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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.12 No.1 pp.9-17
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2021.12.1.009

Effect of Composite Fiber Panels and Basalt-Based Fiber Reinforced Polymer Wrapping on the Seismic Behavior of Square Reinforced Concrete Columns

Lee, Hyerin1, Cho, Junghyun1, Agha Syed Muhammad Gillani2, Yun-Gu Shim3, Kee-Jeung Hong4
1Research Professor, School of Civil and Environmental Engineering, Kookmin University, Seoul, Korea
2Ph.D. Student, School of Civil and Environmental Engineering, Kookmin University, Seoul, Korea
3Representative Director, Cheong Won Chemical, Kyunggi-do, Korea
4Professor, School of Civil and Environmental Engineering, Kookmin University, Seoul, Korea

본 논문에 대한 토의를 2021년 03월 31일까지 학회로 보내주시면 2021년 04월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Hong, Kee-Jeung School of Civil and Environmental Engineering, Kookmin University, 77 Jeongneung-ro, Seongbuk-gu, Seoul, 02707, Korea. Tel: +82-2-910-5463, Fax: +82-2-910-4939 E-mail: kjhong@kookmin.ac.kr
December 22, 2020 January 14, 2021 January 14, 2021

Abstract


A series of cyclic tests was conducted to investigate the seismic behavior of square reinforced concrete (RC) columns strengthened with basalt-based fiber reinforced polymer (BFRP) sheets and composite fiber panels. Even with shear damages under the significant axial load ratio around 30%, the specimens with wrapping had improvements in displacement ductility and energy dissipation. The failure mode of the specimens is classified as flexural-shear high ductility failure, which is frequently observed in RC structures. So far, the effect of wrapping with composite materials, including BFRP on square RC columns finally reaching this failure mode, was not extensively examined. The test results may contribute to a better understanding of the flexure-shear behavior of RC columns strengthened with composite materials.



복합섬유패널과 BFRP시트를 이용한 보강이 정사각형 단면 철근콘크리트 기둥의 지진거동에 미치는 영향

이 혜린1, 조 정현1, 아가 사야드 무하마드 길라니2, 심 윤구3, 홍 기증4
1국민대학교 건설시스템공학부 전임연구교수
2국민대학교 건설시스템공학부 박사과정
3청원화학(주) 대표이사
4국민대학교 건설시스템공학부 교수

초록


현무암 섬유를 함유한 BFRP 시트와 복합섬유 패널로 보강한 정사각형 단면 철근콘크리트 기둥에 대한 반복하중 실 험을 수행하여 지진 거동을 검토하였다. 30%가량의 상당한 수준의 축하중비 조건 하에서 전단 손상이 발생하였음에도 불구하 고, 보강 실험체에서 변위연성도 및 에너지 소산능력의 증가를 확인하였다. 실험체의 파괴 모드는 휨-전단 고연성 파괴로 분류 되며, 철근콘크리트 구조물에서 자주 관찰되는 파괴 모드이다. 하지만 이러한 파괴에 이르는 정사각형 단면 철근콘크리트 기둥 에 BFRP을 포함한 복합재료 보강이 미치는 영향에 대한 연구가 현재까지 광범위하게 이루어지지는 않았다. 복합재료로 보강한 철근콘크리트 기둥의 휨-전단 거동을 보다 깊이 이해하는 데 본 연구의 결과가 기여할 것으로 기대한다.



    National Research Foundation of Korea(NRF)
    NRF-2018R1D1A1B07043353

    1. 서 론

    국내 기존 철근콘크리트 구조물에 대한 내진보강이 지속적으로 요구되는 가운데, 내진 성능 중 연성 능 력 향상을 주목적으로 Fiber Reinforced Polymer(이하 FRP)를 활용한 보강방법이 제시되어 1990년대 중반 부터 널리 적용되고 있다(Lee et al., 2019;Kim et al., 2020). 시공이 비교적 용이할 뿐만 아니라, 보강 재로 사용되기 적합한 재료적 특성을 가지고 있기 때 문이다(Amran et al., 2018;Monaldo et al., 2019;Jeong et al., 2020).

    다양한 실험연구가 수행되어 철근콘크리트 기둥 의 지진거동에 FRP 보강이 미치는 영향이 검토되었 지만, 대다수의 연구가 원형 단면 기둥의 휨거동에 초점을 맞추어 수행되었다(Parvin & Brighton, 2014;Ma et al., 2017). 기존 구조물에서 기둥 띠철근 배근 이 현재의 내진 설계기준에 부합하지 못하는 경우가 많음을 고려하면, 휨파괴 모드에 지배되지 않는 기 둥의 지진 거동에 복합재료 보강이 미치는 영향에 대한 다양한 검토가 필요할 것으로 판단된다.

    이에 따라, Lee et al.(2020)은 정사각형 단면의 짧 은 철근콘크리트 기둥 전체 구간에 적용한 FRP 보 강에 의한 전단 거동 변화를 실험적으로 검토한 바 있다. 본 연구에서는 보다 일반적인 형상비의 기둥 을 대상으로 약 30%에 이르는 현실적인 축하중비를 반영하여 기존 연구 내용을 확장하였다. 즉, 휨-전단 고연성 파괴 모드(Hua et al., 2019)에 지배되는 정사 각형 단면 철근콘크리트 기둥의 일부 구간에 현무암 섬유를 함유한(basalt-based) FRP (이하 BFRP) 시트와 복합섬유패널을 적용하고 반복하중 실험을 수행하여 지진 거동 변화를 검토하였다.

    2. 실험 설계

    2.1 실험 재료 및 제원

    2.1.1 BFRP 시트 및 복합섬유 패널

    현무암 섬유(Basalt Fiber)는 열과 부식에 강하며 비 강도가 높은 천연 섬유로, 널리 활용되고 있는 유리 섬유에 비해 강도가 높고 탄소 섬유에 비해 연성이 좋은 재료로 알려져 있으며(Sim & Park, 2005), 앞으 로 적용이 확대될 것으로 기대되고 있다. 이에 본 연구에서는 BFRP 시트와 복합섬유 패널을 보강재로 적용하였다.

    BFRP 시트와 복합섬유 패널은 청원화학(주)에서 제공한 재료를 사용하여 시공하였다. BFRP 시트는 현무암 섬유 600g을 0˚, ±45˚, 90˚ 방향으로 함유하고 있으며 섬유함량, 시편시험을 통해 구한 각 방향별 인장강도 및 탄성계수는 Table 1과 같다. Fig. 1은 BFRP 시트의 적층도를 보여 준다. 화재로부터 BFRP 시트를 보호하고 일정 정도 보강효과가 있을 것으로 기대하여 BFRP 시트를 감싸도록 복합섬유 패널을 설치하였다. 준불연 패널은 523MPa 강도에 5mm 두 께를 가지며, 고강도 난연 패널은 727MPa 강도에 3mm 두께를 가진다.

    2.1.2 철근

    D13, D29 모두 SD300을 사용하여 30∼40여 년 전에 시공된 기존 구조물의 물성을 반영하였다. 인장시험 결과, D13의 평균 항복강도는 378.2MPa, 평균 인장 강도는 531.9MPa였으며, D29의 평균 항복강도는 353.0MPa, 평균 인장강도는 515.5MPa로 나타났다.

    2.1.3 콘크리트

    기존 구조물의 시공 현황을 반영하여 콘크리트의 재 령 28일 설계강도는 24MPa로 설정하였다. 최대골재 크기는 25mm였다. 실험체 가력 시기에 3개의 공시 체 압축강도를 측정하였고, 평균 압축강도는 23.3MPa였다.

    2.2 실험체 설계 및 제작

    기존 철근콘크리트 기둥의 경우 FRP 시트 등의 보 강재료를 부착하는 방식으로 내진보강을 수행하므 로, 이를 반영하도록 5개의 철근콘크리트 기둥을 제 작하고 이 중 4개의 실험체 하부에 BFRP 시트와 복 합섬유 패널을 부착하였다. 4개의 실험체에 동일한 BFRP 시트를 1겹을 부착하여 보강하였다. 또한, 각 각 2개의 실험체에 고강도 난연 패널과 준불연 패널 을 1겹, 모서리는 2겹을 부착하여 패널로 인한 거동 차이 발생 여부를 살펴보고자 하였다.

    2.2.1 실험체 설계

    심각한 지진 피해를 입었던 철근콘크리트 기둥을 참 고하고 실험 여건을 고려하여 실험체를 설계하였다. 효고현 남부지진 시 큰 피해를 입었던 Kamisawa역 은 1983년부터 사용된 시설로, 일부 구간의 단면은 Fig. 2(a)와 같다. 상부층과 하부층 중간에 위치한 기 둥 모두 심각한 수준의 피해를 입었으며, 하부층 기 둥에서는 전단균열이 발생하였다(Samata et al., 1997). 기둥의 단면은 600mm×1,500mm의 직사각형으 로 D32 철근이 68개 배치되어 주철근비는 6.0%에 이른다(Fig. 2(b)). 횡철근은 250mm 간격으로 배치되 었다. 높이는 5,300mm로 직사각형 단변의 8.8배이다. Samata et al.(1997)의 수치해석에서 실제와 유사하게 가정한 철근의 항복강도는 343.2MPa, 콘크리트의 압 축강도는 24.5MPa로 본 연구에서 사용한 재료의 강 도와 큰 차이가 없다.

    실험체 단면은 실험 여건을 고려하여 각 변의 길 이가 400mm인 정사각형으로 정하였으며, 단면의 형 태는 Fig. 3 상단과 같다. Fig. 3 하단과 같이 기둥부 전체 높이는 2,250mm, 기초 상부면부터 가력 중심점 까지의 높이는 2,000mm로 형상비는 5.0이다. 일반적 으로 상하부가 구속된 기둥에서 지진 거동 시 복곡 률이 형성됨을 고려할 때, 단곡률이 유도되는 실험 여건에서는 유사한 응답을 관찰할 수 있는 합리적인 형상비로 판단된다. 주철근은 D29를 12개 배치하였 고, 전체 단면적에 대한 주철근 단면적 합의 비율인 주철근비는 4.8%로 일반적인 철근콘크리트 구조물과 비교하여 상당히 높으나 위의 사례보다는 낮은 수준 이다. 횡철근은 D13을 300mm 간격으로 배치하였으 며, 횡철근비는 0.286%이다. 횡철근은 90˚ 갈고리를 가지도록 하였다. 콘크리트 피복 두께는 50mm가량 이다. Caltrans SDC(Caltrans, 2019)에 따르면, 축하중 비 30% 수준의 압축력을 가정한 상태에서 3.0의 변 위연성도가 요구되는 소성힌지 구역 내 무보강 단면 의 전단강도는 254.5kN가량으로 산정되며, OpenSees 를 이용한 단면해석 결과, 해당 단면의 최대 휨모멘 트는 493.6kN-m가량, 이때의 밑면전단력은 246.8kN 가량으로 산정된다.

    2.2.2 실험체 제작

    총 5개의 철근콘크리트 기둥 제작을 위한 철근 조 립, 콘크리트 타설 및 양생을 수행하였다. Table 2에서 요약한 바와 같이, 4개의 기둥 하부에 BFRP 시트와 두 종류의 복합섬유패널을 조합하여 설치하였다. BFRP 시트의 설치는 ACI 440.2R-17(ACI Committee 440, 2017)에 따르며, 순서는 다음과 같다. 콘크리트 표면 전처리 작업을 수행하고 프라이머를 도포한 후 BFRP 시트 1겹을 부착하였다. BFRP 시트 위로 각 시편에 대한 패널을 앵커로 고정하여 설치하고 에폭 시를 주입한 후 양생하여 시공을 완료하였다.

    2.3 실험 셋업 및 가력 방법

    각 실험체에 대하여 일정한 축하중을 지속적으로 가 하고 횡방향으로 반복 가력하는 실험을 수행하기 위 해서 50톤 용량 액츄에이터 1기, 200톤 용량(압축) 복동램 및 강봉, 전동펌프, 철제 지그, 데이터 로거, 컨트롤러 등을 사용하였다. 실험체에 가력 장비를 연결한 모습은 Fig. 4와 같다.

    본 연구에서는 현실적인 축하중 조건을 반영하여 실제 철근콘크리트 기둥의 지진 거동을 살펴보고자 하였다. 축방향으로는 하중제어 방식을 적용하여 1130±50kN 수준의 일정한 축하중을 재하하였다. 축 하중비는 30.2±1.3% 수준이었다.

    또한 변위비 10% 이하의 횡변위를 유발하는 횡 하중을 반복 가력하여 실험을 진행하였다. 기둥의 상부를 횡방향으로 가력하여 실제 철근콘크리트 기 둥의 지진 거동을 살펴보고자 하였다. 변위제어를 통하여 실험체를 횡방향으로 밀고 당기는 반복가력 을 수행하였다. 횡방향 변위이력은 Fig. 5와 같다. 목 표변위(Δtarget)는 ±6mm, ±10mm, ±20mm, ±40mm, ±80mm, ±120mm, ±160mm, ±200mm이며, 목표변위비 (Δtarget/h) ±0.3%, ±0.5%, ±1.0%, ±2.0%, ±4.0%, ±6.0%, ±8.0%, ±10.0%에 해당하며, 각 목표변위 당 2회의 반복 가력을 수행하였다. 단, LS-RLC2의 경우에는 각 목표변위 당 3회의 반복 가력을 수행하였다. 가 력속도는 ±40mm 수준까지 8mm/sec, ±60mm 수준에 서는 16mm/sec로 설정하였다.

    3. 실험 결과

    3.1 하중-변위 관계

    5개 실험체를 횡방향 반복가력하여 Fig. 6과 같은 하 중-변위 곡선 및 Fig. 7과 같은 포락곡선을 도출하였 다. 각 곡선을 비교하여, 무보강 실험체(LS-NR)와 보 강 실험체(LS-RHS 그룹과 LS-RLC 그룹) 사이의 상 당한 성능 차이를 확인할 수 있었다.

    실험체에 가해지는 횡하중(FL) 산정 시, 횡방향으 로 가력하는 액츄에이터의 하중(FLL)과 횡변위로 인 한 축방향 하중(FV)의 수평성분(FLV)을 모두 고려하여 정확한 횡하중을 산정하였다.

    3.1.1 하중-변위 곡선의 형상

    전체 가력 과정을 고려했을 때, 다른 실험체와 비교 하여 LS-RHS-2의 곡선이 더 넓은 면적을 둘러싸는 형상을 가지는 것으로 나타났다. 또한, 모든 실험체 에서 동일한 목표 변위비 수준의 첫 번째 사이클에 서는 두 번째 사이클보다 높은 강성을 가지고 더 큰 횡하중에 대하여 저항하였다. 즉, 첫 번째 사이클에 서 하중-변위 곡선의 원점 부근 기울기와 곡선이 둘 러싸는 면적이 크다. 이는 가력이 반복되면서 기둥 실험체의 성능이 저하됨을 의미한다.

    무보강 실험체(LS-NR)에서는 변위비 ±2.0% 수준 까지는 횡하중이 점차 증가하지만, 그 이상의 변위 에서는 크게 증가하지 않거나 감소하는 추세를 보인 다. 결국 목표 변위비 ±4.0% 첫 번째 사이클에서 기 둥 전체에 걸친 사균열이 벌어지며 취성적인 전단파 괴가 일어났다.

    보강 실험체(LS-RHS 그룹과 LS-RLC 그룹)에서는 변위비 ±2.0∼4.0% 수준까지는 횡하중이 점차 증가 하지만, 그 이상의 변위에서는 감소하는 추세를 보 인다. 목표 변위비 ±8.0% 까지 비슷한 횡하중 변화 패턴을 관찰하였으나, 일부 사이클에서 LS-RLC-2의 하중이 LS-RHS-1과 비교하여 10% 이상 높게 나타나 기도 하였다. 결국 준불연 패널 보강 실험체(LS-RLC 그룹)는 목표 변위비 ±8.0% 사이클에서, 고강도 난연 패널 보강 실험체(LS-RHS 그룹)는 목표 변위비 ±10.0% 사이클에서 파괴가 일어났다. 단, LS-RHS 그 룹 두 실험체의 경우 횡하중에 대한 저항능력이 낮 아진 상태에서도 완전한 파괴에는 이르지 않은 채로 목표 변위비 ±10.0%까지의 반복 가력이 가능하였다. 특히 LS-RHS-1은 실험실에서 가력 가능한 최대 변 위비인 ±10.0% 수준에서도 완전한 파괴에 이르지 않 았다.

    3.1.2 최대 횡하중

    무보강 실험체에 비하여 보강 실험체의 최대 횡하중 (Fmax )의 증가가 크지 않았다. 무보강 실험체의 최대 횡하중은 부가력(당기는 방향)과 정가력(미는 방향) 으로 각각 -221.3kN, 257.4kN으로 나타났으며, 보강 실험체 4개의 최대 횡하중은 부가력에서는 1.22∼ 1.28배, 정가력에서는 1.06∼1.14배에 해당하는 값이 다. LS-RLC 그룹과 LS-RHS 그룹의 차이는 10% 이 내의 수준이었다.

    무보강 실험체에서 최대 횡하중이 발생한 변위 ( d F max )는 부가력과 정가력으로 각각 -39.1mm, 52.4mm 로 나타났으며, 보강 실험체에서 최대 횡하중이 발 생한 변위는 부가력하에서는 1.15∼1.33배, 정가력 하에서는 1.69∼1.90배에 해당하는 값이다.

    3.1.3 최대 횡변위

    5개의 실험체에서 최대 횡변위(dmax )는 목표 변위 중 하나인 경우가 많으며, 무보강 실험체는 ±4.0%, 보강 실험체는 ±8.0% 또는 ±10.0%에 해당하는 값이다. 고 강도 난연 패널 보강한 LS-RHS 그룹의 경우 ±10.0% 까지 도달하였음을 관찰할 수 있었다.

    3.1.4 포락곡선

    Fig. 7에서 5개 실험체의 포락곡선을 비교해보면, 하 중-변위 곡선에서 확인한 바와 마찬가지로 무보강 실험체와 보강 실험체 사이에 연성 거동 측면에서 상당한 차이가 있음을 확인할 수 있다. 포락곡선을 활용하여 최대 횡하중의 0.85배에 해당하는 하중 (0.85Fmax )과 포락곡선이 만나는 점의 변위( d 0.85 F max )를 도출하였다.

    3.2 초기 강성

    5개 실험체의 횡하중-변위 곡선의 초기강성을 평가 하여 BFRP 시트 및 패널 보강으로 인한 성능 변화 를 검토하였다. 실험에서 정가력을 먼저 재하하였기 때문에 많은 실험체에서 정가력 방향의 초기 강성이 부가력 방향보다 약간 높게 관찰되었다. 각 실험체 의 초기강성은 횡하중-변위 곡선 상에서 하중이 원 점에서 직선으로 변화하는 기울기에 가까운 ±0.3% 변위비의 양방향 첫 번째 정점에서의 하중과 변위를 기준으로 산정하였다. 3.1에서 서술한 각각의 하중 및 변위를 기준으로 Table 4에 할선강성을 요약하였 으며, 각 실험체의 초기강성을 동일 방향 가력 시 무보강 실험체의 초기강성과 비교하여 그 비율을 표 시하였다.

    보강한 실험체의 초기 강성은 13.18∼15.02 kN/mm 범위에 있으며, 이는 무보강 실험체의 12.23 kN/mm (부가력), 13.13 kN/mm(정가력)와 비교하여 8∼23% 증가한 값이다. 기둥 하부에만 BFRP 시트 및 패널 보강이 이루어졌기 때문에 이전 연구(Lee et al., 2020)의 보강실험체보다는 낮은 수준으로 초기강성 이 증가하였다. 패널 보강에 따른 초기강성의 차이 는 10% 이내로, 정가력 기준으로 LS-RLC 그룹이 약 간 높다. 이는 Table 1에서 서술한 패널 두께 차이에 기인한 것으로 판단된다.

    3.3 연성 능력

    본 연구에서는 변위 연성도(μd)에 근거하여 연성 능 력을 평가하였다. 변위 연성도는 항복변위(dy )와 극 한변위(du )의 비율로, 항복변위는 실험체 주철근에 부착한 변형률 게이지의 측정값을 검토하여 주철근 중 하나 이상 항복변형률(y = fy/Es) 이상의 값을 가 질 때의 횡변위로 정의하였고, 극한변위는 식 (1)과 같이 최대 횡하중의 0.85배에 해당하는 하중과 포락 곡선이 만나는 점의 변위( d 0.85 F max )와 최대 횡변위(dmax ) 중 절댓값이 작은 쪽으로 정의하였다.

    d u = { min ( d 0.85 F max , d max ) if d 0.85 F max , d max > 0 max ( d 0.85 F max , d max ) if d 0.85 F max , d max < 0
    (1)

    위와 같은 방법으로 계산한 5개 실험체의 변위연 성도 및 무보강 실험체 변위연성도와의 비율을 Table 5에 요약하였다. LS-RHS-2의 정가력 시 값을 제외하면 모두 무보강 실험체의 1.47∼2.18배에 해당 하는 변위연성도를 가진 것으로 나타났다.

    3.4 에너지 소산

    에너지 소산능력은 구조물의 변형을 통해 지진에 의 해 발생한 에너지가 소산되는 양을 의미하며, 대상 구조물의 내진성능을 평가하는 지표로 사용된다. 본 연구에서는 하중-변위 곡선으로 둘러싸인 면적을 각 실험체의 사이클 별로 계산하여 실험체가 파괴에 이 르기까지 누적된 에너지 소산량을 도출하였다.

    5개 실험체의 목표 횡변위 증가에 따른 누적 에 너지 소산량의 변화를 Fig. 8에 나타내고, 주요 수치 를 Table 6에 정리하였다. 무보강 실험체의 경우 9회 의 사이클에 걸쳐서 누적 에너지 소산량이 33.6 kN-m에 도달한 후 파괴되었다. 4개의 보강 실험체에 서는 13∼21회의 사이클에 걸쳐서 누적 에너지 소산 량이 133.1∼300.9 kN-m에 도달한 후 파괴되었다. 이 는 무보강 실험체 에너지 소산량의 3.96∼8.96배에 해당하는 값이다. 이 중, LS-RLC-1을 제외한 보강 실험체는 258.5 kN-m 이상의 에너지 소산량을 보였 으며 이는 무보강 실험체의 7.70배 이상에 해당하는 값이다. LS-RLC-2의 경우 21번의 사이클에 걸쳐서 에너지 소산이 이루어졌는데, 목표 변위비 당 2회가 아닌 3회 반복 가력하였기 때문에 다른 실험체보다 사이클 수가 많음에도 불구하고, 에너지 소산량은 비슷한 수준이었다. 종합적으로 BFRP 시트와 패널에 의한 보강이 에너지 소산량의 증가 및 내진성능 향 상에 상당히 기여하였음을 확인하였다.

    3.5 최종 파괴

    보강 실험체(LS-RHS 그룹과 LS-RLC 그룹)의 경우, 사균열이 가력방향과 평행한 면인 동쪽면과 서쪽면 의 보강 상부에 ‘X’자 형태로 뚜렷하게 발생하고 점 차 벌어지면서 파괴에 이르렀다. 가력방향과 수직인 면인 북쪽면과 남쪽면에는 수평균열 및 수직균열이 발생한 것을 확인할 수 있었다. Fig. 9에서 이와 같 은 균열 및 파괴 형상을 확인할 수 있다. 기둥부 하 부의 경우, BFRP 시트와 패널로 싸여 있었기 때문에 외부로 드러난 패널의 손상만 관찰이 가능하였다.

    파괴 양상에 있어서, 준불연 패널 보강 실험체 (LS-RLC 그룹)와 고강도 난연 패널 보강 실험체 (LS-RHS 그룹) 간의 차이가 나타났다. LS-RHS 그룹 이 LS-RLC 그룹보다 많은 사이클 동안 큰 폭의 균 열이 발생하지 않았으며, 파괴가 발생하지 않은 상 태에서 횡변위 상한에 도달하여 실험이 종료되거나 (LS-RHS-1), 보강부 패널의 모서리가 벌어지면서 실 험이 종료되었다(LS-RHS-2). 반면, LS-RLC 그룹은 두 실험체 모두 보강 상부 기둥부에서 사균열의 폭 이 커지면서 횡하중이 급격히 낮아져 실험이 종료되 었다.

    고강도 난연 패널은 두께가 3mm가량으로 준불연 패널의 5mm 두께와 비교하여 얇다. 그 결과, 상대적 으로 낮은 강성을 보유하여 동일한 하중 조건에서 LS-RHS 그룹 실험체 하부 단면의 가력방향 최외곽 변형률이 더 크며 이에 따라 단면의 곡률 및 횡변위 역시 상대적으로 컸을 것으로 판단된다. 하지만 기 둥 최상부의 횡변위는 동일하므로 LS-RLC 그룹의 기둥 부분에서 높이에 따른 횡변위가 보다 급격하게 변화했을 것으로 추정된다. 이는 기둥의 유효높이 감소와 유사한 효과를 유발하였을 것으로 보이며, 패널에 의한 거동 차이는 위와 같은 작용에 일부 기 인한 것으로 판단된다.

    무보강 실험체인 LS-NR의 경우, 기둥 높이 전체 에 걸친 사균열이 동쪽면과 서쪽면에 ‘X’자 형태로 발생하고 그 폭이 점차 벌어지면서 파괴에 이르렀 다. 이와 동시에 북쪽면과 남쪽면에는 수평균열 및 수직균열이 발생하였으며, 실험을 종료하면서 그림 Fig. 9(e)와 같이 북쪽면 기둥 하부에서 피복이 크게 떨어져나간 것을 확인할 수 있었다.

    4. 결 론

    기존 철근콘크리트 구조물의 기둥 부재 중 상당수는 내진설계 기준이 적용되지 않은 시점에 설계 및 시 공되어 이에 대한 개선이 요구된다. 특히, 띠철근 배 근이 현재 내진설계 기준에 부합하지 않는 경우에는 휨파괴 모드에 지배되지 않는 거동을 보일 가능성이 있다.

    본 연구에서는 휨-전단 고연성 파괴 모드에 지배 되는 정사각형 기둥 실험체를 제작하고, BFRP시트와 복합섬유 패널을 사용한 보강공법을 기둥 하부에 적 용하여 보강 전후의 거동 차이를 실험을 통하여 검 토하였다. 축하중능력의 30%가량의 축하중을 가력하 면서 반복하중 실험을 수행하여, 실제와 유사한 조 건에서 철근콘크리트 기둥의 지진 거동을 확인하였 다. 실험 결과 검토를 통한 결론은 다음과 같다.

    • (1) 횡방향 하중 및 초기강성은 보강에 의하여 크게 증가하지 않았다. 무보강 실험체와 비 교하여 보강 실험체에서의 최대 횡하중은 1.06∼1.28배, 초기강성은 1.08∼1.23배에 해당 하였다.

    • (2) 무보강 실험체와 비교하여 보강 실험체에서 연성능력 및 에너지 소산능력의 증가를 관찰 할 수 있었다. 보강 실험체에서 관찰된 변위 연성도의 경우 대부분 1.47∼2.18배에 해당하 였다. 또한, 3.96∼8.96배에 해당하는 에너지 소산능력을 보였다.

    • (3) 무보강 실험체의 경우, 전단균열이 가력방향 과 평행한 동쪽면과 서쪽면에서 기둥 전체에 걸쳐 발생하며 파괴에 이르렀다. 보강 실험체 의 경우, 보강재가 적용된 부분의 상부에서 전단균열이 발생하였다. 모든 실험체에서 가 력방향과 수직인 북쪽면과 남쪽면에서는 수 직균열과 수평균열을 관찰할 수 있었다.

    • (4) 보강 실험체의 최종 파괴 양상에 차이가 있 었다. 준불연 복합섬유 패널을 적용한 실험체 (LS-RLC 그룹)와 비교하여 고강도 난연 복합 섬유 패널을 적용한 실험체(LS-RHS 그룹)에 서 많은 사이클의 가력을 수행하는 동안 큰 폭의 균열이 발생하지 않았다. 하지만 최대 횡하중의 85% 수준까지의 거동을 고려할 경 우, 보강 실험체 사이의 유의미한 차이는 없 는 것으로 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단 이공 학개인기초연구지원사업 (NRF-2018R1D1A1B07043353) 및 청원화학(주)의 지원에 의해 수행되었습니다. 이에 감사드립니다.

    Figure

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    Lamination of BFRP Sheet
    KOSACS-12-1-9_F2.gif
    Dimensions and Damages of Type-C Structure at Kamisawa Station (Samata et al., 1997)
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    Dimensions and Reinforcement of Specimen
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    Test Setup
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    Lateral Displacement History
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    Lateral Force-Displacement Relationships
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    Lateral Force-Displacement Envelopes
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    Cumulative Dissipated Energy
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    Final Damage During the Last Displacement Level

    Table

    Properties of BFRP Sheet and Composite Fiber Panels
    Details of Seismic Retrofitting
    Major Indicators for Lateral Force-Displacement Relationship
    Initial Stiffness at ±0.3% Peaks
    Displacement Ductility
    Energy Dissipation

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