2.1 실험계획

Table 1에 본 연구의 실험 계획을 나타냈다. 시험체는 콘크 리트의 압축강도 및 비정질강섬유의 혼입 조건에 따라 6수준 으로 계획되었다. 콘크리트는 압축강도 100 및 150 MPa의 초 고강도콘크리트를 사용하였으며, 모든 시험체에는 0.15 vol% 의 폴리프로필렌섬유가 혼입되었다. 비정질강섬유는 0.0, 0.3 및 0.5 vol%를 혼입하였다.

Table 1

Experimental plan

시험체는 ISO-834 표준가열곡선을 이용하여 50분 간 가열 되었다. 가열이 진행되는 동안에는 폭렬발생 시간, 내부수증 기압력을 측정하고, 가열이 끝난 시험체의 폭렬성상, 질량감 소율 및 잔존압축강도를 측정하였다.

2.2 사용재료 및 콘크리트 배합

연구에서 사용한 재료의 물리적 성질을 Table 2에 나타냈 다. 시멘트는 1종 보통포틀랜드시멘트(밀도 : 3.15 g/cm³, 분말 도 3,200 cm²/g)를 사용하였고, 고로슬래그미분말(밀도 : 2.50 g/cm³, 분말도 6,000 cm²/g), 석고(밀도 : 2.90 g/cm³, 분말도 3,550 cm²/g), 실리카흄(밀도 : 2.50 g/cm³, 분말도 : 200,000 cm²/g)이 혼화재로 사용되었다. 굵은골재는 밀도 2.70 g/cm³, 흡수율 0.9%, 최대치수 20 mm 인 화강암 쇄석을 사용하였으 며, 잔골재는 밀도 2.65 g/cm³, 흡수율 1.0%, 조립률 2.6인 강모 래를 사용했다.

Table 2

Physical properties of used materials

Table 3과 Fig. 1에 각각 이 연구에서 사용한 비정질강섬유 와 폴리프로필렌섬유의 물리적 특징과 형상을 보여준다. 비정 질강섬유는 길이 30 mm, 폭 1.6 mm, 두께 20 μm, 밀도 7.2 g/cm³및 인장강도 1400 MPa 이며, 얇은 판상의 형태인 것을 사 용하였고, 폴리프로필렌섬유는 길이 15 mm, 직경 20 μm, 밀도 0.91 g/cm³, 용용점 170 ℃인 원통형의 형태를 갖는 것을 사용 했다.

Table 3

Characteristic of AMF and PPF

Fig. 1

Shape of PPF and AMF used this work

Table 4는 초고강도콘크리트의 배합을 나타낸다. 100 및 150 MPa 초고강도콘크리트의 W/B는 각각 0.19와 0.15로 설정하였 다. 슬럼프플로우와 공기량은 각각 650±50 mm와 2±1%로 설정 하였으며, 콘크리트 제작 시 모든 시험수준에서 설정한 범위를 만족하였다. 두 가지 초고강도콘크리트의 배합에서 잔골재율과 단위수량은 각각 45%와 160 kg/m³로 동일하게 설정하였다.

Table 4

Mixture proportions of UHSC

2.3 시험체 제작 및 양생방법

본 연구에서는 모두 3가지 형태의 시험체가 사용되었다. 압 축강도, 폭렬특성 및 함수율의 측정에는 지름 100 mm, 높이 200 mm의 원주형 시험체가 사용되었으며, 수증기압력의 측 정에는 100×100×200 mm(DWH)의 각기둥형 시험체가 제작 되었다. 초고강도콘크리트시험체는 28일간 온도 20±2 ℃의 수조에서 양생된 후, 온도 20±2 ℃, 상대습도 60±5%의 항온항 습조건에서 300일간 양생되었다. 함수율은 Rilem committee TC 129의 방법으로 측정하였다. 시험체를 105 ℃건조기에 거 치 시킨 상태에서 질량변화가 없을 때의 질량을 건조질량으 로 정의하고 식 (1)에 의해 함수율을 계산했다.

여기서, W_{water contents} 는 콘크리트의 함수율 (%), W_initial는 건조 전 콘크리트 시험체의 질량 (g), W_dried는 건 조된 콘크리트시험체의 질량 (g)이다.

Table 5는 가열 전 측정한 초고강도콘크리트 시험체의 함 수율, 압축강도, 휨강도를 나타낸다.

Table 5

Water contents, compressive and flexural strength

2.4 실험방법

2.4.1 가열방법

본 연구에서 사용한 가열방법을 Fig. 2에 나타냈다. 가열은 ISO-834 표준가열곡선을 이용해 50분간 900 ℃까지 가열했 다. Fig. 3은 본 연구에서 사용한 가열장치를 나타낸다. 이 가 열장치는 전기저항식 가열코일을 이용하여 시험체를 가열하 고 온도컨트롤러에 의해 최대온도 및 온도상승속도의 제어가 가능하도록 설계되었다.

Fig. 2

Heating curve

Fig. 3

Heating device for concrete specimen

2.4.3 수증기압력 평가방법

Fig. 4는 콘크리트시험체 내부의 수증기압력을 측정하기 위한 장치의 구성을 보여준다. 콘크리트를 타설하기 전에 시 험체 표면으로부터 10 mm와 30 mm 깊이에 SUS pipe를 매립 하여 시험체를 제작하고, 가열시험 중에 파이프를 통해 배출 되는 수증기압력을 압력센서로 측정하였다. 압력측정을 위한 금속파이프는 재질이 SUS304, 내경 1 mm, 외경 2 mm인 것을 사용하였고, 콘크리트시험체로부터 인발되는 것을 방지하지 위해서 매립되는 부분을 90° 굴곡하여 제작하였다. 콘크리트 가 경화되기 전에 골재나 시멘트 페이스트가 유입되어 파이 프의 입구가 막히는 것을 방지하기 위해 파라핀을 이용해 입 구를 막았다. 여기서 사용된 파리핀의 용융점은 62 ℃로 수증 기압력이 발생하는 온도 전에 용융되어 관의 입구를 개발시킴 으로써 수증기의 배출이 원활하게 이뤄질 수 있도록 하였다. 콘크리트시험체로부터 노출된 압력파이프는 가열장치의 직 접적인 가열의 영향을 최소화하기 위해 단열재로 단열하였다.

Fig. 4

Water vapor pressure measuring system for concrete specimen

3.1 폭렬특성

Fig. 5에 ISO-834 표준가열곡선으로 가열 된 초고강도콘크 리트시험체의 표면상태를 나타냈다. 폭렬이 발생하지 않은 100AMF0.0과 100AMF0.3 시험체에서는 표면의 변색과 균 열이 관찰되었다. 폭렬이 발생한 시험체에서는 표면으로부터 콘크리트 조각이 박리되어 내부의 콘크리트가 노출되는 형상 을 보였다. 고강도콘크리트의 폭렬은 발생형태에 따라 폭발 적 폭렬과 단계적 폭렬로 구분되는데(^{Choe et al., 2019}), 이 연 구에서 발생한 초고강도콘크리트의 폭렬은 단계적 폭렬에 근 접한 형태로 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 5

Surface condition of UHSC specimens after ISO 834 heating

한편, 본 연구에서 설정한 폴리프로필렌섬유의 혼입률 0.15 vol%는 100 MPa의 초고강도콘크리트에 대해서는 폭렬 억제 효과를 확인할 수 있었지만, 150 MPa 초고강도콘크리트의 폭 렬을 억제하기에는 충분하지 않은 것으로 확인되었다. 따라 서, 압축강도 150 MPa 초고강도콘크리트의 폭렬을 제어하기 위해서는 더 많은 폴리프로필렌섬유의 혼입율이 검토되어야 할 것으로 판단된다.

Fig. 6에 가열시험 전·후의 시험체의 질량감소율을 나타냈 다. 폭렬이 발생하지 않은 시험체에서도 약 7∼8%의 질량이 감소했다. 이는 콘크리트의 함수율(약 3%)보다 4∼5%정도 많은 양이지만, 폭렬에 의한 질량감소률이 아닌 콘크리트 내 부에 다양한 형태로 존재하는 수분(자유수, 결합수)의 증발에 의한 것으로 생각할 수 있다.

Fig. 6

Mass loss ratio of UHSC after ISO-834 heating

폭렬에 의한 시험체의 질량감소율은 폭렬이 발생하지 않은 시험체의 질량감소율(평균 7.75%)을 고려해서 추정했다. 전 수준에서 폭렬이 발생한 압축강도 150 MPa 초고강도 콘크리 트에서 150AFM0.0, 150AMF0.3 및 150AMF0.5는 각각 10.03, 19.14 및 35.52%의 질량이 감소되었다. 콘크리트의 폭 렬이 제어될 수 있을 만큼의 충분한 폴리프로필렌섬유가 혼 입되지 않은 경우에는 비정질강섬유의 혼입량이 많을수록 폭 렬에 의해 박리되는 콘크리트의 양이 증가하는 것을 확인할 수 있었다.

Table 6에 가열 중 시험체에서 폭렬발생으로 추정되는 소리 가 발생하는 시간의 기록을 나타낸다. 최초의 폭렬은 7∼10분 에 발생했으며, 최초폭렬 이후에 10∼15분 간 지속적으로 폭 렬이 발생했다. 최초폭렬이 발생하는 시간은 콘크리트의 압축 강도가 높고 비정질강섬유의 혼입량이 많을 수 록 빨라지는 경 향이 있었다.

Table 6

Spalling sound occurrence time of UHSC specimens

Fig. 7은 폭렬에 의해 박리된 콘크리트 조각의 크기별 분포 와 가장 큰 조각의 크기를 나타낸다. 비교평가를 위해 파편크 기의 분석은 전 수준에서 폭렬이 발생한 압축강도 150 MPa 시험체(150AMF0.0, 150AMF0.3 및 AMF 0.5)를 대상으로 했 다. 150AMF0.0은 5mm를 초과하는 파편의 양이 단지 29%인 반면에 150AMF0.3과 150AMF0.5는 각각 38%와 50%였다. 비정질강섬유를 혼입한 시험체에서는 비정질강섬유와 콘크 리트 조각이 부착된 형태로 박리된 것을 확인할 수 있었다. 따 라서, 비정질강섬유가 혼합된 콘크리트에서 폭렬이 발생할 경우에는 비정질강섬유의 시멘트 매트릭스 보강효과에 의해 큰 조각의 콘크리트가 박리되는 것으로 생각할 수 있다.

Fig. 7

Spalled concrete fragment distribution

Fig. 8에 가열시험 후에 측정한 시험체의 잔존축하중율을 나타냈다. 폭렬이 발생한 콘크리트시험체는 표면 콘크리트의 박리로 인해 비정형의 단면을 갖게 되기 때문에 압축강도를 계산하는 것이 어렵다. 따라서, 본 연구에서 잔존축하중은 압 축시험에서 얻어지는 최대 하중값을 이용했다. 또한, 폭렬에 의해 시험체의 중심축이 유지되지 않은 150AMF0.5는 잔존 축하중을 측정하지 않았다.

Fig. 8

Residual axial load ratio of UHSC after ISO-834 heating

잔존축하중률은 콘크리트의 폭렬특성과 다소 다른 결과로 나타났다. 100AMF0.0과 100AMF0.3의 잔존축하중율은 약 20%인 반면, 100AMF0.5는 폭렬에 의해 11.23%의 질량이 손실 되었음에도 불구하고 약 38%의 잔존축하중율이 측정되었다.

기존연구(^{Gao et al., 1997})에 따르면 강섬유를 혼입한 고강 도콘크리트는 섬유를 혼입하지 않은 고강도콘크리트와 비교 했을 때, 압축 재하 조건에서 발생하는 매트릭스의 균열이 억 제됨으로써 더 높은 압축강도를 갖는다. 이처럼, 고온으로 가 열된 고강도콘크리트에서도 여전히 비정질강섬유의 혼입에 의한 매트릭스의 균열억제를 기대할 수 있고 폭렬이 발생하 더라도 폭렬이 발생하지 않는 시험체와 유사한 수준의 잔존 축하중을 유지할 수 있는 것으로 생각할 수 있다.

3.2 수증기압력

Fig. 9에 가열시험 중 콘크리트시험체 내부에서 발생하는 가열시간과 수증기압력의 관계를 나타냈다. 모든 시험체에서 시간-수증기압력 곡선은 10 mm의 압력이 먼저 형성된 후, 몇 분의 시간적 간격을 두고 30 mm의 압력이 증가하는 형태로 나타났다. 또한, 모든 시험체에서 최대압력은 30 mm에서 측 정되었다. 이와 같은 경향은 ^{Bangi and Horiguchi (2012)}의 연 구에서 보고하고 있는 바와 같다. ISO-834 표준가열곡선과 같 이 빠른 가열 환경에서는 표면에서 수증기압력이 빠르게 형 성되고, 이렇게 형성된 압력은 시험체 단면에 불균등한 압력 분포를 만들어 압력차에 의한 수증기의 내부 이동을 유발시 키기 때문이다.

Fig. 9

Water vapor pressure – time curve

이러한 수증기압력의 거동을 기초로 가열을 받는 콘크리트 의 내부수증기압력의 발생과 이동의 관계를 설명할 수 있다. 가열을 받은 콘크리트의 내부수증기압력은 섬유의 용융에 의 해 형성된 공극네트워크와 균열을 통해 배출된다. 비정질강 섬유가 혼입된 콘크리트에서는 섬유의 가교작용에 의해 시멘 트매트릭스의 균열이 억제되어 수증기가 이동할 수 있는 통 로의 일부가 제한되고 표면 근처의 수증기가 내부로 이동이 방해되어 10 mm의 수증기압력의 형성시점은 빨라지고, 30 mm에서 발생된 수증기는 더 이상 깊은 방향으로 이동이 제함 됨으로써 수증기의 압력이 높아지는 것으로 생각될 수 있다.

Fig. 10에 가열시험 중에 시험체의 내부에서 발생하는 수증 기압력과 온도의 관계를 나타냈다. 온도-수증기압력의 관계 곡선은 포화수증기압력곡선(Saturation Vapor Pressure, SVP) 와 비교했다. 폴리프로필렌만을 혼입한 시험체에서는 포화수 증기압력을 초과하는 압력이 측정되지 않았다. 이로부터 폴 리프로필렌섬유가 약 170℃에서 용융되어 연속 공극네트워 크를 형성하고 수증기압력의 응집을 방지하는 효과를 확인할 수 있다. 비정질강섬유를 0.3 vol%혼입한 경우에도 수증기압 력이 포화수증기압력을 초과하지 않는 것으로부터, 비정질강 섬유를 0.3 vol% 혼입하더라고 폴리프로필렌섬유의 수증기 압력 저감 효과가 유지되는 것을 확인했다. 한편, 비정질강섬 유 0.5 vol%를 혼입한 시험체에서는 일부 포화수증기압력을 초과하거나 매우 근접한 수증기압력이 형성되는 것을 확인할 수 있었다. 이것은 과포화수증기압력의 상태를 의미하며, 폭 렬이 원인이 되는 수분막힘층(moisture clog)이 형성될 가능 성이 높다고 판단할 수 있다. 따라서, 본 연구에서 검토된 비 정질강섬유 0.5 vol%의 혼입조건에서는 폴리프로필렌섬유의 용융에 의한 공극네트워크는 형성되지만 균열이 억제됨으로 써 수분막힘층을 형성하는 데 영향을 미치는 것으로 판단된다.

Fig. 10

Water vapor pressure – temperature curve