이광일
(Kwang-Il Lee)
1iD
문주현
(Ju-Hyun Mun)
2iD
박영식
(Young-Shik Park)
3
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2†iD
-
경기대학교 일반대학원 건축공학과 석사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Graduate School, Kyonggi
University, Suwon 16227, Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227,
Rep. of Korea)
-
아이에스동서(주) 기술연구소 소장
(Research Director, Technical Research Institute, IS Dongseo, Seoul 06071, Rep. of
Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
바텀애시 골재, 기포, 경량 콘크리트, 저탄소, 고단열
Key words
bottom ash aggregate, air form, lightweight concrete, low CO2, high insulation
1. 서 론
최근 국내에서는 에너지 저감을 위한 단열 기준 강화로 건축물의 단열재 및 단열구조에 대한 관심이 높아지고 있다(Kim et al. 2013). 기존의
단열재로 사용되고 있는 유기계 단열재인 발포 폴리스티렌(expanded poly-styrene, EPS)은 경량이며 단열성이 우수하지만, 연소가 쉬운
가연성 물질로 화재 시 급속한 화염전파 및 다량의 연기 발생 등으로 화재의 위험성이 높다(Seo et al. 2017). 반면, 무기재료인 고온고압에서
생산되는 경량기포 콘크리트(autoclaved lightweight concrete, ALC)패널 및 블록은 EPS 단열재의 문제점인 내화성능을 보완할
수 있지만, 생산 단계에서 에너지 과소비 및 천연자원 소모 등의 환경적인 문제로 지속가능성에서 불리하다. 더불어, ALC는 열전도 특성 확보를 위해서
다수의 기공으로 이루어져 있기 때문에 높은 흡수성으로 인한 결로 문제가 사용단계에서 종종 제기된다(Seo et al. 2011). 특히 구조적 관점에서
ALC는 기공들의 병합 현상에 따른 거대공극 형성 그리고 일반 콘크리트에 비해 낮은 균열 저항성으로 비록 비구조재로 사용되지만 최소 풍하중 또는 충격하중에
대한 저항성이 매우 낮다(Kim et al. 2007). 골재를 포함하지 않은 ALC는 균열 면에서 골재의 맞물림 작용을 기대할 수 없기 때문에 마찰
저항성이 감소하여 못 또는 볼트 등의 시공에 대해 매우 불리하다(Lee et al. 2017).
일반적으로 콘크리트의 열전달 저항 성능은 기건 밀도의 감소와 함께 비선형적으로 증가하는 특징을 갖는다(Neville 2011). 따라서, 콘크리트의
열전달 저항 성능의 향상을 위해서는 재료의 밀도를 낮출 필요가 있다. 재료적 측면에서 콘크리트의 밀도 감소를 위한 방안으로는 경량 골재의 활용이 그
예가 될 수 있다. 구조용 경량 콘크리트에서 주로 활용되는 인공경량 골재는 밀도가 1.57~1.77 g/cm3 범위이다(Shin and Han 2012).
석탄연료의 연소과정에서 괴상 및 거대 입자의 형태로서 발생되는 바텀애시 골재의 밀도는 0.93~1.52 g/cm3 수준으로 인공경량 골재에 비해 낮은
특징을 갖는다(Sun 2016). 따라서 바텀애시 골재를 콘크리트의 골재로서 활용할 경우 인공경량 골재를 활용한 콘크리트와 동등 수준 이상의 경량성을
확보할 수 있다. 하지만, 바텀애시 골재를 활용한 경량 콘크리트의 밀도 저감의 한계는 1,400 kg/m3으로, 고 단열성 확보에는 다소 무리가 있다(Choi
2011).
이 연구에서는 바텀애시 골재 콘크리트의 단열성을 향상시키기 위하여 선기포(pre-forming) 형태로 발생되는 기포군의 혼입을 시도하였다. 콘크리트
용적 대비 20 \%의 기포를 혼입할 경우에는 경량 콘크리트의 밀도를 200~300 kg/m3이상 감소시킬 수 있으며, 이에 따른 열전달 저항 성능
향상의 효과를 기대할 수 있다(Shim et al. 2014). 이에 따라 바텀애시 골재 및 기포를 활용한 콘크리트 개발은 저탄소・고단열 특성 및
강도 확보 측면과 함께 단열 패널 등으로의 적용 범위 확장을 위한 중요 대안이 될 수 있다.
이 연구의 목적은 비구조용 단열 패널 또는 벽체 적용을 위한 저탄소・고단열 성능을 갖는 경량 콘크리트 개발의 기초 가능성 평가이다. 비구조용 단열
콘크리트의 목표 성능으로서 KS F 4736(KATS 2017)을 참고하여 압축강도는 10 MPa 이상으로, 기건 밀도는 1,300~1,600 kg/m3으로
설정하였다. 더불어, 콘크리트 압축강도 발현 및 지속 가능 배합을 고려하여 Yang and Jung(2015)이 제시한 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary
portland cement, OPC) 30 \%, 고로슬래그 미분말(ground granulated blast-furnace slag, GGBS) 50 \% 및 플라이애시(fly ash, FA) 20 \%로 구성된 결합재를 이용하였다.
콘크리트의 경량성 및 지속가능성 부여를 위하여 바텀애시 골재 100 \%를 사용하였으며, 콘크리트 열저항성을 향상시키기 위하여 선발생 기포를 콘크리트
용적 대비 0 \%, 5 \%, 10 \% 및 15 \% 혼입하였다. 콘크리트의 압축강도 발현은 양생온도 20 °C, 40 °C 및 60 °C에서
평가하였다. 측정 요소는 실기포율, 굳지 않은 콘크리트의 밀도, 슬럼프, 기건 밀도, 절건 밀도 및 재령별 압축강도이다. 재령별 압축강도의 발현율은
ACI 209R(ACI Committee 209 2008)와 비교하여 양생 온도 및 기포 혼입률에 따른 발현 속도 계수를 분석하였다. 콘크리트의 프리캐스트
제조 조건을 고려하여 배합된 실험체들의 강도발현 모델을 성숙도 개념을 작용하여 제시하였다.
2. 배합상세 및 실험
2.1 사용재료
콘크리트의 결합재로서 GGBS 및 FA의 활용은 OPC 사용량 저감에 따른 탄소 배출량 감소 및 천연자원 보존의 친환경성과 함께 장기 강도 증진,
수화열 저감, 건조수축 저감 및 수밀성 향상 등의 재료적 장점도 기대할 수 있다(Kim and Song 2012; Yang and Jung 2015).
이를 고려하여 이 연구에서 개발하고자 하는 저탄소・고단열 경량 콘크리트의 주요 결합재는 Yang and Jung(2015)이 제시한 OPC 30 %,
GGBS 50 % 및 FA 20 %로 구성하였다. 결합재로 사용된 재료들의 주요 화학적 조성은 OPC의 경우 62.4 %의 CaO와 21.7 %의
SiO2이며, GGBS의 경우 43.9 %의 CaO와 33.5 %의 SiO2이다. FA는 57.7 %의 SiO2와 21.1 %의 Al2O3이다. OPC의
밀도 및 비표면적은 각각 3.15 g/cm3 및 3,284 cm2/g이다. GGBS 및 FA의 밀도는 각각 2.94 g/cm3 및 2.20 g/cm3이며,
비표면적은 각각 4,355 cm2/g 및 4,170 cm2/g이다.
Table 1. Physical properties and chemical composition of cementitious materials
Mate-rials
|
Physical properties
|
Chemical composition (%)
|
Density
(g/cm3)
|
Fineness
(cm2/g)
|
SiO2
|
Al2O3
|
Fe2O3
|
CaO
|
MgO
|
SO3
|
LOI*
|
OPC
|
3.15
|
3,260
|
21.7
|
5.3
|
3.1
|
62.4
|
1.6
|
1.7
|
0.8
|
GGBS
|
2.94
|
4,355
|
33.5
|
15.2
|
0.5
|
43.9
|
2.6
|
2.5
|
3.9
|
FA
|
2.20
|
4,170
|
57.7
|
21.1
|
6.4
|
4.3
|
1.8
|
0.5
|
3.9
|
*: Loss on ignition
Table 2. Physical properties of bottom ash aggregates
Maximum size (mm)
|
Density
(g/cm3)
|
Absorption
(%)
|
Fineness modulus
|
2
|
2.03
|
12.30
|
1.88
|
4
|
1.21
|
22.10
|
4.68
|
13
|
1.18
|
15.30
|
6.55
|
Fig. 1. Particle size distribution curve of bottom ash aggregates used
바텀애시 골재의 물리적 특성 및 입도분포는 Table 2 및 Fig. 1에 나타내었다. 잔골재는 KS F 2527(2016)에서 제시하고 있는 잔골재의 입도 분포를 만족시키기 위하여 2 mm 이하 및 2~4 mm의 재료를
각각 7:3의 중량 비율로 혼합하여 사용하였다. 이때 잔골재의 조립률 및 밀도는 각각 2.74 및 1.79 g/cm3이고, 흡수율은 11.1 %이다.
굵은 골재의 최대치수는 13 mm로서, 입도 분포는 KS F 2527(KATS 2016)을 만족하며 이때의 밀도, 조립률 및 흡수율은 각각 1.18
g/cm3, 6.55 및 15.3 %이다. 기포 혼입을 위해서 밀도 1.06 g/cm3 및 암갈색의 액상 형태인 동물성 기포제를 사용하였다. 감수제는
밀도 및 고체 함유량이 각각 1.48 g/cm3와 39.8 %인 폴리카르본산계(polycarboxylic acid, PC)를 사용하였다.
2.2 실험계획 측정방법
Table 3. Mixture proportion of concrete specimens
Group
|
Speci
-mens
|
$W/B$
(%)
|
$S/a$>
(%)
|
Foam volume ratio (%)
|
Proportions (%)
|
S.P*
(%)
|
OPC
|
GGBS
|
FA
|
I
|
I-0
|
40
|
47
|
0
|
30
|
50
|
20
|
-
|
I-5
|
5
|
-
|
I-10
|
10
|
-
|
I-15
|
15
|
-
|
II
|
II-0
|
30
|
0
|
0.5
|
II-5
|
5
|
II-10
|
10
|
II-15
|
15
|
*: Content of superplasticizer relative to cementitious materials by weight
Table 3에는 배합 상세를 나타내었다. 배합은 물-결합재비($W/B$)에 따라 두 그룹으로 구분하였다. 그룹 I 및 그룹 II에서 $W/B$는 각각 40 %와
30 %이다. 모든 그룹에서의 기포 혼입률은 콘크리트의 용적 대비 0 %, 5 %, 10 % 및 15 %로 변화하였다. 그룹 I 콘크리트 실험체들의
양생조건은 동일하다. 즉, 콘크리트 실험체들은 배합 후 온도 20 °C, 40 °C 및 60 °C에서 양생을 진행하였는데, 온도 40 °C 및 60
°C의 경우에는 10시간 지속 후 20 °C에서 항온 항습 환경(온도 20 °C, 습도 60 %)으로 양생조건을 변경하였다. 그룹 II의 콘크리트
양생은 그룹 I과 동일한 조건과 함께 온도 40 °C 및 60 °C의 경우에는 전 재령에서 일정온도 양생도 추가하였다. 모든 배합에서 잔 골재율($S/a$)은
47 %이다. Table 3에 나타낸 실험체 명에서 첫 번째 문자는 그룹명을, 두 번째 숫자는 기포 혼입률을 의미한다. 즉, I-10배합은 그룹 I에서 기포 혼입률 10 %를
의미한다.
콘크리트 배합은 골재 건비빔 후 결합재를 넣어 2분 동안 다시 건비빔 후 습비빔하였다. 이때 소요 슬럼프를 고려하여 고성능 감수제를 넣은 후 3분
이상 충분히 혼합하였다. 기포는 3 %로 희석된 동물성 기포제와 압축공기를 이용하여 생성하였으며, 배합에 투입 후 2분 이상 혼합을 하였다.
굳지 않은 콘크리트 측정항목은 슬럼프, 기건 밀도 및 실기포율을 측정하였다. 슬럼프는 KS F 2402(KATS 2017)에 따라 높이 300 mm
슬럼프 콘을 이용하여 5 mm 단위로 측정하였다. 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 KS F 4039(KATS 2014)에 따라 1,000 mL의 용기에
채취된 콘크리트를 표면 상부까지 채우고, 용기의 질량을 제외한 시료의 질량을 측정하였다. 실기포율은 Lee et al.(2001)이 제시한 간이 소포
법을 이용하여 측정하였다. 굳은 콘크리트에서 재령별 압축강도는 KS F 2405(KATS 2017)에 따라 $\phi$100 × 200 mm 실험체를
사용하여 3일, 7일, 28일, 56일 및 91일에서 측정하였다. 기건 밀도 및 절건 밀도는 KS F 2459(KATS 2017)에 따라 $\phi$100
× 200 mm 실험체를 이용하여 재령 28일에서 측정하였다.
3. 결과 및 고찰
3.1 실기포율 및 굳지 않은 콘크리트의 밀도
Table 4. Test results of fresh concrete
Group
|
Speci
-mens
|
Foam volume ratio (%)
|
Density of fresh concrete (kg/m3)
|
Slump
(mm)
|
Target value
|
Measured value
|
Prediction by ASTM C 567*
(2014)
|
Experiment
|
I
|
I-0
|
0
|
0
|
1,507
|
1,527
|
0
|
I-5
|
5.0
|
2.5
|
1,435
|
1,454
|
0
|
I-10
|
10.0
|
5.0
|
1,361
|
1,379
|
140
|
I-15
|
15.0
|
7.5
|
1,289
|
1,325
|
150
|
II
|
II-0
|
0
|
0
|
1,566
|
1,554
|
10
|
II-5
|
5.0
|
5.0
|
1,488
|
1,468
|
15
|
II-10
|
10.0
|
7.5
|
1,409
|
1,413
|
40
|
II-15
|
15.0
|
12.5
|
1,331
|
1,335
|
70
|
*: Prediction equation = 1.2B + F + C + 50(kg./m3) where, B, F, and C indicate unit
contents (kg/m3) of cementitious materials, fine aggregates, and coarse aggregates, respectively
기포가 혼입된 배합에서 콘크리트 실험체들의 실기포율은 $W/B$와 관계없이 계획된 기포 혼입률 대비 0.5~1.0 수준이었다(Table 4). 실기포율과 계획된 기포 혼입률이 최대 50 % 차이나는 이유는 콘크리트 배합 중에 기포 혼입시 골재와의 부딪힘으로 기포의 일부가 소포 되었기
때문이다(Lee et al. 2001). 모든 그룹의 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 ASTM C 567(2014)에서 제시된 예측값과 비슷하였다(Table 4). 그룹 I과 그룹 II의 굳지 않은 콘크리트의 기건 밀도 대비 예측값의 비는 0.99~1.03의 범위에 있었다. 즉, 굳지 않은 바텀애시 골재
경량 콘크리트의 밀도는 ASTM C 567(2014)에 제시된 예측식으로부터 구한 값과 실제 배합의 측정값이 비슷하였다.
3.2 슬럼프
콘크리트 실험체들의 슬럼프는 기포 혼입률이 0 %에서 15 %로 변화함에 따라 증가하였다(Table 4). 이 경향은 $W/B$가 높을수록 현저하였다. Ⅱ-10의 슬럼프 값은 40 mm로, 동일한 실기포율을 갖는 Ⅰ-15 배합에 비해 약 73 % 낮았다.
이는 기포가 저량 혼입된 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 슬럼프는 기포 혼입률 뿐만 아니라 $W/B$에 의해서도 현저한 영향을 받기 때문이다(Lee
et al. 2001).
3.3 굳은 콘크리트의 기건 밀도 및 절건 밀도
Table 5. Summary of test results measured in hardened concrete specimens
Group
|
Specimens
|
Curing process (°C)
|
Air dry density
(kg/m3)
|
Oven dry density
(kg/m3)
|
Compressive strength (MPa)
|
28 day
|
28 day
|
3 day
|
7 day
|
28 day
|
56 day
|
91 day
|
Ⅰ
|
I-0
|
20
|
1,473
|
1,426
|
5.8
|
7.5
|
9.3
|
9.5
|
10.2
|
40 (10hours) → 20
|
1,488
|
1,431
|
6.8
|
9.2
|
10.8
|
11.1
|
11.4
|
60 (10hours) → 20
|
1,497
|
1,438
|
7.3
|
10.1
|
11.2
|
11.5
|
11.9
|
I-5
|
20
|
1,465
|
1,424
|
4.8
|
6.5
|
8.4
|
8.9
|
9.1
|
40 (10hours) → 20
|
1,435
|
1,415
|
5.8
|
8.1
|
9.6
|
9.9
|
10.6
|
60 (10hours) → 20
|
1,462
|
1,422
|
6.2
|
9.0
|
10.2
|
10.4
|
10.9
|
I-10
|
20
|
1,375
|
1,343
|
3.5
|
4.7
|
6.2
|
6.7
|
7.1
|
40 (10hours) → 20
|
1,361
|
1,339
|
4.0
|
5.3
|
6.8
|
7.1
|
7.6
|
60 (10hours) → 20
|
1,384
|
1,345
|
4.4
|
6.2
|
7.3
|
7.6
|
8.0
|
I-15
|
20
|
1,319
|
1,308
|
3.0
|
4.0
|
5.5
|
5.7
|
5.9
|
40 (10hours) → 20
|
1,335
|
1,316
|
3.1
|
4.2
|
5.6
|
5.8
|
5.9
|
60 (10hours) → 20
|
1,328
|
1,311
|
3.5
|
4.8
|
5.9
|
6.2
|
6.3
|
Ⅱ
|
II-0
|
20
|
1,475
|
1,433
|
11.1
|
14.6
|
17.7
|
18.3
|
18.9
|
40 (10hours) → 20
|
1,486
|
1,438
|
11.6
|
15.2
|
18.1
|
18.6
|
19.1
|
60 (10hours) → 20
|
1,499
|
1,451
|
12.4
|
16.2
|
18.4
|
19.2
|
19.6
|
40
|
1,485
|
1,446
|
11.9
|
16.1
|
18.6
|
19.5
|
19.7
|
60
|
1,497
|
1,439
|
13.5
|
17
|
18.8
|
19.6
|
19.9
|
II-5
|
20
|
1,367
|
1,333
|
6.1
|
8.3
|
10.2
|
10.8
|
10.9
|
40 (10hours) → 20
|
1,341
|
1,320
|
6.6
|
8.6
|
10.6
|
11.1
|
11.4
|
60 (10hours) → 20
|
1,402
|
1,354
|
7.4
|
9.6
|
11.1
|
11.5
|
11.8
|
40
|
1,351
|
1,331
|
6.9
|
9.0
|
10.9
|
11.3
|
11.5
|
60
|
1,386
|
1,350
|
7.9
|
10
|
11.4
|
11.5
|
12.0
|
II-10
|
20
|
1,331
|
1,312
|
4.9
|
6.8
|
8.6
|
9.1
|
9.4
|
40 (10hours) → 20
|
1,316
|
1,310
|
5.5
|
7.5
|
9.2
|
9.5
|
9.7
|
60 (10hours) → 20
|
1,345
|
1,321
|
5.9
|
7.7
|
9.4
|
9.5
|
9.8
|
40
|
1,343
|
1,318
|
5.8
|
7.8
|
9.5
|
9.7
|
9.9
|
60
|
1,345
|
1,314
|
7.0
|
9.2
|
10.7
|
11.1
|
11.3
|
II-15
|
20
|
1,278
|
1,251
|
3.1
|
4.4
|
5.8
|
5.9
|
6.1
|
40 (10hours) → 20
|
1,280
|
1,247
|
3.2
|
4.5
|
6.0
|
6.2
|
6.3
|
60 (10hours) → 20
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1,302
|
1,256
|
4.2
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5.9
|
7.1
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7.4
|
7.6
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40
|
1,262
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1,241
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3.4
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4.7
|
6.2
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6.4
|
6.5
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60
|
1,306
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1,263
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5.3
|
7.1
|
8.4
|
8.8
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8.9
|
콘크리트 실험체의 기건 밀도는 $W/B$가 감소하거나 기포 혼입률이 낮을수록 증가하였다(Table 5). 그룹 I에서 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %)인 실험체의 기건 밀도는 1,473~1,497 kg/m3이었다. 하지만, 기포 혼입률 15 %(실기포율
7.5 %)인 실험체에서는 기건 밀도가 1,319~1,335 kg/m3으로 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %)인 실험체 대비 약 12 % 감소하였다.
그룹 II의 경향도 그룹 I과 유사하였다. 반면, 그룹 I 및 II에서 양생조건의 변화는 경량 콘크리트의 기건 밀도 변화에 큰 영향을 미치지 않았다.
온도 20 °C에서 양생된 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %) 실험체의 기건 밀도는 1,473 kg/m3으로서 온도 60 °C에서 양생된 실험체의
측정값과 유사하였다. 절건 밀도는 기포 혼입률이 증가할수록 감소하였다. 기포 혼입률 0 %(실기포율 0 %)인 실험체의 절건 밀도는 1,433~1,451
kg/m3으로 기포 혼입률 15 %(실기포율 12.5 %)인 실험체보다 약 13 % 높았다. 기건 밀도 대비 절건 밀도의 비는 0.96~0.98의
범위에 있었다.
3.4 재령 28일 압축강도
재령 28일 압축강도($f_{ck}$)는 양생온도보다는 기포 혼입률에 현저한 영향을 받았다(Fig. 2). 그룹 I에서 실험체들의 $f_{ck}$는 기포 혼입률이 증가할 때 감소하였다. 기포 혼입률 15 %(실기포율 7.5 %)인 실험체의 $f_{ck}$는
5.5 MPa로 가장 낮았다. 기포 혼입률 0 %에서 15 %로 증가할 때 $f_{ck}$는 약 41 % 감소하였다. 반면, 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)에
대한 양생온도가 미치는 영향은 미미하였다. 온도 20 °C와 40 °C에서 양생된 기포 혼입률 15 %(실기포율 7.5 %)인 콘크리트 실험체의 $f_{ck}$는
각각 5.5 MPa와 5.6 MPa이었는데, 온도 60 °C로 양생된 실험체의 $f_{ck}$와 비슷하였다. 그룹 II는 그룹 I의 경향과 비슷하였다.
하지만, 그룹 II에서의 기포 혼입률 증가에 따른 $f_{ck}$의 감소율은 그룹 I보다 높았다. 기포 혼입률이 0 \%(실기포율 0 \%)인 콘크리트
실험체의 $f_{ck}$는 17.7~18.8 MPa이었지만, 기포 혼입률이 15 \%(실기포율 12.5 \%)인 실험체에서의 $f_{ck}$는 5.5~8.4
MPa으로 약 64 \% 감소하였다. 그룹 II에서 실험체의 $f_{ck}$는 양생온도가 20 °C에서 60 °C로 변화함에 따라 증가하였다. 재령
28일 압축강도($f_{ck}$)는 양생온도 20 °C에서 60 °C로 증가함에 따라 최대 18 \% 증가하였다. 반면, 양생시간은 양생온도에 비해
$f_{ck}$의 영향이 미미하였다. 재령 28일 압축강도($f_{ck}$)는 10시간 양생에서 지속 양생으로 변화할 때 평균적으로 약 6 % 증가하였다.
기건 밀도가 1,300~1,600 kg/m3이면서 KS F 4736(KATS 2017)의 경량 콘크리트 패널 압축강도 기준인 10 MPa 이상의 성능을
만족하는 배합 중에서 열전도율을 고려할 때, $W/B$ 30 %에서 기포 혼입률 5~10 %를 추천할 수 있다.
Fig. 2. 28-day compressive strength of concrete specimens
3.5 재령별 압축강도 발현율
Fig. 3. Typical compressive strength developments of concrete (Group II) cured under
different temperatures
Fig. 3에는 전형적인 재령별 압축강도 발현율을 나타내었다. 재령별 압축강도 발현율($f_{c}(t)/f_{ck}$)은 그룹 I과 그룹 II에서 그 경향이
상호 비슷하였다. 그룹 I과 II의 재령 압축강도 발현율($f_{c}(t)/f_{ck}$)은 기포 혼입률이 증가할 때 감소하였다. 기포 혼입률이 15
%(실기포율 12.5 %)인 실험체의 재령 3일 및 7일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 53~63 % 및 76~85 %으로 기포 혼입률이
0 %(실기포율 0 %)인 실험체보다 평균 8 % 감소하였다. 반면, 재령 28일 이후 장기 재령에서 실험체들의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는
기포 혼입률에 미치는 영향은 미미하였다. 기포 혼입률이 15 %(실기포율 12.5 %)인 실험체의 재령 56일 및 91일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는
각각 102~105 % 및 105~107 %였으며, 기포 혼입률이 0 %(실기포율 0 %)인 실험체에서도 유사한 강도 발현율을 보였다. 그룹 I 및
II에서 초기 재령 압축강도 발현율 ($f_{c}(t)/f_{ck}$)은 양생온도가 증가함에 따라 증가하였다. 그룹 II에서 온도 60 °C로 양생된
실험체의 재령 3일 및 7일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 59~67 % 및 83~88 %이었으며, 온도 20 °C로 양생된 실험체보다
평균적으로 6 % 증가하였다. 반면, 장기 재령에서 실험체들의 $f_{c}(t)/f_{ck}$에 대한 양생온도가 미치는 영향은 미미하였다. 양생온도
60 °C에서 양생 된 실험체들의 재령 56일 및 91일의 $f_{c}(t)/f_{ck}$는 각각 103~104 % 및 105~107 %로 온도 20
°C로 양생된 실험체에서도 유사하였다. 재령별 압축강도에 대한 실험 결과는 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)와 비교하였다.
ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서는 포물선 형태의 임의 재령($t$)에서의 압축강도($f_{c}(t)$)를 식(1)과 같이 제시하고 있다.
Fig. 4. The values of $a$ and $\beta$ in Eq. (2) determined from the present specimens
여기서, $\alpha$ 및 $\beta$은 각각 초기 재령과 장기 재령에서의 압축강도 발현 상수이다. ACI 209R(ACI Committee 209
2008)에서는 습윤 양생된 OPC 콘크리트에 대한 $\alpha$ 및 $\beta$ 값을 각각 4.0과 0.85로 제시하고 있다. Fig. 4에는 식(2)와 실험 결과로부터 산정된 $\alpha$ 및 $\beta$값을 나타내었다. 초기 재령의 압축강도 발현 상수 $\alpha$값은 기포 혼입률 및 양생온도에
관계없이 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)보다 작았다. 저량 기포 혼입 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 초기 재령 발현 상수
$\alpha$값은 1.327~2.997으로 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서 제시한 습윤 양생된 OPC 콘크리트의 값보다
평균적으로 46 \% 낮은 수준이었다. 이는 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서는 양생온도 20 °C만을 기준하여 제시하고
있어 다양한 양생온도를 고려하지 못하기 때문이다. 반면, 장기 재령 발현 상수 $\beta$값은 0.867~0.947로 ACI 209R(ACI Committee
209 2008)에서 제시한 습윤 양생된 OPC 콘크리트의 값과 비슷하였다. 따라서 기포가 저량 혼입된 바텀애시 골재 경량 콘크리트는 초기 재령에서
양생온도의 영향을 고려할 필요가 있다. 이러한 경향을 보완하기 위해서 성숙도($M$)의 개념을 이용하여 실험 결과로부터 산정된 발현 상수를 다음과
같이 일반화할 수 있었다(Fig. 5).
Fig. 5. Regression analysis to determine the parameters in Eq. (2)
여기서, $R_{a}$는 기포 혼입률을, $\rho_{o}$는 보통 중량 콘크리트 기건밀도(=2,300 kg/m3)를, $M_{o}$는 표준 양생온도
20 °C에서의 성숙도를 의미한다. $M$은 Saul(1951)에 의해 제시된 성숙도를 의미하며, 다음의 식(3)과 같다.
여기서, $T$는 표준 양생온도(=20 °C)를, $T_{o}$는 기준온도(-10 °C)를, $t$는 재령을, $\Delta t$는 증분 재령을 의미한다.
식(3)에 타낸 바와 같이 초기 및 장기 재령의 발현 상수 $\alpha$ 및 $\beta$는 기포 혼입률, 양생온도 및 양생시간의 영향을 고려하였다. 또한
초기 재령에서 압축강도 발현에 대한 성숙도의 높은 영향을 반영하기 위해서 초기 재령의 발현 상수 $a$값에서 $M / M_{o}$의 지수승을 $\beta$값
보다 높게 일반화하였다. 식(2)~(4)로부터, 기건 밀도, 양생온도, 양생시간 및 기포 혼입률에 따른 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 재령별 압축강도를 합리적으로 예측할 수 있다.
4. 결 론
이 연구는 바텀애시 골재와 기포를 이용한 저탄소・고단열 경량 콘크리트 개발을 위한 기초 평가이다. 콘크리트의 결합재는 OPC 30 %, GGBS 50
% 및 FA 20 %로 구성하였다. 다양한 양생조건에서 콘크리트 실험체들의 압축강도 발현을 평가하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 기포가 저량 첨가된 바텀애시 골재 경량 콘크리트의 굳지 않은 콘크리트의 기건 밀도는 ASTM C 5 67의 예측값과 잘 일치하였다.
2) 바텀애시 골재와 기포 혼입률이 15 % 수준인 경량 골재 콘크리트의 열전도율은 0.380~0.414 W/m・K 범위로 기건밀도 1,500 kg/m3
이상으로 있는 경량 골재 콘크리트의 일반적인 값(0.5 W/m・K) 보다 약 20 % 낮았다.
3) 측정된 콘크리트의 기건 밀도와 압축강도는 기포 혼입률이 0 %에서 15 %로 변화할 때 각각 최대 12 % 및 64 % 감소하였다. 기건밀도
1,300~1,600 kg/m3 이하이면서, 경량 콘크리트 패널 압축강도 기준(KS F 4736)인 10 MPa 이상의 성능을 만족하기 위해서는 $W/B$
30 %에서 기포 혼입률 5~10 %의 첨가가 요구된다.
4) 콘크리트 시험체들의 재령 28일 압축강도는 기포 혼입률이 0 %에서 15 %로 증가함에 따라 최대 64 % 감소한 반면, 양생온도에 의한 영향은
미미하였다.
5) 이 연구에서 개발하는 경량 콘크리트의 장기 재령 발현상수는 양생온도와 지속시간에 관계없이 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)에서
제시한 값과 유사한 반면, 초기 재령 발현 상수는 ACI 209R(ACI Committee 209 2008)의 값보다 낮았는데, 양생온도의 증가 또는
기포 혼입률의 감소로 인해 그 차이는 더 커졌다.
6) 본 연구에서는 고단열・저탄소 콘크리트 성능을 갖는 경량 콘크리트 개발의 기초 개발 가능성을 제시하였으며, 해당 결과는 경량 콘크리트의 강도 확보
측면과 함께 단열 패널 등으로의 적용 범위 확장을 위한 기초자료로서 활용될 수 있을 것으로 판단된다.
Acknowledgements
본 연구는 국토교통부와 국토교통과학기술진흥원의 국토교통기술촉진연구사업의 연구비 지원(19CTAP-C151900-01)에 의해 수행되었습니다.
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