2.1 기존 연구 분석

Kim et al.(2022)은 GO, f-CNT 및 NS를 복합 혼입한 삼중 하이브리드 나노보강 시멘트 페이스트를 대상으로 분산성, 수화반응 및 기계적 성능을 종합적으로 평가하였다. 해당 연구에서는 GO 함량을 주요 변수로 설정하였으며 시멘트 질량 대비 GO 0.04 wt %, f-CNT 0.01 wt %, NS 1.0 wt %에서 가장 우수한 분산성과 압축강도 및 쪼갬인장강도 향상 효과가 나타나는 것으로 보고하였다. 이는 적정량의 GO가 f-CNT와 NS의 분산을 개선하고 GO의 핵생성 효과, f-CNT의 균열 가교효과, NS의 포졸란 반응이 복합적으로 작용하여 시멘트 매트릭스를 치밀화하기 때문으로 분석되었다. 반면 GO 함량이 과도할 경우 Ca²⁺ 이온에 의한 GO 응집이 발생하여 분산성과 기계적 성능이 저하될 수 있음을 제시하였다.

Son et al.(2023)은 Kim et al.(2022)의 연구를 바탕으로 모르타르 및 콘크리트 수준으로 확장하기 위한 제조 및 혼입 방법을 검토하였다. Son et al.(2023)은 기존 나노소재 수용액 제조 방식의 한계를 개선하기 위해 농축 삼중 하이브리드 나노 수용액 제조 방법을 제안하였으며 이를 통해 대량의 나노소재 수용액을 보다 효율적으로 제조할 수 있음을 확인하였다. 또한 농축 수용액을 사용한 모르타르 및 콘크리트에서도 기존 삼중 하이브리드 수용액과 유사한 강도 발현이 나타나 해당 제조 방법이 콘크리트 배합에 적용 가능함을 보고하였다.

Hwangbo et al.(2023)은 Kim et al.(2022)의 최적 배합비와 Son et al.(2023)의 나노소재 혼입 방법을 바탕으로 삼중 하이브리드 나노보강 콘크리트의 재료 특성과 단조하중에서의 철근-콘크리트 부착거동을 평가하였다. 해당 연구에서는 압축강도 및 쪼갬인장강도 시험과 함께 총 21개의 인발 실험체를 제작하여 나노소재 혼입 여부, 피복두께, 철근 직경 및 묻힘길이에 따른 부착성능을 분석하였다. 실험 결과 삼중 하이브리드 나노소재 혼입에 따라 콘크리트의 쪼갬인장강도가 증가하고 포아송비 및 체적변형률이 감소하였으며 이러한 재료 특성 변화가 철근 주변 콘크리트의 횡변형을 억제하여 부착성능 향상에 기여하는 것으로 나타났다. 특히 GO가 포함된 삼중 하이브리드 나노보강 콘크리트는 동일 조건에서 상대적으로 우수한 부착성능을 보였으며 부착강도는 단순 압축강도보다 쪼갬인장강도와 체적변형 특성의 영향을 크게 받는 것으로 분석되었다.

이와 같이 기존 연구들은 삼중 하이브리드 나노소재의 최적 배합비, 콘크리트 배합 적용성, 단조하중 조건에서의 부착성능 향상 가능성을 제시하였다. 그러나 기존 연구는 주로 재료 성능에 집중되어 있으며 반복하중에 따른 잔류 부착성능 및 누적 소산에너지에 대한 평가는 아직 충분히 이루어지지 않았다.

2.2 현행 설계기준 분석

현행 설계기준에서는 부착거동을 국부 부착응력–슬립 관계로 직접 설계에 적용하기보다는 정착길이, 피복두께, 철근직경, 콘크리트 강도 및 횡구속 효과 등의 형태로 간접적으로 반영하고 있다. ACI 408R-03(2003)은 부착 및 정착 거동을 철근의 응력 전달과 정착성능 관점에서 정리하고 있으며 fib Model Code 2020(2020)은 이형철근의 국부 부착응력–슬립관계를 콘크리트 강도, 피복, 구속 조건 및 하중조건에 따라 달라지는 거동으로 제시하고 있다. 특히 fib Model Code 2020(2020)에서는 부착응력–슬립 곡선이 철근 항복, 횡압, 축방향 균열 및 반복하중의 영향을 받는다고 보고 있다. 또한 ACI 408.2R-12(2012)에서는 반복하중에 의한 부착파괴가 단순한 응력 초과가 아닌 누적 손상과 에너지 소산 메커니즘의 결과로 설명된다고 명시하고 있다. 따라서 삼중 하이브리드 나노보강 콘크리트는 반복하중 하에서 누적 소산 에너지를 기반으로 부착거동을 평가할 필요가 있다.

3.1 배합

Kim et al.(2022)은 GO 함량을 변수로 하여 삼중 하이브리드 나노소재의 분산성, 수화반응 및 기계적 성능을 종합적으로 평가하였으며 GO 0.04 wt%, f-CNT 0.01 wt%, NS 1.0 wt%에서 가장 우수한 성능을 보이는 것으로 보고하였다. 이에 본 연구에서는 해당 배합비를 1.0N 기준 배합으로 채택하고 GO:f-CNT:NS의 혼입비율은 유지한 상태에서 전체 혼입량을 절반으로 줄인 0.5N 배합을 추가하여 시멘트 질량 대비 나노소재 혼입률을 0.0%, 0.5%, 1.0%로 설정하였다. 이를 통해 나노소재 혼입량 변화에 따른 삼중 하이브리드 나노보강 콘크리트의 재료 특성을 평가하였다. 콘크리트 배합비는 Table 1에 나타냈다.

콘크리트 배합은 RILEM TC 150-ECM(2003)을 참고하여 수행하였다. 먼저 굵은골재, 시멘트 및 잔골재를 투입하여 약 3분간 건비빔을 실시한 후 나노 농축액과 일반 수돗물로 구성된 혼합수를 함께 투입하여 약 5분간 추가 배합하였다. 삼중 하이브리드 나노 수용액의 제조 및 혼입에는 나노물질 간의 화학적 결합을 촉진하여 분산성을 확보할 수 있는 Son et al.(2023)이 제안한 소니케이션 기반 분산 방법을 참고하여 소니케이션을 10분간 진행하였고 뭉침 현상을 방지하기 위해 GO, CNT, NS 순으로 증류수에 혼입하였다. 또한 Liu et al.(2018)가 초음파 처리 과정에서 발생하는 과도한 온도 상승이 하이브리드 현탁액의 구조적 안정성을 저하시킬 수 있음을 보고하여 본 연구에서는 Heshmatian et al.(2025)의 방법을 참고하여 초음파 분산 과정에서 현탁액의 온도를 30 ℃ 이하로 유지한 상태에서 배합을 수행하였다. 나노소재의 물성은 Table 2에 제시하였으며 소니케이터 사진은 Fig. 1에 제시하였다.

Fig. 1 Nanomaterial mixing equipment

3.2 재료시험 방법

콘크리트 재료시험은 압축강도, 쪼갬인장강도, 슬럼프 플로우 테스트에 대해 수행하였다. 압축강도 및 쪼갬인장강도 공시체는 100×200 mm 크기로 진행하였다. 강도 시험 시 사용된 기계는 용량 1000 kN의 만능시험기이다. 각각의 강도 시험과 슬럼프 플로우 테스트는 KS F 2405(압축강도)(2022), KS F 2423(쪼갬인장강도)(2021), KS F 2594(2021)을 기반으로 진행하였다. 재료강도시험에 대한 사진은 Fig. 2에 제시하였다.

Fig. 2 Concrete strength test

3.3 재료시험 결과

재료시험 결과는 Table 3에, 슬럼프 플로우에 대한 결과는 Fig. 3에 정리하였다. Table 3에 따르면 1.0N 배합은 OPC 대비 압축강도와 쪼갬인장강도가 모두 증가하였다. 0.5N 배합은 압축강도는 OPC와 거의 유사한 수준을 보인 반면 쪼갬인장강도는 증가하였다. 특히 0.5N의 경우 $f_{sp}/f'_c$가 OPC, 1.0N보다 크게 나타나 압축강도 증가보다는 인장 저항성 개선 효과가 상대적으로 두드러진 것으로 판단된다. 슬럼프 플로우는 OPC와 0.5N이 모두 730 mm로 동일하였고 1.0N은 660 mm로 감소하였다. 이는 나노소재 혼입량이 증가할 경우 입자의 높은 비표면적과 수분 흡착 특성에 의해 유동성이 저하될 수 있음을 의미한다. 다만 Fig. 3의 슬럼프 플로우 형상을 육안으로 관찰한 결과 0.5N 배합은 OPC, 1.0N에 비해 확산면 중앙부에서 입자 또는 표면 요철이 국부적으로 집중되는 양상이 나타났다. 이는 슬럼프 플로우 직경만으로는 구분되기 어려운 국부적 분산 불균일성을 시사하며 동일한 슬럼프를 보이더라도 배합 내부의 균질성 및 안정성에는 차이가 있을 수 있음을 의미한다.

Fig. 3 Slump flow test results

4.1 실험체 계획

실험체 목록은 Table 4에, 사용 철근의 기계적 특성은 Table 5에 나타내었다. 실험변수는 나노 혼입률(OPC, 0.5N, 1.0N)과 피복두께비 ($c_s/d_b$)로 설정하였으며 피복두께는 실험체 단면 치수 100 mm와 125 mm에 대응하는 $3.44d_b$ 및 $4.42d_b$의 두 수준으로 계획하여 총 6개의 실험체를 제작하였다. 철근은 모두 D13을 사용하였고 묻힘길이비 ($l_d/d_b$)는 3.0으로 고정하여 pull-out failure를 유도하였다. 이는 splitting failure가 발생할 경우 피복 콘크리트의 급격한 균열에 의해 응답이 조기에 종료되어 연화거동과 잔류 부착성능을 충분히 관찰하기 어렵고 배합에 따라 파괴모드가 달라질 경우 철근콘크리트 계면에서의 부착열화 특성을 동일 기준에서 비교하기 어렵기 때문이다.

다만 본 연구는 각 변수 조합당 단일 실험체를 대상으로 수행되었으므로 향후 동일 변수 조건에 대한 추가 반복실험을 통해 결과의 재현성을 검토할 필요가 있다.

4.2 가력 및 계측 계획

실험 장치 및 세팅은 Fig. 4와 같다. 시험체의 콘크리트 블록은 강재 지그 내부에 배치한 후 지그와 체결된 강재 지지판 및 볼트 체결부를 이용하여 이동 및 회전이 억제되도록 고정하였다. 철근의 가력단은 커플러와 와셔 플레이트를 통해 액추에이터에 연결하였으며 하중은 철근 축 방향으로 전달되도록 시험체 중심축과 액추에이터 가력축을 일치시켰다. 가력은 actuator의 machine displacement를 기준으로 한 변위제어 방식으로 수행하였으며 반복하중을 받는 철근콘크리트 부재에 발생하는 응력반전을 모사하기 위해 정방향(인장), 역방향(압축)을 번갈아가면서 재하하였다. 재하 속도는 0.05 mm/s로 일정하게 유지하였다. 반복가력 이력은 Fig. 5와 같이 정방향과 역방향이 모두 포함되는 변위제어 방식을 사용하여 각 변위당 3 cycles씩 반복하였고 정방향 부착강도가 2 MPa 이하가 되어 잔류 부착강도가 소진되었을 때 실험을 종료하였다.

Fig. 4 Test setup

Fig. 5 Cyclic loading procedure

이러한 actuator displacement 기반 반복가력 방식은 cyclic pull-out 부착시험을 수행한 기존 연구에서도 적용된 바 있다. Li et al.(2025)은 FRP bar–concrete 계면의 반복 부착거동을 평가하기 위해 MTS 서보유압시험기를 사용하였으며 시험기의 stroke를 control input으로 하는 displacement-controlled loading을 적용하였다. 또한 bond-slip 응답은 loaded end 및 free end에 설치한 변위계를 통해 별도로 계측하였고 $\tau-s$ 관계는 계측된 slip을 사용하여 구성하였다. 해당 연구에서는 0.05 mm/s의 재하속도와 각 변위수준당 3 cycles의 대칭 반복변위 이력을 적용하여 하중반전에 따른 계면 손상과 잔류 slip을 평가하였다. 따라서 본 연구에서도 actuator의 machine displacement는 반복가력 이력 구현을 위한 제어변수로 사용하였다. 실험 시 발생하는 철근의 slip은 LVDT 3, 4를 통해 별도로 계측하였고 평균 부착응력 $\tau$는 $\tau = P/(\pi d_b l_d)$로 산정하였다. 반복하중 응답평가는 정방향 최대부착응력 $\tau_u^{c+}$, 역방향 최대부착응력 $\tau_u^{c-}$, 정⋅역방향 최대부착응력비 $\tau_u^{c-}/\tau_u^{c+}$, 누적 소산에너지 $L_{cyc}$, 재료강도 정규화 부착응력 $\tau_u^{\pm}/\sqrt{f'_c}$, 초기 강성 $K_0$, 잔류 부착응력비 $R_{3.0}$를 기준으로 수행하였다.

5.1 파괴패턴

실험 주요 결과는 Table 6에, 부착응력-slip 이력곡선은 Fig. 6에 정리하였다. Table 6에는 정⋅역방향 최대부착응력, 최대부착응력 시 slip, 정⋅역방향 최대부착응력비, 누적 소산에너지와 함께 부착실험 중 계측된 최대 철근 변형률과 콘크리트 측면 변형률을 제시하였다. 모든 실험체에서 계측된 최대 철근 변형률은 Table 5에 제시한 D13 철근의 항복변형률보다 낮게 나타나 실험 중 철근은 탄성 범위에 있었던 것으로 판단된다. 또한 모든 실험체의 최종 파괴양상은 pull-out failure로 확인되었다. 그러나 최종 파괴모드가 동일하더라도 피복두께비에 따라 부착거동은 다르게 나타날 수 있다. 이는 철근 리브에 의해 발생하는 방사방향 압력에 대해 피복 콘크리트가 제공하는 횡구속 정도가 달라지기 때문이다. 이를 확인하기 위해 정방향 하중에서 가력단 인근 콘크리트 측면 변형률을 비교하였다. OPC 실험체와 1.0N 실험체는 모두 피복두께비가 증가함에 따라 콘크리트 측면 변형률이 감소하였다. 반면 0.5N 실험체의 경우에는 피복두께비 증가에 따른 측면 변형률의 차이는 거의 없었다. 이는 0.5N 배합이 OPC와 동일한 슬럼프 플로우를 보였음에도 슬럼프 플로우 형상에서 확인된 바와 같이 입자 또는 표면 요철이 중앙부에 국부적으로 집중되는 분산 불균일성이 나타났기 때문으로 판단된다.

Fig. 6 Bond stress-slip relationship

결론적으로 피복두께비 차이는 최종 파괴모드를 splitting failure로 변화시킬 정도의 균열양상 차이를 유발하지는 않았으나 피복 콘크리트의 횡구속 효과로 인해 발생한 측면 변형률 차이를 통해 동일한 pull-out failure 내에서도 부착거동의 차이를 발생시킨 것으로 해석된다.

5.2 정방향 부착응력

반복하중 조건에서의 정방향 최대부착응력은 두 피복두께 결과의 평균값 기준으로 1.0N이 16.58 MPa로 가장 큰 값을 보였으나 뚜렷한 증가 경향은 확인되지 않았다. 하지만 정방향 최대부착응력에 도달한 시점을 살펴보면 OPC-100은 16 cycles에서 최대부착응력에 도달한 후 연화거동을 시작했지만 1.0N-100의 경우에는 32 cycles까지 부착응력이 지속적으로 상승했다. 그리고 동일한 변위 제어 하중 프로토콜을 적용했음에도 OPC-100는 25 cycles만에 조기 파괴에 도달했으나 1.0N-100은 36 cycles 까지 연화 거동을 하였다. 또한 정방향 최대부착응력 도달 이후 잔류 부착응력은 1.0N이 가장 적은 감소를 보였다. 이를 통해 나노소재 1.0% 혼입이 콘크리트 매트릭스 내부의 미세균열 발생 및 진전을 억제하여 반복하중에 의한 조기 연화를 방지하고 부착열화를 지연시켰다고 판단된다. 0.5N의 경우 정방향 최대부착응력은 OPC 대비 뚜렷한 증가를 보이지 않았으며 오히려 두 피복두께비 조건 모두에서 OPC보다 낮은 값을 나타냈다. 또한 $f_{sp}/f'_c$가 상대적으로 높게 나타났음에도 정방향 최대부착응력은 OPC보다 낮게 나타났다. 따라서 0.5N의 부착강도 저하는 압축강도, 쪼갬인장강도와 같은 재료강도만으로 설명되기보다는 철근 주변의 국부적인 계면 품질에 의해 영향을 받은 것으로 판단된다. 특히 Fig. 3의 슬럼프 플로우 형상에서 0.5N 배합은 확산면 중앙부에 입자 또는 표면 요철이 국부적으로 집중되는 양상을 보였으며 이는 재료의 분산 균질성 저하 또는 국부적 충전성 차이를 시사한다. 이러한 국부적 불균일성은 철근 주변 ITZ 형성, 미세공극 분포 및 기계적 맞물림 저항에 영향을 줄 수 있으므로 0.5N의 부착강도 감소는 재료강도 특성의 저하보다는 철근-콘크리트 계면부의 국부 결함, 분산 불균일성 또는 다짐⋅충전 상태의 편차가 복합적으로 반영된 결과로 해석된다.

5.3 역방향 부착응력

Fig. 7, Fig. 8은 모두 skeleton curve에 해당하지만 Fig. 8은 재료강도 값으로 정규화를 하여 Fig. 7에서 재료강도의 영향분을 제외하고자 하였다. Fig. 7에 제시하였듯이 정⋅역방향 최대부착응력비를 살펴보면 OPC는 하중반전 이후 정방향 성능의 절반 수준만 유지한 반면 1.0N은 약 90% 이상을 유지하였다. 또한 Fig. 8에서 나타나듯이 부착응력을 재료강도 값으로 정규화한 결과에서도 1.0N은 정방향 최대부착응력이 OPC 대비 크게 증가하지 않았음에도 불구하고 정방향 최대부착강도 이후의 연화 구간에서 보다 완만하고 더 큰 slip 구간까지 잔존 부착응력을 유지하였다. 동시에 역방향 응답에서는 두 피복두께비 조건 모두에서 가장 큰 정규화 부착응력을 보였다. 이는 본 연구에서 관찰된 1.0N의 성능 향상이 매트릭스 강도 증가와 함께 반복하중 하 부착열화 억제 효과를 포함하고 있음을 시사한다.

Fig. 7 Skeleton curves of cyclic bond behavior

Fig. 8 Effect of material strength on the normalized bond stress

6.1 부착응력-슬립 관계 곡선

반복하중 하 부착거동을 정량적으로 평가하기 위해 부착응력–슬립관계 곡선을 초기구간, 최대부착응력 이후 연화구간으로 구분하여 분석하였다. 초기구간은 정방향 최대부착응력의 10–40% 범위로 정의하였으며 해당 구간의 기울기를 초기 강성 $K_0$로 산정하였다. 이때 상한값인 $0.4\tau_u^{c+}$는 부착응력-슬립관계에서 최대부착응력의 약 40%까지 부착응력이 슬립에 대해 선형적으로 증가한다고 제시한 기존 부착모델을 참고하여 설정하였다(Murcia-Delso et al., 2011). 또한 하한값인 $0.1\tau_u^{c+}$는 원점 부근에서 발생할 수 있는 계측초기 오차의 영향을 배제하기 위해 설정하였다. 따라서 본 연구의 $K_0$는 최대부착응력 이전의 초기 선형구간에서 철근-콘크리트 계면의 초기 슬립저항성을 나타내는 지표로 산정된다.

최대부착응력 이후의 거동을 평가하기 위해 공통 슬립 3.0 mm에서의 잔류 부착응력 $\tau_{3.0}$, 잔류 부착응력비 $R_{3.0}$를 산정하였다. 여기서 $\tau_u^{c+}$는 정방향 최대부착응력, $s_u^{c+}$는 정방향 최대부착응력 시 슬립, $s_{0.1}$과 $s_{0.4}$는 각각 $0.1\tau_u^{c+}$와 $0.4\tau_u^{c+}$에 대응하는 슬립을 의미한다. 이를 수식 (1), (2)에 제시했고 분석 결괏값은 Table 7에 정리했다.

6.2 누적 소산 에너지

반복하중 하 부착성능을 평가할 때 누적 소산 에너지 $L_{cyc}$는 하중반전과 손상 누적에 대한 저항성을 나타내는 중요한 지표이다. Fig. 9에는 누적 소산 에너지, Fig. 10에는 사이클별 누적 소산 에너지를 나타내었다. Fig. 9에서 1.0N-100과 1.0N-125는 각각 동일 피복두께비 조건의 OPC 시험체보다 218.6%, 251.7% 증가하는 경향을 보였다. Fig. 10에서는 OPC, 0.5N 실험체의 사이클 종료 시점까지의 누적 에너지 소산량은 모든 실험체에서 비슷한 결과를 보였다. 1.0N 실험체는 OPC, 0.5N 실험체가 부착파괴된 이후에도 추가 사이클 동안 에너지 소산이 지속적으로 증가하였다. 이는 1.0N이 반복재하 동안 보다 넓은 이력루프를 유지하며 손상 누적 이후에도 계면 저항성을 지속적으로 발현했음을 의미한다. 반면 0.5N은 100 mm 계열에서는 OPC보다 큰 에너지 소산능을 보였으나 125 mm 계열에서는 OPC와 거의 유사한 수준에 머물렀다. 이러한 결과는 본 연구 범위에서 명확히 규명하지 못하였으며 향후 추가 반복실험과 계면 미세구조 분석을 통해 추가적으로 검토할 필요가 있다.

Fig. 9 Analysis of the cumulative dissipated energy

Fig. 10 Cumulative energy dissipation according to cycle number