2.1 사용재료

RC 보의 콘크리트는 레디믹스트 콘크리트를 사용했으며, 설계기준 압축강도는 35 MPa이다. 콘크리트 압축강도 시험은 KS F 2405 기준을 따라 150 mm x 300 mm 원주형 공시체를 제작하여 진행했으며, 콘크리트 압축강도는 39.54 MPa로 나타났다. 모든 철근의 항복강도는 400 MPa이며, 탄성계수는 200 GPa이다. 인장철근은 2-D10이며, 전단파괴를 예방하기 위해 사용된 스터럽은 D6으로 100 mm 간격으로 배근했다.

Fig. 1 Carbon textile

TRM 보강재에 사용된 모르타르는 폴리머 모르타르이며, 설계기준 압축강도는 45 MPa이다. 폴리머 모르타르의 압축강도, 휨 강도, 부착강도 시험은 KS F 2476 기준을 따라 시험체를 제작하여 진행했으며, 폴리머 모르타르의 압축강도, 휨 강도, 부착강도는 각각 47.82 MPa, 8 MPa, 1.8 MPa이다. 본 연구에 사용된 텍스타일은 탄소섬유 텍스타일이며, Fig. 1에 나타냈다.

텍스타일의 간격은 10 mm x 10 mm이며, RC 보 폭에 맞춰 재단하여 종방향 원사(경사)는 6개로 이루어져있다. 텍스타일 한 장의 단면적은 2.772 mm²으로 3장을 한 층에 겹쳐 배치했으며, 텍스타일의 물성치는 Table 1에 나타냈다.

2.2 실험체

본 연구에서 RC 보 1개와 TRM 보강보 4개를 제작했으며, Fig. 2에 실험체의 제원을 나타냈다. RC 보의 폭은 120 mm, 높이는 135 mm, 길이는 1500 mm로 제작되었으며, 콘크리트 인장부의 피복두께는 5 mm로 제작했다. 이는 장기간 사용에 따른 콘크리트 단면의 손상 및 피복 박리 등을 고려하기 위함이다. TRM 보강재는 선행연구^{(Park et al., 2020)}의 연구 결과를 바탕으로 항복단계에서 가장 높은 보강 성능을 나타낸 실험체를 선정하여 텍스타일의 종류 및 보강량 등의 변수를 통제했다. 텍스타일의 직선화 및 국부 처짐을 예방하기 위해 텍스타일 인장강도의 5%에 해당하는 긴장력을 도입했으며, TRM 보강재의 보강 두께는 25 mm로 제작했다. 이는 원할한 긴장력 전달 및 충분한 피복두께를 확보하기 위함이다^{(Park et al., 2020)}.

Fig. 2 Specification of specimens

본 연구의 실험 변수는 정착 방법 사전 하중으로, 정착 방법은 앵커 볼트와 U-자켓을 적용했으며, 사전 하중은 RC 실험체 항복하중의 80%를 도입했으며, Table 2에 실험 변수를 나타냈다. 앵커 볼트는 하중 저항 성능이 뛰어난 M10 웨지 앵커를 적용했으며, U-자켓 정착은 탄소섬유 텍스타일을 적용했다.

2.3 TRM 보강 보의 보강과정

사전 하중을 고려하지 않은 TRM 보강 실험체는 다음과 같은 순서로 제작되었으며, 사전 하중을 고려한 TRM 보강 실험 체는 보강과정 이전에 사전 하중을 도입했으며, 이후 보강과정은 동일하다.

1) 콘크리트 보강면 표면처리 및 2～3 mm 깊이의 홈파기

2) 정착을 위한 천공 및 표면처리

3) 분진 제거 및 프라이머 도포

4) 12.5 mm 두께로 모르타르 타설

5) 텍스타일 배치 및 긴장력 도입

6) 12.5 mm 두께로 모르타르 타설 및 정착 도입

2.4 실험방법

본 연구는 4점 휨 실험으로, 2,000 kN 용량의 UTM을 사용하여 0.01 mm/s의 속도로 변위제어 했으며, 실험체가 파괴될 때까지 진행되었다. 변형률 및 처짐을 측정하기 위해 실험체 중앙부에 콘크리트 변형률 게이지 3개, 철근 변형률 게이지 2개, LVDT 1개를 설치했다. 또한 콘크리트 및 TRM 보강재 균열부의 변형률을 측정하기 위해 5 mm 용량의 균열 게이지 2개를 실험체 뒷면에 부착했다.

3.1 균열 및 파괴모드

모든 실험체의 최종파괴 모습 및 균열도는 Fig. 3에 나타냈으며, 파괴모드와 균열 수는 Table 3에 나타냈다. TRM 보강재에서 RC로 진전된 균열과 RC에서 발생한 균열은 RC에 나타냈으며,TRM 보강재에서 발생하여 RC로 진전된 균열은 TRM to RC에 나타냈으며, TRM 보강재에만 발생한 균열은 TRM에 나타냈다. 모든 실험체의 균열은 순수 휨 구간에서 처음 발생했으며, 지점부로 진전되는 양상을 보였다. RC, TRM –A, TRM80-A 실험체의 파괴모드는 인장철근이 항복한 후 콘크리트 압축파괴가 발생했으며, TRM-U, TRM80-U 실험체의 파괴모드는 인장철근이 항복한 후 콘크리트 압축파괴와 텍스타일의 파단이 같이 발생했다. 또한 TRM 보강 실험체에서 계면박리는 발생하지 않았다.

TRM 보강보의 균열은 모든 실험체에서 동일하게 TRM 보강재 중앙부에서 발생하여 콘크리트 압축부 및 지점부로 진전되었다. TRM-A와 TRM80-A 실험체의 균열은 TRM-U와 TRM80-U 실험체의 균열보다 평균 37% 더 많은 균열을 나타냈다. TRM-A와 TRM80-A 실험체의 주 균열은 순수 휨 구간에서 2개가 발생했고, TRM-U와 TRM80-U 실험체의 주 균열은 순수 휨 구간에서 1개가 발생했다. 이는 앵커 볼트 정착 TRM 보강보가 응력이 효과적으로 분산되었으며, U-jacket 정착 TRM 보강보는 사인장 균열을 억제했기 때문으로 판단된다^{(Hong et al., 2025)}. 또한 정착의 도입으로 TRM 보강재와 콘크리트 계면에서의 부착력이 향상되어 계면박리를 효과적으로 예방할 수 있다^{(Qeshta et al., 2016)}.

Fig. 3 Crack patterns and failure mode of all specimens

3.2 하중-처짐

앵커 볼트 및 U-자켓 정착 TRM 보강보의 하중-처짐은 균열, 사용, 항복, 극한단계 4단계로 구분하여 Table 4에 나타냈으며, 모든 실험체의 하중-처짐 그래프는 Fig. 4에 나타냈다. 균열단계는 균열 게이지가 급격하게 변화하는 구간, 사용단계는 Eq. (1), (2)과 같이 ACI 440.2R-17에서 제시된 사용성 한계를 만족하는 구간, 항복단계는 인장철근이 항복하는 구간, 극한단계는 최대하중에 도달했을 때를 기준으로 정했다.

TRM-A, TRM-U의 균열하중은 RC 대비 20%, 32% 증가했고, TRM80-A, TRM80-U 실험체의 균열하중은 RC 실험체 대비 12%, 16% 감소했다. 사용단계에서 모든 TRM 보강보의 하중은 RC 대비 3%∼14% 증가했다. 모든 TRM 보강 실험체의 항복하중은 기준 실험체 대비 15%∼32% 증가했으며, 극한하중은 10%∼21% 증가했다. TRM 보강보의 하중은 항복단계에서 가장 높은 증가율을 나타냈으며, 극한단계에서 하중 증가율은 소폭 감소했다. 이는 항복단계 이후 텍스타일의 슬립, 손상, 파단으로 인한 것으로 판단된다^{(Escrig et al., 2017; Park et al., 2021)}. TRM-A와 TRM-U의 사용단계에서 처짐은 RC 대비 8% 감소했으며, TRM80-A와 TRM80-U의 처짐은 RC의 처짐과 유사했다. 모든 TRM 보강 실험체의 항복단계에서 처짐은 기준 실험체 대비 0.4%∼12% 증가했으며, 극한단계에서 처은 42%∼52% 감소했다. 항복단계에서 처짐의 증가는 TRM 보강으로 인한 하중 증가에 따른 것으로 판단되며, 극한단계에서 처짐의 감소는 보강재료인 탄소섬유 텍스타일은 파단시까지 선형-탄성 거동을 하여 항복단계 이후 연성 거동이 부족하기 때문이다.

Fig. 4 Load-deflection of all specimens

3.3 보강 한계

TRM 보강보의 단계별 휨 성능을 확인하기 위해 본 연구의 실험 결과와 선행연구^{(Escrig et al., 2017; Park et al., 2021; You, 2025)} 연구결과를 항복단계와 극한단계에서 휨모멘트 증가율을 비교하여 Fig. 5과 Table 5에 나타냈다. 항복단계에서 휨모멘트 증가율( △ M T ,   y )과 극한단계에서 휨모멘트 증가율( △ M T ,   u )은 Eq. (3), (4)를 통해 나타냈다.

Fig. 5 Flexural performance increment at yield and ultimate stages

이러한 방법은 TRM 보강재의 단계별 휨 저항 능력을 정규화하여 나타낸 지표이다^{(Escrig et al., 2017)}.

여기서 M y ,   exp T 는 항복단계에서 TRM 보강보의 실험 휨모멘트, M u ,   exp T 는 극한단계에서 TRM 보강보의 실험 휨모멘트, M y ,   exp R C 및 M u ,   exp R C 는 RC 보의 항복 및 극한단계에서 실험 휨모멘트이다. 또한 A f 는 텍스타일의 단면적 ( m m 2 ), f f u 는 텍스타일의 인장강도 (MPa), d f 는 텍스타일의 유효깊이 (mm)이다.

본 연구의 실험 결과와 선행연구의 연구결과를 비교했을 때, 항복단계에서 가장 높은 보강 성능을 나타냈다. 항복단계 이후 텍스타일의 슬립, 파단이 발생하여 하중에 효과적으로 저항하지 못한 것으로 판단된다. 특히 ^{Park et al. (2021)}의 연구에서 일부 실험체에서는 항복단계에서 계면박리가 발생하여 추가적인 하중에 저항하지 못했다. 따라서 TRM 보강보의 보강 한계는 안정적인 거동을 나타내는 인장철근의 항복단계로 정의하고, 이후 TRM 보강보의 휨 성능은 보강 한계를 기준으로 비교⋅분석했다.

3.4 정착 방법에 따른 TRM 보강보의 휨 성능

정착 방법에 따른 TRM 보강보의 단계별 휨 성능을 비교하기 위해 Table 6에 정리했다. 사전 하중을 고려하지 않은 상황과 고려한 상황에서 앵커 볼트 정착을 기준으로 U-자켓 정착과 성능을 비교했다.

TRM-A의 사용 및 항복하중은 TRM-U의 사용 및 항복하중 대비 각각 11%, 11% 증가했다. TRM-A는 TRM 보강재 단부에 너트 및 강판으로 텍스타일을 고정하여 텍스타일의 슬립을 예방하여 이로 인해 효과적인 하중 증가를 나타낸 것으로 판단된다^{(Park et al., 2019: Holsamudrkar et al., 2023)}. 반면 TRM-U는 U-자켓 정착을 도입한 실험체로 텍스타일을 직접적으로 고정하지 않아 슬립을 예방할 수 없다. 따라서 매트릭스-텍스타일 및 텍스타일-텍스타일의 슬립이 발생하여 TRM-A 대비 낮은 휨 성능을 나타낸 것으로 판단된다. 이처럼 균열이 발생하지 않은 RC 보에 TRM으로 보강할 경우, 정착 방법에 따라 휨 성능이 달라지며, 정착 방법은 휨 성능에 영향을 미치는 주된 요인 중 하나로 간주될 수 있을 것으로 판단된다.

TRM80-A와 TRM80-U의 휨 거동은 전반적으로 유사하게 나타났다. TRM80-A의 사용하중은 TRM80-U의 사용하중 대비 약 4% 감소했지만, TRM80-A의 항복하중은 TRM80-U의 항복하중 대비 6% 증가했다. 이는 앞서 언급한 것처럼, 앵커 볼트의 영향 때문인 것으로 판단된다. 하지만 TRM80-A와 TRM80-U의 하중의 차이는 TRM-A와 TRM-U의 하중의 차이 대비 소폭 감소했다. 이는 사전 하중으로 인해 잔류변형 및 계면의 품질 저하로 초기 하중 구간에서 성능 발현이 지연되고, TRM-A 및 TRM-U 대비 조기에 항복에 도달했기 때문으로 판단된다^{(You, 2025; Guo et al., 2025)}.

앵커 볼트 정착과 U-jacket 정착이 휨 성능에 미치는 영향을 자세히 확인하기 위해 타 연구자의 연구결과를 Table 7에 정리하여 나타냈다. 앞서 언급한 것처럼 TRM 보강보의 휨 성능은 항복단계에서 가장 효과적이므로 항복단계를 기준으로 비교했다. 앵커 볼트 정착 TRM 보강보의 휨 성능은 무정착 TRM 보강보 대비 5%∼15% 증가했으며, U-자켓 정착 TRM 보강보의 휨 성능은 무정착 TRM 보강보 대비 2%∼12% 증가했다. 앵커 볼트 정착 TRM 보강보는 U-자켓 정착 TRM 보강보 대비 우수한 성능을 나타내는 것으로 확인했으며, 정착의 영향을 고려한 설계 모델 개발이 필요할 것으로 판단된다.

3.5 사전 하중에 따른 TRM 보강보의 휨 성능

TRM80-A 실험체의 하중은 TRM-A 실험체와 비교했을 때, 7% 감소했으며, TRM80-U 실험체의 하중은 TRM-U 실험체와 비교했을 때, 3% 감소했다. 선행연구^{(Yu et al., 2020; Kirthiga and Elavenil, 2024)}에서는 사전 하중을 고려했을 때, 보강 성능은 감소하는 것으로 나타났다.

하지만 본 연구에서는 사전 하중을 고려했을 때, 하중의 감소는 명확하지 않았다. 이는 정착의 도입으로 콘크리트와 TRM 보강재 계면의 부착력이 개선되어 TRM 보강재로 하중이 효과적으로 전달되었으며, 인장 영역의 응력집중을 완화하여 하중의 감소가 명확하지 않은 것으로 판단된다^{(Zhong and Yang, 2025)}. 따라서 사전 손상으로 인한 보강 성능의 저하를 최소화하기 위한 정착의 도입은 필수적인 요소로 판단된다.

3.6 TRM 보강보의 휨 강성

TRM 보강보의 휨 강성을 비교⋅분석하기 위해 각 실험체의 휨 강성을 기준 실험체의 휨 강성으로 나눈 상대적인 휨 강성을 Fig. 6에 나타냈다. 휨 강성은 각 실험체의 처짐과 Eq. (5), (6)를 통해 도출했으며, 5kN 부터 10kN 단위로 구분했다.

Fig. 6 Flexural stiffness of all specimens

δ c 는 보의 중앙부 처짐, P a 는 재하 하중( P a = P / 2 ), L 는 보의 순지간, a 는 지점으로부터 하중 재하점까지 거리, E c 는 콘크리트의 탄성계수, I e ,   exp 는 전체 하중 P 일 때의 유효단면 2차모멘트이다.

TRM-A, TRM-U 실험체의 휨 강성은 모든 단계에서 기준 실험체 대비 7%∼33% 증가했다. TRM-A와 TRM-U의 휨 강성은 5 kN 단계에서 동일했으며, 기준 실험체와 유사했다. 균열이 발생하기 전까지 TRM 보강재의 성능이 발현되지 않은 것으로 판단된다^{(Alhorani et al., 2023)}. 15 kN, 25 kN 단계에서 TRM-A의 휨 강성은 TRM-U 대비 20%, 14% 증가했다. 앵커 볼트로 슬립을 예방하여 TRM 보강재가 하중을 효과적으로 분담하며 TRM-U 대비 더 높은 휨 강성을 나타냈다. 5 kN 단계에서 TRM80-A와 TRM80-U의 휨 강성은 기준 실험체보다 낮은 휨 강성을 나타냈다. 이는 보강 전 사전 하중에 의해 발생한 균열이 하중 재하 초기부터 재개방되어 단면의 강성이 감소했기 때문으로 판단된다^{(Verbruggen et al., 2014)}. 이후 하중 단계에서 TRM80-A의 휨 강성의 증가율은 TRM80-U 대비 5%, 3% 더 높게 나타났으며, 25 kN 단계에서 TRM80-A, TRM80-U의 휨 강성은 RC 보다 높게 나타났다. 결과적으로 항복하중의 80% 이내의 손상 수준에서 TRM 보강할 경우, 효과적인 휨 성능을 나타내는 것으로 확인했다.

3.7 단면 변형률 분포

150 mm, 120 mm 변형률은 압축 영역으로 콘크리트 변형률을 나타냈으며, 40 mm 변형률은 인장 영역으로 철근 변형률을 나타냈다. Fig. 7에 TRM 보강 실험체의 단면 변형률 분포를 나타냈다. 모든 실험체의 단면 변형률 분포는 유사한 경향을 나타냈으며, 하중이 증가함에 따라 기울기는 감소했다. TRM-A의 인장철근의 변형률은 TRM-U 대비 100 μ ε 증가했으며, 이는 앵커 볼트 정착으로 TRM 보강재가 하중을 효과적으로 분담하여 인장철근의 항복시점이 소폭 지연된 것으로 판단된다. TRM-U, TRM80-U의 압축 영역에서 변형률은 TRM-A, TRM80-A 대비 높은 변형률을 나타냈으며, 이는 U-자켓 정착으로 측면 구속효과에 의해 사인장 균열을 억제했기 때문으로 판단된다^{(Hong et al., 2025)}.

Fig. 7 Strain distribution of different load level