Abstract
Experimental study has been performed in order to investigate the behavior of RC beams strengthened with externally bonded post-tensioned CFRP (Carbon Fiber Reinforced Polymer) strips. Specimens consist of 9 small-scaled specimens with the different post-tensioning level as a main test parameter. A control specimen and specimens with simply bonded CFRP strips have been manufactured to compare the structural performances of prestressed system.
From the test results, it was observed that the specimens strengthened with simply bonded CFRP strips showed debonding failure below 50% of CFRP tensile strength due to premature debonding. On the other hand, all the specimens strengthened with post- tensioned CFRP strips reached the rupture strength of the CFRP strip. The cracking and yielding loads were also increased proportionally to the post-tensioning level, but the ultimate loads were nearly equal regardless of the post-tensioning level.
요 지
본 연구에서는 외부 부착 프리스트레스트 탄소섬유판으로 보강된 RC보의 휨거동을 분석하기 위한 실험연구를 수행하였다. 실험체는 프리스트레스 양을 변수로 축소모형으로 제작되었다. 또한 프리스트레스의 도입에 따른 구 조성능 비교를 위하여 기준실험체와 단순부착 실험체를 함께 제작하였다. 실험결과, 단순 부착 탄소섬유판으로 보강된 부재는 조기 박리에 의해 탄소섬유판 인장강도의 50% 이하에서 최종파괴되었다. 그러나, 프리스트레스 를 도입하여 보강한 실험체는 모두 탄소섬유판의 파단하중까지 도달하였다. 또한 프리스트레스 보강량의 증가에 따라서 균열하중, 항복하중은 증가하며 최대하중은 프리스트레스 양과 관계없이 일정한 것으로 나타났다.
Keywords : CFRP strip, Debonding failure, Externally bonded post-tensioning, Rupture strength 핵심 용어 : 탄소섬유판, 박리파괴, 외부 부착 프리스트레스, 파단하중
RC 부재의 휨 보강을 위한 외부 부착형 탄소섬유판 포스트텐션 시스템
Post-tensioning System with Externally Bonded CFRP Strips for Strengthening RC Members
유 영 찬*
최 기 선** 김 긍 환*
You, Young-Chan Choi, Ki-Sun Kim, Keung-Hwan
1)
* 정회원, 한국건설기술연구원 책임연구원, 공학박사 ** 정회원, 한국건설기술연구원 연구원
E-mail : [email protected] 031-910-0364
•본 논문에 대한 토의를 2008년 12월 31일까지 학회로 보내 주시면 2009년 3월호에 토론결과를 게재하겠습니다.
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02
0.E+00 2.E+05 4.E+05 6.E+05 8.E+05 1.E+06 n·tf·Ef(N/mm)
εf
ACI440 Rupture(Sheet) Debonding(Sheet) Debonding(Plate)
Fig. 1 FRP로 휨보강된 부재에서 보강재 강성에 따른 유 효변형률(KICT7))
1. 서 론
섬유보강복합체(이하 FRP라 한다.)에 의한 구조물 의 보강은 고강도, 경량, 내부식성 등 재료가 지니는 여러 가지 장점으로 인하여 전통적으로 사용되어온 강 판보강공법을 급속히 대체하고 있다. 국내에서 상용화 되고 있는 FRP 보강재로는 주로 탄소섬유를 들 수 있으며, 그 외에도 유리섬유, 아라미드섬유가 적용되 고 있다. FRP 보강공법은 보강재의 시공형태에 따라 FRP 쉬트 보강공법, FRP 플레이트 부착공법, FRP 플레이트 매립공법, FRP Rod 매립공법 등으로 구분 할 수 있다.
이러한 FRP 보강공법 가운데 국내에서 구조물 보 강공사에 광범위하게 적용되고 있는 FRP 쉬트 보강 공법은 현장 가공형으로 폭/두께비가 크기 때문에 부 착강도의 확보가 비교적 용이하여 재료의 강도활용 측 면에서 유리한 반면, 통기ㆍ통수성의 부족 및 현장 품 질관리의 어려움으로 인하여 최근에는 공장 생산형의 탄소섬유판(CFRP Plate) 보강공법에 대한 관심이 높아지고 있다.
탄소섬유판은 공장에서 인발성형 과정을 통해 제작 되기 때문에 탄소섬유쉬트에 비하여 품질의 신뢰도가 우수하며, 현장에서의 작업공정을 단축할 수 있다. 반 면, 탄소섬유판은 생산규격을 모듈화하여 제작되기 때 문에 통상적으로 탄소섬유쉬트에 비하여 폭이 좁고 두 꺼운 형태로 제작된다. 이에 따라 탄소섬유판을 단순 접착하여 보강하는 경우에는 재료의 인장력에 비하여 부착력이 현저히 부족하므로 조기에 박리파괴가 발생 되는 단점이 있다. 프리스트레스트 탄소섬유판에 의한 보강공법은 이러한 탄소섬유판의 조기박리파괴를 방지 하고 여분의 재료강도를 프리스트레스에 이용함으로써 인장강도를 100% 활용할 수 있는 장점이 있다.
본 연구에서는 탄소섬유판을 이용한 외부 프리스트 레스 보강공법의 실용화를 위하여 고강도 탄소섬유판, 정착장치 및 긴장장치를 자체 개발하였으며, 이러한 제반기술을 바탕으로 프리스트레스 도입량을 변수로 휨보강된 부재의 거동 특성을 분석하기 위한 실험연구 를 계획하였다.
2. FRP로 휨 보강된 부재의 파괴양상
별도의 부착파괴 방지상세를 적용하지 않고 FRP 복합체를 단순부착하여 보강한 휨 부재의 파괴양상은 대체로 부착파괴가 발생하는 것으로 보고되고 있다.
이러한 FRP 복합체의 조기 부착파괴 현상은 보강재 의 강성이 증가할수록 두드러지게 나타나, 보강재의 매수 또는 두께 증가에 비례하여 보강성능이 증가되지 않는 주 원인으로 작용한다.
(4)(6)(14)(15)Fig. 1은 국 내․외에서 수행된 FRP로 휨 보강된 실험결과로부터 FRP 복합체의 강성에 대한 유효변형률을 나타낸 것 이다. 그림에서 FRP 복합체의 유효변형률은 FRP 복 합체로 휨 보강된 부재의 최대하중으로부터 역산하여 보강재의 변형률을 계산한 것으로 보강재의 강성(보강 두께: n․tf, 탄성계수: Ef)이 증가할수록 최종파괴시 의 보강재 변형률은 감소하는 것으로 나타났다.
(7)여기서, 적층보강된 FRP쉬트는 대략 1매에서 FRP
복합체의 파단에 의한 파괴가 나타나며, 2매 이상에서
는 FRP복합체의 박리파괴가 지배적으로 발생되는 것
을 알 수 있다. 이에 대하여 인발성형에 의해 제작된
탄소섬유판은 쉬트형 FRP복합체에 비하여 두께가 매
우 두껍게 제작되기 때문에 보강재 강성이 증가되고
이에 따라 조기 부착파괴가 지배적으로 발생되며, 최
종파괴시 보강재의 변형률은 6,000～8,000 μ 정도로
탄소섬유 재료변형률의 대략 50%이하로 저하된다. 이
에 따라서 FRP 보강재의 부착파괴 방지를 위한 정착
시스템이 많은 연구자들에 의해 제안되고 있다. Table
1은 국내에서 상용화되고 있는 대표적인 FRP보강재
종류 두께.
(mm) 폭 (mm)
인장강도 (MPa)
탄성계수 (GPa)
극한변형률 (%) 직물매립 1.5 50 2,167 173 1.25 일방향 1.6 50 2,161 165 1.31
Table 3 탄소섬유판 재료특성
종류 인장강도
(MPa)
인장전단부착강도 (MPa)
사용가능시간 (min.)
접착제 33.5 4.3 26
Table 4 에폭시 수지 재료특성
종류 두께.
(mm)
설계인장강도 (MPa)
탄성계수 (GPa)
인장신율 (%)
tf․Ef
(N/mm) CFRP
sheet 0.11～
0.17 3,500이상 235 1.5 2.5×104～ 4.0×104 AFRP
sheet 0.19～
0.29 2,100이상 110 2.6 2.1×104～ 3.2×104 GFRP
sheet 1.0 500이상 25 2.0 2.5×104 CFRP
plate 1.2～
1.4
2,400～
3,000 150 1.7 1.8×105～ 2.1×105 Table 1 FRP보강재의 재료특성
설계압축강도 (MPa)
인장강도 (MPa)
압축강도 (MPa)
압축탄성계수 (GPa) 레미콘 18.0 - 16.4 1.92×102
Table 2 콘크리트 재료특성
Fig. 2 정착장치 상세
의 재료특성을 나타낸 것이다.
한편, 이러한 정착시스템을 도입함에 있어 보다 적 극적인 방법으로 FRP 보강재에 프리스트레스를 도입 한 후 정착하면 FRP 보강재의 재료성능을 충분히 활 용할 수 있을 뿐만 아니라 FRP의 단순부착공법을 개 선하여 보강효과를 극대화할 수 있는 장점이 있을 것 으로 기대된다.
2. 실 험
2.1 재료실험보강공사를 필요로 하는 철근콘크리트 구조물은 노 후화에 의해 표면열화가 발생할 수 있으며, 본 연구에 서는 이와 같은 콘크리트의 성능저하를 모사하기 위하
여 설계압축강도를 가능한 작은 값인 18MPa 레디믹 스트 콘크리트로 계획하여 강도저하에 따른 영향을 검 토하였다. 철근은 인장 및 압축주근으로 HD10, HD13 철근을 사용하였으며, 전단철근은 모두 HD10을 사용 하였다. 프리스트레스의 도입을 위한 탄소섬유판은 본 연구진에서 의해서 개발된 일방향 탄소섬유판과 프리 스트레스 특성을 고려하여 특수제작된 직물매립 탄소 섬유판을 사용하였다. 각 재료의 역학적 특성을 나타 내면 Table 2～Table 4와 같다.
2.2 외부 프리스트레스트 탄소섬유판용 정 착 및 긴장시스템
외부 프리스트레스 탄소섬유판 보강공법은 부재의 인장측에 프리스트레스된 탄소섬유판을 고정․정착시 킴으로서 요구되는 보강성능을 발휘하도록 한다. 따라 서 프리스트레스 도입을 위한 긴장시스템 및 긴장된 탄소섬유판을 콘크리트에 고정시키는 정착장치가 필요 하며, 선행연구를
(2)(3)(7)통하여 탄소섬유판에 프리스 트레스 도입을 위한 정착 및 긴장장치를 개발하였다.
본 연구에서 사용된 탄소섬유판 프리스트레스용 정
착장치를 나타내면 Fig. 2와 같다. 그림에서 보는 바
와 같이 축소모형 휨 실험체를 위한 탄소섬유판 정착
장치는 1개의 탄소섬유판을 평판형 정착플레이트로 고
정하고 이를 부재의 인장측 콘크리트 단부에 4개의 앵
커볼트를 이용하여 고정하는 방식을 적용하였다. 또한
정착장치의 응력집중을 방지하는 상세로 그림과 같이
GFRP 탭을 부착하는 방식을 사용하였다.
실험체명 긴장력 (%)
정착 장치
탄소섬유판
비고 보강량
(ply) 보강길이
(mm)
Control - 무 - - 기준실험체
NFCB1 - 무 1 1,900 단순부착
NFCB2 - 무 2 1,900 적층보강
NFCBW2 - 무 2 1,900 폭방향
PFCB1-0R 0 유 1 1,900
프리스트레스 보강실험체 PFCB1-2R 20 유 1 1,900
PFCB1-4R 40 유 1 1,900 PFCB1-6R 60 유 1 1,900 PFCB1-7R 70 유 1 1,900
Table 5 실험체 일람
Specimen 250kN Actuator
Fig. 4 실험체 가력상황 Fig. 3 탄소섬유판 긴장장치
2,700
As : 3-HD10 A's : 3-HD13 stirrup : HD10@100
HD10@100 3-HD10
300
200
cover concrete : 30mm
150 2,400 150
3-HD13
CFRP Plate
CFRP Plate
1,900 250
Anchor Plate
Anchor Plate
Center section End section
Fig. 5 축소모형 실험체 형상 및 치수
아울러 탄소섬유판 긴장장치는 Fig. 3에서 보는 바 와 같이 축소모형 실험체의 단부에서 직접적으로 긴장 력을 도입하는 단순화된 형태로 고안하였다.
2.3 가력 및 측정
탄소섬유판에 의한 RC보의 휨 보강성능 실험을 위 하여 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 가력골조를 설치하고 250kN 용량의 Actuator로 3점 가력하였다. 변위 및 변형률의 측정부위는 최대모멘트가 발생되는 중앙부에 서 측정하였으며, 각각 콘크리트의 압축연단, 인장ㆍ 압축철근 및 탄소섬유판의 변형률을 측정하였다.
2.4 실험체 개요
축소모형 실험체는 폭 200mm 높이 300mm로, 지 점길이 2,400mm, 전체 실험체 길이 2,700mm로 계 획하였다. 일반적인 철근콘크리트 보에서는 인장철근 의 단면적이 압축철근 단면적보다 큰 것이 정상이나 탄소섬유판으로 보강된 축소모형 실험체에서는 단면해 석결과 탄소섬유판이 파단변형률에 이르기 전에 콘크 리트 연단에서 압축극한변형률( ε
c=0.003)에 도달하 는 것으로 나타났다. 따라서 본 실험에서는 보강으로 인한 콘크리트 연단에서의 압괴를 방지하기 위하여 축 소모형 실험체의 압축철근으로 3-D13, 인장철근을 3-D10으로 배근하였다. 대표적인 실험체의 형상 및 치수를 나타내면 Fig. 5와 같다.
실험체는 총 9개로 무보강 실험체와 탄소섬유판 1
매를 단순 부착한 실험체, 탄소섬유판 2매를 적층 부
착한 실험체와 폭방향으로 부착한 실험체 및 정착장치
Δff
εf εfu εfd
Strengthening with post-tensioning
Strengthening with simple bonding
εfpi
CF rupture
Zone1 Zone2 Zone3 Zone4
CF rupture after deboning Debonding
failure Not available
εfu-εfd
ffu
fdebonding
ffpi
ffu
ffu
ffpi
Fig. 6 탄소섬유판의 프리스트레스 도입양과 파괴메커니 즘 관계 분석
를 갖고 프리스트레스 도입량을 탄소섬유판 재료강도의 0, 20, 40, 60, 70%로 긴장한 실험체로 구성된다. 각 실험체의 세부상세를 정리하면 Table 5와 같다.
3.4 프리스트레스 양 따른 파괴모드 분석
부착형 프리스트레스 시스템에서 탄소섬유판이 파단 강도(ultimate rupture strength)에 도달할 때까지 박리(debonding)가 발생되지 않도록 프리스트레스 양을 결정하면, 완전 합성거동에 근간한 기존의 휨 이 론식으로 보강설계가 가능하다. 그러나, 장기 재하에 따른 탄소섬유판의 creep rupture 및 내구성능의 저 하를 고려할 때 프리스트레스 양은 제한될 수 있다.
탄소섬유판으로 부착된 부재의 프리스트레스 양에 따 른 거동특성을 분석해 보면 Fig. 6과 같다.
① Zone 1 : Zone 1은 탄소섬유판의 박리시의 변 형률(debonding strain)과 재료 파단변형률(rupture strain)과 차이 이상으로 프리스트레스를 도입하는 경 우를 말한다. 즉, Zone 1 구역의 변형률을 기준으로 탄소섬유판에 긴장력( ε fpi)을 도입하게 되면, 초기 프 리스트레스 만큼 내하력이 증진되며 추가 하중이 작용 함에 따라 탄소섬유판이 박리변형률에 도달하기 전에
탄소섬유판의 파단을 유도할 수 있다.
② Zone 2 : Zone 2은 탄소섬유판의 박리시의 변 형률(debonding strain)과 재료 파단변형률(rupture strain)과 차이 이하로 프리스트레스를 도입하는 경우 를 말한다. 이 경우에는 탄소섬유판이 재료 파단변형 률에 도달하기 전에 탄소섬유판에 국부적인 박리가 발 생되며, 박리 후에는 비부착 상태로 전환되어 파단하 중에 도달한다. 이러한 경우에는 최종적으로 탄소섬유 판과 부재가 비합성 거동을 하므로 단면의 적합조건에 의한 휨 이론식이 적용되지 않는다.
③ Zone 3 : Zone 3은 프리스트레스를 도입하지 않고 단순 부착 또는 정착장치를 사용하여 고정한 경 우이다. 탄소섬유판이 박리변형도에 도달할 때 까지는 단순부착한 경우와 동일한 거동을 나타내며, 박리가 발생된 후에는 비부착 상태로 전환되어 Zone 4까지의 파단하중에 도달한다. 탄소섬유판을 단순 부착한 부재 는 탄소섬유판이 박리변형률에 도달한 후 콘크리트에 서 탈락(separate)되므로 Zone 4의 보강효과를 기대 할 수 없다.
4. 실험결과 분석
4.1 파괴양상프리스트레스 되지 않은 탄소섬유판 1매 및 2매를 적층하여 단순 부착한 실험체의 최종 파괴상황을 나타 내면 Fig. 7과 같다. 탄소섬유판을 지간길이의 80%
로 단순 부착한 실험체는 보강두께에 관계없이 모두 탄소섬유판 박리에 의해 최종파괴되었다. 이와 같은 박리파괴의 양상은 최초 중앙부 하중가력점에서 탄소 섬유판과 콘크리트 계면에서 발생되며, 하중이 증가됨 에 따라 중앙부에서 단부로 급격한 진행과 함께 최종 파괴된다. 이와 같이 중앙부에서 시작되어 단부로 진 전되는 탄소섬유판의 박리파괴 현상은 쉬트형 FRP 보강공법에서도 관측되는 것으로서,
(4)보강재 강성이 증가할수록 급격한 취성 파괴양상을 나타낸다.
한편 동일한 부착길이를 갖고 2매를 폭방향으로 부
착한 실험체는 Fig. 8에서 보는 바와 같이 탄소섬유판
의 단부에 부착되어 있던 콘크리트가 철근피복위치에
debonding propagation
Fig. 7 NFCB1 실험체 파괴양상
Delamination
Fig. 8 NFCBW2 실험체 파괴양상
1st debonding 2nd debonding
CFRP rupture
Fig. 9 PFCB1-4R 실험체 파괴양상CFRP rupture
Fig. 10 PFCB1-7R 실험체 파괴양상
서 탈락(delamination)되면서 최종적으로 파괴되었
다. 이와 같이 탄소섬유판을 폭 방향으로 2매 부착한 실험체에서 단부탈락이 발생된 이유는 폭 방향으로 보 강량을 증가시킨 경우, 수직방향으로 적층보강한 실험 체에 비하여 부착면적이 2배로 증가하기 때문에 박리 발생하중이 증가하게 되며, 또한 1매 보강에 비하여 보강된 부재의 초기강성 및 항복하중이 증가되므로 콘 크리트 균열발생 면적이 증가될 뿐만 아니라 탄소섬유 판 단부측에도 상당한 인장력이 작용하기 때문으로 판 단된다.
탄소섬유판을 이용한 부착형 프리스트레스 보강시스 템에서 프리스트레스 도입량의 변화에 따른 실험체의 최종파괴 양상을 분석해 보면, 재료강도의 0%～60%
로 프리스트레스를 도입한 실험체에서는 Fig. 9와 같 이 1차, 2차의 박리현상이 선행된 이후에 하중이 증가 함에 따라 박리가 전구간으로 진행되면서 정착장치만 으로 구속된 비부착시스템으로 전환되었으며, 지속적 인 하중증가 이후, 최종적으로 중앙부의 탄소섬유판의 파단에 의해 최종파괴되는 양상을 보였다. 이에 대하
여 재료강도의 70%로 프리스트레스를 도입한 실험체 에서는 탄소섬유판의 박리가 발생되지 않은 채 중앙부 에서 탄소섬유판이 최종 파단되었다.
이러한 결과는 단순부착 실험결과로부터 탄소섬유판 의 박리변형률이 약 6,000 μ 로 산정되었으므로, 탄소 섬유판 인장강도의 60～70% 정도로 프리스트레스 도 입할 경우를 경계점으로 하여 탄소섬유판이 재료 파단 변형율에 도달한 것으로 분석할 수 있다..
4.2 하중-변위 관계
4.2.1 단순부착실험체
단순 부착된 탄소섬유판으로 휨 보강된 실험체의 파 괴시까지 하중-변위 곡선을 나타내면 Fig. 11과 같다.
그림에서와 같이 탄소섬유판으로 보강된 실험체는 모
재의 철근항복이 발생된 이후에도 탄소섬유판이 추가
적으로 응력을 분담함에 따라 하중이 지속적으로 증가
하며, 탄소섬유판의 박리와 동시에 하중이 급격히 감
소하여 일반 무보강 보와 같은 거동을 나타낸다. 한
0 20 40 60 80 100 120
0 20 40 60
Deflection (mm)
Load (kN)
CON TR OL NFCB1 NFCB2 NFCBW2
: y ie ld load NFCBW2 NFCB2
NFCB1 NFCB1
Fig. 11 축소모형 단순부착 실험체 하중-변위
0 20 40 60 80 100 120 140 160
0 20 40 60 80 100
Deflection (mm)
Load (kN)
CONTROL NFCB1 PFCB1-0R PFCB1-2R PFCB1-4R PFCB1-6R PFCB1-7R 70%60%
40%
20%
0%
Simple bonded : ηc=0.003
Fig. 12 축소모형 프리스트레스 도입 실험체 하중-변위
편, 보강량이 증가함에 따라서 휨강성과 항복하중이 증가하는 것으로 나타났으며, 동일한 부착길이를 갖는 실험체에서는 두 개의 탄소섬유판을 겹쳐서 시공하는 방법보다 폭 방향으로 보강량을 증가시키는 것이 조기 박리파괴를 억제하는데 효과적인 것으로 나타났다.
즉, 탄소섬유판의 보강두께를 증가시키는 방법과 폭 방향으로 보강량을 증가시키는 방법은 동일한 휨 강성 의 증가를 초래하지만, 폭 방향으로 보강량을 증가시 키게 되면 탄소섬유판과 콘크리트의 부착면적이 증가 됨으로써 박리파괴를 지연시키는 것으로 나타났다.
4.2.2 프리스트레스트 보강 실험체
프리스트레스가 도입된 탄소섬유판으로 휨 보강된 부 재의 거동특성을 프리스트레스 양에 따라 나타내면 Fig. 12와 같다. 부재의 인장측에 도입된 프리스트레스 는 그 양에 비례하여 인장측 콘크리트에 초기압축응력 이 도입되고 이에 따라 균열하중과 항복하중이 증가된 다. 그러나 프리스트레스 도입 이후 탄소섬유판이 콘크
리트에 부착된 시점부터 박리발생까지의 변형률은 프리 스트레스 양에 관계없이 일정하며, 전체 재료변형률에 서 상기의 박리변형률 및 초기 프리스트레스 도입 변형 률을 제외한 여분의 변형률을 박리발생 후 부재의 변형 능력으로 볼 수 있다. 따라서 그림에서 보는 바와 같이 프리스트레스 양이 0%에서 60%로 증가됨에 따라 박 리 발생하중은 증가되는 반면 박리 이후의 변형능력은 크게 감소되는 것을 볼 수 있다. 한편, 탄소섬유판의 박리가 전 구간에 걸쳐서 발생된 이후에는 비부착 시스 템으로 전환되며, 정착장치에 의해 고정되어 탄소섬유 판의 파단강도까지 하중이 증가된다. 이에 따라 중앙부 에서 탄소섬유판의 박리가 선행된 실험체의 최대하중은 프리스트레스 양에 관계없이 거의 유사한 것을 알 수 있으며, 박리가 발생하지 않은 70%의 프리스트레스가 도입된 실험체는 탄소섬유판의 파단강도까지 부재와 완 전합성거동을 하므로 가장 큰 최대하중 값을 나타내고 있다.
따라서 탄소섬유판에 의한 프리스트레스 보강공법을 적용할 때에는 초기 프리스트레스 양을 재료강도의 70% 이상으로 도입할 경우 부재의 처짐, 균열 폭의 감소 등으로 인한 사용성 보강효과 및 부재내력의 극 대화를 꾀할 수 있다. 그러나 일반 구조물에 대한 보 강설계 시에는 적정 내력을 확보하면서 구조물의 취성 파괴를 방지함과 동시에 연성적인 거동의 확보와 지속 하중과 피로에 의한 탄소섬유판의 creep rupture를 방지할 수 있도록 프리스트레스 양을 선정하는 것이 바람직할 것으로 판단된다.
(8)-(12)4.3 보강성능 분석
FRP로 보강된 철근콘크리트 보의 공칭강도는 인장
재의 항복과 콘크리트 압축연단이 극한변형률에 도달
하는 시점에 의해 정의된다. 따라서 보강재가 파단변
형률에 도달하지 않더라도 콘크리트 압축연단에서의
변형률이
에 도달할 경우 부재의 공칭강도
로 고려되어야 한다. 이러한 분석에 따라 Table 6에
서는 인장재와 압축재의 파괴가 선행되는 시점에 따라
결정되는 공칭강도(P
n)와 탄소섬유판의 최종파괴시까
지 측정된 최대하중(P
u)을 구분하여 나타내었으며, 탄
실험체명
Crack Yield Debonding Nominal (εc=0.003) Maximum
εfpi
(μm) εfm
(μm) 파괴양상 Pcr
(kN) Py
(kN) Pd
(kN) εcd (μm)
εfd (μm)
Pn
(kN) δn (mm)
εfn (μm)
Pu
(kN) δu (mm)
εcu (μm)
εfu (μm)
Control 18.2 40.4 - - - 47.0 19.28 - 50.5 33.61)4,9152) - - - 휨파괴 NFCB1 13.7 56.3 77.0 3,399 6,852 74.6 13.66 6,477 77.0 15.4 3,399 6,852 - 6,477 박리 NFCB2 60.7 72.9 87.7 9.32 4,519 - - - 87.7 13.14 1,899 4,519 - 4,519 박리 NFCBW2 60.7 69.9 96.4 9.84 5,191 - - - 96.4 14.64 2,514 5,191 - 5,191 박리 PFCB1-0R 24.5 55.4 80.5 2,277 7,002 81.8 21.60 7,109 121.5 55.8 3,3132)12,218 0 7,109 박리-파단 PFCB1-2R 26.4 71.6 105.0 2,899 8,309 105.03)21.028,3093)123.0 49.3 3,4512)10,317 2,367 10,676 박리-파단 PFCB1-4R 42.4 85.2 120.1 2,571 6,882 120.2 22.42 6,787 125.2 32.4 - 7,239 5,011 11,797 박리-파단 PFCB1-6R 51.8 100.5 119.6 2,784 6,023 119.63)15.6 6,0233)122.8 22.3 4,498 6,098 7,410 13,433 박리-파단 PFCB1-7R 61.9 115.5 - - - - - - 126.5 11.3 2,830 4,987 8,069 13,056 파단 Pcr : 균열하중 Py : 항복하중
Pd : 박리하중 εcd : 박리하중 시 콘크리트 변형률 εfd : 탄소섬유판 박리변형률
Pn : εc=0.003시의 하중 δn : εc=0.003시의 변위 εfn : εc=0.003시의 탄소섬유판 변형률 Pu : 측정된 극한하중 δu : 극한하중시 측정된 처짐 εfu : 탄소섬유판 극한변형률
εfpi : 탄소섬유판 프리스트레스 도입 변형률 εfm : 탄소섬유판 총 공칭변형률(εfpi+εfn) 1) : 측정된 콘크리트 최대 압축변형률에 대한 처짐 2) : 측정된 콘크리트 최대 압축변형률 3) : εc=0.003 도달까지 측정된 최대값
Table 6 실험결과
소섬유판의 보강성능을 나타내는 유효변형률은 탄소섬
유판에 도입된 프리스트레스 변형률을 포함한 총 공칭 변형률( ε
fm)로 평가하였다.
실험으로부터 얻어진 단순부착된 탄소섬유판의 1매 기준 유효변형률은 대략 6,000 μ 내외로 재료변형률의 50%이하이며, 보강재 강성이 증가할수록 감소하였다.
한편 프리스트레스를 도입한 실험체의 최종파괴시 탄 소섬유판 총변형률( ε
fpi+ ε
fu)은 프리스트레스 도입량에 관계없이 모두 초기 변형률을 포함하여 대략 12,000 μ 이상으로 재료강도의 100%까지 보강성능을 확보할 수 있었다. 즉, 본 연구진에 의해 개발된 정착장치는 탄소섬유판 파단시까지 충분한 정착성능을 확보할 수 있는 것으로 판단된다. 반면 압축콘크리트가 한계변형 률에 도달한 시점을 고려한 탄소섬유판의 유효변형률 ( ε
fm)은 프리스트레스의 도입량에 비례하여 전단면이 유효하게 거동하는 구간이 증가됨에 따라 균열모멘트, 항복모멘트가 증가되며, 동시에 압축콘크리트가 0.003에 도달하는 시점이 지연됨에 따라 부재의 공칭 강도가 증가되는 것으로 나타났다. 이는 프리스트레 스 도입량에 비례하여 압축연단 콘크리트에 인장변형 률이 유도되어 압축측 콘크리트가 한계변형률 0.003 에 도달하는 시점도 부분적으로 지연된 것으로 판단된 다.
5. 결 론
본 연구에서는 외부 부착 프리스트레스트 탄소섬유 판으로 휨 보강된 RC 보의 보강성능을 평가하고 휨 거동특성을 파악하고자 프리스트레스 양을 변수로 실 험적 연구를 수행하였으며, 실험결과로부터 다음과 같 은 결론을 도출하였다.
1) 단순부착된 탄소섬유판으로 보강된 부재는 탄소섬 유판 재료강도의 50%이하에서 모두 박리파괴가 발생하며, 보강재 강성이 증가할수록 보강성능은 감소한다.
2) 외부 부착 프리스트레스를 도입한 탄소섬유판으로 보강된 휨부재의 파괴양상은 프리스트레스 60%까 지는 1, 2차에 걸친 탄소섬유판의 박리가 선행되 며, 이후 정착장치에 고정된 비부착상태로 탄소섬 유판의 파단강도에 도달한다.
3) 프리스트레스를 도입하여 부착한 탄소섬유판으로 보강된 부재는 도입된 프리스트레스 양에 비례하 여 균열하중, 항복하중이 증가하며, 최대하중은 탄 소섬유판의 파단강도로 일정하다.
4) 탄소섬유판에 프리스트레스를 도입하여 휨 보강할
경우 프리스트레스 도입량에 관계없이 최대하중은
일정하지만, 콘크리트 압축연단의 극한변형률 도달
시점을 기준한 공칭 휨강도는 프리스트레스 도입 량에 비례하여 증가한다.
감사의 글
본 논문은 ‘02 건설핵심기술연구개발사업(E01-01)
「외부 프리스트레스트 탄소섬유판에 의한 구조물 보 강공법 개발」의 일부분으로 수행된 연구임을 밝히며, 관계제위께 깊은 감사를 드립니다.
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