1. 서 론

탄소중립을 실현하려는 글로벌 규제에 대응하기 위하여 방호시설에도 친환경 건설재료의 적용이 중요해지고 있다. 저시멘트 콘크리트(Low-Cement Concrete, LCC)는 기존 콘크리트 대비 시멘트 사용량을 줄임으로써 탄소 배출을 감소시키는 친환경 재료로 주목받고 있다. 시멘트 제조 시 슬래그의 함유는 시멘트 사용과 탄소 배출을 줄이는 데 기여할 수 있다(Kim et al., 2022). 하지만 보통 포틀랜드 시멘트(Ordinary Portland Cement, OPC)에 비해 수화 반응이 느리고(Osbourne, 1999), 초기 수화에 필요한 알칼리 환경과 수산화칼슘(Ca(OH)₂)의 공급이 충분하지 않아 이를 사용한 콘크리트의 조기 강도 발현이 지연되는 문제가 있다(Moon et al., 2016). 또한 슬래그가 함유됨으로서 수화반응, 내화학성 등의 특성이 보통 포틀랜드시멘트만을 사용한 콘크리트와 달라지기 때문에 LCC의 장기적인 압축거동 특성은 OPC를 사용한 콘크리트와 상이할 수 있다(Song and Choi, 2020). 따라서 LCC를 방호시설과 같은 극한 환경 및 고도의 안전성이 요구되는 분야에 적용하기 위해서는 철저한 구조 안전성 평가와 이를 고려한 설계법의 검토가 필요하다. Kim(2014)은 국가 주요시설인 LNG 저장시설에 대하여 친환경 콘크리트의 현장 적용성을 입증하였다. 2021년에는 슬래그 골재를 혼입한 친환경 콘크리트를 전자기펄스(EMP) 차폐기능을 갖춘 콘크리트에 활용하기 위한 연구가 수행되었다(Kim, 2021).

본 연구는 LCC를 구조 부재에 적용하기 위한 예비 연구로서, 두 가지 유형의 슬래그 시멘트를 사용한 LCC의 재료적 특성을 조사하였다. 첫 번째는 일반적인 2종 슬래그 시멘트(2Slag)로, 고로슬래그가 전체 시멘트량의 약 50 %를 차지한다. 두 번째는 슬래그의 시멘트 대체율을 높이기 위해 개발된 슬래그 시멘트(2Slag_N)로, 자극제를 사용하여 슬래그의 수경성을 활성시켜 조기강도의 감소를 보완한 시멘트이다. 사용된 자극제는 알칼리 자극제로 칼슘페리알루미네이트, 소듐칼슘설페이트, 실리카졸 등이 첨가된 물질이다. 이를 통해 보통 포틀랜드 시멘트를 약 60 %까지 대체할 수 있다. 이를 통해 OPC나 2Slag를 사용한 콘크리트보다 탄소 배출을 절감함과 동시에 잠재수경성에 의한 장기강도 증진을 기대할 수 있다. 이러한 LCC의 재료적 특성을 체계적으로 검토하기 위하여 3가지 실험 연구를 계획하였다.

•배합실험: LCC를 구조물 설계 및 시공에 적용하기 위해서는 적절한 수준의 압축강도(40 MPa)와 슬럼프 성능(210 mm)이 요구되므로, 이러한 요구성능을 만족하기 위한 최적 배합비를 도출하였다.

•강도성능 평가: 도출된 배합비로 제작된 LCC를 대상으로 재령에 따른 압축강도 및 쪼갬 인장강도의 변화를 조사하였으며, 이를 OPC 콘크리트 실험결과 및 현행 콘크리트 설계기준과 비교하였다.

•장기 변형성능 평가: 장기거동 실험을 통해 지속 압축하중을 받는 LCC의 크리프 및 수축 변형을 조사하였으며, 이를 OPC 콘크리트 실험결과 및 현행 콘크리트 설계기준과 비교하였다.

2. 재료강도 특성

2.1 배합시험

본 연구에서는 LCC의 재료특성을 평가하기 위하여 OPC, 2Slag, 2Slag_N를 사용한 세 종류 콘크리트의 재료성능을 비교·평가하였다. 공정한 비교를 위하여 콘크리트의 목표압축강도는 40 MPa로 동일하게 설정하였으며, 시공성 확보를 위해 목표 슬럼프는 210 mm로 설정하였다. 이러한 목표성능을 달성하기 위하여 콘크리트 배합실험을 선제적으로 수행하였다. Fig. 1은 배합시험에서의 검증목표인 슬럼프 시험, 압축강도 시험, 공기량 시험을 나타낸다.

Fig. 1.

Verification method for mixing experiment

배합실험은 총 4차례 수행되었으며, Table 1은 각 차수별로 사용된 시멘트, 물, 잔골재, 굵은골재, 첨가제(혼화제, 공기연행제)의 단위 중량 배합비를 나타낸다. 모든 배합조건에 대해서 시멘트, 잔골재, 굵은 골재의 단위 중량 비율은 시멘트량: 잔골재량: 굵은 골재량 = 1:3:6의 비율을 공통적으로 사용하였으며, 굵은 골재의 최대치수는 25 mm이다. 배합변수는 물결합재비(W/B = 34 %-42.1 %), 잔골재율(S/A = 45 %-50 %), 공기량(Air = 3.5 %-4.5 %)이다. 굳지 않은 콘크리트의 슬럼프 실험은 KS F 4009(2024)(Fig. 1(a))에 따라 수행했다. 압축강도 실험을 위해 콘크리트 공시체(직경 × 높이 = 100 mm × 200 mm)를 제작하였으며, KS F 2405(2022)에 따라 압축강도 실험(Fig. 1(b))을 수행하였다. 공기량 실험은 KS F 2421(2021)(Fig. 1(c))에 따라 수행했다.

Table 2는 각 배합비 조건에 대하여 조사된 콘크리트 압축강도와 슬럼프, 그리고 공기량을 나타낸다. 1차와 2차 배합실험 모두 목표보다 큰 압축강도가 발현되었다. 따라서 3차 배합실험에서는 물결합재비를 증가시켜 압축강도 감소를 유도했다. 이후 목표 압축강도가 충족되었을 때 혼화제, 공기연행제의 조정을 통해 잔골재율과 공기량을 증가시켰다. 잔골재율이 증가되면 재료분리가 줄어드는 이점이 있으며 KS F 4009(2024)에서는 보통 콘크리트의 공기량을 4.5 %로 규정하고 있으므로 이와 동등한 수준의 공기량을 갖기 위함이다. 3차 배합실험에서, 모든 콘크리트는 목표 압축강도와 슬럼프치를 만족하는 것으로 나타났다(Fig. 2 참조). 2Slag, 2Slag_N을 사용한 콘크리트는 KS F 4009에서 제시하는 공기량인 4.5 %를 만족했다. 하지만 OPC를 사용한 콘크리트는 KS F 4009에서 제시하는 공기량의 수준을 만족하지 못했다. 이를 해결하기 위해 OPC에 공기연행제(Air-entraining agent)를 증가시킨 4차 배합실험을 진행한 결과, 10 % 오차 범위 내에서 목표 압축강도 및 목표 슬럼프, 그리고 권장 공기량을 모두 만족시키는 것으로 나타났다. 결과적으로, OPC의 경우 4차 배합실험에서 사용된 배합비, 2Slag와 2Slag_N의 경우 3차 배합실험에서 사용된 배합비를 목표성능을 만족하는 최적 배합비로 각각 선정하였다. 최적 배합비는 재료 성능 평가를 위한 콘크리트 제작에 사용되었다.

Fig. 2.

Mixing test results

2.2 압축강도 및 포아송비

Fig. 3(a)와 (b)는 각각 압축강도 실험세팅 및 포아송 비 측정방법을 나타낸다. UTM을 이용하여 공시체의 상부에 수직하중을 가압함으로서 압축강도를 측정한다. 이 때 compressometer를 사용하여 공시체의 수직 및 수평변형률을 측정하였다. Fig. 3(b)에 나타난 바와 같이, 계측된 수직변형률과 수평변형률의 상대적인 비를 계산함으로써 포아송 비를 구하였다. 콘크리트 공시체(직경 × 높이 = 100 mm × 200 mm)는 KS F 2405(2022)에 따라 제작되었다. 모든 공시체는 2.1절에서 도출된 최적배합비를 사용하여 제작하였으며, 요구재령(3, 7, 14, 28, 56, 90, 180일)별로 각각 3개씩 준비하였다.

Fig. 3.

Test setup for compressive strength and poisson’s ratio test

Fig. 4(a)는 콘크리트 재령 별 평균 압축강도를 나타낸다. 2Slag_N 공시체 압축강도 f_c,2N와 2Slag 공시체의 압축강도fc,2는 7일까지의 초기 압축강도가 OPC 공시체의 압축강도 f_c,OPC에 비해 약 10-15 % 작았다. 그러나 14일 이후의 장기강도는 타 재료를 사용한 공시체보다 오히려 동등하거나 증가한 수준을 나타냈다. 또한 KDS 14 20 00(2022)에 기반한 압축강도의 예측과도 유사한 거동을 보인다. 이는 2Slag_N이 콘크리트를 제조 시 OPC 또는 2Slag를 대체하여도 동등 이상의 압축강도를 발현하며 현행 기준에도 부합할 수 있는 재료임을 시사한다.

포아송 비의 경우(Fig. 4(b)), 2Slag_N과 2Slag를 사용한 공시체는 3일 차에 포아송 비가 크게 측정되고 이후 감소한다. 그러나 14일 이후 결합재 종류 별 콘크리트의 포아송 비는 평균 약 0.21 정도로 서로 유사한 포아송비를 나타냈다.

Fig. 4.

Measured compressive strength and Poisson’s ratio

2.3 쪼갬인장강도

쪼갬인장강도 실험을 위한 공시체(직경 × 높이 = 150 mm × 200 mm)는 KS F 2423(2021)에 따라 제작되었으며, 콘크리트 재령 7, 14, 28일 재령에 해당하는 공시체를 결합재 종류 별로 각 3개씩 제작하였다. Fig. 5은 KS F 2423에 따라 측정한 재령 별 쪼갬인장강도를 나타낸다. 모든 재료에 대하여 재령에 따른 쪼갬인장강도의 변화는 미미한 것으로 나타났다. 각 재료의 평균 쪼갬인장강도는 OPC의 경우 3.2 MPa, 2Slag의 경우 3.3 MPa, 2Slag_N의 경우 3.7 MPa이다. 재령 14일 이후 2Slag_N 및 2Slag를 사용한 공시체의 쪼갬인장강도는 OPC 공시체 강도를 다소 상회하는 것으로 나타났다. 이는 슬래그가 혼입된 콘크리트가 OPC만을 사용한 콘크리트보다 동등 수준 이상의 쪼갬인장강도를 발휘하였음을 나타낸다. 또한, 슬래그 대체율이 높을수록 쪼갬인장강도 성능이 우수하였다.

Fig. 5.

Measured tensile split strength

3. 장기(Long-term) 변형 특성

지속적인 압축력을 받는 콘크리트의 장기변형(ϵ_t)은 하중에 의한 탄성변형(ϵ_e)과 크리프변형(ϵ_cr), 그리고 하중에 관계없이 발생하는 수축변형(ϵ_sh)의 총 합으로 계산할 수 있다(식 (1) 참조). fib Model Code(MC) 2010(CEB-FIP, 2010)에 따르면, 크리프 변형은 하중 작용에 따른 내부 미세구조 변화로 발생하는 기본 크리프(ϵ_cr,b)와, 수분이 증발하여 추가적으로 발생하는 건조 크리프(ϵ_cr,d)로 구분된다(Kim et al., 2005)(식 (2)). 마찬가지로, 수축 변형은 내부 수화 반응으로 인한 자기 수축(ϵ_sh,a)과 외부 환경에서의 수분 증발로 발생하는 건조 수축(ϵ_sh,d)으로 나눌 수 있다(Kwon and Kim, 2016)(식 (3)). 본 연구에서는 LCC의 장기거동 실험을 통해 앞서 언급한 4가지 장기변형을 평가하였다.

3.1 실험방법

콘크리트의 크리프와 수축 변형을 측정하기 위해서는 먼저 온도와 습도가 일정하게 유지되는 환경이 필요하다. 따라서 실험은 온도 20 ℃, 습도 40 %의 환경이 유지되는 항온항습실에서 약 200일 간 수행되었다. 콘크리트 공시체는 2.1절에서 도출한 최적배합비를 사용하여 제작하였으며, 공시체(직경 × 높이 = 150 mm × 200 mm)는 KS F 2423(2021)에 따라 제작되었으며, 크리프 및 수축 실험방법은 모두 KS F 2453(2024)에 따라 실시하였다. 크리프 실험을 위한 공시체는 항온항습실 내에 위치한 크리프시험기에 3개씩 직렬로 배치하여 각각의 공시체에 일정한 압축력이 작용하도록 하였다(Fig. 6). 시간에 따른 공시체 변형을 측정하기 위하여, 모든 공시체 내부에 매립게이지를 설치하여 축방향 변형률을 상시로 계측하였다.

Table 3은 장기거동 실험 변수를 나타낸다. 크리프 및 수축 실험의 변수는 결합재 종류(OPC, 2Slag, 2Slag_N), 축력비(20 %, 40 %), 외기와의 접촉 유무이다. 압축부재에 작용하는 지속하중과 극한강도의 비를 60 %로 가정하는 경우, KDS 14 20 00(2022)에 의한 설계극한강도와 지속하중의 비는 최대 40 %로 산정된다. 또한 방호성능이 요구되는 산업시설물과 같은 경우안전요구의 증가와 활하중의 상대적인 감소로 인하여, 압축부재에 작용하는 지속하중의 비율이 더욱 감소할 수 있다. 따라서, 본 연구에서는 축력비를 20 %와 40 % 두 가지 수준으로 계획하였다. 외기와의 접촉이 단절된 밀폐 공시체는 콘크리트 표면에 랩을 감싸 외기로의 수분 확산을 방지하였다. 모든 크리프 실험 공시체는 28일간 양생을 거친 후 29일부터 가압하여 변형을 측정하였다.

Fig. 6.

Concrete cylinders for long-term compressive test

3.2 수축 변형 계측 결과

Fig. 7은 공시체 게이지로부터 계측한 총 수축변형(외기노출 조건: εsh=εsh,d+εsh,a, 밀폐 조건: εsh=εsh,a)을 나타낸다. 외기노출 상태의 경우(Fig. 7(a)), 재령 100일 이내에서 세 결합재 별 수축변형은 10 % 이내로 유사하다. 그러나 재령 100일 이후 OPC 공시체의 수축변형이 급격하게 증가하였으며, 재령 200일에는 2Slag 및 2Slag_N 공시체의 수축변형의 약 2배에 도달하였다. 2Slag 및 2Slag_N 공시체의 수축변형은 재령 200일까지 유사한 양상을 나타냈다. 반면 외기와의 노출이 단절된 경우(Fig. 7(b)), 재령 40일 이후 2Slag_N 공시체의 수축변형은 OPC 공시체 대비 약 50 %, 2Slag 공시체 대비 약 20 % 작았다. 이는 2Slag_N 공시체의 수축변형이 타 결합재와 대비하여 감소하였음을 의미한다. 즉, 2Slag_N의 자기수축 저항성능이 상대적으로 우수하였다.

Fig. 7.

Effect of binder type on shrinkage strain

Fig. 8은 각 재료 별 외기노출 상태에 따른 건조수축과 자기수축의 비교결과를 나타낸다. 자기수축은 밀폐공시체로부터 직접 계측한 값이며, 건조수축은 외기노출 공시체의 총 수축변형 결과에서 자기수축을 제외하여 구하였다. OPC 공시체(Fig. 8(a))의 경우, 재령 100일까지의 자기수축은 건조수축보다 훨씬 큰 값을 보인다. 그러나 재령 100일 이후부터 건조수축이 급격히 증가하면서 재령 200일경에는 자기수축과 건조수축은 유사한 수준에 도달하였다. 2Slag 공시체(Fig. 8(b))의 경우, 자기수축은 OPC와 유사한 경향을 보였지만, 건조수축은 매우 작게 나타났다. 이는 게이지가 공시체 단면 중심부에 매립됨에 따라 표면부에서 선행적으로 발생하는 건조수축이 단면 중심부까지 전달되는 과정이 다소 지연되었음을 의미한다. 2Slag_N 공시체(Fig. 8(c))에서는 건조수축과 자기수축이 서로 유사한 경향을 보였다. 또한 2Slag_N의 경우 약 160일 이후 자기수축이 감소하는 모습을 보인다. 이는 초기균열 발생을 억제하여 구조적 안정성을 향상시키며 내부 응력 집중을 줄요 장기적 성능이 안정되는 장점이 있다(Liu, 2022).

Fig. 8.

Effect of exposure condition on shrinkage strain

3.3 크리프 변형 계측 결과

Fig. 9는 결합재 종류에 따른 총 크리프 변형(외기노출 조건: εcr=εcr,b+εcr,d, 밀폐 조건: εcr=εcr,b)을 비교한다. 총 크리프 변형은 크리프시험기에 설치된 외기노출(또는 밀폐) 공시체에서 계측한 변형률로부터 외기노출(또는 밀폐)공시체의 수축변형률 및 하중에 의한 탄성변형률(εel=σ0/Ec(t0), σ0 = 가압 시의 콘크리트 응력, Ec(t0) = 가압 시의 콘크리트의 탄성계수)을 제외하여 산출하였다. 축력비가 20 %이고 밀폐인 경우(Fig. 9(b))와 축력비가 40 %이고 외기와의 노출이 있는 경우(Fig. 9(c)) 세 재료를 사용한 공시체의 크리프변형이 서로 유사하다. 반면 축력비가 20 %이고 노출되어 있는 경우(Fig. 9(a))와 축력비가 40 %이고 밀폐되어 있는 경우(Fig. 9(d))의 크리프 변형은 60일까지 거동이 유사하나 이후 2Slag_N 공시체의 크리프변형이 타 재료를 사용한 경우보다 약 20 % 작다. 네 가지 경우 모두 대체로 2Slag_N을 사용한 공시체의 크리프변형이 작았다. 즉, 2Slag_N 공시체가 가장 우수한 크리프 저항성능을 나타냈다.

Fig. 9.

Effect of binder type on creep strain

Fig. 10은 결합재 별 외기노출 상태에 따른 건조크리프와 기본크리프의 비교결과를 나타낸다. 기본크리프는 밀폐공시체로부터 구한 총 크리프변형과 동일하며, 건조크리프는 외기노출 공시체로부터 구한 총 크리프변형에서 기본크리프는 제외하여 구하였다. 대체로 건조크리프는 기본크리프보다 작은 경향을 보인다. 이는 게이지가 공시체 단면 중심부에 매립됨에 따라 표면부에서 선행적으로 발생하는 건조크리프가 단면 중심부까지 전달되는 과정이 다소 지연되었음을 의미한다. 축력비가 20 %일 때(Fig. 10(a-c)), 세 결합재 모두에서 재령 30일에서 100일 사이에는 기본크리프가 건조크리프보다 크게 발생하지만, 재령이 증가함에 따라 두 크리프 변형을 서로 유사한 수준을 나타냈다. 축력비가 40 %일 때(Fig. 10(d-f)), OPC의 경우, 건조크리프는 매우 작게 나타나고 기본크리프가 상대적으로 크게 발생하였다(Fig. 10(d)). 2Slag의 경우, 재령 30일 이후 기본크리프는 건조크리프보다 약 2배 이상 크게 나타났다(Fig. 10(e)). 2Slag_N의 경우, 재령 30일 이후 기본크리프가 건조크리프보다 크게 나타나지만, 재령 120일 이후에는 두 크리프 간의 차이가 줄어들어 재령 200일경에는 두 크리프 변형이 서로 유사한 경향을 보였다(Fig. 10(f)).

Fig. 10.

Effect of exposure condition on creep strain

3.4 설계기준 비교

설계기준에서는 앞서 구한 크리프와 수축에 대한 모델을 제시하고 있다. 본 언구에서는 실험결과의 분석을 위한 구조설계기준으로 ACI 209-2R(ACI Committee 209, 2008), fib MC 2010(CEB-FIP, 2010), KDS 14 20 00(2022)를 사용하였다. 먼저 수축변형에 대해 각 설계기준에서 제시하는 수축모델의 식은 다음과 같다.

ACI 209-2R의 수축모델의 경우(식 (4)), 극한수축변형률εsh,u로 수렴하는 형태의 모델을 제시한다. εsh(t)는 콘크리트 재령 t에서의 수축변형률이며, a는 시간상수(= 습윤양생시 1.0)이며, f는 공시체 크기에 따른 상수(= 표준공시체 사용 시 35). fib MC 2010의 경우(식 (5)), 자기수축과 건조수축을 구분한 수축변형 모델을 제시한다. εcbs0는 초기 자기수축변형률(= 71 με), εcds0는 초기 건조수축변형률(= 140 με), β_RH는 상대습도에 따라 정의되는 수축계수(= 1.45), t_s는 콘크리트 외기노출 시점의 콘크리트 재령, 그리고 h는 개념부재치수(= 75 mm)로 콘크리트의 면적과 수분확산이 일어나는 둘레길이의 관계로 구하는 계수를 의미한다. KDS 14 20 00의 경우(식 (6)), ACI 209-2R와 유사하게 수축모델을 정의하며, 개념 건조수축계수 εsho는 본 실험조건에서 0.002588로 계산된다.

설계기준에서는 크리프 변형을 예측하기 위해 크리프 계수 모델을 활용한다. 크리프계수는 하중을 가압했을 때의 탄성변형에 대한 크리프변형의 비(εcr/εel)로 정의한다. 설계기준에서 제시한 크리프 모델의 식은 다음과 같다.

ACI 209-2R의 크리프모델의 경우(식 (7)), 극한크리프계수 Φu로 수렴하는 형태의 크리프모델을 제시한다. ψ는 시간에 따른 계수(= 0.6)이며, d는 부재의 종류와 크기에 따라 지정되는 계수(= 10)이다. fib MC 2010의 크리프모델의 경우(식 (8)), 크리프계수를 건조 크리프와 기본 크리프로 구분하여 제시한다. t0는 콘크리트가 가압되는 시점의 콘크리트 재령이며, βbc는 기본크리프계수(= 0.12), βdc는 건조크리프계수(= 1.28), β(RH)는 외기의 상대습도 영향 계수(= 1.28), βh는 수분확산계수(= 367), 그리고 γ(to)는 하중가압시점의 영향 계수(= 0.34)이다. KDS 14 20 00의 경우(식 (9)), Φ0은 콘크리트의 개념 크리프계수(= 2.23)이고, βH는 상대습도와 부재의 두께에 따라 정의되는 계수(= 850)이다.

Fig. 11은 설계기준에서 제시하는 수축모델과 측정된 수축변형률을 비교한다. 외기노출 시 OPC를 사용한 공시체(Fig. 11(a))에서는 측정결과가 설계기준에서 제시하는 값보다 약 20-50 % 더 크게 나타났다. 반면, 외기노출 시 2Slag(Fig. 11(b)) 및 2Slag_N(Fig. 11(c))을 사용한 경우 설계기준 값과 비교적 잘 부합하는 결과를 보였다. Fig. 11(d-f)에서는 밀폐공시체의 수축변형 측정 결과와 fib MC 2010의 자기수축 모델 예측값을 비교하였다. OPC와 2Slag 공시체의 경우, 기준에서 제시된 자기수축 변형 값이 실제 변형을 크게 과소평가한 것으로 나타났다. 반면, 2Slag_N 공시체는 기준 값과 비교적 잘 부합하는 결과를 보였다.

Fig. 11.

Comparison of measured shrinkage strains with predictions of existing design codes

Fig. 12는 설계기준에서 제시하는 크리프모델과 측정된 크리프계수의 비교를 나타낸다. 전반적으로, 측정결과는 설계기준 크리프모델의 예측과 부합하였다. 그러나 외기노출 상태에 축력비가 20 %인 경우, 2Slag_N을 사용한 공시체(Fig. 12(i))의 측정결과는 설계모델의 예측값보다 약 50 % 작다. 그리고 밀폐 시 축력비가 40 % 인 경우, 세 재료 모두 설계모델보다 큰 크리프계수를 나타냈다(Fig. 12(d, h, l)). 즉, fib MC 2010은 축력비가 20 %일 때는 기본크리프를 잘 예측하는 것으로 나타났지만, 축력비가 40 %일 때에는 기본크리프를 다소 과소평가하는 경향을 보였다.

Fig. 12.

Comparison of measured creep coefficients with predictions of existing design codes

4. 결 론

본 연구에서는 2Slag(슬래그 50 % 대체)와 2Slag_N(슬래그 60 % 대체)을 사용한 콘크리트의 단기 및 장기 재료특성에 대한 실험을 수행하였다. 수행한 실험의 결과는 다음과 같다.

•배합실험을 통해 목표 압축강도(40 MPa)와 슬럼프 성능(210 mm)을 만족하는 최적의 배합비를 도출하였다.

•최적배합비로 제작된 콘크리트 재료에 대해 기본적인 재료실험을 수행하였다. 압축실험에서, 2Slag_N을 사용한 공시체는 약 7일까지의 압축강도는 작지만 이후의 장기강도 성능이 다른 재료(OPC, 2Slag)에 비해 우수한 것으로 나타났다. 슬래그가 함유된 LCC는 재령 및 결합재 종류에 관계없이 평균 0.21 정도의 균일한 포아송 비를 보였다. 쪼갬인장실험에서, 2Slag_N 공시체는 타 재료를 사용한 공시체 대비 우수한 쪼갬인장강도를 나타냈다.

•수축 및 크리프변형을 평가하기 위한 장기거동 실험을 수행하였다. 수축변형 측정 결과, LCC는 OPC를 사용한 공시체와 비교하여 수축변형이 전반적으로 감소하며, 우수한 수축 저항성능을 나타냈다. 특히, 2Slag_N 공시체는 가장 작은 자기수축 변형을 나타냈다. 또한, 크리프 변형 측정 결과에서도 2Slag_N 공시체는 다른 재료에 비해 가장 낮은 크리프 변형을 보이며, 우수한 크리프 저항 성능을 입증하였다.

•현행설계기준은 주어진 실험조건에서 LCC의 크리프 및 수축 변형을 비교적 잘 예측하는 것으로 나타났다. 하지만 OPC 및 2Slag를 사용한 경우 fib MC 2010의 자기수축모델은 실험결과를 크게 과소평가하였다. 또한 fib MC 2010는 높은 축력비(40 %) 조건에서 모든 재료의 기본크리프를 과소평가하였다.