2.1 실험체 설계 및 측정

실험연구에서는 보강재에 따른 기둥의 거동을 파악하기 위해 보강면적을 주요 변수로 하여 실험을 수행하였다. 기존의 건물의 기둥 중 비내진 설계된 기둥을 참고하여 RC기둥 실험체를 설계하였다(Kim et al., 2013b; Ye et al., 2003)^(7,14). 실험에 사용된 RC 기둥 실험체는 Fig. 1과 같다. 실험체의 높이는 2,040 mm이며, 기초부의 높이는 640 mm, 기둥의 높이 1,000 mm로 설계하여 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-2는 폭 225 mm 보강재 2개를 75 mm 간격으로 보강한 실험체이며, GLRC-3은 폭 600 mm 보강재로 보강 범위 전체를 보강한 실험체이다. 실험에서 사용한 GFRP 보강재의 물성치는 Table 1에 정리하였다.

실험연구에서는 실험체의 가력은 500kN 엑츄에이터를 이용하였다. 구조물에 축력을 가하기 위해 2개의 풀링잭을 이용하여 실험체에 285kN($0.1\times f_{ck}\times A_{g}$)만큼의 축력을 가하였다. 실험은 변위제어로 실험하였으며, 반복 횡하중으로 가력하였다.

2.2 실험결과 요약

실험 연구 결과 RC 기둥 실험체의 하중-변위는 Fig. 3과 같이 나타났다. Fig. 3(a)는 ORC 실험체의 결과로, 최대하중은 144.8 kN으로 측정되었으며, 이때의 변위는 41.8 mm이다. Fig. 3(b)에서 Fig. 3(d)는 보강재를 부착한 실험체로, GLRC-1 실험체의 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 실험체의 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 파괴강도와 파괴강도가 발생한 변위를 비교하였을 때, 파괴강도와 변위 모두 증가하는 것으로 나타났다. 실험결과 분석에서 GFRP를 사용하여 보강한 기둥의 파괴거동이 모두 개선된 것으로 나타났다.

3.1 재료 비선형 구성모델

콘크리트 솔리드 요소에 적용한 구성모델은 압축과 압축상태의 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, 구속압력 상태의 소성팽창, 압축연화, 인장강화 그리고 강성손상 특성을 포함하고 있다(Lubliner et al., 1989)⁽¹²⁾. 철근의 트러스 요소에 적용한 모델은 철근의 비선형성을 고려하여 완전 소성 모델(Perfectly Plastic Model)을 사용하였다. 콘크리트와 철근의 구성모델을 각각 Fig. 4와 Fig. 5에 나타내었고, 해석에 적용된 재료 물성치는 Table 3에 정리하였다. 콘크리트의 강도는 보수적인 예측을 위해 설계값인 24 MPa을 사용하였다.

3.2 해석 및 모델링

기둥 해석 대상 실험체는 보강하지 않은 실험체, 75 mm간격으로 띠 형태로 보강한 실험체, 폭을 225 mm씩 75 mm간격으로 보강한 실험체, 폭 600 mm로 기둥 하단부 전체를 보강한 실험체이다. 사용 구조해석 프로그램인 ABAQUS(ABAQUS, 2018)⁽¹⁾를 이용한 유한 요소해석에서 앞선 실험 연구와 동일하게 기둥 하부에서 75 mm를 띄운 후 보강재 범위에 표면구속응력을 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 있도록 모델링하였다. 기둥의 가력부와 보강범위는 Fig. 6과 같다.

4.1 ORC

ORC에 대한 해석한 결과는 Fig. 7과 같다. ORC의 파괴하중은 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)⁽⁷⁾. Fig. 8(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한요소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 8(b)와 같다. 해석결과와 실험결과에서 나타난 파괴형상은 유사하다.

4.2 GLRC-1

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

GLRC-1의 실험결과 기둥의 파괴발생 변위는 69.4 mm이며, 하중은 148.7 kN으로 계산되었다. GLRC-1 실험체와 같은 면적에 0.7 MPa의 표면 구속응력을 가력한 기둥의 파괴 변위는 68.2 mm이며, 파괴되었을 때의 하중은 125.1 kN으로 계산되었다. 0.7 MPa 이상의 표면구속응력에서는 파괴가 발생하는 변위가 큰 차이를 나타냈다. 따라서, GLRC-1 실험체와 가장 유사한 거동을 나타내는 구속응력은 0.7 MPa이라고 판단된다. GLRC-1의 표면 구속응력에 따른 파괴 하중과 파괴하중이 발생한 변위에 대한 결과를 Table 6에 정리하였다.

실험한 GLRC-1의 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다(Kim et al., 2013b)⁽⁷⁾. Fig. 10(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한요소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 10(b)와 같다. 해석결과와 실험결과에서 나타난 파괴형상은 유사하다. Fig. 10(a)의 파괴형태를 분석하였을 때, 기둥의 하부 에서 먼저 균열이 발생하였으며, 유한요소 해석결과에서도 실험과 유사한 파괴형상이 발생하였다.

4.3 GLRC-2

표면 구속응력을 GLRC-2와 같이 해석한 변위-하중 그래프는 Fig. 11과 같다. 그래프에서 표면 구속응력을 0.1 MPa부터 차례대로 가하였을 때, GLRC-2의 실험결과와 표면구속응력을 1.1 MPa을 가한 GLRC-2의 해석결과와 거의 유사한 거동이 나타났다. GLRC-2가 파괴된 변위보다 표면 구속응력이 1.1 MPa일 떄 실험한 GLRC-2의 파괴된 변위 보다 후에 파괴가 발생하였다. 표면 구속응력별 파괴강도와 파괴발생 변위는 Table 7에 정리하였다.

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

실험한 GLRC-2의 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다(Kim et al., 2013b)⁽⁷⁾. Fig. 12(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한요소 해석에 따른 응력 분포는 Fig. 12(b)와 같다. 해석결과와 실험결과에서 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 해석결과에서도 실험과 유사한 파괴형상이 발생하였다.

4.4 GLRC-3

표면 구속응력을 GLRC-3과 같이 해석한 변위-하중 그래프는 Fig. 13과 같다. 구속응력이 0.9 MPa에서부터 파괴하중이 증가하는 폭이 줄어들었다. 또한, 구속응력이 0.9 MPa에서 실험에서 도출한 GLRC-3 거동과 유사하게 나타났다. 표면 구속응력별 파괴하중과 파괴발생 변위는 Table 9에 정리하였다.

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

실험한 GLRC-3 최종 파괴 형상은 전단파괴로 나타났다(Kim et al., 2013b)⁽⁷⁾. Fig. 14(a)와 (b)는 기둥의 후면이며, 유한요소 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)와 같다. Fig. 14(a)의 파괴형태를 분석하였을 때, 기둥 하부에서 먼저 균열이 발생하여 기둥 하부의 보강재가 파괴되었다. 유한요소 해석결과에서도 실험과 유사한 파괴형상이 나타났다.

4.5 해석결과 요약 및 분석

해석결과를 바탕으로 각 실험체별 내진성능 개선을 위한 최적의 구속응력을 도출하였다. 표면구속응력의 하중-변위 그래프에서 표면구속응력이 증가함에 따라 기둥이 파괴하중이 증가하였으며, 표면구속력이 적절한 구속력에 도달하면 파괴하중이 증가하는 폭이 줄어들었다. 이는 적절한 표면구속응력 가해지면 더 높은 표면구속응력이 가해져도 강성능력에 의한 보강효과는 다르지 않을 것으로 판단된다. GLRC-1는 구속응력이 0.7 MPa일 때, 그래프 형태와 기둥이 파괴된 변위가 실험값과 유사하게 도출되었으며, 실험결과와 유사한 보강효과가 나타났다고 판단된다. GLRC-2는 표면구속응력이 1.1 MPa일 때, GLRC-3 실험체는 0.9 MPa에서 그래프 형태와 파괴발생 변위가 실험값과 유사하게 도출되었다. 보강면적별 적절한 표면 구속응력과 파괴하중 및 변위는 Table 11에 정리하였다.

기둥의 보강에 따른 연성능력 확인을 위해 ORC를 기준으로 실험결과와 해석결과의 파괴발생 변위를 분석하였다. 실험한 ORC와 GLRC-1, GLRC-2 그리고 GLRC-3 간의 파괴발생 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 비교해보았을 때, GLRC-1, GLRC-2 그리고 GLRC-3의 파괴 발생 변위가 ORC의 파괴 발생 변위보다 크게 나타났다. 실험연구에서 파괴발생 변위가 증가함에 따라 연성능력이 증가되었으며, 해석연구에서도 파괴발생 변위가 증가하였다. 각 시편의 파괴발생 변위의 차이를 Table 12에 정리하였다.

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