2.1 사용재료

Table 1은 섬유보강 고강도 콘크리트 시험체 제작에 사용된 재료의 종류와 물리적 성질을 나타낸다. 시멘트는 1종 보통포틀랜드시멘트를 사용하였으며, 혼화재는 고로슬래그 미분말, 석고 및 실리카퓸을 사용하였다. 잔골재는 조립률 2.6로 콘크리트표준시방서(KCI 2009)에서 정하고 있는 입도분포 곡선의 범위를 만족하며 흡수율 1 %인 강모래를 사용하였다. 굵은 골재는 최대치수 20 mm의 화강암 쇄석을 사용하였다. 고강도 콘크리트의 유동성을 확보하기 위해 폴리카르본산계 고성능 감수제를 사용하였으며, 배합조건에 따라 시멘트 중량의 0.9~1.2 %를 첨가하였다.

섬유는 길이 30 mm, 폭 1.6 mm, 두께 29 µm, 밀도 7.2 g/cm$^3$ 및 인장강도 1,400 MPa인 비정질 강섬유와 길이 15 mm, 직경 20 µm, 밀도 0.91 g/cm$^3$ 및 용융점 170 °C인 폴리프로필렌 섬유를 사용하였다.

2.2 실험계획 및 콘크리트 배합

Table 2와 Table 3은 본 연구의 실험계획과 고강도 콘크리트의 배합을 보여준다. 콘크리트는 압축강도가 100과 120 MPa의 고강도 콘크리트가 사용되었다. 섬유는 폴리프로필렌 섬유와 비정질 강섬유를 함께 사용하였다. 각각의 섬유는 콘크리트 전체 부피에 대한 백분율(vol%)로 혼입되었다. 폴리프로필렌 섬유의 혼입률은 콘크리트의 압축강도에 따라 0.15($f_{c}$=100 MPa) 및 0.25 vol%($f_{c}$=120 MPa)로 설정했다. 비정질 강섬유의 혼입률은 0.0, 0.3 및 0.5 vol%의 3종류로 설정하였다.

목표 가열온도는 100, 200, 300, 500 및 700 °C로 정하고 1 °C/min.로 가열했다. 목표 온도까지 가열된 콘크리트 시험체를 항온항습조건에서 24시간 동안 자연 냉각한 후에 응력-변형 곡선, 압축강도, 탄성계수 및 최대변형을 평가하고 열팽창변형은 700 °C까지 가열되는 동안에 발생하는 시험체의 변형량으로 평가했다.

2.3 시험체 제작 및 양생 방법

콘크리트 시험체는 KS F 2403 ｢콘크리트의 강도시험용 시험체 제작방법｣(KATS 2014)에 준하여 지름 100 mm, 높이 200 mm의 원주형으로 제작하였다. 제작된 시험체는 탈형 후 재령 28일까지 온도 20±2 °C의 수조에서 수중 양생한 후, 항온항습조건(온도 20±2 °C, 상대습도 60±5 %)에서 재령 180일까지 양생했다. 가열실험 전, Schneider et al.(2000)이 제안하고 있는 방법에 의해 측정한 시험체의 함수율은 평균 2.7 %(표준편차 0.063)이었다.

2.3 시험체 제작 및 양생 방법

2.4.1 가열방법

본 연구에서 사용한 가열장치는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 2,000 kN급 UTM에 전기히터가 결합된 형태로 시험체의 고정을 목적으로 가열 시작 3시간 전에 50 kN를 재하하고 가열과정에서 일정하게 유지되도록 설정하였다. 가열은 Fig. 2와 같이 설정된 가열곡선을 이용해서 시험체를 고정하고 있는 상부와 하부의 지그를 가열함으로써 열을 시험체로 전달하는 방식을 적용했다. 열을 효과적으로 전달하기 위해 콘크리트 시험체 표면을 강재 커버로 감쌌으며, 구속 효과를 제거하기 위해 강재 커버를 8개로 분할하고 스프링으로 체결했다.

2.4.2 압축강도 및 탄성계수

압축강도 및 탄성계수는 KS F 2405 ｢콘크리트 압축강도 시험방법｣(KATS 2010) 및 KS F 2438 ｢콘크리트 원주 공시체의 정탄성계수 및 포아송비 시험방법｣(KATS 2017)에 준하여 측정하였다. 압축하중은 초당 0.3 N/mm$^2$ 속도로 재하하였으며 변형은 시험체 좌우에 변위계를 설치하고 두 변위계에서 측정된 값의 평균을 사용하였다. 최대변형은 EN 1992-1-2:2004(CEN 2004)에 의해 정의하였다.

2.4.3 열팽창변형

콘크리트 시험체의 가열시험에서는 시험체를 고정하고 있는 시험장치가 동시에 가열되어 변형을 일으키기 때문에 온도상승에 의한 콘크리트 시험체의 독립적인 변형을 측정하는 것은 매우 어려운 일이다. 본 연구에서는 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 상부에 설치된 변위계에서 측정된 변형($\Delta L_{1}$)과 하부에 설치된 변위계에서 측정된 변형($\Delta L_{2}$)을 이용하여 식 (1)에 의해 콘크리트 열팽창변형($\Delta L_{c}$)을 산출하였다.

Fig. 1. Heating device

Fig. 2. Heating temperature

Fig. 3. Overview of measuring thermal expansion strain

3.1 응력-변형

Fig. 4에 목표 온도로 가열된 섬유보강 고강도 콘크리트 시험체의 응력-변형 곡선을 나타냈다. 본 연구에서 검토한 모든 수준에서는 300 °C 온도를 전후로 응력-변형 곡선의 기울기가 달라지는 특징을 보였다. 300 °C 이하의 온도에서 응력-변형 곡선의 기울기는 가열되지 않은 시험체의 응력-변형 곡선의 기울기와 큰 차이를 보이지 않고, 변형은 최대응력까지 직선에 가까운 형태로 증가했다. 500 °C 이상에서 응력-변형 곡선의 기울기는 가열온도가 증가함에 따라 낮아지는 경향을 나타냈다.

Fig. 4. Stress-strain curve

Fig. 5에 최대변형을 나타냈다. 300 °C 이하의 온도에 노출되었던 시험체의 최대변형은 가열온도가 증가할수록 약간 증가하는 경향을 보였지만, 그 값은 0.004 이하로 나타났다. 일반적으로 콘크리트의 파괴 변형률의 범위가 0.0025~0.004인 것을 고려했을 때, 300 °C 이하에서 가열을 받지 않은 콘크리트와 유사한 거동을 하는 것으로 생각할 수 있다. 500 및 700 °C에서는 가열온도가 높아짐에 따라 최대변형이 증가했고 그 값은 500 °C에서 0.0054~0.0068의 범위이고, 700 °C에서 0.010~0.012까지 증가했다. 동일한 압축강도 수준에서 비정질 강섬유의 혼입률이 증가할수록 최대변형이 작아지는 경향을 확인할 수 있었다.

Fig. 5. Peak strain

이와 같은 경향은 고온 가열에 의한 발생하는 콘크리트의 균열 거동으로 설명될 수 있다. Chang et al.(2006)의 보고에 따르면 300 °C 이상의 온도에서는 콘크리트 표면에 가시적인 균열이 관찰되며 가열온도가 증가할수록 균열의 폭이 확장된다. 따라서, 300 °C 이상에서 최대변형의 급격한 증가의 원인은 굵은 골재와 시멘트 페이스트의 열팽창 차이에 의한 균열의 발생과 확장인 것으로 생각할 수 있다. 또한, 비정질 강섬유의 혼입으로 가열되는 동안 발생하는 콘크리트 균열의 확장이 억제되어 팽창량이 적어지기 때문에 재하에 의한 수축변형과 최대변형이 작아진다고 판단할 수 있다.

3.2 압축강도

Table 4에 가열온도에 따른 섬유보강 고강도 콘크리트의 압축강도를 나타냈다. 일반적으로 콘크리트의 압축강도는 온도증가에 따라 선형적으로 감소한다고 인식되고 있다. 그러나, 이 연구에서는 300 °C 이하에서 가열온도가 높아짐에도 불구하고 압축강도가 일부 상승하는 현상을 나타냈다. 이와 같은 경향은 기존의 여러 연구에서도 관찰되고 있으며, 그 원인은 콘크리트의 내부 수분량이 감소함으로써 겔 입자 사이의 발생하는 반데르발스 힘의 증가 또는 미 수화된 시멘트의 수화 반응에 의한 압축강도의 상승량으로 분석되고 있다(Phan 1996; Behnood and Ghandehari 2009; Zheng et al. 2012).

300 °C 이상에서 섬유보강 고강도 콘크리트의 압축강도는 온도가 증가함에 따라 선형적으로 감소하는 항구적 강도 상실 구간을 나타냈다(Phan 2002). 앞서 설명한 바와 같이 300 °C 이상의 가열을 받는 콘크리트에서는 가시적 균열의 발생과 500 °C 이상에서 수화경화체(Ca(OH)2)가 붕괴하기 때문에 강도의 상승을 기대할 수 없고, 온도증가와 함께 압축강도는 저하한다. 한편, 300 °C 이상에서 비정질 강섬유가 포함된 시험체의 압축강도는 폴리프로필렌 섬유만을 혼입한 시험체에 비해 증가하였다. 탄성계수가 높은 강섬유나 탄소섬유가 콘크리트에 혼입될 때는 섬유의 가교 작용 및 콘크리트의 균열을 제어함으로써 압축강도의 개선에 효과적인 것으로 알려져 있다(Chen and Liu 2004). 따라서, 비정질 강섬유가 혼입된 경우, 고온에서 발생하는 콘크리트의 균열이 제어되고 압축강도 저하가 개선되는 것으로 생각된다.

Fig. 6은 가열온도에 따른 섬유보강 고강도 콘크리트의 압축강도 비를 BS EN 1992-1-2;2004(CEN 2004) 모델과 Phan (2002) 모델을 비교해서 나타냈다. 두 모델은 각각 일반강도 콘크리트와 고강도 콘크리트를 대상으로 한 특징이 있다. 300 °C 이하에서 압축강도 비가 BS EN 1992-1-2;2004(CEN 2004) 모델이 Phan(2002) 모델보다 높은 것을 알 수 있는데 모두 300 °C 이하에서 발생하는 불규칙적인 압축강도의 거동을 고려하지 않고 있기 때문이다. 한편, 500 °C 이상에서는 일반강도 콘크리트 범위인 BS EN 1992-1-2;2004(CEN 2004) 모델과 유사한 값을 나타냈다. 일반적으로 고강도 콘크리트는 일반강도 콘크리트보다 고온에 의한 압축강도의 감소율이 높은 것으로 알려져 있다. 따라서, 이 연구에서는 폴리프로필렌 섬유와 비정질 강섬유의 혼입에 의해 고강도 콘크리트의 압축강도 저하율을 일반강도 콘크리트의 수준으로 제어할 수 있었다.

Fig. 6. Ratio of compressive strength

3.3 탄성계수

Table 5는 가열온도에 따른 섬유보강 고강도 콘크리트의 탄성계수를 나타낸다. 이 연구에서 검토한 모든 수준에서 고강도 콘크리트의 탄성계수는 ​​온도가 증가함에 따라 거의 선형에 가깝게 감소하는 경향을 보였다. 300 °C 이하의 온도에서 압축강도가 유지 또는 상승하는 것과 비교해서 매우 다른 결과이지만 일반적으로 동일한 온도에서는 압축강도보다 탄성계수가 크게 저하되고, 탄성계수는 가열온도의 영향을 가장 많이 받는 콘크리트의 특성에 기인한 것으로 여러 연구를 통해서 보고되고 있다(Nassif et al. 1995; Chang et al. 2006; Vieira et al. 2011; Yermak et al. 2017). 한편, 300 °C까지의 가열온도에서는 가열되지 않은 콘크리트의 압축강도가 높을수록 탄성계수가 높았다. 또한, 동일한 압축강도에서는 비정질 강섬유의 혼입량이 많을수록 고온에 의한 탄성계수의 저하가 작아지는 경향을 보였다. 탄성계수의 저하는 가열을 받는 콘크리트에서 발생하는 균열과 큰 관계가 있기 때문에(Chang et al. 2006; Vieira et al. 2011; Yermak et al. 2017) 비정질 강섬유가 혼입된 콘크리트에서는 가열에 의해 발생하는 매트릭스 균열의 발생을 억제함으로써 압축강도뿐만 아니라 탄성계수 저하의 문제에서도 유효한 것으로 생각된다. 그러나 500 °C 이상의 가열온도에서는 콘크리트의 압축강도나 섬유혼입조건과 관계없이 모든 시험체의 탄성계수가 유사한 값을 나타냈다.

Fig. 7에 가열온도에 따른 섬유보강 고강도 콘크리트의 탄성계수 비를 BS EN 1992-1-2;2004(CEN 2004)에서 제시하고 있는 모델, Chang et al.(2006)이 제안한 모델과 비교해서 나타냈다. 이 연구에서 얻어진 탄성계수의 비는 100~300 °C의 온도 범위에서 BS EN 1992-1-2:2004(CEN 2004)의 모델과 상당히 큰 차이를 나타냈다. 500 °C의 가열온도에서는 그 격차가 감소하지만 여전히 두 배 이상의 차이를 보였으며, 700 °C에서 유사한 값을 나타냈다. 이 차이는 탄성계수와 밀접한 관계를 찾는 최대변형의 차이로 설명된다. BS EN 1992-1- 2;2004(CEN 2004)에서는 300 °C까지 온도증가에 따라 최대변형이 상온보다 약 3배 증가하는 것으로 제시되고 있지만, 연구에서는 같은 온도 범위에서 최대변형의 변화가 매우 적었다.

Fig. 7. Ratio of elastic modulus

한편, Chang et al.(2006)이 제시한 모델은 압축강도 27 MPa와 40 MPa의 콘크리트에 대한 검토를 통해 만들어진 것임에도 불구하고 이 연구의 결과와 유사한 경향을 보였다. 이로부터 고온을 받은 탄성계수는 가열을 받지 않은 콘크리트의 압축강도보다 가열온도의 영향이 지배적인 것으로 나타났다.

3.4 열팽창변형

Fig. 8에 700 °C까지 가열되는 동안 섬유보강 고강도 콘크리트 시험체에서 발생하는 열팽창변형을 나타냈다. 열팽창변형은 400 °C까지 비교적 선형에 가까운 상승곡선을 보이며, 400 °C 이상에서 급격히 증가하기 시작했다. 이후, 600~ 700 °C의 온도 구간에서는 더는 팽창하지 않고 수렴하는 경향을 보였다. 이 같은 열팽창변형의 형태는 콘크리트의 압축강도 또는 섬유혼입조건과 관계없이 유사하게 나타났으며 그 값도 큰 차이를 보이지는 않았다. 이 연구에서 측정된 섬유보강 고강도 콘크리트의 열팽창변형 거동은 전체적으로 BS EN 1992-1-2004(CEN 2004)에서 제시하고 있는 두 가지 열팽창모델(siliceous aggregate concrete, calcareous aggregate concrete)의 사이에 위치하는 것을 알 수 있다.

Fig. 8. hermal expansion strain

일반적으로 가열되는 콘크리트는 팽창하는데, 가열온도에 따른 차이는 구성 재료의 영향을 받는다. 시멘트 페이스트 및 굵은 골재는 80~90 °C의 온도까지는 모두 팽창하지만, 110 °C 이상이 되면 굵은 골재는 팽창 거동이 계속되는 반면에 시멘트 페이스트는 수분의 증발로 인해 수축하게 된다. 굵은 골재의 팽창은 시멘트 페이스트의 수축보다 더 크게 발생하기 때문에(Schneider 1988) 굵은 골재의 종류는 콘크리트의 열팽창변형에 매우 큰 영향을 미친다. 이 연구에서 검토된 섬유보강 고강도 콘크리트가 열팽창변형에서 큰 차이를 보이지 않는 것은 열팽창변형에 지배적인 영향을 미치는 굵은 골재가 동일하기 때문으로 생각할 수 있다.

한편, 동일한 압축강도의 콘크리트를 사용한 시험체에서는 비정질 강섬유의 혼입량이 증가할수록 400 °C 이상의 온도에서 비교적 열팽창변형 작았다. 굵은 골재와 시멘트 페이스트의 다른 열팽창 거동이 콘크리트의 열팽창변형에 영향을 미친다는 사실은 이미 앞서 자세히 언급했다. Andiç-Çakır and Hızal(2012)의 연구에 따르면 가열온도가 300 °C에 도달할 경우 굵은 골재와 시멘트 페이스트의 계면에서 균열이 발생하는 것으로 보고하였으며, Choe et al.(2019)의 연구에서는 가열을 받은 콘크리트에 발생하는 수증기압력과 열팽창변형의 관계를 분석함으로써 이 온도 범위에서 콘크리트 시험체 전반에 걸쳐 발생하는 균열의 존재를 확인하였다. 따라서, 400 °C 이상의 온도에서 급격한 열팽창변형의 증가는 가열에 의해 발생하는 균열에 기인하는 것으로 추정할 수 있다. 비정질 강섬유를 혼입한 고강도 콘크리트는 섬유의 가교 작용으로 고온에 의해 유발되는 균열이 제어되고 열팽창변형이 상대적으로 작은 값을 나타내는 것이다. 이와 같은 열팽창변형의 형태는 앞서 검토한 섬유보강 고강도 콘크리트의 압축강도, 탄성계수, 피크 변형의 결과와 일치한다. 가열되는 동안 연속적으로 측정된 열팽창변형의 거동으로부터 비정질 강섬유의 혼입으로 가열되는 동안의 콘크리트 팽창균열이 제어되어 고온에 의해 저하하는 고강도 콘크리트의 역학적 특성을 개선하는 데 효과가 있는 것으로 생각할 수 있다.