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문제 정의
- 이 연구에서는 단면확대 보강기둥의 연성향상을 위하여 확대 단면에서 효율적인 띠철근 배근방법을 평가였다. 실제 단면크기를 고려한 단면확대 보강기둥의 압축거동은 비내진 상세를 갖는 기존 기둥 및 탄소섬유 보강 기둥의 거동과 비교 하였다.
- 이 연구의 목적은 단면확대 보강기둥의 연성향상을 위한 효율적인 띠철근 배근방법의 평가이다. 실제 기둥단면 크기를 고려하기 위하여 기존 비내진 상세를 가는 기둥의 단면크기는 450 × 450 mm로 설정하였으며, 단면확대 후 단면의 크기는 750 × 750 mm이다.
제안 방법
- 횡보강근 체적 산출시 내부 크로스타이의 유효 길이는 기존 기둥면에서 외부 띠철근까지의 거리인 105 mm로 산정하였으며, V-타이 보조띠철근의 유효길이는 콘크리트의 묻힘길이인 75 mm로 산정하였다(Yang and Kim, 2016). 기둥 보강 시 기존 기둥면은 살수 및 에어 콤프레셔를 이용하여 먼지와 같은 이물질을 제거하였으며, 추가적인 면처리는 하지 않았다.
- 기둥 4면에서의 기둥 축방향 변위의 측정구간은 상·하부 스터브 안쪽면 실험구간이다. 기존 단면과 보강단면의 주철근은 전기저항 게이지를 이용하여 측정하였다.
- (2018)의 EVA계 분말형 폴리머(Polymer, P)와 초속경 시멘트(Ultra rapid hardening cement, UHRC) 기반의 배합설계를 참고하였다. 단면보강 콘크리트 배합에서 사용된 폴리머와 초속경시멘트는 각각 결합재의 10% 및 5%를 치환하였다. 소포제와 분산제는 폴리머 사용 시 콘크리트의 점성 증가로 인한 유동성 저하를 방지하기 위해 폴리머 질량의 0.
- 실제 기둥단면 크기를 고려하기 위하여 기존 비내진 상세를 가는 기둥의 단면크기는 450 × 450 mm로 설정하였으며, 단면확대 후 단면의 크기는 750 × 750 mm이다. 단면확대 보강기둥의 압축거동은 탄소섬유 보강기둥의 경우와도 비교하였다. 기둥의 압축내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭 내력과 비교하였으며, 연성은 Saatcioglu and Razvi(1992)의 압축연성비를 이용하여 평가하였다.
- 대형단면 기둥의 압축실험을 수행하기 위하여 40,000 kN 용량의 오일잭이 설치된 실험장치를 특별 제작하였다(Fig. 3). 기둥의 상부 스터브에는 구좌를 설치하여 편심하중을 제어하였다.
- 단면보강 콘크리트 배합에서 사용된 폴리머와 초속경시멘트는 각각 결합재의 10% 및 5%를 치환하였다. 소포제와 분산제는 폴리머 사용 시 콘크리트의 점성 증가로 인한 유동성 저하를 방지하기 위해 폴리머 질량의 0.5%를 첨가하였다. 또한 유동성 확보 및 콘크리트 다짐의 용이를 위해 굵은 골재의 최대 치수는 13 mm를 이용하였다.
- 이 연구에서는 단면확대 보강기둥의 연성향상을 위하여 확대 단면에서 효율적인 띠철근 배근방법을 평가였다. 실제 단면크기를 고려한 단면확대 보강기둥의 압축거동은 비내진 상세를 갖는 기존 기둥 및 탄소섬유 보강 기둥의 거동과 비교 하였다. 대형단면 기둥의 압축거동 실험으로부터 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 5에 나타내었다. 축변형률은 기둥의 모서리 4곳에서 측정한 변위값의평균을 측정구간의 길이로 나누어 산정하였다. 기둥 E의 강성은 초기 균열 발생 시점까지 선형 증가하였는데, 초기 균열 발생 이후 변형률은 급격히 증가하였다.
- 보강 단면의 두께는 Penelis and Kappose(1997) 의 단면보강 조건 및 피복두께와 보강철근의 배근을 고려하여 150 mm로 설정하였다. 크로스타이는 기존 기둥의 천공을 통해 배근하였으며, 천공된 구멍에는 에폭시를 주입하여 크로스타이를 정착시켰다. 기둥 V(Fig.
- 1 (e))는 단면확대 보강기둥의 압축거동을 일반적으로 이용하고 있는 탄소섬유 보강기둥공법의 경우와 비교하기 위한 시험체이다. 탄소섬유 보강기둥은 기존 기둥과 같은 사이즈의 실험체에서 탄소섬유 시트를 2회 감아 에폭시를 사용하여 부착시켜 보강하였다.
대상 데이터
- 기존 및 보강 단면에서 콘크리트 목표 압축강도는 각각 21 MPa 및 24 MPa로서 그 배합상세를 Table 2에 나타내었다. 기존 단면 콘크리트 배합은 고로슬래그 시멘트(Blast-furnace slag cement, BFSC)에 플라이애쉬(Fly-ash, FA)를 17% 치환하였으며, 25 mm의 굵은골재를 사용하였다. 보강 단면 콘크리트의 배합은 슬럼프 플로우 600 mm의 고유동성과 고접착성의 확보를 위해 Lee et al.
- 선조립된 철근 유닛은 주철근, 양단 135° 갈고리를 갖는 직선형 타이 및 주철근에 배근 되는 V-타이 보조띠철근으로 구성된다.
- 실제 기둥단면 크기를 고려하기 위하여 기존 비내진 상세를 가는 기둥의 단면크기는 450 × 450 mm로 설정하였으며, 단면확대 후 단면의 크기는 750 × 750 mm이다.
데이터처리
- 측정된 기둥의 최대 압축내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭내력과 비교하였다. 단면확대 보강에서 ACI 318-14(2014)의 공칭 압축내력은 신·구 단면에서의 콘크리트와 주철근의 하중전달력의 합으로 평가되며, 탄소섬유 부착 및 횡보강근 배근에 따른 구속효과는 고려하지 않았다.
이론/모형
- 보강 단면 콘크리트의 배합은 슬럼프 플로우 600 mm의 고유동성과 고접착성의 확보를 위해 Lee et al.(2018)의 EVA계 분말형 폴리머(Polymer, P)와 초속경 시멘트(Ultra rapid hardening cement, UHRC) 기반의 배합설계를 참고하였다. 단면보강 콘크리트 배합에서 사용된 폴리머와 초속경시멘트는 각각 결합재의 10% 및 5%를 치환하였다.
- 기둥의 압축 연성비(μ)는 Saatcioglu and Razvi(1992)가 제안한 다음 식을 사용하여 산정하였다.
- 기둥의 압축내력은 ACI 318-14(2014)에 의해 산정된 공칭 내력과 비교하였으며, 연성은 Saatcioglu and Razvi(1992)의 압축연성비를 이용하여 평가하였다.
- 여기서 ld 는 ACI 318-14에서 요구하는 인장력을 받는 이형철근의 최소 정착길이이다. 보강 단면의 두께는 Penelis and Kappose(1997) 의 단면보강 조건 및 피복두께와 보강철근의 배근을 고려하여 150 mm로 설정하였다. 크로스타이는 기존 기둥의 천공을 통해 배근하였으며, 천공된 구멍에는 에폭시를 주입하여 크로스타이를 정착시켰다.
- 단면확대 보강 시 주철근은 스터브에 정착된 주철근과 커플로러 연결시켰다. 확대 단면에서 횡보강근은 ACI 318-14(2014)에서 제시하는 내진상세를 적용하여 산정된 횡보강근량의 1.0배로 설정하였다. 내진상세를 적용한 A, V 및 P 기둥의 횡보강근 배근간격은 각각 120 mm, 120 mm 및 100mm로, 횡보강근 체적비(ρsh)는 각각 0.
성능/효과
- (1) 확대 단면에서 철근 선조립 공법을 적용한 보강기둥 P 에서는 ㄷ-형 외부 띠철근을 적용한 보강기둥의 경우와 달리 최종 파괴 시까지 외부 띠철근의 벌어짐 및 보조 띠철근인 V-타이의 뽑힘이 나타나지 않았다.
- (2) 무보강 기둥 E 및 ㄷ-형 외부 띠철근을 적용한 보강기둥 A와 V의 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력과 비슷한 수준이었다. 반면 단면확대 보강 기둥 P와 탄소섬유 보 강 기둥 C의 압축내력은 콘크리트 구속효과로 인해 ACI 318-14의 공칭내력 대비 각각 1.
- (3) 보강기둥에서 확대 단면과 기존 단면에서의 주철근 변형률 진전은 최대 내력 시까지 매우 비슷하였으며, 이 경향에 대한 확대 단면에서의 띠철근 배근방법의 영향은 미미하였다.
- (4) 대형 단면의 단면확대 보강기둥 P의 압축연성은 크기효과에 의한 연성비 저하 가능성에도 불구하고 기존 기둥에 비해 139% 증가하였다. 한편 탄소 섬유보강 기둥 C 의 압축연성비는 0.
- 기둥 A 및 V 에 비해 기둥 P 최종 파괴 시 주철근의 좌굴길이는 비교적 짧게 확인되었으며, 내부 코어 콘크리트의 파손도 적게 관찰되었다.
- 2 (b)에 나타내었다. 모든 철근은 명확한 항복점 및 변형도 경화 특성을 보였다. 주철근으로 사용된 D25와 횡보강근으로 사용된 D10의 항복강도는 각각 423MPa 및 414 MPa이었으며, 인장강도는 566 MPa 및 510 MPa 이었다.
- 모든 기둥의 압축내력은 ACI 318-14에 의해 산정된 공칭내력보다 높았다. 무보강 기둥 E의 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력 보다 약 1.02배 높았다. 기둥 A와 V의 최대 압축내력은 ACI 318-14의 공칭내력보다 각각 1.
- 이는 기둥의 압축 연성비도 단면 크기의 증가와 함께 감소할 가능성이 높게 있음을 의미한다. 즉, 대형 단면의 단면확대 보강기둥인 V와 P의 압축연성은 크기효과에 의한 연성비 저하 가능성에도 불구하고 기존 기둥에 비해 117%와 139% 증가하였다. 한편 기둥 C의 압축연성비는 0.
- 이는 탄소섬유가 기둥의 강성증가에 기여하지 않음을 의미한다. 최대내력 이후 기둥 C의 하중 감소 기울기는 기둥 E 에 비해 다소 완만하였지만 탄소섬유 박리와 함께 서서히 하중이 감소하는 경향을 보였다.
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