2.1 사용재료 및 배합

실험에서 고연성 섬유보강 시멘트 복합체의 배합은 물시멘트비 0.35를 적용하였으며 Table 1과 같다. 사용한 시멘트는 1종 보통포틀랜드시멘트이며, 잔골재로는 규사 또는 강모래를 사용하였다. Table 2에서 보는 바와 같이 규사는 밀도 2.62 g/$cm^{2}$, 흡수율 0.42 %,이고 대부분의 입경이 0.5 mm 이하로 평균입경이 0.29 mm인 것을 사용하였으며, 강모래는 밀도 2.63 g/$cm^{2}$, 조립률 2.55, 흡수율 1.65 %의 물리적 성질을 나타내었다. Fig. 1은 규사와 강모래의 입도분포곡선을 나타낸 것이다. 실험에 사용한 규사 및 강모래의 함수상태는 동일하게 절건상태로 사용하였다. 인장성능 향상을 목적으로 사용된 보강섬유의 물성은 Table 3으로 나타내었다. 직경 12 µm, 길이 18 mm의 PE섬유를 사용하였으며, 물리적 성질로는 인장강도 2,700 MPa, 밀도 0.97 g/$cm^{2}$, 탄성계수 88 GPa을 나타낸다. PE섬유의 혼입량은 전체 부피 대비 1.5 %로 하였다. 섬유혼입 상태에서의 충분한 유동성을 확보하기 위하여 고성능감수제를 사용하였으며, 시멘트 질량의 0.07 %를 사용하였다. 또한 균일한 섬유 분산성을 확보하기 위해서는 적절한 점성을 확보하는 것이 중요하기 때문에 소량의 증점제를 이용하였으며, 기포 발생에 따른 영향를 줄이기 위하여 소포제도 소량 첨가하였다.

Fig. 1. Particle size distribution of microsilica sand and river sand

Fig. 2. Classification of river sands used in the mix design of the composite

잔골재로는 일반적으로 변형률 경화형 시멘트 복합체를 제조할 때 사용되고 있는 규사와 몇 가지 평균입경을 가진 강모래를 고려하였다. 실험에서 고려한 강모래의 입자크기는 평균입경($D_{{avg}}$)을 기준으로 0.23 mm, 0.45 mm, 0.89 mm, 1.77 mm로 구분하여 4가지 경우로 하였다. 각각의 평균입경의 잔골재를 얻기 위하여 체크기 2.36, 1.18, 0.60, 0.30 및 0.15 mm의 표준체를 이용하여 잔골재를 분류하였으며, 각 체에 잔류한 잔골재 입자들을 포집하여 실험에 사용하였다. 따라서 평균입경 0.23 mm 잔골재는 입자크기 0.15~0.30 mm 범위로 구성되어 있으며, 평균입경 0.45, 0.89, 1.77 mm 잔골재는 각각 입자크기 0.30~0.60 mm, 0.60~1.18 mm, 1.18~2.36 mm 입자크기의 잔골재로 구성되어 있다. Fig. 2는 표준체로 걸러서 포집한 평균입경별 잔골재의 모습을 보여주는 것이다.

2.2 실험체 제작 및 실험방법

PE섬유 보강 고연성 시멘트 복합체의 제조과정은 다음과 같다. 먼저 분말 형태의 시멘트와 규사를 교반기에 투입하여 건비빔을 한 다음, 배합수와 고성능감수제를 미리 혼합한 용액을 교반기에 넣고 균질한 매트릭스 상태가 될 때까지 충분한 시간동안 믹싱을 한다. 이후 PE섬유를 천천히 나누어 투입하고 섬유가 고르게 분산될 때까지 다시 추가적인 혼합을 한다. PE섬유를 투입한 후 혼합 중에 순차적으로 증점제와 소포제를 투입한다.

Fig. 3. Geometry of specimen for tensile test

Fig. 4. Setup for uniaxial tensile test

Fig. 5. Flow test results with different particle sizes of sand

이와 같은 과정으로 제조된 PE섬유 보강 고연성 시멘트 복합체는 먼저 굳지 않은 상태에서 유동성 평가를 실시하였으며, KS L 5105(KATS 2017)⁽¹¹⁾에 따른 플로우 시험 방법에 따라 평가하였다. 그리고 압축강도 및 인장거동 평가를 위한 실험체를 제작하였다. 압축강도 실험을 위한 실험체는 50 mm 크기의 정육면체로 제작하였으며, 인장거동 평가를 위한 실험체는 인장거동 측정 구간인 중앙부의 섬유분포 등방성 확보를 고려하여 중앙부 단면을 정방형으로 하여 Fig. 3과 같은 형상으로 제작하였다. 압축 및 인장 실험을 위하여 제작된 실험체는 재령 28일까지 20±3 °C의 양생수조에서 수중양생을 실시한 후에 실험을 실시하였다. 압축강도 실험은 1,000 kN 용량의 만능재료시험기를 이용하여 수행하였으며, 일축인장실험은 재하용량 100 kN의 만능재료시험기를 이용하여 실시하였다. 이때 재하속도는 0.003 mm/sec를 적용하였으며, 응력에 따른 인장변형률 측정을 위하여 폭 30 mm를 가지는 중앙부에 80 mm의 표점거리 구간에 대해 두 개의 LVDT를 설치하여 변위를 측정하였다. Fig. 4는 일축인장실험 모습을 나타낸 것이다.

3.1 유동성

Fig. 5는 강모래의 평균입경 크기에 따른 PE섬유 보강 고연성 시멘트 복합체의 플로우 측정값을 규사를 사용한 경우와 함께 비교하여 나타낸 것이다. 규사를 사용한 복합체와 비교했을 때, 강모래의 평균입경이 0.23 mm인 경우와 1.77 mm인 경우에는 플로우 값이 더 작게 나타났으며, 평균입경 0.45와 0.89 mm의 경우에는 플로우 값이 더 크게 나와 유동성이 좋아지는 것으로 나타났다. 규사의 평균입경이 0.29 mm인 점을 고려하면, 물론 규사와 강모래의 입형, 흡수율 등의 차이로 인한 영향도 있겠지만, 평균입경 1.77 mm인 경우를 제외하고는 평균입경의 크기에 비례하여 플로우 값이 증가하는 것을 볼 수 있다.

일반적으로 모르타르 또는 콘크리트의 유동성은, 오로지 배합수와 고체입자들의 구성만을 고려했을 때, 고체입자들의 충전밀도에 영향을 받는다(Justnes and Vikan 2005)⁽⁹⁾. 섬유를 제외한 시멘트와 잔골재만의 구성에 대해 선형충전밀도 모델(De Larrard and Sedran 1994)⁽⁴⁾을 이용하여 충전밀도를 계산할 수 있으며, 기본식은 다음과 같다.

여기서, $c$가 충전밀도이며, $t$는 고체입자의 크기를 나타낸다. $y(t)$는 입자크기에 따른 혼합 고체의 부피비를 나타내며, $d_{\max}$와 $d_{\min}$은 각각 고체입자들의 최대 및 최소크기를 의미한다. $\eta_{r}$은 기준 비충전밀도(reference specific packing density)를 나타내며 상수값을 가진다. $\beta(t)$는 크기 $t$ 입자들의 가상 비충전밀도를 의미하고, $f(x/t)$와 $g(x/t)$는 각각 크기가 다른 입자군들 사이에서의 발생하는 간섭효과를 나타내는 함수이다. 사용된 각 항들 및 함수들에 대한 상세내용은 De Larrard and Sedran(1994)⁽⁴⁾의 연구결과를 통해 확인할 수 있다.

선형충전밀도 모델의 식(1)과 식(2)를 이용하여 구한 규사 및 다른 입경의 강모래를 사용한 경우의 충전밀도와 플로우 결과를 함께 비교해 보았는데, 그 결과는 Fig. 6과 같다. 계산된 충전밀도 결과에 따르면 잔골재의 입경이 클수록 충전밀도가 증가하였으며, 이것은 입경에 따른 플로우 값의 경향과 거의 동일하게 나타난다. 결과적으로 동일한 배합수량에 대해 향상된 충전밀도가 유동성의 향상으로 나타난 것으로 판단된다. 한편, 평균입경 1.77 mm의 강모래를 잔골재로 사용한 경우에는 플로우 값이 줄어드는 결과를 보였는데, 이러한 결과는 이 경우에 입경이 큰 단일입도분포의 잔골재를 사용함으로 인해 약간의 재료분리 현상이 나타났기 때문으로 보인다. 잘 알려진 바와 같이 단일입도분포 또는 불연속입도분포에서 재료분리가능성이 커지고, 또 그 입경이 클수록 재료분리 가능성이 높아진다.

Fig. 6. Comparison of flow and packing density

3.2 압축강도

강모래 입경 크기에 따른 압축강도 시험결과는 Fig. 7과 같다. 대체로 강모래 입경 크기가 증가함에 따라 압축강도가 점차 감소하는 경향을 보였다. 규사를 잔골재로 사용한 경우와 비교했을 때에는 평균입경 0.23 mm 강모래를 사용한 경우는 규사를 사용한 경우보다 높은 압축강도를 나타내었으며, 나머지 입경의 강모래를 사용한 경우는 규사를 사용한 경우보다 낮은 압축강도를 보였다. 이러한 결과는 압축강도 역시 잔골재의 평균입경과 밀접한 관련이 있음을 추측할 수 있다. 여기에서는 골재의 강도가 매트릭스 강도에 비해 충분히 크다는 가정 하에, 잔골재 평균입경 변화에 따른 고체입자들의 충전밀도를 분석하여 연관성을 정량적으로 살펴보았다.

Fig. 7. Compressive strengths with different particle sizes of sand

De Larrard and Tondat(1993)⁽⁵⁾은 콘크리트 배합의 충전밀도와 압축강도와의 관계를 골재 사이에 존재하는 페이스트 최대 두께(maximum paste thickness, MPT) 개념을 이용하여 분석하는 방법을 제시하였으며, MPT는 다음 식을 이용하여 구할 수 있다.

여기서, $D_{\max}$는 골재의 최대입경 크기를 나타내고, $g_{p}$와 $g_{v}$는 각각 골재의 충전밀도와 배합 내 골재의 실제부피를 의미한다.

Fig. 8은 식(3)을 이용하여 구한 MPT와 압축강도 측정값을 비교하여 나타낸 것으로, 두 변수 사이에 밀접한 관련이 있음을 확인할 수 있다. 즉, 잔골재 평균입경이 커짐에 따라 MPT가 증가하고, 압축강도 감소의 결과로 나타났음을 알 수 있다.

3.3 일축인장거동

앞서 설명한 바와 같이, PE섬유 보강 고연성 시멘트 복합체의 주된 특성은 일축인장거동에서 나타난다. 인장력의 작용 하에서 최초 균열이 발생한 이후에 인장변형률 증가와 함께 인장저항응력이 계속적으로 증가하는 변형률경화 거동을 나타낸다. 이때 다수의 균열들을 순차적으로 생성하게 된다. 따라서 강모래 입경 크기가 PE섬유 보강 고연성 시멘트 복합체의 성질에 미치는 영향은 일축인장거동에서 주된 평가가 이루어져야 한다.

Fig. 8. Maximum paste thickness (MPT) vs. compressive strength

Fig. 9. Uniaxial tensile stress-strain curves with different particle sizes of sand

Fig. 9는 규사를 사용한 경우 및 네 가지 다른 입경 크기의 강모래를 사용한 경우에 대해 PE섬유 보강 고연성 시멘트 복합체의 일축인장거동을 나타낸 것이다. 규사를 사용한 고연성 시멘트 복합체에 대한 Fig. 9(a)에서는 최대인장응력 도달 시의 인장변형률이 대략 5 %에 이르며, 최초 균열이 발생한 이후에 최대응력에 도달할 때까지 30 % 이상 응력이 증가하는 것을 볼 수 있다. 이러한 일축인장거동은 매트릭스의 인장강도에 비해 PE섬유의 최대 인발저항응력이 충분히 크고 매트릭스의 파괴에너지에 비해 섬유 인발거동에서 최대인발응력 도달 시까지의 보상에너지가 충분히 크다는 두 가지 정상상태 균열의 계속적인 발생 조건을 만족하기 때문에 형성되는 것이다.

Fig. 9(b)의 평균입경 0.23 mm 강모래를 잔골재로 사용한 경우의 일축인장거동에서는 규사를 사용한 경우와 유사한 인장변형률 성능이 나타났으며, 최초 균열 이후 최대응력 도달 시까지 응력의 증가도 뚜렷하게 나타났지만, 그 기울기는 규사를 사용한 경우에 비해 다소 작게 나타났다. Fig. 9(c)의 평균입경 0.45 mm 강모래의 경우에는 인장변형률 성능은 4 % 정도로 다소 줄었지만, 여전히 최대응력까지의 응력증가는 뚜렷하게 나타났다. 그 이상의 평균입경에서는 강모래 입경 크기가 증가함에 따라 일축인장거동의 인장변형률 성능이 감소하고, 최초 균열 이후 최대응력까지의 응력 증가폭도 줄어드는 것으로 나타났다. Fig. 10은 강모래 입경 크기 변화에 따른 인장변형률 성능을 비교하여 나타낸 것이다. 이때 인장변형률 성능은 일축인장 응력-변형률 곡선에서 최대응력에 도달 후 최대응력의 90 % 응력에 해당하는 변형률로 정의하였다. Fig. 10에서 보는 바와 같이 규사를 사용한 경우가 가장 큰 인장변형률 성능을 보였으며, 강모래를 사용한 경우에는 입경 크기가 증가함에 따라 인장변형률 성능이 저하되는 것을 볼 수 있다. 이러한 결과는 강모래 입경 크기 변화에 따른 압축강도 변화와 밀접한 관련이 있으며, 또한 매트릭스 내 PE섬유의 인발거동 특성의 변화와도 관련이 있을 것이다. Fig. 11은 초기균열발생강도 및 인장강도를 비교하여 나타낸 것이다. 초기균열강도는 매트릭스의 압축강도와 직접적으로 관련이 있으며, 앞서 Fig. 7에 나타낸 압축강도 결과와 매우 유사한 경향을 확인할 수 있다. 초기균열발생강도와 인장강도의 차이를 살펴보면, 규사를 사용한 경우와 평균입경 0.23 mm 및 0.45 mm를 사용했을 때 그 차이가 크게 나타났으며, 0.89 mm, 1.77 mm에서는 입경이 클수록 감소하는 것을 확인할 수 있다. 초기균열발생강도와 인장강도의 차이는 인장변형률 성능의 정도와 직접적인 연관성을 가진다.

Fig. 10. Tensile strain capacity with different sizes of sand

Fig. 11. First cracking strength and tensile strength with different sizes of sand

인장변형률 성능의 차이의 주된 원인은 부재 내 형성된 균열의 개수와 밀접한 관련이 있다. 파괴 시까지 많은 균열이 형성될수록 응력의 재분배 과정이 반복되면서 인장변형률 성능이 커지게 된다. 섬유보강 시멘트 복합체에서 발생하는 균열 개수는 매트릭스 파괴에너지와 관련이 있다고 볼 수 있다. 왜냐하면 정상상태 균열 형성 조건을 만족하는 상태에서 새로운 균열은 섬유의 인발거동이 진행되는 동안의 상보에너지가 매트릭스 파괴에너지를 초과할 때 생성되는데, 매트릭스 파괴에너지가 클수록 새로운 균열형성을 위한 많은 에너지가 필요하므로 생성되는 균열의 개수가 줄어들 것이기 때문이다. 일반 콘크리트의 파괴에너지는 골재 최대치수 크기와 관련이 있으며, 골재 크기가 클수록 파괴에너지가 증가한다고 일반적으로 알려져 있다(CEB 1993; Elice and Rooco 2008)^(2,6). 같은 맥락에서 이 연구에서도 잔골재의 입경 크기가 커질수록 매트릭스의 파괴에너지가 증가하여 균열의 개수가 감소하고 인장변형률 성능이 저하된 것으로 생각할 수 있다. Fig. 12는 일축인장실험 후 실험체에서 80 mm 표점거리 내에 발생한, 육안으로 파악가능한 크기의 균열의 개수를 세어서 비교하여 나타낸 것이다. 실제 육안으로 확인되지 않은 미세균열들의 존재와 시험체 간의 큰 편차를 고려할 때 인장변형률 성능과 균열 개수 사이의 뚜렷한 상관성을 확인할 수 있다. Fig. 13은 평균입경 0.45 mm 강모래를 사용한 실험체에서 형성된 실제 분산균열의 모습을 한 예로 보여주고 있다.

마지막으로 생성된 균열의 평균폭을 계산하여 비교해 보았다. 균열이 발생하지 않은 매트릭스에서의 인장변형이 균열면에서의 균열변위에 비해 매우 작으므로 전체 변형이 모두 균열면에서 발생했다고 가정하면, 전체 인장변형량을 균열 개수로 나누면 평균 균열폭을 계산할 수 있다. 인장변형량은 최대인장응력에서의 표점거리 구간의 인장변형률로부터 구할 수 있다. 계산된 평균 균열폭은 Fig. 14로 나타내었다. 모든 경우에서 균열폭은 최대 0.12 mm를 넘지 않은 것으로 나타났으며, 규사를 사용한 경우가 가장 균열폭이 크고, 강모래를 사용한 경우에는 골재 입경 크기가 클수록 국부적인 큰 균열이 생기기 전까지의 균열폭이 감소하는 것으로 나타났다.

Fig. 12. Number of cracks counted with different sizes of sand

Fig. 13. Cracks formed in a specimen with 0.45 mm river sand

Fig. 14. Calculated average crack width