1. 서 론

철근콘크리트 보의 전단 거동은 휨거동과는 달리 취성적이다. 전단보강근인 스터럽은 균열발생 이후, 전단에 저항하며 콘크리트의 취성적인 거동을 연성적인 거동을 하도록 유도하는데 역할을 한다. 하지만 높은 전단력이 요구되는 부재의 경우 철근 스터럽이 조밀해지는데, 이는 높은 전단력에 대하여 부재의 규격을 크게 하거나 콘크리트 강도를 높임으로써 전단에 대한 저항력은 증가시킬 수 있지만, 이에 의해 자중이 증가하기 때문에 구조물의 취성파괴가 발생할 가능성이 높아지기 때문이다^{(Choi et al., 2013)}. 이와 같은 측면에서 철근콘크리트 부재의 노후도가 심각해지거나 부재에 작용하는 하중 등이 증가될 경우, 특히 전단에 의한 취성적인 파괴를 방지하기 위해서는 전단보강 방법을 적절하게 선정하는 것은 매우 중요하다.

철근콘크리트 건축물의 보수 및 보강 방법으로는 강판부착 공법과 FRP (Fiber Reinforce Polymer)보강 공법이 대표적이다. 강판부착 공법은 시공성, 가공성이 뛰어 나지만 높은 자중, 공간의 제한성 등의 문제가 존재한다. 이러한 단점을 보완하기 위해서 최근에는 고강도인 FRP를 에폭시로 부착한 FRP 보강 공법으로 대체되는 추세이다. FRP 보강은 시공 방법에 따라 표면부착 공법(Externally Bonded Retrofit)과 표면매립 공법(Near-Surface-Mounted Retrofit)이 있다. 표면부착 공법은 에폭시를 사용하여 구조물의 인장표면에 부착하기 때문에 시공이 편리하다. 그러나 FRP sheet 또는 strip을 부착하여 보강하는 경우, FRP 보강재가 제 성능을 발휘하기 이전에 부착파괴가 발생할 가능성이 높다^{(Seo et al., 2012)}.

FRP를 이용한 보강공법의 차이에 따른 특성과 관련하여, ^{Seo et al.(2012)}는 휨실험을 통하여 FRP strip을 사용하여 표면부착 공법에 비하여 표면매립 공법으로 보강을 한 실험체의 부착강도가 높게 나타남을 밝혔다. 또한 ^{Seo and Kim(2013)}은 FRP strip을 이용한 철근콘크리트 보강 중 보강방법에 따른 부착성능규명을 위한 부착실험을 실시하였고 실험을 통하여 표면부착에 비하여 표면매립공법이 보강효과가 우수함을 확인하였다. 또한 표면매립 보강시, FRP의 매립간격과 길이에 따른 부착강도에 관한 연구를 통하여 표면매립 보강시의 부착강도를 평가할 수 있는 식을 제시하였다. 그 이외에도 FRP strip을 이용한 표면매립 보강의 효과를 파악하기 위한 다수의 연구 ^{(Seo, 2012; Seo et al., 2013; Lee, 2014; Kim, 2015; Seo et al., 2016; Hong et al., 2018)}가 수행되어, 현재 휨보강시에는 표면매립 보강 공법이 가장 효과적인 보강방법으로 알려져 있다.

표면매립 보강공법이 휨보강에는 매우 효과적이지만, 전단보강에서도 그 효과가 충분히 발휘되는 지에 대해서는 연구가 필요하다. 현재 FRP로서 철근콘크리트 부재를 전단보강하는 방법은 FRP sheet 또는 strip을 부재에 부착시키는 방법이 가장 널리 사용된다. FRP를 이용한 철근콘크리트 부재의 전단보강과 관련된 기존 연구로서, ^{Lee et al.(2008)}은 표면부착 공법을 이용한 전단보강시, FRP가 최대내력에 도달하기 전 피복분리에 의하여 파괴되어 보강효율이 낮음을 밝혔다. 반면에 철근콘크리트 부재의 전단보강에 FRP 보강재로 표면매립보강 방법을 적용한 연구들^{(Lim, 2009; Han et al., 2011)}에 따르면, FRP 보강재를 이용한 표면매립 보강의 전단보강효과가 매우 우수한 것으로 나타났다. 하지만 표면매립 전단보강에 대해서는 여전히 연구결과가 미미하기 때문에 추가의 연구가 필요한 상황이다.

따라서 본 연구의 목적은 실험을 통하여 FRP strip을 이용한 철근콘크리트 부재의 표면매립 전단보강 효과를 규명하는 것이다. 연구목적을 달성하기 위하여, 먼저 철근콘크리트부재의 FRP 보강과 관련된 기존 연구결과를 조사하고 효율적인 FRP 보강방안에 대한 분석을 실시하였다. 또한 철근콘크리트 부재를 제작하고 FRP strip을 사용한 표면매립 보강방법으로 이들 보를 전단보강한 뒤 실험을 통하여 보강효과를 규명하였다. 실험의 주요변수는 표면매립 전단보강의 유무, 표면매립 보강 길이차이 및 시트혼용여부이다.

2. 실 험

2.1 실험 계획

본 연구에서는 표면매립 보강에 대하여 기존에 수행된 ^{Seo and Kim(2013)}의 부착실험 결과를 토대로 하여, Table 1 및 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 철근콘크리트 보에 대하여 FRP strip을 이용한 표면매립 전단보강을 실시하였다. 실험의 주요변수는 Table 1과 같이 NSM FRP strip의 매립길이와 시트보강유무로서, 1) FRP를 이용한 전단보강이 없는 실험체 (TC), 2) NSM FRP strip의 매립길이를 짧게 하고 추가로 FRP sheet로서 표면부착 전단보강을 실시한 실험체 (TN1-S), 3) 웨브 전체 높이에 대하여 FRP strip으로 매립 보강한 실험체 (TN2)를 계획하였다. 이중 TN1-S 실험체에서 NSM FRP strip의 매립길이를 슬래브 하부면까지 하지 않은 이유는 실제 시공시 슬래브 하부면까지 홈을 형성하는 작업상의 어려움을 고려한 것이다. 각 실험체의 상세는 Fig. 1에 나타낸 바와 같다. 모든 실험체들에 대하여 휨파괴를 방지하기 위하여 휨보강을 실시하였으며, 적용한 보강방식은 휨보강 효과가 우수한 NSMR이다.

Fig. 1 Details of specimens

Table 1 Specimen list

Specimen Name	Shear strengthening method	Bonded length (mm)	Thickness (mm)	Width (mm)
TC	None	-
TN1-S	NSM+	120	1.2	15
	EB*	200	0.11	300
TN2	NSM	200	1.2	15

+ NSM : Near-Surface-Mounted

* EB : Externally Bonded

2.2 실험체 제작

실험체 제작은 웨브 폭 200mm, 플렌지 폭 300mm, 길이 2000mm인 T형 보를 제작한 뒤, 보강계획에 따라 보의 하부와 측면에 각각 휨보강 및 전단보강을 실시하였다. 실험체 제작에 사용된 콘크리트의 설계강도는 24MPa이다. 모든 실험체의 인장철근은 4-D13, 압축철근은 3-D13이며, 스터럽은 D10으로 배근간격은 130mm이다.

모든 실험체가 충분한 휨강도를 확보하도록 하기 위하여 ^{Seo and Kim(2013)}에 의해 제안된 표면매립 보강방법으로 보 하부면을 휨보강하였다. 휨보강에 사용된 FRP는 두께 3.6mm이고 폭 15mm인 탄소섬유계 판으로서, 총 보강길이는 1,600mm이다. FRP 판을 매립하기 위하여 깊이 17mm, 폭이 8mm인 홈을 형성한 뒤 양단 500mm 길이 부분에 대하여 에폭시 모르타르(Sikadur 31)를 충전하여 FRP 판을 매립하였다. 즉, 중앙부 600mm는 비부착한 상태가 되도록 보강하였다.

전단 보강과 관련하여, TN1-S 실험체는 두께 1.2mm이고 폭 15mm인 FRP strip을 부착길이 120mm만큼 수직방향으로 표면매립보강한 뒤 FRP sheet를 에폭시(Sikadur 330K)로 슬래브 하부까지 표면부착하여 보강하였다. TN2실험체는 FRP strip를 슬래브 하부면까지(밑면에서 200mm) 수직방향으로 표면매립하여 보강하였다. 표면매립 전단보강을 위한 홈의 폭과 깊이는 각각 5mm와 17mm이다. 전단보강시의 표면매립보강에서 부착재는 에폭시 모르타르(Sikadur 31)이다. 사용된 FRP sheet는 두께 0.11mm로서 폭 300mm로 보강하였다. Table 2와 Table 3은 각 실험재료의 물성치를 나타낸다.

실험체 제작과정은 Fig. 2와 같이 (a) 콘크리트부재에 홈형성, (b) 홈 내부를 깨끗이 청소한 뒤 에폭시 모르타르를 홈 내부에 충전, (c) 재단된 FRP strip을 홈 내부에 삽입, (d) 표면에 에폭시 모르타르 마감 및 FRP sheet 부착의 순으로 진행하였다.

Fig. 2 Strengthening process of specimens

Table 2 Material properties of rebar and FRP reinforcements

Material type		Yield strength (MPa)	Tensile strength (MPa)
Rebar	D10	467.4	612.8
	D13	547.9	652.0
CFRP strip*	1.2mm	-	1,794
	3.6mm	-	2,175
CFRP sheet*		-	3,900

* These results were given by manufacture.

Table 3 Material properties of adhesives*

Adhesive	Usage	Yield strength (MPa)	Tensile strength (MPa)
Sikadur 31	for NSM	24	16
Sikadur 330K	for EB	48	12

* All result was given by manufacture

2.3 실험 방법

실험은 Fig. 3과 같이 단순지지 조건에서 2,000kN 용량의 만능시험기를 사용하여 2점 재하로 실험체의 파괴시까지 가력하였다. 양지지단은 간격은 1,700mm로 단순지지가 되도록 하였으며, 가력위치는 각각의 힌지 지점에서 330mm(유효깊이의 1.25배) 떨어진 곳이 되도록 하였다. Fig. 4는 실제 실험체가 설치된 상황을 나타낸다. 실험체에 작용하는 하중은 변위제어로 하였으며 가력속도는0.01mm/sec.로 실시하였다. 최대하중까지 균열을 실험체의 표면에 표기하고 그 이후에는 기록하지 않았다.

실험 진행동안 시험체의 처짐변위를 측정하기 위해 중앙부와 가력부에 변위계(LVDT)를 설치하였다. 실험전에 변형률 게이지를 각각의 NSM-FRP 전단보강재마다 하나씩 총 3개, 인장부 중앙 휨보강된 NSM-FRP 보강재에 1개를 부착하였다. 콘크리트 변형률게이지는 전단균열이 예상되는 곳(지점에서 45°방향으로 보 밑면에서 100mm위치)에 3개, 압축부 중앙에 1개를 설치하였다. 변위계 및 각 게이지의 부착위치는 Fig. 3에 나타내져 있다.

Fig. 3 Loading and supporting concept on the test specimens with locations of each sensors

Fig. 4 Test set up

2.4 실험 결과

2.4.1 균열 및 파괴양상

모든 실험체는 중앙부에 휨균열이 발생하고 이 휨균열이 단부로 확산되다가 지점 부근에서 가력점을 향하여 전단균열이 발생하는 양상을 보였다. Fig. 5는 실험결과 최종파괴된 실험체들의 모습이다. 각 실험체의 휨균열과 전단균열 발생시기, 그리고 최대내력은 Table 4에 나타낸 바와 같다. Table 4에서의 변위는 실험체 중앙부에서의 처짐(LVDT 2)을 나타낸다. 휨보강과 전단보강이 없는 TC 실험체는 78.98kN에서 중앙부에 초기균열이 발생하였고, 초기전단균열은 155.03kN에 발생하였다. TN1-S 실험체는 마찬가지로 78.98kN에 실험체의 중앙부에 초기균열이 발생하였다. 초기전단균열은 FRP sheet에 가려져 있어서 관측하지 못하였다. TN2 실험체는 81.9kN에 초기균열이 발생하였고, 초기 전단균열은 162.83kN에 발생하였다. FRP strip을 플랜지하부까지 매립보강하지 않은 TN1-S 실험체에서는 전단균열이 보강재가 없는 곳에 발생하였으며 그 부위에서 FRP sheet의 들뜸현상이 발생하였다. 즉 NSM FRP strip이 전단균열선과 교차되지 않음에 따라 효과적으로 전단균열에 저항하지 못하는 양상을 보였다. 반면에 TN2 실험체의 경우, 양단이 균형있게 파괴되었고 또한 전단균열이 매립보강된 FRP 보강재를 관통하여 NSM FRP strip들이 효과적으로 전단균열에 대하여 저항하는 양상을 보였다.

Fig. 5 Failure shape of specimens

Table 4 Test result

Specimen Name	Initial crack				Yield ($0.75P_{u}$)		Ultimate		Increased strength due to reinforcing (%)	Final failure type
	Flexural crack		Shear crack
	Load (kN)	Dis. (mm)	Load (kN)	Dis. (mm)	Load (kN)	Dis. (mm)	Load (kN)	Dis. (mm)
TC	78.98	0.67	155.03	2.02	342.0	4.97	456.1	7.28	-	Shear failure
TN1-S	78.98	0.80	-	-	348.6	5.2032	464.8	8.19	2.1
TN2	81.9	0.9408	162.83	2.3616	378.4	5.76	504.6	12.03	10.3

2.4.2 하중-처짐 곡선

실험으로 부터 나타난 중앙부 및 가력 하부에서의 처짐곡선을 위치별로 비교하여 그래프로 나타내면 Fig. 6과 같다. LVDT 2는 실험체 중앙부의 처짐을 나타내고 LVDT 1과 3은 가력점 하부의 처짐을 나타낸다. 세 실험체의 하중-변위곡선에서 약 450kN부근까지는 거의 동일한 양상을 보인다. 하지만 그 이후부터 TC, TN1-S 실험체는 급격하게 내력이 저하되어 파괴에 도달하는 반면에 TN2 실험체는 변형경화거동을 보이면서 최대내력인 504.6kN까지 내력이 상승하였다. 최대하중 이후에도 급격히 내력이 저하하지 않고 점진적으로 저하되는 양상을 보이다가 450kN까지 내력이 저하된 상태로 완전한 소성거동을 보이는 것으로 나타났다. 이는 TN1-S 실험체의 경우 전단 보강효과가 나타나지 않지만, TN2 실험체의 경우 전단 보강효과가 뚜렷하게 나타나고 궁극적으로는 휨에 의한 소성거동양상을 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 6 Load-displacement curves of specimens

2.4.3 하중-변형률 곡선

전단보강된 FRP streip의 게이지 위치는 Fig. 5와 같이 S1, S2, S3로 표시된 부분이다. Fig. 7은 TN1-S 실험체와 TN2 실험체의 전단보강 FRP strip의 하중-변형률 곡선이다. TN1-S 실험체의 하중-변형률 곡선을 분석한 결과 S2에서 가장 큰 변형이 발생했으며, 중앙부에 가장 근접한 S3에서 변형이 가장 작게 발생한 것을 알 수 있다. TN2의 경우, TN1-S와 같이 S2에서 가장 큰 변형이 발생하였고 S3에서 가장 작은 변형이 일어났지만, S1과 S2와의 변형률 차이가 적게 나타났다. TN1-S와 TN2의 변형정도를 비교한 결과, TN1-S에서 가장 큰 변형이 나타난 것으로 보인다. 이는 TN1-S 실험체는 전단보강효과가 높지 않게 됨에 따라 전체적인 거동이 전단지배로 이루어지게 되어 보강재의 변형량이 큰 반면에, 전단보강이 효과적으로 이루어진 TN2 실험체는 상대적으로 휨변형이 많이 발생하게 됨에 따라 보강재인 FRP의 변형량이 작게 나타났음을 의미한다.

Fig. 7 Load-strain curves of FRP strips embedded in cover concrete for shear reinforcing

3. 전단내력의 평가

우리나라의 설계기준(KDS 14 20 22, 2021)에 따라 각 실험체의 설계 전단내력($V_{n}$)을 산정하고 이를 실험결과와 비교하였다. $V_{n}$은 콘크리트와 전단보강근의 기여도를 고려하여 각각 식 (1), (2)와 같이 산정할 수 있다.

여기서, $V_{c}$: 콘크리트의 전단내력, $f_{ck}$: 콘크리트의 설계강도, $\dfrac{M_{u}}{V_{u}d}$: 전단경간비, $b_{w}$: 보의 하부폭, $d$: 압축연단에서 인장철근 중심까지 거리, $V_{s}$: 전단철근의 전단내력, $A_{v_{s}}$: 전단철근의 단면적, $f_{y}$: 전단철근의 항복강도, $S_{s}$: 전단철근의 간격이다.

FRP strip으로 전단보강을 한 경우에는 식 (3)과 같이 FRP strip의 기여도를 산정할 수 있다.

여기서, $V_{F1}$: FRP strip에 의한 전단내력 (kN), $A_{F1}$과 $f_{f}$: 각각 전단보강된 FRP strip의 단면적 ($mm^{2}$)과 인장강도 (MPa). 단, 철근과 FRP strip에 의한 전단보강 내력의 합은 식 (4) 와 같이 제한된다.

시트가 추가로 보강된 TN1-S의 전단내력($V_{F2}$)은 ^{ACI 440 (2017)}에 따라 시트의 전단보강효과를 반영하여 식 (5)와 같이 산정할 수 있다.

여기서, $V_{F2}$: FRP-Sheet의 전단내력 (kN), $A_{fv}$: FRP sheet의 단면적 ($mm^{2}$), $f_{fe}$: FRP sheet의 변형률에 따른 응력, $d_{fv}$: FRP sheet의 전단부길이 (mm), $t_{f}$: FRP sheet 의 두께 (mm), $w_{f}$: FRP sheet의 폭 (mm)을 나타낸다.

Table 5는 전술한 계산식으로 산정한 설계 전단내력과 이를 각 실험체의 계산된 내력을 나타낸 표이다. 산정한 설계 전단내력과 실험에서의 최대 전단낵력을 나타낸다. TC 실험체와 TN2 실험체는 계산결과와 실험결과가 매우 근사한 값을 보이는 반면에 TN1-S 실험체는 보강효과가 미미하여 실험결과가 계산내력에 비하여 낮게 나타난다. 이로부터, FRP strip를 이용하여 표면매립 전단보강시에는 소정의 매립길이가 확보된다면 보강효과가 매우 높아짐을 알 수 있다.

4. 결 론

본 연구의 목적은 실험을 통하여 FRP strip을 이용한 RC부재의 표면매립 전단보강 효과를 규명하는 것이다. 철근콘크리트 보를 대상으로 CFRP strip을 이용하여 표면매립 보강방법으로 전단보강한 뒤 실험을 통하여 보강효과를 규명하였다. 연구로부터 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) FRP strip을 이용한 철근콘크리트 부재의 표면매립 전단보강에 대한 실험을 통하여, 표면매립길이를 슬래브 하부까지 웨브 높이에 대하여 매립보강할 경우, 충분한 전단보강효과가 발휘되는 것으로 나타났다. 따라서 FRP strip을 활용한 표면매립 보강방법은 전단보강을 위한 방안으로 효과적인 것으로 판단된다.

(2) 그러나 표면매립 길이가 적절하게 확보되지 않을 경우, 전단균열선이 매립보강 되지 않은 지역에 집중적으로 형성되고 그에 따라 보강효과가 나타나지 않는 것으로 나타났다. 이 경우 FRP sheet로 추가보강을 하더라도 보강효과는 나타나지 않는 것으로 보아, 표면매립 전단보강시에는 웨브 전체 높이에 대하여 충분한 매립길이를 확보하는 것이 매우 중요한 것으로 판단된다.

(3) FRP strip을 활용한 표면매립 전단보강시, 보강에 따른 내력의 산정은 현행 기준의 전단강도 식을 활용하여 FRP의 보강기여도를 고려하여 산정할 경우, 실험결과와 좋은 대응을 보이는 것으로 나타났다. 다만, NSM FRP strip의 보강길이 를 보 웨브 전체 높이에 대하여 보강하지 않을 경우에는 보강된 FRP strip의 변형률 등을 기반으로한 FRP의 기여도를 고려하는 것이 필요하다.