2.1. 콘크리트 열화 방법

콘크리트의 내구성에 관한 기존 연구들에 따르면 콘크리 트 강도에 직접적인 영향을 주는 열화 현상으로 동결융해, 탄산화, 황산염 침식을 예로 들 수 있다 (^{Bae et al., 2010}; ^{Kim et al., 2010}; ^{Choi et al., 2014}). 그러나 이러한 열화 현 상들은 콘크리트 표면의 균열, 스케일링 및 팝 아웃 (pop-out) 과 같은 콘크리트 형상의 변화를 동반하고 강도 저하율이 극 히 낮은 관계로 열화 현상을 적용한 구조 실험과 해석에 어 려움이 있다.

따라서 본 연구에서는 콘크리트 형상의 변형을 가지지 않 고 콘크리트 매트릭스의 붕괴를 초래하는 칼슘 용출 열화를 적용하였다.

일반적으로 콘크리트의 공극수에는 시멘트의 수화반응에 의해 생성되는 수산화칼슘 (Ca(OH)₂)과 C-S-H 등의 여러 수화물이 녹아 있으며 이러한 수화물들은 골재들을 묶어주 는 바인더 역할을 한다. 또한 공극수에 녹아 있는 수화물로 인해 공극수 사이의 화학적인 농도 평형 상태를 유지하고 장 기적으로 콘크리트의 강도 발현에 기여한다. 그러나 이온교 환이 가능한 순수 (pure water)에 의해서 공극수간의 농도 평형 상태에 이탈이 생기고 종국에는 콘크리트의 강도가 점 차적으로 저하되는데 이러한 콘크리트의 잠재적인 물리-화학 적 열화 현상은 “칼슘 용출 열화”로 알려져 있다 (^{Choi and Yang, 2013}).

앞서 거론한 바와 같이 본 연구에서는 콘크리트의 강도를 인공적으로 감소시키기 위하여 화학적 반응에 의한 급속 칼 슘 용출로 콘크리트의 부분적인 손상 (강도 저하)을 유도하 였다. 자연적인 조건에서 칼슘 용출로 인한 콘크리트의 강도 저하에는 장기간이 소요되므로 이를 고려하여 Fig. 1에 나타 낸 방법과 같이 압축 강도 실험체와 철근콘크리트 부재를 질 산암모늄 (NH₄(NO)₃) 수용액 (6M)에 침지시켜 장기 폭로하 였다. 질산암모늄에 의한 급속 칼슘 용출 열화 방법은 1997 년 Carde에 의해 제안되었으며, 콘크리트 내부의 공극수에서 칼슘 (Ca)과 암모늄 (NO₃)이 화학반응으로 결합된 후, 칼슘 이 용출되어 나오는 방법으로 콘크리트의 강도가 저하된다 (^{Carde et al., 1997}). 계획된 실험기간 동안 칼슘을 용출 시 킨 후에는 페놀프탈레인법을 사용하여 칼슘 용출로 인해 손 상된 깊이 (강도 저하 깊이)를 측정하였다. 콘크리트 압축 강 도 실험체의 경우, 질산암모늄 수용액에 완전히 침지하여, 730일 동안 단면적의 90% 이상을 손상시켰다. 반면, 상대적 으로 크기가 큰 RC 부재의 경우에는 Fig. 1과 같이 압축 연 단으로부터 소정의 깊이까지 질산암모늄에 침지를 시켜 일 정 부위의 강도를 저하시켰다. 또한 급속 열화 실험에 의해 콘크리트 강도가 저하되는 시간과 동일하게 수중양생 (압축 강도 실험체)과 기건양생 (RC 부재)을 실시하여 비교 대상 인 건전한 콘크리트 실험체 (Sound RC member)를 확보하 였다.

Fig 1.

Scheme of concrete degradation method

2.2. 실험체 제작 및 형상

압축 강도 실험체와 RC 부재의 제작을 위하여 사용된 콘 크리트의 물성은 Table 1의 배합표에 나타낸 것과 같이 물- 결합재비 50%를 기준배합으로 하였으며, 다양한 콘크리트의 물성을 고려하고자 플라이애쉬 (FA)를 10%, 고로슬래그미 분말 (BFS)을 30%로 대체하였다. RC 휨 부재의 경우에는 실험에 의해서 얻어진 항복강도 350MPa의 전단 철근 (D10) 과 항복강도 425MPa의 주철근 (D19)을 사용하였다.

한편, 압축 강도 실험체는 직경 100mm, 높이 200mm의 원주형 공시체로 제작하였으며, 실험체의 상∙하면을 코팅 처리하여 실험체의 측면으로부터 칼슘을 용출시켰다. RC 부 재는 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 200×300×2200mm (폭×높 이×길이)의 제원으로 제작하였다. 또한 전단 철근은 110mm 간격으로 배치하였으며, 콘크리트의 피복두께는 30mm로 하 였다. 주철근의 변형률 측정을 위하여 부재 중앙부 철근의 총 6개소에 철근 변형률 게이지 (steel strain gauge)를 각각 설치하였으며, 콘크리트의 변형률 측정을 위한 concrete strain gauge를 압축 연단으로부터 10, 30, 50mm에 설치하였다.

2.3. 압축 및 휨 시험 방법

콘크리트의 열화에 따른 강도 저하가 응력-변형률 거동에 미치는 영향을 분석하기 위하여 열화된 콘크리트 및 건전한 콘크리트의 압축 강도를 KS F 2405 시험법에 따라 측정하 였다. 이때 질산암모늄 수용액에 노출시킨 압축 강도용 실험 체는 상∙하면의 코팅을 제거한 뒤 연마를 실시하여 압축 강도 시험을 하였다. 또한 Photo 1에 나타낸 바와 같이 압축 연단이 열화된 RC 부재의 역학적 특성을 평가하기 위하여 4점 휨 시험을 수행하였다. 300kN 용량의 액츄에이터 (actuator)를 사용하여 사이클 로딩 방법으로 가력하였으며, 하중 제어는 주철근의 항복 변위 (Δ_y)를 기준으로 0.5Δ_y, 1.0Δ_y, 2.0Δ_y 의 단계까지 변위 제어를 하였다. 이때 실험체 중앙부 하단 에 LVDT를 설치하여 하중에 따른 처짐량을 측정하였다.

Photo 1.

RC member flexural test set up

3.1. 기본 형상 모델링

열화 진행에 따른 콘크리트의 역학적 거동에 관한 비선형 유한요소해석을 위해 본 연구에서는 범용 구조해석 프로그 램인 ABAQUS를 사용하였다. 해석을 위한 모델링은 실험 결과와 비교하기 위하여 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 시험체 와 동일한 크기 및 형상을 구성하여 모델링하였다. 또한 RC 휨 부재의 경우, 콘크리트와 철근을 완전 부착 상태로 모델 링하여 일체 거동으로 해석을 수행하였다. 모델에 사용된 콘 크리트는 8절점 솔리드 요소를 사용하였으며, 철근은 2절점 트러스 요소를 사용하였다. 한편 압축 강도 시험을 통해 얻 은 건전한 콘크리트 및 열화된 콘크리트의 재료 물성값을 사 용하였으며, 지점 및 하중 조건을 시험 조건과 동일하게 하 였다. 실험체의 일부가 열화된 경우에는 건전한 부분과 열화 된 부분의 재료 물성을 달리하여 해석을 수행하였다.

Fig 2.

Mesh selected for specimen model

3.2. 콘크리트 재료의 비선형 구성 모델

본 연구에서는 콘크리트의 열화로 인한 강도 저하를 비선 형 해석에 반영하기 위하여 콘크리트의 솔리드 요소에 콘크 리트 손상 모델 (Concrete Damaged Plasticity Model)을 적 용하였다.

ABAQUS에서 제시하는 CDP 모델은 1축 인장 및 압축 응력에서의 콘크리트 거동을 묘사함과 동시에 RC 구조의 반 복 하중에 대한 강성 감소를 반영할 수 있다. 이 모델은 Lubliner에 의해 처음으로 제안된 후 Lee and Fevans에 의 해서 모델식이 개선되었다 (^{Lubliner et al., 1989}; ^{Lee and Fevans, 1998}). Fig. 3에 나타낸 바와 같이 CDP 모델의 일 축 응력상태에서의 비탄성 변형률 ε c ∼ in 은 다음의 식과 같이 표현된다.

여기서, ε_c는 파괴응력에서의 콘크리트 총 변형률이다. ε 0 c el 는 초기 항복응력 (σ_co)까지의 선형 탄성 구간에 대한 변형 률을 의미하며 다음과 같이 표현할 수 있다.

Fig 3.

Definition of inelastic strains

여기서, E₀는 손상을 받지 않은 재료 (undamaged material) 의 초기 탄성계수를 나타내며, EC2 코드와 ACI 코드에서 제시한 것과 같이 최대하중의 40%로 가정한다. 또한, CDP 모델의 소성 변형률은 다음의 식으로 계산된다.

여기서, d_c는 탄성계수의 감소율을 표현하기 위한 압축 손 상변수를 의미한다 (0 ≤ d_c ≤ 1).

4.1. 일축 압축 응력-변형률 관계

열화 진행에 따른 콘크리트의 압축 응력 상태에서의 응력- 변형률 관계를 파악하고자 급속 열화 실험으로 손상된 실험 체의 압축 강도 시험 결과와 Fig. 4와 같이 유한요소해석에 의해 추정된 값을 비교하였다. 또한 실험 결과와 해석결과는 시험체의 물-결합재비와 사용된 혼화재의 종류로 구분하고 응력-변형률 곡선의 형태로 Fig. 5와 같이 나타내었다. Fig. 5의 실험 결과에서 Sound Concrete는 수중 양생한 건전한 콘크리트를 나타내며, 칼슘 용출 열화로 손상된 실험체의 경 우에는 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 압축 강도 실험체 (직경 100mm, 높이 200mm)의 총 단면적 (A_t) 대비 손상된 면적 (A_d)으로 손상된 정도 (A_d/A_t)를 표현하였다. 콘크리트의 물 성에 따라 다소 차이를 나타냈으나 급속 칼슘 용출 실험으로 총 단면적 대비 59%, 61%, 95%가 손상된 실험체의 결과를 얻을 수 있었다. 또한 실험에 의해 도출된 응력-변형률 곡선 과 손상된 단면적을 60%와 95%로 해석한 값들의 응력-변형 률 곡선이 가장 일치하는 것으로 나타났으며, ABAQUS에서 제시하는 CDP 모델은 손상된 콘크리트의 압축 거동에 대한 응력-변형률 관계를 비교적 잘 나타내는 것으로 판단된다.

Fig 4.

Distribution of compressive stress and strain

Fig 5.

Compressive stress-strain curve

한편, 칼슘이 용출된 단면적 (손상된 면적)이 증가할수록 콘크리트의 극한응력과 선형 탄성 구간이 감소하였으며, 콘 크리트의 압축력에 의한 파괴시의 변형률은 0.003 이상으로 크게 증가되는 것으로 나타났다. 특히, 손상된 단면적이 95% 인 경우에는 급격한 강도 저하를 보였으며, 건전한 콘크리트 의 응력-변형률 곡선과 비교했을 때 비탄성 구간이 크게 증 가하는 소성 변형의 형태를 나타냈다. Fig. 6에 나타낸 것과 같이 단면 손상이 90% 이상인 실험체의 실험 및 해석 결과 만을 확대하여 살펴보면, 매우 작은 재하 하중에서도 파괴가 일어나며 열화된 콘크리트의 탄성 계수는 건전한 콘크리트 대비 70% 정도의 감소를 나타냈다. 따라서 고강도일수록 취 성에 가까운 콘크리트는 칼슘 용출 열화에 의해 표면으로부 터 강도가 저하될수록 성형성만을 유지한 연성체에 가까워 지며, 이는 결합재 역할을 하는 수화생성물의 소진으로 인해 콘크리트 매트릭스 구성 요소인 골재와 시멘트 페이스트 사 이의 부착력이 결여된 것에 원인이 있는 것으로 판단된다. 일반적으로 RC 보의 단면 설계에서 인장 영역의 콘크리트 인장 강도는 고려되지 않으나 압축 영역 콘크리트의 설계 강 도는 원주형 공시체의 압축 강도 시험에 의해 결정되는 중요 한 설계 요소이다. 따라서 앞서 기술한 바와 같이 특정한 장 기 열화에 의한 부분적 손상이 콘크리트의 압축 강도에 큰 영향을 미치고 있으므로 열화 환경에 노출된 콘크리트 구조 물의 설계에 대해서는 다양한 콘크리트의 열화에 의해 예상 되는 손상 정도가 반영되어야 할 것으로 사료된다.

Fig 6.

Compressive stress-strain curve (Ad/At>90%)

4.2. RC 휨 부재의 하중-처짐 관계

열화로 인한 RC 부재의 압축 영역 콘크리트의 손상이 부 재의 휨 거동에 미치는 영향을 파악하기 위하여 건전한 콘크 리트 부재와 열화된 콘크리트 부재의 휨 시험에 의한 하중- 변위 곡선을 Fig. 9와 Fig. 10에 각각 나타내었다. Fig. 9는 건전한 콘크리트의 휨 거동을 나타내며, Fig. 10은 열화 실 험에 의해 손상된 RC 부재의 휨 거동을 나타낸다. 또한 Table 2는 각 RC 부재 사면의 평균 용출 깊이를 나타낸 것 이며, RC 부재의 콘크리트 물성에 관계없이 급속 칼슘 용출 실험으로 압축 영역이 손상된 깊이는 평균 16%의 손상 수치 를 보였다.

Fig 9.

Load-displacement curve (sound RC member)

Fig 10.

Load-displacement curve (damaged RC member)

실험 결과의 해석적 검증을 위해서 실험체의 모델링 단계 에서 손상된 부위와 비손상 부위로 구분하였으며, 손상된 깊 이를 실험 결과와 동일하게 하였다 (Fig. 7). 또한 Fig. 8에 나타낸 것과 같이 RC 휨 부재의 모델링에서는 손상된 부위 의 콘크리트 물성을 4.1절의 손상 해석을 통한 콘크리트 응 력-변형률 곡선을 토대로 결정하였으며, 일축 압축 거동의 해석에서 나타난 바와 같이 칼슘 용출 손상을 입은 콘크리트 의 변형률이 크게 증가하므로 ABAQUS의 손상 모델을 적 용하여 증가된 변형률을 표현하였다. 한편, RC 부재의 압축 영역에서 손상된 부위만의 강도 감소 정도를 표현하기 위하 여 건전한 콘크리트의 압축 강도 대비 손상된 후의 잔류 강 도 (residual strength)를 달리하여 해석적 검증을 수행하였다.

Fig 7.

Road point and stress distribution

Fig 8.

Stress-strain curve applied to the degraded part of RC member

먼저, Fig. 9와 Table 3에 나타낸 건전한 RC 부재의 실험 결과 및 해석 결과를 살펴보면, 실험 결과와 해석 결과에서 모두 비슷한 수치의 항복하중 (P_y) 값을 나타냈으며, 항복하 중 이전까지의 하중-변위 곡선의 기울기도 비교적 유사한 형 태를 나타냈다. 그러나 항복하중 이후의 최대하중 (P_m) 값 에서는 다소차이를 보였으며, 대략 4~8% 정도 과다 해석되 는 것으로 나타났다.

한편, Fig. 9와 Fig. 10에 나타낸 건전한 RC 부재와 표면 이 열화된 RC부재의 하중-변위 곡선을 비교하여 살펴보면, 건전한 RC 부재에 비하여 손상된 부재의 내하력이 다소 저 하되는 것을 확인 할 수 있으나, 손상 여부에 상관없이 항복 하중까지는 유사 거동을 보이고 있다. 이는 압축 연단으로부 터 손상된 부위가 깊지 않고 휨 부재의 특성상 압축 영역의 영향이 휨 인장 영역의 영향보다 크게 반영되지 않는 것으로 판단할 수 있다. 또한 RC 부재의 콘크리트 물성에 따라 차 이는 있으나 최대하중 이후에 급격하게 내하력이 감소되는 것을 확인할 수 있다. 이는 휨 거동 실험에서 하중이 직접적 으로 전달되는 하중 포인트가 압축 연단인 것과 칼슘 용출 열화로 인해 콘크리트의 노출 표면인 압축 연단이 가장 취약 한 것에서 원인을 찾을 수 있다.

손상된 RC 휨 부재의 휨 거동 실험 결과와 손상된 부위의 잔류 강도를 60%, 40%, 20%로 해석한 결과를 비교한 Fig. 10과 Table 4를 살펴보면, 표면이 손상된 OPC와 FA부재의 경우 손상된 부위의 잔류 강도를 60%로 해석한 결과와 가장 일치하였으며, 손상된 BFS 부재의 경우에는 잔류 강도율을 20%로 해석한 결과와 가장 일치하는 것으로 나타났다. 반면 실험 결과에서 나타난 최대하중 이후의 내하력 저하 현상을 유한요소해석으로 표현하기에는 무리가 있는 것으로 판단된다.