2.1 재료

2.1.2 격자형 CFRP 보강재

시험에 사용한 B사의 격자형 CFRP 보강재는 탄소섬유와 에폭시 수지를 합성한 복합재료로 탄소섬유 레이어를 적층하여 제작되었다. 적층된 격자형 CFRP 보강재의 단면적이 균질하지 않은 상태이기 때문에 평균단면적을 사용하여 분석에 활용하였다. 전체 형상과 격자형 CFRP 보강재의 제원 및 물리적 특성은 각각 Fig. 1과 Table 3과 같다. 직접인발시험에 사용할 격자형 CFRP 보강재의 마디길이는 100 mm, 종방향 부착길이는 25 mm, 50 mm, 100 mm로 설정하였으며, 횡방향 격자길이 또한 0 mm, 25 mm, 50 mm, 100 mm로 설정함으로써 총 24개 변수를 정하였다.

격자형 CFRP 보강재의 인장강도는 ^{ASTM D3916(2016)}에서 제안된 압착형 지그를 제작하여 보강재의 인장특성을 평가하였다. 격자형 CFRP 보강재의 중앙부에 변형률 게이지를 부착하고, 적정 설계인장강도 발현을 위하여 ASTM 방식 지그의 재질은 알루미늄 합금 6061-T6을 사용하였다. 압착 지그는 볼트조임에 의해 고정한 뒤 300 ton 용량의 엑츄레이터에 설치한 후 2 mm/min의 속도로 하중을 재하하였다. 격자형 CFRP 보강재의 인장강도는 Fig. 2에 정리하였다. 제조사의 설계인장강도인 1,400 MPa보다 낮은 1,000~1,200 MPa에서 파단되었으며, 탄성계수는 CR6 변수의 경우 103.3 GPa로, CR8 변수의 경우 104.5 GPa로 측정되었다. 또한 모든 격자형 CFRP 보강재의 시험편 중앙부에서 파단이 발생하는 것으로 나타났다.

Fig. 1 Type of grid typed CFRP reinforcement

Fig. 2 Tensile stress and strain relationship of CFRP grid

Table 3 Mechanical properties of CFRP grid

Specimens	CR6	CR8
Reinforced Polymer	High Strength Carbon Polymer
Cross section Area (㎟)	17.5	26.4
Space Distance (mm)	100×100
width (mm)	6.9	8.3
thickness (mm)	4.2	4.5
Tensile strength (MPa)	1121.14	1121.82
Elastic Modulus (GPa)	103.31	104.48

2.2 시험체 제작

격자형 CFRP 보강재를 부착길이와 날개길이를 변수로 Table 4와 같이 24개 변수에 대하여 총 48개의 시험체를 제작하였으며, 시험체의 형상은 Fig. 3과 같다.

콘크리트 타설을 위해 알루미늄 거치대와 철판을 이용하여 거푸집을 제작하였으며, 기존의 설계기준 또는 시험기준에서 격자형 CFRP 보강재의 부착시험 기준은 규정되어 있지 않은 실정으로 ACI 440.3R-04와 ASTM D7913/D7913M-14의 FRP 보강근의 부착시험을 준용하여 시험을 진행하였다. 200 mm 정육면체의 콘크리트 블록을 사용하려 했으나 부착구간에 매립된 격자형 CFRP 보강재의 횡방향 격자길이를 고려하여 150 mm 증가시킨 350 mm 정육면체 콘크리트 블록을 사용하기로 하였다.

격자형 CFRP 보강재의 정확한 부착하중 측정을 위해 종방향 부착구간을 제외한 나머지 단면에는 콘크리트와의 부착방지를 위하여 발포 폴리에틸렌관을 사용하여 비부착 구간을 형성하였다. 격자형 CFRP 보강재는 콘크리트 블록의 정중앙에 위치하도록 고정 후 콘크리트를 타설하였으며, 28일 상온 양생 후에 탈형을 실시하였다. Table 4는 변수번호와 변수명, 시험결과를 요약하여 나타내었다.

변수명은 CRA-BB-CC로써 A는 격자형 보강재의 형상 번호, BB는 종방향 부착길이, CC는 횡방향 격자길이를 나타내며, 그 예시로 종방향 부착길이 25 mm, 횡방향 격자길이 50 mm의 경우 CR6-25-50 등과 같이 나타낸다.

Fig. 3 Grid typed CFRP and concrete block

2.3 부착시험(Pull-Out Test)

부착시험체를 Fig. 4에 나타난 것과 같이 콘크리트에 격자형 CFRP 보강재를 매립하여 직접인발시험(Pull-out test)을 진행하였다. 최대 하중 300 ton 용량의 UTM을 사용하였으며, UTM에 시험체를 설치하기 위해서 인장 시험 시에 사용한 압착형 지그를 볼트조임으로 압착시켜 고정하였다.

시험체의 인장 변형률을 측정하기 위하여 변형률 게이지를 격자형 CFRP 보강재의 중앙부에 부착하였다. 또한 슬립량을 측정하기 위하여 상부 격자형 CFRP 보강재의 돌출부에 LVDT와 하부의 횡방향 격자에 LVDT를 설치하여 상부와 하부의 변위를 측정하였다. 이때 하중의 속도는 2 mm/min로 변위제어방식으로 최대 부착하중이후 최대 슬립량 12 mm 구간까지 측정하였다. 또한 부착시험 전 과정을 촬영하여 영상기록을 남겨 후에 분석에 활용하였다.

Fig. 4 Direct pull-out test setup of grid typed CFRP

3.1 Pull-out 하중-슬립 관계

총 48개의 시험체 중 변수별로 2개의 시험체를 비교하여 실험시 계측 오류가 발생하지 않고, 부착거동인 안정적으로 나타난 실험체의 결과를 제시하였다. 실험체는 각각의 부착길이와 횡방향 격자길이를 변수로 총 24개의 시험체에 대한 부착하중-슬립 관계를 Fig. 5와 Fig. 6에 정리하였다.

부착하중-슬립 관계를 고려하기 위하여 하부 LVDT 데이터의 경우 미끄러짐으로 인한 뽑힘 발생 시 횡방향 격자의 간격 내에서 벗어나거나 손상이 발생하는 등의 오류가 발생하여 정확한 측정이 어려웠기 때문에 상부 LVDT 데이터만을 고려하였다.

Fig. 5(a)는 CFRP 평균 단면적이 17.5 $mm^{2}$인 CR6변수의 부착거동 특성을 나타내었다. 부착길이 25 mm 변수의 부착하중-슬립 관계이며, 횡방향 격자길이가 0 mm인 시험체(CR6-25-0)의 경우에는 약 6.5 kN의 하중에서 부착파괴가 발생하기 시작하여 최종단계까지 완만하게 하중 지연 현상을 보이며, 변위가 증가함에 따라 완만하게 하중이 미소하게 감소하는 경향을 나타내었다. 횡방향 격자길이가 25 mm인 변수(CR6-25-25)의 경우는 부착파괴가 진전됨에도 하중이 증가하여 최대 14 kN까지 증가한 후 하중이 완만하게 감소하는 것으로 나타나 횡방향 격자의 부착기여도가 상당하게 반영되는 것으로 판단된다. 그러나 횡방향 격자 50 mm와 100 mm 시험체는 최대하중까지 완만하게 증가하였으며, CR6-25-100 변수는 보강재가 파단되면서 최종파괴되었다. CR6-25-50과 CR6-25-100 변수의 경우, 슬립량이 0.1 mm 까지의 하중은 CR6-25-25과 거의 유사한 6.5 kN~7.0 kN정도로 나타났으며, 횡방향 격자가 없는 시험체의 경우도 파괴시까지 하중이 완만하게 증가하는 것으로 분석되었다.

횡방향 격자길이 50mm의 경우 최대부착하중 도달시까지 하중이 지속적으로 증가하는 경향이 나타났으며, 내부 횡방향 격자에서 전단 파단이 발생한 것으로 판단된다. 횡방향 격자길이 100 mm의 경우는 최대부착하중 도달 이후 하중이 급격하게 감소하는 것으로 나타났으며, 이는 내부 횡방향 격자의 전단 파단으로 미끄러짐으로 인한 뽑힘 발생으로 하단의 격자형 CFRP 보강재의 중앙부에서 압축력이 발생하였고 이로 인한 파단으로 판단된다. 횡방향 격자길이 50 mm와 100 mm 시험체의 경우 중앙부 변형률 게이지의 변형률이 인장시험 당시 파단변형률 보다 작게 측정되었으며, 이로 인해 내부 횡방향 격자의 파단으로 인하여 뽑힘이 발생하여 파단이 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 5(b)는 부착길이 50 mm의 변수들의 실험결과를 나타내고 있으며, 횡방향 격자길이가 0 mm, 25 mm, 50 mm, 100 mm일 때 모두 안정적으로 증가하는 경향을 보이고 있다. 횡방향 격자길이 100 mm의 경우 콘크리트 외부의 보강재가 뽑힘에 의해 발생한 압축력에 의하여 파단되었다.

Fig. 5(c)는 부착길이 100 mm 변수에 대한 나타내었으며, 모두 하중이 안정적으로 증가하는 경향을 나타내었다. 횡방향 격자길이 25 mm의 경우 슬립 7.64 mm에서 최대부착하중 23.52 kN 도달 직후 보강재가 완전 파단되었다. CR6-100 시험체는 횡방향 격자의 전단강도에 의해 전체 부착강도가 증가한 것으로 판단되며, 횡방향 격자길이가 길수록 전단강도 기여분이 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 6(a)에는 CFRP의 평균단면적이 26.4 $mm^{2}$인 CR8 변수의 부착거동 특성을 나타내었다. 부착길이가 작고 횡방향 격자가 없는 CR8-25-0 시험체는 초기 슬립이후 최대강도까지 완만하게 증가한 후 최대강도에 도달하고 하중이 안정적으로 감소하는 것으로 나타났으며, 약 5 kN 내외의 잔류 하중을 갖는 것으로 분석되었다. 이에 반하여 횡방향 격자가 있는 변수들의 경우에는 0.1 mm 내외의 1차 슬립 이후 1 mm 내외의 슬립량이 발생할 때까지 하중이 일정하게 증가하였으며, 횡방향 격자의 길이가 증가할수록 강도가 증가하는 것으로 분석되었다. 그러나 CR8-25-100 변수는 내부 횡방향 격자의 전단파단으로 인하여 콘크리트 부분파괴가 발생하여 실험이 조기 종료되었다.

Fig. 6(b)와 (c)에는 CR8의 부착길이 50 mm과 100 mm 변수의 부착하중-슬립관계를 정리하였으며, 횡방향 격자길이가 증가함에 따라 부착강도 또한 증가하는 것을 확인하였다. CR8-50-25는 최대부착하중 26.31 kN에서 콘크리트 하단 격자형 보강재 중앙부의 완전 파단이 발생하였으며, 취성적으로 파괴되었다. 부착길이 50 mm의 다른 변수들의 경우에는 최대부착하중 이후 급격하게 하중이 감소하는 것으로 나타나 콘크리트 내부에서 횡방향 격자의 전단파괴가 발생한 것으로 판단된다.

부착길이 100 mm의 변수에서도 다른 변수들과 매우 유사한 거동을 보이며 증가하는 것을 관찰할 수 있으며, 두 번째 하중의 변화지점에서 하중 지연 현상이 발생하는 것을 확인 할 수 있다. CR8-100-50는 하중 21 kN에서 슬립이 0.5 mm에서 1.37 mm로 급격하게 증가하는 것으로 나타났으며, 이는 내부 횡방향 격자의 뽑힘 또는 부분파단에 기인한 것으로 판단된다.

이는 CR6과 CR8 변수 모두 횡방향 격자의 부착길이가 증가할수록 부착강도가 증가하나 50 mm 이상에서는 그 차이가 크지 않은 것으로 판단되며, 횡방향 격자의 뽑힘 또는 전단 파괴에 의하여 하중지연 현상이 발생하는 것으로 판단된다.

앞서 인장실험에 사용한 CR6, CR8 시험체의 인장변형률은 각각 0.0108, 0.0107으로 나타났다. 부착시험의 CR6, CR8 시험체의 파괴양상은 격자형 CFRP 보강재 중앙부의 변형률 게이지의 변형률이 인장시험에서 파단이 발생한 시점의 변형률에 미치지 못한 결과, 대부분의 보강재 중앙부의 파단은 내부 횡방향 격자의 전단파괴로 인하여 뽑힘에 의한 압축력이 발생하여 파단이 발생한 것으로 사료되며, 인장 파단은 아닌 것으로 판단된다.

Fig. 5 CR6 bond loads and slip relationships

Fig. 6 CR8 bond loads and slip relationships

3.2 격자형 CFRP 보강재의 부착강도 분석

격자형 CFRP 보강재의 변수별 부착하중을 Table 5에 정리하였다. 보강재의 1차 뽑힘은 슬립 0.1 mm에서 발생하는 것으로 분석되었으며, 하중 크기는 부착길이에 관계없이 5~7 kN 내외에 존재하는 것으로 나타났다. 최대 부착하중은 횡방향 격자의 유무와 길이에 따라 변화하였으나, 횡방향 격자길이가 일정이상되면 하중의 변화는 거의 없는 것으로 분석되었다. 따라서 격자형 격자형 CFRP 보강재의 부착하중은 Fig. 7과 같이 종방향 부착력과 횡방향 격자의 전단력의 항으로 구분할 수 있으며, 정리하면 식 (1)과 같다.

여기서, $P$는 총 하중(N)이고, $P_{b}$는 보강재의 종방향 보강재의 부착력(N), $V_{FRP}$는 횡방향 격자의 전단력(N)이다.

종방향 부착력은 식 (2)와 같이 정리할 수 있으며, 횡방향 격자의 전단력은 보강재의 전단강도로부터 식 (3)과 같이 산정할 수 있다.

여기서 $\tau_{b}$는 평균부착응력(MPa), $P_{b}$는 인장하중(N), $d_{b}$는 FRP 격자형 보강재 직경(mm), $l_{d}$는 FRP 격자형 보강재의 부착길이(mm)를 나타낸다.

이때 횡방향 격자에 발생하는 인발력은 인발력의 법선방향이기 때문에 현단계에서는 고려하지 않았다.

식 (3)의 $\tau_{f}$는 횡방향 격자의 전단강도(N/㎟), $A_{f}$는 격자의 평균단면적(㎟)을 적용하였다.

격자형 CFRP 보강재는 인발이 아닌 적층형태로 제작되었으며, 기존의 연구들에서 CFRP 보강재의 직접전단강도는 수지 강도에 주로 지배되기 때문에 70 MPa~80 MPa의 범위에 있는 것으로 보고되고 있다^{(Kumar et al., 2017)}. 본 연구에서는 전단강도 기여분을 산정하기 위하여 식(3)의 전단강도를 70 MPa로 가정하고 횡방향 격자가 없는 시험체(CR6-50-0과 CR8-50-0) 의 부착하중에 전단력을 추가하여 Fig. 8로 정리하였다.

종방향 부착길이 50 mm 변수에 대하여 횡방향 격자가 없는 변수들을 대표로 분석하였으며, 0.1 mm 초기 슬립 이후 최대하중 까지 횡방향 격자가 있는 다른 변수들과 유사한 거동을 하는 것으로 예측되어 식 (1)이 적절하게 부착력을 가정하고 있음을 확인할 수 있다. 또한 0.1 mm의 초기슬립까지는 횡방향 격자의 영향은 거의 없는 것으로 판단되며, 0.1 mm내외에서 발생하는 1차 뽑힘이후부터 최대부착강도 발현시 까지 횡방향 격자의 전단강도가 영향을 미치는 것으로 분석되었다.

Fig. 7 Bond mechanism of grid typed CFRP reinforcement

Fig. 8 Modified bond loads and slip relationships

3.3 에너지 소산량

부착하중-슬립곡선의 면적은 외력에 의한 전체 일로 표현할 수 있으며, 이중 원점과 파괴시 까지의 슬립량과 하중으로 생기는 삼각형의 면적은 탄성에너지로 정의할 수 있다. 여기에서 전체 일에너지에서 탄성에너지를 제외하면 파괴시까지의 소산에너지로 정의할 수 있다.

Fig. 9에는 각 변수별 파괴시까지의 소산에너지를 정리하였으며, 파괴 기준을 평균적인 2차 슬립량 1.0 mm의 4배인 슬립량 4 mm일때와 시험종료 시 까지의 에너지로 구분하여 제시하였다. 슬립량 4 mm일때까지의 에너지 소산은 횡방향 격자의 조기파괴가 발생하지 않은 변수에서는 전체적으로 에너지 소산량이 증가하는 것으로 나타났으나, 조기 파괴된 변수에서는 소산량이 작은 것을 확인할 수 있다. 또한 시험종료시 까지를 기준으로 분석한 경우에서도 CR6의 변수에서는 횡방향 격자의 존재 유무가 에너지 소산능력에 변화가 크지 않았으며, CR8 변수에서는 횡방향 격자길이의 증가에 따라 전체적으로 소산 에너지량이 증가하는 것으로 분석되었다.

Fig. 9 Dissipated energy at slip 4mm and fracture state