1. 서    론

염해에 따른 철근부식은 사용성의 저하와 구조 안전성의 문제가 장기적으로 발생하므로 꾸준하게 연구가 수행되고 있다(Sarja and Vesikari 1994; Broomfield 1997). 염해에 대한 내구수명 해석은 먼저 설계에 대한 제원 정보에서 시작한다. 외력으로 고려되는 표면염화물량, 그리고 확산계수를 통하여 유입되는 염화물량이 임계 염화물량에 도달하기까지의 물질이동 방정식(Fick’s 2nd Law 또는 Nernst-Einstein 방정식)을 통하여 정량적으로 평가된다(Sarja and Vesikari 1994; Ishida and Maekawa 2003; Song et al. 2006).

그러나 콘크리트 구조물은 다양한 외력환경에 노출되며, 조합된 하중에 노출된다. 염화물 유입을 제어하는 가장 큰 영향인자는 확산계수와 콘크리트의 피복두께인데, 하중의 영향을 통하여 이러한 확산성은 변화한다. 인장 및 압축응력을 받는 구조에서의 물질이동 현상은 주로 압축 응력을 고려한 투수 및 확산에 대한 연구가 많이 수행되었다(Banthia et al. 2005; Hoseini et al. 2009; Kim et al. 2009; Mun 2016). 초기 압축응력이 증가하면서 확산성 및 투수성이 일시적으로 감소하다가 최대강도의 50∼60 % 수준을 초과하면 빠르게 증가한다. 이는 초기 압밀효과에 의하여 유효공극률이 감소하고, 이중 응력의 증가에 따라 발전된 미세 균열에 따라 물질 이동이 증가하기 때문이다. 인장응력 내에서는 비교적 초기부터 발생되는 미세균열에 따라 투수성과 확산성이 선형적으로 증가한다고 보고되고 있다(Banthia et al. 2005; Hoseini et al. 2009; Yoo and Kwon 2016).

대규모 시공에서는 레미콘의 지연 또는 신/구 콘크리트의 조악한 면처리 문제로 인해 콜드조인트(Cold joint)가 발생한다. 균열에 비하여 비교적 열화진전은 작지만, 건전부에 비하여 빠르게 열화가 진행되는 것으로 알려져 있다(ACI Committee 224.3R-95 2001; Choi et al. 2015). 염화물 거동 및 탄산화 거동에 대하여 콜드조인트 면의 불완전한 일체성으로 인한 열화가 많이 보고되는데, 비록 균열폭을 통하여 유입되는 이온침투보다는 양호한 것으로 알려져 있으나 콜드조인트 면은 단면 전체에 발생하므로 장기적으로는 큰 문제가 된다. 콜드조인트를 가진 콘크리트 구체의 염화물 침투, 투수성, 탄산화는 주로 실태조사를 통한 자료에 주로 의존하고 있는 수준이다(Choi et al. 2015; JSCE 2000; Kwon and Na 2011). 최근 들어 인장 또는 압축하중을 받는 콘크리트와 콜드조인트 영향을 고려한 실험적 연구들이 수행되어 확산성, 투수성에 대한 연구가 수행되었으나, 이러한 영향이 내구수명에 어느 정도 영향을 미치는지에 대한 연구는 매우 제한적이다. 이는 현재 RC 구조물의 내구수명 평가에 균열부에 대한 고려는 이루어지지만, 콜드조인트 또는 하중영향을 고려하지 않고 실험실 시편을 대상으로 확산실험이 주로 이루어지기 때문이다.

본 연구에서는 기존의 연구결과의 인장 및 압축영향을 받는 OPC 콘크리트의 염화물 확산 시험결과와 1년 재령에 대한 시험을 추가하여, 콜드조인트 및 응력의 영향을 받는 확산계수 식을 도출하고 이를 이용하여 내구수명을 평가하였다. 본 연구 결과는 균열이 없는 동일한 노출환경이라도 하중 및 콜드조인트의 영향에 따라 동일 환경 및 부재에서 변화하는 내구수명을 정량적으로 나타내고 있다.

2. 콜드조인트와 하중을 고려한 콘크리트의 확산실험

2.1 사용 배합 및 재료 특성

시험에 사용된 콘크리트는 배합강도 24 MPa, w/c= 0.6, 슬럼프 180 mm의 배합을 적용하였다. Table 1에서는 실험에 사용된 배합표를 나타내고 있으며, Tables 2와 3에서는 사용된 시멘트의 화학적 특성과 골재의 물리적 특성을 나타내고 있다. 각 배합 및 사용재료는 기존의 연구에서 사용된 것이다(Mun 2016).

2.2 시편제작 및 하중재하

인장하중을 도입하기 위해 ∅100×200 mm 실린더 몰드를, 압축하중을 도입하기 위해 100×100×650 mm 빔 몰드를 제작하였다. 각각의 몰드에 대하여 Table 1의 배합을 가진 콘크리트를 타설하였으며, 기건 양생 24시간 후, 나머지 반을 타설하여 콜드조인트 면을 유도하였다. 압축 및 인장응력을 받는 콘크리트는 두께 50 mm로 절단하였으며, 각각 직육면체 및 디스크 형태의 시편을 제조하였다. Fig. 1(a)에서는 압축 및 인장을 받는 콜드조인트 콘크리트의 시편을 나타내고 있으며, Fig. 1(b)에서는 하중인가 사진을 나타내고 있다.

하중재하 조건을 고려하기 위해 Fig. 1(b)와 같은 별도의 강재 프레임을 제작하고 UTM 장비를 통해 하중을 인가하였다. 기존의 연구를 참고하여(Mun 2016; Yoo and Kwon 2016; Oh and Kwon 2017), 인장 시편의 경우 약 30°정도 기울여 하중을 재하하였다. 재하 하중 수준은 인장 및 압축력의 최대하중을 평가 한 후 30 % 및 60 %의 수준의 하중을 인가한 뒤, 특수 제작된 클램프를 이용하여 하중을 유지하였다. 30% 하중을 인가했을 경우 450∼580 µ수준을 나타내었으며, 60% 하중을 인가했을 경우 770∼910 µ수준의 변형이 발생하였다.

Fig. 2의 시험결과는 1년 양생된 시편에 대한 결과를 나타내고 있다.

2.3 촉진염화물 확산계수 시험(Tang's method)

ASTM C 1202를 참고한 염화물 확산셀을 제작하였으며, 기존의 연구에서 사용한 비정상 상태의 촉진염화물 확산계수 측정방법을 사용하였다(Tang and Nillson 1992; Mun 2016). Table 4는 촉진염화물 확산실험조건을 나타내고 있으며, Fig. 3에서는 촉진염화물 확산계수 실험사진을 나타내고 있다.

60 % 하중 인가의 경우 발생가능성이 있는 미세균열 진전과 콜드조인트 면에서의 과다한 확산 방지를 위해 6시간동안 전압을 인가하였으며, 실험 후 콘크리트 면에 0.1 N AgNO₃ 수용액을 분무하여 염화물 침투 깊이를 측정하였다. 염화물 확산계수 산출식은 식 (1)과 같이 고려된다.

     (1)

여기서, 는 비정상상태에서 구한 전위차 촉진 염화물 확산계수(m²/sec), 은 기체상수(8.314 J/mol･K), 는 절대온도(K), 은 시편의 두께(m), 는 이온전자가(1.0), 는 패러데이상수(96,500 J/V･mol), 는 전위차(V), 는 비색법에 따른 침투깊이(m), 는 전위차 적용시간(sec), 는 비색법에 의한 반응농도(mol/), 는 확산셀에서의 염소이온 농도 (mol/)를 나타낸다.

3. 하중 및 콜드조인트 영향을 고려한 내구수명 Simulation

3.1 대상 구조물 선정 및 응력해석

대상구조물의 경간 8 m의 1경간 단순보로 설정하였으며, 해석을 위하여 Frame 요소를 사용한 알고리즘을 이용하였다(Yoo et al. 2013). 해석에 대한 자세한 설명은 기존의 연구에 설명되어 있는데, 하중조건 1에서는 자중만을 고려한 하중을, 하중조건 2에서는 고정하중(3.0 kN/m)과 이동하중(6.0 kN/m)을 고려하여 사용하중에 대한 평가만을 수행하였다. 균열이 발생할 경우, 응력이 변화되고 균열부에 대한 확산계수를 다시 고려해야 되기 때문이다. Fig. 4에서는 해석의 절차를 요약하였으며, 주요 해석단면의 위치와 제원은 Fig. 5에 나타내었다.

Fig. 5에서 는 회전변위를, 는 횡방향변위를, 는 종방향 변위를 나타낸다. 사용된 콘크리트는 압축강도 28 MPa, 철근의 경우 SD 400을 가정하였다.

3.2 하중 조건에서 건전부 및 콜드조인트면의 확산계수

3.2.1 재령에 따른 확산계수의 시간의존성

본 연구에서는 1년 양생된 시편의 결과를 추가하여, 기존의 91일 재령의 시험결과와 비교하였다. 또한 28일 재령에 대한 확산계수 시험을 수행하지 못하였으므로 기존 문헌의 기준확산계수 값을 사용하였다(Thomas and Bentz 2002; Mun 2016). 실제로 기존 문헌에서 제시하는 겉보기 확산계수는 RCPT 시험을 통하여 도출된 확산계수보다 약간 작으며, 선형 비례하는 것으로 알려져 있다(Thomas and Bentz 2002; Mun 2016). Table 5에서는 해석을 위한 각 조건별 확산계수값을 정리하였다.

동일 배합의 28일 재령 콜드조인트 콘크리트의 확산계수를 구할 수 없었으므로 91일 및 365일 실험결과의 평균 증가비율인 1.08을 고려하여 증가한다고 가정하였다. 염화물 해석에 따른 일반적으로 시간의존성 염화물 확산계수는 다음과 같이 시간의 지수함수로 모델링된다(Thomas and Bentz 2002; Kwon et al. 2009).

                              (2)

여기서 은 기준시점 (28일)에서의 확산계수이며 은 OPC의 경우 0.2를 사용한다.

3.2.2 하중 및 콜드조인트를 고려한 응력함수

본 절에서는 91일 및 365일 시편을 대상으로 하중 재하 수준에 따른 확산계수 변화비를 분석하도록 한다. 28일 재령 시편에 대해서는 측정값이 없으므로 91일 재령 및 365일 재령을 기준으로 압축 및 인장영역에서의 변화비를 분석하였다. Fig. 6에서는 건전부와 콜드조인트에 대한 응력변화에 따른 확산계수비를 도시하였다.

Fig. 6에서 알 수 있듯이 인장 및 압축하중의 크기에 따른 확산계수비의 변화는 압축영역에서는 감소 후 증가를, 입장영역에서는 단순 증가를 나타내는데, 이는 기존의 연구과 같은 경향을 보인다. 또한 콜드조인트를 가진 콘크리트에서는 압축하중을 받는 초기 조건부터 확산계수가 증가하는데 이는 기존의 연구에서 이미 보고되고 있다(Choi et al. 2015; Yoo and Kwon 2016). 각 결과를 회귀 분석하여 하중특성을 고려한 확산계수 함수를 Table 6과 같이 구현하였다.

3.3 내구수명 Simulation을 위한 해석조건 설정

3.1절에서 요약한 해석기법에 따라 중앙부 최대 휨 인장응력은 자중만 고려했을 경우, 0.48 MPa이, 하중조합을 고려했을 경우, 1.73 MPa이 도출되었다. 압축응력을 받는 중앙부 상단의 경우, 0.50 MPa 및 1.80 MPa로 각각 해석되었다. 해석 Simulation을 위하여 경간 8.0 m를 0.5 m 간격으로 구분하여 인장 및 압축응력을 산정하였다. Fig. 7에서는 해석대상 단면을 나타내고 있으며, Fig. 8에서는 각 위치에서 응력을 고려한 확산계수를 도시하였다. 또한 염화물 해석조건은 Table 7과 같이 요약하였다.

Fig. 8(a)는 인장부의 확산계수 변화를 하중 조합에 따라 나타내었으며, Fig. 8(b)에서는 압축부의 확산계수 변화를 하중 조합에 따라 나타내었다. Fig. 8(c)와 (d)에서는 콜드조인트 콘크리트의 인장 및 압축하중에 따른 확산계수 변화를 나타내었는데, 염화물 해석 시 콜드조인트 위치에서의 값을 사용하도록 한다. Table 6의 회귀분석 결과처럼 인장부의 확산계수는 인장하중이 클수록 확산계수가 증가하지만, 압축영역에서는 확산계수가 감소한다. 작용된 압축응력이 하중비 30 %보다 매우 낮은 수준이므로 약간 감소만 발생하였다. 콜드조인트를 가진 콘크리트의 경우 인장 및 압축영역에서 모두 확산계수가 증가하게 되므로 압축부 콜드조인트 부에서는 콜드조인트 효과가 크게 발생하여 높은 확산계수 (27.95×10^-12 m²/sec)가 산정되었다. 해석조건에 따른 구조물 위치별 설계 확산계수를 도출하면 Fig. 9와 같다.

3.4 하중 및 콜드조인트를 고려한 내구수명 평가

본 절에서는 Fig. 9(a)에 도출된 설계확산계수에 따라 각 위치에 따른 내구수명을 도출하도록 한다. 내구수명 평가를 위하여 LIFE 365를 이용하였으며(Thomas and Bentz 2002), 결과는 단부로부터의 거리를 고려하여 Fig. 10에 도시하였다. Fig. 10(a)에서는 지점위치에 따른 내구수명의 변화를 나타내었으며, Fig. 10(b)에서는 내구수명 도출결과를 컨투어로 나타내었다. 또한 지점 3.0 m(콜드조인트 위치), 지점 4.0 m (최대하중 위치)의 염화물 거동을 하중 수준에 따라 Fig. 11에 대표적으로 도시하였다.

Fig. 10에서 알 수 있듯이 인장부의 경우 모멘트가 크게 작용하는 중앙부로 갈수록 내구수명이 감소하고 있음을 알 수 있다. 단부에서 내구수명은 6.70년으로 평가되었으며 loading 1의 경우 인장을 받는 콜드조인트부에서는 6.30년이 평가되었다. 인장하중이 크게 작용하는 loading 2의 경우는 콜드조인트 효과와 휨인장에 의한 효과가 거의 비슷하게 평가되었으며, 최소수명인 5.8년이 평가되었다. 압축부의 경우 전반적으로 작용하는 압축응력이 최대압축강도의 매우 낮은 수준이므로 확산계수가 감소하여 내구수명이 약간 증가함을 알 수 있다. 그러나 콜드조인트부에서는 확산계수가 일부 증가하여 loading 1에서 6.4년이, loading 2에서는 6.3년이 평가되었다.

4. 결    론

본 연구에서는 하중과 콜드조인트 영역의 염화물 확산계수의 변화를 고려하여 내구수명의 변화를 평가하였다. 동일한 노출환경과 부재라 하더라도 하중 및 콜드조인트 영향에 따라 내구수명은 다르게 평가되었다. 염해에 노출된 콘크리트 거더의 콜드조인트 및 하중특성을 고려한 내구수명 시뮬레이션의 연구를 통하여 도출된 결론은 다음과 같다.

1)인장영역에서의 확산계수는 휨응력의 증가에 따라 꾸준한 증가가 나타났으며, 압축영역에서는 초기에서는 감소하다가 60 % 이상의 압축응력이 작용할 때 증가하였다. 이러한 경향은 91 및 365일 재령에서 동일하게 평가되었다.

2)인장 및 압축 영역의 특성과 콜드조인트 영향을 고려한 염화물 침투 해석을 수행한 결과, 인장부의 경우 모멘트가 크게 작용하는 중앙부로 갈수록 내구수명이 감소하였다. 단부의 경우 내구수명은 6.70년으로 평가되었지만, loading 1(자중)의 경우 인장을 받는 콜드조인트부에서는 94 % 수준으로 감소하였고, loading 2(고정하중 및 이동하중)의 경우는 콜드조인트 효과와 휨인장에 의한 효과가 거의 비슷하게 평가되어서 최소수명인 87 % 수준으로 평가되었다. 압축부의 경우 사용하중 수준이므로 확산계수가 감소하여 내구수명이 약간 증가하였으나 콜드조인트부에서는 확산계수가 증가하여 loading 1에서 95 % 수준으로, loading 2에서는 94 % 수준으로 평가되었다.

3)본 연구에서는 균열이 발생하기 전까지의 탄성해석을 통한 응력해석 결과를 이용하였다. 구조물의 높이 영향과 하중증가를 통하여 균열부의 영향을 고려한다면, 콘크리트 취약부의 내구수명 평가 및 보수보강 계획 수립에 합리적인 자료를 제공할 수 있다. 또한 콜드조인트의 대표체적을 100 mm로 고려한 것이므로 철근부식에 직접적인 영향을 가지는 대표체적의 설정에 대한 연구가 추후 필요하다.