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문제 정의
- 이 연구의 목적은 혹한기 환경에서 수화열을 고려한 원전 격납벽과 같은 매스부재에 적용을 위한 고강도 콘크리트의 실제 압축강도 발현을 평가하는 것이다. 이를 위하여동일한 외기 양생조건에서 ∅ 100×200mm의 원주형 공시체와 두께 1,200mm의 Mock-up 실험체에서 채취된 동일한 크기의 코어 실험체의 압축강도 발현을 비교하였다.
제안 방법
- 콘크리트의 활성화 에너지의 측정을 위한 콘크리트의 응결특성은 KS F 2436[5]에 따라서 콘크리트에서 모르타르를 채취하여 측정하였다. ASTM C 1074[6]에서 제시하고 있는 활성화에너지의 산출은 강도발현 상수를 구하기 위하여 양생온도 5, 20, 35℃에서 각각의 종결시간으로부터 모르타르의 압축강도를 종결시간의 2, 4, 8, 16, 32 그리고 64배에서 측정하였다. 그리고 산출된 강도발현 상수의 자연로그를 취한 값과 양생온도의 역수의 관계로부터 활성화 에너지를 산정하였다.
- Pinto and Schindler[10]의 모델은 Carino[11]에 의하여 제시된 압축강도 예측모델에서 등가재령을 수정하여 적용하였다. 등가재령 모델에서 콘크리트의 종결시점에서의 활성화 에너지와 경화된 콘크리트의 활성화 에너지를 산출하여 각 재령에서 적용하였다.
- 강도발현 상수 평가로부터 활성화에너지는 종결시점의 활성화에너지(Es)와 경화된 콘크리트의 활성화에너지(Ei)로 산출하였다. 산출결과 경화된 콘크리트의 활성화 에너지(Ei)는 Type 1 콘크리트와 Type 2 콘크리트의 배합이 각각 42,150, 43,332 J/mol로 산출되었으며, 종결시점의 활성화에너지(Es)는 Type 1 콘크리트와 Type 2 콘크리트의 배합이 각각 22,697, 23,204 J/mol로 산출되었다.
- 격납벽체 실험체의 크기(B×D×H)는 각각 2,000×1,200×1,000mm로 수행하였다.
- ASTM C 1074[6]에서 제시하고 있는 활성화에너지의 산출은 강도발현 상수를 구하기 위하여 양생온도 5, 20, 35℃에서 각각의 종결시간으로부터 모르타르의 압축강도를 종결시간의 2, 4, 8, 16, 32 그리고 64배에서 측정하였다. 그리고 산출된 강도발현 상수의 자연로그를 취한 값과 양생온도의 역수의 관계로부터 활성화 에너지를 산정하였다.
- 압축강도를 고려하여 물-결합재비(W/B)는 각각 34%, 28%로 하였으며, 고강도 배합을 위하여 실리카흄을 5% 치환하였다. 단위수량과 잔골재율(S/a)은 각각 155kg/m3, 45%로 고정하였다(Table 1).
- Pinto and Schindler[10]의 모델은 Carino[11]에 의하여 제시된 압축강도 예측모델에서 등가재령을 수정하여 적용하였다. 등가재령 모델에서 콘크리트의 종결시점에서의 활성화 에너지와 경화된 콘크리트의 활성화 에너지를 산출하여 각 재령에서 적용하였다. 하지만, 이 모델 또한 재령별 압축강도의 예측에서 한계강도를 사용해야 하는 단점을 갖는다.
- 매스 콘크리트 부재의 실제 콘크리트 압축강도 발현율의 591평가는 Mock-up 실험체에서 벽체 두께의 직각방향에서 ∅ 100×200mm의 원주형 코어 실험체를 채취하여 동일한 양생조건(5±3℃)에서 기건양생을 실시한 동일한 크기의 원주형 공시체와 압축강도 발현율을 비교 하였다(Figure 2).
- 이 연구에서는 혹한기 조건에서 매스 부재 적용을 위한 고강도 콘크리트 개발을 위한 기초자료로써, 실리카흄을 5% 치환하여 물-결합재비를 변수로 Type 1(W/B = 34%)과 Type 2(W/B = 28%)의 실험을 수행하였다. 수화열 영향을 고려한 현장 압축강도 발현 평가를 위하여 두께 1,200mm의 Mock-up 벽체 실험을 수행하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 압축강도 발현율은 재령 28일을 기준으로 하여 기건 양생된 원주형 공시체와 Mock-up 벽체에서 채취된 코어 실험체를 비교하였다(Figure 7). 초기 재령에서 코어 실험체의 압축강도 발현율은 수화열의 영향을 크게 받았다.
- 이러한 점을 고려하여 목표 압축강도는 55MPa(Type 1), 68MPa(Type 2) 두 수준으로 설정 하였다. 압축강도를 고려하여 물-결합재비(W/B)는 각각 34%, 28%로 하였으며, 고강도 배합을 위하여 실리카흄을 5% 치환하였다. 단위수량과 잔골재율(S/a)은 각각 155kg/m3, 45%로 고정하였다(Table 1).
- 이 연구에서는 혹한기 조건에서 매스 부재 적용을 위한 고강도 콘크리트 개발을 위한 기초자료로써, 실리카흄을 5% 치환하여 물-결합재비를 변수로 Type 1(W/B = 34%)과 Type 2(W/B = 28%)의 실험을 수행하였다. 수화열 영향을 고려한 현장 압축강도 발현 평가를 위하여 두께 1,200mm의 Mock-up 벽체 실험을 수행하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 이를 위하여동일한 외기 양생조건에서 ∅ 100×200mm의 원주형 공시체와 두께 1,200mm의 Mock-up 실험체에서 채취된 동일한 크기의 코어 실험체의 압축강도 발현을 비교하였다.
- 는 채취된 코어의 압축강도이다. 채취된 코어의 압축강도에 영향을 미치는 수화열의 측정은 실험체 내부의 각 지점에 T형 열전대(thermocouple)를 매설하여 10분 간격으로 측정하였다. Mock-up 실험체의 양생은 혹한기후를 고려하여 챔버를 제작하고 평균 5±3℃로 관리하였다.
대상 데이터
- Mock-up 실험체의 상세는 Figure 1에 나타내었다. 실험체는 원자력 발전소 격납벽체 모사하였다. 격납벽체 실험체의 크기(B×D×H)는 각각 2,000×1,200×1,000mm로 수행하였다.
데이터처리
- 이를 위하여동일한 외기 양생조건에서 ∅ 100×200mm의 원주형 공시체와 두께 1,200mm의 Mock-up 실험체에서 채취된 동일한 크기의 코어 실험체의 압축강도 발현을 비교하였다. 측정된 압축강도는 수화열을 고려한 성숙도 함수를 적용한 예측된 값들과 비교하였다.
이론/모형
- 코어 채취한 실험체는 실험체의 형상비, 직경, 드릴링에 의한 외관 등으로 인하여 공시체 압축강도와 비교를 위해서는 보정이 필요하다. 코어 실험체의 압축강도 보정은 ACI214.4R-10[4]의 식을 사용하였다(식 (1)).
- 콘크리트의 활성화 에너지의 측정을 위한 콘크리트의 응결특성은 KS F 2436[5]에 따라서 콘크리트에서 모르타르를 채취하여 측정하였다. ASTM C 1074[6]에서 제시하고 있는 활성화에너지의 산출은 강도발현 상수를 구하기 위하여 양생온도 5, 20, 35℃에서 각각의 종결시간으로부터 모르타르의 압축강도를 종결시간의 2, 4, 8, 16, 32 그리고 64배에서 측정하였다.
성능/효과
- 1) 콘크리트의 종결시간은 Type 2가 Type 1보다 빨랐으며, 양생온도가 증가할수록 그 차이는 현저하였다.
- 2) Type 1과 Type 2의 종결 시 활성화 에너지와 경화 후 활성화 에너지는 각각 22,697, 23,204 J/mol 그리고 42,150, 43,332 J/mol로 산출되었다.
- 3) Mock-up 벽체에서 시멘트계 재료의 발열에 의한 내부 최고 온도 및 내·외부 온도차는 Type 1 콘크리트의 경우에는 각각 53.5℃, 18.3℃ 그리고 과 Type 2 콘크리트의 경우에는 59.2℃, 18.9℃로 ACI 301의 기준에서 제시하는 요구조건을 만족하였다.
- 4) Mock-up 벽체의 각 위치에서 채취된 코어 실험체와 원주형 공시체의 압축강도 발현율은 코어 실험체의 경우 초기 수화열에 영향을 받아 28일 압축강도와 비교하여 약 70~80%의 발현율을 보였으나, 장기 재령에서는 강도발현율은 무시할 수 있었다. 매스 콘크리트 부재의 실제 압축강도 발현 평가는 수화열에 의한 영향을 고려할 필요가 있다.
- 5) 수화열을 고려한 강도발현 예측모델들과 실험결과와의 비교에서 Yang의 모델은 평균 0.99, 표준편차 0.09로 Kim 등과 Pinto and Schindler의 모델에 비해 실험결과를 잘 예측하였다.
- 활성화에너지를 산출하기 위한 강도발현 상수는 Figure 4에 나타내었다. 강도발현 상수는 양생온도가 증가할수록 지수 형태로 증가하는 경향을 보였다. 특히, W/B가 작은 Type2 콘크리트가 Type 1 콘크리트에 비하여 양생온도가 증가할수록 강도 상수의 증가율이 더 커지는 것으로 나타났다.
- 모든 배합에서 초결 및 종결 시간은 양생온도가 증가함에 따라 감소하였다. 또한 Type 2 콘크리트의 배합이Type 1 콘크리트의 배합보다 초결 및 종결시간이 감소하는 경향을 보였으며, 양생온도의 증가에 따라 그 차이는 현저하였다. 즉, 콘크리트의 초결 및 종결 시간은 양생온도의 증가및 W/B의 감소에 따라서 감소하였다.
- Figure 3에는 각 양생온도에 따른 초결 및 종결을 나타내었다. 모든 배합에서 초결 및 종결 시간은 양생온도가 증가함에 따라 감소하였다. 또한 Type 2 콘크리트의 배합이Type 1 콘크리트의 배합보다 초결 및 종결시간이 감소하는 경향을 보였으며, 양생온도의 증가에 따라 그 차이는 현저하였다.
- Type 2 콘크리트의 초기 압축강도발현율은 Type 1 콘크리트와 비교하여 약 10%이상 높았다. 반면, 장기 압축강도발현율은 Type 1,2 콘크리트 모두 수렴하는 경향을 보였다. 원주형 공시체의 초기 압축강도 발현율은 코어 실험체와 비교하여 약 20~30% 낮게 평가된 반면, 장기재령에서의 압축강도 발현율은 120% 이상 높게 평가되었다.
- )로 산출하였다. 산출결과 경화된 콘크리트의 활성화 에너지(Ei)는 Type 1 콘크리트와 Type 2 콘크리트의 배합이 각각 42,150, 43,332 J/mol로 산출되었으며, 종결시점의 활성화에너지(Es)는 Type 1 콘크리트와 Type 2 콘크리트의 배합이 각각 22,697, 23,204 J/mol로 산출되었다.
- 반면, 장기 압축강도발현율은 Type 1,2 콘크리트 모두 수렴하는 경향을 보였다. 원주형 공시체의 초기 압축강도 발현율은 코어 실험체와 비교하여 약 20~30% 낮게 평가된 반면, 장기재령에서의 압축강도 발현율은 120% 이상 높게 평가되었다. 이는, 양생온도가 낮은 경우(약 4~10℃)에는 초기 재령에서 낮은 압축강도 발현율을 나타내지만, 장기재령에서는 압축강도 발현율 및 압축강도 절대 값이 표준양생온도에서 양생한 경우와 비교하여 높게 나타나기 때문인 것으로 판단된다[8].
- 원주형 공시체와 벽체에서 채취된 각 코어의 28일 압축강도는 Figure 6에 나타내었다. 코어에서 채취된 실험체의 압축강도는 재령 28일 기준에서 원주형 공시체와 비교하여 높은 압축강도를 보였다. 이는 초기 수화열의 영향으로 코어 실험체가 영향을 받아 높아진 것으로 판단된다.
- 강도발현 상수는 양생온도가 증가할수록 지수 형태로 증가하는 경향을 보였다. 특히, W/B가 작은 Type2 콘크리트가 Type 1 콘크리트에 비하여 양생온도가 증가할수록 강도 상수의 증가율이 더 커지는 것으로 나타났다.
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