2.1 사용재료

결합재는 보통포틀랜드 시멘트(ordinary portland cement, OPC), 고로슬래그 미분말(ground granulated blast furnace slag, GGBS) 및 플라이 애시(fly ash, FA)를 사용하였다. 이 때, OPC, GGBS 및 FA의 혼합비율은 지속성을 고려하여 Yang and Jung(2015)⁽²²⁾이 제시한 전체 결합재 대비 각각 30 %, 50 % 및 20 %이었다. Table 1에 나타낸 바와 같이 OPC는 SiO$_{2}$와 CaO가 각각 21.7 % 및 62.4 %로 화학 조성비의 대부분을 차지하고 있다. 또한, GGBS는 SiO$_{2}$와 CaO가 화학 조성비의 대부분을 차지하고 있는데 그 비율이 각각 33.5 % 및 43.9 %이었다. 이에 반해, FA의 주요 화학조성은 SiO$_{2}$와 Al$_{2}$O$_{3}$로서 각각 57.7 %와 21.1 %이었다. 결합재로 사용된 OPC, GGBS 및 FA의 밀도는 각각 3.15 g/cm³, 2.94 g/cm³ 및 2.2 g/cm³이며, 이들의 비표면적은 각각 3,260 cm²/g, 4,355 cm²/g 및 4,170 cm²/g이다.

경량골재는 영흥화력발전소에서 발생된 석탄회를 건식공정(연소, 건조 및 분쇄)을 통해 생산된 저밀도 바텀애시 입자를 사용하였다. 일반적으로 바텀애시 경량골재는 인공경량골재에 비해 제조공정이 단순하며, 단가가 저렴하고 소성이 필요하지 않아 환경부하가 적다(Ha et al. 2021)⁽⁷⁾. 이러한 장점으로 바텀애시 골재는 인공경량골재의 대체재로서 적용성이 가능성이 높다. 잔골재는 골재의 입도분포 기준인 KS F 2527(KATS 2016)⁽¹⁰⁾의 요구조건을 만족시키기 위해서 최대치수 2 mm 및 4 mm의 골재를 각각 7:3의 중량비로 혼합하여 사용하였다. 굵은 골재의 최대치수는 13 mm이었다. 바텀애시 잔골재의 밀도 및 조립률은 각각 1.79 g/cm³ 및 2.74이다. 바텀애시 굵은 골재의 밀도 및 조립률은 각각 1.18 g/cm³ 및 6.55이다. 바텀애시 잔골재와 굵은 골재의 흡수율은 각각 19.1 % 및 15.3 %인데, 이들의 값은 천연골재 대비 각각 5.8배 및 7.1배 높은 값이다(Table 2). 스티로폼(expanded polystyrene, EPS) 비드는 밀도가 0.033 g/cm³이며, 치수가 2~5 mm인 구형의 재료를 사용하였다.

폴리머와 섬유는 EPS 혼입률이 증가함에 따라 감소하는 콘크리트의 인장저항성을 보완하기 위해서 투입하였다. 폴리머는 S사에서 추천하고 있는 결합재 대비 7.5 %의 혼입비로, 섬유는 Yang(2010)의 실험 결과에 기반하여 결정된 전체 체적 대비 0.075 %의 혼입비로 첨가하였다. 폴리머는 밀도와 평균입자 크기가 각각 0.5 g/cm³과 100 µm인 에칠렌 초산 비닐(ethylene vinyl acetate, EVA)계 재유화형 분말을 사용하였다. 섬유는 밀도, 길이 및 직경이 각각 1.3 g/cm³, 12~15 mm 및 15 µm인 PVA계 섬유를 사용하였다. 감수제는 일반적으로 사용되는 고체의 함유량 및 밀도가 각각 39.8 % 및 1.48 g/cm³인 폴리카르본산계(polycarboxylic acid, PC)를 사용하였다.

2.2 실험계획 및 측정방법

Table 3에는 주요변수에 따른 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 콘크리트의 배합 상세를 나타내었다. 배합은 PVA 섬유와 폴리머의 혼입 여부에 따라 두 그룹으로 구분하였다. 그룹 I에서는 PVA 섬유와 폴리머를 혼입하지 않았으며, 그룹 II에는 PVA 섬유를 콘크리트의 용적대비 0.075 %, 폴리머를 결합재 대비 7.5 %로 혼입하였다. 각각의 그룹에서 주요 변수는 EPS 비드 혼입률($R_{eps}$)과 양생 조건인데, $R_{eps}$는 콘크리트의 용적 대비 0 %, 7.5 % 및 15 %로 변화하였다. 양생온도는 20 °C, 40 °C 및 60 °C로 변화하였다. 특히 40 °C 및 60 °C에서의 양생시간 및 온도는 성숙도 500 °C･hr을 기준으로 GGBS와 FA의 사용에 의한 콘크리트 초기강도 저하문제점 보완과 콘크리트에 미치는 영향을 평가하였다. 양생온도 40 °C 및 60 °C에서는 20 °C로 1시간 전치양생 후 고온 양생을 실시하였다. 모든 실험체는 고온 양생을 실시한 후 양생온도를 20 °C로 변화하였다(Fig. 1). 모든 배합에서 물-결합재비($W/B$) 및 잔골재율($S/a$)은 각각 30 % 및 42 %이다. 이때의 단위 결합재량($B$)은 450 kg/m³으로 고정하였다. 양생실 온도의 변화는 2시간 단위로 열전대(t-type thermocouple)를 이용하여 측정하였다.

Fig. 1. Typical curing temperature profile up to 1 day

Table 3의 실험체 명에서 첫 번째 문자는 그룹명(I=PVA 섬유와 폴리머의 혼입 없음, II=PVA 섬유와 폴리머의 혼입)을, 두 번째 숫자는 $R_{eps}$를 의미한다. 즉, I-15은 PVA 섬유와 폴리머를 혼입하지 않으면서 $R_{eps}$가 15 %인 실험체를 의미한다. 콘크리트 배합 전 바텀애시 골재는 높은 흡수율을 고려하여 3일간 프리웨팅(pre-wetting)하였다. 배합은 EPS 비드의 낮은 밀도로 인한 재료 분리를 방지하기 위하여 우선 결합재와 EPS 비드를 선투입하여 2분간 건비빔 하였다. 이후 폴리머 및 바텀애시 골재를 투입한 후 2분간 더 건비빔하였다. 그 후 배합수를 투입하여 충분히 혼합하였으며, 마지막으로 PVA 섬유를 투입하였다. 감수제는 유동성을 고려하여 재료분리가 일어나지 않는 범위 내에서 투입하였다.

굳지 않은 콘크리트에서는 밀도 및 슬럼프를 측정하였다. 굳은 콘크리트에서는 밀도, 압축강도, 쪼갬 인장강도, 파괴계수 및 열전도율을 측정하였다. 콘크리트의 기건 및 절건 밀도 그리고 쪼갬 인장강도는 $\phi$100×200 mm³ 실험체를 이용하여 재령 28일에 측정하였다. 콘크리트의 압축강도는 $\phi$100×200 mm³ 실험체를 이용하여 3일, 7일, 28일, 56일 및 91일 재령에서 측정하였다. 콘크리트의 파괴계수는 400×100×100 mm³ 실험체를 이용하여 재령 28일에 측정하였다. 열전도율은 KS L 9016(KATS 2017)⁽¹¹⁾의 평판 열류계법에 따라 측정하였다. 평판 열류계법은 300×300×50 mm³의 실험체에 핫 플레이트(hot plate, H/P)와 콜드 플레이트(cold plate, C/P)를 직접 접촉한 뒤, H/P의 열에너지가 C/P로 흘러가는 에너지양으로부터 열전도율을 측정하였다.

3.1 결과 및 고찰

Table 4에는 굳지 않은 콘크리트의 밀도 및 슬럼프를 나타내었다. 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 ASTM C 567(2014)⁽⁴⁾에 의해 산정된 예측 값과 비교하여 나타내었다. 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입되지 않으면서 $R_{eps}$가 15 %인 실험체의 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 1,362 kg/m³이었다. 반면, $R_{eps}$가 0 %인 실험체의 밀도는 1,573 kg/m³으로 $R_{eps}$가 15 %인 실험체 대비 약 1.2배 높았다. 모든 실험체의 굳지 않은 콘크리트의 밀도는 $R_{eps}$가 증가함에 따라 감소하였다. 결과적으로 ASTM C 567(2014)⁽⁴⁾에 의해 예측된 값과 비슷한 수준이었다. 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입되지 않은 그룹 I에서 $R_{eps}$가 0 %인 실험체의 슬럼프는 60 mm이었지만, $R_{eps}$가 15 %인 실험체의 슬럼프는 115 mm로 $R_{eps}$가 0 %인 실험체 대비 약 1.9배 높았다. 이와같이 $R_{eps}$가 증가함에 따라 슬럼프가 증가한 이유는 EPS 비드의 구형에 따른 볼베어링 효과라고 판단된다. 폴리머와 PVA 섬유가 혼입된 그룹 II인 실험체들의 슬럼프는 177 mm로 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입된 그룹 I인 실험체들의 슬럼프 대비 평균 2배 높았다. 이는 폴리머와 PVA 섬유의 혼입이 슬럼프 증가에 기여함을 의미한다.

3.2 굳은 콘크리트의 기건 밀도 및 절건 밀도

콘크리트 실험체의 기건 밀도($\rho_{c}$)는 폴리머 및 PVA 섬유의 혼입에 관계없이 $R_{eps}$가 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였다(Table 5). 그룹 I과 II에서 $R_{eps}$가 15 %인 실험체들의 $\rho_{c}$는 1,332~1,359 kg/m³의 범위로 비슷한 수준에 있었다. 이에 반해, $R_{eps}$가 0 %인 실험체들의 $\rho_{c}$는 1,525~1,584 kg/m³으로 $R_{eps}$가 15 %인 실험체 대비 평균 1.2배 높았다. 실험체들의 절건 밀도($\rho_{d}$)도 $\rho_{c}$와 비슷한 경향을 보였다. 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $\rho_{c}$는 KS F 4736(KATS 2018)⁽¹²⁾에서 제시하고 있는 일반용 패널 기준 값을 만족하였다.

3.3 재령 28일 압축강도

Fig. 2에는 양생온도에 따른 재령 28일에서 콘크리트의 압축강도($f_{c}$)를 나타내었다. 모든 실험체의 $f_{c}$는 폴리머와 PVA 섬유의 혼입 여부에 관계없이 $R_{eps}$가 증가함에 따라 $f_{c}$가 감소하는 경향을 보였다. 양생온도가 20 °C이면서 $R_{eps}$가 15 %인 실험체들의 $f_{c}$는 9.2~9.4 MPa이었다. 반면, $R_{eps}$가 0 %인 실험체들의 $f_{c}$는 15.2~15.8 MPa로 $R_{eps}$가 15 %인 실험체들 대비 평균 1.7배 높았다. 또한, $R_{eps}$가 15 %이면서 양생온도가 40 °C 및 60 °C인 실험체들의 $f_{c}$는 각각 9.6~9.8 MPa 및 9.8~10.1 MPa로 양생온도가 20 °C인 실험체 대비 각각 1.04배 및 1.08배로 다소 높았다. 이 값들은 기존 연구인 Lee et al.(2003)의 실험결과 대비 동일한 $\rho_{c}$에서 평균 1.23배 높았다. 결과적으로 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $f_{c}$는 KS F 4736(KATS 2018)⁽¹²⁾에서 제시하고 있는 일반용 패널 기준인 10 MPa를 만족하기 위해서 폴리머 및 PVA 섬유 혼입 여부와 관계없이 10 % 이하의 $R_{eps}$의 혼입이 요구된다.

3.4 재령별 압축강도 발현율

Fig. 3에는 전형적인 압축강도 발현율($f_{c(t)}/f_{c}$)을 나타내었다. 모든 실험체의 $f_{c(t)}/f_{c}$에 대한 폴리머 및 PVA 섬유 혼입에 미치는 영향은 미미하였다. 재령 28일 이전의 실험체들의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 폴리머 및 PVA 섬유의 혼입 여부와 관계없이 $R_{eps}$의 증가에 따라 감소하는 경향을 보였다. 양생온도가 20 °C이면서 $R_{eps}$가 0 %인 실험체들의 재령 3일 및 7일에서의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 각각 0.35~0.37 및 0.62~0.67이었다. 이에 반해, $R_{eps}$가 15 %인 실험체들의재령 3일 및 7일의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 0.26~0.27 및 0.57~0.59로 $R_{eps}$가 0 %인 실험체들의 $f_{c(t)}/f_{c}$보다 평균 26 % 및 11 % 낮았다. 반면 양생온도가 20 °C이면서 $R_{eps}$가 15 %인 실험체들의 재령 56일 및 91일에서의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 각각 1.00~1.02 및 1.01~1.04이었으며 $R_{eps}$가 0 % 및 7.5 %인 실험체들에서도 비슷하였다. 즉, 장기재령에서의 $f_{c(t)}/f_{c}$에 대한 $R_{eps}$의 영향은 미미하였다.

Fig. 2. 28-day compressive strength of concrete

Fig. 3. Typical compressive strength development of concrete cured under different temperatures

모든 실험체의 초기재령에서의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 양생온도가 증가함에 따라 다소 증가하였다. 양생온도가 60 °C인 실험체들의 재령 3일 및 7일에서의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 평균 0.34 및0.64로 온도가 20 °C인 실험체들 대비 평균 1.05배 높았다. 이에 반해, 양생온도가 60 °C인 실험체들의 재령 56일 및 91일의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 평균 1.01 및 1.03으로 양생온도 20 °C인 실험체들과 비슷하였다. 즉, $f_{c(t)}/f_{c}$에 대한 양생온도의 영향은 장기재령보다 초기재령에서 현저히 증가하였다.

ACI 209R(ACI Committee 209 2008)⁽²⁾은 임의의 재령($t$)에서의 압축강도($f_{c(t)}$)를 다음과 같이 제시하고 있다.

여기서, $\alpha$는 초기재령에서의 압축강도 발현상수를, $\beta$는 장기재령에서의 압축강도 발현상수를 나타낸다. 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $f_{c(t)}/f_{c}$는 합리적인 예측을 위해 실험결과의 분석을 기반으로 $R_{eps}$ 및 양생온도와 양생시간 영향의 고려가 필요하다. Saul(1951)⁽¹⁹⁾은 양생온도와 시간을 곱하는 성숙도 함수[$M_{(t)}$]를 다음과 같이 제시하였다.

여기서, $T$는 임의의 재령($t$)까지 양생실 내부 온도를, $\Delta t$는 일정한 $T$의 지속시간을 의미한다. 성숙도 함수를 주요 변수로 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 콘크리트의 강도발현 기울기와 관련되는 $\alpha$와 $\beta$는 실험결과의 회귀분석으로부터 다음과 같이 나타낼 수 있었다(Fig. 4).

Fig. 4. Regression analysis to determine parameters in Eq. (2)

여기서, $M_{o}$는 양생실 내부온도가 20 °C인 일정환경에서 재령 91일까지 산정된 성숙도 값이다. 초기 재령에서 강도발현 기울기와 관련되는 $\alpha$ 값을 결정할 때 성숙도는 재령 28일까지 산정된 $M_{(t)}$를 적용하였다. 장기 강도발현 기울기와 관련되는 $\beta$ 값을 결정할 때 성숙도는 재령 91일까지 산정된 $M_{(t)}$를 적용하였다.

3.5 쪼갬 인장강도 및 파괴계수

콘크리트 실험체의 쪼갬인장강도($f_{sp}$)와 파괴계수($f_{r}$)는 $\sqrt{f_{c}}$로 무차원화하여 분석하였다. 무차원화된 쪼갬 인장강도($f_{sp}/\sqrt{f_{c}}$) 및 파괴계수($f_{r}/\sqrt{f_{c}}$)는 $R_{eps}$가 증가함에 따라 감소하였다. 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입되지 않으면서 $R_{eps}$가 0 %인 실험체의 $f_{sp}/\sqrt{f_{c}}$ 및 $f_{r}/\sqrt{f_{c}}$는 각각 0.50 및 0.63이었다. 반면, $R_{eps}$가 15 %인 실험체의 $f_{sp}/\sqrt{f_{c}}$ 및 $f_{r}/\sqrt{f_{c}}$는 각각 0.40 및 0.53으로 $R_{eps}$가 0 %인 실험체 대비 각각 20 % 및 15.9 % 낮았다. 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입된 실험체도 비슷한 경향을 보였다. 쪼갬인장강도($f_{sp}$)와 파괴계수($f_{r}$)는 기존 연구인 Lee et al.(2003)⁽¹⁴⁾의 실험결과 대비 동일한 $\rho_{c}$에서 각각 약 1.65배 및 1.14배 높았다. 또한, 실험체들의 $f_{sp}/\sqrt{f_{c}}$ 및 $f_{r}/\sqrt{f_{c}}$는 각각 $fib$ 2010(2010)⁽⁶⁾ 및 ACI 318-19(2019)⁽³⁾의 모델식과 비교하였다(Fig. 5 및 Fig. 6). 이 설계기준들은 모든 실험체의 $f_{sp}$ 및 $f_{r}$를 과도하게 안전측으로 예측하였다. ACI 318-19(2019)⁽³⁾는 $f_{c}$만을 포함하고 있어 $R_{eps}$가 증가함에 따라 감소하는 인장저항 특성을 반영하지 못한다.

Fig. 5. Effect of EPS volume ratio on $f_{sp}/\sqrt{f_{c}}$

Fig. 6. Effect of EPS volume ratio on $f_{r}/\sqrt{f_{c}}$

Fig. 7. Regression analysis for $f_{sp}$ and $f_{r}$

또한 $fib$ 2010(2010)⁽⁶⁾은 $\rho_{c}$의 함수를 고려하고 있음에도 실험체의 $f_{sp}$를 현저하게 낮게 예측하였다. 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 인장 저항성을 합리적으로 평가하기 위하여 실험결과를 회귀 분석하였다. 회귀 분석에서는 주요 영향변수로서 $f_{c}$와 $R_{eps}$가 고려되었다. 그 결과 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $f_{sp}$와 $f_{r}$은 다음과 같이 나타낼 수 있었다(Fig. 7).

바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $f_{r}$은 폴리머 및 PVA 섬유 혼입 여부 및 $R_{eps}$에 관계없이 KS F 4736(KATS 2018)⁽¹²⁾에서 제시하고 있는 기준을 만족하였다.

Fig. 8. Thermal conductivity of concrete

Fig. 9. Regression analysis for $k_{c}$

3.6 열전도율

Fig. 8에는 폴리머와 PVA 섬유의 혼입 여부 및 $R_{eps}$에 따른 콘크리트 실험체의 열전도율($k_{c}$)를 ACI 122R(ACI Committee 122 2002)⁽¹⁾와 비교하여 나타내었다. 모든 실험체의 $k_{c}$는 $R_{eps}$가 증가함에 따라 감소하였다. 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입되면서 $R_{eps}$가 15 %인 실험체의 $k_{c}$는 0.298 W/m･K이었는데, $R_{eps}$가 0 % 및 7.5 %인 실험체에서는 각각 0.438 W/m･K 및 0.374 W/m･K로 $R_{eps}$가 15 %인 실험체 대비 각각 1.47배 및 1.25배 높았다. 이러한 경향은 폴리머 및 PVA 섬유가 혼입되지 않은 실험체들에서도 비슷하였다. 이는 폴리머 및 PVA 섬유의 혼입 여부가 $k_{c}$에 미치는 영향이 미미함을 의미한다. ACI 122R(ACI Committee 122 2002)⁽¹⁾의 설계기준은 $R_{eps}$가 0 %인 실험체의 $k_{c}$와 비슷한 수준이었으나, $R_{eps}$가 15 %에서 실험값 보다 평균 1.13배 높았다. 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $k_{c}$를 합리적으로 평가하기 위하여 $R_{eps}$를 고려하여 실험결과를 회귀 분석하였다. 그 결과 바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트의 $k_{c}$는 다음과 같이 나타낼 수 있었다(Fig. 9).

바텀애시 골재와 스티로폼 비드를 이용한 경량 콘크리트로 제조된 패널(두께 75 mm)의 열저항성은 $R_{eps}$가 7.5 % 일 때 0.197 m²･K/W로 KS F 4736(KATS 2018)⁽¹²⁾에서 제시하고 있는 값을 만족하였다.