[논문]강도설계법으로 산정된 탄소섬유시트 보강 철근콘크리트 보의 공칭 휨모멘트

조백순; 정진환; 김성도; 박대효; 이우철

문제 정의

본 연구는 탄소섬유시트로 보강된 철근콘크리트 보의 휨거동을 고찰하기 위하여 보강보의 휨해석 방법을 개발하였으며. 보강보 휨해석의 타당성을 검증하기 위하여 27개 탄소섬유시트 보강보에 대한 휨실험을 실시하였다.

가설 설정

0mm/min.의 속도로 가하였다. 작용하중은 엑츄에이터에 부착된 하중계(load cell)를 사용하여 측정하였으며, 작용하중에 대한 실험보의 처짐은 보의 중앙 하부에 설치된 변위계(LVDT)를 사용하여 측정하였다.
철근의 변형률이 항복변형률 勻에 도달하기 전 까지는 탄 성 거동을 하며. 철근의 변형률이 항복변형률 이상일 경우에는 변형률에 관계없이 철근 응력을 항복응력 fy 로 가정하여 변형률 경화를 무시한다. 탄소섬유시트의 인장응력-변형률 관계는 파괴에 도달할 때까지 탄성 거동을 한다.

제안 방법

보강보 실험을 통하여 2장에서 유도한 보강보 휨해석의 타당성을 입증하기 위해 탄소섬유시트 보강보의 휨실험을 실시하였다. 다양한 인장철근비에 대한 보강보의 휨 특성을 파악하기 위해서 철근은 2-D13(D13인 보), 2-D16(D16인 보), 2-D19 (D19인 보)의 3가지를 선택하여 실험체를 제작하였으며, 보의 전단 파괴를 방 지하기 위해 스터럽(D10)을 10cm 간격으로 전단 구간에 배근하였다.
탄소섬유시트의 정착을 위해 보강재의 단부에 폭 50cm 의 U-밴드(휨 보강용 섬유 시트와 같은 겹수 적용)를 시공하였다. 보강보 실험에 대한 신뢰성을 확보하기 위해 각 보강겹수들에 대해 2개씩의 동일한 보와 각 기준실험보 1개씩을 제작하여 총 27개의 실험보에 대해 실험을 실시하였다.
보강보 실험을 통하여 2장에서 유도한 보강보 휨해석의 타당성을 입증하기 위해 탄소섬유시트 보강보의 휨실험을 실시하였다. 다양한 인장철근비에 대한 보강보의 휨 특성을 파악하기 위해서 철근은 2-D13(D13인 보), 2-D16(D16인 보), 2-D19 (D19인 보)의 3가지를 선택하여 실험체를 제작하였으며, 보의 전단 파괴를 방 지하기 위해 스터럽(D10)을 10cm 간격으로 전단 구간에 배근하였다.
본 연구는 탄소섬유시트로 보강된 철근콘크리트 보의 휨거동을 고찰하기 위하여 보강보의 휨해석 방법을 개발하였으며. 보강보 휨해석의 타당성을 검증하기 위하여 27개 탄소섬유시트 보강보에 대한 휨실험을 실시하였다. 보강보 휨해석과 실험의 비교.
보강보 휨해석과 실험의 비교.분석 결과 산정된 탄소섬유시트 보강보의 휨모멘트와 강도설계법 으로 산정된 탄소섬유시트 보강보의 휨모멘트를 비교하였다.
의 속도로 가하였다. 작용하중은 엑츄에이터에 부착된 하중계(load cell)를 사용하여 측정하였으며, 작용하중에 대한 실험보의 처짐은 보의 중앙 하부에 설치된 변위계(LVDT)를 사용하여 측정하였다. 콘크리트 및 탄소섬유시트의 변형률을 측정하기 위해 보의 중앙에서 길이 방향으로 3개의 변형률 게이지를 상단 및 하단에 부착하였다.
콘크리트 및 탄소섬유시트의 변형률을 측정하기 위해 보의 중앙에서 길이 방향으로 3개의 변형률 게이지를 상단 및 하단에 부착하였다. 측정된 변형률은 보강보 실험의 분석에 사용되며, 특히 작용하중에 따른 보의 중립축 위치와 곡률 산정, 최대 도달 탄소섬유시트의 변형률을 측정하는데 이용되었다.
작용하중은 엑츄에이터에 부착된 하중계(load cell)를 사용하여 측정하였으며, 작용하중에 대한 실험보의 처짐은 보의 중앙 하부에 설치된 변위계(LVDT)를 사용하여 측정하였다. 콘크리트 및 탄소섬유시트의 변형률을 측정하기 위해 보의 중앙에서 길이 방향으로 3개의 변형률 게이지를 상단 및 하단에 부착하였다. 측정된 변형률은 보강보 실험의 분석에 사용되며, 특히 작용하중에 따른 보의 중립축 위치와 곡률 산정, 최대 도달 탄소섬유시트의 변형률을 측정하는데 이용되었다.
보강재 양에 대한 보강보의 휨성능을 고찰하기 위해 현실적으로 가장 많이 시공하는 보강겹수(1~4겹)를 선택하였다. 탄소섬유시트의 정착을 위해 보강재의 단부에 폭 50cm 의 U-밴드(휨 보강용 섬유 시트와 같은 겹수 적용)를 시공하였다. 보강보 실험에 대한 신뢰성을 확보하기 위해 각 보강겹수들에 대해 2개씩의 동일한 보와 각 기준실험보 1개씩을 제작하여 총 27개의 실험보에 대해 실험을 실시하였다.

대상 데이터

11mm, 중량 20庞跖구의 탄소섬유시트를 보강재로 사용하였으며, 철근 콘크리트 보의 하부에 폭 15cm, 길이 250cm 크기로 부착하였다. 보강재 양에 대한 보강보의 휨성능을 고찰하기 위해 현실적으로 가장 많이 시공하는 보강겹수(1~4겹)를 선택하였다. 탄소섬유시트의 정착을 위해 보강재의 단부에 폭 50cm 의 U-밴드(휨 보강용 섬유 시트와 같은 겹수 적용)를 시공하였다.
설계두께 0.11mm, 중량 20庞跖구의 탄소섬유시트를 보강재로 사용하였으며, 철근 콘크리트 보의 하부에 폭 15cm, 길이 250cm 크기로 부착하였다. 보강재 양에 대한 보강보의 휨성능을 고찰하기 위해 현실적으로 가장 많이 시공하는 보강겹수(1~4겹)를 선택하였다.

이론/모형

콘크리트 압축응력-변형률 관계에 Shal『의 모델식을 적용한다. 콘크리트 인장응력-변형률 관계는 응력 증가구간에서 콘크리트 인장강도(파괴계수, f「)에 도달할 때까지 직선의 응력-변형률 선도로 나타나며, 응력 감소구간에서 변형률은 균열폭에 크게 영향을 받으므로 이 구간에서 응력-변형률 관계는 응력-균열폭 관계를 정의한 Gopalaratnam”의 제안식을 적용한다. 철근의 변형률이 항복변형률 勻에 도달하기 전 까지는 탄 성 거동을 하며.

성능/효과

1. 탄소섬유시트 보강 철근콘크리트 보의 휨성능은 보 하부의 콘크리트 평균인장성능을 콘크리트 인장강도 의 10%로 고려한 탄소섬유시트 보강보 휨해석이 타당한 것으로 나타났다.
2. §가 Ecu에 도달하기 전에 冃가 Em에 도달하는 경우 강도설계법 조건인 § = €3의 적용은 탄소섬 유시트 보강보의 최대 휨모멘트를 과대평가하는 것으로 나타나 보강보 휨해석(비선형해석)을 이용하여 탄소섬유시트 보강보의 최대 휨모멘트를 산정하여야 한다.
3. 公가 ecu에 도달한 후에 &가 &U에 도달하지 않은 경우 강도설계법 조건인 ec = ecu의 적용은 탄소 섬유시트 보강보의 최대 휨모멘트를 과소평가하게 된다. 그러나 %가 公“에 도달한 후에는 콘크리트 압 축상단에 균열이 발생되어 사용성 측면에서 구조물의 기능을 상실한 상태이므로 강도설계법 조건인 ec = 를 적용하여 탄소섬유시트 보강보의 최대 휨모멘트를 산정하는 것이 타당할 것으로 판단된다.
公가 ecu에 도달한 후에 &가 &U에 도달하지 않은 경우 강도설계법 조건인 ec = ecu의 적용은 탄소 섬유시트 보강보의 최대 휨모멘트를 과소평가하게 된다. 그러나 %가 公“에 도달한 후에는 콘크리트 압 축상단에 균열이 발생되어 사용성 측면에서 구조물의 기능을 상실한 상태이므로 강도설계법 조건인 ec = 를 적용하여 탄소섬유시트 보강보의 최대 휨모멘트를 산정하는 것이 타당할 것으로 판단된다.
그림에 도시된 직선은 탄소섬유시트 보강보의 항복하중에 대한 실험값 과 해석값이 일치할 때를 의미하므로 각 점이 대부분 직선 근처에 있어 실험결과와 보강보 휨해 言 석은 잘 일치함을 알 수 있다. 따라서 탄소섬유시 I 트가 보강된 천근콘크리트 보의 휨성능은 보 하 昌 부의 콘크리트 평균인장성능을 콘크리트 인장강 도의 10%로 고려한 탄소섬유시트 보강보 휨해석 이 타당한 것으로 결론지을 수 있다.
003)일 때 각 보강재 양에 따른 보강보 휨모멘트 의 변화를 그림 9에 나타내었다. 상대적으로 보강재 양이 적거나, £代를 낮게 적용한 보강시스템은 £( 가 6如에 도달하였을 때 &가 에 도달하지 못하고 보강구조물로서 기능을 상실하는 것으로 나타났다. 그림 9에서 ec = £cu 선의 좌측이 이들에 해 당한다.

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