2.1 실험 부재 및 변수

본 연구에서는 폭 1,260 mm, 높이 1,260 mm, 길이 1,260 mm, 두께 30 mm의 원셀 하수 맨홀을 제작하여 실험을 수행하였다. 본 실험에서는 표면매입 탄소섬유판의 보강효과를 규명하기 위하여, 탄소섬유판을 하수관거 상부 슬래브 하단부와 양쪽 벽체에 수직으로 20 mm 깊이로 매입하였다. 그리고 탄소섬유판 매입 간격 및 섬유판 매입 보강량을 주 실험변수로 채택하여 그 보강 효과를 규명하고자 하였다. 본 실험은 500 kN 용량의 유압 액추에이터(hydraulic actuator)를 사용하여 재하하였다. 하중은 맨홀 상부 슬래브 중앙부에 하수관거 종 방향으로 폭 25 cm 선하중을 단계적으로 재하하여 실험을 수행하였으며, 탄소섬유판 스트레인게이지 및 다이얼게이지 부착하여 변형률 및 변위 등을 분석하였다. Fig. 1은 실험장치도를 나타낸 것이다.

Fig. 1 Test setup

Table 1은 본 실험에서 채택한 실물 실험 부재의 종류와 실험 변수를 나타낸 것이다. 본 실험에서는 탄소섬유판의 매입 간격을 주 실험 변수로 채택하였다. 탄소섬유판은 하수 맨홀 상단 슬래브와 양쪽 벽체에 깊이 20 mm로 수직으로 매입하였으며, 하부 슬래브에는 보강하지 않았다. 이는 상부 슬래브에 재하 된 하중에 대한 탄소섬유판의 상부 슬래브 및 벽체의 보강 효과를 규명하기 위함이다. 본 실험에서 사용된 탄소섬유판은 국내에서 사용되고 있는 두께 1.4 mm 폭 20 mm의 H사 탄소섬유판이며, Table 2는 탄소섬유판의 재료물성 및 인장강도를 나타낸 것이다.

2.2 표면매입(NSM) 탄소섬유판의 설치

본 연구에서는 콘크리트 하수관거 맨홀 상부 슬래브 및 양쪽 벽체에 탄소섬유판을 매입하기 위하여, 깊이 20 mm, 폭 3 mm의 콘크리트 홈을 핸드 그라인더로 절취하였다. 또한 탄소섬유판을 보강 갈이에 맞게 절단 및 재단하고, 탄소섬유판의 변형률을 측정하기 위하여 스트레인 게이지를 부착하였다. 그리고 센서가 설치된 탄소섬유판을 미리 절취한 슬래브 및 벽체 콘크리트 홈에 매입하였다(Fig. 2). 본 실험에서는 콘크리트와 탄소섬유판 부착을 위하여 액상 에폭시를 사용하였다. 이는 현장에서 탄소섬유판을 매입하고 쉴링 모르타르를 도포한 이후 에폭시를 주사할 수 있도록 특별히 고안된 방식으로, 에폭시가 탄소섬유판 매입 홈 하부로 유출되는 문제를 방지하기 위함이다. 탄소섬유판을 콘크리트와 부착하기 위하여 먼저 탄소섬유판을 홈에 매입하고 매입 표면부를 실링 모르타르로 도포하고 액상 에폭시를 주입할 수 있는 주사 구멍을 설치하였다. 실링 모르타르가 충분히 경화한 24시간 이후, 액상 에폭시를 제조하여 에폭시 주입건을 주사 구멍에 삽입하여 탄소섬유판이 매립된 홈으로 이를 주사하였다(Figs. 3 and 4). 이때 모든 면에 충분히 에폭시가 주입될 수 있도록 주사 압력을 확인하면서 작업을 수행하였다. 본 실험에서 사용한 에폭시는 에폭시수지와 경화제를 4:1로 배합하여 제조하였고, 에폭시의 재료물성은 Table 3과 같다.

Figs. 5~7은 본 실험 부재의 탄소섬유판 보강 방식 및 센서의 위치를 도시한 것이다. 전술한 바와 같이 본 연구는 탄소섬유판의 하수 맨홀 보강효과를 규명하는 것이므로, 상단 슬래브 하부 및 벽체 내부에 탄소섬유판을 매입하였으며, 매입 간격을 33.3 cm, 20.0 cm 및 12.5 cm로 결정하였다. 각 그림에서 상부 그림은 슬래브의 탄소섬유판 보강 간격 및 섬유판 스트레인 게이지의 위치를 도시한 것이며, 하부 오른쪽 그림은 측면 벽체에 배치된 섬유판 및 센서의 위치를 도시한 것이다.

Fig. 2 Installation of CFRP strips

Fig. 3 Applying sealling mortar

Fig. 4 Injection of adhesive materials

Fig. 5 Configuration of CFRP strips and sensors for MH- 33.3-NO

Fig. 6 Configuration of CFRP strips and sensors for MH- 20.0-NO

Fig. 7 Configuration of CFRP strips and sensors for MH- 12.5-NO

3.1 하중-처짐 관계 특성

Fig. 8은 탄소섬유판을 보강하지 않은 CONTROL 부재 및 상부 슬래브 및 측면 벽체 콘크리트에 탄소섬유판을 33.3 cm, 20.0 cm 및 12.5 cm 간격으로 보강한 실험 부재(MH-33.3-NO, MH-20.0-NO, MH-12.5-NO)의 상부 슬래브 하중-처짐관계 특성을 비교하여 나타낸 것이다. 본 실험에서는 맨홀 상부 슬래브 중앙부에 하수관거 종 방향으로 폭 25 cm 선하중을 재하하여 실험을 수행하였으며, 콘크리트 하수관거 상부 슬래브의 하중-변위 특성

곡선을 도출하였다. 본 실험에서는 하중을 단계적으로 증가시키면서 슬래브 중앙부의 처짐 및 슬래브 및 벽체에 매입된 탄소섬유판 스트레인 게이지로부터 변형률을 측정하였고, 슬래브 처짐은 다이얼게이지로 측정하였다. 이러한 결과로부터 균열 특성 및 역학적 거동 특성을 예측하고 확인할 수 있었다.

Fig. 8 Load-displacement characteristics for test members (1)

Fig. 9 Load-displacement characteristics for test members (2)

본 실험에서 도출된 하중-변위 곡선을 검토한 결과, 탄소섬유판을 보강한 하수 맨홀 구조체는 보강하지 않은 경우와 비슷한 하중 처짐 특성을 보이고 있음을 알 수 있었다. 그러나 탄소섬유판이 보강된 경우, 보강하지 않은 부재보다 선형구간이 더욱 확대되고 하중-처짐 기울기가 향상됨을 알 수 있었다. 탄소섬유판 보강 부재는 초기균열 이후에도 부재의 저항성이 크게 향상되고, 지속해서 하중에 저항하는 것으로 나타났다.

Fig. 9는 Fig. 8의 그래프의 거동을 자세히 나타내기 위하여 처짐 5 mm 구간까지를 확대하여 나타낸 것이다. 위 하중 처짐 곡선에서 나타난 바와 같이, 탄소섬유판이 보강되지 않은 하수관거의 경우(CONTROL)와 탄소섬유 보강량이 비교적 적은 하수맨홀 실험 부재(MH-33.3-NO)의 경우, 하중 처짐 곡선은 균열이 발생한 이후 비선형 특성을 보이다가 CONTROL 부재의 경우 125 kN, MH-33.3-NO 부재의 경우 216 kN에서 하중이 많이 증가하는 현상이 나타났다(기울기의 변화를 붉은색으로 표시함). 이는 상부 슬래브가 하중을 지탱하지 못하는 항복상태에 도달하였으나, 섬유판이 보강된 벽체가 슬래브의 상부하중을 지지하고 있기 때문으로 생각된다. 이러한 사실은 맨홀 벽체에 부착된 스트레인 게이지에서 역시 확인할 수 있었다. 탄소섬유판으로 충분히 보강된 경우(MH-20.0-NO, MH-12.5-NO)에는 상부 슬래브 지지력이 충분하여 맨홀 상부 슬래브 콘크리트의 항복점이 뚜렷이 나타나지 않고 극한상태까지 슬래브가 지지하는 것으로 나타났다. 이는 탄소섬유판의 보강 효과가 매우 탁월하여 하수 구조물의 강성을 현저하게 증가시키고 있음을 입증하고 있다.

Table 4는 탄소섬유판을 보강하지 않은 CONTROL 부재 및 상부 슬래브 및 양쪽 측면 벽체 콘크리트에 탄소섬유판을 33.3, 20.0 및 12.50 cm 간격으로 보강한 실험 부재(MH-33.3- NO, MH-20.0-NO, MH-12.5-NO)의 상부 슬래브 균열하중, 항복하중 및 극한하중을 나타낸 것이다. 위 표에서 알 수 있듯이, 상부 슬래브 균열하중, 항복하중 및 극한하중은 탄소섬유판이 보강될수록 보강 효과가 현저히 증가하는 것을 알 수 있었다.

탄소섬유판이 보강되지 않은 실험 부재(CONTROL)의 초기균열은 슬래브 복부에서 하중 단계 72 kN에서 발생하였다. 그리고 상부 슬래브 및 맨홀 벽체에 33.3 cm 간격으로 탄소섬유판을 보강한 MH-33.3-NO 부재는 초기균열이 85 kN, 20.0 cm 간격으로 탄소섬유판을 보강한 MH-20.0-NO 부재는 100 kN, 그리고 20.0 cm 간격으로 보강된 MH-12.5-NO 부재는 125 kN으로 나타났다. 탄소섬유판은 초기균열을 억제하는 효과가 크다는 사실을 입증하고 있다.

CONTROL 하수관거 부재 실험 결과, 초기균열은 72 kN 수준에서 발생하였고, 하중-처짐 곡선은 급격하게 곡선을 그리며 비선형 단계에 이르고 항복강도에 도달하는 것으로 나타났다. 맨홀 상단부 슬래브의 항복강도는 약 125 kN으로 나타났으며, 그 이후 하중은 많이 증가하였다. 이는 상부 콘크리트 슬래브는 항복하였으나, 측면 벽체가 계속하여 하중을 지지하였고, 그 이후 벽체에서도 균열이 발생되었다. 그리고 약 153 kN에서 상부 슬래브는 극한상태에 도달하였다. 상부 슬래브의 극한상태 여부 판단은 상부 슬래브의 균열 상태 및 벌생 변형률로 판단하였다.

MH-33.3-NO 실험 부재는 초기균열이 발생한 이후 비선형 거동을 일으키며 변형이 증진되고, 하중 216 kN에 도달할 때까지 같은 기울기로 하중이 증진된다. 그리고 그 이후에 곡선 기울기가 다소 커지는 현상을 보인다. 이러한 사실로부터 슬래브는 하중 216 kN에서 항복하기 시작하고 있다고 설명할 수 있으며, 그 이후 하중이 증가하다가 약 250 kN에 이르러 극한상태에 도달하는 것으로 판단 되었다. 탄소섬유판이 보강되지 않은 부재(CONTROL) 비교할 때 항복강도는 172 %, 그리고 극한강도 증진율은 165 %로 나타나고 있다. 상부 슬래브의 극한상태 여부 판단은 상부 슬래브의 균열 상태 및 슬래브 매입 탄소섬유판의 파단 혹은 섬유판 발생 변형률로 파악할 수 있었다.

MH-20.0-NO 실험 부재는 초기균열이 발생한 이후 극한하중 330 kN에 도달할 때까지 같은 기울기로 하중이 증진되는 현상을 보이고 있으며, 또한 MH-12.5-NO 실헙 부재의 상부 슬래브 역시 극한상태 약 370 kN에 도달할 때까지 같은 기울기로 하중이 증진되다가 파괴된다는 사실을 알 수 있다. 따라서 항복하중이 나타나지 않고 극한상태에 도달하는 것으로 나타났다. 이러한 사실은 상부 슬래브에 보강된 탄소섬유판의 보강 효과가 매우 뛰어나 상부 슬래브의 파괴 없이 맨홀 구조체 전체가 외부 하중에 견고하게 저항한다는 사실을 말하고 있다. 특히 하중이 재하되는 상부 슬래브의 균열폭이 매우 미세하고 균열이 거의 진전되지 않는 사실을 확인할 수 있다. 또한 슬래브의 휨 보강 효율이 매우 뛰어나 한쪽 전면부에서 전단균열이 발생하고 있으며, 그 반대 방향의 면에서도 휨균열이 전혀 진행되지 않았다. MH-12.5-NO 실험 부재는 탄소섬유판이 보강되지 않은 부재(CONTROL) 비교할 때 극한강도 증진율은 242 %로 나타나고 있다. 이러한 사실로 평가할 때 맨홀 구조물에 보강된 탄소섬유판은 초기균열뿐 아니라, 항복강도 및 극한강도 증진에 매우 효과적임을 알 수 있다.

Fig. 10은 MH-33.3-NO 실험 부재의 상부 슬래브에 매입된 탄소섬유판의 변형률과 측면 벽체부 탄소섬유판의 변형률을 도시한 것이다. Fig. 10에서 1번 및 3번 게이지는 상부 슬래브에 부착된 스트레인 게이지의 결과를 나타낸 것이고, 5번 6번 게이지는 측변 벽체부에 수직방향으로 매입된 섬유판의 변형률을 도시한 것이다. Fig. 10에서 알 수 있듯이, 상부 슬래브의 변형률은 초기균열이 발생한 이후 급격하게 변형이 증가하고 있다는 사실을 나타내고 있다. 변형률 특성 곡선에서 알 수 있듯이, 상부 슬래브 초기균열은 약 75 kN 부근에서 시작되었음을 알 수 있다. 이 균열은 내부에서 처음으로 발생한 균열이며, 이것이 외부로 노출된 하중은 초기균열이 시험체에서 발견된 85 kN 지점인 것으로 판단된다. 초기균열이 발생한 이후 변형률은 하중의 증가에 따라 급격하게 증가하다가 하중 150 kN에서 하중이 증가하는 특성을 보인다. 하중 150 kN에서 벽체의 변형이 증가하면서 슬래브가 지지력이 다소 회복되고 있음을 보인다. 그리고 하중을 지탱하다가 맨홀 구조물 전체가 소성상태에 접어드는 하중 300 kN 지점에서 하중의 저항 없이 다시 변형률이 급격히 증가하는 현상을 보인다. Fig. 10의 5번 6번 게이지 변형률 곡선에서 알 수 있듯이, 측면 벽체 균열은 하중 175 kN 수준에서 발생하고 있으며, 균열이 발생한 순간에는 다소 변형률이 증가하고 있지만 탄소섬유판의 구속 효과가 뛰어나 변형이 증가하지 않는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 11은 MH-12.5-NO 실험 부재의 상부 슬래브에 매입된 탄소섬유판의 변형률과 측면 벽체부 탄소섬유판의 변형률을 도시한 것이다. Fig. 11에서 1번에서 4번 게이지는 상부 슬래브에 부착된 게이지의 결과를 나타낸 것이고, 5번 6번 게이지는 벽체부에 수직방향으로 매입된 섬유판의 변형률을 도시한 것이다. Fig. 9의 MH-33.3-NO 부재 결과와 같이, 위 실험 부재도 상부 슬래브의 변형률은 초기균열이 발생한 이후 급격하게 증가하였다. 또한 5번 6번 게이지 변형률 곡선에서 알 수 있듯이, 맨홀 벽체는 하중이 증가함에 따라 변형률은 일정하게 증가함을 알 수 있다. 이는 상부 슬래브 및 벽체에 매입된 탄소섬유판의 보강 효과가 크기 때문으로 사료된다.

Fig. 10 Strains of CFRP strips on the point of slab and wall (MH-33.3-NO)

Fig. 11 Strains of CFRP strips on the point of slab and wall (MH-12.5-NO)

3.2 파괴거동 특성 비교

Fig. 12는 탄소섬유판을 보강하지 않은 CONTROL 부재의 맨홀 상부 슬래브, 벽체 및 바닥에 발생한 균열을 나타낸 것이다. 그림에서 알 수 있듯이, 초기균열이 발생한 이후 균열이 급격하게 진전되고 미세균열이 발생하지 않고 균열폭이 급격하게 증가하였다.

Fig. 13은 탄소섬유판을 33.3 cm 간격으로 보강한 MH-33. 3-NO 실험 부재의 파괴거동 특성을 나타낸 그림이다. 실험결과 탄소섬유판이 보강된 경우, 초기균열 제어에 매우 좋은 효과를 나타낸다는 사실을 알 수 있다. 또한 그 발생 균열 폭은 매우 미세하고 하중의 증가에 따라 발전하지 못하고 있음을 알 수 있었다. 이와 같이 비교적 작은 탄소섬유판을 보강하였음에도 불구하고, 휨균열의 발생을 억제하고 균열의 진전을 차단하는 매우 좋은 결과를 보인다. 또한 탄소섬유판의 보강 효과 때문에 휨에 대한 저항성이 커지게 되어, 매우 높은 하중 단계에서 전단균열이 발생하고 있음을 알 수 있었다.

Fig. 14는 MH-20.0-NO 실험 부재의 슬래브에 발생한 균열을 도시한 것이다. 슬래브 초기균열은 약 100 kN 하중 수준에서 슬래브 중앙부에서 발생하였으며, 이후 하중이 증가하면서 매우 일정한 간격으로 나타나고 있다. 또한 미세균열이 고루 분포하고 군열 폭이 거의 증진되지 않았다.

Fig. 15는 MH-12.5-NO 부재에 발생한 균열을 도시한 것이다. 슬래브 초기균열은 약 125 kN 하중 수준에서 슬래브 중앙부에서 발생하였으며, 이후 하중이 증가하면서도 미세균열폭이 거의 증가하지 않았다. 그리고 약 200 kN 하중 수준에서 미세 전단 균열이 발생하였다. 이는 탄소섬유판의 균열 저항성이 매우 크다는 사실을 입증하고 있다. Fig. 16은 MH- 12.5-NO 부재의 측면 벽체에서 발생한 균열을 도시한 것이다. 상부 슬래브 및 벽체에 보강된 탄소섬유판은 매우 좋은 보강 효과를 나타내고 있고, 따라서 벽체에 발생한 균열은 매우 미세하고 일정하게 분포하고 있음을 보여주고 있다.

Fig. 12 Failure of Control member

Fig. 13 Failure of MH-33.3-NO member

Fig. 14 Failure of MH-20.0-NO member

Fig. 15 Failure of MH-12.5-NO member (SLAB)

Fig. 16 Failure of MH-12.5-NO member (WALL)