2.1.1 사용재료

본 연구에 사용된 콘크리트는 재령 28일 압축강도 60 MPa 급 일반 콘크리트와, 200 MPa급 강섬유보강 초고성능콘크 리트(Ultra high peroformance concrete, UHPC) 2종류로서, 기본 배합정보는 다음 Table 1 및 2와 같다.

여기서 시멘트는 1종 보통 포틀랜드 시멘트를, 일반 콘크 리트용 잔골재는 밀도 2.6 g/cm³, 조립율 2.43을 갖는 강모래 를, 굵은골재는 최대치수 25 mm, 밀도 2.65 g/cm³의 쇄석을 이용하였으며, UHPC 배합에는 입경 0.5 mm 이하의 잔골 재, 96% 이상의 SiO₂를 포함하고 평균입경이 2 μm인 충전 재, 분말도 200,000 cm²/g의 노르웨이산 실리카퓸(SF)을 사용 하였다.Table 2

한편, UHPC에 사용된 강섬유의 물리적 특성치는 Table 3 에 정리하였다.

2.1.2 시험체 제작

SHPB Test용 시험체는 직경 45 mm, 길이 45 mm를 기준 값으로 가진 원통형으로서, 시험체의 제작방식에 따른 측정 결과의 변동 가능성을 검토하기 위하여 몰드 제작방식과 코 어링 제작방식 두 가지를 병행하였다.

일반콘크리트는 굵은 골재 최대치수가 25 mm 이므로, 몰 드 제작방식으로 제작할 경우에는 균일한 실험결과를 얻을 수 없을 것으로 판단하고 코어링 제작방식만 제시하였다.

한편, SHPB 시험 특성상 시험체 형상의 높은 정밀도가 요구 되기 때문에, 시험체 재하 면과 모선 사이의 각도는 90°±0.5°, 하중 작용방향 진직도 0.5 mm 이내로 제작하였다. Fig. 3 및 4는 코어링 시험체 제작 과정에 투입된 장비 및 제작된 시험체를 보여주고 있다.

시험체의 실제 제작에 있어서 UHPC는 섬유의 방향성이 시험결과에 영향을 미칠 수 있다는 가정 하에, 코어링 방식 시험체 제작시에는 섬유의 방향성을 고려, 충격하중의 직교 방향과 수평방향으로 섬유가 배치되도록 시험체를 구분하여 제작하였다. 즉 본 연구에서는 일반 콘크리트 코어제작(Plain), UHPC 코어제작 및 하중방향 대비 섬유 직교배열(UHPC (Core-V)), UHPC 코어제작 및 하중방향 대비 섬유 수평배 열(UHPC(Core-H)), UHPC 몰드제작(UHPC(Mold), 총 4가 지 시험체에 대하여 시험평가를 수행하였다.

2.4.1 SHPB 시험 결과

Fig. 8은 SHPB Test 수행 시 입력봉 및 출력봉에 부착된 스트레인게이지에 의해 측정된 값 중 한 예를 보이고 있다. 계산식에 사용되는 데이터는, 입력봉의 경우 시험체로부터 반사되어 돌아온 두 번째 피크치와 출력봉에서 계측된 최초 피크치이다. 이 때, 각 봉에 부착된 스트레인게이지의 위치 에 따라, 신호가 발생된 시간대에 차이가 발생하였으며, 본 연구에서는 출력봉에 신호가 감지된 시점에 맞추어서 출력 봉의 반사파 구간을 시간보정하여 계산을 수행하였다.

Fig. 9는 SHPB Test를 통한 각 시험체별, 식 (1)에 의거하 여 계산된 변형률속도 및 식 (3)에 의한 최대응력 계산값을 보이고 있다. Plain, UHPC(Core-V), UHPC(Core-H) 및 UHPC (Mold)의 정적 압축강도는 Fig. 9에 표기한 바와 같이 각각 60, 208, 204, 186 MPa 이었으며, UHPC의 경우 몰드제작 방식의 시험체가 코어제작방식의 시험체보다 약 10%정도 낮은 정적 압축강도를 보였다.

한편, UHPC(Mold) 시험체를 제외하고는 모든 시험체에 대해 10³ /s 수준까지 변형률속도를 증가시켜 실험을 수행하 였다.

Fig. 9에 보이는 바와 같이, 변형률속도 증가에 따른 강도 증가 기울기는 UHPC의 경우가 Plain 콘크리트보다 높음을 유추할 수 있었으며, 200~500 /s 변형률속도 구간에서는 UHPC 의 섬유방향성 및 시험체 제작방식에 따른 차이가 크지 않음 을 확인하였다.

한편, 이러한 고변형율 하의 정적 압축강도 대비 동적증가 계수(Dynamic Increase Factor, DIF)와 관련해서는 ACI-349 및 CEB가 제시한 경험식에 기반한 모델식이 존재하며, 모델 식은 식(4)와 같이 변형률속도(SR)를 변수로 한다.

ACI 349에서는 압축강도 28~42 MPa인 보통강도 콘크리 트의 실제 실험결과로부터 구하여진 경험식으로서, 단순히 변형률속도만을 변수로 하고 있기 때문에, UHPC와 같이 재 료의 강도범주 및 재료 특성이 다를 경우에는적용하기 어렵 다는 문제가 있다.

한편, CEB 모델의 경우에 있어서는 변형률속도 이외에도 정적강도 특성을 동시에 변수로 주어주고 있으며, 변형률속 도 30 /s를 기점으로 Bilinear 공식을 제안하고 있으며, 식 (5~6)와 같다.

여기서, ε . = 30 × 10 - 6 s - 1 , $\gamma$ s = 10 6.156 $lpha$ s - 2.0 , $lpha$ s = 1 / 5 + 9 f cs / 10 이다.

다음 그래프는 각 시험체별 실험결과와 ACI 349 및 CEB 모델식을 비교한 것으로, X축은 변형률속도를, Y축은 DIF 를 나타낸다.

Fig. 11에 보이는 바와 같이, 모든 시험체의 실험결과는 CEB 모델과 유사한 경향을 보였으며, 비록 CEB 모델이 일 반강도 콘크리트를 기반으로 한 경험식임에도 불구하고, UHPC 의 경우에도 유사한 예측결과를 가짐을 확인할 수 있었다.

그러나, 본 연구에서는 일부 한정된 변형률속도구간만을 확인하였으며, 실험데이터가 충분하지 않은 관계로 모델식의 검증에는 추가적인 검토가 필요하다고 판단된다.

2.4.2 초고속 영상촬영 분석 결과

본 연구에 적용된 초고속 영상 카메라의 적용 시 시⋅공 간 분해능은 130,232 fps, 해상도 384×304로서, 100㎲ 시간 에 13개의 이미지를 확보하여 분석을 수행하였다. 또한, 적 용된 해상도의 픽셀 당 실제 크기는 0.06×0.06 mm를 적용 하였다.

Fig. 12 및 Fig. 13은 Plain 콘크리트와 UHPC 시험체의 200~300/s 변형률속도구간에 해당되는 충격파 적용 시 측정 된 시간에 따른 파괴성상을 보여주고 있다. Plain 시험체의 경우는 초기균열 발생 이후 시험체 전체에 걸쳐 완전 취성파 괴의 형태를 보여주었으며, UHPC의 경우에는 국부적인 양 단부 파괴가 시험체 전체로 전달되지는 않음을 확인하였다.

이는 취성재료인 Plain 콘크리트와 달리, UHPC는 매우 높 은 고강도 재료이며, 섬유가 혼입됨에 따라 파괴인성이 높기 때문에 초기균열의 진행이 억제된 때문인 것으로 판단된다.

Fig. 14는 각 시험체별 초고속 영상 촬영 데이터로부터 구 하여진 시간에 따른 발생 변위 계측치로서, Plain 콘크리트 가 UHPC의 경우보다 큰 변위값을 나타내었다. 이는 충격하 중조건 하에서 Plain 콘크리트 시험체가 전체적으로 완전히 파괴되는 반면, UHPC는 국부파괴만 발생하였기 때문에 Plain 시험체의 경우, 보다 큰 변위가 발생하였다고 판단된다. 한 편, UHPC의 경우에는 최대변위 발생 후 일부 변위회복이 발생되었으며, 이는 UHPC 시험체의 파괴부위 외의 영역에 서 일부 탄성회복 거동을 보인 것으로 판단된다.

Fig. 15 및 Fig. 16은 SHPB Test 수행 시 입력봉에 부착 된 스트레인게이지의 측정치와 초고속카메라로 측정된 변위 발생 계측치를 비교한 것이다. 그래프에서 보이는 바와 같이, 계측 변형률을 나타내는 입력봉의 반사파 최대 피크치 발생 이전에 영상분석을 통한 변위발생 최초 피크치가 존재함을 확인하였으며, Plain 시험체는 변위증가 구간 중에, UHPC는 최대변위 발생시점에서 초기균열이 발생함을 확인하였다.

이러한 경향은 시험체에 따라, 시험에 따라 어느정도 변동 성이 존재함을 확인하였으며, 보다 명확한 상관성을 검토하 기 위해 추가적인 연구가 필요하다고 판단되나, 계측 변형률 과 영상측정 변위거동의 상이성은 SHPB Test 자체가 가지 는 계측방식의 한계성이 주요 원인 중 하나라고 판단된다.

즉, SHPB Test의 특성 상, 간접적인 신호분석을 통한 시 험체의 변형률을 계산하는 방식이 콘크리트와 같은 취성재 료에 직접 적용하는 데에는 어느정도 한계가 있기 때문으로 판단된다. 이는 금속과 같이 충분한 인성과 연성을 가진 재 료에 있어서는 충격하중 전달 시 재료 자체의 파괴에 의해 소산되는 에너지가 적기 때문에, 큰 에너지의 손실 없이 입 력봉의 반사파 및 출력봉의 전달파로 에너지가 전달되기 때 문에 시험체의 물성을 간접 파악하는데 무리가 없는 반면, 콘크리트와 같은 취성재료의 경우에는 충격파에 의한 시험 체 파괴시의 소산에너지가 크기 때문에, 입력봉 및 출력봉에 서 계측되는 값과 실제 시험체의 거동에는 차이가 있을 수 있다고 사료되며, 이에 대한 보다 심도 깊은 연구가 후속되 어져야 한다고 판단된다.

Fig. 17 및 Fig. 18은 영상측정 변위와 출력봉의 스트레인 게이지에서 측정된 변형률을 식 (3)에 대입하여 구해진 응력 값을 비교한 그래프로서, 최대응력 발생시점과 영상측정 변 위 초기 피크치가 거의 유사한 시점에서 발생되었음을 확인 할 수 있었다.

즉, 영상측정 변위 계측 결과와 응력 거동의 유사성을 볼 때 SHPB Test의 간접 계측방식에 대한 충분한 검증시험 방 법으로 사용될 수 있음을 확인하였다.

다만, 앞에서 밝힌 바와 같이, 영상측정 방식의 경우, SHPB Test의 매우 짧은 측정시간을 고려할 때, 획득 가능한 초당 프레임 수 및 해상도에 따라 결과값에 영향을 미치기 때문 에, 충분한 시⋅공간 분해능을 적용할 필요성이 있다.

또한, SHPB Test의 콘크리트에의 적용에 있어서 입력봉 반사파로부터 구하게 되는 변형률 계산치의 불분명성은 출 력봉 전달파로부터 구하여지는 응력 계산치에 있어서도 동 일하게 발생될 수 있기 때문에, 이에 대한 향후 추가적인 연 구도 필요하다고 판단된다.