2.1. 콘크리트 및 FRP 선정

고성능시멘트계복합체 (HPFRCC)에 사용된 섬유보강재는 PVA 계열인 RF4000, RSC15, RECS100L, RFS400, KLON1000이며 PP계열의 PP-macro를 사용하였다. 각각의 섬유보강재에 대 한 물성은 Table 1과 같고 시험체의 배합설계표는 Table 2 와 같다.

휨 성능을 평가하기 위해 휨 강도시험을 위한 시험체 (100× 100×400mm)를 KS F 2403에 따라 제작하였으며 압축강도 시험을 위한 공시체 (∅100×200mm)도 제작하였다. 휨 시 험은 1,000kN 용량의 UTM을 이용하여 KS F 2408에 따라 4점 재하로 실시하였고, 처짐 및 하중은 시편 양쪽에 설치한 LVDT와 로드셀을 통해 계측하였다.Table 3

압축강도 실험의 경우 섬유보강재를 혼입 하였을 때 일반 콘크리트보다 압축강도는 증가하지 않았다. 압축강도의 경우 RF4000의 DF2 시편이 35.00MPa로 가장 높은 값을 나타냈 으며, PP의 DF5 시편은 22.64MPa로 가장 낮은 압축강도를 나타났다. PP섬유는 PVA 섬유에 비해 친수성 측면 및 섬유 뭉침 현상 등으로 압축강도가 낮게 나타난 것으로 판단된다. 휨 인장강도 실험은 DF6 시편이 2.93MPa로 가장 높게 나타 났으나 DF2와 DF5의 실험체에서는 최대 휨 인장강도 이후 의 인성이 가장 우수하게 나타났다.

본 실험에서는 PVA계열의 DF2콘크리트 (RFCON)와 일 반 콘크리트 (NOCON)를 사용하였고, 유리섬유 FRP 판을 두께, 탄성계수 및 인장강도가 상이한 세 가지 형태의 GFRP 판과 탄소섬유 FRP 판을 변수로 하여 실험하였다. 실험에 사용한 각각의 FRP 판의 물성은 Table 4에 자세히 나타내었다.

2.2. 실험개요

본 실험에서는 PVA계열인 RF4000섬유를 사용하였고 (RFCON 으로 칭함), 시험체의 배합설계표는 Table 5와 같다. 실험결 과 압축강도는 34.7MPa이며, 휨 인장강도 3.26MPa로 나타 났고, 일반콘크리트 및 기타 상세한 내용은 Table 6에 표시 하였다.

2.3. 부착실험 시편 제작

본 부착실험에 사용한 실험시편의 제원은 길이 1000mm, 100×150mm 단면을 사용하였고, 자세한 형상과 치수는 Fig. 1과 같다. 각 실험변수에 대해 각각 2개씩 실험시편을 제작 하였다. FRP 판과 콘크리트의 부착은 한쪽면만 하였고, 반 대편 쪽은 앵커를 이용하여 고정시켰다.

Fig. 1.

Shape and Dimensions of Test Specimen (mm)

실험시편의 제작 순서는 먼저 FRP 판을 폭 60mm, 길이 800mm로 절단 후 FRP 판 표면은 별다른 처리 없이 먼지만 제거 후 공장에서 생산된 상태에 시중에서 상용되는 S사의 에폭시를 사용하여 잔골재를 부착하였으며, 크기는 4~7mm 이며 부착량은 4kg/m²이다. 완성된 FRP 판을 영구거푸집으 로 하여 일반콘크리트 (NOCON) 및 고성능시멘트계복합체 (RFCON)를 사용하여 실험시편을 제작하였다.Fig .2

Fig. 2.

Test Specimen

2.4. 실험계측 및 파괴형상

본 연구는 교량 바닥판 시스템의 부착거동을 가장 유사하 게 표현한다고 생각되는 보-휨실험법 (beam bending test)으 로 실시하였다 (^{Yoo and Bae, 2007}).

Fig. 3과 같이 시험체 양측면에 LVDT를 설치하고 상부에 100kN 용량의 로드셀을 설치하여 하중 및 변형을 계측하였 다. 또한 FRP에 변형률을 측정하기위해 Fig. 4와 같이 전기 저항식 스트레인 게이지를 부착하여 데이터로거 (data logger) 를 통해 계측하였다. 첫 번째 스트레인 게이지, G0은 FRP 판의 중앙부분, 즉 FRP 판과 콘크리트가 부착되지 않은 중 앙 지점에 설치하였고, FRP 판과 콘크리트 부착 시작점엔 G1을 설치, 그 후 G2~G6은 15mm 간격으로 설치하였으며 G7은 30mm, G8은 60mm, G9는 90mm 간격으로 설치하였 다. LVDT를 이용하여 G0 위치에서 시편의 처짐에 대한 변 위를 계측하였다. 지지조건은 롤러를 이용하여 단순지지 조 건을 만들었다. 지점사이의 순 간격은 900mm이고, 유압식 압축장치를 이용하여 4점 재하형식으로 하중을 재하하였다.

Fig. 3.

Experiment Setup

Fig. 4.

Location of Strain Gauge on Test Specimen

NOCON의 파괴 형상으로 유리섬유 FRP 판인 GFRP1, GFRP2 와 GFRP3는 FRP 판과 에폭시 사이의 파괴와 콘크리트와 에폭시 사이의 파괴가 혼합된 파괴 형상을 보여주고 있다. 탄소섬유 FRP 판인 CFRP1은 유리섬유 FRP 타입에 비해 FRP 판과 에폭시의 부착이 잘 된 것으로 나타났으며 FRP 판과 에폭시 사이의 파괴도 나타났지만 대부분의 파괴형상 은 콘크리트와 에폭시 층 사이의 파괴가 나타났다. RFCON 의 파괴 형상은 NOCON의 파괴형상과 비슷한 결과를 보여 주며 파괴형상에서는 NOCON과 RFCON의 차이점은 육안 으로는 관찰되지 않았다. 표면적인 파괴형상은 콘크리트종류 에 따른 큰 차이가 없어 NOCON의 첫 번째 실험시편에 대 해 Fig. 5에 수록하였다.

Fig. 5.

Failure Shape of GF11, GF21, GF31 and CF11- NOCON

3.1. 일반콘크리트의 경우

3.1.1. 국부 변형률 분포

각각의 FRP 판의 중앙으로부터 Fig. 4와 같이 설치된 변 형률 게이지에 의해 각각 위치에서 변형률을 측정하였다. 각 실험시편의 변형률 분포는 다소 편차가 있으나 그래프의 경 향은 비슷하게 나타났으므로 첫 번째 경우에 대해 Fig. 6에 수록하였다.

Fig. 6.

Local Strain Distuibution of GF11, GF21, GF31 and CF11- NOCON

3.1.2. 국부 부착응력-슬립 관계

본 연구의 주 관심중 하나인 FRP와 타설 콘크리트 사이의 국부 부착응력 (local bond stress)은 전체 FRP 인발력을 전 체 부착면의 면적으로 단순히 나누는 것으로 구할 수 없다. 국부 부착응력은 부착면의 위치에 따라 상이하므로 반드시 부착면을 부분적으로 나누어 각각의 영역에서 국부 부착응 력을 산정해야 한다 (^{Dai et al., 2005}).

그러므로 국부 부착응력은 다음과 같이 각각의 위치에서 측정된 변형률을 가지고 구해야 한다. FRP 판을 선형탄성으 로 가정할 때 국부 부착 전단응력은 평형조건으로부터 다음 같은 관계를 유도 할 수 있다.

(1)

T x = tE d ∈ x dx

여기서 τ(x)는 x위치에서의 전단 부착응력, t는 FRP 판의 두께, E는 탄성계수, ϵ(x)는 x위치에서의 FRP 변형률이다.

본 연구에서 변형률을 일정한 간격을 두고 측정 하였으므 로, 국부적으로 인접한 두 변형률게이지 사이의 국부 부착응 력을 다음과 같이 구할 수 있고 이를 통해 국부 부착 전단응 력의 변화를 살펴 볼 수 있다.

(2)

T i , i + 1 = tE ∈ i - ∈ i + 1 x i + 1 - x i

여기서 τ_{i, i + 1} 는 G_i와 G_{i + 1} 사이의 평균 부착응력, t와 E 는 FRP 판의 두께와 탄성계수, ϵ_i는 G_i위치에서의 변형률, x_i는 G_i위치의 좌표 값이다.

G_i위치에서의 슬립은 콘크리트의 변형을 무시하면 G_i위 치와 인접한 G_{i + 1}위치 사이의 FRP 판의 신장량과 같다. 그 러므로 슬립은 다음과 같은 식으로 표현이 가능하다.

(3)

s x = s 0 + ∫ ∈ x dx

여기서, s(x), ϵ(x)는 x위치에서의 슬립 및 FRP 변형률 이다.

본 연구에서 변형률을 일정한 간격을 두고 측정 하였으므 로 각각 인접한 두 지점 사이의 슬립량은 다음과 같이 표현 할 수 있다.

(4)

s i , i + 1 = s i + 1 , i + 2 + ∈ i ∈ i + 1 x i + 1 - x i 2

여기서 s_{i, i + 1} 는 i 와 i + 1 사이의 슬립, ϵ_i는 i위치에서 의 변형률, x_i는 i위치의 x좌표값을 나타낸다.

변형률게이지의 각각의 구간에서 위 식에 의해 국부 부착 응력과 슬립과의 관계를 유도 할 수 있다. 위 식의 관계를 이용하여 각각의 구간에서 국부 부착응력 및 슬립 곡선을 그 리면 Fig. 7과 같으며, 그림에서 보는 바와 같이 각 구간별로 다소 큰 편차를 보여주고 있으나, 기존 보강공법에 대한 실 험결과에서도 유사한 편차를 보여주고 있다. 또한 특히 GF21 실험시편의 경우 첫 번째 경우와 두 번째 경우가 상당한 차 이를 보여 주고 있는데, 다른 경우와 비교하면 첫 번째 실험 에 다소 문제가 있는 것으로 판단되며, GF21실험시편의 경 우 두 번째 실험결과를 위주로 분석하였다.

Fig. 7.

Bond Stress-Slip Relationship of GF11, GF21, GF31 and CF11- NOCON

3.1.3. 인발력-슬립 관계

FRP 판에 작용하는 인발력 (pullout force)은 평형식과 FRP 판에 부착한 변형률게이지의 값을 가지고 계산할 수 있 다. 그러나 FRP의 경우 하중이 재하됨에 따라 하향방향으로 휘어지므로 FRP 판 하부에 부착한 변형율 게이지의 값은 실 제보다 과도하게 변형하게 되며, 상부의 경우는 실제보다 작 은 값을 나타내게 된다. 본 실험의 경우 변형률게이지를 하 단에 부착하였으므로 실제보다 큰 변형률을 나타내게 되므 로, 본 연구에서는 평형식을 이용해 인발력을 계산하였다. 대 변형이 발생할 경우 처음조건과 달라질 수 있으나 본 실 험의 경우 변형이 미소하므로 이의 영향은 무시할 수 있다고 판단하였다. FRP 판에 인발력이 작용함에 따라 FRP 판과 콘크리트 사이에 국부 부착응력이 발생하게 된다. 하중이 증 가함에 따라 FRP 판과 콘크리트 사이의 부착 시작점에서 국 부부착응력이 점차 증가하다 최고 국부 부착응력에 도달한 후 FRP 판과 타설 콘크리트 사이의 부착면에 미세 균열이 발생하고 이로 인해 국부 부착응력이 감소되면서 인접 지역 으로 최고 국부 부착응력 값이 전이되어 최종적으로 전체 부 착면이 파괴에 도달했다. 슬립량의 계산은 식 (4)에 의해 산 정 할 수 있으며 이를 Fig. 8에 수록하였다.

Fig. 8.

Pullout Force-Total Slip Relationship of GF11, GF21, GF31 and CF11- NOCON

3.2. 고성능시멘트계복합체 (RFCON)의 경우

3.2.1. 국부 변형률 분포

고성능시멘트계복합체 (RFCON)의 국부 변형률 분포는 일 반콘크리트 (NOCON)와 비슷한 양상을 나타내고 있으며, 실 험시편 별 변형률 분포는 다소 편차가 있으나 그래프의 경향 은 비슷하게 나타났다. 변형률의 분포형태는 콘크리트의 영 향보다 FRP 판의 영향이 큰 것으로 나타났다. 각각의 실험 시편별 경향은 비슷하게 나타났으므로 Fig. 9에 첫 번째 시 편의 결과에 대해서만 수록하였다.

Fig. 9.

Local Strain Distuibution of GF12, GF22 and CF12- RFCON

3.2.2. 국부 부착응력-슬립관계

고성능시멘트계복합체 (RFCON)에서 유리강화섬유 GFRP1 의 경우 하중 초기 단계에서 부착응력이 최대 값을 나타내다 가 부착응력이 점차 감소하면서 파괴되는 형상을 보여주었 고, GFRP2의 경우 부착응력이 처음부터 서서히 증가하면서 최대 부착응력에서 파괴되는 형상을 나타낸다. 탄소강화섬유 CFRP1은 시작점에서 최대 부착응력을 보이고 이후 계속 하 중이 증가함에 따라 선단부분의 미세 균열과 이로 인한 선단 부분 부착응력의 감소와 인접부분으로 최대 부착응력 값의 전이현상을 볼 수 있었다 (Fig. 10).

Fig. 10.

Bond Stress-Slip Relationship of GF12, GF22 and CF12- RFCON

3.2.3. 인발력-슬립 관계

고성능시멘트계복합체 (RFCON)에서 유리강화섬유 GFRP 의 계열에서는 콘크리트와 에폭시 사이에서 파괴가 일어났 으나, 점진적 슬립의 전이 보다는 전체적으로 급격히 파괴되 는 양상을 보여주고 있다. 반면, 탄소강화섬유 CFRP의 경우 에는 슬립이 점차적으로 전이되면서 최종적으로 전체 부착 면이 파괴에 이르는 형태를 보여주었다. 슬립량의 계산은 식 (4)에 의해 산정 할 수 있으며, Fig. 11로 나타내었다.

Fig. 11.

Pullout Force-Total Slip Relationship of GF12, GF22 and CF12- RFCON

3.3. 계면 파괴에너지 및 평균 부착응력

국부 부착응력-슬립 곡선의 면적으로 표현 될 수 있는 계 면 파괴에너지 (G_f , interfacial fracture energy)는 부착특성 을 나타내는 중요한 변수 중에 하나로서 부착 강도 및 부착 면의 파괴 매커니즘 특성을 좀더 명확히 알 수 있게 하는 유 용한 변수이다 (^{Teng et al., 2002}; ^{Oehlers and Seracino, 2004}). G_f는 콘크리트의 인장파괴 매커니즘을 잘 표현하는 값으로 이미 알려져 있으며 FRP 판과 콘크리트 사이의 계면 파괴에너지 G_f 는 식 (5)와 같이 표현 될 수 있다 (^{Taljsten, 1997}; ^{Teng et al., 2002}).

여기서 P는 FRP 판에 작용하는 인발력으로 유효부착길이 이상의 부착면을 갖는 경우 부착면의 면적에 상관없이 일정 한 값으로 알려져 있다. b는 FRP 판의 폭, E와 t는 각각 FRP 판의 탄성계수와 두께를 나타낸다. 각각의 실험에서 측 정된 인발력과 식 (5)에 의해 계산된 계면 파괴에너지는 Table 8과 같다.

NOCON의 경우 계면파괴에너지는 0.24~0.44kN/m의 분 포를 보여주고 있는데 GFRP1의 경우 0.24kN/m로 다소 작 은 값을 보여주고 있다. GFRP2, 3 및 CFRP1의 경우 0.44kN/m 로 거의 유사한 값을 보여주고 있다. 또한 RFCON의 경우 0.36~0.52kN/m의 분포를 보여주고 있는데 GFRP2의 첫 번 째 실험을 제외하면 거의 유사한 값을 보여주고 있다. RFCON 의 경우 일반콘크리트에 비해 다소 큰 계면파괴에너지 값을 보여주고 있다.

부착응력 결과분석에서 G1 게이지의 경우 FRP 판이 휘어 지는 시작부분으로 응력이 집중되는 현상이 발생하며, G7게 이지 이상의 경우는 등 간격이 아니며 앞부분의 급격한 분리 및 일정부분 분리 후 잔존부착력이 적은 관계로 G2~G6위치 에서의 측정값을 가지고 부착거동 특성을 분석하였다. 각 시 험체의 부착응력은 국부적인 변형이 집중되는 곳을 제외한 최고값을 기준으로 산정하였으며 4개 구간 전체를 평균값과 부착응력-슬립 곡선에서 최대응력 및 기울기 등에서 특이한 경우를 제외한 결과는 Table 9와 Table 10에 자세히 나타내 었다.

일반콘크리트의 경우 GF11의 국부 부착응력은 3.22~6.04MPa 로 나타났고, GF21의 국부 부착응력은 2.25~3.17MPa이 나 타났으며, GF31과 CF11의 국부 부착응력은 각각 0.76~4.32MPa, 3.77~4.32MPa로 나타났다. 부착응력-슬립 곡선에서 최대응 력 및 기울기 등에서 특이한 경우를 제외한 경우의 평균값은 GF11의 경우 3.22~5.35MPa이고 GF21의 경우 1.63~3.69MPa 이며 GFRP3의 경우 1.06~4.32MPa, CFRP1의 경우 5.20~5.43MPa 의 부착응력이 나타났다. FRP의 종류에 따른 영향은 본 실험 결과로 살펴볼 때 동일한 유리섬유 FRP내의 영향은 크지 않 은 것으로 판단되며, FRP가 CFRP로 변경됨에 따른 영향은 큰 것으로 판단된다.

RFCON의 경우 GF12의 국부 부착응력은 2.00~2.50MPa 로 나타났으며, GF22와 CF12의 국부 부착응력은 2.80~5.10MPa, 3.33~7.44MPa로 나타났다. 특이한 경우를 제외한 경우의 평 균 값은 GF12는 2.36~4.60MPa로 나타났으며, GF22는 4.91~ 6.51MPa로 나타났고 CF12에서는 3.91~5.60MPa로 나타났 다. RFCON의 경우 일반콘크리트와 달리 섬유 종류에 따른 FRP 판의 영향은 크지 않은 것으로 판단되며, 이는 RFCON 의 특성, 즉 인성 및 균열분포에 연관된 것으로 사료된다.