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1. 서론

사용 기간의 경과에 따른 구조물의 노화와 자원의 제한적인 활용으로 인한 환경보호 측면에서 구조물의 보수보강에 대한 요구는 지속적으로 증가하고 있다. 일반적으로 철근콘크리트(Reinforced concrete, RC) 슬래브와 보 같은 휨 구조물의 휨 강도 보강은 슬래브와 보의 인장부 외부에 강재를 접착하여 보강하는 방안이 주를 이루었다(Fleming and King 1967; Emmonds et al., 1998; Rizkalla et al., 2003). 휨 보강을 위해 콘크리트의 외부에 부착한 인장재의 구조적인 특성은 콘크리트와 인장재의 부착력에 의해 좌우된다. 그러므로, 외부 부착 인장재의 구조거동을 보장하기 위해서는, 구조물의 파괴 시까지 구조물과 외부부착 인장재의 접촉이 지속되는 것이 가장 바람직한 휨 보강 설계이다, Kim 2016).

지난 30여 년간 섬유보강폴리머(Fiber reinforced polymer, FRP)를 건설재료로 활용하는 방안에 대한 많은 연구가 진행되었으며(Choi et al., 2013; Mosallam et al., 2012; Nam et al., 2010), 현재는 건설재료로써 강재를 대체할 인장재로 부각되고 있다. 구조적인 측면에서 FRP는 압축력 재하 시 FRP 내의 섬유에 미세좌굴이 발생할 수 있기 때문에 그 구조적 성능을 보장할 수 없다. 이러한 점을 고려하여 현재까지 FRP는 주로 인장력을 저항하는 인장재로만 사용된다. 그러므로 외부 부착 FRP로 슬래브의 휨 보강을 하는 경우, 작용모멘트의 방향을 고려하여 부(-)모멘트 구간에서는 슬래브의 상면, 정(+)모멘트 구간에서는 슬래브의 하면과 같이 인장부에 FRP를 부착하는 것이 타당한 것으로 알려져 있다. 이러한 경우, 슬래브의 상면에 FRP를 시공하기는 그리 어렵지 않으나, 슬래브의 하면에 FRP를 시공하는 경우는, 천장에 매달려 있는 배관이나 전기선 등의 철거가 필요하다. 또한 FRP 부착을 위해 상향의 정착압을 주어야 하므로 시공 품질의 확보가 어렵다. 다양한 시방기준에서 외부 부착 FRP의 시공기준을 제시하고 있다(ACI 440 2015, FIB2001 2001, CAN/CSA-S806-02 2002).

본 연구에서는 슬래브의 부(-)모멘트와 정(+)모멘트 구간 모두 상면에 FRP를 부착하여 휨 강도를 증가시키는 방안을 제안하였다. 부(-)모멘트 구간의 경우, 상부의 FRP는 인장재의 역할을 수행하는 일반적인 휨 보강 방법이나, 정(+)모멘트 구간의 FRP는 압축을 받을 것이다. 정(+)모멘트 구간에서 파괴 시 FRP가 인장력을 받게 하기 위하여, FRP 상부에 오버레이 콘크리트를 타설할 것이다. 파괴 시 중립축이 오버레이 콘크리트 내에 위치하도록 설계하여 FRP가 인장력을 받도록 하는 구조이다. 단순 지지된 일방향 슬래브의 상면에 제안된 보강 시스템을 설치하고 파괴 실험을 수행하여 정(+)모멘트 구간에서 제안된 시스템의 효과를 확인할 것이다.

2. 제안된 복합 보강 시스템

2.1 개요

RC 슬래브의 정(+)모멘트 구간과 부(-)모멘트 구간의 휨 보강 개요도는 Fig. 1과 같다. Fig. 1에서 t_C와 t_F는 각각 오버레이 콘크리트와 FRP의 두께, d는 인장철근 깊이, h와 b는 슬래브의 두께와 폭, A_s는 인장철근량이다. Fig. 1(a)에 보인 정(+)모멘트 구간에 대한 보강 시스템의 경우, FRP와 오버레이 콘크리트는 슬래브의 압축부에 설치된다. 하지만, 파괴 시 단면의 중립축을 오버레이 콘크리트 내에 위치하도록 설계하여 FRP는 최종적으로 인장력을 받게 될 것이다. 기존 RC 슬래브에 FRP를 접착하고 오버레이 콘크리트를 타설한다. 이 경우 FRP와 오버레이 콘크리트 사이의 부착력이 없기 때문에, 기존 슬래브와의 일체 거동을 확보하기 위하여 전단 연결재를 사용한다.

Fig. 1

Retrofit System for (a) Positive and (b) Negative Moment Sections

Fig. 1(b)에 보인 부(-)모멘트 구간에 대한 보강 시스템의 경우 FRP와 오버레이 콘크리트가 슬래브의 인장부에 위치한다. FRP와 오버레이 콘크리트 모두 인장력을 받을 것이다. 오버레이 콘크리트의 인장강도는 매우 작기 때문에 보강된 슬래브의 휨 강도 증가에는 영향을 미치지 못 한다. 그러므로, 부(-) 모멘트 구간에서는 오버레이 콘크리트와 기존 슬래브의 일체거동을 확보할 필요가 없기 때문에, 전단 연결재를 사용하지 않는다.

3. 실험연구

제안된 복합 보강 시스템의 성능을 확인하기 위하여 두 기의 일방향 RC 슬래브 실험체를 제작하였다. 제작된 슬래브의 제원과 철근 상세를 Fig. 2에 보였다. RC 슬래브의 제작에 사용된 콘크리트의 28일 압축강도는 49MPa이고, 철근의 항복응력은 400MPa이다. 슬래브의 길이는 2440mm이고, 폭 b는 900mm이며, 두께 h는 130mm이다. 인장 철근 깊이 d는 80mm이며, D13 철근 5개를 설치하였다(인장철근량 A_s는 645mm²). 이로부터 계산된 RC 슬래브의 이론적인 공칭 휨 강도 M_n은 19.75kN·m이다.

Fig. 2

Details for the Control RC Slab Specimen

두 기의 RC 슬래브 중 한 기의 슬래브에 제안된 복합 보강 시스템을 설치하였다. 폭 100mm이고 두께 1mm인 FRP 쉬트 4면을 Fig. 3과 같이 슬래브의 상면에 부착하였다 (FRP의 파괴강도 f_FRP = 600MPa, 탄성계수 E_FRP = 40GPa). FRP 쉬트 부착 후 3개의 Fig. 1(a)에 보인 전단 연결재(D13철근)을 Fig. 3에 보인 위치에 설치하였다. 마지막으로 오버레이 콘크리트를 두께 50mm로 타설하였다. 오버레이 콘크리트의 28일 압축강도는 79MPa로 측정되었다. 식 (1)로부터 보강된 RC 슬래브의 이론적인 공칭 휨 강도 M_n은 35.85kN·m으로 계산된다. 공칭 휨 강도 계산 시 등가응력블럭의 계수 α₁과 β₁은 모두 0.85를 사용하였으며, FRP는 변형률 0.006에서 콘크리트와 탈착되어 파괴되는 것으로 가정하였다(ACI 440 2015).

Fig. 3

Installation Details of FRP and Shear Connectors for Retrofitted RC Slab Specimen

5000kN급 하중재하 장치를 사용하여 Fig. 4와 같이 RC 슬래브 실험체와 보강된 RC 슬래브 실험체의 휨 실험을 수행하였다.

Fig. 4

Felexural Loading Test Setup for RC Slabs and the Corresponding Shear Force and Bending Moment Diagram

4. 결과 및 토의

RC 슬래브 실험체와 보강된 RC 슬래브 실험체의 휨 실험 수행 후 사진을 Fig. 5에 보였다. 두 슬래브 실험체 모두 최종적으로 휨 파괴가 발생하였다. 보강된 슬래브 실험체의 경우 오른쪽 부분의 오버레이 콘크리트가 슬래브와 탈착된 것을 볼 수 있다. 두 슬래브의 경간 중앙에서의 균열 폭을 비교해 보면, 보강된 RC 슬래브의 균열 폭이 보강되지 않은 RC슬래브의 균열 폭에 비하여 확연히 넓은 것을 볼 수 있다. 이로부터 보강된 슬래브 실험체의 철근이 더 큰 변형률을 일으키며, 연성 거동을 하였음을 알 수 있다.

Fig. 5

Pictures for (a) Control and (b) Retrofitted Slab Specimens After Flexural Failure by Loading Test

두 슬래브 실험체의 하중-처짐 곡선을 Fig. 6에 비교하였다. 보강되지 않은 슬래브 실험체와 보강된 슬래브 실험체의 설계 공칭 휨 강도는 각각 19.75kN·m와 35.85kN·m이다. Fig. 4의 휨 모멘트 선도에서 보인 것처럼 작용하중에 의해 경간 중앙 단면에 작용하는 휨 모멘트는 0.4225P(kN·m)이다. 이로부터, 보강되지 않은 슬래브 실험체와 보강된 슬래브 실험체의 파괴 하중 P는 각각 46.7kN과 84.8kN으로 계산된다. 이 값들을 두 슬래브 실험체의 하중-처짐 곡선과 함께 Fig. 6에 보였다. 보강되지 않은 RC 슬래브 실험체는 51.4kN의 하중에서 파괴 되었다. 설계 예상 하중에 비하여 10% 증가한 하중에서 파괴 되었으나 양단 한치(haunch)부의 강성에 의하여 슬래브 곡률이 작아지는 영향을 고려할 때, RC 슬래브의 휨 거동은 설계에 부합한 것으로 판단된다. 보강된 RC 슬래브 실험체는 87.2kN의 하중에서 파괴 되었다. 설계 예상 하중에 비하여 2.7% 증가한 하중에서 파괴 되었고, 설계 예상 하중과 일치하였다.

Fig. 6

Comparison of Load-defection Curves for Control and Retrofitted Slabs

Fig. 6에 보인 하중-처짐 곡선을 비교해 보면, 보강된 슬래브 실험체가 보강되지 않은 슬래브 실험체에 비하여 초기 강성, 파괴하중, 최대변위 모두 증가함을 볼 수 있다. 제안된 복합 보강 시스템으로 보강 후 파괴하중은 51.8kN에서 87.2kN으로 1.7배 증가하였으며, 최대변위는 113mm에서 160mm로 1.4배 증가하였다. 결과적으로 제안된 복합 보강 시스템이 슬래브의 강성, 강도, 연성을 모두 증가시켰다.

정(+)모멘트 구간에서 파괴 시 중립축이 오버레이 콘크리트 내에 위치하여야 FRP는 인장력을 받는다. 이를 확인하기 위하여 FRP의 변형률을 측정하고 Fig. 7에 보였다. 보강된 슬래브에 작용하는 하중 40kN에서 FRP 변형률이 하중의 감소와 함께 증가하는 현상이 측정되었다. 이 때, Fig. 6의 하중-처짐 곡선에서도 하중의 감소와 함께 처짐이 증가하였다. 이는 압축 하중하의 FRP가 미세좌굴을 일으킨 것으로 판단된다. Fig. 7에서 FRP 변형률은 재하 하중 80kN부터 인장변형으로 전환하고 있다. 이 때의 Fig. 6에 보인 슬래브 거동을 살펴보면, 80kN 부터 기울기가 줄어들면서 하중이 증가한다. 이는 철근 항복 후 철근(탄성계수 200GPa)에 비해 상대적으로 탄성계수가 작은 FRP(탄성계수 40GPa)가 인장력을 부담하기 때문이다. 파괴하중 87.2kN에서 FRP는 탈착되고, 하중-처짐 곡선에서 하중이 70kN까지 감소된다. 이 후 하중이 다시 증가하여 파괴 하중을 상회하고 최대처짐 160mm까지 하중을 유지한다. FRP 탈착 후 하중이 지속되는 상태를 고려할 때, FRP의 탈착이 한 번에 전체적으로 이루어지는 것은 아니다. FRP 부착면인 기존 슬래브의 상부가 중립축의 상승으로 인하여 인장을 받으며 균열이 발생하고, FRP 부착면의 균열이 경간 중앙부에서 슬래브의 지점 쪽으로 전파되면서 FRP의 탈착이 서서히 진행될 것이다. 보강된 슬래브의 하중 저항 매카니즘은 파괴하중 87.2kN을 전후하여 상이하게 나타났다. 급격한 하중 감소 없이 보다 매끄럽게 하중 저항 매카니즘의 전환이 이루어질 필요가 있으며, 이는 향후 전단연결재의 사용량과 위치를 조절함으로써 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 7

FRP Strain During Loading Test of the Retrofitted Slab Specimen

5. 결론

본 연구에서는 시공상의 편의와 시공성의 향상을 위하여 슬래브의 상면에 FRP를 부착하고, 전단 연결재를 설치하한 후 오버레이 콘크리트를 타설하는 복합 보강 시스템을 제안하였다. 단순 지지된 일방향 슬래브의 상면에 제안된 보강 시스템을 설치하고 파괴 실험을 수행하여 정(+)모멘트 구간에서 제안된 시스템의 효과를 확인하였다. 정(+)모멘트 구간에서 보강된 단면의 FRP는 인장력을 받으며, 중립축은 오버레이 콘크리트 내에 위치하였다.

제안된 복합 보강 시스템으로 보강 후 공칭 휨 강도는 21.8kN·m에서 36.8kN·m로 증가하였으며, 최대변위는 113mm에서 160mm로 증가하였다. 보강된 슬래브는 전단파괴 없이 적절한 휨 거동을 보였으며, 초기강성 또한 증가하였다. 실험 결과 제안된 복합 보강 시스템으로 보강된 RC 슬래브의 강성, 강도, 연성이 모두 증가하였다.

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