1. 서    론

콘크리트는 높은 압축강도를 가지고 있고 경제적인 재료이나, 낮은 인장강도와 갑작스런 파괴를 일으키는 취성적인 성질과 균열에 대한 저항능력이 낮아 균열발생으로 인한 내구성 저하에 대한 문제점을 가지고 있다(Won et al. 2005; Yang 2010; Kim et al. 2013; Bae et al. 2014). 따라서 콘크리트의 낮은 인장강도와 취성파괴 특성 개선 및 균열을 제어하기 위하여, 1960년대부터 강섬유가 개발되어 섬유보강 콘크리트에 대한 연구가 활발히 진행되고 있으며, 구조성능 향상과 균열억제 등의 목적으로 다양한 콘크리트 구조물에 적용되고 있다(ACI Committee 544 1984; Won et al. 2005; Yang 2010; Gu et al. 2014).

일반적으로 섬유보강 콘크리트에 사용되고 있는 섬유는 강섬유, 아라미드 섬유, 탄소섬유, PVA(Polyvinyl alcohol) 섬유, PP(Polypropylene) 섬유, PE(Polyethylene) 섬유, 유리 섬유 및 비정질 강섬유 등이 있으며, 콘크리트와 섬유가 복합재료로 사용되기 위해서는 서로간의 충분한 부착성과 인장강도, 탄성계수 및 형상비 등을 가져야 한다. 또한, Naaman(2002)의 연구에 의하면 인장성능의 개선 정도는 섬유의 직경과 길이의 비율인 형상비와 섬유 혼입률, 섬유의 부착력에 큰 영향을 받는 것으로 밝혀졌다.

한편, 강섬유는 건설산업에서 가장 일반적으로 사용되는 섬유로서 콘크리트의 강도와 연성향상에 매우 효과적이지만(Yang 2010), 강섬유의 사용량이 섬유보강 콘크리트를 구성하는 시멘트 페이스트의 절대량에 비해 상대적으로 많을경우 섬유의 분산이 원활하지 못해 Fiber ball 현상이 발생할 수 있으며, 이러한 현상은 섬유보강 콘크리트의 시공성을 저하시키고 재료의 성능을 예기치 않게 저하시키는 것으로 지적되고 있다. 또한, 이러한 강섬유 보강 콘크리트나 유기섬유 보강 콘크리트는 제조단가가 고가이므로 보편적으로 사용하기에는 어려운 실정이다.

한편, 강 스크랩(Steel scrap)은 강재 생산 및 가공 과정에서 발생된 부산물로, KS D 2101(2011)에 따라 생철 스크랩, 노폐 스크랩, 선반 스크랩 및 가공 스크랩으로 분류되는데, 이 중 선반 스크랩(Lathe scrap)은 금속의 선반 및 밀링 작업 시 발생되며, 가격이 기존의 강섬유보다 훨씬 저렴하고 원재료와 성분이 거의 유사하다. 따라서 이를 사용한 선반 스크랩 보강 시멘트 복합체(Lathe scrap reinforced cementitious composites, LSRCCs)는 기존의 강섬유 보강 시멘트 복합체와 거의 유사한 성능을 유지하면서 경제성은 대폭 향상될 것으로 예측된다(Bdour and Al-Khalayleh 2010; Murali et al. 2012; Vijayakumar et al. 2012).

따라서, 본 연구에서는 선반 스크랩을 혼입하여 휨강도와 인장강도 증진 및 연성거동을 목적으로 굵은골재를 제외한 시멘트 복합체로 배합비를 구성하여 적용하였으며, 섬유보강 시멘트 복합체 제조시 강섬유 대신에 선반 스크랩의 활용 방안을 제시하기 위하여 금속 가공공장으로부터 수집한 선반 스크랩(SCM440)을 폭 2 mm, 길이 40 mm로 가공한 후 이들을 사용한 선반 스크랩 보강 시멘트 복합체를 제작하여 이들의 직접인장강도 및 휨성능을 플레인 모르타르와 비교‧평가하고자 한다.

2. 실험 개요

2.1 사용재료

선반 스크랩 보강 시멘트 복합체(LSRCCs)를 제작하기 위하여 시멘트는 시중에서 구입한 H사의 보통 포틀랜드 시멘트를 사용하였고, 잔골재는 경북 안동에서 생산된 낙동강산 하천사를 이용하였으며, 이들의 물리적 성질은 각각 Tables 1 및 2와 같다. LSRCCs의 유동성 조절을 위한 화학 혼화제는 고강도 및 유동화 콘크리트용으로 사용되고 있는 S사의 폴리카르본산계의 고성능 감수제(Superplasticizer, SP)를 사용하였으며, 그 품질특성은 Table 3과 같다.

선반 스크랩의 종류와 규격은 기존의 연구 결과를 참고하였고, Lee et al.(2016)는 SM45C(Carbon steel for machine structure, 기계 구조용 탄소강), SS400(Stainless steel, 일반 구조용 압연 강재) 및 SCM440(Steel chromium molybdeum steel, 크로뮴몰리브데넘강)의 3종류의 선반 스크랩을 폭 2 mm, 길이 40 mm로 가공한 후 각주형 공시체(40×40×160 mm)를 제작하여 이들의 작업성, 압축강도 및 휨강도를 평가하였는데, 압축강도 및 휨강도 모두를 고려하였을 때 3 종류의 선반 스크랩 중에서 SCM440이 가장 우수한 것으로 나타났으며, 스크랩 모재의 인장강도가 클수록 LSRCCs의 압축강도 및 휨강도도 증가하는 것으로 나타났다. 또한 Kwon et al.(2015)는 선반 스크랩 중 SCM440을 폭 2 mm, 4 mm 각각에 대해서 길이 10 mm, 20 mm 및 40 mm, 선반 스크랩의 혼입률은 시멘트 복합체 체적의 1.5 %로 선정하여 각주형 공시체(40×40×160 mm)를 제작한 후 이들의 작업성, 압축강도 및 휨강도를 평가하였는데, LSRCCs의 특성에 유리한 선반 스크랩의 최적 규격은 폭 2 mm, 길이 40 mm로 나타났다. 또한 선반 스크랩의 최적 혼입률을 제시하기 위하여 폭 2 mm, 길이 40 mm로 고정시켰으며, 선반 스크랩 혼입률은 시멘트 복합체 체적의 0∼2.5 %까지 0.5 %씩 변화시켜 각주형 공시체(40×40×160 mm)를 제작하였으며 작업성, 압축강도 및 휨강도를 평가한 결과, 선반 스크랩의 혼입률 1.5 %에서 최대 휨강도를 발휘하는 것으로 나타났다.

따라서, 본 연구에서는 서울특별시 영등포구 도림로에 위치한 기계 가공공장 밀집지역에서 수집한 선반 스크랩 중 SCM440을 폭 2 mm, 길이 40 mm로 절단하여 Fig. 1과 같이 시료를 준비하였으며, 물리적 성질 및 화학적 성분은 Table 4와 같다.

Table 1 Physical properties of cement

Table 2 Physical properties of fine aggregate

Table 3 Properties of chemical admixture

Table 4 Physical properties and chemical component of lathe scrap

Fig. 1

Chopped lathe scrap (SCM440)

2.2 실험방법

2.2.1 공시체 제작

LSRCCs를 제작하기 위하여 Table 5와 같이 물-결합재비(W/B)는 30 % 및 40 %로 설정하였고, 선반 스크랩의 혼입율은 기존의 연구(Kwon et al. 2015)를 참고하여 시멘트 복합체 체적의 1.5 %, 목표 플로값은 210±20 mm로 설정하였다. LSRCCs의 작업성을 평가하기 위하여 물-결합재비가 40 %인 경우는 유동성이 양호하여 고성능 감수제를 첨가하지 않았고, 물-결합재비가 30 %인 경우는 고성능 감수제 첨가량을 시멘트 질량의 0.5 %로 고정하였으며, KS L 5105(2012)에 따라 플로 시험을 수행하였다. LSRCCs의 압축강도 및 휨성능을 평가하기 위하여 각각 KS F 2403(2014), KS F 2566(2014)에 따라 압축강도 시험용 원주형 공시체(∅50×100 mm)와 휨성능 시험용 각주형 공시체(100×100×400 mm)를 제작하였고, 직접인장강도를 평가하기 위하여 Fig. 2와 같이, 덤벨 형태의 시편을 제작하였다. 제작된 공시체는 성형 후 24시간 경과하여 몰드를 제거한 후 시험 전까지 20±3 °C의 온도로 습윤양생하였다.

Table 5 Mix proportions of LSRCCs (ratio in mass)

Fig. 2

Detail of specimen for direct tensile test (unit: mm)

2.2.2 압축강도 시험

LSRCCs의 압축강도 특성을 평가하기 위하여 KS F 2405(2010)에 따라 재령 7일 및 28일 압축강도 시험을 수행하였다.

2.2.3 직접인장강도 시험

LSRCCs의 직접인장강도 특성을 평가하기 위하여 Fig. 3과 같은 시험장치를 이용하여 직접인장강도 시험을 수행하였으며, 이때 시편의 변형률은 시편의 중앙부에 설치한 변위계를 이용하여 측정하였다.

Fig. 3

Direct tensile test of LSRCCs

2.2.4 휨성능 시험

LSRCCs의 휨성능을 평가하기 위하여 KS F 2408의 3등분점 재하 방법에 따라 재령 28일의 휨강도 시험을 수행하였고, 이때 KS F 2566에 따라 Fig. 4와 같이 시편 중앙의 양쪽에 설치된 2개의 변위계를 이용하여 Fig. 5와 같이 재하점의 처짐이 지간 L의 1/150이 될 때까지의 하중-처짐 곡선을 구하였다. LSRCCs의 휨인성은 측정된 하중-처짐 곡선 아래의 면적을 식 (1)으로 계산하여 등가휨강도로 평가하였다.

                   (1)

Fig. 4

Flexural performance test of LSRCCs

여기서, 은 등가 휨강도(MPa), 는 지간의 1/150의 처짐(mm), 는 Fig. 5에서 까지의 면적, 은 지간(mm), 는 시편 파괴 면적의 평균 폭(mm), 는 시편 파괴 면적의 평균 높이(mm)이다(KS F 2566 2014).

Fig. 5

Load-deflection curve

3. 실험결과 및 고찰

3.1 작업성

Fig. 6은 LSRCCs의 플로값을 나타낸 것으로, 물-결합재비 40 %인 경우 고성능 감수제를 첨가하지 않아도 목표 플로값(210±20 mm)을 만족하여 유동성이 양호한 것으로 나타났다. 반면, 물-결합재비 30 %인 경우에는 플레인 모르타르보다 플로값이 다소 저하하지만, 섬유 뭉침이나 재료분리 현상은 발생하지 않았고, 목표 플로값을 만족하는 것으로 나타났다. LSRCCs의 플로값이 플레인 모르타르보다 상대적으로 감소하는 것은 선반 스크랩을 혼입함에 따라 시멘트 페이스트와 섬유간의 접촉 면적 증가로 인한 점도 증가 및 모르타르 매트릭스 내의 마찰저항 등이 커지므로 작업성이 저하되는 것으로 판단된다(Choi et al. 2016; Han 2017).

Fig. 6

Flow values of LSRCCs

3.2 압축강도

Fig. 7은 LSRCCs의 재령 7일 및 28일 압축강도를 나타낸 것으로, LSRCCs의 압축강도는 물-결합재비 및 재령에 관계없이 플레인 모르타르 보다 다소 작은 것으로 나타났다. 재령 28일을 기준으로 물-결합재비 30 %의 경우 플레인 모르타르의 약 92 %, 물-결합재비 40 %의 경우 플레인 모르타르의 약 98 %의 압축강도를 보였으며, 물-결합재비가 큰 경우가 플레인 모르타르에 대한 압축강도비가 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 7

Compressive strengths of LSRCCs

한편, 섬유보강 콘크리트의 경우, 섬유 혼입이 콘크리트의 압축강도에 미치는 영향에 대해서는 후술되는 것과 같이 긍정적 효과와 부정적 효과가 있지만(Li 2002; Yang and O 2008), 일반적으로 혼입된 섬유가 섬유보강 모르타르나 콘크리트의 압축강도에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 보는 이론이 일반적이다(Choi et al. 2016).

예를 들면, 섬유보강 콘크리트의 압축강도는 섬유 혼입량, 섬유강도, 섬유의 선형성, 섬유의 부착특성, 섬유의 분포성 및 섬유길이에 의해 중요한 영향을 받으며(Beaudoin 1990), 섬유 체적비 및 부착강도의 증가는 횡인장 변형률에 대한 저항성을 증가시켜 콘크리트의 압축강도 증가에 기여한다고 보고되고 있다. 또한 콘크리트 최대 압축응력 시 하중 방향에 따라 발생하는 미세균열들은 긴 섬유보다는 짧은 섬유에 의해 효과적으로 제어되므로 섬유길이가 짧을수록 압축강도 증가에 유리하고(Won and Park 2006), 섬유가 콘크리트 내에 분산이 잘 될 경우 약 10∼20 % 정도의 압축강도 증진효과를 기대할 수 있다고 보고 있다(Yang and O 2008).

반면, 기존의 많은 연구자들의 연구결과에 의하면 섬유보강 콘크리트의 압축강도는 보통 콘크리트와 거의 동일한 값을 나타내거나 감소 또는 증가하는데, 섬유 혼입률이 일정량 이상부터는 오히려 감소하는 경향을 보인다고 하였다(Bentur and Mindess 1992). 그 이유는 섬유의 혼입률이 어느 정도 증가하게 되면 섬유의 뭉침 현상과 섬유와 콘크리트 사이의 계면에 공극이 증가함으로써 이에 따른 공기량의 증가로 콘크리트의 강도에 불리한 영향을 미치기 때문이라고 판단하고 있다(Won et al. 2005).

본 연구에서는 LSRCCs의 압축강도가 물-결합재비에 관계없이 플레인 모르타르보다 작게 나타났는데, 이는 선반 스크랩의 혼입량이 비교적 많고 길이가 길기 때문에 하중방향에 따라 발생하는 미세균열을 효과적으로 제어하지 못하고(Yoon and Park 2006), 섬유와 모르타르 매트릭스 사이의 계면에 공극이 증가하여 강도가 저하된 것으로 판단된다.

3.3 직접인장강도

Fig. 8은 LSRCCs의 직접인장 시험 시 초기균열 전후 및 파괴까지의 응력-변위 곡선을 나타낸 것이고 Fig. 9는 직접인장강도를 나타낸 것으로, 각각 재령 28일에 시험한 3개의 공시체를 평균한 값이다. LSRCCs의 직접인장강도는 물-결합재비 30 %의 경우 플레인 모르타르의 약 125 %, 물-결합재비 40 %의 경우 플레인 모르타르의 약 124 %로, 플레인 모르타르보다 다소 증가하는 것으로 나타났다. 이는 선반 스크랩이 균열 저항성과 에너지 흡수능력을 높여 직접인장강도가 향상된 것으로 판단된다(Kim 2014).

Fig. 8

Stress-displacement curve for direct tensile test of LSRCCs

Fig. 9

Direct tensile strengths of LSRCCs

또한, LSRCCs의 경우 최대응력 이후 선반 스크랩이 모르타르에 구속되어 슬립(Slip)현상 없이 변형이 지속되는 것으로 나타났으나, 응력은 상승구간 없이 점차적으로 감소하는 경향으로 나타났다(Nam et al. 2017).

3.4 휨성능

Fig. 10은 LSRCCs의 재령 28일 휨강도를 나타낸 것으로 각각 3개의 공시체를 평균한 값이며, 물-결합재비에 관계없이 LSRCCs의 휨강도가 플레인 모르타르보다 약 110 % 정도 증가하는 것으로 나타났다. 일반적으로 섬유보강 콘크리트의 휨강도는 섬유의 길이가 길고 단위면적당 차지하는 섬유의 수가 많을수록 크다는 연구결과가 지배적인데(Won and Park 2000), 본 연구에서도 이와 유사한 경향으로 나타났다.

Fig. 10

Flexural strengths of LSRCCs

LSRCCs의 휨강도가 플레인 모르타르보다 증가한 것은 선반 스크랩을 혼입할 경우 모르타르의 취성파괴를 방지하고 연성파괴를 유도하며 에너지 흡수능력을 증가시켰기 때문이라고 판단된다(Won and Park 2000). 또한 모르타르 매트릭스에 균열이 발생한 이후에 선반 스크랩과 모르타르 매트릭스 사이의 계면 부착에 의해 선반 스크랩이 하중을 적절히 재분배 하여 균열이 진전되는 것을 막고, 선반 스크랩의 혼입량이 비교적 많아서 섬유의 간격이 좁아져 균열단면에서의 저항력이 증대되기 때문인 것으로 판단된다(Yoon and Park 2006).

Fig. 11은 LSRCCs의 휨성능 시험 시 초기균열 전후 및 파괴까지의 하중-처짐 곡선을 나타낸 것이고 Fig. 12는 휨인성을 나타낸 것으로, 각각 재령 28일에 시험한 3개의 공시체를 평균한 값이다. 휨인성은 하중-처짐 곡선 아래 부분의 면적으로 에너지 흡수 능력을 의미하는데, 본 논문에서는 LSRCCs의 에너지 흡수 능력을 등가휨강도로 나타내었다. 플레인 모르타르의 하중-처짐 곡선의 경우, 모르타르 매트릭스에 균열이 발생하기 전까지 선형거동을 보이다가 균열이 발생한 이후에는 최대하중에 도달한 후 급격히 파괴되었다(Yoon and Park 2006). 반면에, LSRCCs의 경우 모르타르 매트릭스에 균열이 발생한 후 변형률 경화 현상은 보이지 않았으나, 선반 스크랩이 균열면에서 인장력에 저항하여 하중 감소가 서서히 진행되어 인성(Toughness)이 크게 증가하는 것으로 나타났다(Han 2017).

Fig. 11

Load-deflection curve for flexural test of LSRCCs

Fig. 12

Equivalent flexural strength of LSRCCs

LSRCCs가 정해진 변위까지 흡수할 수 있는 에너지의 양으로부터 구한 등가휨강도는 물-결합재비가 30 %인 경우 2.76, 물-결합재비가 40 %인 경우 2.24로 물-결합재비가 작은 경우가 더 크게 나타났다. 이는 물-결합재비가 작은 경우 강도 및 균열하중이 더 크기 때문에, 최대하중 이후의 하중-처짐 곡선의 아래 면적이 더 커졌기 때문으로 판단된다.

LSRCCs의 휨인성이 증대되는 것은 모르타르 매트릭스에 균열이 발생된 이후에 모르타르 매트릭스가 흡수하던 하중이 선반 스크랩으로 전달되는 과정에서 선반 스크랩의 가교역할에 의해 균열확산이 지연되고, 선반 스크랩의 인발저항으로 인하여 내력을 유지하면서 서서히 변형되기 때문인 것으로 판단된다(Han 2017).

4. 결    론

철강산업의 부산물인 선반 스크랩의 활용 방안을 제시하기 위하여 선반 스크랩 보강 시멘트 복합체의 직접인장강도 및 휨성능을 평가한 결과로부터, 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)LSRCCs의 직접인장강도는 물-결합재비 30 %의 경우 플레인 모르타르의 약 125 %, 물-결합재비 40 %의 경우 플레인 모르타르의 약 124 %로, 플레인 모르타르보다 다소 증가하는 것으로 나타났다.

2)휨 시험에 의한 하중-처짐 곡선의 경우, 플레인 모르타르는 취성파괴 경향이 뚜렷하나, LSRCCs는 모르타르 매트릭스에 균열이 발생한 후 선반 스크랩이 균열면에서 인장력에 저항하여 하중 감소가 서서히 진행되어 인성이 크게 증가하는 것으로 나타났다.

3)LSRCCs의 휨강도는 물-결합재비에 관계없이 플레인 모르타르 보다 약 110 % 정도 증가하는 것으로 나타났고, LSRCCs의 휨인성을 나타내는 등가휨강도는 물-결합재비가 30 %인 경우 2.76, 물-결합재비가 40 %인 경우 2.24로, 플레인 모르타르에 비해 휨인성이 크게 증진된 것으로 나타나, 선반 스크랩이 콘크리트에 사용되는 기존 섬유의 대체재료로서 활용 가능성이 있는 것으로 나타났다.