2.1. 실험변수

본 연구에서는 전자폐기물의 일종인 고밀도 폐유리를 잔골 재로 적용한 콘크리트의 역학적 특성을 평가하기 위하여 실 험 변수로 물-결합재비 및 고밀도 폐유리의 잔골재 대체율을 결정하고, 시멘트 대체제로 사용되고 있는 광물질 혼화재료 의 혼입 특성도 함께 고려하기 위하여 광물질 혼화재인 플라 이애시와 고로슬래그 미분말도 함께 사용하였다. 본 연구에 사용된 실험 변수는 Table 1과 같다.

2.2. 사용재료

2.3. 배합조건

본 연구에서 사용된 고밀도 폐유리의 잔골재 대체율은 부 피비로 각각 0, 50, 100%이며, 물-결합재비는 35, 45, 55%로 결정하였다. 또한, 광물질 혼화재가 미치는 영향을 함께 검토 하기 위하여 물-결합재비 45% 경우에 대하여 플라이애시와 고로슬래그 미분말을 시멘트 질량의 각각 20%, 50%로 치환 하여 함께 평가하였으며, 본 연구에 사용된 배합표는 Table 5 에 나타내었다.

2.4. 실험 방법

2.4.1. 압축강도 및 탄성계수

콘크리트의 압축강도 및 탄성계수 측정은 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 KS F 2405(콘크리트의 압축강도 시험방법)에 따라 실시하였다. 공시체는 ∅100×200 mm 크기인 것을 사용하였 으며, 만능재료시험기(UTM)를 이용하여 하중제어 방식으로 실시하였다. 이때, 선형변위 측정기(LVDT)를 설치하여 콘크 리트의 변형률도 함께 측정하여 탄성계수를 산정하였다.

Fig. 1

Photo of compressive strength test

3.1. 압축강도

Fig. 2에는 고밀도 폐유리 대체율 변화에 따른 원주형 시험 체의 압축강도 측정결과를 나타내었다. Fig. 2(a)에 나타낸 바 와 같이 고밀도 폐유리를 적용하지 않은 경우, 물-결합재비가 증가함에 따라 강도가 감소하고 동일한 물-결합재비에서 재 령이 증가함에 따라 강도가 증진되는 콘크리트의 일반적인 특성이 나타났다. 또한, 광물질 혼화재를 사용한 경우, 동일한 물-결합재비에서 동등한 강도 수준을 확보하기 위해서는 FA20인 경우에는 재령 91일, BFS50 경우에는 재령에 관계없 이 강도 개선이 가능한 것으로 나타나, 광물질 혼화재 사용에 따른 강도 발현특성에는 다소 차이가 있는 것으로 나타났다.

Fig. 2

Results of compressive strength

한편, 고밀도 폐유리를 50% 대체한 경우(Fig. 2(b)), 물-결 합재비에 관계없이 Fig. 2(a)에 비하여 강도가 감소하는 것으 로 나타났다. 이는 고밀도 폐유리 표면이 잔골재 표면보다 매 끄럽기 때문에 시멘트 수화물과의 부착성능 저하로 인하여 강도가 감소하는 것으로 보고된 바 있으며, 본 연구결과도 기 존 연구결과(^{Choi et al., 2015}; ^{Choi et al., 2017})와 동일한 경 향을 나타내었다. 한편, 고밀도 폐유리를 100% 대체한 경우 (Fig. 2(c)), 광물질 혼화재를 사용하게 되면 45OPC에 비하여 FA20, BFS50 모두 강도개선이 가능한 것으로 나타났다. 이는 광물질 혼화재와 고밀도 폐유리에 포함된 미분말 성분이 포 졸란 반응을 유도하여 재령이 증가할수록 압축강도 개선에 기여한 것으로 판단된다. 따라서 고밀도 폐유리 대체에 따른 강도저하는 광물질 혼화재를 사용하면 일정수준 회복 가능한 것으로 사료된다.

3.2. 휨강도

Fig. 3에는 고밀도 폐유리 대체율 변화에 따른 휨강도 측정 결과를 나타내었다. 휨강도 측정결과, Fig. 2에 나타낸 압축강 도 측정결과와 마찬가지로 고밀도 폐유리 대체율이 증가함에 따라 2.3~26.4%까지 휨강도가 감소하는 것으로 나타났다. 이 는 압축강도가 감소하는 요인과 마찬가지로 고밀도 폐유리 표면 상태로 인하여 시멘트 페이스트와 고밀도 폐유리의 부 착력 감소에 기인한 것으로 판단된다. 또한, Fig. 3(b), (c)에 나 타낸 고밀도 폐유리와 광물질 혼화재를 함께 사용한 콘크리트의 휨강도 측정결과를 살펴보면, 압축강도 측정 결과와 마찬가 지로 폐유리 대체에 따라 50%만 대체한 것에 비하여 전량 대 체한 경우에 휨강도가 폐유리를 대체하지 않은 콘크리트와 동등하거나 그 이상의 휨강도 발현이 가능한 것으로 나타났 다. 이는 포졸란 반응에 의해 강도 증진 효과와 고밀도 폐유리 입형이 휨강도 개선에 기여한 것으로 사료되며, 특히 BFS를 혼입하는 경우가 휨강도 개선에 효과적인 것으로 판단된다.

Fig. 3

Results of flexural strength

3.3. 압축-휨 상관관계

일반적으로 휨강도는 압축강도의 1/8~1/5의 범위를 나타내 며, 강도 구간에 따라 편차가 있다. 따라서 휨강도의 직접적인 측정이 어려운 경우에 적용하기 위하여 압축강도를 이용한 휨강도 예측모델 식을 각 기준마다 명시하고 있다. 따라서 본 (a) Non-Substitution (b) Substitution Ratio : 50% (c) Substitution Ratio : 100% Fig. 3 Results of flexural strength Fig. 4 The correlation between the compressive strength and the flexural strength 94 한국구조물진단유지관리공학회 논문집 제22권 제2호(2018. 3) 연구에서는 KCI 2012, CEB-FIP, ACI 363 및 JSCE에 의한 예 측모델 식 (1)~식 (4)로 구한 예측결과와 실험결과를 비교, 분 석하여 Fig. 4에 나타내었다.(2)(3)

Fig. 4

The correlation between the compressive strength and the flexural strength

여기서, f_ck는 압축강도(MPa), f_r은 휨강도(MPa)이다.

분석결과, 고밀도 폐유리 혼입률 및 광물질 혼화재 사용 유 무에 관계없이 휨강도는 압축강도의 12.5~20% 수준인 것으 로 나타나, 사용재료에 따른 압축-휨 상관관계에 별다른 차이 점은 존재하지 않는 것으로 보인다. 한편, 휨강도 예측모델 과 실험결과(Fig. 4)를 비교하면, 30 MPa 이상의 압축강도를 확보한 경우(35OPC, BFS50)에는 ACI 363 예측모델보다 크 게 측정되었으나, 30 MPa 미만인 경우에는 ACI 363 모델과 KCI 2012 모델 사이 수준을 확보한 것으로 나타났다. 따라 서 추후 고밀도 폐유리를 혼입한 콘크리트의 압축-휨 강도 상관관계에 적용 가능한 예측모델의 수정이 필요할 것으로 사료된다.

3.4. 응력-변형률 관계

콘크리트의 응력- 변형률 관계는 구조물의 설계 또는 해석 에 있어 반드시 필요한 재료적 특성(^{Kang and Ryu, 2011})이므 로 본 연구에서는 고밀도 폐유리를 혼입한 콘크리트 최대응 력까지의 응력-변형률 곡선을 비교, 분석하고자 하였다. Fig. 4에는 고밀도 폐유리를 잔골재로 사용한 콘크리트의 최대응 력에서의 응력-변형률 곡선을 고밀도 폐유리 대체에 따라 나 타내었으며, Hognestad(^{Hognestad, 1951})의 식을 이용하여 예 측한 응력-변형률 곡선을 측정 결과와 함께 Fig. 4에 나타내었 다. Fig. 5(a)를 살펴보면, 응력 초기에는 거의 선형 거동이 나 타났지만, 최대 응력의 40%가 넘어가는 시점에서부터는 비 선형 거동을 보였다. 또한, 최대응력의 80%를 넘어서게 되면 급격한 변형률 증가가 나타나고 있다(^{Chang et al., 2000}).

Fig. 5

Results of stress-strain curve

또한, 광물질 혼화재 종류에는 관계없이 실제 실험결과와 예측모델에서는 차이가 발생하였다. 이는 광물질 혼화재료의 재료 특성을 응력-변형률 예측모델에서 고려하지 않기 때문 인 것으로 보인다. 이러한 경향은 고밀도 폐유리를 대체한 경 우(Fig. 5(b), (c))에서도 동일하게 나타났으며, 따라서 고밀도 폐유리 대체는 응력-변형률 곡선에 큰 영향을 미치지 않는 것 으로 판단된다.

3.5. 탄성계수

콘크리트의 탄성계수는 실험적으로 얻어진 콘크리트의 응 력-변형률 관계에서 최대응력의 40~45% 인 지점에서의 응력 -변형률 관계를 이용하여 산정하고 있다. 그러나 실험적으로 탄성계수를 산정하지 못할 경우, ACI 318과 유사한 KCI 2012 를 비롯하여 CEB-FIP, Euro code 2에는 압축강도 및 단위 중 량를 이용하는 식 (5)~식 (7)를 통하여 탄성계수를 산정하고 있다. 따라서 본 연구를 통해 얻어진 탄성계수 측정결과와 예 측모델을 비교, 분석하여 Fig. 5에 나타내었다.(6)

여기서, f_ck는 압축강도(MPa), E_c는 탄성계수(GPa)이다.

Fig. 6(a)에는 고밀도 폐유리를 대체하지 않은 일반 콘크리 트의 탄성계수 측정결과를 나타내었다. 측정결과, 압축강도 측정결과와 마찬가지로 물-결합재비가 감소하고 재령이 증가 함에 따라 탄성계수가 증가하는 콘크리트의 일반적인 특성이 나타났다. 또한 동일한 물-결합재비에서 광물질 혼화재를 대 체하게 되면 FA20는 45OPC와 동등하지만, BFS50의 경우에 는 재령 28일 이후에 크게 증가하는 것으로 나타났다. 그러나 고밀도 폐유리 대체율이 증가함에 따라 탄성계수는 감소하였 으며, 이는 탄성계수가 압축강도에 의존하여 결정되기 때문 에 감소한 것으로 보인다. 그러나 압축강도 측정결과와 마찬 가지로, 고밀도 폐유리 대체에 따른 탄성계수 저하는 고로슬 래그를 혼입하면 그 수준을 완화시킬 수 있을 것으로 사료된 다. 일반적으로, 콘크리트의 탄성계수에 큰 영향을 미치는 재 료는 굵은 골재인 것으로 보고되고 있다(^{Mehta and Monteiro, 2014}). 따라서 본 연구에서는 동일한 굵은 골재를 사용하였으 며, 고밀도 폐유리 대체에 따른 추가적인 탄성계수의 감소는 발생하지 않으므로 고밀도 폐유리 대체에 따른 탄성계수 특 성은 일반적인 콘크리트의 특성과 유사한 것으로 판단된다. 한편 Fig. 7에는 실험을 통해 얻어진 탄성계수와 각 예측모델 을 통하여 비교한 탄성계수 분포를 함께 나타내었다. 분석 결 과, KCI 예측모델이 CEB-FIP 및 EC 2 예측모델에 비하여 동 일한 압축강도에 대한 탄성계수를 작게 예측하는 것으로 나 타났다. 또한, 실험결과와 예측모델을 비교하여 보면, 배합 조 건에 관계없이 모두 CEB-FIP모델보다 작게 측정된 것으로 나 타났다. 또한, 압축강도가 30 MPa 미만인 경우에는 KCI 예측 모델과 거의 일치하였으나, 그 이상의 경우에는 CEB-FIP 및 EC 2 예측모델에 가까운 것으로 나타났다.

Fig. 6

Results of modulus of elasticity

Fig. 7

The correlation between the compressive strength and the secant modulus of elasticity

3.6. 공극분포

Fig. 8에는 고밀도 폐유리 대체율에 따른 콘크리트의 미세 공극 분포를 나타내었다. 우선, 고밀도 폐유리 대체에 관계없 이 재령이 증가함에 따라 각 공극의 피크점이 감소하는 일반적 인 콘크리트의 특성이 나타났다. 또한, 고밀도 폐유리의 혼입 에 관계없이 고로슬래그 미분말을 사용하면 미세공극의 피크 점이 발생하지 않으므로 고로슬래그 사용에 따른 공극구조 개 선 효과가 고밀도 폐유리를 잔골재로 대체하여도 나타났다.

Fig. 8

Size distribution of micro pore

한편, 동일한 재령에서 고밀도 폐유리의 혼입률이 증가할 수록 1000 nm(1 μm) 영역에서의 공극이 확대되는 것을 확인 할 수 있었으며, 압축강도에 영향을 미치는 공극 범위인 50 nm ~200 nm 영역에서의 공극분포 특성은 고밀도 폐유리 대체에 따른 영향이 미미한 것으로 나타났다. 이는 고밀도 폐유리 대 체에 따른 강도 감소요인은 골재와 시멘트 수화물 사이에 존 재하는 1 μm 영역의 공극이 영향을 받아 시멘트 페이스트와 골재 계면사이의 부착력 감소에 영향을 미친 것으로 보인다. 따라서 고밀도 폐유리 대체는 미세공극 구조 변화에 따른 강 도 감소를 유발하지 않는 것으로 사료된다.