(김우석).fm

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1 한국섬유공학회지, Vol. 55, No. 3, ISSN (Print) ISSN (Online) 고성능섬유보강 RC 보의전단강도설계식개발에관한연구 곽윤근 1 권철성 2 이헌석 2 김우석 1 1 금오공과대학교건축학부, 2 금오공과대학교건축공학과 A Study on the Development of Shear Strength Design Equation on Reinforced Concrete Beams Strengthened with High-performance Fibers Yoon-Keun Kwak 1, Cheol-Sung Kwon 2, Heon-Seok Lee 2, and Woo-Suk Kim 1 1 School of Architecture, Kumoh National Institute of Technology, Gumi 39177, Korea 2 Department of Architecture Engineering, Kumoh National Institute of Technology, Gumi 39177, Korea Corresponding Author: Woo-Suk Kim kimw@kumoh.ac.kr Received April 24, 2018 Revised May 23, 2018 Accepted June 2, 2018 c 2018 The Korean Fiber Society Abstract: This paper deals with the shear strengthening effect of reinforced concrete (RC) beams strengthened with high-performance fiber sheets. There are many kinds of highperformance fibers, the high-performance fibers used in this study are carbon fibers. Fifteen strengthened RC beams, including a control beam, were experimentally evaluated to determine the improvements in shear strength. Test parameters were the strengthening ratios and strengthening methods of carbon fiber sheets (I-S, I-W, U-S, and U-W type). RC beams strengthened with carbon fiber sheets were tested under four-point loads. Considering strengthening ratios and strengthening methods of carbon fiber sheets, shear capacity and failure mode of test specimens were evaluated. The results show that the shear capacity of beams strengthened with carbon fiber sheets are approximately 28.8% in I-S type, 20.5% in I-W type, 26% in U-S type, and 28.70% in U-W type higher than that of the control beam. The results of previous tests by other researchers were reviewed to evaluate the shear strength of RC beams strengthened with carbon fiber sheets. Existing equations for predicting the shear strength of such beams were examined, and a new equation based on empirical observations was proposed. The proposed equation gave accurate estimates for the 84 shear specimens evaluated. Keywords: high-performance fiber, carbon fiber sheet, shear strengthening design equation 1. 서론 1.1. 연구배경최근건축물의유지관리분야및리모델링에대한관심이높아지고있다. 또한사회적인요구의변화와설계의표준이향상되면서안전성에대한요구들도증가함에따라콘크리트구조물의보수 보강공법에관한연구개발이활발하게진행되고있다. 특히, 섬유보강공법은재료가가벼워운반성, 가공성, 시공성이뛰어나고특성면에서내화학성, 내부식성, 내피로성이우수하다. 이러한섬유보강재를사용한보강방법은연구자와엔지니어사이에서흥미롭게 연구되어지고있으며또한실제현장에서의적용이점차대중화되고있다. 그동안섬유보강재로철근콘크리트보를보강하는것에관한많은연구가진행되었으며, 특히휨성능의개선을위한연구에집중되었다. Yeon 등 [1] 과 Lim[2] 은철근콘크리트보에대한표면매입보강된 CFRP의보강효과에대하여비선형단면해석을실시하고그결과를실험결과와비교하는연구를하였으며, Jung 등 [3] 은기존의외부부착공법과표면매립공법의보강성능을비교하기위해판형, 원형, 사다리꼴형태의다양한단면을갖는 CFRP 보강재를이용하여등가단면의거동을검증하는실험연구를하였다. 또한, Kim[4] 은철근콘 175

2 176 곽윤근 권철성 이헌석 김우석 Textile Science and Engineering, 2018, 55, 크리트보의크기, CFRP 보강겹수를변수로하여탄소섬유시트로휨보강된보의구조거동에미치는영향을알아보기위한연구를하였고, Yang 등 [5] 은일반적으로사용되는 FRP 부착공법과프리스트레싱보강공법을혼합하여탄소섬유판을보강한철근콘크리트보를대상으로부착유무, 정착장치유무및긴장량등을실험변수로휨성능실험을수행하였고, DIANA 프로그램을이용하여실험결과와해석결과를비교분석하는연구를진행하였다. Yoon과 Kim[6] 은다양한하중이력을거친 RC 보의변형률상태를고려하여휨보강후거동에영향을미치는변수들에대하여하중이력의영향을고려한비선형단면해석을수행하여탄소섬유휨보강시하중이력에따른보강보의거동특성및보강효과를분석하는연구를하였다. 한편, 전단성능의규명에대한연구는휨성능에비해그리많지않았는데, 국외에서는 Al-Sulaimani 등 [7] 이 GRP 판으로전단보강한콘크리트보를실험하였고, Chajes 등 [8] 은유리, 아라미드및탄소섬유와같은여러종류의 FRP 로보강한콘크리트보에대해연구하였다. Kato 등 [9] 은철근스터럽의전단보강량과탄소섬유시트의전단보강량으로전단강도를파악하기위한실험을하였으며, Norris 등 [10] 와 Malek과 Saadatmanesh[11] 은탄소섬유시트를이용하여, Triantafillou[12] 은 FRP 합성재를이용하여철근콘크리트보의전단보강에대해연구하였다. 국내에서는 Lee 등 [13,14] 이탄소섬유시트의종류와콘크리트강도를달리하여전단보강실험을하였으며, Shin 등 [15] 이탄소섬유시트의보강방법을다르게하여 RC 보의전단보강효과에관한연구를하였다. 또한 Sim 등 [16,17] 이섬유보강재로전단보강된 RC 보의전단강도예측을위한해석모델에대한연구를하였고, Shin[18], Yi 등 [19,20] 은탄소섬유시트의보강방법과보강겹수에따른철근콘크리트보의전단보강효과에대해연구하였으며, Baek 등 [21] 은구조적손상을받은 RC 보의전단보강효과에대해연구하였고, Woo 등 [22] 은탄소섬유시트의보강매수와콘크리트의강도를달리하여전단보강성능에관한연구를하였다. 또한, Lim 등 [23,24] 은탄소섬유판보강면적및보강간격에따른전단보강효과에관한연구를하였으며, 탄소섬유판표면매입공법및외부부착, 그리고두가지방법이혼합된보강방식을비교하여전단보강효과를규명하는연구를하였다. Ha 등 [25] 은매입형탄소섬유봉과보강철물을이용한실험체의비교를통해탄소섬유봉의보강효과에관한연구를하였으며, Kim[26] 은콘크리트, 철근및 FRP 탄소섬유의전단강도기여분을변형률과연계하여각재료간상호작용을고려할수있는전단거동의변형적합조건으로모어써클 (Mohr s Circle) 을이용하여탄소섬유전단보강에대해연구하였다 연구내용본연구는철근콘크리트보의전단내력에관한연구로탄소섬유시트 (CFS) 로보강된철근콘크리트보의전단보강효과와파괴형태를규명하고자하였다. 즉탄소섬유시트의보강량을달리하여보강한실험체를기준실험체와비교하여내력의증가를연구하였으며, 또한탄소섬유시트의보강유형과보강형태를달리하여각각의보강효과를비교 분석하였다. 또한본실험결과와기존연구자들의실험결과및기존이론식을비교 분석하여탄소섬유시트로보강된철근콘크리트보의전단강도를예측할수있는새로운전단강도식을제안하였다 연구방법본연구에서는 RC 보에서전단보강효과를규명하기위해기준실험체의전단구간을기준으로보강량을 25%, 38%, 50%, 100% 로다르게한실험체와보강량에따라보강유형 (I형, U형 ) 및보강형태 (S형, W형 ) 를다르게한총 15개의실험체로전단실험을하였다. 실험체가파괴시까지가력하여최대내력, 변형도, 처짐등을측정하였다. 또한기존의전단강도식에서반영하지못한변수들을반영한전단강도식을제안하여기존의 84개전단실험체의실험값과비교하였다. 2. 실험 2.1. 실험체개요본연구에서제작된실험체의형태및종류는 Figure 1, Table 1과같다. 모든실험체는단면이 mm 로전단경간비 (a/d) 가 3으로고정되었고전단파괴가발생할수있도록전단보강근없이 D13 2대의인장철근만을배근하였으며보강효과를위한탄소섬유시트는 Control 실험체를제외한모든실험체에대해 1매로보강하였다. Figure 2 및 Figure 3과같이각보강량별로 S형과 W형으로보강형태를달리하였는데 S형보강형태는 50% 를균등히보강하였을때의보강폭과간격을기준으로각보강량에서보강폭과간격을일정하게하였으며, 실험체는기준실험체 1개와탄소섬유시트로전단보강된실험체 14개로 I형 8개, U형 6개로나누어실험을진행하였다. 이때 I형 Figure 1. Shape of specimen.

3 고성능섬유보강 RC 보의전단강도설계식개발에관한연구 177 Table 1. The list of specimens Specimen CFRP width (mm) Reinforcement type Control specimen Reinforcement shape SC SI-S I-type S-type SI-W I-type W-type SI-S I-type S-type SI-W I-type W-type SI-S I-type S-type SI-W I-type W-type SI-H I-type H-type SI-A 1272 I-type A-type SU-S U-type S-type SU-S U-type S-type SU-W U-type W-type SU-S U-type S-type SU-W U-type W-type SU-A 1272 U-type A-type SI-S-50: I side reinforcement type (U: side+bottom reinforcement type), S segregation reinforcement type (W: whole reinforcement type), 50 shear reinforcement in the shear section (A: 100% shear reinforcement). 실험체는전단구간 50% 를기준으로하여보강량 (25%, 38%, 50%, 100%) 에따라 4종류로나누었다. 또한, 보강형태를변수로하여 25%, 38% 실험체에서는탄소섬유시트를전단구간에균등히나누어붙인것 (S형) 과나누지않고보강량을그대로붙인것 (W형) 으로, 50% 실험체에서는나누어붙인것 (S형), 나누지않은것 (W형), 수평으로나누어붙인것 (H형) 으로 8개의실험체로구성하였다. 또한, U형은 I형과기본적으로같지만 25% 실험체는 S형만있고, 50% 실험체에서는 H형을제외하였다 사용재료시멘트는비중 3.14인 Type I 보통포틀랜드시멘트를사용하였고, 조골재 ( 굵은골재 ) 는최대직경 19 mm의쇄석, 세골재 ( 잔골재 ) 는입도 2.17의강모래를사용하였으며골재의물리적성질은 Table 2와같다. 본연구에사용된철근은 SD40 이형철근으로기계적물성은 Table 3과같고, 실험체타설시굳지않은콘크리트의슬럼프는 11 cm로콘크리트의강도측정용실험체는강도별 3개실험체의평균값으로측정하였고콘크리트의 28일평균압축강도, 쪼갬인장강도, 휨강도및탄성계수는각각 26.1 MPa, 1.71 MPa, Figure 2. Shape of shear strengthened specimen (I-type).

4 178 곽윤근 권철성 이헌석 김우석 Textile Science and Engineering, 2018, 55, Figure 3. Shape of shear strengthened specimen (U-type). Table 2. Material properties of aggregate Aggregate type Unit volume weight (kn/m 3 ) Fineness modulus (%) Specific gravity (g/cm 3 ) Absorption ratio (%) Maximum size (mm) Fine aggregate Coarse aggregate Table 3. Physical properties of rebar Rebar type Yield strength f y (MPa) Tensile strength f u (MPa) Elongation percentage (%) Elastic modulus E c (MPa) D Table 4. Strength properties of concrete Compressive strength (MPa) Splitting tensile strength (MPa) Modulus of rupture (MPa) Modulus of elasticity (MPa) Table 5. Material properties of carbon fiber sheet Fiber weight (g/m 2 ) Fiber specific gravity (g/cm 3 ) Sheet width (mm) Design thickness a (mm) Tensile strength b (kgf/cm, width) Tensile elastic modulus b (kgf/cm, width) Design tensile strength c (MPa) Design tensile elastic modulus c (MPa) Slump (cm) Test method , ASTM D 3039 a Sheet thickness calculated from the actual thickness of the carbon fiber, b tensile strength and elastic modulus per unit width of sheet 1 ply, and c tensile strength and modulus divided by design thickness. 6.5 MPa, MPa이며 Table 4에나타내었다. 본연구에사용된탄소섬유시트는직물형 (unidirectional woven type) Fiber Type인고강도탄소섬유로재료의기계적물성은 Table 5와같다 실험장치및실험방법실험체는보강량, 보강유형및보강형태에따라다르게 보강된보강실험체 14개와보강하지않은기준실험체 1개등총 15개로구성되었고, Table 1에나타내었다. 본실험에서탄소섬유시트를부착하기위한보강순서는 Figure 4 와같다. 먼저, 보강재의부착력을향상시키기위해보강재를부착하기전에표면을그라인딩하여불순물을제거하고접착면을평활하게면처리하였다. 또한접착이잘되도록표면에프라이머로도포하고완전건조후에두께가일정하

5 고성능섬유보강 RC 보의전단강도설계식개발에관한연구 179 Figure 4. Reinforcement procedure. 3. 결과및고찰 Figure 5. Reinforcement type and location of strain gauge. Figure 6. Test set up. 게에폭시를도포하였다. 여기에보강재료를실험체의전단구간에각보강량별로접착시킨후다시에폭시를도포하여시트를완전하게접착되도록하였다. 보강재의양생은시공후 10일이상양생하였다. Figure 5 및 Figure 6과같이철근스트레인게이지는인장철근중앙부에 2개를붙였으며, 콘크리트스트레인게이지는실험체중앙부상부콘크리트면에각각 2개씩부착하였으며, 변위계는실험체중앙하부에설치하여실험체의변형도및변위를측정하였다. 가력은 H 의형강을가력보로설치하였고가력보아래콘크리트재하면에는강재플레이트를양쪽에설치하여 4점가력하였다. 예상종국파괴하중의 1/3까지는일정하게하중을증가시키는하중조절방식 (load control), 그리고이후부터는실험체중앙부에설치된변위계의처짐을관찰하면서변위조절방식 (deflection control) 에의해가력하였다. 실험체에가력을하면서각각의재하하중단계마다처짐및변형률을측정하고균열폭을관찰하면서전과정을그리며발생균열끝에하중값을기록하였다 실험체의균열및파괴형태탄소섬유시트로보강된실험체의파괴는중앙부휨파괴 (F), 단부의전단파괴및보강재가분리되는형상 (S+R), 단부전단파괴 (S) 의 3종류로나눌수있으며 Figure 7은전단보강실험에서예상되는일반적인파괴양상들을나타낸것이다. Table 6은전단보강된보의최대내력과 Control 실험체에대한최대내력의증가및파괴형태에대한실험결과를나타낸것으로실험결과파괴형태는보강실험체 14 개중 11개의실험체가중앙부휨파괴형태로나타났고, 보강재박리및전단파괴형태는 2개의실험체에서관찰되었으며, 나머지한개의실험체에서전단파괴의양상을나타내었다. 또한보강량에관계없이 9.72% 에서 33.33% 의내력증가를보였고평균 26.18% 의내력증가가있었다. 탄소섬유시트로전단보강된보의파괴는박리로인한단부전단파괴를제외하고는주로중앙부휨파괴로나타났으며, Control 실험체의전단파괴와비교하면보강재로보강함으로써전단파괴에서휨파괴로파괴양상이바뀌었음을알수있다. 본실험에서나타난 Control 실험체의파괴양상을살펴 Figure 7. Typical failure modes of reinforced beams.

6 180 곽윤근 권철성 이헌석 김우석 Textile Science and Engineering, 2018, 55, Table 6. Experimental results of reinforced RC beams Specimen Maximum internal force (kn) Rate of increase (%) Failure mode SC Shear failure SI-S Flexural failure at midspan SI-W Shear failure+delamination SI-S Flexural failure at midspan SI-W Flexural failure at midspan SI-S Flexural failure at midspan SI-W Flexural failure at midspan SI-H Shear failure SI-A Flexural failure at midspan SU-S Flexural failure at midspan SU-S Shear failure+delamination SU-W Flexural failure at midspan SU-S Flexural failure at midspan SU-W Flexural failure at midspan SU-A Flexural failure at midspan SC: control specimen. 보면균열은실험체의순수휨구간에서처음발생하여, 하중이증가함에따라균열도보깊이의 2/3까지진행하였으며전단균열도발생하였다. Control 실험체의최종파괴양상은지점부위의콘크리트에서발생되는사인장균열이가력점까지이르는것으로, 전단균열의전달로인한전형적인전단파괴의양상을나타내었다. 중앙부휨파괴된실험체의경우초기에는 Control 실험체와같은균열양상을보였지만탄소섬유시트의보강으로인해전단균열발생단계에서전단보강근과같은작용을함으로써전단균열발생이억제되거나균열이발생되어도확대, 성장하지못하였다. 하중이증가할수록중앙부에서발생한휨균열이성장하였고, 최대내력에도달하여인장철근이항복되거나휨균열이진행되어압축측콘크리트가압괴되면서최종적으로중앙부휨파괴되었다. 균열은 S형으로보강한실험체가 W형으로보강한실험체보다많이발생하였고육안으로균열의진행상황을관찰할수있었지만, W 형으로보강한실험체의경우육안으로확인할수없었다. Figure 8(a) 는 SI-S-38 실험체가휨파괴된것이고, Figure 8(b) 와같이단부박리및전단파괴된실험체는하중이증가함에따라전단보강근과같이작용되는탄소섬유시트가콘크리트의계면에서박리되면서균열을제어하지못하여파괴가발생한것으로부착성능의문제와시공의숙련도에의해보강재가본래의성능을발휘하지못한것으로판단된다. Figure 8(c) 와같이단부전단파괴된 SI-H-50인경우낮은하중에서는중앙부에휨균열이발생하였으나, 하중이증가함에따라급격한전단균열이발생하면서탄소섬유시트가파단되어그림과같이전단파괴되었다. 이실험체는보깊이의상하로탄소섬유시트를보강한형태로부착길이를길게하여전단균열의발생을억제하는것으로써전단보강의효과를기대하였으나, 예상과는달리내력증가는 9.72% 에그쳤다. 이로유추해보면전단응력은보깊이의중앙부에서최대이므로, 상하부의탄소섬유시트보강은보강효과에있어효과적이지못함을알수있었다 하중-처짐관계탄소섬유시트로보강한철근콘크리트보의내력특성을평가하기위해실험중측정된실험체들의하중-변위관계를고찰하였다. 하중-처짐은 Figure 9에나타난것과같이최대하중이전에는곡선의형태와기울기가유사한것을알수있다. 그러나최대하중이후에는 Control 실험체의경우급격한내력감소를보였으나, 탄소섬유시트로보강한실험체는 Control 실험체보다완만한내력감소를보이고있다. 25% 보강한실험체의경우 Figure 9(a) 와같이각보강방법에따라 SI-S형보강은 33.33%, SU-S형보강은 30.56% 의내력증가를보였지만 SI-W 실험체는박리로인해 16.67% 의내력증가를보였다. 38% 로보강한실험체의경우 Figure 9(b) 와같이 SI-S형보강은 29.17%, SI-W형보강은 25%, SU-W형보강은 33.33%, 박리가일어난 SU-S형보강은 16.67% 의내력이증가하였다. 박리가발생하여전단파괴된실험체는보강재가전단보강근의작용을하였으나, 발생한균열이인장철근을따라진행하다가균열면사이에서의단 Figure 8. Failure mode of specimens; (a) flexural failure (SI-S-38), (b) shear failure+delamination (SI-W-25), and (c) shear failure (SI-H-50).

7 고성능섬유보강 RC 보의전단강도설계식개발에관한연구 181 Figure 9. Load-deflection curve according to reinforcement amount; (a) 25% reinforcement specimen, (b) 38% reinforcement specimen, (c) 50% reinforcement specimen, and (d) 100% reinforcement specimen. 차및끝단의응력집중에의해박리가발생하면서전단파괴된것으로보인다. 50% 로보강한실험체에서는 Figure 9(c) 와같이 SI-S형보강은 33.33%, SI-W형보강은 20.83%, SU-S형보강은 29.17%, SU-W형보강은 25% 내력이증가하였지만, SI-H형보강은 9.72% 로보강효과가미비하였다. 전단구간을 100% 로보강한실험체에서는 Figure 9(d) 와같이 SI형보강은 19.45%, SU형보강은 27.78% 내력이증가하였다. 따라서 50% 및 100% 보강실험체는전단력이충분하여박리및전단파괴가발생하지않은것으로판단된다. 각보강방법에따라 Control 실험체보다 I-S형은 28.82%, I-W형은 20.49%, U-S형은 26.04%, U-W형은 28.70% 의내력증가가있었다 보강변수에대한보강효과보강량에따른보강효과 : 보강량에따른보강효과를 Figure 10에나타내었다. Control 실험체에비해탄소섬유시트로보강한실험체들은평균 1.26배의내력증가를보였다. Control 실험체의최대내력과비교하여각보강량에따른보강효과를살펴보면보강량 25% 는 1.27배, 38% 는 1.26배, 50% 는 1.27배, 100% 는 1.24배이므로보강량과보강효과는비례하지않는것으로나타났다. 본실험에서는 25% 만보강하여 Figure 10. Reinforcement effect according to reinforcement amount. 도전단보강이충분히되어중앙부휨파괴가발생하였다. 이러한결과 Control 실험체의전단파괴와비교하여볼때탄소섬유시트로보강한실험체들은전단보강효과로인해전단파괴에서휨파괴로파괴양상이바뀐것을확인할수있었다.

8 182 곽윤근 권철성 이헌석 김우석 Textile Science and Engineering, 2018, 55, 기존제안식의고찰및전단강도식의제안 4.1. 기존제안식의고찰섬유보강재로전단보강된철근콘크리트보에대한전단강도식은아직까지명확한규준이없으며국내외실험결과에서나타난바와같이섬유보강재와전단보강근이가지는최대내력을나타낼수없는경우가많았다. 또한, 전단강도를산정하는데많은변수들이있어많은연구자들이실험에의한실험식으로제안하였으며다음은그중몇가지제안식을선별하여나타낸것이다. (1) Shin 등 [15] 의제안식 Figure 11. Reinforcement effect according to reinforcement type. V n = 0.5λ f ck + 176σ V M ----d bd + αvcfs V cfs 2t cfs s f cfs h = S 여기서, t cfs : CFS의설계두께 s': CFS의보강길이 S: CFS의보강간격 f cfs : CFS의설계강도 (MPa) h: 보단면의깊이 α: CFS의강도저감계수로써 V cfs [ 실험값] α = = 0.3 V cfs [ 계산값] (1) (2) Figure 12. Reinforcement effect according to reinforcement shape. 보강유형에따른보강효과 : 보강유형 (I형, U형보강 ) 에따른보강효과를 Figure 11에나타내었고, 이는각보강량별로 I형과 U형의보강효과를비교한것으로 I형은평균 25.39%, U형은평균 27.08% 의보강효과를보였다. 본실험에서밑면을보강함으로써부착면적을크게하여박리를방지하기위한 U형보강이 I형보강유형과비교하면보강효과가비슷한것으로나타났는데이것은 I형에서박리가많이일어나지않고중앙부휨파괴되었기때문이며, 실험체의휨내력이우수하여하중을더견딜수있었다면보강유형에따라보강효과가다르게나타날것으로판단된다. 보강형태에따른보강효과 : 보강형태 (S형, W형 ) 에따른보강효과를 Figure 12에나타내었고, 이는각보강량에따른 S형과 W형의보강효과를비교한것으로 S형은평균 28.7%, W형은평균 24.2% 의내력증가가있었다. 따라서, S 형보강형태와 W형보강형태의보강효과가비슷하므로, 균열의발생이나진행상황을파악할수있는 S형보강형태가여러가지면에서장점이있는것으로판단된다. (2) Shin[18] 의제안식 Shin[18] 의제안식은 CFS의변형률을고려하여다음과같이제안하였다. V n = V c + V s + V cfs V c = 0.5 f ck + 176ρ w V d M ---- bd V s V cfs ρ = f s b w s v ( sinα + cosα)b w d = ρ vcf, ε cf E cf ( sinβ+ cosβ)b w d 여기서, ε cf, e 는유효변형률로써기존연구의회귀분석에의해구하였으며, ε cf,e = log(ρ v,cf E cf ) (7) 이되고식 (7) 을식 (6) 의 ε cf 에대입하여계산한다. (3) Lee와 Lee[9] 의제안식 V n = V c + α (V s + V cfs ) (8) (3) (4) (5) (6)

9 고성능섬유보강 RC 보의전단강도설계식개발에관한연구 183 Table 7. Comparison between existing proposal formula and experimental value Specimen V exp V cal (kn) Shin et al. [15] Shin [18] Lee and Lee [14] (kn) Shin et al. [15] Shin [18] Lee and Lee [14] V exp /V cal V exp /V cal V exp /V cal SI-S SI-W SI-S SI-W SI-S SI-W SI-A SU-S SU-S SU-W SU-S SU-W SU-A Average Standard deviation V c = M 0.5 f V d ck + 176ρ w V d M ---- bd V s 1 l n A v d = f s 12 y d f cfs = 2 t m f cfs d 여기서, α( 전단내력분담계수 ) = 0.45 (I형보강 ) = 0.50 (U형보강 ) l n : 지지점사이의순경간 A v : 보강철근의단면 t m : CFS의두께 s: 보강철근의간격 d: 보의춤 f y : 보강철근의항복응력도 f cfs : CFS의인장응력도 ρ w : 인장철근비위의식들은전단강도에영향을미치는중요변수들의효과를반영하고있다. 구체적인식의형태는다르지만역학적으로는동일한가정에서출발하였다. 철근콘크리트보의전단강도는크게콘크리트의전단강도 (V c ) 와전단보강근의강도 (V s ) 그리고섬유보강재에의한전단강도 (V cfs ) 의합으로나타낼수있다. Table 7은기존제안식을본연구에서의실험결과와비교분석한것이다. Shin의제안식에의한값은평균 1.07, 표준편차 0.23, Shin의변형률을고려한제안식에의한값은평균 0.80, 표준편차 0.12, Lee의제안식에의한값은평균 (9) 0.93, 표준편차 0.22 를나타내었다 전단강도식의제안기존연구자들에의한제안식들은전단력을받는실험체에서중요한요소인전단경간비와보강된보에서의변수인보강유형, 보강재의종류, 보강겹수및보강부분의면적에대한사항들이고려되어있지않다. 따라서본연구에서는자체실험과기존연구자들의실험결과들을분석하여이러한변수들에대한상호관계를고려하여, 전단력을받는철근콘크리트보를보강재로보강하였을때받을수있는최대내력을예측할수있는이론식을아래와같이제안하였다. V max = V c + (V s + V cfs ) R (10) V c = 0.5 f ck + 176ρ w V d M ---- bd A V v f y d s = s V cfs = (2KZt 1 f cfs d) 0.85αβ (11) 여기서, R: 전단경간비에따른보정계수, R = 1.6/ ( a/d) A v : 전단보강철근의단면적, A v = 2 a t 1 : 보강재 1매의설계두께 α: 보강유형에따른변수 (I형: 1.0, U형 : 1.1) β: 보강재의종류에따른변수 ( 아라미드 : 0.65, 유리섬유 : 1.10, 탄소섬유 : 1.00, 유리섬유판 : 0.75, 강판 : 0.90) f cfs : CFS의설계강도 (MPa)

10 184 곽윤근 권철성 이헌석 김우석 Textile Science and Engineering, 2018, 55, Table 8. Comparison of experimental and theoretical values of existing specimens Researcher Specimen a/d Baek et al. [21] Lee and Lee [9] Shin et al. [15] ρ (%) V exp (kn) V cal (kn) V exp /V cal Researcher Specimen a/d SAI S UP Shin SAI S UT et al. SAI S UP [15] SAI Av(SD) 1.21 (0.16) SAU CFS1-HV SAU CFS2-HV SAU CFS2-HA Shin SGI CFS1-WV [18] SGI CFS2-WV SGI CFS2-WA SGI Av(SD) 1.09 (0.15) SGU N-E100Z SGU N-E SGU N10-E SCI N-E SCI N10-E SCU N-H SPI N10-H SPI N-H SPU N-E100Zx SSI Kenchi N-E100x SSU [27] N-E100S Av(SD) 1.00 (0.07) N-E100SS SU1-NTC N10-E100S SI1-NTC N10-E100SS SCR1-TC C10-E SUa1-TC C10-H SU1-TC N15-100Z SI1-TC N SI1-TC N SI1-TC Av(SD) 1.00 (0.16) SI2-TC SI-S SIa-TC SI-W SCR1-TCF SI-S SCR1-TCF SI-W SCR2-TCF SI-S SCR2-TCF SI-W Av(SD) S-0-50-UT (0.17) Experimental value SI-A SU-S S-0-50-UP SU-S S-0-75-UT SU-W S-0-75-UP SU-S S UT SU-W S UP SU-A S UT Av(SD) 0.91(0.11) ρ (%) V exp (kn) V cal (kn) V exp /V cal Total 84 specimens Average (Av) Standard deviation (SD)

11 고성능섬유보강 RC 보의전단강도설계식개발에관한연구 185 Figure 13. Comparison of theoretical and experimental values. K: 보강겹수에관계된변수로서 K = ( 보강겹수 ) 2/3 Z: ( 띠형인경우 ) 보강면적에관계된변수, a s ': 부재측면부의보강된부분의면적 a s : 부재측면부의전체면적 Table 8은본실험을포함한기존연구자들에의해서실험된 84개의실험체에대한실험값과본연구에서의제안식에의한이론값을나타낸것이다. 분석결과본제안식의이론값에대한실험값의평균은 1.01, 표준편차는 0.16으로모든실험체에서이론값과실험값이일치함을보여주고있다. Figure 13은본제안식의이론값에대한실험값을그래프로도시한것이다. 실험값의이론값에대한비를나타내는점들이 V exp =V cal 를나타내는직선주위로모여서분포되어있음을확인할수있다. 이것은본제안식에의한이론값이실험값과잘일치함을알수있다. 5. 결론 Z 1.5 α s = = < 1 α s 본연구에서는탄소섬유시트로보강한철근콘크리트보의전단보강효과를규명하고자보강량 (25%, 38%, 50%, 100%), 보강유형 (I형, U형 ) 및보강형태 (S형, W형 ) 를변수로한총 15개의실험체를가지고전단실험을행하였다. 또한기존의전단강도제안식보다실험결과를더욱잘반영할수있는새로운전단강도식을제안하였다. 얻어진결과를분석하여다음과같은결론을얻었다. 1. Control 실험체의최대내력과보강실험체의최대내력을비교했을때, 약 1.26배의보강효과를나타내었으며, 보강량, 보강유형및보강형태에따라 % 내력이증가되었다. 2. 보강량이증가함에따라보강효과가비례하여증가하지않은것은본실험에서전단보강량이 25% 만되어도전 단보강이충분히되어중앙부휨파괴가일어났기때문이다. 이것은 Control 실험체의전단파괴와비교하여볼때탄소섬유시트를보강함으로써실험체들의파괴모드가전단파괴에서중앙부휨파괴로바뀌었기때문이다. 3. 보강유형에따른보강효과는비슷하게나타났다. I형은평균 25.39%, U형은평균 27.08% 의내력증가를보였다. 본실험에서밑면을보강함으로써부착면적을크게하여박리를방지하기위한 U형보강은 I형보강유형과비교하여보강효과에대한차이가크게나타나지않았다. 이것은 I형보강에서탄소섬유시트와콘크리트계면사이에박리가많이일어나지않았고대부분중앙부휨파괴되었기때문이다. 4. 보강형태에따른보강효과는 S형은평균 28.70%, W형은평균 24.17% 로나타났다. 따라서보강효과가비슷하므로보강후균열의발생이나진행상황등을관찰할수있는 S형이사후관리측면에서유리하다고판단된다. 5. 본연구에서의섬유보강재로보강된철근콘크리트보의전단강도예측식은다음과같다. V max = V c + ( V s + V cfs ) R V c = 0.5 f ck + 176ρ w V d M ---- bd A V v f y d s = s V cfs = (2KZt 1 f cfs d) 0.85αβ 6. 기존연구자들에의한실험값과본제안식에의한이론값을비교한결과평균 1.01, 표준편차 0.16으로나타나본연구에서의제안식이섬유보강재로보강된철근콘크리트보의전단내력을잘예측하고있음을알수있다. 감사의글 : 본연구는금오공과대학교학술연구비 ( 과제번호 : ) 의지원에의하여수행되었으며이에감사드립니다. References 1. J. Y. Yeon, S. Y. Seo, S. M. Jeon, W. L. Pei, and S. J. Lee, Experiment and Analysis on the Flexural Behavior of RC Beam Retrofitted by Near-Surface-Mounted CFRP Plate, J. Architect. Inst. Korea, 2013, 9, D. H. Lim, An Experimental Study of Flexural Strengthening Method of Reinforced Concrete Beams with Near Surface Mounted CFRP Strips, J. Korean Soc. Civ. Eng., 2013, 33, W. T. Jung, Y. H. Park, J. S. Park, and C. Y. Kim, Strengthening Effect of Reinforced Concrete Beams Strengthened with NSM CFRP Reinforcements and Various Reinforcement Details, J.

12 186 곽윤근 권철성 이헌석 김우석 Textile Science and Engineering, 2018, 55, Korea Concr. Inst., 2011, 23, H. S. Kim, Experimental Studies of Effect of Beam Sizes and CFRP Layers on Structural Behaviors of Reinforced Concrete Beams Strengthened with CFRPs (Carbon Fiber Reinforced Polymers), J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2012, 28, D. S. Yang, J. M. Park, Y. C. You, and S. K. Park, Flexural Behavior and Analysis of RC Beams Strengthened with Prestressed CFRP Plates, J. Korea Concr. Inst., 2007, 19, T. H. Yoon and J. S. Kim, Flexural Behavior of Reinforced Concrete Beam Strengthened with Carbon Fiber Sheet under Load History, J. Korea Acad.-Industr. Coop. Soc., 2015, 16, G. J. Al-Sulaimani, A. Sharif, I. A. Basunbul, M. H. Baluch, and B. N. Ghaleb, Shear Repair for Reinforced Concrete by Fiberglass Plate Bonding, ACI Struct. J., 1994, 91, M. J. Chajes, T. F. Januska, D. R. Mertz, T. A. Thomson Jr., and W. W. Finch, Shear Strengthening of Reinforced Concrete Beams Using Externally Applied Composite Fabrics, ACI Struct. J., 1995, 92, H. Kato, T. Kojima, N. Takagi, and Y. Hamada, Experimental Study on Shear Reinforcement of RC Beams by Using Carbon Fiber Sheets, Proceeding of the Japan Concrete Institute, 1996, 18, T. Norris, H. Saadatmanesh, and M. R. Ehsani, Shear and Flexural Strengthening of RC Beams with Carbon Fiber Sheets, J. Struct. Eng., 1997, 123, A. M. Malek and H. Saadatmanesh, Ultimate Shear Capacity of Reinforced Concrete Beams Strengthened with Web- Bonded Fiber-Reinforced Plastic, ACI Struct. J., 1998, 95, T. C. Triantafillou, Shear Strengthening of Reinforced Concrete Beams Using Epoxy-Bonded FRP Composites, ACI Struct. J., 1998, 95, L. H. Lee, Y. T. Lee, S. H. Kim, and D. K. Lim, Shear Performance of Repaired R/C Beams with Carbon Fiber Sheet (CFS), J. Architec. Inst. Korea, 1997, 17, Y. T. Lee and L. H. Lee, An Experimental Study of Flexural Behaviors of the RC Beams Strengthened by Carbon Sheets, J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2000, 16, S. W. Shin, B. Y. Bahn, K. S. Lee, I. C. Cho, and J. H. Nam, A Study on the Shear Behavior of Strengthened R/C Beams with CFS, J. Korea Inst. Struct. Maint. Insp., 1998, 2, J. S. Sim, H. S. Oh, and J. M. Yu, A Study on the Prediction Model of Shear Strength of RC Beams Strengthened for Shear by FRP, J. Korea Concr. Inst., 2000, 10, J. S. Sim, H. S. Oh, D. Y. Moon, and K. D. Park, Prediction of the Shear Strength of FRP Strengthened RC Beams (I) - Development and Evaluation of Shear Strength Model, J. Korea Concr. Inst., 2005, 17, Y. S. Shin, Shear Strengthening of Reinforced Concrete Beams by Carbon Fiber Sheets(CFS), J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 1999, 15, W. H. Yi, J. H. Lim, and Y. S. Baik, Strengthening Effect on Shear Capacity of Reinforced Concrete Beam with Carbon Fiber Sheet, J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2001, 17, W. H. Yi and J. H. Lim, Experimental Study on Shear Resisting Effect of RC Beams Strengthened with Carbon Fiber Sheet, J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2004, 20, S. M. Baek, W. S. Kim, and Y. K. Kwak, An Experimental Study on the Shear Strengthening Effect of RC Beams with Structural Damage, J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2004, 20, H. S. Woo, D. E. Kang, K. S. Choi, Y. C. You, W. H. Yi, and K. H. Kim, Influence of Concrete Strength on Shear Capacity of Reinforced Concrete Beam Strengthened with Carbon Fiber Sheet, P. J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2006, 26, D. H. Lim and M. H. Nam, Shear Behavior of Reinforced Concrete Beams Strengthened with CFRP Strips, J. Korea Concr. Inst., 2008, 20, D. H. Lim and Y. S. Kwon, An Experimental Study on the Shear Behavior of RC Beams Strengthened with Near Surface Mounted and Externally Bonded CFRP Strips, J. Korea Concr. Inst., 2009, 21, G. J. Ha, J. H. Shin, Y. J. Ha, K. H. Hong, and H. W. Kang, Evaluation of Structural Performance of R/C Beams using Embedded Carbon Fiber Bars and Strengthening Metal Fittings, P. J. Archit. Inst. Korea Struct. Constr., 2011, 31, Y. G. Kim, Evaluation of Shear Behavior of Beams Strengthened in Shear with Carbon Fiber Reinforced Polymer with Mohr s Circle, J. Korea Concr. Inst., 2016, 28, T. Kenchi, Experimental Studies on the Reinforcement of Concrete Members by Carbon Fiber Sheets, Annual Concrete Engineering Papers Report, 1995, p.17.