2.1 사용 재료

2.2 실험 변수

2.3 실험 방법 및 측정항목

시험체의 크기는 180(폭) × 210(높이) × 1,800(길이) mm로 제작하였으며, 부재 중앙에는 순수 휨 구간을 확보하고 순수휨 구간을 제외한 구간에는 전단파괴를 방지하기 위해 KDS 14 20 22 기준에 따라 전단철근을 배치하였다^{(KDS, 2022)}.

한편, CFRP rod는 굽힘이 쉽지 않기 때문에 충분한 묻힘 길이를 확보하지 못할 경우, 뽑힘 파괴가 발생할 가능성이 있다. 따라서 모든 시험체에는 CFRP rod의 특성을 고려하여 지점에서부터 부재 끝단까지의 거리를 부재의 높이만큼 확보하였다. 또한, 하중이 급변하는 구간에서의 급격한 파괴를 방지하기 위하여 하중 가력점으로부터 20 mm 이동하여 전단 철근을 설치하였다.

하중 가력은 4점 재하로 실시하였으며 보강근 및 전단 철근 중앙에 변형률 게이지를 설치하여 각각의 변형률을 측정하였다. 콘크리트 변형률 게이지는 압축 연단으로부터 15, 25 mm 지점에 부착하였다. 한편, 하중 가력시 발생하는 부재의 처짐은 부재 중앙부 하단에 LVDT를 설치하여 계측하였으며, 실험 종료 후 부재에 발생한 균열 및 압괴 면적을 측정하였다. 각 실험 변수에 따른 부재의 단면은 Fig. 1와 같다.

Fig. 1 Reinforcement details and cross section of beam

3.1 하중-처짐 관계

Fig. 2에는 부재 정중앙 하단부에서 얻은 처짐을 이용하여 결정된 하중-처짐 곡선을 나타내었다. Fig. 2(a)에 나타낸 바와 같이, S-2.5-3의 경우, 주 보강근인 철근의 항복 이후 하중의 큰 증가 없이 처짐이 증가하는 연성 거동을 보였다. 그러나 CFRP rod를 사용한 경우, 보강비 증가에 따른 강성 차이가 발생하였으며, 초기 균열 발생 이후 기울기 변화를 보이지만 뚜렷한 항복 구간이 없이 최대 하중에 도달하는 거동을 보여주었다. 이는 철근에 비해 매우 높은 인장강도를 나타내는 CFRP rod의 재료 특성과 CFRP rod 보 부재의 균형보강비가 철근 보 부재의 균형 철근비보다 낮은 값을 갖도록 설계되는 것에 영향을 받아 CFRP rod 보 부재는 철근 보 부재의 거동에 비해 취성적인 거동을 보인 것으로 판단된다^{(ACI, 2015)}. 또한, C-2.5-2의 경우, 낮은 보강비로 인해 최대 하중이 가장 작게 나타났으며, CFRP rod 보강에 따른 전형적인 취성거동을 나타내었다. 그러나 C-2.5-3의 경우에는 최대 하중 이후 유사 연성을 보이는 구간이 나타났으며, C-2.5-4 역시 최대 하중에 도달하기 전 하중-처짐 곡선의 기울기 변화가 발생하며 최대 하중 부근에서 전단 거동을 보였다. 따라서 보강비에 따라 하중-처짐 곡선에서 확인 가능한 파괴 형태는 상이한 것으로 판단된다.

Fig. 2(b)의 경우, a/d 2.5와 3.5의 경우에는 하중-처짐 곡선 후반부의 유사 연성 거동이 나타나는 휨에 의한 거동 특성이 나타났으나, a/d 1.5의 경우에는 전단에 지배적인 거동을 보여주었다. 이는 철근 보 부재의 경우, a/d가 1과 2.5 사이에 존재하면 전단력의 영향이 증가하여 전단파괴 발생하는 이유와 같은 것으로 판단된다. 그러므로 위의 결과를 종합하면, CFRP rod를 사용한 보 부재의 경우, 철근 콘크리트의 구조 설계 기준에 근거한 전단 철근을 배치하더라도 보강비에 따라 휨 및 전단 파괴 거동은 영향을 받는 것으로 나타났다. 또한, CFRP rod를 사용하더라도 a/d 변수는 보의 지배적인 거동 형태를 결정하는 것으로 나타났다.

한편, Table 4에는 S-2.5-3의 항복 하중 및 처짐을 포함하여 최대 하중과 그때의 처짐을 나타내었다. 그 결과, 보강비가 증가할수록 최대 하중이 증가하였으나, 보강비에 비례하여 증가하지 않는 것으로 나타났다. 그러므로 경제성을 고려한다면, 기존 철근비과 유사한 보강비가 적정한 것으로 보인다. 또한, 보강비가 동일한 경우, a/d가 감소함에 따라 최대하중이 크게 증가하였으며, a/d에 따라 휨, 전단 거동이 영향받는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 2 Load-deflection curve

3.2 변형 에너지

연성은 철근 보 부재의 성능을 평가하기 위하여 사용되는 인자로 철근 항복점에서의 처짐과 극한 하중에서의 처짐의 비를 이용하여 평가한다. 그러나 CFRP rod를 보강근으로 사용한 보 부재의 경우, 항복점이 존재하지 않기 때문에 처짐을 이용한 연성 거동을 평가할 수 없다. 따라서 FRP rod를 사용한 보 부재의 연성을 평가하는 방법이 제안되고 있다^{(Naaman and Jeong, 1995; Jaeger et al., 1995}, ^{1997; Grace et al., 1998)}.

본 연구에서는 위에 제안된 방법 중에서 탄성에너지와 비탄성에너지의 합과 탄성에너지와의 비를 이용하여 연성지수를 계산하였다. 이 방법은 Naaman and Jeong이 제안하였으며, Fig. 3와 같이 하중-처짐 곡선 아래의 면적을 적분하여 계산된다. 계산된 에너지는 식(1)에 적용하면 연성지수를 산정할 수 있다.

여기서, Etotal은 하중-처짐 곡선의 면적을 이용하여 계산된 전체 에너지, Eel는 최대하중에 도달할 때 방출되는 탄성에너지, Einel는 최대하중 도달 이전에 소모된 비탄성에너지이다.

위의 식을 토대로 계산된 에너지와 연성지수는 Table 5에 나타내었으며, CFRP rod를 사용한 보 부재의 연성지수와 항복 처짐과 극한 하중에서의 처짐을 이용하여 결정된 S-2.5-3의 연성지수에 대한 비율도 S-2.5-3과 동일한 a/d를 갖는 부재에 한하여 함께 나타내었다. 그 결과, CFRP rod를 사용하면 철근 대비 38~44% 수준 정도의 연성을 확보할 수 있는 것으로 나타났으며, 이는 하중-처짐 곡선에서도 확인한 바와 같이 취성 거동을 보이는 것을 의미한다. 그러나 Fig. 2에 나타낸 하중-처짐 곡선에 나타난 거동 형태와 달리 C-2.5-3의 경우에는 유독 낮은 연성지수를, C-1.5-3의 경우에는 C-2.5-3보다 우수한 연성을 보였다. 이는 탄성에너지를 이용하여 연성지수를 결정할 경우, 최대 하중에 도달하기 전에 하중-처짐 곡선의 기울기 변화가 발생하지 않으면 적절하게 반영할 수 없음을 의미한다. 그러므로 C-2.5-3 및 C-3.5-3과 같이 유사 연성을 보이는 경우를 고려하기 위하여 Goldston이 제안한 흡수 에너지를 통한 연성 평가방법을 이용하고자 하였다. 흡수 에너지 역시 하중 처짐 곡선 아래의 면적을 이용하여 계산하나, Namman and Jeong이 제안한 방식과의 차이점은 Fig. 4에 나타낸 바와 같이, 유사 연성 구간의 영향을 고려할 수 있다.

흡수 에너지(E)는 E1인 콘크리트 압축파괴로 인한 최대 하중에서의 에너지와 E2인 예비 용량의 합으로 계산할 수 있다^{(Ebead and Marzouk, 2004; Saatci and Vecchio, 2009; Goldston et. al., 2016)}.

따라서 본 연구에서는 위와 방법과 유사하게 하중-처짐 곡선에서 하중-처짐의 관계가 선형적으로 증가하는 시점까지를 기준으로 E1과 E2를 산정하여 Table 5에 나타내었으며, E1과 E2의 비율도 함께 표기하였다. 그 결과, E2/E1의 비율이 1 이상인 경우, 최대 하중에 도달할 때까지의 에너지가 최대 하중 이후의 에너지보다 더 큰 것을 의미하므로 하중 처짐 곡선에 나타난 바와 같이 유사 연성 구간을 갖는 시험체인 C-2.5-3 및 C-3.5-3의 하중-처짐의 선형 거동 이후의 유사 연성 거동을 반영할 수 있는 것으로 나타났다.

변형 에너지를 통한 부재의 연성 평가 결과, CFRP rod를 사용한 보 부재의 연성은 최대하중 도달까지의 거동 혹은 최대하중 도달 이후의 거동을 반영하는 변형 에너지의 계산 방법에 따라 상이하게 평가됨을 확인하였다. 그러므로, CFRP rod 사용으로 인해 변형된 부재의 거동 특성을 반영하는 하중-처짐 관계를 이용하여 부재의 연성을 평가할 경우, 부재의 거동 형태에 따라 적절한 변형 에너지 계산 방법을 적용해야 하며, CFRP rod를 사용한 보 부재의 거동 형태를 고려하여 효과적인 연성 평가를 위한 방안이 필요한 것으로 사료된다.

Fig. 3 Ductility index using area under the load-deflection curve(Naaman and Jeong, 1995)

Fig. 4 Energy absorption capacity (E1 and E2) calculation(Goldston et. al., 2016)

3.3 하중-변형률 관계

Fig. 5에는 시험체의 하중 증가에 따른 보강근, 전단 철근 및 압축연단으로부터 15 mm에 설치된 변형률 게이지를 이용하여 측정한 변형률과 하중 관계를 나타내었다. CFRP rod를 사용한 보 부재의 경우, 최대 하중에 도달할 때까지 인장 보강근 및 콘크리트의 변형률 곡선은 선형적으로 증가하였다.

Fig. 5(a)에 나타낸 S-2.5-3의 경우, 철근의 항복과 동시에 보강근과 콘크리트의 변형률이 증가하는 연성 거동을 보이고 전단 철근의 변형률 증가는 크지 않은 하중-처짐 곡선에서도 확인한 휨 거동을 보였다. 그러나, C-2.5-2의 경우, 최대 하중에 도달할 때까지 콘크리트 압축 연단에는 압괴가 발생하지 않았으며, 보강근의 변형률은 최대 하중까지 증가하였다. 또한, 전단 철근의 변형률도 점차 증가하기 시작하며 부재의 파단이 발생하였다. C-2.5-3은 최대 하중에 도달할 때까지 콘크리트의 변형률이 증가하나, 보강근에 발생한 슬립 등에 의해 게이지가 파단되었다. 그러나 실제로 보강근은 파단되지 않아 하중이 지속적으로 증가하고 최대 하중의 약 85% 수준에서 전단 철근의 변형률이 증가하는 전단 거동을 보였다. C-2.5-4의 경우, 최대 하중에 도달하기 전에 콘크리트 변형률 게이지의 파단이 발생한 것은 콘크리트 변형률 게이지 부착위치에서의 균열 발생으로 인한 것이며, 보강근의 변형률은 최대하중에 도달할 때까지 선형적으로 증가하였고 최대하중의 약 72% 수준에서부터 전단철근의 변형률이 증가하는 전단 거동이 나타났다.

이러한 결과를 종합하면, CFRP rod를 사용한 보 부재의 보강비가 증가할수록 부재가 부담하는 전단력이 증가하였다. 따라서, 앞서 기술한 바와 같이 보강비에 의해 부재의 지배적인 거동이 변화하므로 보강비의 제한이 필요한 것으로 사료된다. 또한, 휨 저항 성능을 유지할 수 있도록 전단저항 성능을 확보해야 할 것으로 판단된다.

Fig. 5(b)에 나타난 C-1.5-3의 경우, 콘크리트 변형률 게이지가 극한 변형률에 도달하기 전에 최대 하중에 도달하였으며, 보강근의 변형률도 크지 않았다. 이와 달리, 전단철근의 변형률은 항복 변형률에 도달하는 것을 확인할 수 있으며, 하중-처짐 곡선에서 확인한 바와 같이 C-1.5-3은 전형적인 전단 거동을 보였다. 그러나, C-3.5-3의 경우, 하중-처짐 곡선에서 보인 유사 연성 역시 보강근의 변형률을 통해 확인되었으나, 하중-처짐곡선에서 확인하지 못한 전단 변형률의 증가도 함께 발생하여 점차 전단 거동을 보였다. 그러므로 부재의 거동을 정확하게 평가하기 위해서는 하중-처짐 및 하중-변형률 곡선 등, 부재의 거동을 확인할 수 있는 요인을 함께 비교 평가하여 부재의 최종 파괴형태를 결정해야 할 것으로 사료된다.

Fig. 5 Load-strain curve

3.4 모멘트-곡률 관계

Fig. 6에는 베르누이 가정을 통해 단면에서의 변형률은 선형적으로 분포하고 콘크리트와 보강근은 완전 부착 상태로 가정하여 결정한 모멘트-곡률 관계를 나타내었다.

Fig. 6(a)에 나타낸 S-2.5-3의 경우, 초기 균열 발생 이후 약간의기울기 변화가 발생하나 항복 이후 일정한 모멘트에 곡률만 증가하는 일반적인 관계를 나타내었다. 그러나, CFRP rod를 사용한 경우, 모두 S-2.5-3보다 낮은 휨 강성을 보이며, 곡률만 증가하는 구간은 나타나지 않았다. 이는 CFRP rod의 낮은 탄성계수로 인해 내부 유효 모멘트가 감소하고 큰 곡률이 발생하기 때문이며, 외력에 대한 취성 거동을 하기 때문으로 판단된다^{(Kara, et. al., 2015)}. 한편, 보강비가 증가할수록 휨 강성이 증가하는 것으로 나타났으나, 휨 강성의 비율은 보강비 증가량에 비례하지 않았으며, 적절한 보강비 수준 제시가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 6(b)의 경우, C-2.5-3과 C-3.5-3의 경우에는 거의 유사하나, a/d가 1.5인 C-1.5-3의 경우에는 가장 큰 휨 강성을 보였다. 이는 부재 내부의 모멘트는 동일하더라도 a/d가 다를 경우, 부재의 거동이 다르기 때문으로 판단된다.

Fig. 6 Moment-curvature curve

3.5 균열 발생 특성 및 파괴형태

Fig. 7에는 부재 실험 종료 후 측정한 균열의 형상을 나타내었다. 그 결과, Fig. 7(a)인 S-2.5-3의 경우, 최종적으로 콘크리트 압축파괴가 발생하였으며 순수 휨 구간에서의 휨 균열, 지점에서 순수 휨 구간까지 휨-전단 균열이 나타나며, 사인장 균열은 발생하지 않는 전형적인 휨 파괴에 의한 균열 특성을 보였다.

Fig. 7(b, C-2.5-2)의 경우, 순수 휨 구간 내에서 휨 균열이 발생하나, 부재 상단으로까지 진전하지 못하며, 휨-전단 균열 및 복부 전단 균열이 다수 발생하였다. 이러한 경향은 보강비가 증가한 Fig. 7(c, C-2.5-3)에서도 나타났으며, 하중 가력점에서 지점까지 이어지는 전단 균열도 발생하였다. 그러나, C-2.5-4(Fig. 7(d))의 경우, 높은 보강비로 인해 충분한 휨 저항성을발휘하여 사인장 균열이 발생하지 않고 콘크리트 압축 상단에 균열이 증가하였다. 한편, C-1.5-3의 균열은 하중이 하중 가력점에서 지점으로 바로 전달되고 전단 강도가 매우 높을 때 나타나는 a/d가 1 이하인 깊은 보에서 나타나는 균열과 유사하였다. 그러나 a/d가 1.5이고 충분한 전단 철근을 배치했음에도 불구하고 CFRP rod가 부담하는 하중이 증가하면서 이에 대한 반력이 콘크리트와 전단 철근에 작용하여 하중 가력점에서의 콘크리트 압축파괴와 사인장 균열을 동반하였다. C-3.5-3은 휨 균열 및 휨 전단 균열과 복부 전단 균열이 발생하였으며, 하중 가력점에서 콘크리트 압괴가 발생하였다.

한편, 순수 휨 구간에서의 균열 간격, 개수 및 콘크리트 압축파괴가 발생한 면적을 Table 6에 나타내었다. CFRP rod를 사용한 경우, 균열 개수는 보강비 증가에 따른 영향을 크게 받지 않았으며, 이것은 순수 휨 구간이 너무 적어 명확한 구분이 나지 않은 것으로 판단된다. 또한, a/d의 변화로 균열 개수, 간격에 대한 비례적인 경향은 나타나지 않았다.

하중-처짐 곡선, 하중-변형률 곡선 및 균열 형상을 고려하여 결정한 최종 파괴형태는 Table 7에 나타내었다. 그 결과, S-2.5-3은 하중-처짐 곡선, 하중-변형률 곡선 및 균열 형상 모두 설계된 파괴 모드인 휨에 의한 파괴형태를 보였다. 그러나 C-2.5-2의 경우, 하중-변형률 곡선에 나타난 보강근 파괴와 균열 형상에서 확인한 전단 균열로 인해 전단-인장파괴로 최종 파괴되었다. C-2.5-3은 하중-변형률 곡선에서 확인한 전단 거동과 지점에서 하중 가력점까지 이어지는 사인장 균열에 기인한 전단-인장파괴가 발생하였다. 한편, C-2.5-4의 경우, 하중-처짐 곡선 및 하중-변형률 곡선에는 전단파괴로 나타났으나, 균열 특성은 콘크리트 압축파괴의 특성이 보이므로 최종 파괴 모드는 전단-압축파괴로 결정하였다.

한편, C-1.5-3의 경우, 쪼갬-전단파괴가 발생하였으며, 하중-처짐 및 하중-변형률 곡선에서 나타난 전단 거동과 하중 가력점에서의 압괴를 포함한 사인장 균열로 최종 파괴 모드를 결정하였다. C-3.5-3의 경우, 휨에 의한 부재의 파괴가 결정되기 전에 전단의 영향으로 먼저 부재가 파괴되면서 상단의 콘크리트 압축파괴가 발생하는 전단-압축파괴가 발생하였다.

위의 결과를 종합하면, CFRP rod를 보강근으로 사용하여 부재의 최종 파괴형태를 콘크리트 압축파괴로 설계하고 철근콘크리트 기준에 근거하여 전단파괴 방지를 위해 전단 철근을 배치하더라도 부재의 최종 파괴형태는 설계 시 예상한 파괴형태와 달리 전단파괴가 발생할 수 있음을 확인하였다.

Fig. 7 Typical crack occurrence patterns