3.1 실험 변수 및 실험체 상세

이 연구에서는 TR-UHPC의 인장 거동을 분석하기 위해 도그본 형태의 박판 부재의 직접 인장 실험을 수행하였다. 주요 실험 변수는 텍스타일 보강재 종류(CarbonT, ARGlassT) 및 배근량(0, 1, 2 layers), 그리고 강섬유 부피비(0, 1, 2 %)로 설정하였다. 텍스타일 보강재는 Fig. 3과 같이 1겹 배근하는 경우 7.5 mm, 2겹 배근하는 경우 5 mm 간격으로 배근하였다. 동일 설계 변수당 4개의 실험체가 제작되었으며, 15개 변수에 대해 총 60개의 직접 인장 실험체가 제작되었다. 다만. N-0 % 실험체의 경우 제작 과정에서 1개가 파손되어 총 59개의 실험체로 실험을 수행하였다. 텍스타일 보강재는 공통적으로 위사(weft) 방향이 하중 재하 방향과 평행하게 배근되었다. 각 실험체에는 로빙(roving) 간격을 고려하여 변수별로 CarbonT는 4개, ARGlassT는 3개의 다발이 배근되었다. 텍스타일 보강재의 로빙은 직경 $\phi_{fil}$이 5~30 µm의 필라멘트(filament) 수백~수천 개가 다발로 구성되어 있는 것을 말하며, 일반적으로 로빙의 외곽 둘레로부터 구한 단면적은 실제 로빙을 구성하는 필라멘트 단면적의 합을 상회한다. 이러한 이유로 로빙의 순단면적(net cross sectioin, $a_{rov}$)은 단위 km 당 로빙 무게(g/km=tex), 즉 섬도(fineness, 섬유의 굵기)로 대변되는 선형 밀도(linear density, $\lambda_{rov}$)와 단위 부피 당 질량(kg/m$^{3}$, $\rho_{mat}$)으로부터 식 (1)과 같이 계산한다.

Fig. 3. Details of the test specimens

Fig. 4. Reinforced schemes of textile reinforcements

선형 밀도로부터 계산된 레이어당 단면적은 CarbonT와 ARGlassT가 각각 7.2 mm$^{2}$과 5.4 mm$^{2}$이며, 단면적비는 텍스타일 1겹 배근한 경우 각각 0.8 %(CarbonT)와 0.6 %(ARGlassT)이고, 2겹 배근한 경우 각각 1.6 %(CarbonT)와 1.2 %(ARGlass T)이다. Fig. 4는 텍스타일 보강재의 배근 상세를 나타낸다.

3.2 사용 재료

설계기준강도 180 MPa의 UHPC가 사용되었으며, 설계 변수에 따라 체적 대비 강섬유 부피비 0 %, 1 %, 그리고 2 %를 적용하였다. 강섬유는 형상비가 65($l_{f}/d_{f}$=13 mm/0.2 mm)인 직선형 강섬유를 사용하였다. UHPC 타설 후 24시간 동안 20±2 °C의 습윤 조건에서 초기 양생 후, 48시간 동안 온도 90±5 °C, 습도 95±5 % 조건에서 고온 증기양생하였다. 이후 실험 시까지 외기에 노출시켰다. 강섬유 부피비 별로 압축 실험과 직접 인장 실험을 수행하였으며, 실험 방법은 국내 UHPC 모델 코드(KCI 2016)⁽²²⁾를 따랐다.

텍스타일 보강재의 경우 국내 유통망이 확보된 독일사의 2D CarbonT(3,200 tex per rovings, $\phi_{fil}$≈7 µm, $\rho_{mat}$=1,770 kg/m$^{3}$) 및 ARGlassT(2×2,400 tex per rovings, $\phi_{fil}$≈27 µm, $\rho_{mat}$= 2,680 kg/m$^{3}$) 텍스타일을 사용하였으며, 모두 방수, 보호 피막, 유연성(flexibility) 및 최소한의 형태 안정성(form stability)을 확보하기 위해 SBR(stereo butene rubber)로 표면 코팅된 제품이다. 텍스타일 보강재의 인장 강도와 탄성 계수는 ASTM D2256(ASTM 2015)에 따라 로빙 단위로 별도의 재료 실험을 수행하여 제작사로부터 제공받은 물성치와 비교하였다. Fig. 5는 UHPC 및 텍스타일 보강재의 재료 실험 결과를 나타내며, 이를 각각 Table 1과 2에 요약하였다. 재료 실험 결과, UHPC는 강섬유 부피비에 따라 예상대로 인장 거동은 매우 상이하였으며 압축 거동은 유사하였다. 텍스타일 보강재의 경우 직조 방향에 무관하게 유사한 역학적 성능을 보였으며 제작사로부터 제공받은 물성치와 유사한 탄성계수를 보였으나(97~102 %) 인장 강도는 매우 상이한 결과를 얻었다. 평균적으로 CarbonT와 ARGlassT 각각 인장 강도는 약 2,100 MPa과 1,100 MPa로, 제작사 제공 물성치의 52.5 %와 64.7 % 수준을 보였다. 이러한 현상은 로빙을 구성하는 필라멘트 간의 차등적 응력 활성화(differential stress activation)에 기인한다(Hartig et al. 2008; Valeri et al. 2020)^(18,31). 텍스타일 보강재의 중심부에 위치한 필라멘트는 일반적으로 인접한 외곽부 필라멘트와의 계면에서 작용하는 마찰력에 의해 하중이 발현되므로, 상대적으로 외곽부 필라멘트에 비해 응력 지연 효과가 수반된다. 따라서 텍스타일 보강재의 경우 제작사로부터 제공받은 물성치를 그대로 사용할 수 없고 로빙 단위 재료 실험을 통해 직접 역학적 성능을 검증해야 할 것으로 판단된다.

Fig. 5. Material test results from this study

3.3 실험체 셋업 및 계측계획

RILEM 기술위원회(RILEM Technical Committee 2016)⁽²⁶⁾ 및 미국 건자재 협회(AC434 2013)에서는 TRC 실험체 단부를 가압판을 통해 압착한 후 고정 형식으로 연결하여 회전을 구속하는 clamping 타입과 회전을 구속하지 않고 힌지 형식으로 연결하는 clevis 타입의 인장 실험을 수행하도록 권장하고 있으며, 많은 선행 연구에서 이와 유사한 방식을 채택하고 있다 (Contamine et al. 2011; Hartig et al. 2012; Arboleda et al. 2016)^(4,8,19). 단부 압착 방식의 실험 셋업의 원 목적은 가압판과 TRC 부재 간 계면에 충분한 마찰력을 도입하고 가압면 전체에 균일하게 하중을 전달하기 위함도 있지만, 매립된 텍스타일 보강재와 시멘트 복합체 매트릭스 간의 부착력을 향상시켜 텍스타일 보강재의 미끄러짐(slippage)을 방지하기 위함이다. 하지만, 실험체 단부를 가압 고정하는 것은 텍스타일 보강재와 매트릭스 간의 부착 성능에 미치는 영향이 미미한 수준으로 나타났으며(Valeri et al. 2020)⁽³¹⁾, 가압판 고정 과정에서 의도하지 않은 편심을 야기할 수 있다. 따라서 이 연구에서는 비교적 안정적으로 하중이 전달되고 실험 셋업이 용이한 도그본 형태의 셋업으로 실험을 수행하였다(Raupach et al. 2006; Kim et al. 2018; Tetta et al. 2018; Dong et al. 2020)^{(12,24,25,29)}. Fig. 6은 이 연구에서 사용된 실험체 셋업을 나타낸다. 실험체는 양단부에 75 mm의 지점부와 25 mm의 하중 전달 길이(load transfer length) 등 총 100 mm의 정착 길이(anchorage length)를 갖도록 설계되었다. 100 mm의 정착 길이는 정적 및 피로 하중을 받는 TRC 부재에서 텍스타일 보강재의 파단을 유도하기 위한 최소 정착 길이로 보고된 바 있다(Wagner and Curbach 2019)⁽³²⁾. 실험체는 양단 힌지 타입 지그에 설치된 후 추가 제작된 연결 지그를 사용하여 2,000 kN 용량의 만능시험기(UTM)에 연결하였다. 가력 방법은 초기 균열 발생 시까지 0.3 mm/min, 초기 균열 발생 후 1.0 mm/min의 속도로 변위제어방식으로 설정하였다. 변위 계측 구간(gauge length)은 실험체 중앙부 200 mm이며, 계측된 변위로부터 평균 변형률을 구하였다.

Fig. 6. Test set-up

4.1 하중-변형률 관계

Fig. 7은 실험체별 직접 인장 실험 결과 하중-변형률 관계를 나타낸다. 실험은 부착된 변위계가 계측 한계 지점에 도달하거나 텍스타일 보강재가 파단된 시점에 종료되었다. 실험 결과, 텍스타일 보강재의 종류와 강섬유 부피비에 무관하게 텍스타일 보강재의 배근량이 증가할수록 초기 균열 강도는 감소하는 경향을 보였다. 특히, 강섬유가 혼입되지 않은 실험체의 경우 텍스타일 보강재가 배근됨에 따라 초기 균열 하중이 큰 폭으로 감소하였다. 텍스타일 무보강 실험체(N-0 %) 대비 텍스타일 보강 실험체(C/G-T1/2-0 %)의 초기 균열 강도는 평균적으로 약 39.7 % 수준으로 나타났다. 강섬유 부피비가 1 % 및 2 %로 혼입된 C/G-T1/2-1 %/2 % 실험체의 경우 역시 초기 균열 강도가 감소하는 경향을 보였으나, 균열부 강섬유의 가교 작용으로 인해 강도 저감 수준이 각각 98.3 %와 86.6 %로, 강섬유 무보강 실험체의 경우에 비해 비교적 낮은 수준이었다.

초기 균열 발생 이후, TR-UHPC 부재는 텍스타일 보강재의 종류에 따라 매우 상이한 거동을 보였다. 강섬유 부피비가 0 %인 실험체의 경우, 텍스타일 보강재에 의해 균열 발생 이후에도 지속적인 하중 저항 성능을 발현하였지만 C-series 실험체는 텍스타일 보강재의 인장 강도보다 매우 낮은 수준(7~10 %)에서 일정 하중을 유지한 채 항복 상태와 유사한 거동을 보였다. 한편, G-series 실험체의 경우 초기 균열 발생 이후 텍스타일 보강재의 배근량에 비례하여 지속적으로 하중이 증가하였으며, 최대 하중까지 비교적 선형 거동을 보인 후 국부 대균열에서 텍스타일 보강재의 파단과 함께 강도가 급격히 감소하였다. 강섬유 부피비가 1 % 및 2 %인 실험체의 경우, 텍스타일 보강재가 인장 성능에 기여하는 수준은 강섬유 부피비가 0 %인 경우와 유사하였고 연성능력 및 인성이 크게 증가하였다. 하지만, N-series 실험체 대비 C-series 실험체의 경우 최대 인장 강도는 다소 감소하는 경향을 보였으며(0.43~1.07), G-series 실험체의 경우는 다소 증가하는 경향을 보였다(0.90~1.88). 정량적인 실험 결과는 Table 3에 요약하였으며, 실험 결과의 평균값만을 제시하였다.

Fig. 7. Tensile behaviors of the test specimens

4.2 균열 패턴

Fig. 8은 실험체의 균열 패턴 및 파괴 모드를 보여준다. 모든 실험체는 공통적으로 강섬유 부피비가 증가할수록 UHPC가 인장 하중 하에서 변형 경화 거동을 보여 더 많은 수의 미세균열이 발생하였다. 텍스타일 보강재의 종류에 따라서는 상이한 파괴 모드가 발생하였다. C-series 실험체는 강섬유 부피비가 0 %인 경우 CarbonT 배근량에 상관없이 N-series 실험체와 유사한 수준의 미세균열이 발생하였으며 강섬유 부피비가 1 % 및 2 %인 경우 CarbonT의 미소한 응력 재분배 효과로 인해 N-series 실험체보다 다소 많은 미세균열이 발생하였다. 공통적으로 최대 강도 이후 대균열 부근에서 강섬유가 인발되면서 하중이 감소하였으며, 실험체 단부에 연장되어 배근된 CarbonT가 실험체 내부로 미끄러지는 등 CarbonT와 UHPC 간 계면에서 부착 미끄러짐이 발생하였다. 한편, G-series 실험체의 경우 ARGlassT의 배근량이 증가할수록 N-series 실험체 대비 미세균열의 균열 간격이 더욱 조밀해졌으며, 다수의 대균열이 발생하였다. 최종적으로는 국부 대균열에서 강섬유 인발과 함께 ARGlassT가 파단되었다.

Fig. 8. Cracking patterns and failure modes of the test specimens

5.1 설계 변수의 영향

설계 변수가 TR-UHPC 합성 부재의 인장 성능에 미치는 영향을 초기 균열 강도, 인장 강도, 변형 능력, 균열 패턴 및 최대 인장 강도까지의 에너지 소산 능력을 나타내는 g-value에 기반하여 평가하였다.

텍스타일 보강재가 매립된 C-series와 G-series 실험체는 강도, 변형 능력, 균열 패턴 및 g-value 측면에서 텍스타일 보강재가 매립되지 않은 N-series 실험체 대비 전반적으로 향상된 성능을 보였다(Figs. 9~12). 한편, C-series와 G-series 실험체는 공통적으로 N-series 실험체 대비 초기 균열 강도는 감소하는 경향을 보였다. 이는 텍스타일 보강재가 대변형 구간에서 주로 저항력을 발현하며, 탄성 및 미세균열 구간에서는 강도 기여 수준이 낮아 오히려 공극과 같은 역할을 하였기 때문으로 판단된다. 아울러 하중 재하 직각 방향으로 배근된 경사(warp) 방향 텍스타일 보강재로 인해 UHPC 매트릭스의 유효 단면적이 감소한 것도 이러한 현상에 대한 원인으로 판단된다.

텍스타일 보강재가 시멘트 복합재료에 사용되기 위해서는 텍스타일 보강재의 역학적 성능뿐 아니라 시멘트 복합체와의 계면 부착 성능이 우수해야 한다. 하중-변형률 관계 분석을 통해 초기 균열 발생 후 균열 진전 단계에서 C-series 실험체보다 G-series 실험체의 경우 더 우수한 합성 거동을 보임을 확인하였으며, 이러한 경향성은 상이한 최종 파괴 모드(Fig. 8)와 함께 균열 개수(Fig. 11)에서도 동일하게 나타났다. C-series 실험체의 경우 UHPC 복합체와의 계면 부착 성능이 저조하여 CarbonT 배근량 및 강섬유 부피비에 상관없이 모두 계면 부착 미끄러짐으로 최종 파괴되었으며, 균열 개수가 G-series 실험체보다 더 적은 경향을 보였다. C-T1/2-0 % 실험체의 경우를 살펴보면, 초기 균열 이후 N-series 실험체 대비 추가적인 강도 증진은 없었으며, CarbonT가 재료 실험에 기반한 소요 강도를 발현하지 못하고 계면 부착 미끄러짐으로 인해 변형률만 지속적으로 증가하였다. 이는 CarbonT와 UHPC 간 계면의 화학적 반응에 의한 점착력(cohesion)뿐만 아니라 기계적 맞물림에 의한 마찰력(friction) 역시 매우 낮은 수준임을 의미한다. C-T1/2-1 %/2 % 실험체의 경우 역시, 하중-변형률 관계에서는 나타나지 않으나 균열 패턴으로부터 CarbonT의 미끄러짐 현상이 뚜렷이 확인되었다(Fig. 8). 따라서 UHPC의 보강재로써 CarbonT의 보강으로 인한 강도 증진 효과는 기대할 수 없으나, CarbonT와 UHPC 간 계면에서의 마찰 기제에 의한 강도 기여로 인해 균열 패턴 및 g-value가 소폭 향상되었다고 결론 내릴 수 있다(Fig. 12).

Fig. 9. Comparison of initial cracking and ultimate tensile loads

Fig. 10. Comparison of strains at initial cracking and ultimate tensile load stages

Fig. 11. Comparison of number of cracks and average crack spacing

Fig. 12. Comparison of energy absorption capacity up to the ultimate tensile load (g-value)

G-series 실험체의 경우 ARGlassT 배근량 및 강섬유 부피비에 무관하게 모두 텍스타일 파단으로 최종 파괴되었으며, 이는 ARGlassT와 UHPC 간 계면에서의 우수한 부착 성능에 기인한다. G-T1/2-0 %/1 % 실험체의 경우 기준 실험체 대비 강도, 변형 능력, 균열 개수 및 g-value가 크게 증가하였다(Figs. 9~12). 한편, G-T1/2-2 % 실험체의 경우 미세균열구간에서 강섬유의 인장 강도 기여분이 높아 ARGlassT 보강에 의한 강도 증진 효과는 미미하였지만, 전반적으로 변형 능력, 균열 개수 및 g-value가 대폭 증가하였다. 이러한 현상은 앞서 논의한 바와 같이 변형 수준에 따라 강섬유와 텍스타일 보강재의 인장 강도 기여분이 상이한 것에 기인한다. 즉, 인발에 의해 강섬유의 인장 강도 기여분이 감소하는 대균열 구간에서 텍스타일 보강재의 인장 강도 기여분은 증가하므로 물리적으로 미세균열구간, 즉 변형 경화 구간과 인성 및 에너지 소산 능력이 대폭 확대되었다고 볼 수 있다. 일반적으로 TRC는 매우 취성적인 파괴 형태를 보이므로, 부재 설계 시 연성 설계를 기본으로 하는 대부분의 현행 설계 기준에 적용하는 데에 어려움이 있다. 이러한 차원에서 이 연구의 결과는 강섬유와의 혼용으로 TR-UHPC 부재의 연성 설계의 가능성을 시사한다고 판단된다.

텍스타일 보강재의 영향으로 초기 균열 강도는 기준 실험체 대비 감소하였으나, 최대 인장 강도, 균열 패턴, 변형 능력 및 에너지 소산 능력은 텍스타일 보강재의 종류에 따라 매우 상이하였다. 이러한 실험 결과를 바탕으로 각 텍스타일 보강재의 TR-UHPC 부재로의 활용 가능성에 대한 논의와, 이에 앞서 각 구성 요소의 인장 강도 기여분의 정량적인 평가에 기반하여 텍스타일 보강재의 보강 효율에 관한 논의를 5.2절에서 수행하였다.

5.2 TR-UHPC 합성 거동 및 보강 효율 분석

텍스타일 보강재의 보강 효율 및 이에 따른 합성 거동은 텍스타일 보강재 자체와 TR-UHPC 합성 부재의 하중-변형률 관계를 비교하여 분석할 수 있다. Fig. 13은 텍스타일 보강재와 TR-UHPC 합성 부재의 하중-변형률 관계를 함께 나타낸다. 텍스타일 보강재의 하중-변형률 관계는 로빙 단위 재료 실험 결과로부터 구한 것이다.

Fig. 13. Comparison of tensile behaviors between TR-UHPC composites and bare textile reinforcements

CarbonT의 부착 미끄러짐이 발생한 이유로 텍스타일 보강재의 충분한 정착길이가 확보되지 않은 점도 들 수 있지만, 4.2절에서도 언급하였듯이 C-series 실험체의 경우 CarbonT와 UHPC 매트릭스 사이의 계면 부착 성능이 매우 낮은 것에 더 많은 부분이 기인한다. Fig. 13에서 C-series 실험체의 경우 CarbonT의 인장 강도에 한참 미치지 못하는 수준의 강도만 발현된 것을 확인할 수 있다. 무코팅 및 SBR 코팅된 CarbonT와 시멘트 복합체 계면의 낮은 부착 성능은 기존 연구에서도 다수 보고되었으며(Halvaei et al. 2018; de Castro Silva and de Andrade Silva 2020)^(11)(17), 이는 CarbonT 표면이 비친수성(hydrophobic)을 띄는 것에 기인한다. CarbonT가 UHPC 매트릭스 내에서 충분한 합성 거동을 발현하기 위해서는 계면 부착 성능을 향상시켜야 하고, 이를 위해 점착력 및 기계적 맞물림 효과 증대를 목적으로 CarbontT의 표면을 개질하는 다양한 방법이 있다(Dvorkin and Peled 2016; Halvaei et al. 2018; Xu et al. 2018)^(14),17,33). 따라서 CarbonT를 고성능 경량 부재에 활용하기 위해 향후 연구에서는 인장 강도 발현을 위한 충분한 정착길이, 계면 부착 성능 향상을 위한 CarbonT의 표면 개질 방법 및 이에 따른 TR-UHPC 부재의 합성 거동에 대한 추가적인 연구가 필요하다.

G-series 실험체의 경우, ARGlassT와 UHPC 간의 우수한 계면 부착 성능으로 인해 최종 파괴 모드가 텍스타일 파단으로 일관하였으나, 텍스타일 보강재 자체의 거동보다는 인장 강도가 다소 낮은 수준이었으며, 최대 인장 강도 변형률은 좀 더 크게 나타났다. 특히 G-T1/2-0 %의 거동으로부터 균열 안정화 단계의 강성 역시 ARGlassT보다 낮은 수준임을 확인할 수 있다. 이러한 현상의 원인으로 두 가지를 언급할 수 있다. 첫 번째로 앞서 논의한 강섬유와 텍스타일 보강재의 변형 수준에 따른 상이한 저항 기제에 기인함과, 두 번째로 UHPC 매트릭스 내에서 텍스타일 보강재의 코어 부분과 슬리브 부분에서 저항 응력이 차등적으로 활성화되기 때문이다(Hartig et al 2012.; Valeri et al 2020)^(12,31). 로빙 코어 부분의 필라멘트 무리는 UHPC 매트릭스와 직접적으로 부착되어있지 않으므로, 로빙 코어 필라멘트 무리의 응력 활성화 수준은 오직 로빙 슬리브 필라멘트 무리와의 부착에 의존한다. 일반적으로 로빙 코어 부분과 슬리브 부분 필라멘트 간의 내부 부착력은 크지 않으므로(Hartig et al. 2012)⁽¹⁹⁾ UHPC 내에 배근된 텍스타일 보강재 로빙 코어 부분은 슬리브 부분보다 더 낮은 수준의 변형률과 응력이 발현되며, 이는 텍스타일 보강재의 강도 기여분을 낮추는 요인이 된다. 텍스타일 보강재의 보강 효과만을 확인할 수 있는 G-T1/2-0 %의 실험 결과를 텍스타일 보강재 자체의 실험 결과와 비교하면 이러한 사실을 명확히 확인할 수 있다.

한편, ARGlassT의 경우 역시 SBR로 표면 코팅되었지만, CarbonT와는 다르게 UHPC와의 계면 부착 성능이 우수하여, 인장 실험 결과 최종 파괴 모드는 텍스타일의 파단으로 나타났다. 따라서 동일한 표면 코팅 방법이 적용되었음에도 불구하고 파괴 모드가 상이한 현상에 대한 원인 규명을 위해 추가적인 연구가 필요하다.

위의 내용을 종합하면 TR-UHPC 합성 부재의 인장 성능은 강섬유 및 텍스타일 보강재의 최대 인장 강도 기여분의 단순합산으로는 평가할 수 없다는 결론을 얻을 수 있다. 특히, 변형 경화 거동을 보이는 UHPC에 일반 및 고강도 철근이 배근된 부재의 경우 일반적으로 UHPC의 최대 인장 강도와 철근의 항복 강도의 단순합산으로 최대 강도가 계산된다는 점을 고려하면 유의미한 결과라 할 수 있다. Fig. 14는 각 요소별 최대 인장 강도에 대한 실험 결과의 강도비를 나타낸다. 여기서 $N_{texti\le}$은 텍스타일 보강재 자체의 인장 강도, $N_{UHPC}$는 텍스타일 보강재가 없는 UHPC의 최대 인장 강도를 나타낸다.

Fig. 14. Comparison of the test results with the strengths of each component

전반적으로 $N_{u}/N_{texti\le}$는 1.0보다 낮은 경향을 보였고, 특히, CarbonT로 보강된 C-series 실험체에서 가장 저조한 강도비가 나타났다($\min[N_{u}/N_{texti\le}]$=0.11). G-series 실험체의 경우 강섬유 부피비가 0 %일 때 $N_{u}/N_{texti\le}$=0.68~0.61 수준으로 ARGlassT의 파단 강도에 도달하지 않았다. 하지만, 균열 패턴으로부터 확인할 수 있듯이(Fig. 8) 최종적으로 텍스타일 보강재의 파단이 발생하였으며, 이는 앞서 논의한 로빙 코어-슬리브 간 응력의 차등 활성화로 설명될 수 있다. 한편, 강섬유 부피비가 1, 2 %인 G-T1/2-1/2 % 실험체의 경우 1.0을 상회하는 강도비를 나타내었으나, 이는 강섬유의 강도 기여분이 포함된 결과로 판단된다. $N_{u}/N_{UHPC}$를 통해서는 텍스타일 보강재의 보강 효과를 확인할 수 있다. C-series 실험체의 경우 $N_{u}/N_{UHPC}$가 0.43~1.07로, 평균적으로 강도 측면에서는 CarbonT를 배근하지 않은 경우보다 더 낮은 성능을 보였으므로 텍스타일 보강재에 의한 보강 효과가 미미한 것으로 나타났다. 반면 G-series 실험체의 경우 $N_{u}/N_{UHPC}$가 0.9~1.88로, 평균적으로 ARGlassT를 배근하여 강도가 뚜렷하게 증가하는 경향을 보였다. 하지만, 요소별 최대 강도의 단순합산과 실험 결과를 비교한 $N_{u}/[N_{texti\le}+N_{UHPC}]$는 C-series 실험체의 경우 0.09~0.37, 그리고 G-series 실험체의 경우 0.42~0.61 수준으로 나타나, 공통적으로 구성 요소의 강도 기여분의 단순합산보다는 매우 낮은 수준을 보였다.

결론적으로 CarbonT의 경우 현 제품 수준으로는 UHPC의 인장 보강재로 활용이 부적절하며, CarbonT의 계면 부착 성능을 향상시키기 위해 별도의 표면 개질 등의 방법이 요구된다. 한편, 적절한 수준으로 강섬유와 ARGlassT를 혼용한 TR-UHPC 합성 부재의 경우 고강도, 고인성을 발현하는 고성능 경량 부재로 활용이 가능할 것으로 판단된다. 다만, 구성 요소의 인장 강도 기여분의 단순합산으로는 TR-UHPC 합성 부재의 인장 성능을 과대평가할 우려가 있으므로, 변형 수준에 따라 상이한 인장 응력 발현 수준, 텍스타일 보강재와 UHPC의 계면 부착 성능 및 로빙 코어-슬리브 간 응력의 차등 활성화 등을 고려한 설계 방법이 마련되어야 할 것으로 판단된다.