2.1 사용 재료

배합실험에 사용된 시멘트는 KS L 5201(KATS 2016⁽¹⁰⁾)의 1종 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary Portland cement)이다. 배합 실험에 사용된 골재의 주요 물리적 특성을 Table 1에 나타내었다. 경량 굵은골재의 최대크기는 20 mm 이며, 절건밀도 및 조립률은 각각 1,400 kg/m3 및 6.2이다. 경량 잔골재의 최대 크기는 5 mm이며, 절건밀도 및 조립률은 각각 1,500 kg/m3 및 4.4이다. 천연모래의 경우 1.25 mm 이하의 골재를 사용하였으며, 절건밀도 및 조립률은 각각 2,580 kg/m3 및 2.2 이다. 경량골재의 흡수율은 경량 굵은 골재 및 경량 잔골재가 각각 11.2% 및 12.9%로 천연골재 대비 약 6∼10배 높았다.

배합실험에 사용된 경량골재는 분쇄된 바텀애시와 준설토를 1,200 °C의 온도에서 소성 ‧ 팽창시킨 골재이다. 제조된 경량골재는 둥근 형상으로 표면은 유리질 층으로 구성되어 있으며, 내부구조는 다공성 공극으로 구성되어 있다(Fig. 1). 제조된 경량골재의 주요 구성 물질은 Quartz, Anorthite, Magnetite 및 Hematite 등이다(Fig. 2).

Fig. 1. Typical shape and micro-structures of lightweight aggregates

Fig. 2. XRD pattern of lightweight aggregates

2.2 천연모래 혼입에 따른 입도분포 및 조립률

천연모래 치환에 따른 잔골재의 입도분포 변화 및 조립률(fineness modulus, FM)을 Fig. 3에 나타내었다. 동일한 그림에서 잔골재의 입도분포는 KS F 2527(KATS 2016⁽⁸⁾)의 표준 입도범위와 비교 하였다. 경량 잔골재의 경우 1.2 mm 이하의 골재의 비율은 약 12%로 매우 낮다. 반면 천연모래의 경우 1.2 mm 이상 골재의 비율은 98% 이상이다. 경량 잔골재 대비 천연모래의 치환률이 각각 25%, 50% 및 75%로 증가함에 따라 혼합된 잔골재의 조립률은 각각 4.1, 3.7 및 3.1로 감소하였다. 이는 천연모래 양이 증가할수록 Fig. 3에 나타낸바와 같이 미립분이 많아짐을 의미하다. 경량 잔골재 대비 천연모래의 치환률이 50∼75%의 범위에서 입도분포는 KS규격에서 제시하는 표준입도와 유사한 범위를 나타내었다.

Fig. 3. Particle distribution of lightweight fine aggregates with different natural sand contents

2.3 배합 상세

경량골재 콘크리트의 배합상세를 Table 2에 나타내었다. 경량골재 콘크리트의 설계 압축강도는 KS F 4009(KATS 2016⁽¹²⁾)의 호칭강도에 따라 18 MPa(그룹 I), 24 MPa(그룹 II) 및 35 MPa(그룹 III)의 3 그룹으로 설정하였다. 각 그룹별로 $\rho_{c}$에 대한 LWAC의 역학적 특성 평가를 위해 잔골재 체적대비 $R_{s}$를 각각 0%, 25%, 50%, 75% 및 100%로 변화시켰다. 일반적으로 LWAC는 $R_{s}$의 증가에 따라 압축강도가 증가하게 된다(Sim and Yang 2011⁽³²⁾). 동일한 강도에서 $R_{s}$에 대한 LWAC의 역학적 특성을 평가하기 위해 $R_{s}$의 증가에 따라 $W/C$를 약 1.5% 증가시켰다. 각 실험체명은 “그룹-$R_{s}$”로 나타내었다. 예를 들어 “I-50” 실험체는 I 그룹(설계강도=18 MPa)이며, $R_{s}$가 50%이다. 경량골재 콘크리트의 최초 기준배합의 설정을 위해 Yang(2013⁽³⁴⁾)이 제시한 배합설계를 기반으로 예비 실험을 통해 최종 배합상세를 결정하였다. 모든 배합에서 잔골재율은 40%로 고정하였으며, 감수제는 사용하지 않았다.

경량골재 콘크리트의 유동성 및 역학적 특성은 사용되는 골재의 함수율에 영향을 받는다. 이를 고려하여 배합 전에 경량골재들은 프리웨팅(pre wetting)을 실시하고 24시간 대기건조를 통하여 표면건조 내부포화상태를 유도하였다. 이들 경량골재들의 함수율은 배합 바로 직전에 측정하고 단위 수량에서 그 양을 보정함으로서 설계된 $W/C$를 유지하였다. 모래의 경우 프리웨팅과 건조과정을 통해 표면건조 내부포화상태의 조건을 만족한 것을 사용하였다.

경량골재 콘크리트의 배합은 0.35 m3의 강제식 믹서기를 이용하였다. 골재의 수분 보정을 위해 먼저 골재와 배합수를 1분 이상 혼합하여 골재의 충분한 수분흡수를 유도하였다. 수분의 흡수가 끝난 골재는 다시 시멘트와 3분 이상 혼합을 실시하였다. 배합이 끝난 콘크리트는 20 ± 3 °C 및 상대습도 60 ± 5%의 항온 ‧ 항습 환경에서 재령 91일까지 양생을 실시하였다.

2.4 측정

굳지 않은 콘크리트에서 $S_{i}$ 및 $v_{A}$는 각각 KS F 2402(KATS 2016⁽¹⁸⁾) 및 KS F 2409(KATS 2016⁽²⁴⁾)에 따라 측정하였다. 콘크리트의 $\rho_{c}$는 재령 28일의 $\Phi$100 × 200 mm 원주형 실험체를 100 ± 5 °C의 온도에서 질량변화가 없을 때까지 건조시킨 후 질량과 부피측정을 통해 결정하였다. 굳은 콘크리트에서 주요 역학적 특성에 대한 측정 상세를 Fig. 4에 나타내었다. 콘크리트의 압축강도는 $\Phi$100 × 200 mm의 원주형 실험체를 이용하여 재령 28일 및 91일에 KS F 2405(KATS 2016⁽¹⁶⁾)에 따라 측정하였다(Fig. 4(a)). 콘크리트의 응력-변형률 관계는 재령 28일의 압축강도 측정 시 컴프레스 미터를 사용하여 평가하였다. 콘크리트의 탄성계수는 응력-변형률 관계에서 최대응력의 40% 지점의 기울기로 결정하였다(Fig. 4(a)). 경량골재 콘크리트의 $f_{t}$의 경우 Choi et al.(2014⁽²⁾) 등이 제안한 방법에 따라 250 × 150 × 100 mm의 실험체를 사용하여 재령 91일에 평가하였다(Fig. 4(b)). 콘크리트의 $f_{t}$ 측정을 위한 실험체는 양단에 볼트를 매립하여 UTM에 정착 시킨 후 변위 제어방식을 통해 인장응력을 평가하였다. 콘크리트의 $f_{t}$ 측정을 위한 실험체는 중앙에 요철부(notch)를 형성시켜 응력의 집중을 유도하였다. 경량골재 콘크리트의 $f_{sp}$는 $\Phi$100 × 200 mm 원주형 실험체를 이용하여 재령 91일에 각 KS F 2423(KATS 2016⁽²²⁾)에 따라 측정하였다(Fig. 4(c)). 콘크리트의 $f_{r}$은 재령 91일에 100 × 100 × 400 mm의 실험체를 사용하여 KS F 2408(KATS 2016⁽²⁰⁾)에 따라 측정하였다(Fig. 4(d)). 콘크리트의 $\tau_{f}$는 300 × 800 × 120 mm의 실험체를 사용하였다(Fig. 4(e)). 콘크리트의 $\tau_{f}$측정을 위한 실험체의 시험 구간의 단면은 210×120 mm이다. 콘크리트의 $\tau_{b}$는 150 × 150 × 150 mm의 입방체형 실험체를 사용하여 KS F 2441(2016⁽¹⁴⁾)에 따라 측정하였다(Fig. 4(f)). 콘크리트의 $\tau_{b}$측정에 사용된 철근은 지름 16 mm, 항복강도 600 MPa의 이형철근이다.

Fig. 4. Set-up for different mechanical properties of LWAC (unit: mm)

3.1 초기 슬럼프 및 공기량

경량골재 콘크리트의 실험결과를 Table 3에 요약하였다. 그룹 I 및 II의 경우 LWAC의 초기 슬럼프($S_{i}$)는 모두 200 mm 이상이었으며, LWAC의 $R_{s}$에 중요한 영향을 받지 않았다. 반면, 그룹 III의 $S_{i}$는 165∼225 mm의 범위에서 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였다. 그룹 III에서 $R_{s}$가 25% 증가함에 따라 $S_{i}$는 평균 약 15 mm 증가하였는데, 이는 $R_{s}$의 증가에 따라 강도보정을 위해 증가된 $W/C$의 영향으로 판단된다. 또한 그룹 I, II 및 III의 $W/C$ 평균은 각각 55%, 50% 및 38%이었는데, 이에 따라 LWAC의 $S_{i}$는 각각 250 mm, 234 mm 및 198 mm로 감소하였다.

경량골재 콘크리트의 공기량($v_{A}$)은 모든 배합에서 4∼6%의 범위에 있었다. 콘크리트의 $v_{A}$는 실험의 주요 변수인 $R_{s}$에 대해 중요한 영향을 받지 않았다. 콘크리트 표준시방서(KCSC 2018) KCS 14 20 10에서는 콘크리트의 $v_{A}$를 4.5∼7.5 ± 1.5% 범위로 제시하고 있으며, LWAC는 이보다 1% 크게 하도록 제한하고 있다. 경량골재 콘크리트의 $v_{A}$는 모든 배합에서 콘크리트 표준시방서에서 제시하는 LWAC의 범위를 만족하였다.

3.2 절건 밀도

경량골재 콘크리트 절건밀도($\rho_{c}$)는 1,301∼1,783 kg/m3의 범위에 있었다. 콘크리트의 $\rho_{c}$는 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였다. 일반적으로 콘크리트의 $\rho_{c}$는 사용재료의 총 질량에 비례한다. 배합실험에 사용된 천연모래의 절건밀도는 2,580 kg/m3으로 경량 잔골재 대비 약 1.7배 높다. 따라서 콘크리트의 배합 시 $R_{s}$의 증가에 따라 사용재료의 총 질량은 증가하게 된다. 이는 결과적으로 LWAC의 $\rho_{c}$가 증가하는 것을 의미한다. 그룹 I, II 및 III의 평균 $\rho_{c}$는 각각 1,453 kg/m3, 1,561 kg/m3 및 1,700 kg/m3으로 LWAC의 설계강도가 증가함에 따라 증가하였다. 이는 콘크리트의 설계강도의 향상을 위해 밀도가 높은 시멘트의 양은 증가된 반면, $W/C$의 감소로 상대적으로 밀도가 낮은 단위수량이 감소하였기 때문이다. 이를 기반으로 실험결과 및 배합조건의 회귀분석으로부터 LWAC의 $\rho_{c}$는 다음과 같이 제시될 수 있었다(Fig. 5).

Fig. 5. Regression analysis for $\rho_{c}$

3.3 재령 28일 및 91일 압축강도

경량골재 콘크리트의 재령 28일 및 91일 압축강도를 Fig. 6에 나타내었다. 그룹 I, II, 및 III에서 LWAC의 재령 28일 압축강도($f_{cu}$)의 평균은 각각 18.5 MPa, 25.0 MPa 및 36.4 MPa이었다. I-75, I-100 및 II-100 배합을 제외한 모든 배합에서 목표 압축강도를 만족하였다. 경량골재 콘크리트의 $f_{cu}$는 $R_{s}$가 증가할수록 감소하는 경향을 보였다. 이는 배합설계 단계에서 목표강도를 고려하여 $R_{s}$가 증가함에 따라 $W/C$를 높였기 때문이라 판단된다. 결과적으로 경량골재 콘크리트의 배합강도에 대한 배합설계 시에는 경량골재의 함수상태를 고려하여 $R_{s}$와 $W/C$의 조절이 필요하다고 판단된다. 재령 91일에서 그룹 I, II, 및 III의 평균 압축강도는 각각 25.5 MPa, 33.0 MPa 및 44.9 MPa로 재령 28일 압축강도 대비 각각 평균 1.38배, 1.32배 및 1.23배 증가하였다. 경량골재 콘크리트의 재령 28일 대비 재령 91일 압축강도 증가율은 $f_{cu}$가 증가함에 따라 감소하였다. 보통 콘크리트의 재령 28일 대비 재령 91일의 압축강도 증가율은 일반적으로 약 1.1∼1.15배의 범위에 있다(Neville 2011⁽²⁸⁾). 이를 고려하면 경량골재 콘크리트의 재령 28일 대비 재령 91일의 압축강도 증가율은 보통 콘크리트 대비 약 1.3배 높게 평가될 수 있었다.

Fig. 6. Effect of $R_{s}$ on the compressive strength of LWAC

3.4 응력-변형률 관계 및 탄성계수

경량골재 콘크리트의 전형적인 응력-변형률 관계를 Fig. 7에 나타내었다. 일반적으로 콘크리트의 응력-변형률 관계는 $f_{cu}$에 중요한 영향을 받는다. 콘크리트의 $f_{cu}$가 증가함에 따라 최대 응력 시 변형률은 증가하는 반면, 최대 응력 이후 응력 감소 기울기는 감소하게 된다. 경량골재 콘크리트의 응력- 변형률 관계에서 최대응력 시 변형률은 $f_{cu}$ 및 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였다. 반면, LWAC의 응력-변형률 관계에서 최대 응력 이후 응력 감소 기울기는 $f_{cu}$ 및 $R_{s}$의 증가에 따라 감소하였다. 또한 경량골재 콘크리트는 보통콘크리트대비 최대 응력 이후 다소 취성적인 파괴 거동을 나타내었다. 일반적으로 콘크리트는 파괴 시 골재와 페이스트 계면을 따라 균열이 발생하게 되며, 골재의 불규칙한 형상으로 인해 균열 계면에서 서로 맞물리는 작용을 하게 된다. 하지만 경량골재의 경우 골재 형상이 둥글고, 골재의 강도나 낮아 콘크리트의 파괴 시 골재를 관통하여 균열이 발생하게 된다(Fig. 8). 즉, LWAC에서는 파괴 시 골재 맞물림 효과를 기대할 수 없다. 이로 인해 LWAC는 파괴 시 보통 콘크리트 대비 취성적 거동을 나타낸다고 판단된다.

Fig. 7. Typical stress-strain relationship of LWAC

Fig. 8. Fracture of lightweight aggregate particles at the crack planes

경량골재 콘크리트의 탄성계수($E_{c}$)에 대한 $R_{s}$의 영향을 평가하기 위해 $E_{c}$을 $\sqrt{f_{cu}}$로 무차원하여 Fig. 9에 나타내었다. 동일 그림에 건축구조기(KCSC 2016) KDS 41 10에 의한 예측 값을 나타내었다. 경량골재 콘크리트의 $E_{c}\sqrt{f_{cu}}$는 2,168∼3,408의 범위에 있었다. 경량골재 콘크리트의 $E_{c}\sqrt{f_{cu}}$는 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였는데, $R_{s}$가 25% 증가함에 따라 $E_{c}\sqrt{f_{cu}}$는 평균 약 7.5% 증가하였다. 경량골재의 내부구조는 다공성으로 천연골재 대비 골재의 강성이 낮다. 따라서 LWAC에서 $R_{s}$가 증가함에 따라 강성이 높은 천연모래양의 증가에 따라 콘크리트의 강성이 증가하게 된다. 즉 LWAC의 탄성계수는 골재의 물리적 특성에 중요한 영향을 받으며, 이는 결과적으로 $\rho_{c}$에 중요한 영향을 받는다는 것을 의미한다. 건축구조기준(KCSC 2016) KDS 41 10에서는 LWAC의 $E_{c}$를 다소 과대평가 하였는데, 그룹 I, II 및 III에서의 예측 값은 실험결과 대비 각각 평균 4%, 7% 및 5% 높았다.

Fig. 9. Effect of $R_{s}$ on $E_{c}/\sqrt{f_{cu}}$ of LWAC

3.5 인장강도

경량골재 콘크리트의 직접 인장강도($f_{t}$) 및 쪼갬 인장강도($f_{sp}$)는 Table 3에 나타낸 바와 같이 $f_{sp}$가 $f_{t}$ 대비 평균 약 1.5배 높았다. 경량골재 콘크리트의 $f_{t}$ 및 $f_{sp}$는 $f_{cu}$의 증가에 따라 증가하였으며, 그룹 I 대비 그룹 III의 $f_{t}$ 및 $f_{sp}$가 각각 평균 1.3배 및 1.4배 높았다. 경량골재 콘크리트의 $f_{t}$ 및 $f_{sp}$는 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였는데, $R_{s}$=0% 대비 $R_{s}$=100%에서 $f_{t}$ 및 $f_{sp}$는 각각 평균 1.2배 씩 증가하였다.

경량골재 콘크리트의 인장강도에 대한 $R_{s}$의 영향을 평가하기 위해 $f_{t}$ 및 $f_{sp}$를 $\sqrt{f_{cu}(91)}$로 무차원하여 Fig. 10에 나타내었다. 경량골재 콘크리트의 $f_{t}\sqrt{f_{cu}(91)}$ 및 $f_{sp}\sqrt{f_{cu}(91)}$은 각각 0.25∼0.34 및 0.38∼0.56의 범위에 있었으며, $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였다. 반면, $f_{t}\sqrt{f_{cu}(91)}$은 $f_{cu}$의 증가에 따라 감소하였는데, 그룹 III가 그룹 I 대비 96% 수준이었다. 하지만 LWAC의 인장강도는 서론에 나타낸 바와 같이 골재의 물리적 특성에 영향을 받게 된다. 이에 fib 2010(Comité Euro-International du Beton 2010⁽³⁾) 등의 국외 설계기준에서는 LWAC의 인장강도에 대한 $\rho_{c}$ 및 골재종류의 영향을 고려하고 있다.

Fig. 10. Effect of $R_{s}$ on Normalized tensile resistance of LWAC

3.6 파괴계수

그룹 I, II 및 III에서 LWAC의 파괴계수($f_{r}$)는 각각 평균 3.47 MPa, 4.46 MPa 및 4.66 MPa로 $f_{cu}$의 증가에 따라 증가하였다. 동일한 그룹에서 $f_{r}$은 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였는데, 모든 그룹에서 $R_{s}$=0% 대비 $R_{s}$=100%의 $f_{r}$은 평균 1.13배 높았다. 경량골재 콘크리트의 $f_{r}$에 대한 $\rho_{c}$의 영향을 평가하기 위해 $f_{r}$을 $\sqrt{f_{cu}(91)}$로 무차원하여 Fig. 11에 나타내었다. 동일 그림에 KBC 2016에 의한 예측 값을 나타내었다. 경량골재 콘크리트의 $f_{r}\sqrt{f_{cu}(91)}$은 0.61∼0.83의 범위에 있었으며, $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였다. 건축구조기준(KCSC 2016) KDS 41 10은 LWAC의 $f_{r}\sqrt{f_{cu}(91)}$을 0.43∼0.63의 범위에서 예측하고 있었다. 건축구조기준(KCSC 2016) KDS 41 10에서는 LWAC의 $f_{r}$을 다소 과소평가하였는데, 그룹 I, II 및 III에서 예측 값은 실험결과 대비 각각 평균 74%, 59% 및 79% 수준이었다.

Fig. 11. Effect of $R_{s}$ on $f_{r}/\sqrt{f_{cu}(91)}$ of LWAC

3.7 전단마찰강도

경량골재 콘크리트의 전단마찰강도($\tau_{f}$)는 $f_{cu}$의 증가에 따라 증가하였는데, 그룹 III의 $\tau_{f}$는 그룹 I 대비 평균 약 1.2배 높았다. 또한 경량골재 콘크리트의 $\tau_{f}$는 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였는데, $R_{s}$=0% 대비 $R_{s}$=100%에서 LWAC의 $\tau_{f}$는 평균 1.3배 증가하였다.

경량골재 콘크리트의 $\tau_{f}$에 대한 $R_{s}$의 영향을 평가하기 위해 $\tau_{f}$를 $\sqrt{f_{cu}(91)}$로 무차원하였다(Fig. 12). $\tau_{f}/\sqrt{f_{cu}(91)}$는 0.53∼0.83의 범위에 있었으며, $R_{s}$가 25% 증가함에 따라 평균 1.08배 증가하였다. 또한 LWAC의 $\tau_{f}/\sqrt{f_{cu}(91)}$는 $f_{cu}$가 증가함에 따라 다소 감소하였는데, 그룹 III의 평균 $\tau_{f}/\sqrt{f_{cu}(91)}$는 그룹 I 대비 약 93% 수준이었다.

Fig. 12. Effect of $R_{s}$ on $\tau_{f}/\sqrt{f_{cu}(91)}$ of LWAC

건축구조기준(KCSC 2016) KDS 41 10에는 콘크리트의 전단마찰강도에 대한 설계기준을 제시하고 있지 않다. 콘크리트의 전단마찰응력은 축방향의 45°면에 작용하는 인장응력에 의해 발생한다(Shin and Lee 2014⁽³⁰⁾). 즉, 콘크리트의 전단마찰강도는 콘크리트의 인장강도에 중요한 영향을 받는다. 이를 고려하여 fib 2010(Comité Euro-International du Beton 2010⁽³⁾) 등의 국외 설계기준에서는 무 보강 콘크리트의 $\tau_{f}$를 계면의 접착강도와 $f_{t}$에 의해 결정하도록 제시하고 있다. 콘크리트의 인장강도는 $\rho_{c}$의 영향을 받으므로, 결과적으로 콘크리트의 전단마찰강도를 결정하기 위해서는 LWAC의 $\rho_{c}$에 대한 고려가 필요하다.

3.8 철근 부착강도

경량골재 콘크리트의 부착강도($\tau_{b}$)는 $f_{cu}$의 증가에 따라 증가하였는데, 그룹 I의 대비 그룹 III의 평균 $\tau_{b}$는 약 1.2배 높았다. 또한 경량골재 콘크리트의 $\tau_{b}$의 $R_{s}$의 증가에 따라 증가하였는데, $R_{s}$=0% 대비 $R_{s}$=100%에서 평균 1.14배 높았다. 경량골재 콘크리트의 $\tau_{b}$에 대한 $R_{s}$의 영향을 평가하기 위해 $\tau_{b}$를 $\sqrt{f_{cu}(91)}$로 무차원하였다(Fig. 13). 경량골재 콘크리트의 $\tau_{b}/\sqrt{f_{cu}(91)}$는 1.03∼1.50의 범위에 있었으며, $R_{s}$가 25% 증가함에 따라 평균 1.05배 증가하였다. 또한 LWAC의 $\tau_{b}/\sqrt{f_{cu}(91)}$는 $f_{cu}$의 증가에 따라 감소하였는데, 그룹 III의 평균 $\tau_{b}/\sqrt{f_{cu}(91)}$는 그룹 I의 평균값 대비 약 90% 수준이었다.

Fig. 13. Effect of $R_{s}$ on $\tau_{b}/\sqrt{f_{cu}(91)}$ of LWAC