유조형
(Jo Hyeong Yoo)
1
권성준
(Seung-Jun Kwon)
2iD
김형기
( Hyeong-Ki Kim)
3†
-
포스코 E&C 기술연구소 차장
(Deputy Manager, POSCO E&C R&D Center, Incheon 22009, Rep. of Korea)
-
한남대학교 토목환경공학과 교수
(Professor, Department of Civil and Environmental Engineering, Hannam University, Daejeon
34430, Rep. of Korea)
-
조선대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Chosun University, Gwangju 61452,
Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
탄산화, 내구수명, 지역, 배합설계, 내구성 설계
Key words
carbonation, service life, region, mix design, durability-based design
1. 서 론
본 연구에서는 우리나라 각 지역에서 주로 사용되는 콘크리트 배합의 탄산화 내구성을 평가하였다. 이 연구에 대한 제 1고에서는 다양한 지역에서 생산된
레미콘 대표배합에 대한 탄산화속도 값을 측정하였다. 수도권, 인천, 경남, 경북, 전라, 충청 등 우리나라의 여섯 대표 권역에서 가장 많이 사용되는
세 가지 설계기준 압축강도(24, 27, 35 MPa)와 두 가지 슬럼프(150, 180 mm)에 대한 각 지역의 콘크리트 배합비를 확인했다. 각
지역에서 섭외된 원자재를 이용하여 생산된 콘크리트의 슬럼프와 압축강도를 평가하였고, 최종적으로 촉진탄산화 시험을 통해 탄산화속도(또는 탄산화속도계수,
carbonation rate, $k$)의 분포를 확인하였다.
제 2고에서는 다양한 내구성 설계 기준을 활용하여 내구수명을 해석한 결과를 제시하였다. 내구수명 평가는 철근의 피복두께를 정한 뒤, 탄산화가 철근
주변에 도달하는 시간을 계산하는 방법을 사용하였다. KDS 14 20 40(콘크리트구조 내구성 설계기준) 외에도, JASS 5(일본건축학회, 철근
콘크리트 구조물의 내구 설계 시공 지침 동해설, 2016), 국제 구조용 콘크리트 협회(International Federation for Structural
Concrete, fib)의 Model Code for Concrete Structures(MC 2010)와 같은 다른 설계기준도 사용되었다. 이
때, 탄산화속도는 1) 실험 결과를 통해 측정된 값, 2) 배합비를 이용하여 직접 계산된 값을 사용하였다(Tomosawa 2009; Seo et al. 2023).
본 연구에서는 피복두께 40 mm로 설정된 조건에서 위에서 제시한 설계기준을 이용해 구조물의 내구수명을 계산하였다.
2. 내구성 설계기준
2.1 KDS 14 20 40 콘크리트구조 내구성 설계기준
KDS 14 20 40(KCI 2022)에서 제시하는 내구성 설계는 일본토목학회의 콘크리트 표준시방서를 참고로 제정되었다. 일부의 계수는 우리나라 설계기준에 명시되어 있지 않지만, 필요한
경우 일본의 규정을 참고할 수 있다. 이 기본 개념은 안전율을 고려하여 예측된 탄산화 침투 깊이가 탄산화 한계 깊이에 도달하는 시점을 내구수명으로
산정하는 것이다(Lee et al. 2017). 본 절에서는 탄산화 내구수명 해석을 위해 사용한 해석조건을 다음 식 (1)에 나타내었다.
여기서, $\gamma_{P}$는 탄산화에 대한 환경계수로서 일반적으로 1.1, $\phi_{K}$는 탄산화에 대한 내구성 감소계수로서 일반적으로
0.92, $y_{_{{P}}}$는 탄산화 깊이의 예측값, $y_{\lim}$은 철근부식이 발생할 수 있는 탄산화 한계깊이(mm)를 나타낸다. $y_{\lim}$에는
식 (2)와 같이 피복두께에 일정 수준의 여유값을 고려하며, $y_{_{{P}}}$는 식 (3)과 같이 산정한다.
여기서, $c$는 설계피복두께(mm), $c_{k}$는 한계 탄산화 깊이 여유 값으로서, 자연환경에서는 10 mm, 심한 염해환경에서는 25 mm를
사용하며 본 연구에서는 일반적인 환경의 고려치인 10 mm를 적용하였다. $\gamma_{cb}$는 탄산화깊이 예측식의 변동성을 고려한 안전계수로서
일반적으로 1.15를, 고유동화 콘크리트의 경우는 1.1을 적용하고 있으며 본 연구에서는 1.15를 적용하였다. $t$는 본 기준을 포함한 모든 기준에서
재령이다. $\alpha_{d}$는 설계 탄산화 속도계수(mm/year0.5)를 의미하는데 이 값은 다음 식 (4)와 같이 계산된다.
여기서, $\alpha_{k}$는 특성 탄산화 속도계수(mm/year0.5)를, $\beta_{e}$는 환경작용의 정도를 나타내는 방향계수로서 건조되기 어려운 환경인 북향한 면에서는 1.0, 건조되기 쉬운 환경인 남향 면에서는
1.6을 설정하며 본 연구에서는 북향과 남향 두 경우 모두 계산하였다. $\gamma_{c}$는 콘크리트의 재료계수로서 일반적으로 1.0을 사용한다.
식 (4)의 $\alpha_{k}$ 값는 다음 식 (5)와 같이 산정된다.
여기서, $\gamma_{p}$는 탄산화를 고려한 환경계수로서 일반적으로 1.1, $\phi_{k}$는 탄산화를 고려한 내구성감소계수로서 일반적으로
0.92, $\alpha_{p}$는 콘크리트 탄산화속도계수의 예측값(mm/year0.5), $\alpha_{k}$는 콘크리트의 특성 탄산화속도계수(mm/year0.5)를 나타낸다. 이 때, 탄산화속도계수의 예측값 $\alpha_{p}$는 평가대상 콘크리트에 대해 실험을 통해 구할 수도 있으며, 식 (6)과 같이 유효 물-결합재비($W /B$)를 이용하는 것도 가능하다.
일본 토목학회의 표준시방서에서는 $a$와 $b$를 각각 -3.57과 9.0로 제시한다. 이 식에서 사용되는 $W /B$는 식 (7)에 의해 계산할 수 있다.
여기서, $W$는 콘크리트 내 단위수량(kg/m3), $B$는 단위 유효 결합재량(kg/m3), $C_{p}$는 단위 포틀랜드 시멘트량(kg/m3), $A_{d}$는 단위 혼화재량(kg/m3), $k$는 재료상수로 플라이애시일 때 0, 고로슬래그일 때 0.7을 사용한다.
본 설계기준에는 $\alpha_{p}$값으로 배합비를 이용해 탄산화속도계수를 결정하는 식 (6) 이외에도 실험값을 사용할 수 있도록 규정하고 있으므로, 본 연구에서는 식 (6) 이외에도 KS F 2596(KATS 2019)에 의한 실험값을 동시에 사용하여 내구수명을 계산하였다.
2.2 JASS 5(2016) 중 철근콘크리트구조물의 내구설계시공지침 동해설
JASS 5(2016)의 탄산화에 대한 설계 한계상태는 콘크리트의 탄산화가 진행되어 철근 콘크리트 구조물의 최외각 철근의 20 %가 부식된 조건이다.
또한 탄산화에 대한 유지보전 한계상태, 즉 유지보수가 필요한 한계를, 철근 위치까지 탄산화 깊이가 도달해 있고 최외각 철근의 3 %가 부식된 상태로
정의한다(Tomosawa 2009).
JASS 5(2016)에서도 다른 기준들과 같이 대기와 접해 있는 면에서부터 평균 탄산화 깊이를 다음의 식에 의해 설정하도록 한다.
여기서, $C$는 콘크리트 평균 탄산화 깊이(mm), $A$는 콘크리트 재료 및 환경조건에 따른 탄산화속도계수(mm/year0.5)이다.
JASS 5(2016)의 해설에서는, 식 (8)의 $A$에 들어갈 값은 값을 두 가지로 제시한다. 먼저 실험을 통해 측정한 탄산화 속도계수를 $A$에 그대로 사용할 수 있다. 이때, 이 실험방법은
KS F 2596(KATS 2019)와 동일한 CO2 농도 5 %를 적용하도록 정해져 있다. 한편, 실험을 진행하지 않는 경우, 다음의 식 (9)를 통해 $A$에 들어갈 값을 계산할 수 있다.
여기서, $k$는 탄산화 속도에 관한 정수(탄산화 속도 혹은 탄산화 속도계수, mm/year0.5), $\alpha_{1}$은 콘크리트의 종류(골재의 종류)에 대한 계수, $\alpha_{2}$은 시멘트의 종류에 대한 계수, $\alpha_{3}$은
배합(물시멘트비)에 대한 계수, $\beta_{1}$은 온도에 대한 계수, $\beta_{2}$은 습도 및 콘크리트에 작용하는 수분의 영향에 대한
계수, $\beta_{3}$는 CO2 농도에 대한 계수이다. 즉, 이 식에서 $\alpha$와 $\beta$는 각각 콘크리트 배합 자체에 대한 영향계수, 그리고 외부 환경에 대한 영향계수를
의미한다.
본 지침에서는 $k$값을 원칙적으로 17.2 mm/year0.5로 설정한다. $\alpha_{1}$ 및 $\alpha_{2}$는 다음의 Table 1과 같이 설정한다.
Table 1 Parameter values for Eq.(9)for JASS 5 (2018)
Parameter
|
Content
|
Value
|
$\alpha_{1}$
|
Aggregate type
|
Normal aggregate
|
1.0
|
Lightweight coarse aggregate
|
1.2
|
Lightweight coarse and fine aggregate
|
1.4
|
$\alpha_{2}$
|
Cement type
|
Type I OPC
|
1
|
Type III OPC
|
0.85
|
Slag cement with
GGBFS content ~30 %
|
1.25
|
Slag cement with
GGBFS content 30~60 %
|
1.4
|
Slag cement with
GGBFS content 60~70 %
|
1.8
|
FA cement with
FA content ~20 %
|
1.8
|
Notes: ground granulated blast furnace slag (GGBFS), fly ash (FA)
Table 1의 값들은 촉진실험에 의해 측정되었으며, 실제 옥외 폭로실험을 통한 자연 탄산화 조건에서는 좀 더 작은 값을 갖는 것으로 알려져 있다. 따라서 이
설계식은 경우에 따라 과도하게 보수적이라는 의견이 있다. $\alpha_{3}$는 배합에 대한 계수로 식 (10)과 같이 정의한다.
여기서, $W /C$는 순수한 물-결합재비이며, 식 (7)의 표시방법에 따르면 $W /(C_{p}+A_{d})$라고 할 수 있다. 식 (10)은 $W /C$와 탄산화속도 값이 선형적으로 관계를 갖는다는 것, $W /C$가 0.38 이하인 경우 탄산화 속도가 0에 수렴한다는 실험결과를 기반으로
한다. Table 1의 범위를 넘어서는 플라이애시 혼입량을 갖는 혼합시멘트의 경우 $\alpha_{2}\alpha_{3}$ 값은 한번에 식 (11)과 같이 결정한다.
여기서, $F$는 콘크리트 내 플라이애시 단위중량(kg/m3)이다.
한편 환경에 대한 계수 $\beta$는 대개 일본의 수도인 도쿄의 환경조건을 기준으로 하며, 관련식에 도쿄의 평균온도와 평균습도를 넣으면 1이 나오도록
설계되어 있다. 온도에 대한 계수 $\beta_{1}$은 다음의 식 (12)를 사용한다.
여기서, $T$는 구조물이 시공되는 곳의 연평균온도(°C)이다. 이 식은 1971년부터 2000년까지 일본의 대표적인 도시를 선정해 선정한 것으로
위 식의 $T_{0}$는 도쿄시의 평균기온인 15.9 °C를 사용하면 된다. 본 연구에서 $T$값으로는 지역마다 다른 값이 아닌 서울의 1991~2020년간
연평균기온인 12.8 °C를 사용하였다.
습도 및 콘크리트에 작용하는 수분의 영향에 대한 계수 $\beta_{2}$는 위에서 언급한 연구결과를 통해 동시에 얻은 값으로, 탄산화 깊이가 콘크리트
노출 상대습도에 대해 매우 비선형적인 점을 고려한다. 이때 우수에 노출이 되는 곳과 그렇지 않은 곳 사이에 차이가 있다. JASS 5(2016)의
해설서에서는, 다년간의 연구에 의해 건축물 중 비를 맞지 않는 곳의 탄산화 깊이가 비를 맞는 곳에 비해 약 1.25배 이상 더 크다고 보고한다. 이러한
점을 고려해, $\beta_{2}$를 식 (13)의 두 가지 조건에서 정의한다.
여기서, $k_{r}$은 우수노출을 표현하는 계수로, 우수에 노출될 경우 1.0, 건조환경에서 1.6으로 한다. $H_{u}$는 구조물이 시공되는
곳의 평균상대습도(%)이다. 구조물에 가해지는 평균 상대습도는 건조조건에서는 JASS 5에서 제시한 50 %로 설정했다. 여기서, $k_{w}$은
습윤 환경에 대한 계수로, 0.2로 정하는 것이 일반적이다.
마지막으로, CO2 농도에 대한 계수 $\beta_{3}$는 촉진시험 및 일반노출 조건을 모두 포함하는 식으로, 대부분의 탄산화 관계식에서 동일한 식을 사용한다.
여기서, $CO_{2}$는 대기 중의 CO2 농도(%)를 의미한다.
$\beta_{3}$은 콘크리트의 촉진탄산화 시험방법(온도 20 °C, 상대습도 60 %, CO2 농도 5 %)을 통해 탄산화 계수를 구한 후 일반 자연환경조건에서 탄산화 깊이를 계산할 때 사용된다. 참고로 일부 연구자들에 의해 식 (14)의 관계가 CO2 3 %까지라는 의견도 있으므로, 이에 대해서는 향후 검토가 필요하다(Yang and Kim 2013; Ekolu 2016).
최종적으로, 최종 피복두께의 결정은 중성화 깊이에 대해 표준편차와 환경조건에 대한 정보량을 고려해 결정한다. 습윤환경 및 건습반복 조건에서는 피복두께가
$C+10$ mm와 같다고 하며, 건조환경에서는 $C+20$ mm를 피복두께로 산정한다. 본 연구에서는 이를 역산해 내구수명을 계산하였다.
2.3 fib Model Code for Concrete Structures, MC 2010
fib는 내구성 설계에 대해 꾸준한 기준 개정을 진행해 왔다. 유럽의 구조물 관련 노출기준이 Eurocode 1에 설정됨에 따라 이와 연동되는 내구성
설계기준이 제시된다(Greve-Dierfeld and Gehlen 2016a). 기본적으로, 모든 내구성 설계기준은 확률론적 설계를 기반으로 하지만, 최종적으로 계산되는 모델은 결정론적 식의 형태를 갖는다(Greve-Dierfeld and Gehlen 2016b). fib MC 2010은 fib bulletin 34: Model Code for Service Life Design(2006)의 보고서를 기준으로
하며, 콘크리트 표준시방인 EN 206-1 Concrete. Specification 및 설계기준인 EN 1992-1-1(Eurocode 2)과도
연동된다. 동시에 콘크리트의 시공방법 관련 규정인 EN 13670 Execution of Concrete Structures에 의해 양생과 시공방법이
결정된다. EN 206-1에서 정의하는 탄산화 관련 노출등급은 Table 2와 같다. 이 등급은 우리나라의 EC1~EC4와 유사하다. 유럽 국가 대부분이 EN 206-1의 기준을 따라가지만, 스페인은 제외한다.
Table 2 Ranges of water-to-cement ratio depending on cement type assigned to a specific carbonation resistance class (RC)
Class
|
RC2
|
RC3
|
RC4
|
RC5
|
RC6
|
RC7
|
Range of
$k_{NAC}$
(mm/year0.5)
|
1~2
|
2~3
|
2~4
|
4~5
|
5~6
|
6~7
|
Cement type
|
w/b (=$W /C$ in Eq. (10))
|
CEM I
|
0.45
|
0.50
|
0.55
|
0.60
|
0.65
|
-
|
CEM II/A
|
0.45
|
0.50
|
0.55
|
0.60
|
0.65
|
-
|
CEM II/B
|
0.40
|
0.45
|
0.50
|
0.55
|
0.60
|
0.65
|
CEM III/A
|
0.40
|
0.45
|
0.50
|
0.55
|
0.60
|
0.65
|
CEM III/B
|
-
|
0.40
|
0.45
|
0.50
|
0.55
|
0.60
|
Note: Refer to EN 197-1 on type of cement (CEM series)
기본적으로 Model Code for Service Life Design(2006)은 한계상태설계를 기본으로 하므로 조건에 따라 탄산화 두께에 따른
여유값(5~15 mm)을 두고 피복두께를 결정하도록 하고 있다(Greve-Dierfeld and Gehlen 2016c). 본 연구에서는 확률론적 설계는 사용하지 않고 기본적인 결정론적 계산을 진행하였다.
fib 지침 역시 탄산화 관련 내구성 설계는 탄산화 깊이를 기준으로 하며, 탄산화 저항성 및 다양한 환경조건, 재료변수를 고려한다.
여기서, $x_{c}$는 탄산화 깊이(mm), $k$ 및 $k_{NAC}$는 각각 유효 및 표준조건(65±5 % RH, 20±2 °C, CO2 0.04±0.005 vol.%, 1기압) 탄산화속도(carbonation rate)(mm/year0.5), $k_{e}$, $k_{c}$, $k_{a}$는 각각 상대습도, 시공-초기양생, CO2 농도에 대한 보정계수들이다. $W(t)$는 콘크리트의 노출이력에 대한 계수이다.
위 식에 사용되는 다양한 계수값들은, 유럽의 서로 다른 나라에서 다양한 실험 결과를 통해 일정한 통계의 형태로 가이드라인이 제시되어 있다. fib
MC 2010에서는 시멘트의 종류에 대해 표준 탄산화 속도계수를 복잡하고 다양한 식의 형태로 표시하지 않고, 일종의 단순한 확률론적 표로 표시하도록
하고 있으며, 이 값은 일정한 범위를 갖는다. 가장 먼저, 탄산화 저항등급(carbonation resistance class, RC)을 구분하고
있으며, 이 등급을 만족하기 위한 시멘트 종류에 따른 물-결합재비, 그리고 결과적으로 탄산화 깊이를 계산하기 위한 값의 범위를 제시한다(Table 2). 즉, 반대로 만약 시멘트의 종류와 물-결합재 비가 결정되면 Table 2를 기준으로 탄산화 깊이를 계산하기 위한 $k_{NAC}$값을 결정할 수 있다. 한편, 실험으로부터 얻은 탄산화속도는 $k_{NAC}$를 대체할 수
있다.
상대습도 조건을 고려한 계수 $k_{e}$ 값은 아래의 식을 통해 결정된다.
여기서, $RH_{a}$ 및 $RH_{l}$는 각각 노출위치의 평균 상대습도(%) 및 시편의 탄산화 속도를 평가한 실험실 표준조건의 상대습도(%)를
나타내며, $f_{e}$와 $g_{e}$는 모두 회귀분석을 통해 얻어진 정수(-)이며, 각각 2.5와 5.0의 값을 갖는다.
초기양생 조건을 고려한 계수 $k_{c}$는 아래의 식을 통해 결정된다.
여기서, $t_{c}$는 탄산화 노출 전 양생 기간(day), $b_{c}$는 지수를 위한 정수이다(-). 이 값은 탄산화 개시 전 초기 양생 기간이
이후 탄산화 깊이에 미치는 영향에 대해 나타낸 것이다. $b_{c}$값으로 주로 -0.567을 사용한다. 본 연구에서는 $t_{c}$값으로 28일을
사용하였다.
$k_{a}$는 JASS 5(2016)의 $\beta_{3}$와 유사한 의미를 갖으며, 다음과 같이 정의된다.
여기서, $C_{a}$는 구조물이 노출되는 대기의 CO2 농도(kg/m3), $C_{l}$는 표준실험조건의 CO2 농도(kg/m3)이다.
마지막으로 콘크리트가 노출되는 날씨와 환경에 대한 계수 $W(t)$는 콘크리트가 환경에 노출된 총 기간에 대한 계수로, 다른 계수와 달리 단순히 하나의
값으로 정의되지 않는다.
여기서, $t_{0}$은 기준 재령(year)으로 일종의 정수값(0.0767)이며, $b_{w}$는 지수함수용 정수(0.446), $p_{dr}$은
연간 강수 확률, $ToW$는 습윤일(time of wetness)로 1년에 비가 2.5 mm 이상 내리는 날을 의미한다. 유럽에서는 이에 대한 수치를
날씨 통계결과를 이용해 구한다. 이 값들은 노출조건에 의해 결정되는데, 우리나라의 탄산화 노출조건인 EC1~EC4와 달리 유럽의 XC1~XC4는 어느
정도 정확한 수치적 기준이 존재하며 이에 따라 식 (19)에 있는 변수들이 결정된다. 이에 관한 내용은 Table 3에 제시되었다. 본 연구에서는 기본적으로 가장 일반적인 조건을 고려하기 때문에 XC1과 XC2의 조건을 계수에 사용하였다.
Table 3 Parameter values for Eq.(19)considering exposure class in Eurocode 1
Parameter
|
XC1
|
XC2
|
XC3
|
XC4
|
Moisture condition
|
Dry
|
Wet
|
Outdoor, sheltered
|
Outdoor, unsheltered
|
$RH_{a}$ (%)
|
≥65
|
≥90
|
≥75
|
≥75
|
$ToW$ (-)
|
0
|
0
|
0
|
0.2
|
$p_{dr}$ (-)
|
0
|
0
|
0
|
0.1
|
$W(t)$ (-)
|
1
|
1
|
1
|
0.8~1.1
|
Note: Exposed condition XCi in Eurocode 2 is generally corresponded with ECi in KDS
14 20 40
설계피복두께는 다른 모든 기준과 같이, $x_{c}$ 값에 허용오차값 $\Delta c$을 합산해 결정하며, 재료, 시공조건, 환경등에 대한 정보가
확실한 경우 $\Delta c$ 값으로 5 mm를, 정보가 확실하지 않은 경우 15 mm를 사용한다.
참고로, 탄산화깊이에 대해, 각 값이 내포하는 의미가 서로 약간 다르다. 탄산화깊이에 대한 여유값으로 안전율을 결정하는 KDS 14 20 40(KCI 2022)의 경우 한계값(혹은 임계값)이라는 개념으로 $y_{\lim}$이라는 단어를 사용하였다. 한편 최외각 철근의 일부가 철근 부식이 되는 조건의 평균
탄산화깊이를 고려하는 JASS 5의 경우, $C$라는 단어를 사용한다. 마지막으로 확률론적 접근을 하여 그 자체가 확률변수를 포함하는 fib MC
2010의 경우 $x_{c}$라고 표시한다.
3. 내구성 설계기준에 따른 내구수명 계산결과
Table 4에는 본 연구의 제 1고에서 결정된 배합설계 결과를 나타낸다. 제 1고에서 설명한 바와 같이, 본 연구에서는 전국에 현장을 가지고 있는 시공 업체에서
각 지역의 협력 레미콘 업체에 발주하였던 배합비를 활용하였다. 굵은 골재 최대치수 25 mm, 압축강도 24, 27, 30 MPa, 슬럼프 150,
180 mm을 목표 설계하였다. 이 배합들은, 지역의 원자재와 배합비를 받아 확인실험을 진행해 최종적으로 결정된 배합이다. 이 배합들에 대한 탄산화
속도계수 실험결과는 제 1고에서 자세히 분석하였으며, 이 값을 내구수명 계산에 사용하였다. Tables 5~7에는 각각 본 연구의 세 가지 방법으로 얻은 내구수명 계산결과를 정리하였다. Fig. 1은 이 계산결과들을 도식화 한 것이다.
Fig. 1 Summary of expected service life from various codes in terms of carbonation
가장 먼저, 우리나라의 KDS 14 20 40(KCI 2022)의 4.4.3.2 탄산화 속도계수의 예측식의 경우, 실험을 통해 얻은 탄산화 속도값을 $\alpha_{p}$으로 사용하도록 정의한다. 이 결과 Table 5의 $\alpha_{p}$에 대한 실험값과 해석값에서 실험값이 예측값보다 큰 것을 알 수 있다. 그러나 일본 토목학회 시방서의 경우 2018년 이후
$\alpha_{d}$에 실험값을 넣도록 하고 있다. 이 경우 식 (5)와 같은 예측값-특성값 간의 안전율을 추가 고려하지 않기 때문에 실험값과 예측값 간의 비교를 위해 $\alpha_{p}$보다 $\alpha_{d}$를
사용하는 것이 적절하며, 식 (5)에 대한 계산을 통해 상대적으로 실험값과 예측값의 값이 유사하게 된다. 그러나, 이에 관한 내용은 본 논문에서는 생략하였다.
KDS 14 20 40을 통해 예측된 내구수명 중 100년 이상인 결과는 신뢰가 어렵다는 점을 고려해야 한다. 이러한 결과들은 단지 100년 이상의
사용이 가능하다는 수준의 이해가 적절하다고 할 수 있다. KDS 14 20 40의 중요한 특징 중 하나는 북향과 남향을 별도로 계산한다는 것이다.
실험값을 통해 얻은 내구수명의 경우 인천 및 경북 지역에서 상당히 낮은 값을 나타내고 있다. 그러나 식 (6)을 사용한 배합비 기반의 계산값은 대부분의 콘크리트에서 거의 100년에 준하는 해석값을 가지게 된다. 이는 상당한 편차로, 특히 식 (6)에 사용된 계수값이 과거 일본 시방서 제정을 위해 일본 시멘트를 기반으로 얻어진 값임을 고려할 때, 우리나라의 현장 콘크리트를 고려한 새로운 값이
제정되어야 함을 시사한다.
또한, 실측된 탄산화 속도가 1.8~2.8 mm/year0.5 수준으로, 해외의 기준을 고려할 때 크지 않은 값임에도 불구하고, 식 (1)에서부터 식 (5)까지의 안전율에 의해 피복 두께 40 mm에서 40년 이하의 내구수명이 계산되는 결과(예: 남향에 대한 인천, 경북, 충청, 전라)는 적절하지 않다.
이는 우리나라의 기준에서 실험값으로부터 특성값을 계산하기 위해 사용되는 다양한 계수, 즉 식 (3)~(5)의 계수인 $\gamma_{cb}$, $\beta_{e}$, $\gamma_{c}$, $\gamma_{p}$, $\phi_{k}$가 복합적으로
작용한다는 것에서 비롯된 것이다. 또한, 남향과 북향의 계산값 사이의 내구수명 차이가 2~3배 이상 발생하는 점도 과도하다고 판단되므로, 국내의 실정을
고려한 안전율 계수에 대한 재검토가 논리적인 측면에서 필요하다.
Table 4 Practical mix proportions of concrete in the present work
Mixture type
|
Target region
|
W/B
(%)
|
S/a
(%)
|
Unit weight (kg/m3)
|
W
|
OPC
|
SC1)
|
GGBFS
|
FA
|
Crushed sand
|
Natural sand
|
G
(Gmax: 25 mm)
|
AD
(binder*%)
|
25-24-150
|
Seoul, Gyeonggi
|
0.47
|
49
|
168
|
252
|
-
|
108
|
-
|
636
|
265
|
953
|
0.9
|
25-24-150
(for winter)
|
0.48
|
50
|
173
|
324
|
-
|
36
|
-
|
650
|
270
|
935
|
0.9
|
25-24-180
|
0.46
|
51
|
172
|
259
|
-
|
111
|
-
|
655
|
273
|
906
|
0.9
|
25-24-180
(for winter)
|
0.46
|
52
|
172
|
333
|
-
|
37
|
-
|
669
|
278
|
888
|
0.9
|
25-27-150
|
0.44
|
48
|
168
|
270
|
-
|
115
|
-
|
616
|
256
|
959
|
0.9
|
25-27-150
(for winter)
|
0.44
|
49
|
168
|
347
|
-
|
38
|
-
|
616
|
257
|
960
|
0.9
|
25-27-180
|
0.43
|
48
|
172
|
277
|
-
|
119
|
-
|
609
|
254
|
949
|
0.9
|
25-27-180
(for winter)
|
0.44
|
49
|
175
|
356
|
-
|
39
|
-
|
610
|
254
|
950
|
0.9
|
25-30-150
|
0.40
|
46
|
165
|
287
|
-
|
82
|
41
|
581
|
242
|
982
|
0.9
|
25-30-150
(for winter)
|
0.40
|
47
|
165
|
328
|
-
|
41
|
41
|
594
|
247
|
964
|
0.9
|
25-24-150
|
Incheon
|
0.47
|
49
|
168
|
180
|
180
|
-
|
-
|
437
|
437
|
931
|
0.9
|
25-24-180
|
0.46
|
50
|
172
|
185
|
185
|
-
|
-
|
441
|
441
|
903
|
0.9
|
25-27-150
|
0.44
|
48
|
168
|
193
|
192
|
-
|
-
|
423
|
426
|
923
|
0.9
|
25-27-180
|
0.44
|
49
|
172
|
198
|
197
|
-
|
-
|
427
|
431
|
896
|
0.9
|
25-30-150
|
0.41
|
46
|
165
|
122
|
243
|
-
|
41
|
400
|
403
|
945
|
0.9
|
25-24-150
|
Gyeongbuk
|
0.47
|
53
|
168
|
216
|
-
|
144
|
-
|
665
|
285
|
874
|
0.9
|
25-24-180
|
0.46
|
54
|
172
|
222
|
-
|
148
|
-
|
670
|
288
|
828
|
0.9
|
25-27-150
|
0.44
|
52
|
168
|
231
|
-
|
154
|
-
|
645
|
277
|
850
|
0.9
|
25-27-180
|
0.44
|
53
|
172
|
237
|
-
|
158
|
-
|
650
|
279
|
823
|
0.9
|
25-30-150
|
0.40
|
50
|
165
|
267
|
-
|
102
|
41
|
611
|
262
|
873
|
0.9
|
25-24-150
|
Chungcheong
|
0.47
|
49
|
168
|
216
|
-
|
144
|
-
|
493
|
493
|
949
|
0.9
|
25-24-180
|
0.46
|
50
|
172
|
222
|
-
|
148
|
-
|
440
|
440
|
900
|
0.9
|
25-27-150
|
0.44
|
48
|
168
|
231
|
-
|
154
|
-
|
425
|
425
|
921
|
0.9
|
25-27-180
|
0.44
|
49
|
172
|
237
|
-
|
158
|
-
|
429
|
429
|
893
|
0.9
|
25-30-150
|
0.40
|
46
|
165
|
267
|
-
|
102
|
41
|
402
|
402
|
942
|
0.9
|
25-24-150
|
Gyeongnam
|
0.47
|
49
|
168
|
144
|
216
|
-
|
-
|
524
|
350
|
930
|
0.9
|
25-24-180
|
0.46
|
50
|
172
|
148
|
222
|
-
|
-
|
529
|
353
|
902
|
0.9
|
25-27-150
|
0.44
|
48
|
168
|
154
|
231
|
-
|
-
|
508
|
339
|
937
|
0.9
|
25-27-180
|
0.44
|
49
|
172
|
158
|
237
|
-
|
-
|
513
|
342
|
909
|
0.9
|
25-30-150
|
0.42
|
46
|
165
|
234
|
117
|
-
|
39
|
484
|
323
|
969
|
0.9
|
25-24-150
|
Jeolla
|
0.47
|
49
|
168
|
144
|
216
|
-
|
-
|
874
|
-
|
930
|
0.9
|
25-24-180
|
0.46
|
50
|
172
|
148
|
222
|
-
|
-
|
882
|
-
|
902
|
0.9
|
25-27-150
|
0.44
|
48
|
168
|
154
|
231
|
-
|
-
|
846
|
-
|
937
|
0.9
|
25-27-180
|
0.44
|
49
|
172
|
158
|
237
|
-
|
-
|
854
|
-
|
909
|
0.9
|
25-30-150
|
0.42
|
46
|
165
|
234
|
117
|
-
|
39
|
807
|
-
|
969
|
0.9
|
Notes:
1)In commercial slag cement (SC), proportions of ordinary Portland cement (OPC), ground
granulated blast furnace slag (GGBFS), and other mineral admixtures varied between
supplier and were also unknown
Table 5 Expected service life from KDS 14 20 40(KCI 2022)
Mixture type
|
Target region
|
$W/C$
1)
|
$W/B$
1)
|
$\alpha_{p}$
(mm/year0.5)
|
$\alpha_{d}$ (mm/year0.5)
|
Expected service life (year)
|
North-facing side
|
South-facing side
|
North-facing side
|
South-facing side
|
Exp.2)
|
Est.3)
|
Exp.
|
Est.
|
Exp.
|
Est.
|
Exp.
|
Est.
|
Exp.
|
Est.
|
25-24-150
|
Seoul, Gyeonggi
|
0.47
|
0.51
|
1.58
|
1.05
|
1.89
|
1.25
|
3.02
|
2.00
|
133
|
305
|
52
|
119
|
25-24-150
(for winter)
|
0.48
|
0.50
|
-
|
0.89
|
-
|
1.06
|
-
|
1.70
|
-
|
422
|
-
|
165
|
25-24-180
|
0.46
|
0.51
|
-
|
1.03
|
-
|
1.23
|
-
|
1.97
|
-
|
315
|
-
|
123
|
25-24-180
(for winter)
|
0.46
|
0.48
|
-
|
0.74
|
-
|
0.89
|
-
|
1.42
|
-
|
603
|
-
|
236
|
25-27-150
|
0.44
|
0.48
|
1.55
|
0.74
|
1.85
|
0.89
|
2.97
|
1.42
|
139
|
602
|
54
|
235
|
25-27-150
(for winter)
|
0.44
|
0.45
|
-
|
0.48
|
-
|
0.57
|
-
|
0.91
|
-
|
1,463
|
-
|
571
|
25-27-180
|
0.43
|
0.48
|
-
|
0.73
|
-
|
0.87
|
-
|
1.39
|
-
|
631
|
-
|
246
|
25-27-180
(for winter)
|
0.44
|
0.46
|
-
|
0.54
|
-
|
0.64
|
-
|
1.03
|
-
|
1,146
|
-
|
448
|
25-30-150
|
0.40
|
0.47
|
1.37
|
0.64
|
1.64
|
0.77
|
2.62
|
1.23
|
177
|
809
|
69
|
316
|
25-30-150
(for winter)
|
0.40
|
0.45
|
-
|
0.50
|
-
|
0.60
|
-
|
0.96
|
-
|
1,334
|
-
|
521
|
25-24-150
|
Incheon
|
0.47
|
0.50
|
2.88
|
0.97
|
3.44
|
1.16
|
5.51
|
1.86
|
40
|
354
|
16
|
138
|
25-24-180
|
0.46
|
0.50
|
-
|
0.95
|
-
|
1.14
|
-
|
1.82
|
-
|
367
|
-
|
143
|
25-27-150
|
0.44
|
0.47
|
2.76
|
0.67
|
3.30
|
0.81
|
5.28
|
1.29
|
44
|
731
|
17
|
286
|
25-27-180
|
0.44
|
0.47
|
-
|
0.67
|
-
|
0.80
|
-
|
1.27
|
-
|
751
|
-
|
293
|
25-30-150
|
0.41
|
0.49
|
2.84
|
0.84
|
3.40
|
1.00
|
5.43
|
1.61
|
41
|
472
|
16
|
184
|
25-24-150
|
Gyeongbuk
|
0.47
|
0.53
|
1.82
|
1.20
|
2.18
|
1.44
|
3.48
|
2.30
|
101
|
230
|
39
|
90
|
25-24-180
|
0.46
|
0.53
|
-
|
1.18
|
-
|
1.42
|
-
|
2.27
|
-
|
237
|
-
|
93
|
25-27-150
|
0.44
|
0.50
|
1.82
|
0.89
|
2.18
|
1.07
|
3.48
|
1.71
|
101
|
418
|
39
|
163
|
25-27-180
|
0.44
|
0.49
|
-
|
0.88
|
-
|
1.06
|
-
|
1.69
|
-
|
427
|
-
|
167
|
25-30-150
|
0.40
|
0.48
|
1.05
|
0.71
|
1.26
|
0.85
|
2.01
|
1.37
|
302
|
652
|
118
|
255
|
25-24-150
|
Chungcheong
|
0.47
|
0.53
|
2.02
|
1.20
|
2.42
|
1.44
|
3.86
|
2.30
|
82
|
230
|
32
|
90
|
25-24-180
|
0.46
|
0.53
|
-
|
1.18
|
-
|
1.42
|
-
|
2.27
|
-
|
237
|
-
|
93
|
25-27-150
|
0.44
|
0.50
|
1.76
|
0.89
|
2.10
|
1.07
|
3.37
|
1.71
|
107
|
418
|
42
|
163
|
25-27-180
|
0.44
|
0.49
|
-
|
0.88
|
-
|
1.06
|
-
|
1.69
|
-
|
427
|
-
|
167
|
25-30-150
|
0.40
|
0.48
|
1.34
|
0.71
|
1.60
|
0.85
|
2.56
|
1.37
|
185
|
652
|
72
|
255
|
25-24-150
|
Gyeongnam
|
0.47
|
0.51
|
1.59
|
1.05
|
1.90
|
1.25
|
3.04
|
2.00
|
132
|
305
|
51
|
119
|
25-24-180
|
0.46
|
0.51
|
-
|
1.03
|
-
|
1.23
|
-
|
1.97
|
-
|
315
|
-
|
123
|
25-27-150
|
0.44
|
0.48
|
1.56
|
0.75
|
1.87
|
0.89
|
2.98
|
1.43
|
137
|
599
|
53
|
234
|
25-27-180
|
0.44
|
0.48
|
-
|
0.74
|
-
|
0.88
|
-
|
1.41
|
-
|
614
|
-
|
240
|
25-30-150
|
0.42
|
0.48
|
1.4
|
0.78
|
1.67
|
0.93
|
2.68
|
1.50
|
170
|
545
|
66
|
213
|
25-24-150
|
Jeolla
|
0.47
|
0.51
|
1.98
|
1.05
|
2.37
|
1.25
|
3.79
|
2.00
|
85
|
305
|
33
|
119
|
25-24-180
|
0.46
|
0.51
|
-
|
1.03
|
-
|
1.23
|
-
|
1.97
|
-
|
315
|
-
|
123
|
25-27-150
|
0.44
|
0.48
|
1.73
|
0.75
|
2.07
|
0.89
|
3.31
|
1.43
|
111
|
599
|
43
|
234
|
25-27-180
|
0.44
|
0.48
|
-
|
0.74
|
-
|
0.88
|
-
|
1.41
|
-
|
614
|
-
|
240
|
25-30-150
|
0.42
|
0.48
|
1.46
|
0.78
|
1.75
|
0.93
|
2.79
|
1.50
|
156
|
545
|
61
|
213
|
Notes: 1)$W/C=W /(C_{p}+A_{d})$, $W/B=W /(C_{p}+k A_{d})$; 2)Measured in accordance
with KS F 2596; 3)Estimated using Eq.
(6)
Table 6 Expected service life from JASS 5 (2018)
Mixture type
|
Target region
|
$W/C$
|
GGBFS content in binder
(wt.%)
|
FA content in binder
(wt.%)
|
$\alpha_{2}$
for
Cement class
(Table 1)
|
$A$
(mm/year0.5)
|
Expected service life (year)2)
|
Exp.
|
Est.
(dry)1)
|
Est.
(wet)1)
|
Dry area
|
Wet area
|
Exp.
|
Est.
|
Exp.
|
Est.
|
25-24-150
|
Seoul, Gyeonggi
|
0.47
|
30
|
0
|
1.25
|
1.58
|
3.21
|
2.00
|
160
|
39
|
361
|
224
|
25-24-150
(for winter)
|
0.48
|
10
|
0
|
1.25
|
-
|
3.72
|
2.33
|
-
|
29
|
-
|
166
|
25-24-180
|
0.46
|
30
|
0
|
1.25
|
-
|
3.14
|
1.96
|
-
|
41
|
-
|
234
|
25-24-180
(for winter)
|
0.46
|
10
|
0
|
1.25
|
-
|
3.14
|
1.96
|
-
|
41
|
-
|
234
|
25-27-150
|
0.44
|
30
|
0
|
1.25
|
1.55
|
2.09
|
1.30
|
166
|
92
|
375
|
530
|
25-27-150
(for winter)
|
0.44
|
10
|
0
|
1.25
|
-
|
2.09
|
1.30
|
-
|
92
|
-
|
530
|
25-27-180
|
0.43
|
30
|
0
|
1.25
|
-
|
2.01
|
1.26
|
-
|
99
|
-
|
570
|
25-27-180
(for winter)
|
0.44
|
10
|
0
|
1.25
|
-
|
2.33
|
1.46
|
-
|
74
|
-
|
424
|
25-30-150
|
0.40
|
20
|
10
|
1.8
|
1.37
|
1.20
|
0.75
|
213
|
280
|
480
|
1,612
|
25-30-150
(for winter)
|
0.40
|
10
|
10
|
1.8
|
-
|
1.20
|
0.75
|
-
|
280
|
-
|
1,612
|
25-24-150
|
Incheon
|
0.47
|
25
|
0
|
1.25
|
2.88
|
3.21
|
2.00
|
48
|
39
|
109
|
224
|
25-24-180
|
0.46
|
25
|
0
|
1.25
|
-
|
3.14
|
1.96
|
-
|
41
|
-
|
234
|
25-27-150
|
0.44
|
25
|
0
|
1.25
|
2.76
|
2.09
|
1.30
|
53
|
92
|
118
|
530
|
25-27-180
|
0.44
|
25
|
0
|
1.25
|
-
|
2.05
|
1.28
|
-
|
95
|
-
|
548
|
25-30-150
|
0.41
|
30
|
10
|
1.8
|
2.84
|
1.41
|
0.88
|
50
|
202
|
112
|
1,164
|
25-24-150
|
Gyeongbuk
|
0.47
|
40
|
0
|
1.4
|
1.82
|
3.59
|
2.24
|
121
|
31
|
272
|
179
|
25-24-180
|
0.46
|
40
|
0
|
1.4
|
-
|
3.52
|
2.20
|
-
|
32
|
-
|
186
|
25-27-150
|
0.44
|
40
|
0
|
1.4
|
1.82
|
2.34
|
1.46
|
121
|
73
|
272
|
422
|
25-27-180
|
0.44
|
40
|
0
|
1.4
|
-
|
2.30
|
1.44
|
-
|
76
|
-
|
436
|
25-30-150
|
0.40
|
25
|
10
|
1.8
|
1.05
|
1.20
|
0.75
|
363
|
280
|
816
|
1,612
|
25-24-150
|
Chungcheong
|
0.47
|
40
|
0
|
1.4
|
2.02
|
3.59
|
2.24
|
98
|
31
|
221
|
179
|
25-24-180
|
0.46
|
40
|
0
|
1.4
|
-
|
3.52
|
2.20
|
-
|
32
|
-
|
186
|
25-27-150
|
0.44
|
40
|
0
|
1.4
|
1.76
|
2.34
|
1.46
|
129
|
73
|
291
|
422
|
25-27-180
|
0.44
|
40
|
0
|
1.4
|
-
|
2.30
|
1.44
|
-
|
76
|
-
|
436
|
25-30-150
|
0.40
|
25
|
10
|
1.8
|
1.34
|
1.20
|
0.75
|
223
|
280
|
501
|
1,612
|
25-24-150
|
Gyeongnam
|
0.47
|
30
|
0
|
1.25
|
1.59
|
3.21
|
2.00
|
158
|
39
|
356
|
224
|
25-24-180
|
0.46
|
30
|
0
|
1.25
|
-
|
3.14
|
1.96
|
-
|
41
|
-
|
234
|
25-27-150
|
0.44
|
30
|
0
|
1.25
|
1.56
|
2.09
|
1.30
|
164
|
92
|
370
|
530
|
25-27-180
|
0.44
|
30
|
0
|
1.25
|
-
|
2.05
|
1.28
|
-
|
95
|
-
|
548
|
25-30-150
|
0.42
|
15
|
10
|
1.8
|
1.4
|
2.30
|
1.43
|
204
|
76
|
459
|
437
|
25-24-150
|
Jeolla
|
0.47
|
30
|
0
|
1.25
|
2.37
|
3.21
|
2.00
|
102
|
39
|
230
|
224
|
25-24-180
|
0.46
|
30
|
0
|
1.25
|
-
|
3.14
|
1.96
|
-
|
41
|
-
|
234
|
25-27-150
|
0.44
|
30
|
0
|
1.25
|
2.07
|
2.09
|
1.30
|
134
|
92
|
301
|
530
|
25-27-180
|
0.44
|
30
|
0
|
1.25
|
-
|
2.05
|
1.28
|
-
|
95
|
-
|
548
|
25-30-150
|
0.42
|
15
|
10
|
1.8
|
1.75
|
2.30
|
1.43
|
188
|
76
|
422
|
437
|
Notes: 1)Estimated using Eq.
(9), it largely fluctuated with the value of $k_{r}$ in Eq. (13a); 2)Considering the
effective covering depths of $C+20$ mm and $C+10$ mm for dry and wet areas, respectively,
as well as $A$ values for each conditions
Table 7 Expected service life from fib Model Code (MC 2010)
Mixture type
|
Target region
|
$W/C$
|
Cement class according EN 197-1
|
RC1)
|
$k_{NAC}$
(mm/year0.5)3)
|
Expected service life (year)4)
|
Exp.
|
Est. Max.
|
Est. Min.
|
Max. $\Delta c$
|
Min. $\Delta c$
|
Exp.
|
Est.
|
Exp.
|
Est.
|
25-24-150
|
Seoul, Gyeonggi
|
0.47
|
CEM II/B
|
3
|
1.58
|
3.37
|
2.25
|
198
|
44
|
388
|
85
|
25-24-150
(for winter)
|
0.48
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-24-180
|
0.46
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-24-180
(for winter)
|
0.46
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-150
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
1.55
|
3.37
|
2.25
|
206
|
44
|
403
|
85
|
25-27-150
(for winter)
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-180
|
0.43
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-180
(for winter)
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-30-150
|
0.40
|
CEM II/A
|
2
|
1.37
|
2.25
|
1.12
|
263
|
98
|
516
|
191
|
25-30-150
(for winter)
|
0.40
|
CEM II/A
|
2
|
-
|
2.25
|
1.12
|
-
|
98
|
-
|
191
|
25-24-150
|
Incheon
|
0.47
|
CEM II/B
|
3
|
2.88
|
3.37
|
2.25
|
60
|
44
|
117
|
85
|
25-24-180
|
0.46
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-150
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
2.76
|
3.37
|
2.25
|
65
|
44
|
127
|
85
|
25-27-180
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-30-150
|
0.41
|
CEM V/A2)
|
3
|
2.84
|
3.37
|
2.25
|
61
|
44
|
120
|
85
|
25-24-150
|
Gyeongbuk
|
0.47
|
CEM III/A
|
3
|
1.82
|
3.37
|
2.25
|
149
|
44
|
292
|
85
|
25-24-180
|
0.46
|
CEM III/A
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-150
|
0.44
|
CEM III/A
|
3
|
1.82
|
3.37
|
2.25
|
149
|
44
|
292
|
85
|
25-27-180
|
0.44
|
CEM III/A
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-30-150
|
0.40
|
CEM II/A
|
2
|
1.05
|
2.25
|
1.12
|
448
|
98
|
879
|
191
|
25-24-150
|
Chungcheong
|
0.47
|
CEM III/A
|
3
|
2.02
|
3.37
|
2.25
|
121
|
44
|
237
|
85
|
25-24-180
|
0.46
|
CEM III/A
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-150
|
0.44
|
CEM III/A
|
3
|
1.76
|
3.37
|
2.25
|
160
|
44
|
313
|
85
|
25-27-180
|
0.44
|
CEM III/A
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-30-150
|
0.40
|
CEM II/A
|
2
|
1.34
|
2.25
|
1.12
|
275
|
98
|
539
|
191
|
25-24-150
|
Gyeongnam
|
0.47
|
CEM II/B
|
3
|
1.59
|
3.37
|
2.25
|
195
|
44
|
383
|
85
|
25-24-180
|
0.46
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-150
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
1.56
|
3.37
|
2.25
|
203
|
44
|
398
|
85
|
25-27-180
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-30-150
|
0.42
|
CEM II/A
|
2
|
1.4
|
2.25
|
1.12
|
252
|
98
|
494
|
191
|
25-24-150
|
Jeolla
|
0.47
|
CEM II/B
|
3
|
2.37
|
3.37
|
2.25
|
88
|
44
|
172
|
85
|
25-24-180
|
0.46
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-27-150
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
2.07
|
3.37
|
2.25
|
115
|
44
|
226
|
85
|
25-27-180
|
0.44
|
CEM II/B
|
3
|
-
|
3.37
|
2.25
|
-
|
44
|
-
|
85
|
25-30-150
|
0.42
|
CEM II/A
|
2
|
1.75
|
2.25
|
1.12
|
161
|
98
|
316
|
191
|
Notes: 1)For specific carbonation resistance class (RC), see Table 2; 2)The RC value
was not determined for CEM V series, but considering $W /C$, it was determined as
RC3 in the present work; 3)Values of $k_{NAC}$ were determined by linear polarization
considering $W /C$; 4)Considering maximum value of $k_{NAC}$; Max. and Min. values
of $\Delta c$ was 5 mm and 15 mm, respectively
한편 일본의 JASS 5(2016)을 기준으로 계산한 결과, 실험값을 이용한 내구수명은 50년에서 100년, 배합비에 대한 예측값을 이용한 내구수명은
30년에서 100년까지 분포함을 알 수 있다. 우리나라의 기준과 같이 100년이 넘는 계산결과에 대해서는 100년까지로 판정하는 것이 적절하다. 이와
같이 실험값에 의한 내구수명이 배합비를 이용한 예측값보다 더 짧은 것을 알 수 있다. 상대적으로 KDS 14 20 40(KCI 2022)에 비해 실험을 통해 얻은 탄산화 속도에 추가적인 안전율을 최소화하여 적용하기 때문이다. 그러나 우리나라에서 현장에 노출된 콘크리트의 실측값과 예측값
간의 비교결과가 거의 보고되지 않았기 때문에 어떤 것이 더 합리적인지에 대한 검토는 이후 장기적인 연구를 통해 진행되어야 한다.
뿐만 아니라 본 연구에서 JASS 5를 응용할 때, Table 1에서 시멘트의 종류에 대한 검토가 실제 본 연구와 다를 수 있음을 참고해야 한다. Table 4에 설명한 바와 같이, 실제 우리나라 현장에서 사용 중인 콘크리트에는 슬래그시멘트와 1종 OPC를 한꺼번에 사용하거나, 혹은 슬래그시멘트를 플라이애시
및 고로슬래그 미분말과 혼합하는 것이 일반적이다. 결합재의 배합비만을 고려했을 때는 Table 1에서 제시된 결합재에 대부분이 포함되지만, 혼합시멘트에 대한 계수는 별도로 계산되어야 함이 맞다.
마지막으로 fib MC 2010의 경우 기본적으로 물-결합재비 자체보다 탄산화저항등급(RC)에 의해 예측값이 결정되기 때문에 균일한 수준의 내구수명을
갖는 것을 알 수 있다. 실험값으로 계산한 경우 대부분에서 100년 이상의 내구수명을 갖는 반면, RC에 따른 예측값을 사용한 경우 40~80년 수준의
내구수명을 갖는 것으로 계산된다.
이 fib MC 2010은 KDS 14 20 40 및 JASS 5에서 규정된 방법과 비교하여 더 안정적인 결과를 도출한다고 사료된다. 먼저, 다른
방법에서 확인된 40년 이하의 낮은 내구수명이 fib MC 2010에서는 확인되지 않았다. 배합비를 사용한 단순 수식인 식 (6)과 식 (10)은 탄산화 속도 값을 지나치게 민감하게 결정하게 만들 뿐만 아니라 결과에 실제 표준편차를 내구수명 예측에 반영할 수 없다. 두 번째로, fib MC
2010의 경우, 모든 배합조건에서 실험값을 기반으로 한 내구수명이 배합비를 사용한 계산결과에 비해 더욱 길었다. 인천 지역의 일부 콘크리트 배합의
경우, KDS 14 20 40와 JASS 5 기준에 따라 실험값을 이용해 계산된 내구수명이 배합비를 사용한 계산결과에 비해 더 짧은 것을 확인할 수
있다. 현실적인 측면에서, 실험값을 이용한 내구수명 예측은 배합비를 이용한 내구수명 예측에 비해 더욱 번거롭다. 촉진탄산화실험은 다른 내구성 실험에
비해 시간이 많이 소요되기 때문이다. 그런데도 촉진탄산화실험을 통해 내구수명을 계산하는 이유는, 배합비를 사용하였을 때보다 더 긴 내구수명 계산결과가
기대되며, 이는 설계 측면에서 유리하기 때문이다. 그러나, 본 연구에서 얻어진 일부의 결과와 같이, 만약 실험값을 이용해 계산된 내구수명이 배합비를
이용해 계산한 결과보다 짧게 얻어진다면, 이는 일종의 필요 없는 노력이 될 수 있다. 한편, 실험값을 활용해 최종적인 내구수명을 결정하는 과정이 과도하게
보수적으로 설정되어 내구수명이 짧게 계산될 수 있다는 것을 의미한다.
마지막으로, 표준 및 단순 혼합시멘트 뿐만 아니라 다양한 혼화재의 사용을 허용하는 결합재 분류(EN 197-1)(CEN 2011)이 존재하기 때문에, Table 2와 같은 접근이 가능하다. Table 2는 RC 단계를 결합재 종류와 $W /C$ 모두와 적절히 연계하여, 경우에 따라 최대-최소값이나 보간(interpolation)값을 사용할 수 있도록
함으로써 정확한 접근 외에도 개략적 범위에 대한 접근을 가능하게 한다.
결론적으로, 우리나라의 KDS 14 20 40 만으로는 매우 짧은 내구수명을 갖는 것으로 계산되는 콘크리트의 경우라도, 다른 기준을 이용해 계산하면
충분히 긴 내구수명을 갖을 가능성이 있다. 이후 우리나라의 규정은 이러한 점을 포괄적으로 적용할 수 있어야 한다고 사료된다. 그렇지 않으면 경제적이지
않은 내구성 설계가 진행될 우려가 있기 때문이다.
4. 결 론
우리나라 각 지역에서 일반적으로 생산하고 있는 콘크리트 배합에 대해 탄산화에 대한 내구수명을 평가하기 위해 일련의 연구를 수행하였다. 본 논문은 이
연구결과에 대한 제 2고로서, 다양한 지역에서 생산되고 있는 레미콘 대표 배합비 및 측정된 탄산화 속도값를 기반으로 다양한 기준에 따라 내구수명을
평가하였다. 우리나라의 대표 권역군 여섯 곳(수도권, 인천, 경남, 경북, 전라, 충청)을 선정하여, 세 단계의 설계기준압축강도(24, 27, 35
MPa) 및 두 단계의 슬럼프(150, 180 mm)를 갖는 콘크리트를 대상으로 하였다. 사용된 관련 규정은 우리나라의 KDS 14 20 40, 일본의
JASS 5(2016), 유럽의 fib MC 2010이었다. 피복두께는 40 mm로 설정하였다.
계산 결과, KDS 14 20 40에 의한 결과, 실험을 통해 얻어진 탄산화 속도를 이용해 계산한 내구수명보다 오히려 배합비만을 이용해 계산한 내구수명이
더 유리할 수도 있음을 확인하였다. 이는 우리나라 기준이 안전율을 과도하게 설정하였음을 의미한다. 실측된 탄산화 속도가 1.8-2.8 mm/year0.5 수준임에도 불구하고 피복두께 40 mm에 대해 40년 이하의 내구수명이 계산되는 것은 적절하지 않다고 판단된다. 특히, 남향과 북향의 계산값 사이의
내구수명 차이가 2~3배가 발생하는 것 역시 재검토의 여지가 있다.
JASS 5를 이용한 경우 실험값을 이용한 내구수명의 과소평가는 발생하지 않는다. 그러나 이 방법 역시, 물-결합재비에 의해 탄산화 속도가 민감하게
변화하기 때문에, 결과의 변동폭을 고려한 내구설계는 어렵다. 마지막으로 fib MC 2010의 경우 기본적으로 탄산화저항등급(RC)에 의해 예측값이
결정되기 때문에 균일한 수준의 내구수명을 갖는 것을 알 수 있다. 실험값으로 계산한 경우 대부분에서 100년 이상의 내구수명을 갖지만, RC 등급에
따른 예측값을 사용한 경우 40~80년 수준의 내구수명을 갖는 것으로 계산된다.
이러한 다양한 기준간의 내구수명 계산결과 차이는 존재하지만, 결론적으로 현재 KDS 14 20 40에서 제시하는 노출등급에 따른 최소 강도기준 및
최대 $w/b$만을 따라 콘크리트 배합을 결정하는 것 이외에도, 적절한 내구수명 예측을 통해 좀 더 효과적인 배합비 설정이 가능함을 확인하였다. 설계기준강도
24 MPa 수준에서도 100년에 가까운 설계 내구수명을 갖는 계산결과를 확인 할 수 있었기 때문이다.
감사의 글
본 연구는 2024년 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 개인기초연구(NRF-2022M2E9A3091898) 및 한국산업기술기획평가원(KEIT)의
연구비 지원(RS-2023-00261230)에 의해 수행되었습니다. 본 과제에서 저자 외에 실험에 협력해 주신 분들게 감사의 말씀 올립니다.
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