2.1 사용재료 및 배합

실험에 사용된 시멘트는 1종 보통 포틀랜드 시멘트를 사용하였으며 실리카퓸(silica fume)은 노르웨이산을 사용하였다. 충전재(Filler)는 SiO₂ 98 % 이상의 실리카 파우더로 평균입경 4 μm 수준을, 모래(sand)는 입경 0.5 mm 이하의 잔골재만을 사용하였다. 배합에 사용된 재료의 화학 성분은 Table 2에 나타내었다. HPFRCC의 인성 향상을 위해 길이 13 mm의 강섬유를 사용하였으며 인장강도는 2,500 MPa 수준이다^{(Park et al. 2018,} Table 3). 혼입량은 전체 부피의 2 % 수준으로 혼입하였다. 보통강도 콘크리트의 경우 설계 압축강도 27 MPa의 레미콘 배합을 받아 사용하였다.

2.2 실험 변수

본 연구에서 사용된 실험체의 변수는 설계압축강도 100 및 180 MPa 수준으로 설정하였다. SHPB(Split hopkinson pressure bar) 실험체와 고속 Gas-gun 실험체 모두 설계압축강도를 기준으로 변수를 설정하였다. 보통강도 콘크리트 실험체의 경우 고속 Gas-gun 실험에서만 단순 비교용으로 사용하고자 하였다.

2.3 실험방법

2.3.3 가스 건 평가

부재 단위의 고속 충격 저항성능을 평가하기 위해 고속의 가스 건 실험을 수행하였다. 본 실험에서 사용된 고속 가스 건은 질소가스를 고압으로 충진하여 내경 40 mm의 관을 통과해 실험체를 타격하는 장비이다. 실험에 사용한 가스-건 장비는 50~3,000 g 수준의 비상체를 100~750 m/s 속도까지 높은 속도로 발사가 가능하다(Fig. 1).

Fig. 1 Gas-gun test equipment

본 실험에서 사용한 비상체는 직경 36 mm, 길이 80 mm, 중량 118 g의 폴리프로필렌계 슬리브에 직경 20 mm, 두께 15 mm의 알루미늄계 탄도가 Fig. 2와 같이 접합된 방식이다. 본 실험에서는 면 충격하중을 모사하기 위하여 평평한 형태의 탄도를 활용하였으며 비상체의 발사 속도는 250, 350 및 450 m/s 수준별로 실험을 수행하였다. 실험체의 크기는 300 mm×300 mm×100 mm와 500 mm×500 mm×50 mm로 제작하였다.

Fig. 2 Impact projectile

2.4 평가방법

고속 충격에 대한 저항성능 평가는 다양한 연구에서 진행되고 있다. 콘크리트의 고속 충격에 의한 파괴모드는 Fig. 3과 같이 분류된다. 비상체의 충격이 콘크리트 표면에 전달되면서 전면 콘크리트가 일부 관통되면서 a) 관입과 표면박락 형태, b) 관입과 표면 및 배면박락 형태, c) 관통, d) 부재의 변형으로 나누어진다^{(Kennedy 1976)}. 파괴모드에 따라 콘크리트 구조물에 대한 충격 저항성능에 관한 연구는 방호를 목적으로 수행되어 오고 있다. 이러한 비상체의 충격을 평가하기 위해 운동방정식으로부터 유도된 평가식에 대한 연구가 진행되며 미국방위원회^{(NDRC 1946)}를 중심으로 활발히 연구되고 있다. 미국방위원회의 제안식은 미공병대^{(ACE 1946)}의 제안식을 수정하여 제시하였다. 또한 DIF를 고려한 예측식으로는 ^Hughes(1984)에 의해 제시된 제안식들이 있다. 따라서 본 연구에서는 강섬유가 보강된 고성능 콘크리트의 충격저항성능을 평가하기 위해 위 식들을 함께 비교하여 평가하고자 하였다.

Fig. 3 Concrete failure pattern following high-speed impact

부재 수준의 고속 충격에 대한 저항성능 평가를 위해 첫 번째로 가스 건 실험 후 외관 상태 평가 및 균열 길이 측정과 박락된 면적 산정을 통해 평가하였다. 이때 크랙 길이 및 표면박락 면적 산정은 Fig. 4와 같이 이미지 프로세싱 프로그램(Image-Pro)을 통해 산정하였으며 실험체에 표시된 그리드를 기준으로 이미지 스케일을 설정하였다. 전면부의 경우 표면박락 면적 중 비상체의 접촉면적은 산정면적에서 제외하였으며 균열의 경우 개별 길이를 측정하여 총 균열 길이를 계산하였다. 배면에서도 균열은 동일하게 산정하였으며 배면박락이 발생한 경우 총 면적을 산출하였다.

Fig. 4 Estimation of crack and spalling area of specimens using an image processing program

고속 충격을 가하는 두 가지 실험을 통해 100 mm 수준의 두께 실험체에서는 부재의 충격하중에 대한 인성파괴 저항성능을 그리고 50 mm의 실험체에서는 전단파괴 저항성능을 검토하여 종합적인 충격 저항성능을 평가하고자 하였다.

강섬유가 혼입된 고성능 콘크리트의 고속 충격 인성을 평가하기 위해 300 mm×300 mm×100 mm의 실험체를 비상체 속도 350 및 450 m/s 수준으로 실험을 수행하였다. 이때 실험체의 두께 산정 기준은 제안식들로부터 계산된 배면박락 한계점을 고려하고자 실험체의 두께는 100 mm 수준으로 결정하였다. 하지만 배면박락까지 도달하지 않아 배면박락 한계점을 평가하기 위해 전단파괴 발생이 가능한 수준으로 추가 실험을 수행하였다. 해당 실험체는 500 mm×500 mm×50 mm로 약 250 m/s 수준의 속도로 충격하중을 가해 비교하였다. 해당 속도 수준은 초고속 카메라를 활용하여 비상체가 실험체에 도달하는 시점의 속도를 측정하였다.

3.1 정적 압축강도

정적 압축강도 측정은 KS F 2405^{(KATS 2022)}에 따라 측정하였으며 3개 시편에 대한 평균값을 나타냈다. 압축강도 실험체는 2일간 증기양생 후 28일간 기건양생 후 측정하였다. 압축강도 실험결과 보통강도 콘크리트의 경우 29.61 MPa, HPFRCC-100의 경우 113.61 MPa 그리고 HPFRCC-180은 202.01 MPa로 측정되었다.

3.2 동적 압축강도

고변형률 속도에서의 압축강도인 동적 압축강도는 일반적으로 사용하는 정적 압축강도 대비 높은 강도 수준으로 계측 된다. 본 연구에서는 SHPB 실험을 수행한 결과를 수식 (1)~(3)에 대입하여 압축강도 및 변형률 값을 산출하였으며 동적 압축강도를 정적 압축강도로 나누어 DIF를 계산하였다. 계산된 DIF 결과는 Fig. 5와 같이 나타내었다. 동적압축강도를 취득하기 위한 변형률값의 범위는 134.0~331.6 s^-1 수준으로 계측되었다. HPFRCC-100 배합의 경우 최대 DIF 값이 1.36으로 측정되었으며 이때 변형률 값은 301.4 s^-1로 측정되었다. HPFRCC-180 배합의 경우 DIF 값 및 변형률 값은 각각 1.33과 226.4 s^-1로 측정되었다. 기존의 연구자들은 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 고변형률 속도범위 약 100~300 s^-1을 기준으로 일반 콘크리트 25MPa 강도 수준에서 약 1.53~3.79 수준^{(Ross et al. 1996; Grote et al. 2001; Pajak 2011; Chen et al. 2021; Li et al. 2022; Fan et al. 2023)}, 고강도 콘크리트 수준인 40~50 MPa 강도 수준에서는 약 1.19~2.18 수준으로 다소 감소하는 경향이 나타났다^{(Chen et al. 2015)}. 그리고 UHPC와 HPFRCC 같은 초고강도 콘크리트에서는 약 1.20~1.74 수준으로 나타나고 있으며 본 연구의 실험값에서도 유사한 결과가 나타났다^{(Yang et al. 2022)}. 일부 연구자들은 정적강도가 높을수록 DIF 값의 상승폭은 저감된다고 제시하고 있다^{(Riisgaard et al. 2007; Li et al. 2025)}. 따라서 기존 연구자들은 초고강도 콘크리트 대비 일반 콘크리트가 상대적으로 DIF 예민도가 낮다고 주장하였다.

본 연구에서도 일반콘크리트 대비 낮은 수준인 DIF 약 1.15~1.36 값으로 유사한 결과를 취득하였다. 이는 초고강도 콘크리트의 경우 기준 강도인 정적 압축강도가 상대적으로 높아 강섬유를 혼입한다고 하여도 일반 콘크리트 대비 DIF의 상승률이 낮게 계산되는 것으로 판단된다^{(Elhamahmy 2025; Li et al. 2025)}. 따라서 강섬유를 혼입하였을 때 콘크리트 내부에서 브릿지 형태로 연결되어 충격인성 강화 효과는 기대할 수 있지만, 동적 압축강도 향상에는 영향이 적은 것으로 나타났다. 다만 초고강도 콘크리트의 경우 압축강도 수준이 상승하였을 때 DIF 증가율이 일부 상승하는 것으로 측정된 것을 확인할 수 있었다. 인발저항이 일반 콘크리트 대비 높기 때문에 콘크리트의 구속압 증가로 동적충격 압축강도 또한 일부 상승한 것으로 예측된다. 따라서 초고강도 콘크리트의 경우 섬유보강에 의한 DIF 상승은 일부 기대할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 5 Dynamic increase factor of normal concrete, ultra-high performance concrete (UHPC), and high-performance fiber-reinforced cementitious concrete (HPFRCC)

3.3 충격 저항성능 평가

충격 저항성능 평가를 위해 가스 건 장비를 활용한 충격실험을 수행하였다. HPFRCC 부재의 충격 저항성능 평가를 위해 1차적으로 외관 상태 평가를 통해 파괴모드를 결정하였다. 또한 시편의 외관 상태 평가 결과를 저항성능 평가 예측식을 통해 산정된 최소 부재 두께와 비교하였다. 이때, 평가 예측식은 수정된 ^NDRC, ^ACE 제안식을 활용하였다. 그리고 본 연구에서는 동적증가계수 반영인자를 고려한 ^Hughes 제안식도 함께 비교하여 동적증가계수가 예측식의 정확도 향상에 미치는 영향을 확인하고자 하였다. 이때 예측값은 콘크리트 관입깊이와 배면박락(scabbing)의 한계 두께를 계산하여 실험값과 비교하였다. 제안식들로부터 계산된 배면박락 한계점을 고려하고자 고속 충격 인성 실험체의 크기는 300 mm×300 mm×100 mm로 제작하였다. 그리고 고속 충격에 대한 전단 성능을 함께 검토하고자 500 mm×500 mm×50 mm의 실험체를 제작하였다.

고속 가스 건 실험 수행 결과 실험체의 파괴모드는 모든 실험체가 전면부 관입에 대한 표면박락(spalling)이 발생하였다. 다만 관입은 1.3 mm 이내로 모든 실험체에서 유사한 수준으로 계측되어 관입깊이에 대해서는 추가 분석을 수행하지 않았다. 다만 실험체의 두께가 50 mm인 전단성능 검토 실험체 중 HPFRCC-100 실험체의 경우에서만 배면박락이 발생하였다.

부재 단위에서 고속 충격 인성을 평가하기 위해 고속의 가스 건 실험을 수행하였다. 실험체의 크기는 300 mm×300 mm× 100 mm 수준이며 고속 가스 건 실험의 비상체는 337.5 및 437.5 m/s 속도로 발사하여 실험체를 타격하도록 수행하였다. 일반강도 수준인 30 MPa 수준의 압축강도를 가지는 실험체의 경우 337.5 m/s의 실험에서 완전파괴가 발생하였다(Fig. 6). 일반 콘크리트의 경우 해당 속도에서 완전파괴되는 것을 가시적으로 보여주는 수준으로 본 연구에서 HPFRCC와 정량적인 비교는 수행하지 않았다.

고강도 콘크리트의 고속 가스 건 실험결과는 Table 4에 나타내었다. 고강도 콘크리트에서는 일반콘크리트 대비 높은 방호력으로 관통까지 발생하는 경우는 나타나지 않았으나 콘크리트 전면부에서 표면박락이 대부분 발생하였다(Fig. 7).

전면부 총 크랙 길이는 약 337.5~357.5 m/s 수준에서 HPFRCC 100, 180에 따라 각각 73.1, 94.4 mm로 측정되었다. 비상체 속도 437.5 m/s 수준에서는 119.9, 80.0 mm로 측정되었다. 비상체의 발사속도가 증가됨에 따라 HPFRCC-100 실험체에서는 크랙길이가 증가하는 경향이 나타나지만 HPFRCC-180의 경우 반대 경향이 나타났다. 압축강도 증가에 따른 영향은 총 크랙 길이만으로는 경향성을 파악하기 어렵다고 판단되었으며 표면박락 면적은 비상체의 속도 증가에 따라 면적이 함께 증가하는 경향이 나타났다. 실험체의 표면박락 면적은 압축강도가 증가함에 따라 감소하는 경향이 명확하게 나타났으며 이러한 표면박락 면적에 따라 총 크랙 길이가 영향을 받게 되는 것으로 판단된다. 특히 전면부 표면박락 면적에 대비하여 변수에 따른 크랙의 총 길이는 미세한 차이만 발생한 것으로 보았을 때 전면부 손상에 대한 평가는 표면박락이 우선시 되어야 할 것으로 판단된다.

HPFRCC-100의 경우 비상체 발사 속도에 상관없이 박락면적은 유사한 데 비해 비상체의 속도 증가에 따라 총 크랙 길이의 발생 증가량이 크게 상승되었다. HPFRCC-180의 경우 전면부 표면박락 면적의 발생량이 비상체 발사속도 437.5 m/s에서의 실험에서는 HPFRCC-100의 실험체의 90.6 % 수준으로 상대적으로 유사하게 측정되었다. 이에 반해 비상체 발사속도 337.5 m/s 수준에서는 전면부 표면박락 면적이 약 59.3 % 수준으로 총 크랙의 길이는 오히려 증가하였지만 박락면적이 크게 감소하는 경향이 나타났다. 실험체 전면부 표면박락 면적은 실험체가 받게 되는 운동에너지와 압축강도 등의 영향에 따라 크게 달라질 수 있는 것으로 판단된다. 따라서 본 연구에서 수행한 HPFRCC-180 수준의 실험체가 비상체 발사속도 337.5~437.5 m/s 수준 내에서 표면박락에 미치는 영향 요소의 한계점에 도달한 것으로 판단된다.

배면부 실험 결과에서 총 크랙길이는 실험체의 강도에 상관없이 비상체 발사속도 증가에 따라 함께 증가하는 경향이 나타났으며 강도 증가는 큰 영향을 미치지 않았다. 총 크랙길이의 경우 337.5~357.5 m/s 수준에서 약 405.3~454.6 mm로 측정되었으며 배면박락은 발생하지 않았다. 이는 본 실험에서 수행한 실험체의 크기와 두께가 충격 인성파괴에 대한 저항성이 충분하여 균열 발생량 차이가 크지 않은 것으로 판단된다. 또한 콘크리트의 압축강도가 실험체 배면에 미치는 충격 인성 저항성능은 큰 영향을 받지 않는 것으로 나타났다.

고속 충격에 대한 전단파괴 저항성능은 500 mm×500 mm× 50 mm의 실험체에 234 m/s 수준의 비상체를 고속 가스 건 실험을 통해 평가하였다(Fig. 8). 실험체의 전면 총 크랙 및 표면박락 면적은 HPFRCC-100에서 129.5 mm 및 1537.1 mm²로, HPFRCC-180 실험체의 경우 77.8 mm 및 499.9 mm²로 측정되었다. 특히 표면박락 면적은 압축강도 증가에 따라 약 32.5% 수준으로 전단 성능은 크게 향상됨을 명확하게 확인할 수 있다. 이는 일반적인 구조설계 시 콘크리트에 대한 전단설계 개념과 충격하중에서의 관계가 일부 압축강도에 대한 영향을 받는 관점에서 유사하게 작용한다는 것을 확인할 수 있다^{(Gu et al. 2024)}. 전단강도에서 제시되는 정적 계수의 직접적인 적용은 충격하중에 적절하지 않을 수 있으나 재료 강도의 기준값으로써 활용하는 척도를 제공하는 것은 $\sqrt{f_{ck}}$ 의 관계로 가능할 것으로 판단된다. 실험체 배면에서는 HPFRCC-100의 경우 배면박락(Scabbing)이 발생하였으며 크랙은 발생하지 않았다. HPFRCC-180의 경우 배면박락이 발생하지 않고 크랙만 발생하였으며 총 길이는 약 4431.6 mm 수준으로 측정되었다.

Fig. 6 Failure mode of normal concrete

Fig. 7 Test specimens after gas-gun impact toughness test

Fig. 8 Test specimens after gas-gun impact shear test

3.4 충격 저항 성능 콘크리트 제안식 비교

충격 저항 성능의 측정 결과를 검토하고자 미국방위원회^{(NDRC 1946)}와 미공병대^{(ACE 1946)}의 제안식, DIF를 고려한 ^Hughes(1984)에 의해 제시된 제안식 3가지를 함께 비교하였다. 제안식에 의한 예측값으로 관입깊이 및 배면박락 한계두께를 Table 4에 실험값과 함께 비교하였다. 가스 건 실험 결과 평탄한 형태의 비상체로는 HPFRCC-100 및 180의 관입은 거의 발생하지 않았다. ^NDRC(1946), ^ACE(1946) 및 ^Hughes(1984) 예측식은 약 11.5~37.8 mm 수준으로 각 실험체의 압축강도 및 비상체의 발사속도 등에 의해 예측되었으나 실제 실험결과와 비교하기에는 어려운 것으로 나타났다. 기존 제안식들은 일반 콘크리트에 대한 예측식으로 본 연구에서 사용된 강섬유가 혼입된 초고강도 콘크리트의 재료적 성능을 반영하는 데 있어 한계점이 있는 것으로 판단된다. 실험결과 중 배면박락이 발생한 조건은 압축강도 113.61 MPa 수준인 HPFRCC-100, 500 mm×500 mm×50 mm 크기의 실험체에서 234 m/s 속도가 유일하였다. 하지만 배면박락 한계 두께에 대한 예측 결과는 ^NDRC(1946), ^ACE(1946) 및 ^Hughes(1984) 예측식에 따라 각각 126.1, 102.7, 105.6으로 ^NDRC 예측식의 경우 과대 평가되었으며 ^ACE 및 ^Hughes 예측식이 상대적으로 높은 정확도로 예측되었으나 48.0 %로 신뢰도가 매우 낮게 예측되었다. 그리고 모든 예측 결과에서 배면박락 한계 두께는 100 mm 이상으로 나왔으나 100 mm 수준의 실험체에서는 배면에 크랙이 발생한 수준으로 배면박락 발생까지 도달하기에는 상대적으로 건전한 상태로 나타났다(Fig. 4).

강섬유가 혼입된 고강도 콘크리트의 관입깊이 및 배면박락 한계 두께 등에 대한 예측은 일반강도 콘크리트 기준으로 100 MPa 이상의 높은 압축강도 및 강섬유로 인해 상승된 콘크리트 인성을 반영하기에는 한계가 있는 것으로 판단된다. 특히 콘크리트의 압축 및 인장 증가 계수인 DIF를 고려한다면 예측식의 정확도를 향상하는데 있어 도움이 될 수 있을 것으로 사료되었으나 ^Hughes의 예측식은 실험결과와의 정확도가 다른 예측식과 유사한 수준으로 나타났다. 플랫 형태의 비상체에 대한 관입 깊이 예측에 있어서도 초고강도 콘크리트의 압축력이 고려되어야 하는데 Table 4와 같이 예측식에 상관없이 비상체의 속도 상승에 따라 단순히 증가되는 것으로 나타난다. 이는 고속 충격에 대한 예측식이 대부분 일반콘크리트에 대한 실험결과 기반의 경험식이며 콘크리트 재료적 변화에 대한 방호 관점이 위주가 아니기 때문이다. 대부분 기존 콘크리트에 대한 비상체의 관통력을 위주로 제시된 식이기 때문에 비상체의 끝단 형태, 형상비, 재질 등에 따른 고려가 주된 요소이다. 따라서 고속 충격을 받는 콘크리트가 일반적인 콘크리트가 아닌 강섬유가 혼입된 초고강도 콘크리트인 경우 재료적 특성이 반영될 수 없어 해당 예측값과 실험값의 오차가 크게 나타난 것으로 판단된다.