2.1 사용재료

시멘트계 재료로서 OPC, GGBS 및 FA를 사용하였는데, 전체 결합재 대비 이들의 비율은 각각 30, 50 및 20 %이다. Table 1에는 사용된 결합재의 화학 조성비를 나타내었었다. 사용된 GGBS와 FA의 $SiO_2$ 및 $CaO$는 각각 33.5 % 및 43.9 %와 57.7 % 및 4.3 %이며, GGBS와 FA의 비중은 각각 2.94 $g/cm^3$ 및 2.20 $g/cm^3$이다.

굵은 골재 및 잔골재로 사용된 바텀애시 골재(bottom ash- based lightweight aggregate, BS-LWA)의 물리적 특성은 Table 2에 나타내었다. 바텀애시는 영흥화력발전소에서 건식공정을 통해 발생되는 저밀도 바텀애시 골재를 사용하였으며, 골재의 표건 상태를 만들기 위해 3일간 프리웨팅 진행 후 1일 건조하였다. 굵은 골재 및 잔골재의 최대 치수는 13 mm와 4 mm이다. 바텀애시 굵은 골재의 조립률 및 밀도는 각각 6.55와 1.18 $g/cm^3$이고, 흡수율은 15.3 %이다. 바텀애시 잔골재의 조립률과 밀도는 각각 2.74 및 1.79 $g/cm^3$이고, 흡수율은 11.1 %이다. 굵은 골재 및 잔골재는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 KS F 2527(KATS 2018)의 표준입도분포 곡선을 만족하였다. 바텀애시 골재는 표면 및 내부에 다량의 공극이 형성된 다공성 구조로 되어있어 흡수율이 일반 골재보다 약 4배 이상 높았다. 기포제는 소포율이 낮은 동물성 기포제를 사용하였다. 감수제는 현장 조건을 고려하여 가장 일반적으로 사용되는 고체함유량이 39.8 %와 밀도가 1.49 $g/cm^3$인 폴리카르본산계(polycarboxylic acid)를 사용하였다.

2.2 배합설계 및 실험방법

주요 실험변수는 Table 3에 나타낸 바와 같이 단위결합재량, 기포 혼입률, 물-결합재비($W/B$) 및 양생온도이다. 배합설계는 Yang and Jung(2015)이 제안한 저탄소 콘크리트의 배합설계 모델을 적용하여 결합재의 종류 및 치환율을 결정하였다. 바텀애시 골재와 기포를 이용한 경량 콘크리트는 보통 골재 콘크리트(normal weight concrete, NWC)에서 일반적으로 사용되고 있는 단위용적 배합을 사용하였으며, 주요 결합재 및 기포 혼입률의 변수는 Lee et al.(2019)의 실험결과로부터 결정하였다. 단위결합재량은 450, 500 및 550 $kg/m^3$으로 50 $kg/m^3$씩 변화시켰다. 기포 혼입률($R_{a}$)은 0, 10 및 25 %이다. 양생온도는 20, 40 및 60 °C이다. 40 및 60 °C에서 양생되는 실험체들은 10시간 동안 양생한 후 20 °C로 온도를 변화하였다. 이는 GGBS 및 FA 등에 산업부산물을 이용한 콘크리트 배합 시 초기재령에서 압축강도가 저하되는 문제점을 보완하고자 고온양생(40 및 60 °C)을 실시하였다. 각 변수에 대한 배합 상세는 Table 3과 같고 실험체 명에서 첫 번째 숫자는 단위 결합재량이며, 두 번째 숫자는 $R_{a}$을 의미한다. 물-결합재비($W/B$)는 30 %이며, 잔골재율($S/a$)은 42 %이다. 배합 전 바텀애시 경량 골재는 함수량의 영향을 최소화하기 위해서 3일 동안 프리웨팅하였다. 배합은 바텀애시 골재와 결합재를 선투입 후 약 2분 동안 건비빔하였으며, 건비빔 후 배합수를 투입하여 습비빔하면서 재료분리가 발생하지 않는 수준에서 감수제를 투입하여 슬럼프를 조절하였다. 기포제는 2.5 %의 농도로 희석시킨 후 압축공기로 마지막에 혼합하였다.

굳지 않은 콘크리트에서는 초기 슬럼프, 밀도 및 실 기포율을 측정하였다. 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 KS F 4039 (KATS 2014)에 따라 1,000 mL의 용기를 이용하여 타설 후 2시간 후에 측정하였고, 실 기포율은 메스실린더 및 메틸알콜을 이용한 간이 소포법(Lee et al. 2001)으로 측정하였다. 굳은 콘크리트에서 압축강도는 $\varnothing$100×200 mm의 원주형 공시체를 이용하여 재령 3, 7, 28, 56 및 91일에서 측정하였다. 기건 밀도는 압축강도 측정 시 $\varnothing$100×200 mm 공시체의 부피와 무게를 재령 3, 28 및 91일에서 측정하여 산정하였다. 쪼갬 인장강도는 $\varnothing$100×200 mm의 공시체를 이용하여 재령 28일에서 측정하였다. 파괴계수는 100×100×400 mm 몰드를 이용하여 KS F 2408(KATS 2016)에 따라 경간을 300 mm로 설치하여 재령 28일에서 3등분점 휨 시험을 통해 측정하였다. 모든 실험은 KS(KATS 2016)에 준하여 실시하였다.

3.1 실 기포율

실 기포율은 단위결합재량이 450 $kg/m^3$이면서 $R_{a}$가 10 %인 450-10 실험체에서 목표 기포율 대비 100 %로 측정되었으나 나머지 모든 실험체에서는 목표 기포율 대비 70~80 % 수준으로 측정되었다(Table 4). 이와 같이 목표 기포율과 실 기포율이 최대 20 % 수준까지 차이가 나는 이유는 기포 혼입 후 배합 시 바텀애시 골재와 기포가 부딪힘으로 인해 소포되는 기포량이 많아 실 기포율의 제어가 어렵기 때문이다(Lee et al. 2001).

3.2 굳지 않은 콘크리트의 밀도

굳지 않은 콘크리트의 밀도는 $R_{a}$에 현저한 영향을 받았다. $R_{a}$가 0 %인 실험체의 밀도는 1,604~1,658 $kg/m^3$에 있었으며, $R_{a}$가 25 %의 밀도는 1,264~1,375 $kg/m^3$로 $R_{a}$가 0 %보다 평균 20 % 감소하였다(Table 4). 반면, 밀도에 대한 단위결합재량의 영향은 미미하였다. Fig. 2에는 ACI 213R(2003)에 의해 예측된 밀도와 측정된 실험값을 비교하였다. 측정된 밀도는 ACI 213R(2003)의 예측값 대비 1.03~1.15 수준으로 평균 1.09배로 높았으며 거의 선형적인 관계를 보였다. 이로부터 BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트 밀도는 단위용적중량 배합표로부터 산정하는 ACI 213R(2003) 기준으로부터 안전측에서 예측할 수 있었다.

3.3 슬럼프

초기 슬럼프는 Table 4에 나타낸 바와 같이 $R_{a}$에 현저한 영향을 받았으며 $R_{a}$가 증가함에 따라 초기 슬럼프는 증가하였다. 초기 슬럼프는 450-0 배합을 제외한 모든 배합에서 목표 슬럼프 150 mm 이상을 만족하였다. 이때 감수제 첨가량은 단위결합재량에 관계없이 모든 배합에서 $R_{a}$가 증가함에 따라 감소하였다(Table 4). 이는 기포 혼입으로 연행된 미세공극의 볼베어링작용으로 인해 BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 유동성을 개선시키기 때문이다(Park et al. 2016). 그러나 단위결합재량 450 $kg/m^3$이면서 $R_{a}$가 0 %인 450-0 실험체는 감수제의 첨가량이 0.8 % 이상에서 재료분리가 발생하였다. 이에 따라 감수제의 첨가량을 조절하여 재료분리 방지와 슬럼프 확보를 위해 재배합을 하였으나 목표 슬럼프를 만족하지 못하였다. 이는 페이스트가 바텀애시 골재 표면에 흡착되어 소요 슬럼프에 필요한 페이스트량을 감소시키기 때문이다.

3.4 기건 밀도

기건 밀도($\rho_{c}$)는 $R_{a}$가 증가할수록 감소한 반면 단위결합재량이 증가할수록 증가하였다(Table 5). $R_{a}$가 0 %에서25 %로 증가할 때 단위결합재량이 450 $kg/m^3$, 500 $kg/m^3$ 및 550 $kg/m^3$인 실험체의 $\rho_{c}$는 평균적으로 14 % 감소하였다. 또한 단위결합재량이 450 $kg/m^3$인 실험체에서 550 $kg/m^3$로 증가할 때 각 실험체의 $\rho_{c}$는 평균적으로 7 % 증가하였다. 반면, $\rho_{c}$에 대한 양생온도의 영향은 미미하였다. 재령 3일 대비 재령 28일 및 재령 91일의 $\rho_{c}$는 동일한 양생온도에서 평균 약 3 % 및 4 % 정도 미소하게 증가하였다. 그 증가의 정도에 대한 단위결합재량의 영향은 미미하였다.

3.5 재령 28일 압축강도

BS-LWA 기반의 경량기포 콘크리트의 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)와 $\rho_{c}$의 관계는 단위결합재량과 양생온도에 의한 영향보다는 $R_{a}$에 따른 $\rho_{c}$의 영향을 현저하게 받았다. $R_{a}$가 0에서 25 %로 증가할 때 단위결합재량이 450, 500 및 550 $kg/m^3$인 실험체들의 $f_{ck}$는 양생온도 20, 40 및 60 °C에서 각각 평균 62, 60 및 61 % 감소하였다. 반면, 그 감소 비율은 단위결합재량이 증가함에 따라 다소 감소하였다. 단위결합재량이 450과 500 $kg/m^3$인 실험체에서 $R_{a}$의 증가에 따른 $f_{ck}$의 감소 비율은 66 %와 54 %이었다. 또한 $R_{a}$가 10 %이면서 단위결합재량이 550 $kg/m^3$인 550-10 실험체에서 양생온도가 3배 증가할 때에 $f_{ck}$는 22.2 MPa에서 24.6 MPa로 약 11 % 증가하였다(Table 6). 그러나 Fig. 3에 나타낸 바와 같이 $f_{ck}$의 증가 정도는 양생온도가 20 °C에서 40 및 60 °C로 2배 및 3배 증가할 때에 $f_{ck}$는 20 °C 양생온도 대비 평균적으로 각각 약 102 및 103 %로 증가하여 양생온도에 따른 영향은 미미하였다. 이로부터 BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 $f_{ck}$는 기포 콘크리트와 마찬가지로 $R_{a}$와 $\rho_{c}$에 현저한 영향을 받음을 알 수 있었다. 따라서 측정된 $f_{ck}$는 Lee et al.(2019)의 기존 실험결과와 통합하여 비선형 회귀 분석한 결과 다음과 같이 일반화할 수 있었다(Fig. 4).

여기서, $\rho_{0}$는 fib(2010)에서 적용하고 있는 기건 밀도의 참고값(2,300 $kg/m^3$)이다. 이에 따라 KS F 4736(KATS 2017b)에서 규정하고 있는 압출성형 경량 콘크리트 패널의 압축강도 기준인 10 MPa를 만족하기 위해서는 단위결합재량이 550 $kg/m^3$ 이상이면서 $R_{a}$가 25 % 이하의 첨가가 요구된다(Table 6).

3.6 압축강도 발현율

Fig. 5는 단위결합재량이 450 $kg/m^3$인 BS-LWA 기반 경량 콘크리트의 압축강도 발현율($f_{c(t)}/f_{ck}$)을 나타내었는데, 여기서, $f_{c(t)}$는 임의의 재령($t$)에서 압축강도를 나타낸다. 기포 혼입률($R_{a}$)이 0 %에서 10 %로 증가할 때에 재령 3일의 $f_{c(t)}/f_{ck}$은 44~54 % 및 41~47 %로 비슷하였다. 기포 혼입률($R_{a}$)이 0 %에서 25 %로 증가할 때 초기재령의 $f_{c(t)}/f_{ck}$는 현저한 영향을 받았다. 기포 혼입률이 0 %에서 25 %로 증가함에 따라 각 양생온도별 재령 3일의 $f_{c(t)}/f_{ck}$는 44~54 %에서 16~23 %로 감소하였으며, 기포 혼입률($R_{a}$)이 0 %보다 평균적으로 53 % 낮았다. 그 감소의 정도는 양생온도가 증가함에 따라 감소하였다. 반면, 재령 28일 이후의 $f_{c(t)}/f_{ck}$은 102~113 %로 $R_{a}$의 증가에 따른 영향은 감소하였다. $f_{c(t)}/f_{ck}$는 재령 3일 및 7일에서 각각 16~54 % 및 71~97 %이며, 재령 91일에서 103~113 %이었다. 또한 $f_{c(t)}/f_{ck}$는 양생온도가 3배 증가할 때에 전 재령에서 평균 10 % 증가하였다. ACI 209R(2008)에서는 재령 28일 압축강도 대비 임의의 재령($t$)에서의 압축강도 발현율($f_{c(t)}/f_{ck}$)을 식(2)와 같이 제시하고 있다.

여기서, 발현 상수 $\alpha$와 $\beta$는 각각 초기 및 장기재령에 관계되는 압축강도 발현 상수인데, ACI 209R(2008)에서는 보통 포틀랜드 시멘트를 사용하면서 습윤양생 하는 콘크리트 실험체에서 각각 4.0과 0.85로 제시하고 있다. Fig. 6에서는 실험결과로부터 산정한 식(2)의 발현 상수 $\alpha$와 $\beta$값을 비선형 회귀 분석한 결과를 나타내었다. 발현 상수 $\alpha$는 동일한 단위결합재량에서 $R_{a}$가 증가할수록, 양생온도가 낮을수록 증가하였으며, 기포 혼입률($R_{a}$)이 25 %에서 다소 높았다. 반면, 발현 상수 $\beta$는 단위결합재량, 양생온도 및 $R_{a}$에 관계없이 일정하였다. 실험결과로부터 결정된 발현 상수 $\alpha$는 2.22~5.33에, 발현 상수 $\beta$는 0.80~0.92 범위에 있었으며 그 평균은 0.87로 ACI 209R(2008)과 거의 비슷하였다. 이와 같이 ACI 209R (2008)는 $R_{a}$가 25 % 이상 첨가된 BS-LWA 기반의 경량기포 콘크리트의 초기재령에서 압축강도를 불안전측으로 평가할 가능성이 있다. 이는 ACI 209R(2008)의 발현 상수는 $R_{a}$와 양생온도의 함수를 포함하고 있지 않기 때문이다. 이와 관련하여 Lee et al.(2019)는 BS-LWA 기반의 경량기포 콘크리트의 압축강도 발현 상수 $\alpha$와 $\beta$를 Saul(1951)의 양생온도에 따른 성숙도($M$)개념을 기반으로 하여 식(3)과 같이 제시하였다.

여기서, $M$는 성숙도(°C･days)를 나타내며, $M_{0}$는 양생온도 20 °C에서의 성숙도를 의미한다. Saul(1951)에 의해 제안된 $M$은 식(4)와 같다.

여기서, $T$는 일평균온도(°C), $\Delta t$는 시간 간격(day)이다. 이와 같이 Lee et al.(2019)의 기존 제안모델은 단위결합재량 450 $kg/m^3$에서 $R_{a}$를 0~15 %까지 혼입한 경량 콘크리트의 실험결과를 기반한 것으로서 그 외 변수 범위에서 압축강도를 예측하는 데 한계가 있다. Table 7에 나타낸 바와 같이 Lee et al.(2019)의 기존 제안모델은 단위결합재량이 550 $kg/m^3$ 이하이면서 $R_{a}$가 25 % 이상인 실험체의 압축강도를 불안전측으로 예측하였다. 따라서 Lee et al.(2019)의 모델을 보완하기 위해서 이 연구에서 수행된 실험결과와 기존 실험결과를 통합하여 비선형 회귀분석한 결과 식(5)와 같이 일반화할 수 있었다(Fig. 6).

본 실험의 압축강도($f_{c(t)\operatorname Exp .}$)와 식(5) 및 Lee et al.(2019)의 제안모델의 예측값($f_{c(t)Pre.}$), 평균 및 표준편차를 Table 7에 나타냈다. Lee et al.(2019)의 제안모델의 실험결과 대비 예측값의 비($f_{c(t)\operatorname Exp .}/f_{c(t)Pre.}$)는 $R_{a}$가 증가할수록 압축강도 실험값을 낮게 예측하는 경향을 나타냈으며, $R_{a}$가 25 % 혼입된 실험체의 $f_{c(t)\operatorname Exp .}/f_{c(t)Pre.}$은 평균 1.05로 $f_{c(t)\operatorname Exp .}$를 다소 과소평가하였다. 또한 $f_{c(t)\operatorname Exp .}/f_{c(t)Pre.}$의 평균 및 표준편차는 Table 7에 나타낸 바와 같이 재령 3일 및 재령 91일에서 각각 0.76과 0.18 및 1.03와 0.04으로 초기재령에서 실험값을 다소 낮게 예측하였다. 이에 반해 식(5)의 제안모델에 대한 $f_{c(t)\operatorname Exp .}/f_{c(t)Pre.}$는 재령 3일 및 재령 91일에서 평균 및 표준편차는 0.98과 0.14 및 0.97과 0.02로 비교적 실험값을 잘 예측하였다. 결과적으로 수정된 BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 압축강도 발현은 $M$, $R_{a}$ 및 $\rho_{c}$의 영향을 고려하면서 재령별 압축강도를 잘 예측할 수 있었다.

3.7 쪼갬 인장강도

무차원된 쪼갬 인장강도($f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$)는 fib(2010) 기준과 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. $R_{a}$가 0 %에서 25 %로 증가함에 따라 모든 실험체에서 $f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$는 점차 감소하였는데, 이때 그 감소 비율에 대한 단위결합재량의 영향은 미미하였다. 단위결합재량 450, 500 및 550 $kg/m^3$의 실험체에서 $R_{a}$가 0 %에서 25 %로 증가할 때 $f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$는 각각 42, 45 및 46 %로 감소하였다. 이는 $R_{a}$가 증가함에 따라 공극이 증가하여 바텀애시 골재와 페이스트의 계면의 부착강도를 저감시켜 균열저항이 감소되기 때문이다(Sim and Yang 2011). BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 $f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$는 0.23~0.48 범위였으며, 평균값은 0.35였다. fib(2010)에서 압축강도가 50 MPa 이하의 경량 골재 콘크리트의 쪼갬 인장강도($f_{sp}$)는$0.3(f_{ck})^{2/3}(0.4+0.6\rho_{c}/\rho_{0})$로 제시하고 있다. 이에 따라 $R_{a}$의 함수를 반영하지 않고 있는 fib(2010)은 Fig. 7에 나타낸 바와 같이 $R_{a}$가 증가할수록 $f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$가 감소하였다. 특히 $R_{a}$가 10 % 이상에서 $f_{sp}/\sqrt{f_{ck}}$를 불안전측으로 예측하였다.

3.8 파괴계수

Fig. 8에 무차원된 파괴계수($f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$)를 ACI 318-14(2014)의 설계기준과 함께 나타내었다. BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 $R_{a}$가 0 %에서 25 %로 증가함에 따라 점차적으로 감소하였다. $R_{a}$가 25 %이면서 단위결합재량이 450, 500 및 550 $kg/m^3$인 실험체의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 0.52, 053 및 0.55로 $R_{a}$가 0 %보다 평균 20 % 감소하였으나, 그 감소 비율에 대한 단위결합재량에 의한 영향은 미미하였다. BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 0.53~0.68 범위였으며, 평균값은 0.60이었다. ACI 318-14(2014)에서는 파괴계수($f_{r}$)를 0.62$\lambda_{1}\sqrt{f_{ck}}$으로 제시하고 있다. 여기서, $\lambda_{1}$은 경량 콘크리트의 보정계수로 전경량 콘크리트에서 0.75이다. Fig. 8에 나타낸 바와 같이 BS-LWA 기반 경량기포 콘크리트의 $f_{r}/\sqrt{f_{ck}}$는 ACI 318-14(2014)의 기준인 0.46보다 평균 약 30 % 정도 높았다. 그 높음의 정도는 $R_{a}$가 증가함에 따라 감소하였다. 이는 ACI 318-14(2014)가 압축강도의 함수만으로 파괴계수($f_{r}$)를 평가하고 있기 때문이다. 위의 분석을 토대로 $f_{ck}$와 $R_{a}$의 영향을 고려하여 인장저항성($f_{ts}$)은 식(6)과 같이 제시할 수 있었다(Fig. 9).

여기서, $A_{1}$는 쪼갬 인장강도($f_{sp}$) 파괴계수($f_{r}$)에서 각각 0.20과 0.31이다. 또한 KS F 4736(KATS 2017b)에서는 압출성형 경량 콘크리트 패널에 요구되는 휨강도를 1.5 MPa로 제시하고 있는데, 이를 만족하기 위해서는 단위결합재량에 관계 없이 모든 실험체에서 $R_{a}$는 25 % 이하가 요구된다(Fig. 10).