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문제 정의
- 본 논문은 철근콘크리트 보에 대한 유리섬유시트의 보강 효과를 실험 및 이론적 해석을 통해 조사하였으며, 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
- 본연구에서는 실험 실적이 거의 없는 단면 크기가 400x600 mm인 섬유시트 보강보에 대한 휨 실험을 수행하여, 보강 보의 강도, 휨 강성, 연성지수 등의 실험결과들을 중심으로 유리섬유시트 보강보의 휨성능을 엄밀하게 파악하고자 한다.
제안 방법
- 500kN 용량의 엑츄에이터를 사용하여 3점 휩실험을 실시하였다. 단순지지 경계조건을 만족하도록 실험보의 양쪽단부에서 각각 225mm 떨어진 곳에 강제 롤러를 설치하였고, 실험보의 순지간이 5, 550mm 되도록 하였다(Fig.
- 섬유시트는 유리섬유를 사용하였으며 , 섬유시트양의 변화에 대한 이론식의 타당성 검증을 위하여 2겹, 4겹, 6겹, 8겹의 보강겹수를 선택하였다. 그리고 U 밴드 유무에 따른 휨 성능을 비교하였다. 유리섬유시트 보강보(이하, 보강보, 라 칭함) 실험에서 측정된 하중•처짐 선도, 콘크리트 균열 및 섬유시트 파괴형태, 항복하중, 최대하중, 연성지수 등을 분석하여 보강보의 휨성능을 규명하였다.
- 단순지지 경계조건을 만족하도록 실험보의 양쪽단부에서 각각 225mm 떨어진 곳에 강제 롤러를 설치하였고, 실험보의 순지간이 5, 550mm 되도록 하였다(Fig. 2).
- 유리섬유시트 보강보(이하, 보강보, 라 칭함) 실험에서 측정된 하중•처짐 선도, 콘크리트 균열 및 섬유시트 파괴형태, 항복하중, 최대하중, 연성지수 등을 분석하여 보강보의 휨성능을 규명하였다. 또한, 보강보 실험의 타당성을 입증하기 위하여 휨 실험 결과와 이론적인 해석 결과를 비교하였다. 보강보에 대한 이론적인 휨 해석은 콘크리트 압축응력-변형률 관계에 비선형식을 적용하였으며, 특히 콘크리트 인장응력을 고려한 비선형 해석을 바탕으로 한다.
- 보 하부 콘크리트 평균 인장응력(ft)의 성능을 휨 인장강도(£) 의 0%, 10%, 20%로 간주하여 보강보의 휨 해석을 수행하였으며, 이때 보강보 하중-처짐 선도 산정에 사용된 세 종류의 응력 분포도는 Fig. 10을 참고하였다. 보강보들 중 대표적으로 G-2-U 보강보에 대해 휨해석과 휨실험에서 구해진 하중-처짐 선도들을 Fig.
- 철근의 응력-변형률 관계는 변형률 경화를 무시하였으며, 섬유 시트의 응력-변형률 관계는 파괴에 도달할 때까지 탄성적인 응력-변형률 선도를 적용하였다. 보강보 단면 구성 재료들의 거동 상태에 따라 세 구간으로 나누어 보강보 단면의 휨 성능을 해석하였다[7]. 힘의 평형조건과 변형률 적합 조건을 만족시 킨 각 구간의 중립축거리 c와 보강단면의 휨모멘트 산정을 위한 관계식들을 Table 4[기에 기술하였다.
- 따라서 유리섬유시트로 보강된 철근콘크리트 구조물의 연성거동을 규명하는 것은 아주 중요한 작업이다. 보강보 실험에서 측정된 하중-처짐 선도에 의한 연성지수를 이용하여 보강보의 연성거동을 고찰하였다. 여기서 연성지수는 항복 하중시 처짐 #게 대한 최대하중 시 처짐 #의 비로 정의하였다.
- 또한, 보강보 실험의 타당성을 입증하기 위하여 휨 실험 결과와 이론적인 해석 결과를 비교하였다. 보강보에 대한 이론적인 휨 해석은 콘크리트 압축응력-변형률 관계에 비선형식을 적용하였으며, 특히 콘크리트 인장응력을 고려한 비선형 해석을 바탕으로 한다.
- 철근 콘크리트 보의 전단파괴를 방지하기 위하여 스터럽(D16)을 150mm 간격으로 보의 전체 구간에배근하였다. 보강재 양에 대한 보강보의 휨 성능을 고찰하기 위하여 유리섬유시트(폭 250mm, 길이 5, 600mm)의 보강겹수를 달리하여 8개의 철근콘크리트 보 하부에 부착하였으며, 이 중 섬유시트의 콘크리트 모체와의 부착거동을향상시키고 섬유시트 정착 유무에 대한 보강보의 휨 성능을 고찰하기 위해 휨 보강용 섬유시트와 동일한 겹수를 적용한 U 밴드(폭 500mm)를 4개의 보 양단부에 적용하였다 (Fig. 1).
- 본 연구에서는 섬유시트 보강보의 휨 특성을 파악하기위하여 9개의 철근 콘크리트 보를 제작하였으며, 보강 겹수, U 밴드 유무에 따라 실험체를 구분하여 체계적인 실험을 실시하였다. 여기서 U 밴드는 섬유시트의 정착을 위해적용하였다.
- U 보강보의 경우 하중의 최대값을 나타낸 이후 U 밴드의 영향으로 인해 바로 파단하지 않고 하중의 급격한 감소를 보인 후, 파단하거나(G-8-U) 다시 하중이 상승하면서 지속적으로 변 위가 증가하는 거동(G-2-U, G-4-U, G-6-U)을 나타내 보였다. 본연구에서는 하중-처짐 곡선에서 하중의 최대값을 처음 나타낸 곳을 최대하중으로 간주하였다. NU 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 48%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 920%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- 실험보 중앙에 강재로 제작된 가력 장치를 이용하여 하중을 재하하였다. 하중을 보의 단면 폭에 균등하게 분포시키기 위하여 강제 가력 장치와 콘크리트면 사이에 고무판을 삽입하였다.
- 그리고 U 밴드 유무에 따른 휨 성능을 비교하였다. 유리섬유시트 보강보(이하, 보강보, 라 칭함) 실험에서 측정된 하중•처짐 선도, 콘크리트 균열 및 섬유시트 파괴형태, 항복하중, 최대하중, 연성지수 등을 분석하여 보강보의 휨성능을 규명하였다. 또한, 보강보 실험의 타당성을 입증하기 위하여 휨 실험 결과와 이론적인 해석 결과를 비교하였다.
- 3에나타내었다. 작용하중은 엑츄에이터에 부착된 하중계에의해 측정되었으며, 작용하중에 대한 실험보의 처짐은 보의 중앙 하부에 설치된 변위계(LVDT)를 이용하여 측정하였다.
- 인장 철근으로 D25 3본을 사용하였으며, 압축 측에 2-D16 철근을 사용하여 전단철근의 설치를 용이하게 하였다. 철근 콘크리트 보의 전단파괴를 방지하기 위하여 스터럽(D16)을 150mm 간격으로 보의 전체 구간에배근하였다. 보강재 양에 대한 보강보의 휨 성능을 고찰하기 위하여 유리섬유시트(폭 250mm, 길이 5, 600mm)의 보강겹수를 달리하여 8개의 철근콘크리트 보 하부에 부착하였으며, 이 중 섬유시트의 콘크리트 모체와의 부착거동을향상시키고 섬유시트 정착 유무에 대한 보강보의 휨 성능을 고찰하기 위해 휨 보강용 섬유시트와 동일한 겹수를 적용한 U 밴드(폭 500mm)를 4개의 보 양단부에 적용하였다 (Fig.
- 9에 나타내었다. 철근의 응력-변형률 관계는 변형률 경화를 무시하였으며, 섬유 시트의 응력-변형률 관계는 파괴에 도달할 때까지 탄성적인 응력-변형률 선도를 적용하였다. 보강보 단면 구성 재료들의 거동 상태에 따라 세 구간으로 나누어 보강보 단면의 휨 성능을 해석하였다[7].
- 재하하였다. 하중을 보의 단면 폭에 균등하게 분포시키기 위하여 강제 가력 장치와 콘크리트면 사이에 고무판을 삽입하였다. 하중은 변위 제어방식으로 2.
대상 데이터
- 9개의 실험보는 섬유시트를 보강하지 않은 1개의 기준 보와 보 하부에만 유리섬유시트를 보강한 4개의 보강보(이하 , NU 보강보, 라 칭함) 및 보 하부에 유리섬유시트를 보강하고 양단부에 U 밴드를 적용한 4개의 보강보(이하, U 보강 보, 라 칭함)로 구성된다. 섬유시트 보강보의 전체 치수 및 단면 크기는 Fig.
- 보강보 실험에 사용된 철근콘크리트 보는 길이 6, 000 mm, 폭 400mm, 높이 600mm, 유효깊이 550tnm로 총 9개가 제작되었다. 인장 철근으로 D25 3본을 사용하였으며, 압축 측에 2-D16 철근을 사용하여 전단철근의 설치를 용이하게 하였다.
- 여기서 U 밴드는 섬유시트의 정착을 위해적용하였다. 섬유시트는 유리섬유를 사용하였으며 , 섬유시트양의 변화에 대한 이론식의 타당성 검증을 위하여 2겹, 4겹, 6겹, 8겹의 보강겹수를 선택하였다. 그리고 U 밴드 유무에 따른 휨 성능을 비교하였다.
- 제작되었다. 인장 철근으로 D25 3본을 사용하였으며, 압축 측에 2-D16 철근을 사용하여 전단철근의 설치를 용이하게 하였다. 철근 콘크리트 보의 전단파괴를 방지하기 위하여 스터럽(D16)을 150mm 간격으로 보의 전체 구간에배근하였다.
이론/모형
- 다음과 같은 Shah et al.[l이의 제안식을 사용하였다.
성능/효과
- 1. NU 보강보와 U 보강보의 항복하중은 기준보 대비 각각 최대 34%와 22% 크게 나타났으며, NU 보강보와 U 보강보의 항복이전 구간의 휨 강성은 기준보 대비 최대 70% 와 61%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- 2. NU 보강보와 U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 각각 최대 48%와 34% 크게 나타났으며, NU 보강보와 U 보강보의 항복이후 구간의 휨 강성은 기준보 대비 최대 920% 와 880%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- 3. NU 보강보나 U 보강보의 연성지수는 1.43에서 2.60 사이에 있어 보강보의 연성능력은 철근 콘크리트보의 연성능력보다 낮은 것으로 나타났다. 보강보의 연성지수가 모두 3.
- 4. U 보강보는 섬유시트의 계면박리 현상이 발생한 이후에도 파단하지 않고 지속적인 연성거동을 나타내 보였다. 따라서 보강보에서 섬유시트의 정착능력 및 보강보의 연성능력을 향상시키기 위해서는 U 밴드와 같은 정착기구가 반드시 필요함을 알 수 있다.
- 5. 보강보 단면의 휨 해석 및 실험을 통해 하중-처짐 선도, 하중, 휨강성 등을 비교한 결과 대체로 일치하는 것으로 나타나 제안된 보강보 단면 휨 해석의 타당성을 입증하였다. 보강보 단면 휨해석에 적용된 하부 콘크리트 평균 인장성능은 콘크리트 휨 인장강도의 10%로 고려하는 것이적절한 것으로 판단된다.
- 00794)의 경우 소형 기준 보 대비 최대하중은 약 119%, 휨 강성도는 약 3000% 증가한 것으로 발표하였다. G-4-NU 보강보를 제외하고는 항복이 전 구간과 마찬가지로 최대하중과 항복이후 구간의 휨강성도 유리섬유시트 양에 비례하여 증가하는 것으로 측정되었으며, 최대하중과 휨 강성에 대한 U 밴드의 효과는 나타나지 않았음을 알 수 있다.
- NU 보강보와 U 보강보 모두 유리섬유시트 양이 증가할수록 최대 하중시 처짐은 감소하였으며, 연성지수는 1.43- 2.60으로 나타나 보강보의 연성은 보강재 양에 반비례하는경향이 있음을 알 수 있다. 산정된 보강보의 연성지수는 조백순 등[9]에서 언급한 보강보의 연성지수인 3.
- NU 보강보와 U 보강보 모두 초기 균열의 발생 양상은 비슷하나, 항복하중 시점에서는 NU 보강보에 비해 U 보강 보에서 새로운 균열이 많이 발생하였고, 균열의 분포가 광범위하게 나타났었다. NU 및 U 보강보 모두 재하점에서가장 가까운 위치에 있는 균열에서 콘크리트 모체와 섬유 시트 사이에 계면박리가 발생하여 섬유시트 단부 방향으로 박리가 진행되었다.
- 본연구에서는 하중-처짐 곡선에서 하중의 최대값을 처음 나타낸 곳을 최대하중으로 간주하였다. NU 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 48%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 920%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 34% 의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 880%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- NU 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 34%의 증진 효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 70%의 증진 효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 항복하중은 기준보대비 최대 22%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨강성은 최대 61%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- NU 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 48%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 920%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 34% 의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 880%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 따라서 유리섬유 시트의 보강효과는 항복이후 구간에서 가장 크게 나타남을 알 수 있다.
- NU 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 34%의 증진 효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 70%의 증진 효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 항복하중은 기준보대비 최대 22%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨강성은 최대 61%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 정진환 등[6]은 탄소섬유시트가 4겹 부착된 소형 보강보 (200mmx300mm, p=0.
- 다만, Fig. 4에서 최대 하중이후의 거동을 살펴보면 NU 보강보의 경우 실험체는 G-2-NU 보강보를 제외하고는 최대하중이후 급속한 파단이 진행되었으며, U 보강보의 경우실험체는 모두 최대하중 이후에도 변위가 꾸준히 증가하는연성적인 거동을 보이는 것으로 나타나 U 밴드의 보강재정착효과를 여실히 보여주고 있다.
- 1f'로 휨 해석한 보강보의 하중-처짐선도가 실험에서 측정된 최대하중에 도달할 때까지의 결과와 대체로 일치하는 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서의 보강보 휨 해석은 정진환 등[기의 결론과 마찬가지로 보하부의 콘크리트 평균인장성능을 콘크리트 휨 인장강도의 10%로 고려하는 것이 타당한 것으로 판단된다.
- 8에서는 U 밴드의 효과로 인해 박리 양상이 보이지만 완전히 탈락되지 않는 결과를 보이고 있다. 또한 U 보강보는 박리가 진행되는 과정에서도 변위가 꾸준히 증가하는 연성적인 거동을 보이는 것으로 나타났다.
- 60 사이에 있어 보강보의 연성능력은 철근 콘크리트보의 연성능력보다 낮은 것으로 나타났다. 보강보의 연성지수가 모두 3.0 이하로 측정되어 보강보의 연성능력은 우수하지 못한 것으로 나타났다.
- 보강보의 하중•처짐 관계는 Elmihilmy and Tedesco[3]가언급한 이상화된 세 구간(균열이전구간, 항복이전구간, 항복 이후 구간)을 근사적으로 잘 나타내고 있음을 확인할 수 있으나, 작은 크기의 기존 연구 섬유시트 보강보(이하 '소형 보강보, ) 특히 탄소섬유시트로 보강된 보[6](길이 3, 000 mm, 폭 200mm, 높이 300mm)의 하중-처짐 곡선이 세 구간을 잘 나타낸 것과 비교해서는 뚜렷한 거동을 보이지 못하는 것으로 나타났다. 본 연구에서의 보강보 실험에서 측정된 균열하중, 항복하중, 최대하중, 그리고 각 구간의 하중- 처짐 선도의 기울기인 휨 강성 및 연성지수를 Table 3에 나타내었다.
- 이론적 해석에 의한 하중-처짐 선도는 세 구간(균열이전구간, 철근항복이전구간, 항복이후구간)을 명확하게 보여주고 있으며, ft=0.1f'로 휨 해석한 보강보의 하중-처짐선도가 실험에서 측정된 최대하중에 도달할 때까지의 결과와 대체로 일치하는 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서의 보강보 휨 해석은 정진환 등[기의 결론과 마찬가지로 보하부의 콘크리트 평균인장성능을 콘크리트 휨 인장강도의 10%로 고려하는 것이 타당한 것으로 판단된다.
- 다만 U 보강보는 U 밴드에 의해 단부의 섬유시트 정착능력이 향상됨에따라 섬유시트의 박리 현상이 나타난 이후에도 파단하지않고 지속적인 연성거동을 나타내 보였다. 특히, Fig. 4의그래프에서 알 수 있듯이 NU 보강보와 비교해서 U 보강보는 최대하중을 넘어서도 하중을 계속적으로 지지하는 것으로 나타났으며, U 밴드에 의한 연성의 증가 현상을 뚜렷이나타내 보였다.
- 보강보 실험에서 측정된 균열하중은 기준보의 균열하중보다 모두 낮은 것으로 측정되었으며, 이는 균열이전 구간에서 보강 보의 균열 하중이 기준보의 균열하중보다 크게 나타난 소형 보강 보의 경우[6]와는 다른 경향임을 알 수 있다. 한편 하중에 대응하는 처짐이 작아 보강보의 휨 강성은 기준보의 값보다 크게 나타났으며 단면크기에 대한 보강재 양의 비율이 소형 보강보와 비교해 상대적으로 높은 보강보의 경우 섬유 시트의 보강효과가 균열이전 구간에서부터 크게 나타남을 보여주고 있다. 즉, 균열이전 구간에서 보강보의 횝강성은 크게 나타났으나 빠르게 균열하중에 도달함을 알 수 있다.
후속연구
- 비탄성 변형, 지점에서 실험보의 미끄러짐 등으로 인하여 다소 부정확하여, 휨 강성의 크기에 영향을 미친 것으로 판단된다[8]. 차후에 더 많은 실험을 통해 초기 처짐의 오차에 대한 명확한 근거를 찾는 것이 필요하다.
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