1. 서    론

해양 및 수중 콘크리트 구조부재에 사용되는 철근은 부식 환경에 노출되기 쉽다. 철근의 부식은 재료의 유효단면 손실과 마디 손상을 유발하여 콘크리트와의 부착력을 감소시켜 구조 부재의 내력 및 연성을 저하시키는 주요 원인이 되기도 한다(Kang et al. 2012). 이에 따라 부식 환경에서 철근을 대체하기 위한 재료로서 섬유보강 폴리머(fiber reinforced polymer FRP) 보강근의 적용이 증가하고 있다(Park et al. 2017). 이는 FRP 보강근이 철근대비 높은 인장강도 및 내부식성의 특성을 갖는 장점 때문이다.

FRP 보강근은 사용 섬유 종류에 따라 유리섬유 보강근 GFRP(glass fiber reinforced polymer), 탄소섬유 보강근 CFRP (carbon fiber reinforced polymer) 및 아라미드섬유AFRP(aramid fiber reinforced polymer) 보강근 으로 분류된다(Choi et al. 2009). FRP 보강근의 콘크리트 부재 적용을 위해서 가장 중요하게 고려되어야 할 요소 중의 하나는 콘크리트와의 부착거동이다. 콘크리트와의 부착성능 향상을 위하여 FRP 보강근의 표면에는 모래분사(sand coated) 및 나선형의 리브처리가 이루어진다. Cosenza et al.(1997)은 모래분사로 표면 처리한 GFRP 보강근의 부착내력은 매끄러운 표면을 갖은 보강근에 비해 약 1.5배 증가함을 보였다. Achilides et al.(2004)은 나선형 리브를 갖는 GFRP 보강근의 콘크리트와의 부착거동 실험을 통하여 콘크리트 압축강도()가 40 MPa 이상에서는 부착응력이 거의 증가 하지 않음을 보였다. 반면 Okelo and Yuan(2005)은 모래분사 및 나선형 리브를 갖는 GFRP 보강근의 부착강도는 철근과 유사하게 의 제곱근에 비례하여 증가한다고 발표하였는데, 이는 가 60 MPa 이하에서 수행한 결과이다. GFRP 보강근의 직경에 따른 부착응력에 대하여 Benmokrane et al.(1996)은 나선형 리브를 갖는 GFRP 보강근의 부착강도는 철근 부착강도의 약 60 % 이상까지 나타남을 보였다. 하지만 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계는 부재의 비선형 해석을 위한 모델링 및 GFRP 보강근의 정착길이 산정을 위해 매우 중요한 요소임에도 불구하고 이에 대한 유용한 연구는 매우 부족한 편이다. 특히 GFRP 보강근의 부착강도는 표면 처리기법 및 파괴모드에 의해 중요한 영향을 받음에도 불구하고 기존 부착강도 평가결과들은 이들의 고려가 다소 모호한 경우도 있다(Fei et al. 2016).

이 연구의 목적은 콘크리트 압축강도 및 GFRP 보강근의 직경에 따라 나선형의 유리섬유 리브를 갖는 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계를 평가하는 것이다. GFRP 보강근의 미끄러짐 발생 시 부착응력, 부착강도 및 최대 부착응력 시 미끄러짐 양 등을 각 변수에 따라 분석하고 이를 이용하여 부착응력-미끄러짐 관계의 모델을 제시하였다. 또한 GFRP 보강근의 부착강도에 대한 ACI 440(2003), CSA S806-02(2007) 및 JSCE(1997) 등의 설계기준들의 안전성을 평가하였다.

2. 실    험

2.1 실험체 상세

나선형 리브를 갖는 GFRP 보강근의 직접 인발에 의한 부착거동을 평가하기 위하여 선택한 변수는 보강근의 직경 및 콘크리트 압축강도이다. 콘크리트 설계 압축강도는 20 MPa (L-그룹), 40 MPa(M-그룹), 60 MPa(H-그룹)로 구분하였으며 각 그룹에서 보강근의 직경은 6 mm, 9 mm, 12 mm로 변하였다. 각 실험변수에서 부착 실험체는 3개씩 제작하였다.

실험체는 Fig. 1에 나타낸바와 같이 CSA S806-02 규격에 따라 제작하였다. 시험편의 크기는 150×150×150 mm인 콘크리트 입방체로 하였으며, 보강근의 묻힘 길이는 보강근 직경(d_b)의 4배로 하였다. 보강근의 비부착 구간은 고무 호스관을 이용하여 콘크리트와의 완전 비부착을 형성하였다.

2.2 재료

Table 1에는 콘크리트 설계 압축강도에 따른 배합설계를 나타내었다. 부착 실험체 제작에 사용된 콘크리트의 굵은 골재 최대치수는 실험체 크기를 고려하여 15 mm의 부순 골재를 사용하였다. 콘크리트 설계 압축강도가 20 MPa, 40 MPa, 60 MPa인 경우 물-시멘트비는 각각 55 %, 40 % 및 33 %로, 잔골재율은 각각 40 %, 43 % 및 42 %로 하였다. 콘크리트 압축강도는 100×200 mm의 실린더를 이용하여 측정하였다. 재령 28일 동안의 항온항습실에서 양생 후 측정한 압축강도는 L-그룹의 경우 21 MPa, M-그룹은 39 MPa, H-그룹은 53 MPa이다.

Fig. 2에는 부착실험체에 사용된 GFRP 보강근의 형상을 나타내었다. 보강근의 표면형상은 철근과 동일한 나선형의 리브형상을 갖는다. 보강근 리브 높이와 리브 사이의 간격은 각각 1 mm와 6.5 mm이다. 실험을 위해 사용된 GFRP 보강근의 역학적 특성을 평가하기 위하여 각 직경별로 3개씩 실험하였다. 실험으로부터 얻은 응력-변형률 관계 및 역학적 특성을 Fig. 3과 Table 2에 나타내었다. GFRP 보강근의 인장강도는 직경이 6 mm, 9 mm, 12 mm일 때 각각 616 MPa, 918 MPa 및 806 MPa이다. 특히 사용된 GFRP 보강근들의 연신율은 3.5 % 이내로서 소성흐름 구간을 보이지 않고 파괴하였다.

2.3 실험체 가력 및 측정방법

GFRP 보강근의 직접 인발에 의한 부착시험은 CSA S806-02 규준(2007)에 따라서 실시하였다. 하중은 500 kN 용량의 만능시험기(UTM)을 이용하여 1.2 mm/min의 속도로 변위제어 하였다. 하중증가에 따른 GFRP 보강근 미끄러짐 양은 자유단에서 설치된 50 mm 용량의 전기식 변위계를 사용하여 측정하였다. 실험체의 편심하중 최소화를 위해 실험체와 UTM 사이에 원형구좌를 설치하였다. UTM 그립 부위에서 GFRP 보강근의 파괴를 방지하기 위하여 보강근 외부에 원형강봉을 제작하였다.

GFRP 보강근의 부착응력()은 다음 식 (1)을 이용하여 산정하였다.

 (1)

여기서 는 UTM에서 기록된 작용하중을, 는 보강근의 직경을, 는 보강근의 순수 콘크리트 묻힘길이이다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 실험체의 파괴 양상

모든 실험체의 파괴는 와 GFRP 보강근의 직경에 상관없이 보강근의 뽑힘에 의하여 지배되었다(Fig. 4). GFRP 보강근의 뽑힘파괴 시까지 콘크리트의 압괴 및 외부 할렬균열은 나타나지 않았다. Fig. 4(a)에 나타낸바와 같이 실험체의 파괴는 GFRP 보강근의 리브파단에 의해 지배되었다. GFRP 보강근의 리브 파괴면에서 콘크리트 할렬균열이 다소 나타났지만(Fig. 4(b)), 결국 GFRP 보강근의 뽑힘파괴에 의해 부착강도가 결정되었다.

3.2 부착응력-미끄러짐 관계

각 시험체의 부착응력-미끄러짐 관계를 Fig. 5에 나타내었다. 부착응력 및 미끄러짐에 대한 실험결과는 Table 3에 요약하였다. H-그룹에서 보강근 직경이 6 mm인 실험체는 GFRP 보강근의 선행파괴에 의해 실험데이터를 얻지 못하였다. 모든 실험체는 GFRP 보강근과 콘크리트 압축강도와 관계없이 점착작용이 크게 작용하는 초기 구간에서는 미끄러짐의 발생 없이 부착응력이 상승하였다. 초기 미끄러짐이 발생하는 부착응력()은 L-그룹, M-그룹, H-그룹에서 각각 약 4 MPa, 5 MPa, 및 6.5 MPa인데, 이들 값은 최대 부착응력의 약 40~45 % 수준이었다. 최대 부착응력 이후 내력감소 기울기는 가 클수록 컸는데, L-그룹의 경우 일정한 부착응력에서 미끄러짐 양이 계속 증가하는 다소 연성적 거동을 보였다. 이는 GFRP 보강근의 리브면 에서 비교적 덜 취성적인 콘크리트의 점진적인 할렬균열 진행에 의한 파괴모드 때문으로 판단된다. 반면 H-그룹은 내력이 급격히 감소하는 취성모드를 보였다. 한편 최대 부착응력 이후 내력감소 기울기에 대한 직경의 영향은 크지 않았지만 직경이 큰 GFRP 보강근 실험체서 약간 더 급격한 내력감소 경향을 보였다.

3.3 부착강도()

Fig. 6에는 에 대한 을 영향 나타내었다. 동일 GFRP 보강근 직경에서 가 증가하면 도 증가했다. 가 20 MPa에서 53 MPa로 증가할 때 의 증가율은 GFRP 보강근 직경이 9 mm 및 12 mm일 때, 각각 1.4배 와 1.5배이다. GFRP 보강근의 부착강도는 보강근 직경의 영향도 미미하게 받았다. 동일 에서 FRP 보강근 직경이 증가할수록 는 다소 감소하는 경향을 나타냈다. 보강근 직경이 9 mm에서 12 mm로 증가할 때 의 감소율은 L-그룹, M-그룹 H-그룹에서 각각 9 %, 12 % 및 3 %이다. Fig. 7에는 GFRP 보강근의 부착강도에 대한 실험결과와 설계기준에 의한 예측 값의 비교를 나타내었다. 나선형 리브를 갖는 GFRP 보강근의 부착강도에 대해 ACI 440(2003) 식은 상당히 과대평가하는 경향을 보인 반면, JSCE(1997) 식은 상당히 과소평가 하였다. 실험결과와 예측 값의 비()의 값은 ACI 440 식의 경우 에 관계없이 약 3.0~5.0 수준으로 있었다. JSCE 식의 예측 값으로부터 얻은 값은 가 증가할수록 감소하는 경향을 보였는데, L-그룹과 H-그룹에서 값은 각각 평균4.5와 3.0이다. 한편 CSA 기준에 의한 GFRP 보강근의 부착강도 예측 값은 위 두 설계기준 보다 실험결과와 잘 일치하였다. 하지만 CSA 기준 식에 의한 예측 값은 가 53 MPa인 고강도에서 다소 과대평가하는 경향을 보였다.

3.4 최대 부착응력 시 미끄러짐()

Fig. 8에는 에 대한 의 영향을 나타내었다. 동일 GFRP 보강근 직경에서의 미끄러짐 양은 가 증가할수록 감소하는 경향을 보였다. 가 20 MPa에서 53 MPa로 증가할 때 는 GFRP 보강근의 직경이 9 mm인 경우 약 55 % 감소하였으며, 12 mm인 경우에는 약 37 % 감소하였다. 동일 에서 GFRP 보강근 직경이 증가할수록 는 다소 증가하는 경향을 나타냈다. 보강근 직경이 9 mm에서 12 mm로 증가할 때 의 증가율은 M-그룹 및 H-그룹에서 1.1배이다. 반면 L-그룹에서는 보강근 직경이 9 mm에서 12 mm로 증가할 때 약 1.2배 감소하였다.

4. 부착응력-미끄러짐 관계 모델링

4.1 기본 모델식

Fig. 9에는 이 실험결과에서 얻은 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계를 일반화하여 비선형 포물선형의 식으로 나타내었다. Fig. 5에 나타낸 실험결과에서 보여주듯이 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계는 다음과 같은 3단계로 구분될 수 있다: 1) 콘크리트와 보강근 표면에서 화학적 점착작용에 의해 보강근의 미끄러짐이 발생하지 않고 부착응력이 증가하는 구간; 2) 미끄러짐이 발생하면서 부착응력이 최대응력에 도달하는 구간; 3) 최대 부착응력 후 미끄러짐이 급격히 증가하면서 내력이 감소하는 구간이다. 따라서 GFRP 보강근의 포물선형 비선형 부착응력-미끄러짐 거동을 구현하기 위한 기본 식은 다음과 같이 나타낼 수 있다(Yang 2016).

여기서 (= )은 부착응력을 최대 부착응력으로 무차원한 값을, 는 미끄러짐 양을 최대 부착응력 시 미끄러짐 양으로 무차원한 값이다.

식 (2)에 제시된 방정식의 경계조건은 Fig. 9에 나타낸 바와 같이 1) 일 때 는 미끄러짐이 시작되는 시작점으로서 로 나타낼 수 있는데, 여기서 은초기 미끄러짐 발생 시 부착응력이며: 2) 최대 부착응력 시 미끄러짐 양을 나타내는 에서는 이며: 3) 곡선의 최대 점에 대해 일 때 이다. 첫 번째 경계조건에서 는 곡선의 절편으로서 로 산정될 수 있다. 두 번째 경계조건을 1)에 대입하면 은으로 나타낼 수 있다. 한편 임의의 점에서의 접선 계수 은 식 (3)과 같이 표현될 수 있다.

 (2)

    (3)

여기서 은 곡선의 상승 및 하강 기울기를 나타내는 변수이며, 는 곡선의 형상과 관련된 매개변수이다. 식 (3)에서 경계조건 3)인 곡선의 최대 점에 대해 일 때 를 대입하면 는 과 같다. 따라서 콘크리트와 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 곡선에 대한 식 (2)는 다음과 같은 기본 식으로 나타낼 수 있다.

                (4)

식 (4)에서 제시한 부착응력-미끄러짐 관계의 상승 및 하강부의 기울기는 변수 에 의해 결정된다. 결국 나선형의 유리섬유 표면처리 된 GFRP 보강근의 콘크리트와의 부착응력-미끄러짐 관계는 식 (4)에서 , , 및 등의 결정을 통해 얻을 수 있다. 하지만 이들 변수들은 실험결과에서 나타내었듯이 콘크리트 압축강도 및 보강근 직경에 의해 영향을 받는 재료적 특성으로서 수치적인 유도가 어렵다. 따라서 이 연구에서는 실험결과를 기반으로 식 (4)의 변수들을 경험적으로 결정하기 위한 비선형 회귀분석을 수행하였다. 실험 데이터는 이 연구의 결과와 함께 GFRP 보강근의 뽑힘파괴에 의해 부착내력이 결정된 Kim et al.(2005), Jung et al.(2011) 및 Park et al.(2017)의 결과를 함께 이용하였다. 회귀분석에 이용된 데이터에서 압축강도의 범위는 20 MPa~90 MPa이며, 나선형의 리브처리 및 모래분사 처리된 GFRP 보강근의 직경은 6 mm~29 mm이다.

4.2 초기 균열시 부착응력() 및 최대 부착응력()

Figs. 10 및 11에는 각각 과 를 결정하기 위한 회귀분석 결과를 나타내었다. 콘크리트에 대한 GFRP 보강근의 부착 및 미끄러짐의 특성은 골재의 직경과 분포 그리고 콘크리트 내부 공극분포에 의해서도 영향을 받는다(CEB-FIP 2010). 따라서 부착응력 및 미끄러짐에 대한 회귀분석 예측 값의 정확도를 높이는 데에는 한계가 있다. 실험결과에서 보여준 영향변수인 와 의 경험적 조합으로부터 과 는 각각 다음 식 (5) 및 (6)과 같이 나타낼 수 있었다.

                      (5)

                             (6)

여기서 는 보강근 직경에 대한 참고 값으로서 1 mm이다.

4.3 최대 부착응력 시 미끄러짐()

보강근의 최대 부착응력 시 미끄러짐 양은 그 거동에 대한 초기 기울기 및 재료의 부착강도에 의해 영향을 받는다. 부착응력-미끄러짐 관계의 초기 기울기는 콘크리트의 탄성거동에 영향을 받으므로 는 콘크리트의 탄성계수() 및 의 함수로 제시될 수 있다. 이를 고려한 회귀분석으로부터 는 식 (7)과 같이 나타낼 수 있다(Fig. 12).

             (7)

식 (8)에서 는 콘크리트 탄성계수로써 Yang et al.(2014)의 모델을 이용하였는데, 이는 콘크리트의 단위용적 중량을 고려하였다. Yang et al.(2014)의 콘크리트 탄성계수 값은 다음 식과 같이 산정하며, 제안 모델의 회귀분석 시 가장 적절하였다.

 (8)

여기서 는 콘크리트 단위용적중량의 참고 값으로서 2,300 kg/m³이며, 는 콘크리트 단위용적 중량이다.

4.4 곡선 기울기 매개변수()

GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계를 나타내는 식 (4)에서 곡선의 기울기를 나타내는 을 각 시험체 에서 결정하였다. 이를 위해 위에서 산정한 , 및 의 값을 식 (4)에 대입 후 비교적 높은 예측값과 실험값의 상관계수를 얻을 때까지 값을 경험적으로 조정하였다. 이와 같은 과정을 통해 각 시험체 에서 결정된 값에 대한 회귀분석 결과를 Fig. 13에 나타내었다. 결과적으로 식 (4)의 상승부 및 하강부의 기울기를 결정하는 은 다음 식 (9)와 같이 나타낼 수 있었다.

                   (9)

여기서 는 콘크리트 압축강도에 대한 참고 값으로서 10 MPa이다.

4.5 제안모델과 실험결과 비교

위 제안모델로부터 얻은 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계에 대한 예측값과 실험결과의 비교를 Fig. 14에 나타내었다. 실험결과는 Fig. 5에 나타낸 데이터와 함께 Jung et al.(2011)의 데이터를 이용하였다. 제안모델은 GFRP 보강근의 최대부착응력 전까지의 미끄러짐 양을 비교적 정확하게 평가하였다. 최대부착응력 이후 미끄러짐 양에 대해서는 보강근 직경이 12 mm인 경우 다소 과대평가하는 경향을 보였다(L12와 M12 시험체). 따라서 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐에 대한 모델이 매우 미흡한 상태에서 제안 모델은 GFRP 보강근을 활용한 구조부재의 유한요소 해석 시 콘크리트와 보강근 계면의 모델링 등의 기초자료로 활용될 수 있다고 판단된다.

5. 결    론

나선형의 리브를 갖는 GFRP 보강근과 콘크리트의 직접인발에 의한 부착응력-미끄러짐 관계를 평가하였으며, 실험결과에 기반하여 그 모델 식을 제시하였다. 실험체는 콘크리트 압축강도에 따라 L-그룹(20 MPa), M-그룹(40 MPa), H-그룹(53 MPa)으로 구분되었으며, 각 그룹에서 보강근 직경은 6 mm, 9 mm, 12 mm로 변하였다. 실험 및 모델제시 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)초기 미끄러짐이 발생하는 부착응력()은 콘크리트 압축강도()에 관계없이 최대 부착응력의 약 40~45 % 수준이었다.

2)최대 부착응력 이후 내력감소 기울기는 와 보강근 직경()이 클수록 컸다.

3)콘크리트 압축강도가 20 MPa에서 53 MPa로 증가할 때 부착강도()의 증가율은 보강근 직경이 9 mm 및 12 mm일 때 각각 1.4배와 1.5배였다. 한편 동일 에서 보강근 직경이 증가할수록 는 다소 감소하는 경향을 나타내었는데 보강근 직경이 9 mm에서 12 mm로 증가할 때 의 감소율은 L-그룹과 M-그룹에서 각각 9 %와 12 %이었다.

4)나선형 리브를 갖는 GFRP 보강근의 부착강도에 대해 ACI 440 식은 상당히 과대평가하는 경향을 보인 반면, JSCE 식은 상당히 과소평가 하였다. CSA 식은 위 두 설계기준 보다 실험결과와 잘 일치하였지만 가 53 MPa인 고강도에서 다소 과대평가하는 경향을 보였다.

5)GFRP 보강근의 최대응력 시 미끄러짐 양()은 가 20 MPa에서 53 MPa로 증가할 때 보강근의 직경이 9 mm인 경우 약 55 % 감소하였으며, 12 mm인 경우에는 약 37 % 감소하였다. 한편, 동일 에서 GFRP 보강근 직경이 증가할수록 는 다소 증가하는 경향을 나타내었는데, 보강근 직경이 9 mm에서 12 mm로 증가할 때 의 증가율은 M-그룹 및 H-그룹에서 1.1배였다.

6)비선형 포물선형의 GFRP 보강근의 부착응력-미끄러짐 관계에 대해 제시된 모델은 비교적 실험결과를 잘 예측하였다.