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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.10 No.6 pp.14-20
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2019.10.6.014

Evaluation on Flexural Performance of TRC Panels with Variable of Carbon Textile Position

Lee Jongeok1,Yang Jun-Mo2,Kim Sung Jig3,Chang Chunho4
1Graduate Student, Department of Civil Engineering, Keimyung University, Daegu, Korea
2Assistant Professor, Department of Civil Engineering, Keimyung University, Daegu, Korea
3Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Keimyung University, Daegu, Korea
4Professor, Department of Civil Engineering, Keimyung University, Daegu, Korea
Corresponding author: Yang, Jun-Mo Department of Civil Engineering, Keimyung University, 1095 Dalgubeol-daero, Dalseo-gu, Daegu 42601, Korea Tel: +82-53-580-5297 Fax:+82-53-586-1313, E-mail: jm.yang@kmu.ac.kr
October 30, 2019 November 13, 2019 November 15, 2019

Abstract


Textile reinforced concrete (TRC), which has merits of light weight design, free molding, and pseudo-ductile performance, is expected as a substitute for reinforced concrete. In this study, TRC panel specimens were fabricated and four-point bending tests were performed in order to investigate the flexural performance of carbon textile reinforced concrete panel and to investigate the effect of carbon textile position. In addition, the flexural behavior of the specimens was numerically calculated based on the general reinforced concrete concept and compared with the experimental results. As a result of the test, the bond failure between concrete matrix and carbon fabric resulted in a large decrease in flexural strength and the decreased performance could be reduced by the eccentric placement of the carbon fabric near the bottom. The numerical calculation results of the TRC panel showed that the initial behavior was similar to that of the bending test. However, since the occurrence of the second crack, there was a big difference between the behaviors due to bond failure.



탄소 직물 배치위치에 따른 TRC 패널의 휨성능 평가

이종억1,양준모2,김승직3,장준호4
계명대학교 토목공학과 석사과정1, 계명대학교 토목공학과 조교수2,
계명대학교 건축공학과 부교수3, 계명대학교 토목공학과 교수4

초록


경량화 설계 및 자유로운 성형이 가능하고 유사연성의 장점을 가지는 직물보강 콘크리트는 철근콘크리트의 대체재로 큰 기대를 모으고 있다. 본 연구에서는 탄소 직물을 보강한 콘크리트 복합체 (TRC) 패널의 휨 특성을 살펴보고, 탄소 직물의 배치 위치 변수에 따른 차이를 살펴보기 위해 TRC 시험체를 제작하고 4점 재하 휨실험을 수행하였다. 또한, 일반 철근콘크리트 개념을 바탕으로 시험체의 휨 거동을 수치계산 결과와 실험결과를 비교하였다. 실험 결과, 콘크리트 매트릭스에서 탄소 직물간 의 부착파괴로 인해 TRC 패널의 큰 휨강도 감소와 내하력 감소가 나타났고, 탄소 직물을 시험체 하부로 편심 배치한 경우 휨 성능의 감소를 다소 줄일 수 있었다. TRC 패널의 수치계산 결과, 초기 거동에서는 휨실험 결과와 유사한 거동을 나타내었지만, 두 번째 균열의 발생 이후부터는 부착파괴의 발생으로 거동의 큰 차이를 나타내었다.



    1. 서 론

    전 세계적으로 통용되는 건설자재로서 철근콘크리트 (Reinforced Concrete)는 균질성을 지닌 철근과 비균 질의 특성을 가진 콘크리트를 혼합한 복합재료로서 현대사회를 구축함에 있어 지대한 역할을 하고 있 다. 철근콘크리트는 압축과 인장에 대한 상호작용을 통하여 상이한 역학적 특성을 보완하고, 하나의 복 합체로 구성하여 재료 및 구조적 측면에서 다양한 장점을 가진다. 최근 기술의 발전과 더불어 다양한 재료적 장점을 바탕으로 대형화, 초고층화의 경향을 보이는 철근콘크리트 구조물이 새롭게 건설되고 있 다. 하지만 이러한 경향은 구조물 자중의 및 외력에 의한 부담의 증가로 이어지고, 이는 철근콘크리트 표면의 균열 발생을 유발하여 철근 및 콘크리트의 부식으로 이어지게 된다. 철근 및 콘크리트의 부식 은 내구성 및 안정성이 저하되는 결과를 초래하여 보수‧보강에 대한 막대한 비용이 소요된다. 따라서 구조물의 내구성, 안정성 감소 방지 및 건설 산업의 지속가능한 발전을 위한 철근콘크리트의 대체 재료 가 필요한 실정이며, 이에 따른 대체재의 관심 또한 증가하고 있다(Mobasher, 2011).

    최근, 직물보강 콘크리트(TRC, Textile Reinforced Concrete)가 철근콘크리트의 대체 재료로 기대를 모으 고 있다. 직물보강 콘크리트는 일반적으로 작은 골재 최대 크기를 가지는 고성능의 시멘트 기반 매트릭스 와 유리, 탄소, 폴리머 또는 기타 재료로 만들어진 고 인성 연속 멀티 필라멘트 다발로 구성된 복합 재료이 다(Brameshuber, 2006). 직물보강 콘크리트는 철근 대 비 상대적으로 작은 피복두께를 가짐으로써 경량화된 설계 및 자유로운 성형이 가능하고, 다수의 균열을 유도하여 최대 처짐 양을 증진시키는 유사연성 거동 뿐만 아니라 고인성, 높은 손상저항력 등의 장점을 보유하고 있다. 이러한 역학적 특성을 바탕으로 직물 보강 콘크리트는 노후 구조물의 보수‧보강 및 새롭 게 건설되는 구조물에 경량화 적용이 가능하고 다양 한 활용 방안을 가질 수 있다(Lieboldt et al., 2008;Mechtcherine, 2013;Raoof et al, 2017).

    본 연구에서는 탄소 직물을 보강한 콘크리트 복 합체 패널의 휨 특성을 살펴보기 위하여 복합체를 제작하고 휨실험을 수행하였다. 탄소 직물의 배치 위치 변수에 대한 휨 시험체를 제작하여 실험하고 휨 성능을 상호 비교・분석하였다. 또한, 일반 철근 콘크리트 개념을 바탕으로 시험체의 휨 거동을 수치 계산하고 실험결과 비교하였다.

    2. 실 험

    2.1 재료

    직물보강 콘크리트는 일반적으로 2차원의 직물섬유 를 다층으로 적층하여 콘크리트 매트릭스와 복합체 를 구성한다. 2차원 직물은 경사(Warp)와 위사(Weft) 가 직교하여 직조되어있으며, 주로 하중의 전달은 경사를 통해 전달되고 위사의 경우 경사간의 간격을 유지하는 역할을 한다. 본 연구에서는 Fig. 1과 같은 탄소 직물을 사용하였다. 10mm 간격을 갖는 경사는 48K 탄소섬유로 15mm 간격을 갖는 위사는 12K 탄 소섬유로 형성되었다. 제조사에서 제시한 직물섬유 의 역학적 특성은 Table 1과 같다.

    프리믹스 모르타르를 중량비 100 : 15.5 (모르타르 파우더 : 물)로 배합하여 굵은골재를 포함하지 않는 콘크리트 매트릭스를 제작하였다. 2종류의 압축강도 공시체를 KS F 2405(KS F 2405, 2010)와 KS F 2476(KS F 2476, 2017)에 의하여 제작하고 모르타르 의 압축강도를 측정하였다(Table 2). TRC 패널 휨실 험 당일 측정한 압축강도의 평균값은 Table 2에 제 시되었다. 모르타르의 탄성계수는 KS F 2438(KS F 2438, 2017)에 준하여 측정하였고, 그 결과는 27,608MPa으로 나타났다.

    2.2 시험체 종류 및 실험과정

    본 연구에서는 탄소 직물의 배치 위치가 TRC 패널 의 휨성능에 미치는 영향을 살펴보았다. Table 3과 같이 3종류의 배치방법을 변수로 설정하였고, 직물 을 보강하지 않는 콘크리트 패널을 포함하여 총 4종 류의 시험체를 제작하였다. 모든 TRC 패널은 3층의 탄소 직물로 보강되었고, 경사가 시험체 길이방향으 로 배치되어 휨인장응력을 받도록 하였으며, 각 층의 위치는 Fig. 2와 같이 다르게 설정하였다. 모든 변수 에 대해 3종류의 시험체를 제작하여 실험하였다.

    TRC 패널 시험체는 Fig. 3과 같이 100mm × 40mm × 400mm의 크기로 제작하였다. Fig. 4에 TRC 패널 시험체 제작과정을 보여주고 있다. 먼저 합판 으로 몰드를 제작한 뒤 이형제를 도포하였다 (Fig. 4(a)). 몰드 크기에 맞게 탄소 직물을 재단하고 직물 한 층을 배치하였다(Fig. 4(b)). 상부 몰드와 직물을 교대로 배치하고 고정하였다(Fig. 4(c)). 모르타르를 배합하고 타설하였다((Fig. 4(d)). 28일간 양생하고 (Fig. 4(e)), 몰드를 탈형하여 시험체 제작을 완료하였 다(Fig. 4(f)).

    Fig. 3과 같이 하부 지점간 거리는 300mm, 상부 가격지점 거리는 100mm로 설정하여 4점 재하 휨시 험을 수행하였다. 500kN 용량의 UTM으로 하중을 재하하였으며 시험체 중앙 경간 양측에 LVDT를 설 치하여 수직 변위를 측정하였다.

    3. 실험결과 및 고찰

    TRC 패널 시험체의 4점 휨실험 결과 나타난 하중- 중앙처짐 관계 곡선을 Fig. 5에 도시하였고, 각 변수 들의 하중-중앙처짐 관계를 평균한 그래프를 Fig. 6 에 도시하였다. 또한, 각 변수들의 휨실험 결과값들 을 평균하여 Table 3에 제시하였다. 직물이 보강되지 않은 NF 시험체는 하중의 증가에 따라 수직처짐이 선형으로 증가하다가 2점 가력부 사이에서 휨균열이 발생하자마자 파괴되었다. 휨균열 하중은 3.68kN으 로 나타났다.

    탄소 직물이 보강된 TRC 시험체들은 NF 시험체 와 같은 초기 거동을 보이다 NF 시험체보다 높은 하 중에서 휨균열이 발생하였고, 그 후에도 파괴되지 않 고 거동을 계속하였다. TRC 시험체들은 모두 첫 휨 균열 발생 직후 갑작스런 하중의 감소를 보였는데, 이는 콘크리트 매트릭스에서 탄소 직물로의 취성적인 응력 재분배 때문에 나타나는 현상이다(Hartig et al. 2009; Lee et al. 2018). 첫 휨균열뿐만 아니라 두 번 째, 세 번째 추가적인 휨균열이 발생할 때에도 이와 같은 하중의 큰 감소를 나타내었다. 직물의 보강비를 증가시켜 응력을 받아줄 수 있는 직물의 양을 증가시 키거나 직물과 콘크리트와의 부착강도를 높여 부드럽 게 응력이 전달되도록 하면 이러한 휨균열에 따른 하중의 큰 감소를 줄여줄 수 있다(Mobasher, 2011).

    TRC 시험체들은 첫 휨균열 이후 감소된 하중이 회복되면서 휨강성은 균열 전 휨강성 대비 크게 감 소하였고, 추가적인 휨균열이 발생하면서 휨강성은 더 감소하였다. 휨강성의 감소율은 CL3P3, CL3P2, CL3P1의 순으로 높게 나타났고(Fig. 6), 하중의 증가 에 따라 휨강성은 계속 감소되다가 결국 0에 도달하 면 실험을 종료하였다. 휨강성이 매우 낮은 상태에 서는 하중의 변화가 거의 없이 변위만 크게 증가하 였는데, 이는 탄소 직물에 가해지는 인장응력이 부 착강도보다 커지면서 탄소 직물은 콘크리트 매트릭 스와 분리되어 활동하고, 탄소 직물의 양 끝부분이 시험체 중심 방향으로 점차 빨려 들어가기 때문인 것으로 판단된다.

    CL3P1, CL3P2, CL3P3의 순서로 최대 하중은 증 가하였다(Table 3). 탄소 직물이 대칭으로 배치된 CL3P1, CL3P2 시험체의 경우 상부, 중앙 탄소 직물 은 인장응력을 거의 받지 않고 하부 탄소 직물만 휨 거동에 기여하여 낮은 최대하중을 나타내었다. 두 시험체의 차이는 하부 탄소 직물의 위치에 따라 달 라졌는데, 하부 탄소 직물이 5mm 더 아래에 배치된 CL3P2 시험체가 CL3P1 시험체보다 더 큰 최대하중 을 보였지만 그 차이는 매우 작게 나타났다. 탄소 직물이 시험체 하부로 편심 배치된 CL3P3 시험체는 모든 직물 층이 휨거동에 기여하면서 높은 최대하중 을 나타내었고, CL3P1 시험체 대비 35.2% 증가한 최대하중을 나타내었다. 시험 종료 시까지 측정된 휨인성은 CL3P3 시험체가 가장 작게 나타났는데, 이 는 CL3P3 시험체의 큰 휨강성으로 인해 직물층들의 변형이 작은 상태에서 콘크리트 압축부의 파괴가 발 생하였기 때문으로 판단된다.

    Fig. 7에 TRC 패널 시험체의 시험 종료 후 사진 을 제시하였다. 모든 시험체에서 휨균열은 2개 이상 발생하였고, CL3P1, CL3P2, CL3P3 시험체 각각의 평균 균열 개수는 2.7개, 2.3개, 3.7개로 나타났다. CL3P3 시험체에서 균열의 개수가 가장 많이 나타났 는데, 이는 인장부에 많은 직물층이 배치되어 있어 콘크리트에서 직물로의 응력 전달이 원활하게 이루 어졌기 때문이다. 일반적으로, 인장응력에 대한 직물 보강비가 클수록 휨균열의 개수는 증가한다(Peled and Mobasher, 2017). 각 변수 중에서도 균열의 개수 가 가장 많은 CL3P1_2, CL3P2_1, CL3P3_2의 시험체 가 첫 휨균열 이후가 가장 큰 휨강성을 보이는 것을 Fig. 5에서 확인할 수 있다.

    4. 수치계산 및 검토

    4.1 수치계산

    직물보강 콘크리트 패널의 휨실험 결과를 분석하기 위해 일반 철근콘크리트 개념을 적용하여 수치계산 을 진행하고 실험결과와 비교하였다. 4점 재하 휨실 험 수치계산에는 다음과 같은 4가지 기본 가정에 기 반하였다.

    • (1) 휨변형에 대한 평면을 계속 유지한다.

    • (2) 탄소 직물의 응력-변형률 관계는 선형이다.

    • (3) 콘크리트 매트릭스와 탄소 직물은 완벽히 부 착되어 거동한다.

    • (4) 탄소 직물 중 경사 섬유만 하중을 받는다.

    수치계산에 사용된 콘크리트의 압축모델은 Hognestad 모델(Hognestad, 1955)을 이용하였다. 콘크 리트 응력-변형률 관계의 상승부( c c )는 식 (1) 과 같은 2차 포물선으로, 하강부( c < c u )는 식 (2)와 같은 직선으로 가정하였다. 또한, 콘크리트 가 부담하는 인장력은 0으로 가정하였다.

    σ c = f c [ 2 c c ( c c ) 2 ]    ; c c
    (1)

    σ c = f c [ 1 0.15 ( c c u c ) ]    ; c < c u
    (2)

    여기서, c는 매트릭스 압축변형률, σcc에 상응 하는 매트릭스 압축응력, f′c는 매트릭스 압축강도, ∈′cfc′에 상응하는 변형률로 0.002, u 는 매트릭스 의 극한 압축변형률로 0.0038이다 (Hognestad, 1955).

    평면 유지 가정에 따라 각 직물층의 변형률과 콘 크리트 압축 변형률은 중립축에서 떨어진 거리에 비 례하고 식 (3), (4)에 따라 결정된다.

    f 1 = h f 1 h c h h c t m ; f 2 = h f 2 h c h h c t m ; f 3 = h f 3 h c h h c t m
    (3)

    c m = h c h h c t m
    (4)

    여기서, hf1, hf2, hf3는 각각 TRC 패널 압축연단으 로부터 탄소 직물 1열, 2열, 3열까지 떨어진 거리, f1, f2, f3는 각각 탄소 직물 1열, 2열, 3열의 변 형률, h는 TRC 패널 단면 높이, hc는 압축력을 받 는 콘크리트 매트릭스의 높이, tm 는 인장연단 콘크 리트 매트릭스의 변형률, cm 는 압축연단 콘크리트 매트릭스의 변형률이다.

    힘의 평형조건을 이용하여 식 (5)를 도출하고, 압 축연단에서 중립축까지의 거리 hc를 구할 수 있다. 또한, 중립축을 기준으로 한 모멘트의 평형조건을 이용하여 식 (6)을 도출할 수 있고, 저항모멘트(M) 을 구할 수 있다.

    0 h c b σ c ( x ) d x + E f A f ( f 1 + f 2 + f 3 ) = 0
    (5)

    M = 0 h c b σ c ( x ) x d x + E f A f { f 1 ( h f 1 h c ) + f 2 ( h f 2 h c ) + f 3 ( h f 3 h c ) }
    (6)

    여기서, σ c ( x ) 는 콘크리트 매트릭스의 압축응력 함 수이다.

    식 (7)과 같은 Branson 식 (ACI Committee 318, 2014;Branson, 1977)을 이용하여 유효단면 2차모멘 트(Ie)를 산정하고 부재의 중앙 처짐을 계산하였다.

    I e = [ M c r M a ] 3 I g + [ 1 ( M c r M a ) 3 ] I c r
    (7)

    여기서, Ig는 콘크리트 단면 2차모멘트, Icr 은 콘크 리트로 환산된 균열단면에서의 단면 2차모멘트, Mcr 은 콘크리트 균열 모멘트, Ma는 처짐이 계산되는 단계에서 작용하는 최대 모멘트이다.

    4.2 수치계산 결과 및 실험결과와 비교, 분석

    수치계산을 통해 도출된 TRC 시험체의 하중-처짐 관계 곡선을 휨실험 결과와 비교하여 Fig. 8, Fig. 9, Fig. 10에 도시하였다. 또한, 수치계산을 통해 도출된 대표값을 Table 3에 제시하였다. 수치계산 결과를 실 험결과와 비교해 보면 모든 시험체에 대하여 수치계 산의 초기거동과 실험결과의 초기거동은 매우 유사 하게 나타났다. 첫 휨균열이 발생하기 전의 거동은 정확히 일치하는 결과를 보였고, 첫 휨균열이 발생 하는 시점에서는 차이를 다소 보였다. 이는 콘크리 트 매트릭스 자체 휨강도 대비 높은 하중에서 TRC 시험체의 첫 휨균열이 발생한 결과(Table 3) 때문이 다. 첫 휨균열 직후의 거동도 휨강성 측면에서는 수 치계산과 실험결과가 일치하는 거동을 보였고, 처짐 측면에서는 다소 차이가 나타났다. 이는 균열 발생 으로 인한 취성적 응력 재분배로 콘크리트 매트릭스 와 직물간의 슬립이 발생하였기 때문으로 판단된다.

    두 번째 휨균열 발생 이후는 수치계산과 실험결 과가 큰 차이를 보이기 시작하였는데, 이는 콘크리 트 매트릭스와 탄소 직물간의 부착파괴가 발생하기 시작했기 때문으로 판단된다. 이와 같은 부착파괴 결과는 특히 코팅된 직물, 탄소섬유로 재직된 직물 에서 더 잘 나타난다 (Ortlepp, R. 2018). 부착파괴를 방지하기 위해서는 충분한 정착길이 확보, 충분한 콘크리트 매트릭스 두께의 확보 등의 방법이 필요하 고, TRC를 적용한 구조물 설계를 위해서는 정확한 부착거동 파악 및 TRC 재료 성능의 제한값 설정이 필요하다고 판단된다. TRC 패널의 부착파괴로 인해 CL3P1, CL3P2, CL3P3 시험체 각각의 최대하중 대한 실험값-계산값 차이는 35%, 60%, 49%로 크게 나타 났다 (Table 3).

    5. 결 론

    4점 재하 휨실험과 수치계산을 통해 탄소 직물의 배 치 위치 변수에 대한 TRC 패널의 휨거동 특성을 살 펴보았으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.

    • (1) TRC 시험체들은 모두 첫 휨균열 발생 직후 큰 하중의 감소를 나타내었다. 이는 콘크리 트 매트릭스에서 탄소 직물로의 취성적인 응 력 재분배때문으로 매트릭스와 탄소 직물간 의 부착력 향상으로 감소시킬 수 있을 것으 로 판단된다.

    • (2) 콘크리트 매트릭스에서 탄소 직물간의 부착 파괴로 인해 TRC 패널의 큰 휨강도 감소와 내하력 감소가 나타났다.

    • (3) 탄소 직물을 시험체 하부로 편심 배치시킬수 록 인장응력을 받아주는 직물 보강비가 증가하 여 매트릭스에서 직물로의 응력 전달이 원활히 유도되었고, 휨강성의 감소도 줄어들었다.

    • (4) TRC 패널의 수치계산 결과, 부착파괴가 발생 하기 전의 초기 거동에서는 휨실험 결과와 유사한 거동을 나타내었지만, 두 번째 균열의 발생 이후부터는 부착파괴의 발생 때문에 거 동의 큰 차이를 나타내었다. 탄소 직물과 콘 크리트 매트릭스 간의 부착성능이 개선된다 면 수치계산과 실험결과의 차이는 줄어들 것 으로 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 국토교통부 국토교통기술지역특성화사업 의 연구비지원(19RDRP-B076268-06)에 의해 수행되었 습니다.

    Figure

    KOSACS-10-6-14_F1.gif
    Carbon Fabric
    KOSACS-10-6-14_F2.gif
    Details of TRC Panel Specimens
    KOSACS-10-6-14_F3.gif
    Four-point Bending Test
    KOSACS-10-6-14_F4.gif
    Manufacturing Procedure of TRC Panel Specimen
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    Four-point Bending Test Result
    KOSACS-10-6-14_F6.gif
    Four-point Bending Test Result (Ave.)
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    Crack pattern
    KOSACS-10-6-14_F8.gif
    Comparison between Test and Calculation Result(CL3P1)
    KOSACS-10-6-14_F9.gif
    Comparison between Test and Calculation Result(CL3P2)
    KOSACS-10-6-14_F10.gif
    Comparison between Test and Calculation Result(CL3P3)

    Table

    Mechanical Properties of Carbon Textile Fabric
    Compressive Strength Test Specimen and Result
    Details of Test Specimens and Four-point Bending Test Result

    Reference

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