An Experimental Study on the Static Behavior in Weak Axis of FRP Bridge Deck Filled with a Foam

構 造 工 學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第26卷 第6A 號·2006年 11月 pp. 943 ~ 953

폼 충전 FRP 바닥판의 약축방향 정적거동 특성에 관한 실험적 연구

An Experimental Study on the Static Behavior in Weak Axis of FRP Bridge Deck Filled with a Foam

김병민*·지광습**·황윤국***·이영호****

Kim, Byeong Min ^· Zi, Goangseup ^· Hwang, Yoon Koog ^· Lee, Young Ho

···

Abstract

We investigated experimentally the static behavior of an orthotropic bridge deck which is made from glass fiber reinforced polymer (GFRP) and polyurethane foam. The bridge deck consists of many unit cells with rectangular holes which are filled with the foam to improve its structural behavior in its weak axis. It is found that although the elastic modulus of the foam com- pared to that of the GFRP is about the order of , the structural behaviors in the weak axis such as nominal strength, stiffness, etc. are greatly improved. Owing to the low mass density of the foam used in this study, the bridge deck is still light enough with the improved structural properties. Webs of the cells filled with the foam did not significantly contribute to the strength development of the deck. However, the propagation of a crack initiated in a cell is caught by the webs and limited to the inside of that cell only, which makes the load-displacement behavior of the foam-filled GFRP deck less brittle.

Keywords :

FRP, orthotropic bridge deck, weak axis, foam, static behavior

···

요 지

본 연구에서는 섬유강화 플라스틱

(FRP)

^{소재로 제작된 사각형 중공 교량 바닥판의 약축방향 거동을 보완하기 위해서 바}

닥판의 중공 내부를 구조용 폼

(foam)

으로 충전하였다

.

충전폼의 유무와 폼의 강도에 따른 약축방향 정적거동 특성을 실험적

으로 분석하여 충전폼의 역할을 검토하였다

. FRP

에 비하여 탄성계수가 현저히 낮은 구조용 폼으로 바닥판 내부를 충전하여 도 본래의 경량성을 유지하면서 공칭강도

,

강성 등의 횡방향 구조성능이 획기적으로 개선되었다

.

웨브의 개수에 따른 파괴거

동을 비교하여 내부충전

FRP

바닥판에서 웨브의 역할을 파악하였다

.

웨브가 내부충전

FRP

바닥판의 약축방향 강도에 미치

는 영향은 미미하였으나

,

폼 내부에서 발생한 균열의 전파를 차단함으로써 파괴모드의 취성을 경감시켰다

.

핵심용어 :

FRP,

이방성 교량바닥판

,

약축

,

폼

,

정적거동

···

1. 서 론

FRP(Fiber Reinforced Polymer Composites) 는 1980 년대 부터 구조물의 보수 및 보강 재료로서 각광받기 시작하였으 며 , 최근에는 교량 바닥판 , 기둥과 같이 주부재로도 활용되

고 있다 . 특히 FRP 소재를 활용한 교량 바닥판은 기존의

교량 바닥판이 갖고 있는 유지관리 및 내구성의 문제를 해 결해 줄 뿐만 아니라 하중의 감소와 시공 및 교체의 용이성 등을 확보해주기 때문에 그 연구가 활발하게 진행되고 있다

. ^{선진국에서는 이미} 1990 ^{년대 초부터} FRP ^{교량 바닥판에 관}

련된 연구가 본격적으로 시작되었으며 , 국내에서도 2000 년대 에 접어들면서부터 관련연구가 시작되었다 . 그러나 아직까지

도 효율적인 설계기준개발 , 바닥판 및 연결부의 피로거동 , 파 괴 매카니즘 등의 많은 기술적 연구를 필요로 하고 있는 실 정이다 .

FRP 소재는 기존의 여러 산업에서 활용되면서 생산공법 , 재

료성질 등이 이미 잘 알려져 있었기 때문에 , FRP 바닥판의

연구 초기에는 바닥판에 적합한 물성치와 효과적인 단면의

설계가 주된 연구 주제였다 . Harik 등 (1999) 은 다양한 경간

길이 , 폭 , 높이의 FRP 바닥판에 대해서 AASHTO 규정의 트

럭하중을 모사한 실험을 수행하였으며 , 그 결과 모두 처짐규 정을 만족했고 , ^{붕괴에 대해서} 5 ^{이상의 안전율을 얻을 수}

있었다 . Qiao 등 (2000) 은 효과적인 FRP 단면 개발과 바닥판

설계에 사용될 수 있는 간략한 설계과정을 제안했다 .

*

정회원·고려대학교사회환경시스템공학과석사과정

**

정회원·교신저자

·

고려대학교사회환경시스템공학과조교수

(E-mail : [email protected]) ***

정회원·한국건설기술연구원구조연구부수석연구원

·

공학박사

****

정회원·한국건설기술연구원구조연구부선임연구원

·

공학박사

Davalos 등 (1996) 은 인발성형된 FRP I 형 보를 대상으로 섬 유의 종류와 함유율에 따라서 이동하중 , 처짐 , 좌굴 , 재료의 파괴 등의 검토를 통하여 단면의 최적화를 실시하였으며 , 단 면을 대칭 박판 구조물로 가정하여 산출한 여러 물성치들에 대해서 실험적 검증을 실시하였다 . 또한 Davalos 등 (2001) 은

FRP 를 사용한 벌집형 샌드위치 패널에 대하여 설계와 최적

화에 사용될 수 있는 단순화된 분석과정을 제시하였으며 , 재 료의 물성치와 강성의 획득에 초점을 맞추고 실험과 유한요 소해석의 비교를 통해 그 정확성을 확인했다 .

GangaRao 등 (1999) 은 미국 West Virginia 주에서 노후화 된 많은 단경간 교량들의 보수 및 보강 작업에서 FRP 바닥 판을 활용하는 방안을 시험시공을 통해 검증했으며 , 고속도 로 교량에 작용하는 하중과 거친 환경에 대한 조건을 만족 시키는 동시에 바닥판 자중의 감소와 비용의 절감에 초점을 맞춘 연구를 수행하였다 . Moon 등 (2002) 은 강재거더와

FRP 바닥판의 연결 방법에 대한 실험적 연구를 수행했다 . 사

다리꼴 바닥판을 천공한 후 연결재 주변에 그라우팅제를 주 입해서 거더와 바닥판을 연결하는 방법을 제안했으며 , 반복

횟수 1050 ^{만 회의 피로실험을 통해서 강도를 검증했다} .

국내에도 이러한 추세에 힘입어 순수 FRP 소재를 적용한 바

닥판의 개발이 진행되고 있다 . 이성우 등은 인발 (Pultrusion) 공

법 , 필라멘트와인딩 (Filament Winding) 공법 , 진공성형

(Vacuum Assisted Resin Transfer Molding Process) 공법 등의 다양한 제조방법에 대한 연구와 이의 실용화 연구를 수행하고 있다 ( 이성우 등 , 2003; 이성우 등 , 2004; 이성우 ,

2005). 또한 한국건설기술연구원에서는 2002 년부터 총 5 개년

에 걸쳐서 섬유강화 플라스틱 (FRP) 소재로 제작된 사각형

중공 교량 바닥판을 개발하였으며 , 바닥판의 전체적인 성능 검증과 실용화 연구가 이루어졌다 ( 한국건설기술연구원 , 2004;

용환선 등 , 2004; 이종순 등 , 2004).

그림 1(a) 의 교량은 건설교통부 (2004) 에서 산학연과제의 일

환으로 FRP 바닥판을 개발하여 국내 최초로 2002 년에 가설

된 교량의 기본제원이며 , 그림 1(b) 는 이 교량에 그림 2(a)

의 바닥판을 적용하여 단순화한 유한요소해석 모델이다 . 길

이는 11.0m 이고 폭은 4.3m 이며 , 거더의 간격은 2.0m 로써

3 주형교로 가설되었다 . 이 모델에 1 등교 설계하중인 DB24

하중을 재하하고 해석한 결과 , 교축방향 ( 이하 약축이라 칭함 )

으로 전단변형되고 , 최대응력이 교축직각방향 ( 이하 강축이라 칭함 ) 최대응력의 51.7% 이며 , 그림 1(b) 와 같이 웨브와 플 랜지의 연결부에 집중됨을 확인하였다 . 대부분의 FRP 바닥판 형상이 셀 형식이므로 약축방향 전단강성이 상대적으로 취 약하며 , 이는 기존의 여러 연구에서도 제기되었다 (Salim 등 , 1997; Qiao 등 , 2000; Park 등 , 2005). 국내에서도 약축방 향의 실험결과를 바탕으로 웨브와 플랜지의 연결부에 발생 하는 응력집중을 해결하기 위해서 약축방향 보강의 필요성 이 제기된 바 있다 ( 건설교통부 2004; 한국건설기술연구원

2004).

이와 같이 대부분의 FRP 바닥판이 이방성 특성을 보이는

것에 반해 대부분의 연구는 바닥판 전체에 대해서 이루어졌 으며 , 약축방향 파괴거동과 그 매카니즘에 대한 연구는 최근

그림 1. 해석 대상 교량

그림 2. 약축 FRP보의 휨 실험(한국건설기술연구원, 2003)

에서야 이루어졌다 ( 지광습 등 , 2004; 지광습 등 , 2006). 그 결과 파괴 직전까지 거의 탄성거동을 보이는 종방향 ( 강축방 향 ) 의 탁월한 구조성능과는 달리 , 횡방향 ( 약축방향 ) 변형시 상대적으로 낮은 하중 하에서 웨브가 손상되는 점과 더불어 큰 비선형성이 발견되었다 ( 그림 2(b)). 그림 2(b) 에서 원으로 표시한 부분들이 웨브 - 플랜지 연결부의 손상이 발생한 지점 이다 . ^{이러한 웨브} - ^{플랜지 연결부의 조기 손상 원인은 사각}

형 단면의 특성상 발생하는 시험체의 전단 변형으로 인한 모멘트의 집중으로 확인된 바 있으며 , 이를 개선하기 위해

중공 내부를 구조용 폼 (foam) 으로 충전하는 방안이 제시되었

다 . 지광습 등 (2006) 은 개선효과를 예측하기 위해 다양한 탄

성계수의 폼을 적용하여 바닥판의 거동을 해석하였다 ( 그림

3). 본 논문은 이 사각형 중공 FRP 바닥판의 약축 ( 교축 ) 방

향 거동특성을 보완한 내부충전 FRP 바닥판의 약축 방향 정 적거동 특성을 실험적으로 검증하는 것이 그 목적이다 .

본 논문의 구성은 다음과 같다 . 제 1 장에서는 최근까지 진행되고 있는 FRP 바닥판연구의 성과와 동향 , 사각형 중공

FRP 바닥판의 정적거동특성 , 본 논문의 목적 등을 기술하였 고 , 제 2 장에서는 충전재 선정 , 시험체 구성 , 시험방법 등을 기술하였으며 , 제 3 장에서는 시험 결과를 기술하였다 . 그리 고 4 장에서는 본 논문의 결론인 내부충전 FRP 바닥판의 약 축방향 거동특성을 분석하였다 . ^{폼 충전} FRP ^{바닥판의 강축}

방향 거동도 실험과정 및 결과를 부록에 간단히 기술하였다 .

2. 시험체 준비 및 시험 방법

2.1 충전재 선정

그림 3 과 같이 다양한 탄성계수의 폼을 적용한 해석결과

10 MPa 의 탄성계수를 갖는 충전재를 사용하여도 시험체의

전체 강성이 중공 시험체의 강성보다 2 ^{배 이상 증가하므로} ,

본 연구에서는 10 MPa 전후의 탄성계수를 갖는 우레탄 폼 을 바닥판의 충전재로 선정하였다 . 대부분의 우레탄 폼은 발 포를 통하여 성형이 이루어지며 , 크게 polyisocyanate 와

polyol( ^{활성화 수소 화합물} ) ^{의 중합반응에 약간의} Silicone ^정

포제 , 발포제 , 촉매 등이 첨가된다 . 주원료로 쓰이는

polyisocyanate 와 polyol 은 그 종류가 매우 다양하여 원료

액체의 선택과 배합비 , 그리고 발포 및 성형시의 제약 환경 에 따라서 다양한 물성을 얻게 된다 .

본 연구에서 선택한 우레탄 폼은 그 물성이 일반적인 건

축 단열재로 쓰이는 경질 우레탄 폼 (Rigid Polyurethane

Foam) 에 해당하며 , 주원료인 polyisocyanate 와 polyol 은

PPG ^와 MDI ^{를 사용하였다} . ^{이 두 가지 액체를} 1:1 ^{로 혼합}

하여 7000 RPM 이상에서 9 초정도 교반한 후 구속 없이 실

험체 내부에서 발포하였으며 , 성형된 폼에 대하여 물성치 실 험을 실시하였다 . 그 결과 밀도 80 kg/m

³

폼과 밀도 120 kg/m

³

폼의 탄성계수는 각각 8.8 MPa 과 24.6 MPa 로 확인되 었다 . 이는 목적하는 폼의 탄성계수인 10 MPa 을 전후하고 있으므로 실험의 목적에 부합하였다 .

2.2 시험체 제원 및 구성

시험체는 표 1 과 그림 4 에 나타낸 바와 같이 중공 시험 체 , 밀도 80 kg/m

³

과 120 kg/m

³

의 폼으로 내부를 충전한 시 험체 , 웨브를 부분제거한 시험체 , 웨브를 완전히 제거한 시 험체의 5 가지로 구성된다 . 중공 시험체의 실험은 내부충전

FRP 보와의 비교와 파괴예상 지점의 응력변화 추이를 살피

는 것이 그 목적이며 , 내부충전 시험체는 중공 시험체와의

비교를 바탕으로 내부충전 FRP 바닥판의 약축방향 정적거동

을 규명하는 것이 그 목적이다 . 웨브를 부분 제거한 시험체 와 완전히 제거한 시험체는 내부충전 FRP 바닥판의 약축방향 거동에서 웨브가 담당하는 역할을 규명하는 것이 그 목적이 다 . ^{실험의 핵심이 되는 내부충전 시험체의 충전재로는 서로}

다른 두 가지 밀도의 폼을 사용하였으며 , 이는 폼의 강도에 그림 3. 각기 다른 폼재료의 탄성계수에 따른 약축방향 거동의 개선 (지광습 등, 2006)

표 1. 시험변수와 시험체 분류

시험체 웨브 상태 충전재 시험 횟수

AH

모두 온전 무충전

3

AFH

모두 온전 밀도

80 kg/m³ 3

AFL

모두 온전 밀도

120 kg/m³ 3

BFH

부분제거 밀도

80 kg/m³ 3

CFH

완전제거 밀도

80 kg/m³ 3

따른 시험체 전체의 강도와 충전재의 효율성을 확인하기 위 함이다.

시험체의 제원 및 형상은 그림 4에 나타낸 바와 같다. 웨 브를 제거한 시험체는 그림 4(c)와 그림 4(d)에 나타낸 바와 그림 4. 시험체 제원 및 센서 부착 위치

그림 5. 시험 전경

같이 웨브를 제거한 후 밀도 80 kg/m

³

의 폼으로 충전하였으 며 , 그 이외의 모든 제원은 동일하다 . 인발 (Pultrusion) 공법 으로 제작된 2 셀의 단위모듈을 절단 및 접착 과정을 거쳐

그림 4(a) 와 같이 바닥판의 교축방향을 모사한 8 셀의 시험체

로 제작하였으며 , 웨브의 절단이 필요한 시편은 8 셀 시험체 를 완성한 후 웨브를 제거하였다 . 폼 충전은 FRP 시험체가 완성된 후 실시하였으며 , 폼 발포로 인한 압력이 시험체에 미치지 않도록 개방된 상태에서 진행하였다 .

2.3 시험 방법

FRP 바닥판의 교축방향을 모사한 시험체는 표 1 과 같이

5 세트로 나누어지며 , 각 세트당 3 회의 실험을 실시하였다 . 하

중재하는 변위제어 (displacement control) 방식으로 실시하였

으며 , 0.05 mm/sec 의 속도로 보가 완전히 파괴되거나 더 이

상의 하중 증가가 없을 때까지 하중을 재하 하였다 . 250 kN

용량의 유압식 가력기 (actuator) 를 사용하여 시험체 중앙부에

집중하중을 가하는 3 점 휨 (3-Point Bending) 실험이며 , 지지

조건은 128 cm 간격의 단순지지이다 . 보의 처짐과 응력분포

등을 측정하기 위한 센서는 그림 4 에 나타내었으며 , 실험전 경은 그림 5 에 나타내었다 .

3. 시험 결과 및 분석

3.1 하중-처짐 곡선

각 시험체의 하중 - 처짐곡선은 그림 6 과 같다 . 중공 시험체

( 그림 6(a)) 는 일정 하중까지 직선관계를 유지하다가 그 이상

의 하중이 되면 비선형 관계를 보이는 양상이 기존의 연구 와 유사하다 ( 한국건설기술연구원 , 2003; 지광습 등 , 2006).

그림 6(a) 에서 하중이 불규칙적으로 감소하는 지점들은 웨브

- 플랜지 연결부에서 축차적으로 균열이 발생하는 지점이며 ,

세 개의 시험체 모두 끝에서 세 번째 웨브의 하단 연결부가 파단되면서 전체적인 파괴를 일으켰다 .

내부충전 시험체 ( 그림 6(b), 그림 6(c)) 는 중공 시험체와

전체적인 거동이 유사하지만 최대하중 및 강성의 현저한 증 가와 더불어 파괴시 급격한 하중의 감소를 나타내었는데 , 이 는 구속된 충전 폼이 압축에 대한 저항으로 시험체의 전단

그림 6. 하중-처짐 곡선

변형을 효과적으로 억제시킴으로써 시험체의 파괴거동 특성 이 웨브 - 플랜지 연결부의 파괴에서 모듈간의 접착부 파괴로 바뀌었기 때문이다 .

웨브를 제거하고 내부를 폼으로 충전한 시험체 ( 그림 6(d),

그림 6(e)) 는 중공 시험체에 비해서 상대적으로 큰 강도를

보유하였다 . 웨브를 부분적으로 제거한 시험체 ( 그림 6(d)) 는 폼 균열이후 웨브가 균열의 전파를 막아주면서 전체적인 파 괴를 지연시켰으나 웨브를 완전히 제거한 시험체 ( 그림 6(e))

는 급격한 균열증진 때문에 그 취성도가 매우 컸다 . 그러므 로 내부충전 FRP 바닥판에서 웨브의 역할은 전체적인 강도의 증진뿐만 아니라 폼 균열의 전파를 막아주어 시험체의 연성 파괴를 유도하는 것이 확인되었다 .

표 2 는 각 시험체의 최대하중 및 강성을 정리한 것이다 .

중공 시험체의 최대하중과 강성은 각각 7.01 kN, 0.39 kN/

mm 이며 , 밀도 80 kg/m

³

의 폼으로 충전한 시험체의 최대하중

과 강성은 각각 23.19 kN, 1.27 kN/mm 이다 . 충전재의 탄성

계수가 유리섬유 FRP 에 비해서 1000 분의 1 에도 못 미치지

만 3 배 이상의 강도 증가가 실현되었으며 , 내부충전 FRP 바 닥판의 총 중량이 기존의 중공 FRP 바닥판에 비해서 약

13% 증가하여 FRP 바닥판의 장점인 경량성을 유지하였다 .

밀도 120 kg/m

³

의 폼으로 충전한 시험체는 충전상의 결함으

로 인해서 다소 부정확한 결과를 얻게 되었지만 밀도

80 kg/m

³

의 폼으로 충전한 시험체와 비교하여 충전폼의 강도

가 전체적인 약축방향 거동에 미치는 영향을 분석해 보면 ,

높은 밀도의 폼을 사용한 경우 약간의 강성증가를 보이고

있으나 전체적인 최대하중의 증가는 큰 차이를 보이지 않았 다 . 이러한 폼 탄성계수의 증가와 바닥판 강도 증진의 비선

형성은 기존 연구에 보고된 바 있다 ( 지광습 등 , 2006).

그러므로 비용이 저렴한 낮은 탄성계수의 폼을 사용하여도 바닥판의 약축방향 거동이 현저하게 개선되는 점 , 경제성 , 자 중증가 등을 고려한다면 FRP 바닥판의 약축방향 거동개선을 위한 충전재로서는 80 kg/m

³

의 폼이 120 kg/m

³

의 폼보다 더 효과적일 것이라 판단된다 . 웨브를 부분 제거한 시험체와 모 두 제거한 시험체는 웨브가 모두 온전하고 다른 모든 실험 조건이 동일한 시험체와 비교하면 최대하중은 각각 약 23%, 30% 감소하였고 , 강성은 각각 약 28%, 40% 감소하였다 .

그러나 중공실험체와 비교하면 최대하중과 강성 모두 2 배 이상이다 .

3.2 변형률

그림 7, 그림 8, 그림 9 는 각각 중공 시험체의 웨브 변형 률 , 내부충전 시험체의 웨브 변형률 , 중공 및 내부충전 시험 체의 플랜지 변형률을 도시한 것이다 . 그림 4 에 나타낸 바 와 같이 각 웨브의 변형률을 측정한 중공 시험체와는 달리 ,

내부충전 시험체는 충전 폼으로 인해서 측정이 용이하지 못 하므로 양쪽 끝단 웨브에서만 변형률을 측정하였다 . 그림

7(a) 와 그림 7(b) 는 중공 시험체의 웨브상단 압축부에 작용하

는 변형률이며 , 게이지 1, 게이지 2, 게이지 3, 게이지 4 는 각각 좌측 세 번째 웨브 , ^{좌측 네 번째 웨브} , ^{우측 세 번째 웨브} ,

우측 네 번째 웨브에 위치하였다 . 그림과 같이 , 두 시험체 모 표 2. 최대하중 및 강성

구분 시험값

시험체

1

^시험체

2

^시험체

3

^평균

AH

^최대하중

(kN) 6.54 7.44 7.07 7.01

강성

(kN/mm) 0.36 0.36 0.45 0.39

AFH

^최대하중

(kN) 20.09 25.90 23.58 23.19

강성

(kN/mm) 1.22 1.39 1.20 1.27

AFL

^최대하중

(kN) 21.24 26.49 19.21 22.31

강성

(kN/mm) 1.44 2.05 1.46 1.65

BFH

^최대하중

(kN) 18.60 17.19 17.92 17.90

강성

(kN/mm) 0.87 0.96 0.91 0.91

CFH

^최대하중

(kN) 19.02 14.66 15.23 16.30

강성

(kN/mm) 0.70 0.79 0.81 0.77

그림 7. 중공 시험체(AH)의 웨브 변형률

그림 8. 충전 시험체의 웨브 변형률

그림 9. 플랜지 변형률

두 게이지 1 의 변화가 상대적으로 크다 . 이는 파괴지점인 끝에 서 세 번째 웨브 - 플랜지 연결부의 변형이 크게 발생함을 의 미하며 , 끝에서 세 번째 웨브 - 플랜지 연결부가 파괴예상지점

이라는 기존의 연구 ( 지광습 등 , 2006) 와도 일치한다 .

그림 8 은 내부충전 시험체의 양쪽 끝단 웨브에 작용하는 변형률이다 . 내부를 폼으로 충전하여도 웨브의 유무에 상관 없이 모두 파괴 직전까지 선형증가를 보이다가 0.004 를 전 후하여 파괴된 중공 시험체와 유사하다 . 이는 웨브가 부담했 던 전단하중이 폼으로 전달되어 웨브의 전단에 대한 기여가 낮아졌기 때문이다 .

그림 9 는 상부플랜지와 하부플랜지의 변형률을 시험체별로 도시한 것이다 . 플랜지의 변형률이 파괴 직전까지 선형을 유 지한 점은 웨브의 거동과 동일하지만 , 전체적으로 웨브에 비 해서 상대적으로 적은 변화를 보였다 . 웨브와 플랜지의 변형 률이 최대 하중점까지 선형을 유지한 것은 재료의 특성이 소성거동을 보이지 않는 점에 기인하며 , 이는 FRP 의 재료적 특성과 일치한다 . 중공 시험체와 내부충전 시험체에서 플랜

지의 변형률을 나타낸 그림 9(a), 그림 9(b) 와 같이 , 바닥판

의 내부를 폼으로 충전할 경우 상부플랜지가 담당하는 변형 률이 약 0.0015 에서 0.0025 으로 약 67% 증가하였다 . 즉 바닥판 내부를 폼으로 충전함으로써 플랜지의 하중저항능력 의 활용도가 크게 증가한다 . 동일한 충전재를 사용한 시험체

일지라도 웨브를 제거한 시험체 ( 그림 9(d), 그림 9(e)) 는 웨

브가 온전한 시험체 ( 그림 9(b)) 에 비해서 하부플랜지의 변형

이 커졌으며 , 이는 웨브의 제거에 따른 강성의 감소에 기인 한다 .

3.3 파괴과정 및 형상

중공 시험체는 세 개의 시험체 모두 하중이 5 kN 과 6 kN

사이일 때 끝에서 세 번째 웨브의 하단 연결부에 최초 균열 이 발생하였다 . ^{이후 축차적으로 끝에서 두 번째} , ^{첫 번째}

웨브의 하단 연결부들에 균열이 발생하였으며 , 종국에는

7 kN 을 전후하여 최초 균열이 발생하였던 세 번째 웨브의 하단 연결부가 완전히 파단되었다 . 그림 10 은 중공 시험체의 파괴과정을 단계별로 표현한 파괴 시나리오이다 . Step1 ^과

Step2 는 각각 끝에서 세 번째 웨브의 하단에서 발생하는 초

기균열과 이어지는 하단 연결부들의 축차균열을 나타내며 ,

Step3 은 끝에서 세 번째 웨브의 하단 연결부가 파괴되는 것

을 나타낸 것이다 . 각 시험체의 파괴 형상은 그림 11 에 나 타내었으며 , 그림 11(a) 는 중공 시험체의 파괴형상이다 .

내부충전 시험체는 밀도 80 kg/m

³

폼으로 충전한 시험체와

밀도 120 kg/m

³

폼으로 충전한 시험체가 유사한 거동을 보

였으며 , 모든 시험체가 19 kN 에서 26 kN 사이에서 파괴가

발생하였다 . 초기균열부터 파괴까지의 과정을 살펴보면 , 모 든 실험체가 4 번째 셀 내부의 충전폼에 균열이 발생하면서 파괴가 시작되었다 . 세 번째 연결부의 파괴이후 다른 연결부 들의 축차전인 파괴가 발생하였던 중공 실험체와는 달리 , 셀 내부에 구속된 충전폼의 저항으로 인하여 폼 균열시 다소 감소하였던 하중은 이후 변형이 진행되면서 다시 증가하였

다 ( ^그림 6(b), ^그림 6(c)). ^{이후 최대하중에 도달할 때까지}

균열이 증가하였으며 , 종국에는 그림 11(b), 그림 11(c) 와 같 이 모듈간의 접착부에서 모드 I 과 모드 II 가 중첩된 복합 파괴

모드를 보였다 . 이는 전술한 바와 같이 충전폼에 의한 강성 의 증가와 웨브 - 플랜지 연결부에 직접적으로 작용하는 모멘 트의 감소 때문에 모듈간의 접착부가 파괴되도록 거동 특성 이 변화되었기 때문이다 .

웨브를 부분적으로 제거한 시험체는 파괴까지의 과정이 뚜 렷하게 3 단계로 나타났다 ( 그림 6(d)). 첫 번째는 18 kN 을 전 후하여 안쪽 폼의 모서리를 따라서 인장균열이 발생하였으 나 웨브에 막혀 더 이상 전진 하지 못하였고 , ^{중공 실험체}

강도의 2 배에 가까운 13 kN 을 전후하여 하중이 다시 증가하

였다 . 두 번째는 17 kN 을 전후하여 바같쪽 폼의 모서리에서

동일한 균열이 발생하였고 하중은 12 kN 까지 떨어졌다 . 세 번째로는 두 균열이 웨브의 하단에서 만나게 되고 웨브 하 단의 연결부 균열로 이어졌으며 , 종국에는 웨브의 하단 연결 부가 인장과 전단의 복합작용에 의해 파괴되면서 전체적인 파괴가 발생하였다 . 마지막 단계에서는 균열이 진행되는 동 안 큰 변형에 비해서 하중 증가가 미약하였으나 , 웨브가 균 열 전진을 막아주어 급격한 취성파괴를 일시적으로 막아주

었다 . 그러나 웨브를 모두 제거한 시험체는 모두 15 kN 에서

20 kN 사이에서 폼내부에 사인장균열이 발생하였으며 , 웨브를

부분 제거한 시험체와 달리 플랜지와 폼의 경계면을 따라 성장하는 균열을 제어하는 웨브가 없으므로 최초 균열이 전 체적인 파괴로 이어졌다 .

4. 결 론

본 논문에서는 기존에 개발된 중공 FRP 바닥판의 취약방향 인 교축방향 거동개선을 위해서 제안된 내부충전 방안을 실 험적으로 검증하고 그 특성을 파악하기 위하여 약축방향 보 의 정적 휨 실험을 실시하였다 . 각 실험의 결과 값들은 표

3 에서 비교하였으며 , 다음과 같은 결론을 도출하였다 .

1. ^{본 논문에서 고려하는 사각형 중공 유리섬유} FRP ^바닥판

의 경우 , FRP 에 비하여 탄성계수가 1000 분의 1 에도 못

미치는 구조용 폼을 바닥판 내부에 충전하여도 본래의 경 량성을 유지하면서 약축방향의 강도가 3 배 이상 증가하였 다 . ^{하지만 웨브} - ^{플랜지 연결부가 축차적으로 파괴하던 중}

공바닥판과는 달리 모듈간의 접착부가 취성적으로 파괴하

그림 10. 약축방향 중공 FRP보의 파괴 시나리오

그림 11. 파괴 형상

표 3. 약축방향 시험체 결과값 비교

시험체 종류 최대하중

(kN)

^{중공시험체} 최대하중 ^대비 강성

(kN/mm)

^{중공시험체} 대비 강성

형상 충전밀도

(kg/m³)

중공

- 07.01 1 0.39 1

내부충전

80 23.19 3.31 1.27 3.26

내부충전

120 22.31 3.18 1.65 4.23

웨브부분제거

80 17.9 2.55 0.91 2.33

웨브완전제거

80 16.3 2.33 0.77 1.97

였다 . 충전 폼이 낮은 전단탄성에 기인한 약축방향의 낮은 강성을 증진시켜줄 뿐만 아니라 플랜지와 웨브의 연결부 에 작용하는 모멘트를 경감시켜줌으로써 목적하였던 역할 을 충분히 담당하고 있음을 확인하였다 .

2. 서로 다른 충전 폼을 사용하여 내부 충전한 보의 실험

결과를 바탕으로 충전 폼의 강도가 전체적인 약축방향 거 동에 미치는 영향을 분석하였다 . 높은 밀도의 폼을 사용하 면 강성은 약간 증가하지만 최대하중의 증가는 상대적으 로 미약하였다 . 비용이 저렴한 낮은 탄성계수의 폼을 사용 하여도 바닥판의 약축방향 거동이 현저하게 개선되므로 ,

바닥판의 자중과 생산의 경제성을 고려한다면 본 연구에 서 고려한 FRP 바닥판의 약축방향 거동개선을 위한 충전 재로서는 밀도 80 kg/m

³

의 폼과 120 kg/m

³

의 폼 중에서

밀도 80 kg/m

³

의 폼이 적합하다고 판단된다 . 경제성 측면

이 더욱 강조되면 약 60 kg/m

³

의 폼을 사용해도 바닥판의

강성과 강도를 약 2 배 정도 증진시킬 수 있는 것으로 예 상된다 .

3. 웨브를 부분적으로 제거한 시험체와 웨브를 모두 제거한 시험체에 대한 휨 시험 결과로부터 웨브가 전체적인 강도 의 증진에는 크게 영향을 미치지 못하지만 폼 내부의 균열 전파를 막아주는 역할을 하며 , 이로 인하여 일시적인 취성 파괴를 막고 다소나마 연성파괴를 유도함을 확인하였다 .

감사의 글

본 연구는 2005 년 한국건설기술연구원과 고려대학교 방재

연구소 간의 연구계약 및 건설교통부가 출연하고 한국건설 교통기술평가원에서 위탁 시행하는 건설기술기반구축사업인

(05 기반구축 D04-01) 에 의해서 이루어진 것으로 , 이에 감사를

드립니다 .

참고문헌

건설교통부

(2004),

신속시공경량고내구성 복합소재 교량 바닥판 산 업화 연구보고서

,

산학연공동연구개발사업 제

2

차년도 최종보 고서

R&D/

^목적

A-01.

용환선

,

황윤국

,

경갑수

,

박기태

(2004) FRP

바닥판의 정적거동 분석을 위한 실험적 연구

,

2004년도 정기학술대회 논문집

,

대한토목학회

, pp. 203-208.

이성우

(2005)

^{진공성형 및 필라멘트 와인딩 제작 복합소재 교량}

바닥판의 휨 거동특성

,

^{대한토목학회논문집}

,

^{대한토목학회}

,

^제

25

권

,

제

5A

호

, pp. 751-760.

이성우

,

김제인

,

김병석

,

배두병

,

박성용

(2003)

인발성형 복합소재 교량 바닥판의 실험적 거동분석

,

2003년도 가을 학술발표회 논문집

,

한국전산구조공학회

, pp. 357-364.

이성우

,

임병주

,

양필승

(2004)

인발성형

‘

델타데크

’

복합소재 교 량바닥판의 국부처짐과 피로거동 분석

,

2004년도 가을 학술 발표회 논문집

,

^{한국전산구조공학회}

, pp. 403-410.

이종순

,

^조효남

,

^최영민

,

^김희성

,

^김형열

(2004)

^{인발성형된}

FRP

바닥판의 형상 최적설계

,

한국전산구조공학회논문집

,

한국전산 구조공학회

,

제

17

권

, pp. 319-332.

지광습

,

^김병민

,

^황윤국

,

^이영호

,

^강영종

(2006) FRP

^{바닥판의 약}

축방향 파괴모드에 관한 연구

,

한국전산구조공학회논문집

,

^한

국전산구조공학회

,

제

19

권

1

호

, pp. 73-83.

지광습 등

(2004)

FRP 바닥판의 파괴모드에 관한 연구

,

한국건설 기술연구원 위탁연구보고서

.

한국건설기술연구원

(2003),

장수명 합리화 바닥판 개발 II (2차년

도)

,

^{한국건설기술연구원 연구보고서}

2003-050.

한국건설기술연구원

(2004),

장수명 합리화 바닥판 개발 II (3차년 도)

,

한국건설기술연구원 연구보고서

2004-055.

한국건설기술연구원

(2005),

장수명 합리화 바닥판 개발 II (4차년 도)

,

^{한국건설기술연구원 연구보고서}

,

^출판예정

Davalos, J.F., Qiao, P., and Barbero, E.J. (1996). Multiobjective material architecture optimization of pultruded FRP I beams.

Composite Structures, Vol. 35, No. 3, pp. 271-281.

Davalos, J.F., Qiao, P.Z., Xu, X.F., Robinson, J., and Barth, K.E.

(2001). Modeling and characterization of fiber-reinforced plas- tic honeycomb sandwich panels for highway bridge applica- tions. Composite Structures, Vol. 52, No. 3-4, pp. 441-452.

Ganga Rao, H.V.S., Thippeswamy, H.K., Shekar, V., and Craigo, C.

(1999). Development of glass fiber reinforced polymer com- posite bridge deck. SAMPE J., Vol. 35, No. 4, pp. 12-24.

Harik, I., Alagusundaramoorthy, P., Siddiqui, R., Lopez-Anido, R., Morton, S., Dutta, P., and Shahrooz, B. (1999). Static testing on FRP bridge deck panels. Proc., 44th Int. SAMPE Symposium and Exhibition, Vol. 2, Society for the Advancement of Mate- rial and Process Engineering, Covina, Calif., pp.1643-1654.

Moon, F.L., Eckel, D.A., and Gillespie, J.W. (2002). Shear stud connections for the development of composite action between steel girders and fiber-reinforced polymer bridge decks. Jour- nal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 128, No. 6. pp. 762- Park, K.T, Kim, S.H, Lee, Y.H., amd Hwang, Y.K (2005). “Pilot770.

test on a developed GFRP bridge deck”, Composite Structures, Vol. 70, pp. 48-59.

Qiao, P., Davalos, J.F., and Brown, B. (2000). A systematic approach for analysis and design of single-span FRP deck/

stringer bridges. Composites, Part B, Vol. 31, No. 6-7, pp. 593- Salim, H.A., Davalos, J.F., Qiao, P., and Kiger, S.A. (1997). Analy-610.

sis and design of fiber reinforced plastic composite deck-and- stringer bridges. Composite structures, Vol. 38, No. 1-4, pp.

295-307.

(

접수일

: 2006.2.14/

심사일

: 2006.5.15/

심사완료일

: 2006.9.18)

부 록

폼 충전 FRP바닥판의 강축방향 정적거동

본 부록에서는 기존에 개발된 중공 FRP 바닥판의 거동개

선을 위해서 제안된 내부충전 FRP 바닥판의 강축 방향 거

동 특성을 파악하기 위해 한국건설기술연구원에서 실시한 실 험적 연구를 간략히 기술하였다 . 제안된 내부 충전 FRP 바 닥판의 목적이 약축방향의 거동 개선을 위해 제안된 것이며 ,

본 연구에서 사용된 것과 같이 낮은 강도의 폼 충전으로는 강축 방향의 강도를 현저하게 증진시킬 수 없을 것이다 . 그 러므로 강축 방향의 정적 실험은 실험변수 및 시편의 수를 간략히 하였으며 , 폼 충전에 의한 강도의 증진보다는 충전 폼에 의한 파괴양상의 변화를 관찰하는데 초점을 두었다 .

시험체는 FRP ^{바닥판의 교축직각방향을 모사한 것으로서}

기본 모듈 2 개를 접착제로 연결한 후 접착면을 포함한 웨브 가 중앙이 되는 2 셀 보로 가공하였다 . 그림 12 와 같이 동일 하게 제작된 시험체를 중공 시험체와 내부충전 시험체로 나 눈 후 , 내부충전 시험체에 대하여 약축 시험체에서 사용된

80 kg/m

³

의 폼으로 충전하였다 . 지점부의 지지조건은 2000

mm 간격의 단순지지로 하였으며 , 하중은 실험체 중앙부에

500 mm ^{간격의 집중하중을 가하는} 4 ^{점 휨} (4-Point Bending)

실험으로 하였다 .

시험 결과 , 중공 시험체와 내부충전 시험체 모두 약축방향 시험체의 비선형성과 달리 최종파괴에 도달할 때까지 거의 선형관계를 나타내었으며 , ^이는 FRP ^{가 소성구간이 존재하지}

않는 취성재료라는 일반적인 이론과 일치하는 결과이다 .

그림 13 과 표 4 에서 보는 바와 같이 시험체의 내부를 폼으 로 충전할 경우 강성의 변화는 거의 없었지만 최대하중은

약 23% 증가함을 확인하였다 . 이는 폼의 강성이 FRP 의 강

성에 비해서 현저히 작기 때문에 전체적인 강성에는 영향을 주지 못하지만 , 충전 폼이 웨브의 국부좌굴을 억제시킴으로 써 전체적인 파괴를 유도했음을 의미하며 파괴형상 ( 그림 14)

에서 이를 확인하였다 . 그림 14 에서 보는 바와 같이 웨브의 파괴 또는 접착부의 파괴가 전체 파괴를 유도한 점은 바람 직하지 못한 현상이므로 , 추후 이에 대한 보완 및 연구가 이루어져야 한다고 사료된다 .

그림 12. FRP바닥판의 강축방향 시험체

그림 13. 플랜지의 하중에 따른 변형률

그림 14. 강축 FRP보의 파괴형상(한국건설기술연구원, 2005) 표 4. 강축방향 시험체의 결과값 비교

시험체 종류

최대하중

(kN)

^{중공시편대비} 최대하중 강성

(kN/mm)

^{중공시편대비} 강성

형상 충전밀도

(kg/m³)

중공

- 287.88 1 10.13 1

내부충전

80 353.68 1.23 9.71 0.96