3.1.1 적용 철학 및 절차적 차이

일반적으로 다양한 내구성 조건에 대해 가장 용이하게 대응할 수 있는 방법은 시방설계를 적용하는 것이다. 시방설계의 대표적인 기준인 ACI 318 및 EN 206에서는 노출 조건과 내구성 항목에 따라 요구되는 시멘트의 종류, 물-결합재비(w/b), 그리고 최소 피복두께 등이 규정된다. 그러나 이러한 시방 규정들의 실험적 결과 및 이론적 근거에 대해서는 관련 문헌을 장기간 검토하여도 명확한 확인이 어려운 경우가 많으며, 이는 시방서가 이론적 엄밀함보다는 실무적 적용성과 편의성에 중점을 두고 있기 때문으로 이해된다.

반면, JSCE 등에서 채택하고 있는 성능설계는 내구성 평가를 위해 상대적으로 복잡한 수식과 다수의 입력변수를 포함한다는 특징이 있다. 이처럼 두 설계 방식은 적용 철학과 절차에서 근본적인 차이를 가지며, 이를 동일한 기준 체계 내에서 병행 적용할 경우 각 방법이 전제하는 설계 조건과 목표 내구수명의 차이를 충분히 인지한 상태에서 설계 결과를 해석하고 실무에 적용해야 한다.

3.1.2 설계 방법에 따른 피복두께 산정 결과의 불일치

시방설계가 성능설계식을 기반으로 간략화되거나 보수적으로 포괄하는 형태라면 설계 결과의 신뢰성을 확보하기 용이하겠으나, 실제 설계 결과에서는 이러한 가정과 상충되는 사례가 존재한다. 성능설계 기준이 비교적 잘 정립된 염화물 침투를 대상으로 산정한 피복두께 비교 결과를 Fig. 1에 나타내었다.

Fig. 1 Comparison of concrete cover depths calculated using prescriptive design (PD) and performance-based design (PBD) approaches across various international durability design codes.

우리나라 내구성 설계기준에서 염화물 침투가 가장 우려되는 조건인 ES4(옥외 노출 콘크리트)를 가정할 때, 현행 콘크리트 표준시방서(KCS 14 20 10) 및 KDS 14 20 40에 따라 설계압축강도를 35 MPa 이상으로 설정하면, KDS 14 20 50(철근상세 설계기준)에 의해 피복두께는 80 mm로도 충분한 것으로 판단된다. 그러나 KDS 14 20 40에서 제시하는 표면염화물량 및 w/b 기준에 따른 성능설계식(확산계수는 기준에서 제공하는 기본값 사용)으로 100년의 목표 내구수명을 확보하고자 할 경우, 요구 피복두께는 최소 110~150 mm에 달하는 것으로 계산된다. 이러한 경향은 국내뿐만 아니라 주요 해외 기준에서도 유사하게 관찰된다. 이는 성능설계의 보수성을 암시한다. 일반적으로 성능설계는 복잡한 절차를 거치는 대신 보다 합리적인 설계 결과를 도출하기 위한 수단으로 인식되나, Fig. 1의 결과는 기본값을 적용한 성능설계가 시방설계보다 오히려 두꺼운 피복두께를 요구할 수 있음을 보여준다.

이러한 불일치의 근본 원인은 각 설계 방식이 전제하는 ‘내구수명 설정값의 차이’에 기인한다. 시방설계의 규정들은 명시적이지는 않으나 통상 50~60년의 내구수명을 전제로 최적화된 수치인 반면, 100년 이상의 장기 내구수명을 목표로 할 경우 성능설계 적용이 불가피하기 때문이다. 만약 PD가 100년 사용연한에 대응하도록 설정되었다면 PBD와 유사한 수준의 설계 결과가 도출되었을 것으로 추정되나, 현재까지 이를 뒷받침하기에 충분한 자료가 보고되지 않았다. 장기적으로는 PD와 PBD의 합리적인 역할 분담과 활용 방안에 관해 꾸준한 연구와 논의가 진행되어야 한다. 따라서 설계자는 이러한 수명 설정의 차이가 피복두께 산정 결과에 미치는 영향을 명확히 인지하고 설계 기준을 적용해야 한다.

3.1.3 성능설계 실무 시 고려사항

실제 성능설계 실무에서는 몇 가지 중요한 특징을 함께 고려해야 한다. 첫째, 내구성능 계수값을 기준에서 제시하는 기본값 대신 실험을 통해 획득한 결과로 대체할 경우, 상대적으로 낮은 염화물 확산계수나 탄산화 속도계수를 적용할 수 있어 Fig. 1과는 다른 경제적 결과가 도출될 가능성이 있다.

둘째, 성능설계는 피복두께를 감소시키기 위한 목적 외에도 시방설계에서 제한하는 w/b나 호칭강도 기준을 보다 유연하게 적용하기 위한 수단으로 활용되기도 한다. 즉, 피복두께가 다소 증가하더라도 시방설계의 최소 압축강도 기준보다 낮은 강도의 콘크리트를 사용할 수 있으며, 허용 균열폭 등 구조적 요구사항을 만족하는 범위 내에서는 경제적인 설계가 가능할 수 있다. 그러나 이 경우, 상대적으로 낮은 강도의 콘크리트를 적용한 구조물이 과도하게 두꺼운 피복두께 조건에서 장기적으로 내구성을 안정적으로 유지할 수 있는지는 사용성 및 구조 안전성 측면에서 진지한 검토와 고민이 요구된다. 현재까지 이러한 조건에서의 내구성 유지 사례에 대한 보고는 제한적이며, 향후 추가적인 검증이 필요하다.

3.2.1 염화물 확산계수의 개념적 및 측정상 한계

염화물 확산계수는 성능기반 내구성 설계에서 가장 핵심적인 입력변수이나, 그 정의와 산정 과정에는 상당한 수준의 가정과 단순화가 포함되어 있다. 이론적으로 염화물의 이동 거동은 콘크리트 내부의 공극 구조, 습도 상태, 재령 및 외부 노출 조건에 의해 지배되며, 이들 요소는 시간의 경과에 따라 지속적으로 변화한다. 확산 기전은 정상상태(steady state)와 비정상상태(non-steady state)로 구분되는데, 실제 콘크리트 구조물 내의 염화물은 대부분 농도 구배가 시간에 따라 변화하는 비정상상태 확산 거동을 보인다^{(Andrade et al. 1994)}. 정상상태 확산은 깊이별 농도 변화가 없어 측정이 용이한 반면, 비정상상태 조건에서는 이론적으로 확산계수를 정확히 정의하고 측정하는 데 어려움이 크다^{(Francy and François 1998; Castellote et al. 2001)}. 깊이별 염화물 농도는 EPMA(Electron probe micro-analysis)나 적정법(titration) 등을 통해 측정될 수 있으나^{(Hosokawa et al. 2004)}, 측정 방법에 따른 오차가 크고 충분한 확산 시간이 지난 후에야 유의미한 데이터를 얻을 수 있다는 실무적 제약이 있다.

3.2.2 염화물 영동계수와 겉보기 확산계수의 차이

상기한 측정상의 한계를 극복하기 위해 실무 및 연구에서는 전기장을 인가하여 이온 이동을 가속화하는 염화물 영동계수(migration coefficient)를 주로 활용한다. 이는 단순 농도차에 의한 확산이 아닌 전위차에 의한 전기영동(electrophoresis) 원리를 이용한 것이다^{(Samson et al. 2003)}. 이상적인 매질에서는 확산계수와 영동계수가 유사할 수 있으나, 다양한 이온이 공존하고 분극(polarization), 고정(binding), 흡착(adsorption) 현상이 복합적으로 발생하는 시멘트 매트릭스 특성상 두 계수 간에는 차이가 발생한다^{(Andrade 1993; Castellote et al. 1999)}. 일반적으로 단기간 내에 측정되는 비정상상태 영동계수($D_{nssm}$)는 동일 재령 콘크리트의 깊이별 농도 분포로 산정된 겉보기 확산계수(apparent diffusion coefficient, $D_{app}$)보다 큰 값을 나타내며, 보수적 설계 관점에서 영동계수가 널리 활용되고 있다^{(Tang 1999a; Tang 1999b)}. 특히 이 결과는 개별적인 연구 사례를 넘어, 유럽의 DuraCrete 프로젝트 보고서를 통해 광범위한 실험적 근거가 확보되었기에 학계 및 실무에서 충분한 신뢰도를 확보하고 있다^{(DuraCrete 2000)}. 또한 이러한 계수들은 재령에 따라 크게 변화하며, 일부 기준에서는 결합재 구성과 w/b에 따른 재령 의존성을 지수함수 형태로 제안하고 있다^{(Audenaert et al. 2010)}.

3.2.3 장기 재령 및 실제 구조물에서의 확산계수 거동

저자가 수집한 국내외 390편의 문헌으로부터 확보한 약 650개의 데이터(Fig. 2)에 따르면, 동일 재령 조건에서 비정상상태 영동계수가 겉보기 확산계수보다 상대적으로 큰 값을 보이는 경향이 확인된다. 이는 재령에 의한 영향뿐 아니라, 자연 확산 조건에서 공극 구조에 의한 이온의 막힘(clogging) 효과와 수분 이동에 따른 대류(convection) 현상이 복합적으로 작용하여 이동을 제한하기 때문으로 해석되나^{(Spiesz et al. 2012; Zhang et al. 2018)}, 이를 명확히 검증한 모델링 사례는 소수에 불과하여서 이 현상을 완벽하게 이해했다고 하기는 어렵다.

Fig. 2 Experimental data on chloride diffusion coefficient as a function of concrete age, including non-steady-state migration coefficients and apparent diffusion coefficients from laboratory tests, $D_{nssm}$ (lab) and $D_{app}$ (lab), respectively, and apparent diffusion coefficients from in-situ cores, $D_{app}$ (in-situ). The dataset of non-steady-state migration coefficients uniquely incorporates in-situ cores obtained from actual reinforced concrete bridge structures with service lives exceeding 40 years, $D_{nssm}$ (in-situ)

특이할 점은 재령 40년 이상의 실제 콘크리트 교량(아현고가교, 구로고가교 등)에서 채취한 코어 시험체의 측정 결과이다. 이들 시험체는 압축강도 20 MPa 이상의 건전한 상태였음에도 불구하고, 일부 데이터가 일반적인 실험실 데이터 범위를 크게 상회하는 높은 영동계수를 나타냈다^{(Kwon et al. 2025)}. 이는 장기 사용에 따른 하중 이력과 미세 손상이 확산 특성에 반영된 결과로 보이며, 동일 구조물 내에서도 위치에 따라 매우 큰 분산 범위를 보인다는 사실은 기존의 단일 시험값 중심 접근 방식의 한계를 시사한다.

일본 JSCE 2018 기준은 이러한 실질적 거동을 반영하여 염화물 확산계수 산정 시 구조적 균열폭의 영향을 고려하도록 제안하고 있다. 건조수축, 자기수축 혹은 하중에 의한 허용 균열폭이 무시할 수 없는 수준일 경우 염화물 확산계수는 급격히 증가하는 경향을 보인다^{(Jang et al. 2011; Park et al. 2012; Mu et al. 2013)}. 반면, 우리나라의 KDS 14 20 40은 해설에서 구조 균열폭을 언급하고 있을 뿐, 설계 계산에 이를 반영하는 것은 의무 사항이 아니다. 이러한 설계적 불확실성은 현행 내구성 설계의 신뢰도를 저하시키는 요인이 되며 향후 기준 개정 시의 주요 검토 대상이다.

3.2.4 임계 염화물량의 불확실성

염화물 침투 문제에서는 확산계수 외에도 부식을 유발하는 임계 염화물량(critical chloride content, $C_{c}$)의 설정이 매우 중요한 변수이나 여전히 높은 불확실성을 내포하고 있다. 이론적으로는 공극수 내의 염화물 이온과 수산화 이온 농도비([Cl^-]/[OH^-])에 의해 부식 속도가 결정된다고 알려져 있으나^{(Gonzalez et al. 1993)}, 실무 설계와 유지관리 측면에서 이를 직접 측정하여 반영하기는 매우 어렵다. 따라서 대부분 국가에서는 결합재 중량 대비 염화물량을 기준으로 약 0.4 % 전후의 값을 설계에 적용하고 있다. 실험실 조건의 부식 실험에서는 이 값이 1.5~2.0 %까지 클 수 있다는 보고도 존재하지만^{(Zhang et al. 2023)}, 유럽과 중국 등에서 수행된 대규모 실제 현장 조사 결과는 0.4 % 내외에서 부식이 발생함을 지지하고 있으며 현행 기준들은 이러한 실구조물 조사 결과를 기반으로 정립되어 있다^{(Angst et al. 2009; Cao et al. 2019)}.

3.2.5 탄산화 속도계수의 이론적 고찰

탄산화는 농도가 아닌 깊이를 기준으로 평가하며, 해석적 모델링을 위해 ‘탄산화 속도계수(carbonation rate coefficient)’를 도입한다. 탄산화 속도는 외부 습도 조건과 측정 방법에 따라 매우 민감하게 변화하며, 이론적으로는 표면부의 반응 정도와 공극 구조의 변화에 따라 시간에 따라 달라지는 것이 타당하다^{(Hills et al. 2015; Liu et al. 2020; Jeon and Kim 2025)}. 그럼에도 불구하고 실제 측정 결과 탄산화 깊이는 시간의 제곱근($\sqrt{t}$)에 대해 선형적으로 비례하는 경향을 보이며, 재령에 따른 속도 변화가 크지 않아 설계에서는 이를 상수(constant)로 가정한다(Fig. 3)^{(Saetta and Vitaliani 2004)}. 이러한 유효 속도의 상수화는 탄산화에 의한 모세관 공극의 치밀화 효과와 탄산화 수축(carbonation shrinkage)에 의한 미세균열 발생이 서로 상쇄(compensation)되기 때문으로 설명되고 있다^{(Samouh et al. 2017; Ye and Radlińska 2017; Jeong et al. 2022; Jeon and Kim 2025; Kim et al. 2026)}(Fig. 4 참조).

Fig. 3 Schematic illustration of the theoretical concept of carbonation depth development over time in concrete

Fig. 4 Conceptual illustration of carbonation-induced microstructural transformation and shrinkage-driven microcracking in concrete, adapted from Kim et al. (2026) under the Creative Commons Attribution 4.0 International License (CC BY 4.0)

3.2.6 측정 방법에 따른 탄산화 속도계수의 차이

탄산화 속도계수는 CO₂ 농도와 상대습도 조건에 따라 달라 국제적으로 상이한 결과가 보고되고 있다. Fig. 5에서는 촉진 실험과 자연 노출 실험을 통해 얻은 탄산화 속도계수의 관계에 대한 일본과 유럽의 실험 결과를 비교하여 나타내었다. 일본의 연구에 따르면, 고농도(CO₂ 약 5 %) 촉진 실험을 통해 얻은 속도계수가 외부 자연 노출 조건(CO₂ 0.03~0.05 %, 상대습도 변동)보다 더 큰 값을 보이며 보수적으로 평가되는 것으로 나타났다^{(JSCE 2018)}. 반면, 유럽 RILEM TC 281-CCC의 2024년 보고에서는 실내 촉진 실험 결과가 실내 자연 노출 결과보다 더 낮은 속도계수를 나타내어 덜 보수적일 수 있음을 시사하였다^{(Vollpracht et al. 2024)}. 종합하자면, 촉진 실험 데이터는 상대습도가 변동하는 ‘실외’ 환경에 대해서는 보수적인 지표가 될 수 있으나, 상대습도가 균일한 ‘실내’ 노출 환경을 대표하기에는 한계가 있으므로 노출 환경 구분에 따른 세심한 고려가 요구된다.

Fig. 5 Distribution trends of carbonation rate coefficients $k$ obtained from various testing methods, including laboratory accelerated tests and natural exposure tests under indoor and outdoor conditions (Processed based on data from JSCE 2018 and Vollpracht et al. 2024)

3.2.7 기타 내구성 지표의 측정 한계

황산염 침투, 동결융해 저항성, 알칼리-골재 반응 등 기타 지표들의 공통적인 문제는 역시 장기간의 측정 기간이다. 유의미한 결과를 확보하기 위해 최소 6개월에서 12개월 이상이 소요되므로, 설계 단계에서 해당 지표를 직접 실험으로 확보하는 데에는 현실적 제약이 크다. 이에 선진화된 설계기준일수록 다양한 표준 배합에 대한 내구성 지표 실험 결과를 기준 내에 제시하고 있으며, 특수 배합에 대해서만 별도 실험을 요구하는 방향으로 운영되고 있다.

3.3.1 표면염화물량의 결정 문제

설계 실무에서 직면하는 가장 큰 어려움 중 하나는 지중 및 지하 구조물에 대한 표면염화물량 설정이다. 일반적으로 지하수 내 염화물 농도 측정 결과를 바탕으로 $C_{s}$를 설정해야 하나, 현행 기준은 주로 지상 구조물 위주의 수치만을 제시하고 있다. 전 세계적으로도 지중 구조물에 대한 명확한 가이드라인은 드물며, 국내의 경우 서울시 도시기반시설본부에서 발간한 「도시철도 구조물 내구성 확보를 위한 설계･시공 및 유지관리 지침」^{(SMG 2018)}에 비교적 간략한 설명이 포함되어 있다. fib Bulletin 34에서 외부 접촉 매질의 염화물 농도와 $C_{s}$ 간의 상관관계를 제시하고 있으나, 해당 내용이 유럽 상위 표준인 Eurocode 2나 $fib$ Model Code 완전히 반영되지 않았다는 점에서도 알 수 있듯이 일반화하여 적용하기에는 여전히 신뢰성이 부족하다. 또한, 표면염화물량은 단기간에 수렴하지 않고 장기간에 걸쳐 점진적으로 증가하는 경향을 보이므로^{(Kwon and Kim 2025)}, 단기 실험으로 장기 변화를 유추하는 시뮬레이션 기법의 적용에 대해서도 충분한 논의가 요구된다.

3.3.2 제설염 노출 환경에 대한 설계적 한계

최근 기후 변화와 맞물려 중요성이 부각되는 외부 환경지표는 제설염 노출 조건이다. 비래염분이나 해수 침지에 의한 염화물 침투는 유사 위치에서 비교적 균일한 $C_{s}$ 분포를 보이는 반면, 제설염에 의한 영향은 구조물의 위치, 형상, 배수 조건 등에 따라 매우 불균일하게 나타난다. 특히 해상교량이나 안개 상습 구간 등에서는 안전을 위해 막대한 양의 제설염이 살포되는 것으로 보고된다. EN 206 등 일부 기준에서 해양 환경과 제설염 노출 조건을 구분하여 시방설계를 제시하고 있으나, 이것이 성능설계 측면에서 충분한 대응인지에 대해서는 명확한 해답이 없다. 제설염의 주성분인 염화칼슘은 팽창성 염인 Calcium Hydroxychloride(Ca(OH)Cl)를 생성하여 시멘트 매트릭스를 물리적으로 파괴하는데, 이는 제설염 문제를 이온 확산에 의한 철근 부식만이 아니라 황산염 침투와 유사한 물리적손상 기전과 연계하여 다루어야 함을 의미하며 단일 기전에 의한 모델만으로 설명하기 어렵다^{(De Weerdt 2021; Liu et al. 2021)}.

국내 실제 구조물에서 측정된 깊이별 염화물 농도(chloride profile) 분석 결과는 제설염 노출 환경의 위험성을 여실히 보여준다^{(Min et al. 2021)}. Fig. 6은 제설염에 강하게 노출된 강원 지역 도로 방호벽(a)과 제설염 영향이 거의 없는 부산 지역 해안 교량 교각(b)의 측정 결과를 비교한 것이다. 두 구조물 모두 설계기준강도는 30 MPa 수준으로 유사하나, 제설염 노출 구조물에서 국부적으로 훨씬 높은 염화물 농도가 확인되었다. 특히 주목할 점은 표면으로부터 염화물 농도가 최대치에 도달하는 ‘대류깊이(convection zone)’이다. 해수 기인 염화물의 대류깊이는 통상 10 mm 이하인 반면, 제설염 노출 방호벽에서는 20 mm 수준으로 매우 깊게 나타났다. 이는 제설염이 높은 농도의 염화물을 공급할 뿐만 아니라, 물리적인 표면 열화를 유발하여 염화물의 확산을 더욱 촉진함을 시사한다^{(Al Haj Sleiman et al. 2022)}. 이러한 현상은 2023년 정자교 붕괴 사고와 같은 구조물 안전 문제와도 연관될 가능성이 크므로 체계적인 연구가 시급하다.

Fig. 6 Chloride profiles measured in actual concrete structures under different environmental conditions: (a) a roadside concrete barrier exposed to deicing salts in Gangwon province and (b) a bridge pier exposed primarily to airborne chlorides in Busan (Processed based on data from Min et al. 2021)

3.3.3 노출 온도의 영향

염화물 침투와 탄산화 반응에 대한 온도의 영향은 대부분의 성능기반 모델에서 고려되고 있으나 실무적 적용에는 세심한 주의가 필요하다. 일반적인 내구성 설계는 연간 평균 온도를 입력값으로 사용하며, 수치해석을 적용하는 LIFE 365^{(ACI 2017)}의 경우 연간 온도 변화폭을 고려하기도 한다. 그러나 실제 구조물은 위치에 따라 온도 변화폭이 상이하며, 특히 하절기 국내 콘크리트 표면 온도가 70 ^oC에 육박하는 사례도 보고되고 있다. 일반 해석에서는 이를 표면 효과로 간주하여 대기 온도만을 적용하나, 고온의 중동 지역 등의 특수 환경에서는 보다 신중한 검토가 요구된다. 온도 보정에 주로 사용되는 아레니우스(Arrhenius) 식에서 활성화 에너지(activation energy) 값의 설정 기준에 대해서도 배합 및 재료별 합리적 합의가 부족한 실정이다^{(Kuryłowicz-Cudowska and Haustein 2021; Li et al. 2024)}. 또한, 황산염 침투와 같이 시방설계를 주로 적용하는 항목에서 온도 영향이 충분히 반영되고 있는지에 대해서도 검토가 필요하다.

3.3.4 하중, 변형률 및 이음부의 영향

내구성 열화는 본질적으로 침투 및 이동 현상이며, 하중으로 인한 응력/변형률 및 불연속면의 존재에 영향을 받는다. 기존 연구를 종합하면 다음과 같은 특징이 확인된다. 첫째, 수분 이동은 설계 범위 내의 응력-강도비(60 % 이하) 조건에서는 하중에 의한 영향이 제한적이므로 동결융해 등의 지표 설정 시 하중 조건을 크게 고려하지 않아도 무방하다^{(Saeki et al. 2025)}. 둘째, 염화물 확산계수는 응력-강도비 60 % 이하일 때 인장 조건에서 최대 2배 증가하고 압축 조건에서 0.5배까지 감소하나, 이러한 변화폭은 재령 증가에 따른 확산계수의 변화량과 비교할 때 장기적으로는 상대적으로 작은 수준으로 판단된다^{(Dehwah and Xi 2024)}. 탄산화 속도계수 역시 압축 하중 하에서 감소하나 인장 조건에서는 큰 변화가 없는 것으로 보고된다^{(Tang et al. 2018; Wang et al. 2019)}. 반면, 시공 이음부나 콜드 조인트와 같은 계면부는 내구성 확보에 있어 위험 요소로 작용할 가능성이 있다. 이음부에서의 염화물 확산계수는 일반 콘크리트 대비 약 1.2~3배까지 증가할 수 있다는 연구 결과가 보고되고 있다^{(Oh and Kwon 2017; Yang et al. 2018)}. 특히 중요한 점은, 하중에 의한 확산계수 변동이 재령 증가에 따른 수화 현상과 연계되어 점차 감소(수렴)할 가능성이 큰 것과 달리, 계면부는 일종의 불연속면으로서 높은 확산 속도가 장기간 유지될 위험이 크다는 것이다^{(Yang et al. 2018)}. 이러한 위험성은 탄산화에서도 유사하게 나타날 수 있으며, 이에 대한 명확한 학술적 합의를 위한 지속적인 연구가 요구된다.

3.4.1 염화물 침투와 탄산화 간의 균형

Fig. 7의 결과에서 확인할 수 있듯이, 염화물 확산계수가 낮고 탄산화 속도계수가 높은 슬래그 시멘트 콘크리트를 적용하더라도 해안 환경(표면염화물량 20 kg/m³ 가정)에서는 염화물 침투를 고려한 설계 피복두께가 탄산화의 그것보다 훨씬 두껍게 산정된다. 이는 해안 인접 환경에서는 결합재 종류와 무관하게 염화물 침투가 내구수명을 지배하는 최우선 내구성 지표임을 시사한다. 한편, 동결융해나 황산염 침투는 성능기반 설계보다는 주로 시방설계를 통해 대응되고 있어 상대적으로 제한적인 범위 내에서 검토되고 있다.

Fig. 7 Required concrete cover depth against chloride penetration and carbonation as a function of $w/b$

Fig. 8 Required concrete cover depth against chloride penetration and carbonation according to blast furnace slag contents per binder (BFS/b)

3.4.2 대체결합재 적용에 따른 내구성 지표의 변화

최근 탄소 저감이라는 사회적 요구에 부응하기 위해 OPC 사용량을 극대화하여 줄이고, 고로슬래그 미분말(BFS), 플라이애시(FA), 나아가 limestone calcined clay cement(LC3)나 무시멘트 결합재 시스템을 적용하려는 연구가 가속화되고 있다. 이와 관련하여 성능기반 시멘트 기준인 ASTM C 1157⁽²⁰²⁰⁾이나, 현재는 철회되었으나 세계 최초의 무시멘트 기반 결합재 기준인 BS PAS 8820^{(BSI 2013)} 등이 제안된 바 있으며, 일본토목학회(JSCE)에서도 ‘혼화재를 대량으로 사용한 콘크리트 구조물의 설계･시공지침(안)’을 2018년 보고하였다. 이들 대체결합재는 기존의 시멘트 기준인 KS L 5210, ASTM C595, EN 197 등보다 더 적은 양의 OPC를 사용한다.

이들 대체결합재는 OPC 함량이 감소함에 따라 유효CaO 함량은 감소하는 반면, SiO₂ 및 Al₂O₃ 등의 함량은 상대적으로 증가하게 되는 것이 일반적이다. 이러한 화학적 조성의 변화는 염화물 확산 지연능력 향상 및 공극 구조 치밀화를 통해 염화물 확산 속도를 감소시키는 긍정적인 효과를 유발한다^{(Huang and Liang 2023)}. 그러나 동시에 알칼리 예비력을 감소시켜 탄산화 속도의 급격한 증가를 초래하는 상반된 결과를 낳는다^{(Bakharev et al. 2001; Wang et al. 2025)}.

현행 KDS 14 20 40 해설에 근거한 결합재 구성별 내구성 영향 분석 결과는 Fig. 8과 같다. 고로슬래그 미분말 함량이 증가할수록 염화물 침투를 고려한 설계 피복두께는 감소하는 반면, 탄산화 깊이를 고려한 요구 피복두께는 증가한다. 따라서 특정 결합재 조성에서는 동일 피복두께 조건하에 염화물 침투와 탄산화에 대한 내구수명이 유사해지는 ‘균형점’이 발생한다. 이러한 균형을 고려하는 것은 황산염 침투 및 동결융해 저항성이 시방설계를 따르는 상황에서 피복두께를 최적화할 수 있는 중요한 설계 요소가 된다.

3.4.3 구조설계와 연계된 내구성 설계의 실무적 대안

성능기반 내구성 설계를 통한 적절한 배합 설계는 최근 실무 자들로부터 많은 불만이 제기되고 있는 내구성 기준강도 강제 및 최소 w/b 제한 문제를 해결할 수 있는 유효한 대안이 될 수 있 다. 즉, 내구성 요구 조건을 만족하는 범위 내에서 배합 설계의 자유도를 확보함으로써, 구조설계 측면에서 보다 합리적이고 경 제적인 설계가 가능해진다. 물론 배합 결정에는 시공성과 강도 등 다양한 요인이 복합적으로 작용하지만, 내구성 설계를 구조 설계와 연계하여 검토하는 접근법은 향후 설계 체계 발전의 핵 심적인 방향성이 될 것이다.

장기적으로 화력발전 및 제철 산업의 구조 변화에 따라 플라이애시와 고로슬래그의 발생량은 2050년까지 급격히 감소할 것으로 예상된다. 과거에는 발생량이 막대한 특정 혼화재에 의존할 수 있었으나, 향후에는 기능에 맞추어 다양한 종류의 대체 결합재를 복합적으로 적용해야 할 가능성이 높다^{(Yoon et al. 2022; Adediran et al. 2025)}. 이들 각각은 서로 다른 내구성 지표를 나타낼 것이므로, 기존의 경험적 배합 기준만으로는 대응이 불가능하다. 따라서 단순 물리 성능 중심의 설계를 넘어, 다양한 결합재 시스템에 유연하게 대응할 수 있는 성능기반 내구성 설계 체계로의 전환이 필연적으로 요구된다.