2.1.1 콘크리트

CCFT 및 CFT에 사용된 콘크리트의 물성은 KS F 2405 (KATS 2017)⁽¹¹⁾ 시험방법을 참고하여 조사하였다. 콘크리트 압축시험은 크기가 100×200 mm인 5개의 공시체에 대하여 재령 28일에 수행하였으며, 편심에 의한 강도저하를 방지하기 위해 공시체의 상, 하단부에 고무 패드와 강재 캡을 설치하였다. 각 공시체의 평균 압축강도는 약 40 MPa, 극한변형률은 0.0019로 나타났다. 콘크리트 공시체의 배합비율은 Table 1에 나타내었다.

2.1.2 GFRP 튜브

브레이딩 GFRP 튜브의 원주방향 인장성능은 CCFT의 구속압력과 압축 성능의 주요 변수 중 하나이고 CCFT의 압축거동 해석에서 중요한 의미가 있다. FRP 튜브의 물성은 flat coupon 형태나 도그본 형태로 제작된 복합체의 인장실험이나 스플릿 디스크 실험을 통해 확인할 수 있다.

그러나, flat coupon이나 도그본 형태로 제작된 실험체의 인장실험을 통해 얻은 인장 파단 변형률은 실제 FRP 튜브의 원주방향 인장 파단변형률보다 크게 측정될 수 있다는 결과가 다수 연구를 통해 보고되고 있다(Mirmiran and Shahawy 1996; Shahawy et al. 2000; Lam and Teng 2003)^(14,16,17). 이러한 현상은 1) 콘크리트의 국부 변형으로 인한 FRP 복합체의 응력 불균등 발생에 따른 영향, 2) FRP 튜브(혹은 FRP jacket) 등의 곡률에 따른 영향에 기인하는 것으로 알려져 있으며, FRP로 보강된 콘크리트의 설계 코드로 사용되고 있는 미국의 ACI 440.2R-17(ACI Committee 440 2017)에도 반영되어 있다.

ACI 440.2R-17에 따르면 flat coupon의 인장실험을 통해 얻어지는 FRP 복합체의 극한변형률은 변형률 유효계수($k_{e}$)를 통해 FRP 복합체의 원주방향 물성으로 치환하여 사용할 수 있으나, Lam and Teng(2003)⁽¹⁴⁾은 근본적으로 FRP 복합체의 곡률 등을 고려한 새로운 실험법이 필요함을 제시하였다. 또한 브레이딩 공정의 특성상 국내 생산 설비를 통해 브레이딩 GFRP 튜브의 flat coupon을 제작하는 것은 제한되기 때문에, 스플릿 디스크 실험을 수행하여 브레이딩 GFRP 튜브의 원주방향 인장 성능을 확인하였다.

스플릿 디스크 실험에 사용된 브레이딩 GFRP 튜브는 E-glass를 ±45°로 배향한 뒤 고압으로 에폭시를 주입하여 제작하였다. 스플릿 디스크 실험은 ASTM D2290-19⁽¹⁾를 참고하여 수행하였으며, 탄성계수는 FRP 복합체의 인장성능 시험방법인 ASTM D3039/D3039M-17(2017)⁽²⁾을 참고하여 실험체 파단 변형률의 25~50 % 부분에 해당하는 선형구간의 할선 탄성계수로 결정하였다. 실험체의 스트레인 게이지 부착 위치와 실험 결과는 각각 Fig. 1과 Table 2에 나타내었다.

Table 2에서 $t_{f}$는 스플릿 디스크 실험의 주요 변수로 브레이딩 GFRP 튜브의 두께이다. D는 GFRP 링 시편의 외경, $P_{\max}$는 극한하중, $f_{frp}$는 GFRP 링 시편의 원주방향 파단강도, $\varepsilon_{frp}$는 GFRP 링 시편의 극한변형률, $E_{frp}$는 FRP 링 시편의 탄성계수이다. Table 2에서 동일한 $t_{f}$에 대하여 각각의 실험체는 유사한 강도와 탄성계수를 가지는 것으로 나타났다. GFRP 링 시편의 극한변형률이 10 % 이상 차이 나는 것은 각 실험체의 파단 부위가 일정하지 않아 계측 위치에서 오차가 발생한 것으로 판단된다.

2.2.1 실험 개요

CFT 실험체의 강관은 일반 구조용 탄소 강관의 표준 규격으로 사용되고 있는 KS D 3566(KATS 2018)⁽¹²⁾을 참고하여 결정하였으며 SGT275($F_{y}$=275 MPa) 강종의 강관을 사용하여 제작하였다.

CFT 압축실험의 실험 변수는 지름두께비, 강재의 강도, 콘크리트의 강도 등을 설정하는 것이 일반적이지만, 이 실험의 목적은 브레이딩 GFRP 튜브를 적용하지 않은 CFT의 압축성능을 분석하는 것이기 때문에 CFT 실험체의 실험변수는 모두 동일하게 설정하였다.

CFT 압축실험은 용량 2,000 kN UTM의 변위제어 방식을 통해 0.5 mm/min의 속도로 하중을 재하 하였다. CFT 실험체의 스트레인게이지는 실험체 원주방향의 2등분 지점에서 강관의 표면에 축 방향, 횡 방향으로 부착하였고 실험체의 양옆에는 선형 변형 변위 측정기(linear variable differential transformer, LVDT)를 설치하여 실험체의 축 방향 변위를 계측하였다. CFT 실험체의 개요는 Table 3에 정리하여 나타내었다.

Table 3에서 $t_{s}$는 강관의 두께, $D_{CFT}$는 CFT 실험체의 지름(강관의 외경), $L$은 CFT 실험체의 길이, $f_{ck}$는 콘크리트의 압축강도, $F_{y}$는 강관의 항복강도이다. 각 CFT 실험체는 압축실험 중 좌굴의 영향을 배제하기 위해 $L/D$는 약 2로 제작하였고, 지름두께비($D/t_{s}$)=60으로 설계하여 건축구조기준 KDS 41 00 00(KCSC 2018)의 조밀단면에 해당하도록 설계하였다.

2.2.2 실험 결과

압축하중을 받는 CFT의 강관은 횡보강 철근과는 달리 다축하중을 받는 상태에 놓이기 때문에 Von mises 항복조건을 통해 CFT의 압축성능을 추정하여야 한다(Kwak and Kwak 2012)⁽¹³⁾. Hu et al.(2003)⁽⁸⁾은 원형 CFT의 $D/t_{s}$에 따른 강관의 최대후프응력을 식 (1), (2)와 같이 제시하였다.

식 (1), (2)에서 $F_{ls}$는 강관의 최대후프응력이다. 한편, $F_{ls}$는 압축을 받는 원형 CFT의 평형관계를 통해 식 (3)과 같이 나타낼 수 있다.

식 (3)에서 $\sigma_{y\theta}$는 강관의 최대 후프응력이다. 식 (1)을 통해 계산된 $F_{ls}$와 $D$, $t_{s}$를 식 (3)에 대입하면 $\sigma_{y\theta}$를 계산할 수 있다. 이 외에도 $\sigma_{y\theta}$ 예측식은 다수 연구자에 의해 다양한 형태로 제시되고 있으며 Tabel 4에 정리하여 나타내었다. Table 4에서 $\nu'_{c}$는 CFT의 푸아송비이고 $\nu_{c}$는 경험적 계수, $\alpha$는 회귀분석을 통해 얻어진 경험식이다. $\sigma_{y\theta}$가 얻어지면 이것을 Von mises 항복조건에 대입하여 강관의 축방향 항복강도를 계산할 수 있다. Von mises 항복조건은 식 (4)에 나타내었다.

식 (4)에서 $\sigma_{yz}$는 강관의 축방향 항복강도이다. CFT의 최대압축내력은 식 (5)를 통해 예측할 수 있다.

여기서, $A_{c}$는 콘크리트의 단면적, $A_{s}$는 강관의 단면적, $f'_{cc,\:s}$는 강관으로 구속된 콘크리트의 최대압축강도이다. $f'_{cc,\:s}$는 CFT의 경우로 확장이 용이하고 다수 연구자에 의해 정확성이 입증된 Mander et al.(1988)의 예측식을 통해 계산할 수 있다(Kwak et al. 2012)⁽¹³⁾. Mander et al.(1988)의 예측식은 식 (6)과 같다.

Table 4와 식 (1)~(6)을 통해 예측한 CFT의 최대압축내력은 CFT의 실험결과와 비교하여 Table 5에 나타내었다.

Table 5에서 $P_{CFT}$는 CFT의 최대압축내력, $\varepsilon_{CFT}$는 CFT의 극한변형률로 $P_{CFT,\:\exp}$에서 측정된 변형률이다.

기존 연구의 예측식을 통해 분석한 CFT의 압축내력은 실험에서 얻어진 CFT의 압축내력보다 전반적으로 작게 나타났다. Hu et al.(2003)⁽⁸⁾의 예측식과 Kwak and Kwak(2012)⁽¹³⁾의 예측식은 평균적으로 0.6 % 이내에서 $P_{CFT}$를 유사하게 예측하는 것으로 나타났으나, 실험값에 비해 약 20 % 정도 낮은 값을 예측하여 다른 예측식에 비해 $P_{CFT}$를 보수적으로 평가하는 것으로 나타났다. Hatzigeorgiou(2008)⁽⁷⁾의 예측식과 Tang et al.(1996)⁽¹⁸⁾의 예측식은 각각 약 -12 %, -8 % 이내의 범위에서 CFT 실험체의 최대압축내력을 예측하는 것으로 나타나 Tang et al.(1996)⁽¹⁸⁾의 예측식이 실험결과와 가장 유사한 값을 예측하는 것으로 나타났다. 따라서 CFT 실험체의 $\sigma_{y\theta}$는 Tang et al.(1996)⁽¹⁸⁾의 예측식을 활용하여 예측한 값을 사용하였다.

2.3.1 실험 개요

이 연구의 실험체 규격과 단면의 크기는 실험장비의 성능을 고려하여 결정하였다. CCFT 실험체의 제작에 사용된 강관은 CFT 실험에 사용한 강관과 동일한 강종을 사용하여 제작하였다. CCFT 실험체의 실험변수는 GFRP 튜브의 두께(2, 4, 6 mm)로 설정하였고, CCFT 압축실험은 용량 2,000 kN UTM의 변위제어 방식을 통해 0.5 mm/min의 속도로 하중을 재하 하였다.

CCFT 실험체의 스트레인게이지 부착 위치는 실험체 원주방향의 2등분 지점에서 GFRP 튜브의 표면에 축 방향, 횡 방향으로 부착하였고 CFT와 동일하게 LVDT를 설치하여 실험체의 축 방향 변위를 계측하였다. CCFT 압축실험 개략도와 각 계측기의 설치 위치는 Fig. 2에 도식화 하여 나타내었다.

2.3.2 실험 결과

CCFT 압축 실험 결과는 Table 6과 같고, CCFT의 하중-변형률 관계와 CCFT 실험체의 파괴형태는 각각 Fig. 3과 Fig. 4에 나타내었다.

Table 6에서 $D_{CCFT}$는 CCFT의 외경, $\varepsilon_{frp}$는 GFRP tbue의 원주방향 인장파단변형률, $\varepsilon_{CCFT}$는 CCFT의 극한변형률, $P_{CCFT}$는 CCFT의 최대압축내력, $P_{CFT,\:avr}$은 Table 5에 나타낸 CFT 실험체의 평균 최대압축내력이다. 브레이딩 GFRP 튜브의 적용에 따른 CCFT의 강도증진비율은 $P_{CCFT}$/$P_{CFT,\:avr}$의 비율로 표시하였다. $f_{l}$은 CCFT의 콘크리트에 작용하는 최대 구속응력이며 압축하중을 받는 CCFT 단면의 평형관계를 통해 유도할 수 있다. CCFT의 평형관계 분석에서 콘크리트와 강관은 압축하중으로부터 동일한 양의 변형률을 가지지만 GFRP 튜브는 축하중에 대한 저항이 없고 강관과 GFRP 튜브는 완전 부착된 상태로 가정하였다. 또한, CCFT 내부 콘크리트에 작용하는 r방향 응력과 $\theta$방향 응력은 같다. 압축하중을 받는 CCFT의 평형관계와 CCFT의 구속압은 각각 Fig. 5과 식 (7a)~(7e)에 나타내었다(Choi and Xiao 2009)⁽⁵⁾.

식 (7a)~(7e)에서 $f'_{cc}$는 강관과 브레이딩 GFRP 튜브로 구속된 콘크리트의 최대 압축강도, $\sigma_{cr}$과 $\sigma_{c\theta}$는 각각 r 방향과 $\theta$방향에서 콘크리트에 작용하는 응력, $\sigma_{f\theta}$는 브레이딩 GFRP tube의 최대후프응력, $\sigma_{sr}$은 강관의 r방향 응력, $D_{CFT}$는 강관의 외경으로 $D_{CCFT}-2t_{f}$와 같다. $\sigma_{y\theta}$는 Table 5에서 CFT의 압축내력을 실험 결과와 가장 유사하게 평가하고 있는 Tang et al.(1996)⁽¹⁸⁾의 식을 통해 계산한 108 MPa을 사용하였다. $\sigma_{yz}$는 $\sigma_{y\theta}$를 식 (4)에 대입하여 구한 205 MPa를 사용하였다.

CCFT는 GFRP 튜브의 두께가 2, 4, 6 mm일 때 CFT의 최대압축내력에 비해 각각 1.14~1.17배, 약 1.28~1.32배, 약 1.52~ 1.57배 증가한 것으로 나타났다. GFRP 튜브의 보강 두께와 CCFT의 압축내력은 비례하게 증가하였으며, 브레이딩 GFRP 튜브는 CFT에 추가적인 구속압을 제공할 수 있는 것으로 나타났다.

Fig. 3에서 음의 변형률을 가지는 부분은 CFT 및 CCFT의 원주방향 인장변형률을 의미하고 양의 변형률을 가지는 부분은 CFT 및 CCFT의 축 방향 압축변형률을 의미한다. Fig. 3에서 CFT 및 CCFT 실험체의 최대 내력점에서 측정된 축방향 변형률과 원주방향 변형률은 유사한 것을 볼 수 있다. 이는 이 연구에 사용된 CFT 강관의 항복과 CCFT의 GFRP 튜브 파단이 비슷한 시점에 발생했다는 것을 의미한다.

CCFT와 CFT 실험체의 최대내력점 이후 하중-변형률 곡선이 유사한 비율로 감소한 것은 강관의 항복으로 인한 팽창을 GFRP 튜브가 구속하지 못했기 때문에 나타난 현상이다. 선형 탄성 거동을 보이는 FRP의 변형특성을 고려하였을 때 CCFT 실험체의 최대 내력점에서 GFRP 튜브는 강관의 팽창으로 인한 원주방향 인장에 의해 파괴되어 실질적인 구속능력을 상실한 것으로 추정된다.

Fig. 4의 파괴형태를 보면 CCFT의 최대내력점 이후 GFRP 튜브가 구속능력을 상실하여 내부 강관과 콘크리트가 국부적으로 팽창한 것을 확인할 수 있다. 또한, 각 실험체의 GFRP 튜브가 파괴 된부위와 국부좌굴로 인해 강관이 팽창된 부분은 유사한 것으로 나타났다.