Numerical Study on the Estimation of Surface Constrained Pressure for Ductile Behavior of RC Columns

1. 서 론

세계적으로 지진이 발생하면서 국내에서도 지진에 대한 공 포가 확산되고 있다(Jung et al., 2019). 국외에서는 2013년 쓰 촨성에서 발생한 지진 및 국내에서 발생한 경주, 포항지진 등 강진이 발생하고 있다(Kim et al., 2013a; Hur et al., 2015; Jung and Lee, 2018). 따라서, 지진으로부터 시설물의 안전을 확보 하기 위해 많은 국가에서 내진설계 및 보강에 대한 연구를 하 고 있다. 국내에서도 지진 발생빈도가 증가함에 따라 내진설 계가 되어있지 않은 시설물을 보강하기 위해 1990년대부터 연구를 활발히 진행하고 있다(Chang et al., 2012; Kim et al., 2014).

기둥은 압축력을 받는 부재로 휨모멘트와 전단력에 대하여

저항하는 부재이다. 지진 등 재난으로 인하여 예측하지 못한 횡하중에 대한 구조물의 안전성은 기둥의 연성능력에 따라 결정이 된다(Kim et al., 2013a; Lee and Yhim, 2013; Lim et al., 2015). 따라서 기둥은 내진설계 시 비탄성 범위까지 에너지를 분산시킬 수 있도록 고려하여야 하며, 강도와 연성도 고려되 어야 한다. 내진설계가 되어있지 않은 기둥은 지진에 의한 횡 방향 힘에 저항하지 못하고 취성파괴로 구조물 전체의 안정 성에 영향을 줄 수 있다. 따라서, 기둥의 취성파괴를 막기 위 해서는 내진설계에서 요구하는 연성적 거동으로 유도를 하 여야 한다.

본 연구에서는 RC 기둥의 연성능력을 유도하기 위한 표면 구속응력을 제안하고자 한다. 표면구속응력은 보강재로 기둥 을 보강하였을 때, 기둥에 가해지는 강도를 의미한다. 기둥의 파괴가 발생하여 기둥의 콘크리트 파편이 떨어져나갈 때, 표 면구속응력이 작용하여 떨어져 나오는 콘크리트 파편을 고정 시켜 기둥의 붕괴를 지연시킬 것으로 예상된다. 이에 따라 기 둥의 연성거동 확보가 이루어질 것으로 판단된다.

표면 구속 응력의 효과를 기존의 내진보강법을 활용한 방 법과 비교 검토하기 위하여, 기존에 수행한 실험연구와 비교

Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection Vol. 25, No. 3, June 2021, pp.48-56

https://doi.org/10.11112/jksmi.2021.25.3.48 pISSN 2234-6937

eISSN 2287-6979

RC 기둥의 연성거동을 위한 표면구속응력 산정에 관한 해석적 연구

김경민¹, 이수영¹, 김건우¹, 권민호², 김진섭^3*

Numerical Study on the Estimation of Surface Constrained Pressure for Ductile Behavior of RC Columns

Kyeong-Min Kim¹, Su-Young Lee¹, Geon-Woo Kim¹, MinHo Kwon², JinSup Kim^3*

Abstract:

As a result of the numerical study, the ductile behavior of the RC columns occurred according to the strength of the surface constraining stress. In addition, ductile behavior occurred almost constant above a certain surface constrained pressure. Compared with the numerical results and the experimental results, he reinforcing effect of the used seismic reinforcement of the column in experimental study was compared with the value of the surface constrained pressure for the RC column, and the seismic reinforcing effect was examined as the surface constrained pressure value for the RC column. In conclusion, in this work, surface constrained stress and constrained strength for ductile behavior of RC columns are derived. Based on the results derived, it is believed that it can be used as basic data on the review of seismic design methods and seismic performance complementary effects using ductile behavior induction of RC columns.

Keywords:

1학생회원, 경상대학교 토목공학과 석사과정

2정회원, 경상대학교 토목공학과 교수

3정회원, 경상대학교 토목공학과 부교수, 교신저자

*Corresponding author: [email protected]

Department of Civil Engineering at Gyeongsang National University, Gyeongsang National University, Jinju, Jinju-daero 501, Korea)

∙본 논문에 대한 토의를 2021년 7월 31일까지 학회로 보내주시면 2021년 8월 호에 토론결과를 게재하겠습니다.

Copyright Ⓒ 2021 by The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution

분석하였다. 기존 실험연구에서는 기둥의 연성보강을 위하여 GFRP 보강재를 적용하는 방법을 사용하였다. 실험연구 결과 를 바탕으로 GFRP 보강재에 의한 RC 기둥의 연성효과와 유 사한 효과를 나타낼 수 있는 표면 구속 응력을 유한요소 해석 을 통하여 검토하고자 하였다. 결론적으로, 비선형 유한요소 해석을 통하여, RC 기둥의 연성거동을 위한 최적의 표면 구속 응력을 산정하고자 하였으며, 표면구속응력의 효과를 실제 내진보강재의 보강 효과와 검토하여 표면 구속응력의 내진 성능 보강효과를 검토하고자 하였다.

2. 실험 연구

2.1 실험체 설계 및 측정

실험연구에서는 보강재에 따른 기둥의 거동을 파악하기 위 해 보강면적을 주요 변수로 하여 실험을 수행하였다. 기존의 건물의 기둥 중 비내진 설계된 기둥을 참고하여 RC기둥 실험 체를 설계하였다(Kim et al., 2013b; Ye et al., 2003). 실험에 사 용된 RC 기둥 실험체는 Fig. 1과 같다. 실험체의 높이는 2,040 mm 이며, 기초부의 높이는 640 mm, 기둥의 높이 1,000 mm로 설 계하여 제작하였다.

Fig. 2는 GFRP 보강재로 보강한 기둥 실험체를 나타내고 있다. ORC는 보강을 하지 않은 기둥이며, GLRC-1은 폭 75 mm 보강재 4개를 75 mm간격으로 보강한 실험체이다. GLRC-2 는 폭 225 mm 보강재 2개를 75 mm 간격으로 보강한 실험체 이며, GLRC-3은 폭 600 mm 보강재로 보강 범위 전체를 보강 한 실험체이다. 실험에서 사용한 GFRP 보강재의 물성치는 Table 1에 정리하였다.

실험연구에서는 실험체의 가력은 500kN 엑츄에이터를 이용하였다. 구조물에 축력을 가하기 위해 2개의 풀링잭을

이용하여 실험체에 285kN(

 × 

× 

2.2 실험결과 요약

실험 연구 결과 RC 기둥 실험체의 하중-변위는 Fig. 3과 같 이 나타났다. Fig. 3(a)는 ORC 실험체의 결과로, 최대하중은 144.8 kN으로 측정되었으며, 이때의 변위는 41.8 mm이다. Fig.

Fig. 1 Specimen details

(a) ORC (b) GLRC-1

(c) GLRC-2 (d) GLRC-3

Fig. 2 Arrangement of stiffener

Tensile strength [MPa]

Modulus of elasticity

[MPa]

Ultimate strain [μ]

GFRP 447.7 38,300 12044.4

Table 1 GFRP Material properties

3(b)에서 Fig. 3(d)는 보강재를 부착한 실험체로, GLRC-1 실험 체의 최대하중은 148.7 kN이며, 변위 69.4 mm에서 보강재가 파괴된 걸로 나타났다. GLRC-2 실험체는 최대하중 165.1kN, 보강재가 파괴된 변위는 74.0 mm로 나타났다. GLRC-3 실험 체의 경우는 최대하중 155.7 kN이며, 보강재가 파괴된 변위는 70.2 mm로 나타났다. 최대하중과 변위에 대한 값을 Table 2에 정리하였다. ORC와 GLRC-1, GLRC-2 그리고 GLRC-3의 파 괴강도와 파괴강도가 발생한 변위를 비교하였을 때, 파괴강도 와 변위 모두 증가하는 것으로 나타났다. 실험결과 분석에서 GFRP를 사용하여 보강한 기둥의 파괴거동이 모두 개선된 것 으로 나타났다.

3. 해석 연구

RC 기둥의 연성능력 개선을 위한 보강방법으로, 기둥 표면 에 구속응력을 작용시키고자 하였다. 표면 구속응력의 작용으 로 RC 기둥의 거동을 해석적으로 검토하고자 하였다. 실험연 구의 비보강 비내진 기둥 실험체를 활용하여 유한요소 해석모 델링을 하였다. RC 기둥 실험체의 표면 구속응력에 따른 연성 거동특성을 검토하기 위하여 기존 상용프로그램인 ABAQUS 프로그램을 사용하여 비선형 유한요소 해석을 수행하였다 (Kwon et al., 2011). 표면구속응력이 적용되는 면적은 앞선 실 험연구의 GFRP 내진보강재의 보강설계 면적과 동일하게 모델 링을 하였으며, 일방향 가력 해석을 적용하였다(ACI Committee 437, 2012). 보강한 면적에 대한 표면 구속응력을 일정하게 증 가시켜 해석을 수행하였다. 실험 연구와 동일한 환경을 구성 하기 위해 축력과 경계조건을 동일하게 설정하였다. 축력은 285 kN(

 × 

× 

비선형 유한요소 해석을 통하여, RC 기둥 실험체의 연성거 동을 위한 최적의 표면 구속응력을 산정하고자 하였다. 또한, 실험연구와 비교하여 GFRP 내진보강재의 보강 효과를 표면 구속응력으로 치환하여 검토하고자 하였다. 적절한 구속응력 을 산정하기 위해 구속응력은 0.1 MPa부터 0.1 MPa씩 증가시 켜 최대 1.2 MPa까지 표면 구속응력을 증가시켜서 해석을 수 행하였다.

(a) ORC

(b) GLRC-1

(c) GLRC-2

(d) GLRC-3

Fig. 3 Load-displacement relation of the column

Load at failure

(kN) Displacement at failure (mm)

ORC 144.8 41.8

GLRC-1 148.7 69.4

GLRC-2 165.1 74.0

GLRC-3 155.7 70.2

Table 2 Summary of experimental test results

3.1 재료 비선형 구성모델

콘크리트 솔리드 요소에 적용한 구성모델은 압축과 압축상 태의 콘크리트 파괴거동을 파악할 수 있는 손상소성모델 (Concrete Damaged Plasticsity Model)을 사용하였으며, 8개 절점을 갖는 고체요소로 3차원 유한요소 모델링을 하였다. 이 모델은 손상-소성 구성 모델을 예측하는데 적절하며, 구속압 력 상태의 소성팽창, 압축연화, 인장강화 그리고 강성손상 특 성을 포함하고 있다(Lubliner et al., 1989). 철근의 트러스 요

소에 적용한 모델은 철근의 비선형성을 고려하여 완전 소성 모델(Perfectly Plastic Model)을 사용하였다. 콘크리트와 철근 의 구성모델을 각각 Fig. 4와 Fig. 5에 나타내었고, 해석에 적 용된 재료 물성치는 Table 3에 정리하였다. 콘크리트의 강도 는 보수적인 예측을 위해 설계값인 24 MPa을 사용하였다.

3.2 해석 및 모델링

기둥 해석 대상 실험체는 보강하지 않은 실험체, 75 mm간 격으로 띠 형태로 보강한 실험체, 폭을 225 mm씩 75 mm간격 으로 보강한 실험체, 폭 600 mm로 기둥 하단부 전체를 보강한 실험체이다. 사용 구조해석 프로그램인 ABAQUS(ABAQUS, 2018)를 이용한 유한 요소해석에서 앞선 실험 연구와 동일하 게 기둥 하부에서 75 mm를 띄운 후 보강재 범위에 표면구속 응력을 가하도록 모델링 하였다. 실험체의 경계조건은 기둥의 기초 전체를 고정하였으며, 기둥의 상부에 285 kN의 축력을 가하였다. 기둥의 상단부에 선으로 가력하였으며, 변위제어로 최대 100 mm까지 가력하였다. 표면구속응력은 BC(Boundary Condition)로 적용시켜 축력과 함께 적절한 하중을 가할 수 있도 록 모델링하였다. 기둥의 가력부와 보강범위는 Fig. 6과 같다.

4. 해석 결과 분석

4.1 ORC

ORC에 대한 해석한 결과는 Fig. 7과 같다. ORC의 파괴하 중은 144.8 kN이며, 파괴발생 변위는 41.8 mm로 나타났다.

ORC 해석결과 파괴강도는 130.8 kN이며, 파괴발생 변위는 39.8 mm 로 나타났다.

실험한 ORC의 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다 (Kim et al., 2013b). Fig. 8(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한요 소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 8(b)와 같다. 해석결과와 실 험결과에서 나타난 파괴형상은 유사하다.

Fig. 4 Concrete damage plasticity model

Fig. 5 Constitutive model for steel material

Yeild Strength

(MPa) Young’s Modulus

(MPa) Poisson’s Ratio

Concrete 24 25,811 0.2

Steel 300 200,000 0.3

Table 3 Material properties

Fig. 6 ABAQUS　modeling

4.2 GLRC-1

표면 구속응력을 GLRC-1과 같이 해석한 변위-하중 그래프 는 Fig. 9와 같다. 그래프에서 구속응력이 0.7 MPa에서부터 그래프의 변화가 크지 않았으며, 파괴가 발생하는 변위가 크 게 증가하였다. GLRC-1의 표면 구속응력별 파괴강도와 파괴 발생 변위를 Table 5에 정리하였다.

GLRC-1의 실험결과 기둥의 파괴발생 변위는 69.4 mm이 며, 하중은 148.7 kN으로 계산되었다. GLRC-1 실험체와 같은

면적에 0.7 MPa의 표면 구속응력을 가력한 기둥의 파괴 변위 는 68.2 mm이며, 파괴되었을 때의 하중은 125.1 kN으로 계산 되었다. 0.7 MPa 이상의 표면구속응력에서는 파괴가 발생하 는 변위가 큰 차이를 나타냈다. 따라서, GLRC-1 실험체와 가 장 유사한 거동을 나타내는 구속응력은 0.7 MPa이라고 판단 된다. GLRC-1의 표면 구속응력에 따른 파괴 하중과 파괴하 중이 발생한 변위에 대한 결과를 Table 6에 정리하였다.

실험한 GLRC-1의 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다

Fig. 7 Comparison of experimental and numerical results(ORC)

(a) Experiment (b) Numerical Fig. 8 Comparison of failure states(ORC) ORC Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

Experiment 144.8 41.8

Numerical 130.8 39.8

Table 4 Comparison of experimental and numerical results(ORC)

Fig. 9 Comparison of experimental and numerical results(GLRC-1)

Pressure Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

0.1MPa 124.5 49.9

0.2MPa 125.3 50.0

0.3MPa 126.8 45.9

0.4MPa 127.8 46.6

0.5MPa 129.3 47.5

0.6MPa 129.6 51.2

0.7MPa 125.1 68.2

0.8MPa 126.8 82.9

0.9MPa 128.4 93.5

1MPa 131.6 121.4

1.1MPa 132.8 146.3

1.2MPa 134.6 189.8

Table 5 Analysis results of GLRC-1

GLRC-1 Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

Experiment 148.7 69.4

Numerical

(0.7MPa) 125.1 68.2

Table 6 Comparison of experimental and numerical results(GLRC-1)

(Kim et al., 2013b). Fig. 10(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한 요소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 10(b)와 같다. 해석결과와 실험결과에서 나타난 파괴형상은 유사하다. Fig. 10(a)의 파 괴형태를 분석하였을 때, 기둥의 하부 에서 먼저 균열이 발생 하였으며, 유한요소 해석결과에서도 실험과 유사한 파괴형상 이 발생하였다.

4.3 GLRC-2

표면 구속응력을 GLRC-2와 같이 해석한 변위-하중 그래프 는 Fig. 11과 같다. 그래프에서 표면 구속응력을 0.1 MPa부터 차례대로 가하였을 때, GLRC-2의 실험결과와 표면구속응력 을 1.1 MPa을 가한 GLRC-2의 해석결과와 거의 유사한 거동 이 나타났다. GLRC-2가 파괴된 변위보다 표면 구속응력이 1.1 MPa일 떄 실험한 GLRC-2의 파괴된 변위 보다 후에 파괴

가 발생하였다. 표면 구속응력별 파괴강도와 파괴발생 변위 는 Table 7에 정리하였다.

GLRC-2의 실험결과 기둥의 파괴발생 변위는 74.0 mm이 며, 하중은 165.1 kN으로 계산되었다. GLRC-2 실험체와 같은 면적에 1.1 MPa의 표면 구속응력을 가력한 실험체의 파단 변 위는 80.0 mm이며, 하중은 141.4 kN으로 계산되었다. 그래프 와 파괴발생 변위를 고려하였을 때, 표면 구속응력이 1.1 MPa 일 떄 GLRC-2 실험결과의 거동과 유사하였다. GLRC-2의 표 면 구속응력에 따른 파괴 하중과 파괴하중이 발생한 변위에 대한 결과를 Table 8에 정리하였다.

실험한 GLRC-2의 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다 (Kim et al., 2013b). Fig. 12(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한요 소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 12(b)와 같다. 해석결과와 실험결 과에서 나타난 파괴형상은 유사하다. 표면 구속응력이 1.1 MPa인 경우 유한요소 해석에 따른 균열분포는 Fig. 12(b)와 같다. Fig.

12(a)의 파단형태를 분석하였을 때, 기둥의 하부에서 보강재가 파괴되었으며 하부에 먼저 균열이 발생하였다. 유한요소 해석 결과에서도 실험과 유사한 파괴형상이 발생하였다.

4.4 GLRC-3

표면 구속응력을 GLRC-3과 같이 해석한 변위-하중 그래프

(a) Experiment (b) Numerical Fig. 10 Comparison of failure states(GLRC-1)

Fig. 11 Comparison of experimental and numerical results(GLRC-2)

Pressure Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

0.1 136.9 50.3

0.2 139.3 51.3

0.3 137.9 51.6

0.4 137.0 45.2

0.5 138.4 46.5

0.6 138.5 46.5

0.7 140.3 47.1

0.8 141.5 48.0

0.9 140.8 54.6

1 141.1 60.3

1.1 141.4 80.0

1.2 143.6 114.8

Table 7 Analysis results of GLRC-2

GLRC-2 Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

Experiment 165.1 74.0

Numerical

(1.1MPa) 141.4 80.0

Table 8 Comparison of experimental and numerical results(GLRC-2)

는 Fig. 13과 같다. 구속응력이 0.9 MPa에서부터 파괴하중이 증가하는 폭이 줄어들었다. 또한, 구속응력이 0.9 MPa에서 실 험에서 도출한 GLRC-3 거동과 유사하게 나타났다. 표면 구 속응력별 파괴하중과 파괴발생 변위는 Table 9에 정리하였다.

GLRC-3 실험체의 실험결과 기둥이 파괴된 발생한 변위는 70.2 mm이며, 파괴하중은 155.7 kN으로 계산되었다. GLRC-3 에 0.9 MPa의 표면 구속응력을 가력한 실험체의 파괴발생 변 위는 69.2 mm이며, 파괴하중은 136.7 kN으로 계산되었다. 실 험결과와 해석결과의 기둥의 파괴발생 변위는 유사한 구간에 발생하였다. 따라서, GLRC-3 실험으로 도출한 거동과 가장 유사한 거동을 나타내는 표면구속응력은 0.9 MPa이라고 판단 된다. GLRC-3 실험체와 유사한 표면 구속응력에 따른 최대하 중과 변위에 대한 결과를 Table 10에 정리하였다.

실험한 GLRC-3 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다

(Kim et al., 2013b). Fig. 14(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한 요소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 14(b)와 같다. 해석결과와 실험결과에서 나타난 파괴형상은 유사하다.표면 구속응력이 0.9 MPa인 경우 유한요소 해석에 따른 균열분포는 Fig. 14(b)

(a) Experiment (b) Numerical

Fig. 12 Comparison of failure states(GLRC-2)

GLRC-3 Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

Experiment 155.7 70.2

Numerical

(0.9MPa) 136.7 69.2

Table 10 Comparison of experimental and numerical results(GLRC-3)

Fig. 13 Comparison of experimental and numerical results(GLRC-3)

(a) Experiment (b) Numerical Fig. 14 Comparison of failure states(GLRC-3) Pressure Failure load

[kN] Displacement at failure load [mm]

0.1 133.5 42.0

0.2 135.0 45.9

0.3 136.6 53.2

0.4 137.5 38.8

0.5 141.5 50.0

0.6 141.8 44.2

0.7 141.0 37.1

0.8 142.0 44.0

0.9 136.7 69.2

1 137.9 85.6

1.1 139.2 126.2

1.2 140.4 148.7

Table 9 Analysis results of GLRC-3

와 같다. Fig. 14(a)의 파괴형태를 분석하였을 때, 기둥 하부에서 먼저 균열이 발생하여 기둥 하부의 보강재가 파괴되었다. 유한 요소 해석결과에서도 실험과 유사한 파괴형상이 나타났다.

4.5 해석결과 요약 및 분석

해석결과를 바탕으로 각 실험체별 내진성능 개선을 위한 최 적의 구속응력을 도출하였다. 표면구속응력의 하중-변위 그래 프에서 표면구속응력이 증가함에 따라 기둥이 파괴하중이 증 가하였으며, 표면구속력이 적절한 구속력에 도달하면 파괴하 중이 증가하는 폭이 줄어들었다. 이는 적절한 표면구속응력 가 해지면 더 높은 표면구속응력이 가해져도 강성능력에 의한 보 강효과는 다르지 않을 것으로 판단된다. GLRC-1는 구속응력 이 0.7 MPa일 때, 그래프 형태와 기둥이 파괴된 변위가 실험값 과 유사하게 도출되었으며, 실험결과와 유사한 보강효과가 나 타났다고 판단된다. GLRC-2는 표면구속응력이 1.1 MPa일 때, GLRC-3 실험체는 0.9 MPa에서 그래프 형태와 파괴발생 변위

가 실험값과 유사하게 도출되었다. 보강면적별 적절한 표면 구 속응력과 파괴하중 및 변위는 Table 11에 정리하였다.

기둥의 보강에 따른 연성능력 확인을 위해 ORC를 기준으 로 실험결과와 해석결과의 파괴발생 변위를 분석하였다. 실 험한 ORC와 GLRC-1, GLRC-2 그리고 GLRC-3 간의 파괴발 생 변위의 차이는 각각 27.9, 32.5 그리고 28.7로 산출되었다.

해석연구에서 ORC(Numerical)와의 파괴발생 변위의 차이는 GLRC-1(0.7 MPa)는 28.9, GLRC-2(1.1 MPa)는 40.7 그리고 GLRC-3(0.9 MPa)는 29.9로 산출되었다. 결과를 비교해보았 을 때, GLRC-1, GLRC-2 그리고 GLRC-3의 파괴 발생 변위가 ORC의 파괴 발생 변위보다 크게 나타났다. 실험연구에서 파 괴발생 변위가 증가함에 따라 연성능력이 증가되었으며, 해 석연구에서도 파괴발생 변위가 증가하였다. 각 시편의 파괴 발생 변위의 차이를 Table 12에 정리하였다.

각 표면구속응력과 시편별 면적을 고려하여 표면 구속강도 를 계산하였다. 기둥 보강 시, 보강재로 인해 구조물에 가해지 는 표면구속강도가 본 연구와 같이 측정이 된다면 연성능력 을 확보할 수 있을 것으로 판단된다. 따라서, 표면구속강도는 기둥 보강 시, 가이드라인이 될 것으로 판단된다. 각 실험체 별 표면구속응력은 Table 13에 정리하였다.

5. 결 론

본 연구에서는 RC기둥의 연성능력을 유도하기 위해 구속 응력 산정에 대한 해석 연구를 수행하였다. 구속응력에 대한 효과를 검증하기 위해 기둥 실험과 같은 보강면적을 적용하여 실험 결과와 해석 결과를 비교 분석하였다. 해석연구는 적절한 구속응력 산정을 위한 비선형 유한요소 해석을 수행하였고, 그 결과를 분석하였다. 본 연구에 대한 결론은 다음과 같다.

(1) RC기둥의 구속응력이 증가할수록 파괴발생 변위가 증 가하였으며, 실제 실험결과와 유사한 거동을 나타내었 다. 따라서, 표면구속응력 증가에 따라 연성능력이 개선 되었음을 확인할 수 있다.

(2) 표면구속응력의 하중-변위 결과 최적의 표면구속응력 이상의 표면구속응력을 크게 가하여도 파괴하중의 변 화는 적으며, 파괴발생 변위는 증가하였다. 따라서, 보 강대상 기둥에 대한 표면구속응력 결과를 통하여 강성 및 연성 능력 검증을 수행할 수 있을 것으로 판단된다.

(3) 표면구속응력에 의한 RC기둥의 구속강도는 RC기둥 보 강면적에 따라 다르게 발생하였다. 각 보강면적 별 RC 기둥의 연성거동을 위한 표면구속응력과 구속강도를 도출하였다. 도출한 결과를 바탕으로 RC기둥의 연성 보강 방법 및 내진성능 보강효과 검토에 대한 기초자료 로 활용이 가능할 것으로 판단된다.

Specimen Pressure

[MPa] Failure load

[kN] Displacement at failure [mm]

GLRC-1 0.7 125.1 68.2

GLRC-2 1.1 141.4 80.0

GLRC-3 0.9 136.7 69.2

Table 11 Summary of surface constrained pressure

Specimen Pressure [MPa] Area [mm

] Load [kN]

GLRC-1 0.7 816,000 285.6

GLRC-2 1.1 612,000 673.2

GLRC-3 0.9 408,000 367.2

Table 13 Binding strength by reinforcement area Experiment result

ORC GLRC-1 GLRC-2 GLRC-3

Displacement

[mm] 41.5 69.4 74.0 70.2

Differences

from ORC 0 27.9 32.5 28.7

Numerical result [Numerical] ORC GLRC-1

[0.7MPa] GLRC-2

[1.1MPa] GLRC-3 [0.9MPa]

Displacement

[mm] 39.3 68.2 80.0 69.2

Differences

from ORC [mm] 0 28.9 40.7 29.9

Table 12 Displacement of results and displacement of difference

(4) 본 연구는 하나의 재료 물성치와 시편 크기에 대해서만 결과를 제시하고 있다. 다양한 재료와 사이즈의 시편에 대한 추가 연구를 수행한다면 보강재에 의한 구속력을 활용한 연성 설계법 도출이 가능할 것으로 판단된다.

감사의 글

본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으 로 수행되었음(과제번호 21CTAP-C157156-02).

References

1. ABAQUS, (2018), Dassault System Simulia Corp., Analysis User’s Manual, Version 6.14.

2. ACI Committee 437, Load Tests of Concrete Structures: Methods, Magnitude, Protocols, and Acceptance Criteria (ACI 437.1R-07).

3. Chang J., Kwon M., Kim J., and Joo C., (2012), NumericalStudy for Seismic Strengthening of RC columns Using Fiber Reinforced Plastic Composite, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection.

4. Hur, M. W., Chun, Y. S., Hwang, J. S., and Kim, J. H. (2015), Seismic Capacity of Non-seismic Designed RC Framed Building Retrofitted by Double I-type Metallic Damper, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 19(6), 010-017.

5. Jung, J. S., and Lee, K. S. (2018), A Seismic Capacity of R/C Building Damaged by the 2016 Gyeongju Earthquake Based on the Non-linear Dynamic Analysis, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 22(1), 137-146.

6. Kim, J. S., Kwon, M. H., Seo, H. S., Lim, J. H., and Kim, D. Y.

(2013a), Analytical Study for Optimal Reinforcement Amount and Development of FRP Seismic Reinforcement that can be Emergency Construction, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 17(5), 136-145.

7. Kim, J. S., Kwon, M. H., Jung, W. Y., and Limkatanyu, S.(2013b), Seismic performance evaluation of RC columns reinforced by GFRP composite sheets with clip connectors, Constructinand Building Materials, 43, 563-574.

8. Kim, S. K., Park, J. K., Han, S. H., Kim, B. C., and Jang, I. Y. (2014), Study on Reinforcement Effect of Circular RC Columns by Helical Bar Under Cyclic Lateral Load, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 18(1), 048-058.

9. Kown, M. H., Shing, P. B., Mallare C., and Restrepo, J. (2011), Seismic Resistance of RC Bent Caps in Elevated Mass Transit Structures, Earthquake Spectra, 27, 67-88.

10. Lee, W. C., and Yhim, S. S. (2013), Study on Seismic Performance of RC Column with Super-Flexibility Membrane, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 17(5), 01-12.

11. Lim, J. H., Kwon, M. H., Seo, H. S., and Kim, J. S. (2015), Performance Evaluation of Steel Frame with FRP Composite Panel according to Guide System, Korean Society for Advanced Composite Structures, 6(2), 46-51.

12. Lubliner, J., Oliver, J., Oller, S., and Onate, E. (1989), A Plasticdamage Model for Concrete, International Journal of Solids and Structures, 25(3), 299-326.

13. Seo, S. Y., and Ham, J. H. (2012), Experimental Study on the Confinement Effect of Headed Cross Tie in RC Column Subjected to Cycling Horizontal Load, The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, 16(5), 1-10 (10 pages).

14. Ye, L. P., Zhang, K., Zhao, S. H., and Feng, P., (2003), Experimental Study on Seismic Strengthening of RC Columns with Wrapped CFRP Sheets, Constr Build Mater, 17(6-7), 499-506.

15. Jung, H. C., Jung, J. S., and Lee, K. S. (2019), Seismic Performance Evaluation of Internal Steel Frame Connection Method for Seismic Strengthening, Journal of the Korea Concrete Institute, 31(1), 79-88.

Received : 02/15/2021 Revised : 04/12/2021 Accepted : 05/06/2021

요 지 : 최근 세계적으로 발생한 지진으로 구조물의 내진보강에 대한 관심이 높아지고 있다. 구조물의 내진성능 향상을 위하여 기둥에 대

한 내진 보강이 이루어져야 한다. 기둥의 내진성능을 개선하기 위하여 다양한 보강법이 개발되고 있다. 본 연구에서는 RC기둥의 내진성능을 향상시키기 위하여, 기둥의 표면에 구속응력을 가력하여 내진성능을 평가하기 위한 해석적 연구를 수행하였다. 해석적 연구를 위하여 기둥에 대한 실험연구를 활용하였으며, 실험결과와 해석결과의 파괴형상 및 거동특성을 비교하였다. 해석결과 표면구속응력의 강도에 따라 RC기둥 의 연성거동이 발생하였다. 일정 표면구속강도 이상에서는 연성거동이 거의 일정하게 발생하였다. 실험결과와 비교하여 실험에서 사용된 보 강재의 보강정도를 RC기둥에 대한 표면구속응력값과 비교하여, 보강효과를 표면구속응력으로 검토하였다. 결론적으로, 본 연구에서 RC기둥 의 연성거동을 위한 표면구속응력과 구속강도를 도출하였다. 도출한 결과를 바탕으로 RC기둥의 연성거동유도를 이용한 내진 설계 방법 및 내 진성능 보가효과의 검토에 대한 기초자료로 활용이 가능할 것으로 판단된다.

핵심용어 : 내진보강, RC 기둥, 연성거동, 표면구속응력