2.1 실험계획

본 연구의 목표는 고온가열 이후 CFRP의 잔류 부착력을 평가하는 것이다. 이를 위해 20 ℃ 및 150 ℃, 250 ℃ 가열 이후 손상된 CFRP의 부착 강도를 평가하였으며, 부착성능 비교를 위해 동일한 온도에서 가열 이후 철근의 부착 강도를 평가하였다. 또한 CFRP와 철근의 부착 슬립 모델 및 부착 강도 산정 식을 비교하였으며, 실험 데이터를 기존 데이터와 비교 및 분석하였다.

2.2 사용재료

본 연구에서 사용된 콘크리트의 배합은 120 MPa급의 초고강도 콘크리트이며 사용된 재료는 다음과 같다(Table 2).

시멘트는 보통 포틀랜드 시멘트(비 표면적 3,492cm³/g, 밀도 3.15g/cm³)를 사용하였으며, 사용된 섬유는 강섬유 및 PE 섬유로(Fig. 1), 재료 물성은 Table 3과 같다. 또한 고성능 감수제(Super-Plasticizer, SP)를 2 % 이상 혼입하여, 콘크리트의 배합이 원활히 진행되도록 하였다. 사용된 철근 및 CFRP의 직경과 상세한 물리적 특성은 Table 4와 같다.

Fig. 1 Polyethylene and steel fiber

2.3 시험체 제작

2.3.1 부착 시험체 제작

시험체의 제작은 ASTM C 234 (1991) 및 CSA S806-12 (2012)를 참조하여 제작하였다. 먼저 비부착 구간에 플라스틱 관을 삽입하여 비부착 구간의 콘크리트 부착을 방지하였으며, 철근의 경우 부착파괴 이전에 철근이 인장파괴 될 수 있는 점을 고려하여 철근의 매입 길이는 2$d_{b}$로 설정하였다(^{Kook et al., 2010}; ^{Yoo et al., 2014}). 반면, CFRP의 매입 길이는 실제 보강근이 받는 응력을 철근이 받는 응력과 비교하여 ^{CSA S806-12 (2012)}의 실험방법에서 제안한 방법과 동일하게 4$d_{b}$로 설정하였다. 제작된 시편은 상온, 150 ℃, 250 ℃의 온도 변수와 D10, D13 철근 그리고 직경 12mm의 CFRP 보강근으로 총 9개이다(Table 5). 시험체는 150mm x 150mm x 150mm의 정사각형 큐브이며 철근 및 보강근을 시험체 중앙에 배근하였다. 모든 변수는 각 3개씩 제작하였으며 하중 가력 시 보강근의 조기 파단을 고려하여 ^{ASTM D 3916 (2002)}에서 제시하는 특수그립을 제작하여 하중 가력 부분에 CFRP 보강근을 삽입하였다. 제작된 특수그립의 규격은 Fig. 2와 같으며 Fig. 3은 시공방법을 나타내고 있다.

Fig. 2 Test grip for CFRP

Fig. 3 Working process of pull-out test

Table 5 Test variables of pull-out test

Variable	Details	Notation
CFRP	No Heat Exposure	C-12-20
	Exposure to Temperature of 150℃	C-12-150
	Exposure to Temperature of 150℃	C-12-250
Steel	No Heat Exposure	S-10-20
	Exposure to Temperature of 150℃	S-10-150
	Exposure to Temperature of 250℃	S-10-250
	No Heat Exposure	S-13-20
	Exposure to Temperature of 150℃	S-13-150
	Exposure to Temperature of 250℃	S-13-250

2.3.2 전기로 가열

실험에 사용된 전기로(Furnace)는 가로 300mm, 높이 300mm 폭 2400mm 규격의 가열로이며, 가열방법은 ^{ISO 834 (1999)}에서 제시하는 급속가열 조건에 따라 온도를 설정하였으며 (Fig. 4), 목표 온도 도달 후 2시간 동안 가열을 유지하여 CFRP 보강근 및 철근이 충분히 가열되도록 하였다. 노출된 CFRP 및 철근에는 단열재를 코팅하여 노출 구간에서 CFRP 및 철근의 손상을 방지하였다. 가열 이후 시험체를 꺼내어 상온에서 24시간 이상 자연 냉각시켰다.

Fig. 4 ISO 834 curve

2.4 실험방법

2.4.2 부착실험

제작된 시험체의 편심 방지를 위해 반구형 형태의 구좌(Sphere Seat) 및 고무판을 설치하였고, 가력 용량 200t의 UTM 사용하였다. 하중 속도는 CSA S806-12 (2012)기준을 참조하여 0.8mm/min로 설정하였다. 실험에 따른 변위를 측정하기 위해 자유단과 하중 가력단에 각각 2개의 LVDT를 설치하여 총 4개의 LVDT를 통해 발생한 슬립을 측정하였다. 실험 세팅은 Fig. 5와 같다.

Fig. 5 Setup of pull-out test

3.1 부착 강도

가열 이후의 잔류 부착 강도는 Table 7과 같다. CFRP의 상온 및 150 ℃, 250 ℃ 가열 이후 부착 강도는 각각 23.55, 21.21, 13.94 MPa이 나타났다. 150 ℃, 250 ℃ 가열 이후의 잔류 부착 강도는 상온 대비 각각 90 %, 59 %로 철근 대비 큰 폭으로 감소한 것을 확인할 수 있다. 이는 고온가열 시 CFRP 표면의 레진 상태가 변화하게 되었지만, CFRP와 매트릭스 분자 간의 결합이 약화되어 부착 강도가 철근 대비 큰 폭으로 감소된 것으로 판단된다(^{Mouritz and Gibson, 2007}; ^{Ellis et al., 2018}). 반면 S10-20에서는 최대부착 강도가 53.48 MPa이 나타난 반면 150 ℃ 가열 이후의 잔류 부착 강도는 상온 대비 약 9.89 % 줄어든 것을 확인할 수 있다. 이는 PE 섬유가 녹게 되어 내부공극의 생성으로 인한 현상으로 판단되며 하지만, 250 ℃ 가열 이후 잔류 부착 강도는 가장 높게 나타났으며 상온 대비 약 3 % 늘어난 것을 확인할 수 있다. 이는 실리카 퓸의 반응 활성도로 인한 현상으로 선행연구에서는 90 ℃에서 250 ℃까지는 실리카 퓸의 반응의 활성화가 지속적으로 증가하는 것으로 보고하고 있으며 이에 따라 철근과 콘크리트의 부착 응력이 향상된 것으로 판단된다(^{Pokorny et al., 2020}). S-13-20에서는 마찰면적 증가에 따라 철근의 항복이 발생하였으며 잔류 부착강도는 S-13-150에서는 150 ℃ 가열 이후에 콘크리트와 철근의 부착력 감소로 인해 철근의 항복은 발생하지 않았으며 잔류 부착 강도가 60.21 MPa가 나타났다. 하지만 250 ℃ 가열 이후의 잔류 부착 강도는 S-10-250과 마찬가지로 가장 높게 나타났으며 상온 대비 약 6 % 증가한 수치로 부착 강도가 가장 높은 것을 확인 할 수 있다. 이는 D10 철근 대비 부착 강도증가율이 10 % 이상 큰 값으로 추후 직경에 따른 잔류 부착 강도 평가가 필요할 것으로 판단된다. CFRP 및 철근 모두 자유단과 가력단에서 발생한 슬립은 가열 온도가 증가함에 따라 모두 줄어드는 경향을 보이는데, 이는 가열을 진행한 후의 초기 기울기 값이 상승한 것으로, 고온가열에 따른 최대부착 강도뿐만 아니라 초기 슬립 거동에 관한 연구가 필요할 것으로 판단된다.

3.2 부착 하중-미끌림 관계

Fig. 6은 실험에 따른 부착 하중과 자유단에서 발생한 슬립을 나타낸다. 철근 및 CFRP의 평균 부착 응력은 식 (1)과 같다.

여기서, $u$는 평균 부착 응력, $P$는 최대부착 하중, $d_{b}$는 CFRP 또는 이형 철근의 직경 그리고 $l_{d}$는 매입 길이를 나타낸다. 가력단에서 발생한 슬립의 정밀한 계산은 아래의 식 (2)와 식 (3)을 통해 계산할 수 있다.

여기서, $\delta_{m}$는 가력단에서 발생한 슬립, $\delta_{a}$는 실제로 발생한 슬립, $\delta_{c}$은 탄성변형에 의한 슬립, $P$는 최대부착 하중, $L$은 묻힘 길이부터 가력단 LVDT까지의 거리, $E$는 이형 철근 및 CFRP의 탄성계수, $A$는 이형 철근 및 CFRP의 단면적이다. 실험 결과 모든 시편에서는 초기에 하중증가에 따른 슬립이 거의 발생하지 않았다. 모든 시험체에서 하중단의 슬립은 자유단의 슬립보다 큰 값을 보이는데, 이는 하중이 가력단에서 시작하여 점차 늘어나며 자유단으로 이동하면서 나타난 현상으로 기존의 연구와 일치하는 결과를 보인다(^{Lee et al., 2008}). CFRP 보강근은 초기에 화학적 부착력에 의해 최대부착 하중까지 증가하였으며, 최대하중 시 발생한 슬립은 CFRP의 화학적 접착력에 의해 철근 대비 적게 발생한 것을 확인할 수 있다(^{Moon et al., 2006}). 최대하중 이후에는 부착 응력이 급격히 감소한 후 슬립이 계속 발생하면서 잔류 부착 응력이 일정하게 유지되었다. 이때 발생한 CFRP의 잔류 부착 응력은 최대부착 응력 대비 약 60 %의 수치로 철근 대비 높게 나타났다. 면 20, S-10-150, S-10-250은 최대부착 하중까지 급격히 상승한 후 부착 응력의 급격히 감소와 함께 슬립이 발생하면서 잔류 응력 없이 뽑힘 파괴가 발생하였다. 하지만 S-13-20 및 S-13-250에서는 마찰면적의 증가에 따른 철근의 항복이 발생하였으며 가력단에서 발생한 슬립이 항복점을 지나 다소 상승한 후 부착 응력이 줄어들었는데 이는 가력단에 설치된 LVDT를 통해 확인할 수 있다.

Fig. 6 Load-slip curves and failure modes of CFRP and steel rebar

3.3 부착 강도 산정 식 검토

Table 8은 철근과 CFRP의 부착 강도를 검토한 것이다. 철근의 경우 ^{ACI-408R-03 (2003)} 및 ^{CEB-FIP (2010)}에서 제시하는 식을 통해 최대부착 응력과 예상 부착 응력을 비교하였다. 반면에 CFRP에 사용된 식은 ^{ACI 440.1R-15 (2015)} 및 CSA S806-12 (2012)에서 제시하고 있는 식이다. ^{ACI-408R-03 (2003)} 및 ^{CEB-FIP (2010)}는 철근의 부착 강도를 과소평가하고 있는 것을 볼 수 있다. 이는 철근의 예상 부착 강도가 일반강도 콘크리트로부터 산정된 식이기 때문이다. 이에 고강도 콘크리트에서는 예상 부착 강도에 대한 식의 수정이 필요할 것으로판단된다. 반면 CFRP의 경우 ^{ACI 440.1R-15 (2015)}와 CSA S806-12 (2012)식을 통한 예측값과 실험값을 비교하였다. ^{ACI 440.1R-15 (2015)}로부터 계산된 최대부착 강도는 약 32.26 MPa으로 실험 결괏값보다 약 37 % 높은 것을 확인할 수 있으며 CSA에서 제시한 식은 FRP 보강근의 외피 형상 및 콘크리트의 밀도 계수를 고려하여 실험값과 예측값이 유사하였다. 즉, ^{ACI 440.1R-15 (2015)}식은 CFRP 보강근의 부착 강도를 과대평가하고 있으며 반면 CSA S806-12 (2012)에서 제시한 식의 경우 CFRP의 부착 강도를 비교적 잘 예측하는 것으로 판단된다.

3.4 상대부착 강도

콘크리트 강도는 부착 강도에 영향을 끼치며, 이에 관한 영향을 줄이기 위해 ^{Xiao, J and Falkner (2007)}은 최대부착 강도에서 콘크리트 강도의 제곱근을 나눈 값으로 다음의 식을 제시하여 부착 강도에서 콘크리트 강도에 관한 영향을 배제하고자 하였다.

여기서 $\tau^{\ast}$는 상대 부착응력 $\tau_{\max}$는 발생한 최대 부착응력, 그리고$\sqrt{f_{c}}$는 콘크리트의 압축강도를 나타낸다. S-10-20과 S-13-20에서의 상대부착 강도는 각각 4.75, 5.87을 나타내었다(Fig. 7). C-12-20의 경우 상대부착 강도는 약 2.09로 S-10-20과 S-13-20 대비 36 %, 44 % 정도이다. CFRP의 경우 콘크리트 강도증가에 따른 부착 강도 증진가 비례하지 않는 것을 확인할 수 있으며, 기존 연구결과보다 작게 나타났다(^{Lee et al., 2008}; ^{Davalos et al., 2008}). 이는 콘크리트가 고강도로 됨에 따라, 철근 주변의 콘크리트에서 파괴가 발생하지 않아 부착강도가 증가한 것으로 판단된다. 반면 고강도 콘크리트에서 CFRP는 레진의 벗겨짐이 발생하여 부착강도 증진이 철근 대비 효과적이지 않은 것으로 나타났으며 추후 CFRP의 표면형상 및 레진의 성능개선에 관한 연구가 필요할 것으로 판단된다(^{Yoo et al., 2017}).

반면 150 ℃ 가열 이후의 상대부착 강도는 모두 감소한 것을 알 수 있는데, 이는 가열에 따른 부착력의 감소를 의미한다. 하지만, 250 ℃ 가열 이후에서는 CFRP는 상대부착 강도가 약 40 % 감소하였지만, D13 철근에서는 상대부착 강도가 가장 높게 나타났으며 이는 고강도 콘크리트에서의 철근과 콘크리트의 부착력이 강화된 현상으로 추후 보다 높은 가열 온도에서의 가열 이후 부착 평가에 관한 연구가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 7 Normalized bond strength

3.5 기존연구 결과 비교

Fig. 8은 고온 가열 이후의 부착 실험을 수행한 선행연구 데이터(^{Hamad et al., 2017}; ^{Ellis et al., 2018}; ^{Ozkal et al., 2018})를 참조하여 실험 결과와 비교한 것이다. ^{ACI 440.1R-15 (2015)}에서는 250 ℃에서 가열이후 탄소 보강근의 잔류 인장강도는 상온 대비 약 50 %로 GFRP 및 철근 대비 취약하다고 보고하고 있다. 하지만 고온가열 이후 CFRP의 잔류 부착 응력을 선행연구 데이터와 비교한 결과 150 ℃에서 상온 대비 약 10 % 수준으로 부착응력의 감소를 보였으며 250 ℃에서는 약 41 % 감소한 것으로 나타났다. 이는 ^{Hamad et al., 2017} 에서 수행한 BFRP 및 GFRP 대비 부착 강도의 감소 비율이 적은 것을 알 수 있으며, 이는 ^{ACI 440.1R-15 (2015)}에서 제시하는 고온가열 이후의 인장강도 감소율 보다는 낮은 수치이지만 선행연구와의 비교 시 가열 이후 부착 강도가 크게 감소한 것을 확인할 수 있다. 한편, 선행연구에서는 가열 이후 GFRP의 잔류 부착 응력이 다소 차이를 보이는데 이는 콘크리트가 단열재 역할을 하여 GFRP 보강근에 손상이 다르게 나타난 것으로 판단된다. 한편 고온가열 이후 철근의 잔류 부착 응력은 철근의 경우 150 ℃에서 일시적으로 줄었다가 250 ℃에서 다소 증가하였는데, 이는 가열에 따른 UHPC 내부밀실화 및 실리카 퓸의 반응 활성화로 인한 현상으로 잔류 부착 강도가 상승하였으며 이는 ^{Pokorny et al. 2020}에서 수행한 연구 결과와 유사하였다. 이를 통해 철근의 잔류 부착 응력은 250 ℃까지는 큰 차이가 없는 것으로 나타났고 CFRP은 가열에 따라 부착응력이 크게 감소하였으며 150 ℃까지는 유사하지만, 250 ℃ 가열 이후에는 CFRP의 잔류 부착 응력에 대한 검토가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 8 Residual bond strength ratio after elevated temperature