2.1. 재료 및 배합비

본 실험에는 1종 보통 포틀랜드 시멘트 및 입경 0.5mm 이 하의 잔골재, 96%의 SiO₂를 포함하고 평균입경이 2μm인 충 전재, 노르웨이산 실리카퓸 (SF), 일본산 CSA계 팽창재, 독 일산 백색 분말의 글리콜계의 수축저감제를 사용하였다. 배 합에 사용된 재료들의 화학적 구성성분은 Table 1과 같다.

강섬유의 물리적 특성치는 Table 2에 정리하였다. Table 3 은 팽창재와 수축저감제의 혼입여부에 따른 수축실험에 사 용된 배합표이다.

2.2. 시편제작 및 실험방법

2.2.1. 역학적 특성 평가

압축강도 (KS F 2405)는 φ100ⅹ200mm인 원주형 공시체를 변수별로 3개씩 제작하고 최대용량 3,000kN의 UTM (Universal Testing Machine)을 이용하여 측정하였다. 직접 인장강도는 Fig. 1의 Dog-bone 형상을 갖는 시험체로 측정하였으며, 압 축강도 실험과 동일하게 재령별로 3개씩 제작하여 실험을 수행하여 평균값을 사용하였다.

Fig. 1

Test Methods for Direct Tensile Strength Test

2.2.2. 테스트 (Ring-test)

구속수축 실험은 AASHTO PP34-98에서 제안한 방법과 동일하게 실시하였으며 몰드 및 시편의 상세는 Fig. 2와 같 다. 하부 목재판에 테프론 시트를 사용하여 마찰에 의한 콘 크리트 구속을 방지하고, 내⋅외부 강재 링을 설치한 후에 HPFRCC를 타설하였다.

Fig. 2

Geometry of Ring-Test

타설 후 24시간 이후에는 외부 강재 링을 제거하고 알루미 늄 부착 테이프를 사용하여 시편의 상⋅하부의 수분이동을 차단하였다. 구속 변형률 측정을 위해 총 4개의 표면게이지 를 내부 강재의 중앙부에 설치하고 데이터로거를 사용하여 변형률을 측정하였다. 이 모든 절차는, 온도 23±1℃, 습도 60±5%인 항온항습실에서 수행하였다.

2.2.3. 건조수축균열실험

이 연구에서는 수정된 건조수축균열실험을 수행하였다. 기 존 건조수축균열실험에 관한 KS 규정에 의하면 구속되는 콘 크리트 시편 중앙의 단면이 100×100mm으로 규정되어 있으 나, 수정된 건조수축균열실험은 Fig. 3과 같이 양끝단부에 돌기를 주어 콘크리트를 구속하도록 설계하였고 중앙부 콘 크리트의 두께를 기존의 100mm에서 20, 30, 40mm로 감소 시켜 구속도를 향상시켜 실험을 수행하였다.

Fig. 3

Test Procedure of Drying Shrinkage Cracking Test

그 외의 실험방법 및 단면의 상세는 KS F 2959의 규정과 동일하게 적용하였다. 실험 수행과정은 우선, 실험 몰드에 HPFRCC를 타설하고 표면이 급격히 마르지 않도록 비닐을 덮어 표면처리를 하였다. HPFRCC 타설 후 1일 이후에는 중 앙부위를 감싸고 있는 거푸집을 탈형하고 단면을 모두 노출 시킨 형태로 실험을 수행하였다. 콘크리트 수축에 의한 균열 발생 시점은 구속 몰드에 스틸게이지 부착하여 변형률을 측 정하고 그 변형률이 급변하는 시점으로 규정하였으며, 상기 의 실험은 온도 23±1℃, 습도 60±5%인 항온항습실에서 수 행하였다.

3.1. 역학적 특성

Fig. 4는 수축저감제와 팽창재의 혼입률에 따른 HPFRCC 의 압축실험 결과를 나타낸 것으로 팽창재를 혼입한 경우 압 축강도는 다소 증가하는 경향을 보였으며, 수축저감제는 압 축강도를 감소시키는 경향을 보였다. 팽창재와 수축저감제를 모두 혼입한 HPF-S1E7.5의 경우에는 압축강도가 약 200 MPa으로 나타났다. 수축저감제와 팽창재를 혼입하지 않은 HPF 시편보다는 크게 나타났지만, 팽창재만 혼입한 HPF-E5 및 HPF-E7.5에 비해서는 약간 감소하는 경향을 보였다. 모 든 시편에서 설계기준강도 180 MPa보다 큰 값을 나타내었다.

Fig. 4.

Effect of SRA and EA on the Compressive Strength of HPFRCC

Fig. 5는 수축저감제와 팽창재의 혼입률에 따른 HPFRCC 의 인장실험 결과이다. 수축저감제와 팽창재의 혼입함에 따 라서 인장강도는 감소하는 것으로 나타났다. 그 이유는 수축 저감제와 팽창재의 혼입으로 인해 섬유와 HPFRCC 매트릭 스 (matrix)간의 구속압력 (radial confinement pressure)이 감소하여 섬유의 부착강도가 감소했기 때문으로 판단된다 (^{Park et al., 2012}). 초기 균열 강도 (first crack strength)는 섬유 가교 효과 (fiber bridging effect) 보다는 매트릭스 (matrix) 의 강도에 영향을 크게 받는다 (Kang et al., 2010). 실험결 과 HPF-E5 시편에서 초기 균열 강도가 가장 작게 나타났으 며, 인장강도와 유사하게 수축저감제와 팽창재의 혼입에 따 라서 초기 균열 강도가 감소하는 경향을 보였다. 모든 시험 체의 인장강도는 설계기준 인장강도 8.8 MPa (^{KICT, 2012}) 이상을 확보하는 것으로 나타났다.

Fig. 5.

Effect of SRA and EA on the First Crack and Tensile Strengths of HPFRCC

3.2. 링-테스트 (Ring-test)

Fig. 6은 수축저감제와 팽창재의 혼입률에 따른 HPFRCC 의 링-테스트 실험 결과를 나타낸 것이다. 모든 시험체의 경 우 온도변화와 내부 강재 링의 변형이 달라지는 시점을 측정 시점으로 하였다 (Park et al., 2014). Fig. 6에서 수축저감제 와 팽창재를 혼입하지 않은 HPF 시편에서 가장 큰 내부 강 재 링의 변형률이 측정되었다. 수축저감제의 혼입률이 증가 함에 따라 내부 강재 링의 변형률은 감소하였고, 수축저감제 를 각각 1% 및 2% 혼입한 경우 (HPF-S1, HPF-S2), 28일 재령에서 내부 강재의 변형률이 약 15%, 18% 감소하는 것 으로 나타났다. 팽창재를 각각 5% 및 7.5% 혼입한 경우 (HPF-E5, HPF-E7.5)의 경우 팽창재의 급격히 응결하는 성 질에 의해 최대 팽창률 이후에 내부 강재 링의 변형률이 급 격히 증가하는 경향을 보였다. 타설 후 약 10일 재령 이후부 터는 오히려 내부 강재 링의 변형률이 감소하는 경향을 보였다.

Fig. 6.

Average Steel Ring Strains of HPFRCC

이는 10일 재령 이후부터 자유수축 변형률이 미미하였고, 또한 내부 강재 링의 구속압력에 의해 인장 크리프 현상이 발생했기 때문으로 판단된다 (^{Yoo et al., 2013}). 따라서, HPF 시편에 비해 28일 재령에서 약 40%, 52%의 내부 강재 링의 변형률이 감소하는 것으로 나타났다. 특히, 수축저감제와 팽 창재를 시멘트 중량에 대해 각각 1%, 7.5% 조합하여 혼입한 HPF-S1E7.5 시편의 경우, 내부 강재 링의 변형률은 가장 작 은 값을 나타내 HPFRCC의 수축을 가장 효율적으로 저감시 키는 것으로 나타났다. 이는 수축저감제의 혼입으로 팽창재 의 급격히 응결하는 성질을 상쇄하고, 수축 발현시점을 지연 시켰기 때문으로 판단된다 (^{Park et al., 2014}).

3.3. 건조수축 균열실험

이 연구에서는 HPFRCC의 수축을 가장 효율적으로 저감 시킬 수 있는 것으로 나타난 수축저감제와 팽창재를 조합하 여 혼입한 HPF-S1E7.5에 대하여 건조수축시험을 통해 검증 을 하고자 하였다. 비교를 위하여 수축저감재료를 사용하지 않은 HPF와 비교를 하였다.

Fig. 7은 외부 강재 프레임의 변형률 그래프이다. 외부 강 재의 변형률은 스트레인 게이지를 외부 강재 프레임의 양쪽에 두 개를 설치하여 평균값을 사용하였다. HPF 와 HPF-S1E7.5 모두 타설 후 약 7일 재령까지는 외부 강재의 변형률이 급격 히 증가하다가 그 이후에는 강재의 변형률의 증가량이 급격 히 감소하는 것으로 나타났다. 그 이유는 콘크리트의 강도가 타설 이후 약 7일 재령까지는 급격하게 증가하여, 외부 강재 를 수축시키는 구속압력은 증가했기 때문으로 판단된다 (^{Yoo et al., 2013}).

Fig. 7.

Average Strains of outer steel frame

Fig. 7은 외부 강재 프레임의 변형률 그래프이다. 외부 강 재의 변형률은 스트레인 게이지를 외부 강재 프레임의 양쪽에 두 개를 설치하여 평균값을 사용하였다. HPF 와 HPF-S1E7.5 모두 타설 후 약 7일 재령까지는 외부 강재의 변형률이 급격 히 증가하다가 그 이후에는 강재의 변형률의 증가량이 급격 히 감소하는 것으로 나타났다. 그 이유는 콘크리트의 강도가 타설 이후 약 7일 재령까지는 급격하게 증가하여, 외부 강재 를 수축시키는 구속압력은 증가했기 때문으로 판단된다 (^{Yoo et al., 2013}).

팽창재와 수축저감제를 혼입한 DS-HPF-S1E7.5 (DS: Drying shrinkage) 계열의 경우에는 타설 초기에 부피가 팽창함에 의해서 변형률이+방향 (팽창)으로 발생하는 경향을 보였으 며, 약 2일 재령이후부터는 수축하는 것으로 나타나 DS-HPF 계열에 비해 최대 변형률이 약 26.5%에서 29.3% 감소하는 경향을 보였다. DS-HPF 계열의 경우, 약 7일 재령이후부터 는 외부 강재 프레임의 변형률이 약간 감소하거나 일정한 값 에 수렴하는 것으로 나타났으며, 이는 수축균열의 영향으로 판단된다 (^{Park et al., 2014}).

균열관측결과 DS-HPF 계열의 모든 시편에서 타설 후 10 일 재령 이전에서 수축균열이 발생한 것으로 확인되었다. 그 러나 HPFRCC는 변형률 경화 (strain-hardening) 거동을 보 이는 시멘트복합체이기 때문에 외부 강재의 변형률 측정으 로는 수축균열 시기를 정확하게 파악할 수는 없었다.

Fig. 8은 건조수축 균열사진이다. 보는바와 같이 HPF의 경우, 모든 시편에서 수축균열이 발생한 것으로 나타났다. 반면에 이 연구에서 링-테스트를 통해 수축저감에 가장 효율 적인 HPFRCC의 배합조건으로 제시된 시편인 HPF-S1E7.5 에는 수축균열이 발생하지 않았다.

Fig. 8.

Crack patterns of drying shrinkage cracking test specimens

수축저감재료를 사용하지 않은 DS-HPF20의 경우 균열게 이지를 이용하여 측정한 결과 최대 균열폭은 28일 재령에서 약 0.2mm로 나타났으며, DS-HPF30 및 DS-HPF40의 경우 에는 0.2mm, 0.04mm로 나타났다.

앞서 설명한 것과 같이 HPFRCC의 경우 첫 균열 이후에 변형 경화 거동을 보이기 때문에 균열 시점에 대한 정확한 측정이 불가능 하였다. 또한, 전체 부피의 2%에 해당하는 강 섬유를 혼입하였기 때문에 다수의 균열이 발생하는 것으로 나타났다. 시편의 두께가 가장 큰 DS-HPF40의 경우 최대 균열폭이 0.04mm로 가장 작은 것으로 나타났으며, 이는 단면 의 두께가 두꺼워져 균열 저항성이 DS-HPF20와 DS-HPF30 의 시편에 비해서 크기 때문으로 판단된다 (^{Park et al., 2013}).