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제안 방법
- 14) 따라서 임의하중에서 콘크리트, 철근, FRP 탄소섬유의 전단강도기여분을 변형률과 연계하여 각 재료간 상호작용을 고려할 수 있는 전단거동의 변형적합조건으로 모어써클(Mohr’s Circle) 이용하여 탄소섬유 전단보강 특성을 분석하였다.
- 이후 480 kN 부근에서 이전 균열과 평행한 전단균열이 발생하였다. 540 kN에서 박리현상이 최초 발생하고, 이후 다수의 탄소섬유시트에서 박리가 발생하였으나, 단부의 탄소섬유 앵커에 의해 탄소섬유의 인장력을 유지하여 전단기여분을 확보하였다. 탄소섬유에 부착된 게이지의 변형률이 0.
- Fig. 1과 같이 슬래브와 일체화된 T형보를 대상으로 폐쇄형 탄소섬유 전단보강이 어려운 조건에서 탄소섬유 박리에 의한 조기파괴를 방지하기 위해 탄소섬유앵커를 단부에 적용하였다. 앵커설계 관련내용은 TxDOT 0-6306 보고서14)에 상세히 설명되어 있다.
- Fig. 2와 같이 동일한 전단철근비를 가지는 실험체의 양단부에 각각 탄소섬유 비보강 및 보강실험을 수행하였다. 선행실험시 후행실험 구간의 손상을 최소화하고, 후행실험시 선행실험 구간 손상에 의한 영향을 최소화하기 위해 비실험 구간에 전단보강 프리스트레싱을 적용하였다.
- 실험 L-S는 L-C와 동일조건에 탄소섬유보강하여 전단강도 증가효과를 확인하였다. Fig. 5는 가력 위치에서부터 4번째 시트에서 섬유길이방향의 FD1, FD2, FD3 스트레인게이지와 시트 폭방향의 FD2.1, FD2, FD2.1게이지를 통해 동일 시트에서의 변형률 분포를 모니터링하였다. 균열위치에 따라 동일시트내에서도 길이 및 폭방향 변형률 편차가 크게 발생하였다.
- 각 실험의 전단력 차이를 비교한 Fig. 9에서 전단변형률 0.003에서의 각 실험체의 모어써클을 구성하여 인장변형률 및 주축(균열각도)과 연계하여 파악하였다(Fig. 10). L-C, L-S실험의 경우, 탄소섬유보강에 의해 동일한 전단변형률에서 인장변형률이 작아져 모어써클이 확연하게 작아진 것을 확인하였고, 이는 즉 균열제어를 의미한다.
- 또한 전단철근 및 탄소섬유의 인장변형률을 모니터링하기 위해 다수의 스트레인 게이지를 설치하였다. 콘크리트와 부착응력에 의해 게이지 측정값은 균열과의 이격거리에 따라 매우 상이하므로, 전단균열의 예상위치에 150 mm 간격으로 게이지를 부착하였다.
- 10은 하중증가에 따른 모어써클의 이력을 그래프로 표현하기 위해 모어써클의 직경에 해당하는 주인장/압축방향 변형률을 하중에 따라 표시하였다. 모든 시점의 모어써클을 그래프 위에 표현한다면, 각각의 원이 서로 중첩되어 가시화하기 어려워, 전단강도 600 kN과 1000 kN의 모어써클과 Fig. 9에서 비교한 전단변형률 0.003의 세 경우에 대하여 모어써클로 표현하고 보강 전후를 비교하였다. 또한 전단균열각을 추정할 수 있는 모어써클의 주축각을 하중증가에 따라 표시하였다.
- 변위계를 통해 하중점의 처짐량을 측정하고, 또한 다수의 변위계 (LVDTs) 조합으로 계측구간의 수직, 수평, 대각의 세방향 변형률을 구해 모어써클(Mohr’s Circle) 형성하여 주인장/압축변형, 전단변형, 주축 등을 모니터링하였다(Fig. 3).
- 2R, NCHRP 6553), NCHRP 6784)). 본 실험에서는 단부앵커를 통해 부착파괴를 방지하여 섬유파단파괴모드에 해당하는 식을 적용하였다.
- 본 연구에서는 전단철근량이 다른 두 실험체에 동일한 탄소섬유 보강설계하여 실험을 수행하고, 모어서클을 활용한 실험체의 전단거동분석을 통해 전단철근량에 따른 탄소섬유보강의 영향을 분석하였다.
- 본 연구에서는 탄소섬유시트로 전단보강된 보의 전단철근비에 따른 탄소섬유의 전단강도 기여분을 평가하는 실험을 수행하고, 모어서클을 이용하여 각 실험간의 거동을 전단변형률 뿐만 아니라, 주인장변형률 및 균열각도의 변화와 연계하여 비교하였으며, 이로부터 얻은 결론은 다음과 같다.
- 2와 같이 동일한 전단철근비를 가지는 실험체의 양단부에 각각 탄소섬유 비보강 및 보강실험을 수행하였다. 선행실험시 후행실험 구간의 손상을 최소화하고, 후행실험시 선행실험 구간 손상에 의한 영향을 최소화하기 위해 비실험 구간에 전단보강 프리스트레싱을 적용하였다. 변위계를 통해 하중점의 처짐량을 측정하고, 또한 다수의 변위계 (LVDTs) 조합으로 계측구간의 수직, 수평, 대각의 세방향 변형률을 구해 모어써클(Mohr’s Circle) 형성하여 주인장/압축변형, 전단변형, 주축 등을 모니터링하였다(Fig.
- 휨 강도설계의 경우 단면의 변형적합조건에 의해 모멘트를 결정하므로, 이 개념을 그대로 확장하여 탄소섬유의 변형률을 산정할 수 있다. 이로부터 모재와의 박리현상 (debonding)을 고려하여 탄소섬유의 파단 또는 콘크리트 압괴의 파괴모드를 각각 역학적으로 평가할 수 있다. 반면 전단설계의 경우, 전단균열을 가로지르는 모든 전단철근이 항복하는 것을 전제하는 소성론에 근거하기 때문에 변형적합 조건 없이도 철근의 전단강도 추정이 가능하다.
- 3). 콘크리트 부재의 경우 균열과 동시에 계측구간의 변형분포가 완전히 균일하지 않으므로, 측정방법의 한계가 있지만, 실제 크랙 위치를 감안하여 모어서클을 평가하였다.
- 본 실험의 경우 최대철근간격/최소배근에 근사한 D10@450과 이보다 철근량이 많은 D10@250 두 타입을 대상으로 동일한 탄소섬유 보강설계하여 철근량에 따른 보의 거동을 비교하였으며 각 실험의 예상강도는 Table 1에 정리하였다. 휨배근은 탄소섬유의 전단기여분을 고려한 후에도 전단파괴가 일어날 수 있도록 충분한 안전율을 고려하여 설계하였다. 전단보강에 사용된 탄소섬유시트는 두께 0.
대상 데이터
- 기존 실험연구들은 주로 전단철근이 없거나 최소배근을 가진 보를 대상으로 탄소섬유의 전단기여분을 평가하였다. 본 실험의 경우 최대철근간격/최소배근에 근사한 D10@450과 이보다 철근량이 많은 D10@250 두 타입을 대상으로 동일한 탄소섬유 보강설계하여 철근량에 따른 보의 거동을 비교하였으며 각 실험의 예상강도는 Table 1에 정리하였다. 휨배근은 탄소섬유의 전단기여분을 고려한 후에도 전단파괴가 일어날 수 있도록 충분한 안전율을 고려하여 설계하였다.
- 휨배근은 탄소섬유의 전단기여분을 고려한 후에도 전단파괴가 일어날 수 있도록 충분한 안전율을 고려하여 설계하였다. 전단보강에 사용된 탄소섬유시트는 두께 0.25 mm, 폭 250 mm 1겹으로, 탄소섬유 사이의 순간격은 ACI 440.2R의 순간격기준 d/4를 만족하도록 250 mm로 설계하였다. 탄소섬유시트의 탄성계수는 102 GPa으로 철근의 약 절반수준이며, 파단변형률은 0.
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