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2019년 8월 박사학위 논문

고성능 섬유보강 시멘트복합재 활용 곡선 및 비정형 구조부재의

성능평가

조선대학교 대학원

건 축 공 학 과

김 호 연

고성능 섬유보강 시멘트복합재 활용 곡선 및 비정형 구조부재의

성능평가

Performance Evaluation of Curved and Non-uniform Structural Members using High Performance Fiber

Reinforced Cement Composite

2019년 8월 23일

조선대학교 대학원

건 축 공 학 과

김 호 연

고성능 섬유보강 시멘트복합재 활용 곡선 및 비정형 구조부재의

성능평가

지도교수 조 창 근

논문을 공학 박사학위신청 논문으로 제출함

2019년 4월

조선대학교 대학원

건 축 공 학 과

김 호 연

<목차>

제1장 서론

제1절 연구 배경 및 목적

제2절 연구 동향

제3절 연구 내용 및 방법

제2장 고성능 섬유보강 시멘트복합재 역학적 특성

제1절 재료특성

1. 프리믹싱 결합재

2. 강섬유

3. 혼화제

4. 배합

5. 슬럼프 플로 시험

제2절 역학실험

1. 압축

2. 인장

3. 전단

제3절 강섬유 보강 콘크리트 재료 모델

1. 국내 K-UHPC

2. 일본 UFC

3. 유럽, UHPFRC

제4절 HPC 응력-변형률 모델 제안

1. 설계 응력-변형률

2. 설계 전단강도

제3장 HPC 적용 구조부재 설계 및 해석

제1절 설계 강도 산정식

1. 일반 철근콘크리트 구조부재 설계 강도 산정식

2. 곡선 및 비정형 구조부재 설계 휨강도 산정

3. 곡선 및 비정형 구조부재 설계 전단강도 산정

제2절 비정형 단면 층상화 휨해석

제3절 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석

1. 압축응력 관계

2. 인장응력 관계

제4장 곡선 및 비정형 구조부재 설계

제1절 구조역학 거동 관계

제2절 곡선 및 비정형 구조부재

1. 곡선 및 비정형 단면

2. 곡선 및 비정형 솔리드 부재

3. 곡선 및 비정형 트러스 부재

제3절 구조 상세

1. 최소피복두께

2. 보강철근

3. 내구성

제5장 곡선 및 비정형 단면적용 구조부재

제1절 곡선 및 비정형 단면적용 구조부재 실험계획 및 방법

1. 실험계획

2. 실험방법

3. 실험체 제작

제2절 실험 및 결과

1. 휨 파괴형 실험체

2. 전단 파괴형 실험체

3. 실험결과

제3절 해석결과

1. 설계 강도 산정

2. 비정형 단면 층상화 휨해석

3. 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석

제4절 소결

제6장 곡선 및 비정형 솔리드 구조부재

제1절 곡선 및 비정형 솔리드 구조부재 실험계획 및 방법

1. 실험계획

2. 실험방법

3. 실험체 제작

제2절 실험 및 결과

1. 곡선 및 비정형 솔리드 실험체

2. 실험결과

제3절 해석결과

1. 설계 강도 산정

2. 비정형 단면 층상화 휨해석

3. 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석

제4절 소결

제7장 곡선 및 비정형 트러스 구조부재

제1절 곡선 및 비정형 트러스 구조부재 실험계획 및 방법

1. 실험계획

2. 실험방법

3. 실험체 제작

제2절 실험 및 결과

1. 곡선 및 비정형 트러스 실험체

2. 실험결과

제3절 해석결과

1. 설계 강도 산정

2. 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석

제4절 소결

제8장 결론

참고문헌

<부록 A> 유리섬유를 활용한 비정형 거푸집

<부록 B> 고무판을 활용한 가변형 거푸집

<표 목차>

[표 2.1] 1종 포틀랜드 시멘트 특성 ···12

[표 2.2] 지르코늄 미분말 특성 ···12

[표 2.3] 충전재 특성 ···12

[표 2.4] 팽창재 특성 ···12

[표 2.5] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 배합표, 배합량 1,000L 기준 ···14

[표 2.6] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 슬럼프 플로 시험결과 ···15

[표 2.7] 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 압축강도 측정결과 ···19

[표 2.8] 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 평균압축강도 ···19

[표 2.9] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 직접인장강도-변형률 측정결과 ···22

[표 2.10] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 평균직접인장강도-변형률 ···22

[표 2.11] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1면 전단강도 측정결과 ···26

[표 2.12] 고성능 섬유보강 시멘트복합재, 백트란 콘크리트, 일반 콘크리트 1면 평균 전단강도 ···26

[표 2.13] 극한한계상태에서 재료의 특성계수(NF P 18-710, 표 2.20153) ···36

[표 2.14] 강섬유 보강 콘크리트 국가별 탄성계수, 푸아송비, 재료저감계수 비교 ····39

[표 4.1] 곡선 및 비정형 단면 부재 예제 설계 강도 산정(1) ···69

[표 4.2] 곡선 및 비정형 단면 부재 예제 설계 강도 산정(2) ···69

[표 4.3] 곡선 및 비정형 단면 부재 예제 설계 강도 산정(3) ···70

[표 4.4] 콘크리트 Strut 영향 계수, ···76

[표 4.5] 절점 영역 영향 계수, _ ···77

[표 5.1] HPC 및 RC 적용 다각형 실험체 계획(안) ···82

[표 5.2] 휨 파괴형 실험체 설계 휨강도 추정결과(HPC 재료 모델) ···104

[표 5.3] 국가별 제시된 설계 휨강도 추정결과 비교 ···104

[표 5.4] 전단 파괴형 실험체 설계 전단강도 추정결과(HPC 재료 모델) ···105

[표 5.5] 국가별 제시된 설계 전단강도 추정결과 비교 ···106

[표 5.6] 휨 파괴형 실험체 비정형 단면 층상화 휨해석결과 비교 (새롭게 제안된 선형 재료 모델 VS. 국가별 제시된 재료 모델) ···110

[표 5.7] 휨 파괴형 실험체 실험 및 해석결과 비교 ···114

[표 5.8] 전단 파괴형 실험체 실험 및 해석결과 비교 ···115

[표 6.1] HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 계획(안) ···120

[표 6.2] 곡선 및 비정형 실험체 설계 휨강도 추정결과(HPC 재료 모델) ···133

[표 6.3] 국가별 제시된 설계 휨강도 추정결과 비교 ···133

[표 6.4] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 단면 층상화 휨해석결과 비교

(새롭게 제안된 선형 재료 모델 VS. 국가별 제시된 재료 모델) ···136

[표 6.5] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 실험 및 해석결과 비교 ···139

[표 7.1] Strut-Tie 모델에 의한 곡선 및 비정형 트러스 단면력 및 단면폭 ···143

[표 7.2] HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 트러스 실험체 계획(안) ···146

[표 7.3] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 설계 전단강도 추정결과 ···161

[표 7.4] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 실험 및 해석결과 비교 ···164

<그림 목차>

[그림 1.1] 비정형 콘크리트 건축물 ···2

[그림 1.2] 콘크리트 성능개선 방향 ···3

[그림 2.1] 강섬유 ···13

[그림 2.2] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 배합과정 ···14

[그림 2.3] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 슬럼프 플로 시험 ···15

[그림 2.4] 압축강도시험용 공시체 ···16

[그림 2.5] 공시체 압축강도 시험방법 ···16

[그림 2.6] 공시체 압축파괴양상 ···17

[그림 2.7] 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 압축강도 측정결과 ···18

[그림 2.8] 1축 직접인장실험체 ···20

[그림 2.9] 1축 직접인장 실험방법 ···21

[그림 2.10] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 직접인장강도-변형률 관계 곡선 ···21

[그림 2.11] 1축 직접인장실험체 인장파괴양상 ···23

[그림 2.12] 1면 전단실험체 ···25

[그림 2.13] 1면 전단강도 실험방법 ···25

[그림 2.14] 1면 전단실험체 전단강도 측정결과 ···26

[그림 2.15] 1면 전단실험체 전단파괴양상 ···27

[그림 2.16] K-UHPC 모델화한 응력-변형률 관계 곡선 ···29

[그림 2.17] UFC 모델화한 응력-변형률 관계 곡선 ···32

[그림 2.18] UHPFRC 모델화한 응력-변형률 관계 곡선 ···37

[그림 2.19] HPC 압축응력-변형률 관계 곡선 ···42

[그림 2.20] HPC 인장응력-변형률 관계 곡선 ···42

[그림 3.1] RC (복철근) 보 부재 단면에서 힘의 평형 관계 ···45

[그림 3.2] 순인장변형률 에 의한 강도감소계수 ···50

[그림 3.3] HPC 적용 철근콘크리트 곡선 및 비정형 구조부재 단면에서 힘의 평형 관계 ···53

[그림 3.4] 직사각형 구조부재 단면 층상화 휨해석 ···55

[그림 3.5] 곡선 및 비정형 구조부재 단면 층상화 휨해석 ···56

[그림 3.6] 일반 콘크리트와 보강철근의 응력-변형률 관계 곡선 ···59

[그림 3.7] 부재 중앙에 집중하중 작용 시 단계별 부재 휨 곡률 분포 모델 ···60

[그림 3.8] 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석 ···61

[그림 3.9] 콘크리트 데미지 소성영역 ···62

[그림 4.1] 곡선 및 비정형 구조부재 개발을 위한 방향성 ···64

[그림 4.2] 콘크리트 구조부재 모델링 ···65

[그림 4.3] 지점상태에 따른 부재 구조해석결과 ···66

[그림 4.4] 구조부재 단면 변화 과정 ···66

[그림 4.5] 곡선 및 비정형 부재 단면형상 설계 ···67

[그림 4.6] 곡선 및 비정형 부재의 단면 변화 ···67

[그림 4.7] HPC 및 RC 곡선 및 비정형 단면적용 부재 예제 ···68

[그림 4.8] 단순지지 길이 방향 높이 일정한 곡선 및 비정형 구조부재 형상 ···72

[그림 4.9] 단순지지 길이 방향 높이 상이한 곡선 및 비정형 구조부재 형상 ···72

[그림 4.10] 양단고정 길이 방향 높이 일정한 곡선 및 비정형 구조부재 형상 ···73

[그림 4.11] 양단고정 길이 방향 높이 상이한 곡선 및 비정형 구조부재 형상 ···73

[그림 4.12] Strut-Tie 모델 ···74

[그림 4.13] 콘크리트 Strut 모양 ···75

[그림 4.14] 곡선 및 비정형 트러스 구조부재 형상 ···78

[그림 5.1] HPC 및 RC 적용 다각형 실험체 단면상세 ···81

[그림 5.2] HPC 및 RC 적용 다각형 실험체 3점 하중재하 실험방법 ···83

[그림 5.3] 거푸집 제작 및 보강철근 배치 ···84

[그림 5.4] HPC와 일반 콘크리트 타설 및 실험체 제작과정 ···85

[그림 5.5] 3점 하중재하 (휨 파괴형)실험준비 ···86

[그림 5.6] RC-B1 실험과정 및 결과 ···87

[그림 5.7] RC-B1 최종파괴양상 ···88

[그림 5.8] RC-B2 실험과정 및 결과 ···89

[그림 5.9] RC-B2 최종파괴양상 ···90

[그림 5.10] HPC-B1 실험과정 및 결과 ···91

[그림 5.11] HPC-B1 최종파괴양상 ···92

[그림 5.12] HPC-B2 실험과정 및 결과 ···93

[그림 5.13] HPC-B2 최종파괴양상 ···94

[그림 5.14] 3점 하중재하 (전단 파괴형)실험준비 ···94

[그림 5.15] RC-S1 실험과정 및 결과 ···96

[그림 5.16] RC-S1 최종파괴양상 ···97

[그림 5.17] HPC-S1 실험과정 및 결과 ···98

[그림 5.18] HPC-S1 최종파괴양상 ···99

[그림 5.19] HPC-S2 실험과정 및 결과 ···100

[그림 5.20] HPC-S2 최종파괴양상 ···101

[그림 5.21] 휨 파괴형 실험체 3점 하중재하 실험결과 ···101

[그림 5.22] 전단 파괴형 실험체 3점 하중재하 실험결과 ···102

[그림 5.23] 전단 파괴형 HPC-S1 설계강도 및 실험결과 비교 ···105

[그림 5.24] 휨 파괴형 실험체 단면 층상화 휨해석결과 ···107

[그림 5.25] HPC-B1 단면 층상화 휨해석결과 비교(HPC 선형/비선형 재료 모델) ···107

[그림 5.26] HPC-B2 단면 층상화 휨해석결과 비교(HPC 선형/비선형 재료 모델) ···108

[그림 5.27] HPC-B1 단면 층상화 휨해석결과 비교(국가별 제시된 재료 모델) ···108

[그림 5.28] HPC-B2 단면 층상화 휨해석결과 비교(국가별 제시된 재료 모델) ···109

[그림 5.29] 휨 파괴형 실험체 유한요소해석결과 ···111

[그림 5.30] 전단 파괴형 실험체 유한요소해석결과 ···111

[그림 5.31] HPC-B1 유한요소해석결과 ···112

[그림 5.32] HPC-B2 유한요소해석결과 ···112

[그림 5.33] HPC-S1 유한요소해석결과 ···113

[그림 5.34] HPC-S2 유한요소해석결과 ···113

[그림 6.1] 일반 RC 직사각형 솔리드 실험체 단면상세(기준실험체) ···118

[그림 6.2] HPC 적용 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 단면상세 ···119

[그림 6.3] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 3점 하중재하 실험방법 ···120

[그림 6.4] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 3D 프린팅 모형 ···121

[그림 6.5] 유리섬유를 활용한 곡선 및 비정형 솔리드 거푸집 제작과정 ···122

[그림 6.6] 유리섬유를 활용한 곡선 및 비정형 솔리드 거푸집과 보강철근 배치 ···123

[그림 6.7] HPC와 일반 콘크리트 타설 및 실험체 제작과정 ···124

[그림 6.8] 3점 하중재하 실험준비 ···125

[그림 6.9] RC-SOL1 실험과정 및 결과 ···126

[그림 6.10] RC-SOL1 최종파괴양상 ···127

[그림 6.11] HPC-SOL1 실험과정 및 결과 ···128

[그림 6.12] HPC-SOL1 최종파괴양상 ···129

[그림 6.13] HPC-SOL2 실험과정 및 결과 ···130

[그림 6.14] HPC-SOL2 최종파괴양상 ···131

[그림 6.15] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 3점 하중재하 실험결과 ···132

[그림 6.16] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 단면 층상화 휨해석결과 ···133

[그림 6.17] HPC-SOL1/2 단면 층상화 휨해석결과 비교(HPC 선형/비선형 재료 모델)134 [그림 6.18] HPC-SOL1/2 단면 층상화 휨해석결과 비교(국가별 제시된 재료 모델) ··134 [그림 6.19] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 유한요소해석결과 ···137

[그림 6.20] HPC-SOL1 유한요소해석결과 ···137

[그림 6.21] HPC-SOL2 유한요소해석결과 ···138

[그림 7.1] Strut-Tie 모델에 의한 곡선 및 비정형 트러스 설계 ···142

[그림 7.2] 일반 RC 직사각형 실험체 단면상세 ···144

[그림 7.3] HPC 및 RC 적용 곡선 및 비정형 트러스 실험체 단면상세 ···145

[그림 7.4] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 4점 하중재하 실험방법 ···147

[그림 7.5] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 3D 프린팅 모형 ···148

[그림 7.6] 유리섬유를 활용한 곡선 및 비정형 트러스 거푸집 제작과정 ···148

[그림 7.7] 유리섬유를 활용한 곡선 및 비정형 트러스 거푸집과 보강철근 배치 ···149

[그림 7.8] HPC와 일반 콘크리트 타설 및 실험체 제작과정 ···150

[그림 7.9] 4점 하중재하 실험준비 ···151

[그림 7.10] RC-REC1 실험과정 및 결과 ···152

[그림 7.11] RC-REC1 최종파괴양상 ···153

[그림 7.12] RC-REC2 실험과정 및 결과 ···154

[그림 7.13] RC-REC2 최종파괴양상 ···155

[그림 7.14] HPC-TRS1 실험과정 및 결과 ···156

[그림 7.15] HPC-TRS1 최종파괴양상 ···157

[그림 7.16] HPC-TRS2 실험과정 및 결과 ···158

[그림 7.17] HPC-TRS2 최종파괴양상 ···159

[그림 7.18] 곡선 및 비정형 트러스 실험체 4점 하중재하 실험결과결과 ···160

[그림 7.19] 곡선 및 비정형 트러스 설계 강도 산정 및 실험결과 비교 ···161

[그림 7.20] 곡선 및 비정형 솔리드 실험체 유한요소해석결과 ···162

[그림 7.21] HPC-TRS1 유한요소해석결과 ···163

[그림 7.22] HPC-TRS2 유한요소해석결과 ···163

[그림 A.1] FRP 작업 시 사용되는 유리섬유(Glass fiber) ···178

[그림 A.2] 유리섬유를 활용한 비정형 거푸집 제작과정 ···179

[그림 A.3] 유리섬유를 활용한 비정형 거푸집 ···180

[그림 B.1] 고무판을 활용한 가변형 거푸집 제작과정 ···182

[그림 B.2] 가압장치 예시 ···183

[그림 B.3] 가압장치 조절 시 거푸집 형상 변화 ···183

[그림 B.4] 고무판을 활용한 가변형 거푸집 ···184

ABSTRACT

Performance Evaluation of Curved and Non-uniform Structural Members using High Performance Fiber Reinforced Cement

Composite

Kim Hoyeon

Advisor : Prof. Cho Chang-geun, Ph.D.

Department of Architectural Engineering, Graduate School of Chosun University

The aim of this study is to introduce a slim member with the same performance as the existing reinforced concrete member and the shape of the slim member have a curved surface that gives aesthetical values in an exposed open area along with the engineering values. The above values where attend by applying a High Performance Fiber Reinforced Cement Composite. In the study different formulas were established for material modeling, analysis and design of bending and shear strength based on the results of dynamic experiments on High Performance Fiber Reinforced Cement Composite for irregular structural members. In order to suggest a curve in the shape of the member, prior study should be made for the curved and irregular sections of the members. The study is done by analyzing the structural dynamic behavior and stress distribution for bending and shear that occurred to the members supporting loads that acts in a perpendicular direction to the axis of the horizontal structural member, the beam. Besides, the beam member is divided into two cases; one is bending and the other is shear, both highly affect the beam members. This paper tries to curve the problems by suggesting the shape and design directions in the longitudinal directions. The study

conducted analytical and experimental evaluation to verify the performance of developed curve and irregular concrete structural members. At that moment, the study selects and uses the irregular and variable form which the study devised in order to make the curved and irregular concrete structural member perfect. For analytical verification and evaluation, the study compared newly developed design and strength calculation formulas with different country code of design and the study also conducted irregular section stratification bending analysis. In addition, the study was compared with the results from finite element analysis. Finally, the result of the experiment and the study verified the possibility of commercialization of the curved and irregular concrete structural members. These members even have more appealing appearance architecturally compared to the rectangular blocks. Furthermore the design of the curved shape of a member can be free in its own or can have a high functional role in line with the purpose and the application of High Performance Fiber Reinforced Cement Composite having the same or better structural performance from the existing reinforced concrete member. To conclude, the new member with High Performance Fiber Reinforced Cement Composite is expensive compared to the general type of concrete. However, the study shows that the new members can reduce costs since it decrease in total volume of concrete required and does not necessarily require finishing work it can be exposed reducing the finishing cost as well.

제1장 서론

제1절 연구 배경 및 목적

최근에는 고층화 및 대형화 건축물이 하나의 랜드마크이자 도시의 명소로 주목 받고 있다. 또한, 건축물의 형태도 다양해지고 새롭다. 프로젝트를 진행하기위해 수많은 아이디어가 제안된다. 최적 사항을 선택함으로써 프로젝트는 실현된다.

가장 적합한 구조물의 형태를 구체화하기 위한 재료 선택은 필수적이다. 건설 재료 중 콘크리트는 압축강도가 크고 내구성이 우수하여 가장 많이 사용되고 있다.

또한, 콘크리트는 성형성이 매우 높아 구현하고자 하는 형태로 부재를 만들 수 있 다. 콘크리트 활용한 비정형 건축물은 발전하고 있다[그림 1.1]29-31,33,34,37,50.

비정형 건축물은 그 도시의 상징이 되고 자연스럽게 사람들을 끌어들여 재정적 성공효과를 기대할 수 있다. 대부분 비정형 건축물은 외피 또는 파사드를 제작 및 적용하여 건축물의 독창적인 특색을 표현한다. 외관 표현방식에 의해 건축물의 비 정형성을 나타낸다. 하지만 비정형 건축물은 설계에서 만들기까지 고도의 건축기 술, 시간과 비용문제가 발생한다.

최근에는 건축물의 내부 공간이 자연스럽고 유선형으로 이루어지도록 주요 구 조부재의 형태 및 최적화 대한 관심이 높아지고 있다^36,45,63. 구조시스템을 이루는 주요구조부재의 형태에서 비정형성이 고려되기 때문에 비정형 건축물을 만들 수 있 다. 따라서 새로운 형태의 구조부재는 성능이 충분이 확보됨과 동시에 사용자가 시 각으로 받아들일 수 있는 건축미가 표현될 수 있어야 한다. 콘크리트는 내구성이 우수하고 성형성이 높아 비정형 건축물을 만들기 위한 건설재료로서 유리하다.

일반강도 콘크리트는 성형성이 높지만, 인장강도가 현저히 떨어지고 구조부재 에 응력집중으로 인한 국부적인 균열이 발생함으로써 갑작스러운 취성파괴와 폭열 등 위험이 매우 크다. 이러한 일반강도 콘크리트의 취약점을 보완하고자 합성섬유 적용 시멘트복합재9,11,20,28,38,44

가 발전되고 있다. 그 중 압축강도 80MPa~180MPa 확 보되는 고강도 재료특성과 인장부에서 뛰어난 2~5%의 고인성 특성이 나타나는 초고 성능 콘크리트14,22,25,26,35,40-42,46,52,55

를 활용한 연구^8,77-80가 진행되고 있다. 성능개선 된 콘크리트 적용 구조물은 단순히 고성능을 기대할 수 있지만, 일반강도 콘크리트 와 동일한 부재로 적용이 된다면 사하중에 대한 문제점이 있다. 또한, 재료의 고비 용과 현장에 적용하기까지 발생하는 전문가 인건비 등 전체 공사비의 증대 원인으 로 경제적인 문제가 발생한다.

성능개선 된 콘크리트를 경제적으로 활용하기위해 일반강도 콘크리트 부재보다 체적을 줄임으로써 구조부재의 자중을 줄일 수 있다. 또한, 높은 성형성을 활용하 여 새로운 형태의 부재 제작이 가능하다. 성능개선 된 콘크리트를 활용한 곡선 및 비정형 구조부재는 자체적으로 비정형 건축물이 만들질 수 있다. 이에 따라 곡선 및 비정형 구조부재기술이 필요하다.

[그림 1.1] 비정형 콘크리트 건축물

이 연구에서는 콘크리트 구조부재에서 하중으로 발생되는 응력분포 따른 형상 설계개념을 바탕으로 곡선 및 비정형 구조부재 형상을 제안하였다. 높은 압축강도 및 인장강도와 고인성 특성을 가진 고성능 섬유보강 시멘트복합재39,59,65,67,73,74

를 적 용함으로써 새롭게 제안된 부재와 기존의 철근콘크리트 부재가 같은 성능이 확보될 수 있도록 하였다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 높은 성형성을 활용하여 새로 운 부재 형상이 곡선미와 비정형성이 나타날 수 있도록 새로운 형상을 제안하였다.

고성능 섬유보강 시멘트복합재 활용 곡선 및 비정형 구조부재의 실험적·해석적 성 능검증을 통해 활용 가능성을 검토하였다. 구조부재의 건축미와 부합된 곡선 및 비 정형 구조부재기술에 대한 기초자료를 확보하고자 한다.

제2절 연구 동향

최근 기존의 콘크리트의 단점을 개선하기 위해 인장영역에서 균열제어능력 개 선 또는 균열 발생 후 국부적인 균열폭 증가에 따른 취성파괴를 개선하기 위한 [그 림 1.2]^23,24와 같이 성능 개선된 콘크리트에 관한 연구가 활발해지고 있다. 이를 활용한 철근콘크리트 비정형 구조부재 및 건축물에 대한 설계 및 건설기술에 대한 관심이 높아지고 있다.

[그림 1.2] 콘크리트 성능개선 방향

Harris, D. K.(2004)⁶⁶는 재료와 유한요소모델을 기반으로 판 요소의 부재에 대 해 재료사용을 줄이면서 최대의 성능이 발현될 수 있도록 크기를 최소화 할 수 있 는 최적의 단면을 제시하였다. 보강철근이 부족한 부재는 하중이 적용되는 부위로 부터 펀칭 전단파괴가 발생할 수 있다. 보강 섬유를 혼입한 UHPC는 압축강도 및 인 장강도를 개선시키고 부식과 성능저하를 방지한다. 따라서 UHPC의 역학적 성능을 활용하여 부재를 좀 더 작게, 얇게 또는 가볍게 설계할 수도 있다. 이 연구에서는 두께가 얇은 UHPC 슬래브에 대하여 펀칭 전단파괴를 방지하는데 필요한 최소 슬래 브 두께를 예측하고 실험을 통해 펀칭 전단성능을 파악하였다. 실험결과 UHPC를 적 용한 부재는 강도 증가, 처짐 저항능력의 향상, 펀칭 전단에 의해 일어나는 휨파괴 를 감소시키는 등의 부재의 성능을 개선하는 장점이 있다. 그리고 현장타설보다는 특수 거푸집 공사가 필요하므로 부재를 프리캐스트화 하는 것이 더 효율적임을 판 단하였다. 또한, 프리스트레스 공법을 더하면 인장 하중이 증가하고 사용 하중이 가해지기도 전에 인장파괴가 일어날 수 있지만, 펀칭 전단내력이 증가할 것으로 보

고 추가적인 연구가 필요할 것으로 보았다.

Bierwagen, D.외 1인(2005)⁶⁰은 Iowa 주 남동쪽에 있는 Wapello 카운티 도로교 의 교체작업에 적용된 UHPC 도로교 프로젝트에 대해 다루고 있다. UHPC는 모래, 시 멘트, 실라카퓸으로 이루어져 있고 물-시멘트비가 0.15이다. 압축강도는 1,800psi 에서 30,000psi까지의 성능과 낮은 투수성이 발휘하며 강섬유 또는 유리섬유(체적 의 2%)를 혼입함으로써 인장연성성능을 개선하는데 효과적이다. 도로교 제작 시 적 용된 UHPC는 Lafarge North America에서 개발된 배합(Ductal)을 사용하였고 보 부 재를 제작하여 휨과 전단성능평가를 하였다. 휨 실험결과 손실추정에 의한 균열 시 의 강도는 240~280 kips로 추정되었고 실제 균열 시에는 256 kips가 나타났으며 최 대 하중과 처짐은 264 kips와 3¼inch가 측정되었다. 전단성능에 대한 예측값은 750 kips로 전단실험을 통한 추가적인 연구가 진행되었으며 UHPC의 구조적 특성을 활용한 효율적인 보 설계와 생산문제를 해결해야 한다고 보았다.

김종수 외 1인(2008)²⁹은 비정형 구조물은 공사비가 증가의 단점을 가지고 있지 만, 그 도시의 랜드마크가 되어 재정적 성공으로 가지고 오는 빌바오 효과(Bilbao Effect)를 소개하였다. 이에 대한 국내외 고층건물과 대공간 구조물 사례를 통해 비정형 구조물의 설계와 건설에 필요한 컴퓨터 기술을 살펴보았다. 비정형 구조물 이 다양해지고 이에 따라 발달 된 이론과 함께 복잡한 설계와 구조해석 과정을 처 리할 수 있는 기술력을 강조하였다. ‘컴퓨터설계+최적화(CDO : computational design+optimization) 기법’이라고 불리는 설계 프로세스를 지속해서 발전시켜 구 조물의 거동특성을 정밀하게 분석을 통해 다양한 비정형 구조물의 최적 설계가 가 능할 것으로 보았다.

강대언 외 2인(2009)²¹은 비정형 구조물을 표현하기 위해 강재보다 다양한 형태 로 표현이 가능한 콘크리트의 활용이 늘어날 것으로 보고 비정형 구조물의 부재 설 계기술을 설명하였다. 250MPa 초고강도 콘크리트 개발과 현재 공사현장에서 사용되 는 150MPa 콘크리트를 사용한 초고층 구조물이 시공된 국·내외사례를 조사를 통해 비정형 구조물형태에 따라 결정되는 경사 기둥, 상부층 기둥의 하중을 하부층 기둥 으로 전달시켜주는 전이보와 경사 기둥-보 접합부의 내력 및 연성능력이 구조물의 성능에 직결되는 매우 중요한 요소로 보고 있다. 이에 대하여 경사 기둥의 최적 각

도를 결정하기 위해 부재가 받는 전단력과 휨 모멘트 응력분포를 바탕으로 하중 전 달을 위한 부재의 적절한 각도와 단면이 결정되어야 한다. 또한, 경사 기둥의 안전 성을 확보하기 위해 반드시 수평 보조 인장재와 압축재가 필요한 것으로 본다. 비 정형 구조물은 기둥의 위치 변화에 따라 전이층이 존재하며 전이보가 사용되게 된 다. 전이보 설계방법은 경사 기둥의 각도에 의해 전단력이 크게 작용하기 때문에 ACI 기준을 따르는 방법과 선형 보 이론 적용이 어려운 D-영역이 지배적이면 Strut-Tie 모델을 이용한다. 하지만 전이보의 설계기법이 명확하게 정립되어 있지 않기 때문에 안전설계를 위해 과다 설계하는 경향을 보인다. 또한, 비정형 구조물 에서 중력과 횡력을 동시에 작용하는 경우 접합부 부재에서 가장 큰 응력을 발생시 키기 때문에 접합분의 연성능력이 확보되어야 한다. 기둥이 편심으로 인한 경사 기 둥에 추가적인 응력검토 등 위험요소에 대한 충분한 검토가 필요하다. 따라서 콘크 리트를 활용한 비정형 구조물에 대한 부재 및 구조시스템 차원에서 많은 연구가 진 행되어야 한다고 보았다.

John J Orr 외 4인(2011)⁷⁰은 직물(Fabric) 거푸집을 사용함으로써 각형 부재와 동일한 성능을 가지며 약 40% 정도까지의 체적을 줄인 부재제작^71,72을 사용함으로 써 최적의 구조물을 설계할 수 있다고 보았다. 이는 콘크리트 구조물에 내재 된 에 너지와 탄소를 줄일 수 있으며 건설비용 또한 절감할 수도 있다. 비정형 부재를 생 산하기 위해 거푸집은 직물 Membrane으로 사용하고 콘크리트의 유동성을 최대한 활 용하여 구조부재의 기하학적인 형상을 만들어 낼 수 있었다. 제작된 새로운 구조부 재에 대한 구조실험 통해 부재의 처짐에 대한 문제를 해결하고자 프리스트레스 기 술을 활용하여 사용성 한계상태에서 우수한 거동을 나타낼 것으로 보이며 탄소섬유 와 같은 섬유보강을 통해 향후 부재의 내구성과 극한한계상태에 대한 거동을 개선 함으로써 이점을 얻을 수 있을 것으로 보았다.

박창환(2013)¹⁰은 일반 콘크리트의 취성적 단점을 개선하고자 비정질 마이크로 강섬유를 사용한 섬유 시멘트복합체를 개발하였다. 비정질 마이크로 강섬유 복합체 에 혼입된 비정질 강섬유 길이와 혼입률을 변수로 하여 역학적 실험을 통해 최적의 배합을 제시하였고 성능 개선된 시멘트복합체가 적용된 부재의 휨 및 전단성능을 추정하기 위해 설계 강도 산정법을 제시하였다. 역학적 실험을 통해 보강 섬유의 혼입률이 1.5% 이상일 때 강도가 저하되는 결과가 나타났으며 비정질 마이크로 강

섬유 최적 혼입률을 1.0%로 정하였다. 제시된 배합이 적용된 보 부재의 성능을 평 가하기 위해 실험하였다. 비정질 강섬유가 혼입된 보 부재의 성능실험결과 초기균 열강도와 극한내력이 크게 증가하였다. 이는 시멘트 매트릭스 내 뭉치는 효과 없이 분산 및 부착 성능이 뛰어나 균열폭 증가를 억제하여 부재의 성능을 증진시키는 효 과가 있다고 보았다.

Kusumawardaningsih, Y. 외 3인(2015)⁶⁹는 UHPC(Ultra High Performance Concrete) 및 UHPFRC(Ultra High Performance Fiber Reinforced Concrete)의 인장 거동특성에 관한 연구를 하였다. UHPC는 일반 콘크리트 강도가 향상된 초고강도 콘 크리트이고 UHFRC는 보강 섬유를 추가로 사용함으로써 강도뿐만 아니라 내구성을 증가시킨 초고강도 콘크리트이다. UHPC는 150MPa까지의 높은 압축강도와 15MPa까지 의 인장강도에 도달하며 연성거동특성이 발휘함으로써 필요한 보강 철근을 제거할 수 있으며 건축주가 원하는 건축주, 건축가, 설계자가 원하는 다양한 구조적 형태 나 형상으로 다양하게 적용될 것이라고 보았다. 이에 대하여 보강 섬유를 2%(Vol.) 혼입한 UHPFRC와 보강 섬유를 혼입하지 않은 UHPC의 인장거동특성을 파악하기 위해 역학실험을 하였으며 그 결과 UHPFRC는 UHPC보다 높은 인장강도 대비 작은 균열폭 이 나타났다. 또한, 균열 발생 후에서도 강도가 점차 감소하는 연성거동을 보여주 고 있는 반면에 UHPC는 극한인장강도 이후 갑작스러운 취성파괴로 최대인장 응력 이후 거동이 나타나지 않았다. 고온고압의 양생 조건에 따라 실험체 성능이 다르게 나타날 수 있지만 다양한 양생 조건에서도 보강 섬유(특성 및 혼입률)를 사용함으 로써 UHPFRC의 인장 성능에 대해 명백하게 우호적인 영향이 미칠 것으로 보았다.

Kostova, K. 외 3인(2016)⁶⁸은 FRP 섬유를 혼입한 최적화된 부재의 성능검증 현 장적용에 대한 가능성을 연구하였다. 최적화된 철근콘크리트 구조부재 제작 시 특 정 다각형 부재나 형상이 자유로운 부재 제작에 이점을 가진 직물 거푸집을 사용하 여 부재를 제작하였으며 성능검증실험을 하였다. 최적화된 부재 설계 시 전단 나선 형 철근 안에 콘크리트 구속을 위한 나선형 철근을 이중으로 배근하였다. 실험결과 보강 철근과의 사이를 확실히 보호하고 전단 성능이 개선되는 효과가 나타났으며 부재의 취성파괴를 방지하고 연성적인 거동특성이 나타나는 것을 알 수 있었다. 또 한, 직물 거푸집을 활용함으로써 아름답고 효율적인 콘크리트 구조물을 제작하는데 새로운 방법을 제시하였다. 개발된 Splayed anchorage 시스템은 부재의 높이를 감

소시키면서 최적의 단면에 적합성을 보여주었다.

최중구(2016)¹³는 강섬유 혼입 초고강도 콘크리트의 역학적 성질에 관한 연구를 통해 강섬유 보강 콘크리트의 설계기준 압축강도가 120MPa, 150MPa일 때 직선형 강 섬유 혼입률 및 형상비 변화에 따른 역학적 성질에 대하여 굳지 않은 콘크리트 상 태와 경화 상태에 대해서 분석하였다. 굳지 않은 상태의 성질을 파악하기 위해 슬 럼프 플로, 공기량 측정시험과 경화 상태의 성질을 파악하기 위해 압축강도, 휨인 장강도, 직접인장강도 및 신장량을 실험하였다. 그 결과 강섬유 혼입률 및 형상비 는 120MPa, 150MPa 섬유보강 콘크리트의 압축 거동에 미치는 영향은 아주 적었다.

하지만 강섬유 혼입률 및 형상비가 증가할수록 휨강도와 직접인장강도에 효과적인 것으로 나타났으며 이때, 강섬유 혼입률은 2%이고 형상비가 100일 때 가장 우수한 결과를 보여주었다. 이는 단면 내에 작용하는 균열을 혼입된 강섬유의 가교 작용 때문에 균열 확산을 구속하여 휨 및 인장 성능이 향상된 것 보인다. 그리고 초고성 능 콘크리트 개발에 있어서 시공성, 경제성 및 역학적 성능을 고려해볼 때 강섬유 혼입률은 1.5%이고 형상비가 100일 때 효과적일 것으로 기대하고 있으며 추가적인 연구가 필요한 것으로 보았다.

김성진 외 2인(2017)²⁷은 비정형 형상 디자인 구현을 위해 BIM 설계 엔지니어링 활용사례 중 UHPC(Ultra High Performance Concrete)를 적용한 곡면 외장패널을 제 작 및 적용한 삼성동 KEB 하나은행 리모델링 공사³⁵ 시공내용을 검토하였다. 지금 까지는 금속, 유리, FRP, GFRC 등을 활용하여 비정형 건축물의 주요 외장 마감재로 사용되었지만 이러한 재료들은 대부분 3D 비정형 입체형상을 구현하기까지 제작 프 로세스가 복잡하고 제작 기간 및 비용상승 등 많은 단점은 확인하였다. 본 사례에 서는 이러한 문제점을 극복하기 위한 재료로써 UHPC를 활용하여 곡면 외장패널을 제작하였고 설계단계에서 UHPC패널 시공을 위한 건축 및 구조설계가 미비하여 발생 하는 문제점을 최소화하고자 BIM을 도입하여 설계 및 시공 엔지니어들의 협업을 통 해 단기간 내의 설계변경, 제작 및 시공 시 발생하는 문제점이 극복되도록 하였다.

우수한 품질의 비정형 UHPC 곡면 외장패널 적용 프로젝트의 성공적인 사례를 통해 향후 국내 건설시장에서 비정형 건축 시공기술과 현장적용을 위한 모범적인 사례가 될 것으로 보이고 UHPC를 적용한 비정형 외장패널이 사용범위가 확산될 것으로 기 대된다.

배백일 외 2인(2017)³²은 강섬유보강 초고강도 콘크리트를 사용하기 위해서 설 계기준의 안전성에 대한 실험적 검증을 하고자 전단철근으로 보강되지 않은 강섬유 보강 초고강도 콘크리트의 전단강도에 관한 실험적 연구를 하였다. 강섬유보강 초 고강도 콘크리트 보가 전단력을 받을 때, 파괴 거동과 전단강도를 평가하고자 압축 강도, 강섬유의 혼입 여부, 전단 경간 비를 주요 변수로 설정하여 실험을 실행하였 다. 또한, 현행 설계기준 및 제안된 실용식과 실험결과를 비교하였다. 실험결과 강 섬유보강은 10% 내외로 압축강도는 증가하였고 강섬유가 2%의 혼입되었을 때 휨인 장강도는 2배가 확보되었다. 섬유가 혼입된 보의 전단 성능은 일반 철근콘크리트 보보다 향상되었으며 이는 초고강도 콘크리트에서도 강섬유에 의한 인장효과가 효 과적인 것을 보여준다. 전단 경간 비의 영향은 일반 콘크리트와 같은 것으로 나타 났다. 기존의 전단강도산정식에서 섬유를 보강하지 않은 경우는 전단 성능이 안전 하지 못한 것으로 예측하였으나 섬유를 보강한 경우는 안전 측에서 예측하였다.

임지훈 외 3인(2018)⁴³은 강원도 춘천시에 국내기술로 개발된 초고성능 콘크리 트(Ultra High Performance Concrete, 이하 UHPC)를 이용한 세계 최초의 사장교 레 고랜드 진입교량(공식명칭: 춘천대교)의 설계 및 시공을 소개하였다. 원형 주탑의 구조적 특성을 보완하고자 국내기술로 개발한 UHPC를 이용하여 보강거더를 제작 및 시공하였다. 작업환경 특성상 공기 단축과 수상작업을 최소화하기 위해 UHPC 보강 거더를 프리캐스트화 하였고 주경간교에 적용된 180MPa급 UHPC 보강거더는 일반 콘 크리트 대비 거더 자중을 33% 줄여 경량화하였으며 내구연한도 200년 증가시켰다.

또한, 중앙부 단면의 높이를 1.85m 정도로 낮추어 물량감소와 내풍 안정성 향상, 미관 개선 효과 보여주었다. 국내 혁신 기술인 UHPC의 생산 및 활용기술은 추후 국 내 및 해외에서도 건설기술 발전에 밑거름이 될 것으로 기대된다.

이와 같이 섬유보강 시멘트복합재와 이를 활용한 구조부재의 성능에 대한 연구 가 많이 진행되었다. 연구 결과에 따르면 섬유보강 시멘트를복합재를 활용한 구조 부재의 고성능을 기대할 수 있다. 또한 곡면 외피 또는 파사드를 적용사례와 비정 형 교량 적용 사례를 통해 섬유보강 시멘트복합재의 활용기술과 비정형 건축에 대 한 발전을 기대할 수 있었다. 하지만 곡선 및 비정형 건축용 구조부재의 성능평가 에 대한 연구는 아직까지 부족하다.

제3절 연구 내용 및 방법

이 연구에서는 곡선 및 비정형 구조부재 형상설계를 제안하였다. 일반 콘크리 트의 취성적인 단점을 개선하고자 강섬유를 혼입한 고성능 섬유보강 시멘트복합재 를 활용하여 새롭게 제안된 구조부재 형상의 성능을 검증하고자 하였다.

고성능 섬유보강 시멘트복합재의 역학적 성능평가를 통해 재료 모델을 새롭게 제안하고자 압축강도 시험, 1축 인장강도실험 및 1면 전단실험을 하였다. 그리고 부재의 곡선 및 비정형성을 표현하기 위한 성형성을 평가하기 위해 슬럼프 플로 실 험을 하였다. 국가별로 제시된 한국(K-UHPC)¹⁵, 일본(UFC)⁵⁶와 프랑스(HPFRC)⁵⁴에서 강섬유가 혼입된 콘크리트에 대한 재료 모델과 구조설계 및 해석 관계식을 분석한 후 이 연구에서 사용한 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 역학시험 및 실험결과를 근거로 압축, 인장과 전단응력에 대한 역학적 구성 관계를 정립하였다. 제안된 재 료 모델을 고려하여 고성능 섬유보강 시멘트복합재를 활용한 구조부재의 설계 강도 산정식, 비정형 단면 층상화 휨해석 및 3차원 비선형 솔리드 유한요소해석방법을 제시하였으며 해석결과를 통해 재료 모델의 신뢰성을 검증하고자 하였다.

건축구조부재 중 수평구조부재인 보를 대상으로 곡선 및 비정형 구조부재의 형 상기술을 제안하였다. 양단 지점의 상태에 따라 축의 직각 방향으로 작용하는 하중 을 지지하는 부재에 발생하는 휨 및 전단에 관한 구조 역학적 거동과 응력분포에 대해 분석하고 응력분포에 대한 형상 설계개념을 바탕으로 부재의 곡선 및 비정형 단면형상을 제시하였다. 또한, 보 부재가 휨에 지배적인 영향을 받는 경우와 전단 에 지배적인 영향을 받는 경우로 나누어 길이 방향에 대한 형상 및 설계방법을 제 안하였다.

개발된 곡선 및 비정형 구조부재의 성능검증을 위해 실험적·해석적 평가를 하 였다. 실험적 검증 및 평가를 위해 구조성능실험은 총 3번에 걸쳐 실행하였다. 먼 저 제안된 곡선 및 비정형 단면을 고려하여 실험체를 계획하였고 인장철근의 단면 적과 전단철근 유무에 변수를 두었으며 3점 하중재하실험을 통해 부재의 휨 및 전 단 성능을 평가하였다. 휨에 지배적인 곡선 및 비정형 솔리드 구조부재에 대한 성 능검증을 위해 부재의 형상에 변수를 두고 3점 하중재하실험을 진행하였다. 마지막 으로 전단에 지배적인 곡선 및 비정형 트러스 구조부재의 길이에 변수를 두고 성능 검증을 위해 4점 하중재하실험을 하였다. 이때, 곡선 및 비정형 콘크리트 부재를 제작하기 위해 <부록 A> 유리섬유를 활용한 비정형 거푸집과 <부록 B> 고무판을 활

용한 가변형 거푸집을 고안하였으며 이 기술을 사용하였다. 해석적 검증 및 평가를 위해 새롭게 제안된 설계 강도 산정식과 국가별로 제시한 설계강도추정식에 대한 계산 값을 비교하였고 비정형 단면 층상화 휨해석을 하였다. 또한, 3차원 솔리드 유한요소해석을 통해 제안된 해석방법에 따른 결과와 실험결과를 비교하였다. 최종 결론을 통해 곡선 및 비정형 구조부재의 실용화 가능성을 평가하고자 한다.

제2장 고성능 섬유보강 시멘트복합재 역학적 특성

일반 콘크리트의 압축강도 및 강성이 높아 내구성이 우수한 재료이다. 그러나 낮은 인장강도와 휨강도로 인해 국부적인 균열이 발생하며 에너지 흡수능력이 낮아 취성적 파괴가 발생한다. 이러한 기존 콘크리트의 단점을 개선하기 위해 강섬유를 혼입한 초고성능 콘크리트가 개발되었으며 이는 일반 콘크리트보다 강도가 향상된 고강도 콘크리트 이상으로 내구성이 향상됨을 의미한다. 강섬유를 골고루 분산시켜 혼입함으로 콘크리트의 인장강도, 전단강도 및 휨강도로 인해 국부적 균열을 제어 하고 에너지흡수능력을 높일 수 있고 고유동성으로 자기 충전성이 가능하여 다양한 구조적 형태나 형상으로 제작할 수 있다.

이 연구에서는 곡선 및 비정형 구조부재를 개발하기 위해 고성능 섬유보강 시 멘트복합재(HPC; High Performance Fiber Reinforced Cement Composite)를 활용하 였다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 역학실험을 통해 성능을 파악하였다. 고성 능 섬유보강 시멘트복합재를 활용한 구조부재에 대한 설계 및 해석을 위해 실험결 과를 분석하고 압축, 인장과 전단응력에 대한 역학적 구성 관계를 정립하였다.

제1절 재료특성 1. 프리믹싱 결합재

고성능 섬유보강 시멘트복합재는 물-결합재비가 0.2로 일반 콘크리트보다 매우 낮다. 구성 재료는 프리믹싱 결합재, 골재, 강섬유 및 화학혼화제 등으로 구성된 다. 프리믹싱 결합재는 시멘트, 지르코늄, 충전재, 팽창재를 사용하였다. 시멘트는 기본 결합재로서 재료의 확보가 쉽고 단가가 저렴한 1종 포틀랜드 시멘트를 사용하 였으며 사용된 시멘트에 대한 특성은 아래 [표 2.1]과 같으며 지르코늄 미분말, 충 전재와 CSA계 팽창재 특성은 [표 2.2], [표 2.3]과 [표 2.4]와 같이 나타내었다.

골재는 0.5mm 이하의 국내산 모래를 사용하였으며 굵은 골재를 사용하지 않았다.

밀도 (g/cm³)

화학적 구성 (%)

SiO2 SO3 AI2O3 CaO K2O F-CaO

2.98 3.80 28.66 13.55 51.35 0.56 16.02

[표 2.4] 팽창재 특성 밀도

(g/cm³)

화학적 구성 (%)

SiO₂ AI₂O₃ MgO CaO SO₃ Na₂O K₂O Fe₂O₃ Ig.loss 3.14 21.24 5.97 2.36 62.72 1.97 0.13 0.81 3.34 1.46 [표 2.1] 1종 포틀랜드 시멘트 특성

밀도 (g/cm³)

화학적 구성 (%)

SiO2 ZrO2 MgO Ig.loss

2.25 95.60 3.90 0.02 1.01

[표 2.2] 지르코늄 미분말 특성

밀도 (g/cm³)

화학적 구성 (%)

AI2O3 MgO CaO Fe2O3 SiO2 Ig.loss

2.61 0.15 0.004 0.03 0.01 99.3 0.01

[표 2.3] 충전재 특성

2. 강섬유

콘크리트에서 시멘트 매트릭스와 섬유 사이의 계면 특성과 부착 성능을 높이기 위해 섬유의 분산성 문제와 인장성능을 개선하고자 강섬유 사용하였다. 강섬유 형 상계수는 80으로 지름 0.2mm 및 길이 16mm인 강섬유와 형상계수가 100으로 지름 0.2mm 및 길이 20mm인 강섬유를 1:2의 비율로 혼입하였으며 강섬유의 탄성계수는 200GPa이고 인장강도는 2,700MPa로 직선형이다.

[그림 2.1] 강섬유

3. 혼화제

혼화제는 고성능 감수제, 수축 저감제와 소포제가 사용된다. 조기 강도 발현과 점성 증대를 위해 암갈색 액상으로 고형성분 30%의 폴리칸본산계 고성능 감수제를 사용하였다. 또한, 콘크리트에 사용되는 단위 수량을 감소시키기 위해 액상의 수축 저감제와 배합 시 공기량을 조절하기 위해 공기량 조절제를 추가로 사용하였다.

4. 배합

고성능 섬유보강 시멘트복합재 배합은 프리믹싱 결합재와 모래를 넣고 건비빔 을 약 10분 정도 실시한 후 배합수를 투입하고 약 8분간 비빔을 하였다. 이때, 배 합수에 고성능 감수제, 수축저감제와 공기량 조절제를 섞어서 넣었다. 마지막으로 배합된 강섬유를 투입하고 약 2분간 혼합한 후 공기량 조절을 위해 약 1분간 저속 으로 믹싱하고 배출하여 타설하였다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재 배합표는 [표

2.5]와 같이 구성되고 배합과정은 [그림 2.2]와 같다.

(a) 재료준비 (b) 건비빔 (c) 배합수

(d) 배합수 투입 (e) 강섬유 투입 (f) 배출

[그림 2.2] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 배합과정

W/B

단위 질량[kg/m³] 단위

수량

프리믹싱

결합재* 모래

강섬유 고성능

감수제

공기량 조절제 16

[mm]

20 [mm]

0.2 197.1 1,269.5 867.4 39 78 18.1 0.5

*프리믹싱결합재: 시멘트, 지르코늄, 충전재, 팽창재, 수축 저감제 프리믹싱

[표 2.5] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 배합표, 배합량 1,000L 기준

5. 슬럼프 플로 시험

고성능 섬유보강 시멘트복합재 유동성을 파악하기 위해 KS F 2594¹⁷에 따라 100×200×300mm 규격 슬럼프 콘을 이용하여 슬럼프 플로 시험을 하였다. 총 3층으 로 나누어 채우고 각 층마다 다짐봉으로 5회 다짐을 하였다. 고성능 섬유보강 시멘 트복합재를 슬럼프 콘 상단까지 채운 뒤 연직 방향으로 들어 올려 원형 모형으로 퍼지는 움직임을 보았다. 움직임이 멈춘 후 최대라고 생각되는 지름과 그와 직교한 방향 지름을 측정하였으며 슬럼프 플로 시험과정은 [그림 2.3]와 같다. [표 2.6]은 고성능 섬유보강 시멘트복합재 슬럼프 플로 시험결과를 나타내고 있다. 슬럼프 플 로 평균값은 735mm으로 측정되었으며, 이를 통해 고성능 섬유보강 시멘트복합재는

유동성이 높으며 자기충전용 조건에도 만족할 것으로 보인다.

(a) 슬럼프 콘 채움 (b) 연직 방향 들어 올림 (c) 원형 모형 퍼짐

(d) 측정 방법 (e) 지름 측정 (f) 직교 지름 측정

[그림 2.3] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 슬럼프 플로 시험

슬럼프콘 직경 원형 모형 지름 평균

[mm] _ [mm] _ [mm] _[mm]

200 740 730 735

[표 2.6] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 슬럼프 플로 시험결과

제2절 역학실험 1. 압축

고성능 섬유보강 시멘트복합재의 최대 압축강도를 측정하고자 KS F 2405¹⁸ 콘크 리트 압축강도 시험방법에 따랐다. 강도측정을 위해 KS F 2403¹⁶에 따라 지름 100mm이고 높이가 200mm인 원기둥 시험용 공시체를 [그림 2.4]와 같이 제작하였다.

[표 2.5]에 따라 초고강도 콘크리트를 배합하였으며 압축실험체 몰드에 타설 한 후 공시체는 상온 23~27℃에서 수중 양생하였다.

[그림 2.4] 압축강도시험용 공시체

고성능 섬유보강 시멘트복합재 공시체는 재령 14일과 28일의 압축강도를 측정 하였고 일반 콘크리트는 공시체는 재령 28일의 압축강도를 측정하였다. 공시체 최 대 압축강도를 평가하기 위해 [그림 2.5]과 같이 KS B 5533¹⁹ 인증제품인 유압 전 동식시험기를 이용하여 제작된 공시체 물리적 시험을 하였다. 측정시험 전에 공시 체 하중이 가압 되는 면을 평평하게 연마 가공하였으며 고성능 섬유보강 시멘트복 합재 취성파괴로 인한 파편 날림을 사전에 방지하고자 투명 비닐로 공시체 전체를 감쌌다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 공시체 압축파괴양상은 [그림 2.6]과 같다.

(a) 압축강도시험 예시 (b) 압축강도시험 실시

[그림 2.5] 공시체 압축강도 시험방법

(a) 고성능 섬유보강 시멘트복합재 공시체 압축파괴양상

(b) 일반 콘크리트 공시체 압축파괴양상 [그림 2.6] 공시체 압축파괴양상

압축강도 시험결과 재령 14일 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 평균 압축강도 는 126.88MPa이고 재령 28일 평균 압축강도는 133.18MPa이 측정되었다. 또한, 재령 28일 일반 콘크리트의 평균 압축강도는 34.07MPa으로 초고강도 콘크리트는 약 3.9 배 이상의 성능이 나타났다. [그림 2.7]와 [표 2.7]은 고성능 섬유보강 시멘트복합 재와 일반 콘크리트 압축강도 측정결과를 보여주고 있으며 [표 2.8]는 평균압축강 도를 나타낸다.

HPC; High Performance Fiber Reinforced Cement Composite Normal Concrete, 일반 콘크리트

[그림 2.7] 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 압축강도 측정결과

고성능 섬유보강 시멘트복합재 일반 콘크리트 재령 14일

압축강도 [MPa]

재령 28일 압축강도 [MPa]

재령 28일 압축강도 [MPa]

1 120.92 125.62 33.18

2 122.47 126.08 33.43

3 122.93 126.41 34.05

4 123.11 128.79 34.07

5 124.30 130.00 34.22

6 125.80 130.46 34.48

7 126.30 135.13 35.08

8 126.77 135.23 -

9 129.09 136.78 -

10 130.67 140.30 -

11 131.44 140.53 -

12 138.80 142.82 -

[표 2.7] 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 압축강도 측정결과

평균압축강도[MPa] 재령 14일 재령 28일

고성능 섬유보강

시멘트복합재 126.88 133.18

일반 콘크리트 - 34.07

[표 2.8] 고성능 섬유보강 시멘트복합재와 일반 콘크리트 평균압축강도

2. 인장

고성능 섬유보강 시멘트복합재의 1축 인장성능을 평가하고자 직접인장실험을 하였다. 강도측정을 위해 [그림 2.8]과 같이 아령형 또는 뼈다귀형 실험체를 제작 하였고 초고강도 콘크리트 배합 및 양생 조건은 압축강도 측정을 위한 공시체 제작

방법과 같다. 인장 실험체의 인장강도를 측정하기 위해 [그림 2.9]와 같이 20t 용 량 UTM을 사용하여 하중을 가하여 5개 실험체에 물리적 실험을 하였다. 또한, 실험 체 좌우 대칭 부에 25mm 변위계(LVDT)를 설치하여 실시간 변위를 측정하였다. 이렇 게 측정된 하중과 변위를 인장강도와 인장변형률로 환산하였다. [그림 2.10]은 고 성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 인장강도와 인장변형률 관계 곡선을 나타내며 [표 2.9]는 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 직접인장강도-변형률 측정결과이다. 고 성능 섬유보강 시멘트복합재의 1축 평균 직접 인장강도와 평균변형률은 [표 2.10]

과 같다. 최초인장균열 일어나기까지 탄성 거동구간이 나타났으며 이후 선형적으로 최대인장강도에 도달하였다. 이때 측정된 최대인장강도는 낮게는 9.67MPa에서 높게 는 12.30MPa이고 변형률은 낮게는 0.25%에서 크게는 0.44%가 발현되었다. 최대인장 강도에 도달한 이후에는 변형연화거동이 나타나면서 최대변형률은 8.72%가 나타났 고 최대평균변형률은 7.8%로 측정되었다. 이는 일반 콘크리트 인장변형률 1/10¹²에 비해 87.2배 인장 변형성능이 확보됨을 알 수 있다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재 의 1축 직접인장실험체 인장파괴양상은 [그림 2.11]과 같다. 인장실험체는 초기균 열 이후 미세한 다수균열이 발생하였으며 실험체의 균열에 응력이 집중되어 균열폭 이 커지면서 최종파괴에 도달하였다. 균열강도 이후 섬유의 가교작용으로 인해 응 력재분배가 일어나면서 육안으로 보이는 균열이 발생하더라도 변형연화거동과 다중 미세균열로 인해 성능이 향상된 것으로 판단된다.

[그림 2.8] 1축 직접인장실험체

(a) 1축 직접인장실험 예시 (a) 1축 직접인장실험 실시 [그림 2.9] 1축 직접인장 실험방법

[그림 2.10] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 직접인장강도-변형률 관계 곡선

최대인장강도 최대변형률 인장강도 [MPa] 변형률 [%] [%]

1 9.67 0.25 8.00

2 10.30 0.31 8.25

3 10.96 0.34 7.28

4 11.61 0.38 6.73

5 12.30 0.44 8.72

[표 2.9] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 직접인장강도-변형률 측정결과

최대 평균인장강도 최대 평균변형률

인장강도 [MPa] 변형률 [%] [%]

평균값 10.97 0.34 7.8

[표 2.10] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1축 평균직접인장강도-변형률

(a) HPC-1

(b) HPC-2

(C) HPC-3

(d) HPC-4

3. 전단

고성능 섬유보강 시멘트복합재의 전단성능을 평가하고자 1면 전단강도실험을 하였다. 강도측정을 위해 [그림 2.12]와 같이 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 전 단실험체를 계획하였으며 대조군으로 일반 콘크리트와 보강용 섬유 중 백트란 섬유 를 혼입한 콘크리트 전단실험체를 함께 제작하였다. 초고강도 콘크리트 배합 및 양 생 조건은 압축강도 시험체 제작 방법과 같다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재 전단 실험체는 재령 14일, 28일과 대조군은 재령 28일의 전단강도를 측정하였다. 1면 전 단강도실험을 위해 [그림 2.13]와 같이 100t 용량 UTM을 사용하여 실험체에 물리적 실험을 하였다. 측정된 최대 하중을 전단면에서 전단강도로 환산하여 [그림 2.14]

및 [표 2.11]은 실험체별 1면 최대전단강도를 보여준다. [표 2.12]는 재령 14일과 28일 고성능 섬유보강 시멘트복합재, 재령 28일 백트란 섬유를 혼입한 콘크리트와 일반 콘크리트의 1면 평균전단강도를 보여준다. 전단강도실험결과 재령 14일 고성 능 섬유보강 시멘트복합재의 1면 평균전단강도는 27.46MPa이고 재령 28일 1면 평균 전단강도는 31.62MPa으로 재령 14일 평균전단강도보다 약 15.15% 높은 전단강도가 측정되었다. 또한, 재령 28일 일반 콘크리트의 1면 평균전단강도는 5.04MPa이고 백 트란 섬유를 혼입한 콘크리트의 1면 평균전단강도는 15.14MPa이 나타났다. 고성능 섬유보강 시멘트복합재의 재령 28일 1면 평균전단강도는 일반 콘크리트보다 약 6배 높으며 백트란 섬유를 혼입한 콘크리트보다 약 2배 높은 전단강도가 평가되었다.

고성능 섬유보강 시멘트복합재의 1면 전단실험체 전단파괴양상은 [그림 2.15]와 같 다. 실험체 전부가 전단균열을 유도한 단면에서 전단균열이 발생하여 최종파괴에 이르렀다.

[그림 2.12] 1면 전단실험체

(a) 1면 전단강도실험 예시 (b) 1면 전단강도실험 실시

[그림 2.13] 1면 전단강도 실험방법

[그림 2.14] 1면 전단실험체 전단강도 측정결과

최대전단강도 [MPa]

재령 14일 재령 28일

1 25.28 30.91

2 26.66 31.31

3 27.16 31.50

4 27.91 32.77

5 30.30 -

[표 2.11] 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1면 전단강도 측정결과

평균전단강도[MPa] 재령 14일 재령 28일

고성능 섬유보강

시멘트복합재 ^{27.46 31.62}

백트란 콘크리트 - 15.14

[표 2.12] 고성능 섬유보강 시멘트복합재, 백트란 콘크리트, 일반 콘크리트 1면 평 균전단강도

(a) 재령 14일, 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1면 전단실험체

-

(b) 재령 28일, 고성능 섬유보강 시멘트복합재 1면 전단실험체 [그림 2.15] 1면 전단실험체 전단파괴양상

제3절 강섬유 보강 콘크리트 재료 모델 1. 국내 K-UHPC

가. 설계 응력-변형률 관계

한국건설기술연구원(2012)에서 개발한 국내형 초고성능 콘크리트를 이용한

“초고성능 콘크리트 K-UHPC구조설계지침¹⁵”을 제시하였다. 이 지침서에 따르면 K-UHPC 응력-변형률 곡선은 시험에 의해 결정하거나 [그림 2.16]과 같이 모델화된 응력-변형률 곡선을 사용한다. 휨 모멘트 및 휨 모멘트와 축 압축력을 동시에 받는 부재 극한상태에서의 단면 내력 검토에서는 [그림 2.16(a)] 및 [그림 2.16(b)]과 같은 압축응력-변형률 관계 및 인장응력-변형률 관계 곡선을 이용할 수 있으며 K-UHPC 압축연단 극한변형률이 0.004에 도달 하였을 때 균형 변형률 상태에 있다고 본다. 설계압축강도 _는 K-UHPC 압축강도 특성값 _과 관계하여 [식 2.1]에 의해 산정된다. 이 경우 재료저감계수_는 0.91로 하고 부재 내력으로부터 역산된 강도 와 시험체 강도 차이를 고려하여 압축강도 특성값에 대해 0.85배 값을 적용하도록 한다. 이때 변형률은 [식 2.2]에 따라 계산된다. 여기서, K-UHPC와 이 연구에서 새 롭게 제시한 HPC의 응력-변형률에 대한 재료저감계수는 [표 2.14]와 같이 나타내었 다.

_ __ [식 2.1]

여기서, ^ : 재료 저감 계수, 0.91

_



__

[식 2.2]

여기서,  : K-UHPC 탄성계수

실험에 의해 값을 정하지 않은 경우 4.5×10⁴ MPa (180MPa 기준)

K-UHPC 인장거동은 직접인장시험을 통한 실험 근거에 의해 정리되었다. 인장강 도가 발휘하는 순간 균열폭 _는 0.3mm이고 인장응력이 더 이상 존재하지 않는 상 태에서 균열폭 _lim은 5.3mm로 결정하였으며 K-UHPC 균열발생강도 특성값 _{ } 및 인장강도 특성값 _은 각각 9.8MPa 및 13MPa을 사용한다. 설계균열발생강도 _{ }은

[식 2.3]에 따라 계산되고 설계인장강도 특성값 _은 [식 2.4]에 의해 산정된다.

균열발생강도에서 변형률 _, 최대인장강도에서 변형률 _ 및 극한상태에서 인장 변형률 _lim은 [식 2.5],[식 2.6] 및 [식 2.7]에서 구한다.

(a) 압축응력-변형률 관계 (b) 인장응력-변형률 관계

[그림 2.16] K-UHPC 모델화한 응력-변형률 관계 곡선

_{ } __{ } [식 2.3]

_ __ [식 2.4]

여기서, ^ : 재료저감계수, 0.80

_



__{ }

[식 2.5]

_  _

__{ }

 _{ }

_

[식 2.6]

_lim _

__{ }

 _{ }

_lim

[식 2.7]

여기서,  : 등가검장, 인장 연화곡선을 보 높이를 고려하여 인장 응력-변형률 곡선으로 바꾸기 위해서 사용하는 값