2.1 사용재료

2.1.3 골재

본 연구에서는 슬러리의 충전성능을 개선하고 재료분리 저감을 위하여 국내 J사에서 생산하는 0.5mm 이하의 직경 을 갖는 잔골재를 사용하였다. 또한 결합재 대비 잔골재량은 1:0.5로 설정하였으며, 강섬유 사이사이의 충전을 위하여 굵 은골재는 사용하지 않았다. Fig. 1은 사용 잔골재의 입도분 포를 나타내고 있다.

Fig. 1.

Grading curve of fine aggregate

2.1.5 강섬유

강섬유는 직경 0.5mm, 길이 30mm, 형상비 60을 갖는 일반콘 크리트용 강섬유를 사용하였다. 강섬유의 인장강도는 1,200MPa 이다. 다음의 Fig. 2는 사용한 강섬유의 형상이다.

Fig. 2.

Type of steel fiber (aspect ratio 60)

2.2 배합

미리 포설한 강섬유 내부공간을 충전하기 위한 모르타르 슬러리는 예비배합을 통하여 최적 충전성능을 위하여 물-결 합재비를 0.4로 고정하였으며, 고성능감수제 사용량을 결합 재 중량대비 2.5%로 설정하였다. 또한 재료분리 저감 및 소 요 강도 확보를 위하여 잔골재량은 결합재 중량 대비 0.5, 실 리카 흄은 시멘트 중량의 15%를 치환하여 배합을 진행하였 다. 또한 고성능감수제의 역할을 충분히 발휘하기 위하여 상 하교반식 모르타르 믹서기를 활용하여 건비빔 1분 후, 배합 수를 투입하여 20분의 믹싱시간을 가졌다. Table 4는 사용한 충전슬러리의 배합 특성을 나타내고 있다. 이러한 경우 모르 타르 슬러리의 압축강도는 약 62MPa 수준으로 측정되었다 (^{Kim et al., 2014}).

또한 형상비 60을 갖는 일반 콘크리트용 강섬유를 활용하 여 섬유혼입률 8.0%, 7.5%, 7.0%, 6.5% 및 6.0% 총 5가지 변수를 고려하였으며, 각 변수당 3개의 시험체를 제작하였다.

2.3 실험방법

본 연구에서는 강섬유 혼입률에 따른 슬러리 충전 HPFRCC 의 휨성능 평가를 위하여 ASTM C 1609 Standard Test Method for Flexural Performance of Fiber-Reinforced Concrete (Using Beam With Third-Point Loading)에 의거하여 100×100×400mm 의 각주형 시험체를 제작하여 휨실험을 수행하였다. Fig. 3과 같이 200톤급 만능재료시험기(UTM)로 4점 가력을 하였다. 또한 시험체 중앙부 변위계(LVDT) 2개를 장착한 거치대 (Japanese Yoke)를 활용하여 중앙부의 처짐 변위를 측정하 였다. 하중 가력은 1mm/min의 속도로 변위제어 방식으로 가하였다.

휨성능 평가를 위하여 ASTM C 1609의 식 (1)과 같이 휨 강도를 산정하였다.

Fig. 3.

Bending test with third-point loading

여기서, P 는 실험에서 측정된 최대 하중, L 은 지간거리 (300mm), b는 시험체의 너비(100mm), d는 시험체의 높이 (100mm)이다. 섬유혼입률에 따른 에너지 흡수능력을 평가 하기 위하여 ASTM C 1609에서 제시하는 휨인성(flexural toughness) 을 계산하였다. 하지만 본 연구에서 고려한 SIFCON 형태의 슬러리 충전 HPFRCC의 휨거동 특성상 ASTM C 1609에서 제시하는 하중-처짐 곡선에서의 지간거리 L의 1/150까지의 면적으로 정의되는 것에 적합하지 않으므로 섬유혼입률에 따른 에너지 흡수능력을 상대적으로 비교하기 위하여 하중- 처짐 곡선에서 처짐 15mm까지의 면적으로 대체하여 휨인성 특성을 분석하였다.

3.1 휨거동 특성

Fig. 4는 섬유혼입률에 따른 각 시험체의 하중-처짐 곡선 을 비교하고 있다. 섬유혼입률에 따른 슬러리 충전 HPFRCC 는 초기균열 발생 이후 하중이 지속적으로 증가한 후 최대하 중에 도달하는 경향을 나타내었다. 또한 모든 변수의 최대하 중은 섬유혼입율에 상관없이 처짐이 약 3mm 전·후일 때 발생 하였다. 이는 높은 섬유혼입률에 따른 섬유의 가교(bridging) 작용을 통하여 초기균열발생 이후에도 충분한 에너지를 흡수 하여 시멘트 복합체가 충격 등의 하중에 저항할 수 있도록 역학적 성질이 개선된 것을 의미한다. 또한 슬러리 매트릭스 의 높은 강도로 인하여 강섬유와의 부착강도를 증진시켜 섬 유의 뽑힘 현상과 함께 파괴면에서 섬유가 파단되는 파괴양 상도 함께 나타내었다.

Fig. 4.

Load-mid span deflection curves with respect to fiber volume fraction

다음의 Fig. 5 ~ Fig. 9는 각각의 섬유혼입률에 따른 하중- 처짐 곡선을 보여주고 있다. 섬유혼입률 8.0% 변수의 실험 결과, 최대 하중 162.3kN(휨강도 48.6MPa) 수준으로 매우 우수한 휨저항 성능을 갖는 것으로 분석되었다. 또한 최대강 도에 도달한 이후 잔류강도가 지속되는 특징을 보여주었다. 이와 같은 결과는 예상하지 못한 폭발 및 충돌 등에 대한 극 한하중 작용 시, 추가적인 잔류강도 확보를 통하여 구조물의 취성파괴에 대한 붕괴를 방지할 수 있을 것으로 판단된다.Fig. 6, 7, 8

Fig. 5.

Load-mid span deflection curve with 8.0% fiber volume fraction

Fig. 6.

Load-mid span deflection curve with 7.5% fiber volume fraction

Fig. 7.

Load-mid span deflection curve with 7.0% fiber volume fraction

Fig. 8.

Load-mid span deflection curve with 6.5% fiber volume fraction

Fig. 9.

Load-mid span deflection curve with 6.0% fiber volume fraction

섬유혼입률 7.5% 및 7.0% 변수의 실험결과, 섬유혼입률 8.0%의 약 88% 및 61% 수준인 최대하중 143.4kN, 101.9kN 을 나타내었다. 섬유혼입률 감소에 따른 최대하중은 비례적 으로 감소하는 것을 알 수 있었다. 이에 따라 시험체 내부의 섬유의 밀집도에 따라 고혼입률 강섬유시멘트 복합체의 휨 강도가 비교적 민감하게 감소하는 것을 알 수 있다. 또한 섬 유혼입률 8.0% 및 7.5% 변수의 일정 처짐 이후의 잔류강도 는 비슷한 수준으로 분석되었다. 이는 일정 이상의 섬유혼입 률 파괴단면에서는 섬유밀도의 차이가 미미하여 잔류강도에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단된다.

섬유혼입률 6.5% 및 6.0% 변수의 실험결과, 섬유혼입률 8.0%의 약 50% 및 46% 수준의 최대하중 값을 나타내었다. 섬유혼입률 6.5% 및 6.0%의 경우, 섬유혼입률 0.5% 차이에 따른 최대하중의 차이는 없었지만, 섬유혼입률 6.5% 변수가 섬유혼입률 6.0% 변수에 비하여 최대하중 이후의 잔류강도 측면에서 우수한 것으로 분석되었다.

Fig. 10은 슬러리 충전 HPFRCC 시험체의 최종 실험종료 시의 사진이며, 현재의 상태에 이르기까지에도 급작스런 파 괴가 발생하지 않고 지속적인 하중저항성을 나타내어 매우 우수한 변형성능을 관찰할 수 있다.

Fig. 10.

High ductile behavior in bending test

섬유혼입률에 따른 휨실험 결과, 일반적으로 섬유혼입률은 휨강도의 변화보다는 파괴 이후의 휨인성에 미치는 영향이 크다. 반면 본 연구에서 사용한 지름 0.5mm, 길이 30mm의 강섬유를 활용할 경우 Fig. 4에서 보는 바와 같이 전체적으 로 하중-처짐 곡선들의 형상은 유사하지만 대신 휨강도에 많 은 영향을 미치는 것을 알 수 있다. 이는 섬유의 길이가 다 소 짧고 섬유혼입률이 높아 상대적으로 많은 개수의 섬유가 포함되고 또한 매트릭스의 강도가 높으므로 강섬유와 매트 릭스가 혼합된 복합체가 동질적(homogeneous) 거동을 나타 내기 때문으로 판단된다. 따라서 이러한 거동 특성에 대하여 섬유의 지름 및 길이 등의 변화에 따른 분석도 반드시 필요 할 것으로 판단된다.

3.2 휨강도 및 휨인성

Fig. 11은 섬유혼입률에 따른 휨강도 실험결과를 비교하고 있다. 섬유혼입률 8.0% 변수의 경우, 최대 휨강도가 50MPa 의 높은 수준의 휨강도 값을 나타내고 있다. 이는 압축강도 의 약 70% 이상에 해당하는 강도 수준으로 일반 섬유보강콘 크리트와는 달리 휨에 대한 저항성이 매우 우수하다는 것을 알 수 있다(^{Kim et al., 2014}). 섬유혼입률 7.5% 변수의 최 대 휨강도는 섬유혼입률 8.0% 최대 휨강도의 약 75% 수준 의 휨강도 값을 나타내었다. 섬유혼입률이 감소함에 따라 최 대 휨강도가 비례적으로 감소하는 경향을 보였다. Table 5는 섬유혼입률 변수별 최대 휨강도와 휨인성 산정결과를 자세 히 나타내고 있다.

Fig. 11.

Test results of flexural strength according to fiber volume fraction

본 연구에서는 ASTM C 1609를 활용하여 휨인성 특성을 분석하고자 하였으나, ASTM C 1609에서 제시하는 하중-처 짐 곡선에서 지간거리 1/150까지의 면적으로 정의되는 휨인 성은 측정된 처짐량이 이를 훨씬 초과하는 수준이므로 처짐 15mm(지간거리/20) 까지의 면적으로 섬유혼입률에 따른 휨 인성을 상대적으로 비교하였다. Fig. 12는 섬유혼입률에 따 른 휨인성을 나타내고 있다. 처짐 15mm까지의 휨인성 비교 결과, 섬유혼입률 6.0% 변수의 경우 약 381N·m을 나타낸 반면, 섬유혼입률 8.0% 변수는 섬유혼입률 6.0% 변수 파괴 에너지의 약 2.5배 향상된 965N·m의 상당히 큰 에너지 흡수 능력을 발휘하는 것을 알 수 있었다. 섬유혼입률에 따른 휨 인성 실험결과, 휨강도 실험결과와 마찬가지로 섬유혼입률 증가에 따른 휨인성 역시 증가하는 경향을 나타내었다.

Fig. 12.

Test results of flexural toughness according to fiber volume fraction

상기 휨강도 및 휨인성 분석결과, 실험적 연구를 통하여 얻어진 거동 특성은 일반적으로 섬유의 혼입률이 초기균열 또는 최대하중 이후의 파괴인성에 많은 영향을 미치는 경향 과는 다소 다른 것으로, 본 연구에서 고려되는 시멘트 복합 체의 높은 섬유혼입률과 매트릭스 강도의 복합작용에 의하 여 섬유혼입률에 따른 파괴인성의 증대뿐만 아니라 휨강도 에도 많은 영향을 미친 것으로 분석된다. 따라서 요구되는 충격 또는 폭발 하중 등에 대한 저항성을 증대시키기 위한 성능을 만족시키기 위해서는 휨강도 및 휨인성의 증대를 위 하여 섬유혼입률을 시공 가능한 최고의 수준으로 유지하는 것이 유리할 것으로 판단된다. 단 이는 본 연구에서와 같이 섬유의 지름이 0.5mm이고 길이가 30mm인 비교적 크기가 작은 섬유의 경우에 국한되는 것으로 판단되며 그 외 다른 크기 및 형상비의 섬유를 사용한 경우에 대하여는 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.