송정원
(Jeong-Weon Song)
1
송진규
(Jin-Gyu Song)
2†
-
정회원, 전남대학교 건축학부 강사
-
정회원, 전남대학교 건축학부 교수, 교신저자
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
내진보수보강, 반복 주기하중, 섬유시트 보강, 바잘트섬유 시트, 내진성능
Key words
Seismic rehabilitation, Cyclic lateral loading, Fiber sheet reinforcing, Basalt fiber sheet, Seismic performance
1. 서 론
성능 목표를 만족하는 콘크리트 구조물은 일반적으로 우수한 내구성과 구조적 안정성을 갖는다. 그러나 각종 자연현상 및 물리적 작용에 의해 사용 연수가
증가함에 따라 구조물에는 물리적⋅화학적 변형이 축적되고, 이로 인해 노화 및 성능 저하가 자연스럽게 발생한다(Ha et al., 2015).
더불어 시대적 요구를 반영한 설계기준의 지속적인 개정으로 인해, 특정 조항이 도입되기 이전에 시공된 구조물은 내재된 성능 취약성이 문제로 대두되며,
내진설계가 적용되지 않은 구조물의 경우에는 정밀한 내진성능 검토와 함께 경제적이고 효과적인 보수⋅보강이 요구된다(Kim et al., 2013).
이러한 구조적 성능 확보를 위한 방법 중 하나로 기둥 보강이 자주 선택된다. 기둥은 구조물 상부 하중을 지지⋅전달함과 동시에 지진 및 풍하중 등 수평하중에
저항하는 주요 수직 부재로, 구조물 전체의 파괴 모드와 직결되는 핵심 요소이다.
철근콘크리트 기둥은 시간 경과에 따라 화학적⋅물리적 요인으로 인한 노후화와 내력 저하가 불가피하게 발생하며, 이에 대한 적절한 보강 및 성능 평가를
통해 구조물의 성능 목표를 성공적으로 달성할 수 있다.
이러한 성능 및 만족도 평가를 위해서는 비선형 해석이 필수적으로 수행되어야 하며, 그 신뢰도는 대상 구조물의 비선형 모델링 완성도에 좌우된다.
본 연구는 보수⋅보강이 요구되는 기존 구조물의 성능 평가 및 성능 목표 달성 여부 판단을 위한 해석 모델 정립을 목적으로 한다. 특히, 다양한 섬유보강
시트 중 바잘트 섬유 시트를 활용한 보강 방법을 대상으로, 반복 주기 하중 재하 실험 결과와 비선형 해석 결과를 비교 분석함으로써 구조물 성능 평가를
위한 해석적 근거 자료를 축적하고자 하였다(Chang et al., 2012; Choi et al., 2011; Kim et al., 2019; Cho et al., 2020).
2. 구조 실험
본 연구는 다양한 섬유 시트로 보강된 기둥의 내진 성능을 검증하기 위한 반복 주기 하중 가력 실험 결과 중 일부를 대상으로 수행하였다.
휨 파괴 및 전단 파괴를 유도한 총 12개의 실험체는 무보강 기준 실험체 3개와, 바잘트 섬유, 유리 섬유, 아라미드 섬유를 사용하여 기둥의 일부
또는 전면을 보강한 9개로 구성되어 있다(Song, 2020).
이 중 바잘트 섬유 시트를 사용하여 보강한 사각 단면 전단 기둥에서, 보강 유무에 따른 내진 성능 차이가 현저하게 나타났으며, 특히 기둥의 일부를
감싸 보강한 경우보다 전면을 감싸 보강한 경우에서 파괴 모드에 특이점이 나타나는 등 섬유 시트 보강 방식에 따른 차이가 두드러지게 나타났다. 이에
본 연구에서는 해당 기둥을 중심으로 실험 결과와 해석을 바탕으로 한 성능 분석을 수행하였다.
2.1 실험제 제작
대상 실험의 개요는 다음과 같다.
- 콘크리트의 설계기준 압축강도 $f_{ck}$는 $21MPa$이며, 기둥의 주근으로는 D22(SD500)을, 전단 보강근으로는 D10(SD300)을
사용하였다. Table 1에는 콘크리트 공시체의 압축강도와 철근 재료시험의 결과를 나타내었다.
- 바잘트 섬유에 대한 재료 시험 결과는 Table 2에 나타내었다.
- 기둥 보강에 사용되는 섬유 시트는 부착 시 올 방향에 따라 보강 성능에 차이가 발생한다(Kim and Hong, 2011). 본 연구에서는 바잘트 섬유 시트의 올 방향을 보강 효과가 큰 것으로 보고된 45º가 되도록 부착하였다.
실험체의 치수, 단면 형상 및 특성과 섬유시트 보강 영역에 대한 정보는 Fig. 1, Fig. 2와 Table 3에 나타내었다. Table 3의 $V_{n}$과 $M_{n}$은 기둥의 공칭전단강도와 공칭모멘트 강도이며, 바잘트섬유 시트 보강을 통해 기대되는 기둥의 전단보강 효과를 배제할
경우 모든 실험체는 기준 실험체인 SRN과 동일한 휨강도와 전단강도를 보이도록 단면을 계획하였다. 전단 보강된 3개의 기둥 SRB-1, 2, 3은
모두 동일하게 기둥의 전면에 대하여 두께 0.327 mm의 바잘트섬유 시트를 2겹 적층하여 감싸 에폭시수지를 사용해 기둥과 일체화시키는 방식으로 보강하였다.
Fig. 1 Configurations and reinforcement details of specimen
Table 1 Material properties of Concrete and Reinforcement
|
Concrete
|
Design compressive
strength [MPa]
|
Cylinder strength
[MPa]
|
|
SRN, SRB-1~3
|
21
|
23.2
|
|
Reinforcement
|
Yield strength
[MPa]
|
Tensile strength
[MPa]
|
|
D10(SD300)
|
315.0
|
489.6
|
|
D22(SD500)
|
538.5
|
727.7
|
Table 2 Material properties of Basalt fiber sheet
|
Spesimen
|
Tensile strength
[MPa]
|
Elastic modulus
[MPa]
|
|
1
|
2220.91
|
89610
|
|
2
|
2432.03
|
91740
|
|
3
|
2227.13
|
95540
|
|
4
|
2268.42
|
99920
|
|
5
|
2332.97
|
93200
|
|
Average
(Standard deviation)
|
2296.69
(88.05)
|
94002
(3951)
|
Table 3 Specimen list
|
|
Size
[mm]
|
$f_{ck}$
[MPa]
|
$f_{y}$
[MPa]
|
$f_{s}$
[MPa]
|
$\dfrac{P_{u}}{A_{g}f_{ck}}$
|
$V_{n}$
[kN]
|
$M_{n}$
[kN⋅m]
|
Longitudinal
bar
|
Tie
|
|
|
SRN
|
350
☓
350
|
21
|
500
|
300
|
0.1
|
147
|
214.3
|
12-D22
|
D10@350
|
Non reinforced
|
|
SRB-1
|
Basalt fiber reinforced
|
|
SRB-2
|
|
SRB-3
|
$f_{ck}$: compressive strength of concrete, $f_{y}$: yield strength of flexural reinforcement,
$f_{s}$: yield strength of shear reinforcement, $V_{n}$: nominal shear strength, $M_{n}$:
nominal flexural strength, S: shear column, R: rectangular cross section, N: non reinforced,
B: Basalt fiber reinforced
2.2 구조 실험
구조 실험은 목포대학교 해양케이블시험 연구센터에서 실시하였으며, 실험체의 설치 상황은 Fig. 3과 Fig. 4에 나타내었다.
실험체는 상⋅하부 스터브와 기둥 부분으로 이루어져 있으며, 하부 스터브는 반력 바닥에 유압을 이용하여 수평 및 회전 변위가 발생하지 않도록 고정하였다.
기둥의 단면을 기준으로 $0.1A_{g}f_{ck}$에 해당하는 중력 하중은 실험체 상부의 철골 가력보와 상부 스터브 사이에 설치된 오일잭을 통해
기둥에 전달되도록 하였고, 수평 방향의 반복 주기 하중은 반력벽에 설치된 가력기를 통해 가력하였다. 실험이 진행되는 동안 실험체의 면외 움직임 및
비틀림을 제어하기 위해 가이드 프레임과 볼지그를 설치하였다.
수평 하중은 ACI T1.1R-01 기준에 따라, 각 단계가 이전 단계의 125∼150% 범위에 들도록 계획하였으며, 하중 가력 이력은 Fig. 5에 나타내었다(ACI, 2001). 또한, 동일한 횡변위비에서의 강성 및 강도 저하에 대한 정보를 확보하기 위해 동일 변위 조건에서 3회 반복 가력하였으며, 실험체의 내력이 현저히
저하되는 구간까지 실험을 수행하였다.
Fig. 3 Photo of set up after installation
Fig. 4 Installation of test specimen
Fig. 5 Lateral loading history
2.3 실험 결과 분석
구조 실험 결과는 최종 균열 및 파괴 양상, 하중–변위비 관계, 연성, 에너지 소산 능력의 관점에서 분석하고, 해석 결과와 비교하였다.
Fig. 6에는 실험체의 최종 균열 양상을 나타내었다. 균열 조사는 중력 하중 가력 직후, 각 횡변위비 단계의 세 번째 사이클 종료 직후, 그리고 최종 파괴
시에 수행되었다. 무보강 기준 실험체인 SRN은 변위비 0.67% 구간에서 시작된 전단 균열이 변위비 1.33%에서 크게 증가하였고, 이후 변위비
1.67% 구간에서 급격한 내력 저하를 보이며 최종 파괴되었다.
반면, 기둥 전체를 바잘트 섬유 시트로 감싸 보강한 SRB-1, 2, 3은 변위비 0.4%에서 갭 오프닝이 형성된 이후, 해당 갭 오프닝의 진전만을
보이다가 Fig. 6(b), (c), (d)에 나타난 바와 같이 최종 파괴 시 기둥 압축 측 단부에서 압괴가 발생하며 파괴되었고, 최종 파괴 시까지 전단 균열은 발생하지 않았다.
Fig. 7에는 각 실험체의 횡하중–횡변위비 관계와 철근의 항복 시점을 나타내었다.
무보강 기준 실험체인 SRN은 변위비 1.0%에서 전단 보강근이 항복하였고, 직후 변위비인 1.67%에서 최대 강도 발현 후 급격한 내력 저하를 보이며
파괴되는 전형적인 전단 지배 기둥의 횡하중–횡변위비 관계를 나타내었다.
반면, SRB-1, 2, 3 실험체는 변위비 2.0%에서 주철근 항복이 발생한 후, 변위비 2.59% 이후 최대 강도 발현과 함께 변위비 4.0%에
이를 때까지 뚜렷한 하중 증감과 전단철근의 항복 없이 변위만 증가하는 연성적인 거동을 보여주었다.
Table 4에 실험 결과를 정리하여 나타내었다. 모든 실험체는 최소 1.3배 이상의 초과 강도를 나타내었다. 특히 바잘트 섬유 시트로 보강한 실험체의 최대 하중은
공칭 휨강도에 해당하는 전단력인 $V_{f}$ 이상의 값을 보이며 공칭 전단강도 $V_{n}$과 비교할 때 1.8배 이상 증가하였다.
Table 4의 제5열 $D_{y}$는 철근의 항복 시점을 통해 산정한 항복 변위이며, 무보강 기준 실험체인 SRN은 전단 보강근의 항복 시점을 기준으로, 바잘트
섬유 시트로 보강된 SRB-1, 2, 3 실험체는 주근의 항복 시점을 기준으로 산정하였다. 제9열의 연성 $\mu$는 항복 변위 $D_{y}$와 극한
변위 $D_{u}$의 비를 통해 산정하였으며, 바잘트 섬유 시트로 보강한 기둥의 연성은 무보강 기둥보다 2배 이상 크게 나타났다.
Fig. 8에는 포락 곡선, 강성, 누적 에너지 소산 항목으로 비교하여 나타내었다. 바잘트 섬유 시트로 보강된 SRB-1, 2, 3 실험체의 경우, 최대 강도
및 주기별 강성 증가, 최대 강도 발현 시점의 지연과 함께 극한 변위비 증가 및 이에 따른 누적 에너지 소산량 증가를 확인할 수 있었다.
Table 5에는 SRB-1, 2, 3 실험체의 누적 에너지 소산량을 나타내고, 무보강 실험체인 SRN의 누적 에너지 소산량과 비교하였다. 에너지 소산량은 횡하중–횡변위비
관계 그래프에서 각 변위 단계별 3회 사이클 중 첫 번째 사이클의 이력 곡선 면적을 통해 산정하였다. 바잘트 섬유 시트로 보강한 실험체의 총 누적
에너지 소산량 평균값은 무보강 실험체에 비해 약 9배 크게 나타났다.
Fig. 6 Final cracks and damage distributions
Fig. 7 Shear force-drift ratio of specimens
Fig. 8 Comparison of structural performance for specimens
Table 4 Test results
|
|
$V_{n}$
[kN]
|
$M_{n}$
[kN⋅m]
|
$V_{f}$
[kN]
|
$V_{\max}$
[MPa]
|
$D_{y}$
[%]
|
$D_{V_{\max}}$
[%]
|
$D_{u}$
[%]
|
$\dfrac{V_{\max}}{V_{n}}$
|
$\mu$
|
Failure
mode
|
|
SRN
|
147.0
|
214.3
|
238.1
|
192.0
|
1.00
|
1.67
|
1.67
|
1.31
|
1.67
|
Shear failure
|
|
SRB-1
|
276.5
|
2.00
|
2.59
|
4.0
|
1.88
|
2.00
|
Flexural failure
|
|
SRB-2
|
278.5
|
2.00
|
2.67
|
4.0
|
1.89
|
2.00
|
|
SRB-3
|
278.0
|
2.00
|
2.67
|
4.0
|
1.89
|
2.00
|
$V_{n}$: nominal shear strength, $M_{n}$: nominal flexural strength, $V_{f}=M_{n}/L$,
$L$: Clear height of the column excluding stub lengths, $V_{\max}$: maximum shear
strength, $D_{V_{\max}}$: drift ratio at maximum force, $D_{u}$: ultimate drift ratio,
$\mu$: ductility, S: shear column, R: rectangular cross section, N: non reinforced,
B: Basalt fiber reinforced
Table 5 Material properties of Basalt fiber sheet
|
Spesimen
|
Accumulated energy
kN-mm
|
$\dfrac{E_{Test}}{E_{SRN}}$
|
|
SRN
|
322.98
|
1.00
|
|
SRB-1
|
2919.75
|
9.04
|
|
SRB-2
|
2774.40
|
8.59
|
|
SRB-3
|
3176.65
|
9.84
|
|
Average
(Standard Deviation)
|
2956.93
(203.69)
|
9.16
(0.63)
|
$E_{SRN}$: accumulated energy of SRN
$E_{Test}$: accumulated energy of test specimen
2.4 비선형 해석
실험체의 비선형 모델링은 건축학회 및 콘크리트학회의 성능 설계 지침에 따라 수행하였으며, Perform-3D를 이용한 해석 결과와 실험 결과의 보정을
통해 소성 거동의 비선형 속성을 적용하였다(AIK, 2021; AIK and KCI, 2021).
해석 모델은 실험체의 경계 조건을 반영하여 하단은 고정단으로, 상단은 실험체와 동일한 자유도를 갖도록 이상화하였다. 상부 스터브는 강성이 매우 큰
보 요소로 모델링하였으며, 중력 하중 및 반복 수평 하중은 해당 보 요소에 작용시켜 실험에서의 가력 조건을 모사하였다.
바잘트 섬유 시트 보강에 따른 전단 강도의 충분한 증가와 거동 특성의 변화를 고려하여, 전단 힌지를 비활성화하고 휨에 의해 지배되도록 기둥 양단에
모멘트 힌지를 배치하여 모델링하였다. 기둥 단면의 휨강성은 $0.6E_{c}I_{g}$로 조정하였으며, 그 결과 해석 모델이 실험 결과와 정합되는
거동을 보였다.
Fig. 9에는 실험 결과를 기반으로 보정된 모멘트–회전각 관계를 나타낸 힌지 속성을 제시하였다. 각 구간은 실험값을 반영하여 보정되었으며, 회전각 0.04
rad까지 최대 강도가 유지되고, 이후 $0.8V_{\max}$에 해당하는 잔류 강도가 회전각 0.05 rad까지 유지되도록 하였다.
Fig. 10과 Fig. 11에는 실험 결과와 해석 결과를 횡하중–변위비 관계, 포락 곡선, 강성, 누적 에너지 소산 항목으로 비교하여 나타내었다. 기둥의 비선형 모델은 횡변위비
0.67% 이전의 초기 강성 예측을 제외하고는 실험 결과를 잘 재현하였다.
Table 6에는 해석 결과를 통해 산정된 누적 에너지 소산량과 실험 결과를 통해 산정된 누적 에너지 소산량을 비교하여 나타내었다. SRB-1, 2, 3의 누적
에너지 소산량 평균값과 비교한 해석 결과는 총 누적 에너지 소산량을 10% 이내의 차이로 유사하게 예측하였다.
Fig. 9 Plastic Hinge properties: Moment–rotation relationship
Fig. 10 Shear force-drift ratio of specimens
Fig. 11 Comparison of structural performance for specimens
Table 6 Comparison of accumulated energy
|
|
$E_{SRB}$
|
$E_{A}$
|
$\dfrac{E_{A}}{E_{SRB}}$
|
|
Accumulated energy
[kN-mm]
|
2956.93
|
3252.74
|
1.10
|
$E_{SRB}$: average value of accumulated energy for SRB1, 2 and 3
$E_{A}$: accumulated energy of nonlinear analysis
3. 결 론
바잘트 섬유 시트 보강 기둥의 비선형 모델 구축을 위한 실험적⋅해석적 연구 결과를 정리하면 다음과 같다.
1) 바잘트 섬유 시트로 전면 보강된 기둥 실험체인 SRB-1, 2, 3은 약 1.9배의 초과 강도를 나타내었다. 이는 작용 횡하중에 의해 발생하는
모멘트 강도와 유사한 값으로 바잘트 섬유 시트 보강법의 유효성을 충분히 보여주었다 판단된다.
2) 실험이 진행되는 동안 SRB-1, 2, 3은 전단 균열이 나타나지 않았고, 극한 변위비 값이 무보강 실험체와 비교하여 2배 이상 증가하였으며,
최대 강도 발현 시점이 유의미하게 지연되어 휨 파괴와 유사한 양상을 보여주었다. 이러한 거동은 바잘트 섬유 시트가 콘크리트 측면을 구속함으로써 전단균열의
발생과 진행을 효과적으로 억제하고, 주철근의 항복을 지연시켜 연성 거동을 유도하여 에너지 소산 능력을 향상시켰기 때문으로 판단된다.
3) 본 연구에서는 바잘트 섬유 시트 보강에 따른 전단 성능의 향상과 연성 증가를 반영하여, 전단 힌지를 생략하고 휨 힌지만을 적용한 비선형 해석
모델을 구축하였다. 기둥 단면의 휨강성을 조정하고, 실험 결과를 기반으로 모멘트–회전각 관계를 보정함으로써, 해석 결과가 실험과 정합되는 거동을 나타냄을
확인하였다.
4) 기둥의 비선형 모델은 해석과 실험의 하중–변위비 관계 포락 곡선 및 강성에 있어서, 변위비 0.5% 이전 초기 구간에서는 과소 예측되었으나,
이후 구간에서는 10% 이내의 오차로 실험 결과를 잘 예측하였다.
5) 제안된 모델은 유사한 보강 조건을 갖는 RC 기둥의 비선형 모델 정립의 출발점으로서, 보강된 RC 기둥의 소성 거동을 해석적으로 예측하고, 실무
해석에 적용 가능한 기반을 마련하는 데 의의가 있다.
6) 실험 기반으로 검증된 기둥의 비선형 모델은 동일한 상세를 갖는 3개의 기둥에 국한된 것으로, 그 적용 범위가 매우 제한적이다. 본 연구에서와
같이 전단 힌지를 생략하고 모멘트 힌지만을 적용하는 비선형 해석 모델링의 신뢰도를 높이고 이를 일반화하기 위해서는, 다양한 조건에서의 실험 결과에
대한 전단–휨 강도비, 보강 범위 및 겹수, 철근 상세, 콘크리트 구속 조건, 연성 확보 수준과 실제 거동 특성 간의 상관관계를 정량화하는 작업이
선행되어야 한다.
아울러, 이와 같은 실험 결과와 해석 결과 간의 비교 및 보정을 통해 전단 힌지를 생략한 해석 모델에 대한 일반화된 적용 기준과 모델링 가이드라인을
마련할 수 있을 것으로 판단된다.