1. 서 론
2. 연구 동향
2.1 GFRP bar 배근 콘크리트 부재 기술개발 동향
3. GFRP bar 배근 콘크리트 부재 거동 특성
3.1 GFRP 보강근 역학적 특성
3.2 GFRP bar 배근 콘크리트 부재의 부착거동
3.3 GFRP bar 배근 콘크리트 인장강화 효과
4. 결 론
1. 서 론
철근 콘크리트 부재 (Steel Reinforced Concrete, RC)에 포함된 철근은 콘크리트 내부재로 사용되기 때문에 별도의 부식방지 처리가 되어 있지 않은 일반강이 대부분 사용된다(Korea Concrete Institute, 2022). 하지만, 콘크리트 표면에 균열이나 침식이 발생하여 외부 환경에 노출되는 경우 내부 철근에 부식이 시작된다. 부식이 계속 진행되면 부식 팽창압에 의해 콘크리트 박리, 균열 등이 발생하며, 콘크리트 부재의 내구수명과 안전성이 감소하게 된다(Bažant, 1983, Moon, 2001). 이처럼 철근콘크리트 구조물은 재령이 늘어날수록 유지보수비용이 급격히 증가하는데, 전 세계적으로 철근 부식으로 인한 유지보수, 시설물 해체 비용은 2.5조 달러로 보고된 바 있다(National Association of Corrosion Engineers:NACE, 2016).
건설산업계에서는 노후화된 구조물의 유지보수 비용을 절감하기 위한 방안을 수십 년 전부터 모색하고 있다. 이 중, 기존 철근을 내부식성이 높은 FRP (Fiber Reinforced Plastic) 보강근으로 대체하는 방안이 최근 많은 주목을 받고 있다(Kobayashi, 1984, Brown and Batholomew, 1993, Cosenza et al., 1997, Bischoff and Paixao, 2004, Nanni et al., 2014). 구조물에 사용되는 FRP 보강근은 매우 다양한 종류가 있지만, 산업계에서는 탄소섬유(Carbon Fiber Reinforced Plastic, CFRP) 또는 유리섬유(Glass Fiber Reinforced Plastic, GFRP)의 2가지 재료가 주로 사용된다.
CFRP 보강근은 철근 대비 1/5배의 무게와 철근 인장강도의 3배 이상의 높은 인장강도를 가지는 큰 장점이 있다. 하지만, CFRP 보강근은 철근 대비 가격이 10배 이상 높기 때문에 시공 경제적 측면에서 사용량을 늘리기에 한계가 있다(De Luca and Nanni, 2012).
반면 GFRP 보강근은 기존 철근 대비 1/4 배에 달하는 가벼운 무게와 최소 2배에 달하는 높은 인장강도를 갖고 있지만, 강성(stiffness)이 CFRP 보강근 대비 1/3배에 불과하다는 단점이 있다. 하지만, 생산 단가가 CFRP 보강근 대비 1/10 정도로 철근과 비슷한 수준이기 때문에 가격 경쟁력이 우수하며, 이에 더불어 전자기가 통하지 않는 절연성을 가지고 있다(Amran et al., 2018). 이처럼 GFRP는 경제성과 절연성이라는 2가지 장점이 있어 철근의 대체재로서 GFRP 보강근의 상용화에 많은 기업과 연구자들이 관심을 가지고 있다(Benmokrane et al., 1995, Gremel, 2001, KCMT, 2023).
국내에서도 GFRP를 상용화하기 위해 많은 노력을 기울이고 있다. 한국도로공사, 국가철도공단과 같은 몇몇 공공기관에서 GFRP 보강근이 포함된 콘크리트 부재에 관한 규정을 발표하였지만(Korea Expressway Corporation, 2024, Korea National Railway, 2022) 침목, 교량 상부 바닥판과 같은 특정 구조 부재에만 적용할 수 있는 실정이다(Moon, 2024). 일반 구조물이나 건축물에 적용하기 위한 규정은 아직 수립되지 못한 상태로 GFRP 보강근을 일반 건설 산업 전반에 적용하기에는 아직 정책적 한계가 존재한다. 이러한 제도적 규정을 확대하기 위한 기초 단계로서 GFRP가 포함된 콘크리트의 물성을 기술적으로 정확히 분석하는 작업이 필요하다. 따라서 본 연구는 GFRP 콘크리트 부재의 인장거동에 관한 기초 문헌을 조사하고, 강성 및 강도의 추정방법을 분석하였다.
2. 연구 동향
2.1 GFRP bar 배근 콘크리트 부재 기술개발 동향
GFRP는 경량성과 전자기 절연 특성이 있는 소재로, 1930년대 중반 단열재와 공기필터용 소재로 최초로 개발되었고, 앞서 언급한 두 가지 장점을 바탕으로 1930년 후반에는 레이더의 보호 케이싱인 레이돔의 소재로 주로 사용되었다(Hollaway, 2010). 이후 1940년대 후반부터 석유를 이용한 수지 등의 재료 연구개발이 활발해지며 GFRP 소재는 항공기와 선박 등의 재료로 사용되었다. 1950년대에는 건설재료로서 프리스트레스드 콘크리트(Pre-stressed concrete) 부재의 내부 Tendon 소재로 사용하기 위한 실험적 연구가 진행되기도 했으나 상용화까지 이르지는 못하였다(Rubinsky and Rubinsky, 1954, Hollaway, 2010). 이처럼 1960년대 이전까지는 GFRP 보강근은 철근 보강근을 대체하기에는 근본적 한계가 있었다(Bank, 2006). 이는 철근에 비해 탄성계수가 매우 낮으면서, 상대적으로 단가가 매우 높았기 때문이다.
하지만 1960년대 GFRP 섬유는 Pultrusion 양산공법을 생산에 적용하면서, 생산 단가가 급격히 하락하였는데(Mountifield, 1969), 이때부터 건설 산업계에서도 GFRP 보강근을 실제 구조물에 적용하려는 시도들이 시작되었다(ACI Committee 440, 1996). 당시에는 GFRP의 구조안정성이 검증되지 않은 상태였기 때문에 초기 건설 산업계에서 GFRP는 내력을 받지 않는 외부 플레이트 혹은 장식용 시트와 같이 건축 보조재로만 이용되었고, 내력용 보강재로는 활용되지 못한 채 관련 실험적 연구만 수행되는 정도였다(Amran et al., 2018). 이후, 1975년 러시아에서 최초로 FRP가 철근을 대체하는 보강근으로 상용화되면서(Garden and Hollaway, 1998, Hollaway, 2010), 1980년대 유럽에서부터 구조적 부재로서의 FRP 보강근의 적용이 검토되기 시작하였다. 이 시기의 FRP 보강근과 시트의 경우, 구조물의 보수보강에 있어 뛰어난 성능이 증명되어 건설산업 전반에 사용이 확대되기 시작했다(Campbell and Dolan, 2008). 이러한 일련의 검증 과정이 축적되어 1986년에는 독일의 국가 고속도로 교량 건설에 최초로 GFRP 보강근이 하중 부재로서 적용되었다(ACI Committee 440, 1996).
1990년대에는 비약적으로 발전한 GFRP 보강근 성능을 바탕으로, 일본에서는 철도와 같은 인프라시설에 GFRP가 사용되기 시작하였고, 일본토목학회(Japan Society of Civil Engineering, JSCE)에서는 1997년에 GFRP를 비롯한 FRP 보강근을 적용한 콘크리트 구조물의 설계지침을 제정하였다(JSCE, 1997). 또한, 유럽과 북미를 중심으로 실제 GFRP 보강근을 적용한 교량의 시공이 증가하고, 시공실적을 통해 보강근 성능이 검증되어 GFRP가 산업 전반에 더욱 광범위하게 사용되었다. 아울러 이 시기에는 GFRP 소재로 제작된 보도교 데크가 시공되었을 뿐만 아니라 터널 및 사면의 앵커볼트로 활용하기 위한 연구가 진행되었다(Benmokrane et al., 1996b). 또한, GFRP의 전자기적 차폐성을 이용하여 MRI실의 슬래브 보강근으로 적용되기도 하였으며(Emparanza et al., 2017), 2000년대에는 GFRP 보강근의 내구성이 향상되고 구조적 안정성이 규명되면서 GFRP 보강근 사용이 급증하였다(Mufti et al., 2005, Benmokrane et al., 2020). 이때부터 GFRP 보강근의 내부식성과 전기절연성에 주목하여 상하수도 터널 및 철도 터널 라이닝에 적용하기 위한 시도들이 시작되었고, 최근 TBM 터널의 프리케스트 세그먼트에 GFRP를 활용하기 위한 연구가 진행되고 있다(Caratelli et al., 2017, Meda et al., 2020). 이후 2024년 현재까지 미국과 캐나다 등 북미권 국가에서는 GFRP를 보강근이 교량 등 주요 구조물에 시공되는 사례가 꾸준히 증가하고 있다(Bakis et al., 2002, Mufti et al., 2005).
국내 건설 산업계에서는 해외에 비해 2000년 초반까지 GFRP 보강근의 적용 사례가 거의 없었다. 하지만, 2007년 청대교의 강박스 교량 상부 보강근의 시험 시공(Cho, 2019)을 기점으로, 국내 건설 산업계의 연구가 진행되기 시작했다(Moon et al., 2024). 2008년 한국건설기술연구원은 국내 항만 및 인프라 구조물의 부식 문제를 해결하기 위해 KICT GFRP Bar를 개발하였다(Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology, 2013). 하지만, 2010년도까지 실제 시공까지 이어진 사례는 극히 드문 형편인데, GFRP에 대한 국내 설계기준 및 시험규정이 정립되지 않은 점이 그 원인으로 제기되었다.
그래서 2017년에 한국건설기술연구원의 주도하에 FRP 보강근의 제작공정과 시험규격 등이 제안되었고(KS F ISO, 2017), 이후 2019년 한국콘크리트학회에서는 GFRP 보강근 콘크리트 부재의 적용을 확대하고자 FRP 보강근 구조설계지침을 발간하였다(Korea Concrete Institute, 2019). 이러한 기준들을 바탕으로, 한국도로공사에서는 도로교 FRP 적용 설계기준을 제정하였다(Korea Expressway Corporation, 2024). 2023년 한국도로공사에서는 교량 상판면에만 적용되었던 GFRP 보강근의 적용 부재 설계 기준을 현재 하부구조의 상면과 내부 패널의 주근에까지 적용할 수 있도록 확대시켰고, 126개 GFRP 설계 반영 교량의 수를 329개소로 점차 확대할 계획이다(Lee, 2024). 이뿐만 아니라 한국도로공사를 중심으로 방호 울타리, 방음벽, 터널 라이닝 등의 구조물에도 GFRP 보강근을 적용하기 위한 연구가 활발히 이뤄지고 있다(Lee, 2022).
2022년 미국의 ACI (American Concrete Institute)는 ACI Code 440.11-22를 발간하면서, GFRP 보강근은 콘크리트 구조물의 성능 보강재로 공식적으로 인정받고 있다(Kim et al., 2024). 이에 따라 국내에선 한국콘크리트 학회를 중심으로 2024년 1월 국내 GFRP 규격을 제정하였으며(Korea Concrete Institute, 2024), 추후 일반적인 구조물에 GFRP 보강근을 적용하기 위한 연구가 진행되고 있다(Moon et al., 2024). 이를 통해 교량뿐만 아니라 일반적인 콘크리트 구조물에 대한 GFRP 보강근의 국내 적용 사례도 점차 증가할 것으로 예상된다.
3. GFRP bar 배근 콘크리트 부재 거동 특성
3.1 GFRP 보강근 역학적 특성
당초 설명한 바와 같이 GFRP는 양산공법 개발로 인해 생산 단가는 철근과 유사한 정도로 비교적 저렴해졌지만(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2019), 기본 물성이 철근에 비해 매우 낮다는 단점이 있다. 실제 GFRP 보강근은 철근 대비 1/4 수준의 탄성계수를 가지고 있고, 이로 인해 GFRP 보강근을 사용한 부재는 RC 부재보다 균열폭과 처짐량이 다소 증가한다(Rubinsky and Rubinsky, 1954, Kobayashi, 1984, Nanni, 1993). 또한, GFRP 보강근은 인장영역의 Stress-Strain Curve에서 선형 거동을 보이며 파괴전 항복 구간이 매우 짧은 취성적 재료의 특징을 가진다(Nanni, 1993, Cosenza et al., 1997). Fig. 1은 콘크리트 부재 보강근으로 주로 사용되는 보강근 3종류의 Stress-Strain Curve를 보여준다(Abdalla, 2002). 여기서, GFRP는 CFRP보다 탄성계수가 낮으며 철근에 비해 파괴전 항복 구간이 매우 짧다는 사실을 확인할 수 있다. 이처럼 GFRP 보강근 부재는 RC 부재 대비 부재의 변형이 높고, 부재 파괴 시 취성 파괴 양상을 나타내는데, 이것이 상용화에 가장 큰 한계점으로 작용하고 있다(Abdalla, 2002, Habeeb and Ashour, 2008).
3.2 GFRP bar 배근 콘크리트 부재의 부착거동
3.2.1 인장균열 전달이론
이처럼 GFRP는 기존 철근 보강재에 비해 역학적 단점이 있기 때문에 기존 연구자들은 GFRP 보강근 콘크리트 부재의 안전성을 검증하기 위하여 파괴거동에 대한 실험 및 핵심인자 분석연구를 수행해왔다. 일련의 연구 결과에 따르면, GFRP 보강근 적용 콘크리트 부재에 인장균열이 발생할 경우, GFRP 보강근과 콘크리트 간의 부착 거동이 핵심 변수임이 발견되었다(Cosenza et al., 1995, Tastani and Pantazopoulou, 2006). 따라서, GFRP 보강근을 적용한 콘크리트 부재의 인장거동을 해석할 때, GFRP 보강근의 물리적 특성과 부착거동 특성을 부재 전체의 강도 특성에 정확히 반영하는 것이 매우 중요하다는 점을 알 수 있다. Fig. 2에서는 콘크리트부재의 직접인장시험 시 점진적인 인장균열 발생 메커니즘을 나타냈다. 부재가 균열 변형률에 도달하면, 1차 균열이 형성되고 (Fig. 2(a)), 보강근과 콘크리트 부재의 부착 결합 계면을 통해 인장응력이 전달되며, 이에 따라 2차 균열이 형성된다는 것을 확인할 수 있다(Fig. 2(b)).
Fig. 2.
Mechanisms of tensile stress transfer in concrete specimens during a uniaxial tensile test. (Nayal and Rasheed, 2006)
Fig. 3은 기존 RC 부재의 부착응력과 GFRP bar 배근 콘크리트 부재의 부착응력을 보강근 직경에 대비하여 비교한 결과이다. GFRP 보강근의 최대 부착강도는 철근 대비 60~90% 수준으로 상대적으로 낮았다. 이는 GFRP 보강근의 표면의 리브가 인발력에 의해 쉽게 파괴되며(Benmokrane et al., 1996a, Lee et al., 2017), 이로 인해 Pull-out 인발 저항력이 기존 이형 철근보다 약하기 때문으로 판단된다(Yan et al., 2016).
3.2.2 부착거동 특성
콘크리트와 보강근 사이의 부착거동은 크게 기계적, 화학적, 마찰저항의 복잡한 상호작용으로 구성된다(Lutz, 1966, Lutz and Gergely 1967). 이 세 가지 요인을 직접적으로 측정하는 것은 매우 어렵다. 보강근과 콘크리트 사이의 결합 특성은 부재의 온도, 콘크리트 내 염화물 함량 등 다른 환경변수로 인해 매우 복잡하기 때문이다(Zheng et al., 2023). 따라서 연구자들은 결합 관계를 정확히 예측하기 위하여 이론 혹은 분석해를 제시하는 연구들을 진행하였다(Tassios, 1980, Malvar, 1992, Afefy et al., 2016). 그 중 대표적인 연구사례를 다음과 같이 정리하였다.
가) Bond-slip 이론
철근-콘크리트 부착거동은 콘크리트 고전역학에서는 다루지 않았지만, 철근과 콘크리트 계면 사이의 복잡한 응력전달을 메커니즘을 단순화하고, 유한요소 해석에 사용하기 위해 제안된 이론이다(Nilson, 1972). Bond-Slip 관계는 Fig. 4에 표현된 것과 같이 세 가지 단계로 나눌 수 있는데, 1.83 MPa 이하의 약한 인발응력이 부재에 작용할 경우에는 화학적 부착(adhesive bond)이 인발응력에 저항하게 된다(Lutz and Gregely, 1967). 하지만, 일정 수준 이상의 응력이 작용할 경우, 전단 Key라고 표현되는 콘크리트와 철근 리브 사이의 결합(shear bond)이 인발 저항의 대부분을 차지한다(Goto, 1971). 마지막으로, 부재가 최대 부착응력에 도달한 이후에는, 철근과 부재의 전단저항력(shearing off)이 부착응력의 대부분을 부담하게 된다(Afefy et al., 2016). Fig. 4에 표현된 것과 같이, 이형철근이 아닌 강봉일 경우에는, 마찰력이 대부분의 부착응력을 차지한다. 이후 철근과 콘크리트의 결합이 분리되어(Pull-off) 전단저항력이 소실되면, 보강근의 변형에 의한 마찰이 콘크리트 주변을 기본 마찰력만 남는 3번째 단계로 마무리된다.
1970년대에는 RC 부재에 이 개념을 도입하여 RC 부재의 부착거동을 모사하기 위한 연구가 진행되었고(Nilson, 1972, Mirza and Houde, 1979), 그 이후부터 부착거동을 보다 정확히 예측하기 위한 모델들이 다수 제안되었다(Tassios and Yannopoulous, 1981, Eligehausen et al., 1983, Jin, 1985). 참고로 현재 RC 부재에서 가장 널리 사용되는 모델은 BPE 모델(Bertero Popov and Eligehausen Model)이다(Eligehausen et al., 1983).
나) GFRP 보강근 부재 Bond-Slip 거동 특성
Fig. 5는 GFRP 보강근의 표면 처리 방법에 따른 Bond-Slip 곡선의 변화를 보여준다. 시험체 변수는 GFRP 보강근의 표면 처리방식이며, 시험체 표기 중 sw, r, fs, cs는 각각 모래 코팅된 나선형 표면, 리브 형태, 고운 입자 모래 코팅 처리 그리고 거친 입자 모래 코팅 표면 처리를 나타낸다. GFRPr 변수를 제외한 각 보강근의 지름은 약 8~8.5 mm이며, 동일 지름의 보강근 중 나선형 표면을 갖는 GFRPsw 보강근이 가장 높은 결합강도를 나타내었다.
Fig. 5.
Bond-slip relationship of GFRP bars with varying surface treatment methods(Aiello et al., 2007)
Fig. 6은 이형철근 및 리브형 GFRP 보강근 부재의 Bond-Slip 거동을 비교한 그래프이다. GFRP 보강근의 표면 처리가 철근과 같은 리브 형태일 경우 부착거동은 유사한 형태를 나타내며, 부착거동 도달이후 일부 부착저항이 증가하는 경향을 보였다. 이는 실제 인발 저항력이 증가한 것이 아닌, 콘크리트에 매립되지 않은 GFRP 보강근의 일부가 부재 부착영역으로 이동하면서 생긴 것으로, 실제 부착강도가 증가한 것은 아니다(Aiello et al., 2007).
Fig. 6.
Comparison of bond stress between ribbed steel rebar and GFRP bar (Aiello et al., 2007, Zheng et al., 2023)
실험부재의 GFRP 보강근의 부착강도는 기존 철근 부착강도의 50~60% 정도였다. 또한, 부착강도에 도달할 때 슬립된 길이는 철근 슬립값의 2/3 수준이었고, 파단 시 슬립의 길이는 철근에 비해 90% 수준이었다. 이는 앞서 언급한 바와 같이, 인발저항력의 대부분을 차지하는 GFRP 보강근 리브의 강도가 낮을 뿐만 아니라, 철근과 달리 GFRP 보강근의 경우 전단지연효과라고 불리는 보강근 내부의 유리섬유와 수지의 응력분포가 불균일해지고(Achillides, 1998), 이에 따라 수지와 유리섬유의 내부결합 파단이 발생하기 때문으로 분석된다(Lee et al., 2017).
다) GFRP 부착거동 특성
이처럼 GFRP 보강근과 콘크리트 사이의 부착거동 역시 부착응력-슬립 모델로 예측할 수 있으며, GFRP 보강근의 부착거동을 규명하기 위한 많은 연구가 진행되었다(Malvar, 1994, Rossetti et al., 1995, Cosenza et al., 1995). 1994년 Malvar는 콘크리트 인장강도와 인장시험을 통해 산정된 계수를 변수로 갖는 다항식 모델을 제안하였다(Malvar, 1994). Malvar의 모델은 실험결과를 통해 계수를 산정해야 한다는 한계가 있다. 그래서 Fig. 7와 같이 초기 부착거동 구간의 예측 정확성이 낮은 것으로 평가된다(Cosenza et al., 1997).
Fig. 7.
Comparison of FRP bond behavior predictions between the Malvar Model and the mBPE Model (Cosenza et al., 1997)
이후, 연구자들은 기존 RC 부재 부착거동 분석에 널리 사용되는 BPE 모델(Eligehausen et al., 1983)을 바탕으로 FRP 보강근 콘크리트 부재의 부착거동 예측을 위한 수정 BPE 모델을 제안하였다(Cosenza et al., 1995, Rossetti et al., 1995). 각 모델은 FRP 보강근의 부착 특성을 고려하여 제안되었으며, 두 모델 중 Rossetti et al.(1995)의 부착거동 모델은 수치해석에 사용할 경우 균열 이후 처짐량의 예측 정확도가 떨어지는 단점이 있다(Lin and Zhang, 2014). 한편, Cosenza et al.(1995)가 제안한 수정 BPE 모델은 CMR (Cosenza Manfredi and Realfonzo) 모델이라고도 하며, 초기 부착강도 상승 구간만 고려한 모델이다(Fig. 7).
CMR 모델은 초기 강성을 무한대로 가정하여 화학적 부착거동에 대한 추정 정확도가 높다(Cosenza et al., 1997). Fig. 8은 제안된 CMR 모델과 BPE 모델의 부착-슬립 곡선을 나타냈으며, 기존 BPE 모델보다 높은 초기 부착거동 예측을 보여준다.
이후, Cosenza et al. 는 기존 BPE 모델의 계수를 약간 수정한 수정 BPE 모델을 제안하였다(Fig. 9(b)). 제안된 부착모델은 CEB-FIP(Committee for Concrete and the International Federation for Pre-stressing) Model code 2010에서 사용될 만큼, 널리 사용되는 모델이다(Du Béton, 2012).
Fig. 10에서 확인할 수 있듯이, 이 모델은 기존 BPE 모델보다 유한요소 해석에 적용할 경우 부재 처짐 예측 정확도가 높은 것으로 평가된다(Lin and Zhang, 2014).
Fig. 10.
Prediction of member deflection during finite element analysis based on bond models (Lin and Zhang, 2014)
3.3 GFRP bar 배근 콘크리트 인장강화 효과
콘크리트 부재에 균열이 발생할 경우, 균열면에서의 인장력은 보강근이 대부분 부담하게 되고, 균열면에서 멀어질수록 보강근뿐만 아니라 보강근과 콘크리트 부착 계면을 통해 콘크리트도 인장력에 함께 저항하게 된다(Vecchio, 1982, Belarbi and Hsu, 1994). 이중 보강근의 인장저항력에 더해진 부착력에 의한 저항력 강화를 인장강화 효과라고 정의하며, 부착 거동은 부재 전체의 인장강도에 많은 영향을 미치는 것으로 알려져 있다(Floegl and Mang, 1982).
인장강화 효과는 부재의 인장변형량 제어에 상당한 기여를 한다(Bentz, 2005). 그런데 GFRP bar 배근 콘크리트 부재는 RC 부재에 비해 변형률이 크기 때문에 인장변형률 제어를 위해 이를 분석하는 것은 매우 중요하다(Bischoff and Paixao, 2004, Nayal and Rasheed, 2006). 따라서, GFRP bar 배근 콘크리트 부재의 인장강화 효과를 정확히 규명하기 위한 여러 모델이 제안되었다. Fig. 11에서 확인할 수 있듯이, GFRP 보강근의 인장강화 효과를 반영할 경우, 이 효과를 배제한 모델에 비해 부재의 거동을 보다 정확히 예측할 수 있다.
Fig. 11.
Comparison of the moment-deflection curve incorporating tension stiffening effects with the four-point bending test results by Theriault and Benmokrane (1998) (Nayal and Rasheed, 2006)
2006년 Nayal과 Rasheed는 기존 RC 부재 인장강화모델(Gilbert and Warner, 1978)의 매개변수를 수정하여, 4개의 선형구간을 가지는 인장강화 효과 모델을 Fig. 12와 같이 제안하였다(Nayal and Rasheed, 2006). 이 모델은 실험결과를 4개의 등구간으로 분류하여 각 구간을 선형함수로 회귀한 모델인데, 인장연화효과와 인장강화 효과 모두를 고려하여 부재의 인장거동 예측 정확도가 높다는 장점이 있다. 반면, 제안된 모델은 실험을 통해서 매개변수를 도출하므로, 모델 제안에 사용된 물성치에서만 예측 정확도가 보장되므로 적용범위가 한정적이라는 한계를 갖는다.
2013년 Khalfallah는 Sooriyaarachchi et al.(2005)의 일축 인장거동 실험결과를 분석하고, 수치해석을 통해 인장강화 효과 모델을 제안하였다(Khalfallah, 2013). 이 모델은 GFRP 복잡한 부착거동에 의존한 인장거동이 아닌, 보강근의 강성 자체를 수정하여 복잡한 부재의 인장거동의 모델링을 단순화시켰다는 장점이 있다(Fig. 13). 하지만, 이 모델은 GFRP 보강근 지름의 변화에 따른 인장거동의 변화를 반영하지 못하고, 콘크리트와 보강근의 부착거동이 인장강화 효과에 미치는 영향을 반영하지 않았다는 단점이 있다.
Fig. 13.
Analysis of uniaxial tensile behavior including the tension stiffening effect (Khalfallah, 2013)
Kharal과 Sheikh(2017)는 GFRP 보강근 부재 52개, 일반 철근콘크리트 부재 8개를 포함한 총 60회에 달하는 일축인장시험을 수행하여 인장강화 효과를 분석하였고, 실험값을 바탕으로 MCFT (Modified Compression Field Theory)(Vecchio and Collins, 1986)이론을 적용한 인장강화 효과 모델을 제안하였다. 그들은 기존 ACI의 인장강화모델과 CEB (Euro-International Committee for Concrete)에서 제안한 인장강화모델의 예측치를 실제 실험결과와 비교하였는데, 기존 모델들은 모두 실제 실험치에 비해 인장강화 효과를 상당히 과대평가하고 있었다(Fig. 14).
Fig. 14.
Comparison of tension stiffening effect factor in existing design codes (ACI, CEB) (Kharal and Sheikh, 2017)
Fig. 15에서는 시험체의 이름에 따라 콘크리트 압축강도-지름-보강근 표면처리종류-부재 크기를 나타낸다. 보강근은 표면 처리에 따라 A, V, C로 나타내었으며 A는 약한 모래코팅과 나선형 표면처리, V는 보다 강한 모래코팅, C는 리브 형태의 GFRP 보강근을 나타낸다. 연구에 따르면, 보강근비가 3% 이하일 때, ACI 모델의 오차는 가장 큰 것으로 분석되었다(Kharal and Sheikh, 2017). Fig. 14와 Fig. 15를 비교할 경우, 본 모델은 기존의 설계식에서 제안된 모델에 비해 낮은 보강근 비에서도 비교적 높은 정확도를 보여주었다. 하지만, 부재의 물성치에 따른 정량적인 분석이 아닌 경험식을 제안하였기 때문에 부재에 사용된 특정 콘크리트 압축강도, GFRP 보강근 등의 특정 물성치에서만 예측이 유효하다는 한계점을 보인다.
Fig. 15.
Predicted tension stiffening effects based on types of reinforcing bar (Kharal and Sheikh, 2017)
4. 결 론
본 연구에서는 GFRP 소재의 초기 개발배경과 철근의 대체재로서 철근콘트리트 부재에 적용되는 기술개발 과정을 조사하였다. 그리고 GFRP 보강근 부재를 상용화하기 위한 최근의 국내외 기술동향을 추가로 분석하고, 사용을 확대하기 위한 기술개발 방향을 예측하였다. 이러한 일련의 조사과정을 통해 분석된 정보를 요약하면 다음과 같다.
1. GFRP는 1960년대 양산공법이 등장하여 생산단가가 낮아지면서 건설구조물의 철근 대체재로서 주목받기 시작했다. 그리고, 1986년 독일에서 GFRP 보강근 부재가 교량 건설에 사용됨으로써 본격적으로 상용화되기 시작했다.
2. GFRP는 기본물성인 영률이 낮으므로, 철근에 비해 안전성이 낮은 편이라 변형 및 파괴거동을 정확히 분석해야 한다. 하지만, 기존 연구들은 실험을 통한 경험모델만 개발된 상황이라, GFRP 부재의 변형거동을 정확하게 예측하지 못하고 있다.
3. GFRP 보강근의 부착거동에 따른 인장강화효과 모델에 대한 연구는 미비하다. GFRP의 안전성을 정확하게 검증하기 위해서 GFRP 보강근 부재의 설계치수를 정량적으로 고려할 수 있는 인장강화효과 모델 개발이 필요하다.
이러한 정량화 예측모델이 개발되어 GFRP 부재의 안전성을 정확히 검증할 수 있게 되면, GFPR 보강근 부재의 시공 사례를 보다 확대할 수 있을 것으로 기대된다.
