2.1. 실험 계획

Table 1에 섬유보강 시멘트 복합체의 시험 수준을 나타 내 었다. 본 연구에서는 저자들의 기존 연구(^{Kim H. & Kim G. et al., 2015})를 참고하여, 길이 30 mm의 후크형 강섬유와 폴리아 미드 섬유를 사용하여, 섬유보강 시멘트 복합체를 제작하였 으며, 섬유 혼입률은 1.0 및 2.0 vol.%로 설정했다. 매트릭스의 경우 섬유와 매트릭스의 부착 및 인발 특성에 대하여 효과적 으로 분석하기 위하여 굵은 골재를 사용하지 않은 섬유보강 시멘트 복합체로 하였다.

Table 2에 사용재료의 물리적 성질을 나타내었다. 시멘트 는 보통 1종 포틀랜드 시멘트를 사용하였고 혼화재로 플라이 애쉬를 사용하였다. 잔골재는 밀도 2.64 g/cm³, 흡수율 0.38의 7호 규사를 사용하였다. 또한, 섬유보강에 의한 슬럼프 저하 를 고려하여 폴리카르본산계 고성능 감수제와 증점제를 사용 하였다. 후크형 강섬유는 길이 30 mm, 직경 0.5 mm, 형상비 60, 인장강도 1,140 MPa이고, 섬유의 양 끝단에 후크형의 굴 곡이 있는 것을 사용하였다. 폴리아미드 섬유는 길이 30 mm, 직경 0.5 mm, 형상비 60, 인장강도 597 MPa이다. Picture 1에 사용섬유의 형상을 나타내었다. 섬유보강 시멘트 복합체의 배합은 Table 3에 나타낸 바와 같이 ^{Nam J. & Kim G. et al(2016)} 의 연구에서 사용한 배합을 참고하였으며, W/B는 0.4로 설정 하였다.

2.2. 시험체 제작

섬유보강 시멘트 복합체의 비빔은 먼저 결합재와 규사를 건비빔 한 후 물과 혼화제(감수제, AE제)를 투입하여 모르타 르 베이스로 제작하였다. 그 후 섬유가 고르게 분산되도록 섬 유를 투입하여, 소정의 유동성을 만족하도록 충분한 비빔을 실시하였다. 비빔 된 섬유보강 시멘트 복합체는 몰드에 타설 하고 항온·항습실에서 1일 간 양생되었으며, 1일 후 모든 시험 체는 탈형되어 28일간 표준수준양생을 실시하였다.

압축강도 시험용 시험체는 KS F 2403 ^｢콘크리트의 강도 시 험용 공시체 제작 방법_｣에 준하여 지름 10⁰ mm, 높이 200 mm의 원주형 시험체를 제작하였다. 인장강도 시험용 시험체 는 Fig. 1(a)에 나타낸 바와 같이 길이 400 mm, 너비 10⁰ mm, 두께 25 mm이고, 중앙 단면이 25×50 mm로 좁아지는 도그- 본 형태이다. 시험체의 단면이 좁아지는 목 부분에 균열이 발 생하는 것을 제어하기 위하여 2개의 와이어 메쉬를 보강하여 하였다.

시험체는 각 시험 수준에 대하여 15개를 제작하였으며, 변 형 속도에 따라 3~5개의 시험체에 대하여 시험을 수행하였다.

2.3. 실험 방법

정적압축강도 시험은 KS F 2438 ^｢콘크리트 원주 공시체의 정탄성 계수 및 포아송비 시험 방법_｣에 준하여 실시하였으며, 시험체의 변형은 시험체 좌우에 부착형 게이지(PL-60)을 부 착하여 측정하였다. 직접인장시험은 Fig. 1(b)에 나타낸 250 kN 용량의 직접인장 시험 장치를 사용하였으며, 시험체의 변위 는 시험체 좌우에 LVDT 변위계를 설치하여 측정하였다. 재 하 속도는 1 mm/min의 속도로 설정하였다.

본 연구에서는 변형 속도에 따른 압축 및 인장특성을 평가 하기 위하여 정적 시험에서 사용하는 시험체와 같은 크기의 시험체를 사용할 수 있도록 유압식 급속 재하 시험 장치를 개 발하였다. Fig. 2 에 본 연구에서 개발한 유압식 급속 재하 시 험 장치를 나타내었다. Fig. 2(a)에 평균 변형 속도 10^-1~10⁰/s, 재하 속도 0.1 m/s, 최대 하중 5,000 kN급 재하 시험 장치를 나 타내었다. 이 시험 장치는 유압유를 고압 탱크에 채운 후, 어 큐뮬레이터에 의해 급속으로 배출시켜 재하되는 원리이다. 기본적으로 일축압축하중이 재하되는 방식이기 때문에 직접 인장 시험의 경우 시험체에 가하는 하중을 인장 하중의 형태 로 바꿀 수 있는 별도의 지그를 시험 장치에 설치하였다. 압축 하중은 지그를 통해 시험체에 인장하중으로 재하되고, 시험 체의 인장 응력은 인장 지그에 설치된 500 kN 용량의 로드셀 에서 측정하였으며, 인장 변형은 시험체에 변위 게이지 (LVDT)를 설치하여 측정하였다. 응력과 변형 데이터는 고속 데이터 로거를 사용하여 수집하였으며, 변형 속도 10^-1/s 범위 의 시험에서는 10,000 Hz, 변형속도 10⁰~10¹/s 범위에서는 30,000 Hz의 샘플링 속도로 데이터를 수집하였다.

Fig. 2(b)의 시험 장치는 Fig. 2(a)의 시험 장치와 같은 원리 이며, 평균 변형 속도는 10⁰~10¹/s, 재하 속도 5 m/s, 최대 하중 3,000 kN급의 급속 재하 시험 장치이다. 직접인장시험은 Fig. 2(a) 에서 사용된 인장 지그를 사용하여 측정하였다.

시험에 의해 얻어진 응력-변형 곡선의 최대 응력 점을 압축 강도와 인장강도로 하였으며, 변형 속도 10^-1/s, 및 10^0~1/s에서 측정된 압축강도와 인장강도를 정적변형속도(10^-6~10^-5/s)에 서의 강도 값으로 나누어 DIF를 계산하였다. 본 연구에서 계 산된 압축강도 DIF은 CEB-FIP model code 2010 및 ACI-349 의 제안식과 비교하였으며, 인장강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010의 제안식과 비교하였다. 식 (1) 및 (2)에 CEB- FIP model code 2010, 식 (3)에 ACI-349의 DIF 산출식을 나타내 었다.

여기서, f_{c, imp}는 변형 속도 ε_c에서의 압축강도(MPa), f_c는 정적 변형속도 ε_c0에서의 압축강도(MPa), ε_c는 시험에 의한 변형속도(/s), ε_c0는 정적하중조건에서의 변형속도 (30∙10^-6/s) 이다.

여기서, f_{t, imp}는 변형 속도 ε_t에서의 인장강도(MPa), f_t는 정적변형속도 ε_t0에서의 인장강도(MPa), ε_t는 시험에 의한 변 형속도(/s), ε_t0는 정적하중조건에서의 변형속도 (11∙10^-6/s) 이다.

여기서, SR은 변형 속도(strain rate)이다.

3.1. 변형속도

본 연구에서는 압축 및 인장응력은 시험 장치에 부착되어 있는 로드셀(Load cell)에서 측정하였으며, 압축 변형은 부착 형 게이지(PL-60), 인장 변형은 시험체에 부착되어 있는 LVDT에서 측정된 변형(ΔL)과 게이지 거리(L)에 의해 변형 (ε)을 구하였다. 변형 속도는 각각의 시험에서 얻어진 시간-변 형의 곡선의 기울기에 의해서 계산되었으며, 본 연구의 범위 에서 측정된 변형 속도는 정적 하중 조건의 경우 1.0×10^-6 ~1.0×10^-5/s, 급속 재하 시험에 의한 변형 속도는 압축의 경우 1.0×10^-1~10⁰/s, 인장의 경우 1.0×10⁰~10¹/s의 범위로 측정되 었다.

3.2. 압축응력-변형 곡선 및 파괴성상

Fig. 3에 변형 속도(10^-5, 10^-1, 10⁰/s)에 따른 후크형 강섬유 및 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 압축응력-변형 곡 선과 시험체의 파괴 성상을 나타내었다. 압축-응력변형 곡선 및 시험체의 파괴 성상은 3~5개 시험체의 시험에 의해 얻어진 결과의 대푯값을 제시하였다. 모든 시험체는 섬유 종류 및 혼 입률에 관계없이 변형 속도가 증가함에 따라 압축강도 및 최 대 응력 점에서의 변형은 증가하는 경향으로 나타났다.

변형 속도 10^-1/s의 응력-변형 곡선은 정적하중조건(변형속 도 10^-5/s)에서의 응력-변형 곡선과 유사하게 나타났으나, 최 대 응력과 최대 응력 점의 변형은 향상되었다. 반면, 변형 속 도 10⁰/s의 경우, 재하 초기의 응력-변형 곡선이 변형 속도 10^-5/s, 10^-1/s에 비해 급격하게 증가하였으며, 최대 응력과 최 대 응력 점에서의 변형도 크게 증가하였다.

정적하중조건에서의 시험체는 최대하중 이후 시험체 파괴 에 의해 응력이 감소하는 시점에서 시험 장치의 재하가 중단 되기 때문에 시험체 표면의 균열이 발생하였으나, 파편의 박 리는 발생하지 않았다. 반면, 변형 속도 10^-1/s, 10⁰/s의 경우에 서는 압축응력을 받은 시험체의 중앙부가 재하 하중 방향과 수직 방향으로 인장 변형되어 파괴되는 현상이 관찰되었으 나, 시험체 내부 섬유의 구속에 의해 파편이 박리되는 것은 억 제되었다.

3.3. 인장응력-변형 곡선 및 파괴성상

Fig. 4에 변형 속도에 따른 인장응력-변형 곡선과 시험체의 파괴 성상(균열 성상)을 나타내었다. 인장-응력변형 곡선도 3~5개 시험체의 시험에 의해 얻어진 결과의 대푯값을 제시하 였으며, 시험체의 파괴 성상은 균열 성상이 뚜렷하게 관찰된 시험체를 나타내었다. 정적하중조건(변형 속도 10^-6/s)에서 섬 유 종류 및 혼입률에 관계없이 초기균열강도는 약 2 MPa로 나타났다. 일반적으로 보통 콘크리트의 인장강도는 압축강도 의 1/9~1/13정도로 알려져 있으나, 본 연구에서 측정된 초기 균열 강도의 경우 압축강도 (58~60 MPa)에 비해 낮게 측정되 었다. 이는, 본 연구에서 제작된 섬유보강 시멘트 복합체는 굵 은 골재를 사용하지 않는 모르타르 베이스의 매트릭스이며, 잔골재의 경우도 일반 5 mm 이하의 강사 또는 해사가 아닌 7 호 규사를 사용하였기 때문에 매트릭스 자체의 인장강도가 보통 콘크리트에 비해 낮게 측정된 것으로 판단된다. 또한, 초 기 균열강도의 경우 매트릭스의 강도에 크게 영향을 받기 때 문에 2 MPa 정도로 낮게 나타난 것으로 판단된다.

한편, 섬유 혼입률이 증가할수록 정적인장강도는 향상되었 으며, 동일 혼입률 조건에서 후크형 강섬유보강 시멘트 복합 체의 인장강도는 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체에 비해 큰 것으로 나타났다.

후크형 강섬유보강 시멘트 복합체는 매트릭스 내부 섬유의 가교작용에 의한 응력의 분산과 균열 제어에 의해 인장강도 가 향상되고, 초기 균열이 발생한 후에는 섬유와 매트릭스의 부착력(브릿징 효과)에 의해 변형 경화 거동이 나타났다. 또 한, 최대 인장 응력 이후의 변형 연화 구간에서는 섬유가 매트 릭스로부터 인발되면서 응력의 저하가 서서히 발생하며, 최 종 파괴 단면에서 섬유 양단의 굴곡이 펴지는 파괴 성상이 관 찰되었다. 한편, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체에서는 다 중 균열은 관찰되지 않았으며, 단일 균열에 의해 파괴되는 것 으로 나타났다.

변형 속도 10⁰/s에서, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체는 변형 속도가 증가함에 따라 섬유와 매트릭스의 부착력이 증 가하기 때문에 정적하중 조건에 비하여 인장강도는 향상되었 으나, 섬유의 인발이 감소하기 때문에 변형 능력은 감소하는 경향이 나타났다.

변형 속도 101/s에서는 변형 속도의 증가에 의해 섬유와 매 트릭스의 부착력이 증가하기 때문에 인장강도와 변형 능력이 크게 향상되었으며, 최대 응력까지 변형 경화 거동이 뚜렷하 게 나타났다. 그러나, 최대 응력 이후의 변형 연화 구간에 있 어서 변형 속도 10^-6/s 및 10⁰/s와 달리 응력의 저하가 급격하게 나타났다. 변형 속도 10^-6/s 및 10⁰/s의 경우 변형 연화 구간에 서 섬유가 매트릭스로부터 인발되면서 응력의 저하가 서서히 발생하였으나, 변형 속도 101/s에서는 변형 속도가 증가함에 따라 섬유와 매트릭스의 부착력이 증가하기 때문에 인장강도 는 향상되지만, 최대 인장 응력 이후의 변형 연화 구간에서 섬 유가 매트릭스로부터 인발되지 않고 매트릭스가 파괴되거나, 섬유가 인발되는 속도가 하중 속도에 의해 빨라지기 때문에 응력의 저하가 급격하게 발생하는 것으로 사료된다.

한편, 변형 속도 10⁰/s 및 101/s에서 파괴 균열은 주로 단일 균열로 나타났으며, 섬유와 매트릭스의 부착력 증가에 의해 일부 시험체에서 2개 이상의 복수 균열이 관찰되었다.

폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 섬유 혼입률 1.0vol.%에서 초기 균열 이후 섬유의 연신율에 의해 응력이 감소하였으며, 섬유와 매트릭스의 부착에 의해 응력이 재상 승하는 변형 경화 거동이 나타났다. 섬유 혼입률 2.0vol.%에 서는 변형 경화 거동이 뚜렷하게 나타났으며, 후크형 강섬유 보강 시멘트 복합체에 비해 인장강도는 작지만 최대 인장 응 력까지의 변형 능력이 큰 것으로 나타났다. 한편, 변형 경화와 변형 연화 구간에서 폴리아미드 섬유는 다발형 섬유가 매트 릭스와 부착되어 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고, 끊 어지는 파괴 거동이 나타났으며, 이 과정에서 응력의 저하와 상승이 반복적으로 나타났다.

폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 섬유 혼입률 1.0vol.%에서는 2개 이상의 복수 균열이 발생하였으며, 섬유 혼입률 2.0vol.%에서는 다수의 균열이 발생하는 다중 균열이 관찰되었다. 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 후 크형 강섬유에 비해 섬유의 혼입 개체수가 많아 응력의 분산 효과가 크고, 다발형 섬유와 매트릭스의 높은 부착력에 의해 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고 끊어지는 파괴 특성이 있기 때문에 섬유가 하중에 대하여 저항하는 과정(변형경화 및 연화)에서 섬유가 끊어지기 전에 매트릭스의 취약 부위로 균열이 유도되어 다중 균열이 발생하는 것으로 판단된다.

변형 속도 10⁰/s에서는 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체 와 같이 10^-6/s에서의 응력-변형 곡선과 유사한 경향으로 나타 났으며, 인장 강도와 변형 능력은 유사한 경향이 나타났다.

변형 속도 101/s에서는 인장강도는 크게 향상되었으나, 변 형 능력은 감소하는 경향이 나타났다. 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 변형 속도 10⁰/s 범위까지 변형 경화와 연화 구간에서의 변형 능력이 큰 것으로 나타났으나, 변형 속 도가 101/s로 증가함에 따라 변형 능력이 감소하는 경향이 나 타났다.

폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 변형 속도가 증가할수록 섬유와 매트릭스의 부착력이 증가하고, 폴리아미 드 섬유의 특성상 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않기 때 문에 다수의 균열이 유도되는 것으로 판단된다.

3.4. 압축 및 인장강도증가계수

Fig. 5에 변형 속도에 따른 압축강도와 압축강도 DIF를 나 타내었다. 섬유종류 및 혼입률에 관계없이 변형속도가 증가 할수록 압축강도는 향상되었으며, 압축강도 DIF의 경우 섬유 종류 및 혼입률에 관계없이 유사한 경향으로 나타났다. 또한, 본 연구에서 평가된 압축강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010에 비해서는 높은 경향을 보였으며, ACI-349와 유사한 경향을 나타내었다.

변형 속도의 증가에 따른 섬유보강 시멘트 복합체의 압축 강도는 보강 섬유의 종류 및 혼입률에 큰 영향이 없는 것으로 나타났으며, 변형 속도의 증가에 의존하는 것으로 확인되었 다. 그러나, 매트릭스 내부 섬유의 가교작용에 의해 압축 하중 에 의한 취성 파괴는 억제되는 것으로 판단된다.

Fig. 6에 변형 속도에 따른 인장강도 및 DIF를 나타내었다. 변형 속도가 증가함에 따라 인장강도가 증가하였으며, 인장 강도의 증가율은 압축강도의 증가율에 비해 큰 것으로 나타 났다. 본 연구에서 평가 된 인장강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010의 값보다 상회하는 경향으로 나타났다.

Fig. 7에 변형 속도에 따른 후크형 강섬유와 폴리아미드 섬 유보강 시멘트 복합체의 인장강도 DIF의 최대, 최소 및 평균 값을 나타내었으며, Fig. 8에 섬유 종류에 따른 DIF의 영향에 대하여 비교하였다. 인장강도 DIF는 변형 속도 10⁰/s에서는 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체와 폴리아미드 섬유보강 시 멘트 복합체가 유사하였지만, 변형 속도 101/s에서는 폴리아 미드 섬유보강 시멘트 복합체가 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체 보다 큰 것으로 나타났다.

후크형 강섬유보강 시멘트 복합체의 인장 파괴는 섬유와 매트릭스의 부착력과 섬유의 인발 거동이 주요 요인으로 작 용한다. 반면, 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 섬 유가 매트릭스로부터 인발되지 않고, 섬유가 끊어지기 때문 에 섬유의 인장강도에 큰 영향을 받는 것으로 판단된다.

후크형 강섬유보강 시멘트 복합체의 경우 변형 속도가 증 가함에 따라 섬유와 매트릭스의 부착력이 증가하기 때문에 인장강도가 향상되지만, 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체 는 섬유와 매트릭스의 부착력과 함께 섬유 자체의 인장강도 의 향상이 섬유보강 시멘트 복합체의 인장강도 향상에 큰 영 향을 미치는 것으로 사료된다. 이러한 결과로부터 변형 속도 에 대한 민감도의 영향은 폴리아미드 섬유의 인장강도가 후 크형 강섬유의 부착력 보다 크기 때문에 폴리아미드 섬유보 강 시멘트 복합체의 인장강도 DIF가 후크형 강섬유보강 시멘 트 복합체 보다 큰 것으로 사료된다.