 대하여 내진실험을 수행하 였다. Table 2는 실험체별 실험변수를 보여주는데, 이음길이와 이음상세가 주요 실험변수로 고려되었다. 이음길이l_s는 40d_b와 50d_b를 고려하였고, 이음상세로는 하부 오프셋철근 이음, 상부 오프셋철근 이음, 무절곡 겹침이 음을 고려하였다. 실험체 이름에서 숫자 40과 50은 이음길이를 의미하고, 마지막 문자 T, F, P는 각각 하부 오프셋철근 이음, 상부 오프셋철근 이음, 무절곡 겹침이음을 가리킨다.

기둥 실험체의 단면과 배근상세는 Fig. 4에 나타나 있다. 기둥 단면 크기 는 400 mm × 400 mm이고(기둥 단면깊이 h= 400 mm), 기둥의 전체 높 이는 기초로부터 2700 mm이다. 기둥 바닥으로부터 가력점까지의 전단경 간은 a= 2400 mm로서 형상비는 a/h= 6.0이다. 기초는 1400 mm × 800 mm × 600 mm이다. 실험체에 사용된 기둥 주근과 횡철근은 각각 D25(f_y = 550 ~ 598 MPa)와 D13(f_y= 481 ~ 528 MPa) 철근이다. 횡철근 간격은 전단에 저항하기 위한 횡철근의 최대간격인 s= 165 mm (0.5d)를 사용하 였고, 첫 번째 횡철근은 기둥 바닥으로부터 80 mm (≈0.5s) 높이에 설치 하였다. 또한, 횡철근의 90° 갈고리가 단면의 한 모서리에 집중되지 않도록 그 위치를 번갈아 배치하였다. 갈고리 단부 연장길이는 78 mm (= 6d_b) 이 상 확보하였고 피복두께는 40 mm를 사용하였다. 지진력 저항 기둥(특수모 멘트골조)의 경우,소성힌지 구간에서 철근이음을 사용하지 않아야 하고, 횡철근은 135° 갈고리를 갖는 후프를 사용하여야 한다. 하지만, 이 연구에 서는 철근 이음의 연성도 평가를 위하여 위험단면인 기둥 바닥에서 철근을 이음하였고, 상대적으로 낮은 연성도가 요구되는 중약진 지역의 소규모 건 물의 성능평가를 위하여 상대적으로 횡구속 효과가 작은 90° 갈고리 후프 를 횡철근으로 사용하였다.

기둥실험은 총 3회에 걸쳐 수행되었다. 1차 및 2차 실험에서 각각 SL40S2T와 SL40S2F의 반복가력 내진실험이 수행되었고, 3차 실험에서 나머지 기둥에 대한 반복재하실험이 수행되었다. Table 3은 실험체별 콘크 리트 압축강도(f_ck)와 철근 항복강도/인장강도(f_y/f_u)를 보여준다. 콘크 리트 압축시험은 기둥실험과 동일한 날짜에 수행되었고, 실험체별 평균 f_ck 는 25, 27, 37 MPa이었다. 인장시험으로 구한 D25 및 D13 철근의 평균 항 복강도는 각각 f_y = 550 ~ 598 MPa 및 481 ~ 528 MPa이었다.

3.2.가력 및 계측 방법

Fig. 5는 기둥 가력을 위한 실험셋팅을 보여준다. 유압실린더를 기둥 상 부에 설치하고, 공압 펌프(pneumatic pump)를 사용하여 반복가력 내내 압 축력을 일정하게 유지시켰다. 따라서 기둥실험체에는 실험내내 일정한 크 기의 압축력 N(= 0.15 ~ 0.185A_gf_ck, 여기서 A_g= 기둥단면의 전체 면적, Table 1 참조)이 작용되었다. 콘크리트 강도 차이에 따른 압축력 N 차이를 최소화 하기 위해 축력비 15 ~ 18.5%를 사용하였다. 또한, 기둥의 압축력 은 항상 단면중심방향으로 작용되므로, 큰 횡변위가 발생하더라도 2차 효 과에 의한 휨모멘트는 거의 없다.

횡하중은 기둥과 반력구조물 사이에 설치된 엑츄에이터를 사용하여 가 하였다. 횡방향의 반복가력은 변위 제어로 이뤄졌으며, 가력계획(loading protocol)은 Fig. 5와 같이 ACI 374.1 [16]에 제시된 방법에 따라 계획하였 다. 첫 번째 횡변위비 δ(= Δ/a)는 탄성범위인 δ= 0.25%부터 시작하였고, 이전 재하단계 횡변위비의 1.25~1.5배씩 증가시켰다. 재하단계마다 3회 반복가력 하였고, 하중재하능력이 최대하중의 20% 이하로 저하되는 시점 까지 가력을 지속하였다.

실험데이터는 로드셀, LVDT 변위계, 철근 변형률게이지를 사용하여 계측되었다. 압축력과 횡력은 로드셀을 사용하여 실시간으로 계측되었고, 가력 높이에서의 횡변위(Δ)는 줄변위계로 계측되었다. 소성힌지 구간에 는 Fig. 5와 같이 대각방향으로 설치된 변위계 D1 및 D2, 수직방향으로 설 치된 변위계 V1 및 V2, 수평방향으로 설치된 변위계 H1 등을 사용하여 소 성힌지의 휨 및 전단변형을 계측하였다. 또한 소성힌지 구간의 주철근과 횡 철근에는 별도의 철근 변형률게이지를 부착하여 철근의 변형률 변화를 계 측하였다.

4.실험결과 및 분석

4.1.하중-변위비 관계 및 파괴모드

Fig. 6은 실험체별 횡하중-횡변위비(V-δ) 관계를 보여준다. 횡변위비 δ 는 엑츄에이터 가력높이에서 계측한 기둥 횡변위 Δ를 전단경간 a(= 2400 mm)로 나눈 값이다. V_u는 실험에 의한 정방향 및 부방향의 최대하중이다. 비교하기 위하여, 기둥 위험단면에서 모멘트에 저항하는 하부 철근(bottom bars)의 위치를 사용하여 계산한 예상강도 V_n을 Fig. 6에 수평점선으로 나 타냈다. V_n은 재료실험으로 구한 f_ck와 f_y를 사용한 단면해석으로 구하였 다. (Table 3과 Table 4 참조) 하부 오프셋 철근을 사용하는 경우 휨에 저항 하는 철근이 내부에 위치하여 V_n이 다른 실험체 보다 작다. 최대하중에 도 달하는 δ = 2.0%에서 기둥 하부의 균열 양상과 실험 종료 후 콘크리트 파괴 양상은 Fig. 7에 나타냈다.

Figs. 6(a)와 6(b)는 하부 오프셋철근 이음을 사용한 SL40S2T(l_s= 40 d_b)와 SL50S2T(l_s= 50d_b)의 실험결과를 보여준다. KCI 2012에서 요구 하는 이음길이(l_s^KCI= 1287 mm, 실제 재료 강도로 계산)의 78%를 확보한 SL40S2T의 경우, 최대하중V_u(= +113 및 -120 kN)가 공칭강도 V_n(= 123 kN)보다 약 5% 작았다. 이는 부족한 이음길이로 인하여 겹침이음 구 간에서 철근응력 전달이 완전하지 못하였음을 보여준다. 이와 달리, KCI 2012에서 요구하는 이음길이(l_s^KCI= 1150 mm)보다 큰 이음길이를 사용 한 SL50S2T는 공칭강도 V_n(= 153 kN)를 발휘하였다. (SL40S2T 및 SL50S2T 사이의 공칭 강도 차이는 콘크리트 압축강도f_ck의 차이에 의한 것이다.) 흥미롭게도, 기둥 하부 소성힌지 영역에 철근이 이음되었음에도 불구하고, 두 실험체 모두 최대하중 이후 δ= 7.0%까지 우수한 연성거동을 보였다. Figs. 7(a)와 7(b)에서 보는 바와 같이, δ= 1.5% ~ 2.0%에서 콘크 리트 피복파괴가 발생하였다. 하지만, 이후 횡변위가 증가하는 동안 겹침이 음 구간에서 부착균열(또는 수직방향의 쪼갬균열)은 일어나지 않았다. 최 종 파괴모드는 기둥의 전형적인 휨압축 파괴와 거의 동일하였다.

Figs. 6(c)와 6(d)는 상부 오프셋철근 이음을 사용한 SL40S2F(l_s= 40 d_b)와 SL50S2F(l_s= 50d_b)의 실험결과를 보여준다. 상부 오프셋철근 이음 을 사용한 SL40S2F와 SL50S2F에서는 최대하중 V_u(= 157 ~ 187 kN)이 동일한 이음길이를 사용한 하부 오프셋철근 이음 실험체(SL40S2T와 SL50S2T)보다 18% ~ 34% 더 컸다. 이는 상부 오프셋철근 이음에서 모멘 트에 저항하는 하부 철근(bottom bars)이 오프셋된 상부 철근(top offset bars)보다 단면 바깥에 위치하기 때문이다. 특히, KCI 2012에서 요구하는 이음길이(l_s^KCI= 1324 mm)의 76%를 사용한 SL40S2F에서도 실험 최대 하중 V_u(= ±157 kN)이 공칭강도 V_n(= 149 kN)보다 더 컸다.

하지만, 상부 오프셋철근 이음을 사용한 기둥의 변형능력은 하부 오프셋 철근 이음 기둥보다 작았다. l_s=40d_b를 사용한 SL40S2F의 경우, 최대하 중이 발생한 δ= 2.0%에서는 기둥 하부에서 콘크리트 손상이 제한적이었 으나, δ= 3.5%에서 부착파괴에 의한 쪼갬균열(splitting cracking)이 겹침 이음 구간을 따라 수직으로 발전하면서 급격한 강도저하가 일어났다. 이는 하부 철근의 인장응력이 콘크리트 피복파괴 이후 상부 오프셋철근으로 효 과적으로 전달되지 못하였음을 가리킨다. l_s를 50d_b로 증가시킨 SL50S2F 에서는 부착 쪼갬균열이 지연되어 기둥 변형능력이 δ= 5.0%까지 증가하 였다. 하지만, SL50S2F는 결국 δ= 5.0%의 두 번째 재하주기에서 부착파 괴에 의한 쪼갬균열로 인하여 최종 파괴되었다. Figs. 7(c)와 7(d)는 각각 SL40S2F와 SL50S2F의 파괴모드를 보여주는데, 기둥 하부의 콘크리트 휨압괴와 겹침이음 구간의 부착균열이 두드러지게 발생하였다.

Figs. 6(e)와 6(f)는 무절곡 겹침이음을 사용한 SL40S2P(l_s= 40d_b)와 SL50S2P(l_s= 50d_b)의 하중-변위 관계를 보여준다. 무절곡 겹침이음에서 는 기둥 위험단면에서 모멘트에 저항하는 하부 철근의 위치가 상부 오프셋 철근 이음과 동일하다. 따라서 SL40S2P와 SL50S2P의 최대하중 V_u(= 171 ~ 193 kN)이 SL50S2F와 거의 같았다. SL40S2P와 SL50S2P 모두 공칭강도 V_n(= 166 kN) 이상의 하중재하능력을 보였다. 하지만, l_s= 40d_b 를 사용한 SL40S2P는 δ= 2.5%에서 이음구간의 수직균열에 의해 하중이 급격히 감소하였다. 이음길이를 l_s= 50d_b로 증가시킨 SL50S2P는 부착파 괴에 의한 수직균열이 지연되어 δ= 5.0%까지 변형능력이 증가하였다. Figs. 6(c) ~ 6(f)와 Figs. 7(c) ~ 7(f)에서 보는 바와 같이, 무절곡 겹침이음 을 사용한 기둥은 상부 오프셋철근 이음을 사용한 기둥과 거의 같은 하중- 변위 관계와 파괴모드를 보였다.

4.2.에너지 소산능력

Fig. 8은 실험체별 누적 에너지 소산량(cumulative energy dissipation) 을 보여준다. 누적 에너지 소산량은 각 재하사이클의 하중-변위 곡선으로 둘러싸인 면적을 누적하여 계산하였다. 이음길이가 l_s= 40d_b인 기둥은 사 각형으로, l_s= 50d_b인 기둥은 원으로 표시하였다. 하부 오프셋철근 이음의 경우(Fig. 8(a) 참고), 상대적으로 작은 하중재하능력에도 불구하고 변형능 력이 우수하여 최종 누적 에너지 소산량이 가장 컸다. 하중재하능력과 변형 능력이 비슷한 상부 오프셋철근 이음과 무절곡 겹침이음의 경우(Fig. 8(b) 와 (c) 참고), 거의 동일한 수준의 누적 에너지 소산량을 보였다.

하부 오프셋철근 이음과 상부 오프셋철근 이음을 사용한 기둥에서는 (Figs. 8(a)와 8(b) 참고), l_s에 따라 에너지 소산량에서 큰 차이를 보였다. 우수한 변형능력을 보인 하부 오프셋철근 이음에서는 δ= 5.0%에서 SL50S2T(l_s= 50d_b)의 누적 에너지 소산량이 SL40S2T(l_s= 40d_b)보다 약 46% 더 컸다. 연성도가 크게 감소된 상부 오프셋철근 이음에서도, δ= 5.0%에서 SL50S2F(l_s= 50d_b)의 누적 에너지 소산량이 SL40S2F(l_s= 40d_b)보다 최소 40%이상 더 컸다. 이러한 l_s에 따른 에너지 소산량의 차이 는 Table 4에 나타낸 실험체별 횡강도(V_u) 차이를 고려하더라도 지나치게 큰 값으로서, 다른 한편으로는 SL50S2F와 SL40S2F의 이음구간에서 발 생한 부착슬립과 관련이 있을 것으로 판단된다. 즉, l_s가 작을 경우 이음구 간에 요구되는 평균 부착응력이 증가하여 부착슬립이 늘어나고, 늘어난 부 착슬립은 다시 에너지 소산량을 감소시킨다.

무절곡 겹침이음을 사용한 실험체의 경우 δ= 2.5%에서 SL50S2P의 누 적 에너지 소산량이 SL40S2P보다 12.5% 더 크게 나타났다. δ= 3.5% 이 후의 에너지 소산능력은 SL40S2P가 δ= 3.5% 2^nd cycle에서 종료하였기 때문에 SL50S2P와의 비교가 어렵지만, Fig. 8(c)의 에너지 소산 추이를 살 펴보면 SL40S2P가 SL50S2P보다 에너지 성능이 다소 떨어지는 것으로 나타났다.

4.3.철근 변형률

이음구간의 응력 전달 메커니즘을 분석하기 위하여, 상부 철근과 하부 철근에서 계측된 변형률을 Fig. 9에 나타냈다. 실험체별 좌측과 우측 그래 프는 각각 상부 철근과 하부 철근의 변형률을 보여준다. 그래프의 가로축은 변형률을 나타내고, 세로축은 기둥 바닥으로부터 변형률 게이지가 부착된 높이(h)를 나타낸다. 변형률은 δ= 0.25%부터 최대하중이 발생한 δ= 2.5%까지 변위단계마다 나타냈다. 각 변위단계의 변형률은 3회 반복된 재 하주기 동안 계측된 인장변형률 중 최대값이다.

Fig. 9에서 보는 바와 같이, 하부 철근과 상부 철근의 변형률은 계측 높이 h에 따라 달랐다. 하부 철근의 변형률은 위험단면인 기둥 바닥(h= 0)에서 최대값을 보였고, 상부로 올라갈수록(또는 h가 증가할수록) 감소하는 경 향을 보였다. 반면, 상부 철근은 대체로 일정한 분포를 보였다. 겹침이음 구 간에서 상부 및 하부 철근의 변형률 분포를 사용하여 기둥 모멘트와 그에 대 응하는 인장철근 휨응력의 관계를 설명할 수 있다. 횡하중에 의한 기둥 모멘 트는 기둥 바닥(h= 0)에서 이음구간 상단(h= l_s)으로 올라갈수록 감소하 므로(Fig. 10(a)), 그에 대응하는 인장철근의 총 휨응력(상부 및 하부 철근 응력의 합) 또한 높이h가 증가할수록 감소한다. (Fig. 10(b) 참조) 하부 철 근의 변형률과 그에 대응하는 응력은 급격히 감소하며(Fig. 9의 하부 철근 변형률 참조), 상부 철근의 응력은 Fig. 10(c)와 같이 높이h에 관계없이 대 체로 일정한 값을 보인다.

실험 최대하중이 공칭강도보다 큰 SL50S2T, SL40S2F, SL50S2F, SL40S2P, SL50S2P에서는 δ= 1.0% ~ 2.0%에서 하부 철근이 항복하였 다. 특히 KCI 2012에서 요구하는 이음길이의 109%를 확보한 SL50S2T, SL50S2F, SL50S2P의 경우(l_s= 50d_b), 이음구간의 응력 전달이 원활히 이뤄져 δ= 1.0% ~ 1.5%에서 철근이 항복하였고 δ= 2.5%에서는 2.3ε_y ~ 3.9ε_y( 6,983 ~ 11,565με)의 큰 소성변형률이 발생하였다. SL40S2P인 경우에도(Fig. 9(e) 참조), 비록 l_s(= 40d_b)가 KCI 2012에서 요구하는 이 음길이의 87%에 불과하였지만 δ= 2.5%에서 하부 철근에 큰 소성변형률 이 발생되었고 상부 철근에도 항복변형률을 초과하는 변형률이 계측되었 다. 이와 달리, SL40S2T는 하부 철근의 변형률이 ε_y에 도달하지 못하였고 δ= 1.5% 이후 오히려 감소하였다. 이는 짧은 이음길이에 의해 이음구간에 서 콘크리트 부착균열이 발생하여 응력 전달이 충분히 이루어지지 못한 것 으로, 실험 최대하중이 공칭강도 V_n보다 작게 나타났다. (Fig. 6(a)).

5.콘크리트 부착요구와 겹침이음상세

5.1.이음길이

Fig. 11(a)는 하부 오프셋철근 이음과 상부 오프셋철근 이음 실험체의 최종파괴 양상과 겹침이음 구간에서 철근과 콘크리트 사이의 부착요구를 도식화하여 보여준다. Figs. 11(a1)과 11(a2)에서 이음구간(l_s) 전체에서 콘크리트의 부착요구는 기둥 하부의 위험단면에서 하부 철근의 응력f_y와 이음구간 상단에서 상부 철근의 응력f_s의 합(= f_y+f_s)에 비례한다. 만약 모멘트 기울기로 인하여 f_s가 f_y보다 작다면(Fig. 10 참조), 이음구간에서 콘크리트 부착요구는 감소한다. l_s= 40d_b(= 1000 mm)인 SL40S2T, SL40S2F, SL40S2P의 경우, 전단경간 a= 2400 mm를 고려할 때 부착요 구는 근사적으로 (f_y+f_s) ≈ (1+(a-l_s)/a)f_y = 1.58f_y로서 모멘트 기울 기가 없는 경우의 부착요구량(= 2f_y)의 79%이다. 이처럼 감소된 부착요구 는 이음길이와 깊은 관련성을 갖는다. 예를 들어, 요구 이음길이(= l_s^KCI, Table 4 참조)의 78%와 76%를 사용한 SL40S2T과 SL40S2F는 하부 철 근의 변형률이 항복변형률에 약간 미치지 못하거나 간신히 도달하였다. (Fig. 9 참조) 이와 달리, 요구 이음길이의 87%를 확보한 SL40S2P는 하부 철근의 변형률이 항복변형률을 초과하여 이음성능을 충분히 달성하였다. 이러한 결과는 현행 겹침이음길이 규정은 모멘트 기울기를 갖는 기둥에 대 하여 보수적일 수 있음을 보여준다.

5.2.이음상세

Fig. 6과 Table 4에 나타낸 바와 같이, 휨 강도 확보를 위한 이음상세와 변형능력 확보를 위한 이음상세를 구분하는 것이 필요하다. 하부 오프셋철 근 이음이 사용된 기둥은 큰 변형능력이 확보되지만 하부 철근이 단면 내부 에 배치되므로 기둥 휨 강도가 감소한다. 이와 달리 상부 오프셋철근 이음과 무절곡 겹침이음이 사용된 기둥에서는, 변형능력은 감소하지만 하부 철근 이 횡철근에 접하여 배치되므로 기둥 휨 강도가 상대적으로 증가한다.

하부 오프셋철근 이음 기둥의 우수한 변형능력은 다음과 같이 콘크리트 부착요구로 설명할 수 있다. Fig. 11(a3)는 겹침이음 구간에서 상부 및 하 부 철근의 응력 변화로 인한 국부적인 콘크리트 부착요구를 보여준다. 철근 의 응력 변화량에 비례하여 콘크리트 부착응력이 발생된다는 점을 고려할 때, 콘크리트 부착요구는 응력 변화가 큰 하부 철근이 상부 철근보다 더 크 다. (Fig. 9 참조) 특히, 하부 철근의 큰 부착요구는 이음상세에 관계없이 모 두 동일하다. 이와 달리, Fig. 11(b)는 피복파괴 이후 하부 철근과 콘크리트 사이의 응력 전달을 이음상세별로 도식화하여 보여주는데, 세 가지 이음상 세 중 하부 오프셋철근 이음이 하부 철근을 둘러싸는 콘크리트의 면적이 가 장 크므로 부착성능도 최대로 확보된다. 따라서 소성힌지 구간에서 콘크리 트 부착균열을 지연시키고 기둥 변형 능력을 증가시키기 위해서는 하부 철 근을 단면 내부의 비균열 콘크리트에 배치하는 하부 오프셋철근 이음을 사 용하는 것이 유리하다. 기둥 실험에서도 하부 오프셋철근 이음이 사용된 SL40S2T와 SL50S2T의 경우 δ= 7.0%의 큰 변형에서 이음부의 성능저 하 없이 기둥 휨강도를 유지하였다. (Figs. 6(a) ~ 6(b) 참조)

상부 오프셋철근 이음과 무절곡 겹침이음이 사용된 기둥은 하부 철근이 피복 콘크리트와 접하므로 피복 파괴 이후 부착 손실이 컸고, 그 결과 δ= 2.5 ~ 5.0%에서 부착균열로 인하여 파괴되었다. 이음길이l_s를 증가시킬 경우, 이러한 기둥의 변형능력은 증가하지만 종국에는 이음구간에 발생되는 수 직 부착균열을 피하기 어렵다. 그 이유는 기둥 하부의 위험단면에서 피복파 괴 및 부착균열이 시작되면 상부/하부 철근의 부착요구가 점차 이음구간의 상부로 옮겨가면서 연쇄적으로 부착균열을 발생시키기 때문이다. 이러한 이유로 인하여, 이음길이를 l_s= 50d_b로 증가시킨 SL50S2F와 SL50S2P 는 δ= 5.0%에서 수직 부착균열이 기둥 하부의 이음구간에서 전체로 발전 하여 파괴되었다. (Figs. 7(d)와 7(f) 참조)

6.결 론

겹침 이음이 사용된 철근 콘크리트 기둥의 내진성능 평가를 위해 겹침 이음상세(하부 오프셋철근 이음, 상부 오프셋철근 이음, 무절곡 이음)와 이 음길이(40d_b, 50d_b)를 설계변수로 횡력 반복가력 실험을 수행하였다. 실험 결과를 바탕으로, 설계변수가 기둥의 강도, 파괴모드, 변형 능력에 미치는 영향을 분석하였다. 또한, 이음구간의 철근 변형률 및 부착파괴 메커니즘을 분석하여 이음상세와 이음길이의 영향을 살펴보았다. 본 연구의 주요 결론 은 다음과 같다.

고연성 능력이 요구되는 건물에서는 하부 오프셋철근 이음상세가 가장 바람직하다. 다만, 강도조건을 만족하기 위해서는 실제 하부 이음철근 위치 를 기준으로 강도를 계산하여야 한다. 중연성도가 요구되는 건물에는 상부 오프셋철근 이음상세와 무절곡 이음상세도 사용가능하지만 겹침 이음길이 는 현행 KCI 2012기준을 만족하여야 한다.