와이어로프 기반 비부착 보강된 RC 기둥의 내진거동에 대한 T형 강판 정착의 영향
Influence of Anchorage of T-Plate on the Seismic Performance of RC Columns Strengthened with Unbounded Wire Rope Units
심 재 일1)* 양 근 혁2)
Sim, Jae Il Yang, Keun Hyeok
Abstract
Five strengthened columns and an unstrengthened column were tested under constant axial load and cyclic lateral loads to examine the seismic performance of the unbounded strengthening procedure using wire ropes and T-plates. Main variables considered were the presence of mortar cover for strengthening steel element and anchorage method of T-plate. Test results clearly showed that T-plates having a proper anchorage contribute to transfer of applied moment as well as enhancement of ductility of reinforced concrete columns. However, T-plate not anchored fully into a column base can seldom transfer the externally applied moment, though it highly improves the ductility of column. The presence of mortar cover for strengthening steel elements is significantly effective in enhancing the initial stiffness and flexural capacity of the strengthened columns, but has an adversely effect on enhancing the ductility. The ultimate moment strength predicted from the extended section laminae method in better agreement with test results compared with predictions obtained using stress black specified in ACI 318-05.
Keywords : Strengthening, Wire rope, Seismic performance, Column, T-plate, Anchorage
1) 정회원, 목포대학교 건축공학전공 박사과정 2) 정회원, 목포대학교 건축공학전공 부교수
* Corresponding author : [email protected] 061-450-2450
• 본 논문에 대한 토의를 2010년 2월 28일까지 학회로 보내주시면 2010년 5 월호에 토론결과를 게재하겠습니다.
1. 서 론
기상청 발표에 따르면 국내의 지진발생량은 해마다 증 가하고 있으며 그 강도도 커지고 있다. 특히 최근 10년 동안 인체가 감지할 수 있는 규모의 지진이 전체 지진의 50 % 이상을 차지하고 있다(기상청, 2007). 세계적으로 도 규모 6 이상의 지진이 연간 100회 이상 발생하고 있 으며, 2008년에는 중국의 쓰촨성에서 규모 7.8의 강진이 발생하여 2천6백여만채의 건축물이 파손되고 22조원의 경제적 손실을 입었다(한상환, 2008). 특히 쓰촨성의 지 리적 위치가 판의 경계가 아니라 유라시아판 내부라는 점 은 유라시아판 내부에 위치하고 있는 우리나라의 지진 발 생가능성도 높게 있음을 의미한다.
지진 및 바람 등의 횡하중에 저항하기 위해 도입된 내 진설계는 1988년에 내진설계법을 제정하여 시행하였으 며, 2005년에 내진설계법을 강화하여 현재에 이르고 있 다. 그러나 서울도시철도의 경우 지하철 1~8호선 총 연 장 304km 중 내진설계 된 구간은 2.3km에 불과하며 1, 2종 법정시설물의 23.6%는 내진성능이 미흡한 것으로 나
타났다. 이러한 현상은 전국적인 현상으로 국내의 중급 이 상의 지진발생시 큰 피해가 우려된다(건설교통부, 2005).
철근 콘크리트 구조물의 일반적인 보강공법은 크게 단 면증설법(Frangou et al, 1995; Fukuyama et al, 2000), 부착형 보강공법(이용택 등, 2002; Frangou et al, 1995; Ye et al, 2003) 및 비 부착형 보강공법(김성 배 등, 2003; Ishibashi et al, 2004; Munawar et al, 2005; Sim and Yang, 2009; Yang and Ashour, 2007) 으로 나눌 수 있다. 단면증설법은 모재와 동일한 재료를 보강재로 사용함으로 일체화된 거동의 장점이 있다. 그러 나 단면의 증가로 인한 자중 증가가 불가피하며, 습식공 법으로 현장관리의 어려움이 있다. 부착형 보강공법은 경 량, 고강도의 재료를 이용함으로 뛰어난 보강효과를 보이 고 있다. 그러나 접착제를 이용한 부착형 보강공법은 화 제시 유독가스 방출과 보강재와 모재의 상이한 선팽창계 수로 인해 장기거동 및 대변형에서 보강재의 탈락 등이 문제점으로 지적되고 있다(한천구 등, 2008). 이에 최근 에는 보강재와 모재를 기계적인 방법으로 보강하는 비 부 착형 보강공법에 대한 연구가 관심을 끌고 있다. 비 부착
Fig. 1 Specimen details and arrangement of wire rope and T-Plate units (unit : mm)
형 보강공법은 공장제작이 가능하고 접착제를 사용하지 않으며 공기단축 및 시공성이 우수하고 대변형에서도 모 재와의 일체적 거동으로 연성능력이 현저히 향상된다(Sim and Yang, 2009). 특히, Yang and Ashour(2007) 등에 의해 개발된 와이어로프를 이용한 비부착 보강공법은 와 이어로프의 우수한 유연성과 고강도 및 T형 강판의 확실 한 콘크리트 구속으로 인해 철근콘크리트 기둥 보강효과 의 우수성이 확인되었다.
본 연구의 목적은 와이어로프 유닛으로 비부착 보강된 철근콘크리트 기둥의 내진성능을 평가하는데 있다. 이를 위해 무보강 기둥 1개와 보강 기둥 5개를 일정 축하중과 반복 횡하중 하에서 파괴 시까지 실험하였다. 주요변수는 T형 강판의 정착방법과 피복 모르터의 시공 유 ․ 무이다.
T형 강판의 정착 및 와이어로프의 배근으로 인한 내력과 연성 향상의 효과를 파악하기 위해 단법분할법을(Sim and Yang, 2009) 이용한 이론모델이 제시되어 실험값과 비교 하였다.
2. 실 험
2.1 시험체 상세Table 1에는 시험체 일람을, Fig. 1에는 시험체 상세를 각각 나타내었다. 모든 시험체의 단면크기는 230×230 mm을 기본으로 하였으며, 피복 모르터를 보강한 시험체 는 60mm 두께의 피복 모르터를 보강함으로써 시험체의 단면크기가 350×350mm으로 증가되었다. 기둥은 실험 구간과 상 ․ 하부 스터브로 구성되며, 전체가 일체로 타설 되었다. 기둥의 높이는 1760mm이며 이중 실험구간의 높 이는 1260mm이다. 모든 기둥의 주철근은 12-D13이
배근되었으며, 주철근 비는 2.88%였다. 띠철근으로는 내 진설계 전의 기둥을 모델링하기 위해 8mm의 원형철근이 230mm간격으로 배근되었다.
기둥의 보강은 Yang and Ashour(2007) 등에 의해 제 시된 방법을 따랐으며, 보강기둥은 각 기둥면에서 주철근 의 위치에 T형 강판을 배치하고 60 mm 간격으로 와이 어로프를 배근하여 보강하였다. 결과적으로 T형 강판은 12개가 배치되었으며, 효과적인 콘크리트 구속을 위해 중 앙부에 위치한 T형 강판의 높이와 단부에 위치한 T형 강 판의 높이를 달리하였다. 기둥의 하부 스터브에는 T형 강 판의 정착단이 형성되었다. T형 강판의 정착은 직접형과 앵커형으로 구분되며, 직접형은 T형 강판을 직접 하부 스 터브에 정착하는 방법으로 하부 스터브에 핸드드릴을 이 용하여 350mm 깊이의 홀을 설치하고 T형 강판을 매설 후 보수 모르터를 이용하여 정착하였다. 앵커형은 핸드드
Table 1 Details of column specimens tested
Speci- men
Old Column Cover martar T-Plate Wire rope
×D (mm)
(MPa)
(mm)
(MPa) Anchora -ge type
(mm)
(%) N
230×230
26.4 - - - - -
0.4
N0 23.0 - - N-type
60 0.64
NA 30.2 - - A-type
M0 27.7
60
23.4 N-type
MD 28.6 25.2 D-type
MA 28.6 25.2 A-type
[Note] = width of strengthen section, = depth of strengthen section,
= concrete compressive strength, = compressive strength of mortar cover, = thick of mortar cover, = spacing of wire rope, = volume ratio of wire rope, = applied axial load, = axial load capacity of concrete column including mortar cover, = area of concrete column, and = area of mortar cover.
릴에 의해 도입된 홀 상부에 홀이 가공된 강판을 설치하 고 앵커로 정착하여 T형 강판을 용접하여 정착하였다. T 형 강판을 정착하지 않은 시험체는 하부 스터브에서 25mm 공간을 두고 T형 강판을 보강하였다(Fig. 1 참조).
Table 1에 나타낸 시험체 명은 피복 모르터가 있는 기 둥(M)과 없는 기둥(N)으로 구별되었다. N은 무보강 기 둥을 나타낸다. 본 연구의 주요변수인 T형 강판의 정착방 법에 따라 T형 강판을 정착하지 않은 보강된 기둥(N0) 과 앵커를 이용하여 T형 강판을 정착한 보강된 기둥(NA, MA) 및 T형 강판을 직접 정착한 기둥(MD)으로 구분되 었다.
2.2 사용재료의 역학적 특성
콘크리트의 설계강도 21 MPa이며, 콘크리트 타설 시 압축강도 및 인장강도 측정을 위해 Φ 150×300mm의 실린더용 몰드를 제작하여 시험체와 동일 조건에서 양생 하였다. 피복 모르터의 설계강도는 21 MPa이며 Φ 100
×200mm 크기의 실린더용 몰드를 이용하여 측정하였다.
Table 1에 콘크리트와 피복 모르터의 압축강도를 나타내 었다.
사용된 금속재료의 역학적 특성을 Table 2에 응력-변 형률 곡선을 Fig. 2에 나타내었다. 주철근의 항복강도는 425 MPa이며 내부 띠철근은 뚜렷한 항복점을 보이지 않
Table 2 Mechanical properties of metallic materials Type Dia.
(mm)
(mm2)
(MPa)
(MPa)
(GPa) Reinfor
-cement
13 127 425 0.0022 594 0.267 193.2 8* 50.24 518 0.0047 572 0.276 194.7 Eye
-bolt 10* 78.5 433 0.0041 520 0.241 207.2
Plate - - 284 0.0014 381 0.304 202.8
Wire
rope 6.3 18.6 - - 1702 0.044 125.2
[Note] = net area, = yield strength, = yield strain, = tensile strength, = elastic modules.
* The yield strength was obtained from 0.2% offset method
Fig. 2 Stress-Strain curve of metallic materials
았으며, 0.2% 옵셋법에 의해 산정된 항복강도는 518 MPa 이었다. 와이어로프는 유연성을 고려하여 7×19의 GAC 케이블을 사용하였다. 와이어로프의 탄성계수는 125.2 GPa 로써 강재의 60% 범위에 있었으며 인장강도는 1702 MPa 로 내부 띠철근 인장강도의 3배 이상을 높은 강도를 보였 다.
2.3 시험체 가력 및 측정방법
기둥의 가력 상세를 Fig. 3에 나타내었다. 시험체의 가 력은 중심축하중 가력과 횡하중 가력으로 구분되어 이루 어졌다. 중심축하중은 하부에 위치한 반력프레임(Strong floor of test frame)과 상부에 위치한 가력보(Loading beam)를 연결하고 있는 1,000 kN용량의 오일잭 2개를 통하여 도입되었다. 오일잭의 양단부에는 힌지가 연결되 어 중심축하중의 전달을 용이하게 하였으며, 힌지와 오일 잭 사이에 설치된 1,000 kN 용량의 로드셀을 이용하여 축하중이 측정되었다. 이때 반력프레임과 기둥 시험체 및 가력보의 중심을 일치시켰다. 이후 기둥의 수평이동을 방 지하기위해 기둥의 하부는 반력프레임에 미리 도입된 볼 트 홀을 통해 44mm 직경의 볼트 8개로 고정되었으며, 기둥의 하부 스터브 양면에는 횡하중 가력방향으로 강재 블록(Steel angle block)을 설치하여 수평이동을 방지하 였다. 또한 기둥의 상부는 가력빔에 미리 설치된 홀에 주 철근은 관통하여 철근 커플러를 사용하여 고정하였다.
횡하중은 1,000 kN 용량의 오일잭 1개를 이용하여 정
․ 부 방향으로 분당 2mm의 일정한 속도로 가력되었다.
오일잭의 양단부에는 힌지가 연결되어있으며, 힌지와 오 일잭 사이에는 1,000 kN용량의 로드셀을 설치하여 횡하 중을 측정하였다. 실험은 시험체가 축력을 분담하지 못하 거나 대변형에서 안전에 문제가 발생할 때 종료되었다.
횡변위 이력을 Fig. 4에 나타내었다. 모든 시험체는 항
Fig. 3 Test setup
Fig. 4 Specified lateral displacement history
Fig. 5 Definition of yield displacement of column
복변위(∆)를 산정하여 항복변위를 증분하여 2회 가력 되었다. Fig. 5에는 FEMA 356(Federal Emergency Management Agency 356, 2000)에서 정의하고 있는 항복변위 산정방법을 나타내었다. 시험체의 항복변위는 초기에 정 ․ 부 방향으로 최대하중의 75%를 가력하여 정 ․ 부방향의 변위를 평균하여 사용하였다(Bea S.J., 2005).
항복변위 산정을 위한 최대하중예측에는 단순화된 단면 분할모델이 이용되었다.
횡변위는 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 300mm 전기식 변 위계를 이용하여 기둥 최상부에서 측정되었다.
3. 실험결과 및 분석
3.1 파괴모드 및 균열진전각 시험체의 최종파괴 형상을 Fig. 6에 나타내었다. 균 열 진전 및 파괴 모드는 T형 강판의 정착 및 피복 모르터 시공 유 ․ 무의 영향을 받았다. 모든 시험체는 0.75∆에서 초기 휨 균열이 발생하였다. 무 보강기둥(N)은 1.5∆에 서 피복 콘크리트가 박리하였으며 이때 최대내력을 보였 다. 이후 3∆에서 콘크리트 단면 손실로 인해 주철근이 좌굴되었으며, 축력을 지지하지 못하여 실험을 종료하였 다. 피복 모르터가 없는 보강된 기둥(N0, NA)에서는 피
(a) N (3∆) (b) N0 (9∆)
(c) M0 (10∆) `(d) MD (10∆)
(e) MA (11∆) (f) NA (12∆)
Fig. 6 Failure behavior of different column specimens at the end of test
복 콘크리트의 박리를 확인할 수 없다. 다만 최대내력이 후 T형 강판으로 구속된 콘크리트의 압괴파괴를 확인할 수 있었다. 이후 NA 기둥은 8∆에서 T형 강판의좌굴과 와이어로프의 파단으로 실험을 종료하였으며, N0 기둥은 11∆에서 T형 강판이 하부 스터브에 닿아 좌굴되어 실 험을 종료하였다.
피복 모르터가 있는 보강된 기둥(M0, MD, MA)은 피 복 모르터가 없는 기둥과 달리 초기 균열 발생 후 하부 스 터브의 경사균열이 발생하였다. 이후 많은 수의 휨 균열 이 발생하였으며 최대내력에서 피복 모르터의 박리를 확 인할 수 있었다. 이때 피복 모르터의 박리는 넓은 영역에 서 나타났다. 피복 모르터가 있는 보강된 기둥은 T형 강 판의 정착형태에 따라 상이한 거동을 보였다. T형 강판이 정착된 기둥(MD, MA)은 T형 강판과 주철근의 항복이후 피복 콘크리트 박리와 최대내력에 도달하였지만, T형 강
Table 3 Summary of test results and comparisons wiht predictions
Specimen
Experimental results
(kN) (kN) (kN)
(kN ․ m) ∆ ∆ ∆ ACI 318-05
This study
+ - + - + -
N 34
(0.75∆) 32 (0.75∆)
44 (1∆)
56 (1.5∆)
61 (1.5∆)
56
(1.5∆) 73.7 12.3 32.5 2.64 5.2 1.13 1.10
N0 40
(0.75∆) 40 (0.75∆)
61 (1∆)
46 (1.5∆)
64 (1.5∆)
65
(1.5∆) 81.3 12.06 70.83 5.87 199.6 1.33 1.13
NA 55
(1∆) 55 (1∆)
68 (1.5∆)
71 (1.5∆)
82 (2.5∆)
77
(2.5∆) 100.7 10.48 63.00 6.01 238.0 0.74 0.72
M0 113
(0.75∆) 110 (0.75∆)
158 (3∆)
156 (3∆)
164 (2.5∆)
158
(2.5∆) 202.9 5.2 26.04 5.01 75.2 1.00 0.99
MD 123
(0.75∆) 132 (0.75∆)
172 (2∆)
199 (2∆)
234 (5∆)
231
(4∆) 292.8 5.64 34.38 6.10 120.4 0.95 0.90
MA 125
(0.75∆) 124 (0.75∆)
198 (2∆)
200 (2∆)
214 (3∆)
208
(2.5∆) 265.7 5.62 28.14 5.01 85.5 0.88 0.83 [Note] =later load at which initial flexural crack occurred, = lateral load at which longitudinal reinforcement yielded, = peak lateral load, = average moment of both loading directional the critical section of column, = yield displacement of column as an average of both loading direction, ∆= lateral displacement of column at 0.8 on the descending branch of lateral load-displacement ( ∆ ) curve, as an average of both loading direction, ∆= displacement ductility ratio, = work damage indicator proposed by Sheikh and Khoury.
- Superscripts + and mean that the positive and the negative loading directions, respectively.
- Parentheses indicate the ∆ loop of incremental yield displacement at which specified features given in the table occurred
판이 정착되지 않은 기둥(M0)은 최대내력이후 주철근의 좌굴을 확인할 수 있었다. 피복 모르터가 있는 보강된 기 둥은 T형 강판의 좌굴과 와이어로프의 파단으로 인해 11~12∆에서 축력을 전달하지 못하여 실험을 종료하였 다.
3.2 횡하중-횡변위 관계
Table 3에는 시험결과를 나타내었으며, Fig. 7에는 각 시험체의 하중-변위 관계를 나타내었다. 또한 Sheikh and Khoury(1993)에 의해 제시된 변위연성비(∆)와 일손상지수()를 Table 3에 함께 나타내었다. 모든 기둥에서 T형 강판의 정착으로 최대내력 및 연성비가 증 가하였다. 피복 모르터가 없는 보강된 기둥(N0)의 최대 내력은 무보강 기둥(N)보다 10% 높았으며, T형 강판이 정착된 기둥(NA)의 최대내력은 T형 강판이 정착되지 않 은 기둥(N0)보다 24% 높았다. 보강된 기둥(N0)의 연성 비(∆)와 일손상지수()는 무보강 기둥보다 각각 2.2배와 36.4배 높았으며, 정착 보강된 기둥(NA)의 연 성비와 일손상지수는 정착되지 않은 기둥(N0)보다 각각 1.19배와 1.24배 높았다. 피복 모르터가 있는 보강된 기 둥(M0)의 최대내력은 T형 강판을 직접 정착한 기둥 (MD)보다 31% 낮았으며, 앵커를 이용하여 T형 강판을 정착한 기둥(MA)보다 24% 낮았다. 특히 T형 강판을 직 접 정착한 기둥의 연성비 및 일손상지수는 그렇지 않은 기둥(M0, MA)보다 각각 1.22배와 1.41~1.6배 높았다.
3.3 주철근과 T형 강판의 변형률 분포
횡변위 이력에 따른 주철근과 T형 강판에서의 변형률 분포를 Fig. 8에 나타내었다. 이들 변형률은 하부 스터브 에서 D/2 높이로 주철근 및 T형 강판에 부착된 와이어 스트레인게이지로부터 측정된 값이다. T형 강판의 정착 한 기둥과 그렇지 않은 기둥의 변형률 분포는 상이하였다.
Fig. 8 (a)의 피복 모르터가 없는 기둥의 경우 T형 강판 정착에 관계없이 모든 기둥에서 일정한 주철근 변형률 증 가를 보이고 있다. 그러나 T형 강판의 변형률은 T형 강 판이 정착된 기둥(NA)에만 횡변위 이력 증분에 따라 증 가하고 있으며 T형 강판이 정착되지 않은 기둥(N0)에서 는 100~400μ 범위에 있었다. Fig. 8 (b)의 피복 모르 터가 있는 기둥에서도 T형 강판의 정착으로 횡변위 이력 에 따른 T형 강판의 변형률 증가를 확인할 수 있었다. 특 히 피복 모르터가 있는 기둥에서의 T형 강판의 변형률은 주철근의 변형률보다 더 가파르게 상승하였으며, 피복 모 르터가 없는 기둥에서의 주철근 변형률이 피복 모르터가 있는 기둥의 주철근 변형률보다 높게 있음을 확인할 수 있었다. 이는 피복 모르터의 시공으로 인해 기둥의 중립 축 깊이가 증가하여 외측의 T형 강판에 모멘트 분담력이 증가되었기 때문이다.
3.4 최대 휨 내력 비교
와이어로프와 T형 강판으로 보강된 기둥의 최대 휨 내
(a) N (b) N0
(c) NA (d) M0
(e) MD (f) MA
Fig. 7 Lateral load-displacement relationship of each column specimen
력을 평가하기 위한 단면분할법을 Fig. 9에 나타내었다.
단면분할법 해석을 위한 기본 가정은 다음과 같다. 평면 은 휨 변형 후에도 평면이다; 콘크리트의 인장응력은 무 시한다; 피복 콘크리트는 압축 변형률은 일반적으로 인정 되는 0.004일 때까지만 유효하다; T형 강판과 콘크리트 기둥은 완전부착으로 가정하였다. 단면분할법의 비 구속 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Hognestad(1951)의 제안모델을 이용하였으며, 구속된 콘크리트의 응력-변형 률 관계는 Yang and Ashour(2007)의 모델을 이용하였
다. 또한 강재의 응력-변형률 관계는 변형도 경화구간까 지 모델링한 Park and Paulay(1975)의 모델을 이용하 였다. 해석방법은 기둥 단면을 미소단면으로 분할하여 곡 률 증분을 통해 모멘트를 산정하였다. 한편 ACI(American Concrete Institute Committee) 318-05(2005)의 해 석값은 등가응력블록을 이용하여 산정하였다.
단면부착법 및 ACI 318-05의 응력블록을 이용하여 예측된 기둥의 최대 휨 내력을 Table 3에 나타내었다. 해 석결과 단면분할법을 이용한 최대 휨 내력 예측 모델은
(a) without cover mortar (b) with cover mortar Fig. 8 Tensile strain behavior of longitudinal reinforcement and T-Plates at critical section
Fig. 9 Idealized distribution of strain and stress in strengthened column section
ACI 318-05의 해석값보다 실험결과를 잘 반영하고 있 었다. 특히 ACI 318-05의 해석값은 피복 모르터가 없는 보강된 기둥(N0)을 과소평가하고 있지만 단면분할법을 이용한 해석값은 실험결과와 잘 일치하였다. 그러나 정착 된 기둥(NA)에 대한 해석값은 단면분할법과 ACI 318- 05에서 각각 26%와 28% 과대평가하고 있었다. 이는 단 면분할법을 이용한 해석시 콘크리트 기둥과 T형 강판을 완전부착으로 가정하여 해석하였지만 실험결과에서 나타 낸 바와 같이 정착된 T형 강판은 콘크리트 기둥과 비 부 착이기 때문이다.
피복 모르터가 있는 기둥의 해석결과는 T형 강판이 정 착되지 않은 기둥에서는 단면분할법과 ACI 318-05의 해 석값 모두 실험결과와 잘 일치하였다. 그러나 정착된 기 둥에서는 피복 모르터가 없는 기둥과 마찬가지로 해석값 이 과대평가되고 있었으며, 앵커를 이용한 정착 기둥이 T 형 강판을 직접 정착한 기둥보다 더 과대평가되었다. 이는 피복 모르터가 있는 기둥에서도 정착된 T형 강판은 피복 모르터의 박리와 함께 콘크리트 기둥과 일체 거동을 하지 않기 때문이다. 따라서 정착된 T형 강판의 휨 하중 전달 능력은 완전부착을 가정한 경우의 약 50%로 산정되며 안 전측에서 와이어로프와 T형 강판으로 비부착 보강된 철 근콘크리트 기둥의 최대 휨 내력 산정이 가능하다.
4. 결 론
와이어로프와 T형 강판으로 보강된 기둥 5개와 무보강
기둥 1개의 내진성능 실험을 통해 다음과 같은 결론을 얻 었다.
1) 기둥 보강을 위한 비부착 와이어로프와 T형 강판은 콘크리트를 효과적으로 구속하면서 피복 콘크리트 박리 와 주철근의 좌굴 지연에 효과적이었다.
2) 피복 모르터가 없는 기둥에서 T형 강판의 정착으로 T형 강판이 정착되지 않은 기둥보다 24% 높은 최대 휨 내력을 보였다. 또한 피복 모르터가 있는 기둥의 최대 휨 내력은 T형 강판이 직접 정착된 기둥보다 31% 낮았으며, 앵커를 이용해 정착된 기둥보다 24% 낮았다.
3) T형 강판이 정착되지 않은 기둥의 T형 강판 변형률 은 기둥의 변위가 증가하여도 일정하였지만, T형 강판이 정착된 기둥의 T형 강판 변형률은 기둥의 변위 증가에 비례하여 증가하였다. 특히 피복 모르터가 있는 기둥의 T 형 강판 변형률은 주철근의 변형률보다 크게 나타났다.
4) 단면분할법을 이용하여 해석된 최대 휨 내력은 ACI 318-05에 비해 실험결과를 비교적 잘 예측하였다. 하지 만 T형 강판을 정착한 기둥의 최대 휨 내력은 비부착 거 동을 하는 T형 강판을 완전부착으로 가정하였기 때문에 실험결과를 다소 과대평가 하였다.
감사의 글
이 논문은 교육과학기술부와 한국산업기술재단의 지역 혁신인력양성사업 및 2008년도 교육과학기술부(지역거 점연구단육성사업/바이오하우징연구사업단)로부터 지원받
요 지
와이어로프와 T형 강판을 이용한 비부착공법의 내진성능을 평가하기 위해 중심 축하중과 반복 횡하중을 받는 5개의 보강된 기둥과 무보강 기둥을 실험하였다. 주요 변수는 T형 강판의 정착방법과 피복 모르터의 유 ․ 무이다. 실험결과 T형 강판이 정착된 기둥의 하중 분배로 인한 휨 내력 및 연성 증가를 확인할 수 있었다. 그러나 T형 강판이 정착되지 않은 기둥은 연성 증가에는 효과적이지만 T형 강판으로 하중이 분배되지 않았다. 피복 모르터가 있는 보강된 기둥은 효과적인 초기 강성 및 휨 내력 증가를 보였지만 연성증가에는 불리하였다. 단면분할법을 이용해 예측한 보강된 기둥의 최대 휨 내력은 등가응력블럭을 사용하여 예측한 ACI 318-05 기준보다 실험 결과를 예측하였다.
핵심 용어 : 보강, 와이어로프, 내진성능, 기둥, T형 강판, 정착
아 수행된 연구임.참고문헌
1. 건설교통부, “지진 현황과 시설물 안전대책”, 2005.
2. 기상청, “국내 기상청 지진 통계”, 2007.
3. 김성배, 서동기, 김상모, 이창남, “볼트 장력을 이용한 철근콘 크리트 기둥의 보강공법에 관한 실험적 연구”, 대한건축학회 논문집, 19권 9호, 2003. 09, pp. 11-16.
4. 이용택, 나정민, 김승훈, 이리형, “탄소섬유시트로 전단 보강 된 철근콘크리트 기둥의 거동”, 대한건축학회논문집, 18권, 4 호, 2002, pp. 19 ~26.
5. 한상환, “쓰촨성 지진과 우리나라 지진대책“, 대한건축학회 학 회지, Vol.52 No.10, 2008, pp.13
6. 한천구, 변항용, 박용규, “탄소섬유 접착 보강공법의 환경변화 에 따른 부착특성 평가”, 한국구조물진단학회지, 제12권 제2 호, 2008, pp. 67-74
7. ACI Committee 318. Building code requirements for structural concrete (ACI 318-05) and commentary (ACI 318R-05). American Concrete Institute: Farmington Hills (Michigan, USA); 2005.
8. Bae, S.J., “Seismic Performance of Full-Scale Reinforced Concrete Columns”, Dissertation of The University of texas at Austin, 2005. 12.
9. FEMA 356, “Prestandard and Commentary for the Seismic Rehabilitation of Buildings”, Federal Emergency Management Agency, Washington, DC, 2000.
10. Frangou, M., Pilakoutas, K. and Dritsos, S., “Structural Repair/Strengthening of RC Columns”, Construction and Materials, Vol. 9, No. 5, 1995, pp. 259-266.
11. Fukuyama, K., Higashibata, Y., Miyauchi, Y., “Studies on Repair and Strengthening Methods of Damaged Reinforced Concrete Columns”, Cement and Concrete Composites, Vol. 22, No. 1, 2000, pp. 81-88.
12. Hognestad E.A., “Study of Combined Bending and Axial Load in Reinforced Concrete Members”, University of Illinois Engineering Experimental Station; Bulletin Series No. 399; 1951.
13. Ishibashi, T., Tsuyoshi, T. and Kobayashi, K., “Seismic Retrofitting Methods Newly Developed for Railway Concrete Structures”, Journal of Advanced Concrete Technology, Vol. 2, No. 1, 2004, pp. 65-76.
14. Munawar A., Hussain and Robert G., Driver,
“Experimental Investigation of External Confinement of Reinforced Concrete Columns by Hollow Structural Section Collars”, ACI Structural Journal, Vol. 102, No 4, 2005, pp. 242-251.
15. Park R., Paulay T., Reinforced concrete structures.
Wiley Interscience; New York USA; 1975.
16. Sim, J.I. and Yang, K.H., “Flexural Behavior of RC Columns Strengthened with Wire Rope and T-plate Units,” ACI Structural Journal, 2009, in press
17. Sheikh, S.A., and Khoury, S.S., “Confined Concrete Columns with Stubs,” ACI Structural Journal, V. 90, No.
4, 1993, pp. 414-431.
18. Yang, K.H., Ashour, A.F., Tests of reinforced concrete short columns laterally strengthened with wire rope units. Magazine of Concrete Research 2007 59(8):
3717-3725.
19. Ye, L.P., Zhang, K., Zhao, S.H., Feng, P., “Experimental Study on Seismic Strengthening of RC Columns with Wrapped CFRP Sheets”, Construction and Materials, Vol. 17, No. 6/7, 2003, pp. 499-506.
