2.1 열교차단재 설계 계획

모든 실험체는 현행 구조설계 기준(KDS 41 20 00, ^{KCI 2022)}에 따라 설계되었다. 리브에 사용된 철근 및 주근은 모두 D13 철근을 사용했으며 UHPC 리브는 높은 압축강도와 낮은 열전도율을 특징으로 하는 UHPC로 제작하였으며 단열재는 EPS 2종 1호로 구성하였다. 리브 내부에 벽체와 슬래브 사이를 연결하기 위해 폐쇄형 띠철근과 전단키를 통해 일체화시켰다. Table 1은 본 연구에서 실험을 수행한 총 4개의 실험체의 요소들을 나타내고 있다. 열교차단재 모듈이 폭 1,000 mm로 구성된 점을 감안하여 모든 실험체의 폭은 1,000 mm로 설정하였다. 슬래브와 벽체에 매립된 철근은 각각 주근 D13 @200, 부근 D13@300과 D13@150으로 배근하였다. 각 실험체에 대해 LBN(load bearing insulation)은 제품 특성을, SLB는 슬래브를 의미하며, RIB는 UHPC 리브의 개수를 150과 210은 슬래브 두께를 나타낸다. Fig. 1(a)와 같이 LBN-SLB-RIB5- 210의 실험체의 경우 UHPC 리브 개수 5개와 슬래브 두께 210 mm를 가지며 벽체 끝에서 1,920 mm의 내민길이를 보유한다. LBN-SLB-RIB4-150의 실험체는 UHPC 리브 개수 4개와 150 mm의 슬래브 두께를 가지며 벽체 끝에서부터 내민길이 1,720 mm로 설계하였다. 또한 UHPC 리브 개수에 따른 휨 실험체와 전단 실험체의 가력 위치를 달리하여 전단력과 휨 모멘트의 변화에 따라 영향을 받는 UHPC 리브의 거동을 관찰하였다. Fig. 1(b)에는 UHPC 리브 상세와 실험체의 형상을 보여주고 있으며 Fig. 1(c)에는 실험체의 평면도를 나타낸다. Fig. 1(d)에는 설계프로그램을 사용하여 실험체를 모델링한 것을 보여주고 있다.

Fig. 1 Drawings of the UHPC rib-wall experiment

2.2 재료 실험

슬래브와 벽체에 배근된 주근과 부근은 모두 KS B 0802 ^{(KATS 2023)}에 근거하여 인장실험을 실시하였다. 또한 KS F 2405^{(KATS 2022)}에 따라 원통형 공시체를 제작하여 압축실험을 실시하였으며 UHPC 리브에 적용된 UHPC 및 벽체, 슬래브에 적용된 콘크리트의 압축실험을 수행하였다. 설계강도로 철근 항복강도 650 MPa, 콘크리트 30 MPa, UHPC 150 MPa로 설계하였고 실험에서는 모두 설계강도를 능가한 강도로 계측되었다. 철근의 인장강도는 684, 694, 694 MPa로 평균 687.3 MPa로 측정되었다. 압축실험은 콘크리트 평균 30.0 MPa로 UHPC 156.3 MPa로 측정되었다.

2.3 계측 및 가력 계획

LVDT(linear variable displacement transducer) 및 스트레인 게이지를 부착하여 실험체의 변위를 측정하였다. LVDT는 전단 실험체의 경우 슬래브와 벽체의 이음부의 양 끝단에 설치하였으며 휨 실험체에는 가력 특성을 고려하여 이음부와 중앙부, 끝단으로 총 3부분으로 나누어 부착하였다(Fig. 2(a), (b) 참고). 스트레인 게이지는 양단 UHPC 리브의 끝단에 각 4개씩 중앙에 2개씩 부착하여 모든 실험체별 총 12개의 스트레인 게이지를 사용하여 변형률을 계측하였다(Fig. 2(c), (d) 참고).

총 4개의 실험체를 각각 2개씩 나누어 전단 실험과 휨 실험을 진행하였으며 전단 실험체는 Actuator를 사용하여 0.05 mm/s의 속도로 단조가력하중을 가하여 실험을 진행하였으며 휨 실험체에 대해서는 0.10 mm/s의 속도로 수직방향으로 단조가력하중을 적용시켜 실험을 진행하였다. LBN-SLB-RI B4-150 휨 실험체에 대해 벽체에서 1,415 mm 떨어진 곳에 수직하중을 작용한 모습과 LBN-SLB-RIB4-150 전단 실험체가 벽체로부터 350 mm 떨어진 곳에 하중을 작용한 것을 Fig. 2(a)와 (b)에서 보여주고 있으며 LBN-SLB-RIB5-210 휨 실험체는 벽체에서 1,650 mm 떨어진 곳에 LBN-SLB-RIB5-210 전단 실험체는 벽체로부터 340 mm 떨어진 곳에 가력하였다. 전단 실험체의 경우에는 가력 시 급격한 취성파괴가 발생하기 때문에 안정성을 고려하여 실험체의 한쪽 단부를 힌지지점으로 지지하고 벽체로부터 일정 간격 떨어뜨려 실험을 진행하였다.

Fig. 2 Test setups for the flexural and shear specimens

3.1 각 실험체별 변형률 분석

본 실험체는 슬래브 두께 150 mm에 대해서 휨 거동을 평가한 것이다. NI1과 SI1에 대해 N은 해당 그림의 배면(6시 방향)으로 (north)를 뜻하며 S는 그림 정면(12시 방향)인 (south)를 의미한다. I는 슬래브-벽체에 매립된 스트레인 게이지 중 슬래브 안쪽에 가까운(inner) 것을 뜻하며 1과 2는 각각 UHPC 리브의 하단과 상단의 위치를 의미한다. 변형률 측정 결과는 다음과 같다. 휨 실험체는 남북방향의 변형률 편차가 있었는데 이는 실험체에 휨 하중을 가할 때 강체의 기울기로 인하여 응력전달이 고루 분포되지 않아 편차가 생긴 것으로 판단된다. 실험이 진행되면서 UHPC 리브 접합 철근에서 항복이 발생하였고 이를 통해 소성힌지의 여부를 판단하였다(Table 2 참고).

3.2 LBN-SLB-RIB4-150 휨 실험체 실험결과 및 분석

본 실험체는 슬래브 두께 150 mm에 대해서 휨 거동을 평가한 것이다. 실험이 종료된 후에 Fig. 3(a)에 나타난 것과 같이 캔틸레버 형태의 부모멘트가 발생하여 슬래브 상부에 휨균열이 발생하였고 외부벽체와 인접한 부분에서 점차 슬래브 중앙부로 퍼져나가기 시작하였다. 실험이 진행됨에 따라 벽체와 슬래브 사이에 1개의 소성힌지가 발생하였고 철근의 정착이음 또한 파단되어 상부 슬래브가 파괴되며 항복하여 전체적으로 파단되며 실험이 종료되었다. UHPC 리브 내의 철근은 변위 15 mm에서 항복하였으며 본 실험체는 예상되는 수직하중 조합에 따라 소요휨강도 11.53 kN･m와 설계휨강도 24.12 kN･m, 40.10 kN･m의 실험휨강도가 계측되었다. 소요휨강도, 설계휨강도, 실험휨강도는 다음 식 (1)~(3)과 같이 산정하였다.

Fig. 3 Deformed shapes and failure modes of four specimens

3.3 LBN-SLB-RIB5-210 휨 실험체 실험결과 및 분석

210 mm의 슬래브를 가지고 휨에 대해 평가한 실험체는실험 초기에 UHPC 리브와 벽체 연결부 보다 UHPC 리브와 슬래브 사이에서 더 많은 균열과 손상이 발생하였다. Fig. 3(b)와 같이 실험이 진행됨에 따라 벽체와 슬래브 사이에 소성힌지가 1곳 발생하였고 UHPC 리브의 철근정착 파괴로 슬래브 상부가 파단되어 벽체와 슬래브 사이에 결속력이 저하되며 실험이 종료되었다. UHPC 리브 내의 철근은 변위 10 mm에서 항복하였으며 본 실험체는 소요휨강도 18.03 kN･m, 설계휨강도 42.54 kN･m와 실험휨강도 72.22 kN･m가 계측되었다. 이를 바탕으로 비교분석한 Table 2는 150 mm 실험체와 210 mm 실험체에 대해 각각 28 %, 24 % 수준으로 휨에 대해 충분한 안정성을 확보하는 것을 나타낸다.

3.4 LBN-SLB-RIB4-150 전단 실험체 실험결과 및 분석

150 mm 슬래브에 UHPC 리브 4개로 구성되어 전단에 대해 실험한 실험체는 실험이 종료된 후에 실험체 내부의 UHPC 리브와 벽체 사이에 전단내력이 집중되며 Fig. 3(c)와 같이 소성힌지가 2곳이 발생하였고 이에 따른 균열이 점차 슬래브 중앙부로 퍼져나가며 V자 형태로 슬래브가 꺾이며 실험이 종료되었다. 슬래브 두께 150 mm 실험체는 예상되는 수직 하중 조합에 따라 20.67 kN의 소요전단강도, 228.06 kN의 설계전단강도와 311.13 kN의 실험전단강도가 기록되었다. 소요전단강도, 설계전단강도, 실험전단강도는 다음과 같이 산정하였다. 해당 실험체는 슬래브-벽체 접합부 내의 UHPC 리브시스템의 개수와 두께 모두 LBN-SLB-RIB5-210 전단 실험체에 비해 낮아 실험최대하중에 근접했을 때 휨지배의 거동을 보였다. 본 실험체는 슬래브-벽체 연결부 주위에 균열이 생긴 후 UHPC 리브 내의 철근이 변위 약 1.0 mm에서 UHPC 리브 내에 매립된 철근에서 항복이 발생하고 소성힌지가 발생하였으며 이후 하중을 실험체가 파괴될 때까지 증가시켰을 때 슬래브 중앙에 균열이 발생하며 소성힌지가 추가 발생하였다.

3.5 LBN-SLB-RIB5-210 전단 실험체 실험결과 및 분석

3.5절의 실험은 210 mm의 슬래브에 5개의 UHPC 리브를 가진 실험체에 전단을 가한 것이다. 실험 초기에 벽체와 슬래브에 매립된 UHPC 리브 사이에 Fig. 3(d)처럼 전단내력이 집중되며 2개의 소성힌지가 발생하였고 균열이 점차 슬래브 중앙으로 퍼지면서 슬래브가 V자 형태로 꺾이며 실험이 종료되었다. 슬래브 두께 210 mm 실험체는 변위 약 1.0 mm에서 UHPC 리브 내 매립철근에서 항복이 발생하였으며 예상되는 수직 하중 조합에 따라 24.45 kN의 소요전단강도, 285.07 kN의 설계전단강도와 488.01 kN의 실험전단강도가 나왔다. 두 개 실험체 모두 예상되는 하중에 따라 소요전단강도를 계산하고 이를 설계전단강도와 실험전단강도와 같이 비교하였다. 그 결과, 소요전단강도 대비 실험전단강도는 Table 3에 나타난 것과 같이 약 16배와 20배의 초과강도를 각각 가져 안정성을 충분히 가지고 있다고 판단된다.

슬래브 두께가 150 mm에서 210 mm로 증가함에 따라 슬래브와 벽체의 구조일체성을 보다 명확히 확보하기 위해 리브가 4개에서 5개로 증가시켰다. 결과적으로 전단 리브 수의 증가, 슬래브 춤의 증가에 따른 유효 춤의 증가, 전단에 대한 저항 단면의 증가 등으로 인해 210 mm의 두께를 가진 UHPC 수평 열교차단시스템의 전단내력이 증가하였다. 210 mm 실험체는 150 mm 실험체에 비해 실험 최대하중은 약 180 kN, 그에 따른 변위는 약 8.0 mm 감소하였다. Fig. 4(a)는 휨 실험체의 하중변위곡선을 Fig. 4(b)는 전단 실험체의 하중변위곡선을 나타낸다. 이를 통해 UHPC 리브의 개수에 따른 실험체의 최대하중과 이에 대한 변위, 초기강성 등을 알 수 있다. 이에 대해 210 mm 두께의 실험체가 150 mm 실험체에 비해 최대하중, 변위, 초기강성에서 각각 131 %, 156 %, 78 %의 비율을 보였다. 또한 전단 실험체를 비교하였을 때 210 mm의 슬래브 두께를 가진 실험체가 150 mm 슬래브 두께를 가진 실험체에 비해 최대하중, 최대변위, 초기강성 면에서 각각 154 %, 100 %, 140 %의 해당하는 값을 보였다.

Fig. 4 Load-displacement curves of both flexural and shear tests

4.1 해석 모델링 절차 및 물성치 선정

UHPC 접합 리브가 적용된 건축물의 슬래브와 벽체가 만나 내외부에서 수평형으로 연결하는 UHPC 리브 단열구조체의 상세 개발을 위해 연구에서 고려하는 열교차단재의 형태와 구조 및 에너지 특성 등을 주요 변수로 하여 이에 대한 성능실험을 수행하고 이를 통해 구조성능을 비교, 검증하여 접합 리브의 상세 개발을 확정하였다. 이를 바탕으로 공동주택에 적용할 UHPC 리브 탑재 슬래브-벽체 구조물에 대해 유한요소해석 모델을 개발하고 이에 대한 해석을 수행하였다. UHPC 리브가 탑재됨으로서 구조물이 더욱 안정하게 구조적으로 거동하는지 알아보기 위하여 유한요소해석 프로그램인 LS-DYNA를 사용하여 수행된 실험 결과를 검증하였다. 해석모델의 신뢰성을 확보하기 위해 해당 유한요소해석모델을 통해 도출된 해석 결과와 실제 대상 구조시스템의 실험 결과를 비교, 분석하였다. 본 연구의 배경에서부터 실험과 해석까지의 수행 절차와 해당 내용에 대한 구성이 Fig. 5에 도식화되어 나타내었다.

유한요소해석 모델에는 LS-DYNA 상의 여러 가지 콘크리트 모델 중 실제 거동에 가장 적합한 모델을 적용하기 위해 많은 검증을 실시하였다. 콘크리트 손상 모델(*MAT072R3, K&C모델)과 Winfrith 콘크리트 모델(*MAT084, Winfrith concrete model)의 원통형 콘크리트 1축 압축시험을 모델링하여 실험데이터와 가장 유사한 거동을 보이는 콘크리트 모델인 Winfrith를 본 유한요소해석 모델에 적용하였다. UHPC 리브에서 고려되는 UHPC의 물리적 특성은 160 MPa로 설정하고 콘크리트는 30 MPa로 적용하였다.

UHPC 리브와 벽체를 연결하는 철근에 대한 해석 모델은 기존 실험보고서를 반영하여 강재 SD500에 대해 ‘PLASTIC_ KINEMATIC’ 재료모델을 이용하여 철근 및 강재의 거동을 묘사하였다. 이에 대한 물성치 정보는 Table 4에 나타내었다. UHPC 리브와 벽체를 구성하는 콘크리트에 대한 해석모델은 UHPC와 일반 콘크리트에 대해 Winfrith 콘크리트 모델을 활용하여 콘크리트의 거동을 묘사하였다. Table 5에 나와 있듯이 실제 재료 물성치를 토대로 포아송 비는 0.17로 동일하며 압축강도는 UHPC 160 MPa로 콘크리트 30 MPa로 설정하였다.

본 해석모델에서 하중가력시스템과 벽체는 시간상 효율적인 해석을 위해 메쉬 크기를 30 mm로 설정하여 모델링하였고 중요하다고 판단된 UHPC 리브 및 이와 연결된 부분은 10 mm로 모델링하였다. 슬래브, 벽체, 가력 부분은 Solid 요소로 모델링하였고 UHPC 리브와 벽체 내부에 배치되는 철근은 Beam 요소로 모델링하였다. 또한 휨 실험체의 경계조건은 실험과 동일하게 벽체의 하단과 배면을 고정단으로 하였으며 전단 실험체는 지그를 포함시켜 고정단으로 설정하였다. 또한 LS-DYNA 상의 Contact option 내의 *AUTOMATIC _SURFACE_TO_SURFACE 함수를 사용하여 벽체와 UHPC 리브의 접합부를 비롯하여 슬래브와 UHPC 리브, 하중가력시스템과 슬래브를 접합시켰으며 AUTOMATIC_BEAM_IN_ SOLID 함수를 사용하여 본드 슬립 거동을 묘사하였다. 이를 통해 산정된 해석 및 실험 결과를 최대 강도와 변위를 비교하여 해석 모델을 검증하였다. 해당 내용은 다음 절에 나타내었다.

Fig. 5 Load-displacement curves between test and analysis

4.2 LBN-SLB-RIB4-150 휨 실험체 해석결과

앞 절에서 Fig. 4의 하중-변위 곡선을 중심으로 최대강도와 변위 등을 비교하여 도출한 값이 Table 6에 나타나있다. 이를 통해 실험결과와 해석결과를 비교, 검증하였다. 슬래브 두께 150 mm의 휨 실험체는 실험 그래프 최대하중 28.34 kN의 최대하중에서 113.27 mm의 변위를 가졌으며 유한요소해석 프로그램에서 도출된 하중-변위 곡선에서는 28.12 kN의 최대하중에서 74.90 mm의 변위를 가졌다(Fig. 5(a) 참고). 이를 통해 최대하중에서의 실험과 해석에서의 오차율은 1.0 % 미만의 오차율을 나타냈다. 수직하중이 가해짐에 따라 UHPC 리브에 응력이 집중되고 휨모멘트가 증가하며 해석이 종료되는 양상이 실제 실험에서 수직하중이 가해지면서 소성힌지가 1곳 발생하고 더 이상 하중을 지지하기 어려운 상태가 되는 양상과 유사하였다. 이는 유한요소해석결과가 실험에서 관찰되었던 손상과 변형 및 최종파괴 시의 거동상태를 잘 나타내고 있음을 보여준다.

4.3 LBN-SLB-RIB5-210 휨 실험체 해석결과

슬래브 두께 210 mm의 실험체는 실험 최대하중 43.77 kN에서 113.31 mm의 변위를 가졌으며 유한요소해석을 통해 도출된 하중-변위 곡선에서는 46.80 kN의 최대하중을 가질 때 92.60 mm의 변위를 나타냈다. 실험과 해석에서 도출된 결과값을 바탕으로 오차율은 6.4 %로 낮은 오차율을 나타냈다(Fig. 5(b) 참고). 최대하중에서의 변위 차는 20.71 mm로 나타났다.

4.4 LBN-SLB-RIB4-150 전단 실험체 해석결과

슬래브 두께 150 mm 전단 실험체는 최대하중 311.13 kN에서 21.54 mm의 변위를 가졌으며 유한요소해석을 통해 도출한 하중-변위 곡선에서는 313.20 kN의 최대하중에서 29.89 mm의 변위를 나타냈다. 실험과 해석프로그램에서의 오차율은 0.66 %로 매우 낮은 오차율을 보여주었다. 이는 최대하중 측면에서 매우 근접한 결과를 보여주었으나 탄성영역에서 기울기로 나타나는 부재의 강성에는 차이를 보여주고 있다(Fig. 5(c) 참고). 주된 이유로 FEM 해석에서는 이상적이고 완벽한 경계조건과 재료의 특성 관계를 가정하여 해석결과가 도출되지만 실제로는 실험체가 조기 미끄러짐(slip), 변형단계에서 철근과 콘크리트, UHPC 등의 부착슬립, 하중이나 접촉지지면의 불균형 또는 초기 실험체와 지지면의 불완전한 면의 접촉 등이 반영되어 초기 기울기의 차이가 나타나는 것으로 보인다. 본 실험체는 리브 수에 따른 내력 저하로 인해 슬래브를 이루는 콘크리트의 항복 이후 낮은 하중에서 슬래브-벽체를 연결하는 UHPC 리브 단열시스템의 내장된 철근의 항복하여 이에 따른 연성적인 거동을 보인 것으로 판단된다.

4.5 LBN-SLB-RIB5-210 전단 실험체 해석결과

슬래브 두께 210 mm 전단 실험체는 실험 그래프 최대하중 488.01 kN에서 16.89 mm의 변위를 가졌다. 유한요소해석에서 도출된 하중-변위 곡선에서는 510.69 kN의 최대하중에서 20.91 mm의 변위를 가졌다. 실험과 해석에서 도출된 최대하중의 오차율은 4.6 %로 나타났으며 변위 차는 4.02 mm로 낮은 양상을 보였다(Fig. 5(d) 참고).

4.6 파괴모드 비교, 분석

가력장치를 통해 항복하여 파단이 이를 때까지 실험을 진행시켰다. Fig. 6(a)는 실험에서의 실험체의 균열, 탈락 모습을 나타내며 Fig. 6(b)는 해석 상의 실험체의 균열, 탈락 등의 모습을 나타낸다. 슬래브와 외부벽체 사이에 부착된 UHPC 리브의 경계면에서 균열이 시작되어 소성힌지가 발생하고 이에 따라 균열이 점차 넓은 범위로 퍼져나갔다. 실험체는 항복 이후에도 슬래브와 벽체 내부에 배치된 철근과 UHPC 리브에 의해 지속해서 하중지지 성능을 유지하였다. 이에 비교, 분석을 통해 FEM 해석모델에서의 균열 양상이 실제 실험과 유사한 것을 확인하였다.

Fig. 6 Fracture modes of each specimen