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문제 정의
- 본 연구에서는 변형 속도에 따른 압축 및 인장특성을 평가하기 위하여 정적 시험에서 사용하는 시험체와 같은 크기의 시험체를 사용할 수 있도록 유압식 급속 재하 시험 장치를 개발하였다. Fig.
- 본 연구에서는 후크형 강섬유 및 폴리아미드 섬유를 혼입한 섬유보강 시멘트 복합체에 대하여 정적, 준정적 및 중고속 변형 속도 조건에서의 압축 및 인장강도를 평가하였다. 이를 위하여 먼저, 준정적(10-1/s) 및 중속(100~1/s)의 변형 속도를 구현할 수 있는 시험 장치를 개발하였으며, 후크형 강섬유와 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 압축 및 인장시험에 의한 응력-변형 곡선과 강도 및 파괴 특성에 대하여 분석하였다.
제안 방법
- 섬유보강 시멘트 복합체의 비빔은 먼저 결합재와 규사를 건비빔 한 후 물과 혼화제(감수제, AE제)를 투입하여 모르타르 베이스로 제작하였다. 그 후 섬유가 고르게 분산되도록 섬유를 투입하여, 소정의 유동성을 만족하도록 충분한 비빔을 실시하였다. 비빔 된 섬유보강 시멘트 복합체는 몰드에 타설하고 항온·항습실에서 1일 간 양생되었으며, 1일 후 모든 시험체는 탈형되어 28일간 표준수준양생을 실시하였다.
- 38의 7호 규사를 사용하였다. 또한, 섬유보강에 의한 슬럼프 저하를 고려하여 폴리카르본산계 고성능 감수제와 증점제를 사용하였다. 후크형 강섬유는 길이 30 mm, 직경 0.
- HPFRCC의 변형 민감도에 미치는 영향은 섬유와 매트릭스의 계면 부착강도가 주요 요인이며, 각각의 영향 요인들이 고변형 속도에서의 HPFRCC의 파괴 특성에 미치는 영향이 다른 것을 확인하였다. 또한, 실험 결과를 바탕으로 HPFRCC의 변형 속도에 따른 DIF 곡선을 제안하였다.
- /s)에서의 강도 값으로 나누어 DIF를 계산하였다. 본 연구에서 계산된 압축강도 DIF은 CEB-FIP model code 2010 및 ACI-349의 제안식과 비교하였으며, 인장강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010의 제안식과 비교하였다. 식 (1) 및 (2)에 CEB- FIP model code 2010, 식 (3)에 ACI-349의 DIF 산출식을 나타내었다.
- 본 연구에서는 압축 및 인장응력은 시험 장치에 부착되어있는 로드셀(Load cell)에서 측정하였으며, 압축 변형은 부착형 게이지(PL-60), 인장 변형은 시험체에 부착되어 있는 LVDT에서 측정된 변형(ΔL)과 게이지 거리(L)에 의해 변형(ε)을 구하였다.
- 본 연구에서는 저자들의 기존 연구(Kim H. & Kim G. et al., 2015)를 참고하여, 길이 30 mm의 후크형 강섬유와 폴리아미드 섬유를 사용하여, 섬유보강 시멘트 복합체를 제작하였으며, 섬유 혼입률은 1.0 및 2.0 vol.
- 비빔 된 섬유보강 시멘트 복합체는 몰드에 타설하고 항온·항습실에서 1일 간 양생되었으며, 1일 후 모든 시험체는 탈형되어 28일간 표준수준양생을 실시하였다.
- 섬유보강 시멘트 복합체의 비빔은 먼저 결합재와 규사를 건비빔 한 후 물과 혼화제(감수제, AE제)를 투입하여 모르타르 베이스로 제작하였다. 그 후 섬유가 고르게 분산되도록 섬유를 투입하여, 소정의 유동성을 만족하도록 충분한 비빔을 실시하였다.
- 시험에 의해 얻어진 응력-변형 곡선의 최대 응력 점을 압축강도와 인장강도로 하였으며, 변형 속도 10-1/s, 및 100~1/s에서 측정된 압축강도와 인장강도를 정적변형속도(10-6~10-5/s)에서의 강도 값으로 나누어 DIF를 계산하였다. 본 연구에서 계산된 압축강도 DIF은 CEB-FIP model code 2010 및 ACI-349의 제안식과 비교하였으며, 인장강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010의 제안식과 비교하였다.
- 1(a)에 나타낸 바와 같이 길이 400 mm, 너비 100 mm, 두께 25 mm이고, 중앙 단면이 25×50 mm로 좁아지는 도그본 형태이다. 시험체의 단면이 좁아지는 목 부분에 균열이 발생하는 것을 제어하기 위하여 2개의 와이어 메쉬를 보강하여 하였다.
- 기본적으로 일축압축하중이 재하되는 방식이기 때문에 직접 인장 시험의 경우 시험체에 가하는 하중을 인장 하중의 형태로 바꿀수 있는 별도의 지그를 시험 장치에 설치하였다. 압축 하중은 지그를 통해 시험체에 인장하중으로 재하되고, 시험체의 인장 응력은 인장 지그에 설치된 500 kN 용량의 로드셀에서 측정하였으며, 인장 변형은 시험체에 변위 게이지(LVDT)를 설치하여 측정하였다. 응력과 변형 데이터는 고속 데이터로거를 사용하여 수집하였으며, 변형 속도 10-1/s 범위의 시험에서는 10,000 Hz, 변형속도 100~101/s 범위에서는 30,000 Hz의 샘플링속도로 데이터를 수집하였다.
- 본 연구에서는 후크형 강섬유 및 폴리아미드 섬유를 혼입한 섬유보강 시멘트 복합체에 대하여 정적, 준정적 및 중고속 변형 속도 조건에서의 압축 및 인장강도를 평가하였다. 이를 위하여 먼저, 준정적(10-1/s) 및 중속(100~1/s)의 변형 속도를 구현할 수 있는 시험 장치를 개발하였으며, 후크형 강섬유와 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 압축 및 인장시험에 의한 응력-변형 곡선과 강도 및 파괴 특성에 대하여 분석하였다.
대상 데이터
- Table 2에 사용재료의 물리적 성질을 나타내었다. 시멘트는 보통 1종 포틀랜드 시멘트를 사용하였고 혼화재로 플라이 애쉬를 사용하였다. 잔골재는 밀도 2.
- 시험체는 각 시험 수준에 대하여 15개를 제작하였으며, 변형 속도에 따라 3~5개의 시험체에 대하여 시험을 수행하였다.
- 압축강도 시험용 시험체는 KS F 2403 ｢콘크리트의 강도 시험용 공시체 제작 방법｣에 준하여 지름 100 mm, 높이 200mm의 원주형 시험체를 제작하였다. 인장강도 시험용 시험체는 Fig.
- 압축 하중은 지그를 통해 시험체에 인장하중으로 재하되고, 시험체의 인장 응력은 인장 지그에 설치된 500 kN 용량의 로드셀에서 측정하였으며, 인장 변형은 시험체에 변위 게이지(LVDT)를 설치하여 측정하였다. 응력과 변형 데이터는 고속 데이터로거를 사용하여 수집하였으며, 변형 속도 10-1/s 범위의 시험에서는 10,000 Hz, 변형속도 100~101/s 범위에서는 30,000 Hz의 샘플링속도로 데이터를 수집하였다.
- 인장강도 시험용 시험체는 Fig. 1(a)에 나타낸 바와 같이 길이 400 mm, 너비 100 mm, 두께 25 mm이고, 중앙 단면이 25×50 mm로 좁아지는 도그본 형태이다.
- 시멘트는 보통 1종 포틀랜드 시멘트를 사용하였고 혼화재로 플라이 애쉬를 사용하였다. 잔골재는 밀도 2.64 g/cm3, 흡수율 0.38의 7호 규사를 사용하였다. 또한, 섬유보강에 의한 슬럼프 저하를 고려하여 폴리카르본산계 고성능 감수제와 증점제를 사용하였다.
- 5 mm, 형상비 60, 인장강도 1,140 MPa이고, 섬유의 양 끝단에 후크형의 굴곡이 있는 것을 사용하였다. 폴리아미드 섬유는 길이 30 mm, 직경 0.5 mm, 형상비 60, 인장강도 597 MPa이다. Picture 1에 사용섬유의 형상을 나타내었다.
- 또한, 섬유보강에 의한 슬럼프 저하를 고려하여 폴리카르본산계 고성능 감수제와 증점제를 사용하였다. 후크형 강섬유는 길이 30 mm, 직경 0.5 mm, 형상비 60, 인장강도 1,140 MPa이고, 섬유의 양 끝단에 후크형의 굴곡이 있는 것을 사용하였다. 폴리아미드 섬유는 길이 30 mm, 직경 0.
이론/모형
- 섬유보강 시멘트 복합체의 배합은 Table 3에 나타낸 바와 같이 Nam J. & Kim G. et al(2016)의 연구에서 사용한 배합을 참고하였으며, W/B는 0.4로 설정하였다.
- 정적압축강도 시험은 KS F 2438 ｢콘크리트 원주 공시체의 정탄성 계수 및 포아송비 시험 방법｣에 준하여 실시하였으며, 시험체의 변형은 시험체 좌우에 부착형 게이지(PL-60)을 부착하여 측정하였다. 직접인장시험은 Fig.
성능/효과
- 0vol.% 와 변형 속도 10/s의 범위에서 뚜렷한 동적특성증가를 보였다.
- 0vol.%에서 초기 균열 이후 섬유의 연신율에 의해 응력이 감소하였으며, 섬유와 매트릭스의 부착에 의해 응력이 재상승하는 변형 경화 거동이 나타났다. 섬유 혼입률 2.
- 0vol.%에서는 변형 경화 거동이 뚜렷하게 나타났으며, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체에 비해 인장강도는 작지만 최대 인장 응력까지의 변형 능력이 큰 것으로 나타났다. 한편, 변형 경화와 변형 연화 구간에서 폴리아미드 섬유는 다발형 섬유가 매트릭스와 부착되어 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고, 끊어지는 파괴 거동이 나타났으며, 이 과정에서 응력의 저하와 상승이 반복적으로 나타났다.
- 1) 본 연구에서 평가된 후크형 강섬유 및 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체는 정적변형속도 10-5/s 기준으로 변형속도 10-1~101/s의 범위에서 압축강도와 인장강도의 증가율은 CEB-FIP model code 2010 보다 다소 상회하는 결과를 얻었다.
- 2) 압축강도의 경우, 섬유종류 및 혼입률에 따른 강도증가율에 대하여 유의할 만한 경향은 없었으나, 인장강도 증가율의 경우는 후크형 강섬유보다 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체가 다소 크게 평가되었다.
- 3) 보강섬유와 매트릭스의 부착 및 인발특성에 기반하여 후크형 강섬유의 인발과 폴리아미드 섬유의 신율 및 파단특성은 정적인장 파괴특성과 변형속도에 따른 인장 파괴특성에 큰 영향이 있는 것으로 판단된다. 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체의 경우 변형속도가 클수록 직접인장파괴시 균열발생의 집중이 뚜렷하고 큰 파단균열이 발생되었다.
- 4) 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체는 변형 속도가 증가해도 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고 파단되는 특성 때문에 섬유와 매트릭스의 부착력 보다 섬유 자체의 인장강도가 섬유보강 시멘트 복합체의 인장특성에 영향을 미치는 것으로 사료된다.
- (2014)는 HPFRCC의 직접인장특성에 미치는 변형 속도, 섬유종류(Hooked steel fiber, Twist steel fiber), 혼입률, 매트릭스 종류, 섬유와 매트릭스의 계면 접착 등 다양한 요인에 대하여 분석하였다. HPFRCC의 변형 민감도에 미치는 영향은 섬유와 매트릭스의 계면 부착강도가 주요 요인이며, 각각의 영향 요인들이 고변형 속도에서의 HPFRCC의 파괴 특성에 미치는 영향이 다른 것을 확인하였다. 또한, 실험 결과를 바탕으로 HPFRCC의 변형 속도에 따른 DIF 곡선을 제안하였다.
- 섬유종류 및 혼입률에 관계없이 변형속도가 증가할수록 압축강도는 향상되었으며, 압축강도 DIF의 경우 섬유종류 및 혼입률에 관계없이 유사한 경향으로 나타났다. 또한, 본 연구에서 평가된 압축강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010에 비해서는 높은 경향을 보였으며, ACI-349와 유사한 경향을 나타내었다.
- (1999, 2001)은 유압식 고속 재하 시험 장치를 사용하여 직접인장시험 방법 및 시험체 크기에 따른 인장특성을 평가하였으며, 변형 속도 효과는 압축강도보다 인장강도의 증가에 더 큰 영향을 미치는 것을 확인하였다. 또한, 정적하중에서는 골재와 매트릭스의 계면에서 균열이 형성되어 파괴되지만, 재하속도(변형속도)가 증가하면 굵은 골재를 통과하는 균열에 의해 파괴가 발생하며, 복수의 균열이 나타나는 것을 확인하였다. Viktor M.
- 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체는 매트릭스 내부 섬유의 가교작용에 의한 응력의 분산과 균열 제어에 의해 인장강도가 향상되고, 초기 균열이 발생한 후에는 섬유와 매트릭스의 부착력(브릿징 효과)에 의해 변형 경화 거동이 나타났다. 또한, 최대 인장 응력 이후의 변형 연화 구간에서는 섬유가 매트릭스로부터 인발되면서 응력의 저하가 서서히 발생하며, 최종 파괴 단면에서 섬유 양단의 굴곡이 펴지는 파괴 성상이 관찰되었다. 한편, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체에서는 다중 균열은 관찰되지 않았으며, 단일 균열에 의해 파괴되는 것으로 나타났다.
- 압축-응력변형 곡선 및 시험체의 파괴 성상은 3~5개 시험체의 시험에 의해 얻어진 결과의 대푯값을 제시하였다. 모든 시험체는 섬유 종류 및 혼입률에 관계없이 변형 속도가 증가함에 따라 압축강도 및 최대 응력 점에서의 변형은 증가하는 경향으로 나타났다.
- 정적하중조건에서의 시험체는 최대하중 이후 시험체 파괴에 의해 응력이 감소하는 시점에서 시험 장치의 재하가 중단되기 때문에 시험체 표면의 균열이 발생하였으나, 파편의 박리는 발생하지 않았다. 반면, 변형 속도 10-1/s, 100/s의 경우에서는 압축응력을 받은 시험체의 중앙부가 재하 하중 방향과 수직 방향으로 인장 변형되어 파괴되는 현상이 관찰되었으나, 시험체 내부 섬유의 구속에 의해 파편이 박리되는 것은 억제되었다.
- 변형 속도 10-1/s의 응력-변형 곡선은 정적하중조건(변형속도 10-5/s)에서의 응력-변형 곡선과 유사하게 나타났으나, 최대 응력과 최대 응력 점의 변형은 향상되었다. 반면, 변형 속도 100/s의 경우, 재하 초기의 응력-변형 곡선이 변형 속도 10-5/s, 10-1/s에 비해 급격하게 증가하였으며, 최대 응력과 최대 응력 점에서의 변형도 크게 증가하였다.
- 변형 속도 100/s에서, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체는 변형 속도가 증가함에 따라 섬유와 매트릭스의 부착력이 증가하기 때문에 정적하중 조건에 비하여 인장강도는 향상되었으나, 섬유의 인발이 감소하기 때문에 변형 능력은 감소하는 경향이 나타났다.
- 변형 속도 100/s에서는 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체와 같이 10-6/s에서의 응력-변형 곡선과 유사한 경향으로 나타났으며, 인장 강도와 변형 능력은 유사한 경향이 나타났다.
- 변형 속도 101/s에서는 변형 속도의 증가에 의해 섬유와 매트릭스의 부착력이 증가하기 때문에 인장강도와 변형 능력이 크게 향상되었으며, 최대 응력까지 변형 경화 거동이 뚜렷하게 나타났다. 그러나, 최대 응력 이후의 변형 연화 구간에 있어서 변형 속도 10-6/s 및 100/s와 달리 응력의 저하가 급격하게 나타났다.
- 변형 속도 101/s에서는 인장강도는 크게 향상되었으나, 변형 능력은 감소하는 경향이 나타났다. 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 변형 속도 100/s 범위까지 변형 경화와 연화 구간에서의 변형 능력이 큰 것으로 나타났으나, 변형 속도가 101/s로 증가함에 따라 변형 능력이 감소하는 경향이 나타났다.
- 6에 변형 속도에 따른 인장강도 및 DIF를 나타내었다. 변형 속도가 증가함에 따라 인장강도가 증가하였으며, 인장강도의 증가율은 압축강도의 증가율에 비해 큰 것으로 나타났다. 본 연구에서 평가 된 인장강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010의 값보다 상회하는 경향으로 나타났다.
- 변형 속도는 각각의 시험에서 얻어진 시간-변형의 곡선의 기울기에 의해서 계산되었으며, 본 연구의 범위에서 측정된 변형 속도는 정적 하중 조건의 경우 1.0×10-6~1.0×10-5/s, 급속 재하 시험에 의한 변형 속도는 압축의 경우 1.0×10-1~100/s, 인장의 경우 1.0×100~101/s의 범위로 측정되었다.
- 변형 속도의 증가에 따른 섬유보강 시멘트 복합체의 압축강도는 보강 섬유의 종류 및 혼입률에 큰 영향이 없는 것으로 나타났으며, 변형 속도의 증가에 의존하는 것으로 확인되었다. 그러나, 매트릭스 내부 섬유의 가교작용에 의해 압축 하중에 의한 취성 파괴는 억제되는 것으로 판단된다.
- 변형 속도가 증가함에 따라 인장강도가 증가하였으며, 인장강도의 증가율은 압축강도의 증가율에 비해 큰 것으로 나타났다. 본 연구에서 평가 된 인장강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010의 값보다 상회하는 경향으로 나타났다.
- 5에 변형 속도에 따른 압축강도와 압축강도 DIF를 나타내었다. 섬유종류 및 혼입률에 관계없이 변형속도가 증가할수록 압축강도는 향상되었으며, 압축강도 DIF의 경우 섬유종류 및 혼입률에 관계없이 유사한 경향으로 나타났다. 또한, 본 연구에서 평가된 압축강도 DIF는 CEB-FIP model code 2010에 비해서는 높은 경향을 보였으며, ACI-349와 유사한 경향을 나타내었다.
- , 2015)들의 기존 연구에서는 후크형 강섬유와 폴리아미드 섬유보강 콘크리트에 대하여 정적하중조건에서의 휨특성과 비상체 충돌에 의한 내충격성능에 대한 평가를 하였으며, 폴리아미드 섬유보강 콘크리트가 후크형 강섬유보강 콘크리트에 비해 정적휨강도는 작지만, 내충격 성능에서는 동등 이상의 성능이 있는 것을 확인하였다. 이를 통해 정적 하중 조건과 비상체 충돌과 같은 고변형 속도 조건에서는 파괴 특성이 달라지는 것을 확인하였다.
- 4에 변형 속도에 따른 인장응력-변형 곡선과 시험체의 파괴 성상(균열 성상)을 나타내었다. 인장-응력변형 곡선도 3~5개 시험체의 시험에 의해 얻어진 결과의 대푯값을 제시하였으며, 시험체의 파괴 성상은 균열 성상이 뚜렷하게 관찰된 시험체를 나타내었다. 정적하중조건(변형 속도 10-6/s)에서 섬유 종류 및 혼입률에 관계없이 초기균열강도는 약 2 MPa로 나타났다.
- 8에 섬유 종류에 따른 DIF의 영향에 대하여 비교하였다. 인장강도 DIF는 변형 속도 100/s에서는후크형 강섬유보강 시멘트 복합체와 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체가 유사하였지만, 변형 속도 101/s에서는 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체가 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체 보다 큰 것으로 나타났다.
- 인장-응력변형 곡선도 3~5개 시험체의 시험에 의해 얻어진 결과의 대푯값을 제시하였으며, 시험체의 파괴 성상은 균열 성상이 뚜렷하게 관찰된 시험체를 나타내었다. 정적하중조건(변형 속도 10-6/s)에서 섬유 종류 및 혼입률에 관계없이 초기균열강도는 약 2 MPa로 나타났다. 일반적으로 보통 콘크리트의 인장강도는 압축강도의 1/9~1/13정도로 알려져 있으나, 본 연구에서 측정된 초기균열 강도의 경우 압축강도 (58~60 MPa)에 비해 낮게 측정되었다.
- /s에서는 인장강도는 크게 향상되었으나, 변형 능력은 감소하는 경향이 나타났다. 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체의 경우 변형 속도 100/s 범위까지 변형 경화와 연화 구간에서의 변형 능력이 큰 것으로 나타났으나, 변형 속도가 101/s로 증가함에 따라 변형 능력이 감소하는 경향이 나타났다.
- 준정적 변형 속도에서는 변형 속도가 증가함에 따라 섬유-매트릭스의 결합력이 증가하고 섬유가 인발되지 않기 때문에 SHCC의 인장강도는 증가하지만, 변형 능력은 감소하였다. 한편, 고변형 속도에서는 섬유가 인발되는 파괴 특성을 나타내었으며, 섬유의 인발길이가 길어지고, 소성 변형에 의해 SHCC의 변형 능력이 증가하는 것으로 나타났다. Tuan Kiet Tran et.
- %에서는 변형 경화 거동이 뚜렷하게 나타났으며, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체에 비해 인장강도는 작지만 최대 인장 응력까지의 변형 능력이 큰 것으로 나타났다. 한편, 변형 경화와 변형 연화 구간에서 폴리아미드 섬유는 다발형 섬유가 매트릭스와 부착되어 섬유가 매트릭스로부터 인발되지 않고, 끊어지는 파괴 거동이 나타났으며, 이 과정에서 응력의 저하와 상승이 반복적으로 나타났다.
- 한편, 변형 속도 100/s 및 101/s에서 파괴 균열은 주로 단일균열로 나타났으며, 섬유와 매트릭스의 부착력 증가에 의해 일부 시험체에서 2개 이상의 복수 균열이 관찰되었다.
- 한편, 섬유 혼입률이 증가할수록 정적인장강도는 향상되었으며, 동일 혼입률 조건에서 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체의 인장강도는 폴리아미드 섬유보강 시멘트 복합체에 비해 큰 것으로 나타났다.
- 또한, 최대 인장 응력 이후의 변형 연화 구간에서는 섬유가 매트릭스로부터 인발되면서 응력의 저하가 서서히 발생하며, 최종 파괴 단면에서 섬유 양단의 굴곡이 펴지는 파괴 성상이 관찰되었다. 한편, 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체에서는 다중 균열은 관찰되지 않았으며, 단일 균열에 의해 파괴되는 것으로 나타났다.
- 후크형 강섬유보강 시멘트 복합체는 매트릭스 내부 섬유의 가교작용에 의한 응력의 분산과 균열 제어에 의해 인장강도가 향상되고, 초기 균열이 발생한 후에는 섬유와 매트릭스의 부착력(브릿징 효과)에 의해 변형 경화 거동이 나타났다. 또한, 최대 인장 응력 이후의 변형 연화 구간에서는 섬유가 매트릭스로부터 인발되면서 응력의 저하가 서서히 발생하며, 최종 파괴 단면에서 섬유 양단의 굴곡이 펴지는 파괴 성상이 관찰되었다.
후속연구
- 한편, 섬유보강 시멘트 복합체의 역학특성은 매트릭스의 종류 및 강도, 보강 섬유의 종류 및 혼입률 등에 따라 큰 영향을 받으며, 이러한 파괴 특성은 변형 속도에 따라 달라지기 때문에 섬유보강 시멘트 복합체의 파괴 메커니즘을 이해하기 위해서는 다양한 변형 속도 조건에서 섬유와 매트릭스의 부착및 인발거동과 섬유보강 시멘트 복합체의 압축 및 인장특성 및 파괴 메커니즘에 대한 평가와 종합적인 검토가 필요하다.
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