2.1 실험계획

본 연구에서 FRP 시트로 보강된 철근콘크리트 보의 보강효과를 비교하기 위하여 3개의 철근콘크리트 T형 보를 제작하였다. 실험체 3개는 각각 보강하지 않은 경우, FRP 시트를 U형으로 완전부착 보강한 경우, 하부면에 부분적인 부착 손상이 있는 경우이다. 이는 실제 하부면에 가장 큰 응력이 발생하는 실제 조건을 고려하기 위함이다. 부재를 FRP 시트로 보강하고 약 1주일간의 양생기간을 둔 이후 단순지지 조건에서 2점 가력의 형태로 실험체 최종 파괴 시까지 가력하였다. 모든 실험체의 하부 면에 음향방출 센서 8개를 부착하고, 계측된 센서의 정보를 이용하여 철근콘크리트 보의 균열과 부착손상 부위를 파악하였다.

2.2 실험체 설계 및 제작

T형보의 규격은 웨브 폭 200 mm, 플랜지 폭 300 mm, 높이 300 mm, 길이 2,000 mm이다. 보강전 모든 실험체의 단면은 모두 동일하며 Fig. 1과 같다. 두 실험체에 대해서는 Table 1과 같이 FRP 시트를 이용하여 보의 하부와 측면에 휨보강을 실시하였다. TB1RF는 전체면이 완전부착된 경우이고 TB1RF-d는 하부 4개소(Fig. 2에서 D1~D4)에 비부착된 곳이 있는 실험체이다. Fig. 2는 실험체들의 상세를 나타낸다.

실험체에 사용한 콘크리트의 28일 압축강도는 26 MPa이고, 철근의 재료특성은 Table 2와 같다. FRP의 탄성계수는 2.3 GPa, 극한강도는 3,481 MPa이다. FRP 시트는 에폭시 접착제를 사용하여 콘크리트와 부착하였다. 부분적인 부착손실이 있는 TB1RF-d 실험체의 4군데 비부착개소(Fig. 2에서 D1~D4)의 크기는 40 mm×40 mm로 모두 동일하다.

Fig. 1 Sectional detail of specimens

Fig. 2 Details of the specimens

2.3 계측 및 가력

철근 및 FRP의 변형률 측정을 위하여 게이지를 부착하였으며 처짐 등을 측정하기 위하여 변위계를 설치하였다. Fig. 3은 변형률게이지와 변위계 설치위치를 나타낸다. AE 센서는 PK6I AE 센서로서 휨균열 발생과 FRP의 부착손실된 부분에서의 전단미끄러짐 응답측정을 위하여 보 실험체의 하부에 총 8개를 설치하였다.

휨거동이 지배되도록 단순지지조건에서 2점가력하였으며 가력위치는 지점에서 528 mm 떨어진 위치로서 a/d는 약 2이다. Fig. 4는 실험체 하부에 설치한 AE 센서의 위치를 나타내고 Fig. 5는 실험체 세팅 사진이다.

Fig. 3 Location of ESGs and LVDTs

Fig. 4 Location of acoustic emission (AE) sensors

Fig. 5 Specimen test setup

2.4 실험결과 및 분석

2.4.1 실험체 균열 및 파괴양상

세 실험체의 실험 후 파괴된 모습은 Fig. 6과 같다. FRP로 보강된 두 실험체는 실험종료 후 FRP 시트를 제거한 뒤의 모습이다. TB0RF 실험체는 가력점 위치 아래 보의 하부에서 초기 휨균열이 발생하였다. 발생한 휨균열이 보의 단부로 확산되면서 지점 부근부터 가력점으로 향하는 전단균열이 발생하였으며, 98.06 kN에 초기전단균열이 발생하였다. TB1RF와 TB1RF-d 실험체는 TB0RF 실험체에 비해 가력점과 중앙부에 처짐이 크게 나타나지 않은 반면, TB0RF 실험체는 중앙부에서 휨균열이 다른 균열에 비해 보다 선명하였고 처짐이 크게 나타났다. TB1RF와 TB1RF-d 두 실험체의 균열 양상은 외부에 부착된 FRP 시트에 가려져 관측하지 못했지만, 실험종료 후 시트를 제거한 결과 두 실험체 모두 다수의 휨균열과 전단균열이 확인되었다. TB0RF와 비슷한 균열 형태를 보였지만 FRP의 보강효과로 처짐이 적게 발생해 FRP가 보강 효과를 발휘한 것으로 보인다.

Fig. 6 Specimen failure shapes

2.4.2 하중-처짐 곡선

실험으로부터 얻은 중앙부 하중-처짐곡선을 비교하여 나타낸 그래프는 Fig. 7과 같다. 약 225 kN까지는 모든 실험체가 동일한 형태의 곡선을 보여준다. FRP 시트 보강을 하지 않은 TB0RF 실험체의 하중은 220 kN 이후 처짐이 급격하게 증가하는 양상을 보이지만 FRP 시트 보강을 한 TB1RF와 TB1RF-d 실험체는 약 350 kN 정도의 하중에서 약 16 mm 정도의 처짐을 보이고 파괴되었다. FRP 시트 보강을 함으로서 약 120 kN 정도의 내력이 증가하였다.

Fig. 7 Specimen failure shapes

2.4.3 하중-변형률 곡선

Fig. 8은 스터럽에 대한 하중-변형률 곡선이다. TB0RF의 스터럽 변형률은 중앙부를 기준으로 H1과 H4, H2와 H3이 비슷한 변형을 보였다. TB1RF의 H2와 H3 모두 TB0RF에 비하여 변형률이 크게 나타났으며, TB1RF-d의 경우 TB1RF와 유사한 변형을 보였으나 스트럽의 변형률이 다소 감소하였다. Fig. 9는 주근에 대한 하중-변형률 곡선을 나타낸다. TB0RF의 경우 처짐이 가장 큰 중앙부 S3에서 가장 큰 변형률을 보였다. TB1RF는 TB0RF와 같이 S3의 변형률이 가장 크게 나타났지만, 상대적으로 약 5배 낮은 변형률을 보여주었고, 가력점 아래 위치한 S2와 S4의 변형률이 TB0RF에 비해 증가되었다. TB1RF-d는 TB1RF의 철근 변형률보다 높게 나타났다.

Fig. 10은 FRP 시트에 부착한 변형률 그래프이다. TB1RF와 TB1RF-d 두 실험체 모두 보의 하부 면에 위치한 F3, F4의 변형률이 측면에 위치한 F1, F2보다 큰 값을 보였다. TB0RF와 TB1RF를 비교한 결과, 보의 전체적인 거동은 휨지배이며 FRP-Sheet로 휨보강을 한 TB1RF의 전단변형이 크게 나타나고 보강재의 변형이 증가한 것을 보아 휨보강이 효과적으로 일어났다고 볼 수 있다. TB1RF-d의 FRP 변형률은 TB1RF의 0.8 %, 하중은 0.9 %, 전단변형률이 TB1RF보다 작고 철근변형률은 큰 것으로 보아 부분 비부착 손실이 있을 경우 FRP의 보강효과가 감소하여 휨내력이 줄어든 것으로 판단된다.

Fig. 8 Load-strain curves of stirrups

Fig. 9 Load-strain curves of rebars

Fig. 10 Load-strain curves of fiber-reinforced polymers (FRPs) $M_{u}^{*}/M_{n}$

2.5 실험결과와 설계강도 비교

3개 실험체의 설계 전단내력$(V_{n})$은 콘크리트구조설계기준^{(KDS 14 20, 2021)}과 ^{ACI committee 440 (2017)}에 따라서 계산하였다. $V_{n}$은 다음과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $V_{c}$와 $V_{s}$는 각각 콘크리트 전단내력 및 전단철근의 전단내력(kN), $\rho_{w}$는 복부단면 휨철근비, $V_{u}/M_{u}$ 작용모트에 대한 전단력비, $b_{w}$는 보의 하부폭(mm), $d$는 압축연단에서 인장철근 중심까지의 거리(mm), $f_{yv}$는 전단철근의 항복강도(MPa), $s$는 전단철근 간격(mm), $V_{f}$는 FRP 전단내력(kN), $A_{fv}$는 FRP 보강재 단면적(mm2), $\alpha$는 FRP 보강재의 각도, $E_{f}$는 FRP 보강재 탄성계수(MPa), $\epsilon_{fe}$는 FRP 보강재의 유효변형률로서 0.004를 적용함.

설계 휨내력($M_{n}$)도 콘크리트구조설계기준^{(KDS 14} 20, 2021)에 따라서 계산하였으며 $M_{n}$은 다음과 같이 산정할 수 있다.

여기서, $C_{c}$는 콘크리트에 의한 압축력(kN), $C_{s}$는 압축철근에 의한 압축력(kN), $T$는 인장력(kN), $\eta$는 콘크리트 직사각형 등가압축응력블록의 크기를 나타내는 계수로 1.0을 사용하였고, $f_{ck}$는 콘크리트 설계기준강도(MPa), $a$는 직사각형 등가응력블록의 깊이(mm), $b$는 단면의 폭(mm), $A_{s}$와 $A_{s}'$는 각각 휨부재의 인장철근량(mm2) 및 압축철근량(mm2)이고, $f_{s}$는 철근의 인장응력(MPa), $f_{s}'$는 압축철근의 압축응력(MPa)임.

TB0RF를 제외한 실험체 두 개는 모두 FRP 시트로 휨보강하였다. FRP 보강재의 휨강도 기여분은 ^{ACI committee 440 (2017)}에 따라서 다음 식을 사용하여 산정하였다.

$A_{f}$는 FRP 외부 보강재 면적(mm2), $f_{fe}$는 FRP의 유효응력(MPa), $d_{f}$는 FRP 휨보강의 유효 깊이(mm), $t_{f}$는 FRP 두께(mm), $E_{f}$는 FRP 인장탄성계수(MPa), $\epsilon_{fe}$는 파괴 시 FRP의 유효 변형률임.

Table 3은 각 실험에 대하여 산정된 설계 전단내력과 휨내력을 나타낸다. 설계 전단내력과 휨내력을 비교하였을 때 세 실험체 모두 휨내력이 전단내력보다 작으며 이는 보에 휨파괴가 생기는 것을 의미한다. ^{Seo et al. (2016)}의 연구결과를 반영하여, 휨강도 산정 시 FRP의 최대 변형률의 87 %를 유효 변형률로 산정하였다. 실험 결과, 설계내력에 대한 실험내력의 비가 1.09~ 1.13으로 좋은 대응을 보였다.

3.1 음향방출기법

음향방출(AE)이란 변형에너지가 방출되면서 발생하는 탄성파 형태의 음파를 말하며, AE신호는 기계적 변화를 전기적 신호로 바꿀 수 있는 센서(혹은 변환기)를 사용하여 측정할 수 있다. 이 신호는 증폭되고, 필터를 통과하면서 불필요한 신호들을 제거시킨 후에 필요한 형태로 전환시켜 해석되어 질 수 있다^{(Yun et al. 2010)}. AE 센서로부터 AE 파동의 전파 속도와 음원에서 센서까지 도달하는 시간 차이를 비교해 내부 균열 위치를 결정한다^{(Lecterson 2010)}.

Fig. 11은 AE 신호의 파라미터를 나타낸다. 구조물 내부에서 음향방출이 발생하는 현상을 event라고 하고, 임계전압이 높아 AE 센서에서 검출되는 음향방출 신호를 hit라고 한다. 파동의 길이(duration)는 하나의 hit이 AE 센서에 감지된 시각부터 hit가 끝나는 시각까지의 시간이고, 오름 시간(rise time)은 임계전압을 넘은 시각부터 최대 진폭(peak amplitude)에 도달할 때까지의 시간을 나타낸다. 하나의 hit 면적에 해당하는 에너지(energy)는 발생원 세기와 관련이 있으며, 횟수(count)는 AE 발생원의 크기와 빈도수에 비례한다^{(Lee 2008; Han and Lee 2017)}.

Fig. 11 Acoustic emission (AE) signal parameter

3.2 AE 센서 계측방법

AE 계측을 위한 장치는 Fig. 12에 나타낸 바와 같다. 부재에 하중을 가력하기 전에 모든 실험체에 대하여 실험체 표면에서 연필심을 부러뜨려 인위적으로 탄성파를 유도하는 ^{Sause (2011)}의 연필심 파열(pencil-lead breaks) 방법을 Fig. 13의 위치에 실시하여 응답값을 보정하였다([2]ASTM E976-10). Table 4는 시험에서 고려한 AE 시험 시 보정값들을 나타낸다.

세 실험체 모두 0.002 mm/sec 속도로 하중을 재하하면서, 20 kN 단위로 하중을 파괴하중에 이를 때까지 증가시켰다. 실시간으로 관측한 TB0RF의 균열 진행과정과 하중이 증가하면서 발생한 AE 신호가 일치하는지 비교하였고, 육안으로 균열 조사가 어려운 TB1RF와 TB1RF-d는 증가하는 하중마다 발생한 AE 신호 모니터링을 통해 내부 균열 위치와 크기를 조사하였다. 또한 응답결과를 분석하여 FRP의 전단 미끄러짐과 휨균열의 빈도수를 분석하였다. 발생한 AE 신호를 통해 TB1RF-d의 부착손상 부위를 예측하고 실제 부착손상 부위와 비교하여 AE 기법의 정확도를 평가하였다.

Fig. 12 Acoustic emission (AE) instrumentation

Fig. 13 Locations for the pencil-lead break (PLB) test

3.3 분석 및 결과

Fig. 14는 200 kN 하중일 때 실험체에 발생한 균열과 보 하부에서 감지된 AE 신호들을 점으로 표시한 것이다. 그림에서 오렌지색 원은 AE 센서의 위치이며, 빨간점은 전단균열, 파란점은 휨균열을 의미한다. 200 kN 하중에서 세 실험체 모두 휨균열과 전단 열이 감지되었고 TB0RF, TB1RF, TB1RF-d 순서로 균열이 많아짐을 알 수 있다. 각 실험체의 최대하중 시 발생한 균열과 AE 신호를 나타내면 Fig. 15와 같다. 실험체별로 균열도 하부 두 개의 히스토그램은 각각 전체 이벤트와 전단균열 발생 이벤트의 빈도이다. TB0RF의 경우 270 kN에서 파괴되었으며, 휨균열의 신호가 전단균열 신호보다 많이 감지되었다. TB1RF와 TB1RF-d는 350 kN에서 파괴되었고, 휨균열이 더 많이 발생하였지만 비부착 부위가 있는 TB1RF-d 실험체에서는 비부착 위치 주변에서 전단균열이 많이 발생하였음을 알 수 있다.

감지된 AE 신호로부터 균열의 평균빈도($f_{a}$)와 RA 값을 비교함으로써 전단균열과 휨균열의 분포를 파악할 수 있다. 평균빈도와 RA는 각각 식 (10)과 (11)로 산정한다.

여기서, $n_{c}$는 카운터 수, $l_{t}$는 기간(duration), $R_{t}$는 상승시간(rise time), $A$는 진폭(amplitude)임.

RA 값과 평균빈도를 그래프로 나타내면 Fig. 16과 같다. 기존 연구^{(Ohtsu et al. 2007; Rilem Technical Committee 2010;} [8]Nguyen-Tat et al.2018)로부터, 평균빈도와 RA값의 상관관계는 균열 진전특성을 매우 잘 나타내며 Fig. 16에 나타낸 바와 같이 AE 신호가 점선으로 표시된 대각선 아래에 분포되어 있으면 전단마찰에 의한 균열로 인식하고, 대각선 위에 분포되어 있으면 휨 인장균열로 판단하고 있다.

RC 보에 부착된 FRP 시트를 제거하고 발생한 균열과 AE 신호들을 분석한 결과, 세 실험체 모두 휨균열의 빈도가 전단균열의 빈도보다 상대적으로 높게 나타나 휨 파괴가 많이 발생한 것으로 사료된다. 이는 Fig. 14와 15에서 푸른색 점이 많이 형성되어 있는 응답결과와 일치된다. 또한 부착 손실이 있는 TB1RF-d의 경우, FRP 비부착 개소 주변에서 감지된 AE 신호들로부터 부착 손상이 발생한 부분을 예측하는 것의 정확도가 높은 것으로 판단된다.

Fig. 14 Crack patterns and localization at 200kN

Fig. 15 Crack patterns and localization at peak load

Fig. 16 Scatter plots of RA values and average frequency