2.1 시험체 상세

주요 실험변수는 콘크리트 설계기준압축강도($f_{ck}$)와 마이크로 강섬유의 체적비($V_{f}$)이다(Table 1). LWAC의 $f_{ck}$는 일반강도 범주인 21 MPa와 고강도 범주인 60 MPa로 설정하였으며, 각각 L 그룹과 H 그룹으로 분류하였다. 이때 마이크로 강섬유의 $V_{f}$는 L 그룹에서 0 %, 0.25 %, 0.5 %, 1.0 % 및 1.5 %로 변화하였으며, H 그룹에서는 $V_{f}$를 0.5 %까지만 적용하였다. Table 1에 나타낸 시험체명은 $f_{ck}$ 범주에 따라 분류한 그룹과 마이크로 강섬유의 $V_{f}$로 구성하였다. 예를 들어 시험체 L-0.25는 $f_{ck}$가 21 MPa이고, 마이크로 강섬유 보강 $V_{f}$가 0.25 %인 LWAC를 의미한다.

마이크로 강섬유의 혼입은 $V_{f}$가 0.5 % 이하에서 양단 훅크형을 사용하였으며, 그 이상의 $V_{f}$에서는 양단 훅크형과 직선형을 함께 사용하였다. 예를 들어 $V_{f}$가 1.0 %인 LWAC에서는 0.75 %의 양단 훅크형 마이크로 강섬유와 0.25 %의 직선형 마이크로 강섬유가 함께 사용하였다. 이는 양단 훅크형 마이크로 강섬유가 직선형에 비해 콘크리트 배합 시 섬유뭉침 현상이 더 심각함을 고려한 것이다^{(Kim et al. 2023)}.

2.2 재료

모든 배합에서는 KS L 5201^{(KATS 2021)}을 만족하는 1종 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary portland cement, OPC)를 주요 결합재로 사용하였다. 이때 OPC의 밀도와 비표면적은 각각 3.15 g/cm³ 및 3,360 cm²/g이다. 또한, $f_{ck}$가 60 MPa인 배합에서는 플라이애시(fly ash, FA)와 실리카 퓸(silica fume, SF)을 전체 결합재 중량 대비 각각 10 %와 15 %씩 OPC와 함께 사용하였다. 이때 FA와 SF의 밀도는 동일하게 2.20 g/cm³이고, 이들의 비표면적은 각각 4,200 cm²/g 및 200,000 cm²/g이다.

경량 굵은골재와 잔골재로는 점토를 고온소성 과정을 거쳐 팽창시킨 ASTM C330^{(ASTM 2023)}의 구조용 경량골재(lightweight aggregate, LWA)에 대한 조건을 만족하는 것을 사용하였다. 경량 굵은골재의 종류는 $f_{ck}$에 따라 구분하였다. 굵은골재로서 $f_{ck}$가 21 MPa인 배합에서는 최대직경 8 mm의 단위용적중량 420 kg/m³인 경량골재를, $f_{ck}$가 60 MPa인 배합에서는 최대직경 13 mm의 단위용적중량 880 kg/m³인 경량골재를 사용하였다(Table 2). 잔골재로는 $f_{ck}$에 관계없이 최대직경 4.75 mm의 단위용적중량 770 kg/m³인 경량골재를 사용하였다. 이때 경량 잔골재의 연속 입도분포를 고려하여 최대직경 1.0 mm의 단위용적중량 340 kg/m³인 유리발포골재(Expanded glass particle, EGP)를 경량잔골재 일부로 치환하여 사용하였다. 인공경량골재의 흡수율은 최대직경 13 mm, 8 mm 및 4.75 mm에서 각각 12.2 %, 20.0 % 및 15.5 %로 측정되었다. 경량골재의 단위용적중량이 낮을수록 흡수율은 증가하였다. 유리발포골재의 흡수율은 21.2 %이다.

단부 훅크형과 직선형인 마이크로 강섬유의 직경은 각각 0.3 mm와 0.2 mm이며, 이들 길이는 각각 25 mm와 13 mm이다(Table 3). 마이크로 강섬유의 형상비는 단부 훅크형과 직선형에서 각각 83과 65이다. 마이크로 강섬유의 인장강도는 2,650 MPa이다. 시멘트 매트릭스와 마이크로 강섬유의 부착강도는 섬유 뽑힘실험을 통하여 측정하였는데, 그 값은 18.7 MPa과 8.6 MPa이다^{(Kim et al. 2023)}.

2.3 배합 및 측정

콘크리트 배합 상세는 Table 4에 나타내었다. 콘크리트 배합 시 경량골재는 표면건조내부포화 상태에 가깝게 관리하기 위하여 배합 3일 전에 24시간 침수(prewetting) 후 실내에서 2일간 대기건조 하였다. 경량골재들의 함수량은 배합 전에 측정하고 초기 계획된 단위수량에서 보정하였다. 콘크리트 배합은 0.35 m³ 용량의 강제식 믹서기를 사용하여 수행하였다.

굳지 않은 콘크리트에서 초기 슬럼프($S_{i}$) 및 공기량($v_{A}$)은 각각 KS F 2402^{(KATS 2022a)} 및 KS F 2421^{(KATS 2016)}에 따라 측정하였다. 굳은 콘크리트의 압축강도($f_{cu}$) 및 단위용적질량($\rho_{c}$)은 𝜙100×200 mm 크기의 실린더를 이용하여 온도 20±2 °C와 상대습도 60±5 %인 항온항습실에서 재령 28일간 양생하였다. $f_{cu}$는 KS F 2405^{(KATS 2022b)}에 따라 측정하였으며, $\rho_{c}$는 100±2 °C 온도에서 질량의 변화가 없을 때까지 건조시킨 후 질량과 부피 측정을 통해 산정하였다.

콘크리트의 탄산화 촉진 전 시험체 양생은 KS F 2584^{(KATS 2010)}에 따라 100 mm×100 mm×400 mm 크기의 장방형 시험체를 이용하여 재령 28일간 온도 20±2 °C에서 수중양생을 진행하였고, 이후 재령 28일간 온도 20±2 °C와 상대습도 60±5 %인 항온항습실에서 대기양생을 진행하여 총 56일간 양생하였다. 시험체들은 재령 49~56일 사이에 이산화탄소(CO₂) 촉진 면을 제외한 모든 면에 에폭시 수지를 도포하여 공기와의 접촉을 차단하였다. 콘크리트 탄산화 촉진은 KS F 2584^{(KATS 2010)}에 따라 온도 20±2 °C, 상대습도 60±5 % 및 CO₂ 농도 5±0.2 %인 촉진 챔버에서 재령 28일 및 84일간 수행하였다.

콘크리트의 촉진 탄산화 노출 재령 28일 및 84일에서의 압축강도($f_{cu,\: c}$)는 𝜙100×200 mm 크기의 실린더를 이용하여 측정하였다. 콘크리트의 탄산화 깊이($x_{c}$)는 KS F 2596^{(KATS 2019)}에 따라 해당 탄산화 촉진 재령으로부터 KS M 8238^{(KATS 2015)}에서 규정된 페놀프탈레인 용액을 분무하여 측정하였다. 이때 $x_{c}$는 시험체 단부로부터 최소 60 mm 떨어진 위치에서 절단하여 페놀프탈레인 용액에 의한 변색구간의 평균 깊이를 측정하였다.

3.1 굳지 않은 콘크리트의 특성

마이크로 강섬유의 혼입은 LWAC의 슬럼프($S_{i}$)를 감소시켰다(Table 5). 무보강 시험체 L-0과 H-0의 $S_{i}$는 각각 160 mm 및 145 mm이다. L 그룹에서 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0.5 % 및 1.5 %인 시험체의 $S_{i}$는 무보강 시험체 대비 각각 19 % 및 41 % 낮은 수준이었다. H 그룹에서는 $V_{f}$가 0.5 %인 시험체의 $S_{i}$는 무보강 시험체 대비 17 % 낮은 수준이었다. 즉, 마이크로 강섬유의 혼입량이 증가할수록 섬유와 시멘트 매트릭스 사이의 마찰력 증가 및 섬유 뭉침으로 $S_{i}$는 감소하였다. 한편, 강섬유는 공극을 포함하지 않으며 그 크기도 시멘트 매트릭스 공극구조보다 크기 때문에 콘크리트 공기량에 영향은 나타나지 않았다. 모든 배합에서 $\upsilon_{A}$는 3.7~4.3 % 수준이었다.

3.2 재령 28일 압축강도 및 단위용적질량

마이크로 강섬유가 보강된 LWAC의 재령 28일 압축강도($f_{cu}$)는 전반적으로 모든 그룹에서 $V_{f}$가 증가할수록 증가하였다(Table 5). L 그룹에서 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0.5 %, 1.0 % 및 1.5 %인 시험체의 $f_{cu}$는 무보강 대비 각각 1.2배, 1.2배 및 1.3배 증가하였다. H 그룹에서 $V_{f}$가 0.25 % 및 0.5 %인 시험체의 $f_{cu}$는 무보강 대비 모두 약 1.1배 높은 수준이었다. 압축하중을 받는 부재는 포와송 효과에 의해 횡방향으로 균열이 발생하는데, 마이크로 강섬유는 이 균열을 효과적으로 제어함으로써 압축강도 향상에 기여할 수 있다^{(Lee and Yang 2023)}. 또한, 마이크로 강섬유가 LWAC의 단위용적질량($\rho_{c}$)에 미치는 영향은 섬유 혼입 무게만큼 증가하는 경향을 보였다(Table 5).

3.3 촉진 탄산화 노출 후 압축강도

Fig. 1에는 촉진 탄산화 환경에 28일 및 84일 노출한 콘크리트의 압축강도($f_{cu,\: c}$)를 노출 전 재령 28일에서 측정한 $f_{cu}$로 무차원하여 나타내었다. $f_{ck}$가 21 MPa인 LWAC는 마이크로 강섬유 보강에 관계없이 $f_{cu,\: c}$가 감소하는 경향을 보였다. 무보강 LWAC의 경우, 촉진 탄산화 환경에서 28일과 84일 노출된 $f_{cu,\: c}$는 노출 전 재령 28일 $f_{cu}$ 대비 각각 6 % 및 11 % 감소하였다. 마이크로 강섬유로 보강된 LWAC 시험체들의 촉진 탄산화 환경에서 28일과 84일 노출된 $f_{cu,\: c}$는 노출 전 재령 28일 $f_{cu}$ 대비 각각 3~6 % 및 9~14 % 감소하였다. 한편 $f_{ck}$가 60 MPa인 H 그룹의 시험체들은 촉진 탄산화 환경 노출 후에도 $f_{cu,\: c}$ 감소는 나타나지 않았다. 시험체 H-0의 촉진 탄산화 환경에서 28일과 84일 노출된 $f_{cu,\: c}$는 노출 전 재령 28일 $f_{cu}$와 동등 수준 이상으로 나타났다. 더불어 마이크로 강섬유로 보강된 H 그룹 시험체들에서도 $f_{cu,\: c}$ 감소는 나타나지 않았다.

LWAC의 $f_{cu,\: c}$ 변화에 대한 마이크로 강섬유 보강의 영향은 미미한 반면, $f_{ck}$에 의한 영향은 중요하게 나타났다. 일반적으로 합성섬유로 보강된 콘크리트는 탄산화 과정에서 생성되는 탄산칼슘(CaCO3)에 의해 섬유와 시멘트 매트릭스 사이의 미세 공극이 감소되고 내부 구조가 고밀도화 될 수 있다^{(Jeon et al. 2008; Luo et al. 2022)}. 이로 인해 $f_{cu,\: c}$는 다소 높아질 수 있다. 한편, 마이크로 강섬유로 보강된 저강도(=L 그룹) LWAC는 $f_{cu,\: c}$가 다소 저하되는 경향을 보였다. 콘크리트 내부 습도가 75 % 이상으로 높을 경우 시멘트 매트릭스는 물에 용해된 CO₂에 의해 손상될 수 있다^{(Verbeck 1958)}. 따라서 내부 포화상태의 경량골재를 사용한 콘크리트는 초기에 촉진 탄산화 환경에 노출될 경우 경량골재와 시멘트 매트릭스 경계면에서의 공극량이 증가하면서 강도가 약해질 수 있다^{(Gao et al. 2013; Bogas and Real 2019)}.

Fig. 1 Compressive strength of lightweight aggregate concrete (LWAC) exposed to accelerated carbonation normalized by $f_{cu}$

3.4 탄산화 깊이

촉진 탄산화 환경에 노출된 LWAC의 탄산화 깊이($x_{c}$)는 마이크로 강섬유 혼입 양의 증가와 함께 감소하는 경향을 보였다(Table 5). 무보강 시험체 L-0의 노출 재령 28일과 84일에서의 탄산화 깊이[$x_{c(0)}$]와 비교할 때 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0.25 %인 L-0.25 시험체의 $x_{c}$는 각각 17 %와 22 % 낮았으며, 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 1.0 %인 L-1.0 시험체는 각각 58 %와 63 % 낮은 $x_{c}$ 값을 보였다(Fig. 2). H 그룹 시험체들은 L 그룹 시험체들에 비해 상당히 낮은 $x_{c}$ 값을 보였다. H 그룹 시험체들은 탄산화 노출 재령 28일에서의 탄산화 깊이를 측정하지 않았다. H 그룹 시험체들은 노출 재령 84일에서도 동일 조건의 L 그룹 시험체들에 비해 약 78~86 % 낮은 $x_{c}$ 값을 보였다. 무보강 시험체 H-0의 노출 재령 84일에서의 $x_{c(0)}$와 비교할 때, 시험체 H-0.25와 H-0.5의 $x_{c}$는 각각 46 %와 65 % 낮았다. 즉, 마이크로 강섬유의 혼입은 LWAC의 $x_{c}$를 감소시키는데, 이 감소율은 $f_{cu}$가 증가할수록 더 컸다.

Fig. 2 Carbonation depth of micro-steel fiber-reinforced lightweight aggregate concrete (LWAC) relative to that of unreinforced counterpart specimen

일반적으로 콘크리트의 $f_{cu}$ 증가는 내부 매크로 공극 분포를 감소시키며, 이는 CO₂ 확산을 지연시킨다. 또한 섬유의 혼입은 시멘트 매트릭스의 매크로 공극 감소를 통하여 $f_{cu}$ 증진에 기여할 수 있다^{(Liu et al. 2024)}. 이는 재령 28일 $f_{cu}$가 마이크로 강섬유의 $V_{f}$ 증가와 함께 증가하는 경향에서도 확인된다(Table 5). 따라서 마이크로 강섬유 혼입은 시멘트 매트릭스에서 CO₂ 확산을 지연시키는 데 중요하게 기여할 수 있다.

3.5 CO₂ 확산계수

콘크리트에서 탄산화의 진전은 CO₂ 확산계수($D_{CO_{2}}$)에 의해 중요한 영향을 받는다. 일반적으로 콘크리트의 재령 에 따른 CO₂ 확산계수[$D_{CO_{2}}(t)$]를 고려한 탄산화 깊이[$x_{c}(t)$]는 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다^{(Yang et al. 2014)}.

여기서, $x_{c}(t)$는 재령 $t$에서 탄산화 깊이(mm)를, $D_{CO_{2}}(t)$는 재령 $t$에서 CO₂ 확산계수(mm²/day)를, $C_{CO_{2}}$는 콘크리트 노출면에서 CO₂ 질량 농도(g/cm³)를, $a_{CO_{2}}(t)$는 재령 $t$에서 시멘트 수화생성물 중에서 탄산화 가능 요소의 몰농도(g/cm³)를, $t$는 재령(day)을 의미한다.

대기양생 중의 CO₂ 농도와 촉진 탄산화 양생 중의 CO₂ 농도를 고려하여 ^{Yang et al. (2014)}이 제안한 절차에 따라 실험에서 측정한 $x_{c}(t)$에 대해 각 시험체에서 산정된 $D_{CO_{2}}(t)$는 Table 5에 요약하여 나타내었다. LWAC의 $D_{CO_{2}}(t)$는 노출 재령의 증가와 함께 낮아졌다. 이는 콘크리트 표면에서보다는 내부로 갈수록 CO₂ 확산이 지연되었음을 의미한다. CO₂ 확산에 따른 $D_{CO_{2}}(t)$ 값은 $x_{c}(t)$로부터 결정되었기 때문에 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 증가할수록 그리고 콘크리트의 $f_{cu}$가 증가할수록 낮아졌다.

^{Jung et al. (2024)}은 콘크리트의 $D_{CO_{2}}(t)$ 값이 재료의 $f_{cu}$와 단위용적질량($\rho_{c}$)에 의해 중요한 영향을 받고 있음을 보였다. Fig. 3에는 촉진 탄산화 환경 노출 재령 84일에서 산정한 CO₂ 확산계수[$D_{CO_{2}}(84)$]에 대해 주요 변수의 영향을 고려한 회귀분석 결과를 나타내었다. 이때 LWAC의 $D_{CO_{2}}(t)$에 대한 주요 영향변수로서 콘크리트의 $f_{cu}$ 및 $\rho_{c}$와 함께 마이크로 강섬유의 혼입 양을 고려하였다. 마이크로 강섬유 혼입의 영향은 섬유의 직경, 형상비, 인장강도 및 시멘트 매트릭스와의 부착강도 등을 고려한 섬유보강지수($\beta_{f}$)로 환산하여 적용하였다^{(Yang 2011)}. 실험결과들의 회귀분석으로부터 마이크로 강섬유로 보강된 LWAC의 $D_{CO_{2}}(84)$는 식 (2)와 같이 제시될 수 있었다.

여기서, $D_{0}$(=1 mm²/day)는 CO₂ 확산계수에 대한 참고 값을, $f_{0}$(=10 MPa)와 $\rho_{0}$(=2,300 kg/m³)는 각각 콘크리트 압축강도와 단위용적질량에 대한 참고 값을, $\beta_{f}$는 섬유보강지수를 의미한다.

Fig. 3 Regression analysis to assess $D_{CO_{2}}(84)$

4.1 탄산화 속도계수

일반적으로 콘크리트의 탄산화 깊이 진전은 탄산화 속도계수[$\alpha(t)$]와 노출 시간의 제곱근($\sqrt{t}$)의 곱으로서 평가되기도 한다^{(Papadakis et al. 1989; Chandra and Berntsson 2002; KATS 2010; fib 2013)}.

식 (1)과 (3)의 비교로부터 $\alpha(t)$는 다음과 같이 나타낼 수 있다.

촉진 탄산화 환경인 5 %의 CO₂ 농도를 이상기체 방정식에 따라 질량 농도로 환산하면 $C_{CO_{2}}$는 약 9.15×10-5 g/cm³이다. ^{Yang et al. (2014)}은 ^{Papadakis et al. (1991)}의 모델에 기반하여 시멘트 수화생성물 중에서 탄산화 가능 요소의 몰농도[$a_{CO_{2}}(t)$]를 다음과 같이 일반화하였다.

여기서, $\alpha_{h}(t)$는 재령 $t$에서 시멘트 페이스트의 수화도를, $M_{ct}(t)$는 재령 $t$에서 콘크리트 단위체적당 시멘트 페이스트의 탄산화 가능 수화생성물의 몰농도(mol/cm³)를, $M_{CO_{2}}$(=44 g/mol)는 CO₂의 몰 질량을 의미한다. $\alpha_{h}(t)$는 시멘트 수화과정에서 일정 재령 이후에서 더 이상 수화되지 않는 현상과 수화물 생성공간이 줄어들면서 수화가 중단된다는 가정을 기반으로 식 (6)에 의해 산정될 수 있다^{(Cha 1999; Yang et al. 2014)}.

여기서, $W/C$는 물-시멘트비를 의미한다.

^{Yang et al. (2014)}은 ^{Papadakis et al. (1991)}의 모델에서 $M_{ct}(t)$ 값이 단위시멘트 양($C$)에 의해 결정됨을 보였으며, 수치해석을 통하여 다음과 같이 제시하였다.

여기서, $M_{ct,\: \infty}$는 탄산화 가능 수화생성물의 최종 몰농도(mol/cm³)를, $M_{0}$(=1,000 mol/cm³)와 $C_{0}$(=100 kg/m³)는 각각 시멘트 페이스트의 탄산화 가능 수화생성물의 몰농도와 단위시멘트 양에 대한 참고 값을 의미한다.

위 식 (2)~(7)을 이용하여 촉진 탄산화 환경의 84일 노출 조건에서 각 시험체의 탄산화 속도계수[$\alpha(84)$]를 산정하고 실험결과와 비교하였다(Fig. 4). 실험값은 식 (3)에서 노출 재령 84일에서의 실험결과로부터 얻은 $x_{c}$ 값에 대해 $\alpha(84)$ 값을 산정한 결과이다. 결과적으로 실험값에 의한 $\alpha(84)$와 제안한 $D_{CO_{2}}(84)$ 모델로부터 산정한 $\alpha(84)$는 $f_{ck}$ 및 마이크로 강섬유의 혼입량에 관계없이 비교적 잘 일치하는 경향을 보였다. 탄산화 속도계수에 대한 실험결과와 제안모델 값들의 평균 및 표준편차는 각각 1.09 및 0.16으로 평가되었다.

Fig. 4 Comparison of predicted and experimental results for $\alpha(84)$

4.2 RC 벽체의 탄산화 내구수명 평가

탄산화 내구수명 예측 단계에서는 콘크리트 배합 상세, 탄산화 영향인자($W/C$, 시멘트 및 골재 종류, 혼화제 및 노출 환경 등), CO₂ 농도 및 구조부재의 형태 등 다양한 요소들이 포함되어야 한다. Table 6에는 RC 벽체의 탄산화 내구수명 예측을 위한 예에서 필요한 기본조건을 요약하여 나타내었다. 콘크리트의 배합 상세는 Table 4에 따랐다. 대기 조건에 따른 온도, 상대습도 및 CO₂ 농도는 각각 일반적인 대기 환경에서의 조건에 따라 20 °C, 65 % 및 0.04 %(=400 ppm)로 가정하였다.

4.2.1 구조부재 개요

탄산화 내구수명 예측을 위한 구조부재는 Fig. 5에 나타낸 철근콘크리트 벽체를 선정하였다. 벽체의 두께는 200 mm이다. 벽체의 크기는 구조부재 내구수명 예측 요소에서 중요하게 고려되지 않기 때문에 단위 길이와 높이로 가정하였다. 벽체에 적용한 수평 철근으로는 직경 10 mm의 이형철근을 300 mm 간격으로, 수직 철근으로는 직경 10 mm의 이형철근을 200 mm 간격으로 배근하였다(Table 6). 일반 환경에서 벽체의 기본 피복두께는 KDS 14 20 50^{(KCI 2021a)}에 따라 20 mm로 설정하였다. 한편, KDS 14 20 40^{(KCI 2021b)}에서는 탄산화 열화에 노출된 현장타설 벽체의 피복두께를 50 mm로 증가하는 것을 요구하고 있다. ^{fib 2010 (2013)}에서는 노출 등급 ‘XC2~XC4’인 경우 25~30 mm로 피복두께를 요구하고 있다. 따라서 탄산화 위험에 노출된 벽체의 내구수명은 피복두께 20~50 mm 사이에서 고려하였다.

Fig. 5 Typical section details of RC walls for assessing carbonation durability

4.2.2 RC 벽체의 탄산화 내구수명 평가 결과

Fig. 6에는 탄산화 내구수명 기본조건을 고려하여 실험결과로부터 평가된 $D_{CO_{2}}(t)$ 값을 적용한 모델, ^{fib 2010 (2013)} 및 ^{Le Sage de Fontenay (1985)}의 식으로부터 산정된 $\alpha(t)$ 값의 적용을 통해 평가된 탄산화 예측 깊이 변화를 나타내었다. 동일 그림에는 실험결과로부터 평가된 $\alpha(t)$ 값을 적용한 탄산화 예측 깊이 변화를 함께 나타내었다.

^{fib 2010 (2013)}은 재령 $t$에 따른 탄산화 깊이 예측 식에서 환경 및 양생조건, 자연적인 탄산화 촉진에 의한 탄산화 저항성, CO₂ 농도 및 날씨조건을 고려하여 식 (8)과 같이 제시하고 있다.

(8)

$x_{c}(t)=\sqrt{2 · k_{e}· k_{c}· R_{NAC,\: 0}^{-1}· C_{S}}· W(t)·\sqrt{t}$

여기서, 자연적인 탄산화 촉진에 의한 탄산화 저항성($R_{NAC,\: 0}^{-1}$) 값은 탄산화 촉진 실험을 통해 측정된 $x_{c}(t)$ 값을 적용하여 결정된다. 따라서 ^{fib 2010 (2013)}에 의한 탄산화 깊이 평가는 가속 탄산화 실험으로부터 결정된 $\alpha(t)$ 값에 의해 큰 영향을 받는다.

^{Le Sage de Fontenay (1985)}는 실험결과들의 회귀분석으로부터 $\alpha(t)$ 값을 $f_{cu}$의 함수로 식 (9)와 같이 제시하였다.

(9)

$x_{c}(t)=6800\left\{\left[(f_{cu}+2.5)^{-2.5}\right]-0.06\right\}·\sqrt{t}$

Table 6의 조건 하의 Fig. 5에 나타낸 벽체에서 실험결과로부터 평가된 $\alpha(t)$ 값을 적용할 경우 재령 100년 경과 후 탄산화 깊이는 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0 % 및 0.25 %일 때 L 그룹에서 각각 25.9 mm 및 20.2 mm, H 그룹에서 각각 5.9 mm 및 3.2 mm로 평가되었다(Fig. 6). ^{fib 2010 (2013)} 모델은 모든 그룹에서 마이크로 강섬유의 혼입에 관계없이 실험결과로부터 평가된 $\alpha(t)$ 값을 적용한 경우에 비해 다소 과대평가하는 결과를 보였다. 이 과대평가 정도는 L 그룹에서 약 1.5배, H 그룹에서 약 1.8배로 나타났다. ^{Le Sage de Fontenay (1985)} 모델은 단지 콘크리트 압축강도 영향만 고려하여 탄산화 진전 속도를 평가하므로 마이크로 강섬유 혼입된 일반강도 LWAC(=L 그룹) 벽체의 탄산화 깊이를 실험결과로부터 평가된 $\alpha(t)$ 값을 적용한 경우에 비해 다소 과대평가하는 경향을 보였으며, 그 정도는 약 1.1배로 나타났다. 반면, 고강도 LWAC 벽체에서는 ^{Le Sage de Fontenay (1985)} 모델에 의해 평가된 탄산화 깊이는 실험결과로부터 평가된 $\alpha(t)$ 값을 적용한 경우에 비해 약 70 % 낮은 값을 보였다. 한편, 본 제안 모델로부터 평가된 탄산화 깊이는 실험결과로부터 평가된 $\alpha(t)$ 값을 적용한 경우와 유사한 경향을 보였다. 두 결과값의 비교로부터 L 그룹에서는 평균 3 %, H-그룹에서는 평균 10 % 차이가 있었다.

Fig. 7에는 본 모델로부터 평가된 일반강도 LWAC를 적용한 벽체의 피복두께에 따른 탄산화 기대수명의 평가 예를 나타내었다. 벽체의 탄산화 열화에 대한 기대수명은 피복두께와 관계없이 마이크로 강섬유 혼입 양이 증가할수록 증가하였다. 마이크로 강섬유가 혼입되지 않은 LWAC　벽체의 기대수명은 피복두께가 20 mm, 30 mm 및 50 mm인 경우 각각 60년, 134년 및 372년으로 평가되었다. 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0.25 %인 경우의 이들 기대수명은 각각 99년, 221년 및 613년으로서 $V_{f}$가 0 %인 경우에 비해 약 1.6배 증가된 내구수명을 보였다. 또한 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0.5 % 및 1.0 %으로 증가된 경우 이들 기대수명은 피복두께가 20 mm와 30 mm인 경우 각각 $V_{f}$가 0.5 %에서 178년과 400년으로서 $V_{f}$가 0 %인 경우에 비해 약 3.0배 증가된 내구수명을 보였고, $V_{f}$가 1.0 %에서는 439년과 986년으로서 7.3배 증가된 내구수명을 보였다. 마이크로 강섬유의 $V_{f}$가 0.5 % 및 1.0 %인 경우에서 피복두께가 50 mm인 경우에는 기대수명이 1,000년 이후로 나타났다. 즉, 마이크로 강섬유 혼입은 LWAC 구조 부재의 탄산화 열화에 대한 내구수명 향상에 매우 효율적이라고 평가될 수 있다.

Fig. 6 Comparison of the experimental carbonation depths and predictions

Fig. 7 Expected service life of lightweight aggregate concrete (LWAC) walls determined from the present model