Post-tensioning System with Externally Unbonded CFRP Strips for Strengthening RC Members

Abstract

Experimental study has been performed in order to investigate the behavior of RC beams strengthened with externally unbonded post-tensioned CFRP (Carbon Fiber Reinforced Polymer) strips using embedded or stud-type plate anchorages. Total 10 small-scaled specimens were manufactured with the different post-tensioning level and types of mechanical anchorage as a main test parameter. A control specimen and specimens with simply bonded CFRP strips were included to compare the structural performances of each 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 unbonded CFRP strips reached the rupture strength of the CFRP strip. Also, it was observed that the specimens with stud-type anchorage have equivalent strengthening performance compared with embedded-type anchorage.

요 지

본 연구에서는 외부 비부착형 프리스트레스트 탄소섬유판으로 보강된 RC보의 휨거동을 분석하기 위한 실 험연구를 수행하였다. 실험체는 프리스트레스 양 및 정착장치의 형상을 변수로 총 10개로 제작되었다. 또한 프리스트레스의 도입에 따른 구조성능 비교를 위하여 기준실험체와 단순부착 실험체를 함께 제작하였다. 실 험결과, 단순 부착 탄소섬유판으로 보강된 부재는 조기 박리에 의해 탄소섬유판 인장강도의 50% 이하에서 최종파괴되었다. 그러나, 프리스트레스를 도입하여 보강한 실험체는 모두 탄소섬유판의 파단하중까지 도달하 였다. 또한 스터드형 정착장치를 적용한 실험체들의 보강성능은 매립형 정착장치를 적용한 실험체와 동등한 보강성능을 나타내었다.

Keywords : CFRP strip, Debonding failure, Externally unbonded post-tensioning, Rupture strength 핵심 용어 : 탄소섬유판, 박리파괴, 외부 비부착 프리스트레스, 파단하중

RC 부재의 휨 보강을 위한 외부 비부착형 탄소섬유판 포스트텐션 시스템

Post-tensioning System with Externally Unbonded 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.

1. 서 론

FRP복합체가 지니는 고강도, 경량, 내부식성 등의 재료적 장점을 활용하여 RC 구조물을 보강하기 위한 다양한 공법이 개발 및 상용화되고 있다. 이중에서 국 내에서는 탄소섬유를 쉬트형태로 가공하여 콘크리트 인장면에 함침ㆍ접착하여 보강하는 소위 탄소섬유쉬트 보강공법이 주로 적용되고 있다. 이러한 FRP 쉬트 보 강공법은 현장 가공형으로 폭/두께비가 크기 때문에 부착강도의 확보가 비교적 용이하여 재료의 강도활용 측면에서 유리한 반면, 통기ㆍ통수성의 부족 및 현장 품질관리의 어려움으로 인하여 최근에는 공장 생산형 의 탄소섬유판(CFRP Plate) 보강공법의 적용이 증 가되고 있다.

한편, 탄소섬유판은 생산규격을 모듈화하여 제작되 기 때문에 통상적으로 탄소섬유쉬트에 비하여 폭이 좁 고 두꺼운 형태로 제작된다. 이에 따라 탄소섬유판을 단순 접착하여 보강하는 경우에는 재료의 인장력에 비 하여 부착력이 현저히 부족하므로 조기에 박리파괴가 발생되는 단점이 있다.

이에 따라 탄소섬유판 (CFRP strips)을 단순 부착하여 보강하는 공법의 조 기 부착파괴의 한계를 극복하고, 구조내력 뿐만 아니 라 사용성에 대한 보강을 위해 탄소섬유판에 프리스트 레스를 도입하여 보강하는 공법이 선진국에서 개발되 어 상용화되고 있다.

본 공법은 고정하중에 의해 과도한 균열이나 처짐이 발생된 부재의 사용성 회복이 가능할 뿐만 아니라, 내 하력의 증진은 물론 재료강도(tensile strength)를 100% 활용할 수 있는 장점이 있다.

더욱이 비부착 프리스트레스 시스템에 근간한 탄소섬유판 보 강공법은 표면처리 작업 및 그라우팅 작업이 생략되기 때문에 시공의 간편성뿐만 아니라 건축구조물과 같이 실내에 적용될 경우 분진에 의한 작업환경을 개선할 수 있는 장점이 있다. 또한, 언제든지 재시공이 가능 하기 때문에 설계변경 및 시공과정에서 발생되는 문제 점에 대한 능동적인 대처가 가능하다. 이러한 이유로 국내에서는 탄소섬유판에 의한 프리스트레스트 보강공 법에서도 비부착형이 적극적으로 검토되고 있다.

본 연구에서는 탄소섬유판에 의한 비부착 프리스트

레스 보강공법을 실용화하기 위해서 정착장치의 형상 및 프리스트레스 양을 변수로 한 다양한 실험을 통하 여 비부착 프리스트레스트 탄소섬유판으로 보강된 부 재의 보강성능을 파악함으로써, 향후 탄소섬유판을 이 용한 비부착 프리스트레스 보강공법의 설계식을 제안 하기 위한 기초자료를 구축하고자 하였다.

2. 실 험

통상적으로 보강공사를 필요로 하는 철근콘크리트 구조물은 콘크리트의 성능저하가 예상되므로 이를 모 사하기 위하여 본 연구에서는 설계압축강도가 18MPa 인 레디믹스트 콘크리트로 계획하였다. 철근은 인장 및 압축주근으로 HD10, HD13철근을 사용하였으며, 전단철근은 모두 HD10을 사용하였다. 프리스트레스 의 도입을 위한 탄소섬유판은 본 연구진에서 의해서 개발된 일방향 탄소섬유판과 프리스트레스 특성을 고 려하여 특수제작된 직물매립 탄소섬유판을 사용하였 다. 각 재료의 역학적 특성을 나타내면 Table 1～

Table 3와 같다.

설계압축강도 (MPa)

인장강도 (MPa)

압축강도 (MPa)

압축탄성계수 (GPa) 레미콘 18.0 - 16.4 1.92×10²

Table 1 콘크리트 재료특성

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 2 탄소섬유판 재료특성

종류 인장강도

(MPa)

인장전단부착강도 (MPa)

사용가능시간 (min.)

접착제 33.5 4.3 26

Table 3 에폭시 수지 재료특성

Fig. 1 매입형 정착장치 상세

Fig. 3 탄소섬유판 긴장장치 (b) 정착 메커니즘

Fig. 2 스터드형 정착장치 상세 (a) 외관 및 형상

2.2 탄소섬유판용 정착 및 긴장장치

2.2.1 매입형 정착장치

Fig. 1은 매입형 정착장치를 나타내는 것으로 탄소 섬유판을 콘크리트 면에 설치할 때 적용되는 형상이다.

매입형 정착장치는 탄소섬유판을 평판형 정착플레이트 로 고정하고 이를 부재의 인장측 콘크리트 단부에 4개 의 앵커볼트를 이용하여 고정하는 방식을 적용하였다.

2.2.2 스터드형 정착장치

Fig. 2에 나타낸 스터드형 정착장치는 정착장치의 스터드 부위만을 콘크리트에 매립하고, 에폭시 수지와 앵커볼트를 이용하여 콘크리트에 고정하는 특징을 지 니고 있다. 이에 따라 Fig. 2(b)의 정착메커니즘에서 분석된 바와 같이 매립형 정착장치에서와 같은 개념에 의해 콘크리트의 지압내력, 에폭시 수지의 부착내력 및 앵커볼트의 전단내력을 기대할 수 있을 것으로 예 상된다. 따라서, 각 저항력에 대한 정착장치의 제원이 같기 때문에 정착성능도 매립형 정착장치와 동일할 것 으로 판단된다.

또한 스터드형 정착장치는 일반 매립형 정착장치에 비하여 콘크리트 표면에서 정착장치의 두께만큼 이격 되기 때문에 실제 부재에 대한 보강시 프리스트레스를 도입하기 위한 긴장장치를 콘크리트 면을 파쇄하지 않 고 장착할 수 있다. 특히 기존 매립형 정착장치는 정 착장치 뿐만 아니라 긴장장치가 설치되는 부위까지 콘 크리트를 파쇄하는 반면 스터드형 정착장치는 정착장 치의 스터드 부위만 콘크리트에 매설되기 때문에 콘크 리트의 손상범위를 현저히 감소시킬 수 있다. 따라서 피복두께가 불완전한 곳이나 철근간섭이 발생할 경우 유연하게 대처할 수 있을 것으로 판단된다.

2.2.3 탄소섬유판 긴장장치

탄소섬유판 긴장장치는 Fig. 3에서 보는 바와 같이

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. 4 실험체 형상 및 치수

축소모형 실험체의 단부에서 직접적으로 긴장력을 도 입하는 단순화된 형태로 고안하였다.

2.3 프리스트레싱 계획

축소모형 실험체에 대한 탄소섬유판 프리스트레스 도입은 작업의 편의를 위하여 Fig. 3와 같이 실험체를 뒤집은 상태에서 실험체의 단부에 가력철물을 설치하 고, 실험체를 반력대로 하여 직접적으로 프리스트레스 를 도입하였다. 탄소섬유판에 대한 프리스트레스의 양 은 프리스트레스를 도입하지 않고 정착장치로 고정한 경우를 0%로 하고, 재료의 인장강도를 기준으로 하여 각각 20, 40 및 60%를 도입하는 것으로 계획하였다.

2.4 실험체 계획

축소모형 실험체는 폭 200mm 높이 300mm로, 지 점길이 2,400mm, 전체 실험체 길이 2,700mm로 계 획하였다. 실험의 주 변수는 탄소섬유판에 대한 프리 스트레스 유/무 및 정착시스템의 종류와 프리스트레스 양으로 설정하였다. 대표적인 실험체의 형상 및 치수 를 나타내면 Fig. 4와 같다.

실험체는 총 10개로 무보강 실험체와 탄소섬유판 1 매를 단순 부착한 실험체 및 매입형 정착장치와 스터드 형 정착장치에 대하여 각각 형상별로 프리스트레스 도 입량을 탄소섬유판 재료강도의 0, 20, 40, 60%로 긴 장하고 정착장치만으로 고정된 비부착 실험체 8개로 구 성된다. 각 실험체의 특징을 정리하면 Table 4와 같다.

실험체명 긴장력 (%)

정착 장치

탄소섬유판

비고 보강량

(ply) 보강길이

(mm)

Control - 무 - - 기준시험체

NFCB1 - 무 1 1,900 단순부착

PFCU1-0R 0

매립형 정착 장치

1 1,900

비부착 프리스트 레스 보강

시험체

PFCU1-2R 20 1 1,900

PFCU1-4R 40 1 1,900

PFCU1-6R 60 1 1,900

PFCU1-0S 0

스터드 형 정착 장치

1 1,900

PFCU1-2S 20 1 1,900

PFCU1-4S 40 1 1,900

PFCU1-6S 60 1 1,900

Table 4 실험체 일람

Fig. 5 실험체 가력상황

2.5 가력 및 측정

탄소섬유판에 의한 RC보의 휨 보강성능 실험을 위 하여 Fig. 5에 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.

3. 실험 결과 분석

프리스트레스 되지 않은 탄소섬유판 1매를 지간길

이의 80%로 단순 부착하여 보강한 실험체는 Fig. 6

0 20 40 60 80 100 120

0 20 40 60

Deflection (mm)

Load (kN)

CONTROL NFCB1

: yield load NFCB1

Fig. 8 단순부착 보강 실험체의 하중-변위 곡선

0 20 40 60 80 100 120 140 160

0 20 40 60 80 100

Deflection (mm)

Load (kN)

CONTROL NFCB1 PFCU1-0R PFCU1-2R PFCU1-4R PFCU1-6R 0%

40%20%

60%

Simple bonded : εc=0.003

Fig. 9 매립형 정착장치를 사용한 비부착식 프리스트레스 보강 실험체의 하중-변위 곡선

에서 보는 바와 같이 중앙부에서 시작된 박리가 단부 로 급격하게 진행되면서 최종파괴되었다. 이에 대하 여, 탄소섬유판 인장강도의 0~60%까지 프리스트레 스를 도입하고 비부착식으로 보강한 실험체에서는 Fig. 7에서 보는 바와 같이 프리스트레스 양에 따라 비례적으로 균열발생 및 철근항복이 지연되었으며, 철 근항복 이후에는 탄소섬유판이 지속적으로 응력을 부 담하다가 최종적으로 탄소섬유판이 파단되면서 최종파 괴에 도달하였다. 특히, 비부착 시스템은 탄소섬유판 이 콘크리트에 부착되어 있지 않기 때문에 Fig. 7에서 보는 바와 같이 탄소섬유판의 파단이 폭발적으로 발생 되는 것이 특징적이라고 볼 수 있다.

한편, 스터드형 정착장치를 사용한 비부착 프리스트 레스 실험체의 파괴양상도 매립형 비부착 프리스트레 스트 실험체와 동일한 것으로 나타났다. 따라서, 파괴 양상 측면에서 볼 때 정착시스템의 차이로 인한 보강 성능의 차이는 없는 것으로 판단된다.

debonding propagation

Fig. 6 단순부착 보강 실험체의 파괴양상

Fig. 7 비부착식 프리스트레스트 보강 실험체의 파괴양상

3.2 하중-변위 관계

3.2.1 단순부착 보강실험체

탄소섬유판을 단순 부착하여 휨 보강된 실험체의 파 괴시까지 하중-변위 곡선을 무보강 실험체와 비교하여 나타내면 Fig. 8과 같다. 그림에서 보는 바와 같이 탄 소섬유판으로 보강된 실험체는 모재의 철근항복이 발 생된 이후 탄소섬유판이 추가적으로 응력을 분담함에 따라 하중이 지속적으로 증가하며, 탄소섬유판의 박리 와 동시에 하중이 급격히 감소하여 일반 무보강 보와 유사한 거동을 나타낸다.

3.2.2 매립형 정착장치를 사용한 프리스트레스 보 강 실험체

매립형 정착장치를 사용한 비부착식 프리스트레스트

탄소섬유판으로 보강된 실험체의 하중-변위 곡선을 프

0 20 40 60 80 100 120 140 160

0 20 40 60 80 100 120

Deflection (mm)

Load (kN)

CONTROL NFCB1 PFCU1-0S PFCU1-2S PFCU1-4S PFCU1-6S 60%

40% 20% 0%

Simply bonded : εc=0.003

Fig. 10 스터드형 정착장치를 사용한 비부착식 프리스트 레스 보강 실험체의 하중-변위 곡선

0 2 4 6 8 10 12 14 16

0 20 40 60 80

Deflection (mm)

Load (kN)

PFCU1-2S PFCU1-2R CFRP rupture A

B C

Steel yield(Stud-type)

Concrete

D E

Steel yield(Embed-type)

Fig. 11 매입형/스터드형 정착장치를 사용한 비부착식 프 리스트레스 보강 실험체의 하중-변위 곡선 비교

리스트레스 양에 따라 나타내면 Fig. 9와 같다. 그림

에서 보는 바와 같이 프리스트레스 양의 증가에 따라 균열하중과 항복하중이 증가되는 것을 알 수 있다. 이 는 프리스트레스의 도입에 따라 콘크리트 하부의 압축 변형이 증가되어 전단면 유효강성을 유지하는 초기강 성 구간이 증가하게 되므로 프리스트레스에 의한 압축 변형을 상쇄하는 만큼의 내력이 증가되는 것으로 분석 된다. 그러나, 부재의 최대내력이 탄소섬유판의 파단 에 의해 지배되므로 프리스트레스 도입량에 관계없이 유사한 값을 나타내게 된다.

이에 대하여 프리스트레스 양이 증가되면 부재의 항 복이 발생된 이후 탄소섬유판이 추가적으로 지지할 수 있는 여분의 변형률이 상대적으로 작아지기 때문에 철 근항복 이후에 증가될 수 있는 하중 폭은 감소된다.

이에 따라 Fig. 9에서 보는 바와 같이 프리스트레스 도입량의 증가에 따라 최대내력시의 처짐량이 작아지 는 것을 알 수 있다.

3.2.3 스터드형 정착장치를 사용한 프리스트레스 보강 실험체

비부착 스터드형 프리스트레스 시스템으로 보강된 실험체들의 프리스트레스 양에 따른 하중-변위 곡선을 비교하면 Fig. 10과 같다. 그림에서 보는 바와 같이, 프리스트레스 양의 증가에 따라 전단면 유효강성을 유 지한 초기강성 구간의 증가에 따라 균열하중과 항복하 중이 증가하며, 반대로 프리스트레스 양이 증가할수록

프리스트레스 도입 이후 탄소섬유판이 발현할 수 있는 여분의 변형능력의 감소로 인하여 최대내력시의 처짐 량은 감소하는 것을 알 수 있다.

3.2.4 매립형 시스템과 스터드형 시스템의 하중-변 위 특성 비교

매립형 정착장치를 사용한 비부착 프리스트레스 시

스템과 스터드형 정착장치를 사용한 비부착 프리스트

레스 시스템으로 보강된 실험체의 대표적인 하중-변위

관계를 비교하면 Fig. 11과 같다. 스터드형 정착장치

를 이용한 프리스트레스 시스템은 정착장치가 콘크리

트 표면에서 이격되어있기 때문에 이격거리만큼 중립

축에서 모멘트 팔 길이가 길어진다. 따라서 Fig. 11

에서 보는 바와 같이 변위가 작은 항복구간에서는 스

터드형 실험체의 내력이 매립형 실험체에 비하여 증가

한다. 이에 대하여 부재의 변형이 커지는 철근항복 이

후에는 탄소섬유판과 콘크리트 표면과의 이격거리가

서서히 좁혀져 종국에는 밀착되기 때문에 최대내력 측

면에서도 매립형 실험체와 동일한 거동을 보이게 된

다. 즉 스터드형 정착장치의 하부판 두께만큼 탄소섬

유판이 단면과 이격됨에 따라 균열하중, 항복하중이

부분적으로 증가되지만, 최종적으로 탄소섬유판이 파

단변형률에 도달할 즈음에는 일반 매립형 실험체의 비

부착 강성(E)과 동일하게 되어 최대하중이 유사하게

나타난다. 따라서 스터드형 정착장치를 적용할 경우에

는 적절한 편심기(deviator)를 사용함으로써 이격거

실험체명 Cracking Yield Nominal (εc=0.003) Maximum

ε

ε

Pcy

δ

δ

δ

ε

δ

ε

Control 18.2 - 40.4 - 47.0 19.28 - - 33.6¹⁾ - - - 휨-압축

NFCB1 13.7 0.64 56.3 7.20 74.6 13.66 6,477 77.0 15.4 6,852 - 6,852 박리 PFCU1-0R 18.9 1.10 43.0 5.84 74.9 23.56 5,053 115.0 55.7 10,655 0 10,655 파단 PFCU1-2R 33.5 1.36 56.4 5.14 83.4 16.28 3,641 119.8 43.3 8,662 2,540 11,202 파단 PFCU1-4R 47.0 1.78 75.9 6.06 97.6 15.82 3,172 120.7 34.4 6,257 5,200 11,457 파단 PFCU1-6R 54.1 2.10 83.6 5.22 115.0²⁾ 20.36 3,523 122.5 29.5 4,469 7,402 11,871 파단

PFCU1-0S 13.2 0.62 46.2 5.50 105.5 41.66 9,027 129.1 73.6 12,603 0 12,603 정착부파괴 PFCU1-2S 34.5 1.58 65.7 5.50 97.4 20.70 4,673 120.2 43.2 8,304 2,702 11,006 파단 PFCU1-4S 41.7 2.02 78.3 6.52 100.1 19.08 3,675 108.1 27.7 4,563 5,324 9,887 파단 PFCU1-6S 59.2 3.00 90.3 6.78 102.5 11.50 2,104 119.0 27.2 3,916 7,191 11,107 파단

ε

ε

ε

ε

ε

2) : 압축게이지 파괴로 비부착시스템의 평균 탄소섬유판 변형률에 해당하는 하중

Table 5 실험결과 일람표 (하중 : kN, 변위 : mm)

리 증가로 인해 발생되는 내력 증가를 최대내력시까지

유지하기 위한 조치가 필요할 것으로 판단된다.

4. 보강성능 분석

실험으로부터 얻어진 단순부착된 탄소섬유판의 1매 기준 유효변형률은 대략 6,000 μ 내외로 이는 재료 파 단변형률의 50%이하로서 보강성능 대비 효율 측면에 서 매우 비경제적임을 확인할 수 있었다. 이에 대하여 비부착식 프리스트레스트 탄소섬유판으로 보강된 실험 체에서 탄소섬유판 파단시의 변형률을 검토해 보면, Table 5에서 보는 바와 같이 매입형 정착장치를 사용 한 경우에 11,000∼12,000 μ 정도의 범위를 나타내고 있으며, 스터드형 정착장치를 적용한 경우에도 10,000

∼12,600 μ 의 범위를 나타내고 있다. 이러한 값은 재 료 파단변형률인 12,000∼14,000 μ 보다 약 10% 정 도 작은 것으로서 보강성능이 100% 발현되지 않은 것 을 간접적으로 표현한다. 이는 탄소섬유판이 콘크리트 면에 비부착으로 시공됨에 따라 접착에 의한 응력분배 현상이 불가능하여 탄소섬유판과 정착부 내의 응력불 균형 및 정착단부에서의 응력집중이 발생된 것에 기인 한 것으로 판단된다. 따라서 비부착형 프리스트레스트 탄소섬유판에 의한 보강공법은 탄소섬유판에서 개발 가능한 최대 변형률 측면에서 부착형 프리스트레스트 보강시스템보다 다소 불리할 것으로 사료된다.

또한, 비부착형 프리스트레스 보강 실험체는 콘크리

트 모재와 탄소섬유판이 비합성 상태에서 탄소섬유판 의 파단변형률까지 도달한다. 이에 따라 임계단면에서 의 압축콘크리트의 변형률도 상대적으로 빠르게 증가 하여 모든 실험체에서 압축콘크리트가 한계변형률 0.003에 도달할 때의 강도(=공칭강도)가 항복강도 보다 크게 증가되지 않는 것으로 관측되었다.

5. 결 론

본 연구에서는 비부착식 프리스트레스트 탄소섬유판 으로 휨 보강된 RC 보의 보강성능을 평가하고 휨 거 동특성을 파악하고자 정착장치의 형상 및 프리스트레 스 양을 변수로 실험적 연구를 수행하였으며, 실험결 과로부터 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) 탄소섬유판을 단순부착하여 보강된 실험체는 탄소 섬유판 재료강도의 50%이하에서 모두 박리파괴가 발생하여 충분한 보강성능이 발현되지 않는 것으 로 나타났다.

2) 정착장치의 형상에 관계없이 비부착식 프리스트레 스트 탄소섬유판으로 보강된 실험체는 프리스트레 스 양에 비례하여 균열하중 및 항복하중은 증가하 며, 최대하중은 초기 긴장량에 비례하여 약간 증가 되지만 거의 유사하였다.

3) 도입된 프리스트레스 양에 비례하여 보강된 부재의

균열/항복하중 등의 최대내력 전의 강도특성은 개

선되지만, 최종파괴시의 부재의 처짐은 감소하였다.

4) 스터드형 정착장치를 사용한 프리스트레스 공법은 일반 매립형 정착장치를 이용한 공법과 동등한 성 능 및 거동을 보이는 것으로 나타났다. 따라서 본 정착상세는 작업조건과 시공성의 개선이 기대되는 매우 유용한 상세로 판단된다.

5) 스터드형 정착장치를 사용한 프리스트레스 공법에 서는 탄소섬유판과 콘크리트와 이격으로 인한 휨 내력 향상을 기대하기 위해 적절한 편심기 (deviator)를 사용하는 것이 바람직할 것으로 판 단된다.

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.

참고문헌

1. 유영찬, 최기선, 박영환, 박종섭, 김긍환, “외부 부착 형 프리스트레스트 탄소섬유판으로 보강된 RC보의 휨 거동”, 한국콘크리트학회봄학술발표논문집, 한국콘 크리트학회, 2005. 5, pp. 255-258.

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(접수일자 : 2008년 2월 26일)

(심사완료일자 : 2008년 9월 10일)