3.1. 재료

GFRP 보강근은 E등급의 유리섬유 (Owens corning Korea) 와 비닐 에스터 수지 (Aekyung chemical, Ashland Inc.)를 사용하여 제작하였다. 사용된 재료의 물성을 Table 1에 나타 내었다.

3.2. GFRP 보강근 제작 방법

한국건설기술연구원 (^{KICT, 2006})에서는 ^{Ko et al. (1997)} 이 제안한 브레이드트루젼 (Braidtrusion) 공정의 단점 중 하 나인 단면 내 공극 문제를 해결하고자 Fig. 3과 같이 개선된 브레이드트루젼 공정을 제안하였다. 이 공정은 기존의 브레 이드트루젼 공정의 장점을 유지하면서 강화섬유다발과 돌기 를 형성하기 위한 섬유에 소정의 장력을 도입함으로써 섬유 배열 상태 호전과 공극감소를 통하여 인장성능을 향상시킨 것이다. 본 연구에서는 이 공정을 이용하여 GFRP 보강근 시 편을 제작하였다.

Fig. 3.

Modified braidtrusion process

3.3. 중공형 GFRP 보강근 시편 제작

GFRP 보강근 단면 내 중공비율에 따른 인장특성 변화를 살펴보기 위하여 총 5종의 시편을 계획하였다. 먼저 중공관 이 삽입되지 않은 순수 GFRP 보강근을 제작하여 단면 내 중공 비율에 따른 인장특성치의 변화 비교를 위한 기준 시편 으로 설정하였다. 이외의 보강근은 모두 중공관이 삽입된 시 편으로 네 가지의 중공비율을 적용하였다. 시편의 자세한 제 원과 개수를 Table 2에 나타내었다.

전단지연 효과로 인해 중앙부의 섬유가 인장강도에 기여 하는 바가 미소한 것을 증명하기 위해서는 가능한 큰 직경의 보강근을 제작하여 다양한 중공율을 적용하는 것이 바람직 할 것이다. 이를 위해 현재 갖춰진 설비에서 최대한으로 제 작할 수 있는 직경 19 mm의 GFRP 보강근을 제작하였다.

Table 2의 시편명에서 D19는 GFRP 보강근의 직경을 의 미하며, HD는 GFRP 보강근 내부의 중공관 직경을 의미한 다. 예를 들어 D19HD8는 GFRP 보강근 전체 단면의 직경 이 19 mm이고 외경이 8 mm인 중공관이 삽입된 시편을 의 미한다. Table 2에서 보강근의 내경은 돌기가 없는 부분에 대한 측정치이고 외경은 돌기를 포함한 측정치이다. 따라서 제작된 시편의 평균 돌기 높이는 약 1.1 mm이다.

GFRP 보강근 단면 내 중공을 형성하기 위해서 폴리우레 탄 튜브를 사용하였으며 Photo 3과 같이 섬유와 중공관의 위치를 제어하기 위한 치구를 이용하여 유리섬유 다발의 중 앙에 튜브가 위치하도록 하였다. 제작이 완료된 중공을 가진 GFRP 보강근의 단면을 Photo 4에 나타내었다.

Photo 3

Insertion of plastic tube

Photo 4

Cross section of test specimens

제작이 완료된 GFRP 보강근을 소정의 길이로 절단한 후 에 실린더형 강관을 이용하여 그립을 제작하였다. 강관의 두 께는 7.1 mm, 길이는 1,000 mm이다. 강관의 앞뒤에는 마개 가 있으며 마개 중앙은 천공이 되어 있어 이 곳에 보강근을 삽입하면 보강근은 강관의 중심선에 위치하게 된다. Photo 5 에 나타낸 바와 같이 보강근의 한 쪽에 대해 먼저 그립을 형 성하였다. 강관과 보강근 사이는 무수축 모르터로 충전하였 고 거치대를 이용하여 보강근의 수직도를 확보한 상태에서 7 일간 양생을 실시하였다.

Photo 5

Gripping system

3.4. 실험방법

그립을 형성하는 실린더형 강관의 한 쪽 끝에는 나사선을 두어 이 곳에 너트를 체결하여 시편을 거치함으로써 Photo 6 과 같이 그립의 양 끝을 인장하도록 하였다.

Photo 6

Tensile test set-up

시편을 만능시험기 (Universal Testing Machine, UTM)에 거치한 후 보강근의 변형률 계측을 위하여 전기저항식 변형 률 게이지를 보강근 중앙에 부착하였다. 인장시험은 1,000 kN 용량의 UTM를 이용하여 2 mm/min의 변위제어 방식으 로 실시하였으며 데이터 로거 (Data logger)를 이용하여 보 강근의 변형률과 재하된 하중을 계측하였다.

4.1. 인장거동 특성

UTM의 하중과 보강근 중앙 표면에서 계측된 변형률을 이 용하여 Fig. 4에 응력-변형률 곡선을 도시하였다. 그림에서 보듯이 시편의 응력-변형률 곡선은 하중 증가에 따라 응력과 변형률이 선형으로 증가하다가 최대 하중에서 일시에 파괴 되는 FRP의 전형적인 재료특성인 선형 증가 후 취성파괴 거 동을 나타내었다. 최대인장강도와 탄성계수가 중공면적 비율 에 따라 변하였으며, 전반적으로 중공면적 비율이 증가할수 록 감소하는 경향을 나타내었다. 각 시편별로 계측된 최대인 장강도와 탄성계수 값을 Table 3에 나타내었다.

Fig. 4.

Response sample of tensile stress vs. strain

최대인장강도는 후술할 혼합법칙에 의해 제작에 사용된 섬유량에 비례하게 되므로 이상적인 경우라면 중공면적을 고려하여 최대인장강도를 산정하면 결국 동일한 값을 나타 내게 되어 비교가 불가하다. 따라서 중공비율에 따른 성능 변화를 비교하기 위하여 최대인장강도는 중공을 고려하지 않은 전체 단면적을 고려하여 산출하였다.

Table 3의 결과값을 이용하여 중공형 GFRP 보강근의 중 공면적 비율에 따른 인장특성 값 변화를 분석하였다.

4.2. 인장특성 값의 변화

Table 3에서 평균인장강도는 최대하중을 보강근 전면적으 로 나눈 값으로 중공면적 비율이 증가함에 따라 감소하는 경 향을 나타내었다. 이 관계를 살펴보기 위하여 회귀분석을 실 시하였으며 그 결과를 Fig. 5에 나타내었다. 최소자승법을 통한 2차 회귀곡선이 비록 더 큰 결정계수 값을 나타내지만 1차 회귀곡선에 의한 결정계수 값과 큰 차이를 나타내지는 않는다. Fig. 5에서 보듯이 GFRP 보강근의 인장강도는 중공 면적 비율에 따라 거의 선형적으로 감소하는 경향을 나타내 었다.

일반적으로 섬유복합체의 축방향 평균 인장강도는 Eq. (1)과 같이 ‘혼합법칙’으로 구할 수 있다 (^{Daniel and Ishai, 1994}).

Fig. 5.

Tensile strength for hollow section ratio

여기서, σ_{F RP} , σ_f, σ_m 는 각각 복합체, 섬유, 수지의 평균 인장강도이고, V _f, V _m 는 각각 섬유와 수지의 부피율이며, E _{F RP} , E _f, E _m 는 각각 복합체, 섬유, 수지의 탄성계수이다.

복합체 단면 내에 공극이 없다고 가정하면 V _f+V _m=1이 며, 혼합법칙을 이용하여 GFRP 보강근의 인장강도를 계산 할 경우 수지의 인장강도는 유리강화섬유에 비해 상당히 작 기 때문에 종종 무시된다. 따라서 FRP 보강근의 인장강도는 함유된 섬유의 양에 비례하게 된다.

본 연구에서는 제작된 시편에 대한 Burn-out test를 실시하 지 않아 정확한 섬유함유량을 알 수는 없다. 그러나 Table 1 에서 사용된 로빙 (Roving) 수를 비교함으로써 상대적인 섬 유함유량을 유추할 수 있다. 중공을 가진 GFRP 보강근의 제 작에 사용된 로빙 수는 중공이 없는 보강근에 비해 중공면적 비율별로 각각 90%, 83%, 73%, 61%로 인장강도 비율과 거 의 유사하다. 결과적으로 보강근의 인장강도는 사용된 섬유 량과 비례하고 있다.

Fig. 6은 중공면적 비율에 따른 탄성계수 변화를 나타낸 것으로서 인장강도 감소와 다르게 비선형적으로 감소하였다.

Fig. 6.

Elastic modulus for hollow section ratio

최소자승법에 의한 회귀분석을 실시한 결과 결정계수 값 이 큰 이차곡선 식을 구할 수 있었다. Eq. (1)은 탄성계수 역 시 FRP에 함유된 섬유량에 비례하는 것으로 표현하고 있다. 그러나 혼합법칙은 FRP 내에 공극이 없고 수지와 섬유의 재 료특성이 균질하고 등방성을 가지며 선형탄성 거동을 한다 는 가정으로부터 유도된 것으로 아직까지 재료특성 함수로 표현된 이론적인 예측식은 없다 (^{Bank, 2006}). 본 실험결과 에 대해서도 혼합법칙을 적용하는 것에는 무리가 있을 것으 로 판단된다.

4.3. 중공형 GFRP 보강근의 최적 설계

GFRP 보강근을 제작하는 데 있어서 최적화를 위한 목표 는 보강근의 인장강도, 탄성계수, 단가, 제작성 등 상황에 따 라 여러 가지가 있을 수 있다. 본 절에서는 중공면적이 증가 함에 따라 인장강도와 탄성계수의 변화가 다르기 때문에 주 어진 조건 내에서 두 성능을 최대화할 수 있는 최적 중공비 율을 찾고자 한다.

중공비율을 최적화하기 위한 기본 인자는 섬유량이다. 섬 유량은 보강근 제작단가에 영향을 미치므로 결국 주어진 조 건 내에서 성능 감소를 최소화하면서 제작단가도 최소화하 기 위함이다.

Fig. 7은 회귀분석으로부터 구한 인장강도, 섬유량, 탄성계 수의 감소율을 함께 도시한 것이다. 그림에서 보듯이 인장강 도는 사용된 섬유량의 감소율과 동일한 감소율을 나타내고 있으므로 인장강도 또는 섬유량의 감소율과 탄성계수의 감 소율을 비교하고자 한다.

Fig. 7에서 보듯이 중공면적 비율이 작을 때에는 탄성계수 감소율이 크지 않지만 어느 정도의 중공면적 비율 (약 30% 이후)이 되었을 때부터는 탄성계수가 급속히 감소하고 있다. 본 논문에서는 탄성계수 감소율 (Fig. 7의 R _E)과 탄성계수 감소율과 인장강도 감소율의 차가 (Fig. 7의 R _ET) 같아지는 경우가 가장 최적인 상태로 고려하였다. 즉 위와 같은 상태 가 되는 중공면적 비율 이전에는 탄성계수는 많이 감소하지 않았으나 인장강도가 상대적으로 많이 감소하는 것이고, 반 대의 경우에는 탄성계수는 많이 감소하였으나 상대적으로 인장강도는 많이 감소하지 않은 것이다. 중공면적 비율 증가 에 따른 이들 값의 변화를 Table 4에 나타내었다.

Fig. 7.

Reduction ratio of material properties

표에서 볼 수 있듯이 탄성계수가 감소하는 비율과 탄성계 수와 인장강도 감소율 차이가 같아지는 상황은 중공면적 비 율이 36%일 때이다. 즉 중공면적 비율이 커질수록 인장성능 이 감소하지만 섬유량을 목적함수로 하는 경우 중공면적 비 율이 36%일 때가 감소된 섬유량 (=단가 감소)과 발현되는 인장성능이 최고인 경우이다.