2.1 실험체 제원 및 변수

Fe-SMA 바로 제작된 콘크리트 보의 휨 거동을 평가하기 위해 총 9개의 실험체를 제작하였다. Fig. 1에 나타낸 것과 같이 보의 단면치수는 200mm×300mm 이며 실험체의 유효깊이는 260mm이다. 실험체의 길이는 총 2,200mm 이며, 순지간은 2,000mm로 양쪽 부재 끝에서 중심부로 100mm 거리를 두고 지점을 설치하였다. Fig. 1에 나타낸 것과 같이 압축철근으로 SD400 등급의 D10 이형철근 2개를 배근하였다. 인장재로써 CTRL 실험체는 SD 400등급의 D16 철근 2개를 배근하였으며 CTRL을 제외한 실험체는 10mm×10mm 정사각형 단면의 철계-형상기억합금 인장재를 배근하였다. Fe-SMA 바를 배근하기 전 수평인장장치를 통해 바에 4% 사전변형을 가하였다. 또한 전단에 의한 파괴를 방지하기 위해 SD 400등급의 D10의 전단철근을 150mm 간격으로 배근하였다.

Fe-SMA 바로 제작된 콘크리트 보의 휨 거동을 평가하기 위해 본 연구에서 고려된 실험 변수는 Table 1에 나타낸 것과 같다. CTRL은 SD 400 등급의 D16 이형철근을 이용하여 철근비 0.78%로 배근한 실험체이다. Table 1에 나타낸 것과 같이 철근비(2: 0.2%, 4: 0.39%, 6: 0.59%, 8: 0.78%), Fe-SMA 활성화 유･무(A : 활성화, N : 비활성화), 그리고 Fe-SMA 바 이음방법(NC : 연속, CQ : 커플러 연결, WQ : 용접)을 실험 변수로써 고려하였다. 예를 들어 “4A-CQ” 실험체는 철근비 0.39%이며 Fe-SMA 바의 연결을 위해 커플러를 이용한 실험체이며, Fe-SMA의 활성화를 실시한 실험체를 의미한다.

2.2 사용재료

Table 2에 본 연구에서 사용된 콘크리트의 배합설계 표를 나타내었다. 사용된 콘크리트 굵은 골재의 최대치수는 25mm이고, 잔골재율은 51.6%, 물-결합재비는 47.2%이다. 굳지 않은 콘크리트의 슬럼프는 150mm로 설정하였다. 실험체 타설 시 5개의 Φ100×200mm 실린더를 제작하였다. 이후 공시체는 실험체와 동일한 조건에서 탈형 및 양생을 실시하였으며 실험당일 KS F 2405(KS, 2017)⁽⁹⁾에 따라 측정된 콘크리트의 평균 압축강도는 21.71MPa이다.

본 연구에서 압축철근 및 전단철근으로 사용된 철근은 SD 400 등급의 D10 철근이며, CTRL 실험체는 인장철근으로 동일 등급의 D16 철근을 사용하였다. KS D 3504(KS, 2019)⁽¹⁰⁾에 따라 철근 인장시험을 실시한 결과 사용된 철근의 기계적 특성은 Table 3과 같이 나타났다.

본 연구를 위해 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 Fe-SMA 바를 제작하였다. Fe-SMA의 합금 조성비는 Fe-17Mn-5Si-5Cr-0.3C- 1T(weight %)이다. Fe-SMA 바를 제작하기 위해 진공유도용해를 통해 500kg의 주괴를 제한 후 합금 균질화를 위해 1,250℃에서 6시간 동안 초기 열처리를 실시하였다. 이후 두께가 11mm 될 때까지 1,000℃에서 열간압연을 실시하였으며 열간압연이 완료된 후 750℃에서 2시간 동안 추가 열처리를 실시하였다. 이 후 합금의 강도를 증진시키기 위해 압파율 10%로 냉간압연을 실시한 후 600℃에서 2시간동안 마지막 열처리를 실시하여 Fe-SMA 판(Plate)을 제작하였다. 이 후 Fe-SMA 바 제작을 위해 워터젯 컷팅시스템을 사용하여 Fe-SMA 판을 10mm 간격으로 절단하였다.

사용된 Fe-SMA 바의 기계적 특성을 확인하기 위해 인장시험을 실시하였으며 실험결과를 Table 4에 나타내었다. Fe-SMA는 뚜렷한 항복점이 나타나지 않는다. 따라서 0.2% 옵셋법으로 결정된 Fe-SMA 바의 항복변형률 및 항복강도는 각각 0.0061, 506MPa이다.

사용된 Fe-SMA 바의 회복응력을 확인하기 위해 회복응력 실험을 실시하였다. 실험에 사용된 시편의 길이는 250mm이며, 단면의 폭과 두께는 각각 10mm, 2.5mm이다. 실험 결과 사전변형 4% 가열온도 160℃에서 Fe-SMA 바의 회복응력은 약 308MPa로 나타났다. Fig. 3에 회복응력-온도 관계를 나타내었다. 회복응력 실험은 Yeon(2018)이 실시한 회복응력 실험과 동일한 방법으로 진행하였다.

2.3 실험방법

콘크리트 타설 후 28일간 기건양생을 실시하였다. 이후 매립된 Fe-SMA 바를 가열하기 위해 15kW 용량의 전력공급장치를 이용하여 5A/mm²의 전류를 가하였다. 이 후 Fe-SMA 바의 온도가 160℃에 도달하면 전력을 차단하여 상온까지 바를 냉각시켰다. Fe-SMA 바의 온도는 비 접촉식 적외선 열전대를 이용하여 측정하였다. 활성화 과정 중 프리스트레싱 효과에 의한 보의 상향 변위를 측정하기 위해 25mm 용량의 Linear variable differential

transformer(LVDT)를 보 중앙 하단에 설치하였다. 측정된 온도 및 변위는 Data acquisition system(DAQ)를 이용하여 5초 간격으로 수집하였다. Fig. 4에 철계-형상기억합금 활성화 전경을 나타내었다.

Fe-SMA 바를 활성화시킨 후 캠버효과에 의한 상향 변위가 안정화된 뒤 2,000kN 용량의 엑츄레이터를 이용하여 3점 휨 실험을 수행하였다. 하중은 0.5mm/min의 변위제어로 가력하였다. 하중 증가에 따른 실험체의 처짐을 측정하기 위해 100mm 용량의 LVDT를 실험체 중앙에 설치하였다. 측정된 하중 및 변위는 DAQ를 사용하여 1초 간격으로 수집하였다. Fig. 5에 3점재하 휨 실험 전경을 나타내었다.

3.1 철계-형상기억합금 바 활성화

Fig. 6에 Fe-SMA 바를 활성화 하였을 때 실험체 중앙부의 시간-변위 이력곡선을 나타내었다. Fig. 6에 나타낸 것과 같이 Fe-SMA 바를 활성화하면 두 가지 변위 양상이 나타난다. 첫 번째는 가열초기 Fe-SMA 바의 열팽창에 의해 실험체에 하향 변위가 발생한다. 가열을 지속하면 열팽창에 의해 발생된 하향 변위는 Fe-SMA 바의 회복응력이 발생함에 따라 천천히 회복되며 최종적으로 캠버효과로 인해 상향 변위가 발생한다. 예를 들어 2A-NC는 초기 열팽창에 의해 0.034mm의 하향 변위가 발생하였다. 이 후 Fe-SMA 바의 회복응력이 증가함에 따라 캠버효과가 발생되어 변위가 회복되었으며 최종적으로 0.105mm의 상향 변위가 발생하는 것을 확인할 수 있다. 캠버효과로 인한 상향 변위는 Fe-SMA 바의 양이 증가함에 따라 증가하는 경향이 나타났다.

Fig. 7에 Fe-SMA 바 활성화시 바 이음방법에 따른 실험체 중앙부의 시간-변위 이력곡선을 나타내었다. 이음부가 없이 연속으로된 실험체인 4A-NC는 캠버효과에 의해 최종적으로 0.169mm의 상향 변위가 발생하였다. 반면 각각 커플러와 용접을 통하여 Fe-SMA 바를 연결한 4A-CQ, 4A-WQ의 상향 변위는 4A-NC에 비해 각각 36%, 63% 감소된 0.108, 0.063mm로 나타났다. 이러한 상향 변위의 감소는 나사선 제작과정 및 용접과정에서 발생된 열에 의해 Fe-SMA 일부가 사전 활성화되었기 때문으로 판단된다.

콘크리트의 휨 강성 및 탄성계수를 바탕으로 Fe-SMA의 회복응력이 작용하였을 때 실험체의 이론적인 상향 변위는 식(1) ~ (11)과 같이 나타낼 수 있다.

여기서 $\delta_{recovery}$는 회복응력에 의한 상향 변위, $M$은 Fe-SMA 바에 의해 발생되는 모멘트, $E_{c}$는 콘크리트의 탄성계수, $I$는 단면 2차모멘트를 나타낸다.

여기서 $P_{{recovery}}$는 Fe-SMA 바에 의해 발생되는 회복력, $e$는 편심거리를 나타낸다.

여기서 $\sigma_{{recovery}}$는 Fe-SMA 바에 의해 발생되는 회복응력, $A_{sma}$는 Fe-SMA의 단면적을 나타낸다.

여기서 $n_{s}$와 $n_{sma}$는 각각 콘크리트에 대한 철근과 Fe-SMA의 탄성계수 비를 나타낸다.

여기서 $y_{t}$는 중립축 깊이를 나타낸다

여기서 $I_{c}$, $I_{s}$, $I_{sma}$는 각각 평행축 정리를 통해 계산된 콘크리트, 철근, Fe-SMA 바의 단면 2차모멘트를 나타낸다.

Table 5에 활성화 실험을 통한 중앙 변위 및 식(1) ~ (11)을 이용하여 계산된 이론 변위를 나타내었다. Fe-SMA 바의 이음부가없이 연속으로 된 실험체들의 이론값에 대한 실험값의 비는 평균 0.86인 것으로 나타났다. 이러한 차이는 낮은 콘크리트의 압축강도에 따라 콘크리트와 Fe-SMA 사이의 부착력이 작기 때문으로 판단된다. 따라서 추후 연구를 통해 콘크리트와 Fe-SMA의 부착강도 관계를 규명하기 위한 연구가 필요할 것으로 사료된다. 커플러와 용접을 통해 Fe-SMA바를 연결한 실험체인 4A-CQ와 4A-WQ의 이론값에 실험값의 비는 약 0.22~0.38의 큰 차이를 보이는 것으로 나타났다. 이는 전술한 바와 같이 나사선 제작과정 및 용접과정에서 발생된 열에 의해 철계-형상기억합금 일부가 사전 활성화되었기 때문으로 판단된다.

3.2 파괴모드

Fig. 8은 실험된 콘크리트 보의 파괴형태를 나타낸다. SD 400 이형철근을 이용하여 제작된 CTRL은 휨 균열이 발생된 후 휨 균열이 압축부로 성장하다가 압축부 콘크리트의 파쇄로 이어지는 전형적인 휨 파괴 양상이 나타났다. 반면 Fe-SMA 바를 이용하여 제작된 다른 실험체는 중앙부근에서 최초의 휨 균열이 발생한 후 휨 균열이 압축부로 성장하다가 극한 휨 강도에 도달하기 전 경사-휨 균열의 확장에 의해 파괴가 되는 전형적인 휨-전단 파괴 양상이 나타났다. 또한 Fe-SMA 바를 활성화한 보

는 일반적인 프리스트레스 보의 거동과 마찬가지로 적은 수의 휨 균열이 발생되는 것으로 나타났으며, Fe-SMA 철근비가 증가함에 따라 더 많은 수의 휨 균열이 발생하며, 균열 폭은 감소되는 경향이 나타났다.

3.3 하중-변위 관계

Fig. 9와 Table 6에 모든 실험체의 하중-변위 관계를 나타내었다. Fig. 9(a)는 철근비가 0.78%인 실험체의 하중-변위 관계의 비교를 나타낸다. SD400 등급의 D16 철근으로 제작된 실험체인 CTRL은 약 19kN에서 초기균열이 발생하는 것으로 나타났다. Fe-SMA 바를 활성화 시키지 않은 실험체인 8N-NC의 초기균열 하중은 24.62kN으로 CTRL에 비해 약 30% 증가된 것으로 나타났다. Fe-SMA 바를 활성화시킨 실험체인 8A-NC의 초기균열 하중은 46.9kN으로 CTRL과 8N-NC에 비해 각각 146.8%, 90.5% 증가한 것으로 나타났다. Table 6에 나타낸 것과 같이 8N-NC의 최대하중은 136.72kN으로 CTRL에 비해 약 30% 증가한 것으로 나타났다. 8N-NC의 초기균열 이 후 강성은 8A-NC와 유사한 것으로 나타났으며 최대하중은 약 141.23kN으로 CTRL과 8N-NC에 비해 각각 34.5%, 3.2% 증가된 것으로 나타났다. 이는 일반적인 프리스트레스 보와 유사하게 프리스트레스의 도입에 따라 초기균열 하중은 증가하는 것으로 나타났으며, 프리스트레스의 도입이 극한강도에 미치는 영향은 미미한 것으로 나타났다. 이러한 경향은 철근비가 0.59%를 비교한 Fig. 9(b)에서도 유사하게 나타난다.

Fig. 9(c)는 Fe-SMA 철근비가 0.2%, 0.39%, 0.59%, 0.78%인 실험체인 2A-NC, 4A-NC, 6A-NC, 8A-NC의 하중-변위 관

계의 비교를 나타낸다. 2A-NC, 4A-NC, 6A-NC, 8A-NC의 초기균열 하중은 각각 21.82kN, 22.68kN, 31.00kN, 46.9kN으로 철근비가 증가함에 따라 초기균열 하중은 커지는 것으로 나타났다. Fe-SMA의 회복응력 도입에 따른 이론적인 초기균열 하중($P_{cr}$)은 식(12) ~ (16)을 통해 도출할 수 있다.

여기서 $M_{cr}$, $P_{cr}$은 각각 프리스트레스가 도입된 콘크리트의 균열모멘트 및 균열하중을 나타내며, $f_{r}$은 콘크리트의 인장강도이다. $A_{e}$는 유효 단면을 나타내며, $Z_{2}$는 단면계수를 나타낸다.

Fe-SMA의 회복응력이 작용하였을 때 2A-NC, 4A-NC, 6A-NC, 8A-NC의 이론적인 초기균열 하중은 각각 27.26kN, 37.07kN, 46.99kN, 56.97kN이며 이는 실험값 대비 평균 27.6%의 오차를 보이는 것으로 나타났다. 이러한 오차는 콘크리트와 철근의 슬립, 초기 열팽창 및 탄성변형에 따라 프리스트레스 효과가 손실되었기 때문으로 판단된다. 2A-NC, 4A-NC, 6A-NC, 8A-NC의 극한하중은 각각 42.84kN, 88.82kN, 124.88kN, 141.23kN으로 철근비가 0.2% 증가함에 따라 평균 34kN 증가하는 것으로 나타났다. 그러나 Fig. 9에 나타나듯 Fe-SMA 바로 제작된 보는 일반적인 RC 부재와 다르게 뚜렷한 항복구간이 나타나지 않는다. 따라서 추후 연구를 통해 Fe-SMA 바로 제작된 콘크리트 보의 적절한 항복하중을 선정하기 위한 추가 연구가 필요할 것으로 사료된다.

Fig. 9(d)는 Fe-SMA 바 이음방법에 따른 실험체의 하중-변위 관계를 나타낸다. 커플러와 용접을 통해 바를 연결한 실험체인 4A-CQ와 4A-WQ의 초기균열 하중은 각각 20.58kN, 20.74kN으로 바의 이음부가 없이 연속인 실험체인 4A-NC의 초기균열하중에 비해 약 9% 감소한 것으로 나타났다. 이는 3.1절에 나타낸 것과 같이 Fe-SMA 바 연결을 위한 나사선 제작과정 및 용접시 발생된 열에 의해 Fe-SMA가 일부 회복되었기 때문으로 판단된다. 또한 동일한 원인에 의해 4A-CQ와 4A-WQ의 극한하중이 소폭 감소된 것으로 판단된다. 따라서 추후 사전 변형된 Fe-SMA를 적절히 연결하는 방법에 대한 연구가 추가적으로 필요할 것으로 판단된다.