2.1. 사용재료

2.2. 콘크리트 배합

콘크리트의 성능을 평가하기 위하여 CG에 대하여 RG를 각각 0, 25, 50, 75 및 100% 대체하여 5종류의 콘크리트를 제작하였으며, R00, R25, R50, R75 및 R100으로 각각 명명 하였다. 이때, R00 콘크리트의 설계기준강도는 24 MPa로 선정하였다. 또, 콘크리트의 물-결합재비 (W/B)는 50%로 고 정하였으며, RG 대체율에 따라 잔골재율 (S/a)은 약간씩 조 절되었다. 본 실험에 사용된 콘크리트의 배합표는 Table 3과 같다.

2.3. 양생조건

본 연구의 목적은 순환골재 콘크리트의 성능에 대한 증기 양생의 효과를 실험적으로 고찰하기 위한 것으로써, 수중양 생 (WC: water curing)을 증기양생 (SC: steam curing)의 비 교양생법으로 선택하였다. 수중양생의 경우, 콘크리트를 타 설한 후, 자유수의 증발을 방지하기 위하여 비닐랩으로 24시 간 동안 덮은 다음, 랩을 제거하여 공시체를 탈형한 한 후, 20±3°C 수중에 양생하였다. 또, 증기양생을 실시하기 위하 여, 타설된 콘크리트 몰드를 상대습도 95%이상인 증기양생 함 (steam-curing box)에 두고, Fig. 2와 같은 온도조건으로 양생을 실시하였다. 양생 1일 후, 콘크리트 공시체를 탈형하 여 수중양생과 마찬가지로 소정의 재령동안 공시체를 20±3°C 수중에서 양생하였다.

Fig 2.

Steam curing procedure

2.4. 실험방법

3.1. 강도 특성

Fig. 3은 순환 굵은골재 대체율에 따른 콘크리트의 재령별 압축강도 특성을 나타낸 것이다. Fig. 3(a)는 수중양생한 콘 크리트의 압축강도 발현경향을 도식화한 것으로써, 순환골재 대체율이 증가함에 따라 콘크리트의 압축강도는 다소 작게 나타남을 알 수 있다. 순환 굵은골재를 100% 대체한 R100 콘크리트의 재령 28일 압축강도는 약 21.3MPa로써, 부순골 재만을 사용한 R00 콘크리트의 약 61% 정도로 나타났다. Fig. 2의 증기양생 과정을 통하여 제조된 콘크리트의 압축강 도 발현 특성을 나타낸 것이 Fig. 3(b)이다. 이 그림에서 R00 및 R25 콘크리트의 압축강도는 재령에 관계없이 서로 유사 하게 나타났으며, 대체적으로 순환 굵은골재의 대체율이 증 가함에 따라 압축강도가 작게 나타나는 경향을 보였다.

Fig 3.

Compressive strength development of concretes under water or steam curing condition

한편, 순환골재 콘크리트의 압축강도 발현에 대한 증기양 생의 영향을 평가하기 위하여 수중양생 콘크리트의 압축강 도와 비교하여 강도비 (SC/WC)로 나타낸 것이 Fig. 4이다. 이 그림에서 알 수 있듯이 초기재령에서는 증기양생된 콘크 리트의 강도발현이 수중양생한 콘크리트 보다 크게 나타났 으며, 재령의 증가와 더불어 강도비가 감소하는 경향을 나타 내었다. 초기재령과는 다르게 재령 28일에서 콘크리트의 강 도비는 R00 콘크리트가 약 0.83인 반면, R100 콘크리트는 약 1.15의 값을 나타내었다. 한편, 순환 굵은 골재 대체율이 25~75%인 R25, R50 및 R75 콘크리트의 재령 28일 강도비 는 거의 유사하게 나타났다 (SC/WC≒1). 결과적으로, 초기 재령 콘크리트 및 순환 굵은골재 대체율이 클수록 (100% 대 체) 콘크리트의 압축강도에 대한 증기양생의 효과는 더욱 크 게 나타남을 알 수 있다. 이러한 현상은 증기양생을 받은 콘 크리트의 경우 급격한 초기수화로 인하여 순환골재 중 부착 모르타르의 ITZ가 수화물질의 생성촉진으로 인하여 밀실화 되었기 때문으로 판단된다 (^{Poon et al., 2006}).

Fig 4.

Effect of steam curing on compressive strength of recycled aggregate concretes

순환 굵은골재 대체율에 따른 콘크리트의 재령별 쪼갬인 장강도 특성을 나타낸 것이 Fig. 5이다. Fig. 5(a)는 수중양 생한 콘크리트의 쪼갬인장강도 발현 경향을 도식화 한 것으 로써, 압축강도 발현 경향 (Fig. 3)과 마찬가지로 순환골재 대체율이 증가함에 따라 콘크리트의 인장강도는 작게 나타 났다. R00 콘크리트의 수중양생 재령 28일 인장강도가 약 4.2MPa인 것에 비하여 R100 콘크리트의 동일재령 인장강도 는 약 2.5MPa로 나타나므로써, 순환골재 100% 대체에 따라 수중양생 콘크리트의 인장강도는 약 40% 감소한 결과를 나 타내었다.

Fig 5.

Split tensile strength development of concretes under water or steam curing condition

반면, Fig. 5(b)는 증기양생된 콘크리트의 쪼갬인장강도 발 현 특성을 나타낸 것으로써, 인장강도 발현경향은 수중양생 한 콘크리트와 유사하였으나, 재령 28일에서 R100 콘크리트 의 인장강도 (약 3.0MPa)는 R00 콘크리트 (약 3.7MPa)에 비하여 약 81%인 것으로 조사되었다.

또, 순환골재 콘크리트의 인장강도 발현에 따른 증기양생 의 효과를 검토하기 위하여 강도비를 계산하여 나타낸 것이 Fig. 6으로써, Fig. 4에 나타난 압축강도 강도비 경향과 비교 해서 재령 1일에서 매우 큰 값이 나타났으며, 이러한 현상은 순환골재 대체율이 높을수록 더욱 두드러진 경향을 나타내 었다. 그 이유는 콘크리트의 인장강도는 압축강도에 비하여 천이지대 (interfacial transition zone)의 특성에 의한 영향을 크게 받기 때문에 증기양생에 의한 천이지대 개선효과가 더 욱 크게 나타난 탓으로 판단되며, ^{PPoon et al. (2006)}의 연구 결과와도 유사하게 나타났다. 특히, 순환골재 대체율이 100% 인 R100 콘크리트의 경우, 재령 28일까지 수중양생한 콘크 리트의 인장강도보다 증기양생한 콘크리트의 인장강도가 크 게 나타난 반면 (SC/WC > 1), 순환골재 대체율이 0~75%인 재령 28일 콘크리트는 증기양생한 콘크리트의 인장강도가 수중양생한 콘크리트의 인장강도와 동등 또는 다소 작은 값 을 나타내었다.

Fig 6.

Effect of steam curing on split tensile strength of recycled aggregate concretes

3.2. 투수 공극

Fig. 7은 양생방법에 따른 콘크리트의 투수공극량을 식 (1) 과 같이 계산하여 순환골재 대체율별로 나타낸 것이다. 이 그림에서 알 수 있듯이 재령이 증가 (3일 → 28일)함에 따라 투수공극량은 감소하였으며, 순환골재 대체율이 증가함에 따 라 투수공극량도 대체적으로 증가하는 경향을 나타내었다. 그러나, 증기양생을 받은 콘크리트는 순환골재 대체율에 관 계없이 재령 3일에서 수중양생한 콘크리트보다 작은 투수공 극량 값을 나타낸 반면, 재령 28일에서는 오히려 크게 나타 나는 반대 경향을 보였다.

Fig 7.

Variations of water porosity of recycled aggregate concrete under water and steam curings

한편, 콘크리트의 투수공극량과 압축강도와의 관계를 나타 낸 것이 Fig. 8이다. 이 결과로부터 투수공극량이 클수록 압 축강도가 감소하는 경향이 나타났으며, 아울러 좋은 상관관 계를 보임을 알 수 있다.

Fig 8.

Relationship between compressive strength and water porosity of recycled aggregate concrete

3.3. 염소이온 침투저항성

Fig. 9는 ASTM C 1202 실험법에 준하여 측정한 콘크리 트의 총통과전하량을 나타낸 것으로써, 재령, 순환골재 대체 율 및 양생방법에 따라 서로 상이한 결과가 나타남을 알 수 있다. 특히, 부순골재에 순환골재를 25% 대체한 R25 콘크리 트는 양생방법에 관계없이 R00 콘크리트와 유사한 총통과전 하량을 나타내었다. 반면, 재령 3일 및 28일에서 수중양생된 R100 콘크리트의 총통과전하량은 수중양생된 R00 콘크리트 와 비교하여 상대적으로 크게 나타났으며, 이러한 현상은 순 환골재에 포함되어 있는 부착모르타르의 영향으로 인하여 생성된 ITZ의 증가에 기인한 것으로써, ^{Otsuki et al. (2003)} 의 연구결과와도 비교적 잘 일치하였다.

Fig 9.

Total charge passed through recycled aggregate concrete

또, 순환골재 대체율별 증기양생된 콘크리트의 총통과전하 량 차이는 수중양생된 콘크리트의 총통과전하량의 차이보다 는 작게 나타났으며, 이러한 현상은 초기재령 (3일)에서 더 욱 명확하게 나타났다. 따라서, 양생방법에 따라 순환골재 콘크리트의 염소이온 침투저항성이 다르게 나타남을 알 수 있다.

특히, ^{Poon et al. (2006)}의 연구결과와 마찬가지로 증기양 생을 받은 콘크리트는 C-S-H 수화물의 생성 촉진 및 모세관 공극의 굴곡도 (tortuosity) 증진 효과로 인하여 초기재령에 서 총통과전하량이 상대적으로 작게 나타나므로써, Table 4 의 평가기준을 고려하면 염소이온 침투저항성이 향상됨을 확인할 수 있다.

3.4. 건조수축

건조수축은 콘크리트 중의 수분이 증발하면서 발생하는 현상으로 크리프와 함께 시간의존적인 거동을 나타내는 콘 크리트의 고유현상으로써, 과도할 경우 콘크리트에 균열을 발생시키는 주요 원인된다 (^{Yang et al., 2010}). Fig. 10은 수중 및 증기양생한 순환골재 콘크리트의 91일 건조수축량 을 비교하여 나타낸 것이다. 이 그림에서 알 수 있듯이 수중 양생한 콘크리트는 순환골재 대체율에 관계없이 증기양생된 콘크리트에 비하여 건조수축량이 크게 나타났다. 또, 수중양 생한 콘크리트의 건조수축량은 순환골재 대체율에 따른 건 조수축량의 차이가 다소 크게 나타나 반면, 증기양생한 콘크 리트 건조수축량은 순환골재 대체율에 따른 영향이 상대적 으로 작게 나타났다. 그 이유는 증기양생 후 콘크리트 중 수 화물인 C-S-H 표면에 흡착된 수분이 수중양생에 비하여 상 대적으로 감소하였기 때문으로 판단된다 (^{Bakharev et al., 1999}). 예를 들어 비교하면, 91일 재령에서 R00 콘크리트의 수중 및 증기양생된 콘크리트의 건조수축량은 약 550 및 504×10^-6 mm/mm인 것에 비하여, R100 콘크리트의 수중 및 증기양생 건조수축량은 약 778 및 580×10^-6 mm/mm로 각각 관찰되었다.

Fig 10.

Comparison of drying shrinkage of concrete mixtures at 91 days