1. 서 론

최근 콘크리트 초기염화물량에 대한 논의가 활발히 진행되고 있다. 기본적으로 콘크리트 내의 염화물은 철근의 부식을 유발할 수 있다^{(Ann et al. 2009)}. 우리의 최근 연구에서, 다양한 결합재 구성을 갖는 모르타르와 콘크리트에서 초기염화물량을 증가시켰을 때 발생하는 배합의 특성과 철근의 부식 가능성을 실험적으로 확인하였다^{(Chung et al. 2024)}. 그 결과, 일반적으로 알려진 콘크리트 임계염화물량인 결합재 무게 대비 0.4 % 이상에서 미약하게 철근 부식 발생가능성이 존재하는 것을 알 수 있었다. 물론 초기염화물을 1.2 %까지 증가시켰을 때도 부식이 발생하지 않는 경우도 많았으나, 확률적 측면에서 0.4 %부터 부식이 발생한다고 고려하는 것이 적절하다고 판단하였다^{(Cao et al. 2019; Chung et al. 2024)}. 한편, 부식 이외의 다른 특성, 즉 압축강도나 유동성, 굳지 않은 콘크리트의 공기량 등은 염화물량에 크게 영향받지 않았으며, 응결 특성에도 크게 영향이 없었음을 확인하였다.

과거 콘크리트 초기염화물량은, 충분히 세척되지 않은 바다모래나 염분농도가 높은 지하수의 사용으로 인해 발생하였으나^{(Cheewaket et al. 2012)}, 최근에는 시멘트 클링커 자체 염화물량의 증가가 주요 요인으로 대두되고 있다^{(Lee et al. 2021)}. 시멘트 클링커 소성공정에서 폐플라스틱이나 폐비닐을 대체연료로 사용하는 친환경 시멘트 생산기술의 개발이 활성화됨에 따라, 폴리염화비닐수지(polyvinyl chloride, PVC)와 같은 염화물이 포함된 폐수지에서 유래한 염화물이 시멘트에 함유될 수 있다^{(Lee et al. 2021)}. 최근 시중에 유통되는 시멘트의 염화물량을 평가한 연구^{(Lee et al. 2023)}에서 측정된 염화물량이 해외의 관련 기준함량 이하로 나타났으나, 시멘트 생산 특성상 이 결과가 시중에 유통되는 모든 시멘트를 대표한다고 하기는 어렵다.

이러한 문제를 해결하기 위한 근본적인 방법은, 시멘트를 포함한 콘크리트 내 염화물량을 제어할 수 있는 효과적인 공정을 적용하는 것이다. 그러나 동시에 우리나라의 콘크리트 초기염화물량 기준이 해외의 기준에 비해 과도하게 낮게 설정되어 있다는 의견도 존재한다^{(Lee et al. 2023)}. 우리나라의 일반콘크리트공사에 대한 표준시방서인 KCS 14 20 10^{(KCI 2024)}에서 콘크리트 초기염화물량은 원칙적으로 0.3 kg/m³ 이하가 되도록 해야 하며, 경우에 따라 방청에 유리한 조치를 취한 경우에 한하여 0.6 kg/m³ 까지 허용할 수 있다. 현장에 사용되는 구조용 콘크리트의 단위 결합재량의 일반적인 범위가 현실적으로 300~500 kg/m3인 점을 고려하면 이는 단위결합재량당 0.075~0.1 % 수준이다^{(Chung et al. 2024)}. 그러나, 미국의 ACI 318-19, 유럽의 EN 206:2013, 중국의 GB/T 50476-2008 등에서는 일반적으로 초기염화물량이 단위결합재량당 0.1~0.4 % 수준으로 우리나라에 비해 높다^{(Chung et al. 2024)}. 시멘트 생산과정에서 CO2 발생을 줄이기 위해 소성공정에서 폐수지의 활용을 허용해야 하고, 그렇게 되면 클링커의 염화물량 증가가 불가피하다는 점을 감안하면 콘크리트 초기염화물량 기준을 보다 합리적인 수준으로 개정하기 위한 논의가 필요하다.

기존 연구에서도 결정론적(deterministic) 계산을 통해 콘크리트 내 초기염화물량(0 %~0.1 %/binder 범위)에 따른 내구수명 변화를 계산하였다^{(Park and Kwon 2021)}. 그러나, 초기염화물량의 통계적 변동성을 고려한 부식 위험 평가를 위해서는 확률론적 평가가 필요하다. 시멘트의 염화물량과 콘크리트 초기염화물량은 매우 큰 편차를 가지면, 그뿐만 아니라 임계염화물량, 표면염화물량, 철근피복두께 등도 실제 구조물에서 상당수준의 편차를 가지고 있다^{(Helland 2013)}. 따라서 초기염화물량 기준을 결정하는 데 있어서 변동성을 고려한 확률론적 해석이 중요한 이론적 근거를 제공할 수 있다^{(Guiglia and Taliano 2013; Šomodíková et al. 2020)}. 이미 충분히 다양한 확률론적 해석방법이 제시되어 왔으며, 이들 논문은 다양한 조건, 즉 하중상태(Guo et al. 2022), 콘크리트 내부 습도^{(Bastidas-Arteaga et al. 2011)}, 부식발생 조건^{(Saassouh and Lounis 2012)} 등을 고려하고 있다. 이들 중 많은 수는 각 조건의 영향에 따른 내구수명의 변화를 확인하고자 개발된 것으로 범용적으로는 이용되지 않는다. 현재 가장 신뢰성이 높은 공인된 확률론적 해석기법은 유럽의 International Federation for Structural Concrete (Federation internationale du beton, fib)의 Model Code(MC) ^{(CEB 2010)}에서 제시한 내구성 설계기준이다.

이에 본 연구에서는, 확률론적 해석을 이용해 콘크리트의 초기염화물량에 따른 철근 확률을 계산하였다. 신뢰성 있는 확률론적 해석을 위해 fib MC^{(CEB 2010)}의 내구성 설계기준을 활용하였다. 해석을 위한 입력값, 즉 배합비, 노출조건, 피복두께를 합리적으로 검토하기 위해 기본 자료를 조사하였다. 먼저, 배합비 범위 결정을 위해 최근 국내에서 사용 중인 구조용 콘크리트 배합비를 호칭강도($f_{cn}$)별로 약 100개씩 확보해 통계적으로 분석하였다. 동시에, 현실적인 표면 염소이온 농도와 피복두께에 대해 관련 기준을 확인하였다. 이를 통해 본 연구에서 계산이 필요한 배합비의 범위를 확인하였다. 이후, 다양한 배합비 조건에서 단위결합재량 당 초기염화물량값을 0.01 %에서 0.2 %까지 변화시켰을 때 다양한 설계조건에서의 철근부식 가능성을 계산하였다. 이 결과를 바탕으로, 국내의 표준시방서 내 초기염화물량 관련 기준에 대해 제언하였다.

2. 배합비 분석

본 장에서는 국내의 구조용 콘크리트의 배합비에 대해 분석하였다. fib MC^{(CEB 2010)}의 확률론적 해석에서는 콘크리트 배합비에 따른 염소이온 확산계수(chloride diffusion coefficient) 추정값을 사용한다. 따라서, 현실성 있는 초기염화물량 검토를 위해서는, 현장에서 사용하는 배합비 범위에 대한 고려가 필요하다. 우선 현실성 있는 배합비 범위를 확인한 뒤, 이 범위에 대한 염소이온 확산계수를 선정하고, 이를 활용해 철근부식 가능성을 계산하고자 하였다.

이를 위해, 국내 건설사와 레디믹스트 콘크리트 생산업체로부터 지난 5년간 생산해온 구조용 콘크리트의 배합비를 확보하였다. 대표적인 호칭강도로서 24, 27, 30, 35 MPa의 네 종류를 선정하였다. 이 호칭강도는 우리나라의 내구성설계기준 KDS 14 20 40^{(KCI 2022a)}에서 노출등급에 따른 최소 설계기준압축강도로 제안된 값들을 참고하였다. 각 강도 당 표본수는 100개였다. 이 배합비들의 실제 콘크리트 강도 결과는 얻을 수 없었다. 배합비로부터 물-결합재비(W/B), 결합재 내 고로슬래그 미분말(blast furnace slag, BFS) 및 플라이애시(fly ash, FA)의 무게비(BFS/B, FA/B)를 계산하였다. 이 데이터의 분포를 통계적으로 보여주기 위해 바이올린 플롯(violin plot)을 활용하였으며, 그 결과가 Fig. 1에 나타나 있다. 이 분포에는 제1사분위(Q1, 25 %)와 제3사분위(Q3, 75 %)의 범위, 1.5 사분위 범위(1.5 interquartile range, 1.5IQR), 그리고 중간값이 함께 나타나 있다. 따라서, 통계적인 측면에서 모든 결과의 중위 사분위값(Q3-Q1=IQR)에 해당하는 범위를 확인하였다.

Fig. 1 Violine plots on showing the distributions of W/B, BFS/B, and FA/B for ratios in practical concrete, (the number of samples for each $f_{cn}$ is 100)

그 결과 24 MPa, 27 MPa, 30 MPa, 35 MPa는 각각 0.45~ 0.50, 0.40~0.45, 0.40~0.45, 0.35~0.40 수준의 W/B를 갖는 것을 확인하였다. 일반적으로 BFS와 FA의 혼입률은 각각 주로 30 %, 10 % 전후였으며, 함께 사용되는 경우, 즉 삼성분계인 경우도 많았다. 본 연구에서는 석회석미분말은 별도로 고려하지 않았다.

여러자료를 바탕으로 고려했을 때, 호칭강도 대비 W/B는 우리나라의 경우가 해외의 경우에 비해 상대적으로 낮았다. 목표강도에 대응하는 W/B를 제시하는 시방서는 미국의 ACI PRC- 211.1-22^{(ACI 2022)}와 지금은 폐지된 영국의 BS Department of Environments(DoE), Building Research Establishment(BRE 1992) 방법이 있다. 노출조건과 재료의 종류 등에 따라 크게 달라질 수 있으나, 상대적으로 W/B의 계산결과가 우리나라보다 0.05~0.10 정도 큰 값을 나타낸다^{(Kim et al. 2023; Mostafaei et al. 2023)}. 그뿐만 아니라 이러한 현상은 KCS 14 20 10^{(KCI 2024)} 일반 콘크리트편에 최근 배합설계에 기온온도보정강도 개념이 도입되면서 더 커질 것으로 예상된다.

결론적으로, 본 연구에서 철근부식 가능성을 계산하기 위해 사용해야 하는 배합비는, W/B 0.35~0.50 수준이라고 하는 것이 적절하며, 유럽에서 사용하는 0.50~0.60 범위는 고려하지 않아도 된다고 판단하였다. 또한, 고려해야 하는 시멘트의 범위는 I종 보통포틀랜드 시멘트(ordinary Portland cement, OPC), 고로슬래그 시멘트(BFS cement), 플라이애시 시멘트(FA cement)이며, 이는 각각 유럽의 EN 206 기준^{(CEN 2013)}의 CEM I 42.5R, CEM III/B 42.5, CEM I 42.5R+FA에 해당한다. 참고로 일반적으로 이 강도 범위에서는 실리카퓸(silica fume, SF)은 거의 사용되지 않는다.

3. 노출조건 및 설계조건 분석

염소이온확산에 대한 내구성 해석에 있어서 가장 중요한 입력값은 노출조건에 따른 콘크리트 표면염화물량(콘크리트 표면의 염소이온 농도)과 피복두께이다^{(Ann et al. 2009; Cai et al. 2020a)}. 현실적으로 모든 조건에 따른 계산을 수행하는 것은 어려움이 있으므로, 관련 기준을 분석하여 유효한 값들을 적용하고자 하였다.

먼저 Table 1에는 내구성설계기준 KDS 14 20 40^{(KCI 2022a)} 부록 해설표 4.3-1에서 제안하는 콘크리트 표면염화물량값을 정리하였다. 동시에 콘크리트구조 철근상세 설계기준 KDS 14 20 50^{(KCI 2022b)}에서 규정한 피복두께를 확인해야 한다. 본 연구에서 고려하는 것은 프리스트레스하지 않은 부재의 현장치기콘크리트로 보는 것이 적절하며, 이에 대해서는 Table 2에 정리하였다.

구조물의 위치와 설계강도에 따라 표면염화물량과 피복두께가 모두 변화한다는 특징이 있다. 기본적으로, 가장 보수적인 조건을 산정해 가장 높은 표면염화물량(13~20 kg/m³)과 가장 얇은 피복두께(20~40 mm)를 산정하는 것도 가능하다. 하지만 일반적인 설계 사례를 고려할 때, 해안가에서 떨어져 있지만 염화물 침투가 우려되는 조건에서는 50 mm 수준의 피복두께를 사용하며, 실제 해수에 직접 노출되는 비말대/간만대 영역이나, 혹은 염분농도가 높은 지하수가 존재하는 지반 영역의 경우 70 mm 이상의 피복두께를 적용한다.

본 연구에서는 일반적인 상황을 고려해, 기본적으로 두 가지 지역적 조건을 검토하였다. 첫 번째는 해안가로부터 약 100 m 떨어져 있으며(표면 염화물량 2.0~6.5 kg/m³) 설계된 피복두께가 50 mm인 조건, 두 번째는 해수와 맞닿아 있으며(표면 염화물량 20 kg/m³) 설계된 피복두께가 75 mm인 조건이다. 상식적인 측면에서 설계자에 따라 첫 번째 경우에는 호칭강도를 24~35 MPa까지 자유롭게 사용할 수 있지만, 두 번째 경우에는 최소 30 MPa 이상의 사용이 필수적이다.

4. 확률론적 해석방법

본 연구에서는, fib MC^{(CEB 2010)}를 별도의 수정 없이 그대로 사용하였다. 사용되는 변수의 중간값과 분산의 수준이 우리나라와 일부 다를 수 있으나, 유럽 전체에서 사용이 가능한 범용적 기준이므로 우리나라에 적용하는 것이 가능하다.

확률론적 설계에 있어 기본적으로 철근의 부식조건은 식 (1)과 같다.

여기서, $P_{dep}$는 철근부식이 시작되는 확률(depassivation probability), $C_{crit}$은 임계염화물량, $C(a,\: t_{SL})$은 피복두께 $a$와 사용수명 $t_{SL}$ 조건에서의 염화물량, $P_{0}$는 사용한계조건이 허용하는 확률한계이다. 조건에 따라 다를 수 있으나 구조안정론 측면에서 일반적으로 $P_{0}$는 0.1(10 %)를 적용하도록 하고 있다.

일정 사용연한에 철근이 위치하는 곳의 염화물량은, Fick의 제 2 확산법칙을 기반으로 다음 식 (2)로 나타낸다.

여기서, $C_{0}$는 본 연구에서 중요하게 다루어지고 있는 초기염화물량, $C_{s.\Delta x}$는 염소이온 대류대(convection zone)를 고려한 표면염화물량, $erf$는 오류함수(error function), $\Delta x$는 대류대 폭, $D_{app,\: c}$는 재령 $t$의 겉보기 염소이온 확산계수이다.

여기서 주의할 것은, 콘크리트의 표면에서 대기 노출로 인한 탄산화, 혹은 해수 중의 황산염 침투로 인한 중성화로 인해 표면에 고정되어 있던 염소이온이 내부로 재확산하는 현상에 대한 반영이다. 이로 인해, 원래는 표면부여야 하는 염소이온 농도 최대 위치가 일정 깊이로 이동하는데, 그 깊이를 통계적으로 나타난 정도를 대류대라고 한다^{(Cai et al. 2020b)}. 물론 이 값는 탄산화-중성화 정도와 기간에 따라 달라질 수 있으나, fib MC ^{(CEB 2010)}에서는 재령과 조건에 상관없이, 평균값 약 9 mm, 표준편차 약 6 mm의 beta 분포를 갖는다고 고려해 계산한다.

여기서 $D_{app,\: c}$는 다음 일련의 식에 의해 결정된다.

여기서, Kc는 아레니우스 함수 기반 온도보정계수, $D_{app,\: 0}$는 실험을 통해 얻어진 겉보기 염소이온 확산계수, $b_{c}$는 회귀분석계수, $T_{ref}$는 염소이온 확산계수 실험의 평균 온도, $T_{real}$은 실제 콘크리트 구조물이 노출되는 온도, $A_{(t)}$는 재령 보정함수, $t_{0}$는 염소이온 확산계수 실험재령, $\alpha$는 재령보정계수이다. 촉진염소이온침투실험(rapid chloride penetration test, RCPT)을 통해 얻어진 결과물인 비정적 염소영동계수(non-steady-state chloride migration coefficient, $D_{nssm}$)는 겉보기확산계수에 비해 큰 값을 가지므로 보수적인 측면에서 그 값을 $D_{app,\: 0}$에 그대로 사용하는 것이 가능하다^{(Castellote et al. 2001)}. 단지, 본 연구에서는 fib MC 2010에서 제안하는 $D_{app,\: 0}$을 사용한다.

본 실험에서 사용하는 모든 함숫값의 평균값과 표준편차, 단위 등은 Table 3에 정리하였다. $D_{app,\: 0}$는 Table 4에 정리하였다. 단지, 이 기본값은 등가결합재량(equivalent binder content)을 기반으로 등가 물-시멘트비(equivalent cement-to-water ratio, $W/C_{equ}$)개념으로 정리되어 있으므로, 효율계수(efficiency factor, $k$)를 이용해 다음 식들을 이용해 $W/B$로 환산이 필요하다^{(Huynh et al. 2023)}.

여기서, $OPC$와 $SCM_{i}$는 $OPC$와 각 $SCM(BFS,\: FA)$의 단위중량(kg/m³)이다. Table 4의 $D_{app,\: 0}$를 $W/B$ 단위로 산정한 값을 Fig. 2에 별도로 표시하였다.

Fig. 2 $D_{app,\: 0}$ vs. $W/B$ for different cement types in accordance with fib Model Code 2010

이렇게 결정된 계수들의 값에 대해, 고전적인 Monte-Carlo 시뮬레이션을 진행하였으며, 이때 사용된 각 계수값들의 분포 예시를 Fig. 3에 제시하였다. 계산 시 주의해야 할 것은, 우리나라의 표면 염소이온 농도와 임계염화물량 기준은 콘크리트 단위 부피에 대안 염소이온 무게(kg/m³)인 것에 반해, fib MC^{(CEB 2010)}은 단위 결합재량 당 염화물 무게비(wt.%/binder)이므로, 이에 대한 환산이 진행되었다.

Fig. 3 Example of distributions of variables defined in fib Model Code 2010

5. 계산결과

본 연구에서 계산한 철근부식 확률은 Fig. 4에 정리되었다. 본 계산에서는, 초기염화물량의 분포를 고려한 현실적인 최솟값인 0.01 wt.%에서부터, EN 206:2013에서 제안하는 초기염화물량의 최댓값인 0.2 wt.%까지 증가시켰다. 일반적으로 알려진 것과 같이, OPC는 혼합시멘트에 비해 상대적으로 철근부식에 대한 저항성이 낮은 것으로 확인되지만, 본 연구에서 주요하게 확인해야 할 부분은 초기염분량에 따른 변화의 추이이다. 초기염화물량이 0.01 wt.%/binder에서부터 0.2 wt.%/binder까지 증가함에 따라 부식가능성은 100년 수명을 고려했을 때 대략 0.05~0.1(5~10 %) 정도 증가함을 알 수 있다. Fig. 4의 초기염화물량 증가 단계에서 두 번째 단계인 0.06~0.08 wt.%/binder(그래프의 주황색)는, 현재의 초기염화물량 기준인 0.3 kg/m3을 환산한 것이다. 본 연구에서 사용한 초기염화물량의 범위에 따른 부식가능성의 변화량은 시멘트의 종류와 $W/B$에 의한 변화량보다 상대적으로 범위가 작았다. 상대적으로 계산상 부식가능성이 높게 계산되는 경우, 즉 OPC 콘크리트의 경우는, 부식가능성을 기반으로 한 예상사용연한, 즉 부식가능성이 0.1에 대응하는 사용연한값의 범위가 작았다.

하지만 현실적으로 이렇게 부식 위험이 큰 상태에서는 설계가 성립하지 않는다. 따라서 상대적으로 부식 가능성이 작게 계산되는 혼합시멘트의 경우에 대한 검토가 필요하다. 이 경우 초기염화물의 변화에 따른 부식 발생 사용연한의 편차는 상대적으로 크다고 할 수 있다. 즉, 예를 들어 $W/B$ 0.4의 FA cement 사용 조건($a$=50 mm, $C_{s}$=4.5 kg/m³)의 경우 초기염화물량값이 0.01 wt.%/binder인 경우 예상 사용연한이 100년에 달하나, 초기염화물량이 0.2 wt.%/binder까지 증가하면, 사용연한이 20년 수준까지 줄어든다. 이 차이는 매우 큰 변동폭이라고 할 수 있다. 이 경우 설계상에서 W/B의 감소, 피복두께의 증가 등이 필요하다.

Fig. 4에서는 피복두께가 표면염화물량을 약 4 wt.%/binder (=20 kg/m³)까지 증가시킨 조건에서 피복두께를 동시에 75 mm까지 증가시켰을 때 사용할 수 있는 배합 조건에 대해서도 계산하였다. 이러한 구조물의 경우 일반적으로 혼합시멘트를 사용한다. 이 계산 결과에서 최종적인 사용연한 조건(100년)에서 부식가능성이 0.2~0.3에 달하며, 예상 사용연한은 초기염화물량 변동에 의해 15~30년, 혹은 20~40년 수준의 편차로 계산된다.

현실적인 측면에서 내구성 설계를 활용할 때, 목표사용연한은 $P_{0}$ 값에 가장 인접하게 하는 것이 일반적이다. 이 경우 계산의 경향상 초기염화물량의 변동에 의해 실제 사용연한이 크게 변화할 수 있다. 결론적으로, fib MC 2010에서 활용하는 예상 사용연한 계산방법을 사용할 경우, 현실적으로 사용한계 부식 가능성($P_{0}$)을 기준으로 계산된 사용연한은, 초기염화물량에 의해 크게 영향을 받는다.

Fig. 4 Depassivation probability of concrete, calculated by fib Model Code 2010

6. 초기염화물량 기준에 대한 검토

우리나라의 내구성 설계기준 KDS 14 20 40^{(KCI 2022a)}에서는, 염소침투농도에 따른 피복두께 결정 시 초기염화물량으로 시방서에서 제안하는 최대치인 0.3 kg/m3을 사용하도록 하고 있다. 이는, 다양한 사유에 의해 국내의 초기염화물량을 해외 수준으로 증가시킬 경우, 내구성 설계기준도 함께 개정해야함을 의미한다.

본 해석을 통해 콘크리트의 사용연한은 초기염화물량에 의해 크게 변화할 수 있는 것을 확인하였다. 중요한 것은, 증가한 초기염화물량에 맞추어 내구성 설계를 진행한다면 목표 사용연한동안 부식 가능성을 충분히 제어할 수 있다는 것이다. 단지 지금의 초기염화물량을 증가시킴에 따라 기존의 구조물보다 피복두께가 두껍고 콘크리트의 강도가 증가해야 한다는 문제가 발생한다. 사회적으로 이러한 부분을 감수하면서 초기염화물량을 증가시키는 것이 적절한지에 대해 고민이 필요하다.

사회적 비용에 대해서 고민할 때, 우리나라의 국토적 특성을 고려해야 한다. 본 연구에서 진행한 해석에서는 해안가에서 0~100 m 떨어진 곳에 대한 계산결과를 사용한 것이다. 우리나라가 비록 삼면이 바다에 접해있다고 하지만 실제 우리나라에서 발생하는 건설공사 중 해안가에서 이루어지는 경우는 일부분에 불과하며 대부분 내륙지방이라고 하는 것이 적절하다. 내륙지방의 경우, 제설염을 살표하는 도로에 인접한 구조물을 제외하면 외부로부터의 염소이온의 침투가 발생하지 않으며, 초기염화물량이 임계염화물량에 비해 적절히 낮은 값을 갖는다면 부식이 발생할 가능성은 낮다고 할 수 있다.

fib MC 2010은 임계염화물량에 대해, 전염화물(산용성 염화물) 기준 0.2~2.0 wt.%/binder 범위에서 평균값으로 0.6 wt.%/binder, 변동계수(coefficient of variation, CoV) 0.25, 즉, 표준편차는 0.6 wt.%/binder×0.25=0.15 wt.%/binder를 갖도록 설정하고 있다. 유럽의 기준이 가장 엄격한 노출조건에서 초기염화물량 기준으로 0.2 wt.%/binder 설정한 것은, 이 값이 통계적으로 –2σ 이하(평균–2×표준편차=0.3 wt.%/binder)이며, 이는 통계적으로 약 98 %의 안전율임을 고려한 것으로 사료된다. 우리나라도 이러한 통계적 검토를 참고할 수 있다.

위에서 언급한 국내의 상황을 고려하면, 본 연구를 통해 고찰하게 된 내용은 아래와 같이 요약할 수 있다.

- 염화물이 외부에서 침투하는 지역의 구조물에 있어, 초기염화물량 허용치의 증가는 설계에 민감한 영향을 미칠 수 있다.

- 염화물이 외부에서 침투하지 않는 지역의 구조물은 철근부식의 가능성이 낮기 때문에 현재의 초기염화물량 기준인 0.3 kg/m3은 과도하게 낮은 값이다.

- fib MC 2010의 초기염화물량 분포를 고려했을 때, 초기염화물량을 전염화물량 기준으로 0.2 wt.%/binder까지 증가시켜도 충분한 수준의 안전율을 갖을 것으로 사료된다. 이 수준은 EN 206:2013에서 규정하는 염해환경의 최솟값이기도 하다.

이상의 결과를 놓고 보면 초기염화물량 기준은 철근 부식 가능성이 낮은 내륙지역에 적용하는 보통 콘크리트에 대해서는 현재보다 높게 개정할 필요가 있고, 반면 해양 지역이나 제설염에 노출되는 지역과 같이 철근 부식 가능성이 높은 지역에 적용하는 콘크리트에 대해서는 현재 기준과 유사한 수준을 유지하는 것이 바람직할 것으로 판단된다. 또한 임계염화물량이 결합재량에 비례한다는 점을 고려하면 초기염화물량도 결합재량의 비율로 규정하는 것이 타당하다고 판단된다. 아울러 콘크리트 내 염화물량의 측정방법의 타당성에 대해서도 추가 검토가 필요하다.

7. 결 론

본 연구에서는, 우리나라의 콘크리트 초기염화물량 기준의 적정성을 검토하기 위해 초기염화물량에 따른 철근부식 가능성을 확률론적 해석을 이용하여 평가하였다. 신뢰성 있는 확률론적 해석을 위해, 유럽의 fib MC 2010을 활용하였다. 해석을 위한 입력값, 즉 배합비, 노출조건, 피복두께를 합리적으로 검토하기 위해 관련 통계와 기준을 조사하였다. 이후, 다양한 배합비 조건에서 단위결합재량 당 초기염화물량값을 0.01 %에서 0.2 %까지 변화시켰을 때 다양한 설계조건에서의 철근부식 가능성을 계산하였다. 계산결과로부터 염화물이 외부에서 침투하는 지역의 구조물에 있어, 초기염화물량 허용치의 증가는 내구성 설계에 민감한 영향을 미칠 수 있음을 확인하였다. 그러나, 염화물이 외부에서 침투하지 않는 지역의 구조물의 경우 현재의 초기염화물량 기준인 0.3 kg/m3은 철근부식의 가능성에 비해 낮은 값이다. 이론적인 측면에서 fib MC 2010의 초기염화물량 분포를 활용하면, 초기염화물량을 EN 206:2013의 초기염화물량 최솟값 기준인 전염화물량 기준 0.2 wt.%/binder까지 증가시켜도 충분한 수준의 안전율을 가지는 것으로 계산되었다. 그러나, 관련 규정을 개정하기 위해서는 실험적 검증이 함께 뒷받침되어야 할 것이다.