2.1. 강섬유 보강 시멘트 매트릭스의 파괴 특성

콘크리트의 균열 선단에서의 파괴진행영역은 Fig. 1(a)과 같이 미소균열부분 (micro-cracking)과 Fig. 1(b)의 브리징부 분 (bridging)으로 나눌 수 있다. 미소균열부분은 손상부분이 나 공극의 확대, 골재와 시멘트 사이의 경계면에서 접착의 손실 등 미소 현상의 조합으로 파악할 수 있으며, 브리징부 분은 균열면에서 골재나 섬유 보강재로 인하여 응력의 전달 이 이루어지는 영역을 나타낸다. 파괴가 진행되는 동안 균열 선단의 파괴진행영역은 연화 상태에 있으며, 콘크리트의 파 괴거동을 지배하게 된다 (^{Okamura and Maekawa, 1991}).

강섬유 보강 콘크리트 경우는 보통 콘크리트와 균열 거동 에 있어서 상당한 차이가 있다. 콘크리트가 골재, 시멘트 페 이스트의 경계면에서의 상대적인 강도에 의존하여 골재의 pull out, 파괴 등에 의해 응력이 전달되는 것과는 다르게 강 섬유 보강 콘크리트의 경우는 콘크리트 내부에 분산되어 있 는 강섬유가 pull out, 또는 파괴가 일어날 때까지 응력 전달 의 역할을 수행하게 된다. 보통 강섬유 보강 콘크리트의 경 우 임계 균열 열림 폭 (Critical cracking opening width)은 사용된 섬유 길이의 절반 정도에서 형성된다고 알려져 있다 (^{Ahn, 2003}).

Fig 1.

Fracture progress in concrete (Ahn 2003)

2.2. CSA 팽창재의 특성

일반 클링커는 4대 조성광물 (C₃A,C₂S ,C₃A , C₄AF)을 가지게 되는데, C 4 A 3 S ¯ 계 클링커는 첨가되는 원료에 따라 알루미나계 광물 C 4 A 3 S ¯ , β C 2 S - C 4 A 3 S ¯ 을 얻을 수 있 다. 또한 수화물로는 칼슘 알루미네이트 수화물 (CAH)과 칼슘실리케이트 수화물 (CSH)이 생성된다. C 4 A 3 S ¯ 계 클링 커는 기존적인 화학조성이 CaO - A l 2 O 3 - S O 3 로서, A l 2 O 3 이 많으면 조강성, SO₃ 이 많으면 고강도성, CaO 성분이 많 으면 팽창성을 가지게 된다 (^{Kim, 2003}). JIS A 6020에서는 물과 시멘트가 섞였을때 수화반응에 의해 에트린자이트 또 는 수산화칼슘을 생성하는 모르타르와 콘크리트를 팽창시키 는 혼화재료로 정의하고 있다. 보통 K형, S형, M형과 석회 계 팽창재 (O형)으로 분류하는데, 전자는 에트린자이트의 형 성을 유도하고 후자는 산화칼슘을 주성분으로 수산화칼슘을 유도한다.

Fig. 2에서는 ^{Nagataki (1998)}의 CSA계 팽창재의 수화팽창과정 을 나타내고 있다. 형성된 수산화칼슘은 3CaO•3Al₂O₃•CaSO₄ 및 유리석고와 반응하여 침상의 에트린자이트를 생성하고 이것이 팽창의 주요인자가 된다. 식 (1)~식 (3)에서는 K형, S 형, M형의 화학반응식을 나타내고 있으며, CSA 팽창재의 미케니즘에 대해서는 기존의 연구 (^{Kim et al., 2003}; ^{Han et al., 1998}; 2011)에 잘 나타나 있다.

Fig 2.

Chemical compound of CSA expansion material (^{Nagataki and Gomi, 1988})

3.1. 배합

CSA 팽창재와 강섬유를 혼입한 시멘트 모르타르의 제조 를 위하여 w/c (water to cement) 비는 0.4로 하였으며, CSA 팽창재 혼입은 시멘트 중량의 10%로 치환하였다. 강섬유는 전체 체적에 1.0%를 혼입하였는데, 기존의 연구에 의하면 0.5~1.5% 사이에서 최적의 강섬유 체적비가 결정된다고 알 려져 있다 (^{Ahn, 2003}; ^{ACI 544, 1999}). 또한 강섬유의 뭉 침현상을 방지하기 위하여 멜라닌계 유동화제를 시멘트 중 량 0.15% 첨가하였다.

Table 1에서는 CSA 팽창재의 화학성분을, Table 2에서는 강섬유의 물리적 성능 및 사진을 수록하였으며, 시편제조를 위한 시멘트 모르타르 배합은 Table 3에 나타내었다. 본 연 구에서는 가장 일반적인 K형 CSA 팽창재가 사용되었다. Table 3에서 N은 보통 시멘트 모르타르를, S는 CSA 모르타 르를, NSF는 보통모르타르와 강섬유를, SSF는 CSA 모르타 르에 강섬유를 혼입한 배합을 나타낸다. 균열제어용으로 팽 창재를 사용하는 경우는 큰 문제가 되지 않지만, 화학적 프 리스트레싱을 위해 팽창재를 사용할 경우는 비교적 많은 양 이 투입되므로 과팽창에 의한 균열발생의 우려가 있다. 기존 의 연구를 참조하여 10%의 시멘트 바인더량을 CSA 팽창재 로 치환하여 배합을 조정하였다 (^{Park et al., 2001}).

Table 2.

Indent type steel fiber and shape

Type	Length (mm)	Width (mm)	Thickness (mm)	Aspect ratio (l/d)	Tensile strength (MPa)
Indent shape	30.00	0.50	0.40	59	1,065

3.2. 역학적 성능 실험

4가지 종류의 모르타르에 대한 역학적 성능을 평가하기 위 해, 압축강도, 탄성계수, 포아송비가 측정되었다. KS F 2562 기준에 따라 압축강도 시험을 수행하였으며, KS F 2738에 따라 탄성계수와 포아송비가 측정되었다. 시험에 사용된 모 든 원주형 공시체는 시험 수행 직전까지 양생온도를 20±2°C 로 유지하였으며 양생포를 덮어 수분을 공급하였다. CSA 모 르타르의 자유 및 구속 팽창률은 이미 기존의 시험결과 (^{Ahn et al., 2013})에서 알 수 있듯이 우수한 팽창특성을 가지고 있음을 확인하였다.

3.3. 균열저항성 및 파괴에너지 실험

3.3.1. 시편의 제원 및 제조

파괴특성 시험용 시편은 Table 3에서 제시한 4가지 배합 중 강섬유를 혼입한 배합 (NSF, SSF)에 대하여 5개의 시편 을 제작하였다. 시편의 제원은 150×150×550mm이며 지간 길이를 450mm로 설정하였다. 노치 길이는 시편 높이의 1/2 인 75mm로 하였으며 강섬유는 Table 2에서 언급한 indent shape 강섬유를 전체 제적비 1%로 혼입하였다. 재령 2일에 탈형하여 20±2°C를 유지하면서 습윤양생을 실시하였으며 실험은 28일 양생후 수행하였다. Fig. 3에서는 시편의 제원 과 강섬유 혼입시편 제조과정을 나타내고 있다.

Fig 3.

Sample geometry and mixing stage for the test

3.3.2. 파괴특성실험

강섬유 보강 CSA 모르타르의 파괴특성을 평가하기 위해 TC-992 방법에 따라 파괴실험을 수행하였다. 노치를 준 보 부재에 대해서 3점 휨 시험을 수행하였으며 하중 재하 단계 에 따라 클립게이지를 이용하여 균열개구변위 (CMOD: Crack mouth opening displacement)를 측정하였다. 강섬유 보강이 이루어진 경우에는 변형량이 클 수 있으므로 LVDT를 통한 처짐도 같이 측정하였다. 재하 속도는 안정적인 파괴를 유도하 기 위해 하중점의 처짐 속도가 0.06mm/min가 되도록 제어하 였으며, 하중-균열폭 (Load-CMOD) 관계를 통해 인장특성 및 파괴에너지를 도출하였다. JCI 규준에서는 0.075~0.15mm/min 을 제안하고 있으나 본 실험에서는 약간 낮은 재하속도로 평 가하였다.

Fig. 4에서는 시험 상태 및 파괴후의 시편형태를 같이 도 시하였다. 또한 TC-992 (^{Yoshinori and Yuichi, 2002}) 기준 을 참고하여 파괴에너지 (G_f)를 도출하였다. 파괴에너지 도 출은 식 (4a, 4b)와 같으며 유효숫자 3자리까지 구한다.

(4a)

G f = 0.75 W 0 + W 1 A lig

(4b)

W 1 = 0.75 S L m 1 + 2 m 2 CM OD c

Fig 4.

Fracture test setup and sample after break up

여기서 G_f 은 파괴에너지 (N/mm), W₀ 및 W₁ 는 공시 체 파단까지의 하중-CMOD 곡선의 아래면적 (N∙mm)와 공시체의 자중 및 재하제어장치가 하는 일 (N∙mm), A_lig 는 ligament의 면적 (mm²), m₁ 는 공시체의 질량 (N), S 는 재하스팬 (mm), L 은 공시체의 전길이 (mm), m₂ 는 파단될 때까지 공시체에 부착된 제어장치의 중량 (N), CMOD_c는 파단시의 균열개구변위 (mm)를 나타낸다.

4.1. 역학적 성능 평가

3.2절에서 언급한 기본적인 역학적 성능 (압축강도, 탄성 계수, 포아송비)에 대한 실험결과를 나타내었다. Table 4에 서는 보통 모르타르와 섬유보강 모르타르의 압축강도를 나 타내었으며, Fig. 5에서는 그 결과를 보통 모르타르에 대한 강도비로 나타내었다.

Fig 5.

Strength ratio to normal cement mortar

압축강도 결과에서 알 수 있듯이 CSA 모르타르의 경우 (S) 보통 모르타르에 비해 약간 강도감소가 발생하였는데, 이는 동일한 단위 결합재량을 가지지만, Table 3과 같이 단 위 시멘트량의 차이가 발생하기 때문이다. 강섬유 혼입 콘크 리트나 모르타르는 인장강도 증가에는 효과가 크지만 (^{Kim, 2003}; ^{Ahn et al., 2013}), 압축강도에서는 큰 강도증진을 보 이지 않으며 설계시 강도증가를 고려하지 않는다 (^{ACI, 1999}). NSF에서 4.2%의 강도증가가 발생하였으나 CSA와 강섬유를 혼입한 SSF에서는 12.3%의 강도증가가 발생하였 다. 이는 CSA 팽창재에 의한 효과를 내부의 강섬유가 효과 적으로 구속하고 있으므로 강도증가가 발생한 것이라고 할 수 있는데, 큰 압축강도 증가를 기대하기는 어렵다고 판단된 다. 탄성계수와 포아송비의 평균값 결과를 Table 5에 나타내 었으며 보통모르타르에 대한 탄성계수 및 포아송비의 증감 비를 Fig. 6에 나타내었다.

Fig 6.

Ratio of elasticity and Possion’s ratio

탄성계수는 NSF에서, 포아송비는 SSF에서 가장 크게 증 가하였으나 10% 수준으로 역학적 성능의 큰 차이는 발견되 지 않았다. 팽창재를 사용한 배합에서는 에트린자이트가 생 성되므로 시멘트 수화에 의한 CSH 보다 강도가 낮게 되며, 이에 따라 약간 낮은 탄성계수가 평가되었다. 큰 차이는 아 니지만 SSF 배합에서도 이러한 결과를 나타났다.

4.2. 균열저항성 및 파괴에너지 평가

4.2.1. 파괴거동 및 균열저항성 평가

Fig. 7에서는 3점 휨 시험을 통해 강섬유로 보강된 보통 모르타르 휨 부재 (NSF) 및 CSA 팽창모르타르 휨 부재 (SSF)에 대하여 하중-처짐곡선 및 하중-균열개구변위 (CMOD) 와의 관계를 도시하였다. 강섬유의 브리징효과로 인해 처짐 량이 많이 증가하였으며, 팽창재가 혼입되었을 경우에는 초 기 균열 하중이 커지는 것을 알 수 있다. 이러한 경향은 내 부에 철근을 매립하여 실험한 기존의 실험결과와 비슷한 경 향을 나타내고 있는데 (^{Kim, 2003}), SSF의 경우 강섬유에 대한 화학적 프리스트레싱 효과를 나타낸 것이다. 각 시편에 대한 결과 이외에 이상적으로 파괴가 관찰된 시편에 대하여 대표적인 파괴특성을 Fig. 8에 비교하였다. 이상적인 파괴는 Pre-peak에서는 균열발생으로 인한 강성변동이 크지 않고 Post-peak에서는 완만하게 하중-처짐-균열개구가 잘 나타난 것을 의미한다.

Fig 7.

Load-displacement and Load-CMOD for NSF and SSF

Fig 8.

Comparison of Load, displacement, and CMOD in NSF and SSF

Fig. 8에서 알 수 있듯이 NSF 모르타르에 비해 SSF 모르 타르에서 높은 휨저항 성능을 확인할 수 있다. 균열저항성을 평가하기 위해 초기균열 유발하중을 분석하였으며 그 결과 를 Table 6과 같다.

Table 6.

Initial cracking load of NSF and SSF

Types	Without CSA (KN)	With CSA (KN)
	NSF	SSF
1	5.99	10.10
2	5.21	9.37
3	5.31	9.50
Average	5.50	9.64

CSA 팽창재와 강섬유를 혼입한 경우에서 팽창재를 혼입 하지 않는 경우보다 1.75배의 초기균열하중 증가를 확인할 수 있었는데, 이는 팽창재 혼입에 따라 내부 강섬유의 화학 적인 구속이 발생하여 휨인성이 증가한 것으로 판단된다. 직 접적인 비교는 어렵지만, 기존의 연구에서는 (^{Kim, 2003}) CSA 팽창재와 강섬유 혼입 콘크리트에 대해서 초기균열하 중을 비교하였다. 강섬유를 혼입한 보통 콘크리트보다 강섬 유 혼입 CSA 콘크리트에서 1.10~1.69배의 증가가 평가되었 는데, 본 연구결과와 비슷한 경향을 나타내었다. 또한 기존 의 연구에서는 1%의 강섬유 혼입보다 2%의 강섬유혼입이 CSA 팽창재를 사용한 경우 더욱 효과적임을 실험적으로 평 가하였다.

4.2.2. 파괴에너지 평가

균열 발생 및 진전에는 파괴에너지가 소비되고 있으므로 파괴에너지의 비교를 통해 강섬유와 CSA 팽창재 사용 유무 에 따른 균열저항성능의 평가가 가능하다. 전술한대로 일본 콘크리트협회의 TC -992 기준에 의거하여 실험을 수행하였 으며, 부재 높이를 D라고 할 때 CMOD가 0.02D (3mm), 0.04D (6mm), 그리고 파단시의 파괴에너지를 산출하였다. Table 7에서는 강섬유 보강 모르타르 (NSF)와 강섬유보강 CSA 모르타르 (SSF) 휨부재의 파괴에너지를 나타내었으며 그 결과를 Fig. 9에 나타내었다.

Table 7.

Fracture energy of NSF and SSF with varying notch depth

Types	Fracture energy in NSF (N/mm)
	CMOD 3mm	CMOD 6mm	CMOD final
1	0.9518	1.5738	2.2527
2	0.7478	1.1158	2.0146
3	0.7655	1.2180	2.5494
Average	0.8217	1.3025	2.2722
Types	Fracture energy in SSF (N/mm)
	CMOD 3mm	CMOD 6mm	CMOD final
1	1.3530	1.9986	2.7709
2	1.1600	1.6235	2.5469
3	1.2481	1.8999	3.1622
Average	1.2537	1.8407	2.8266

Fig 9.

Fracture energy in NSF and SSF with different notch depth

SSF 모르타르에서는 NSF 모르타르에 비해 CMOD가 3mm 일 때에는 153%, 6mm일 때에는 141% 정도 크게 증가하였 으며, 최종 파단시에는 124.4% 크게 평가되었다. 최종 파단 시의 파괴에너지는 CMOD 3mm, 6mm에 비해서 약간 작게 평가되었는데, 좀 더 엄밀한 실험을 통하여 개선되리라 예상 된다. SSF 모르타르의 경우 화학적 프리스트레스의 작용으 로 균열저항성이 뚜렷하게 향상되었는데, 이러한 chemical prestressing으로 인한 휨인성증가는 기존의 연구 (^{Ahn, 2003}; ^{Kim, 2003})에도 같은 경향을 보이고 있다.