2.2.1 압축 실험 방법

보통 콘크리트 및 HSFRC를 포함하여 총 10개 배합에 대하여 배합별로 콘크리트의 압축특성을 평가하기 위하여 KS F 2403^{(MOLIT 2019)}에 준하여 지름 150 mm, 높이 300 m인 원주형 공시체를 3개씩 제작하였다. 모든 공시체는 타설 후 24시간 경과된 시점에서 탈형하여 재령 28일까지 표준양생하였다. 강섬유 형상비 및 혼입률에 따른 압축강도 특성 및 강섬유의 횡구속 효과를 평가하기 위하여 2,000 kN 만능시험기를 이용하여 ^{Lim et al.(2019)}의 연구결과를 근거로 변위제어 가력하였다. 이들의 연구에서는 ^{KS F 2405(2010)}에서 규정하는 하중제어 가력속도(0.2~1.0 MPa/s)로 재하된 HSFRC의 압축응력-변형률 관계 곡선과 변위제어속도 1 mm/min로 가력 시 대등한 압축응력-변형률 관계 곡선을 확보할 수 있다는 결론을 제시하고 있다.

원주형 공시체의 압축응력-변형률 관계 특성을 확보하기 위하여 컴프레소 미터가 사용되었고 공시체의 수직 및 횡방향 변형률을 측정하기 위하여 공시체 양면에 수직 및 수평방향으로 변형률 게이지를 2개씩 부착하여 파괴 시까지 각 방향 변형률을 측정하였다.

2.2.2 휨 실험 방법

고강도 강섬유 보강된 고강도 콘크리트의 휨성능을 평가하기 위하여 EN 14651^{(CEN 2010)}에 따라 150×150×550 mm 크기를 갖는 각주형 공시체를 배합별로 3개씩 제작하여 Fig. 2와 같이 각주형 공시체의 중앙부에 폭 3 mm, 깊이 25 mm의 노치를 설치하고 휨 실험체의 중앙부에 도입된 하중 단계별로 노치 폭의 변형량(crack mouth opening displacement, CMOD)을 측정하여 휨성능을 평가하였다. 휨 실험체 중앙부에서 가력은 200 kN MTS 만능 시험기를 이용하였으며 가력용 만능 시험기 실린더를 기준으로 0.3 mm/min 속도로 변위제어 재하하였다.

Fig. 2 Test setup for high-strength steel-fiber-reinforced concrete notched beams

3.2.1 잔류 휨 인장강도

HSFRC의 휨성능에 대한 재료적인 특성값을 평가하기 위하여 EN 14651^{(CEN 2010)}에 준하여 중앙부에 노치가 설치된 HSFRC 각주형 공시체에 대하여 파괴 시까지 3점 가력하였다. 이러한 휨 재하실험을 통하여 Fig. 4와 같은 각주형 휨 시험체에 도입된 하중과 하부에 설치된 노치 폭의 변형량 관계 곡선을 얻을 수 있다. EN 14651^{(CEN 2010)}에서는 이러한 HSFRC의 F-CMOD 관계 곡선으로부터 잔류 휨 인장강도, $f_{Rj}$을 식 (1)과 같이 산정하도록 규정하고 있다.

여기서, $f_{Rj}$는 COMDj에 상응하는 잔류 휨 인장강도(MPa), $F_{j}$는 COMDj에 상응하는 하중(N), $L$은 각주형 휨 시험체의 경간(mm), $b$는 시험체의 폭(mm), $h_{sp}$는 노치가 설치된 시험체 중앙부의 깊이(125 mm)이다.

또한 EN 14651^{(CEN 2010)}에서는 SFRC의 비례한도(limit of proportionality, LOP) 휨 인장강도, $f_{L}$은 식 (2)와 같이 규정하고 있다.

여기서, $F_{L}$는 CMOD가 0에서 0.05 mm에 도달할 때까지 HSFRC 시험체가 발휘한 최대하중(N)이다.

기준 잔류 휨 인장강도, $f_{Rjk}$는 식 (3)과 같이 규정하고 있으며 3개 휨 시험체 실험결과에 근거한 해당 HSFRC 배합에서 하위 0.05 분위 잔류 휨 인장강도(MPa)를 의미한다.

여기서, $f_{Rjm}$는 3개 휨 시험체의 평균 잔류 휨 인장강도(MPa)이고 $\sigma$는 표준편차이며 1.89는 RILEM TC 162-TDF^{(Vandewalle et al. 2001)}에서 휨 시험체 수에 따라 결정되는 상수이다.

MC^{(CEN 2010}에서는 FRC의 구조적인 보강효과를 고려하기 위하여 FRC의 기준 비례한도 휨 인장강도($f_{Lk}$), 사용한계상태(serviceability limit state, SLS)에서의 기준 잔류 휨 인장강도($f_{R1k}$)와 극한한계상태(ultimate limit state, ULS)에서의 기준 잔류 휨 인장강도($f_{R3k}$)를 근거로 FRC를 분류하고 있다. FRC의 분류는 두 개의 기호로 표기되며 첫 번째 수치로 $f_{R1k}$값을 표기하고 두 번째 기호로 $f_{R3k}/f_{R1k}$ 비에 따라 a, b, c, d, e로 구분하여 표기된다^{(CEN 2010)}.

또한, MC^{(CEN 2010)}에서는 식 (4) 및 (5)를 만족하는 경우 FRC가 휨 인장력에 저항할 수 있으므로 보통 콘크리트에서 인장력을 부담하는 보강근의 일부 또는 전체를 대체할 수 있다고 규정하고 있다.

MC^{(CEN 2010)}에서는 FRC의 휨 실험에 의한 F-CMOD 관계를 역해석(inverse analysis)하여 FRC의 단순화된 인장응력-균열폭 구성모델을 Fig. 5와 같이 강체-소성모델과 선형모델로 고려할 수 있도록 규정하고 있다.

강체-소성모델에서 FRC의 한계상태 잔류강도, $f_{Ftu}$을 식 (6)과 같이 규정하고 있다.

선형모델을 규정하는 한계상태 잔류강도와 사용한계상태 잔류강도, $f_{Fts}$을 식 (7) 및 (8)과 같이 규정하고 있다.

여기서, $w_{u}$는 구조 설계 시 허용되는 최대 균열폭(mm)이다.

Fig. 4 Load-CMOD diagram for fiber-reinforced concrete (EN-14651)

Fig. 5 Simplified post-cracking constitutive laws

3.2.2 휨 실험결과

2,000 MPa급 고강도 강섬유 혼입에 따른 60 MPa급 고강도 콘크리트 휨 특성을 평가하기 위하여 계획된 각 HSFRC 배합을 사용한 3개 휨 공시체의 평균 휨응력-CMOD 관계는 Fig. 6과 같다.

모든 배합에 대한 SLS까지의 평균 휨응력-CMOD 관계로부터 초기균열 발생 시점까지 강섬유의 형상비와 혼입량은 큰 차이를 보이지 않고 있다. 다만 초기 균열 발생 이후 강섬유의 형상비와 혼입량에 따라 변형연화 또는 변형경화 특성을 보인다. 형상비 67 및 80인 고강도 강섬유를 0.75 % (60 kg/m3) 혼입 시 초기균열 이후에 강도 저하없이 CMOD가 증가됨에 따라 강도가 증가되는 변형경화 특성을 보인다. 변형연화 특성을 보인 HSFRC 배합에서 초기균열 발생이후 휨 강도저하는 형상비 67 및 80인 강섬유로 보강된 경우 섬유 혼입량이 증가됨에 따라 다소 완화되었다. 그러나 형상비 64인 강섬유의 혼입에 따라 고강도 콘크리트의 초기 균열 후 강도저하를 억제하는데 제한적인 것으로 나타났다. 이는 강섬유의 형상비(표면적)가 증가됨에 따라 균열면을 가교하는 강섬유의 부착강도가 증가되었기 때문인 것으로 판단된다^{(Beglarigale and Yazici 2015)}.

SLS 이후 고강도 강섬유로 보강된 모든 HSFRC 배합에서 CMOD가 증가됨에 따라 휨응력이 증가되는 변형경화 특성을 보인다. 이는 콘크리트에 혼입된 고강도 강섬유가 노치 상단에서 시작된 초기 균열면을 가교하기 때문이며 SLS 이후 변형경화 특성을 보인 CMOD 구간은 강섬유 형상비 및 혼입량에 따라 상이하게 나타났다. 모든 HSFRC 배합에서 섬유 혼입률이 0.25에서 0.75 %로 증가됨에 따라 SLS 이후 변형경화구간은 증가되었다. 반면 형상비에 따라 다소 상이하게 나타났으며 64와 80인 형상비를 갖는 강섬유로 보강된 콘크리트의 변형경화구간은 유사하였다. 형상비 67인 섬유로 보강된 HSFRC의 변형경화구간은 다른 HSFRC 배합에 비하여 크게 나타났다.

HSFRC의 균열발생 이후 휨거동, 즉 휨응력-CMOD 관계 곡선은 균열면에 가교되는 섬유의 형상, 혼입률 및 형상비에 따라 큰 영향을 받는다^{(Chen et al. 2021)}. Fig. 6과 같은 휨응력-CMOD 관계곡선을 근거로 볼 때, 2,000 MPa급 후크형 고강도 강섬유로 60 MPa급 고강도 콘크리트의 휨성능 향상을 위하여 보강 시 형상비 67인 섬유가 가장 유효하다는 결론을 얻을 수 있다.

Fig. 7은 CMOD=2.5 mm에서 섬유 혼입률 0.75 %이고 형상비 64, 67 및 80인 강섬유로 보강된 HSFRC 휨 실험체의 전형적인 균열 양상을 비교하여 나타낸 것이다. 보강 섬유의 형상비가 상대적으로 작은 배합(HSFRC-64-0.75)에서 노치의 선단에서 시작된 휨 균열은 직선형태로 압축 측 연단으로 진전하는 경향을 보이며 이는 균열 선단에 작용하는 인장응력에 비하여 강섬유의 콘크리트와 부착력이 낮기 때문으로 판단된다. 반면 HSFRC-67-0.75 및 HSFRC-80-0.75 배합의 휨 실험체에서는 균열 선단의 인장응력에 비하여 강섬유의 높은 부착력에 의한 가교응력이 크기 때문에 휨 균열 진전 방향이 변화되며 휨응력이 증가된 것으로 판단된다.

배합별로 3개씩 제작된 휨 실험체에 대한 휨응력-CMOD 관계 곡선을 근거로 Fig. 4와 같이 EN 14651에서 규정하는 FRC의 비례한도 휨강도($f_{L}$), 잔류 휨 인장강도($f_{Rj}$) 및 기준 잔류 휨 인장강도($f_{R1k}$)의 평균값과 표준편차를 요약하여 나타내면 Table 4와 같다.

CMOD가 0.05 mm에 이를 때까지의 HSFRC 휨 실험체의 최대 휨응력으로 정의되는 $f_{L}$은 강섬유가 혼입되지 않은 보통 콘크리트 $f_{L}$인 7.6 MPa의 0.93에서 1.22배 범위로 섬유혼입률 및 형상비에 따라 어떠한 경향성을 보이지는 않았다. 반면 HSFRC의 휨 균열 발생 시 휨응력($f_{r}$)은 고강도 강섬유의 혼입률이 증가됨에 따라 증가되는 경향을 보였으며 전반적으로 형상비가 67, 80 및 64인 강섬유를 혼입한 HSFRC 순으로 높게 나타났다.

휨 균열 발생 이후 HSFRC의 잔류 휨강도($f_{Rj}$)는 $f_{r}$의 특성과 유사한 경향을 보였다. SLS에서의 잔류 휨강도, $f_{R1}$은 고강도 강섬유 형상비에 따라 다소 차이를 보이고 있으나 섬유 혼입률에 따른 $f_{R1}$의 향상 비율은 형상비와 무관하게 유사하게 나타났다. 이 연구에서 평가된 모든 HSFRC 배합에서 SLS 이후 ULS에 이를 때까지 휨강도가 증가되는 변형경화특성을 보이고 있으며 휨강도의 증가율은 강섬유의 형상비에 따라 다소 차이를 보이고 있으며 형상비 67, 80 및 64의 순으로 크게 나타났다. 각 HSFRC 배합에서 강섬유 혼입률의 증가에 따른 $f_{R3}$의 증가율은 고강도 강섬유 형상비 64, 80 및 67 순서로 크게 나타났다.

Table 4에 나타난 바와 같이 60 MPa급 고강도 콘크리트에 인장강도 2,000 MPa급의 형상비 67 및 80인 후크형 강섬유를 0.25 % 이상 혼입 시, HSFRC의 인장측 인장강도를 반영하여 기존 콘크리트 부재의 인장측 배치된 보강재의 역할을 대체할 수 있는 것으로 나타났다. 반면 형상비 상대적으로 작은 64인 고강도 후크형 강섬유는 0.5 % 이상 혼입 시 기존 보강재를 대체할 수 있는 인장성능을 보였다.

MC^{(CEN 2010)}에서는 식 (3)과 같이 FRC의 평균 잔류 휨강도, 사용된 실험체 수 및 표준편차를 근거로 기준 잔류 휨강도를 산정할 수 있도록 규정하고 있다. 또한 균열 발생이후 FRC의 기준 잔류 휨강도를 근거로 FRC의 구조적인 활용 범위를 규정하기 위하여 a에서 e까지 5개 등급으로 분류하고 있다. 이러한 분류방법에 따라 각 HSFRC 배합에 대한 분류결과는 Table 4에 제시된 바와 같이 HSFRC-67-0.25 배합을 제외하고 모두 $f_{R3k}/f_{R1k}$가 1.3 이상으로 e 등급으로 나타났다. HSFRC-67-0.25 배합의 경우 다른 배합에 비하여 상대적으로 잔류 휨 인장강도의 표준편차가 크게 나타나 d 등급으로 분류되었다.

각 HSFRC 배합에 대하여 SLS 및 ULS에서의 잔류 휨 인장강도 $f_{R1}$ 및 $f_{R3}$을 근거로 식 (6)에서 (8)과 같이 MC2010에서 제안하고 있는 FRC의 인장응력-균열폭 구성모델을 비교하여 나타내면 Fig. 8과 같다. 형상비 64, 67 및 80인 강섬유의 인장강도($f_{t}$)가 Table 2와 같이 2,000에서 2,400 MPa 범위 내에서 다소 차이를 보이고 있으므로 모델 구축 시 HSFRC의 SLS 및 ULS에서의 인장응력 $f_{FTs}$, $f_{FTu}$은 섬유의 인장강도로 무차원화하였다. HSFRC의 두 구성모델은 형상비 67 및 80인 경우 유사한 경향을 보이고 있으나 형상비 64인 강섬유로 보강된 FRC의 낮은 인장강도를 보인다. 선형모델의 적용 시, HSFRC-64-0.25 배합은 다른 HSFRC 배합과 다르게 변형연화 특성을 보인다.

Fig. 6 Average flexural stress-CMOD curves of high-strength steel-fiber-reinforced concrete (HSFRC) beams

Fig. 7 Typical cracking patterns of high-strength steel-fiber- reinforced concrete (HSFRC) beams

Fig. 8 Post-cracking constitutive laws for the high-strength steel-fiber-reinforced concrete (HSFRC)

3.2.3 HSFRC의 파괴 에너지 평가

고강도 강섬유의 혼입률 및 형상비에 따른 HSFRC의 파괴에너지를 평가하기 위하여 각 배합 조건별로 실시된 휨 실험결과를 근거로 RILEM TC 50-FMC^{(Rilem 1985)}에 준하여 산정 평가하였다. 이 기준에서 시험편 중앙 하부에 노치를 설치한 휨 공시체에 대한 파괴 에너지는 노치에서 시작되는 단일한 균열면을 형성하기 위하여 소산된 에너지양으로 정의하고 있다. 공시체 중앙부 단면에서 노치에 의해 단면이 결손 부분을 제외한 공시체의 단면적으로 총 소산된 에너지를 나눈 값으로 다음 식 (9)를 이용하여 구할 수 있다.

여기서, $W_{o}$는 하중-CMOD 곡선에 의해 둘러싸인 면적을 의미한다.

MC2010에서 FRC의 ULS에 대한 CMOD를 2.5 mm로 규정하고 있으므로 이 연구에서는 HSFRC 각 배합에 대한 파괴 에너지는 하중-CMOD 관계 곡선에서 CMOD가 2.5 mm에 이를 때까지 소산된 에너지를 기준으로 평가하였다. 이러한 평가결과는 Table 4에 제시한 바와 같다. Table 4로부터 강섬유 혼입률이 증가됨에 따라 노치가 형성된 중앙부 단면에서 진행된 균열면에 의한 소산 에너지는 증가되는 경향을 보인다. HSFRC-64 배합 중 강섬유 0.25 % 혼입된 배합에서 강섬유 혼입률을 0.50 % 및 0.75 % 증가함에 따라 49.10 % 및 100.67 % 향상되었다. 또한 HSFRC-67 섬유 보강된 콘크리트에 있어서도 35.66 % 및 94.08 %, HSFRC-80 섬유가 혼입된 경우에 41.88 % 및 103.21 % ULS까지 소산된 에너지량은 증가되는 것으로 나타났다.

3.4.1 콘크리트 압축강도

섬유 혼입률의 영향을 배제하기 위하여 잔류 휨 인장강도를 섬유혼입률로 나눈 값과 콘크리트 압축강도의 관계를 비교하여 나타내면 Fig. 11(b) 및 11(c)와 같다. 콘크리트 압축강도의 증가에 따라 $f_{R1}/V_{f}$ 및 $f_{R3}/V_{f}$ 역시 증가되는 경향을 보이고 있으며 이는 HSFRC에서 콘크리트의 압축강도가 증가됨에 따라 후크형 강섬유의 부착강도를 증진시킴에 따라 SFRC의 균열 발생 후 휨강도 즉, SLS 및 ULS의 잔류 휨 인장강도가 높게 나타난 것으로 판단된다^{(Beglarigale and Yanzizi 2015)}.

3.4.2 강섬유의 인장강도

강섬유의 인장강도($f_{t}$)에 따른 ULS에서 잔류 휨 인장강도($f_{R3}/V_{f}$)의 관계를 나타내면 Fig. 11(d)와 같다. 후크형 강섬유의 인장강도가 증가됨에 따라 SLS 및 ULS 잔류 휨 인장강도는 증가되는 경향을 보이고 있으며 ULS 잔류 휨 인장강도가 보다 선형적인 증가추세를 보였다. 이러한 결과로 볼 때, 고강도 강섬유는 SFRC의 균열 이후 거동 개선에 유효하며 특히 큰 균열폭의 가교에 효과적인 것으로 평가된다. 고강도 강섬유에 의해 콘크리트 균열폭을 제어하기 위하여 높은 인장강도가 요구되므로 상대적으로 낮은 강도의 SFRC에서보다는 고강도 HSFRC에서 유효한 것으로 보고되고 있다^{(Tiberti et al. 2017)}.

3.4.3 강섬유의 형상비

후크형 강섬유의 형상비에 따른 ULS 잔류 휨 인장강도는 Fig. 11(e)와 같이 형상비가 증가됨에 따라 잔류 휨 인장강도는 증가되는 경향을 보인다. 특히 CMOD가 큰 잔류 휨 인장강도 증진에 크게 기여하고 있는 것으로 나타났으며 이는 큰 형상비를 갖는 후크형 강섬유가 콘크리트와 큰 부착면적으로 섬유의 인발강도가 증가되었기 때문이다. 또한 Table 5에 나타난 바와 같이 형상비가 큰 섬유로 보강된 SFRC를 휨 실험체에 타설 시 섬유가 작은 형상비를 갖는 섬유에 비하여 실험체의 축방향으로 배열되어 균열면을 가교하는 섬유수가 증가되었기 때문이다.

3.4.4 강섬유의 혼입률

기존 연구자의 연구결과^{(Galeote et al. 2022)}에 따르면 강섬유의 형상비, 혼입률, 인장강도와 같은 특성은 균열 발생이전의 SFRC 휨성능에 끼치는 영향은 크지 않은 것으로 보고되고 있다. 따라서 이 연구에서는 후크형 강섬유의 혼입률에 따른 SFRC의 균열발생 이후 휨강도인 잔류 휨 인장강도의 변화를 분석하였고 Fig. 11(f)에 나타난 바와 같다.

후크형 강섬유의 혼입률이 증가됨에 따라 균열발생이후 SFRC의 잔류 휨 인장강도($f_{R1}$및 $f_{R3}$)는 선형적으로 증가되는 경향을 보인다. 특히 $f_{R1}$는 상대적으로 $f_{R3}$에 비하여 섬유 혼입률의 영향이 큰 것으로 나타났다. Table 5에 나타난 바와 같이 섬유의 혼입률이 증가됨에 따라 SFRC 휨 실험체 단면에 많은 수의 섬유가 분포되며 이는 CMOD가 0.5 mm인 상대적으로 작은 폭의 균열발생 시점인 SLS에서의 잔류 휨 인장강도 $f_{R1}$에 주요한 영향을 끼치게 된다. 그러나 CMOD가 증가됨에 따라 SFRC의 잔류 휨 인장강도는 균열면을 가교하는 섬유의 부착강도에 지배되므로 $f_{R3}$은 섬유 혼입률보다는 섬유 형상비와 인장강도, 콘크리트 압축강도 등의 영향을 크게 받게 된다.