1. 서 론

철근콘크리트 구조물에서 철근 이음은 겹침이음을 기본으로 용접이음과 기계적이음이 사용되고 있다. 철근이음 방법은 구조물의 종류, 철근과 콘크리트의 강도, 철근 지름, 그리고 자재비를 근거로 가장 효율적인 방법이 선정된다.

용접이음은 KS B ISO 17660-1 용접-철근 용접- 제1부 : 하중을 받는 용접 이음(KSA 2007)에 용접방법과 시험방법이 규정되어 있다. 용접방법은 크게 맛대기이음, 겹침이음, 그리고 띠이음으로 구분된다. 또한 용접이음은 KS D3504(KSA 2016)에 규정된 용접용 철근 SD400W, SD500W와 SD300에 대해 허용된다. 용접이 가능한 철근을 별도 규정한 이유는, 일반 철근은 용접용 강재에 비해 탄소당량(Carbon equivalent)이 높아 용접성이 저하되기 때문이다. 또한 열처리에 의해 강도를 향상시킨 철근은, 용접 후 공기 중에서 서냉(徐冷)되면 풀림(annealing)에 의해 강도가 저하될 가능성이 있다. 그러므로 콘크리트구조기준(KCI 2012)에서는 SD300과 용접용 철근에 대해서만 용접이음을 허용하고 있다. 또한 철근 겹침이음에 비해 용접이음은 용접과 검사 작업에서 비용이 많이 소요되므로, 일반적인 신축공사에서는 겹침이음이 주로 사용된다.

그러나 기존 구조물의 증축 또는 보수보강에서 기존 철근에 새 철근을 잇기 위해서는 많은 부위의 콘크리트를 제거해야한다. 이 과정에서 기존 구조물의 안전성이 저하될 우려가 있고 콘크리트 제거 작업에 과도한 비용이 소요된다. 이러한 부위에 용접겹침이음으로 신구 철근을 이으면 기존 구조물의 콘크리트 제거를 최소화할 수 있어, 안전성과 경제성 향상에 도움이 된다. 그러나 용접용 철근은 2001년 KS D 3504 (KSA 2001)에 신설되었기 때문에, 증축 또는 보강이 필요한 기존 구조물에 사용된 철근은 대부분 일반 철근이다.

선행연구(Kim et al. 2017)를 통하여 8d_b 용접이음길이를 가진 SD400, SD500 및 SD600 일반철근의 인장강도가 콘크리트구조기준(KCI 2012)에서 요구하는 설계기준 항복강도의 125 %를 상회함을 확인하였다. 이 연구는 용접겹침이음된 철근의 실제 구조물 적용성을 검토하기 위하여, 용접겹침이음된 철근을 가진 보와 슬래브 휨 실험을 수행하였다. AWS D1.4(AWS 2011)에서 제한하고 있는 D19 이상의 철근을 사용하여, 편심에 의해 보 성능에 유해한 균열이 발생하는지를 확인하고, 횡보강 철근이 균열 발생을 억제할 수 있는지를 검토하였다.

2. 용접겹침이음에 대한 문헌연구

우리나라와 미국의 설계기준과 산업표준에서 규정한 용접겹침이음의 허용 여부와 제한조건을 정리하였다.

2.1 콘크리트구조기준(KCI 2012)

용접이음 강도는 철근 설계기준항복강도의 125 % 이상 발휘되어야한다. 그러나 KS D3504(KSA 2016)에서는 인장강도/항복강도의 비율을 SD300, SD400, SD400W와 SD500W에 대해서는 1.15배 이상, SD500과 SD600에 대해서는 1.08배 이상으로 규정하고 있다. 따라서 설계기준항복강도의 125 %에 도달하기 전에 철근 모재가 파단될 수 있다. 이런 경우도 용접이음 성능을 만족한 것으로 본다.

2.2 KS B ISO 17660-1(KSA 2007)

철근을 Fig. 1과 같이 플레어V글루브(flare-V-groove) 용접이음하도록 규정한다. 전체 용접길이는 철근지름d_b의 8배 이상이며, 용접 목두께(s)는 철근지름의 0.3배 이상이어야 한다. 단속 용접이 연속 용접에 비해 불리하기 때문에 4d_b씩 2곳에 단속 용접된 상세를 채택하고 있다. 1면 용접대신 2.5d_b씩 2곳 양면용접도 허용하고 있으나, 실제 건설 현장에서는 수평철근의 상향 용접과 수직철근의 부재 내부에서 용접이 불가능하기 때문에 1면 용접이 적합하다.

Fig. 1 형태의 시험체를 만능시험기(UTM)로 인장시험하려면 이음된 2가닥 철근의 중심선이 일치하도록 철근을 휘어야한다.

2.3 KS D 3504(KSA 2016)

KS D 3504(KSA 2016)에서는 철근 용접에 대한 규정은 없으며, 철근 강종별 화학성분과 탄소당량을 각각 Table 1 및 식 (1)과 같이 규정하고 있다.

$$C_{eq,KS}=C+\frac{Mn}6+\frac{Cr+V+Mo}5+\frac{Cu+Ni}{15}$$

(1)

Table 1. Upper limitations of chemical composition of KS D3504(KSA 2016) (Unit: %)

Grade	C*	Si	Mn	P	S	Cu	Nb	Ceq*
SD400	-	-	-	0.045 or less	0.045 or less	-	-	-
SD500	-	-	-	0.040 or less	0.040 or less	-	-	-
SD600	-	-	-	0.040 or less	0.040 or less	-	-	0.63 or less
SD400W	0.22 or less	0.60 or less	4.60 or less	0.040 or less	0.040 or less	-	0.012 or less	0.50 or less
SD500W	0.22 or less	0.60 or less	4.60 or less	0.040 or less	0.040 or less	-	0.012 or less	0.50 or less

* For bars larger than 32 mm of SD400W and SD500W, the carbon (C) and carbon equivalent (Ceq) shall not exceed 0.25 % and 0.55 %, respectively.

2.4 AWS D1.4(AWS 2011)

미국 용접 협회(American Welding Society, AWS)에서는 철근 용접을 허용하고 있으며, 탄소당량과 철근 지름에 따라 예열온도를 규정하고 있다. 철근의 탄소당량이 확인가능한 경우에는 Table 2에 따라 예열한 후 용접해야 한다. 만일 기존 구조물의 증축 또는 보강에서 기존 구조물에 사용된 철근 탄소당량을 확인할 수 없으면 19 mm 이하 철근은 150 °C로, 22 mm 이상 철근은 260 °C로 예열한 후 용접이음한다. ASTM A615(ASTM 2016)와 A706(ASTM 2016)에서는 철근의 탄소당량을 각각 식 (2), (3)로 산정한다. 단 A706(ASTM 2016) 철근의 탄소당량은 0.55 %를 넘을 수 없다.

$$C_{eq,A615}=C+\frac{M_n}6$$

(2)

$$C_{eq,A706}=C+\frac{M_n}6+\frac{C_u}{40}+\frac{N_i}{20}+\frac{C_r}{10}-\frac{M_o}{50}-\frac{V_{}}{10}$$

(3)

Table 2. Minimum preheat temperatures of AWS D1.4 (AWS 2011)

Carbon equivalent range (%)	Size of reinforcing bar	Minimum temperature (°C)
Up to 0.40	Up to 36 mm inclusive	none
	43 and 57 mm	10
Over 0.40 to 0.45 inclusive	Up to 36 mm inclusive	none
	43 and 57 mm	10
Over 0.45 to 0.55 inclusive	Up to 19 mm inclusive	none
	22 to 36 mm inclusive	10
	43 and 57 mm	90
Over 0.55 to 0.65 inclusive	Up to 19 mm inclusive	40
	22 to 36 mm inclusive	90
	43 and 57 mm	150
Over 0.65 to 0.75	Up to 19 mm inclusive	150
	22 to 57 mm inclusive	200
Over 0.75	Up to 19 mm inclusive	150
	22 to 57 mm inclusive	260

용접겹침이음에서는 이음된 철근의 축이 일치하지 않으므로 철근에 하중이 작용될 때 용접 이음부가 변형될 수 있고, 이로 인해 이음된 철근 길이 방향으로 콘크리트 균열이 발생할 수 있다. 이러한 편심에 의한 콘크리트의 균열을 방지하기 위해 용접겹침이음을 지름 19 mm 이하로만 허용한다.

3. 실험계획

3.1 실험 변수

철근의 지름은 휨 부재에서 주로 쓰이는 D19, D25, D32를 선택하였다. 철근 지름에 따른 유해 균열의 발생 여부를 비교하기 위하여 AWS D1.4(AWS 2011)에서 허용하고 있는 최대 지름 19 mm 이상의 크기로 설정하였다.

용접겹침이음에 의한 종방향 균열의 발생을 비교하기 위하여 철근이음이 없는 실험체와 용접겹침이음 실험체로 구분하였다. 또한, 용접겹침이음 실험체는 횡보강 철근의 균열발생 억제능력을 판단하기 위해 횡보강 철근의 유무로 세분화 하였다. AWS D1.4(AWS 2011)에서 횡보강철근 없이 용접겹침이음을 허용하는 최대 지름 19 mm 철근이 사용된 실험체의 대해서는 피복두께의 영향을 분석하기 위하여, 피복두께 40 mm인 보 실험체와 비교를 위한 피복두께 20 mm 슬래브 실험체를 추가하였다.

콘크리트 압축강도는 변수에서 제외하였고 24 MPa를 사용하였다. 철근 강종은 휨 부재에 일반적으로 쓰이는 SD500을 선정하였다.

3.2 실험체 설계

2점가력 휨실험을 수행하였으며, 순수 휨구간 중앙부에서 D19 3가닥, D25와 D32는 2가닥의 철근을 용접겹침이음 하였다. 피복두께와 철근 최소 사이간격을 만족하도록 휨 부재 폭을 결정하고, 최대철근비 규정에 맞게 높이를 결정하였다. 휨 거동을 유도하기 위해 전단 경간비는 3 이상으로 하였다. 휨파괴 발생 전에 전단파괴가 발생하는 것을 방지하기 위해 전단보강근을 배근하였으며, 횡보강된 용접겹침이음 실험체를 제외한 실험체는 이음부 내에 횡보강 철근을 배근하지 않았다. 횡보강철근이 배치된 D19 보 실험체 B-3D19- W-C 상세를 Fig. 2에 나타내었고, 실험체 목록을 Table 3에 정리하였다.

Table 3. Test matrix

Specimens*	db (mm)	Welded lap	Stirrup	Pn (kN)	Ps (kN)	B (mm)	H (mm)	ρ (%)
B-3D19-S	19	X	X	145	96	300	300	0.0095
B-3D19-W		O	X
B-3D19-W-C		O	O
B-2D25-S	25	X	X	205	136	300	350	0.0097
B-2D25-W		O	X
B-2D25-W-C		O	O
B-2D32-S	32	X	X	389	249	400	400	0.0099
B-2D32-W		O	X
B-2D32-W-C		O	O
S-3D19-S	19	X	X	107	71	500	200	0.0086
S-3D19-W		O	X
* ①-②D③-④-⑤: B and S in ① mean beam and slab, respectively; ② is the number of longitudinal bars; ③ is a diameter of longitudinal bars; S in ④ means no splice and W in ④ means welded lap; and C in ⑤ means transverse reinforcement. ** O means that there are stirrups within the welded lap splices, X means that there is no stirrup within the welded lap splices. Notations: db is a bar diameter, Pn is a nominal Strength, Ps is a strength at service load, B, H are breadth and height of specimen, respectively, and ρ is a tensile steel ratio.

3.3 실험체 제작

철근의 용접이음 전에 철근 인장강도 시험을 실시하여 KS D3504 적합성을 검토하였다. 화학성분을 분석하지 않았기 때문에 AWS D1.4(AWS 2011)에서 요구하는 최대 예열 온도를 목표 온도로 설정하였다. 목표 예열온도에서 10 °C 정도 상회하도록 가열한후 FCAW(Flux Cored Arc Welding) 방식으로 용접하였다. 용접 후 전문기관에서 자분탐상법(Magnetic Particle Examination)으로 전수 검사를 실시한 후에 철근조립을 실시하였다. 철근 용접이음 과정을 Fig. 3에 나타내었다.

3.4 가력 및 계측 계획

가력장치도를 Fig. 4에 나타내었다. 만능시험기(Universal Test Machine)를 이용하여 가력하였으며, 용접겹침이음된 철근이 배치된 인장측 균열을 관찰하고 균열폭을 용이하게 측정하기 위해 인장면이 위를 향하도록 설치하였다. 종방향 균열을 측정하기 위하여 가력점 사이 용접 이음부의 철근 배근위치에 균열폭 측정기(PI displacement transducer)를 Fig. 5와 같이 설치하였다. 처짐을 측정하기 위하여 실험체 좌우측 가력점과 중앙부에 총 3개의 변위계를 설치하였다. 하중에 따른 철근의 변형률을 계측하기 위하여 용접이음부 밖 좌우측에 2개씩 변형률 게이지(strain gauges)를 부착하였다. 실험체당 2개 철근에 총 8개 변형률 게이지(strain gauges)를 부착하였다.

4. 시험 결과

4.1 재료시험 결과

콘크리트 압축강도는 가력 당일 3개 공시체 시험으로 평가하였다. 콘크리트 설계 압축강도는 24 MPa이고, 실제 평균 압축강도는 37.35 MPa로, 설계 압축강도보다 높게 발현되었다. 콘크리트 응력-변형률 곡선을 Fig. 6에 나타내었다.

3가지 철근 종류에 대해 각각 3개씩 인장시험을 실시하여 시험결과를 Table 4에 정리하였고, 철근 응력-변형률 곡선을 Fig. 7에 나타내었다. 2016년 KS D3504(KSA 2016)의 개정으로 강종별 항복강도의 상한값이 신설되었으며, 인장강도는 실제 항복강도의 일정 비율 이상으로 규정 되었다. 시험에 사용된 3종류 모두 개정된 KS D3504(KSA 2016)의 강도 조건을 만족하였다.

실험에 사용된 철근의 화학분석시험 결과를 Table 5에 정리하였다. KS D3504(KSA 2016)의 일반철근에 대한 인과 황함량 제한 조건을 만족하였다.

Table 4. Properties of reinforcing bars

Diameter	Grade	fy (MPa)	ft (MPa)	Es (GPa)
D19	SD500	514.1	644.1	200.5
D25		525.0	690.7	178.2
D32		599.5	730.7	203.5
Notations: fy is a yield strength of bar, ft is a tensile strength of bar, Es is measured modulus of elasticity.

Table 5. Chemical composition of re-bar (Unit: %)

Diameter	C	P	S	Ceq
D19	0.32	0.029	0.009	0.475
D25	0.29	0.028	0.038	0.528
D32	0.25	0.029	0.026	0.453

4.2 균열 양상과 거동 특성

실험결과 모든 실험체는 전형적인 휨거동을 보였다. 순수휨구간에서 초기 휨균열(횡방향 균열)이 발생되었으며, 이후 전단스팬에서도 휨균열이 발생하였다. 하중이 증가함에 따라 균열은 압축측으로 발전하였으며 균열폭도 증가하였다. 인장철근 항복 후 충분한 처짐이 발생되고 압축측 콘크리트 압괴로 하중이 저하되어 실험이 종료되었다.

4.3 사용하중상태 균열

콘크리트구조기준(KCI 2012)에서는 사용하중 상태에서의 균열폭을 0.3 mm 이하로 제한하고 있다. 이때, 사용하중 상태는 철근의 응력이 항복강도의 2/3 만큼 작용할 때를 뜻한다. 사용하중이 작용할 때 인장면의 균열양상을 Fig. 8에 나타내었다. 모든 실험체에서 휨 균열이 발생하였지만, 종방향 균열은 육안으로 관찰되지 않았으며, 일부 횡보강철근이 없는 용접겹침이음 실험체에서 균열폭 측정기로 미세균열 계측되었다.

4.4 최종파괴상태 균열

B-2D32-W 실험체의 최종 파괴시 인장면의 균열양상을 Fig. 9에 나타내었다. 모든 실험체가 유사한 균열 양상을 보였고, 휨 파괴가 발생되었다.

철근이음이 없는 실험체는 횡방향 휨균열 발생 외에 길이방향 균열은 발생하지 않았다. 최대강도 이후 하중의 증가없이 충분한 휨변형이 발생된 후 파괴되었다. 철근이음이 없는 모든 실험체는 철근지름에 관계없이 동일한 거동을 보였다.

용접이음된 철근을 사용한 모든 실험체에서 초기에 횡방향 휨균열이 발생하고, 인장철근 항복 후에 용접이음 구간에서 철근을 따라 길이방향 균열이 발생하였다. 용접이음 실험체도 전체적인 거동은 철근지름에 관계없이 유사하였다.

용접이음 구간을 횡보강한 실험체 중 D19, D25 실험체는 철근이음이 없는 실험체와 동일한 균열양상과 거동이 관찰되었다. D32 철근이 사용된 실험체는 최대강도 발현 이후 상당한 변위가 발생되고 난 이후에 길이방향 균열이 관찰되었다.

4.5 하중-변위 관계

하중에 따른 처짐량을 Fig. 10에 나타내었다. 모든 실험체에서 설계강도보다 높은 강도가 발현되었고, 철근의 항복이후 하중의 증가없이 추가적인 처짐 발생 후에 파괴되었다. 이음유무, 횡보강 철근의 유무에 상관없이 안정적인 휨거동을 보였다. B-2D32-Series는 인장철근비가 높기 때문에 B-3D19-Series에 비해 작은 변위에서 압축측 압괴가 발생하였다. Table 6에 실험체별 최대하중, 최대하중시 변위, [최대하중/무이음 실험체 최대하중] 비와 [최대하중시 변위/무이음 실험체 최대하중시 변위] 비를 나타내었다. 용접겹침이음 실험체의 최대강도는 이음없는 실험체 대비 93∼104 %로, 용접겹침이음은 휨강도에 영향을 주지 않았다. 최대하중에서의 변위 또한 이음 없는 실험체 대비 특별한 저하는 없었다.

Table 6. Test result

Specimens	Pe (kN)	Pe/Pe,s (%)	δmax (mm)	δmax/δmax,s (%)
B-3D19-S	171.8	1.00	46.9	1.00
B-3D19-W	179.2	1.04	53.4	1.14
B-3D19-W-C	171.7	0.99	40.9	0.87
B-2D25-S	257.4	1.00	47.8	1.00
B-2D25-W	258.9	1.01	33.1	0.69
B-2D25-W-C	253.6	0.99	44.9	0.94
B-2D32-S	550.9	1.00	38.3	1.00
B-2D32-W	514.4	0.93	33.3	0.87
B-2D32-W-C	525.4	0.95	34.5	0.90
S-3D19-S	125.5	1.00	61.2	1.00
S-3D19-W	124.8	0.99	79.5	1.30
Natations: Pe is a measured maximum load, Pe,s is a maximum load of "S" specimens, δmax is a displacement at maximum load, δs is a displacement at maximum load of "S" specimens.

4.6 하중-종방향 균열폭

하중에 따른 종방향 균열폭을 Fig. 11에 나타내었다. D19 철근이 사용된 보 휨 실험결과 철근이음이 없는 실험체에서는 종방향 균열이 전혀 발생되지 않았다. 횡보강철근이 없는 용접이음 실험체에서는 가력 초기에 이음부에서 철근을 따라 종방향 균열이 발생하였다. 철근 항복 이전까지 폭 0.1 mm 미만의 균열이 발생하였고, 항복이후 균열폭이 증가하였다. 사용하중상태에서의 균열폭이 약 0.02 mm로 구조기준의 제한값 0.3 mm보다 매우 작았다. 횡보강된 실험체는 최대강도 발현이후 이음부에서 종방향 균열이 발생하였고, 최종파괴시 균열폭이 0.3 mm을 초과하지 않았다.

D25 철근이 사용된 보 휨 실험결과 철근이음이 없는 실험체와 횡보강 실험체의 경우 종방향 균열이 관찰되지 않았다. 횡보강 철근이 없는 용접이음 실험체는 사용하중에서 균열이 발생하지 않았고, 철근 항복 이후 최대 강도에서 종방향 균열이 발생하였다.

D32 철근이 사용된 보 휨 실험결과 철근이음이 없는 실험체는 종방향 균열이 발생하지 않았지만, 용접이음된 실험체에서 종방향 균열이 발생하였다. 하지만, 사용하중상태에서의 균열폭이 최대 0.03 mm로 0.3 mm의 10 % 정도였다.

D19 철근이 사용된 슬래브 휨 실험결과 보와 동일하게 철근이음이 없는 실험체에서는 균열이 발생하지 않았고, 용접이음 실험체의 이음부에서 종방향 균열이 발생하였다. 최대강도에서 균열이 발생하여 균열폭이 점점 증가하였다.

횡보강 철근이 없는 용접이음 실험체 모두 이음부에서 철근을 따라 종방향 균열이 발생되었다. 사용하중상태에서의 균열폭이 0.3 mm를 초과하지 않았고, 대부분 항복이후 최대강도에서 균열폭이 증가하는 경향을 나타내었다. 횡보강된 용접이음 실험체의 경우 종방향 균열이 발생하지 않거나, 무보강 용접이음 실험체보다 균열 발생 하중이 높고 인장철근 항복 시점에서의 균열폭이 상대적으로 작았다. 용접이음된 철근에서 발생하는 종방향 균열을 횡보강 철근이 억제함을 알 수 있다.

4.7 횡보강 철근량

실험결과를 통해 AWS D.14(AWS 2011)에서 제한하고 있는 지름 19 mm를 초과하는 철근을 용접겹침이음 하였을 때, 종방향으로 균열이 발생하지만 균열폭은 콘크리트구조기준(KCI 2012)의 제한값보다 매우 작았다. 또한 횡보강 철근을 배근함으로써 균열 발생 하중과 균열폭을 억제할 수 있었다. 겹침이음에 따른 철근 편심에 의해 유발되는 횡방향 힘은 Fig. 12의 가정에서 유도된 식 (4)로 산정할 수 있다.

$$R=T\frac{d_b}{l_w}=A_b\frac{2f_y}3\frac{d_b}{l_w}$$

(4)

여기서, R은 이음 구간 양쪽 단부에 횡방향으로 발생하는 힘이고, T는 각 철근에 작용하는 사용하중상태의 인장력이고, l_w는 이음구간의 전체길이, A_b는 이음되는 철근의 단면적이다.

식 (4)의 힘에 저항할 수 있는 횡방향철근을 이음 양단부에 배치하면 사용하중 상태에서 균열폭을 제억할 수 있다. 이 연구에 사용된 D32 SD500 철근의 경우, 예상되는 횡방향 힘 R은 26.5 kN이며 D10 SD400 스터럽으로 균열 제어가 가능하다.

5. 결 론

용접겹침이음을 갖는 휨부재의 강도와 사용하중에서의 균열폭을 검토하기 위하여, D19, D25, D32철근을 주철근으로 하여, 철근이음이 없는 실험체 4개, 횡보강철근이 없는 용접겹침이음 실험체 4개, 횡보강철근을 갖는 용접겹침이음 실험체 3개, 총 11개의 휨실험을 수행하였다. 실험결과를 분석하여 다음의 결론을 얻었다.

1) 모든 실험체의 휨 거동이 매우 유사하였고, 철근 지름과 이음유무에 관계없이 전형적인 휨파괴가 발생하였다.

2) 횡보강철근이 없는 용접겹침이음 실험체의 경우 용접이음된 주철근을 따라 균열이 발생하였다. 하지만, 사용하중상태에서의 균열폭이 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에서 제한하고 있는 0.3 mm보다 매우 작았다.

3) 횡보강 철근을 갖는 용접겹침이음 실험체 중 철근 지름 19 mm와 25 mm의 실험체는 이음이 없는 실험체와 유사하게 종방향균열이 발생되지 않았고, 철근 지름 32 mm의 실험체는 사용하중에서 0.03 mm의 균열이 관찰되었다. 횡보강 철근의 배근을 통해 용접겹침이음의 종방향균열을 제어할 수 있었다.