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문제 정의
- 따라서 본 연구에서는 HSFRC의 설계 및 시공을 위한 기초 자료를 제공하기 위하여 실험을 통해 국내에서 생산되고 있는 여러 가지 형상의 강섬유를 사용한 고강도 강섬유보강 콘크리트의 강섬유의 혼입률 변화(0. 0.5, 1.0, 1.5, 2.0 vol.%)에 따른 역학적 특성 및 장기변형 특성을 검토하였다.
제안 방법
- 0. 1.5, 2.0% 혼입하여 제조시 재료가 분리하지 않고 적당한 워커빌리티(VeBe 20sec)를 확보하도록 고성능 감수제를 첨가하면서 시험배합을 통하여 믹싱방법과 배합조건을 선정하였으며, 그 결과는 Table 4와 같다.
- HSFRC의 비빔은 강섬유의 균등분산과 밀실한 제조를 위하여 일본 C사 제품의 섬유분산용 Omni-Mixer(용량 30l)를 사용하였으며, 재료는 먼저 믹서에 시멘트, 실리카퓸 및 충전재, 잔골재 및 굵은 골재를 동시에 투입하여 약 3분간 건비빔을 실시한 다음 물과 혼화제를 투입해 약 3분간 혼합하고, 마지막으로 강섬유를 일정한 속도로 투입하여 약 5분간 추가 혼합을 실시하였다.
- HSFRC의 압축강도는 KS F 2405[콘크리트의 압축강도 시험방법]에 준하여 15×30 cm 원주공시체를 제작하고 재령 28일간 20±2°C의 수중에서 표준양생을 실시한 후 측정하였으며, 탄성계수 및 포아송비는 KS F 2438[콘크리트의 정탄성계수 및 포아송비 측정방법]에 준하여 15×30 cm 원주공시체를 제작하고 재령 28일간 20±2°C의 수중에서 표준양생을 실시한 후 엑소텐소미터를 이용해 측정하였다.
- HSFRC의 휨강도 및 휨인성은 KS F 2566 및 JSCE-SF 4[강섬유보강 콘크리트의 휨인성 시험방법]에 준하여 15×15×55 cm의 보공시체를 제작하고 재령 28일간 20±2°C의 수중에서 표준양생을 실시한 후, 일본 S사의 B-Type Autograph를 사용하여 변위제어방식에 의해 하중 및 수직변위를 측정해 하중-변위곡선을 구한 다음 휨강도 및 등가휨강도를 계산하여 휨인성을 평가하였다. 이때 등가휨강도는 Fig.
- HSFRC의 건조수축 시험은 콘크리트의 휨인장특성 개선에 가장 효과적으로 확인된 양단후크형 강섬유(30 mm)를 사용한 경우에 대해서만 평가하였으며, 시험은 KS F 2424 및 ASTM C 512의 콤퍼레터법에 준하여 10×10×40 cm의 공시체를 제작하고 재령 1일에 탈형한 후, 온도 23±2°C, 습도 50±5%RH 조건의 항온항습실에 보관하면서 휘트모아스트레인 게이지를 이용해 64주간 길이변화를 측정하였다.
- HSFRC의 크리프시험은 콘크리트의 휨인장특성 개선에 가장 효과적으로 확인된 양단후크형 강섬유(30 mm)를 사용한 경우에 대해서만 평가하였으며, 시험은 ASTM C 512의 규정에 따라 15×30 cm 원주공시체를 제작하고 재령 28일간 20±2°C의 수중에서 표준양생을 실시한 후, 온도 23±2°C,습도 50±5%RH 조건의 항온항습실에 보관하면서 강섬유를 혼입하지 않은 고강도 콘크리트의 파괴하중의 40%를 재하한 상태에서 1년간 휘트모아 스트레인 게이지를 이용해 총 길이변화량을 측정하였다. 또한 하중을 재하한 상태에서의 건조크리프(drying creep)는 건조수축에 비해 값이 크게 나타나지만 그 차이는 그다지 크지 않으므로 15×30 cm 원주 공시체를 제작하고 공시체의 옆면을 에폭시로 도포(sealing)한 후 건조수축을 측정하여 근사적으로 건조크리프(drying creep)를 평가하였다.
- HSFRC의 크리프시험은 콘크리트의 휨인장특성 개선에 가장 효과적으로 확인된 양단후크형 강섬유(30 mm)를 사용한 경우에 대해서만 평가하였으며, 시험은 ASTM C 512의 규정에 따라 15×30 cm 원주공시체를 제작하고 재령 28일간 20±2°C의 수중에서 표준양생을 실시한 후, 온도 23±2°C,습도 50±5%RH 조건의 항온항습실에 보관하면서 강섬유를 혼입하지 않은 고강도 콘크리트의 파괴하중의 40%를 재하한 상태에서 1년간 휘트모아 스트레인 게이지를 이용해 총 길이변화량을 측정하였다. 또한 하중을 재하한 상태에서의 건조크리프(drying creep)는 건조수축에 비해 값이 크게 나타나지만 그 차이는 그다지 크지 않으므로 15×30 cm 원주 공시체를 제작하고 공시체의 옆면을 에폭시로 도포(sealing)한 후 건조수축을 측정하여 근사적으로 건조크리프(drying creep)를 평가하였다.
대상 데이터
- 시멘트는 S사 제품의 보통 포틀랜드 시멘트(밀도 : 3.15 g/ cm3, 분말도 : 3650 cm2/g)를 사용하였다.
- 잔골재는 금강 상류에서 채취한 강모래를 입도조절하여 사용하였고, 굵은골재는 최대치수 13 mm의 부순돌을 사용하였으며, 각각의 물성은 Table 1과 같다.
- 강섬유는 국내에서 시판중인 C사 제품의 양단후크형 강섬유(번들형), K사 제품의 파형 강섬유 및 H사 제품의 직선톱니형 강섬유를 사용하였으며, 이들 강섬유의 제원 및 물리적 특성은 Table 2와 같다.
- 실리카퓸은 남아프리카 Anglo Alpha사 제품의 초미분말 실리카퓸을 사용하였고, 충전재(Filler)는 평균입경 7.1 μ의 Silica Powder를 사용하였으며, 각각의 물리적화학적 성질은 Table 3과 같다.
- 고성능감수제(HWRA)는 일본 K사 제품의 나프탈렌 설폰산염 고축합물계의 Mighty-150을 사용하였고, 공기연행제는 표준형 AE제인 Vinsol Resin계의 AEA 202를 사용하였다.
이론/모형
- HSFRC의 인장강도는 KS F 2423[콘크리트의 인장강도 시험방법]에 준하여 15×30 cm 원주공시체를 제작하고 재령 28일간 20±2°C의 수중에서 표준양생을 실시한 후, 일본 S 사의 B-Type Autograph를 사용하여 쪼갬인장강도를 측정하였다.
성능/효과
- 이를 고찰하여 보면, HSFRC의 압축강도는 강섬유 혼입 여부에 관계없이 96.9~108.4 MPa를 나타내 ACI 363R(ACI 363 Committee, 1992)에서 정의하고 있는 고강도 콘크리트의 압축강도 기준(9000psi, 62MPa)를 크게 상회하는 것으로 나타났다. 강섬유 혼입에 의해서는 기존의 연구결과와 마찬가지로 강섬유의 종류 및 섬유형상비에 관계없이 섬유 혼입으로 인해 어느 정도(최대 9.
- 이는 섬유혼입률 증대에 따라 다짐시 섬유의 체적증대로 인한 섬유의 Fiberball 형성 및 분산성 저하로 인해 매트릭스와 섬유의 부착력 저하에 기인한 것으로 판단된다. 또한 압축강도 시험시 파괴과정을 관찰한 결과, 강섬유를 혼입하지 않은 경우에는 최대하중점 이후 큰 파괴음을 내면서 급격한 파괴를 나타내었으나, 강섬유를 혼입한 경우에는 강섬유가 가진 연성 및 변형률경화의 영향을 받아 연성적인 파괴를 나타내었다.
- 또한 HSFRC의 탄성계수에 미치는 강섬유 혼입효과를 분석하기 위하여 회귀분석을 실시하고 ACI 544.4R(ACI 544 Committee, 1988)에서 SFRC의 휨부재 설계시 고려되는 Vf 와 Vf ·lf/df의 항으로 나타낸 결과, 다음 식 (2)와 같은 관계를 갖는 것으로 나타났으며, Fig. 3 및 Table 6에 나타낸 바와 같이 섬유의 형상에 관계없이 매우 높은 상관관계를 가지고 있으며, 사용한 모든 섬유에 대한 종합적인 회귀분석 결과에서도 결정계수(R)는 0.894 정도의 비교적 높은 상관관계를 나타내었다.
- HSFRC의 포와송비는 Table 5에 나타낸 바와 같이 섬유 혼입률 및 섬유형상비의 증대에 따라 감소하는 경향을 나타내었으며, 이는 강섬유가 변형을 억제하는데 기여했기 때문인 것으로 판단된다. 또한 HSFRC의 포와송비와 강섬유 혼입효과 사이의 상관관계를 분석하기 위하여 회귀분석을 실시하고 Vf와 Vf ·lf/df의 항으로 나타낸 결과, 다음 식 (3)과 같은 관계를 갖는 것으로 나타났으며, Fig. 4 및 Table 7에 나타낸 바와 같이 섬유의 형상에 관계없이 결정계수(R)가 0.94 내외의 매우 높은 상관성을 가지고 있으며, 사용된 모든 섬유를 종합한 경우에도 R이 0.906 정도의 우수한 상관 관계를 나타내었다.
- 또한 강섬유의 형상에 따라서는 인장강도와 마찬가지로 양단 후크형 강섬유, 직선톱니형 강섬유 및 파형 강섬유를 혼입한 경우의 순으로 우수한 휨강도를 나타내었으며, 양단 후크형 강섬유를 사용한 경우 30 mm(l/d = 60) 섬유를 사용한 경우에 비해 60 mm(l/d = 80) 섬유를 사용한 경우 섬유혼입률에 따라 6.6~11.2% 정도 높은 휨강도를 나타내었다.
- 또한 HSFRC의 휨강도에 미치는 강섬유 혼입효과를 분석하기 위하여 회귀분석을 실시하고 ACI 544.4R(ACI 544 Committee, 1988)에서 SFRC의 휨부재 설계시 고려되는 Vf와 Vf ·lf/df의 항으로 나타낸 결과, 다음 식 (5)와 같은 선형 관계를 갖는 것으로 나타났으며, Fig. 6 및 Table 9에 나타낸 바와 같이 섬유의 형상에 관계없이 매우 높은 상관관계를 가지고 있으며, 사용한 모든 섬유에 대한 종합적인 회귀 분석결과에서도 결정계수(R)는 0.9435 정도의 우수한 상관관계를 나타내었다.
- HSFRC의 휨거동을 고찰하여 보면, 섬유를 혼입하지 않은 경우에는 초기 균열이 발생하기 전까지는 선형적 거동을 나타내지만 균열이 발생한 이후에는 하나의 균열이 진전되어 최대하중에 도달한 후에 급격히 파괴 되었다. 반면, 강섬유를 혼입한 경우에는 매트릭스와 강섬유의 부착력이 감소하면서 서서히 다수의 미세균열이 발생하고, 균열이 발생한 이후에도 파괴시까지의 휨저항이 상당히 커 비선형 거동을 나타내었으며, 최대하중 이후에도 강섬유의 Bridging 작용에 의해 지속적으로 하중을 지지해 연성적인 거동을 하면서 강섬유의 뽑힘이 발생함과 함께 매트릭스와 강섬유 계면의 전단응력이 극한부착강도에 도달했을 때 불안정한 균열이 진전되어 파괴가 일어났다.
- 95 MPa로 증가하는 경향을 나타내었다. 강섬유의 종류에 따라서는 양단 후크형 강섬유를 혼입한 경우가 가장 우수한 휨인성을 나타내었으며, 직선톱니형 강섬유를 혼입한 경우와 파형강섬유를 혼입한 경우와 휨강도 및 휨인성은 거의 차이가 없는 것으로 휨인성은 작게 나타났다.
- 0%. 53.9%, 57.6% 저감되는 것으로 나타났다. 이는 강섬유가 콘크리트 매트릭스와의 부착력에 의해 매트릭스를 구속하여 변형을 억제하였기 때문인 것으로 판단되며, 적정량의 강섬유 혼입은 건조수축 저감에 대단히 효과적인 것으로 판단된다.
- 이를 고찰하여 보면, HSFRC의 크리프 및 건조수축 변형은 모두 강섬유를 혼입하지 않은 경우에 비하여 섬유혼입률 증가에 따라 감소하는 경향을 나타내었다. 크리프 변형량의 감소 정도는 강섬유를 혼입하지 않은 경우에 비해 강섬유혼입률이 0.
- 8%. 13.4%, 17.5% 저감되는 것으로 나타난 반면, 건조수축은 각각 33.0%, 42.7%, 49.0%, 53.5% 정도 저감되는 것으로 나타났다.
- 1. HSFRC의 압축강도는 강섬유혼입률 증대에 따라 다소 증가하거나 감소한 반면, HSFRC의 탄성계수는 강섬유의 형상에 관계없이 강섬유를 혼입하지 않은 경우 33.8 GPa에서 섬유혼입률 증대에 따라 최대 39.6 GPa로 증가하였고, 포와송비는 강섬유를 혼입하지 않은 경우 0.209에서 섬유 혼입률 증대에 따라 최소 0.160까지 감소하는 것으로 나타났으며, 탄성계수 및 포와송비의 증가 및 감소경향은 모두 강섬유의 V·f lf/df에 의존하는 선형함수임이 확인되었다.
- 2. HSFRC의 쪼갬인장강도 및 휨강도는 강섬유의 형상에 관계없이 각각 강섬유를 혼입하지 않은 경우 6.3 MPa 및 11.3 MPa에서 섬유혼입률 증대에 따라 최대 12.6 MPa 및 22.3 MPa로 증가하였으며, 인장강도 및 휨강도의 증가경향은 모두 강섬유의 Vf ·lf/df에 의존하는 선형함수임이 확인되었다. 또한 HSFRC의 휨거동에 미치는 강섬유의 혼입률(Vf) 및 섬유형상비(lf/df)의 영향은 대단히 큰 것으로 나타나, 강섬유의 형상에 관계없이 등가휨강도는 강섬유를 혼입하지 않은 경우 1.
- 3 MPa로 증가하였으며, 인장강도 및 휨강도의 증가경향은 모두 강섬유의 Vf ·lf/df에 의존하는 선형함수임이 확인되었다. 또한 HSFRC의 휨거동에 미치는 강섬유의 혼입률(Vf) 및 섬유형상비(lf/df)의 영향은 대단히 큰 것으로 나타나, 강섬유의 형상에 관계없이 등가휨강도는 강섬유를 혼입하지 않은 경우 1.13 MPa에서 섬유혼입률 증대 따라 최대 15.95 MPa로 현저히 개선되는 것으로 나타났다. 이는 매트릭스 내에 혼입된 강섬유가 하중작용시 하중을 재분배하고 극한하중 이후에도 강섬유의 Bridging 작용에 의해 지속적으로 하중을 지지해 연성적인 거동을 하면서 균열발생 억제 및 균열진전에 저항함과 함께 강섬유의 뽑힘과 함께 파괴가 발생될 때까지의 파괴에너지가 증가하기 때문인 것으로 판단된다.
- 3. 강섬유의 형상에 따라서는 양단후크형 > 직선톱니형 >파형 강섬유를 사용한 순으로 우수한 인장강도, 휨강도 및 휨인성을 나타내었으며, 섬유형상비에 따라서는 60 mm(l/ d = 80)의 섬유가 30 mm(l/d = 60) 섬유를 사용한 경우에 비해 인장강도 및 휨강도는 모두 약 10~20% 우수하게 나타났다.
- 4. HSFRC의 건조수축은 섬유혼입률 증대에 따라 현저히 감소하는 것으로 나타나, 강섬유를 혼입하지 않은 경우에 비해 강섬유를 0.5%, 1.0%, 1.5%. 2.
- 이로부터 HSFRC의 크리프변형은 하중 및 건조수축에 의해 크게 영향을 받으며, 특히 고강도 콘크리트에 강섬유를 혼입하면 크리프 변형에 비해 건조수축 저감에 더욱 효과가 있을 것으로 예측되므로 HSFRC를 휨부재에 적용하면 건조수축 및 크리프에 의한 장기처짐을 제어하는데 효과가 클 것으로 판단된다.
- 5. HSFRC의 크리프 및 건조수축은 모두 섬유혼입률 증대에 따라 감소하여 재하재령 1년에서 강섬유혼입률이 증가함에 따라 크리프에 비해 건조수축이 크게 저감되는 것으로 나타났다. 이로부터 HSFRC의 크리프는 하중 및 건조수축에 의해 크게 영향을 받으며, 특히 고강도 콘크리트에 강섬유를 혼입하면 크리프에 비해 건조수축 저감에 더욱 효과가 있을 것으로 예측되므로 HSFRC를 휨부재에 적용하면 건조수축 및 크리프에 의한 장기처짐을 제어하는데 효과가 클 것으로 판단된다.
- HSFRC의 크리프 및 건조수축은 모두 섬유혼입률 증대에 따라 감소하여 재하재령 1년에서 강섬유혼입률이 증가함에 따라 크리프에 비해 건조수축이 크게 저감되는 것으로 나타났다. 이로부터 HSFRC의 크리프는 하중 및 건조수축에 의해 크게 영향을 받으며, 특히 고강도 콘크리트에 강섬유를 혼입하면 크리프에 비해 건조수축 저감에 더욱 효과가 있을 것으로 예측되므로 HSFRC를 휨부재에 적용하면 건조수축 및 크리프에 의한 장기처짐을 제어하는데 효과가 클 것으로 판단된다.
- 또한 쪼갬인장강도 시험과정 및 파단면을 관찰한 결과, 강섬유를 혼입하지 않은 경우에는 극한상태에 도달하면 균열 발생후 급격하게 파괴되고 파단면도 고르게 나타난 반면, 강섬유를 혼입한 경우에는 섬유 형상에 관계없이 처음에는 미세균열이 발생하지만 극한상태 도달 이후에도 계속적으로 큰 변형을 일으킴과 함께 매트릭스 내에 완전히 균열이 발생해도 완전 파괴될 때 까지 강섬유가 뽑히지 않고 파단되며 저항하는 것으로 확인되었다.
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