문도영
(Do Young Moon)
1†iD
이강진
( Kang Jin Lee)
2
-
경성대학교 토목공학과 교수
(Professor, Department of Civil Engineering, Kyungsung University, Busan 48434, Republic
of Korea)
-
경성대학교 토목공학과 학사과정
(Undergraduate Student, Department of Civil Engineering, Kyungsung University, Busan
48434, Republic of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
강섬유보강콘크리트, 전자기장, 파괴에너지, 유효강섬유보강비, 섬유분포 및 방향
Key words
SFRC, electromagnetic field, fracture energy, effective steel fiber reinforcement ratio, fiber distribution and orientation
2. 실 험
2.1 강섬유
본 실험 연구에서 사용된 강섬유는 후크형 강섬유이며, 단면 제원은 Table 1에 제시되어 있다. 형상비 60, 65, 80의 강섬유를 사용하였으며, 인장강도는 제조업체에서 제공한 값인 1,100 MPa이다.
Table 1 Steel fibers used
|
ID
|
Dia.
(mm)
|
Sectional area
(mm2)
|
Length
(mm)
|
Aspect Ratio
|
Tensile
Strength
(MPa)
|
|
60
|
0.5
|
0.196
|
30
|
60
|
1,100
|
|
65
|
0.55
|
0.238
|
35
|
65
|
|
80
|
0.75
|
0.442
|
60
|
80
|
|
|
2.2 노치보 제작
전자기장 노출 시 전자기력의 손실과 전자기장 교란을 방지하기 위해 플라스틱 거푸집을 사용하여 노치 보(notched beam)를 제작하였다. 노치
보의 높이와 폭은 100 mm, 길이는 400 mm이며, 경간은 300 mm이다. 노치는 경간 중앙에 폭 1 mm, 높이 25 mm의 플라스틱 판을
삽입하여 제작하였다. 이러한 시험체 제작방식은 노치선단부의 섬유의 분포 및 배열에 영향을 줄 수 있고 파괴에너지를 미소하게 감소시킬 수 있으나 제작
편이를 위하여 이와 같이 제작하였다. 사용된 콘크리트의 배합표는 Table 2에 제시되어 있다. 콘크리트 압축강도를 평가하기 위해 6개의 표준공시체를 대상으로 실험을 수행하였으며, 평균압축강도는 47±4.9 MPa로 충분한
압축강도가 발현되는 것을 확인하였다. 콘크리트 배합과정은 다음과 같다. 먼저, 잔골재와 강섬유를 투입한 후 믹서를 1분 이상 회전시켜 교반한 뒤,
시멘트를 투입하였다. 이후 곧바로 굵은 골재와 물을 서서히 투입하며 혼합을 완료하였다. 노치보 몰드에 타설할 때는 3층으로 나누어 타설하였으며, 각
층마다 다짐봉을 이용하여 10회 이상 다짐을 실시하였다. 타설이 완료된 후 일부 시험체는 전자기장 노출과정을 거쳤으며, 이에 대한 상세한 설명은 2.5절에
제시하였다. 이후 모든 시편은 1일간 기건 양생하였으며, 2일째부터 7일 이상 수조에 수침한 후 탈형하였다. 동일한 변수에 대하여 3개의 시험체를
제작하였으며, 총 30개의 노치보를 제작하였다.
Table 2 Mix proportion of steel fiber reinforced concrete
|
$f_{ck}$
(MPa)
|
W/B
(%)
|
S/a
(%)
|
Unit weight (kg/m3)
|
Comp.
Strength (MPa)
|
|
W
|
C
|
S
|
G
|
Mean±std.
|
|
30
|
51
|
40
|
207.1
|
406.5
|
690.4
|
1041.9
|
47±4.9
|
2.3 솔레노이드 설계 및 제작
전자기장 노출을 위한 순경 200 mm의 아크릴 재질 보빈을 제작한 후, 표면에 직경 1 mm의 코일을 원주방향으로 2,500회 감아 솔레노이드를
제작하였다(Fig. 1).
Fig. 1 Fabrication of a solenoid
2.4 강섬유정렬을 위한 전자기력 결정
콘크리트에 혼입된 강섬유를 정렬하기 위해서는 전자기력에 의한 회전력($M_{m}$)이 콘크리트 점성으로 인한 저항력($M_{r}$)을 초과하여야 한다.
상기 식 (1)~(2)에서 $B$는 전자기력(Tesla), $s$는 강섬유의 단면적(mm2), $\mu_{0}$는 진공투자율($N/A^{2}$), $l$는 강섬유의 길이(m),
$\theta$는 강섬유의 시간 t에서의 회전각(deg), $\eta$는 콘크리트의 점성($Pa\bullet s$), $\omega$는 강섬유의 각속도($\theta
/t$), $t$는 전자기장 노출시간(sec), $d$는 강섬유의 직경($m$), $x$는 강섬유의 중심에서 거리($m$)를 의미한다.
해석을 위한 입력치는 Table 3에 정리하였다. 콘크리트의 점성은 Banfill (2005)의 연구를 기반으로 12.65 Pa·s를 사용하였다. $M_{m}$>$M_{r}$인 전자기력 $B$는 약 500 Gauss이며, 5분간 노출하였을
때 강섬유를 코일의 직각 방향으로 회전·정렬시키기에 충분한 것으로 확인되었다. 솔레노이드에 인가해야 할 전류는 앙페르의 법칙으로부터 유도된 식 (3)을 통해 결정하였으며, 계산결과 3.1A로 도출되었다.
여기서, $I$는 솔레노이드에 흐르는 전류($A$), $L$은 솔레노이드의 길이($m$), $n$은 코일의 회전수로 2,500회이다.
Table 3 Input parameters required to align steel fibers
|
Steel fibers
(l/d)
|
d
(mm)
|
s
(mm2)
|
$\mu_{0}$
(H/m)
|
$l$
(mm)
|
$\eta$
(Pa·s)
|
m
(kgf/m3)
|
|
60
|
0.50
|
0.196
|
$4\pi \\ \times 10^{-7}$
|
30
|
12.65
|
7,850
|
|
65
|
0.55
|
0.238
|
35
|
|
80
|
0.75
|
0.442
|
60
|
2.5 노치보 타설 및 강섬유정렬
몰드 상태에서 솔래노이드를 관통하도록 배치한 후, DC 전류 발생기에 3.1A의 전류를 인가하였다(Fig. 2(a)). 이때 테슬라미터를 이용하여 솔레노이드에서 발생하는 전자기력을 측정한 결과 564.74 Gauss로 나타났으며, 이는 강섬유 정렬에 필요한 500
Gauss를 초과하는 값임을 확인하였다(Fig. 2(b) 참고). Fig. 2(c)에서 몰드의 종방향으로 정렬된 강섬유가 표면에서 육안으로 관찰됨을 확인할 수 있다.
Fig. 2 Fabrication of flexural specimen
2.6 노치보 휨시험
EN 14651(CEN 2007)에 따라 노치보가 휨파괴에 이를 때까지 3점 재하 실험을 수행하였다(Fig. 3). 실험 중, 노치의 CMOD (Crack Mouth Open Displacement)를 크랙 게이지를 이용하여 측정하였다. 하중가력장치는 2,000
kN UTM(Universal Testing Machine)을 사용하였으며, 측정된 데이터는 TDS301 장비를 통해 취득 및 정리하였다.
Fig. 3 Set-up for beam test
실험변수는 Table 4에 정리하였다. 전자기장 노출로 강섬유를 강제 정렬한 시험체는 MF(magnetic field)로 명명하였으며, 전자기장 노출 없이 일반적인 방법으로
제작된 시험체는 NMF (no magnetic field)로 구분하였다. 강섬유의 형상비는 60, 65 및 80이며, 강섬유의 혼입량은 0.3 %Vol.,
0.4 %Vol., 0.5 %Vol.로 하였다. 시험체명은 전자기장 노출여부, 강섬유 형상비, 강섬유 혼입비의 순으로 명명하였다. 예를 들어, MF-60-0.3은
전자기장에 노출된 시험체로 형상비 60의 강섬유가 0.3 %Vol. 혼입된 실험체를 의미한다.
Table 4 Test variables
|
Specimen
ID.
|
Magnetic
field
|
$l/d$
|
Mix ratio (%Vol.)
|
|
0.3
|
0.4
|
0.5
|
|
NMF-60-0.3, NMF-60-0.4, NMF-60-0.5 NMF-65-0.5 NMF-80-0.5
|
NMF
|
60
65
80
|
√
|
√
|
√
√
√
|
|
MF-60-0.3, MF-60-0.4, MF-60-0.5 MF-65-0.5 MF-80-0.5
|
MF
|
60
65
80
|
√
|
√
|
√
√
√
|
3. 실험결과
3.1 강섬유의 분포 및 방향계수
3.1.1 강섬유분포 및 파괴면 강섬유의 수 평가
강섬유의 분포와 파괴면의 걸친 강섬유의 수를 평가하였다. 식 (4)는 이상적으로 전단면에 강섬유가 분포할 때 이론적으로 파괴면에 관찰되어야 하는 강섬유의 수 $th$를 나타낸다. 한편 $n$은 파괴면에서 실제로 관찰되는
강섬유의 수를 나타낸다. 강섬유의 분포도 $\alpha$는 $n$을 $th$로 나눈 값으로 식 (5)와 같으며, 1에 가까울수록 이상적으로 분포되었다는 것을 의미한다.
3.1.2 강섬유 방향계수 평가
노치보를 완전히 파괴한 후 파괴면에 걸쳐 있는 강섬유의 기저부와 시험체의 축이 이루는 각도를 $\theta_{i}$라 할 때, 섬유방향계수 $\eta_{\theta}$는
식 (6)으로 계산된다. 모든 강섬유의 각도가 0일 때, 즉 모든 강섬유의 방향이 파괴면에 수직으로 정렬하게 되면 섬유방향계수 $\eta_{\theta}$는
1이다. 1에 근접할수록 강섬유방향이 축에 나란하게 정렬되어 있다는 것을 의미한다.
Fig. 4는 시험체의 파괴면에서 관측된 강섬유의 기저부가 시험체의 축과 이루는 각을 측정하는 사진이다. 그림에 표시된 각은 강섬유 기저부의 접선과 시험체 종방향
축과의 사이각을 나타내고 있다. 측정은 모바일 어플리케이션인 “Angle Meter 360”을 사용하였다.
Fig. 4 Measurement of steel fiber orientation
3.1.3 평가결과
Table 5는 파괴면에서 관찰된 강섬유의 수 $n$, 이론적인 강섬유의 수 $th$와 이를 통한 강섬유의 분포도 $\alpha$를 정리하여 나타내고 있으며,
각 변수당의 분포도 평균치를 나타내고 있다. 또한 전자기장의 영향을 비교하기 위하여 MF 시험체의 분포도와 NMF 시험체의 분포도의 비 Ratio를
제시하였다. 강섬유의 방향계수 $\eta_{\theta}$도 동일한 방법으로 정리하였다. 또한 Fig. 5와 Fig. 6은 각각 강섬유 분포계수와 방향계수의 분석결과를 보여주고 있다.
우선 분포도 $\alpha$의 Ratio 결과에서 혼입비에 따른 변화를 살펴보면, 혼입비가 0.3 %Vol.일 때 MF의 방향계수 평균은 NMF의
1.00배이며, 0.4 %Vol.일때도 1.06배, 혼입률이 0.5 %Vol.일때에는 1.01배로 거의 변화가 없다. 한편 강섬유 형상계수에 따른
변화는 형상비 60은 1.01, 65에서 1.03, 80에서 1.06로 증가하는 추세이나 미미한 수준이다. 결과적으로 전자기장 노출될 때, 강섬유
분포도는 강섬유의 혼입률, 강섬유의 형상비에 따라 거의 차이가 발생하지 않는다는 것을 확인할 수 있다.
한편 강섬유 방향의 Ratio 결과에서 혼입비에 따른 변화를 살펴보면, 혼입비가 0.3 %Vol.일때 MF의 방향계수 평균은 NMF의 1.67배이며,
0.4 %Vol.일때도 동일하게 1.67배이다. 또한 혼입률이 0.5 %Vol.일때에는 1.63배로 다소 감소하기는 하지만 동등한 수준이다. 한편
강섬유 형상계수에 따른 변화는 형상비 60은 1.63, 65에서 1.72, 80에서 1.75로 증가하는 추세이나 미미한 수준이다. 결과적으로 전자기장에
노출 될 때, 강섬유의 방향은 명확하게 60 % 이상 증가하지만, 강섬유의 혼입률과 강섬유의 형상비와 상관없이 모든 경우에 대하여 일정하게 증가되는
것을 알 수 있다.
이와 같은 결과를 종합할 때, 전자기장은 강섬유의 분포도에는 영향을 주지 않는다는 것을 알 수 있다. 반면, 전자기력은 섬유를 파괴면의 직각으로 강섬유를
정렬시킴으로써 강섬유의 방향에 심대한 영향을 준다는 것을 확인할 수 있다.
Fig. 5 Results for steel fiber distribution
Fig. 6 Results for steel fiber orientation
Table 5 Summary of steel fiber distribution and orientation results
|
Specimen
|
$n$
|
$\psi =n/A_{c}$
|
$th$
|
$\alpha$
|
Avg.
|
Ratio
|
$\eta_{\theta}$
|
Avg.
|
Ratio
|
|
MF-60-0.3
|
-1
|
197
|
0.026267
|
190.99
|
1.03
|
1.03
|
1.00
|
0.93
|
0.94
|
1.67
|
|
-2
|
195
|
0.026
|
1.02
|
0.95
|
|
-3
|
200
|
0.026667
|
1.05
|
0.94
|
|
NMF-60-03
|
-1
|
205
|
0.027333
|
1.07
|
1.03
|
-
|
0.54
|
0.56
|
-
|
|
-2
|
196
|
0.026133
|
1.03
|
0.52
|
|
-3
|
190
|
0.025333
|
0.99
|
0.63
|
|
MF-60-0.4
|
-1
|
205
|
0.027333
|
1.07
|
1.04
|
1.06
|
0.92
|
0.94
|
1.67
|
|
-2
|
201
|
0.0268
|
1.05
|
0.95
|
|
-3
|
189
|
0.0252
|
0.99
|
0.96
|
|
NMF-60-04
|
-1
|
181
|
0.024133
|
0.95
|
0.98
|
-
|
0.54
|
0.56
|
-
|
|
-2
|
185
|
0.024667
|
0.97
|
0.61
|
|
-3
|
195
|
0.026
|
1.02
|
0.54
|
|
MF-60-0.5
|
-1
|
201
|
0.0268
|
1.05
|
1.04
|
1.01
|
0.96
|
0.95
|
1.63
|
|
-2
|
201
|
0.0268
|
1.05
|
0.97
|
|
-3
|
195
|
0.026
|
1.02
|
0.92
|
|
NMF-60-0.5
|
-1
|
204
|
0.0272
|
1.07
|
1.03
|
-
|
0.58
|
0.58
|
-
|
|
-2
|
201
|
0.0268
|
1.05
|
0.63
|
|
-3
|
185
|
0.024667
|
0.97
|
0.54
|
|
MF-65-0.5
|
-1
|
154
|
0.020533
|
157.84
|
0.98
|
1.00
|
1.03
|
0.88
|
0.89
|
1.72
|
|
-2
|
153
|
0.0204
|
0.97
|
0.9
|
|
-3
|
165
|
0.022
|
1.05
|
0.89
|
|
NMF-65-0.5
|
-1
|
150
|
0.02
|
0.95
|
0.97
|
-
|
0.52
|
0.52
|
-
|
|
-2
|
154
|
0.020533
|
0.98
|
0.51
|
|
-3
|
156
|
0.0208
|
0.99
|
0.52
|
|
MF-80-0.5
|
-1
|
86
|
0.011467
|
84.88
|
1.01
|
1.03
|
1.06
|
0.92
|
0.91
|
1.75
|
|
-2
|
87
|
0.0116
|
1.02
|
0.92
|
|
-3
|
90
|
0.012
|
1.06
|
0.9
|
|
NMF-80-0.5
|
-1
|
86
|
0.011467
|
1.01
|
0.98
|
-
|
0.52
|
0.52
|
-
|
|
-2
|
87
|
0.0116
|
1.02
|
0.45
|
|
-3
|
76
|
0.010133
|
0.90
|
0.6
|
3.2 파괴에너지
3.2.1 파괴에너지 평가
노치보의 실험결과로부터 획득한 하중-CMOD 그래프의 면적을 이용하여 파괴에너지를 비교, 분석하였다. 파괴에너지는 파괴의 인성(toughness)을
평가하는 데 사용되는 중요한 인자로서, 이 값이 크다는 것은 인성이 우수한 것을 의미한다. 강섬유보강콘크리트의 파괴에너지 평가모델은 Barros and Sena Cruz (2001)의 모델을 사용하여 평가하였다. 평가식은 식 (7)과 같다.
여기서, $G_{F}$는 총파괴에너지(N/m), $W_{f}$는 하중-CMOD 그래프의 면적(mm2), $m$은 시험체의 질량(kg), $a$는 시험체의
총길이와 경간길이의 비, $a_{0}$는 노치의 깊이(mm), $b$와 $d$는 각각 노치시험체의 폭과 높이(mm), $g$는 중력가속도(=$9.8m/\sec^{2}$),
$S_{u}$는 측정된 최대 CMOD로서 본 해석에서는 4 mm이다.
3.2.2 파괴에너지 결과
시험체의 파괴에너지 분석결과는 Table 6에 요약하였다. NMF-60-0.3의 파괴에너지가 0.49 N/m로 가장 작으며, MF- 80-0.5가 3.96 N/m로 가장 크다. 강섬유의 혼입비와
형상비에 따른 파괴에너지의 변화는 Fig. 6에 나타내었다.
Fig. 7(a)를 보면, 강섬유의 혼입률이 증가함에 따라 파괴에너지는 증가하는 추세를 확인할 수 있다. 다만, NMF와 NM를 비교하면, NMF의 증가율이 오히려
MF의 증가율 보다 미세하게 큰 것을 확인할 수 있다. 한편, Fig. 7(b)에서도 동일한 결과를 확인할 수 있다. 강섬유의 형상비가 증가할때 파괴에너지는 증가하며, MF와 NMF의 증가율은 거의 유사하다. 결과적으로 전자기장에
의한 강제섬유 정렬은 파괴에너지를 많이 증가시키지만, 강섬유의 주요인자 즉, 강섬유의 혼입률 및 강섬유의 형상비와는 상관관계가 없다는 것을 확인할
수 있다. 즉, 전자기장에 의한 강제 정렬은 강섬유 혼입비와 형상비에 상관없이 모든 경우에 동일하게 작용한다는 것을 알 수 있다.
Fig. 7 Fracture energy curves according to steel fiber volume fraction and aspect
ratio
Table 6 Overview of fracture energy results
|
Specimen
|
$W_{f}$
|
$G_{F}$ (N/m)
|
$\rho_{f,\: eff}$
|
|
MF-60-0.3
|
-1
|
12142
|
1.64229
|
0.479
|
|
-2
|
17184
|
2.31456
|
0.484
|
|
-3
|
9395
|
1.27603
|
0.491
|
|
NMF-60-03
|
-1
|
4074
|
0.56656
|
0.289
|
|
-2
|
4262
|
0.59163
|
0.266
|
|
-3
|
2213
|
0.31843
|
0.313
|
|
MF-60-0.4
|
-1
|
15180
|
2.04736
|
0.493
|
|
-2
|
31977
|
4.28696
|
0.499
|
|
-3
|
24173
|
3.24643
|
0.474
|
|
NMF-60-04
|
-1
|
627
|
0.10696
|
0.255
|
|
-2
|
22482
|
3.02096
|
0.295
|
|
-3
|
13655
|
1.84403
|
0.275
|
|
MF-60-0.5
|
-1
|
16642
|
2.24229
|
0.504
|
|
-2
|
17767
|
2.39229
|
0.510
|
|
-3
|
15398
|
2.07643
|
0.469
|
|
NMF-60-0.5
|
-1
|
15458
|
2.08443
|
0.309
|
|
-2
|
15011
|
2.02483
|
0.331
|
|
-3
|
13935
|
1.88136
|
0.261
|
|
MF-65-0.5
|
-1
|
27871
|
3.73949
|
0.430
|
|
-2
|
26462
|
3.55163
|
0.437
|
|
-3
|
25839
|
3.46856
|
0.466
|
|
NMF-65-0.5
|
-1
|
21049
|
2.82989
|
0.247
|
|
-2
|
15288
|
2.06176
|
0.249
|
|
-3
|
9096
|
1.23616
|
0.257
|
|
MF-80-0.5
|
-1
|
22591
|
3.03549
|
0.466
|
|
-2
|
36605
|
4.90403
|
0.472
|
|
-3
|
29326
|
3.93349
|
0.477
|
|
NMF-80-0.5
|
-1
|
16481
|
2.22083
|
0.264
|
|
-2
|
27607
|
3.70429
|
0.231
|
|
-3
|
23691
|
3.18216
|
0.269
|
4. 유효강섬유보강비 평가
파괴단면에 분포된 강섬유들의 단면적과 콘크리트 단면적의 비는 파괴단면에서 강섬유의 단면적을 나타내는 비로서 이 비가 크다는 것은 균열에 저항하는 유효한
강섬유의 단면이 크다는 것을 의미한다. Tiberti et al. (2018)과 Mudadu et al. (2018)의 연구에서는 강섬유의 정렬방향에 따른 효과분석을 위해 유효강섬유보강비, $\rho_{f,\: eff}$,을 평가하였다. 본 실험에서 전자기장은 강섬유의
분포에는 큰 영향이 없으나, 강섬유를 시험체의 축방향으로 정렬시킴으로서 파괴에너지를 증가시킨다. 따라서 정량적으로 전자기장의 강섬유정렬 효과를 분석하기
위해서 유효강섬유비에 따른 파괴에너지의 상관관계를 평가하고, 전자기장의 효과를 분석하고자 하였다. 유효강섬유보강비는 식 (8)과 같이 정의할 수 있다.
여기서, $\rho_{f,\: eff}$는 유효강섬유보강비, $A_{f,\: eff}$는 파괴면에 걸친 강섬유의 총유효단면적, $a_{f}$는 한
개 강섬유의 단면적, $\psi$는 단면면적당 강섬유의 수, $n$는 파괴면에서 관찰된 강섬유의 수, $\eta_{\theta}$는 강섬유의 방향계수이다.
유효강섬유보강비의 계산결과는 Table 6에 제시하였다.
Fig. 8은 유효강섬유보강비에 따른 파괴에너지의 결과를 나타내고 있다. NMF의 유효강섬유보강비($\rho_{f,\: eff,\: NMF}$)는 0.27에서
MF의 유효강섬유보강비($\rho_{f,\: eff,\: MF}$) 0.475로 거의 1.76배$\rho_{f,\: eff,\: MF}/\rho_{f,\:
eff,\: NMF}$) 증가한다. NMF 시험체의 평균파괴에너지, $G_{F,\: NMF}$는 2.02 N/mm에서 MF 시험체의 파괴에너지,
$G_{F,\: MF}$인 3.04 N/mm로 증가하는 것을 알 수 있다. 이들 간의 상관관계는 식 (9)와 같이 나타낼 수 있으며, 이를 정리하면 식 (10)과 같이 전자기장에 노출된 시편의 파괴에너지 $G_{F,\: MF}$를 비노출 시험체의 평균파괴에너지와 유효강섬유보강비로부터 예측, 평가할 수 있다.
식 (10)에서 직사각형 단면의 경우 $\rho_{f,\: eff,\: NMF}$는 Lee et al. (2015)에서 wall effect를 고려하여 제안한 강섬유방향계수 예측식과 파괴단면의 이론적 강섬유수와 단면적을 통해 비노출인 경우의 유효강섬유보강비를 통해
결정할 수 있으므로, 전자기장에 노출된 직사각형 단면 휨공시체의 파괴에너지 $G_{F,\: MF}$는 식 (10)을 통해 시험체의 제원과 사용강섬유의 제원을 통해 쉽게 평가할 수 있다.
Fig. 8 Relationship between effective fiber reinforcement ratio and fracture energy
5. 결 론
본 연구에서는 전자기력에 의하여 강제로 정렬된 강섬유보강콘크리트 휨공시체의 휨파괴실험을 수행하였다. 일반 후크강섬유의 혼입량과 형상비를 달리하고,
섬유방향을 강제 정렬한 경우와 강제 정렬하지 않은 경우로 나누어 섬유분포, 섬유의 방향, 파괴에너지를 상호 비교하였다. 본 연구를 통해 획득한 결론은
다음과 같다.
1) 본 실험에서 전자기장에 노출하여 섬유를 강제 정렬한 시험체 들과 비노출 시험체 들에 대하여 노치보를 절단하여 강섬유의 분포상태를 육안검사하였다.
강섬유의 혼입비, 강섬유의 형상이 변화하여도 강섬유의 분포상태는 전자기장 노출여부와 상관없이 거의 동일하였다. 그러므로 전자기장을 이용한 강섬유의
강제 정렬 방법은 강섬유의 분포에는 영향이 미치지 않는다는 것을 확인하였다.
2) 강섬유의 정렬방향을 확인한 결과, 전자기장 노출로 인해 발생한 전자기력으로 인해 강섬유가 파괴면에 대하여 직각방향으로 정렬되는 것을 확인하였다.
방향계수는 전자기장 노출 시험체가 비노출 시험체의 1.63배에서 1.75배까지 증가하였다. 다만 전자기장 노출로 인한 방향계수의 변화는 강섬유의 혼입비와
강섬유의 형상비와는 상관성이 크지 않은 것으로 확인되었다. 즉, 전자기력은 혼입비와 형상비에 상관없이 강섬유를 강제로 정렬시킨다는 것을 확인하였다.
3) 파괴에너지를 비교한 결과, 전자기력에 의해 강제 정렬된 강섬유를 갖는 휨공시체의 파괴에너지가 그렇지 않은 경우보다 1 N/m 이상 큰 것을 확인하였다.
이러한 차이는 강섬유의 형혼입비 및 형상비의 증가에 따라 동일한 차이를 유지하는 것으로 나타났다. 전자기력이 강섬유를 균열면에 직각이 되도록 강제
정렬시켜 균열저항 효과가 증진된다는 것을 확인할 수 있다.
4) 30개의 실험체에 대한 유효강섬유보강비와 파괴에너지 간의 관계를 추세 분석하였으며, 이를 토대로 전자기력에 의해 강제 정렬된 휨공시체의 파괴에너지를
예측평가할 수 있는 모델을 제시하였다. 이 식은 일반강섬유보강콘크리트 휨공시체의 단면 제원과 강섬유의 제원 및 섬유분포계수와 방향계수를 입력하여 강제
정렬된 휨공시체의 파괴에너지를 예측, 평가하는 데 사용할 수 있다.
감사의 글
이 성과는 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(No. 2023006881)
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