1. 서 론
최근 정부에서는 신규 원전 건설을 백지화 하고 현재까지 건설된 노후 원전 역시 해체를 결정하면서 2038년까지 원전 을 14기로 감축하는 에너지전환
로드맵을 마련함으로써 탈원 전 정책을 추진하고 있다 (KAIF, 2017).
특히, 원자력에너지의 생산과 원전구조물의 해체에 의해 발생하는 폐기물은 방사성을 띄고 있어 처분시 각별한 주의 가 요구되며 (Choi et al., 2015; Choi et al., 2017), 현재 방사성 폐기물 처분에는 많은 양의 천연골재를 사용하여 생산된 채 움재가(콘크리트 혹은 모르타르) 사용되고 있다. 채움재의 생 산을 위해서
사용되는 천연 골재는 국가 경제의 근간이 되는 건설 산업의 자원으로써 안정적인 공급이 필수적이다. 그러 나 지속적인 감소와 환경규제 등으로 인하여
점차 수급이 불 안정해지고 있으며, 2010년을 기점으로 하천골재 채취 허가 량이 급격하게 감소되고 있다 (Ministry of Land Infrastructure and Transport of Korea, 2014), 따라서 골재 대체재 개발연구 의 일환으로, 산업폐기물을 건설 재료로 재활용하고자 하는 다양한 연구가 진행되어왔으며 특히, 기존 골재보다 우수한
물성(예를 들면, 밀도)을 갖는 재료를 콘크리트용 골재로 적 용하기 위한 시도가 진행되어왔다 (Lim et al, 2011; Choi et al., 2015; Choi et al., 2017; Lim and Lee, 2017a; Kim et al., 2018).
한편, 철강은 전 세계적으로 산업 전 분야에 걸쳐 사용되는 매우 기초적인 소재이며 전방연쇄효과가 큰 산업 분야이다. 특히 철강 제조에 있어 필연적으로
발생하는 철강슬래그는 철을 생산하는 과정에서 발생하는 산업부산물을 총칭하는 것 으로 철강 공정에서 발생되는 불순물을 제거하기 위해 사용 되는 화학약품과
불순물의 물리, 화학적 반응에 의해 형성 된 다 (Choi et al., 2007). 제강슬래그의 경우, 전기로에서 발생되 는 산업부산물로 주성분이 석회와 실리카로 구성되어 일반적 인 골재의 특성과 유사하기 때문에 골재로의 활용
가능성에 대하여 논의되어 왔으나 (Lim and Lee, 2017a; Lim and Lee, 2017b), 대부분 성토용, 매립재 등으로 적용되었다. 이는 제강 슬래그 생산 공정에 의해 존재하는 유리석회 (free-CaO) 및 유 리산화마그네슘 (free-MgO)이
제강 슬래그에 포함되고, 이후 free-CaO 및 free-MgO가 물과 접촉하여 수산화칼슘(Ca(OH)2) 으로 변화하여 체적이 2배로 증가, 제강 슬래그의 팽창 붕괴를 유발하기 때문이다 (Park and Kim, 2012; Kuo and Shu, 2014). 이와 관련하여 기존 연구자들은 숙성 (Aging)을 통해 free-CaO 및 free-MgO의 함량이 감소됨을 확인하였으며, 특히 증기 Aging
및 수중 Aging을 실시할 경우, 기중 Aging 의 경우보다 효과적인 것으로 보고하였다 (Yoo and Choi., 2006). 그러나 콘크리트용 골재로 적용하기 위해서는 제강 슬래그의 팽창 특성 및 체적안정성을 검토할 필요가 있다. 특히, 기존 연구자 (Lim et al, 2011; Lim and Lee, 2017a; Lim and Lee, 2017b)에 의해 제강슬래그에 다양한 물성과 차폐성능에 관한 연구가 진행된 바 있으나, 본 연구는 중금속을 함유한 고밀도 폐유리 도 함께 적용하여 검토하였으며,
산업폐자원의 활용 가능성 을 확대하기 위한 기초자료를 제공하기 위한 것이다. 따라서 본 연구에서는 중금속을 함유하여 차폐 성능 개선이 가능한 고밀도
폐유리(Choi et al., 2019) 를 전량 잔골재로 대체하고 와 제강슬래그를 함께 적용하여 중량 콘크리트의 골재로 사 용 가능성을 평가하기 위해 고밀도 폐유리를 전량 잔골재로 대체하고,
제강 슬래그의 굵은 골재 대체율 변화에 따른 콘크 리트의 안정성, 시공성 및 역학적 특성을 검토하였다.
3. 실험결과 및 분석
3.1 기초물성 평가 결과
Table 6에는 KS F 2527 기준에 따라 실시한 제강 슬래그의 물리적 특성 결과를 나타내었다. 실험 결과를 살펴보면, 수침 팽창 및 절건 밀도, 단위용적
질량은 모두 KS 기준을 만족하 는 것으로 나타났으나, 흡수율은 2%보다 약간 높은 2.05%로 나타났다. 이는 제강 슬래그의 표면 형태가 일반 골재에
비해 많은 공극을 포함하는 것에 영향을 받은 것으로 보인다.
Table 6
Physical properties of EFG
일반적으로 골재의 흡수율이 높아지면, 물이 접할 수 있는 비표면적이 증가하기 때문에 시공성, 강도 및 내구성에 악영 향을 끼칠 가능성이 있다 (Mehta, 2014). 따라서 제강 슬래그 를 콘크리트용 골재로 적용하기 위해서는 KS 기준인 흡수율 2% 이하를 안정적으로 확보하기 위한 방안 마련이 필요한 것 으로
사료된다.
한편, Table 7에는 제강 슬래그를 XRF를 이용하여 분석한 화학적 성분에 대하여 나타내었다. Table 8에 나타낸 바와 같 이, CaO 및 MgO는 기준치 이하로 검출되었으나, 철산화물 (FeO)에는 기준치보다 높은 함량을 갖는 것으로 나타났다. 이
는 철강 제련공정에서 포함된 철 성분의 추출 기술 부족에 의 해 존재하는 것으로 사료된다. 또한, 염기도 역시 기준치인 2.0보다 높은 것으로 나타났으나,
염기도는 콘크리트 중 수산 화칼슘과의 잠재수경성 발현에 유리하므로, 향후 제강 슬래 그를 골재로 효율적으로 적용할 경우 혼합시멘트 콘크리트의 성능
개선에 유효할 것으로 판단된다(Lee and Park, 2017).
Table 7
Chemical properties of EFG
Table 8
Immersion expansion ration of EFG
3.2 안정성 평가 결과
3.2.1 철강슬래그의 수침 팽창 실험 결과
Table 8에는 제강 슬래그의 수침 팽창 측정 결과를 나타내 었다. 실험 결과, 실험을 통해 얻어진 팽창률은 0.07% 수준인 것으로 나타나 제강 슬래그 자체의
팽창에 대해서는 안전한 것으로 나타났다. 따라서 충분한 Aging을 실시하게 되면 제강 슬래그 자체의 팽창은 충분히 저감 가능한 것으로 판단된다.
3.2.2 ASR 팽창성 실험 결과
Fig. 1에는 ASTM C 1260 기준에 의거하여 실시한 ASR 팽 창 실험 결과를 나타내었다. 그 결과, 결합재를 OPC만 사용하 더라도 팽창 한계 기준인
0.1% 미만의 팽창이 발생하였으며, 특히 광물질 혼화재인 FA와 BFS을 함께 적용하게 되면 더욱 팽창 저감이 가능한 것으로 나타났다. 이는, 광물질
혼화재 대 체에 의해 절대 시멘트량 감소 및 알칼리 성분 감소로 인해 영 향을 받은 것으로 보인다. 이러한 경향은 고밀도 폐유리를 골 재로 사용한
경우에서도 (Choi et al., 2018) 동일하게 나타났 으므로, 고밀도 폐유리 및 제강 슬래그의 ASR에 의한 팽창으 로부터 안정한 것으로
사료된다.
Fig. 1
Results of ASR expansion test
3.3 굳지 않은 콘크리트의 특성평가 결과
Fig. 2, Fig. 3에는 고밀도 폐유리 및 제강슬래그를 골재로 대체한 굳지 않은 콘크리트의 슬럼프 및 공기량 측정 결과를 각각 나타내었다. 일반적으로 고밀도 골재를 사용할
경우에 재료분리 및 블리딩 발생 가능성이 증가하여 콘크리트의 성 능을 저해할 수 있으므로 슬럼프 특성을 평가해야한다. Fig. 2 에 나타낸 슬럼프 측정 결과, 바인더의 종류에 관계없이 제강 슬래그를 대체함에 따라 시공성능이 다소 저하되었다. 그러 나 유의할 수준의 감소가 발생한
것이 아니고 재료분리 경향 도 없는 것으로 판단되므로 콘크리트의 일반적인 슬럼프 범 위가 80~150 mm 인 것을 감안하면 중량 골재를 사용함에도
우수한 시공성을 확보할 수 있을 것으로 사료된다.
Fig. 3
Results of air contents test
Fig. 3에는 고밀도 폐유리 및 제강슬래그를 혼입한 콘크리 트의 공기량 측정 결과를 나타낸 것이다. 측정 결과, 제강슬래 그의 대체율이 증가함에 따라 공기량이
증가하는 경향이 나 타났으며 이는 제강슬래그에 존재하는 다수의 공극에 의해 영향을 받은 것으로 보인다. 그러나 공기량이 과다하게 존재 하게 되면 콘크리트
강도에 악영향을 끼칠 가능성이 증가하 므로, 고밀도 폐유리 및 제강슬래그를 골재로 적용하게 될 경 우, 공기량을 조정할 필요성이 있을 것으로 판단된다.
3.4 밀도 측정 결과
Fig. 4에는 고밀도 폐유리와 제강슬래그를 골재로 대체한 시험체의 밀도 측정 결과를 나타내었다. 실험 결과, 제강 슬래 그의 혼입률이 증가할수록 밀도가 증가하는
것으로 나타났 다. 이것은 일반 골재에 비해 높은 밀도를 갖는 고밀도 폐유리 및 제강 슬래그에 기인한 것으로 고밀도 폐유리 및 제강슬래 그를 골재로
사용하면 콘크리트의 밀도 증가가 가능할 것으 로 판단된다. 한편, 콘크리트의 밀도는 방사선차폐율과 직접 적인 관련이 있으며, 밀도와 차폐율에 관한
다양한 예측식이 제안된 바 있다 (Kim et al, 2005; Chang, 1999, Lim et al, 2011; T. C. Ling et al 2011). 따라서 본 연구에서는 식 (1) ~ (4)를 통 해 계산된 차폐율에 대하여 보통 콘크리트의 단위중량인 2,300kg/m3을 기준으로 하여 계산된 차폐율의 증가비율을 Fig. 5에 나타내었다.
Fig. 5
Correlation between substitution ratio of steel slag and increment ratio of radiation
shielding
여기서 S28은 재령 28일에서의 방사선 차폐율(%), W는 콘크 리트의 단위용적질량(kg/m3) A는 방사선 흡수선량(mGy)이다.
분석결과, 연구자에 따라 차폐 증가율의 차이가 있으나 모 두 밀도가 증가함에 따라 차폐증가율이 개선되는 것으로 나 타나, 고밀도 폐유리와 제강슬래그를
콘크리트 골재로 적용 하는 경우, 차폐 성능의 개선이 가능할 것으로 판단된다.
3.5 압축강도 측정 결과
Fig. 6에는 고밀도 폐유리와 제강슬래그를 골재로 대체한 시험체의 압축강도 측정결과를 결합재 종류 및 재령 변화에 따라 나타내었다. OPC의 경우, 제강 슬래그
혼입에 관계없이 모두 재령 증가에 따라 강도가 증진되는 일반적인 특성이 나 타났으나, 재령 7일부터 재령 28일까지의 강도 증가율 (1.8 ~ 4.8%)
보다는 재령 28일에서 재령 91일까지의 강도 증가율 (23.8 ~ 40.6%)이 더 높은 것으로 나타났다. 이는 고밀도 폐유 리에 포함된 미분말이
포졸란 반응에 기여하였기 때문으로 사료된다 (Lsmail and Al-Hashmi, 2009). 그러나 기존 연구결 과 (Ryu et al., 2009)와 달리, 제강 슬래그 혼입양이 증가함에 따라 강도가 감소하는 것으로 나타났으며 고밀도 폐유리 잔 골재 대체에 따른 증가된 시멘트 수화물과 고밀도
폐유리의 부착력 저하에 기인(Choi et al., 2015; Choi et al., 2017;Choi et al., 2018)한 것으로 사료된다. 한편, FA를 사용한 경우, 100% 까지 대체해야 재령초기(7일) 에서도 강도 개선효과를 나타
내었다. 이는 FA에 의해 발생한 포졸란 반응을 비롯하여 FA 가 제강 슬래그와 시멘트 수화물의 부착 강도 개선에 기여한 것으로 사료된다. 그러나
BFS를 결합재로 사용한 경우에는, 재령 초기에도 제강 슬래그의 굵은 골재 대체율이 증가함에 따라 강도가 증진되었으며, BFS의 높은 분말도로 인하여
제 강 슬래그 표면과 시멘트 수화물 사이에 존재하는 공극을 채 워주는 필러 효과에 기인한 것으로 사료된다. 따라서 고밀도 폐유리 및 제강 슬래그 골재
사용에 의한 강도저하는 광물질 혼화재를 혼입함으로써 개선 가능한 것으로 사료된다.
Fig. 6
Results of compressive strength test
3.6 휨강도 측정 결과
Fig. 7에는 제강 슬래그 혼입에 따른 휨강도 측정결과를 나 타내었다. 휨강도 측정결과, OPC만 사용한 경우에는 압축강 도측정결과와 마찬가지로 제강 슬래그
혼입율이 증가함에 따 라 휨강도가 감소하는 것으로 나타났으며, 재령 7일에서 28일 까지의 휨강도 증가율은 3.5~19.5%, 재령 28일에서 재령91일
까지의 강도 증가율은 10~15% 수준으로 강도 개선효과는 압 축강도에 비해 미비하였다. FA의 경우, 재령 7일에서는 제강 슬래그 대체율이 증가함에
따라 휨강도가 감소하는 것으로 나타났으며, 이는 고밀도 폐유리의 영향이 상대적으로 커서 제강 슬래그 혼입에 따른 강도 발현을 저해한 것으로 보인다.
한편, 재령이 증가함에 따라 FA와 고밀도 폐유리 미분말에 의 한 포졸란 반응이 공극을 충진하여 제강 슬래그 표면에 존재 하는 공극이 감소하고 강도가
개선되었으며 이는 기존 문헌 과도 일치하는 것으로 나타났다 (Ryu et al., 2009). 또한 BFS 를 혼입한 경우, 압축강도 측정결과와 마찬가지로 제강 슬래 그 대체율이 증가함에 따라 휨강도가 증가하는 압축강도와 동일한 경향을
나타내었다. 따라서 고밀도 폐유리 및 제강슬 래그 대체에 따른 휨강도저하는 압축강도와 마찬가지로 광물 질 혼화재를 사용하면 향상시킬 수 있는 것으로
판단된다.
Fig. 7
Results of flexural strength
3.7 압축-휨 상관관계
국내 구조기준(KCI 2012)에서 휨강도(파괴계수)는 경랑골 재를 제외하고는 골재의 밀도를 별도로 고려하지 않는다. 이 는 CEB-FIP, ACI
318 에서 제공하는 예측 모델에서도 유사한 경향을 나타내고 있으며, 일부 구조 기준(EC 2, ACI 363)에서 는 경량 및 일반 골재를 사용한
콘크리트의 휨강도 분포 범위 를 밀도에 관계없이 다음과 같이
062
f
c
k
∼
0.99
f
c
k
제 안하고 있다. 따라서 본 연구에서는 KCI 2012, CEB-FIP, ACI 349-13 (ACI 318-08) 및 JSCE에 의한 예측모델 식(5)∼식(8) 로 구한 예측결과와 실험결과를 비교, 분석하였으며 ACI 363 에서 제시하는 휨강도 분포 범위를 함께 도시하여 Fig. 8에 나 타내었다.
Fig. 8
Correlation between the compressive strength and the flexural strength
여기서, f ck는 압축강도 (MPa), f r는 휨강도 (MPa)이다.
분석결과, 제강 슬래그의 대체율 변화 및 광물질 혼입에 관 계없이 모두 기존 예측모델보다 동일한 압축강도에서의 휨강 도가 상회한 것으로 측정되었다.
한편, 압축강도 증가대비 휨 강도의 증가는 크지 않은 것으로 나타났으나, 사용하는 결합재 에 따른 휨강도 특성이 다른 것으로 판단된다. 특히, BFS를
사 용하는 경우에 압축 및 휨강도 증가가 우수하게 나타났다. 따 라서 예측모델 종류에 관계없이 제강 슬래그 및 고밀도 폐유리 대체에 따른 휨강도는
압축강도만으로 효과적으로 예측할 수 없는 것으로 보이며, 고밀도 재료 사용에 의한 특성을 반영하 기 위해서는 예측모델의 수정이 필요한 것으로 사료된다.
3.8 응력-변형률 관계
Fig. 9에는 산업폐자원을 골재로 사용한 콘크리트의 응력- 변형률 곡선을 나타내었다. 일반콘크리트와 동일하게, 실험 변수에 상관없이 초기 응력 단계에서는 선형
거동이 나타났 으며, 최대 응력의 40% 이상에 도달한 이후 비선형거동을 보 였다. 한편, OPC의 경우, 재령 7일의 경우를 제외하고는 제강 슬래그의
대체율이 증가함에 따라 응력이 감소함에도 불구하 고 초기응력 수준에서의 기울기의 차이가 발생하지 않았다. 이는 제강 슬래그의 밀도가 일반 골재보다
높고 골재 강도가 우수하기 때문에 응력-변형률 곡선의 기울기에 영향을 끼친 것으로 보인다. 또한 광물질 혼화재를 사용한 경우, 제강 슬 래그의 대체율이
증가함에 따라 탄성계수가 증가하는 것으로 나타났다. 따라서 제강 슬래그 대체는 응력-변형률 곡선 기울 기에 영향을 미치는 것으로 판단된다.
Fig. 9
Results of stress-strain curve
3.9 탄성계수
Fig. 10에는 탄성계수 측정 결과를 나타내었으며, OPC의 경우, 제강 슬래그의 혼입율이 증가함에 따라 압축강도가 8 ~ 37.9% 까지 감소한 반면, 탄성계수의
경우, 5.6 ~ 23.9 % 수준 으로 압축강도에 비해 감소비율이 저감하였으므로, 제강 슬 래그에 의해 탄성계수가 개선된 것으로 판단된다. 또한,
FA 및 BFS의 경우, 제강 슬래그 사용에 의해 압축강도가 개선되 었기 때문에 탄성계수 역시 개선되었으며 기존 연구(Kim et al., 2018)와 달리, 제강 슬래그의 높은 밀도로 인해 탄성계수 가 크게 증가한 것으로 보인다.
Fig. 10
Results of modulus of elasticity
한편, 콘크리트의 탄성계수는 골재의 밀도 및 콘크리트의 단위중량에 영향을 받기 때문에 이를 고려한 예측모델을 각 기준마다 제공하고 있다. 따라서 본
연구에서는 콘크리트의 단위중량 및 골재의 밀도를 고려한 KCI 2012, CEB-FIP, ACI 349-13 (ACI318-08)의 예측 모델인 식(9)∼식(11)를 통하여 탄성계수를 산정하여 예측모델과 실험결과를 비교, 분석하여 Fig. 11에 나타내었다.
Fig. 11
Correlation between the compressive strength and the modulus of elasticity
여기서, E c는 탄성계수 (GPa), mc는 콘크리트 단위중량 (kg/m3), αE는 골재의 밀도에 의해 결정되는 골재 계수 (본 연 구에서는 1.2 적용), f ck는 압축강도 (MPa), f cu는 f ck+Δf (MPa)이다.
탄성계수 예측모델에 사용될 수 있는 콘크리트의 단위중량 은 최대 2,500 kg/m3 이나, 본 연구에서는 탄성계수 산정을 위 해 사용된 시험체는 최대 단위중량이 약 2,800 kg/m3 까지 나 타났기 때문에 기존 예측식을 이용한 실제 탄성계수의 예측 은 무리가 있을 것으로 판단된다. 그러나 CEB-FIP에서 제공 하는 예측모델의
경우, 골재 종류의 영향을 받는 밀도에 대한 골재계수를 다른 예측모델에 비해 자세하기 제공하기 때문 에 이를 수정 및 보완한다면 제강 슬래그 밀도에
따른 탄성계 수 개선 효과를 반영할 수 있는 것으로 판단된다.