1. 서 론

국내의 대부분의 건물은 콘크리트 구조로 이루어졌으며 그중 콘크리트 기둥은 구조물의 중력하중과 함께 지진하중, 풍하중을 포함한 횡방향 하중을 지반으로 전달하는 중요한 역할을 수행한다. 콘크리트 기둥의 손상은 건축물의 거동에 큰 영향을 미치며, 구조적 손상이 클 경우 전체 구조시스템의 붕괴로 이어질 수 있다. 최근 국내에서도 경주 지진(2016), 포항 지진(2017), 제주도(2021) 지진 등 비교적 큰 규모(규모 4.9 이상)의 지진 발생빈도가 증가했으며, 이로 인해 건축물의 내진 안정성에 대한 중요성이 대두되었다. 특히, 포항 지진에서 관찰된 필로티 건물의 콘크리트 기둥 파괴는 기둥 내부에 사용된 횡방향 철근의 큰 배근 간격, 배근량 부족 및 정착 불량으로 인한 것이며, 코어 콘크리트에 구속력이 제대로 발현되지 못했기 때문인 것으로 밝혀졌다(Architectural Institute of Korea, 2018). 코어 콘크리트에 충분히 구속력이 제공되지 않을 경우, 전단 또는 휨에 의한 취성적 파괴 양상이 나타나게 된다.

내부 횡방향 철근이 부족한 기존 콘크리트 기둥의 휨변형 능력을 향상시키고 연성도를 높이기 위한 방법으로 외부 구속 보강 방법이 가장 많이 사용된다. 특히, 섬유강화폴리머(Fiber Reinforced Polymer, FRP)를 사용하여 기둥의 연성 능력과 강도를 증진시키는 방법에 대한 연구가 꾸준히 진행되었다(Chai et al., 1991; Karabinis and Rousakis, 2002; Mirmiran and Shahawy, 1997; Priestley et al., 1994). 이는 압축력을 받는 콘크리트가 포아송(poisson)비에 의해 팽창할 때, 기둥을 감싸는 FRP 시트에 긴장력을 발생시키고 콘크리트에 압력(구속력)을 가하는 수동구속(passive confinement) 기법이다. 수동구속 기법은 기둥의 구조적 성능 향상에 효과적이지만, 콘크리트의 팽창 및 그로 인한 손상이 필연적으로 발생한다는 점에서(Suhail et al., 2020) 한계를 보인다. 이러한 단점을 보완하기 위해 콘크리트의 팽창이 발생하기 전 미리 프리스트레싱(prestressing)을 통해 구속력을 가하는 능동구속(active confinement) 기법에 대한 연구가 진행되어 왔으며(Moghaddam et al., 2010; Saatcioglu and Yalcin, 2003; Xiao et al., 2010), 특히 스마트 재료 중 하나인 형상기억합금(shape memory alloy, SMA)을 활용한 능동구속 기법의 적용이 연구되고 있다(Andrawes et al., 2010; Choi et al., 2012; Czaderski et al., 2014; Janke et al., 2005; Shajil et al., 2013; Shin and Andrawes, 2011). Shin과 Andrawes(2011)는 니켈-티타늄(Ni-Ti) 계열 SMA 와이어로 보강된 콘크리트 기둥에 대한 반복하중 실험을 수행하였다. Jung 등(2018)은 니켈-티타늄 계열 SMA 와이어로 보강된 콘크리트 기둥의 동적 실험을 수행하여 SMA 보강법의 효과를 확인하였다. Jung과 Jeong(2021)은 Jung 등(2018)에 의해 수행된 진동대 실험 데이터를 기반으로 능동구속된 콘크리트 기둥의 동적해석모델을 구축하였다. 현재 SMA를 활용한 능동구속 기법에 대해 많은 연구가 진행되고 있으며 보강 정도, 보강 재료, 구속된 콘크리트의 재료적 성질과 같은 여러 변수에 대한 해석적 연구가 필수적이다. 또한, SMA의 능동구속을 이용한 콘크리트 기둥 보강에 관한 기존 연구는 주로 니켈-티타늄(Ni-Ti) 계열의 SMA를 활용해 왔으며, Ni-Ti SMA의 높은 비용으로 인해 건설분야의 적용에 어려움이 존재한다. 따라서 본 연구에는 Ni-Ti SMA에 비해 재료 비용이 훨씬 낮은(5~10% 수준) 철 계열 형상기억합금(Iron- baed SMA, Fe SMA)을 이용해 콘크리트 기둥 보강 성능을 평가하고자 한다. 이를 위해 본 연구에서는 콘크리트 기둥 대상 정적 반복하중 기존 실험 결과(Shin and Andrawes, 2011)를 바탕으로 콘크리트 기둥의 유한요소 해석모델을 개발하고 탄소섬유강화폴리머(carbon fiber reinforced polymer, CFRP)로 수동구속된 기둥과 SMA로 능동구속된 기둥의 거동 및 구조적 성능의 차이를 살펴보고자 한다.

2. 형상기억합금을 이용한 콘크리트 능동구속 기법

SMA를 활용한 콘크리트 능동구속기법은 SMA의 특수한 재료적 성질인 형상기억효과(shape memory effect)에 기인한다. 이는 SMA의 두 가지 상태의 원자구조 간의 변화에 의해 발생한다. 일반적으로 SMA는 Mf(martensite finish temperature)보다 낮은 온도에서 martensite 결정 상태를 가지며 하중이 가해진 후 제거되었을 때 다른 금속 재료와 같이 잔류변형을 가진다. 사전변형된 SMA를 As(austenite start temperature) 이상 온도로 가열할 때 austenite으로 상변화가 시작되며, 변형 이전의 형태를 회복하는 형상기억효과가 발현된다. 만약 SMA의 형상회복을 제어할 경우, SMA 내부에 강한 회복응력이 발생하며 가열만으로 프리스트레싱 효과를 가질 수 있다. Fig. 1은 상기 기술된 SMA의 열-기계적 거동을 나타낸다. Fig. 2는 SMA의 형상기억효과 및 회복응력을 활용한 콘크리트 기둥 대상 능동구속 기법을 보여준다. 사전변형된 SMA를 콘크리트 기둥 외부에 감싸고 열을 가할 때 형상기억효과가 발현되고, 기둥의 물리적인 형상회복 제어를 통해 발생하는 SMA의 회복응력은 콘크리트에 대한 능동구속력으로 작용하게 된다. 능동구속기법은 프리스트레싱을 통해 콘크리트의 팽창 및 손상을 지연시키고, 기둥의 변형능력 증진을 통해 에너지 흡수능력을 향상시킬 수 있다. Fig. 3은 Ni-Ti SMA 와이어와 유리섬유강화폴리머(glass fiber reinforced polymer, GFRP) 시트로 보강된 콘크리트 공시체의 기존 압축실험 결과(Shin and Andrawes, 2010)를 보여준다. GFRP로 보강된 콘크리트(Passive-3)의 구속력은 2MPa로 Ni-Ti SMA에 의한 구속력(1.42MPa)보다 높았으나 SMA로 구속된 콘크리트에 비해 변형능력이 떨어짐을 Fig. 3을 통해 알 수 있다. 즉, SMA에 의한 능동구속된 콘크리트의 에너지흡수능력 향상도가 더 큼을 확인하였다.

Fig. 1.

Typical thermomechanical behavior of SMA

Fig. 2.

Application of active confinement pressure to RC columns by using SMA

Fig. 3.

Stress-strain behaviors of concrete cylinders confined with GFRP sheet and Ni-Ti SMA wires(Shin and Andrawes, 2010)

3. 실험 연구

SMA와 FRP로 구속된 콘크리트의 재료적 거동을 파악하기 위하여 실험연구를 수행하였다. 본 연구에서는 콘크리트 공시체 구속에 적용될 Fe SMA는 국내에서 개발･제작된 Fe-17Mn- 5Si-5Cr-4Ni-0.1C(Weight %)합금(Hong et al., 2020)을 채택하였다. 본 합금은 진공유도용해장치를 사용하여 잉곳(ingot)을 생산하였으며 열처리 후 고온 압연하였다. 최종적으로 경화에 의해 발생한 내부 응력을 분산시키기 위하여 추가적인 열처리과정을 하였으며 5mm 두께의 판으로 제작하였다. 이 후 콘크리트 구속에 용이한 스트립(strip) 형태의 길이-140mm×폭-8mm×두께-5mm로 가공하였다.

3.1 Fe SMA의 회복응력 측정 실험

SMA의 능동구속 기법은 사전변형이 가해진 SMA에 열을 가한 후 발생하는 회복응력에 기반한다. 따라서, 본 연구에서 사용될 SMA의 재료적 거동을 파악하기 위하여 SMA 시편에 6%에 해당하는 사전변형을 가하고 280°C까지 열을 가해 형상기억효과를 활성화 시킨 후 회복응력을 측정하였다. Fig. 4는 회복응력 측정 실험세팅을 보여준다. 6%의 사전변형이 적용된 SMA 시편을 만능재료시험기에 고정한 후 직류전원장치(DC power supply)를 이용한 전기저항방식으로 가열하였다. SMA의 실시간 온도를 측정하기 위하여 비접촉 적외선 온도계(infrared thermometer)를 통해 0.01초 간격으로 측정하였다. 가열 시 열팽창으로 인한 비선형적인 응력저하를 방지하기 위하여 150 MPa에 해당하는 인장력을 먼저 가한 후 가열하였다.

Fig. 4.

Test setup for recovery test

Fig. 5는 SMA의 온도-응력 관계를 보여준다. 약 100°C까지의 구간에서는 열팽창에 의해 SMA의 내부응력이 약 50MPa까지 감소하였으나 이후 형상기억효과가 열팽창효과보다 우세하게 되어 응력이 증가하였다. 목표온도 280°C에 도달 후 가열을 중지하고 초기 온도까지 자연냉각을 하였고 이 과정에서 비선형적인 열수축이 발생함을 확인하였다. 측정된 회복응력은 336MPa로 나타났으며, 가열범위에서 벗어나 형상기억효과가 완전히 활성화 되지 못한 부분을 고려하기 위하여 식 (1)을 통해 회복응력을 재계산하였다. L1은 완전히 활성화된 부분의 길이, L0는 시편의 중앙부 전체 길이, σm는 측정된 회복응력이다.

재계산한 회복응력값은 358MPa로 나타났다.

Fig. 5.

Temperature-recovery stress curve of Fe SMA

3.2 콘크리트 공시체 실험

SMA와 FRP로 구속된 콘크리트의 압축거동을 파악하기 위해 4개의 콘크리트 공시체(100mm×200mm)를 제작한 후 500kN 용량의 만능재료시험기를 사용하여 압축실험을 수행하였다. 본 연구에 사용된 FRP는 탄소섬유강화폴리머(CFRP)로 두께 0.111mm, 탄성계수 252GPa, 인장강도는 4511MPa, 극한인장변형률은 0.0179이다. Table 1은 콘크리트 압축실험을 위한 실험변수를 나타낸다. 6%의 사전변형이 적용된 Fe SMA 스트립을 콘크리트 공시체에 감고 토치를 사용하여 약 280°C까지 가열을 통해 형상기억효과를 활성화시켰다. Fig. 6은 ring 형태로 구속한 Fe SMA 스트립과 CFRP 시트로 구속된 콘크리트 공시체를 보여준다. 일축 압축시험은 KS F 2403 콘크리트 압축강도 시험방법에 따라 수행되었으며 1.0mm/min의 가력속도로 공시체가 파괴될 때까지 가력하였다.

Fig. 6.

Concrete cylinders confined with CFRP sheets and Fe SMA strips

Table 2에 각 실험변수당 1개의 시험체의 압축실험 결과를 요약하였다. CFRP 구속 콘크리트는 이선형적(bilinear) 거동을 보였으며, 본 연구에서는 두 직선의 교점을 (f'c,εc)로 정의하였으며 최대강도를 극한지점 (f'cu,εcu)로 정의하였다. UC, SMA_S1, SMA_S2 시험체의 경우 최대 강도 발현 지점을 (f'c,εc)로 정의하였으며, UC 시험체는 최대강도의 0.85%에 해당하는 지점으로, SMA_S1와 SMA_S2 시험체의 시험이 종료될 때 극한지점 (f'cu,εcu)으로 정의하였다. UC시험체의 f'c는 25.5MPa로 나타났으며 이에 비해 FRP, SMA_S1, SMA_S2 시험체의 f'c는 49%, 40%, 44% 가량 증가한 것을 확인하였다. 극한지점에서의 변형률과 f'c 발현 시 변형률을 나눈 값을 연성도지수(με)로 정의하였을 때, SMA로 보강된 시험체가 각 30, 21로 FRP 시험체에 비해 최대 약 14배 높게 나타남을 확인하였다. 한편, 보강정도가 더 큰 SMA_S2시험체의 연성도 지수가 20.9로 SMA_S1 시험체의 연성도 지수 30.3보다 작게 나타났으나 이는 극한지점에서의 강도가 각 33.6MPa, 9.8MPa임을 고려하였을 때, SMA_S2의 응력-변형률 곡선에서의 면적이 훨씬 더 큼을 알 수 있다. 또한, SMA_S1, SMA_S2시험체에 비해 FRP 시험체가 강도 향상도가 더 크게 나타났으나, 최대강도 도달 이후 급격한 취성적인 파괴양상을 보였다. 한편 SMA_S1, SMA_S2 시험체는 극한 변형률이 28.8%, 29.5%로 UC, FRP 시험체에 비해 약 14~30배 높은 것으로 나타나 콘크리트 압축변형능력을 향상시키는데 매우 효과적임을 확인하였다. Fig. 7은 무구속 콘크리트의 최대강도 발현 지점(f'c,εc)에 따라 정규화(normalization)한 시험체의 응력-변형률 거동을 나타낸다.

Fig. 7.

Normalized compressive stress-strain behaviors of concrete cylinders

4. RC 기둥 유한요소 해석모델 구축

RC기둥의 유한요소 해석모델 구축을 위하여 유한요소 해석 프로그램 OpenSees(McKenna et al., 2000)를 사용하였다. Shin과 Andrawes(2011)의 실험연구에서 사용된 콘크리트기둥에 대한 해석모델을 구축하였으며 실험결과와 비교를 통해 해석모델의 신뢰도를 검증하였다. 본 연구에서 수행된 실험 결과를 반영하기 위하여 추가적인 조정(calibration)이 이루어졌다. Table 3과 Fig. 8은 Shin과 Andraws(2011)에 수행된 콘크리트 기둥의 상세도면 및 물성치를 나타낸다.

Fig. 8.

Drawing of RC column(Shin and Andrawes, 2011) and development of an analytical model

4.1 재료

Shin과 Andrawes(2011)에 수행된 무구속 콘크리트의 압축강도는 44.8MPa로 나타나, 이에 따라서 무보강 시험체의 실험결과를 정규화(normalization)하였다. 해석모델에 입력을 위한 콘크리트 거동은 횡구속철근에 의한 구속효과가 적용된 코어 콘크리트와 구속되지 않은 커버 콘크리트의 거동을 반영하기 위하여 Mander 등(1988)의 구속된 콘크리트 모델에 따라 정의하였다. 구속된 코어 콘크리트의 압축강도는 46.1MPa, 변형률은 0.00217로 설정하였다. 횡보강철근으로 구속되지 않은 커버 콘크리트의 경우 압축강도 발현 후 응력감소구간에서 응력이 0에 도달할 때의 지점을 파괴지점이라 정의하였다. 한편, 횡보강철근으로 구속된 코어 콘크리트는 압축강도(46.1MPa)의 20%에 해당하는 지점(9.2MPa)을 파괴지점이라 정의하였다. Fig. 9에서 실험에서 나타난 무보강콘크리트와 추가적으로 조정된 콘크리트 거동을 나타낸다.

Fig. 9.

Experimental and analytical stress-strain results for unconfined concrete

또한, CFRP와 SMA로 보강된 콘크리트의 거동은 실험결과를 기반으로 무보강공시체 실험결과에서 나타난 압축강도 25.5MPa와 해당 지점에서의 변형률을 나눈 후, Shin과 Andrawes (2011)에서 측정된 압축강도 44.8MPa, 변형률 0.002를 곱하여 추가 조정하였다. 압축강도 범위 30~55MPa의 콘크리트를 대상으로 한 기존 실험연구(Chen, 2015)에 따르면 SMA 구속에 의한 콘크리트의 압축강도 및 해당 변형률의 변화는 구속력과 선형관계를 가짐을 알 수 있으며, 정규화된 콘크리트 응력-변형률 곡선을 바탕으로 44.8MPa 압축 강도를 가진 콘크리트의 압축거동을 예측하였다. Fig. 10는 CFRP, SMA로 보강된 콘크리트와 본 연구에서 수행된 콘크리트 공시체 압축실험 결과의 거동을 나타낸다. 기둥 해석모델 구축에 사용된 콘크리트 모델은 OpenSees 내의 Concrete01모델을 사용하였다. Concrete01 모델은 Karsan과 Jirsa(1969)의 반복 재하 시 강성을 따르고 Kent와 Park(1971), Park 등(1982)의 응력-변형률 곡선을 따른다. 콘크리트 모델에 사용된 변수는 Table 4에 요약된다.

Fig. 10.

Experimental and analytical stress-strain results for CFRP, Fe SMA-confined concrete

기둥의 축방향으로 배근된 철근의 모델로 OpenSees 내의 Giuffré-Menegotto-Pinto(Menegotto and Pinto, 1973)의 Steel02 모델이 사용되었다. Steel02는 반복하중 하에서 철근의 이력거동을 반영하며, 항복점 이후 소성영역으로의 변환되는 영역은 이선형(bilinear)거동을 따른다. 본 해석모델의 철근에 사용된 변수는 Table 5와 같다.

4.2 단면

기둥 모델을 이루는 재료의 비선형성을 반영하기 위하여 비탄성 섬유(fiber)요소를 통해 구현하였다. 단면을 이루는 콘크리트와 철근에는 일축(uniaxial)거동을 나타내는 모델로 설정하였다. Fig. 11은 무보강 콘크리트, CFRP와 SMA로 보강된 콘크리트의 섬유요소 단면적을 보여준다. 무보강 콘크리트 단면 중 철근은 8개의 섬유로 배치되었다. 콘크리트 코어는 총 264개의 섬유로 나누어져 있으며 각도 방향으로 24등분, 원호 방향으로 11등분되었으며, 커버는 총 44개의 섬유로 나누어져 있다. 한편, CFRP와 SMA로 보강된 콘크리트의 콘크리트 섬유요소는 총 720개로 각도 방향으로 24등분, 원호방향으로 30등분되었으며 횡방향철근에 의한 구속력은 CFRP와 SMA로 보강된 구속력보다 훨씬 작을 것이라고 판단되어 고려하지 않았다.

Fig. 11.

Fiber section modeling

4.3 RC 부재

앞서 기술한 재료, 단면 모델을 기반으로 RC기둥의 부재를 구축하였다. Shin과 Andrawes(2011)에 따르면 기둥의 하부에 비선형 거동이 발생하는 것을 확인하였다. 이를 반영하기 위하여 하중기반 요소(force-based element)중 가장 널리 사용되는 ‘Beam With Hinges(BWH)’모델을 사용하였다. 부재의 양단부에 비선형거동이 집중하고 내부는 선형거동을 하는 것으로 가정된다. 또한, 기존의 변위기반 요소(displacement-based element)보다 정확도와 해석 효율성 측면에서 최적의 성능을 제공하고, 부재 길이에 따라 분포된 힘을 보간하여, 재료 비선형성 아래에서도 평형식을 만족하는 이점이 있다(Spacone et al., 1996). 본 연구에서는 BWH 모델 중 곡률 분포에 대한 정확한 해를 제공하고 정의된 힌지 길이(Lp)외의 요소에서의 변형을 반영하는 “modified Gauss-Radau”적분법을 사용하였다(Scott and Fenves, 2006). 적분점(integration point)은 0, 8lpi/3L-8lpj/3, L에 배치된다. Fig. 12은 modified Gauss-Radau 적분법의 개념도를 보여준다.

Fig. 12.

Schematic of modified Gauss-Radau integraion method

Fig. 8과 앞서 4.1, 4.2에 기술된 재료/단면성질을 바탕으로 구축한 해석모델을 Fig. 8(b)에 나타냈다. 기둥 기초부의 유연성을 나타내기 위하여 기초부에 회전 스프링(rotational spring)요소를 구현하였다. Shin과 Andrawes(2011)에서 측정된 기둥 최하단부에 측정된 힌지 길이 330mm를 설정하였다.

4.4 해석 계획

본 연구에서 수행한 실험데이터를 기반으로 구축한 해석 모델의 타당성을 검증하기 위하여 Shin과 Andrawes(2011)에서 나타난 시험결과와 비교하였다. 무보강 콘크리트 기둥모델을 이용하여 변위제어 방식의 반복가력 해석(displacement-controlled cyclic loading)을 수행하였다. 기둥 길이의 6%의 변형률에 도달할 때까지 0.5%에 해당하는 변형률 증분, 12% 변형률에 도달할 때까지 1%의 변형률 증분, 그 후 중단까지 2%의 변형률 증분으로 반복가력하였다. Fig. 13은 반복가력을 위해 사용된 가력 패턴을 나타낸다.

Shin과 Andrawes(2011)에 의해 수행된 무보강 콘크리트 기둥의 실험체에서 최대강도 34MPa, 해석모델에 의해 측정된 최대강도는 33.9MPa로 확인됐다. 철근의 파괴가 일어난 지점은 실험결과 4.2%의 변위비, 해석결과 4.5%의 변위비에서 발생하였으며 극한점/항복점(du/dy)으로 정의한 연성도 지수 실험결과 2.8, 해석모델에서 3.1로 나타났다. 반복하중이 작용하였을 때의 이력곡선형상도 거의 일치함을 확인할 수 있었다. 구축된 해석모델은 전반적인 변위 및 극한점, 항복점등, 변위-힘 거동을 잘 예측한 것으로 판단된다. Fig. 14는 실험결과와 해석결과를 비교한 하중-변위 관계를 보여준다.

Fig. 13.

Loading protocol for RC column test

Fig. 14.

Comparison of force-displacement response between analytical and experimental results

5. 해석결과

5.1 힘-변위 거동

콘크리트의 파괴와 순차적인 철근의 항복으로 인하여, RC 건축물은 뚜렷한 항복 지점을 나타내지 않는다. 따라서, 힘-변위곡선에서 항복점과 극한점을 정의하기 위하여 Park(1988)에서 제시된 조건으로 항복점과 극한점을 정의하였다. 항복점은 최대강도의 75%에서 이차강성(secant stiffness)을 가지는 직선과 만나는 점 또는 철근의 항복이 발생하는 지점으로, 극한 점은 변형률 연화거동(strain-softening behavior) 영역 내에서 하중 저항능력이 저하되어 최대강도의 85%에 도달하는 지점 또는 콘크리트 크러싱(crushing), 철근의 파괴(rupture) 중 선행하는 지점으로 설정하였다.

앞서 정의한 극한점에 도달할 때까지 해석을 수행하였으며 Fig. 15에서 각 해석모델의 힘-변위 응답을 보여준다. 최대강도는 평균 34.16으로, 보강에 따른 최대강도 발현 차이는 없는 것으로 판단되지만 극한점에서의 변위는 무보강 모델에 비해 1.4배~2.8배 증가하였다. FRP_1 모델의 경우 하중 33.1kN에서 변형률 6.4%에 도달하여 콘크리트의 파괴로 급격히 극한점에 도달하였다. 이는 최대강도의 96%에 해당하는 지점으로 연성적인 거동을 하지 못하고 급격히 파괴에 도달하였음을 알 수 있었다. 한편, SMA_S1, SMA_S2모델은 모두 콘크리트 또는 철근의 파단이 발생하지 않고 최대강도의 85%에 도달하여 해석을 중단하였다. 항복변위는 SMA_S2모델이 21.6mm로 가장 컸으며 무보강 공시체에 비해 21% 증가하였음을 확인하였다. SMA로 보강된 모델이 FRP로 보강된 모델에 비해 기둥의 연성능력을 크게 향상시키는데 효과적이라고 판단된다.

Fig. 15.

Lateral force-drift ratio relationship of RC column models

5.2 에너지 소산능력

하중-변위 관계를 이용한 연성지수는 RC 구조물의 에너지 소산능력을 평가하는 지표로서 주로 활용된다. 본 연구에서는 반복하중 내에서의 강도감소률, 잔류 소성 변형들을 고려한 연성능력을 평가하기 위하여 Elnashai와 Sarno(2008)에서 제안한 변위연성지수(μD)를 식 (2)에 따라 정의하였다. 총 하중가력 반복횟수동안 축적된 변형 에너지량은 이력거동곡선으로 둘러싸인 면적의 누적합으로 계산하였다.

여기서, ∆max+와 ∆max-는 인장, 압축영역에서의 최대 변형값이며 ∆y+와 ∆y-는 앞서 정의한 항복점에서의 변위값이다.

Table 6에 각 모델의 변위연성지수, 에너지 소산량을 비교 정리하였다. FRP_1, SMA_S1, SMA_S2모델의 변위연성지수는 UC모델과 비교해 35%, 59%, 136%로 증가하였다. 한편, FRP_1, SMA_S1, SMA_S2모델의 에너지소산량은 UC모델과 비교해 2.9배, 3.9배, 11.8배 증가하였음을 확인하였다. 이러한 해석결과는 FRP_1모델이 최대강도에 비해 콘크리트 파괴 시 강도값이 크게 감소하지 않았음을 고려하였을 때 UC모델에 비해 에너지 흡수능력 향상에 효과는 있으나 취성적인 거동을 띈다고 판단된다. 한편, SMA_Sl, SMA_S2모델의 경우 앞서 정의한 극한점에 해당하는 최대강도의 85%에 도달하였을 때 해석을 중단하였으나, 두 모델 모두 콘크리트 및 철근에 손상이 발생하지 않았으므로 콘크리트와 철근이 더 변형할 수 있는 가능성을 고려하였을 때, 재료의 손상이 일어나지 않는 수준에서의 연성적인 거동을 충분히 지속적으로 유지할 수 있을 것이라고 사료된다.

6. 결 론

본 연구에서는 기존 반복하중 실험을 기반으로 하여 Fe SMA 스트립과 CFRP 시트로 보강된 콘크리트 기둥의 거동을 예측하기 위하여 OpenSees를 활용하여 유한요소 해석모델을 구축하고 실험결과와의 비교 및 분석을 통해 타당성을 검증하였다. 또한, 본 연구에서 수행한 콘크리트 공시체 실험에서 확보한 재료성질을 바탕으로 한 해석모델을 구축 후 거동을 확인하였다. 본 연구의 주요 결과는 다음과 같이 정리된다.

1) 6%의 사전변형이 가해진 SMA는 280°C 가열 시 회복응력 358MPa로 나타났다. 또한, 공시체 보강 시 응력-변형률 거동을 확인하기 위하여 압축실험을 수행하였다. SMA와 FRP로 보강된 공시체는 무보강 공시체에 비해 최대 49% 증진시켰으며, 특히 SMA로 보강된 시험체의 경우 연성 능력을 크게 향상시켰음을 확인하였다.

2) 해석모델은 하중 기반 요소 중 보-힌지 요소를 사용하였으며, 재료 및 부재의 비선형성을 반영하였다. 본 연구에서 수행한 실험데이터를 기존의 연구의 데이터와 일치하게 추가적인 조정 후 변수를 입력하였다. 구축된 해석모델과 실험 결과를 비교하였을 때, 힘-변위 거동이 거의 일치하여 모델의 타당성을 검증하였다.

3) 보강 재료와 정도에 따른 힘-변위 관계를 항복점, 극한점, 연성지수를 통해 비교･분석하였다. FRP로 보강된 시험체는 강도 감소가 거의 발생하지 않는 지점에서 콘크리트가 파괴되는 취성적인 거동을 보였으며 SMA로 보강된 시험체는 재료의 손상이 발생하지 않고 연성적인 거동을 나타냈다.

4) 본 연구에서 구축된 해석모델은 콘크리트 기둥의 구조적 거동을 파악하는데 효과적이며 실제 공시체 실험에서 확보한 재료성질을 입력한 모델은 실제 기둥의 거동을 묘사하는데 타당하다고 판단된다. 추후 구속력, 재료 강도등 다양한 조건을 반영한 실규모의 콘크리트 기둥의 반복하중 실험 연구를 수행하여 해석모델과 비교･검증할 예정이다.