2.1 사용 재료 및 배합

본 연구에서는 일반 콘크리트와 시멘트의 3 %, 5 %를 바이오차로 치환한 혼입 콘크리트를 대상으로 실험을 수행하였다. 실험에 사용된 배합비는 Table 1에 제시되어 있다. 이때, 바이오차는 ^{Han and Choi(2023)}에 따라 탄소 격리 효율이 가장 높다고 보고된 목질계 바이오매스로 450 °C 부근에서 열분해된 바이오차를 선정하였다. 본 연구에서 사용된 바이오차의 물리적 특성은 ^{Kang et al.(2025)}에 따라 Table 2에 제시하였다. 해당 연구에 따르면, 본 연구에서 사용한 목질계 바이오차는 일반 포틀랜드 시멘트와 유사한 평균 입경을 지니고 있으나 진밀도는 더 낮으며, 왕겨 및 분뇨계 바이오차와 비교했을 때 중간 정도의 수분 흡수율을 나타냈다. 바이오차 혼입으로 콘크리트 작업성이 감소하는 것을 방지하기 위해 유동화제(super plasticizer, SP)를 혼입하였다. 최대 치수 25 mm의 굵은 골재를 사용한 콘크리트에 대해 직접 인장 실험을 수행할 경우, 상대적으로 입경이 큰 골재로 인해 균열이 특정 골재 주변에서 급격히 진전되는 문제가 발생할 수 있다. 이를 방지하기 위해 본 연구에서는 ^{Gopalaratnam and Shah(1985)}에 따라 골재 최대 치수를 10 mm로 제한하였다.

직접 인장 실험에 사용된 시편은 일반 콘크리트와 바이오차 3 %, 5 % 혼입 콘크리트 각각 3개이며, 기본 역학 특성을 평가하기 위한 압축강도 및 쪼갬 인장강도 실험을 각각 3개씩 수행하였다. 모든 시편은 타설 후 20 °C의 항온항습실에서 1일 양생한 다음, 거푸집에서 탈형을 진행하여 20 °C의 양생 수조에서 27일간 수중 양생을 실시하였다.

2.2 시편 설계

본 연구에서는 일반 콘크리트의 직접 인장 실험에 있어 표준적으로 인용되는 ^{Gopalaratnam and Shah(1985)}를 바탕으로 시편을 제작하였다. 해당 연구에서는 $3\times3/4\times12\text{ in.}(76\times19\times305\text{ mm})$ 및 $3\times3/2\times12\text{ in.}(76\times38\times305\text{ mm})$인 직사각형 프리즘 형태의 시편을 사용하였고, 파괴가 그립 부근을 제외한 부분에서 발생하도록 특수한 쐐기형(wedge-type) 마찰 그립을 설계하여 적용하였다. 본 연구에서는 이를 참고하여, Fig. 1에서 보이는 바와 같이 추가적인 그립 장치를 부착하지 않고도 안정적인 거동을 확보할 수 있도록 리본 형태의 시편을 설계하였으며, 시편의 폭은 40 mm, 노치(notch)를 제외한 길이는 80 mm로 선정하였다. 또한, 중앙부에서의 균열을 유도하기 위해 시편 중앙부에 길이 40 mm, 깊이 15 mm, 두께 4 mm의 노치를 도입하였다. 압축강도 및 쪼갬 인장강도 시험은 일반적으로 사용되는 $\phi100\text{ mm}\times200\text{ mm}$ 원주형 시편을 사용하였다. Table 3에는 실험에 사용된 시편을 실험 종류, 시편 형상 및 바이오차 혼입률에 따라 정리하여 제시하였다. 시편의 ID는 X-YZ의 형태로 나타냈으며, 여기서, X는 혼입률에 따른 표기를 나타내고, Y는 시험 종류를, Z는 수행한 시편의 번호를 나타낸다.

2.3 실험 준비 및 과정

바이오차 혼입 여부 및 굵은 골재 최대 치수 변화가 콘크리트의 기계적 성능에 미치는 영향을 평가하기 위하여, 압축강도 시험과 쪼갬 인장강도 실험을 수행하였다. 실험은 모두 용량 1,000 kN의 만능재료시험기(universal testing machine, UTM)를 사용하여 수행하였다. 실험체 셋업은 Fig. 2와 같다.

직접 인장 시험은 30 ton fUTM을 사용하여 수행하였다. 인장 하중은 변위 제어 방식으로 재하하였으며, 인장 연화 구간에서의 거동을 조밀하게 계측하기 위해 속도는 0.02 mm/min로 설정하였다. 또한, 정밀한 하중-변위 데이터를 얻기 위해 1,000 Hz의 고속 데이터 로거를 사용하였다. Fig. 3과 같이 시편의 전체 변위는 전용으로 제작한 홀더에 부착한 후 지그와 볼트 체결 방식으로 고정된 LVDT(linear variable differential transformer)를 이용하여 계측하였으며, 휨으로 인한 파괴 여부를 상세히 평가하기 위해 시편의 전･후면에 각각 설치하였다.

콘크리트 직접 인장 실험은 매우 미소한 변위를 다루므로, 일반적인 상용 LVDT의 정밀도만으로는 초기 탄성 구간의 거동을 정밀하게 포착하는 데 한계가 있을 수 있다. 따라서, 본 실험에서는 국부 정밀도가 높은 스트레인 게이지(strain gauge)의 측정값을 기준으로, 최대 하중 시 LVDT에서 측정된 변형률이 스트레인 게이지에서 측정된 변형률과 일치하도록 스케일을 보정하였다. 재료 특유의 불균질성으로 인한 국부적 측정 오차를 방지하고자 게이지는 중앙부 노치를 기준으로 총 3개를 표면에 직접 부착하였다.

실험의 경계 조건은 하단부가 고정된 상태에서 상부 액추에이터에 의한 인장력이 가해질 경우, 미세한 축 정렬 오차만으로도 시편에 심각한 휨 모멘트가 유발될 수 있기 때문에 지그 상･하단을 모두 회전 자유도가 확보된 힌지 형태가 되도록 하였다. 이를 통해 인장 시 시편의 하중축 방향으로 자동 정렬되도록 유도함으로써 편심에 의한 휨을 구조적으로 배제하고 순수 인장 거동을 확보하였다.

3.1 슬럼프 실험 결과

^{KS F 2402(KATS 2022a)}에 따라 수행한 슬럼프 실험 결과를 Table 4에 정리하였다. 실험 결과, 바이오차 혼입률이 증가함에 따라 슬럼프 값은 BC3(3 % 혼입), BC5(5% 혼입)에서 각각 40 mm, 35 mm 로 나타나 Plain(일반 콘크리트) 대비 각각 약 33 %, 42 % 감소하는 경향을 보였다. 이는 바이오차의 다공성 구조에 따른 흡수 성능이 유효 수량을 감소시켜 반죽의 점성을 증대시킨 결과로 판단된다.

3.2 압축강도 실험 결과

^{KS F 2405(KATS 2022b)}에 따라 수행한 압축강도 실험 결과를 Table 5에 정리하였다. 혼입률에 따른 평균과 분산을 도출하였으며, 혼입률별 변동계수가 모두 1 % 미만으로 일관된 양상을 보였다. 바이오차 혼입에 따라 불리해진 작업성으로 인해 압축강도에 큰 영향을 미칠 것으로 예상되었으나, 실험 결과 모두 콘크리트 목표 공칭강도 24 MPa를 상회하는 것으로 나타났다.

평균 압축강도는 Fig. 4에 보이는 바와 같이 Plain, BC3 및 BC5 각각 38.193, 38.100과 35.651 MPa로 측정되었다. Plain과 BC3은 비슷한 경향을 보였으며, 특히 BC5의 경우 Plain 대비 약 6.6 % 낮은 평균 압축강도를 나타냈다.

이러한 결과는 선행 연구에서 보고된 바이오차 혼입량에 따른 콘크리트의 압축강도 발현 경향과 유사하다. 기존 연구에 따르면, 바이오차 혼입에 따라 압축강도가 점진적으로 증가하다가 약 1~2 % 수준에서 최대 압축강도가 발현된 이후, 혼입률 증가에 따라 점차 감소하는 경향이 연구된 바 있다^{(Sirico et al. 2021; Aneja et al. 2022; Qing et al. 2023)}. 특히, 압축강도 감소 현상은 ^{Qing et al.(2023)}에 따르면, 바이오차 혼입으로 인한 입자 응집 현상이 시멘트 매트릭스 내 국부적인 취약 영역을 형성함에 따라 발생하는 것으로 보고되었다.

본 연구에서 굵은 골재의 최대 치수를 10 mm로 제한하였음에도 불구하고, 압축강도 발현 특성이 기존 선행 연구와 유사한 경향을 나타냈다. 이에 따라 골재 최대 치수 조건이 압축강도 성능에 유의미한 영향을 미치지 않은 것으로 판단된다.

3.3 쪼갬 인장강도 실험 결과

^{KS F 2423(KATS 2021)}에 따라 실험을 진행하였다. 혼입률에 따른 쪼갬 인장강도 결과는 Table 6에 정리되었으며, 평균 강도는 Fig. 5에 제시하였다. 실험 결과, Plain의 평균 쪼갬 인장강도는 4.237 MPa로 나타났으며, BC3 및 BC5의 평균 쪼갬 인장강도는 각각 3.770 MPa와 3.639 MPa로 나타났다. 압축강도와 마찬가지로 혼입률별 변동계수가 모두 1 % 미만으로 일관된 양상을 보였다.

바이오차 혼입률이 증가함에 따라 쪼갬 인장강도는 전반적으로 감소하는 경향을 보였으며, 특히 BC5의 경우 Plain 대비 약 14.1 % 낮은 평균 쪼갬 인장강도가 나타났다. 다만, 바이오차 혼입 콘크리트의 쪼갬 인장 거동에 관한 선행 연구들은 혼입률에 따라 일관된 경향성을 보이기보다는 연구마다 상이한 결과를 보고하고 있다^{(Sirico et al. 2021; Pang et al. 2024)}.

실험적으로 획득한 쪼갬 인장강도를 압축강도 기반의 이론적 예측값과 비교하였다. 콘크리트 구조설계기준 ^{(KCI 2012)}에서 제시하는 압축강도-인장강도 관계식은 식 (1)과 같으며, 바이오차 혼입률별 실험값이 이 기준값 대비 어느 수준에 분포하는지를 평가하여 Fig. 6에 제시하였다.

여기서, $f_{sp}$는 쪼갬 인장강도, $f_{cm}$은 측정된 압축강도로부터 도출한 평균 압축강도를 의미한다.

하지만, Fig. 6에서 보이는 바와 같이 실험 결과값이 압축강도 기준으로 산정한 값을 충분히 상회하는 것으로 보아 바이오차 혼입이 인장강도를 다소 저하시키기는 하나 구조적으로 유효한 범위 내의 인장 저항 성능을 유지하고 있는 것으로 평가된다.

3.4 직접 인장 실험 결과

Fig. 7은 직접 인장 시편의 전･후면에 각각 부착된 LVDT를 나타내며, Fig. 8은 일부 시편에 대하여 두 개의 LVDT를 통해 계측한 변위와 load cell 하중을 기반으로 응력–변형률 곡선으로 나타낸 결과이다. 그림에서 빨간색과 파란색 곡선은 각각 시편 전･후면의 계측값을 의미한다. 응력은 식 (2)로 산정하였다.

여기서, $\sigma$는 응력, $P$는 load cell로부터 얻은 하중, $A$는 노치가 도입된 시편의 단면적($40\text{ mm}\times80\text{ mm}$)을 의미한다.

변형률은 식 (3)로부터 산정되었다.

여기서, $\epsilon$은 변형률, $\delta$는 LVDT로부터 계측된 변위, $L$은 지그와 체결되는 부분을 제외한 시편의 길이인 100 mm를 의미한다.

앞서 언급한 바와 같이, Fig. 8에 제시된 시편 전･후면 LVDT 계측 결과를 통해 실험 중 순수 인장 거동이 유지되었는지 또는 편심에 따른 휨 거동이 발생하였는지를 검토하였다. 이상적으로 시편이 편심 없이 순수 인장 하중만을 받을 경우 동일한 time step에서 전･후면에 부착된 LVDT 변위는 동일하게 증가해야 하며, 이에 따라 응력–변형률 곡선의 기울기 또한 일치해야 한다.

그러나 P-D3 시편의 경우, Fig. 8(a)에 나타난 바와 같이 전면과 후면 LVDT 계측 변위에 뚜렷한 차이가 관찰되었다. 동일한 하중 재하 시점에서도 양면의 변위 증가 양상이 서로 다르게 나타났으며, 이로 인해 탄성 영역 내 응력–변형률 곡선의 기울기 역시 상이하게 형성되었다. 이러한 변위 및 기울기 차이는 하중이 시편 단면 전체에 균일하게 전달되지 않고 한쪽 면에 상대적으로 집중되었음을 의미하며, 실험 셋업 과정에서 발생한 지그 정렬상의 미세한 수평 오차로 인해 하중 재하 시 회전단에서 국부적인 회전이 유발되고, 그 결과 시편에 편심에 따른 휨 모멘트가 함께 작용하여 나타난 결과로 판단된다.

BC3-D3 시편의 경우, Fig. 8(b)에 나타난 바와 같이 전면과 후면에서 계측된 응력–변형률 곡선의 초기 탄성 기울기는 다소 상이하게 나타났으나, 일정 변형 이후부터 최대 응력에 도달하기 전까지의 구간에서는 곡선의 기울기가 유사하였다. 이는 하중 증가에 따라 시편과 지그가 견착되면서 순수 인장 거동이 지배적으로 발현되었음을 의미한다. 하지만, 최대 응력 이후 구간에서는 전면과 후면의 거동 차이가 뚜렷하게 나타났다. 균열 발생 이후 시편 하부의 구속 조건이 부분적으로 해제되면서, 시편에 전면 방향의 회전과 함께 휨 거동이 동반된 것으로 판단된다. 이로 인해 후면에서는 인장 지배 거동이 유지되며 점진적인 연화가 발현된 반면, 전면에서는 휨의 영향으로 인장 방향으로 증가하던 변위가 압축 방향으로 역전되며 일시적으로 감소하는 경향을 보였다. 이러한 휨 거동은 실험 중 후면에서 균열이 먼저 발생하고, 전면에 비해 더 큰 균열 폭이 관찰된 점으로 확인할 수 있다.

결과적으로, BC3-D3 시편이 균열 발생 이후 순수 인장 거동을 유지하지 못하고, 국부적인 휨 거동을 동반하였음을 시사한다.

BC5-D3 시편의 경우(Fig. 8(c)), 전･후면 응력–변형률 곡선의 초기 기울기부터 서로 일치하지 않는 경향을 보였으며, 이는 실험 전반에 걸쳐 순수 인장 거동이 안정적으로 유지되지 않았음을 의미한다. 또한 균열 발생 이후에는 휨 거동이 더욱 뚜렷하게 발현되어, 최대 응력 이후의 post-peak 거동에서도 전면과 후면의 응답이 상이하게 나타났다. 이러한 결과는 BC5-D3 시편이 초기 단계부터 편심의 영향을 받았을 뿐만 아니라, 균열 이후에도 휨 거동이 지속해서 지배했음을 시사한다.

이와 같이 전･후면 LVDT 변위 및 응력–변형률 거동에서 순수 인장 조건이 충족되지 않은 것으로 판단되는 시편(P-D3, BC3-D3, BC5-D3)은 결과 해석의 신뢰성을 확보하기 위해 분석 대상에서 제외하였다.

Fig. 9는 상기 이유로 판단되는 이상 시편들을 제외한 나머지 시편에 대해, 전･후면의 LVDT로 각각 계측한 두 개의 응력–변형률 곡선을 평균값으로 대표하여, 바이오차 혼입률에 따른 콘크리트의 전체 인장 거동을 비교한 결과이다.

초기 재하 구간에서 응력–변형률 곡선은 이상적인 직선 형태를 따르지 않고 완만한 곡선을 나타내는데, 이는 시편과 지그 사이 하중 전달면이 밀착되는 과정과 함께, 콘크리트 내부의 미세 공극이 압착되면서 유효 강성이 점차 증가하는 거동에 기인한 것으로 판단된다. 이후 변위 하중이 증가함에 따라 응력은 비교적 안정적으로 증가하여 최대 인장 응력에 도달한다. Fig. 10은 Fig. 9에 제시된 결과 중 최대 응력 이후의 post-peak 구간을 확대하여 나타낸 것으로, 균열 발생 이후의 연화 거동을 보다 명확하게 비교하기 위해 제시하였다.

Table 7은 직접 인장 실험으로부터 도출된 인장강도($\sigma_t$), 인장탄성계수($E_t$) 및 연화 구간에서의 파괴에너지($G_f$)를 정리한 결과이다. 파괴에너지 산정 시, 응력이 완전히 소멸하기 이전의 미세한 잔류응력은 ^{Martin et al.(2007)}에 따라 인장강도의 5 % 수준에 해당하는 변형률을 상한값으로 설정하여 산출하였다.

Plain은 평균 인장강도 2.78 MPa와 평균 탄성계수 27,242 MPa를 나타냈다. 이에 반해, BC3은 평균 인장강도가 2.18 MPa로 Plain 대비 약 21.6 % 감소하였고, 탄성계수 역시 평균 21,180 MPa로 약 22.2 % 저하된 것으로 나타났다. BC5의 경우 평균 인장강도(2.36 MPa)와 평균 탄성계수(22,973 MPa)가 BC3 대비 각각 8.15 %, 8.46 % 증가하는 경향을 보였다. 이는 바이오차의 수분 흡수로 인한 주변부 매트릭스의 강화^{(Gupta et al. 2018)} 및 미세 공극 충전 효과^{(Han and Choi 2023)}에 의한 것으로 판단된다.

파괴에너지의 경우, P-D1, P-D2에서 각각 0.075, 0.078 N/mm로 나타났다. 이는 ^{Martin et al.(2007)}이 제시한 일반 콘크리트의 파괴에너지 범위인 0.072~0.138 N/mm (0.41~0.79 lb/in)를 충족할 뿐만 아니라, ^{Gopalaratnam and Shah(1985)}에서 보고된 값인 0.038~0.06 N/mm (0.216~0.341 lb/in)를 상회하는 수치이다. 이러한 결과는 본 연구에서 수행한 직접 인장 실험이 콘크리트의 파괴 거동을 적절히 모사하고 있음을 시사한다. 바이오차 혼입 콘크리트의 평균 파괴에너지는 Plain 평균 대비 BC3, BC5에서 약 66 %, 43 % 감소하는 경향을 나타냈으나, BC5에서 BC3 대비 약 67 % 증가하였다. 이는 ^{Qing et al.(2023)}에서 보고된 바이오차 콘크리트의 혼입률별 파괴에너지 경향과 일치한다. 해당 연구에 따르면, 바이오차 혼입 시 발생하는 콘크리트 연성 저하 및 입자의 응집 현상을 일반 콘크리트 대비 파괴에너지 저하의 원인으로 분석하였다. 파괴에너지는 균열 발생 이후 하중 전달 능력과 연화 거동을 직접적으로 반영하는 지표로, 에너지 소산 능력을 평가하는 데 핵심적인 역할을 한다. 따라서 바이오차 혼입 콘크리트에서 관찰된 파괴에너지 감소는, 바이오차 혼입이 콘크리트의 에너지 소산 능력을 지배적으로 저하시켰음을 의미한다.

추가로 Fig. 11은 본 연구의 예비 실험 단계에서 실행한 굵은 골재 최대 치수 25 mm에 따른 직접 인장 파괴 양상과 본 실험의 양상을 비교한 결과를 나타낸 것이다. 그림에 나타난 바와 같이, 골재 10 mm의 경우 시편 단면을 따라 균질하고 연속적으로 전파되는 양상을 보였다. 반면, 25 mm 골재 시편에서는 불균질한 파괴면이 관찰되었다. 이는 Fig. 12에서 확인되듯이, 균열 전파 경로에 있는 대형 골재에서 발생하는 취성파괴로 인해 균열이 급진적으로 전파되기 때문인 것으로 판단된다.

10 mm 골재를 사용한 시편의 균질한 균열 전파 특성은 균열 발생 이후에도 하중 전달 경로가 급격히 파괴되지 않고 점진적으로 변화함을 의미하며, 실험 중 하중 감소 구간에서도 불연속적인 파괴 없이 안정적인 거동이 유지되도록 한다. 그 결과, 인장 연화 구간에서의 응력–변형률 응답이 비교적 안정적으로 계측되었으며, 연화 거동을 정량적으로 관찰･분석하는 데 유리한 실험 조건이 확보되었음을 확인할 수 있다.

그러나, 이러한 균질한 균열 전파 특성에도 불구하고, 실제 균열면이 항상 한쪽 노치에서 반대쪽 노치까지 이상적으로 평탄하게 형성된다고 보기에는 어렵다. 실험 과정에서 균열 경로는 미세한 공극이나 골재로부터 기인한 국부적인 굴곡을 동반하며 진행되는 경향을 보인다. 이러한 균열면의 형상 차이는 시편 성능 산정 시 불확실성 요인으로 작용할 수 있다. Table 7에 제시된 결과를 보면, 일반 콘크리트를 제외한 바이오차 혼입 콘크리트에서 상대적으로 높은 변동계수가 관찰되었다.

이는 바이오차 혼입으로 인한 재료 내부의 불균질성에 더해, 균열면 형상을 정량적으로 고려하지 못한 단면 가정의 영향이 복합적으로 반영된 결과로 해석할 수 있다. 따라서 향후 연구에서는 실제 균열 경로 및 균열면 형상을 보다 정밀하게 반영한 유효 균열 단면의 평가가 필요할 것으로 사료된다.