2.1 실험 계획

바텀애시 골재 콘크리트(bottom ash aggregate concrete, BAAC) 10 배합에서 선택한 주요 변수는 물-시멘트비(W/C)와 바텀애시 잔골재에 대한 천연모래 치환율($R_s$)이다(Table 1). 시험체는 이들 변수에 따라 두 그룹으로 구분하였다. 그룹 I의 배합에서 W/C는 0.3에서 0.5까지 0.05 간격으로 변화하였다. 그룹 I에서 $R_s$는 0 %로서 잔골재와 굵은 골재 모두 바텀애시 골재를 이용하였다. 그룹 II의 배합에서는 W/C를 0.36으로 고정하고 $R_s$가 0 %에서부터 100 %까지 25 % 간격으로 변화하였다. $R_s$가 100 %인 시험체는 굵은 골재는 바텀애시 골재를 잔골재는 천연모래를 사용한 배합이다. 모든 배합에서 전체 골재 용적에 대한 잔골재 용적비(S/a)와 단위 시멘트양은 각각 0.4와 500 $kg$/$m^3$으로 고정하였으며, 감수제는 사용하지 않았다. 바텀애시의 낮은 밀도를 고려하여 각 시험체의 배합은 Lee and Yang(2018)이 제시한 LWAC의 배합설계 절차에 따라 결정하였다.

Fig. 1 Particle distribution curves of bottom ash aggregates

2.2 재료 특성

모든 배합에서 사용된 주요 결합재는 KS L 5201(2016)의 규격을 만족하는 1종 포틀랜드 시멘트(ordinary portland cement, OPC)이다. 사용된 OPC의 분말도 및 밀도는 각각 3,360 $cm^2$/$g$와 3.15 $g$/$cm^3$이다. 바텀애시 골재는 표면 염분을 담수로 세척한 것으로서 KS F 2527(2016)의 입도분포를 만족하도록 체가름하여 사용하였다(Fig. 1). 바텀애시 굵은 골재의 최대 직경은 13 mm로서 조립률은 6.35이며, 바텀애시 잔골재의 조립률은 2.74이다. 잔골재의 경우 Table 1의 천연모래 양에 따라 입도분포를 측정하였는데, $R_s$ 값이 증가할수록 조립률은 감소하였다. 사용된 골재들의 절건밀도와 단위용적질량은 바텀애시 굵은 입자의 경우 각각 0.90 $g$/$cm^3$와 570 $kg$/$m^3$이며, 바텀애시 잔입자의 경우 각각 1.52 $g$/$cm^3$와 960 $kg$/$m^3$이며, 천연모래는 각각 2.60 $g$/$cm^3$와 1,730 $kg$/$m^3$이다(Table 2). 이에 따라 바텀애시 굵은 골재, 바텀애시 잔골재 및 천연모래의 실적률은 각각 63.3 %, 63.2 %, 및 66.5 %로 평가되었다.

바텀애시 골재의 입형은 Fig. 2에 나타낸바와 같이 다소 불규칙적으로서 거친 표면 특성을 보였다. 바텀애시의 내부는 다공성으로서 메소 및 메크로 크기의 공극들의 비율이 천연모래에 비해 상당히 높았다(Fig. 3). 이에 따라 바텀애시 굵은 골재와 잔골재의 흡수율은 각각 16.4 %와 11.8 %로서 천연모래에 비해 상당히 높았다. 특히 바텀애시의 입자가 증가할수록 내부 공극률은 증가하였으며, 흡수율도 증가하였다.

Fig. 2 Shape and scanning electron microscopy images of the bottom ash aggregates

Fig. 3 Pore size distribution of bottom ash aggregates used

2.3 배합 및 실험

콘크리트 배합 시 모든 골재는 표면건조 내부포화 상태로 준비하였다. 다공성인 바텀애시 골재의 함수조건 제어를 위해 3일 동안 사전침수(prewetting)를 하고 그늘에서 24시간 건조한 후 배합 시 함수율을 측정하여 단위수량을 보정하였다. 콘크리트 배합은 0.3 $m^3$ 용량의 강제식 믹서기를 이용하였다.

굳지 않은 콘크리트의 슬럼프($S_i$)와 공기량($v_A$)은 각각 KS F 2402(2017) 및 KS F 2421(2016)에 따라 측정하였다. 굳은 콘크리트의 절건 단위질량($ρ_c$)은 재령 28일에서 시험체를 (100±5) °C의 온도에서 질량변화가 없을 때까지 건조시킨 후 질량과 부피 측정을 통해 산정하였다. 콘크리트의 압축강도는 KS F 2405(2017)에 따라 φ100 × 200 mm 공시체를 이용하여 재령 3일, 7일, 28일, 56일 및 91일에서 측정하였다. 콘크리트의 탄성계수($E_c$)는 측정된 응력-변형률 곡선에서 원점과 최대 응력의 40 %점을 연결하는 할선의 기울기로 산정하였다. 콘크리트의 쪼갬 인장강도($f_{sp}$) 및 파괴계수($f_r$)는 각각 KS F 2423(2016)과 KS F 2408(2016)에 따라 측정하였다. BAAC와 철근과의 부착거동은 KS F 2441(2016)에 따라 150 × 150 × 150 mm의 입방체형 시험체에 매립된 직경 16 mm인 이형 철근(항복강도 600 MPa)의 직접 인발실험을 통해 평가하였다. 위의 역학적 특성 평가를 위한 실험들은 재령 28일에 수행하였다. 굳은 콘크리트의 역학적 특성 평가를 위한 공시체는 항온･항습(20 °C, 상대습도 60 %)의 환경에서 양생하였으며, 몰드는 재령 1일에서 탈형하였다.

3.1 슬럼프($S_i$)

BAAC의 $S_i$는 W/C의 감소와 함께 감소하는데 특히 W/C가 0.35에서 0.3으로 감소할 때 $S_i$는 115 mm에서 35 mm로 급격히 감소하였다(Table 3). 한편, W/C가 0.4 이하에서는 BAAC의 $S_i$는 ACI 318-14(2014)에서 제시하고 있는 벽체 또는 슬래브의 슬럼프 범위를 만족하였는데, 이 때의 값들은 Lee and Yang(2018b)이 수행한 인공 경량골재 콘크리트 배합에서 얻은 값들과 비슷한 수준이었다. BAAC의 $S_i$는 동일한 W/C에서 $R_s$가 증가할수록 증가하는 경향을 보였다. 흡수율이 낮고 비교적 형상이 덜 불규칙적인 천연모래의 치환은 다공성의 바텀애시 골재가 흡수하는 배합수 양을 감소시키고 골재의 마찰 및 맞물림에 의한 저항을 감소시켜 BAAC의 유동성을 다소 향상시킬 수 있다고 판단된다.

3.2 공기량($V_A$)

BAAC의 $v_A$는 모든 배합에서 4.5~5.2 %의 범위에 있었는데, 이는 콘크리트 표준시방서(2016)에서 제시하는 LWAC의 공기량 범위(굵은 골재 최대 치수 15 mm인 경우 6.5~8.0 %에서 오차범위는 ±1.5 % 이내)에 해당한다. LWAC의 $v_A$는 W/C의 감소와 함께 감소하였으며, $R_s$가 50 % 이상에서 약간 증가하는 경향을 보였다. 일반적으로 콘크리트의 공기량은 골재의 조립률이 감소함에 따라 증가한다(Oh 2010). 조립률의 감소는 골재에 미분량의 증가를 뜻하는데 미분량이 증가할수록 골재의 비표면적이 증가하여 골재와 페이스트 계면에서 발생하는 공극을 증가시키게 된다. 결과적으로 천연모래 양의 증가는 잔골재 조립률을 감소시키며, 이는 콘크리트 공기량을 다소 증가시킬 수 있다.

3.3 28일 압축강도($f_{cu}$)

Lee et al.(2018)은 소성 팽창 점토 및 플라이애시 기반의 인공 경량골재 콘크리트(lightweight aggregate concrete using expanded clay and fly ash granules, LWAC-CF) 그리고 소성 바텀애시 및 준설토 기반의 인공 경량골재 콘크리트(lightweight aggregate concrete using expanded bottom ash and dredged soil granules, LWAC-BS)의 28일 압축강도($f_{cu}$)를 실험결과의 회귀분석으로부터 $ρ_c$, W/C, 그리고 $v_A$의 함수로 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 모델링하였다. BAAC의 $f_{cu}$는 일반 LWAC에서 보여지는 경향과 같이 W/C가 낮을수록 그리고 $ρ_c$가 증가할수록 증가한다(Table 3). 이러한 특성을 고려하여 BAAC의 $f_{cu}$를 LWAC 모델식과 비교하였다. BAAC의 $f_{cu}$는 LWAC-BS와 LWAC-CF의 예측모델의 중간 수준으로 있었다. 이는 BAAC의 $f_{cu}$는 동일 배합조건을 갖는 일반 LWAC와 비슷한 수준으로 있음을 의미한다.

Fig. 4 28-day compressive strength of bottom ash aggregate concrete and lightweight aggregate concrete

3.4 압축강도 발현

Fig. 5에는 BAAC의 전형적인 압축강도 발현율을 나타내었다. 그림의 세로축은 각 시험체의 재령별 압축강도[$f_ck$(t)]를 $f_{cu}$로 무차원하였다. 모든 시험체는 초기 재령에서 압축강도 발현이 급격히 증가한 이후 재령 28일 이후 그 증가율은 완만해지는 포물선 형의 강도발현 곡선식을 나타내었다. BAAC의 강도 발현율은 W/C가 감소할수록 초기 재령에서는 증가하는 반면 장기재령에서는 감소하는 경향을 보였다. 천연모래 양이 바텀애시 골재 콘크리트의 강도 발현율에 미치는 영향은 미미하였다. 재령 28일 압축강도에 대한 재령 3일에서의 압축강도 비는 그룹 I 시험체들에서는 0.39~0.51 범위에, 그룹 II 시험체들에서는 0.47~0.51 범위에 있었다. 재령 28일 압축강도에 대한 재령 91일에서의 압축강도 비는 그룹 I 시험체들에서는 1.10~1.14 범위에, 그룹 II 시험체들에서는 1.07~1.11 범위에 있었다. 이들 압축강도 발현율은 일반 콘크리트(Neville 2011)의 재령$f_{cu}$ 3일 및 재령 91일에서의 전형적인 압축강도 발현율인 30~60 % 그리고 110~115 % 범위와 비슷한 수준이다. 한편 Lee et al.(2018)은 LWAC-BS의 재령 3일과 91일에서의 압축강도 발현율은 각각 49~83 % 그리고 114~141 %로서 이들 값들은 일반 콘크리트에 비해 높게 있음을 보였다. 이에 따라 $fib$ model(2013)은 압축강도 발현 기울기를 결정하는 변수를 경량골재 강도의 함수로 Fig. 5에 나타낸바와 같이 제시하였다. 결과적으로 BAAC의 장기 압축강도 발현은 포졸란 반응 가능성(Kim 2015)이 있음에도 불구하고 일반 콘크리트와 비슷하며, LWAC-BS에 비해서는 낮은 수준이었다.

Fig. 5 Typical compressive strength development of BAAS

3.5 응력-변형률 관계

BAAC의 전형적인 응력-변형률 관계를 Fig. 6에 나타내었다. 동일 그림에 Lee et al.(2018)이 LWAC-BS의 실험결과를 이용하여 제시한 모델로부터 결정된 예측값을 함께 나타내었다. BAAC의 응력-변형률 관계는 일반 콘크리트에서와 같이 포물선형을 보이며 동일 압축강도 수준에서 $ρ_c$의 감소와 함께 상승부 기울기는 감소하는 반면 최대 응력 시 변형률은 증가하고 최대 응력 이후 하강부에서 응력은 더 급격하게 감소하였다. 바텀애시 골재의 다공성 특성 및 낮은 밀도는 콘크리트의 횡팽창을 더 크게 하며 균열진전에 따른 국부 파괴는 더 취성적 특성을 갖는 원인이 된다. 이에 따라 BAAC는 일반 콘크리트에 비해 최대 응력 시 변형률 값이 더 크고 최대 응력 이후 하강 기울기는 더 급격하게 있다. 한편 LWAC의 응력-변형률 특성과 비교하면 BAAC의 최대 응력 시 변형률 그리고 최대 응력 이후 하강 기울기는 LWAC에서 예측되는 값들과 비슷하다. 즉, BAAC의 응력-변형률 관계는 콘크리트 압축강도 및 단위질량의 영향을 고려하여 제시된 LWAC의 모델을 이용하여 합리적으로 평가될 수 있다.

Fig. 6 Typical stress-strain curves of BAAS

Fig. 7 Effect of $ρ_c$ on the modulus of elasticity

3.6 탄성계수($E_c$)

BAAC의 $E_c$를 $f_{cu}$의 루트승으로 무차원하여 Fig. 7에 나타내었다. 동일 그림에 ACI 318-14(2014) 및 $fib$ model(2013)의 예측값 그리고 LWAC-BS의 예측모델(Lee et al. 2018) 값을 함께 나타내었다. BAAC의 $E_{c}/\sqrt{(f_{cu}})$ 값은 $ρ_c$의 증가와 함께 증가하는데, 이 때 그 증가 기울기는 LWAC-BS와 비슷한 수준이었다. 하지만 동일한 $ρ_c$에서 BAAC의 $E_{c}/\sqrt{(f_{cu}})$는 LWAC-BS에 비해 다소 높은 값을 보였다. ACI 318-14(2014) 및 $fib$ model(2013)의 예측값은 서로 비슷하였으며, 실험결과와도 잘 일치하였다.

3.7 쪼갬 인장강도($f_{sp}$)

BAAC의 압축강도 루트승으로 무차원한 쪼갬 인장강도$f_{sp/\sqrt{}}(f_{cu})$와 $fib$ 2010(2013) 모델식 및 LWAC-BS의 예측모델 (Lee et al. 2018) 값의 비교를 Fig. 8에 나타내었다. BAAC의 $f_{sp/\sqrt{}}(f_{cu})$ 값은 동일 $ρ_c$에서 $fib$ 2010(2013) 예측값 및 LWAC에 비해 낮았다. 이 연구에서 바텀애시 골재의 최대 직경은 13 mm로 LWAC 배합에서 일반적으로 사용되는 20 mm 골재에 비해 작다. 이는 골재의 비표면적을 증가시켜, 결과적으로 BAAC에서 골재와 시멘트 페이스트 사이의 미세균열을 증가시키고, 콘크리트의 인장저항성을 감소시킬 수 있다.

3.8 파괴계수($f_r$)

BAAC의 압축강도 루트승으로 무차원한 파괴계수$f_{r/\sqrt{}}(f_{cu})$와 ACI 318-14 및 $fib$ 2010 모델식에 의한 예측값, 그리고 LWAC-BS의 예측모델(Lee et al. 2018) 값의 비교를 Fig. 9에 나타내었다. BAAC의 $f_{r/\sqrt{}}(f_{cu})$ 값은 $ρ_c$의 증가와 함께 약간 증가하는 경향을 보이는데, 그 증가 기울기는 LWAC-BS에 비해서 낮았다. BAAC의 $f_{r}$은 ACI 318-14 설계식에 의해 안전측에서 평가될 수 있는 반면 $fib$ 2010 예측값보다는 낮았다.

Fig. 8 Effect of $ρ_c$ on the splitting tensile strength

Fig. 9 Effect of $ρ_c$ on the modulus of fracture

Fig. 10 Effect of $ρ_c$ on the bond strength with reinforcing bars

3.9 철근과의 부착강도($τ_b$)

BAAC의 철근과의 부착강도를 콘크리트 압축강도의 루트승으로 무차원한 값($\tau_{b}/\sqrt{(f_{cu}})$)을 $fib$ 2010 설계식 및 LWAC-BS 예측모델과의 비교를 Fig. 10에 나타내었다. BAAC의 $\tau_{b}/\sqrt{(f_{cu}})$는 $ρ_c$에 의한 영향이 미미하였다. BAAC의 $\tau_{b}/\sqrt{(f_{cu}})$ 값은 LWAC-BS에 비해 낮은 결과를 보였다. 더불어 BAAC 및 LWAC-BS에서 측정된 τb는 $fib$ 2010의 예측값에 비해 현저히 낮았는데, $fib$ 2010 설계식의 과대평가 정도는 W/C가 높을수록 다소 증가하였다.