4.1. 압축강도 발현

Tables 2와 3에 각 콘크리트 배합의 압축강도, 탄성계수, 쪼갬 인장강도 및 파괴계수 측정결과를 나타내었다. 실험결과는 재령 28일에서의 실험결과를 나타내고 괄호의 값은 재령 56일에서의 측정값을 나타낸다. 표에서 실험결과는 각 배합의 실험시편 측 정값의 평균값을 나타낸다.

양생막 이용 양생조건에서의 물-결합재 비(w/b)에 따른 28일 압축강도 실험결과를 Fig. 2에 나타내었다. w/b=0.15(H120 시 리즈 배합), 0.20(H100 시리즈 배합) 및 0.23(H80 시리즈 배합) 일 때의 배치별 압축강도는 각각 73.7~80.9, 86.7~101.0 및 104.1~127.2이다. 물시멘트비 w/c=0.23일 때의 28일 압축강도 에 비해 w/b=0.20 및 0.15일 때의 28일 압축강도는 각각 21.1 및 48.8% 증가하였다. 실험결과는 본 연구 압축강도 범주에서 물- 시멘트 비가 증가함에 따라 고강도 콘크리트의 압축강도는 거의 선형적으로 감소하는 것을 나타낸다.

콘크리트의 재령에 따른 압축강도 발현을 분석하기 위하여 H100과 H120 배합의 일부 배치(batch)의 재령 28일과 56일에 콘크리트 압축강도를 측정하였다. Fig. 3에 H100 배합 중에서 대표적으로 H100-M3 배치의 시간에 따른 압축강도 발현을 나 타내었고, Fig. 4에 H120 배합 중에서 H120-M2 배치의 시간에 따른 압축강도 발현을 나타내었다. H100-M3 배치 및 H100-M4 배치에서 28일 압축강도에 대한 56일 압축강도의 비는 각각 143%과 148%이고, 28일에서 56일까지 40% 이상의 압축강도 가 지속적으로 발현된다. 이는 Parrot(1979)의 연구결과에 토대 를 둔 ACI 363의 연구결과와 유사하다. 반면에 H120-M1 배치 및 H120-M2 배치에서 28일 압축강도에 대한 56일 압축강도의 비는 각각 122%와 121%이다. H100 시리즈 배합의 28일 이후 의 압축강도 발현에 비하여 H120 시리즈의 28일 이후의 압축강 도 발현은 상대적으로 작다. 이는 H120 시리즈는 H100 시리즈 보다 더 많은 실리카퓸을 포함하고 있으며, 본 연구의 실험결과 는 Sarkar의 연구결과와도 일치한다. ^{Sarkar and Aitcin(1987)}는 고강도 콘크리트에서 물-결합재 비가 낮을 때, 콘크리트 내의 모 든 실리카퓸이 소모되지 않는다고 보고하였다. 낮은 물-결합재 비는 실리카퓸 입자의 용해를 지연시키기 때문에 수화과정을 변 화시킨다.

4.2. 양생조건의 압축강도에 대한 영향

콘크리트 코어시편 측정값을 토대로 한 ^{Bartlett and Mac- Gregor(1994)}의 실험결과에서 콘크리트 내부의 습도가 체적 전 체에 걸쳐 균등하게 분포하여 증가하면 콘크리트의 압축강도는 감소하는 것을 나타낸다. 즉, 이는 콘크리트 습도가 균등히 감소 하면 콘크리트 압축강도가 증가하는 것을 의미한다. 또한, 콘크 리트 시편 내부와 외부의 습도분포의 큰 차이는 콘크리트 압축 강도에 영향을 준다고 보고하였다. 또한 콘크리트의 건조는 시 편 표면에 수축을 유발하고 압축강도를 증가시키는 것으로 나타 났다.

^{Parrott(1979)}의 연구결과에 의하면 7, 14 및 28일 동안 습윤 양생한 후에 90일까지 상대습도 65%의 대기상태에 노출된 콘크 리트의 90일 압축강도는 90일까지 지속적으로 습윤양생한 시편 의 압축강도의 각각 90%, 95% 및 100%를 나타내었다.

^{Aïtcin et al.(1994)}은 기건양생, 실링(sealing)상태 및 습윤양 생한 시편의 강도 특성을 연구하였다. 기건양생 시편은 콘크리 트 타설 후 대기 조건에서 지속적으로 양생하였다. 습윤양생한 시편의 압축강도는 실링상태 및 기건양생한 시편의 압축강도보 다 더 크게 나타났다. 기건양생한 시편의 압축강도는 습윤양생 한 시편의 80% 및 실링시편의 85%의 압축강도를 나타내었다. 습윤양생 시편과 실링 시편 사이의 압축강도 최대 차는 120 MPa 수준의 고강도 콘크리트에서 나타났다. 13%의 차이는 낮은 물- 시멘트 비(w/c=0.25)의 경우에 나타났다.

^{Asselanis et al.(1989)}의 실험결과는 7일 동안 습윤양생한 시 편의 압축강도와 지속적으로 습윤양생한 시편의 압축강도는 재 령 28일에서 거의 비슷하고, 또한 이들은 타설 후부터 기건양생 한 시편의 압축강도보다 16% 크게 나타났다. 또한 이들의 실험 결과에서, 28일 동안 습윤양생한 시편의 재령 56일 압축강도는 콘크리트 타설 후 지속적으로 습윤양생한 시편 및 기건양생한 시편의 56일 압축강도보다 각각 8% 및 22% 크게 나타났다.

반면에 ^{Carrasquillo(1981)}의 실험결과는 콘크리트 타설 후에 지속적으로 습윤양생한 시편의 압축강도는 충분한 습윤양생 기 간 후에 기건양생한 시편의 압축강도보다 작은 것을 나타낸다.

Figs. 5와 6에 양생조건에 따른 H100 및 H120 콘크리트의 28 일 압축강도 및 56일 압축강도 측정값을 각각 나타내었다. 그림 에 나타낸 측정값은 모든 배치의 측정값을 반영한 평균값이다. 대부분의 H100 콘크리트 배치에서 3일 습윤양생한 시편의 압축 강도는 지속적으로 습윤양생한 시편의 압축강도와 거의 비슷한 값을 나타낸다. 이러한 본 연구 실험결과는 앞서 이미 기술한 Asselanis et al. 및 Carrasquillo의 연구결과와도 일치하는 경향 을 나타낸다. 구체적으로 H100 M1, M2, M3 및 M4 배치의 3일 습윤양생 시편의 28일 압축강도는 98.6, 92.1, 94.7 및 86.7 MPa 이고, 지속적으로 재령 28일까지 습윤양생한 시편의 28일 압축 강도는 93.5, 90.7, 94.1 및 88.4 MPa이다.

한편, H100 M1, M2, M3 및 M4 배치의 양생막 양생 시편의 28일 압축강도는 93.7, 88.7, 91.5 및 88.4 MPa이다. 양생막 양 생 시편의 압축강도는 3일 습윤양생 시편의 압축강도와 유사한 값을 나타낸다. 실험결과는 7일 동안의 양생막을 이용한 콘크리 트의 보온과 습도 상태 유지가 콘크리트 강도 발현에 유리한 영 향을 미친 것을 나타낸다.

또한, H100 배합의 M3 및 M4 배치의 3일 습윤양생 시편의 56일 압축강도는 134.2 및 130.7 MPa이고, 지속적으로 습윤양 생한 시편의 56일 압축강도는 134.1 및 130.4 MPa이다. H100 배합의 3일 습윤양생 시편의 56일 압축강도와 지속적으로 습윤 양생한 시편의 56일 압축강도는 비슷하게 나타난다. 반면에, H100 M3 및 M4 배치의 양생막 양생 시편의 56일 압축강도는 131.0, 및 129.1 MPa로서, 3일 습윤양생 시편 및 56일 재령까지 지속적으로 습윤양생한 시편의 압축강도보다 작게 나타난다.

따라서, H100 배합의 경우, 3일 동안의 습윤양생은 콘크리트 의 28일 및 56일 압축강도에 효과적인 영향을 나타낸다.

Fig. 5에서 H120 배합의 3일 동안 증기양생한 시편의 28일 압 축강도는 양생막으로 양생한 시편의 28일 압축강도보다 11.8% 크게 나타난다. 또한, Fig. 6에서 H120 배합의 3일 동안 증기양 생한 시편의 56일 압축강도는 기건양생한 시편의 56일 압축강 도보다 3.1% 크게 나타난다. 따라서, 본 연구의 실험결과는 H120 배합의 압축강도 증가를 위해서 증기양생을 수행하는 것 이 효과적인 것을 나타낸다.

4.3. 탄성계수

압축강도 실험에서 측정한 하중과 변위를 이용하여 압축강도 -변형률 곡선을 측정하였으며, 압축응력-변형률 곡선에서 변형 률이 0.00005인 점과 최대 하중의 40%에 해당하는 점의 선분의 기울기를 이용하여 탄성계수를 산정하였다.(1)

여기서,

Fig. 7에 양생조건에 따른 재령 28일 탄성계수 실험결과를 나 타내었으며, 실험결과는 모든 배치의 평균값이다. H100 배합의 경우, 3일 습윤양생 시편, 28일까지 지속적으로 습윤양생한 시 편 및 양생막으로 양생한 시편의 탄성계수는 각각 36037, 35226 및 35,929 MPa를 나타낸다. H100 배합의 실험결과는 3일 습윤 양생과 양생막 양생 기법은 콘크리트의 탄성계수 발현에 효과적 임을 나타낸다. H120 배합의 경우, 증기양생 시편 및 양생막 양 생 시편의 탄성계수는 각각 42,541 및 41,997 MPa로서 증기양 생 방법이 탄성계수 발현에 다소 유리한 것을 나타낸다.

콘크리트의 탄성계수는 콘크리트의 중요한 역학적 특성 중 하 나이다. 콘크리트의 탄성계수는 시멘트 페이스트, 골재의 강성, 화학혼화제, 양생방법 및 탄성계수 결정방법 등에 영향을 받는 다. 대부분의 설계코드에서 콘크리트의 탄성계수는 압축실험에 서 결정된 콘크리트의 압축강도를 이용하여 탄성계수를 예측한 다. 대부분 기존 제안식은 통상적인 배합과 재료를 사용하는 보 통강도 콘크리트에 효과적이다. 그러나 고강도 콘크리트는 시멘 트 대체 재료와 화학혼화제를 사용하여 매우 낮은 물-시멘트 비 를 갖는 배합을 사용한다. 이러한 인자는 콘크리트 탄성계수에 영향을 미칠 수 있으므로 기존 제안식의 적절한 적용 여부를 검 토하여야 한다. 현재 설계코드에서의 콘크리트 압축강도를 이용 한 탄성계수 예측식은 다음과 같은 형태를 나타낸다.

여기서, f_ck는 콘크리트 압축강도, A는 계수, B는 지수이다.

콘크리트구조기준(^{KCI, 2012})의 콘크리트의 압축강도를 이 용한 탄성계수 산정식은 다음과 같다.(3)

ACI 318-14(^{ACI, 2014})과 AASHTO LRFD 설계기준(^{AASHTO, 2014})에서는 콘크리트의 압축강도를 이용한 탄성계수 예측식을 다음과 같이 제시하고 있다.(4)

반면에, ACI 363R-10(2010)은 콘크리트의 압축강도를 이용 한 탄성계수를 다음과 같이 제안하고 있다.(5)

또한, fib Model Code 2010에서의 탄성계수 산정식은 다음과 같다.(6)

여기서, E_co=21,500(MPa)이다.

Fig. 8에 본 연구에서의 탄성계수 실험값과 주요 설계기준 제 안식에 의한 탄성계수 예측값을 나타내었다. H100 배합 콘크리 트의 탄성계수는 재령 28일의 탄성계수뿐만 아니라 재령 56일 의 탄성계수를 포함한다. 따라서, H100 배합 콘크리트의 탄성계 수는 두 개의 그룹으로 나뉘어 나타내었다. ACI 318-14 제안식 과 fib Model Code 2010 제안식은 본 연구에서의 탄성계수 실험 값을 과다평가한다. 특히, ACI 318-14 제안식은 실험값의 상한 선에 가까이 위치한다.

반면에, 콘크리트구조기준(2012)의 제안식과 ACI 363 제안 식에 의한 예측값은 실험값과 잘 일치한다. Fig. 9에 콘크리트구 조기준의 탄성계수 예측값, 콘크리트구조기준 제안값의 115% 에 해당하는 예측선과 85%에 해당하는 예측선을 함께 나타내었 다. 대부분의 실험값은 115% 예측값과 85% 예측값 사이에 존재 한다. 따라서, 콘크리트구조기준 제안식에 의한 탄성계수 예측 결과는 본 연구의 압축강도 대상 범위에서 약 ±15%의 오차범위 내에서 실험값을 잘 예측한다.

4.4. 쪼갬인장강도

양생조건에 따른 재령 28일 쪼갬인장강도 실험결과를 Fig. 10 에 나타내었으며, 실험결과는 모든 배치의 평균값이다. H100 배 합의 경우, 3일 습윤양생 시편, 28일까지 지속적으로 습윤양생 한 시편 및 기건양생한 시편의 쪼갬인장강도는 각각 5.5, 4.6 및 4.4 MPa를 나타낸다. 실험결과는 3일 습윤양생은 콘크리트의 쪼갬인장강도 발현에 매우 효과적임을 의미한다. H120 배합의 경우, 증기양생 시편 및 기건양생한 시편의 쪼갬인장강도는 각 각 6.6 및 6.7 MPa를 나타낸다.

현재 설계코드에서의 콘크리트 압축강도를 이용한 쪼갬인장 강도 예측식은 식 (2)의 형태를 나타낸다. ACI 318-14(^{ACI, 2014})의 쪼갬인장강도 예측식은 다음과 같다.(7)

여기서, f_c′은 콘크리트의 압축강도이다.

ACI 363R-10(^{ACI, 2010})은 고강도 콘크리트의 쪼갬인장강 도를 예측하기 위하여 두가지 예측식을 권장한다. 두 가지 예측 식은 Carraquillo(1981)의 제안식과 ^{Mokhtarzadeh(2000)}의 제 안식에 근거를 두고 있으며, 두 제안식을 식 (8)과 식 (9)에 나타 내었다.

Fig. 11에 ACI 318-14와 ACI 363의 제안식에 의한 쪼갬인장 강도 예측결과를 본 연구의 실험결과와 나타내었다. 압축강도가 70 MPa 이하의 보통강도 콘크리트의 경우, Carrasquilo의 예측 값이 제일 크고, Mokhtarzadeh의 예측값이 제일 작게 나타난다. 반면에 본 연구에서 대상으로 하고 있는 80~120 MPa의 압축강 도 범주에서 ACI 318 예측값이 제일 작게 나타나며, ACI 363의 예측값이 실험값을 더욱 잘 예측한다. Fig. 12에 ACI 363의 Carrasquillo의 예측값과 함께 예측값의 115%에 해당하는 예측 선과 85%에 해당하는 예측선을 함께 나타내었다. 대부분의 실 험값은 115% 예측값과 85% 예측값 사이에 존재한다. 따라서, Carrasquillo 제안식에 의한 쪼갬인장강도 예측결과는 본 연구 의 압축강도 대상 범위에서 약 ±15%의 오차범위 내에서 실험값 을 잘 예측하고 있다.

4.5. 파괴계수

양생조건에 따른 재령 28일 파괴계수 실험결과를 Fig. 13에 나타내었으며, 실험결과는 모든 배치의 평균값이다. H100 배합 의 3일 습윤양생 시편, 지속적으로 습윤양생한 시편 및 양생막을 이용하여 양생한 시편의 파괴계수는 각각 10.8, 10.2 및 10.0 MPa를 나타낸다. 실험결과는 3일 습윤양생이 콘크리트의 파괴 계수 발현에 효과적임을 의미한다. H120 배합의 증기양생 시편 및 기건양생한 시편의 파괴계수는 각각 10.1 및 9.1 MPa이다. H120 배합의 경우, 증기양생이 콘크리트의 파괴계수 발현에 더 욱 효과적임을 나타낸다.

설계코드에서의 콘크리트 압축강도를 이용한 파괴계수 예측 식은 식 (2)의 형태를 나타낸다. ACI 318-14(^{ACI, 2014})의 파괴 계수 예측식은 다음과 같다.

여기서, f_c′은 콘크리트의 압축강도이다. 콘크리트구조기준 (2012)의 파괴계수 예측식은 식 (10)에서 계수를 0.62 대신에 0.63으로 규정하고 있으며, 이는 실질적으로 ACI 318-14의 파 괴계수 예측식과 동일한 제안식이다.

ACI 363(^{ACI, 2010})은 고강도 콘크리트의 파괴계수를 예측 하기 위하여 두 가지 예측식을 권장한다. 쪼갬인장강도를 예측 하기 위한 제안식과 마찬가지로 파괴계수를 예측하기 위해 두 가지 식을 권장하고 있으며, Carraquillo(1981)의 제안식과 ^{Mokhtarzadeh(2000)}의 제안식에 근거를 두고 있다. 두 제안식 을 식 (11)과 식 (12)에 나타내었다.

Fig. 14에 콘크리트구조기준 제안식, ACI 318-14의 제안식 및 ACI 363의 두 제안식에 의한 파괴계수 예측결과를 본 연구의 실험결과와 나타내었다. 콘크리트구조기준과 ACI 318의 예측 값은 실험값을 과소평가하고 있다. 본 연구에서 대상으로 하고 있는 80~120 MPa의 압축강도 범주에서 ACI 363의 두 제안식 에 의한 예측값이 실험값과 더욱 일치한다. 압축강도가 95 MPa 이상일 때, Mokhtarzadeh의 예측값은 Carraquillo의 예측값보 다 크게 나타난다.

Fig. 15에 ACI 363에서 제안한 Carrasquillo의 예측선과 함께 예측값의 115%에 해당하는 예측선과 85%에 해당하는 예측선 을 함께 나타내었다. 대부분의 실험값은 115% 예측값과 85% 예 측값 사이에 존재한다. 따라서, Carrasquillo 제안식에 의한 파괴 계수 예측결과는 본 연구의 압축강도 대상 범위에서 약 ±15%의 오차범위 내에서 실험값을 잘 예측하고 있다.