1. 서 론
2. 자가센싱 시멘트 복합재료의 전기역학적 거동
3. 실험 프로그램
3.1 재료 및 시험체 준비
3.2 실험 방법
4. 실험 결과
5. 고 찰
5.1 인장하중 하에서 TRCCs의 전기역학적 거동
5.2 압축 하중 하에서 TRCCs의 전기역학적 거동
6. 결 론
1. 서 론
콘크리트 노후화에 따른 구조물 붕괴로 인한 인명 피해가 전 세계적으로 증가하고 있다. 2018년 이탈리아 제노바의 모란디 대교 붕괴로 인한 39명의 인명 피해, 2021년 미국 플로리다 챔플레인 타워의 붕괴로 인한 98명의 인명 피해, 그리고 2023년 경기도 분당 정자교의 붕괴로 인한 1명의 인명 피해 사례는 콘크리트의 노후화가 치명적인 인명 피해로 이어질 수 있음을 시사하였다(Scattarreggia et al. 2022; Zamanzadeh et al. 2021).
이러한 문제를 해결하기 위해서, 현재 많은 구조물에 실시간 모니터링이 가능한 구조물 건전성 모니터링(structural health monitoring, SHM) 기술이 사용되고 있다(Farrar et al. 2007). 일반적으로 사용되는 SHM 기술로는 구조물의 표면에 물리적으로 센서를 부착하여 정보를 수집하는 접촉식 센서와 구조물 내부에 매립하는 매립식 센서 방식이 있다(AlHamaydeh et al. 2022). 하지만 현재 주로 사용되는 접촉식 그리고 매립식 센서들은 대부분 내구 수명이 2~3년에 불과하여 구조물의 전체 수명과 비교하였을 때 상대적으로 매우 짧다는 한계점이 있다(Cha et al. 2018).
이러한 한계를 극복하기 위해 건설재료 자체가 센서 역할을 수행 할 수 있는 자가센싱 기능을 보유한 보수보강용 시멘트 복합재료의 개발에 대한 많은 연구들이 수행되어 왔다(Han et al. 2015). 그 중에서도 고강도 섬유를 직조물 형태로 가공한 직조물(Textile)을 보강재로 사용하는 직조물 보강 시멘트 복합재료 (Textile Reinforced Cementitious Composites, TRCCs)의 거동 및 적용에 대한 연구가 다수 수행되어 왔다 (Carozzi et al. 2018; Adam et al. 2020; Koutas et al. 2019; Truong et al. 2023a; Truong et al. 2023b; Nguyen et al. 2025). TRCCs의 경우 기존 콘크리트 구조물에 보강재로 활용하기 쉽고, 철근에 비해 매우 얇은 직조물 보강재를 사용함으로써 그 적용성이 우수하다고 보고되고 있다. 또한, 보강 효과와 더불어, 전기전도도가 높은 카본 섬유 직조물이 보강된 TRCCs는 하중의 변화에 따라 그 전기저항률(electrical resistivity, ρ)이 변화된다고 보고된 바 있어 그 전기역학적 거동을 사용하여 별도의 외부 계측이 필요없이 센서 역할을 동시에 수행 가능한 자가센싱 시멘트 복합재료(self-sensing cementitious composites, SSCCs)로 사용될 수 있다는 보고가 이어지고 있다(Goldfeld et al. 2016; Goldfeld et al. 2017; Goldfeld and Yosef et al. 2019; Goldfeld and Yosef et al. 2020).
본 연구의 목표는 구조물 보강재료 그리고 센서의 역할을 동시에 수행할 수 있는 TRCCs를 노후화된 콘크리트 교량 혹은 구조물에 적용하기 위해 일축하중 하에서 TRCCs의 전기역학적 거동을 조사하는 것이다. 이를 위한 세부 목표는 (1) 일축 인장 하중 하에서 카본 및 유리 섬유 직조물 보강에 따른 TRCCs의 전기역학적 거동 조사, 그리고 (2) 일축 압축 하중 하에서 카본 및 유리 섬유 직조물 보강에 따른 TRCCs의 전기역학적 거동 조사이다.
2. 자가센싱 시멘트 복합재료의 전기역학적 거동
Fig. 1에는 일축 인장 및 압축하중 하에서 SSCC의 대표적인 전기역학적 거동을 나타내었다. SSCC는 외부 하중의 가력에 따른 재료 내부의 전도성 네트워크의 변화로 인하여, 재료의 전기저항률이 변화한다(Kim et al. 2023a). Fig. 1(a)은 direct current (DC)를 활용하였을 때 일축 인장 하중 하에서 강섬유 보강 SSCC의 일반적인 전기역학적 거동을 나타내었다. 일반적으로, 인장 하중에 의하여 매트릭스 내에 균열이 발생하면 강섬유 보강 SSCC의 전기저항률은 감소한다(Kim et al. 2020; Cho et al. 2024). 이는 매트릭스 내에 균열이 발생하기 이전에는 전류가 전기전도도가 낮은 매트릭스와 전기전도도가 높은 강섬유로 동시에 흐르지만, 균열 발생 이후에는 균열 사이 매트릭스를 강섬유가 연결함에 따라 전류의 흐름이 전기전도도가 높은 강섬유에 집중되기 때문이다(Song et al. 2015; Kim et al. 2020). Fig. 1(b)는 일축 압축 하중 하에서의 일반적인 전기역학적 거동을 나타내었다. SSCC의 ρ는 일반적으로 하중이 증가함에 따라 감소하는 경향을 보인다. 이는 압축 응력이 증가함에 따라 매트릭스 내 존재하는 전도성 재료(공극수 또는 카본계열 물질 등) 사이의 간격이 감소함에 따른 입자 사이의 접촉 증가로 터널링 효과(tunneling effect)가 활성화되어 부분적으로 단절되어 있던 전도성 경로들이 연속적인 전도성 경로로 변화하기 때문이다(Kim et al. 2023b; Lee et al. 2019).
SSCC의 센싱 능력 평가는 하중 재하 과정에서 측정된 전기저항률(electrical resistivity, ρ)의 변화를 측정하여 수행된다. ρ는 식 (1)과 같이 멀티미터를 통하여 측정한 전기저항(electrical resistance, R)을 활용하여 계산 가능하며, SSCC의 성능 평가는 식 (2)와 같이 전기저항 변화율(fractional change in the electrical resistance, FCR)을 활용하여 정량화 가능하다. FCR은 초기 전기저항률과 비교하였을 때 측정된 전기저항률의 변화율을 의미한다.
여기서 은 측정된 전기저항, 는 시험체의 단면적, 은 전극 설치 간격, 는 외부 하중 하에서의 SSCC의 전기저항률, 는 SSCC의 초기 전기저항률, 는 전기저항률의 변화량이다.
3. 실험 프로그램
3.1 재료 및 시험체 준비
Fig. 2에는 TRCCs 매트릭스를 보강하기 위하여 보강된 카본 및 유리 섬유 직조물을 나타내었다. 인장 시험체에 보강된 직조물은 시험체의 형상을 반영하여 dog-bone 형상으로 가공되었으며 직조물 중앙의 인장부의 폭은 약 45 mm, 길이는 200 mm이며, 매트릭스 내에 2열로 매립하였다. 인장 시험체의 경우 주 균열의 위치를 시험체의 중앙부로 유도하기 위해 강철 와이어 메시를 시험체 내부에 2열로 보강하였다. 압축 시험체에 매립된 직조물의 경우에는 폭 약 45 mm, 길이 180 mm로 가공되어 시험체 내부에 2열 매립되었다. 직조물 사이의 간격은 40 mm이다. 직조물을 구성하는 카본 및 유리 섬유의 인장강도는 각각 1700과 1200 MPa이다. Table 1에는 TRCCs 매트릭스의 혼합 비율을 나타내었다. 시멘트는 국내 S사에서 생산된 1종 보통 시멘트를 사용하였으며, 잔골재로 입경이 0.3 mm 이하인 규사를 사용하였다. 물-시멘트 비는 0.45이며, 모르타르의 유동성 확보를 위하여 폴리카르복실산계 감수제(super-plasticizer, SP)를 시멘트 중량 대비 0.09 % 첨가하였다.
Table 1.
Composition of TRCCs matrix by weight ratio
| Cement | Water | Sand* | Super-plasticizer** |
| 1.0 | 0.45 | 1.5 | 0.0009 |
3.2 실험 방법
일축 인장 및 압축하중에 따른 TRCCs의 전기역학적 거동 조사를 위한 시험체는 각각 단면 50×50 mm2의 dog-bone 형상과 50 × 50 × 200 mm3의 프리즘형 시험체를 사용하였다. TRCCs 제작을 위해 시멘트와 모래를 5분간 건배합하였으며, 약 2분에 걸쳐 건배합된 재료에 물을 추가하였고, 물이 모두 투입된 이후 SP를 첨가하였다. SP가 모두 첨가된 후 모르타르는 약 5분간 더 섞였다. 배합된 모르타르는 진동 테이블을 활용하여 진동(3000 rpm)을 병행하여 타설되었다. 타설이 완료된 시험체는 약 25 ± 2 °C의 온도에서 24시간 기건 양생하였으며, 24시간 후 탈형하여 20 °C의 물 속에서 28일간 수중 양생되었다. 직조물 및 강철 와이어 메쉬가 시험체 내 일정한 깊이에 매립되도록 TRCCs의 타설은 다음과 같은 절차를 거쳐 진행되었다: (1) 수평을 맞춘 진동 테이블 위에 인장 및 압축 시험체용 몰드 준비, (2) 몰드의 바닥 기준 5 mm 지점까지 모르타르 타설 후 진동을 가하여 모르타르의 수평을 맞춘 후 카본 및 유리 섬유 직조물 배치, (3) 배치된 보강재 위로 모르타르 타설 후 진동 재하, (4) 바닥 기준 15, 35, 그리고 45 mm 지점에 (2)~(3)의 절차를 반복하여 강철 와이어 메시와 직조물 배치, (4) 몰드의 표면(바닥 기준 50 mm 지점까지 모르타르 타설 후 경미한 진동(모르타르 타설 진동의 약 30 % 수준)과 함께 전극 매립.
Fig. 3에는 일축 인장 및 압축 하중에 따른 TRCCs의 전기역학적 거동을 측정하기 위한 실헙 셋업을 나타내었다. 인장 하중은 하중 용량 300 kN의 만능재료시험기(universal testing machine, UTM)을 사용하여 재하하였으며, 압축 하중은 3000 kN 용량의 UTM을 사용하였다. 일축 인장 및 압축 하중에 따른 TRCCs 시험체의 변형을 측정하기 위하여 2개의 LVDT(linear variable differential transformer)를 시험체에 부착하였으며, 각각의 LVDT를 통하여 측정된 값을 평균하여 변형률 계산에 사용하였다. UTM은 1 mm/min의 변위제어 방식을 사용하여 일축 인장 및 압축 하중을 재하하였다.
일축 인장 및 압축하중에 따른 TRCCs의 전기저항률 측정을 위해 4개의 직경 0.4 mm 구리 와이어를 U 형상으로 성형하여 Fig. 3과 같이 전극 사이 거리 50 mm를 두고 매립하였다. 구리 와이어 전극은 추가적인 전도성 코팅 없이 매트릭스와 직접 접촉하도록 하였으며, 매트릭스 내부에 50 mm 만큼 매립되었다. 외부 하중에 따라 직조물과 전극의 접촉/분리에 따른 영향을 방지하고, 시험체에 따른 편차를 저감하기 위하여 전극은 카본 및 유리 섬유 직조물 사이의 공극에 매립하였다. 접촉저항 저감을 위하여 측정 전 구리 와이어 전극 표면의 먼지 등의 이물질을 제거하였다. TRCCs의 ρ는 Fluke사의 DC 멀티미터인 Fluke 8846A을 사용하여 4-탐침 기법으로 측정하였다. DC 멀티미터의 인가 전류/전압은 10 μA/13 V이며, 샘플링 주기는 3 Hz이다. 전기역학적 거동 측정 시점에서 실험실의 온도 및 습도는 각각 25 ± 3 °C와 60 ± 5 %로 확인되었다. 하중 재하 과정에서 분극화 현상에 의한 영향을 최소화하기 위하여 각 시험체는 실험 전 약 60분간 멀티미터에 연결하여 안정화되었다. TRCCs의 전기역학적 거동 측정 과정에서 전도성 물질(UTM 지그 또는 LVDT 등)에 의한 간섭을 방지하기 위하여 시험체와 외부 재료의 접촉부는 절연 테이프 또는 플라스틱 시트를 활용하여 전류의 흐름을 방지하였다.
4. 실험 결과
Fig. 4에는 일축 인장 하중에 따른 카본 섬유 직조물 보강 TRCCs 인장 시험체(carbon textile embedded TRCCs tensile specimen, CT-T)와 유리 섬유 직조물 보강 TRCCs 인장 시험체(glass textile embedded TRCCs tensile specimen, GT-T)의 전기역학적 거동을 나타내었다. Fig. 5에는 일축 압축 하중에 따른 카본 섬유 직조물 보강 TRCCs 압축 시험체(carbon textile embedded TRCC compressive specimen, CT-C)와 유리 섬유 직조물 보강 TRCC 압축 시험체(glass textile embedded TRCCs compressive specimen, GT-C)의 전기역학적 거동을 나타내었다. Table 2와 3에는 각각 일축 인장 및 압축 하중에 따른 TRCCs(CT-T, GT-T, CT-C, 그리고 GT-C)의 전기역학적 특성을 나타내었다.
인장 하중 하에서는 매트릭스의 균열이 발생하는 초기 균열 시점(first-cracking point)에서의 인장 강도(σcc)와 변형률(εcc)에 따른 전기저항률(ρcc)과 자가센싱 성능(FCRcc), 최종 균열 시점(post-cracking point)에서의 인장 강도(σpc)와 변형률(εpc)에 따른 전기저항률(ρpc)과 자가센싱 성능(FCRpc)을 조사하였으며, 추가적으로 재료의 에너지 흡수능력 지표인 인성(toughness, kJ/m3)을 조사하였다. 초기 균열 시점은 인장 응력(σt)-인장 변형률(εt) 선도에서 기울기가 급격하게 변하는 시점으로, σt가 증가함에 따라 TRCCs 매트릭스 내에 균열이 형성되는 시점이다(Naaman et al. 2000). 최종 균열 시점은 초기 균열 이후 급격하게 감소한 σt-εt 선도에서 σt가 점진적으로 증가하는 한계 시점이다(Naaman et al. 2000). 압축 하중 하에서는 TRCCs 매트릭스의 탄성 한계 시점(limit of proportionality) 그리고 최대 강도 도달 후 압축 응력이 급격하게 감소하는 파단 시점(rupture point)에서의 압축 강도(σLOP와 σck)와 변형률(εLOP와 εck), 그리고 이 때의 전기저항률(ρLOP와 ρck)과 자가센싱 성능(FCRLOP와 FCRck)을 조사하였다. 압축 하중 하에서의 탄성 한계 시점은 압축 응력(σc)이 압축 하중에 의한 파단 강도(σck)의 40 %에 도달하는 시점으로 설정하였다.
일축 하중 하에서 직조물의 종류에 따라 TRCCs는 서로 다른 전기역학적 거동을 보였다. 전기전도도가 높은 카본 섬유 직조물이 보강된 CT-T는 매트릭스 내에 균열이 발생한 직후 ρ가 일시적으로 감소하였고, 이후 εt가 증가함에 따라 ρ가 증가하였다. CT-T의 경우 SP1, SP2, 그리고 SP3는 σt가 0에서 2.36 MPa로 증가함에 따른 ρ의 감소량(Δρcc)이 각각 0.27과 1.22, 그리고 6.65 kΩ･cm로 시험체에 따라 큰 편차를 보였다. CT-T의 ρ는 σcc 이후 εt가 증가함에 따라 감소하였다. CT-T의 σcc 시점에서 SP1, SP2 그리고 SP3의 FCRcc가 각각 –3.35 %, –16.6 %, 그리고 –94.47 %로 시험체에 따라 큰 편차를 보였다. σcc 이후 εt가 증가함에 따라 CT-T의 전기역학적 거동은 시험체에 따라 다른 결과를 보였다. SP1과 SP3의 경우 εt가 증가함에 따라 ρ가 증가하였으나, SP2의 경우 ρ가 크게 감소하였다. 반면 전기전도도가 낮은 유리 섬유 직조물이 보강된 GT-T의 경우에는 인장 하중에 의하여 매트릭스 내에 균열 발생 직후 ρ가 급격하게 상승하였다. 전도성이 낮은 유리 섬유 직조물이 보강된 GT-T의 경우에는 인장응력 증가에 따른 명확한 전기역학적 거동을 보이지 않았다. GT-T의 경우 σcc 시점에서 SP1, SP2 그리고 SP3의 FCRcc가 각각 25.96 %, –0.82 %, 그리고 –39.86 %로 명확한 경향성이 나타나지 않았다. 추가적으로 CT-T와 GT-T의 인성(Tpc)은 각각 132.90과 55.58 kJ/m3로 확인되었다.
Figs. 5(a)와 5(b)는 압축 하중 재하에 따른 CT-C와 GT-C의 전기역학적 거동을 나타내었다. CT-C의 ρ는 압축 응력이 증가함에 따라 서로 다른 거동을 보였으나, 파괴가 일어남에 따라 ρ가 급격하게 증가하였다. Fig. 5(a)와 같이 CT-C의 SP1과 SP2는 σc가 증가할 때 초기 구간 에서는 ρ가 감소하였고 σc가 추가적으로 증가함에 따라 ρ가 급격하게 증가하였다. CT-C의 SP3는 σc가 증가함에 따라 ρ가 지속적으로 증가하는 거동을 보였다. 반면 GT-C의 경우 σc가 증가함에도 불구하고 ρ는 명확한 거동을 보이지 않았다.
Table 2.
Mechanical properties and self-sensing capabilities of textile reinforce cementitious composites under uniaxial tension corresponding to textile type
Table 3.
Mechanical properties and self-sensing capabilities of textile reinforce cementitious composites under uniaxial compression corresponding to textile type
5. 고 찰
5.1 인장하중 하에서 TRCCs의 전기역학적 거동
ρi의 경우, 전도성이 높은 카본 섬유 직조물이 보강된 CT-T의 ρi은 7.51 kΩ･cm로 GT-T(12.72 kΩ･cm)보다 낮았다. 이는 전도성이 높은 카본 섬유 직조물이 TRCCs 매트릭스 내에 보강되어 시멘트 복합재료 내부에 연속적인 전도성 네트워크를 형성하였기 때문이다.
일축 인장 하중 하에서 CT-T의 전기역학적 거동은 시험체 마다 큰 편차를 보였다. 예를 들어, CT-T의 FCRcc와 FCRpc의 범위는 각각 –94.5 %에서 –3.35 % 그리고 –57.1 %에서 15.3 %로 확인되었다. Goldfeld 는 휨 하중에 따른 TRCCs의 전기역학적 거동을 조사하였으며(Goldfeld et al. 2017; Goldfeld and Yosef et al. 2020), 인장 하중에 따른 TRCCs의 파괴는 다음과 같은 이유로 발생하였다고 보고하였다: (1) 직조물을 구성하는 외부 필라멘트(filament) 층과 매트릭스 사이 부착 상실에 따른 전체 섬유 다발(rod)의 인발 (전단 인발, shear slip), (2) 직조물 외부 필라멘트 층과 내부 필라멘트 층의 분리에 따른 섬유다발의 부분적 인발(단계적 인발, telescopic pullout), 그리고 (3) 직조물 내외부 필라멘트 층의 즉각적인 전체 파단에 따른 분리(취성 파괴, brittle rupture).
CT-T의 SP1은 초기 균열 시점 이후 ρ가 감소하였으며(FCRcc= –3.35 %), εt가 증가함에 따라 ρ가 점진적으로 증가하여 σpc 시점에서 FCRpc가 15.33 %로 확인되었다. SP3는 σcc 시점에서 ρ가 크게 감소하였으며(FCRcc= –94.47 %), εt가 증가함에 따라 ρ가 증가하여 σpc 시점에서 FCRpc가 12.07 %로 확인되었다. 하지만, SP2의 경우 ρ가 감소(FCRcc= -16.57 %)한 후 εt가 증가함에 따라 ρ가 감소하여 σpc 시점에서 FCRpc가 –57.06 %로 확인되었다. 초기 균열 발생 이후 급격한 ρ의 감소는 매트릭스가 분리되면서 전류의 흐름이 전기전도도가 상대적으로 매우 높은 카본 섬유 직조물로 집중되었기 때문이다(Song et al. 2015).
Fig. 6은 직접 인장 하중 재하 이후 카본과 유리 섬유 직조물의 사진을 나타내었다. CT-T의 SP1은 카본 섬유 직조물의 손상 또는 변형이 관측되지 않았다. 이와 같은 파괴 형태를 고려해 본 결과 직조물 다발 전체가 매트릭스에서 미끄러지는 전단 인발 메커니즘이 작용했음을 확인할 수 있다. SP2의 직조물 표면을 확인해본 결과 매트릭스와 접촉 중인 외부 필라멘트 층과 필라멘트-필라멘트로 결착된 내부 필라멘트 층이 분리된 형태를 보였다. 이는 직접 인장 재하 과정에서 직조물이 순발적으로 인발되는 단계적 인발 메커니즘이 작용하였음을 의미한다. SP3는 SP2와 같은 직조물의 분리는 관측찰되지 않았으나, 인발된 직조물의 폭이 다소 감소하였다. 이는 σcc 시점에서 CT-T의 매트릭스가 균열로 인하여 인장 저항능력을 상실한 직후, CT에 높은 인장 응력이 집중됨에 따라 포아송 효과로 인해 카본 필라멘트 사이의 공극이 감소하기 때문이다. 이에 따라, σcc 까지 SP1과 SP3의 ρ는 모두 감소하는 경향을 보였으나, SP3의 경우에는 섬유 사이 압착 효과에 의한 공극 감소로 ρ의 감소가 SP1에 비하여 더 크게 발생하여 SP1과 비교했을 때 FCRcc의 변화량이 더 크게 나타났다(SP1과 SP3의 FCRcc는 각각 –3.35 %와 –94.47 %).
Fig. 4(b)에서와 같이 GT-T는 인장 하중에 의한 초기 균열 발생 이후, εt가 증가함에 따라 ρ가 급격하게 증가하였다. 인장 하중에 의하여 매트릭스 내 균열이 발생하는 경우, GT-T의 전도성 경로는 전기전도도가 매우 낮은 GT로 한정됨에 따라 ρ가 급격히 증가한다. 매트릭스 내에 전기전도도가 낮은 물질이 보강된 경우 그리고 인장 균열이 발생함에 따라 시멘트 복합체의 전도성 경로가 전기전도도가 낮은 보강재로 한정되는 경우, ρ가 급격하게 증가하는 것이 해석적으로 보고된 바 있으며(Cho et al. 2024), 이는 GT-T의 실험을 통하여 검증되었다. 일축 인장 하중 하에서 GT-T는 GT의 보강에 따른 에너지 흡수 능력 증가는 확인되었으나, 이에 따른 전기역학적 거동 변화는 관찰되지 않았다. GT-T는 매트릭스의 균열(σcc=3.33 MPa) 이후에도 GT에 의하여 인장 강도를 일정 구간 유지하였다(σpc=2.98 MPa). 이후 σt가 증가하는 과정에서 유리 섬유가 점차 파단되었지만, σpc까지의 인성이 55.58 kJ/m3로 일정 수준의 에너지 흡수 능력을 보유하는 것이 확인되었다. 다만, GT-T의 인성은 55.58 kJ/m으로, CT-T(132.90 kJ/m) 보다 58.18 % 더 낮았다. 이는 CT-T의 경우 계면(직조물-매트릭스 또는 필라멘트-필라멘트)에서의 마찰 저항에 의한 필라멘트의 점진적 파괴가 발생한 반면, GT-T는 Fig. 6(b)에서 보는 바와 같이 유리 섬유 직조물의 취성적 파괴가 지배적이기 때문이다.
5.2 압축 하중 하에서 TRCCs의 전기역학적 거동
압축 하중이 작용한 CT-C의 경우, Fig. 5(a)에 나타낸 바와 같이 압축 응력이(σc) 파단 시점(σck)에 가까워짐에 따라 ρ가 급격하게 증가하였으며, 시험체 별로 불규칙한 전기역학적 거동을 보였다. 이러한 불규칙적인 전기역학적 거동은 TRCCs 내부 전도성 네트워크를 형성하는 카본 섬유 직조물이 압축 하중에 의하여 불규칙적인 좌굴과 전단변형을 일으키기 때문이다. TRCCs의 직조물을 구성하는 필라멘트가 국부적으로 좌굴하거나 전단 변형을 일으킬 경우 직조물-매트릭스 또는 필라멘트-필라멘트 사이의 접촉에 단절이 발생하고, 이에 따라 매트릭스 내부 연속적인 전도성 네트워크 경로가 불연속적인 전도성 경로로 나뉘면서 ρ가 불규칙적으로 증가한다(Goldfeld et al. 2017). 압축 하중에 의한 카본 섬유 직조물의 좌굴 및 전단변형에 의하여 CT-C의 탄성한계 시점에서의 FCRLOP은 각각 –2.52 %, 5.70 %, 5.48 % 그리고 파단 시점의 FCRck는 각각 475.0 %, 93.53 %, 229.2 %로 확인되었다. GT-C의 경우에는 Fig. 5(b)에서와 같이 압축하중에 따른 명확한 전기역학적 거동을 보이지 않았다.
Fig. 7에는 압축 강도 측정 시험체의 파괴 형태와 내부 전극 사이 구간에서 측정된 균열 폭을 나타내었다. CT-C는 내부 전극 사이의 균열 폭이 0.6(SP2), 1.0(SP3), 그리고 1.3(SP1) mm로 증가함에 따라 FCRck가 증가하는 경향을 보였다. 일축 압축 하중 하에서 CT-C 매트릭스 내에서는 CT의 일부가 좌굴하거나 변형이 발생하며, 이 과정에서 직조물-매트릭스 계면에서 발생하는 국부적인 파괴로 인해 ρ가 증가한다. 본 실험에서 SP1과 SP3는 σck가 각각 43.84와 46.56 MPa 이었으며, SP2(σck=52.16 MPa) 보다 각각 15.95 %와 10.74 %만큼 낮았다. 이러한 강도 저하는 압축에 따른 직조물의 좌굴된 결과로, 내부 손상이 더 크게 발생한 시험체(균열 폭이 큰 시험체)일수록 강도 저하가 두드러졌다. 내부 손상이 크게 발생하면 ρ의 증가 또한 크게 발생함에 따라 균열 폭이 1.3 mm로 가장 큰 SP1의 FCRck(475.00 %)가 SP2와 SP3의 FCRck(각각 93.53 % 그리고 229.15 %)보다 더 크게 나타났다. 반면 GT-C의 경우에는 균열의 폭과 FCRck 사이에 명확한 상관관계를 확인할 수 없었다. 다만 GT-C의 σck가 평균 53.60 MPa로, CT-C의 σck(47.52 MPa) 보다 약 12.79 % 만큼 더 높았는데, 이는 GT의 직조물-매트릭스 부착강도가 CT의 경우보다 높기 때문(Truong et al. 2021)으로 판단된다. 본 실험에서 CT-T의 파괴 거동은 직조물-계면 손상에 의한 인발이 지배적이였으나, GT-T의 경우 유리 섬유의 파단이 지배적으로 작용하였다. 이와 같은 결과를 통해 TRCCs를 단순 보강 목적으로 사용 시, 압축 보강 목적으로 GT가 CT보다 적합한 것으로 판단된다.
카본 섬유 직조물이 매립된 TRCCs 시험체(CT-T와 CT-C)는 직조물-매트릭스 파괴 모드에 따라 전기역학적 응답이 다르게 나타나 시험체 별로 자가센싱 능력(FCR)의 값은 큰 차이를 보였다. 하지만, 전반적인 전기역학적 거동의 방향성은 일정한 경향성을 보였다. CT-T는 σcc에서 인장 균열 발생 직후 ρ가 감소 하였으며 이후 σt가 σpc로 증가함에 따라 ρ가 증가하였다. CT-C는 σck 시점에서 ρ가 급격하게 증가하였다. 다만 본 연구에서 조사된 TRCCs의 파괴 거동은 전기역학적 응답을 통하여 간접적으로 도출한 결과로, 실제 외부 하중 하에서 직조물-매트릭스 계면 파괴 거동에 따른 전기역학적 거동을 심층적으로 조사하기 위해서는 전기역학적 거동 조사와 함께 X-ray 이미지 촬영 혹은 전기저항 토모그래피(electrical resistance tomography, ERT) 등의 비파괴 기술을 활용한 TRCCs 내부 조사를 병행하여 수행할 필요가 있다(Jeon and Yoon et al. 2024).
6. 결 론
본 연구에서는 TRCCs를 콘크리트 구조물에 대한 보강 재료이자 센서로서 활용하기 위해 일축 인장 및 압축 하중 하에서 카본 및 유리 섬유 직조물이 보강된 TRCCs의 전기역학적 거동을 조사하였으며 다음과 같은 결론이 도출되었다.
1) CT-T와 CT-C의 ρi는 각각 7.51과 6.30 kΩ･cm로, GT-T와 GT-C의 ρ(각각 12.72과 11.08 kΩ･cm) 보다 낮았으며, 이는 전기전도도가 높은 카본 섬유 직조물이 매트릭스 내에 매립됨에 따라 시멘트 복합재료 내부에 연속적인 전도성 네트워크가 형성되기 때문이다.
2) 일축 인장 하중 하에서 초기 균열 및 최종 균열 시점에서의 CT-T의 전기역학적 거동은 시험체에 따라 큰 차이를 보였다. CT-T의 FCRcc와 FCRpc의 범위는 각각 –94.5 %에서 –3.35 % 그리고 –57.1 %에서 15.3 %로 확인되었으며, 이는 일축 인장 하중 하에서 TRCCs 매트릭스의 전도성 네트워크를 구성하는 카본 섬유 직조물에 단계적 인발, 계면 탈착, 그리고 카본 섬유 직조물의 가교 작용 등이 복합적으로 작용하였기 때문이다.
3) 일축 압축 하중 하에서 CT-C는 σc가 증가함에 따라 ρ가 증가하였으나, ρ의 증가량은 시험체에 따라 큰 차이를 보였다. CT-C의 FCRck는 93.53 %에서 475.0 %로 매우 큰 차이를 보였으며, 이는 TRCCs 내에 압축 응력이 증가함에 따라 카본 섬유 직조물을 구성하는 필라멘트에 불규칙한 국부 좌굴과 전단 변형이 발생하였기 때문이다.
4) 유리 섬유 직조물이 보강된 경우 일축 인장 및 압축 하중 하에서 GT의 전기역학적 거동은 CT에 비해 서로 유사한 거동을 보였으나, 전도성 재료가 보강되지 않음에 따라 외부 하중에 따른 전도성 네트워크 변화가 명확하게 관찰되지 않았다. 따라서, 카본 섬유 직조물을 사용하는 것이 TRCCs의 자가센싱 능력 확보에 더 유리하다.
카본 섬유 직조물 보강을 통해 TRCCs의 자가센싱 능력을 확보할 수 있음이 확인되었다. 하지만, 보강용으로 매립된 직조물의 파괴 모드에 따라 TRCCs의 전기역학적 거동이 크게 영향을 받으므로 향후 연구에서는 계면 손상 및 전도성 경로 변화를 정밀하게 규명하기 위해 X-ray 영상 분석이나 전기저항 토모그래피(ERT)와 같은 비파괴 기법을 함께 적용하여 TRCCs의 전기역학적 거동을 조사할 필요가 있다.
