김현식
(Hyun-Sik Kim)
1
이원훈
(Won-Hun Lee)
2
이강석
(Kang-Seok Lee)
3,*
-
정회원, 한양대학교 대학원 건축공학과 박사과정
-
정회원, 한양대학교 대학원 건축시스템 공학과 박사과정
-
정회원, 한양대학교 건축학부 및 스마트시티공학과 교수, 교신저자
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핵심용어
철근콘크리트, 철근부식, 복원력특성, 휨보, 전단보, 구조실험, 구조성능저하
Keywords
Reinforced concrete, Reinforcement corrosion, Hysteretic behavior, Flexural beam, Shear beam, Structural experiment, Deterioration of structural performance
1. 서 론
철근콘크리트 (R/C) 건축물은 다른 구조 형식에 비해 시공비와 유지관리 비용이 낮고, 내구 성능이 상대적으로 우수하여 현대 사회에서 가장 널리 사용되는
대표적인 구조 시스템이다. 그러나 R/C 건축물의 구조 성능은 환경 조건, 재료 특성, 설계 하중의 변화, 구조 설계 오류, 시공 불량 등 다양한
요인에 의해 시간이 경과함에 따라 열화되는 특성을 보인다. 이러한 열화의 주요 원인 중 하나인 철근 부식은 R/C 건축물의 구조 성능뿐만 아니라 사용성
또한 저하시킨다 (Gucunski et al., 2010;
Hansson, 1984;
Shamsad, 2003;
Song et al., 2009;
Lee and Cho, 2009;
Dogan, 2015)
특히, Hansson (1984) 및 Shamsad (2003)는 R/C 부재의 철근 부식으로 인해 철근의 유효 단면적이 감소하면 철근의 인장력이 감소하고, 철근의 부착 성능 또한 저하되어 콘크리트 피복이 박리된다고
보고하였다. 또한, Gucunski et al. (2010)의 연구에 따르면 철근 부식으로 인한 인장력 및 부착 성능의 저하는 2004년 니가타현 주에쓰 지진 (일본, M = 6.8) 및 2017년 포항 지진
(한국, M = 5.4)과 같은 규모 (M) 5∼6 정도의 비교적 중⋅소규모 지진에서도 건축물의 주요 구조 부재인 보와 기둥 등의 수평 저항 능력
(내진 성능)을 현저히 감소시켜 파괴를 유발할 가능성이 있는 것으로 보고되었다.
그러나 FEMA 310 (1998), FEMA 356 (2000), 그리고 JBDPA (2005)의 Standard for Seismic Evaluation of Existing Reinforced Concrete Buildings 등을 포함한
현행 R/C 건축물 내진 성능 평가 방법에서는 철근 부식을 포함한 R/C 부재의 내구 성능 저하 영향을 충분히 고려하지 못하고 있다.
FEMA 310 및 FEMA 356에서는 콘크리트와 철근의 열화, 특히 철근 부식이 R/C 부재의 수평 저항 능력을 현저히 저하시킬 수 있으므로, R/C 건축물의 내진 성능은 부식된
각 부재의 구조 성능에 미치는 손상과 영향 정도를 고려하여 평가해야 한다고 규정하고 있다. 또한 철근 부식의 영향을 평가하기 위해 현장 조사가 필요한
경우도 있다고 명시하고 있다. 그러나 FEMA 310 및 FEMA 356 지침에서는 부식 손상 부재의 영향을 포함한 R/C 건축물의 내진 성능 평가를 위한 정량적 해석 절차를 구체적으로 제시하지 않고 있으며, 주로 경험적
판단에 의존하고 있다. 한편, JBDPA 기준에서는 기존 R/C 건축물의 층별 및 방향별 내진 성능에 영향을 미치는 내구 성능을 평가하기 위해 노후화 경년 지표(T)를 제시하고 있다. 이
지표는 기본적으로 현장 조사를 통해 구조적 열화 및 노후화의 영향을 평가하기 위한 것으로, 초기 조사, 후속 조사, 그리고 상세 추가 조사를 기반으로
산정된다. 그러나 JBDPA 방법 역시 FEMA 지침과 마찬가지로 부식 부재의 복원력 특성(강도–변형)의 상관관계를 고려한 구조 성능 모델에 기반한 직접적인 평가 방법은 아니며,
철근 부식 부재가 건축물 전체의 내진 성능에 미치는 영향을 간접적으로만 평가하고 있다.
이와 같이, 현행 기준 및 지침에서는 건축물의 내진 성능, 즉 강도와 변형 능력을 구조 도면과 측정된 재료 강도 등을 기반으로 한 구조 해석 프로그램을
통해 평가하고 있으며, 부식 손상을 입은 R/C 부재의 구조 성능 저감에 따른 내진 성능은 경험적이고 간접적이며 정성적인 방법으로만 고려되고 있는
실정이다.
한편, 부식된 R/C 부재의 열화 영향을 고려한 복원력 특성 평가 등 내진 성능 평가에 관한 연구는 거의 수행되지 않았으며, 특히 부식의 영향을 받지
않은 온전한 부재 대비 부식 부재의 복원력 특성, 즉 강도–변형 능력의 상관관계를 기반으로 한 정량적인 내진 성능 저감에 관한 연구는 극히 드문 실정이다.
다만, 기존 연구 (Tran et al., 2022;
Kim and Jee, 2015;
Kim et al., 2002;
Tondolo, 2015)에서는 철근 부식이 R/C 부재 열화의 주요 원인이라는 점과 철근 부식이 부착 성능을 저하시킨다는 사실을 보고하였으며, 철근 부식률에 따른 부착
강도의 변화 경향을 제시하였다.
특히, Tran et al. (2015)은 철근 부식률에 따른 부착 강도를 평가하기 위해 일정 수준의 철근 부식을 유도한 인발 시험체에 일방향 반복 하중을 가하여 부착 응력–슬립 관계를
도출하였다. 실험체는 150×150×150 mm 크기의 정육면체로 제작되었으며, 철근 부식률은 0%, 1%, 2%, 4%, 8% 및 10%로 설정되었다.
실험 결과, 쪼갬 균열이 발생한 이후 철근 부식률이 증가함에 따라 최대 부착 강도가 급격히 감소하는 경향이 나타났다.
Kim and Jee (2005)는 부식 정도, 콘크리트 압축 강도, 철근 매입 위치, 전단 보강 철근의 유무 등을 변수로 설정하여 부착 강도를 비교⋅분석하였다. 실험 결과, 압축
강도가 크고 피복 두께가 두꺼울수록 부식에 대한 저항 성능이 증가하는 것으로 나타났으며, 전단 보강 철근이 있는 경우 부착 강도가 크게 향상되는 것을
확인하였다. 또한, 각 인자에 따른 부착–미끌림 관계를 바탕으로 다중 회귀 분석을 통해 부착 강도 추정식을 제안하였다.
Kim et al. (2002)은 타설 전⋅후에 부식된 철근의 부착 강도 변화를 분석하기 위한 실험적 연구를 수행하였다. 그 결과, 타설 전 부식된 D13 철근의 경우 부식률 약
3%까지는 부착 강도가 증가하였으나, 이후에는 감소하는 경향을 보였다. 반면, 타설 후 부식된 실험체의 경우 부식률이 2% 이하일 때는 부착 강도에
미치는 영향이 미미하였으며, D19 철근의 경우 타설 전 부식 시 부식률 8% 이내에서는 큰 변화가 없었으나, 타설 후 부식된 경우 부식률 1% 이상에서
부착 강도가 크게 감소하는 경향이 나타났다.
Tondolo (2015)는 부식된 철근과 콘크리트 사이의 부착–미끌림 거동을 분석하기 위해 부식률 최대 20%와 스터럽 유무를 변수로 한 직접 인발 실험을 수행하였다. 실험
결과, 부식률이 0∼2% 범위에서는 부착 강도가 증가하는 경향을 보였으나, 이후 부식률이 증가함에 따라 부착 강도가 크게 감소하는 것으로 나타났다.
이와 같이, 기존 연구들은 주로 부식된 철근과 콘크리트 사이의 부착 성능 변화에 초점을 두고 있으며, 비교적 낮은 부식률 조건을 중심으로 수행된 경우가
많다. 따라서 실제 구조물에서 발생할 수 있는 다양한 부식 수준을 반영한 연구는 여전히 부족한 실정이다.
기 수행된 연구에서는 철근 부식이 R/C 보 부재에 미치는 영향이 다음과 같이 보고되고 있다. Metha (1993)는 철근이 부식된 R/C 보의 철근 부착 성능, 전단 및 휨 특성에 미치는 영향을 연구하였다. 실험에 사용된 보는 100×120×1,200∼1,500
mm 크기로, 초기 재하를 통해 휨 균열을 발생시킨 후 전기화학적 방법으로 철근 부식을 촉진하였다 (부식 균열 폭 최대 0.2∼0.4 mm). 이후
정적 재하 실험을 수행하였다. 부식되지 않은 실험체와 비교한 결과, 부식에 따라 철근의 미끄러짐 저항성이 증가하였으며, 부식 균열 발생 이전의 초기
단계에서 보의 강성이 증가하는 경향이 나타났다. 또한 철근의 정착부에서 부착이 없는 경우에는 철근 부식으로 인해 철근과 콘크리트 간의 부착력이 감소하여
내력이 크게 저하되었으나, 정착 길이를 8 cm 이상 확보한 경우에는 철근이 부식되더라도 내력 저하는 크게 발생하지 않았다.
Zhu and Francois (2013)는 철근이 부식된 단근보의 재하 실험을 수행하여, 재하 전 초기 응력 상태를 포함한 성능 저하 메커니즘을 분석하였다. 실험에 사용된 단근보는 150×100×1,300
mm 크기로, 전단 스팬비 0.2의 전단 지배형 구조로 설정되었으며, 인장 철근으로 D16 이형철근 2본이 배근되었다. 보의 철근을 전면적으로 부식시킨
후 정적 재하 실험을 수행한 결과, 철근이 부식된 보는 균열 발생 이전 단계에서 초기 휨 강성이 증가하는 경향을 보였으며, 철근의 부착 성능 저하
및 강성 감소로 인해 정착부의 응력 전달 변화가 보의 내력에 영향을 미치는 것으로 나타났다.
Han et al. (2019)는 부식된 R/C 보의 휨 및 전단 특성에 미치는 영향을 검토하였다. 실험에서는 100×120×1,200∼1,500 mm 크기의 보 실험체에 휨 균열(균열
폭 최대 0.2∼0.4 mm)이 발생하도록 재하한 후 전면 부식 촉진을 실시하였다. 이후 정적 재하 실험을 수행하고 비부식 실험체와 비교한 결과,
부식에 따라 철근의 슬립 저항이 증가하였으며, 부식 초기 단계에서는 보의 강성이 증가하는 경향을 보였다. 또한 철근 정착부에서 부착이 없는 경우에는
부식으로 인해 부착력이 감소하여 내력이 크게 저하되었으나, 정착 길이를 8 cm 이상 확보한 경우에는 내력 저하가 크게 발생하지 않는 것으로 나타났다.
전체적으로, 철근 부식된 보 부재의 구조 실험 결과를 분석한 기존 연구에서는 부식된 보 부재에서 정량적인 내력 저하가 발생한다는 사실은 보고되고 있다.
그러나 철근 부식에 따른 부식 부재의 강도–변형 능력에 기반한 복원력 특성에 관한 연구는 매우 부족한 실정이다. 결론적으로 부식 손상 부재를 가진
R/C 건축물의 내진성능은 강도-변형 능력, 즉 복원력 특성에 근거한 내진성능 저감을 고려하여 정량적이며 직접적으로 평가 해야한다. 본 연구의 궁극적인
목적은 부식 손상 부재를 가지는 R/C 건축물의 내진성능을 평가하는 실용적인 방법론, 즉 부식부재의 균열점, 항복점, 극한점에 대한 강도-변형 특성에
근거한 복원력 모델을 제안하는 것이다.
본 연구에서는 첫번째 단계로서 철근부식이 R/C 구조물의 보의 복원력 특성에 미치는 영향을 분석하기 위해서 전위차에 의한 부식촉진법에 의해서 다양한
부식율을 변수로 설계한 R/C 휨보 및 전단 보를 계획하여 제작하였다. 최종적으로 단조가력 구조실험을 실시하여 부식된 휨 및 전단보의 균열점, 항복점
및 극한점에 대한 강도-변형 특성을 평가하였다.
본 연구에서 파악한 연구결과, 즉 부식된 휨 및 전단보 부재의 구조 실험결과는 부식보 부재의 강도-변형 특성에 근거한 복원력 모델을 제안하는 것에
기본적인 자료를 제공 가능하다고 판단한다.
2. 구조실험 계획
철근 부식이 R/C 구조물 보의 구조 성능에 미치는 영향을 분석하기 위하여 휨 및 전단 파괴형 보를 계획하고 제작하였다. 휨보 및 전단보 실험체는
모두 0%, 5%, 10%, 20% 및 30%로 부식률을 설정하였으며, 부식을 유도하기 위해 철근에 구리선을 부착하고 전류를 인가하여 전위차에 의한
부식을 유도하였다. 부식된 실험체의 하중-변위를 검토하기 위해 단조 가력에 의한 구조 실험을 실시하였다. 구조적 변형을 정밀하게 측정하기 위해 무부식
실험체에는 철근에 스트레인 게이지를 부착하였으며, 부식된 실험체에는 콘크리트 게이지를 부착하여 변형률을 측정하였다. 실험 결과를 바탕으로 부식률이
증가함에 따라 변화하는 휨 및 전단보의 구조 성능을 분석하였다.
2.1 실험체 계획 및 제작
2.1.1 휨보
휨 파괴에 의해 지배되는 보 실험체를 대상으로 부식률에 따른 휨 거동 및 구조 성능의 영향을 분석하기 위하여 Fig. 1와 같이, 순지간 2.0 m, 단면 크기 150 mm×250 mm인 장방형 단면의 복근 보를 계획하였다. 실험체에 사용된 인장 철근은 D13 2개,
압축 철근은 D10 2개였으며, 전단 파괴를 방지하기 위해 전단력이 작용하는 지점과 가력 지점 사이의 스터럽은 D10 철근을 100 mm 간격으로,
전단력이 거의 발생하지 않는 가력 지점 사이의 구간에는 D10 철근을 150 mm 간격으로 배근하였다.
부식되지 않은 실험체의 경우, 인장 및 압축 철근 표면의 부산물을 제거한 후 철근 변형률을 측정하기 위해 스트레인 게이지를 부착하였으며, 압착을 마친
후 콘크리트 타설 시 손상을 방지하기 위해 방수 테이프로 마감 처리하고 철근과 함께 케이블 타이를 사용하여 고정시켰다. 부식을 계획한 실험체의 경우
스트레인 게이지를 부착할 수 없어 실험 시에는 콘크리트 게이지를 부착하였다.
거푸집 제작에는 Fig. 2(a)와 같이 목재 패널을 사용하고, 철근을 강연선을 이용하여 거푸집에 고정시켜 타설 시의 압력에 의한 탈락을 방지하였다. 부식 실험체의 전류 인가를 위해
Fig. 2(b)와 같이 철근 중앙부에 구리선을 미리 부착하여 부식을 진행하였다. 부식률은 0%, 5%, 10%, 20% 및 30%로 계획하였다. 각 실험체의 명칭
및 설정된 변수를 Table 1에 나타내었으며, 부식률 증가에 따른 휨 성능의 변화를 체계적으로 검토하고자 하였다.
Fig. 1. Reinforcement details of beams controlled by flexure
Fig. 2. Specimen fabrication procedure of beams controlled by flexure: (a) Mold for
concrete; (b) Attachment of copper wire
Table 1. Experimental variables of flexural beams
|
Specimens controlled by flexure
|
Corrosion rates (Planned) (%)
|
Length of beams (mm)
|
Design compressive strength of concrete (MPa)
|
Cross sectional areas (mm)
|
Tention bar
|
Compression bar
|
Stirrup
|
|
FB-0
|
0
|
2,200
|
21
|
150 × 250
|
D13 SD400
|
D10 SD400
|
D10 SD400
|
|
FB-1
|
5
|
|
FB-2
|
10
|
|
FB-3
|
20
|
|
FB-4
|
30
|
2.1.2 전단보
전단 파괴에 의해 지배되는 보 실험체를 대상으로 부식률에 따른 전단 거동 및 구조 성능의 영향을 분석하기 위하여 Fig. 3과 같이, 순지간 2.0 m, 단면 크기 200 mm × 300 mm인 장방형 단면의 복근 보를 계획하였다. 실험체에 사용된 인장 철근은 D22가
3개, 압축 철근은 D13이 2개이며, 전단 파괴를 유도하기 위해 스터럽을 D10 철근으로 250 mm 간격으로 배근하였다.
부식되지 않은 실험체에서는 철근 변형률 측정을 위해 휨보 부재에서와 동일한 방법으로 전단 철근 표면에 스트레인 게이지를 부착하였다. 부식을 계획한
실험체의 경우 스트레인 게이지를 부착할 수 없어 실험 시에는 콘크리트 게이지를 부착하였다.
거푸집 제작에는 Fig. 4(a)와 같이 목재 패널을 사용하고, 이동 및 콘크리트 타설 시 발생할 수 있는 압력에 의한 거푸집 탈락을 방지하기 위해 철근을 강연선을 이용하여 거푸집에
고정시켰다. 부식 실험체의 전류 인가를 위해 Fig. 4(b)와 같이 철근 중앙부에 구리선을 미리 부착하였다. 부식률은 0%, 5%, 10%, 20% 및 30%로 계획하였다. 각 실험체의 명칭 및 설정된 변수를
Table 2에 나타내었으며, 부식률이 증가함에 따른 전단 성능의 변화를 체계적으로 분석하고자 하였다.
Fig. 3. Reinforcement details of shear beams
Fig. 4. Specimen fabrication procedure of shear beams: (a) Mold for concrete; (b)
Attachment of copper wire
Table 2. Experimental variables of shear beams
|
Specimens controlled by flexure
|
Corrosion rates (Planned) (%)
|
Length of beams (mm)
|
Design compressive strength of concrete (MPa)
|
Cross sectional areas (mm)
|
Tention bar
|
Compression bar
|
Stirrup
|
|
SB-0
|
0
|
2,200
|
21
|
200 × 300
|
D22 SD400
|
D13 SD400
|
D10 SD400
|
|
SB-1
|
5
|
|
SB-2
|
10
|
|
SB-3
|
20
|
|
SB-4
|
30
|
2.2 재료특성
콘크리트 압축 강도를 측정하기 위하여 KS F 2403 (2019)에 따라 지름 100 mm, 높이 200 mm의 압축 강도 실험용 실린더형 공시체를 휨보용 3개, 전단보용 3개로 총 6개 제작하였다. 또한 KS F 2405 (2022)에 따라 콘크리트 공시체는 양생 7일 후 몰드 제거 후 양생하였으며, 압축 강도 실험은 만능 시험기 (UTM)를 이용하여 실시하였다. 표준 공시체의
보정값은 측정된 압축 강도의 97%로 설정하였다.
측정된 평균 압축 강도는 휨보용 실험체가 21.0 MPa, 전단보용 실험체가 18.0 MPa로 나타났으며, 설계 강도와 비교할 때 휨보는 동일하였고
전단보는 약간 작은 값으로 측정되었다.
한편, 인발 실험에 사용된 철근은 1종 SD400이었으며, 각각 D10, D13, D22를 사용하였다. 실험체에 사용된 철근의 재료적 특성을 파악하기
위하여 KS B 0801 (2017)의 금속 재료 인장 실험편 규정에 따라 각 철근의 인장 실험편을 3개씩 제작하였다. 인장 실험은 KS B 0802 (2017)의 금속 재료 인장 시험 방법에 따라 진행되었으며, 만능 재료 시험기(UTM)를 이용하여 가력 속도 5 mm/min으로 실험을 수행하였다.
시험 결과, D10 철근의 항복 강도는 450 MPa, 인장 강도는 583 MPa로 측정되었으며, D13 철근의 항복 강도는 442 MPa, 인장
강도는 576 MPa로 측정되었다. 또한 전단보의 인장 철근에 사용된 D22 철근의 항복 강도는 458 MPa, 인장 강도는 596 MPa로 각각
나타났다.
2.3 부식방법, 부식률 계산 방법 및 결과
철근의 자연 부식에 필요한 장기간의 시간을 단축시키기 위하여 Fig. 5과 같이 플라스틱 수조에 휨보 및 전단보를 배치하고, 전위차를 활용한 전기화학적 방법을 적용한 촉진 부식 실험을 실시하였다. 이 방법은 많은 실험에서
널리 사용되고 있으며, 철근을 단기간 내에 부식시킬 수 있는 가장 정확한 실험법으로 평가받고 있다 (Choi et al., 2007;
Miyagawa et al., 1985;
Imperatore et al., 2012).
전류 인가를 위해 실험체의 단부에 스테인리스 망을 설치하였으며, 전류의 전도성을 높이고 화학적 반응을 촉진하기 위해 3% 염화나트륨 (NaCl) 수용액에
함침시켰다. 실험에 사용된 직류 전원 공급 장치 (DC Power Supply)는 양 (+)극에는 타설 시 철근에 부착한 구리선을, 음 (-)극에는
단부에 설치된 스테인리스를 연결하여 병렬 회로를 구성하였다.
전위차에 의한 부식 촉진법에서 시간에 따라 부식되는 철근의 중량은 Equation (1)의 Faraday's equation에 의해 산출할 수 있다. 그러나 Choi et al. (2007), Miyagawa et al. (1985) 및 Imperatore et al. 2012)의 연구에 따르면, 인공 부식 과정에서 R/C 내부 철근에 전류가 주입되는 경우 콘크리트 피복으로 인해 부식이 즉시 진행되지 않는다. 따라서 부식
과정의 지연을 반영하기 위해 패러데이 법칙 계수($\alpha$)를 적용하여 Equation (2)와 같이 계산할 수 있음을 제시하였다. 결과적으로 수정된 계수 값을 적용한 R/C 부재의 계획 부식률 대비 실제 부식률이 유사하게 나타났다 (Imperatore et al., 2012).
여기서, w: 시간 t (sec) 동안 전해질 용액에서 부식된 중량 (g), I: 인가되는 전류 (C/s), t: 전류를 인가한 시간 (sec),
M: 금속의 원자 질량 (g/mol)으로 철근은 55.85 (g/mol), n: 반응 중에 사용되는 전자수 계수 (철근의 경우 2), F: 패러데이
상수 (96,500 C/mol 또는 96,500 A⋅s/mol), $\alpha$: 콘크리트 피복에 묻혀 있는 경우 2.0, 표면에 노출되어 있는
경우 1.0.
철근의 중량 감소율을 통해 철근의 부식률을 계산하는 식은 Equation (3)과 같다. 철근의 부식 생성물을 제거하는 방법으로는 ASTM G1-25 (2025)의 규정에 따라 shot blasting, wire brush 등의 기계적 방법이 사용된다. 이러한 방법들은 부식된 철근으로부터 부식 생성물을 효과적으로
제거함으로써 철근의 실제 순중량을 정확하게 측정할 수 있다.
여기서, $C_{weight}$: 철근 부식률 (%), $W_{co}$: 부식 후 철근의 중량 (g), $W_{total}$: 부식 전 철근의 중량
(g).
전류 인가에 의해 부식된 철근의 실제 부식률을 측정하기 위하여 중량 감소율 계산법을 이용하여 평가하였다. 모든 철근은 콘크리트를 파쇄하여 추출한 후,
철근의 순중량 감소를 정확하게 측정하기 위해 ASTM G1-25 (2025)에 따라 철근의 녹을 제거하였다. 철근의 부식률은 Equation (3)에 따라 계산하였다.
Table 3에는 철근 부식 전의 무게 대비 부식 후의 실제 중량 감소율을 통해 측정한 부식률을 나타내었다. 측정 결과를 기반으로 계획된 부식률과 실제 부식률이
높은 일치율을 나타냄을 확인할 수 있었다. 다만, 5%의 부식률로 계획된 실험체 FB-1의 경우 실제 부식률은 0.5%로 나타나 결과 분석에서 제외하였다.
Fig. 5. Accelerated corrosion setup for beams: (a) Concept of accelerated corrosion
method based on impressed current; (b) Flexural and shear specimens
Table 3. Correlation between planned and actual corrosion rates
|
Specimens
|
Corrosion rates (Planned) (%)
|
Corrosion rates (Actual) (%)
|
|
Flexural Beams
|
FB-0
|
0
|
0
|
|
FB-2
|
10.0
|
7.5
|
|
FB-3
|
20.0
|
17.5
|
|
FB-4
|
30.0
|
34.7
|
|
Shear beams
|
SB-0
|
0
|
0
|
|
SB-1
|
5.0
|
10.9
|
|
SB-2
|
10.0
|
13.5
|
|
SB-3
|
20.0
|
19.5
|
|
SB-4
|
30.0
|
31.5
|
2.4 실험방법
휨보 및 전단보 부재의 가력 계획 및 셋팅 상황을 Fig. 6 및 Fig. 7 에 각각 나타내었다. 각 보의 좌측 단부는 힌지 형태로 지지하였으며, 우측 단부는 이동단 형태로 지지하여 단순보 형태로 단조 가력하였다.
가력은 보 상부에 위치한 가력 철물을 통해 2점 재하 방식으로 적용하여 정모멘트를 받도록 하였으며, 휨보는 600 mm 간격, 전단보는 500 mm
간격으로 설정하였다. 부재 가력 시 부식된 보의 변형을 측정하기 위하여 휨보 실험체는 중심부 상단에서 30 mm, 전단보는 50 mm 간격으로 3개의
측정점을 두어 콘크리트 게이지를 부착하고 콘크리트의 압축 변형률을 측정하였다.
최대 하중의 70% 이하에서 재하를 중단하였다. 보 부재의 변위는 중심부 하단에 변위계(LVDT)를 설치하여 측정하였다.
Fig. 6. Experimental configuration for the reversed cyclic loading test of flexural
beam: (a) Loading plan; (b) Set up of specimens
Fig. 7. Experimental configuration for the reversed cyclic loading test of shear beam:
(a) Loading plan; (b) Set up of specimens
3. 구조실험 결과
3.1 휨보
3.1.1 균열 및 파괴양상
부식된 부재의 구조 실험 전 상태 확인을 위해 육안 조사를 실시하였다. Fig. 8에는 각 휨보 실험체의 겉보기 상태를 나타내다. Fig. 8 (a)에 나타낸 FB-0 실험체는 일반 콘크리트 보와 동일하게 균열이나 녹의 현상이 전혀 관찰되지 않았다. Fig. 8 (b)에 나타낸 FB-2 실험체는 부식률이 7.5%로 측정되었으며, 콘크리트 표면에 녹이 나타난 것을 육안으로 확인할 수 있었다.
Fig. 8 (c)에 나타낸 FB-3 실험체의 경우 부식률이 17.5%에 도달하였고, 압축 철근, 스터럽 및 인장 철근에서 녹이 흘러나온 것을 확인하였다. 또한 이
실험체에서는 부식에 의해 발생한 균열이 관찰되었으며, 균열 폭은 약 0.1 mm로 측정되었다.
Fig. 8 (d)에 나타낸 FB-4 실험체에서는 부식률이 34.7%로 가장 높았으며, 부식이 심각하게 진행된 것이 육안으로 명확히 확인되었다. 또한 부식에 의한 균열이
나타났으며, 균열 폭은 0.3 mm로 주근을 따라 발생하였다.
부식이 17% 이상 진행될 경우 부식에 의한 균열이 발생하였고, 부식률이 증가함에 따라 균열 폭도 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 따라서 실제 건축물의
경우 녹이 발생하여 육안으로 확인이 가능하며, 부식에 의한 균열이 0.1 mm 이상인 경우 부식률이 17% 이상일 것으로 판단된다.
Fig. 9에는 구조 실험에 의한 부식 실험체의 균열 및 파괴 양상을 나타내었다. Fig. 9 (a)의 FB-0 실험체에서는 보의 중앙부에서 초기 휨 균열이 발생한 후 양 단부로 다수의 균열이 확산되었다. 항복 이후 균열 폭이 증대되면서 최종적으로
콘크리트의 압괴 파괴가 관찰되었다. Fig. 9 (b)에 나타낸 FB-2 실험체는 보의 중앙부에서 초기 휨 균열이 발생한 이후 Fig. 9 (a)의 FB-0 실험체와 유사한 양상을 보여주었다. Fig. 9 (c)에 나타낸 FB-3 실험체에서는 균열이 거의 발생하지 않았으나, 보의 중심부에서 휨 균열이 발생한 후 균열 폭이 증대되었으며 콘크리트의 탈락이 관찰되었다.
Fig. 9 (d)의 FB-4 실험체는 실험 전 콘크리트의 탈락이 발생하였으며, 부식에 의해 생성된 부식 균열이 가력 시 증가되어 최종적으로 파괴되었다.
결과적으로 부식된 실험체는 가력 시 균열의 형성이 무부식 실험체에 비해 감소하였으나, 콘크리트의 탈락이 발생하여 취성적 파괴가 나타났다. 따라서 콘크리트
부재의 부식에 의한 균열은 내구성을 약화시켜 구조적으로 취성적인 파괴를 일으킬 가능성이 높은 것으로 사료된다.
Fig. 8. Visual condition of corroded beam specimens controlled by flexure before structural
testing: (a) FB-0; (b) FB-2; (c) FB-3; (d) FB-4
Fig. 9. Crack and failure states of corroded beam specimens controlled by flexure
after structural testing: (a) FB-0; (b) FB-2; (c) FB-3; (d) FB-4
3.1.2 하중-변위관계
부식률에 따른 휨보의 구조 실험에 의한 하중-변위 결과를 분석하였다. 여기서 극한 변위는 휨 부재의 연성율($\mu$)이 $\mu = 4$에 도달하면
붕괴 수준의 피해가 발생하여 잔존 에너지 성능을 상실한 것으로 규정한 JBDPA (2015) 및 Maeda et al. (2004)의 연구 결과를 바탕으로 $\mu = 4$까지의 변위로 정의하였다.
Fig. 10에는 부식되지 않은 FB-0 실험체를 포함한, FB-2, FB-3 및 FB-4 실험체의 하중-변위 관계를 각각 나타낸다. FB-4의 경우에는 Fig. 10의 회색선과 같이 연성율 $\mu = 4$까지 도달하지 못하고 급격하게 취성적으로 파괴되었다.
FB-0 실험체의 최대 하중은 74.9 kN, 극한 변위는 28.4 mm로 나타났으며, FB-2 실험체는 FB-0 실험체 대비 최대 하중은 68.2
kN으로 8.9% 감소하였고, 극한 변위는 25.6 mm로 9.9% 감소하였다. FB-3 실험체는 부식되지 않은 FB-0 실험체 대비 최대 하중은
62.7 kN으로 16.3% 감소하였으며, 극한 변위는 25.2 mm로 11.3% 감소하였다. FB-4 실험체는 부식되지 않은 FB-0 실험체 대비
최대 하중은 14.7 kN으로 80.4% 감소하였고, 극한 변위는 1.3 mm로 93.5% 감소하였다.
부식된 휨보 실험체는 부식률이 증가함에 따라 최대 하중이 감소하는 경향을 보였으며, 극한 변위 또한 감소하였다. 특히 부식률 30% 이상의 FB-4
실험체에서는 하중 및 변위가 현저히 감소하였다. 이는 철근의 부착력 저하와 철근 단면적 감소로 인해 최소 철근비를 충족하지 못한 결과로 판단된다.
따라서 부식이 진행될수록 휨보의 내구성 및 내진 성능이 저하될 가능성이 큰 것으로 판단된다.
Fig. 10. Load-deformation relations of beam specimens controlled by flexure
3.1.3 복원력 특성
(1) 균열점 특성
휨 균열의 기준점은 휨 이론에 의한 균열 모멘트에 도달할 때 콘크리트의 압축 변형률에서 측정된 수치를 기준으로 균열 강도 및 균열 강도 시 변위를
산출하였다.
Table 4에는 위에서 기술한 균열점 정의에 근거하여 산출한 각 부식률 (Table 3 참조)에 따른 실험결과인 균열 강도 및 균열 변위를 나타내었다. 휨 균열 발생 시 나타난 균열 강도가 부식률에 따라 미소하게 감소하는 경향을 보였으나,
Fig. 10에서도 나타낸바 부식률에 따른 균열 강도 시 변위의 변화는 거의 나타나지 않았다. 따라서 부식률이 휨 균열 강도와 변위에 미치는 영향은 미미한 것으로
사료된다.
(2) 항복점 특성
무부식 실험체를 포함한 부식된 실험체에 대한 항복점은 주철근의 항복 변형률 0.002를 기준으로 콘크리트 상부의 압축 변형률을 이론적으로 계산하여
산정하였다. Table 5에는 부식률에 따른 휨보 부재의 항복 강도 및 항복 강도 시 변위를 산정하여 나타내었다.
FB-0 실험체의 항복 강도는 71.3 kN으로 나타났으며, 항복 강도 시 변위는 7.1 mm로 나타났다. FB-2 실험체는 항복 강도가 64.6
kN으로 FB-0 대비 9.3% 감소하였으며, 변위는 6.4 mm로 FB-0 대비 9.9% 감소하였다. FB-3 실험체의 항복 강도는 56.6 kN으로
FB-0 대비 20.6% 감소하였으며, 변위는 6.3 mm로 11.3% 감소하였다. 한편, FB-4 실험체의 항복 강도는 14.6 kN으로 FB-0
대비 79.5% 급격히 감소하였으며, 변위도 0.9 mm로 86.6% 급격히 감소하였다.
전체적으로 부식된 휨보 실험체는 부식률이 증가함에 따라 최대 하중 및 항복 변위가 감소하는 경향을 보였다. 특히 부식률 30% 이상인 경우 항복 강도
및 변위가 현저히 감소하는 경향을 보였으며, 이는 철근의 부착력 감소 및 철근비 감소에 기인한 것으로 판단된다. 실험 결과는 부식이 R/C 휨보의
항복 강도 및 변위에 미치는 영향을 명확하게 보여주었으며, 특히 부식률이 높은 경우 내진 성능을 포함한 구조적 안정성이 크게 감소될 수 있을 것으로
판단된다.
(3) 극한점 특성
3.1.2에서 기술한바 극한점의 경우, Japan Building Disaster Prevention Association의 Standard for
damage level classification (JBDPA, 2015)에 근거하여 휨 부재의 연성율($\mu$)이 $\mu = 4$ 이상에 도달할 경우 붕괴 수준의 피해가 발생하여 잔존 에너지 성능을 상실한 것으로
판단하였다. Table 6에는 주철근의 항복 시 변위의 4배에 해당하는 $\mu = 4$ 시점의 극한 강도 및 극한 강도 시 변위를 각각 산정하여 나타내었다. 다만, FB-4
실험체의 경우는 항복 시 변위의 4배가 아닌 심각한 부식으로 인해서 조기에 붕괴하였기 때문에 붕괴 시점을 극한변위로 정의하였다.
FB-0 실험체의 극한 강도는 72.3 kN으로 측정되었으며, 극한 강도 시 변위는 28.4 mm로 나타났다. FB-2 실험체는 극한 강도 66.9
kN으로 FB-0 실험체 대비 7.3% 감소하였으며, 변위는 25.6 mm로 9.9% 감소하였다. FB-3 실험체는 극한 강도 62.7 kN으로 FB-0
실험체 대비 13.2% 감소하였으며, 변위는 25.2 mm로 11.3% 감소하였다. 한편, FB-4 실험체는 극한 강도 14.7 kN으로 FB-0
실험체 대비 79.7% 감소하였으며, 변위는 1.32 mm로 93.5% 감소하였다. 이는 부식률 30% 이상의 실험체가 최소 철근비를 충족하지 못하여
취성 파괴된 것으로 판단된다.
Table 4. Load-displacement at the crack states of beams controlled by flexure
|
Specimens
|
Crackling strength (kN)
|
Displacement at cracking strength (mm)
|
|
FB-0
|
14.5
|
0.65
|
|
FB-2
|
15.3
|
0.66
|
|
FB-3
|
14.5
|
0.63
|
|
FB-4
|
13.3
|
0.70
|
Table 5. Load-displacement at the yield states of beams controlled by flexure
|
Specimens
|
Yielding strength (kN)
|
Displacement at the yielding strength (mm)
|
|
FB-0
|
71.3
|
7.1
|
|
FB-2
|
64.6
|
6.4
|
|
FB-3
|
56.6
|
6.3
|
|
FB-4
|
14.6
|
0.9
|
Table 6. Load-displacement at the ultimate states of beams controlled by flexure
|
Specimens
|
Ultimate strength (kN)
|
Displacement at the ultimate strength (mm)
|
|
FB-0
|
72.3
|
28.4
|
|
FB-2
|
66.9
|
25.6
|
|
FB-3
|
62.7
|
25.2
|
|
FB-4
|
14.7
|
1.3
|
3.2 전단보
3.2.1 균열 및 파괴양상
부식된 전단보 부재의 구조 실험 전 상태 확인을 위해 육안 조사를 실시하였다. Fig. 11에는 각 전단보 실험체의 겉보기 상태를 나타내었다. Fig. 11(a)에 나타낸 SB-0 실험체는 일반 콘크리트 보와 유사하게 균열이나 녹의 현상이 전혀 관찰되지 않았다. Fig. 11(b)의 SB-1 실험체의 부식률은 10.9%이며, Fig. 11(c)의 SB-2 실험체에서는 부식률이 13.5%로 측정되었고, 콘크리트 표면에 녹이 육안으로 확인되었다. 또한 0.1∼0.2 mm의 미세한 균열이 스터럽을
따라 발생하였다.
Fig. 11(d)에 나타낸 SB-3 실험체에서는 부식률이 19.5%로 나타났으며, 압축 철근, 스터럽 및 인장 철근을 따라 녹이 흘러나와 보 부재 전체에 붉은 얼룩이
확인되었다. 균열 폭은 0.3 mm로, 부식률에 따라 균열 폭이 확대된 것을 확인할 수 있었다. 한편 Fig. 11(e)의 SB-4 실험체는 부식률이 31.5%로 가장 높았으며, 심각한 부식과 함께 균열의 폭이 1.5 mm로 주근을 따라 발생하였다.
Fig. 12에는 구조 실험에 의한 부식 전단보 실험체의 균열 및 파괴 양상을 나타내었다. Fig. 12(a)의 SB-0 실험체에서는 보의 중앙부에서 초기 휨 균열이 발생한 후 양 단부로 다수의 사인장 균열이 확장되어 최종적으로 전단 파괴가 발생하였다. Fig. 12(b)의 SB-1 및 Fig. 12(c)의 SB-2 실험체에서는 초기 휨 균열 발생 후 사인장 균열이 발생하였으며, 가력에 의한 균열은 SB-0 실험체에 비해 적게 나타났다. Fig. 12(d)에 나타낸 SB-3 실험체는 실험 전 부식에 의한 균열이 발생하였으며, 가력 시 부식 균열의 폭이 증대되어 사인장 균열이 발생하고 최종적으로 전단
파괴로 이어졌다.
Fig. 12(e)의 SB-4 실험체는 부식에 의한 주근과 같은 방향의 균열이 크게 나타나 초기 가력 시 부식 균열이 증대되었으며, 최종적으로 콘크리트 상부의 압괴
파괴로 인해 실험이 종료되었다. 결론적으로 부식된 전단보 실험체의 콘크리트에서 녹 발생 및 부식에 의한 균열이 내구 성능을 저하시켰으며, 이는 철근의
부식으로 인한 부착력 저하가 원인으로 판단된다.
Fig. 11. Visual condition of corroded beam specimens controlled by shear before structural
testing: (a) SB-0; (b) SB-1; (c) SB-2; (d) SB-3; (e) SB-4
Fig. 12. Crack and failure states of corroded beam specimens controlled by shear after
structural testing: (a) SB-0; (b) SB-1; (c) SB-2; (d) SB-3; (e) SB-4
3.2.2 하중-변위 관계 및 복원력 특성
부식률에 따른 전단보의 균열 하중, 균열 하중 시의 변위 및 극한 하중, 극한 하중 시 변위를 비교하기 위하여 실험 결과를 분석하였다. 전단 균열의
기준점은 사인장 균열이 처음 발생한 시점을 기준으로 균열 강도 및 균열 강도 시 변위를 산출하였다. 한편, 전단보 단조 가력 실험에서 하중-변위 곡선은
극한 최대점에 도달한 이후 급격히 내력이 저하하였다. 따라서 극한 강도의 기준점은 최대 하중이 발생한 시점을 기준으로 극한 강도 및 극한 강도 시
변위를 산정하여 분석하였다.
Fig. 13에는 부식되지 않은 SB-0 전단보 실험체의 하중-변위 관계를 포함한 SB-1, SB-2, SB-3 및 SB-4 실험체의 하중-변위 관계를 각각 나타낸다.
Table 7에는 부식률에 따른 전단보 부재의 균열 강도 및 균열 강도 시 변위를 나타내며, Table 8에는 극한 강도 및 극한 강도 시 변위를 각각 나타낸다.
Fig. 13 및 Table 7에 의하면 전단 균열 발생 시 나타난 균열 강도가 부식률에 따라 서서히 감소하는 경향을 보였으나, 그 차이는 미미하였으며, 균열 강도 시 변위도 또한
부식률에 따른 차이는 거의 나타나지 않았다. 결과적으로 실험 및 해석 결과로부터 부식률이 균열 강도 및 변위에 미치는 영향은 미미한 것으로 판단된다.
Fig. 13 및 Table 8에 나타낸 부식되지 않은 SB-0 실험체의 극한 하중은 167.7 kN, 극한 변위는 9.2 mm로 나타났다. SB-1 실험체의 극한 하중은 167.2
kN으로 SB-0 실험체 대비 0.3% 감소하였으며, 극한 변위는 8.71 mm로 5.4% 감소하였다. SB-2 실험체에서는 SB-0 실험체 대비
극한 하중이 157.0 kN으로 6.4% 감소하였으며, 극한 변위는 7.2 mm로 21.7% 감소하였다. SB-3 실험체에서는 SB-0 실험체 대비
극한 하중이 152.4 kN으로 9.1% 감소하였으며, 극한 변위는 9.3 mm로 1.1% 증가하였다. SB-4 실험체에서는 SB-0 실험체 대비
극한 하중이 130.0 kN으로 22.5% 감소하였고, 극한 변위는 11.4 mm로 23.9% 증가하였다.
SB-3 및 SB-4 실험체의 극한 변위 증가 현상은 부식에 의한 균열이 하중 재하 시 균열 폭의 증대로 이어지면서 강성이 감소하여 결과적으로 변위가
증가한 것으로 사료된다. 다만 SB-0∼SB-4 전체 전단보 실험체의 극한 변위와 비교하면 그 차이는 크지 않은 것으로 판단된다. 반면, 부식된 전단보
실험체는 부식률이 증가함에 따라 하중이 감소하는 경향이 명확하게 나타났으며, 이는 부식으로 인한 전단 보강근의 단면 감소에 따라 전단 보강근의 내력
저하가 크게 발생한 결과로 판단된다. 따라서 부식된 전단보는 내구성 및 내진 성능이 취약해질 가능성이 큰 것으로 판단된다.
Fig. 13. Load-deformation relations of beam specimens controlled by shear
Table 7. Load-displacement at the crack states of beams controlled by shear
|
Specimens
|
Crack strength (kN)
|
Displacement at crack strength (mm)
|
|
SB-0
|
78.7
|
2.48
|
|
SB-1
|
74.7
|
2.51
|
|
SB-2
|
73.3
|
2.60
|
|
SB-3
|
67.9
|
2.57
|
|
SB-4
|
47.0
|
2.61
|
Table 8. Load-displacement at the ultimate states of beams controlled by shear
|
Specimens
|
Ultimate strength (kN)
|
Displacement at ultimate strength (mm)
|
|
SB-0
|
167.7
|
9.2
|
|
SB-1
|
167.2
|
8.7
|
|
SB-2
|
157.0
|
7.2
|
|
SB-3
|
152.4
|
9.3
|
|
SB-4
|
130.0
|
11.4
|
5. 결 론
본 연구의 궁극적인 목적은 부식 손상 부재를 가지는 R/C 건축물의 내진성능을 평가하는 실용적인 방법론, 즉 부식부재의 균열점, 항복점, 극한점에
대한 강도-변형 특성에 근거한 복원력 모델을 제안하는 것이다. 본 연구에서는 첫번째 단계로서 철근 부식이 R/C 구조물 보의 내진 성능 (복원력 특성)에
미치는 영향을 분석하기 위해 전위차에 의한 부식 촉진법을 적용하여 다양한 부식률을 변수로 설계한 R/C 휨보 및 전단보를 계획⋅제작하였다. 단조 가력
구조 실험을 실시하여 부식된 휨보 및 전단보의 복원력 특성, 즉 균열점, 항복점 및 극한점에서의 강도-변형 특성을 평가하였다. 주요 결과는 다음과
같다.
1) 부식률에 따른 휨보의 구조 실험 결과, 부식률 0%인 FB-0 실험체의 항복 강도는 71.3 kN, 항복 시 변위는 7.1 mm로 나타났다.
FB-2 (7.5%)는 항복 강도 64.6 kN (9.3% 감소), 변위 6.4 mm (9.9% 감소), FB-3 (17.5%)는 항복 강도 56.6
kN (20.6% 감소), 변위 6.3 mm (11.3% 감소)로 나타났다. FB-4는 항복 강도 14.6 kN (79.5% 감소), 변위 0.9
mm (86.6% 감소)로 급격히 저하되었다. 전반적으로 부식률 증가에 따라 최대 하중 및 항복 변위가 감소하였으며, 특히 30% 이상에서 급격한
저하가 나타났다. 이는 철근의 부착력 저하 및 단면 감소로 인한 철근비 부족에 기인한 것으로 판단된다.
2) 전단보의 구조 실험 결과, SB-0의 극한 하중은 167.7 kN, 변위는 9.2 mm로 나타났다. SB-1 (10.9%)은 하중 167.2
kN (0.3% 감소), 변위 8.71 mm (5.4% 감소), SB-2 (13.5%)는 하중 157.0 kN (6.4% 감소), 변위 7.2 mm
(21.7% 감소), SB-3 (19.5%)는 하중 152.4 kN (9.1% 감소), 변위 9.3 mm (1.1% 증가), SB-4 (31.5%)는
하중 130.0 kN (22.5% 감소), 변위 11.4 mm (23.9% 증가)로 나타났다. 변위 증가는 균열 확대에 따른 강성 감소의 영향으로
판단되며, 전체적으로는 하중 감소 경향이 지배적이었다.
3) 휨보의 경우 균열 강도는 부식률 증가에 따라 소폭 감소하였으나, 균열 시 변위 변화는 거의 없었다. 반면 항복 강도는 부식률 증가에 따라 현저히
감소하였다. 항복 변위는 17.5%까지 감소 경향을 보이다가 이후 일부 증가가 나타났으나, 전체적으로는 감소 추세를 보였다. 극한 강도 또한 부식률
증가에 따라 크게 감소하였으며, 특히 30% 이상에서 급격한 저하가 나타났다. 한편, 전단보의 경우 균열 강도와 균열 시 변위는 부식률에 따른 영향이
미미하였다. 반면 극한 강도는 부식률 증가에 따라 선형적으로 감소하였으며, 20% 이상에서 급격한 감소가 나타났다. 이는 전단 철근의 단면 감소 및
부착력 저하에 기인한 것으로 판단된다. 극한 변위는 일부 변동이 있으나 전체적으로 큰 차이는 나타나지 않았다.
4) 철근 부식은 R/C 보의 강도 및 변형 성능, 특히 내진 성능에 중요한 영향을 미치며, 부식률이 증가할수록 구조적 안전성이 크게 저하됨을 확인할
수 있다. 향후, 부식에 따른 영향을 해석적으로 검토 및 분석을 하기 위해서 부식률에 따른 저감된 부착응력식을 적용하여 유한요소해석 모델을 구축하여
해석을 실시함과 동시에 부식된 휨 및 전단 보부재의 구조실험 결과와 비교 및 분석할 필요성이 있다. 또한, 부식된 휨 및 전단 보부재의 구조실험 및
유한요소해석 결과를 기반으로 균열점, 항복점 및 극한점에 대한 강도-변형 특성을 파악할 필요성이 있다고 사료된다.