3.1 사용재료 및 실험체 제작

고강도 콘크리트영역에서의 비파괴강도 추정식을 분석하 고 제안하기 위하여 강도 40 MPa~80 MPa 이상의 콘크리트를 Table 3에 나타낸 배합으로 실험편을 제작하였다. Φ100×200 mm의 콘크리트 공시체를 재령 1, 3, 5, 7, 14, 28, 150, 180, 240 과 300일별로 최소 5개씩 제작하였으며, 재령에 따라 압축강 도 실험을 실시하였다.

콘크리트는 국내 현장에서 사용되는 콘크리트 특성을 반영 할 수 있도록 부산지역의 OO레미콘을 사용하여 타설하였으 며, 사용재료는 단위중량 3.15 t/m³의 보통 포틀랜드 시멘트 를 사용하였고 골재는 부산광역시에서 입수된 단위중량이 각 각 2.61 t/m³과 2.69 t/m³인 천연모래와 쇄석을 이용하였으 며 굵은골재 최대치수는 20 mm이다. 또한 강도발현을 위해 단위중량이 각각 2.22 t/m³와 2.2 t/m³인 플라이애쉬와 실리 카흄을 사용하였다.

^{Breysse(2012)}의 연구에 의하면 콘크리트 재료에서 반발경 도와 초음파 속도에 가장 중요하게 영향을 미치는 요인은 재 령, 골재의 형태, 골재량, 물-바인더비 및 공극의 유무이며, 혼 화재의 종류 및 양 또는 골재의 크기 등은 크게 영향을 미치지 않는 것으로 분석되었다. 따라서 본 연구에서는 골재량과 물 바인더비만을 변화시켰으며, 시멘트와 혼화재의 종류 등에 대해서는 고려하지 않았다.

3.2 압축강도 실험 및 비파괴 시험

압축강도 시험은 ^{KS F 2405(2010)}에 따라 1일 이후에 실시 하였으며, Fig. 1에는 각 재령별 압축강도 측정결과를 정리하 였다. 28일 이후의 실험결과에서는 배합(Mix)별로 압축강도 최대치와 최소치의 범위를 표시하였으며, 전체적으로 재령28 일과 180일 측정값을 제외하고 편차는 크지 않은 것으로 나타 났다. Mix3의 경우에는 설계배합강도보다 낮게 관찰되어 실 리카흄의 배합량 또는 수화반응이 충분히 이루어지지 않은 것으로 판단된다.

Fig. 1

Compressive strength variation of each concrete mix according to the curing time

압축공시체에 대하여 반발경도법(^{KS F 2730, 2008})과 초 음파속도법(^{KS F 2731, 2008})을 적용하여 비파괴시험을 실시 하였다. 압축공시체에 대한 반발경도 측정은 압축시험기에 공시체를 거치시킨후 압축강도의 10% 내외의 하중을 가력한 후 측면에서 반발경도를 20회 측정하여 평균치를 사용하였으 며, 초음파 속도는 공시체 길이방향에 대하여 직접법으로 3회 측정후 평균값을 사용하였다.

4.1 기존 예측식과의 비교

Fig. 2와 Fig. 3에는 각각 표준공시체의 반발경도와 초음파 속도별 압축강도 분포를 나타내었다. 반발경도(R)의 도수분 포는 반발경도 10간격으로 분석하였으며, 불확실도가 높았던 초기재령을 제외하고, 30 MPa 이상의 경우에 강도별 표준편 차는 9.7~11.3 MPa내외로 강도수준에 관계없이 거의 유사하 게 분석되었다.

Fig. 2

Frequency distribution of rebound value according to the compressive strength

Fig. 3

Frequency distribution of ultrasonic pulse velocity according to the compressive strength

초음파 속도는 0.25 km/s의 간격으로 분포도를 예측하였으 며, 초음파 속도 4.24 km/s이하(평균강도 30 MPa) 이하에서는 5.5 MPa 정도의 표준편차가 발생하였으나, 초음파 속도 4.50~ 4.74 km/s(평균강도 51 MPa)구간에서 표준편차가 11.4 MPa 정도로 상당히 크게 분석되었으나, 다른 구간의 경우에는 9 MPa 내외로 분석되어 강도에 따른 분산의 변화는 거의 없는 것으로 나타났다.

Fig. 4와 5에는 기존 압축강도 제안식과 실험결과에 의한 예측치와 실제 압축강도와의 평균강도비와 RMSE(root mean square error)를 나타내었으며, 제안식과 실험치의 상세비교 는 Fig. 6에 도시하였다. Fig. 4에 나타낸 것과 같이 ^{Kim et al.(2002)}의 제안식을 제외하고 반발경도법의 경우에는 전반 적으로 과소예측되는 것으로 나타났으며, 일본건축학회(^{AIJ, 1983})와 ^{Kim et al.(2002)}의 식의 경우에는 50 MPa 이하의 보 통강도 콘크리트와 50 MPa 이상의 고강도 콘크리트의 예측 결과의 차이가 큰 것으로 분석되었다. 초음파속도의 경우에 는 ^Khan(2012)의 경우 과대평가되는 것으로 분석되었으며, 다른 예측식의 경우에는 전반적으로 과소평가되는 것으로 나 타났다. 또한 ^MRSJ(1958), ^AIJ(1983)과 ^Khan(2012)의 경우 에는 강도에 따른 예측결과의 차이가 다소 큰 것으로 분석되 었다.

Fig. 4

Average strength ratio from predicted and tested compressive strength

Fig. 5

Root-mean-square error between predicted values and test values

Fig. 6

Comparison of test results and various prediction equations by previous researches

각 예측식들에 대한 실험결과의 최소제곱근오차(RMSE) 는 Fig. 5에 나타내었다. 반발경도법과 초음파속도법 모두 50 MPa 이상의 고강도 영역에서 오차가 증가함을 알 수 있으며, 반발경도법의 경우에는 ^KRISS(1999), 초음파 속도의 경우에 는 ^Atici(2011)의 식의 오차가 상대적으로 크게 분석되었다. 국내에서 많이 사용되고 있는 일본건축학회식(^AIJ,1983)과 재료시험소식(MRSJ)의 경우에는 전체적인 경향이 맞지 않는 것으로 나타났으며, ^{Kwon et al.(2006)}의 제안식이 상대적으 로 실험결과와 적합도가 높은 것으로 분석되었다. 지수함수 형태로 제안된 ^Atici(2011)와 ^{Mohammed et al.(2011)}의 경우 에는 반발경도 40~50내외에서의 압축강도를 크게 저평가하 는 것으로 분석되었다. ^KRISS(1999)의 제안식의 경우에도 본 연구의 실험결과와 비교하면 강도가 증가할수록 저평가되는 것으로 나타났다. 반발경도 30~35내외에서 강도가 최저 20 MPa에서 최대 70 MPa까지 변화하는 것으로 나타났으며, 이 는 보통강도콘크리트와 고강도 콘크리트영역에서 표면 수화 생성물의 경도차이에서 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 6(b)는 직접법에 의한 초음파속도 예측식과 압축강도 결과를 나타내었다. 초음파 속도는 압축공시체에 대하여 직 접법으로 측정하였으며, 직접법의 경우 콘크리트 내부 공극 상태의 영향을 받기 때문에 간접법에 비하여 5%정도 속도가 높게 나타난다. 일차 회귀분석식의 경우 ^{Kim et al.(2002)}의 식이 다른 식들과 비교하여 상대적으로 정확하게 나타났으 며, 지수함수형태의 경우에는 ^{Khan et al.(2012)}의 제안식이 과대평가되는 경향은 있으나 속도 증가에 따른 강도 변화정 도는 잘 반영하는 것으로 나타났다. 고강도 영역인 초음파 속 도 4.5 m/s 이상의 속도에서는 기존의 일본재료학회(^{MRSJ, 1958})와 일본건축학회(^{AIJ, 1983}) 식의 경우에는 ^Atici(2011) 와 ^Im(2007)을 제외한 다른 제안식들보다 정확도가 떨어지는 것으로 분석되었다. 전체적으로 고강도영역에서 예측강도가 실제강도보다 낮게 나타나는 것으로 분석되었으며, 이는 기 존 예측식들이 표면강성 및 내부 공극율과 압축강도의 변화 가 비례하는 압축강도 50 MPa 이하의 콘크리트를 대상으로 하였기 때문인 것으로 판단된다. 그러나 고강도 콘크리트 영 역에서의 강도변화는 미세 수화생성물의 조직 치밀성 및 골 재의 강도 등에 영향을 받고, 강성증대 또는 내부공극의 감소 에 따라 강도가 증가하는 것은 아니기 때문에 기존의 식으로 는 정확도가 떨어지는 것으로 판단된다. 이와 같은 경향은 Fig. 7의 ^{Tomosawa and Noguchi(1993)}의 연구결과에서 나타 난 압축강도와 탄성계수의 관계에서도 간접적으로 유추할 수 있으며, ^{Yilmaz and Sendir(2002)}는 다양한 연구자들의 암석 의 탄성계수와 반발경도와의 관계를 제시하였다. 기존의 연 구에 의하면 50 MPa 이상의 고강도 콘크리트 영역에서 재료 의 강성을 나타내는 탄성계수의 증가정도가 감소하는 것으로 나타났으며, 이는 반발 경도의 변화추이와 비슷한 것이다. Fig. 8에는 RILEM과 AIJ에서 제안한 복합법에 의한 예측결 과와 본 연구의 실험결과를 나타내었다. 전체적으로 반발경 도법와 초음파법만을 적용한 경우에 비해서는 적합도가 높아 지는 것으로 나타났으나, 예측강도가 과소평가되는 것으로 분석되어 이에 대한 보정이 필요한 것으로 분석되었다.

Fig. 7

Relationship of elastic modulus and high strength concrete

Fig. 8

Comparison of test results and combined prediction equations by RILEM and AIJ

4.2 선형회귀분석에 의한 고강도 예측식의 제안

Table 4에는 본 연구에서 실험된 압축강도 결과와 반발경 도 및 초음파 속도를 사용하여 선형회귀분석한 식과 제안된 식에 의한 평균, 표준편차 및 결정계수를 정리하였으며, 실험 결과와의 비교는 Fig. 4와 5에 실제 압축강도와 예측치의 평균 및 최소자승오차를 정리하였으며, Fig. 6에는 실험에 의한 압 축강도와 예측값의 관계를 도시하였다.

반발경도법, 초음파법 등에 대한 제안식의 경우, 예측치가 실제압축보다 미소하게 크게 평가되는 것으로 분석되었으며, 표준편차는 기존식들과 큰 차이를 나타내지 않으면서 적합도 정도를 반영하는 결정계수(R²)는 각각 0.823과 0.811로 상당 히 높게 분석되었다. 반발경도법은 ^{Kwon et al.(2006)}의 결과 와 고강도 경역에서는 거의 유사하였으나, 40~60 MPa 영역에 서 Kwon et al.의 제안식이 강도를 저평가하는 것으로 나타났 고, 초음파속도법 제안식의 경우는 ^{Han and Kim(1999)}의 제 안식과 기울기가 유사한 것을 분석되었다. 반발경도와 초음 파속도에 대한 중회귀분석 결과는 Fig. 9에 나타내었으며, 복 합법 제안식 역시 결정계수가 0.831로 높게 나타나 기존식과 비교하여 높은 신뢰성을 갖는 것으로 나타났다. 그러나 보통 강도콘크리트와 고강도 콘크리트의 미세구조가 변화하는 압 축강도 50~60 MPa 사이에서는 상대적으로 분포도가 넓어지 는 것으로 나타났으며, 이는 보통강도콘크리트와 같이 표면 강성과 미세공극의 변화에 의해 강도가 지배되는 것이 아니 라 수화 생성물 조직과 골재 강도에 더 영향을 받기 때문인 것 으로 판단된다.

Fig. 9

Relationship between test result and proposed combined prediction equation