2.1 사용재료 및 시험체 제작 방법

본 실험에는 1종 보통 포틀랜드 시멘트 및 입경 0.5 mm 이 하의 잔골재, 98%의 SiO2를 포함한 충전재, 노르웨이산 실리 카퓸, 분말도가 약 6000 cm ² /g인 고로슬래그 미분말, 국내산 플라이 애시(Class F), 1.06 g/cm 3의 밀도를 가진 폴리칼볼산 계 고성능 감수제 등을 사용하였다. 결합재로 사용된 재료들 의 물리⋅화학적 성분은 Table 1과 같다.

압축강도에 따른 HPFRCC의 동적충격 인장강도 특성을 파 악하기 위해 압축강도 100 MPa 및 140 MPa, 180 MPa 수준을 발현할 수 있도록 물-결합재비를 변화시키고, 사용되는 충전 재와 모래를 변경시켜 제조하였다. 먼저 180 MPa 배합에서 는 물-결합재비(W/B)를 20%로 하고 사용된 재료중 모래는 호주산 규사(SiO2 98%)와 평균입경 4 ㎛인 충전재를 사용하 였다. 140 MPa는 물-결합재비(W/B)를 25%로 증가시키고 국 내산 규사(SiO2 90%), 평균입경 14 ㎛인 충전재를 사용하여 압축강도를 낮추었다. 마찬가지로 100 MPa에서도 물-결합재 비(W/B)를 30%로 증가시키고 140 MPa에서 사용한 모래와 충전재를 동일하게 사용하였다. 140 MPa에서는 고로슬래그 미분말의 분말도가 100 MPa 배합에 사용된 플라이 애시의 분 말도보다 높기 때문에 상대적으로 더 큰 필러효과를 나타내 며, 물결합재비 감소에 따른 영향과 더불어 강도 증진을 얻고 자 배합하였다. 또한 HPFRCC의 인성을 향상시키기 위하여 사용되는 강섬유는 HPFRCC 전체 부피의 2%에 해당하는 직 선형 강섬유(Straight steel fiber)를 압축강도 종류별로 동일하 게 혼입하여 압축강도에 따른 HPFRCC 시험체의 동적충격 인장강도 특성을 파악하고자 하였다. 강섬유의 물리적 성질 은 Table 2와 같으며, 시험체 제작에 사용된 배합표는 Table 3 에 나타내었다.

HPFRCC를 배합하기 위해 120리터 용량을 지니고 100 rpm 의 속도를 발휘할 수 있는 팬타입의 실험실 믹서를 사용하였 다. 배합된 HPFRCC는 자기충전(self-leveling)이 될 정도의 유동성을 나타내기 때문에 별도의 다짐작업 없이 시험체를 제작하였다. HPFRCC는 다양한 분체 재료를 다량으로 사용 하기 때문에 타설 직후부터의 양생방법이 HPFRCC의 강도 및 내구성에 많은 영향을 미친다(^{Park & Han, 2015}). 이에 제 작된 시험체는 먼저 온도 20℃, 상대습도 65%가 되는 조건에 서 1일간 습윤양생을 실시한 후 탈형을 실시하였고, 이후 온 도 90±2℃에서 고온증기양생을 72시간 동안 실시한 뒤 시험 평가를 실시하였다.

2.2 실험방법

2.2.1 유동성 및 압축강도 실험

굳지 않은 HPFRCC의 유동성을 평가하기 위하여 플로 테 이블 실험(flow table test)을 KS L 5105에 따라 수행하였으며 제시된 시험기구를 이용하여 테이블 플로 값을 측정하였다. 압축강도(KS F 2405)는 φ 100ⅹ200 mm인 원주형 공시체를 변수별로 제작하고 최대용량 3,000 kN의 UTM (Universal Testing Machine)을 이용하여 Fig. 1과 같이 측정하였다. 또한 120° 간격으로 총 3개의 LVDTs를 설치하여 하중재하에 따른 변위를 측정하였고 이를 토대로 HPFRCC의 탄성계수를 KS F 2438에서 제시한 식으로 계산하였다.

Fig. 1

Test method for compressive strength

2.2.2 정적 인장강도 실험

정적 인장강도 측정을 위해 Fig. 2와 같이 Dog-Bone 형태의 시험체를 제작하였으며 3,000 kN 용량의 UTM을 이용하여 1 mm/min의 재하속도에서 인장강도를 측정하였다. 정적 인장 시험 장치의 구성을 Fig. 3에 나타내었으며, 시험체에 가해지 는 인장하중은 UTM 상단의 로드셀을 이용하여 측정하였다. 인장변위 측정구간(Gage length)은 50 mm로 하였으며, 양 쪽 에 LVDT를 설치하여 변형률을 측정하였다. 인장변위 측정구 간 이외의 범위에는 균열과 파단을 방지하기 위해 와이어메 시(Wire-mesh)가 보강되었다.

Fig. 2

Specimen for tensile test

Fig. 3

Test method for static tensile strength

2.2.3 동적충격 인장강도 실험

동적충격 인장강도 실험은 Improved Strain Energy Frame Impact Machine(I-SEFIM)을 이용하였으며, 이때의 시험체는 Fig. 2에 나타낸 인장시험체의 절단면을 기준으로 아랫부분 을 사용하였다. I-SEFIM은 Fig. 4와 같이 펌프의 압력에 의해 발생되는 탄성 변형 에너지가 커플러에 축적되었다가 순간적 인 파단이 발생하며 에너지 프레임을 통해 순간적으로 하중 을 전달하게 되는 동적충격 인장물성 평가시스템이다(^{Park et al., 2016}). 시험체에 전달되는 응력은 트랜스미터 바의 양 쪽에 부착된 스트레인 게이지를 통해 측정되며, 변형률 및 변 형률 속도(Strain rate)는 초고속 카메라의 영상촬영과 이미지 분석에 의해 측정된다. 변형률 속도는 펌프의 압력과 커플러 의 두께 및 형상, 에너지 프레임의 재질에 따라 최대 150/s까 지 조절이 가능하다. 동적인장실험에 의해 측정된 HPFRCC 시험체의 변형률 속도 값은 식 (1)에 의해 계산되며, 초고속 카메라에 의해 촬영된 영상(Fig. 5)에서 인장변위 측정구간의 양 끝점을 Point 1과 Point 2로 설정하고 목표지점에서 발생하 는 속도의 차를 인장변위 측정구간으로 나눈 값이다(^{Kim et al., 2014}). 이때의 인장변위 측정구간은 정적 인장강도 실험 과 마찬가지로 50 mm이다.

Fig. 4

Test method for dynamic tensile strength

Fig. 5

Target points for image analysis

(1)

F S t r a i n   r a t e   ( / s ) = V 2 − V 1 G a g e   l e n g t h

실험에 의해 구해지는 동적 데이터(변형률, 변형률 속도, 최대 인장강도, 에너지 흡수능력 등)는 재료의 특성에 따라 다 르며 변형률 속도 효과를 보다 효과적으로 나타내기 위해 동 적증가계수(Dynamic Increase Factor)로써 비교된다(^{Kim et al., 2009}). 동적증가계수는 식 (2)에 나타낸 것과 같이 정적 물 성에 대한 동적 물성의 증가분으로 표현되며 인장강도에 대 한 동적증가계수는 동적인장강도를 정적인장강도로 나눈 값 이다.

(2)

D y n a m i c   I n c r e a s e   F a c t o r ( D I F ) D y n a m i c   p r o p e r t i e s S t a t i c   p r o p e r t i e s

3.1 유동성 및 압축강도 특성

각 배합별 유동성 시험결과는 Table 3에 나타내었다. HPFRCC 의 압축강도 수준이 높을수록 배합에서의 물-결합재비가 낮기 때문에 HPF 180에서 약 220 mm의 가장 낮은 테이블 플로가 측 정되었다. 압축강도 및 탄성계수 측정을 통한 평균값을 활용하 여 압축응력-변형률 관계 거동을 Fig. 6에 나타내었다. HPF 100 의 압축강도 및 탄성계수는 112 MPa, 35.9 GPa, HPF 140은 150 MPa, 43.6 GPa, HPF 180은 202 MPa, 47.1 GPa를 각각 나 타내었고 HPFRCC의 압축강도가 높아짐에 따라 탄성계수도 높아지는 경향을 나타내었다.

Fig. 6

Compressive stress-strain relationship of HPFRCC

3.2 정적 인장강도

정적인장실험 결과의 평균값을 활용하여 Fig. 7에 인장응 력-변형률의 관계를 나타내었다. 정적 상태(변형률 속도 : 0.000333/s)에서의 인장강도는 HPF 100, 140, 180가 각각 평 균 10.7, 11.5, 16.5 MPa로 나타났으며, 압축강도 수준이 높을 수록 인장강도도 높게 측정되었다. 응력-변형률 곡선의 면적 으로 계산되는 에너지 흡수능력(Toughness)은 HPF 180이 가 장 우수하였으며, HPF 140과 HPF 100은 서로 큰 차이를 보이 지 않았다. 압축강도의 경우 상대적으로 비례적인 모습을 보 인 반면 인장강도는 큰 차이를 보이지 않았는데 이는 시험체 의 규격과 인장강도를 지배하는 강섬유의 배열에 영향을 받 은 것으로 판단된다.

Fig. 7

Static tensile stress-strain relationship of HPFRCC

3.3 동적충격 인장강도

압축강도 수준에 따른 HPFRCC 동적충격 인장강도 실험 결 과를 Table 4에 나타내었다. HPF 100의 인장강도는 최소 16.9 MPa에서 최대 38.5 MPa까지 측정되었으며, HPF 140은 23.2~40 MPa, HPF 180은 21.9~47.1 MPa까지 측정되었다. 변 형률 속도 100/s 이상에 대한 HPF 100, 140, 180의 평균값을 활 용하여 인장응력-변형률 관계를 Fig. 8에 나타내었다. 이때의 평균 인장강도는 33.9, 35.7, 42.5 MPa로 정적 상태에서의 인 장강도보다 2.6~3.2배 증가하였다. 한편 변형률 속도 100~150/s에서 HPF 180의 평균 변형률(1.3%) 및 에너지 흡수 능력(316.3 kJ/m3)은 HPF 140의 변형률(2.9%) 및 에너지 흡 수능력(509.6 kJ/m3)보다 오히려 감소하였는데 시험체 파단면 에서 섬유가 끊어지는 현상에 대한 추가적인 검토가 필요하다.

Fig. 8

Dynamic tensile stress-strain relationship of HPFRCC at strain rate 100~150/s

동적충격 인장실험에 수행된 모든 시험체들의 인장강도와 변형률 속도의 관계를 Fig. 9에 나타내었으며, 변형률 속도가 증가하면서 압축강도 수준에 관계없이 모두 인장강도가 증가 하는 것을 확인하였다. I-SEFIM은 순간적인 파단에 의해 발 생되는 동적인장물성을 측정하기 때문에 동일한 변형률 속도 에서의 객관적인 비교는 어렵다. 그러나 변형률 속도를 짧은 구간(10 ^-1 ~50, 50~100, 100~150/s)으로 구분지어 비교할 경우 압축강도 수준이 높을수록 평균 인장강도가 높게 측정된 것 을 알 수 있다.

Fig. 9

Relationship between tensile strength and strain rate

변형률 속도 구간을 10 ^-1 ~50, 50~100, 100~150/s로 구분하 여 평균 인장강도에 대한 동적증가계수를 Fig. 10에 나타내었 다. 인장강도와 마찬가지로 변형률 속도가 증가함에 따라 DIF 도 증가하는 경향을 보였다. 변형률 속도 100~150/s에서 HPF 100, 140, 180의 인장강도에 대한 평균 DIF가 각각 최대 3.2, 3.1, 2.6을 나타내었다. 압축강도 수준에 따른 HPFRCC의 동 적증가계수를 비교한 결과 정적 상태에서의 압축강도가 높을 수록 인장강도에 대한 DIF가 오히려 낮게 측정되는 것을 확인 하였다. 이는 DIF가 정적 물성에 대한 동적 물성의 증가분으 로써 표현되며, HPFRCC의 압축강도가 낮을수록 변형률 속 도에 민감한 영향을 받은 것으로 판단된다.

Fig. 10

Dynamic Increase Factor on the tensile strength of HPFRCC

HPFRCC의 압축강도와 동적충격 인장강도의 상관관계에 대해 분석한 결과 압축강도가 증가함에 따라 최대 동적충격 인장강도가 증가함을 확인하였으며, HPFRCC의 압축강도가 낮을수록 DIF가 높게 측정을 확인하였다. 구조물 제작에 있 어 보다 높은 수준의 성능이 요구될 경우 높은 압축강도를 적 용한 HPFRCC를 사용한 것이 적합한 것으로 판단되며, 반면 폭발과 같은 고속변형률 속도에서 보다 효율적인 접근을 위 해서는 사용자의 판단 하에 목표로 하는 압축강도에 근접한 HPFRCC를 사용하는 것이 바람직한 것으로 판단된다.