2.1 재료

기포 콘크리트 유동성 채움재의 배합에 사용된 페로니켈 슬래그(ferro nickel slag) 미분말의 물리적 특성 및 화학적 조성을 Table 1에 나타내었다. 비교를 위해 기포 콘크리트 배합 시 함께 사용된 고로슬래그 미분말(ground granulated blast furnace slag, GGBS)의 특성을 동일한 표에 나타내었다. 페로니켈 슬래그의 밀도는 3.09 g/cm³으로, 2.94 g/cm³의 밀도를 갖는 GGBS에 비해 약간 높다. Fig. 1의 입도분포 곡선에 나타낸 바와 같이 페로니켈 슬래그의 입경은 대부분이 0.1~40 µm 범위에 있는 특징을 갖는다. 이에 따라 페로니켈 슬래그의 비표면적은 입경의 크기가 대부분 5~100 µm 범위에 있는 GGBS에 비해 약 4배 높다. 페로니켈 슬래그의 화학적 조성은 SiO₂의 함량이 48.8 %로 대부분을 차지하며, MgO 및 Fe₂O₃의 함량이 각각 30.6 % 및 13.7 %이었다. GGBS의 화학적 조성의 경우 CaO 및 SiO₂의 함량이 각각 43.9 % 및 33.5 %로 가장 높으며, Al₂O₃는 15.2 %의 함량을 갖는다. 페로니켈 슬래그와 GGBS의 XRD 분석 결과는 Fig. 2와 같다. 페로니켈 슬래그 XRD 패턴에서는 entasite(MgSiO₃), forsterite(Mg₂SiO₄), albite[Na(Si₃Al)O₈]의 피크를 확인할 수 있으며, GGBS의 경우 석영(quartz) 및 탄산칼슘(calcite)의 피크를 확인할 수 있다. 각 재료의 외관 및 전자주사현미경(scanning electron microscopy, SEM) 촬영 이미지는 Fig. 3에 나타내었다. 페로니켈 슬래그 및 GGBS를 제외한 기포 콘크리트의 결합재로서는 밀도 3.15 g/cm³의 보통포틀랜드시멘트(ordinary portland cement, OPC)가 이용되었다. 기포 콘크리트 배합을 위한 기포제로서는 암갈색 색상의 가수분해형 단백질 종류의 동물성 재료가 이용되었으며, 밀도는 1.06 g/cm³이다.

Fig. 1 Particle size distribution of ferronickel slag and ground granulated blast-furnace slag (GGBS)

Fig. 2 X-ray diffraction patterns of ferronickel slag and ground granulated blast-furnace slag (GGBS)

Fig. 3 Typical images of ferronickel slag and ground granulated blast-furnace slag (GGBS)

2.2 실험 및 측정

페로니켈 슬래그의 치환율 변화에 따른 기포 콘크리트 유동성 채움재의 특성 평가를 위한 배합상세는 Table 2에 나타내었다. 기포 콘크리트 배합에서 페로니켈 슬래그의 치환율은 전체 결합재 질량 대비 0 %, 10 %, 20 %, 30 % 및 50 %로 변화하였다. 결합재로서 OPC만을 사용한 Plain 배합을 제외한 모든 배합에서는 기포 콘크리트의 강도발현 안전성 확보 측면에서 GGBS의 치환율을 10 %로 고정하였다^{(Park et al. 2018)}. 이에 따라 Table 2의 시험체명에서 F10 시험체는 페로니켈 슬래그가 전체 결합재 질량의 10 %, GGBS가 10 % 치환된 배합을 의미한다. 기포 콘크리트의 단위결합재량 및 물-결합재비(water to binder ratio, W/B)는 각각 800 kg/m³과 0.35로 고정하였다. 기포첨가율의 경우 기포 콘크리트 전체 부피의 45 %로 하였다. 더불어 이 연구에서는 Table 2의 배합상세에 따라 제작된 기포 콘크리트의 양생환경에 따른 특성변화를 평가하기 위해, 양생 온도를 4 °C, 20 °C 및 35 °C의 환경으로 변화하였다. 기포 콘크리트 배합은 결합재를 70 L 용량의 배합용기에 투입한 후 1분 동안 건비빔을 실시하였으며, 배합수를 투입한 후 3분 이상 충분히 혼합하여 페이스트를 생성하였다. 이후 3 % 질량비로 물에 희석된 동물 기포제를 압축공기 발생기에 투과시켜 기포군을 생성하였으며, 이를 페이스트가 담긴 배합용기에 투입･혼합하여 기포 콘크리트를 제작하였다. 제작이 완료된 기포 콘크리트 시험체는 재령 3일까지 항온･항습환경(습도 60±5 %, 온도 20±1 °C)에서 양생을 실시한 후 탈형하여 각각 동일한 습도를 갖는 4 °C 및 35 °C 환경으로 분산시켜 재령 91일까지 양생하였다.

페로니켈 슬래그를 혼합한 기포콘크리트 유동성 채움재의 특성평가를 위한 측정항목은 침하깊이, 겉보기 밀도, 압축강도, 공극분포 및 수화물 분석이다. 침하깊이는 KS F 4039 ^{(KATS 2019)}에서 제시하고 있는 안지름 145 mm, 높이 300 mm인 투명 아크릴 용기를 이용하여 측정하였다. 겉보기 밀도는 KS F 2459^{(KATS 2017)}에 따라 4 °C, 20 °C 및 35 °C의 환경에서 양생된 시험체를 이용하여 재령 7일, 28일, 56일 및 91일에서 측정하였다. 압축강도의 경우 각각 4 °C, 20 °C 및 35 °C로 구분된 환경에서 양생을 실시한 지름 100 mm 및 높이 200 mm 크기의 시험체를 이용하여 측정하였다. 기포 콘크리트의 공극 분포는 20 °C의 환경에서 28일 동안 양생된 시험체를 이용하여, 수은압입법(mercury intrusion porosimetry, MIP)을 통해 평가하였다. 수화물은 압축강도의 경우와 마찬가지로 4 °C, 20 °C 및 35 °C로 구분된 환경에서 양생된 재령 56일의 시험체를 이용하여 XRD 및 열분석기(TG-DTG)를 이용하여 평가하였다.

3.1 침하 깊이 및 겉보기 밀도

페로니켈 슬래그의 치환율 변화에 따른 기포 콘크리트 유동성 채움재의 침하 깊이와 겉보기 밀도의 측정 결과를Table 3에 요약하였다. 측정결과 기포 콘크리트 유동성 채움재의 기포 소포에 의한 침하는 모든 시험체에서 나타나지 않았다. ^{Park et al. (2018)}은 시멘트보다 높은 분말도를 갖는 GGBS를 혼입한 기포콘크리트의 경우 충전효과에 의해 기포 간 응집력이 감소될 수 있으며, 이로 인한 기포 소포현상이 개선될 수 있음을 지적한바 있다. 반면, 기포 콘크리트 슬러리의 초기 경화 성능이 부족한 경우 기포 소포의 문제가 발생할 수 있다^{(Lee et al. 2003)}. 일반적으로 페로니켈 슬래그의 혼합은 OPC의 수화 지연에 영향을 미치며, 초기 재령에서의 강도발현 또한 비교적 감소하는 것으로 지적된 바 있다^{(Kim and Ann 2019)}. 이 연구에서 수행한 배합 또한 페로니켈 슬래그의 혼입이 기포 콘크리트의 초기 경화 성능 저하에 영향을 미쳤을 것으로 판단되나, 페로니켈 슬래그가 높은 분말도를 가짐에 따른 내부 공극 충전 효과에 의한 기포 간 응집력 개선 및 침하방지에 영향을 미친 것으로 판단된다.

양생온도 변화에 따른 기포 콘크리트의 재령별 겉보기 밀도 측정 결과는 Table 3에 요약하였다. 측정결과 기포 콘크리트 유동성 채움재의 겉보기 밀도는 페로니켈 슬래그의 치환율 변화에 따라 큰 차이를 보이지 않았으며, 대부분이 0.84~ 1.11 g/cm³ 수준에 있었다. 이는 기포 콘크리트의 배합상세에서 슬러리 밀도를 1.12 g/cm³으로 설계되었음을 고려할 때 큰 차이가 없음을 의미한다. 하지만 재령이 증가함에 따라 기포 콘크리트의 겉보기 밀도는 잉여수의 증발에 의해 점차 감소하는 보습을 보였다. 특히, 35 °C의 환경에서 양생을 실시한 시험체의 경우 4 °C 및 20 °C 환경에서 양생한 시험체들에 비해 비교적 낮은 겉보기 밀도를 보였다. 이는 비교적 고온의 환경에서 양생을 실시한 시험체에서 경화 후 잔류하는 잉여수의 증발이 4 °C 및 20 °C에서 양생한 시험체들에 비해 용이함에 따라 나타난 결과로 판단된다.

3.2 압축강도

페로니켈 슬래그 치환율 변화 및 양생온도 변화에 따른 기포 콘크리트 유동성 채움재의 재령별 압축강도 측정결과는 Table 3에 요약하였다. 기포 콘크리트 유동성 채움재의 압축강도는 페로니켈 슬래그의 치환율이 증가함에 따라 감소하는 결과를 보였다. 20 °C의 환경에서 양생된 시험체의 재령 7일 압축강도는 Plain 시험체가 6.87 MPa로 가장 높았으며, 페로니켈 슬래그를 30 % 치환한 F30 배합의 경우 4.92 MPa로 Plain 시험체에 비해 28 % 낮았다. GGBS를 10 % 치환한 F0 시험체와 GGBS와 페로니켈 슬래그를 각각 10 %씩 치환한 F10 배합의 경우 재령 7일에서의 압축강도는 각각 6.74 MPa 및 6.65 MPa로, Plain 배합에 비해 각각 8 % 및 9 % 낮아 큰 차이를 보이지 않았다. F20 시험체의 재령 7일 압축강도는 Plain 배합 대비 약 28 % 낮았다. 이러한 결과는 페로니켈 슬래그의 치환율이 30 %까지 일정하게 증가하는 경우 기포 콘크리트 배합에서 강도 감소의 크기의 증가가 다소 일정한 경향을 갖는 것으로 평가 될 수 있다. 이와 같은 경향은 4 °C 및 35 °C의 환경에서 양생을 실시함 시험체들의 압축강도 측정결과에서도 확인할 수 있다. 다만, 페로니켈 슬래그를 전체 결합재 질량의 50 % 치환한 경우 기포 콘크리트의 압축강도는 Plain 배합 대비 급격히 감소하는 결과를 보였는데, 이는 과도한 양의 페로니켈 사용에 의한 시멘트의 수화지연에 의한 영향으로 판단된다^{(Kim et al. 2018; Kim and Ann 2019)}. 재령이 7일에서 91일로 증가함에 따라 페로니켈 슬래그의 치환율 증가에 따른 기포 콘크리트의 강도발현 감소 크기는 Plain 배합 대비 점차 감소하는 결과를 보였다. 이에 따라 20 °C에서 양생한 F10, F20 및 F30 시험체들은 재령 56일에서 Plain 배합 대비 각각 8 %, 13 %, 18 % 낮은 결과를 보였다. 동일한 환경에서 양생된 F50 시험체는 재령 56일에서의 압축강도가 4.10 MPa로, Plain 배합 대비 약 42 % 낮았다. 이와 같은 결과 또한 4 °C 및 35 °C의 환경에서 양생한 시험체들의 압축강도 측정결과에서도 확인할 수 있었다.

한편, 페로니켈 슬래그 치환율에 관계없이 초기 재령인 7일에서의 압축강도는 35 °C의 환경에서 양생한 시험체가 가장 높았으나, 재령이 28일 및 56일로 증가함에 따라 4 °C 및 20 °C에서 양생한 시험체들에 비해 강도발현 크기가 점차 감소하는 결과를 보였다. 이는 재령 28일에서의 압축강도($f_{c}$) 측정결과를 기준으로 재령 별 압축강도 측정값($f_{c}(t)$을 무차원화한 Fig. 4에서 확인할 수 있다. 그림에서 확인할 수 있는 바와 같이 35 °C 환경에서 양생한 시험체의 대부분은 재령 28일 대비 재령 7일에서의 강도 발현율이 96 %를 상회하였다. 하지만 F50 배합의 경우 재령 7일에서의 강도 발현율은 87 %로 다른 배합에 비해 낮은 결과를 보였다. 이러한 결과는 앞에서 언급한 바와 같이 페로니켈 슬래그 다량 치환에 의한 수화 지연과 미수화물 증가에 의한 결과로 판단된다. F50 시험체를 제외하고 20 °C 환경에서 양생한 시험체들 또한 재령 28일 대비 재령 7일에서의 강도 발현율은 88 %를 상회하는 결과를 보였다. 4 °C 환경에서 양생한 시험체들의 재령 7일 압축강도 발현율은 대부분의 시험체가 80 % 이하 수준으로 낮았으며, 페로니켈 슬래그의 치환율이 20 % 이상인 경우 67~74 % 수준에 머물렀다. 하지만, 재령 28일 이후에는 4 °C 환경에서 양생된 기포 콘크리트의 압축강도가 35 °C 환경에서 양생된 시험체의 압축강도를 상회하는 크로스오버 현상이 나타났다^{(Carino and Tank 1992)}. 일반적으로 콘크리트의 압축강도는 높은 온도에서 양생될 경우 낮은 온도에서 양생할 경우와 비교하여 초기 재령에서 강도발현에 유리하지만, 일정 재령 후에는 낮은 온도에서 양생된 콘크리트보다 낮은 압축강도를 갖는다^{(Mun 2016)}. 결과적으로, 페로니켈 슬래그를 혼합한 기포 콘크리트의 강도 발현 크기는 페로니켈 슬래그의 치환율이 증가함에 따라 수화지연과 미수화물의 증가로 Plain 배합에 비해 감소할 수 있지만, 온도변화에 의한 강도발현의 추이는 OPC 및 GGBS의 수화에 의한 크로스오버 현상에 지배된 것으로 판단된다.

^{ACI 209R(ACI Committee 209 2008)}은 재령에 따른 콘크리트 압축강도 발현을 다음과 같이 평가하고 있다.

여기서, $\alpha$는 초기재령에서의 압축강도 발현상수이고, $\beta$는 장기재령에서의 압축강도 발현상수를 의미한다. 페로니켈 슬래그를 혼합한 기포 콘크리트의 압축강도 발현을 예측하기 위한 상수 $\alpha$와 $\beta$는 페로니켈 슬래그 및 GGBS의 치환율을 고려한 함수로서 제시할 필요가 있는데, 이때 양생온도와 시간의 함수로서 식 (2)에 나타낸 성숙도를 함께 고려 할 수 있다^{(Saul 1951)}.

여기서, $T$는 임의의 재령($t$)까지 유지한 양생 온도, $\Delta t$는 양생온도($T$)의 유지시간을 의미한다. 식 (1)을 이용하여 각 시험체의 압축강도 발현결과를 평가함으로서 $\alpha$와 $\beta$ 값을 결정하였다. 각 시험체에서 결정된 $\alpha$와 $\beta$ 값들은 이 연구의 주요 변수들을 고려하여 회귀분석하였다. 그 결과 페로니켈 슬래그와 GGBS을 혼입한 기포 콘크리트 유동성 채움재의 압축강도 발현 평가를 위한 $\alpha$와 $\beta$ 값은 다음과 같이 나타낼 수 있었다(Fig. 5).

여기서, $R_{fe}$는 페로니켈 슬래그의 치환율, $R_{g}$는 GGBS의 치환율, $M_{(0)}$는 양생 온도가 재령 91일까지 20 °C로 유지되는 경우를 고려한 성숙도 값이다. 페로니켈 슬래그를 혼합한 기포 콘크리트의 초기 압축강도 발현은 치환율 증가에 따라 감소할 수 있지만, F50 배합에서도 재령 28일에서 3 MPa 이상을 만족하여 주열식 흙막이 벽체의 선행 가이드를 위한 유동성 채움재로서의 활용 가능성은 높은 것으로 평가되었다.

Fig. 4 Compressive strength gain rate of aerated concrete specimens

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

3.3 공극분포

재령 28일간 20 °C의 환경에서 양생된 기포 콘크리트의 공극분포 분석 결과를 Fig. 6 및 Table 4에 나타내었다. 기포 콘크리트의 공극분포는 페로니켈 슬래그의 치환율이 증가함에 따라 기공(entrained air voids)의 비율이 Plain 배합에 비해 상대적으로 감소하는 결과를 보였다. 페로니켈 슬래그를 50 % 치환한 F50 배합의 기공비율은 Plain 배합에 비해 61 % 낮았다. 겔 공극(gel pores)의 분포는 페로니켈 슬래그를 혼합한 모든 배합에서 관찰되지 않았다. 반면, 모세관 공극(capillary pores)의 경우 페로니켈 슬래그를 혼합한 배합에서 Plain 배합 대비 일정량 증가하는 결과를 보였다. 일반적으로 시멘트 경화체에서 공극률, 특히 기공과 모세관 공극의 증가는 경화체의 강도 저하에 영향을 미친다^{(Neville 2011)}. 더불어 상대적으로 높은 분말도의 시멘트계 재료를 혼합･활용하는 경우 공극 충전 효과로 인해 경화체의 강도발현 성능은 개선 될 수 있다^{(Park et al. 2018)}. 하지만 페로니켈 슬래그를 혼합한 기포 콘크리트의 경우 Plain 배합 대비 기공의 비율이 상대적으로 많이 감소하지만, Table 3에서 확인할 수 있는 바와 같이 오히려 강도 발현은 저하되는 결과를 보였다. 이러한 결과는 앞서 언급한 바와 같이 페로니켈 슬래그의 경우 OPC에 비해 수화도가 매우 낮음에 따라 시멘트 매트릭스 내부에서 미수화물의 함량이 상대적으로 크게 증가할 수 있기 때문에, 높은 분말도로 인한 공극채움 효과에도 불구하고 경화체의 강도 발현 성능 향상에는 큰 영향을 미치지 못한 것으로 판단된다.

Fig. 6 Pore size distribution of aerated concrete

3.4 수화물 분석

재령 56일간 4 °C, 20 °C 및 35 °C의 환경에서 양생된 기포 콘크리트 수화물의 XRD 및 TGA 분석결과를 각각 Fig. 7 및 Fig. 8에 나타내었다. XRD 결과의 경우 양생온도 및 페로니켈 슬래그의 혼입의 영향을 대표적인 비교대상인 Plain 및 F50 시험체로 구분하여 나타내었다. Table 1에서 및 Fig. 2의 XRD 패턴에서 확인할 수 있는 바와 같이 페로니켈 슬래그의 수화물은 마그네슘 및 실리케이트가 결합된 enstatite(MgSiO₃) 및 forsterite(Mg₂SiO₄)가 대부분이다. 특히 MgO 및 SiO₂는 칼슘실리케이트 수화물(calcium silicate hydrates, CSH)이 존재하는 환경에서 탈칼슘화(decalcification)를 통해 마그네슘 실리케이트 수화물(magnesium silicate hydrates, MSH)를 생성하는 특징을 갖는다^{(Kim and Ann 2019)}. 하지만 그 반응속도가 매우 느리므로, CSH의 수화물을 생성하는 시멘트계 재료와 혼합사용 시 forsterite 등은 미수화 상태로 장기간 존재할 수 있다^{(Bernard et al. 2017)}. 이에 따라 Fig. 5에서 나타낸 바와 같이 페로니켈 슬래그를 50 % 치환한 F50 배합의 XRD 패턴에서는 일반적인 시멘트 수화물의 피크와 함께 미수화된 enstatite, forsterite 및 MSH의 피크를 다수 관찰할 수 있었다. 더불어 위와 같은 경향은 페로니켈 슬래그를 혼합한 모든 배합에서 관찰 되었다.

한편, Plain 배합의 경우 portlandite, ettringite 및 gypsum 등의 일반적인 형태의 수화물 피크가 관찰되었다. 또한 Plain 배합은 온도 환경에 변화에 따라 ettringite의 피크 강도가 상이한 결과를 보였다. 일반적으로 높은 양생온도의 환경에서 시멘트는 수화촉진으로 인해 초기재령에서 수산화칼슘(Ca(OH)₂)의 형성량이 비교적 높을 수 있다. 이에 따른 ettringite의 생성과 monosulfate 및 CSH 등의 생성으로 이어지는 수화속도가 비교적 크게 나타날 수 있다^{(Mehta and Monteiro 1993)}. 반면, 저온의 환경에서 양생된 시멘트 경화체의 경우 초기재령에서의 수산화칼슘 형성이 매우 느릴 뿐만 아니라 이로 인한 ettringite의 생성과 소모가 비교적 늦게 이루어질 수 있다. 이에 따라 4 °C 환경에서 양생된 시험체의 경우 20 °C 및 35 °C에서 양생된 시험체에 비해 더욱 뚜렷한 피크 강도를 나타낸 것으로 판단된다.

Fig. 8의 TGA 분석의 결과 또한 Plain 및 F50 시험체의 열중량 곡선을 대표적으로 나타내었다. Table 5에는 ettringite, CSH, MSH가 열분해 되는 온도(60~240 °C), Ca(OH)₂가 열분해 되는 온도(450~500 °C)에서의 질량 감소율을 시험체의 종류 및 양생온도에 따라 구분하여 요약하였다^{(Mirghiasi et al. 2014; Huang et al. 2017; Qoku et al. 2017; Yang et al. 2017)}. 페로니켈 슬래그의 혼입량이 증가함에 따라 기포 콘크리트 수화물의 열분해에 의한 질량감소 크기는 대체로 감소하는 결과를 보였다. 35 °C 환경에서 양생된 Plain 배합의 경우 60~ 240 °C, 450~500 °C 온도범위에서 수화물의 열분해에 의한 질량 감소율은 각각 7.12 % 및 2.28 %이었다. 동일한 온도 환경에서 양생된 F20 시험체는 60~240 °C 및 450~500 °C 온도범위에서 수화물의 열분해에 의한 질량감소가 Plain 시험체 대비 각각 11 % 및 32 % 낮았다. F50 시험체 또한 Plain 시험체 대비 해당 온도범위에서 수화물의 열분해에 의한 질량 감소는 각각 13 % 및 65 %이었다. 이러한 결과는 XRD 분석결과에서도 확인할 수 있는 바와 같이 페로니켈 슬래그 혼입량 증가에 따라 enstatite, forsterite 등의 미수화물도 증가됨을 의미한다. 한편 양생온도에 의한 수화물의 함량 변화를 보면 낮은 온도에서 양생한 경우 60~240 °C 범위에서 수화물의 질량 감소가 고온에서 양생된 시험체에 비해 크게 나타남에 따라 ettringite, MSH 및 CSH 수화물이 더 많이 생성된 것을 알 수 있다. 그러나 이때 Ca(OH)₂의 함량은 고온에서 양생된 시험체가 대체로 더 높은 경향을 보인다. 시멘트 경화체가 실제 낮은 온도에서 천천히 수화되는 경우 Ca(OH)₂의 생성 속도는 상온환경에 비해 비교적 낮을 수 있다. 하지만, 장기재령에서 Ca(OH)₂의 생성량은 상온환경에서 양생된 시험체에 비해 저온 환경에서 양생된 시험체에서 더 크게 나타날 수 있다^{(Mehta and Monteiro 1993)}. 이와 같은 현상은 Ca 및 SiO₂가 풍부한 환경에서 ettringite나 MSH 및 CSH 등의 생성량 증가에 영향을 미칠 수 있다^{(Bernard et al. 2018)}. 이 연구에서는 기포 콘크리트 배합을 위한 결합재를 구성함에 있어 CaO 및 SiO₂의 함량이 비교적 높은 GGBS를 페로니켈 슬래그와 함께 활용하였다. 이에 따라 페로니켈 슬래그를 다량 혼합한 기포 콘크리트 배합에서도 60~240 °C 온도범위에서 나타나는 수화물의 열분해에 의한 질량감소 크기가 Plain 배합과 큰 차를 보이지 않은 것으로 판단된다. 실제 4 °C 환경에서 양생된 Plain 배합과 F50 배합에서 Ca(OH)₂의 열분해에 의한 질량감소 크기의 차이가 37 %이었던 반면 ettringite, MSH 및 CSH의 열분해에 의한 질량 감소크기는 8 %로 매우 작았다. 35 °C 환경에서 양생된 시험체의 경우 시멘트의 수화반응이 촉진됨에 따라 Ca(OH)₂의 생성량의 감소와 함께 MSH, CSH 등의 생성량이 대체로 감소한 결과를 보였다. 모든 배합에서 탄산칼슘(calcite)의 열분해에 의한 질량감소 크기는 1.31~5.36 % 수준으로 페로니켈 슬래그 혼합에 의한 큰 변화를 보이지 않았다.

결과적으로 기포 콘크리트 유동성 채움재의 전체 수화물 함량은 페로니켈 슬래그 혼입율에 따라 차이를 보이는 ettringite, MSH 및 CSH, Ca(OH)₂에 의해 지배되었으며, 비교적 높은 강도발현을 보인 배합의 경우 Ca(OH)₂의 함량이 다른 배합들에 비해 더 높은 결과를 확인할 수 있었다.

Fig. 7 X-ray diffraction patterns of aerated concrete specimens

Fig. 8 Thermal analysis results of aerated concrete specimens