3.1 시험체 상세

균열제어 띠가 설치된 축소 개구부 하중 재하 실험의 주요 변수는 개구부 모서리에서 사인장 균열을 제어하기 위한 보강재 종류이다(Fig. 2). 시험체 C는 균열제어 보강재가 없는 기준 벽체이다. 시험체 D는 일반적 방법으로서 개구부 모서리에서 45° 각도의 경사보강근(D 13)이 배근된 벽체이다. 시험체 P는 개구부 모서리에서 응력분산곡면판이 설치된 벽체이다. 응력분산곡면판의 경우 G사의 제품(규격 15)을 이용하였다. 시험체 T1는 이 연구에서 제시된 균열제어 띠(Type 1)가 개구부 모서리에 설치된 벽체이다. 시험체 T2는 균열치유 기능성을 갖는 균열제어 띠(Type 2)가 설치된 벽체이다.

Fig. 2 Details of downsized wall specimens with opening

개구부를 갖는 축소 벽체 시험체의 단면 및 철근 배근 상세는 Fig. 3에 나타내었다. 모든 시험체의 단면 크기 및 수직·수평 철근 배근상세는 동일하게 있다. 시험체의 길이는 1,100 mm, 높이는 1,100 mm 그리고 두께는 150 mm이다. 시험체 중앙에는 크기가 400 mm × 400 mm인 개구부를 설치하였다. 벽체의 수직 및 수평철근은 직경이 10 mm인 이형철근을 사용하였으며, 배근 간격은 모두 240 mm이다. 개구부 주위에는 수직·수평 철근으로서 건축구조기준(KBC 2016, 2016)에 따라 직경이 16 mm인 이형철근을 추가 배근하였다.

Fig. 3 Section dimensions and reinforcement arrangement of specimens (all dimensioins are in mm)

3.2 재료

균열제어 띠는 폴리프로필렌(poly propylene, PP) 및 폴리 에틸렌 (poly ethylene, PE)의 혼합 소재로 제작되었다. 플라스틱 인장강도시험 방법^{(ASTM D 638, 2000)}에 따른 균열제어 띠 소재의 인장강도 및 탄성계수는 각각 39 MPa 및 2604 MPa이다. 더불어 이들 소재는 ^{KS F 2821(2018)}의 내후성 시험평가에서도 4% 이하의 인장강도 감소율을 보였다. 응력분산곡면판은 PP 합성수지소재이며, 일반적으로 적용되는 제품의 탄성계수 및 밀도는 각각 1200 MPa 및 1.2 ton/㎥이다.

Table 2에는 축소 개구부 시험체 제작에 사용된 콘크리트의 배합표를 나타내었다. 콘크리트의 W/B 및 잔골재율(sand to aggregate volume ratio, S/a)는 각각 50% 및 52.7%이었다. 시험체 가력 시 콘크리트 압축강도($f_{ck}$)는 28.6 MPa로 측정되었다. 벽체 제작에 사용된 철근의 역학적 특성은 Table 3에 나타내었다. 철근은 직경 10 mm, 13 mm 및 16 mm의 이형철근이 이용되었다. 철근의 항복강도 및 탄성계수는 직경 10 mm인 경우 각각 350 MPa 및 200,000 MPa이다. 직경 13 mm 및 직경 16 mm 철근의 항복강도는 490 MPa로 동일하며, 탄성계수는 각각 190,000 MPa 및 210,000 MPa이었다.

3.3 가력 상세

Fig. 4에는 축소 개구부 벽체의 가력상세를 나타내었다. 개구부 모서리에서의 사인장 균열 유도를 위하여 시험체 대각선 방향으로 가력하였다^{(Hong et al., 2012)}. 가력은 10,000 kN ± 5% 용량 오일잭을 이용하였다. 오일잭 하부에는 가력 하중을 측정하기 위해 10,000 kN 용량의 압축 로드셀 및 편심을 방지하기 위한 힌지를 설치하였다. 가력은 분당 0.5 mm의 속도로 변위 제어하였다. 하중에 따른 벽체의 변형을 측정하기 위해 시험체 상하 및 좌우 방향으로 300 mm 용량의 변위계(Linear variable differential transformer, LVDT)가 설치되었다. 콘크리트 표면의 균열 폭을 측정하기 위해 개구부 상·하부 모서리에는 모서리로부터 25 mm 떨어진 위치에 균열 게이지를 설치하였다. 한편, 균열제어를 위한 보강재들에서 변형률 진전을 측정하기 위한 게이지는 설치하지 않았다.

Fig. 4 Test setup

균열치유 소재가 적용되지 않은 시험체(C, D, P, T1, T2)는 최대 내력($P_{n}$)이후 $P_{n}$의 80%까지 가력을 실시하였다. 균열 치유 소재가 적용된 시험체(T2)는 균열치유 소재에 의한 균열부위 회복의 결과를 확인하기 위해 균열발생 시점까지 가력한 후 하중을 제거하여 28일간 살수 양생하였다. 이후 해당 시험체에서 균열치유의 결과를 광학현미경 촬영을 통해 확인하고 재가력 하였다.

4.1 균열진전 및 파괴모드

개구부가 있는 벽체의 파괴모드를 Fig. 5에 나타내었다. 사인장 균열제어 보강재들이 시험체 파괴모드 및 균열분산에 미치는 영향은 미미하였다. 모든 시험체의 초기균열은 상부가력 지점 및 하부지지 지점에서 종방향으로 발생하였다. 이후 종방향 균열은 하중의 증가와 함께 개구부 모서리를 향하여 빠르게 진전하였다. 하중의 증가와 함께 수평방향으로 개구부 모서리에서 균열이 발생하였다. 최대 내력 시점에서 가력점과 개구부 모서리가 연결되는 경사 스트럿을 따라 균열이 발생하였다. 최대 내력 이후에는 이 경사 스트럿을 따라 발생한 균열 및 개구부 모서리에서 수평방향으로 발생한 균열에서 파괴가 집중되었다.

Fig. 5 Typical crack propagation around opening

4.2 하중-변형률 관계

Fig. 6에는 하중 증가에 따른 시험체의 수직 및 수평 변형률의 진전을 나타내었다. 개구부 모서리 주변의 수직 및 수평 변형률은 LVDT에서 측정한 변형을 LVDT 설치 구간으로 나누어 산정하였다. 모든 시험체의 하중-변형률 관계는 개구부 모서리에서 종방향으로 균열이 발생하기 전까지 선형거동을 보였다. 이 때 개구부 모서리 보강재들이 시험체의 선형 강성에 미치는 영향은 무시할만 하였다. 개구부 모서리에서 종방향 균열의 발생과 함께 수직 및 수평 변형률은 급격히 증가하였다. 이때 수직 및 수평 변형률의 증가 기울기에 대한 개구부 모서리 보강재들의 영향은 미미하였다. 하중의 증가와 함께 개구부 모서리에서 횡방향 및 가력점과 개구부 모서리를 연결하는 경사 스트럿에서 균열이 급격히 진전하면서 $P_{n}$에 도달하였다. 최대 내력 도달 이후에는 하중이 급격하게 감소하는 취성파괴 모드를 보였다.

Fig. 6 Axial load-strain curves of wall specimens

Fig. 7 Volume change ratio around opening as a function of the applied loads

시험체 T2는 개구부 모서리에서 발생한 균열들을 치유한 후 재가력 한 경우이다. 균열치유 후 하중-변형률 관계는 종방향 및 횡방향에서 시험체 T1와 비슷한 거동을 보였다. 즉, 초기 선형 거동에서의 기울기, 그리고 개구부 모서리 균열 발생 후 강성 저하 기울기 등에서 다른 시험체들과 비슷한 거동을 보였다. 이는 치유된 균열들은 개구부 모서리에서 부재 강성에 영향을 미치지 않음을 의미한다.

Fig. 7에는 하중 증가에 따른 개구부 주변에서의 체적 변화율을 나타내었다. 개구부 모서리에서 체적변화율($e$)은 시험체 두께 방향에서 변형률은 종방향 변형률과 포와송 효과를 함께 고려하여 다음 식을 통하여 산정하였다.

여기서, $\varepsilon_{x}$와 $\varepsilon_{y}$는 개구부 주변에서 각각 횡방향 변형률과 종방향 변형률을 의미하며, $\nu$는 포와송비이다. 시험체의 포와송비는 콘크리트의 일반적인 포와송비인 0.167을 적용하였다(Huang et al., 2022). 모든 시험체에서 가력 초기에 개구부 주위의 $e$은 감소하였다. 이때 체적의 감소율은 무보강 및 경사보강철근이 배근된 시험체들에서 컸다. 개구부 모서리에서 수평 균열의 발생과 함께 체적 감소율은 더욱 커지는데, 이때에도 무보강 및 경사보강철근이 배근된 시험체들에서 더욱 현저하였다. 이후 $P_{n}$의 약 70 ~ 85% 하중에서 개구부 주변 체적의 변화는 가력점과 개구부 모서리를 연결하는 콘크리트 스트럿에서의 균열 폭 증가로 수축에서 팽창으로 변하기 시작하였으며, $P_{n}$의 약

97% ~ 99% 수준에서 체적 팽창변형을 보였다. 개구부 주위의 체적 수축 변형률 및 팽창 변형률의 변화는 균열제어 띠(T1, T2)가 설치된 시험체에서 가장 작게 나타났다. 특히 균열 치유 후 재가력한 시험체 T2에서 체적변화율도 시험체 T1과 비슷한 수준으로서 다른 시험체들에 비해 낮았다. 결과적으로 이 연구에서 제시한 개구부 모서리 균열제어 띠는 개구부 주변의 체적 변화 제어에도 경사보강근 및 응력분산곡면판에 비해 효율적이었다.

4.3 균열 및 최대내력

Fig. 8에는 각 시험체의 개구부 모서리에서의 초기 균열내력($P_{cr}$) 및 $P_{n}$의 비교를 나타내었다. 시험체 C는 가장 낮은 $P_{cr}$ 및 $P_{n}$을 보였다. 시험체 T1의 $P_{cr}$ 및 $P_{n}$은 시험체 D에 비해 각각 1.12배 와 1.01배 높았으며, 시험체 P에 비해서는 각각 1.17배 와 1.09배 높았다. 이 연구에서 제안된 균열제어 띠는 개구부 모서리의 $P_{cr}$을 기존 기술들에 비해 향상시킨 반면, $P_{n}$향상에는 동등 수준으로 평가되었다. 한편 균열 치유 후 재가력한 시험체 T2의 $P_{cr}$ 및 $P_{n}$은 다른 시험체들에 비해 높았는데, 시험체 T1에 비해 각각 1.11배와 1.05배 높았다. 이는 균열제어 띠에 설치된 고강도 균열치유 모르타르가 개구부 모서리에서 균열제어 및 내력향상에 기여하였기 때문으로 판단된다.

Fig. 8 Initial cracking and peak loads of specimens

4.4 하중-균열 폭 관계

Fig. 9에는 하중진전에 따른 개구부 모서리에서 균열 폭의 진전을 나타내었다. Fig. 10에는 각 시험체의 하중단계에서 균열 폭 값을 나타내었다. 개구부 모서리에서의 균열 폭의 진전은 균열의 발행과 함께 급격히 증가하는데, 이 때 그 증가 기울기는 시험체 T1 및 T2에서 높았다. 즉, 개구부 모서리에서 균열 폭의 진전은 시험체 T1 및 T2에서 작았다. 최대 내력의 60% 수준에서 모든 시험체는 개구부 모서리 균열 폭이 0.2 mm 이하로 있었는데, 이 때 그 크기에 대한 개구부 모서리 균열 제어 보강재들에 의한 영향은 미미하였다. 최대 내력의 80% 수준에서 측정된 균열 폭은 시험체 T1의 경우 시험체 D 및 P에 비해 각각 35.10%와 46.73% 낮았다. 최대 내력에서는 시험체 T1에서 측정된 최대 균열 폭은 시험체 D 및 P에 비해 각각 48.22%와 48.41% 낮았다. 균열 치유 후 재가력한 시험체 T2는 시험체 T1에 비해서도 낮은 균열 폭 진전을 보였다. 시험체 T2에서 측정된 최대 균열 폭은 시험체 T1에 비해 $P_{n}$의 80% 및 $P_{n}$수준에서 각각 11.84%와 15.19% 낮은 값을 보였다. 또한 시험체 T1 및 T2는 $P_{n}$의 80% 수준까지 개구부 모서리에서 균열 폭을 0.3 mm 이하로 제어하였다.

Fig. 9 Crack width propagation at the opening corner as a function of the applied loads

Fig. 10 Crack width at the opening corner at different loading levels

4.5 균열제어 띠 설치 개구부 모서리의 균열치유 특성

균열 치유 소재가 적용된 띠를 설치한 시험체의 가력 이후 개구부 모서리에 발생한 균열 폭의 현미경 촬영 이미지를 Fig. 11에 나타내었다. 최초 가력 시 개구부 모서리에서 균열진전 길이는 약 100 mm로서 그 평균 폭은 0.26 mm 수준이었다. 균열 발생 후 28일간의 양생 후에는 균열 면을 따라 치유 생성물이 형성되면서 균열치유가 나타났다. 치유 생성물은 초기 균열길이 전체에서 나타났으며, 치유 후 균열 폭도 약 0 mm로 측정되었다. 결과적으로 초기 개구부 모서리에서 발생한 균열은 치유 환의 작용을 통하여 복구되었다. 더불어 하중-균열 폭 관계에서 나타내었듯이 치유 후 내력의 향상 및 균열 폭의 진전 제어도 다른 개구부 모서리 균열제어 보강재들에 비해 우수함을 보였다.

Fig. 11 Typical images for crack healing in specimen T2