1. 서 론
콘크리트 구조물이 적층되는 경우 구콘크리트와 신콘크리트가 만나 면을 형성하는데 도로상에서는 대표적으로 중앙분리대 하면과 사전 타설된 기초콘크리트가
이루는 면을 예로 들 수 있다. 보통 이러한 면의 부착강도와 마찰계수 등을 고려하고 이에 대한 설계를 수행하게 된다. 예를 들어 콘크리트구조기준(Concrete
Design Code 2012)과 도로교설계기준(Bridge Design Code 2016)에서는 바닥콘크리트 면과 기초콘크리트 간 부착강도와 마찰계수를
주어 설계에 활용하도록 하고 있다.
이와 유사하게 3D 프린팅 기술로 축조된 구조물의 형태도 접합면을 가지고 있는데 전체적인 형상은 Fig. 1에서와 같다. 이 경우에도 신콘크리트와
구콘크리트가 만나 접합면을 이룬다. 중앙분리대와 같은 토목공사에서 발생하는 일반적인 접합면의 경우 구콘크리트가 완전히 경화가 된 이후 신콘크리트가
놓이게 되면서 접합면이 형성되지만 3D 프린팅으로 축조될 경우 구콘크리트(이전 레이어)와 신콘크리트(새롭게 축조되는 레이어)는 모두 경화이전의 상태이다.
따라서 일반적인 접합면과는 다르게 부착강도가 상대적으로 높을 것이며 일반 콘크리트에서와 같이 접합면에 골재가 관여하지 않으므로 파괴에너지도 일반 콘크리트와
비교해서 낮은 성능을 보인다. 이러한 접합면의 상태는 구체적으로는 환경조건에 영향을 받는다. 콘크리트의 점성, 기존 레이어가 새로운 레이어를 만나
부착되는데 발생하는 소요 시간, 그리고 상부 자중 효과 등이 복합적으로 작용하여 접합부의 물성을 결정한다. 2차적으로는 습도와 온도 그리고 크리프와
건조수축 등에 의해 발생하는 균열 형성단계도 일체화된 콘크리트와는 매우 다르다. 이러한 접합면을 가진 구조물은 기본적으로 Fig. 2에서 보는 바와
같이 보통 균질(Homogeneous)로 가정하는 일반콘크리트 구조물과는 다른 직교 이방성(Orthotropic)의 구조물로 고려될 수 있다. 그러나
레이어 접합면의 저감된 물성치(파괴에너지, 부착강도 등)는 설계절차에서 쉽게 고려될 수 없으므로 시공 시 접합면에 문제가 발생하지 않도록 일체성을
고려한 적층계획이 수행되어야 한다. 이러한 접합면을 가지고 있는 콘크리트 구조물 중 대표적으로 3D 프린팅 기술로 축조된 구조물(Fig. 1)을 들
수 있다. 최근 3D 프린팅 기술의 활용이 확대되고 있는 추세인데 최초로 3D 프린팅 기술은 파우더 형태의 수지, 금속 등의 재료를 가공하여 3차원
입체형상을 생산할 때 설계 데이터를 이용하는 방법으로 발전이 이루어져 왔다. 이는 기존 가공방법인 절삭가공과는 반대의 개념이다. 이러한 3D 프린트
적층가공 산업은 폴리머, 금속, 종이, 식재료 등의 순으로 그 활용범위가 매우 넓어지고 있다(Kwak et al. 2013). 한편 건설 산업에서는
건설 형상의 크기가 타 산업 대비 대형이며 공장에서 생성되는 요소의 비율이 매우 낮은 점(자동화가 아닌 다양한 부품 및 자재의 조합 형태임), 건설을
위해 3D 프린팅 자동화 장비를 들이는데 필요한 막대한 자금 등으로 인하여 3D 프린팅 기술의 적용이 용이하지 않은 면이 있었다. 한편 현재의 건설
시공방식이 가지고 있는 낮은 노동효율성 및 높은 사고율(인명피해 등), 건설현장을 관리하고 감독하기 위한 많은 노동력 등의 단점을 3D 프린팅 기술로
적절히 해소가 가능할 것으로 기대되고 있다(Khoshnevis 2004). 대규모 토목 구조물의 적용에는 이러한 3D 프린팅 기술의 보다 많은 진보가
필요하겠으나 주택이나 심미적 구조물의 축조 등 중소형 구조물에 콘크리트 재료를 사용한 3D 프린팅 기술은 이미 활용되고 있으며 그 전망이 밝다고 할
수 있다.
Fig. 1
3D printing technique using concrete material (Buren 2014, Gupta 2016)
Fig. 2
Normal concrete of homogeneous material and 3D stacking structure concrete of orthotropic
material
3D 프린팅 적층기술은 Lee et al.(2015)에 따르면 압출(Extrusion)이나 분사(Jetting) 등의 방법을 사용하는데 콘크리트 구조물을
축조하기 위한 3D 프린팅 기술을 상세하게 검토해 보면 Fig. 1에 보이는 것과 같이 노즐에서 압출되어 나오는 레이어를 차례로 쌓아올리는 형태로
적용이 된다. 따라서 FDM(Fused Deposition Modeling)으로 구분 될 수 있으나 Lee et al.(2015)에서 정의된 바와
같이 FDM이 가는 실의 형태의 열가소성 물질을 사용할 경우로 한정된다면 3D 프린팅 기술로 축조된 콘크리트 구조물은 FDM과는 구분될 필요가 있다.
본 연구에서는 전술한 바와 같이 압출에 의해 형성된 경화이전의 두 콘크리트 레이어 접합면의 파괴에너지 저감 여부를 확인하는데 주안점을 두고 연구를
수행하였다. 환경조건에 따른 콘크리트 레이어의 접합면의 부착강도(Splitting tensile strength)를 분석하고 파괴에너지(Fracture
toughness) 변화를 콘크리트 파괴역학에 근거한 저속 Crack Mouth Opening Displacement(CMOD) Closed Loop
실험을 통하여 확인하여 그 결과를 제시하였다. 3D 프린팅으로 축조된 콘크리트 구조물은 Fig. 1과 같이 다수의 접합면을 가지고 있는 구조이므로
접합면 물성치에 크게 영향을 받을 것이다. 본 연구는 이러한 접합면을 가진 적층 콘크리트 구조의 구조성능 평가 예측 시 유용하게 활용이 될 수 있도록
접합면의 저감된 성능을 파괴에너지와 부착강도 추정을 통해 확인하는데 목표를 두고 연구를 수행하였다.
2. 실험방법
2.1 시험체 형상 및 실험 조건
본 연구에서는 3D 프린팅 시공조건과 유사한 접합면을 시험체에 부여하기 위한 실험계획을 수립하였다. 간접적인 방법으로 3D 프린팅 시공조건과 유사한
시험체를 제작한 과정을 2.3장에 상세하게 기술하였다.
사용된 콘크리트는 기본적으로 3D 프린트 시공에 사용가능한 배합연구를 수행하였던 Zeina et al.(2015) 에서 제시한 배합설계를 따랐으며
본 연구에 활용된 콘크리트는 슬럼프는 130 mm로 측정(목표: 100 mm)되었으며 28일 평균압축강도 31.85 MPa, 공기량 4 %, 최대골재치수는
25 mm이다. 동일한 배치 콘크리트를 사용하여 총 8종류의 환경조건에 의한 실험을 수행하고 환경조건에 따른 파괴에너지의 변화를 관찰하였다. 파괴에너지의
최종 형태인 이중선형 연화곡선(응력-균열폭)의 최대부착응력을 추정하기 위해서는 콘크리트의 부착강도도 필요하다. 환경조건은 자중의 영향과 적층에 소요된
시간으로 분류하였으며 기타 조건은 모두 동일하다.
파괴에너지를 추정하기 위한 3점 휨 시험 그리고 부착강도를 추정하기 위한 쪼갬 인장시험과 압축강도 시험을 수행하였다. 쪼갬 인장시험과 압축강도시험은
모두 10 cm 지름의 일반적인 공시체를 활용하였으며 3점 휨 시험은 150 mm의 정사각형 단면에 450 mm의 지간을 가지는 시편을 사용하였다.
균열이 중앙에 발생하도록 유도하기 위하여 보 높이의 1/3에 해당되는 notch를 Fig. 3과 같이 고려하여 실험을 수행하였다.
Fig. 3
Dimension of notched beam
이러한 3점 휨 시험은 콘크리트 파괴에너지를 측정하기 위한 실험방법(RILEM, ACI, ASTM)이다. 일반적으로 재료의 인장 특성을 확인하기 위해서는
직접인장실험을 수행하여야 하나 콘크리트의 특성상 인장시험 중 의도치 않은 휨 인장이 발생할 수 있으므로 보다 안정적인 실험을 위해 3점 휨 시험을
수행하였다. 이 3점 휨 시험을 통한 콘크리트 파괴에너지 추정 방법은 ACI 446 위원회와 RILEM에서 많은 논의과정을 거쳐 의견이 모아지고 있다.
2.2 파괴에너지 측정을 위한 실험 이론
모든 실험 과정은 ACI 446 기술위원회에서 2009년 초안으로 작성된 a draft ASTM test standard(ACI 446 2009)
for the fracture toughness와 RILEM(2007)에서 제시된 방법을 따랐다. 시험 중 동적인 영향으로 균열이 진전되는 영향을
최소화 한 준정적 시험을 수행하기 위하여 저속 시험을 사용하여야 하며 draft ASTM(2009)에서는 3점 휨 시험 하부 중앙 notch의 균열
폭(CMOD) 증가 속도에 따른 시험을 수행하도록 하고 있다. CMOD 속도(rate)는 정해진 값으로 제시되어 있지 않으며 최대 하중에 도달하기까지
3분에서 5분이 소요되었을 때의 CMOD 속도를 실험 전체에 적용하도록 하고 있다. 이러한 기준에 따라 본 실험에서 계산된 적정 CMOD 제어속도는
0.0003 mm/sec이다. 이러한 속도로 적어도 CMOD가 2.0 mm를 초과할 때 까지 시험을 지속해야 하며 이후 파괴에너지는 2.0 mm에서의
하중-CMOD의 기울기에 따라 추정할 수 있도록 Fig. 5와 같이 제시하고 있다.
여기서 WF는 총 에너지, WFM은 2 mm까지 측정된 에너지, A는 꼬리상수 값(Far tail constant), δR은 그림과 같이 종료된 시점에서의 변위값, δA는 파괴에너지 실험 중 상승구간의 커브가 하중(P1)이 0인 x 축과 만나는 CMOD 값(mm)을 나타낸다.
Fig. 4와 같이 지렛대의 원리를 이용한 고정하중이 시편에 전달되고 있으므로 2 mm 변위에서도 하중은 고정하중으로부터 전달되는 일정한 상향력을
포함하고 있다. 따라서 이러한 상향력을 상쇄시키기 위해 전체 그래프를 Fig. 5처럼 시험이 종료된 시점에서 하중이 0이 될 수 있도록 offset
시켜야 한다. 이 과정에서 δA값을 확인 할 수 있다. 2 mm 시험 종료 시점 이후에도 그래프는 점근적(Asymptotically)으로 감소하므로 잔여 파괴에너지는 여전히 시편에
남아 있으며 이러한 잔여 파괴에너지는 실험을 통한 측정보다는 Fig. 5에 제시된 식으로 추정한다. 시험 조건의 특성상 하중은 점근적으로 감소하므로
완전한 영하중(0kN) 상태까지는 시험을 수행할 수 없으며 따라서 일정한 시점에서 시험은 종료되어야 한다. ACI 446 기술위원회에서 제시한 값은
2 mm이다. Lee and Lopez(2014)에 의하면 종료된 시점(2 mm, 3 mm, 4 mm, 5 mm)에 따른 파괴에너지 값에 차이를 보이는
것을 보였다. 따라서 이에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 예상되며 본 연구에서는 ACI 446 기술위원회에서 제시한 추천값 2 mm를 실험 평가에
활용하였다.
Fig. 4
Three-point bending test set-up
Fig. 5
Measured and total works of fracture energy
Fig. 5의 꼬리상수 값(Far tail constant, A)은 전술한 바와 같이 시험 종료시점 이후의 잔여파괴에너지를 예측하기 위하여 산정되는
값으로 아래의 식(ACI 446 2009)으로 계산된다.
(1)
여기서 P1은 전술한 바와 같이 기존 측정된 하중 값에서 잔류하중을 제한 값으로 나타내며 P1하중의 최대값(P1max)은 Fig. 5에 나타내었다. P1과 X에 대한 그래프를 나타내고 X에 대한 2차식으로 식 (1)과 같이 나타내어 A값을 추정한다. X에 대한 정의는 Fig. 5의 x축에 제시되어
있다. 이때 그래프에 그려지는 영역은 전체 곡선 중 최대하중(P1max)의 5 % 미만의 데이터만을 활용하며 따라서 본 연구에서는 이를 꼬리상수라고 명하였으며 미국 ACI 446기술위원회는 Far tail constant로
명한다. X는 CMOD값 자승의 역수로 이는 하중 P1과 일정한 상수 A로 관계될 수 있는데 Petersson(1981)에서 최초로 하중(P)-변위(u) 그래프가 u–2에 따라 점근적으로 감소함을 보인 연구결과를 토대로 구성된 식이다. Petersson(1981)은 강체의 동적 영향을 무시한 평형식(Kinematic
equilibrium)으로부터 하중은 변위의 자승에 반비례함을 아래 식과 같이 제시하였다.
(2)
여기서 P는 하중, b는 시험체의 폭, s는 지간거리, u는 변위(처짐량), GF는 파괴에너지, 는 에너지 그래프 연화곡선의 무게중심(Center of gravity)의 x축 좌표를 뜻한다.
이렇게 1차식으로 A값을 선형적으로 유추할 수도 있으나 ACI draft(2007)에서는 2차식으로 A값을 추정하도록 하고 있다. 위 그림은 A값을
추정하기 위하여 사용된 그래프이다. 위 그래프에서 WM은 측정된 CMOD값(mm)이며 WMR은 시험이 종료되었을 때 측정된 CMOD값(mm)이다. WMA는 증가하는 곡선에 속한 P1값 중 0인 값에 대한 CMOD값(mm)을 나타내며 이를 이용하여 P1과 X값을 그래프에 도시하면 Fig. 6과 같이 나타낼 수 있다.
Fig. 6
Estimation of far tail constant, A
Fig. 6은 실험을 통해 얻은 한 예를 보이고 있다. 이 경우 꼬리상수(A)는 1241(N-mm2)에 해당된다. 추정된 A값을 Fig. 5에 제시된 식에 대입하여 측정된 에너지(WFM)에 추정된 잔여 에너지가 더해진 총 에너지(Total Energy, WF)를 측정하게 된다.
본 연구에서는 1개 시험체의 완전한 파괴에너지 측정(최소 CMOD 2 mm)을 위해 약 3시간에서 4시간이 소요되는 것으로 확인되었다. 상세한 시험방법,
시험방법에 대한 논의내용 및 결론 그리고 관련 이론은 다음의 연구를 통해 보다 상세하게 확인할 수 있다(Maturana et al.(1990), Guinea
et al.(1994), Planas et al.(1999), Kitsutaka et al.(1998), Elices et al.(2002), RILEM(2007),
ACI 446(2009), CEB-FIP(2010), Gerstle(2010), Lee and Lopez(2014)). 기본적인 이론은 Hillerborg(1979)의
이론을 발전시킨 Planas et al.(1999)와 Guinea et al.(1994) 에 의해서 제시되었다.
3점 휨 시험과 쪼갬 인장시험을 통해 측정된 값은 최종적으로 공학적인 목적으로 활용되기 유용한 2중 선형 연화 응력-균열폭의 관계로 Fig. 7과
같이 결정된다. 위 그래프에서 ft는 쪼갬인장시험을 통해 추정할 수 있으며 이후 꺾인점(Kink point)과 응력이 사라지는 순간의 균열폭(wc)은 전술한 3점 휨시험을 통해 결정된다. Gerstle(2010)에 의하면 본 연구에서 사용된 크기의 시편과 전술한 실험과정에 따를 경우 크기효과가
포함되지 않은 순수한 실험결과를 얻을 수 있다고 설명한다.
Fig. 7
Bilinear approximation of the softening curve (Coronado and Lopez 2008)
이러한 실험방법과 이론을 바탕으로 본 연구에서는 다양한 환경조건에 3D 프린팅 기술로 축조된 레이어 접합면의 파괴에너지와 최종 이중선형곡선의 변화에
대해서 분석하였다.
2.3 파괴에너지 측정 실험계획 및 장비
본 연구에서는 초 저속 CMOD 제어 시험이 수행될 수 있도록 고 정밀 clip-on-gage(Epsilon 3541-005M-100M-ST)를 사용하였다.
이 측정 장치는 1.5µm의 해상도(Resolution)와 총 10 mm 동안 최대 0.064 % 비선형성을 가지고 있는 고정밀의 측정 장치이다.
사용된 장비의 로드셀(Load cell)은 기존 1000kN의 로드셀을 Instron에서 제작한 최대 50kN의 소형 로드셀로 교체하여 하중이 최대하중의
20 %(5∼10kN)범위에서 측정될 수 있도록 하중측정의 정밀성을 높였다. 사용된 가력장치는 JKS사의 고성능 유압장치로 본 연구를 위하여 정밀한
제어가 가능하도록 1 GPM(4LPM)의 소형 Servo valve로 교체하였으며 CMOD의 신호를 외부 신호로 입력받아 처리하기 위하여 장비 컨트롤러에
연결할 수 있도록 추가적인 내부 알고리듬 설계를 수행하여 실험을 수행하였다. 이와 같이 CMOD제어 실험은 특수한 실험셋업의 준비과정과 실제 실험수행을
위한 조정과정이 길어 많은 시간과 인력이 소요되며 정밀한 실험 결과를 위해 다양한 실험을 통한 장비의 보정(Calibration) 과정이 필요하다.
한편 대부분의 유압장비에 포함(Built-in 기능)되어 있는 간단한 Stroke 제어로도 최종 파괴에너지의 측정의 신뢰성이 있다는 연구결과(Lee
and Lopez 2014)도 있으니 장비에 기본적으로 내장되어 있는 Stroke 제어로 실험을 수행할 경우 이러한 장비 구축 및 실혐을 효율적으로
수행할 수 있다고 판단된다. 다만 본 연구에서는 효율성 보다는 신뢰성 있는 실험결과를 위해 모든 실험을 stroke 제어가 아닌 ACI 446 위원회에서
제시하는 저속 CMOD제어를 통해 수행하였다.
2.3.1 자중에 대한 실험계획
기존 레이어 상부에 콘크리트를 적층할 경우 상부 레이어가 하부 레이어에 자중으로 영향을 줄 것이다. 따라서 파괴면을 중앙으로 설정하고 Fig. 8과
같이 굳은 콘크리트를 자중의 역할을 하도록 굳기 전 콘크리트 폼에 적층하여 양생 중 자중이 가해지도록 하였다. 자중이 가해진 시편은 상부 콘크리트가
Fig. 8과 같이 더해진 경우이며 자중이 없는 시편은 상부 굳은 콘크리트가 없는 경우이다. 따라서 자중 시편은 비 자중 시편의 2배의 자중이 가해진
경우를 나타낸다. 시편에 가해진 자중의 무게는 시편 무게의 1/2인 약 11.1kg로 전달되는 응력은 0.014 mPa이다.
Fig. 8
Effect of accumulated dead load on interface
2.3.2 적층 소요시간에 따른 실험계획
적층 소요시간의 영향을 확인하기 위하여 Fig. 9에서와 같이 내부에 박판(notch plate, removing plate)을 먼저 두어 인위적으로
콘크리트 타설시 두 면이 접하지 않도록 하였으며 0분, 15분, 30분, 60분 시간경과에 따라 박판(removing plate)을 제거하여 적층된
콘크리트 구조물 면에 형성되는 접합면을 모사하였다. 이처럼 박판을 제거하면서 형성되는 골재의 간섭이 없는 평평한 면은 3D 프린팅 노즐을 통과하여
압출 형성되는 콘크리트의 레이어와 유사할 것으로 사료된다. 그러나 notch 플레이트(notch plate)는 콘크리트가 충분히 굳을 때까지 유지시킨
이후(48시간) 제거하였다.
Fig. 9
Formations of interface at different times
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Table 1 Table of test plan
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또한 실제 3D 프린팅 기술로 콘크리트 구조물을 축조한 경우에도 단일 레이어가 형성된 이후 노출된 상태로 경화가 진행된 이후 새로운 콘크리트 레이어와
접합면을 형성할 것이므로 제작된 시편은 실제 3D 프린팅에 의한 시공상태를 최대한 유사하게 재현한 접합면을 형성하고 있는 것으로 볼 수 있다. 다만
3D 프린팅으로 시공 시 기존 레이어가 새로운 레이어를 만나기까지 대기와의 노출에 따른 표면 경화는 내부의 경화보다 빠를 수 있어 이에 대한 차이는
있다고 사료된다.
이러한 실험조건에 따른 시험체의 종류는 다음 Table 1에 정리하였다. 자중의 영향을 받은 시편은 D계열로, 자중 영향을 받지 않은 시편은 N계열로
명하였으며, 적층소요시간을 고려하기 위한 박판제거시간도 0분, 15분, 30분, 60분으로 분류하여 실험을 수행하였다. 파괴에너지의 측정을 위해서는
Fig. 10과 같이 쪼갬 인장시험도 동일한 재령에서 함께 진행되어야 한다. 따라서 Ø100×200 mm의 공시체를 ASTM C496(2004)에
따라 수행하였으며 측정결과를 Reinhardt et al.(1986) 및 Rocco et al.(2001)의 연구내용을 참고하여 결과값을 정리하였다.
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Table 2 Table of splitting tensile strength test plan
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Fig. 10
Three steps for applying accumulated dead load on the specimen of splitting tensile
tests
쪼갬 인장시험도 파괴에너지 측정 시편과 유사한 조건(상부 하중, 적층시간)으로 Table 2와 같이 자중의 개수(굳기 전 콘크리트 실린더에 굳은 콘크리트
실린더를 상재한 수)와 박판제거시간의 변수를 두어 총 16종류의 공시체를 제작, 시험하였다. Fig. 10에서 보는 것과 같이, 자중의 전달경로가
파괴에너지 시험체 전달경로와는 다르게 쪼갬 인장 시험체에서 자중의 방향이 접합면과 수직이므로 콘크리트가 굳기 전 상재하중이 100 % 전달되었다고
보기 어렵다. 실제 자중에 의해 발생하는 콘크리트의 측압은 골재 맞물림, 틱소트로피(thixotropy)현상 등으로 정수압 보다 낮은 압력을 나타낸다(Kim
et al. 2013). 다만 시편의 높이가 20cm이며 3개의 시편을 상재한 경우 60cm에 해당되는 콘크리트의 자중(응력: 0.013 MPa)이
전달되므로 굳기 전 콘크리트가 받은 자중의 효과는 상재하중으로 고려될 수 있다.
3. 실험 결과 및 고찰
앞에서 제시한 실험방법들을 토대로 다양한 환경조건에 따른 콘크리트 레이어 접합면의 이중선형 응력-균열폭 관계를 평가하였다. 최종 응력-균열폭 관계(stress-crack
opening bilinear curve under the mode I direction)를 산정하기 위해 쪼갬 인장시험과 3점 파괴에너지 측정시험을
수행하였으며 그 결과를 다음과 같이 정리하였다.
3.1 쪼갬인장시험 결과(ASTM C496 2005)
자중 고려 개수에 따른 쪼갬인장강도 시험 결과는 Fig. 11과 같다. 시편 전체로 보았을 때 강도는 최대 2.43 MPa에서 최소 1.13 MPa로
나타났고, 자중을 고려한 개수가 3개(0.2 MPa), 2개(0.15 mPa), 1개(0.1 MPa), 0개(0.05 MPa)일 경우의 평균 쪼갬인장강도는
각각 2.08 MPa, 2.05 MPa, 2.09 MPa, 1.64 MPa 로서, 자중의 정도에 따른 접합면 쪼갬인장강도는 뚜렷한 경향성을 보이지
않았다. 다만 자중을 전혀 고려하지 않았을 때 약 0.4 mPa 만큼 급격히 평균 쪼갬 인장강도가 감소함을 볼 수 있었다. 따라서 레이어가 점차 적층됨에
따라 자중이 접합면 부착성능에 영향을 주고 있다고 평가할 수 있으나 정확한 상재하중에 따른 접합면에 미치는 응력은 보다 상세한 Rheology 기반의
분석이 필요하며 본 실험에서는 상재하중의 정도(0.1 mPa, 0.15 mPa, 0.2 mPa)에 따른 경향성은 없는 것으로 나타났다.
Fig. 11
Results of tensile strength depending on dead load
박판 제거시간에 따라 분류한 쪼갬 인장강도의 결과는 Fig. 12에 나타내었다. 박판 제거시간이 0분인 시편에서 평균 인장강도가 2.23 mPa이고,
박판 제거시간이 60분인 시편에서는 1.46 mPa로 확인되었다. 모든 실험결과를 놓고 분석해 볼 때에 약 1분에 0.013 mPa씩 감소함을 확인할
수 있다. 따라서 본 실험결과로 유추해 볼 때 3D 프린팅 기술로 콘크리트 구조물 축조 시 레이어가 적층되는 시간이 길어질수록 부착성능이 저하될 것임을
예측해 볼 수 있다. 이러한 부착성능의 감소는 레이어 접합면의 초기균열 발생시점에도 영향을 줄 것으로 예상된다.
Fig. 12
Results of tensile strength depending on elapsed time
3.2 파괴에너지 측정시험 결과
3점 파괴에너지 측정시험 결과는 Fig. 13과 같이 하중-CMOD 그래프로 나타낼 수 있다. 이 하중-CMOD 결과를 ACI 446(2009),
Elices et al.(1992), Bazant and Planas(1998), RILEM(1990), Planas et al.(2007), Lee
and Lopez(2014)에서 제시된 데이터 분석방법을 통하여 최종적인 이중선형 응력-균열폭 관계(Stress-crack opening curves)로
나타낼 수 있다. 이러한 응력-균열폭 관계를 결정하기 위해서는 먼저 Fig. 13(a)와 (b)의 하중-CMOD 그래프를 분석하여야 한다.
Fig. 13
Comparison of Double linear curve
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Table 3 Reduction of fracture energy according to area and self-weight
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하중-CMOD 그래프에서는 D계열 시편과 N계열 시편 모두 박판제거시간이 감소함에 따라 최대 하중이 감소하는 것으로 나타났다. 특히 최대하중이 8.22
kn이었으나, 박판제거시간이 60분인 시편에서는 최대하중이 자중을 고려하지 않았을 때 2.69 kn, 자중을 고려하였을 때 1.02 kn으로 측정되어
접합면 형성 소요시간이 1시간일 경우 하중-CMOD에서의 최대하중은 최대 88 % 감소하는 것을 볼 수 있었다. 이러한 최대하중은 notch 인근의
골재 등의 분포에 따라 영향을 받기도 하여 최대하중이 높다고 반드시 파괴에너지가 높게 측정되는 것은 아니나 일반적인 경향으로 평가해 보았을 때 파괴에너지의
감소를 최대하중을 통해 예측해 볼 수 있다.
파괴에너지 측정실험을 통해 도출된 하중-CMOD 곡선의 면적이 줄어들면 최종 산정되는 파괴에너지도 감소할 것이므로 하중-CMOD 그래프의 면적을 계산한
이후 최종파괴에너지를 계산하여 비교하였다. 그러나 최종 파괴에너지는 전술한 바와 같이 하중-CMOD 곡선의 면적에 꼬리상수(A) 값에 의한 추가 에너지가
더해져 산정되는 것이므로 두 값의 증감율이 항상 동일하지는 않는다. 하중-CMOD 곡선 면적의 감소에 따른 파괴에너지의 감소량을 Table 3에 나타내었다.
D-0 시편에서 가장 큰 곡선 면적을 확인할 수 있었으며, 그에 따른 파괴에너지도 D-0 시편이 최대값인 것을 확인하였다. Table 3에서 보는
바와 같이 박판 제거 시간에 따른 곡선 면적이 최대 70 %가 감소하는 것을 확인할 수 있으며, 그에 따른 파괴에너지도 최대 73 %가 감소하였다.
한 편, 자중이 고려되지 않은 시편(N계열)이 자중 고려된 시편(D계열)에 비해 곡선면적과 파괴에너지가 최대 39 % 및 40 %가 감소하는 것을
확인하였으므로, 자중의 정도에 따라 최종 파괴에너지에 영향을 줄 수 있음을 실험을 통하여 확인하였다. 그러나 이러한 경향은 전술한 바와 같이 쪼갬인장시험
결과에서는 나타나지 않았다.
3.3 2중선형 곡선 비교
전술한 쪼갬인장시험과 파괴에너지 측정실험 결과를 이용하여 최종적인 이중선형(Bilinear)의 형태로 단순화한 곡선을 Fig. 14에 나타내었다.
여기서 y축 최대값은 쪼갬인장강도 시험의 결과 값이며, x축 인자는 콘크리트의 균열 폭(Crack Opening)을 나타낸다.
Fig. 14
Results of fracture energy test
Fig. 15에서는 꺾인점(kink point)이후 최대 균열폭(wc)을 도식화하여 나타낸 것이며, D-0과 N-0 시편에서 1408µm, 746µm를 보여 각각의 계열에서 최대값을 보였다. D-60, N-60 시편에서는
608µm, 571µm를 보여 최대 균열폭(wc)에 대해서는 박판제거시간이 0분인 계열에 비해 자중을 고려한 시편에서는 최대값보다 57 %가 감소하였고, 자중을 고려하지 않은 시편에서는 23 %가
감소하였음을 확인하였다.
Fig. 15
Results of wc (Micrometer)
Fig. 16은 꼬리상수(A)를 도출한 결과를 나타낸 것이다. 꼬리상수의 차이가 최종 파괴에너지에 영향을 주기 때문에 각 환경조건에 따른 꼬리상수의
차이를 비교하였다. D-0, N-0 계열에서 각각 654.4N-mm2, 506.9N-mm2을 나타내어 최대값을 보였고 D-60, N-60 시편에서는 185N-mm2, 108N-mm2을 나타내어 자중을 고려한 시편에서 최대값보다 71.7 %가 감소하였고, 자중을 고려하지 않은 시편에서는 78.7 %로서 큰 폭으로 감소함을 확인하였다.
또한 자중을 고려한 시편에서의 최대 균열폭(wc)과 꼬리상수(A) 값이 자중을 고려하지 않은 시편보다 대체적으로 더 큰 값을 나타냄을 확인할 수 있다.
Fig. 16
Results of A (Far tail constant)
결론적으로 파괴에너지의 크기를 결정하는 하중-CMOD 곡선의 면적 그리고 이를 이용하여 산정되는 최대 균열폭(wc)과 꼬리상수(A) 값은 레이어의 적층에 소요된 시간이 길어질수록 크기가 감소하며, 레이어의 상재하중이 가해짐에 따라 증가하는 것을 확인하였다.
또한 이중선형(Bilinear) 형태의 단순화된 곡선의 면적으로 포함되는 GF와 Gf의 결과를 Fig. 17에 비교하여 나타내었다. 분석결과 특히 박판제거시간이 60분인 D-60과 N-60 시편에서는 GF와 Gf의 감소량이 현저히 큰 수치를 보인다. 그림에서 보는 바와 같이 진파괴에너지 GF는 D계열 최대값인 D-0시편과 최소값인 D-60 시편이 각각 185.6N/m 및 56.2N/m로 측정되었으며 N계열에서는 최대값인 N-0 시편과
최소값인 N-60 시편이 각각 123.7N/m, 33.9N/m으로 나온 것으로 보아 1시간의 접합면 형성 소요시간 조건에서 진파괴에너지 GF가 각각 69.7 % 및 72.6 % 감소함을 확인하였다.
마찬가지로, 크기효과 파괴에너지 Gf도 D계열 최대값인 D-0시편과 최소값인 D-60 시편이 각각 79.4N/m, 3.0N/m이고, N계열에서 최대값인 N-0 시편과 최소값인 N-60
시편이 각각 25.9N/m, 0.4N/m으로 측정되어 1시간의 접합면 형성 소요시간 조건에서 크기효과 파괴에너지 Gf가 각각 96.2 % 및 98.5 % 감소함을 확인하였다. 이러한 모든 결과는 레이어 적층 시 접합부 적층 소요시간이 길어질수록 경화로 인한 일체성이
저감되기 때문일 것으로 판단된다. 즉 접합부 생성 소요시간이 콘크리트 초결 시간에 유사할수록 일체성 감소의 정도는 현저히 차이가 날 것으로 보인다.
본 연구에서 측정된 초결과 종결 시간은 1시간 40분 및 3시간 40분으로서, 실험조건중 가장 오랜 시간으로 제시된 1시간은 초결 시간에 미치지 못하지만
이미 일체성 저감에 큰 영향을 끼치고 있음을 확인할 수 있었다.
본 연구에서는 적층소요시간에 따라 레이어 접합면이 저감되는 성능을 확인하였다. 특히 접합면이 다수 형성되어 있는 3D 프린팅 기술로 축조된 콘크리트
구조물의 경우 본 연구결과를 활용하면 감소되는 구조성능 저감 정도를 예측하는데 관련 내용이 유용하게 활용될 수 있을 것으로 사료된다.
한편 추가 연구로는 적층 콘크리트 구조(예: 3D 프린팅기술로 축조된 콘크리트 구조)의 구조성능 부합여부를 평가하고 골재, 섬유(Fiber) 등 브릿징(Bridging)
재료를 레이어 접합면에 적용하여 접합면 파괴에너지를 높이는 공법, 화학 혼화제를 활용한 경화지연 효과 등을 고려하여 일체성을 개선할 수 있는 방안
등이 제시되어야 할 것이다.
4. 결 론
본 연구에서는 초결 이전 생성되는 콘크리트 접합면의 성능평가를 위해 저속 CMOD control closed loop 실험을 수행하였으며 부착강도와
내부 파괴에너지(GF 및 Gf)의 변화를 평가하였다. 주요 결론은 다음과 같으며 3D 프린팅 콘크리트 레이어 접합부의 성능도 이와 유사할 것으로 사료된다.
1)상재하중에 따른 쪼갬인장강도 결과를 분석해본 결과상재하중이 접합면에 가해지더라도 부착성능의 증대와 뚜렷한 경향성을 확인할 수 없었다.
2)박판 제거시간이 증가함에 따라 쪼갬인장강도는 다소(최대 54 %) 감소한 것으로 확인된다. 따라서 레이어가 적층되는 시간이 길어질수록 부착성능이
저하됨을 알 수 있으며, 이러한 부착성능의 감소는 콘크리트 구조물의 초기 균열 발생시점을 앞당길 것으로 예상된다.
3)파괴에너지의 크기를 구성하는 최대 균열 폭(wc)과 꼬리상수(A)값에서, 레이어의 적층 소요 시간이 길수록 최대 균열 폭(wc)이 최대 40 %까지 감소하고, 꼬리상수(A)는 최대 80 %까지 감소하였다.
4)부착강도 측면에서는 경향성이 없었으나 파괴에너지 측면에서는 상재하중이 가해짐에 따라 최대 균열 폭(wc)은 최대 88 %, 꼬리상수(A)는 최대 57 %까지 크기가 증가하는 것으로 확인되었다.
5)자중효과에 의한 평균 진파괴에너지 GF와 크기효과 파괴에너지 Gf는 각각 135.65N/m 및 40N/m이며 자중을 고려하지 않은 시편은 88.73N/m 및 18.0N/m로서 파괴에너지의 경우 상재하중에 영향을
받음을 보였다.
6)새로운 레이어를 만나는데 소요된 시간이 60분인 시편에서는 30분 이하 시편에 비하여 하부 레이어에서 경화가 진행되어 상부 레이어와의 일체성이
급격하게 저감(최대 73 %의 파괴에너지 감소)되는 것으로 나타났다. 이러한 결과로 볼때에 초결(90분)시간 대비 2/3의 시간이 경과한 이후에는
경화에 의한 파괴에너지의 감소가 현저하다는 결론을 얻었다.
7)이상의 결과를 종합해 볼 때 상재하중과 레이어 접합에 소요된 시간에 따라 콘크리트 레이어 접합면의 파괴에너지가 영향을 받는 것을 확인하였으며 따라서
경화 이후 형성되는 일반 신-구 콘크리트 접합면과는 다른 경화 이전 형성된 다수의 접합면을 가지고 있는 3D 프린팅 콘크리트 구조성능도 상재하중과
레이어 접합 소요 시간의 조합에 따라 일반 콘크리트 구조물의 성능과 차이가 있을 것으로 판단된다.