2.1 하이브리드 섬유시트의 구성 및 물리적 특성

이 연구에서 사용한 하이브리드 섬유 시트는 아라미드섬유와 PET섬유로 구성되어 일축으로 배열한 것이다. PET섬유의 특징은 원료가 폴리에틸렌 테레프탈레이트이며 에틸렌그리클과 테레프탈산 또는 디메틸테레프탈레이트를 중합시켜서 제작한다. 강도와 강성은 일반플라스틱 중에서 가장 크며 내열성이 양호하다. 아라미드 섬유의 특징은 고분자 폴리아미드를 형성하고 있어서 인장변형에 매우 효율적인 성능을 발휘하는 것으로 나타나 있다.

인장력을 받는 하이브리드 시트는 구성하고 있는 섬유의 극한변형률이 낮은 순서로 파괴되며, 이후 극한변형률이 상대적으로 높은 섬유에서 인장강도가 결정되게 된다. 따라서 하이브리드 시트를 철근콘크리트 부재에 보강하게 되면, 시트가 인장철근이 항복하게 되는 것과 같은 연성거동을 나타내게 되어 구조물의 취성파괴를 방지할 수 있다.

Fig. 1에서 나타낸 바와 같이 이 연구에서 사용한 하이브리드 FRP 시트는 Roll 형태로 아라미드섬유와 PET섬유를 체적 비율 1:9(아라미드:PET)로 혼합하여 일축으로 배열한 것으로 물성치는 Table 1에 나타낸 바와 같다. 하이브리드 FRP 시트의 중량은 단위제곱미터당 640g으로 나타났으며, 단면적은 아라미드 섬유의 경우 5.450mm2, PET섬유의 경우 4.025mm2로 하이브리드 FRP 시트의 총 단면적은 9.475mm2이다. 섬유의 단면적은 하이브리드 FRP 시트의 폭 25mm 안에 배열된 섬유로빙의 단면적으로 산정하였다. 아라미드섬유의 1로빙의 단면적은 0.109mm2 이며, PET섬유의 1로빙의 단면적은 0.87mm2이다. 하이브리드 FRP 시트의 기계적 특성을 알아보기 위하여ASTMD 3039M-17(2017)의 시험방법을 이용한 인장시험결과 하이브리드 FRP 시트의 인장하중은 평균 11,052N으로 나타났으며, 인장응력은 1,166MPa, 탄성계수는 29,150MPa로 나타났다.

Fig. 1 Hybrid FRP sheet

2.2 사용재료

실험체 제작에는 배합강도 30MPa의 콘크리트를 사용하였다. 콘크리트의 압축강도 시험을 위하여 실험체와 동일한 조건에서 양생하였다. 콘크리트 압축강도 시험은 KS F 2405에 기초하여 수행하였으며 콘크리트 압축강도는 평균 25.25MPa으로 Fig. 2에 나타내었다. 실험체에 배근된 철근은 Table 2에 나타내었으며 사용된 철근의 기계적 특성을 알아보기 위하여 KS B 0802의 금속재료 인장시험방법에 따라 인장시험을 실시하였다. 인장시험으로 나타난 철근의 물리적 특성을 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 2 Stress-strain relationship concrete

Fig. 3 Stress-Strain relationship reinforcement

2.3 실험체 계획

하이브리드 FRP 시트로 보강된 철근콘크리트 기둥의 구조 성능을 평가하기 위한 실험체는 총 4체를 제작하였다. 실험체(N)는 보강하지 않은 기준 실험체이고, 실험체(FRP)는 아라미드섬유(AF)와 PET섬유로 구성된 고연성 하이브리드 섬유시트(FRP)로 보강한 실험체이다. 실험체의 고연성 하이브리드 섬유시트 보강은 휨과 전단 실험체가 각각 상이하게 휨 실험체의 경우, 보강범위는 상부 및 하부 스터브 상단으로부터 약 1.5d(d=341mm)높이까지 소성힌지 구간을 1겹 보강하였다. 전단 실험체의 경우, 기둥의 전단면을 보강하여 무보강 실험체와 보강한 기둥을 실험적으로 평가하였다.

실험체의 형상은 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 실험체는 상하부 스터브를 강체로하고 중앙부 실험구간으로 계획하였다. 실험체 중앙부의 실험구간은 400 (b)× 400(D)mm의 사각형의 단면으로 계획 하였으며, 실험구간은 2,100(H)mm이다.

실험체 상·하부에 위치한 스터브는 500(b)×1200(D)× 450(H)mm로 제작하여 실험체를 가력프레임에 연결하였다.

Fig. 4 Details of specimens (Unit : mm)

2.4 가력 및 실험체 계측

Fig. 5는 RC 기둥의 휨 과 전단성능을 평가를 위한 대형구조물피로시험기(공주대학교 스마트자연공간연구센터)의 세팅현황을 나타낸다. 실험체는 10%의 축하중(243kN)과 역대칭 휨모멘트와 실험구간 내 일정한 전단력이 작용하도록 계획하였다. 실험체의 가력에 사용된 액추에이터의 용량은 축력과 전단력 모두 1,000kN 용량이며, 실험체의 상·하단 스터브에 300mm의 LVDT를 설치하여 수평변위를 측정하였다.

또한 가력프레임 양쪽 옆에 설치된 수평유지장치를 이용하여 기둥에 작용하는 축력에 의한 변위증분효과(P-$\Delta$ 효과)를 최소화 하도록 하였다. 횡하중은 Fig. 6에 나타낸 가력 프로그램에 따라 Drift ratio 0.25%부터 0.5%, 1.0%, 1.3%, 2.0%, 4.0% 순으로 계획한 입력변위에 대하여 2사이클씩 반복가력 하였으며, 가력은 하중이 실험체의 최대강도의 85% 이하로 감소될 때까지 지속하였다.

Fig. 5 Test setup of specimens

Fig. 6 Loading protocol

3.1 하중-Drift ratio 관계

실험결과를 하중-Drift ratio 관계로 Fig. 7과 Table 3에 각각 나타내었다. 계측된 하중은 엑추에이터의 로드셀의 출력값을 사용하였으며, 변위는 Fig. 5에서 나타낸 상하단 스터브의 LVDT로부터 계측된 횡방향 변위의 평균값을 사용하였다.

Fig. 7(a)에 나타낸 바와 같이 실험체에 하이브리드 섬유시트를 보강하지 않은 FC-N(무보강) 실험체는 정방향의 245.83kN에서 소성힌지구간에 부착된 주철근의 변형률이 0.0025를 상회하여 휨 항복을 나타내었다. 이 연구에서는 주철근

항복하중 시의 항복변위 Δy를 FC-N 실험체를 기준으로 21.0mm로 정하였으며, 그 시점의 Drift ratio을 1Δy로 실험을 수행하였다. 실험체의 최대 하중은 정방향의 Drift ratio 1.42%에서 251.89kN을 나타내었으며, 부방향의 Drift ratio 1.44%에서 –232.96kN을 나타내었다. 최대하중 이후 가력 싸이클이 증가됨에 따라 실험체의 부착내력이 크게 저하되어 Drift ratio -3%에서 최대내력의 80%이하인 –186.37kN으로 저하되어 가력을 종료되었다.

실험체에 하이브리드 섬유시트(FRP)를 보강한 FC-FRP 실험체는 Fig. 7(b)에 나타낸 바와 같이 부방향의 Drift ratio –0.43%에서 –161.77kN 소성힌지구간에 부착된 주철근의 변형률이 0.0025를 상회하여 휨 항복을 나타내었다. 실험체의 최대 하중은 정방향의 Drift ratio 2.75%에서 266.05kN을 나타내었으며, 부방향의 Drift ratio –1.52%에서 –247.64kN을 나타내었다. 실험체의 내력은 최대하중 이후 가력 싸이클이 증가됨에 따라 최대내력의 80%이하로 저하되어 가력이 종료되었다. 또한 SC-FRP 실험체는 SC-N 실험체에 비하여 최대하중 이후 하중저하가 두드러지지 않아 연성적인 거동을 나타내고 있음을 확인하였다.

Fig. 7(c)에 나타낸 바와 같이 실험체에 하이브리드 섬유시트를 보강하지 않은 FS-N(무보강) 전단 실험체는 정방향의 Drift ratio 1%에서 최대내력은 263.69kN으로 나타났다. 또한 부방향의 Drift ratio –0.89%인 –243.99kN일 때 최대내력을 확인하였다. 이후 중앙부의 경사균열로 인하여 내력이 급격하게 저하되어 실험체가 전단파괴 한 것을 확인하였다.

실험체에 하이브리드 섬유시트(FRP)를 보강한 SC-FRP 실험체는 Fig. 7(d)에 나타낸 바와 같이 정방향의 Drift ratio 1.31% 인 332.41kN의 최대내력을 확인하였으며 부방향일 경우 Drift ratio –1.29%에서 –284.33kN일 때 최대 내력을 확인하였다. 실험체의 보강효과로 SC-FRP 실험체는 SC-N 실험체에 비하여 최대하중 이후 하중저하가 두드러지지 않아 연성적인 거동을 보임을 확인하였다.

Fig. 7 Lateral load – drift ratio relationship

3.2 균열양상

각 변수에 따른 실험체의 균열양상을 Fig. 8에 나타내었다. Fig. 8(a)에 나타낸 바와 같이 무보강 FC-N 실험체의 균열은 주로 양단부 소성힌지 구간에 발생하였다. 이후 균열은 양단부 소성힌지 구간에 콘크리트 크러싱에 의해 전형적인 휨 파괴 양상을 나타 낸 것을 확인하였다. Fig. 8(b)에 나타낸 바와 같이 하이브리드 시트로 보강된 FC-FRP 실험체는 시트 보강구간 이외의 구간에서 균열이 두드러지게 나타났으며, FC-N 실험체와는 다르게 소성힌지구간의 하이브리드 시트 박락, 콘크리트의 박리가 나타나지 않았다. 이를 통하여 FC-FRP 실험체는 하이브리드 시트로 인하여 소성힌지구간이 효과적으로 횡구속 되었음을 확인하였다.

전단실험체인 SC시리즈는 초기 휨 균열 이후 하중이 증가함에 따라 실험체 단부로부터 휨균열과 연결된 전단균열이 발생하였다. 하중이 증가함에 따라 전단균열의 폭은 점차 증가하였으며, 최대내력에서 전단균열 폭이 증가하며 파괴하였다. FRP를 보강한 실험체는 시트로 인해 균열양상을 정확하게 확인할 수 없으나 FRP를 보강하였을 때 전단저항과 균열폭 제어에 충분히 기여하였으며 이는 Fig. 5(d)의 횡하중-Drift 관계로부터 확인 할 수 있다.

Fig. 8 Crack pattern of specimens

3.3 보강효과에 의한 영향

Fig. 9에는 기둥실험체의 하이브리드 섬유시트 보강효과를 확인하기 위한 포락곡선을 나타내었다. Fig. 9(a)에서 휨파괴 하는 기둥 실험체의 최대내력은 보강유무에 따라서 큰 내력상승은 나타나지 않았지만 최대내력이 이후 FRP 하이브리드 섬유시트로 보강한 실험체가 최대내력 이후 80% 시점 내력저하의 시점이 Drift angle 4.5%에서 발생한 것을 확인 할 수 있다. 이는 소성힌지 구간에 FRP 보강을 하였을 때 효과적으로 횡구속 능력을 발휘하여 연성능력이 개선되었다.

Fig. 9(b)에서 전단파괴 하는 기둥 실험체의 최대내력 및 보강유무에 효과를 두드러지게 확인할 수 있다. 최대내력은 보강한 SC-FRP 실험체는 21%최대내력이 상승한 것을 확인할 수 있다. 이는 FRP 보강을 실험구간 전체 면적에 보강한 결과 최대내력과 연성 모두 또한 증가한 것을 실험결과로부터 확인할 수 있었다. 이는 FRP보강이 실험체의 전단균열에 효과적으로 저항하여 실험체의 내력과 연성이 상승하였기 때문이라고 판단된다.

Fig. 9 Lateral load – drift ratio relationship

4.1 초기강성 및 2차 강성

철근콘크리트부재에서의 강성은 Priestley et al.(1996)이 제안한 변위 연성지수($\mu_{\Delta}$)평가방법을 이용하여 실험체의 초기 강성 및 2차 강성을 평가하여 Table 4에 나타내었다.

실험체의 초기 강성은 하중이 원점에서 직선으로 변화하는 기울기에서 주철근이 항복하는 시점의 하중-변위로 정의하였다. 또한 전단실험체의 초기강성은 하중-변위가 원점에서 직선으로 변화하는 기울기에서 최대내력의 75%에 대응하는 하중-변위로 정의하였다. 실험체의 2차 강성은 주철근의 항복 이후 그래프의 기울기가 저하하는 시점부터 최대하중의 하중-변위로 정의하여 2차 강성을 계산하였다. 또한 전단실험체인 경우 콘크리트 부재의 항복시 변위로 최대하중의 75%까지의 접선과 최대하중이 교차하는 시점의 변위이다.

실험체의 초기강성은 FC-N 실험체에서 8.24kN/mm, FC-FRP 실험체에서 17.91kN/mm로 소성힌지 구간에 FRP 시트를 보강한 실험체가 약 2.17배 높게 나타난 것을 확인할 수 있었다. 또한 전단실험체인 SC-N 실험체에서 21.68kN/mm, SC-FRP 실험체에서 20.53kN/mm로 나타났다.

실험체의 2차강성은 모든 실험체에서 모두 유사하게 나타났다. FC-N 실험체는 6.25kN/mm, FC-FRP 실험체는 7.76kN/mm로 나타났다. 전단실험체인 SC-N 실험체에서 12.56kN/mm, SC-FRP 실험체에서 12.08kN/mm로 나타났으며 이는 하이브리드 섬유시트(FRP)가 기둥의 소성힌지 구간을 효과적으로 횡구속하여 휨 항복 이후 소성힌지의 콘크리트 횡구속이 개선된 때문으로 판단된다.

4.2 부재 연성능력

RC 기둥 부재에서 연성은 하중 저항능력의 큰 감소가 없이 변형을 유지할 수 있는 능력을 의미하며, 단면의 모멘트-곡률 관계 및 하중-변위 곡선 관계를 이용하여 나타낼 수 있다. 연성지수는 인장철근비, 압축철근비,콘크리트 압축강도 및횡보강근 비의 영향을 받는다. 선행연구결과에 따르면 RC 기둥부재의 연성지수는 횡보강근의 형상 및 간격, 축력비의 영향을 추가적으로 받는 것으로 알려져 있다. 이 연구에서는 하이브리트 섬유 시트로 보강된 RC 기둥의 연성을 산정하기 위하여 식 (1)와 같은 변위연성지수를 사용하였다.

여기서 $\Delta_{80}$는 최대하중 이후 80%이하로 내력이 저하된 시점의 변위, $\Delta_{y}$는 인장철근이 항복변형률에 도달할 때 변위 또는 콘크리트 부재의 항복시 변위로 최대하중의 75%까지의 접선과 최대하중이 교차하는 시점의 변위이다.

Table 3에는 식 (1)를 통하여 산정된 실험체의 연성지수를 나타내었다. FC-N 실험체의 연성지수는 1.97, FC-FRP 실험체의 연성지수는 3.11 으로 나타났다. 이는 하이브리드 섬유시트(FRP)를 소성힌지 구간에 보강한 경우 소성힌지 횡구속 효과로 상대적으로 연성적으로 거동하였다고 판단된다.

4.3 에너지소산능력

에너지 소산능력은 연성지수와 함께 구조물이 지진과 같은 수평방향 반복하중에 대하여 구조물 또는 구조부재의 하중-변위 이력곡선을 이용하여 구조물의 내진성능을 평가하는 지표로서 사용되고 있다. 통상의 철근콘크리트 구조부재는 취성적인 콘크리트와 연성적인 철근으로 구성되어 각각의 재료의 강도 및 단면형상, 철근비, 배근형상, 전단경간비, 하중조건 등에 따라 강성 및 강도의 저하, 핀칭현상 등으로 인한 매우 복잡한 거동 특성을 나타낸다. 에너지 소산능력의 평가에 있어서는 인장지배 단면의 RC 부재에서도 파괴 시에는 전단 및 부착 파괴 등에 의한 급격한 내력 저하가 나타날 수 있어 파괴 이전까지의 비교적 안정된 이력거동 상태에서 부재의 에너지 소산능력을 평가하고 있다. RC 부재에 대한 에너지 소산능력의 평가는 Fig. 10에 나타낸 바와 같이 각 사이클당 하중-변위 이력곡선의 면적의 총합을 누적하여 평가할 수 있다. 이력곡선의 면적은 식 (2)을 이용하여 비교적 간단히 산출할 수 있다.

Fig. 11과 Table 5에는 기둥 실험체의 에너지소산면적을 누적하였으며 실험체의 에너지소산면적을 횡하중-변위곡선의 싸이클의 모든 면적을 누적하여 분석하였다. 전단파괴 실험체인 SC-N 실험체는 누적에너지소산면적의 총합이 13.06kN·m를 나타내었으며, 하이브리드 섬유시트(FRP)를 보강한 FC-FRP 실험체는 FC-N(무보강) 실험체보다 약 3.82배 높은 49.89kN·m 를 나타내었다. 하이브리드 섬유시트(FRP)를 전구간에 보강한 경우 횡구속 효과로 인한 연성적인 거동을 확인하였다.

Fig. 10 Evaluation of energy dissipation using hysteresis curve

Fig. 11 Evaluation of energy dissipation the flexural specimen