2.1 콘크리트 신속조형 압출기 설계

기존의 CRP 시스템에서는 Fig. 1(a)에 나타낸 바와 같이 펌프(pump)로부터 노즐(nozzle)까지 굳지 않은 콘크리트를 이송하여 출력한다(Le et al. 2012a). 그러나 이러한 압출방식에서는 설치된 파이프의 형상변화에 따라 굳지 않은 콘크리트의 토출량이 일정하지 못하는 경우가 빈번히 발생할 수 있다. 따라서 이 연구에서는 Fig. 1(b)에 나타낸 바와 같이 노즐 위치에 단축압출기(single screw extruder)를 장착하여 콘크리트의 정량 토출을 유도하였으며, 펌프는 압출기 전까지만 콘크리트를 압송하는 목적으로 사용하였다. 이때, 단축압출기에 설치되는 나선형 스크류의 각도는 CFD 해석을 통해 결정하였으며, Fig. 2에는 스크류 각도에 따른 토출량에 대한 해석결과를 나타내었다. 해석 시 굳지 않은 콘크리트는 기존문헌에 근거하여 빙햄(Bingham)유체로 가정하였으며(Roussel 2018), 스크류의 회전속도는 60 RPM으로 고정하였다. CFD 해석결과, 10°의 나선각에서 굳지 않은 콘크리트가 최대로 토출되는 것으로 나타났으며, 이에 따라 압출기 스크류의 각도를 10°로 설계하여 제작하였다.

Fig. 1. Comparison of existing and proposed CRP system

Fig. 2. Analysis results of mass-flow according to spiral angle of extruder

Fig. 3. Schematic description of CRP system

2.2 콘크리트 신속조형 프로세스

이 연구에서는 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 압출기와 자동화 공작기계(Computer Numerical Control Machine, CNC Machine)를 개량한 CRP 기계(machine), 정량펌프, 컨트롤러, 호퍼, 믹서로 이루어진 CRP 시스템을 구축하였다. CRP 기계는 최대 100 mm/sec의 축이동속도를 만족하도록 제작되었으며, CRP 프로세스를 정리하면 다음과 같다.

단계 1: 믹서를 사용하여 콘크리트를 배합

단계 2: 믹싱 된 콘크리트를 호퍼로 운반

단계 3: 펌프를 이용하여 콘크리트를 압출기까지 이송

단계 4: 압출기까지 콘크리트가 도달하여 압출기 내의 압력이 일정 값에 도달하면 펌프 작동 중지

단계 5: 컨트롤러에 지코드(G-code)를 입력하여 CRP 기계 작동 및 콘크리트 압출

3.1 CRP에 적합한 콘크리트 특성

CRP는 굳지 않은 콘크리트를 압출하여 적층하는 방식으로 부재를 제작한다. 콘크리트 필라멘트를 밀실하고 일정한 형상으로 압출하기 위해서는 연속적인 정량압출이 이루어져야 하며, 이를 압출성으로 정의한다. 또한, 적층 시에는 굳지 않은 콘크리트가 하부 필라멘트 위에 출력된 후 변형 및 붕괴가 발생하지 않아야 하며, 이러한 성능을 적층성이라고 정의한다(Le et al. 2012a, 2012b). 우수한 압출성을 확보하기 위해서는 일정한 플로우를 유지하는 것과 긴 오픈타임(open time)이 요구된다. 반면, 적층성의 관점에서는 워커빌리티(workability)가 좋고 오픈타임이 길수록 적층된 레이어에 변형이 발생되기 쉽다. 따라서 안정적인 CRP를 위해서는 압출성과 적층성을 모두 확보할 수 있는 굳지 않은 콘크리트의 재료특성을 규명할 필요가 있다(Malaeb et al. 2015; Ma et al. 2018). 이와 더불어 적층성은 출력 후의 경화시간이 길수록 좋지만, 과도하게 길어질 경우 선행 레이어와 후속 레이어 사이의 부착성능이 감소하기 때문에 CRP 시 층간 적층 시간 간격(Printing Time Gap, PTG)을 적절하게 설정하는 것이 매우 중요하다(Perrot et al. 2016; Kazemian et al. 2017).

3.2 굳지 않은 콘크리트의 유동학적 특성

압출성과 적측성은 굳지 않은 콘크리트의 유동학적 특성과 관련이 있다. 이 연구에서는 굳지 않은 콘크리트의 유동학적 특성 중 압출성 및 적층성과 밀접한 관련이 있는 점도 및 항복응력을 규명하기 위한 문헌연구 및 CFD 해석을 수행하였다.

3.2.1 압출성

굳지 않은 콘크리트의 점도 및 항복응력에 따른 압출성을 규명하기 위하여 CFD 해석을 수행하였다. 점도와 항복응력에 따른 압출기에서의 토출량과 평균토출속도의 변화를 분석하였으며, CFD 해석은 아래와 같은 절차를 통해 진행되었다.

단계 1: 압출기 모델링(스크류 각도: 10°).

단계 2: 메쉬(mesh)는 Proximity and Curvature로 모델링하고, 메쉬 사이즈는 최대 1 mm로 형성.

단계 3: 해석은 정상상태(steady state)로 수행하고, 압출기 벽면은 ‘no slip wall’, 압출기 스크류는 ‘no slip & rotating wall(속도 1 RPM)’으로 설정. 콘크리트 항복응력(0~8,000 Pa)과 점도(0~800 Pa･s)를 입력.

단계 4: 모든 변수의 잔차(residual) 값이 $1e^{-4}$ 이하일 때를 수렴조건으로 설정하여 해석 수행.

단계 5: 토출량(mass-flow) 및 평균토출속도(average velocity) 도출.

Fig. 5. Buildability of fresh concrete according to hardening rate (Jeong et al. 2019)

Fig. 4는 CFD 해석결과를 나타낸 것이며, 굳지 않은 콘크리트의 점도가 높고 항복응력이 낮을수록 토출량이 많고 평균토출속도가 빠른 것을 확인하였다. 따라서 점도가 높고 항복응력이 낮을수록 압출성이 좋다고 판단할 수 있다.

3.2.2 적층성

Jeong et al.(2019)은 굳지 않은 콘크리트의 적층성은 항복응력과 밀접한 관련이 있으며 경화속도(hardening rate)에도 큰 영향을 받는다고 보고하였다. Fig. 5는 경화속도를 변수로 하여 CFD 해석을 수행한 결과를 나타낸 것이며. 비교적 경화속도가 빠른 Case B가 Case A에 비해 적층된 필라멘트의 변형이 작게 발생하는 것을 확인할 수 있다. 따라서 항복응력이 크고 경화속도가 빠를수록 적층성이 우수하다고 할 수 있다.

4.1 배합실험

4.1.1 실험계획

굳지 않은 콘크리트의 압출성 및 적층성에 대한 문헌연구 및 CFD 해석결과에 기반하여 이 연구에서는 배합실험을 수행하여 굳지 않은 콘크리트의 레올로지(점도, 항복응력)를 측정하고, CRP에 적합한 배합을 도출하였다. 굳지 않은 콘크리트는 시간이 지남에 따라 레올로지 특성이 큰 영향을 받기 때문에(Petit et al. 2007) 이 연구에서는 배합 이후 1시간 동안 주기적으로 점도 및 항복응력을 측정하였다. 이때 사용한 레오미터는 Brookfield사의 DV-3T 모델이다. 또한, Le et al. (2012a)은 CRP로 제작한 구조 부재는 레이어 간의 계면 존재, 타설 시 다짐 문제 등으로 인하여 기존 RC 부재에 비해 구조성능이 취약할 가능성이 있기 때문에 상대적으로 높은 압축강도의 배합을 사용해야 한다고 보고하였다. 따라서, 이 연구에서는 90 MPa 이상의 압축강도를 가지는 CRP 배합을 개발하고자 하였으며, 이를 Table 1에 정리하여 나타내었다. 바인더(binder)로써 시멘트, 실리카퓸(silicafume), 실리카플로어(silicaflour)를 사용하였으며, 굵은 골재(aggregate)가 사용될 경우에는 콘크리트 압출이 어려우므로 입도 0.4 mm 및 0.2 mm의 잔골재(fine sand)만을 이용하여 배합을 수행하였다. 또한, 굳지 않은 콘크리트의 유동성과 출력을 지속할 수 있는 시간인 오픈타임을 확보하기 위하여 고형분 30 %의 폴리카본산계 유동화제(superplasticizer)와 응결지연제(retarder)를 사용하였다. 실험변수는 물-바인더 비(W/B), 실리카퓸과 실리카플로어의 비, 응결지연제 혼입 여부로 설정하였으며, 총 5가지의 배합비(Mix 1~5)에 대한 실험을 수행하였다.

4.1.2 실험결과

Fig. 6. Measurement results of rheology properties

Fig. 6은 배합 이후 경과시간에 따른 굳지 않은 콘크리트의 점도와 항복응력 측정결과를 나타낸 것이며, Table 2는 배합 직후 측정한 슬럼프(KS F 2402(KATS 2017))와 각 배합별 압축공시체 3개의 28일 압축강도(KS F 2405(KATS 2010))의 평균을 정리하여 나타낸 것이다. 다만, Mix 5의 경우에는 점도 및 항복응력을 측정할 수 없을 정도로 워커빌리티가 매우 낮아서 실험결과 분석에서 제외하였다. Fig. 6에 나타낸 점도 및 항복응력 측정결과를 바탕으로 점도가 높으면서도 출력 및 적층이 가능한 정도의 적당한 항복응력이 가장 적합한 배합, 즉 압출성 및 적층성이 적절하게 확보된 배합으로써 Mix 2를 선정하였다. 또한, 항복응력은 시간이 경과함에 따라 증가하는 양상을 나타내었으며, 특히 배합 후 약 1시간이 경과한 시점부터 급격히 증가하였다. 따라서 압출성 및 적층성 검증 실험 시 굳지 않은 콘크리트의 압출이 가능한 시간, 즉 오픈타임을 1시간으로 설정하였다. 각 배합별 압축강도는 Table 2에 나타낸 바와 같이 Mix 5를 제외한 모든 배합에서 목표압축강도인 90 MPa 이상으로 측정되었다.

4.2 압출성 검증 실험

4.2.1 실험계획

이 연구에서는 배합실험을 통해 도출한 Mix 2 배합의 압출성을 검증하기 위한 실험을 수행하였으며, 기존 연구(Le et al. 2012a; Kazemian et al. 2017)에 근거하여 300 mm 길이의 필라멘트 5줄을 압출하는 하는 것으로 계획하였다.

Ma et al.(2018)은 혼합물의 압출속도와 노즐의 이동속도, 그리고 프린팅 표면에서 노즐까지의 높이가 압출성에 영향을 끼친다고 언급하였으며, Hasan et al.(2016)은 필라멘트의 폭과 두께, 그리고 형상에 따라 적층 시 안정성에 영향을 줄 수 있다고 보고하였다. 따라서 압출성 검증 실험에서의 변수는 Fig. 7 및 Table 3에 나타낸 바와 같이 콘크리트의 압출속도($v_{concrete }$)에 대한 출력속도($v_{pr\int}\in g$)의 비(velocity ratio, VR)와 압출기의 출력 높이($h_{extruder}$)로 설정하였다. 이때 $v_{pr\int}\in g$은 프린팅 장비의 성능을 고려해 80 mm/s로 고정하였으며, 압출기 내의 스크류 회전속도(RPM)를 변화시키면서 $v_{concrete}$를 조절하였다. 또한, $v_{concrete}$의 변화에 따른 출력된 필라멘트의 단면적, 폭 및 두께를 측정함으로써 압출에 최적화된 VR 및 $h_{extruder}$를 도출하고자 하였다.

Fig. 7. Variables in extrudability test

Fig. 8. Extrudability test results

Fig. 9. Section of extruded filament

4.2.2 실험결과

Fig. 8에는 VR 및 압출기 노즐의 높이($h_{extruder}$)에 따른 실험체 출력결과를 나타내었으며, 이 연구에서 설정한 모든 변수에서 필라멘트의 두께가 일정하게 출력되어 적절한 압출성능이 확보된 것으로 나타났다. Fig. 9와 Table 4에는 각 필라멘트 단면의 폭과 두께를 측정한 결과를 나타내었으며, VR이 높을수록 단면의 폭(W)이 작게 형성되고, 출력된 필라멘트의 높이와 압출기 노즐 높이의 비(${H}/ h_{extruder}$)가 감소하는 것으로 나타났다. 단면의 폭이 클수록, ${H}/ h_{extruder}$가 1.0에 가까울수록 굳지 않은 콘크리트를 안정적으로 적층하는 데 유리하기 때문에, 이 연구에서는 VR을 1.0, $h_{extruder}$을 10 mm로 설정하여 적층성 검증 실험을 수행하였다.

4.3 적층성 검증 실험

4.3.1 실험계획

적층성 검증 실험은 앞서 언급된 압출성 검증 실험 및 기존 연구(Le et al. 2012a)에 따라 300 mm 길이의 필라멘트를 높이 70 mm 이상 연속 적층하는 것으로 계획하였다. 실험변수는 Table 5에 나타낸 것과 같이 연속출력 레이어의 개수와 층간 적층 시간 간격(PTG)으로 설정하였다. B-2-5 실험체는 2개의 레이어를 한 번에 적층한 후 5분의 대기시간을 가지고 이후 2개의 레이어를 적층하는 방식으로 제작되었으며, B-1-2.5 실험체는 1개의 레이어를 적층할 때마다 2분 30초의 대기시간을 가지고 제작되었다.

4.3.2 실험결과

Fig. 10은 B-2-5와 B-1-2.5 실험체가 적층된 모습을 나타낸 것이며, 두 실험체 모두 높이 약 85 mm까지 안정적으로 적층되었다. Table 6에는 실험체의 레이어 별 높이 및 전체 적층 높이를 나타내었으며, 각 레이어의 평균 높이는 약 8.5 mm로써 비교적 일정한 높이로 적층되는 것으로 확인되었다. 다만, Fig. 11에 나타낸 바와 같이 두 실험체 레이어의 변형 정도를 비교하여 보면, 2개의 레이어를 연속 출력하고, 5분의 대기시간(PTG)을 가진 B-2-5 실험체에서 상위 레이어(짝수층 레이어)에 의한 하위 레이어(홀수층 레이어)의 변형이 비교적 크게 발생한 것을 확인할 수 있다. 이와는 달리 한 층을 출력할 때마다 2분 30초의 PTG를 둔 B-1-2.5 실험체는 전 층에 걸쳐 균일한 높이가 형성되었으며 필라멘트의 변형이 비교적 작게 나타났다. 따라서, 이 연구에서는 한 층을 출력하고 2분 30초의 PTG를 가진 후 다음 층을 출력하는 방식으로 부재를 제작한 후 휨실험을 수행하였다.

Fig. 10. layered specimens

Fig. 11. Comparison of layered specimens according to PTG

4.4 휨성능 검증 실험

4.4.1 실험계획

이 연구에서는 CRP 방식으로 제작된 부재와 RC 부재의 휨성능을 비교하고자 하였으며, 주요 변수는 Table 7에 나타낸 바와 같이 실험체 제작방식 및 인장철근 보강 여부로 계획하였다. 또한, CRP를 이용한 부재 제작 시에는 압출성 및 적층성 실험결과를 기반으로 VR은 1.0, PTG는 2분 30초, $h_{extruder}$는 10 mm로 설정하였다. 다만, 현재까지 개발된 CRP 시스템에서는 콘크리트 출력과 동시에 철근 배치 등의 인장보강을 하기는 매우 어려운 상황이다(Bos et al. 2018). 따라서 이 연구에서는 Fig. 12에 나타낸 바와 같이 CRP로 부재 외면을 제작하고, 24시간 동안 대기 양생을 하여 부재 외면을 경화시킨 후 사전 조립된 휨 및 전단 보강 철근을 삽입하고, 부재 내부에 속채움 콘크리트를 타설하는 방식으로 CRP 실험체를 제작하였다.

Fig. 12. Schematic description of CRP specimen

Fig. 13에 보이는 바와 같이 휨실험체는 모두 단면 150×150 mm, 길이 700 mm로 제작되었다. CRP_S 및 RC_S 실험체에는 압축측에 D10 철근, 인장측에 D16 철근을 배치하였으며, 피복은 20 mm를 확보하였다. 스터럽은 전단파괴를 방지하고 휨파괴를 유도하기 위하여 D6 이형철선을 50 mm 간격으로 배치하였다. 실험체 제작에 사용된 D16 인장철근의 항복강도($f_{y}$)는 455.4 MPa이었으며, 실험 전 측정한 신속조형 콘크리트의 압축강도($f_{ck,\:CRP}$)와 내부타설 콘크리트($f_{ck,\:RC}$)의 압축강도는 각각 94.9 및 52.8 MPa 이었다. 실험은 KS F 2407에 따라 진행하였으며, 부재의 가력점 위치(중앙부) 단면 하부에 LVDT를 설치하여 부재의 처짐을 계측하였다.

4.4.2 실험결과

Fig. 14는 각 실험체의 파괴모드를 나타낸 것이며, Fig. 15는 실험체별 하중-변위 이력곡선을 나타낸 것이다. 인장철근이 보강되지 않고, 속채움 콘크리트만 타설된 CRP_N 실험체의 경우에는 23.8 kN의 하중에서 휨 균열이 발생함과 동시에 취성적으로 파괴되었다. 파괴 후 CRP_N 실험체의 단면을 관찰해본 결과, Fig. 16에 나타낸 바와 같이 필라멘트 레이어 간의 적층이 잘 이루어졌음을 확인할 수 있었다.

Fig. 15. Load-deflection curves of flexural specimens

Fig. 16. Section of CRP_N specimen

CRP_S 실험체에서는 가력 시작 후 약 33 kN의 하중에서 실험체 중앙 하단부에 최초의 휨 균열이 관측되었으며, Fig. 14(b)에 나타낸 바와 같이 102 kN의 하중에서 CRP로 제작한 부재 외면에 균열이 급격하게 진전되면서 파괴에 이르는 양상을 나타내었다. 부재의 최대처짐은 약 4.6 mm로 계측되었다. RC_S 실험체의 경우에는 가력 시작 후 45 kN의 하중에서 실험체 중앙 하단부에 최초의 휨 균열이 발생하였으며, 약 96 kN부터 실험체의 강성이 급격하게 감소하였다. 이후 실험체는 연성적인 거동을 보이면서 하중이 지속해서 증가하였으며. 118 kN의 하중에 도달한 후 압축연단 콘크리트가 압괴됨과 동시에 휨파괴 되었다. 휨파괴 시 부재 처짐은 약 14 mm로 계측되었으며, 콘크리트가 일체 타설된 RC_S 실험체는 CRP를 통해 제작된 CRP_S보다 우수한 연성을 나타내었다. 다만, CRP_S 실험체와 RC_S 실험체의 휨강도는 큰 차이를 보이지 않았으며, CRP_S 실험체에서는 부재의 파괴 시점까지도 출력된 레이어에 어떠한 부착손상도 관측되지 않았다. 추후 인장보강이 가능한 CRP 기술 개발, CRP 레이어 간의 부착성능 및 하중저항 메커니즘이 더욱 명확하게 규명된다면 CRP 부재를 건설현장에 적용할 수 있는 것도 멀지 않을 것으로 기대된다.