2.1 실험계획

본 연구에서는 리브형 탄소 보강근과 콘크리트의 부착 응력을 평가하는 것이다. 이를 위해 콘크리트 압축강도(일반강도, 고강도, 초고강도)와 피복두께(1.5$d_{b}$, 2.5$d_{b}$, 3.5$d_{b}$, 중앙)에서 탄소 보강근과 콘크리트의 부착 실험(pull-out test)를 계획하였으며 탄소 보강근의 매입 길이(1$d_{b}$, 2$d_{b}$, 4$d_{b}$)에 따른 부착 응력을 평가하였다. 또한, 탄소 보강근의 파괴형상을 분석하였으며 실험결과를 부착 설계 식과 비교하고자 하였다.

2.2 사용재료

본 연구에서 사용된 콘크리트의 배합표는 Tables 1 and 2와 같다. 먼저 일반강도 및 고강도 콘크리트 배합으로는 목표 강도 30, 60 MPa를 활용하였다. 시멘트는 보통 포틀랜드 시멘트(비 표면적 3,492 cm3/g, 밀도 3.15 g/cm3)를 사용하였으며, 고로슬래그를 시멘트 질량 대비 60 %로 치환한 배합을 활용하였다. 또한, 120 MPa급의 초고강도 콘크리트에는 실리카 퓸과 실리카 샌드, 충전제를 통해 콘크리트 내부를 밀실하게 하였다. 콘크리트의 원활한 배합을 위하여 고성능 감수제(super-plasticizer, SP)를 사용하였으며, 강섬유(steel fiber) 및 PP(polypropylene fiber) 섬유를 혼입하였다(Fig. 1). 탄소 보강근은 외피에 리브를 가진 보강근을 사용하였으며 인장강도 및 탄성계수는 각각 2,210 MPa, 120 GPa이다.

Fig. 1 Polyethylene and steel fiber

2.3 시험체 제작

2.3.1 부착 시험체 제작

시험체는 ^{ASTM C 234(1991)} 및 ^{CSA S806-12(2017)}를 참조하여 제작하였으며 150 mm×150 mm×150 mm의 정육면체이다. 매입구간은 PVC 관을 비 부착 구간에 삽입하여 비 부착 구간에서 콘크리트와 탄소 보강근의 부착을 방지하였다(Fig. 2). 또한, ^CEB(2010)에서는 보강근의 매입 길이가 5$d_{b}$ 이하 시 부착 응력이 등 분포한다고 가정하고 있으므로 탄소 보강근의 매입 길이를 1$d_{b}$, 2$d_{b}$, 4$d_{b}$로 설정하였다. D13의 돌기형 탄소 보강근을 시험체 피복두께에 따라 배근하였으며 각 시험체는 3개씩 제작하였다(Fig. 2). 또한, 탄소 보강근은 횡 방향 하중에 취약한 점을 고려하여 ^{ASTM D 7205(2016)}에서 제시하는 강관의 규격을 참조하여 탄소 보강근을 강관으로 감싼 후 실험을 수행하였다.

Fig. 2 Carbon fiber reinforced polymer (CFRP) rebar and mold used for the pull-out test

2.4 실험방법

2.4.2 부착실험

부착실험은 CSA S806-12(2012) 및 KS IFO 10406-1^{(KATS 2017)}를 참조하였으며 가력단과 자유단에 각각 2개씩 LVDT를 설치하여 하중 가력 시 발생하는 슬립을 측정하였다. 또한, 가력단에는 탄소 보강근 손상 방지를 위한 강관을 제작하였으며 탄소 보강근을 강관 내부에 삽입한 후 유압 그립을 통해서 강관을 고정하였다. 시험 속도는 ^{CSA S806-12(2017)}를 참조하여 분당 0.8 mm의 변위 제어방식을 통해 수행하였으며 상세한 셋팅은 Fig. 3과 같다.

Fig. 3 Setup of the pull-out test

3.1 피복두께에 따른 비교

피복두께에 따른 탄소 보강근-콘크리트 부착 응력은 Table 4와 같다. 시험체의 표기법은 콘크리트의 압축강도, 탄소 보강근의 매입 길이, 콘크리트 피복두께의 순서로 표기하였다. 예를 들어, UH-4ED-3.5C는 초고강도 콘크리트를 활용한 변수이며 탄소 보강근의 매입 길이는 4$d_{b}$, 콘크리트 피복두께는 3.5$d_{b}$임을 의미한다. 각 시험체는 3번씩 반복 수행하였으며 평균 부착 응력 값을 사용하였다. 탄소 보강근의 부착 응력은 식 (1)을 통해 계산하였다.

여기서, $\tau_{\max}$는 부착 응력, $P$는 최대하중, $d_{b}$는 탄소보강근의 직경 그리고 $l_{e}$는 매입 길이를 나타낸다.

일반강도 콘크리트에서는 피복두께가 늘어남에 따라 부착 응력도 증가하는 경향을 보였다. 예를 들어, 피복두께가 1.5$d_{b}$, 2.5$d_{b}$일 때 부착 응력은 각각 12.42, 13.45 MPa로 나타났으며 피복두께가 2.5$d_{b}$일 때 발생한 부착 응력은 피복두께가 중앙에 있는 시험체와 유사한 값을 보였다. 고강도 콘크리트에서도 피복두께 증가에 따라 부착 응력 역시 증가하였으며 일반강도 콘크리트 대비 증가 폭이 더 큰 것으로 나타났다. 피복두께 1.5$d_{b}$, 2.5$d_{b}$, 3.5$d_{b}$에서 부착 응력이 계속해서 증가하였다(Fig. 4). 이는 탄소 보강근이 중앙에 배근된 변수 대비 각각 59.2 %, 83.2 %, 90.4 %로 나타났으며 피복두께가 3.5$d_{b}$ 이상일 때 피복두께에 따른 부착 응력의 증가율이 적은 것으로 나타났다. 초고강도 콘크리트와 탄소 보강근의 부착 응력은 피복두께의 증가에 따라 부착 응력도 계속 증가하는 경향을 보였다. 콘크리트 피복두께가 1.5$d_{b}$일 때 탄소 보강근의 부착 응력은 피복두께가 2.5$d_{b}$, 3.5$d_{b}$ 그리고 중앙에 위치한 시험체 대비 각각 43.4 %, 53.0 %, 60.3 %로 나타났으며 피복두께 증가에 따라 부착 응력이 계속 증가하였다.

탄소 보강근은 파괴형태는 크게 보강근의 뽑힘 파괴와 콘크리트의 쪼개짐 파괴로 나눌 수 있다. 탄소 보강근의 뽑힘 파괴는 탄소 보강근의 계면에 작용하는 응력이 FRP 보강근과 콘크리트의 마찰저항력을 초과할 때 발생한다. 반면 콘크리트의 쪼개짐 파괴는 리브에 작용하는 수직 방향의 응력이 콘크리트의 인장 응력을 초과할 때 발생한다^{(Choi 2012)}. 파괴형상을 비교하면 일반강도 콘크리트에서는 피복두께가 2.5$d_{b}$ 이상일 경우 콘크리트 쪼개짐 파괴가 발생하지 않았다(Fig. 5). 반면, 고강도 콘크리트를 활용할 경우 피복두께가 2.5$d_{b}$ 경우 콘크리트의 쪼개짐 파괴가 발생하였지만 3.5$d_{b}$일 때는 쪼개짐 파괴를 방지할 수 있었다. 초고강도 콘크리트에서는 혼입된 강섬유 및 PP 섬유의 가교 작용으로 인해 최대 부착 응력 발생 이후 콘크리트에 균열은 발생하였지만, 쪼개짐 파괴로 이어지지는 않았다^{(Yuan et al. 2020)}. 콘크리트 강도에 따라 탄소 보강근의 파괴형상이 다른 이유는 콘크리트 강도가 높아짐에 따라 탄소 보강근과 콘크리트 사이에 계면 파괴가 늦춰짐과 동시에 리브에 따른 방사 응력으로 인해 콘크리트의 쪼개짐 균열 및 파괴가 발생하였기 때문이다^{(Wang et al. 2021)}. 이에 콘크리트 압축강도에 따라 피복두께를 다르게 조절할 필요가 있을 것으로 판단된다.

Fig. 4 Comparison of cover thickness of the test specimens

Fig. 5 Failure mode of the test specimens

3.2 압축강도에 따른 비교

Table 4 및 Fig. 6은 콘크리트 압축강도 증가에 따른 탄소 보강근의 부착 응력을 나타낸다. FRP 보강근은 철근과 달리 섬유와 레진의 조합으로 제조됨에 따라 콘크리트 압축강도 증가에 따라 FRP 보강근의 부착 응력이 일정하게 증가하지 않는다^{(Achillides and Pilakoutas 2004; Lee et al. 2008)}. 특히 ^{Lee et al.(2008)} 연구에 따르면 FRP 보강근의 부착 응력은 콘크리트 압축강도가 30 MPa 이상일 때 FRP 보강근의 부착 응력이 증가하지 않는다고 보고하고 있다. 하지만 본 연구에서는 콘크리트 압축강도가 증가함에 따라 CFRP 보강근의 부착 응력은 계속 증가하였다. 예를 들어, 탄소 보강근이 중앙에 배근된 시편에서 콘크리트 압축강도가 30, 60, 120 MPa로 증가함에 따라 탄소 보강근의 부착 응력은 각각 13.83, 27.31, 46.81 MPa로 일반강도 콘크리트와 탄소 보강근의 부착 응력 대비 각각 1.97, 3.38배 증가하였다. 이는 ^{Achillides and Pilakoutas(2004)}의 연구결과와는 상반되지만, 부착파괴가 섬유와 레진이 아닌 콘크리트와 탄소 보강근 사이에서 발생하였으므로 콘크리트 압축강도가 높아짐에 따라 리브형 탄소 보강근의 부착 응력도 계속 증가한 것으로 판단된다. ^CEB(2010)에서는 콘크리트의 피복두께가 충분히 확보된 경우 철근과 콘크리트의 부착 응력을 콘크리트 압축응력의 제곱근에 2.5배를 곱한 값으로 제시하고 있다. 일반강도 콘크리트에서는 ^CEB(2010)에서 제시하는 값과 유사하게 나타났으며 고강도 및 초고강도 콘크리트를 활용 시 약 30 % 이상 큰 값을 보였다. 이를 통해 탄소 보강근을 콘크리트에 적용할 때 철근 대체재로 활용 가능할 것으로 기대된다. 또한, 초고강도 콘크리트 활용 시 탄소 보강근의 리브에 파괴가 발생한 점을 통해서 초고강도 콘크리트와 탄소 보강근의 부착 특성에 관한 연구가 보다 필요할 것으로 판단된다(Fig. 7).

인장을 받는 탄소 보강근-콘크리트에서 최대부착 응력에서 최대부착 응력까지 발생한 슬립을 나눈 값을 부착 강성이라 한다^{(Bompa and Elghazouli 2017; Zhang et al. 2022)}. 부착 강성은 하중 값이 클수록 또는 발생한 슬립이 작을수록 크게 나타나며 이를 통해 콘크리트와 탄소 보강근의 부착력을 판단할 수 있다^{(Zhang et al. 2022)}. 콘크리트 압축강도가 증가할수록 부착 강성은 늘어나는 경향을 보였다(Table 4). 예를 들어 탄소 보강근이 시험체 중앙에 배근된 경우, 콘크리트 압축강도가 30, 60, 120 MPa로 늘어남에 따라 계산된 부착 강성은 각각 4.84, 8.20, 17.50 MPa/mm으로 나타났다. 특히, 초고강도 콘크리트와 탄소 보강근이 시험체 중앙에 배근된 경우 부착 강성은 일반강도 콘크리트 대비 약 3.6배 큰 값을 보인다. 이는 초고강도 콘크리트의 밀실한 구조적 특성으로 인해서 탄소 보강근에서 슬립이 작게 발생하였고, 콘크리트와의 초기 부착력이 향상된 것으로 판단된다^{(Yoo et al. 2022)}.

Fig. 6 Effects of compressive strength of concrete on the bonding behavior

Fig. 7 Carbon fiber reinforced polymer bar after the test in ultra-high-performance concrete

3.3 매입 길이에 따른 비교

Fig. 8은 탄소 보강근 매입 길이에 따른 부착 응력을 비교한 것이다. 일반적으로 매입 길이가 늘어남에 따라 하중은 증가하지만, 부착 응력의 비선형성으로 인해 부착 응력은 줄어든다^{(Cho et al. 2011; Tekle et al. 2017)}. 하지만 본 연구에서는 적은 매입 길이에서 매입 길이가 늘어남에 따라 하중뿐만 아니라 부착 응력도 늘어나는 경향을 보였다. 예를 들어, 초고강도 콘크리트를 활용한 경우 매입 길이 1$d_{b}$, 2$d_{b}$, 4$d_{b}$에서 각각 부착 응력 17.29, 22.96, 46.86 MPa로 나타났다. 이에 대한 원인은 다음과 같이 나눌 수 있다. 먼저 탄소 보강근의 리브 간격에 따른 영향으로 본 연구에서 활용된 탄소 보강근의 리브 간격은 약 8~10 mm로 매입 길이 1$d_{b}$, 2$d_{b}$, 4$d_{b}$ 변수에서 활용된 탄소 보강근의 리브는 각각 1개, 2개, 6개로 4$d_{b}$에서 리브의 부착면적이 가장 크기 때문으로 판단된다^{(Okelo 2007)}. 또한, 탄소 보강근은 섬유와 리브가 일체화되지 않음에 따라 최대부착 응력에서 Fig. 7과 같이 리브의 탈락이 발생한다. 이에 따라 적은 매입 길이를 갖는 변수에서는 리브에 의한 지압력이 충분히 발휘되기 전에 탄소 보강근의 뽑힘 파괴가 선행되었으며 Fig. 7의 부착-슬립 그래프를 통해 확인할 수 있다. 따라서 평균 부착 응력은 매입 길이 4$d_{b}$ 변수에서 가장 큰 값을 보였으며, 1$d_{b}$, 2$d_{b}$ 변수 대비 각각 19.94 %, 24.19 % 증가하였다. 부착-슬립 곡선을 살펴보면 4$d_{b}$에서는 최대 부착 응력 이후 잔류 부착 응력이 상승 하강을 반복하지만, 탄소 보강근의 매입 길이 1$d_{b}$, 2$d_{b}$에서는 최대 부착 응력 이후 부착 응력이 지속적으로 줄어들었다. 이에 적은 매입 길이에서 탄소 보강근 리브의 저항력이 충분히 발휘되지 못할 수 있으므로 4$d_{b}$ 이상의 매입 길이 확보가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 8 Effects of embedment length of CFRP bars in UHPC

3.4 부착 응력 설계 식 검토

Table 5는 탄소 보강근의 부착 응력을 현행 설계기준과 비교한 것이다. 부착 설계 식으로는 현행 설계기준으로 주로 활용되는 ^{ACI 440.1R-15(2015)} 및 ^{CSA S806-12(2017)}를 참조하였으며 식 (2) 및 식 (3)과 같다.

여기서 $f_{c}$는 콘크리트의 압축강도, $C$는 콘크리트의 피복두께, $d_{b}$는 보강근의 지름, $l_{e}$는 보강근의 매입 길이, $k_{1}$은 보강근의 위치 계수(1.3=콘크리트 타설 높이가 300 mm 이상일 때, 그 외 1.0), $k_{2}$ 콘크리트 밀도 계수(1.3=저밀도, 1.0=일반 콘크리트), $k_{3}$=FRP 보강근의 단면적(0.8=300 mm² 이하의 단면적), $k_{4}$는 FRP 섬유 계수(탄소 보강근=1.0) 그리고 $k_{5}$는 FRP 보강근의 외피 형상(돌기형=1.05)이다.

^{ACI 440.1R-15(2015)}와 ^{CSA S806-12(2017)}는 콘크리트의 피복두께를 각각 3.5$d_{b}$, 2.5$d_{b}$로 제한하고 있다. 또한, CSA S806-12(2012)는 콘크리트 압축강도 상한값을 25 MPa로 제한하여 부착 설계 식이 실험값을 예측하지 못한 것을 확인할 수 있다. 반면 ^{ACI 440.1R-15(2015)}에서는 보강근의 매입 길이, 콘크리트 압축강도를 고려하고 있으므로 본 연구에서는 ACI 설계 식과 실험값을 비교하였다. 일반강도 콘크리트와 고강도 콘크리트에서는 실험값과 부착 설계 식이 비교적 잘 일치하였다. 하지만 피복두께에 따른 부착 응력은 ACI 440.1 R-15(2015) 및 ^{CSA S806-12(2017)} 설계 식 모두 잘 예측하지 못하였다. 피복두께가 1.5$d_{b}$인 경우 부착 설계 식은 실험값에서 나타난 부착 응력을 과대평가하는 경향이 있었다. 예를 들어, 실험값을 ^{ACI 440.1R-15(2015)}로 나눈 값이 콘크리트 압축강도와 상관없이 모두 1.0 미만으로 설계부착 응력을 과대평가하고 있다. 한편 초고강도 콘크리트를 활용한 피복두께가 UH-4ED-CC에서는 실험값은 설계기준 대비 약 69 % 이상 큰 값을 보였다. 이는 ^{ACI 440.1R-15(2015)}에서 제시하는 피복두께에 관한 매개변수가 작게 설정되었기 때문이다. 또한, ^{ACI 440.1R-15(2015)}는 적은 매입 길이에서 탄소 보강근과 콘크리트의 부착 응력을 잘 예측하지 못하였다. 특히 UH-1ED-CC에서 Table 5와 같이 설계 식과 부착 응력의 차이가 큰 것을 확인할 수 있으며 이는 부착 설계 식에서 매입 길이에 따른 매개변수를 과대평가하고 있기 때문이다. 따라서 적은 피복두께와 초고강도 콘크리트를 반영한 현행 설계 식에 대한 수정이 필요할 것으로 판단된다.