2.1 사용재료

본 연구에서는 목표 압축강도 30 MPa의 보통강도 콘크리트(normal concrete, NC)를 사용하였으며, 배합은 Table 1에 나타내었다. NC의 물-바인더 비는 42.9 %로 설정하였다. 결합재는 1종 포틀랜드 시멘트(밀도 3.15 g/cm³)와 Type III 고로슬래그 미분말(blast furnace slag, BFS)로 구성하였으며, BFS는 전체 바인더 질량의 60 %를 치환하였다. 잔골재는 강사를, 굵은 골재는 최대 치수 25 mm의 골재를 사용하였다. 손상 콘크리트의 보강을 위해 재령 28일 목표 압축강도 120 MPa의 초고강도 콘크리트(ultra-high-performance concrete, UHPC)를 사용하였으며, 배합은 Table 2에 나타내었다. UHPC의 결합재는 1종 포틀랜드 시멘트와 실리카 퓸(silica fume)으로 구성하였다. 실리카 퓸의 비중과 비 표면적은 각각 2.65와 200,000 cm²/g이다. 잔골재는 최대 입경 0.3 mm 이하의 실리카 샌드(silica sand)를 사용하였으며, 실리카 퓸과 실리카 샌드 사이의 입도를 갖는 충전재(silica filler)를 함께 사용하여 UHPC의 내부 조직을 더욱 치밀하게 하였다.

UHPC는 분말 재료를 충분히 건비빔한 후, 물과 고형분 30%의 고성능 감수제(superplasticizer, SP; 밀도 1.07 g/cm³)를 투입하여 혼합하였다. 이때 감수제의 고형분을 고려한 유효 물-바인더 비는 약 0.22이다. 또한, 길이 19 mm의 직선형 강섬유(steel fiber)와 길이 12 mm의 폴리프로필렌(polypropylene, PP) 섬유를 사용하였다. 강섬유의 직경은 0.20 mm이며, 강섬유(인장강도 2,000 MPa, 탄성계수 200 GPa)와 PP 섬유(인장강도 420 MPa, 탄성계수 4.6 GPa)의 혼입률은 각각 전체 체적의 1.0 %와 0.5 %로 설정하였다. 이때 강섬유와 PP 섬유를 함께 혼입한 하이브리드 섬유는 서로 다른 길이의 섬유에 의한 균열 가교 효과를 통해 균열 저항성을 향상시키며(Sajid and Kiran, 2024), PP 섬유는 UHPC가 약 300 °C 이상의 고온에 노출될 경우 발생할 수 있는 폭렬을 저감하는 역할을 한다(Yoo et al., 2025). 재령 28일에서 NC와 UHPC의 압축강도는 ASTM C39(ASTM C39, 2010)에 따라 100 mm × 200 mm 원주형 공시체를 이용하여 측정하였다. 압축시험에 앞서 공시체 단부를 연마하여 평탄하게 하였으며, 측정된 압축강도는 NC가 32 MPa, UHPC가 124 MPa로 각각 목표 강도에 근접하였다.

2.2 시험체 제작

본 연구에서는 손상 콘크리트의 보강 효과를 정량적으로 평가하기 위해 프리즘 공시체를 제작한 후 400 °C, 500 °C 및 600 °C의 목표 온도까지 가열한 뒤 UHPC로 보강하였다. 가열 온도의 상한은 콘크리트의 온도가 600 °C를 초과할 경우 폭렬(spalling) 발생 가능성이 증가하기 때문에 600 °C로 제한하였다(Xie et al., 2025). 또한, ASTM E119(ASTM E119, 2014)에서는 내화 성능을 확보하기 위해 최대 3시간의 내화 성능을 요구하고 있으므로, 이를 참조하여 모든 시험체의 가열 유지 시간은 3시간으로 동일하게 적용하였다(Table 3).

실험 변수는 Table 3과 같이 크게 세 가지로 구분하였다. 제1그룹은 UHPC 보강 두께 및 보강 형식의 영향으로, 하면 보강 두께 10, 20 및 40 mm와 상⋅하면 동시 보강(상⋅하면 각각 20 mm) 조건(B10, B20, B40 및 B20T20)으로 구성하였다. 제2그룹은 가열 온도(400, 500 및 600 °C)의 영향을 평가하였으며, 제3그룹은 화재손상 콘크리트의 표면 상태에 따른 영향을 평가하기 위해 평활면($S$), 치즐링면($C$) 및 홈 가공면($G$)을 비교하였다. 각 변수에 따른 보강성능을 비교⋅분석하여 UHPC의 보강 효과를 평가하였다. 각 시험체는 동일한 조건에서의 비교⋅분석을 위해 변수별로 3개씩 제작하였으며, 총 8개 변수에 대해 24개의 시험체를 제작하였다.

시험체 표기는 가열 조건과 UHPC 보강 조건의 두 요소로 구성하였다. 첫 번째 요소는 가열 온도를 나타내며, 모든 시험체에 동일한 가열 유지 시간(3시간)을 적용하였으므로 시험체 표기에는 별도로 나타내지 않았다. 두 번째 요소는 UHPC의 보강 위치와 보강 층 두께를 의미하며, $B$와 $T$는 각각 하면(Bottom)과 상면(Top)을 나타내고, 숫자는 보강층 두께 (mm)를 의미한다. 마지막 괄호 안의 문자는 시험체의 표면 상태를 나타낸다(Fig. 1). 이상의 변수 조건을 반영하여 시험체를 제작하였으며, 가열 및 UHPC 보강 절차는 다음과 같다. 타설 과정에서 콘크리트의 누출을 방지하기 위해 프리즘 형상에 맞는 강재 블록을 제작하여 거푸집 내부에 설치하였다. 한편, 실제 구조물에서는 거푸집을 설치한 후 기존 콘크리트와 밀착된 상태에서 콘크리트를 타설하여 보강층을 형성한다. 본 연구에서는 이러한 시공 조건을 모사하기 위해 화재손상 콘크리트를 휨 시험용 거푸집에 먼저 배치한 후, 잔여 공간에 UHPC를 타설하는 방식으로 시험체를 제작하였다(Fig. 2).

표면 상태의 영향을 평가하기 위해 평활면($S$) 시험체를 대조군으로 사용하였으며, 치즐링면($C$)은 가열 전에 기존 콘크리트의 부착면을 약 1 mm 깊이로 치즐링하여 거칠게 처리하였다. 또한, 홈 가공면($G$)은 일정 간격으로 홈을 형성하여 제작하였다. 목표 압축강도 30 MPa의 콘크리트는 전기로에서 분당 5 °C의 승온 속도로 목표 온도까지 가열한 후 3시간 동안 유지한 후 시험체를 전기로에서 꺼내 실온에서 24시간 냉각한 다음, 각 보강 조건에 따라 UHPC를 타설하여 보강하였다.

Fig. 1 Details of strengthening layer thickness and configurations

Fig. 2 Test procedure for strengthened specimens

2.3 실험방법

UHPC 보강 시험체와 비 보강 시험체를 대상으로 단순 지지 조건에서 휨 성능을 평가하였다. 휨 시험은 ASTM C1609(ASTM C1609, 2012)에 따라 100 mm × 100 mm × 400 mm 프리즘 시험체를 사용하였으며, 순 지간(clear span)은 300 mm로 설정하였다(Photo 1). 하중은 4점 휨 재하 방식으로 적용하였으며, 두 재하점 간 거리는 100 mm로 설정하였다.

하중은 용량 2,000 kN의 만능재료시험기(universal testing machine, UTM)를 이용하여 재하하였으며, 데이터 로거(data logger)와 연동하여 계측하였다. 중앙 처짐은 시험체 중앙부에 설치한 변위계(linear variable differential transformer, LVDT)로 측정하였다. 시험은 변위 제어 방식으로 수행하였으며, 재하 속도는 0.3 mm/min로 일정하게 유지하였다. 재하는 시험체가 파괴될 때까지 지속하였다.

휨강도(파단 계수, modulus of rupture)는 eq. (1)을 이용하여 산정하였다. 또한, 휨 인성은 하중–처짐 곡선에서 중앙 처짐이 $L/150$에 도달할 때까지의 면적(흡수 에너지)으로 정의하였다. 본 시험에서는 순 지간 $L$이 300 mm이므로 $L/150$은 2.0 mm에 해당하며, 휨 인성은 eq. (2)를 이용하여 산정하였다.

여기서 $F$는 최대 작용 하중, $L$은 지간 길이, $b$는 시험체 폭, $h$는 시험체 높이이며, $f_{mor}$는 휨강도를 의미한다. 또한 $\sigma(\delta)$는 처짐 $\delta$에서의 하중을 나타내며, $T_{150}$은 휨 인성을 의미한다.

Photo 1 Test setup for strengthened specimens

3.1 보강 두께에 따른 영향

Fig. 3와 Table 4는 500 °C에서 3시간 가열한 시험체의 UHPC 보강 두께(10, 20 및 40 mm)에 따른 휨 성능을 비교한 결과를 나타낸다. 평활면($S$) 조건에서 하면 보강($B$) 시험체의 최대하중은 500-B10(S), 500-B20(S) 및 500-B40(S)에서 각각 20.52 kN, 34.40 kN 및 64.23 kN로 나타났으며, 이에 대응하는 휨 강도는 각각 6.16 MPa, 10.32 MPa 및 19.27 MPa였다. 또한, 최대하중 시 처짐은 각각 1.95 mm, 1.42 mm 및 2.40 mm로 측정되었으며, 휨 인성은 각각 33.96 J, 55.30 J 및 77.84 J로 나타나 보강 두께가 증가할수록 전반적인 휨 성능이 향상되는 경향을 확인할 수 있었다.

UHPC 보강 효과를 정량적으로 평가하기 위해 비 보강 시험체와 비교한 결과, 비 보강 시험체의 휨 강도는 가열 전 5.26 MPa에서 500 °C 가열 후 2.63 MPa로 약 50 % 감소하였다. 반면, UHPC로 보강한 시험체의 휨 강도는 보강 두께 10 mm와 40 mm에서 각각 6.16 MPa 및 19.27 MPa로 나타나 가열 전 비 보강 시험체 대비 각각 약 17 %와 266 % 향상되었으며, 화재로 저하된 휨 성능이 효과적으로 회복되는 것으로 나타났다. 또한, 휨 인성은 하중–처짐 곡선의 면적으로 산정되므로 최대하중뿐만 아니라 파괴 이후의 잔존 하중 지지능력과 연성 거동이 함께 반영되며, 보강 두께가 증가할수록 이러한 효과가 더욱 뚜렷하게 나타나 휨 인성이 크게 증가하는 경향을 보였다.

파괴 양상은 UHPC 보강층 두께에 따라 뚜렷한 차이를 나타내었다(Fig. 3). 보강 두께가 10 mm인 시험체에서는 순수 휨 구간에서 주 균열이 발생한 후 균열이 수직 방향으로 진전하면서 휨 파괴가 발생하였다. 반면, 보강 두께가 20 mm 및 40 mm인 시험체에서는 재하점 또는 지점 부근에서 대각균열이 함께 발달하여 휨–전단 파괴가 관찰되었다. 이는 보강층 두께가 증가함에 따라 휨 내력이 향상되면서 파괴 모드가 휨 파괴에서 휨–전단 파괴로 변화한 결과로 판단된다. 이러한 결과는 CFRP 시트를 이용한 기존 보강 연구와는 차이를 보인다. Yoo et al.(2020)은 보통강도 콘크리트 보를 CFRP 시트로 보강한 결과, 단일 시트 보강은 비 보강 시험체 대비 약 6∼10 %의 휨 강도 향상을 나타냈으나, 다층 보강에서는 응력 집중으로 인해 조기 박리가 발생하여 추가적인 휨 강도 향상이 제한되었다고 보고하였다. 반면, 본 연구에서는 UHPC 보강 층 두께가 증가할수록 휨 강도와 휨 인성이 함께 증가하였으며, 계면에서의 조기 박락보다는 시편 전체의 휨 또는 휨–전단 거동이 최종 파괴를 지배하는 것으로 나타났다. 이는 500 °C 이하 온도에서 가열 이후에도 UHPC가 기존 콘크리트와 충분한 부착성능을 확보하여 보강 층과 기존 콘크리트가 일체 거동을 하였기 때문으로 판단된다.

Fig. 3 Effects of strengthening layer thickness

3.2 가열 온도에 따른 영향

Fig. 4는 가열 온도(400, 500 및 600 °C)에 따른 UHPC 보강 시험체의 휨 성능을 비교한 결과를 나타낸다. 휨 강도는 400 °C, 500 °C 및 600 °C에서 각각 20.70 MPa, 19.27 MPa 및 16.12 MPa로 나타났으며, 400 °C 대비 500 °C에서는 약 5 % 감소한 반면, 600 °C에서는 약 22.1 % 감소하여 가열 온도가 증가할수록 휨 강도가 감소하는 경향을 나타내었다. 휨 인성($T_{150}$)은 400 °C, 500 °C 및 600 °C에서 각각 81.75 J, 77.84 J 및 75.32 J로 나타났으며, 휨 강도와 마찬가지로 가열 온도가 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였다. 그러나 휨 인성의 감소 폭은 휨 강도 대비 상대적으로 작게 나타났는데, 이는 UHPC 보강 층이 균열 발생 이후에도 일정 수준의 잔존 하중 지지능력과 연성 거동을 유지하였기 때문으로 판단된다.

가열 온도에 따른 파괴 양상을 비교한 결과, 400 °C에서는 휨 파괴가 발생하였고, 500 °C에서는 휨–전단 파괴가, 600 °C에서는 부착파괴가 관찰되었다. 또한, 비 보강 시험체의 잔존 휨 강도는 400 °C와 600 °C에서 각각 3.08 MPa 및 2.63 MPa로 나타나 상온 시험체(5.26 MPa) 대비 각각 약 41 %와 50 % 감소하였다. CEN Eurocode(CEN Eurocode, 2005)에서는 500 °C 등온 접근법을 적용하여 500 °C가 넘는 온도에 노출된 콘크리트는 구조적 기여도가 거의 없다고 제시하고 있다. 본 연구에서도 600 °C 가열 시험체는 UHPC 보강 후 계면 부착파괴가 발생하였으며, 이는 고온 노출로 인해 기존 콘크리트의 열 손상이 심화되어 계면 부착성능이 저하되었기 때문으로 판단된다. 따라서 600 °C 이상의 화재에 노출된 콘크리트를 UHPC로 보강하는 경우에는 열 손상된 콘크리트를 제거한 후 보강하는 방안을 함께 고려할 필요가 있을 것으로 판단된다.

Fig. 4 Effects of exposure temperature

3.3 보강면에 따른 영향

Fig. 5는 보강면(하면 보강 및 상⋅하면 동시 보강)에 따른 휨 성능을 비교한 결과를 나타낸다. 모든 시험체는 보강층 두께를 20 mm로 동일하게 적용하였으며, 하면만 보강한 시험체(500-B20(S))와 상⋅하면을 각각 20 mm로 보강한 시험체(500-B20T20(S))의 휨 성능을 비교하였다. 500-B20(S)의 휨 강도와 휨 인성은 각각 10.32 MPa 및 55.30 J로 나타났으며, 500-B20T20(S)는 각각 8.79 MPa 및 47.77 J를 나타냈다(Table 4). 따라서 상⋅하면 동시 보강 시험체의 휨 강도와 휨 인성은 하면 보강 시험체 대비 각각 약 85.2 %와 86.4 % 수준으로 확인되었다. 일반적으로 상⋅하면을 동시에 보강할 경우 보강 단면의 증가로 인해 휨 성능이 향상될 것으로 예상되지만, 본 연구에서는 하면만 보강한 시험체가 오히려 더 높은 휨 강도와 휨 인성을 나타내었다. 이는 상부 UHPC 보강 층이 압축력을 직접 분담하기보다는 중립축 이동과 단면 강성 변화에 영향을 미치면서, 인장 측 UHPC 보강 성능이 충분히 발현되지 못한 결과로 판단된다. 다만, 이러한 거동을 정량적으로 규명하기 위해서는 향후 단면해석 및 변형률 분포를 통한 추가적인 검토가 필요할 것으로 판단된다. 파괴 양상을 비교한 결과, 500-B20T20(S)는 주 균열 발생 직후 파괴가 발생하였지만, 500-B20(S)는 주 균열 발생 이후 추가적인 대각균열이 발달하면서 최종 파괴에 이르렀다.

Fig. 5 Effects of strengthening layer configuration

3.4 표면 형상에 따른 영향

Fig. 6은 표면 상태에 따른 휨 강도와 휨 인성의 변화를 비교한 결과를 나타낸다. 일반적으로 표면 처리는 기존 콘크리트와 보강재 사이의 계면 부착성능에 큰 영향을 미치며, 표면 거칠기가 증가할수록 기계적 맞물림(mechanical interlocking) 효과가 향상되어 보강 성능이 증가하는 것으로 보고되고 있다(Al-Rousan, 2021; Arslan et al., 2022). Arslan et al.(2022)은 T형 보의 CFRP 시트 보강 실험에서 앵커리지를 적용하여 기계적 맞물림을 향상시킨 결과, 계면 박리(debonding) 파괴가 시트 파단(rupture) 파괴로 전환되었음을 보고하였다.

본 연구에서는 동일한 보강 조건(보강층 두께 40 mm, 보강 길이 400 mm)에서 표면 상태만 달리한 500-B40(S), 500-B40(C), 그리고 500-B40(G) 시험체를 비교하였다. 그 결과, 휨 강도는 각각 19.27 MPa, 20.37 MPa, 그리고 21.00 MPa로 측정되어 표면 상태에 따른 휨 성능의 차이는 크지 않은 것으로 나타났다. 또한, 휨 인성은 각각 77.84 J, 77.60 J 및 80.72 J로 측정되었으며, 최대하중까지의 하중–처짐 거동 역시 세 시험체에서 거의 동일한 경향을 보였다. 이러한 결과는 본 연구에서 적용한 400 mm의 충분한 보강 길이가 계면 박리를 효과적으로 억제하여, 표면 상태에 따른 부착성능의 차이가 전체 휨 거동에 크게 영향을 미치지 않았기 때문으로 판단된다. 실제로 세 시험체 모두 주 균열이 중립축 상부까지 진전한 이후 최종 파괴에 도달하였으며, 계면 박락에 의해 조기에 내력이 저하되는 현상은 관찰되지 않았다. 다만, 표면 상태에 따른 부착성능의 영향을 보다 명확하게 평가하기 위해서는 보강 길이와 하중 조건을 다양하게 변화시킨 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 6 Effects of surface preparation