2.1 화학성분 평가방법

국내 산업규격 KS L 5120에 따르면, 이 규격은 포틀랜드 시멘트뿐만 아니라 고로슬래그 시멘트, 포졸란(실리카) 시멘트, 플라이애시 시멘트와 더불어 클링커 및 고로슬래그 시멘트 제조에 사용되는 원료의 화학성분 분석에도 준용할 수 있도록 규정하고 있다. 산업규격에서 규정하는 분석 항목은 강열감량, 불용해 잔분, 실리카(이산화규소, SiO₂), 산화알루미늄(Al₂O₃), 산화제이철(Fe₂O₃), 산화칼슘(CaO), 산화마그네슘(MgO), 무수황산(삼산화황, SO₃), 산화나트륨(Na₂O), 산화칼륨(K₂O), 이산화티탄(TiO₂), 오산화인(P₂O₅), 일산화망간(MnO), 황(S), 염소(Cl)로 총 15종이다. 이 가운데 고성능 클링커의 주요 성능 발현에 관여하는 광물은 C₃S, C₂S, C₃A이므로, 클링커 품질을 유지하기 위해서는 이들 광물의 함량을 적절히 관리하는 것이 중요하다. KS L 5201에서는 CaO, Al₂O₃, SiO₂, Fe₂O₃, SO₃의 함량 측정값을 이용해 함량비 변수 계산식을 적용함으로써 주요 광물을 정량할 수 있도록 하고 있다.

한편 KS L 5120과 ISO 680은 분석 체계에 차이가 있어, 분석 항목에 따라 결과 값에 차이가 발생할 수 있다. ISO에서는 시료를 과산화나트륨으로 용융한 후 분석하도록 규정하고 있으며, 이 용융 과정으로 산에 거의 녹지 않는 플라이애시, 실리카 등의 산 불용해분까지 포함하여 정량한다. 반면 KS에서는 산 불용해분을 실리카 분석 조작에서만 다루고, 산에 용해된 부분에 대해서만 Al₂O₃, Fe₂O₃, CaO, MgO, MnO를 정량하기 때문에, 불용해 잔분이 큰 시료의 경우 국내외 규격 간 분석값에 차이가 발생할 수 있다.

이러한 이유로 시멘트 업계에서는 X선 회절 및 형광 분석을 적용하는 KS L 5222(시멘트의 형광 X선 분석 방법)를 활용해 화학성분을 정량하고 있다. 본 연구에서도 KS L 5222에 따른 방법으로 HPCC의 화학성분을 분석하고 그 결과를 비교하였다. 이때 시멘트 클링커의 석회포화도(LSF, Lime Saturation Factor) 변화와 석회석을 KR 슬래그로 대체할 때의 변화를 검토하기 위해, LSF 95%, 98% 두 조건과 KR 슬래그 0%, 3%, 5% 세 조건을 조합하여 분석을 수행하였다.

2.2 OPC와 HPCC의 배출량 산출 방법

본 연구에서는 국내 H사에서 시험적으로 생산한 고성능 클링커 활용 시멘트를 대상으로 공정 단계에서의 이산화탄소 배출량을 산정하였다. 시험 생산 단계의 자료이므로, 시멘트 생산 공정에서 발생하는 고정 및 이동 연소, 탈루배출 등 간접 배출은 제외하고, 클링커 제조 과정에서 발생하는 공정배출만을 고려하였다. 시멘트 제조 공정에서 배출되는 대표적인 온실가스는 이산화탄소이며, 그 대부분은 클링커 제조를 위한 소성 공정에서 발생한다.

온실가스 배출량 산정은 ｢온실가스배출권거래제의 배출량 보고 및 인증에 관한 지침｣을 준용하였다. 이에 따라 시멘트 산업의 보고 대상 온실가스를 이산화탄소로 한정하고, 동 지침 별표인 ｢배출활동별 온실가스 배출량 등의 세부 산정방법 및 기준｣을 따라 배출량을 산정하였다. 온실가스 배출량 정량 산정식에 적용되는 물리량 등 매개변수의 정확도에 따라 산정등급(Tier)이 구분되며, 산정등급이 높을수록 배출량의 신뢰도와 정확도는 향상된다. Tier 1은 활동자료, IPCC (Intergovernmental Panel on Climate Change) 기본 배출 계수를 활용하여 온실가스 배출량을 산출하는 기본방법론 이며, Tier 4는 연속측정 배출량 산정방법론으로 고온의 소성로에서 이산화탄소 배출하는 클링커 생산 공정에 적용하기는 어려움이 있다.

Tier 2: Tier 1 보다 높은 정확도를 가지는 산출방법론, 국가 고유 배출계수 및 발열량 등 일정부분 시험 및 분석을 통해 얻은 매개변수 값을 이용하여 온실가스 배출량을 산출하는 방법론으로 측정불확도 ±5.0% 의 활동자료를 이용.

Tier 3: Tier 1, 2 보다 높은 정확도를 가지는 산출방법론, 사업장 고유 배출계수 등 사업자가 배출시설 및 감축기술 단위의 배출계수 등 상당부분 시험 및 분석을 통해 얻은 매개변수 값을 이용하거나 공급자로부터 제공받은 값을 사용하여 온실가스 배출량을 산출하는 방법론으로 측정불확도 ±2.5%의 활동자료를 이용.

Tier 2 방법은 국가 고유 배출계수와 발열량 등 일부 매개변수를 시험⋅분석을 통해 도출한 값을 활용하는 방식이며, Tier 3 방법은 배출시설 및 감축기술 단위의 배출계수와 같이 보다 세부적인 매개변수를 시험⋅분석하거나 공급자로부터 제공받은 값을 사용해 온실가스 배출량을 산정하는 방식이다.

Tier 3 배출계수는 기본적으로 Tier 2와 동일한 원리에 따라 계산하되, 소성되지 않고 클링커에 잔존한 CaO, MgO의 질량분율과 비탄산염 원료가 소성되어 클링커에 포함된 CaO, MgO의 질량분율을 제외하고 배출계수를 산정한다는 점에서 차이가 있다. 두 산정등급에 따른 배출량 계산방법은 다음과 같다.

Tier 2

1) 배출계수

여기서, EFi : 클링커(i) 생산량 당 배출계수(tCO₂/t-clinker)

F_CaO : 생산된 클링커(i) 중 CaO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

F_MgO : 생산된 클링커(i) 중 MgO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

2) 배출량

여기서, Ei: 클링커(i) 생산에 따른 CO₂ 배출량(tCO₂)

EFi: 클링커(i) 생산량 당 CO₂ 배출계수 (tCO₂/t-clinker)

EF_toc: 투입원료(탄산염, 제강슬래그 등) 중 탄산염 성분이 아닌 기타 탄소성분에 기인하는 CO₂ 배출계수(기본값으로 0.0073 tCO₂/t-원료 적용)

Qi: 클링커(i) 생산량(ton)

Q_CKD: 시멘트 킬른먼지(CKD) 반출량(ton)

F_CKD: 킬른에서 유실된 시멘트 킬른먼지(CKD)의 하소율(0에서 1사이의 소수)

Tier 3

1) 배출계수

여기서, Cli_CaO : 생산된 클링커(i)에 함유된 CaO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

Cli_nCaO : 클링커의 미소성nCaO와 비탄산염nCaO를 합한 CaO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

Cli_MgO : 생산된 클링커(i)에 함유된 MgO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

Cli_nMgO : 클링커의미소성nMgO와 비탄산염nMgO를 합한 MgO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

여기서, EF_CKD : 시멘트 킬른먼지(CKD) 배출계수 (tCO₂/t-CKD)

CKD_CaO : 킬른에 재활용되지 않는 CKD의 CaO 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

CKD_nCaO : CKD의 미소성nCaO와 비탄산염nCaO를 합한 CaO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

CKD_MgO : 킬른에 재활용되지 않는 CKD의 MgO 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

CKD_nMgO : CKD의 미소성nMgO와 비탄산염nMgO를 합한 MgO의 질량 분율(0에서 1사이의 소수)

2) 배출량

여기서, EF_CKD: 시멘트 킬른먼지(CKD) 배출계수 (tCO₂/t-CKD)

Q_toc: 원료 투입량(ton)

위 식에서 ‘소성되지 않은 CaO(MgO)’는 CaCO₃(MgCO₃) 형태로 클링커에 잔존하는 CaO(MgO)와, 비탄산염 원료가 킬른을 거쳐 클링커 내에 포함된 경우를 의미한다. 해당 항목에 대한 측정값이 없을 경우에는 기본값인 0을 적용한다.

고성능 클링커 원료 중에는 탄산염 성분이 아닌 기타 탄소 성분에 기인하는 원료가 포함될 수 있다. 이 경우 Tier 2 배출계수는 이러한 성분을 배출계수 자체에는 반영하지 않고, 배출량 산정 시 기본 배출계수를 별도로 적용하도록 되어 있다. 반면 Tier 3는 배출량뿐만 아니라 배출계수에 비탄산염 유래탄소배출 성분인 CaO 및 MgO를 제외하는 항이 Cli_nCaO 및 Cli_nMgO 에 내재되어 있으므로 기타 탄소 성분에 기인하는 원료가 존재하는 경우 Tier 3를 적용하는 것이 보다 정확한 배출량 산정 방법으로 판단된다. 따라서 본 연구에서는 Tier 3 방법을 적용하여 이산화탄소 배출량을 산정하였다.

2.3 OPC와 HPCC의 내구성 평가

본 연구에서는 콘크리트의 내구특성 지표인 동결융해와 탄산화저항성을 평가하였다. OPC는 기존 클링커에 석고를 혼합하여 제조하였으며 ​ HPCC는 KR 슬래그의 혼합량을 조절하여 목표한 LSF(95%, 98%)를 만족하면서 기존 클링커 대비 낮은 배출계수를 나타내는 고성능 클링커에 석회석 미분말과 슬래그 미분말을 각각 5%씩, 총 10%의 혼합재로 첨가하여 콘크리트를 제조하였다. 이는 현행 KS L 5201 “포틀랜드 시멘트”에서 규정된 바와 같이 고로슬래그, 포졸란 및 플라이애시 중 한 종류를 시멘트의 5%이내, 석회석을 시멘트의 5% 이내에서 혼합분쇄 또는 단독분쇄 후 혼합할 수 있도록 규정한 점을 고려한 것이며 혼합재량을 규정 내 수치까지 증가시킨 후 석고 외 혼합재를 혼합하지 않은 OPC 콘크리트와 비교하기 위한 조건이다. 콘크리트 배합설계는 이전 연구 결과에 기초하여 콘크리트를 제작했으며^{(Lee et al., 2024)}, 제작된 콘크리트의 재료 명세는 Table 1에 표시하였다. Binder는 OPC 또는 HPCC를 사용하였으며, 골재는 콘크리트용 굵은 골재(최대치수 20 ㎜), 콘크리트용 잔골재를 사용하였으며, 혼화제로 고성능 AE 감수제를 사용하였다. 목표 물성 값은 Table 2에, 설계 배합은 Table 3에 각각 정리하였다.

제조된 25-27-150 등급은 레미콘 배합에서 사용하는 등급이며 OPC와 HPCC와 동일한 배합을 수행하여 일반적인 배합에 적용 가능한지 강도를 평가하였다. 주재령 28일째에 내구성 시험을 수행하였으며, 동결융해 저항성과 탄산화 저항성을 평가하였다. 동결융해 저항성 시험은 ø100×200 ㎜ 공시체 1조(3개)를 4 ℃와 –18 ℃ 사이에서 2∼4시간 간격으로 왕복하는 온도 조건 하에 총 300사이클 동안 노출하였다. 시험 중 50사이클마다 동결 전 공시체의 표건 질량을 측정하여 질량 감소율을 산출하였으며, 300사이클 완료 후에는 압축강도를 측정하여 강도 변화를 분석하였다. 질량 감소율은 식 (1)에 따라 계산하였다.

여기서, $W$는 질량 감소율(%), $W_{0}$는 초기질량(g), $W_{C}$는 동결융해 C회 후 질량(g)을 의미한다.

탄산화 저항성 평가는 100×100×400 ㎜ 크기의 콘크리트 시험체를 이용하여 수행하였다. 시험체는 재령 4주까지 표준 양생(20±2℃, 상대습도 60±5%)을 실시한 후 동일 조건에서 추가로 4주간(총 8주) 보관하였다. 재령 7∼8주 차에는 타설면⋅저면⋅양측 단면의 거푸집 체결 구멍을 에폭시로 봉인하여 CO₂ 유입을 차단하고, 시험체마다 동일한 밀폐 상태를 확보하였다.

탄산화 촉진을 위한 조건은 온도 (20 ± 2)℃, 상대습도 (60 ± 5)℃, 이산화탄소 (5 ± 0.2)%로 하며 공시체 개개의 환경 조건이 같도록 설치하였다. 소정의 노출 기간에 달한 시점에서 공시체의 길이 방향과 직각인 할렬면을 페놀프탈레인 용액을 분무하여 적자색으로 변색된 구간까지 깊이를 표면으로부터 측정하도록 하여 탄산화 침투 깊이를 측정하였다. 일반적인 콘크리트의 pH는 13의 강알칼리성 재료이며 페놀프탈레인의 색 변화가 없다면, pH는 8 이하의 탄산화가 되었다고 판단하고 그 깊이를 탄산화 침투 깊이로 하였다. 측정 깊이는 단면의 양쪽 끝 한 변을 기준으로 중심까지가 약 50 ㎜에 대한 각 변에서 침투 깊이를 5개씩 측정하여 총 10개의 포인트에 대한 평균으로 비율로 하여 이산화탄소 침투저항성을 평가하였으며, 그 계산식은 다음 식(2)에 나타내었다.

여기서, $R_{c}$는 탄산화 저항성, $d_{0}$는 초기 길이(50 ㎜), $d_{c}$는 탄산화 깊이(㎜)를 의미한다.

탄산화 속도에 대하여 탄산화가 정상상태에서 탄산가스의 콘크리트 내부 확산에 따라 생긴다고 가정하면, 탄산화 깊이는 경과시간의 제곱근에 비례하므로 $\sqrt{t}$법으로 탄산화 속도 계수를 구할 수 있으며 이는 식 (3)에 의하여 구할 수 있다.

여기서 $C$는 탄산화 깊이(㎜), $t$는 시간(week)로 하였으며, $A$는 탄산화 속도계수(㎜/week0.5)이다.

3.1 OPC와 HPCC의 화학성분 분석결과

HPC 및 KR 슬래그를 구성하고 있는 CaO, MgO의 질량분율을 확인하기 위하여 X선 형광분석법(XRF)으로 분석하였다. 그 결과는 Table 4 와 같다.

3.2 OPC와 HPCC의 배출계수 및 배출량 산출결과

Tier 3 배출계수를 산정하기 위해 클링커 내 CaO 및 MgO의 질량분율을 소수로 변환하여 계산하였으며, 기타 탄소 성분에 기인하는 원료인 KR 슬래그의 CaO 및 MgO 기여분은 제외하였다. KR 슬래그 기여분을 제외할 때에는 KR 슬래그의 혼입 비율에 따라 해당 성분 질량에 배합비를 곱하여 반영하였다. HPC/OPCC 값은 HPC 대비 OPC 클링커(OPC Clinker, OPCC)의 배출계수를 백분율로 표현한 것이며, OPC 클링커의 배출계수는 CaO 질량분율 63.13%, MgO 질량분율 3.55%를 Tier 3 산정식에 적용하여 계산한 0.5343 tCO₂/t-clinker를 사용하였다. Tier 3 배출계수 및 배출량 산정을 위한 가정과 제한사항은 다음과 같다.

(1) Cli_nCaO와 Cli_nMgO를 산출 시 내재된 매개변수인 미소성 CaO와 미소성 MgO는 0으로 가정하였으며(완전 소성)마찬가지로 내재된 매개변수인 비탄산염CaO와 비탄산염 MgO는 KR 슬래그의 실측값을 통해 유래분을 제외하였다.

(2) 시멘트 킬른 더스트(CKD)의 외부 반출량은 0으로, CKD에 대한 배출계수 역시 0으로 가정하였다.

(3) CKD의 반출량, 미소성 CaO와 미소성 MgO를 0으로 가정할 경우 배출계수가 낮게 추정될 수 있으며 본 연구에서는 가정사항을 기반으로 OPCC 배출계수와 비교한 것에 의의를 둔다.

미소성 CaO 및 MgO에 대한 배출계수 산출 방법은 원칙적으로 클링커 배출계수 계산과 유사하나, 기원별 구분값이 중첩되고 정확한 분리⋅정량이 어려워 현장 실무에 적용하기에는 한계가 있다. 따라서 추계치 기반 또는 원료 혼합비를 이용한 예측식에 의존할 필요가 있으나, 본 연구에서는 이를 적용하지 않았으며 향후 추가적인 연구가 요구된다. 각 클링커 배합에 대한 배출계수 산정 결과는 Table 5에 제시하였다.

앞서 제시한 가정 중 CKD 관련 가정을 적용할 경우, 배출량 산정식에서 클링커 배출계수를 적용한 항 이외의 항목은 없거나 그 기여도가 매우 미미하다. 따라서 클링커 1 t 생산을 기준으로 할 때, 단위를 제외한 배출량 산정값과 배출계수의 수치 간에는 유의미한 차이가 나타나지 않았으며, 그 결과는 Table 6에 제시하였다.

가장 낮은 공정배출량을 보인 클링커는 LSF 95, Slag 4.32% 조건의 HPCC로, 배출계수는 0.52626 tCO₂/t-clinker로 산정되었다. 배출계수는 KR 슬래그 혼입량 및 LSF에 대해 반비례하는 경향을 나타냈으며, 이는 CaO와 MgO 함량이 높을수록 시멘트 배출계수가 증가하기 때문이다. 즉, KR 슬래그 혼입량 증가는 클링커 배출계수 산정에 사용되는 CaO 및 MgO 질량분율을 감소시키며, 낮은 LSF에서는 CaO 함량 자체가 감소하는 영향이 복합적으로 작용한 결과로 해석된다. 이를 기준으로 기존 OPC 클링커(0.5343 tCO₂/t-clinker)의 배출계수와 배출량을 산정하여 비교하였다.

배출량 비교는 시멘트 총량에서 석고 함량을 6%로 고정한 후, 잔여 비율 내에서 클링커 대비 혼화재 비율을 0%에서 20%까지 증가시키는 방식으로 수행하였다. 각 조건에 대해 산정한 결과는 Table 7에 정리하였다.

공정배출량을 단순 비교한 결과, HPC에 석회석, 포졸란 등 혼합재 총량을 약 9% 수준까지 혼입한 경우 0.450 t-CO₂/ t-Cement, 기존 OPCC에 혼합재를 10% 사용한 경우 0.452 t-CO₂/t-Cement로 나타나 OPCC에 혼합재 10%를 혼합한 경우 HPC에 혼합재 9%를 혼합했을 때와 동등한 공정배출량을 나타냈다. 혼합재를 9% 혼합했을 때 HPCC 1 톤 당 이산화탄소 배출량 산출방법은 다음 예시와 같으며 해당사항이 없는 항을 제외하면 OPC의 경우도 이와 동일한 방법으로 산출할 수 있다.

$E_{i}=(Q_{i}\times EF_{i})+(Q_{CKD}\times EF_{CKD})+(Q_{toc}\times EF_{roc})\\ 0.52630=(1\times 0.52626)+(0\times 0)+(0.04324\times 0.00073)$

$E_{i}=0.52630$ (tCO₂, CO₂ per ton of clinker)

$Q_{i}=1$ (ton, Clnker weight)

$EF_{i}=0.52626$ (tCO₂/t-clinker, LSF 95%, KR Slag ratio 4.32%)

$Q_{CKD}=0$, $EF_{CKD}=0$ (Assumptions)

$Q_{toc}=0.04324$ (ton, KR slag replacement ratio per ton of clinker)

$EF_{toc}=0.00073$ (tCO₂/t-clinker, Default value)

$Emission=C\ln\ker weight\times E_{i}\\ 0.450=0.855\times 0.52630$

$Emission=0.450$(tCO₂, CO₂ emissions)

$C\ln\ker weight=0.855$ (Clinker content when 9% supplementary cementitious materials are blended)

$E_{i}=0.52630$ (tCO₂, CO₂ per ton of clinker)

KR 슬래그의 CaO 및 MgO 질량분율은 일반 석회석보다 상대적으로 높기 때문에, 적정 범위 내에서 투입량을 증가시킬수록 공정배출량 감소에 유리하다. 다만 과도한 슬래그 혼입은 시멘트의 물리⋅역학적 성능을 저하시킬 수 있으므로, 허용 혼입량에는 공학적 한계가 존재한다.

따라서, Table 7의 결과를 공정배출에 한정한 단순 비교치로 보고, 전체 배출량 중 공정배출 비율을 약 60%로 가정하여 실제 총 배출량을 예측해보면 OPC의 총 배출량은 0.753 tCO₂/t-cement, HPCC 총 배출량은 0.750 tCO₂/t-cement로 산정할 수 있으며 현재 통상적인 시멘트 시스템과 유사한 수준의 총 배출계수를 보이는 것으로 나타났다^{(Williams and Yang, 2024)}. 그러나 이러한 결과를 실제 산업 현장에 적용하기 위해서는 시멘트 원료 채굴⋅전처리부터 소성, 분쇄, 출하에 이르는 전 공정의 배출량을 정밀하게 산정하고, 고성능 클링커를 반복 생산하여 교정값을 반영한 측정불확도를 확보한 매개변수에 근거해 Scope 1∼3 전 범위의 배출량을 종합적으로 평가할 필요가 있다.

3.3 OPC와 HPCC의 내구성 평가 결과

일반적인 OPC와 HPC에 석회석 미분말 및 슬래그 미분말을 각각 5% 혼합한 HPCC를 이용하여 제조한 콘크리트의 압축강도를 평가한 결과는 Table 8과 같다. 콘크리트의 시험결과 중 압축강도는 각 바인더 별 1조의 공시체에 대한 압축강도 평균이며, Table 2에 제시한 배합목표인 27 MPa 이상을 만족하였다. 해당 배합의 물-결합재비는 0.54로 내구성 평가에 활용하기에는 다소 높은 값으로 판단되나 본 배합은 OPC와 HPCC의 비교와 목표한 강도를 만족하고자 설정한 배합으로 향후 실제 적용을 위해서는 용도에 맞게 개선할 필요가 있을 것으로 판단된다.

동결융해 저항성 평가의 일환으로 질량의 변화율을 측정한 결과는 다음 Fig. 3과 같다. HPCC 및 OPC를 사용한 콘크리트 배합 모두 0.5 % 이하의 질량 감소율이 나타났으며 이는 반복적인 동결융해 작용에도 콘크리트의 스케일링 또는 박리 등의 내구성 저하가 일어나지 않았음을 의미한다. 동결융해 시험을 완료한 후 압축강도를 평가한 결과는 Fig. 4와 같다. OPC를 사용한 콘크리트의 경우 시험 전의 압축강도에 비하여 98.23 %의 강도를 나타냈으며, HPCC의 경우 99.84 %의 강도를 발현했다. 따라서, HPCC를 사용한 콘크리트의 동결융해를 통한 압축강도의 저하는 OPC를 사용한 콘크리트에 비하여 적은 것으로 나타났으며 모든 배합에서 1 MPa 미만의 강도 저하를 나타냈다.

콘크리트의 탄산화 저항성을 평가한 결과는 다음 Fig. 5와 같다. HPCC 콘크리트의 탄산화 저항성은 초기 OPC 콘크리트에 비해 높았으나, 시간이 지남에 따라 그 차이가 점차 감소하는 경향을 보였다. 4주령에는 오히려 OPC 콘크리트보다 깊게 탄산화가 진행되는 결과를 나타냈지만, 이는 1% 내외의 근소한 차이였다. 이러한 경향은 탄산화 속도계수에서도 유사하게 나타났으며, 탄산화 깊이를 기반으로 분석한 탄산화 속도계수는 Table 9에 나타냈다. 탄산화 속도 계수에서도 유사한 경향을 나타냈으며, 급속 탄산화 4주차에는 0.01 ㎜/week0.5의 차이만을 나타냈다. 이러한 결과는 HPCC의 고수화성 특성으로 더 치밀한 모세관공극 구조를 형성하여 급속 탄산화 시험 초기에는 OPC보다 탄산화 저항성이 우수한 것으로 평가되었으나 수화가 진행되고 탄산화에 의한 중성화로 Ca(OH)2가 CaCO3로 변환됨에 따라 점진적으로 공극이 감소함에 따라 탄산화 저항성이 두 배합 모두 일정하게 수렴된 것으로 판단된다.

본 연구에서 수행한 내구성 평가결과는 단일배합에서 수행된 결과로서 그 한계가 명확하며 HPCC에 대한 보다 일반적인 내구성능을 평가하기 위해서는 향후 연구에서 다양한 배합에서 제조한 콘크리트를 대상으로 내구성능을 평가해야 할 것으로 판단된다.