2.1 재료 및 배합

기존에는 콘크리트 하수관에 발생된 손상을 보수하기 위해 서 일반적으로 유기계 재료가 많이 사용되고 있다. 하지만 이 러한 유기계 재료는 무기계 재료에 비해 콘크리트와의 장기 적인 부착성능이 감소하는 단점이 있다. 또한, 유기계 재료는 열팽창계수가 45 ~ 65×10-6으로 모재인 콘크리트의 열팽창 계수인 3.0 ~ 13.0×10-5에 비해 3~5배 정도 차이가 나기 때문 에 장기적인 계면응력에 의하여 손상 부위가 다시 탈락되는 문제점이 있었다. 이러한 계면 부위의 손상은 기존 콘크리트 와 일체화에 영향을 주어 역학적 성능저하 및 수밀성능 감소 를 일으킨다.(^{Kosednar et al., 2005; Cabrera et al 1997})

본 연구에서는 기존 콘크리트와의 부착성능 향상을 위해, 무기계 재료를 기본으로 폴리비닐 아세테이트 수지분말과 나 일론 섬유를 이용한 하이브리드 보수재료를 개발 후 기존 하 수관에 보수 후 구조 거동평가를 하였다.

콘크리트 구조물의 보수는 주변 환경조건에 따라 작업시간 에 제한이 있다. 구조물의 신속한 재사용 및 사용자 불편의 최 소화하기 위해 보수작업 시간의 단축이 필요하기 때문에, 보 수재료는 빠른 경화시간 확보가 필수적이다. 이러한 보수재 료에는 급결제(accelerating agent) 또는 초속경 시멘트(rapid hardening cement)가 일반적으로 사용된다. Table 1은 이번 연 구에서 사용된 초속경 시멘트의 화학성분과 기초 물성을 나 타내고 있다. 초속경시멘트의 밀도는 2.87g/cm², 분말도 5,380cm²/g이며, 보그식(Bogue’s equation) 에 의한 광물조성 은 C3S, C2S, C3A, C4AF, C4A3S의 성분이 각각 중량비로 16.0%, 16.0%, 3.0%, 6.0%, 30.0%이다.(^{Noor et al., 2004; mehata et al., 2006; Papadakis et al 1991})

Table 1

Chemical compositions aof raw materials.

기존 콘크리트와의 부착성능 향상과 수밀성 향상을 위해 폴리비닐 아세테이트(PVA) 성분의 분말 수지를 사용하였다. PVA 레진 분말은 pH 5.4, 밀도 1.02 g/cm³, 점도 57이다.

실험에 사용된 콘크리트 보수재료의 배합표는 다음 Table 2와 같다. 보수재의 배합은 총 세 가지의 경우로, 나일론 섬유 의 첨가 유무(첨가량 : 바인더 중량의 0.03% ), PVA분말의 무 첨가 및 바인더 중량의 4.5, 7.5% 첨가량 등을 실험 변수로 설 정하였다. 작업성 확보를 위해 지연제로 무수 구연산을 사용 하였으며, 바인더 중량의 0.1%를 첨가하였다. 물-바인더 비는 0.43이며, 바인더 : 잔골재는 약 1:1.6으로 고정하였다.

Table 2

Mix proportion

2.2 보수재 실험

보수재료의 압축강도 평가를 위해 Table 3에 제시된 배합 에 대해 ASTM C305에 따라 혼합하여 시험체를 제작하였 다.(^{ASTM C305, 2014}) 시험체는 압축강도 및 보수 전⋅후의 휨강도 성능평가를 위해 40mm × 40mm × 160 mm의 각주형 시험체를 제작하였다. 모든 실험은 실험 변수에 대해 3개의 동일한 시험체를 제작하여 실험을 수행하였다. 시험체는 제 작 후 24시간 이후 탈형하고, 소정의 재령까지 24 ± 2 ℃의 온 도 및 70 % 이상의 항온⋅항습실에서 습윤 양생을 하였다. 압 축강도는 ASTM C109 ^『시멘트 모르타르의 압축 강도 시험 방법_』에 준하여 Fig 1과 같이 수행하였다.(^{ASTM C109, 2016; Monteiro et al 2017})

Table 3

Test variables of experiment of fume pipe

Fig. 1

Test setup of compressive strength

2.3 흄관 휨강도 실험

보수 후의 휨강도 및 구조 거동 평가를 위하여 Fig. 2와 같이 내경 600mm의 하수관 중앙부에 크기 200mm×200mm, 두께 는 25mm(50% 손상) 또는 50mm(100% 손상)의 인위적인 손 상(홈)을 미리 주어 제작하였다. 하수관 제작에 사용한 콘크 리트의 평균 압축강도는 43MPa이며, 보수재료 보강 후 재령 7일에 구조 거동 평가를 수행하였다.

Fig. 2

Shape of initial damaged pipe

흄관 휨강도 실험의 변수는 손상부 크기 2수준(50%, 100% 손상), 보수재 배합종류 3수준(PVA분말의 바인더 중량의 첨 가율 0, 4.5, 7.5%) 그리고 일반적인 흄관(plain)으로 총 7개의 실험체이며, 그 내용은 Table 3에 나타내었다.

또한, 하수관 제작 시 중앙부 철선 부분에 steel strain gauge 를 설치하였고 보수재료 보수 후 보수 중앙부와 보수부에서 양쪽으로 각 5mm 떨어진 곳에 각각 Concrete strain gauge를 설치한 후 휨 거동 평가를 수행하였으며, 자세한 내용은 Fig. 3 및 Fig. 4 에 나타내었다. 이때 사용된 철선에 대한 항복강도, 탄성계수 등의 기본 역학적 실험은 일반적인 사항인 이유로 본 연구에서 직접 수행하지 않았으며, 제조사에서 제시한 값 을 적용하였다. 제시된 철선의 항복강도는 268 MPa, 탄성계 수는 201,700 MPa 그리고 인장강도는 327 MPa 이다.

Fig. 3

Test setup

Fig. 4

Test setup of strain gauge

인위적 초기손상을 지닌 시험체의 제작 후 형상은 Fig. 5에 나타내었으며, 인위적 초기 손상부의 보수 후의 형상은 Fig. 6 에 나타내었다.

Fig. 5

Test pipe with initial damage

Fig. 6

Test pipe after repair

3.1 압축강도

앞서 제시된 Table 2와 같은 세 종류 배합에 대하여 PVA 분 말수지 혼입량 및 나일론 섬유 혼입량을 변수로 하여 압축강 도를 측정하였다. 실험재령은 보수공사 특성에 맞춰 6시간, 1 일, 3일 재령에서 압축강도를 측정하였으며, Fig, 7은 보수재 료의 압축강도 측정 결과이다.

Fig. 7

Compressive strength

PVA 분말수지 혼입량이 증가할수록 압축강도가 감소하는 경향이 나타났다. 각 변수의 배합에서 3일 후 평균 압축강도 는 약 62MPa로 정도 측정되었고 EURO code (EN 1504-3)에 서 규정하는 압축강도 25~45MPa의 범위의 결과를 나타내므 로 모든 배합이 보수재료의 요구 성능을 충분히 만족하는 것 으로 나타났다(^{EN1504-3, 2005}).

3.2 보수된 흄관의 휨강도

3.2.1 균열, 항복, 극한 하중 및 파괴 양상

보수된 흄관의 휨 거동 실험에서 얻어진 균열 하중, 철선 항 복 하중 및 극한하중에 대한 결과는 Table 4에 나타내었다. 균 열 하중의 경우, 약간의 변동이 있기는 하지만 동일한 흄관 모 체 콘크리트를 사용하여 7개의 시험체 모두에서 큰 차이 없 이 나타났다. 또한 철선의 항복 하중 역시 다소 변동 폭이 있지 만 거의 유사하게 나타난 것으로 평가할 수 있다. 다만 극한하 중의 경우는 초기 손상 규모가 클수록 작게 나타났으며, PVA 분말의 바인더 중량의 첨가율이 4.5%인 NF0.03-R4.5 시리즈 의 보수재료로 보수된 흄관의 휨강도가 가장 크게 나타났으 며, 손상이 없는 시험체(Plain)보다 더 우수하게 나타났다. 또 한 나일론 섬유를 혼입한 보수재료로 보수된 시험체들의 휨 강도가 나일론 섬유를 혼입하지 않은 시험체들보다 더 우수 한 결과를 나타내었다. 이러한 결과로 볼 때, 나일론 섬유를 혼입하고 PVA분말을 바인더 중량의 첨가율 4.5% 수준 정도 로 첨가하여야 보수재료의 성능이 최대가 되는 것을 알 수 있 었다.

Table 4

Test results of pipe about crack, yield, ultimate load

한편 시험체들의 파괴 형상을 나타낸 Fig. 8 ~ Fig. 11을 보 면 관 내부의 보수된 부위로 균열이 관통하여 발생하였고, 관 외부의 경우는 보수재료 주위로 균열이 발생하는 것으로 나 타났다. 이는 보수재의 물성이 관 모체보다 더 우수하고 또한 부착력이 좋은 이유로 일체 거동이 적절하게 이루어졌음을 유추할 수 있다. Fig. 9, Fig. 10

Fig. 8

Failure shape of the front view

Fig. 9

Failure shape of inside repair part

Fig. 10

Failure shape of outside repair part for 100% intial damage

Fig. 11

Failure shape of outside repair part for 50% intial damage

3.2.2 하중-처짐 관계

시험체들의 하중-변위 관계를 Fig. 12 ~ Fig. 13에 나타내었 다. 초기 손상 두께가 5mm인 시험체들은 모두 Plain 시험체보 다 더 작은 휨강도를 나타내었으나, 초기 손상 두께가 10mm 인 시험체들은 대부분 Plain 시험체보다 더 큰 휨강도를 나타 내었다. 이는 보수재료의 물성이 관 모체 콘크리트 물성보다 우수하고 보수 범위도 관 두께의 2배 이상은 넓어야 보수재와 관 모체가 일체 거동을 하는데 더 유리한 것으로 추정된다.

Fig. 12

Load-displacement relationship of 5 mm initial damaged pipe

Fig. 13

Load-displacement relationship of 10 mm initial damaged pipe

모든 시험체의 휨 거동은 다소 철근비가 작은 구조부재에 서 나타나는 휨 거동 양상을 보이는 것으로 나타나, 국내의 흄 관에 배근 되는 철선량이 다소 부족함을 추정할 수 있었다.

3.2.3 하중-변형률 관계

시험체들의 하중-콘크리트 변형률 관계를 Fig. 14 ~ Fig. 15 에, 하중-철선 변형률 관계를 Fig. 16 ~ Fig. 17에 나타내었다. 실험 결과의 변동 폭이 크기는 하지만 앞서 하중-처짐 관계에 서 언급한 바와 같이 철선의 배근량이 다소 적어 콘크리트와 철선의 거동이 극한상태에 도달하기 전에 콘크리트에 균열이 발생하고 곧바로 콘크리트의 인장강도를 초과하여 파괴되는 것을 추정할 수 있다.

Fig. 14

Load-concrete strain relationship of 5 mm initial damaged pipe

Fig. 15

Load-concrete strain relationship of 10 mm initial damaged pipe

Fig. 16

Load-steel strain relationship of 5 mm initial damaged pipe

Fig. 17

Load-steel strain relationship of 10 mm initial damaged pipe