2.1 보강부재 선정

본 연구에 사용하고자 하는 기준실험체를 선정하기 위해 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 기둥간격이 8.1m이고, 큰 보 중간 에 작은 보 2개가 설치되어 있는 골조시스템의 기준평면을 이용하였다. 설계하중은 활하중과 고정하중의 하중조합으로 가정하였으며, 활하중은 3kN/m², 고정하중은 자중 및 칸막 이벽 등을 고려하여 5kN/m²로 가정하였다. 콘크리트 설계기 준 압축강도 및 철근의 항복강도는 각각 24MPa, 400MPa를 적용하였다. Fig. 1에 표시된 A부재와 B 부재는 본 연구에 서 기준실험체를 결정하기 위해 선정한 것이며, 각 부재의 최대 휨모멘트(M_u)에 대한 단면크기 및 배근에 따른 설계모멘트 (ϕM_n)를 Table 1에 나타내었다. Table 1에 나타낸 바와 같이 A 부재는 큰 보에 설치된 작은 보로 양단부에 모멘트가 발생 되지 않는 단순보로 가정하여 중앙부에서의 최대 휨모멘트 (M_u)는 w_u ×l²/8(Fig. 2 참조)으로 산정하였으며, B부재는 기 둥과 강접합 된 고정보로 보 단부에서의 부모멘트와 보 중앙 부에서의 정모멘트 값은 각각 -2×P_u ×l/9, P_u ×l/9 (Fig. 3 참조)로 산정하였다.

A 부재는 단순보 형태이므로 지점을 제외한 모든 구간에서 정모멘트가 발생하고, B 부재는 양단 고정보 이므로 양 단부 에서 부모멘트가 발생하고, 중앙부에서는 정모멘트가 발생한 다. 따라서 A, B 부재에 휨 보강이 필요한 경우에는 A 부재에 서는 정모멘트가 발생하는 보 하부에 휨 보강(Fig. 2 참조)을 실시하고, B 부재에서는 보 단부와 중앙부로 나누어 단부에 는 보 상부에 보강하고, 중앙부에는 보 하부에 휨 보강(Fig. 3 참조)을 실시해야 한다. 또한, Fig. 2와 Fig. 3에 설계하중을 초 과하는 하중에 의해 추가된 모멘트 빗금 친 부분으로 나타내 었으며, 추가된 모멘트에 저항할 수 있도록 적절한 보강이 이 루어져야 한다.

2.2 보강 재료물성

본 연구에 사용한 보강재 및 에폭시의 재료물성은 Table 2 에 나타낸 바와 같이 기존논문5)∽7)에 발표된 값을 적용하였으 며, 보강재별 응력도-변형률 관계 그래프는 Fig. 4와 같다.

2.3 기준실험체 선정 및 단면성능

2.1절에 기술한 A 부재와 B 부재 중에서 단순보인 A 부재 를 기준실험체로 하여 2.2절에 기술한 보강재의 재료물성을 적용하여 휨 보강효과를 파악하고자 한다. 휨 보강 효과를 정 확히 파악하기 위해서는 보강하지 않은 기준실험체의 휨 성 능과 보강한 실험체들의 휨 성능을 각각 비교하여야 한다. 본 절에서는 보강하지 않은 기준실험체에 대한 휨 성능을 파악 하기 위한 것으로 인장철근이 항복하기 전과 항복 이후의 모 멘트-곡(을 제시하고, 기준실험체의 휨 성능에 영향을 주는 변수를 파악하여 보강실험체에 적용하기 위한 것이다. Fig. 5 는 기준실험체가 항복단면 일 때와 극한단면 일 때로 각각 구 분하여 각 단면에 대한 이론분석에 적용되는 값을 정리하여 나타낸 것이다. 여기서 항복단면이란 인장철근이 항복변형( (є_y)에 도달할 때 압축콘크리트는 압괴가 발생하지 않은 단계 를 말하며, 극한 단면이란 압축콘크리트가 극한변형((є_cu)에 도달할 때 인장철근이 항복단면을 훨씬 지나 연성거동을 나 타내는 단계를 의미한다.

Fig. 6은 기준실험체가 항복단면일 때, 철근과 콘크리트의 변형률, 응력도 및 하중관계를 나타낸 것이다. 이 단계에서 인 장철근의 변형률(є_s)과 콘크리트의 변형(є_c)은 중립축(c)으 로부터 거리에 비례한다고 가정하고, 철근과 콘크리트에 발 생하는 응력은 각 재료시험으로부터 얻은 응력-변형률 곡선 을 이용하여 구할 수 있다.

그러나 철근과 달리 콘크리트의 응력 변형률 분포는 비선 형거동을 보이기 때문에 특정 위치에서의 콘크리트의 변형률 크기, 압축응력도 및 압축력의 크기를 정확하게 산정하기가 쉽지 않다. 따라서 본 연구에서는 Fig. 7에 나타낸 바와 같이 Hognestad8) 에 의해 제시된 응력도-변형( 곡선을 적용하였 다. 이 이론에 따르면 변형(과 응력도가 동시에 증가하면서 포물선 형태를 가지는 구간과 변형(이 증가하면서 응력이 선형으로 감소되는 구간으로 구분하며, 최대응력(f_ck)에 대응 하는 변형((є_o = 1.8f_ck/E_c , Fig. 7 참조)을 제안하고, 제안식 을 이용하여 압축영역에 있는 콘크리트의 응력을 식 (1)과 같 이 구할 수 있다.

앞서 기술한 바와 같이 인장철근의 변형(є_s)과 콘크리트 의 변형((є_c)은 중립축(c)으로부터 거리에 비례하고, 힘의 평 형으로부터 압축력과 인장력이 같아지는 점이 중립축 길이이 다. Fig. 8은 기준실험체가 항복단면일 때 중립축 길이를 나타 낸 것으로, 인장영역에 있는 철근의 인장력(T_s)과 압축영역 에 있는 철근에 의한 압축력(C_s) 및 콘크리트에 의한 압축력 (C_c)의 합이 같아지는 점을 표시한 것으로 중립축 길이는 145.4mm로 계산되었다.

극한단면은 KBC 20169) 기준에 제시되어 있는 설계법과 동 일한 개념으로 Fig. 9 에 나타낸 바와 같이 콘크리트와 철근의 변형률 관계는 선형을 유지하며, 압축콘크리트 응력분포는 등가직사각형 응력블록으로 가정하여 휨강도를 산정하였다. 항복단면에 비해 극한단면은 콘크리트의 압축변형률이 극한 변형률인 0.003에 도달되는 것으로 가정하며, 콘크리트의 응 력분포가 항복단면에서는 삼각형 형태로 가정한 반면에 극한 단면에서는 등가직사각형 응력블록으로 가정하여 계산하였 다. 등가직사각형 응력블록 깊이(α)는 중립축 거리(c)와 콘크 리트 압축강도 계수(β₁ )의 곱으로 표현된다.

Table 3은 기준실험체에 대한 항복단면 일 경우와 극한단 면일 경우의 중립축 길이(c), 면일 경우의 중립축 길이 (є_c, є_t), 공칭모멘트(M_n) 및 곡((ϕ), 그리고 연성비(η) 등을 식 과 함께 나타내었으며, 항복단면 및 극한단면에서의 휨모멘 트에 대한 산정식은 식 (2)∼식 (5)에 자세하게 나타내었다.(3)(4)

여기서, b; 보 폭, d; 보 유효춤, f_c;압축 연단에서의 콘크리 트 응력, c;중립축 길이, ∈ ′ s =압축철근의 압축변형률, σ ′ s ;압축 철근의 응력, A_s=인장철근양, A ′ s ;압축철근양, d′ ;압축연단 에서 압축철근까지의 길이, f_ck=콘크리트 설계압축강도, f_y; 인장철근의 항복강도, β₁=등가직사각형 응력블록 계수, a=등 가직사각형 응력블록, E_s=철근의 탄성계수 이다.

압축철근을 고려한 복근보로 하여 산정하였으며, 분석결 과 압축철근의 상태는 항복하기 전 상태인 것으로 나타났다. Fig. 10은 기준실험체의 항복단면과 극한단면의 모멘트-곡 (M-ϕ)곡선과 각 단면에서의 중립축 및 변형률 등을 같 이 나타내었으며, Table 3과 Fig. 10에서 보는 바와 같이 극한 상태(186.1kN.m)에서의 휨 강도는 항복단면(179.4kN.m)에 비해 약 3.7% 높게 나타났으며, 극한상태에서의 곡((ϕ_u)은 38.4××10^-6/mm)로 나타나 항복단면 에서의 곡( (ϕ_y = 6.8× 10^-6/mm)에 비해 약 5.6배 높게 나타났다.

3.1 보강 실험체의 보강 개요

보강하기 않은 기준단면에 FRP 시트로 보강했을 때 휨보 강 효과를 파악하기 위해 다양한 형태의 변수를 선정한 후 이 론적 분석을 실시하였다. Table 4는 이론적 분석에 사용된 총 11개 실험체의 단면크기, 보강재 종류, 보강겹수 등을 정리하 여 나타낸 것이다. Table 4에 나타낸 바와 같이 보강재 종류는 3종(CFS, GFS, PET)이며, 보강겹수는 보강재의 두께를 고려 하여 CFS와 GFS인 경우는 1겹, 2겹, 3겹으로 보강 하였으며, 상대적으로 두께가 얇은 PET의 경우는 5겹, 7겹, 10겹, 15겹 으로 보강하였다. 연성거동을 고려하여 인장철근과 보강재의 보강근비는 최소보강근비와 최대보강근비 이내가 되도록 하 였다. Fig. 11은 항복단면일 때 모멘트와 곡률을 산정하기 위 하여 철근과 콘크리트 및 보강재에서의 변형률, 응력도 및 하 중관계를 나타낸 것이고, Fig. 12는 극한단면일 때를 나타낸 것이다.

3.2 보강 실험체의 변수 해석 결과

Fig. 11과 Fig. 12에 나타낸 콘크리트의 압축하중(C_c), 압축 철근의 압축하중(C_s ), 인장철근의 인장하중(T_s ), 보강재료의 인장하중(T_f)과 중립축(c) 거리, 압축연단에서의 콘크리트 변 형률(є_c) 등을 이용하여 각 실험체의 휨모멘트와 곡(을 산정 하였다.

Table 5는 항복단면, 극한단면, 보강시 실제 단면으로 나누 어 c, C_{c + s}, T_{s + f}, є_c, ϕ, ϕ, C_s , T_s , T_f, c 등을 각 실험체 별로 정리 하여 나타낸 것이다. Fig. 13은 보강하지 않은 실험체(N-S)와 CFS로 보강한 실험체의 모멘트-곡률을 비교한 그래프이다. 그림에서 보는 바와 같이 CFS로 보강한 실험체의 휨보강 효과 는 1.18∽1.50로 나타났으며, 연성은 0.82∼0.61로 감소하 는 것으로 나타났다. Fig. 14는 보강하지 않은 실험체(N-S)와 GFS로 보강한 실험체의 모멘트-곡(을 비교한 그래프로 휨보 강 효과는 1.15∽1.35로 나타났으며, 연성은 0.85∼0.70 나 타났다. Fig. 15는 보강하지 않은 실험체(N-S)와 PET로 보강 한 실험체의 모멘트-곡률을 비교한 그래프로 휨보강 효과는 1.01∽1.03로 나타났으며, 연성은 0.99∼0.96 나타났다. SC-2, SG-1, SP-7 실험체(Table 5의 음영 부분)들은 보강량이 모두 동일한 실험체로 보강근비(ρ_f)가 0.77%인 실험체들로 휨강도는 CFS > GFS > PET 순으로 우수하고, 연성은 PET > GFS > CFS 순으로 우수한 것을 알 수 있다. 이는 Fig. 13∽ Fig. 15의 비교그래프에서도 같은 결과를 보여주고 있음을 알 수 있다. 또한, Table 5에 극한단면 일 때 휨모멘트와 실제 보강이 이루어지는 단면에서의 휨모멘트 비(M_a/M_u ) 및 곡(비 (ϕ_a/ϕ_u)는 각각 1.00∼1.07, 1.00∼0.94로 나타나 현장에 서 균열이 발생한 후에 보강을 실시했을 때와 균열이 발생하기 전에 보강했을 때 결과는 크지 않을 것으로 판단된다.