3.3.1. 기본 물성평가 및 팽창 특성시험

압축강도 및 탄성계수

(1)

KS F 2562와 JIS A 6202의 기준을 따라 압축강도 시험 을 수행하였다. 시험에 사용된 모든 공시체는 시험 수행 직 전까지 양생온도를 20±2°C로 유지하였으며 제작된 공시체 는 양생포를 덮어서 건조 상태를 방지하는 방법으로 양생을 하였다. 또한 탄성계수는 KS F 2438 방법에 의거하여 시험 을 수행하였다. Fig. 3에서는 압축강도 시험상태와 공시체 몰드를 나타내고 있다.

Fig 3.

Compressive strength and setup for test

자유팽창률 및 구속팽창률 시험

(2)

자유팽창률 측정을 위해 75×100×410mm의 크기의 공시 체를 제작하였다. 보통 시멘트 모르타르와 CSA 모르타르의 경우를 비교하기 위해 공시체를 각각 3개씩 제작하였고 재 령 2일째에 탈형하였다. 20±2°C의 양생온도를 유지하면서 매립형 게이지를 사용하여 재령에 따른 팽창률을 측정하였다. Fig. 4에서는 휘트모어 게이지를 이용한 구속 팽창률 시험 용 공시체와 양생과정을 나타내고 있다.

Fig 4.

Whitmore gauge for restrained specimen

구속팽창률 측정을 위해 KS F 2562의 시험규정에 따라 구속기구를 이용하여 공시체를 제작하였고, 20±2°C의 양생 온도와 60±2%의 습도를 유지시키면서 휘트모어 게이지를 이용하여 팽창률을 측정하였다.

3.3.2. 화학적 프리스트레싱 및 인장경화특성 시험

시험시편 제조 및 준비

(1)

Fig. 5에서는 인장경화-연화시험에 사용된 시편을 나타내 었는데 100×100×1000mm의 모르타르 단면 중앙을 D19의 이형철근이 관통하고 있는 시편이다. 시편은 Table 1의 배합 에 따라 보통모르타르 부재 5개, CSA 모르타르 부재 5개를 제작하였고, 재령 2일째에 탈형하여 양생온도는 20±2°C를 유지하면서 재령 28일 전까지 수중 양생하였다. 인장시험시 시편의 양 단부에 LVDT를 설치하여 길이변화를 측정하고 평균변형률을 산출하였다. 또한 시편 중앙부의 철근에는 중 앙 200mm 구간에 100mm 간격으로 게이지를 부착하여 양 생재령에 따른 팽창 변형률을 측정하였고, 모르타르의 팽창 을 내부의 철근이 구속함으로써 콘크리트에 도입되는 화학 적 프리스트레스를 추정하였다.

Fig 5.

Geometry and curing condition of reinforced mortar

Fig. 5에서는 공시체의 시험형상과 일축인장부재의 양생을 나타내고 있다.

Fig 6.

Test setup for 1-D tensile test

4.1.1. 자유 및 구속팽창률

Fig. 7 및 Fig. 8에서는 재령에 따른 보통 모르타르와 CSA 팽창모르타르의 자유팽창률과 구속 팽창률 측정결과를 나타 내고 있다. Fig. 7에서 보통모르타르를 사용하였을 경우에는 길이변화에 있어서는 약간의 수축변형이 측정되었다. 그러나 CSA 팽창모르타르의 경우 재령 2일째 탈형 후에 구속이 이 루어지지 않은 상태에서부터 지속적인 팽창재의 효과로 인 하여 재령에 따라 변형률의 증가가 평가되었다. 육안상 과팽 창에 의한 팽창균열은 관찰되지 않았고, 재령 7일까지 매우 활발하게 팽창률이 증가하고 있으며 이후로는 완만하게 증 가하였다. 이와 같은 체적 팽창은 철근이나 섬유보강 등의 다양한 내적 구속조건을 통해 매트릭스에 화학적 프리스트 레스에 의한 압축력을 인가할 수 있다.

Fig 7.

Free expansion rate in cement mortar with/without CSA

Fig 8.

Restrained expansion rate in cement mortar with CSA

Fig. 8에서는 시편 내부의 구속철근과 외부의 구속판에 의 해서 팽창이 구속되고 있음에도 팽창효과가 나타나고 있음 을 확인할 수 있으며 재령 7일 이전까지는 꾸준하게 팽창을 하지만 그 이후로는 팽창효과가 감소하고 있다. 규정 (KS F 2562)에 의하면 재령 7일에서의 팽창성은 300µ 이상, 28일 에서는 -200µ 이상이 되어야 한다고 규정되어 있는데, 본 실 험에서는 두 조건을 모두 만족하였다.

4.1.2. 압축강도 및 탄성계수

본 절에서는 압축강도 및 탄성계수 실험결과를 나타내고 있다. Table 3에서는 역학적 특성 실험결과를 요약하였으며 Fig. 9에 나타내었다. 압축강도는 CSA를 넣은 경우 5%정도 감소하였으며, 탄성계수는 8% 정도 감소하였다. 실험시 사 용한 배합표에서 시멘트의 중량이 N경우보다 NE에서 10% 정도 감소하였으므로 역학적인 성능이 약간 감소하였다. 기 존의 시험결과에서는 CSA를 첨가하여 압축보다 인장에서 더욱 효과적임을 실험적으로 나타내었다 (^{Kim, 2003}).

Fig 9.

Results of mechanical properties in CSA cement mortar

4.2.1. 철근의 인장시험

보강 모르타르의 인장경화거동에서 모르타르만의 응력분 포를 알기위해 철근만의 인장시험을 수행하였다. SD30의 D19 철근으로 일축인장시험 수행시 필요한 철근의 탄성계 수, 철근 항복변형률 및 항복응력이 평가되었다. 철근 시편 3 개로 인장시험을 수행하였으며, 철근의 파단이 일어날 때까 지 인장력을 가한 후 응력-변형률 곡선을 통해 철근의 탄성 계수, 항복응력 및 항복변형률을 산출하였다. 철근의 항복응 력 산출에는 0.2% offset 방법이 사용되었으며, Fig. 10에서 는 실험 사진을 나타내었다.

Fig 10.

Tensile test for stress-strain relation of steel

3개의 강재 시편에 대해 평균 항복변형률은 0.002, 항복응 력은 415.5MPa, 탄성계수는 203,000MPa로 평가되었다. 항 복응력은 408.0~426.3MPa 수준으로 비교적 작은 편차를 나 타내었다.

4.2.2. 일축인장시험 부재의 재령에 따른 변형률 평가

본 절에서는 보통 모르타르 5개와 CSA 모르타르 5개에 매립된 철근의 변형률을 평가하였다. 5개 시편중 대표적인 재령-변형률 그림을 Fig. 11에 도시하였으며, 5개 부재에 대 한 철근의 팽창률을 Table 4에 요약하였다. 한편 CSA 모르 타르는 보통 모르타르에 비해 10% 바인더량을 CSA 팽창재 로 치환한 것이다.

Fig 11.

Tensile behavior of steel embedded in cement mortar

보통 모르타르로 제작된 부재의 경우, 내부 철근의 변형률 이 음(-)의 값으로 떨어지고 있는데, 이는 초기 수화에 의한 팽창 이후 시멘트 페이스트의 수축작용에 의한 것이다. 그러 나 CSA 모르타르로 제작된 부재에서는 철근에 의한 마찰에 의해 축방향의 변형이 구속되고 있음에도 불구하고 초기재 령에서 팽창효과가 지속적으로 나타나고 있다. 재령 15~22 일 사이에 최대 변형률이 발생하였으며, 이후에 변형률이 감 소하였다. 28일 재령후 보통모르타르 부재의 경우와는 다르 게 인장(+)에서 변형률이 잔존하고 있었으며, 상응하는 압축 력이 모르타르부에 도입되고 있다고 할 수 있다. 28일 경과 후 보통 모르타르에서는 -57~-159의 압축변형률이, CSA 모 르타르에서는 37~81의 인장변형률 (µ)이 측정되었다.

4.2.3. 보통 및 CSA 모르타르의 인장경화효과 평가

화학적 프리스트레싱 응력은 식 (6)과 같이 나타낼 수 있다.

여기서, f_cp 는 화학적 프리스트레싱에 의한 도입응력 (MPa), ε_s 는 철근의 변형률, A_s 및 A_c는 철근 및 콘크리트의 단면 적 (mm²)을 나타낸다. 측정된 보통 모르타르 철근의 평균 변 형률은 -106µ이며, CSA 모르타르 철근의 평균변형률은 +63 µ이므로 변형률 차이는 169µ이다. 이 값을 식 (6)에 고려하 고 철근 및 모르타르 면적비 (0.028)를 고려하면 f_cp 은 대략 1.0MP로 도출할 수 있다.

일축인장시험에서 불완전한 local failure를 제외한 시편은 3개였으며 그중 보통 모르타르와 CSA 모르타르 일축인장시 험의 대표적인 결과를 Fig. 12에 도시하였다. 또한 시멘트 모르타르에서 저항하는 응력-변형률관계를 Fig. 13에 나타내 었다.

Fig 12.

Tension hardening in different cement mortar with steel

Fig 13.

Induced stress in the different mortar

Fig. 12(a)에서 알 수 있듯이 균열 발생 이후에 균열이 발 생한 부분 (점선표시)에서는 모르타르부가 더 이상 인장력에 저항할 수 없음에도 불구하고, 모르타르와 철근의 부착 효과 에 의해 모르타르가 철근으로부터 전달되는 인장력을 어느 정도 부담하여 인장경화효과가 나타나고 있다. 균열이 발생 하기 전까지는 탄성적인 거동을 보이고 있으나 균열이 발생 한 이후에는 하중이 점차로 증가함에 따라 철근의 거동에 가 까워지는 것을 관찰할 수 있다. 초기 균열 발생 이후에도 몇 번의 추가적인 균열이 발생하고 있으며 그 때마다 하중의 부 분적인 저하를 볼 수 있다.

Fig. 12(b)의 팽창모르타르 부재에 있어서도 보통모르타르 부재와 비슷한 거동을 보이고 있지만, Fig. 12(a)와 비교하였 을 때 초기균열을 유발하는 하중이 크게 증가하는 것을 알 수 있다. 또한 보통모르타르 부재에서와 다르게 철근의 항복 에 이를 때까지 초기 균열이 발생한 이후에 추가적인 균열 발생에 의한 하중의 급격한 저하 현상을 거의 발견할 수 없 었다. 이는 CSA 모르타르 부재의 역학적 우수성을 나타낸 것으로 초기균열 이후에도 건전성이 우수하게 확보되고 있 음을 의미한다.

Fig. 12의 결과에서 철근만의 변형률을 제거하면 모르타르 만이 부담하는 응력-평균변형률 관계를 Fig. 13과 같이 도출 할 수 있다. Fig. 13(b)와 같이 CSA 모르타르 부재의 경우 초기균열 발생시 저항응력이 크게 증가하였다. 철근으로 내 부 구속이 이루어진 모르타르 부재의 경우 팽창재를 사용하 게 되면 화학적 프리스트레스가 도입되어 그만큼 초기 균열 에 저항하는 응력이 크게 작용하고 있으며, 이후에 추가적인 균열 발생이 억제되고 있음을 알 수 있다. Table 5에서는 초 기균열 발생시 모르타르 최대응력을 비교하였다.

시험 결과 CSA 모르타르 부재가 보통 모르타르 부재에 비해 초기균열 발생시 응력이 2.5MPa~4.0MPa 정도 증가하 였다. 이상적으로 마찰이 전혀 없는 조건에서 식 (6)의 이론 과 기계적 실험을 통하여 마찰을 가지게 되는 실험결과와는 차이가 발생한다. 만일 CSA 팽창량이 시편의 길이방향으로 일정하고 직접인장시험에서 철근의 인장변형이 전구간에서 일정하다면 실험을 이용한 이론값의 검증은 합리적인 결과를 가져올 수 있을 것이다. 식 (6)을 이용하여 도출된 1.0MPa과 는 비교적 큰 차이가 있는데 다음과 같은 원인을 추론할 수 있다.

➀ 인장시 작용하는 철근과 기계 지그와의 슬립 및 변형 률의 측정방법에 있어 장치 문제, ➁ 팽창모르타르 자체의 재료적인 특성, ➂ 미세균열이 진전할 때, 철근과 모르타르 의 완전한 일체가 되지 못하는 점 등으로 요악할 수 있다. 그러나 도입된 화학적 프리스트레스로 인하여 초기 균열을 유발하는 하중이 커지고 이후 추가 균열 발생이 억제되는 등 역학적 성능이 개선됨을 확인하였다.

보강 모르타르 부재의 초기균열 발생하중과 모르타르에 인가되는 하중은 Table 6에 나타내었으며, 각각의 균열패턴 을 Fig. 14에 도시하였다. CSA 모르타르 부재에서 평균 167.5%의 초기균열 하중의 증가를 확인할 수 있었으며, Fig. 14에서는 초기 균열이후에도 추가균열의 발생이 거의 없음 을 알 수 있다.

Fig 14.

Crack patterns in the different cement mortar

4.2.4. CSA 인장경화 함수의 비교

3장에서는 ^{Okamura and Maekawa (1991)}의 보통콘크리 트의 인장경화모델과 ^{Shawky (1994)}의 팽창콘크리트의 인 장경화모델을 언급하였다. Shawky 모델에서 필요한 화학적 프리스트레싱 응력 (f_cp)는 팽창률 측정을 통해 도출한 1.0MPa (식 (6))과 일축인장시험에서 평균으로 계산된 3.3MPa (Table 6)을 각각 부재에 도입된 화학적 프리스트레스로 고려하여 해석을 수행하였다. 식 (2)의 f_cp 가 1.0MPa일 때 α 는 0.572, 3.3MPa일 때는 0.967로 도출되었으며, 이 값들을 이용한 해 석결과는 Fig. 15에 나타내었다.

Fig 15.

Comparison of tension-hardening with previous models

Fig. 15에서 두가지 식이 전반적으로 실험결과를 잘 반영 하고 있으나, α 가 0.572일 경우 (f_cp: 1.0MPa)인 경우 인장 연화 초기 영역에서 더욱 정확함을 알 수 있다. 또한 CSA 모르타르 부재는 화학적 프리스트레스의 도입으로 인하여 초기 균열을 유발하는 인장응력이 보통모르타르 부재의 경 우보다 크게 작용하고, 초기균열 발생 이후에 추가적인 균열 발생에 의한 응력의 급격한 저하 현상이 발견되지 않는다는 것을 알 수 있다. 보통 모르타르 부재에서 C 를 0.4를 사용했 을 경우 실험값과는 약간 차이가 발생하였는데, 콘크리트를 대상으로 하지 않고 시멘트 모르타르를 대상으로 한 것에 기 인한 것으로 판단된다.

CSA 모르타르 부재를 대상으로 실험 결과를 이용하여 α 를 0.572에서 0.967로 증가시킬 경우 일반 모르타르 부재보 다 낮은 인장연화곡선이 도출되었다. 기존의 이론과는 다른 거동을 보이는 데 (^{Myoju et al., 2001}), 이는 추가적인 실험 을 통하여 기존 모델의 개선이 필요하다고 판단된다.