Axial Load Behavior of Concrete Cylinders Confined with Fiber-Sheet and Steel-Plate Composites Plate (FSP)

콘크리트工學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第31卷 第4A 號·2011年 7月 pp. 331 ~ 340

섬유-강판 복합플레이트로 보강된 콘크리트 압축부재의 압축성능

Axial Load Behavior of Concrete Cylinders Confined with Fiber-Sheet and Steel-Plate Composites Plate (FSP)

조백순*·최은수**·정영수***·김연욱****

Cho, Baik-Soon ^· Choi, Eunsoo ^· Chung, Young-Soo ^· Kim, Yeon-Wook

···

Abstract

The application of newly developed fiber-sheet and steel-plate composite plate (FSP) as a means of improving strength and ductility capacity of concrete cylinders under axial compression load through confinement is investigated experimentally in this study. An experimental investigation involves axial load tests of two types of FSP strengthening material, two anchoring meth- ods, and three concrete strengths. The FSP-confined cylinder tests showed that FSP provided a substantial gain in compressive strength and deformability. The performance of FRP-confined cylinders was influenced by type of the FSP strengthening mate- rial, the anchoring method, and concrete compressive strength. The FSP failure strains obtained from FSP-confined cylinder tests were higher than those from FRP-confined cylinder tests. The magnitude of FSP failure strain was related to the FSP com- posite effectiveness. The effects of FSP confinement on the concrete microstructure were examined by evaluating the internal concrete damage using axial, radial, and volumetric strains. From the observations obtained in this investigation, it is believed that FSP is one of the best solutions for the confinement of concrete compressive members.

Keywords : FSP-confined cylinders, anchoring method, effective FSP failure strain, FSP composite effectiveness, zero volu- metric strain, axial strain at zero volumetric strain

···

요 지

콘크리트 공시체의 압축강도와 연성성능을 향상시키기 위하여 섬유 - 강판 복합플레이트 fiber-sheet and steel-plate composite plate(FSP)) ^{의 적용을 실험적으로 연구하였다} . FSP ^보강재료 , ^{앵커볼트 설치방법} , ^{콘크리트 압축강도 등이 고려된} FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험을 실시하였다 . FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험결과 , FSP 는 콘크리트 공시체의 압축강도와 변형저항성능을 크게 향상시켰다 . FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축성능은 FSP 보강재 종류 , 앵커볼트 사용방법 ,

콘크리트 압축강도에 영향을 받는 것으로 나타났다 . 앵커볼트를 사용한 FSP 보강 콘크리트 공시체 실험에서 측정된 FSP 의 파단변형률은 FRP ^{보강 콘크리트 압축부재 실험에서 측정된} FRP ^{파단변형률보다 크게 측정되었다} . FSP ^{파단변형률의 크기}

는 FSP 의 보강효과에 영향을 미친다 . FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 측정된 축방향변형률 , 원주방향변형률 , 체적

변형률에 의한 FSP 내부 콘크리트의 손상상태를 분석하여 FSP 보강효과를 평가하였다 . 연구결과 , FSP 보강공법은 콘크리트

압축부재의 보강방법으로 실용적 기법이라 판단된다 .

핵심용어 : FSP 보강 콘크리트 공시체 , 앵커사용 방법 , 유효 FSP 파단변형률 , FSP 보강효과 , 제로체적변형률 , 제로체적변 형률 도달 축방향변형률

···

1. 서 론

최근에 섬유강화복합재료 (fiber reinforced polymers, FRP)

는 기존 건설재료를 대체할 수 있는 새로운 재료로 사용될 수도 있으며 , 콘크리트 구조물의 보수 또는 보강에 아주 효 과적인 재료로 각광받고 있다 . 콘크리트 압축부재의 외부에

FRP 를 부착시킨 FRP 보강 콘크리트 압축부재에 대한 연구

결과는 콘크리트 압축부재의 강도 및 연성 향상에 매우 효 과적인 것으로 알려졌다 (Demers and Naele 1999; Chaallal

et al., 2003; Bisly et al ., 2005; Matthys et al., 2005).

FRP 로 보강된 콘크리트 압축부재에 작용된 압축응력에 의해 내부 콘크리트의 축방향 변형률이 낮은 단계에서는 원주방 향 변형률 (FRP 에는 인장변형률 ) 은 더욱 낮은 상태이다 . 내부 콘크리트의 응력이 콘크리트의 압축강도에 근접하면 , 내부

*정회원·인제대학교건설기술연구소토목공학과부교수

(E-mail : [email protected])

**정회원·교신저자·홍익대학교토목공학과부교수

(E-mail : [email protected])

***정회원·중앙대학교사회기반시스템공학부교수

(E-mail : [email protected])

****계명대학교신소재공학과교수

(E-mail : [email protected])

콘크리트에 균열이 발생되며 팽창한다 .

내부 콘크리트를 둘러싼 FRP 는 내부 콘크리트의 팽창을 제어하는 수동적인 역할 (passive action) 을 한다 . 따라서 , FRP 보강 콘크리트 압축부재의 응력 - 변형률 거동은 FRP 에

의한 횡방향 구속력에 큰 영향을 받는다 . FRP 에 의한 구속

효과는 FRP 종류 , FRP 양 , 콘크리트와 FRP 사이의 접착력 ,

FRP 체결방법 등 FRP 보강시스템에 의해 결정된다 . FRP

구속효과는 FRP 보강 콘크리트 압축부재 실험에서 측정된

FRP 파단변형률의 크기와 긴밀한 관계가 있다 .

Xiao and Wu(2000) 은 FRP 보강 콘크리트 압축부재 실

험결과 FRP 파단변형률을 FRP 최대인장변형률의 50% 로

제안하였다 . Moran and Pantelides(2002) 는 콘크리트 압축

부재에 보강된 CFRP 의 파단변형률을 0.0085, GFRP 의 파

단변형률을 0.0125 로 제안하였다 . Matthys et al .(2005) 은

FRP 보강 콘크리트 압축부재 실험에서 측정한 FRP 파단변

형률을 FRP 최대인장변형률의 55~62% 로 보고하였으며 ,

FRP 보강 콘크리트 압축부재의 설계에 FRP 파단변형률을

FRP 최대인장변형률의 60% 로 사용할 것을 제안하였다 . Carey and Harries(2005) ^는 FRP ^{보강 콘크리트 압축부재의}

설계에 적용할 수 있는 FRP 파단변형률을 FRP 최대인장변

형률의 50~60% 로 제안하였다 . Saenz and Pantelides(2007) 는

에폭시 계통 접착제를 사용한 FRP 파단변형률은 FRP 최대

인장변형률의 66%, 우레탄 계통 접착제를 사용한 FRP 파단

변형률은 FRP 최대인장변형률의 85% 로 보고하였다 . Malik

and Foster(2010) 은 고강도 콘크리트 압축부재에 보강된

FRP 의 파단변형률은 보통강도 콘크리트 압축부재에 보강된

FRP ^{의 파단변형률보다 작은 경향이 있다고 보고하였다} . ^또

한 , CFRP 보강 보통강도 콘크리트 압축부재 설계 시

CFRP 파단변형률을 0.004 이하로 적용할 것을 제안하였다 .

본 연구에서는 보강재의 파단변형률을 향상시키기 위하여 강재앵커를 설치할 수 있는 섬유 - ^{강판 복합플레이트} (Fiber-

sheet and Steel-plate composite Plate, FSP) 로 보강된 콘 크리트 공시체의 압축실험을 실시하였다 . FSP 의 종류 , 강재

앵커 설치방법 , 콘크리트 공시체의 압축강도 등이 FSP 보강

콘크리트 공시체의 축방향 성능에 미치는 영향을 고찰하였

다 . FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험에서 측정한 응력

- 축방향 변형률 선도 , 축방향 변형률 - 원주방향 변형률 선도 ,

체적변형률 - 축방향 변형률 선도 , 최대강도 , 최대강도 도달 변 형률 , 제로체적변형률 , FSP 파단변형률 등을 분석하여 콘크

리트 공시체에 대한 FSP 보강방법의 적용 타당성을 살펴보

았다 . 본 논문에서 연구된 FSP 로 보강된 콘크리트 공시체의 압축실험 결과는 기존 콘크리트 압축부재에 대한 보강방법

으로 FSP 보강방법을 적용할 수 있는 기술적 배경을 제공

할 것으로 판단된다 .

2. FSP의 구성과 인장시험 2.1 FSP의 구성

콘크리트 구조물의 외부에 섬유시트 또는 섬유강화 복합재 료판을 부착시켜 콘크리트 구조물의 성능은 향상된다 . ^접착

재만으로 부착된 보강재는 조기탈락이 쉽게 발생할 수 있으 며 , 보강재와 콘크리트 사이의 부착력 확보에 한계가 있다 .

보강재와 콘크리트의 부착력을 향상시키기 위하여 앵커를 설 치하면 , 큰 인장하중에 섬유시트 또는 섬유강화 복합재료판 은 쉽게 파괴될 수 있다 .

섬유 - 강판 복합플레이트 (Fiber-sheet and Steel-plate composite Plate, FSP) 는 얇은 강판 ( 두께 0.8 mm) 을 중심으로 섬유시트 가 적층으로 배치된 샌드위치형 복합재료이며 , ^{자동화 공정}

으로 생산된다 . FSP 의 중앙에 설치된 강판은 앵커 사용을

가능하게 하여 FSP 와 콘크리트의 부착성능을 향상시킬 수 있는 특징이 있다 . 전기아연도금 강판을 사용하여 부식을 방 지하였으며 섬유시트와 접착력을 향상시켰다 . ^강판에 5×10

그림 1. FSP 의 구성

mm 의 타원형 구명을 다수 천공하여 두재료의 접착력을 향 상시켰다 . 또한 , FSP 의 한면에 요철을 두어 FSP 와 콘크리트 의 부착성능을 향상시켰다 . FSP 의 구성을 그림 1 에 도시하였 다 . 유연성이 좋은 얇은 두께의 FSP 는 탄소섬유시트와 강판이 접착된 CFSP(Carbon Fiber-sheet and Steel-plate composite Plate) 와 유리섬유시트와 강판이 접착된 GFSP(Glass Fiber- sheet and Steel-plate composite Plate) 로 구분된다 .

2.2 FSP의 인장시험

FSP 의 구성재료인 탄소섬유시트 , 유리섬유시트 , 강판 그리고

CFSP 와 GFSP 의 인장시편은 동일한 형태 및 크기로 제작되었

으며 , 시편의 형태 및 크기를 그림 2 에 도시하였다 . 강판 , 탄소 섬유시트 , 유리섬유시트의 두께는 각각 0.8 mm, 0.11 mm, 0.77 mm, 수지가 함침된 CFSP 의 두께는 0.2 mm, GFSP 의 두께는 1.0 mm 로 제작되었다 . 인장시험은 100 kN 용량의

Instron 재료시험기를 이용하여 변위제어로 실시되었다 . 하중속

도는 Instron 재료시험기의 변위계를 1.0 mm/min. 으로 지속적 으로 제어하여 시편이 파단에 도달할 때까지 하중을 가하였으 며 , ^{유압식 그립을 사용하여 인장하중을 작용시켰다} ( ^그림 3 ^참

조 ). 시편의 길이 방향 변형률 측정을 위하여 전기저항식 변형 률 게이지를 부착하였으며 , 측정된 변형률은 응력 - 변형률 선도 및 탄성계수를 산정하는데 사용하였다 . FSP 구성재료의 인장 시험 결과 , 강판의 항복강도는 194 MPa, 탄성계수는 204 GPa

로 측정되었다 . 탄소섬유시트의 최대인장강도는 3,311 MPa, 탄

성계수는 224 GPa 로 측정되었으며 , 유리섬유시트의 최대인장강

도는 778 MPa, 탄성계수는 37.4 GPa 로 측정되었다 . FSP 구성 재료의 인장시험 결과를 표 1 ^{에 정리하였으며} , ^{각 재료의 응력} - 변형률 선도를 그림 4 에 도시하였다 .

두께가 0.8 mm 인 강판에 중량 40 g, 80 g, 120 g 인 탄소 섬유시트가 함유된 3 종류의 CFSP 인장시편을 제작하였으 며 , 1 m ^당 200 g ^{인 유리섬유가 함유된} GFSP ^{를 제작하였다} . FSP 인장시험에서 측정된 응력 - 변형률 선도를 FSP 구성재료 의 응력 - 변형률 선도와 함께 그림 4 에 도시하였다 . 그림에 나타난 FSP 의 항복점은 강판의 항복점과 일치하지만 , 명확 하게 구분되지는 않는다 . FSP ^응력 - ^{변형률 선도는 항복점을}

기준으로 두 구간으로 구분할 수 있으며 , 각 구간은 직선으 로 볼 수 있다 . 이와 같은 현상은 강판의 탄성 - 소성 거동과 섬유시트의 탄성거동을 잘 반영한 결과이다 . FSP 의 항복이

전구간과 항복이후구간의 탄성계수는 각 구간의 구성재료의 탄 성계수 사이에 있는 것으로 측정되었다 . 일방향 섬유로 보강된 복합재료의 축방향 탄성계수 E

_c

는 “rule of mixture”(Jones

1999) 를 이용하여 다음과 같이 추정할 수 있다 .

(1)

여기서 E

_f

는 섬유의 탄성계수 , V

_f

는 섬유의 부피비 , E

_m

은 모재의 탄성계수 , V

m

은 모재의 부피비이다 . FSP 인장시험 결과는 “rule of mixture” 를 잘 반영하고 있다 . 특히 , 강판 의 항복이후구간 응력 - 변형룰 선도는 거의 수평이므로 이 구 간의 탄성계수는 “ 영 ” 으로 취급할 수 있어 , FSP 의 항복이후 구간 탄성계수는 전적으로 섬유시트의 탄성계수와 양에 달려

있다 . 따라서 FSP 응력 - 변형률 선도는 구성재료인 강판과

섬유시트의 종류와 양에 의해 결정된다 . FSP 인장시험에서 측정된 파괴변형률과 파괴형태를 분석한 결과 , FSP 인장시편 의 파괴는 강판을 둘러싼 외부의 섬유시트가 파단변형률에

도달할 때와 일치하는 것으로 나타났다 . FSP 인장시편에서

측정한 최대강도 , 파단변형률 , 항복이전구간과 항복이후구간 의 탄성계수를 표 2 에 정리하였다 .

E

_c

= E

_f

V

_f

+ E

_m

V

_m

표 1. FSP 구성재료인 탄소섬유시트 , 유리섬유시트 , 강판의 인장

시험 결과

재료 인장강도 / 항복강도

(MPa) ^탄성계수 (GPa) ^{파단변형률}

탄소섬유시트 3,311 224.0 0.0153

유리섬유시트 702 37.4 0.0209

강판 194 204.0 0.1311

그림 2. FSP 의 인장시편의 형태 및 크기 ( 단위 : mm)

그림 3. Instron 재료시험기의 유압식 그립을 사용한 FSP 인장 시험 광경

그림 4. FSP 의 구성재료와 FSP 인장시험에서 측정된 응력 - 변형률

선도

3. FSP 보강 콘크리트 공시체 제작과 압축실험 3.1 FSP 보강 콘크리트 공시체 제작

지름 150 mm, 높이 300 mm 인 콘크리트 원주형 공시체의

외부에 FSP 가 부착된 FSP 보강 콘크리트 공시체를 제작하

였다 . 공장에서 생산된 FSP 를 공시체에 부착하기엔 공시체 의 지름이 너무 작아 수작업으로 FSP 보강작업을 실시하였

다 . 보강재 종류가 FSP 보강 콘크리트 공시체의 성능에 미

치는 영향을 검토하기 위하여 CFSP 와 GFSP 로 보강하였으

며 , 비교 목적으로 강판만으로도 보강하였다 . FSP 보강시스 템의 특징인 앵커적용을 고려한 보강방법이 FSP 보강 콘크 리트 공시체의 성능에 미치는 보강효과를 검토하기 위하여 통보강 ( 그림 5(a) 참조 ) 과 줄보강 ( 그림 5(b) 참조 ) 두 종류의 보강방법을 적용하였다 . 통보강은 공시체 상·하단부의 30

mm 를 제외한 전구간 240 mm 에 보강재를 부착하였다 . 보강

재의 맞물림 길이는 50 mm 로 하였으며 , 강재앵커볼트 3 개를 사용하였다 . 줄보강은 공시체 상·하단부에서 22.5 mm 를 띄 워 보강재의 간격을 15 mm 로 하여 , 폭 75 mm 인 보강재를

3 줄 부착하였다 . 보강재의 맞물림 길이는 50 mm 이며 , 강재 앵커볼트를 각 보강재에 2 개씩 합계 6 개의 앵커볼트를 사용

하였다 . FSP 보강 콘크리트 공시체의 제작순서를 그림 6 에

나타내었다 . ^또한 , ^{콘크리트 압축강도의 변화} (35, 45, 70

MPa) 가 FSP 보강 콘크리트 공시체의 성능에 미치는 영향을

검토하였다 . FSP 보강 콘크리트 시험체 일람표를 표 3 에 나 타내었다 .

3.2 실험방법

2,000 kN 용량의 MTS 재료시험기를 사용하여 FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험을 실시하였다 . 상·하 2 개의 가

압판 사이에 지름 150 mm, ^높이 300 mm ^{인 공시체를 설}

치하여 압축응력을 작용시켰다 . 상부의 가압판은 공시체의

제작오차를 수용할 수 있게 제작되었다 . ^{하중가력은} MTS

재료시험기의 변위계를 2.0 mm/min 의 속도로 FSP 보강 공 시체가 파괴될 때까지 가력하였다 . 가압판과 가압판 사이에

2 개의 변위계 (LVDT) 를 180

^o

간격으로 설치하여 FSP 보강 공시체의 변위를 측정하였다 . FSP ^{보강 공시체에 작용된 편}

표 2. FSP 인장시험에서 측정한 최대강도 , 파단변형률 , 항복이전과 항복이후의 탄성계수

시편 최대강도

(MPa) ^{파단변형률 탄성계수 항복이전} (GPa)

탄성계수 항복이후

(GPa) ^구성

CFSP-040 796.1 0.0174 217.3 45.9 0.8 mm steel plate + carbon fiber sheet 40 g/m

²

CFSP-080 943.1 0.0151 222.4 89.5 0.8 mm steel plate + carbon fiber sheet 80 g/m

²

CFSP-120 1339.7 0.0160 228.6 128.6 0.8 mm steel plate + carbon fiber sheet 120 g/m

²

GFSP-200 702.7 0.0205 96.0 27.8 0.8 mm steel plate + glass fiber sheet 200 g/m

²

그림 5. FSP 보강방법

표 3. FSP 보강 콘크리트 공시체의 시험체 일람표

보강재 보강방법 콘크리트 압축강도

(MPa) ^시편명

- - 35 CON35

45 CON45

70 CON70

CFSP

통보강

35 CFSP135

45 CFSP145

70 CFSP170

줄보강

35 CFSP335

45 CFSP345

70 CFSP370

GFSP

통보강

35 GFSP135

45 GFSP145

70 GFSP170

줄보강

35 GFSP335

45 GFSP345

70 GFSP370

Steel

통보강

35 ST135

45 ST145

70 ST170

줄보강

35 ST335

45 ST345

70 ST370

심을 제어하기 위하여 하중을 5.0 kN 까지 가력하여 두 변위 계에서 측정된 변위가 편심오차한계를 초과하면 , ^{편심오차한}

계를 만족시킬 때까지 FSP 보강 공시체의 위치를 조정하여

편심을 제어하였다 . 2 개의 변위계에서 측정된 변위의 평균값

을 FSP 보강 공시체의 축방향 변위로 사용하였다 . FSP 보

강 공시체의 원주방향 변형률과 FSP 보강 공시체의 횡방향

으로 부착된 보강재 FSP 의 인장변형률을 측정하기 위하여 체인형태로 특수 제작된 원주방향 변위측정기를 사용하였다 .

그림 7 은 수직변위계와 원주방향 변위측정기가 사용된 FSP

보강 콘크리트 공시체 압축실험광경 사진이다 .

4. FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험 결과 및 논의

4.1 응력-축방향변형률 선도

그림 8 는 FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 측정된

응력 - 축방향변형률 ( f

c

−ε

a

) 선도이다 . 그림의 (a), (b), (c) 는 각 각 콘크리트 압축응력이 35, 45, 70 MPa 인 공시체의 실험결 과이다 . 응력 - 축방향변형률 ( f

c

−ε

a

) 선도의 초기구간은 선형거 동하며 거의 비슷한 것으로 나타나 , 이 구간에서 보강재인

FSP 에 의한 보강효과는 거의 없는 것으로 평가할 수 있다 .

응력이 증가하여 , 무보강 콘크리트 공시체의 압축강도 수준

의 응력이 FSP 보강 콘크리트 공시체에 작용되면 , FSP 로

둘러싸인 내부 콘크리트에 균열이 발생되어 팽창한다 . 팽창 된 내부 콘크리트는 FSP 에 구속력을 작용시켜 , FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축성능은 향상된다 . FSP 보강 공시체의

그림 6. FSP 보강 콘크리트 공시체의 제작순서

그림 7. 수직변위계와 원주방향 변위측정기가 사용된 FSP 보강

콘크리트 공시체 압축실험광경

최대강도와 최대강도 도달 축방향변형률 ε

ac

는 향상되었으며 ,

최대강도에 도달할 때까지 응력 - ^{축방향변형률} ( ^f

c

−ε

_a

) ^{선도는 비 선형거동한다} . 이 구간의 FSP 보강 공시체의 응력 - 축방향변형 률 ( ^f

c

−ε

_a

) ^{선도는 보강재 종류} , ^{보강방법 등 보강시스템에 따라}

표 4. FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 측정한 강도와 변형률

f

ck

(MPa) ^시편명 (MPa) ^f

^cc

^ε

^ac

(MPa) ^f

^cvo

^ε

^avo

^ε

^au

^ε

^ru

^ε

^va

35

CON35 34.52 0.002070 23.14 0.001245 0.00511 0.05426 -0.1034 0.670

CFSP135 45.20 0.003318 36.26 0.001714 0.01267 0.01239 -0.0121 0.802

CFSP335 48.85 0.003509 33.78 0.001577 0.00814 0.01324 -0.0183 0.692

GFSP135 40.55 0.002567 31.41 0.001488 0.00983 0.01191 -0.0140 0.775

GFSP335 43.33 0.002787 - - 0.00795 0.00947 -0.0109 -

ST135 40.65 0.002985 28.71 0.001436 0.01297 0.01886 -0.0276 0.706

ST335 41.08 0.002508 34.51 0.001759 0.01232 0.02500 -0.0377 0.840

45

CON45 45.61 0.002411 33.64 0.001682 0.00430 0.05706 -0.1064 0.738

CFSP145 56.20 0.002798 53.53 0.002385 0.01076 0.01227 -0.0138 0.952

CFSP345 63.08 0.003410 47.21 0.002085 0.01243 0.01259 -0.0127 0.748

GFSP145 53.42 0.002423 46.39 0.001958 0.00731 0.01053 -0.0137 0.868

GFSP345 55.54 0.002849 52.01 0.002428 0.00854 0.01199 -0.0154 0.936

ST145 54.66 0.002912 32.04 0.001547 0.00907 0.02650 -0.0434 0.586

ST345 54.78 0.003705 41.93 0.001846 0.01222 0.02147 -0.0307 0.765

70

CON70 70.37 0.002632 61.91 0.002451 0.00441 - - 0.938

CFSP170 81.62 0.003143 70.02 0.002518 0.01178 0.01257 -0.0134 0.858

CFSP370 82.84 0.003188 65.19 0.002238 0.01157 0.01306 -0.0146 0.787

GFSP170 83.26 0.003109 65.64 0.002141 0.00847 0.01262 -0.0168 0.788

GFSP370 88.04 0.003392 56.73 0.001981 0.00886 0.01238 -0.0159 0.644

ST170 74.01 0.002921 53.32 0.001943 0.00866 0.02454 -0.0404 0.880

ST370 79.28 0.003053 66.88 0.002365 0.01006 0.02402 -0.0380 0.844

f

_cvo

f

_cc

---

그림 8. FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 측정한 응력 - 축방향변형률 선도

달라진다 . 최대강도 도달 후 , 무보강 공시체와는 달리 FSP

보강 콘크리트 공시체는 FSP 에 의한 구속력으로 인하여 파 괴에 도달할 때까지 상대적으로 높은 수준의 응력을 유지한다 .

이 구간의 응력 수준은 보강재 종류 , 보강방법 , 공시체의 압 축강도에 영향을 받는다 . 또한 , 이 구간에서 FSP 에 의한 구

속력은 FSP 보강 공시체의 축방향변형 저항성능도 향상시켰

으며 , 에너지 흡수성능은 매우 향상되었다 . 이 구간에서 FSP

보강 콘크리트 공시체의 성능은 거의 FSP 의 구속력에 의해

결정되며 , FSP 에 의한 보강효과가 탁월하게 구현되었다 .

표 4 에 FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 측정한

최대강도 f

cc

, 최대강도 도달 축방향변형률 ε

ac

, 축방향파괴변 형률 ε

_au

을 정리하였다 . 대체로 , 최대강도 f

_cc

와 최대강도 도 달 축방향변형률 ε

ac

에 CFSP 가 가장 효과적이며 , 다음으로

GFSP, 강판 순으로 효과적가 있는 것으로 나타났다 . 최대축

방향변형률 ε

au

에 CFSP 와 강판이 효과적이며 , GFSP 는 상대 적으로 효과가 저조한 것으로 나타났다 . 또한 , 최대강도 f

_cc

와 최대강도 도달 축방향변형률 ε

ac

에 대하여 FSP 가 줄보강 된 공시체가 통보강된 공시체보다 우수한 것으로 측정되었

으며 , ^{앵커의 사용 개수는} FSP ^{보강 콘크리트 공시체의 축}

방향 성능 향상에 영향을 미치는 것으로 평가된다 . 본 연구

에서 사용된 압축강도 35 MPa 인 공시체에 CFSP 를 줄보강

한 경우 , 무보강 공시체 대비 약 41.5% 의 최대강도 향상효

과 있는 것으로 측정되었다 . 압축강도 45 MPa 인 공시체에

CFSP 를 줄보강한 경우는 38.3%, 압축강도 70 MPa 인 공시

체에 GFSP 를 줄보강한 경우는 25.1% 의 최대강도 향상 효

과가 있는 것으로 측정되었다 . 따라서 , FSP 에 의한 최대강도 보강효과는 공시체의 압축강도가 낮을수록 더욱 효과가 있 는 것으로 평가할 수 있다 .

4.2 체적변형률 ε

v

체적변형률 ε

v

는 FSP ^{보강 콘크리트 공시체 실험에서 측}

정된 축방향변형률 ε

a

와 원주방향변형률 ε

r

의 2 배의 합으로 정의된다 (Pantelides and Yan 2007; Saenz and Pontelides

2007). 체적변형률 ε

v

를 축방향변형률 ε

a

와 원주방향변형률

ε

_r

의 관계식으로 나타내면 , ^{다음과 같다} .

(2)

여기서 ε

a

와 ε

r

은 압축이면 양이고 , 인장이면 음이다 . 식 (2)

의 ε

v

가 양이면 FSP 보강 콘크리트 공시체의 체적은 수축

을 의미하며 , 음이면 팽창을 의미한다 . 무보강 콘크리트 공시

체와 FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험에서 측정한 체

적변형률 ε

v

와 축방향변형률 ε

a

를 그림 9 에 비교하였다 . 체 적변형률 - 축방향변형률 ( ε

v

−ε

_a

) 선도는 응력 - 축방향변형률 ( f

_c

− ε

a

) 선도와 마찬가지로 초기구간은 선형거동하며 , FSP 에 의 한 보강효과는 거의 없는 것으로 평가된다 . 무보강 공시체와

FSP 보강 콘크리트 공시체는 압축력을 받아 수축하며 , 체적

변형률 ε

v

는 양이다 . 이 구간에서 체적변형률 ε

v

와 축방향변 형률 ε

a

의 관계는 포아송비와 밀접한 관계가 있다 .

축방향변형률 ε

a

가 증가함에 따라 체적변형률 ε

v

는 최대에 도달하였다가 감소한다 . 체적변형률 ε

v

가 “0” 에 도달하면 , 무

보강 공시체와 FSP 보강 공시체는 팽창하기 시작하며 , 이

때의 변형률을 제로체적변형률 ε

vo

라 정의하였다 . 표 4 에 정

리된 바와 같이 , 무보강 공시체의 횡방향 구속은 쉽지 않았

으나 , FSP ^{는 내부 콘크리트의 팽창을 구속하여} FSP ^공시체

의 제로체적변형률 도달 축방향변형률 ε

avo

와 제로체적변형 률 도달 강도 f

cvo

는 증가하였다 . FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 제로체적변형률 도달 축방향변형률 ε

avo

는

0.001488~0.002518 로 측정되었으며 , 제로체적변형률 도달 축 방향변형률 ε

avo

를 0.00206 으로 보고한 Saenz and Pantelides

(2007) 의 연구결과와 잘 맞는 것으로 나타났다 . 체적변형률

ε

v

가 양인 구간 ( 수축상태 ) 의 체적변형률 - 축방향변형률 ( ε

v

−ε

a

)

선도를 확대하여 그림 9 의 내부에 도시하였다 . FSP 에 의해 내부 콘크리트의 팽창이 구속되어 제로체적변형률 도달 축 방향변형률 ε

avo

도달이 지연되는 과정을 그림 9 의 내부 그 림은 잘 묘사하고 있다 . 무보강 공시체의 제로체적변형률 도 달 강도 f

_cvo

는 최대강도 f

_cc

의 약 0.7 로 측정되었으며 , FSP

보강 공시체는 약 0.8 로 측정되어 , FSP 는 내부 콘크리트의

팽창을 지연시키고 있음을 확인할 수 있다 .

제로체적변형률 ε

vo

도달 후 축방향변형률 ε

_a

가 증가할수 록 팽창이 제어되지 않은 무보강 공시체는 지속적으로 팽창 한다 . 무보강 공시체의 최대최적변형률 ε

vu

는 약 -0.1 로 측정

되었다 . 이와는 달리 , FSP 로 내부 콘크리트의 팽창이 제어된

FSP 보강 공시체의 체적변형률 ε

v

의 증가율은 감소하였다 .

체적변형률 ε

v

는 최대강도에 도달할 때까지 축방향변형률 ε

a

에 대하여 거의 일정한 비율로 증가하였으며 , 최대강도 도달 후 체적변형률 ε

v

의 증가율은 둔화하였다 . 강판 보강 공시체 의 최대체적변형률 ε

vu

는 -0.036 ^{으로 가장 높게 측정되었며} ,

CFSP 와 GFSP 보강 공시체의 최대체적변형률 ε

vu

은

-0.0145 로 비슷하게 측정되었다 . ε

v

는 FSP 로 둘러싸인 내부 콘크리트의 손상 정도를 묘사하는 하나의 기준이 된다 . FSP

보강 콘크리트 공시체 실험에서 측정된 최대체적변형률 ε

vu

를 표 4 에 정리하였다 .

ε

v

의 변화 관점으로 FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축거

동은 다음과 같은 세 구간으로 나눌 수 있다 . 첫째 , 초기구 간으로 체적변형률 ε

v

와 축방향변형률 ε

_a

는 선형관계에 있으

며 , FSP 보강 콘크리트 공시체는 탄성거동한다 . 둘째 , 체적

변형률 ε

v

가 제로체적변형률 ε

vo

에 도달할 때까지 구간이다 .

달리 표현하면 , 체적변형률 ε

v

가 양에서 음으로 ( 체적이 수축 에서 팽창으로 ) 바뀔 때까지 구간이다 . 팽창하는 내부 콘크

리트는 FSP 에 구속력을 작용시켜 , FSP 가 효과적으로 보강재

ε

_v

= ε

_a

+ 2 ε

_r

그림 9. FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험에서 측정한 체적

변형률 - 축방향변형률 선도

역할을 수행하기 시작한다 . 셋째 , 체적변형률 ε

v

가 음인 구간 으로 , 체적이 팽창된 구간이다 . 팽창된 내부 콘크리트는 FSP

에 구속력을 작용시켜 , FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축거

동은 FSP 에 의한 횡방향 구속력에 의해 결정된다 .

4.3 축방향 변형률 ε

a

과 원주방향 변형률 ε

r

FSP 보강 공시체와 무보강 공시체의 압축실험에서 측정한 응력 - 축방향변형률 ( f

_c

−ε

_a

) 선도와 응력 - 원주방향변형률 ( f

_c

−ε

_a

)

선도를 그림 10 에 도시하였다 . 축방향변형률 ε

a

는 압축을 나 타내며 , 원주방향변형률 ε

r

은 인장을 나타낸다 . 두 선도의 초 기구간은 선형거동하며 , 동일한 응력수준에서 축방향변형률 ε

_a

가 원주방향변형률 ε

_r

보다 크게 측정되었다 . FSP 로 둘러싸 인 내부 콘크리트는 거의 팽창하지 않은 상태이며 , 두 변형 률은 포아송비와 관계가 있다 . 제로체적변형률 ε

vo

는 내부 콘크리트에 균열이 발생되어 팽창을 시작한다 . 내부 콘크리

트 균열 및 팽창은 FSP 보강 콘크리트 공시체의 축강성을

감소시켜 , 응력 - 변형률 선도의 기울기를 감소시킨다 . 제로체 적변형률 ε

vo

를 기준으로 응력 - 축방향변형률 ( f

c

−ε

a

) 선도의 기 울기 감소현상의 관측은 쉽지 않다 . ^{이와는 달리} , ^응력 - ^원주

방향변형률 ( f

_c

−ε

_r

) 선도는 제로체적변형률 ε

vo

를 기준으로 기 울기 감소현상이 상대적으로 쉽게 확인된다 . 그 이유는 제로 체적변형률 ε

vo

에 도달하면 내부 콘크리트는 팽창하기 시작

하여 , FSP 에 구속력을 발생시키기 때문에 축방향변형률 ε

a

보다

원주방향변형률 ε

r

에 더 큰 영향을 미치기 때문으로 판단된다 .

Mirmiran and Shahawy(1997), Toutanji(1999), Spoelstra and Monti(1999), Moran and Poltelides(2002) 는 FRP 보강 콘 크리트 압축부재의 응력 - 변형률 선도에서 원주방향변형률 ε

r

의 중요성을 지적하였다 .

무보강 공시체와 FSP 보강 공시체의 압축실험에서 측정된

축방향변형률과 원주방향변형률 ( ε

a

−ε

r

) 선도를 그림 11 에 비 교하였다 . 제로체적변형률 ε

va

에 도달하기 전에는 내부 콘크 리트가 팽창하지 않아 축방향변형률과 원주방향변형률 ( ε

_a

−ε

_r

)

선도는 선형거동하며 , 기울기는 포아송비와 관계가 있다 . 이

구간에서 무보강 공시체와 FSP 보강 공시체의 축방향변형률

과 원주방향변형률 ( ε

a

−ε

r

) 선도는 비슷하며 , 보강재인 FSP 에 의한 보강효과가 거의 없는 구간이다 . 제로체적변형률ε

vo

도 달 후 축방향변형률과 원주방향변형률 ( ε

a

−ε

r

) 선도는 비선형 거동한다 . 특히 , 최대강도 도달 후 , 무보강 공시체에 발생된 균열과 팽창의 제어는 쉽지 않으므로 축방향변형률 ε

a

보다 원주방향변형률 ε

_r

이 급속하게 증가하였다 . 본 연구에서 실 시된 무보강 공시체 압축실험에서 최대축방향변형률 ε

au

는 약 0.005 로 측정되었으며 , 최대원주방향변형률 ε

ru

는 약 0.05

로 측정되었다 . ^{이와는 달리} , FSP ^{는 내부 콘크리트의 균열}

및 팽창을 제어하여 FSP 보강 콘크리트 공시체의 원주방향

변형률 ε

r

을 제어하였으며 , 축방향변형 저항성능을 향상시켰

다 . FSP 에 의해 제어된 원주방향변형 저항능력은 FSP 에 구

속력을 도입시켜 , FSP 보강 콘크리트 공시체의 최대축방향

변형률 ε

au

는 약 0.01 로 측정되었으며 , 최대원주방향변형률

ε

ru

는 약 0.012 로 측정되었다 .

4.4 유효 FSP 파단변형률

최은수와 최승환 (2011) 이 제안한 FRP 보강 콘크리트 압축

부재의 최대강도 f

cc

는 다음과 같다 .

(3)

여기서 f

co

는 무보강 콘크리트 공시체의 압축강도이며 f

l

은

FRP 에 의한 횡방향 구속력으로 다음과 같이 나타낼 수 있다 .

(4)

여기서 t

f

는 FRP 두께이며 , D는 콘크리트 압축부재의 지름 ,

k

ε

는 유효 FRP 변형률 상수 , E

f

는 FRP 탄성계수 , ε

fu

는

FRP 인장파단변형률이다 . 식 (3) 에 있는 k

ε

는 FRP 인장파단

변형률 ε

fu

에 대한 FRP 보강 콘크리트 압축부재 실험에서

측정한 FRP 파단변형률 ε

ju

의 비로 다음과 같이 정의할 수

있다 .

(5)

따라서 , 유효 FRP 파단변형률은 FRP 보강 콘크리트 압축

부재의 압축성능에 영향을 미친다 .

FRP 보강 콘크리트 압축부재 압축실험에서 측정된 FRP

파단변형률 는 FRP 인장시험에서 측정되었거나 FRP 제 조회사에서 제공한 최대인장변형률 보다 다음과 같은 이 유로 차이가 날 수 있다 (Teng and Lam 2004; Carey and Harries 2005; Matthys ^{et al.} , 2005; Pantelides and Yan 2007; Saenz and Pantelides 2007). i) FRP 로 둘러싸인 내

f

_cc

f

_co

--- 1 2.5 _f ^f

^l

---

co

+

=

f

_l

2 t

_f

--- D ^k

_ε

^E

_f

^ε

_fu

=

k

_ε

ε

_ju

ε

_ju

---

=

ε

_ju

ε

_fu

그림 10. FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험에서 측정한

응력 - 축방향변형률 선도와 응력 - 원주방향변형률

그림 11. FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축실험에서 측정한 축

방향변형률 - 원주방향변형률 선도

부 콘크리트에 발생된 균열상태는 균질하지 못하다 . 콘크리 트 균열에 작용된 높은 외부하중은 FRP 에 응력집중현상이

작용될 수 있다 ; ii) FRP 보강 콘크리트 압축부재에 작용된

압축응력은 FRP 에 폭방향 압축응력을 발생시킨다 . 내부 콘 크리트의 팽창은 FRP 에 길이 방향의 인장응력을 발생시키므 로 , FRP 에 2 축 응력 상태가 된다 ; iii) FRP 는 콘크리트 압 축부재를 둘러싸고 있으며 , 둘러싼 FRP 의 한면은 콘크리트 와 부착되어 있다 .

Xiao and Wu(2000), Moran and Pantelides(2002), Matthys

et al. (2005), Carey and Harries(2005), Saenz and Panrelides (2007), Malik and Foster(2010) 등의 연구결과 FRP 파단

변형률은 FRP 최대인장변형률의 50~60% 가 일반적이다 .

FSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 CFSP 의 파단변형 률 ε

ju

는 평균 0.01269 로 측정되었으며 , GFSP 의 파단변형률 ε

ju

는 평균 0.01148 로 측정되었다 . 강판의 파단변형률 ε

ju

는 강판의 연성으로 평균 0.0224 로 측정되어 FSP 의 2 배 이상 크게 측정되었다 . 앵커볼트 사용은 보강재의 탈락 및 파단을 지연시켰으며 , FSP 보강공법은 콘크리트 압축부재의 보강공 법으로 우수한 것으로 판단된다 .

5. 결 론

FSP 로 보강된 콘크리트 공시체의 압축실험에서 다음과 같 은 결론을 도출하였다 .

1. FSP 보강 콘크리트 공시체의 응력 - 축방향변형률 ( σ−ε

a

) 선 도의 초기구간은 선형거동하며 보강재인 FSP 에 의한 보강 효과는 거의 없는 것으로 평가되었다 . ^{응력이 증가하면} , FSP 로 둘러싸인 내부 콘크리트에 균열이 발생되어 팽창한 다 . 팽창된 내부 콘크리트는 FSP 에 구속력을 작용시켜 , FSP 보강 콘크리트 공시체의 압축성능은 향상된다 . 최대

강도 도달 후 , FSP ^{보강 콘크리트 공시체는} FSP ^{에 의한}

구속력으로 인하여 파괴에 도달할 때까지 상대적으로 높 은 수준의 응력을 유지한다 . 이 구간의 응력 수준은 보강 재 종류 , 보강방법 , 공시체의 압축강도에 영향을 받으며 ,

FSP ^{보강 콘크리트 공시체의 성능은 거의} FSP ^{의 구속력}

에 의해 결정된다 . 앵커의 사용은 시공비를 증가시키지만 , FSP 의 조기탈락을 지연시켜 FSP 보강 콘크리트 공시체의 축방향 성능 향상에 영향을 미치는 것으로 평가된다 .

2. FSP 는 내부 콘크리트의 팽창을 구속하여 FSP 공시체의

제로체적변형률 도달 축방향변형률 ε

avo

와 제로체적변형률 도달 강도 f

cvo

는 증가되었다 . 무보강 공시체의 제로체적변 형률 도달 강도 f

cvo

는 최대강도 f

cc

의 약 0.7 로 측정되었 으며 , FSP ^{보강 공시체는 약} 0.8 ^{로 측정되어} , FSP ^{는 내}

부 콘크리트의 팽창을 지연시키고 있음을 확인되었다 . 팽 창이 제어되지 않은 무보강 공시체는 지속적으로 팽창하 여 최대최적변형률 ε

vu

는 약 -0.1 로 측정되었다 . FSP 로 내부 콘크리트의 팽창이 제어된 CFSP 와 GFSP 보강 공 시체의 최대체적변형률 ε

vu

은 -0.0145 로 측정되었다 . 3. 제로체적변형률 ε

vo

에 도달하면 내부 콘크리트는 팽창하기

시작한다 . 팽창된 콘크리트는 FSP 에 구속력을 발생시키기 때문에 축방향변형률 보다 ε

_a

원주방향변형률 ε

_r

에 더 큰 영향을 미친다 . 응력 - 원주방향변형률 ( σ−ε

r

) 선도는 제로체

적변형률 ε

vo

를 기준으로 기울기 감소현상을 쉽게 확인할 수 있었다 .

4. 무보강 공시체에 발생된 균열과 팽창의 제어는 쉽지 않으

므로 축방향변형률 ε

a

보다 원주방향변형률 ε

_r

이 급속하게 증가하였다 . 무보강 공시체 압축실험에서 최대축방향변형 률 ε

au

는 약 0.005, 최대원주방향변형률 ε

ru

는 약 0.05 로 측정되었다 . FSP 는 내부 콘크리트의 균열 및 팽창을 제어

하여 FSP 보강 콘크리트 공시체의 원주방향변형률 ε

_r

을

제어하였으며 , 축방향변형 저항성능을 향상시켰다 . FSP 보 강 콘크리트 공시체의 최대축방향변형률 ε

au

는 약 0.01,

최대원주방향변형률 ε

ru

는 약 0.012 로 측정되었다 .

5. CFSP 보강 콘크리트 공시체 압축실험에서 CFSP 의 파단

변형률 ε

ju

는 평균 0.01269 로 측정되었다 . CFSP 의 유효변

형률상수 k

ε

는 0.846 으로 측정되어 , 앵커볼트를 사용한

FSP 보강공법은 콘크리트 압축부재의 보강공법으로 우수 한 것으로 판단된다 .

감사의 글

이 논문은 교육과학기술부의 재원으로 한국연구재단의 지 원을 받아 수행된 중견핵심공동연구이며 , 지원에 감사를 표 합니다 (No. 2009-0084752).

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( 접수일 : 2011.6.13/ 심사일 : 2011.7.9/ 심사완료일 : 2011.7.9)