3.1.1 시험체 구성 및 제작

본 연구에서는 방음벽 기초에 적용되는 GFRP 보강근의 굽힘부 성능을 평가하기 위해 직경 G13 및 G16 보강근을 대상으로 굽힘시험을 수행하였다. 굽힘시험은 콘크리트 매립 여부에 따른 거동 차이를 분석하기 위하여 매립 및 비매립 조건으로 구분하여 수행하였다. 각 조건별로 G13 및 G16 보강근에 대해 각각 5회씩 시험을 실시하여, 총 10회의 시험을 수행하였다.

매립 굽힘시험체의 굽힘 반경은 실제 방음벽 기초의 정착부 설계 조건을 반영하여 보강근 직경의 약 3배(3db)로 설정하였다^{(ASTM D7957(2017))}. 이에 따라 G13 및 G16 시험체에는 각각 40 mm 및 50 mm의 굽힘 반경을 적용하였다. 비매립 굽힘시험은 콘크리트의 구속 효과를 배제한 상태에서 보강근 자체의 굽힘부 성능을 평가하기 위한 시험으로, ACI 기준^{(ACI 440.3R-12 (2012))}에서 제시한 시험 방법상의 최소 굽힘 반경을 기준으로 시험체에 대해 54 mm의 굽힘 반경을 동일하게 적용하였다.

굽힘시험체 제작을 위해 직선형 GFRP 보강근을 열경화 이전 상태에서 가공하였다. 보강근 직경에 맞는 강재 거푸집에 보강근을 배치한 후 열을 가하여 수지를 경화시킴으로써 굴곡 형상을 고정하였으며, 탈형 후 U자형 굽힘 GFRP 보강근을 제작하였다(Fig. 2). 본 제작 공정은 실제 현장 적용 시 사용되는 열가공 방식을 모사하여 실험 결과의 현장 적용성을 확보하고자 하였다.

Fig. 2 U-shaped glass fiber–reinforced polymer (GFRP) bent-bar reinforcement

3.1.2 굽힘 인장강도 평가기준

GFRP 보강근의 굽힘부는 직선부에 비해 응력 집중이 발생하기 쉬운 구조적 취약부로 알려져 있으며, 이에 따라 국내 기준^{(MOLIT 2024a; 2024b)}에서는 굽힘부의 구조 성능 검증을 위해 매립 및 비매립 굽힘시험을 모두 수행하도록 규정하고 있다. 본 연구에서는 ^{ASTM D7957(2017)} 기준을 포함한 국내･외 기준에서 제시하는 굽힘부 최소 인장강도 요구치를 비교 기준으로 설정하여 실험 결과의 적합성을 평가하였다.

각 기준에 따른 굽힘부 최소 인장강도 요구치는 직선부 설계 인장강도의 약 37~60 % 수준으로 제시되고 있으며, 이는 굽힘부의 구조적 취약성을 설계에 반영하기 위한 보수적인 기준으로 해석할 수 있다. 본 연구에서는 이러한 기준값을 기준으로 실험 결과를 정량적으로 비교하여 GFRP 굽힘 보강근의 적용 가능성을 검토하였다.

Table 1은 ^{KCS 24 50 05(MOLIT 2024a)}에서 제시하고 있는 굽힘부 성능시험의 판정 기준을 최소인장강도를 검토한 결과를 나타낸 것이다. 해당 기준에서 굽힘부 인장강도를 300 MPa 이상으로 규정하고 있으며, 이는 직선 보강근 최소인장강도의 약 37 % 수준에 해당한다. 또한 ^{KDS 24 50 05(MOLIT 2024b)}에서는 굽힘부 인장강도를 설계인장강도의 약 45 % 수준으로 산정하고 있다. 한편, Table 2에 제시된 바와 같이 ^{ASTM D7957(2017)}에서는 GFRP 굽힘 보강근의 극한보장인장강도를 최소보장인장강도의 약 60 % 이상으로 규정하고 있다. 이와 유사하게 국내 기준인 ^{KDS 14 20 68(KCI 2024)} 부록에서도 굽힘부에서의 인장강도 저하를 고려하여 굽힘 보강근의 설계 인장강도를 직선부 대비 60 % 이상 확보하도록 제시하고 있다. 매립 및 비매립 시험체에 대한 굽힘시험은 Fig. 3과 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 3 Test setup for the non-embedded bending test

Fig. 4 Test setup for the embedded bending test

3.1.3 실험 결과

Table 3 및 Table 4는 G13, G16 보강근에 대한 비매립 굽힘시험결과를 나타낸다. 비매립 굽힘시험 결과, G13 및 G16 보강근을 적용한 모든 시험체는 ^{KCS 24 50 05(2024), KDS 24 50 05(2024)} 및 ^{ASTM D7957(2017)} 기준에서 제시하는 굽힘부 최소 인장강도 요구 조건을 만족하였다. 안전율은 G13 보강근의 경우 1.44~3.26, G16 보강근의 경우 1.13~2.45 범위로 산정되었으며, 이를 통해 본 시험 조건 하에서 보강근 직경에 따른 기준 만족 여부의 차이는 나타나지 않았다.

비매립 시험체는 모두 굽힘부에서 GFRP 보강근이 직접 파단되는 동일한 파괴 양상을 보였으며, 이는 굽힘부가 응력 집중에 의해 지배적인 파괴 위치로 작용함을 의미한다. 이러한 결과는 콘크리트 구속 효과가 배제된 조건에서 굽힘부 상세 설계가 보강근 성능을 좌우하는 핵심 요소임을 정량적으로 보여준다.

한편, Table 5 및 Table 6은 G13 및 G16 보강근에 대한 매립 굽힘시험 결과를 나타낸다. 매립 굽힘시험은 실제 방음벽 기초 구조물의 정착부 거동을 모사하기 위한 시험으로, 현장 적용성을 고려하여 굽힘 반경을 보강근 직경의 약 3배로 설정하였다. 이에 따라 G13 및 G16 시험체에는 각각 40 mm 및 50 mm의 굽힘 반경을 적용하였다. 이러한 절곡 반경은 비매립 시험체에 적용한 반경과 상이하나, 이는 시험 목적의 차이에 따른 의도적인 조건 설정으로, 비매립 시험에서는 보강근 자체 성능 평가를, 매립 시험에서는 보강근-콘크리트 상호작용을 포함한 구조 거동 평가를 목표로 하였다.

매립 굽힘시험 결과, G13 및 G16 시험체는 모든 평가 기준을 만족하는 것으로 확인되었으며, 안전율은 G13이 1.60~3.09, G16이 1.46~2.20 범위로 산정되었다. 일부 시험체에서는 비매립 시험에 비해 안전율이 다소 감소하는 경향이 관찰되었는데, 이는 굽힘부에 집중되던 응력이 콘크리트 매립에 의해 주변 콘크리트로 분산되면서 파괴 메커니즘이 복합적으로 형성되었기 때문으로 판단된다.

매립 시험에서는 굽힘부 파단과 함께 콘크리트 블록의 국부적 탈락이 동시에 발생하는 파괴 양상이 관찰되었으며, 이는 실제 구조물 적용 시 굽힘부와 정착부, 콘크리트의 구속 효과가 상호 연계되어 구조 거동을 지배함을 시사한다. 다만 비매립 시험과 매립 시험은 굽힘 반경 및 경계 조건이 상이하므로, 본 연구에서는 두 시험 결과를 절대적인 강도 비교가 아닌 거동 특성 및 파괴 양상 비교의 관점에서 해석하였다.

매립 및 비매립 굽힘시험의 관찰된 파단 양상을 Fig. 5에 나타내었다.

따라서, GFRP 보강근을 방음벽 기초에 적용할 경우, 굽힘부 강도뿐만 아니라 절곡 반경, 정착부 상세, 그리고 주변 콘크리트의 구속 효과를 종합적으로 고려한 설계가 필요함을 확인하였다.

Fig. 5 Results of the bending test

3.2.1 시험체 구성

방음벽 기초의 구조 성능을 평가하기 위해 높이 7.0 m 방음벽과 설계 풍하중 1.2 kPa 조건을 반영한 실대형 기초 시험체 3기를 제작하였다. 시험체는 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 보강 방식에 따른 구조 거 거동 차이를 비교･분석하기 위해 철근콘크리트(RC) 기준 시험체 1기와 GFRP 보강근을 적용한 시험체 2기로 구성하였다.

GFRP 보강 시험체는 동일한 배근 형상을 적용하되, 앵커부 보강 유무에 따라 GFRP-1과 GFRP-2로 구분하였다. GFRP-1은 앵커부 추가 보강이 없는 조건이며, GFRP-2는 앵커부를 보강한 조건으로, 앵커 상세가 전체 기초 거동에 미치는 영향을 분석할 수 있도록 구성하였다.

Fig. 6 Design cross section

3.2.2 실험 방법

방음벽 기초의 구조 성능을 평가하기 위하여 Fig. 7 및 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 단조가력실험(Monotonic load test)을 실시하였으며, 시험체가 파괴상태에 도달할 때까지 하중을 단계적으로 증가시켰다. 하중은 변위제어 방식으로 재하하였으며, 재하 속도는 1~2 mm/min 범위로 유지하여 시험체의 구조 거동을 안정적으로 관찰할 수 있도록 하였다.

실험 과정에서는 구조물의 성능 곡선(Lateral load-displacement curve), 균열 발생 및 진전 양상, 연성 능력을 계측 및 관찰하였으며, 지주 상단, 중앙 및 하단에 변위계를 설치하여 부재 위치별 변형 특성을 정량적으로 분석하였다.

Fig. 7 Schematic of loading setup

Fig. 8 Overview of structural performance test

3.2.3 하중재하 실험 결과 및 구조 거동 분석

각 시험체의 최대 하중을 기준으로 콘크리트 전단강도, 앵커 뽑힘 강도 및 지주 소성강도를 산정하였으며, 그 결과를 Table 7에 정리하였다. 또한 산정된 각 강도에 대한 안전율을 평가하여 Table 8에 제시하였다. 분석결과, 모든 시험체는 세 가지 평가 기준에 대해 안전율 1.0 이상을 확보하는 것으로 나타나 구조적 안전성을 만족하는 것으로 확인되었다. 특히 GFRP 보강 시험체는 RC 시험체와 비교하여 동등하거나 그 이상의 안전율을 나타내어, 적용된 GFRP 보강 상세가 충분한 구조성능을 확보함을 확인하였다.

본 연구에서 적용한 앵커 보강의 주된 목적은 앵커부에서 발생할 수 있는 콘크리트 측면파열에 대한 안전성을 확보하는 데 있다. 이에 따라 앵커 보강 여부에 따른 설계 개념은 앵커 뽑힘 저항 성능의 직접적인 증대보다는, 취성적인 측면파열 파괴모드를 방지하기 위한 보강 대책에 중점을 두었다. 앵커 뽑힘에 대한 저항은 보강 유무에 관계없이 GFRP U형 스터럽을 통해 동일하게 확보되도록 설계되었으며, 실험 결과 모든 시험체에서 앵커 뽑힘 거동은 유사한 양상을 나타내었다. 따라서 본 실험 조건에서는 앵커 보강의 유무가 지배 파괴모드나 앵커 뽑힘 거동에 미치는 영향은 제한적인 것으로 판단된다.

하중 재하에 따른 시험체의 변위를 측정하기 위하여 3개의 변위계를 설치하였다. 변위계의 게이지명은 지주 상단의 DT1, 시험체 중앙의 DT2, 시험체 하단의 DT3로 구성하였다. 각 시험체의 발생하는 최대 처짐은 Table 9에 정리하였으며, 이를 기준으로 콘크리트 전단강도, 앵커 뽑힘 강도, 지주 소성강도 측면에서 분석하였다. 하중 재하시험에 따른 앵커부 및 콘크리트 헌치부의 손상 양상을 Fig. 9에 나타내었다.

각 변위계 위치에서 측정된 하중–변위 관계는 Figs. 10~12까지의 그래프에 제시하였다. 하중–변위 관계 분석 결과, GFRP 보강 시험체는 RC 시험체에 비해 동일 하중 수준에서 상대적으로 큰 변위를 나타내는 경향을 보였다. 그러나 이러한 변위 증가는 구조적 불안정이나 조기 파괴로 이어지지 않았으며, 하중 증가에 따라 안정적인 하중 지지 능력을 유지하면서 점진적인 변형이 발생하는 연성적인 거동 특성으로 해석된다.

특히 앵커 보강을 적용한 GFRP-2 시험체의 경우 최대 변위는 크게 나타났으나, 지배 파괴모드의 변화나 급격한 강성 저하는 관찰되지 않았다.

또한 GFRP-1 및 GFRP-2 시험체 간 비교 결과, 앵커 보강 유무에 따른 하중-변위 응답 및 최대 변위 차이는 제한적인 수준으로 나타나, 본 실험 조건에서는 앵커 보강이 전체 변형 거동에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 판단된다.

Fig. 9 Results of monotonic load test

Fig. 10 Load-displacement relationship (top of post)

Fig. 11 Load-displacement relationship (midspan)

Fig. 12 Load-displacement relationship (bottom)