2.1.1 건조수축

건조수축은 콘크리트가 대기 중에 노출되었을 때 내부와 외부의 습도 차이로 인하여 수분이 증발하며 발생하는 체적변화 현상으로, 재령 초기부터 발생하여 장기간에 걸쳐 일어나는 시간 의존적 변형이다. 건조수축은 콘크리트 부재 내외부가 습도 평형에 이를 때까지 진행되기 때문에(Kwon and Kim, 2016) ⁽¹³⁾콘크리트가 지닌 수분의 양이 중요한 영향 인자로 작용하며, 강도, 습도, 온도, 양생 조건 및 부재 크기 등 다양한 요인에 영향을 받는다.

2.1.2 자기수축

자기수축은 시멘트가 수화 반응에 필요한 배합수를 소비하는 과정에서 자기건조(self-desiccation)가 발생하여 콘크리트의 체적이 수축하는 현상을 말한다(Mindess, S. et al, 2003)⁽¹⁵⁾. 자기건조는 경화 초기에 즉시 수화되지 않고 남은 미수화 시멘트 입자들이 점진적인 수화 반응을 일으키는 현상으로 내부 수분이 소진되며 수축을 발생시키게 된다. 따라서 물-결합재비가 낮은 콘크리트 배합일수록 미수화 시멘트 입자가 증가하여 수축량이 증가하게 된다. 자기수축은 수화 반응에 의한 것이므로 습도와 같은 외부적인 조건에는 큰 영향을 받지 않으며 물-결합재비 및 골재 사용량에 많은 영향을 받는다 (Park, 2017)[16].

2.2.1 콘크리트 구조 기준 (2012)

현재 우리나라에서 사용하고 있는 기준에서는 압축강도와 대기의 평균 상대습도, 부재의 크기 등을 고려하여 다음 식 (1-5)에 의해 건조수축 변형률을 구한다.

여기서, $t_{s}$는 건조가 시작된 재령, $f_{cu}$는 28일 평균 압축강도, $h$는 개념부재 치수로 $2A_{c}/u$(mm) 이며, $\beta_{sc}$는 시멘트 종류에 대한 상수로 1종의 경우 5를 사용한다.

2.2.2 ACI 209R-92

ACI 209R-92 모델식은 시간함수와 최종건조수축률 ($\varepsilon_{shu}$)의 곱으로 구할 수 있으며, 최종건조수축 변형률은 여러 영향인자에 대한 보정계수를 사용하여 다음 식 (1-5)을 이용하여 결정한다.

여기서 $\gamma_{tc}$는 양생기간계수, $\gamma_{RH}$는 상대습도계수, $\gamma_{sv}$는 부재치수계수 ,$\gamma_{s}$는 슬럼프계수, $\gamma_{\psi}$는 잔골재비 수, $\gamma_{c}$는 시멘트량계수, $\gamma_{a}$는 공기량계수를 나타낸다.

2.2.3 Euro Code 2

Euro code 2는 CEB-FIP Model Code 1990과 $fib$ Model Code 2010을 근간으로 하여 제정된 EU 국가에서 사용하는 설계기준이다. Euro code 2에서는 전체 수축변형률을 자기수축변형률과 건조수축변형률의 합으로 정의하며, 건조수축 변형률은 다음 식 (9-12)로 계산한다.

여기서 $h$는 개념부재 치수로 $2A_{c}/u$(mm)이고, $RH$는 상대습도(%), $\alpha_{ds1}$,$\alpha_{ds2}$는 시멘트 종류에 따른 상수이다.

2.2.4 B3 Model

B3 Model은 Bazant에 의해 제시된 모델식으로 시멘트 종류, 압축강도 범위에 따른 적용 한계가 있으며, 식 (13-18)과 같다.

$h$는 상대습도를 나타내며 $\alpha_{1}$은 시멘트 계수, $\alpha_{2}$는 양생 방법에 따른 계수, $w$은 단위 수량, $f_{cm}$은 콘크리트 압축강도를 뜻한다. 보통 포틀랜드 시멘트와 압축강도는 17-70 MPa, 물-결합재비는 0.3-0.85, 단위 시멘트량은 160-720 kg/m$^{3}$, 골재 시멘트 중량비(a/c)는 2.5-13.5% 일 경우에만 적용 할 수 있다.

2.2.5 GL2000

GL2000 Model은 Gardener and Lockman이 제안한 식으로 압축강도 82 MPa 미만인 콘크리트에서만 적용 가능하며, 화학 혼화제 또는 광물질 혼화재의 사용 여부와 관계없이 적용할 수 있고 식 (19-22)과 같다 (Gardener and Lockman, 2001)⁽⁶⁾.

여기서 $k$는 시멘트 종류에 대한 상수로 1종 시멘트는 1.0을 사용며, $h$는 상대습도, $f_{cm}$는 28일 평균 압축강도이다.

2.3.1 Euro Code 2

Euro code 2의 자기수축 변형률은 식 (23-25)와 같다.

2.3.2 일본 콘크리트공합협회 (Tazawa Model, 2001)

Tazawa가 제안한 모델식은 온도 20~60℃ 및 물-시멘트비 20~60%의 일반적인 단위골재용적을 가지는 콘크리트에 적용할 수 있으며, 식 (26-28)과 같다.

여기서 $t_{c}$는 초결 시점이며, $\gamma$는 시멘트 종류에 따른 계수, a, b는 W/B에 따른 정수이다.

2.3.3 Jonasson Model

Jonasson은 자기수축의 주요 인자로 물-시멘트비를 사용하여 자기수축 모델식을 제안하였으며 식 (29)에 나타내었다.

3.2.1 결합재

결합재는 보통 포틀랜드 시멘트와 광물질 혼화재인 고로슬래그 미분말을 사용하였다. 본 연구에 사용된 결합재의 물리적, 화학적 특성을 Table 3에 나타내었다.

3.2.2 골재

본 연구에서 사용한 굵은 골재는 최대 치수 19 mm의 천연 골재와 전기로 산화 슬래그이며, 잔골재는 하천 모래를 사용하였다. 사용된 전기로 산화 슬래그는 CaO에 의한 팽창 방지를 위해 1개월 이상 수중 에이징을 실시하고 천연 골재와 유사한 입도로 조정하여 사용하였다. 사용된 굵은 골재의 물리적 특성을 Table 4에 나타내었다.

3.3.1 압축강도 및 탄성계수

압축강도 시험은 KS F 2405에 준하여 실시하였으며, 공시체는 ∅100 × 200 mm 의 크기로 제작하여 재령 7, 28, 91일에 측정하였다. 압축강도 측정시 선형변위 측정기(LVDT)를 통해 변형률을 함께 측정하여 탄성계수를 산정하였다.

3.3.2 건조수축

건조수축 실험은 KS F 2424에 의거하여 100 × 100 × 400 mm 크기의 시험체를 이용하여 측정하였으며, 몰드 중앙에 매립 게이지를 고정한 상태에서 콘크리트를 타설하였다. 경화된 콘크리트 시험체는 수중양생을 실시한 후 재령 7일부터 건조수축을 측정하였으며, 항온항습실에서 데이터로거를 사용하여 측정하였다.

3.3.3 자기수축

자기수축 시험체는 건조수축 시험체와 동일한 크기로 수축 게이지를 매립하여 제작하였으며, 몰드와 시험체간의 마찰을 줄이기 위해 몰드의 아랫면과 옆면에 테프론시트 (1mm)를 설치하였다. 또한, 콘크리트의 수분 증발을 최소화하기 위해 타설 즉시 밀봉하였으며, 제작 직후 항온항습실로 이동하여 건조수축 시험체와 동일한 방식으로 측정을 수행하였다.

4.1.1 압축강도 측정 결과

Fig. 1에는 전기로 산화 슬래그를 굵은 골재로 대체한 콘크리트 압축강도 측정 결과를 물-결합재비에 및 재령 변화에 따라서 나타내었다. 모든 변수에서 전기로 산화 슬래그를 굵은 골재로 사용한 경우 일반 골재를 사용한 시험체에 비하여 강도가 증가하였다. 이는 전기로 산화 슬래그 골재의 입형에 의해 골재 표면과 시멘트 페이스트의 부착력 개선에 기여한 것과 일반 골재에 비해 높은 밀도로 인하여 골재가 부담하는 응력의 증가로 인하여 나타나는 효과로 판단되며 기존 연구 결과와 일치하였다 (Ryu et al, 2009)⁽¹⁷⁾. 또한, BFS를 사용한 경우, OPC만을 사용한 경우보다 압축강도가 증가하였으며, 그 효과는 재령 초기에도 나타났다. 이는 BFS의 높은 분말도로 인하여 재령 초기에도 활발한 수화반응을 촉진하여 강도개선에 기여한 것으로 판단된다.

4.1.2 탄성계수 측정 결과

Fig. 2에는 탄성계수 측정결과를 나타내었으며, 전기로 산화 슬래그를 골재로 사용함에 따라 탄성계수가 증가하는 경향이 나타났다. 이는 전기로 산화 슬래그의 높은 밀도가 하중에 대한 강성을 개선시켜 탄성계수가 증가하는 것으로 보인다(Ryu et al, 2009)⁽¹⁷⁾. 특히, 재령 7일에서 전기로 산화 슬래그 사용에 따라 최대 32%까지 증가하며 최대 12% 수준인 압축강도 증가율에 비하여 높은 증가율을 보였다.

한편, 재령 91일에서는 일반 골재를 사용한 콘크리트의 탄성계수와 동등 또는 약간 높은 수준으로 나타났으며, 이는 페이스트의 수화반응이 미흡한 초기 재령에서 골재의 영향을 크게 받은 것으로 판단되며, BFS를 사용한 경우도 이와 유사하므로, 유의할만한 경향은 나타나지 않은 것으로 판단된다.

4.2.1 건조수축 실험 결과

Fig. 3에는 전기로 산화 슬래그를 굵은 골재로 치환한 콘크리트의 건조수축 실험 결과를 물-결합재비에 따라 나타내었다. 측정 결과, 물-결합재비가 증가함에 따라 건조수축 발생량역시 증가하였으나, 물-결합재비에 관계없이 전기로 산화 슬래그를 사용할 경우 건조수축이 소폭 감소하는 것으로 나타났다. 이는 전기로 산화 슬래그의 높은 밀도에 의해 시멘트 페이스트의 수축을 구속하는 효과가 건조수축 발생량 감소에 기여한 것으로 판단된다.

한편, BFS를 사용한 경우, 건조수축 발생량이 감소하였으며, 이는　BFS의 높은 분말도가 콘크리트에 존재하는 수분과의 친수성을 강화하여 콘크리트 시험체에 존재하는 수분의 발산을 억제한 것에 영향을 받아 건조수축 발생이 감소한 것으로 판단된다.

4.2.2 자기수축 실험 결과

Fig. 4에는 전기로 산화 슬래그를 굵은 골재로 치환한 콘크리트의 자기수축 실험 결과를 나타내었다. 실험 결과, 전기로 산화 슬래그 혼입 유무에 관계없이 물-결합재비가 낮은 경우 자기수축이 크게 발생하여 결합재량 대비 단위 수량이 적을수록 자기건조가 크게 발생하는 일반적인 특성이 나타났다. 또한, 전기로 산화 슬래그를 사용한 경우 자기수축이 감소하는 경향이 나타났으며, 최대 40%까지 감소하여 건조수축 보다 더 큰 수축 저감 효과가 나타났다. 이는 건조수축과 달리 자기수축은 외부 조건의 영향 없이 골재와 물-결합재비 등 내부 요소의 영향을 크게 받은 것에 기인한 것으로 사료된다.

한편, BFS를 사용한 경우, OPC만을 사용한 경우보다 자기수축이 크게 증가하였으며, 이는 OPC보다 높은 비표면적을 갖는 BFS의 특성에 의해 입자 표면에 흡착되는 수분의 양이 증가하여 수화 과정에서 순간적으로 발생하는 수분 감소가 급격하게 진행된 것에 영향을 받은 것으로 판단된다.

4.3.1 건조수축 실험 결과와 예측 모델의 비교

본 연구에 사용된 예측 모델은 콘크리트구조기준(KCI), Euro Code 2(EC2), ACI 209R-92, B3 및 GL2000 모델이며, 비교결과를 Fig. 5에 나타내었다. 비교결과, KCI, EC2 및 B3 모델은 모든 경우에서 작게 예측하나, 재령 30일 이후의 수축 발생 경향은 비교적 유사하게 표현하였다.

ACI 모델은 OPC의 경우, 앞에 언급한 모델에 비해 비교적 유사한 측정값을 나타냈으나, BFS를 혼입한 경우에는 물-결합재비가 낮아질수록 수축을 과도하게 예측하였다. 이는 수축량 예측에 콘크리트 압축강도를 사용하지 않으며 배합 특성 및 시공성의 특성을 반영하기 때문에 낮은 물-결합재비의 콘크리트에서 BFS에 의해 개선된 슬럼프 수치를 과하게 반영한 것에 영향을 받은 것으로 보인다.

한편, GL2000 모델의 경우 타 예측 모델에 비하여 수축 발생량 및 발생 경향을 가장 유사하게 예측하였다. 시간 함수에 따른 예측 경향은 타 모델과 유사하나, 최종 수축량 결정시 물-결합재비 및 재료 변동에 따라 변화하는 압축강도의 특성을 비교적 민감하게 반영하기 때문인 것으로 사료된다.

4.3.2 자기수축 실험 결과와 예측 모델의 비교

Fig. 6에는 자기수축 측정값과 예측 모델을 비교한 결과를 나타내었다. 비교결과, EC2 모델의 경우 28일 압축강도를 주 영향 인자로 사용하여 모든 조건에서 자기수축을 작게 예측하였으며, 물-결합재비가 낮을수록 측정값과의 차이가 크게 발생하였다. 전기로 산화 슬래그를 골재로 사용한 경우에도 압축강도를 변수로 사용하기 때문에 강도 증가에 따라 자기수축 예측량도 다소 증가하였으나 그 양은 매우 미미하였다.

Jonasson 모델은 자기수축 영향 인자로 물-결합재비를 사용하며 EC2 모델과 마찬가지로 모든 경우에서 작게 예측하였다. Tazawa 모델의 경우 자기수축 영향 인자로 물-결합재비와 시멘트 종류에 대한 상수를 사용하며, EC2 및 Jonasson 예측모델과 비교하여 비교적 유사한 예측값을 나타내었다. 그러나 골재 변화에 의한 콘크리트 강도 증가의 영향을 전혀 반영하지 못하기 때문에 전기로 산화 슬래그 사용에 따른 자기수축 감소는 예측하지 못하였다. 또한, 모든 모델이 혼화재의 영향을 고려하지 않기 때문에 BFS의 사용에 따른 자기수축 증가도 반영하지 못하는 것으로 나타났다.

자기수축의 실험 결과와 예측 결과를 비교한 결과, 물-결합재비 뿐만 아니라 골재, 혼화재 등 구성 재료의 영향을 크게 받음에도 불구하고 현재 사용되는 자기수축 모델에서는 물-결합재비 또는 압축강도만을 사용하는 간편식에 의해 자기수축을 예측하기 때문에 그 신뢰도가 매우 떨어진다. 따라서 골재 특성과 혼화 재료의 영향을 반영할 수 있는 예측모델의 개발 또는 보완이 필요할 것으로 판단된다.