윤현광
(Hyun-Kwang Yoon)
1
김선우
(Sun-Woo Kim)
2†
장영일
( Young-Il Jang)
2
김선웅
(Sun-Woong Kim)
3
이종원
(Jong-Won Lee)
4
-
충남대학교 융복합시스템공학과 박사과정
(Graduate Student, Department of Convergence System Engineering, Chungnam National
University, Daejeon 34134, Rep. of Korea)
-
충남대학교 건설공학교육과 교수
(Professor, Department of Construction Engineering Education, Chungnam National University,
Daejeon 34134, Rep. of Korea)
-
충남대학교 공업교육연구소 박사후연구원
(Ph.D. Researcher, Research Center of Industrial Education, Chungnam National University,
Daejeon 34134, Rep. of Korea)
-
한국건설기술연구원 박사후연구원
(Ph.D. Researcher, Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology, Goyang
10223, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
PVA 섬유보강 시멘트 복합체, 강관, 휨성능, 손상깊이, 응력 분배
Key words
PVA FRCCs, steel tube, flexural performance, denting depth, stress distribution
1. 서 론
최근 탄소제로 발전 구현을 위해 전 세계적으로 신재생에너지를 이용하기 위한 노력을 진행 중이며, 풍력발전이 태양광 발전보다 효율적인 방식으로 유럽
등에서 널리 보급되어 있다(Blanco and Rodrigues 2009)(4). 이에 국내에서도 육상뿐만 아니라 해상 풍력발전 단지의 개발을 추진 중이다. 이때, 해상 풍력발전 단지의 풍력발전기 및 발전소 등 해양 구조물(offshore
structure)은 주로 재킷 지지구조(jacket support structure)로 설계되며, 주요 구조부재는 해양환경 파력 및 조류의 저항을
고려하여 원형 강관(circular steel tube)이 주로 사용된다.
이와 같이 해양 구조물의 주요부재로 사용되는 원형 강관은 단면성능이 우수하여 주요 구조부재로써 주목받고 있으나, 압축 시 좌굴에 취약하고 특히 선박
접안에 따른 충돌하중 하에서 국부 손상에 의한 조기 파괴가 발생하는 특성이 있다(Travanca and Hao 2015)(19). 이에 강관 내부를 콘크리트로 충전(concrete filled tube, CFT)하여 휨파괴 시 국부 손상에 의한 조기 파괴를 지연시키고자 하는
연구(Moon et al. 2012)(17)도 진행된 바 있다. 또한, 강관에 충전되는 콘크리트에 순환골재를 적용하여 충전강관의 압축거동에 대한 연구(Xiao et al. 2011)(21)가 진행되는 등 순환골재의 적용성 확대를 위한 노력이 이루어지고 있다. 그러나 이와 같은 파괴모드의 경우, 국부적인 소성힌지가 조기에 형성되어 부재의
에너지 소산능력이 현저히 감소하게 됨으로써 선박 접안 등에 의한 충돌에너지를 효과적으로 분산시키기 어렵다.
이에 본 연구에서는 콘크리트 등 기존 시멘트 복합체의 취성파괴 특성, 균열 분산, 파괴 인성 등을 개선한 PVA 섬유보강 시멘트 복합체(PVA fiber-reinforced
cement composites, FRCCs)를 강관 충전재로 적용하여 횡방향 하중에 대한 휨성능을 실험적으로 평가하고자 하였다. 기존 ECC(engineered
cementitious composite) 또는 HPFRCC(high performance fiber-
reinforced cementitious composite)의 경우에는 일반적으로 미립의 규사를 사용하여 보강섬유와 매트릭스 간 부착성능을 극대화함으로써
시멘트 복합체가 균열 이후 변형경화 특성을 보이게 된다. 그러나 본 연구에서의 재료가 강관 충전재로 적용됨을 고려할 때, 규사의 적용은 경제성을 저하하게
된다. 따라서 본 연구에서는 강관의 충전재 제조 시 성능 및 경제성을 고려하여 잔골재를 적용하였다.
한편, 재개발 사업에 따른 건설폐기물이 증가됨에 따라 순환골재의 적용 분야를 확대하고자 하는 노력의 일환으로 FRCCs 제조 시 천연잔골재 일부를
순환잔골재로 치환하여 강관의 휨성능을 비교･분석하고자 하였다. 또한, FRCCs에 플라이애시(fly ash)를 혼입할 경우 보강 섬유와 시멘트 매트릭스
간 부착성능이 향상되어 시멘트 복합체의 인장성능이 향상되는 것으로 보고되고 있다(Cha et al. 2009; Bang et al. 2013)(3,,15). 따라서 시멘트의 일부를 플라이애시로 치환함으로써 시멘트 사용에 따른 다량의 이산화탄소 배출을 저감함과 동시에 FRCCs 충전 강관의 휨성능 향상
등을 통해 에너지 소산능력을 증진시키고자 하였다.
2. 실 험
2.1 실험체 계획
본 연구에서는 플라이애시, 순환골재 등 순환재료가 PVA(polyvinyl alcohol) FRCCs 충전 강관의 휨거동에 미치는 영향을 평가하고자,
강관 충전재의 종류를 변수로 하여 총 4개의 실험체를 계획하였다. 이때, 강관은 항복강도 415 MPa, 인장강도 505 MPa, 연신율 30 %(제조사
제공 시험값)인 S355급(CEN 2004)을 사용하였다. 강관의 형상 및 치수는 Fig. 1에 나타난 바와 같으며, Table 1에 실험체의 조건 및 변수를 정리하여 나타내었다.
Fig. 1. Detail of steel tubular specimen (unit: mm)
Table 1. List of test specimens
|
Specimen
|
Steel tubular
|
Cement composites
|
|
L1) (mm)
|
D2) (mm)
|
T3) (mm)
|
L/D
|
D/t
|
|
STC
|
1,000
|
114.3
|
3.2
|
8.75
|
25.4
|
OPC
|
|
STF
|
OPCF
|
|
STFR1
|
F25R25F
|
|
STFR2
|
F25R50F
|
1)Net length, 2)Diameter, 3)Thickness
Table 2. Mix proportions of cement composites
|
Mix
|
W/B
(%)
|
Unit weight (kg/m$^{3}$)*
|
SP5)
(kg)
|
|
W1)
|
C2)
|
FA
|
NS3)
|
RS4)
|
PVA
|
|
OPC
|
0.40
|
316
|
791
|
0
|
1068
|
0
|
0.00
|
0.16
|
|
OPCF
|
315
|
787
|
0
|
1063
|
0
|
6.50
|
2.52
|
|
F25R25F
|
303
|
568
|
189
|
767
|
256
|
7.03
|
2.43
|
|
F25R50F
|
301
|
565
|
188
|
508
|
508
|
6.98
|
2.41
|
1)Water, 2)Cement, 3)Natural sand, 4)Recycled sand,
5)Super plasticizer
*Air contents for calculating mix proportion was assumed to 2.0 %
2.2 사용 재료
본 연구에서는 순환재료 치환율에 따른 PVA FRCCs의 역학적 특성에 관한 사전 예비실험을 통해, 최적의 비빔성능 및 인장성능 확보를 위한 PVA
섬유의 혼입량을 시멘트 체적비 2.0 %로 하였다. 또한, 사전 예비실험에서 플라이애시 치환율 25 %, 순환잔골재 치환율 50 %까지 시멘트 복합체의
역학적 성능(압축, 휨, 인장)이 10 % 이상 저하되지 않는 것으로 평가되어, 순환재료 치환율을 25 % 및 50 %로 결정하였으며, 이때의 물-결합재비는
0.4로 하였다. 실험변수에 따른 배합표를 Table 2에 나타내었다. Table 2에 나타난 바와 같이 보통 포틀랜드 시멘트를 사용한 OPC 배합을 기본으로 하여, PVA 섬유를 2.0 % 혼입한 OPCF 배합, OPCF 배합의
시멘트와 천연골재를 플라이애시 25 %와 순환잔골재 25 %로 각각 치환한 F25S25F 배합, OPCF 배합의 시멘트와 천연골재를 플라이애시 25
%와 순환잔골재 55 %로 각각 치환한 F25S50F 배합 등 총 4가지의 배합을 계획하였다.
본 연구에서 사용한 시멘트는 KS L 5201(KATS 2016b) 규정을 만족하는 1종 보통포틀랜드 시멘트, 플라이애시는 KS L 5405(KATS
2016a) 규정을 만족하는 보령 화력발전소에서 생산된 F급 플라이애시를 사용하였다. 천연잔골재는 강원도 주문진에서 생산된 해사를, 순환잔골재는 폐콘크리트를
파쇄하여 생산된 골재로 KS F 2573(KATS 2014) 규정을 만족하는 골재를 사용하였다. 본 연구에서 사용된 플라이애시의 화학적 조성, 천연잔골재
및 순환잔골재의 재료특성을 Tables 3, 4에 각각 나타내었다. PVA FRCCs 제조에는 일본 K사의 고장력 PVA섬유를 사용하였으며, Table 5에 PVA 섬유의 기계적 특성을 나타내었다.
Table 3. Chemical properties of fly ash
|
Specific gravity
(g/cm$^{3}$)
|
Blaine
(cm$^{2}$/g)
|
Composition (%)
|
|
SiO2
|
Al2O3
|
Fe2O3
|
CaO
|
MgO
|
SO3
|
Ig.
loss
|
|
2.11
|
3,990
|
50.72
|
20.73
|
6.37
|
3.61
|
1.08
|
0.54
|
3.04
|
Table 4. Physical properties of fine aggregates
|
Type
|
Density
(g/cm$^{3}$)
|
Water absorption (%)
|
Fineness modulus
|
|
Natural sand
|
2.59
|
0.76
|
3.87
|
|
Recycled sand
|
2.44
|
4.32
|
2.99
|
Table 5. Mechanical properties of PVA fiber
|
Specific gravity
(g/cm$^{3}$)
|
Length
(mm)
|
Diameter
(µm)
|
Aspect ratio
|
Tensile strength (MPa)
|
Modulus of elasticity
(GPa)
|
|
1.30
|
12
|
39
|
307
|
1,600
|
40
|
Manufacturer-supplied value
Fig. 2. Tensile test specimen
본 연구에서는 각 시멘트 복합체의 역학적 특성을 평가하기 위하여, KS L ISO 679(KATS 2006) 에 준하여 압축강도 및 휨강도 시험체를
제작하였다. 또한, 직접인장강도 시험체는 Fig. 2(a)에 나타낸 바와 같이 덤벨형(dumbbell shape)이며, Fig. 2(b)의 직접인장강도시험기를 이용하여 인장거동 특성을 정량적으로 평가하고자 하였다. 역학적 특성 평가를 위한 모든 시험체는 타설 1일 경과 후, 탈형하여
28일 간 항온수조(20±2 °C)에서 수중양생 하였다.
Table 6. 28-day strength characteristics of cement composites
|
Mix
|
Compression
|
Bending strength (MPa)
|
Tensile strength (MPa)
|
|
Strength (MPa)
|
Elastic modulus (GPa)
|
Poisson’s ratio
|
|
OPC
|
51.9
|
19.21
|
0.16
|
5.54
|
2.23
|
|
OPCF
|
49.2
|
18.55
|
0.18
|
6.39
|
2.14
|
|
F25S25F
|
48.7
|
18.68
|
0.23
|
6.62
|
2.38
|
|
F25R50F
|
47.5
|
18.44
|
0.25
|
6.43
|
2.72
|
Fig. 3. Tensile test results
2.3 시멘트 복합체의 역학적 특성
본 연구에서는 플라이애시, 순환골재 등 순환재료가 PVA FRCCs 충전 강관의 휨거동에 미치는 영향을 평가하고자, Tables 1, 2에 나타난
바와 같이 강관 충전용 시멘트 복합체의 종류 4가지를 변수로 설정하였다. 각 배합별 시멘트 복합체의 역학적 특성을 Table 6에 정리하여 나타내었다. 압축강도는 모든 배합에서 50 MPa 내외로 미미한 차이를 보였다. 가장 낮은 압축강도를 보인 F25R50F 배합에서, OPCF에
비해 약 3.5 % 저하되는 등 순환재료 치환에 따른 압축강도 발현이 적절한 것으로 판단되었다. 기존 FRCCs의 압축강도에 관한 섬유 혼입의 영향에
대한 연구결과에 따르면, 섬유 혼입으로 인해 압축강도가 증가(Chen et al. 2016; Katkhuda and Shatarat 2017; Mohseni
et al. 2017)(6,9,15) 또는 감소(Kim et al. 2010; Dong et al. 2017)(7,11)하는 등, 사용 섬유 및 배합에 따라 상이한 결과를 보이는 것으로 보고되고 있다. 본 연구에서는, PVA 섬유 혼입으로 인해 시멘트 복합체의 압축강도
및 탄성계수는 다소 낮아지는 경향을 보였으며, 푸아송비는 다소 증가하는 경향을 보였다.
시멘트 복합체의 직접인장강도-변형률 관계를 Fig. 3에 나타내었다. 본 연구에서는 자원순환형 재료 중 순환골재의 적용성을 확대하기 위한 연구의 일환으로 적용 가능성을 평가하기 위하여, 일반적으로 사용되는
잔골재를 사용하였다. 이러한 경우 기존 ECC 또는 HPFRCC와 같은 변형경화특성이 발현되기 어려운 것으로 보고(Wang and Li 2003;
Kim et al. 2010b; Ahmed and Mihashi 2011)(1,11,20)되고 있으며, 본 연구의 결과에서도 Fig. 3에 변형경화특성은 나타나지 않았다. 각 배합에서의 인장거동 특성에 대한 차이는, 초기 인장균열 이후 OPC 배합에서는 취성적 파괴가 발생하였지만,
PVA 섬유를 혼입한 배합에서는 균열면에서 PVA 섬유가 가교(fiber bridging)하면서 취성적 파괴를 지연시키는 특성을 보였다. 특히, 초기
인장균열 이후의 섬유 가교 응력은 F25S50F>F25S25F>OPCF 순으로 크게 나타났다. 이는 시멘트에 비해 분말도가 높은 플라이애시의 적용뿐만
아니라, 순환잔골재 생산 과정에서 폐콘크리트 파쇄 시 발생하는 골재 내 미분말량 증가에 기인한 것으로, 마이크로 섬유인 PVA 섬유의 부착거동에 필수적인
시멘트 매트릭스와의 부착 면적 증진에 기여했기 때문으로 판단된다.
한편 휨강도 측면에서는, PVA 섬유가 혼입된 배합에서 OPC 배합에 비해 15~19 % 높게 나타났으나, 직접인장강도 시험결과에서 볼 수 있는 경향성은
나타나지 않았다. 이는 미리 노치 등을 주지 않아 초기에 발생하여 진전되는 휨균열의 위치가 시편 별로 상이함으로써 휨강도 산정 시 사용되는 휨모멘트가
다소 편차를 보이기 때문으로 사료된다.
2.4 실험 방법
본 연구에서는 PVA FRCCs 충전 강관 보의 휨거동에 대한 순환재료의 영향을 실험적으로 평가하고자 Fig. 4와 같은 실험 장치를 설치하였다. 그림에 나타난 바와 같이 가력용 프레임을 제작하여 반력바닥에 고정하였으며, 실험체의 양 끝을 가력용 프레임과 고력볼트로
접합하여 지점 조건을 고정단이 되도록 하였다. 강관 보 실험체의 가력은 1,000 kN 용량의 오일잭(oil jack)을 이용하여 수직 하부 방향으로
정적 가력하였으며, 변위 제어에 의한 단조가력을 실시하였다. 이때, PVA FRCCs 충전 강관 보의 처짐(deflection)을 측정하기 위하여
변위계(LVDT1)를 가력용 지그 하단에 설치하였으며, 가력용 지그 하단에 추가로 변위계(LVDT2)를 설치하고 변위계 간 변위차(LVDT2-LVDT1)를
이용하여 가력부 국부손상(denting) 깊이를 측정하였다. 또한, 강관 보의 길이방향에 따라 표면에 스트레인 게이지(strain gage)를 부착함으로써,
실험 진행에 따른 위치별 강재의 항복 및 소성 변형특성을 확인하고자 하였다.
Fig. 4. Flexural test set-up
Fig. 5. Final failure modes of test specimens
3. FRCCs 충전강관의 휨 실험 결과 및 분석
3.1 최종 파괴 양상
Fig. 5에 일반 모르타르 및 FRCCs 충전강관의 최종 파괴 양상을 나타내었다. Fig. 5(a)에 나타난 바와 같이 PVA 섬유, 플라이애시 및 순환잔골재를 혼입하지 않은 모르타르 충전 강관인 STC 실험체에서는 가력부의 국부손상이 초기에 약간
발생한 이후 양단부로 손상이 전이되어 양단부의 강재가 파단되어 최종 파괴에 이르렀다. 또한, PVA FRCCs를 충전한 STF 실험체(Fig. 5(b)), 플라이애시 25 % 및 순환잔골재 25 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR1 실험체(Fig. 5(c)), 플라이애시 25 % 및 순환잔골재 50 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR2 실험체(Fig. 5(d))에서도 유사한 파괴 양상을 보임으로써 충전재의 배합에 따른 파괴 양상의 차이는 크지 않은 것으로 나타났다.
3.2 하중-변위 관계
본 연구에서는 다음 식 (1)과 같이 AISC 기준(AISC 2011)의 소성응력분포법을 적용하여 계산하였으며, 이를 실험결과와 비교･분석하여 Table 7에 나타내었다.
Table 7. Results of flexural tests
|
Specimen
|
Peak load (kN)
|
Deflection at peak load (mm)
|
Denting depth at peak load (mm)
|
Dissipated energy (kN･m)
|
|
Test (1)
|
AISC (2)
|
(1)/(2)
|
By deflection
|
By denting
|
Total
|
|
STC
|
202.42
|
201.20
|
1.01
|
71.10
|
4.05
|
15.939
|
0.872
|
16.811
|
|
STF
|
202.83
|
201.22
|
1.01
|
69.71
|
3.86
|
15.452
|
0.719
|
16.171
|
|
STFR1
|
201.52
|
201.22
|
1.00
|
70.96
|
5.48
|
15.214
|
1.129
|
16.343
|
|
STFR2
|
205.90
|
201.23
|
1.02
|
84.82
|
8.51
|
17.889
|
1.695
|
19.584
|
Fig. 6. Load vs. deflection curves
Fig. 7. Load vs. denting depth curves
시멘트 복합체 충전 강관에 대한 실험결과와 AISC 기준식에 의한 계산값을 비교한 결과, 실험값을 적절하게 예측하는 것으로 나타났다.
Figs. 6, 7은 일반 모르타르 및 PVA FRCCs 충전강관의 하중 가력에 따른 중앙부 처짐 및 가력부 손상 깊이를 각각 나타낸 것이며, 이를
정리하여 Table 7에 나타내었다. PVA 섬유, 플라이애시 및 순환잔골재를 혼입하지 않은 모르타르 충전 강관인 STC 실험체에서는 약 170 kN의 하중 이후 강성이
급격히 저하되었으며, 202.42 kN의 최대하중을 나타내었다. 또한, 하중 가력부의 국부손상량은 최대 4.05 mm가 발생하는 등 가력부에서의 손상이
미미하게 나타났다. PVA FRCCs를 충전한 STF 실험체에서는 약 180 kN의 하중 이후 강성이 급격히 저하되었으며, 202.83 kN의 최대하중을
나타내었으며, 하중 가력부의 국부손상량은 최대 3.86 mm가 발생하는 등 STC 실험체와 유사한 거동을 보였다. 플라이애시 25 % 및 순환잔골재
25 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR1 실험체에서는 약 174 kN의 하중 이후 강성이 급격히 저하되었으며, 201.52 kN의
최대하중을 나타내었다. 또한, 하중 가력부의 국부손상량은 최대 5.48 mm가 발생하여 STC 및 STF 실험체에 비해 가력부에서의 손상 깊이가 다소
증가하였다. 이는 재료시험 결과(Table 6)에서 나타난 바와 같이 내부 충전재인 F25S25F 배합이 OPC 및 OPCF 배합에 비해 낮은 탄성계수를 보여 1차적인 가력부 손상 깊이가 증가됨과
동시에, 상대적으로 높은 푸아송비로 인해 횡방향 팽창에 의한 강재의 변형을 2차적으로 유발하였기 때문으로 판단된다(Fig. 8). 이로 인해 가력 부위에서의 손상 깊이가 증가함으로써 부재의 지점부에 손상이 집중되지 않도록 손상의 재분배가 이루어진 것으로 판단된다. 플라이애시
25 % 및 순환잔골재 50 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR2 실험체에서는 약 175 kN의 하중 이후 강성이 급격히 저하되었으며,
205.90 kN의 최대하중을 나타내었다. 한편, 하중 가력부의 국부손상량은 최대 8.51 mm가 발생하는 등 가력부에서의 손상이 가장 많이 발생하였으며,
최대 하중 시 처짐이 84.82 mm로 나타나 손상 재분배로 인한 연성 및 에너지 소산능력이 향상되었다.
Fig. 9에 FRCCs 충전강관의 중앙부 처짐과 가력 간 관계를 나타내었다. 그림에 나타난 바와 같이, STC 및 STF 실험체에서는 처짐 진행에 따른 손상
깊이의 진전이 유사한 것으로 나타났다. 그러나 자원순환형 재료인 플라이애시, 순환잔골재를 치환한 STFR1 및 STFR2 실험체에서는 처짐에 대한
가력부 손상깊이의 증가가 눈에 띄게 증가하는 것으로 나타났다. 이는 전술한 바와 같이 F25S25F 및 F25S50F 배합에서 OPC 및 OPCF
배합에 비해 낮은 탄성계수 및 높은 푸아송비를 보여 동일한 하중 하에서 가력부 손상깊이가 크게 나타나기 때문으로 판단된다.
Fig. 8. Effect of material properties of fillers on the indentation (Storheim and
Amdahl 2014)
Fig. 9. Comparison of denting depth with deflection
Fig. 10. Comparison of section modulus of specimen
Fig. 11. Comparison of the dissipated energy
Fig. 12 Contribution of deflection and denting to the energy dissipation capacity
한편, FRCCs 충전강관의 단면성능 중 단면2차모멘트($I_{x}$)를 계산한 결과, 손상깊이가 증가함에 따라 감소하여, STFR2 실험체의 경우
최대 8.0 %의 감소를 보였다. 그러나 휨내력 산정 시 적용되는 단면계수($Z_{x}$)에 대해서는 Fig. 10에 나타난 바와 같이 손상이 발생하지 않은 단면과 1.0 % 이내의 차이를 나타내었다. 따라서 현재 AISC 기준의 소성응력분포법과 같이 CFT의
휨내력 산정시 손상이 발생하지 않은 상태의 단면계수($Z_{s B}$)를 적용하는 것이 적절한 것으로 판단된다.
3.3 에너지소산 특성
Fig. 11에 일반 모르타르 및 FRCCs 충전강관의 휨 및 가력부 손상에 의한 에너지 소산능력을 합한 총 에너지 소산능력을 나타내었다. 이때, 휨 및 가력부
손상에 의한 에너지 소산능력은 Fig. 6의 하중-처짐 관계 곡선 및 Fig. 7의 하중-손상깊이 관계 곡선을 이용하였으며, 각 실험체에 해당하는 곡선과 X축에 의해 둘러싸인 면적으로 각각 산정하였다. Table 7에 나타난 바와 같이, 플라이애시 25 % 및 순환잔골재 50 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR2 실험체에서 19.584 kN･m로
가장 높은 에너지 소산능력을 보였다. 그러나 Fig. 11에 나타난 바와 같이, 처짐에 따른 에너지 소산능력 증가 경향은 강관 충전 재료와 관계없이 유사한 것으로 나타났다.
따라서 총 에너지 소산능력에 대한 휨과 가력부 손상의 기여분을 구분하여 비교･분석하고자 하였으며, 이를 Fig. 12에 나타내었다. 그림에 나타난 바와 같이 FRCCs 충전 강관의 초기 거동에서 에너지 소산능력 중 80 % 이상은 강관의 처짐에 의해 좌우되었으며,
가력부 손상에 의한 기여분은 20 % 이하인 것으로 나타났다. 특히 PVA 섬유, 플라이애시 및 순환잔골재를 혼입하지 않은 모르타르 충전 강관인 STC
실험체 및 STC 및 PVA FRCCs를 충전한 STF 실험체에서는 가력부 손상에 의한 에너지 소산능력 기여분이 15 % 미만으로 나타났다. 에너지
소산능력에 대한 처짐의 기여분은 하중이 증가함에 따라 점차 높아졌으며, 최대 하중에 이르기까지 기여분의 변화가 거의 나타나지 않았다. 한편, 각 실험체의
거동 전반에 걸친 가력부 손상에 의한 에너지 소산능력 기여분은 5 % 내외인 것으로 나타났으며, STFR2 실험체의 경우에는 9 %를 보이는 등,
플라이애시 및 순환잔골재를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR1 및 STFR2 실험체에서는 STC 및 STF 실험체와 비교하면 가력부 손상에
의한 에너지 소산능력 기여분이 크게 나타나, 국부적 손상의 재분배 능력이 다소 향상된 것으로 나타났다.
Fig. 13. Theoretical plastic collapse mechanism for a clamped beam under transverse
load at the beam mid-span (Bambach et al. 2008)
Fig. 14. Comparison of strain characteristics of the steel tubular
3.4 강재의 변형률 특성
CFT의 경우 충전 콘크리트로 인해 가력부 국부손상이 거의 발생하지 않아 Fig. 13과 같이 휨에 의한 소성힌지 형성으로 파괴되는 특성을 나타낸다(Bambach et al. 2008). 이에 본 연구에서는 충전재 종류에 따른 소성힌지
발생 부위에서의 변형률 상태를 평가하기 위하여 강관 지지길이의 중앙부 하단 및 지점부 상단에 스트레인 게이지를 설치하여 측정하였다.
Fig. 14는 일반 모르타르 및 PVA FRCCs 충전강관의 중앙부 하단 및 지점부 상단의 강재 변형률을 비교하여 나타낸 것이다. 그림에 나타난 바와 같이 PVA
섬유, 플라이애시 및 순환잔골재를 혼입하지 않은 모르타르 충전 강관인 STC 실험체에서는 동일 하중에서 중앙부 하단의 강재 변형률이 지점부 상단보다
크게 나타났다. 그러나 PVA 섬유를 혼입한 STF, STFR1 및 STFR2 실험체에서는 동일 하중에서 지점부 상단의 강재 변형률이 중앙부 하단보다
크게 나타나는 등 STC 실험체와 반대의 경향을 보였다. 이는 PVA 섬유의 혼입에 기인하여 가력부에서의 균열이 다소 분산되었기 때문으로 판단된다.
한편, PVA FRCCs를 충전한 STF 실험체에서는 동일 하중에서 지점부 상단과 중앙부 하단의 강재 변형률 차가 크게 나타난 반면, 플라이애시 및
순환잔골재를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR1 및 STFR2 실험체에서는 이러한 변형률 차이가 감소되는 경향을 보였다. 특히, 플라이애시
25 % 및 순환잔골재 50 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR2 실험체에서 가장 안정적인 응력 분배 현상이 관찰되었다.
4. 결 론
본 연구에서는 자원순환형 재료를 이용한 PVA FRCCs 충전 강관의 휨성능을 실험적으로 평가하였으며, 이에 관한 결과를 비교･분석하여 다음의 결론을
도출하였다.
1) 모든 배합에서 압축강도는 유사한 값을 보여 순환재료 치환에 따른 강도 저하가 미미한 것으로 나타났다. 한편, PVA 섬유 혼입 및 순환재료 치환으로
인해 시멘트 복합체의 압축강도 및 탄성계수는 다소 낮아지는 경향을 보였으며, 푸아송비는 다소 증가하는 경향을 보였다. 또한, PVA 섬유가 혼입된
배합에서 OPC 배합에 비해 15~19 % 높은 휨강도를 보였으며, 인장시험 시 초기 인장균열 이후의 섬유 가교 응력은 F25S50F>F25S25F>OPCF
순으로 크게 나타났다.
2) 일반 모르타르 충전 강관인 STC 실험체 및 PVA FRCCs를 충전한 STF 실험체는 유사한 휨거동 특성을 보였다. 그러나 플라이애시 및 순환잔골재를
치환한 STFR1 및 STFR2 실험체에서는 충전재료의 탄성계수 감소 및 푸아송비 증가로 인해 가력부 손상 깊이가 다소 증가하는 경향을 보였으며,
특히 플라이애시 25 % 및 순환잔골재 50 %를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR2 실험체에서는 최대 하중 시 처짐이 가장 크게 나타나
손상 재분배로 인한 연성 및 에너지 소산능력이 향상되었다.
3) 모든 실험체에서 처짐에 따른 에너지 소산능력 증가 경향은 강관 충전 재료에 관계없이 유사한 것으로 나타났다. 그러나 총 에너지 소산능력에 대한
휨과 가력부 손상의 기여분을 구분하여 비교･분석한 결과, 플라이애시 및 순환잔골재를 치환한 PVA FRCCs 충전 강관인 STFR1 및 STFR2
실험체에서는 STC 및 STF 실험체에 비해 가력부 손상에 의한 에너지 소산능력 기여분이 크게 나타나, 국부적 손상의 재분배 능력이 향상된 것으로
나타났다.
4) STC 실험체에서는 동일 하중에서 중앙부 하단의 강재 변형률이 지점부 상단보다 크게 나타난 반면, PVA 섬유를 혼입한 경우 가력부에서의 균열
분산에 기인하여 중앙부 하단의 강재 변형률이 비교적 작게 나타났다. 한편, 자원순환형 재료인 플라이애시 및 순환잔골재를 치환한 경우 중앙부 하단과
지점부 상단 간 변형률 차이가 감소하는 것으로 나타나 응력 분배가 안정적으로 이루어진 것으로 판단된다.
감사의 글
본 연구는 2015년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업임(NRF- 2015R1C1A1A02036481).
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