2.1 수직 UHPC 열교차단재 설계 계획

모든 실험체는 구조설계 기준(KDS 41 20 00, ^{KCI 2022)}에 따라 설계되었다. UHPC 리브는 낮은 열전도율을 가진 단열재와 높은 압축강도를 가진 UHPC를 사용하여 제작하였으며 리브 내부에 벽체와 슬래브 사이를 접합 일체성을 증가시키기 위해 폐쇄형 띠철근과 전단키를 통해 일체화시켰다.

Table 1은 본 연구에서 사용된 실험체들의 특성을 보여주고 있다. WV는 Wall Vertical로, 수직형 벽체를 의미하며 H reinfs는 H형상 이종 용접근을 나타낸다. 이종 용접근은 Stainless Steel과 SD500-HD13 철근 접합한 것을 의미한다. Ext는 리브가 돌출(extrusion)된 것을 의미하며 SK는 Shear Key(전단키)를 나타낸다.

Fig. 1은 실험에 사용된 총 4개의 실험체에 대한 단면상세를 나타낸다. Fig. 1(a)부터 Fig. 1(c)까지는 비보강 실험체와 보강된 3개의 실험체 형상을 비교하여 입면도, 측면도, 평면도 순으로 보여주고 있다. 상･하부 플랜지에 D13 철근을 150 mm 간격으로 배근된 주근과 실험체 고정용 D13 철근 4개, 벽체에 D10 철근으로 배근된 수평근 1줄과 260 mm 간격으로 배근된 수직근 3줄을 확인할 수 있다. Fig. 1(d)는 H형상 이종 용접근을 통해 보강된 실험체의 리브에 대한 단면상세를 보여주고 있다. Fig. 1(e), Fig. 1(f)는 UHPC 리브를 통해 보강된 실험체의 단면상세를 보여주고 있다. UHPC 리브는 D13 철근과 UHPC로 이루어졌으며 내부벽체로부터 20 mm가 돌출되어 있다.

Fig. 1 Details of the four specimens

2.2 재료 실험

슬래브와 벽체의 주근, UHPC 리브에 적용된 D13 스테인리스 강봉은 KS B 0802^{(KATS 2023)}에 근거하여 인장실험을 실시하였다. 또한 KS F 2405^{(KATS 2022)}에 따라 원통형 콘크리트 공시체를 제작하였으며 UHPC 리브에 적용된 UHPC 및 벽체, 슬래브에 적용된 콘크리트의 압축실험을 수행하였다. 인장실험의 경우 D13 철근과 D10 철근으로 나뉘어 실험을 진행하였다. D13 철근의 경우 684, 694, 694 MPa로 평균 687 MPa의 인장강도와 평균 633 MPa의 항복강도가 측정되었으며 D10 철근의 경우 평균 602 MPa의 인장강도와 평균 557 MPa의 항복강도가 측정되었다. 압축실험의 경우 콘크리트 30 MPa, UHPC 156 MPa이 측정되었다.

2.3 계측 및 가력 계획

본 실험에서는 1) Stainless Steel(SS)을 이용한 H형 보강근 시스템에 대한 변수, 2) 돌출길이를 가진 UHPC 리브에 SS를 이용한 H형 보강근 시스템에 대한 변수, 3) 전단키(shear key)를 가진 UHPC 리브에 SS를 이용한 H형 보강근시스템에 대한 변수를 고려하여 4개의 실험체가 제작되었다. 총 4개의 실험체에 대해 LVDT(linear variable displacement transducer)를 3개씩 부착하여 변위를 계측하였다. 각 변수를 고려한 실험결과는 다음 장에 나타내었다.

수직형 열교차단재의 구조성능을 검증하기 위해 실규모 사이즈로 제작한 3차원 형태의 수직 벽체 실험체 셋팅과 하중가력 계획이 고려되었고 실험을 통해 검증하였다. 본 실험은 수직형 열교차단재의 구조적인 성능을 검증하기 위해 총 4개의 실험체가 제작되었고 실험실의 여건상 실험체를 90° 회전시켜 벽체와 벽체 사이에 적용되는 수직하중을 수평하중으로 치환하여 실험을 수행하였다.

Fig. 2는 실험체의 셋팅모습을 나타내고 있다. 실험은 최대하중 1,000 kN, 스트로크 ±200 mm, 최고 속도 90.0 mm/s의 Actuator를 사용하여 초당 0.10 mm의 속도로 가력을 하였다. 총 4개의 실험체에 대해 수직방향을 수평방향으로 치환한 후 단조가력하중을 적용시켜 실험체의 주철근이 항복하여 더 이상 하중을 지지할 수 없을 때까지 실험을 진행하였다(Fig. 3 참고).

OrigRC-WV 실험체의 경우 RC 수직 내력벽과 내부 RC벽의 연결부가 현장타설 콘크리트로 일체화되어 제작된 것으로 외부 내력벽을 묘사하는 웨브는 주근과 부근을 D13 철근으로 150 mm 간격을 두어 배근하였고 굽힘각도 R40인 U자 형태 철근으로 내부를 보강하였다. 이와 함께 강봉으로 바닥 지지대를 보강하였으며 내부 비내력 벽체부위에는 수평근의 경우에 D10 철근을 200 mm 간격으로 2대를 배근하였고 수직근의 경우에는 D10 철근을 260 mm의 간격으로 3대가 배근되었다.

LBN-WV-H reinfs 실험체는 단열재 사이에 수직형 열교차단 시스템에 H형상 용접근이 2세트가 적용한 시스템이며, 제품 양쪽으로 CRC 보드를 30T의 두께로 설치하여 내화성능을 확보하였다. 철근의 배근은 외부 내력벽인 플렌지 부위에 주근과 부근을 D13 철근으로 150 mm 간격을 두어 배근하였고 굽힘각도가 R40인 U바 형태의 철근으로 보강을 하였다.

LBN-WV-UHPC-Ext 실험체는 90 mm×140 mm×120 mm의 크기의 UHPC 리브에 H형상 이종 용접근이 2세트가 적용된 실험체로 제품 양쪽으로 CRC 보드가 30T의 두께로 설치되어 내화성능을 확보하였다. H형상 스테인레스 스틸의 끝에는 벽체 안으로 묻히게 되어 일체화되어 고정하도록 D13 철근을 4개씩 4세트를 배근하였다. 리브 양쪽으로 20 mm씩 길이가 증가하여 외부 내력벽과 내부 벽에 UHPC 리브가 20 mm씩 돌출되어 벽체 안쪽에 들어가도록 설치되었다.

LBN-WV-UHPC-SK 실험체는 90 mm×140 mm×120 mm의 크기를 가진 UHPC 리브 시스템에 전단키를 양쪽에 배치하고, H형상 이종 용접근(스테인레스 스틸+일반철근)을 2세트 적용한 실험체로, 제품 양쪽으로 CRC 보드 30T의 두께로 설치하여 내화성능을 확보하였다. H형상 스테인레스 스틸의 끝에는 벽체 안으로 묻히게 되어 일체화되어 고정하도록 D13 철근을 4개씩 4세트를 배근하였다. 리브 양쪽으로 20 mm씩 길이가 증가하여 외부 내력벽과 내부 벽에 UHPC 리브가 돌출되어 여기에 양쪽으로 전단키를 제작하여 배치하였다.

LBN-WV-UHPC-Ext 실험체와 LBN-WV-UHPC-SK 실험체 철근의 배근은 외부 내력벽인 플랜지 부위에 주근과 부근을 D13 철근으로 150 mm 간격을 두어 배치하였고, 굽힘각도가 R40인 U바 형태의 철근을 이용하여 보강하였다. 내부 비내력을 묘사하는 웨브는 수평근의 경우 D10 철근을 한 대 배치하였고 수직근의 경우 D10 철근을 260 mm 간격으로 3대의 철근을 배치하였다.

Fig. 2 Details of the setting of the specimens

Fig. 3 Detail of the loading actuator setup

3.1 OrigRC-WV 실험결과 및 분석

OrigRC-WV 실험체는 실험이 진행됨에 따라 실험체의 상부 웹에 수평 하중이 작용하여 플랜지 부분과 바닥에 고정한 하부 웨브에서 대각선 방향, 사선으로 균열이 발생하였다. 실험 계획에서는 바닥 웨브가 완전히 수평적으로 고정되어 기초적인 형태로 지지하고 모든 변형과 균열 등 탄성 및 소성 변형을 하부 웹과 플랜지가 만나는 부분(현장에서 외벽과 내벽이 만나는 부분)에서 발생하고자 하였다. 그러나 하부 웨브가 관통 앵커에만 고정되어있는 상태에서 수평력에 대한 저항이 플랜지와 함께 하부 웹이 저항 거동에 참여하여 예측한 성능 값보다 큰 횡하중 지지성능이 계측되었다. 실험 의도와는 달리 하부 웨브가 수평 횡하중에 플랜지와 같이 저항력을 부담하면서 이에 따라 수직하중 지지성능이 증가되고 이로 인해 설계하중에 비해 더 많은 하중을 버티면서 예상했던 횡하중의 저항 성능보다 더 큰 내력 값으로 나타났다. Fig. 4와 같이 수평 변위의 증가에 따라 하중은 계속 증가하였으며 13.1 mm의 변위에서 최대 955.4 kN의 하중으로 계측되었다. 실험에 따른 실험체의 균열과 파괴거동은 우측면, 좌측면, 전면, 후면 순으로 Fig. 5(a)에서 보여주고 있다.

일체형 타설 바닥판에 고정되는 하부 플랜지와 웹에서 하부 플랜지가 전단하중저항 역할을 추가로 하면서 설계에서 예상한 399.1 kN보다 더 큰 955.4 kN의 값을 나타냈다. 설계전단강도는 내부벽체의 유효면적에서 부담하는 유효길이 1,400 mm와 D13 철근 6개(2~3 set)의 면적, SD500 철근의 항복강도를 곱하여 계산한 532.1 kN에 강도감소계수 0.75를 곱하여 계산하였다. 실험에서 일체형 수직시스템이 큰 하중지지성능 값을 보여준 것을 고려할 때 UHPC 전단키와 이종 용접근을 가진 수직형 열교차단 시스템은 532.1 kN보다 약 79.6 % 높은 강성 및 강도를 확보한 것으로 판단된다.

Fig. 5 Failure of the four specimens

3.2 LBN-WV-H reinfs 실험결과 및 분석

LBN-WV-H reinfs 실험체는 실험이 진행됨에 따라 전단력이 작용하는 부분으로부터 대각선 방향으로 사인장 전단 균열이 크게 발생하였고, 가력 부위의 반대 방향의 부분도 대각선 방향으로 눈에 띄는 균열이 발생하였으며, 아래로 살짝 기울어진 모습을 보였다. Fig. 5(b)와 같이 전단 사인장균열이 발생함에 따라 그 주위의 콘크리트의 탈락이 일어나고 하중지지 성능이 급격히 감소되어 실험이 종료되었다. Fig. 4와 같이 141.8 kN의 최대 수평 하중이 가해졌을 때 수평변위는 약 11.8 mm가 발생한 것으로 계측되었다. 내부벽과 외부벽 사이 수직접합부에 설치되어 있는 H형상의 이종 용접근 시스템은 콘크리트나 UHPC의 타설이 없는 부분이므로 단면2차모멘트가 급격히 변화되어 전체 구조물의 변형이나 응력이 H형태 이종 용접근에 집중하게 된다. 이에 따라 내부 이종 용접근의 D13 철근부가 외부와 내부 벽체 연결되는 부분에서 전단 항복을 하며 최대하중 값을 기록한 것으로 판단된다.

3.3 LBN-WV-UHPC-Ext 실험결과 및 분석

LBN-WV-UHPC-Ext 실험체의 경우에는 실험이 진행되며 상부 플랜지에 가해진 전단하중으로 인해 플랜지와 연결된 벽체 옆면에 사인장균열이 발생하였으며 이는 벽체와 하부 플랜지를 연결하는 UHPC 리브의 연결부에 하중이 전달되어 압축응력의 발생으로 인한 수평 및 수직 균열이 발생하였다. 또한, 가력 부위의 반대 방향의 실험체 부분에 여러 방향의 크고 작은 균열이 발생하였다. 웨브에 전단 사인장균열이 발생함에 따라 그 주위의 콘크리트에 균열과 탈락이 일어나면서 하중지지성능이 급격히 감소하면서 실험이 종료되었다. Fig. 5(c)에 나타나듯이 LBN-WV-H reinfs 실험체와는 다르게 바닥 프레임에 강봉으로 고정되어 있는 하부 플랜지에서도 균열이 발생하여 외부벽의 역할을 하는 플랜지에 부분 탈락과 균열이 발생하였다. 이는 UHPC 리브와 이종 용접근의 합성 작용으로 외부 벽체와 내부 벽체를 연결하는 수직 접합부(UHPC 리브+이종 용접근)의 수직 하중 지지성능이 증가되고, 이로 인해 보다 큰 하중을 버티면서 결과적으로 하부 플랜지 기초 부분에서도 균열과 손상이 발생한 것으로 판단된다. 최대하중에서 수평변위는 약 17.1 mm가 계측되었으며 LBN-WV-H reinfs 실험체와 비교했을 때 약 2.49배의 하중지지성능을 보유한 것으로 도출되었다.

3.4 LBN-WV-UHPC-SK 실험결과 및 분석

LBN-WV-UHPC-SK 실험체는 실험이 진행됨에 따라 플랜지 상부에 가해진 전단하중으로 인해 플랜지와 연결된 벽체 옆면에 사인장균열이 발생하였으며 이는 벽체와 하부 플랜지를 연결하는 UHPC 리브의 연결부에 하중이 전달되어 압축응력의 발생으로 인한 수평 및 수직 균열이 발생하였다. Fig. 5(d)에서 나타난 것처럼 웨브에 전단 사인장균열이 발생하였다. 이에 따라 그 주위의 콘크리트에 균열과 손상이 심해지고 하중내력이 감소하면서 최대하중이 가해졌을 때 수평변위는 20.4 mm가 발생하였다. 앞부분 돌출길이를 가진 LBN-WV-UHPC-Ext 실험체와 마찬가지로 UHPC 리브의 존재는 수직 전단하중의 지지 값의 증가를 가져오고 이는 기초부의 역할을 하는 하부 웹에서 균열과 손상이 발생하였다. 또한, 리브에서 나온 이종 용접근 스터럽이 외부 벽체와 내부 벽체를 압축력으로 고정하고 전단키를 통해 UHPC와 일반 콘크리트가 전단키를 통해 전단마찰로 접합되어 있는 상태이므로 보다 많은 마찰 저항면의 존재로(전단키 vs. 돌출길이) 전단키를 가진 실험체의 수직하중 지지성능이 약 25 % 높게 측정된 것으로 판단된다.

4.1 유한요소해석 모델링 절차

유한요소해석 모델에는 LS-DYNA 상의 여러 가지 콘크리트 모델 중 실제 거동에 가장 적합한 모델을 적용하기 위해 사전 연구 검증을 실시하였다. 콘크리트 손상 모델(*MAT072 R3, K&C 모델)과 Winfrith 콘크리트 모델(*MAT084, Winfrith concrete model)의 원통형 콘크리트 1축 압축시험을 모델링하여 실험데이터와 가장 유사한 거동을 보이는 콘크리트 모델을 본 유한요소해석 모델에 적용하였다. UHPC 리브에서 고려되는 UHPC의 물리적 특성은 160 MPa로 설정하고 다른 물성치는 30 MPa로 동일하게 적용하였다.

본 해석모델에서 하중가력시스템(actuator)과 상하부 슬래브, 중앙벽체, UHPC 리브의 UHPC는 모두 Solid 요소로 모델링하였다. UHPC 리브와 벽체와 슬래브 내부에 배근되는 철근은 선형 요소를 사용하여 모델링하였고 모두 실제 실험체와 동일한 크기로 제작하였다. 메쉬 크기는 상하단 슬래브에서 가로×세로가 20 mm×60 mm 크기로 모델링하였으며 중요하1다고 판단된 중앙 내부벽체와 UHPC 리브가 삽입된 단열재 부분은 각각 20 mm×20 mm, 20 mm×12 mm 크기로 제작하여 해석을 수행하였다. 또한 각각의 부재는 contact option 내의 *Automatic-Surface-to-Surface 함수를 사용하여 연결시켰으며 *PLASTIC_KINEMATIC 모델을 이용하여 철근의 부착 및 강재의 거동을 묘사하였으며 하부 플랜지 바닥면을 고정단으로 설정하여 해석을 진행하였다. 해석에 사용된 재료 물성치는 실험에 사용된 물성치를 토대로 해석에 적용시켰으며 콘크리트의 인장강도는 압축강도의 제곱근에 0.56을 곱하여 산정하였다(Table 3, Table 4 참고).

UHPC 리브와 상하부 슬래브를 구성하는 콘크리트에 대한 해석모델은 실제 콘크리트의 거동을 *Winfrith 모델을 활용하여 콘크리트의 거동을 묘사하였다. LBN-WV-H reinfs 실험체는 외부 벽과 내부 벽의 연결부에서 H형태로 외부 벽체와 내부 벽체를 수직으로 연결하는 H형태의 이종 용접근을 모델링하였다(Fig. 6(a) 참고).

Fig. 6 Modelings and plastic strains of two experiments

4.2 실험과 유한요소해석의 소성변형분포 비교, 분석

실제 열교차단재 실험에서는 가력장치를 통해 내부 주철근이 항복하여 파단이 이를 때까지 실험을 진행시켰다. 슬래브와 상하부슬래브 사이에 부착된 UHPC 리브의 경계면에서 균열이 시작되었으며 이후 균열이 상하부 슬래브로 퍼져나갔다. 실험체는 주철근의 항복 이후에도 슬래브와 벽체 내부에 배근된 UHPC 리브에 의해 지속적으로 하중지지 성능을 유지하였다. Fig. 6(b)는 실험체의 소성파괴(effective plastic strain)정도를 나타낸다. 소성파괴는 UHPC 리브의 경계면에서 손상 정도가 2.0으로 가장 컸다. 경계면에서 발생한 균열이 벽체로 전이되는 것을 확인할 수 있었으며 이를 통해 실제 실험과 유한요소해석 내의 균열 양상이 유사한 것을 확인할 수 있다(Table 5 참고).

4.3 유한요소해석에서의 축하중 변화양상 분석

LBN-WV-H reinfs의 축하중을 분석하였다. 하중이 증가함에 따라 H형 SS강재에서 양 벽체에 연결되어 있는 부분과 SS강재 끝부분에서 휨 변형이 일어나 항복한 것으로 판단된다. H형태의 이종 용접근만 있는 부분은 단면 2차모멘트가 급격하게 감소하며 모든 전단하중을 H형상의 이종 용접근이 받게 된다. 이에 대한 전단성능을 해석적으로 검토하기 위해 유한요소해석을 통해 전단성능을 검증하였다. LBN-WV-H- reinfs에 대한 축하중 분포를 Fig. 7에 나타내었다. Fig. 8에는 실제 실험에서 도출된 값을 해석을 통한 값과 함께 하중-변위 곡선으로 비교하여 나타내었다. 본 실험체는 실험에서 계측된 최대강도(141.8 kN)는 유한요소해석에서 계산된 전단강도(161.1 kN)보다 작은 값을 가졌다.

전반적으로 응력양상과 축하중 양상의 분포를 실험결과와 유사하게 예측하였으나 초기강성과 최대하중에서 차이를 보였다. 이는 실제 실험과 달리 유한요소해석 상에서 하중가력시스템과 실험체 사이의 간극 없이 하나의 구조체로 거동하였기 때문이라고 판단된다.

Fig. 7 Change of axial stress

Fig. 8 Load-displacement curves of FEM against the test