Seismic Retrofit of GFRP Wrapping on the Lap-spliced Bridge Piers

構 造 工 學

第26卷 第2A 號·2006年 3月 pp. 311 ~ 318

GFRP 래핑에 의한 겹침이음된 교각의 내진보강

Seismic Retrofit of GFRP Wrapping on the Lap-spliced Bridge Piers

염광수*·권태규**·이영호***·황윤국****

Youm, Kwang Soo ^· Kwon, Tae Gyu ^· Lee, Young Ho ^· Hwang, Yoon Kook

···

Abstract

This paper presents experimental studies on investigating the seismic retrofit performance of reinforced concrete circular col- umns with poor lap-splice details using GFRP wrapping. Five full-scale model columns have been tested. The prototype struc- ture is an existing circular reinforced concrete bridge piers designed following the pre-seismic codes and constructed in South Korea in 1979. The as-built column will be expected to suffer brittle failure due to the bond failure of lap-spliced longitudinal reinforcement. The retrofitted columns using GFRP wrapping showed significant improvement of seismic performance. How- ever, the predicted flexural failure mode was not achieved and the longitudinal bars were not yielded. Failure modes of the ret- rofitted columns are considered to be the gradually delayed bond slip in lap-spliced longitudinal reinforcement. Suggested retrofit design methods using GFRP were validated experimentally.

Keywords : seismic retrofit, lap-splice, GFRP, longitudinal bar, hoop bar, retrofit design

···

요 지

GFRP를 이용하여 종방향 철근의 겹침이음이 존재하는 원형RC 교각의 내진보강 성능을 파악하기 위해 5개의 실물규모 실험체를 제작하여 실험하였다. 대상교각은 1979년에 완공된 후 현재 공용중인 비내진 원형 RC교각으로 겹침이음된 종방향 철근의 부착파괴에 의한 급작스런 파괴가 예상된다. GFRP 래핑(Wrapping)으로 보강된 교각들의 내진성능은 매우 향상되었 다. 하지만, 예상한 휨파괴는 발생하지 않았고, 종방향 철근은 항복하지 않았다. 보강된 교각의 파괴양상은 겹침이음된 종방 향 철근의 지연된 부착파괴로 판단된다. 제안된 GFRP 보강설계법을 실험적으로 검증하였다.

핵심용어 : 내진보강, 겹침이음, GFRP, 종방향 철근, 횡방향 철근, 보강설계

···

1. 서 론

2004 년 12 월 동남아지진 ( 쓰나미 ), 2005 년 3 월 한반도전역 에서 감지된 일본 후쿠오카지진 등 날로 우리사회에 위협으 로 다가오는 지진에 대처하기 위한 방재대책이 요구되고 있 다 . 특히 내진설계기준이 마련되기 이전에 건설된 기존교각 의 경우에는 추가적인 내진보강의 방법이 마련되어야 한다 .

내진설계가 수행되지 못한 국내의 교각현황파악을 위해 한 국건설기술연구원의 교량유지관리시스템 (Bridge Management

System) 의 자료를 분석한 결과 , 전체교각 중 비내진 교각의

비율이 약 77% ^{정도로 상당히 많음을 알 수 있다} .

많은 비내진 교각 중에서 교각 하단부에 겹침이음이 있는 교각의 경우 지진하중이 작용하면 종방향 철근의 겹침이음 구간에서 철근의 항복이 아닌 겹침이음의 슬립 (Slip) 에 의한 부착파괴 거동을 보이게 된다 . ^{이는 일본 고베지진의 경우에}

서 같이 , 교각의 급격한 취성파괴를 유발하기 때문에 우선적

으로 보강시켜야 한다 . 겹침이음을 갖는 기존 교각의 부착파 괴를 방지하기 위한 방안으로 , 추가적인 횡방향 구속력으로 종방향 철근을 항복시키고 휨파괴로 유도시키기 위한 내진 성능향상 보강공법이 많이 연구되었다 . 관련 연구들을 살펴 보면 , Chai 등 (1991) 은 강판피복 (Steel jacketing) 법으로 교각 의 휨성능을 향상시키기 위한 실험을 수행하였다 . Matsuda 등

(1990) 이 교각보강에 사용한 탄소섬유복합재료 (Carbon Fiber Reinforced Polymer, CFRP) 보다 경제적인 E- 계열유리섬유복 합재료 (E-glass FRP) 를 사용한 실험적 연구가 Priestley 등

(1991) 에 의해서 수행되었다 . E-glass FRP 로 감싼 40% 축 소된 교각실험을 통해 강도와 연성의 증가로 인한 내진성능 이 크게 향상되었음을 보여주었다 . Saadatmanesh 등 (1994)

도 교각의 보강을 위해 GFRP 로 감싸는 방법을 제안하였다 .

Seible 등 (1995) 은 자동화된 기계를 사용하여 CFRP 보강법 을 실험을 통해 검증하였다 . Xiao ^등 (1997) ^도 2 ^{개의 조립식}

패널형태의 GFRP 를 사용한 교각의 보강법을 제안하였으며 ,

*

Post-Doc(E-mail: [email protected]) **

(E-mail: [email protected]) ***

****

Ma 등 (2000) 은 쉬트 (Sheet) 형식의 CFRP 를 사용한 보강법을 제안하였다 . 또한 , FRP 로 겹침이음이 있는 교각을 보강하기 위한 설계법은 각각 Priestley 등 (1996) 과 Seible 등 (1995) 에 의해 제안되었다 . 국내에서도 관련된 많은 연구가 수행되었 다 . 신설되는 교각의 내진성능을 향상시키기 위해 띠철근을 이용한 구속에 대한 실험적 연구가 진행되었으며 , 기존의 겹 침이음된 교각의 성능을 파악하기 위한 많은 실험이 수행하 였다 ( 이재훈 등 , 2002; 서진원 등 , 2004; 정영수 등 , 2003b; 박현용 등 , 2002; 이대형 등 , 2002a). 또한 이대형

등 (2002b) 은 유사동적실험을 통해 실물콘크리트교각의 내진

성능을 평가하였다 . 이러한 연구를 바탕으로 기존교각의 내 진성능을 향상시키기 위한 방안으로 강판과 FRP 를 사용한 보강에 관한 연구가 진행되었다 ( 염광수 등 , 2004; 염광수 등

, 2005; 정영수 등 , 2003a; 최영민 등 , 2004).

이러한 연구들에서 사용한 공법은 크게 FRP 쉬트를 수작 업이나 자동화된 기계로 현장에서 감는 보강법과 공장제작

된 패널 (Panel) 을 현장에서 접착제로 부착하는 보강법으로

나눌 수 있다 . FRP 쉬트 접착법은 시공과정이 단순하지만 ,

균일한 품질을 확보가 어렵고 부착성능에 영향을 주는 결함 이 종종 발생한다 . 또한 FRP 의 연속적인 배치가 불가능하고 ,

상층 피복과 하층 피복이 동일한 지점에서 쉬트가 끝나지 않도록 하는 주의가 필요하다 . 이런 세심한 주의를 기울인 시공을 통해서도 FRP 의 불연속성이 갖는 단점을 완전히 보 완할 수 없다 . 또한 공장제작된 패널을 접착제로만 연결하는 공법 역시 FRP 의 불연속성을 피할 수 없으며 , 연결부분에 대한 취약성을 가지고 있다 .

본 연구에서는 소성힌지내에 종방향 철근의 겹침이음이 존 재하는 기존 교각에서의 부착파괴를 방지하기 위해 연속

GFRP 래핑을 사용한 보강실험을 수행하였다 . GFRP 를 연속

화시킴으로써 단락된 배치에서 오는 불리함을 해소시킬 수 있을 뿐만 아니라 균질의 품질을 보장할 수 있다 . ^제안된

기존의 설계법을 검증하고 , 경제적인 설계법을 제안하였다 .

또한 , 보강된 GFRP 의 구속력에 의해서 겹침이음된 종방향

철근의 변형률을 계측하여 항복여부를 검증하였다 . GFRP 의 팽창변형률을 측정하여 실제 구속력을 평가하고 , GFRP ^{로 보}

강된 후의 횡방향 철근의 구속기여도를 평가하였다 . 실제 공용 중인 국도상의 비내진 교량의 겹침이음 원형교각을 대상으로 선정하여 , 총 5 개의 실물규모의 실험체를 제작하였다 . 제안된 설계법으로 GFRP 로 보강한 후 , 변위연성 (Displacement ductility) 이 아닌 변위비 (Drift ratio) 을 증가시키는 준정적 실 험 (Quasi static loading test) 을 통해 보강 전후의 내진성능 을 평가하였다 .

2. 실물규모 실험체 설계 2.1 비내진 교각의 내진성능평가

본 연구에 사용된 실험체는 1979 년 완공된 후 현재 사용

중인 국도상의 8 경간 연속 슬래브교로서 , 교각 중 P4 교각 을 실험대상으로 선정하였다 . 본 실험을 위해 대상교량의 설 계도면을 참조하여 동일하게 제작된 실험체는 총 5 개이며 ,

교각 직경은 1,200 mm, 횡하중 재하지점까지의 높이는

6,550 mm 이다 . Fig. 1 에서와 같이 , 실험체에 1.67% 의 종방

향 철근비에 해당하는 37 개의 D25( d

= 25.4 mm) 를 배근하 였으며 , 종방향 철근의 겹침이음 길이는 870 mm 이다 . 횡방 향 철근은 D13 ( d

= 12.7 mm) 을 300 mm 간격으로 배근하 였으며 , ^{겹침길이는 대략} 250 mm ^이고 , ^{갈고리는 사용하지}

않았다 . 실험체에 사용된 철근은 SD30( f

= 294.1 MPa) 이며 ,

콘크리트 압축강도 ( f

) 는 23.5 MPa 이다 . 설계 압축력은

1,520 kN 으로 , 축하중비 5.7% 에 해당된다 . 실험체 상단의 변 위와 수평하중을 측정하였으며 , 겹침이음 구간의 종방향 철

근의 연직방향 변형률 그리고 횡방향 철근과 GFRP 의 횡방

향 변형률을 측정하였다 .

실험체의 내진성능을 평가한 후 보강설계를 실시하였다 . 겹 침이음이 없는 일체형으로 가정한 실험체의 휨성능은

Priestley 등 (1996) 에 의해 제안된 방법에 따라 모멘트 - 곡률 해석 결과를 기초로 평가하였다 . 종방향 철근이 처음으로 항 복할 때의 모멘트 ( M

) 와 곡률 ( Φ

) 은 각각 1,933.2 kN-m 와

0.001761 /m 이다 . 콘크리트의 변형률이 0.005 에 도달했을 때 의 가상 휨모멘트 (Ideal flexural moment, M

) 는 3,229.8 kN-m 이며 , 극한모멘트 ( M

) 와 그 때의 곡률 ( Φ

) 은 각각

3,425 kN-m ^와 0.0333 /m ^이다 . ^{종방향 철근이 처음 항복할}

때의 항복 횡하중 ( V

) 은 316.9 kN 이며 , 가상 휨 - 횡하중 (Ideal flexural lateral load, V

) 은 529.5 kN 이다 . 종방향 철근이 항복할 때의 기둥의 변위 ( ) ^{는 식} (1) 에 의해서

(1) 23.0 mm 로 예측된다 . 여기서 , H

는 기둥의 유효높이다 . 이 론 휨성능에서의 항복변위 (Yield displacement at ideal flexural capacity, Δ

) ^{는 아래 식} (2) ^{로 정의되며} , 38.48 mm

로 계산된다 .

Δ

Δ

1

3 ---φ

H

=

Fig. 1 Details of full-scale model column

(2)

극한변위 ( Δ

) 는 식 (3) 와 같으며 ,

(3) 157.6 mm 로 계산되었다 . 여기서 , θ

는 소성 회전각 (Plastic rotation), L

는 소성힌지 길이 (Plastic hinge length) 로써 , 계산된 소성힌지의 길이는 665 mm 이다 . 변위연성 (Displacement ductility, μ

) 는 아래 식 (4) 에서와 같이 4.1 로 예상된다 .

(4)

겹침이음으로 인한 부착파괴에 대한 검토를 수행하였다 . 겹 침이음 파괴를 막기 위해 필요한 구속응력 ( f

) 은 식 (5) 로부터

0.70 MPa 로 계산되었다 .

(5)

여기서 , p는 겹침이음된 종방향 철근의 주변장 , n은 겹침이 음된 종방향 철근의 개수 , ^C

는 콘크리트 피복두께 , ^L

는 겹 침이음 길이 그리고 A

는 종방향 철근의 단면적이다 .

횡방향 철근에 의해 제공되는 실제 구속응력 ( f

) 은 식 (6) 으 로 구할 수 있으며 , 계산된 값은 0.16 MPa 이다 .

(6)

여기서 , A

는 횡방향 철근의 단면적 , f

는 겹침이음 파괴를 막기 위한 횡방향 철근의 유효강도로서 팽창변형률이 1,000

με 일 때의 응력을 사용하도록 제안하고 있다 (Priestley ^{et al,}

1996). D'은 횡방향 철근으로 구속된 직경이고 , s는 횡방향

철근의 간격이다 . 실제 구속응력이 필요한 구속응력보다 적기 때문에 , 실험체는 겹침이음 파괴가 예상된다 .

2.2 겹침이음 보강설계

실험체의 겹침이음 파괴를 막기 위하여 Priestley 등 (1996)

과 Seible 등 (1997) 이 각각 제안한 방법의 타당성을 검토하 고 , ^{수정된 보강설계법을 제안하였다} . Table 1 ^에 flat coupon test 를 통해서 얻은 GFRP 의 물성치를 정리하였다 .

2.2.1 Priestley 의 겹침이음 보강설계

Priestley 등 (1996) 은 목표 변위연성 ( μ

) 인 6.0 에 도달하도 록 휨보강에 대해 설계하도록 제안하였으며 , 이 경우 필요한 곡률연성 ( μ

) 은 다음의 식 (7) 에서 17.6 으로 계산되었다 .

(7)

필요한 GFRP 의 두께는 식 (8) 로 구한다 .

(8)

여기서 , ε

는 극한 콘크리트 압축변형률 , 는 구속된 콘 크리트의 압축강도이며 , 일반적으로 콘크리트 압축강도의 1.5

배를 사용한다 (Ma et al, 2000). 식 (8) 에서 구한 GFRP 의 두께는 4.1 mm 이다 . GFRP 에 의한 구속응력 ( f

) 는 식 (9)

로 계산하면 2.53 MPa ^로서 , ^{앞에서 구한 겹침이음 파괴를}

막기 위해 필요한 구속응력 ( f

) 인 0.70 MPa 보다 크기 때문 에 겹침이음 파괴가 방지되고 휨파괴 거동을 한다고 제안하 였다 .

(9) 2.2.2 Seible 의 겹침이음 보강설계

Seible 등 (1997) 은 FRP 의 팽창변형률 (Dilation strain) 을

1,000 με 로 제한한 후 , 아래 식 (10) 와 같은 겹침이음 구속에 필요한 FRP 의 두께를 계산하는 방법을 제안하였다 .

(10)

이 제안식으로 계산된 실험체에 필요한 GFRP 의 두께는

11.2 mm 이다 .

2.2.3 겹침이음 보강설계의 제안

Priestley 등 (1996) 에서 제안한 방법은 겹침이음 파괴가

예상되는 구조물을 FRP 로 휨파괴가 발생하도록 보강하는 것이다 . 이 방법의 문제점은 FRP 로 보강을 하더라도 휨파 괴가 아니라 지연된 겹침이음 파괴가 발생할 수 있다는 점 과 식 (9) 에서 FRP 에 의한 구속응력을 계산할 때 FRP 의 극한강도를 사용한다는 점이다 . Xiao 등 (1997) 은 2 개의 조 립식 패널형태의 GFRP ^{로 한 실험에서 이 방법으로 보강설}

계를 하였으나 , 파괴양상은 휨파괴가 아니라 지연된 겹침이

음 파괴가 나타났다 . 보강된 GFRP 패널 역시 극한변형률

에 도달하지 못하였다 . 하지만 , 이 실험에서는 종방향 철근 의 변형률에 대한 언급이 없기 때문에 항복여부를 판단할 수 없다 .

반면에 Seible 등 (1997) 이 제안한 방법에서 FRP 의 팽창변

형률을 1,000 με 으로 제한한 상태에서 필요한 FRP 의 보강량

을 산정하지만 , FRP ^{의 팽창변형률은} Ma ^등 (2000) ^{이 실시한}

실험에서 최대 2,000 με 까지 계측되어 가정치를 초과하

였다 . 즉 , Seible 의 제안식은 FRP 의 변형을 제한함으로써

FRP 의 보강량을 과다하게 사용하지만 , 앞의 Priestley 의 제안 식보다는 타당하다고 판단되었다 .

본 논문에서는 Seible 의 제안식을 기초로 2 가지 변수에 대하 여 실험을 실시였다 . 첫 번째 변수는 FRP 의 변형률로 , 1,500 με 과 2,000 με 으로 증가시켜 보강량을 산정하였다 . 두 번 째 변수는 실험체에 있는 횡방향 철근이 FRP 로 구속한 후의 역할을 조사하기 위하여 , 구속효과를 무시한 경우와 인정한 경 우에 대한 보강량을 산정하였다 . 각 실험체 상세와 설계변수에 대한 내용을 Table 2 에 정리하였다 . GFRP 보강높이는 겹침이 음 길이 ( L

) 와 같다고 제안되었지만 , 본 논문에서는 겹침이음 길이의 1.4 배인 1,200 mm 에 대해서 보강하였다 .

Δ

= Δ

( V

⁄ V

) Δ

= Δ

+ θ

( H

– 0.5 L

)

μ

= Δ

⁄ Δ

= 157.6 38.4 ⁄ = 4.1

f

A

f

2 p n

--- 2 + ^{( d}

+ C

^{) L}

---

=

f

2 A

f

--- D′s

=

μ

1 ^μ

– 1 3 _H ^L

---

⎝ ⎠ ⎛ ⎞ 1 0.5 ^L _H

---

⎝ – ⎠

⎛ ⎞

--- +

=

t

0.1 ( ε

– 0.004 )D′f

f

ε

---

=

f

f

2 t

f

--- D

=

t

500 ^{D f (}

– ^f

⁾

E

---

=

Table 1. Material properties of the GFRP

Elastic modulus E

28944 MPa

Ultimate strength ^f

373.3 MPa

Ultimate strain ε

0.0129

Layer thickness ^t

1.0 mm

Table 2. Test column details and design parameters

Specimens Details GFRP thickness Design Parameters

GFRP strain Hoop bars strain

1 870 mm lap-splice without GFRP - - -

2 Continuous bars without GFRP

3

870 mm lap-splice with GRFP 6 mm 2000 με 1000 με

4 8 mm 2000 με 0 με

5 10 mm 1500 με 500 με

Fig. 2 Loading history for test columns

Fig. 3 Column test setup Fig. 4 Hysteretic response of column

2.3 실험방법 및 GFRP 보강

교각의 내진성능 평가를 위한 준정적 실험에서 최대한 실 제 하중효과를 반영할 수 있도록 실험대상 교량의 상부구조

에 의한 중량 1520 kN 을 재하하였으며 , 동시에 횡방향의 지

진하중을 고려하기 위해 최대 스트로크 (stroke) ± 500 mm, 최 대하중 3500 kN 인 가력기 (Actuator) 를 실험체의 가력부분과 동일한 높이로 내력벽에 설치하였다 . 수평하중 재하방식은

Fig. 2 와 같은 실험체의 높이에 대한 수평방향의 변위에 대

한 비인 변위비 (Drift ratio) 를 0.25% 씩 증가시켜 2 cycles

씩 반복하는 변위제어 방식을 사용하였다 . 항복변위를 구한 후 일정한 변위연성 (Displacement ductility) ^{만큼 증가 시키}

는 실험법을 사용하지 않는 이유는 겹침이음 파괴가 발생할 경우에는 종방향 철근이 항복하지 않으며 , 이로 인해서 항복

변위를 정의하기 어렵기 때문이다 . 극한변위 (Ultimate

displacement) 는 수평방향 최대하중을 지난 후 최대하중의

20% 가 저하되었을 때의 변위로 정의하였다 . 실험의 전경은

Fig. 3 과 같다 . FRP 래핑은 1.2 m 높이로 자동화 FRP 래

핑장비를 이용하여 실내 실험실에서 작업하였다 . FRP 보강 방법은 유리섬유를 에폭시 수지에 함침시킨 후 교각에 직접 감아주는 방식으로 보강하였다 . 유리섬유는 Glass Roving ER 4400 TEX 을 사용하였으며 , 에폭시 수지는 내화학성 , 접

착성 및 기계적 강도가 매우 우수한 KER815HCK 을 사용

하였다 . 또한 경화제는 LA-0240K 와 H-4065 을 사용함으로 써 내부식성 및 내약품성 , 기계적 강도를 증가시켰다 . 3. 실험 결과 및 분석

3.1 실험결과

겹침이음된 교각의 이력곡선은 Fig. 4(a) 에서 볼 수 있듯 이 , 부착파괴로 인해서 급격히 강도가 감소하였다 . 변위비

(Drift ratio) 가 0.50%(30.50 mm) 일 때 교각 하부에 횡방향 균열이 발생하였고 , 1.25%(76.25 mm) 일 때 하부에 연직방향 균열이 발생하였다 . 1.5%(91.5 mm) 에서 최대 횡하중에 도달 한 후 급격한 강도감소가 발생하였다 . 이 부근에서 종방향

철근의 부착파괴 (Bond failure) 가 발생하기 시작한 것으로

판단된다 . Fig. 5(a) ^{는 실험종료 후 파괴된 실험체의 모습이}

다 . 콘크리트 피복의 균열과 탈락 (Spalling) 외에 내부 콘크리 트나 종방향 철근의 손상은 발견하지 못하였다 .

일체형 교각의 이력곡선은 Fig. 4(b) 과 같다 . 2.1 절에서 계 산한 값보다 최대 횡하중과 극한변위가 크게 거동하였다 . 전 형적인 휨파괴 거동이 일어났으며 , 변위비 3.0% 에서 콘크리 트의 박리 후 종방향 철근의 좌굴이 발생하여 실험을 종료 하였다 . Fig. 5(b) 와 같이 , 종방향 철근의 좌굴과 내부 콘크

리트의 손상까지 발생하였다 . 종방향 철근의 좌굴위치에서 추정한 소성힌지의 위치는 기초로부터 대략 700 mm 정도로 서 , 앞에서 계산한 위치와 거의 일치하였다 .

Fig. 6(a) 는 GFRP 로 보강된 실험체의 모습이다 . Fig. 7(a)

~(c) 는 각각 GRP 로 보강된 실험체의 이력곡선으로 , 최대하 중과 극한변위 뿐만 아니라 이력곡선의 형상 등의 비교에서 각 실험체의 거동이 상당히 유사함을 알 수 있다 . 휨파괴

Fig. 5 Column failure mode

Fig. 6 GFRP retrofitted column Fig. 7 Hysteretic response of retrofitted columns

거동은 발생하지 않았으며 , GFRP 보강부위에서 에폭시 균 열이 발생하였지만 , 실험종료 후 전반적인 GFRP 의 손상은 미미하였다 . 반면에 Fig. 6(b) 과 같이 , 교각과 기초의 연결부 에서 균열이 발생하였다 . 모든 실험체에 대한 하중 - 변위 포 락곡선 (Load-displacement envelope curves) 을 Fig. 8 에 나 타냈다 .

3.2 결과 분석

GFRP 보강 실험체들은 변위비 (Drift ratio) 5.5% 부근에 서 파괴에 도달하며 , 파괴양상은 겹침이음된 종방향 철근의 슬립에 의한 부착파괴가 지연된 형태로 나타났다 . 비록 부착 파괴를 방지하고 휨파괴를 유도하지는 못했지만 , 실험체 1 과 같은 급격한 취성파괴는 피할 수 있다 . 지연된 부착파괴로 판단한 근거는 첫 번째로 , Priestley 등이 제안한 식 (3) 에서 종방향 철근의 항복으로 가정하였지만 , 실험결과 항복하지 않았다 . Fig. 9(a)~(b) 는 각 실험체의 기초로부터 500 mm

높이에서 starter bar 와 main bar 의 변형률을 계측한 결과이 다 . 일체형 실험체의 변형률과는 달리 , 겹침이음 구간 (870 mm) 내에 있는 starter bar 와 main bar 에서 항복은 일어나지 않았다 . Fig. 9(c) 는 1,200 mm 높이의 main bar 변형률로 ,

GFRP 로 보강된 부분 (1,200 mm) 의 가장 끝부분으로 이 부

분의 main bar 는 항복하였음을 알 수 있다 .

두 번째로는 , GFRP ^{가 부착파괴를 방지하기 위한 충분한}

구속력을 제공하지 못하고 있다는 점이다 . 이는 다음의 2 가 지를 근거로 판단되었다 .

1) 일반적인 휨파괴 거동에서 파괴되는 양상과는 달리

GFRP ^{가 거의 손상되지 않았다는 점이다} . ^특히 Table 3 ^와

Fig. 8 에서 , GFRP 로 보강된 실험체들의 거동이 매우 유사하

며 GFRP 의 보강량에 거의 영향을 받지 않았다고 판단된다 .

즉 , GFRP 가 부착파괴를 방지했다면 휨파괴 거동을 보여야

하며 , Priestley ^등 (1996) ^{의 제안한 설계법보다 적은 보강량}

을 사용하였기 때문에 GFRP 가 파괴되었어야 한다 . 2) Fig. 10(a) 는 앞의 Fig. 9(a) 와 같은 위치에서 겹침이음

구간의 GFRP 의 변형률을 계측한 결과이다 . 보강량에 비례

하여 팽창변형률이 일정한 경향을 보여주고 있으며 , 본 연구 에서 제안한 설계법에서 가정한 범위 (1,000~2,000) 의 팽창변

형률을 가진다 . 즉 , 겹침이음 보강은 Seible 등 (1997) 이 제 안한 방법이 타당함을 알 수 있으며 , 본 실험에서 사용한 것처럼 적절한 팽창변형률을 선택하여 설계할 수 있다 . ^특이

한 점은 Fig. 10(b) 의 1,200 mm 에서 측정한 GFRP 의 변형 률로써 , 겹침이음 구간보다 훨씬 큰 변형률을 가진다 .

종방향 철근의 항복에서 정의된 항복변위를 결정하기 어렵 기 때문에 변위연성 (Displacement ductility, μ

) ^{을 사용할} Fig. 8. Comparison of load-displacement envelopes

Fig. 9 Strain distribution of longitudinal bar

수 없으며 , ^{변위연성을 이용한 변위증가 방법도 타당하지 않}

고 본 연구에서 사용한 변위비 (Drift ratio) 증가법이 타당하

다고 판단된다 . 또한 , 변위연성 대신에 교각의 성능을 판단 하기 위한 기준으로 , 식 (2) 에서 구한 일체형 교각의 이론 항

복변위 (38.48 mm) ^{를 이용한 추정 변위연성} (Estimated

displacement ductility, μ

) 을 정의한 후 Table 3 에 정리하 였다 . 겹침이음 파괴가 발생한 실험체의 추정 변위연성이

2.6 인데 반하여 , 보강된 실험체들의 경우 8.2~8.3 으로 증가하 였다 .

(11)

횡방향 철근은 용접이나 기계적 이음을 사용하지 않고 가

는 철근을 사용해서 묶은 상태로서 구속력이 떨어짐을 Fig.

11(a)~(b) 를 통해 확인할 수 있다 . GFRP 로 보강한 후에도

일체형 실험체의 횡방향 철근 변형률과 비교해보면 , ^횡방향

μ

Ultimate displacement ( Δ

)

yield displacement at flexural capacity ( ) Δ

---

= Table 3. Test results of all columns

V

(kN) Δ

(mm) V

(kN) Δ

(mm) μ

1 643.0 91.5 367.0 101.0 2.6

2 720.0 147.5 575.2 185.8 4.8

3 774.9 256.3 597.7 315.8 8.2

4 762.8 256.9 594.6 318.3 8.3

5 775.6 257.7 529.7 314.8 8.2

V

: Maximum lateral load (kN)

Δ

: Displacement at maximum lateral load (mm) V

: Failure lateral load (kN)

Δ

: Displacement at failure (mm) : Estimated displacement ductility factor μ

Fig. 10 Strain distribution of GFRP

Fig. 11 Comparison of hoop reinforcement strain

철근의 구속력의 변화는 크지 않음을 알 수 있다 . GFRP 의 보강량이 증가함에 따라서 횡방향 철근의 변형률은 감소하 는 경향을 일부 보여주지만 , 보강설계시 횡방향 철근에 의한 구속력을 고려하는 편이 타당하다고 판단된다 .

3.3 겹침이음 보강설계법 제안

제안한 설계법의 타당성을 검증하기 위해서 각 실험체들의 횡방향 철근과 변형률을 비교하였다 . 각 설계법에 따라서 보

강된 실험체의 거동을 비교하면 , GFRP 에 의해서 겹침이음

을 완벽하게 구속하지 못하였으며 , 이로 인하여 종방향 철근 이 항복하기 어렵다는 점을 확인하였다 . 따라서 겹침이음이

있는 교각의 보강을 위해서 GFRP 를 사용할 경우 GFRP 의

팽창변형률은 2,000 με 횡방향 철근에 의한 구속효과는

1,000 με 으로 고려해서 설계를 하는 것이 타당하다고 판단해

서 식 (12) 과 같은 설계식을 제안하였다 .

(12) 4. 결 론

실제 공용중인 국도상의 비내진 교량의 겹침이음 원형교각 을 대상으로 선정하여 , 총 5 개의 실물규모의 실험체를 제작 하였다 . 제안된 설계법으로 연속 GFRP 래핑으로 보강한 후 보강 전후의 내진성능을 준정적 실험 (Quasi static loading

test) 을 통해 평가하였다 . 실험결과를 정리하면 다음과 같다 .

1. 대상교각의 내진성능을 평가한 결과 , 종방향 철근의 겹침 이음으로 인해 급격한 부착파괴가 발생하였다 . ^반면에 GFRP 로 보강된 다른 실험체들은 최대하중과 극한변위가 증가하였고 안정적인 이력거동을 보여주었으며 , 이는 현재 국내 내진성능기준을 만족한다고 판단된다 .

2. ^{겹침이음 구간} (870 mm) ^{내에 있는} starter bar ^와 main bar

에서 항복은 일어나지 않았으며 , GFRP 보강 실험체의 파

괴양상은 겹침이음된 종방향 철근의 슬립에 의한 부착파 괴가 지연된 형태로 나타났다 . 종방향 철근의 항복을 가정 한 항복변위를 결정하기 어렵기 때문에 변위연성

(Displacement ductility, μ

) 을 사용할 수 없다 . 또한 실 험방법에서도 변위연성을 이용한 방법보다는 본 연구에서 사용한 변위비 (Drift ratio) 증가법이 타당하다고 판단된다 .

3. 휨파괴 거동에서 파괴되는 양상과 달리 GFRP 가 거의 손

상되지 않았다 . 팽창변형률 (1,000 με ) 을 제한하여 겹침이음

을 보강하는 Seible 등 (1997) 이 제안한 방법이 타당함을

검증하였다 . 겹침이음이 있는 교각의 보강을 위해서

GFRP ^{를 사용할 경우} , GFRP ^{의 팽창변형률은} 2,000 με 이 고 횡방향 철근의 팽창변형률은 1,000 με 으로 가정한 설 계가 타당하다고 판단하여 GFRP 래핑 설계식을 다음과 같이 제안하였다 .

참고문헌

박현용 , 신현목 , 김태훈 , 김병석 (2002) 철근의 겹침이음을 고려한

철근콘크리트교각의 내진성능평가 . 2002년 학술발표회 논문 집 , 대한토목학회 , pp. 349-352.

서진원 , 이지영 , 고성현 , 이재훈 (2004) 결합 원형띠철근을 이용한 철근콘크리트 교각의 심부구속방법개선 . ^{대한토목학회논문집} ,

대한토목학회 , ^제 24 ^{권 제} 5-A ^호 , pp. 923-929.

염광수 , 윤기용 , 이학은 (2004) 강판피복법을 이용한 손상된 교각

의 휨연성보강 . ^{대한토목학회논문집} , 대한토목학회 , 제 24 권 제

5-A 호 , pp. 1023-1030.

염광수 , 이영호 , 이학은 (2005) 탄소섬유시트를 이용한 원형 RC 기 둥의 전단보강 . ^{대한토목학회논문집} , ^{대한토목학회} , ^제 25 ^{권 제} 1-A 호 , pp. 97-105.

이대형 , 박창규 , 김훈 , 박진영 , 정영수 (2002) 유사동적실험에 의한 실물콘크리트교각의 내진성능평가 . 2002년 학술발표회논문집 ,

대한토목학회 , pp. 382-392.

이대형 , 정영수 , 이재형 , 송호진 (2002) 주철근 겹침이음된 형상비

4.0 의 원형철근콘크리트 교각의 내진성능평가 . ^{대한토목학회}

논문집 , 대한토목학회 , 제 22 권 제 5-A 호 , pp. 1193-1202.

이재훈 , ^석상근 , ^윤석구 (2002) ^{원형띠철근 교각의 내진성능에 관}

한 실험적 연구 . ^{대한토목학회논문집} , 대한토목학회 , 제 22 권 제 1-A 호 , pp. 159-170.

정영수 , 박진영 , 이지영 (2003) FRP 나선근 RC 교각의 내진성능 평가 -(II). ^{대한토목학회논문집} , ^{대한토목학회} , ^제 23 ^{권 제} 5-A ^호 , pp. 947-954.

정영수 , 송호진 , 이대형 (2003) 주철근 겹침이음된 휨 - 전단 RC 교 각의 안전성 평가 및 보강 . 대한토목학회논문집 , 대한토목학 회 , ^제 23 ^{권 제} 6-A ^호 , pp. 1155-1163.

최영민 , 황윤국 , 권태규 , 김정호 (2004) FRP 보강내용에 따른 기 존원형교각의 내진보강효과 고찰 . ^{대한토목학회논문집} , 대한토 목학회 , 제 24 호 제 6-A 호 , pp. 1167-1172.

한국건설기술연구원 (2001) ^{교량현황조서} .

Chai, Y.H., Priestley, M.J.N. and Seible, F. (1991) Seismic retrofit of circular bridge columns for enhanced flexural performance.

ACI Structural Journal , Vol. 88, No. 5, pp. 572-584.

Ma, R., Xiao, Y. and Li, K.N. (2000) Full-scale testing of a parking structure column retrofitted with carbon fiber reinforced com- posites. Construction and Building Materials , Vol. 14, pp. 63- Matsuda, T., Sato, H., Fujiwara, H. and Higashira, N. (1990) Effect 71.

of carbon fiber reinforcement as a strengthening measure for reinforced concrete bridge piers, Proceedings of the 1

US- Japan Workshop on seismic retrofit of bridges , Public Works Research Institute, Tsukuba Science city, Japan, pp. 17-18.

Priestley, M.J.N. and Seible, F. (1991) Seismic assessment and ret- rofit of bridges, Proceedings, 2

International Workshop on the Seismic Design of Bridges , Vol. 2, pp. 46-70.

Priestley, M.J.N., Seible, F. and Calvi, G.M. (1996) Seismic design and retrofit of bridges , John Wiley & Sons, New York, N.Y.

Saadatmanesh, H., Ehsani, M.R. and Li, M.W. (1994) Strength and ductility of concrete columns externally reinforced with fiber composite straps. ACI Structural Journal , pp. 434.

Seible, F., Priestley, M.N.J., Hegemier, G.A. and Innamorato, D (1997) Seismic retrofit of RC columns with continuous carbon fiber jackets. Journal of Composites for Construction, ASCE , Vol. 1, No. 2, pp. 52-62.

Xiao, Y. and Ma, R. (1997) Seismic retrofit of RC circular columns using prefabricated composite jacketing. Journal of Structural Engineering, ASCE , Vol. 123, No. 10, pp. 1357-1364.

( 접수일 :2005.6.30/ 심사일 :2005.12.8/ 심사완료일 :2006.1.12) t

250 ^{D f} (

– ^f

)

E

---

=