콘크리트 구속 효과를 이용한 기존 파이프랙 노출형 주각부의 연성 보강 효과에 대한 실험적 연구

2.1 실험체 계획

주각부 상세는 실제 파이프랙 구조물에 적용되는 설계 상세를 기준으로 구성하였다^[8]. 기둥은 SS275 강재의 H-244×175×7×11 단면을 적용하였으며, 부재 높이는 2,200 mm로 설정하였다. 페데스탈은 550×450 단면에 높이 1,200 mm로 제작하였고, 이때 사용된 콘크리트의 설계기준 압축강도(f_ck)는 24 MPa이다. 페데스탈 내부에 배근된 철근은 SS400 강재를 사용하였으며, 베이스플레이트는 SS275 강재의 360×440×24 규격을 적용하였다. 기둥과 기초를 연결하는 앵커볼트는 SS275 강재의 J형 M24 볼트를 사용하였다. 보강 효과를 단일 변수로 설정하기 위해 무보강 실험체와 보강 실험체는 보강 여부를 제외한 주각부 상세 및 재료 조건을 동일하게 적용하여 제작하였으며, 구체적인 주각부 상세는 Fig. 2에 나타내었다.

Fig. 2.

Column base detail

2.2 연성 내진 보강 방안

기존 연구에서는 전단 저항 및 연성 향상 효과가 보고된 Rib Bar, Rib Plate, Carbon Fiber Sheet 보강법^[5]-[7]을 검토하였다. 이러한 기법들은 콘크리트를 외부에서 강력하게 구속함으로써 취성 파괴를 지연시키는 효과적인 방법으로 제시된 바 있다. 그러나 대규모 산업단지에 설치된 파이프랙 구조물에 광범위하게 적용하기에는 현실적인 제약이 따른다. 특히, 설비 가동 중단이 불가능한 산업 현장의 특성상, 보강 작업으로 인한 가동 손실을 최소화하기 위해 신속하고 간편한 시공성이 요구된다. 이는 전체 보강 공사의 경제성과 직결되는 요소이므로, 시공성을 확보한 실용적인 보강 방안에 대한 고려가 필요하다. 이에 본 연구에서는 기존 보강 기법의 콘크리트 구속 효과 및 연성 향상 효과를 바탕으로 시공성 및 경제성을 고려한 실용적인 재료 구성을 적용함으로써, 기존 보강 기법 대비 비용 효율성을 확보할 수 있는 새로운 보강 기법을 제안하고 그 효과를 평가하고자 한다. 보강재는 경제성 및 시공성 확보를 위해 기존 공법 대신 앵글, 라쳇 스트랩, GFRP, 부직포를 사용하였다. 실험체는 Table 1과 같이 보강재 구성에 따라 총 3가지로 선정하였다. 앵글은 ㄱ형강의 표준 규격으로 50×50×6을 사용하였으며, 앵글의 국부 좌굴을 방지하고자 6 mm의 필렛 용접으로 스티프너를 보강하였다. 또한 실험체의 단면 형상이 불규칙할 것을 고려하여 슬릿 홀을 수직으로 가공하고 이를 볼트로 체결함으로써 설치 작업성을 향상시키고자 하였다. 라쳇 스트랩 보강은 별도의 특수 장치를 직접 설계하거나 제작하지 않고, 시판되는 기존의 라쳇 스트랩 장비를 그대로 활용하였다. 이는 전문 장비나 숙련된 인력의 도움 없이도 주각부에 유효한 구속력을 제공할 수 있는 보강 방식으로 별도의 접착이나 고정 공정 없이 라쳇 스트랩 자체의 인장력을 활용하여 콘크리트를 구속할 수 있다. 이러한 기성 제품 활용을 통한 시공 편의성을 바탕으로 현장 작업의 효율성을 극대화하고자 하였다. 스트랩은 인장강도와 내구성이 뛰어난 고강도 폴리에스테르 재질이며, 규격은 길이는 5,000 mm, 폭 38 mm, 두께 2 mm로 이루어져 있다. 본 연구에 사용된 GFRP 보강재는 약 0.6 mm의 두께를 가지며, 스트랜드(strand)를 꼬지 않고 다발 형태로 모은 로빙(roving)을 직물 구조로 교차하여 제작한 로빙 크로스(woven roving) 형식을 적용하였다. 이는 일반적인 섬유 형태 보다 인장 강도 및 내구성이 우수할 뿐만 아니라, 재료적 특성을 활용하여 주각부의 구속력을 모든 방향으로 균일하게 배분하는 효과를 기대하였다. 부직포는 섬유가 불규칙하게 배열된 재료로서, 주각부의 콘크리트 박리 억제 효과를 검증하기 위해 선정하였으며, 단위 면적당 질량이 500 g/m²의 제품을 사용하였다. GFRP 대비 경제성이 뛰어나며, 재료의 유연성을 바탕으로 주각부 형상에 제약 없이 시공이 가능하다는 장점이 있다. 보강재들을 활용한 제작 공정은 다음과 같은 절차로 진행하였다. 우선 콘크리트 표면을 바탕 처리한 후 표면에 에폭시 수지를 균일하게 도포하였다. GFRP와 부직포는 동일한 시공 절차를 거쳐 설치되었으며, 각 보강재를 100 mm의 겹침 이음을 두어 기둥 표면을 피복하였다. 이후 동일한 과정을 반복하여 총 2개 층(Layer)을 형성함으로써 주각부의 구속 효과를 높였다. 앵글과 라쳇 스트랩의 배치에 있어서는 손상이 가장 집중될 것으로 예상되는 주각부 상부 구간을 중심으로 설치하였으며, 하부로 갈수록 설치 간격을 점진적으로 넓게 조정하였다. 라쳇 스트랩 보강 시, 충분한 구속력을 확보하기 위해 총 2개 층으로 중첩하여 보강하였다. Fig. 3에는 실험체의 평면도를 나타냈으며, Fig. 4는 실험체의 측면도를 나타낸다. 본 연구에서 제안하는 보강 부재는 외부 환경에 노출되는 시공 특성을 고려하여, 내식성 향상을 위하여 에폭시 수지 도포를 적용할 수 있다. 이는 강재 표면에 보호막을 형성함으로써, 수분 및 염화물 등 외부 부식 인자의 침투를 효과적으로 억제할 수 있으며, 결과적으로 보강 시스템의 장기적인 내구성을 확보하는데 기여할 것으로 판단된다.

Table 1.

Test subject

Fig. 3.

Reinforcement details (plan view)

Fig. 4.

Reinforcement details (side view)

2.3 실험 세팅 및 계측 계획

Fig. 5에는 실험체 설치도를 나타내었다. 본 실험에서는 최대용량 1,000 kN의 3축 회전이 가능한 액추에이터(Actuator)를 사용하여 실험체의 가력 지점과 동일한 높이(1,906 mm)에 설치하였으며, 변위제어를 통해 실험을 수행하였다. 실험체 세팅 시 기둥 부재의 횡좌굴로 인한 조기 파괴를 방지하기 위해 비지지 길이 이내에 횡방향 좌굴 방지 지그를 설치하였다. 가력 프로토콜은 FEMA 350의 접합부 가력 프로토콜^[9]을 참고하여 정적 실험을 수행하였으며, Fig. 6에 나타내었다. 실험 종료 시점은 최대 하중 도달 이후 내력이 최대치의 80 % 이하로 저하되거나, 실험체의 파괴로 인해 내력 유지가 불가능한 시점에서 종료 시점을 설정하였다. Fig. 7에는 계측장치 설치도를 나타내었다. 변위 측정을 위하여 총 5개소에 변위계(LVDT)를 설치하였다. 기둥 부재의 수평 변위를 측정하기 위해 가력 지점의 반대편 기둥 플랜지에 1개소 배치하였으며, 베이스플레이트의 거동을 확인하기 위해 2개소에 설치하였다. 또한 실험체의 슬립 여부를 검토하고자 주각부 상부와 하부에 각각 1개소 배치하였다.

Fig. 5.

Specimen setup

Fig. 6.

Loading protocol

Fig. 7.

Instrumentation layout

부재별 변형을 검토하기 위하여 총 25개의 변형률 게이지를 부착하였다. 기둥 플랜지에 등 간격으로 3개소(총 6개), 웨브에 3개소 설치하였으며, 앵커볼트에 2개소(총 8개), 철근에 2개소(총 8개) 배치하였다.

3.1 재료시험 결과

주각부에 적용된 재료는 실제 파이프랙 구조물에 사용되는 설계 상세를 기반으로 선정하였으며, Table 2에는 강재의 재료실험 결과값을 나타내었으며, Table 3에는 콘크리트 재료실험 결과값을 정리하였다. 실험체에 사용된 강재는 두께별로 각 3개소 절취하여 인장시험을 수행하였다. 재료시험 결과 기둥과 앵커볼트, 앵글은 모두 KS D 3503 (일반 구조용 압연강재)^[10]에서 규정하는 항복강도 기준치를 평균 13 %가량 상회하여 관련 규정을 만족하였다. 철근의 경우 KS D 3504 (철근 콘크리트용 봉강)^[11]에서 규정하는 항복강도 기준치를 평균 22.5 % 상회하여 관련 규정을 만족하였다. 반면, 콘크리트의 확인된 압축강도는 설계기준 압축강도(24 MPa) 대비 약 9.6 %가량 하회하는 결과를 보였다.

Table 2.

Results of steel material test

Table 3.

Results of concrete material test

본 연구에서 사용된 보강재(라쳇 스트랩, 에폭시 수지, GFRP, 부직포)는 기성 제품의 특성상 품질의 균질성이 확보되어 있으므로, 별도의 추가 재료시험 없이 제조사에서 제시한 기계적 특성을 사용하였다. 보강재의 기계적 특성은 Table 4–Table 7에 나타냈다.

Table 4.

Mechanical properties of GFRP

Table 5.

Mechanical properties of epoxy resin

Table 6.

Mechanical properties of ratchet strap

Table 7.

Mechanical properties of non-woven fabric

3.2 모멘트-변형각 관계

각 실험체에 대한 모멘트-변형각 관계는 Fig. 8에 나타내었다. 베이스플레이트, 앵커볼트 항복의 이론적 모멘트 강도를 함께 표시하였다. P-NS, P-GFD 실험체는 GFRP와 부직포와 같은 보강재로 피복되어, 균열의 진전 양상을 직접 확인하는데 한계가 있었다. 무보강 실험체 P는 0.015 rad에서 슬립을 확인하였으며, 이는 모르타르 균열 및 콘크리트 휨균열이 원인이라 판단된다. 0.03 rad 이후 가력 절차에서는 내력은 일부 증가하였으나, 유의미한 증가는 확인되지 않았다. 이는 적용된 모멘트가 앵커볼트의 이론적 항복모멘트를 초과한 것이 원인으로 판단된다. 0.07 rad 정방향(+)에서 내력 저하가 시작되는 것을 확인하였으며, 0.08 rad 정·부방향 모두 내력이 최대 내력 대비 80 % 이하로 저하되어 실험을 종료하였다. 이는 주각부의 얇은 콘크리트 피복 두께로 인해 발생한 콘크리트 박리가 앵커볼트 주변의 측면 구속력을 상실시키고, 베이스플레이트 하부의 유효 지압 면적을 급격히 감소시킨 결과로 판단된다. 주각부를 부직포와 라쳇 스트랩으로 보강한 실험체 P-NS는 0.015 rad에서 슬립과 모르타르 균열을 확인하였으며, 0.03 rad 이후 가력 절차에서는 내력은 일부 증가하였으나, 유의미한 증가는 확인되지 않았다. P-NS 실험체는 모멘트-회전각 관계가 P 실험체와 유사하였으나, 0.05 rad 부방향(-)에서 내력 저하가 시작되는 것을 확인하였으며, 0.07 rad 정방향(+)에서는 내력 저하 시점이 상대적으로 지연된 것으로 확인되었다. 0.08 rad 부방향(-)에서 최대 내력 대비 80 % 이하로 감소하여 실험을 종료하였다. 실험체에서 나타난 정·부방향 거동 편차는 시공 오차와 보강재의 비대칭적 밀착 상태에 따른 구속력의 불균형이 원인으로 판단된다. 주각부를 유리섬유와 앵글로 보강한 실험체 P-GFD는 0.02 rad에서 슬립과 모르타르 균열을 확인하였다. 이는 앞선 두 실험체에 비해 슬립 발생 시점이 지연된 것으로, 보강법에 의해 콘크리트가 구속되어 초기 균열을 억제하고 콘크리트 강성을 유지했기 때문으로 분석된다. P-GFD 실험체 또한 모멘트-회전각 관계가 P 실험체와 유사하였으나, 내력 저하 시점이 상대적으로 지연되어 0.08 rad 정·부방향 모두 일부 내력 저하가 관찰되었으나 유의미한 수준은 아니었으며, 0.09 rad 부방향(-)에서 최대 내력 대비 80 % 이하로 감소하여 실험을 종료하였다. 이는 보강법이 콘크리트 피복을 물리적으로 구속함으로써, 콘크리트 박리를 억제하고 주각부의 구조적 연속성을 유지한 것으로 판단된다.

Fig. 8.

Moment-rotation angle results of specimens

4.1 실험체 손상상태

Fig. 9에는 각 실험체의 최종 손상 상태를 나타내었다. 보강 실험체인 P-NS와 P-GFD는 보강재로 인하여 가력 중 균열 진전 양상을 육안으로 직접 확인하는 데 한계가 있었으며, 이에 따라 실험 종료 후 보강재를 해체하여 내부 손상 상태를 분석하였다. 해체 조사 결과 모든 실험체에서 앵커볼트 인장 변형, 콘크리트 균열 및 박리, 앵커볼트 정착부의 국부 압괴(Anchor pull-out crushing), 모르타르 균열 및 파괴를 관찰하였다. 이는 앵커볼트 인장 변형으로 인해 유격이 발생하고, 이에 따른 베이스플레이트의 회전 거동이 콘크리트 상부에 지압 응력을 집중시킨 결과로 판단된다. 특히, 피복 두께가 상대적으로 얇은 경우, 이러한 응력 집중은 콘크리트 박리를 가속화하는 원인으로 판단된다. 무보강 실험체 P에서 얇은 피복 두께로 인하여 발생한 콘크리트 박리 현상이 관찰되었지만, P-GFD에서는 동일 조건에서 콘크리트 박리 현상이 현저히 억제된 것으로 확인되었다. P-NS의 경우 무보강 실험체와 비교하여 전반적인 손상 정도는 감소하였으나, P-GFD에 비하여 콘크리트 탈락 억제 효과는 차이를 보인 것으로 나타났다. 이는 보강재의 재료적 특성 및 콘크리트와의 부착 성능 차이가 원인으로 판단된다. P-GFD 실험체에 사용된 GFRP는 에폭시 수지와의 함침성이 우수하여 콘크리트 표면에 긴밀하게 밀착되어 일체화된 구속 면을 형성함으로써, 가력 중 발생하는 콘크리트의 팽창과 탈락을 효과적으로 억제하였다. 반면, P-NS 실험체에 사용된 부직포는 재료 자체의 물리적 특성상 GFRP 수준의 밀착성 확보에 한계가 있었던 것으로 판단된다. 따라서 보강법의 구속 효과는 콘크리트의 탈락을 억제하고 주각부의 구조적 일체성을 유지하는데 기여한 것으로 판단된다.

Fig. 9.

Failure surface after disassembly

4.2 부재별 변형률

Fig. 10에는 부재별 변형률 게이지 결과를 비교하여 나타냈다. 분석 결과, 모든 실험체에서 기둥 및 기타 부재는 탄성 상태를 유지한 반면, 앵커볼트만 항복 변형률에 도달한 것으로 확인되었다. 이는 보강 여부와 관계없이 앵커볼트 항복이 지배되었음을 의미한다. 이와 같이 소성 거동이 앵커볼트에 집중되면서 전체 거동은 앵커볼트의 인장 변형 및 유격에 의한 슬립(slip) 거동에 의해 지배된 것으로 판단된다.

Fig. 10.

Strain results

4.3 초기강성 및 항복모멘트

실험에서 도출된 하중-변위 관계는 반복이력곡선의 형태로 나타나기 때문에, 초기 강성 및 항복지점을 명확히 평가하기 위해 일방향 단조 가력 곡선으로 정리가 필요하다. 이에 Fig. 11과 같은 방법으로 이력 곡선을 골격부(Skeleton part), 바우싱거부(Bauschinger part), 제하부(Unloading part)로 분해하였다^[12]. 항복점 산정에는 Fig. 12에 제시된 General Yield Point Method^[13]를 사용하였다.

Fig. 11.

Hysteresis curve extraction method

Fig. 12.

General yield point method

각 실험체의 주요 구조성능 지표는 Table 8에 정리하였다. Fig. 14에 항복모멘트비(M_Test/M_Test-P)를 비교하여 나타내었다. 보강법에 의한 콘크리트 구속 효과로 초기 강성은 무보강 실험체 대비 약 12–23 %, 항복모멘트는 약 5–10 % 수준으로 확인되었다. 수치상의 증가는 확인되었으나, 강성 및 내력 보강 효과는 제한적인 수준으로 판단된다. 이는 변형률 게이지 분석에서 확인된 바와 같이 앵커볼트의 항복이 지배되었기 때문으로 분석된다. 주각부의 하중 저항 메커니즘이 앵커볼트의 인장 변형 및 유격에 의한 슬립(slip) 거동에 의해 지배됨에 따라 앵커볼트에서 소성 변형이 집중되었다. 이로 인하여 실험체 간 유사한 이력 형상을 보였으며, 보강법에 의한 내력 증진 효과 또한 제한적인 것으로 판단된다. 반면, 항복 변형각은 감소하는 경향을 나타냈으며, 이는 초기 강성이 증가함에 따라 동일 하중 수준에서 요구되는 변위가 상대적으로 감소하였기 때문으로 판단된다.

Table 8.

Summary of experiment results

4.4 최대모멘트

반복가력실험에 의한 정방향(+), 부방향(-)의 모멘트-변형각 곡선을 Fig. 13과 같이 포락곡선으로 나타내었으며, 실험체 강도와 연성도 등을 평가하였다. Fig. 14에 실험체별 최대 모멘트 비(M_Test/M_Test-P)를 비교하여 나타내었다. 실험체 별 최대 모멘트비는 무보강 실험체 대비 보강 실험체 P-NS는 1 %, P-GFD는 11 % 정도로 나타나, 강도의 증가 효과는 있으나, 그 효과는 크지 않은 것으로 나타났다.

Fig. 13.

Envelope curve

Fig. 14.

Comparison of experimental results

4.5 연성도

Fig. 14에 연성도(δ_u/δ_y)의 비(μ_Test/μ_Test-P)를 비교하여 나타내었다. 연성도의 최대 변위는 최대내력의 80 %에 해당하는 변위를 기준으로 평가하였다. 연성도 비교 결과, 무보강 실험체 대비 보강 실험체 P-NS는 10 %, P-GFD는 28 % 향상된 것을 확인하였다. P-NS의 경우 정방향(+)에서는 개선된 거동을 보였으나, 부방향(-)에서의 상대적으로 빠른 내력 저하가 P-NS 실험체의 전체평균 연성도 산정에 영향을 미친 것으로 판단된다. 반면, P-GFD는 정·부방향 모두에서 고른 내력 유지 능력을 보여 주각부의 연성 증진에 가장 효과적인 것으로 판단된다.

4.6 누적소성변형배율

Fig. 14에 누적소성변형배율을 비교하여 나타내었다. 누적소성변형배율을 분석하기 위하여 각 실험체의 하중-변위 이력곡선을 Fig. 11과 같이 분해하여 각 그래프 면적의 합으로 총 누적 소성 변형 에너지(W_P)를 산정하였다. 산정된 누적 에너지를 탄성 변형 에너지(Q_yδ_y)로 무차원화한 누적소성변형배율(η)을 에너지 흡수 능력 및 변형 능력 평가 지표로 활용하였다. 이는 누적소성변형배율의 수치가 클수록 상대적인 에너지 흡수 능력이 증가한다는 것을 의미한다. 이에 대한 식 (1)–식 (3)을 나타내었다.

• 여기서, W_P : 총 누적소성변형 에너지
• 　　　  _SW_P : 골격곡선부 누적소성변형 에너지
• 　　　  _BW_P : 바우싱거부 누적소성변형 에너지
• 　　　  Q_Y : 항복 하중
• 　　　  δ_Y : 항복 변형

Table 9에 식 (1)–식 (3)으로 종국 상태까지 평가한 누적소성변형에너지 및 누적소성변형배율을 나타내었다. 누적소성변형배율(η) 분석 결과, P 실험체는 48.4, P-NS 실험체는 54.6, P-GFD 실험체는 70.6으로 나타났으며, 무보강 실험체 대비 P-NS는 12 %, P-GFD는 46 % 증가하였다. Fig. 15에는 변형각 증가에 따른 누적 에너지 소산량을 나타내었다. P-GFD 실험체의 에너지 소산 능력이 가장 우수하게 나타났다.

Table 9.

Energy dissipation capacity of specimens

Fig. 15.

Energy dissipation capacity