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ISSN : 2234-6937(Print)
ISSN : 2287-6979(Online)
Journal of Korea institue for Structural Maintenance Inspection Vol.17 No.6 pp.21-30
DOI : https://doi.org/10.11112/jksmi.2013.17.6.021

긴급시공이 가능한 FRP 내진보강재로 보강된 기둥의 내진성능평가 실험

김 진 섭1), 권 민 호2)*, 서 현 수3), 임 정 희4), 김 동 영5)
1) 정회원, 경상대학교 토목공학과 박사수료
2) 정회원, 경상대학교 토목공학과 공학연구원 교수, 교신저자
3) 정회원, 경상대학교 토목공학과 박사과정
4) 정회원, 경상대학교 토목공학과 박사과정
5) 정회원, 경상대학교 토목공학과 석사과정

An Experimental Study on Seismic Performance Evaluation of Retrofitted Column of FRP Seismic Reinforcement that can be Emergency Construction

Min-Ho Kwon, Jin-Sup Kim, Hyun-Su Seo, Jeong-Hee Lim, Dong-Young Kim

Received : 08/16/2013, Revised : 09/16/2013, Accepted : 09/24/2013

Abstract

As increasing number of large-size earthquake, the social interest of seismic retrofitting of RC structure is growing. Especially,the RC columns that are not reflected seismic design can not resist lateral loads by the earthquake. The brittle fracture ofNon-seismic designed columns lead to full collapse of the building. Thus, the emergency columns reinforcement method is needed.That have a fast construction time, do not cause damage to the column. In the past, cross-sectional expansion method, a steel platereinforcing method is applied mainly, but in recent years, carbon fiber sheet taking advantage of FRP (Fiber Reinforced Polymer)is widely used. In this study, retrofitting effect of seismic performance of FRP seismic reinforcement, which is possible toemergency construction, was examined. Reinforced concrete specimens were constructed to experimental study. The seismicperformence of specimes retrifitted with FRP seismic reinforcement were evaluated. As a result, the seismic performance ofspecimen reinforced with FRP seismic reinforcement has been improved.

1. 서 론

 최근 동아시아를 중심으로 지진이 발생하면서 국내에서도 지진 공포가 확산되고 있다. 인천백령도 부근에서 규모 4.9의 지진이 발생하였고, 국외의 경우 2013년 쓰촨성에서 발생한 강진 이후 3,543차례의 여진이 발생하였다. 강진으로 파손된 구조물은 뒤따라오는 여진으로 인한 2차 피해도 심각한 실정이다. 우리나라의 경우 1988년도부터 6층 이상의 건물에 대한 내진 설계가 의무화 되고 있으나 기존 대부분의 관공서, 공동주택, 학교 시설물 등이 내진설계가 의무화되기 이전에 건설되었기 때문에 지진에 대한 안정성을 보장할 수 없다 (Kim, 2011). 특히 구조물의 압축부재인 철근콘크리트 기둥부재의 횡방향 철근은 지진 시 종방향 철근의 좌굴을 방지하고, 심부 콘크리트를 구속하는 역할을 하며, 기둥의 전단강도를 증가시킨다. 그러나 내진 설계를 반영하지 않은 기둥은 지진에 의한 횡력에 저항하지 못하고 취성적인 파괴로 구조물 전체붕괴를 유발할 수 있어 적절한 보강을 통해 기둥 부재가 충분한 강도를 발휘할 수 있도록 해야 한다. 따라서 빠른 시간 내 보수⋅보강이 가능하고 기존 기둥에 대한 손상이 적으며 제작 및 시공 경비면에서 기존의 보강법과 구별되는 응급 보강법이 필요하다.

 철근 콘크리트 구조물의 재래식 보수⋅보강 방법으로는 강판보강법, 철골브레이스 보강법, 단면증설법, 벽체 신설법등이 있으나, 보강으로 인한 중량 증가, 시공조건 및 정밀 시공 등이 요구되는 단점을 내포하고 있다. 이러한 재래식 보수⋅보강법의 단점을 극복하기 위해서 최근 내구성이 우수한 탄소섬유⋅유리섬유⋅아라미드 섬유 등 경량의 복합 신소재를 이용한 FRP 시트 보강법이 널리 사용되고 있다 (Lee, 2007). 또한 FRP와 같은 복합재료가 사용된 구조물의 경우 타 구조물에 비해 내구성이 우수하며, 설계 및 시공여건에 큰 제약 없이 유지⋅보수가 간편하다 (Jung, 2004).

 본 연구에서는, 구조물의 응급복구 및 2차 피해를 감소시키기 위해 개발된 FRP 내진보강재의 내진보강성능을 평가하고자 하였다. 기존구조물에 대한 응급복구 시 보강성능을 평가하기 위하여 실제 구조물의 축소모델을 제작하였다. 축소된 시험체의 기둥에 FRP 내진보강재를 이용한 내진보강 시공 후 실내시험을 통하여 내진성능을 평가하였다.

2. FRP 내진보강재

 기둥을 보강하기 위하여 기둥과 맞닿은 벽체 등의 부재의 손상이 적으며, 시공시간이 짧고, 협소한 공간에서도 시공이 가능한 FRP 내진보강재를 개발하였다 (Kim et al., 2013). FRP 내진보강재는 FRP 시트와 알루미늄 체결부로 구성되며, FRP 내진보강재의 형상과 알루미늄 체결부의 조립 형상은 Fig. 1과 같다.

Fig. 1 Shape of FRP seismic reinforcement

 Fig. 1은 설계를 바탕으로 제작된 FRP 내진보강재와 알루미늄 체결부이다. FRP 시트는 ASTM D3039/ D3039M (ASTM, 2000)시험법에 의하여 FRP 라미네이트 8장을 적층하여 제작한 시편을 사용하여 인장실험을 수행하였다. 인장실험을 통하여 FRP 시트의 항복강도와 탄성계수를 측정하였다. FRP 내진보강재의 주요 재료의 재료물성치는 Table 1과 같다.

Table 1 Properties of Material

3. 실험계획

3.1 시험체 계획

 FRP 내진보강재의 내진성능 효과를 검증하기 위하여 비내진 상세를 갖는 국내의 기존 철근콘트리트 골조 학교 건물을 선정하였다. 비내진 상세를 갖는 국내의 철근콘크리트 구조의 학교건물 중, 주요 기둥부재에 대하여 FRP 내진보강재의 성능을 평가하고자 하였다. 비내진 상세를 갖는 국내 기존 철근콘크리트 학교건물의 골조를 실험실 여건에 맞추어 기둥의 단면을 80% 크기로 축소하였다 (Kim et al., 2013). 대상건물의 기둥단면과 축소된 시험체의 기둥단면은 Table 2와 같다.

Table 2 The cross section of specimens

 시험체 단면은 450×300mm의 장방형 기둥으로 전체 높이 3,000mm, 하부 기초 높이 500mm, 기둥높이 2,000mm이다. 콘크리트 압축강도는 기존 구조물의 설계압축강도를 참고하여 18MPa를 사용하였으며, 주철근은 8-D16, 횡보강근 D10으로 계획하였다. Fig. 2는 축소된 시험체의 상세도면이다.

Fig. 2 Details of test specimens

 개발된 FRP 내진보강재를 사용하여 기존 구조물에 대한 긴급시공 할 경우 효율적인 보강을 위해, 비선형 유한요소 해석을 통하여 FRP 내진보강재의 최적 보강량 산정하였다 (Chang et al., 2011). FRP 내진보강재의 내진성능을 검토하기 위하여 FRP 내진보강재의 폭을 150mm로 제작하였다. 내진보강 성능 향상을 위하여 Table 3과 같이 보강 시험체를 계획하였다 (Kim et al., 2013).

Table 3 Analysis result of specimens

3.2 실험방법

 시험체의 가력은 엑츄에이터와 구조시험용 가력프레임을 이용하였다. 시험장치의 설치 및 가력 계획은 Fig. 3과 같다. 구조물의 축력을 고려하기 위해 시험체 상단부와 하중프레임을 고정한 후, 4개의 인장잭을 이용하여 시험체에 0.1×fck×Ag 만큼의 축력을 가력하였다 (Kim et al., 2013). 횡방향 변위하중은 1,000kN 용량의 엑츄에이터로 변위제어 하였다.

Fig. 3 Test setup

 Fig. 4는 시험체의 횡방향 변위하중의 반복 사이클이다. 여기서 최초항복변위 (△y)는 수평하중에 의해 주철근의 변형률이 0.002에 도달 할 때의 변위이다. 최대변위 (△max)는 최대하중이후 내력이 80%로 저하되었을 경우의 변위로 정의하였다. 시편의 항복변위를 결정한 후 변위연성비 (μ)에 따라 반복변위를 결정하였다 (Lee, 2008).

Fig. 4 Loading displacement history

4. 실험결과

4.1 파괴형태

 ORF 시험체에 대한 시험결과 변위 연성비 1 (μ=1)일 때, 기둥 상⋅하단부에서 수평 휨 균열 및 전단균열이 발생하였다. 변위연성비 2 (μ=2)에서 전단균열이 다수 발생하였으며, 변위연성비 2.5 (μ=2.5)에서 전단균열의 폭이 커지면서 콘크리트 피복이 박리되기 시작하였고 곧 강도의 감소가 일어났다. 급격한 기둥파괴를 우려하여 시험을 중단하였다. ORF 시험체 파괴양상은 Fig. 5(a)와 같다.

Fig. 5 Crack patterns of specimens

 FRF 시험체는 비보강 시험체와 비교하기 위해 FRP 보강재 (150mm)로 시험체의 기둥 상⋅하단부에 총 12EA를 시공성을 고려해 10mm 간격을 두어 보강한 시험체이다. 변위연성비 1.5 (μ=1.5)일 때, 휨전단균열이 기둥의 상⋅하단부에서 발생하기 시작하였다. 변위연성비 3 (μ=3)에서 휨균열과 전단균열이 기둥 중앙부로 확대되었다. 변위연성비 4.5 (μ=4.5)의 부가력 일 때, 기둥의 좌측상단에서 우측하단으로 가로지르는 전단균열이 발생함과 동시에 주근이 좌굴되었다. 변위연성비 5 (μ=5.0)의 정가력 일 때, 기둥의 우측상단에서 좌측하단으로 가로지르는 전단균열이 발생하였고, 우측기둥의 하단부 FRP 보강판의 모서리에서 파단이 발생하면서 내력 저하로 시험을 종료하였다. FRF 시험체의 파괴양상은 Fig. 5(b)와 같다.

4.2 하중이력곡선

 ORF 시험체의 변위-하중 그래프를 Fig. 6(a)에 나타내었다. 변위가 증가함에 따라 하중이 함께 증가하고 횡변위 -13.2mm, 하중 -287.1kN 에서 주철근의 항복이 시작되었다. 시험체는 정가력에서 변위 28.4mm, 최대하중 359.5kN에 도달하였고, 부가력에서 변위 -28.6mm, 최대하중 -334.9kN에 도달하였다. 전단철근은 변위 -25.6mm, 하중 -333.4kN에서 항복하였다.

Fig. 6 Load-Displacement relation curve

 FRF 시험체의 변위-하중 그래프는 Fig. 6(b)와 같다. 변위가 증가함에 따라 하중이 함께 증가하였다. 횡변위 -13.0mm, 하중 -277.3kN일 때 주철근의 항복이 발생하였다. 시험체는 정가력에서 변위 57.5mm, 최대하중 395.8kN이 발생하였고, 부가력에서는 변위 -50.6mm, 최대하중 -421.3kN이 발생하였다. 전단철근의 항복은 변위 47.1mm, 하중 395.8kN일 때 발생하였다.

 Fig. 7과 Fig. 8은 기둥 주철근의 위치에 따른 변형률을 연성비별로 나타낸 그래프이다. 변형률 결과로부터 변위연성비 2.5이후에서 주철근의 변형이 크게 발생한 것을 볼 수 있다.

Fig. 7 Strain distribution of Main steel (ORF)

Fig. 8 Strain distribution of Main steel (FRF)

5. 실험결과 분석

5.1 최대강도 및 최대변위

 Table 4는 시험체별 최대강도와 최대변위, 항복변위를 정리하고 있다. 보강 시험체는 비보강 시험체에 비하여 최대강도는 약 1.17배, 최대변위는 약 1.76배 증가하였다. 최대강도와 최대변위가 증가한 것으로 미루어 FRP 내진보강재의 보강으로 전단력이 증가하여 기둥부재의 휨강도를 충분히 발휘할 수 있도록 전단파괴가 지연되는 것으로 판단된다. 정확한 검토를 위하여 유한요소 해석을 통한 콘크리트와 철근의 응력분포를 검토할 필요가 있다.

Table 4 Ultimate load and yield displacement of specimens

5.2 에너지 소산능력

 반복 횡하중에 의한 에너지 소산은 구조물의 지진 에너지를 흡수하여 손상을 감소시키기 때문에 구조물의 에너지 소산능력을 평가하는 것은 매우 중요하다. 각 시험체별 변위 연성비에 대한 에너지 소산능력을 Fig. 9에 나타내었다. ORF 시험체는 보강된 시험체에 비해 에너지 소산능력이 크지만 보강된 시험체에 비해 일찍 파괴되었다. FRF 시험체는 최종 변위 연성비에서 시험파괴를 우려해 (-)방향의 실험을 수행하지 않아 반복하중의 에너지소산능력을 평가 할 수 없었다.

Fig. 9 Energy dissipation capacity for cycle

 부재의 총 에너지 소산능력을 평가하기 위하여 각 변위 연성비에 따른 누적 에너지 소산능력을 Fig. 10에 나타내었다. 두 시험체는 초기에 유사한 거동을 보이지만 비보강 시험체가 보강 시험체 보다 일찍 파괴되어 낮은 소산에너지가 생성되었다. 최종적으로 누적된 에너지 소산능력의 평가결과 ORF 시험체 17,643.6kN⋅mm, FRF 시험체는 71,663.5kN⋅mm을 누적시켰다. 이를 통해 보강시험체는 비보강 시험체에 비해 에너지 소산능력이 약 4.1배 증가함을 알 수 있었다. 누적에너지 소산능력 비교를 Table 5와 같다.

Fig. 10 Accumulated energy dissipation capacity for cycle

Table 5 Accumulated energy disspation caoacity of specimens

5.3 부재 연성

 본 연구의 연성능력은 최대변위 (△max)에 대한 항복시의 변위 (△y)의 비인 변위연성비 μ로 정의하여 Table 6에 나타내었다. 최대변위값 (△max)은 최대하중이후 내력이 80%이하 저하되었을 경우의 최대하중 80%의 변위값으로, 나머지 경우 최대변위의 값으로 결정하였다.

Table 6 Ductility of specimen

 시험체의 변위연성비를 평가한 결과, ORF 시험체의 변위연성비는 2.2으로 나타났으며, FRF 시험체는 3.9로 나타났다. ORF 시험체와 비교했을 때 FRF 시험체가 약 1.77배 높게 나타났다.

6. 비선형 유한요소 해석

 본 연구에서는 시험체의 구조적 거동 및 강도 특성을 해석적으로 규명하기 위해 비선형 유한요소 해석도구를 이용하여 해석을 수행하였다.

 FRP 내진보강재 설계로 결정된 FRP 쉬트의 두께를 모델링하여 기둥의 상⋅하단부에 보강하는 것으로 가정하였다. 범용 구조 해석 프로그램인 ABAQUS를 사용하여 (Kwon et al., 2011) 기둥의 상⋅하단에 부착하는 FRP 내진보강재의 개수를 변화시키면서, 일방향 가력 해석 (Pushover analysis)을 적용하였다 (ACI Committee 437, 2012).

 해석대상 시험체는 기준 시험체 ORF, FRP 내진보강재 (150mm)로 시험체의 기둥, 상⋅하단부에 총 12EA로 보강한 FRF 시험체이다. 실제 시험체와 동일하게 FRP 내진보강재 간 10mm의 간격을 두었다. 재료 물성치는 시험체 제작 후 재료실험과 재료표를 참고하였으며, 사용재료 물성치는 Table 7과 같다.

Table 7 Properties of material

 ABAQUS를 이용한 유한요소해석에서, 콘크리트는 8개 절점을 갖는 고체 요소로 3차원 유한요소 모델링을 하였다. 철근과 콘크리트는 완전부착으로 가정하였고, FRP 시트는 3차원 모델링에서 해석 수렴성이 높은 쉘요소로 모델링하였다. FRP 시트는 콘크리트와 완전부착으로 가정하였다. 시험체의 경계조건은 철근콘크리트 프레임의 하부 단부를 고정시켰고, 상부 스터브에 축력 (0.1×fck×Ag) 및 횡방향 변위하중을 도입하여 해석을 수행하였다.

6.1 재료 비선형 구성모델

 콘크리트의 솔리드 요소에 적용시킨 구성 모델은 압축과 압축상태의 콘크리트의 파괴거동을 알 수 있는 콘크리트 손상소성모델 (Concrete Damaged Plastic Model)을 사용하였다. 이 모델은 손상-소성 구성모델로 예측하는데 적합한 모델로 구속압력상태의 인장강화, 압축연화, 강성손상과 소성팽창의 특성을 포함하고 있으며 Lubliner (Lubliner et al., 1989)에 의해서 처음으로 제안되었고 Lee와 Fenvas (Lee and Fenvas, 1998)에 의해서 개선된 모델이다. 철근의 트러스 요소에 적용된 구성모델은 철근의 비선형을 고려하여 완정 소성 모델 (Perfectly Plastic Model)을 사용하였다. FRP 시트는 항복 후의 취성거동을 포함하여 선형모델과 취성모델을 사용하였다. 콘크리트와 철근 및 복합재료의 구성모델을 각각 Fig. 11, Fig. 12, Fig. 13과 같다.

Fig. 11 Concrete damaged plasticity model

Fig. 12 Constitutive model for steel material

Fig. 13 Constitutive model for composite material

6.2 비선형 유한요소 해석결과

 ORF 시험체의 파괴양상과 해석에 의한 응력분포를 Fig 14에 나타내었다. 기둥 상⋅하 양 단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였다. 변위가 증가될수록 전단균열이 같이 진행되어 점차 기둥 중앙부로 전이 되는 것을 확인할 수 있었다. 기둥의 위험단면에 집중적으로 균열이 일어났다. 이러한 결과는 실험결과와도 잘 일치한다.

Fig. 14 Stress distribution of ORF

 주철근은 변위 7.3mm, 하중 273kN에서 항복하였고, 최종 파괴는 전단철근의 항복과 동시에 발생하였다. 최종해석결과 변위 25.8mm, 최대하중 358kN을 나타내었다. 철근의 응력집중지점은 상⋅하부 두 지점에서 발생하고 항복지점이 기둥 중앙부로 이동함을 알 수 있다. 철근 응력분포는 Fig. 14(c)와 같다. 시험체에 대한 복곡률 실험으로 인하여 주철근의 응력이 상⋅하 대칭으로 발생하고 있는 것을 확인할 수 있다. 또한 시험체의 두 기둥 중 하중 가력점의 반대쪽 기둥의 주철근에서 응력이 크게 발생하고 있음을 알 수 있다.

 FRF 시험체의 파괴 양상과 해석에 의한 응력 분포를 Fig. 15에 나타내었다. 기둥 상하부 양단부에서 휨균열이 주도적으로 발생하였다. 변위가 증가될 수 록 전단균열이 같이 진행되어 점차 기둥 중앙부로 이동하는 것을 확인할 수 있었다. 보강된 부분에서는 보강재에 응력이 집중되어 콘크리트 균열은 거의 발생하지 않았다. 이러한 해석결과는 실험결과와 잘 일치한다.

Fig. 15 Stress distribution of FRF

 주철근은 변위 8.1mm, 하중 383kN에서 항복하였고, 전단철근은 항복하지 않았다. 최종해석결과 변위 41.4mm, 하중 426.6kN의 값을 나타내었다. 철근의 응력집중지점은 상⋅하부 두 지점에서 발생하고 항복지점이 기둥 중앙부로 이동함을 알 수 있다. 한편, Glass FRP 시트의 응력은 강도의 21.4% 수준으로 나타났다. 철근의 응력분포는 Fig. 15(c)와 같다. 최종단계의 응력분포에서 전단철근의 응력이 크게 발생하고 있다. FRP 시트의 응력분포는 Fig. 15(d)와 같다. 응력의 분포가 대부분 보강재 끝단에서 발생하고 있다. 이러한 결과는 실험결과에서의 모서리 파괴와 상반된다. 해석에서는 FRP 시트를 완전히 부착된 것으로 가정였으나, 실제거동에서는 FRP 시트와 기둥사이에 미끄러짐이 발생하여 응력이 모서리로 집중된 것으로 판단된다.

7. 실험결과와 해석결과의 비교⋅분석

 Fig. 16은 시험체별 비선형 유한요소 해석결과와 시험결과를 나타낸 것이다. ORF의 경우 Fig. 16(a)와 같이 강도나 하중-변위곡선에서 (-)방향의 거동이 잘 일치하고 있다. FRF 시험체의 경우 Fig. 16(b)에서도 (-)방향의 초기 거동과 최대강도의 예측이 (+)방향에 비해 잘 일치하고 있다. 해석과 실험결과의 비교에서 ORF 시험체의 최대강도 오차가 FRF 시험체의 최대강도 오차보다 작은 이유는, 해석에서 FRP 시트와 콘크리트 시편의 접착면을 완벽한 부착면으로 고려하였기 때문이다.

Fig. 16 Comparison between experiment and FEM of Loaddisplacement relation curve

 실험과 해석에 의한 시험체별 최대 강도를 Table 8에 나타내었다. 해석에 의한 최대강도 결과와 실험에 의한 최대강도 결과가 거의 일치하고 있다.

Table 8 Comparison between experiment and FEM of ultimate load

 해석을 통하여 획득한 각 시험체의 최대하중, 항복변위 및 최대변위를 이용하여 각 시험체의 연성을 계산하여 Table 9에 정리하였다. 해석에서는 보강 시험체의 연성이 비보강 시험체에 비하여 약 1.46배 증가하였다.

Table 9 Calculated ductility from FEM

 Table 10은 시험결과와 해석결과를 바탕으로 각각 계산한 변위 연성비를 비교한 결과이다. 해석에 의한 연성이 실제 실험보다 작게 평가되므로 본 연구에서 수행한 비선형 유한 요소 해석방법을 사용하여 내진성능 보강효과를 평가할 경우, 기둥보강에 따른 구조물의 내진성능보강효과를 간접적으로 과소 평가할 수 있어, 추후 보강설계시 안전측의 보강설계가 가능할 것으로 판단된다.

Table 10 Comparison between experiment and FEM of ductility

8. 결 론

 본 연구에서는 여진에 의한 2차 피해를 감소시키기 위해 긴급시공이 가능한 FRP 내진보강재를, 철근콘크리트 구조물에 보강하여 내진성능을 평가하였다. 긴급시공 시 구조물에 대한 내진성능을 평가하기 위해 실험과 비선형 유한요소 해석을 수행하고 그 결과를 분석하였다. 본 연구에 대한 결론은 다음과 같다.

 (1) FRP 내진보강재는 작업공간의 제약이 적으며, 시공시간과 작업시간이 짧다.

 (2) FRP 내진보강재로 보강된 시험체는 비보강 시험체와 비교하여, 최대강도는 약 1.17배 증가하였고, 최대변위는 약 1.77배 증가하였다. 연성비의 경우 보강 시험체가 비보강 시험체보다 약 1.77배 증가하였다.

 (3) 비보강 시험체에 비하여 보강시험체의 누적에너지소산능력이 약 4.1배 증가하였다.

 (4) 비선형 유한요소 해석결과 비보강 시험체의 경우 실험과 유사한 하중-변위 곡선을 나타내었다. 보강 시험체의 경우 초기강성과 최대강도가 유사하게 나타났다.

 (5) FRP 내진보강재에 의해 응력이 분산되고, 균열이 제어되어 최대하중과 최대변위가 증가하였다. 또한 구조물의 연성과 에너지 소산능력이 증가하므로, 내진보강재로서의 적용이 가능할 것으로 판단된다.

감사의 글

 본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원 건설기술연구사업의 연구비지원 (13건설기술S01)에 의해 수행되었습니다.

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