3.1 실험항목 및 변수

콘크리트 내 초기 염화물량은 콘크리트 자체의 특성과 콘크리트에 매설된 철근의 부식 발생에 영향을 미칠 수 있다. 부식 발생 이외에 우려되는 요인 중 대표적인 것은 응결시간의 단축(급결)이다. 한편, 초기 염화물량 변화로 인한 콘크리트의 유동성, 공극량, 강도, 내구성에 대해서는 신뢰할 만한 보고자료가 확인되지 않는다. 콘크리트 공학의 기초적 측면에서 이러한 콘크리트 특성들이 염화물량에 의해 거의 변화하지 않는다고 알려져 있지만, 관련 규정을 재검토하는 데 이에 대한 실험적 확인이 필요하다.

이러한 이유로, 본 연구에서는 우선 콘크리트가 아닌 모르타르를 이용해 모든 실험을 진행하였다. 먼저, 콘크리트 모르타르를 위한 결합재는 총 4개의 종류로 구성되었다: (1) 1종 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary Portland cement, OPC) 100 %(“OPC”), (2) 고로슬래그 미분말(ground granulated blast furnace slag, GGBFS) 30 % 치환 (“BFS30”), (3) 플라이애시(fly ash, FA) 15 % 치환 (“FA15”), (4) GGBFS 40 %와 FA 20 % 치환(“BFS40FA20”)의 구성을 준비하였다. 이 모르타르에 대해, 결합재 무게 대비 염화물 함량 범위를 위 결합재 구성에 따라 0.8 % 혹은 0.12 %까지 다양한 단계로 설정하였다. 이 값은 우리나라 구조설계기준의 임계염화물량(결합재량 대비 0.4 %)에 비해 2배 혹은 3배 더 많은 전염화물 함량에 대해 실험을 진행하고자 하여 결정된 값이다.

이 배합들에 대해, 굳지 않은 모르타르의 유동성, 수화열량, 응결시간, 굳은 모르타르의 공극량, 압축 강도, 염소 침투 저항성을 측정하였으며, 동시에 모르타르에 매설된 철근에 대해 부식 전위와 부식 전류 밀도를 측정하였다. 각 배합의 구성과 실험 항목에 대해서는 Table 2에 정리하였다.

3.2 재료 및 배합비

본 연구에서 사용된 1종 OPC는 시중에서 판매되는 소포 제품을 사용하였으며 ^{KS L 5201}을 만족한다. GGBFS는 일반적인 콘크리트용으로 사용되는 ^{KS F 2563}의 3종으로, 석고가 선배합된 제품이었다. FA는 ^{KS L 5405} 중 3종을 만족하는 소포판매 제품을 사용하였다. 세 종류의 결합재에 대해 별도의 화학적 특성 및 물리적 특성을 측정하지 않았다. 사용된 모래는 두 가지로, 일반 육상부순모래(L), 그리고 증류수로 충분히 세척된 바닷모래(S)를 사용하였다. 두 모래 모두 KS F 2523을 만족하였다. 본 연구에서는 초기 염화물량에 따른 실험결과의 변화경향을 확인하기 때문에 이 골재에 대한 별도의 특성을 측정하지 않았다. 배합수(W)는 증류수를 사용하였다.

모르타르의 물-결합재비(water-to-binder ratio, W/B)와 결합재-잔골재비(binder-to-fine aggregate ratio)는 각각 0.5, 1.0으로 설정하였다. 이 배합에 대해, 염소이온량이 단위결합재량 무게 대비 0 %에서 0.8 %가 되도록, 특히, OPC 100 % 배합의 경우 0 %에서 1.2 %가 되도록 NaCl량을 다양한 단계로 설정하였다. 이에 대한 구체적인 배합비는 Table 3에 나타내었다. 참고로, 과거 본 연구진의 연구결과에서는, 본 연구에서 사용된 시멘트를 포함한 국내의 시멘트 총 6종을 이용해 제작된 모르타르의 염화물량을 측정하였으며, 그 결과 단위결합재량 대비 0.02~0.04 % 수준의 염화물량을 가지고 있는 것으로 확인하였다. 이 값은 본 연구에서 첨가된 염화물량을 고려했을 때 매우 미미한 수준이라고 할 수 있다.

3.3 실험방법

먼저 본 실험 진행에 있어 주의할 내용은, 모든 실험 항목에 대해 Table 3의 모든 배합을 사용한 것은 아니라는 점이다. 철근 부식과 같이 염화물에 의해 민감하게 변화하는 특성의 경우 가능한 모든 배합에 대해 실험을 진행하였으나, 수은압입법에 의한 공극분포평가와 같이 염화물에 의한 영향이 민감하지 않을 것으로 판단되는 특성의 경우 이 중 일부의 배합만을 선정하였다. 이후 사용되는 전문 용어는 모두 KS 혹은 시방서에 사용된 용어를 따른다.

모든 모르타르 배합은 NaCl을 포함한 모든 재료를 강제식 믹서에 넣고 균일하게 3분간 상온에서 혼합하였으며, 일부는 굳지 않은 상태에서의 실험에, 일부는 몰드에 넣어 경화하여 이후 실험에 사용하였다. 모든 경화시편은 상온에서 밀봉양생하였다. 이는 수중양생 중 내부의 염화물이 외부로 확산되는 것을 가능한 막기 위해서였다.

모르타르의 유동성을 측정하기 위해, 모르타르 플로(flow) 시험기^{(KS L 5111)}를 사용하여 ^{KS L 5105(ASTM C 1437)}에 준하여 모르타르의 유동성을 측정하였다. Table 3에 나타난 바와 같이, 본 연구의 결합재-골재비는 표준 범위인 2~3보다 더 낮은 1.0이었으므로 배합의 유동성이 큰 특징이 있다. 따라서 유동성의 평가는 모르타르 플로가 250 mm에 달하기까지의 타격 횟수를 측정하였다. 이때 플로 틀을 제거한 직후 타격을 시작하였으며, 타격이 없을 경우 모든 배합의 플로 값은 약 200 mm 수준이었다.

모르타르의 응결특성은 관입 저항시험^{(KS F 2436, ASTM C 403)}을 통해 측정하였다. 수화발열 특성은 등온 적정 열량 측정법(isothermal calorimetry, ^{ASTM C 1679)}을 활용하여 모르타르에 대해 진행하였다. 굳은 모르타르의 압축 강도는 3~6개의 50 mm 정육면체 시편^{(KS L 5201, ASTM C 109)}을 이용하여 측정하였다. 굳은 모르타르의 흡수 공극량은, 굳은 시편의 흡수량을 활용한 ^{ASTM C 642} 기준에 따라 측정하였다. 압축 강도 측정 후의 파편을 이용하여 모르타르의 공극분포를 수은압입법(mercury intrusion porosimetry, MIP, ^{ASTM C 4404)}으로 평가하였다. 모르타르의 염소 침투 저항성은 지름 100 mm, 두께 50 mm의 원판형 시편 2개를 이용하여 ^{KS F 2711}(촉진염화물 침투시험, rapid chloride permeability test, RCPT, ASTM C 1202)에 따라 통과전하량을 측정하는 방법을 활용하여 평가하였다. 이 굳은 모르타르에 대한 실험은 모두 28일에 이루어졌다^{(Lee et al. 2022)}.

철근부식실험을 위한 시편의 형상은 Fig. 1과 같이 모르타르 압축 강도용 표준 시편의 한 종류인 50 mm 정육면체를 응용하였다. 모르타르는 30 mm 깊이로 매설되었으며, 28일간 밀봉 양생 후 탈형한 뒤, 시편의 아랫면만 제외하고 다섯 면 모두를 에폭시로 도포하였다. 철근 부식 실험의 시편 및 장비 구성은 Fig. 2와 같다. 철근이 매립된 시편은, 바닥면에만 물이 침지된 수조에서 다채널 정전위계(multichannel potentiostat)에 연결되었다. 이러한 일련의 조치는 실험 중 시편을 담근 물(증류수)에 염소이온이 용탈되는 것을 가능한 한 막기 위함이었다.

철근 부식 상태를 평가하기 위해 사용한 전기화학적 평가 방법은 선형 분극 저항(linear polarization resistance, LPR) 측정과 개방 회로 전위(open circuit potential, OCP) 측정이다. 이를 통해 부식 전위(corrosion potential), 부식 전류량(corrosion current), 부식 속도(corrosion rate)를 측정하였다. 여기서 부식 속도는 부식 전류 밀도와 Faraday의 법칙을 이용하여 계산된다. 표준 전극(reference electrode)으로 Ag/AgCl 전극을 사용하였으며, 개방 회로 전위(OCP)의 scanning rate는 0.5 mV/s이었다. 측정된 전위값은 표준 전극 중 하나인 구리/황산구리 기준 전극(copper/copper sulfate electrode, CSE)와의 전위차로 수정계산하여 평가하였다.

Fig. 1 Shape of mortar specimen embedding rebar

Fig. 2 Experimental setup to evaluate the corrosion of steel bars embedded in mortar

4.1 유동성

Fig. 3은 배합 직후의 모르타르 플로가 250 mm에 이르기까지 필요한 타격횟수를 나타낸다. 참고로, 본 연구에서는 별도의 화학혼화제를 사용하지 않았고 W/B는 고정되었으므로, 배합의 유동성은 결합재 구성과 NaCl량에만 기인한다고 할 수 있다. 실험 결과, 염화물량 0.4 %까지 배합의 유동성은 변화가 거의 없었다. 잔골재의 영향에 의한 타격횟수의 차이는 최대 3회로 무시할 만한 수준이었다. 상대적으로 시멘트의 함량이 높은 OPC, BFS30, FA15의 배합의 경우 염화물량이 0.8 %까지 증가함에도 필요 타격횟수가 크게 달라지지 않았다. 단지 시멘트 함량이 낮은 BFS40FA20 배합의 경우 염화물량이 0.4 %에서 0.8 %까지 증가할 때 타격횟수가 명확하게 감소하는 현상을 나타내는데, 이는 염화물량에 의해 유동성이 커졌음을 의미한다.

Fig. 3 Number of taps required for fresh mortar to achieve a flow of 250 mm

4.2 응결 및 수화열

Fig. 4는 모르타르 관입저항시험에 의해 측정된 초결 및 종결시간이다. 실험의 특성상 초결시간은 매우 큰 폭으로 편차가 발생하는 것에 반해 종결시간은 편차가 작다. 실험결과 초기염화물량에 의해 응결시간이 급격하게 차이가 발생한다고 할 수 있는 증거를 찾지 못했다. 4회의 실험에 대해 초결의 경우 초기염화물량에 상관 없이 동일 배합에서 표준편차가 심한 경우 ±180분(3시간)까지 큰 폭으로 발생하는 반면, 종결의 경우 동일 배합에서 표준편차가 1시간 이내였다. 일반적으로는 염화물량의 증가에 의해 급결이 발생할 수 있다고 알려져 있으나, 실험결과는 그렇게 큰 차이를 확인할 수 없었으며, 오히려 결합재의 구성에 따른 차이가 더 컸다고 할 수 있다. 염화물량에 의한 초결시간과 종결시간의 차이는 각각 최대 40분, 1시간 이내였다.

Fig. 5는 등온 적정 열량측정법을 활용해 측정된 시간에 따른 수화발열량이다. 그래프에서 실선은 염화물량이 없는 배합, 점선은 염화물량을 추가한 배합이다. 예상하였던 것과 같이 초기염화물량이 증가함에 따라 미세발열량이 증가함과 동시에 염화물의 수화자극효과로 인해 수화발열량이 최대치에 이르는 시간이 일부 앞당겨지는 효과를 확인하였다. 그러나 발열량 증가폭과 발열시간 단축폭은 크다고 할 수 없다. 초기염화물량이 0 %에서 0.8 %까지 증가함 시간당 수화열량의 순간 최대치 기준으로 변화폭은 10 % 이내였으며, 수화열량 최대치에 해당하는 시간의 변화는 최대 3시간 이내였다.

Fig. 6에서는 배합 후 200시간 누적수화열량을 정리해 나타내었다. 초기염화물량이 0 %에서 0.8 %까지 증가함에 따라, 결합재 내 시멘트량이 상대적으로 많은 OPC, BFS30, FA15 배합의 경우 누적수화열량의 차이가 5 % 내외였다. 한편 결합재 내 시멘트 함량이 상대적으로 낮은 BFS40FA20의 경우 160~170 J/g의 누적열량이 최대 180~200 J/g까지 약 10% 증가하였다. 즉 초기에 투입된 NaCl에 의한 수화반응촉진이 어느 정도 명확하게 나타남을 의미한다. 그러나 이 수준의 변화폭은 결합재 구성비 변화에 비해 미미한 수준이었다.

Fig. 4 Initial and final setting time for mortar in accordance with penetration resistance

Fig. 5 Normalized heat flow by hydration of mortar measured from isothermal calorimetry

Fig. 6 Cumulative heat of hydration of mortar over 100 hours after mixing

4.3 공극률 및 미세구조

Fig. 7은 모르타르의 포화흡수율을 기반으로 한 공극률 측정결과이다. BFS40FA20의 염분량 0.4 %의 경우와 같이 일부 배합에서 사용 골재에 의해 큰 편차가 발생하지만, 전반적인 측면에서 초기염화물량 0 %~0.8 %의 변화에 의한 흡수 공극률의 변화량은 결합재 구성에 따라 다르다. 그러나 전반적으로 염화물량 0 %에서 0.4 %까지의 변화량은 크다고 말하기 어렵다. 단지 슬래그함량이 높은 배합(BFS30, BFS40FA20)의 경우 염화물 증가에 따라 전반적으로 흡수 공극량의 감소가 명확하게 확인되었다.

한편, Fig. 8은 MIP로 확인된 공극분포이다. 이 결과를 분석할 때 중요한 것은, 이 실험방법에 의해 신뢰할 수 있는 공극범위는 5 nm에서부터 1 mm 수준까지의 공극으로, 그 이상 혹은 그 이하의 범위의 공극에 대해서는 정확한 측정이 어렵다는 것이다. 실험 결과, 대부분의 배합에서 공극분포 차이의 명확한 변화를 확인하기 어려웠다. 염화물량 증가에 의해, OPC 배합에서 10 nm 이하의 공극량이 일부 증가하였으며, OPC 배합을 제외한 모든 배합에서 100~1,000 nm의 공극의 부피가 일부 증가하였다. 그러나 이렇게 측정된 최종 누적공극량은 염화물량에 의해 크게 변화하지 않았다. 결론적으로

Fig. 7의 흡수 공극률과 Fig. 8의 MIP 활용 공극분포를 검토한 결과, 염화물량이 0 %~0.4 %로 증가함에 따른 모르타르의 미세구조의 변화는 무시할 만한 수준이었다. 그러나 콘크리트에서도 동일한 결과가 발생하는지는 관련 보고가 확인되지 않으므로 추후 검토가 필요하다.

Fig. 7 Permeable porosity of hardened mortar

Fig. 8 Pore size distribution of hardened mortar measured by MIP

4.4 압축강도

Fig. 9는 굳은 모르타르의 28일 압축강도를 나타낸다. 이 결과는 밀봉양생조건에서 측정된 것이므로, 수중양생 결과에서는 일부 달라질 가능성도 있다. 그러나 수중양생중의 염분용탈 문제가 발생할 수 있기 때문에 이에 대해서는 실험을 진행하지 않았다. 실험결과 모든 배합에 있어 염화물의 변화에 의한 압축강도 증가/감소폭은 최대 5 MPa 이내로 미미한 수준이라 할 수 있다. 전반적인 측면에서 초기염화물량이 0.8 %까지 증가함에 따라 오차범위 이상으로 압축강도가 감소한다고 할 수 있을 만한 명확한 증거는 본 연구를 통해 확인 할 수 없으며 특히 0.4 %까지는 압축강도 감소가 없었다(Fig. 9). 이 역시 콘크리트에서도 동일한 결과가 발생하는지는 관련보고가 확인되지 않으므로 추후 검토가 필요하다.

본 연구에서는 초기강도에 관해서는 확인하지 않았다. 단지, 염화물량에 의한 수화발열이 촉진되었던 실험결과를 고려할 때, 염화물량 증가에 의해 초기강도가 감소하지는 않을 것으로 예상된다.

Fig. 9 Compressive strength of hardened mortar at 28 days

4.5 염소침투 저항성

Fig. 10은 촉진염화물침투시험(RCPT)에 의한 통과전하량값을 나타낸다. 모든 실험결과에서 통과전하량값은 초기염화물량의 증가에 따라 감소하는 것으로 나타나며, 이를 간단하게 해석하면 초기염화물량 증가에 따라 콘크리트의 염소이온침투저항성이 증가하는 것이라고 할 수 있다. 초기염화물량 증가로 콘크리트에 염소이온과 나트륨이온이 동시에 추가되었으며 이로 인해 발생하는 수화물들이 콘크리트 내 공극의 연결성(connectivity)에 일정한 영향를 미쳤을 가능성이 있다. 또한, 염화물의 수화물 내 흡착이 시멘트 메트릭스의 전기화학적 특성에 영향을 미칠 가능성도 있다. 본 연구는 이러한 현상의 원인을 명확하게 확인하는 것 보다, 초기염화물량에 따른 염소침투저항성의 경향을 확인하는 것이 목적이었다. 본 결과는, 초기염화물량이 증가해도 콘크리트 자체의 염소침투저항성에는 부정적인 영향을 끼치지 않는다고 해석할 수 있다.

Fig. 10 Total charge passed of hardened mortar by RCPT

4.6 철근부식 위험성

Figs. 11, 12, 13은 각각 철근의 부식전위(Ecorr), 부식전류밀도(Icorr), 부식속도를 나타낸 것이다. 위 그래프들에 대해 부식판정에 대한 기준을 표시하였으며, 이 범위들은 일반적으로 여러 연구자들이 합의를 통해 얻어낸 값을 기반으로 한다^{(BRE 2000; Vedalakshmi et al. 2010; Hemkemeier et al. 2022)}. 28일의 부식전위의 경우, 모든 배합에 대해 염화물량 0.8 %까지 부식가능성이 중간(intermediate or moderate) 정도 범위임을 알 수 있다^{(Park and So 2016)}. 한편 OPC 배합에서 염화물량을 1.0 % 이상으로 증가시키면 부식위험성이 높음으로 나타난다. 6개월 후의 부식전위의 경우 염화물량 0.8 %까지 대부분 낮은 부식가능성을 보이며 OPC에서 이 농도 이상의 염화물량이 추가되어도 부식위험성이 위험수준에는 이르지 않는 것을 알 수 있다.

부식전류밀도에서도 이와 유사한 결과가 확인된다. 초기 염화물이 0 %인 배합의 경우 대부분 부식가능성이 매우 낮다. 이는 0.8 %까지 많이 증가하지 않는다. 그러나 OPC에서 염화물량을 1.0 % 혹은 1.2 %까지 증가시킨 경우 부식 위험성이 급격하게 증가하는 것을 알 수 있다. 이러한 성향은 28일 시편에서 확인되는 반면 6개월 후 결과에서는 확인되지 않는다. 마지막으로 부식전류밀도를 바탕으로 계산되는 부식속도값 역시 부식전류밀도에서의 결과와 동일한 경향을 나타낸다.

이 결과를 해석하는 데 있어 주의해야 할 것은, 다수의 연구결과에서 임계염화물량 기준인 결합재 대비 0.4 % 이상에서 부식이 발생한다고 보고하고 있다는 사실이다^{(Angst et al. 2009; Cao et al. 2019)}. 본 연구에서 실험한 조건 이외의 다양한 조건, 예를 들어 시편 온도의 상승, 혹은 시편의 침지조건의 변화 등에 의해서는 부식전위와 부식전류밀도에 변화가 있을 가능성이 있다. 향후 이에 대한 추가 실험이 필요하다.

Fig. 11 Corrosion potential of rebar embedded in mortar at 28 days and at 6 months

Fig. 12 Corrosion current density of rebar embedded in mortar at 28 days and at 6 months

Fig. 13 Corrosion rate of rebar embedded in mortar at 28 days and at 6 months