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  1. 경기대학교 건축공학과 조교수 (Assistant Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227, Rep. of Korea)
  2. 경기대학교 건축공학과 교수 (Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227, Rep. of Korea)
  3. 경기대학교 건축공학과 박사과정 (Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227, Rep. of Korea)
  4. 경기대학교 건축공학과 석사과정 (Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227, Rep. of Korea)



하수 슬러지, 인공경량골재, 역학적 특성, 설계기준
sewage sludge, artificial lightweight aggregate, mechanical properties, design provisions

1. 서 론

전 세계적으로 천연골재의 부족으로 인해 산업 부산물 및 폐기물을 이용한 인공경량골재 개발이 다양하게 발전하고 있다(Lee and Yang 2018; Choi et al. 2019; Ha et al. 2021; Lee et al. 2022). 최근에는 하수슬러지를 이용한 인공경량골재는 연간 350만 톤 이상의 폐기물 재활용 및 이를 통한 고비용의 매립비를 절감시키는 방안으로 주목받고 있다. Kim and Kim (2013)은 별도의 혼화제의 투입 없이 승온 소성법을 이용하여 기존 경량골재보다 낮은 비중과 흡수율을 갖는 하수슬러지 기반 경량골재 제조 가능성을 보였다. Kang et al.(2014), Lee et al.(2012)Kim et al.(2017)은 혐기소화, 열가공, 탄화 등의 소성방법을 이용하여 슬러지가 인공경량골재의 원재료로의 활용이 가능함을 보였다.

일반적으로 경량골재의 내부 공극구조는 원재료의 특성, 점성의 정도, 성형 방법, 발포 형식, 소성 및 급냉 공정에 의해 영향을 받는다(Kang 2014). 즉, 경량골재의 강도와 강성은 원재료 특성 및 제조방법에 의해 그 영향이 현저함을 의미한다(Lee 2012). 따라서 골재의 강도 및 강성의 변화는 콘크리트의 역학적 특성에도 중요한 영향을 미친다. 특히 강도와 강성이 낮은 인공경량골재를 사용한 콘크리트의 균열 진전은 골재와 시멘트의 계면 보다는 골재를 관통하면서 형성된다(Lee and Yang 2018). 더불어 인공경량골재와 시멘트 메트릭스의 경계면에서의 부착강도는 보통골재를 사용한 경우에 비해 낮다. 이로 인해 인공경량골재를 사용한 콘크리트의 인장저항성 및 탄성계수는 일반 콘크리트 보다 낮고 최대 응력 이후 파괴모드는 더 취성적인 경향을 보인다(Yang et al. 2019). 특히 이들 경량골재 콘크리트의 역학적 특성은 사용되는 경량골재 표면 특성 및 강도에 의해서도 중요한 영향을 받는다(Ha et al. 2021).

이 연구의 목적은 하수 슬러지 기반 인공경량골재를 이용한 콘크리트의 역학적 특성을 평가하는 것이다. 주요 배합변수는 경량 잔골재 대비 천연모래의 치환율, 물-시멘트비 및 양생온도이다. 콘크리트의 역학적 특성으로서 재령별 압축강도, 응력-변형률 관계, 탄성계수, 쪼갬 인장강도 및 파괴계수를 측정하였다. 측정된 쪼갬 인장강도는 fib 2010(2010)의 예측값과, 탄성계수 및 파괴계수는 KCI 2021(2021)의 예측값과 비교하였다. 최종적으로 하수 슬러지 기반 인공경량골재를 이용한 콘크리트의 역학적 특성은 실험결과 분석으로부터 단순 경험식으로 제시되었다. 특히 제시한 경험식은 팽창점토 및 플라이애시로 제조된 인공경량골재 기반 콘크리트의 실험결과와 비교하였다.

2. 배합상세 및 실험

2.1 사용재료

하수 슬러지 기반 인공경량골재를 이용한 콘크리트(lightweight aggregate concrete based on sewage sludge, LWAC_SW) 배합에 사용된 보통포틀랜드 시멘트(ordinary Portland cement, OPC)의 물리적 특성 및 역학적 특성은 Table 1에 나타내었다. OPC의 주요 화학조성은 SiO2와 CaO로서 각각 21.7 % 및 62.4 %이었다. 또한, OPC의 밀도 및 비표면적은 각각 3.15 g/cm3 및 3,260 cm2/g이었다. 굵은 골재는 입도분포를 고려하여 최대 치수가 각각 10 mm 및 5 mm인 하수 슬러지 기반 인공경량골재를 7:3 비율로 혼합하여 사용하였다. 하수 슬러지 기반 인공경량골재는 혐기소화 공정으로 소성 및 발포를 통해 제조된 골재이다(Kang et al. 2012). 잔골재는 최대 치수가 2 mm인 하수 슬러지 기반 인공경량골재와 최대 치수가 4 mm인 천연모래를 사용하였다. Fig. 1에는 사용된 골재들의 입도 분포를 나타내었다. 굵은 골재는 거의 모든 구간에서 KS F 2527(KATS 2018)에서 제시하고 있는 표준 입도분포 조건을 만족하지 못하였다. 반면, 잔골재는 주요변수인 경량 잔골재 대비 천연모래의 치환율(Rs)이 증가할수록 KS F 2527(KATS 2018)에서 제시하고 있는 표준 곡선에 만족하는 영역이 점차 증가하였다. 결과적으로 Rs가 70 % 이상인 잔골재는 KS F 2527(KATS 2018)을 만족하였다. 하수 슬러지 기반 굵은 골재의 밀도 및 조립률은 각각 1.17 g/cm3 및 5.78이다. 하수 슬러지 기반 잔골재는 Rs에 따라 달라지는데, 밀도 및 조립률이 각각 1.22~2.62 g/cm3 및 2.65~3.7의 범위에 있었다. 이들의 값은 팽창점토 및 플라이애시로 제조된 인공경량골재 기반 콘크리트(lightweight aggregate concrete based on expanded clay and fly ash, LWAC_CF)에 사용된 골재와 비슷한 수준에 있었다(Table 2). Fig. 2에는 실제 사용된 골재를 나타내었다.

Fig. 1 Particle size distribution curve of sewage sludge aggregates
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig1.png
Fig. 2 External appearances of lightweight aggregates
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig2.png
Table 1 Chemical composition of ordinary Portland cement

Material

Chemical composition (%)

SiO2

Al2O3

CaO

SO2

MgO

Fe2O3

Loss on ignition

Ordinary Portland cement

21.7

5.3

62.4

1.7

1.6

3.1

0.8

Table 2 Physical properties of aggregates used in this study

Type

Maximum size (mm)

Density (g/m3)

Absorption (%)

Fineness modulus

Fine aggregate

Natural sand

4

2.62

2.1

2.65

Sewage sludge

2

1.22

12.4

3.7

Coarse aggregate

Sewage sludge

10

1.17

16.1

5.78

2.2 실험계획

Table 3에는 LWAC_SW의 배합 상세를 나타내었다. 주요변수는 Rs, 물-시멘트비(W/C) 및 양생온도이다. 콘크리트 배합은 주요변수인 Rs(그룹 I) 및 W/C(그룹 II)에 따라 두 그룹으로 구분하였다. 그룹 I의 Rs는 0, 25, 50, 75 및 100 %로, 그룹 II의 W/C는 37, 40 및 60 %로 변화하였다. 두 그룹의 양생온도 변화는 총 세 타입으로 설정하였다. 첫 번째 타입은 전 재령 동안 양생온도를 20 °C로 유지하였다. 두 번째 및 세 번째 타입은 24시간 동안 20 °C로 양생한 이후 각각 40 °C에서 12시간 20분 및 60 °C에서 8시간 20분간 양생하고, 이후의 재령동안 20 °C로 양생하였다. 양생시간은 Kim et al.(2021)에 의해 성숙도 개념을 도입하여 적용된 500 °C・hr을 기준하였다. 그룹 I에서 W/C는 50 %로 고정하였다. 또한 모든 배합에서 잔골재율(S/a)은 40 %로, 단위수량은 180 kg/m3으로 고정하였다. 배합전 굵은골재 및 잔골재는 높은 흡수율로 인한 슬럼프 로스를 방지하기 위해서 24시간 프리웨팅(pre-wetting)하였다. 프리웨팅 이후 골재들은 외부의 물기가 없어질때까지 그늘에서 건조하였다. 배합은 표면건조 상태인 굵은골재 및 잔골재를 이용하였으며, 골재와 결합재가 투입된 이후 약 3분간 건비빔하였다. 이후 배합수를 투입하여 습비빔하였는데 이때 타설 시 입도에 의한 슬럼프 저하를 방지하고 충분한 유동성을 확보하기 위해서 고성능 감수제를 넣은 후 2분간 재혼합하였다. 그룹별 실험체 명에서 첫 번째 숫자는 W/C를 두 번째 숫자는 Rs를 의미한다. 예를 들어, 50-25는 W/C가 50 %이면서 Rs가 25 %인 실험체를 의미한다.

Table 3 Mixture proportions of the lightweight aggregate concrete specimens

Group

Specimens

W/C(%)

Rs

S/a(%)

Unit weight (kg/m3)

S.P

(%)

W

OPC

Fsw Fs Gsw5 Gsw10

I

50-0

50

0

40

180

360

346

0

325

331

0.08

50-25

25

260

163

0.5

50-50

50

173

325

0.72

50-75

75

87

488

0.78

50-100

100

0

651

0.78

II

37-25

37

25

486

244

153

305

310

0.93

40-25

40

450

248

156

311

316

0.63

60-25

60

300

267

167

335

340

0.27

Note: W/C: water-to-cement ratio by weight; Rs: sand-to-fine aggregate ratio by volume; S/a: fine aggregate-to-total aggregate ratio by volume; W: water; OPC: ordinary Portland cement; Fsw: lightweight fine aggregate; Fs: sand; Gsw5: lightweight coarse aggregates with maximum size 5 mm; Gsw10: lightweight coarse aggregates with maximum size 10 mm; S.P: super plasticizer

콘크리트의 특성은 기건 밀도(ρc), 재령별 압축강도, 응력-변형률 관계, 탄성계수(Ec), 쪼갬 인장강도(fsp) 및 파괴계수(fr)를 측정하였다. 이 때, ρc, 재령별 압축강도, 응력-변형률 관계 및 fspϕ100×200 mm의 실린더 몰드를 이용하여 측정하였다. 또한, EcASTM C 469(2014)에서 제시하고 있는 절차에 따라 응력-변형률 관계의 초기 상승구간에서 0.4fck 시점의 기울기로 결정하였다. ρcfsp는 재령 28일에 측정하였으며, 재령별 압축강도는 재령 3일, 7일, 28일, 56일 및 91일에 측정하였다. fr은 400×100×100 mm의 휨 몰드를 이용하여 재령 28일에 측정하였다. ρc, 재령별 압축강도, fspfrASTM C 330(2017) 기준에 준하여 측정하였다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 기건 밀도

Table 4에는 실험결과를 요약하여 나타내었다. LWAC_SW의 ρcW/C보다 Rs에 의해 미치는 영향이 현저하였다. 이때, LWAC_SW의 ρcRs가 2배 증가할 때에 약 1.1배 증가하였다. 그룹 I에서 Rs가 100 %인 실험체의 ρc는 1,704 kg/m3로서 가장 높았다. 반면 그룹 II에서 W/C가 37 %인 배합으로 제조된 실험체의 ρc는 1,604 kg/m3이며, W/C가 60 %로 제조된 실험체에서는 1,522 kg/m3으로 약 5 % 낮았다. 이와같이 ρc에 대한 Rs에 의해 미치는 영향이 현저한 이유는 1 m3에 투입되는 재료들의 밀도가 Rs가 증가할수록 커지기 때문이다(Lee and Yang 2018). 결과적으로 LWAC_SW의 ρc는 콘크리트의 단위용적중량 배합표로부터 합리적으로 예측할 수 있음을 확인하였다. Fig. 3에 나타낸 바와 같이 위의 실험결과들을 기반으로 LWAC_SW의 ρcRsW/C와의 관계식으로 식 (1)과 같이 제시될 수 있었다.

(1)
ρcρ0=0.9EXP[0.24((1+Rs)1.1(1+W/C)0.9)]

여기서, ρ0는 콘크리트의 기건 밀도의 참고값(=2,300 kg/m3)을 의미한다.

Fig. 3 Regression analysis of air dry density of LWAC_SW
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig3.png
Table 4 Summary of test results measured in hardened LWAC-SW specimens

Group

Specimens

Curing process (°C)

Compressive strength of concrete

(MPa)

Oven dry density

(kg/m3)

Air dry density

(kg/m3)

Splitting tensile strength

(MPa)

Modulus of rupture

(MPa)

Modulus of elasticity

(MPa)

3 days

7 days

28 days

56 days

91 days

I

50-0

20

13.2

16.9

19.8

21.2

21.8

1,408

1,442

2.04

2.46

10,118

40→20

13.6

17.1

20.3

21.3

22.0

1,398

1,416

-

-

-

60→20

13.7

17.4

20.6

21.4

21.9

1,403

1,399

-

-

-

50-25

20

13.5

17.4

20.9

21.6

22.4

1,494

1,532

2.21

2.58

11,842

40→20

13.7

17.5

21.2

21.7

22.6

1,484

1,498

-

-

-

60→20

13.9

17.6

21.3

21.7

22.7

1,488

1,502

-

-

-

50-50

20

14

18

22.2

22.7

23.2

1,572

1,605

2.38

2.69

12,800

40→20

14.3

18.2

22.8

22.8

23.4

1,560

1,592

-

-

-

60→20

14.6

18.4

23

23.0

23.4

1,556

1,588

-

-

-

50-75

20

14.2

19.2

23.6

24.0

24.2

1,612

1,664

2.52

2.88

13,612

40→20

14.4

19.8

24

24.3

24.8

1,602

1,633

-

-

-

60→20

14.7

20.2

24.2

24.8

25.2

1,607

1,642

-

-

-

50-100

20

14.8

20.8

25.3

25.4

25.8

1,653

1,704

2.64

3.02

14,056

40→20

15.1

20.9

25.8

25.8

26.0

1,648

1,688

-

-

-

60→20

15.2

21.1

26

26.0

26.3

1,643

1,673

-

-

-

II

37-25

20

17.3

23.3

27.4

28

28.4

1,728

1,755

2.72

3.17

15,536

40→20

17.5

23.5

27.6

28.2

29

1,702

1,732

-

-

-

60→20

17.6

23.5

28

28.3

29.2

1,688

1,724

-

-

-

40-25

20

16.7

22.4

26.8

27

27.3

1,714

1,734

2.6

3.12

14,842

40→20

17.2

22.7

27

27.2

27.4

1,674

1,718

-

-

-

60→20

17.3

23

27.1

27.4

27.6

1,656

1,703

-

-

-

60-25

20

8.1

11.8

14.2

14.7

15

1,302

1,351

1.63

2.06

8,812

40→20

8.4

12

14.4

14.9

15.3

1,288

1,332

-

-

-

60→20

8.7

12.6

14.5

15.2

15.6

1,274

1,304

-

-

-

3.2 재령 28일 압축강도

하수 슬러지 기반 인공경량골재를 이용한 콘크리트(LWA C_SW)의 fckRs보다 W/C에 의해 미치는 영향이 더욱 현저하였다. 그룹 II에서 LWAC_SW의 fckW/C가 60 %에서 37 %로 감소할 때 약 1.89배 증가하였는데, 그룹 I에서는 Rs가 0 %에서 100 %로 증가할 때에 약 1.28배 증가하였다. 이는 강도발현에 밀접한 관계가 있는 단위 시멘트량이 W/C의 변수인 그룹 II에서 현저하게 변하기 때문이다(Lee et al. 2019). 결과적으로 W/C가 60 %이면서 단위 시멘트량이 가장 작은 300 kg/m3의 배합으로 제조된 LWAC_SW의 fck는 14.2 MPa로 가장 낮았다. 한편, LWAC_SW의 fck는 양생온도가 증가함에 따라 증가하였는데, 그 증가의 정도가 미미하였다. 모든 그룹에서 세 번째 타입(24시간 20 °C 양생→60 °C에서 8시간 20분간 양생→이후 재령 20 °C 양생)으로 양생된 LWAC_ SW의 fck는 첫 번째 타입(전재령 20 °C 양생)으로 양생된 실험체 보다 약 1.02배 높았다. 따라서 성숙도 개념을 도입하여 적용된 500 °C・hr의 양생은 LWAC_SW의 fck를 향상시키는데 그 효과가 크지 않았다(Ji et al. 2019; Kim et al. 2021). 결과적으로 LWAC_SW는 ρc가 1.2배 증가할 때에 fck도 1.28배 증가하였다. 이를 고려하여 LWAC_SW의 fckρc와의 관계를 다음과 같이 제시될 수 있었다(Fig. 4).

(2)
fckf0=0.1EXP[3.12(ρcρ0)]

여기서, f0는 콘크리트의 압축강도의 참고값(=24 MPa)을 의미한다. Fig. 4에는 LWAC_SW와 동일 함수로 회귀 분석한 LWAC_CF의 결과도 나타내었다. 이때, 동일한 ρc에서 LWA C_SW의 fck/fo도 LWAC_CF와 비슷한 수준에 있었다.

Fig. 4 28 day compressive strength of LWAC
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig4.png

3.3 재령별 압축강도 발현율

Fig. 5에는 LWAC_SW의 전형적인 압축강도 발현율(fc(t)/fck)을 나타내었다. 모든 실험체의 fc(t)/fckW/C 보다 Rs에 의해 미치는 영향이 현저하였다. 재령 3일 및 7일에서의 fc(t)/fckRs가 증가할수록 감소한 반면 재령 56일 및 91일에서는 증가하였다. 그룹 I에서 Rs가 0 %에서 100 %로 증가할 때에 재령 3일 및 7일에서의fc(t)/fck는 평균 7 % 감소한 반면, 재령 56일 및 91일에서는 약 1.06배 증가하였다. 그룹 II인 실험체들의 재령 3일 및 7일에서의 fc(t)/fckW/C에 미치는 영향이 미미하였다. 반면, 재령 56일 및 91일에서의 fc(t)/fckW/C가 증가할수록 증가하였다. 그룹 II에서 W/C가 37 %에서 60 %로 증가할 때에 재령 56일 및 91일에서의 fc(t)/fck는 약 1.04배 증가하였다. 한편, LWAC_SW의 fc(t)/fck는 양생온도가 증가함에 따라 재령 56일 및 91일보다 재령 3일 및 7일에서 그 영향이 현저하였다. 모든 그룹에서 세 번째 타입(24시간 20 °C 양생→60 °C에서 8시간 20분간 양생→이후 재령 20 °C 양생)으로 양생된 LWAC_SW의 fc(t)/fck은 재령 3일 및 7일에서 0.6~0.67로 첫 번째 타입(전재령 20 °C 양생) 대비 1.02배 높았다. 하지만, 모든 그룹에서 세 번째 타입(24시간 20 °C 양생→60 °C에서 8시간 20분간 양생→이후 재령 20 °C 양생)으로 양생된 LWAC_SW의 fc(t)/fck는 재령 56일 및 91일에서 1.06~1.08로 첫 번째 타입(전재령 20 °C 양생)으로 양생된 실험체 대비 약 2 % 낮았다. 이로부터 기존의 실험결과들(Lee and Yang 2018; Kim et al. 2021)과 비슷하게 양생온도가 장기재령의 압축강도 발현율을 감소시킴을 확인하였다. 한편, LWAC_SW의 fc(t)/fck는 ACI 209R(ACI 2008)에서 제시하고 있는 초기 및 장기 재령의 발현상수를 이용하여 실험결과와 비교하였다. ACI 209R(ACI 2008)은 임의의 재령(t)에서의 압축강도(fc(t))를 다음과 같이 제시하고 있다.

(3)
fc(t)=tα+(β×t)fck

여기서, β는 장기재령에서의 압축강도 발현상수를, α는 초기재령에서의 압축강도 발현상수를 나타낸다. 이때, LWAC_ SW의 fc(t)/fck의 실험결과는 식 (3)을 이용하여 βα를 회귀분석 하였으며, 이들의 평균값을 Table 5에 나타내었다. ACI 209R(ACI 2008)에서는 습윤 양생 콘크리트에 대한 βα를 각각 0.85 및 4.0으로 제시하고 있다. 이때, LWAC_SW의 β값은 0.81~0.85로 ACI 209R과 비슷하였다. 반면, LWAC_SW의 α값은 2.62~2.74로 RsW/C에 관계없이 ACI 209R 대비 각각 평균 43 % 낮은 수준에 있었다. 이는 ACI 209R이 fc(t)/fck에 중요한 영향을 미치는 양생조건 및 Rs를 고려하지 않기 때문이다. 결과적으로 LWAC_SW의 βfc(t)/fck에 대한 합리적인 예측을 위해서 Rs를 고려하기 위한 ρc의 함수와 양생조건을 고려하기 위한 Saul(1951)의 성숙도(M)의 개념을 적용하였다. 실험결과를 기반으로 제시된 LWAC_SW의 β는 다음과 같이 제시될 수 있었다(Fig. 6).

Table 5 Regression analysis to determine the constants in Eq.(3)

Specimens

β α

This study

[1]

ACI 209R

[2]

[1]/[2]

This study

[3]

ACI 209R

[4]

[3]/[4]

50-0

0.82

0.85

0.97

2.74

4.0

0.69

50-25

0.85

0.85

1.0

2.62

4.0

0.66

50-50

0.83

0.85

0.98

2.58

4.0

0.65

50-75

0.82

0.85

0.97

2.78

4.0

0.7

50-100

0.81

0.85

0.95

2.72

4.0

0.68

37-25

0.82

0.85

0.97

2.68

4.0

0.67

40-25

0.81

0.85

0.95

2.63

4.0

0.66

60-25

0.82

0.85

0.97

2.66

4.0

0.67

Average

0.82

0.85

0.97

2.68

4.0

0.67

Fig. 5 Typical compressive strength developments of LWA C_SW cured at different temperatures
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig5.png
Fig. 6 Formulation of the constants in Eq.(3)
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig6.png
(4a)
β=1.0EXP[0.24((ρc/ρ0)2(M/M0)0.2)]

여기서, M0는 양생온도 20 °C에서의 성숙도를 의미한다. 반면, α는 위의 실험결과로부터 양생조건에 의해 미치는 영향은 미미하므로 ρc의 함수로만으로 다음과 같이 제시될 수 있었다(Fig. 5).

(4b)
α=3.5EXP[0.87(ρcρ0)2]

결과적으로 식 (3) 및 식 (4)로부터 LWAC_SW의 재령별 압축강도를 예측할 수 있다.

3.4 응력-변형률 관계 및 탄성계수

Fig. 7에는 LWAC_SW의 응력-변형률 관계를 나타내었다. 응력-변형률 관계는 완만히 증가하는 상승구간과 최대응력 이후 급격히 저하되는 하강구간의 거동을 보였다. 상승구간에서 강성은 Rs가 증가할수록 W/C가 감소할수록 증가하였다. 즉 ρc가 증가할수록 상승구간의 강성이 증가하였으며, 이는 LWAC_SW의 Ec가 증가함을 의미한다. 반면, 하강구간은 RsW/C와 관계없이 비슷하였다. LWAC_SW의 Ecfck의 영향을 배제하기 위해서 fck로 무차원화하여 분석하였다. Fig. 8에는 ρc/ρ0에 따른 LWAC_SW의 Ec/fck를 나타내었다. 동일 그림에는 KCI 2021(2021)의 예측값도 나타내었다. 이때, LWAC_SW의 Ec/fckρc/ρ0가 증가할수록 증가하였으며, KCI 2021(2021)의 예측값보다 최대 13 % 낮은 수준1에 있었다. 그 낮음의 정도는 ρc/ρ0가 증가할수록 증가하였다. 결과적으로 KCI 2021(2021)의 모델은 ρc/ρ0가 증가할수록 LWAC_SW의 Ec/fck를 과도하게 안전측으로 예측하므로 경제적이고 합리적인 예측을 위해서 실험결과에 기반한 경험식 모델이 필요할 것으로 사료된다. 따라서 위의 실험결과에 기반하여 LWAC_SW의 Ec는 다음과 같이 제시될 수 있었다(Fig. 9).

(5)
Ec=3,602EXP[0.13(fck)0.75(ρcρ0)0.28]

Fig. 9에는 LWAC_SW와 동일 함수로 회귀분석한 LWAC_ CF의 결과도 나타내었다. 이때, LWAC_SW의 Ec는 LWAC_ CF보다 다소 낮은 수준에 있었으나 함수의 값이 증가하면서 그 차이가 감소하였다.

Fig. 7 Stress-strain curves of LWAC_SW
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig7.png
Fig. 8 Modulus of elasticity of LWAC_SW
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig8.png
Fig. 9 Regression analysis of modulus of elasticity of LWAC
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig9.png

3.5 파괴계수 및 쪼갬 인장강도

LWAC_SW의 frfspfck의 영향을 배제하기 위해서 fck로 무차원화하여 분석하였다. 무차원화된 파괴계수(fr/fck)는 Rs가 증가할수록 W/C가 감소할수록 다소 증가하였다. 그룹 I에서 Rs가 100 %인 배합으로 제조된 실험체의 fr/fck는 0.60으로 Rs가 0 %로 제조된 실험체 보다 약 5 % 높았다. 그룹 II에서도 W/C가 37 %인 배합으로 제조된 실험체의 fr/fck는 0.59로서 W/C가 60 %로 제조된 실험체 보다 약 5 % 높았다. 반면, 무차원화된 쪼갬 인장강도(fsp/fck)는 Rs가 증가할수록 W/C가 감소할수록 증가하였다. 그룹 I에서 Rs가 0 %에서 100 %로 증가할 때에 fsp/fck는 0.46에서 0.52로 약 1.13배 증가하였다. 또한 그룹 II에서 W/C가 60 %에서 37 %로 감소할 때에 fsp/fck는 0.45에서 0.52로 약 1.16배 증가하였다. Fig. 10에는 ρc/ρ0에 따른 LWA C_SW의 fr/fckfsp/fck를 나타내었는데, 각각 KCI 2021 (2021) 및 fib 2010(2010)의 예측식도 동시에 나타내었다. KCI 2021(2021) 및 fib 2010(2010)은 LWAC_SW의 fr/fckfsp/fck를 모두 안전측으로 예측하였다. 실험 결과에 기반하여 LWAC_SW의 frfsp는 다음과 같이 제시할 수 있었다(Fig. 11).

(6)
fr=0.38EXP[0.38(fck)0.5(ρcρ0)0.25]
(7)
fsp=0.98EXP[0.22(fck)0.5(ρcρ0)0.25]

Fig. 11에는 LWAC_SW와 동일 함수로 회귀분석한 LWA C_CF의 결과도 나타내었다. LWAC_SW의 frfsp는 LWA C_CF보다 각각 10 % 및 23 % 낮은 수준에 있었다.

Fig. 10 28 day tensile resistance of LWAC_SW
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig10.png
Fig. 11 Regression analysis for 28 day tensile resistance of LWAC
../../Resources/KCI/JKCI.2023.35.2.137/fig11.png

4. 결 론

이 연구는 하수 슬러지 기반 인공경량골재를 이용한 콘크리트(LWAC_SW)의 역학적 특성을 평가한 결과 연구의 범위 내에서 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) LWAC_SW의 재령 28일 기건 밀도(ρc) 및 콘크리트 압축강도(fck)는 Rs가 증가할수록 W/C가 감소할수록 증가하였는데, 그 증가 기울기는 팽창점토 및 플라이애시로 제조된 인공경량골재 기반 콘크리트(LWAC_CF)와 비슷한 수준에 있었다.

2) LWAC_SW의 압축강도 발현율(fc(t)/fck)은 성숙도(M)가 증가할수록 초기재령에서 증가하지만, 장기재령에서는 오히려 감소하였다.

3) ACI 209R의 압축강도 발현상수는 LWAC_SW의 초기재령에서의 압축강도 발현상수 α를 실험결과 대비 약 1.4배 높게 예측하였으나, 장기재령에서의 압축강도 발현상수 β는 실험결과와 비슷하였다. 결과적으로 ACI 209R은 재령 28일 이전의 LWAC_SW의 압축강도 발현율을 낮게 평가할 필요가 있다.

4) LWAC_SW의 탄성계수(Ec)는 동일 ρc에서 LWAC_CF 보다 다소 낮은 수준에 있었는데, 그 낮음의 정도는 ρc가 낮을수록 컸다.

5) LWAC_SW의 무차원화된 파괴계수(fr/fck)와 쪼갬 인장강도(fsp/fck)는 ρc가 증가할수록 증가하였는데, 그 증가 기울기는 LWAC_CF와 비슷하였다. 하지만 동일한 ρc에서 LWAC_SW의 fr/fckfsp/fck는 LW AC_CF보다 각각 10 % 및 23 % 낮았다. 결과적으로 LWAC_SW의 인장저항성은 ρc가 1,300~1,800 kg/m3 범위 내에서 LWAC_CF보다 최소 10 % 이상 낮으므로 이를 고려하여 휨 설계에 고려되어야 한다.

6) LWAC_SW의 Ec, frfsp는 KCI 2021 및 fib 2010의 설계식에 의해 안전측에서 평가될 수 있지만, 경제적인 측면을 고려한다면 제시된 경험식들을 이용하여 LWA C_SW의 역학적 특성을 잘 예측할 수 있다.

감사의 글

이 연구는 국토교통부와 국토교통과학기술진흥원의 국토교통기술사업화지원사업(RS-2021-KA161724)의 지원에 의해 수행된 연구사업이며, 2022학년도 경기대학교 대학원 연구원 장학생 장학금 지원에 의하여 수행되었음.

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