2.1 사용재료

콘크리트의 결합재로서 GGBS 및 FA의 활용은 OPC 사용량 저감에 따른 탄소 배출량 감소 및 천연자원 보존의 친환경성과 함께 장기 강도 증진, 수화열 저감, 건조수축 저감 및 수밀성 향상 등의 재료적 장점도 기대할 수 있다(Kim and Song 2012; Yang and Jung 2015). 이를 고려하여 이 연구에서 개발하고자 하는 저탄소･고단열 경량 콘크리트의 주요 결합재는 Yang and Jung(2015)이 제시한 OPC 30 %, GGBS 50 % 및 FA 20 %로 구성하였다. 결합재로 사용된 재료들의 주요 화학적 조성은 OPC의 경우 62.4 %의 CaO와 21.7 %의 SiO2이며, GGBS의 경우 43.9 %의 CaO와 33.5 %의 SiO2이다. FA는 57.7 %의 SiO2와 21.1 %의 Al2O3이다. OPC의 밀도 및 비표면적은 각각 3.15 g/cm3 및 3,284 cm2/g이다. GGBS 및 FA의 밀도는 각각 2.94 g/cm3 및 2.20 g/cm3이며, 비표면적은 각각 4,355 cm2/g 및 4,170 cm2/g이다.

*: Loss on ignition

Fig. 1. Particle size distribution curve of bottom ash aggregates used

바텀애시 골재의 물리적 특성 및 입도분포는 Table 2 및 Fig. 1에 나타내었다. 잔골재는 KS F 2527(2016)에서 제시하고 있는 잔골재의 입도 분포를 만족시키기 위하여 2 mm 이하 및 2~4 mm의 재료를 각각 7:3의 중량 비율로 혼합하여 사용하였다. 이때 잔골재의 조립률 및 밀도는 각각 2.74 및 1.79 g/cm3이고, 흡수율은 11.1 %이다. 굵은 골재의 최대치수는 13 mm로서, 입도 분포는 KS F 2527(KATS 2016)을 만족하며 이때의 밀도, 조립률 및 흡수율은 각각 1.18 g/cm3, 6.55 및 15.3 %이다. 기포 혼입을 위해서 밀도 1.06 g/cm3 및 암갈색의 액상 형태인 동물성 기포제를 사용하였다. 감수제는 밀도 및 고체 함유량이 각각 1.48 g/cm3와 39.8 %인 폴리카르본산계(polycarboxylic acid, PC)를 사용하였다.

2.2 실험계획 측정방법

*: Content of superplasticizer relative to cementitious materials by weight

Table 3에는 배합 상세를 나타내었다. 배합은 물-결합재비($W/B$)에 따라 두 그룹으로 구분하였다. 그룹 I 및 그룹 II에서 $W/B$는 각각 40 %와 30 %이다. 모든 그룹에서의 기포 혼입률은 콘크리트의 용적 대비 0 %, 5 %, 10 % 및 15 %로 변화하였다. 그룹 I 콘크리트 실험체들의 양생조건은 동일하다. 즉, 콘크리트 실험체들은 배합 후 온도 20 °C, 40 °C 및 60 °C에서 양생을 진행하였는데, 온도 40 °C 및 60 °C의 경우에는 10시간 지속 후 20 °C에서 항온 항습 환경(온도 20 °C, 습도 60 %)으로 양생조건을 변경하였다. 그룹 II의 콘크리트 양생은 그룹 I과 동일한 조건과 함께 온도 40 °C 및 60 °C의 경우에는 전 재령에서 일정온도 양생도 추가하였다. 모든 배합에서 잔 골재율($S/a$)은 47 %이다. Table 3에 나타낸 실험체 명에서 첫 번째 문자는 그룹명을, 두 번째 숫자는 기포 혼입률을 의미한다. 즉, I-10배합은 그룹 I에서 기포 혼입률 10 %를 의미한다.

콘크리트 배합은 골재 건비빔 후 결합재를 넣어 2분 동안 다시 건비빔 후 습비빔하였다. 이때 소요 슬럼프를 고려하여 고성능 감수제를 넣은 후 3분 이상 충분히 혼합하였다. 기포는 3 %로 희석된 동물성 기포제와 압축공기를 이용하여 생성하였으며, 배합에 투입 후 2분 이상 혼합을 하였다.

굳지 않은 콘크리트 측정항목은 슬럼프, 기건 밀도 및 실기포율을 측정하였다. 슬럼프는 KS F 2402(KATS 2017)에 따라 높이 300 mm 슬럼프 콘을 이용하여 5 mm 단위로 측정하였다. 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 KS F 4039(KATS 2014)에 따라 1,000 mL의 용기에 채취된 콘크리트를 표면 상부까지 채우고, 용기의 질량을 제외한 시료의 질량을 측정하였다. 실기포율은 Lee et al.(2001)이 제시한 간이 소포 법을 이용하여 측정하였다. 굳은 콘크리트에서 재령별 압축강도는 KS F 2405(KATS 2017)에 따라 $\phi$100 × 200 mm 실험체를 사용하여 3일, 7일, 28일, 56일 및 91일에서 측정하였다. 기건 밀도 및 절건 밀도는 KS F 2459(KATS 2017)에 따라 $\phi$100 × 200 mm 실험체를 이용하여 재령 28일에서 측정하였다.

3.1 실기포율 및 굳지 않은 콘크리트의 밀도

*: Prediction equation = 1.2B + F + C + 50(kg./m3) where, B, F, and C indicate unit contents (kg/m3) of cementitious materials, fine aggregates, and coarse aggregates, respectively

기포가 혼입된 배합에서 콘크리트 실험체들의 실기포율은 $W/B$와 관계없이 계획된 기포 혼입률 대비 0.5~1.0 수준이었다(Table 4). 실기포율과 계획된 기포 혼입률이 최대 50 % 차이나는 이유는 콘크리트 배합 중에 기포 혼입시 골재와의 부딪힘으로 기포의 일부가 소포 되었기 때문이다(Lee et al. 2001). 모든 그룹의 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 ASTM C 567(2014)에서 제시된 예측값과 비슷하였다(Table 4). 그룹 I과 그룹 II의 굳지 않은 콘크리트의 기건 밀도 대비 예측값의 비는 0.99~1.03의 범위에 있었다. 즉, 굳지 않은 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 밀도는 ASTM C 567(2014)에 제시된 예측식으로부터 구한 값과 실제 배합의 측정값이 비슷하였다.

3.2 슬럼프

콘크리트 실험체들의 슬럼프는 기포 혼입률이 0 %에서 15 %로 변화함에 따라 증가하였다(Table 4). 이 경향은 $W/B$가 높을수록 현저하였다. Ⅱ-10의 슬럼프 값은 40 mm로, 동일한 실기포율을 갖는 Ⅰ-15 배합에 비해 약 73 % 낮았다.

이는 기포가 저량 혼입된 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 슬럼프는 기포 혼입률 뿐만 아니라 $W/B$에 의해서도 현저한 영향을 받기 때문이다(Lee et al. 2001).

3.3 굳은 콘크리트의 기건 밀도 및 절건 밀도

콘크리트 실험체의 기건 밀도는 $W/B$가 감소하거나 기포 혼입률이 낮을수록 증가하였다(Table 5). 그룹 I에서 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %)인 실험체의 기건 밀도는 1,473~1,497 kg/m3이었다. 하지만, 기포 혼입률 15 %(실기포율 7.5 %)인 실험체에서는 기건 밀도가 1,319~1,335 kg/m3으로 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %)인 실험체 대비 약 12 % 감소하였다. 그룹 II의 경향도 그룹 I과 유사하였다. 반면, 그룹 I 및 II에서 양생조건의 변화는 경량 콘크리트의 기건 밀도 변화에 큰 영향을 미치지 않았다. 온도 20 °C에서 양생된 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %) 실험체의 기건 밀도는 1,473 kg/m3으로서 온도 60 °C에서 양생된 실험체의 측정값과 유사하였다. 절건 밀도는 기포 혼입률이 증가할수록 감소하였다. 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %)인 실험체의 절건 밀도는 1,433~1,451 kg/m3으로 기포 혼입률 15 %(실기포율 12.5 %)인 실험체보다 약 13 % 높았다. 기건 밀도 대비 절건 밀도의 비는 0.96~0.98의 범위에 있었다.

3.4 재령 28일 압축강도

재령 28일 압축강도($f_{ck}$)는 양생온도보다는 기포 혼입률에 현저한 영향을 받았다(Fig. 2). 그룹 I에서 실험체들의 $f_{ck}$는 기포 혼입률이 증가할 때 감소하였다. 기포 혼입률 15 %(실기포율 7.5 %)인 실험체의 $f_{ck}$는 5.5 MPa로 가장 낮았다. 기포 혼입률 0 %에서 15 %로 증가할 때 $f_{ck}$는 약 41 % 감소하였다. 반면, 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)에 대한 양생온도가 미치는 영향은 미미하였다. 온도 20 °C와 40 °C에서 양생된 기포 혼입률 15 %(실기포율 7.5 %)인 콘크리트 실험체의 $f_{ck}$는 각각 5.5 MPa와 5.6 MPa이었는데, 온도 60 °C로 양생된 실험체의 $f_{ck}$와 비슷하였다. 그룹 II는 그룹 I의 경향과 비슷하였다. 하지만, 그룹 II에서의 기포 혼입률 증가에 따른 $f_{ck}$의 감소율은 그룹 I보다 높았다. 기포 혼입률이 0 \%(실기포율 0 \%)인 콘크리트 실험체의 $f_{ck}$는 17.7~18.8 MPa이었지만, 기포 혼입률이 15 \%(실기포율 12.5 \%)인 실험체에서의 $f_{ck}$는 5.5~8.4 MPa으로 약 64 \% 감소하였다. 그룹 II에서 실험체의 $f_{ck}$는 양생온도가 20 °C에서 60 °C로 변화함에 따라 증가하였다. 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)는 양생온도 20 °C에서 60 °C로 증가함에 따라 최대 18 \% 증가하였다. 반면, 양생시간은 양생온도에 비해 $f_{ck}$의 영향이 미미하였다. 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)는 10시간 양생에서 지속 양생으로 변화할 때 평균적으로 약 6 % 증가하였다. 기건 밀도가 1,300~1,600 kg/m3이면서 KS F 4736(KATS 2017)의 경량 콘크리트 패널 압축강도 기준인 10 MPa 이상의 성능을 만족하는 배합 중에서 열전도율을 고려할 때, $W/B$ 30 %에서 기포 혼입률 5~10 %를 추천할 수 있다.

Fig. 2. 28-day compressive strength of concrete specimens

3.5 재령별 압축강도 발현율

Fig. 3. Typical compressive strength developments of concrete (Group II) cured under different temperatures

Fig. 3에는 전형적인 재령별 압축강도 발현율을 나타내었다. 재령별 압축강도 발현율($f_{c}(t)/f_{ck}$)은 그룹 I과 그룹 II에서 그 경향이 상호 비슷하였다. 그룹 I과 II의 재령 압축강도 발현율($f_{c}(t)/f_{ck}$)은 기포 혼입률이 증가할 때 감소하였다. 기포 혼입률이 15 %(실기포율 12.5 %)인 실험체의 재령 3일 및 7일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 53~63 % 및 76~85 %으로 기포 혼입률이 0 %(실기포율 0 %)인 실험체보다 평균 8 % 감소하였다. 반면, 재령 28일 이후 장기 재령에서 실험체들의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 기포 혼입률에 미치는 영향은 미미하였다. 기포 혼입률이 15 %(실기포율 12.5 %)인 실험체의 재령 56일 및 91일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 102~105 % 및 105~107 %였으며, 기포 혼입률이 0 %(실기포율 0 %)인 실험체에서도 유사한 강도 발현율을 보였다. 그룹 I 및 II에서 초기 재령 압축강도 발현율 ($f_{c}(t)/f_{ck}$)은 양생온도가 증가함에 따라 증가하였다. 그룹 II에서 온도 60 °C로 양생된 실험체의 재령 3일 및 7일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 59~67 % 및 83~88 %이었으며, 온도 20 °C로 양생된 실험체보다 평균적으로 6 % 증가하였다. 반면, 장기 재령에서 실험체들의 $f_{c}(t)/f_{ck}$에 대한 양생온도가 미치는 영향은 미미하였다. 양생온도 60 °C에서 양생 된 실험체들의 재령 56일 및 91일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 103~104 % 및 105~107 %로 온도 20 °C로 양생된 실험체에서도 유사하였다. 재령별 압축강도에 대한 실험 결과는 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)와 비교하였다. ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서는 포물선 형태의 임의 재령($t$)에서의 압축강도($f_{c}(t)$)를 식(1)과 같이 제시하고 있다.

Fig. 4. The values of $a$ and $\beta$ in Eq. (2) determined from the present specimens

여기서, $\alpha$ 및 $\beta$은 각각 초기 재령과 장기 재령에서의 압축강도 발현 상수이다. ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서는 습윤 양생된 OPC 콘크리트에 대한 $\alpha$ 및 $\beta$ 값을 각각 4.0과 0.85로 제시하고 있다. Fig. 4에는 식(2)와 실험 결과로부터 산정된 $\alpha$ 및 $\beta$값을 나타내었다. 초기 재령의 압축강도 발현 상수 $\alpha$값은 기포 혼입률 및 양생온도에 관계없이 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)보다 작았다. 저량 기포 혼입 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 초기 재령 발현 상수 $\alpha$값은 1.327~2.997으로 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서 제시한 습윤 양생된 OPC 콘크리트의 값보다 평균적으로 46 \% 낮은 수준이었다. 이는 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서는 양생온도 20 °C만을 기준하여 제시하고 있어 다양한 양생온도를 고려하지 못하기 때문이다. 반면, 장기 재령 발현 상수 $\beta$값은 0.867~0.947로 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서 제시한 습윤 양생된 OPC 콘크리트의 값과 비슷하였다. 따라서 기포가 저량 혼입된 바텀애시 골재 경량 콘크리트는 초기 재령에서 양생온도의 영향을 고려할 필요가 있다. 이러한 경향을 보완하기 위해서 성숙도($M$)의 개념을 이용하여 실험 결과로부터 산정된 발현 상수를 다음과 같이 일반화할 수 있었다(Fig. 5).

Fig. 5. Regression analysis to determine the parameters in Eq. (2)

여기서, $R_{a}$는 기포 혼입률을, $\rho_{o}$는 보통 중량 콘크리트 기건밀도(=2,300 kg/m3)를, $M_{o}$는 표준 양생온도 20 °C에서의 성숙도를 의미한다. $M$은 Saul(1951)에 의해 제시된 성숙도를 의미하며, 다음의 식(3)과 같다.

여기서, $T$는 표준 양생온도(=20 °C)를, $T_{o}$는 기준온도(-10 °C)를, $t$는 재령을, $\Delta t$는 증분 재령을 의미한다. 식(3)에 타낸 바와 같이 초기 및 장기 재령의 발현 상수 $\alpha$ 및 $\beta$는 기포 혼입률, 양생온도 및 양생시간의 영향을 고려하였다. 또한 초기 재령에서 압축강도 발현에 대한 성숙도의 높은 영향을 반영하기 위해서 초기 재령의 발현 상수 $a$값에서 $M / M_{o}$의 지수승을 $\beta$값 보다 높게 일반화하였다. 식(2)~(4)로부터, 기건 밀도, 양생온도, 양생시간 및 기포 혼입률에 따른 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 재령별 압축강도를 합리적으로 예측할 수 있다.