2.1 사용재료

UHPC 시험체 제작에는 ^{ASTM C150 (2007)}을 만족하며 밀도 3.15 g/cm³, 비표면적 3,492 cm²/g의 1종 보통 포틀랜드 시멘트가 사용되었다. 충진효과와 반응성 증진을 위해 밀도 2.20 g/cm³, 비표면적 200,000 cm²/g의 실리카흄이 사용되었으며 밀도 0.75 g/cm³, 비표면적 2.65 cm²/g의 실리카 파우더가 충진재로 사용되었다. 사용된 바인더 재료의 물리적 특성 및 화학적 조성은 Table 1에 나타내었다. 잔골재 치환에 따른 UHPC 재료 특성 영향을 평가하기 위하여 입경 0.08~0.80 mm의 호주산 실리카 샌드와 CBA 분말, 총 두 종류의 잔골재가 사용되었다. CBA 분말은 한국남동발전(주) 영흥화력발전소에서 생산되었으며 1 mm 이하분을 사용하였다. Fig. 1에는 실리카 샌드와 바텀애시 잔골재의 SEM 이미지를 나타내었다. 실리카 샌드의 경우 비교적 고른 입형을 가졌으며 표면 공극이 거의 발견되지 않았다(Figs. 1(a) and (b)). 이에 비하여 바텀애시 잔골재의 경우 상대적으로 불규칙하고 각진 형태의 입형을 가졌으며 표면에서 다수의 공극이 발견되었다(Figs. 1(c) and (d)). Table 2에는 사용된 잔골재의 비중, 흡수율, 중위 입경, 조립률 등 물리적 특성 및 화학적 조성을, Fig. 2에는 사용된 분말재료의 누적 입도분포를 각각 나타내었다. 보강섬유로 직경 0.2 mm, 길이 19.5 mm의 강섬유가 사용되었으며 형상비, 밀도, 인장강도, 탄성계수 등 물성은 Table 3에 나타내었다. UHPC 배합과정에서의 유동성 확보를 위하여 고형분 함량 30wt.% 폴리카르본산계(polycarboxylate) 고성능 감수제가 사용되었으며, 시험체 제작 후 초기 양생과정에서의 수축 균열 발생을 저감하기 위하여 시멘트 중량 1 %의 분량의 수축저감제(shrinkage reducing agent, SRA)가 적용되었다.

Fig. 1 SEM images of fine aggregates: (a) SS-x100, (b) SS-x200, (c) BA-x100, (d) BA-x200

Fig. 2 Cumulative particle size distribution of powder materials

2.2 시험체 제작

Table 4에는 UHPC 시험체의 배합변수를 나타내었으며, 기본적인 UHPC의 배합설계는 선행연구를 참고하였다^{(Lee et al. 2024)}. 본 연구에서는 잔골재 치환에 따른 영향을 평가하기 위하여 실리카 샌드가 CBA로 0/25/50/75/100 vol.% 치환된 변수와 강섬유 혼입에 의한 영향을 평가하기 위하여 0/1.5 vol%의 섬유 혼입률이 고려되었다. UHPC 시험체는 다음과 같은 순서로 제작하였다. 시멘트, 실리카흄, 충전재 및 잔골재를 믹서에 투입하여 3~5분 동안 건비빔을 수행하였다. 이후 배합수, 시멘트 중량 1wt.%의 고성능 감수제, 수축 저감제를 투입하여 6~10분 동안 혼합을 수행하였다. UHPC의 유동성 확보를 위하여 직경 190~210 mm의 슬럼프 플로우를 목표로 설정하였으며, 슬럼프 플로우는 ^{ASTM C1437 (2013)}에 준하여 측정하였다. 한편 실리카 샌드 대비 바텀애시의 불규칙한 입형(Fig. 1)과 높은 흡수율(Table 2)로 인하여 잔골재 치환량이 증가함에 따라 배합과정에서의 유동성이 저하하는 경향이 있는 것으로 나타났다. CBA 잔골재를 사용한 선행연구에서는 유동성 확보를 위하여 추가적인 배합수를 적용하였으나^{(Singh and Siddique 2014)}, 이는 w/b 비를 크게 증가시킴으로써 CCM의 공극 증가 및 압축강도 감소를 야기하였다. 따라서 본 연구에서는 유동성 확보를 위하여 고성능 감수제 양을 조절함으로써 w/b 비 변화를 최소화하고자 하였으며, 고성능 감수제에 포함된 물이 고려된 유효 w/b 비는 Table 4에 나타나 있다. 적절한 유동성이 확보된 이후 강섬유를 투입한 후 분산을 위하여 3~5분 동안 추가적인 혼합을 수행함으로써 배합을 마무리하였다. UHPC 시험체는 타설 후 48시간 동안 상온에서 보관되었으며, 탈형 이후 85±5 °C의 항온 수조에서 48시간 동안의 고온양생이 적용되었다. 이후 실험체는 실험 일자까지 상온조건에서 보관하였으며, 선행 연구에 따르면 고온 양생 이후 UHPC의 수화반응은 대부분 완료되기 때문에 실험일까지의 강도 변화는 작은 수준이었을 것으로 판단된다^{(Benjamin 2006)}.

2.3 밀도

UHPC 시험체의 밀도는 직경 100 mm, 높이 200 mm의 원주형 공시체를 사용하여 측정되었다. 변수별 3개 시험체를 제작하여 측정한 후 평균값을 사용하였으며, 밀도는 다음 식 (1)을 통해 계산되었다.

여기서 $\rho_{c}(g/m^{3})$는 UHPC 시험체의 밀도, $M_{a}(g)$는 시험체의 공기 중 질량, $M_{w}(g)$는 시험체의 수중 질량 그리고 $\rho_{w}(g/m^{3})$는 물의 밀도를 나타낸다.

2.4 압축거동

압축강도 실험은 ^{ASTM C39 (2021)}에 준하여 수행하였다. 직경 100 mm, 높이 200 mm의 원주형 공시체를 사용하였으며 변수별 3개의 시험체를 제작하여 측정한 후 평균값을 사용하였다. 2,000 kN 용량의 만능재료시험기를 사용하여 0.3 mm/min 속도의 변위제어 하중을 적용하였으며 하중은 동일한 용량의 로드셀을 사용하여 계측되었다. 압축응력-변형률 사이의 관계를 얻기 위하여 컴프레소미터(compressormeter)를 사용하였다. 시험체의 변형은 120° 등간격으로 배치된 3개의 LVDT(linear variable differential transformer)를 통해 계측되었으며 상･하 컴프레소미터 사이의 간격은 100 mm로 설정하였다. 압축거동 실험에 적용된 실험세팅은 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3 Compressive test setup

2.5 직접인장거동

UHPC의 직접인장거동은 일본토목학회 JSCE에서 권고하는 실험방법에 준하여 평가하였다^{(JSCE 2008)}. 직접인장거동 평가를 위하여 1.5 vol.% 강섬유가 혼입된 변수들에 대하여 변수 별 3개의 도그본(dog bone) 시험체가 제작되었으며, 측정 후 평균값을 사용하였다. 인장하중은 만능재료시험기를 사용하여 0.2 mm/min 속도의 변위제어 하중을 적용하였으며, 하중 계측을 위하여 200 kN 용량의 로드셀이 사용되었다. 변위는 시험체 양측에 위치한 2개의 LVDT를 통해 계측되었으며 편심에 의한 영향을 배제하기 위하여 평균된 값을 사용하였다. 시험체의 상세 제원과 실험 세팅은 Fig. 4에 나타내었다.

Fig. 4 Direct tensile test

2.6 열적특성

본 연구에서는 Hot Disk Ab 사의 TPS-2500S를 사용하여 과도상태 방법 중 하나인 TPS(transient plane source) 방법으로 UHPC의 열전도율, 열확산도, 비열을 평가하였다. TPS 방법에서는 2개 시험체 사이에 위치하는 센서에 전류가 통과하며 발생되는 열을 통해 시험체를 가열하며, 이때의 온도변화(전기저항변화)를 통해 열적 특성을 계측한다. 열적 특성 평가를 위한 시험체는 고속절단기를 사용하여 밀도 측정이 완료된 원주형 시험체를 30 mm 두께로 절단하여 제작되었으며, 수분에 의한 영향을 최소화하기 위하여 110±5 °C의 건조로에서 72시간 동안 건조되었다. 변수별 6개(3쌍)의 시험체가 제작되었으며 시험 세팅은 Fig. 5에 나타내었다.

Fig. 5 Thermal property test set up (TPS-2500S)

2.7 미세구조

본 연구에서는 바텀애시 잔골재 치환이 UHPC의 미세구조에 미치는 영향을 평가하기 위하여 TG/DSC(thermogravimetric analysis-differential scanning calorimeter), MIP(mercury intusion porosimetry) 분석을 수행하였다. TG/DSC 분석은 TA instruments사의 SDT Q600 장비를 활용하여 질소 환경에서 수행되었으며, 가스유량은 100 mL/min으로 설정하였다. 시료는 상온으로부터 950 °C 온도 범위에 대하여 20 °C/min 속도로 가열되었으며 열분해에 의한 중량감소 데이터를 비교분석하였다. MIP 분석은 Micromeritics Instrument Corporation사의 MicroActive AutoPore V 9600 장비를 사용하여 수행되었다. 초기 압력 및 최대압력은 약 0.003, 413 MPa으로 각각 설정하였다.

3.1 밀도

실험결과 UHPC 시험체는 2058.5~2395.1 kg/m³ 범위의 밀도를 보였으며, 1.5 vol.%의 강섬유가 혼입되는 경우 상대적으로 무거운 강섬유로 인하여 밀도가 약 4.15% 증가하는 것으로 나타났다. CBA 잔골재 치환율이 증가함에 따라 밀도는 점진적으로 감소하는 경향을 보였다. CBA 잔골재 치환율이 25 % 증가하는 경우 UHPC의 밀도는 평균적으로 약 2.67 %씩 감소하였으며, 100 % CBA 잔골재를 사용하여 제작된 CB-5, CB-5F 변수들은 CBA가 사용되지 않은 변수들 대비 약 10.7 % 가량 감소한 밀도를 나타냈다. 이는 CBA의 경우 내부 공극으로 인하여 실리카 샌드(2.65)의 79.24 % 수준인 2.1의 비교적 낮은 비중을 갖기 때문이며^{(Singh and Siddique 2014)}, 추가적으로 바텀애시 치환량과 함께 증가한 고성능 감수제 사용량 또한 유효 w/b 비를 소폭 증가시킴으로써 UHPC 내부 공극 구조에 미세한 영향을 주었을 것으로 판단된다.

3.2 압축거동

Fig. 6는 압축실험 결과 얻어진 응력-변형률 관계를 나타내며, 각 곡선은 3개 시험체의 결과로부터 얻어진 평균값을 의미한다. 모든 변수들은 최대압축응력에 도달하기까지 거의 선형에 가까운 응력-변형률을 나타내는 전형적인 UHPC의 압축거동을 보였다. 1.5 vol/% 강섬유 혼입은 최대하중 도달 이후 거동에 영향을 미치는 것으로 나타났다. 섬유가 혼입되지 않는 경우 최대 하중 도달 이전까지 별다른 파괴조짐을 보이지 않았으나, 최대하중 도달과 동시에 급작스럽게 하중이 감소하고 시험체가 완전히 파괴되는 거동을 보였다. 이에 반해 섬유가 혼입되는 경우 최대 하중 도달 전 응력-변형률 곡선의 기울기가 소폭 감소하였고, 강섬유의 가교효과로 인하여 최대하중에 도달하여 파괴된 이후에도 하중이 비교적 완만히 감소하며 시험체의 전체적인 형상을 유지하였다.

Fig. 7는 CBA 치환율 및 강섬유 혼입 여부에 따른 압축강도, 탄성계수, 최대하중 도달 시 변형률의 변화를 보여준다. UHPC의 압축강도는 CBA를 사용하지 않은 CB-1, CB-1F 변수들의 경우 152.8 MPa, 173.4 MPa의 높은 값을 보였다. 그러나 섬유혼입 여부에 관계 없이 CBA 치환율이 증가함에 따라 감소하는 경향을 보였으며, CBA 치환율이 25 % 씩 증가함에 따라 약 1.61~2.86 %씩 감소하였다. 따라서 100 % CBA 잔골재를 사용한 CB-5, CB-5F 변수들의 경우 경우 UHPC의 압축강도는 CBA를 사용하지 않은 변수들 대비 6.41, 11.43 % 감소한 146 MPa, 153.6 MPa 수준의 압축강도를 보였다. 이는 CBA 잔골재 자체 강도가 실리카 샌드 대비 낮은 값을 갖기 때문인 것으로 판단된다^{(Singh and Siddique 2014)}. 강섬유가 혼입된 변수들은 섬유를 혼입하지 않은 변수 대비 평균적으로 약 8.9 % 증가된 압축강도를 보였으며, 이는 강섬유의 혼입으로 인한 가교효과로 인하여 미세균열의 발생 및 전파가 억제되었기 때문인 것으로 판단된다^{(Wu et al. 2016)}.

한편 바텀애시를 사용한 잔골재 치환이 UHPC의 압축강도를 일정수준 감소시켰음에도, 모든 변수들은 ^{ASTM C1856}에서 제시하고 있는 UHPC 압축강도의 최소치인 120 MPa 이상의 압축강도를 갖는 것으로 나타났다. 또한 1.5vol.%의 강섬유가 혼입되는 경우 ^{ACI (2012)} 및 ^{AFGC (2002)}에서 제시하고 있는 UHPC의 최소강도인 150 MPa 이상의 강도를 확보하는 것이 가능한 것으로 나타났다.

UHPC의 탄성계수는 압축강도와 유사하게 CBA 치환율이 25 %씩 증가함에 따라 평균적으로 3.37~4.11 % 감소하였으며, 따라서 100 % CBA 치환이 적용된 CB-5, CB-5F 변수들은 CB-1, CB-1F 변수대비 13.5, 16.45 % 감소한 탄성계수를 보였다.

최대응력지점에서의 변형률은 25 % 치환율까지 소폭 감소하였으나 CBA 치환율이 추가로 증가함에 따라 다시 증가하는 경향을 갖는 것으로 나타났다.

Fig. 6 Compressive stress-strain relationship

Fig. 7 Compression test measurements

3.3 직접인장거동

3.3.1 응력-변형률 관계

Fig. 8에는 직접인장실험 결과 얻어진 응력-변형률 곡선이 나타나 있으며, 각 변수의 그래프는 3개 시험체로부터 평균된 값을 의미한다. 섬유를 포함하지 않는 시험체는 첫 번째 균열 발생과 함께 파괴되어 추가로 하중에 저항할 수 없었던 반면, 1.5 vol.%의 강섬유를 포함하는 시험체들은 강섬유의 가교 효과로 인하여 첫균열 발생 이후에도 지속해서 하중에 저항하는 능력을 갖는 것으로 나타났다. 모든 변수는 첫 균열이 발생하는 지점까지 변형률이 증가함에 따라 응력이 선형적으로 증가하였다. 하지만 강섬유를 포함하지 않는 변수들이 균열 발생과 동시에 인장 하중에 대한 저항 능력을 상실한 것과 달리, 1.5 vol.%의 강섬유를 포함하는 변수들은 균열 발생 이후 응력-변형률 곡선의 기울기가 소폭 감소하였으나, 극한인장강도 지점에 이르기까지 응력이 완만히 증가하는 변형률 경화(strain hardening)가 발생하며 전형적인 UHPC의 인장거동을 보였다^{(Lee et al. 2024)}. 강섬유를 포함하는 시험체들은 극한인장강도 지점 이후에는 앞서 발생된 균열 중 일부에 국부적인 변형이 집중적으로 발생하며 균열 폭이 증가하였으며, 이와 동시에 변형률 연화(strain softening)에 의해 변형 증가에 따라 응력이 감소하였다.

Fig. 8 Direct tensile stress-strain relationship

3.3.2 인장성능

Fig. 9에는 직접인장거동의 주요 지표인 첫균열 발생 강도, 극한 인장 강도, 인장 변형 성능, 변형 에너지 밀도(g-value)을 나타내었다. 여기서 인장 변형 성능은 극한 인장 강도 지점에서의 변형률, 변형 에너지 밀도는 해당 지점까지 소산된 에너지(응력-변형률 곡선 아래의 면적)를 의미한다. 강섬유를 포함하지 않는 변수들의 경우 무의미한 수준의 변형과 에너지를 보였기 때문에 표기하지 않았다. 실험결과에 따르면, 강섬유를 포함하지 않는 변수들의 경우, 오직 실리카샌드만 포함하는 BA-0이 8.34 MPa의 인장강도를 보였으며, CBA 치환율이 25 %로 증가함에 따라 8.72 MPa로 소폭 증가하였다. 이후 CBA 치환율이 지속적으로 증가함에 따라 인장강도는 감소하였으며, 실리카샌드가 100 % CBA로 치환된 CB-5는 CB-1 대비 26.84 % 감소한 6.14 MPa의 인장강도를 갖는 것으로 나타났다. 섬유를 포함하지 않는 변수들과 유사하게, 1.5 vol/%의 강섬유를 포함하는 변수들의 균열 발생 강도는 CBA 치환율이 0 %에서 25 %로 증가함에 따라 7.22 MPa에서 9.58 MPa로 32.7 % 증가하였다. 하지만 CBA 치환율이 50 %를 넘어가며 균열 발생 강도는 다시 감소하기 시작하여 100 % 치환율이 적용된 BA-100-F는 6.987 MPa로 CBA가 사용되지 않은 BA-0-F 대비 3.23 % 감소하였다. 극한 인장 강도의 경우 균열 발생 강도와 비교하였을 때 CBA 치환율의 영향은 상대적으로 작은 것으로 나타났다. 모든 변수는 AFGC code에서 제시하고 있는 UHPC 직접인장강도의 최소치인 8 MPa 보다 높은 인장강도를 보였다. 극한 인장 강도 또한 CBA 치환율이 0 %에서 25 %로 증가함에 따라 13.835 MPa에서 14.90 MPa로 7.70 % 증가하였지만, 이후 CBA 치환율이 50 %를 넘어가며 다시 감소하기 시작하였다. 100 % 치환율이 적용된 CB-5F는 12.98 MPa로 CB-1F 대비 극한 인장 강도가 6.22 % 감소하는 것으로 나타났다.

CBA 잔골재 치환이 첫 균열 강도와 극한 인장 강도에 비교적 제한된 수준의 영향을 보였던 것과 달리, 인장 변형 성능과 변형 에너지 밀도는 CBA 치환율이 증가함에 따라 상대적으로 더 뚜렷하게 감소하는 경향이 있는 것으로 나타났으며, 이는 CBA 잔골재를 활용하여 실리카 샌드가 대체된 시멘트 복합체의 직접인장거동을 평가한 선행 연구들의 결과와 부합한다. ^{Kang et al. (2024)}와 ^{Bang et al. (2015)}의 연구에서는 CBA를 사용한 실리카 샌드의 대체가 시멘트 복합체의 극한 인장 강도에 큰 영향을 미치지 않거나 소폭의 증가를 야기하였다. 하지만 본 연구의 실험 결과와 유사하게 CBA 치환율이 증가함에 따라 인장 변형 성능과 변형 에너지 밀도는 감소하는 경향을 보였다. 두 연구에 따르면 CBA가 사용되지 않은 컨트롤 변수의 파괴양상은 polyethylene 또는 polyvinyl alcohol 섬유의 혼입으로 인하여 작은 폭의 미세균열이 고르게 분포하여 발생하는 다중 균열(multiple cracking) 특성을 보였다. 하지만 CBA 치환율이 증가함에 따라 균열은 국부적인 곳에 집중되며 다중 균열 특성이 감소하는 것으로 나타났으며, 이에 따라 평균 균열폭 증가, 총 균열 수 감소를 보였다. ^{Kang et al. (2024)}은 섬유인발 실험 결과를 통해 CBA를 사용한 실리카 샌드 치환이 섬유와 매트릭스 사이의 부착 거동을 변화시킴으로써 시멘트 복합체의 직접 인장 거동에 영향을 미칠 수 있는 것으로 언급하였다. 따라서 CBA 치환율 증가에 의한 인장변형성능, 변형 에너지 밀도 감소는 매트릭스와 섬유 사이의 부착거동 변화에 따른 영향으로 유추할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 9 Summary of direct tensile test results

3.4 열적 특성

Fig. 10은 CBA 치환율 및 섬유 혼입 여부가 UHPC 비열, 열확산도 그리고 열전도율에 미치는 영향을 보여준다. 실험결과에 따르면 UHPC의 비열은 CBA 치환, 강섬유 혼입에 따른 영향이 미미하였다. 그러나 재료 내부에서의 열 전달과 관련된 열확산도와 열전도율은 CBA 치환율이 증가함에 따라 크게 감소하였다. 특히 열전도율의 경우 CBA 치환율이 25 % 증가함에 따라 평균적으로 15.78 %씩 감소하는 경향이 있는 것으로 나타났으며, 100 % CBA 잔골재가 사용된 CB-5, CB-5F는 CBA 잔골재를 포함하지 않는 CB-1, CB-1F 대비 열전도율이 48.26 %, 51.86 % 감소하였다. 이는 실리카 샌드를 대체한 CBA 자체의 높은 내부 공극률로부터 기인한 결과로 볼 수 있다^{(Baite et al. 2016)}. 일반적으로 공기는 고체보다 낮은 열전도율을 가지기 때문이다. 이와 더불어 CBA는 실리카 샌드보다 거칠고 불규칙한 입자 형상으로 인하여 UHPC 매트릭스 내부의 공기방울을 더 많이 발생시키는 것 또한 열전도율 감소의 원인 중 하나로 믿어진다^{(Kim and Lee 2011)}. 한편 1.5 vol.%의 강섬유를 포함하는 변수들은 강섬유를 포함하지 않는 변수들 대비 연전도율이 약 0.2~0.3 w/m･k 증가하였으며, 이는 강섬유의 높은 열전도율 때문인 것으로 볼 수 있으며, 이는 CCM의 열적 특성을 평가했던 선행연구들의 결과와 부합한다. 따라서 실험결과에 따르면 매우 높은 역학적 강도를 갖는 UHPC 또한 CBA를 잔골재로 사용함으로써 효과적으로 열전도율을 감소시킬 수 있는 것으로 판단된다.

Fig. 11은 이 연구와 문헌상의 데이터 베이스들을 기반으로 하여 CCM의 열전도율과 압축강도 사이의 상관관계를 보여준다^{(Brooks et al. 2018; Chung et al. 2018; Zeng et al. 2018; Saha et al. 2019; Zhu et al. 2019; Ram}írez et al. 2020; ^{Chindaprasirt et al. 2022; Lu et al. 2022; Mahato et al. 2023)}. 각각의 연구들은 다양한 종류의 재료와 열전도율 측정 방법을 사용하였기 때문에 수집된 데이터들이 넓은 범위에 걸쳐 흩어져 있기는 하지만, 회귀분석 결과에 따르면 CCM의 열전도율과 압축강도는 거의 선형적인 관계를 갖는 것으로 나타났다. 이는 CCM 매트릭스의 밀실한 정도가 압축강도와 열전도율에 동시에 영향을 미치기 때문이다. 한편 흥미롭게도 CBA를 잔골재로 사용하는 경우 UHPC의 열전도율을 효과적으로 감소시키면서도 압축강도의 감소를 최소화하는 것이 가능한 것으로 나타났으며, 따라서 CBA 잔골재를 사용함으로써 낮은 열전도율과 높은 압축강도의 UHPC 제조가 가능한 것으로 결론지을 수 있다.

Fig. 10 Thermal property test measurements

Fig. 11 Relationship between compressive strength and thermal conductivity

3.5 미세구조

본 연구에서는 CBA를 사용한 실리카 샌드 치환이 UHPC의 미세구조에 미치는 영향을 평가하기 위하여 TG/DTG, MIP 분석을 수행하였다. 미세구조 분석에 사용된 시험체는 실험측정이 완료된 압축 시험체의 파편으로부터 채취되었으며, 각 실험 분석의 요구 조건에 따라 적합한 입도로 분쇄되었다.

3.5.1 TG/DSC

강섬유는 시멘트 수화과정에 영향을 미치지 않기 때문에 본 연구에서는 강섬유가 사용되지 않은 변수들에 대하여 TG-DTG 분석을 수행하였다. Fig. 12에는 TG-DTG 분석 결과를 나타내었다. 모든 변수들은 상온으로부터 1,000 °C까지 온도가 상승함에 따라 점진적으로 중량이 감소하였으며, 최종중량감소율은 9 %~11 % 범위를 보였다. 1,000 °C에서의 최종중량감소율은 CBA가 사용되지 않은 CB-1 변수에서 가장 작게 나타났으며, CBA가 치환된 변수들은 대체적으로 BA-0보다 증가된 감소율을 보였다. 특히 100 % CBA가 사용된 CB-5변수는 가장 큰 최종중량감소율(11 %)을 보였다. CBA 자체의 경우 1,000 °C까지 중량손실이 없는 것을 고려하였을 때, 이는 반응성이 거의 없는 실리카 샌드가 포졸란 반응성을 보유한 CBA로 치환된 결과 전체적인 수화물의 생성량이 증가하였기 때문으로 판단된다^{(Kim and Lee 2018)}.

DTG 곡선은 TG 곡선을 시간에 대하여 미분한 것을 의미하며, 즉 TG 곡선의 각 온도에서의 기울기를 의미한다. CCM의 다양한 구성물들은 각기 다른 온도에서 분해되며 따라서 DTG 곡선을 통해 CCM의 수화생성물 구성을 파악하는 것이 가능하다^{(Lee et al. 2018)}. 특히 주요 시멘트 구성물인 규산칼슘(calcium silicate)은 물과 접촉하면 수화반응을 통해 C-S-H와 Ca(OH)2를 생성한다. 이 중 Ca(OH)2는 포졸란 반응성을 갖는 재료와 반응하여 소모됨으로써 추가적인 C-S-H를 생성할 수 있다. 선행 연구들에 따르면 Ca(OH)2는 약 400~500 °C의 온도 범위에서 분해되는 것으로 알려져 있으며, 따라서 해당 온도 범위에서의 DSC 곡선 추이를 통해 CCM 내부의 Ca(OH)2의 존재 및 사용재료들의 포졸란 반응성을 파악할 수 있다^{(Lee et al. 2018)}.

실험 결과에 따르면 모든 변수들은 페이스트 내부 수분의 증발 및 탈수(Dehydration)로 인하여 100 °C 부근에서 비교적 급격한 중량손실이 나타났다. 한편 400~500 °C 범위에서의 DSC 곡선 추이는 CBA 치환율에 따라 다른 양상을 보였다. CB-1, CB-2, CB-3 변수들은 해당 구간에서 뚜렷한 감소 피크(peak)를 보인 반면, CB-4, CB-5 변수들은 해당 구간에서 뚜렷한 감소 피크가 발생하지 않은 것을 확인할 수 있다. 이는 상대적으로 반응성이 높은 실리카흄의 포졸란 반응을 통해 Ca(OH)2가 소모된 이후에도 잔류하는 Ca(OH)2가 CBA와의 반응을 통해 추가적인 C-S-H를 생성하는데 사용된 것으로 판단할 수 있다. 따라서 CBA를 잔골재로 사용하는 경우 낮은 골재 강도 및 높은 공극률로 인하여 CCM의 압축강도가 감소하게 되나, CBA의 포졸란 반응으로 인하여 강도 감소의 일정부분을 상쇄하는 것이 가능한 것으로 판단된다. 한편 CB-3 변수는 CB-1 및 CB-2 대비 400~500 °C에서는 더욱 뚜렷한 감소피크를 보인 것에 비하여 C-S-H가 분해되는 600~800 °C에서의 피크는 감소하는 경향을 보였다. CB-3 변수의 TG 그래프 초기 기울기가 다른 변수들과 차이를 보이는 점 등을 종합적으로 판단하였을 때 해당 변수의 TG 분석 결과에 일정량의 오류가 포함되었을 가능성이 존재하며 이에 대한 추가적인 고려가 필요한 것으로 보여진다.

Fig. 12 Results of TG–DTG analysis

3.5.2 MIP

Fig. 13는 MIP 분석을 통해 얻어진 공극의 직경별 분포를 보여준다. CCM 내부 공극은 직경의 크기 별로 micro pore($<$4.5 nm), meso pore($<$25 nm), macro pore($<$5,000 nm) 그리고 entrained air($<$1,000,000 nm)로 구분될 수 있으며^{(Jung et al. 2020)}, Fig. 14는 CBA 치환율이 UHPC의 총 공극과 공극의 치수별 구성에 미치는 영향을 보여준다. 그래프에 따르면 오직 실리카 샌드만 사용된 BA-0은 7.23 %로 가장 낮은 총 공극을 갖는 것으로 나타났다. CBA 치환율이 50 %까지 증가함에 따라 총공극은 10.32 %까지 증가하였으나, CBA 치환율이 50 %를 넘어서는 경우 CBA를 사용한 실리카 샌드의 치환이 총공극 양에 미치는 영향은 뚜렷하지 않았다. 하지만 흥미롭게도 CBA를 사용한 실리카 샌드의 치환은 공극의 직경 범위에 따라 다른 영향을 미치는 것으로 나타났다. UHPC 내부의 entrained air는 CBA 치환율이 증가함에 따라 꾸준히 증가하는 경향을 보였으며, 이것은 CBA의 거칠고 불규칙한 입자 형상과 CBA의 공극이 물과 페이스트를 흡수한 결과로 볼 수 있다. Micro 공극과 Macro 공극 또한 CBA 치환율이 증가함에 따라 지속적으로 증가하였으며, 이는 CBA 잔골재 자체의 공극으로 인한 영향으로 볼 수 있다. 추가적으로, 앞서 Table 4에서 설명하였던 것과 같이, CBA 치환량이 증가함에 따라 목표 플로우 직경에 도달하기 위한 superplasticizer 사용량이 증가하였으며, 이는 유효 w/b 비율을 증가시킴으로써 capillary voids에 영향을 미쳤을 것으로 믿어진다. 다른 직경 범위의 공극들이 CBA 치환량이 증가함에 따라 지속적으로 증가하는 경향을 보였던 것과 달리, 흥미롭게도 macro pore가 CBA 치환율 50 %를 기준으로 다시 감소하기 시작하였다. macro pore의 범위는 수화물인 aggregation of C-S-H particles를 포함한다^{(Mehta 2006)}. 따라서 CBA 치환율이 증가함에 따라 포졸란 반응으로 인하여 생성된 추가적인 C-S-H가 CBA 치환율이 높은 변수들의 macro pore 감소에 영향을 미친 것으로 보여지며, 이는 TG/DTG 분석 결과에서 확인했던 CBA의 포졸란 반응성과 부합하는 결과이다.

Fig. 13 Effect of coal bottom ash (CBA) substitution rate on distribution of pores by diameter

Fig. 14 Effects of coal bottom ash (CBA) substitution rate on pore volume distribution