2.1 사용재료

기포 콘크리트 제조를 위해 사용된 시멘트계 재료들의 물리적 특성 및 화학적 조성은 Table 1에 나타내었다. 이 연구에서는 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary Portland cement, OPC) 사용의 저감을 고려하기 위하여 GGBS 및 FA가 이용되었다. 결합재로서 OPC 및 GGBS의 밀도는 각각 3.15 및 2.94 g/cm³이며 분말도는 각각 3,260 및 4,355 cm²/g이다. 주요 화학조성으로는 OPC의 경우 CaO가 62.4 %, SiO₂가 21.7 %이고, GGBS는 CaO가 43.9 %, SiO₂가 33.5 %이다. FA의 밀도는 2.38 g/cm³이며 분말도는 11,000 cm²/g이다. 화학적 조성으로는 SiO₂가 54.5 %, Al₂O₃가 19.8 %로서 전체 질량의 74.3 % 이상을 구성하고 있다. Fig. 1에는 FA의 전형적인 형상과 주사전자현미경(scanning electron microscope, SEM)을 이용한 미세구조 분석 이미지를 나타내었다. FA의 표면은 매끄러운 구형 입자 모양을 가지고 있다. 기포제는 동물성 단백질 기반의 밀도 1.06 g/cm³인 재료를 이용하였다.

2.2 배합 상세

Table 2에는 FA가 혼입된 기포 콘크리트의 배합 상세를 나타내었다. 기포 콘크리트의 배합은 GGBS의 첨가 여부에 따라 두 그룹으로 구분하였다(그룹 I=GGBS 0 % 그룹 II=GGBS 40 %). 그룹 I에서는 결합재로서 OPC와 FA를 이용하였는데, $R_{F}$는 전체 결합재 대비 0, 10, 20, 30 및 40 %로 변화하였다. 그룹 II에는 OPC, FA 및 GGBS를 이용하였는데, $R_{F}$는 그룹 I과 동일하였으며, $R_{G}$는 40 %로 고정하였다. 따라서 그룹 II에서 OPC 사용량은 전체 단위 결합재 양($B$)의 20~60 %로 변한다. 기포 콘크리트의 물-결합재비($W/B$) 및 $B$는 모든 배합에서 각각 30 % 및 500 kg/m³로 고정하였다. Table 2에서 실험체 명의 첫 번째 숫자는 그룹명을 뜻하며 두 번째 숫자는 FA의 치환율을 의미한다. 예를 들어 II-40 실험체는 그룹 II(GGBS=40 %)이며, 전체 결합재 대비 FA가 40 % 혼입되었음을 의미한다.

2.3 배합 및 실험방법

기포 콘크리트의 배합은 60 L의 배합용기에 결합재를 모두 투입하여 1분 동안 건비빔을 진행한 후 배합수를 투입하여 3분 이상 습 비빔을 진행하였다. 이후 습 비빔에는 3 %로 희석된 동물성 기포제와 압축공기를 이용하여 형성된 기포군을 페이스트에 혼합 후 2분 이상 혼합하였다. 굳지 않은 콘크리트에서 슬러리 밀도는 아크릴로 제작한 1,000 mL 용기에 기포 콘크리트 시료를 다짐작업을 실시하지 않고 상부까지 채워 시료만의 질량을 측정하였다. 실기포율은 간이 소포법(Lee et al. 2001)⁽⁸⁾을 이용하여 측정하였다. 간이 소포법은 500 mL 메스실린더에 기포 콘크리트 시료를 200 mL 채워 넣은 뒤에 에틸알코올 100 mL를 투입하여 시료 중의 기포군을 소포시킨 이후 측정된 페이스트의 체적으로 산정하였다. 플로우는 KS F 4039(KATS 2014)⁽⁶⁾에 따라 350×350 mm의 유리판 및 높이 80 mm 안지름 80 mm인 아크릴 원통을 이용하여 5 mm 단위로 측정하였다. 침하깊이는 KS F 4039(KATS 2014)⁽⁶⁾에서 제시하고 있는 안지름 145 mm, 높이 300 mm인 아크릴 용기에 기포 콘크리트 시료를 투입한 뒤 2시간 동안 정치 후에 상부로부터의 침하깊이를 1 mm 단위로 측정하였다. 굳은 콘크리트에서 압축강도는 KS F 2459(KATS 2017)⁽⁷⁾에 따라 높이 200 mm 지름 100 mm의 원주형 공시체를 이용하여 재령 3, 7, 28, 56 및 91일에서 200 kN 용량의 압축강도 시험기를 이용하여 나타내었다. 콘크리트 $\rho_{c}$는 KS F 2459(KATS 2017)⁽⁷⁾에 따라 재령 28일에서 양생이 끝난 공시체를 건조로 안에서 105±5 °C의 온도에서 일정 질량이 될 때까지 건조시킨 후, 실온이 될 때까지 냉각시켜 공시체의 질량을 부피로 나누어 측정하였다. 각 실험항목에서 굳지않은 콘크리트는 각 실험당 1번의 측정을 하였으며, 굳은 콘크리트는 각 실험당 3번의 측정을 하여 평균화하였다.

3.1 슬러리 밀도 및 실기포율

Fig. 2에는 FA를 혼입한 기포 콘크리트의 슬러리 밀도를 나타내었다. FA와 GGBS가 혼입된 기포 콘크리트의 슬러리 밀도는 모든 실험체에서 KS F 4009(KATS 2014)⁽⁶⁾에 제시된 0.6품의 현장 타설용 기포 콘크리트 품질 규격(0.72 g/cm³ 이상)을 만족하였다. 그룹 I에서 $R_{F}$에 대한 기포 콘크리트의 밀도의 영향은 미미하였다. FA의 치환율($R_{F}$)이 0 %인 I-0 실험체의 슬러리 밀도는 0.747 g/cm³ 이었으며, $R_{F}$가 40 %인 I-40 실험체에서는 0.752 g/cm³로 상호 유사하였다. I-10, I-20 및 I-30 실험체의 슬러리 밀도도 0.745~0.750 g/cm³ 수준으로 $R_{F}$에 미치는 영향이 미미하였다. GGBS의 치환율($R_{_{G}}$)이 40 %인 그룹 II 실험체의 슬러리 밀도는 0.752~0.756 g/cm³ 수준으로 그룹 I의 실험결과와 유사하였다. 이러한 실험 결과는 기포 콘크리트의 체적대비 혼합되는 결합재가 약 20 %로 낮은 비중을 차지하고 있어 결합재의 치환율 변화가 슬러리 밀도에 큰 영향을 미치지 않은 것으로 판단된다. 실기포율은 Table 2에 나타낸 바와 같이 전체그룹에서 계획된 기포 혼입률 대비 0.98~1.03으로서 간이 소포법(Lee et al. 2001)⁽⁸⁾에 의해서 기포 혼입률이 정량적으로 잘 혼입되었다.

3.2 플로우

Fig. 3에는 $R_{F}$에 따른 기포 콘크리트의 플로우를 나타내었다. 그룹 I과 II에서 기포 콘크리트의 플로우는 $R_{F}$가 증가함에 따라 증가하였다. 그룹 I에서 기포 콘크리트의 플로우는 $R_{F}$가 40 %일 때에 205 mm로 가장 높았다. 반면 $R_{F}$가 0 %인 I-0 실험체의 플로우는 175 mm로서 가장 낮았는데, 그 값은 I-40 실험체 보다 약 15 % 낮았다. 또한, 그룹 II에서 II-0 실험체의 플로우는 165 mm로 가장 낮았지만 $R_{F}$가 약 1.5배 증가함에 따라 약 2.8 % 증가하였다. 특히 $R_{F}$가 40 %인 II-40 실험체 배합의 플로우는 185 mm로 II-0 실험체 보다 약 1.1배 높았다.

한편, 전체적으로 GGBS를 혼입한 그룹 II 실험체의 플로우는 GGBS가 혼입되지 않은 그룹 I보다 약 8 % 낮았다. 이는 GGBS의 첨가가 결합재의 점성을 증가시켜 유동성을 저하시키기 때문이다(Oh et al. 2002)⁽¹²⁾. 이러한 플로우 저하로 인해 GGBS가 혼입된 그룹 II에서는 $R_{F}$가 20 % 이하인 실험체들이 현장 타설용 기포 콘크리트의 KS F 4039(KATS 2014)⁽⁶⁾에서 제시하고 있는 플로우(180 mm 이상) 보다 낮았다.

3.3 침하깊이

Fig. 4에는 기포 콘크리트의 침하깊이를 나타내었다. 기포 콘크리트의 침하깊이는 I-20 및 II-20 실험체를 제외한 모든 실험체에서 3~6 mm 수준으로 KS F 4039(KATS 2014)⁽⁶⁾에 제시된 0.6품의 현장 타설용 기포 콘크리트의 품질(6 mm 이하)을 만족하였다. 그룹 I에서 $R_{F}$가 0 %인 실험체의 침하깊이는 3 mm로 가장 낮지만, $R_{F}$가 20 %에서는 7 mm로 가장 높았다. 고로슬래그 미분말이(GGBS) 혼입된 그룹 II에서 $R_{F}$가 0, 10 및 40 %인 실험체의 침하깊이는 5 mm로 가장 낮은 결과를 보였으며, $R_{F}$가 20 %에서 7 mm로 가장 높았다.

일반적으로 기포 콘크리트의 소포 발생은 기포 간의 응집력 증가 및 시멘트 슬러리의 점도 감소의 영향을 받는다(Lee 2002; Lee et al. 2018)^(9,11). 여기서, 기포 간의 응집력은 발포 시에 사용된 기포제의 희석비율과 기포 콘크리트 제조 시 혼합되는 투입량에 따라 상이한 특성을 가지며(Lee 2002)⁽¹¹⁾, 시멘트 슬러리의 점도 증가는 분산성이 우수한 고분말의 재료의 사용이 유리한 특성을 갖는다(Yang 2001)⁽¹⁵⁾. 고로슬래그의 사용은 OPC에 비해 높은 분말도를 가짐에 따라 높은 충전효과에 의한 소포 저감을 기대할 수 있다(Park et al. 2018)⁽¹⁴⁾. 하지만 본 연구에서는 GGBS에 비해 약 2.5배 이상의 높은 분말도를 가지며 미세한 구형의 입자를 갖는 FA의 효과에 의해 지배된 것으로 판단된다. 그룹 I 및 그룹 II 시험체의 침하깊이는 $R_{F}$가 0에서 20 %로 변화할 때 증가하였으며, $R_{F}$가 20에서 40 %로 증가할 때 감소하는 경향을 보였다. $R_{F}$가 0에서 20 %로 변화하는 경우에는 미세한 구형의 입자를 갖는 FA의 혼입에 의한 영향으로 기포 콘크리트 슬러리의 점도가 감소하였으며, 이로 인해 소포가 증가한 것으로 판단된다(Baek and Han 2017). 반면, $R_{F}$가 20에서 40 %로 증가할 때에는 FA의 구형 입자에 의한 점도 감소를 기대할 수 있지만, 고분말인 재료의 혼합량 증가가 오히려 기포 콘크리트 슬러리의 점도를 증가시켜 침하가 더 작게 나타난 것으로 판단된다(Yang 2001)⁽¹⁵⁾.

3.4 재령 28일 겉보기 밀도 및 압축강도

Fig. 5에는 FA와 GGBS를 혼입한 기포 콘크리트의 $\rho_{c}$를 나타내었다. 모든 실험체는 KS F 4039(KATS 2014)⁽⁶⁾에 제시된 0.6품의 현장 타설용 기포 콘크리트 품질 규격(0.50 g/cm³ 이상 0.70 g/cm³ 미만)을 만족하였다. 전체적으로 $\rho_{c}$는 0.61~0.65 g/cm³으로 상호 비슷한 수준에 있었다. 이는 기포 콘크리트의 $\rho_{c}$에 대한$R_{F}$의 영향이 미미함을 의미한다.

Fig. 6에는 FA와 GGBS를 혼입한 기포 콘크리트의 $f_{ck}$를 나타내었다. 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)는 $R_{F}$에 현저한 영향을 받았다. FA의 치환율($R_{F}$)이 0에서 40 %로 증가할 때 그룹 I 및 II의 $f_{ck}$는 각각 39 및 57 % 감소하였다. 그 감소 비율은 그룹 I보다 GGBS가 혼입된 그룹 II에서 더 현저하였다. 이러한 실험결과의 경향을 고려하여 FA와 GGBS로 치환한 기포 콘크리트의 $f_{ck}$를 다음 식(1)과 같이 제시하였다((Fig. 7). Fig. 7에는 비교를 위해 OPC 기반 기포 콘크리트의 실험 결과를 함께 나타내었다(Lee 2013)⁽¹⁰⁾.

여기서, $\rho_{0}$(=0.1 g/cm³)는 콘크리트 겉보기 밀도의 참고값을, $f_{co}$(=10 MPa)는 압축강도의 참고값을 의미한다.

Fig. 8에는 그룹 I 및 II 실험체의 $\rho_{c}$와 $f_{ck}$와의 관계를 나타내었다. 비교를 위해 동일한 그림에는 OPC 기반 기포 콘크리트의 실험 결과를 함께 나타내었다(Lee 2013)⁽¹⁰⁾. 기존 연구(Lee 2013)⁽¹⁰⁾의 $\rho_{c}$와 $f_{ck}$와의 관계의 경우 $\rho_{c}$가 증가함에 따라 $f_{ck}$도 함께 증가하는 경향을 보였지만, 이 연구에서 제작된 기포 콘크리트는 각각의 시험체가 유사한 밀도 범위에 있었으며, 결합재로 활용된 FA 및 GGBS의 혼입률에 따라 강도발현의 차이를 보였다.

동일한 $\rho_{c}$에서 그룹 I과 그룹 II의 $f_{ck}$는 OPC 기반 기포 콘크리트보다 각각 약 30 및 41 % 낮았다. 그 낮음의 정도는 그룹 I 보다 그룹 II에서 더 현저하였다. 특히 그룹 II에서 II-40 실험체는 0.75 MPa로서 OPC 기반 기포 콘크리트보다 76 % 낮았다. 이는 낮은 비율의 OPC 혼입이 FA의 포졸란 입자의 반응을 위한 수산화칼슘(Ca(OH)₂)의 감소로 이어져 강도 발현에 있어 부정적 영향에 기인한 것이다(Jeong et al. 2015)⁽³⁾. Papadakis et al.(1991)⁽¹³⁾의 모델에 따르면 시멘트 혼합물에서 Ca(OH)₂의 함량은 시멘트의 화학적 조성비, 단위 시멘트량 및 단위수량에 따라 산정이 가능하다. FA와 GGBS가 다량 혼입된 기포 콘크리트에서 Ca(OH)₂의 함량은 OPC 혼합량에 의해 지배되었는데, OPC가 감소함에 따라 Ca(OH)₂의 함량 또한 감소하는 경향을 보였다. 그룹 I의 재령 28일 기포 콘크리트에서 단위 부피 당 Ca(OH)₂의 mol 농도는 OPC의 혼입률 100 %인 I-0 실험체에서 490 mol/m³이었으며, OPC 혼입률이 60 %인 I-40 실험체에서 220 mol/m³으로 감소하였다. 그룹 II 실험체의 Ca(OH)₂ 함량 또한 OPC 혼입률이 가장 높은 II-0 실험체의 경우가 220 mol/m³으로 가장 큰 값을 보였으며, OPC 혼입률이 60 %에서 20 % 변화함에 따라 감소하였다.

결과적으로 OPC의 혼입량이 낮은 기포 콘크리트 배합에서는 Ca(OH)₂ 함량의 저하로 이어졌으며, 이는 FA와 반응하여 칼슘실리케이트 수화물(calcium silicate hydrate, C-S-H) 및 칼슘알루미네이트 수화물(calcium aluminate hydrate, C-A-H)를 형성하는 포졸란 반응의 감소와 강도발현 저하에 영향을 미친 것으로 판단된다.

3.5 압축강도 발현율 및 예측모델

Fig. 9에는 재령별 압축강도 발현율($f_{c}(t)/f_{ck}$)을 나타내었는데, 여기서 $f_{c}(t)$는 재령 $t$에서 압축강도를 의미한다. 그룹 I에서 $R_{F}$가 0 %인 I-0 실험체의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 재령 3일 및 7일에서 각각 0.60 및 0.86이었으며, 동일재령에서 $R_{F}$가 40 %인 I-40 실험체는 0.53과 0.68로 각각 12 및 21 % 낮았다. 그 낮음의 정도는 GGBS가 첨가된 그룹 II의 실험체에서 더 현저하였다. 재령 28일 이후의 장기재령에서 실험체들의 $f_{c}(t)/f_{ck}$도 $R_{F}$에 현저한 영향을 받았다. FA의 치환율($R_{F}$)이 0 %인 I-0 실험체의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 재령 56일 및 91일에서 각각 1.05 및 1.09이었으며, 동일재령에서 $R_{F}$가 40 %인 I-40 실험체는 1.27과 1.35로 각각 1.21배 및 1.24배 높았다. 반면 그룹 II에서 $R_{F}$가 40 %인 II-40 실험체는 $R_{F}$가 0 %인 II-0 실험체보다 재령 56일 및 91일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$가 낮았다.

일반적으로 ACI 209R-08(ACI Committee 209 2008)⁽¹⁾에서는 $f_{c}(t)/f_{ck}$을 예측하기 위해 초기 및 장기재령에서 발현상수를 다음 식(2)와 같이 적용하고 있다.

여기서, $\alpha$와 $\beta$는 각각 초기재령과 장기재령을 나타내는 발현상수이다. ACI 209R-08에서는 발현상수 $\alpha$와 $\beta$를 각각 4.0과 0.85로 제시하고 있다. Fig. 10에는 실험결과로부터 결정된 ACI 209R-08의 초기 및 장기재령의 압축강도 발현상수를 나타내었다. 실험결과로부터 결정된 초기재령의 압축강도 발현상수 $\alpha$는 $R_{F}$가 0에서 40 %로 증가함에 따라 증가하였는데, FA의 치환율($R_{F}$)이 40 %인 실험체에서 ACI 209R-08에서 제시된 값인 4보다 높았다. 반면 장기재령의 압축강도 발현상수인 $\beta$는 GGBS가 혼입되지 않은 그룹 I에서 $R_{F}$가 증가할수록 감소했지만, GGBS가 혼입된 그룹 II에서는 증가하였다. 따라서, ACI 209R-08은 $R_{F}$와 $R_{G}$에 따른 영향을 고려하고 있지 않기 때문에 $R_{F}$가 40 %로 혼입된 기포 콘크리트의 초기재령의 압축강도를 불안전측으로 예측하는 경향을 보였다. 이를 보완하기 위해 ACI 209R-08의 발현상수를 실험결과를 이용하여 회귀분석 하였으며, 다음 식(3)과 같이 제시하였다(Fig. 11).

식(3)에 나타낸 바와 같이 초기 및 장기재령의 발현상수 $\alpha$ 및 $\beta$는 $R_{F}$ 및 $R_{G}$와 함께 단위 결합재량의 영향을 반영할 수 있는 $\rho_{c}$를 포함하고 있다. 따라서 FA 및 GGBS의 혼화재로 구성된 기포 콘크리트의 재령별 압축강도는 위의 식(1), (2) 및 (3)으로부터 예측할 수 있다.

3.6 예측모델과 실험결과와의 비교

Table 3에는 재령별 압축강도와 예측모델을 비교하였다. 비교는 통계적 분석 방법인 실험결과 대비 예측모델의 비의 평균($\gamma_{m}$) 및 표준편차($\gamma_{s}$)로 분석하였다. ACI 209R-08은 그룹 I에서 $R_{F}$가 30 %인 실험체의 재령 3일 및 7일의 압축강도를 안전 측으로 예측하였지만, 그룹II에서 $R_{F}$가 20~40 %인 실험체의 압축강도를 불안전측으로 예측하였다. 반면, ACI 209R-08은 장기재령의 압축강도를 비교적 잘 예측하였는데, 특히 재령 91일에서 실험결과 대비 ACI 209R-08 예측값 비의 $\gamma_{m}$ 및 $\gamma_{s}$가 각각 1.06 및 0.10이었다. 제안모델은 $R_{F}$ 및 $R_{G}$에 관계없이 모든 재령에서 압축강도를 비교적 잘 예측하였다. 실험결과 대비 제안모델 예측값의 비의 $\gamma_{m}$ 및 $\gamma_{s}$는 재령 7일에서 각각 0.97 및 0.04이었으며, 재령 91일에서 각각 1.02 및 0.04이었다. 결과적으로 제시된 모델은 실험결과와의 비교에서 $\gamma_{m}$ 및 $\gamma_{s}$가 1.01 및 0.06으로 $R_{F}$ 및 $R_{G}$의 증가에 따른 낮은 압축강도 발현의 효과를 잘 반영하면서 기포 콘크리트 압축강도를 잘 예측하였다.