2.1 실험 개요

부착-미끄러짐 거동 실험은 실험체 제작, 급속부식 실험, 표면 균열폭 측정, 인발시험, 실제 부식율 측정과 같이 총 5단계로 나누어 진행하였다. 우선 실험체의 표면 균열폭 조건을 다르게 나타내기 위하여 목표 부식율을 설정하였다. 각 목표 부식율에 따라 4그룹으로 나누어진 실험체 중, C0(0%)는 물에서 C1(5%), C2(10%), C3(20%)는 NaCl 3% 수용액에서 각각 48시간 동안 침지시켰다. 이후 급속부식을 위해 전류측정장치와 직류회로를 구성하고 부식량은 패러데이 법칙을 적용하여 구하였다. 또한 전하량 보존법칙을 근거로 목표 부식량에 도달하게 하였다. 목표 부식량에 도달한 실험체는 인발실험을 진행하였으며, 이후 매입되어 있던 철근의 질량 손실을 통하여 실제 부식율을 측정하였다.

2.2 실험체 준비

이 연구에서 사용한 실험체는 Fig. 3에서 도시한 바와 같이 한 변의 길이가 200mm인 정육면체 콘크리트 중심에 철근을 부분 매입한 형태이다. 실험체 제작에 사용된 콘크리트는 Table 1과 같이 설계기준강도가 각각 18, 24 및 40MPa인 레디믹스트콘크리트이며, 직경이 D19와 D22인 철근을 사용하였다. 콘크리트에 직접 매입된 철근의 길이는 70mm가 되도록 계획하였다. 철근의 중간부 100mm는 에폭시 코팅 후 테프론 테이프로 2중 코팅 후 길이 100mm의 PVC관을 끼워 3중 방수층을 구성하여, 철근 부식이 최대한 억제되도록 유도하였다. 거푸집은 두께 20mm의 거푸집 제작용 목재 패널을 이용하였으며, 콘크리트 타설을 위하여 한 면이 개방된 상자 형태로 제작하였다. 거푸집 상자의 한 쪽 면의 중심에 철근이 삽입된 PCV 관의 외경과 동일한 원을 천공하였고, PVC관의 35mm 만큼 바깥쪽으로 돌출되도록 거푸집 상자에 고정하였다. 이때, 콘크리트 타설 시 철근의 위치 고정을 위하여 콘크리트는 철근이 가로로 눕혀 있는 상태에서 타설하였다.

Fig. 3 Schematic design of specimen

2.3 급속부식 실험

실제 철근콘크리트 구조물에서 철근의 부식진행 속도는 매우 느리기 때문에 본 연구에서는 효율성을 위해 급속부식 기술을 사용하였다. 이를 위하여 패러데이 법칙(Faraday’s law)을 통해 목표 부식량을 설정할 수 있는 전류인가법을 활용하였다. 또한 전압 분배 법칙에 의해 직렬회로에서는 전압강하가 발생하므로 정전류방식이 아닌 정전압방식으로 전류를 인가하였다.

실험체의 급속부식세팅은 Fig. 4와 같이 3% NaCl 수용액에 철근이 삽입된 콘크리트 실험체를 침지시키고 전원공급장치의 (+)극에는 철근을 (‒)극에는 Sus304망을 연결하는 방식으로 전류측정장치와 직류회로를 구성하였다. 전하량 보존법칙을 근거로 전류측정장치의 전류를 모니터링하여 총 전하량을 구하였다. 이때 철근이 목표 부식량에 도달하면 급속부식 실험이 중지하도록 구성하였다. 예측 부식율은 Table 2과 같이 다음 식 (1)에 의해 도출된 부식량을 이용하였다.

여기서, $W$는 부식량(g), $I$는 전류(C/s), $M$은 $Fe$ 분자량(55.847g/mol), $n$은 이온가 2이며 $F$는 패러데이 상수(96500C/mol)를 나타낸다.

Fig. 4 Rapid corrosion measurement and monitoring

2.4 표면 균열폭 측정

2.3절에서 기술한 바와 같이 본 연구에서는 철근을 급속 부식을 진행하였다. 철근의 부식에 의해 각각의 콘크리트 실험체에 균열이 발생하였고, 발생한 균열 측정을 위하여 Fig. 5와 같이 크랙뷰어 및 이미지프로세싱 프로그램을 사용하였다. 크랙뷰어를 통한 1차 측정 후, 이미지 프로세싱을 통하여 균열폭의 화소 치수와 기준 측정 화소 치수(1mm)의 비율을 통하여 mm단위의 균열폭을 측정하였다.

Fig. 5 Crack viewer and image processing

2.5 인발시험

부착강도는 ASTM C 234(Standard Test Method for Comparing Concrete on the basis of the Bond Developed with Reinforced Steel)의 인발시험 방법에 근거하여 측정하였다. Fig. 6과 같이 미끄러짐 양 측정을 위해 인발철근을 고정시킨 후 철근을 만능시험기를 사용하여 잡아당겼다. 콘크리트와 철근 사이의 미끄러짐 양은 변위측정계(LVDT)로 측정하였으며, 하중 및 미끄러짐 양은 데이터로거를 사용하여 기록하였다. 여기서 부착강도는 기록된 하중을 식 (2)에 대입하여 계산하였다. 미끄러짐 양은 인발시험 시 매입 철근이 빠진 길이와 가해진 하중으로 인해 늘어난 철근의 길이를 포함하는 것으로 변위측정계가 나타내는 변위값이다.

여기서, $\sigma$는 부착강도(MPa), $P$는 하중(N), $d$는 철근공칭지름(mm) 그리고 $l$은 철근매입길이(mm)를 나타낸다.

Fig. 6 Pull-out test device for measuring bond strength and slip

2.6 실제 부식율 측정

부식율 측정은 Fig. 7과 같이 물의 부력을 이용해 물을 부식부분까지 채운 후 감량된 무게를 측정하였다. 이때 추출된 철근은 샌드블라스트(Sandblast)를 이용하여 표면의 부식생성물 및 콘크리트 잔여물을 1차 제거 후, ASTM G1 기준에 따라 화학적으로 부식생성물을 2차 제거하여 부식율을 측정하였다.

각각의 실험체의 콘크리트 배합강도, 설계 부식수준 및 실제 부식율 및 접착강도와 미끄러짐 양은 다음 Tables 3과 4에 각각 명시하였다.

Fig. 7 Measurement method for corrosion rate

3.1 파괴메카니즘

본 연구에서 각 변수에 따른 인발시험 파괴양상을 피복콘크리트의 파괴여부 및 부착계면 파괴여부의 기준으로 분류하여 Table 5와 같이 3가지의 파괴 양상으로 제시하였다. 우선 철근의 부식수준이 0%일 때 나타나는 양상으로 피복부 콘크리트가 파괴되지 않고 철근과 콘크리트의 부착계면이 파괴되었다(Fig. 8). 철근이 부식되었을 때 다음 2가지의 파괴양상이 관찰되었다. 우선 피복부 콘크리트 및 부착계면 모두가 파괴되는 현상(Fig. 9)이 나타났고, 마지막으로 부착계면의 파괴가 발생하기 전에 피복부 콘크리트가 파괴되는 양상(Fig. 10)이 나타났다. 즉 Figs. 8과 9에서 나타나듯이 철근-콘크리트 부착계면이 파괴되어 매끈한 형태가 관찰되었고 Fig. 10에서는 피복부 콘크리트의 파괴가 선행되어 부착계면에 이형철근의 리브 형태 또한 관찰이 가능하였다.

이러한 결과는 부식생성물로 인한 피복부 콘크리트 균열 정도에 따른 결과로 피복부 콘크리트의 균열여부에 따라 파괴양상이 변화하는 것으로 판단된다. 특히 급속부식 된 실험체의 경우 피복 콘크리트에 균열이 발생하였다. 균열이 발생한 실험체의 경우, 대부분이 인발시험 결과에서 피복부 콘크리트가 파괴되는 결과(Type 2 및 3)를 보였다. 또한 균열로 인해 피복부 콘크리트가 빠르게 파괴 되며 부착계면의 파괴가 발생하지 않는 결과(Type 3)도 나타남을 알 수 있었다.

Fig. 8 Bond-slip destruction pattern: Type 1

Fig. 9 Bond-slip destruction pattern: Type 2

Fig. 10 Bond-slip destruction pattern: Type 3

3.2 콘크리트 강도와 부착강도의 관계

Tables 6과 7에서 각각 철근의 직경 D19인 실험체 1과 D22인 실험체 2의 부식수준에 따른 콘크리트 강도와 부착강도의 실험 결과 값을 제시하였다. 부식율이 0%일 때 실험체 1과 실험체 2의 콘크리트 강도 MIX 1에 따른 부착강도는 약 12MPa로 측정되었으며, MIX2 경우 다소 차이는 있으나 평균적으로 약 16MPa로 나타났다. MIX3의 경우 실험체 1은 최대 23.22MPa이 측정되었고 실험체 2는 최대 20.68MPa로 나타났다. 또한 MIX2의 경우 다소 차이는 있으나 평균 각각 15.62와 14.80MPa이며, MIX3은 각각 19.14와 18.46MPa로 콘크리트강도가 높을수록 부착강도 또한 증가함을 알 수 있었다.

철근의 부식율이 0%에서 약 17% 증가할 때 실험체 1의 부착강도는 MIX1의 경우 12.65MPa에서 2.33MPa, MIX2는 16.67MPa에서 4.83MPa 그리고 MIX3는 23.22MPa에서 3.64MPa로 각각 약 82%, 71% 및 84%가 감소하였다. 실험체 2에서도 부식율이 증가할수록 부착강도는 급격하게 감소함이 나타났다. MIX1의 경우 12.65MPa가 약 82% 감소된 2.33MPa가 측정되었고, MIX2는 약 71% 감소한 4.83MPa 마지막으로 MIX3에서는 23.22MPa에서 3.64MPa로 약 84%의 부착강도 저하가 측정되었다. 이러한 부착강도의 저하는 부식생성물 발생으로 균열 등으로 인해 피복부 콘크리트가 손상되고 철근의 단면 또한 손실되어 부착강도가 감소한 것으로 판단된다.

3.3 균열폭 및 부식수준에 따른 영향

Figs. 11 및 12는 균열폭에 따른 최대 부착강도 및 최대 부착강도에서의 미끄러짐 거동 성능저하를 도식화한 그래프이며, Figs. 13과 14에서는 부식수준에 따른 부착강도 및 미끄러짐 거동 성능저하를 도식화하였다. 여기서 각 Y축의 Relative Bond Strength 및 Relative Bond Slip은 각각의 부착강도 및 미끄러짐 거동에 대해 균열 및 부식 발생 전의 부착강도 및 미끄러짐 거동을 나눠준 값이다. 철근의 직경이 D19 및 D22인 두 실험체 모두 균열폭에 따른 부착강도 감소경향은 Fig. 11에서 알 수 있듯이 피복 콘크리트 강도별로 비교적 일정한 군집을 이루고 있고 균열폭이 증가하면 상대강도가 감소하는 일관적인 형태를 보여주고 있다. 하지만 Fig. 13에서 도시된바와 같이 부착강도의 저하는 나타나지만 콘크리트 강도별 군집이 균열폭에 비해 크고 넓게 나타남을 알 수 있었다. 이러한 경향은 피복 콘크리트 강도에 따른 급속부식의 부식생성물의 종류가 다르게 나타나 부식생성물의 부피차이로 인한 결과인 것으로 판단된다.

또한 Figs. 12와 14에서 알 수 있듯이 균열폭 및 부식수준에 따른 미끄러짐 거동 감소경향은 각각의 실험결과 값이 추세선에서 다소 벗어나 있고, 부착강도 감소경향에 비해 다소 일관적이지 못한 경향을 나타내었다. 이는 부식으로 인한 피복콘크리트 열화로 인하여 콘크리트-철근 접합계면의 파괴 보다 피복 콘크리트 파괴가 조기 진행되어 취성파괴의 형태로 나타난 결과로 판단된다.

Fig. 11 The decrease of bond strength tendency with respect to crack widths

Fig. 12 The decrease of bond slip tendency with respect to crack widths

Fig. 13 The decrease of bond strength tendency with respect to corrosion levels

Fig. 14 The decrease of bond slip tendency with respect to corrosion levels

3.4 부착강도-미끄러짐 거동 모델 제시

본 절에서는 Euro Code에서 제시하는 모델(균열폭 0mm 및 부식율 0%)과 실험결과의 부착-미끄러짐 거동을 비교·분석하였다. Figs. 15와 16에서 도시한바와 같이 앞선 일련의 실험을 통하여 부식 및 균열이 발생한 경우 부착강도 및 미끄러짐 거동이 급격히 감소함을 알 수 있다. 이는 현재 Euro Code에서 제시하는 모델이 부식된 철근과 콘크리트 간의 부착-미끄러짐 거동을 효과적으로 모사하지 못함을 나타낸다. 따라서 본 연구에서는 실험값으로 측정한 부착강도 및 미끄러짐 거동을 바탕으로 부착강도-미끄러짐의 상관관계를 모사하는 모델을 다음 식 (3)으로 제시하였다.

여기서, 부식수준에 따른 최대부착강도(MPa)는 $\tau_{c u}=e^{-0.123x}\tau_{u}$이고 균열폭에 따른 최대부착강도(MPa)는 $\tau_{c u}=e^{-0.948x}\tau_{u}$으로 도출하였다. 또한 부식수준 및 균열폭에 따른 뽑힘파괴 시 부착강도는 $\tau_{c f}=0.4\tau_{c u}$으로 계산하였다. 여기서 최대부착강도 $\tau_{u}$와 뽑힘파괴 시 부착강도 $\tau_{f}$는 각각 $\tau_{u}=2.5\sqrt{f_{ck}}$와 $\tau_{f}=0.4\tau_{u}$으로 계산된다. $s_{c 1}$은 $\tau_{cu}$에 해당하는 미끄러짐 거동(mm)이며 $s_{c 3}$는 $\tau_{cf}$에 해당하는 미끄러짐 거동(mm)이다. 부식수준에 따른 각각의 $s_{c 1}$및 $s_{c 3}$는 $s_{c 1}=e^{-0.118x}s_{1}$과 $s_{c 3}=0.338e^{-0.083x}s_{3}$으로 계산되고, 균열폭을 고려할 시 $s_{c 1}=e^{-0.904x}s_{1}$와 $s_{c 3}=0.316e^{-0.617x}s_{3}$으로 계산된다. 또한 $s_{1}$은 $\tau_{u}$에 해당하는 미끄러짐 거동(mm)이고 $s_{3}$는 $\tau_{f}$에 해당하는 미끄러짐 거동(mm)이다. 식 (3)에서 제시한 부식수준 및 균열에 따른 최대부착강도 및 뽑힘파괴 시 부착강도와 그에 따른 미끄러짐 양을 Fig. 17에 도시하였다.

Figs. 18과 19에서는 실험 결과와 앞서 제안한 식 (3)의 부착-미끄러짐 거동을 비교하여 도식화하였다. Fig. 18은 실험체 1(D19) 및 실험체 2(D22)에서 콘크리트 강도 MIX1~MIX3 일 때 측정된 균열폭을 식 (3)에 대입한 결과이다. 균열폭은 D19일 때 0.46 mm, 0.92 mm 및 1.54 mm이고, D22에서는 MIX1은 1.52 mm, MIX2는 2.03 mm 그리고 MIX3은 2.61 mm로 측정되었다. D19인 경우, 인발실험 시작 후 최대부착강도 및 파괴가 발생하여 뽑힘이 시작되어 완료되기 전까지의 구간인 MIX1(0~1.6 mm), MIX2(0~2.2 mm) 그리고 MIX3(0~3.1 mm)일 때 제시한 모델이 최대부착 강도 및 실험결과의 변위-강도 곡선을 유사하게 모사함을 알 수 있었다. 특히 철근의 직경이 증가한 실험체 2의 경우 Fig. 18에서도 알 수 있듯이 최대부착 강도 및 뽑힘파괴시 강도를 거의 유사하게 계산이 되었을 뿐만 아니라 그 거동도 훌륭히 모사함을 알 수 있다. 이에 반해 Fig. 19에 도시된 바와 같이 실험체 1은 유사한 부식수준에서 MIX1~MIX3의 부착-미끄러짐 거동이 유사하게 나타났지만, 실험체 2의 경우 일정한 패턴이 발견되지 않았다. 또한 실험결과와 본 연구에서 제안한 모델의 결과는 균열폭을 고려한 결과와 비교하였을 때 그 오차가 매우 큼을 알 수 있었다. 이러한 결과는 부식환경에 따른 부식 생성물의 부피 차이로 인해 열화가 다르게 발생하여 각 실험체마다 편차가 발생했다고 판단된다. Table 8에 실험결과 대비 제시한 모델의 부착강도 상대오차 값을 제시하였다.

Fig. 15 The comprehensive comparison between Euro Code and bond strength decrease with respect to crack widths

Fig. 16 The comprehensive comparison between Euro Code and bond strength decrease with respect to corrosion levels

Fig. 17 Bond strength-slip relation of the proposed model

Fig. 18 Numerical model vs the experimental results for crack width: (1) D19: MIX1 (1.54mm), MIX2 (0.92mm) and MIX3 (0.46mm) and (2) D22: MIX1 (2.61mm), MIX2 (2.03mm) and MIX3 (1.52mm)

Fig. 19 Numerical model vs the experimental results for corrosion level: (1) D19: MIX1 (9.32%), MIX2 (9.21%) and MIX3 (10.91%) and (2) D22: MIX1 (10.66%), MIX2 (9.72%) and MIX3 (9.76%)