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ISSN : 2234-6937(Print)
ISSN : 2287-6979(Online)
Journal of Korea institue for Structural Maintenance Inspection Vol.21 No.6 pp.147-161
DOI : https://doi.org/10.11112/jksmi.2017.21.6.147

Code Change for using the High-Strength(550 MPa) Headed Deformed Bars of Large-Sized Diameter(57 mm) in Concrete Containments

Byung-Soo Lee1*, Sang-Jun Lim2, Hyun-Do Yun3

∙ 본 논문에 대한 토의를 2017년 12월 1일까지 학회로 보내주시면 2018년 1월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.

Corresponding author : lbs6985@hanmail.net Plant Construction & Engineering Lab., KHNP Central Research Institute, Daejeon, 34101, Korea
20170913 20170918 20170919

Abstract

Generally, significant amount of reinforcements are used in nuclear power plant structures and it may cause several potential problems during the construction. In particular, it is more difficult to pour concrete into structural member joint area than other areas because of the significant congestion of the joint area due to a lot of hooked bars, embedded materials, and other reinforcements. The purpose of this study is to solve these problems due to the reinforcement congestion by using the high-strength(ASTM A615 Gr.80) headed deformed bars of large-sized diameter(43 mm & 57 mm) in nuclear power plant structures as a alternative of standard hooked bars. In order to use headed deformed bars effectively, It is necessary to find the method how to relax limits on their use while maintaining or improving the anchorage capacity. Therefore, this study will analyze the results of tests planned to evaluate the influence of the restricted variables, such as bar size, yield strength, clear cover thickness.


대구경(57 mm) 및 고강도(550 MPa) 확대머리 철근의 콘크리트 격납구조물 적용을 위한 코드개정에 관한 연구

이 병수1*, 임 상준2, 윤 현도3
1정회원, 한수원중앙연구원 플랜트건설기술연구소 차장, 교신저자
2정회원, 한수원중앙연구원 플랜트건설기술연구소 연구원
3정회원, 충남대학교 건축공학과 교수

초록

일반적으로, 원전구조물은 다량의 철근이 사용되어 시공과정에서 여러 잠재적 문제점이 발생한다. 특히, 구조부재의 연결부위는 수많은 갈고리철근, 매입철물과 주변 철근 등에 의해 심각한 과밀현상이 발생하므로 여타 다른 부위보다 콘크리트 타설에 더 큰 어려움이 야기 된다. 원전구조물에 사용되는 일반강도(ASTM A615 Gr.60)의 대구경(43 mm & 57 mm) 표준갈고리 철근을 대신하여 고강도(ASTM A615 Gr.80)의 대구경(43 mm & 57 mm) 확대머리 철근을 사용할 수 있도록 관련 기술기준을 개정하여 철근 과밀배근 문제를 해결하는 데 본 연구의 목적이 있다. 확대머리 철근을 원전구조물에 효과적으로 사용하기 위해서는 기존의 정착성능을 그대로 유지하거나 그 이상으로 증가시키면서 사용 제한요건을 완화는 방안을 찾아야 하므로 철근직경, 철근 항복강도, 측면피복 두께와 같이 확대머리 철근의 사용을 제한하는 변수 영향을 검토할 수 있는 실험결과를 분석하여 정착성능을 평가하였다.


    1.서 론

    어느 구조물보다 안전성이 강조되는 원전구조물은 최대 직경 57 mm의 대구경 철근이 사용될 뿐만 아니라 13만 톤(신고리 3,4 호기 기준)이 넘는 다량의 철근이 사용되고 있어 철근 과밀배근 과 이로 인한 여러 문제점이 발생하고 있다. 철근과의 간섭으로 매입 철판(Embeded Plate), 매입 슬리브(Embeded Sleeve), 매 입 앵커(Embeded Anchor) 등 매입 철물(Embeded Material) 설 치과정에서 시공성이 저하되고 콘크리트 타설 과정에서는 골재 의 원활한 흐름을 방해하는 등 콘크리트 품질확보에 어려움을 겪고 있다.

    이러한 과밀배근 문제를 해결하여 건설원전의 경제성과 시공 성을 향상시키고자 설계기준 항복강도 550 MPa의 고강도철근 (High-Strength Bar)을 원전구조물에 적용할 수 있도록 하는 많 은 노력을 기울여 왔으며 일정 부분 가시적인 성과도 나타나고 있다.

    하지만, 철근의 이음(splice)과 정착(Development)을 설계하 는 측면에서는 550 MPa 고강도철근이 사용될 경우 추가적으로 고려해야 할 제약사항도 발생한다. 철근의 항복강도가 증가한 만큼 정착길이(Development Length)도 함께 증가하게 되고 고 강도철근 사용에 따른 불확실성을 감안하여 정착길이 증가계수 (1.2)를 적용(ACI Committee 349, 2013)해야 하는 등 고강도 표 준갈고리 철근(Standard Hooked Bar)의 적용에 많은 제약이 따 를 것으로 예상되고 있다.

    고강도철근 정착설계 과정에서 예상되는 제약사항을 해결하 고 고강도철근의 원전구조물 적용효과를 극대화하기 위해서는 확대머리 철근(Headed Deformed Bar)의 적극적인 도입이 필요 하다. 표준갈고리 철근을 확대머리 철근으로 대체하면 표준갈고 리 갈고리 꼬리(tail of hook)가 불필요하고 정착길이도 줄일 수 있어 고강도철근 사용에 따른 정착설계의 제약사항을 해결하고 동시에 과밀배근에 따른 문제점도 해결할 수 있다.

    하지만, 원전 콘크리트 격납구조물에 적용되는 국내․ 외 기술 기준에는 확대머리 철근의 정착설계법을 별도로 규정하지 않거 나(KEPIC SNB, 2015), 대구경(43 mm, 57 mm)/고강도(550 MPa) 확대머리 철근에 대한 사용을 제한(ASME Sec. III. Div.2, 2015) 하고 있어 이의 해결이 선행되어야 한다. 대구경/고강도 확대머 리 철근을 원전구조물에 효과적으로 사용하기 위해서는 철근의 최대 직경(db), 최대 설계기준 항복강도(fy), 최소 순피복 두께 (cc), 최소 순간격(sc) 등 확대머리 철근 정착설계를 어렵게 하는 제한요건을 완화하고 이때 적용 가능한 확대머리철근 정착길이 산정식을 도출하여 국내·외 기술기준에 이를 반영하는 연구가 진행되어야 한다.Fig. 1.Fig. 2.

    2.현행 설계기준

    2.1.기존연구

    Thompson의 실험연구(Thompson et al., 2005; Thompson et al., 2006)와 DeVries의 실험연구(Devries et al., 1998; Devries et al., 1999) 결과를 토대로 확대머리 철근(headed deformed bars)의 정착길이 설계식이 만들어졌으나, 실험데이터 부족으로 여러 사용 제한요건도 함께 만들어졌다. Fig. 3에서 알 수 있듯이 표준갈고리 철근의 정착길이 산정식 및 인장철근의 이음길이 산 정식과 유사한 형태로 개발된 확대머리 철근의 정착강도 평가식 은 4종류 실험 (CCT 절점, 겹침이음, 얇은 보 및 측면파열 인발 실험) 결과를 회귀분석하여 하한값을 기준으로 만들어졌다 (Jung, 2016).

    정착길이 산정식은 철근의 직경(db)과 응력(fs), 콘크리트 압 축강도(fc′ )만이 설계변수로 반영되었으며, 이를 제외한 철근의 순피복 두께와 순간격, 횡보강 철근 지수, 정착판 형태, 지압면적 등 다른 변수는 반영되지 않았다.

    2.2.ASME Sec.Ⅲ. Div.2(2015)

    2.2.1.표준갈고리 철근(Standard Hooked Bar)

    표준갈고리 철근의 정착길이는 아래 식 (1)에 따라 기본 정착 길이를 계산한 후 보정계수를 곱하여 정착길이를 결정하되, 최 소한 철근직경의 8배(8db)와 6인치(152 mm) 이상이 되어야 한 다고 규정하고 있다.

    l d h = ( 0.24 f y f c ) d b ( mm )
    (1)

    여기서,

    • ldh : 인장구간 표준갈고리 철근의 정착길이 (위험단면에서 표준갈고리 끝단면까지 거리)

    상기 식 (1)에 따라 산출된 기본 정착길이에 아래의 조건에 따 라 보정계수를 적용한다.

    • 36 mm(#11) 이하의 철근으로서 측면피복 두께가 2½ inch (64 mm)이상이고, 90° 갈고리철근의 경우 갈고리부분의 피복두 께가 2인치(50 mm) 이상인 경우 – 0.7

    • 36 mm(#11) 이하의 90° 갈고리 철근으로서, 정착길이 ldh 구간에 3db이하 간격의 띠철근(Tie Bar) 또는 늑근(Stirrup)이 수 직으로 구속되거나 갈고리 연장부 전구간에 3db이하 간격의 띠 철근(Tie Bar) 또는 늑근(Stirrup)이 수평방향으로 구속되는 경 우 : 0.8

    • 36 mm(#11) 이하의 180° 갈고리 철근으로서, 정착길이 ldh 구간에 3db이하 간격의 띠철근(Tie Bar) 또는 늑근(Stirrup)이 수 직으로 구속된 경우 – 0.8

    • 휨철근의 잉여 철근비 적용 : (소요As/배근As)

      부재 단부에서 표준갈고리 철근으로 정착한 경우로서 피복두께 가 2½ inch(64 mm) 미만이면 정착길이 전 구간에 걸쳐 3db이하 간 격의 띠철근(Tie Bar)이나 늑근(Stirrup)으로 횡구속 되어야 한다.

    2.2.2.확대머리 철근(Headed Deformed Bar)

    미국 기술기준인 ASME Sec.Ⅲ Div.2는 국내 기술기준 인 KEPIC SNB의 참조코드(Reference Code)로서 국내 원전 콘 크리트 격납구조물 설계의 근간이 되는 기술기준이다. 본 기술 기준이 2013년판에서 2015년판으로 개정되면서 CC-3532.4 “Development of Mechanically Headed Deformed Bars in Tension” 항목을 추가하여 확대머리 철근의 원전구조물 격납구 조물 설계 적용근거를 마련하였다.

    확대머리 철근의 정착길이는 아래 식 (2)에 따라 설계하되, 표 준갈고리 철근의 최소 정착길이 요건과 마찬가지로 최소 정착길 이가 철근직경의 8배(8db)와 6인치(152 mm) 이상이 되도록 설 계하도록 규정하고 있다.

    l d t = ( 0.19 f y f c ) d b ( mm )
    (2)

    여기서,

    • ldt : 확대머리 철근의 정착길이

      (위험단면에서 확대머리 지압면까지 거리)

    • fc′ : 콘크리트 압축강도로 정착길이(ldt) 계산에 사용 되는fc′값을 6,000 psi(42 MPa)로 제한

    • db : 철근의 공칭직경

    다만, 확대머리 철근의 정착성능을 평가할 수 있는 실험 Data 가 충분하지 않아 위 식 (2)에 따라 설계할 수 있는 조건을 아래와 같이 제한하고 있다.

    • 철근 설계기준항복강도(fy) ≤ 420 MPa(60,000 psi)

    • 철근 최대직경(db) ≤ 36 mm(#11 Bar)

    • 콘크리트 중량 : 일반중량 콘크리트

    • 헤드의 순지압 면적(Abrg) ≥ 철근 단면적의 4배(4Ab)

    • 철근의 순간격(sc) ≥ 철근직경의 4배(4db)

    • 철근의 순피복(cc) ≥ 철근직경의 2배(2db)

    상기 ②에서 규정한 최대 철근직경(db) 제한요건에도 불구하 고 확대머리 철근 시스템의 정착성능이 철근 설계기준항복강도 (fy)의 125% 이상을 발현할 수 있음을 보여주는 구조실험 Data 가 있는 경우에는 철근직경 43 mm(#14)와 57 mm(#18)의 대구 경 확대머리 철근을 사용할 수 있다고 규정하고 있다.

    2.3.KEPIC SNB(2015)

    2.3.1.표준갈고리 철근(Standard Hooked Bar)

    원전 콘크리트 격납구조물에 적용되는 국내 기술기준인 KEPIC SNB는 미국 기술기준인 ASME Sec.Ⅲ Div.2를 참조하 고 있으며 ASME Sec.Ⅲ Div.2 개정 내용을 국내 현실에 맞게 주 기적으로 업데이트하고 있다. 2015년판 KEPIC 기술기준은 2013년판 ASME 기술기준을 참조하고 있으나 ASME Sec.Ⅲ Div.2(2015)에 규정된 표준갈고리 철근의 정착길이 설계요건이 2013년판과 동일하므로 KEPIC SNB(2015)와 ASME Sec.Ⅲ Div.2(2015) 설계요건도 동일하다.

    2.3.2.확대머리 철근(Headed Deformed Bar)

    2015년판 ASME Sec.Ⅲ Div.2 기술기준에 확대머리 철근의 정착설계에 관한 규정이 신설되었으나, 2015년판 KEPIC SNB 은 2013년판 ASME 기준을 참조하고 있으므로 2015년판 ASME 기술기준에서 규정한 확대머리 철근에 관한 설계요건이 포함되어 있지 않다.

    2.4.설계적용 문제점

    앞에서 살펴본 철근 과밀배근에 따른 문제점을 해결하고자 원 전 구조물에 사용되는 철근의 설계기준항복강도를 현행 420 MPa(60,000 psi)에서 550 MPa(80,000 psi)로 상향조정하고자 구조성능평가 실험연구와 함께 코드개정도 추진하면서 550 MPa 고강도철근의 원전구조물 사용에 대비하고 있다. 또한, 신고리 3,4호기 콘크리트 격납구조물의 철근 설계물량을 살펴보면, 전 체 설계물량 10,500톤 중 직경 43 mm(#14) 철근이 약 1,600톤, 57 mm (#18) 철근이 약 5,000톤으로 콘크리트 격납구조물에 사 용되는 철근의 63%가 대구경 철근이다.

    하지만, 현재 기준에는 콘크리트의 최대 압축강도(fc′ )과 철근 의 최대 설계기준항복강도(fy), 최대 직경(db), 최소 순간격(sc), 최소 순피복두께(cc)가 각각 42 MPa(6,000 psi), 420 MPa(60,000 psi), 36 mm(#11), 4db, 2db 요건을 만족한 경우에만 정착길이 설 계식을 사용할 수 있어 확대머리 철근의 원전 적용이 어려운 실 정이다. 이를 해결하기 위해서는 상기 제한요건을 각각 70 MPa (10,000 psi), 550 MPa(80,000 psi), 57 mm(#18), 2db 및 1db로 완화하여야 한다.

    3.확대머리 철근 정착성능 평가

    대구경/고강도 확대머리 철근의 정착설계기준 개정에 필요한 3가지 실험결과에 대한 정착성능을 분석하였다.

    첫째, 확대머리 철근의 정착길이 산정식 도출을 위해 기존에 수행된 4가지 실험중 현행 설계식 도출에 직접적으로 영향을 미 친 겹침이음 실험 결과를 반영하였다.

    두 번째로, 철근의 컷오프 부위를 모사하여 겹침이음 부위만 큼 정착성능 발휘에 불리한 것으로 보고되고 있는 TTC 절점부 의 정착성능을 평가하고자 TTC 절점 실험 결과도 포함하였다.

    마지막으로, 원전구조물에 사용되는 표준갈고리 정착을 대신 하여 확대머리 철근 정착을 사용하는 경우에 대비하여 표준갈고리 정작길이 산정식 도출에 사용된 보-기둥 접합부(Beam-Column Joint) 실험 결과도 추가하였다.

    3.1.겹침이음 실험(Lap Splice Test)

    ACI 349와 ASME Sec.Ⅲ Div.2에서 규정한 확대머리 철근 의 정착길이 산정식은 정착부에서 발생하는 프라잉 거동특성을 반영한 Thompson의 겹침이음 실험결과로 결정되었다(Fig. 3).

    원전구조물에 대구경/고강도 확대머리 철근의 정착설계를 반 영하기 위해서는 현행 설계식에서 제한하고 있는 철근의 최대 직경(db), 최소 순피복 (cc), 최대 설계기준항복강도(fy) 등 철근 관련 제한요건을 완화해야 하므로 현행 정착길이 산정식 도출에 활용된 겹침이음 실험을 수행하였다.

    원전구조물의 확대머리 철근 정착설계를 고려하여 대구경 철 근을 포함한 4종류의 철근직경(25, 29, 43, 57 mm)과 ASTM A615 Gr.80 을 포함한 2가지 설계기준항복강도(550, 600 MPa) 의 확대머리 철근에 대한 겹침이음 실험(Fig. 4)을 수행하였으 며, 실험변수와 실험결과를 Table 1에 정리하였다.

    횡보강 철근 영향을 살펴보면, 횡보강 철근이 없는 경우 프라 잉 거동(Frying Action)으로 인해 하부 피복 콘크리트가 먼저 탈 락되어 확대머리(Head)의 지압력이 제대로 발현되기 전에 파괴 된 반면, 횡보강 철근이 설치된 경우에는 휨철근의 프라잉 거동 을 구속하고 하부 피복의 박리현상을 억제하여 무보강 실험체에 비해 지압강도와 부착강도 모두 증가되었다(Lee, 2013).

    철근의 순간격이 2db에서 4db로 증가하면 철근의 정착강도가 5% 증가하지만, 정착강도에 미치는 영향은 횡보강 영항에 비해 크지 않았다(Lee, 2014).

    현행 정착길이 산정식 도출방법에 따라 철근직경에 대한 정착 길이 비율(ld/db)과 콘크리트 압축강도를 고려한 철근의 정착응 력( f s / f c )의 관계를 Fig. 5에 그래프로 나타내었다.

    3.2.TTC 절점 실험(TTC Node Test)

    확대머리 철근의 적용부위와 상관없이 범용적으로 사용하기 위해서는 가장 보수적인 방법으로 도출된 정착길이 설계식이 필 요하다. 현행 정착길이 산정식이 도출된 겹침이음 실험과 함께 확대머리 철근의 정착부위가 인위적으로 구속되지 않아 정착성 능 발휘가 가장 취약할 것으로 판단되는 TTC 절점내 확대머리 철근에 대한 정착성능을 평가하였다.

    본 실험은 TTC 절점내 설치된 확대머리 철근에 대한 4점 가 력보 실험으로 보나 슬래브 구간내에서 확대머리 철근 정착의 컷오프 상황을 모사한 실험이다(Fig. 6).

    원전에 사용되는 43 mm와 57 mm의 대구경 철근과 향후 원 전구조물 적용을 준비중인 설계기준항복강도 550 MPa의 고강 도 철근을 사용하여 TTC 절점 실험을 수행하였으며, 이때 사용 된 실험변수와 실험결과를 Table 2에 나타내었다.Fig. 7.

    실험결과를 살펴보면, 횡보강 철근이 설치되거나 측면피복 두께(cc)가 늘어나면 확대머리 철근의 정착성능이 증가하는 경 향을 나타났으며, 이는 ACI 349와 ASME Sec.III Div.2의 인장철 근 정착길이 산정식에서 규정하고 있는 횡구속 조건 (Confinement Term)과 유사하다. 다만, ACI 349와 ASME Sec. Ⅲ Div.2에서는 정착길이 설계에 영향을 주는 횡구속 조건 (cb + Ktr)의 적용기준을 2.5db 이내로 제한하고 있지만, TTC 절 점 실험에서는 2.5 이상의 횡구속 조건에서도 확대머리 철근의 정착성능에 영향을 미치고 있다(Hong, 2013).

    3.3.외부 보-기둥 접합부(Joint) 실험

    접합부에 정착된 확대머리 철근의 파괴양상이 현행 설계식 도 출에 활용된 겹침이음 실험이나 추가로 수행한 TTC 절점 실험 과 상이할 뿐만 아니라 철근 과밀배근 문제가 심각하여 원전구 조물의 확대머리 철근 적용효과가 가장 높은 부위임에도 불구하 고 보-기둥 접합부의 확대머리 철근 정착길이 설계요건이 현행 기술기준에 반영되지 않아 확대머리 철근 사용이 제한적이고 설 계 효율성도 떨어진다. 따라서, 현행 기술기준의 표준갈고리 철 근을 대신할 실제적이고 효율적인 확대머리 철근 정착길이 설계 요건이 필요하다 하겠다.

    이러한 이유로, 현행 표준갈고리 철근 설계식에 활용된 Marques의 보-기둥 접합부 실험방법과 동일하게 보-기둥 접합 부에 정착된 확대머리 철근의 정착실험을 수행하였으며, 표준갈 고리 철근과의 직접적인 정착성능 비교를 위하여 표준갈고리 철 근에 대한 정착성능 평가실험도 함께 수행하였다.

    3.3.1.표준갈고리 철근의 보-기둥 접합부 실험

    향후 고강도철근(550 MPa)의 원전구조물 사용에 대비하여 대구경(43, 57 mm)/고강도(550 MPa) 표준갈고리 철근 정착설 계 유효성을 평가하고, 표준갈고리 철근을 대체할 확대머리 철 근과의 정착성능 상호비교를 목적으로 대구경/고강도 표준갈고 리 철근의 보-기둥 접합부 정착실험을 수행하였다.

    현행 표준갈고리 철근 정착길이 설계식에 활용된 Marques 실 험의 경우, 소구경(22, 36 mm)/일반강도(420 MPa) 표준갈고리 철근이 정착된 보-기둥 접합부(Joint) 실험체를 Fig. 8과 같이 세 워 실험을 수행하였지만, 본 실험의 경우에는 대구경(43, 57 mm)/고강도(550 MPa) 표준갈고리 철근의 정착성능을 평가하 기 위하여서는 매우 큰 하중을 가력해야 하므로 안전사고를 미 연에 방지하고 실험 효율성도 향상시키기 위하여 실험체를 Fig. 9와 같이 눕힌 상태로 수행하였다.Fig. 10.Fig. 11.

    수행된 실험변수와 실험결과를 현행 표준갈고리 철근 정착길 이 산정식 유도에 활용된 Marques 실험 데이터와 함께 Table 3 에 나타내었다.

    Fig. 10(a)와 같이 표준갈고리 철근 정착구간에 횡구속 효과 가 없도록 Tie-Bar를 표준갈고리 철근 안쪽에 배근한 비횡구속 실험체(Unconfined Specimen)와 Fig. 10(b)와 같이 표준갈고리 철근 정착구간에 횡구속 효과가 발생하도록 Tie-Bar를 표준갈 고리 철근 바깥쪽에 배근한 횡구속 실험체(Confined Specimen) 로 구분하여 실험을 수행하였다.

    현행 ACI 349-13에서 규정한 설계식과 마찬가지로 표준갈고 리 철근에 의한 보-기둥 접합부의 정착성능은 정착길이(ldh), 측 면피복(cc), 횡보강 철근 지수(Ktr ) 및 콘크리트 압축강도(fc′ )의 영향을 받는 것으로 확인되었다.

    정착길이와 측면피복이 커지면 표준갈고리 철근의 정착성능 도 함께 증가했으며 갈고리철근을 Tie-Bar 안쪽에 설치하여 갈 고리철근이 횡구속이 되도록 철근을 배치한 경우에도 정착성능 이 증가하였다(Bae et. al., 2016).

    3.3.2.확대머리 철근의 보-기둥 접합부 실험

    확대머리 철근의 원전구조물 적용에 대비하여 직경 43 mm와 57 mm 대구경인 설계기준항복강도 550 MPa 고강도 확대머리 철근을 사용한 실험체를 제작하여 실험을 수행하였으며, 갈고리 철근의 보-기둥 접합부 실험과 마찬가지로 실험체를 세우지 않 고 눕힌 상태로 수행되었다(Fig. 12).

    보-기둥 접합부에 매입된 표준갈고리 철근의 정착성능을 평 가하기 위해 제작된 실험체의 설계변수와 실험결과를 Table 4에 정리하였다.

    표준갈고리 철근과 달리 Fig. 13(a)와 같이 확대머리 철근을 Tie-Bar 내부에 배근한 경우에도 확대머리 철근의 횡구속효과가 크지 않아 정착강도 증가에 크게 기여하지 않는 반면, Fig. 13(b) 와 같이 Hairpin-Bar를 설치하여 확대머리 철근을 측면방향으로 횡구속한 경우에는 정착강도가 크게 증가하였다(Fig. 14).

    측면피복이 1db에서 2db로 증가함에 따라 지압에 의해 발현된 철근응력이 39%(43 mm 철근)와 45%(57 mm 철근) 상승하고 부착에 의해 발현된 철근응력도 34%(43 mm 철근)와 42%(57 mm 철근) 증가하였다. 이를 통해 측면피복이 철근의 정착강도 에 큰 영향을 미치고 있음을 확인할 수 있다(Choi, 2014).

    4.확대머리 철근의 정착 소요길이 평가

    현행 확대머리 철근 정착길이 설계식에 활용된 겹칩이음 부위 와 확대머리 철근의 정착부위가 인위적으로 구속되지 않아 가장 취약할 것으로 예상되는 TTC 절점 부위의 파괴모드와 정착강도 가 유사하여 2개의 실험을 통합하여 확대머리 철근의 정착성능 을 평가하였다.

    표준갈고리 철근을 대체할 목적으로 수행한 확대머리 철근의 보-기둥 접합부위의 경우, 파괴모드와 정착강도가 겹침이음이 나 TTC 절점 부위와 상이하여 보-기둥 접합부의 확대머리 철근 에 대한 정착성능을 별도로 평가하였다.

    4.1.겹침 이음부 및 TTC 절점부

    적용되는 부재와 부위 등 어떠한 제약도 없이 원전구조물에 확대머리 철근을 사용하기 위해서는 가장 보수적인 정착성능 평 가식이 필요하다. 따라서, 현행 확대머리 철근 정착길이 설계식 도출에 사용된 겹침이음부와 가장 취약할 것으로 예상되는 TTC 절점부 실험 Data를 통합하여 대구경(42 mm, 57 mm)/고강도 (550 MPa, 600 MPa) 확대머리 철근의 정착성능을 평가하였다.

    현행 정착길이 설계식에서는, 횡보강 철근(Ktr )에 의한 확대 머리 철근의 횡구속 효과를 고려하지 않고 있으며, 다만, 확대머 리 철근의 사용을 위한 요건으로 철근의 최대 설계기준항복강도 (fy), 최대 직경(db), 최소 측면피복 두께(cc)를 각각 420 Mpa, 36 mm, 2db로 제한하고 있다.

    Fig. 15(a)를 보면, 횡보강 철근 지수(Ktr)에 의한 횡구속 효과 가 표준갈고리 확대머리 철근의 정착길이 산정에 크게 기여하고 있으며, 일정량 이상의 횡보강 철근(Ktr ≥1.2db)을 배근해야만 일반강도(420 MPa) 표준갈고리 철근의 현행 정착성능 요건을 발휘하고 있다.

    반면, 측면피복 두께(cc)를 2db에서 1db로 완화하더라도 고강 도/대구경 확대머리 철근의 정착길이 산정에 큰 영향을 미치지 않음을 확인할 수 있다(Fig. 15(b)).

    4.2.보-기둥 접합부

    원전구조물의 보-기둥 접합부는 다량의 대구경 표준갈고리 철근이 사용되어 과밀배근 현상이 발생하고 이로 인한 여러 문 제점도 야기되고 있어 이의 해결 필요성이 대두되고 있다. 따라 서, 원전구조물에 고강도철근을 사용하여 철근의 설계물량을 줄 이는 방안과 구조부재 접합부에 사용중인 표준갈고리 철근을 확 대머리 철근으로 대체하여 접합부의 철근 과밀현상을 완화하는 방안을 모색하고 있다.

    보-기둥 접합부에 정착되는 표준갈고리 철근을 대체할 고강 도/대구경 확대머리 철근의 사용 가능성을 확인하기 위하여 표 준갈고리 철근과 확대머리 철근의 정착성능을 상호 비교하였다. 횡보강 철근의 유무와 상관없이 확대머리 철근의 정착성능이 표 준갈고리 철근보다 우수하여 효율적인 보-기둥 접합부의 정착설 계가 가능할 것으로 판단된다(Fig. 16).

    횡보강 철근 지수(Ktr)와 측면피복 두께(cc)가 보-기둥 접합부 대구경/고강도 확대머리 철근의 정착길이 산정기준에 미치는 영 향을 Fig. 17에 나타내었다. Hair-Pin에 의한 횡보강 유무나 측면 피복 완화(2db→1db) 여부와 상관없이 모든 실험체에서 ACI-349 와 ASME-CC에서 규정하고 있는 표준갈고리 철근의 정착길이 설계기준 [ ( f s / f c ) / ( l d / d b ) = 1 / 0.24 ] 을 상회하고 있다.

    Fig. 13(a)와 같이 Tie Bar를 사용하여 횡보강한 경우에는 표 준갈고리 철근과 달리 횡구속 효과가 미미하여 확대머리 철근의 정착성능 향상에 거의 기여하지 않는 반면, Fig. 13(b)와 같이 횡 보강 철근 지수(Ktr)가 0.5db이상이 되도록 Hair-Pin으로 횡보강 하면 약 60%의 정착성능 증가(1/0.24→1/0.15)와 약 37%의 정 착길이 감소(0.24→0.15) 효과가 있다(Fig. 17(a)).

    또한, 2.0db이상의 측면피복(cc)를 확보하면 약 33%의 정착성 능이 증가(1/0.24→1/0.18)되어 약 25%의 정착길이를 감소 (0.24→0.18) 시킬 수 있다(Fig. 17(b)).

    4.3.부위별 정착길이 산정식

    앞에서 살펴본 정착성능 평가결과를 바탕으로 적용부위별로 횡보강 철근 유무 및 측면피복 두께 등 횡구속 조건에 따라 확대 머리 철근 정착설계에 사용될 수 있는 정착길이 산정식을 Table 5에 나타내었다.

    5.설계기준 코드개정(안)

    대구경/고강도 확대머리 철근을 원전구조물에 효과적으로 사 용하기 위해서는 확대머리 철근의 사용 제한요건을 완화해야 한 다. 뿐만 아니라, 완화된 조건에 맞춰 적용 가능한 정착길이 산정 식과 이 때 적용될 설계상세(Design Detail)를 제시하고 정착길 이 산정식을 적절하게 단순화하여 구조물 설계에 어려움이 없도 록 코드개정(안)이 마련되어야 한다.

    원전 격납구조물에 대구경/고강도 확대머리 철근을 실제적으 로 설계하기 위해서는 콘크리트의 압축강도(fc′ )와 철근의 설계 기준항복강도(fy), 최대직경(db), 순피복 두께(cc), 순간격(sc)을 Table 6과 같이 완화하여야 한다.

    완화된 제약요건에 따라 적용할 확대머리철근의 정착길이 산 정식 변경내용을 Table 7에 나타내었다.

    • 1) 대구경/고강도 확대머리 철근 정착설계에는 식 (10)을 [기 본식]으로 사용하면서 사용부위와 횡구속 조건에 따라 감소계수 나 횡보강 상세를 적용하도록 하였다.

      • 가) 보-기둥 접합부인 경우 : 일정량 이상(Ktr ≥0.5db)의 Hair-Pin 철근으로 횡보강하거나 2.0db이상의 측면피복 두께(cc) 로 횡구속한 경우에는 정착길이 감소계수(0.75)를 적용한다.(11)

        [ 설계식 ] = [ 기본식 ] × [ 감소계수(0.75) ] l d t 0.75 × ( 0.24 f y f c d b ) ( mm )
        (11)

      • 나) 보-기둥 접합부가 아닌 경우에는, 정착된 대구경/고강도 확대머리 철근의 경우 프라잉 거동에 의해 콘크리트 측면파열이 발생하고 이로 인한 정착성능이 저하될 수 있으므로 이를 방지 하기 위하여 일정량 이상(Ktr ≥1.2db)의 횡보강 철근으로 횡구 속하고 [기본식]을 그대로 사용한다.

        [ 설계식 ] = [ 기본식 ] l d t 0.24 × f y f c d b ( mm )
        (10)

    • 2) 다만, 현행 제한요건 범위에 해당되는 소구경/일방강도 확 대머리 철근 경우에는 [현행식]을 그대로 유지한다.(9)

      [설계식] = [현행식] l d t 0.19 f y f c d b ( mm )
      (9)

    6.향후 추진계획

    ASME Sec.Ⅲ Div.2의 Design Working Group과 KEPIC SNB 구조분과위원회에 설계기준 코드개정(안)을 발의한 후 Fig. 18의 추진절차에 따라 국내·외 기술기준 코드개정을 추진 할 예정이다.

    7.결 론

    원전구조물의 대구경/고강도 확대머리 철근의 과밀배근 문제 를 해결하고자 본 연구를 수행하였으며, 대구경/고강도 확대머 리 철근의 겹침이음/ TTC절점 정착성능 평가실험, 대구경/고강 도 표준갈고리 철근과 확대머리 철근의 보-기둥 접합부 정착성 능 평가실험을 통해 다음의 내용을 확인하였다.

    • 1) 대구경/고강도 확대머리 철근의 정착성능이 표준갈고리 철 근의 정착성능보다 우수하다. Hair-Pin으로 횡보강된 경우에 는 약 27%(1/0.19→1/0.15), 무보강된 경우에도 약 13% (1/0.27→1/0.24)의 정착길이 절감효과가 있다.

    • 2) Hair-Pin으로 횡보강하거나 일정한 두께의 측면피복(cc)을 유지한 경우, 횡보강 철근과 측면피복 두께에 의한 대구경/고 강도 확대머리 철근의 횡구속 효과로 인해 정착성능이 크게 증가하므로 이를 정착설계에 반영해야 한다.

    • 3) 보-기둥 접합부에 정착된 대구경/고강도 확대머리 철근의 경 우 Hair-Pin으로 횡보강(Ktr ≥0.5db)되거나 2.0db이상의 측 면피복 두께(cc)를 확보하면 정착길이 감소계수(0.75)를 적 용할 수 있다.

    • 4) 보-기둥 접합부 이외에 정착된 대구경/고강도 확대머리 철근 의 경우 프라잉 거동에 의한 콘크리트 측면파열을 방지하기 위하여 횡보강 철근 지수 (Ktr )가 1.2db이상이 되도록 보강하 여 필요한 정착성능을 확보해야 한다.

    감사의 글

    본 연구는 한국수력원자력(주)의 연구비 지원을 받아 “고강도 철근 기술기준 코드개정 및 설계지침서 개발 작성(A16IP43)” 연구과제로 수행되었으며, 이에 감사드립니다.

    Figure

    JKSMI-21-147_F1.gif

    CCT Node & Lap Splice Test

    JKSMI-21-147_F2.gif

    Shallow & Side Blowout Pullout Test

    JKSMI-21-147_F3.gif

    Background of development length by ACI 318-08(Jung, 2016)

    JKSMI-21-147_F4.gif

    Lap Splice Test(Chun, 2015)

    JKSMI-21-147_F5.gif

    Anchorage capacity of Lap Splice Test

    JKSMI-21-147_F6.gif

    Concept of TTC node Test(Hong, 2013)

    JKSMI-21-147_F7.gif

    Anchorage capacity of TTC node test

    JKSMI-21-147_F8.gif

    Test of hooked bar in Beam-column joint(Marques and Jirsa, 1975)

    JKSMI-21-147_F9.gif

    Test setup(Chun et al., 2015)

    JKSMI-21-147_F10.gif

    Specimen details(Chun et al., 2015)

    JKSMI-21-147_F11.gif

    Anchorage capacity of hooked bars in beam-column joint

    JKSMI-21-147_F12.gif

    Test setup(Chun et. al., 2017)

    JKSMI-21-147_F13.gif

    Specimen details confined with ties or hairpins(Chun et. al., 2017)

    JKSMI-21-147_F14.gif

    Anchorage capacity of headed bars in beam-column joint

    JKSMI-21-147_F15.gif

    Required development length of headed bars in lap splice & TTC node

    JKSMI-21-147_F16.gif

    Required development length comparison between hooked bars and headed bar in beam-col. joint

    JKSMI-21-147_F17.gif

    Required development length of headed bars in beam-col. joint

    JKSMI-21-147_F18.gif

    Flow chart of code change

    Table

    Lap Splice Test matrix & results(Lee, 2013;Chun, 2015)

    TTC Node Test matrix & results(Jung, 2016)

    Test matrix and result of hooked bar beam-column joint test(Chun et al.,2105;Marques and Jirsa., 1975)

    Test matrix and result of headed bar in beam-column Joint Test(Chun et. al., 2017)

    1)H : Confined with hairpin bar
    2)T : Confiene with tie bar

    Required development length of headed bar according to the test results

    Relaxed limits on the use of headed bars

    Change of development length of headed bars

    Reference

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