Experimental Study on Flexural-Strengthening Limit of RC Slabs Flexurally Reinforced with Recycled-Waste Fishing-Net Panels

윤규 정; 택희 한; 준길 박; 정중 김

doi:10.9798/KOSHAM.2025.25.5.125

Abstract

This study experimentally investigates the flexural-strengthening limit of reinforced concrete (RC) slabs using recycled-waste fishing-net panels. Three two-span continuous RC slabs were fabricated: one served as the reference specimen, and the other two were strengthened with recycled fishing-net panels in the positive (+) and negative (-) moment regions, separately. A comparison between the theoretical failure modes with the experimental results show that, to enhance the applicability of the proposed strengthening limit, one must consider the debonding failure mode of the strengthening panels.

Keywords: Recycled Waste Fishing Net, Design Criteria, Ductile Failure, Flexural Strengthening, RC Slab

요지

본 연구는 재활용 폐어망 패널을 활용하여 휨 보강된 철근콘크리트(Reinforced Concrete, RC) 슬래브의 보강 한계를 규명하기 위해 수행되었다. 총 3기의 2경간 연속 RC 슬래브를 제작하여, 1기는 기준 슬래브로 사용하고 나머지 2기는 각각 정(+)모멘트 단면과 부(-)모멘트 단면에 재활용 폐어망 패널로 휨 보강하였다. 기준 슬래브와 보강 슬래브의 이론적 파괴 모드와 실험 결과를 비교⋅분석한 결과, 제안된 보강 한계의 실용성을 높이기 위해서는 보강 패널의 탈착 파괴 모드를 보강 한계 항목에 추가할 필요가 있음을 확인 하였다.

1. 서 론

기존의 철근 콘크리트(Reinforced Concrete, RC) 구조물을 보강하는 방안에 대한 많은 연구가 진행되었다(Mosallam and Mosalam, 2003; Nam et al., 2010). RC 슬래브의 휨 보강의 경우, 강재나 섬유 보강 폴리머(Fiber Reinforced Polymer, FRP) 같은 인장재를 구조 단면의 인장지역에 보강한다(Emmons et al., 1998; Rizkalla et al., 2003). Fig. 1에서 보인 것처럼, 슬래브의 정(+), 부(-) 모멘트 구간에서의 휨 보강은 인장재를 각각 슬래브의 하부와 상부에 부착한다. 정(+)의 모멘트 구간과 부(-)의 모멘트 구간 모두 RC 슬래브의 상부면에 시공할 수 있는 하이브리드 구조도 제안되었다(Mosallam et al., 2012).

Fig. 1

Conventional Location to Install Additional Tension Reinforcement

Park et al. (2020)은 폐어망과 상용 PP 섬유의 인장물성 비교 평가하여 폐어망이 상용 PP 섬유를 사용한 것보다 높은 초기균열강도와 최종균열강도를 보여주었으며, 이는 폐어망에 사용된 다수의 필라멘트가 꼬인 형상으로 인해 시멘트 복합재료와 폐어망 섬유 사이의 역학적 부착이 형성되었기 때문에 판단되며, 이로 인해 폐어망을 사용한 건설 재료개발의 가능성을 확인하였다. Shin et al. (2016)은 폐어망 섬유를 혼입한 순환굵은골재 콘크리트의 특성에 관한 연구를 하였는데 폐어망 섬유를 혼입한 경우 순환골재 콘크리트의 강도저하를 보완해주었으며, 건조수축 제어에 효과가 있다고 판단하였다. Kweon and Kim (2014)은 폐어망을 절단하여 보강섬유로서의 활용 가능성을 평가할 목적으로, 폐어망을 이용한 섬유보강 콘크리트의 강도특성 연구를 진행하였다. 폐어망을 활용하여 휨 보강된 슬래브의 탈착파괴에 관한 연구도 수행 되었다(Nguyen et al., 2024).

일반적으로 RC 슬래브의 파괴는 휨이 지배하기 때문에 전단에 대한 보강은 이루어지지 않고 있다. 하지만 휨 보강된 슬래브 단면의 휨 강도는 단면의 전단 강도를 상회 할 수 있고 전단에 의한 파괴가 발생할 수 있다. RC 슬래브는 휨 파괴에 의한 연성 파괴가 되도록 설계되어 있다. 하지만 과도하게 휨 보강된 단면의 전단 파괴는 갑작스럽기 때문에 설계상 바람직하지 않다. 보강된 RC 슬래브의 휨 파괴를 유도하기 위하여 인장 보강재의 사용량을 조절하거나 추가적인 전단 보강을 할 수 있다. 이를 위해 부정정 연속 슬래브의 붕괴 시 연성 휨 파괴를 일으키기 위한 휨 보강된 RC 슬래브 단면의 붕괴 시 휨 강도와 전단 강도간의 관계를 살펴보고 휨 보강 설계를 위한 보강 한계가 제안되었다(Kim, 2016).

본 연구에서는 해양쓰레기 중 플라스틱 부분에서 두 번째로 자치하는 폐어망을 재활용하여 환경문제를 해결하고 폐어망 섬유로서의 활용 가능성을 확인하였다. 폐어망을 재활용하여 제작한 복합패널로 보강된 슬래브의 휨 파괴 유도를 위한 설계 조건을 검토하고, 실험을 통해 활용성을 확인하였다.

2. 휨 보강 한계

전단파괴를 방지하고 휨 파괴를 유도하기 위한 연속 슬래브 단면의 휨 강도 보강 한계가 검토되었으며, 정(+), 부(-)의 모멘트 구간 단면의 휨 강도와 전단 강도 사이의 관계를 고려한 방안이 제시되었다(Kim et al., 2013; Kim, 2016). 휨 부재가 프레임 구조의 일부일 경우, 등분포 하중 w 가 작용하고 순경간의 길이가 L 인 휨 부재단면에 작용하는 모멘트와 전단력의 크기는 모멘트 계수 C_m, 전단력 계수 C_v 를 사용하여 각각 M_a=C_mwL², V_a=C_vwL/2와 같이 표현할 수 있다. 일방향 RC 슬래브의 단면에 작용하는 모멘트 M_a와 전단력 V_a, 공칭 휨 강도 M_n과 공칭 전단 강도 V_n 사이의 관계로부터 Eqs. (1)에서 (4)까지의 관계를 유도할 수 있다(Kim, 2016).

(1)

Mn= 2CmCv VnL

(2)

MnNMnP = CmNCmP

(3)

MnN( Cv/8−CmPCmN )+MnP= VnL4

(4)

MnP( Cv/4−CmNCmP )+MnN= VnL2

유도된 Eqs. (1)부터 (4)를 사용하여 Fig. 2와 같이 정(+)모멘트 구간과 부(-)모멘트 구간의 공칭 휨 강도 M^p_n과 M^N_n에 대하여 파괴 모드를 구분하는 경계면을 도시할 수가 있다.

Fig. 2

Design Limit Considering Failure Modes

Fig. 2에 보인 파괴 모드와 해당하는 파괴의 종류를 Table 1에 정리하였다.

Table 1

Summary of Failure Modes

Failure mode	Location of first plastic hinge	Final failure type
FnFp	End	Ductile
FpFn	Middle	Ductile
FnS	End	Brittle
FpS	Middle	Brittle
SS	-	Brittle

Table 1에서 ‘FnFp’는 부(-)모멘트 구간에서 먼저 휨 파괴 후 정(+)모멘트 구간에서 최종 휨 파괴 되는 파괴모드를 +의미하고, ‘FpFn’은 정(+)모멘트 구간에서 먼저 휨 파괴 후 부(-)모멘트 구간에서 최종 휨 파괴 되는 파괴모드를 의미한다. ‘FnS’와 ‘FpS’는 각각 부(-)모멘트 구간과 정(+)모멘트 구간에서 먼저 휨 파괴 후 최종 전단 파괴 되는 파괴모드이다. ‘SS’는 전단파괴만을 보이는 파괴모드이다.

3. 실험연구

제안된 설계 방안을 검증하기 위해 Fig. 3에 보인 2경간 연속 RC 슬래브 3기를 제작하여 휨 강도 실험을 수행하였다. 슬래브는 연속된 2경간 구조로 각 경간은 2,440 mm이며, 총 슬래브 길이는 4,880 mm, 폭은 900 mm이고, 슬래브의 두께는 150 mm, 주철근은 직경 13 mm, 배력근은 직경 10 mm이다. RC 슬래브의 제작에 사용된 콘크리트의 28일 압축강도는 27 MPa이고, 철근의 항복응력은 400 MPa이다. 2경간 연속 RC 슬래브의 이론적인 정(+)모멘트 구간과 부(-)모멘트 구간의 공칭 휨 강도 M^p_n과 M^N_n에공칭 휨 강도는 모두 27.6 kN⋅m로 계산된다(Table 2).

Fig. 3

Details for the Control Continuous RC Slab Specimen

Table 2

Nominal Flexural Strength of Control Slab

Procedure	Calculation
1. Depth of stress block	a= Asfyα1fc'b =12.268mm
Check tension steel strain	∈s=∈cu( d−cc )=0.0214>0.002
2. Nominal resistance (kN-m)	Mn=Asfy(d− a2 )=27.6kN•m

재활용 폐어망은 대한민국 울산시 달포항의 지역어민들로부터 공급 받은 것이며, 재활용 폐어망은 일차적으로 워터젯으로 세척하여 오염물질을 제거한 후 수중에 24시간 존치하여 소금잔여물과 불순물을 제거한 뒤 실온에서 자연건조하였다. 재활용 폐어망을 녹여 인장강도 보강을 위한 연신보강섬유와 혼합하여 재활용 폐어망 패널을 제작하였으며, 슬래브의 보강에 1,500 × 300 × 1 mm 크기의 재활용 폐어망 패널을 사용하였다. 패널의 종방향 인장강도는 45 MPa, 인장변형률은 0.0183, 탄성계수는 4,200 MPa이다. 접착에 사용한 에폭시수지(USCHEM Co., Ltd., Korea, EP 202)의 탄성계수는 3,000 MPa이다.

3개의 슬래브 중 하나는 기준슬래브로 사용하였고 두 개의 슬래브는 Fig. 4와 같이 재활용 폐어망 패널을 사용하여 휨 강도를 보강하였다. 슬래브의 휨 강도 보강에 있어서 슬래브 하나는 Fig. 4(a)와 같이 두 경간 모두 경간 중앙 하면에 재활용 폐어망 패널을 부착하여 정(+)모멘트 단면을 보강하였고 다른 슬래브는 Fig. 4(b)와 같이 2경간 슬래브 중간지점 상면에 재활용 폐어망 패널을 부착하여 부(-)모멘트 단면을 보강하였다. 정(+)모멘트 단면과 부(-)모멘트 단면이 보강된 슬래브의 보강된 공칭 휨 강도 M^p_n과는 M^N_n각각 40.1 kN⋅m으로 계산된다(Table 3; ACI Committee 440.1R-15, 2015). 5,000 kN급 하중재하 장치를 사용하여 휨 강도 실험을 수행하였다.

Fig. 4

Flexural Strengthening with Externally Bonded Recycled Wasted Fishing Net Panels for (a) Positive and (b) Negative Moment Sections

Table 3

Nominal Flexural Strength of Strengthened Slab (ACI Committee 440.1R-15, 2015)

Procedure	Strengthened slab
1. Thickness of FRP	t_F = 3 mm
2. The ultimate strength and strain of FRP	f_fu = 45 MP_a, _fu = 0.0107
3. Existing state of strain	εbi= MDN(df−kd)IcrEc =1.8×104
4. Design strain of FRP	εfd=0.41 fc'nEFtF =0.019>0.9∈fu=0.0096→∈fd=0.0096
5. Assume neutral axis depth	c_N = 23.03 mm
6. Compute FRP strain	∈fe,N=∈cu( h−cNcN )−∈bi=0.0164→∈fe,N=0.0096>∈fd=0.0096∈c,N=(∈fe,N+∈bi)(cNh−cN)=0.0018<∈cu=0.003
7. Compute tension steel strain	∈s,N=(∈fe,N+∈bi)( d−cNh−cN )=0.0071>∈y=0.002
8. Check for force equilibrium, concrete is strain relative to the compressive strength of concrete	∈c'= 1.7fc'Ec =0.0019β1= 4∈′c−∈cN6∈′c−2∈c,N =0.744α1= 3∈′c∈cN−∈c2N3β1∈′c2 =0.872
Check the neutral axis depth	c= Asfs+tfb∈feEFα1fc'β1b =23.03mm Assumption of c is satisfied
9. Compute flexural strength	- Steel:Mn,s=Asfs(d− a2 )=27kN•m - FRP: Mn,f=Afffe,N(h+tf− a2 )=15.5kN•m
10. The nominal flexural strength	Ψ= 0.85Mn,N=Mn,s+ψMn,f=40.1kN•m
11. The nominal shear strength	Vn= 16 fc'bd=89.6kN

4. 결과 및 토의

기준슬래브의 휨 보강 한계는 정(+)모멘트 구간과 부(-)모멘트 구간의 모멘트 계수 C^P_m 와 C^N_m을 1/16과 1/11, 전단력 계수 C_v 를 1.0을 사용하고(ACI Committee 318-14, 2014), 공칭 휨 강도 M^p_n 와 M^N_n를 모두 27.6 kN⋅m, 공칭전단강도을 89.6 kN (Table 2), 순경간을 2,165 mm를 Eqs. (1)~(4)에 사용하여 Fig. 5와 같이 설정할 수 있다. 기준슬래브는 정(+)모멘트 단면(경간 중앙)과 부(-)모멘트 단면(중앙지점)이 모두 휨파괴 되는 ‘FnFp’ 상태로 설계되었다. 중앙지점 상면에 재활용 쉬트를 부착하여 부(-)모멘트 단면을 보강한 경우는 전단파괴 되는 ‘SS’ 파괴 모드로 설계 되었다. 경간 중앙의 하면에 재활용 쉬트를 부착하여 정(+)모멘트 단면을 보강한 경우는 중앙 지점 휨 파괴 후 전단파괴 되는 ‘FnS’ 파괴 모드로 설계되었다.

Fig. 5

Design Limit for Test Specimens

Fig. 6에 보인 것처럼 기준 슬래브의 파괴하중은 경간중앙변위 12.7 mm에서 178 kN, 중앙지점 상면에 재활용 폐어망 패널을 부착한 부(-)모멘트 보강 슬래브의 파괴하중은 경간중앙변위 14.5 mm에서 180 kN으로 나타났으며, 양쪽 경간 하면에 재활용 폐어망 패널을 부착한 정(+)모멘트 보강 슬래브의 파괴하중은 경간중앙변위 12.5 mm에서 230 kN으로 나타났다.

Fig. 6

Load-Deformation Curves

기준 슬래브의 파괴하중 하중 178 kN이 작용할 때, 단면에 작용하는 모멘트를 계산해 보면, 정(+)모멘트 단면에 33.2 kN⋅m으로 공칭 휨강도를 이미 초과하였으며, 부(-)모멘트 단면에서 헌치부를 제외한 단면(중앙지점에서 225 mm 떨어진 단면)에 26.1 kN⋅m으로 공칭휨강도의 95%에 도달하였다. 중앙지점에서 부모멘트에 의해 먼저 파괴가 발생하는 ‘FnFp’로 설계되었으나 중앙지점 헌치부 단면력 증가로 인해 Fig. 7과 같이 경간 중앙에서 휨 파괴가 먼저 발생하여 ‘FpFn’ 파괴모드를 보였다.

Fig. 7

Failure Mode for Control Slab

부모멘트 보강슬래브도 파괴하중 180 kN에서 경간 중앙 정(+)모멘트 단면에 33.6 kN⋅m 발생하여 파괴되었으며, 이 때 부(-)모멘트 단면(중앙지점)에 40.3 kN⋅m, 중앙지점에서 225 mm 떨어진 단면에 26.4 kN⋅m의 휨모멘트가 발생하지만 공칭 휨강도에는 미치지 못한다. 최종적으로 중앙지점 상면의 변형률이 0.0096 근처에 도달하면서 콘크리트와 재활용 폐어망 패널이 탈착하여 파괴되었다. 전단파괴 되는 ‘SS’ 파괴 모드로 설계 되었으나 헌치부의 전단강도 증가로 인해 Fig. 8과 같이 휨 파괴 후 패널 탈착으로 파괴되었다.

Fig. 8

Failure Mode for Negative Section Strengthen Slab

정(+)모멘트 보강슬래브는 파괴하중 230 kN에서 정(+)모멘트 단면에 42.9 kN⋅m, 부(-)모멘트 단면에서 헌치부를 제외한 단면(중앙지점에서 225 mm 떨어진 단면)에 33.7 kN⋅m의 휨 모멘트가 발생하여 파괴되었으며, 보강이 안 된 부(-)모멘트 단면에서 파괴가 발생하여 슬래브가 파괴되었다. 정(+)모멘트 단면을 보강한 경우는 중앙 지점 휨 파괴 후 전단파괴 되는 ‘FnS’ 파괴 모드로 설계되었고 Fig. 9와 같이 예상대로 부(-)모멘트 단면에서 파괴가 발생하여 슬래브가 파괴되기 시작하였으나 전단파괴가 발생하기 전에 패널 탈착에 의한 파괴가 선행되었다.

Fig. 9

Failure Mode for Positive Section Strengthen Slab

5. 결 론

전단파괴를 방지하고 휨 파괴를 유도하기 위한 연속 슬래브 단면의 휨 강도 보강 한계가 검토되었으며, 정(+), 부(-)의 모멘트 구간 단면의 휨 강도와 전단 강도 사이의 관계를 고려한 설계 방안을 검토하였다. 기준 슬래브의 경우 중앙지점에서 부모멘트에 의해 먼저 파괴가 발생하는 ‘FnFp’로 설계되었으나 중앙지점 헌치부 단면력 증가를 고려하지 않아 경간 중앙 정(+)모멘트 단면에서 휨 파괴가 먼저 발생한 후 중앙지점 헌치부 인근 부(-)모멘트 단면에서 최종 파괴되는 ‘FpFn’ 파괴모드를 보였다. 부(-)모멘트 단면 보강슬래브는 전단파괴 되는 ‘SS’로 설계 되었으나 헌치부의 전단강도 단면력 증가를 고려하지 않아 경간 중앙 정(+)모멘트 단면에서 휨 파괴 후 패널 탈착으로 최종 파괴되었다. 정(+)모멘트 보강슬래브는 중앙 지점 부(-)모멘트 단면의 휨 파괴 후 전단파괴 되는 ‘FnS’ 파괴 모드로 설계되었으나 전단파괴가 발생하기 전에 패널 탈착에 의한 파괴가 선행되었다.

제안된 설계 방안은 보강 슬래브의 연성 파괴 유도를 위해 활용이 가능함을 실험적으로 확인하였다. 보다 실용적인 활용을 위해서는 실제 구조물의 헌치를 고려한 단면력 산정과 보강 패널의 탈착파괴를 고려하여야 할 것이다.