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문제 정의
- 본 연구에서는 활용 범위를 넓히기 위한 일환으로 국내 실정에 맞게 수정 보완한 간편배합 설계시스템(Yun Wang Choi et al., 2006)을 사용하였으며, 3수준의 강도 변화(30, 50 및 70 MPa)에 따른 HSCC를 제조하여 유변학적 특성및 역학적 특성을 분석 고찰하였다.
가설 설정
- 콘크리트의 설계 계산에 사용하는 탄성 계수 값은 콘크리트의 강도와 밀도에 유사한 관계가 있는 것으로 가정하고 실험식으로 평가한다. 이러한 가정은 콘크리트의 세 가지 요소인 골재, 시멘트 페이스 및 천이대의 응력-변형 거동이 실제 이들로 결정되기 때문이다.
제안 방법
- HSCC의 성능평가기준은 Table 4와 같은 일본토목학회의 “자기충전형 콘크리트의 시험방법” 2등급 성능기준을 선정하 여 HSCC의 유변학적 및 역학적 특성을 검토하였다.
- 이때 사용된 OPC에 대한 LSP의 사용은 부피비 4수준(0, 10, 20 및 30%)으로 변화시킨 2성분계 HSCC 배합 및 OPC에 대하여 LPS를 20%로 고정시킨 후 FA를 3수준(10, 15 및 20%) 혼합한 3성분계 HSCC 배합으로 결정하였다.
- 70 MPa 급의 고강도 HSCC의 경우 국내·외에서는 유동성에 대한 명확한 기준이 미흡한 실정이므로 본 연구에서는 30 및 50 MPa의 HSCC와 상대비교를 위하여 JSCE 2등급 규정을 적용하여 유동성은 600 mm 이상을 기준으로 성능평가를 실시하였다.
- 3은 강도수준별(30, 50 및 70 MPa) HSCC의 굳지않은 상태에서 성능평가인 충전성을 검토하기 위하여 U-box 충전높이를 측정하여 정리한 것이다. 70 MPa급의 고강도 HSCC의 경우 국내외에서는 충전성에 대한 명확한 기준이 미흡한 실정이므로 본 연구에서는 30 및 50 MPa의 HSCC 와 상대비교를 위하여 JSCE 2등급 규정을 적용하여 U-box 충전높이 300 mm이상을 기준으로 성능평가를 실시하였다.
- 70 MPa급의 고강도 고유동 자기충전 콘크리트의 경우 국내·외에서는 재료분리 저항성에 대한 명확한 기준이 미흡한 실정이므로 본 연구에서는 30 및 50 MPa의 HSCC와상대비교를 위하여 JSCE 2등급 규정을 적용하여 재료분리저항성의 성능평가를 실시하였다.
- HSCC가 다짐 작업을 실시하지 않은 상태에서 자중만으로 철근사이 등의 협소한 부분을 재료분리가 발생하지 않고 장애물을 통과하는 충전시험으로 U형 Box 충전성 장치의 중앙부에 격리판을 설치하였다.
- HSCC의 유동성 평가 시험방법은 Slump-cone에 시료를 채운 후 다짐을 하지 않은 상태에서 편심이 작용하지 않게 수직으로 들어올려 시료의 자중만으로 흘러 퍼졌을 때 넓게 펴진 값의 직교하는 2개의 부분을 선택하여 측정 후 그 평균값을 Slump flow(mm) 값으로 측정하였다.
- HSCC의 유동성 확보를 위하여 국내 H사의 폴리카르본산계 고성능 감수제를 사용하였으며, SP제의 사용량은 단위 분체량에 대하여 0.5~2.3% 범위내에서 소요의 HSCC 유동 성능에 만족하는 적정량을 사용하였다.
- HSCC의 재료분리 저항성 시험은 Slump flow가 500 mm까지 도달하는 시간(sec)을 측정하였으며, V-funnel 유하 시간 시험장치를 사용하여 시료를 시험장치에 채운 후 하부의 입구를 개방하였다. 이때 HSCC가 완전히 흘러내렸을 때까지의 유하시간(sec)을 측정하였다.
- 강도 수준별 HSCC의 유변학적 특성 및 재령 28일 압축 강도 측정결과 목표 강도 30 MPa은 Mix No. 5 및 6, 목표 강도 50 MPa은 Mix No. 8, 10 및 11, 목표강도 70 MPa은 Mix No. 13, 16 및 17 배합이 적합한 것으로 판단되어 총 선정된 8개 배합으로 측정된 압축강도, 쪼갬인장 강도를 분석하였다.
- 따라서 본 연구의 탄성계수와 압축강도와의 관계는 ACI 318 코드 및 국내 콘크리트구조 설계기준(2007)에서 제시한 식과 CEB-FIP코드에서 제시한 콘크리트 압축강도 80 MPa 에 관한 식으로 비교 검토하였다.
- HSCC가 다짐 작업을 실시하지 않은 상태에서 자중만으로 철근사이 등의 협소한 부분을 재료분리가 발생하지 않고 장애물을 통과하는 충전시험으로 U형 Box 충전성 장치의 중앙부에 격리판을 설치하였다. 또한 실험 결과는 한쪽에 콘크리트를 채운 후 격리판을 제거하여 콘크리트가 철근 사이(50 mm)를 통과하여 상승된 높이와 단차(mm)를 측정하였다.
- 본 연구에서는 분체계 HSCC를 제조하기 위하여 골재채움률(이하 PF로 약함) 범위가 1.10~1.30으로 넓은 문제점을 가지고 있는 Nan-Su의 골재 채움율을 수정 보완한 간편 배합 설계 시스템 PF 결정 방법을 사용하였다(N. Su, K. C.Hsb and H.W. Chai 2001). 이러한 간편배합 설계시스템은 국내 실정에 맞게 수정 및 보완 현재 많은 실험 및 보고가 되고 있다(Yun Wang Choi et al.
- 본 연구에서는 제시된 배합설계 순서에 의해 기존에 연구된(최연왕 등, 2006) 50 Mpa을 통하여 분체계 HSCC의 성능평가를 만족하는 30 및 70 MPa의 최적배합을 결정하기 위하여 Table 3은 2 및 3성분계를 이용한 강도수준별 HSCC 배합표이다.
- 07 및 S/a=43%로 조절하여 상대적인 골재부피를 낮추었으며, W/C=22%로 조절하여 단위분체량의 상승으로 소요의 유동성능과 강도를 만족하는 배합을 실시할 수 있었다. 혼화재의 혼합량은 50 MPa 배합설계와 동일하게 하여 SG 및 FA의 혼화재를 OPC에 대하여 30%의 부피비 5수준(SG 0%와 FA 0%, SG 0%와 FA 30%, SG 10%와 FA 20%, SG 20%와 FA 10% 및 SG 30%와 FA 0%)으로 2성분계 및 3성분계 HSCC의 유변학적 및 역학적 특성을 검토하였다.
대상 데이터
- HSCC를 제조하기 위하여 시멘트는 밀도 3.15 g/cm3 및 분말도 3,540 cm2 /g의 보통포틀랜드시멘트(이하 OPC로약함)를 사용하였으며, 고로슬래그 미분말(이하 SG로 약함), 플라이애시(이하 FA로 약함) 및 석회석 미분말(이하 LSP로약함)을 사용하였다. 이들의 화학 및 물리적 성질은 Table 1 과 같다.
- 잔골재는 낙동강산 강모래(이하, S로 약함)를 사용하였고, 굵은 골재는 최대치수 20 mm인 석회암질 부순골재(이하, G로약함)를 사용하였으며, 잔골재 및 굵은 골재의 물리적 성질은 Table 2와 같다.
이론/모형
- HSCC의 압축강도 시험방법은 KS F 2405에 준하여 실시 하였으며, 시험용 공시체는 Ø100×200 mm 원주형 몰드에 다짐을 하지 않고 성형하여 24시간 후 몰드를 탈형 하였으며, 소정의 재령까지 23±2oC의 수조에 침지하여 양생을 실시하였다.
- HSCC의 쪼갬인장강도 시험은 압축강도용 공시체와 동일한 방법으로 제조한 콘크리트 공시체를 이용하여 KS F 2423에 준하여 실시하였다.
- HSCC의 탄성계수 시험은 압축강도용 공시체와 동일한 방법으로 제조한 콘크리트 공시체를 이용하여 KS F 2438에준하여 실시하였다.
성능/효과
- 1. LSP를 HSCC에 혼합한 Group I 배합의 유동성은 LSP의혼합률이 높아질수록 Slump flow가 비례적으로 증가하였고 Slump flow 500 mm 도달시간 및 V-funnel은 지연되었으며, U-box 충전높이는 모두 만족하였다.
- 2. FA를 HSCC에 혼합한 모든 배합의 유동성은 FA의 혼합 률이 높아질수록 Slump flow가 다소 감소하였고 Slump flow 500 mm 도달시간 및 V-funnel 유하시간은 지연되었으며, U-box 충전높이는 모두 만족하였다.
- 3. SG를 HSCC에 혼합한 Group II 및 III 배합의 유동성은 SG의 혼합률이 높아질수록 Slump flow가 다소 증가하였고 Slump flow 500 mm 도달시간 및 V-funnel은 감소 하였으며, U-box 충전높이는 모두 만족하였다.
- 4. 유변학적 특성 및 역학적 특성을 고려한 고유동 자기충전 콘크리트의 최적배합은 Group I의 압축강도 30 MPa배합의 경우 LSP 20% 및 FA 15%, Group II의 압축강도 50 MPa배합의 경우 SG 10% 및 FA 20%, Group III의압축강도 70 MPa배합의 경우 SG 20% 및 FA 10%의배합이 적합한 것으로 나타났다.
- Fig. 3의 결과 모든 배합(Mix No.1~Mix No.17)에서 HSCC의 충전성 평가기준인 U-box 충전높이 300 mm이상을 모두 만족하였다. 이러한 충전특성의 결과 충전특성이 규정된 범위를 만족한 HSCC의 경우라도 각각의 유동성과 점성은 다르기 때문에 유동성, 점성 및 충전성 3가지를 동시에 만족 하는 배합을 선정하는 것이 바람직하다고 판단된다.
- Group III의 결과 기준 OPC 배합에서 V-funnel 유하시간은 32초로 측정되었으며, Slump flow 500 mm 도달시간은 30초로 높은 점성을 나타내었다. 이러한 원인은 단위분체량의 상승으로 점성이 크게 증가된 것으로 판단되며, SG 혼합률 증가 및 FA 혼합률 감소에 따라 측정시간은 점차적으로 감소하며 점성이 다소 저하 되었다.
- 14, 15, 16 및 17)의 Slump flow값을 정리한 것이다. Group III의 결과 단위분체량의 증가로 760 mm에서 최대 820 mm까지 높은 유동거리를 나타내었으며, 기준 OPC배합보다 최대 20%로 증가하여 높은 유동성을 나타내었다. 이러한 원인은 강도를 향상시키기 위하여 단위수량은 크게 감소함에 따라 단위분체량이 증가함에 따라 SP제량이 크게 증가되며, 또한 단위 페이스트량이 크게 증가됨에 따라 유동성이 크게 상승된 것으로 판단된다.
- Group II의 결과 FA 30% 혼합한 Mix No. 9의 경우 점성증대로 인하여 기준 배합과 비교하여 Slump flow 500 mm 도달시간 및 V-funnel 유하시간이 지연되는 반면 SG의 혼합률이 증가할수록 Slump flow 500 mm 도달시간및 V-funnel 유하시간은 점차적으로 감소하는 현상이 나타났다. 이러한 원인은 SG의 경우 SP제의 민감도가 FA보다 민감함에 따라 유동성이 증가되지만 점성은 감소되어 Slump flow 500 mm 도달시간 및 V-funnel 유하시간이 점차적으로 감소된 것으로 판단된다.
- 9, 10, 11 및 12)의 Slump flow값을 정리한 것이다. Group II의 결과 HSCC Slump-flow값은 SG의 혼합률이 증가하고 FA의 혼합률이 감소함에 따라 다소 증가 되는 것으로 나타났다. 70 MPa 급의 고강도 HSCC의 경우 국내·외에서는 유동성에 대한 명확한 기준이 미흡한 실정이므로 본 연구에서는 30 및 50 MPa의 HSCC와 상대비교를 위하여 JSCE 2등급 규정을 적용하여 유동성은 600 mm 이상을 기준으로 성능평가를 실시하였다.
- Group I의 결과 LSP의 혼합률이 증가하는 Mix No. 2, 3 및 4의 경우 Slump flow 500 mm 도달시간 및 Vfunnel 유하시간은 비례적으로 감소하였으며, LSP 및 FA를동시에 혼합한 3성분계 배합인 Mix No. 5, 6 및 7에서는 일정한 성상을 나타내었다. 이러한 원인은 2성분계 배합의 경우 LSP 혼합률이 증가할수록 유동성 증가 및 점성 감소로 판단되며 LSP 및 FA를 동시에 혼합한 3성분계의 경우 FA의 혼합률 20% 범위 내에서는 Slump flow 500 mm 도달시간 및 V-funnel 유하시간이 변화 없이 실험오차내 의비슷한 양상이 나타났으며 이러한 결과 FA의 혼합률에 따른 Fig.
- 5, 6 및 7)의 Slump flow값을 정리한 것이다. Group I의 결과 Mix No. 2, 3 및 4의 경우 혼합률이 증가 할수록 Slump flow가 비례적으 로 증가하는 것으로 나타났다. 이러한 원인은 LSP의 특성상 고성능 감수제의 민감도가 OPC, FA 및 SG보다 크므로 혼합률이 커질수록 유동성이 향상된 것으로 판단된다(Yun Wang et al.
- Table 3의 결과 Group III 목표강도 70 MPa배합의 경우 목표강도 50 MPa 배합인 Mix No. 8배합에서 PF=1.07 및 S/a=43%로 조절하여 상대적인 골재부피를 낮추었으며, W/C=22%로 조절하여 단위분체량의 상승으로 소요의 유동성능과 강도를 만족하는 배합을 실시할 수 있었다.
- 이러한 결과는 소요의 강도를 만족하기 위하여 단위분체량이 높아지는데 원인이 있으며, 목표강도 30 및 50 MPa의 HSCC 와는 달리 재료분리 저항성 성능평가 기준 범위에서 크게 벗어나는 것을 확인할 수 있었다. 그러나 실제 육안으로 검토한 결과 bleeding 및 굵은 골재 분리 형상은 일어나지 않았으며, 높은 점성으로 콘크리트의 이동속도가 지연된 것으로 고강도 HSCC의 재료분리 저항성이 만족하지 못한 결과로 보기 어려울 것으로 판단된다. 따라서 70 MPa의 고강도영역에서는 JSCE 재료분리 저항성 성능평가의 적정한 설정 범위가 필요할 것으로 판단된다.
- 이러한 원인은 잠재수경성을 지닌 혼화재료인 SG에 의하여 목표강도를 만족한 것으로 판단된다. 다음과 같은 결과를 통하여 압축강도 70 MPa범위의 고강도 HSCC를 제조하기 위하여 혼합률 30% 범위 내에서 혼화재를 선택할 경우 소요의 압축강도를 만족하기 위하여 SG를 선택하는 것이 적합하며, FA를 사용할 경우 10% 범위 내에서 사용하는 것이 강도 확보 면에서 필요하다고 판단된다.
- 목표강도 30 MPa 범위인 Group I 중 OPC만을 사용한 기준 HSCC의 재령 28일 압축강도는 53 MPa이었지만, 반응성이 없는 LSP는 혼합률이 10, 20 및 30%로 증가시킨 2성분계 HSCC의 경우 재령 28일 압축강도는 기준 강도와 비교하여 각각 약 10, 25 및 35% 정도 감소되었다. 또한, LSP 20% 및 FA 10, 15 및 20% 동시에 혼합한 3성분계 배합의 경우 압축강도는 FA의 혼합률이 증가됨에 따라 감소되었 지만, 압축강도 감소는 크지 않았다. 이러한 원인은 FA 혼합으로 인한 포졸란 반응 때문으로 판단되며, Mix No.
- , 2006). 또한, Mix No. 5, 6 및 7의 3성분계 배합의 경우 LSP 30%를 혼합한 2성분계보다 Slump flow값은 다소 감소하였으나, FA 혼합률 20% 범위 내 에서는 Slump flow값의 변화없이 일정한 Slump flow값을 나타내었다. 이러한 결과를 통하여 LSP 혼합은 유동성을 향상시키지만 FA는 유동성 변화에 큰 영향을 미치지 못하는 것으로 판단되었다.
- 4는 HSCC의 강도수준별 콘크리트 배합에 따른 재령 3, 7, 및 28일 압축강도 측정값을 정리한 것이다. 목표강도 30 MPa 범위인 Group I 중 OPC만을 사용한 기준 HSCC의 재령 28일 압축강도는 53 MPa이었지만, 반응성이 없는 LSP는 혼합률이 10, 20 및 30%로 증가시킨 2성분계 HSCC의 경우 재령 28일 압축강도는 기준 강도와 비교하여 각각 약 10, 25 및 35% 정도 감소되었다. 또한, LSP 20% 및 FA 10, 15 및 20% 동시에 혼합한 3성분계 배합의 경우 압축강도는 FA의 혼합률이 증가됨에 따라 감소되었 지만, 압축강도 감소는 크지 않았다.
- 압축강도 50 MPa 범위인 Group II를 나타낸 그림의 결과 2성분계 배합인 SG 30% 및 FA 30%의 경우 기준배합(Mix No. 8)과 비교하여 약 10% 압축강도가 감소하였으며, 3성분계 배합인 SG 10%와 FA 20% 및 SG 20%와 FA 10%의 경우 기준배합(Mix No. 8)보다 압축강도는 감소하였 지만 목표 압축강도 50 MPa를 확보한 것으로 나타내었다.
- 압축강도 70 MPa 범위인 Group III을 나타낸 그림의 결과 SG 20% 및 FA 10%를 동시에 혼합한 3성분계와 SG 를 30% 혼합한 2성분계 배합의 경우 압축강도 70 MPa를확보 하였으나, FA 30% 혼합한 2성분계 배합과 SG 10% 및 FA 20%를 동시에 혼합한 3성분계의 경우 목표강도 70 MPa를 확보하지 못하였다. 이러한 원인은 잠재수경성을 지닌 혼화재료인 SG에 의하여 목표강도를 만족한 것으로 판단된다.
- 이러한 결과는 소요의 강도를 만족하기 위하여 단위분체량이 높아지는데 원인이 있으며, 목표강도 30 및 50 MPa의 HSCC 와는 달리 재료분리 저항성 성능평가 기준 범위에서 크게 벗어나는 것을 확인할 수 있었다. 그러나 실제 육안으로 검토한 결과 bleeding 및 굵은 골재 분리 형상은 일어나지 않았으며, 높은 점성으로 콘크리트의 이동속도가 지연된 것으로 고강도 HSCC의 재료분리 저항성이 만족하지 못한 결과로 보기 어려울 것으로 판단된다.
- 5, 6 및 7의 3성분계 배합의 경우 LSP 30%를 혼합한 2성분계보다 Slump flow값은 다소 감소하였으나, FA 혼합률 20% 범위 내 에서는 Slump flow값의 변화없이 일정한 Slump flow값을 나타내었다. 이러한 결과를 통하여 LSP 혼합은 유동성을 향상시키지만 FA는 유동성 변화에 큰 영향을 미치지 못하는 것으로 판단되었다.
- 17)에서 HSCC의 충전성 평가기준인 U-box 충전높이 300 mm이상을 모두 만족하였다. 이러한 충전특성의 결과 충전특성이 규정된 범위를 만족한 HSCC의 경우라도 각각의 유동성과 점성은 다르기 때문에 유동성, 점성 및 충전성 3가지를 동시에 만족 하는 배합을 선정하는 것이 바람직하다고 판단된다.
- 이상의 결과를 통하여 LSP, SG는 유동성을 증가를 시키며, FA는 점성증가를 시키는 특성을 가지고 있어 기존의 시멘트와 혼합할 경우 2성분계 보다는 상호 작용을 할 수있는 3성분계 배합이 타당하다고 판단됩니다. 또한 보통강도 30 MPa 범위에서 사용되는 LSP는 혼합률에 따라 강도가 변화되기 때문에 강도조절용으로도 사용해야 할 것으로 판단됩니다.
후속연구
- 하지만 국내의 경우 적용사례는 아직까지 미비한 실정이며, 일부 구조물에 한정되어 사용되고 있다. 따라서 3D 기피현상 및 복잡한 구조물 증가의 현 추세에 맞게 HSCC 의 범위를 확대 적용하여 그 활용성을 높여야 할 것으로 판단된다.
- 그러나 실제 육안으로 검토한 결과 bleeding 및 굵은 골재 분리 형상은 일어나지 않았으며, 높은 점성으로 콘크리트의 이동속도가 지연된 것으로 고강도 HSCC의 재료분리 저항성이 만족하지 못한 결과로 보기 어려울 것으로 판단된다. 따라서 70 MPa의 고강도영역에서는 JSCE 재료분리 저항성 성능평가의 적정한 설정 범위가 필요할 것으로 판단된다.
- 이상의 결과를 통하여 LSP, SG는 유동성을 증가를 시키며, FA는 점성증가를 시키는 특성을 가지고 있어 기존의 시멘트와 혼합할 경우 2성분계 보다는 상호 작용을 할 수있는 3성분계 배합이 타당하다고 판단됩니다. 또한 보통강도 30 MPa 범위에서 사용되는 LSP는 혼합률에 따라 강도가 변화되기 때문에 강도조절용으로도 사용해야 할 것으로 판단됩니다.
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