1.1 연구 배경 및 목적

철근콘크리트(Reinforced Concrete, RC)는 콘크리트의 단 점인 인장강도를 철근으로 보강하여 수많은 건축물과 토목구 조물에 광범위하게 적용되어지고 있다. 그러나 철근콘크리트 는 콘크리트의 중성화와 철근의 부식, 하중 조건의 변화, 유지 관리의 소홀로 인하여 구조물의 내력성능이 감소하게 되어 보강 대책이 절실히 요구된다(^{Kim, 2006}).

내력 성능이 감소한 구조물의 보강방법으로는 철근콘크리 트 부재와 강판을 에폭시로 부착하는 강판압착공법, 보나 기 둥을 증설하거나 손상된 단면을 복구하거나 확대하는 방법이 주로 사용되었다. 그러나 이러한 보강방법은 구조물의 중량 증가, 넓은 작업 공간 요구와 이용 공간 제한, 보강재의 부식 등 많은 단점을 가지고 있다. 이러한 문제점을 해결하기 위해 1980년대에 들어와서는 미국, 일본을 시작으로 복합섬유와 수지를 이용한 보강방법이 제시되었고 1990년대부터 복합섬 유를 이용한 보강 효과에 대한 연구가 활발히 진행되어 왔으 나 대부분 휨부재에 편중되어 있다. 국내에서 압축부재에 대 한 연구는 부재의 단면형상(^{Hwang, 2000}), 보강량(^{Chung et al., 1998}; ^{Hwang, 2000}; ^{Hwang, 2001}), 보강재의 겹침길이 (^{Shin et al., 1995}; ^{Chung et al., 1998}), 콘크리트의 강도 (^{Hwang, 2001}) 등의 영향에 대한 시험연구가 있다. 그러나 제 한된 변수영역으로 인하여 고려하지 못한 부분이 존재하고 있어 기존 연구결과를 보완하기 위한 추가적인 실험이 필요 한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 보강재의 겹수, 기둥의 크 기효과, 형상비 및 겹이음 길이의 영향에 대해 시험을 수행하 여 그 결과를 비교, 분석하였다. 그리고 FRP로 구속된 콘크리 트의 강도모델 예측식이 많은 연구자들(Samaan et al., 1998; ^{Miyauchi et al., 1999}; ^{Lam and Teng, 2002}; ^{Youm et al., 2004}) 에 의해 제안되어 있는데, 본 연구에서의 시험결과와 기존 연 구결과를 정리하고 이를 바탕으로 기존에 제안된 강도예측모 델들의 정확성을 검증하였다.

1.2 기존 연구결과

FRP 쉬트(sheet)를 이용하여 콘크리트 압축부재의 보강효 과에 대한 연구는 1990년대부터 2000년대까지 활발히 연구 가 진행되었으며, 특히 압축강도에 영향을 미칠 수 있는 영향 인자에 대한 연구가 주를 이루었다. 압축강도에 영향을 미칠 수 있는 주요 인자로는 부재의 단면형상, FRP 쉬트의 보강량, 쉬트 및 에폭시의 종류, 보강재의 겹이음 길이, 콘크리트 강도 등이 있으며, 이런 영향인자가 압축강도에 미치는 영향을 정 량적으로 평가하기 위해 많은 연구가 진행되었고 그 결과를 토대로 강도예측모델도 다양하게 제안되었다.

기존 연구에서 쉬트를 이용한 보강방법은 부재의 측면 전 체를 감싸는 방법과 띠처럼 감아서 보강하는 방법이 있으며, 대부분 측면 전체를 감싸는 방법을 사용하였다. FRP 쉬트의 보강효과는 무보강공시체의 압축강도에 대한 보강공시체 압 축강도의 비(이하, 강도비)로 표현하였으며 보강량(쉬트 두 께)에 대해 강도비는 비례적으로 증가하는 결과를 나타내었 다(^{Chung et al., 1998}; ^{Miyauci et al., 1997}; ^{Miyauci et al., 1999}; ^{Hwang, 2000}; ^{Hwang, 2001}). 쉬트의 겹이음 길이가 증 가함에 따라 압축강도도 증가한다(^{Shin et al., 1995})는 연구결 과가 있으나 이 연구는 겹이음 길이만의 영향이 아니라 보강 량에도 영향을 미치도록 변수를 정하여서 연구결과에 대해 재고할 필요가 있다. 콘크리트의 강도의 증가에 따라 강도비 는 감소하는 경향(^{Kim, 2003}; ^{Park, 2001}; ^{Youm et al., 2004}) 이 나타나고 있다.

2.1 시험체

시험체는 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 직경이 100 mm이고, 높이가 200 mm인 원주형 시험체를 기준으로 사용하였다. 크 기 효과를 확인하기 위하여 직경이 75, 125 mm이고, 형상비 (H/D)가 2.0인 시험체를 제작하였으며, 형상비의 영향은 압축 시험기의 높이가 350 mm로 제한되므로 직경이 75 mm인 시 험체를 사용하여 형상비의 영향을 확인하였다. 1차 시험에서 각 변수별로 시험체를 3개씩 제작하였으며, 데이터의 유실과 시험 결과의 큰 편차로 인해 추가 시험을 수행하였으며, 추가 시험시 변수별로 2개씩 제작하여 시험을 수행하였다. 각 시험 체별 상세는 Table 1에 정리하였다.

Fig. 1

Test Specimen

2.2 사용 재료

2.3 시험 장치 및 측정 데이타

시험은 M사에서 제작한 압축강도시험기, MT-150AC(1,470 kN)를 사용하였으며, Photo 1에 나타낸 것과 같이 시험체를 설치하여 시험을 수행하였다. 시험시 측정한 데이터는 축방 향 하중과 변위, 시험체 중앙에서의 종,횡 변형률, 시험체 상 단에서의 횡방향변형률을 측정하였으며, 데이터 수집은 M사 의 동적변형률측정기(MDS16)를 사용하였다.

Photo 1

Test setup

3.1 보강 겹수에 따른 영향

CFRP 쉬트의 겹수에 따른 보강효과를 검토하기 위하여 쉬 트를 1겹(T1), 2겹(T2), 3겹(T3)으로 보강하여 압축강도시험 을 수행하고, 무보강 시험체(T0)와 비교하였다. Fig. 2는 변수 별 응력－변형률 선도를 보여주고 있으며, 보강 겹수가 증가 할수록 최대응력과 변형률 모두 증가하는 경향을 나타내고 있다. CFRP 쉬트의 보강 겹수에 대한 보강효과를 확인하기 위 하여 보강 겹수에 대한 강도비(Strengthening ratio, f′_cc/ f′_co)를 Fig. 3에 나타내었다. CFRP 쉬트의 보강 겹수가 증가함에 따 라 강도비가 선형적으로 증가하는 경향을 나타내고 있는데, 이는 CFRP 쉬트의 고탄성적 특성으로 인해 보강 겹수가 증가 함에 따라 횡구속압이 선형적으로 증가하며, 이로 인해 압축 강도가 증가하기 때문이다. 보강 겹수에 대한 강도비를 회귀 분석한 결과 식 (1)과 같은 경향을 보이고 있으며, 결정계수 (R²)가 0.99로 매우 높은 상관성을 보이고 있다.

Fig. 2

Stress-strain curves (layers)

Fig. 3

Effect of layers on strengthening ratio

여기서, n은 보강재의 겹수이다.

3.2 시험체의 크기의 영향

시험체의 크기에 따른 보강효과를 검토하기 위해 시험체의 직경을 75, 100, 125 mm로 변화하여 시험을 수행하였다. 형상 비(H/D)는 2.0으로 고정하였으며, CFRP 쉬트는 모두 1겹으 로 보강하여 결과를 비교하였다. Fig. 4는 변수별 응력－변형 률 선도를 보여주고 있으며 직경이 커질수록 최대응력이 작 아졌고, 변형률 또한 감소하는 것을 볼 수 있다. Fig. 5는 직경 에 대한 강도비를 나타낸 것으로 시험체의 직경이 증가함에 따라 보강효과는 감소함을 알 수 있으며, 이를 통해 횡구속압 (f_l, 식 (4))이 직경에 반비례한다는 이론을 시험을 통해 증명 할 수 있었다. 식 (2)는 직경에 대한 강도비를 회귀분석한 결과 이며, 결정계수 R²은 0.83이다.

Fig. 4

Stress-strain curves (diameter effect)

여기서, D는 시험체의 직경이다.

3.3 형상비 영향

시험체의 형상비(H/D)에 따른 보강효과를 확인하기 위하 여 동일한 직경(75 mm)에서 형상비를 2~4로 변화시켜 보강 효과를 비교하였다. Fig. 6은 T4, T6, T7 시험체의 응력－변형 률 곡선을 나타낸 것으로, 형상비가 커질수록 최대 응력과 최 대 변형률이 감소하였으며, 이는 세장비의 영향으로 응력이 감소하는 것으로 판단된다. 같은 응력 값에서 형상비가 커짐 에 따라 변형률이 증가하였고, 같은 변형률 값에서는 형상비 가 커짐에 따라 응력이 감소하는 경향을 보이고 있는데 이는 세장비와 임계응력간의 관계를 그대로 나타내고 있다. Fig. 7 은 형상비에 따른 강도비를 나타낸 것으로 형상비가 증가함 에 따라 강도비가 오목곡선적으로 감소하고 있으며 관계식은 다음과 같다.

Fig. 5

Effect of diameter on strengthening ratio

Fig. 6

Stress-strain curves (aspect ratio)

Fig. 7

Effect of aspect ratio on strengthening ratio

여기서, D는 시험체의 직경, H는 시험체의 높이이다.

3.4 겹이음길이의 영향

겹이음길이의 영향에 대해서는 ^{Shin et al.(1995)}와 ^{Chung et al.(1998)}에 의해 연구된 바가 있으나 겹이음 길이의 범위를 ^{Shin et al.(1995)}는 둘레의 20~120%로, ^{Chung et al.(1998)}은 둘레의 50~150%로 결정하여 실험을 수행하였다. 이들의 연 구결과 겹이음길이가 둘레의 20%인 경우 겹쳐 이은 부분에서 파괴가 발생하나 구속효과에는 큰 차이가 없었으며, 30%이 상인 경우 보강효과에 영향을 주지 않는다고 발표하였다. 따 라서 본 논문에서는 겹이음길이가 둘레의 20% 미만인 경우 보강효과에 어떤 영향을 미치는지 확인하기 위하여 시험을 수행하였다. 겹이음길이의 범위를 둘레의 0~15%로 정하였으 며, 5%간격으로 변화하여 시험을 수행하였다. Fig. 8은 변수별 응력－변형률을 나타내고 있으며, 겹이음길이가 없는 T8 시 험체만 응력과 변형률이 작게 나타나고 겹이음길이가 5~15% 인 T9, T1, T10 시험체는 축방향 응력－변형률 거동이 유사함 을 확인할 수 있다. Fig. 9는 겹이음길이에 대한 강도비의 영향 을 보여주고 있으며, 보강비(Confinement ratio, f_l/ f_co′)가 동 일한 기존연구결과(^{Hwang, 2000}; ^{Shin et al., 1995})와 함께 분 석하였다. 겹이음길이가 없는 경우(T8)는 겹이음부가 전체적 으로 벌어지면서 할렬파괴 형태를 보였으며, 겹이음길이가 5%이상인 경우에는 대부분 겹이음부분이 떨어져 나가며 파 괴되었다. 겹이음길이가 없는 경우에는 약 30%정도의 보강 효과가 나타났으며, 겹이음길이가 5%이상인 경우에는 약 100%의 보강효과가 일정하게 나타났다. 따라서 CFRP 쉬트 로 보강하는 경우 겹이음길이를 둘레의 5% 이상으로 시공해 도 보강효과에 큰 영향이 없다.

Fig. 8

Stress-strain curves (overlap length)

Fig. 9

Effect of overlap length on strengthening ratio

Fig. 9에서 겹이음길이가 10%인 시험체(T1)의 경우 보강효 과가 120%정도로 다른 시험체에 비해 크게 나타났는데, 이는 다른 시험체들과 달리 겹이음부에서 파괴되지 않고 CFRP 쉬 트의 인장파단에 의해 파괴되므로 구속효과가 더 크게 나타난 것이다. 겹이음부에서의 파괴는 겹이음길이 뿐만 아니라 에폭 시의 부착강도도 영향을 미치는 것으로 판단되며 에폭시의 부 착강도에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 사료된다.

4.1 FRP로 구속된 콘크리트의 강도추정에 대한 기존연구

횡구속된 콘크리트에 대한 압축강도 추정식은 대부분 다음 과 같은 형태로 정리된다.

여기서, f_cc ′는 FRP로 보강된 콘크리트의 최대압축강도, f_co ′는 무보강 콘크리트의 최대압축강도, f_l은 횡구속압, k₁은 횡구속유효계수이다. 이 모델은 Richart et al.(1928)이 유압으 로 구속한 콘크리트 시험체에 대해 실험한 결과를 정리하여 최초로 제안한 식이며, 제안시 k₁은 4.1이었다. 이 후 다른 연 구자들에 의해 띠철근이나 나선철근으로 횡구속된 콘크리트 의 강도추정식이 발표되었다. 식 (4)가 FRP로 구속된 콘크리 트에 대해서도 직접 적용이 가능하다는 것은 Fardis and Khalili(1982)에 의해 제안되었으며, Fig. 10에 나타낸 것과 같 이 FRP 인장강도에 의한 횡구속압(f_l)은 구속된 콘크리트의 포아송 효과에 의한 팽창응력과 같다고 가정하였다. 따라서 횡구속압은 식 (5)와 같이 정리된다.

Fig. 10

Confining action of FRP composite

여기서, f_frp는 FRP의 인장강도, t는 FRP의 두께, D는 FRP 로 구속된 콘크리트의 직경이다.

FRP로 구속된 콘크리트에 대한 강도추정식은 식 (4)의 k₁ 을 수정하는 형태로 제안되었으며, Table 6에 이를 정리하였 다. 본 연구에서는 시험결과와 함께 기존에 수행된 연구 결과 를 정리하여 강도추정식을 제안하였으며, 기존 강도추정식의 정확성을 검증하였다.

4.2 시험결과 및 기존연구결과 정리

강도추정식을 제안하기 위하여 본 연구에서 수행한 시험결 과와 기존의 연구결과(^{Bae et al., 2000}; ^{Chung et al., 1998}; ^{Demers and Neale, 1994}; ^{Harmon and Slattery, 1992}; ^{Howie and Karbhari, 1994}; ^{Hwang, 2000}; Karbhari and Gao, 1997; ^{Kim, 2003}; ^{Lee and Jeong, 2003}; ^{Matthys et al., 1999}; ^{Miyauchi et al., 1997}; ^{Miyauchi et al., 1999}; ^{Modarelli et al., 2005}; ^{Park, 2001}; ^{Picher et al., 1996}; ^{Shin et al., 1995}; ^{Soudki and Green, 1996}; ^{Watanable et al., 1997}; ^{Xiao and Wu, 2000}; ^{Youm et al., 2004}; ^{Zhang et al., 2000})를 정리하였다. CFRP 쉬 트를 사용하여 보강한 시험 결과만 사용하였으며, 형상비나 겹이음길이와 같이 보강효과에 영향을 미친 시험결과는 제외 하였다. 정리한 결과는 Table 7과 같으며, 총 데이터 수는 204 개이다.

Table 7

Data set of test results of CFRP-confined concrete specimen

4.3 데이터 분석 및 기존모델 비교

Fig. 11은 Table 7에 정리한 데이터를 도식화하여 기존의 강도추정식과 비교한 그래프이다. 그래프에 나타낸 것과 같 이 Toutanji(1999)와 ^{Miyauci et al.(1999)}, Samaan et al. (1998)은 강도를 과대추정하고 있으며, 그 외의 식들은 본 데 이터 범위에서 비슷하게 추정하고 있다. 시험데이터에 대해 회귀분석한 결과 데이터의 경향을 가장 잘 나타내는 선형식 은 식 (6)과 같으며, 결정계수(R²)가 0.85로 상관성이 높게 나타났다.

Fig. 11

Comparison of strength models

Table 8은 각 추정식별 시험값(f_cc ′ )에 대한 강도추정값의 비에 대해 통계분석한 결과를 나타내고 있다. 데이터 계열 별로 평균값이 다르므로 표준 편차가 아닌 변동계수(=표준 편차/평균값)를 사용하여 데이터의 분포를 비교하였다. 앞 서 그래프에서 확인된 것과 같이 통계결과에서도 ^{Miyauchi et al.(1999)}, Toutanji(1999)와 Samaan et al.(1998)이 강도값 을 과대하게 추정하고 있다. ^{Karbhari and Gao(1997)}, Saafi et al.(1999), ^{Lam and Teng(2002)}은 비교적 정확하게 강도 를 추정하고 있으나, 본 논문에서 제안한 추정식을 사용하 는 것이 실험값과의 변동 폭도 가장 작고 정확하게 추정하 고 있다.