시간경과에 따라 보강재료나 콘크리트면의 탈락, 보강공사를 위한 콘크리트 면처리 시 분진발생, 상이한 선팽창계수로 인한 보강재료의 박리 등 부착형 보강공법의 단점을 보완하기 위하여 와이어로프와 T형 강판을 이용한 비부착형 보강공법을 연구 하였다. 본 보강공법을 평가하기 위하여 중심축하중을 받는 기둥 여덟개와 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥 열일곱개를 파괴 시까지 실험하였다. 중심축하중을 받는 기둥 실험의 주요 변수는 와이어로프 체적비, T형 강판 플랜지의 폭 및 T형 강판 배치 형태 등으로 하였으며, 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥 실험의 주요 변수는 와이어로프의 체적비와 축력비, 피복모르터의 보강 유·무, 와이어로프 보강형태 및 T형 강판 정착 방법 등으로 하였다. 중심축하중을 받는 기둥의 실험구간은 상부 스터부와 하부 ...
시간경과에 따라 보강재료나 콘크리트면의 탈락, 보강공사를 위한 콘크리트 면처리 시 분진발생, 상이한 선팽창계수로 인한 보강재료의 박리 등 부착형 보강공법의 단점을 보완하기 위하여 와이어로프와 T형 강판을 이용한 비부착형 보강공법을 연구 하였다. 본 보강공법을 평가하기 위하여 중심축하중을 받는 기둥 여덟개와 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥 열일곱개를 파괴 시까지 실험하였다. 중심축하중을 받는 기둥 실험의 주요 변수는 와이어로프 체적비, T형 강판 플랜지의 폭 및 T형 강판 배치 형태 등으로 하였으며, 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥 실험의 주요 변수는 와이어로프의 체적비와 축력비, 피복모르터의 보강 유·무, 와이어로프 보강형태 및 T형 강판 정착 방법 등으로 하였다. 중심축하중을 받는 기둥의 실험구간은 상부 스터부와 하부 스터브 사이로 하였으며, 기둥 단면은 275×275 mm, 높이는 825 mm로 하였다. 주철근으로 16 mm 이형철근 열두개를 배근하였다. 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥의 기둥 단면은 230×230 mm, 높이는 1,260 mm로 하였다. 주철근으로 13mm 이형철근 열두개를 배근하였다. 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥에서 피복모르터가 있는 기둥의 피복모르터 두께는 60 mm로 하였다. 보강된 모든 기둥은 너트의 회전으로 토크값을 제어할 수 있으며, 도입된 프리스트레스력은 와이어로프 인장강도의 40%로 하였다. 중심축하중 기둥실험 결과 T형 강판의 배치 형태에 따라 축내력의 증가는 확인할 수 없었지만, 와이어로프 체적비가 증가할수록 보강된 기둥의 축내력은 약간 증가하였다. 보강된 모든 기둥의 최대내력은 ACI 318-05 기준의 제안된 축내력보다 높았다. 와이어로프 체적비가 0.0039 이상으로 보강된 기둥의 연성비는 동일 횡보강철근지수의 띠철근 기둥에 비해 매우 높았다. 또한 T형 강판 플랜지 폭이 증가할수록 연성비는 증가하였다. 피복모르터 없이 보강된 기둥의 휨내력은 무보강 기둥보다 약간 높았지만, 보강된 기둥의 휨 연성은 무보강 기둥보다 매우 높았다. 특히, 와이어로프 체적비가 0.0048로 보강된 기둥의 변위연성비와 일손상지수는 무보강 기둥보다 각각 1.53배와 19.4배 높았다. 축력비가 0.4로 보강된 기둥의 휨내력은 축력비가 0.25와 0.55인 기둥보다 약간 높았다. 그러나 축력비의 증가로 연성비는 감소되었다. 피복모르터의 영향에서는 피복모르터로 보강된 기둥의 휨내력은 피복모르터가 없이 보강된 기둥의 휨내력보다 2.5배 높았다. 반면에, 피복모르터로 보강된 기둥의 일손상지수는 와이어로프의 양과 관계없이 피복모르터가 없이 보강된 기둥의 일손상지수보다 50%정도 낮았다. 축내력 및 휨내력의 상승과 연성 면에서 와이어로프와 T형 강판을 이용한 비부착형 보강공법은 우수한 내진성능을 보였다. 띠철근 기둥을 중심으로 제안된 Razvi and Saatcioglu의 구속된 콘크리트 모델을 기본으로 와이어로프와 T형 강판으로 보강된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 수학적으로 모델링 하였다. 보강된 기둥의 횡구속력은 와이어로프와 T형 강판의 등가압력으로 이상화하였으며 단면분할법과 이상화된 곡률-변위 관계를 사용하여 보강된 기둥의 횡하중-변위 곡선을 얻었다. 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 실험결과와 잘 일치하였다.
시간경과에 따라 보강재료나 콘크리트면의 탈락, 보강공사를 위한 콘크리트 면처리 시 분진발생, 상이한 선팽창계수로 인한 보강재료의 박리 등 부착형 보강공법의 단점을 보완하기 위하여 와이어로프와 T형 강판을 이용한 비부착형 보강공법을 연구 하였다. 본 보강공법을 평가하기 위하여 중심축하중을 받는 기둥 여덟개와 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥 열일곱개를 파괴 시까지 실험하였다. 중심축하중을 받는 기둥 실험의 주요 변수는 와이어로프 체적비, T형 강판 플랜지의 폭 및 T형 강판 배치 형태 등으로 하였으며, 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥 실험의 주요 변수는 와이어로프의 체적비와 축력비, 피복모르터의 보강 유·무, 와이어로프 보강형태 및 T형 강판 정착 방법 등으로 하였다. 중심축하중을 받는 기둥의 실험구간은 상부 스터부와 하부 스터브 사이로 하였으며, 기둥 단면은 275×275 mm, 높이는 825 mm로 하였다. 주철근으로 16 mm 이형철근 열두개를 배근하였다. 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥의 기둥 단면은 230×230 mm, 높이는 1,260 mm로 하였다. 주철근으로 13mm 이형철근 열두개를 배근하였다. 중심축하중과 반복 횡하중을 받는 기둥에서 피복모르터가 있는 기둥의 피복모르터 두께는 60 mm로 하였다. 보강된 모든 기둥은 너트의 회전으로 토크값을 제어할 수 있으며, 도입된 프리스트레스력은 와이어로프 인장강도의 40%로 하였다. 중심축하중 기둥실험 결과 T형 강판의 배치 형태에 따라 축내력의 증가는 확인할 수 없었지만, 와이어로프 체적비가 증가할수록 보강된 기둥의 축내력은 약간 증가하였다. 보강된 모든 기둥의 최대내력은 ACI 318-05 기준의 제안된 축내력보다 높았다. 와이어로프 체적비가 0.0039 이상으로 보강된 기둥의 연성비는 동일 횡보강철근지수의 띠철근 기둥에 비해 매우 높았다. 또한 T형 강판 플랜지 폭이 증가할수록 연성비는 증가하였다. 피복모르터 없이 보강된 기둥의 휨내력은 무보강 기둥보다 약간 높았지만, 보강된 기둥의 휨 연성은 무보강 기둥보다 매우 높았다. 특히, 와이어로프 체적비가 0.0048로 보강된 기둥의 변위연성비와 일손상지수는 무보강 기둥보다 각각 1.53배와 19.4배 높았다. 축력비가 0.4로 보강된 기둥의 휨내력은 축력비가 0.25와 0.55인 기둥보다 약간 높았다. 그러나 축력비의 증가로 연성비는 감소되었다. 피복모르터의 영향에서는 피복모르터로 보강된 기둥의 휨내력은 피복모르터가 없이 보강된 기둥의 휨내력보다 2.5배 높았다. 반면에, 피복모르터로 보강된 기둥의 일손상지수는 와이어로프의 양과 관계없이 피복모르터가 없이 보강된 기둥의 일손상지수보다 50%정도 낮았다. 축내력 및 휨내력의 상승과 연성 면에서 와이어로프와 T형 강판을 이용한 비부착형 보강공법은 우수한 내진성능을 보였다. 띠철근 기둥을 중심으로 제안된 Razvi and Saatcioglu의 구속된 콘크리트 모델을 기본으로 와이어로프와 T형 강판으로 보강된 콘크리트의 응력-변형률 관계를 수학적으로 모델링 하였다. 보강된 기둥의 횡구속력은 와이어로프와 T형 강판의 등가압력으로 이상화하였으며 단면분할법과 이상화된 곡률-변위 관계를 사용하여 보강된 기둥의 횡하중-변위 곡선을 얻었다. 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 실험결과와 잘 일치하였다.
A relatively simple strengthening procedure for reinforced concrete columns is developed using unbonded wire rope and T-shaped steel plate units in order to compensate for several drawbacks identified in the bonded-type strengthening technique, such as debonding of external laminates from a concrete...
A relatively simple strengthening procedure for reinforced concrete columns is developed using unbonded wire rope and T-shaped steel plate units in order to compensate for several drawbacks identified in the bonded-type strengthening technique, such as debonding of external laminates from a concrete surface, dust pollution from grinding of concrete surfaces, and poor long-term behavior of the system caused by different coefficients of thermalexpansion of concrete, adhesive, and non-metallic fiber laminates. Eight columns under concentric axial load, and seventeen columns under constant axial load and cyclic lateral loads were tested to failure in order to explore the significance and limitations of the strengthening procedure developed for resistance against earthquakes. The main variables investigated in concentric axial load tests were the volume ratio of wire ropes as well as geometrical size and configuration of T-shaped steel plates, and those considered in flexural tests were the volume ratio of wire rope, axial load level, and the presence of mortar cover for strengthening steel elements. For axial load tests, the test zone of all columns between both top and bottom stubs was 275 mm square section and 825 mm high, resulting in an aspect ratio of 3.0, and was longitudinally reinforced with twelve deformed bars of 16 mm diameter, producing a longitudinal reinforcement ratio of 0.032. On the other hand, all columns for flexural tests had a 230 mm square section and 1,260 mm high, and a longitudinal reinforcement ratio of 0.029. The specimens designed to investigate the effect of cover on the flexural behavior of strengthened columns were covered with 60 mm thick mortar. The concrete compressive strength of test specimens was designed to be as low as 24 MPa to simulate existing deteriorated concrete buildings. In all strengthened columns, the initial prestress transferred to wire ropes in all strengthened columns, which can be controlled by the torque value applied simultaneously to the nuts at both ends of the wire rope, equivalent to 40% of the tensile strength of the wire rope. Test results showed that the axial load capacity of strengthened columns slightly increased with the increase of volume ratio of wire ropes, while it was nearly independent on the geometrical dimension of T-shaped steel plates. The measured axial load capacities of all strengthened columns were slightly higher than predictions obtained from ACI 318-05, indicating that the ratio of the measured and predicted values increased with the increase of volume ratio of wire rope. At the same lateral reinforcement index, a much higher axial ductility ratio exhibited by strengthened columns having a volume ratio of wire ropes above 0.0039 than conventional tied columns.The axial ductility ratio also increased with the increase of flange width, thickness, and web height of T-shaped steel plates. The flexural capacity of strengthened columns without mortar cover was slightly higher than that of the unstrengthened companion column. However, the flexural ductility of strengthened columns was much higher than that of the unstrengthened column, indicating that the displacement ductility ratio and the work damage indicator of the strengthened column having volume ratio of wire rope of 0.0048 were 1.53 and 19.4 times, respectively, as much as those of the unstrengthened column. The flexural capacity of the strengthened columns having an axial load level of 0.4 was slightly higher than that of the strengthened columns having axial load level of 0.25 or 0.55, indicating that the axial load level to induce balanced failure in the reinforced concrete columns strengthened with the developed procedures is around 0.4. On the other hand, an increase in axial load level substantially reduced the ductility of the strengthened columns. The flexural capacity of strengthened columns with mortar cover was at least 2.5 times higher than that of the comparable strengthened columns without mortar cover. On the other hand, the work damage indicator of the strengthened column with mortar cover was around 50% lower than that of the comparablestrengthened column without mortar cover, regardless of the amount of wire rope. Therefore, it can be asserted that the developed strengthening procedure is practically useful to enhance the seismic performance of reinforced concrete columns. Based on the empirical confinement model proposed by Razvi and Saatcioglu calibrated againstextensive test results on tied columns, a mathematical model for the stress-strain relationship of concrete confined by wire rope and T-shaped steel plate units is proposed. Lateral confinement stress provided by wire rope and T-shaped steel plate units is idealized as an equivalent uniform pressure. In addition, the theoretical monotonic lateral load-displacement curve for strengthened columns is simply derived using the combination of section laminae method and the idealized curvature-displacement relationship. The stress-strain curves obtained from the equations proposed in the present study show a better agreement with test results.
A relatively simple strengthening procedure for reinforced concrete columns is developed using unbonded wire rope and T-shaped steel plate units in order to compensate for several drawbacks identified in the bonded-type strengthening technique, such as debonding of external laminates from a concrete surface, dust pollution from grinding of concrete surfaces, and poor long-term behavior of the system caused by different coefficients of thermalexpansion of concrete, adhesive, and non-metallic fiber laminates. Eight columns under concentric axial load, and seventeen columns under constant axial load and cyclic lateral loads were tested to failure in order to explore the significance and limitations of the strengthening procedure developed for resistance against earthquakes. The main variables investigated in concentric axial load tests were the volume ratio of wire ropes as well as geometrical size and configuration of T-shaped steel plates, and those considered in flexural tests were the volume ratio of wire rope, axial load level, and the presence of mortar cover for strengthening steel elements. For axial load tests, the test zone of all columns between both top and bottom stubs was 275 mm square section and 825 mm high, resulting in an aspect ratio of 3.0, and was longitudinally reinforced with twelve deformed bars of 16 mm diameter, producing a longitudinal reinforcement ratio of 0.032. On the other hand, all columns for flexural tests had a 230 mm square section and 1,260 mm high, and a longitudinal reinforcement ratio of 0.029. The specimens designed to investigate the effect of cover on the flexural behavior of strengthened columns were covered with 60 mm thick mortar. The concrete compressive strength of test specimens was designed to be as low as 24 MPa to simulate existing deteriorated concrete buildings. In all strengthened columns, the initial prestress transferred to wire ropes in all strengthened columns, which can be controlled by the torque value applied simultaneously to the nuts at both ends of the wire rope, equivalent to 40% of the tensile strength of the wire rope. Test results showed that the axial load capacity of strengthened columns slightly increased with the increase of volume ratio of wire ropes, while it was nearly independent on the geometrical dimension of T-shaped steel plates. The measured axial load capacities of all strengthened columns were slightly higher than predictions obtained from ACI 318-05, indicating that the ratio of the measured and predicted values increased with the increase of volume ratio of wire rope. At the same lateral reinforcement index, a much higher axial ductility ratio exhibited by strengthened columns having a volume ratio of wire ropes above 0.0039 than conventional tied columns.The axial ductility ratio also increased with the increase of flange width, thickness, and web height of T-shaped steel plates. The flexural capacity of strengthened columns without mortar cover was slightly higher than that of the unstrengthened companion column. However, the flexural ductility of strengthened columns was much higher than that of the unstrengthened column, indicating that the displacement ductility ratio and the work damage indicator of the strengthened column having volume ratio of wire rope of 0.0048 were 1.53 and 19.4 times, respectively, as much as those of the unstrengthened column. The flexural capacity of the strengthened columns having an axial load level of 0.4 was slightly higher than that of the strengthened columns having axial load level of 0.25 or 0.55, indicating that the axial load level to induce balanced failure in the reinforced concrete columns strengthened with the developed procedures is around 0.4. On the other hand, an increase in axial load level substantially reduced the ductility of the strengthened columns. The flexural capacity of strengthened columns with mortar cover was at least 2.5 times higher than that of the comparable strengthened columns without mortar cover. On the other hand, the work damage indicator of the strengthened column with mortar cover was around 50% lower than that of the comparablestrengthened column without mortar cover, regardless of the amount of wire rope. Therefore, it can be asserted that the developed strengthening procedure is practically useful to enhance the seismic performance of reinforced concrete columns. Based on the empirical confinement model proposed by Razvi and Saatcioglu calibrated againstextensive test results on tied columns, a mathematical model for the stress-strain relationship of concrete confined by wire rope and T-shaped steel plate units is proposed. Lateral confinement stress provided by wire rope and T-shaped steel plate units is idealized as an equivalent uniform pressure. In addition, the theoretical monotonic lateral load-displacement curve for strengthened columns is simply derived using the combination of section laminae method and the idealized curvature-displacement relationship. The stress-strain curves obtained from the equations proposed in the present study show a better agreement with test results.
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