1. 서    론

콘크리트는 내구성이 우수하고 경제적이며, 압축에 대한 저항 성능이 우수하기 때문에 사회기반시설 및 건축물에 주로 사용되는 건설재료이다. 하지만 콘크리트는 압축강도에 비하여 인장강도가 매우 낮기 때문에 쉽게 균열이 발생하며, 취성적인 파괴를 보인다. 특히 구성 재료 사이의 부착력이 큰 고강도 콘크리트의 경우 파괴 시 방출되는 에너지가 높기 때문에 취성적인 파괴 특성이 현저하게 나타난다. 이에 고강도 콘크리트의 취성적 파괴 문제를 해결하고자 강섬유보강 콘크리트(Steel Fiber Reinforced Concrete, SFRC)에 관한 연구가 국‧내외에서 지속적으로 이루어지고 있다(Yoo et al. 2015; Almusallam et al. 2016; Lee 2017). 취성적인 특성을 갖는 콘크리트에 강섬유를 혼입하면 섬유의 가교 작용을 통해 균열 이후 거동을 크게 개선할 수 있으며, 일반 콘크리트의 전단 및 휨 강도, 연성, 충격 저항성, 피로 저항성 등을 향상시킨다(Chang et al. 1992; Oh et al. 2007; Karl et al. 2010; Kim et al. 2011). 또한 균열 발생 이후에도 콘크리트 내에서 응력 90재분배를 통하여 균열을 폭넓게 분산시켜 콘크리트의 국부적인 손상 제어가 가능하다. 그러나 과도한 섬유 혼입은 콘크리트의 작업성을 저하시키고 재료분리 현상을 유발하며, 섬유 뭉침 현상으로 인해 강섬유 혼입 효과를 감소시킨다(Koh et al. 2004). 따라서 섬유 혼입률을 주요 변수로 한 SFRC 연구를 진행하기에는 한계가 있다. 그러나 기존 연구에서는 대부분 섬유 혼입률을 주요 변수로 하고 있으며, 섬유 형상비에 따른 SFRC 연구가 진행되었으나 아직까지 섬유의 다양한 특성을 고려한 SFRC 연구는 미비한 상태이다. 또한 기존 SFRC 연구에서는 주로 형상비가 60인 강섬유를 사용하였으며, 인장강도는 1,000 MPa 내외인 강섬유를 활용한 연구가 집중되어있다. 따라서 다양한 형상비와 인장강도를 갖는 강섬유를 활용한 SFRC 연구가 필요한 실정이다.

Gao et al.(1997)의 연구에서는 고강도 콘크리트에서 섬유 혼입률(0~2.0 %)과 형상비(46~70)를 주요 변수로 하여 휨 실험을 수행하였다. 휨 실험 결과 섬유의 혼입률과 형상비가 증가함에 따라 휨 특성이 9.6~90 % 향상되었으며, 고강도 콘크리트에서 휨 특성을 향상시키기 위해서는 섬유를 1.0~1.5 % 혼입해야 한다고 제안하였다. Yazıcı et al.(2007)의 연구에서는 50 MPa 급 콘크리트에서 강섬유 형상비(45, 65, 80) 및 혼입률(0.0~1.5 %)을 변수로 SFRC 역학적 특성을 평가하였다. 평가 결과 강섬유 혼입률 및 형상비가 증가함에 따라 휨 강도는 3~81 % 증가하는 것으로 나타났다. Köksall et al.(2008)의 연구에서는 압축강도 40~70 MPa 수준의 콘크리트에서 섬유 형상비(65, 80)와 혼입률(0.5 %, 1.0 %)에 따라 휨 성능을 평가하였다. 연구결과 섬유 형상비와 혼입률이 높아짐에 따라 휨 성능이 향상되었지만, 콘크리트 강도가 높아짐에 따라 휨 성능은 감소하는 것으로 나타났다. 이는 복합체의 결합력이 섬유의 인장강도보다 높아 섬유의 파단이 발생하여 나타난 결과인 것으로 분석하였다. 이에 Köksall et al.(2012)의 연구에서는 압축강도 및 강섬유 인장강도에 따른 SFRC 역학적 특성을 평가하였다. 평가 결과 보통 강도 영역에서는 강섬유 인장강도에 따른 SFRC 역학적 특성 변화가 미비한 것으로 나타났으나, 고강도 영역에서는 역학적 특성 향상에 중대한 영향을 미치는 것으로 나타났다. 따라서 고강도 강섬유 사용은 고강도 SFRC의 균열 완화 및 에너지 소산 능력 향상에 크게 기여할 수 있는 것으로 판단된다. Jang and Yun(2016)의 연구에서도 고강도 콘크리트의 휨 인성 감소현상을 해결하기 위해 고성능 섬유의 필요성을 제기하였다. 전술한 바와 같이 고강도 콘크리트에서 강섬유 혼입에 의한 성능 개선 효과를 확보하기 위해서는 보통 강도 콘크리트에 비해 섬유 혼입률이 현저히 증가되어 시공성이 저하되는 문제점이 제기되었다. 따라서 고강도 콘크리트에서 과도한 섬유 혼입에 따른 시공성 저하 없이 성능을 확보하기 위해서는 섬유 강도 및 형상비와 같은 섬유 특성에 따른 고강도 콘크리트 역학적 특성에 관한 연구가 요구된다. 이에 본 연구에서는 강섬유 인장강도, 형상비 및 혼입률이 고강도 콘크리트 역학적 특성에 미치는 영향을 평가하고자 한다.

2. 실    험

2.1 실험계획

본 연구에서는 강섬유의 혼입률, 인장강도 및 형상비가 설계기준강도 80 MPa급 고강도 콘크리트의 역학적 특성에 미치는 영향을 평가하고자 하며, Table 1과 같이 고강도 콘크리트 표준 배합에 섬유를 혼입하여 성능을 평가하였다. 물/결합재비(W/B)는 25 %로 계획하였으며, 강섬유는 콘크리트 체적비로 0.5 % 및 1.0 %를 각각 혼입하였다. SFRC의 압축 특성을 평가하기 위해 KS F 2403(2014)에 준하여 지름 150 mm 및 높이 300 mm의 원주형 시험체를 배합별로 3개씩 제작하였다. 또한 섬유 특성이 휨 거동에 미치는 영향을 평가하기 위해 EN-14651(2005) 기준에서 제안하는 150×150×550 mm 크기의 각주형 시험체를 3개씩 제작하여 휨 실험을 실시하였다. 실험체는 타설 후 강재 몰드에서 24시간 양생되었으며, 실험 일까지 20(± 1) °C 온도에서 수중양생 하였다. 또한 Fig. 1과 같이 중앙부 밑면에 너비 5 mm 및 깊이 25 mm의 노치(Notch)를 설치하였다.

2.2 사용재료

본 연구에서는 보통 포틀랜드 시멘트를 사용하였으며, 화학적 성분을 Table 2에 나타내었다. 목표 압축강도를 확보하기 위하여 실리카퓸 및 플라이애시를 사용하였다. 사용된 굵은 골재의 최대치수는 13 mm이며, 잔골재는 5 mm 미만을 사용하였다. 강섬유 형상은 Parviz and Bayasi(1991)의 연구에서 보고된 바와 같이 성능이 가장 높게 나타난 양단 후크 형태이며, 강섬유 특성을 Table 3에 정리하여 나타내었다. 주요 변수는 강섬유 형상비 및 인장강도이며, 형상비 64, 인장강도 1,200 및 1,600 MPa의 강섬유와 형상비 80, 인장강도 1,100 MPa의 강섬유를 사용하였다. 사용된 강섬유 형상을 Fig. 2에 나타내었다.

2.3 실험방법

압축 실험은 KS F 2405(2010)에 따라 1,000 kN 용량의 만능재료시험기를 사용하여 하중제어 방식(0.5 MPa/s)으로 실시하였다. 또한 실험 중 원주형 실험체의 수평 및 수직 변형률을 측정하고자 콘크리트 옆 4면에 Fig. 3(a)와 같이 콘크리트 게이지를 부착하였다. 휨 실험은 200 kN 용량의 만능재료시험기를 사용하여 진행하였으며, 실험체 설치 현황을 Fig. 3(b)에 나타내었다. 실험은 3점 가력(중앙점 가력) 및 변위제어 방식으로 진행되었으며, 0.3 mm/min의 가력 속도로 가력 하였다. 또한 선형변위계를 사용하여 실험체 하부의 균열선단 개구변위(Crack Mouth Opening Displacement, CMOD)를 측정하였다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 강섬유 특성에 따른 SFRC의 압축특성

강섬유 특성 및 혼입률에 따른 SFRC의 압축강도, 탄성계수, 푸아송비, 최대 강도 시 변형률을 Table 4에 정리하여 나타내었다. 섬유 혼입률에 따른 압축강도 평가 결과 섬유를 0.5 % 혼입한 경우 일반 콘크리트와 2.1 %의 미소한 압축강도 차이를 보였으며, 형상비 64, 인장강도 1,200 MPa의 섬유를 혼입한 경우에는 압축강도가 다소 감소한 것으로 나타났다. 섬유를 1.0 % 혼입한 배합의 압축강도는 일반 콘크리트 실험체와 유사하거나 높게 나타났으며, 1.4~18.1 %의 차이를 보였다. 섬유 인장강도에 따른 압축강도 차이는 6.0~19.7 %로 나타났으며, 섬유 인장강도가 높아짐에 따라 압축강도 또한 증가하는 것으로 나타났다. 섬유 형상비에 따른 압축강도 평가 결과 형상비가 높아짐에 따라 압축강도는 19.7 % 증가하는 것으로 나타났으며, 형상비 80의 섬유를 1.0 % 혼입한 경우 91.5 MPa로 가장 높게 나타났다. 이는 콘크리트가 파괴 시 가교작용을 하는 섬유의 면적이 넓어짐에 따라 나타난 결과인 것으로 판단된다. 강섬유 형상비가 증가함에 따라 압축강도가 증가하는 경향은 Kang et al.(2008)의 연구결과에서도 나타났다. 상기 연구에서는 압축강도 70~120 MPa 범위의 고강도 콘크리트에서 섬유 혼입률(1.0~5.0 %) 및 형상비(50~60)가 압축강도에 미치는 영향을 평가하였다. 평가 결과 섬유 형상비가 증가함에 따라 미소하지만 압축강도 또한 증가하는 것으로 보고하였다. Fig. 4는 섬유 혼입률 1.0 % 배합 및 일반 콘크리트의 대표적인 압축응력-변형 곡선을 나타낸 것이다.

섬유 혼입에 따른 탄성계수 변화는 Table 4에 정리하여 나타내었으며, 일반 콘크리트와 유사하거나 높게 나타났다. 푸아송비는 ASTM C 469(2002)에서 제안하고 있는 식에 근거하여 산정하였으며, 평가 결과 섬유를 혼입함에 따라 일반 콘크리트에 비해 5.6~27.8 % 증가하는 것으로 나타났다. 또한 최대강도 시 변형률의 경우 일반 콘크리트에 비해 섬유를 혼입함에 따라 5.0~18.1 % 증가하는 것으로 나타났다. 이는 섬유의 가교작용에 의해 파괴전까지 콘크리트의 변형률이 증가된 것으로 판단된다.

3.2 강섬유 특성에 따른 SFRC의 휨 특성

3.2.1 선형구간 휨 응력 및 잔여 휨 응력

본 연구에서는 EN-14651(2005) 기준에 준하여 휨 성능 평가를 실시하였으며, 선형구간 휨 응력 및 잔여 휨 응력을 평가하였다. 선형구간 휨 응력 및 잔여 휨 응력은 식 (1)과 (2)를 활용하여 산정하였다.

                                (1)

                               (2)

여기서, f_L은 선형구간 휨 응력(N/mm²)을 의미하며, F_L은 선형 구간 휨 강도(N), L은 실험체 지간거리(mm), b는 실험체의 너비(mm), h_sp는 전체 단면 높이에서 노치 깊이를 제외한 높이(mm)를 의미한다. f_R,.j는 잔여 휨 응력(N/mm²)을 의미하며, F_j(N)는 특정 CMOD에서의 휨 강 도를 의미한다. F_L은 두 가지 방법으로 평가되며, Fig. 5에 평가방법을 나타내었다. 첫 번째 방법은 하중-CMOD 관계에서 최대 휨 강도가 CMOD 크기 0.05 mm를 기준으로 이후에 생기는 경우 CMOD가 0.05 mm일 때의 강도를 선형구간 휨 강도로 계산한다. 두 번째는 CMOD 크기 0.05 mm를 기준으로 0.05 mm 이전 최대 휨 강도가 있는 경우 이때의 최대 휨 강도를 선형 구간 휨 강도로 계산한다. 선형 구간 및 잔여 휨 응력 평가결과를 Table 5에 정리하여 나타내었다. 선형 구간 휨 응력 평가 결과 초기균열 이전 거동에서는 강섬유를 혼입함에 따라 대체적으로 선형 구간 휨 응력이 증가하는 것으로 나타났으며, 형상비가 64인 섬유를 0.5 % 혼입한 경우 다소 선형 구간 휨 응력이 일반 콘크리트 실험체에 비해 낮게 나타났다. 예상된 바와 같이 선형 구간 휨 응력은 강섬유 혼입률이 증가함에 따라 증가하는 경향을 나타내었으며, 강섬유 인장강도 및 형상비가 증가함에 따라 증가하였다. 또한 선형 구간 휨 응력은 섬유 혼입률 및 형상비가 높을수록 높게 나타났다. 따라서 선형 구간 휨 응력은 섬유 혼입률과 형상비의 주된 영향을 받는 것으로 판단된다. 최대 휨 응력 평가결과를 Table 5에 나타내었으며, 평가 결과 초기균열이후 강섬유를 혼입함에 따라 최대 휨 응력은 16.8~106.6 % 증가하는 것으로 나타났다. 형상비 64, 인장강도 1,200 MPa의 섬유를 0.5 % 혼입한 배합의 최대 휨 응력은 기본 콘크리트 배합과 유사한 휨 응력을 보이는 것으로 나타났다. 또한 강섬유 특성에 따른 최대 휨 응력은 섬유 인장강도가 높아짐에 따라 22.1~29.4 % 증가하였으며, 형상비에 따른 차이는 19.4~35.6 %로 나타났다. 최대 휨 응력은 섬유 인장강도에 비해 형상비 증가에 따른 증가폭이 크게 나타났으며, 이는 섬유의 가교작용 범위가 넓어져 나타난 결과인 것으로 판단된다. 또한 섬유 혼입률에 따른 최대 휨 응력 차이는 47.0~76.8 %로 나타났으며, 형상비가 높은 섬유를 사용한 배합에서 혼입률 증가에 따른 최대 휨 응력 증가폭이 가장 크게 나타났다. 따라서 본 연구에서 SFRC의 최대 휨 응력은 강섬유 혼입률, 형상비, 인장강도 순으로 영향을 받는 것으로 판단된다.

3.2.2 강섬유 특성에 따른 휨 거동 특성

Fig. 6은 섬유 혼입률 및 특성에 따른 하중-CMOD 관계를 나타낸 것이다. 형상비 64, 인장강도 1,200 MPa의 섬유를 0.5 % 혼입한 배합의 경우 초기균열 이후 CMOD가 증가함에 따라 하중은 감소하는 변형-연화 특성을 보였다. 그러나 섬유 혼입률 1.0 %에서는 초기균열 이후 CMOD가 증가함에 따라 하중이 지속적으로 증가하는 변형-경화 특성을 보였다. 형상비 64, 인장강도 1,600 MPa의 섬유를 사용한 배합은 본 연구에서 가장 우수한 휨 거동 특성을 나타내었으며, 초기균열 이후 CMOD와 하중이 함께 증가하는 변형-경화 특성을 섬유 혼입률 0.5 % 및 1.0 %에서 모두 보였다. 또한 최대 휨 강도 이후 급격한 하중저하를 보이지 않았다. 형상비가 80, 인장강도는 1,100 MPa인 섬유를 사용한 배합의 휨 거동은 혼입률에 따라 형상비가 64이고 인장강도는 1,200 MPa인 섬유를 사용한 배합과 유사한 경향을 나타내었다. 혼입률 0.5 %에서는 초기균열 이후 CMOD가 증가하며 하중이 감소하는 거동을 보였으며, 혼입률 1.0 %에서는 초기균열 이후 하중이 지속적으로 증가한 뒤 감소하는 휨 거동을 보였다. 형상비 64, 인장강도 1,600 MPa의 섬유를 0.5 % 혼입한 배합의 최대 휨 응력은 1.0 % 혼입률을 갖는 다른 배합에 비해 20.2~63.1 % 낮게 평가되었지만, 초기균열 이후 후반부 거동에서 높은 잔여 휨 응력을 보이며 매우 우수한 휨 거동을 보였다. 따라서 고강도 콘크리트에서 인장강도 및 형상비가 높은 강섬유를 사용할 경우 낮은 혼입률에서도 우수한 휨 거동 특성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

3.3 강섬유 특성에 따른 SFRC의 인성평가

3.3.1 SFRC의 잔여 휨 응력평가

fib model code 2010(MC 2010)(2010)에서는 EN 14651(2005) 휨 성능 평가 결과를 근거로 하여 강섬유보강 콘크리트의 성능평가를 하고 있으며, 식 (3) 및 (4)를 만족하는 경우 강섬유가 인장보강근을 일부 또는 전체를 대체할 수 있다고 제시하고 있다.

                              (3)

                             (4)

여기서, f_R1은 사용하중상태(Serviceability limit state, SLS)에서 잔여 휨 응력(N/mm²)으로 CMOD가 0.5 mm일 때 휨 응력으로 계산되며, f_R3은 극한하중상태(Ultimate limit state, ULS)에서의 잔여 휨 응력(N/mm²)으로 CMOD가 2.5 mm 일 때 휨 응력으로 정의된다. 본 연구에서 평가된 f_R1 및 f_R3 그리고 성능 평가 결과 값을 Table 5에 정리하여 나타내었다. f_R1은 형상비가 80인 섬유를 1.0 % 혼입한 배합에서 14.36 MPa로 가장 높게 나타났으며, f_R3은 형상비 64, 인장강도 1,600 MPa의 섬유를 1.0 % 혼입한 배합에서 12.18 MPa로 가장 높게 나타났다. 따라서 섬유 형상비는 사용하중 상태까지 잔여 휨 응력에 중대한 영향을 미치는 것으로 판단되며, 이후 극한하중상태에서는 섬유의 인장강도가 잔여 휨 응력에 지배적인 영향을 미치는 것으로 판단된다. 이는 섬유 인장강도가 낮은 경우 균열이 성장함에 따라 가교작용을 하는 섬유 수가 많더라도 뽑히거나 파단이 발생하지만, 인장강도가 높은 경우 파단이 발생하지 않고 지속적으로 균열성장을 제어해주기 때문이다. 또한 인장강도가 1,600 MPa인 섬유를 혼입한 배합의 경우 f_R3이 f_R1보다 높게 평가되었다. 이는 휨 거동 평가에서도 나타났듯이 섬유 인장강도가 높은 경우 균열 면에서 섬유가 끊어지지 않고 지속적으로 가교작용을 하여 최대 휨 강도 이후에도 잔여 휨 응력이 높게 지속되었기 때문에 나타난 결과인 것으로 판단된다. Fig. 7은 섬유 혼입률 및 특성에 따라 MC 2010(2010)에서 제안하고 있는 강섬유보강 콘크리트의 휨 성능 평가 결과를 나타낸 것이다. 휨 성능 평가 결과 f_R1과 f_L의 비율은 0.88~1.63으로 나타났으며, MC 2010(2010)에서 제안하고 있는 식 (3)을 모든 배합에서 만족하는 것으로 나타났다. 그러나 f_R3와 f_R1의 비율은 0.34~1.31 으로 나타났으며, 섬유 인장강도가 1,600 MPa인 배합을 제외하고 제안되고 있는 식 (4)를 만족하지 못하는 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서 강섬유가 인장보강근을 대체하기 위한 조건은 인장강도가 1,600 MPa인 섬유를 사용한 배합에서만 만족하는 것으로 나타났다.

3.3.2 SFRC의 파괴에너지 평가

본 연구에서는 일본 콘크리트학회에서 제안하고 있는 식 (5)와 (6)을 활용하여 고강도 콘크리트의 파괴에너지를 평가 하였다.

                    (5)

               (6)

여기서, G(f)는 파괴에너지(kN/m), W₁는 실험체의 자중과 가력에 의한 일의 양(kN‧m), W₀는 하중-CMOD 곡선의 면적 (kN‧m), S는 지간거리(mm), L은 실험체 전체길이(mm), m₁은 실험체 중량(kg), g는 중력가속도(m/s²), CMOD_c는 파괴 시 CMOD(mm), A_lig는 실험체 단면적(mm²)을 각각 의미한다. 파괴에너지는 재료가 파괴를 일으킬 때의 에너지를 의미하며, Köksall et al.(2012)의 연구에서는 강섬유 혼입률 및 인장강도에 따른 고강도 콘크리트의 파괴에너지를 평가하였다. 평가결과 섬유 혼입률 및 인장강도가 높아짐에 따라 파괴에너지는 높아지는 것으로 나타났다. Fig. 8은 섬유 특성 및 혼입률에 따른 파괴에너지 평가 결과를 나타낸 것으로, 섬유 혼입률 및 형상비 그리고 인장강도가 높아짐에 따라 파괴에너지 또한 증가하는 것으로 나타났다. 섬유 혼입률이 증가함에 따라 파괴에너지는 32.5~138.5 % 증가하였으며, 형상비가 64이고 인장강도는 1,200 MPa인 섬유를 사용한 배합에서 혼입률 증가에 따른 파괴에너지 변화가 가장 크게 나타났다. 또한 섬유 인장강도 및 형상비가 높아짐에 따라 파괴에너지는 각각 194.0~429.1 %, 45.2~121.4 % 증가하였으며, 섬유 인장강도에 따른 파괴에너지 차이가 가장 큰 것으로 나타났다. 이는 잔여 휨 응력 및 휨 거동 평가에서도 나타났듯이 섬유 인장강도가 높은 경우 균열이 발생하여도 섬유가 끊어지지 않고 지속적으로 가교작용을 하여 최종 파괴 시까지 높은 파괴에너지를 보유하고 있기 때문인 것으로 판단된다.

3.4 강섬유 분포

복합체내 강섬유 분포도는 강섬유보강 콘크리트 휨 특성에 큰 영향을 미치며, 섬유의 종류, 타설 방향, 콘크리트 유동성등 다양한 요인에 의해 영향을 받는다. Kang et al.(2008)의 연구에서는 섬유의 방향성이 강섬유보강 초고강도콘크리트 휨 거동 특성에 미치는 영향을 평가하고자 타설방법에 따른 휨 실험을 진행하였다. 상기연구에서는 섬유혼입률 2.0 %에서 섬유가 길이방향으로 방향성을 가지는 경우와 수직한 방향으로 채운 경우를 고려하여 평가를 진행하였다. 타설방법에 따른 휨 인장 실험결과 길이방향으로 타설한 경우 섬유의 분산성이 고르고 섬유 개수가 많아 휨 강도가 크게 증가하는 것으로 나타났다. 또한 타설 방법에 따른 초기균열 강도는 유사한 수준을 보였지만, 최대 인장강도는 61 %까지 차이를 보이는 것으로 나타났다.

본 연구에서는 강섬유보강 콘크리트 휨 성능 평가 후 실험체 하부면 노치를 기준으로 섬유 혼입률 및 특성에 따른 섬유 분포를 확인하였다. Fig. 9(a)는 파단 후 실험체 단면을 나타낸 것으로, 단면에서 A1은 타설 윗면이며, A4는 타설 아랫면을 의미한다. Fig. 9(b)는 강섬유 혼입률 및 특성에 따라 전체 인발된 강섬유의 개수와 각 구역의 인발된 강섬유의 비율을 나타낸 것으로, 섬유 인장강도가 높아짐에 따라 인발되는 섬유 수가 많아지는 것으로 나타났다. 형상비가 80인 섬유를 사용한 배합은 동일한 혼입률에서 다른 배합에 비해 인발되는 섬유 수가 적게 관찰되었는데 이는 혼입되는 섬유 수가 상대적으로 적기 때문에 나타난 결과인 것으로 판단된다.

섬유의 파괴양상은 인발되거나 파단이 발생하는 두 가지 양상을 보였으며, 섬유 형상비가 64이고 인장강도가 1,200 MPa인 배합의 경우 Fig. 10(a)에 나타낸 바와 같이 두 가지 파괴양상이 모두 나타났다. 반면, 섬유 형상비가 64이고 인장강도가 1,600 MPa인 배합의 경우 Fig. 10(b)에 나타낸 것처럼 섬유가 대부분 인발되었으며, 끊어진 섬유는 다른 배합에 비해 상대적으로 적었다. 형상비가 80인 섬유를 사용한 배합의 파괴양상은 Fig. 10(c)에 나타낸 바와 같이 인발되거나 파단이 발생하는 양상을 보였다.

4. 결    론

본 연구에서는 강섬유 특성이 고강도 콘크리트 역학적 특성에 미치는 영향을 평가하였으며, 휨 성능 평가의 경우  MC 2010(2010) 기준에 준하여 평가를 진행하였다. 제한된 실험체의 연구결과를 통해 결론을 요약하면 다음과 같다.

1)압축강도 평가 결과 섬유 혼입률 0.5 %에서는 섬유 혼입에 따른 압축강도 변화가 미비하였지만, 혼입률 1.0 %에서는 섬유 혼입이 압축강도에 영향을 미치는 것으로 나타났다.

2)섬유 혼입에 따른 선형구간 휨 응력 평가 결과 섬유 형상비 및 혼입률에 큰 영향을 받는 것으로 나타났으며, 형상비 80의 섬유를 1.0 % 혼입한 배합에서 8.81 MPa로 가장 크게 나타났다.

3)SFRC의 최대 휨 응력은 섬유 특성에 큰 영향을 받으며, 본 연구에서는 섬유 혼입률, 형상비, 인장강도 순으로 영향을 받는 것으로 나타났다. 최대 휨 응력은 형상비 80의 섬유를 1.0 % 혼입한 배합에서 14.50 MPa로 가장 크게 나타났다.

4)본 연구에서 SFRC 휨 거동은 섬유 인장강도에 큰 영향을 받는 것으로 나타났으며, 다른 배합과 달리 인장강도가 높은 경우 혼입률 0.5 %에서도 변형-경화 특성을 보이는 것으로 나타났다. 또한 후반부 거동에서 높은 잔여 휨 응력을 보이는 것으로 나타났다.

5)fib model code 2010 (MC 2010)(2010)에서는 일정 기준을 만족하는 경우 강섬유가 인장보강근을 대체 할 수 있는 것으로 제안하고 있다. 성능 평가 결과 본 연구에서 기준을 만족한 배합은 인장강도가 1,600 MPa인 섬유를 사용한 경우이며, 다른 배합에서는 섬유 혼입률 1.0 %에서도 기준을 만족하지 못하는 것으로 나타났다.

6)따라서 인장강도가 높은 섬유를 사용할 경우 고강도 영역에서 우수한 SFRC의 역학적 특성을 확보 할 수 있을 것으로 판단된다. 또한 섬유 혼입률을 효과적으로 낮추어 SFRC의 우수한 작업성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다. 다만 실험결과 이러한 성능의 향상은 섬유의 파괴양상과 관련이 깊은 것으로 나타났다. 따라서 인발 전 섬유의 파단을 방지할 수 있는 특정 수준 이상의 인장강도를 갖는 강섬유의 경우 추가적인 연구를 통해 섬유의 인장강도와 역학적특성의 상관성이 규명되어야할 것으로 사료된다.