• 한국건설순환자원학회논문집
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• 제2권2호
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• pp.128-136
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• 2014

화력발전소에서 발생되는 플라이애시는 콘크리트의 첨가재로 사용되는 것이 석탄회 재활용 방안 중 최선으로 알려져 있다. 이러한 석탄회는 최근 더 이상 매립이 불가능하여 콘크리트에 다량 첨가가 시도되고 있다. 그럼에도 불구하고 현재까지 하이볼륨 플라이애시(High Volume Fly Ash : HVFA) 시멘트 콘크리트의 연구분야는 주로 재료적인 분야에 대해서만 수행되어지고 있는 실정이다. 그러나 하이볼륨 플라이애시 시멘트 콘크리트의 구조재료로의 적용을 위해서는 탄성계수, 응력-변형률 관계 및 구조 부재 거동 등에 대한 연구가 필수적이다. 이를 위하여 본 논문에서는 플라이애시 치환율 0, 35 및 50%, 압축강도 20, 40 및 60MPa 그리고 인장철근비 2수준을 실험변수로 하여 플라이애시 시멘트 철근콘크리트 보 18개를 제작하여 이들의 휨거동을 실험적으로 평가하였다. 실험결과에 의하면 플라이애시를 첨가하지 않은 일반 콘크리트(FA=0%)와 35, 50% 플라이애시 시멘트 콘크리트 부재의 휨거동은 크게 차이나지 않음을 알 수 있었다. 또한 HVFAC의 휨거동을 평가하기 위하여 해석적 모델을 제안하였고, 컴퓨터 프로그램을 개발하여 실험결과와 해석결과를 비교한 결과, 거동 차이가 적어 제안된 해석 모델은 적절한 것으로 평가된다.

• 폴리머
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• 제28권1호
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• pp.24-34
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• 2004

여러 종류의 불소고분자내로 다양한 유기용매들의 동적 흡수 평형 (혹은 팽윤) 실험을 진행하였다. 불소로 포화된 고분자는 이상적 흡수 거동을 나타내었으나 부분적으로 치환된 불소고분자는 최종 흡수단계에서 가속화되는 비이상적 흡수 거동을 나타내었다. 회귀분석에 의해 픽-확산 거동으로부터 벗어나는 정도를 최소자승법 (즉, ∑ ［측정값-예측값］$^2$)으로 구한 결과 -퍼플루오로알콕시 공중합체, 폴리(에틸렌 테트라플루오로에틸렌) 공중합체, 폴리(비닐리덴 플루오라이드), 폴리(에틸렌 클로로트리플루오로에틸렌) 공중합체에 대해 각각 3.0${\times}$$10^{-4}$, 1.75${\times}$$10^{-3}$, 8.68${\times}$$10^{-3}$, 1.75${\times}$$10^{-2}$의 수치를 나타내었다. 응력-변형 실험 결과 비-픽 확산 거동은 팽윤된 불소고분자의 기계적 성질 (탄성률과 인장 강도) 변화와 상관관계가 있음을 알 수 있었다. 비이상적 흡수 거동의 주요 원인은 치환된 수소 혹은 염소와 불소원자 간의 전기음성도 차이에 기인한 사슬 간극성 결합 구조가 침투성분의 가소화 효과에 의해 비선형적 이완이 진행되면서 비-픽 확산이 진행되기 때문이다. 따라서 부분적으로 치환된 불소고분자를 차단성 혹은 선택적 투과기능이 요구되는 분야에 적용할 때 가소화 성분에 대한 용해 및 확산 거동에 대한 신중한 고찰이 필요하다.

• 한국지반공학회지:지반
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• 제12권4호
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• pp.157-178
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• 1996

기존의 보강토벽체에 주로 이용되어온 steel strict등 고강도 인장보강재는 주변 뒤채움흙에 비해 상대적으로 변형이 작기 때문에, 설계검토시 과강재 자체에서 유발되는 변형의 크기에 대해서는 크게 유의할 필요가 없었다. 그러나 비교적 저강도인 섬유보강재의 경우, 한계상태에서 예상되는 섬유보강재 자체의 변형량은 주변 뒤채움흙의 소성변형 유발에 필요시 되는 변형량을 종종 초과하게 되며, 이와같은 크기의 과도한 변형량은 보강토벽체 구조체 자체의 안정성 확보 측면에서 허용할 수 없는 경우가 대부분이다. 결국 보증토벽체 구조체의 전면부 발생변위에 대한 일반적인 허용조건을 충족하기 위해서는, 극한강도 보다 훨씬 작은 크기의 강도가 섬유보강재의 경우 발휘하는 것으로 보아야 할 것이며, 따라서 최종적인 구조체 안정검토를 위해서는 보강재 자체의 예상변형량에 대한 평가가 섬유보강재의 경우 특히 중요시 된다. 보강재의 인장응력 -변형률 관계는 강보강재의 경우 선형탄성거동으로 가정할 수 있으나, 섬 유보강재의 경우에는 일반적으로 비 선형거동을 나타낸다. 본 연구에서는 쌍곡선 함수를 이용하여 섬유보강재의 비선형 거동특성을 모델링하였으며,또한 뒤채움흙 다짐으로 인한 유발응력등을 고려하기 위해 Ehrlich SE Mitchell, Duncan등이 제안한 방법을 수정하여 섬유 보강토벽체의 안정 해석법을 제시하였다. 본 안정 해석법 에서는 침투수압의 영향 및 뒤채움흙의 구속효과에 따른 섬유보강재의 부분적인 상대강성 변화 등을 고려하였으며, 이를 토대로 깊이별 각 섬유보 강재의 최대인장력 및 변형량 등의 예측이 가능하다. 본 연구에서는 제시하리라 하는 안정해석법의 적용성을 위해, paraweb polyester fibre multicord, non-woven polyester 지오텍스타일 및 knitted polyester 지오그리드 등 3가지 종류 보강재의 인장응력-변형률 관계 실험결과를 회귀분석하여 쌍곡선 함수형태로 이와같은 섬유보 강재의 비선형거동을 모델링하였다. 또한 이를 토대로 한 븐 연구 해석법의 적합성 검토를 위해, Ho & Rowe가 제시한 유한요소해석결과 및 LCPC, FHWA등에서 시행한 시험결과와 깊이별 각 섬유보강재의 최대인장력,변형량 및 지점별 변형률 등에 대해서도 비교하였다. 아울러 섬유 보강재의 상대강성, 뒤채움흙의 깊이별 구속효과의 정도, 다짐정도 및 침투수압 등이 각 섬유보강재의 변형량 및 전체적인 변형형태 등에 미치는 영향을 종합적으로 분석하였다.

• 전자공학회논문지A
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• 제33A권2호
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• pp.96-113
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• 1996

고농도로 붕소가 도핑된 실리콘층 내에 존재하는 부정합 전위는 웨이퍼 가장자리에서 발생됨을 알았으며, 이 층을 도핑되지 않은 영역으로 둘러쌓음으로써 부정합 전위가 억제된 고농도로 붕소가 도핑된 실리콘층을 형성할 수 있었다. 이를 이용하여 부정합 전위가 없는 고농도로 붕소가 도핑된 실리콘 멤브레인을 제작하였으며, 이 멤브레인의 표면 거칠기 및 파괴 강도 그리고 잔류 인장 응력을 각각 20$\AA$ 1.39${\times}10^{10}dyn/cm^{2}$ 그리고 2.7${\times}10^{9}dyn/cm^{2}$로 측정되었다. 반면에 부정합 전위를 포함하는 기존 멤브레인은 각각 500$\AA$ 8.27${\times}10^{9}dyn/cm^{2}$ 그리고 9.3${\times}10^{8}dyn/cm^{2}$로 측정되었으며, 두 멤브레인의 이러한 차이는 부정합 전위에서 기인함을 알았다. 측정된 두 멤브레인의 Young's 모듈러스는 1.45${\times}10^{12}dyn/cm^{2}$로 동일하게 나타났다. 또, 도핑 농도 1.3${\times}10^{12}dyn/cm^{3}$에 대한 고농도로 붕소가 도핑된 실리콘의 유효 격자 상수 및 기존 멤브레인의 평면적 격자 상수 그리고 기존 멤브레인 내의 부정합 전위의 밀도는 각각 5.424$\AA$ 5.426$\AA$ 그리고 2.3${\times}10^{4}$/cm 로 추출되었으며, 붕소가 도핑된 실리콘의 부정합 계수는 1.04${\times}10^{23}$/atom으로 추출되었다. 한편 별도의 추가적인 공정없이 일반적인 에피 성장법을 사용하여 고농도로 붕소가 도핑된 실리콘층 위에 부정합 전위가 없는 에피 실리콘을 성장시켰으며, 이 에피 실리콘의 결정성은 매우 양호한 것으로 밝혀졌다. 또 부정합 전위가 없는 에피 실리콘에 n+/p 게이트 다이오드를 제작하고 그 전압-전류 특성을 측정한 결과 5V의 역 바이어스에서 0.6nA/$cm^{2}$의 작은 누설 전류값을 나타내었다.

• Journal of the Korean Wood Science and Technology
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• 제13권1호
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• pp.19-62
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• 1985

본(本) 시험(試驗)은 국내(國內) 활엽수로서 중요한 참나무속(屬)의 상수리나무와 침엽수(針葉樹)의 대표적(代表的) 수종(樹種)인 소나무를 공시목(公試木)으로 선정(選定)하여 곡목가공분야(曲木加工分野)에서 널리 이용(利用)하는 자비법(煮沸法)과 증자법(蒸煮法)에 의한 휨가공성(加工性)을 조사(調査)하고, 이에 관련(關聯)된 인자(因子)로서 변(邊) 심재(心材), 연륜각도(年輪角度), 연화처리온도(軟化處理溫度), 연화처리시간(軟化處理時間), 목재함수율(木材含水率) 및 목재결함(木材缺陷) 등(等)의 영향(影響)과 휨가공(加工)후의 곡율반경변화(曲率半經變化) 및 약제처리(藥劑處理)에 의한 휨가공성(加工性)의 개선방법(改善方法)을 구명(究明)하기 위하여 실시(實施)되었다. 이 때 사용(使用)된 자비(煮沸)와 증자처리용(蒸煮處理用) 시편(試片)의 크기는 두께와 너비 15mm, 길이 350mm이고 약제처리용시편(藥劑處理試片)의 크기는 두께 5mm, 너비 10mm 및 길이 200mm로 제작(製作)하였으며, 시편(試片)의 함수율(含水率)은 자비처리(煮沸處理)에는 생재(生材)를 사용(使用)하고 증자처리(蒸煮處理)에는 15%로 조습(調濕)된 건조재(乾燥材)를 사용(使用)하였다. 또한 약제처리(藥劑處理)는 포화요소용액(飽和尿素溶液), 35% 포르말린 용액(溶液), 25% 폴리에칠렌(400) 수용액(水溶液) 및 25% 암모니아수에 5일간(日間) 상온(常溫)으로 침지(浸漬)한 우 휨가공(加工)을 행하였다. 본(本) 시험(試驗)에서 얻은 결과(結果)를 요약(要約)하면 다음과 같다. 1. 상수리나무와 소나무의 목재내부온도(木材內部溫度)는 자비(煮沸) 또는 증자처리시간(蒸煮處理時間)에 따라 초기(初期) 약(約) $30^{\circ}C$까지 완만(緩慢)한 상승(上昇)을 보이다가 그 후 직선적(直線的)으로 급상승(急上昇)하며 후기(後期) $80{\sim}90^{\circ}C$부터는 다시 완만(緩慢)해지는 경향(傾向)을 나타냈다. 2. 최종온도(最終溫度) $100^{\circ}C$까지 도달(到達)하는 데 소요(所要)되는 연화처리시간(軟化處理時間)은 목재(木材)의 두께에 비례(比例)하며 두께 15mm 각재(角材)에 대한 $25^{\circ}C$에서 $100^{\circ}C$까지의 소요시간(所要時間)은 상수리나무 9.6~11.2분(分), 소나무 7.6~8.1분(分)으로서 소나무의 연화속도(軟化速度)가 보다 빠르게 나타났다. 3. 증자처리시간(蒸煮處理時間)의 경과(經過)에 따른 목재(木材)의 함수율증가경향(含水率增加傾向)은 처음 약(約)4분(分)까지 급증(急增)하나 그후 점차(漸次) 둔화(鈍化)되어 상수리나무는 20분(分), 소나무는 15분경(分頃)부터 거의 직선적(直線的)으로 완만(緩慢)하게 증가(增加)하는 경향(傾向)을 나타냈다. 두께 15mm 각재(角材)에 대한 초기함수율(初期含水率) 15%에서 50분간(分間) 증자처리(蒸煮處理) 후의 함수율증가량(含水率增加量)은 상수리나무 3.6%, 소나무 7.4%로서 소나무의 흡습속도(吸濕速度)가 빠르게 나타났다. 4. 자비처리시간(煮沸處理時間)이 경과(經過)함에 따라 두 수종(樹種) 모두 기계적(機械的) 성질(性質)이 현저하게 감소(減少)하였으며, 60분간(分間) 자비처리(煮沸處理)에 의한 기계적(機械的) 성질(性質)의 감소율)減少率)은 압축강도(壓縮强度) 35.6~45.0%, 인장간도(引張强度) 12.5~17.5%, 휨강도(强度) 31.6~40.9% 및 휨탄성계수(彈性係數) 23.3~34.6%로 나타났다. 5. 변재(邊材)와 심재별(心材別) 최소곡률반경(最小曲律半徑)은 각각(各各) 상수리나무에서 60~80mm 및 90mm, 소나무에서 260~300mm 및 280~300mm로 두 수종(樹種) 모두 변재(邊材)의 휨가공성(加工性)이 양호하였다. 6. 상수리나무의 정목재(柾木材)와 판목재별(板目材別) 최소곡률반경(最小曲律半徑)은 모두 60~80mm로서 차이(差異)가 없었으나 소나무에서는 각각(各各) 240~280mm 및 260~300mm로 정목재(柾木材) 휨가공성(加工性)이 양호하였다. 7. 연화처리온도(軟化處理溫度)가 증가(增加)할수록 상수리나무와 소나무 모두 휨가공성(加工性)이 향상(向上)되었으며 휨가공(加工)을 위한 최저처리온도(最低處理溫度)는 각각(各各) $90^{\circ}C$ 및 $80^{\circ}C$로서 처리온도(處理溫度)에 대한 의존도(依存度)는 상수리나무에서 약간 높게 나타났다. 8. 연화처리시간(軟化處理時間)이 증가(增加)할수록 상승온도(上昇溫度)와 상응(相應)하여 휨가공성(加工性)을 향상(向上)시켰으나 최종온도(最終溫度)에 도달(到達)한 후에도 계속 연화(軟化)을 지속(持續)해야 비로서 최적연화상태(最適軟化狀態)를 나타냈다. 휨가공(加工)을 위한 최소처리시간(最少處理時間) 두께 15mm 각재(角材)에 대하여 상수리나무에서 자비처리시(煮沸處理時) 10분(分), 증자처리시(蒸煮處理時) 30분(分) 및 소나무에서 자비처리시(煮沸處理時) 10분(分), 증자처리시(蒸煮處理時) 20분(分)으로 나타났다. 9. 휨가공(加工)을 위한 상수리나무의 적정함수율(適定含水率)은 20%로 나타났으며 섬유포화점(纖維飽和點) 이상(以上)에서는 오히려 휨가공성(加工性)이 저하(低下)되었다. 반면(反面)에 소나무의 적정함수율(適定含水率)은 30% 이상(以上)을 필요(必要)로 하였다. 10. 본(本) 시험(試驗)에서 얻은 최적조건(最適條件)(Table 19)으로 휨가공(加工)을 실시(實施)한 결과(結果) 상수리나무의 최소곡률반경(最小曲律半徑)은 자비처리시(煮沸處理時) 80 mm, 증자처리시(蒸煮處理時) 50 mm이고 소나무에서는 자비처리시(煮沸處理時) 240 mm, 증자처리시(蒸煮處理時) 280 mm로서 상수리나무는 증자처리(蒸煮處理)의 연화효과(軟化效果)가 양호하였으나 소나무는 자비처리(煮沸處理)가 양호하였다. 11. 인장대철(引張帶鐵) 사용(使用)하지 않았을 경우 상수리나무와 소나무의 시편(試片)두께(t)와 최소곡률반경(最小曲律半徑)(r)의 비(比)(r/t)는 각각(各各) 자비처리시(煮沸處理時) 16.0 및 21.3, 증자처리시(蒸煮處理時) 17.3 및 24.0으로 나타났으나 인장대철(引張帶鐵) 사용(使用)하였을 때는 각각(各各) 자비처리시(煮沸處理時) 5.3 및 16.0, 증자처리시(蒸煮處理時) 3.3 및 18.7로서 휨가공성(加工性)의 현저한 향상(向上)을 나타냈다. 12. 미소(微小)한 옹이의 위치별(位置別) 상수리나무의 휨가공성(加工性)에 미치는 영향(影響)은 매우 심하게 나타났는 데 특히 옹이의 의치(位置)를 휨재(材)의 압축측(壓縮側)에 두고 곡률반경(曲律半徑) 100 mm로 휨가공(加工)하였을 때는 파양율(破壤率)이 90%로서 거의 휨가공(加工)이 불가능(不可能)하였다. 그러나 옹이를 인장측(引張側)에 두었을 경우에는 파양율(破壤率)이 10%에 불과(不過)하였다. 13. 곡률반경(曲律半徑) 300 mm로 휨가공(加工) 후 30 일간(日間) 실내조건(室內條件)에서 방치(放置)하였을 때의 곡률반경변화율(曲律半徑變化率)은 자비처리시(煮沸處理時) 4.0~10.3%, 증자처리시(蒸煮處理時) 13.0~15.0%로서 증자처리(蒸煮處理)에 의한 복원현상(復元現象)이 자비처리(煮沸處理)보다 심하게 나타났으며 에폭시수지(樹脂)를 도포(塗布)하여 방습처리(防濕處理) 하였을 경우에는 곡률반경변화율(曲律半徑變化率)이 -10~0%에 불과(不過)하였다. 14. 약제처리(藥劑處理)에 의한 가소성(可塑性) 효과(效果)는 35% 포르말린 용액(溶液)과 25% 폴리에칠렌 글리콜(400) 수용액(水溶液)에서는 나타나지 않았고 포화요소용액(飽和尿素溶液)과 25% 암모니아수에서는 나타났으나 증자처리(蒸煮處理)의 효과(效果)에는 미치지 못하였다. 그러나 약제처리(藥劑處理) 후 증자처리(蒸煮處理)를 병용실시(倂用實施)하였을 때는 증자처리(蒸煮處理)보다 10~24% 휨가공성(加工性)이 향상(向上)되었다. 15. 소서계수(塑性係數)와 곡률반경(曲律半徑)과의 관계(關係)는 하중(荷重)-변형계수(變形係數), 변형계수(變形係數) 및 에너지계수(係數) 모두 1% 수준(水準)에서 유의적(有意的)인 상관(相關)이 인정(認定)되므로 휨 가공용재(加工用材)의 품질지표(品質指標)로서 적합(適合)하였고 적합도(適合度)는 하중(荷重)-변형계수(變形係數), 에너지계수(係數) 및 변형계수(變形係數)의 순(順)으로 크게 나타났다.