Structural Performance of Mortar-filled Sleeve Splice for SD500 High-strength Reinforcing Bar under Cyclic Loading

(1)

Abstract

The purpose of this research is to evaluate the structural performance of mortar-filled ductile cast iron sleeve splice developed for SD500 high-strength reinforcing bar under cyclic loading. The test variables adopted in this study are the development length of bar, compressive strength of mortar, bar size, sleeve types and others. In this research, it is showed that the mortar-filled sleeve splice for SD500 high-strength bar satisfied the structural performance required in ACI, AIJ code as well as domestic code. Also the results of experimental research presented in this paper provided basic engineering data for developing a reasonable design method of mortar-filled sleeve splice for SD500 high-strength reinforcing bar.

요 지

본 연구에서는 보다 자유로운 형상의 슬리브를 만들 수 있는 구상흑연 주철을 이용하여 보다 효과적으로 구조성능을 발휘하면서 SD500 고강도 철근에 적합하게 개발된 모르타르 충전식 슬리브 철근이음을 대상으 로 실물크기의 19개 실험체를 제작하여 반복가력실험을 실시하였다. 그리고 강도, 강성, 슬립을 중심으로 한 구조성능에 대하여 본 실험의 주요한 변수에 따르는 영향을 분석하고, 국내기준을 비롯한 주요기준의 요구 성능과 비교하였다. 본 연구결과에서는 SD500 고강도 철근용으로 개발한 모르타르 충전식 슬리브 철근이음 은 반복하중이 작용하는 경우에 대하여 국내기준을 비롯한 주요기준에서 요구하는 구조성능을 보유하고 있는 것이 확인되었고, SD500 고강도 철근용 모르타르 충전식 슬리브 철근이음에 대한 구조설계 기준 정립에 필 요한 정량적인 기술 데이터를 제시하였다.

Keywords : SD500 High-strength bar, Mortar-filled sleeve splice, Structural performance 핵심 용어 : SD500 고강도 철근, 모르타르 충전식 슬리브 철근이음, 구조성능

반복하중을 받는 SD500 고강도 철근용 모르타르 충전식 슬리브 철근이음의 구조성능

Structural Performance of Mortar-filled Sleeve Splice for SD500 High-strength Reinforcing Bar under Cyclic Loading

김 형 기^* Kim, Hyong-Kee

1)

* 정회원, 강원대학교 공학대학 건축공학전공 부교수 E-mail : [email protected] 033-570-6521

•본 논문에 대한 토의를 2008년 12월 31일까지 학회로 보내 주시면 2009년 3월호에 토론결과를 게재하겠습니다.

(2)

1. 서 론

철근 콘크리트 구조의 프리캐스트 공법에 많이 사용되 고 있는 모르타르 충전식 슬리브 철근이음은 후타설 콘 크리트가 불필요하고 대구경 철근에 대하여도 적용성이 양호할 뿐 아니라 철근 위치의 오차와 경사에 대한 대응 이 가능한 특성을 가지고 있기 때문에 기둥과 같은 수직 부재의 접합에 많이 사용되고 있고, 앞으로도 적용하는 현장이 지속적으로 증가할 것으로 전망된다.⁽¹⁰⁾ 그리고 근래에 와서 고층화되거나 긴 경간의 건축물이 증가함에 따라서 주요한 건축 재료인 콘크리트는 물론 철근도 점 점 고강도를 요구하고 있는 추세에 따라서 국외에서는 SD400을 초과하는 고강도 철근용 슬리브가 개발되어서 이에 대한 구조성능이 확인되었다.⁽⁸⁾⁽⁹⁾ 그러나 국내에서 수년전까지 개발된 모르타르 충전식 슬리브 철근이음

(1)(2)(5)(6)

은 SD400 철근용이기 때문에 모르타르 충전식 철근이음을 고층화되고 대형화되어 가고 있는 최근의 건 축물에 적절하게 적용하기 위해서는 SD500 고강도 철 근용 슬리브 이음의 개발이 시급히 필요하게 되었다. 이 와 같은 건축 환경에 대응하기 위하여 최근에 국내에서 강관을 이용하여 SD500 고강도 철근용 슬리브 철근이 음을 개발한 후에 이것에 대한 구조성능을 평가하는 실 험 연구결과가 발표되었다.^(7)(13) 그러나 이와 같이 새롭 게 만들어진 SD500 고강도 철근용 강관 슬리브는 가격 과 제작 과정의 편리성 등에서 장점이 있지만 슬립과 같 은 일부 성능에서는 다소 부족한 결과가 나타났다. 따라 서 SD500 고강도 철근으로 설계된 건축물에서 상기의 슬리브 철근이음을 보다 적극적으로 적용하기 위해서는 현재 개발된 강관 슬리브 이음의 불충분한 구조성능을 보완할 필요가 있다. 이상과 같은 시대적인 요구와 여건 에 따라서 저자의 연구팀은 기존의 강관 슬리브보다 효 과적으로 구조성능을 발휘할 수 있는 슬리브의 형상을 만들 수 있는 구상흑연 주철을 이용하여 SD500 고강도 철근에 적합한 슬리브를 개발한 후에 단조가력에 대한 슬리브 철근이음의 구조성능을 평가하였다.⁽⁴⁾ 그러나 상 기의 SD500 고강도 철근용 슬리브 철근이음의 실용화 를 위해서는 단조가력 뿐만이 아니라 반복가력인 경우에 도 개발한 슬리브의 구조성능을 확인할 필요가 있다.

이에 본 연구에서는 SD500 철근용 모르타르 충전식 슬리브 이음의 성능에 영향을 줄 것으로 예상되는 실험 변수를 가지는 19개의 실물크기 실험체를 제작한 후에 반복가력실험을 실시하여 강도를 비롯한 구조성능을 국 내기준⁽³⁾을 비롯한 ACI 기준⁽¹²⁾과 AIJ 기준⁽¹¹⁾에 따라 서 비교, 평가하고, 본 연구의 각종 실험변수에 따른 영향을 분석하여, SD500 고강도 철근용 슬리브 철근 이음을 합리적으로 설계할 수 있는 기술 자료를 얻고자 한다.

2. 실 험

2.1 실험체의 계획 및 제작

본 실험에서는 아래와 같이 슬리브의 종류, 슬리브에 매입되는 철근의 규격, 슬리브내의 철근 정착길이, 충전 모르타르의 종류 등을 주요한 실험변수로 채택한 19개의 실험체를 만들었다. Table 1에서 실험체의 실험변수를 정리하여 나타내었다.

1) 슬리브의 종류(A타입 슬리브, B타입 슬리브) 2) 철근의 규격(D25, D32, D35)

3) 철근 정착길이(ld=6.7～7.0d, ld=6.5d, ld=6d, ld=5d, ld=4d, 여기서 d는 철근 공칭직경) 4) 모르타르의 종류(충전 모르타르의 28일 설계기준 압축강도가 75MPa, 95MPa)

상기의 실험변수 중에서 슬리브 종류의 2가지 중의 하 나인 A타입은 철근의 정착길이가 7d 정도가 가능하게 설계된 슬리브이고, 다른 하나인 B타입은 A타입보다 슬 리브의 길이를 20～35mm 정도 줄여서 만든 제품으로 다른 사항은 A타입과 거의 동일하다. Fig. 1에 대표적 인 슬리브의 상세도를 나타내었다. 그리고 Fig. 2와 3에 대표적인 실험체의 형상을 나타내었다.

실험체의 모르타르는 슬리브를 수직으로 고정시킨 상 태에서 모르타르 충전 전용 펌프를 이용하여 슬리브 하 부 주입구를 통하여 충전하였다. 그리고, 두 종류의 모르 타르는 물과 모르타르의 배합비를 15%로 하여 기계식 믹서를 회전시켜서 모르타르의 덩어리가 발생하지 않도 록 충분하게 반죽하였다.

(3)

No. 실험체명^*1

실험 변수 슬리브

타입 철근 규격

ℓda*2

/ℓdb*3

(d)

모르타르 압축강도

(MPa) 1 111'1'NC-1

D25용 A형 D25

6.8/6.8 75

2 111'1'HC-1 95

3 1122NC-1

6.5/6.5 75

4 1122HC-1 95

5 1211NC-1

D32용 A형 D32

7.0/7.0 75

6 1211HC-1 95

7 1222NC-1

6.5/6.5 75

8 1222HC-1 95

9 221'2NC-1

D32용 B형 6.8/6.5 75

10 221'2HC-1 95

11 1311NC-1

D35용 A형 D35

7.0/7.0 75

12 1322NC-1 6.5/6.5 75

13 1333NC-1

6.0/6.0 75

14 1333HC-1 95

15 1344NC-1

5.0/5.0 75

16 1344HC-1 95

17 1355NC-1

4.0/4.0 75

18 1355HC-1 95

19 231"2NC-1 D35용 B형 6.7/6.5 75 (비고)

*1 : 실험체명

*2 : 슬리브 광구방향의 철근 정착길이

*3 : 슬리브 협구방향의 철근 정착길이 실험체 Serial No.

가력방법(C : 반복가력)

모르타르 종류(N: N모르타르, H: H모르타르) 슬리브 협구방향의 철근 정착길이 (1: 7d, 1': 6.8d, 1": 6.7d, 2: 6.5d, 3: 6d, 4: 5d, 5: 4d)

슬리브 광구방향의 철근 정착길이 (1: 7d, 1': 6.8d, 1": 6.7d, 2: 6.5d, 3: 6d, 4: 5d, 5: 4d)

철근의 규격 (1: D25, 2: D32, 3: D35) 슬리브의 타입(1: A형 슬리브, 2: B형 슬리브) 1 3 3 3 N C-1

Table 1 실험체의 일람표

종단면도 (A형 슬리브)

종단면도 (B형 슬리브)

횡단면도 (A형, B형 슬리브 동일) 75

C 1660 25 362357 460 50 382377

4 8 0

34 30

A

75

25 25 A

757 55

7555 22

65 25 25 25 25 25

240 C 140^o 28 A 28 25

34

75 55

7

30

C57 28 28 28 28

250 140^o

26 8

B

75

10 14.560

6040

22 26

70 25 25 25 25 25 220

25 B

40 14.560

28

Unit : mm

65 28 28 28 28 230

B 25

60

40

26 8

14.5

Fig. 1 슬리브 상세도 (D32 철근용)⁽⁴⁾

D35 Rebar(SD500)

270 140

D35 Rebar(SD500) D35 Sleeve(A )형

525

140 270

Unit : mm

Fig. 3 대표적인 실험체의 형상(D35 철근용 A타입 슬리브, 슬리브 광구/협구방향의 철근 정착길이=4d) D35 Rebar(SD500) D35 Sleeve(A )형 D35 Rebar(SD500)

Unit : mm 209

270

525

209 270

Fig. 2 대표적인 실험체의 형상(D35 철근용 A타입 슬리브, 슬리브 광구/협구방향의 철근 정착길이=6d)

2.2 재료의 역학적 특성

본 실험에서 사용한 D25, D32, D35 규격의 SD500 철근와 슬리브의 재료로 사용된 구상흑연 주철품 FCD600에 대한 인장강도 시험결과를 Table 2에 나타 내었다. 또한 본 실험에서 사용한 충전 무수축 고강도 모 르타르는 국내 C사에서 개발한 2종류로 각각의 모르타 르에 대한 압축강도 시험결과를 Table 3에 나타내었다.

2.3 가력 및 측정방법

본 실험의 가력은 2,000kN U.T.M을 이용하였으며, 실험체는 Fig. 4와 같이 설치하였다. 본 철근이음 실험 체의 변형량은 Fig. 4에 나타난 것과 같이 슬리브 상하

(4)

0.95 y

Failure

f

n=30

0 0.02

f

y

Fig. 5 반복가력 스케쥴⁽¹¹⁾

재료의 종류 항복강도

(MPa)

인장강도 (MPa)

연신율 (%)

D25 철근 529 641 16.8

D32 철근 539 706 14.9

D35 철근 545 712 17.3

슬리브 재료 428 674 7.0

Table 2 철근과 슬리브 재료의 인장강도 시험결과⁽⁴⁾

모르타르 종류 3일(MPa) 7일(MPa) 가력일(MPa)

N 모르타르 57.6 73.4 87.5

H 모르타르 81.1 95.2 99.7

Table 3 충전 모르타르의 압축강도 시험결과⁽⁴⁾

실험체명 최대 응력 (MPa)

최종 파괴

형식^*1 실험체명 최대 응력 (MPa)

최종파괴 형식^*1 111'1'NC-1

111'1'HC-1 1122NC-1 1122HC-1

688 651 636 624

R R R R

1311NC-1 1322NC-1 1333NC-1 1333HC-1 1344NC-1 1344HC-1 1355NC-1 1355HC-1

711 709 710 709 709 712 635 712

R R R R B R B B 1211NC-1

1211HC-1 1222NC-1 1222HC-1

652 697 700 654

R R R R 221'2NC-1

221'2HC-1 694 708

B

R 231"2NC-1 709 R (비고)^*1 : 최종파괴형식→ R=철근파단, B=부착파괴

Table 4 실험결과

L 20m m

20mm L

LVDT

실험체 변위 측정장치 20mm

2,000kN U.T.M

Fig. 4 실험체 설치 및 가력상황

의 단부로부터 20mm 떨어진 철근에 장착한 변위 측정 Jig 사이의 변위계를 이용하여 측정하였다.

가력 스케쥴은 AIJ 기준⁽¹¹⁾에 따라서 Fig. 5와 같이 30회 반복가력을 실시한 후에 다시 인장력을 점증적으로 증가시켜서 실험체를 파괴시켰다. 여기서 fy는 접합된 철

근의 설계기준 항복강도이다. 본 실험에서는 실험체에 가 한 하중과 실험체의 변위 측정거리 사이의 상대변위를 각 단계별로 측정하였다.

2.4 실험 결과

Table 4에 19개 실험체에 대한 최대 응력과 최종 파 괴형식과 같은 실험 결과를 나타내었다. 그리고 Fig. 6 에 대표적인 실험체의 응력과 변위 측정거리 사이의 변 형률 관계를 나타내었다. 여기서 각 실험체의 응력(σ)과 변형률(ε)은 아래와 같이 구하였다.

σ= P Ast

(1) 여기서,

σ: 실험체에 작용하는 응력(MPa)

P: 실험체의 하중(N), Ast: 철근의 단면적(mm²)

ε= Δ

L ×100 (2) 여기서,

ε: 실험체의 변형률(%)

Δ: 실험체 변위 측정거리 간에서 늘어난 길이(mm) L: 실험체 변위 측정거리(mm)

(5)

철근의 정착길이가 6.5～6.8d인 4개의 D25용 A형 슬리브 철근이음 실험체(111'1'NC-1, 111'1'HC-1, 1122NC-1, 1122HC-1)와 철근의 정착길이가 6.5～

7d인 4개의 D32용 A형 슬리브 철근이음 실험체 (1211NC-1, 1211HC-1, 1222NC-1, 1222HC-1)는 모르타르 종류와 철근 규격에 관계없이 8개 모두 철근파 단에 의하여 파괴가 발생하였고 실험체의 최대강도는 철 근 규격인장강도(fu)보다 크게 나타났다. 그리고 각 실험 체는 하중의 증가에 따라서 실험체의 강성이 점차 저하 하기 시작하였고, 탄성범위 내에서 가력수를 증가시킬수 록 강성의 저하와 슬립현상이 증가하는 경향을 보였다.

그리고 실험체에 작용하는 응력이 철근의 설계기준 항복 강도(fy)를 초과할 때에 보다 급격한 강성저하가 나타나 면서 변형도 2.6～4.7% 범위에서 최대강도에 도달한 이 후에 파괴에 이르렀다.

그리고 슬리브 광구방향의 철근 정착길이가 6.8d이고 협구방향의 정착길이가 6.5d인 2개의 D32용 B형 슬리 브 이음 실험체(221'2NC-1, 221'2HC-1)중에서 상대 적으로 압축강도가 낮은 모르타르를 충전한 실험체 (221'2NC-1)는 충전 모르타르에서 철근이 빠지는 부착 파괴에 의하여 최종파괴가 발생한 반면에 상대적으로 고 강도 모르타르를 충전한 실험체(221'2HC-1)는 철근파 단에 의하여 최종파괴가 발생하였다. 최대강도는 상기의 두 실험체 모두 철근의 규격인장강도(fu)를 초과하였지만 고강도를 사용한 경우가 2% 정도 높게 나타났다. 또한 이 실험체들도 하중의 증가에 따라서 실험체의 강성이 점차 저하하였고, 탄성범위 내에서 가력수를 증가시킬수 록 강성저하와 슬립현상이 늘어나는 경향을 보였는데 이 러한 현상은 최종적으로 부착파괴가 발생한 실험체 (221'2NC-1)에서 보다 현저하게 나타났다. 그리고 상 기의 두 실험체는 변형도 3.1～3.4% 범위에서 최대강도 에 도달한 이후에 파괴에 이르렀으며, 최종 파괴형식이 다른 실험체가 있지만 B형 슬리브를 사용한 실험체들의 하중 증가에 따른 강성변화와 변형능력도 A형 슬리브 실 험체와 특별한 차이가 없는 것으로 나타났다.

철근의 정착길이가 6～7d인 4개의 D35용 A형 슬리 브 이음 실험체(1311NC-1, 1322NC-1, 1333NC-1, 1333HC-1)는 4개 모두 모르타르의 종류에 관계없이 철근파단에 의하여 최종파괴가 발생하였고 최대강도는

철근의 규격인장강도(fu)보다 크게 나타났다. 또한 이 실 험체들은 하중의 증가와 함께 강성이 점차 저하하였고 탄성범위 내에서 가력수를 증가시킬수록 강성저하와 슬 립현상이 커지는 경향을 보이면서 철근의 설계기준 항복 강도(fy)를 초과하면 보다 급격한 강성저하가 나타나면서 변형도 3.1～6.0% 범위에서 최대강도에 도달한 이후에 파괴에 이르렀다.

철근의 정착길이가 5d인 2개의 D35용 A형 슬리브 이음의 2개 실험체(1344NC-1, 1344HC-1)는 앞에서 설명한 D32용 B형 슬리브 이음의 2개 실험체 (221'2NC-1, 221'2HC-1)의 경우와 유사하게 충전한 모르타르의 종류에 따라서 최종 파괴형식이 다르게 나타 났으며, 최대강도, 하중 크기와 가력수에 따른 강성 변화 도 유사하게 나타났다. 그리고 상대적으로 압축강도가 낮 은 모르타르를 사용한 실험체(1344NC-1)는 변형도 3%, 고강도 모르타르를 사용한 실험체(1344HC-1)는 변형도 3.6%에서 최대강도에 도달한 이후에 파괴에 이 르렀다.

철근의 정착길이가 4d인 2개의 D35용 A형 슬리브 이음 실험체(1355NC-1, 1355HC-1)는 철근이 모르타 르에서 빠지는 부착파괴에 의하여 최종파괴가 발생하였 고 최대강도는 두 실험체 모두 철근의 규격인장강도(fu) 를 초과하였지만 고강도 모르타르를 사용한 실험체의 경 우가 상대적으로 압축강도가 낮은 모르타르를 사용한 경 우보다 12% 정도 높게 나타났다. 또한 이 실험체들은 하중의 증가와 함께 강성이 점차 저하하였고 탄성범위 내에서 가력수를 증가시킬수록 강성저하와 슬립현상이 커지는 경향을 보였는데 이러한 현상은 상대적으로 압축 강도가 낮은 모르타르를 사용한 실험체가 현저하게 나타 났다. 그리고 상대적으로 압축강도가 낮은 모르타르를 사 용한 실험체는 변형도 1.4%, 고강도 모르타르를 사용한 실험체는 변형도 2.8%에서 최대강도에 도달한 이후에 파괴에 이르렀다.

슬리브 광구방향의 철근 정착길이가 6.7d이고 협구 방향의 정착길이가 6.5d인 상대적으로 압축강도가 낮 은 모르타르의 D35용 B형 슬리브 이음 실험체 (231''2NC-1)는 철근파단에 의하여 최종파괴가 발생하 였고 최대강도는 철근의 규격인장강도(fu)보다 크게 나타 났다. 또한 이 실험체는 변형도 3.5%에서 최대강도에

(6)

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%)

fu=618M Pa fy=491M Pa (a) 1122NC-1

- D25 철근 - A형 슬리브 - N모르타르 - 광구/ 협구방향 철근의 정착길이=6.5d - 최종 파괴형식 : 철근파단

σmax=636M Pa

▼

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%)

fu=618M Pa fy=491M Pa (b) 1222HC-1

- D32 철근 - A형 슬리브 - H모르타르 - 광구/ 협구방향 철근의 정착길이=6.5d - 최종 파괴형식 : 철근파단

σmax=654M Pa

▼

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%)

fu=618M Pa fy=491M Pa (e) 1322NC-1

- D35 철근 - A형 슬리브 - N모르타르 - 광구/ 협구방향 철근의 정착길이=6.5d - 최종 파괴형식 : 철근파단

σmax=709M Pa

▼

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%)

fu=618M Pa fy=491M Pa (f) 1355NC-1

- D35 철근 - A형 슬리브 - N모르타르 - 광구/ 협구방향 철근의 정착길이=4d - 최종 파괴형식 : 부착파괴

σmax=635M Pa

▼ 0

100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%) fu=618M Pa fy=491M Pa (c) 221'2NC-1

- D32 철근 - B형 슬리브 - N모르타르 - 광구방향 철근의 정착길이=6.8d - 협구방향 철근의 정착길이=6.5d - 최종 파괴형식 : 부착파괴

σmax=694M Pa

▼

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%)

fu=618M Pa fy=491M Pa (d) 221'2HC-1

- D32 철근 - B형 슬리브 - H모르타르 - 광구방향 철근의 정착길이=6.8d - 협구방향 철근의 정착길이=6.5d - 최종 파괴형식 : 철근파단

σmax=708M Pa

▼

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%) fu=618M Pa

fy=491M Pa (g) 1355HC-1

- D35 철근 - A형 슬리브 - H모르타르 - 광구/ 협구방향 철근의 정착길이=4d - 최종 파괴형식 : 부착파괴

σmax=712M Pa

▼

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900

0 1 2 3 4 5

Stress (MPa)

Strain (%)

fu=618M Pa fy=491M Pa (h) 231"2NC-1

- D35 철근 - B형 슬리브 - N모르타르 - 광구방향 철근의 정착길이=6.7d - 협구방향 철근의 정착길이=6.5d - 최종 파괴형식 : 철근파단

σmax=709M Pa

▼

Fig. 6 대표적인 실험체의 응력-변형률 관계

(7)

500 600 700 800

3 4 5 6 7 8

D25/N mortar D25/H mortar D32/N mortar D32/H mortar D35/N mortar D35/H mortar Tensile strength ( MPa) (a) A형 슬리브 실험체

(실험체수=16개)

1.25fy = 613MPa (ACI 기준) fu = 618MPa

(AIJ 기준의 SA, A, B급)

500 600 700 800

3 4 5 6 7 8

D32/N mortar D32/H mortar D35/N mortar (b) B형 슬리브 실험체

(실험체수=3개)

1.25fy = 613MPa^{(ACI 기준)} fu = 618MPa (AIJ 기준의 SA, A, B급)

Development length of rebar (d)

Tensile strength ( MPa)

Fig. 7 인장강도의 비교(철근 규격과 모르타르 종류)

500 600 700 800

3 4 5 6 7 8

철근파단 부착파괴 전체 실험체 (실험체수=19개)

1.25fy = 613MPa (ACI 기준) fu = 618MPa

(AIJ 기준의 SA, A, B급)

Fig. 8 인장강도의 비교(최종 파괴형식)

500 600 700 800

3 4 5 6 7 8

A형 슬리브/D32 B형 슬리브/D32

A형 슬리브/D35 B형 슬리브/D35

D32, D35 슬리브 실험체

1.25fy = 613MPa^{(ACI 기준)} fu = 618MPa

(AIJ 기준의 SA, A, B 급)

Development length of rebar (d) Fig. 9 인장강도의 비교(슬리브 종류) 도달한 이후에 파괴에 도달하였으며, 이 실험체의 하중

증가에 따른 강성변화와 변형능력은 A형 슬리브 실험체 와 유사하게 나타났다.

3. 실험 결과의 분석

인장강도, 강성, 슬립의 본 실험 결과에 대하여 실험 변수인 철근의 정착길이, 충전 모르타르의 종류, 철근의 규격, 슬리브의 종류, 최종 파괴형식 등에 따르는 영향을 분석하고, 국내기준⁽³⁾ 및 ACI 기준⁽¹²⁾과 AIJ 기준⁽¹¹⁾에 서 요구하는 구조성능에 대한 만족 여부를 검토하였다.

한편, 19개의 전체 실험체 중에서 1122HC-1 실험체는 가력 도중에 실험체에 장착한 LVDT 이상으로 인하여 실험체의 변위 측정이 정상적으로 되지 않았기 때문에 강성과 슬립에 대한 분석에서 제외하였다.

3.1 인장강도

국내기준과 ACI 기준에서 기계식 철근이음은 철근 설 계기준 항복강도(fy)의 125% 이상의 인장력과 압축력을 전달할 수 있어야 한다고 규정되어 있다. AIJ 기준에서

는 철근이음의 위치나 구조설계의 방법에 따라서 철근이 음의 구조성능을 4단계(SA급, A급, B급, C급)로 구분 하여 사용하고 있고, 상위 3단계(SA급, A급, B급)에서 는 철근의 인장강도(fu) 이상이거나 철근의 설계기준 항 복강도의 135% 이상이 되는 하중을 전달할 수 있어야 한다고 정하고 있다.

Fig. 7∼9에서 본 실험체의 인장강도를 주요한 실험 변수에 따라서 비교하였다.

Fig. 7에서는 슬리브 타입에 따라서 실험 자료를 2개 그룹으로 나누어서 철근 규격과 모르타르 종류의 영향을 알기 위하여 철근 규격과 모르타르 종류 별로 분류하여 인장강도를 비교하였다. Fig. 8에서는 실험체의 최종 파 괴형식의 영향을 알아보기 위하여 최종 파괴형식별로 나 누어서 인장강도를 비교하였다. Fig. 7의 (a)와 (b)에서 철근의 정착길이가 6.5d 이상인 실험결과를 보면 큰 규 격의 철근을 사용한 슬리브 철근이음 실험체일수록 인장 강도가 높게 나타나고 있다. 이것은 철근 규격에 따른 슬 리브 철근이음 실험체의 인장강도 차이가 아니라 앞에서

(8)

ε 0

0

Stress

Strain

1CE

0.95fy 1회 반 복

30CE 30회 반복

0

※ Eo는 접 합철근 의 탄 성계수 <단 조 가 력 >

1CE ≥ 0.9Eo : SA급 1CE ≥ 0.7Eo : A급 <반 복 가 력 >

30CE/1CE ≥ 0.85 : SA급 30CE/1CE ≥ 0.5 : A급

Fig. 10 강성의 정의⁽¹¹⁾

1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

3 4 5 6 7 8

A형 슬리브 실험체 (실험체수=15개)

1cE = 0.9Eo (AIJ 기준의 SA급) 1cE (×105 MPa)

(a)

1cE = 0.7Eo (AIJ 기준의 A급)

0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

3 4 5 6 7 8

D25/N mortar D25/H mortar D32/N mortar D32/H mortar D35/N mortar D35/H mortar 30cE/1cE=0.85 (AIJ기준의 SA급)

30cE/1cE

30cE/1cE=0.5 (AIJ기준의 A급)

(b)

1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

3 4 5 6 7 8

B형 슬리브 실험체 (실험체수=3개)

1cE = 0.9Eo(AIJ 기준의 SA급) 1cE (×105 MPa)

1cE = 0.7Eo (AIJ 기준의 A급)

(c)

0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

3 4 5 6 7 8

D32/N mortar D32/H mortar D35/N mortar 30cE/1cE=0.85 (AIJ기준의 SA급)

30cE/1cE

(d)

Development length of rebar (d) Fig. 11 강성의 비교 (철근 규격과 모르타르 종류)

기술한 Table 2에 나타난 것과 같이 철근의 제작과정에 서 발생한 철근 규격에 따른 인장강도 차이 때문이라고 판단된다.

한편, Fig. 7의 (a)와 Fig. 8에서 나타난 것과 같이 D35 철근을 사용한 A형 슬리브 철근이음에서는 철근 정착길이가 4d이고 압축강도가 상대적으로 낮은 N모르 타르를 충전하여 철근이 모르타르에서 빠지는 부착파괴 가 발생한 경우에는 다른 실험체보다도 인장강도가 10%

이상 낮게 나타났다. 그러나 Fig. 7과 8에 나타난 것과 같이 19개의 전 실험체는 최종 파괴형식에 관계없이 철 근의 설계기준 항복강도(fy)의 125% 이상 인장강도를 발휘하여 ACI 기준을 만족하였으며, 철근의 규격인장강 도(fu) 이상의 인장강도를 발휘하여 AIJ 기준의 상위 3 단계도 만족하였다.

Fig. 9에서는 슬리브 종류의 영향을 파악하고자 거의 유사한 조건의 실험체만 선택하여 비교하였다. 여기서 철 근 정착길이가 6.5d 이상인 경우에서 A형 슬리브에 D32 철근을 사용한 2개 실험체의 인장강도가 상대적으 로 낮게 나타났지만 이 실험체도 철근 파단에 의하여 내 력이 결정되었기 때문에 슬리브 종류가 실험체의 인장강 도에 특별하게 영향을 미치지 않은 것으로 판단되었다.

3.2 강성

기계식 철근이음의 강성에 대하여 국내기준과 ACI 기 준에서는 특별히 정해진 규정이 없다. 그러나 AIJ 기준 에서는 강성을 3단계(SA급, A급, B급)로 나누어서 철 근이음의 위치나 구조설계의 방법에 따라서 규정하고 있다. AIJ 기준에서는 반복가력을 실시한 경우에서의 강 성에 대하여 Fig. 10과 같이 정의하고 있다. 또한 이 그 림에서는 참고로 단조가력을 실시한 경우에서의 강성에 대해서도 나타내었다.

(9)

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

1311NC-1(ℓ =7d) 1322NC-1(ℓ =6.5d) 1333NC-1(ℓ =6d) 1344NC-1(ℓ =5d) 1355NC-1(ℓ =4d)

Number of cycle Stiffness (×105 MPa)

(a) N mortar

d

1cE=0.9Eo(AIJ 기준의 SA급)

1cE=0.7Eo(AIJ 기준의 A급)

d d

d

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

1333HC-1(ℓ =6d) 1344HC-1(ℓ =5d) 1355HC-1(ℓ =4d)

(b) H mortar

d 1cE=0.9Eo(AIJ 기준의 SA급)

1cE=0.7Eo(AIJ 기준의 A급)

d d

Fig. 13 반복가력에 의한 강성변화 추이 (철근 정착길이)

1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

3 4 5 6 7 8

전체 실험체 (실험체수=18개)

1cE = 0.9Eo (AIJ 기준의 SA급) 1cE (×105 MPa)

1cE = 0.7Eo(AIJ 기준의 A급)

(a)

0.2 0.4 0.6 0.8 1.0

3 4 5 6 7 8

철근파단 부착파괴 30cE/1cE=0.85 (AIJ기준의 SA급)

30cE/1cE

(b)

Development length of rebar (d) Fig. 12 강성의 비교 (최종 파괴형식)

Fig. 11에서는 반복가력에서 1 사이클째 강성(이하,

1cE)과 1 사이클째 강성에 대한 30 사이클째 강성의 비 율(이하, 30cE/1cE)을 철근의 정착길이, 모르타르 종류, 철근 규격에 따라 비교하였다. 여기서도 인장강도의 경우 와 마찬가지로 상호간의 비교를 용이하게 하기 위하여 슬리브 타입에 따라서 실험 자료를 나누었다. Fig. 12에 서는 실험체의 강성을 최종 파괴형식 별로 분류하였다.

Fig. 11의 (a)와 (b)에 나타난 것처럼 철근의 정착길 이가 6.5d 이상인 모든 실험체는 1 사이클째 반복가력 에서의 강성인 1cE가 SA급의 구조성능을 나타내었지만, 반복가력에 의한 강성의 저하비율 30cE/1cE은 D25 철근 용 실험체 2개 실험체는 SA급에 다소 못미치는 A급의 구조성능을 보였지만 그 외의 실험체는 SA급의 구조성 능을 나타내었다. 그리고 철근의 정착길이가 6d 이하인 6개 실험체도 1cE는 SA급의 구조성능을 나타내었지만,

30cE/1cE은 고강도 충전 모르타르를 사용한 실험체는 SA 급의 구조성능을 나타내었지만 상대적으로 강도가 낮은 모르타르를 충전한 실험체는 SA급에 다소 못미치는 A급 의 강성을 보였다. 그리고 Fig. 11의 (a)∼(d)에서 알 수 있는 것과 같이 본 실험체의 강성은 인장강도의 경우

와 마찬가지로 슬리브 종류에 따른 특별한 영향은 없는 것으로 나타났다.

Fig. 13에서 대표적인 8개 실험체에 대한 반복가력 횟수에 따른 강성 변화 추이에 대하여 철근 정착길이의 영향을 나타내었다. 여기서는 실험체를 충전 모르타르의 종류에 따라서 2개 그룹으로 분류하였다. Fig. 13의 (a)에 나타난 것과 같이 상대적으로 강도가 낮은 N모르 타르를 충전한 실험체는 철근 정착길이가 감소할수록 반 복가력의 초기단계부터 강성이 낮게 나타났고 강성이 감 소하는 비율은 철근 정착길이의 차이에 따른 특별한 차 이 없이 반복가력 횟수가 증가함에 따라서 서서히 감소 하는 경향을 보였다. Fig. 13의 (b)에서는 상대적으로 강도가 높은 H모르타르를 충전한 실험체도 철근 정착길 이에 따른 실험체의 강성 차이를 보였지만 N모르타르를 충전한 경우보다는 차이가 상당히 적게 나타났다.

Fig. 14에서 대표적인 6개 실험체에 대한 반복가력 횟수에 따른 강성 변화 추이에 대하여 모르타르 종류의

(10)

0 100 200 300 400 500 600

0

0.95fy

Strain

Stress

0

※ f_y= 철근의 설계기준 항복강도

Slip ≤ 0.3mm (AIJ 기준의 SA, A급) 0.02fy

30회 반복

Fig. 15 슬립의 정의⁽¹¹⁾

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5

3 4 5 6 7 8

철근파단 부착파괴 (a) 30번째 사이클에서 슬립

0.3mm (AIJ 기준의 SA급, A급)

Slip (mm)

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5

3 4 5 6 7 8

(b) 1번째 사이클에서 슬립

Slip (mm)

Development length of rebar (d) 전체 실험체 (실험체수=18개)

Fig. 17 슬립의 비교 (최종 파괴형식) 0.5

1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

1333NC-1(ℓ =6d) 1333HC-1(ℓ =6d) 1344NC-1(ℓ =5d) 1344HC-1(ℓ =5d) 1355NC-1(ℓ =4d) 1355HC-1(ℓ =4d)

d

1cE=0.9Eo(AIJ 기준의 SA급) 1cE=0.7Eo(AIJ 기준의 A급)

d d

d d d

Fig. 14 반복가력에 의한 강성변화 추이 (모르타르 종류)

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5

3 4 5 6 7 8

D25/N mortar D25/H mortar D32/N mortar D32/H mortar D35/N mortar D35/H mortar

Slip (mm)

(a) A형 슬리브 실험체 (실험체수=15개)

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5

3 4 5 6 7 8

D32/N mortar D32/H mortar D35/N mortar (b) B형 슬리브 실험체

(실험체수=3)

Slip (mm)

Fig. 16 슬립의 비교 (철근 규격과 모르타르 종류) 영향을 보여주고 있다. 여기서는 철근 정착길이가 6d인

실험체인 경우에서 초기 강성이 상대적으로 강도가 낮은 N모르타르를 충전한 경우에서 높게 나타난 경우를 제외 하고, 고강도 모르타르를 충전한 실험체가 전체적으로 강 성이 높게 나타났고 반복가력 횟수가 증가함에 따른 강 성의 감소하는 비율도 낮게 나타났다.

3.3 슬립

기계식 철근이음의 슬립에 대하여 국내기준과 ACI 기 준에서는 특별히 정해진 규정이 없지만 AIJ 기준에서는 반복가력을 실시한 경우에서의 슬립에 대하여 Fig. 15와 같이 정의하고 있다.

Fig. 16에서는 철근 규격과 모르타르 종류의 영향을 파악하기 위하여 철근 규격과 모르타르 종류 별로 분류 하여 슬립을 비교하였다. 여기서도 인장강도와 강성의 경 우와 마찬가지로 상호간의 비교를 용이하게 하기 위하여

슬리브 타입에 따라서 실험 자료를 분류하였다. Fig. 17 에서는 실험체의 최종 파괴형식의 영향을 알기 위하여 최종 파괴형식별로 분류하여 슬립을 비교하였다. Fig.

(11)

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5 1.8

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

1333NC-1(N mortar/ℓ =6d) 1333HC-1(H mortar/ℓ =6d)) 1344NC-1(N mortar/ℓ =5d) 1344HC-1(H mortar/ℓ =5d) 1355NC-1(N mortar/ℓ =4d) 1355HC-1(H mortar/ℓ =4d)

Number of cycle

Slip (mm)

d d d d d

d

Fig. 19 반복가력에 의한 슬립 변화 추이 (모르타르 종류)

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

1311NC-1(ℓ =7d) 1322NC-1(ℓ =6.5d) 1333NC-1(ℓ =6d) 1344NC-1(ℓ =5d) 1355NC-1(ℓ =4d)

Slip (mm)

d d d

d d

(a) N mortar

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2 1.5

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30

1333HC-1(ℓ =6d) 1344HC-1(ℓ =5d) 1355HC-1(ℓ =4d)

Number of cycle

Slip (mm)

d d

d

(b) H mortar

Fig. 18 반복가력에 의한 슬립 변화 추이 (철근 정착길이)

16의 (a)에서 D35 철근을 사용한 A형 슬리브 실험의 결과를 보면 철근의 정착길이가 짧을수록 그리고 충전 모르타르의 압축강도가 낮을수록 슬립이 증가하는 경향 을 보였다. 그리고 Fig. 16 (a)와 (b)의 철근의 정착길 이가 6.5d 이상인 A형과 B형 슬리브 실험결과에서는 D25 철근을 사용한 실험체를 제외하고 12개의 실험체 중에서 AIJ 기준 A급의 한계치인 0.3mm를 초과하는 경우는 상대적으로2 강도가 낮은 N모르타르를 충전한 3 개 실험체의 경우로 충전 모르타르 강도가 슬립에 영향 을 나타내었다. 여기서 상대적으로 직경이 작은 D25 철 근을 사용한 실험체가 슬립이 크게 나타난 이유는 철근 직경이 작은 실험체일수록 철근과 슬리브 사이의 간격이 줄어들면서 철근에 대한 충전 모르타르의 피복두께가 얇 아진 상태에서 SD400 철근용 슬리브의 경우보다 25%

정도 높은 응력이 작용함에 따라서 슬리브 단부에서 슬 리브 내부로 향하는 원추형 균열이 충전 모르타르에서 상대적으로 조기에 발생하여 철근의 빠짐량이 상대적으 로 증가하였기 때문으로 추정할 수 있다. 한편 Fig. 16 에서 나타난 것과 같이 유사한 조건의 B형 슬리브 실험 체에서 다소 슬립이 증가한 결과를 보였지만, 이것만으로 슬립에서 슬리브 종류에 따른 영향이 특별하게 나타났다 고 단정하기는 어렵다.

Fig. 17에서는 전체 실험체를 최종 파괴형식 별로 분 류하여 반복가력에서의 최종 슬립인 30번째 사이클에서 의 슬립과 함께 1번째 사이클에서의 슬립을 같이 나타내 었다. 이 그림에 나타난 것과 같이 30회의 반복가력으로 인하여 초기 슬립량이 평균 50% 정도 증가함에 따라서 AIJ 기준 A급의 한계치인 0.3mm를 초과하는 실험체가 증가하는 결과를 보였다. 그리고 부착파괴가 최종적으로 발생한 실험체는 철근 파단된 실험체보다 처음부터 슬립 이 크게 나타나면서 30번째 사이클에서 슬립의 차이가 더 증가한 것으로 나타났다.

Fig. 18에서 대표적인 8개 실험체에 대한 반복가력 횟수에 따른 슬립 변화 추이에 대하여 철근 정착길이의 영향을 보여주고 있다. 여기서도 강성의 경우와 마찬가지 로 실험체를 충전 모르타르의 종류에 따라서 2개 그룹으 로 분류하였다. Fig. 18의 (a)에 나타난 것과 같이 상대 적으로 강도가 낮은 N모르타르를 충전한 실험체는 철근 의 정착길이가 감소할수록 반복가력의 초기단계부터 슬

립이 크게 나타났고 반복가력 횟수가 증가함에 따른 슬 립이 증가하는 비율도 철근 정착길이가 작은 실험체일수 록 증가하는 경향을 보였다. Fig. 18의 (b)에서는 상대 적으로 강도가 높은 H모르타르를 충전한 실험체도 철근

(12)

의 정착길이에 따른 실험체의 슬립 변화 추이의 차이를 보였지만 상대적으로 적게 나타났다.

Fig. 19에서 대표적인 6개 실험체에 대한 반복가력 횟수에 따른 슬립 변화 추이에 대하여 모르타르 종류의 영향을 보여주고 있다. 여기서는 고강도 모르타르를 충전 한 실험체가 슬립이 작게 나타났고 반복가력 횟수가 증 가함에 따른 슬립의 증가하는 비율도 낮게 나타났으며, 특히 철근의 정착길이가 작은 실험체에서 모르타르 종류 에 따른 차이가 보다 현저하게 나타났다.

4. 결 론

본 연구에서는 구상흑연 주철을 이용하여 SD500 고 강도 D25, D32, D35 철근용으로 개발한 모르타르 충 전식 슬리브 철근이음을 대상으로 실물크기의 19개 실험 체를 제작하여 반복가력실험을 실시한 후에 강도, 강성, 슬립과 같은 구조성능을 실험변수에 의한 영향을 분석하 고, 국내기준을 비롯한 주요기준에 따라서 평가하여 다음 과 같은 결론을 얻었다.

1) SD500 철근용으로 개발한 슬리브 철근이음은 28일 설계기준 압축강도가 75MPa 이상인 모르타르를 사 용하고 철근의 정착길이를 6.5d 이상이 되도록 하면 국내 및 ACI 기준의 구조성능에 대한 규정을 충족하 였다.

2) SD500 철근용으로 개발한 슬리브 철근이음은 28일 설계기준 압축강도가 75MPa 이상인 모르타르를 사 용하면서 철근의 정착길이를 6.5d 이상이 되도록 하 면 AIJ 기준 A급 이상의 강도와 강성을 보유하고 있는 것으로 확인되었다.

3) SD500 철근용으로 개발한 D32, D35 슬리브 철근 이음의 슬립이 AIJ 기준 A급 이상의 성능을 만족시 키기 위해서는 철근의 정착길이가 6.5d 이상이 되도 록 하면서 28일 설계기준 압축강도가 95MPa급인 충전 모르타르를 사용하여야 한다.

4) 철근의 정착길이와 충전 모르타르의 압축강도는 반복 하중을 받는 슬리브 철근이음의 구조성능에 미치는 영향이 다른 실험변수보다 크게 나타났다. 특히 고강 도 충전 모르타르는 반복가력으로 인한 슬리브 철근

이음의 강성 저하와 슬립 증가를 억제하는 효과를 보 였다.

5) 슬리브 철근이음의 최종 파괴형식은 철근 정착길이와 충전 모르타르의 압축강도에 의하여 결정되었고, 부 착파괴가 발생한 실험체는 철근 파단된 경우보다 반 복가력에 의한 강성 저하와 슬립 증가 현상이 크게 나타났다.

6) 슬리브 철근이음의 구조성능에 슬리브 종류에 따른 영향은 특별하게 나타나지 않았다.

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4, 1996年 4月, pp. 15-23.

(13)

11. 日本建築學會, “鐵筋コンクリ-ト造配筋指針同解說”, 1986 年, pp. 271-279.

12. ACI Committee 318M-05, “Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary(318M-05)”, pp. 211-215.

13. Hyong-Kee Kim, “Structural Performance of Steel Pipe Splice for SD500 High-strength

Reinforcing Bar under Cyclic Loading”, Architectural Research, Vol. 10, No. 1, June 2008, pp. 13-23.

(접수일자 : 2008년 8월 4일) (심사완료일자 : 2008년 10월 29일)