2.4.1 휨성능 시험

휨성능 시험은 ^{ASTM C 1609(2012)} 및 국내규정인 ^{KS F 2566(2014)}에서 제시한 100×100×400 mm 크기의 보 시편을 제작하여 모두 재령 28일에서 휨성능 시험을 수행하였다. Fig. 2(a)은 하중과 변위조절이 가능한 본 실험에 사용된 2500 kN 용량의 만능재료시험기(universal testing machine, UTM)이며, Fig. 2(b)은 데이터 계측시스템의 설치모습을 보여주고 있다. 한편, 휨성능 시험은 3등분점으로 가력하였으며, 처짐과 파괴하중은 시편의 양쪽 측면 중앙부에 설치된 2개의 변위계(linear variable displacement transducer, LVDT)를 이용하여 처짐량과 파괴하중을 측정하였다. 처짐속도는 분당 지간 길이의 1/1,500에서 시편이 파괴될 때까지 0.2 mm/min의 일정한 속도에서 변위제어로 하중을 재하하였으며, 하중은 850 kN 용량의 로드셀을 통하여 측정되었다. 휨강도는 최대하중에서 식(1)과 같이 구하였다.

여기서, fr는 휨강도(MPa), P는 최대하중(N), L은 지간 길이(mm), b는 파괴 단면의 평균 폭(mm), h는 파괴 단면의 평균 높이(mm)이다.

휨인성(에너지 흡수능력)은 ^{ASTM C 1609(2012)} 및 국내규정인 ^{KS F 2566(2014)}에서 제시하는 처짐이 지간 길이의 1/150되기까지 하중-처짐 곡선 아래 면적의 총합을 누적하여 산정한다. 휨인성으로 측정된 하중-처짐 곡선 아래의 면적은 식(2)으로 계산하여 등가휨강도를 평가하고 있다. 등가휨강도는 하중-처짐 곡선에서 주어진 처짐(지간 길이의 1/150)에서의 평균 휨강도로 나타내는 것으로, 최대휨강도 이후의 변형-연화(strain-softening) 또는 변형-경화(strain-hardening) 거동 현상에 의한 하중유지능력인 휨인성을 평가하는데 지표로 사용된다. 3등분점 휨성능 시험에서의 등가휨강도는 식(2)와 같이 계산되어지며, Fig. 3은 등가휨강도의 산출개념을 나타낸 것이다.

여기서, f＇$_{r}$ 은 등가휨강도(MPa), δtb는 지간 길이의 1/150의 처짐(mm), L은 지간 길이(mm), b는 파괴 단면의 평균 폭(mm), h는 파괴 단면의 평균 높이(mm), Ab는 하중-처짐 곡선에서 δtb까지의 면적(J, kNㆍmm)이다.

Fig. 2 Set-up for compressive and flexural performance test

Fig. 3 Calculation concept of equivalent flexural strength

2.4.2 보 시편의 휨성능 평가방법

Fig. 4는 ^{ASTM C 1609(2012)} 및 국내규정인 ^{KS F 2566(2014)}에서 제시된 그래프이며, 보 시편의 휨성능을 얻기 위한 하중-처짐 곡선을 나타낸 것이다. Fig. 4에서 보는 바와 같이 휨인성은 처짐이 지간 길이의 1/600 및 1/150일 때까지 하중-처짐 곡선의 아래 면적의 총합을 누적하여 하중유지능력을 평가할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 지간 길이의 1/600 및 1/150에 해당하는 처짐 값에 대해 하중-처짐 곡선으로부터 각각의 하중 값 P$_{600}$과 P$_{150}$을 읽고, 그 값을 휨강도 산정식 (1)에 대입하여 f$_{600}$과 f$_{150}$을 구한다. 처짐이 지간 길이의 1/600(0.5 mm)에서 측정한 휨인성 T$_{600}$이며, 지간 길이의 1/150인 기준처짐(δtb=2 mm)에서 측정한 휨인성 T$_{150}$이다.

Fig. 4 Load-deflection curve for flexural performance test

2.4.3 압축 시험

압축강도 시험은 ^{KS L ISO 679(2016)}.의 시험방법에 따라 몰드를 제작하여 재령 28일에서의 압축강도를 측정하였다. 양생이 완료된 40×40×160 mm 크기의 각주형 시편은 100 kN 용량의 만능재료시험기(MTDI Co., Ltd, Korea, UT-100F)를 이용하여 압축강도를 측정하였으며, 재하속도는 2400 N/s의 조건에서 일정한 속도로 가력하였다. Fig. 2(c)은 압축강도의 측정모습을 나타낸 것이다.

2.4.4 SEM 관찰

본 연구에서는 단일 FRM와 하이브리드 FRM의 섬유와 매트릭스 사이의 미세구조를 알아보기 위해 SEM 이미지 분석을 수행하였으며, 분석 장비는 TESCAN사의 MIRA LMH 고분해능 SEM 모델명을 사용하였다. 강도시험 후 경화된 시편을 분쇄하여 획득한 섬유를 건조하여 진공상태에서 백금으로 코팅한 후 SEM을 이용하여 관찰하였다.

3.1.1 압축강도

Table 3과 Fig. 5는 각 시편의 단일 FRM와 하이브리드 FRM의 압축강도 시험결과를 플레인 모르타르와 비교하여 나타낸 것이다. Table 3과 Fig. 5에서 보는 바와 같이 재령 28일에서 플레인 모르타르의 평균 압축강도는 45.9 MPa이었고, 강 또는 탄소 섬유만을 사용한 단일 FRM의 평균 압축강도는 각각 45.3 MPa, 35.6 MPa로 측정되었다. 하지만 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%로 혼합사용한 하이브리드 FRM의 경우 평균 압축강도가 46.9 MPa로 측정되어 본 실험에서 미소하게 가장 큰 압축강도를 얻었으며, 또한 플레인 모르타르에 비해 동등 이상의 압축강도를 발현하였다. 이와 같이 탄소섬유를 사용함으로써 압축강도가 증가 되는 이유는 매크로 강섬유에 비해 상대적으로 길이와 직경이 작은 마이크로 탄소섬유로 보강하기 때문이라 사료된다. 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%로 혼합사용한 경우를 제외한 모든 종류는 플레인 모르타르에 비해 압축강도가 다소 낮게 나타났으며, 탄소섬유가 증가할수록 강도가 상당히 저하되는 경향을 보였다. 탄소섬유만을 사용한 단일 FRM의 평균 압축강도는 35.6 MPa 정도로 나타내, 결과적으로 플레인 모르타르에 비해 약 22.4% 정도 상당히 감소하였다. 이는 탄소섬유는 섬유표면의 비 친수성 물질 때문에 경화 후의 모르타르 내에서 섬유와 매트릭스 사이이 계면결합력이 약하기 때문에 강도가 저하된 것으로 판단된다. 이러한 연구결과는 선행 연구에서도 보고되었으며^{(Dehghani and Aslani, 2020; Heo et al., 2020)}, 다량의 섬유 사용 시 섬유의 분산성이 저하되어 더욱더 섬유뭉침(fiber balling)이나 덩어리(clumping)가 발생하여 압축강도 저하에 큰 영향을 받는다고 지적하고 있다. 따라서 본 실험에서 최대 압축강도 얻기 위한 최적의 혼합비율은 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%이다. 결과적으로 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%로 혼합사용한 하이브리드 FRM가 압축강도 확보 측면에서 가장 적합한 혼합비율인 것으로 평가되었다.

Fig. 5 Variation of compressive strength test results of each specimens

3.1.2 휨성능

각 시편의 단일 FRM와 하이브리드 FRM의 휨강도 및 인성 시험결과를 플레인 모르타르와 비교, 정리하면 Table 4와 같으며, Fig. 6은 각 시편의 휨강도 시험결과를 나타낸 것이다. Table 4와 Fig. 6에서 알 수 있듯이 재령 28일에서 플레인 모르타르의 평균 휨강도는 3.09 MPa 이었고, 강 또는 탄소 섬유만을 사용한 단일 FRM의 평균 휨강도는 각각 5.85 MPa과 4.96 MPa로 측정되었다. 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%로 혼합사용한 하이브리드 FRM의 경우 평균 휨강도가 7.68 MPa로 가장 높았으며, 플레인 모르타르에 비해 약 248% 향상된 높은 휨강도를 보여주었다. 아울러, 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%와 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%로 혼합사용한 평균 휨강도는 강섬유만을 사용한 단일 FRM의 평균 휨강도에 비해 각각 약 31.3% 및 28.2% 정도 증가하였다. 한편 강섬유 0.25% + 탄소섬유 0.75%로 혼합사용한 평균 휨강도는 5.88 MPa로 강섬유만을 사용한 단일 FRM와 거의 유사하게 측정되었다. 그러나 탄소섬유만을 사용한 단일 FRM의 휨강도는 다소 저하되는 경향을 보였다. 이러한 연구결과는 선행 연구에서도 보고되었으며^{(Dehghani and Aslani, 2020; Heo et al., 2020)}, 보강섬유는 브리징(bridging) 작용에 의해 균열의 진전을 막아주고 응력의 재분배를 통한 휨강도를 향상시켰기 때문이라고 판단된다. 따라서 길이와 직경이 큰 매크로 강섬유와 길이와 직경이 작은 마이크로 탄소섬유의 혼합사용을 통해 섬유혼입률이 적더라도 적절한 비율로 혼합 사용하면 휨강도 증가로 섬유보강의 시너지 효과를 얻을 수 있다. 따라서 본 실험에서 최대휨강도 얻기 위한 최적의 혼합비율은 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%이다. 결과적으로 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%로 혼합사용한 하이브리드 FRM가 휨강도 확보 측면에서 가장 적합한 혼합비율인 것으로 평가되었다.

한편, Fig. 7은 각 시편의 휨인성 측정결과를 나타낸 것이다. Fig. 7에서 보는 바와 같이 재령 28일에서 플레인 모르타르 시편의 경우 최대하중 이후 취성적인 파괴거동으로 인해 평균 휨인성은 1.2 J이었고, 강섬유 또는 탄소섬유만을 사용한 단일 FRM의 평균 휨인성은 각각 27.7 J와 8.12 J로 측정되었다. 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%로 혼합사용한 하이브리드 FRM의 경우 평균 휨인성은 32.7 J로 가장 높았으며, 플레인 모르타르와 탄소섬유 또는 강섬유만을 사용한 단일 FRM에 비해 각각 약 27.2배, 3.99배 및 1.18배 높게 나타났다. 플레인 모르타르에 비해, 모든 FRM는 상당히 높은 에너지 흡수능력을 보였다. 하지만 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25%로 혼합사용한 하이브리드 FRM의 경우 휨강도는 가장 높지만, 균열 후 하중유지능력 저하로 휨인성은 다소 낮은 것으로 나타났다. 반면 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%로 혼합사용한 하이브리드 FRM의 경우 휨강도는 약간 낮지만, 균열 후 휨인성이 크게 향상되어 하중유지능력이 가장 높은 것으로 나타났다. 따라서 본 실험에서 최대 휨인성을 얻기 위한 최적의 혼합비율은 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%이다. 결과적으로 강섬유 0.5% + 탄소섬유0.5%로 혼합사용한 하이브리드 FRM가 강도와 휨인성을 동시에 확보하기 위한 가장 적합한 혼합비율인 것으로 평가되었다. 이와 같이 높은 변형능력을 지닌 하이브리드 FRM는 지진, 충격 또는 폭발하중, 풍하중 등과 같은 동적하중이 요구되는 구조물에 적절히 보강한다면 더욱더 효율적이라고 판단된다.

Fig. 6 ariation of flexural strength test results of each specimens

Fig. 7 Variation of flexural toughness measurement results of each specimens

3.1.3 등가휨강도/ 비와 잔류휨강도/ 비

등가휨강도는 전체 휨응력과 처짐 곡선의 아래 면적을 평균 내어 나타낸 값으로써 전체적인 휨성능을 파악하는데 사용되어지는 그래프이다. 등가휨강도는 하중-처짐 곡선에서 지간 길이의 1/150인 잔류휨강도까지의 응력변화를 평균하여 등가의 휨강도로 변환한 것을 의미한다. 등가휨강도 비라는 것은 등가휨강도를 최대휨강도로 나눈 값을 의미하며, 이러한 등가휨강도 비를 통해 시편에 처음 응력이 발생했을 때부터 잔류휨강도까지의 평균 강도 값을 판정하여 처짐이 발생하는 동안의 평균 강도 값과 최대강도와의 비를 파악하여 하중유지능력을 파악할 수 있다. 잔류휨강도는 균열이 발생한 이후 시편의 단면이 견딜 수 있는 휨강도이며, 하중-처짐 곡선에서 지간 길이의 1/150에서 측정한 응력을 처짐에 대한 잔류휨강도라 한다. 잔류휨강도 비라는 것은 하중-처짐 곡선에 의해 구한 기준처짐(δtb)에서의 잔류하중으로부터 잔류휨강도 값을 산정하여 최대휨강도로 나눈 값을 의미한다. 이러한 잔류휨강도 비를 통해 시편의 처짐이 진행됨에 따라 얼마나 강도가 감소하게 되는지를 파악할 수 있다. 한편, 국내의 터널설계기준 및 한국도로공사 품질기준에 규정된 휨인성을 나타내는 재령 28일에서의 강섬유 보강 숏크리트의 등가휨강도는 3.0MPa 이상이 되어야 한다고 규정하고 있다. 본 연구에서는 등가휨강도 및 잔류휨강도를 얻기 위해 ^{ASTM C 1609(2012)} 및 국내규정인 ^{KS F 2566(2014)}에서 제시된 산정식을 토대로 계산하였다. 식(1)을 이용하여 최대휨강도 및 잔류휨강도를 각각 구하고, 식(2)을 통해 기준처짐(δtb=2 mm)까지의 평균 강도인 등가휨강도와 잔류휨강도를 각각 구하였다. 이들로부터 최대휨강도와 잔류휨강도에 대한 등가휨강도 비와 잔류휨강도 비를 구하여 비교, 정리하면 Table 5와 같으며, Fig. 8은 각 시편의 등가휨강도와 잔류휨강도 산정결과를 나타낸 것이다. Table 5와 Fig. 8에서 알 수 있듯이 플레인 모르타르와 탄소섬유만을 사용한 단일 FRM의 경우 취성적인 파괴거동으로 인해 기준처짐(δtb=2 mm)에 도달하지 못하고 파괴되었으며, 반면에 강섬유만을 사용한 단일 FRM와 하이브리드 FRM의 경우 연성 거동으로 인해 기준처짐(δtb=2 mm) 이상에서 파괴되었다. 특히, 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%로 혼합사용한 SF0.5CF0.5-2 시편의 경우 가장 높은 등가휨강도를 나타내었는데, 이는 초기 균열발생 시 탄소섬유가 강섬유와 같이 응력을 부담하며, 균열 후에는 강섬유가 응력을 부담하게 되어 강섬유가 부담하는 응력집중을 완화하여 더 높은 등가휨강도를 나타내는 것으로 판단된다. 한편, 플레인 모르타르와 탄소섬유만을 사용한 단일 FRM의 잔류휨강도는 얻을 수 없었으며, 강섬유만을 사용한 단일 FRM와 강섬유 0.75% + 탄소섬유 0.25% 및 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%로 혼합사용한 경우 높게 증가하는 것으로 나타났다. 이는 시편 파괴 시 탄소섬유에 비해 강섬유가 균열 억제 효과와 변형능력이 높다는 것을 알 수 있다. 단일 FRM와 하이브리드 FRM를 플레인 모르타르와 비교하였을 때, 최대휨강도, 등가휨강도 및 잔류휨강도 모두가 크게 증가하는 경향을 보였으며, 강섬유 0.5% + 탄소섬유 0.5%로 혼합사용한 SF0.5CF0.5-2 시편의 등가휨강도는 25.5∼35.7배 정도 증가하였다.

Fig. 8 Variation of calculation results of equivalent flexural strength and residual flexural strength