Service and Ultimate Load Behavior of Bridge Deck Reinforced with GFRP Rebars

콘크리트工學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第28卷 第5A 號·2008年 9月 pp. 719 ~ 727

GFRP 보강근으로 보강된 교량 바닥판의 성능과 사용성에 관한 실험연구

Service and Ultimate Load Behavior of Bridge Deck Reinforced with GFRP Rebars

유영준*·박영환**·박지선***

You, Young Jun

·

Park, Young Hwan

·

Park, Ji Sun

···

Abstract

The tensile and bond performance of GFRP rebar are different from those of conventional steel reinforcement. It requires some studies on concrete members reinforced with GFRP reinforcing bars to apply it to concrete structures. GFRP has some advantages such as high specific strength, low weight, non-corrosive nature, and disadvantage of larger deflection due to the lower modulus of elasticity than that of steel. Bridge deck is a preferred structure to apply FRP rebars due to the increase of flexural capacity by arching action. This paper focuses on the behavior of concrete bridge deck reinforced with newly devel- oped GFRP rebars. A total of three real size bridge deck specimens were made and tested. Main variables are the type of rein- forcing bar and reinforcement ratio. Static test was performed with the load of DB-24 level until failure. Test results were compared and analyzed with ultimate load, deflection behavior, crack pattern and width.

Keywords : glass fiber reinforced polymer, GFRP rebar, bridge, deck, punching

···

요 지

GFRP

보강근의 인장강도 및 부착성능 등은 철근과 다르기 때문에 GFRP 보강근을 콘크리트 구조물에 적용하기 위해서는

GFRP

보강근으로 보강된 콘크리트 부재의 거동에 관한 연구가 선행되어야 한다. GFRP는 높은 비강도, 경량성, 비부식성 등의 장점을 가지고 있으나 탄성계수가 철근보다 작아 상대적으로 큰 처짐이 발생하는 단점이 있다. 교량 바닥판은 아칭효 과 등에 의해 휨성능이 증가하므로 FRP 보강근을 우선 적용할 수 있는 대상 중 하나이다. 본 논문은 국내에서 개발된 철 근 대체재용 GFRP 보강근의 콘크리트 구조물로의 적용 가능성을 관찰하기 위한 실험연구에 관한 것이다. 대상 실험체는 폭과 길이가 3,000 mm, 4,000 mm이고 두께가 240 mm인 실제 크기의 콘크리트 바닥판이다. 실험변수는 보강근 종류(철 근, GFRP 보강근)와 보강비로 총 3개의 바닥판을 제작하였다. 정적실험을 수행하였으며 DB-24 하중등급의 축하중을 모사 한 재하면적을 가진 직사각형 강재로 바닥판이 파괴될 때까지 집중하중을 가하였다. 철근 보강 바닥판과 GFRP 보강 바닥 판의 거동차이를 최대성능, 처짐 및 균열 거동 등에 대해 비교 검토하였다.

핵심용어 : 유리섬유복합체, GFRP 보강근, 교량, 바닥판, 펀칭

···

1.

서 론

혹독한 환경에 노출되어 있는 콘크리트 교량의 열화는 주 로 철근의 부식 때문이므로 이러한 문제를 근본적으로 해결 할 수 있는 방법 중 하나는 비부식성 재료를 사용하여 철근 을 대체할 수 있는 보강근을 개발하는 것이다. 섬유복합재료

(Fiber Reinforced Polymer,

이하 FRP)는 비강도가 높고 무게가 가벼우면서 특히 비부식성 재료이기 때문에 이를 이 용하여 철근을 대체할 수 있는 보강근이나 긴장재를 개발하 려는 연구가 많은 나라에서 이루어지고 있으며(Okazaki,

1993; Noritake

등, 1993; Faza 등, 1997; Djamaluddin 등, 2004), 몇몇 제품은 상용화되어 실제 현장에 사용되고 있다(El-Salakawy 등, 2003a, b; Benmokrane 등, 2004).

현재 국내에는 콘크리트 구조물의 보수·보강용 FRP 보강 근이 개발된 사례가 있으나, 신설 구조물에 사용할 수 있는 철근 대체용 FRP 보강근은 실험실 수준에서의 개발이 이루 어지고 있고 이를 실구조물에 적용한 사례는 보고되어 있지 않다.

철근 대체재용 FRP 보강근 제작에는 경제적인 이유로 탄 소나 아라미드 섬유보다는 유리 섬유가 주로 사용된다

*정회원·한국건설기술연구원 복합구조연구실 선임연구원 (E-mail : [email protected])

**정회원·교신저자·한국건설기술연구원구조시스템연구실책임연구원 (E-mail : [email protected])

***정회원·한국건설기술연구원 건축구조재료연구실 연구원 (E-mail : [email protected])

(Benmokrane

등, 2006). 유리섬유를 사용하여 제작된

GFRP(Glass Fiber Reinforced Polymer,

이하 GFRP) 보강 근은 서술한 바와 같은 장점을 가지고 있으나 탄성계수가 철근의 1/4~1/5 정도로 작기 때문에 휨부재의 보강근으로 사용될 경우 동일 보강비의 철근 보강 부재에 비해 상대적 으로 큰 처짐이 발생하게 된다(한국건설기술연구원, 2005).

따라서 휨파괴가 지배적이지 않은 교량 바닥판의 경우에는

FRP

가 가장 널리 적용될 수 있는 대상 중 하나이다(Ospina 와 Nanni, 2007).

균열이 발생하지 않은 교량 바닥판은 주로 횡방향으로의 일방향 휨거동을 통하여 하중에 저항한다. 휨균열이 발생하 기 전에는 면내력이 큰 역할을 담당하지 않지만 바닥판에 상당한 균열이 발생한 후에는 플랫 돔(flat dome)의 거동처 럼 아칭작용(arching action)을 통하여 하중에 저항하므로 더 큰 휨내력을 발휘할 수 있다(Graddy 등, 2002). 현재 해외에는 FRP 보강근을 사용하여 교량 바닥판을 성공적으 로 시공한 사례가 다수 보고되고 있다(Benmokrane 등,

2006).

본 논문은 국내에서 개발된 GFRP 보강근(한국건설기술연 구원, 2006)의 교량 바닥판으로의 적용 가능성을 알아보기 위한 실험연구로서, 실제 크기의 철근 보강 콘크리트 바닥 판과 철근을 GFRP 보강근으로 대체한 바닥판을 제작하여 정적실험을 수행함으로써 두 바닥판 사이의 거동 특성을 비 교·분석하였다. 실험체의 크기는 3,000×4,000×240 mm(폭

×

길이×두께)로 설정하였으며, DB-24 하중에 대해 도로교설 계기준(2005)을 만족하도록 철근 보강비를 결정하였다. 실 험체는 철근 보강 바닥판과 철근을 GFRP 보강근으로 대체 한 바닥판, 보강비를 증가시킨 GFRP 보강 바닥판을 제작 하였다. 정적실험은 DB-24 하중등급 차량바퀴의 접지면적 을 사각형으로 환산하여 집중하중으로 파괴시까지 가력하는 방법으로 수행하였으며 실험결과를 하중-처짐, 균열거동, 파 괴모드, 최대하중 등에 대하여 상호 비교하였다.

2.

실험 연구

2.1

실험체 설계

실제 크기의 교량 바닥판에 대해 실험을 수행하기 위하여 그림 1(a)와 같이 바닥판의 제원을 폭과 길이, 두께에 대해 각각 3,000 mm, 4,000 mm, 240 mm로 설정한 후 도로교 설계기준(2005)의 설계지침을 만족하도록 보강비를 산출하였 다. 거더는 복부를 수직 보강재(stiffener)로 보강한 4,400

mm

길이의 H 형강(600×300 mm)을 사용하였고, 거더 사 이의 거리는 2,200 mm이었다. 강재 스터드를 이용하여 거 더와 바닥판을 일체화시켰으며, 그림 1(b)와 같이 바닥판의 길이 방향 양끝 위치에서 ㄷ자 형강으로 거더와 거더를 볼 트를 이용하여 강결시켰다.

기준이 되는 철근 보강 바닥판에는 거더 직각방향 하부에

50 mm

의 피복두께를 두고 200 mm 간격으로 이형철근을

배근하였으며, 거더 종방향과 상부 양방향으로는 250 mm 간격으로 배근하였다. GFRP 보강 바닥판은 철근 보강 바닥 판과 동일한 제원을 가진 실험체 1개와 거더 직각방향 하부 의 배근간격을 100 mm하여 보강비를 증가시킨 실험체 1개 를 제작하였다. 실험체에 대한 배근간격과 보강비를 정리하 여 표 1에 나타내었다.

FRP

보강재로 보강된 콘크리트 부재의 휨파괴 모드는 철 근콘크리트 부재와 동일하게 균형파괴, 압축파괴, 인장파괴 로 나뉜다. 철근콘크리트 부재의 균형파괴는 콘크리트와 철 근이 동시에 각각 극한변형률과 항복변형률에 도달하는 상 태를 의미하지만 FRP는 항복점이 없기 때문에 FRP 보강 부재에 있어서의 균형파괴는 FRP 보강재가 설계인장강도에 도달한 상태로 고려된다.

저보강 철근콘크리트 휨부재의 파괴는 철근의 항복점 이후 에 서서히 진행되는 반면에 FRP의 취성적인 재료성질로 인 해 FRP 보강재가 파단되면 FRP 보강 휨부재는 순간적으로 파괴된다. 이로 인해 FRP 보강 휨부재는 상대적으로 덜 취

그림

1.

교량 바닥판 실험체

. (a)

단면 제원

, (b)

실험체 형상 표

1.

실험체에 사용된 보강근 종류와 배근간격 및 보강비

시편명 보강근 종류 거더 직각 방향 거더 방향

하부 상부 하부 상부

Steel_S200

철근

HD16@200

(

ρ

^{=0.546%) HD16@250(}

ρ

^{=0.436%) HD16@250(}

ρ

^{=0.436%) HD16@250(}

ρ

^=0.436%)

GFRP_S200 GFRP D16@200

(

ρ

=0.546%)

D16@250 (

ρ

=0.436%)

D16@250 (

ρ

=0.436%)

D16@250 (

ρ

=0.436%)

GFRP_S100 GFRP D16@100

(

ρ

^{=1.091%) (}

ρ

^{D16@250=0.436%) (D16@250}

ρ

^{=0.436%) (D16@250}

ρ

^=0.436%)

성적인 콘크리트의 압축파괴가 발생하도록 설계할 것이 권 장되고 있다. 압축파괴로 설계하기 위해서는 FRP 보강재의 보강비를 균형보강비 이상으로 설정하여야 한다. FRP 보강 부재의 균형보강비는 철근콘크리트 부재의 균형보강비와 유 사하게 아래와 같이 구할 수 있다(ACI, 2006).

(1)

여기서 는 각각 FRP 보강재의 균형보강비, 극한 인장강도, 탄성계수이고, f

ck

와

εcu

는 콘크리트의 압축강도와 극한변형률이다.

본 연구의 실험 대상인 GFRP 보강 바닥판의 균형보강비 는 0.242%로 실험체는 모두 휨거동에 있어서 압축파괴 상 태를 만족하고 있다.

2.2

실험체 제작

계획된 실험체는 보강비 이외에 모두 동일한 제원을 가지 고 있으며 보강근의 직경 또한 동일하다. GFRP 보강 바닥 판은 그림 2와 같이 철근 보강 바닥판과 동일한 방법으로 제작되었다. 이 때 특징적인 것은 그림 2(a)에서 보는 바와 같이 고령의 작업자가 직경 15.9 mm의 GFRP 보강근을 다 발로 하여 쉽게 운반할 수 있다는 것이다. GFRP 보강근의 무게는 0.412 kgf/m로 철근(HD16, 1.56 kgf/m)의 약 1/4 이다. 따라서 GFRP 보강근의 경량성은 작업자의 고령화와 인건비 상승 등 국내 건설산업의 현실을 보완할 수 있는 대 안이 될 수 있을 것으로 사료되며, 시공기간 단축에 일조할 수 있을 것으로 판단된다.

콘크리트 타설은 일반 시공현장과 동일한 방법으로 이루어 졌으며 실험체 제작에 있어서 GFRP 보강근을 사용하는 경 우에도 철근 보강 바닥판 제작과 별다른 차이없이 작업이 순조롭게 진행되었다.

2.3

재료 물성

콘크리트는 레미콘(ready mixed concrete) 제품을 사용하 였으며 동일 배치에서 생산된 콘크리트에 대해 100×200

mm

원주형 공시체를 5개 제작하여 바닥판 실험과 동일한 날에 KS F 2405에 따라 압축강도시험을 실시하였다. 이 때 측정된 콘크리트의 평균압축강도는 30.6 MPa이었다.

사용된 GFRP 보강근은 국내에서 개발된 것으로, 보강용 유리섬유(E-glass)와 비닐에스터(vinyl-ester) 수지로 구성되어 있다. 이 보강근은 인발성형(pultrusion) 공법으로 제작되었으 며, 그림 3에서 보듯이 콘크리트와 보강근 사이의 부착성능

을 향상시키기 위해 섬유로 구성된 스트랜드를 보강용 유리 섬유 다발 외주면을 따라 나선형태(spiral shape)로 감은 돌 기를 가지고 있다(유영준 등, 2007). GFRP 보강근의 제원 은 직경이 15.9 mm(D16), 피치간격과 돌기높이는 각각 14

mm, 1.28 mm

이다. CSA(2002) 시험법에 따라 측정된 보강

근의 평균인장강도와 평균탄성계수는 각각 1,066.39 MPa,

47.84 GPa

이다. 표 2에 보강근별 재료성질을 나타내었다.

2.4

실험 계획

제작된 실험체에 대하여 3,000 kN 용량의 액츄에이터를 이용하여 그림 4에서 보듯이 바닥판 중앙에 집중하중을 재 하하여 정적실험을 수행하였다. 재하면적은 도로교설계기준 에 명시되어 있는 DB-24 하중등급(96 kN)의 축하중이 닿 ρ

_fb ^0.85

β

₁^fck

f_fu --- E_f

ε

_cu

E_f

ε

_cu^+f_fu ---

=

ρ

fb

, ,

f_fuE_f

그림

2.

바닥판 실험체의 제작

. (a)

보강근 운반

, (b)

보강근망 거치

, (c)

콘크리트 타설

표

2.

보강근의 물성값 보강근 종류 직경

(mm)

탄성계수

(GPa)

인장(항복)강도

(MPa)

Steel 15.9 200 400

GFRP 15.9 47.84 1,066

그림

3. GFRP

보강근

그림

4.

실험 전경

는 면적을 직사각형(231 mm×577 mm)으로 환산하였고, 이 크기의 강재 가력판을 제작하여 재하하였다. 응력집중이 발 생하지 않도록하기 위하여 20 mm 두께의 고무판을 가력판 과 바닥판 사이에 설치하였으며 단순지지 형태로 실험을 수 행하였다.

실험 진행은 실험체를 지지대에 거치한 후 실험체가 제자 리를 잡을 수 있도록 하기 위해 20 kN의 하중을 가한 후 제거하였고, 이후 균열이 육안으로 관찰되는 시점까지 다시 재하하여 균열이 발생된 위치에 Ω형의 균열게이지를 부착하 였다. 이때까지 바닥판의 모든 거동은 데이터 로거(data

logger)

를 이용하여 측정 및 저장되었다. 이후 하중이 0이

될 때까지 하중을 제거한 후 변위제어(재하속도 0.5 mm/

min.)

로 실험체가 파괴될 때까지 단조 하중을 가하였다. 재

하 중 일정 하중에 대해 가력을 중지하고 바닥판 하면의 균 열 진전 상황을 기록하였다.

보강근의 변형률을 측정하기 위해 전기저항식 변형률 게이 지를 콘크리트 타설 전에 보강근 표면에 부착하였으며, 실험 체 거치 후 콘크리트 표면에 부착하여 콘크리트의 변형률을 측정하였다. 또한 바닥판 하면에는 LVDT를 설치하여 바닥 판의 처짐을 측정하였고 균열폭은 사전에 균열을 발생시킨 위치에 부착한 Ω형의 게이지를 이용하여 측정하였다.

3.

실험 결과 및 분석

실험체에 대한 실험결과를 처짐과 균열 거동, 보강근의 변 형률과 펀칭파괴 형상에 대해 나타내었다. 그래프를 단순하 게 나타내기 위해 사전균열을 발생시킨 하중까지의 단계는 나타내지 않았으며 정량적인 실험결과를 표 3에 나타내었다.

다음의 각 결과분석에서 사용된 사용하중(124.8 kN)은 도로 교설계기준(2005)에 명시되어 있는 DB-24 하중등급에 대한 축하중에 충격계수 최대값 0.3을 고려하여 산출된 것이다.

3.1

하중

-

변위 거동

실험된 실험체에 대해 하중과 하면 중앙에서 계측된 변위 관계를 그림 5에 나타내었다. 모든 실험체의 하중-변위 곡선 은 균열하중까지 선형 거동을 보인 후 비선형 거동을 보이 며 파괴까지 도달하는 형태를 나타내었다. GFRP_S200 실험 체의 처짐은 철근 보강 바닥판(Steel_S200)의 처짐보다 더 크게 발생하였으며, 하중이 증가함에 따라 그 차이 역시 증 가하였다. 보강비를 두 배로 증가시킨 GFRP 보강 바닥판

(GFRP_S100)

의 경우에는 철근 보강 바닥판과 거의 유사한

거동을 나타내었다.

El-Gamal

등(2004, 2005a)은 구속된 바닥판의 경우에 보 강근의 종류나 보강비는 하중-변위 거동에 거의 영향을 미치

지 않는다고 보고한 바 있으나 본 실험결과에서는 GFRP 보강근의 보강비에 따라 하중-변위 거동이 달라지는 것으로 관찰되었다. 이러한 실험결과의 차이는 사용된 보강근의 물 성과 바닥판의 제원, 구속방법 등에서 다소 차이가 있지만 기준이 되는 철근 보강 바닥판에 대한 GFRP 보강 바닥판 의 보강비가 다르기 때문인 것으로 판단된다. 상기 연구자의 실험에서 사용된 GFRP 보강 바닥판의 보강비에 탄성계수를 곱한 휨강성은 철근 보강 바닥판의 74%~127% 수준으로,

24%

수준인 본 연구의 GFRP_S200에 비해 큰 값을 가지 고 있다. 휨강성이 철근 보강 바닥판의 48% 수준인

GFRP_S100

실험체의 경우에는 Steel_S200 실험체와 유사

한 거동을 나타내었다.

GFRP

보강근의 물성, 바닥판의 제원과 구속방법 등에서

El-Gamal

등(2004, 2005a)의 연구와 본 실험결과가 일치하 는 경향을 나타내지는 않았지만, 이러한 차이점들로부터

GFRP

보강근의 탄성계수가 비록 철근의 1/4 정도이기 때문

표

3.

실험 결과

시편명 파괴하중

(kN)

최대처짐 (mm) 변형률 (×10

⁻⁶)

사용하중시 최대균열폭

(mm)

파괴모드

사용하중 파괴 사용하중 파괴

Steel_S200 845 0.66 14.78 136 7,058 0.068 Punching

GFRP_S200 755 0.99 21.58 176 5,278 0.139 Punching

GFRP_S100 870 0.74 15.41 42 2,219 0.074 Punching

그림

5.

하중

-

변위 관계

(

중앙

)

그림

6.

하중

-

최대 균열폭 관계

에 현재로서는 휨부재에 적용하기가 쉽지 않으나 이를 교량 바닥판에 적용하는 경우에는 보강근의 물성과 구속조건 등 에 따라 충분히 만족할 만한 성능을 보일 수 있는 가능성이 있을 것으로 판단된다. GFRP 보강 바닥판의 거동특성을 파 악하기 위해서는 구속 방법, 지간 거리, 보강비 등에 대해 더 많은 실험연구가 필요할 것으로 사료된다.

사용하중 상태에서의 처짐은 각각 0.66 mm(Steel_S200),

0.99 mm(GFRP_S200), 0.74 mm(GFRP_S100)

였다. 이 값 은 도로교설계기준(2005)에서 제시하고 있는 권장값(L/800 =

2.38 mm, L=

순지간, 1.9 m)보다 작은 값이다

3.2

균열 폭과 형상

균열 폭은 서술한 바와 같이 실험 전 균열이 육안으로 관 찰되는 시점까지 가력한 후 8개의 균열 게이지를 부착하여 측정하였다. 그림 6에는 하중과 최대 균열폭의 관계를 나타 내었다. GFRP_S200 실험체의 처짐이 동일하중에 대해 철근 보강 바닥판(Steel_S200)보다 상대적으로 더 큰 처짐을 보인 것과 유사하게 최대 균열폭도 동일하중에 대해 철근 보강 바닥판에 비해 더 크게 관찰되었다. 이러한 현상은 그림 7 의 균열 형상에서 보듯이 GFRP_S200 실험체에서는 균열이 충분히 확산되지 못하고 상대적으로 적은 수의 균열이 발생 되어 이 균열의 폭이 하중 증가에 따라 지속적으로 커졌기 때문인 것으로 판단된다. 철근 보강 바닥판에 비해 보강비가 두 배인 GFRP_S100의 경우에는 최대 균열폭이 하중 증가 에 따라 철근 보강 바닥판과 거의 유사하였으며 일정 하중 이상에서는 오히려 최대 균열폭이 감소하는 현상을 나타내 었다. 따라서 하중-처짐 관계와 하중-최대 균열폭 관계로부터 교량 바닥판에 GFRP 보강근을 사용할 경우 보강비는 사용 성 설계(균열 및 처짐 제어)의 중요한 인자임을 알 수 있다.

FRP

는 비부식성 재료이므로 강재의 부식이 균열폭 제한의 주된 요인인 경우에는 좀 더 유연하게 대처할 수 있다. 각 국의 설계기준에서는 철근 보강 콘크리트 구조물에 대한 균 열폭 제한값을 제시하고 있으나 FRP 보강 콘크리트 부재에 대한 허용 균열폭은 현재 몇몇 기준에만 제시되어 있다.

CHBDC(2006)

에서는 혹독한 환경에 노출되어 있는 부재인

경우 0.5 mm, 이외의 부재들에 대해서는 0.7 mm를 적용 할 것을 권장하고 있다. 도로교설계기준(2005)에는 아직

FRP

보강 콘크리트 부재에 대한 균열폭 제한사항은 명시되 어 있지 않다. 다만 철근 보강 콘크리트 부재에 대해 일반 적인 환경과 고부식성 환경인 경우 각각 피복두께의 0.005,

0.0035

배를 균열폭으로 제한하고 있다(본 실험체의 경우 각

각 0.25 mm, 0.175 mm).

표 3에 나타낸 바와 같이 철근 보강 바닥판은 사용하중에 대해 균열폭이 약 0.068 mm로 도로교설계기준(2005)의 허 용 균열폭을 만족하였고, GFRP 보강 바닥판의 경우에도

0.139, 0.074 mm

의 균열폭을 나타내어 CHBDC(2006)에서

제안하고 있는 허용 균열폭을 만족하였으며, 또한 도로교설 계기준(2005)의 철근 보강 콘크리트 구조물에 대한 허용 균 열폭도 만족하였다.

철근 보강 바닥판과 GFRP 보강 바닥판 모두 휨균열이 발생한 후 최종적으로 펀칭에 의해 파괴되었다. 그림 7에는 최종 파괴시 바닥판 하면의 균열 형상을 도시하여 나타내었 고 그림 8에는 재하판 주변에 발생한 균열을 나타내었다.

Steel_S200

과 GFRP_S100 실험체에는 많은 수의 균열이 방

사형으로 발전된 것에 비해, GFRP_S200 실험체에서는 적은 수의 균열이 진전되었다. 이러한 결과는 GFRP 보강근의 낮 은 탄성계수와 철근과 GFRP 보강근 사이의 부착특성의 상 그림

7.

실험 후 균열 형상

(

하면

). (a) Steel_S200, (b) GFRP_S200, (c) GFRP_S100

그림

8.

균열 형상

(GFRP_S100,

상면

)

이함 때문에 GFRP_S200 바닥판의 경우 하중이 덜 분배되 어 국부적으로 힘이 더 크게 작용했기 때문인 것으로 판단 된다. 이로 인하여 서술한 바와 같이 GFRP_S200에서는 더 큰 최대 균열폭이 관찰되었다.

3.3

하중

-

변형률 거동

그림 9에는 하중에 따른 거더 직각방향 중앙 하부 위치의 보강근 변형률을 비교하여 나타내었다. 균열로 인해 바닥판 의 강성이 저하된 후 탄성재료인 GFRP 보강근은 펀칭파괴 시까지 선형거동을 나타내었으며, 철근은 선형거동 후 약

684 kN

에서 항복하였다.

ACI(2006)

에서는 FRP 보강 콘크리트 부재의 설계에 있

어서 FRP 보강근의 공칭인장강도에 환경감소계수를 곱하여 설계인장강도로 사용할 것을 명시하고 있다. 환경감소계수 를 0.7로 고려할 경우 사용된 보강근의 인장강도는 691.3

MPa,

극한변형률은 14,450×10

⁻⁶

이다. 표 3에 나타낸 바와 같이 GFRP 보강 바닥판이 펀칭에 의해 파괴될 때 GFRP 보강근의 변형률은 5,278×10

⁻⁶(GFRP_S200), 2,219×10⁻⁶

(GFRP_S100)

정도로 극한변형률의 약 37%, 15%만이 발

현되었다.

한편 ACI(2006)에서는 GFRP 보강근의 크리프 파괴에 대 한 응력한계를 인장강도의 20%(사용된 GFRP 보강근에 대 해 변형률 2,890×10

^-6)

로 권장하고 있다. 표 3에서 보듯이 사용하중 상태에서 GFRP 보강근에는 상당히 작은 양의 변 형률(GFRP_S200, GFRP_S100 시편에 대해 각각 176×10

⁻⁶,

42×10⁻⁶)

이 발생하여 이 조건을 만족하므로 실험된 GFRP

보강 바닥판은 장기성능을 만족할 것으로 예측된다.

3.4

파괴모드와 펀칭전단강도

철근 보강 바닥판과 GFRP 보강 바닥판 모두 휨균열이 발생한 후 최종적으로 펀칭에 의해 파괴되었다. 펀칭파괴시 하중은 표 3에 나타낸 바와 같이 철근과 GFRP 보강 바닥 판에 대해 각각 845 kN, 755 kN(GFRP_S200), 870 kN

(GFRP_S100)

로 동일한 보강비를 사용한 경우 GFRP 보강

바닥판은 철근 보강 바닥판에 비해 약 89%의 성능을 나타 내었으며, 보강비가 두 배인 경우에는 103%의 최대성능을 나타내었다. GFRP 보강근의 탄성계수가 철근보다 작아

GFRP

보강 부재에 더 큰 처짐이 발생함에도 불구하고

GFRP_S200

의 최대성능이 Steel_S200 실험체의 89% 수준

인 실험결과로부터 바닥판의 최대성능은 보강근의 종류에 민 감하게 반응하지 않는 것으로 판단할 수 있다. 교량 바닥판 에는 아칭효과와 거더 사이의 가로보 등에 의해 부분적인 구 속효과가 복합적으로 작용하기 때문에 GFRP 보강근을 사용 하여 교량 바닥판을 시공할 경우, 어느 정도 보강비를 증가시 킬 필요가 있겠지만 그 양은 많지 않을 것으로 사료된다.

실험체별로 펀칭에 의해 파괴된 각을 측정하기 위하여 실 험이 완료된 시편을 +자형으로 절단하여 단면을 관찰하였다.

절단된 단면을 거더방향에 대하여 그림 10에 나타내었다. 단 면에 나타난 균열의 각은 디지털 경사계를 이용하여 측정하 였으며 바닥판의 수평각을 고려하여 보정하였다. 단면에 나 타난 균열각은 일직선 형태가 아니고 절단면 좌우가 정대칭 되지 않기 때문에 측정된 값들의 평균값을 취하였다. 평균적 으로 철근 보강 바닥판의 경우에는 거더 방향으로 약 17.7°, 거더 직각방향으로 약 31.0

^o

의 균열각이 관찰되었으며,

GFRP_S200

과 GFRP_S100 시편의 경우에는 거더 방향으로

약 13.9°, 19.6°, 거더 직각방향으로 약 28.6°, 21.8

^o

가 관 찰되었다. GFRP_S200 시편의 경우에는 철근 보강 바닥판에 비해 좀 더 완만한 각도로 펀칭파괴가 발생한 것이 관찰되 었으나 GFRP_S100에서는 거더 방향으로는 더 큰 각이 관 찰되었고, 거더 직각방향으로는 작은 각이 관찰되어 뚜렷한 경향을 파악할 수 없었다. 이에 대해서는 향후 더 많은 실 험연구가 필요할 것으로 사료된다.

철근 보강 콘크리트 바닥판에 있어서 콘크리트의 전단강도 를 결정하는 지배인자는 균열 후 압축구역의 콘크리트 면적 이고, 철근의 탄성계수가 상대적으로 크기 때문에 일반적인 보강비를 사용한다면 중립축 깊이가 크게 바뀌지 않아 이 면적은 실제적으로 변하지 않는다. 이러한 이유로 대부분의 설계기준에서는 철근 보강 콘크리트 바닥판의 펀칭전단성능 을 결정하는데 휨보강근비를 고려하지 않는다. 하지만 FRP 보강 콘크리트 바닥판의 경우에는 FRP의 탄성계수가 상대적 그림

9.

하중

-

변형률 관계

(

횡방향 중앙

)

그림

10.

거더방향 펀칭전단 파괴형상

. (a) Steel_S200, (b) GFRP_S200, (c) GFRP_S100

으로 작기 때문에 균열 후 중립축 깊이가 감소하여 콘크리 트의 전단강도는 보강근의 강성과 밀접한 연관을 갖게 된다

(El-Gamal

등 2005b).

현재 대부분의 설계기준에는 FRP 보강근으로 보강된 콘크 리트 부재의 전단강도에 대한 내용이 명시되어 있지 않으며, 많은 연구자들에 의해 이에 대한 연구가 진행 중에 있다.

각 연구자들은 실험연구를 통하여 기존 철근 보강 바닥판의 전단강도를 예측하는 식에 철근에 대한 FRP의 축강성 비를 고려하는 방법으로 FRP 보강 콘크리트 부재의 전단강도 식 을 제안하고 있다. 각국의 설계기준과 연구자들이 제시한 식

(

부록 참조)에 대해 본 연구의 실험결과를 비교하여 그림 11 에 나타내었다.

이 그래프는 FRP 보강 콘크리트 부재에 대한 전단강도 예측식이 없는 경우 GFRP 보강 바닥판의 전단강도는 철근 보강 콘크리트 부재에 대한 식으로 계산하여 나타낸 것이다

(

도로교설계기준, 2005; El-Gamal 등, 2005b; Jacobson 등,

2005).

그림에서 보듯이 대부분의 전단강도 예측식은 실험값

보다 높은 결과를 나타내고 있다. 주목할 만한 점은 그림

11

에서 실험대상이었던 GFRP 보강 바닥판에 대해 기존의 철근 보강 콘크리트 부재에 대한 전단강도 식을 이용하여 예측한 값이 실험결과와 유사한 값을 나타내었다는 것이다.

이에 대해서는 더 많은 연구가 필요하겠으나 서술한 바와 같이 본 실험에서는 보강근의 종류가 바닥판의 펀칭전단성 능에 크게 기여하지 않았기 때문으로 판단된다.

4.

결 론

본 연구에서는 국내에서 개발된 철근 대체재용 GFRP 보 강근의 콘크리트 구조물로의 적용 가능성을 관찰하기 위하 여 실물 크기의 철근과 GFRP 보강근으로 보강된 바닥판 실험체 3개를 제작하여 실험을 실시하였다. 이를 통하여 얻 은 주요 결과는 다음과 같다.

1.

개발된 GFRP 보강근은 무게가 0.412 kgf/m(D16 기준) 로 철근의 약 1/4 정도 수준이기 때문에 작업자가 고령화 되어 가고 인건비가 상승하고 있는 국내 현실을 보완할 수 있는 대안이 될 수 있으며, 시공 기간을 단축할 수 있는 장점이 있다.

2.

교량 바닥판의 보강근으로 GFRP 보강근을 사용하는 경

우에도 최종 파괴는 철근 보강 바닥판의 경우와 마찬가지 로 펀칭에 의해 파괴되었다. 그러나 균열 형상은 철근 보 강 바닥판의 경우 다수의 균열이 발생하여 진전된 것에 비해 동일 보강비가 사용된 GFRP 보강 바닥판에는 상대 적으로 균열 폭은 크지만 균열 수는 적게 발생하였다.

3.

거더 직각방향 하면 보강비가 0.546%인 경우 GFRP 보 강 바닥판의 최대성능은 철근 보강 바닥판에 비해 약

89%

이었으며, 보강비가 두 배로 증가된 경우에는 103%의 성능을 나타내었다. 철근 보강 바닥판과 동일한 보강비를 사용할 경우 GFRP 보강 바닥판의 처짐은 동일 하중에 대해 더 크게 발생하였으나 보강비를 증가시킬 경우 최대 균열폭을 감소시킬 수 있다.

4.

바닥판에 GFRP 보강근을 사용하는 경우에도 동일 보강 비의 철근 보강 바닥판에 대한 사용성 한계(처짐, 균열폭)를 만족하는 것으로 관찰되었다.

5.

보강근의 종류가 바닥판의 성능에는 큰 영향을 미치지는 않 지만 하중-처짐 관계와 하중-최대 균열폭 관계로부터 교량 바닥판에 GFRP 보강근을 사용할 경우에 보강비는 처짐과 균열제어를 위한 중요한 설계인자인 것으로 판단된다.

6.

본 실험결과에 대해서는 철근 보강 바닥판에 대한 펀칭전 단강도 식은 GFRP 보강 바닥판의 펀칭전단강도를 유사하 게 예측하였다. 이로부터 보강근의 종류는 부분적인 구속 이 도입된 바닥판의 펀칭전단성능에 크게 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다.

7.

상기 결과로부터 적절한 성능을 가진 GFRP 보강근은 콘크 리트 바닥판에서 철근을 대체할 수 있을 것으로 판단된다.

실험으로부터 GFRP 보강 바닥판의 보강비를 증가시킴으 로 철근콘크리트 부재의 설계기준을 만족시킬 수 있음을 확 인하였다. 그러나 사용성 측면에서 철근의 부식문제가 핵심 요소인 설계기준을 비부식 재료인 GFRP에 동일하게 적용하 는 것은 부적절할 것으로 사료된다. 따라서 이에 대한 새로 운 설계기준이 요구되며, 설계기준 마련을 위하여 다양한 측 면에서의 실험연구와 철근콘크리트 부재와의 거동 비교에 관 한 추가적인 연구가 필요하다.

감사의 글

본 논문은 공공기술연구회 협동연구사업인 “FRP 복합재료 보강재 개발 및 이를 활용한 콘크리트 구조물 건설기술 개 발” 연구비 지원에 의해 수행된 것으로 이에 감사드립니다.

참고문헌

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FRP

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Benmokrane, B., El-Salakawy, E. F., Desgagn, G., and Lackey, T.

그림

11.

설계기준과 실험값에 대한 펀칭강도 비교

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(

접수일: 2007.12.4/심사일: 2008.5.19/심사완료일: 2008.7.28)

<

부 록

>

철근 또는 FRP 보강 바닥판의 펀칭강도 예측 식

Note :

아래 식에 사용된 기호는 해당 기준에 사용된 기

호와 다를 수 있음

[

공통기호

]

Es :

철근의 탄성계수

Ef : FRP

의 탄성계수

nf :

콘크리트 탄성계수에 대한 FRP의 탄성계수 비

ρf :

인장 FRP 보강근의 보강비

un :

재하면에서 nd만큼 떨어진 위치에서의 위험단면의 둘 레길이 (mm)

d :

압축연단에서 인장철근 중심까지의 거리(유효높이) (mm) 도로교설계기준

(2005) :2

방향 철근 보강 슬래브에 대해

fck :

콘크리트 설계기준강도 (MPa)

βc :

집중하중이나 반력을 받는 면적의 긴 변의 짧은 변에 대한 비

ACI 318-95 (1995) :

프리스트레스트되지 않은 철근 보강 슬래브에 대해

: specified compressive strength of concrete (MPa)

BS 8110 (2002) :

철근 보강 슬래브에 대해

k1 : enhancement factor for support comppression (= 1) γm : partial safety factor (= 1)

fck : characteristic concrete strength (MPa)

EUROCODE 2 (1992) :

실험적인 관계를 제안. 양방향 보강비를

ρ

로 정의 철근 보강 슬래브의 펀칭전단강도를 위 해 하부 보강근 층에 대한 평균깊이를 정의

V_도로교 1 6--- 1 2

β

_c ---

⎝

+

⎠

⎛ ⎞ f

_cku_0.5d 1

3--- f_cku_0.5d

≤

=

V_ACI318=0.33 f_c^′u_0.5d f_c^′

V_BS 0.79k₁k₂

γ

m

--- 100³

ρ

⁴⁰⁰ ---d

4 u_1.5d

=

k₂ f_ck 25---

3

≥

1.0 0.0015

ρ

0.003400 --- 1.0d

≥ ,

≤

≤ ,

=

V_c

≤

0.8 f_cku_1.5d 5u

≤

_1.5d

(

MPa

)

V_EC2 0.25f_ctk

γ

c

---k_EC

(

1.2 40⁺

ρ )u

1.5d

=

f_ck=0.7f_ctm and f_ctm=0.3 f ³ _ck²

γc : partial safety factor (= 1)

fck: characteristic concrete strength (MPa)

CEB-FIP Model Code 1990 (MC90) :

또는

fcd : concrete design strength (MPa)

JSCE (1997) : FRP

보강 슬래브에 대해

γb: partial safety factor (= 1.3)

El-Ghandour

등

(1999) :ACI 318-95

식에 항을 추가

Matthys and Taerwe (2000) :CEB Bulletin 168

과 BS

8110

을 참조하여 제안

Ospina

등

(2003) :Mattys

와 Taerwe (2000)의 식에 보 정계수를 추가

Jacobson

등

(2005) :FRP

보강 슬래브의 이방향 탄성 계수를 고려

El-Gamal

등

(2007): ACI 318

의 전단강도 예측식에 실 험보정계수를 고려

ρ, E: reinforcement ratio and modulus of elasticity (in GPa) of the main bottom reinforcement

N : continuity factor

= 0 (for one panel slabs)

= 1 (for slab continuous along one axis)

= 2 (for slabs continuous along their tow axes) k_EC=

(

1.6 d–

) 1 d in meters ≥ ( )

ρ

=

ρ

_x

ρ

_y

≤

^0.15

V_MC90⁼0.12

ξ

3¹⁰⁰

ρ

^fcku_2.0d

(

d in meters

) ξ

^{1 0.2}

---d +

=

V_MC90 0.3 1 f_ck 250---f_cdu_2.0d

⎝

–

⎠

⎛ ⎞

=

V_JSCE⁼

β

_d

β

_p

β

_r^f---upcd

γ

_b ^0.5d

f_pcd 0.2 f_cd

_≤

1.2

₍

MPa

₎ , β

d 1 d---

4

≤

1.5 d in meters

( )

= =

β

_p ¹⁰⁰

ρ

^Ef E_s ---

3

≤

1.5

, β

_r 1 1

1 0.25u₀ ---d

⎝

+

⎠

⎛ ⎞

--- +

= =

E_f

⁄

E_s

( )

^{1 3⁄}

V_EL 0.33 f _c^′ E_f E_s ---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞

^{1 3⁄} u_0.5d

=

V_MT 1.36

100

ρ

_f^Ef E_s ---f_c^′

⎝ ⎠

⎛ ⎞

^{1 3⁄}

d^{1 4⁄}

---u_1.5d

=

V_Osp. 2.77

( ρ

_ff_c^′

)

^{1 3⁄} E_f E_s ---u_1.5d

=

V_Jac. 4.5³

ρ

^f_c^′

4d ---u_1.5d

=

ρ ρ

_x^E_{f x( )}⁺

ρ

_y^E_{f y( )} E_{f x( )}+E_{f y( )} ---

=

V_El=0.33 f_c^′b₀d

× α × (

1.2

)

^N

α

^0.5

( ) ρ

^{E 1 3⁄} 1 8d

b₀ ---

⎝

+

⎠

⎛ ⎞

=