2.1 사용재료 및 배합설계

원전 콘크리트 시험체 제작에 사용된 결합재와 잔골재의 물리적 특성은 Table 1에 나타내었다. 사용된 결합재는 4종으로 1종 보통포트랜드시멘트(ordinary portland cement, OPC)와 고로 슬래그, 플라이애시, 실리카 흄(silica fume, SF)로 구성하였다. OPC의 밀도와 비표면적은 $3.13\text{ g/cm}^3$과 $3,320\text{ cm}^2/\text{g}$이며, BS의 밀도와 비표면적은 $2.90\text{ g/cm}^3$과 $4,310\text{ cm}^2/\text{g}$이다. FA의 밀도와 비표면적은 $2.24\text{ g/cm}^3$과 $3,680\text{ cm}^2/\text{g}$이며, SF의 밀도와 비표면적은 $2.20\text{ g/cm}^3$와 $19.3\text{ m}^2/\text{g}$이다. 잔골재는 절건 밀도가 $2.53\text{ g/cm}^3$인 중사를 사용하였으며, 굵은 골재는 최대치수 $19\text{ mm}$의 절건 밀도가 $2.65\text{ g/cm}^3$인 쇄석을 사용하였다. 콘크리트의 유동성 확보를 위하여 폴리카르복실계 고성능감수제(high water reduction agent, HWRA)를 사용하였다.

원전 콘크리트 모사 시험체는 수출형 원전 구조물의 시공성능 확보를 위한 연구(Noh, 2024)의 배합설계를 참고하였다(Table 2). 물-결합재비(water-binder ratio, W/B)와 잔골재율(fine aggregate ratio, S/a)은 40 %와 50 %로 설정하였다. 결합재의 종류와 혼입율에 따라 OPC, FA25, BS50 및 BS65SF5의 4수준으로 배합설계를 구성하였다. 배합명은 혼화재의 종류와 결합재 중량 대비 치환율을 기준으로 명명하였다. OPC 배합은 결합재로 OPC만을 100%로 구성된 기준 배합이며, FA25는 OPC 중량비의 25%를 FA로 치환한 배합이다. BS50은 고로슬래그 미분말을 50% 치환하였으며, BS65SF5는 OPC 30%, BS 65% 및 SF 5%로 구성된 배합이다. 모든 배합의 설계 압축강도는 재령 91일 기준으로 $28\text{ MPa}(4,000\text{ psi})$로 설정하였다. 콘크리트의 목표 슬럼프는 $6 \pm 1\text{ in}(150 \pm 25\text{ mm})$로 설정하였으며, 각 배합별로 목표 슬럼프를 만족하도록 HWRA 첨가량을 조절하였다. Table 2에 나타낸 HWRA 혼입율은 단위 결합재량에 대한 중량비로 나타내었다.

2.2 미소수화열

배합종류에 따른 결합재의 수화 및 발열 특성을 평가하기 위하여 ASTM C 1679-22(2022)에 준하여 등온열량계(isothermal calorimeter)를 이용하여 페이스트의 수화열을 72시간까지 측정하였다. 배합설계를 기반하여 W/B 40%의 페이스트를 각 결합재 비율에 따라 배합하였다. 측정된 수화열은 결합재의 구성비율에 따른 수화 발열 특성 분석을 위하여 시간에 따른 발열량과 누적발열량으로 나누어 분석하였다.

2.3 슬럼프 및 압축강도

콘크리트의 유동성 평가는 ASTM C143/C143M(2026)에 준하여 슬럼프를 측정하였다. 압축강도 측정용 시험체는 $\varnothing 100 \times 200\text{ mm}$ 크기의 시험체를 제작하여 배합직후부터 기건양생조건인 온도 $25\text{ }^\circ\text{C}$, 상대습도 RH 60% 의 항온항습실에서 양생하였으며, 재령 1일차에 모든 시험체의 몰드를 탈형하여 측정 재령까지 동일하게 양생하였다. 압축강도 시험체는 측정 전 시험체의 상하면을 연마기로 연마하여 평탄화한 후 ASTM C39(2023)에 따라 측정하였다. 압축강도는 재령 7, 28, 56, 91일에 배합에 따라 3개의 시험체의 압축강도를 측정하여 평균값으로 나타내었다.

2.4 총 수축률

결합재 구성에 따른 콘크리트 총 수축률(total shrinkage)을 평가하기 위하여 $100 \times 100 \times 400\text{ mm}$ 크기인 각주형 몰드를 이용하여 시험체를 제작하였으며, 시험체 제작 절차는 Fig. 1에 나타내었다. 콘크리트 타설 전에 총 수축을 측정하기 위한 전용 몰드와 콘크리트 시험체 간의 구속효과를 최소화하기 위하여 몰드 면에 테프론시트를 부착하였다. 총 수축 측정은 시험체 내부에 길이변화 측정을 위한 매립게이지를 이용하였다. 매립 게이지는 시험체의 중앙부에 위치할 수 있도록 나일론 와이어를 이용하여 게이지 위치를 고정한 후 콘크리트를 타설하였다. 몰드에 고정한 게이지에 연결된 나일론 와이어는 구속력이 발생하지 않도록 콘크리트 타설이 완료된 이후에 절단하였다. 총 수축 시험체는 압축강도 시험체 양생조건과 동일하게 온도 $25\text{ }^\circ\text{C}$, 상대습도 RH 60% 인 항온항습실에서 측정하였으며, 재령 150일까지 수축률을 측정하였다. 총 수축률을 측정하기 위해서 타설 초기부터 표면을 공기중에 노출시킨상태로 제작하였으며, 1일 양생후 몰드를 타설 한 뒤 바닥면적과의 구속에 의한 측정 결과 오차 발생을 최소화하기 위해 실험체를 세워서 양생하였다. 특히, 자기수축, 화학수축 및 수분증발에 의한 건조수축 등 전체 수축률을 측정하는 총 수축률을 측정하는 방식으로 진행하였다.

Fig. 1 Details of specimen fabrication and measurement

3.1 미소수화열

배합별 시간에 따른 열발생량을 Fig. 2에 나타내었다. 모든 배합은 시멘트계 재료의 일반적인 경향과 동일하게 1차 발열 피크 발생 후 열발생률이 급격히 감소한 후 증가하여 2차 발열피크를 나타내었다. 수화반응 주요 구간인 2차 피크는 OPC, FA25, BS50 및 BS65SF5 배합에서 각각 3.65, 2.73, 1.97 및 $1.53\text{ mW/g}$이었다. FA25, BS50 및 BS65SF5 배합의 2차 피크는 OPC 배합 대비 각각 25.2%, 46.0% 및 58.1% 감소하여, BS65SF5 배합에서 가장 큰 감소율을 보였다. FA25 배합의 2차 피크 도달시간은 OPC 배합과 유사하였지만, BS50 배합은 OPC 배합보다 2.42시간 빠르게 나타났다. BS65SF5 배합의 2차 피크는 OPC 배합보다 6.25시간 늦었으며, 주요 발열 피크의 감소와 발생 시점의 지연이 함께 확인되었다. 혼화재 치환에 따른 발열 피크 감소가 반드시 피크 발생 시점의 지연을 동반하는 것은 아니었으며, 이는 클린커 희석 효과에 따른 수화열 감소와 미세입자의 채움효과 등이 복합적으로 작용한 것으로 판단된다(Lothenbach et al., 2011; Scrivener et al., 2015).

Fig. 2 Normalized heat flow

배합에 따른 72시간 동안의 누적 수화열을 Fig. 3에 나타내었다. OPC와 FA25, BS50 및 BS65SF5 배합에서 24시간에서의 누적 수화열은 각각 193.80, 161.23, 129.50 및 $98.85\text{ J/g}$이었다. 72시간 누적 수화열은 OPC, FA25, BS50 및 BS65SF5 배합에서 각각 280.03, 236.82, 203.21 및 $167.40\text{ J/g}$으로 측정되었다. 누적 수화열은 모든 구간에서 OPC, FA25, BS50 및 BS65SF5 배합 순으로 높은 값을 나타내었다. OPC 배합의 72시간에서의 누적 수화열 대비 FA25와 BS50 및 BS65SF5 배합의 감소율은 15.4%와 27.4% 및 40.2%이었다. 특히 FA25 배합은 1차 발열 피크가 OPC보다 높았음에도 2차 피크와 누적 수화열은 낮았다. 이는 배합 직후의 순간적인 1차 열발생량과 일정 시간 동안의 누적 발열량을 구분하여 평가할 필요가 있음을 시사한다.

Fig. 3 Cumulative heat release

시간에 따른 누적 수화열은 모든 배합에서 24∼48시간보다 48∼72시간 구간의 증가량이 적어 발열이 점차 완만해지는 경향을 나타내었다. OPC 배합과 비교한 BS50과 BS65SF5 배합의 누적 수화열 감소율은 24시간에 각각 33.2%와 49.0%였으나, 72시간에는 각각 27.4%와 40.2%로 낮아졌다. 이는 BS50과 BS65SF5 배합의 상대적인 수화열 저감 효과가 초기 24시간에 더 크게 나타난 것으로 판단된다. 결과적으로 이 연구에서의 혼화재 치환 배합은 OPC 배합과 비교하여 2차 피크 발열량과 누적 수화열이 낮게 나타났다. 특히 BS65SF5는 가장 낮은 발열 수준과 가장 늦은 2차 피크 도달시간을 보여, 초기 수화 발열 저감에 가장 효과적인 것으로 평가되었다.

3.2 콘크리트 슬럼프

배합별 콘크리트의 슬럼프 측정 결과와 OPC 배합 대비 각 배합의 슬럼프 변화율을 Fig. 4에 나타내었다. 모든 배합의 W/B와 단위수량은 동일하지만, 목표 슬럼프인 $6 \pm 1\text{ in }(150 \pm 25\text{ mm})$를 확보를 위하여 혼입된 HWRA의 혼입율은 배합별로 상이하다. OPC 배합은 HWRA 의 혼입율은 0.63%이며, 슬럼프는 $155\text{ mm}$이었다. 반면, FA25 배합은 HWRA 혼입율이 0.91%이지만 슬럼프는 $145\text{ mm}$로 OPC 배합 대비 유동성이 6.5% 감소했다. 이는 FA 입자의 볼베어링 효과에도 불구하고, 미연탄소에 의한 감수제 흡착과 초기 입자 습윤에 따른 요구수량 증가가 복합적으로 작용하여 감수제의 분산 효율을 저하한 것으로 판단된다(Kulaots et al., 2004). BS50 배합의 HWRA 혼입율은 OPC 배합과 유사하며, 슬럼프는 $160\text{ mm}$로 측정되어 OPC 대비 유동성이 소폭 향상되었다. BS65SF5 배합의 HWRA 혼입율은 0.82%로 $175\text{ mm}$의 가장 높은 슬럼프가 측정되었으며, OPC 대비 유동성이 12.9% 향상되었다. 일반적으로 SF의 혼입은 단위수량을 증가시키는 요인 중 하나이지만 HWRA 작용과 OPC와 BS 입자 간 미세공극의 충진효과로 공극에 존재한 구속수가 자유수로 변화하여 유동성이 향상된 것으로 판단된다(Wong and Kwan, 2008).

Fig. 4 Slump

3.3 압축강도

재령에 따른 압축강도를 Fig. 5에 나타내었다. 모든 시험체의 압축강도는 측정 재령과 관계없이 OPC, FA25, BS50 및 BS65SF5 순으로 높게 나타났다. OPC 시험체의 재령 7일 압축강도는 $31.1\text{ MPa}$로 가장 높았으며, FA25와 BS50 및 BS65SF5 시험체는 $21\text{∼}23\text{ MPa}$의 범위로 나타났다. 특히 FA25와 BS50 시험체는 혼화재의 종류와 치환율이 다름에도 초기 재령에서 유사한 강도를 보였다. 혼화재 치환 배합의 초기 압축강도가 낮은 것은 결합재 내 OPC 함량 감소와 혼화재의 초기 반응 특성이 복합적으로 작용한 결과로 판단된다.

Fig. 5 Compressive strength

Rashad et al. (2014)의 연구에서는 FA가 70% 치환된 콘크리트에서 초기 강도 저감이 컸으나, 재령 증가에 따라 OPC 배합과의 상대적인 강도 차이가 감소하였다고 제시하였다. 또한 이는 초기 재령에서의 압축강도 저하를 FA의 느린포졸란 반응과 OPC 치환에 따른 희석 효과임을 제시하였다. 재령 28일의 압축강도는 OPC, FA25, BS50 및 BS65SF5 시험체에서 각각 36.1, 32.1, 30.4 및 $26.1\text{ MPa}$로 나타났으며, 재령 91일에는 각각 40.8, 38.1, 34.7 및 $29.6\text{ MPa}$로 증가하였다. FA25 시험체는 재령이 증가함에 따라 OPC 시험체와의 강도 차이가 점차 감소했다. BS50과 BS65SF5 시험체의 경우, 재령이 증가함에 따라 압축강도가 증가하였지만, 재령 91일까지 OPC보다 낮은 강도를 나타내었다.

원전 콘크리트 구조물의 경우, 압축강도 기준이 재령 91일이며, 모든 배합의 재령 91일 압축강도는 이 연구의 설계목표 압축강도인 $28\text{ MPa}(4,000\text{ psi})$를 상회하였다. 또한 배합별 압축강도의 대소 관계는 앞서 분석한 72시간 누적 미소수화열의 순서와 일치하였다. 따라서 이 연구의 배합 범위에서는 초기 수화 발열이 낮은 배합에서 압축강도도 낮은 경향을 나타냈다. 따라서 혼화재를 활용한 저발열 배합의 평가 시에는 수화열 저감 효과와 함께 초기 강도 발현 및 목표 재령의 강도 확보 여부를 종합적으로 고려할 필요가 있다.

3.4 총 수축

원전 콘크리트 모사 시험체의 총 수축은 재령 150일 동안 매립게이지와 데이터로거를 이용하여 계측하였으며, 전체 측정 기간의 수축률과 압축강도 측정 시점에서의 수축률을 Fig. 6에 나타내었다.

Fig. 6 Total shrinkage behavior

모든 콘크리트 배합의 총 수축은 재령이 증가함에 따라 수축률이 증가하였으며, 재령 7일 이전의 초기에는 수축률 증가속도가 크고 재령 28일 이후에는 수축률이 점차 완만해지는 경향을 나타내었다. 모든 측정기간에서 누적 총 수축률은 BS65SF5, BS50, OPC 및 FA25 배합 순으로 크게 나타났다. 재령 7일에서 총 수축률은 OPC와 FA25 배합에서 각각 $198.5 \times 10^{-6}$와 $139.2 \times 10^{-6}$로 측정되었으며, BS50와 BS65SF5 배합은 $325.2 \times 10^{-6}$와 $738.3 \times 10^{-6}$으로 나타났다. FA25 배합의 재령 7일 총 수축은 OPC 배합과 비교하여 29.9%가 낮았으며, BS50과 BS65SF5 배합의 총 수축은 OPC 배합 대비 63.8%와 272.0%가 크게 측정되었다. 특히, BS65SF5 배합의 총 수축은 초기부터 다른 배합과 비교하여 현저히 크게 나타났으며, 최종적으로도 가장 큰 수축률을 나타내었다. 장기재령인 150일에서 OPC와 FA25 배합의 총 수축률은 $780.9 \times 10^{-6}$과 $725.9 \times 10^{-6}$이었으며, BS50와 BS65SF5 배합에서는 $812.0 \times 10^{-6}$과 $1,171.1 \times 10^{-6}$로 측정되었다.

FA25 배합의 재령 150일 수축률은 OPC 배합 대비 7% 낮았으며, BS50과 BS65SF5 배합은 OPC 배합 대비 4.0%와 50.0% 높은 수축률을 나타내었다. BS50 배합은 초기에는 OPC 배합보다 수축률이 컸지만, 재령이 증가함에 따라 OPC 배합과의 차이가 저감되는 경향을 나타냈다. 반면 BS65SF5 배합은 재령 28일 이후 구간에서 수축 증가 속도가 감소하지만, 전체 측정 기간 동안 가장 높은 값을 유지하였다.

배합별 초기 수축률을 비교하기 위하여 재령 150일 수축률에 대한 7일 수축률의 비율을 산정하였으며, OPC와 FA25 배합은 25.4%와 19.2%로 나타났다. 반면, BS50와 BS65SF5 배합의 재령 150일 수축률 대비 7일 수축률 비율은 40.0%와 63.0%로 나타났다. 결과적으로 BS65SF5 배합은 150일까지 측정된 수축률의 약 63%가 초기 7일까지 발생하였지만, OPC와 FA25 배합은 초기 수축 비중이 상대적으로 낮았다. 이를 통하여 배합에 따라 최종 측정 시점의 수축률뿐 아니라 수축이 집중되는 시기에도 차이가 있음을 확인하였다. 일반적으로 콘크리트 총 수축은 수분 손실량뿐 아니라 수화물 표면과 흡착수의 상호작용 및 고체 골격의 변형 특성에도 영향을 받는다(Maruyama, 2010). 따라서 BS65SF5 배합의 큰수축률에는 결합재 종류와 비율에 따른 수분 상태와 수화물 구조, 초기 골격 발달의 차이가 복합적으로 관여했을 가능성이 있다.

특히, BS65SF5 배합은 Fig. 6에서 볼 수 있듯이 재령 7일 이전의 수축률이 다른 세배합의 재령 56일 수축률과 비교해서도 더 크게 나타났다. 이는 GGBFS 다량 치환 시 GGBFS의 잠재수경성 반응으로 공극크기게 미세해지고 이로인해 모세관 음압이 크게 작용할 수 있기 때문으로 알려져있다(Li et al., 2026; Chen et al., 2024). 또한 외관상 수분 유출이 없더라도 GGBFS 반응으로 내부 상대습도가 크게 감소되는 Self-Desiccation 효과에 의한 자기수축 증가도 하나의 원인으로 꼽을 수 있다(Persson, 1997; Lim and Wee, 2000).

3.5 수화 발열과 콘크리트 물성의 상관관계

혼화재 사용에 따른 미소 수화열과 콘크리트 물성의 영향을 분석하기 위해 최대 열발생률, 누적 수화열, 슬럼프, 압축강도 및 총 수축률에 대한 피어슨 상관분석을 수행하였다(Table 3). 분석에는 배합별 측정값을 사용하였고, 총 수축률은 절댓값으로 정의하였다. 또한 OPC 배합 대비 물성 변화율을 산정하여 배합별 성능 변화를 비교하였다. 최대 열발생률과 재령 7일 압축강도의 상관계수는 0.92이며, 72시간 누적 수화열과 재령 7일 및 91일 압축강도의 상관계수는 0.90과 0.98로 나타났다. 이 연구 범위에서는 초기 발열이 큰 배합일수록 압축강도가 높은 경향이 나타났다. 이는 수화 진행에 따른 미세공극 충전 효과로 구조적 치밀성이 향상되어 강도가 증가했기 때문으로 판단된다(Lootens and Bentz, 2016). 다만 이 연구에서는 서로 다른 결합재 조성을 비교한 결과로 단편적인 누적 수화열만으로 압축강도를 예측할 수 있음을 의미하지는 않는다. 72시간 누적 수화열과 150일 총 수축률 간 상관계수는 -0.78이지만, BS65SF5 배합을 제외한 민감도 분석 결과 -0.29로 크게 약화되었다. 이는 전체 음(-)의 상관성이 BS65SF5 배합의 거동에 주로 기인함을 의미한다. 특히 FA25 배합은 OPC 대비 발열량과 수축률이 모두 감소하여, 수화열 저감이 총 수축 증가로 귀결되지는 않는 것으로 판단된다.

측정 항목별 각 배합의 결과 값에 대하여 OPC 배합 대비 변화율을 Table 4에 나타내었다. FA25 배합의 72시간 누적 수화열은 OPC 배합 대비 15.4% 감소하였으며, 재령 91일 압축강도와 150일 총 수축률은 6.6%와 7.0%가 감소하였다. BS50 배합은 수화열과 압축강도가 각각 27.4%와 15.0%가 감소한 반면, 총 수축률은 4.0%가 증가하였다. BS65SF5 배합은 수화열과 압축강도가 각각 40.2%와 27.5%가 감소하였으며, 총 수축률은 50.0%가 증가하였다.

다만, 이 분석결과는 단편적인 인과관계보다는 상대적인 경향으로 해석되어야 한다. 따라서 저발열 콘크리트 배합을 평가⋅선정할 때에는 초기 수화열 저감 성능뿐만 아니라, 목표 재령에서의 압축강도 발현과 장기 총 수축 특성을 종합적으로 고려해야한다.