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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.3 No.4 pp.38-44
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2012.3.4.038

계단식 단부 형태의 탄소섬유시트로 보강된 RC보의 구조거동 평가에 관한 실험적 연구

김영희, 김희선
이화여자대학교 건축공학과

Experimental Study for Evaluating Structural Behavior of RC Beams Strengthened by Tapered Ended CFRP Sheets

Hee-Sun Kim, Kim Young-Hee
Department of Architectural Engineering, Ewha Womans University

Abstract

This paper presents experimental studies aiming at evaluation of structural behaviors of RC (ReinforcedConcrete) beams externally strengthened with taper ended CFRPs(Carbon Fiber Reinforced Polymers). Experiments areperformed with RC beams having different numbers of CFRP layers and length of each layer. The beams are subjectedto four point-bending with simply supported condition. Test results of taper ended CFRPs and non-tapered CFRPs arecompared and the better strengthening effect is observed from tapered ended CFRPs.

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1. 서 론

탄소섬유시트는 인장성능이 우수하고 시공 방법이 용이하여 구조물의 보수 보강 재료로 많이 쓰이고 있다. 그러나 여러 장의 탄소섬유시트를 부착하여 구조물을 보강하는데 있어서 보강재의 갑작스런 탈락으로 인한 위험성이 존재한다. 이와 관련하여, 탄소섬유시트로 보강한 철근콘크리트 부재의 구조 거동을 파악하기 위한 실험 및 해석 연구가 다양하게 진행, 발표되어왔다 (Utui, N. and Kim, H.S. 2011, Choi et al., 2013, Kim, H.S. and Shin, Y.S., 2011). 특히 철근콘크리트 휨 부재를 대상으로 하는 연구에서는 탄소섬유시트의 길이, 두께, 폭 등에 관한 실험 연구들이 많이 수행되어왔다. 

탄소섬유시트의 길이에 관한 연구에 있어서, Mongi et al.(2009)는 기존의 여러 FRP(Fiber reinforced polymer) 디자인 기준(ACI, Euro code 등)에서 제시하는 섬유시트의 유효 부착 길이를 비교하고, 발표된 실험 연구의 데이터를 바탕으로 섬유시트의 강성을 포함하는 유효 부착 길이 식을 제안하였다. Kadhim (2011)은 섬유시트의 길이가 보의 지점 간 길이의 60%이상만 되면 섬유시트를 더 길게 보강한 보와 비교했을 때 보강효과 면에서 차이가 없음을 실험을 통하여 발표하였으며, Li et al.(2006)의 논문에서는 두 겹의 탄소섬유시트를 부착하여 보강할 경우 콘크리트 보에 먼저 닿는 시트를 길게 붙이고, 다음 시트를 짧게 붙이더라도 두 겹 모두를 길게 붙인 것과 동일한 보강효과를 보이는 것으로 나타났다. 또한 ACI repair manual에 따르면 여러 겹의 섬유시트로 보강한 철근콘크리트 보의 concrete cover separation을 방지하기 위하여 각 겹마다 6inch이상의 길이 차가 나도록 부착하는 것을 권장하고 있다. Ehsan et al.(2011)과 Maalej et al.(2005)은 탄소섬유시트의 두께에 따른 보강효과에 관한 연구결과를 발표한 바 있는데, Ehsan et al.(2011)은 철근콘크리트 보에 탄소섬유시트를 한 겹, 두 겹, 세 겹으로 보강한 실험체를 가지고 보강 두께가 보강효과 및 보의 구조적 거동에 미치는 영향을 분석하였으며, Maalej et al.(2005)에서는 보강 겹 수가 증가할수록 탄소섬유시트 단부에서의 계면 응력이 증가하는 것으로 나타났다. 탄소섬유시트 폭에 관한 연구로는 Brena et al(2004)가 섬유시트의 폭과 길이를 변수로 작은 사이즈의 보를 가지고 실험을 수행하여 발표한 바 있다.

본 연구에서는, 기존 연구에서 밝혀진 탄소섬유 시트의 길이, 두께, 폭 등 보강방법에 따른 보강효과에 관한 연구 결과들을 바탕으로 탄소섬유시트로 휨 보강된 철근콘크리트 보를 설계하고 가력 실험을 수행하였다. 실험 결과를 토대로 탄소섬유시트로 휨 보강된 철근콘크리트 보에서 섬유시트의 길이와 두께의 변화에 따른 계단식 단부 형태가 보강효과에 미치는 영향을 파악하고 구조적 거동 특성을 분석하였다. 

2. 실험 계획 및 방법

2.1 실험 변수 및 실험체 제작

본 연구에서는 탄소섬유시트로 휨 보강된 철근콘크리트 보에서 섬유시트 단부의 형태에 따른 보강 과와 구조적 거동을 알아보기 위하여 Table 1에 나타낸 바와 같이 탄소섬유시트의 보강 겹 수와 보강 길이를 변수로 하여 휨 보강을 실시하고, 가력 실험을 수행하였다. 따라서 실험에 적용된 탄소섬유 시트 단부 형태는 Fig. 1(b)와 같이 매 겹을 같은 길이의 탄소섬유시트로 보강하여 모든 시트가 한 지점에서 끝나는 비계단식 단부 형태와 Fig. 1(c)와 같이 각 겹마다 길이가 다른 시트를 부착하여 일정한 길이 차를 두로 시트가 끝나는 계단식 단부 형태의 두 종류로 계획되었다. 

Table 1.List of specimens

Fig. 1. Detail of specimens (unit : mm)

실험에 사용된 보의 크기는 길이(L)×폭(w)×높이 (h)가 3200×200×250mm이고, 철근 보강으로 인장측에 D13 철근을 두 개 배근하고, 전단력을 지지하기 위하여 D10 철근을 100mm 간격으로 배근하였다. 탄소섬유시트의 길이는 보의 지점 간 길이의60%(Li et al,.2006)이상이 되도록 하기위해, 1800mm 를 기준으로 A타입에서는 모두 같은 길이로 여러 겹 보강을 하였으며, 계단식 단부 형태의 실험체인 B타입에서는 먼저 부착된 시트보다 그 다음 부착된 시트의 길이가 300mm가 짧아져 한 쪽 단부에서 150mm 길이 차가 나도록 하였다. ACI(2008)에서는 섬유로 보강하는 경우에 대한 유효 부착 길이를 아래 식 (1)과 같이 제안하고 있는데, 이 식에 따르면, 두 겹으로 보강하는 경우 960mm, 세 겹으로 보강하는 경우와 네 겹으로 보강하는 경우에 각각 757mm와 640mm의 유효 부착 길이를 얻을 수 있다. 따라서 본 실험에서 계획된 탄소섬유의 길이는 모두 유효 부착 길이를 만족시킬 수 있음을 알 수 있다. 탄소섬유시트의 폭은 보의 폭과 같도록 하였다.

일반강도 콘크리트 보를 제작하기 위하여 콘크리트 배합비는 Table 2와 같이 사용하였으며, 재료실험 결과 콘크리트의 28일 압축강도는 29MPa, 인장강도는 3MPa로 나타났다. 휨 보강에 사용된 탄소섬유시트는 한국카본에서 제공되는 CF730(300g)을 사용하였다. 탄소섬유시트 및 프라이머와 탑코트의 탄성계수, 인장 강도, 휨 강도는 Table 3에 나타낸 바와 같다.

Table 2.Mixing proportions for concrete

Table 3.Material properties of CFRPs and adhesives

탄소섬유시트 부착은 콘크리트 타설 21일 후 시방서에 따라 전문 시공업자에 의해 실시되었다. 시공방법은 샌딩기를 사용하여 부착면의 이물질을 제거하고 표면을 정리한 후, 프라이머를 도포, 경화시킨 다음 배합한 접착제(탑코트)를 도포하고 탄소섬유시트를 함침시켜 부착하였다. 탄소섬유시트의 부착 방향은 RC보의 길이 방향(0°)으로 부착하였다. 탄소섬유시트를 부착시킨 보를 상온에서 일주일간 양생한 후 탄소 섬유시트 면에 Fig. 2와 같이 변형률 게이지를 부착하였다. 게이지는 섬유시트 단부에서 20mm 떨어진 지점부터 중앙까지 약 125mm의 간격으로 총 8개를 부착하였다.    

Fig. 2. Location of CFRP strain gages (unit : mm)

2.2 가력 및 측정 방법

가력 실험을 위하여 4점 재하의 형태로 Fig. 3와 같이 실험체를 지지대 위에 설치하고, 보가 파괴될때까지 하중을 가하였다. 하중은 500kN의 로드셀을 이용하여 4mm/min의 처짐 속도로 가력하였고, 실험 중 보의 처짐을 측정하기 위하여 보의 중앙과 보의 지점간 거리의 1/4지점에 LVDT(Linear Variable Differential Transformer)를 설치하였다. 콘크리트의 압축변형을 측정하기 위하여 보 중앙의 윗면과 옆면에 총 3개의 변형률 게이지를 부착하였다. 가력하중과 측정된 처짐, 변형률 값은 데이터 로거(Data logger)를 통하여 기록하였다. 

Fig. 3. Test set-up and instrumentation (unit : mm)

3. 실험 결과 및 분석

3.1 하중-처짐 관계

Fig. 4는 부착된 탄소섬유시트 겹 수에 따른 철근 콘크리트 보의 하중-처짐 곡선을 나타낸 것이다. 하중-처짐 곡선을 통해 구조 거동을 분석해 보면, 탄소 섬유시트로 휨 보강을 하지 않은 보에 비해 보강을한 보의 최대 하중이 약 25~55% 크며, 강성도 증가 하는 것을 볼 수 있다. 그러나 비계단식 단부의 실험체인 A타입과 계단식 단부 실험체인 B타입 두 경우 모두 두 겹으로 보강한 경우에 비해 세 겹과 네 겹으로 보강한 경우 최대 하중이 오히려 감소하여 보강효과는 떨어지는 것을 볼 수 있다. 이는 탄소섬유시트 겹 수가 세 겹 이상으로 보강될 경우 조기에 보강재에서 부착파괴가 발생하기 때문인 것으로 파악된다. 

Fig. 4. Load-displacement relationships of specimens with different numbers of CFRP layers

단부 형태에 따른 구조 거동은 Fig. 5의 하중-처짐 곡선을 통해 비교할 수 있다. Fig. 5(a)에서 보이는 바와 같이 탄소섬유시트 두 겹으로 보강한 경우에서 비계단식 단부 형태의 실험체와 계단식 단부 형태의 실험체를 비교해 보면, A2에 비해 B2가 약 6% 더 큰 최대하중을 나타내고 강성도 B2가 조금 더 크게 나타났다. Fig. 5(b)를 보면, 탄소섬유시트 네 겹으로 보강한 경우에서 비계단식 단부 형태의 실험체 인A4에 비해 계단식 단부 형태의 실험체인 B4의 최대 하중이 약 18% 더 크게 나타났다. A4 실험체의 보강에 사용된 탄소섬유시트의 총 면적이 1.44m2 이고 B4 실험체의 보강에 들어간 탄소섬유시트의 총 면적이 1.08m2로, B4가 A4에 비해 0.36m2 의 시트가 적게 사용되었음에도 더 높은 보강 효과를 보인 것을 알수 있다. 따라서 보강 겹마다 길이를 다르게 하여 단부를 계단식으로 부착하는 것이 경제성과 높은 보강효과를 기대할 수 있다. 

Fig. 5. Load-displacement relationships of specimens with different types of CFRP ends

3.2 계면 응력 분석

앞 절에서 탄소섬유시트의 겹 수가 증가할수록 보강재의 조기 탈락으로 인하여 보강 효과가 감소하는 것을 볼 수 있었다. 따라서 이 절에서는 보강재의 부착파괴에 대하여 자세히 알아보기 위해 콘크리트와 보강 섬유시트 사이에서 발생하는 계면응력 분포를 분석하였다. Maalej et al.(2005)과 Choi et al.(2013)에 따르면, 탄소섬유 시트에 부착된 게이지를 통해 입력된 변형률로부터 계면 응력을 산출하는 식은 아래와 같다.     

여기서 tP 는 탄소섬유시트의 두께, EP는 탄소섬유시트의 탄성계수를 나타내며, dε/dx는 탄소섬유시트 끝단으로부터 떨어진 거리에 따른 변형률 차를 의미한다. 탄소섬유시트에서 가장 단부에 부착된 변형률 게이지가 끝단에서 20mm 떨어진 지점에 위치하므로 이 지점부터 떨어진 거리에 따른 변형률 차를 이용하여 계면응력을 산출하였다. Fig. 6은 식 (1)에 따라 산출된 계면응력 분포를 나타낸 것이다. 식에 사용된 변형률은 보 파괴가 일어나기 직전인 최대하중의 95%지점에서 측정된 것을 사용하였다. 

Fig.6(a)의 비계단식 단부의 실험체에서 탄소섬유시트의 겹 수에 따른 계면응력 분포를 비교해 보면, 섬유시트의 겹 수가 증가할수록 섬유 끝단에서의 계면응력이 증가하고, 보 중앙부에서는 큰 차이가 나타나지 않는 것을 알 수 있다. Fig.6(a)와 (b)를 통해 비계단식 단부의 실험체와 계단식 단부의 실험체를 비교해 보면, 계단식 단부 실험체의 계면응력이 비계단식단부의 실험체에 비해 현저히 높은 것을 볼 수 있는데 이는 계단식 단부 실험체의 최대하중이 크기 때문인 것으로 분석된다. Fig.6(b)에 나타난 바와 같이, 계단식 단부의 실험체에서는 섬유시트 겹 수가 증가할수록 오히려 끝단의 계면응력이 감소하는 현상이 나타났다. B4 실험체에서 섬유시트 끝단의 계면응력이 B2, B3 실험체에 비해 낮은 대신 보 중앙부에서 높게 나타나 섬유시트 전체에 계면응력이 비교적 고르게 분포되고 있음을 알 수 있다. 반면, B2 실험체는 섬유시트 끝단에서만 계면응력이 높게 나타나고 그 밖의 지점에서의 계면응력이 현저히 낮아져 섬유시트 끝단에서의 응력집중현상이 관찰되었다. 따라서 섬유시트 길이를 다르게 하여 단부를 계단식으로 보강하는 B타입에서 섬유시트 끝단에서의 응력집중 현상을완화하여 보강재의 조기 탈락으로 인한 보의 파괴를 지연시키는 효과가 뛰어난 것으로 평가할 수 있다. 

Fig. 6. Distributions of interfacial shear stress

3.3 연성 분석

탄소섬유시트로 휨 보강된 철근 콘크리트 보의 구조적 거동을 평가하기 위하여 이 절에서는 각 실험체의 구조적 연성을 분석하였다. 보의 연성을 계산하는데 있어서 내부 철근의 항복점을 기준으로 하는 것이 일반적이므로 실험체의 인장 철근 중앙부에 부착된 게이지로부터 측정된 변형률을 가지고 철근이 항복점에 도달하는 시점을 파악하였다. 본 연구에서는 Table4와 같이 내부 철근의 항복점을 지표로 중앙부 처짐과 에너지 흡수 능력을 고려한 두 가지 방법으로 구조적 연성을 분석하였다.

Table 4.Methods to define the ductility

실험체 별로 최대하중과 최대하중 시점의 처짐, 보의 파괴 시점에서 측정한 철근과 CFRP, 콘크리트 압축측의 변형률을 정리하면 Table 5와 같다. 보의 파괴 시점에 CFRP에서 측정된 변형률을 살펴보면 보강 겹수가 증가할수록 CFRP 변형률이 감소함에 따라 보강효과 역시 낮아지는 것을 알 수 있다. 이를 ACI(2008)에서 제시하는 FRP 탈락시 변형률과 비교하기 위하여 아래 식 (3)를 이용하면 CFRP가 두 겹인 경우 0.00446, 세 겹에서는 0.00364, 네 겹에서는 0.00315의 변형률을 나타낸다. 따라서 A그룹에서는 보강 겹수가 세 겹 이상인 경우 수치식에 의한 FRP탈락시 변형률보다 작은 값을 나타내 탈락이 일찍 발생하는 것을 알 수 있으며, B그룹은 보강 겹수에 관계없이 높게 나타나 탈락이 지연되는 현상을 뒷받침한다.      

Table 5.Experimental results

Table 6에 나타낸 실험체의 연성을 비교해 보면, 처짐 연성에 비해 에너지 연성이 크게 나타났으며 실험체간의 경향성은 비슷한 것으로 보인다. A3실험체의 경우, 가력 실험 중 철근이 항복점에 도달하기 전에 게이지가 끊어져 항복점을 파악할 수 없으므로 Table6에 포함하지 않았다. 전반적으로 탄소섬유시트로 보강된 실험체가 보강하지 않은 실험체에 비해 연성이 현저히 떨어지며 두 겹으로 보강한 경우보다 네 겹으로 보강한 경우의 연성이 크게 낮아지는 것을 볼 수 있다. 따라서 여러 겹의 섬유시트를 보강하는 경우 연성을 확보하는 것이 중요한 문제라고 할 수 있다. A타입 실험체의 연성과 B타입 실험체의 연성을 비교해 보면, B타입으로 보강하는 것이 최대 68% 연성 개선에 효과가 있는 것을 볼 수 있다. 따라서 여러겹의 섬유시트를 부착하여 보강하는 경우 각 겹마다 섬유 길이를 다르게 하여 단부를 계단식으로 보강하는 방법이 연성 개선에 큰 효과가 있음을 알 수 있다.

Table 6.Ductility of specimens

3.4 균열 및 파괴 양상

Fig. 7(a)와 (b)에 나타낸 실험체의 균열 및 파괴 양상을 보면, 탄소섬유시트 보강이 안 된 CONT. 실험체와 탄소섬유시트로 보강된 B4 실험체의 파괴 양상이 차이가 나는 것을 볼 수 있다. CONT. 실험체는 61kN의 하중에서 인장 철근이 먼저 항복한 뒤 69kN 의 하중에서 콘크리트 보의 압축 측에서 압괴를 보이며 최종 파괴되었다. 반면, B4 실험체는 79kN에서 인장 철근이 항복하고 탄소섬유시트에 의해서 100kN의 하중까지 견디다 탄소섬유시트가 단부부터 콘크리트 피복과 함께 탈락하는 concrete separation 양상이 관찰 되었다. 이와 같은 파괴 양상은 B4 실험체뿐만 아니라 탄소섬유시트로 보강한 모든 실험체에서 유사하게 나타났다. Fig. 8의 파괴 양상 상세 사진에서 나타나 듯이 균열 및 파괴 양상은 탄소섬유시트의 겹 수나 보강 단부 형태에 관계없이 거의 유사한 것으로 관찰 되었다. 그러나 섬유시트의 겹 수가 증가할수록 섬유시트가 콘크리트의 피복을 물고 떨어지는 정도는 약간 증가하는 것으로 관찰되었다.

Fig. 7. Crack propagations and failure modes of specimens

Fig. 8. Detail of failure mode by debonding CFRPs

3. 결 론

본 연구에서는 탄소섬유시트로 휨 보강된 철근콘크리트 보에서 섬유시트 단부의 형태에 따른 보강 효과와 구조적 거동을 알아보기 위하여 탄소섬유시트의 보강 겹 수와 보강 길이를 변수로 하여 휨 보강을 실시하고, 가력 실험을 수행하였다. 실험 중 측정된 보의 처짐, 철근 및 탄소섬유시트의 변형률, 파괴 양상등을 통하여 도출한 실험결과를 종합하면 다음과 같다. 

(1) 탄소섬유시트의 보강 겹 수가 증가할수록 조기에 보강재에서 부착파괴가 발생하여 보강효과는 떨어지는 것을 볼 수 있는데 이는 섬유시트 단부에서의 응력 집중 현상에 기인한다. 따라서 여러 겹 의 탄소 섬유시트를 부착하여 보강하는 경우 섬유시트마다 보강 길이를 다르게 하여 단부를 계단식으로 부착함으로써 보강재의 조기 탈락으로 인한 보의 파괴를 지연시킬 수 있다. 

(2) 인장철근의 항복점을 지표로 살펴 본 처짐 연성과 에너지 연성에서, 탄소섬유시트로 보강한 실험체가 보강하지 않은 실험체에 비해 연성이 현저히 떨어지며 보강 겹 수가 증가할수록 연성이 낮은 것을 볼 수 있다. 그러나 각 겹마다 섬유시트 길이를 다르게 하여 단부를 계단식으로 보강하는 방법으로 동일한 겹 수의 비계단식 단부 실험체의 연성 대비 최대 68%가량 연성 개선에 효과가 있음을 알 수 있다. 

(3) 탄소섬유시트로 보강한 실험체의 파괴양상을 보면 보강 겹 수나 보강 단부의 형태에 관계없이 섬유시트의 단부부터 콘크리트 피복과 함께 탈락하는 concrete separation 양상이 관찰되었다. 다만 섬유시트의 겹 수가 증가할수록 섬유시트가 콘크리트의 피복을 물고 떨어지는 정도가 약간 증가하는 것을 볼 수 있다. 

감사의 글

이 논문은 2011년도 정부(교육과학기술부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 연구되었음. (NRF-2011-0008824) 

Reference

1.ACI committee 440 (2008). Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures, American Concrete Ins., ACI 440. 2R-08.
2.Brena, S. F., ASCE, M., Marcri, B. M. (2004). "Effect of carbon- fiber- reinforce polymer laminate configuration on the behavior of strengthened reinforced concrete beams." J. of compos. for constr, 8(3), pp.229-240.
3.Choi, E. S., Utui N., Kim, H. S. (2013). "Experimental and analytical investigations FRPs for flexural strengthening of RC beams." Compos. Part B, 45(1), pp.248-256.
4.Ehsan, A., Habibur, R. S., Norsuzailina, M. S. (2011). "Flexural performance of CFRP strengthed RC beams with different degrees of strengthengin schemes." Physical Sciences, Vol. 6(9), pp. 2229-2238.
5.Kadhim, M. M. A. (2011). "Effect of CFRP sheet length on the behavior of HSC continuous Beam." J. of Thermoplastic Compos. Mater. pp. 1-12.
6.Kim, H. S., Shin, Y. S. (2011). "Flexural behavior of reinforced concrete (RC) beams retrofitted with hybrid fiber reinforced polymers (FRPs) under sustaining loads." Compos. Struc. 93, pp.802-811.
7.Li, L. J., Guo, Y. C., Liu, F., Bungey J. H. (2006). "An experimental and numerical study of the effect of thickness and length of CFRP on performance of repaired reinforced concrete beams." Constr. and Build. Mater. 20, pp.901-909.
8.Maalej, M., Leong, K. S. (2005). "Effect of beam size and FRP thickness on interfacial shear stress concentration and failure mode of FRP-strengthened beams." Compos. Sci. and Techno., 65(7-8), pp.1148-1158.
9.Mongi, B. O., Abdeldjelil, B., Bae, S. W. (2009). "Effective bond length of FRP sheets externally bonded to concrete." Int. J. of Concrete Struc. and Mater., 3(2), pp.127-131.
10.Shin, Y. S., Lee, C. D., (2003). "Flexural behavior of reinforced concrete beams strengthened with carbon fiber-reinforced polymer laminates at different levels of sustaining load." ACI Struct. J., 100(2), pp.231-239.
11.Utui, N., Kim, H. S. (2011). "Analytical Studies for Predicting Behaviors of RC Beams Retrofitted with Hybrid FRPs." Korean Soc. Adv. Comp. Struc. 2(2), pp.1-6.
12.Utui, N., Kim, H. S. (2011). "Experimental method for evaluating debonding strength of FRPs used for retrofitting concrete sttuctures." Korean Soc. Adv. Comp. Struc. 2(3), pp.36-41.