여남구
(Nam-Goo Yeo)
1
하니프무함마드 로샹
(Muhammad Roshaan Hanif)
1
서수연
(Soo-Yeon Seo)
2,*
윤현도
(Hyun-Do Yun)
3
최원창
(Won-Chang Choi)
4
석승욱
(Seung-Wook Seok)
4
-
한국교통대학교 건축공학과 대학원생
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Korea National University
of Transportation, Chungju 27469, Republic of Korea)
-
한국교통대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Korea National University of Transportation,
Chungju 27469, Republic of Korea)
-
충남대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Chungnam National University,
Daejeon 34134, Republic of Korea)
-
가천대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Gacheon University, Seongnam 13120,
Republic of Korea)
Copyright © 2026 Korea Concrete Institute
핵심용어
목질계 바이오차, 철근 콘크리트 보, 치환율, 전단경간비, 전단강도
Keywords
wood-based biochar, reinforced concrete beam, replacement ratio, shear span-to-depth ratio, shear strength
1. 서 론
최근 전 세계적으로 기후변화 대응 및 2050 탄소중립 목표 달성을 위한 노력이 계속되고 있으며 막대한 양의 온실가스를 배출하는 건설 산업 분야의
변화가 과제로 주목받고 있다. 시멘트는 건설 산업 분야의 필수적인 요소이며, 탄소 중립을 위해 연료 전환 및 원료 전환의 필요성이 가장 높은 요소이다.
시멘트가 배출하는 이산화탄소의 양은 전 세계 탄소 배출량의 5 %를 차지할 정도이며 그 중 포틀랜드 시멘트는 1톤 제조 시 약 0.8톤의 이산화탄소를
배출한다(Kim et al. 2024). 이 이산화탄소 저감을 위한 수단으로 주목받고 있는 재료는 바이오차이다. 바이오매스와 숯의 합성어인 바이오차는 산소가 제한된 환경에서 열분해하여
만들어지는 고형물이다. 이 물질은 다공성 구조를 가진 탄소 함량이 높은 재료로서 생산과정 중 대기 중의 탄소를 내부에 고정하는 탄소격리 효과를 지닌다.
바이오차는 포집된 탄소를 시멘트 복합체에 격리하는 역할을 함과 동시에 포졸란 반응을 끌어낼 수 있다. Qambrani et al.(2017)에 따르면 저속 열분해와 열수탄화를 통해 생성되는 바이오차가 탄소격리 효율이 가장 높으며 그중 목질계 바이오차가 가장 높은 탄소 함유량을 나타낸다.
지금까지의 바이오차를 활용한 콘크리트 연구로서는 주로 압축강도, 슬럼프, 내구성 등 재료 자체의 기계적 특성 및 물리적 성질을 평가하는 데 집중되어왔으며
구조재에 적용가능한 강도발현이 가능하고 충분한 내구성이 확보가능한 것으로 밝혀졌다(Aneja et al. 2022;
Kim et al. 2025;
Hong et al. 2025). 하지만 실제 콘크리트에 적용하기 위한 부재 적용 시의 구조적인 검증에 관한 연구는 거의 이루어지지 않고 있다. 바이오차 콘크리트의 실용화를 위해서는
재료적 특성 검증을 넘어 이를 적용한 구조 부재의 성능에 대한 신뢰성 확보가 반드시 선행되어야 한다.
본 연구에서는 목질계 바이오차를 시멘트 중량 대비 일정 비율로 대체 치환한 콘크리트를 사용한 콘크리트 보의 전단강도 특성을 실험적으로 규명하고자 한다.
이는 바이오차 치환에 의해 나타나는 콘크리트의 강도 변화가 부재의 전단강도에 미칠 수 있는 영향을 파악하는 것이 매우 중요하기 때문이다. 이를 위해
바이오차의 치환율과 전단 경간 비를 변수로 설정하여 전단파괴가 유도되는 철근콘크리트 보를 제작하고 전단 실험을 통하여 하중-변위 관계, 균열 및 파괴
거동, 최대 내력 등을 분석하고자 한다.
2. 실 험
2.1 시험체 계획
실험에서 사용한 바이오차는 Fig. 1과 같은 목질계이다. 바이오차 치환율은 5 % 초과 시 강도가 급격히 저하되어 구조부재에 적용성이 낮아지게 된다는 기존 연구(Hong et al. 2025) 결과를 고려하여 0 %, 5 %의 두 수준으로 선정하였다. 또한 전단 경간비에 따른 차이점을 확인하고자 a/d 1.5, 2.5의 두 가지 전단 경간비를
설정하였다. 모든 시험체의 단면 규격은 200 mm×300 mm이며 압축 철근은 D10, 인장철근은 D19와 D22를 혼합하여 사용하였다. Table 1은 실험에 사용된 철근의 기계적 성질을 나타낸다. 콘크리트의 전단강도 규명을 위하여 모든 실험체는 전단경간 내에 전단 보강근이 없는 것으로 계획하였다.
자세한 시험체의 상세도는 Fig. 2에 나타내었으며 실험체 길이는 1,200 mm(경간비 1.5), 1,720 mm(경간비 2.5)이다.
Table 2는 콘크리트 배합표를 나타낸다. 배합 시 용량은 0.7 m3 기준 목표강도는 24 MPa로 설계하였다. BC는 바이오차, C는 시멘트, W는 물, W/B는 물-결합재비이고, Fa와 Ca는 각각 잔골재와 굵은
골재를 나타낸다. SP는 고성능 유동화제로 바이오차 치환 시 워커빌리티가 감소하기 때문에 5 % 배합에 추가되었다. SP는 결합재비 중량의 0.5
%로 설정하였다. 사용된 시멘트는 1종 보통 포틀랜드 시멘트이다.
Fig. 1 Biochar shape used in the experiment
Fig. 2 Detail of beam specimen (unit: mm)
Table 1 Mechanical properties of reinforcing bar
|
Bar type
|
Yield strength fy
(MPa)
|
Ultimate strength fu
(MPa)
|
|
D10
|
446.7
|
561.04
|
|
D19
|
441.1
|
589.8
|
|
D22
|
461.74
|
619.24
|
Table 2 Mix design of concrete
|
Case
|
W/B (%)
|
S/a (%)
|
Unit weight (kg/m3)
|
|
C
|
W
|
Fa
|
Ca
|
BC
|
SP
|
|
0 %
|
50
|
40
|
231
|
115.5
|
498.4
|
748
|
0
|
0
|
|
5 %
|
219.45
|
11.55
|
1.155
|
2.2 실험 방법
바이오차 치환율에 따른 콘크리트의 역학적 특성을 파악하기 위한 원주형 공시체 압축실험 및 인장실험, 그리고 철근에 대한 인장실험을 실시한 뒤에 보에
대한 전단실험을 실시하였다.
콘크리트에 대한 재료실험은 KS F 2403(KATS 2024)에 따라 원주형 공시체(100 mm×200 mm)를 제작한 뒤 Fig. 3과 같이 압축강도 시험과 할렬인장강도 시험을 진행하였다. 사용된 철근에 대해서는 KS D 3504(KATS 2021)에 따라 실험을 실시하였다.
보에 대한 전단 실험은 단순지지 조건에서 보 중앙부에 1,000 kN 용량의 유압잭을 사용하여 집중하중 형태로 실험체 파괴 시까지 점진적으로 증가시켜
진행하였다. 시험체 중앙 하부에 수직으로 LVDT(Linear Variable Displacement Transducer)를 설치하여 실험진행 동안
중앙부 처짐을 측정하였다. 또한 인장 철근 및 전단 경간 내의 콘크리트 표면에 변형률 게이지를 부착하여 철근과 콘크리트의 변형률을 계측하였다. 실험체는
양단 하부에 단순지지 조건으로 지지되도록 하고 시험체 재하면 유압잭과 실험체 사이에 강재 플레이트를 설치하였다. 실험 진행은 하중제어 방식으로 가력하였다.
하중은 평균 10 kN/min의 속도로 가력하고 실험체의 균열발생 상태를 확인하면서 진행하였다. Fig. 4는 철근 게이지의 위치와 실험체 세팅을 나타낸다.
Fig. 3 Concrete mechanical test set up
Fig. 4 Test set up for beam shear test
3. 실험결과 및 분석
3.1 굳지 않은 바이오차 콘크리트의 역학적 특성
굳지 않은 바이오차 콘크리트의 역학적 특성을 파악하기 위해 플로우 실험 및 공기량 실험을 진행하였다. 플로우의 경우 0 %가 135 mm, 5 %가
125 mm로 약 7.41 %의 감소량을 보였고, 공기량은 각각 3 %와 4 %로 나타났다. 이는 목질계 바이오차의 특성상 바이오차 내부의 수분 보유
현상 증가로 인해 플로우가 감소한 것으로 보여진다. 공기량 측정결과 바이오차 치환 시 증가하는 것으로 측정되었으며(Hong et al. 2025), 연구의 결과와 동일한 경향을 보이는 것을 확인하였다.
3.2 바이오차 콘크리트의 재료적 특성
압축강도와 할렬인장강도 실험을 위한 공시체는 습윤양생하여 진행하였다. 재령 28일 기준 공시체의 압축강도는 0 %일 때 평균 31.26 MPa이고
5 %일 때 평균 27.42 MPa로서 바이오차를 5 % 치환한 경우, 약 12 %의 압축강도가 낮아지는 것으로 나타났다. 할렬인장강도는 0 %일
때 평균 2.67 MPa, 5 %일 때는 평균 2.47 MPa로서 바이오차로 5 % 치환하였을 때, 약 7 % 정도 강도가 낮아지는 것으로 나타났다.
바이오차가 5 % 치환된 경우가 강도가 다소 낮게 측정되는 경향을 확인하였다. 이러한 결과는 바이오차의 다공성 구조에 의해 압축강도와 할렬인장강도가
저하된 것으로 보인다. 탄성계수 또한 0 %는 26.78 GPa, 5 %는 25.63 GPa로 약 4.29 % 감소하는 경향을 보였다. 할렬인장강도에
대한 압축강도의 비는 바이오차 치환율 0 %일 때는 11.7, 5 % 시험체는 11.1로 유사한 비율을 보였다. 실험 결과 및 탄성계수는 Table 3에 정리하였다. Fig. 5는 압축강도 시험 시 사용한 Compressometer의 데이터를 활용하여 그린 응력-변형률 곡선이다. 0 %, 5 % 치환율 모두 동일한 기울기로
증가하였지만 19 MPa 이후 5 %의 기울기가 줄어드는 것을 알 수 있다.
Table 3 Mechanical properties of concrete
|
Classification
|
Elasticity modulus, Ec
(GPa)
|
Average elasticity modulus, Ec,a
(GPa)
|
Compressive strength, fck
(MPa)
|
Average compressive strength, fck,a
(MPa)
|
Splitting tensile strength, fct
(MPa)
|
Average splitting tensile strength, fct,a
(MPa)
|
fck,a
/fct,a
|
|
0%-1
|
26.62
|
26.78
|
30.7
|
31.26
|
2.8
|
2.67
|
11.7
|
|
0%-2
|
26.96
|
31.9
|
2.5
|
|
0%-3
|
26.76
|
31.2
|
2.0
|
|
5%-1
|
26.05
|
25.63
|
28.8
|
27.42
|
2.4
|
2.47
|
11.1
|
|
5%-2
|
25.81
|
28
|
2.4
|
|
5%-3
|
25.02
|
25.5
|
2.6
|
Fig. 5 Stress-strain curve
3.3 실험체 균열 및 파괴 양상
실험체의 파괴양상을 보면, 하중이 증가함에 따라 전단구간에서 사인장 균열이 진행되었다. Fig. 6은 실험 종료 후 파괴된 실험체의 모습을 나타낸다. 사인장 균열은 초기에는 전단 영역 구간에서 발생하였고 하중이 증가함에 따라 균열이 전단경간의 중립축
부분으로 진행되었다. 이후 지점의 하부와 상부측 중앙 가력 부위 방향으로 확대되었다. 바이오차 치환율 0 % 시험체 초기균열은 우측 지점에서 155.97
kN, 5 %의 경우에는 150.53 kN에 좌측 지점에서 발생하였다. 경간비 2.5의 경우 0 %는 121.128 kN에 우측 지점 하단, 5 %는
112.162 kN에 좌측 지점 하단에서 취성적으로 파괴되었다. 균열각은 B0-1.5 시험체를 제외한 시험체가 약 30도로 유사한 양상을 보였지만
B0-1.5의 경우 약 40도로 가장 높은 균열 기울기를 보였다. 경간비 1.5인 실험체들에서는 5 %에서의 균열하중에 대한 0 %일 때의 균열하중
비는 1.04이고, 경간비 2.5에서는 그 비율이 1.08로서 균열발생하중은 치환율에 따른 차이가 크지 않은 것으로 나타났다. 최대하중에서는 차이가
발생하지만 초기 균열 발생시점은 큰 차이가 없음을 알 수 있다. Fig. 7은 최초균열과 최대 내력을 막대그래프로 나타낸 것이다.
Fig. 6 Failure shape of specimens
Fig. 7 Initial crack and maximum load
3.4 하중-변위 곡선
모든 시험체에 대하여 하중- 중앙부 처짐 관계를 나타내면 Fig. 8과 같다. 같은 경간비일 때, 치환율 0 %와 5 %의 하중에 대한 처짐 관계는 비슷한 양상을 보였다. 경간비 1.5의 바이오차 치환 0 % 시험체는
최대 내력이 453.2 kN이고, 같은 경간비의 바이오차 치환율 5 % 시험체는 최대 내력 379.85 kN으로서 0 % 시험체가 다소 높게 나타났다.
Fig. 8에서 볼 수 있듯이 초기균열까지는 비슷한 기울기를 보이지만 이후 치환율 5 %의 기울기가 치환율 0 %에 비해 감소함을 알 수 있다. 최대 하중은
0 %인 실험체가 약 16 % 정도 높게 나타났다. 경간비 2.5의 바이오차 치환율 0% 실험체는 최대 내력이 146.49 kN, 치환율 5 % 실험체는
127.16 kN으로 나타났다. 두 실험체가 균열에 도달하기 전까지 전체적으로 유사한 기울기를 보였다.
Fig. 8 Load-displacement curve
3.5 주인장 철근의 하중에 따른 변형률 분포
Fig. 9는 각 실험체의 주인장 철근의 하중-변형률 곡선을 나타낸다. Fig. 9(a), (b) 그래프는 최초 균열 시, 최대 내력 도달 시, 최대 내력의 50 %일 때의 변형을 나타내었으며, Fig. 9(c), (d)는 최대 내력과 최초 균열 시의 하중이 최대 내력의 50 %보다 높기 때문에 최대 내력 도달 시, 최대 내력의 50 %와 75 %를
나타내었다. 그래프에서 가로축은 지점으로부터 게이지의 거리를 나타낸다. 경간비 1.5에서는 모두 S1인 지점 위치에서 변형률이 높게 나타나는 양상을
보인다. 이를 통해 경간비 1.5는 지점 부근의 인장철근에 응력이 집중되었음을 알 수 있다. 경간비 2.5에서는 모두 S4인 가력점 바로 아래 위치에서
변형률이 가장 높았다. 이는 휨 거동이 지배함으로써, 모멘트가 가장 큰 가력점 하부에서 응력이 가장 크게 발생하였기 때문이다. B5-1.5 시험체의
S4 게이지는 계측오류가 발생하였다. 변형응답은 B0-1.5와 유사할 것으로 예상된다.
Fig. 9 Strain distributions of longitudinal bottom bar
3.6 기준식 및 제안식 비교검토
전단 보강근이 없는 콘크리트 보의 전단강도에 영향을 주는 요소는 콘크리트의 단면 크기, 압축강도, 인장철근비 등이 있다. 본 연구에서는 실험을 통해
기존의 철근콘크리트 보의 전단에 관한 기준식과 바이오차 치환 철근콘크리트의 실제 하중과 비교 분석하여 전단 강도를 평가하고자 한다. 다음 기준식과
기존 연구자의 제안식을 나타낸다.
- KDS 14 20 22 간편식
- KDS 14 20 22 상세식
- Mphonde and Frantz(1984)의 제안식
- ACI 318-19
- CSA A23.3-14
- Zsutty(1971)의 제안식
여기서, fck
: 콘크리트 압축강도(MPa), bw
: 보의 폭(mm), d: 보의 유효깊이(mm), ρw
: 인장철근비, Vu
: 작용 전단력(kN), Mu
: 작용 모멘트(kN.m), a: 전단경간(mm)이다.
전단경간비가 작은 경우에는 깊은 보로서 아치거동에 의한 효과를 고려해야 한다. KDS 14 20 24(KCI 2021)에 따라 Fig. 10과 같은 스트럿-타이 모델(Strut-Tie Model, STM)에 대하여 전단강도를 다음과 같이 산정할 수 있다.
- 스트럿 압축강도
- 타이의 인장강도
- 절점영역 공칭강도
여기서, Ac
: 스트럿의 단면적(mm2), βs
: 유효압축강도 산정용 계수, fck
: 콘크리트 압축강도(MPa), Ast
: 타이의 단면적(mm2), fy
: 타이의 인장강도(MPa), fce
: 유효압축강도(MPa)
각 시험체의 전단강도를 각 기준식으로 계산한 값과 이에 대한 실험결과의 비를 Table 4에 나타내었다. Fig. 11은 Table 4의 값의 분포를 나타낸 것이다. 전단경간비 2.5인 실험체들에 대하여 Mphonde and Frantz(1984)의 실험식은 실제 강도를 과대평가하는
경향을 보인다. 또한 KDS 14 20 22(KCI 2022) 간편식은 실제 강도를 다소 안전측으로 과소평가하는 경향을 보이고 그 외 나머지 식들은 실험결과를 거의 유사하게 평가하고 있다. 따라서 2.5 이상의
전단경간비에서는 기준식들을 이용하여 콘크리트 전단강도를 적절히 예측할 수 있을 것으로 판단된다.
전단경간비가 1.5인 경우에는 깊은 보 거동을 보이기 때문에 이를 고려하여 평가하는 것이 필요하다. 식 (7)에 따라 전단경간비 1.5인 실험체들에 대하여 βs
를 0.6으로 하여 산정한 스트럿 전단강도를 수직력으로 환산하면, 바이오차 치환율 0 %는 116.53 kN, 5 %는 102.15 kN가 되고 βs
를 1.0으로 하면 각각 194.22 kN과 170.24 kN이 된다. Fig. 11에 나타낸 바와 같이 βs
를 1.0을 적용하면 실험강도와 거의 근사하게 내력이 산정되고, βs
를 0.6으로 고려하면 안전측으로 전단강도를 평가하게 된다.
Fig. 11 Comparisons with tested and calculated shear strength
Table 4 Comparisons with tested and calculated shear strength
|
Specimen name
|
0.5Pc
(kN)
|
0.5Pu
(kN)
|
Mn
/a (kN)
|
Eq. (1) |
Eq. (2) |
Eq. (3) |
Eq. (4) |
Eq. (5) |
Eq. (6) |
|
Vc1
(kN)
|
0.5Pu
/Vc1
|
Vc2
(kN)
|
0.5Pu
/Vc2
|
Vc3
(kN)
|
0.5Pu
/Vc3
|
Vc4
(kN)
|
0.5Pu
/Vc4
|
Vc5
(kN)
|
0.5Pu
/Vc5
|
Vc6
(kN)
|
0.5Pu
/Vc6
|
|
B0-1.5
|
77.99
|
226.6
|
223.23
|
50.97
|
4.45
|
60.19
|
3.76
|
89.09
|
2.60
|
72.42
|
3.13
|
61.16
|
3.71
|
78.38
|
2.89
|
|
B5-1.5
|
75.27
|
189.93
|
219.13
|
48.90
|
3.73
|
58.21
|
3.41
|
85.53
|
2.22
|
70.36
|
2.98
|
58.69
|
3.24
|
76.25
|
2.87
|
|
B0-2.5
|
60.60
|
73.25
|
133.94
|
50.97
|
1.50
|
55.69
|
1.26
|
89.09
|
0.84
|
63.82
|
1.04
|
61.16
|
1.20
|
66.08
|
0.96
|
|
B5-2.5
|
56.08
|
63.58
|
131.48
|
48.90
|
1.30
|
53.71
|
1.18
|
85.53
|
0.74
|
61.76
|
1.03
|
58.69
|
1.08
|
64.29
|
1.11
|
Notes: Pc
: load when diagonal crack occurs, Pu
: ultimate load, Mn
: nominal bending moment, a: shear span
4. 결 론
본 연구는 목질계 바이오차를 시멘트 중량 대비 0 %와 5 %로 치환한 철근콘크리트 보의 전단 강도 특성을 전단 경간비를 변수로 설정하여 실험적으로
규명하였다. 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
1) 재령 28일 기준 공시체의 압축강도는 0 %일 때 평균 31.26 MPa이고 바이오차 치환율 5 %일 때 평균 27.42 MPa로서 바이오차를
5 % 치환한 경우, 약 12 %의 압축강도가 낮아지는 것으로 나타났다. 반면 할렬인장강도는 약 7 % 정도 낮아지는 것으로 나타났다.
2) 보 전단실험결과, 모든 시험체가 지점 부분에서 초기 균열이 발생하였으며 하중이 증가함에 따라 사인장 균열이 진행되어 전단 경간 중립축을 거쳐
가력점까지 확대되었다. 균열발생하중은 치환율에 따른 차이가 크지 않은 것으로 나타났다.
3) 모든 시험체는 최종 전단 파괴 거동을 보였으며, 동일한 경간비 내에서 바이오차 치환 콘크리트 보의 최대 내력이 더 낮게 나타났다. 경간비 1.5에서는
약 16 %, 경간비 2.5인 경우에는 약 13 % 바이오차 치환 콘크리트 보가 낮은 강도를 보였다. 이는 바이오차 치환 콘크리트의 압축강도가 낮기
때문이다.
4) 주인장 철근의 하중–변형률 분석 결과 두 경간비 모두 같은 경간비 내에서는 비슷한 양상을 보였다. 경간비 1.5인 경우 가장 큰 변형은 지점
부근이고 경간비 2.5인 경우 가장 큰 변형은 모멘트가 가장 큰 가력점 하부로 나타났다.
5) 기존 전단강도 기준식과의 비교 검토 결과 전단경간비 2.5인 경우에는 Mphonde and Frantz의 실험식이 실제 강도를 과대평가하는 경향을
보이고 KDS 14 20 22 간편식은 실제 강도를 다소 안전측으로 과소평가하는 경향을 보인다. 그 외 나머지 식들은 실험결과를 매우 근사하게 평가하고
있다. 전단경간비가 1.5인 경우에는 깊은 보 거동을 고려하여 스트럿 타이모델로 강도를 평가하면 실험결과와 근사하게 내력이 산정될 수 있음을 확인하였다.
6) 바이오차 치환 콘크리트를 사용한 보의 전단강도는 콘크리트의 압축강도를 기반으로 한 보통콘크리트 전단강도 평가방법에 따라 평가될 수 있을 것으로
판단된다. 후속 연구에서는 전단보강근이 배근된 보를 대상으로 바이오차 치환 콘크리트의 전단강도평가 연구를 진행하고자 한다.
감사의 글
본 연구는 한국 연구재단 기초연구실 지원사업(과제번호: RS-2024-00408370) 및 한국 연구재단 석사과정 연구 장려금 지원 사업(과제번호:
RS-2025-25426674)의 연구비 지원으로 수행되었음.
References
ACI Committee 318 (2019)
Building Code Requirements for Reinforced Concrete (ACI 318-19) and Commentary (ACI
318R-19) Farmington Hills, MI, US: American Concrete Institute (ACI).
Aneja, A., Shama, R. L., and Singh, H. (2022) Mechanical and Durability Properties
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