2.1 사용재료

ALC의 발포 및 역학적 특성 평가 실험을 위한 사용재료의 물리적 및 화학적 특성은 Table 1에 나타내었다. ALC 제작을 위한 결합재로서는 1종 포틀랜드시멘트, 생석회 및 규석분말이, 발포제로서는 Al 분말이 사용되었다. OPC 및 생석회의 밀도는 각각 3.15 g/cm³ 및 3.30 g/cm³이며, 분말도는 각각 3,260 cm²/g 및 3,920 cm²/g다. Al 분말은 밀도 0.12 g/cm³의 재료가 사용되었다. 규석분말은 원료 수급지역에 따라 A형과 B형으로 구분하였는데, 이들의 밀도는 각각 2.16 g/cm³ 및 2.69 g/cm³이다. 규석 분말 재료의 화학적 조성은 모두 SiO₂가 96% 이상 수준으로 원료수급 지역에 의해 차이를 보이지 않는다. 사용된 규석 분말 재료의 X선 회절분석기(x-ray diffraction, XRD) 패턴과 미세구조 분석 결과를 Fig. 1 및 Fig. 2에 나타내었다. A형 재료의 경우에는 SiO₂가 고온의 환경에서 결정화된 트리디마이트(tridymite) 상을 보였으며, B형의 경우 판상형의 석영(quartz)의 형태를 이루었다.

Fig. 1. XRD pattern of different quartzite types

Fig. 2. Micro-structure images of different quartzite types

2.2 실험계획 및 측정 방법

ALC의 배합 및 특성 평가를 위한 실험계획은 최적의 발포율을 갖는 배합비의 선정에 대해 3 시리즈로 구분하였으며, 해당 배합에서의 역학적 특성 평가의 단계로 총 3 시리즈로 분류하였다. 시리즈 1 및 2에서는 A형 규석분말을 이용하였으며, 시리즈 3에서는 B형의 규석분말을 사용하였다. 시리즈 1에서는 ALC의 최적 배합비 선정을 위한 주요 실험 변수로 C/S를 0.7로 고정하고, 시멘트의 혼입율을 25%, 30%, 35% 및 40%로 변화시켰다. 시멘트 혼입율 변화에 따라 화학적 조성을 일정하게 조정하기 위하여 규석분말 및 생석회의 혼합비율이 변화하였다(Table 2). W/B는 모든 결합재가 배합수와 균질하게 혼합된 슬러리 형태가 되도록 100%로 하였는데, 이때 Al 분말의 첨가율은 전체 결합재 질량의 0.08%로 고정하였다. 시리즈 2에서는 시리즈 1의 결과를 참고로 Table 2에 타나낸 바와 같이 C/S 및 시멘트 치환율을 각각 0.7 및 30%로 고정하고, W/B를 60%, 80% 및 100%로 변화하였으며, 발포를 위한 Al 분말의 첨가율은 0.08%, 0.12%, 0.16%, 0.20% 및 0.24%로 변화하였다. 시리즈 3에서는 시멘트의 혼합비율을 30%로 고정하였다. B형의 규석분말을 사용한 시리즈 3의 예비실험에서는 A형의 규석분말을 사용한 시리즈 1 및 2에 비해 비교적 낮은 W/B에서도 모든 결합재가 물과 균질하게 혼합되었다. 이를 고려하여 시리즈 3에서 W/B는 45% 및 50%로 변화하였다. 시리즈 3의 C/S는 0.5, 0.7 및 0.9, 그리고 Al 분말의 첨가율을 0.04%, 0.08%, 0.12%로 변화하였다.

2.3 배합 및 측정

ALC의 배합은 시멘트, 생석회 및 규석 분말을 배합용기에 투입 한 후 핸드믹서를 이용하여 1분 동안 건비빔을 실시하였다. 그 후, Al 분말을 투입한 배합수를 혼입하여 1분간 습비빔을 실시하였다. 배합이 완료된 ALC 슬러리는 발포율을 평가하기 위해서 일정 부피의 용기에 투입한 후 온도 50 °C 및 상대습도 50%인 환경에서 전치하여 5시간 동안 숙성 시켰으며(Kim et al. 2007⁽¹⁰⁾), 이후 변화한 부피를 측정하였다. 발포율 평가의 경우 수산화칼슘과 발포제인 Al 분말이 반응하여 발생하는 수소가스의 발생정도 및 슬러리의 점도에 기인한 부피팽창수준의 만족 여부를 검토하였다. ALC의 발포는 Al의 첨가율, ALC 슬러리의 성분조성뿐만 아니라 혼합수량에 따른 점도 변화에 영향을 받는다. 특히, 수소가스 발생압력에 따른 ALC의 부피 팽창은 비교적 높은 슬러리 점도를 갖는 배합에서는 다소 어려운 특징을 갖는다. 이에 Kim(2011)⁽⁷⁾은 실험적 연구를 통해 ALC의 슬러리 점도 및 경화 후 공극분포 등의 특성을 고려하여 부피팽창의 적절 수준을 160~180%로 제시하였다. 이에 본 연구에서는 ALC 슬러리의 숙성과정에서 시험체의 발포 수준이 Kim(2011)⁽⁷⁾이 제시한 적정범위를 만족하는지 평가하였다. 발포율 평가 이후 선정된 시험체를 실내실험 규모 및 실제 현장 규모의 오토클레이브(180°C 및 10 기압) 용기에서 고온‧고압 양생(수열합성)을 실시하였다. 양생 온도 및 시간변화에 따른 수열합성 프로세스는 Fig. 3에 나타내었다. 오토클레이브의 내부 온도를 180 °C까지 2시간에 걸쳐 상승시켰으며, 7시간동안 해당 온도를 유지하였다. 고온양생 시간이 모두 경과한 이후에는 2시간에 걸쳐 오토클레이브의 내부 온도를 하강시켰다. 발포특성 평가 결과 선정된 배합에서의 압축강도와 절건 밀도는 KS F 2701에 따라 측정하였다. 압축강도 측정의 경우 20 kN 용량의 압축 시험기를 이용하였다. ALC의 내부 공극 형상은 40 배율의 광학현미경을 이용하여 측정하였다. 열저항값은 ASTM C518에 따라 300 × 300 × 50 mm인 정방형 시험체를 제작하여 재령 28일에 측정하였다. 선정 된 배합에서의 미세구조 분석 및 수화생성물은 재령 28일에서 시료를 채취하여 전자주사현미경(scanning electron microscopy, SEM) 및 XRD를 이용하여 분석하였다.

Fig. 3. Autoclave curing process

3.1 발포율

A형의 규석을 ALC의 구성 재료로 사용한 시리즈 1의 발포율 평가 결과는 Fig. 4와 같다. ALC의 발포율은 시멘트의 혼합비율이 25%에서 40%로 변화함에 따라 감소하는 경향을 나타내었다. 하지만 그 감소크기는 무시할만한 수준이었다. 시리즈 1 배합의 발포율은 105~108% 수준으로 시멘트 혼합율 변화에 따른 발포정도의 차이는 미미하였다. 더불어 시리즈 1에서 ALC의 발포율은 본 연구에서의 목표 수준인 160~180% 범위를 만족하지 못하였다.

Fig. 4. Foaming rate of series 1 mixtures

시리즈 1과 마찬가지로 A형의 규석을 사용한 시리즈 2의 발포율 평가 결과를 Fig. 5에 나타내었다. 시리즈 2에서는 Al 분말의 첨가율이 0.16%인 배합을 제외하고 W/B가 80%인 배합에서 높은 발포율을 보였다. 특히, Al 분말의 첨가율이 0.12% 및 W/B가 80%인 배합에서의 발포율은 113%로 가장 높게 나타났다. 다음으로 W/B가 60%인 배합에서 Al 분말의 첨가율에 관계없이 발포율이 높았다. 하지만 시리즈 2의 배합들도 최소 소요 발포율인 160%를 만족하지 못하였다.

Fig. 5. Foaming rate of series 2 mixtures

반면 B형의 규석을 사용한 시리즈 3 배합의 발포율은 시리즈 1 및 2 배합에 비해 높은 값을 보였다(Fig. 6). 시리즈 3 배합들의 발포율은 C/S가 0.5에서 0.9로 변화함에 따라 증가하는 경향을 나타내었다. 이와 함께 Al 분말의 첨가율의 증가 또한 발포율 향상에 영향을 미쳤지만 그 정도는 C/S 변화에 따른 발포율 변화에 비해 미미하였다. W/B가 45%인 배합들의 발포율은 C/S 및 Al 분말 첨가율이 각각 0.9 및 0.04%에서 203%로 가장 높았으며, C/S 및 Al 분말 첨가율이 각각 0.5 및 0.12%인 경우 발포율은 133%로 가장 낮았다. 한편, W/B의 증가는 C/S 및 Al 분말의 첨가율에 관계없이 발포율을 감소시켰는데, Al 분말의 첨가율이 0.12%일 때 그 감소크기는 8% 수준으로 큰 차이를 보이지 않았지만, Al 분말의 첨가율이 0.04% 일 때는 최대 21% 수준으로 비교적 크게 감소하였다.

Fig. 6. Foaming rate of series 3 mixtures

식(1)에는 Al에 의한 기포의 발생에 대한 화학 반응식을 나타내었다(Kim 2011)⁽⁷⁾.

일반적으로 다량의 혼합수는 생석회 및 시멘트 등과의 수화반응으로 수산화칼슘(Ca(OH)2)의 형성에 긍정적인 영향을 미친다. 더불어 이는 발포제인 Al과 반응하여 수소(H2)를 발생시키고, 이는 ALC의 부피증가에 영향을 미친다. 하지만 본 실험결과 W/B의 증가는 오히려 슬러리 발포율 증가에 긍정적인 효과를 미치지 않았다. 이는 W/B의 증가가 슬러리의 점도를 감소시켰으며, 슬러리 내부에 존재하며 부피 팽창을 유도하는 H2 가스의 배출로 인한 영향으로 판단된다(Chen et al. 2017⁽¹⁾).

결과적으로 시리즈 3에서는 소요 발포율인 160~180% 수준을 만족하는 배합을 선정할 수 있었는데 이들의 배합의 상세는 Table 3과 같다. 특히 ALC 슬러리의 소요 발포율 만족을 위해서는 W/B가 45~50% 범위에서 조절될 필요가 있다. 이와 더불어 A형의 규석분말을 주요재료로 사용한 시리즈 1 및 2 배합에 비해 B형의 규석분말을 사용한 경우의 발포율이 더 우수하였다. 이는 B형의 규석분말이 A형의 재료에 비해 활성도가 높은 트리디마이트의 상을 갖기 때문으로 판단된다(Chu et al. 2010⁽²⁾).

3.2 압축강도

발포율 평가 결과 선정된 4개 배합에서 고온‧고압 양생을 실시한 이후의 압축강도 측정 결과는 Table 3에 나타내었다. 여기서, 시험체명은 각 배합에서의 C/S, W/B 및 Al 분말 첨가율을 기준으로서 나타내었다. 예를 들어 0.9-45-0.08의 시험체는 C/S 비, W/B 및 Al 분말 첨가율이 각각 0.9, 45% 및 0.08%인 배합을 의미한다. ALC의 압축강도는 발포율의 증가와 함께 감소하였다(Fig. 7). 압축강도 측정결과 0.5-50-0.12 배합이 가장 높은 값인 1.12 MPa를 보였으며, 0.9-45-0.12 배합의 압축강도는 0.45 MPa로 가장 낮았다. 실내 배합에서 수행한 모든 ALC의 압축강도는 KS F 2701에서 제시하고 있는 0.5품의 품질규격(2.9 MPa 이상)을 만족하지 못하였다.

Fig. 7. Relationship of foaming rate and compressive strength of ALC

소형 실내 실험의 고온‧고압 양생 공정에서 생산된 ALC의 압축강도는 기대보다 상당히 낮았다. 소형 실내 실험에서 생산된 ALC의 압축강도와 실제 고온‧고압 양생 제품의 공정을 따라 대형 오토클레이브로 수열합성 한 ALC의 압축강도 차이를 시범적으로 확인할 필요가 있었다. 이를 위하여 0.9-45-0.08 및 0.9-45-0.12 배합을 이용하여 현장에서 대형 오토클레이브로 수열합성을 수행하였다. 대형 오토클레이브로 수열합성한 이들 배합의 압축강도는 각각 4.29 MPa와 3.03 MPa로서 소형 실내 실험의 경우에 비해 각각 5.4배와 6.73배 높았으며, 특히 KS F 2701에서 제시하고 있는 0.5품의 규격보다도 상당히 큰 값을 보였다.

수열합성 과정에서 온도 상승 시간 및 유지 온도 등을 동일한 조건으로 한다고 해도 이는 장비 규모에 따라 상이할 수 있다. 즉, 소형 오토클레이브에서 ALC에 미치는 온도와 압력의 작용이 대형 장비에 비해 상대적으로 클 수 있으며, 그 영향이 ALC의 강도발현에 영향을 미치는 수화물의 생성 등에 있어 부정적인 영향을 미칠 수 있다(Kim 2011)⁽⁷⁾. 결과적으로 소형 오토클레이브 장비를 이용한 실내실험은 ALC의 성능향상을 위한 최적 슬러리 성분 조성에 대한 평가에 중점을 두고 이로부터 도출된 배합은 압축강도 평가 등의 현장적용으로 확대될 필요가 있다고 사료된다.

3.3 절건 밀도

ALC의 절건 밀도는 Table 3에 나타낸 바와 같이 0.9-45-0.08 및 0.9-45-0.12 시험체가 각각 0.88 g/cm³ 및 0.81 g/cm³으로 다른 시험체에 비해 높은 수준이었는데, 이 값은, KS F 2701의 0.7품의 요구조건보다 높은 것이다. 반면 0.5-50-0.12 및 0.9- 50-0.12 시험체의 절건 밀도는 각각 0.71 g/cm³ 및 0.57 g/cm³으로 0.7품(0.65 이상 0.75 미만) 및 0.6품(0.55 이상 0.65 미만) 품질 규격을 만족하였다. 더불어, ALC의 절건 밀도는 압축강도 측정 결과와는 달리 발포율 변화에 의해 중요한 영향을 받지 않았다.

ALC의 절건 밀도와 압축강도의 관계를 Fig. 8에 나타내었다. 일반적으로 기포 콘크리트의 압축강도는 절건 밀도의 감소와 함께 감소한다(Lee 2013⁽¹¹⁾). 실내 소형 장비를 이용한 ALC의 압축강도는 절건 밀도에 큰 영향이 없었는데, 0.5- 50-0.12 배합은 0.9-45-0.08 및 0.9-45-0.12 배합에 비해 낮은 밀도에도 불구하고 높은 압축강도를 보였다. 그리고 0.9-50-0.12 시험체의 절건 밀도는 0.57 g/cm³으로 0.9-45-0.12 배합에 비해 현저히 낮음에도 불구하고 높은 압축강도를 보였다. 대형 오토클레이브로 수열합성 한 0.9-45-0.08 및 0.9-45-0.12 배합은 실내 양생조건과 비교하여 비슷한 수준의 절건 밀도에서 각각 5.4배와 6.73배 높은 압축강도를 보였다. 이들 관계를 고려하면 0.5-50-0.12 및 0.9-50-0.12 배합들도 대형 오토클레이브로 수열합성 조건에서 실내 소형장비 조건에 비해 비슷한 절건 밀도에서 높은 압축강도 발현특성을 기대할 수 있다고 판단된다.

Fig. 8. Relationship of oven-dry density and compressive strength of ALC

3.4 공극형상

모든 ALC 배합의 공극은 50 µm 이상의 기공(artificial air pore)에 의해 지배되었다(Fig. 9). 더불어 ALC에서 공극 형성의 크기는 C/S에 관계없이 W/B가 45%에서 50% 변화함에 따라 증가하는 경향을 나타내었다. W/B가 45%인 배합에서는 1~3 mm 크기의 공극이 다수 밀집되어 형성된 반면, W/B가 50%인 배합에서는 2~5 mm 수준의 공극이 다수 형성되었다. 발포율 측정결과에서 논의한 바와 같이 W/B의 증가로 슬러리 점도가 감소된 배합에서는 H2 가스의 배출이 용이해지며, ALC 발포에 미치는 영향이 적어진다. 더불어 슬러리 점도의 감소는 기포 계면을 파괴시킴과 동시에 기포간 병합을 유도함으로서 비교적 큰 크기의 열린 공극이 다수 형성될 수 있다(Kim et al. 2012⁽⁵⁾). 이에 따라 W/B=50%인 배합이 W/B=45% 배합에 비해 비교적 큰 크기의 공극이 다수 형성된 것으로 판단된다. 이와 함께 0.5-50-0.12 및 0.9-50-0.12인 시험체의 공극 형상을 비교해 보았을 때 C/S의 변화는 공극 크기에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다.

Fig. 9. Microscope image of ALC (× 40)

3.5 열저항값

일반적으로 콘크리트의 열저항값은 밀도가 감소함에 따라 비선형적으로 증가한다(Neville 2011⁽¹²⁾). ALC의 열저항값과 밀도 관계도 일반적인 경향과 비슷하였다(Fig. 10). W/B가 50%인 0.5-50-0.12 및 0.9-50-0.12 시험체의 열저항값은 각각 0.0061d m²‧K/W 및 0.0065d m²‧K/W로 KS F 2701에서 제시하고 있는 0.5품(0.0053d m²‧K/W 이상)의 품질규격을 만족하였는데, 여기서 d는 두께이다. 반면 W/B가 45%인 0.9-45-0.08 및 0.9-45-0.12 배합의 경우에는 열저항값이 각각 0.0042d m²‧K/W 및 0.0044d m²‧K/W로 KS F 2701의 0.6품(0.0042d m²‧K/W 이상)의 성능을 만족하였다. 대형 오토클레이브에서 수열합성 되어 제작된 0.9-45-0.08 및 0.9- 45-0.12 배합의 밀도 변화에 따른 열저항값의 측정 결과는 각각 0.0043d m²‧K/W 및 0.0061d m²‧K/W로 실내실험 규모의 오토클레이브에서 제작 된 ALC 배합의 결과와 비슷한 수준이었다. 이는 ALC의 열저항 성능은 수열합성 환경 변화에 따른 강도발현 수준의 차이보다는 밀도와 밀접한 관계가 있음을 의미한다.

Fig. 10. Relationship of oven-dry density and thermal resistance of ALC

3.6 수화생성물 특성

Table 3에 나타낸 ALC 배합의 X선 회절분석기(x-ray diffraction, XRD) 분석결과 칼슘실리케이트 수화물(calcium silicate hydrates)이 고온‧고압 하의 양생과정에서 구조적으로 안정한 판상형의 결정을 이루는 토버모라이트(tobermorite)의 피크가 29~30°, 36~37° 및 39~40°(2 theta) 부근에서 관찰되었다(Fig. 11). 더불어 21°, 26~27° 및 50° (2 theta) 부근에서 석영(quartz)과 29~30° (2 theta) 부근의 칼사이트(calcite)의 피크도 확인 할 수 있었다. 미세구조 분석에서도 모든 시험체에서 고온‧고압 환경에서 안정한 결정을 이룬 토버모라이트의 형상을 확인할 수 있었다. ALC의 강도발현에 영향을 미치는 수화생성물인 토버모라이트는 수열합성 과정에서 양생 온도 및 시간이 증가함에 따라 육각판상형의 결정 형태가 명확해지며 점차 안정된 구조로 변화한다(Kim and Song 2011⁽⁸⁾). 압축강도 측정결과 강도발현이 가장 높게 나타난 0.5-50-0.12 시험체의 경우 육각판상형의 토버모라이트 결정상이 비교적 명확하게 확인되었다(Fig. 12). 반면, 0.9-45-0.08 및 0.9-45-0.12 시험체의 경우에는 토버모라이트의 결정형상이 육각 판상형 보다는 침상형의 형태로서 매우 불규칙적으로 결합된 형태를 보였다. 또한 압축강도 발현이 낮은 0.9-50-0.12 배합에서는 침상형과 판상형이 혼합된 토버모라이트 결정상을 확인할 수 있었다.

Fig. 11. X-ray diffraction (XRD) analysis of ALC

Fig. 12. Scanning electron microscopy images of ALC