1.1 연구 배경

콘크리트는 일반적으로 내화재료로 분류되어 있으나, 장시간 고온에 노출될 경우 구조적 성능 저하가 발생한다. 특히 콘크리트 슬래브가 고온에 노출되면 열응력으로 인해 균열폭이 확대되고 강성이 감소함에 따라 처짐이 급격히 증가하며 사용성 문제가 제기될 수 있다. 최근 콘크리트 구조물의 내화 성능 확보 및 구조성능 확보를 위해 합성섬유의 혼입을 통한 보강 방법이 주로 사용되고 있으며, 일반적으로 폴리프로필렌(PP) 섬유가 내화 및 구조성능 확보를 위해 사용된다. PP 섬유는 형상에 따라 직경 0.1~0.3 mm, 길이 3~50 mm의 섬유는 Micro로 구분되며 직경 0.3~1.0 mm, 길이 12~65 mm의 섬유는 Macro로 분류된다. 일반적으로 형상이 큰 Macro PP 섬유는 Micro PP 섬유에 비해 활발한 균열 가교작용으로 균열제어에 더욱 효과적이며 기계적 특성의 향상이 뛰어나다. PP 섬유를 콘크리트에 혼입하면 인장응력 향상 및 균열을 제어하고, 인성의 증가와 충격(impact), 마모(abrasion), 피로(fatigue)에 대한 저항성을 향상시키고 내구성을 증대시키는 등의 여러 가지 장점을 가진다고 보고되고 있다. 또한, 화학적인 안정성과 내구성이 우수하여 슬래브에 그 사용이 점차 증대되고 있다.

PP 섬유가 혼입된 콘크리트는 일반 콘크리트에 비해 비교적 높은 휨강성을 나타내는 것으로 보고되고 있다. 일반적으로 콘크리트 슬래브가 고온에 노출될 경우 처짐량이 급격히 증가한다. 그러나 건축물의 기둥, 보 등과 같은 고강도 콘크리트가 적용되는 부재에 PP 섬유가 적용될 경우 내화 성능에 관한 연구는 다수 진행된 반면, PP 섬유가 혼입되어 있는 일반강도 콘크리트 슬래브의 내화 성능에 관한 연구는 매우 부족하며 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 고강도 콘크리트의 연구에 비해 약 15 %에 불과하다. 섬유가 혼입된 슬래브에 대한 고온 시 잔존 내화 성능 예측은 재료의 잔존 성능에 의존하므로 일반강도 콘크리트에 대한 추가적인 연구가 요구된다. 기공압 감소에 효과적인 Micro PP 섬유의 콘크리트 내화 성능 연구는 다수 수행되었으나 Macro PP 섬유가 혼입된 콘크리트의 내화 성능 평가는 부족한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 고온 노출 시 Macro PP 섬유의 혼입률에 따른 콘크리트의 내화 성능을 평가하고 Micro PP 섬유와 잔존 기계적 특성을 실험적으로 비교하고자 한다.

Fig. 1 Database of strength tests on polypropylene-fiber-reinforced concrete

1.2 콘크리트 구조물의 현행 내화 기준

현행 국내 설계기준인 KDS 14 20 50^{(KCI 2022)}에 따르면 콘크리트 구조물은 설계기준 및 법령에서 요구하는 최소피복두께만 만족할 경우 내화구조로 인정된다. 이러한 설계기준은 건축물의 특성과 관계없이 획일적으로 설계하는 사양적 설계방법으로 국내에서 콘크리트는 내화 재료로 분류되어 있어 다른 건축 재료에 비해 구체적인 내화 기준 및 연구가 부족한 실정이다. 일본의 경우 구조물별 열적계산, 구조해석, 실험 등을 통해 부재의 온도상승을 예측하여 온도에 따른 강도 저감을 정량적으로 평가하고 있다^{(AIJ 2009)}. 또한 Eurocode 2에서는 55 MPa 이하의 일반강도 콘크리트의 압축응력-변형률 관계를 제시하고 있으며 온도별 잔존 압축강도 및 최대강도 시 변형률, 극한 압축 변형률을 제시하고 있다. 또한, 고강도 콘크리트의 잔존 압축강도율을 콘크리트의 강도별 열적 특성에 따라 Class 1, 2, 3으로 구분하여 제시하고 있다. 이러한 온도별 잔존강도 구분은 화재 후 콘크리트의 잔존 성능을 정량적으로 평가할 수 있는 지표로 작용할 수 있다. 그러나, 섬유보강 콘크리트에 대한 기준은 부재한 실정으로 PP 섬유를 혼입한 콘크리트의 잔존 성능을 정량적으로 평가하기 위해서 온도별 잔존 압축강도의 확인이 필요하다.

1.3 기존 연구분석

기존 연구를 통해 PP 섬유를 혼입한 콘크리트의 잔존 압축강도 모델 4개를 수집하였으며 제안 모델은 Table 1에 나타내었다. ^{Xiao and Falkner(2006)}의 모델은 온도만을 변수로 설정하였으며, PP 섬유의 용융점과는 무관하게 온도 구간을 설정하여 제안했다는 한계가 있다. ^{Khaliq and Kodur(2011)}의 모델은 PP 섬유의 용융점인 200 °C를 기준으로 잔존 압축강도 예측 범위를 구분하였으나 섬유의 혼입량 및 형상에 따른 변수는 반영하지 않고 있다. ^{Aslani and Samali(2014)}는 8개의 기존 연구 데이터를 수집하여 잔존 압축강도 예측 모델을 제안하였으며, 섬유의 혼입량 및 온도가 주요 변수로 설정하였다. ^{Resende et al.(2022)}의 모델 또한 섬유의 혼입량 및 온도를 변수로 설정하였으나 PP 섬유의 형상비에 따른 강도 변화는 반영하고 있지 않다. 수집한 4개의 제안 모델은 모두 50 MPa 이상의 콘크리트를 대상으로 연구를 진행하였으며 Macro PP 섬유의 혼입은 반영하고 있지 않다는 한계가 있다.

2.1 변수 계획

PP 섬유는 약 160 °C에서 용융되어 콘크리트 내에서 공극을 증가시키는 역할을 하므로 200 °C 이상의 온도에 노출된 콘크리트의 압축강도 특성을 변화시킬 수 있으므로, 그 차이를 본 연구를 통해 확인하고자 한다. 일반적으로 400 °C 이하의 온도에 노출된 콘크리트는 냉각 후 강도의 복구 및 손실 제어가 가능하나 400 °C 초과 시 콘크리트의 미세구조가 손상되며 성능이 급감한다. 또한, ^Sheu(2004)의 연구에 의하면 350 mm×450 mm×3,000 mm 기둥을 ISO-834 표준화재곡선으로 4시간 가열하였을 때, 부재의 외부로부터 35 mm 깊이에서 745 °C에 도달하였으므로 실험체 내부 최대 온도를 800 °C로 설정하였다. 이에 따라 본 연구에서 실험체 내부 온도 기준 200, 400, 800 °C로 가열하고자 한다.

한편 ^{Li et al.(2023)}의 연구에 의하면 PP 섬유 혼입 콘크리트의 압축강도는 PP 섬유의 혼입량 및 길이에 크게 영향을 받으며 고온으로 가열할 경우에도 섬유의 길이와 혼입량의 크기가 압축강도에 영향을 주는 것으로 확인되었다. 따라서 본 실험에서는 PP 섬유의 형상 및 혼입률을 변수로 하여 실험체를 제작 및 실험을 수행하였다.

2.2 실험체 제작 계획

본 연구에서는 1종 보통 포틀랜드 시멘트와 25 mm 부순 굵은 골재를 사용하여 설계기준 압축강도 35 MPa의 콘크리트를 배합하였다. 사용한 섬유의 제원은 Table 2와 Fig. 2에 나타내었으며, 실험체별 섬유의 배합사항은 Table 3에 나타내었다. 이때, 실험체 명의 첫 번째 항은 섬유의 형상에 따라 MIC(Length: 12 mm, Diameter: 0.1 mm)과 MAC(Length: 54 mm, Diameter: 0.5 mm)로 명명하였으며, 두 번째 항은 섬유의 혼입량을 의미한다. 실험체는 섬유 변수별 60개씩 제작하였으며 실험체의 배합비는 Table 4에 나타내었다. 모든 실험체는 KS F 2403^{(KATS 2021)} 콘크리트의 강도시험용 공시체 제작 방법에 따라 $\phi$100 mm×200 mm의 원주형 공시체로 제작하였다. 탈형 후 내화 성능 평가에 최적화된 ^{RILEM TC 129-HTC(1997)}의 양생 기준에 따라 90일간 기건양생하여 실험체의 수분 분포를 안정시켰다.

Fig. 2 Polypropylene fiber

2.3 가열 계획

가열 실험은 Fig. 3(a)와 같이 실험체 15개씩 배치하여 고온 전기로를 통해 진행하였다. 실험에 사용한 고온 전기로는 내부 4면과 하부에 Heater가 설치되어 있어 균일하게 온도를 전달할 수 있으며 최대 1,100 °C까지 가열 가능하다. 실험체 내외부 온도를 측정하기 위해 Fig. 3(b)와 같이 실험체에 T-Type 또는 K-Type 열전대(Thermocouple)를 배치하여 1분 간격으로 온도 데이터를 기록 및 저장하였다. 내부의 열전대는 실험체 타설 시 실험체 중앙에 매립하였으며 외부의 열전대는 가열 실험 전 스틸밴드를 이용해 실험체 표면에 고정시켰다. 또한, Fig. 3(c)는 가열로 장치 온도를 나타낸 것으로 5 °C/min 속도로 가열로 내부를 가열하였으며 목표온도 도달 이후 120분 동안 온도를 유지시켜 실험체 내부 중심에 목표온도가 도달하도록 하였다. 이후에는 가열로 내부에서 실험체를 상온 온도까지 천천히 냉각시켰다.

Fig. 3 Fire resistance test details

2.4 압축강도 및 쪼갬인장강도

모든 실험은 $\phi$100 mm×200 mm의 원주형 공시체를 사용하였으며 Fig. 4와 같이 만능재료시험기(Universal Testing Machine, UTM)를 사용하여 압축강도 및 쪼갬인장강도 실험을 수행하였다. 압축강도 시험은 온도 및 섬유 변수별 10개의 실험체를 KS F 2405^{(KATS 2022)}에 따라 실시하였으며 실험체의 변형을 측정하기 위하여 실험체의 양측에 선형 가변 변위 변환기(Linear Variable Displacement Transducer, LVDT)를 설치하였다. 800 °C까지 가열된 실험체는 연마 시 파손위험을 최소화하기 위해 강제 캡과 고무 패드를 이용한 Unbonded-Capping 방법으로 압축강도 실험을 진행하였으며, 이때의 변형률은 60 mm 콘크리트 게이지를 통해 측정하였다. 또한, 쪼갬인장강도는 KS F 2423^{(KATS 2021)}에 따라 실시하였으며, 온도 및 섬유 변수별 3개조씩 실험하였다.

Fig. 4 Compressive and split-tensile strength test setups

3.1 실험체 내부온도 변화

실험체는 200 °C, 400 °C, 800 °C까지 가열하였으며 목표온도 도달 후 2시간 유지하며 각각 최대 215 °C, 437 °C, 853 °C까지 도달하였다. Fig. 5에는 800 °C로 가열한 실험체의 내부 온도이력을 나타내었다. 약 100 °C 이후 고온으로 가열되며 온도상승률이 높아지는 것을 확인하였는데 이는 기화열에 의해 주변으로부터 열을 흡수하는 모세관 공극 속 잉여수가 증발하기 때문이다. 목표 온도를 2시간 유지한 후에 모든 실험체가 유사한 내부 온도를 가짐을 확인하였다. 콘크리트는 PP 섬유의 혼입 여부와 관계없이 유사한 내부온도 변화를 나타내며, PP 섬유의 형상 및 혼입률에 대한 기여가 미비하다고 판단된다.

Fig. 5 Internal temperature variation of the specimen

3.2 압축강도

온도 및 섬유 변수별로 10개조의 실험체 압축강도를 평균하여 잔존 압축강도를 평가하였다. Fig. 6(a)에는 변수별 잔존 압축강도(MPa)의 평균값을 나타내었으며 Fig. 6(b)에는 변수별 실험체의 잔존 압축강도를 상온에서의 압축강도로 정규화한 잔존 압축강도율(%)을 나타내었다. 또한, 상세한 잔존압축강도의 데이터는 Table 5에 나타내었다. NC와 MIC-0.13 실험체의 경우 내화시험 전 압축강도는 34.34 MPa, 38.38 MPa로 Micro PP 섬유 혼입으로 인한 약 12 % 압축강도가 향상되었으며 Macro PP 섬유를 혼입한 MAC-0.13, MAC-0.26, MAC-0.40 실험체의 압축강도는 39.62 MPa, 39.78 MPa, 41.81 MPa로 NC 대비 약 15 % 이상 증가하였다. 따라서 상온에서 콘크리트의 압축강도는 PP 섬유의 형상이 커지며 혼입량이 증가할수록 향상되는 것을 확인하였다. 이러한 향상은 Micro PP 섬유에 비해 형상이 큰 Macro PP 섬유의 활발한 가교작용에 기인한 결과와 동일하다.

온도가 상승함에 따라 모든 실험체의 압축강도는 저하되는 경향을 보인다. 200 °C에서 MAC-0.13 실험체는 상온에서의 압축강도 대비 91 %로 가장 높은 잔존 압축강도율을 나타내었다. 이어서 MAC-0.26, MIC-0.13, NC, MAC-0.40 실험체 순으로 각각 89 %, 88 %, 86 %, 82 %로 나타났다. 400 °C로 가열한 경우 MAC-0.13 실험체가 59 %로 가장 높은 잔존 압축강도율을 보였으며 MAC-0.26, NC, MIC-0.13, MAC-0.40 실험체는 각각 55 %, 54 %, 53 %, 49 %의 잔존 압축강도율을 나타내었다. 800 °C로 가열한 경우 MAC-0.13 실험체는 11 %로 잔존 압축강도율이 가장 우수하였다. 이어서 NC와 MIC-0.13는 각각 10 %, 8 %, MAC-0.26와 MAC-0.40은 각각 5 %, 4 %의 잔존 압축강도율을 확인하였다. 따라서 PP 섬유의 혼입은 콘크리트의 균열을 제어하여 압축강도를 향상시키지만 160 °C 이후 PP 섬유가 녹으며 추가적인 공극이 생성되면 섬유와 시멘트 매트릭스 사이 계면에 발생하는 빈공간으로 인해 콘크리트 미세구조가 약화되는 경향이 있어 고온 노출 후 NC와 유사한 압축강도를 나타내는 것으로 판단된다.

Fig. 6 Residual compressive strength

3.3 쪼갬인장강도

쪼갬인장강도는 온도 및 섬유 변수 별 3개 실험체의 시험 결과의 평균을 통해 평가하였다. 온도별 쪼갬인장강도(MPa)와 상온에서의 인장강도로 정규화한 잔존 인장강도율(%)을 Fig. 7(a)와 (b)에 각각 나타내었으며 상세한 수치는 Table 5에 나타내었다. NC, MIC-0.13, MAC-0.13, MAC-0.26, MAC-0.40 실험체의 상온에서의 쪼갬인장강도는 각각 2.21 MPa, 2.38 MPa, 2.47 MPa, 2.69 MPa, 2.69 MPa로 나타냈으며, 이는 Macro PP 섬유의 혼입량이 증가함과 같이 인장강도가 상승한 결과이며 Micro PP 섬유에 비해 Macro PP 섬유를 동일 부피로 혼입하였을 때 약 3.8 % 높은 강도를 확인하였다. 200 °C에서 MIC-0.13 실험체는 잔존 인장강도율이 100 %로 가장 높았으며 MAC-0.13과 NC 실험체는 각각 94 %, 91 %로 유사하게 나타내었다. MAC-0.26과 MAC-0.40 실험체는 각각 88 %, 71 %의 인장강도율을 보였다. 400 °C로 가열한 후 NC 실험체를 제외한 Micro 및 Macro PP 섬유를 혼입한 모든 실험체의 잔존 강도율은 약 45 %로 유사하였으며 전반적으로 NC 실험체에 비해 PP 섬유를 혼입한 실험체의 잔존 인장강도율이 낮은 것을 확인하였다. PP 섬유의 혼입은 균열의 가교작용에 효과적이어서 콘크리트의 압축강도에 비해 인장강도를 크게 향상시키는 반면, PP 섬유가 완전히 용융된 400 °C에서는 그 기여가 사라져 잔존 인장강도의 저감이 압축강도에 비하여 크게 나타난 것으로 판단된다. 800 °C까지 가열한 NC, MIC-0.13, MAC-0.13, MAC-0.26, MAC-0.40 실험체의 잔존 인장강도율은 각각 10 %, 12 %, 14 %, 3 %, 6 %로 나타났다. MAC-0.26과 MAC-0.40 실험체는 NC 대비 낮은 인장강도율을 보였으나, MIC-0.13, MAC-0.13 실험체는 NC 대비 높은 인장강도율을 나타냈다.

Fig. 7 Residual tensile strengths

3.4 압축응력-변형률 및 탄성계수

Fig. 8은 각 실험체의 온도별 압축응력의 크기에 대한 상온에서의 압축강도의 비와 각 실험체의 변형률 사이의 관계를 나타낸 것이다. 200 °C에서 최대 응력 작용 시 변형률은 모든 실험체가 상온에서의 실험체와 유사한 양상을 보였으나, 400 °C와 800 °C까지 가열한 실험체는 온도가 상승함에 따라 최대 응력 작용 시 변형률이 증가하는 것을 확인하였다. 400 °C 이상의 온도에 노출된 실험체는 응력-변형률 초기 단계에서 탄성계수가 낮아 아래로 볼록한 양상을 보이며 변형률이 빠르게 증가하였다. ^{Chang et al.(2006)}에 의하면 이러한 현상은 콘크리트가 고온에 노출되며 콘크리트 내부에 1차 균열이 생성되는데 압축강도 실험 시 초기 하중 단계에서 균열이 쉽게 개방되거나 확장되기 때문에 발생한다. 이후 콘크리트의 내부 응력이 증가함에 따라 탄성계수가 증가하며 위로 볼록한 응력-변형률 곡선의 양상으로 변화하는데 이는 압축력에 의한 2차 균열에 기인한 것으로 가열 온도가 높을수록 이러한 경향은 뚜렷해진다.

온도가 상승함에 따라 콘크리트의 최대 압축강도는 감소하고 최대 변형률은 급격하게 증가하는 경향을 보이며, 이러한 현상은 고온일수록 더욱 뚜렷하게 나타난다. 즉, 콘크리트는 온도 상승에 따라 연화(softening)되므로 화재 후 콘크리트의 강성 변화를 평가하기 위하여 탄성계수를 분석하였다. 탄성계수($E_c$)는 설계에서의 탄성계수인 할선탄성계수로 응력-변형률 곡선에서 최대 응력($f_{ck}$)의 40 % 지점(0.4$f_{ck}$)에서의 기울기(secant modulus of elasticity)로 정의하였으며, 그 결과는 Fig. 9에 나타내었다. 각 온도에서의 탄성계수 감소율은 압축강도 감소율보다 큰 것을 확인할 수 있다. 200 °C에서 NC 실험체의 잔존 탄성계수율은 약 79 %이며, PP 섬유를 혼입한 MIC-0.13 실험체는 83 %, MAC-0.13 실험체는 87 % 및 MAC-0.26 실험체는 82 %로 NC 대비 높은 잔존 탄성계수율을 나타내었으나 MAC-0.40 실험체는 66 %로 NC 대비 낮은 잔존 탄성계수율을 확인하였다. 400 °C 및 800 °C로 가열한 콘크리트의 탄성계수는 섬유의 혼입 유무와 관계없이 유사한 감소율을 나타냈다.

Fig. 8 Compressive stress-strain relationship

Fig. 9 Residual modulus of elasticity

4.1 섬유의 형상 및 혼입률에 따른 압축강도 비교

본 실험의 데이터를 PP 섬유의 형상 및 혼입률에 따라 분류하여 압축강도를 비교하였으며 Fig. 10에 나타내었다. PP 섬유 형상의 영향을 분석하기 위해 동일한 혼입률(0.13 %)을 갖는 MAC-0.13과 MIC-0.13 실험체의 압축강도를 비교한 결과, MIC-0.13 실험체는 MAC-0.13 실험체에 비해 200 °C, 400 °C, 800 °C에서 각각 3 %, 12 %, 28 % 낮은 압축강도를 나타냈다. 이러한 차이는 PP 섬유의 형상에 따른 가교작용의 영향이 증대되어 균열 제어 효과가 증대한 것으로 판단된다.

PP 섬유의 혼입률에 따른 강도를 확인하기 위해 MAC-0.13, MAC-0.26, MAC-0.40 실험체를 비교한 결과, Macro PP 섬유의 혼입률이 증가할수록 압축강도가 저하되는 경향을 보였다. 국토안전관리원의 보고에 의하면 콘크리트는 300 °C까지 이르며 C-S-H gel이 분해되며 화학 흡착수의 방출로 상온에서의 압축강도에 약 20~40 %로 나타나며, 600~700 °C에서는 C-S-H 상의 분해 및 규암질 골재의 변태, 석회암 골재의 분해 현상이 나타난다. 이러한 경향과 더불어 PP 섬유가 녹으며 발생하는 공극으로 인해 섬유의 혼입률이 클수록 압축강도 저하가 더욱 크게 나타나며, 200 °C 및 400 °C에 노출된 MAC-0.13, MAC-0.26, MAC-0.40 실험체의 잔존 압축강도는 각각 91 %, 89 %, 82 %와 59 %, 54 %, 49 %로 나타났다. 또한, 800 °C로 가열된 MAC-0.13, MAC-0.26, MAC-0.40 실험체의 잔존 압축강도는 각각 11 %, 5 %, 3 %로 PP 섬유가 녹은 공극으로 인해 추가로 균열이 확장되어 PP 섬유의 혼입량 증가에 따라 압축강도 저감이 크게 나타난 것으로 판단된다.

Fig. 10 Comparison of compressive strength results

4.2 실험결과 및 기존 연구 비교

PP 섬유를 혼입한 콘크리트의 기존 연구에서 94개의 시험 결과를 기존 연구로부터 수집하였다. 수집한 실험체는 설계기준 압축강도 50 MPa~140 MPa이며, 각 실험의 PP 섬유 혼입률은 0.1 %~0.6 %, 섬유의 길이는 6 mm~24 mm 및 직경 0.018 mm~0.1 mm 의 범위이다. 수집한 94개의 데이터베이스와 앞서 언급한 4개의 잔존 압축강도 모델 및 본 실험의 데이터를 비교하였을 때, Fig. 11과 같이 본 실험의 결과가 비교적 낮은 잔존 압축강도를 가짐을 확인할 수 있었다. 콘크리트는 200 °C~400 °C에서 C-S-H 탈수가 발생하며 시멘트가 일부 분해되는 화학적 변화를 겪는다. 고강도 콘크리트는 물-시멘트비가 낮아 C-S-H gel이 조밀하게 형성되며 이로 인해 공극률이 낮고 내부 조직이 밀실하여 초기강도가 높은 특성이 있다. 이로 인해 고온에서 탈수현상이 발생하더라도 일반 콘크리트에 비해 강도 저하가 작게 나타난다. Chan(1996)의 연구 또한 가열 후 일반강도 콘크리트는 고강도 콘크리트에 비해 공극률이 증가하였으며 이에 따라 잔존 압축강도가 더욱 저하되었다.

Fig. 11 Comparison of experimental data with previous research