민경재
(Kyoung-Jae Min)
1
김경민
(Kyung-Min Kim)
2†iD
송범근
( Bhum-Keun Song)
3
박성우
(Sung-Woo Park)
4
-
(재)한국탄소산업진흥원 선임연구원
(Research Engineer, Korea Carbon Industry Promotion Agency, Jeonju 54853, Rep. of Korea)
-
한국건설생활환경시험연구원 책임연구원
(Principal Research Engineer, Construction Technology Research Center, Korea Conformity
Laboratories (KCL), Seoul 08503, Rep. of Korea)
-
(재)한국탄소산업진흥원 수석연구원
(Principal Research Engineer, Korea Carbon Industry Promotion Agency, Jeonju 54853,
Rep. of Korea)
-
한국건설생활환경시험연구원 연구원
(Researcher, Construction Technology Research Center, Korea Conformity Laboratories
(KCL), Seoul 08503, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
탄소그리드, 직물섬유보강콘크리트, 인장보강재, 휨거동, 탄소섬유보강재료
Key words
carbon grid, textile reinforced concrete, reinforcement, flexural behavior, carbon fiber reinforced polymer
1. 서 론
철근콘크리트 구조물의 철근 부식으로 인한 급격한 내구성 저하(Seo et al. 2017) 및 이에 따른 안전사고 발생 위험성 증가, 유지관리비용 증가 등의 문제를 근본적으로 해결하기 위하여 1970년대부터 부식에 취약한 철근을 부식에
강한 섬유보강재료(fiber reinforced polymer, FRP)로 대체하고자 노력이 이루어져 왔다(ACI 2021). 주로 해양 환경에 노출된 교량 등을 중심으로 아라미드섬유, 유리섬유, 탄소섬유 등의 섬유로 철근과 그리드 형태의 FRP 인장보강재가 개발 및 적용되었다.
한편, 부식에 강한 FRP 인장보강재를 사용할 경우, 최소 피복두께를 확보할 필요가 없어 부재 단면 크기뿐만 아니라 시멘트 사용량도 줄일 수 있는
장점이 있다. 최근에는 이와 같은 부재 경량화, 친환경성 등에 주목하여 FRP 인장보강재를 교량뿐만 아니라 건축물에도 적용하기 위하여 탄소섬유보강재료(carbon
fiber reinforced polymer, CFRP) 제조 기술을 바탕으로 한 그리드 형태의 FRP 인장보강재(이하 탄소그리드) 제조 기술 및
이를 콘크리트 구조에 적용하는 적용 기술 등 탄소그리드 관련 종합기술개발(Tietze et al. 2022)이 이루어졌다.
대표적인 탄소그리드로는 Fig. 1과 같은 2축경편구조(biaxial warp knitting structure, Gries et al. 2016) 및 교차적층구조(cross-laminate structure)로 제작된 탄소그리드가 있다. 2축경편구조 탄소그리드는 위사와 경사 방향의 탄소섬유
스트랜드를 평행하게 잡아당긴 후 경사방향으로 별도의 섬유로 편직하고 에폭시에 함침하여 경화시킨 것으로 인장강도 3,600 MPa, 탄성계수 230
GPa 정도의 물성을 가지며, 스트랜드 간격이 21, 38 mm로 작은 특징을 갖는다. 교차적층구조 탄소그리드는 얇은 띠형태의 탄소섬유를 위사 및
경사 방향으로 교차 적층한 후 비닐에스터에 함침하여 경화시킨 것으로 인장강도 1,400 및 1,200 MPa,, 탄성계수 100 및 165 GPa
정도의 물성을 가지며, 스트랜드 간격이 50, 100 mm로 큰 특징을 갖는다.
Fig. 1 Carbon grid structures
2축경편구조 탄소그리드는 기존 구조물의 외부 보강뿐만 아니라 신규 건설용으로 적용이 가능하도록 개발된 것이나 스트랜드 간격이 좁아 굵은골재를 사용하는
콘크리트 적용(Mechtbherine et al. 2016)이 어려우며, 교차적층구조 탄소그리드는 기존 구조물의 외부 보강용으로 개발된 것으로 인장강도와 탄성계수가 상대적으로 낮으며, 역학적 특성은 에폭시보다
떨어지나 외부 환경에 강한 비닐에스터(Ye et al. 1998; Vautard and Drzal 2009)를 수지로 적용하였다.
한편, 탄소그리드를 콘크리트용 인장보강재료 사용한 부재는 일반적인 철근콘크리트(reinforced concrete, RC) 부재와 달리 탄소섬유의
취성적 파괴 특성으로 인하여 최대 강도 도달 이후 취성적 파괴 거동을 보이는 것으로 알려져 있지만, 이에 따른 실험적 연구(Portal 2015; Meng et al. 2018; Youm and Hong 2021)는 제한적인 실정이다.
본 연구에서는 신규 건설용으로 부재 내부에 탄소그리드를 배치하고 콘크리트 타설이 가능하도록 스트랜드 간격이 100 mm이며, 인장강도 2,100 MPa,
탄성계수 150 GPa의 탄소그리드 개발을 목표로 탄소그리드의 설계 및 제조 공정을 확립하였으며, 이에 따라 제조된 탄소그리드 K-Carbon의 콘크리트용
인장보강재로서의 성능을 평가하기 위하여 탄소그리드 및 철근으로 인장보강된 일방향 축소 슬래브 실험체를 제작하여, 3점 재하 실험을 통하여 휨거동을
평가하였다.
2. 탄소그리드 제조
2.1 제조 공정
본 연구에 의한 탄소그리드 K-Carbon은 Fig. 2와 같이 크게 2단계의 제조 공정을 통하여 제작된다.
Fig. 2 The carbon fiber reinforced polymer (CFRP) grid (K-Carbon) production process
1단계는 탄소그리드의 위사 및 경사 방향을 구성하는 스트랜드 제조 공정으로 탄소섬유와 에폭시를 주재료로 연속탄소섬유의 인장강도 특성을 극대화할 수
있도록 인발공정을 통하여 두께 1 mm 혹은 2 mm의 얇은 평판 형태의 CFRP 스트랜드를 제조하는 공정이다. 2단계는 위사 및 경사 방향으로 CFRP
스트랜드를 접착하여 그리드 형태로 제조하는 공정으로 위사 및 경사 방향 CFRP 스트랜드의 접점을 20 MPa의 고강도 속경화 접착제로 접착하여 최종적으로
탄소그리드를 제조하는 공정이다.
이와 같은 위사 및 경사 방향 스트랜드의 접점 접착에 의한 그리드 제조 방식은 접착 작업의 자동화를 통하여 정확하고 신속하게 그리드를 제작할 수 있어
대량생산이 가능한 특징이 있다. 또한, 위사 및 경사 방향을 구성하는 스트랜드 제조에 있어서 다양한 소재 및 형상 적용에 유연하여 다양한 종류 및
형태의 그리드 제작이 가능하다.
2.2 탄소그리드 크기 및 물성
Fig. 3은 2.1절의 제조 공정에 의하여 제조한 탄소그리드 K-Carbon 시제품을, Table 1은 탄소그리드 K-Carbon의 주요 사양을 나타낸다.
탄소그리드 K-Carbon은 제조장비 스펙, 현장까지의 운반, 시공 등을 고려하여 1.5 m×3.0 m의 단위로 제작된다. 또한, 경사 및 위사 방향
스트랜드는 콘크리트와의 부착면적 확보를 위하여 폭 10, 15 및 20 mm, 두께 1 mm 및 2 mm의 크기로 설계하였으며, 굵은골재 타설이 가능하여
콘크리트도 적용할 수 있도록 경사 및 위사 방향의 스트랜드 간 간격은 100 mm로 설계하였다.
탄소그리드의 스트랜드는 인장강도 5,520 MPa, 탄성계수 250 GPa, 밀도 1.80 g/cm2의 효성(H2550)의 탄소섬유와 인장강도 60~80
MPa, 탄성계수 2,400~2,800 MPa, 유리전이온도 222 °C의 고온용 에폭시 수지를 사용하여 제조하였다.
한편, 스트랜드 표면은 콘크리트와의 부착성 향상을 위하여 비표면적이 크도록 Fig. 3과 같이 엠보싱 처리를 하였다.
탄소그리드를 구성하는 스트랜드는 ISO 572-5(ISO 2009)에 따라 Fig. 4와 같이 직사각형 형태로 시편을 제작하여, 인장시험을 실시하였으며, 그 결과, Table 2와 같이 인장강도는 2,837 MPa, 탄성계수는 150 GPa인 것으로 나타났다.
Table 1 The K-Carbon specifications
|
Carbon grid size
|
Maximum 1,500 mm×3,000 mm
|
|
Spacing (wrap direction/ weft direction)
|
100 mm/100 mm
|
|
Strand
|
Width
|
10, 15, 20 mm
|
|
Thickness
|
1, 2 mm
|
|
Tg (DMA)
|
Minimum 200 °C
|
Fig. 4 CFRP specimen for tensile test
Table 2 Tensile test results of the strand
|
Tensile strength (MPa)
|
Elastic modulus (GPa)
|
|
2,837
|
150
|
3. 탄소그리드-콘크리트 슬래브 휨 거동평가
3.1 실험 개요
3.1.1 실험체 개요
탄소그리드 K-Carbon의 콘크리트 인장보강재로서의 성능을 평가하기 위하여 일방향 슬래브 실험체를 제작하고, 3점 재하에 의한 휨실험을 실시하였다.
일방향 슬래브 실험체는 인장보강재 종류(K-Carbon 및 교차적층구조 탄소그리드의 탄소그리드 CR6의 2종 및 철근)을 실험변수로 하여 Table 3 및 Fig. 5와 같이 제작하였다. 탄소그리드 CR6은 Table 3과 같이 탄소그리드 K-Carbon와 스트랜드 간격은 동일하나, 개별 스트랜드의 단면적은 작으며, 폭이 상이한 얇은 띠형태의 탄소섬유를 적층하여 제작하였기
때문에, 단면이 일정하지 않은 특징을 가지고 있다.
Fig. 5 Dimensions and compositions of the specimens
Table 3 The specimen properties
|
Specimen
|
Width (mm)
|
Depth (mm)
|
Length (mm)
|
Concrete
|
Reinforcement
|
Tensile force
(kN)
|
|
|
Type
|
Section area
(mm2/EA)
|
Spacing (mm, main/secondary)
|
|
C30-KC
|
300
|
50
(40*)
|
1,000
|
C30
|
Carbon grid (K-Carbon)
|
10.00
|
100/100
|
139.7
|
|
|
C50-CR6
|
C50
|
Carbon grid (CR6)
|
17.50
|
100/100
|
76.4
|
|
C30-Steel
|
70
(40*)
|
C30
|
Steel (D13)
|
71.33
|
200/200
|
57.1
|
Note: *Effective depth
Fig. 6은 실험체 제조과정을 나타낸다. 탄소그리드 적용 실험체는 거푸집에 탄소그리드를 배치하고, 피복두께 상당의 높이까지 콘크리트를 우선 타설한 다음 탄소그리드
주위로 콘크리트가 제대로 타설될 수 있도록 진동 다짐을 실시하였다. 이후 실험체 높이까지 다시 콘크리트를 타설하였으며, 중간에 진동 다짐을 실시하였다.
모든 실험체는 타설 1일 경과 후에 거푸집을 탈형하고 실험 전까지 28일 이상 실험실(온도 20 °C, 습도 60 %)에서 양생하였다.
Fig. 6 Manufacturing of the specimens with carbon grid
Table 4 Calculation results (section strength by calculation)
|
Specimen
|
Moment (kNm)
|
Max. load (kN)
|
Failure mode
|
|
C30-KC
|
2.17
|
9.66
|
Concrete crushing
|
|
C50-CR6
|
2.38
|
10.58
|
|
C30-Steel
|
2.30
|
10.22
|
Steel yield
|
Table 5 Concrete properties
|
|
Compressive strength (MPa)
|
|
C30
|
40.0
|
|
C50
|
43.3
|
Table 6 Reinforcement properties
|
|
Yield
strength (MPa)
|
Tensile
strength (MPa)
|
Young's modulus (GPa)
|
|
K-Carbon
|
-
|
2,327
|
190
|
|
CR6
|
-
|
1,516
|
88
|
|
D10
|
452
|
553
|
177
|
Fig. 7 Carbon grid specimen for the tensile test
Table 4는 힘의 평형조건 및 변형적합조건에 의한 단면 휨강도 계산 결과를 나타낸다. 탄소그리드 적용 실험체는 압축단의 콘크리트 압괴에 의한 압축파괴가 예상되었으며,
철근 적용 실험체는 철근 항복에 의한 인장파괴가 예상되었다. 한편, 실험체 C30-KC의 보유 인장력(탄소그리드에 의한 인장력, 탄소그리드 인장 축방향
스트랜드의 총 단면적×탄소그리드 인장강도, Table 3 참고)은 실험체 C50-CR6 및 C30-Steel의 1.8배 및 2.4배로 가장 크지만, 휨강도는 각각 0.9배 및 1.1배로 실험체 C50-CR6보다는
작지만 실험체 C30-Steel보다는 큰 것으로 예상되었다.
Table 5와 Table 6은 콘크리트와 인장보강재(탄소그리드, 철근)의 재료시험 결과를 나타낸다. 콘크리트는 굵은골재 최대크기 10 mm, 설계기준강도 30 MPa(C30)
및 50 MPa(C50)의 두 종류를 사용하였으며, KS S 2403(KATS 0000)의 콘크리트 강도시험용 공시체 제작 방법에 따라 $\Phi$100 mm×200 mm의 원주형 공시체를 제작하고, 슬래브 실험체와 동일한 실험실 환경에서
28일 이상 양생한 후 KS F 2405(KATS 0000)의 콘크리트 압축강도 시험방법에 따라 1,000 kN의 만능시험기를 이용하여 압축강도를 측정하였다. 철근은 KS D 3504(KATS 0000)에 따라 시편 제작 후 1,000 kN의 만능시험기를 사용하여 인장강도 시험을 실시하였다.
탄소그리드 K-Carbon 및 CR6의 인장강도는 ASTM D7205 (ASTM 2016) 및 CAN/CSA-S806-02(CAN/CSA 2009)을 참고하여 Fig. 7과 같이 탄소그리드 양단에 철판을 덧대고 철판 사이에 에폭시를 충진하여 인장시편을 제작한 다음, 1,000 kN의 만능시험기를 이용하여 5 mm/min
속도로 인장시험을 실시하여 측정하였다.
3.1.2 가력 및 계측 방법
실험체는 Fig. 8과 같이 1,000 kN의 액추에이터를 사용하여 3점 재하 방식으로 실험체 중앙부에서 5 mm/min 속도로 가력하였다.
실험체 작용 하중은 액추에이터에 내장된 로드셀로 측정하였으며, 실험체 중앙부 처짐은 실험체 하부 중앙에 LVDT를 설치하여 측정하였다. 또한, 탄소그리드의
변형률은 Fig. 5와 같이 실험체 중앙부 및 단부에 위치한 인장 축방향 스트랜드의 중앙 2개소에 각각 2개의 스트레인 게이지를 부착하여 측정하였으며, 철근은 주근 방향
철근 2개 중앙에 각각 2개의 스트레인 게이지를 부착하여 측정하였다.
3.2 실험 결과 및 고찰
3.2.1 손상 및 파괴 형상
Fig. 9는 실험체의 최종 파괴 모습을 나타낸 것이다. 실험체 C30-KC 및 C50-CR6 모두 중앙부 단면 인장단에 처음 균열이 발생하였다. 이후 가력
증가에 따라 실험체 중앙부에서 양단부 방향으로 새로운 균열이 발생하였으며, 중앙부 단면 압축단 콘크리트가 압괴 및 탈락되어 최종 파괴되었다. 한편,
실험 종료 시 실험체 C30-Steel과 비교하여 실험체 C30-KC와 C50-CR6의 잔류 처짐 변형이 크지 않은 것으로 나타났다. 또한, 실험체
C30-KC와 C50-CR6에는 유사한 수준의 균열이 발생하였으며, 실험체 C30-Steel과 비교하여 실험체 중앙부에서 양단부 방향으로 더 넓은
구간에 균열이 분포하여 발생하였다.
Fig. 9 Images showing speicmen failures
실험 종료 시까지 Fig. 9(a)와 같이 실험체 C30-KC에 적용한 탄소그리드 KC에는 섬유 혹은 스트랜드 파단, 잔류 변형 등의 손상이 발생하지 않은 반면에, 실험체 C50-CR6에
적용한 탄소그리드 CR6는 Fig. 9(b)와 같이 실험체 중앙부의 보강근 방향 스트랜드의 일부 섬유 파단이 확인되었다.
3.2.2 하중-처짐 관계
Table 7은 휨실험 결과를 나타낸 것으로, 실험체 C30-KC 및 C50-CR6는 실험체 C30-Steel보다 균열 발생 하중이 작은 것으로 나타났다. 이는
실험체 C30-Steel보단 낮은 실험체 C30-KC와 C50-CR6의 단면 높이에 의한 영향으로 판단된다. 또한, 실험체 C30-KC의 최대 하중은
실험체 C30-Steel보다 작지만, 실험체 C50-CR6의 최대 하중은 실험체 C30-Steel보다 큰 것으로 나타났으며, 실험체 C30-KC 및
C50-CR6의 최대 하중 시 처짐이 실험체 C30-Steel의 최대 하중 시 처짐의 각각 2.5배, 3.3배로 탄소그리드 적용 실험체의 최대 하중
시 처짐이 더 큰 것으로 나타났다. 한편, 실험체 C30-KC 및 C50- CR6의 균열 발생 하중은 최대 하중의 20~23 % 수준, 실험체 C30-Steel의
균열 발생 하중은 최대 하중의 41 % 수준으로 탄소그리드 적용 실험체가 최대 하중 대비 더 낮은 수준의 하중에서 균열이 발생하는 것으로 나타났다.
Fig. 10은 휨실험에 의한 실험체의 하중과 중앙부 처짐과의 관계를, Table 8은 탄소그리드 적용 실험체의 경우 균열 발생 전, 균열 발생 구간 및 균열 안정화 구간의 강성을, 철근 적용 실험체의 경우 균열 발생 전 및 철근
항복 시까지의 강성을 나타낸 것이다. 여기서, 균열 발생 구간은 최초 균열 발생 점부터 균열 발생으로 인한 하중 저감이 7 % 이상인 점까지의 구간을,
균열 안정화 구간은 균열 발생 구간 이후 최대 하중 전까지의 구간을 의미한다.
실험체 C30-KC는 균열 발생 구간(Hinzen and Brameshuber 2009)에서 연속적인 균열 발생으로 하중의 감소와 증가가 반복되었으며, Table 8과 같이 강성이 균열 발생 전 강성의 약 7.4 % 수준으로 급격하게 저하되었다. 이후 균열 발생 구간과 비교하여 큰 처짐 발생으로 새로운 균열이
발생하며, 이로 인한 하중 감소도 작아지는 균열 안정화 구간에서는 균열 발생 구간보다 낮은 강성으로 하중과 처짐이 증가하다가 단면 압축단 콘크리트의
압괴와 함께 최대 하중(7.70 kN)에 도달하였으며, 이후 콘크리트가 부담하던 하중이 탄소그리드로 전달되면서 최대 하중의 86 %까지 하중이 저하되었으나,
실험 종료 시까지 처짐은 증가하지만, 하중은 감소하지 않는 등 연성적인 거동을 나타냈다.
실험체 C50-CR6도 균열 발생 구간에서 연속적인 균열 발생으로 인한 하중의 감소와 증가가 반복되었으며, 강성은 균열 발생 전 강성의 약 6.6
% 수준으로 급격하게 저하되었다. 균열 안정화 구간에서는 단면 압축단 콘크리트가 압괴될 때까지 균열 발생 구간보다 높은 강성으로 하중과 처짐이 증가하였으며,
이후 탄소그리드로 하중이 전달되면서 약 6 % 정도의 하중 증가로 최대 하중(9.99 kN)에 도달하였다. 최대 하중 이후 실험체 C50-CR6은
실험체 C30-KC와 달리 실험 종료 시까지 하중이 서서히 저하되었으며, 최대 하중의 약 77 % 수준으로 하중이 감소한 상태에서 실험을 종료하였다.
Fig. 10 Relationship between load and mid-span deflection of specimens
실험체 C30_Steel의 경우, 단면 높이가 70 mm로 비교적 높지 않고, 중앙부 단면 인장단에 처음 발생한 균열이 단면 압축단 근처까지 진전됨에
따라 탄소그리드 적용 실험체와 유사하게 급격한 하중의 감소 및 증가 거동을 나타냈으며, 철근 항복 시까지 균열 발생 전 강성과 비교하여 약 9.0
% 수준으로 강성이 감소하였다. 철근 항복 후 18 % 정도 하중이 증가하여 최대 하중(9.38 kN)에 도달하였으며, 실험 종료 시까지 하중은 최대
하중의 88 % 수준으로 유지하는 등 연성 거동을 나타냈다.
Table 7 Test results
|
Specimen
|
Crack formation
|
Peak
|
|
Load (kN)
|
Deflection of mid-span (mm)
|
Load (kN)
|
Deflection of mid-span (mm)
|
|
C30-KC
|
1.80
|
0.67
|
7.70
|
38.69
|
|
C50-CR6
|
2.03
|
0.82
|
9.99
|
51.50
|
|
C30-Steel
|
3.85
|
0.56
|
9.38
|
15.59
|
Table 8 Comparison of stiffness
|
Specimen
|
Stiffness (MPa) by experiment
|
2)/1)
|
3)/1)
|
3)/2)
|
Stiffness (MPa) by calculation*
|
|
|
Initial stiffness
|
Cracked stiffness4)
|
4)/2)
|
|
|
Initial1)
|
Crack formation2)
|
Crack stabilization3)
|
|
|
C30-KC
|
2,687
|
198
|
147
|
0.07
|
0.05
|
0.74
|
6,174
|
481
|
2.43
|
|
|
C50-CR6
|
2,470
|
164
|
230
|
0.07
|
0.09
|
1.40
|
6,174
|
398
|
2.43
|
|
|
C30-Steel
|
6,928
|
622
|
-
|
|
|
|
|
|
|
|
Note: *Calculation result proposed in this paper Eq.
(1)
한편, 힘의 평형조건 및 변형적합조건에 의한 단면 휨강도 계산 결과와 비교하여, 실험체 C30-KG, C50-CR6 및 실험체 C30-Steel의
실험 최대 하중은 휨강도 계산 결과의 각각 80 %, 94 % 및 92 %로 모든 실험체에서 실험 최대 하중이 계산 결과보다 작은 것으로 나타났으며,
특히, 실험체 C30-KC의 실험 최대 하중이 휨강도 계산 결과 대비 가장 작은 것으로 나타났다.
3.2.3 균열 단면 강성
Portal(2015) 등은 탄소그리드로 인장 보강된 콘크리트 부재의 휨거동을 1) 균열 발생 전 단계, 2) 다수의 균열이 연속적으로 발생하는 균열 발생 단계, 및 3)
균열이 연속적으로 발생하지 않고 균열 발생이 안정화되는 균열 안정화 단계의 3단계로 구분하고 있다. 균열 발생 단계는 부재에 균열이 연속적으로 발생함에
따라 변형은 증가하나 하중이 거의 증가하지 않아 강성이 제로에 가까운 단계이며, 균열 안정화 단계에서는 다시 강성이 증가하며 변형 증가에 따라 하중이
증가하여 최대 하중에 도달하는 단계이다. 한편, 본 실험 결과에 의하면, 균열 발생으로 균열 발생 전과 비교하여 강성이 급격하게 저하하기는 하지만
변형 증가에 따라 하중이 일정 수준으로 증가하는 것으로 나타났으며, 또한, 균열 발생이 안정화되면서 균열 발생 구간과 비교하여 크게 강성이 증가하지는
않거나 감소하는 것으로 나타났다. 이에 본 논문에서는 실험 결과 균열 발생 구간에서의 균열 발생으로 인한 하중 감소가 균열 안정화 구간에서의 균열
발생으로 인한 하중 감소보다 큰 점에 주목하여, 균열 발생으로 인한 하중 감소 기준을 바로 전 가력점 하중 대비 7 % 이상 감소로 하여 균열 발생
구간 및 균열 안정화 구간을 정의하고, 각 구간에서 하중-처짐 관계는 선형으로 증가한다고 가정하였다. 이에 따라, 균열 발생으로 인한 하중 감소가
바로 전 가력점 하중 대비 7 % 이상 감소하는 마지막 점의 바로 전 가력점을 균열 안정화 구간 시작점으로 하여 균열 발생 구간의 강성은 최초 균열
발생점과 균열 안정화 구간 시작점을 연결하는 직선의 강성으로, 균열 안정화 구간의 강성은 균열 안정화 구간 시작점과 최대 하중점을 연결하는 직선의
강성으로 계산하였으며, 그 결과는 Fig. 10 중의 점선과 Table 8과 같다.
Fig. 11 Comparison of calculated stiffness
실험체 C30-KC의 경우, 균열 발생 구간 및 균열 안정화 구간의 강성은 균열 발생 전 초기 강성의 각각 0.07배 및 0.05배인 것으로 나타났으며,
실험체 C50-CR6의 경우, 균열 발생 구간 및 균열 안정화 구간의 강성이 균열 발생 전 초기 강성은 각각 0.07배 및 0.09배인 것으로 나타났다.
또한, 실험체 C30-KC와 C50-CR6의 균열 안정화 구간의 강성은 균열 발생 구간 강성의 각각 0.74배 및 1.40배로, 균열 발생 구간과
균열 안정화 구간의 강성이 큰 차이가 없는 것으로 나타났다. 이에 본 논문에서는 균열 발생 구간과 균열 안정화 구간을 균열 발생 구간의 강성으로 선형
증가하는 하나의 구간으로 가정하였으며, Bischoff and Scanlon(2007)에 의한 다음 식 (1)의 유효단면이차모멘트 $I_{e}$를 이용하여 균열 단면의 강성을 계산하였으며, 그 결과를 Table 8 및 Fig. 11에 나타내었다. 식 (1) 중의 $M_{a}$는 Table 4의 휨강도 계산값을 적용하였다.
여기서, $I_{cr}$은 식 (2)의 인장부 콘크리트를 무시한 균열단면이차모멘트(mm4), $M_{cr}$은 균열모멘트(Nmm), $M_{a}$는 처짐계산 시 부재에 작용하는 최대
모멘트(Nmm), $I_{g}$는 전단면이차모멘트(mm4)이다.
여기서, $b$는 단면폭(mm), $d$는 단면 유효높이(mm), $n$은 콘크리트에 대한 탄소그리드의 탄성계수비, $A_{CFRP}$는 탄소그리드
인장 축방향 스트랜드 총 단면적(mm2), $k$는 균열 발생 단면의 중립축 길이를 단면 유효길이로 나눈 값이다.
식 (1)의 유효단면이차모멘트를 이용한 실험체 C30-KC와 C50-CR6의 균열 단면 강성은 실험 결과보다 모두 2.43배 큰 것으로 나타났으며, 이에 따른
하중-처짐 관계 곡선도 Fig. 11과 같이 실험 결과에 의한 하중-처짐 관계 곡선과 큰 차이가 있는 것으로 나타났다. 이는 식 (1)이 CFRP보다 상대적으로 물리적 특성이 떨어지는 철근 형태의 유리섬유보강복합체(glass fiber reinforced concrete, GFRP)
인장보강재(탄성계수: 40 GPa, 인장강도: 690 MPa 등)가 보강비 0.5 %로 보강된 콘크리트 단면을 대상으로 하였지만, 본 논문에서는 GFRP
인장보강재보다 물리적 특성이 뛰어나고, 보강비가 0.2 %(실험체 C30-KC) 및 0.35 %(실험체 C50-CR6)로 작은 탄소그리드를 사용하였으며,
이와 같은 물리적 및 기하학적 특성이 식 (2)의 균열단면이차모멘트에 영향을 미친 결과로 판단된다.
3.2.4 철근콘크리트 휨거동과의 비교
Fig. 12는 철근 적용 실험체 C30-Steel의 휨강도 실험값 및 해석값을 기준으로 탄소그리드 적용 실험체 C30-KC와 C50- CR6의 휨강도 실험값
및 해석값을 비교하여 나타낸 것이다.
탄소그리드 CR6 적용 실험체 C50-CR6은 실험과 계산 결과 철근 적용 실험체 C30-Steel과 유사한 수준의 휨강도를 보유하고 있는 것으로
나타난 반면에, 탄소그리드 K-Carbon 적용 실험체 C30-KC는 특히 실험에 의한 휨강도가 철근 적용 실험체 C30-Steel의 82 % 수준으로
작은 것으로 나타났다.
Fig. 13은 실험체별 하중-처짐 관계를 비교하여 나타낸 것이다.
탄소그리드로 인장 보강한 실험체 C30-KC 및 C50-CR6는 철근으로 인장 보강한 실험체 C30-Steel과 비교하여 작은 단면 높이로 균열 발생
전 강성은 각각 36 % 및 39 %로 작지만, 균열 발생 전까지 유사한 선형 거동을 보이는 것으로 나타났다.
반면에, 탄소그리드 적용 실험체 C30-KC 및 C50-CR6는 균열이 발생하면서 철근 적용 실험체 C30-Steel과 비교하여 급격하게 강성이 저하하여,
동일 하중에서 처짐이 커지는 것으로 나타났다. 이는 균열 발생 구간 이후의 균열 단면 강성은 식 (2)의 균열단면이차모멘트를 이용하여 계산할 수 있으며, 균열단면이차모멘트는 탄소그리드의 탄성계수와 주근 방향 스트랜드 전체 단면적에 동시에 영향을 받기
때문으로 판단된다. 즉, 실험체 C30-KC 및 C50-CR6의 인장보강재로 사용한 탄소그리드 K-Carbon와 CR6의 탄성계수가 철근 탄성계수의
88 % 및 46 %로 낮고, 탄소그리드 K-Carbon와 CR6의 주근 방향 스트랜드 전체 단면적도 주근 전체 단면적의 21 % 및 37 %로 작아
결과적으로 탄소그리드 K-Carbon와 CR6의 탄성계수와 주근 방향 스트랜드 전체 단면적을 곱한 값은 철근의 탄성계수와 주근 전체 단면적을 곱한
값의 19 % 및 17 %에 불과하여 균열 발생 이후 탄소그리드 적용 실험체 C30- KC 및 C50-CR6의 균열 발생 구간 강성이 철근 적용 실험체
C30-Steel의 철근 항복 전 강성보다 낮아진 것으로 판단된다.
Fig. 12 Experimental and calculation result comparison of moment ratio for steel
Fig. 13 Comparison of relationship between load and mid- span deflection
한편, 콘크리트가 부담하던 하중이 탄소그리드로 전달되면서 실험체 C50-CR6는 최대 하중 이후 실험 종료 시까지 C30-Steel과 비교하여 처짐
증가에 따라 하중이 서서히 저하한 반면에, 실험체 C30-KC는 실험체 C30-Steel과 유사하게 최대 하중 도달 이후 하중이 일시적으로 저하하였으나
다시 하중이 증가하여 실험 종료 시까지 하중이 감소하지 않는 연성적인 거동 특성을 나타냈다.
서로 다른 종류의 탄소그리드를 적용한 실험체 C30-KC 및 C50-CR6는 균열 발생 구간까지 유사한 거동을 나타냈으나, 균열 안정화 구간에서 실험체
C30-KC가 실험체 C50-CR6보다 강성이 낮아지는 것으로 나타났으며, 이는 탄소그리드 K-Carbon을 구성하는 스트랜드가 직사각형 형태의 스트랜드를
갖는 탄소그리드 CR6과 달리 단면 높이가 1 mm에 불과한 얇은 평판 형태이기 때문으로 판단된다. 또한, 얇은 평판 형태의 스트랜드로 구성되어 탄소그리드
K-Carbon은 손으로도 절곡이 가능할 정도로 유연한 특징을 가지며, 이에 따라 결과적으로 최대 하중 이후 처짐 증가에도 최대 하중의 86 % 이상의
하중을 유지하는 연성적인 거동을 보인 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 철근을 대신하여 콘크리트 인장보강재로 적용하기 위한 인장강도 2,100 MPa 및 탄성계수 150 GPa의 탄소그리드 개발을 목표로
탄소그리드 K-Carbon의 제조를 위한 설계 및 제조 공정을 확립하였으며, 이에 따라 인장보강재 종류가 다른 3개의 일방향 축소 슬래브 실험체의
3점 재하 실험을 통하여 제조된 탄소그리드 K-Carbon의 콘크리트용 인장보강재로서의 성능을 평가하였으며, 그 결과는 다음과 같다.
1) 탄소그리드 K-Carbon은 인발공정에 의하여 생상된 얇은 평판 형태의 스트랜드를 위사 및 경사 방향으로 100 mm 간격으로 배치하고, 접점을
고강도 속경화 접착제로 접착하여 1.5 m×3.0 m 크기로 제작하였으며, 탄소그리드 K-Carbon의 시제품은 인장강도 2,837 MPa 및 탄성계수
150 GPa로 목표 인장강도 및 탄성계수를 만족하는 것으로 나타났다.
2) 탄소그리드의 높은 인장강도와 탄성계수로 인한 스트랜드의 작은 단면적 및 낮은 보강비로 GFRP 인장보강재를 대상으로 하는 기존 FRP로 인장보강된
콘크리트의 유효단면이차모멘트 평가식을 이용하여 계산한 균열 단면의 강성은 본 실험 결과에 의한 균열 발생 이후 강성의 2.43배로 커지는 것으로 나타났다.
3) 철근 적용 실험체 C30-Steel과 비교하여 탄소그리드 K- Carbon 적용 실험체 C30-KC는 탄소그리드에 의한 인장력은 철근에 의한
인장력의 1.08배로 크지만, 계산 및 실험에 의한 휨강도가 압축연단 콘크리트 압괴로 결정되어 계산 및 실험결과에 의한 휨강도가 실험체 C30- Steel의
각각 0.95배 및 0.82로 작은 것으로 나타났으며, 이에 따라 탄소그리드 K-Carbon 적용 실험체 C30K-KC는 콘크리트와 비교하여 탄소그리드가
과배근된 것으로 판단된다.
4) 탄소그리드 K-Carbon은 철근과 비교하여 탄성계수가 1.07배로 유사하지만, 4.21배 높은 인장강도로 실험체에 배근된 탄소그리드의 전체
단면적이 0.21배로 작아짐에 따라 균열 발생으로 실험체 C30-KC의 강성이 실험체 C30-Steel의 32 % 수준으로 급격하게 감소하였으며 이에
따라 동일 하중 작용 시 큰 처짐이 발생하였다.
5) 본 연구에서 개발한 탄소그리드 K-Carbon 적용 실험체는 유사한 휨강도를 보유하도록 설계한 철근콘크리트 실험체와 비교하여 최대 하중은 0.82배로
작은 것으로 나타났지만, 최대 하중 이후 연성거동을 보이는 등 콘크리트 인장보강재로서 적용이 가능할 것으로 판단된다. 하지만, 탄소그리드 K-Carbon의
높은 물리적 특성으로 인한 작은 단면적 등으로 균열 발생 이후 급격한 강성 저하로 인한 처짐 문제가 발생할 수 있어 이에 관한 추가 연구가 필요할
것으로 판단된다.
감사의 글
본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으로 수행되었음(RS-2021KA163381).
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