2.1 실험방법 및 실험체 상세

ACI 408R-03에서는 평가 목적에 따라 다양한 부착실험 방법을 제시하고 있으며, 인발실험(pull-out test)은 실험 방법이 간단하여 널리 사용되고 있다^{(ACI Committee 408 2003)}. 다만 이 방법은 Fig. 1(a)와 같이 철근이 인장력을 받을 때 콘크리트가 지그에 의한 압축을 받아, 실제 부재의 응력 상태를 정확히 반영하지 못한다. 그러나 본 연구는 설계 목적의 부착강도 산정이 아닌 콘크리트 압축강도 변화에 따른 부착성능을 평가하는 것이 목적이므로 인발실험을 계획하였다.

실험체는 RILEM RC6에 따라 Fig. 2와 같이 150 mm×150 mm×200 mm 콘크리트 블록과 길이 450 mm 철근으로 제작하였다^{(RILEM TC 1994)}. 부착구간을 콘크리트 블록 중앙에 위치시키기 위해 PVC 파이프를 사용하여 양단에 비부착 길이를 확보하였고, 철근과 파이프 사이에 콘크리트가 침투하지 않도록 절연테이프로 차단하였다. 타설 후 실험체는 28일간 기건양생하였다. 실험세팅은 Fig. 1(b)와 같이 만능재료시험기(UTM)에 박스형 지그로 콘크리트 블록을 고정한 뒤 상부 철근에 인장력을 가하고, 실험체 하부에 30 mm 돌출된 철근 자유단에서의 변위(L1)를 측정하였다. 인장력은 분당 2 mm 변위제어로 가력하였다.

Fig. 1 Experimental setup for pull-out tests

Fig. 2 Specimen details (unit: mm)

2.2 실험변수

철근 인발실험 변수는 콘크리트 압축강도(7, 10, 13, 15, 21 MPa), 철근 직경(D10, D13), 부착길이($10d_{b}$, $15d_{b}$)로 설정하고, 실험변수별 1개의 단일실험을 통해 총 20개 실험체에 대해 인발실험을 수행하였다. 부착길이는 철근 직경에 따라 95∼191 mm 범위이며, KDS 14 20 52에서 요구하는 인장 이형철근의 최소 정착길이인 300 mm보다 짧게 계획하였다^{(KCI 2024)}. 철근이 인장력을 받을 때 부착성능이 충분할 경우 철근 응력이 항복강도에 도달할 수 있으며, 철근 항복 이후에는 항복 이전과 다른 부착 메커니즘을 보인다. 이에 본 연구에서는 철근 항복 이전에 부착파괴가 선행되도록 부착길이를 짧게 제한한 것이다.

3.1 재료실험 결과

일반강도와 저강도 콘크리트의 부착성능을 비교하기 위해 콘크리트 배합강도를 7, 10, 13, 15, 21 MPa로 설정하였다. KS F 2403^{(KATS 2019)} 및 KS F 2425^{(KATS 2022a)}에 따라 ∅100 mm ×200 mm 규격의 원주형 공시체를 제작하였으며, 10 MPa 수준의 압축강도를 갖는 콘크리트 배합 데이터가 제한적이어서 예비실험을 통해 시방배합을 결정하였다. 실험체 제작 당일 골재의 표면수율은 잔골재 –0.70 %, 굵은 골재 –0.77 %로 낮아(KS F 2550^{(KATS 2024)}) 단위수량을 조정하였다. 낮은 압축강도 발현을 위해 7∼13 MPa 배합에서는 잔골재율을 61.2∼66.2 %까지 증가시켰다. 최종 배합표는 Table 1과 같다.

철근 인발실험체와 동일한 조건으로 28일 기건양생 후 KS F 2405^{(KATS 2022b)}에 따라 압축강도를 측정하였다. 강도별 3개 공시체의 평균 압축강도는 10.4, 13.8, 17.2, 20.6, 26.2 MPa로 배합강도 대비 약 3∼5 MPa 높게 나타났다. 이에 따라 인발실험체의 명명은 배합강도 대신 압축강도 실험결과를 기준으로 C10, C14, C17, C21, C26으로 정의하였다.

강도별 콘크리트 응력-변형률 곡선은 Fig. 3에 나타내었다. 최대 응력 시 콘크리트 변형률은 0.0026(C10), 0.0030(C14), 0.0025(C17), 0.0028(C21), 0.0026(C26)으로 0.002∼0.003 범위를 보였다. 압축파괴 시 최대 변형률은 콘크리트 압축강도가 낮을수록 증가하는 경향을 보였다.

철근은 SD300 D10과 D13 이형철근을 사용하였다. 인장실험 결과, 항복강도 $f_{y}$는 346.8∼366.4 MPa, 인장강도 $f_{u}$는 474.0∼507.1 MPa, 탄성계수 $E_{s}$는 177,226∼213,873 MPa로 KS D 3504^{(KATS 2025)}를 만족하였다. 직경별 4개 철근의 평균 강도는 D10 철근의 경우 $f_{y}$=357.4 MPa와 $f_{u}$=498.3 MPa이었고, D13 철근의 경우 $f_{y}$=364.6 MPa와 $f_{u}$=475.2 MPa이었다. 철근의 응력-변형률 곡선은 Fig. 4와 같다.

Fig. 3 Stress-strain curves of concrete

Fig. 4 Stress-strain curves of SD300 steel bars

3.2 철근 인발실험 결과

부착파괴는 뽑힘파괴(pullout)와 쪼갬파괴(splitting)로 구분되며, 일반적으로 철근 구속조건(콘크리트 피복두께, 배근 간격)에 따라 결정된다. 구속이 충분하면 철근 마디 사이 콘크리트에 전단균열이 지배적으로 발생하는 뽑힘파괴가 발생하지만, 구속이 충분하지 않으면 콘크리트가 철근 길이 방향을 따라 갈라지는 쪼갬파괴가 발생한다. 실제 부재에서는 휨･전단에 의한 복합 응력 상태와 콘크리트 피복두께, 배근 간격으로 인해 주로 쪼갬파괴가 발생한다. 본 실험에서는 지그에 의한 콘크리트 압축과 충분한 피복두께($c$=68∼70 mm)의 영향으로 모든 실험체에 뽑힘파괴가 발생하였으며, 계면 콘크리트의 전단파괴로 인해 외부 균열은 확인되지 않았다.

철근 인발실험 결과는 Table 2에 정리하였다. 실험체 C14-D10-15d와 C26-D10-15d는 Fig. 1(b)의 자유단 변위(L1) 계측 오류로 인해 최대 평균 부착응력 $u_{b,\max}$으로만 분석하였다. 본 연구는 짧은 부착길이를 적용하여 부착응력 분포의 비균일성을 단순화할 수 있으며, 평균 부착응력 $u_{b}$은 식 (1)과 같이 인발하중을 부착계면의 면적으로 나누어 산정하였다. 여기서, $P$는 철근에 작용한 인발하중, $d_{b}$는 철근 직경, $l_{b}$는 부착길이이다.

평균 부착응력($u_{b}$)과 자유단 슬립(L1) 관계를 콘크리트 압축강도별로 Fig. 5에 나타냈다. 슬립은 부착계면 균열과 미끄러짐에 따른 철근과 콘크리트의 상대변위를 의미하며^{(CEB-FIP 2024)}, 일반적으로 부착계면 내 특정 위치에서의 국부 부착응력-국부 슬립 관계로 분석한다. 그러나 본 실험에서는 인발하중과 철근 자유단 변위만을 계측하여, 이를 기반으로 분석하였다. D10-10d 실험체는 실선과 원형 표식, D10-15d 실험체는 점선과 삼각형 표식, D13-10d 실험체는 짧은 파선과 사각형 표식, D13-15d 실험체는 긴 파선과 다이아몬드 표식으로 나타냈다. 표식은 실험체별 최대 평균 부착응력에 도달한 지점을 의미한다.

철근 자유단 슬립이 최초로 발생한 시점의 평균 부착응력($u_{b}$ at first slip)을 살펴보면, C10, C14, C17 실험체는 1.05∼2.04, 1.13∼2.18, 1.35∼2.29 MPa에서 슬립이 발생한 반면, C21과 C26 실험체는 1.90∼2.95, 3.87∼5.60 MPa 범위로 상대적으로 높은 응력 수준에서 슬립이 시작되었다. 이후 철근 마디에서의 지압력과 마찰력에 의해 평균 부착응력이 점차 증가하며 최대값에 도달하였다. 최대 평균 부착응력은 C10, C14, C17 실험체에서 2.78∼6.12, 4.15∼5.56, 4.91∼7.03 MPa 범위로 나타났으며, C21과 C26 실험체에서는 5.77∼7.21, 7.62∼10.14 MPa 범위로 확인되어 전반적으로 콘크리트 압축강도가 증가할수록 부착강도도 증가하였다. 다만, 일부 실험체에서는 압축강도가 증가함에도 낮은 부착강도를 보였다. D10-10d 실험체는 C10(6.12 MPa)에 비해 C14(5.56 MPa)의 부착강도가 더 낮았으며, D13-10d 실험체는 C10(5.90 MPa)에 비해 C14(4.97 MPa)와 C17(5.70 MPa)이 더 낮게 나타났다. D13-15d 실험체는 C10(4.33 MPa)에 비해 C14(4.15 MPa)가 더 낮았으며, C17(6.73 MPa)에 비해 C21(6.08 MPa)이 더 낮게 나타났다. 그중 C10-D10-15d 실험체는 다른 실험체에 비해 현저히 낮은 부착강도를 보였는데, 이는 실험체 제작 과정상의 오류로 판단된다.

최대 평균 부착응력 도달 시 철근 자유단 슬립은 0.82∼1.55 mm(C10), 1.09∼1.41 mm(C14), 1.17∼1.88 mm(C17), 0.95∼2.06 mm(C21), 0.68∼1.09 mm(C26)로 나타나 압축강도에 따른 뚜렷한 차이는 확인되지 않았다. 최대하중 이후 응력이 점진적으로 감소하며 최종적으로 뽑힘파괴가 발생하였다.

Fig. 5 Average bond stress and free-end slip relationship according to concrete compressive strength

4.1 콘크리트 압축강도에 따른 평균 부착응력

콘크리트 압축강도에 따른 부착거동을 철근 자유단 슬립 최초 발생 시 평균 부착응력 $u_{b}$과 최대 평균 부착응력 $u_{b,\max}$을 기준으로 분석하였다. Fig. 6과 같이 최초 슬립 발생 시 평균 부착응력은 압축강도가 증가함에 따라 증가하였다. 특히 C26 실험체는 C10 실험체에 비해 D10-10d, D13-10d, D13-15d 조건에서 각각 90 %, 289 %, 286 % 높게 나타났다.

최대 평균 부착응력 역시 Fig. 7과 같이 콘크리트 압축강도가 증가함에 따라 전반적으로 증가하였다. C26 실험체의 최대 평균 부착응력은 C10 실험체에 비해 D10-10d, D10-15d, D13-10d, D13-15d 조건에서 각각 43 %, 187 %, 72 %, 76 % 높게 나타났다. 최대 평균 부착응력을 압축강도의 1/2승으로 정규화한 비례계수(=$u_{b,\max}/\sqrt{f_{ck}}$)는 C10-D10-15d 실험체를 제외한 모든 실험체에서 1.0 이상으로 나타났으며, 전체 범위는 0.86∼1.98이었다. 콘크리트 압축강도에 따른 비례계수의 분산을 검토하기 위해 각 변수 조건별 변동계수(=표준편차/평균)를 산정한 결과, D10-10d 실험체는 8 %(=0.13/1.68), D10-15d 실험체는 18 %(=0.22/1.21), D13-10d 실험체는 16 %(=0.25/1.61), D13-15d 실험체는 12 %(=0.17/1.38)로 나타났다. 전체 실험결과를 종합하면, 저강도 콘크리트 영역에서의 부착강도는 기존 경험적 관계와 유사하게 콘크리트 압축강도의 1/2승에 비례하는 경향을 보였다.

한편, 최대 평균 부착응력은 일부 압축강도 구간(C14, C21)에서 감소하는 양상을 보였으나, 최초 슬립 발생 시의 평균 부착응력은 압축강도 증가에 따라 전반적으로 증가하는 경향을 나타냈다. 철근 하중단에 인장력이 작용하는 상황에서 철근 자유단 슬립이 발생하였다는 것은 부착계면의 전단균열이 전반적으로 진전되어 뽑힘파괴가 시작되는 시점을 의미한다. 최대 평균 부착응력의 불규칙성은 실험체당 단일 실험에 따른 오차의 가능성에 일부 기인할 수 있으나, 본 결과는 정착길이 설계에 직접 반영되는 부착강도뿐만 아니라 안정적인 초기 부착거동 확보 측면에서도 일정 수준 이상의 콘크리트 압축강도가 필요함을 시사한다.

Fig. 6 Average bond stress at the first free-end slip according to compressive strength

Fig. 7 Maximum average bond stress according to compressive strength

4.2 콘크리트 압축강도에 따른 최대 철근 응력

본 실험은 철근 항복 이전에 부착파괴가 유도되도록 부착길이를 짧게 설계하였으나, 일부 실험체에서는 철근 항복이 선행하였다. 다만 철근 자유단 슬립을 검토한 결과, 항복 여부와 관계없이 최대 평균 부착응력 도달 시 슬립은 약 1∼2 mm, 최대 슬립은 약 3∼5 mm로 유사하게 나타났다. 이는 실제 구조부재와 달리 인발실험에서는 철근이 항복강도에 도달하더라도 부착거동의 변화가 크지 않음을 보여준다. 이에 본 연구에서는 항복 여부에 따른 부착거동 분석 대신, 식 (2)에 의해 산정한 최대 철근 응력 $f_{s,\max}$을 바탕으로 항복 여부를 판별하고 부착성능 확보 수준을 평가하였다. 여기서, $P_{\max}$는 철근에 작용한 최대 인발하중이다.

Fig. 8은 콘크리트 압축강도에 따른 최대 철근 응력을 나타낸 것으로, 빨간 테두리 표식은 철근 항복이 발생한 실험체를 의미한다. 부착파괴 이전에 철근이 항복에 도달하는 것은 충분한 인장력을 발휘할 수 있을 정도의 부착성능이 확보되었음을 의미한다. C10과 C14 실험체에서는 최대 철근 응력이 각각 168.2∼263.5 MPa, 198.0∼260.6 MPa 범위에 머물러 D10 및 D13 철근의 항복강도에 도달하지 못하였다. 반면, C17과 C21 실험체에서는 각각 228.0∼403.1 MPa, 278.5∼365.2 MPa 범위의 최대 철근 응력이 나타났으며, 부착길이 191 mm인 D13-15d 실험체에서만 철근이 항복하였다. C26 실험체에서는 최대 철근 응력이 347.5∼477.7 MPa 범위로 나타나 D10-10d를 제외한 실험체에서 부착파괴 이전에 철근 항복이 발생하였다.

이를 종합하면 최대 철근 응력은 동일한 압축강도 조건에서 철근 직경 및 부착길이에 따라 다소 분산되었으나, 전반적으로 압축강도 증가에 따라 증가하는 경향을 보였다. 또한, 압축강도 17 MPa 이상에서는 부착길이가 충분한 경우 철근 항복 이후 부착파괴가 발생할 수 있는 반면, 10∼14 MPa 수준에서는 부착성능 부족으로 인해 철근 항복 이전에 취성적인 부착파괴가 발생할 가능성이 큰 것으로 판단된다.

Fig. 8 Maximum bar stress according to compressive strength

4.3 부착강도 경험식과의 비교

부착강도는 콘크리트 압축강도 외에 철근 직경과 부착길이의 영향을 크게 받으므로, 이러한 변수를 동시에 고려하는 기존 경험식과 실험결과를 비교하였다. 대표적으로 ^{Orangun et al.(1977)}이 제안한 최대 부착응력 경험식은 KDS 14 20 52^{(KCI 2024)}의 인장 이형철근 정착길이 설계식의 근간이 되지만, 보의 정착 및 이음 실험을 바탕으로 제안된 식이므로 본 연구의 인발실험 결과와 직접 비교하기에는 한계가 있다. 이에 본 연구에서는 인발실험 기반으로 제안된 ^Oh(1992)의 부착강도 경험식을 비교 대상으로 선정하였다. 식 (3)은 콘크리트 압축강도($f_{ck}$=26, 31, 44 MPa), 콘크리트 피복두께($c$=39, 64, 89 mm), 부착길이($l_{b}$=55, 85, 125 mm)를 변수로 수행한 인발실험 결과를 비선형 회귀분석하여 도출된 것으로, 압축강도와 피복두께가 클수록, 그리고 부착길이가 짧을수록 부착강도가 증가하는 경향을 반영한다.

실험에서 얻은 최대 평균 부착응력 $u_{b,\max}$과 경험식을 통한 예측값 $u_{\max, Oh}$의 비($u_{b,\max}/u_{\max, Oh}$)를 콘크리트 압축강도에 따라 Fig. 9에 나타냈다. 전체 응력비 평균(표준편차)은 부착길이 $10d_{b}$의 경우 0.85(0.12), 부착길이 $15d_{b}$의 경우 0.74(0.16)로 나타났다. 저강도 콘크리트 실험체(C10, C14, C17)만을 대상으로 한 평균값은 부착길이 $10d_{b}$와 $15d_{b}$에서 각각 0.83과 0.70으로 더 낮게 나타나, 압축강도가 낮을수록 기존 경험식이 부착강도를 과대평가하는 경향을 보였다. 특히 부착길이 $15d_{b}$ 실험체에서 더 낮은 응력비를 보였는데, 부착길이 $15d_{b}$ 실험체의 경우 $10d_{b}$ 실험체에 비해 최초 슬립 발생 시 평균 부착응력은 5∼41 %, 최대 평균 부착응력은 C17-D13 조건을 제외한 대부분의 실험체에서 9∼55 % 낮게 나타난 결과와 관련된다.

이러한 경향은 다음의 두 가지 원인으로 분석된다. 첫째, 저강도 콘크리트에서는 부착계면의 전단저항이 낮아 미세균열이 조기에 발생하고 응력 재분배 능력이 저하되므로, 인장력에 유효하게 저항하는 구간이 부착길이 전체로 충분히 확장되지 못하기 때문이다. 둘째, 부착응력은 인발부 인근에 집중되는 특성이 있어 부착길이가 증가하더라도 최대 부착력이 선형적으로 증가하지 않는데, 기존 경험식은 이러한 비선형성을 충분히 반영하지 못하는 것으로 판단된다.

따라서 기존 경험식은 저강도 영역에서 부착강도를 과대평가할 가능성이 있으며, 특히 부착길이 증가에 따른 부착강도 발현의 비선형성을 충분히 반영하지 못하고 있다. 다만, 본 연구는 조건별 단일 실험에 기반하므로 결과 일반화에는 한계가 있으며, 추가적인 실험과 함께 실제 부재 조건 및 쪼갬파괴를 고려한 추가 검증이 필요하다.

Fig. 9 Comparison of test results with Oh (1992) equation