2.1. 실험체 변수

전단철근은 전단강도에 기여함은 물론 압축부 콘크리트에 구속압력에 영향을 주게 되므로 거동의 변수를 최소화할 목 적으로 적용되지 않았다. 전단보강을 배제한 대신에 NGF1, NGF2, NGF3 실험체의 전단지간비 (a/d)를 6.5로 선정하였 다. 철근콘크리트 부재에서 전단지간비가 6.5인 경우에는 파 괴유형이 전단파괴의 유형이 아닌 휨 파괴 유형을 나타낸다. NGF4 실험체의 전단지간비를 2.5로 선정하였다. 전단지간 비가 2.5인 경우에는 전단파괴의 파괴유형을 나타내며 NGF1, NGF2, NGF3 실험체의 파괴유형과 비교하기 위해서 변수로 채택하였다. 각 실험체의 변수들을 Table 1에 정리하였다.

식 (1)과 (2)에 나타낸 ^{ACI 440.1R-06}의 보강근비와 균형 보강근비에 대한 보강근비를 Table 1에 나타내었으며 NGF4 실험체는 0.634이고 그 이외의 실험체는 1.126~3.375의 값 을 나타낸다.

여기서, A_s : 보강근 면적

β ₁ : 콘크리트 강도에 따른 중립축 위치에 관련된 계수

E_f : 보강근의 탄성계수

є_cu : 콘크리트 극한변형률

f_fu : 보강근의 설계인장강도

2.2. 실험체 제원

GFRP 보강근은 유리섬유 (glass fiber)와 고분자화합물인 비닐에스테르 (vinyl ester)를 함침재료로 사용하여 제작되었 다 (^{KICT, 2005)}. 본 연구에서 사용된 GFRP 보강근은 콘크 리트와 보강근의 접촉면적을 크게 하여 부착강도를 증가시 킨 이형 (deformed) 보강근 형태이며 Fig. 1에 보강근 사진 을 나타내었다. 알칼리 저항성이 우수한 PVA (poly vinyl alcohol) 섬유로 제작된 나선형태의 돌기와 다수의 단섬유로 구성된 피복이 보강근 표면을 덮고 있다. 공칭지름이 12.7mm 인 보강근의 특성은 한국건설기술연구원의 시험 성적을 인 용 (^{KICT, 2005}; ^{You, 2012}) 하여 Table 2에 나타내었으며 공칭지름이 9.53mm인 보강근의 재료시험은 수행되지 않았 다. 보강근의 응력-변형률 관계는 항복구간이 없고 파단까지 직선 형태로 증가되며 이를 철근 (SD400)과 비교하여 Fig. 2 에 나타내었다.

Fig 1.

GFRP reinforcing bars used in study

Fig 2.

Material characteristics of the GFRP reinforcement

콘크리트 타설 후 증기양생 (72시간)을 실시하였고 실험실 로 이동되어 상온에서 2주의 양생기간을 거친 후 KS F 2405 에 따라 압축강도를 계측하였다. 콘크리트 압축강도 (f_cu)는 25.17MPa로 계측되었다.

2.3. 실험체 제작

GFRP 보강근으로 휨 보강된 실험체를 제작하였다. 모든 실험체는 사각형 단면이고 폭이 200mm이며 전체 높이는 240mm로 제작되었다. 각 실험체에 GFRP (Glass fiber reinforced plastic) 보강근이 1단으로 배근되었으며 보강근 배근위치는 유효깊이 (d) 200mm를 유지하도록 배근되었다. 따라서 실험 체의 인장연단부터 GFRP 보강근의 중심까지 간격은 40mm 이고 공칭지름이 12.7mm인 보강근이 배근된 NGF1, NGF2, NGF3 실험체들의 피복두께는 33.7mm (2.65d_b)이며 공칭지 름이 9.53mm인 보강근이 배근된 NGF4 실험체의 피복두께 는 35.2mm (3.7d_b)이다. 전단지간 길이는 NGF1, NGF2, NGF3 실험체는 1,300mm이고 NGF4 실험체는 500mm이다. 실험체의 단면치수, 보강근의 배근 위치를 Fig. 3에 나타내 었다.

Fig 3.

Configurations and dimensions of specimens

유효깊이를 200mm로 일정하게 유지하는 피복두께를 얻기 위해 기존의 스페이서를 사용하지 않고 Fig. 5(a)와 같이 거 푸집을 관통하는 철사를 횡방향으로 배치한 후 그 아래 면에 보강근이 위치되도록 제작하였다.

Fig 5.

Construction of specimens

2.4. 계측계획

축방향 보강근의 변형률을 계측하기 위해 Fig. 4와 같이 보강근의 하단에 변형률 게이지를 부착하였다. 실험체의 중 앙부 압축연단에 2개, 복부에 3개의 콘크리트 게이지를 부착 하였다. 하중 진행에 따른 GFRP 보강근의 슬립 유무와 슬립 량을 계측하기 위해 GFRP 보강근의 전체길이는 실험체의 외부로 150mm 노출되도록 결정하였다. 보강근에 부착된 변 형률 게이지 선들은 실험체 상부에 위치되도록 하였다.

Fig 4.

Location of potentiometers and strain gauges distribution

2.5. 재하실험

Fig. 6과 같이 1000kN UTM을 이용하여 하중을 2점 재하 하는 실험을 수행하였다. 실험은 하중재하로 진행하였으며 가력속도는 1.3mm/min의 재하속도를 유지하였다. 가력기로 부터 전달되는 2점 재하 하중을 계측하며 처짐량은 중앙부 에서 계측되었다. 실험체의 상단면부터 100mm 간격으로 수 평선을 그렸고 최하단의 수평선은 보강근의 위치를 나타낸 다. 지점은 실험체 끝단으로부터 200mm인 위치로 유효깊이 (d)와 동일하다. 실험체 Fig. 4와 같이 실험체 외부로 노출된 GFRP 보강근에 LVDT를 부착하여 슬립량을 계측하였다. 실험이 진행되는 동안 실험체 내부에 보강근이 확실하게 정 착되었는지 검토할 목적이었다.

Fig 6.

Photograph of test setup

3.1. 균열 및 파괴거동

Fig 7에는 각 실험체의 실험종료 후의 균열양상을 나타내 었다. 모든 실험체는 휨균열이 발생되어 진행되다가 휨균열 이 안정화 상태에 돌입한 후 전단지간의 중앙 부근의 복부에 사인장균열이 45° 각도로 발생되었고 균열폭이 급속히 증가 되어 단면을 관통하는 전단균열에 의해 파괴되었다. 또한 NGF1~3 실험체들은 사인장균열 폭이 증대되면서 사인장균 열과 인접한 휨균열 구간에 지점방향으로 보강근을 따라서 피복이 탈락되었다.

Fig 7.

Failure mode of specimens

NGF1 실험체의 보강비는 1.126ρ_fb로 콘크리트 압축연단 의 파괴로 예상되었던 실험체이나 사인장균열에 의한 전단- 인장파괴 (shear-tension failure)의 유형을 나타내었다. 대표 적인 NGF1 실험체의 변형률-처짐 관계를 Fig. 8에 나타내었 다. 처짐이 44mm일 때 실험체 측면에 부착된 게이지에서 계측된 변형률은 최대 값 (10,153)에 도달하였고 처짐이 83.6mm일 때 실험체 압축연단에 부착된 게이지에서 계측된 변형률은 최대 값 (-3,864)에 도달하였다. 이러한 경향은 모 든 실험체에서 동일하게 나타났다.

Fig 8.

8 Strain-deflection relationship

ACI 440.1R-06에서는 보강근비가 균형보강비보다 작으면 (ρ_f < ρ_fb) FRP 보강근 파괴가 지배적이고, 보강근비가 균 형보강근비보다 크면 (ρ_f > ρ_fb) 콘크리트 파괴가 지배적이 라고 서술하고 있다. 또한 CSA S806의 최소전단강도의 제 한식인 식 (3)의 조건이 만족되도록 실험체를 제작하였으나 전단인장파괴의 유형을 나타내었다.

여기서, M_r : 설계휨강도

M_cr : 콘크리트 파괴계수를 사용하여 계산한 균열 모멘트

NGF2와 NGF3 실험체들의 보강비는 2.250ρ_fb , 3.3755ρ_fb 로 콘크리트 압축연단의 파괴로 예상되었던 실험체이나 NGF1 실험체와 유사하게 사인장균열에 의한 전단-인장파괴 (sheartension failure)의 유형을 나타내었다. Table 3에 실험에서 계측된 하중, 중앙 처짐, 콘크리트와 보강재의 변형률 (중앙 부) 등을 정리하였다.

3.2. 하중-처짐 관계

Fig. 9는 실험변수에 따른 하중-처짐 관계를 나타내고 있 다. 처짐량에 영향을 주는 인자로 콘크리트 탄성계수와 유효 단면 2차모멘트의 곱으로 이루어지는 유효 휨강성이 처짐량 을 결정하게 된다. 유효단면 2차모멘트는 휨 보강근의 영향 을 받게 되고 휨 보강근의 축강성은 균열단면에서 중립축 위 치와도 밀접한 관계가 있다. NGF1, NGF2, NGF3 실험체의 보강근 축방향 강성비는 Table 3에 나타나 있듯이 NGF1의 강성을 기준으로 증가함에 따라 부재강성은 증가하나 처짐 량은 감소하고 있다. NGF4 실험체는 보강근의 축방향 강성 은 감소되었으나 전단지간비가 2.5인 영향으로 부재강성이 크게 나타났다.

Fig 9.

Load-deflection relationship

4.1. 휨강도

^{ACI 440.1R-06}의 강도 산정식에 의하면 본 연구에서 수 행된 실험체들에 대한 파괴유형을 모두 전단파괴로 예측하 였다. Table 4에 실험결과와 ^{ACI 440.1R-06}, ^{CSA S806-02}, Canada Research Network of ISIS (Intelligent Sensing for Innovative Structures)의 설계 매뉴얼 ^ISIS-2007의 휨강도 및 전단강도 계산식에 의한 결과들을 정리하였다. ^{ACI 440.1R-06} 에서는 콘크리트 극한 변형률로 0.003을 채택하고 있으나 ^{CSA S806-02}와 ^ISIS-2007에서는 0.0035를 채택하고 있어 서 결과 값이 다소 다르게 산정된다.

단면 휨강도는 식 (6)~(8)과 같이 힘의 평형과 변형률 적 합조건에 근거한다. 직사각형 등가응력블럭 높이 산정식을 식 (4)에 대입하여 정리하면 식 (5)를 얻을 수 있다. ^{ACI 440.1R-06}에서는 철근콘크리트와 동일하게 공칭휨강도를 산 정한다. 보강근비가 균형보강근비 이상인 경우에 부재의 파 괴는 콘크리트 파괴가 지배적이라는 가정에서 콘크리트 압 축응력 분포는 ACI 직사각형 등가응력블럭과 유사하므로 평 형 및 적합조건을 적용하며 콘크리트 압축파괴시 FRP의 응 력은 f_fu 보다 작기 때문에 식 (5)를 사용하며 식 (5)의 상한 값은 f_fu 이다. 보강근비가 균형보강근비 보다 작으면 FRP 변형률이 극한 변형 값에 도달될 때 콘크리트의 압축 연단 최대 변형률이 극한 값 (0.003)도달된다는 보장이 없으므로 등가응력블럭을 적용할 수 없다. 이 경우, 어떤 특정한 변형 률에 도달했을때 콘크리트 응력분포를 근사적으로 나타낼 수 있는 등가응력블럭이 필요하게 된다. 이와 같은 해석에서 파괴시 콘크리트 압축 연단 변형률과 중립축 깊이가 미지수 가 되고 식 (7)을 이용한다. 단순하며 보수적인 부재의 공칭 휨강도를 식 (8)과 식 (9)를 적용하여 산정한다. Table 4에 실험 계측 강도와 공칭강도들을 정리하여 비교하였다.

4.2. 전단강도

^{ACI 440.1R-06}에 규정된 식 (10), (11)은 균열단면에서의 중립축 깊이를 kd 변수를 사용하여 고려하고 있다. n_f 는 보 강근의 탄성계수에 대한 콘크리트 탄성계수의 비이다. 이러 한 점은 다수의 제안자들이나 설계기준에서는 철근의 탄성 계수와의 비를 사용하고 있는데 ACI 기준의 특징이라고 볼 수 있다. CSA S806에서는 유효높이가 300mm 이하이거나 300mm를 초과하더라도 최소전단보강이 되어 있는 경우, 콘 크리트가 부담하는 전단강도를 식 (12)로 산정한다. 콘크리 트가 부담하는 전단강도의 한계 값은 식 (13)로 주어진다. 본 연구에서의 전단강도는 식 (12)보다 식 (13)의 하한계 값 에 의해 결정되었다. 식 (13)에 의해 산정된 전단강도 값들 을 Table 4에 정리하였고 식 (12)에 의해 산정된 전단강도 값 들은 Table 4의 괄호 안에 정리하였다. 유효높이가 300mm 이상인 단면에 전단보강이 없거나 최소량 이하로 보강된 경 우에 식 (14)을 적용한다. ISIS에서는 콘크리트 전단강도 산 정에 있어서 식 (15)를 적용하며 보강근의 탄성계수와 철근 의 탄성계수의 비를 이용하여 전단보강이 없고 유효높이가 250mm 이하인 경우에 적용한다.

4.3. 실험결과에 대한 각 설계기준의 적용

실험결과와 ACI 440.1R, CSA S806, ISIS의 휨강도 및 전단강도 계산식들을 적용한 결과들을 Fig. 10과 Table 5에 나타내었다. 보강비가 1.126ρ_fb인 NGF1 실험체의 경우 ACI 440.1R의 전단강도 (P_su)는 실제강도 (P_u)와 비교하면 49% 로 매우 보수적이고 오히려 휨강도 (P_fu)가 87%로 예측하 고 있으나 파괴유형은 실험결과와 동일하게 예측하였다. 보 강비가 각각 2.25ρ_fb, 3.375ρ_fb, 0.634ρ_fb인 NGF2, NGF3, NGF4 실험체의 경우 ACI 440.1R의 전단강도 (P_su)는 실 제강도 (P_u)와 비교하면 비율의 차이는 있으나 NGF1 실험 체의 경우와 유사하게 매우 보수적으로 예측하였고 오히려 휨강도 (P_fu)가 실제강도에 근접하게 예측하고 있으나 파괴 유형은 실험결과와 동일하게 예측하였다. 축방향 보강근비가 증가할수록 전단강도의 예측 값도 증가되고 있는 것을 알 수 있는데 이는 4.2에서 언급한 바와 같이 콘크리트가 부담하는 기여분에 콘크리트와 축방향 보강근의 강성비를 고려하고 있기 때문이다.

Fig 10.

Experimental versus predicted strength results

반면에 CSA S806과 Canada Research Network of ISIS 의 설계 매뉴얼에서는 이를 고려하지 않기 때문에 모든 실험 체의 콘크리트가 부담하는 전단 기여분이 동일하다. CSA S806에서는 NGF1 실험체에 대해서 콘크리트가 부담하는 전단 기여분을 실제강도보다 높게 예측하였고 NGF2~4 실험 체에 대해서는 87~66%로 예측하였다.

휨강도는 모든 실험체에 대하여 62~73%로 예측하였고 NGF1~3 실험체에 대해서는 휨파괴, NGF4 실험체에 대해 서는 전단파괴를 예측하였다. ISIS에서는 모든 실험체의 콘 크리트가 부담하는 전단 기여분을 39~67%로 예측하였다. NGF1과 NGF4 실험체에 대해서는 콘크리트 압축파괴, NGF2 와 NGF3 실험체에 대해서는 인장파괴로 파괴유형을 예측하 였다.