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문제 정의
- 본 논문에서는 철근 스터럽을 전단보강재로 사용하는 대신, 선행연구(Hwang et al., 2014)에서 그 성능이 검증된, 판 형태의 GFRP를 플랫 플레이트에 전단보강하여 전단성능을 평가하고자 하였다. GFRP 판은 Fig.
- 전단 보강재의 유무, 전단 보강 간격, 전단 보강량을 변수로 한 플랫 플레이트의 뚫림전단 실험을 수행하였으며 실험결과를 바탕으로 변수에 따른 전단 성능을 평가하였다. 또한 KCI의 전단강도식을 사용하여 GFRP 판을 전단 보강재를 사용한 플랫 플레이트의 전단강도를 산정하였으며, 이를 실험결과와 비교하여 그 적용성을 평가하고자 하였다.
- 본 논문에서는 개구부가 있는 매립형 GFRP 판으로 전단 보강된 플랫 플레이트의 전단성능을 평가하였다. 이를 위해총 7개의 시험체에 대한 뚫림전단 실험을 통해, 시험체의 균열 및 파괴양상을 분석하고, 전단 보강재 유무, 전단 보강재의 전단 보강 간격, 전단 보강량이 전단강도에 미치는 영향을 분석하였다.
제안 방법
- 1에서 보는 바와같이 콘크리트와의 부착을 향상시키기 위한 개구부가 있으며, 섬유 방향에 따라 수평 및 수직 스트립으로 구성된다. 전단 보강재의 유무, 전단 보강 간격, 전단 보강량을 변수로 한 플랫 플레이트의 뚫림전단 실험을 수행하였으며 실험결과를 바탕으로 변수에 따른 전단 성능을 평가하였다. 또한 KCI의 전단강도식을 사용하여 GFRP 판을 전단 보강재를 사용한 플랫 플레이트의 전단강도를 산정하였으며, 이를 실험결과와 비교하여 그 적용성을 평가하고자 하였다.
- 75d)를 나타낸다. 시험체의 전단강도는 KCI 식을 수정하여 산정하였다. Fig.
- 모든 시험체는 휨 파괴 이전에 뚫림전단 파괴가 발생하도록 설계하였다. 이를 위해 KCI를 통해 산정한 전단강도 보다 Johansen(1998)의 Yield line theory를 통해 산정한휨 강도가 크게 설계하였다.
- 전단 보강량(Af × ffu)은 전단강도 산정에 필요한 위험단면 내에 존재하는 전단 보강재의 단면적과 인장강도의 곱으로 나타낸다. GFRP 판으로 보강한 A184~C184, A246~C246 시험체는 각각 전단 보강량을 184kN, 246kN으로 동일하게 설계하고 전단 보강 간격(s)을 변수로 하였다.
- 시험체는 반력 프레임 위에 실험을 위해 제작된 힌지로 4변을 단순 지지하고 최대용량 1000kN의 Actuator를 사용 하여 평균 1kN/min의 속도로 하중을 재하하였다. 실제 구조물에서는 슬래브에 하중이 재하 되어 처짐을 발생시키면서 뚫림전단이 발생하지만 본 실험에서는 기둥에 하중을 재하하는 방법을 선택하였다.
- 시험체는 반력 프레임 위에 실험을 위해 제작된 힌지로 4변을 단순 지지하고 최대용량 1000kN의 Actuator를 사용 하여 평균 1kN/min의 속도로 하중을 재하하였다. 실제 구조물에서는 슬래브에 하중이 재하 되어 처짐을 발생시키면서 뚫림전단이 발생하지만 본 실험에서는 기둥에 하중을 재하하는 방법을 선택하였다. 시험체 하부에 다섯 개의 변위계 (LVDT)를 설치하여 시험체의 수직 변위를 측정하고 데이터로거를 사용하여 하중, 변위 데이터를 수집하였다.
- 실제 구조물에서는 슬래브에 하중이 재하 되어 처짐을 발생시키면서 뚫림전단이 발생하지만 본 실험에서는 기둥에 하중을 재하하는 방법을 선택하였다. 시험체 하부에 다섯 개의 변위계 (LVDT)를 설치하여 시험체의 수직 변위를 측정하고 데이터로거를 사용하여 하중, 변위 데이터를 수집하였다. 시험체 세팅을 Fig.
- 기둥 하부에 설치된 LVDT와 기둥면에서 양 방향으로 0.5d, 3d 만큼 떨어진 위치에서 LVDT로 슬래브의 처짐을 측정하였다. 시험체 최대하중(Vexp)의 30%, 50%, 75%, 100%의 단계로 나누어서 Control, B246 시험체의 하중별 슬래브 처짐을 비교하여 Fig.
- 시험체의 전단강도를 184kN과 246kN의 두 그룹으로 나누어 전단 보강 간격에 따른 전단강도를 분석하였다. Fig.
- 시험체의 전단 보강 간격을 기준으로 세 그룹으로 나누어 전단 보강량에 따른 전단강도를 비교하였다. 각각 전단 보강 간격을 0.
- 매립형 유공 GFRP 판으로 전단 보강된 플랫 플레이트의 전단강도를 KCI에 수록된 철근 스터럽으로 보강한 플랫 플레이트의 전단강도식을 기준으로 수정하여 전단강도를 산정하고 그 적용성에 대해 분석하였다. Table 3과 Fig.
- 전단 보강재를 보강한 플랫 플레이트의 파괴양상은 크게 전단 보강재 안에서 일어나는 파괴양상과 전단 보강재 밖에서 일어나는 파괴 양상으로 구분된다. 철근 스터럽 기준식을 GFRP 판에 맞게 수정하여 파괴양상 예측식이 적합한지 분석하였다. 파괴 양상이 GFRP 판 안에서 일어났을 때의 전단 강도식을 식 (8), (9)에 나타내었다.
- 본 논문에서는 개구부가 있는 매립형 GFRP 판으로 전단 보강된 플랫 플레이트의 전단성능을 평가하였다. 이를 위해총 7개의 시험체에 대한 뚫림전단 실험을 통해, 시험체의 균열 및 파괴양상을 분석하고, 전단 보강재 유무, 전단 보강재의 전단 보강 간격, 전단 보강량이 전단강도에 미치는 영향을 분석하였다. 또한, KCI의 전단강도 산정식과 실험에 의한 전단강도를 비교하였다.
- 이를 위해총 7개의 시험체에 대한 뚫림전단 실험을 통해, 시험체의 균열 및 파괴양상을 분석하고, 전단 보강재 유무, 전단 보강재의 전단 보강 간격, 전단 보강량이 전단강도에 미치는 영향을 분석하였다. 또한, KCI의 전단강도 산정식과 실험에 의한 전단강도를 비교하였다.
대상 데이터
- 모든 시험체는 2000mm×2000mm 크기의 두께 180mm, 유효 깊이 138mm으로 동일하게 설계하였다.
- 기둥의 크기는 250mm×250mm이며, 상부 기둥의 높이는 300mm, 하부 기둥의 높이는 150mm으로 하였다.
- 25MPa로 확인되었다. 인장철근과 기둥철근은 D 22의 이형철근을 사용하였으며, 인장철근의 항복강도는 500 MPa을 사용하였다. 기둥의 띠철근은 D10의 이형철근을 사용하였다.
- 인장철근과 기둥철근은 D 22의 이형철근을 사용하였으며, 인장철근의 항복강도는 500 MPa을 사용하였다. 기둥의 띠철근은 D10의 이형철근을 사용하였다. GFRP 재료의 항복강도는 480MPa, 탄성계수는 50GPa이다.
- GFRP 판으로 전단 보강된 시험체 6개, 무보강 시험체 1개로, 총 7개의 시험체를 제작하였다. 시험체 상세를 Fig.
데이터처리
- 3) KCI의 기준식을 사용하여 GFRP 판을 전단 보강한 플랫 플레이트의 전단강도를 산정하였으며 이를 통해 산정된 설계값과 실험값을 비교하였다. 비교 결과 시험체의 전단강도비(Vexp/Vcal)의 평균은 0.
이론/모형
- 모든 시험체는 휨 파괴 이전에 뚫림전단 파괴가 발생하도록 설계하였다. 이를 위해 KCI를 통해 산정한 전단강도 보다 Johansen(1998)의 Yield line theory를 통해 산정한휨 강도가 크게 설계하였다. Yield line theory는 4변이 단순 지지된 슬래브의 소성 휨모멘트 강도에 의해 발휘되는 최대 휨강도 Py의 크기를 다음 식 (6)과 같이 계산하도록 제시하였다.
성능/효과
- 시험체 제작에 사용된 콘크리트의 압축강도는 KS F 2405의 기준에 따라 재령 28일 후 압축강도를 측정한 결과 평균 20.25MPa로 확인되었다. 인장철근과 기둥철근은 D 22의 이형철근을 사용하였으며, 인장철근의 항복강도는 500 MPa을 사용하였다.
- 모든 시험체에는 B246 시험체와 같이 뚫림전단 파괴가 발생하였다. Control 시험체의 초기 균열은 기둥 모서리에서 대각선 방향으로 시작되어 기둥면에서 슬래브 지지점을 향해 방사형(radial form)으로 형성되었고 기둥면에서 바로 균열이 시작되어 위험단면인 d/2이내에서 콘 형상으로 균열이 크게 형성되다가 최대하중 이후 급격한 취성적 거동으로 최종 파괴가 일어나는 전형적인 뚫림전단 파괴 양상을 보였다. GFRP 판으로 보강한 시험체는 기둥에서 조금 떨어진 부근에서 초기균열이 발생한 이후 기둥-슬래브 접합부의 위험단면 내 균열이 발생하였다.
- Control 시험체의 경우 전단균열이 발생한 이후 전단에 저항하지 못하고 파괴되었으나, A246 시험체의 경우 전단균열에 저항하면서 높은 전단강도를 나타내었다. 전단 보강재의 유무에 따른 각 시험체의 최대하중을 비교한 결과, GFRP 판으로 보강된 시험체의 최대하중은 약 607kN이고 Control 시험체의 최대하중은 406kN으로 나타났다. 여기서 A246 및 Control 시험체의 최대하중 차이인 201kN은 GFRP 판의 전단강도기여분으로 판단된다.
- 11에 나타내었다. 예상되는 바와 같이, 세 그룹 모두 전단 보강량을 246kN으로 설계한 시험체에서 더 높은 전단 강도를 보였으나 전단보강 간격이 좁을수록 전단보강량의 증가에 따른 하중의 증가 영향은 더 적은 것으로 나타났다.
- 12에 수정한 KCI 전단강도식으로 산정된 전단강도와 실험에 의한 전단강도를 비교하여 나타내었다. GFRP 판으로 보강된 시험체의 전단강도비는 평균 0.83, 표준편차 0.05로 KCI 설계식이 시험체의 전단성능을 과대평가한 것을 알 수 있다. Fig.
- A184 시험체는 Vn,out 강도가 Vn,in 강도보다 18kN 더 낮으며 따라서 전단 보강재 밖에서 파괴가 일어났음을 예측할수 있다. A184 시험체를 제외한 모든 시험체는 전단 보강재 안에서 파괴가 일어났음을 예측하였으며, 실제 파괴양상과 비교하였을 때 모든 시험체에서 예측한 파괴 양상과 동일한 결과가 나타났다. 따라서 GFRP 판으로 보강된 플랫 플레이트의 파괴양상 예측식이 정확하다고 판단된다.
- 1) Control 시험체는 기둥면으로부터 위험단면인 d/2 이내에서 뚫림전단 파괴 양상을 보였지만 GFRP 판으로 보강한 시험체는 보다 넓은 위험단면을 가지는 파괴양상을 보였으며 최대하중 역시 Control 시험체 보다 높게 나타났다. 따라서 GFRP 판이 전단 보강재로서 뚫림전단에 효과적으로 저항하는 것으로 판단된다.
- 2) GFRP 판의 전단 보강 간격에 따른 전단강도를 분석한 결과, 전단 보강 간격이 0.3d의 경우 가장 높은 전단강도를 보였다. GFRP 판의 전단 보강량 증가함에 따라 전단강도 또한 증가하는 것으로 나타났다.
- 3d의 경우 가장 높은 전단강도를 보였다. GFRP 판의 전단 보강량 증가함에 따라 전단강도 또한 증가하는 것으로 나타났다.
- 3) KCI의 기준식을 사용하여 GFRP 판을 전단 보강한 플랫 플레이트의 전단강도를 산정하였으며 이를 통해 산정된 설계값과 실험값을 비교하였다. 비교 결과 시험체의 전단강도비(Vexp/Vcal)의 평균은 0.83, 표준편차 0.05로 나타나 FRP를 보강한 플랫 플레이트의 경우, KCI 전단강도 산정식이 시험체의 전단강도를 과대평가하는 것으로 나타났다. 따라서 FRP를 전단보강재로 사용할 경우, FRP의 특성을 고려할 수 있는 수정된 전단강도식의 제안이 필요할 것으로 판단된다.
- 4) KCI에서 강도식에 따른 파괴 양상 예측식은 모든 시험체의 파괴 양상을 정확히 예측하는 것으로 나타났다.
후속연구
- 05로 나타나 FRP를 보강한 플랫 플레이트의 경우, KCI 전단강도 산정식이 시험체의 전단강도를 과대평가하는 것으로 나타났다. 따라서 FRP를 전단보강재로 사용할 경우, FRP의 특성을 고려할 수 있는 수정된 전단강도식의 제안이 필요할 것으로 판단된다.
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