2.1 사용재료 및 시편의 제원

RC 보는 설계압축강도 25 MPa을 가지고 있으며, 슬럼프 150 mm, 공기량 4.5%를 목표로 하였다. Table 1에서는 사용된 배합표를 나타내고 있으며, Table 2에서는 사용된 골재의 물리적 특성을 나타내었다. 사용된 결합재로는 1종 OPC가 사용되었으며, 재령 28일 공시체 3개의 압축강도 평균값은 27.2 MPa로 평가되었다.

RC 보는 150 mm × 100 mm × 582 mm의 제원을 가진 단철근보이며, D10(SD 400) 이형철근을 주철근으로 사용하여 30 mm의 피복두께를 유지하였다. 또한 실험체의 측면 및 저면(인장부)은 방수 페인트로 밀봉되었으며, 몰드에 얇은 철판을 도입하여 균열깊이(20 mm, 40 mm) 및 균열폭(0.2 mm, 0.3 mm, 0.5 mm)의 결함부를 제작하였다. 또한 결함부를 제작후 촉진열화시험을 수행하였는데, Fig. 1에서는 RC보의 제원과 코팅 전후의 제작된 시편을 나타내었다.

Fig. 1 Photos of RC samples

2.2 열화시험 프로그램

시편 제조후 4주간 수중양생을 수행하였으며, 1일 건조후 최대 8주간 열화조건에 노출시킨 뒤 3점 휨시험을 수행하였다. 4점 휨시험이 일반적이지만, 경간이 비교적 짧고 휨균열부에 집중하중을 유도하기 위해 3점 휨시험을 수행하였다. 대상 열화조건은 탄산화, 염해, 황산염 실험이며, 탄산화 실험체는 Fig. 2(a)과 같이 KS F 2584 방법을 준용하여 촉진 탄산화 시험을 수행하였다. CO2 양생 챔버에서 5.0% CO2 중 농도에 노출시킨 뒤, 4주 및 8주간 실시하였다. 염화물 침지의 경우, Fig. 2(b)와 같이 중량비 5.0% 염화나트륨(NaCI) 수용액 내에 열화 촉진기간에 맞추어 4주 및 8주간 침지를 진행하였다. 연구기간의 한계로 장기실험을 할 수 없었으므로, 탄산화의 경우는 탄산화 깊이가 5 mm 이상 발현되는 8주로 하였으며, 염화물 농도는 해수 (3.5%)보다 높은 5.0%로 고려하여 열화를 가속화하였다. 황산염의 경우, 황산 5.0% (용액침지에 의한 콘크리트 내약품성 시험방법, SPS-KOCED 0014) 기준보다 높은 10.0%를 사용하여 열화를 촉진하였다. 모든 휨시편은 4주 및 8주 시험을 한 뒤, 휨시험을 수행하여 하중-처짐곡선을 도출하였으며, 초기균열하중과 최대하중을 평가하였다. Fig. 2에서는 각 단일 조건 열화시험 사진을 나타내었다.

Fig. 2 RC samples under single deterioration

2.3 하중재하 프로그램

실험은 경간 중앙에서 3점 휨시험을 수행하였으며, 보의 양 지점에는 30 mm 폭의 강판을 이용하여 힌지와 롤러를 설치하였다. 보 중앙부의 처짐은 최대 모멘트 구간에서 LVDT를 설치하여 측정하여 하중과 변위를 측정하였다. Fig. 3에서는 실험사진을 나타내고 있으며, Table 3에서는 시험의 종류 및 노출환경, 균열조건 등을 정리하였다. No.18인 SO_D0_W0_4의 경우는 실험도중 LVDT가 탈락하여 결과값을 도출하지 못하였다. 하중재하속도는 분당 1 mm의 중앙처짐을 유도하도록 가력하였다.

Fig. 3 Photo of loading test setup

3.1 열화조건에 따른 하중 거동

휨하중 실험결과는 Fig. 4에 나타내었다. Fig. 4(a)에서 알 수 있듯이, 균열이 없는 경우의 탄산화에 노출된 조건에서 최대하중이 24.95 kN으로 가장 큰 하중을 나타내었다. 시편의 개수가 1개라서 명확한 경향을 파악하기 어렵지만 기존의 연구에서는 OPC만을 사용한 경우, 콘크리트의 공극률이 감소되고, 이에 따라 압축강도가 일부 개선된 연구들이 있다. 탄산화에 따라 수산화칼슘이 탄산칼슘으로 변화하면서 발생하는 Volume fraction은 11.4% 정도 증가하므로 공극구조가 개선되며 이는 강도 증가와 밀접한 관계가 있다^{(Izumi et al., 1986; Saeki et al., 1990; Ishida and Maekawa, 2000)}. 초기균열하중도 9.01 kN으로 큰 값을 나타내었으며 기준시편(CTRL)대비 약간 증가하였다. 압축부에 있는 균열폭의 영향은 큰 차이가 없었으며, 균열깊이가 증가한 경우(40 mm)에서는 파괴하중은 약간 증가하였으나, 연성비의 감소가 크게 발생하였다. 균열깊이가 20 mm의 경우는 기준시편에 비하여 87% 수준으로, 40 mm인 경우는 71%로 감소하였다.

Fig. 4(b)의 염해조건에서도, 탄산화처럼 강도가 일부 증가하였다. 최대하중은 CL_D2_W5_8에서 24.04 kN으로 평가되었는데, 다른 시편들과 큰 차이가 발생하지 않았으며, 시편의 수가 1개 이므로 명확한 강도값의 증가로 말할 수는 없다. OPC 콘크리트에서는 염화물 유입에 따른 수화물 생성이 발생한다. NaCl에 양생을 한 경우 C-S-H 수화물량이 증가되고, 3Ca(OH)2⋅CaCl2⋅12H2O가 추가적으로 생성이 되며, 공극구조가 균질해지는 특성이 있다^{(He et al., 2024)}. 이로 인해 단일 염해조건 (NaCl 5.0%)의 경우는 수중양생기간의 증가에 따라 압축부 콘크리트의 강도가 저하되지 않고 이에 따라 휨하중 값이 약간 증가하는 것이 관측되었다. 기준조건(CTRL)의 경우가 4주 수중양생인 경우이므로 탄산화 8주, 염해 8주의 기간동안 추가적인 양생이 지속되므로 강도가 개선된 것으로 판단된다.

그러나 균열깊이(20 mm)의 영향으로 연성은 오히려 감소하였다. 연성비가 크게 감소된 경우는 균열깊이가 모두 40 mm 이상인 경우로 84∼89% 수준으로 평가되었다.

균열이 없는 경우의 황이온 열화의 경우는 Fig. 4(c)에서 알 수 있듯이, 기존의 단일 열화와 다른 경향을 보인다. 황산 10.0%와 같이 강산에 노출된 경우, 콘크리트 모재 파괴가 빠르게 발생하며, 압축부 콘크리트의 강도 저하에 직접적인 영향을 미친다. 균열폭 및 깊이에 상관없이 모든 강도비가 감소하였는데, 연성비는 균열깊이 40 mm 인 경우 50∼72% 수준으로 크게 감소하였으며, 최대강도비는 균열폭 및 깊이에 큰 영향이 없이 모두 감소하였다. 균열깊이 20 mm 인 경우 88∼91% 수준으로 감소하였으며, 40 mm 인 경우 85∼94%로 비슷한 수준으로 감소하였다.

이는 균열폭 및 깊이에 대한 영향보다 압축부 콘크리트 전체가 황산염에 노출되어 연성 및 강도가 감소한 것으로 판단된다. 흥미로운 것은 초기균열강도에서 큰 차이를 보이는데, 황산염에 노출된 경우 초기균열하중이 크게 감소하게 되며, 이는 처짐 및 인장부 콘크리트의 균열 증가와 같은 사용성 저하의 문제로 진전된다. 균열하중의 감소는 폭 0.3 mm와 깊이 20 mm 깊이를 가진 경우, 35% 수준으로, 폭 0.5 mm와 깊이 40 mm를 가진 경우 37%로 크게 감소하였는데, 황산염 10.0%와 같은 강산 조건에서는 추가적인 양생기간에 대해 큰 영향은 없었다.

Fig. 4 Load-deflection results after single deterioration

3.2 균열특성에 따른 휨하중 거동

압축부 균열깊이 20 mm를 가진 경우의 단일열화 노출 RC보의 거동을 구분하여 Fig. 5에 나타내었다. Fig. 5(a)는 탄산화 열화에 따른 휨거동을 나타내는데, 깊이가 20 mm인 경우 균열폭에 따른 뚜렷한 거동 차이는 없었으며, 파괴하중값이 약간 증가하였다. 균열하중 변화비와 연성비 역시 압축부 균열폭에 따른 명확한 거동은 평가되지 않았다. Fig. 5(b)의 결과는 염화물에 노출된 경우를 나타내는데, 모든 경우 기본조건보다 높은 휨 파괴하중을 나타내었으며, 파괴하중에서도 균열폭에 따른 뚜렷한 경향은 관측되지 않았다. 다만 연성비의 경우 균열폭이 매우 큰 경우 (0.5 mm)에서 96% 수준의 감소된 연성비가 평가되었다. 탄산화 조건 및 일부 염화물 침투 조건에서 강도값이 개선된 것은 4주 또는 8주의 장기침지에 따라 수화반응이 지속적으로 발생하기 때문이다.

같은 조건에서 황산염에 노출된 경우(Fig. 5(c))에서는, 압축부 콘크리트의 열화로 인해 모두 휨하중이 크게 감소하였으며, 균열폭 영향은 뚜렷하지 않았다. 다만 0.3 mm이상의 균열폭에서는 연성비가 크게 감소하여 55%∼65% 수준으로 감소하였다.

압축부 균열깊이 40 mm를 가진 경우의 실험결과는 Fig. 6에 나타내었다. Fig. 6(a)는 탄산화 열화에 따른 휨거동을 나타내는데, 균열깊이 20 mm인 경우에 비하여 최대하중은 기준시편과 큰 차이는 없었다. 최대하중 및 연성에서는 균열폭에 따른 경향은 뚜렷하지 않았으며, 균열깊이가 큰 영향을 미치고 있음을 알 수 있다. Fig. 6(b)의 염화물에 노출된 경우도 기본조건과 비슷한 휨하중을 나타내었으며, 균열폭에 대한 영향은 크지 않았다. Fig. 6(c)와 같이 황산염에 노출된 경우는 연성비에서 균열폭에 따른 경향이 발생하였는데, 균열폭이 0.2 mm에서 0.5 mm로 증가할수록 72%, 55%, 50% 수준으로 연성비가 크게 감소하였다. 즉 압축부에 균열깊이와 균열폭이 큰 경우는 최대하중과 초기균열하중은 모두 비슷한 수준으로 크게 감소함을 알 수 있다.

Fig. 5 Load-deflection with deterioration and crack (20 mm crack depth)

Fig. 6 Load-deflection with deterioration and crack (40 mm crack depth)

3.3 열화 및 균열 특성에 따른 하중 및 연성비 변화

본 절에서는 Fig. 5 및 Fig. 6의 결과 중 초기균열하중, 휨하중, 연성비를 Fig. 7에 정리하였다. Fig. 7(a)와 같이 초기균열하중의 감소는 황산염 침지 조건에서 가장 높게 나타났는데, 이는 코팅이 안된 압축영역 콘크리트가 황산염에 직접 노출될 경우, 콘크리트 구체의 열화가 가장 큰 원인이라고 판단된다. Fig. 7(b)에서는 최대 휨하중을 정리하였는데, 탄산화 및 염화물 침지를 진행한 단일 열화 실험체의 경우 기준시편과 큰 차이가 발생하지 않았다. 이는 전술한대로 기준조건이 4주양생 조건이므로 염화물 침지에 따른 양생기간의 증가(4주 및 8주)와 이에 따른 추가적인 수화물 생성이 원인으로 예상된다. 황산염 침지 시험체의 경우는 강도 저하가 뚜렷하게 나타났는데, 이는 인장부 및 압축부의 힘의 평형을 고려하면 다음과 같이 판단할 수 있다. 인장부의 철근이 부식으로 보호되더라도 압축부 콘크리트와 힘의 평형이 이루어져야 한다. 즉 RC 보에서의 최대하중은 압축부 콘크리트가 받는 압축력과 철근의 인장력이 평형을 이루어야 하는데, 압축부가 황산염으로 강도저하가 발생할 경우, 철근은 항복강도에 이르기도 전에 콘크리트 압축파괴로 이어질 수 있다.

Fig. 7(c)에 나타낸 변위 연성비(μΔ)는 최대 내력의 변위(Δn)를 항복 시점의 변위(Δy)로 나눈 값이다. 이때 항복시점의 변위는 기존의 이론에 따라^{(Park and Pauly, 1975; Yang et al., 2020)} 최대하중의 수평선과, 원점-75% 최대내력의 연결선이 만나는 점의 변위로 정의하였다. 변위 연성비 분석 결과, 황산염 침지를 한 경우에서 큰 감소를 나타내었다. 황산염에 침지된 조건에서 50∼72% 수준으로 연성이 크게 감소되었으며 이러한 경향은 균열깊이가 큰 경우에서 명확하게 관측되었다. 황산염에 노출된 시편에서는 압축부 0.3 mm 이상의 균열폭과 40 mm 균열깊이 조건에서는 50% 이하의 연성비와 40% 이하의 균열하중을, 그리고 90% 수준의 파괴하중을 가지는 것으로 평가되었다. 각 노출환경에 따른 초기균열하중과 처짐에 대한 실험결과를 Table 4에 정리하였다.

Fig. 7 Cracking and ultimate load in the tested RC beam

3.4 열화조건-균열부와의 휨하중 상관성

열화조건과 균열특성을 하나의 식으로 정량화하기는 매우 어렵다. 그러나 황산염, 염해, 탄산화에 대한 단일 조건에 대하여 균열깊이 및 균열폭을 독립변수로 하면 일정한 경향을 도출할 수 있으므로 균열폭이 없으며 최대 8주를 노출시킨 경우를 기본값으로 고려하여 균열 영향을 분석하였다. 탄산화의 경우는 CO_D0_W0_8, 염해의 경우는 CL_D0_W0_8, 황산염 침지의 경우는 SO_D0_W0_8의 경우가 되며, 각 최대 휨하중 24.65 kN, 22.07 kN, 16.03 kN은 기본값이 된다. 이 값을 기준으로 한 각 열화조건별 강도 저하비는 Fig. 8과 같이 나타낼 수 있다.

Fig. 8에서 알 수 있듯이 탄산화에서는 균열의 영향이 있으나, 염해 및 황산염에서는 균열의 영향이 뚜렷하지 않았다. 1개의 시편을 실험을 하였으므로, 균열이 없는 경우 탄산화 노출의 실험값이 크게 평가된 것으로 예상되며, 황산염의 경우, 전체적인 콘크리트 모재의 강도저하가 발생하여 뚜렷한 경향을 확인할 수 없었다.

각 열화환경에 대하여 균열깊이/40 mm를 $X_{1}$으로, 균열폭/0.5 mm을 $X_{2}$로 정의하여 각 변수를 0.0∼1.0으로 정규화한뒤, 다중회귀분석을 수행하였다. 탄산화의 경우, 균열깊이의 비례상수가 –1.03으로, 균열폭의 비례상수가 –1.92로 균열폭에 지배적인 영향으로 분석되었으나 염해에서는 –4.22와 4.40, 황산염의 경우, 0.18과 –0.14로 평가되어 뚜렷한 상관성을 찾을 수 없었다. Fig. 9에서는 다중회귀분석 결과를 나타내었다.

또한 CTRL (4주 수중양생)의 결과를 기준으로 균열깊이를 20 mm, 30 mm, 50 mm로 증가시키면서 균열폭의 변화를 분석하면 Fig.10과 같이 나타낼 수 있다. 3.3절에서 언급하였듯이 압축부 균열특성과 휨하중에서는 명확한 상관성이 없었으며, 황산염의 경우는 추가적인 재령의 증가를 고려해도 강도 저하를 나타내었다. 균열깊이 20 mm에서는 88%∼91% 수준의 강도를, 40 mm에서는 84∼94%의 강도 수준을 나타내었는데, 황산염 침지에 따른 전체적인 강도저하가 주된 영향을 미치므로 균열특성에 대한 유의미한 경향은 아니라고 판단된다.

Fig. 8 Changing ratio of flexural load to results without conditions

Fig. 9 Estimated flexural loads under single deterioration (exposed period 8 week with control case)

Fig. 10 Changing ratio of flexural load with increasing crack width and depth to control case