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문제 정의
- 본 논문은 철근콘크리트 보(400mm×600mm)에 탄소섬유시트를 보강하여 휨 실험을 수행한 결과를 바탕으로 휨 성능을 비교하였으며, 또한 탄소섬유시트로 보강된 탄소섬유시트 보의 이론적 휨 해석을 수행하여 휨 성능을 평가하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
- 본 연구에서는 보강보의 휨 특성을 파악하기 위하여 9개의 철근 콘크리트 보를 제작하였으며, 보강 겹수와 보강재의 정착 성능을 향상시키기 위한 U 밴드의 적용 유무에 따라 실험체를 구분하여 체계적인 실험을 실시하였다. 섬유시트는 탄소섬유를 사용하였으며, 섬유시트양의 변화에 대한 이론식의 타당성 검증을 위하여 2겹, 4겹, 6겹, 8겹의 보강겹수를 선택하였다.
- 본 연구에서는 실험 실적이 거의 없는 단면 크기가 400mm×600mm인 탄소섬유시트로 보강한 철근 콘크리트 보(이하 ‘보강보’라 칭함)에 대한 휨 실험을 수행하여, 보의 강도, 휨 강성, 연성지수 등의 실험결과들을 중심으로 보강보의 휨 성능을 살펴보고자 한다.
- 따라서 섬유시트로 보강된 철근콘크리트 구조물의 연성거동을 규명하는 것은 아주 중요한 작업이다. 실험에서 측정된 하중-처짐 선도에 의한 연성지수를 이용하여 보강보의 연성거동을 고찰하고자 한다. 연성지수는 항복하중시 처짐 δy에 대한 최대하중시 처짐 δu 의 비로 정의하였다.
가설 설정
- 여기서, Ec는 압축탄성계수와 같은 값을 가진다고 가정하였으며, ft는 콘크리트의 인장응력, εt는 콘크리트의 인장변형률, εr는 fr에 대응하는 인장파괴변형률, (=0.608×10-3), λ(=1.01)는 실험상수, ω는 10-8m의 단위를 가지는 균열폭이다.
제안 방법
- 단순지지 경계조건을 만족하도록 실험보의 양쪽 단부에서 각각 225mm떨어진 지점에 강재 롤러를 설치하였고, 실험보의 순지간이 5,550mm가 되도록 하였다. 500kN 용량의 엑츄에이터를 사용하였으며, 순수 휨 구간을 확보하기 위하여 실험체의 중앙에서 좌우 600mm씩 떨어진 곳에 하중을 가하는 4점 가력실험을 실시하였다(Photo 2). 작용하중은 2.
- 섬유시트는 탄소섬유를 사용하였으며, 섬유시트양의 변화에 대한 이론식의 타당성 검증을 위하여 2겹, 4겹, 6겹, 8겹의 보강겹수를 선택하였다. 그리고 U 밴드 유무에 따른 휨 성능을 비교하였다. 보강보 실험에서 측정된 하중-처짐 선도, 콘크리트 균열 및 섬유시트 파괴형태, 항복하중, 최대하중, 연성지수 등을 분석하여 보강보의 휨 성능을 규명하였다.
- 단순지지 경계조건을 만족하도록 실험보의 양쪽 단부에서 각각 225mm떨어진 지점에 강재 롤러를 설치하였고, 실험보의 순지간이 5,550mm가 되도록 하였다. 500kN 용량의 엑츄에이터를 사용하였으며, 순수 휨 구간을 확보하기 위하여 실험체의 중앙에서 좌우 600mm씩 떨어진 곳에 하중을 가하는 4점 가력실험을 실시하였다(Photo 2).
- 보강보 실험에서 측정된 하중-처짐 선도, 콘크리트 균열 및 섬유시트 파괴형태, 항복하중, 최대하중, 연성지수 등을 분석하여 보강보의 휨 성능을 규명하였다. 또한, 보강보 실험의 타당성을 입증하기 위하여 휨 실험 결과와 이론적인 해석 결과를 비교하였다. 보강보에 대한 이론적인 휨 해석은 콘크리트 압축응력-변형률 관계에 비선형 식을 적용하였으며, 특히 콘크리트 인장응력을 고려한 비선형 해석을 바탕으로 하였다.
- 보강보의 휨 해석에서는 보 하단에 부착된 보강재가 콘크리트의 인장응력을 구속하는 것으로 고려하였다. 보 하부 콘크리트 평균 인장응력(ft)의 성능을 휨 인장강도(fr)의 0%, 10%, 20%로 간주하여 보강보의 휨 해석을 수행하였으며, 보강보 하중-처짐 선도 산정에 사용된 세 종류의 응력 분포도를 Fig. 4에 나타내었다. 이론적 해석에 의한 하중-처짐 선도는 세 구간(균열이전구간, 항복이전구간, 항복이후구간)을 명확하게 보여주고 있으며, 보강보들 중 대표적으로 C-2-U 보강보에 대해서 휨해석과 휨실험으로 구해진 하중처짐 선도들을 Fig.
- 철근의 응력-변형률 관계는 변형률 경화를 무시하였으며, 섬유시트의 응력-변형률 관계는 파괴에 도달할 때까지 탄성적인 응력-변형률 선도를 적용하였다. 보강보 단면 구성 재료들의 거동 상태에 따라 세 구간으로 나누어 보강보 단면의휨 성능을 해석하였다(정진환 등, 2003). 힘의 평형조건과 변형률 적합조건을 만족시킨 각 구간의 중립축거리 c와 보강단면의 휨모멘트 산정을 위한 관계식들을 Table 4에 정리하였다.
- 또한, 보강보 실험의 타당성을 입증하기 위하여 휨 실험 결과와 이론적인 해석 결과를 비교하였다. 보강보에 대한 이론적인 휨 해석은 콘크리트 압축응력-변형률 관계에 비선형 식을 적용하였으며, 특히 콘크리트 인장응력을 고려한 비선형 해석을 바탕으로 하였다.
- 보강재로 사용된 탄소섬유시트를 철근콘크리트 보의 하부에 폭 150mm, 길이 5,550mm로 보강하였다. 보강재 양에 대한 보강보의 휨 성능을 규명하기 위하여 탄소섬유시트의 보강겹수를 2겹, 4겹, 6겹, 8겹으로 달리하여 각각 2개씩 총 8개의 철근콘크리트 보 하부에 부착하였으며, 이들 중 섬유시트와 콘크리트 모체와의 부착거동을 향상시키고 섬유시트 정착 유무에 대한 보강보의 휨 성능을 고찰하기 위해 휨 보강용 섬유시트와 동일한 겹수를 사용한 U밴드(폭 500mm)를 4개의 보 양단부에 적용하였다. U밴드를 부착하는 장면이 Photo 1에 잘 나타나 있다.
- 의 속도로 가해지며, 하중 크기는 엑츄에이터에 부착된 하중계(load cell)를 통해 측정된다. 실험보의 처짐은 보의 중앙 하부에 설치된 변위계(LVDT)를 이용하여 측정하였다.
- 또한 콘크리트 인장모델로서 응력-변형률 관계는 Gopalaratnam 등(1985)의 제안식을 사용하였다. 응력증가구간은 휨 인장강도(fr)에 도달할 때까지 탄성거동을 하는 직선으로 표현하였으며, 응력감소구간에서는 응력-변형률 관계를 응력-균열폭 관계로 나타낸 다음 식을 사용하였다.
- 4에 나타내었다. 이론적 해석에 의한 하중-처짐 선도는 세 구간(균열이전구간, 항복이전구간, 항복이후구간)을 명확하게 보여주고 있으며, 보강보들 중 대표적으로 C-2-U 보강보에 대해서 휨해석과 휨실험으로 구해진 하중처짐 선도들을 Fig. 5에서 비교하였다.
- 3에 나타내었다. 철근의 응력-변형률 관계는 변형률 경화를 무시하였으며, 섬유시트의 응력-변형률 관계는 파괴에 도달할 때까지 탄성적인 응력-변형률 선도를 적용하였다. 보강보 단면 구성 재료들의 거동 상태에 따라 세 구간으로 나누어 보강보 단면의휨 성능을 해석하였다(정진환 등, 2003).
- 인장철근은 3-D25을 사용하였으며, 압축철근은 2-D16을 사용하여 전단철근의 설치를 용이하게 하였다. 철근콘크리트 보의 전단파괴를 방지하기 위하여 스터럽을 D16으로 150mm간격으로 보의 전 구간에 배근하였다. 보강재로 사용된 탄소섬유시트를 철근콘크리트 보의 하부에 폭 150mm, 길이 5,550mm로 보강하였다.
대상 데이터
- U밴드를 부착하는 장면이 Photo 1에 잘 나타나 있다. 따라서 9개의 실험보는 섬유시트를 보강하지 않은 1개의 기준보(CON), 보 하부에만 탄소섬유시트를 보강한 4개의 보강보(NU 보강보), 보 하부에 탄소섬유시트를 보강하고 양단부에 U밴드를 적용한 4개의 보강보(U 보강보)로 구성된다. 보강보의 단면 및 전체 치수, 가력 형태 등은 Fig.
- 철근콘크리트 보의 전단파괴를 방지하기 위하여 스터럽을 D16으로 150mm간격으로 보의 전 구간에 배근하였다. 보강재로 사용된 탄소섬유시트를 철근콘크리트 보의 하부에 폭 150mm, 길이 5,550mm로 보강하였다. 보강재 양에 대한 보강보의 휨 성능을 규명하기 위하여 탄소섬유시트의 보강겹수를 2겹, 4겹, 6겹, 8겹으로 달리하여 각각 2개씩 총 8개의 철근콘크리트 보 하부에 부착하였으며, 이들 중 섬유시트와 콘크리트 모체와의 부착거동을 향상시키고 섬유시트 정착 유무에 대한 보강보의 휨 성능을 고찰하기 위해 휨 보강용 섬유시트와 동일한 겹수를 사용한 U밴드(폭 500mm)를 4개의 보 양단부에 적용하였다.
- 본 연구에서는 보강보의 휨 특성을 파악하기 위하여 9개의 철근 콘크리트 보를 제작하였으며, 보강 겹수와 보강재의 정착 성능을 향상시키기 위한 U 밴드의 적용 유무에 따라 실험체를 구분하여 체계적인 실험을 실시하였다. 섬유시트는 탄소섬유를 사용하였으며, 섬유시트양의 변화에 대한 이론식의 타당성 검증을 위하여 2겹, 4겹, 6겹, 8겹의 보강겹수를 선택하였다. 그리고 U 밴드 유무에 따른 휨 성능을 비교하였다.
- 실험에 사용한 철근콘크리트 보는 400mm×600mm의 단면크기와 길이 6000mm, 유효깊이 550mm로 총 9개가 제작되었다.
- 실험에 사용한 철근콘크리트 보는 400mm×600mm의 단면크기와 길이 6000mm, 유효깊이 550mm로 총 9개가 제작되었다. 인장철근은 3-D25을 사용하였으며, 압축철근은 2-D16을 사용하여 전단철근의 설치를 용이하게 하였다. 철근콘크리트 보의 전단파괴를 방지하기 위하여 스터럽을 D16으로 150mm간격으로 보의 전 구간에 배근하였다.
이론/모형
- 또한 콘크리트 인장모델로서 응력-변형률 관계는 Gopalaratnam 등(1985)의 제안식을 사용하였다. 응력증가구간은 휨 인장강도(fr)에 도달할 때까지 탄성거동을 하는 직선으로 표현하였으며, 응력감소구간에서는 응력-변형률 관계를 응력-균열폭 관계로 나타낸 다음 식을 사용하였다.
- 보강보의 휨 해석에 적용된 콘크리트 압축응력-변형률 관계는 다음과 같은 Shah 등(1983)의 제안식을 사용하였다.
성능/효과
- 1) 항복이전구간에서 NU 보강보와 U 보강보의 항복하중과 휨 강성은 탄소섬유시트 양에 대체적으로 비례하여 증가하는 것으로 측정되었으며, 항복하중은 기준보 대비 각각 최대 70%와 72%, 휨 강성은 기준보 대비 최대 119%와 100% 증가하였다. 이 구간에서 U밴드의 정착효과는 나타나지 않았다.
- 2) NU 보강보와 U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 각각 최대 81%와 78%로 증가하였으며, NU 보강보와 U 보강보의 항복이후 구간의 휨 강성은 기준보 대비 최대 575%와 200%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 이 구간에서 탄소섬유시트의 보강효과가 가장 크게 나타났으며, 최대하중과 휨 강성에 대한 U밴드의 정착효과가 영향을 미친 것으로 생각된다.
- 3) NU 보강보와 U 보강보 모두 탄소섬유시트 양이 증가할수록 최대 하중시 처짐은 감소하였으며, 연성지수는 1.59～4.40으로 나타났다. 탄소섬유시트의 취성적인특성으로 인하여 보강겹수의 증가에 따라 연성이 감소하는 것으로 나타났으며, 특히 8겹의 섬유시트를 사용한 보강보는 기준보 보다 연성이 더 작음을 보여주었는데 이는 보강재 양의 단면 전체 크기에 대한 비율이 상대적으로 높음으로써 전형적인 취성거동을 나타나 보이는 것으로 판단된다.
- 4) NU 보강보는 최대하중 이후 섬유시트의 정착력 부족으로 인하여 시트가 완전히 탈락하였으며, U 보강보는 U 밴드의 효과로 인해 박리양상을 보이지만 완전히 탈락되지 않고 하중의 증가없이 변위는 꾸준히 증가하는 연성적인 거동을 보였다. 따라서 섬유시트의 정착 능력 및 보강보의 연성을 향상시키기 위해서는 U 밴드와 같은 정착기구가 반드시 필요함을 알 수 있다.
- 5) 보강보 실험 결과와 콘크리트의 인장응력을 고려한 휨 해석을 통해 하중-처짐 선도, 최대하중, 휨 강성 등을 비교한 결과 대체로 일치하는 것으로 나타나 제안한 비선형 휨 해석의 타당성을 입증하였다. 비선형 휨 해석에 적용된 단면하부 콘크리트 평균 인장성능은 콘크리트 휨 인장강도의 10%로 고려하는 것이 적절한 것으로 판단된다.
- C-2-U 보강보에 대한 실험 결과를 살펴보면 항복하중을 지나 최대하중에 도달할 때까지의 하중-처짐 선도는 ft = 0.1fr로 휨 해석한 보강보의 하중-처짐 선도와 일치하는 것으로 나타났다. 이전의 연구결과(정진환 등, 2003)에서도 확인할 수있었지만 단면의 크기가 기존의 실험 단면보다 큰, 현실에 더 가까운 단면의 경우에도 보강보 휨 해석은 보 하부의 콘크리트 평균인장성능을 콘크리트 휨 인장강도의 10%로 고려하는 것이 타당한 것으로 판단된다.
- 보강보 실험에 의해 파괴형태를 살펴보면, 항복점 도달 이전에는 콘크리트 모체와 탄소섬유시트의 분리 현상이 발생되지 않아 콘크리트 모체와 탄소섬유시트는 완전 일체화된 거동을 하는 것으로 관측되었다. NU 보강보와 U 보강보 모두 초기 균열의 발생 양상은 비슷하나, 항복하중 시점에서는 NU 보강보에 비해 U 보강보에서 새로운 균열이 많이 발생하였고, 균열의 분포가 광범위하게 나타났었다(Photo 3,4). NU 및 U 보강보 모두 재하점에서 가장 가까운 위치에 있는 균열에서 콘크리트 모체와 섬유시트 사이에 계면박리가 발생하여 섬유시트 단부방향으로 박리가 진행되었다.
- NU 보강보와 U 보강보 모두 탄소섬유시트 양이 증가할수록 최대 하중시 처짐은 감소하였으며, 연성지수는 1.59～4.40으로 나타났다. 보강보의 연성은 보강재 양에 반비례하는 경향이 있음을 Table 3을 통해 확인 할 수 있는데, 탄소섬유시트 8겹을 적용한 C-8-NU, C-8-U는 보강하지 않은 기준보 보다 연성지수가 낮게 나오는 것을 알 수 있다.
- U 보강보의 경우 하중의 최대값을 나타낸 이후 U 밴드의 영향으로 파단하지 않고 하중의 감소와 증가를 반복하며 지속적으로 변위가 증가하는 거동을 나타내 보였다. NU 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 81%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 575%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 78%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 200%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- 항복하중과 휨 강성 모두 기준보보다 증가하였으며, 대체로 보강재의 겹수 증가에 따라 항복하중 크기가 증가함을 확인 할 수 있었다. NU 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 70%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 119%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 72%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 100%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
- 이것은 보강효과가 균열이전구간에서부터 나타남을 보여주고 있다. NU 보강보의 휨 강성은 기준보 대비 최대 95% 크게 나타났으며, U보강보의 경우 53% 크게 나타났다.
- NU 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 81%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 575%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 78%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 200%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 따라서 하중-처짐 선도와 표의 값에 의하면 탄소섬유시트로 인한 보강 효과 및 최대하중과 휨 강성에 대한 U 밴드의 정착효과는 항복이후 구간에서 가장 크게 나타남을 알 수 있다.
- NU 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 70%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 119%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. U 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 72%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 100%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 즉, 이 구간에서 항복하중과 휨 강성은 모두 탄소섬유시트 양에 비례하여 증가하는 것으로 측정되었으나, 항복하중과 휨 강성에 대한 U 밴드의 효과는 여전히 나타나지 않음을 알 수 있다.
- U 보강보의 최대하중은 기준보 대비 최대 78%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 200%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 따라서 하중-처짐 선도와 표의 값에 의하면 탄소섬유시트로 인한 보강 효과 및 최대하중과 휨 강성에 대한 U 밴드의 정착효과는 항복이후 구간에서 가장 크게 나타남을 알 수 있다.
- Photo 5 및 Photo 6은 대표적인 C-8-NU 보강보와 C-8-U보강보의 파괴 형상을 나타낸 것으로, Photo 5에서는 섬유시트의 완전한 탈락을 보여주며, Photo 6에서는 U밴드 효과로 인해 박리양상을 보이지만 완전히 탈락되지는 않았다. 또한 U 보강보는 박리가 진행되는 과정에서도 변위가 꾸준히 증가하는 연성적인 거동을 보이는 것으로 나타났다.
- 보강보 실험 결과 균열이전구간, 항복이전구간, 항복이후구간으로 구분되어 하중-처짐 관계가 표현되었으며, Elmihilmy 등(2000)가 언급한 이상화된 세 구간과 근사적으로 일치함을 알 수 있다. 이는 앞선 연구(정진환 등, 2003)에서 보여준 작은 크기의 탄소섬유시트 보강보(길이 3,000mm, 폭 200mm, 높이 300mm)의 하중-처짐 곡선이 세 구간을 잘 나타낸 것과 비교해서는 상대적으로 뚜렷한 거동을 보이지 못하는 것으로 나타났다.
- 그리고 U 밴드 유무에 따른 휨 성능을 비교하였다. 보강보 실험에서 측정된 하중-처짐 선도, 콘크리트 균열 및 섬유시트 파괴형태, 항복하중, 최대하중, 연성지수 등을 분석하여 보강보의 휨 성능을 규명하였다. 또한, 보강보 실험의 타당성을 입증하기 위하여 휨 실험 결과와 이론적인 해석 결과를 비교하였다.
- 5) 보강보 실험 결과와 콘크리트의 인장응력을 고려한 휨 해석을 통해 하중-처짐 선도, 최대하중, 휨 강성 등을 비교한 결과 대체로 일치하는 것으로 나타나 제안한 비선형 휨 해석의 타당성을 입증하였다. 비선형 휨 해석에 적용된 단면하부 콘크리트 평균 인장성능은 콘크리트 휨 인장강도의 10%로 고려하는 것이 적절한 것으로 판단된다.
- U 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 72%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 100%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다. 즉, 이 구간에서 항복하중과 휨 강성은 모두 탄소섬유시트 양에 비례하여 증가하는 것으로 측정되었으나, 항복하중과 휨 강성에 대한 U 밴드의 효과는 여전히 나타나지 않음을 알 수 있다.
- 탄소섬유시트 보강재 양이 증가할수록 보강보의 균열하중도 이론적으로 증가해야 함에도 불구하고 C-6-NU에서 보는 바와 같이 기준보의 균열하중보다 작은 값이 측정되었다. 이는 실험을 통해 측정되는 초기 처짐들이 많은 오차를 내포하고 있음을 의미한다(Gopalaratnam 등, 1991).
- 40으로 나타났다. 탄소섬유시트의 취성적인특성으로 인하여 보강겹수의 증가에 따라 연성이 감소하는 것으로 나타났으며, 특히 8겹의 섬유시트를 사용한 보강보는 기준보 보다 연성이 더 작음을 보여주었는데 이는 보강재 양의 단면 전체 크기에 대한 비율이 상대적으로 높음으로써 전형적인 취성거동을 나타나 보이는 것으로 판단된다. U 밴드에 의한 연성의 증가 현상을 뚜렷이 나타내 보였다.
- U 보강보는 U 밴드에 의해 단부의 섬유시트 정착능력이 향상됨에 따라 섬유시트의 박리 현상이 나타난 이후에도 파단하지 않고 지속적인 연성거동을 나타내 보였다. 특히, Fig. 2의 그래프에서 알 수 있듯이 NU 보강보와 비교해서 U 보강보는 최대하중을 넘어서도 하중을 계속적으로 지지하는 것으로 나타났으며, U 밴드에 의한 연성의 증가 현상을 뚜렷이 나타내 보였다.
- 최대하중은 실험 중 측정된 하중의 최대값을 사용하였다. 항복이후구간에서 NU 보강보는 보강재 겹수에 따라 최대하중 크기 변화가 있으면서 섬유시트 탈락으로 인한 취성파괴 거동을 나타내 보였으며, U 보강보는 보강재 겹수와는 무관하게 일정한 크기의 최대하중을 보이면서 NU 보강보 보다 높은 연성 거동을 나타내 보였다. 이는 U 밴드의 정착효과가 크게 영향을 미친 것으로 판단된다.
- 항복이후구간에서 철근의 변형률 경화를 무시하면 철근의 응력은 항복응력으로 일정하기 때문에 보강보의 휨 강성은 현저히 감소하며, 하중-처짐 선도의 기울기는 수평에 가까운 것으로 나타났다. 최대하중은 실험 중 측정된 하중의 최대값을 사용하였다.
- 항복하중과 휨 강성 모두 기준보보다 증가하였으며, 대체로 보강재의 겹수 증가에 따라 항복하중 크기가 증가함을 확인 할 수 있었다. NU 보강보의 항복하중은 기준보 대비 최대 70%의 증진효과가 있는 것으로 나타났으며, 휨 강성은 최대 119%의 증진효과가 있는 것으로 나타났다.
후속연구
- 이는 실험을 통해 측정되는 초기 처짐들이 많은 오차를 내포하고 있음을 의미한다(Gopalaratnam 등, 1991). 차후에 더 많은 실험을 통해 초기 처짐의 오차에 대한 명확한 근거를 찾는 것이 필요하다.
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