2.1 사용재료

시멘트는 보통포틀랜드시멘트를 사용하였다. 천연굵은골 재는 부순자갈로써 최대직경 25 mm, 최소직경 5 mm의 골재 를 사용하였고, 순환굵은골재는 최대직경 20 mm, 최소직경 5 mm의 골재를 사용하였다. 잔골재는 부순모래와 해사를 7:3 의 비율로 섞은 혼합잔골재를 사용하였다. Fig. 1에 실험에 사 용된 골재를 나타내었다. 굵은골재 및 잔골재의 밀도와 흡수 율을 ^{KS F 2503(2007)} 및 ^{KS F 2504(2007)}를 이용하여 측정 하였으며, Table 1에 실험에 사용된 골재의 밀도 및 흡수율 실 험결과를 나타내었다. 이 실험에서는 굵은골재를 순환굵은골 재로 각각 30, 50, 70 및 100%로 치환하여 물성을 평가하였으 며, 굵은순환골재(RCA, recycled coarse aggregate) 치환율에 따른 입도분포곡선을 Fig. 2에 나타내었다. 순환골재 치환율 이 30%인 굵은골재의 입도분포는 KS기준의 범위 이내에 분 포하고, 순환골재 치환율이 50%인 굵은골재의 입도분포는 KS기준의 상한값에 근접한다. 반면에, 순환골재 치환율이 70 및 100%인 굵은골재의 입도분포는 KS기준의 범위의 상한값 을 벗어난다.

이 연구에서는 콘크리트의 역학적 특성을 파악하는데 주안 점을 두었으며, 이에 따라 골재의 밀도, 흡수율 및 입도분포를 파악하였다. 한편, 순환골재의 알칼리 골재반응, 유해물질 함유 량 등은 순환골재 콘크리트의 물성 특히, 내구성능에 영향을 미 치므로 추후 연구에서 이에 대한 평가가 필요하다고 판단된다.

2.2 배합

Table 2에 배합설계를 나타내었다. 배합 설계 시에 물-시멘 트 비와 굵은순환골재 치환율을 실험변수로 고려하였다. 실 험변수로써 고려된 물-시멘트 비는 0.36, 0.46 및 0.53이고, 기 본배합을 기준으로 굵은골재를 30, 50, 70 및 100%의 순환굵 은골재로 용적치환을 하였다. 골재의 표면상태는 표면건조내 부포화상태(saturated surface-dried)로 배합에 사용하였다. 또 한, 고성능유동화제(super-plasticizer)를 시멘트 중량 비 1.0% 를 혼합하였다.

타설 후 시편을 2일 동안 기건양생한 후에 몰드를 탈형하고 수조에서 20±3°C의 온도 조건에서 재령 28일까지 양생을 수 행하였다.

Table 3에 슬럼프와 공기량 측정값을 나타내었다. A100 배 합의 슬럼프는 A0 배합의 슬럼프보다 8 mm 증가하였고, B100 배합의 슬럼프는 B0 배합의 슬럼프보다 10 mm 증가하였다. 또한, C100 배합의 슬럼프는 C0 배합의 슬럼프보다 4 mm 증 가하였다. 천연골재는 부순자갈로써 골재의 모양이 각진 형 태를 나타내는 반면에, 순환골재는 순환골재 처리과정에서 파쇄 및 마쇄 과정 등을 통해 부순자갈에 비해 상대적으로 둥 근 모양을 나타낸다. 이러한 골재 형상에 의해 순환골재를 사 용한 콘크리트의 슬럼프가 일반골재 콘크리트의 슬럼프보다 다소 크게 측정된 걸로 판단된다. A, B 및 C 씨리즈 배합의 공 기량은 각각 4.9~5.4%, 4.5~4.9 및 4.7~5.1%의 범위로써, 각 치환률로 순환골재 치환에 따른 공기량 변동 범위는 뚜렷 하지 않다.

물-시멘트 비 및 순환굵은골재 치환율에 따른 각 배합별로 실험시편을 3개씩 제작하여 콘크리트의 재령 7일 압축강도, 재령 28일 압축강도, 탄성계수, 쪼갬인장강도 및 파괴계수를 측정하였다.

3.1 압축강도

Table 3에 7일 압축강도와 28일 압축강도, 탄성계수, 쪼갬 인장강도 및 파괴계수 측정결과를 나타내었다. 각 배합의 측 정항목마다 3개 시편의 실험결과 평균값을 나타내었다.

압축강도실험은 직경 100 mm이고 높이가 200 mm인 실린 더 공시체를 이용하여 측정하였으며, Fig. 3과 Fig. 4에 7일 압 축강도 측정결과와 28일 압축강도 측정결과를 나타내었다.

굵은순환골재의 치환율에 따른 7일 압축강도 실험결과를 Fig 3(a)에 나타내었다. A시리즈(w/c=0.53)의 경우, 기본 배 합(치환율=0%)의 7일 압축강도는 30.7 MPa이고, 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 7일 압축강도는 각각 30.3, 30.0, 29.6 및 27.9 MPa이다. B시리즈(w/c=0.46)의 경우, 기본 배합의 7일 압축강도는 39.3 MPa이고, 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 7일 압축강도는 각각 38.9, 38.6, 38.1 및 36.8 MPa이다. 또한 C시리즈(w/c=0.36)의 경우, 기본 배합의 7일 압축강도는 52.0 MPa이고, 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 7일 압축강도는 각각 51.0, 48.7, 47.3 및 45.7 MPa이다. 이러한 실험결과는 순환골재의 치환율이 증가할수 록 콘크리트 7일 압축강도가 감소하는 것을 나타낸다. 치환율 이 50%일 때까지 7일 압축강도 감소율은 미미하다. 물-시멘 트 비가 0.53, 0.46 및 0.36일 때, 각 기본배합의 7일 압축강도 에 대해 순환골재 치환율이 100%일 때의 7일 압축강도는 각 각 9.1, 6.4 및 12.1% 감소하였다.

물-시멘트 비(w/c)에 따른 7일 압축강도 실험결과를 Fig. 3(b)에 나타내었다. w/c=0.36일 때의 7일 압축강도에 비해 w/c=0.46일 때의 7일 압축강도는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 23.7, 20.7, 19.5 및 19.6% 감소하였다. 또한, w/c=0.36일 때의 7일 압축강도에 비해 w/c=0.53일 때 의 7일 압축강도는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 40.6, 38.4, 37.4 및 38.9% 감소하였다.

실험결과는 물-시멘트 비의 증가에 따른 7일 압축강도 감 소율은 순환골재 치환율이 30%일 때 23.7 및 40.6%로서 가장 크게 감소하는 것을 나타낸다.

굵은순환골재의 치환율에 따른 28일 압축강도 실험결과를 Fig. 4(a)에 나타내었다. 굵은순환골재의 치환율이 증가할수 록 28일 압축강도가 감소하는 것을 나타낸다. A시리즈(w/c =0.53)의 경우, 기본 배합(A0)의 28일 압축강도는 36.4 MPa 이고, 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 28일 압축 강도는 각각 35.4, 34.8, 34.2 및 33.9 MPa이다. B시리즈(w/c =0.46)의 경우, 기본 배합의 28일 압축강도는 49.3 MPa이고, 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 28일 압축강도는 각각 47.0, 45.5, 44.0 및 42.2 MPa이다. 또한 C시리즈(w/c =0.36)의 경우, 기본 배합의 28일 압축강도는 64.0 MPa이고, 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 28일 압축강도는 각각 60.4, 55.3, 54.1 및 51.9 MPa이다. 물-시멘트 비가 0.53, 0.46 및 0.36일 때, 각 기본배합의 28일 압축강도에 대해 순환 골재 치환율이 100%일 때의 28일 압축강도는 각각 6.9, 14.4 및 18.9% 감소하였다.

순환골재 콘크리트의 압축강도는 순환골재가 증가할수록 감소하는 뚜렷한 경향을 나타낸다. 콘크리트의 압축강도는 파괴 특성과 연관성이 있다. 골재와 시멘트 페이스트 사이의 계면 파괴 특성뿐만 아니라 골재의 파괴 특성이 콘크리트의 압축강도에 영향을 미칠 수 있다. Table 1에 나타낸 바와 같이 순환골재의 흡수율은 천연골재의 흡수율 보다 훨씬 크다. 이 는 순환골재의 표면에 부착되어 있는 모르타르 성분 때문이 다. 또한, 순환골재는 골재 처리과정에서 파쇄 및 마쇄 과정을 거치므로 공정 특성상 일부 골재는 미세 손상을 받을 가능성 을 배제할 수는 없다. 따라서, 모르타르 성분의 순환골재 콘크 리트의 계면파괴에 대한 불리한 영향과 순환골재의 미세한 손상 가능성이 압축강도를 감소시킬 수 있다고 판단된다.

물-시멘트 비(w/c)에 따른 28일 압축강도 실험결과를 Fig. 4(b)에 나타내었다. w/c=0.36일 때의 28일 압축강도에 비해 w/c=0.46일 때의 28일 압축강도는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 22.2, 17.7, 18.7 및 18.8% 감소하였다. 또한, w/c=0.36일 때의 7일 압축강도에 비해 w/c=0.53일 때 의 28일 압축강도는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 41.4, 37.1, 36.8 및 38.9% 감소하였다.

실험결과는 물-시멘트 비의 증가에 따른 28일 압축강도 감 소율은 순환골재 치환율이 30%일 때 22.2 및 41.4%로서 가장 크게 감소하는 것을 나타낸다. 이는 물-시멘트 비의 증가에 따 른 7일 압축강도 감소율은 순환골재 치환율이 30%일 때 가장 크게 감소한 것과 상응하는 결과이다.

3.2 탄성계수

압축강도 실험 시에 탄성계수를 측정하기 위하여 두 개의 원형 치구를 공시체 중앙 100 mm 구간에 설치하였다. 원형 치 구 사이에 실린더 공시체 원주방향으로 120° 간격으로 3개의 LVDT를 설치하였으며, 하중재하 시에 변위를 측정하였다 (Fig. 5). 하중재하는 2000 kN 용량의 만능시험기(UTM)를 사 용하여 변위제어 방식으로 하중을 재하하였으며, 0.025 mm/s 의 변위제어속도를 사용하였다.

압축강도 실험에서 측정한 하중과 변위를 이용하여 압축강 도-변형률 곡선을 측정하였으며, 대표적으로 순환골재 치환 율이 50%인 A50, B50 및 C50 배합의 압축응력-변형률 관계 곡선을 Fig. 6에 나타내었다. 압축응력-변형률 곡선에서 변형 률이 0.00005인 점과 최대 하중의 40%에 해당하는 점의 선분 의 기울기를 이용하여 탄성계수를 산정하였다.

여기서,

배합별 탄성계수 측정결과를 Fig. 7에 나타내었다. 굵은순 환골재의 치환율이 증가할수록 탄성계수는 감소한다. A시리 즈(w/c=0.53)의 경우, 기본 배합(A0)의 탄성계수는 23841 MPa이고, 순환골재 치환율 증가에 따라 A30, A50, A70 및 A100 배합의 탄성계수는 각각 0.6, 4.1, 10.0 및 10.2% 감소하 였다. B시리즈(w/c=0.46)의 경우, 기본 배합(B0)의 탄성계수 는 26833 MPa이고, 순환골재 치환율 증가에 따라 B30, B50, B70 및 B100 배합의 탄성계수는 각각 5.6, 9.8, 10.5 및 12.4% 감소하였다. 또한 C시리즈(w/c=0.36)의 경우, 기본 배합(C0) 의 탄성계수는 27374 MPa이고, 순환골재 치환율 증가에 따라 C30, C50, C70 및 C100 배합의 탄성계수는 각각 5.3, 5.8, 6.0 및 10.1% 감소하였다.

현행 콘크리트표준시방서(^{KCI, 2009})에서는 굵은순환골 재 최대치환율을 30%로 제한하고 있으며, 배합 시리즈 별로 치환율이 30%일 때의 탄성계수 감소율은 각각 0.6%(A30 배 합), 5.6%(B30 배합) 및 5.3%(C30 배합) 감소하였다.

또한, 순환골재 치환율이 70%일 때의 탄성계수 감소율은 각각 10.0%(A70 배합), 10.5%(B70 배합) 및 6.0%(C70 배합) 감소하였으며, 순환골재 치환율이 100%일 때의 탄성계수 감 소율은 각각 10.2%(A100 배합), 12.4%(B100 배합) 및 10.1% (C100 배합) 감소하였다. 실험결과는 순환골재를 70% 이상 으로 치환할 때, 탄성계수는 10% 이상 감소할 수도 있음을 나 타낸다.

물-시멘트 비(w/c)에 따른 탄성계수 실험결과를 Fig. 7(b) 에 나타내었다. w/c=0.36일 때의 탄성계수에 비해 w/c=0.46 일 때의 탄성계수는 순환골재 치환율 별로 각각 2.3%(B30 배 합), 6.2%(B50 배합), 6.7%(B70 배합) 및 4.4%(B100 배합) 감 소하였다. 또한, w/c=0.36일 때의 탄성계수에 비해 w/c=0.53 일 때의 탄성계수는 순환골재 치환율 별로 각각 8.6%(C30 배 합), 11.4%(C50 배합), 16.7%(C70 배합) 및 13.0%(C100 배합) 감소하였다. 물-시멘트 비가 0.53일 때의 탄성계수 감소율은 전반적으로 10%를 초과한다.

탄성계수는 콘크리트 부재의 휨강성과 축강성 등에 영향을 미치며, 이에 따라 부재의 처짐 또는 변형에 영향을 미칠 수 있 다. 따라서, 물-시멘트 비가 0.50 이내인 배합이 처짐 또는 변 형관리 측면에서 유리하다고 판단된다.

현재 설계코드에서의 콘크리트 압축강도를 이용한 탄성계 수 산정식은 다음과 같은 형태를 나타낸다.

여기서, f_ck는 콘크리트 압축강도, A는 계수, B는 지수이다.

콘크리트구조기준(^{KCI, 2012})의 콘크리트의 압축강도를 이용한 탄성계수 산정식은 다음과 같다.

ACI 318-11(^{ACI, 2011})과 AASHTO LRFD 설계기준(^{AASHTO, 2014})에서는 콘크리트의 압축강도를 이용한 탄성계수 예측 식을 다음과 같이 제시하고 있다.

또한, fib Model Code 2010(^{fib, 2010})에서의 탄성계수 산정 식은 다음과 같다.

여기서, E_co=21500(MPa)이다.

Fig. 8에 이 연구에서의 탄성계수 측정결과와 콘크리트구 조기준, ACI 318-11 및 ^{fib Model Code 2010}의 탄성계수 예측 결과를 비교하여 나타내었다. 또한, 문헌분석(^{Chung et al., 2006}; ^{Jeon et al., 2009}; ^{Kim et al., 1996}; ^{Sim et al., 2006}; ^{Choi et al., 2005}; ^{Kim et al., 1993}; ^{Kim et al., 1996})을 통해 국내연 구에서 168개의 굵은순환골재 콘크리트의 탄성계수 측정값 을 획득하였으며, 획득한 실험결과를 같이 나타내었다.

설계코드 식에 의한 탄성계수 예측값은 전반적으로 측정결 과를 과다평가하고 있다. 특히 콘크리트구조기준(^{KCI, 2012}) 에 의한 예측값은 측정결과를 더욱 과다평가하고 있다.

순환골재 콘크리트의 탄성계수 예측식은 순환골재 콘크리 트의 압축강도 한 개만을 종속변수로 사용하는 방법과 순환 골재 치환률 및 압축강도를 두 개의 종속변수로 함께 사용하 는 방법으로 대별된다. 실험결과는 순환골재의 치환률이 증 가할수록 콘크리트의 압축강도는 감소하고, 또한 탄성계수도 감소한다. 순환골재 치환률과 콘크리트의 압축강도는 서로 독립관계가 아니므로 이러한 두 개의 변수를 종속변수로 사 용하여 콘크리트 탄성계수를 예측하는 것은 다소 한계가 있 다. 따라서, 이 연구에서는 순환골재 콘크리트의 압축강도만 을 탄성계수의 종속변수로 이용하여 탄성계수를 예측하고자 하였다(^{Yang and Jeong 2016}).

측정결과의 분석을 토대로 식 (6)의 탄성계수 예측식을 제 안하였다. 제안식은 식 (2)에서 A=7300, B=1/3일 때의 예측식 이다.

Fig. 9에 이 연구에서 뿐만 아니라 다른 연구자의 탄성계수 측정결과와 함께 설계코드 제안식에 의한 탄성계수 예측결과 를 비교하여 나타내었다. 이 연구에서의 제안식에 의한 탄성 계수 예측결과는 설계코드 식에 의한 예측결과보다 순환골재 콘크리트의 탄성계수를 더욱 합리적으로 예측하고 있다. 또 한, 그림에서 보는 바와 같이 기존 다수의 연구는 압축강도 20~ 40 MPa 범주의 순환골재 콘크리트의 탄성계수에 대해 수행 되었으며, 이 연구에서는 압축강도 30~65 MPa 범주의 탄성 계수 측정값을 제시하여 순환골재 적용의 확대 가능성을 제 시하였다.

3.3 쪼갬인장강도

지름이 100 mm이고 높이가 200 mm인 원주형 시편을 이용 하여 쪼갬인장강도시험을 수행하였다. 쪼갬인장강도 시험결 과를 Fig. 10에 나타내었다.

순환골재 치환율이 증가할수록 압축강도 및 탄성계수처럼 쪼갬인장강도 역시 감소한다. A, B, C 시리즈 별로 기본 배합 의 쪼갬인장강도에 대해 순환골재 치환율이 30% 일때의 쪼갬 인장강도는 각각 2.8, 2.5 및 2.1%, 치환율이 50% 일때의 쪼갬 인장강도는 각각 5.6, 7.5 및 6.4%, 치환율이 70% 일때의 쪼갬 인장강도는 각각 8.3, 12.5 및 10.6% 감소한다. 또한 순환골재 치환율이 100% 일때의 쪼갬인장강도는 각각 11.1, 17.5 및 17.0% 감소한다.

이 연구에서의 실험결과는 콘크리트표준시방서(^{KCI, 2009}) 에서 제한하고 있는 30% 이내의 순환골재 치환율 범위에서 쪼갬인장강도의 감소율은 3% 이하로써 감소량이 미미한 것 을 나타낸다. 반면에, 순환골재 치환율이 100%일 때 모든 배 합 시리즈의 쪼갬인장강도 감소율은 10%를 초과한다.

물-시멘트 비(w/c)에 따른 쪼갬인장강도 실험결과를 Fig. 10(b)에 나타내었다. w/c=0.36일 때의 쪼갬인장강도에 비해 w/c=0.46일 때의 쪼갬인장강도는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 15.2, 15.9, 16.7 및 15.4% 감소하였다. 또한, w/c=0.36일 때의 쪼갬인장강도에 비해 w/c=0.53일 때 의 쪼갬인장강도는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 23.9, 22.7, 21.4 및 23.1% 감소하였다.

따라서, 실험결과는 순환골재 치환율 수준이 다를지라도 물-시멘트 비의 증가에 따른 쪼갬인장강도 감소율은 서로 비 슷한 것을 경향을 나타낸다.

3.4 파괴계수

단면크기가 100×100 mm이고 길이가 400 mm의 프리즘 형 상 시편의 4점하중재하실험을 통하여 순환골재 콘크리트의 파괴계수를 측정하였다. 실험은 만능재료시험기(UTM)을 사 용하여 변위제어방식으로 하중을 재하하였으며, 0.025 mm/s 의 변위제어속도를 사용하였다(Fig. 11). 측정파괴계수 실험 결과를 Fig. 12에 나타내었고, 단면의 파괴형상을 Fig. 13에 나 타내었다.

순환골재 치환율이 증가함에 따라 파괴계수는 감소한다. A, B, C 시리즈 별로 기본 배합의 파괴계수에 대해 순환골재 치환율이 30%일 때의 파괴계수는 각각 3.6, 1.5 및 1.4%, 치환 율이 50%일 때의 쪼갬인장강도는 각각 7.3, 3.0 및 5.7%, 치환 율이 70%일 때의 쪼갬인장강도는 각각 9.1, 6.1 및 8.6% 감소 한다. 또한 순환골재 치환율이 100%일 때의 쪼갬인장강도는 각각 14.5, 10.6 및 12.9% 감소한다.

물-시멘트 비에 따른 파괴계수 실험결과를 Fig 12(b)에 나 타내었다. w/c=0.36일 때의 파괴계수에 비해 w/c=0.46일 때 의 파괴계수는 순환골재 치환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각 각 5.8, 3.0, 3.1 및 3.3% 감소하였다. 또한, w/c=0.36일 때의 파괴계수에 비해 w/c=0.53일 때의 파괴계수는 순환골재 치 환율이 30, 50, 70 및 100%일 때 각각 23.2, 22.7, 21.9 및 23.0% 감소하였다. 실험결과는 물-시멘트 비가 증가할수록 파괴계 수가 감소하는 것을 나타낸다. 또한, w/c=0.36일 때의 파괴계 수에 대한 w/c=0.53일 때의 파괴계수 감소율은 앞 절에서 살 펴본 쪼갬인장강도 감소율과 유사한 값을 나타낸다.

콘크리트구조기준(^{KCI, 2012})과 ACI318-11(^{ACI, 2011})은 콘크리트 부재의 균열모멘트 산정을 위한 콘크리트의 파괴계 수(f_r)를 다음과 같이 제시하고 있다.

여기서, f_ck는 콘크리트의 압축강도이다.

기존 연구결과분석(^{Chung et al., 2006}; ^{Jeon et al., 2009}; ^{Kim et al., 1996}; ^{Choi et al., 2005}; ^{Lee et al., 1999}; ^{Lee et al., 2005})을 통하여 104개의 파괴계수 실험결과를 획득하였다. 이 연구에서의 파괴계수 측정결과 뿐만 아니라 문헌분석을 통한 파괴계수 실험결과와 식 (7)에 의한 예측결과를 비교하 여 Fig. 14에 나타내었다. 콘크리트구조기준에 의한 예측결과 는 압축강도 40 MPa 이상의 순환골재 콘크리트의 파괴계수 를 과소평가하고 있다.

기존의 굵은순환골재 콘크리트의 탄성계수 특성에 대한 연 구가 주로 압축강도 20~40 MPa 범주에서 수행된 바와 같이, 굵은순환골재를 사용한 콘크리트의 파괴계수에 대한 연구도 주로 압축강도 20~40 MPa 범주에서 수행되었다. 반면에, 이 연구에서는 압축강도 30~65 MPa 범주에서의 파괴계수 측정 값을 나타내어 순환골재 적용의 확대 가능성을 제시하였다.