순길이가 1,350mm으로 기준실험체인 일반 RC 적용 직사각형 실험체 RC-REC1의 4점 하중재하 실험결과이다. RC-REC1의 초기균열은 15.37KN일 때 가력점 사이에 부 재 하부측 중앙부근에서 미세하게 나타났으며 38.73kN에서는 가느다란 균열이 발생 하였다. 이후 균열이 상부로 진전되고 균열폭이 커지면서 하중이 196.37kN일 때 인 장철근이 항복하였으며 부재 하부측 중앙에 설치한 변위측정기기(LVDT)에서 2.73mm 로 측정되었다. 하중이 증가하면서 지점과 가력점 사이에서도 균열과 나타났다. 눈 에 띄는 균열 수는 점차 증가하였고 균열폭도 급격하게 커졌으며 234.98kN일 때 극 한상태에 이르면서 갑작스럽게 파괴되었다. 최종적으로 RC-REC1는 실험체 상부측 가력점에서 콘크리트가 압축파괴되면서 전단파괴가 일어났다. 실험체 전체적으로 휨 및 전단균열양상이 나타났으며 최종파괴 하중이 234.91kN일 때 최대 변위는 18.51mm로 측정되었다. [그림 7.10]은 RC-REC1의 실험 준비부터 하중이 재하 되어
부재가 최종파괴에 이르기까지 실험의 전체과정과 결과를 보여주고 있으며 [그림 7.11]은 실험체의 최종파괴양상을 나타낸다.
(a) 실험준비 (b) 최초균열
(C) 균열1 (d) 균열2
(e) 균열3 (f) 최종파괴
(a) 실험체 최종파괴
(b) 실험체 최종파괴 균열패턴 [그림 7.11] RC-REC1 최종파괴양상
나. RC-REC2
기준실험체보다 순길이가 300mm 더 길어진 일반 RC 직사각형 실험체 RC-REC2의 4점 하중재하 실험결과이다. RC-REC2의 초기균열은 15.48KN일 때 가력점 기준으로 부재의 하부에서 미세하게 나타났으며 30.81kN에서는 가느다란 균열이 발생하였다.
이후 균열이 상부로 진전되고 균열폭이 커지면서 하중이 159.49kN일 때 인장철근이 항복하였으며 부재 하부측 중앙에 설치한 변위측정기기(LVDT)에서 2.66mm로 측정되 었다. 하중이 증가하면서 지점과 가력점 사이에서도 균열과 나타났다. 눈에 띄는 균열 수는 점차 증가하였고 균열폭도 급격하게 커지면서 197.33kN일 때 극한상태에 이르렀으며 하중이 증가하지 못하고 파괴되었다. 최종적으로 RC-REC2는 실험체 상 부측 중앙의 가력점에서 콘크리트가 압축파괴되면서 전단파괴가 일어났다. 실험체 전체적으로 휨 및 전단균열양상이 나타났으며 최종파괴 하중이 165.91kN일 때 최대 변위는 27.70mm로 측정되었다. [그림 7.12]는 RC-REC2의 실험 준비부터 하중이 재 하 되어 부재가 최종파괴에 이르기까지 실험의 전체과정과 결과를 보여주고 있으며 [그림 7.13]은 실험체의 최종파괴양상을 나타낸다.
(a) 실험준비 (b) 최초균열
(C) 균열1 (d) 균열2
(e) 균열3 (f) 최종파괴
[그림 7.12] RC-REC2 실험과정 및 결과
(a) 실험체 최종파괴
(b) 실험체 최종파괴 균열패턴 [그림 7.13] RC-REC2 최종파괴양상
다. HPC-TRS1
HPC 적용 곡선 및 비정형 트러스 실험체 중 기준실험체와 순길이가 동일한 실 험체 HPC-TRS1의 4점 하중재하 실험결과이다. HPC-TRS1의 초기균열은 19.21KN일 때 가력점 사이에 부재 하부측 중앙 중공부근에서 미세하게 나타났으며 35.06kN에서는 가느다란 균열이 발생하였다. 이후 균열이 상부로 진전되면서 미세균열이 나타났고 하중이 226.85kN일 때 인장철근이 항복하였으며 부재 하부측 중앙에 설치한 변위측 정기기(LVDT)에서 4.00mm로 측정되었다. 하중이 점차증가하면서 지점과 가력점 사 이에서도 미세균열이 나타났다. 실험체 하부 발생한 초기균열의 폭이 커지고 미세 균열 수는 증가하였으며 239.88kN일 때 극한상태에 이르렀다. 최종적으로 HPC-TRS1 는 중공부위 하부 인장측에서 균열폭이 커지면서 실험체는 파괴되었다. 실험체 전 체적으로 다중미세균열과 휨 및 전단균열양상이 함께 나타났으며 그 외에도 육안으 로 식별이 어려운 균열도 보였다. 최종파괴 하중은 227.18kN이고 최대 변위는 21.98mm로 측정되었다. [그림 7.14]는 HPC-TRS1의 실험 준비부터 하중이 재하 되어 부재가 최종파괴에 이르기까지 실험의 전체과정과 결과를 보여주고 있으며 [그림 7.15]는 실험체의 최종파괴양상을 나타낸다.
(a) 실험준비 (b) 최초균열
(C) 균열1 (d) 균열2
(e) 균열3 (f) 최종파괴
[그림 7.14] HPC-TRS1 실험과정 및 결과
(a) 실험체 최종파괴
(b) 실험체 최종파괴 균열패턴 [그림 7.15] HPC-TRS1 최종파괴양상
라. HPC-TRS2
HPC 적용 곡선 및 비정형 트러스 실험체 중 기준실험체보다 순길이가 300mm 더 길어진 실험체 HPC-TRS2의 4점 하중재하 실험결과이다. HPC-TRS2의 초기균열은 18.97KN일 때 가력점 기준으로 부재의 하부에서 중공부근에서 미세하게 나타났으며 35.61kN에서는 가느다란 균열이 발생하였다. 이후 균열이 상부로 진전되면서 미세 균열이 나타났고 하중이 173.56kN일 때 인장철근이 항복하였으며 부재 하부측 중앙 에 설치한 변위측정기기(LVDT)에서 5.28mm로 측정되었다. 하중이 점차증가하면서 지점과 가력점 사이에서도 미세균열이 나타났다. 실험체 하부 발생한 초기균열의 폭이 커지고 미세균열 수는 증가하였으며 187.08kN일 때 극한상태에 이르렀다. 최 종적으로 HPC-TRS2는 RHPC-TRS1와 중공부위 하부 인장측에서 균열폭이 커지면서 실 험체는 파괴되었다. 실험체 전체적으로 다중미세균열과 휨 및 전단균열양상이 함께 나타났으며 그 외에도 육안으로 식별이 어려운 균열도 보였다. 최종파괴 시 하중은 160.90kN이고 최대 변위는 27.41mm로 측정되었다. [그림 7.16]은 HPC-TRS2의 실험 준비부터 하중이 재하 되어 부재가 최종파괴에 이르기까지 실험의 전체과정과 결과 를 보여주고 있으며 [그림 7.17]은 실험체의 최종파괴양상을 나타낸다.
(a) 실험준비 (b) 최초균열
(C) 균열1 (d) 균열2
(e) 균열3 (f) 최종파괴
[그림 7.16] HPC-TRS2 실험과정 및 결과
(a) 실험체 최종파괴
(b) 실험체 최종파괴 균열패턴 [그림 7.17] HPC-TRS2 최종파괴양상
2. 실험결과
곡선 및 비정형 트러스 실험체의 성능검증을 위한 4점 하중재하 실험결과 초 기균열 하중은 HPC-TRS1가 RC-REC1보다 약 0.25배 더 크고 HPC-TRS2와 비슷하게 나 타났다. 또한, HPC-TRS1의 초기항복 강성비는 RC-REC1보다 0.21배 작고 HPC-TRS2의 초기항복 강성비는 RC-REC2보다 0.45배 작게 나타났다. 항복 이후 구간에서 RC-REC1의 최대 하중은 HPC-TRS1와 비슷하게 발휘되었으며 RC-REC2는 HPC-TRS2와 비슷한 강도가 확보되었다. 극한하중 이후 파괴될 때까지 구간에서는 RC-REC1와 RC-REC2는 구간에 변화가 없이 취성파괴양상이 나타나며 HPC-TRS1와 HPC-TRS2는 연 성거동을 하면서 파괴가 일어났다. 부재 단면형태가 직육면체형인 RC-REC1와 RC-REC2는 트러스형인 HPC-TRS1와 HPC-TRS2보다 초기항복 강성은 높게 나타났지만, 전체 체적을 최대 약 42% 절감한 곡선 및 비정형 트러스 구조부재는 강섬유 혼입 효과로 인해 균열폭 제어와 강도 향상에 기여로 기존 RC 직사각형 부재보다 우수한 성능을 나타내는 것으로 판단된다. 한편, HPC-TRS1과 HPC-TRS2는 하중이 가력되는 부재 하부 중공 모서리 부근에서 인장파괴가 나타났다. 따라서 이 부위에 추가적인 보강철근 이나 단면 폭에 대한 보완이 필요한 것으로 사료된다. [그림 7.18]은 곡 선 및 비정형 트러스 실험체에 4점 하중재하 시 실험결과를 보여주고 있고 [그림
7.18(a)]은 HPC-TRS1 및 RC-REC1의 실험결과 곡선이며 [그림 7.18(b)]은 HPC-TRS2 및 RC-REC2의 실험결과 곡선이다.
1. 하중-변위 곡선 2. 휨 모멘트-곡률 곡선
(a) HPC-TRS1 및 RC-REC1 실험결과(순길이: 1,350mm)
1. 하중-변위 곡선 2. 휨 모멘트-곡률 곡선
(b) HPC-TRS2 및 RC-REC2 실험결과(순길이:1,650mm)
[그림 7.18] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 4점 하중재하 실험결과결과
제3절 해석결과 1. 설계 강도 산정
이 연구에서 Strut-Tie 모델을 응용하여 부재의 절점에 대한 가정된 트러스 형 상을 바탕으로 부재별 단면력과 이에 따른 단면폭을 산정하였다. 산정된 단면력에 의해 부재에 작용하는 설계하중을 추정하여 [표 7.3]과 같이 정리하였다. 설계 전 단강도 계산결과 HPC-TRS1은 RC-REC1/2보다 약 1.02배 높은 강도가 HPC-TRS2는
RC-REC1/2보다 약 0.87배 낮은 강도가 산정되었다. HPC-TRS1의 해석 값은 실험을 통해 측정된 극한강도보다 약 4.45% 낮으며 HPC-TRS2는 약 3.8% 높게 추정되었으며 보수적인 것으로 판단된다. 또한 [그림 7.19]와 같이 계수 0.75 안전율을 고려하였 을 때 실험결과는 허용범위 내에서 성능이 충분히 발휘되는 것으로 판단된다. 곡선 및 비정형 트러스 실험체의 실험결과와 해석결과에 대하여 [표 7.4]에 정리하였다.
실험체명
설계 압축강도
[MPa]
인장철근/
단면적 [mm2]
전단철근/
단면적 [mm2]
전단 철근 간격 [mm]
설계 전단강도
[kN]
설계 하중 [kN]
RC-REC1
50
4-D10/
285.32
D6/
31.67
80 111.86 223.72
RC-REC2 80 111.86 223.72
HPC-TRS1
130
- 114.60 229.20
HPC-TRS2 - 97.06 194.12
RC-일반 철근콘크리트, HPC-고성능 섬유보강 시멘트복합재, REC-rectangular:직사각형, TRS-truss:트러스형
[표 7.3] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 설계 전단강도 추정결과
(a) HPC-TRS1 하중-변위 곡선 (b) HPC-TRS2 하중-변위 곡선 [그림 7.19] 곡선 및 비정형 트러스 설계 강도 산정 및 실험결과 비교
2. 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석
유한요소해석을 통해 부재의 성능을 분석하고 실험결과와 비교함으로써 연구된 곡선 및 비정형 구조부재의 성능에 대한 타당성 검토하였다. HPC의 재료 모델은 실 제 실험결과와 제안된 응력-변형률 곡선을 맞추어 적용하였다. HPC-TRS1과 HPC-TRS2의 실험결과, 설계 강도 산정결과와 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석결 과는 [그림 7.20]과 같다. [그림 7.21]과 [그림 7.22]는 HPC-TRS1과 HPC-TRS2의 발 생하는 응력분포를 보여주고 있으며 유한요소해석결과는 실험결과와 전체적으로 유 사한 거동이 보이면서 부재의 성능에서는 약간의 차이가 나타났다. 이는 실제 실험 과 유한요소해석을 위한 모델링 과정에서 갖가지 가정과 불확실성이 수반되기 되는 성능 차이로 보인다.
(a) HPC-TRS1 하중-변위 곡선 (b) HPC-TRS2 하중-변위 곡선 [그림 7.20] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 유한요소해석결과
(a) HPC-TRS1 (b) HPC-TRS1 응력분포
(c) HPC 응력분포 (d) 철근 응력분포
[그림 7.21] HPC-TRS1 유한요소해석결과
(a) HPC-TRS2 (b) HPC-TRS2 응력분포
(c) HPC 응력분포 (d) 철근 응력분포
[그림 7.22] HPC-TRS2 유한요소해석결과
RC-REC1 RC-REC2 HPC-TRS1 HPC-TRS2 하중
[kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
하중 [kN]
실험결과
최초균열 상태 15.37 0.00010 15.48 0.00016 19.21 0.00026 18.97 항복 상태 196.37 0.00273 159.49 0.00266 226.85 0.00400 173.56 극한하중 상태 234.98 0.01848 197.33 0.02334 239.88 0.01477 187.08 파괴 상태 234.91 0.01851 165.91 0.02770 227.18 0.02198 160.82
설계강도추정식
최초균열 상태 - - -
-항복 상태 - - -
-극한상태 223.72 - 223.72 - 229.20 - 194.12
RC-일반 철근콘크리트, HPC-고성능 섬유보강 시멘트복합재, REC-rectangular:직사각형, TRS-truss:트러스형
[표 7.4] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 실험 및 해석결과 비교
제4절 소결
이 장에서는 제4장에서 제안된 곡선 및 비정형 트러스 구조부재의 실험적 및 해석적 방법을 통해 구조성능을 검증하였다. Strut-Tie 모델을 응용하여 형상화한 트러스 구조부재에서 지점과 중앙부의 단면적과 부재의 길이 방향으로 높이에 차이 가 있고 부재의 순길이가 다른 실험체의 성능실험을 하였다. 실험과 해석을 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
1) 곡선 및 비정형 트러스 구조부재 제작을 위해 이 연구에서 고안된 <부록 A>의 거푸집 기술을 적용하였고 거푸집 기술을 적용하였고 부재 형상제작결과에 대한 만족도가 높았다. 초기 거푸집제작비용이 비교적 저렴하며 전용성이 높아 경제 적일 것을 판단된다.
2) 트러스를 일반화한 Strut-Tie 모델을 응용하여 곡선 및 비정형 트러스 형상을 고려한 HPC 적용 부재는 고강도 콘크리트 적용 직사각형 부재보다 체적을 약 42% 감소시켰지만, 성능은 비슷하게 나타났다. 또한 순길이를 늘린 HPC 적용 부 재의 처짐이 개선되었다. 이는 강섬유의 가교작용으로 인한 응력재분배가 일어 나면서 부재의 성능증진 효과가 있는 것으로 판단된다. 균열강도 이후 다중미세 균열이 나타났으며 부재의 전단성능이 개선되었다. 한편, 하중이 가력되는 부재 하부 중공 모서리 부근에서 최종적으로 인장파괴가 나타났다. 따라서 이 부위에 추가적인 보강철근 이나 단면 폭에 대한 보완이 필요한 것으로 사료된다.
3) HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 트러스 구조부재의 설계 강도 산정 및 3차원 비 선형 솔리드 유한요소해석을 통한 해석적 평가하였으며 해석 값은 실험결과에 대해 비교적으로 잘 예측한 것으로 나타났다. Strut-Tie 모델에 의해 트러스 형 상을 바탕으로 추정한 해석 값은 근사한 범위 내에서 실험값을 예측함으로써 곡 선 및 비정형 트러스 구조부재의 설계 강도 추정방법에 대한 신뢰도가 높은 것 으로 판단된다.
4) 종합적으로 HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 트러스 구조부재의 성능을 검증한 결과, RC 적용 직사각형 부재보다 HPC 적용 새로운 트러스 구조부재는 중량을 42% 감소시키면서 비슷한 성능을 발휘하였다. 이에 따라 곡선미가 돋보이는 비 정형 트러스 구조부재의 설계가 가능할 것으로 보인다.
제8장 결론
이 연구에서는 철근콘크리트 구조부재의 응력분포에 대한 형상 설계개념을 바 탕으로 곡선미를 갖는 곡선 및 비정형 구조부재를 제안하였다. 높은 압축강도 및 인장강도와 고인성특성을 가진 강섬유를 혼입한 고성능 섬유보강 시멘트복합재를 활용하였다. 국가별로 제시된 강섬유 혼입 콘크리트의 재료 모델과 구조설계 및 해 석 관계식을 분석하였다. 이 연구에서 사용한 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 역 학시험 및 실험결과를 근거로 압축, 인장과 전단응력에 대한 역학적 구성 관계를 정립하였다. 제안된 재료 모델을 적용하여 곡선 및 비정형 구조부재의 설계 강도 산정식, 비정형 단면 층상화 휨해석 및 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석방법의 결과를 통해 재료 모델의 신뢰성을 검증하였다. 새롭게 제안된 곡선 및 비정형 단 면과 형상에 대한 적용 가능성을 위한 구조성능을 검증하고자 실험적 및 해석적 평 가를 실시하였다. 이를 통하여 얻은 결론은 다음과 같다.
1) 이 연구에서 활용한 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 압축, 인장과 전단응력에 대한 역학적 구성 관계를 정립하였다. 재료 모델을 새롭게 제안하기 위해 강섬 유 혼입 콘크리트에 대한 국가별 기준식을 조사하였다. 이 연구에서 활용한 고 성능 섬유보강 시멘트복합재의 역학 시험 및 실험을 실시하였고 압축강도 시험 을 통해 재령 14일 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 평균 압축강도는 126.88MPa 이고 재령 28일 평균 압축강도는 133.18MPa이 확보되었다. 1축 직접인장실험을 통해 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 최대인장강도는 낮게는 9.67MPa에서 높게 는 12.30MPa이고 변형률은 낮게는 0.25%에서 크게는 0.44%가 발현되었다. 인장 실험체는 균열강도 이후 섬유의 가교작용으로 인해 응력재분배가 일어나면서 육 안으로 보이는 균열이 발생하더라도 변형연화거동과 다중미세균열로 인해 성능 이 향상되었다. 최대인장강도에 도달한 이후에는 변형연화거동이 나타나면서 최 대 평균변형률은 7.8%로 나타났다. 1면 전단강도실험을 통해 측정된 1면 전단강 도는 31.62MPa으로 일반 콘크리트의 6배 높은 강도가 확보되었다. 이러한 역학 시험 및 실험결과를 근거로 조사한 국가별 기준식을 비교 및 분석하여 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 재료 모델을 새롭게 제안하였다. 고성능 섬유보강 시 멘트복합재를 활용한 곡선 및 비정형 구조부재의 해석적 평가를 위해 새로운 재 료 모델을 고려하여 설계 강도 산정식, 비정형 단면 층상화 휨해석 및 3차원 비