1. 서 론

콘크리트는 경제적, 역학적 특성 때문에 가장 널리 사용되는 재료로 사용되고 있다. 하지만 콘크리트구조물이 외부 유해인자에 노출되었을 때, 내구성의 저하가 발생하며 이로 인해 구조물의 수명이 단축되는 현상이 나타난다. 이에 따라 연구자들은 콘크리트구조물의 내구성 향상을 위해 유해인자로부터 콘크리트를 지킬 수 있도록 많은 연구가 진행중에 있다. 특히 지하수, 해양, 지하토양 등에 건설되고 있는 구조물의 화학적 침식은 육안으로 관찰하기 어려워 고내구성 재료 개발에 초점이 맞춰지고 있다. 특히 국가 도시기반시설의 약 30 %를 콘크리트 하수구조물이 차지하는데, 하수구조물은 처리시설 내 황산(SO₄^2-) 이외에도 생활폐수에 포함된 염화물(Cl^-)에 의해서도 부식이 발생될 가능성도 존재한다. 이러한 부식은 구조물의 균열 및 파손을 초래하며 싱크홀과 같은 2차 피해를 발생시키기 때문에 그 문제가 심각하며 하수구조물의 안정성 및 내구성을 향상시키기 위하여 새로운 재료의 개발이 필요한 실정이다(Kang, 2012).

여전히 황산염 침식으로 인한 콘크리트의 성능 저하 매커니즘을 규명하려고 많은 노력들을 하고 이를 방지하기 위해 대체 재료의 개발 또한 활발하게 진행 중에 있다. 일반포틀랜드시멘트(Ordinary Portland Cement; OPC)의 대표 수화물이 황산염과 만나 Ettringite를 형성하며 이로 인해 콘크리트 내부에 팽창압력이 발생하여 크랙을 발생시키는 등의 문제를 야기한다. 이를 대체하기 위한 노력으로 5종 내황산염 포틀랜드시멘트를 개발하였다. 주요 원인으로 지목된 C₃A를 일반포틀랜드시멘트에서 4% 이하로 제거한 시멘트로 Ettringite에 의한 팽창을 방지하기 위해서 개발되었으나, C-S-H의 탈탄산화(decalcification)을 막지 못하고 콘크리트의 역학적 특성에 치명적이다(Scrivener et al., 1999). 고로시멘트의 개발을 통해 적은 수산화칼슘(CH)을 형성하고 황산염 침식 저항성을 키웠지만 C-S-H의 탈산화 문제를 해결하지는 못하는 것으로 보인다. 칼슘 알루미네이트 시멘트(calcium aluminate cement; CAC)는 높은 화학적 침식저항성, 빠른 초기경화 및 우수한 강도발현 등의 특성으로 특수재료로 쓰이고 있다(Lea and Hewlett, 2007; Neville, 2012). 특히 기존의 시멘트와는 다른 수화물을 형성하며 황산염에 취약한 C-S-H와 CH를 형성되지 않으며 클링커로 C₃A가 존재하지 않아 Ettringite를 형성하는 주재료들의 부재로 황산염침식에 높은 저항성을 갖는다.

따라서 본 연구에서는 하수구조물 열화요인 중 가장 큰 원인으로 지목된 황산염 침식 저항성을 갖는 고내구성 시멘트 개발을 위한 기초연구목적으로 하며, 개발 콘크리트의 역학적 특성과 내구성 특성을 미세구조 분석을 통해 수행하였다.

2. 이론적 고찰

일반 포틀랜드 시멘트를 사용해 만든 콘크리트는 황산마그네슘(MgSO₄)에 의해 열화되는데 수화생성물의 종류에 따라 다르네 나타난다. 대표적 수화생성물인 수산화칼슘(CH), 칼슘 알루미네이트 수산화물(C-A-H), 규산칼슘 수화물(C-S-H)들과 반응하여 Gypsum, Brucite, Ettringite, M-S-H를 형성한다(Amin et al., 2008). Ettringite는 팽창에 의해 콘크리트 내부의 압력을 높여 열화를 발생하며 C-S-H의 탈산화를 통해 구조물의 역학적 특성의 저하를 야기하기 때문에 황산마그네슘과 반응하는 수화물이 적은 CAC를 사용해야 할 것으로 판단된다. CAC는 보크사이트와 석회석를 약 1600 °C에서 용융하여 생성되며 산화칼슘(CaO), 이산화규소(SiO₂), 산화알루미늄(Al₂O₃)와 산화철(Fe₂O₃)를 포함한다. CAC의 주요 클링커는 CA(Monocalcium Aluminate)이 대표적이며 그 외에 CA₂, C₁₂A₇, C₂AS, C₄AF, C₂S 등이 존재하며 수화반응을 통해 형성하는 수화물은 CaH₁₀, C₂AH₈, AH₃, C₃AH₆ 등이 있다(Lee, 2015; Scrivener et al., 1999). 하지만, 수화과정의 온도에 따라 다른 수화물을 형성하는 것으로 알려졌고 이를 다음에 나타냈다.

(1) 65 °C 이하의 온도

CA + 10H → CAH₁₀

2CA + 11H → C₂AH₈ + AH₃

(2) 65 °C 이상의 온도

3CA + 12H → C₃AH₆ + 2AH₃

준안정 수화 생성물은 양생기간이 늘어남에 따라 안정 수화 생성물로 변화하는데 이러한 변환 과정을 상변화라고 하며 그 변환 과정은 복잡한 것으로 보고되었다(Park et al., 2017). CAC의 수화생성물 구조물 변화로 인해 장기강도가 감소한다는 단점이 존재하므로 이를 보완하기 위해 고로슬래그미분말(Ground Granulated Blast-furnace Slag; GGBS)과 혼합하였다. 일반적으로 GGBS는 물과 혼합했을 때 입자표면에 불투수성 산성피막이 형성되어 수화반응이 일어나지 않지만, 알칼리 또는 황산염과 접촉하게 되면 내부에서 수화반응이 발생하게 된다. GGBS 수화물 중에는 수산화칼슘(Ca(OH)₂)이 적어 황산염 침식에 효과적이며(Cajun and Yinyu, 1989), β-C₂S는 수화 속도를 늦어 장기강도를 증진시킬 수 있기 때문에 CAC의 상변화에 의한 강도 저하를 보완할 수 있을 것으로 판단된다(Miyazawa et al., 2014; Yatagai et al., 2013).

3. 실험계획 및 방법

3.1 실험재료 및 배합설계

본 연구에서 활용한 재료로는 OPC와 CAC를 대조군으로 설정하고, 비교군으로 CAC와 GGBS를 혼합하였다. 사용된 OPC는 3120 cm²/g, CAC는 5150 cm²/g의 비표면적을 가지는 재료를 사용하였으며, GGBS는 3종으로 4290 cm²/g의 피표면적을 가진 것으로 실험하였는데, 각 바인더의 화학적 구성성분은 Table 1과 같다.

Table 1. Oxide composition of binders used in this study

Composition (%)	Binder type
	OPC	CAC	GGBS
SiO2	17.44	5.02	31.19
Al2O3	3.97	52.03	13.41
Fe2O3	4.16	0.86	0.38
CaO	66.98	38.83	39.43
MgO	1.61	0.42	9.32
SO3	3.42	0.09	4.25
K2O	1.24	0.68	0.53
Na2O	0.34	0.17	0.33
Fineness (cm2/g)	3,120	5,150	4,290

각 혼화재의 화학적 조성을 살펴보면 OPC는 산화칼슘(CaO)의 함유량이 70.0 % 가까이로 가장 높으며, 이산화규소(SiO₂)는 17.5 %, 산화알루미늄(Al₂O₃)는 4.0 %정도로 분석되었다. 반면, CAC의 경우 산화알루미늄(Al₂O₃)이 52.0 %, 산화칼슘(CaO)가 38.9 %, 이산화규소(SiO₂)가 5.0 %로 다소 다른 것을 확인할 수 있었고, GGBS는 산화칼슘(CaO)와 이산화규소(SiO₂)가 각각 39. %, 31.2 % 함유량을 가지며, 산화알루미늄(Al₂O₃)은 13.4 %로 분석되었다. OPC와 CAC와 달리 산화마그네슘(MgO)이 9.32 %로 분석되었다.

압축강도 실험 시편은 콘크리트로 제작하며, 응결시간 및 황산염 침식에 따른 길이변화, 중량변화에 이용할 시편은 모르타르, 그리고 황산염 침식에 의한 미세구조 변화를 알아보기 위한 X-선 회절분석(X-Ray Diffraction; XRD)과 주사전자현미경(Scanning Electron Microscopy; SEM)에 이용할 시편은 페이스트로 제작하였다. 실험에는 OPC를 기본으로 비교군으로 CAC, C50G50을 설정하였으며, 전체 용적 1 m³ 기준으로 계산한 배합비는 Table 2와 같다.

Table 2. Mix proportions for experiment in this study

Notation	Composite type	Binder (kg/m3)			Water to binder (kg/m3)	Sand (kg/m3)	Gravel (kg/m3)	Air content (%)
		OPC	CAC	GGBS
OPC	Paste	1584.5	-	-	475.2	-	-	2
	Mortar	694.6	-	-	208.4	1458.6	-
	Concrete	402.2	-	-	120.7	844.6	1118
CAC	Paste	-	1558.2	-	467.5	-	-
	Mortar	-	689.5	-	206.9	1447.9	-
	Concrete	-	400.5	-	120.2	840.9	1113.3
C50G50	Paste	-	769.4	769.4	461.6	-	-
	Mortar	-	342.8	342.8	205.7	143.9.8	-
	Concrete	-	199.6	199.6	119.4	838.2	1108.7

3.2 기초물성 실험

3.2.1 응결시간

응결시간은 직육면체 몰드(10 × 10 × 40 cm)에 넣은 굳지 않은 모르타르의 관입저항시험(ASTM C 403)(ASTM C 403, 2008) 방법에 따라 실시하였다. 모르타르 표면에 적당한 치수의 침을 붙인 관입 저항 기구를 연직방향으로 천천히 관입한다. 관입침의 지름은 28.66, 20.28, 14.32, 9.10, 6.38 그리고 4.51 mm의 크기의 것을 사용하였으며 면적이 넓은 것부터 작은 것 순서대로 사용하였다. 관입에 소요되는 시간은 약 10 ± 1초로 설정하였으며, 온도는 25 ± 2 °C를 유지하였다. 초기응결시간은 관입 저항이 3.5 MPa일 때로 정의하였고, 최종응결시간은 28 MPa일 때로 정의하였다.

3.2.2 압축강도

OPC 및 CAC 재료의 기초물성 평가를 위해 압축강도 시험법(KS F 2405)[10]에 따라 실시하였다. 콘크리트 시편은 모두 실린더 몰드(Ø 100 × 200 mm)에 제작하였으며, 1일 후 경화된 시편을 20 ± 5 °C 온도에서 수중양생 시켰으며, 각 콘크리트 배합 별 1, 3, 7, 28, 91일 압축강도를 측정하였다. 각 재령일 별 압축강도는 3개 시편에 해당하는 결과 값들을 평균 산정하였다.

3.3 황산염 침식저항성 시험

실험재료들의 황산염 침식에 대한 저항성을 평가하기 위해 중량감소와 길이변화를 측정하기로 하였으며, 시편은 직육면체 몰드(10 × 10 × 40 cm)에 모르타르로 제작하였다. 침지용액은 10 % 황산마그네슘(MgSO₄) 시약과 물을 섞어서 제조하였다.

3.3.1 중량변화

중량변화 측정은 ASTM C 267(ASTM C 267, 2012)의 실험방법에 따라 실시하였으며, 제작된 시편은 7일 수중양생을 거친 후 탈형 직후에 침지시켰다. 초기 질량은 침지 전 시편을 기준으로 하며, 황산에 대한 충분한 침식 효과를 보기 위해 100일동안 침지시킨 후 질량을 측정하였다. 질량변화율은 식 (1)와 같다.

$$W_{ch}=\frac{W_S-W_{ini.}}{W_{ini.}}\times100$$

(1)

여기서, W_ch은 질량변화율(%), W_s는 황산염 침식 후 시험체 질량(g), W_ini,은 초기 시험체 질량(g)이다.

3.3.2 길이변화

길이변화 시험에 사용한 시편은 중량변화와 동일하게 제작하였으며, 초기 길이는 7일 수중양생을 거친 탈형 직후의 시편을 기준으로 하였다. 이 후 황산 마그네슘(MgSO₄) 수용액에 침지한 후, 재령 100일동안 길이변화를 7일, 28일, 56일, 100일에 걸쳐 측정하였다. 시험은 ASTM 1012(ASTM 1012, 2007)에 따라 다이얼 게이지 방법에 의해 측정하였으며, 길이변화율은 식 (2)과 같다.

$$L_{ch}=\frac{L_S-L_{ini.}}{L_{ini.}}\times100$$

(2)

여기서, L_ch은 길이변화율(%), L_s는 황산염 침식 후 시험체 길이(mm), W_ini,은 초기 시험체 길이(mm)이다.

3.2.3 미세구조 분석

실험에 사용된 재료들의 황산염 침지 전과 후의 수화물 특성 및 변화를 평가하기 위해 X선 회절분석(X-Ray Diffraction; XRD) 및 주사전자현미경(Scanning Electron Microscopy; SEM)을 실시하였다. 시편은 골재의 영향성을 제거하기 위해 10 × 10 mm의 큐빅형태의 페이스트로 제작하였으며, 황산염 침지 전, 후 두 가지로 설정하였다. 침지 전 샘플은 28일 양생한 시편을 300 ㎛ 체로 체거름하여 제작하였고, 침지 후 시편은 7일 수중양생 후 10 % 황산마그네슘 용액에 침지시켜 28일 때 시험분석을 실시하였다. 두 샘플은 모두 50 °C 온도의 건조로에서 48시간 건조시켰다.

XRD 기기는 D/MAX RINT 2000을 이용하였으며, 측정조건은 회절각은 5-75°, 스캔속도는 4°/min, 전압은 40 kV, 전류는 100 mA로 설정하여 실시하였다. 또한, SEM 분석은 완벽하게 건조시킨 시료를 탄소 테이프로 감아 샘플링 작업을 하며, 표면은 플라즈마 코팅을 통해 전처리 작업을 마친 후 분석을 실시하였다.

4. 결과 및 고찰

4.1 기초물성 평가

4.1.1 응결시간 특성

OPC, CAC, C50G50 모르타르의 세 가지 바인더에 대한 응결시간 실험결과를 다음 Fig. 1에 나타냈다. 초결시간과 종결시간은 모두 C50G50 > CAC > OPC의 순으로 빨랐으며, 특히 C50G50은 결과값이 매우 다르게 측정되었다. CAC는 OPC 대비 초결과 종결시간 모두 1시간 정도 빠르게 측정된 데 비해 C50G50은 초결시간이 2배 정도의 차이를 보였으며, 초결이 진행된 이후 30분 내외로 급격하게 굳으면서 종결시간은 2.5배 정도의 차이를 보였다. 이것은 GGBS 내의 C₃S와 C₂S가 물에 용해되어 초기 공극수의 알칼리도를 증가시켜 CAC의 수화반응을 촉진하여 생긴 결과로 판단된다. 기존의 연구에 따르면 OPC/CAC 혼입 시 30분 만에 종결에 도달하는 것을 알 수 있다. 이는 GGBS 보다 높은 pH를 갖기 때문인 것으로 판단된다. ASTM C 150 규정에 따르면 응결시간은 초결 60분 이상, 종결 600분이하로 규정하고 있고 C50/G50의 응결속도는 규정에 적합하다고 할 수 있다. 하지만 초결시간과 종결시간 사이의 간격이 60분이 안되기 때문에 빠른 작업이 요구될 것으로 판단된다.

4.1.2 압축강도 특성

제작한 콘크리트 시편들의 1, 3, 7, 28, 91일차 압축강도 시험결과 그래프를 Fig. 2에 나타냈다. 그 결과 CAC 콘크리트의 초기 압축강도는 C50G50 콘크리트와 OPC 콘크리트의 압축강도에 비해 높은 값을 보였다. 양생일 3일에 CAC 콘크리트의 압축강도는 약 40 MPa로 높은 압축강도를 보였다. 양생기간이 증가함에 따라 CAC 콘크리트의 압축강도는 서서히 감소하는 특성을 보였는데, 이는 CAC 콘크리트의 수화물의 변화에 의해 생긴 공극 때문인 것으로 판단된다(Lee et al., 2015). 초기에 생성된 6각형 모형의 CAH₁₀ 수화물이 시간이 지남에 따라 정육면체 모형의 C₃AH₆ 수화물로 변형이 일어나게 된다(Antonovič et al., 2013). 이에 따른 내부 공극의 형성이 압축강도의 저하를 보인 것이다.

이에 반해 C50G50 콘크리트와 OPC 콘크리트의 압축강도는 양생일이 증가함에 따라 높아지는 결과를 보였다. 특히 C50G50 콘크리트는 양생일 91일에 CAC 콘크리트의 압축강도를 추월하여 44 MPa를 나타냈다. 이는 GGBS가 가지고 있는 β-C₂S 클링커의 늦은 수화속도 때문에 서서히 반응하면서 C-S-H 수화물을 생성하여 CAC 수화물의 변화에 의해 생긴 공극을 채워 압축강도의 보완하기 때문인 것으로 판단된다. CAC만을 사용하였을 경우 나타날 수 있는 문제점을 보완하기 위해서는 장기강도를 발현할 수 있는 재료의 선택이 필요한데, OPC를 혼입하는 경우 너무 빠른 경화속도로 작업성을 갖지 못하기 때문에 적합하지 않았지만 GGBS를 혼입한 경우 적당한 응결속도와 장기강도에서의 장점을 보여 적합한 것으로 판단된다.

4.2 황산염 침식에 대한 내구성평가

4.2.1 중량감소율

황산염 침지 재령에 따른 질량변화 실험결과는 Table 3과 같고, 각 바인더별 3개의 샘플로 실험한 결과값을 평균 계산하여 Fig. 4의 그래프에 나타냈다. 종류에 관계없이 황산염에 침지시킨 후 초기에는 모두 소폭 질량이 증가하는 경향을 보였다. OPC 콘크리트의 경우, 재령 28일 이후 급격한 감소율을 보여 재령 91일차에는 약 2∼2.5배 정도 더 많은 감소율을 보였다. 이것은 초기 콘크리트 내 수화물이 황산마그네슘과 반응하여 생성되는 수화물의 영향으로 증가하는 것으로 보이나, 장기적으로는 침식에 의해 열화가 발생하여 박리 및 탈락에 의한 질량이 감소하는 경향을 보이게 된다(Beak et al., 2015). 반면 CAC와 C50G50 콘크리트는 CAC가 가지고 있는 산화알루미늄(Al₂O₃)이 황산염(SO₄^2-)과 수소(H⁺)와 같은 이온을 침투하지 못하도록 콘크리트 내 공극을 채워 반응을 늦추는 것으로 보인다(Park et al., 2017).

Table 3. Weight change of immersed OPC, CAC, C50G50 concretes in the sulfate solution

	7d	14d	28d	56d	100d	Rate of change (%)
OPC	3.686	3.688	3.69	3.636	3.534	-4.12
CAC	3.805	3.806	3.803	3.765	3.727	-2.05
C50G50	3.752	3.755	3.76	3.731	3.682	-1.87

4.2.2 길이변화율

황산염 침지 재령에 따른 길이변화 실험결과는 Table 4에 나타냈다. 질량변화율과 마찬가지로 각 바인더별 3개의 샘플로 실험하였으며, 그 값들을 평균 계산하여 Fig. 3에 나타냈다. 길이변화에 큰 변화를 보이지 않는 CAC와 C50G50과 달리 OPC는 침지 56일 이후 급격하게 팽창하는 결과를 보였는데, 이는 질량변화에도 상호 영향을 미친다. 황산염 침식에 의해 콘크리트 내구성에 영향을 미치는 수화물이 생성되면서 시편이 팽창하여 길이변화를 초래한다. 또한 시편의 팽창으로 인해 내외부적으로 크랙이 발생하게 되며, 이로 인해 열화가 더욱 빨리 진행되게 된다.

Table 4. Length change of immersed OPC, CAC, C50G50 concretes in the sulfate solution

	7d	14d	28d	56d	100d	Rate of change (%)
OPC	19.175	19.186	19.183	19.187	19.22	0.26
CAC	19.085	19.087	19.09	19.091	19.095	0.05
C50G50	19.034	19.035	19.039	19.038	19.04	0.04

4.2.3 미세구조분석

황산염 침지 전과 후 수화물의 변화를 알아보기 위해 XRD 분석을 실시하였고, Fig. 4는 OPC 페이스트 샘플의 분석 결과를 나타낸 것이다. Fig. 4(b)를 보면, OPC의 주요 수화생성물은 C-S-H와 CH 인 것을 알 수 있다. 그런데 침지 이후 Fig. 4(a)를 보면, 침지 전에는 없던 Ettringite와 Gypsum이 생성되어 새로운 피크점이 생긴 것을 확인할 수 있으며(Neville, 2012), 기존의 C-S-H와 CH의 피크도 전체적으로 줄어든 것을 확인 할 수 있다. 다음의 식 (1), (2)는 콘크리트에서의 황산염에 대한 침식 과정에서 발생하는 화학반응식을 나타낸 것이다. OPC의 주요 수화생성물인 C-S-H와 CH가 황산에 의해 Ettringite와 Gypsum을 만드는데 이는 XRD 결과와 같은 결과를 나타낸다.

(1) Ca(OH)₂ + H₂SO₄ → CaSO₄ • H₂O

(2) CaO • SiO₂• 2H₂O + H₂SO₄ → CaSO₄ + Si(OH)₄ + H₂O

Fig. 6은 OPC 페이스트 샘플의 황산염 침지 전․후의 SEM 이미지를 분석한 결과이다. 친지 전 SEM 이미지를 보면 C-S-H가 주로 존재하던 것과 비교해 침지 이후 대부분의 수화물이 Ettringite으로 변화한 것을 알 수 있다. 이는 OPC의 질량변화에 대한 결과에 대해 해석할 수 있다. Ettringite의 형성에 따른 내부 부피증가로 인해 시편에 크랙 및 탈락이 발생하였으며 이로 인해 질량감소가 나타난 것으로 판단된다(Hartshorn et al., 2002).

그리고 Fig. 7은 C50G50 페이스트 샘플의 황산염 침지 전후의 XRD 분석 결과를 나타낸 것이다. C50G50의 경우, 수화반응을 일으키는 C₃A가 없고, 수화 생성물인 CH가 OPC에 비해 적기 때문에 Ettringite 생성을 확인할 수 없었다. 주요 수화물은 C-A-H, C-S-H, CA였으며 OPC와는 다르게 CH가 존재하지 않았다. 또한, 침지이 후 CA 수화물이 조금 증가하였다. Ettringite 또한 XRD로는 관측되지 않았다. 이는 길이변화와 질량변화를 설명할 수 있다. OPC와 비교했을 때 질량 및 길이 변화가 적은 이유다. GGBS로 인해 형성된 C-S-H는 약간의 감소하는 것을 확인 할 수 있었다. 이는 황산염에 의한 탈탄산화 현상인 것으로 판단된다.

Fig. 8은 침지 전후의 C50G50 페이스트 시편의 SEM 이미지를 촬영한 결과이다. 침지 후 SEM 이미지에서도 XRD결과와 마찬가지로 Ettringite를 확인 할 수 없었다. 그러나 시편에 미세 공극들이 형성되었는데 이는 두가지 원인이 있을 것으로 판단된다. 먼저 CAC에 수화에 따른 수화물의 상변화에 의한 공극의 형성이다. 앞서 CAC만을 사용하였을 경우 양생기간이 늘어남에 따라 상변화가 진행되고 이로 인한 공극이 생겨 강도가 저하되는 것을 확인하였고 이로 인한 공극의 형성으로 볼 수 있다. 다른 이유는 C-S-H의 탈탄산화 현상이다. Fig. 6에서 C-S-H의 감소를 볼 수 있었는데 이를 뒷받침 할 수 있다. 하지만 공극의 형성이 두가지 원인 중 어떤 것인지는 추가적인 연구를 통해 밝혀내야 할 것으로 판단된다.

5. 결 론

본 연구는 세 가지 바인더-OPC, CAC, C50G50-의 기초물성 및 황산염 저항성 평가를 통해 하수암거용 고내구성 재료 개발하기 위해 실시하였다. 기초물성 평가는 압축강도, 응결시간, 공극구조로 분석하였으며, 황산염 저항성 평가는 질량변화, 길이변화를 실시하였다. 또한, XRD분석과 SEM분석을 통해 내구성에 영향을 미칠 수 있는 수화물 변화 및 미세구조 변화를 확인하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.

1) OPC 대비 CAC와 C50G50 콘크리트의 초기 압축강도는 2.5배 정도 높았다. 그러나 CAC의 경우 장기 압축강도에서 감소하는 특성이 있는데, GGBS의 C₂S가 C-S-H 수화물을 생성하여 CAC 수화물의 변화에 의해 생긴 공극을 채워 보완하기 때문에 C50G50의 강도가 떨어지지 않음을 확인하였다.

2) 또한, 초결 및 종결 모두 C50G50 > CAC > OPC의 순으로 빨랐다. 특히 C50G50 모르타르는 OPC 대비 초결 시간이 2배 정도의 차이를 보였으며, 초결이 진행된 이후 30분 내외로 급격하게 경화되었다. 이것은 GGBS 내의 C₃S와 C₂S가 CAC의 수화반응을 촉진하여 생긴 결과로 판단된다.

3) 황산염 저항성을 평가하기 위해 질량변화 및 길이변화를 측정하였다. OPC, CAC, C50G50 콘크리트 모두 초기에는 질량이 소폭 증가하였으나 장기적으로는 침식에 의해 질량이 감소하였다. 또한 길이변화를 큰 차이를 보이지 않았으나, OPC의 경우 수화생성물로 인해 팽창하는 것을 확인 할 수 있었으며, OPC에 비해 CAC 바인더가 황산염에 대한 더 큰 내성을 가지는 것을 확인하였다.

4) XRD분석 및 SEM분석 결과는 상호 연관성을 보였다. OPC의 주요생성물인 C-S-H와 CH가 황산염과 반응하여 Ettringite와 Gypsum라는 새로운 수화물을 생성하며, 미세구조에서도 큰 변화를 확인하였다. 반면 C50G50에는 수화반응을 할 수 있는 C₃A 클링커가 없고, CH가 적기 때문에 Ettringite가 형성되지 않아 매트릭스 상에 큰 변화를 보이지 않아 황산염 침투에 대해 큰 저항성을 갖는 것으로 판단된다.