< PreviousMagazine of the Korea Concrete Institute 18 찰계수를 결정해야 한다. 현행 콘크리트구조기준(2012)과 ACI 318-14, AASHTO LRFD에서는 마찰계수를 결정할 때 골재노 출면과 쪼아내기면에 대한 정의가 불명확하다. 따라서 6 mm 요철면과 골재노출면, 쪼아내기면에 대하여 약 6 mm 깊이로 요철을 거칠게 만든 굳은 콘크리트에 새로 친 콘크리트로 가정하여 마찰계수 1.0을 적용하였다. 도로교설계기준(한계상태설계법, 2015)과 Eurocode 2에서는 <그림 7>과 같은 규격으로 인위적으로 제작된 요철면일 경우 점착계수와 마찰계수를 각각 0.5와 0.9 를 적용할 수 있으므로 6mm 요철면의 경우 이 계수값 을 적용하고 쪼아내기면과 골재노출면의 경우 도로교 설계기준(한계상태설계법, 2015)는 점착계수 0.45와 마찰계수 0.7, Eurocode 2는 점착계수 0.4와 마찰계수 0.7로 적용하였다. 현행 설계기준에서 규정하고 있는 전단마찰 강도 계 산식으로 계산된 전단마찰 강도와 실험으로 계측된 전 단마찰 강도를 비교하면 <그림 8 ~ 11>과 같다. 여기 서 설계기준에 규정된 계산식으로 전단마찰 강도를 계 산할 때에는 주어진 항복강도 제한값을 사용한 것이 아 니라 실제 철근의 항복강도를 그대로 사용하였다. <그 림 8 ~ 11>과 같이 설계기준 계산값은 콘크리트의 압축 강도가 80 MPa ~ 105 MPa일 경우 실험값과 계산값의 비율(exp/cal)이 1.0보다 큰 값을 보이며 안전율이 높게 나타났으며 값이 증가할수록 실험값과 계산값의 비 율이 1.0보다 작아지며 안전율이 감소하므로 과대평가 하는 것으로 나타났다. 이것은 실제 실험으로 계측된 자료에서 철근의 항복 강도가 567 MPa보다 큰 실험체는 철근이 항복하지 않 았음을 확인하였고 이를 설계기준에서 반영하여 철근 의 항복강도를 제한한 것으로 판단된다. 한편, 콘크리 트구조기준(2012)과 ACI 318-14의 경우에는 전단마 찰 강도를 계산할 때 콘크리트의 영향을 나타내는 변수 도 포함되어 있지 않고 있다. 이러한 결과로 현행 설계 기준에서 규정하고 있는 전단마찰 강도 계산식은 고강 도 콘크리트가 될수록, 값이 증가할수록 실제 실험 값과 잘 맞지 않은 결과를 보여주고 있다. 따라서 고강 도 콘크리트와 현재 개발되고 있는 700 MPa급 철근을 특집 1 | SPECIAL ARTICLES 그림 8. KCI(2012)와 ACI 3188-14 계산값과 실험값의 비율 그림 9. AASHTO LRFD 계산값과 실험값의 비율 그림 10. KHBDC(LSD, 2015) 계산값과 실험값의 비율 그림 11. Eurocode 2 계산값과 실험값의 비율제 32권 1호 2020. 01 19 전단마찰 강도 계산에 적용하기 위해 현행 설계기준에 서 규정하고 있는 전단마찰 강도 계산식을 수정할 필요 가 있다고 판단된다. 5. 맺음말 지금까지 고강도 철근이 적용된 전단마찰 강도를 평 가하기 위해 철근콘크리트 부재실험을 수행하고 실헙 값과 현행 설계기준에서 규정하는 전단마찰강도 계산 식으로 계산된 계산값을 비교하였다. 실험에서는 철근 의 항복강도가 567 MPa보다 클 경우 최대하중일 때 항 복하지 않는 것으로 나타났으며 현행 설계기준은 이를 반영하여 사용되는 철근의 항복강도를 제한하고 있다. 이럴 경우 현재 개발되고 있는 700 MPa 철근을 전단마 찰 철근으로 사용할 수 없으며 700 MPa 철근이 전단마 찰면에 적용될 수 있도록 설계기준 계산식을 수정할 필 요가 있을 것으로 판단된다. 담당 편집위원 : 이정윤(성균관대학교) jungyoon@skku.edu 1. 신현묵, 이재훈, “철근콘크리트”, 제 11판, 동명사, 2013. 2. 최호형, “대구경 고강도 철근을 이용한 철근콘크리트 부 재의 전단마찰거동에 대한 실험적 연구”, 석사학위논문, 영남대학교, 2016. 3. 한국도로교통협회, “도로교설계기준(한계상태설계법) 해설(2015)”, 건설정보사, 2015. 4. 한국콘크리트학회, “콘크리트구조기준해설”, 기문당, 2012. 5. 한국에너지기술평가원, “원전구조물의 고강도 철근 적용 기술 개발”, 최종보고서, 한국콘크리트학회, 2016. 6. 한국수력원자력, “고강도 철근의 보완성능실험을 통한 설계기술기준 개발”, 최종보고서, 한국콘크리트학회, 2019. 7. 한국산업기술평가원, “사회 안전 확보를 위한 700 MPa 급 철근 활용 내진용 철근콘크리트 개발”, 중간보고서, 한 국콘크리트학회, 2018. 8. ACI Committee 318, “Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary,” American Concrete Intitute, Farmington Hills, Michigan, 2014. 9. AASHTO LRFD Bridge Specification, “American Association of State Highway and Transportation Officials,” 6th edition, U.S. units, 2012. 10. CEN, “Eurocode 2: Design of Concrete Structures – Part 1-1: General Rules,” European Committee for Standardization, 2005. 11. Gabriel Augusto Zeno, “Use of High-Strength St eel Reinforcement in Shear Friction Applications,” B.S. in Civil Engineering, Univ. Puerto Rico at Mayagüez, 2005. 12. Lawrence F. Kahn and Andrew D. Mitchell, “Shear Friction Tests with High-Strength Concrete,” American Concrete Institute, ACI Structural Journal, Vol. 99, No. 1, pp. 98-103, 2002. 참고문헌 이재훈 교수는 Univ ersity of Wisconsin Madison에서 철근콘크리 트 장주설계를 주제로 박사학위를 취득 하였고, 삼성건설주식회사 기술연구소 를 거쳐 1994년부터 영남대학교 교수 로 재직하고 있다. 토목구조기술사, 미 국 PE이며, 관심 연구 분야는 고강도 철 근콘크리트구조, 내진설계, 프리케스트 RC 및 PSC, FRP 합성구조 및 강합성구 조이다. 현재 우리 학회 제16대 회장을 맡고 있다. jhl79@ynu.ac.kr 김호영 박사후연구원 은 영남대학 교에서 이재훈 교수의 지도 아래 분리 타설된 철근콘크리트 부재의 전단마찰 강도로 박사학위를 취득하였고, 2019 년 9월부터 영남대학교 건설시스템공 학과 박사후연구원으로 재직하고 있다. 주로 철근콘크리트 교각의 내진성능 및 고강도 철근콘크리트구조 특성에 대한 연구를 수행하고 있다. hpm00700@hanmail.netMagazine of the Korea Concrete Institute 20 고강도 철근을 사용한 RC 저형 벽체의 전단마찰강도 성능 Shear Friction Capacity of RC Squat Walls with High Strength Bars 특집 2 | SPECIAL ARTICLES 김성현 Sung Hyun Kim 서울대학교 건설환경종합연구소 연구원 백장운 Jang Woon Baek 육군사관학교 토목환경학과 교수 박홍근 Hong Gun Park 서울대학교 건축학과 교수 1. 머리말 원자력발전소 구조물은 안전성을 확보하기 위해 높은 성능을 요구하기 때문에 철근콘크리트 벽체 내에 많은 양의 대구 경 철근을 사용하게 된다. 그러나 <그림 1>과 같이 과도한 철근 밀집에 의해 시공성과 경제성이 크게 저하되기 때문에 고 강도 철근의 사용이 요구된다. 그래서 원전구조물의 벽체 휨 및 전단 설계에 사용되는 철근의 최대 설계기준 항복강도를 420 MPa에서 550 MPa로 상향 조정하기 위한 구조실험연구가 활발히 수행되어 왔다(Park et al. 2015, Baek et al. 2017). 이러한 연구결과를 바탕으로 국내 콘크리트학회 구조기준 KCI 2017에서는 벽체 휨 및 전단 저항 철근의 항복강도가 최 대 600 MPa까지 허용되었으며, ACI318-19 기준에서는 특수구조벽체에 한하여 휨 및 전단 저항 철근의 허용항복강도가 최대 690 MPa까지 많이 증가하였다. 그러나 원전구조물의 벽체는 주로 형상비가 0.5 이하의 낮은 저형전단벽체이기 때 문에 반복하중 하에서 벽체의 시공줄눈에서 발생하는 전단마찰에 매우 취약할 수 있어 이에 대한 검증이 추가로 요구되 고 있다. 국내 원전기준인 KEPIC SNC에서는 전단마찰 설계를 KCI 2017 또는 ACI318-19와 동일한 형태의 전단마찰강도 설계 식을 사용하고 있다. 고강도 철근에 대한 설계 개념이 불명확한 상황에서 보수적인 설계를 유지하기 위하여 현행 설계기 준에서는 철근의 허용항복강도를 각각 KCI에서는 500 MPa, ACI에서는 420 MPa로 제한하고 있다. 이 때문에 고강도 철 근을 사용하더라도 많은 전단마찰 철근량이 요구되며, 일반적으로 원전벽체의 수직철근은 전단마찰저항성능을 확보하 기 위하여 휨저항에 필요한 요구량보다 30% 증가하는 것으로 알려져 있다. 또한, 저형벽체의 전단마찰강도는 시공줄눈 의 표면처리 상태에 따라 전단벽체의 내진성능이 크게 좌우될 수 있어서 주의가 필요하다. 본 기사에서는 여러 실험연구 를 통해 밝혀진 저형 벽체의 전단마찰 성능의 특징을 살펴보고, 550 MPa 이상의 고강도 전단마찰철근에 대한 현행설계 기준을 평가하고자 한다. 2. 원전구조물 저형벽체의 특성 원전구조물은 사고 발생 시 인명, 재산, 환경에 대한 극심한 피해를 초래할 수 있다. 그리고 원자로를 보호하는 격납 건물(containment)이 직접적인 타격을 받은 경우가 아니라도 원전 시설에 대한 제어 시설이 구축되어있는 보조 건물 (auxiliary building)의 손상에 의해 전체 시스템이 마비되고 피해가 발생할 수 있다. 따라서 격납건물의 쉘 벽체뿐만 아니제 32권 1호 2020. 01 21 라 보조 건물의 저형벽체에 대해서도 높은 구조성능이 요구된다. <그림 2>는 원전구조물의 일반적인 평면 중 일부를 발 췌한 것이다. 여기서 특징적인 점은 일반 건물의 일자형 벽체 배열과 달리 원전 보조 건물의 저형벽체는 중앙의 격납 건물 벽체를 중심으로 격자형으로 배열되어 있다. 따라서 전단마찰에 대하여 단일 벽체들이 각각 독립적으 로 저항하기보다는 인접 벽체의 영향을 받아 함께 저항 하는 특징이 있으므로 설계에서 이에 대한 고려가 필요 하다. 3. 고강도 철근을 사용한 RC 저형벽체의 실험 연구 3.1 현행 설계기준 <표 1>은 국내 및 해외 현행 설계기준에 따른 전단마 찰강도 설계기준을 요약한 것이다. 일반적으로 설계기 준에서 전단마찰강도 식은 미끄러짐 파괴 시 벽체와 기 초 계면 사이의 마찰저항력이 발생한다는 가정하에 계 면의 마찰계수×수직항력의 형태로 정의된다. 여기서 수 직항력은 수직철근의 항복에 의해 발생하는 수직반력 ()과 벽체에 작용하는 축력( )을 포함한다. 이외에 도 전단마찰저항 성능에는 콘크리트 점착력, 골재의 맞 물림효과, 다우얼 거동 등이 고려될 수 있다. 이러한 전단 마찰이론을 바탕으로 각국의 설계기준에서는 전단마찰 강도 식을 제시하고 있다. 그러나 지진하중과 같은 동적하중이 작용하는 경우 계 면의 미끄러짐 발생 이후 반복하중에 의하여 콘크리트에 의한 전단마찰저항 기여는 사라지게 된다. 이를 고려하 여 국내 KCI 2107 기준 및 미국 ACI 318-19 기준에서는 계면의 마찰저항력만으로 전단마찰강도를 평가하고 있 다. 그리고 보수적인 설계를 위하여 항복강도를 KCI에서 는 500 MPa, ACI에서는 420 MPa로 제한하고 있다. 표 1. 현행 설계기준별 전단마찰식 Design equations Adhesion Aggregate interlocking Shear-frictionDowel actionMaximum limitation Under dynamic or fatigue load fy,allow (MPa) VaVaiVsfVdVsf,max KCI (or ACI 318) --μ(Asfy+P)-min 0.2Acfc′ min 0.2Acfc′ - 500 (KCI) 420 (ACI) 11Ac 5.5Ac (3.3+0.08 fc′)Ac Eurocode 2 cEuroAcfctd - μ(Asfy+P) -0.5νEuroAcfc′0.5cEuro600 Eurocode 8 --min μEuro[(Asfy+P)ξ+M/z] min 1.3As(fyfc′)1/2 - -600 0.5ηfc′ξlwtw0.25Asfc′-600 fib MC 2010 -cfib,rfc′1/3μ(k1Asfy+P)k2As(fyfc′)1/2βcνfibAcfc′0.4V slid 600 그림 1. 원전구조물 벽체의 철근 배근 상세 그림 2. 원전구조물의 일반적인 평면Magazine of the Korea Concrete Institute 22 Eurocode2 설계식은 전단마찰강도에 대한 콘크리 트의 점착력에 의한 기여를 포함한다. 항복강도 제한 요건은 ACI보다 큰 600 MPa로 규정하고 있다. 반면 Eurocode8 설계식은 내진설계 기준으로서 전단마찰강 도( )에 추가로 다우얼거동 강도( ), 미끄러짐 거동에 의한 수직 철근 기울어짐 효과( )를 동시에 고려하고 있으며 동적하중에 의한 전단마찰강도 저감현상을 반영 한다. fib MC 2010 설계식은 전단마찰강도( )뿐만 아니라 골재의 맞물림 효과( )와 다우얼거동( )을 모두 고려 한다. 3.2 벽체 전단마찰강도와 관련한 연구 동향 전단마찰이론은 Birkeland에 의하여 처음 개발되었으 며, 많은 연구자에 의해 연구되어왔다. 그러나 전단마찰 거동에 관련된 대다수의 실험은 단조하중 하의 Push-off 실험에 집중되어있다. Mattock, Randle과 같은 연구자 에 의해 지진하중과 같은 반복 횡 하중이 작용하는 경우 전단마찰저항성능이 상당히 저감 된다는 것이 보고된 바 있다. 특히 반복하중 하에서 전단마찰강도에 대한 콘크 리트 점착력과 휨 모멘트에 의한 영향은 거의 사라지는 것으로 나타났다. 한편 Harris et al., Kono et al. 등은 전단마찰강도에 대 한 고강도 철근의 효과에 관하여 연구하였다. Harris et al.은 단조 하중 하에서 Push-off 실험을 수행하여 거친 계면 조건과 고강도 철근(= 868 ~ 965 MPa)을 사용 하여 전단마찰강도를 평가하였다. 실험결과 일반강도 철 근과 비교하여 고강도 철근에 의해서 전단마찰강도는 증 가하지 않았다. Kono et al.,은 반복하중 하의 Push-off 실험을 통하여 전단마찰성능에 대한 고강도 콘크리트와 고강도 철근의 영향을 조사하였다. Harris et al.의 실험결과와 마찬가지 로 그들의 실험에서도 고강도 철근에 의한 전단마찰강도 증진효과는 거의 없었으며 일반 철근조차도 최대 실험 강도에서 항복하지 않는 것이 확인되었다. 3.3 고강도 철근을 적용한 저형벽체의 전단마찰실험 본 연구진은 고강도 철근을 사용한 형상비 0.5 이하 의 벽체에 대하여 반복주기 횡하중 가력 실험을 수행하 고 다양한 설계변수에 대해서 벽체 전단마찰강도의 특 성을 조사하였다. 벽체의 단면은 1,500 mm(벽체길이) ×200 mm(벽체두께)이고 형상비에 따라 벽체 높이를 다르게 설계하였다. 전단마찰철근으로 항복강도가 = 470 ~ 667 MPa인 일반 철근 및 고강도 철근이 사용되 었다. <그림 3>은 실험체 상세를 보여준다. 실험변수는 수직철근비 및 철근강도, 시공계면의 거칠기 조건 및 위 치, 콘크리트 강도, 철근 직경, 플랜지 벽체의 영향이다. 주요 설계변수인 시공 계면의 거칠기 조건은 평탄한 계면(flat), 면처리 없음(untreated), 요철계면(roughend), 일체타설계면(monolithic)의 세 종류를 사용하였다. 평 탄한 계면은 기초 슬래브 타설 후 계면을 연마하여 마찰 계수를 최소화하였다. 면처리 하지 않은 계면의 경우 기 초 슬래브 타설 후 별도의 후처리를 하지 않았다. 요철 계면은 기초 슬래브 타설 직후 폭 40 mm 두께 5 mm 나 무토막을 시공 계면에 교대로 배치하여 형성하였다. 일 체타설 계면 조건에서는 시공 계면을 따라 기초 내부로 50 mm 깊이만큼 홈을 파서 분리 타설 시에도 일체 타설 한 효과를 얻도록 하였다. 이외에도 벽체 중앙 높이에서 시공 계면을 형성하여 시공계면 위치의 영향을 조사하고 특집 2 | SPECIAL ARTICLES 그림 3. 실험체 상세제 32권 1호 2020. 01 23 자 하였으며, 콘크리트 강도의 영향, 수직철근 직경의 영 향, 플랜지 벽체 유무에 따른 인접벽체의 영향 등이 추가 상세로서 고려되었다. 실험 결과 실험체는 계면조건 및 철근비의 영향에 의 해 미끄러짐 파괴 또는 복부압괴 파괴가 발생하였다. <그 림 4>는 미끄러짐 파괴 및 복부압괴가 발생한 대표적인 실험체의 파괴 모드 및 하중-변위 관계를 보여준다. 미 끄러짐 파괴는 별도의 처리를 하지 않은 표면상태와 상 대적으로 낮은 수직철근비 조건에서 발생하였다. 복부압 괴 파괴는 요철 계면, 일체 타설 계면 상태와 높은 수직 철근비 조건에서 발생하였다. 한편 시공 계면이 벽체 중 앙 높이에 형성된 경우 미끄러짐 파괴보다 복부압괴가 선행되었다. 이는 수평 미끄러짐 균열이 벽체 중앙에 발 생하면서 복부압괴 저항성능을 저해한 것으로 판단된다. 미끄러짐 파괴에 의해 파괴된 실험체 중 고강도 철근 이 사용된 면처리 하지 않은 실험체의 실험강도는 실제 항복강도를 대입한 ACI 349 설계식의 공칭 전단마찰강 도에 도달했지만, 요철 계면 실험체의 실험강도는 철근 의 항복강도와 관계없이 ACI 349 설계식의 마찰강도에 도달하지 못하였다. 그러나 요철 계면에서는 고강도 철 근이 일반강도 철근보다 더 큰 강도비를 나타냈다. 한편 반복주기하중 하의 전단마찰강도에 대한 다른 설 계변수의 영향은 다음과 같다. 1) 전단마찰강도에 대한 콘크리트 강도의 영향은 무시 할 수 있는 수준이었다. 반면 복부압괴 강도는 콘크 리트 강도가 클수록 훨씬 더 크게 나타났다. 2) 높은 수직철근비에 의하여 전단마찰강도가 증가하 였으나 철근 직경의 직접적인 영향은 추가적인 연 구가 필요하다. 3) 플랜지 벽체는 전단마찰강도 증진에 상당한 영향 을 미쳤으며, 압축측 보다 인장측의 플랜지 기여도 가 더 크게 나타났다. 이는 원전 구조물과 같이 격 자형으로 배치된 벽체의 전단마찰설계에서 인접벽 체의 영향을 고려한 설계가 가능하다는 것을 의미 한다. 4. 반복하중 하의 벽체 전단마찰강도 설계 4.1 현행 기준식에 따른 전단마찰강도 미끄러짐 파괴가 발생한 실험체들에 대하여 현행 기 준식에 의한 전단마찰강도가 평가되었다. <그림 5>는 설 계 기준별 최대 실험강도 대비 예상강도의 비율을 보여 준 그래프로 (a)는 항복강도 420MPa 제한을 두지 않은 ACI 318 설계식, (b)는 항복강도 제한을 둔 ACI 318 설 계식, (c)는 Eurocode2 설계식, (d)는 Eurocode8 설계식, (e)는 항복강도 600 MPa 제한을 둔 fib Model Code 설계 식이다. 본 연구진에 의해서 수행된 벽체 반복가력 실험 중 미끄러짐 파괴가 발생한 실험 결과를 포함하였으며, 실험강도()는 보수적인 평가를 위하여 반복가력 실 험에서 양방향 최대 강도 중 작은 값을 사용하였다. 항복강도 420 MPa 제한을 두지 않은 ACI 349 설계식 의 평균 강도비는 0.81이었다. 이는 항복강도 제한이 없 다면 실험 강도가 과대평가될 수 있음을 의미한다. 반면 항복강도 제한을 두는 경우 평균 강도비는 1.20으로 나 타났다. 그러나 400 MPa 철근을 사용한 계면 조건이 요 철 계면인 실험체에 대하여 비안전측으로 평가하였다. Eurocode2 설계식은 대체로 실험강도를 과대평가하 는 경향이 있다. 이는 항복강도의 제한요건이 ACI 349보 다 큰 600 MPa 이기 때문이다. 반면 Eurocode8 설계식 은 전단마찰 강도( )와 다우얼거동강도( )를 동시에 고려하기 때문에 강도비의 분포가 다른 평가방법보다 다 소 분산되어있다. fib MC 2010 설계식은 전단마찰강도( )뿐 아니라 골 재의 맞물림 효과( )와 다우얼거동( )을 모두 고려하고 있어 시공 이음면의 표면처리 상태와 철근의 항복강도와 관계없이 실험강도를 비교적 정확하게 예측하였다. 그림 4. 실험체 파괴 모드 및 하중-변위 관계Magazine of the Korea Concrete Institute 24 4.2 전단마찰설계 고려사항 실험결과 반복하중 하에서 벽체의 전단마찰성능은 계 면의 거칠기 조건과 철근량에 비례하여 증가하였으며, 철 근의 항복강도는 강도 증가에 큰 영향을 주지 못하였다. 한편 플랜지형 벽체 실험 결과에서 실험강도는 플랜지 벽 체 단면 내의 수직철근을 모두 고려하여 계산한 전단마 찰강도에 도달하는 것이 확인되었다. 이러한 결과에서 알 수 있는 것은 전단마찰거동이 단일 벽체의 독립적인 성능 에 의해서 결정되는 것이 아니라, 전체 구조체의 복합적 인 성능에 의해서 결정된다는 것이다. 따라서 이러한 특 성을 반영하여 벽체의 전단마찰설계에서 단일 벽체들의 전단마찰저항성능의 합과 전체 구조체에 작용하는 요구 전단마찰강도를 비교하여 설계하면 허용항복강도가 현 행 기준과 같이 제한되더라도 전단마찰철근의 필요량을 크게 줄일 수 있으므로, 이러한 설계법이 원전구조물의 경제적인 설계에 활용될 수 있을 것으로 판단된다. 5. 맺음말 고강도 철근을 사용한 원전 구조물 벽체의 전단마찰거 동은 설계 강도를 좌우하는 주요한 파괴모드이다. 이를 위해 본 연구진들은 구조 실험을 통해 전단마찰강도에 대한 다양한 설계변수의 영향을 평가해 왔다. 고강도 철 근 적용 시 벽체 전단마찰강도는 전단마찰 철근의 총 단 면적과 계면의 거칠기 조건에 의해 지대한 영향을 받으 그림 6. 벽체 실험강도와 전체 수직철근 단면적의 관계 특집 2 | SPECIAL ARTICLES 그림 5. 현행 기준식의 전단마찰강도 예측 비교제 32권 1호 2020. 01 25 며 현행 설계기준의 거친 계면 조건의 마찰계수 값이 실 험 강도를 비안전측으로 평가할 수 있다는 사실이 확인 되었다. 이외에도 전단마찰강도는 플랜지 벽체에 의하여 상당히 증가할 수 있었다. 하지만 이 연구에서 밝힌 특징 외에도 반복하중 하에서 저형벽체의 전단마찰거동을 명 확히 이해하려면 앞으로 다양한 격자형 벽체, 두꺼운 플 랜지의 영향 등 실제 원전 벽체의 형상을 반영한 추가 연 구수행이 필요할 것이다. 이를 위해서는 여러 연구자의 활발한 협업과 관련 업계의 적극적인 참여가 필요할 것 이며 이를 바탕으로 보다 경제적이고 합리적인 전단마찰 설계 기법이 확립될 수 있을 것이다. 담당 편집위원 : 이정윤(성균관대학교) jungyoon@skku.edu 1. ACI Committee 318, “Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318-14) and Commentary,” American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2019. 2. Baek, Jang-Woon, et al. “Cyclic loading test for walls of aspect ratio 1.0 and 0.5 with grade 550MPa (80ksi) shear reinforcing bars.” ACI Structural Journal, 2017, 114.4: 969. 3. Baek, Jang-Woon, et al. “Shear-friction strength of low-rise walls with 550MPa (80ksi) reinforcing bars under cyclic loading.” ACI Structural Journal, 2018, 115.1: 65-78. 4. Birkeland, P. W., and Birkeland, H. W., “Connections in Precast Concrete Construction,” Proceedings, ACI Journal Proceedings, 1966, ACI, V. 63, No. 3, pp. 345-368. 5. British Standards Institution, “Eurocode 2: Design of Concrete Structures - Part 1-1: General Rules and Rules for Building,” European Standard EN- 1992- 1-1:2004:E, European Committee for Standardization, Bruxelles, Belgium, 2004, pp. 225 6. 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Park, Hong-Gun, et al. “Cyclic Loading Tests for Shear Strength of Low-Rise Reinforced Concrete Walls with Grade 550 MPa Bars.” ACI Structural Journal, 2015, pp. 112-113. 12. Randle, N., “Design Recommendations for Interface Shear Transfer in fib Model Code 2010,” Structural Concrete, V. 14, No. 3, 2013, pp. 230- 241. 참고문헌 김성현 연구원은 서울대학교 건축 학과에서 석사 학위를 취득하였고 현재 서울대학교 건설환경종합연구소에서 연구원으로 재직 중이다. 주로 고강도 철근을 활용한 철근콘크리트 벽체의 구 조 거동에 대한 연구를 진행하고 있다. jangson@snu.ac.kr 백장운 교수는 서울대학교에서 박 사학위를 취득하였으며, 현재 육군사관 학교 토목환경학과 조교수로 재직 중이 다. 주로 지진 또는 폭발하중을 받는 전 단벽체에 대한 연구를 활발히 수행하고 있다. baekja1@snu.ac.kr 박홍근 교수는 Univ ersity of Texas at Austin에서 박사학위를 취득 하였으며, 전우구조기술사사무소 소장 을 거쳐 현재 서울대학교 건축학과 교수 로 재직 중이다. 주로 비선형 해석과 철 근 콘크리트 부재 실험, 내진설계와 관 련한 연구를 활발히 수행해오고 있다. parkhg@snu.ac.kr특집 3 | SPECIAL ARTICLES 고강도 철근의 정착과 이음 Anchorage and Lap Splice of High Strength Reinforcing Bars Magazine of the Korea Concrete Institute 26 천성철 Sung-Chul Chun 인천대학교 도시건축학부 건축공학전공 교수 최창식 Chang-Sik Choi 한양대학교 건축공학부 교수 이재훈 Jae-Hoon Lee 영남대학교 건설시스템공학과 교수 1. 머리말 철근콘크리트 구조물의 일반적인 해석과 부재설계에서 정착 또는 이음은 따로 고려하지 않는다. 이러한 해석과 설 계가 성립되기 위해서는, 위험단면에서 주철근의 설계강도가 발현되어야 하고, 전단보강철근도 최대 응력점 또는 균 열발생 위치에서 설계강도가 발현되어야 한다. 정착길이와 이음길이는 구조해석과 부재설계의 이러한 가정을 뒷받침 하기 위해 필수적인 요소이다. 우리 기준의 정착 및 이음길이 규정은 ACI 318을 참조하여 제정되었는데, 2012년 개정 에서 SD600 철근이 도입되고 확대머리철근 정착길이 설계식이 신설되면서 일부 내용이 ACI 318과 달라졌다. 최근 국 내에서는 SD700 고강도 철근 적용을 위한 연구가 진행 중이며, 2019년 개정된 ACI 318에서는 철근의 설계기준항복 강도를 690 MPa(100 ksi)로 상향하였다. 정착과 이음은 철근과 콘크리트 사이의 부착 및 지압거동에 의해 발현되는데, 부착과 지압 모두 철근과 콘크리트 사이의 상대 변위가 있는 경우에 발생하고 취성적인 특성이 있다. 설계기준에서는 정착 또는 이음길이 전체 구간에서 동일한 부착강도를 가정하지만, 정착길이 또는 이음길이가 길어질수록 위치별로 요구되는 부착응력의 차이가 커지고, 극한상태에서 철근과 콘크리트 사이의 과도한 상대 변위로 부착강도를 상실하는 구간이 발생한다. 따라서 설계기준항 복강도에 비례하여 정착길이/이음길이가 증가하는 현행 설계식으로는 철근의 설계기준항복강도가 발현되지 못할 수 있다. 이러한 이유로 2012년 우리 기준 개정에서 SD600 정착길이의 보정계수가 추가되었고, 690 MPa 철근을 허용한 ACI 318-19에서는 강도계수 를 새롭게 도입하였다. 이 글에서는 우리 기준과 ACI 318-19의 정착길이 설계식을 비 교하고 최근 수행된 SD700 철근의 정착 및 이음관련 연구 결과를 소개하여, 고강도 철근 정착길이 및 이음길이 설계 식의 개정 방향을 함께 고민하는 기회를 갖고자 한다. 2. 우리 기준과 ACI 318-19 비교 고강도 건설재료 활용을 통한 건설산업의 부가가치 향상을 위하여 우리 기준 2012년 개정에서 주철근의 설계기준 항복강도를 500 MPa에서 600 MPa로 상향하였다. 미국에서는 오랜 기간 주철근의 상한으로 550 MPa를 사용해 왔으 며, 2019년 개정에서 690 MPa로 상향하였다. 이와 더불어 정착길이 설계식의 많은 개정이 이뤄졌다. 우리나라와 미국 의 3가지 정착길이 설계식을 <표 1>에서 비교하였다. 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017) 개정 전까지 우리나라와 미제 32권 1호 2020. 01 27 국의 설계식은 동일했고, 3가지 정착길이 설계식은 기 본형태()에 상수와 수정계수만 다르게 규정되 었다. 3가지 정착길이 설계식을 다음 절에서 각각 비교 하였다. 2.1 직선 정착길이 설계식 주철근의 상한을 600 MPa로 상향한 2012년에 정착 길이 설계식의 개정도 필요하지만, 실무의 편리성을 고 려하여 기존 설계식을 그대로 유지하였다. 그 대신 안 전한 정착길이 설계를 위하여, SD600 철근에 한하여 횡 보강 효과인 와 을 다음과 같이 제한하였다. • 횡방향철근이 없는 경우 :≥ 2.5 • 횡방향철근이 있는 경우 :≥ 0.25이고 ≥ 2.25 철근의 설계강도가 높을수록 정착길이 증대보다, 피 복두께, 철근 간격, 횡보강철근이 더욱 효과적이라는 연구결과(한국콘크리트학회, 2010)에 따라 이러한 규 정이 추가되었다. ACI 318-19의 직선 정착길이 설계식의 기본형태는 기존 설계식과 같으며 철근의 설계기준항복강도에 따 른 보정계수(reinforcement grade factor) 를 도입하 였다. • 420 MPa (Gr. 60) 이하 1.00 • 550 MPa (Gr. 80) 1.15 • 600 MPa (Gr. 100) 1.30 철근 고강도화에 따라 기존 설계식만으로는 안전성 을 유지할 수 없기 때문에 설계식의 변화가 필수적인 데, 우리 기준과 미국 기준의 접근방법이 다르다. 우리 기준은 정착길이를 증대시키지 않고 횡보강을 증가시 키도록 유도하는 반면에 미국 기준은 정착길이를 증가 시키도록 유도하고 있다. 동일한 조건에서 우리 기준의 정착길이가 미국 기준의 길이보다 짧아, 두 기준의 안 전율이 다르게 되었다. 2.2 갈고리철근 정착길이 2012년 개정된 갈고리철근 정착길이 설계식에서 SD600 철근에 한하여 횡보강철근의 영향계수 0.8을 적 용할 수 없도록 규정하였다. SD600 갈고리철근 실험 (한국콘크리트학회, 2010)에서 횡보강철근계수 0.8을 적용하면 일반강도 철근과 동일한 안전율을 갖지 못한 다는 결과에 근거하여 이 규정이 추가되었다. ACI 318-19 개정에서 갈고리철근 정착길이 설계식 에 큰 변화가 있었다. 기존보다 복잡하게 횡보강철근계 수 가 개정되고, 기존식에 없던 위치계수 와 콘크리 트 강도계수 가 추가되었다. 횡보강철근계수는 최대 1.6으로 기존식의 1.25( = 1/0.8)보다 영향이 확대되었 다. 위치계수는 보 주철근을 갈고리로 정착시킬 때 기 둥철근의 횡보강영향을 고려한 것으로 최대 1.25를 사 용한다. 콘크리트 압축강도 계수 는 고강도 콘크리트 에서 항이 안전측이 아니라는 연구 결과에 따라 도 입되었다. 가장 큰 변화는 정착길이가 철근지름의 1.5 제곱에 비례한다는 점이다. 대구경 철근을 사용할 때 기존보다 매우 긴 정착길이가 요구되고, 기둥이나 벽체 의 두께가 수평부재 주철근의 갈고리 정착길이로 결정 표 1. 기준별 정착길이 설계식 비교 기준주철근 최고 설계기준항복강도 직선 정착길이갈고리철근 정착길이확대머리철근 정착길이 KCI 2012600 MPa ACI 318-14550 MPa상동상동상동 KCI 2017600 MPa상동상동 ACI 318-19690 MPa 1] ACI 318의 콘크리트 설계기준압축강도와 수정계수 중 우리 기준과 동일한 계수는 우리 기준의 기호를 사용하였다. Next >