2.1 콘크리트 배합 및 특성

본 연구에 사용된 콘크리트의 배합은 설계기준강도 24 MPa, 슬럼프 180 mm, 공기량 4.5 %, 물-결합재비(Water-Binder ratio, W/B) 0.6을 적용하였으며 고로슬래그 치환율은 40 %를 고려하였다. 시멘트는 국내 C사의 1종 보통포틀랜드시멘트를 사용하였으며, 고로슬래그 미분말은 국내 S사의 혼화재를 사용하였다. Table 1에서는 실험에 사용된 배합표를 나타내고 있다. 또한, Table 2와 Table 3에서는 본 연구에서 사용된 OPC와 GGBFS의 물리-화학적 구성과 골재의 특성을 나타내고 있다.

2.2 콘크리트 시편 제작

압축하중 재하 조건을 위해서는 100×100×400 mm의 빔 몰드를 활용하여 시편을 제작하였고, 인장하중 재하 조건을 위해서는 $\varnothing$100×200 mm 실린더 몰드를 활용하여 시편을 제작하였다. 또한, 콜드조인트 콘크리트를 유도하기 위하여 몰드의 반을 타설한 뒤 24시간 동안 기건양생한 후 나머지 반을 타설하였다. 콘크리트의 촉진 탄산화 실험을 위해 두께 40 mm로 실린더 및 빔 시편을 절단하였으며, 이후 재령 1년까지 수중양생을 실시하였다. Fig. 1에서는 건전부 콘크리트와 콜드조인트 콘크리트의 몰드 타설 전경을 나타내었으며, Fig. 2에서는 콘크리트의 촉진 탄산화 실험을 위한 디스크 시편을 나타내고 있다. 시편제작방법 및 콜드조인트 유도방법은 기존의 연구에서 참고하였다(Oh and Kwon 2017).

2.3 압축강도 평가방법

압축강도 평가는 재령 1년의 $\varnothing$100×200 mm의 원주형 공시체에 대해 KS F 2405(KATS 2010a)에 따라 실시하였다.

2.4 하중재하 실험방법

압축 및 인장재하영역의 콘크리트의 탄산화 거동 평가실험을 위해 하중을 고정할 수 있는 별도의 강재 프레임을 제작하였고, UTM(Universal Testing Machine)을 이용하였다. 기존의 문헌을 참고하여 하중 수준을 설정하였는데 압축하중 30 %에서 공극의 압밀을, 60 %에서 내부 균열의 진전 효과를 기대하고 설정하였으며, 인장하중 재하에서는 하중의 증가에 따른 확산성이 증가 정도를 평가하고자 설정하였다(Mun and Kwon 2016). 파괴하중의 30 %, 60 %로 하중을 고정할 때, 콘크리트 및 프레임의 탄성으로 인하여 하중의 손실이 발생할 수 있기 때문에, 본 연구에서는 기준이 되는 시편에 변형률게이지를 부착하여 재하하중기준 변형률을 평가하였다. 파괴하중 대비 도입하중에 대한 비율은 식(1)과 같다.

여기서, $R$은 압축 및 인장력에 대한 하중비(%), $P_{i}$는 재하된 하중(kN), $P_{c}$는 압축 및 인장력에 대한 파괴하중(kN)을 나타낸다. 하중재하 여건상 정확히 목표하중을 재하 하는 것은 어려운 일이므로 각 재령일 및 배합의 기준이 되는 시편의 압축 및 인장강도와 응력-변형률 그래프를 통해 파괴하중의 30 %, 60 %에서 ±5 %에 해당하는 오차 기준을 적용하였다. 또한 콜드조인트 콘크리트의 인장재하 유도 시 직접 인장하중이 가장 이상적이지만, 이 경우 하중조절이 어렵고 골재 영향이 크기 때문에 할렬인장을 실시하였으며, 콜드조인트면의 박락으로 인하여 시편을 약 30° 정도 기울여 하중을 재하하였다. Fig. 3과 Fig. 4에서는 압축 및 인장재하 전경과 콘크리트의 응력-변형률 그래프를 나타내고 있다.

또한, 프레임의 릴렉세이션에 따른 하중의 손실을 관측하기 위해 프레임에 별도의 게이지를 부착하여 변형률을 12시간 관측한 결과, 변형률의 변화가 없어 릴렉세이션에 따른 하중의 손실은 발생하지 않은 것으로 판단된다. 이는 기존의 연구와 같은 경향으로 보인다(Oh and Kwon 2017). Fig. 5에서는 콘크리트 시편에 하중재하 후 시간에 따른 변형률 변화를 나타내고 있다.

2.5 탄산화 거동 평가방법

본 연구에서는 탄산화 거동을 평가하기 위해 재령 1년 시편을 대상으로 KS F 2584(KATS 2010b)에 따라 실험을 진행하였다. 시편의 균등한 탄산화 침투조건을 위해 상대습도 60±5 %, 온도 20±2 °C의 항온항습실에서 8주 동안 존치하였다. 또한, 이산화탄소의 일방향 침투를 위해 에폭시를 이산화탄소 침투 방향을 제외한 나머지 면인 옆면과 밑면에 도포하였으며, 촉진 탄산화 시험장비를 통해 이산화탄소 농도 5±0.2 %로 조건에 맞추어 4주, 8주에 탄산화 깊이를 평가하였다. Table 4와 Fig. 6에는 콘크리트의 촉진 탄산화 실험조건과 촉진 탄산화 시험장비를 나타내고 있다.

촉진 탄산화 시험이 완료된 콘크리트 시편을 할렬한 후 할렬된 콘크리트 면에 KS M 8238(KATS 2015)에 적합한 페놀프탈레인 용액을 분무하였으며, KS F 2596(KATS 2004)을 통해 Fig. 7과 같이 콘크리트 시편 양측 가장자리 10 mm를 제외하고 5 mm 간격으로 Engauge 프로그램을 통해 침투 깊이를 측정하여 평균값을 도출하였다. 또한, 탄산화 깊이를 이용하여 탄산화 속도계수를 식(2)를 통해 회귀분석하여 도출하였다. 탄산화 깊이는 시간의 제곱근에 비례하여 증가하는 것으로 많은 문헌에서 이론적, 실험적으로 증명되었다(Izumi et al. 1986; Papadakis et al. 1991b).

여기서, $D$는 탄산화 깊이(mm), $A$는 탄산화 속도계수($mm/ week^{0.5}$), $t$는 노출시간(week)을 나타낸다.

3.1 압축강도 평가 결과

OPC 및 GGBFS 콘크리트의 압축강도를 KS F 2405에 준하여 평가하였으며, 재령 1년 압축강도 평가 결과를 Table 5와 Fig. 8에 나타내었다.

압축강도 평가 결과 설계기준강도 대비 재령 1년 OPC 콘크리트에서 238.5 % 증가한 반면 GGBFS 콘크리트에서 256.9 %가 증가하였다. 이는 재령 1년 동안의 수중 양생한 콘크리트가 지속적인 수화반응으로 인해 공극이 감소했음을 알 수가 있었다. 재령 28일 GGBFS 콘크리트 대비 OPC 콘크리트가 압축강도가 1.52배 높게 나타났지만, 재령 1년 압축강도는 GGBFS 콘크리트가 1.08배 높게 나타났다. 이는 고로슬래그를 혼입한 콘크리트의 잠재수경성 반응에 따른 수화물 증가, 공극 구조 개선 등이 주된 원인이라고 판단된다. GGBFS 콘크리트는 초기강도가 낮고 동절기에는 강도 발현이 지연되는 단점이 있지만 염해 및 동결융해 저항성, 부식 저항성, 수화발열량 감소, 워커빌리티 개선 등의 공학적 장점을 갖고 있다고 알려져 있다(Lee et al. 2013).

3.2 하중을 재하하지 않은 경우의 탄산화 거동

본 연구에서는 재령 1년 하중을 재하하지 않은 경우의 탄산화 침투가 된 시편의 사진을 Fig. 9에 나타내었으며, Fig. 10에서는 탄산화 침투 깊이를 이용하여 위의 식(2)를 통해 회귀분석하여 탄산화 속도계수를 도출하였다. 재령 1년의 탄산화 속도계수를 Table 6에 나타내었다.

하중을 재하하지 않은 경우의 실험결과, 재령 1년 OPC 콘크리트에서 탄산화 속도계수는 3.00 $mm/ week^{0.5}$로 평가되었으며 GGBFS 콘크리트에서는 3.59 $mm/ week^{0.5}$로 평가되었다. 콜드조인트부는 건전부 대비 OPC 콘크리트에서 28.6 % 증가율을, GGBFS 콘크리트에서 12.0 % 증가율이 평가되었다. OPC-J 및 GGBFS-J에서 탄산화 속도계수가 더 높게 평가되었는데, 이는 기존의 연구와 같이 콜드조인트를 가진 콘크리트는 투수 및 탄산화가 증가하는 경향을 보였으며(Yokozeki et al. 1998; Hyun et al. 2008; Kwon and Na 2011), OPC 콘크리트 대비 GGBFS 콘크리트 탄산화 속도계수는 건전부에서 19.6 % 증가율을, 콜드조인트부에서는 4.1 %로 OPC 콘크리트보다 더 높게 나타났다. 이는 고로슬래그의 더 많은 실리카(SiO2) 성분이 수산화칼슘($Ca(OH)_2$)과 반응하여 콘크리트의 알칼리 성분을 더 빠르게 감소시켜 탄산화가 더욱더 빠르게 발생한 것으로 판단되었다(Izumi et al. 1986).

3.3 하중을 재하한 경우의 탄산화 거동

3.3.1 압축하중 재하시의 탄산화 거동

압축재하영역을 고려하여 파괴하중의 30 %, 60 % 조건하에서 탄산화 속도계수를 평가하였다. Table 7과 Fig. 11에서는 재령 1년 압축재하영역 30 %, 60 %에서의 탄산화 속도계수를 나타내었다.

재령 1년 압축재하영역에 대한 탄산화 깊이 평가 결과 촉진 탄산화 노출 4주 대비 8주에서의 탄산화 깊이가 23.0~144.7 % 더 높게 나타났다. 또한 탄산화 속도계수는 압축재하영역 30 % 대비 60 %일 때 11.7~37.3 % 크게 나타났다.

압축재하영역 30 %와 하중을 재하하지 않은 경우 대비 탄산화 속도계수는 OPC에서 -6.0 %, GGBFS에서 -12.0 %, OPC-J에서 -6.2 %, GGBFS-J에서 -4.7 % 감소하는 경향을 보였다. 이는 초기하중이 재하 될 경우, 내부 미세공극 압밀의 영향으로 확산성이 저감되었기 때문으로 사료되며 투기성 및 투수성 시험결과와 비슷한 경향을 나타낸다(Kermani 1991; Banthia et al. 2005; Kim et al. 2009). 또한 이와 같은 결과는 하중재하 조건을 고려한 염화물 확산 거동에서도 같은 경향을 보였다(Oh and Kwon 2017). 압축재하영역 60 %와 하중을 재하하지 않은 경우 대비 탄산화 속도계수는 OPC에서 5.0 %, GGBFS에서 20.9 %, OPC-J에서 25.1 %, GGBFS-J에서 18.4 % 증가하는 경향을 보였다. 이는 압축력에 의한 유효공극의 감소보다는 미세 균열 발생의 영향력이 더 크다고 판단되었으며, OPC 콘크리트가 GGBFS 콘크리트보다 탄산화 속도계수가 압축재하영역 30 %에서는 12.1 %, 60 %에서는 37.8 % 낮게 나타났다. 또한 하중조건을 고려하는 경우 건전부에 비해 콜드조인트부는 탄산화 속도계수가 높게 나왔는데 이는 콜드조인트에 의한 취약부에서의 탄산화 침투가 가속화되어 저항성능은 낮아졌다고 판단할 수 있었다. Table 6에서 나타난 하중을 재하하지 않은 경우의 탄산화 속도계수를 기준으로 압축재하 시의 탄산화 속도계수 변화비를 Table 8과 Fig. 12에 나타내었다.

3.3.2 인장하중 재하 시의 탄산화 거동

인장재하영역을 고려하여 각 배합의 탄산화 거동을 평가하였다. Table 9과 Fig. 13에서는 재령 1년 인장재하영역 30 %, 60 %에서의 탄산화 속도계수를 나타내었다.

재령 1년 인장재하영역에 대한 탄산화 깊이결과 압축재하영역과 동일하게 인장재하영역에서도 촉진 탄산화 노출 4주 대비 8주에서 탄산화 깊이가 8.4~62.8 % 더 높게 나타났으며, 탄산화 속도계수 또한, 인장재하영역 30 %일 때 대비 60 %일 때 9.0~20.0 % 크게 나타났다.

인장재하영역 30 %에서는 압축재하영역과 달리 탄산화 속도계수가 증가하는 경향을 보였으며, 인장재하영역 30 % 에서는 하중을 재하하지 않은 경우 대비 탄산화 속도계수가 OPC에서는 9.7 %, GGBFS에서는 5.5 %, OPC-J에서는 11.4 %, GGBFS-J에서는 6.0 % 증가하는 경향을 보였다. 또한, 인장재하영역 60 %의 경우 하중을 재하하지 않은 경우 대비 탄산화 속도계수는 OPC에서 27.7 %, GGBFS에서 14.5 %, OPC-J에서 33.7 %, GGBFS-J에서 26.1 % 증가하는 경향을 보였다. 이는 콘크리트가 인장력에 취약한 재료이기 때문에 비교적 적은 크기의 인장력에 의해 발생한 미세균열이 주원인이라고 판단되었으며, 인장재하영역에서는 콜드조인트와 상관없이 탄산화 속도계수의 증가율이 비슷하게 나타났다. Table 6에서 나타난 하중을 재하하지 않은 경우의 탄산화 속도계수를 기준으로 인장재하 시의 탄산화 속도계수 변화율을 Table 10과 Fig. 14에 나타내었다. 또한 Fig. 15는 재령 1년의 압축재하영역과 인장재하영역의 탄산화 속도계수를 나타내었다.

GGBFS 콘크리트가 OPC 콘크리트 대비 탄산화 속도계수가 모든 하중조건에서 높게 나타났다. 압축재하영역 60 %에서 37.8 % 가장 높은 증가율을 보였으며, 인장재하영역 60 %에서 7.3 %로 가장 낮은 증가율을 보였다. 이는 하중조건과 상관없이 GGBFS 콘크리트는 OPC 콘크리트에 비해 낮은 탄산화 저항성능을 갖는다고 판단된다.

GGBFS-J 콘크리트가 OPC-J 콘크리트 대비 하중을 재하하지 않은 경우에서 4.2 %정도 탄산화 속도계수가 높게 나타났다. 또한, 하중을 압축 및 인장 30 %, 60 % 재하한 경우 탄산화 속도계수가 -1.7~5.8 %로 크게 차이가 나지 않았다. 콜드조인트부에서는 하중조건을 고려하더라도 콜드조인트로 인한 취약부에서의 탄산화 침투가 가속화되어 탄산화 저항성능이 낮다고 판단된다. 기존의 연구인 콜드조인트부 콘크리트의 압축재하영역에서 염화물 이동은 선형적으로 증가하였는데(Oh and Kwon 2017), 장기 양생된 콜드조인트 콘크리트의 탄산화 평가에서는 압축재하영역에서 비선형적으로 감소 이후 증가하는 경향이 나타났으며, 인장재하영역에서는 선형적으로 증가하는 경향이 나타났다. 콜드조인트부에서의 탄산화 열화 증진은 염해에 비하여 안정적으로 판단된다.