2.1 벨크로 구성 요소 및 특징

보강재로 활용한 벨크로의 형상 및 구성요소를 Fig. 1에 나타내었다. 벨크로는 갈고리 모양의 후크(Hook)와 고리모양의 루프(Loop) 그리고 후크와 루프가 부착되는 원단(Fabric)으로 구성되어 있다. 원단은 제직공법으로 제작 되며 위사와 경사로 이루어진다. 후크와 루프 그리고 원단 제작에 사용되는 원사(Yarn)는 폴리에스터를 100%의 혼입률로 설정하였다. 원사의 성능을 Table 1에 나타내었다.

본 연구에서는 한국특수섬유기술(주)에서 제조되는 공업용 벨크로(이하 Velcro-A)를 사용하였다. Velcro-A는 자동차 좌석시트 내·외부를 고정시키는 등 1회성의 강력한 결합으로 반영구적 고정이 필요한 산업분야에 많이 사용되고 있는 제품이다. 기존의 일반 벨크로는 암·수간의 접착과 탈착이 용이하지만, Velcro-A는 한번 접착 시 접착성이 매우 우수하여 탈착이 어렵다는 특징을 가지고 있다. 이는 Fig. 2와 같이 일반 벨크로의 후크가 원형원사에 얇은 갈고리 모양인 반면 Velcro-A는 십자 원사에 후크 헤드부분이 둥근 머쉬룸 모양으로 설계 및 제작되었기 때문이다.

Fig. 1 Components of Velcro

Fig. 2 Detailed shape of hook

2.2 벨크로 보강재 설계

Velcro-A의 후크와 루프 부착성능과 원단의 인장력 등의 개선을 통해 벨크로 보강재(이하 Velcro-B)를 개발하고자 하였다. 개선 내용을 Fig. 3에 나타내었다. 후크와 루프의 부착성능을 증가시키기 위해 후크의 갈고리 각을 높였으며, 루프는 원사의 두께를 증가시켰다. 또한 단위면적당 후크와 루프의 수를 증가시켰다. 원단의 인장력을 증가시키기 위해 305 데니아의 경사와 위사로 설계된 기존 벨크로 원단의 뒷면(후크와 루프가 없는 면)에 경사 915 데니아 및 위사 605 데니아로 설계된 고강도 원단을 열접합하여 부착하였다. 후크와 루프의 길이를 기존 벨크로 보다 짧게 설계하여 후크와 루프 간의 이격거리를 감소시켰다.

Fig. 3 Comparison of Velcro components

2.3 벨크로 재료물성

벨크로의 인장강도와 탄성계수를 확인하기 위하여 KS K 1309의 규정에 따라 Fig. 4와 같이 후크와 루프를 부착한 직사각형 형태로 각 5개 씩 총 10개의 시험체를 제작하였다. 제작된 시편은 300kN-UTM 실험장비를 사용하여 인장시험을 수행하였다. 시편의 두께(T)는 후크와 루프의 원단의 두께(t1, t2)만 측정하였다. 이는 후크와 루프는 벨크로의 인장력과 무관하기 때문이다.

인장시험체의 시험 결과를 Table 2에 정리하였다. 시험결과 Velcro-A의 평균 최대인장하중은 5.47 kN, 최대인장하중 발생 시 평균 변위는 39.80 mm으로 나타났으며, Velcro-B의 평균 최대인장하중은 6.84 kN, 최대인장하중 발생 시 평균 변위는 40.07 mm로 나타났다. 시편의 파단형상은 Fig. 5와 같으며, 벨크로 인장시험체의 하중-변위 관계곡선은 Fig. 6과 같다.

Fig. 4 Configuration of tension test specimen

Fig. 5 Failure mode of tension test specimen

Fig. 6 Load-displacement relation of Velcro

3.1 유한요소 모델링

기존의 공업용 벨크로와 성능이 개선된 벨크로를 보강재로 고려하여 RC기둥에 대한 보강을 수행하였을 때, 보강에 따른 거동을 예측하기 위하여 범용 구조해석 프로그램인 ABAQUS ^{(ABAQUS, 2018)}프로그램을 사용하여 비선형 유한요소 해석 연구를 수행하였다^{(Kwon et al., 2011; Kim et al., 2014(b))}. 해석에 사용된 비내진 RC기둥 실험체는 한국의 기존 구 학교 건물의 전단취약 RC기둥의 3/4 모델이며, 설계는 Fig 7과 같다. RC기둥 실험체의 상단은 400×380×400 mm의 블록에 연결되어 있으며 하단 끝은 900×900×640 mm의 기초에 연결이 되어 있다^{(Kim et al., 2013(b))}.

ABAQUS를 이용한 유한요소해석에서, 콘크리트는 8개 절점을 갖는 솔리드 요소로 모델링 하였으며, 철근은 2개의 절점을 갖는 트러스 요소로 모델링 하였다. 철근과 콘크리트는 완전부착된 것으로 가정하였고, 벨크로 보강재는 구조물의 휨 거동, 면내거동, 면외전단 거동과 그 상호연관관계를 표현할 수 있는 3차원 쉘요소로 모델링 하였다^{(Lee and Noh, 2007)}.

보강재로 고려된 벨크로 보강재를 모델링하여 기둥의 하단부로부터 75 mm 간격을 두고 길이 600 mm의 벨크로를 보강하는 것으로 가정하였으며, 실험을 통하여 획득한 Velcro-A와 Velcro-B의 인장 실험 결과를 바탕으로, 쉘요소의 재료 물성치를 입력하여 해석을 수행하였다. 경계조건은 RC기둥 기초의 하부를 고정 시켰고, 기둥의 단면에 대하여 최소 축하중(10%)을 계산하여 축력을 가력하였다. 수평방향의 가력은, 기둥의 머리부에 기둥 단면의 장변 방향으로 변위를 도입하여 해석을 수행하였다. 해석에서 사용된 하중 가력방법은 일방향 가력해석(Pushover analysis, ^{ACI Committee 437, 2012)}으로 기둥의 상부에 대하여 변위하중을 가력하였다.

시험체 모델링은 총 3개로 계획하였다. 해석 대상 실험체는 기준 실험체 NOR, Velcro-A로 보강한 VEA, Velcro-B로 보강한 VEB이다. 해석변수에 대한 모델링을 Table 3에 정리하였다.

3.2 재료구성모델

콘크리트의 솔리드 요소에 압축과 압축상태의 콘크리트 파괴 거동을 분석할 수 있는 콘크리트 손상소성모델(Concrete Damaged Plasticsity Model)을 사용하였다. 손상소성모델은 손상-소성 구성 모델을 예측하는데 적합하며, 구속압력 상태의 압축연화, 소성팽창, 강성손상 그리고 인장강화 특성을 포함하고 있다^{(Lubliner et al., 1989; Lee and Fenvas, 1998)} 철근의 트러스 요소에는 철근의 비선형성을 고려하여 완전 소성 모델(Perfectly Plastic Model)을 사용하였다. 콘크리트와 철근의 구성모델을 각각 Fig. 8과 Fig. 9에 나타내었고, 해석에 적용된 콘크리트와 철근 그리고 벨크로의 재료 물성치는 Table 4에 정리하였다. 벨크로의 인장강도는 Table 2에 나타낸 평균최대인장하중(Velcro-A: 5.47 kN, Velcro-B: 6.84 kN )을 면적(Velcro-A: 50 mm×1.2 mm, Velcro-B: 50 mm×1.4 mm)으로 나누어 계산하였다. 계산 결과 Velcro-A의 인장강도는 약 91MPa이며, Velcro-B의 인장강도는 약 97MPa이다.

Fig. 7 Details of column specimen

Fig. 8 Concrete damage plasticity model

Fig. 9 Constitutive model for steel material

3.3 해석결과

NOR실험체의 콘크리트 균열은 Fig. 10(a), (b)와 같이 가력면의 하단에 발생하였고, 변위가 증가될수록 기둥 측면에 전단균열이 같이 진행되어 상부로 전이되는 것을 확인하였다. 주철근은 변위 9.28 mm, 하중 77.41 kN에서 항복하였고, 전단철근은 변위 9.70 mm, 하중 79.05 kN에서 항복하였다. RC기둥은 변위 35.7 mm에서 최대강도 130.7 kN의 값을 나타내었다. 철근의 최종해석결과 응력도를 Fig. 10(c)에 나타내었다.

VEA실험체의 콘크리트 균열은 Fig. 11(a),(b)와 같이 가력면의 하단에 발생하였고, 변위가 증가될수록 기둥 측면에 전단균열이 같이 진행되어 상부로 전이되는 것을 확인하였다. 주철근은 변위10.47 mm, 하중 82.24 kN에서 항복하였고, 전단철근은 변위 10.96 mm, 하중 84.05 kN에서 항복하였다. RC 기둥은 변위 41.8 mm에서 최대강도 133.9 kN의 값을 나타내었다. 벨크로 보강재는 약 31MPa의 응력을 받았으며, 인장강도인 91MPa의 34% 수준으로 파괴되지 않은 상태이다. 철근과 보강재의 최종 해석결과 응력도를 Fig. 11(c), (d)에 나타내었다.

VEB실험체의 콘크리트 균열은 Fig. 12(a),(b)와 같이 가력면의 하단에 발생하였고, 변위가 증가될수록 기둥 측면에 전단균열이 같이 진행되어 상부로 전이되는 것을 확인하였다.주철근은 변위 12.31 mm, 하중 89.72 kN에서 항복하였고, 전단철근은 변위 10.15 mm, 하중 81.72 kN에서 항복하였다. RC 기둥은 변위 47.7 mm에서 최대강도 135.6 kN의 값을 나타내었다. 벨크로 보강재는 약 47MPa의 응력을 받았으며, 인장강도인 97MPa의 48% 수준으로 파괴되지 않은 상태이다. 철근과 보강재의 최종 해석결과 응력도를 Fig. 12(c), (d)에 나타내었다.

Fig. 10 Analysis result of NOR

Fig. 11 Analysis result of VEA

Fig. 12 Analysis result of VEB

3.4 해설결과 분석

벨크로 보강에 따른 내진성능보강효과를 검토하기 위한 유한요소 해석결과는 Fig. 13과 같다. Fig. 13에서 가로축은 가력에 따른 횡방향 발생변위를 기둥의 높이인 1000 mm로 나눈 변위비로 나타내었다. NOR시험체의 해석결과와 비교하여 벨크로 보강재의 사용에 따라 강도와 변위가 증가하는 것을 확인하였다. 최대하중과 최대하중이 발생 했을 때의 변위 및 변위비에 대한 해석결과는 Table 5에 정리하였다. Velcro-A로 보강한 RC 기둥의 최대강도는 3.2 kN 증가하였으며, 최대강도발생변위가 6.1 mm 증가하였다. Velcro-B로 보강한 RC기둥의 최대강도는 4.9 kN 증가하였으며, 최대강도발생변위가 12 mm 증가하였다.

RC기둥의 인장을 받는 주철근과 스터럽의 항복 시 RC기둥의 강도 및 변위를 Table 6에 정리하였다. NOR시험체의 해석 결과와 비교하여 벨크로 보강재의 사용에 따라 인장을 받는 주철근의 강도와 변위가 증가하는 것을 확인하였다. 스터럽은 VEA가 VEB보다 강도와 변위가 크게 나타났다.

비내진 RC기둥의 내진성능 개선을 위하여 벨크로가 적용된 보강재를 사용할 경우, 해석적으로는 강도와 변위가 증가하는 것으로 나타났다. 또한, 주철근 및 전단철근의 항복이 지연되는 것으로 나타났다.

Fig. 13 Analysis result of RC specimens