실험체명
HPC(NEW) K-UHPC J-UFC F-UHPFRC
[kN]
[kN]
[kN]
[kN]
[kN]
[kN]
[kN]
[kN]
HPC-S1 330.70 504.46 340.75 519.79 255.42 389.63 219.22 334.40 HPC-S2 542.72 827.91 552.79 843.24 467.46 713.08 431.26 657.85
HPC-고성능 섬유보강 시멘트복합재, S-전단 파괴형 실험체
[표 5.5] 국가별 제시된 설계 전단강도 추정결과 비교
(a) 하중-변위 곡선 (b) 휨 모멘트-곡률 곡선 [그림 5.24] 휨 파괴형 실험체 단면 층상화 휨해석결과
(a) 하중-변위 곡선 (b) 휨 모멘트-곡률 곡선
[그림 5.25] HPC-B1 단면 층상화 휨해석결과 비교 (HPC 선형/비선형 재료 모델)
(a) 하중-변위 곡선 (b) 휨 모멘트-곡률 곡선 [그림 5.26] HPC-B2 단면 층상화 휨해석결과 비교
(HPC 선형/비선형 재료 모델)
(a) 하중-변위 곡선 (b) 휨 모멘트-곡률 곡선
[그림 5.27] HPC-B1 단면 층상화 휨해석결과 비교 (국가별 제시된 재료 모델)
(a) 하중-변위 곡선 (b) 휨 모멘트-곡률 곡선 [그림 5.28] HPC-B2 단면 층상화 휨해석결과 비교
(국가별 제시된 재료 모델)
HPC-B1 HPC-B2 휨 모멘트
[kN-m]
곡률 [1/m]
휨 모멘트 [kN-m]
곡률 [1/m]
HPC-linear (제안식)
최초균열 상태 15.08 0.00075 16.09 0.00075 항복 상태 170.75 0.01450 217.64 0.01550 극한상태 186.47 0.06675 234.63 0.05450
HPC-Nonlinear (제안식)
최초균열 상태 16.21 0.00075 17.55 0.00075 항복 상태 169.87 0.01425 216.56 0.01525 극한상태 186.87 0.06700 237.35 0.05750
K-UHPC (한국)
최초균열 상태 25.00 0.00125 26.72 0.00125 항복 상태 181.23 0.01475 227.57 0.01575 극한상태 195.40 0.06475 244.45 0.05325
J-UFC (일본)
최초균열 상태 21.70 0.00100 23.13 0.00100 항복 상태 173.73 0.01400 220.86 0.01500 극한상태 181.52 0.05550 229.52 0.04450
F-UHPFRC (프랑스)
최초균열 상태 19.59 0.00100 21.05 0.00100 항복 상태 162.97 0.01425 209.64 0.01525 극한상태 169.23 0.03650 215.08 0.02850
RC-일반 철근콘크리트, HPC-고성능 섬유보강 시멘트복합재, B-bending:휨 파괴유도 실험
[표 5.6] 휨 파괴형 실험체 비정형 단면 층상화 휨해석결과 비교
(새롭게 제안된 선형 재료 모델 VS. 국가별 제시된 재료 모델)
3. 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-B1과 HPC-B2의 실험결과, 설계 강도 산정결과, 비정형 단면 층상화 휨해석결과와 3차원 비선형 솔
리드 유한요소해석결과는 [그림 5.29]와 같으며 HPC-S1과 HPC-S2의 실험결과, 설계 강도 산정결과와 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석결과는 [그림 5.30]과 같다.
[그림 5.31]과 [그림 5.32]는 HPC-B1과 HPC-B2의 발생하는 응력분포를 보여주고 있 으며 유한요소해석결과는 실험결과와 전체적으로 유사한 거동이 나타났다. [그림 5.33]와 [그림 5.34]는 HPC-S1과 HPC-S2의 발생하는 응력분포를 보여주고 있으며 유한요소해석결과는 실험결과와 전체적으로 유사한 거동이 보이면서 부재의 성능에 서는 약간의 차이가 나타났다. 이는 실제 실험과 유한요소해석을 위한 모델링 과정 에서 갖가지 가정과 불확실성이 수반되기 되는 성능 차이로 보인다.
(a) HPC-B1 하중-변위 곡선 (b) HPC-B2 하중-변위 곡선 [그림 5.29] 휨 파괴형 실험체 유한요소해석결과
(a) HPC-S1 하중-변위 곡선 (b) HPC-S2 하중-변위 곡선 [그림 5.30] 전단 파괴형 실험체 유한요소해석결과
(a) HPC-B1 (b) HPC-B1 응력분포
(c) HPC 응력분포 (d) 철근 응력분포
[그림 5.31] HPC-B1 유한요소해석결과
(a) HPC-B2 (b) HPC-B2응력분포
(c) HPC 응력분포 (d) 철근 응력분포
[그림 5.32] HPC-B2 유한요소해석결과
(a) HPC-S1 (b) HPC-S1 응력분포
(c) HPC 응력분포 (d) 철근 응력분포
[그림 5.33] HPC-S1 유한요소해석결과
(a) HPC-S2 (b) HPC-S2 응력분포
(c) HPC 응력분포 (d) 철근 응력분포
[그림 5.34] HPC-S2 유한요소해석결과
RC-B1 RC-B2 HPC-B1 HPC-B2 하중
[kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
실험결과
최초균열 상태 31.66 0.0004 39.47 0.0004 35.81 0.0004 36.90 0.0003 항복 상태 275.48 0.0043 313.45 0.0051 393.13 0.0048 508.76 0.0045 극한하중 상태 299.86 0.0065 330.17 0.0062 434.92 0.0091 577.40 0.0058 파괴 상태 244.08 0.0095 272.09 0.0088 415.49 0.0266 549.96 0.0158
설계강도추정식
최초균열 상태 - - -
-항복 상태 - - -
-극한상태 206.57 - 214.04 - 403.25 - 506.36
-비정형 단면 층상화 해석
(Linear)
최초균열 상태 33.26 0.0003 38.93 0.0003 33.51 0.0002 35.75 0.0002 항복 상태 306.32 0.0035 380.63 0.0043 379.45 0.0031 483.64 0.0032 극한상태 307.87 0.0094 - - 414.38 0.0197 521.41 0.0165
RC-일반 철근콘크리트, HPC-고성능 섬유보강 시멘트복합재, B:휨 파괴유도 실험
[표 5.7] 휨 파괴형 실험체 실험 및 해석결과 비교
RC-S1 HPC-S1 HPC-S2 하중
[kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
하중 [kN]
변위 [m]
실험결과
최초균열 상태 23.33 0.0003 30.88 0.0004 40.23 0.0005
항복 상태 65.65 0.0016 476.72 0.0063 560.01 0.0076
극한하중 상태 80.34 0.0022 521.54 0.0103 589.81 0.0127
파괴 상태 46.54 0.0029 506.29 0.0117 563.19 0.0155
설계강도추정식
최초균열 상태 - - -
-항복 상태 - - -
-극한상태 43.36 - 504.46 - 827.91
-RC-일반 철근콘크리트, HPC-초고성능 코크리트, S:전단파괴유도 실험
[표 5.8] 전단 파괴형 실험체 실험 및 해석결과 비교
제4절 소결
이 장에서는 제4장에서 제안된 곡선 및 비정형 단면적용 구조부재의 실험적 및 해석적 방법을 통해 구조성능을 검증하였다. 부재 제작 시, 목재 거푸집을 사용함 으로써 계획하였던 곡선을 직선화하여 다각형 구조부재의 성능실험을 하였다. 실험 과 해석을 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
1) 곡선 및 비정형 단면을 고려한 HPC 적용 부재는 RC 적용 다각형 부재보다 휨 및 전단 성능이 우수한 것으로 나타났으며 인장철근은 줄인 HPC 적용 부재는 기준 RC 부재보다 높은 성능이 확보되었다. 이는 HPC에 혼입된 강섬유의 가교작용으 로 인한 응력재분배가 일어나면서 부재의 성능증진 효과가 있는 것으로 판단된 다. 균열강도 이후 다중미세균열이 나타났고 부재의 휨인장성능이 개선되었으며 HPC에 혼입된 강섬유의 전단기여로 인해 전단 보강철근을 최소화로 설계가 가능 할 것으로 판단된다.
2) HPC 및 RC 적용 다각형 구조부재의 설계 강도 산정, 비정형 단면 층상화 휨해석 및 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석를 통한 해석적 평가하였으며 해석 값은 실험결과에 대해 비교적으로 잘 예측한 것으로 나타났다. 제안된 HPC 재료 모델 과 국가별로 제시된 재료 모델에 의한 해석 값을 비교 및 분석한 결과 근사한 범위 내에서 실험값을 예측함으로써 연구에서 제안된 관계식의 신뢰도가 높은 것으로 판단된다. 제안된 HPC의 선형 및 비선형 응력-변형률 관계 곡선을 고려 한 해석적 결과를 통해 비교적 유사한 값이 나타났으며 재료 모델의 사용 목적 에 따라 선형과 비선형 응력-변형률 관계식을 고려할 수 있을 것으로 판단된다.
3) 종합적으로 이 연구에서 HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 단면적용 부재의 구조 성능을 검증한 결과, RC 적용 부재보다 HPC 적용 부재는 휨 및 전단 성능이 우 수한 것으로 나타났고 인장 및 전단철근을 최소화로 적용함으로써 응력분포에 따른 최적의 단면을 확보하며 설계자의 의도대로 자유로운 형상으로 최적화 설 계가 가능할 것으로 판단된다.
4) HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 단면을 고려한 구조부재의 연구결과를 바탕으로 휨과 전단에 지배적인 영향을 받는 부재에 따라 새롭게 제안된 곡선 및 비정형 구조부재의 실용화 검증을 위한 부재제작 및 성능평가에 대한 추가적인 연구를 하였다.
제6장 곡선 및 비정형 솔리드 구조부재
제1절 곡선 및 비정형 솔리드 구조부재 실험계획 및 방법 1. 실험계획
이 장에서는 휨에 지배적인 영향을 받는 부재를 대상으로 새롭게 제안된 곡선 및 비정형 솔리드 형상을 반영하여 HPC 및 RC 구조부재의 성능을 검증하고자 실험 적 및 해석적 평가를 하였다. 곡선 및 비정형 단면 설계 시 지점과 중앙부의 단면 이 달라짐으로써 부재를 전체적인 형상이 새로워질 수 있도록 2가지 실험체(안)를 계획하였다. 실험체는 큰 휨이 발생하는 부재의 중앙의 단면은 부재 압축 측 두께 는 전체높이 1/3이 확보되도록 상부에서부터 66.67mm로 폭을 유지하고 부재를 형성 하는 곡선을 그대로 반영하여 HPC-SOL1과 HPC-SOL2에 같게 적용하였다. HPC-SOL1은 지점 부 단면은 중앙부 단면을 상하부 반전시켜 설계하였고 전체적인 부재 모양이 형성될 때는 계획된 지점과 중앙부의 단면 자연스럽게 연결하여 비정형성이 유지되 도록 하였다. HPC-SOL2는 지점 부 단면은 중앙부 단면을 상하부 반전시킨 뒤 부재 상부에서부터 120mm 폭 안에서 단면을 새롭게 형성하였으며 응력이 집중되는 부재 의 중앙부를 기준으로 양쪽으로 1/4 부근에서는 부재의 높이가 같게 설계하였다.
전체적인 부재 모양이 형성될 때는 지점과 중앙부의 높이가 달라지면서 단면을 자 연스럽게 연결하여 비정형성이 유지되면서 좀 더 역동적이게 실험체를 계획하였다.
[그림 6.1]은 기준실험체인 일반 RC가 적용된 직사각형 실험체의 단면과 상세 크기 를 보여주고 있으며 [그림 6.2]는 HPC 및 RC가 적용된 곡선 및 비정형 솔리드 실험 체 단면과 상세 크기를 나타낸다. 실험체 단면 최대 크기는 150×200mm를 기준으로 보고 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 상·하부 폭은 150mm 및 90mm이고 하부 폭은 인장철근이 배치공간만을 확보될 수 있도록 설계하였으며 순지간은 1,500mm으로 소 규모 제작하였다.
실험체에 적용된 철근의 제원은 SD400을 사용하였고 하부주인장철근은 4-D10와 상부압축철근은 4-D6을 배치하였으며 기준실험체 RC-SOL1은 [그림 6.1(a), (b)]과 같이 적용하였다. 단면에 적용된 전단철근 제작 시 콘크리트 구속 효과를 극대화하 기 위해 단면 중앙부에 보조 철근은 D6를 2개 배치하여 [그림 6.2(a), (c)]와 같이 실험체 단면을 전체적으로 감싸는 형태로 제작하였다. 실험체의 휨 성능검증을 위 해 휨파괴가 일어나도록 유도하고자 전단 위험 단면 부분에 전단파괴가 발생하지
않도록 전단철근은 D6를 40mm 간격으로 [그림 6.2(b), (d)]과같이 배치하였으며 실 험체의 유효깊이는 170mm이다.
실험체의 변수는 HPC 적용 여부와 곡선 및 비정형 솔리드 구조부재 형상이다.
기준 콘크리트는 일반 콘크리트의 압축강도를 개선시킨 고강도 콘크리트를 적용하 였다. 실험체 계획(안)은 [표 6.1]과 같고 실험체에 적용된 고강도 콘크리트와 HPC 설계압축강도는 50MPa 및 130MPa로 보강철근 인장강도는 400MPa이다.
(a) RC-SOL1 단면
(b) RC-SOL1 길이 단면
[그림 6.1] 일반 RC 직사각형 솔리드 실험체 단면상세(기준실험체)
(a) HPC-SOL1 단면
(b) HPC-SOL1 실험 길이 단면
(c) HPC-SOL2 단면
(d) HPC-SOL2 실험 길이 단면
[그림 6.2] HPC 적용 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 단면상세
실험체명 (최대)크기 [B×H][mm]
설계압축강도 [MPa]
인장철근/단면적
[mm2] 비고
RC-SOL1
150×200
50
4-D10/285.32
직사각형 HPC-SOL1
130 비정형
HPC-ROL2 비정형
RC-일반 철근콘크리트, HPC-고성능 섬유보강 시멘트복합재, SOL-Solid:속이 찬 형상
[표 6.1] HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 계획(안)
2. 실험방법
HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 솔리드 실험체는 휨 성능을 검증하기 위해 [그 림 6.3]과 같이 100t 용량 UTM을 이용하여 3점 하중재하실험을 실시하였고 하중재 하는 변위 제어방식이다. 실험체는 양 끝단으로부터 75mm 위치에 지점을 회전단으 로 두었다. 지점에서 675mm 되는 부재 중앙에서 집중하중을 가력하였고 순수 휨이 작용하도록 유도하였다. [그림 6.3(a)]은 지점과 중앙부 높이가 일정한 HPC-SOL1에 대한 하중재하 실험방법을 보여주고 있으며 [그림 6.3(b)]은 지점과 중앙부 높이가 다른 HPC-SOL2에 대한 하중재하 실험방법을 나타낸다. 실험체의 최대 처짐을 측정 하기 위해 하중이 걸리는 중앙을 기준으로 부재 하부측 중앙에 변위측정기기(LVDT) 를 설치하였으며 보강철근의 항복변형률을 확인하고자 철근에 철근변형률 게이지를 부착하였다.
(a) HPC-SOL1 (b) HPC-SOL2
[그림 6.3] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 3점 하중재하 실험방법
3. 실험체 제작
가. 유리섬유를 활용한 비정형 거푸집 제작: 곡선 및 비정형 솔리드
기준실험체인 직사각형 실험체 형상 제작을 위한 거푸집은 일반적으로 사용되 는 목재를 이용하였고 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 형상을 제작하기 위해 <부록 A>에 따른 유리섬유를 활용한 비정형 거푸집 제작기술을 적용하였다. 계획된 곡선 및 비정형 형상의 정확도를 높이기 위해 2D 및 3D 프로그램을 활용하여 3D 프린팅 하여 실험체 모형을 [그림 6.4]와 같이 만들었다. 조각 토를 이용하여 실험체를 1:1 비율로 형상화하고 좌우 분리형 거푸집으로 제작하기 위해 얇은 판을 이용하여 분리작업을 시행하였다. 이후 폴리 코드 경화제와 탈크를 섞어 조각토 표면에 바르 고 그 위에 유리섬유를 붙인다. 유리섬유 표면이 마르면 추가적인 재벌작업을 4회 실시하였다. 표면이 완전히 마른 후 내부 조각토를 제거하고 좌우 분리형에 대한 합체 작업을 위해 볼트 체결 작업을 마지막으로 비정형 거푸집의 균형 유지 및 거 치를 위한 틀을 함께 제작하였다. [그림 6.5] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 제작 을 위한 비정형 거푸집 제작과정을 보여주고 있다.(a) HPC-SOL1 (b) HPC-SOL2
[그림 6.4] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 3D 프린팅 모형
나. 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 제작
제작된 비정형 거푸집 내부에 배치된 보강철근은 [그림 6.6]과 같다. 철근 배 근도를 바탕으로 철근을 가공하였고 [그림 6.6(a)]에서는 HPC-SOL1 철근배치상태를 나타내며 [그림 6.6(b)]은 HPC-SOL2 철근배치상태를 보여주고 있다. 1개 일반 RC 직사각형 및 2개 HPC 적용 곡선 및 비정형 솔리드 실험체로 총 3개 실험체를 제작 하였고 HPC 타설 전 철근변형률을 측정하기 위한 철근변형률 게이지를 부착하였다.
또한, HPC 및 일반 콘크리트 타설 후 거푸집 탈형 시 편의를 위해 거푸집 내부표면 에 박리제를 발랐다.