1. 서    론

저탄소 콘크리트에 대한 사회적 요구로 인해 알칼리활성(alkali-activated, AA) 콘크리트 개발에 대한 노력과 투자가 급증하고 있다. 특히 원재료(source material)로서 고로슬래그를 이용한 AA 콘크리트는 상온양생에서도 강도발현이 우수하여 플라이애쉬 기반의 AA 콘크리트에 비해 현장적용성이 우수하다.1) 또한 고로슬래그의 고부가가치를 위한 철강회사들의 전략적 접근은 AA 슬래그 콘크리트의 실용화에 대한 가능성을 높이고 있다.2) 한편, AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 변형률은 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary portland cement, OPC)에 비해 높게 있음이 간헐적으로 지적되고 있어 중요한 약점으로 인식되고 있다. 하지만 다양한 변수에 의해 영향을 받는 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 거동에 대해서는 여전히 논쟁적이다. 뿐만 아니라 기존 실험들도3-5) 모르타르 및 페이스트 수준에서 수행되어 골재의 물리적 특성과 결합재 투입량에 의해 중요한 영향을 받는 콘크리트 건조수축 변형률을 합리적으로 평가할 수 있는 자료는 매우 미흡하다.

OPC 콘크리트와는 달리 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축은 사용 슬래그의 분말도와 활성화제의 종류, 농도 및 투입량에 의해 중요한 영향을 받는다.1,6) 일반적으로 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축은 고로슬래그의 분말도와 활성화제의 농도 및 투입량의 증가와 함께 증가한다.7) 더구나 활성화제에 포함된 실리카는 건조과정에서 증발하는 자유수를 많이 생성하는 실리카/칼슘 비가 높은 칼슘-실리게이트 겔의 형성을 유발한다.8) 이로 인해 규산나트륨에 의해 활성된 AA 슬래그 결합재는 OPC에 비해 높은 건조수축 변형을 보인다.8) 한편 Kutti 등9)은 상대습도가 70% 이상인 환경에서 양생된 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축은 OPC 콘크리트와 비슷한 수준으로 있음을 보였다. 이와 같이 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축은 다양한 변수들에 의해 영향을 받음에도 불구하고 적절한 실험자료는 매우 부족하며 장기 건조수축 거동을 예측하기 위한 모델식도 아직 제시되지 않았다. 특히 AA 콘크리트를 이용한 구조부재의 장기변형 설계를 위해서는 설계기준10-12)에서 제시하는 건조수축 평가모델의 안전성이 우선 확인되어야만 하지만 이에 대한 유용한 데이터는 없는 실정이다.

이 연구의 목적은 AA 콘크리트의 건조수축 변형률을 평가하고 설계기준10-12) 및 제안모델8)의 비교를 통하여 그 적용성을 확인하는 것이다. 알칼리활성 결합재의 경제성과 현장적용성을 고려하여 Yang 등8)이 제시한 활성화제를 이용하여 압축강도 약 45MPa 이하의 수준에서 단위수량, 물-결합재비 및 잔골재율을 변수로 17배합의 콘크리트에서 비구속 건조수축 변형률을 측정하였다. 측정된 건조수축 변형률 및 시간함수는 OPC 콘크리트에 기반한 ACI 20910) 및 CEB-FIP11) 기준식과 AA 슬래그 콘크리트에 기반한 Yang 등8)의 제안모델과 비교하였다.

2. 실    험

2.1 배합상세 및 재료특성

콘크리트의 건조수축에 중요한 영향을 미치는 단위수량 (W), 물-결합재비(W/B) 및 잔골재율(S/a)을 변수로 Table 1에 나타낸바와 같이 17배합을 실험하였다. AA 결합재를 위해 원재료인 고로슬래그를 7.5% Ca(OH)2+1% Na2SiO3에 의해 활성화 하였다. 물-결합재비가 변수인 그룹 I에서 W/B는 0.25에서 0.60까지 변하였으며, W와 S/a는 각각 185kg/m³과 0.43으로 고정하였다. 그룹 II에서는 W가 155kg/m³에서 205kg/m³까지 변하였으며 W/B와 S/a를 각각 0.30과 0.43으로 고정하였다. 그룹 III에서는 S/a가 0.35에서 0.50까지 변하였으며 W는 185kg/m³이고, W/B는 0.30으로 고정하였다.

잔골재와 굵은골재로서 각각 최대직경 5mm 이하의 천연모래와 최대직경 25mm의 부순자갈을 이용하였다. 사용된 모래와 부순자갈의 밀도는 각각 2.62와 2.6이며, 조립률은 각각 2.5와 6.3이다. 배합 시 이용된 골재들의 수분상태는 표면건조포화상태를 유지하였다.

결합재의 원재료로서 이용된 고로슬래그의 밀도와 비표면적은 각각 2.9와 4400cm2/g이다. 활성화제들의 밀도와 최대입경은 Ca(OH)2의 경우 각각 2.24와 21.2μm이며, Na2SiO3의 경우 각각 2.2와 1026.1μm이다. Na2SiO3의 몰비는 약 0.9이다.

2.2 양생 및 측정상세

모든 콘크리트의 배합은 0.3m³ 용량의 강제식 믹서기를 이용하였다. AA 슬래그 결합재와 골재를 1분간 건비빔한 후 물을 첨가하여 추가 습식비빔 1분을 하였다. 압축강도와 건조수축을 측정하기 위한 모든 시험체는 콘크리트 타설 직후에 항온항습실(온도 21±2℃, 상대습도 60±2%)에서 양생하였다.

콘크리트의 건조수축을 측정하기 위하여 Ø150×300mm 시험체에 전기저항 게이지를 매립하여 타설하였다. 모든 콘크리트는 재령 1일에 탈형하여 91일까지 건조수축 변형률을 측정하였다. 시험체의 건조수축 변형률은 데이터 로거를 사용하여 기록하였다. 경화 전 콘크리트에서는 초기 슬럼프와 공기량을 측정하였고, 경화 후 콘크리트에서는 28일 압축강도와 탄성계수를 측정하였다.

3. 실험 결과 및 분석

콘크리트의 일반적인 건조수축 예측모델들은 포물선형의 시간함수로써 노출시점()이후부터의 임의재령()에서의 건조수축 변형률을 제시하고 있으며, 식 (1)과 같다.

여기서, 와 은 각각 노출시점()을 고려한 임의재령()까지의 시간함수와 건조수축 변형률을 뜻하며 은 극한 건조수축 변형률을 의미한다.

시간함수()는 일반적으로 가 무한대로 접근하면 수렴하는 경향을 보인다. 건조수축변형률에 영향을 미치는 요인은 결합재의 종류와 초기 노출시점, 양생조건, 시험체의 모양 및 크기, 배합재료, 압축강도이다. 극한 건조수축 변형률은 특정시점()부터 건조수축을 기록하여 계산하거나 다양한 단기시험과 건조수축 예측모델을 사용하여 추정할 수 있다. 따라서 극한 건조수축 변형률은 을 통해 결정되며 과 건조수축 변형률()이 주어졌을 경우에는 다음 식에 의해 계산된다.5)

Ojdrovic and Zarghameee12)은 측정오류와 영향변수의 다양성을 고려하였을 때 콘크리트의 노출이후 재령 28일을 특정 기준점으로 선정할 수 있음을 제시하였다.

3.1 일반적 거동

Table 2에는 실험 결과를 요약하였으며 Fig. 1은 각각의 실험변수에 따른 건조수축 변형률의 거동을 나타내었다. 수산화칼슘 기반 AA 슬래그 콘크리트의 시간에 따른 건조수축 변형률 곡선은 일반적인 OPC 콘크리트와 같이 포물선 경향을 보였다. 재령 초기의 건조수축 변형률은 수화반응과 수분의 증발에 의해 급격하게 일어났다. 또한 모든 배합에서 건조수축 변형률은 재령 14일 이내에 대부분 발생하였으며 재령이 증가함에 따라 건조수축 변형률의 기울기는 완만하였다.

재령 14일까지의 건조수축 변형률은 물-결합재비와 단위수량이 증가함에 따라 현저히 증가했지만 잔골재율의 영향은 미미하였다. 건조수축 변형률 증가율은 재령이 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였으며 재령 초기의 건조수축 변형률이 증가할수록 28일이후의 건조수축의 증가비율은 감소하였다. 재령 14일의 건조수축 변형률은 28일 건조수축 변형률의 약 72～84%의 범위에 있었다. 반면에 91일 건조수축 변형률은 28일 건조수축 변형률의 20～50%만큼 증가하였다. 28일 건조수축 변형률에 대한 91일 건조수축 변형률의 비율은 물-결합재비와 단위수량이 감소함에 따라 증가하였다.

일반적으로 콘크리트의 건조수축 변형률은 굵은골재의 체적비에 의해 영향을 받는다. 이 배합의 경우, 잔골재율 0.35와 0.50일 때 콘크리트 단위용적당 굵은골재 체적비는 각각 38.5%와 29.6%로서 그 차이는 7% 이내에 있다. 이러한 이유로 잔골재율이 콘크리트 건조수축 변형률에 미치는 영향은 비교적 작게 나타났다.

3.2 건조수축 거동에 대한 시간함수

일반적으로 콘크리트의 건조수축은 상대습도가 높아짐에 따라 작아지며 물-시멘트비가 감소할수록 감소한다.13) 이에 따라 콘크리트의 배합조건을 고려하지 않은 건조수축 예측모델의 경우에는 배합조건이 달라짐에 따라 실험 결과와 비교했을 때 큰 편차가 발생하기도 하는 문제점이 있다.14) 이 연구에서는 AA 슬래그 콘크리트에서 시간함수의 적합성을 비교하기위해 물-결합재비와 단위수량, 잔골재율을 변수로 콘크리트의 배합조건을 달리하여 3가지 건조수축 예측모델의 건조수축거동에 따른 시간함수를 재령 28일을 기준으로 비교하였다(Fig. 2). 습윤 또는 기건양생된 콘크리트 건조수축의 시간함수()는 모델코드나 선행연구자들의 연구에 의해 경험적으로 다음과 같이 제시하고 있다.

여기서, f(D)는 V/SA의 함수인데, V는 대기와 접하는 부재의 체적이며, SA는 부재의 표면적이다. 또한 식 (5)에서 k1과 β는 단위수량과 물-결합재비의 함수로서 식 (6)과 (7)에 의해 결정된다. 초기재령에는 k1이 증가할수록 건조수축 변형률은 감소하고 중장기 재령에서 β값이 작아질수록 건조수축 변형률도 작아지는 경향을 보인다.

여기서 W0는 단위수량에 대한 참고값으로서 100kg/m³이다. ACI 20910)와 CEB-FIP 기준11)은 일반 OPC 콘크리트의 건조수축 예측모델이며 ACI 209 기준10)은 콘크리트의 부재크기를 고려한 예측식이며, 총 건조수축을 자기수축응력과 건조수축응력으로 세분화하여 건조수축 변형률을 예측하였다. 반면에 Yang 등8)의 모델은 위의 모델들과 달리 알칼리활성 콘크리트에 대한 예측모델로서 알칼리활성화제의 종류, 단위수량, 물-결합재 비와 같이 콘크리트의 건조수축에 중요한 영향을 주는 요인들을 고려하였다.

ACI 209 기준10)은 다른 제안모델이나 실험 결과에 비교했을 때 재령초기에는 낮게 예측하지만 28일 이후에는 재령이 증가함에 따라 과대평가하였다. CEB-FIP 기준11)은 28일 이전에는 실험 결과와 비교했을 때 합리적으로 예측하고 있지만 28일 이후에는 다소 과대평가하는 경향을 보였다. Yang 등8)의 시간함수는 1-25와는 매우 비슷한 값을 보였다. 이는 Yang 등8)의 시간함수가 다른 모델과는 달리 콘크리트의 건조수축의 큰 영향요인인 단위수량과 물-결합재비를 고려했기 때문이다.

3.3 28일 및 91일 건조수축 변형률

일반적으로 W/B는 콘크리트의 건조수축에 지배적인 요인이다. 이는 W/B가 높아질수록 페이스트의 모세관 공극률은 증가하고, 콘크리트 내의 공극량의 증가는 페이스트에 다량의 건조수축을 초래하기 때문이다.4) 또한 OPC 콘크리트의 건조수축은 결합재의 단위용적이 60%이상일 때 결합재의 구속효과로 인해 OPC 페이스트와 비교하여 약 80% 감소한다.13) 반면에 단위수량의 증가는 결합재의 구속효과를 감소시켜 콘크리트의 건조수축을 증가시키는 요인이다.

Fig. 3과 4에는 실험변수에 따른 28일과 91일 건조수축의 변화를 나타냈다. AA 슬래그 콘크리트에서의 건조수축은 OPC 콘크리트와 비슷한 경향을 나타내고 있다. AA 슬래그 콘크리트에서의 28일 건조수축 변형률은 물-결합재비가 0.30에서 0.60으로 증가함에 따라 약 39% 증가하였으며 물-결합재비가 0.35를 기점으로 건조수축 변형률이 급격히 증가했다. 또한 단위수량이 155kg/m³에서 205kg/m³로 증가함에 따라 건조수축 변형률이 약 36% 증가하였고. 특히 단위수량 185kg/m³ 이상에서 건조수축 변형률이 급격히 증가하였다. 반면에 잔골재율이 0.35에서 0.50으로 증가함에 따른 건조수축변형률은 다른 변수와 비교하여 변화의 정도가 작았다.

91일 건조수축 변형률은 28일 건조수축 변형율과 비슷한 경향을 나타내었다. 재령 28일에서 건조수축 변형률은 91일 값의 평균 75% 이상으로 건조수축 대부분이 28일 이전에 발생하였다. 실험 결과 콘크리트의 건조수축에 가장 지배적인 요인은 결합재량이었다.

4. 평가모델과 실험 결과의 비교

이 연구에서 측정한 실험 결과는 OPC 콘크리트의 측정값에 근거한 ACI 20910) 및 CEB-FIP 기준11)과 AA 슬래그 콘크리트의 실험값에 근거한 Yang 등8)의 모델을 비교하였다(Fig. 4). Table 3에는 각 실험체의 건조수축과 예측값으로부터 산정한 오차계수들의 평균과 표준편차를 나타내었다. ACI 209 기준10)은 모든 배합의 실험 결과와 비교하여 상당히 크게 예측하는 경향을 보였다. 특히 재령 7일 이후부터 과대평가하였으며 재령이 증가함에 따라 과대평가의 정도도 증가하였다. ACI 209 기준10)과 실험 결과의 비교로부터 얻은 오차계수의 평균과 표준편차는 각각 0.98과 0.33으로 실험 결과를 상당히 과대평가하였다. CEB-FIP 기준11)은 Group I에서는 W/B가 증가할수록 건조수축 변형률을 작게 예측하였으며 Group II에서도 단위수량이 증가함에 따라 과소평가 정도도 다소 증가하는 경향을 보였다. CEB-FIP 기준식11)과 실험 결과의 비교로부터 얻은 오차계수의 평균과 표준편차는 각각 0.22와 0.10으로 ACI 209 기준10)에 비해 실험 결과를 정확히 예측하지만 재령 28일 이후에는 그 정확도가 낮아졌다. 반면 Yang 등8)의 모델은 콘크리트 배합조건의 변화에 관계없이 실험 결과와 비교적 잘 일치하였다. Yang 등8)의 모델과 실험 결과의 비교로부터 결정된 오차계수와 표준편차는 각각 0.16과 0.07이었다.

5. 결    론

이 연구에서는 물-결합재비, 단위수량 그리고 잔골재율을 실험변수로 하여 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 변형률을 평가하였다. AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 변형률을 합리적으로 평가하기 위한 모델을 확립하기 위해서는 양생조건 및 활성화제 종류와 투입량에 따른 건조수축 거동의 변화에 대한 자료들을 지속적으로 구축해야 할 필요가 있다. 이 연구로부터 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)물-결합재비가 증가할수록 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 변형률은 증가하지만, 시간함수의 변화는 거의 없었다.

2)AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 변형률 거동은 단위수량이 185kg/m³이상일 때 급격히 증가하였다.

3)잔골재율이 0.35에서 0.50으로 증가할 때 AA 슬래그 콘크리트의 건조수축 변형률의 차이는 5% 이내로서 그 영향은 물-결합재비와 단위수량에 비해 현저히 작게 나타났다.

4)ACI 209의 시간함수는 28일 이후 실험 결과를 과대평가한 반면, CEB-FIP와 Yang 등의 모델은 실험 결과와 비교적 잘 일치하였다.

5)AA 슬래그 콘크리트의 건조수축에 대해 CEB-FIP 기준식은 재령 28일 이후 과소평가 정도가 증가하는 경향을 보였다. 반면 Yang 등의 모델은 각 변수가 건조수축 변형률에 미치는 영향을 합리적으로 반영하면서 실험 결과와 잘 일치하였다.