2.1 실험항목 및 변수

본 연구에서는 물-결합재비(water-to-binder ratio, W/B) 0.5인 콘크리트를 이용해 모든 실험을 진행하였다. 과거 모르타르를 이용해 실험했던 것과 같이^{(Chung et al. 2024)}, 콘크리트를 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 무게대비 염화물 함량 범위를 위 결합재 구성에 따라 0.8 % 혹은 1.2 %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 콘크리트의 유동성, 수화열량, 응결시간, 굳은 모르타르의 공극량, 압축강도, 염소 침투 저항성을 측정하였으며, 동시에 모르타르에 매설된 철근에 대해 부식 전위와 부식 전류 밀도를 측정하였다. 각 배합의 구성과 실험 항목에 대해서는 Table 1에 정리하였다. 본 연구에서는, 철근부식 실험을 위해 서로 다른 기관에서 서로 다른 재료를 이용해 동일한 배합비로 제작된 두 종류의 시편을 이용했다. 이는 초기염화물량에 따른 부식특성을 좀 더 신뢰성 있게 검토하기 위함이었다.

2.2 재료 및 배합비

위에서 설명한 것과 같이, 본 연구에서는 결과적으로 동일 배합비에 대해 서로 다른 기관에서 각각 섭외한 재료를 이용해 실험을 진행하였다. 즉, 시멘트와 결합재, 골재 모두 서로 다른 기관에서 서로 다른 종류의 재료를 각각 사용하였다. 단지 이는 철근 부식실험에서만 적용되는 것으로, 나머지 실험은 한 기관에서만 진행하였다. 본 원고에서는 서로 다른 실험을 표현하기 위해, 각각을 ‘기관 1’, ‘기관 2’로 간단히 명명하고자 한다.

본 연구에서 사용된 1종 OPC는, 기관 1에서는 시중에서 판매되는 소포 제품을, 기관 2에서는 국내 시멘트 업체로부터 직접 공급받은 공장도매 제품을 사용하였으며 두 제품 모두 KS L 5201(2021)을 만족한다. 사용된 GGBFS와 FA 모두 각 기관에서 별도로 섭외하였다. 두 종류의 GGBFS 모두 일반적인 콘크리트용으로 사용되는 ^{KS F 2563 (2020)}의 3종으로, 석고가 선배합된 제품이었다. 두 종류의 FA 모두 KS L 5405(2018) 중 3종을 만족하는 소포판매 제품을 사용하였다. 본 원고에서는 이에 대한 구체적인 화학구성성분과 특성을 생략하였다. 두 시멘트 모두 염화물량은 500 ppm(0.05 %) 이하였다.

두 기관에서 사용한 잔골재와 굵은 골재는 일반 세척해사-부순모래-강모래 혼합잔골재, 부순자갈로, 물리적 성질은 2024년 새롭게 공시된 ^{KS F 2527 (2022a)}의 CS와 CG 기준을 각각 만족하였다. KS F 2527에서 제한하지 않는 잔골재의 조립률은 각각 2.78, 2.95였다. 두 기관에서 사용한 모래 모두 실험 전, 수돗물을 이용해 모든 골재는 충분히 세척되었으며, 세척 중 잔골재의 미분 손실이 없도록 충분히 주의하였다. 배합수(W)는 수돗물을 사용하였다. 공기량이 4.5 %가 되도록 공기연행제를 사용하였다.

배합비는 Table 2와 같다. 이 배합에 대해, 염소이온량이 단위결합재량 무게 대비 0 %에서 1.2 %가 되도록 NaCl량을 다양한 단계로 설정하였다. 두 기관에서 비록 서로 다른 골재를 사용하였으나, 실제 사용된 결합재와 골재의 비중이 크게 다르지 않았으며, 따라서 세부 조정에 의해 결정된 배합비의 잔골재와 굵은 골재의 단위중량은 약 ±10 kg/m³ 범위 이내였다. Table 2의 배합비는 공기량을 고려하지 않았으므로 표준배합비라 할 수 없으며, 배합실험만을 위한 배합비로 고려하는 것이 적절하다.

2.3 실험방법

모든 콘크리트 배합은 NaCl을 포함한 모든 재료를 강제식 믹서에 넣고 균일하게 3분간 상온에서 혼합하였으며, 일부는 굳지 않은 상태에서의 실험에, 일부는 몰드에 넣어 경화하여 이후 실험에 사용하였다. 양생조건은 실험에 따라 다르다.

굳지 않은 콘크리트 유동성은 ^{KS F 2402 (2022b)} 기준에 따라 콘크리트 슬럼프를 배합 후 120분까지 측정하였다. 굳지 않은 콘크리트의 공기량은 ^{KS F 2421 (2016)}의 주수법을 이용해 측정하였다. 참고로 굳지 않은 콘크리트의 염화물량 역시 ^{KS F 4009 (2022c)} 부속서A에 따른 전기센서식 수중 염화물량 측정법에 따라 측정하였으나, 그 결과가 상식적인 범위를 벗어났기 때문에 본 원고에 제시하지 않았다. 참고로 최근 전기센서식 수중 염화물량 측정방법, 즉 ‘간이 이온 선택성 전극법’을 이용한 굳지 않은 염화물량 측정결과의 정확성이 매우 낮다는 연구결과가 보고되었으므로 이에 대한 검토가 필요하다(Park et al. 2024).

굳은 콘크리트의 압축강도 및 탄성계수는 각각 ^{KS F 2405 (2022d)} 및 ^2438(2017a)에 따라 상온(18~22 °C) 밀봉양생 3일 및 28일 재령의 100 mm×200 mm 실린더 시편을 이용해 측정하였다. 굳은 콘크리트의 공극률을 ^{ASTM C642 (2021)}에 따라 밀봉양생 28일 재령의 위와 동일한 실린더 공시체를 이용해 측정하였다. 염화물이 혼입된 콘크리트의 염소 침투 저항성은 지름 100 mm, 두께 50 mm의 원판형 시편 2개를 이용하여 ^{KS F 2711 (2017b)}(촉진염화물 침투시험, rapid chloride permeability test, RCPT, ASTM C1202)에 따라 통과전하량을 측정하는 방법을 활용하여 평가하였다. 이때 역시 시편은 밀봉양생 28일 재령 조건이었다. 여기까지의 모든 콘크리트 특성실험은 기관 1에서만 진행하였다.

한편, 철근부식실험은 기관 1과 기관 2에서 각각 제작한 시편을 이용해 진행하였다. 철근부식실험을 위한 시편의 형상은 Fig. 1과 같이 콘크리트 100 mm×100 mm 실린더 시편을 이용하였다. 길이 100 mm의 SD400 D10 철근은 하부 60 mm가 콘크리트에 매립되었는데, 콘크리트와 접하는 부분을 40 mm로 제어하기 위해 나머지 부분은 모두 실리콘으로 피복하였다.

철근부식상태는 총 3회 측정되었다. 배합 후 28일간 상온에서 건조양생(40~60 RH%) 한 뒤부터 철근 부식을 우선 한번 측정하였다. 그 후 추가로 56일간 수돗물에서 수중양생한 뒤 다시 측정하였다. 마지막으로, 이 시편을 수중에 침지한 상태로 70 °C에 7일간 노출한 뒤 꺼내어 부식상태를 측정하였다. 이때, 시편의 피복두께는 40 mm로 비록 시편 표면의 염화물은 수중양생 중 일부 빠져나갈 수 있으나, 철근 근처의 염화물량은 크게 영향 받지 않을 것이라 가정하였다.

철근 부식실험의 시편 및 장비 구성은 Fig. 2와 같다. 철근 부식실험에서, 철근이 매립된 시편은, NaCl 3 % 수용액에 침지된 수조에서 다채널 정전위계(multichannel potentiostat)에 연결되었다. 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, 부식 전류량을 측정하였다. 표준 전극으로 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.대부분의 실험은 시편 3개를 이용해 측정하였으나, 슬럼프 등의 실험은 1개의 실험결과 만을 사용한 것이다.

Fig. 1 Shape of mortar specimen embedding rebar

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

3.1 굳지 않은 콘크리트의 유동성

Fig. 3은 배합 직후에서부터 120분간 굳지 않은 콘크리트의 슬럼프값의 변화를 나타낸다. 기본적으로 염화물량에 의한 유동성의 변화는 선형적이라고 말하기는 어렵다. 배합 직후의 결과에 따르면, OPC의 경우 염화물량이 0.6 %가 되기까지는 유동성이 감소하지만, 그 이상 사용하였을 때는 유동성이 증가하는 추세를 보인다. 상대적으로 배합 초기 슬럼프 값이 OPC에 비해 작은 혼합시멘트 배합의 경우에서도 유사한 경향은 확인되지만, 명확하게 나타나지는 않는다. 이러한 성향, 즉 염화물량에 따른 유동성의 비선형적 관계는 모르타르 수준의 실험에서도 유사하게 확인되었다. 한편, 시간에 따른 슬럼프 저하 경향의 경우 특이점이 확인되지 않는다. 즉 염화물 혹은 염소이온과 함께 투입된 Na 이온이 콘크리트의 유동성 유지 성능에 특별한 영향을 미친다고 하기 어렵다.

Fig. 3 Slump of fresh concrete

3.2 굳지 않은 콘크리트의 공기량

Fig. 4는 배합직후 굳지 않은 콘크리트의 공기량을 측정한 것이다. 실험 결과 공기량의 배합당 변동 허용폭이 일반적으로 1.5 %인 점을 감안했을 때, 염화물량은 공기량에 전혀 영향을 미치지 않는다고 정리하는 것이 적절하다. 단지, 실험의 추세를 고려했을 때 BFS40FA20 계열배합의 낮은 공기량은 FA에 의한 영향으로 파악된다. 일반적으로 이러한 특성은, FA에 포함된 미연탄소분(unburned carbon content)에 기인하는 현상으로 알려져 있다^{(Stencel et al. 2009)}.

이 결과는, 초기염화물과 함께 혼입된 Na 이온의 증가가 공기연행제의 기능에 거의 영향을 미치지 않는다는 것을 알 수 있다.

Fig. 4 Air content of fresh concrete

3.3 굳지 않은 콘크리트의 공극량

Fig. 5는 ASTM C 642 기준에 따라 측정한 콘크리트의 투수가능 공극량이다. 이 값을 해석하기 위해서는 실험방법에 대한 간단한 이해가 필요하다. 공극을 포화하기 위해 24시간동안 시편을 물에 침지한 뒤 고온에 노출 시킨 뒤, 이 시편을 꺼내어 다시 오븐에서 건조시킨다. 포화 및 건조 조건에서의 무게차를 이용해 공극량을 계산하는 방법이다. 일반강도 콘크리트의 경우 보통 15~20 % 정도의 값을 얻는 것이 일반적이다^{(Bu et al. 2014; Son et al. 2022)}. 그러나 상대적으로 미세공극이 매우 치밀한 배합의 경우 이보다 낮은 값이 계산될 수 있으며 이는 치밀한 공극 사이로 수분이 침투하지 못하기 때문에 발생하는 현상이다^{(Sharmila and Dhinakaran 2016)}. 따라서 본 실험에서는, 결합재 구성에 따른 공극량의 편차 보다, 초기 염화물량에 따른 공극량을 분석하는 것이 필요하다.

실험결과 염화물량이 증가함에 따라 OPC의 경우에서만 미약하게 감소하는 경향을 보임을 알 수 있다. 과거 모르타르에 대한 수은압입법 실험 결과 OPC에서의 공극량 변화는 전혀 확인되지 않았으며, 슬래그 함량이 높은 배합(BFS30, BFS40FA20)의 경우 염화물 증가에 따라 미약한 공극량의 감소가 명확하게 확인되었다^{(Chung et al. 2024)}. 본 연구에서의 콘크리트에 관한 결과와 비교하였을 때, 콘크리트의 공극량은 초기 염화물량 혹은 이와 같이 도입된 Na 이온에 의해 일부 감소할 수 있으나 명확한 수준의 감소라고 하기에는 어려운 정도인 것을 알 수 있다.

Fig. 5 Permeable porosity of hardened concrete at 28 days

3.4 굳은 콘크리트의 압축강도와 탄성계수

Fig. 6는 굳은 모르타르의 3일 및 28일 압축강도를 나타낸다. 이 결과는 밀봉양생조건에서 측정된 것이므로, 수중양생 결과에서는 일부 달라질 가능성도 있다. 결합재의 구성에 따라 콘크리트의 강도 경향에 일부 차이가 있는 것을 알 수 있다.

먼저 OPC의 경우 미약하게 콘크리트의 압축강도가 증가하는 경향성이 확인된다. 초기 염화물량 0.6 %까지 꾸준히 증가하는데, 이 경향은 3일과 28일 강도에서 모두 확인된다. 압축강도의 증가폭은 8 MPa로, 표준편차 범위보다 더 컸다. 그러나 초기염화물량이 0.6 %에서 1.2 %로 증가함에 따라 강도는 감소하였다. 한편 BFS30 배합에서는 초기 염화물량에 대한 효과가 명확하지 않았다. FA15의 경우 3일 강도는 차이가 없었지만, 28일 강도는 초기염화물량이 0 %에서 1.2 %까지 증가함에 따라 강도가 약 5 MPa 범위에서 감소한다. 마지막으로 BFS40FA20 배합의 경우 초기 염화물량의 증가에 따라 명확한 압축강도의 증가가 확인되며, 이 수준은 초기 염화물량 0.8 %에서 어느정도 수렴한다.

NaCl와 CaCl2 등은 슬래그의 강도기여반응에 대한 자극재로 사용될 수 있다. 그러나 OPC에 대해서도 이러한 반을을 보이는지는 명확하지 않다. 지난 모르타르 실험에서, 초기염화물의 증가로 인한 압축강도의 증가 혹은 감소폭은 모두 5 MPa 범위 이내였으며, 명확하게 강도에 기여하므로 이에 대한 주의가 필요한 수준이라 할 수는 없었다. 본 실험의 결과, 압축강도는 분명히 초기 염화물량과 Na 농도에 영향을 받으나, 그 수준과 경향이 결합재의 구성에 따라 달라질 수 있다는 것이다.

한편, Fig. 7은 3일과 28일의 탄성계수에 관한 결과이다. 확인할 수 있는 것은, 모든 콘크리트에 미약한 수준이기는 하지만 염화물량 증가에 따라 탄성계수가 증가할 수 있으며 그 정도는 실험의 표준편차 이내라는 것이다. 이러한 점을 고려했을 때, 재료의 미세조직에 대해 NaCl이 분명히 영향을 미칠 수 있다는 것을 알 수 있다. 단지 실용적 관점에서 주의해야 할만한 수준의 변화폭은 확인되지 않는다.

결과적으로, 일반적으로 초기염화물량의 한계라고 알려진 0.4% 이내에서는 초기 및 28일 압축강도, 그리고 탄성계수에 대해 영향이 없다고 하는 것이 적절하다.

Fig. 6 Compressive strength of hardened concrete

Fig. 7 Elastic modulus of hardened concrete

3.5 굳은 콘크리트의 염소이온 확산 저항성

Fig. 8는 굳은 콘크리트의 촉진염화물침투시험(RCPT)에 의한 통과전하량값을 나타낸다. 과거 모르타르를 사용한 실험에서 10,000 C을 넘어서는 통과전하량을 확인했던 것과 비교했을 때, 콘크리트가 모르타르에 비해 전반적으로 측정된 통과 전하량이 낮은 것, 즉 염소이온 확산 저항성이 더 큰 것을 알 수 있다. 초기 염화물량이 증가함에 따라 명확한 변화가 나타난다고 하기 어렵다. 상대적으로 OPC의 함량이 큰 OPC 배합과 FA15의 경우 초기염화물량 증기에 따라 통과전하량이 균일하지 않게 변동하였다. 한편 슬래그를 혼입한 BFS30, BFS40FA15의 경우 초기염화물량 증가에 따라 통과 전하량이 감소한다. 이와 같은 경향은 모르타르에서도 동일하게 확인되었다^{(Chung et al. 2024)}. 그러나 감소한 정도는 표준편차를 벗어나는 범위이기는 하지만, 크지 않다고 판단된다.

결과적으로, 초기염화물량이 콘크리트의 염소이온 확산에 있어서 일관성 있게 긍정 혹은 부정적인 영향을 끼친다고 명확하게 설명할 수 있는 결과를 얻지 못했다. 실험을 통해 확인된 것은, 초기염화물량에 의해 염소이온의 확산성이 변동(fluctuation)할 수 있다고 정리하는 것이 적절해 보인다.

Fig. 8 Chloride penetration resistances of hardened concrete (with chloride ion penetrability classifications according to ASTM C 1202)

3.6 굳은 콘크리트의 철근 부식

서론에서 언급한 바와 같이 본 연구에서 철근의 부식은 두가지 지표, 즉 부식전류밀도($i_{corr}$)와 부식전위($E_{corr}$)를 사용하였다. 지금까지도 여러 논쟁의 여지는 있으나, 기본적으로 부식전류밀도는 부식의 현재 진행속도(부식량의 미분값), 부식전위는 부식이 발생할 수 있는 환경으로 이해한다. 이 둘은 반드시 비례하지는 않는다. 실제 이론적으로 부식의 진행정도를 파악하기 위해 부식전류밀도의 누적량을 기반으로 패러데이 법칙에 따라 부식에 의한 철의 손실이온량을 계산할 수도 있으나, 측정결과는 반드시 이 관계(부식전류밀도 적분값과 철근의 부식손실중량의 선형성)가 반드시 성립하지는 않는다^{(Nguyen and Lambert 2018)}. 결과적으로, 초기염화물량에 따른 각 지표의 변화 경향을 고려해 부식 위험성을 고려하는 것이 적절하다^{(Kim et al. 2024)}.

Figs. 9와 10에는 각각 초기 염화물량에 따른 부식전류밀도와 부식전위를 나타내었다. 특히 시편의 노출 조건별로 결과값이 정리되었다. 이 그래프에서는 과거 우리 연구에서 모르타르를 이용해 동일한 조건에서 측정한 실험결과도 함께 나타내었다.

먼저 Fig. 9에 나타낸 부식전류밀도는, 배합의 종류, 즉 모르타르(M), 두 기관에서 제작한 서로 다른 콘크리트(C1, C2)에 따라 초기 부식전류밀도가 크게 다르다는 특징이 있다. 배합 종류에 따른 부식전류밀도의 차이가 염화물량에 의한 편차보다 크다. 참고로 사용된 시멘트의 내부 염화물량은 모두 500 ppm 이하이며, 이러한 편차가 정확히 어디에서부터 기인했는지는 명확하지 않다. 참고로, 철근부식에서 일반적으로 사용하는 선형 배율(linear scale)이 아닌 지수 배율(log scale)로 나타냈기 때문에 이와 같이 명확한 차이가 발생하는 것으로 일반적으로는 지금까지의 선형 배율로 이 결과를 검토했을 때 차이가 명확하지 않았다. 단지 전기화학적 측면에서, 부식전류는 주로 지수 배율로 고려된다는 점을 주의 해야 한다^{(Zhang et al. 2009)}.

실험결과를 해석함에 있어, 본 부식전류밀도의 경향에 대해 알아두어야 할 것이 있다. 일반적으로 콘크리트 내부의 습도가 동일 조건이라면 재령이 증가할수록 부식전류밀도가 감소한다는 것이다^{(Sharmila and Dhinakaran 2016)}. 그러나 본 연구에서는 초기 28일 노출(건조)양생 뒤 56일 수중양생을 진행했으므로 내부 습도가 더 조건이 다르다고 할 수 있다. 그리고 추가로 고온노출을 통해 염화물-철근의 반응을 촉진 시킨 조건에 대해서도 확인했기 때문에 조건에 따라 점차 부식전류밀도값이 일부를 제외하고는 증가하는 경향을 보인다.

본 연구의 결과를 고려했을 때, 지수 배율 관점에서 부식전류밀도는 실험결과의 편차가 매우 낮은 편이고, 초기 염화물량에 따라 부식전류밀도가 증가의 선형성이 크다. 결과적으로 RILEM Technical Committee(TC) 154 EMC: Electrochemical techniques for measuring metallic corrosion in concrete에서 제안하는 가이드라인에서 부식속도가 빠르다고(high) 확인되는 조건은 일부 배합에서 초기염화물량 0.4 % 이상인 경우이다. 일부 배합의 경우 모든 조건에서 부식속도가 느린(low or negligible)로 판정되는 경우도 존재한다^{(Polder 2001)}.

한편, Fig. 10의 부식전위는 배합의 종류에 따라 크게 편차가 있다고 하기 어렵다. 그래프가 복잡하게 정리된 것은, 오히려 편차가 없음을 강조하고자 한 것이다. 일반적으로 알려진 것과 같이, 전반적으로 초기 염화물량 증가에 따라 부식전위는 음수 방향으로 낮아지며(절대값이 증가하며) 이는 부식이 진행되기 쉬운 조건(high or active)으로 변화하고 있는 것을 의미한다. 상대적으로 배합 간의 편차가 적은 기건양생 28일, 및 추가 수중양생 56일 조건과 비교했을 때, 고온양생 후 부식 전위 값은 편차가 매우 커지게 된다. 이는 매우 복잡한 현상에 의한 결과물로, 사용된 NaCl이 부식에 기여하기보다 오히려 고온조건에서 BFS와 FA의 일종의 자극재로 역할을 할 수도 있었음을 의미한다. 전반적인 결과를 고려했을 때 기본적으로 초기 염화물량이 0.4 % 이내에서는 부식전위가 위험조건에 달할 가능성이 작음을 알 수 있다.

Fig. 9 Corrosion current density of reinforcement steel embedded in hardened concrete (RILEM TC 154 guidelines) after sequential curing

Fig. 10 Corrosion potential of reinforcement steel embedded in hardened concrete (based on Andrade & Alonso, 1996) after sequential curing