2.1 GFRP 보강근

본 실험에 사용된 GFRP 보강근은 국내 D사에서 인발성 형 공정으로 제작된 것이며, 보강용 유리섬유(E-glass)와 비 닐에스터(Vinylester)수지로 구성되어 있다. Photo 1에 ∅13 mm GFRP 보강근의 형상을 나타내었으며 제조사에서 제시 한 재료 특성치를 Table 1에 나타내었다. 그리고 이 연구에 서 비교를 위하여 함께 제작된 철근 콘크리트 슬래브에 사용 되는 철근의 재료 특성치도 이 표에 같이 나타내었다.

Photo 1

GFRP bar used in this study

2.2 경량콘크리트

경량콘크리트 슬래브 실험체 제작에 사용된 골재는 팽창 성 혈암을 사용한 메사라이트 인공경량 굵은골재 및 잔골재 로서 일본에서 생산되었으며 자세한 형상은 Photo 2에 나타 내었다. 골재의 물리적 특성을 파악하기 위하여 콘크리트 시 방서 기준에 따라 실험을 수행하였으며 이에 따른 물리적 성 질은 Table 2에 나타내었다.

Photo 2

Shape of coarse and fine aggregates of lightweight concrete

슬래브 실험체 제작에 사용된 시멘트는 보통포틀랜드시멘 트이고 굵은골재 최대치수는 15mm이며 설계기준강도 27MPa 에 대한 배합표는 Table 3과 같다. 한편, 비교 목적으로 보통 콘크리트를 사용하여 제작된 슬래브 실험체는 설계기준강도 27MPa의 레미콘을 사용하였다.

28일 양생 후 측정된 보통콘크리트와 경량콘크리트의 단 위용적질량은 각각 2,241kg/m³, 1,790kg/m³이었다. 공시체 들의 평균압축강도는 보통콘크리트에서 29.2MPa, 경량콘크 리트에서 31.4MPa이었다. 보통콘크리트의 압축강도가 경량 콘크리트에 비하여 낮게 나온 것은 사용된 레미콘의 품질관 리상의 문제점에 기인된 것으로 분석되었다.

콘크리트 탄성계수는 콘크리트구조기준(2012)에서 제시한 식(1)에 의하여 계산하였다. 식(1)의 적용 시, 재령 28일의 콘크리트 평균압축강도 f_cu 는 설계기준강도 f_ck가 40MPa 이하인 경우에는 f_ck에 4MPa를 더한 값을 사용하도록 되어 있다. 그러나 본 연구에서 사용된 보통콘크리트의 경우에 측 정된 평균압축강도 29.2MPa는 재령 28일의 평균압축강도 31MPa보다 적은 값이므로 보수적인 관점에서 압축강도 측 정결과 값을 그대로 f_cu 로 사용하였다. 이에 따라 실험에서 측정된 콘크리트의 질량 m_c와 f_cu 를 식(1)에 대입하여 구한 탄성계수는 보통콘크리트에서 25,200MPa, 경량콘크리트에 서 18,300MPa이었다.

실험결과의 수치해석에 필요한 콘크리트의 할렬인장강도 를 구하기 위하여 KS F 2423 콘크리트의 할렬인장강도 시 험방법에 따라 Φ100×200mm 콘크리트 공시체에 대하여 측 정을 하였으며, 그 결과 할렬인장강도는 보통콘크리트에서 2.48MPa, 경량콘크리트에서 3.02MPa를 얻었다. 보통콘크리 트에서의 할렬인장강도가 경량콘크리트보다 낮은 값으로 나 온 것은 보통콘크리트의 압축강도가 경량콘크리트보다 낮게 나온 것에 기인한 것으로 판단된다.

그리고 콘크리트의 파괴에너지를 구하기 위하여 RILEM 50-FMC 위원회의 제안식을 사용하였으며, 실험을 통하여 구한 파괴에너지의 값은 보통콘크리트에서 0.07N/mm, 경량 콘크리트에서 0.05N/mm로서 경량콘크리트의 파괴에너지는 보통콘크리트에 비하여 17%정도 감소하였다(^{Jeon et al., 2012}).

또한 수치해석에서 계면요소 사용 시 사용되는 GFRP 보 강근과 경량콘크리트 사이의 부착특성을 조사하기 위하여 일련의 인발실험체 제작 및 실험을 행하였다. 이 실험결과에 따라 보통콘크리트와 D13 철근을 사용한 실험체의 부착강도 를 1.0으로 하였을 때 보통콘크리트와 ∅13 GFRP 보강근을 사 용한 실험체의 부착강도는 0.67, 경량콘크리트와 ∅13 GFRP 보강근을 사용한 실험체는 0.49, 경량콘크리트와 ∅9 GFRP 보강근을 사용한 실험체는 0.55로 나타났다(^{Son et al., 2013}).

3.1 슬래브 실험체 제작

본 연구에서는 Fig. 1과 같이 길이×폭×두께가 2,400mm× 1,200mm×150mm, 유효높이 120mm, 순지간 1,700mm인 슬래브 실험체를 4종류 제작하였다. 이들 실험체들은 일반적 인 철근 콘크리트 슬래브와 GFRP 보강근 경량콘크리트 슬 래브의 거동 차이점 분석에 초점을 맞추기 위하여, 사용된 콘크리트와 휨 보강근의 종류에 따라 Table 4의 실험체 상세 와 같이 제작되었다. 실험체 명에서 첫 번째 영문자는 사용 된 콘크리트의 종류(N:보통콘크리트, L:경량콘크리트), 두 번째 영문자는 휨 보강근의 종류(S:철근, G:GFRP 보강근), 그리고 이어지는 숫자는 지간방향 하부 보강근으로 사용된 휨보강근의 직경을 나타낸다. 따라서 예를 들어 NS13실험체 는 보통콘크리트와 D13 철근을 사용하여 제작된 실험체를 가리킨다.

Fig. 1.

Dimensions and reinforcement details of slab (unit: mm)

NS13실험체(균형보강근비: 2.93%)는 휨보강근비가 0.53% 로서 저 보강보로 설계되었고, NG13 및 LG13실험체(균형 보강근비: 0.26%)는 휨 보강근비가 0.53%로서 압축파괴를 일으키도록 설계되었다. 또한 LG9실험체(균형보강근비: 0.21%) 도 휨 보강근비가 0.27%로서 압축파괴를 일으키도록 설계되 었다.

앞에서 나타내었듯이 휨 보강근으로서 GFRP 보강근을 사 용한 경우의 설계에서는 과 보강보의 개념이 적용되었다. 이 는 FRP 보강근이 인장력을 받을 경우에는 재료 자체의 특성 상 파괴 시까지 항복하는 과정이 없으며 오로지 탄성거동만 을 하기 때문이다. 따라서 ACI에서는 휨 보강근으로 FRP 보강근을 사용하는 경우에 FRP 보강근의 파단으로 발생할 수 있는 취성파괴를 방지하고 또한 안전을 도모할 목적으로 RC구조물에서 사용되는 저 보강보 개념을 적용하지 않고 반 대로 과 보강보의 개념을 도입하여 상대적으로 덜 취성적인 콘크리트의 압축파괴를 유도하도록 하고 있다(^{ACI 440.1R-06, 2006}).

3.2 휨 실험

슬래브는 일반적으로 주형과 일체로 연결되는 점을 고려 하기 위하여 본 실험에서는 슬래브의 양쪽 단부를 받침으로 사용되는 I형 보의 상부플랜지와 볼트로서 체결하여 구속시 켰으며, 받침으로 사용된 I형 보는 바닥(strong floor)에 고정 시켰다. Fig. 2는 실험체의 설치와 관련된 규격이며 이에 따 라 실험 시 설치된 형상은 Photo 3과 같다.

Fig. 2.

Specimen setup dimensions (unit: mm)

Photo 3

Test setup

실험체의 변형에 따른 변형률을 측정하기 위하여 슬래브 제작 시 변형률 측정용 게이지(매립형 5mm)를 슬래브 중앙 의 지간방향 휨 보강근 하면에 부착하였으며, 콘크리트 변형 률 측정게이지는 콘크리트의 양생이 완료된 후 실험 직전에 콘크리트 상면 중앙부에 지간방향으로 부착하였다. 또한 슬 래브 바닥판 하부 중앙점의 처짐을 측정하기 위하여 실험에 앞서 LVDT를 설치하였다.Table 5

하중은 강재 재하판과 500kN 액츄에이터를 사용하여 3점 휨시험 재하형태로 가력하였으며, 재하판의 크기는 도로교설 계기준에서 사용하는 DB-24하중 후륜 1륜의 접지면적에 해 당하는 231mm×578mm로 하였다. 하중은 1mm/min 속도의 변위제어로 가력하였으며, 첫 균열 발생 시까지 하중을 가력 한 후 하중을 제거하고 첫 균열 발생점에 COD게이지를 부 착한 후 다시 최종파괴 시까지 가력하였다.

3.3 휨 실험 결과

실험결과 얻어진 실험체들의 하중-처짐 곡선을 Fig. 3에 나타내었으며, 실험체별로 최종파괴 시 실험체 측면과 하부 면의 균열형상을 Photo 4에 나타내었다. 실험체 하부면의 사 진들을 분석해보면, NS13, NG13, LG13실험체들은 비슷한 균열 형상을 보여주고 있음을 볼 수 있다. 이에 반하여 LG9 실험체는 상대적으로 균열간격이 넓은데, 이는 LG9실험체는 다른 실험체들에 비하여 낮은 휨 보강근비로 인하여 하중이 분산되어 작용하지 못하고 있음에 원인이 있다고 판단된다.

Fig. 3.

Load-deflection behaviour at midspan

Photo 4

Crack patterns of lateral and bottom surfaces after failure

실험체들의 균열진행과정은 먼저 중앙점 부근의 하부에서 초기균열이 발생한 후, 약 10cm 간격으로 좌우로 추가 균열 들이 발생하여 상부로 진행하였으며 이후 하중 증가에 따라 좌우 지점부에서 부모멘트에 의한 균열들이 발생하였다.Table 6

실험체들은 파괴 시 실험체의 좌, 우의 한쪽 편에서 전단 파괴되는 현상을 보여주었다. 이에 대한 원인으로서 먼저 철 근을 휨 보강근으로 사용한 NS13실험체에서는 저보강으로 설계를 하였지만 양단 지점부를 고정단으로 처리하였기에 휨 모멘트 재분배로 인하여 휨 모멘트보다는 전단에 더 큰 지배를 받아서 최종적으로 전단파괴가 발생한 것으로 판단 된다. 그리고 GFRP 보강근을 휨 보강근으로 사용한 NG13, LG13, LG9실험체들은 압축파괴를 유도하기 위하여 과보강 으로 설계가 되었기 때문에 처짐과 균열 발생 후 지점부로부 터 40~70cm 떨어진 곳에서의 초기균열이 하중 재하면의 콘 크리트 압축부까지 연결되면서 갑작스럽게 전단파괴된 것으 로 판단된다.Table 7

Fig. 4는 변형률게이지를 통해 측정한 콘크리트와 휨 보강 근의 하중-변형률 곡선이다. 왼쪽은 슬래브 상부면의 콘크리 트 압축변형률을, 오른쪽은 슬래브 하부의 지간방향 휨보강 근의 인장변형률을 나타낸다. 이 그림에서 볼 수 있듯이 NG13, LG13, LG9실험체들의 경우 콘크리트 변형률이 콘크 리트 파괴기준까지 도달하지 못하였으며, 휨보강근도 극한변 형률까지 도달하지 못한 것을 볼 수 있다. 따라서 이들 실험 체들은 실험체 하부에 발생한 초기균열이 하중 증가와 더불 어 전단균열로 발전된 후 재하판 주위의 압축부까지 진전됨 에 따라 최종적으로 전단파괴된 것으로 판단할 수 있다.

Fig. 4.

Load-strain curve

실험 시 슬래브 실험체 하부면의 첫 번째 균열발생 위치에 COD게이지를 설치하여 측정한 하중-균열폭 관계를 Fig. 5 에 나타내었다. 이 그림에서 철근을 휨 보강근으로 사용한 보통콘크리트 슬래브 실험체에 비하여 다른 실험체들의 균 열폭은 동일 하중에서 상대적으로 크게 나타나는 것을 볼 수 있는데, 이는 처짐이 크게 발생하는 것과도 관련되며 이러한 현상은 GFRP 보강근의 낮은 탄성계수와 경량콘크리트의 낮 은 부착특성에 기인한 것이라고 판단할 수 있다.

한편, 본 연구를 위한 4개의 슬래브 실험체 중에서 철근을 휨 보강근으로 사용한 NS13실험체에서는 실험결과의 측정 에 일부분 오류가 있었다고 판단된다. 즉, Fig. 4에서 볼 수 있듯이 하부철근의 변형률은 항복 이후에 오히려 감소하는 현상을 보여주었다. 또한 선행연구(^{Jeon et al., 2012})에서 NS13실험체와 동일한 CONT실험체에서는 하중-균열폭 곡 선이 안정적으로 증가한 것에 반하여, 본 실험체는 Fig. 5에 서와 같이 이 곡선이 중간에서 순간적으로 증가하는 현상을 나타내었다. 그러나 Fig. 3에서 볼 수 있듯이 실험체 하부면 에 부착된 LVDT는 실험체의 가력하중 변화에 따른 처짐을 파괴 시까지 안정적으로 측정하였으며, 또한 Fig. 4에서 실 험체 상부면에 부착된 스트레인게이지도 콘크리트의 압축변 형률을 대략 0.0035까지 측정하였다.

Fig. 5.

Load-crack width curve

왜 다른 실험체들에 비하여 NS13실험체에서만 철근의 인 장변형률과 균열폭 측정에 이런 예상치 못한 실험결과가 나 왔는가에 대하여 원인 규명은 힘들지만 다만 철근에 부착된 스트레인게이지와 균열면에 부착된 균열게이지의 부착에 오 류가 있었을 것으로 유추된다. 그러나 Fig. 3에서와 같이 실 험체의 가력하중 변화에 따른 처짐의 증가가 파괴 시까지 측 정되었으므로 다른 실험체들과의 하중-처짐 비교에서는 문제 가 되지 않을 것으로 판단된다.

3.4 실험결과 분석

초기균열하중, 파괴하중 및 파괴형태 등의 실험결과를 Table 5에 정리하여 나타내었다. 위의 Fig. 3 하중-처짐 곡선과 Table 5의 실험결과 표를 통하여 실험결과를 분석해보면 다음과 같다.

우선 NS13실험체와 NG13실험체를 비교해보면 지간방향 하부 휨 보강근으로 유사한 직경의 철근(D13)과 GFRP 보강 근(∅13)을 사용하였지만 NG13실험체는 GFRP 보강근의 낮 은 탄성계수로 인하여 NS13실험체보다 유효단면2차모멘트 가 감소하고 또한 부착강도가 작아서 파괴하중은 감소한 반 면 동일하중에 대하여 처짐이 더 크게 발생한 것을 알 수 있 다. 이러한 경향을 4점 휨 실험을 수행한 선행연구(^{Jeon et al., 2012}) 결과와 비교하기 위하여 선행연구결과를 Table 6 에 제시하였다.

Table 6에서 CONT, N13, L13, L9실험체는 본 연구의 NS13, NG13, LG13, LG9실험체에 각각 해당된다. 4점 휨 실험결과와 서로 비교해보면 전반적으로 3점 휨 실험에서는 파괴하중이 감소한 반면 파괴 시 처짐이 더 증가한 것을 알 수 있다. 이러한 결과는 동일 강성의 보에 대하여 3점 휨 및 4점 휨으로 가력한 경우에 얻어질 수 있는 이론적인 결과와 잘 일치하고 있다.

Table 5에서 NS13실험체의 파괴하중은 NG13실험체보다 31% 증가되어 있는데 Table 6에서도 CONT실험체는 N13 실험체보다 파괴하중이 26% 증가되어 있는 것을 볼 수 있다.

NG13실험체와 LG13실험체의 경우 파괴하중은 NG13실 험체가 LG13실험체에 비하여 32% 더 증가하였다. 이러한 현상은 보통콘크리트의 파괴에너지와 부착응력이 경량콘크 리트의 파괴에너지와 부착응력보다 더 크다는 재료적 특성 에 기인된 것으로 판단된다. Table 6에서도 N13실험체의 파 괴하중은 L13실험체에 비하여 24% 증가하였다. 한편 콘크 리트 구조물에서 전단강도를 계산할 때, 전경량 콘크리트를 사용하는 경우는 보통콘크리트를 사용하여 얻어진 값에 대 하여 0.75배, 모래경량 콘크리트를 사용하는 경우는 0.85를 곱하도록 제시되어 있다. 이를 본 실험에 적용하여 NG13실 험체의 파괴하중 271.0kN에 0.75를 곱하면 203.25kN이 되 고 이 값은 LG13실험체의 파괴하중 205.40kN과 거의 일치 하는 것을 알 수 있다.

본 연구에서의 주 관심사인 LG13실험체는 NS13실험체에 비하여 파괴하증이 58%로 되어 42% 정도 감소하였는데, 이 는 GFRP 보강근의 낮은 탄성계수와 경량콘크리트의 낮은 부착강도 때문인 것으로 판단된다. 한편, LG13실험체의 무 게는 NS13실험체의 72% 정도로 조사되었다. Table 6에 따 르면 L13실험체의 파괴하중은 CONT실험체의 64%이다.

LG9실험체에 비하여 약 2배 정도의 지간방향 하부 휨 보 강근비를 갖는 LG13실험체는 LG9실험체에 비하여 파괴하 중이 13%정도 증가하였다. Table 6에서도 L13실험체의 파 괴하중은 L9실험체에 비하여 15% 증가하고 있다.