2.1 배합 설계

Table 1에는 첫 번째 실험계획에서 고려된 실험 및 그에 따른 모르타르 배합상세를 나타내었다. 모든 모르타르 배합에서 설계기준압축강도는 KS F 4044(KATS 2024)에서 제시하고 있는 수경성 시멘트 무수축 그라우트의 최소 압축강도 요구성능을 고려하여 45 MPa로 설정하였다. 이를 만족하기 위해 모든 배합에서 물-시멘트 비는 45 %로 계획하였다. 첫 번째 실험계획에서 고려된 주된 변수는 혼입된 섬유의 종류와 혼입률이다. 모르타르의 균열제어 및 인성 향상을 고려하여 마이크로 강섬유를 0.25 %와 0.5 % 그리고 아라미드 섬유를 0.5 %와 0.75 %의 체적비로 설계하여 단독 혼입하였다. 또한 한 시험체에서는 이들 두 섬유를 체적비 0.25 %씩 혼합 사용하는 것을 고려하였다^{(Lee et al. 2023)}. 섬유 체적비는 강섬유 콘크리트에서의 일반적인 혼입량을 고려하였다. 균열치유 성능을 부여하기 위한 요소기술로써 ^{Lee et al. (2024)}가 제시한 균열치유 환을 모든 배합에서 4 % 체적비로 혼입하였다. Table 1에 나타낸 시험체 명은 실험계획과 섬유종류 및 혼입 체적비로 구성하였다. 예를 들어 I-S0.25-A0.25는 첫 번째 실험계획에서 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유가 각각 체적비 0.25 %씩 혼입된 모르타르를 의미한다. 첫 번째 실험계획에서 모르타르의 휨 인성은 ^{ASTM C1018 (1997)}에 따라 보의 하중-변위 관계로부터 산정한 휨 인성지수로부터 평가하였다.

두 번째 실험계획에서는 첫 번째 실험계획에서 우수한 성능을 나타낸 모르타르 배합을 선택하여 다양한 역학적 특성과 압축 및 휨 인성 평가에 중점을 두었다. 두 번째 실험에서 고려된 시험체는 I-S0-A0, I-S0.5-A0, I-S0.25-A0.25로서 시험체 명에서 I 대신 두 번째 실험계획을 의미하는 II를 적용하였다. 모르타르의 압축인성은 ASTM C1018에 따라 압축 응력-변형률 관계로부터 평가하였다. 모르타르의 휨 인성은 ^{fib 2010(2013)}에 따라 휨 응력-균열 폭 진전(crack opening mouth displacement, CMOD) 관계에서 산정한 잔류 휨 강도 관점에서 평가하였다.

2.2 재료 특성

모든 배합에서 결합재와 잔골재는 각각 보통 포틀랜드 시멘트와 규사를 사용하였다. 사용된 시멘트의 밀도는 3.15 g/cm³이며, 분말도는 3,800 cm²/g이다. 규사의 흡수율은 2.17이고, 최대 직경은 5 mm이며 비중은 2.51이다.

모르타르에 혼입된 균열치유 환은 ^{Lee (2024)}가 제시한 연구결과에 따라 시멘트계 재료(cementitious material based self- healing pellet, CP)와 박테리아 소재 균열치유 환(bacteria based self-healing pellet, BP)을 8:2 비율로 혼입하여 사용하였다. 시멘트계 재료 기반 균열치유 환은 고로슬래그 미분말과 플라이애시를 사용하였다. 박테리아 균열치유 환의 제작은 탄산칼슘석출 균주인 Sphingobacterium multivorm를 고정한 팽창질석과 팽창재 등을 이용하였다. 균열치유 환들의 제작은 ^{Lee et al. (2024)}이 제시한 기법을 따랐다. 균열치유 환의 입도는 0.6 mm~1.7 mm의 범위에 있으며 비중은 CP와 BP에서 각각 2.65와 2.15이다. 균열치유 환은 모르타르 전체 용적대비 4 % 혼입하였다.

Table 2 및 Fig. 1에는 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유의 역학적 특성과 형상을 각각 나타내었다. 아라미드 섬유는 소선들을 꼬은 로드(rod) 형이다. 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유의 밀도는 각각 7,850 kg/m³ 및 1,360 kg/m³이다. 마이크로 강섬유의 인장강도와 부착강도는 각각 2,600 MPa 및 18.7 MPa이다. 마이크로 강섬유의 직경 및 길이는 각각 0.3 mm 및 30 mm이며, 양단에 후크를 갖는 형상이다. 또한, 아라미드 섬유의 인장강도 및 부착강도는 각각 704 MPa 및 4.5 MPa이다. 아라미드 섬유의 직경과 길이는 각각 0.62 mm와 30 mm이다. 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유의 형상비는 각각 100과 48이다.

Fig. 1 Typical image of fibers used

2.3 모르타르 양생 및 측정

모든 모르타르는 시험체의 양생은 온도 20±2 °C, 상대습도 60±3 %의 환경인 항온･항습실에서 수행되었다. 모든 시험체의 탈형은 재령 1일에 하였다.

모르타르의 압축강도는 재령 7일과 28일에서, 탄성계수 및 압축 응력-변형률 관계는 재령 28일에서 $\phi$100 mm×200 mm의 시험체를 사용해 KS F 2405^{(KATS 2022)}에 따라 측정하였다. 보의 휨 하중-변위 관계는 ASTM C1018에 따라 100 mm× 100 mm×400 mm인 장방형 보를 이용하여 측정하였다. 보의 휨 응력-CMOD 관계는 fib 2010^{(CEB-FIP 2013)}에 따라 측정하였다. 균열 폭 진전의 측정을 위하여 보 하부 면에 깊이 25 mm, 폭 5 mm인 노치를 사전에 설치하였다(Fig. 2). 하중은 변위제어 방식으로 1 mm/min 속도로 재하 하였다. 모든 실험의 가력은 자동제어가 가능한 500 kN 용량의 UTM을 이용하였으며, 하중 및 처짐의 데이터들은 데이터로거(TDS)에 실시간으로 저장하였다.

모르타르의 균열치유 성능을 평가하기 위한 정수위 투수 시험 및 균열 치유율 산정은 KCI-CT114^{(KCI 2021a)}에서 제시된 절차를 따라 $\phi$100 mm×50 mm의 시험체를 사용하여 수행하였다. 시험체는 균열유도 후 일정한 균열 폭을 유지하기 위해 0.3 mm의 두께를 갖는 실리콘 시트를 분할된 시편의 양 끝단에 위치시킨 뒤 클램프를 활용하여 조립하였다. 단위유출수량은 전자저울을 이용하여 시편의 균열부를 통해 10분 동안 유출된 물의 양을 통해 측정하였다. 균열 폭은 동일한 위치에서 광학 현미경을 통해 측정하였다. 균열 성능 평가는 시험체의 제작성을 고려하여 섬유 무보강 시험체에서만 진행되었다. 단위유출수량 및 균열 폭은 균열 시험체가 제작된 재령 28일차를 치유재령 0일로 초기화하여 치유재령 28일까지 7일 간격으로 측정하였다. 이때, 균열 치유율은 치유재령 0일의 단위유출수량에 대한 치유재령 7, 14 및 28일의 단위유출수량의 감소율로부터 산정된다.

Fig. 2 Test set-up to measure flexural toughness of mortar beams in accordance the fib Model Code 2010 (2013)

3.1 압축강도

무보강 시험체 I-S0-A0의 재령 7일 및 28일의 압축강도($f_{ck}$)는 각각 52.25 MPa와 59.81 MPa이었다(Fig. 3). 섬유 보강 시험체들의 $f_{ck}$는 무보강 시험체에 비해 다소 높게 나타났으나 그 차이는 크지 않았다. 측정된 모르타르 시험체들의 재령 7일 및 28일의 $f_{ck}$에서 표준편차는 각각 0.98과 1.46이었다. 마이크로 강섬유만 보강된 시험체의 재령 28일의 $f_{ck}$는 0.25 %에서 1.03배 및 0.5 %에서 1.04배 높았다. 아라미드 섬유만 보강된 시험체의 재령 28일 $f_{ck}$ 0.5 %에서 1.02배 및 0.75 %에서 1.03배 높았다. 마이크로 강섬유만 혼입된 시험체들의 $f_{ck}$는 아라미드 섬유만 혼입된 시험체들의 $f_{ck}$와 비슷한 수준이었다. 가장 높았던 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강된 시험체 I-S0.25-A0.25의 재령 7일과 28일 $f_{ck}$는 무보강 시험체에 비해 각각 1.06배와 1.08배 높았다.

Fig. 3 Compressive strength of Group I specimens over time

3.2 휨 강도 및 인성

Fig. 4에는 모르타르 보의 하중-변위 관계를 나타내었다. 섬유 무보강 보는 휨 균열의 발생과 함께 최대 휨 내력에 도달하면서 급격한 취성파괴 모드를 보였다. 반면 섬유 보강 보들은 초기 휨 균열 발생 이후에도 경화현상을 보이면서 휨 강도가 증가하였다. 특히 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유를 혼용 보강한 보는 초기 휨 균열 발생과 최대 휨 응력 이후에도 뚜렷한 연성거동을 보였다. 한편, 아라미드 섬유 보강 보들은 최대 휨 내력 시점에서 섬유의 파단이 부분적으로 발생하면서 내력이 급격히 저하하였다가 보 변형의 증가와 함께 다시 휨 내력이 복구되는 거동을 보였다. 모르타르 보의 휨 연성 거동 측면에서 마이크로 강섬유는 아라미드 섬유에 비해 효율적이었다.

Table 3에는 측정된 실험계획 I의 휨 강도와 휨 인성지수를 나타내었다. 섬유 무보강 보는 휨 균열의 발생과 함께 파괴하는 거동을 보이므로 휨 인성지수($I_{5}$, $I_{10}$, $I_{20}$ 및 $I_{30}$)를 산정하지 못하였다. 섬유 무보강 모르타르의 휨 강도는 재령 28일에서 3.2 MPa이었다. 섬유 보강 보들의 휨 강도($f_{r}$)는 무보강 보에 비해 높았는데, 섬유 체적비의 증가와 함께 이 경향은 더 뚜렷하였다. Fig. 5에는 각 모르타르 보의 휨 강도를 압축강도의 루트승으로 무차원($f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$)하여 나타내었다. 동일 그림에는 KDS 14 20 00^{(KCI 2021b)}에서 제시하는 콘크리트 휨 강도에 대한 설계식을 함께 나타내었다. 섬유 무보강 시험체의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$은 0.42로서 설계기준에 비해 낮았다. 이는 모르타르의 경우 굵은 골재가 없어 균열 면에서 골재 맞물림 작용에 의한 하중전달의 부재로 휨 강도가 동일 압축강도를 갖는 콘크리트에 비해 낮기 때문이다. 한편 마이크로 강섬유 보강 모르타르의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 0.25 %에서 0.62 및 0.5 %에서 0.69 수준이며, 아라미드 섬유 보강 모르타르의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 0.5 %에서 0.46 및 0.75 %에서 0.57이다. 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유를 혼용 보강한 모르타르의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 0.71로서 가장 높았다.

결과적으로, 마이크로 강섬유 0.5 % 보강 보 및 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강 보는 콘크리트 휨 강도에 대한 설계식 보다 높은 값을 보였다. 마이크로 강섬유는 휨 균열 면에서 응력전달에 대한 가교작용 측면에서 아라미드 섬유에 비해 효율적이었으며 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유의 혼합 보강이 섬유의 단독 보강에 비해 효율적이었다.

결과적으로, 마이크로 강섬유 0.5 % 보강 보 및 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강 보는 콘크리트 휨 강도에 대한 설계식 보다 높은 값을 보였다. 마이크로 강섬유는 휨 균열 면에서 응력전달에 대한 가교작용 측면에서 아라미드 섬유에 비해 효율적이었으며 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유의 혼합 보강이 섬유의 단독 보강에 비해 효율적이었다.

아라미드 섬유 보강 보들의 휨 인성 지수는 $I_{10}$까지는 마이크로 강섬유 보강 보들과 유사한 수준이었다(Table 3). 하지만 보의 변형 증가와 함께 균열 면에서 아라미드 섬유의 파단이 부분적으로 나타나면서 내력이 급격히 감소하였고, 이로 인해 $I_{20}$과 $I_{30}$ 값들은 마이크로 강섬유 보강 보에 비해 낮게 나타났다. 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유를 혼용 보강한 보의 $I_{20}$과 $I_{30}$ 값들은 동일 체적비에서 마이크로 강섬유만으로 보강된 시험체(I-S0.5-A0)에 비해 약 1.11배 높았다. 또한, Table 3에는 ^{Lee (2023)}에서 제안된 휨 인성지수 예측모델을 이용한 예측값을 나타내었다. 아라미드 섬유로만 보강된 모르타르의 휨 인성지수는 예측 값에 비해 낮았다. 하지만 마이크로 강섬유를 사용하여 보강된 모르타르 보는 예측 값보다 높은 휨 인성 값들을 보였다. 특히 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유를 각각 0.25 %씩 혼용 보강한 보의 휨 인성지수 값은 예측 값보다 약 12 %~48 % 높았다.

Fig. 4 Flexural load-deflection curves of Group I beam specimens

Fig. 5 Effect of fibers on enhancing $f_{r}$ of Group I

3.3 균열치유 성능 평가

Table 4에는 정수위 투수 시험을 통해 얻어진 섬유 무보강 시험체 I-S0-A0의 치유재령에 따른 단위유출수량, 균열 폭 및 균열 치유율을 나타내었다. 치유재령 0일에서의 단위유출수량은 1.29 ml/mm･min, 균열 폭은 0.41 mm이었다. 치유재령 7일 차에서의 단위유출수량은 0.29 ml/mm･min, 균열 폭은 0.33 mm로 균열 치유율은 77 %로 측정되었으며. 치유재령 28일 차에 이들 값은 각각 0.10 ml/mm･min와 0.17 mm 그리고 93 %로 측정되었다.

^{Lee et al. (2024)}은 콘크리트 구조물에서 균열제어를 위해 모르타르에 무기계 및 박테리아 균열치유 환을 잔골재 부피 대비 10 % 혼입하였다. 무기계 및 박테리아 소재를 8:2 비율로 혼입한 경우에서 재령 28일의 균열 치유율은 91 %의 성능을 보였다. 참고로 균열치유 환이 없는 모르타르에서 치유율은 28 %로 평가되었다. 이는 본 연구의 모르타르의 균열치유 효과 측면에서 제시된 균열치유 환 4 %의 혼입은 비교적 효율적이라고 판단된다.

4.1 압축 응력-변형률 관계, 탄성계수 및 압축 인성

Fig. 6에는 두 번째 실험계획에서 측정된 시험체들의 압축 응력-변형률 관계를 나타내었으며 Table 6에는 측정된 압축 실험 결과를 나타내었다. 무보강 시험체에 비해 섬유 보강 시험체들의 탄성계수($E_{c}$) 및 최대응력 시점에서의 변형률은 다소 높았다. 무보강 시험체는 최대응력($\epsilon_{0}$)에 도달하면서 급격한 응력저하를 보이는 취성파괴 모드를 나타내었다. 반면 섬유 보강 시험체들은 최대응력 이후에도 내력을 유지하며 완만한 응력저하 기울기의 연성적인 거동을 보였다. 마이크로 강섬유 보강 시험체 및 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강 시험체는 압축 응력-변형률 관계에서 상승부와 하강부 모두 유사한 거동을 보였다. ^{ASTM C1018 (1997)}에 따라 압축 응력-변형률 관계로부터 산정된 압축 인성지수($I_{c}$)는 시험체 II-S0.5-A0와 II-S0.25- A0.25에서 각각 3.46과 3.48로 비슷한 수준을 보였다.

마이크로 강섬유 보강 시험체와 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유가 혼용 보강된 시험체의 탄성계수는 섬유 무보강 시험체 대비 각각 1.06배 및 1.10배 높았으며 최대내력 시점의 변형률은 무보강 시험체 대비 각각 1.09배 및 1.12배 높았다. 각 시험체의 탄성계수를 압축강도 루트승으로 무차원($E_{c}/\sqrt{f_{ck}}$)하여 나타내었다(Table 5).

각 시험체의 $E_{c}/\sqrt{f_{ck}}$ 값은 ^{ACI 318-19 (2019)}의 4,700에 비해 낮았다. 이는 모르타르의 경우 굵은 골재가 없어 콘크리트에 비해 강성이 낮기 때문이다. 섬유 무보강 시험체의 $E_{c}/\sqrt{f_{ck}}$는 4,180의 수준이었다. 섬유 보강 시험체 II-S0.5-A0와 II-S0.25- A0.25의 $E_{c}/\sqrt{f_{ck}}$는 무보강 시험체에 비해 각각 1.05배 및 1.06배 높았다. 섬유보강으로 인한 모르타르의 탄성계수 증가는 미미한 수준이다.

Fig. 6 Stress-strain relationship in compression of Group II specimens

4.2 쪼갬 인장강도

Table 6에는 두 번째 실험계획에서 측정된 시험체들의 쪼갬 인장강도($f_{sp}$) 실험결과를 나타내었다. 무보강 시험체 II-S0-A0의 $f_{sp}$는 2.89 MPa이었다. 마이크로 강섬유 보강 시험체와 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강 시험체의 $f_{sp}$는 무보강 시험체 대비 각각 1.20배 및 1.48배 높았다. 모르타르의 압축강도 루트승으로 무차원화한 쪼갬 인장강도($f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$) 관점에서 나타내었다. 무보강 시험체는 0.39 수준을 보였다. 한편, 시험체 II-S0.5-A0와 II-S0.25-A0.25의 $f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$ 값은 각각 0.45와 0.54로서 무보강 시험체 대비 각각 1.15배와 1.38배 높았다. 결과적으로 동일 체적의 섬유를 보강하였을 때 마이크로 강섬유 단독 보강 시험체보다 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유를 혼용 보강이 인장 저항성에 더 효율적이었다. 이는 다른 종류의 섬유들을 혼입한 하이브리드 섬유의 사용이 균열의 성장을 효과적으로 제어하여 콘크리트의 인장 저항성을 증가시켰기 때문이다.

4.3 휨 응력-CMOD 관계

Fig. 7에는 두 번째 실험계획에서 측정된 모르타르 보들의 휨 응력-CMOD 관계를 나타내었다. 무보강 보는 휨 균열의 발생과 함께 응력의 급격한 감소를 나타냈다. 이에 반해, 섬유 보강 보들은 초기 휨 균열이 발생한 이후에도 경화현상을 보이면서 휨 내력이 증가하고 최대 휨 응력 이후에도 응력이 서서히 감소하는 연성적인 거동을 보였다. 이 거동은 보의 휨 하중-변위 관계에서와 비슷하였다. 마이크로 강섬유 0.5 %로 보강되는 보는 최대 휨 응력 시점에서 12 %의 급격한 내력 감소를 보였지만 균열 폭의 증가와 함께 응력이 서서히 감소하는 기울기를 보였다. 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유가 함께 보강된 시험체는 휨 응력-CMOD 관계에서 가장 연성적인 하강 기울기를 보였다. 아라미드 섬유의 밀도는 마이크로 강섬유에 비해 1/6 수준으로 낮다(Table 2). 이는 섬유의 동일 체적비에서 아라미드 섬유가 마이크로 강섬유에 비해 더 많은 양이 모르타르에 혼입되고 균열 면에서 더 많은 수의 섬유가 분포될 수 있음을 의미한다. 한편 아라미드 섬유는 강섬유에 비해 인장강도 및 부착강도가 낮다. 이는 균열 면에서 균열 폭의 진전과 함께 아라미드 섬유의 파단으로 인하여 섬유 가교작용에 의한 응력전달이 감소될 수 있음을 의미한다. 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유의 동시 사용은 두 섬유의 단점을 보완하고 장점에 대한 시너지 효과를 얻을 수 있다. 휨 균열 면에서 마이크로 강섬유는 균열 폭의 진전을 제어하는데 효과적이며, 이로 인해 아라미드 섬유의 파단제어에 기여할 수 있다. 더불어 균열 면에서 더 많은 양으로 분산된 아라미드 섬유는 가교 작용에 의한 응력전달에 효과적일 수 있다. 이러한 두 섬유의 시너지 효과로 인하여 모르타르의 쪼갬 인장강도 향상 및 휨 응력-CMOD 관계에서 더 연성적 거동이 유도되었다고 판단된다.

Fig. 7 Flexural stress-CMOD curve of Group II beam specimens

4.4 잔류 휨 강도

Table 7에는 두 번째 실험계획에서 측정된 모르타르 보들의 휨 응력-CMOD 관계로부터 산정한 잔류 휨 강도 값을 나타내었다. ^{fib 2010(2013)}은 초기균열이 발생한 지점에서 강도 $f_{cr}$, CMOD의 변위가 0.05 mm에서의 강도 $f_{L}$, 그리고 CMOD 값이 0.5 mm, 1.5 mm, 2.5 mm 및 3.5 mm에서의 각 휨 응력을 잔류 휨 강도 $f_{R1}$, $f_{R2}$, $f_{R3}$, $f_{R4}$로 정의하고 있다. 더불어 ^{fib 2010(2013)}은 CMOD의 값이 0.5 mm 및 2.5 mm일 때의 휨 응력을 각각 사용한계상태와 극한한계상태로 정의하고 있다. 섬유 무보강 시험체는 초기 휨 균열의 진전과 함께 파괴하였기 때문에 잔류 휨 강도를 평가할 수 없었다. 섬유 보강 보들의 잔류 휨 강도 값은 $f_{R2}$까지 유사하게 나타났으나, $f_{R3}$ 이후의 잔류 휨 강도는 마이크로 강섬유 보강 시험체에 비해 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강된 시험체에서 더 높게 나타났다. 마이크로 강섬유 보강 보 및 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용보강 보의 $f_{R,\: 1}/f_{L}$은 각각 1.7 및 1.7이었으며 $f_{R,\: 3}/f_{R,\: 1}$값은 각각 1.0 및 1.2이었다. 결과적으로 마이크로 강섬유만 보강된 보에 비해 마이크로 강섬유와 아라미드 섬유 혼용 보강 보는 균열 폭 2.5 mm 이상에서 뚜렷한 인성증가를 보였다.