2.1 실험 변수

시험체는 탄소섬유시트 보강 유무와 축력의 비율을 기준으로 변수를 설정하였다. 축력비율은 ^{Lee et al.(2013)}에서 산출한 방법과 동일한 방법으로 산출하였다. 시험체 명은 축력이 0%인 무보강 시험체(N0), 축력이 0%인 탄소섬유시트로 보강한 시험체(C0), 축력이 10%인 무보강 시험체(N10), 축력이 10%인 탄소섬유시트로 보강한 시험체(C10), 축력이 20%인 무보강 시험체(N20), 축력이 20%인 탄소섬유시트로 보강한 시험체(C20)로 설계하였다. 다양한 축력을 통하여 축력에 따른 휨 부재의 거동과 파괴 형상을 분석하였으며, 탄소섬유시트 보강을 통한 보강 효과로 휨 강도와 연성 및 처짐을 통하여 분석하였다. 시험체의 명칭, 실험 변수는 Table 1에 정리하였다.

2.2 시험체 설계 및 제작

축력과 휨 하중을 받는 철근콘크리트 부재에 탄소섬유시트 보강을 통한 보강 효과를 평가하고자 철근콘크리트 부재를 제작하였다. 철근콘크리트 부재 시험체는 Fig. 1과 같이 복철근 보 형태로 제작하였다. 설계 휨 모멘트는 32.15 kN·m으로, 이를 실험 세팅의 집중하중으로 변환한 강도는 75.64 kN이다. 시험체는 단면 300 mm×300 mm의 길이 2,400 mm, 순경간 2,100 mm, 피복 두께 40 mm로 하였다. 인장 철근과 압축 철근은 SD300의 D19 철근 각 2개를 사용하였고, 전단 스트럽은 SD300의 D10 철근을 사용하여 200 mm 간격으로 배근하였다. 또한, 휨 변형에 따른 철근의 변형률을 측정하기 위하여 스트레인 게이지(Strain gauge)를 인장, 압축 철근 중앙부에 부착하였다. 탄소섬유시트 보강은 축력의 영향으로 순수 휨 모멘트 발생 구간에 파괴가 집중되므로 순수 휨 모멘트 발생 구간인 휨 가력부 간격 400 mm를 고려하여 폭 500 mm로 설정하였으며, 일방향 시트의 특징으로 인한 보강의 일정한 품질을 위하여 Fig. 2와 같이 횡 방향으로 한 겹 감싸 보강하였다. 탄소섬유시트 보강을 위하여 부재 표면을 그라인더로 정리하였다. 이후 부재와 탄소섬유시트의 부착력 상승을 위하여 프라이머를 도포하여 2일간 경화시켰다. 경화 후 탄소섬유시트를 에폭시에 함침 후 40 mm의 겹침 길이를 확보하여 부재 중앙부를 감싸 보강하였다. 보강 완료 후 충분한 보강 성능을 발휘하기 위하여 약 10일간의 양생을 실시하였다. 시험체 제작에 사용된 콘크리트는 설계 강도 24 MPa의 레디믹스트 콘크리트를 사용하였으며, 탄소섬유시트는 국내의 C사에서 제작된 1방향 시트를 사용하였다. 시험체 제작에 사용된 재료의 기본 특성은 Table 2와 같다.

Fig. 1. Detail of Test Specimen (unit : mm)

Fig. 2. Detail of Reinforcement (unit : mm)

2.3 가력 및 데이터 측정 방법

철근콘크리트 부재의 실험 세팅은 Fig. 3과 같고, 하중의 방향은 Fig. 4와 같다. 축력과 휨 하중을 동시에 가력하기 위하여 두 개의 엑츄에이터(Actuator)를 사용하였다. 축력은 Fig. 5와 같이 700 kg/cm² 용량의 유압잭(Hydraulic Jack)과 강봉 12개를 스틸 박스와 연결하여 엑츄에이터를 이용하여 시험체에 축력을 가력하였다. 휨 모멘트 가력은 50 Ton 용량의 엑츄에이터를 이용하여 4 Point Bending으로 가력을 실시하였으며, 변위 제어를 통하여 5 mm/min의 속도로 가력하였다. 실험은 시험체의 파괴 발생 위험이 나타나는 시점에서 종료하였다. 하중 가력 시 시험체의 처짐을 측정하기 위하여 Fig. 6과 같이 시험체 하단의 중앙에서 500 mm 간격으로 3개의 LVDT를 설치하였다. 실험에서 측정된 하중, 처짐, 변형률의 모든 데이터는 데이터 로거(Data logger)를 이용하여 저장하였다.

Fig. 3. Test Setup for Specimens: (a) Top View, (b) Side View

Fig. 4. Direction of Force

Fig. 5. Setting for Axial Force

Fig. 6. Location of LVDT and Strain Gauge (unit : mm): (a) Side View, (b) Top View

3.1 하중-변위 관계

시험체의 하중-변위 관계 그래프는 축력에 따라 분류하여 Fig. 7에 나타내었고, 보강 유무에 따라 Fig. 8에 나타내었다. 각 시험체의 항복 강도, 최대 강도, 발생 변위를 정리하여 축력에 따라 Table 3에 보강 유무에 따라 Table 4에 나타내었다. 시험체의 설계 모멘트 32.15 kN·m을 집중하중으로 변환한 75.64 kN과 비교하여 실험값이 모두 높게 나타났으며, 탄소섬유시트 보강을 통한 강도 보강 효과를 분석하였다. 동일 축력에서 항복 강도를 비교하였을 때, 축력이 0%에서 12.59 kN 증가하였고, 축력이 10%에서 24.86 kN 증가하였으며, 축력이 20%에서 2.11 kN의 증가를 나타내었다. 최대 강도를 비교하였을 때, 축력이 0%인 경우 33.58 kN 증가하였고, 축력이 10%인 경우 23.18 kN 증가하였고, 축력이 20%인 경우 7.53 kN의 증가를 나타내었다.

축력에 따른 강도 변화를 분석하였다. 최대 강도를 비교하였을 때 무보강 시험체에서 축력이 0%에서 10%로 증가하면서 54.28 kN, 10%에서 20%로 증가하면서 59.44 kN 상승하였다. 보강 시험체에서 축력이 0%에서 10%로 증가하면서 43.88 kN, 10%에서 20%로 증가하면서 43.79 kN 상승하였다.

항복 이후 시험체는 축력에 따라 유사한 거동을 나타내었다. 축력이 0%에서 하중-변위 선도의 기울기는 상승 후 수평을 유지하며, 축력이 증가할수록 하중-변위 관계의 기울기가 감소하는 형태가 나타났다. 이는 축력의 영향으로 최대 강도 발생 변위와 최대 변위의 감소를 통한 조기파괴가 발생하며 기울기가 감소하는 것으로 나타난다.

탄소섬유시트 보강을 통해 항복, 최대 강도가 증가하였으며, 이는 탄소섬유시트가 콘크리트 파괴 영역을 횡방향으로 구속함으로써 휨으로 인한 부재의 변형을 억제하고 균열 후 콘크리트의 탈락을 방지하기 때문으로 판단된다.

또한, 축력 증가로 인해 실험체의 항복 및 최대 강도가 증가한다. 이는 축력이 실험체를 축방향으로 구속함으로써 실험체의 축방향 변형을 억제하기 때문으로 판단된다.

따라서, 탄소섬유시트 보강으로 인한 횡구속과 축력으로 인한 축방향 구속력이 실험체에 복합적으로 작용하여 실험체의 항복 강도와 최대 강도를 증가시키게 된다. 또한, 증가하는 축력 조건에서 탄소섬유시트를 통한 횡 구속력보다 축력을 통한 축방향 구속력의 영향이 커지는 것으로 판단된다.

Fig. 7. Load-Displacement Relationship of Specimen by Axial Force: (a) 0%, (b) 10%, (c) 20%

Fig. 8. Load-Displacement Relationship of Specimen by Reinforce- ment

3.2 파괴 양상

다양한 축력과 탄소섬유시트 보강에 따른 파괴 양상을 확인하기 위하여 최종 파괴 형상을 Table 5와 Fig. 9에 나타내었다. 파괴 양상으로 모든 시험체가 휨 파괴를 나타내었으며, 탄소섬유시트 보강 시험체도 휨 파괴와 탄소섬유시트 파단으로 인한 파괴 양상을 나타내었다.

무보강 시험체에서 축력이 증가할수록 휨 균열의 범위(Flexural Crack Range)가 축력이 0%에서 130 mm, 10%에서 70 mm, 20%에서 45 mm 줄어들고 압축부 파괴 영역(Compression Destruction Range)이 축력이 0%에서 45 mm, 10%에서 70 mm, 20%에서 90 mm로 증가하는 현상이 나타났다. 이는 축력의 영향으로 인해 휨 부재의 휨 변형이 제한되어 휨 균열의 영역이 감소하였고, 압축부 콘크리트의 강도 증가로 인해 압축부 파괴 영역의 증가로 나타난 것으로 판단된다.

탄소섬유시트 보강 시험체에서 축력이 증가할수록 무보강 시험체와 동일하게 휨 균열의 범위가 줄어들었으며, 탄소섬유시트의 파괴 범위의 증가와 손상 정도가 큰 것으로 나타났다. 이는 축력의 증가로 인해 부재의 변형 능력이 저하되며, 압축부 콘크리트 파괴 영역의 증가로 인해 압축부 탄소섬유시트 손상이 증가하고 취성적인 파괴 형태를 나타내는 것으로 판단된다.

이를 통해 인장부 주철근의 항복 이후 탄소섬유시트의 최대 변형률에서 파단이 발생하며, 파단 시까지 하중에 지속적으로 저항하였으며, 탄소섬유시트 보강을 통해 축력에 의한 취성적인 파괴 형태에 대한 보강 효과를 나타내었다.

Fig. 9. Final Failure Mode of Specimens: (a) N0, (b) C0, (c) N10, (d) C10, (e) N20, (f) C20

3.3 처짐

축력과 탄소섬유시트의 보강으로 인한 시험체의 처짐을 분석하기 위하여 시험체 하단 중앙에 Wire를 설치하여 처짐을 측정하였다. 처짐은 Fig. 10과 같이 가력 변위 10 mm당 Wire를 통해 측정된 시험체 중앙의 수직 처짐 데이터를 사용하였다. 시험체별 최대 변위가 다른 이유로 축력 0%와 10%에서는 80 mm까지 20%에서는 60 mm까지 분석하였다. 10 mm당 처짐은 Table 6에 나타내었으며, 보강 유무와 축력에 따른 최종 처짐 비교는 Table 7에 나타내었으며, 이를 Fig. 11에 그래프로 나타내었다.

축력별로 탄소섬유시트 보강을 통해 축력이 0%일 때 4.68%, 축력이 10%일 때 7.87%, 축력이 20%일 때 2.27%의 처짐 감소 효과를 나타내었다. 이는 탄소섬유시트의 횡 구속 효과를 통해 내부 콘크리트의 강도 증가와 탄소섬유시트가 휨에 따른 인장력을 부담하게 되며, 인장 철근의 하중 부담을 감소시켜 시험체의 처짐의 감소를 나타낸다. 이를 통해 탄소섬유시트 보강을 통해 약 2~8%의 처짐에 대한 보강 효과를 나타내었다.

Fig. 10. Relationship of Displacement and Deflection

Fig. 11. Deflection-Displacement Relationship of Specimens: (a) 0%, (b) 10%, (c) 20%

3.4 연성지수

탄소섬유시트 보강을 통하여 시험체의 연성 능력을 확인하기 위하여 연성 지수(Ductility Factor)를 이용하였다. 연성지수는 ACI 440.2R-02^{(ACI, 2022)}에서 주어진 식에 실제 연성 효과를 나타낼 수 있도록 최대 하중의 80%에 해당하는 처짐을 이용한 Eq. (1)과 같다^{(Sim et al., 2009)}. $\Delta_{y}$는 인장 철근 항복 시 부재의 처짐, $\Delta_{80}$는 최대 하중 이후 최대 하중의 80%에 해당하는 부재의 처짐을 나타낸다. 연성지수에 대한 실험 결과를 Table 8에 나타내었다. 축력이 0%의 경우 최대 하중 이후 80%까지 하중의 감소가 나타나지 않아 연성지수의 계산이 불가하였다.

탄소섬유시트 보강을 통해 축력이 10%인 경우 약 17% 상승하였고, 축력이 20%인 경우 약 43% 상승하였다. 축력이 10%에서 20%로 증가함에 따라 무보강 시험체에서 약 64%의 하락하였고, 보강 시험체에서 약 55%의 하락을 나타내었다. 무보강 시험체들 모두 탄소섬유시트로 보강한 시험체들에 비해 낮은 연성지수를 나타내었고, 축력이 증가할수록 연성지수가 떨어지는 것으로 나타났다.

축력이 증가함에 따라 연성 능력의 감소는 축력의 영향으로 콘크리트 강도의 증가로 인해 콘크리트 구속력의 증가로 인장 철근의 항복이 늦어지는 영향과 시험체의 최대 하중 이후 취성적인 파괴를 일으키는 영향으로 연성지수가 감소하는 것으로 판단된다.

따라서 축력이 증가할수록 55~64%의 연성 하락이 나타나고, 탄소섬유시트 보강을 통해 17~43%의 연성 보강 효과가 있는 것을 실험적으로 확인하였다.