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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.11 No.6 pp.17-25
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2020.11.6.017

Prediction of Pipe Stiffness of Glass Fiber Reinforced Polymer Mortar Pipe Using Laminate Plate Theory

Dong-Hoon Lee1, Sun-Hee Kim2, Sung-Jin Park3
1Representative Director, 30, Songdomirae-ro, Yeonsu-gu, Incheon, Korea
2Assistant Professor, Department of Architectural Engineering, Gachon University, Gyeonggi, Korea
3Professor, Department of Urban Construction Engineering, Incheon national University, Incheon, Korea

본 논문에 대한 토의를 2021년 01월 31일까지 학회로 보내주시면 2021년 02월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author:Park, Sung-Jin Department of Urban Construction Engineering, Incheon National University, (Song-do) 119 Academy-ro, Yeonsu-gu, Incheon 22012, Republic of Korea. Tel: +82-32-835-8775, Fax: +82-32-835-0726 E-mail: sjpark@inu.ac.kr
October 20, 2020 November 16, 2020 November 17, 2020

Abstract


Glass fiber reinforced polymer (GFRP) mortar pipes are considered orthotropic. Their material characteristics are defined by each axis. To investigate their mechanical behaviors, compression and tension tests were performed on samples obtained from each layer of a GFRP mortar pipe. After the mechanical characteristics were determined, a finite element analysis (FEA) was conducted. In the FEA, the elastic modulus of the GFRP mortar pipe was estimated using the conventional laminate plate theory. The results obtained by the FEA were compared to those obtained by the parallel-plate test. In addition, the load–displacement relationships obtained through the FEA and parallel-plate tests were compared. The stiffness of the pipe (according to American Society for Testing and Materials D2412) was predicted and compared using the FEA and experiment.



적층판이론에 의한 유리섬유강화 모르타르 관의 관강성 예측

이 동훈1, 김 선희2, 박 승진3
1에코그리드 대표
2가천대학교 건축공학과 조교수
3인천대학교 도시공학과 교수

초록


유리섬유강화 모르타르 관을 구성하는 보강섬유는 직교이방성 부재로 간주되며 재료의 성질은 서로 직각을 이루는 두 개의 축을 기준으로 정의된다. 유리섬유 모르타르 관의 구조적 거동 해석을 수행하기 위해서 길이방향과 원주방향의 재료의 역학적 성질, 즉 탄성계수, 전단탄성계수, 포아송비 등이 필요하며 각각의 성질들은 실험을 통해 결정하였다. 이 실험으로부터 구한 각각의 역학적 성질을 적용하여 간소화된 유한요소해석방법을 제안하기 위해 적층판 이론으로부터 유리섬유강화 모르타르 관의 탄성계수를 계산하고, 계산된 탄성계수를 적용하여 유한요소 해석을 수행하였다. 또한, 유한요소해석과 편평시험을 통해 구한 하중-변위 관계를 비교하였으며 ASTM D2412에서 제시하고 하고 있는 관의 강성 값을 유한요소해석과 실험을 통해 예측 하여 비교하였다.



    1. 서 론

    파이프라인은 인간에게 필요한 각종 생활편익을 제 공하고 있지만 관로의 노후화 등으로 인해 사고의 위험성을 내포하고 있다. 특히, 기존 지중매설관으로 사용하고 있는 강재나 콘크리트 재질의 경우 시간이 지남에 따라 수송유체 및 지하수 등에 의한 부식으 로 인해 관의 내구성이 저하되어 구조적 안전성이 저하되고, 부분적인 파손의 위험뿐만 아니라 관의 수명이 단축되는 경우가 빈번하게 발생하고 있다. 이러한 문제점을 해결하기 위해 섬유강화 열경화성 플 라스틱(Fiber reinforced thermosetting polymer plastic, FRP)재질로 구성된 지중매설관의 적용이 활성화되고 있다.

    유리섬유강화 모르타르 관(Glass fiber-reinforced polymer mortar pipe, GFRP)은 섬유강화 열경화성 플 라스틱 중 하나이며, 기존의 강성관에 비해 두께가 얇고 비교적 가볍고, 유연(flexible)하므로 지중에 매 설할 경우 재료적 특성으로 인해 하부 지반의 지지 력 부족, 과도한 침하, 변형으로 재료의 파괴 위험성 이 작고, 경량이 때문에 소형장비를 사용할 수 있어 시공속도의 향상을 기대할 수 있다. Lee et al.(2009) 은 상수도관에 사용되는 GFRP관의 구조적 거동을 실험적, 이론적 연구 결과를 제시하였으며, Lee et al. (2011)은 지중매설 GFRP관의 관강성을 실험과 해석 을 통해 예측하였다. Park et al.(2011)은 지중매설 유 리섬유복합관의 관변형에 대한 안전성을 확인하기 위해 ASTM D2412를 고려하여 해석적으로 예측 및 분석을 하였다. Park et al.(2012)는 지중매설 연성관 의 관강성을 편평시험과 유한요소해석을 통해 관변 형 5%일 때의 관강성을 추정하였다. Lee and Park (2015)은 유리섬유강화 모르타르 관의 구조적 거동을 재료실험, 현장매설실험을 통해 단기 관변형을 조사 하고 장기관변형을 ASTM D5365를 통해 예측하였 다. Maleki et al.(2019)는 복합관의 강성 감소가 박리 에 미치는 영향에 대해 유한요소해석과 ASTM D2412에 따른 실험결과를 통해 관의 강성감소와 박 리로 인해 박리된 영역의 크기가 길이방향과 직각방 향에서 미치는 영향을 평가하였다.

    유리섬유강화 모르타르 관은 내외측의 FRP 보강 섬유층과 그 사이에 채운 폴리머 모르타르 층으로 이루어져 있다. 보강섬유층의 경우 관 길이방향(0°) 과 원주방향(90°)로 배치되어 제작되므로 재료의 성 질이 직교이방성으로 간주된다. 보강섬유층은 관의 두께방향으로 배치되어 있으므로 등방성 재료에서는 나타나지 않은 현상들이 나타난다. 즉, 부재 변형마 다 간섭현상(coupling effects)과 외부하중에 의해 각 각 보강층이 분리되는 층간분리(delamination)현상 등 이 발생할 수 있다. 이러한 현상들로 인해 부재의 역학적 거동특성은 등방성 재료로 만들어진 기존의 주철관 및 콘크리트 관의 거동과 상당부분 달라질 수 밖에 없다. 따라서, 이러한 특징을 지닌 유리섬유 강화 모르타르 관의 구조적 거동을 예측하기 위해 Lee(2009)유리섬유강화 모르타르 관을 구성하고 있는 각 재료들의 역학적 성질을 실험을 통해 결정하였 고, 각 재료의 역학적 성질과 적층판 이론으로부터 유리섬유강화 모르타르 관의 역학적 성질을 추론하 였다. 또한, ASTM D2412와 KS M ISO 9969에 따라 편평실험을 수행하였고 그 결과 값과 유한요소해석 을 통해 구한 결과 값을 비교, 분석하였다.

    2. 실 험

    유리섬유강화 모르타르 관의 역학적 성질을 구하기 위해 관을 이루고 있는 등방성 재료인 폴리머 모르 타르의 압축강도실험, FRP 재료의 인장강도 실험을 수행하였다.

    2.1 폴리머 모르타르의 압축강도 실험

    폴리머 모르타르의 역학적 성질을 구하기 위해 KS F 2405 콘크리트 압축강도 시험방법을 참고로 하여 실험을 수행하였다. 폴리머 모르타르 시편은 실제 유리섬유강화 모르타르 관 제작시 배합되는 폴리머 모르타르의 구성 성분과 동일한 것으로 제작하였다. Fig. 1은 폴리머 모르타르 시편이다.

    폴리머 모르타르 압축강도 실험은 Fig. 2와 같이 콘크리트 압축강도 시험용 신장계(Extensometer)를 설치 하고 UTM을 이용하여 변위제어방식으로 1.5mm/min 의 속도로 하중을 재하였다. 그 결과 Fig. 3과 같이 취성파괴 양상을 보이며 파괴되었다. 3개의 시편 중 1개의 시편 단부가 비정상적으로 조기에 깨져 이 값 을 제외하고 나머지 2개의 시편의 평균값으로 압축 강도와 탄성계수 값을 구하여 Table 1에 정리하였다.

    2.2 관 길이방향 FRP의 인장강도 시험

    관 길이방향의 역학적 성질을 구하기 위해 KS M ISO 527-4에서 제시하고 있는 방법을 참고하여 인장시험 을 수행하였다. 시편은 Fig. 4와 같으며 시편의 중앙 세로방향과 가로방향에 Strain gage를 부착하여 변위 제어방식으로 5mm/min의 속도로 하중을 재하하였다.

    인장시험결과 대부분 시편에서 Fig. 5와 같이 게 이지 부근에서 파단이 일어났으며 일반적인 FRP 재 료의 파괴형태가 아닌 재료의 길이방향에 대해서 직 각방향으로 절단되었고 두께 방향으로 재료의 분리 현상이 나타났다.

    관의 길이방향 FRP 시편의 탄성계수(Efa)는 시험 으로부터 얻은 응력-변형률 관계에서 시험법(ASTM D 3039/ D 3039M)에서 제안하고 있는 바와 같이 곡 선의 변형률 1,000με∼3,000με 구간에서의 기울기에 따라 결정하였으며, 평균값은 12.48GPa로 나타났다.

    2.3 관 원주방향 FRP의 인장강도 시험

    관의 원주방향 FRP에 대한 인장강도 시험은 인장시 곡률의 영향으로 길이방향 시험방법에 사용한 내경 450mm관을 시편으로 사용하지 못하므로, 관 생산라 인에서 곡률이 보다 큰 내경 800mm관을 생산한 후 일정한 폭을 가지는 링 형태로 재단한 후 삼등분하 여 Fig. 6과 같은 호의 형태로 제작 중앙부 감소시켜 시편을 제작하였다.

    하중은 변위제어방식으로 5mm/min의 속도로 재 하하였다. 시험결과 모든 시편은 Fig. 7에서 보여주 고 있는 바와 같이 일반적인 FRP 재료의 파괴형태 인 파단부위가 부풀어 오르는 형태로 게이지 부착 부 위에서 파단되었다. 원주방향 인장강도 시험으로부 터 구한 탄성계수는 Table 2에 정리하여 나타내었다.

    3. 이론적 유리섬유강화 모르타르 관의 역학적 성질 예측

    유리섬유강화 모르타르 관은 보강섬유가 관 원주방 향과 길이방향으로 직교하도록 배치되므로 직교이방 성 재료로 간주할 수 있고 FRP층 사이에 배치되는 폴리머모르타르 층은 등방성 재료로 간주된다. 이와 같이 유리섬유강화 모르타르 관은 등방성 재료와 직 교이방성 재료가 관종과 관경에 따라 층의 두께를 달리하여 제작된 합성구조인데 이러한 합성구조를 가지는 유리섬유강화 모르타르 관을 유한요소해석을 하기 위해서는 합성된 단면의 휨강성을 구해야 한 다. 따라서 앞서 수행된 각 재료의 역학적 성질 및 특성을 바탕으로 적층판 이론을 적용하여 휨강성을 구하였다.

    3.1 응력-변형률 관계

    후크의 법칙(Hooke ‘s law)에 따른 직교이방성 재료 의 변형률-응력 관계는 식 (1)과 같이 표현할 수 있 다(Jones, 1998).

    ( ε 1 ε 2 ε 3 ε 4 ε 5 ε 6 ) = [ C 11 C 12 C 13 0 0 0 C 21 C 22 C 23 0 0 0 C 13 C 23 C 33 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 ] ( σ 1 σ 2 σ 3 σ 4 σ 5 σ 6 )
    (1)

    유리섬유강화 모르타르 관의 두께는 다른 치수에 비해 매우 작기 때문에 두께방향의 응력은 다른 방 향의 응력에 비해 무시할 수 있을 정도로 매우 작은 평면변형률문제(Plane strain problem)가 된다. 따라서 두께방향 응력을 무시하여 식 (1)을 응력-변형률 관 계로 변환하면 식 (2)와 같이 간단하게 표현할 수 있 다(Jones, 1998).

    ( σ 11 σ 22 τ 12 ) = [ Q 11 Q 12 0 Q 12 Q 22 0 0 0 Q 66 ] ( 11 22 γ 12 )
    (2)

    여기서, Cij는 연성행렬, σi는 수직응력, τi는 전 단응력, εij는 수직 변형률, γij은 전단 변형률 Qij는 강성행렬, i = 1, 2, 6 j = 1, 2, 6는 상수이다.

    Qij으로 표현한 강성행렬(Stiffness matrix)로 각각 의 값은 식 (3a, 3b, 3c, 3d)와 같다(Jones, 1998).

    Q 11 = E 11 1 ν 12 ν 21
    (3a)

    Q 12 = ν 12 E 22 1 ν 12 ν 21
    (3b)

    Q 22 = E 22 1 ν 12 ν 21
    (3c)

    Q 66 = G 12
    (3d)

    이 연구에서 E11E22는 유리섬유강화 모르타르 관 재료의 역학적 성질 시험으로부터 구한 원주방향 탄성계수 E22=24.9GPa과 길이방향 대한 탄성계수 E11 =13.19GPa로 나타내고, 관 재료의 역학적 성질 시험 으로부터 구한 poisson’s ratio인 ν12는 0.33이고, ν21ν21 ×E11 = ν12 ×E22 관계로부터 0.18를 사용하였으며, 이방성일 때 전단계수 값인 G12는 {E11 / 2(1 + ν12)}/2 에 의해 E11/6로 추정하여 사용하였다.

    3.2 FRP 적층판의 역학적 거동

    FRP 적층판의 역학적 거동 해석을 위한 적층판의 좌표는 Fig. 8과 같다.

    다음 식 (4a, 4b)는 Fig. 8과 같은 직교이방성 적 층판의 면내에 발생하는 단위길이(단위폭)당의 면내 력과 모멘트를 나타내었다.

    N i j = h 0 h N σ i j d z
    (4a)

    M i j = h 0 h N z σ i j d z
    (4b)

    면내력과 휨 및 비틀림 모멘트를 식 (5)와 같은 행렬형태로 나타낼 수 있다.

    ( N xx N yy N xy M xx M yy M xy ) = [ A 11 A 12 A 16 B 11 B 12 B 16 A 12 A 22 A 26 B 12 B 22 B 26 A 16 A 26 A 66 B 16 B 26 B 66 B 11 B 12 B 16 D 11 D 12 D 16 B 12 B 22 B 26 D 12 D 22 D 26 B 16 B 26 B 66 D 16 D 26 D 66 ] ( ε xx 0 ε yy 0 γ xy 0 κ xx κ yy 2 κ xy )
    (5)

    여기서 Aij (i = 1, 2, 6 j = 1, 2, 6)는 축인장강성행렬 (Extensional stiffness matrix), Bij (i = 1, 2, 6 j = 1, 2, 6)는 휨-인장 강성행렬(Bending-Stretching Coupling Matrix), Dij (i = 1, 2, 6 j = 1, 2, 6)는 휨강성행렬 (Flexural Stiffness Matrix)이다. 이 연구에서 Bij의 경우 적용한 유리섬 유강화 모르타르 관의 단면과 같이 적층구조가 기준 면을 중심으로 대칭이면 Bij = 0이다(Jones, 1998).

    3.3 유리섬유강화 모르타르 관의 휨강성

    식 (5)의 역행렬을 구하여 곡률을 모멘트에 대한 식 으로 표현하면 식 (6)과 같이 나타낼 수 있다.

    ( κ x x κ y y 2 κ x y ) = 1 D 11 D 22 D 12 2 [ D 22 D 12 0 D 12 D 11 0 0 0 D 11 D 22 D 22 2 D 66 ] ( M x x M y y M x y )
    (6)

    w를 원주방향(x축 방향)에 관한 처짐식 w (x)으 로 가정하고 합성된 단면의 휨탄성계수 E h b 에 대하 여 정리하면 식 (7)과 같다.

    E h b = 12 ( D 11 D 22 D 12 2 ) t 3 D 22
    (7)

    여기서, E h b 는 합성된 단면의 휨탄성계수이고, t 는 GFRP관의 두께이다.

    식(7)에 적용한 단면치수는 Table 3의 실제 시험 편의 두께의 평균값을 대입하였고, 각 층의 역학적 성질은 앞서 시편시험으로 구한 탄성계수 값을 대입 하였다. 따라서, 적층판 이론에 의한 탄성계수 값을 정리하면 다음과 같다.

    3.4 유리섬유강화 모르타르 관의 처짐

    유리섬유강화 모르타르 관에 대한 편평시험의 경우 와 같이 Fig. 9는 관(pipe)의 도심방향으로 외력이 작 용하는 경우의 자유물체도를 보여주고 있는데 이때 휨을 받는 두께가 얇은 관(pipe)에 대한 평형방정식 은 식 (8)과 같이 표현된다.

    1 ρ 1 R = M E I
    (8)

    여기서 ρ는 하중을 받는 링의 곡률반경이고 R은 공칭반지름 1-ρ - 1/R 은 곡률의 변화이고, EI는 휨강 성(flexural rigidity)이다.

    원주방향 처짐과 곡률반경의 관계는 식 (9)와 같 으며, 지름을 따라 C와 D점에 힘 P가 압축방향으로 작용한다고 가정한다.

    d 2 w d θ 2 + w = MR 2 EI
    (9)

    A와 B점에 작용하는 모멘트 M은 식 (8)과 같이 나타낼 수 있으며 식 (10)을 식 (9)에 대입하여 식 (11)과 같이 나타낼 수 있다. 식 (11)의 해 w를 구하 면 식 (12)와 같으므로 이 식을 통하여 링의 임의의 점에서 원의 도심방향 변위 값을 찾을 수 있다.

    M=M 0 + PR 2 ( 1-cos θ )
    (10)

    d 2 w d θ 2  + w = -  M 0 R 2 EI  -  PR 3 2EI ( 1-cos θ )
    (11)

    w =  PR 3 4EI ( cos θ θ sin θ 4 π )
    (12)

    따라서, 지름 C,D 점의 처짐값(θ = 90°)은 다음과 같이 표현된다.

    PR 3 4EI ( π 8 π )
    (13)

    식 (13)을 통해 관 단면의 변위를 식 (14)와 같이 나타낼 수 있다.

    Δ x = 2 w θ = 90 ° = 0.149 PR 3 EI P Δ x = 1 0.149 E I R 3 = P S
    (14)

    식 (14)는 관의 탄성계수와 단면의 성질을 포함 하고 있으며 ASTM D2412에서 제시하고 있는 관의 강성이다. 관의 강성은 편평실험을 통해 결정하며 시험으로부터 5% 관변형에 해당하는 단위길이당 힘 을 변형으로 나눈값이다.

    4. 유리섬유강화 모르타르 관의 편평시험

    관의 강성은 외부하중에 견디는 정도를 나타내는 척도 로써 ASTM D2412에 의한 관의 강성 측정법(Standard test method for determination of external loading characteristics of plastic pipe by parallel-plate loading) 의 시험법에 따라 시험을 수행하였으며, 시험의 결 과로부터 하중-변위 관계를 구하였다. 편평시험의 시 편은 Fig. 10과 같다.

    편평시험은 Fig. 11에서 보여주고 있는 바와 같이 유 리섬유강화 모르타르 관을 UTM에 설치하고 관 위아 래에 강판을 설치하여 하중을 재하하였으며 변위 100 mm까지 측정 가능한 LVDT를 사용하여 변위를 측정 하였다. 하중재하속도는 5mm/min로 재하하였다.

    시험결과 모든 시편은 Fig. 12와 같이 인장을 받 는 관의 상,하부 내측면에서 FRP 재료의 전형적인 인장파괴 형태를 보였다. FRP층 사이에 있는 폴리머 모르타르 층은 시편이 전체적으로 파괴될때까지 외 형적으로 균열이 관찰되지 않다가 FRP층이 파괴되 면서 동시에 파괴되는 현상이 나타났다. 이러한 결 과는 폴리머모르타르의 압축시험 결과에서 보였듯이 재료가 고강도이면서 상대적으로 탄성계수가 작은 연성거동을 보였기 때문이다. 또한, Fig. 12에서 보여 지듯이 FRP층과 폴리머모르타르층은 파괴후 층간 분리현상을 보였다. Table 4는 관의 3%, 5%일 때의 편평실험의 결과를 나타낸 것이다.

    5. 유한요소해석

    유리섬유강화 모르타르 관의 유한요소해석을 위하여 평면응력요소(Plane stress element)와 판의 요소(Plate Bending Element)의 조합으로 구성되어 있는 SBHQ6 요소를 사용하여 유리섬유강화 모르타르 관 길이방 향으로는 30mm인 판으로, 원주방향으로는 관경별 길이가 달라지므로 동일하게 60등분, 유리섬유강화 모르타르 관 공시체 11종류에 대하여 실제 시험편의 치수를 갖도록 모델링하였다. Fig. 13은 유한요소해 석 모델링이다.

    유리섬유강화 모르타르 관의 관경별로 편평시험 을 통해 구한 하중-변위 관계와 유한요소해석을 통 해 구한 하중-변위 관계를 Table 5에 정리하였고, Fig. 14는 편평시험과 유한요소해석을 통해 구한 하 중-변위를 나타낸 것이다.

    관변형 3%일 때 편평실험을 통해 구한 하중값과 유한요소해석을 통해 구한 하중값의 차이는 최대 12%이고, 관변형 5%일 때 편평실험과 유한요소해석 을 통해 구한 하중값은 최대 14%의 오차를 보였다. 유한요소해석 결과 편평시험 결과와 초반 탄성계수 가 상당부분 일치하였다. 후반 구간으로 갈수록 오 차가 생기는 것을 확인할 수 있었으며 이는 실제 시 험체에서의 폴리머 모르타르는 비선형 재료이고 적 층판 이론의 결과를 적용한 유한요소 해석은 탄성해 석을 실시하였기 때문에 생긴 오차로 볼 수 있다.

    6. 관강성 예측

    유리섬유강화 모르타르 관의 관경별로 편평시험을 통해 구한 하중-변위 관계와 유한요소해석을 통해 구한 하중-변위 값을 ASTM D2412에서 제시하고 있 는 관강성 식(14)를 통해 유리섬유강화 모르타르 관 의 강성을 예측하였다. Table 6는 실험과 해석을 통 해 예측한 관의 강성 값이다. 편평시험과 유한요소 해석을 통해 구한 관의 강성값을 비교한 결과 최소 1%, 최대 16%의 관강성 차이를 보였다.

    7. 결 론

    이 연구에서는 시공성, 내화학성 및 구조적 안전성 이 뛰어난 것으로 평가되기 때문에 상하수도 건설분 야에서 현장적용이 검증되고 있는 유리섬유강화 모 르타르 관에 대한 거동을 시험하고 유한요소해석을 통해 거동을 예측하였고, 그 결과를 바탕으로 관경 별 유리섬유강화 모르타르 관의 강성을 추정하여 비 교한 결론은 다음과 같다.

    • (1) 편평시험결과 인장을 받은 관 상하부 내측면 에서 FRP 재료는 인장파괴가 발생하였고, FRP가 파괴된후 폴리머모르타르 층이 파괴되 었다. 또한, FRP층과 폴리머모르타르층이 파 괴 된 후 층간분리현상을 보였다.

    • (2) 편평시험값과 유한요소해석을 비교한 결과관 경이 작은 ϕ 150, ϕ 200, ϕ 250관의 경우 변 형률 3%일 때 하중값이 ±1.20의 차이를 보 였다. 관경이 작은 경우 편평시험을 수행한 3 개의 시편에 대해서도 하중-변위 관계의 분포 가 편차를 나타내고 있었으므로 ± 1.11는 큰 차이가 아님을 알 수 있었다. 또한 관경이 ϕ 300 이상인 경우에는 ± 11.70% 이내에서 예 측이 가능함을 알 수 있었다. 또한 변형률이 5%일 때 하중값은 실험한 모든 관경에 대하 여 ±1.22 이내에서 예측이 가능하였다.

    • (3) 이론으로 계산된 탄성계수를 적용한 유한요 소해석 결과로부터 유리섬유강화 모르타르 관의 해석과 설계에 필요한 직경 변위 5%의 하중을 예측 가능하므로, 향후 관경, 층별 재 료의 두께, 재료의 역학적 성질 등의 변화를 알면 유한요소해석을 통하여 유리섬유강화 모르타르 관의 하중-변위 관계를 확인 할 수 있었다.

    • (4) 유리섬유강화 모르타르 관의 강성을 편평시 험과 유한요소해석을 통해 관경별 유리섬유 강화 모르타르 관의 관강성을 실험과 해석을 통해 비교한 결과 최대 16% 미만으로 나타 났다.

    따라서, 재료의 역학적 성질을 적층판 이론을 통 해 예측이 가능하며 실험을 수행하지 않아도 유한요 소해석을 통해 관의 강성을 충분히 예측 가능함을 확인하였다.

    Figure

    KOSACS-11-6-17_F1.gif
    Specimens of Polymer Mortar
    KOSACS-11-6-17_F2.gif
    Polymer Mortar Compressive Strength Test
    KOSACS-11-6-17_F3.gif
    Fracture Shape of Polymer Mortar
    KOSACS-11-6-17_F4.gif
    Longitudinal Direction of FRP Pipe Tensile Strength Test Specimens
    KOSACS-11-6-17_F5.gif
    Fracture Shape of FRP
    KOSACS-11-6-17_F6.gif
    Circumference Direction of FRP Pipe Tensile Strength Test Specimens
    KOSACS-11-6-17_F7.gif
    Fracture Shape of Circumference Direction FRP Tensile Strength Test
    KOSACS-11-6-17_F8.gif
    Laminated Plates Lamination Method and Coordinate System
    KOSACS-11-6-17_F9.gif
    Free Body Diagram of the Pipe under Load (Lee, 2009)
    KOSACS-11-6-17_F10.gif
    Parallel-plate Test Specimens of Glass Fiber Reinforced Polymer Mortar
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    Parallel-plate Test of Glass Fiber Reinforced Polymer Mortar Pipe
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    Result Fracture Shape for Parallel-plate Test of Glass Fiber Reinforced Polymer Mortar
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    Modeling
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    Load and deflection relationship of pipe specimen (φ=350mm)

    Table

    Polymer Mortar Compressive Strength and Elasticity Modulus
    Result of Circumference Ddirection FRP Ttensile Strength Test
    Elasticity Modulus for Laminated Plate Theory
    Results of Parallel-plate Test
    Comparison of Experimental Load and Analysis for Load
    Comparison of test load and FE analysis load

    Reference

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