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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.13 No.2 pp.9-18
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2022.13.2.009

Shear Performance of a Tie Plate Lattice Column Comprising Four Square Angles and a Composite Fiber Panel for a Multifamily Housing
Piloti Column DIY Reinforcement

Han Seul-gi 1, Kim Chang-hwan 2, Kong Hyun-suk 3, Yom Kyong-soo 4, Choi Sung Mo4
1Master Course, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Korea
2Graduate Student, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Korea
3Deputy head of department, Dong Yang Physical & Chemical, Pyeongtaek, Korea
4Representative Director, Act Partner, Seoul, Korea
5Professor, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Korea

ㆍ 본 논문에 대한 토의를 2022년 05월 31일까지 학회로 보내주시면 2022년 06월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


Corresponding author: Choi, Sung-mo Department of Architectural Engineering, University of Seoul, 163, Seoulsiripdaero, Dongdaemun-gu, Seoul, Korea. Tel: +82-2-6490-2759, Fax: +82-2-6490-2749 E-mail: smc@uos.ac.kr
December 31, 2021 February 28, 2022 April 10, 2022

Abstract


A multifamily housing pilot column is a transition structure prone to shear breakage under seismic load. Although earthquake-resistant design standards have been strengthened, previously built buildings need earthquake-resistant reinforcement. The existing wet construction method of earthquake-resistant reinforcement is time-consuming and economical, which hinders implementing such reinforcements. Therefore, in this study, we propose a shear reinforcement method capable of DIY construction using an angular angle and a CN composite fiber panel. This study also examines the shear performance of the CN composite fiber panel. Results showed that the closer the bolt connection distance, the greater is the shear resistance of the square plate lattice column. Moreover, the resistance of the sleeve bolt reduces compared to the high-tension bolt, making it difficult to evaluate the CN composite fiber panel. The aluminum angle is considered to have a lower bearing capacity and higher flexibility than the steel angle. This finding confirmed the minimal effect on the CN composite fiber panel. To improve its feasibility, the angle size and bolt platform distance must be considered as variables for further experiments.



다가구주택 필로티기둥 DIY 보강용 4개의 모서리 앵글과 복합섬유패널로 구성된 각형띠판 래티스기둥의 전단성능실험

한슬기1, 김창환2, 공현숙3, 염경수4, 최성모4
1서울시립대학교 건축공학과 석사과정
2서울시립대학교 건축공학과 박사과정
3동양이화 책임연구원
4㈜액트파트너 대표이사
5서울시립대학교 건축학부 교수

초록


다가구주택 필로티기둥은 전이구조 형식으로 되어 있어 지진하중에 대하여 전단파괴가 발생하기 쉽다. 이에 따라 내 진설계기준은 강화되고 있지만 이전에 지어진 건축물의 경우 내진보강이 필요한 실정이다. 하지만 기존 습식 공법의 경우 시간 적, 경제적 부담이 크기 때문에 내진보강이 잘 이루어지지 않는다. 따라서 모서리앵글과 CN복합섬유패널을 활용하여 DIY 시공 이 가능한 전단보강공법을 제안하고자 하며 본 실험에서 CN복합섬유패널의 전단성능을 평가하고자 한다. 볼트 연단거리 및 앵 글의 재질을 변수로 설정하여 실험한 결과, 볼트 연단거리가 가까울수록 각형띠판 래티스기둥의 전단내력이 증진되는 것을 확 인하였으며 슬리브 볼트는 고장력 볼트에 비하여 현저히 내력이 저하되어 CN복합섬유패널을 평가하기가 어려웠다. 또한, 알루 미늄앵글은 강재앵글에 비하여 내력은 낮지만 연성능력이 좋은 것으로 평가되었고, 강재앵글은 상대적으로 강성이 크기 때문에 CN복합섬유패널에 주는 영향이 미미한 것을 확인하였다. 이를 실용화하기 위해서 구체적으로 앵글의 크기와 볼트 연단거리를 변수로 설정하여 실험을 수행해야 할 것으로 판단된다.



    1. 서 론

    1.1 연구 배경 및 목적

    2016년 9월 12일 경주에 규모 5.8 지진과 2017년 11 월 15일 포항에 규모 5.4 지진 등 규모 2.0 이상의 지진 발생 추이가 증가하고 있다. 특히 포항에 발생 한 지진으로 인하여 다가구주택 필로티기둥의 피해 가 큰 것으로 확인되었다. 대부분의 다가구주택은 상부 전단벽 구조시스템이며 1층은 주차장 등의 용 도로 활용하기 위하여 모멘트골조 구조시스템으로 되어 있다. 이러한 전이구조(Transfer Structure) 시스 템은 상, 하부의 강성 차이로 인하여 1층 기둥 부재 에서 전단 파괴가 발생할 우려가 크다. 이에 따라, 현재 내진설계기준이 개정되어 필로티기둥에 특별지 진하중과 내진배근상세를 적용하여 설계하고 있다. 그러나 이전에 지어진 건축물의 경우 이 기준이 적 용되지 않아 지진하중에 대한 전단내력 보강이 필요 한 실정이다.

    저층 다가구주택 필로티기둥에 고성능 복합패널 을 활용한 전단보강공법의 전단보강량을 산정한 해 석적 연구에 의하면, 특별지진하중 적용 시, 1축 편 심 건물을 기준으로 연면적 750m2이하, 건물 중심과 강성 중심의 편심률이 18% 이하일 경우 해당 전단보 강공법 적용을 제안하였다(Yoon et al., 2021b).

    따라서 본 연구에서는 CN복합섬유패널(CN Composite Fiber Panel)과 모서리 앵글을 활용하여 DIY(Do it yourself) 보강용 각형띠판 래티스기둥 실험체를 제작 하여 CN복합섬유패널의 전단성능을 평가하고자 한다.

    1.2 다가구주택 필로티기둥 DIY 보강용 각형띠판 래티스기둥의 전단보강공법

    기존 탄소섬유보강공법은 콘크리트 기둥에 에폭시를 주입하여 시공하는 습식 공법을 적용하였다. 그러나 에폭시 주입공법은 전단내력 발휘를 위해 대략 2주 정도의 양생 기간이 필요하고 숙련된 작업자에 의해 시공되어야 한다. 따라서 본 연구에서는 에폭시를 주 입하지 않고 Fig. 1과 같이 CN복합섬유패널에 구멍을 타공하여 모서리 앵글과 함께 볼트로 조임 하는 건식 시공이 가능한 전단보강공법을 제안하고자 한다.

    2. 선행연구

    2.1 볼트 연결부의 강도평가 결과(Yoon et al., 2021a)

    볼트직경에 대한 연단거리 비(e1/db)가 증가할수록 볼트 연결부의 파괴하중이 증가하기 때문에 연단거리 비를 4이상으로 적용할 것을 제안하였다. Fig. 2에 나타낸 엇모배치와 일렬배치의 경우 일반적으로 파괴하중의 차이를 보이지만 고성능 복합섬유 패널은 약축 방향 힘을 거의 받지 못하는 소재 특성으로 인하여 파괴하 중이 유사한 경향을 나타내었다(Yoon et al., 2021a).

    2.2 고성능 복합패널 활용한 전단보강공법의 보 강량 산정 해석 결과(Yoon et al., 2021b)

    내진취약요인인 필로티 기둥에 Aramid FRP와 모서 리보강재로 구속한 엔지니어링플라스틱을 활용한 전 단보강공법을 적용했을 때의 목표 전단보강량을 검 증하기 위하여 필로티 구조의 보강임계점 예측과 여 러 모델의 구조해석을 수행하였다. 이를 통하여 특 별지진하중 적용 시, 1축 편심을 기준으로 연면적 750 m2이하와 1축 편심 중심-강심 편심률 18%이하 에 해당될 경우 제안한 공법을 적용할 수 있도록 제 한하였다. Table 1에 500mm×500mm 기둥의 전단보강 량 산정을 나타내었다(Yoon et al., 2021b).

    3. 전단성능 평가실험

    3.1 개요

    복합패널 에폭시 미사용공법을 만들고자 CN복합섬 유패널에 볼트구멍을 타공하고 모서리 앵글과 볼트 조임을 한다. CN복합섬유패널의 전단성능을 평가하 고자 각형띠판 래티스기둥 실험체로 콘크리트를 채 우지 않은 실험체를 제작하였다.

    3.2 실험계획

    3.2.1 CN복합섬유패널

    Fig. 3에 나타낸 CN복합섬유패널은 바잘트(Basalt)섬 유를 인발 성형하여 판재로 생산된다. 이는 기존 FRP패널에 비해 1.5배 이상의 인장강도 성능을 발휘 한다. 내구성, 내습성, 중성화 저항성이 우수하며 구 조물의 보수 및 보강 시공 후 시공에 따른 건축물의 자중 증가를 최소화할 수 있다. 실험체에 사용된 시 료는 ㈜청원화학에서 제공받았다. CN복합섬유패널의 재료 물성치는 2021년 04월 29일 한국화학융합시험 연구원에서 KS M ISO 527-4, KS M ISO 178 시험방 법으로 재료 시험을 진행하여 결과를 얻었다. 재료 시험 결과는 Table 2에 나타낸 것과 같이 인장강도는 11.11 GPa, 인장 탄성계수는 57.9 GPa로 평가되었다.

    3.2.2 실험체 계획

    실험체는 단면 300mm×400mm, 길이 500mm로 계획 하였다. 볼트 연단거리가 볼트 연결부의 파괴하중에 영향을 미치기 때문에 볼트 연단거리 및 이에 따른 볼트 개수를 변수로 설정하였다. Fig. 4(a)에 나타낸 고장력 볼트는 직경 10mm이고, 기계적 성질은 F10T(Fy = 900 MPa, Fu = 1,000 MPa)이다. 또한, 기 존 콘크리트 기둥의 단면손실이 우려되어 Fig. 4(b) 에 나타낸 슬리브 볼트(Sleeve Bolt)를 사용하고자 한 다. 본 실험에서 슬리브 볼트의 내력을 확인하기 위 하여 볼트 종류를 변수로 설정하였다. 강재앵글과 알루미늄앵글의 강성 차이로 인한 CN복합섬유패널 에 미치는 영향의 차이가 예상되므로 모서리 앵글의 재질을 실험변수로 하여 전단성능 평가실험을 수행 하였다. 이에 따른 실험체 일람은 Table 3에 나타내 었다.

    콘크리트 기둥에 본 연구에서 제안한 공법으로 보강하였을 경우 CN복합섬유패널에 좌굴 발생 우려 가 거의 없지만, 본 실험에서 콘크리트를 채우지 않 은 각형띠판 래티스기둥 실험체는 국부좌굴이 우려 되어 200mm간격으로 두께 6mm의 철판을 모서리 앵 글에 용접하여 다이아프램(Plate-6t) 역할을 하도록 실험체를 제작하였다.

    3.2.3 실험 방법

    전단성능 평가실험은 서울시립대학교 구조 실험동에 서 Fig. 5와 같이 세팅하여 500kN UTM(Universal test machine) 실험 장비로 수행하였다. CN복합섬유패널 강축 방향(↕)의 전단내력을 평가하기 위하여 하중재 하는 변위제어 시스템으로 Fig. 6의 표기된 바와 같 이 상부에서 0.027mm/sec 속도로 가하였다. 전단파괴 거동을 유도하기 위하여 전단스팬비는 0.5d로 적용 하였다.

    3.2.4 실험 계측 방법

    모서리 앵글의 변형률을 측정하기 위하여 변형률 게 이지(Strain Gauge)를 중앙부(Load Cell), 좌, 우측 다 이아프램에서 각각 60 mm씩 이격한 상, 하부 모서 리 앵글 S1∼S6 위치에 부착하였고, CN복합섬유패 널의 변형률을 측정하기 위하여 변형률 게이지를 패 널 중앙부 S7∼S9 위치에 부착하여 측정하였다. Fig. 7에 변형률 게이지 부착 위치를 나타내었다.

    3.3 실험체 전단내력 산정

    실험체 전단내력은 모서리 앵글 전단강도와 CN복합 섬유패널 전단강도의 합으로 산정하였다. 모서리 앵 글 전단강도는 강구조 설계기준인 식 (1)에 의거하여 강재앵글은 59.67kN, 알루미늄앵글은 40.66kN으로 산 정하였다(KDS 41 31 00, 2019). CN복합섬유패널 전 단강도는 복합신소재시스템에 의한 철근콘크리트구 조물의 보강설계 및 시공지침서인 식 (2)에 의거하여 147.86 kN으로 산정하였다(KOSACS, 2019). 각 실험 체별 예상 전단내력은 Table 4에 나타내었다.

    V a n g . = 0.6 F y × A w × C υ
    식 (1)

    여기서,

    • Vang. : Angle Shear Strength

    • Fy : Yield Strength

    • Aw : Web Area

    • Cυ : Shear Buckling Reduction Factor

    V f r p = 2 f r p × f f r p × N b × t f r p × d × sin 2
    식 (2)

    여기서,

    • ffrp : FRP Tension Stress (ffrp = 0.002 × Efrp ≤ ∅frp×ffrp)

    • Nb : Shear Plane Number

    • tfrp : FRP Thickness

    • d : Depth from The Top of The Compression Surface to The Center of The Tensile Reinforcement

    3.4 재료시험

    3.4.1 CN복합섬유패널 인장시험

    CN복합섬유패널은 폭 400mm, 두께 5mm로 사용하 였고 시편 3개를 제작하였다. Fig. 8 (a)와 같이 실험 체를 세팅하여 인장시험을 수행한 결과, Fig. 8 (b)와 같이 파단되었으며, 평균 인장강도는 1,108MPa로 평 가되었다. Table 5에 CN복합섬유패널의 인장시험 결 과를 나타내었다.

    3.4.2 강재앵글 인장시험

    실험에 사용된 강재앵글은 강종 SS275를 사용하였 다. 강재의 기계적 성질을 확인하기 위하여 KS B 0801(2007), KS B 0802(2018) 규준을 적용하여 시편 3개를 제작하고 인장시험을 수행하였다. 시험 결과, 강재의 평균 탄성계수는 206,253.8MPa로 평가되었고, 평균 항복강도는 340MPa로 설계 항복강도 기준인 275MPa보다 1.24배 상회하게 평가되었다. 평균 인장 강도는 490MPa로 설계 인장강도 기준인 410MPa 보다 1.20배 상회하게 평가되었다. 연신율은 평균 31.3%로 평가되었고, Table 6에 강재 인장시험 결과를 나타내 었다.

    3.4.3 알루미늄앵글 인장시험

    알루미늄 앵글은 AL6063, 두께 6mm를 사용하였다. 시편 3개를 제작하여 인장시험을 수행한 결과, 알루 미늄의 평균 탄성계수는 52,393.07MPa으로 평가되었 다. 평균 항복강도는 182.3MPa로 제품 항복강도 기 준인 110MPa보다 1.66배 상회 하게 평가되었다. 평 균 인장강도는 214.3MPa로 제품 인장강도 기준인 150MPa보다 1.43배 상회하게 평가되었다. 연신율은 평균 15.33%로 평가되었고, Table 7에 알루미늄 인장 시험 결과를 나타내었다.

    3.5 실험 결과

    3.5.1 초기강성과 전단내력

    각 실험체의 초기강도는 항복점의 1/3 지점에서 원 점까지 직선의 기울기로 평가하였고, 이에 따른 결 괏 값은 Table 8에 나타내었다.

    강재앵글 실험체는 볼트 연단거리가 짧을수록 최 대 전단내력 값이 큰 것으로 평가되었다. 이는 연단거 리가 짧아짐에 따라 볼트 개수가 증가하였기 때문이 라고 판단된다. 동일한 볼트 개수일 때 알루미늄앵글 실험체(AL-HB2)는 강재앵글 실험체(ST-HB2)의 68% 전 단내력을 나타내었다. 이는 강재앵글의 강성이 알루 미늄앵글의 강성에 비하여 크기 때문이라고 판단된 다. AL-FB2 실험체는 슬리브 볼트의 내력이 현저히 낮아 실험체의 최대내력에 도달하기 이전에 볼트가 파단되었다. 이에 따라, 실험이 중단되어 AL-HB2 실 험체에 비하여 75% 전단내력으로 평가되었다.

    3.5.2 하중-변위 관계

    ST-HB4 실험체는 Fig. 9 (a)에 나타낸 ①번 위치에서 하중이 선형상태로 140kN까지 증가하였고 다이아프 램 면외 방향 좌굴이 시작되면서, 상부 앵글에 휨이 발생하였다. ②번 위치에서 강재앵글이 항복강도에 도달하였지만, CN복합섬유패널에는 상대적으로 영향 이 미미한 것으로 확인되었다. ③번 위치에서 상부 앵글 변형에 의하여 CN복합섬유패널이 약축 방향으 로 힘을 받아 변형이 발생하였고, ④번 위치에서 실 험체의 최대내력은 242.85kN으로 평가되었다. ⑤번 위치에서 전단내력은 감소하고 변위가 41.335mm인 CN복합섬유패널이 파단되었다.

    ST-HB3 실험체는 Fig. 9 (b)에 나타낸 ①번 위치 에서 하중이 90kN까지 증가하면서 상부 앵글의 휨 이 발생하였고, CN복합섬유패널에 좌굴이 발생하였 다. ②번 위치에서 강재앵글이 항복강도에 도달하였 고 ③번 위치에서 다이아프램 면외 방향 좌굴이 발 생하였다. ④번 위치에서 실험체의 최대내력인 225.19kN에 도달한 후 점차 내력이 감소하는 경향을 나타내었고, 변위가 31.77mm 발생하면서 ⑤번 위치 에서 CN복합섬유패널이 파단되었다.

    ST-HB2실험체는 Fig. 9 (c)에 나타낸 ①번 위치에 서 하중이 110kN까지 증가하면서 우측 다이아프램 좌굴과 상부 앵글에 휨이 발생하였다. ②번 위치에 서 강재앵글이 항복강도에 도달하였다. ③번 위치에 서 좌측 다이아프램과 CN복합섬유패널에 좌굴이 발생하였고, ④번 위치에서 실험체의 최대내력 160.55kN에 도달한 후 점차 내력이 감소 하다가 변 위가 16.49mm 발생하면서 ⑤번 위치에서 CN복합섬 유패널 파단이 발생하였다. 또한, ST-HB4 실험체와 ST-HB3 실험체에 비하여 현저히 적은 변위에서 파 단이 되었는데 이는 볼트 개수가 적어짐에 따라 국 부하중이 크게 작용하여 CN복합섬유패널에 미치는 영향이 큰 것이라고 판단된다.

    AL-HB2 실험체는 Fig. 9 (d)에 나타낸 ①번 위치 에서 다이아프램 면외 방향 좌굴과 상부 앵글에 휨 이 발생하였고, ②번 위치에서 알루미늄앵글이 항복 강도에 도달하였다. ④번 위치에서 CN복합섬유패널 의 좌굴이 발생하고 실험체 최대내력인 110.31kN에 도달한 후 변위가 31.13mm 발생한 ⑤번 위치에서 CN복합섬유패널이 파단되고 알루미늄앵글은 비틀림 이 발생하였다.

    AL-FB2 실험체는 ①번 위치에서 다이아프램 좌 굴이 발생하였고 변위가 9.63mm 발생한 ④번 위치 에서 슬리브 볼트 내력이 고장력 볼트 내력에 비해 현저하게 낮기 때문에 슬리브 볼트가 파단되었다.

    Fig. 9 (a), (b)에 나타낸 ST-HB4, ST-HB3 실험체 최대내력이 예상 전단내력인 207.53kN보다 상회 하 게 평가되었으며, Fig. 9 (c)에 나타낸 ST-HB2 실험 체는 재료시험에 의한 예상 전단내력에는 도달하지 못하였지만, 설계기준강도에 의한 전단내력에는 도 달하는 것으로 평가되었다. 그러나 Fig. 9 (d), (e)에 나타낸 ST-HB2, ST-FB2 실험체는 예상 전단내력에 도달하지 못한 것으로 평가되었다.

    또한, 모서리를 강재앵글로 보강하여 실험체를 제작한 경우 최대내력에 도달한 이후 내력이 급격하 게 떨어지는 반면에 알루미늄앵글로 보강한 실험체 의 경우 하중-변위 곡선이 ①번 구간에서는 선형상 태로 하중이 증가하고 ④번 위치에서 하중 변화는 거의 없이 변위만 증가하는 곡선을 나타내었다. 이 는 알루미늄은 큰 연성 능력을 갖고 있지만 뚜렷한 항복점을 갖고 있지 않고, 큰 변형이 발생하면 소성 상태가 되는 알루미늄의 재료적인 특성이라고 판단 된다.

    3.5.3 파괴모드

    ST-HB4 실험체는 Fig. 10 (a)-(1)과 같이 좌측 다이아 프램 면외 좌굴이 크게 발생한 것으로 보아 좌측으 로 편심이 발생한 것으로 판단된다. 이에 따라, 좌측 다이아프램에 근접한 볼트에 국부적으로 하중이 크 게 작용하여 볼트 지압파괴와 CN복합섬유패널의 파 단이 확인되었다. 또한, Fig. 10 (a)-(2)에서 CN복합섬 유패널에 약축 방향으로 변형이 크게 발생하였다. 이는 CN복합섬유패널의 방향성이 존재하는 재료적인 특성으로 인해 약축 방향으로는 힘을 거의 못 받는 것으로 판단된다. ST-HB3 실험체는 ST-HB4 실험체에 비하여 편심은 크게 발생하지 않았지만, Fig. 10 (b)와 같이 중앙부 다이아프램 좌굴이 발생하였다. 이에 따 라, 중앙부에 근접한 볼트에 하중이 집중되었으며 CN 복합섬유패널에 변형이 발생하면서 Fig. 10 (b)-(2)와 같이 파단된 것으로 확인되었다. ST-HB2 실험체는 Fig. 10 (c)와 같이 좌, 우측의 다이아프램 좌굴이 발생하였고, Fig. 10 (c)-(1)에서 보았을 때 상대적으 로 우측 다이아프램 좌굴이 크게 발생하여 볼트에 국부적인 하중에 의하여 볼트 지압파괴가 발생하면 서 CN복합섬유패널이 파단되었다. AL-HB2 실험체 는 Fig. 10 (d)와 같이 좌, 우측 다이아프램 좌굴이 유사한 경향으로 발생하였다. 이에 따라, 볼트에 국 부적으로 하중이 크게 작용하였고, Fig. 10 (d)-(2)와 같이 볼트 지압파괴와 CN복합섬유패널의 파단이 확인되었다. AL-FB2 실험체는 Fig. 10 (e)-(1)과 같 이 좌측 다이아프램 좌굴이 발생하였다. 이에 따라, 슬리브 볼트에 하중이 집중되었으며 고장력 볼트에 비해 내력이 낮은 슬리브 볼트 파단이 발생하였다.

    대부분의 실험체는 다이아프램의 좌굴로 인하여 하중이 집중되었기에, CN복합섬유패널이 강축 방향 으로 하중을 저항하지 못하여 파단되는 것으로 확 인되었다.

    3.5.4 응력-변형률 관계

    Fig. 11에 나타낸 응력-변형률 곡선에서 g1∼g4는 모서리 앵글 변형률을 나타내었으며, g5∼g7은 CN 복합섬유패널 변형률을 나타내었다. Fig. 11 (a), (b)에 서 강재 앵글의 응력은 각각 622.69MPa, 577.41MPa로 소재 시험 값인 490MPa 보다 상회 하게 평가 되었 으나 CN복합섬유패널은 121.42MPa, 112.60MPa로 소 재 시험 값에 하회하게 평가되었다. 상대적으로 강 성이 큰 강재앵글에 하중이 집중되었고, CN복합섬 유패널은 약축 방향 좌굴로 인해 최대내력에 도달 하기 전 파단된 것으로 판단된다. Fig. 11 (c)에서 강재앵글은 소재 시험 값에 다소 하회하게 평가되 었다. 이는 다이아프램 좌굴로 인하여 CN복합섬유 패널이 응력을 발휘하기 전에 약축 방향 변형이 발 생되어 파단된 것으로 판단된다. Fig. 11 (d)에서 알 루미늄앵글 응력은 282.85 MPa로 소재 시험 값 보 다 상회하게 평가되었으며, CN복합섬유패널은 다른 실험체들과 유사한 경향을 나타내었다. AL-FB2 실험 체는 슬리브 볼트의 낮은 내력으로 볼트 파단이 먼 저 발생 하였기에 응력-변형률 곡선을 제외하였다.

    4. 분석 및 고찰

    4.1 볼트 개수 및 연단거리에 대한 영향

    볼트 연단거리는 110mm 보다 90mm일 때 최대내력 이 큰 것으로 평가되었다. 그러나 편심과 좌굴 등 의 다른 영향이 작용했을 것이라고 판단되기 때문 에 추가적인 변수로 연구가 수행되어야 한다.

    슬리브 볼트의 경우, 고장력 볼트에 비해 내력이 현저하게 떨어져 CN복합섬유패널이 파단되기 전에 볼트가 파단되었다.

    4.2 모서리 앵글의 재질에 따른 영향

    ST-HB2 실험체와 AL-HB2 실험체를 비교한 결과, 알 루미늄앵글은 강재앵글에 비하여 항복점이 뚜렷하게 나타나지 않았으며, 응력은 다소 낮지만 변위가 더 크게 발생하는 것으로 보았을 때 연성능력이 좋을 것으로 판단된다. 또한, 강재앵글은 CN복합섬유패널 에 비하여 강성이 크기 때문에 CN복합섬유패널에 미치는 영향이 미미한 것으로 확인되었다.

    4.3 CN복합섬유패널을 모서리 앵글과 볼트 조임 으로 구속함에 따른 영향

    CN복합섬유패널을 모서리 앵글로 구속하였을 때, 모 서리 앵글에 휨이 발생하게 되고 그 힘이 CN복합섬 유패널에 전달됨에 따라 약축 방향이 변형되어 파단 되는 것으로 확인되었다. 또한, 일부 실험체는 볼트 접합부에서 하중이 집중되어 볼트 지압파괴가 발생 하는 것으로 확인되었다. 건식 시공을 하였을 때, 일 체화가 되지 않아도 전단내력은 증진될 것으로 판단 된다.

    4.4 CN복합섬유패널과 모서리 앵글의 변형률 관계

    각 실험체의 응력-변형률 곡선을 확인한 결과, ST-HB4, ST-HB3 실험체 모서리 앵글은 항복강도 이상의 응 력까지 도달하였지만 CN복합섬유패널은 소재 시험 평균값인 1,108MPa의 1/10 정도로 현저히 낮은 응력 값을 나타내었다. 모서리 앵글의 강성이 크기 때문 에 모서리 앵글이 대부분의 하중을 받는 것으로 판 단된다. 또한, 모서리 앵글의 휨 발생으로 인해 CN 복합섬유패널에 약축 방향으로 힘이 작용하여 CN복 합섬유패널이 파단되는 것으로 판단된다. ST-HB2, AL-HB2 실험체도 모서리 앵글은 항복강도 이상의 응력까지 도달하였지만 CN복합섬유패널은 도달하지 못한 채 파단되는 것으로 확인되었다. 이는 다이아 프램의 국부좌굴과 모서리 앵글에 휨 발생으로 인하 여 CN복합섬유패널은 최대내력에 도달하지 못한 채 파단된 것으로 판단된다. 이로 인해 실험값과 예상 내력 값의 차이가 각각 0.61배, 0.46배 하회하게 평 가되었다.

    5. 결론

    본 연구에서는 CN복합섬유패널과 모서리 앵글로 각 형띠판 래티스기둥 전단보강 실험체를 제작하여 전 단성능평가 실험을 수행하였고, 다음과 같은 결론을 도출하였다.

    • 1) CN복함섬유패널과 모서리 앵글에 접합하는 볼트 연단거리가 가까울수록 최대 전단내력이 증가하 는 양상을 보였다. 이러한 결과는 Yoon et al. (2021a) 이 수행한 연구 결과와 유사한 것으로 확 인하였다. 슬리브 볼트의 경우, 쉽게 조립이 가능 하지만 볼트 내력이 현저히 떨어지는 것으로 확 인되어 접합부에 대한 다양한 변수로 연구가 수 행되어야 한다.

    • 2) 모서리 앵글의 재질을 강재로 할 경우 상대적으로 강성이 커서 CN복합섬유패널에 전단력이 미치는 영향이 미미한 것으로 확인되었다. 또한, 알루미늄 앵글은 연성능력이 좋아 강재앵글에 비하여 다소 응력은 낮지만 변위는 더 크게 발생하였다.

    • 3) CN복합섬유패널을 모서리 앵글로 구속함에 따라 일체화가 되지 않더라도 전단내력은 증진될 것으 로 판단되며, CN복합섬유패널이 강축 방향으로 힘을 받도록 하는 방안에 대하여 추가적인 연구 가 수행되어야 한다.

    • 4) 모서리 앵글의 강성이 CN복합섬유패널에 비해 현저히 크기 때문에 대부분의 하중을 받는 것으 로 확인되었다. 이로 인해 CN복합섬유패널은 소 재시험 결괏값인 1,108MPa의 내력까지 도달하지 못한 채 다이아프램 국부좌굴과 모서리 앵글에 휨 발생으로 인하여 CN복합섬유패널이 약축 방 향으로 힘을 받아 파단된 것으로 판단된다. 이에 따라, 일반적인 콘크리트 기둥에 횡하중을 가하였 을 때의 전단보강효과를 검증하는 연구가 수행되 어야 한다.

    • 5) 본 연구에서 제안한 공법의 전단성능을 평가하였 으며, 이를 실용화하기 위하여 모서리 앵글의 크 기에 대한 변수를 바탕으로 추가적인 연구가 수 행되어야 한다.

    감사의 글

    본 논문은 2021년 국토교통과학기술진흥원 국토교통 기술촉진연구사업의 지원으로 수행되었으며 이에 감 사드립니다. (과제번호: 20CTAP-C158046-01)

    Figure

    KOSACS-13-2-9_F1.gif
    Seismic Reinforcement Method Using Composite Fiber Panel
    KOSACS-13-2-9_F2.gif
    Geometric Parameters of Connection Specimens (Yoon et al., 2021a)
    KOSACS-13-2-9_F3.gif
    CN Composite Fiber Panel
    KOSACS-13-2-9_F4.gif
    Type of Bolt
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    Specimen Setting
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    Simple Supported Beam
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    Measurement Method
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    CN Composite Fiber Panel Tensile Strength Test
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    Load-Displacement Curves
    KOSACS-13-2-9_F10.gif
    Failure Shape of Shear
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    Stress-Strain Curves

    Table

    Shear Strength of EP Panels with DIY Type Assembly (500×500) by Thickness (Yoon et al., 2021b)
    CN Composite Fiber Panels
    Specimen List
    Predictive Shear Value
    CN Panel Tensile Strength Results
    Steel Tensile Strength Results
    Aluminium Tensile Strength Results
    Shear Test Results

    Reference

    1. KDS 41 31 00 (2019), “Building Steel Structural Design Standards,” Korean Design Standard.
    2. KOSACS (2019), Reinforced Design and Construction Guidelines for Reinforced Concrete Structures by Compound New Material System.
    3. KS B 0801 (2007), “Test Pieces for Tensile Test for Metallic Materials,” Korean Agency for Technology and Standards (KS), Seoul, Korea. (in Korean)
    4. KS B 0802 (2018), “Tensile Test Method of Metal Material,” Korean Agency for Technology and Standards (KS), Seoul, Korea. (in Korean)
    5. KS M ISO 178 (2017), “Plastics-Determination of flexural properties,” Korean Agency for Technology and Standards (KS), Seoul, Korea. (in Korean)
    6. KS M ISO 527-4 (2017), “Plastics ㅡ Determination of tensile properties ㅡ Part 4: Test conditions for isotropic and orthotropic fibre-reinforced plastic composites,” Korean Agency for Technology and Standards (KS), Seoul, Korea. (in Korean)
    7. Yoon, J. H. , Kim, J. H. , Yom, K. Su. , Min, J. Ki. , and Choi, S. M. (2021a), “Analyical Study on the Amount of Reinforcement in the DIY Shear Reinforcement Method using High-performance Composite Fiber Panels of Low-rise Piloti Columns,” Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures, Vol. 12, No. 4, pp. 25-36.
    8. Yoon, J. H. , Lee, A. Y. , Sim, Y. G. , Min, J. K. , and Choi, S. M. (2021b), “Strength Evaluation of High- Performance Composite Fiber Panels with Two-Bolt Connections,” Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures, Vol. 12, No. 4, pp. 16-24.