Analytical Study for Optimal Reinforcement Amount and Development of FRP Seismic Reinforcement that can be Emergency Construction

Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 17, No. 5, September 2013, pp.136-145

http://dx.doi.org/10.11112/jksmi.2013.17.5.136

pISSN 2234-6937 eISSN 2287-6979

긴급시공이 가능한 FRP 내진보강재 개발 및 최적 보강량 산정을 위한 해석적 연구

Analytical Study for Optimal Reinforcement Amount and Development of FRP Seismic Reinforcement that can be Emergency Construction

김 진 섭¹⁾ 권 민 호^2)* 서 현 수³⁾ 임 정 희⁴⁾ 김 동 영⁵⁾ Jin-Sup Kim Min-Ho Kwon Hyun-Su Seo Jeong-Hee Lim Dong-Young Kim

Abstract

Social interest in the seismic retrofit of the structure is growing massive earthquake that occurred recently. The brittle fracture of Non-seismically designed Columns lead to full collapse of the building. In the past, cross-sectional expansion method, a steel plate reinforcing method is applied mainly in recent years, fiber-reinforced method utilizing the advantages of the composite material are preferred. However, the reinforcement methods such as this, there is a drawback to induce physical damage to structures, and time consuming work space is large. IIn this study, FRP seismic reinforcement was developed using the Aluminum connector and the composite material (Glass Fiber Reinforced Polymer). Then, the optimum quantities of FRP seismic reinforcement was determined using a nonlinear finite element analysis program. Finally, the quantity decision process through the design and analysis of FRP reinforcement was suggested.

Keywords : Seismic, Reinforcement, FRP, Aluminum connector, Seismic reinforcement, Nonlinear FEM

1) 정회원, 경상대학교 토목공학과 박사수료

2) 정회원, 경상대학교 토목공학과 공학연구원 교수, 교신저자 3) 정회원, 경상대학교 토목공학과 박사과정

4) 정회원, 경상대학교 토목공학과 박사과정 5) 정회원, 경상대학교 토목공학과 석사과정

* Corresponding author : [email protected]

• 본 논문에 대한 토의를 2013년 10월 31일까지 학회로 보내주시면 2013년 11월호에 토론결과를 게재하겠습니다.

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1. 서 론

최근 동아시아를 중심으로 지진이 발생하면서 국내에서도 지진 공포가 확산되고 있다. 국외의 경우 2013년 쓰촨성에서 발생한 강진 이후 3,543차례의 여진이 발생하였다. 강진으로 파손된 구조물은 뒤따라오는 여진으로 인한 2차 피해도 심 각한 실정이다. 국내의 경우 최근 인천백령도 부근에서 규모 4.9의 지진이 발생하였다. 우리나라의 경우 1988년도부터 6 층 이상의 건물에 대한 내진 설계가 의무화 되고 있으나 기 존 대부분의 관공서, 공동주택, 학교 시설물 등이 내진설계 가 의무화되기 이전에 건설되었기 때문에 지진에 대한 안정 성을 보장할 수 없다 (Kim, 2011). 특히 구조물의 압축부재 인 철근콘크리트 기둥부재는 설계 시 휨모멘트와 전단력에 대하여 저항하는 부재로 축방향 압축력에 저항하도록 설계

되어 있다. 내진 설계를 반영하지 않은 기둥은 지진에 의한 횡력에 저항하지 못하고 취성적인 파괴로 구조물 전체붕괴 를 유발할 수 있어 적절한 보강을 통해 기둥 부재가 충분한 강도를 발휘할 수 있도록 해야한다. 따라서, 빠른시간 내 보 수⋅보강이 가능하고 기존 기둥에 대한 손상이 적으며 제작 및 시공 경비면에서 기존의 보강법과 구별되는 응급 보강법 이 필요하다.

과거에는 철근콘크리트 구조물의 기둥 보강법으로 단면 증설법, 강판보강법 등이 연구 개발되어 현장에 적용되었다.

하지만 단면증설법과 강판보강법은 건물의 중량이 증대되고 시공 시 넓은 공간을 필요로 한다. 최근에는 내진성능보강공법 중의 하나인 탄소섬유쉬트공법이 많이 사용되고 있다 (Hwang, 2003). 이는 복합재료인 FRP (Fiber reinforced polymer)의 중량이 가벼우면서도 강도가 큰 장점 때문이다. 또한 FRP와

Table 1 Materials properties of fiber

Material Max. Strength (MPa)

Max. Strain (×10^-6)

Elastic Modulus (MPa)

Glass 1,213 26,525 47,400

Aluminum 310 4,499 68,900

t (mm) (Thickness)

T (mm) (Overall hickness)

tT (mm)

(Tab Thickness) θ (°)

2.3 6.5 2.2 0

Fig. 1 Configulation of test specimen

Table 2 Test Result

Specimens

Stress at max load (MPa)

Strain at max load (×10^-6)

Modulus of elasticcity

Glass UD LT -001 272.0 0.0168 20,800.0 Glass UD LT -002 242.5 0.0143 20,900.0 Glass UD LT -003 259.2 0.0148 21,800.0 Glass UD LT -004 273.8 0.0161 21,900.0 Glass UD LT -005 240.1 0.0139 21,800.0

Avg. 257.5 0.0152 21,440.0

같은 복합재료가 사용된 구조물의 경우 타 구조물에 비해 내 구성이 우수하며, 설계 및 시공여건에 큰 제약 없이 유지⋅

보수가 간편하다 (Jung, 2004).

본 연구에서는, 구조물의 응급복구 및 2차 피해를 감소시 키기 위해 기존 보강법의 단점이였던 시공시간과 장소확보, 건물 중량증대, 양생기간, 시공성 등이 개선된 보강재를 개 발하고자 하였다. 보강재는 금속의 체결부와 FRP를 조합하여 개발하였다. 해석을 통하여 보강재 금속부의 형상 설계 및 복 합섬유 시트 두께를 결정하였다. 개발된 보강재에서 FRP와 금속체결부의 접착성능을 실험을 통하여 평가하였다. 또한, 개발된 보강재를 사용하여 기존구조물에 대한 응급복구 시 최적의 보강량을 선정하기 위하여 비선형 유한요소 해석 기 법을 사용하였다. 비선형 유한요소 해석결과를 바탕으로 구 조물의 거동 특성을 분석하여 내진성능향상을 위한 최적의 보강량을 산정하였다.

2. FRP 내진보강재 설계

기존의 복합재료 보강재를 사용한 보강공법 중에는 시공 시간이 길고, 충분한 시공공간을 확보해야 하는 단점을 가지 고 있는 공법이 있다. 이러한 단점을 보완하여 시공시간이 짧으며, 공간적 제약이 적고, 기존 구조물에 대한 손상을 최 소화 시키면서 경량의 보강재를 개발하고자 하였다.

FRP는 경량의 재료이면서 강도가 큰 재료로, 내진보강재 의 개발에 폭넓게 사용되고 있다. 또한 알루미늄 금속의 경 우 가공성이 우수하고, 철강보다 경량의 금속으로 잘 알려져 있다. 이러한 두 종류의 재료적 장점을 사용하여 긴급시공이 가능한 FRP 내진보강재를 개발하고자 하였다.

FRP 시트는 ASTM D3039/D3039M (ASTM, 2000) 시험 법에 의하여 인장실험을 수행하여 항복강도와 탄성계수를 측정하였다. 알루미늄 체결부의 단면을 설계하여 유한요소 해석을 수행하였다. 해석결과를 분석하여 최적의 단면을 결 정하였다. 결정된 단면으로 체결부를 제작하여 일반적인 물 리특성을 평가하였다.

FRP의 재료실험 결과와 알루미늄체결부의 성능평가 결과 를 바탕으로 유한요소 해석을 실시하여 FRP 내진보강재를 설계하였다. FRP 내진보강재의 설계를 위하여 사용된 유한 요소 해석프로그램은 범용 구조해석 프로그램인 ABAQUS 이다. FRP 내진보강재의 FRP 시트의 두께를 설계 변수로 해석을 실시하였다. 해석 결과를 바탕으로 최적의 FRP 시트 두께를 결정하였다.

설계를 바탕으로 제작된 FRP 내진보강재의 성능평가를 위 하여, FRP시트와 알루미늄 체결부의 접착력을 평가하였다.

FRP 시트에 사용된 유리섬유 (Glass)와, 체결부의 제작에 사 용된 알루미늄의 재료물성치를 Table 1에 정리하였다.

2.1 FRP 재료물성

FRP의 인장강도와 탄성계수를 확인하기 위하여 ASTM D3039/D3039M의 규정에 따라 Fig. 1과 같이 판형으로 총 5개 시험체를 제작하였다. 제작된 시편을 인장시험기를 사용 하여 인장시험을 수행하였다.

인장시편 시험결과를 Table 2에 정리하였다. 시험결과 평 균 최대인장응력은 257MPa, 최대 인장응력 발생시 평균 변 형율은 0.00152로 나타났다. 시편의 파단형상형상은 Fig. 2 와 같으며, FRP 인장시편의 응력-변형율 관계곡선은 Fig. 3 과 같다.

Fig. 2 Failure mode of FRP sheet

Fig. 3 Stress-strain relation of FRP sheet

(a) Part-1

(b) Part-2

Fig. 4 Detail of the Aluminum connector

Fig. 5 Stress distribution of aluminum connector

Fig. 6 UTM Fig. 7 Failure mode of aluminum connector

기존의 강판보강법은 작업공간과 시간 소비가 크며, 앵커 부재가 기둥에 박히면서 물리적 손상을 유발하였다. 이러한 단점을 개선하기 위하여 긴급시공 시 기둥에 최소한의 손상 으로 시공이 가능한 톱니형 체결부 형상을 고려하였다. 알루 미늄체결부의 톱니에 경사를 주어 맞물림 효과가 증가하도 록 설계하였다. 결정된 알루미늄 체결부의 형상은 Fig. 4와 같다.

설계된 형상을 비선형 유한요소해석을 통하여 평가하였다. 해석결과, 체결부의 응력은 삽입되는 목에서 집중하는 현상 이 나타났다. 체결부 응력분포는 Fig. 5와 같다.

체결부 톱니의 응력집중을 고려하여 톱니경사를 75°로 체 결부 목두께를 5mm로 결정하였다. 이는 재료물성치 시험결 과를 바탕으로 FRP 내진보강재의 파괴를 FRP 쉬트에서 발 생하도록 유도하기 위함이다. 제작된 알루미늄 체결부의 역

학적 특성을 알아보기 위해 Fig. 6과 같이 인장시험기를 이 용하여 시험하였다. 모든 시험체의 파단은 삽입부의 목부분 에서 발생하였다. Fig. 7은 알루미늄 체결부의 대표적 파괴 형상이다. 알루미늄 체결부의 인장시험결과를 Table 3에 정 리하였다. 응력-변형율 곡선은 Fig. 8과 같다. 알루미늄 체결 부 인장시험결과 평균 최대응력은 353.3MPa로 나타났으며, FRP 쉬트의 평균 최대응력 257.5MPa보다 크게 나타났다.

시험결과, 알루미늄체결부가 FRP쉬트 파단이 일어나도록 하 는 충분한 강도를 가졌음을 확인할 수 있다.

Table 3 Test result of Aluminum connector

(MPa)

Strain at max Load (μ)

AL-01 358.2 0.0158

AL-02 351.7 0.0157

AL-03 350.1 0.0156

Avg. 353.3 0.0257

Fig. 8 Stress-strain relation of aluminum connection

(a) Part-1

(b) Part-2

Fig. 9 Shape of FRP seismic reinforcement

Fig. 10 FEM modeling of FRP seismic reinforcement

Fig. 11 Constitutive model for material

Table 4 Properties of Material

(MPa)

Young’s Modulus (MPa)

Poisson’s Ratio

Glass FRP Sheet 257.5 21,440 0.3

Aluminum connection 280 70,000 0.33

2.3 FRP 내진보강재의 설계

FRP 내진보강재를 구성하는 FRP재료의 물성과 알루미늄 체결부의 형상을 결정하였다. FRP 내진보강재의 제작을 위 하여 최적의 FRP 시트 두께를 3mm로 결정하였다. 두께결 정을 위하여 일반적으로 널리 사용되는 범용 구조해석 프로 그램인 ABAQUS를 이용하였다. 해석대상 시험체는 FRP 시 트의 두께를 변수로 Fig. 9와 같이 계획하였다. 해석 조건은 4개의 절점을 갖는 2차원 평면요소로 Fig. 10과 같이 모델링 하였다. FRP 시트와 알루미늄체결부는 완전부착으로 가정하 였다. 복합재료와 알루미늄에 적용된 2D 평면요소 구성모델 은 재료가 Fig. 11과 같이 탄성거동 이후 취성거동이 나타나 도록 모델링하여 사용하였다. 시험체의 경계조건은 왼쪽 끝 단과 하단부를 고정시켰고, 오른쪽 끝단부에 수평방향으로 변위제어 하였다. 주요 재료 특성은 Table 4와 같다.

Fig. 12는 FRP 내진보강재의 해석결과, 보강재에 발생하 는 대표적인 응력도를 나타내고 있다. 응력도 결과에서 최대 응력은 FRP 시트와 알루미늄 체결부 끝에서 발생하는 것으 로 나타났다. 하중-변위 관계곡선은 Fig. 13과 같다. FRP 시 트의 두께가 3.0mm에서 4.0mm로 두꺼워 질수록 인장하중 이 증가하였다. 보강재의 설계시 알루미늄 체결부의 파단강

도보다 FRP의 파단강도가 작도록 설계하여, FRP에서 파단 이 발생하도록 두께를 결정하였다.

2.4 FRP 내진보강재의 접착부 성능평가

FRP 내진보강재에서 FRP 시트와 알루미늄 체결부의 접착 성능을 평가하였다. 평가를 위하여 비선형 유한요소해석으로 선정된 FRP 두께결과를 바탕으로, 알루미늄 체결부에서 파

Fig. 12 FRP sesmic reinformement stress results of FEM

Fig. 13 Load-Displacement curves for connector

Fig. 14 Failure mode of specimens

Table 5 Test Result

Specimens Maximum Tensile Strength (kN) Failure mode

specimen-01 10.29 Aluminum failure

specimen-02 11.79 Aluminum failure

specimen-03 9.82 Aluminum failure

Avg. 10.63

단이 발생하도록 설계하였다. 시험 시편의 폭을 10mm로 제 작하였다. 실험을 통하여 알루미늄 체결부와 FRP 시트의 경 계면에서의 접착면 파괴 발생 유무를 검토하였다. 실험결과 FRP 내진보강재의 파괴형상은 Fig. 14와 같다. 시편 모두 알루미늄 체결부의 삽입부 목부분에서 파단이 발생하였다. 시험결과를 통해 최종 제작될 FRP 내진보강재의 파괴는 알 루미늄 체결부와 FRP 시트의 접합부가 아닌 알루미늄 체결 부 또는 FRP 시트의 파단이 발생할 것으로 예측된다. 인장 시험결과를 Table 5에 정리하였다. 최대 인장력은 알루미늄

체결부의 항복강도와 다소 차이를 보인다. 이는 FRP 내진보 강재의 경계조건을 충분히 반영하여 실험하지 못한 이유로 판단된다. 이는, 알루미늄 체결부의 파단이 수직인장파괴가 아닌, 일부 전단파괴의 형태를 나타내고 있는 것을 미루어 알 수 있다.

3. 최적 보강량 산정을 위한 유한요소 해석

개발된 FRP 내진보강재를 사용하여 기존 구조물에 대한 긴급시공이 필요할 경우 자원의 효율적인 사용을 위해 최적 의 보강량 산정에 대한 연구를 수행하였다. 본 연구에서는 FRP 내진보강재의 최적 보강량 산정을 위해 비선형 유한요 소 해석을 실시하였다. 이와 같이 실제 기둥을 모델링하여 유한요소해석을 실시함으로써 기둥 전체의 거동특성을 검토 할 수 있다 (Chang et al., 2011). 앞선 연구의 FRP 시트 두 께결정 해석결과와 접착면 평가 결과를 바탕으로, 알루미늄 체결부에서는 파괴가 발생하지 않으므로 FRP 시트의 두께 만을 모델링하여 적용하였다.

FRP 내진보강재 설계로 결정된 FRP 쉬트의 두께 3mm를 모델링하여 기둥의 상⋅하단부에 보강하는 것으로 가정하였 다. 기둥의 상 하단에 부착하는 FRP 내진보강재의 개수를 변화시키면서, 일방향 가력 해석 (Pushover analysis)을 적용하 여 (ACI Committee 437) 범용 구조 해석프로그램인 ABAQUS 를 사용하였다 (Kwon et al., 2011). 보강재의 배치기준은 기 둥의 취약부위로 알려져 있는 기둥의 단부부터 시작하여 차 례로 보강재 개수를 늘려 최적의 보강재 배치를 결정하도록 하였다. 보강재의 배치간격은 실제 시공성을 고려하여 10mm 의 간격을 두고 보강하는 것으로 결정하였다. 해석 대상 시 험체는 기존의 철근콘크리트 구조물 중에서 비내진 기둥을 선정하여 약 75%의 비율로 축소하여 고려하였다. 해석대상 시험체에 대한 단면 치수는 Fig. 15와 같다.

3.1 재료 비선형 구성모델

콘크리트의 솔리드 요소에 적용시킨 구성 모델은 압축과 압축상태의 콘크리트의 파괴거동을 알 수 있는 콘크리트 손 상소성모델 (Concrete Damaged Plastic Model)을 사용하였 다. 이 모델은 손상-소성 구성모델로 예측하는데 적합한 모 델로 구속압력상태의 인장강화, 압축연화, 강성손상과 소성 팽창의 특성을 포함하고 있으며 Lubliner et al. (1989)에 의 해서 처음으로 제안되었고 Lee and Fenvas (1998)에 의해서

Fig. 15 Details of test specimens

(a) Tensile behavior (b) Compressive behavior Fig. 16 Concrete damaged plasticity model

Fig. 17 Constitutive model for steel material

Fig. 18 Constitutive model for composite material

Table 6 Properties of material

(MPa)

Young’s Modulus (MPa)

Poisson’s Ratio

Concrete 24 23,025 0.2

Steel 400 200,000 0.3

FRP Composite 257.5 21,440 0.3

Table 7 Analysis parameter

(EA) Explanation

ORF 0

FRF-1 4

FRF-2 8

FRF-3 12

FRF-4 16

개선된 모델이다. 철근의 트러스 요소에 적용된 구성모델은 철근의 비선형을 고려하여 완정 소성 모델 (Perfectly Plastic Model)을 사용하였다. FRP쉬트는 항복 후의 취성거동을 포 함하여 선형모델과 취성모델을 사용하였다. 철근과 복합재료

의 구성모델을 각각 Fig. 17과 Fig. 18에 나타내었고, 해석에 적용된 재료 물성치는 Table 6과 같다.

3.2 해석 및 모델링

시험체 모델링은 총 5개로 계획하였다. 해석대상 시험체는 기준 시험체 ORF, FRP시트 (150mm)로 상하단부 4개보강한 FRF-1시험체, 8개보강한 FRF-2시험체, 12개보강한 FRF-3시 험체, 16개보강한 FRF-4시험체이다. 시공성을 고려하여 해 석에서 10mm의 간격을 두었다. 해석변수에 대한 모델링을 Table 7에 정리하였다.

(a) Compresive Damage of Concrete (b) Tension Damage of Concrete (c) Stress of steel Fig. 19 Analysis results of ORF

(a) Compresive Damage of Concrete

(b) Tension Damage of Concrete

(c) Stress of Steel (d) Stress of FRP

Fig. 20 Analysis results of FRF-1

절점을 갖는 고체 요소로 3차원 유한요소 모델링을 하였다.

철근과 콘크리트는 완전부착으로 가정하였고, FRP시트는 3 차원 모델링에서 해석 수렴성이 높은 쉘요소로 모델링 하였 다. FRP시트는 콘크리트와 완전부착으로 가정하였다. 시험 체의 경계조건은 철근콘크리트 프레임의 하부 단부를 고정 시켰고, 상부 슬래브에 축력 (0.1×fck×Ag) 및 횡변위를 도입 하여 해석을 수행하였다.

4. 유한요소 해석 결과

ORF시험체에서 콘크리트 균열은 Fig. 19(a), (b)과 같이 기둥 상하부 양단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였고, 변위가 증가될수록 전단균열이 같이 진행되어 점차 기둥 중앙부 로 전이 되는 것을 확인할 수 있었다. 주철근은 변위 17.97mm, 하중 326.05kN에서 항복하였고, 전단철근은 항복하지 않은 것으로 해석되었다. 최종 해석결과 횡변위 최대 34.00mm, 횡력은 최대 375.24kN의 값을 나타내었다. 최종 해석결과의 철근응력도를 Fig. 19(c)에 나타내었다.

FRF-1시험체에서 콘크리트 균열은 Fig. 20(a), (b)와 같이 기둥 상하부 양단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였고, 변

위가 증가할수록 전단균열이 같이 진행되어 점차 기둥 중앙부 로 이동하는 것을 확인할 수 있었다. 주철근은 변위 19.92mm, 하중 345.16kN에서 항복하였고, 전단철근은 항복하지 않은 것으로 해석되었다. 최종 해석결과 횡변위 최대 34.3mm, 횡 력은 최대 408.27kN의 값을 나타내었다. FRP시트는 재료 강도의 42% 수준, 철근은 항복한 상태였다. 철근과 보강재 의 응력도를 Fig. 20(c), (d)에 나타내었다.

FRF-2시험체에서 콘크리트 균열은 Fig. 21(a), (b)과 같이 기둥 상하부 양단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였고, 변위가 증가될수록 전단균열이 같이 진행되어 점차 기둥 중 앙부로 이동하는 것을 확인할 수 있었다. 보강된 부분에서는 보 강재에 응력이 집중되어 콘크리트 균열은 거의 발생하지 않은 것으로 해석되었다. 주철근은 변위 21.12mm, 하중 365.95kN 항복하였고, 전단철근은 항복하지 않은 것으로 나타났다. 최 종 해석결과 횡변위는 최대 35.38mm, 횡력은 최대 442.37kN 의 값을 나타내었다. FRP시트는 재료 강도의 43.7% 수준, 철 근은 항복한 상태였다. 철근과 보강재의 응력도를 Fig. 21(c), (d)에 나타내었다.

FRF-3시험체에서 콘크리트 균열은 Fig. 22(a), (b)와 같이 기둥 상하부 양단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였고, 변위가 증가될수록 전단균열이 같이 진행되어 점차 기둥 중

(a) Compresive Damage of Concrete

(b) Tension Damage of Concrete

(c) Stress of Steel (d) Stress of FRP

Fig. 21 Analysis results of FRF-2

(a) Compresive Damage of Concrete

(b) Tension Damage of Concrete

(c) Stress of Steel (d) Stress of FRP

Fig. 22 Analysis results of FRF-3

(a) Compresive Damage of Concrete

(b) Tension Damage of Concrete

(c) Stress of Steel (d) Stress of FRP

Fig. 23 Analysis results of FRF-4

앙부로 이동하는 것을 확인할 수 있었다. 보강된 부분에서는 보강재에 응력이 집중되어 콘크리트 균열은 거의 발생하지 않은 것으로 해석되었다. 주철근은 변위 19.77mm, 하중 340.84kN 항복하였고, 전단철근은 항복하지 않은 것으로 나타났다. 최 종 해석결과 횡변위는 최대 50.82mm, 횡력은 최대 498.33kN 의 값을 나타내었다. FRP시트는 재료 강도의 59.76% 수준, 철근은 항복한 상태였다. 철근과 보강재의 응력도를 Fig. 22(c), (d)에 나타내었다.

FRF-4 시험체에서 콘크리트 균열은 Fig. 23(a), (b)와 같 이 기둥 상하부 양단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였

고, 변위가 증가될수록 전단균열이 기둥 중앙쪽으로 발달하 다 기둥의 중앙부에서 시작하는 대각균열을 나타내는 것으 로 해석되었다. 주철근은 변위 20.22mm, 하중 328.40kN 항 복하였고, 전단철근은 변위 52.63mm, 하중 478.34kN에서 항복한 것으로 해석되었다. 최종 해석결과 횡변위는 최대 53.04mm, 횡력은 최대 508.71kN의 값을 나타내었다. FRP 시트는 재료 강도의 67.62%수준, 철근은 항복한 상태였다.

FRF-4시험체는 ORF시험체와 비교해서 복합재료 보강재의 명확한 보강효과를 확인 할 수 있었다. 기둥 상하 단부에 응 력이 집중되었으며, 기둥 중앙부에 응력이 집중되면서 전단

Fig. 24 Load-Displacement Relation

Table 8 Analysis result of specimens

Displacement



(mm)

Max Displacement

max

(mm)

Displacement ductility

(_)

ORF 17.97 34.00 1.89

FRF-1 19.92 34.30 1.72

FRF-2 21.12 35.38 1.67

FRF-3 19.77 50.82 2.71

FRF-4 20.22 53.04 2.62

Table 9 Analysis result of specimens

Speciments

Max Strength

(kN)

Displacement ductility

()

Strength Ratio

Displacement ductility Ratio

ORF 375.24 1.89 1 1

FRF-1 408.27 1.72 1.08 0.91

FRF-2 442.37 1.67 1.18 0.88

FRF-3 498.33 2.71 1.32 1.43

FRF-4 508.71 2.62 1.35 1.38

균열이 발생되어 기둥 전 높이에 걸쳐 응력이 적절히 분배됨 을 확인 할 수 있었다. 철근과 보강재의 응력도를 Fig. 23(c), (d)에 나타내었다.

Fig. 24는 각 시험체의 해석결과를 바탕으로 변위-하중 그 래프를 나타내었다. ORF시험체의 해석결과와 비교하여 FRP 내진보강재의 사용 개수에 따라 강도와 변위가 증가하고 있 는 것을 확인할 수 있다. FRP 내진보강재의 개수가 3개와 4 개일 경우 변위는, 보강재의 개수가 2개 이하일 경우보다 크 다. 또한 3개와 4개의 보강재를 사용한 경우 4개일 경우가 3 개일 경우보다 강도는 다소 증가하나 변위의 증가는 뚜렷하 게 발생하지 않았다. 강도와 변위는 구조물의 내진성능 평가 시 고려되는 연성능력을 평가하는 주요 인자이다.

5. 결과분석 및 보강재 개수 선정

해석결과를 평가하기 위하여 각 시험체의 연성능력을 계 산하였다. 변위연성비 (displacement ductility, )는 최대변 위 (m ax)에 대한 주철근 항복 시 변위 ()의 비로 계산 하였다. 변위연성비 계산 결과를 Table 8에 정리하였다. ORF 시험체의 변위연성비는 1.89, FRF-1시험체는 1.72, FRF-2시 험체는 1.67, FRF-3시험체는 2.71, FRF-4시험체는 2.62으로 각각 계산되었다.

각 시험체의 최종 강도 및 변위 연성비의 분석결과를 Table 9에 정리하였다. 각 시험체별 최종 강도비교결과 비보강 기 준 시험체인 ORF시험체 대비 FRF-1시험체의 경우 1.08배, FRF-2시험체의 경우 1.18배, FRF-3시험체의 경우 1.32배, FRF-4시험체의 경우 1.35배로, 보강량이 증가할수록 강도가

증가하였다.

변위연성비는 ORF시험체 대비 FRF-1와 FRF-2시험체의 경 우 각각 0.91배, 0.88배로 비슷하게 나왔으며, FRF-3와 FRF-4 시험체의 경우 각각 1.43배, 1.38배로 나타났다. FRF-3와 FRF-4은 FRP시트의 구속효과 의하여 충분한 연성능력을 보 유한 것으로 평가되었다.

최종강도와 연성능력 평가결과 FRF-4시험체의 강도 증가 효과와 연성능력이 가장 높은 것으로 해석되었다. 내진보강 재의 경우 보강대상구조물의 단면에 따라 차이가 발생할 수 있다. 보강재의 사용은 기둥 단면의 경우 위험 단면을 모두 보강하는 것이 가장 효과적이다. 해석결과에서도 위험 단면 을 모두 보강하고 있는 FRF-3과 FRF-4의 시험체 결과가 비 교결과 보강효과가 우수한 것으로 나타났다. FRF-3시험체는 FRF-4시험체와 비교하여, 보강효과는 거의 동일하다. 하지 만 시공상의 편리성과 경제성을 고려하여 FRF-3시험체의 보 강재 배치가 최적의 보강효과를 발휘할 수 있는 보강재의 배 치가 될 것으로 판단된다.

6. 결 론

본 연구에서는 여진에 의한 2차 피해를 감소시키기 위해 긴급시공이 가능한 FRP 내진보강재를 개발하였다. FRP 내 진보강재의 개발을 위하여 알루미늄체결부의 형상을 설계하 였고, FRP 시트의 두께를 결정하였다. 또한 FRP 시트와 알

요 지

최근 발생한 대규모 지진으로 구조물의 내진보강에 대한 사회적 관심도가 높아지고 있다. 특히 내진 설계가 반영되지 않은 기둥은 취성 적인 파괴로 구조물 전체붕괴를 유발하기 때문에 내진보강이 적용 되어야한다. 과거에는 단면증설법, 강판보강법등이 주로 적용되었고 최 근에는 복합재료의 장점을 이용한 섬유보강법이 선호되고 있다. 그러나 이러한 보강법들은 구조물의 물리적 손상을 유발하며, 작업공간과 시간소비가 크다는 단점이 있다. 본 연구에서는 기존 보강법의 단점을 보강하여 복합재료 (Fiber reinforced polymer)와 Aluminum 체결 부 이용한 FRP 내진보강재를 개발하였다. 비선형 유한요소 해석프로그램을 통해 개발된 FRP 내진보강재의 최적 보강량을 결정하였다.

핵심 용어 : 내진, 보강재, FRP, 알루미늄 커넥터, 내진보강재, 비선형 유한요소해석

조물에 대한 보강량 산정을 위한 비선형 유한요소 해석을 수 행하고 그 결과를 분석하였다. 본 연구에 대한 결론은 다음 과 같다.

(1) 유한요소 해석을 통해 체결부 형상을 제작하였다. 기 존 보강법의 단점을 개선하여 작업공간과 시간을 단축 시키는 보강법이 될 것으로 판단된다.

(2) 내진보강 연결재의 해석적 결과 FRP 시트가 두꺼울수 록 강도가 증가하였다. 개발된 FRP 내진보강재는 FRP 시트의 파괴를 설계목표로 하여 설계할 수 있다.

(3) FRP 내진보강재의 보강량이 증가함에 따라 시험체의 하중 및 변위의 보강효과를 확인할 수 있었다. 그러나 변위연성비는 FRP-3이 FRP-4보다 더 우수하였다.

(4) 기둥 구조물의 내진보강은 위험 단면을 모두 보강하는 것이 가장 효과적이며, 위험단면 이상 보강하는 것은 축방향 압축성능은 증가하나 변위연성비는 크게 증가 되지 않는다.

감사의 글

이 연구는 국토해양부 2013년도 건설교통기술촉진연구사 업의 연구비지원 (과제관리번호: 11첨단도시C10)에 의해 수 행되었습니다.

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Received : 06/14/2013

Revised : 08/07/2013

Accepted : 08/09/2013