2.1 하이브리드 FRP 시트의 특성

Fig. 1 Hybrid FRP sheet

Fig. 2 Tensile test of hybrid FRP sheet

Fig. 3 Stress-strain relationship of hybrid FRP sheet

하이브리드 FRP 시트는 탄소섬유+유리섬유 또는 아라미드섬유+유리섬유의 혼합으로 구성되어 사용되고 있다. 인장을 받는 하이브리드 FRP 시트는 구성하고 있는 섬유의 극한변형률이 낮은 순서로 파괴되며, 이후 극한변형률이 상대적으로 높은 섬유에서 인장강도가 결정되게 된다. 따라서 하이브리드 FRP 시트를 RC 부재에 보강하게 되면, FRP 시트가 철근이 항복하는 것과 같이 연성거동(유사 연성거동)을 나타내게 되어 구조물의 취성파괴를 방지할 수 있다.

이 연구에서 사용한 하이브리드 FRP 시트는 아라미드섬유와 유리섬유를 일축으로 배열한 것으로, 에폭시로 함침 후 RC 구조물의 보강 부위에 부착시켜 내력을 증대시킬 수 있다. 또한, 철근보다 가벼운 섬유를 사용하여 경량화를 얻을 수 있을 뿐만 아니라, 두 가지 이상의 섬유를 적절한 비율로 제조함으로써 재료의 선형거동으로 인한 급격한 취성파괴를 방지함과 동시에 연성을 증대시킬 수 있어 다른 FRP 시트보다 안정성이 우수하다.

2.2 하이브리드 FRP 시트의 재료시험

Fig. 1에서 나타낸 바와 같이 이 연구에서 사용한 하이브리드 FRP 시트는 롤(roll) 형태로 아라미드섬유와 유리섬유를 체적 비율 1:9(아라미드:유리섬유)로 혼합하여 일축으로 배열한 것으로 물성치는 Table 1에 나타낸 바와 같다. 하이브리드 FRP 시트의 중량은 단위제곱미터당 1,001 g으로 나타났으며, 단면적은 아라미드섬유의 경우 0.828 mm2, 유리섬유의 경우 7.83 mm2로 하이브리드 FRP 시트의 총 단면적은 8.658 mm2이다. 섬유의 단면적은 하이브리드 FRP 시트의 폭 25 mm 안에 배열된 섬유 로빙의 단면적으로 산정하였다. 아라미드섬유의 1로빙의 단면적은 0.109 mm2이며, 유리섬유의 1로빙의 단면적은 0.87 mm2이다.

하이브리드 FRP 시트의 기계적 특성을 알아보기 위하여ASTM D3039/D3039M-17(2017)의 시험방법을 이용하여 Fig. 2와 같이 인장시험을 하였다. 인장시험결과 하이브리드 FRP 시트의 인장하중은 평균 17,398 N으로 나타났으며, 인장응력은 2,128 MPa, 탄성계수는 50,590 MPa로 나타났다. Fig. 3에는 인장시험으로부터 얻은 하이브리드 FRP 시트의 응력-변형률 관계를 나타내었다. Fig. 3에서 하이브리드 FRP의 변형률은 LVDT를 이용하여 측정하였다.

3.1 사용재료

실험체 제작에는 배합강도 24 MPa의 콘크리트를 사용하였다. 콘크리트의 압축강도 시험을 위하여 ∅100×200 mm 공시체를 제작하였으며, 실험체와 동일한 조건에서 양생하였다. 콘크리트 압축강도 시험은 KS F 2405(KATS 2010)에 기초하여 수행하였으며, 실험 시의 콘크리트 압축강도는 평균 27.7 MPa을 나타내었다. 실험체에 배치된 주철근 및 횡보강근은 각각 SD400 등급의 D16 철근과 SD500 등급의 D10 철근을 사용하였다. 사용된 철근의 기계적 특성을 알아보기 위하여 KS B 0801(KATS 2017)과 2호의 금속재료 규정에 따라 시험편을 제작하였으며, KS B 0802(KATS 2018)의 금속재료 인장시험방법에 따라 인장시험을 실시하였다. 철근의 인장시험결과 주철근의 항복강도는 449 MPa을 나타내었으며, 횡보강근의 항복강도는 551 MPa을 나타내었다. 인장시험으로 나타난 철근의 탄성계수 및 응력변형률 곡선은 Table 2 및 Fig. 4와 같다.

Fig. 4 Stress-strain relationship of reinforcement

3.2 실험체

하이브리드 FRP 시트로 보강된 RC 기둥의 휨 성능을 평가하기 위한 실험체는 Table 2에 나타낸 바와 같이 총 2체를 제작하였다. 실험체명에서 C-N은 하이브리드 FRP 시트를 보강하지 않은 기준 실험체이고, C-HF 실험체는 아라미드섬유와 유리섬유로 구성된 하이브리드 FRP 시트로 보강한 실험체이다.

Fig. 5 Details of specimens (unit: mm)

Fig. 6 Overlapping of hybrid FRP sheet

Fig. 5에 나타낸 바와 같이 실험체는 상하부 스터브를 가진 I 형상의 사각기둥 형상이다. 실험체 중앙부의 실험 구간은 300($b$)× 300($D$) mm의 단면을 가지며, 휨 파괴를 선행시키고자 전단경간비 $a/D$를 3.0으로 계획하여 높이($H$)는 1,800 mm이다. 실험체 상부에 위치한 스터브는 500($b$)×1,200($D$)×450($H$) mm로, 하부에 위치한 스터브는 500($b$)×1,400($D$)×450($H$) mm으로 제작하여 실험체를 가력프레임에 연결하는 역할을 한다.

실험체에는 12-D16 철근을 사각단면에 4대씩 등간격으로 배치하였으며, 횡보강근은 D10을 사용하여 실험 구간에 125 mm 간격으로 배치하였다. C-HF 실험체는 실험체 양단부 소성힌지 구간에 하이브리드 FRP 시트를 보강하였으며, 보강범위는 상부 및 하부 스터브 단부로부터 약 1/6$H$($H$:1,800 mm)인 300 mm 높이까지이다. 하이브리드 FRP 시트의 보강은 1겹($\rho_{frp}=0.46%$)으로 이루어졌으며, 섬유 보강 시에 보강 시작면과 끝부분을 섬유 폭인 100 mm 길이만큼 겹쳐 보강하여 실험 수행 시 발생할 수 있는 섬유의 탈락을 방지하였다. Fig. 6에는 하이브리드 FRP 시트의 시공 사진을 수록하였다.

3.3 가력 및 실험체 계측계획

이 연구에서는 하이브리드 FRP 시트로 보강된 RC 기둥의 휨 성능을 평가하기 위하여 10 %의 축하중과 역대칭 모멘트를 동시에 받는 휨 파괴가 선행하는 실험을 수행하였다. Fig. 7에 나타낸 바와 같이 1,000 kN 용량의 수직 방향의 액추에이터를 이용하여 실험체에 243 kN의 축하중($0.1b\bullet D\bullet f_{ck}$)을 가력한 후 1,000 kN 용량의 수평 방향의 액추에이터를 이용하여 실험 구간에 동일한 전단력이 작용하도록 횡하중을 가하였다. 또한, 가력프레임 양쪽 옆에 설치된 수평유지장치를 이용하여 기둥에 작용하는 축력에 의한 변위증분효과($P-\Delta$ 효과)를 최소화하도록 하였다. 횡하중은 ACI 374.2R-13(ACI 2013)을 참고하여 Fig. 8에 나타낸 가력 프로그램에 따라 North/South 방향을 $\Delta y$, 2$\Delta y$, 3$\Delta y$, 4$\Delta y$, 6$\Delta y$, 8$\Delta y$ 순으로 변위마다 2회 반복하여 가력하였다. 주철근의 항복 시 기둥 부재의 횡변위 $\Delta y$(17.5 mm)는 하부 스터브 상단으로부터 50 mm 주철근에 부착한 스트레인 게이지(strain gauge)가 항복 변형률에 도달한 시점으로 하고 North(+)/South(-) 방향 철근의 항복단계에서 계측된 최대 변위값을 취하였다. 가력은 실험체의 최대하중의 80 %까지 저하된 지점에서 종료하였다.

실험체 휨 항복과 횡보강근의 변형률을 계측하기 위하여 Fig. 5(a)와 같이 소성힌지 하부에 스트레인 게이지를 부착하였다. 주철근의 스트레인 게이지의 위치는 하부 스터브 상단을 기준으로 50 mm 구간을 시작점으로 하여 125 mm 간격이고, 횡보강근에는 70 mm 구간을 시작점으로 하여 250 mm 간격으로 스트레인 게이지를 부착하였다. 실험체의 횡방향 변위는 Fig. 9에 나타낸 바와 같이 변위변환기(이하 LVDT)를 설치하였다. LVDT는 실험체의 상부와 하부 스터브에 강체로 구성된 철물을 고정시킨 후 300 mm 변위 용량의 LVDT 2대를 설치하였다.

Fig. 7 Test setup of specimen

Fig. 8 Loading history

Fig. 9 Measurement of specimen

4.1 횡 하중-변위 관계

하이브리드 FRP 시트로 보강된 RC 기둥 실험체와 무보강 실험체의 횡 하중-변위 관계와 실험결과는 Fig. 10과 Table 3에 각각 나타내었다. 실험체의 하중은 액추에이터에 부착된 로드셀의 출력값을 사용하였으며, 변위는 Fig. 9에서 나타낸 LVDT로부터 계측된 횡방향 변위의 평균값을 사용하였다.

Fig. 10(a)에 나타낸 바와 같이 C-N 실험체는 North 방향의 횡변위 17.5 mm에서 소성힌지 구간에 부착된 주철근의 변형률이 0.0024를 상회하여 휨 항복을 나타내었다. 그때의 하중은 116.3 kN을 나타내었다. 이 연구에서는 주철근 항복하중 시의 항복변위 $\Delta y$를 C-N 실험체를 기준으로 17.5 mm로 정하였으며, 이를 통하여 횡하중의 가력을 수행하였다. 실험체의 최대 하중은 North(+) 방향의 횡변위 35 mm에서 140.5 kN을 나타내었으며, South(-) 방향의 횡변위 35 mm에서 156.8 kN을 나타내었다. 최대하중 이후 가력 사이클(cycle)이 증가함에 따라 실험체의 내력이 크게 저하되어 North 방향의 횡변위 78 mm에서 최대내력의 80 % 이하인 104.7 kN으로 저하되었으며, South 방향은 횡변위 105 mm 근처에서 하중이 124.5 kN으로 나타나 가력을 종료하였다.

Fig. 10(a)에 나타낸 바와 같이 실험체에 하이브리드 FRP 시트를 보강한 C-HF 실험체는 South(-) 방향의 횡변위 17.1 mm에서 소성힌지 구간에 부착된 주철근의 변형률이 0.0024를 상회하여 휨 항복을 나타내었다. 그때의 하중은 126.6 kN을 나타내었다. 실험체의 최대하중은 North(+) 방향의 횡변위 52 mm에서 139.2 kN을 나타내었으며, South 방향의 횡변위 35 mm에서 159.4 kN을 나타내었다. 실험체의 내력은 North(+) 방향의 횡변위 143 mm에서 최대내력의 80 % 이하인 117.1 kN으로 저하되었으며, South(-) 방향의 내력은 가력 종료 시 까지 최대내력의 80 % 이하로 저하되지 않았다. 또한, C-HF 실험체는 C-N 실험체보다 최대하중 이후 하중저하가 두드러지지 않아 연성적인 거동을 나타내고 있음을 확인하였다.

Fig. 10 Lateral load – displacement relationship (unit: mm)

4.2 균열양상

실험체의 균열양상을 Fig. 11에 나타내었다. Fig. 11(a)에 나타낸 바와 같이 무보강 C-N 실험체의 균열은 주로 양단부 소성힌지 구간에 발생하여 휨 파괴한 것을 확인할 수 있으며, 발생한 균열은 실험체 중앙부로 진전되는 양상을 나타내었다. 또한, C-N 실험체는 소성힌지 구간의 콘크리트 박리가 발생한 것을 확인할 수 있었다. 이를 통하여 C-N 실험체는 양단부 소성힌지가 파괴되는 전형적인 휨 파괴 양상을 나타낸 것을 확인하였다.

Fig. 11 Crack pattern of specimens

Fig. 11(b)에 나타낸 바와 같이 하이브리드 시트로 보강된 C-HF 실험체는 시트 보강 구간(스터브에서부터 300 mm) 이외의 구간에서 균열이 두드러지게 나타났으며, C-N 실험체와는 다르게 소성힌지 구간의 하이브리드 시트 박락, 콘크리트의 박리가 나타나지 않았다. 이를 통하여 C-HF 실험체는 하이브리드 시트로 인하여 소성힌지 구간이 효과적으로 횡구속 되었음을 확인하였다.

4.3 횡보강근 변형률

Fig. 12에는 실험체의 횡보강근의 변형률을 나타내었다. 이 연구에서는 실험체 양단부 소성힌지 구간에서의 횡보강근의 변형률을 계측하였으며, 이는 소성힌지 구간의 횡구속 능력을 알아보기 위함이다. Fig. 12에 나타낸 바와 같이 모든 실험체는 횡보강근의 항복변형률($ε_{yt}$=0.00259)을 하회하여 휨 파괴가 발생하였음을 확인하였다. 각 실험체의 항복하중 시의 횡보강근의 변형률은 C-N 실험체가 $ε_{t}$=0.00028, C-HF 실험체가 $ε_{t}$=0.00015로 나타났으며, 최대하중 시에는 C-N 실험체가 $ε_{t}$=0.00090, C-HF 실험체가 $ε_{t}$=0.00067로 나타났다. 횡보강근의 변형률을 비추어 볼 때, C-N 실험체는 C-HF 실험체에 비하여 소성힌지 구간에 작용하는 하중이 횡보강근에 전이되었음을 알 수 있다. 따라서 하이브리드 FRP 시트는 C-HF 실험체의 소성힌지 구간을 잘 횡구속하여, 횡보강근의 변형을 효과적으로 제어함을 확인할 수 있다.

Fig. 12 Strain of transverse reinforcement

5.1 실험체 휨강도 비교

콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)과 ACI 318-14(ACI 2014)에서는 휨과 축하중을 받는 RC 기둥의 휨강도를 식(1)과 같이 계산하고 있으며, 이 연구에서는 식(1)과 같이 실험체의 휨모멘트를 계산하여 전단력으로 치환하였다.

식(1)을 이용하여 실험체의 최대하중을 예측한 결과, Table 3에서 나타낸 바와 같이 $V_{ana}$= 133.4 kN으로 예측되었다. 예측결과에 대한 실험결과의 비($V_{\exp}/V_{ana}$)는 C-N 실험체의 North 방향에서 1.05, South 방향에서 1.18을 나타내었으며, C-HF 실험체는 North 방향에서 1.04, South 방향에서 1.20을 나타내었다. 이를 통하여 하이브리드 FRP 시트를 보강한 C-HF 실험체는 현행 콘크리트 설계 기준에서 정하고 있는 휨 강도를 만족하는 것으로 나타났다.

5.2 연성능력

RC 기둥 부재에서 연성은 하중 저항능력의 큰 감소가 없이 변형을 유지할 수 있는 능력을 의미하며, 단면의 하중-변위 곡선 관계를 이용하여 나타낼 수 있다. 이 연구에서는 하이브리트 섬유 시트로 보강된 RC 기둥의 연성을 산정하기 위하여 식(2)와 같은 변위연성지수를 사용하였다.

여기서, $\Delta_{80}$는 최대하중 이후 최대하중의 80 %에 해당하는 실험체의 횡 변위, $\Delta_{y}$는 인장철근이 항복변형률에 도달할 때 실험체의 횡 변위이다.

Table 4에는 식(2)를 통하여 산정된 실험체의 연성지수를 나타내었다. 하이브리드 FRP 시트를 보강하지 않은 C-N 실험체는 North 방향을 기준으로 연성지수가 4.5로 나타났다. 하이브리드 FRP 시트를 보강한 C-HF 실험체의 연성지수는 North 방향을 기준으로 8.4로 나타났다. 따라서 하이브리드 FRP 시트를 보강한 실험체는 North 방향에서 연성이 약 1.9배 높게 나타나 우수한 내진성능을 보유하고 있음을 확인하였다.

5.3 에너지소산능력

에너지 소산능력은 RC 부재가 내력을 유지하면서 에너지를 흡수할 수 있는 능력으로 지진과 같은 반복하중을 받는 조건에서 구조물의 손상을 경감시킬 수 있어 연성지수와 함께 RC 부재의 내진성능을 평가하는데 중요한 요소이다. RC 부재의 에너지소산은 일반적으로 하중-변위 이력곡선 면적의 총합을 누적하여 에너지소산 능력을 평가할 수 있다. Fig. 13과 같이 이 연구에서는 실험체의 에너지소산 면적을 횡하중-변위곡선의 사이클의 모든 면적을 누적하여 분석하였다. 하이브리드 FRP 시트를 보강하지 않은 C-N 실험체는 누적 에너지소산 면적의 총합이 26.39 kN･m를 나타내었으며, 하이브리드 FRP 시트를 보강한 C-HF 실험체는 C-N 실험체보다 약 1.75배 높은 46.07 kN･m를 나타내었다. 앞서 기술한 바와 같이 실험체의 에너지소산 면적은 구조물의 에너지 흡수능력을 의미하므로 하이브리드 FRP 시트가 소성힌지 구간을 효과적으로 횡구속하여 내진 저항능력이 향상된 것을 확인 할 수 있다.

Fig. 13 Energy dissipation of specimens