1.1. 연구배경

섬유보강 콘크리트는 콘크리트 비빔시 단섬유를 함께 혼 입하여 제조하는 것으로 콘크리트 내부에서 혼입섬유의 가 교작용에 의해 콘크리트의 휨⋅인장강도를 증가시키고, 균 열의 발생 및 진전을 억제시켜, 동적하중 및 고속 충격, 폭발 등에 대한 콘크리트의 안전성능의 향상을 기대할 수 있다.

Fig. 1은 섬유보강 콘크리트의 파괴에 미치는 섬유의 효과 를 나타낸 것으로 ①콘크리트에 균열이 발생하기 까지는 ② 섬유와 매트릭스간의 접착에 의해 균열의 발생을 억제한다. 콘크리트에 균열이 발생한 후에는 ③섬유와 매트릭스의 브 릿징 (가교작용)에 의해 균열의 진전을 억제하고 변형연화 또는 변형경화의 현상을 나타낸다. 이때, 섬유와 매트릭스간 의 부착성능에 따라 ④섬유가 매트릭스로부터 인발되거나, ⑤섬유가 파단되는 것에 의해 콘크리트의 성능이 저하된다.

Fig. 1.

Failure pattern of fiber reinforced concrete

이와 같이 섬유와 매트릭스의 부착성능은 섬유보강 콘크 리트의 성능과 매우 밀접한 관계가 있으며, 섬유의 표면형상 및 물성, 매트릭스 강도 등은 섬유와 매트릭스 계면의 부착 성능에 매우 중요한 요인으로 작용한다. 이러한 섬유의 부착 특성은 콘크리트의 휨강도 및 인장강도 등 인성의 향상효과 와 직접적인 관계가 있으며, 섬유보강 콘크리트의 휨 및 인 장파괴 거동에 있어서도 큰 영향을 미친다. Fig. 2는 섬유와 매트릭스의 부착에 대한 개요를 나타난 것으로 섬유와 매트 릭스의 접착에 의해 하중이 증가한 후 최대접착응력을 넘어 선 후에는 섬유보강 매트릭스로부터 인발되는 거동으로 전 환된다. 이때에는 섬유의 성상 및 표면재질 등에 의한 영향 이 크게 작용하게 된다.

Fig. 2.

Schematic diagram of load-displacement relationship for fiber pulled out of the matrix (^{Kanda Tetsushi, Li Victor C. (1998)})

1.2. 비정질 강섬유의 특징

비정질 강섬유는 비정질금속으로 제조된 섬유로써 결정구 조가 없는 등방성의 균질한 금속으로 일반결정금속인 후크 형 강섬유와 비교하여 인장강도 및 부착강도가 높고, 내부식 성을 갖는다. 또한, 비정질 강섬유는 용융금속을 급속으로 냉각시켜야하는 제조 특성상 박판이며 경량의 성질을 갖기 때문에 체적의 외할로 혼입되는 경우 동일 혼입률에서의 혼 입개체수가 증가할 수 있다. 그러나, 박판의 형태는 응력방 향에 따라 전단파괴가 발생하는 취성적인 파괴거동을 보일 우려가 있으므로 비정질 강섬유를 콘크리트 보강용 섬유로 사용하기 위해서는 비정질 강섬유의 인발특성과 콘크리트에 혼입되었을 때의 휨⋅인장 거동에 대한 평가가 필요하다.

1.3. 연구의 목적

본 연구에서는 섬유종류에 따른 인발특성이 섬유보강 콘 크리트의 휨특성에 미치는 영향에 대하여 검토하기 위하여, 길이가 30mm로 동일하지만, 섬유의 재질 및 형상이 다른 후크형 강섬유, 비정질 강섬유 및 폴리아미드 섬유 3종류에 대하여 섬유 단일개체의 인발시험 및 섬유보강 콘크리트의 휨특성을 평가하여, 섬유의 인발성능이 휨특성에 미치는 영 향에 대하여 검토하였다.

2.1. 사용재료 및 콘크리트 배합

2.1.1. 보강 섬유

Table 1 및 Fig. 3은 보강섬유의 물리적 성질 및 성상을 나타낸 것으로 보강섬유의 길이는 모두 30mm로 동일하다.

Table 1.

Mechanical properties of the used fiber

Type	Amorphous steel fiber	Hooked steel fiber	Polyamide fiber
Length(mm)	30	30	30
Diameter(mm)	-	0.5	0.5
Width(mm)	1.6	-	-
Thickness(μm)	29	-	-
Aspect ratio	18.75(L/W)	60(L/D)	60(L/D)
Density(g/cm3)	7.2	7.8	1.14
Tensilestrength(MPa)	1,400	1,140	594

Fig. 3.

Configuration of fibers

비정질 강섬유의 경우 너비 0.5mm, 두께 29μm의 박판형으 로 세장비는 18.75이고, 인장강도는 1,400MPa이다. 후크형 강섬유는 직경 0.5mm, 인장강도 1,140MPa이고, 폴리아미드 섬유의 경우 직경 19.5μm의 미세 단섬유 544개체를 공기분 사성형한 섬유로 평균 직경 0.5mm, 인장강도 594MPa으로 후크형 강섬유와 폴리아미드 섬유의 세장비는 0.5로 동일하다.

2.2. 실험방법

2.2.1. 섬유 인발 시험 (Kang SH et al., 2013)

섬유인발시험은 Fig. 4와 같이 단면 25mm×25mm의 시험 체의 중앙에 섬유 길이의 반 (15mm)을 매립하여 인발시험 을 실시하였다. 섬유의 인발응력은 식 (1)과 같이 인발하중 을 섬유의 묻힘 비표면적으로 나누어 산정하지만, 비정질 강 섬유의 경우는 섬유가 인발되지 않고 절단되어 섬유의 부착 응력이 인장응력에 비하여 낮은 것으로 생각할 수 있어 식 (2)와 같이 인발하중을 섬유의 단면적으로 나누어 섬유 단일 개체의 파괴응력을 계산하였다.5

(1)

T max = P max $\pi$ DL

(2)

σ max = P max A

Fig. 4.

Pull-out test set up

Fig. 5.

Flexural test set up

여기서, τ_max부착응력, σ_max섬유 인장파괴강도, P_max최 대하중, D 섬유 직경, L 정착길이, A 섬유 단면적을 나타 낸다.

3.1. 섬유 인발 특성

Fig. 6은 섬유 인발시험에 의한 하중-변위 곡선을 나타낸 것이며, Fig. 7에 인발시험에 의한 섬유의 파괴성상을 나타 내었다. 후크형 강섬유의 경우 가장 높은 인발하중을 나타냈 으며, 최대 인발하중 이후 섬유가 매트릭스로부터 인발되는 현상이 관찰되었다. 또한, 끝단의 굴곡에 의해 인발하중이 유지되어 단계적인 하중의 저하가 발생하였다. Table 6

Fig. 6.

Pull-out load-displacement curve

Fig. 7.

Fiber failure condition

한편, 비정질 강섬유의 경우 섬유가 인발되지 않고, 최대 하중 이후에 인장파괴 되었다. 비정질 강섬유는 표면의 형상 이 거칠어 섬유와 매트릭스간의 부착성능이 높고, 박판형으 로 인발하중에 의해 취성적인 인장파괴가 발생하는 것으로 판단되며 이를 통하여 비정질 강섬유는 섬유와 매트릭스간 의 부착 응력이 섬유 자체의 인장응력 보다 높은 것으로 판 단할 수 있다.

폴리아미드 섬유의 경우는 인발하중이 강섬유에 비하여 작고, 최대 인발하중까지의 변위가 약 2.5mm로 나타났다. 이는 섬유의 연신율에 의해 섬유 자체가 늘어난 길이라고 판 단되며, 최대인발하중 이후에는 섬유가 풀리면서 절단되는 현상이 관찰되었다. 폴리아미드 섬유의 다발형태가 매트릭스 와의 부착응력을 향상시켜 섬유가 인발되지 않고 끊어지는 것으로 판단된다.

섬유종류에 따른 형상 및 특성에 따른 매트릭스와의 부착 성능 및 인발거동에 큰 차이가 있는 것을 확인 할 수 있었으 며, 각 섬유의 인발특성을 고려하여 섬유인발에 대한 파괴 응력을 산정하였다.

후크형 강섬유의 섬유가 매트릭스로부터 인발되어 부착비 표면적에 의한 부착응력이 가장 높았으며, 섬유 단면적에 의 한 파괴응력의 경우 섬유자체의 강도보다는 낮은 것으로 나 타났다. 한편, 비정질 강섬유의 경우 섬유의 부착응력은 낮 았으나, 섬유 단면에 의한 파괴응력은 섬유 자체의 강도보다 높게 평가되어, 섬유의 부착응력이 섬유자체 강도보다 높은 것을 확인 할 수 있었다.

3.2. 휨특성

Fig. 8은 노치없는 보의 4점 휨시험에 의한 휨하중-처짐 곡선, Fig. 9는 노치 보의 3점 휨시험에 의한 휨하중-균열개 구부 변위 곡선을 나타낸 것이다. 섬유무보강 콘크리트의 경 우 초기균열발생과 함께 시험체가 취성적으로 파괴되었으나, 섬유보강 콘크리트의 경우 초기균열발생 강도가 증가하였으 며, 균열 이후 변형연화 거동을 보였다.

Fig. 8.

Flexural load-deflection curve by unnotched beam test

Fig. 9.

Flexural load-CMOD curve by notched beam

비정질 강섬유보강 콘크리트의 경우 최대휨하중이 가장 높았으나, 최대휨하중에서 균열발생 이후 섬유가 매트릭스로 부터 인발되지 않고, 전단되는 파괴거동에 의해 하중의 저하 가 급격하게 발생하였다. 반면, 후크형 강섬유보강 콘크리트 는 비정질 강섬유보강 콘크리트에 비하여 최대휨하중은 낮 지만, 균열이후의 변형연화거동에 있어 섬유가 매트릭스로부 터 인발되는 파괴 거동에 의해 하중의 유지능력이 더 높은 것으로 나타났다. 폴리아미드 섬유보강 콘크리트의 경우는 균열발생시 섬유의 연신율에 의해 응력이 다소 감소하였으 나, 섬유와 매트릭스간의 부착에 의해 응력이 재상승하는 파 괴거동을 나타내었다.

Table 7에 노치가 없는 보와 노치보의 휨시험에 의한 강도 값을 나타낸 것으로 시험의 결과는 3개의 시험체에 대한 평 균값으로 제시하였으며, 표준편차는 0.02~1.67의 범위이다. 먼저, 노치 없는 보의 4점 휨재하 시험에 의한 휨강도, 등가 휨강도 및 등가휨강도비의 경우 Fig. 10과 같이 휨강도의 경 우 비정질 강섬유보강 콘크리트가 가장 높았으나, 비정질 강 섬유의 경우 균열발생이후 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고 파괴되는 것에 의해 응력의 저하가 크게 발생하기 때문 에 등가휨강도비는 0.55~0.60로 평가되었다. 한편, 후크형 강섬유의 경우 비정질 강섬유보강 콘크리트보다 휨강도는 낮지만, 균열발생 이후 섬유가 매트릭스로부터 인발되어 응 력의 유지능력이 가장 높았으며, 이로인해 등가휨강도비가 0.85~0.92로 가장 큰 경향을 보였다. 폴리아미드섬유보강 콘 크리트의 경우 휨강도 및 등가휨강도 모두 가장 낮았지만, 등가휨강도비는 비정질 강섬유보강 콘크리트와 비슷한 수준 으로 나타났다.

Fig. 10.

Flexural strength vs. equivalent flexural strength relation

이러한 휨파괴 거동은 노치 빔의 3점 휨재하 시험에 의한 하중-균열개구변위 곡선에서도 유사한 경향으로 나타났으며, 하중-균열개구부변위 곡선의 아래면적에 의해 산출된 파괴에 너지 (에너지 흡수능력)의 경우 후크형 강섬유보강 콘크리트 가 가장 높은 값을 나타내었다. 에너지 흡수능력의 경우 최 대휨하중과 함께 응력의 유지 능력에 크게 의존하는 것으로 균열발생이후 응력의 유지 능력이 가장 높은 후크형 강섬유 의 경우가 가장 높은 것으로 판단된다. 비정질 강섬유의 경 우 최대 휨하중은 가장 높지만, 균열발생이후 응력의 저하가 급격하게 발생하여 에너지 흡수능력은 다소 낮은 것으로 판 단된다.

Fig. 11은 휨파괴 단면에서의 섬유파괴성상을 나타낸 것으 로 비정질 강섬유의 경우 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고 파괴되었으나, 후크형 강섬유의 경우 섬유가 매트릭스 로부터 인발되는 파괴성상이 관찰 되었다. 한편, 폴리아미드 섬유의 경우 섬유자체에 매트릭스가 부착되어 있었으며, 섬 유가 끊어지는 형태의 파괴 성상이 관찰되었다. 이는 Fig. 7 에 나타낸 섬유 인발시험에 의한 섬유의 파괴거동과 매우 유 사하게 평가되었으며, 섬유의 인발특성이 콘크리트의 휨거동 에 큰 영향을 미치는 것으로 판단된다.

Fig. 11.

Failure of fiber at fracture surface after flexural test

휨파괴 거동에 있어서 최대휨강도의 경우 섬유와 매트릭 스의 부착강도 및 섬유 개체수 등에 큰 영향을 받지만, 균열 발생 이후의 변형연화 거동에서는 섬유와 매트릭스의 인발 거동이 큰 영향을 미치는 것으로 판단된다.

Fig. 12는 노치 유무에 따른 최대휨강도를 나타낸 것으로 본 연구 범위에서는 초기균열발생 시점에서의 최대휨강도를 나타내었다. 일반적으로 4점 휨재하 시험의 경우 콘크리트 보의 재하점 사이에는 일정한 크기의 휨모멘트가 발생하게 되어 보 바닥면 균열은 직선이나 수직방향이 아닌 불규칙적 으로 발생하게 된다. 그러나 인위적으로 노치를 주게 되면 노치를 따라 직선적으로 균열이 발생하게 되며, 노치가 있는 면적에 응력이 집중되어 최대 휨하중은 작지만, 단위면적당 휨강도는 높은 것으로 판단된다.

Fig. 12.

Flexural strength for notched and unnotched

Fig. 13은 등가휨강도비와 파괴에너지의 관계를 나타낸 것 으로 등가휨강도의 경우 최대휨강도에 대한 등가휨강도의 비로 균열발생 이후 변형연화 거동에서 하중의 유지 능력을 나타내는 지표이다. 또한, 파괴에너지의 경우 하중과 균열개 구부의 변위 곡선의 아래면적에 의해 산정되는 것으로 최대 하중의 크기와 하중의 유지 능력을 모두 고려하여 산정되는 것으로 섬유보강 콘크리트의 휨거동에 있어 응력과 변형능 력을 모두 포함하는 평가 지표로 활용될 수 있다. 이러한 관 점으로 보았을 때, 등가휨강도비와 파괴에너지의 이러한 관 점으로 보았을 때, 등가휨강도비와 파괴에너지는 비례적인 경향을 보이는 것으로 판단된다.

Fig. 13.

Equivalent flexural strength ratio vs. fracture energy relation

3.3. 섬유 혼입 개체수

Table 8 및 Fig. 14는 섬유종류별 단위체적 (m³)에 대한 혼입률과 혼입개체수를 나타낸 것이다. 섬유의 혼입은 일반 적으로 체적의 외할로 계산되며, 본 연구에서 사용된 0.5 및 0.75Vol.% 혼입에 대한 섬유의 혼입개체수를 비교하였다. 비정질 강섬유와 후크형 강섬유는 밀도가 각각 7,200kg/m³ 로 7,800kg/m³으로 혼입률 0.5Vol.%의 경우 섬유의 혼입중 량은 36kg (AF), 39kg (SF)로 유사하지만, 비정질 강섬유의 경우 섬유가 박판으로 자체의 무게가 경량이기 때문에 후크 형 강섬유에 비하여 약 4.62배 많은 개체수가 혼입되는 것으 로 나타났다. 한편, 폴리아미드 섬유의 경우 섬유의 밀도가 1,140kg/m³로 혼입중량은 강섬유에 비하여 작지만, 섬유자 체가 경량이기 때문에 후크형 강섬유에 비해 약 2.44배 많은 것으로 나타났다.

Fig. 14.

Comparison of fibre number and volume fraction

3.4. 섬유인발 및 개체수와 콘크리트 휨거동의 관계

Fig. 15는 3.1~3.3의 섬유인발 및 섬유보강 콘크리트의 휨 거동의 시험 결과를 바탕으로 섬유의 인발하중 및 개체수와 섬유보강 콘크리트 휨강도와의 관계를 나타낸 것이다. 후크 형 강섬유의 혼입개체수 및 인발하중을 기준으로 하여 비정 질 강섬유 및 폴리아미드 섬유의 인발하중과 섬유개체수를 곱한 결과로 비정질 강섬유의 경우 섬유 1개의 인발하중은 후크형 강섬유보다 낮지만, 혼입개체수가 약 4.62배로 많아 섬유의 개체수를 고려할 경우 단위 면적당 분포되어 있는 섬 유의 인발하중은 후크형 강섬유 보다 큰 것으로 판단된다. 또한, 폴리아미드 섬유의 경우도 섬유 1개의 인발하중은 후 크형 강섬유에 비하여 매우 낮지만, 단위 면적당의 혼입개체 수가 많기 때문에 단위면적당의 섬유인발하중이 증가하는 것으로 판단된다.

Fig. 15.

Fiber number and pullout load vs. flexural strength relation

섬유보강 콘크리트의 경우 섬유의 배열이 무작위로 되어 보강 섬유의 효율이 모두 발현되는 것을 기대할 수 없지만, 단위면적당 섬유의 개체수 및 단일개체 섬유의 인발하중은 섬유보강 콘크리트의 휨강도와 비례적인 관계를 나타내는 것으로 확인 할 수 있었다.