1. 서 론
2. 유한요소해석 모델 정립 및 검증
2.1 구조해석 대상 테트라포드 제원
2.2 검증모델 설정
2.3 재료 모델 설정
2.4 검증 결과
3. 변수해석 : 경계조건 영향
3.1 변수설정
3.2 해석 결과
4. 변수해석 : 섬유보강 콘크리트의 영향
4.1 변수설정
4.2 해석 결과
5. 결 론
1. 서 론
테트라포드는 방파제와 같은 해양 구조물의 안전성을 확보하기 위해 설계된 소파블록으로, 파랑에너지를 분산시켜 방파제의 안전성을 유지하는 역할을 한다. 이러한 테트라포드의 성능 향상을 위하여 월파 성능, 구조성능 평가 및 신재료 적용 등 다양한 실험 및 해석 연구가 지속적으로 수행되고 있다.
Kim(2010)은 테트라포드로 피복된 사석경사제를 대상으로 설계파 조건, 피복층 마루폭, 마루 여유고 등을 변화시키며 월파 성능을 실험적으로 분석하였다. Oh와 Lee(2020)은 테트라포드로 피복된 경사제 상부 구조물에 작용하는 파력을 분석하기 위해 경사 입사 조건에서 수리모형 실험을 수행하였으며, 수평 및 연직 파력 저감률을 산정할 수 있는 경험식을 제안하였다.
Lim 등(2014)은 다양한 하중조건에서 테트라포드의 구조적 취약부를 분석하기 위해 유한요소해석을 수행하였으며, 테트라포드는 인장력에 취약하며 특히 다리 연결부가 가장 취약한 부분임을 확인하였다. Unukand와 Kuhta(2022)은 테트라포드의 구조적 성능을 평가하기 위해 실물 실험을 수행하였으며, 휨하중에 의한 인장 균열이 주요 파괴 원인임을 확인하였다. 또한, Kim과 Lee(2020)은 항만 및 해안 시설물 중 경사식 구조물의 보강을 위하여 1개 층의 테트라포드 상부에 추가 테트라포드(피복재)를 추가 후 안정성을 2차원 수리 모형 실험을 통해 검토하였다.
한국해양연구원(KIOST)에서는 소파블록의 안전성을 강화하기 위해 테트라포드와 형상이 유사하면서 내부에 철근을 삽입하여 다리 부러짐을 방지할 목적으로 새로운 소파블록 제안하였다(Oh et al., 2011). 또한, Yoo 등(2007)은 기존의 콘크리트를 대체할 수 있는 천연 재료를 사용하여 테트라포드의 환경 영향을 줄이면서 구조적 성능을 유지하려는 접근법을 제시하였다.
테트라포드는 무근콘크리트로 제작되며, 주요 파괴 양상은 콘크리트 인장 파괴에 의하여 지배된다(Unukand and Kuhta, 2022). 내부 철근의 부재로 인장 파괴는 테트라포드의 취성적 파괴를 유발할 수 있으며, 균열을 통하여 해수가 침투하여 테트라포드의 내구성이 저하될 수도 있다. 이러한 점을 보완하기 위하여 연성 파괴를 유도하며 균열 저항성을 향상시킬 수 있는 방안이 필요하며 섬유보강 콘크리트를 적용하는 것은 한가지 대안이 될 수 있다.
콘크리트 보강에 사용되는 섬유는 주로 폴리프로필렌(PP), 폴리에틸렌(PE), 그리고 강섬유(Steel fiber) 등이 있으며, 최근에는 재활용 폴리에틸렌 테레프탈레이트(rPET) 및 폐어망을 사용한 섬유도 개발되어 적용되고 있다(Kim et al., 2024; Nguyen et al., 2021). 섬유보강 콘크리트를 적용하여 균열 저항성을 증대시킬 수 있으므로 테트라포드의 연성 확보와 균열 저항성 증대에도 적용이 가능할 것으로 판단된다. 다만, 강섬유의 경우 부식의 우려로 테트라포드 적용성은 떨어질 것으로 판단된다.
본 연구에서는 폴리프로필렌(PP), 자연섬유 그리고 재활용 폴리에틸렌 테레프탈레이트(rPET) 섬유보강 콘크리트를 테트라포드에 적용하였을 때 구조성능을 해석적으로 평가하고자 한다. 해석적인 측면에서 섬유보강 콘크리트의 균열 저항성 및 인장강도 특성은 파괴에너지로 정량화할 수 있다. 이에 기존 문헌을 조사하여 PP, PE 및 rPET에 대한 파괴에너지를 정량적으로 분석하여 섬유종류 및 섬유 혼입량에 따른 파괴에너지를 도출하고 변수해석에 사용하였다(Kim et al., 2024; Mehrab and Esfahani, 2022; Merta and Tschegg, 2013; Zhang and Li, 2013; Zhang et al., 2013).
해석 모델은 기존 실험 결과를 기반으로 테트라포드 유한요소해석 모델을 구성하고 검증하였으며, 다양한 하중조건과 경계조건에 따른 구조적 성능을 비교하였다. 마지막으로 섬유 종류와 섬유 혼입률에 따른 파괴에너지 변화가 테트라포드의 구조성능에 미치는 영향을 해석적으로 평가하였다.
2. 유한요소해석 모델 정립 및 검증
2.1 구조해석 대상 테트라포드 제원
해석 테트라포드 형상 및 제원은 Yoon 등(2020)의 연구를 참고하여 Fig. 1과 같이 0.5ton의 테트라포드 블록을 대상 모델로 선정하였으며, 범용 구조해석 프로그램 ABAQUS(2022)을 사용하여 해석을 수행하였다.
2.2 검증모델 설정
본 연구에서는 섬유보강 콘크리트를 적용한 테트라포드 모델의 검증을 위해 Unukand와 Kuhta(2022)의 실험 결과를 활용하였다. Unukand와 Kuhta(2022)는 실물 실험을 통하여 테트라포드의 주요 파괴 원인은 휨에 의한 인장 균열이라고 보고하였으며, 실험에서 작용하중-균열폭의 관계를 측정하였다. 본 연구에서는 해당 데이터를 기반으로 유한요소해석을 통해 해당 실험을 모사하고, 작용하중-균열폭 관계를 비교 분석하였다. Fig. 2(a)는 Unukand와 Kuhta(2022)의 실험에 사용된 테트라포드 형상을 나타내고, Fig. 2는 수행된 실물 실험의 형상 및 실험 전경을 나타낸다.
Fig. 3은 유한요소해석 모델의 경계조건과 하중조건을 나타내며, 균열폭이 측정된 위치를 보여준다. 경계조건의 경우 경계조건에서의 국부적인 파괴를 방지하고 단순 지지된 경계조건을 모사하기 위하여 테트라포드 하부의 다리 끝단 영역을 영역 중심에 위치한 Reference point에 연결하여 세 다리 중 한 곳은 x, y, z축 변위를 고정하였고(보라색 영역), 나머지 두 다리는 z축 변위를 고정하였으며(초록색 영역), 상단에는 변위 하중을 적용하였다. 해석에 사용된 요소는 C3D10 요소로 10절점 이차 사면체 연속체 요소를 사용하였다.
2.3 재료 모델 설정
본 연구에서 사용된 콘크리트의 일축 압축응력-변형률 관계는 European Committee for Standardization(2004)의 제안식을 적용하였다. Fig. 2에 나타난 검증모델의 경우 Unukand와 Kuhta(2022)의 연구에서는 C25/30 콘크리트를 사용함에 따라 콘크리트의 압축강도, 는 25MPa로 설정하였다.
일축 인장응력-변형률 관계는 인장강도() 도달 후 최대 인장변형률()까지 인장응력이 선형적으로 감소하여 인장응력이 0에 도달한다고 가정하였다(Hafezolghorani et al., 2017; Lou et al., 2021). 다만, 본 연구에서는 해석 결과의 수렴도 확보를 위하여 도달 시 의 10 %에 해당하는 인장응력이 잔류응력으로 존재한다고 가정하였다. 는 European Committee for Standardization(2004)에 따라 로 계산하였다.
본 연구에서 섬유보강 콘크리트의 인장 특성은 를 사용하여 반영하였다. 일반적으로 는 실험을 통하여 산출되지만, CEB-FIP(CEB, 2013) 제안식()으로도 계산이 가능하다. 에 대한 실험 결과가 있는 경우에는 실험 결과를 적용하였으며 검증모델과 같이 에 대한 실험 결과가 없는 경우에는 CEB-FIP(CEB, 2013) 제안식을 사용하였다. 예를 들어, = 25MPa인 경우, 는 CEB-FIP(CEB, 2013) 제안식에 의하여 130N/m으로 계산된다.
본 해석 모델에서 사용된 연속균열모델(Smeared Crack Model)은 균열이 요소 내부에 고르게 분포된다고 가정한다(Kwak and Filippou, 1990). 이 경우 요소의 크기가 인 경우, 균열폭은 에 소성 인장변형률을 곱하여 계산할 수 있다. 따라서, 동일한 에 대하여 요소의 크기가 변하는 경우 또한 변하게 된다.
도달 이후 선형적으로 인장응력이 감소하여 최대 소성인장변형률()에서 인장응력이 0이 되는 경우 는 로 계산할 수 있으며 이므로 는 다음과 같이 계산할 수 있다. Fig. 4는 위의 방법을 사용하여 콘크리트 압축강도가 25MPa일 때 산정된 일축 응력-변형률 곡선을 나타낸다.
최종적으로 는 에 에 해당하는 탄성변형률을 더하여 계산할 수 있다. 예를 들어 검증모델의 경우 는 2.56MPa이고, 가 30mm인 경우 = 130N/m 적용 시 = 0.003486으로 계산할 수 있다.
2.4 검증 결과
먼저 적절한 요소의 크기를 선정하기 위하여 요소 크기에 따른 해석 결과의 수렴성을 검토하였다. 이를 위해 Fig. 5와 같이 균열이 집중적으로 발생하는 테트라포드 하부 연결부 영역의 요소 최대 크기를 각각 75mm, 60mm, 45mm, 30mm로 설정하여 해석을 수행 후 결과를 비교하였다.
Fig. 6은 요소의 크기에 따른 최대 하중()의 수렴성 분석 결과를 나타낸다. 최대 하중은 요소의 크기가 75mm에서 60mm로 감소했을 때 13.3% 증가하였고, 60mm에서 45mm로 감소했을 때 7.2%, 45mm에서 30mm로 감소했을 때 0.7% 증가하여 결과가 수렴하는 경향을 보였다. 이러한 결과를 바탕으로 요소의 크기는 30mm로 결정하였다.
Fig. 7은 해석 종료 시점에서 테트라포드 하부에서의 최대 주응력, 최대 주소성변형률 분포 및 최대 주소성변형률의 방향 벡터를 나타낸다. 이때, Fig. 7(c)의 벡터 방향은 Fig. 7(b)에서 나타난 균열 발생 위치와 연관되며 균열은 최대 주소성변형률 벡터에 수직인 방향으로 발생한다. 즉, 다리 연결부를 따라 균열이 발생하고 있음을 알 수 있다.
유한요소해석에서의 균열폭 계산은 두 가지 방식으로 산정할 수 있다. 첫 번째 방법은 균열이 발생한 영역의 양 끝단 절점 간 상대 변위량으로 균열폭을 계산한 경우이며, 두 번째 방법은 첫 번째 방법과 동일한 영역에서 연속균열모델을 적용하여 요소의 크기에 소성주인장변형률을 곱하여 계산하는 것이다. 검증모델의 경우 균열폭은 Fig. 7(b)에 소성주인장변형률이 집중적으로 나타나는 연결부 세 지점을 기준으로 선정하였으며, 각 영역에서의 양 끝단 절점 간 상대 변위량 또는 연속균열모델을 적용한 균열폭을 계산하여 평균값을 균열폭으로 산정하였다.
Fig. 8은 해석 결과 나타난 균열폭-하중 결과를 실험 결과와 비교한 그림이다. 여기서 해석 모델의 요소 크기는 30mm이며 균열폭은 앞서 설명한 두 가지 방법을 통하여 계산하였다. 실험 결과 나타난 최대 하중은 229.1kN이며 해석의 경우는 230.2kN으로 0.5%의 차이가 나타났다. 초기 강성의 경우, 양 끝단 절점 간 상대 변위량으로 균열폭을 계산한 방식은 실험보다 더 작게 나타났으며 이는 해석에서는 이상적인 힌지-롤러 조건을 사용하였지만, 실험에서는 마찰에 의한 수평 저항력이 발생하였기 때문으로 판단된다. 반면, 연속균열모델을 적용한 균열폭은 초기 하중 단계에서 소성변형률이 0으로 유지되기 때문에 초기 강성이 실험보다 더 높게 나타났다.
또한, 해석의 경우는 테트라포드 중앙 하단부에 Fig. 8과 같이 균열이 진전된 후 강성이 음(-)의 값이 나타나면서 해석이 종료되었다. 하지만, 실험에서는 균열의 폭이 급격히 확대되는 현상이 관찰되었다. 이는 해석에서는 요소가 물리적으로 분리되지 않으며 에서 수렴도를 확보하기 위하여 약 0MPa가 아닌 인장강도의 10%에 해당하는 잔류 인장강도를 부여하였으므로 실험과 같이 극단적인 균열폭의 확대를 모사할 수 없기 때문으로 판단된다. 참고로 해석은 해석상 발생하는 최대 소성주인장변형률이 콘크리트 파괴에너지에 해당하는 에 도달할 때까지 수행하였다.
3. 변수해석 : 경계조건 영향
3.1 변수설정
테트라포드는 다양한 방식으로 배치될 수 있으며, 그 형식에 따라 구조적 거동이 달라질 수 있다. 일반적으로 테트라포드의 쌓기 방식은 Fig. 9과 같이 2층 피복 형식, 난적 형식, 수평적 형식으로 구분된다. 이 중 난적 형식의 경우 1층에 위치한 테트라포드가 상부 테트라포드에 의해 가장 높은 하중을 받을 가능성이 크다.
Fig. 9.
Tetrapod stacking methods: (a) Covering type; (b) Random placement type; (c) Horizontal placement type (Fudotetra Corporation, 2025)
따라서 본 연구에서는 난적 형식으로 배치된 테트라포드의 1층에서 발생할 수 있는 다양한 하중조건을 가정하여 Table 1과 같이 총 9가지의 하중 작용 조건을 설정하였다. 각 Cases는 하중이 작용하는 위치에 따라 구분되며, C는 다리의 중앙부에 하중이 작용하는 경우를 말하며 I는 테트라포드 중심부 인접 지점에 하중이 작용하는 것을 나타낸다. Table 1에서 하중 Cases는 하중이 작용하는 다리의 수와 하중의 작용 위치(C 또는 I)에 따라 구분하였다.
: x, y, z direction fix, 
: z direction fix, 
: Load경계조건은 앞서 설명한 Fig. 3과 동일하며 해석 모델은 2.1장의 Fig. 1과 같다. 요소의 크기는 수렴성 해석 결과를 반영하여 30mm로 결정하였다. 콘크리트의 압축강도는 KDS 14 20 40(콘크리트구조 내구성 설계기준)에 따라 30MPa로 설정하였다(MLIT, 2021). 해석은 먼저 자중을 작용 후 각 하중 Cases별로 하중을 점진적으로 증가시키면서 해석을 수행하였다.
3.2 해석 결과
Fig. 10은 Case 1부터 Case 9까지의 하중-변위 곡선을 나타낸 그래프이다. Fig. 10에서 변위는 하중 작용 위치에서의 수직 변위를 나타내고 작용하는 하중의 수에 따라 수직 변위를 평균하여 하중-변위 곡선을 작성하였다. 해석은 최대 주소성변형률이 에 도달하는 시점까지 수행하였다. 만약 최대 하중 도달 이전에 최대 주소성변형률이 에 도달한 경우, 최대 하중이 발생하는 지점까지 해석을 수행하였다. Case 1의 최대 하중은 100.93kN으로 가장 작게 나타났으며, Case 6의 최대 하중은 329.71kN으로 가장 높게 나타났다. 즉, 하중이 다리 하나에만 작용하는 경우의 최대 하중이 가장 적어 이 경계조건이 가장 취약한 것으로 나타났다. 테트라포드의 자중이 4.905kN인 점을 고려하며 최대 하중이 가장 작은 경우에도 자중의 20배 이상의 하중에 견딜 수 있음을 확인하였다.
Fig. 11은 테트라포드 하부에서 최대 하중 발생 시 최대 주응력과 주소성변형률을 나타낸다. 최대 주응력은 발생하는 최대 인장응력으로 볼 수 있으며 최대 주소성변형률 분포로부터 균열 형상을 예측할 수 있다. 최대 일축 인장응력은 2.90MPa이므로 붉은 곳에 해당하는 곳은 최대 인장응력에 도달했다고 볼 수 있다. 하중이 작용하는 다리의 하부에 대부분 최대 인장응력에 도달하는 것을 알 수 있다. 즉, 다리에 작용하는 하중에 의하여 휨이 발생하며 하중 작용점 하부에서는 인장이 발생하고 있음을 알 수 있다. 이에 따라 균열도 하중 직하부에서 가장 크게 발생함을 알 수 있다. 다만, Case 1의 경우는 국부 파괴를 방지하기 위하여 테트라포드 다리 끝단의 경계조건을 면으로 설정하였음에도 불구하고 하중 직하부에서 균열이 발생한 이후 다리 끝단에서 균열이 광범위하게 발생하며 최대 하중이 제한되었다. 그리고 Case 9의 경우는 테트라포드 다리가 모이는 중심점에서 균열이 먼저 발생하고 그 이후 하중 직하부에서 인장 균열이 발생 및 확대되면서 최종 파괴가 발생하였다. 위의 해석 결과에서 하중이 다리 하나의 중앙에 작용하는 Case 1이 가장 취약한 하중조건임을 알 수 있다. 이에 따라 Case 1을 기준으로 섬유보강 콘크리트 적용 효과를 판단하고자 한다.
Fig. 11.
Stress and strain distribution of analysis model: (a) Max. principal stress for Case 1 (single-leg loading); (b) Max. principal stress for Case 4 (two-leg loading); (c) Max. principal stress for Case 9 (three-leg loading); (d) Max. principal plastic strain for Case 1 (single-leg loading); (e) Max. principal plastic strain for Case 4 (two-leg loading); (f) Max. principal plastic strain for Case 9 (three-leg loading).
4. 변수해석 : 섬유보강 콘크리트의 영향
4.1 변수설정
Table 2는 섬유 종류에 따른 파괴에너지 특성을 종합적으로 정리한 표이다. 표에서 알 수 있듯이 섬유 종류 및 혼입률, 콘크리트의 재료 특성에 따라 파괴에너지가 무근콘크리트 대비 최대 8배 이상 증가하는 것을 확인할 수 있다. Table 2에서 는 동일한 실험 조건에서 섬유 보강재를 사용하지 않은 무근콘크리트의 파괴에너지 값이다.
Table 2.
Summary of fracture energy for various fiber-reinforced concrete (FRC) from literature
| Fiber type | Researcher | Fiber properties |
Concrete type |
Fiber volume fraction (%) |
Compressive
strength (MPa) |
Tensile strength (MPa) |
Fracture energy test method |
Fracture
energy, (N/m) | |||
| Type |
Length (mm) |
fiber tensile strength (MPa) | |||||||||
| Natural fibers | Merta and Tschegg, 2013 | Plain concrete | N/A | N/A |
Normal concrete | N/A | 42.2 | 3.74 |
Wedge splitting test | 119.6 | 1.00 |
| Hemp | 40 | 600-700 | 0.19 | 34.6 | 3.59 | 204.4 | 1.71 | ||||
| Straw | 40 | 0.19 | 31.7 | 3.50 | 122.5 | 1.02 | |||||
| Elephant grass | 40-60 | 0.19 | 30.5 | 3.45 | 137.8 | 1.15 | |||||
| Polypropylene | Zhang and Li, 2013 | Plain concrete | N/A | N/A | Normal concrete | N/A | N/A | N/A | Three-point bending test | 101.0 | 1.00 |
| PP fiber | 10-20 | ≥ 450 | 0.04 | 123.6 | 1.22 | ||||||
| 0.06 | 137.0 | 1.36 | |||||||||
| 0.08 | 159.5 | 1.58 | |||||||||
| 0.10 | 171.4 | 1.70 | |||||||||
| 0.12 | 179.2 | 1.77 | |||||||||
| Zhang et al., 2013 | Plain concrete | N/A | N/A |
Cement treated crushed rock (CTCR) | N/A | 5-10 | N/A | Three-point bending test | 165.6 | 1.00 | |
| PP fiber | 10-20 | ≥ 450 | 0.04 | 216.8 | 1.31 | ||||||
| 0.06 | 245.1 | 1.48 | |||||||||
| 0.08 | 314.5 | 1.90 | |||||||||
| 0.10 | 371.2 | 2.24 | |||||||||
| Mehrab and Esfahani, 2022 | Plain concrete | N/A | N/A |
Lightweight Aggregate Concrete (LWAC) | 0.12 | 40.2 | 2.2 | Three-point bending test | 106.3 | 1.00 | |
| PP fiber | 12 | 400 | 0.5 | 40.7 | 2.8 | 513.5 | 4.83 | ||||
| 0.75 | 41.1 | 3.3 | 881.7 | 8.29 | |||||||
| 1.0 | 40.4 | 2.9 | 730.7 | 6.87 | |||||||
| Recycled PET | Kim et al., 2024 | Plain concrete | N/A | 85 |
Normal concrete | N/A | 30.29 | 2.22 | Three-point bending test | 165.25 | 1.00 |
| rPET fiber (P20) | 20 | 0.59 | 35.07 | 2.49 | 238.75 | 1.44 | |||||
| rPET fiber (P51) | 51 | 0.3 | 22.10 | 2.34 | 258.59 | 1.56 | |||||
Fig. 12는 Table 2의 내용을 시각화한 것이다. 대부분의 섬유는 약 0.2% 미만의 혼입률을 사용하는 것으로 조사됐으며 이 경우 파괴에너지의 증가율은 약 3배 이내인 것으로 나타났다. PP 섬유의 경우는 혼입률 증가에 의한 파괴에너지의 증가량이 선형적으로 나타나고 있으며 rPET 섬유의 경우는 혼입률에 따른 파괴에너지 증가가 미미하였다. 또한, Table 2에서 볼 수 있듯이 압축강도는 섬유 혼입에 따라 유의미하게 변화하지 않거나 감소하는 경우도 나타나 섬유 혼입에 따른 압축강도 변화는 없다고 가정하였다.
섬유 혼입률에 따라 는 8배까지 증가할 수 있으며 이러한 파괴에너지의 증가는 인장강도 향상과도 관련이 있다. 본 연구에서는 문헌조사 결과를 바탕으로 Table 3과 같이 파괴에너지와 인장강도를 변수로 설정하였다. 콘크리트의 압축강도는 30MPa이며 이때 섬유 보강되지 않은 콘크리트의 파괴에너지, 와 인장강도, 는 CEB-FIP(CEB, 2013)의 제안식에 따라 각각 140.50N/m, 2.90MPa로 계산하였다. Fig. 13은 다양한 섬유 보강재를 사용한 실험에서 얻은 와 의 관계를 정규화하여 나타낸 것으로 파괴에너지 증가에 따라 인장강도 또한 증가함을 확인할 수 있다.
Table 3.
Analysis cases
본 연구에서는 Fig. 13의 추세선을 기반으로 각 파괴에너지 값에 대응하는 인장강도를 결정하였으며, 는 식 (1)을 통하여 계산하였다. 각 Cases에 대해 계산된 인장강도와 는 Table 3과 같다.
섬유보강 콘크리트의 영향을 파괴에너지와 인장강도의 변화로 판단하는 이유는 PP, 자연섬유 및 rPET와 같이 본 연구에서 고려하고 있는 섬유들의 섬유보강에 따른 압축강도의 영향은 크게 변화가 없으나 균열 저항성 등 인장거동을 향상시킬 수 있기 때문이다. 또한, 3장의 경계조건에 대한 변수해석 결과에서 볼 수 있듯이 테트라포드의 주요한 파괴 원인이 인장 균열에 의한 파괴이기 때문이다.
4.2 해석 결과
파괴에너지 변화에 따른 해석 결과는 Fig. 14와 Table 4에 나타나 있다. 해석은 최대 하중 도달 이후 최대 주소성변형률이 에 도달하는 시점까지 수행하였다. 또한, 해석 종료 시점에서의 하중-변위 그래프에 대하여 Fig. 15와 같이 하중-처짐 곡선의 면적을 계산하여 소성 에너지 흡수능력()을 계산하였다.
Table 4.
and for Case 1 to Case 9.
Fig. 14에서 볼 수 있듯이 해석 결과 초기 강성은 모두 동일하게 나타났다. 이는 섬유보강 유무와 상관없이 콘크리트의 탄성계수가 동일하기 때문이다. /가 8인 경우 최대 하중은 약 1.53배 증가하였다. 이는 인장강도의 증가로 인해 최대 하중이 증가한 것으로 판단된다. 는 최대 하중보다 더 큰 증가율을 나타냈다. /가 8인 경우 소성 에너지 흡수능력은 약 15.28배 증가하는 것으로 나타났다. 이는 파괴에너지 증가로 가 증가하기 때문으로 판단된다. Fig. 16은 해석 결과인 최대 하중 및 소성 에너지 흡수능력을 /에 따라 시각화한 그림으로 보다 의 증가율이 더 크게 나타났다. 이는 Table 3에서 볼 수 있듯이 파괴에너지 증가에 따라 의 증가보다 의 증가가 더 크기 때문으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서 테트라포드의 인장 균열에 의한 파괴 모드를 개선하기 위한 섬유보강 콘크리트의 적용성을 유한요소해석을 통해 평가하였다. 이를 위해 기존 연구자의 실험 결과와 비교하여 유한요소모델을 검증하고, 다양한 하중조건 및 경계조건을 고려하여 구조적 거동을 분석하였으며 섬유 종류 및 혼입률에 따른 파괴에너지와 인장강도의 변화를 변수로 설정하여 해석을 수행하였다.
경계조건 및 하중조건에 따른 변수해석 결과, 다리 하나에만 하중이 작용하는 Case 1의 최대 하중이 100.93kN으로 가장 작게 나타났으며, 다리 세 곳 모두 하중이 작용하는 Case 6에서의 최대 하중이 329.71kN으로 가장 크게 나타났다. 최대 하중 및 강성 모두 하중 위치에 따라 차이를 보였으며, 최대 하중이 가장 작은 경우에도 테트라포드의 자중(4.905kN)의 20배 이상의 하중까지 견딜 수 있음을 확인하였다. 또한, 주요한 파괴 모드는 인장부의 인장 균열에 의한 파괴임을 확인하였다.
섬유보강 콘크리트 적용 효과를 평가하기 위해 파괴에너지를 1배에서 8배까지 변화시킨 변수해석을 수행한 결과, 파괴에너지가 증가할수록 테트라포드의 최대 하중과 소성 에너지 흡수능력 모두 증가하는 경향이 나타났다. 최대 하중은 초기 대비 약 1.51배 증가하였으며, 소성 에너지 흡수능력은 약 15.28배 증가하였다. 이러한 이유는 본 연구에서 적용된 PP, PE 및 rPET의 경우 섬유보강에 의하여 인장강도의 증가량보다는 최대 인장변형률의 증가가 더 크기 때문으로 판단된다.
