1. 서 론

콘크리트는 경제적이며 내구성이 확보된 대표적인 건설재료로서 다양한 구조물에 널리 활용되고 있다. 그러나 최근 사회적･공학적으로 크게 대두되는 문제는 시멘트 클링커 생산 과정에서의 이산화탄소 배출과 구조물 내부에 매립된 철근의 부식이다^{(Rodríguez-Benavides et al. 2024; Lee et al. 2023)}. 최근에는 이산화탄소 저감을 위한 연구와 정책이 활발히 진행되면서, 건설재료의 생산 단계뿐 아니라 사용 중 이산화탄소의 흡착 및 고정화에 관한 연구도 활발히 수행되고 있다^{(Zhang et al. 2020; Park 2025; Zhang et al. 2025)}.

시멘트 기반 콘크리트는 사용 중 외부의 이산화탄소를 흡착하여 내부 공극수 및 수화물과 반응하고, 그 결과 탄산칼슘 형태로 고정화된다. 일반적으로 알려진 탄산화(carbonation) 반응은 이러한 대표적인 이산화탄소 흡착 및 반응 기구라고 할 수 있다. 콘크리트는 다공성 구조로 이루어져 있어 내부 공극을 통해 수분 및 열화 인자의 이동이 발생하며, 외부로부터 침투한 CO₂는 시멘트 수화물과 반응하여 탄산칼슘(CaCO₃)으로 전환되는 고정화 반응을 일으킨다. 이러한 과정은 콘크리트 내부의 pH 저하를 유발하여 철근 부식 환경을 조성하므로 구조물의 내구성 저하 원인이 된다^{(Saetta et al. 1993; Johannesson and Utgenannt 2001; Song and Kwon 2007)}. 반면, 탄산화는 CO₂를 광물화된 형태로 저장한다는 점에서 탄소 저감 기술 측면의 긍정적 역할도 가진다. 이러한 배경에서 CO₂를 적극적으로 활용하여 성능을 개선하고 탄소를 저감하는 기술로서 이산화탄소 흡착 콘크리트(carbon eating concrete, CEC)가 주목받고 있다^{(Lee et al. 2025)}. CEC는 CCUS(Carbon Capture, Utilization and Storage) 기술을 건설재료에 적용한 것으로, CO₂를 효과적으로 고정화하면서도 재료 성능을 향상시키기 위한 친환경 콘크리트 기술로 평가된다^{(Monkman and Shao 2010; Zhang et al. 2020; Park 2025)}.

탄산화의 가장 큰 문제는 내부에 매립된 철근의 부식이다. 다만 공동주택의 실내와 같이 건조한 환경에서는 탄산화가 발생하더라도 부식 영향이 매우 제한적이다^{(Izumi et al. 1986; Angst et al. 2020)}. 또한 탄산화는 pH 저하에 따른 부식 가능성 증가뿐 아니라 공극 구조 변화에 따른 확산성 감소를 동시에 유발할 수 있다. 일반적으로 수산화칼슘이 탄산칼슘으로 변화하면서 공극률 감소가 발생하며, OPC(ordinary portland cement)의 경우 전체 공극률이 약 50 % 수준까지 감소하는 것으로 보고되고 있다^{(Saeki et al. 1990; Ishida and Maekawa 2000)}. 반면 슬래그 또는 플라이애시를 사용한 경우에는 초기 수산화칼슘량이 낮아 오히려 조악한 공극 분포로 인해 수분 및 이온 침투가 증가하기도 한다^{(Shi et al. 2016; Shah et al. 2018)}. 또한 염화물 침투 환경에서는 수산화칼슘 감소 및 AFm 반응 저하에 따라 염화물 고정화 능력이 같이 감소하는 것으로 알려져 있다^{(Angst et al. 2020)}.

이와 같이 탄산화는 공극 구조 변화, 수분 상태 및 염화물 존재 여부에 따라 부식 거동에 복합적인 영향을 미친다. 기존 연구에서는 탄산화가 철근 부식 개시를 촉진하고 전기화학적 반응을 활성화시킨다는 결과가 보고된 반면, 초기 탄산화에 의해 생성된 CaCO₃가 공극을 충전하여 일정 기간 부식 저항성을 향상시킬 수 있다는 상반된 결과도 제시되고 있다.

다양한 콘크리트 특성에 대해 단기간에 부식저항성을 평가하기 위한 방법으로 최근에는 전기화학적 기반의 가속 부식 평가기법이 널리 활용되고 있다. 특히 Impressed Current Method (ICM)는 짧은 기간에 높은 전압을 인가함으로써 상대적으로 높은 부식 전류 및 누적전하량을 통해 부식 특성을 정량적으로 빠르게 평가할 수 있는 장점이 있다^{(Kwon and Park 2012; Yoon et al. 2018; Oh et al. 2024)}.

본 연구에서는 OPC를 사용한 콘크리트를 대상으로, 고온-고농도 CO₂ 양생을 수행하여 서로 다른 탄산화 깊이를 갖는 조건을 형성한 후, 촉진 부식 시험을 적용하여 철근 부식 거동을 평가하였다. 또한 부식 진전에 따른 쪼갬인장강도를 함께 분석함으로써, 탄산화 양생이 염해 환경에서 철근 부식 저항성 및 내구성에 미치는 영향을 정량적으로 평가하고자 하였다.

2. CO₂ 침투에 따른 철근 부식 기구

OPC를 사용한 콘크리트에서는 공극률이 크게 감소하는데, 주로 2~10 nm 크기의 겔공극(gel pore)의 변화가 C-S-H의 성상변화에 따라 뚜렷하다고 알려져 있다^{(Ngala and Page 1997)}. 또한 수은압입법이 아닌 경우에서는 일정 영역(10~100 nm 크기)에서의 공극률이 증가하는 경향을 보이기도 한다. 분명한 것은 OPC의 경우 동등 이하의 공극률 감소를 보인다는 것이다. 변화된 공극률에 대한 물질이동의 증가 및 감소에 대해 많은 연구결과가 엇갈리고 있는데, 물질이동(이온, 산소, 물) 등은 공극구조뿐 아니라, 포화도, 액체 속의 분산된 계면의 정전기적 전위차인 Zeta potential의 차이에 따라 변화되기 때문이다^{(Saetta et al. 1993; Ngala and Page 1997; Steffens et al. 2002)}. 1990년대 이전에서는 이산화탄소의 반응률 및 수산화칼슘의 용해도를 고려하여 수산화칼슘과 이산화탄소와의 반응을 고려하는 연구가 일반적이었다. 그러나 이후에서는 시멘트의 각 성분, 미수화 석고, free CaO와 이산화탄소의 반응까지 고려하는 연구가 진행되고 있으며, 이를 간략히 식 (1)~식 (5)와 같이 정리하였다^{(Papadakis et al. 1989; Šavija and Luković 2016)}.

한편, 탄산화에 따른 공극 구조 변화와 탄산칼슘 생성은 XRD, TGA 및 SEM 등의 미시분석을 통해서도 확인되고 있다. 기존의 연구에서는^{(Moon et al. 2018)} 탄산화 양생을 적용한 시멘트계 재료에서 XRD 및 SEM 분석을 수행하였으며, 탄산화 반응에 의해 생성된 CaCO₃가 페이스트 내부 공간을 충전하고 상대적으로 치밀한 미세구조를 형성하는 것으로 보고하였다. 또한 탄산화 양생된 시멘트계 재료를 대상으로 TGA, XRD 및 증기흡착 분석을 수행하여, 탄산화 반응에 의해 Ca(OH)₂가 소비되고 CaCO₃가 생성되어 이 과정에서 공극 구조가 변화할 수 있음을 확인하였다^{(Zhang et al. 2020)}.

Fig. 1에서는 탄산화에 따른 콘크리트의 물성변화 기구와 부식기구를 정리하였으며^{(Kim et al. 2015)}, Fig. 2에서는 본 연구의 흐름도를 나타내었다.

Fig. 1 Changes in material properties and corrosion mechanism with carbonation progression

Fig. 2 Flowchart showing the research process

3. CEC 제조 및 촉진실험 개요

3.1 사용재료 및 CEC 제조

철근 부식 저항성 평가를 위해 물-시멘트비(w/c)를 0.5로 고려한 지름 100 mm, 높이 100 mm의 원주형 시험체를 제작하였으며, 배합 사항을 Table 1에 나타내었다.

제작된 공시체를 대상으로 CEC 제조를 위해 온도 60 °C, 상대습도 45 % 및 농도 50 % 조건의 고농도 이산화탄소 환경에서 양생을 진행하였다. 또한, 양생 환경에 따른 물성 차이를 파악하기 위해, 동일한 온습도 조건에서 이산화탄소를 배제한 일반 콘크리트(NC)를 대조군으로 양생하였다. 양생 조건 및 조건에 따른 탄산화 깊이를 Table 2에, 깊이 평가 모습을 Fig. 3에 나타내었다.

Table 1 Mix proportion of concrete (kg/m³)

w/c	Mix proportion per cubic meter (kg/m3)
	Cement	Water	Sand	Gravel
0.5	370	185	845	875

Table 2 Curing conditions and carbonation depth

Specimen	Curing period (day)	Temperature (°C)	Relative humidity (%)	CO2 (%)	Carbonation depth (mm)
C-1	1	60	45	50	15
NC-1				—	—
C-2	5			50	32
NC-2				—	—

Notes: C: carbonation curing; NC: no carbonation curing

Fig. 3 Carbonation depth for each sample

3.2 ICM을 통한 촉진부식실험

CEC의 염해 환경에서의 부식 저항성을 평가하기 위해 촉진 부식 실험을 수행하였다. 시편 제작 시 내부에 D10(SD 400) 이형철근을 매립하였으며, 부식 구간을 중앙부 40 mm로 제한하기 위해 철근 상단과 하단에 각각 30 mm 에폭시 코팅을 적용하였다. 또한 실험기간의 단축을 위해 일반적인 공시체 크기가 아닌 지름 100 mm, 높이 100 mm의 크기의 시험체를 사용하였다. 철근 부식을 발생시키기 위하여 전해질로는 해수와 동일한 3.5 % 농도의 NaCl 수용액을 제작하였으며, 국소부식을 방지하기 위해 공시체 외부에 구리판을 평면 배치하여 부식을 유도하였다. 또한 DC Power Supply를 활용하여 10.0 V의 전압을 인가하였으며, 철근을 양극, 구리판을 음극으로 설정하였다. 노출 기간에 따른 부식 차이를 확인하기 위해 부식 기간을 3, 7, 14일로 설정하여 부식 전류를 평가하였다.

ICM 실험 모습을 Fig. 4에, ICM 실험의 철근 코팅상태를 Fig. 5에 나타내었다.

각 실험 종료 후 KS F 2423^{(KATS 2022)} 규정에 의거하여 쪼갬인장강도 평가를 수행하였으며, 이후 부식률 산정을 위해 철근을 분리하였다. 분리된 철근은 10.0 % citric acid에 침지하여 표면 부식물을 제거하였다. 이후 정확한 부식량 측정을 위해 에폭시 코팅 구간을 절단하여 동일 길이의 부식 전 철근과 부식 후 철근 질량 차이를 통해 부식률을 산출하였다. 쪼갬인장강도 시험 과정을 Fig. 6에 평가 후 시편 단면의 모습을 Fig. 7에 나타내었다.

Fig. 4 Photo for acceleration of corrosion with impressed current method (ICM)

Fig. 5 Embedded steel coating and treatment for impressed current method (ICM) test

Fig. 6 Splitting test for concrete samples

Fig. 7 Concrete with corroded steel after splitting test

4. CEC의 강도 및 촉진부식 특성 평가

4.1 CEC의 강도특성

CO₂ 양생 조건에 따른 CEC의 강도 특성을 비교 및 분석하였으며, 이에 해당하는 양생 조건별 압축강도 평가 결과를 Fig. 8에 나타내었다. 이산화탄소 양생(C계열) 시편들이 일반 양생(NC계열) 시편 대비 높은 강도가 평가되었으며, 이산화탄소 5일 양생 시편에서 1일 대비 높은 강도가 나타났다. 이산화탄소 양생이 초기 강도 발현에 효과적으로 작용한 것은 기존의 연구와 같은 경향을 보인다. 이산화탄소가 콘크리트 내부로 침투하여 수산화칼슘과 반응함으로써 탄산칼슘을 생성하고, 이로 인해 미세 공극이 충전되어 공극 구조가 치밀화된 작용과 고온양생기간의 증가에 기인한다^{(Monkman and Shao 2010; El-Hassan et al. 2013; Zhang et al. 2020)}.

Fig. 8 Effect of CO₂ curing on compressive strength development of concrete

4.2 CEC의 철근부식저항 특성

4.2.1 평가 개요

본 절에서는 ICM 실험 결과를 바탕으로 CEC의 철근부식저항 특성을 분석하였다. 배합 조건별 부식 전류 및 부식량을 분석하였으며, 이를 반영한 CEC의 부식 저항성을 평가하였다. 또한, 쪼갬인장강도 평가 결과를 통해 부식 환경에서의 CEC의 내구성 지표의 변화를 평가하였다.

4.2.2 부식전류 평가

ICM을 통해 도출한 실험 기간별 부식전하량 및 누적전하량 평가 결과를 Fig. 9에 나타내었다. 3일 조건에서 CEC의 초기 부식 전류가 약 10~15 mA 수준으로 평가되었으며, NC 시편에 비해 초기 부식 전류가 낮게 나타나는 경향이 확인되었다. 실험 진행 기간에 따라 모든 시편이 유사한 수준으로 안정되어, 서로 비슷한 경향을 나타내었다. 7일 조건에서도 초기에는 3일 조건과 같은 경향이 나타났으나, C-2 시편에서 균열로 인한 부식 전류 및 누적 전하량의 큰 변동이 발생하였다. 14일 조건에서의 C-2 시편의 경우, 모세관 현상을 통한 인공해수위의 상승, 시편 상부의 에폭시 코팅 작업 불량 등의 실험적 오류로 인해 철근이 파단되었다. CEC 경우, NC 대비 단기간의 촉진 부식에서는 우수한 부식 저항 성능이 나타났으며, 동시에 부식 개시 지연 및 전류 억제 효과가 확인되었다. 그러나 고전압의 촉진기간이 증가할수록 부식 저항성이 하락하는 경향이 평가되었다. 또한 같은 CEC에서도 양생 기간의 차이에 따른 다른 경향을 확인할 수 있었다.

Fig. 9 Variation of corrosion current and accumulated charge with exposure period

4.2.3 부식량 평가

3.2절에 전술한 대로 ICM 실험 종료 이후 분리한 철근의 중량을 통해 철근 부식량을 평가하였다. 기준 대비 부식 기간별 철근의 질량 손실률을 Fig. 10에 나타내었다.

부식기간에 따른 부식률 경향을 분석한 결과, 모든 시험체에서 촉진 시간이 증가함에 따라 부식률이 증가하였다. 전류 인가 기간 중 3일 조건에서 NC-1은 약 7.5 %, C-1은 약 5.0 %, NC-2는 약 3.8 %, C-2는 약 3.2 % 수준으로 나타났으며, 전반적으로 CEC가 NC 대비 낮은 부식률을 보여 초기 부식 억제 효과가 확인되었다. 7일 조건에서는 NC-1이 약 12 %, C-1은 약 8 %, NC-2는 약 6 %, C-2는 약 7.5 % 수준으로 증가하였다. NC-1 대비 CEC가 낮은 부식률이 평가되었으나, NC-2 와 비교했을 때 일부 높은 부식률을 나타내었다. 높은 전위에서 실험할 경우, 부식에 대한 효과가 점차 감소하는 경향이 관측되었는데, 이는 부식에 의한 균열발생의 영향이 크다. 14일 조건에서는 부식률이 더욱 증가하여 NC-1은 약 15.0 %, C-1은 약 14.5 %, NC-2는 약 13.0 %로 평가되었다. C-2는 철근 파단으로 인해 부식량 측정이 불가하였다. 높은 전압을 유지하는 장기 조건에서는 탄산화 양생에 따른 공극 치밀화 효과보다 미세균열에 의한 부식량 증가, pH 저하 및 염화물 고정화 능력 감소의 영향이 더 크게 작용한 것으로 판단된다^{(Kim et al. 2024)}. 기존의 연구에서는 외부 전원이 없는 개방회로 전위측정(Open Circuit Potential: OCP), ± 20 mV 인가 후의 선형분극저항실험, 5.0 V의 과전압을 인가한 촉진부식실험에서는 모두 CEC 시편의 높은 내부식성을 보고하였다^{(KICT 2025)}. 이 연구에서도 전압인가시간은 80시간으로 10.0 V 이상의 높은 전위에서의 장기간의 부식 평가는 추가적인 연구가 필요하다. 14일간의 촉진 부식실험을 종료한 후의 철근 3D 스캔 이미지는 Fig. 11과 같다.

C-2의 경우 철근 표면 전반에서 단면 감소와 함께 불균일한 부식 형상이 나타났으며, 일부 구간에서는 급격한 단면 손실이 확인되었다. 이는 C-2 시편 상단에서 에폭시 코팅 불량(제조 시 결함)으로 인해 부식이 빠르게 발생하고 심화됨에 따라 최종적으로 파단에 이르렀기 때문이다. 반면 NC 시험체는 상대적으로 균일한 표면 손상 형태를 보이며, 전체적인 단면 감소 수준 또한 제한적으로 나타났다.

Fig. 10 Corrosion rate of reinforcement with exposure period

Fig. 11 3D scanned images of reinforcement after 14 days of corrosion exposure

4.2.4 쪼갬인장강도 평가

부식 환경에서의 CEC의 내구성 지표 변동을 확인하기 위해 ICM 실험 전후의 인장강도를 평가하였으며, 해당 결과를 Fig. 12에 나타내었다. 이러한 결과는 실질적으로 가장 부식에 대한 저항성을 나타내는 실험결과로 평가되는데, 철근 부식에 따른 부식 생성물이 형성되고, 이에 따른 팽창압으로 철근과 콘크리트 계면 사이의 슬립(slip)이 발생하여, 궁극적으로 콘크리트 구조물 내구성 저하에 직접적인 영향을 미치는 것으로 판단된다.

부식 환경에 노출되기 전 쪼갬인장강도는 C-2에서 가장 높은 인장강도가 평가되었으며, CEC의 경우, NC 대비 부식 후에도 상당한 인장강도를 유지하는 것으로 확인되었다. 3일 조건에서는 C-2에서의 강도가 이전 대비 낮게 평가되었으나, NC 시편 대비하여 높은 수준을 유지하였다. 이는 시편의 제한된 시편 개수로 인한 실험 오차라고 평가되며 7일 조건에서도 C 계열에서 높은 인장강도가 평가되었다. 실험체 결함이 있는 C-2를 제외하면 C-1은 14일 조건에서도 NC 대비 높은 인장강도가 평가되었으며, 부식 전의 기준값과 비교하여도 큰 변동 없이 모든 실험 기간에서 안정된 경향을 나타내었다. Fig. 12에서 알 수 있듯이, NC 계열의 경우, 7일 이후 모두 일정한 경향을 보이고 쪼갬인장강도 값이 크게 감소하였다.

Fig. 12 Variation of tensile strength under corrosion exposure with exposure period

5. 결 론

본 연구에서는 CEC의 철근 부식 특성 및 내구성 지표의 변동을 평가하였으며, 도출된 결론은 다음과 같다.

1) CEC 콘크리트는 초기 부식 단계에서 일반 콘크리트 대비 우수한 부식 저항성을 나타냈다. 3일 조건에서 CEC의 부식 전류는 약 10~15 mA 수준으로 평가되었으며, NC 대비 낮은 값을 나타내어 부식 개시 지연 및 전류 억제 효과가 확인되었다. 또한 누적 전하량 역시 전반적으로 낮게 평가되어 초기 전기화학적 부식 반응이 효과적으로 억제된 것으로 판단된다.

2) 부식 기간 증가에 따라 모든 시편에서 부식률이 증가하는 경향이 확인되었다. 3일 조건에서 부식률은 NC-1 약 7.5 %, C-1 약 5.0 %, NC-2 약 3.8 %, C-2 약 3.2 %로 나타나 CEC가 초기 부식 억제 효과를 보였다. 그러나 7일 및 14일 조건에서는 각각 약 8~12 %, 13~15 % 수준으로 증가하였다.

3) 쪼갬인장강도 평가 결과, CEC 콘크리트는 부식 환경에서도 NC 대비 높은 강도를 유지하는 경향을 보였으며, 특히 C-1에서는 14일간 고전압 촉진부식조건 에서도 우수하고 안정적인 인장강도를 유지하였다. 부식된 시편의 부착시험에서는 swelling 효과로 인해 초기에 높은 부착응력이 평가된 이후 감소하지만, 쪼갬인장강도의 경우, 부식량의 증가에 따라 초기부터 강도값이 감소하므로 부식저항성 평가에 합리적임을 알 수 있다. 또한 탄산화 깊이는 철근 위치(피복두께 약 45 mm)까지 탄산화면이 도달하지 않은 것으로 확인되었으며, CEC의 초기 부식 저항성 향상은 철근 주변의 알칼리도 저하에 의한 영향보다는 탄산화 양생 과정에서 생성된 CaCO₃에 의한 공극 치밀화 및 염화물 이동 저감 효과에 기인한 것으로 판단된다.

4) CEC 콘크리트는 CO₂ 양생에 따른 공극 치밀화로 인해 초기에는 우수한 부식 억제 효과와 내구성 향상을 나타냈으나, 장기간 고전압 인가 조건에서는 균열발생으로 인해 부식저항성의 정량화가 어려웠다. 현재 저전압 조건에서 부식저항성 연구가 진행 중이며, 탄산화 깊이에 따른 미세공극구조 변화와 수화물 성상에 대한 DB가 구축된다면 좀 더 정량적인 내부식 특성을 평가할 수 있으리라고 판단된다.