2.1.1 재료 특성

Table 1은 탄소그리드의 종류 및 특성을 나타낸다. 여기서, CFRP 스트랜드의 역학적 특성은 ^{ASTM D7205(2016)} 및 ^{CAN/CSA- S806-02(2009)}를 참고하여 CFRP 스트랜드의 양단에 철판(너비 20 mm×길이 250 mm, 5 t)을 앞뒤로 덧대고 철판 사이에 에폭시 수지계 접착제를 충진하여 제작한 인장시편(Fig. 1 참조)을 1,000 kN의 만능시험기(Universal Test Machine, UTM)를 이용하여 5 mm/min 속도로 가력하여 얻은 값이다.

Fig. 1 CFRP strand specimen featured in a tensile test

본 연구에서는 시험체의 단면 크기를 고려하여, 콘크리트가 아닌 모르타르를 압축재로 사용하였으며, Table 2는 모르타르의 배합표 및 28일 압축강도를 나타낸다. 모르타르는 물/시멘트비가 다른 M30 및 M40의 두 종류이며, 시멘트는 보통 포틀랜드 시멘트를, 잔골재는 입도 분포를 포함하여 KS L ISO 679^{(KATS 2009)}의 규정을 만족하는 ISO 표준사를 사용하였다. 한편, 모르타르 M30과 M40은 각각 설계 압축강도 50 MPa와 40 MPa 수준으로 물/시멘트비를 달리하여 Table 2와 같이 배합설계하였으나, KS L ISO 679^{(KATS 2009)}에 의한 압축시험 결과, 모르타르 M30과 M40의 28일 평균 압축강도는 각각 51.7 MPa 및 53.4 MPa로 나타나, 모르타르 M40의 평균 압축강도가 설계 압축강도를 크게 상회함으로써 물/시멘트비 차이에 따른 모르타르 M30과 M40의 평균 압축강도는 큰 차이가 없는 것으로 나타났다.

2.1.2 시험체 제작

탄소그리드-모르타르 시험체는 Table 1의 이축경편구조 탄소그리드 3종을 인장보강재로 사용하여 주근 방향 CFRP 스트랜드의 단면적 및 간격과 이에 따른 인장력을 시험변수로 모르타르 M30과 M40을 적용하여 다음 Table 3 및 Fig. 2와 같이 제작하였으며, 시험체별로 동일 시험체를 3개씩 제작하였다. 한편, Table 3의 균열 및 휨강도는 단면의 평면유지가정에 따라 계산한 값이다.

Fig. 2 Details of carbon-grid-mortar specimens

시험체 크기는 주근 방향 CFRP 스트랜드가 3개 이상 포함되도록 시험체의 폭을 결정하고, 시험체 길이가 시험체 폭의 5배 이상이 되도록 하였다^{(Kim and Park 2023)}.

시험체는 Fig. 3과 같이 탄소그리드가 시험체의 단면 중앙에 배치되도록 시험체 단면 높이 중앙까지 모르타르를 우선 타설한 후에 탄소그리드를 배치하고 그 위로 모르타르를 추가 타설하여 제작하였으며, 모르타르 타설 1일 경과 후에 거푸집을 탈형하고, 시험 전까지 28일 이상 온도 20 ℃ 및 습도 60 %의 실험실 환경에서 양생하였다.

Fig. 3 Manufacturing process for carbon-grid-mortar specimens

3.2.1 하중-처짐 관계

Fig. 5는 탄소그리드-모르타르 시험체의 하중과 중앙부 처짐과의 관계를 나타내며, 그림 중의 $C_{F}$는 최초로 균열이 발생한 균열발생점을, $C_{s}$는 마지막으로 균열이 발생한 점으로 균열안정화 구간 시작점을 의미한다. 한편, 탄소그리드-모르타르 부재의 휨거동은 균열발생 전과 균열발생 구간 및 균열안정화 구간으로 구분할 수 있으며^{(Portal 2015)}, 균열안정화 구간은 하중 증가로 균열이 더 이상 발생하지 않는 구간으로, 균열발생 구간 이후의 휨강도에 도달하기까지의 구간을 의미한다.

Fig. 5 Relationship of load and mid-span deflection

인장력이 가장 작은 탄소그리드 Q47_38을 적용한 시험체에서는 중앙부에 휨균열이 발생한 후 하중이 주근방향 CFRP 스트랜드로 전달되면서 하중이 직전 대비 3.0~14.7 % 수준으로 감소하였다. 이후 강성이 크게 저하된 상태로 새로운 균열 발생 없이 중앙부 단면의 압축연단 모르타르 압괴되며 최대 하중에 도달하였다. 최대 하중 도달과 동시에 시험체 중앙부 휨균열이 크게 벌어졌고, 이로 인해 하중이 주근 방향 CFRP 스트랜드에 집중되면서 주근 방향 CFRP 스트랜드가 파단되었다.

인장력이 두 번째로 큰 탄소그리드 Q85_21을 적용한 시험체는 중앙부에 발생한 휨균열로 하중이 직전 대비 5.3~76.3 % 수준으로 감소하였으며, 이후 시험체 양단부 방향으로 균열이 연속적으로 발생함에 따라 하중의 일시적 감소-증가가 반복되면서 강성이 감소하였다. 이후 시험체 중앙부 단면 압축연단의 모르타르 압괴로 최대 하중에 도달하였으며, 최대 하중 도달 직후 모르타르가 탈락하고 주근 방향 CFRP 스트랜드가 하중에 저항하면서 하중은 급격하게 감소하였다.

인장력이 가장 큰 탄소그리드 Q95_38를 적용한 시험체는 중앙부 휨균열 발생으로 하중이 직전 대비 12.8~51.9 % 수준으로 감소하였으며, 이후 모르타르의 압축강도가 높은 M30을 적용한 시험체는 양단부 방향으로 발생한 연속 균열로 하중의 감소-증가가 반복되면서 강성이 감소한 반면에, 모르타르 압축강도가 낮은 M40을 적용한 시험체는 새로운 균열이 거의 발생하지 않은 상태에서 강성이 크게 감소하였다. 이후 가력으로 모든 시험체는 중앙부 단면 압축연단 모르타르의 압괴로 최대 하중에 도달하였으며, 최대 하중 이후에는 시험 종료 시까지 비교적 하중이 서서히 감소하였으며, 이는 다른 시험체와 달리 모르타르 전단면 탈락, 주근 방향 CFRP 스트랜드의 파단 등의 손상이 발생하지 않았기 때문으로 판단된다.

한편, 최초 균열 발생에 따른 하중 감소는 시험체마다 차이를 보였다. 특히, 주근 방향으로 배치된 CFRP 스트랜드의 단면적 합이 가장 작은 시험체 Q47-40 및 Q47-30에서 균열 발생 시 하중이 큰 폭으로 감소하였다. 이는 균열 이후 하중이 주근 방향 CFRP 스트랜드로 전달되면서 CFRP 스트랜드의 단면적 등의 영향이 크게 작용한 결과로 판단된다. 본 연구에 사용된 탄소그리드의 CFRP 스트랜드는 철근에 비해 단면적이 작아 상대적으로 더 큰 하중 감소가 발생한 것으로 보이며, 이러한 현상을 개선하기 위해서는 주근 방향 스트랜드의 단면적 및 기계적 특성의 향상이 필요할 것으로 판단된다.

3.2.2 강도 특성

Table 5는 시험체의 균열발생점과 균열안정화 구간 시작점의 모멘트, 휨강도 및 파괴모드를 나타낸다. 여기서, 모르타르 M30을 적용한 시험체는 균열발생점 하중이 최대 하중인 시험체(Fig. 5 참조)를 제외한 나머지 두 개 시험체에 의한 결과이다. Fig. 6은 모르타르의 압축강도와 주근 방향 CFRP 스트랜드의 인장력과 시험체 휨강도와의 관계를 나타낸다.

Fig. 6 Flexural strength comparison according to compressive strength

인장력이 가장 작은 탄소그리드 Q47_38을 적용한 시험체의 경우, 휨강도에 대한 균열 강도의 비가 0.61 및 0.86로 비교적 휨강도 대비 높은 수준의 하중에서 최초로 균열이 발생함에 따라 이후 새로운 균열이 발생하지 않은 상태에서 휨강도에 도달하였다.

인장력이 두 번째로 큰 탄소그리드 Q85_21을 적용한 시험체는 휨강도의 0.22 및 0.30 수준에서 최초로 균열이 발생하였으며, 이에 따라 휨강도 도달 시까지 다수의 균열이 발생하였다. 한편, 인장력이 가장 큰 탄소그리드 Q95_38을 적용한 시험체의 경우, 모르타르 M40을 적용한 시험체는 휨강도에 대한 균열 강도의 비가 0.27로 최초 균열 발생 이후 휨강도 도달 시까지 다수의 균열이 발생한 반면에, 모르타르 M30을 적용한 시험체의 경우, 휨강도에 대한 균열 강도의 비가 0.78로 큰 것으로 나타났으며, 시험체 Q47-40 및 Q47-30과 달리 표면에 부착 균열이 광범위하게 분포하여 발생하면서 최초 균열 발생 이후 하중이 크게 증가하지 않은 상태에서 휨강도에 도달한 것으로 판단된다.

Fig. 6과 같이 탄소그리드 Q47_38을 적용한 시험체의 휨강도와 비교하여, 주근 방향 CFRP 스트랜드의 단면적이 커서 인장력이 큰 탄소그리드 Q95_38을 적용한 시험체보다 주근 방향 CFRP 스트랜드의 간격이 좁아서 인장력이 상대적으로 큰 탄소그리드 Q85_21을 적용한 시험체에서 휨강도가 더 크게 나타났다. 기존 연구(Suh et al. 2024)에서도 탄소그리드를 구성하는 CFRP 스트랜드의 단면적이 큰 경우보다는 간격이 좁은 경우가 인장강도 발현에 더 유리한 것으로 나타났으며, 이러한 경향에 따라 본 연구에서도 주근 방향 CFRP 스트랜드의 큰 단면적보다는 좁은 간격이 휨강도 발현에 더욱 긍정적으로 작용한 것으로 판단된다.

모든 시험체의 균열 강도는 Table 3의 단면평면유지가정에 따라 단면 인장연단의 인장강도가 모르타르 인장강도에 도달했을 때의 균열 강도 계산값보다 큰 것으로 나타났다(Fig. 7(a) 참조). 또한, 탄소그리드 Q47_38과 Q85_21을 적용한 시험체의 휨강도는 Table 3의 단면평면유지가정에 따라 단면 압축연단의 모르타르 변형률이 0.3 %에 도달했을 때의 휨강도 계산값 대비 각각 1.02(Q47-40), 1.15(Q47-30), 1.88(Q85-40), 2.78(Q47-30)로, 계산값과 유사하거나 더 크게 나타났다(Fig. 7(b) 참조). 반면, 탄소그리드 Q95_38을 적용한 시험체, 특히, 표면 손상 특성 상 모르타르와 탄소그리드의 부착이 좋지 않은 것으로 나타난 시험체 Q95-30의 경우 시험에 의한 휨강도가 계산값 대비 0.94로 낮게 나타났다. 한편, ^{ACI 440.1R-15(2015)}에서는 FRP 보강근으로 인장보강된 콘크리트 부재의 취성파괴를 방지하기 위하여 FRP 보강근양에 따라 콘크리트 부재의 휨강도에 대한 강도저감계수를 제시하고 있다. Fig. 7과 같이, 본 연구의 모든 시험체에 대해 휨강도의 시험값과 계산값의 비는 ^{ACI 440.1R-15(2015)}에서 제시하는 강도저감계수보다 큰 것으로 나타났다. 이에 따라 모르타르와 탄소그리드 간의 부착 정도 및 탄소그리드를 통한 하중 전달 특성에 따라 시험체 간 휨강도에 차이는 존재하지만, 전반적으로 설계 기준을 상회하는 충분한 성능 확보가 가능한 것으로 판단된다.

Fig. 7 Strength ratios of experimental and calculation results

3.2.3 인성

Table 6과 Fig. 8은 탄소그리드-모르타르 시험체의 인성을 나타낸다. 인성은 최대 하중 도달 이전과 이후의 흡수에너지로 구분하여 평가하였으며, 이 중 최대 하중 이후의 흡수에너지는 하중이 최대 하중의 60 % 수준까지 감소할 때까지의 에너지 흡수를 의미한다.

인장력이 가장 작은 탄소그리드 Q47_38을 적용한 시험체는 다른 시험체에 비해 휨강도가 낮고 주근 방향 CFRP 스트랜드의 파단 등으로 인해 하중이 급격히 감소함에 따라 총 흡수에너지가 가장 작게 나타났다.

한편, 인장력이 두 번째로 큰 탄소그리드 Q85_21을 적용한 시험체는 모든 시험체 중 가장 높은 휨강도를 나타냈다. 반면에, 주근 방향 CFRP 스트랜드의 파단 등으로 하중이 급격히 감소하는 거동을 나타내며, 총 흡수에너지는 가장 크지만, 최대 하중 이후의 흡수에너지는 최대 하중 이전 흡수에너지의 19 %(Q85-40) 및 38 %(Q85-30) 수준으로 상대적으로 낮은 것으로 나타났다.

인장력이 가장 큰 탄소그리드 Q95_38을 적용한 시험체는 다른 시험체에 비해 최대 하중 도달 이후 하중이 서서히 감소하는 거동을 보여, 최대 하중 이후 흡수에너지가 최대 하중 이전 흡수에너지의 74 %(Q95-40) 및 177 %(Q95-30) 수준으로 상대적으로 높게 나타났다. 특히, 시험체 Q95-30의 경우 최대 하중 이후에도 큰 에너지를 흡수한 것으로 나타났다.

Fig. 8 Pre-peak and post-peak toughness