2.1 실험체 계획

CFRP 판을 사용한 목재 보의 휨보강성능을 평가하기 위하여 EBM 공법과 NSM 공법에 대하여 Table 1과 Table 2와 같이 실험체를 계획하였다.

Table 1 및 Fig. 2에서 EBM 공법에 의한 휨보강 실험체는 CFRP 판의 폭, 단부구속방법 등을 변수로 계획하였다. 동일한 실험체 상세에 대하여 2개의 실험체를 제작하여 실험을 실시하도록 계획하였다.

사용된 목재는 레드파인(Red pine)으로 100mm×100mm의 정사각형 단면을 가진다. CFRP 판의 폭은 50mm(SL50 계열 실험체), 30mm(SL30 계열 실험체) 등 두 가지로 계획하였으며, CFRP 판의 두께는 1.4mm이다.

CFRP 판의 부착력 향상을 위한 단부구속방법에 대하혀 실험체 부착구간 양단부에 인장강도 585MPa의 SM45C M8 고력볼트를 체결한 B계열 실험체와 단부구속상세가 없는 N계열 실험체를 계획하였다. 고력볼트 하부의 지압파괴를 방지하고 CFRP 판에 지압응력을 분포시키기 위하여 볼트와 실험체사이에 50mm 직경의 와셔를 체결하였다. SL0 실험체는 보강하지 않은 무보강 실험체이다.

Table 2 및 Fig. 3에서 NSM 공법에 의한 휨보강 실험체는 CFRP 보강재의 종류와 보강 개수이다. 동일한 실험체 상세에 대하여 2개의 실험체를 제작하였으며, CFRP 판의 보강개수가 2, 3개인 실험체는 목재 부족으로 1개의 실험체만 제작하였다. 사용된 목재는 목재수급 문제로 레드파인과 비교적 강도가 유사한 뉴송(Radiata pine)을 사용하였으며, 100mm× 100mm의 정사각형 단면을 가진다.

NSM 공법에 의한 CFRP 보강재의 종류는 10mm× 1.4mm의 스트립 형태를 가지는 CFRP 판, 이형철근과 유사한 형태의 D10 CFRP 보강근 등으로 계획하였다.

2.2 실험체 제작

Fig. 4에 실험체 제작과정을 나타내었다.

EBM 공법에 의한 휨보강 실험체는 먼저 목재 및 CFRP 판의 표면에 먼지 등을 제거하기 위하여 아세톤으로 닦은 후 에폭시레진을 도포한다. 이후 CFRP 판을 에폭시 레진이 도포된 목재 표면에 올리고 CFRP 판을 누려면서 공기를 제거하며 접착시킨 후 2일 이상 에폭시 경화기간을 가진다.

고력볼트를 단부 체결하는 실험체는 CFRP 판의 폭 중간에 수직으로 목재와 함께 천공하고 고력볼트와 와셔를 체결한다.

NSM 공법에 의한 휨보강 실험체는 CFRP 판과 CFRP 보강근 삽입을 위하여 보강 표면에 12mm×5mm 또는 20mm× 20mm의 깊이와 폭을 가지는 홈을 루터로 가공한다. 홈에 잔유된 톱밥 등을 제거한후 홈에 에폭시 레진을 삽입한다. 이후 CFRP 판과 CFRP 판을 매립하고 표면에 에폭시 레진을 채운다.

2.3 실험방법

EBM 공법 및 NSM 공법으로 휨보강된 목재보의 휨성능을 평가하기 위하여 Fig. 5와 같이 단순보 형태로 4점가력 방식을 선정하였다.

이와같은 4점가력방식은 부재 중앙부 휨모멘트를 일정하게하고 전단응력에 대한 영향을 최소화한다. 전단경간비 4.48이 되도록 하였으며, UTM을 사용하여 1mm/min 속도로 변위제어하였다.

2.4 재료적 특성

본 실험체에 사용된 목재에 대한 압축강도 시험결과를 Table 3에 나타내었다. 레드파인과 뉴송의 평균압축강도차이는 12.9%로 레드파인의 강도가 크게 나타났다.

보강재로 사용된 CFRP 판, CFRP 보강근 등의 재료적 특성과 에폭시 레진에 대한 재료적 특성을 각각 Table 4와 Table 5에 나타내었다.

3.1 파괴형상

EBM 공법에 의해 보강된 실험체들에 대한 파괴양상을 Fig. 6에 나타내었다. Fig. 6(a),(b)에서 단부구속되지 않은 CFRP 판 보강실험체의 경우 최대하중에 도달할 시 CFRP 판과 목재의 부착면이 떨어짐과 동시에 목재 쪼개짐이 발생하였다. Fig. 6(c)~(f)에서 고력볼트로 단부구속된 CFRP 판 보강실험체의 경우 최대하중에서 인장응력을 받는 부위에서 목재의 쪼개짐이 발생하였고, 실험종료후 하중을 제거하였을 때 영구변형에 의하여 CFRP 판과 접합면은 분리되었다. Fig. 6(g),(h)에서 무보강 실험체의 경우 인장응력이 가장 큰 부재 연단면에서 시작된 목재 쪼개짐에 의하여 휨파괴되었다.

NSM 공법에 의해 보강된 실험체들에 대한 파괴양상을 Fig. 7에 나타내었다. Fig. 7에서 무보강 실험체와 보강 실험체 모두, 휨응력이 크게 작용하는 부재 최외측 연단면의 목재 목재 쪼개짐에 의하여 휨파괴되었다.

3.2 하중-변위곡선과 최대하중

EBM 공법 및 NSM 공법에 의해 보강된 실험체들에 대한 하중-변위곡선을 Fig. 8에 나타내었다. Table 6과 Table 7에 실험결과에 의한 실험체별 최대하중을 나타내었다.

Fig. 8(d)~(e)에서 무보강 실험체들은 선형탄성변형 후 쪼개짐에 의하여 바로 취성파괴되는 거동을 나타내었다. Fig. 8(a)~(c)에서 EBM 공법으로 보강된 실험체들은 탄성변형후 휨강성 기울기가 감소되며 최대하중에 도달하는 거동을 나타내었으며, 고력볼트로 단부구속된 실험체가 이러한 항복후 연성적인 거동이 더욱 크게 나타났다. Fig. 8(f)~(h)에서 NSM 공법으로 보강된 실험체들은 50%정도에서만 탄성변형후 휨강성 저하가 크게 나타났다.

Table 6에서 EBM 공법으로 보강된 실험체들의 최대하중은 무보강 실험체들에 비하여 평균값($P_{\max}$)을 기준으로 보강량 및 단부구속방법에 따라 31.5~63.0% 증가하였다.

CFRP 판을 보강후 고력볼트로 단부구속한 SL50-B 계열 실험체들은 단부구속이 없이 동일한 폭 50mm CFRP 판으로 보강한 SL50-N 계열 실험체들에 비하여 24.0% 최대하중 증가효과를 나타내었다. 무보강 실험체 대비 단부구속된 실험체들에 대한 CFRP 판 보강량에 따른 최대하중 증가율($P_{\max}$/$P_{\max -SL0}$)은 Fig. 9(a)와 같이 보강량에 비례하지 않았다.

Table 7 및 Fig. 9(b)에서 NSM 공법으로 CFRP 판(10mm× 1.4mm 단면을 가지는 스트립) 보강된 실험체들의 최대하중은 무보강 실험체들에 비하여 평균값($P_{\max}$)을 기준으로 스트립 수에 따라 14.6~19.9% 증가하였다. CFRP 보강근으로 보강된 NB 계열 실험체들도 무보강 실험체에 비하여 7.0% 최대하중 증가효과를 나타내었다. 이와같이 NSM 보강방법은 보강량에 따른 하중증가효과의 연관성이 크지 않는 것으로 나타났는데, 이는 단면 내부 10mm 이상 삽입된 보강재가 휨인장응력에 제대로 저항하기에 앞서 단면 하부 최외측면에 발생하는 최대 휨응력에 의한 목재의 파괴가 발생하였기 때문인 것으로 사료되다.

CFRP 판의 보강 단면적이 42${mm}^{2}$으로 동일한 NP3 실험체와 SL30 계열 실험체들을 비교한 결과, EBM 보강이 NSM 보강에 비하여 최대하중 증가율에서 2.67배 크게 나타났다.

3.3 CFRP 보강재를 사용한 목재 보의 이론내력

국내 목구조설계기준^{(KDS 41 33 00)}은 목재의 응력과 변형을 탄성해석에 의하여 산정하고 있다. 기준에서는 휨을 받는 목재 보의 설계허용휨응력 및 기준허용휨응력을 제시하고 있다. 하지만 이를 이용하여 이론 휨강도를 추정하기는 매우 어렵다. 목재의 경우 비균질 재료이며 옹이 등으로 인한 강도의 편차가 매우 커서, 설계허용응력에 높은 안전율을 적용하고 있기 때문이다,

이에 본 절에서는 보강되지 않은 목재 보의 탄성해석과 휨실험결과로부터 휨강도를 산정하고 이로부터 CFRP로 보강된 목재 보의 이론내력을 추정하고자 한다.

휨모멘트($M$)에 의한 단면의 휨응력($f_{b}$)은 식 (1)과 같이 단면2차모멘트($I$)와 중립축으로부터의 거리($y$)를 이용하여 산정할 수 있다.

Fig. 10에 EBM 공법과 NSM 공법에 의한 목재 합성보 단면 형상을 나타내었다.

식 (1)에서 SL0 계열과 NP0 계열의 무보강 실험체들에 대한 실험 최대휨모멘트($M_{\max}$)를 이용하여 무보강 목재 단면의 최대휨강도($f_{b0}$)를 산정한 결과, 각각 58.65MPa, 59.4MPa로 나타났다.

Fig. 10과 같이 CFRP 보강재로 보강된 목재 보는 합성보로 완전합성일 경우, CFRP 보강재를 목재의 단일재료로 환산한 단면변환법을 사용하여 휨강도를 산정할 수 있다.

단면환산에는 목재에 대한 CFRP 보강재의 탄성계수비(n)를 이용한다. 본 실험체에 적용된 목재의 압축강도는 45.08~50.90MPa로 안전율을 1/7~1/8로 가정하여 추정한 허용압축응력은 5.64~7.27MPa로서, 목구조설계기준의 소나무류 2등급에 대한 기준허용압축응력 4.5MPa를 상회한다. 이에 목재의 탄성계수를 소나무류 2등급에 대한 탄성계수 9,000MPa로 가정하여 n값을 구한다.

목재보 보강에 따른 합성단면에 대한 도심은 보강방법에 따라 식 (2)~(3)과 같이 산정할 수 있다. 식 (2)~(3)에서 도심($y_{c,\: EBM}$, $y_{c,\: NSM}$)은 목재 상부면에서의 거리이며, 단면의 형상치수에 대한 기호는 Fig. 10에 나타나 있다.

중립축(도심)에 대한 단면2차모멘트($I_{c,\: EBM}$, $I_{c,\: NSM}$)는 식 (4)~(5)와 같이 산정한다.

식 (4)~(5)를 이용하여 식 (1)에서 중립축으로부터 거리 y인 부분의 휨응력을 식 (6)~(7)로 산정할 수 있다.

CFRP 보강재의 경우 목재에 비하여 강도가 매우 크므로 실험결과에서 나타난 바와 같이 목재의 휨강도에 의하여 합성목재의 강도가 결정된다. 식 (6)~(7)에서 휨응력($f_{b,\: EBM}$, $f_{b,\: NSM}$)을 무보강 목재 단면의 최대휨강도($f_{b0}$)로 놓고 이론 휨모멘트 내력($M_{t}$)을 산정하면 Table 8과 같다.

Table 8에서와 같이 이론 휨모멘트 내력($M_{t}$)에 대한 실험 휨모멘트 내력($M_{\max}$)비가 0.98~1.31로 나타나 이론내력이 실험내력을 비교적 안전측으로 평가하고 있다.

부착면에서 발생한 전단응력($\tau$)은 식 (8)에서와 같이 전단공식을 이용하여 구할 수 있다. 식 (8)에서 $V$는 단면의 전단력, $Q$는 전단응력을 산정하고자하는 위치 외측단면의 중립축에 대한 단면1차모멘트, $b$는 전단응력을 산정하고자 하는 위치의 단면폭, $I_{c}$는 중립축에 대한 단면2차모멘트이다.

식 (8)로부터 EBM 공법으로 보강된 보의 CFRP 판에 대하여 최대하중에서의 CFRP 판의 최대 전단응력을 산정한 결과, 3.47~4.82MPa로 나타나 제조사에서 제시한 에폭시 레진의 부착강도 8MPa를 고려할 때 이론적으로 완전합성거동을 위한 부착성능을 확보하는 것으로 평가되었다. 하지만, 실험에서는 목재 쪼개짐과 함께 CFRP 판의 박리가 일어난 실험체도 있어, 이에 대한 재평가가 필요하다. 에폭시 레진의 부착강도는 CFRP 판과 부착되는 재료의 특성에 따라 달라질 수 있기 때문이다.

NSM 공법의 경우, CFRP 판을 수평접합하지 않고 단면에 수직방향으로 접합하고 있으며, 2면 부착으로 인해 부착성능이 커서, 실험에서와 같이 정착파괴가 나타나지 않았다.