2.2.1 SFRC의 압축 및 휨 실험방법

Fig. 3. Compressive test and flexural test setup for SFRC specimens

SFRC의 압축거동 평가방법은 KS F 2405⁽¹¹⁾에 따라 Fig. 3(a)와 같이 2,000 kN의 만능재료시험기에 원주형 공시체를 설치하였으며, 0.5 MPa/s의 속도로 하중제어 방식으로 실험을 진행하였다. 압축변형 측정을 위해 컴프레소미터를 설치하며, 측면에 2개의 선형변위계(LVDT)를 사용하여 원주형 공시체의 변형을 측정하였다.

휨 실험은 휨 크리프 전과 후로 하여 Fig. 3(b)에 나타난 바와 같이 설치하였고, 휨 거동 평가방법은 EN-14651⁽¹²⁾에 준하여 200 kN의 만능재료시험기를 사용하여 경간 450 mm의 중앙점 가력방식으로 실험을 진행하였으며, 또한 변위제어방식으로 0.3 mm/min의 속도로 하였다. 또한 초기균열, CMOD 0.05 mm, CMOD 0.5 mm, CMOD 2.5 mm일 때 각주형 공시체의 정면을 촬영하여 균열의 확장을 기록하였다.

2.2.2 SFRC의 휨 크리프 실험장비 및 실험방법

본 연구에서는 강섬유보강 콘크리트에 대한 휨 크리프의 저항성능을 평가 하고자 하였으며, 휨 크리프에 영향을 주는 요소에는 여러 가지 매개변수가 존재하므로 실험 변수를 제외하고 다른 요소를 최소화 하였다. 크리프 실험의 경우 온도와 습도에 의해 건조수축이 발생 할 수 있으므로 일정하게 온도 및 습도를 유지하기 위해 온도 20±2℃ 및 습도 50±5%의 항온·항습실을 만들었으며, 유지하여 크리프 실험을 진행하였다.

Fig. 4. Shape and dimensions of test specimen for flexural creep test

Fig. 5. Method of Flexural Creep

휨 크리프실험은 Fig. 4(b)와 같이 사전에 노치를 준후 진행하였으며, 틸팅이 가능한 지그(Jjg)를 실험체와 같이 배합당 세 개씩 제작하였고 크기와 형태는 Fig. 4(a)에 나타낸 바와 같다. 휨 크리프 실험을 위해 논문을 참고하여 Fig. 5(a)와 같이 바닥면에 support frame을 설치한 후 상부에 arm frame을 설치하여 실험체에 하중을 전달하였으며, 실험체에서 일정한 하중을 전달하기 위해 직경 2 mm의 screwed bar를 설치하였고, 세 개의 실험체 상부에 load cell를 설치 하였다. (Arango et al. 2012 & Garcia-Taengua et al. 2014)^(4,13) Fig. 5(b)에 나타낸바와 같이 TDS에 하중 및 변위 측정계를 연결하여 90일 동안 휨 강도의 40%의 하중을 지속적으로 휨 크리프에 대한 데이터를 측정하였다.

3.2.1 SFRC의 휨 응력 및 휨 거동 특성

강섬유보강 콘크리트의 휨 특성, 인성 및 크리프를 평가하기 위해 Fig. 4(a) 및 (b)에 나타낸바와 같이 각주형 공시체 중앙 하부에 노치를 주고, 하부에 선형변위계 설치를 위해 철물을 부착하여 실험을 진행하였다. 휨 성능 평가 실험의 경우 휨 크리프 재하하중을 얻기 위해 선행된 실험이며, 휨 크리프 재하 전과 휨 크리프 재하 후의 휨 특성을 평가하였다. 또한 선형구간 휨 응력 및 잔영 휨 응력을 평가하기 위해 식 (1) 과 식 (2)를 산정하여 활용하였다.(Jeong et al. 2018)⁽⁹⁾

$$ \begin{aligned} 여기서, \enspace &f_{L} \text{ : 선형구간 휨 응력 (N/mm$^{2}$)} \\ &F_{L} \text{ : 선형 구간 휨 강도 (N)}\\ &L \text{: 실험체 지간거리 (mm)} \\ &b \text{ : 실험체의 너비 (mm)} \\ &h_{sp} \text{ : 전체 단면 높이에서 노치 깊이를 제외한 높이(mm)}\\ &f_{Rj} \text{ : 잔여 휨 응력(N/mm$^{2}$)}\\ &F_{j} \text{ : 특정 CMOD에서의 휨 강도(N)} \end{aligned} $$

휨 응력 및 잔여 응력을 평가하는 방법은 하중-CMOD 관계에서 최대 휨 강도가 CMOD 0.05 mm를 기준으로 CMOD가 이후에 생기는 경우와 이전에 생기는 경우로 최대 휨 강도를 선형 구간 휨 강도를 계산 할 수 있다. 이에 따라 Table 4와 Table 5에서 강섬유보강 콘크리트의 휨 응력, 휨 거동 특성결과를 나타내었다. 휨 응력 평가결과에서는 강섬유를 혼입한 실험체에서 대체적으로 초기균열강도가 일반 콘크리트의 비하여 높게 나타났으며, 최대 휨 응력평가에서도 강섬유가 혼입된 실험체에서 휨 응력에 높게 나타났고, 혼입률이 증가 할수록 휨 응력이 높게 나타났다. 휨 거동 측면에서는 강섬유가 혼입됨에 따라 초기균열이후 하중이 급격하게 빠지지 않았으며, 혼입률이 증가할수록 초기균열 이후 하증 증가에 따른 변형 경화 특성이 뚜렷하게 나타났다. 또한 휨 크리프 실험 전과 후를 비교했을 때, 휨 크리프 실험 후의 일반 콘크리트에서는 초기 균열강도가 낮게 나타났고, SFRC 실험체에서는 유사한 초기 균열강도가 보여졌다. 휨 크리프 실험 후 혼입률 0.75%의 실험체에서는 초기균열 이후 하중이 급격하게 감소하고, 혼입률 1.50%의 실험체에서는 CMOD 1.5 mm 이후에 급격하게 감소하는 것으로 나타났다. 따라서 휨 응력평가에서는 강섬유 혼입과 강섬유 혼입률의 증가는 초기 균열강도 및 최대 휨 응력의 증가를 가져온다. 혼입률 1.50%의 실험체에서는 일반 콘크리트보다 약 2배 이상의 휨 응력이 증가하였고, 초기 균열이후 및 후반부 휨 거동에서 우수한 거동이 나타났다. 이는 콘크리트 단면에 걸쳐 섬유가 다수 분포할수록 가교작용 범위가 넓어져 휨 크리프 실험과 관계없이 휨 응력평가에서 우수한 결과가 나타났나고 판단된다.

3.2.2 SFRC의 휨 인성평가

fib model code 2010⁽¹⁴⁾에서는 EN-14651⁽¹²⁾ 휨 성능 평가를 근거로 하여 식 (3) 및 (4)를 만족하는 경우 강섬유가 인장보강근을 일부 대체하거나 전체를 대체할 수 있다고 제시하고 있다.

$$ \begin{aligned} 여기서, \enspace &f_{R1} \text{ : 잔여 휨 응력(N/mm$^{2}$)으로 CMOD가 0.5 mm일때의 휨 응력}\\ &f_{R3} \text{ : 잔여 휨 응력(N/mm$^{2}$)으로 CMOD가 2.5 mm 일때의 휨 응력} \end{aligned} $$

이에 따른 결과를 휨 크리프 실험 전 및 후로 하여 Table 4 및 Table 5에 나타내었다. f$_{R1}$의 평가에서 혼입률 1.50%의 실험체가 혼입률 0.75%의 실험체보다 약 30% 이상 높게 나타났고, 휨 크리프 실험과 관계 없이 유사하게 나타났다. f$_{R3}$의 평가에서는 혼입률 1.50%의 실험체가 혼입률 0.75% 실험체보다 33% 향상된 결과가 나타났고, 휨 크리프를 진행한 실험체에서는 혼입률 1.50%의 실험체에서 48% 이상 향상된 결과가 나타났다. 이는 실험체 내의 강섬유 분포률이 높은 혼입률 1.50%의 실험체가 휨 크리프에 대한 영향이 적게 나타나 휨 실험에도 큰 영향을 주지 못하여 위 결과와 같은 차이가 나타났다고 판단된다. fib model code⁽¹⁴⁾에서 제안하는 식 (3) 및 (4)에서 모두 만족하였는데, 이는 모든 실험체가 혼입률 0.75% 이상 섬유를 혼입하여 이와 같은 결과가 나타났다고 사료된다. 하지만 SFRC_0.75_AFT의 실험체에서 f$_{R3}$/f$_{R1}$의 평가 결과가 가장 낮게 나타났는데, 이는 실험체 내부에 휨 크리프에 대한 피로와 미세균열이 휨 실험 후반부인 CMOD 2.5 mm에 발생하여 f$_{R3}$ 값이 낮게 나타나 f$_{R3}$/f$_{R1}$이 낮은 결과값이 나타났다고 판단된다.

3.3.1 SFRC의 휨 응력 및 휨 거동 특성

본 연구에서는 강섬유보강 콘크리트의 90일 간의 휨 크리프에 대한 영향 및 거동을 확인하기 위해 식 (5) 및 (6) 과 같은 식을 산정하여 활용 하였다.

$$ \begin{aligned} 여기서, \enspace &\varphi_{c}(j) \text{: 크리프 계수}\\ &W_{ci} \text{: 초기 휨 크리프 하중으로 발생된 CMOD}\\ &W_{cd}^{(t)} \text{: 90일 동안 휨 크리프에 의해 발생된 CMOD}\\ &COR^{t1-t2} \text{: 시간에 따른 균열개구비} \end{aligned} $$

휨 크리프에 대한 주요 목표는 변수와 실험에 적용된 매개 변수 간의 관계를 정리하여 대부분의 크리프 매개변수에 통계적으로 유의미한 변수를 식별하는 것이다. 본 연구에서는 혼입률에 따른 휨 크리프 실험을 위해 같은 혼입률의 각주형 공시체를 상․중․하부에 위치 시켜 실험을 진행하였으며, 이에 대한 실험 결과를 Fig. 3및 Table 6에 나타내었다. 실험결과 상부에 위치한 실험체 군에서는 낮은 변형률이 발생하였고, 혼입률 0.75%의 실험체에서 변형률이 시간에 따라 감소하는 추세가 보여졌다. 혼입률 1.50%의 실험체와 일반 콘크리트 실험체를 비교 했을 때, 초기 휨 크리프에 의한 CMOD의 차이는 크게 나타나지 않았지만, 90일 간 측정한 크리프 계수에서는 하부 및 중간부에서 각각 49% 및 19%의 크리프 저항성이 보였고, 상부에 위치한 실험체에서도 미비하지만 크리프 저항성이 나타났다. 또한 휨 크리프의 균열개구비 평가에서 초반인 0~14일 결과가 가장 두드러지게 나타났고, 혼입률 1.50%의 실험체와 일반 콘크리트 실험체를 비교했을 경우 하․중․상부 각각 41%, 4% 및 8%로 휨 크리프에 의한 균열개구비가 감소하였고, 그 차이는 하부 실험체에서 뚜렷하게 나타났다. 그 외의 14~30일 및 30~90일 측정 평가에서는 미비하게 차이가 나타났고, 혼입률 0.75%의 실험체에서는 전체적으로 차이가 미비하게 보여졌다. 결과적으로 상부 실험체에서의 결과의 차이는 위치에 따라 비교해야 하면 추가적인 보강 및 필요변수 이외의 차이값을 줄여 추가적인 실험 진행해야한다고 판단된다.

Fig. 7. Flexural creep curve