2.1 사용재료

기준 시험체는 밀도 3.14 g/cm³, 분말도 3,750 cm²/g의 일반 포틀랜드 시멘트(ordinary portland cement, OPC)를 사용하여 제작하였다. 시멘트 복합체 내 전도성 확보를 목적으로 목질계 바이오차를 표면 개질하여 사용하였으며, 그 개질 과정은 ^{Woo et al. (2024)}의 방식과 동일하게 수행되었다. 또한, ^{Gupta et al. (2021)}이 제시한 역학적 특성 향상 가능성을 고려하여 바이오차의 혼입률은 시멘트 질량 대비 3 %로 고정하였고, Roll-mill을 이용해 250~350 RPM의 속도로 30분 이상 분쇄하여 시멘트와 유사한 입도로 조정하였다. Fig. 1은 분쇄된 바이오차의 입도 분포를 나타낸 것이다.

전도성 향상을 위한 탄소 나노 소재로는 고농축 액상 다중벽 탄소나노튜브(MWCNT, TNM8, Chengdu Organic Chemicals Co. Ltd. China)를 사용하였으며, 주요 물성은 Table 1에 제시하였다. 분산성 향상을 위해 사용된 고성능 감수제는 폴리카복실레이트계(superplasticizer)이고 이를 통하여 시멘트, 바이오차, MWCNT 표면에 흡착되어 정전기적 반발력을 유도하여 각 입자가 균일하게 분산되도록 하였다.

Fig. 1 Comparison of particle size distribution between ordinary Portland cement (OPC) and finely ground biochar

2.2 배합

복합체 센서는 선행 연구^{(Woo et al. 2025)}에서 표준화한 절차에 따라 제작되었다. 먼저, 시멘트 중량 대비 0.5 %의 폴리카복실레이트계 감수제를 물과 혼합하여 균질화한 후, 시멘트 중량의 1 %에 해당하는 MWCNT 수용액을 초음파 분산법(총 에너지 500J)을 통해 처리하였다. 이후 시멘트, 바이오차(3 %), 실리카 모래를 혼합한 다음, 분산된 MWCNT 수용액을 첨가하여 재혼합하였고, 성형 후 표준 조건에서 양생을 실시하였다. 배합 재료의 비율은 Table 2에 정리되어 있으며, 물-결합재비(W/C)는 0.3으로 고정하였다. 시멘트 페이스트의 일관된 물-시멘트비 유지를 위해, MWCNT 수용액에 포함된 물의 양을 사전에 계산하여 전체 배합수에서 차감하고 필요한 순수 혼합수량을 산정하였다. ^{Morsy et al. (2011)}은 MWCNT 혼입률이 1~3 % 범위일 경우 압축강도 향상이 가능하다고 보고하였으나, ^{Musso et al. (2009)}은 과도한 혼입이 작업성을 저해하고 감수제 사용량 증가로 인해 강도 저하를 초래할 수 있다고 지적한 바 있다. 이에 본 연구에서는 MWCNT 혼입률을 시멘트 중량비 1 %로 제한하고, 자유수 증발로 인한 기공 발생을 최소화하도록 배합을 설계하였다.

2.3 MWCNT 분산

초음파 분산은 액체 내 고주파 음파가 통과하면서 발생하는 공동(cavitation) 현상을 활용하여, 나노입자의 응집을 해소하는 기술이다. 기포가 붕괴될 때 발생하는 수천 도의 고온과 수백 기압의 고압은 입자 간 전단력과 충격파를 유도하여 분산을 촉진한다. 본 연구에서는 초음파 균질기(VCX-750, Sonics & Materials Inc.)를 사용하였으며, 과열을 방지하기 위해 얼음물로 냉각된 조건에서 주파수 20 kHz, 출력 750W, 진폭 50 % 이하로 설정하였다. 또한 초음파 에너지의 과도한 적용이 복합체의 미세구조에 손상을 줄 수 있음을 고려하여, 총 에너지량 기준으로 분산 시간을 1분 미만으로 제한하였다^{(Woo et al. 2025)}. 이렇게 분산된 수용액은 감수제와 혼합하여 복합체 제작에 활용하였으며, 감수제는 MWCNT 표면에 음전하를 부여하고 고분자 사슬의 입체장애 효과를 통해 응집을 억제함으로써 균일한 분산을 가능하게 하였다.

2.4 센서의 실험방법

실험은 선행 연구^{(Woo et al. 2024; Woo et al. 2025)}에서 확립된 방법을 기반으로 동일하게 수행되었으며, 바이오차와 MWCNT가 혼입된 시멘트 복합체의 기계적 및 전기적 특성 평가 또한 동일한 방식으로 진행되었다. 압축강도 시험은 50× 50×50mm³ 크기의 정육면체 공시체를 사용하여 수행하였고, 전기적 특성 분석을 위한 센서는 40×40×80mm³ 크기로 제작하였다.

3.1 압축강도

Fig. 2는 기준 시험체(OPC), Fe 활성화 바이오차와 MWCNT를 혼합한 시험체(FBMC), 그리고 선행연구^{(Woo et al. 2024)}에서 사용된 Fe 활성화 바이오차만을 혼입한 시험체(FBC)의 압축강도 결과를 나타낸 것이다. OPC 시험체는 보강재를 포함하지 않은 기준 배합으로 제작되었으며, 일반적인 시멘트 모르타르의 강도 발현 특성을 따르는 것으로 나타났다. 이는 수화 반응에 필요한 수분과 시멘트의 반응성이 균형을 이루며, 전형적인 압축강도 거동을 보인 결과로 해석된다. FBC 시험체는 시멘트 모르타르에 Fe 활성화 바이오차를 혼입한 구성으로, 바이오차의 높은 비표면적과 다공성 구조가 내부 수분을 저장하고 이를 점진적으로 방출하여 수화 반응을 촉진한 것으로 판단된다. 또한 미세 입자가 공극을 효과적으로 채워 복합체의 밀도를 높이고, 결과적으로 ITZ(Interfacial Transition Zone)의 품질 개선에 기여함으로써 OPC보다 우수한 압축강도를 발현하였다. FBMC 시험체는 FBC와 동일한 바이오차에 더해 MWCNT가 추가로 혼입된 조성으로, OPC 대비 소폭 향상된 압축강도를 나타냈다. 이는 MWCNT가 시멘트 매트릭스 내 미세 균열의 발생을 억제하고 인장 성능을 향상시키는 보강 효과에 기인한 것으로 해석된다. 다만, MWCNT는 반데르발스 인력에 의해 응집되는 경향이 있어 본 연구에서는 초음파 에너지 500J 조건을 적용하여 균일한 분산을 유도하였다. 일반적으로 모르타르의 기계적 성능은 시멘트 함량에 민감하며, 시멘트 사용량이 감소하면 압축강도도 저하되는 경향이 있다^{(Neville 2015)}. 그럼에도 불구하고 FBC 및 FBMC 시험체는 바이오차의 다공성과 미세 입자 특성으로 인해 수화 반응성과 조밀성 향상 효과를 나타내며, 결과적으로 OPC보다 우수한 강도 발현을 보였다.

Fig. 2 Compressive strength of cement-based cubic specimens

3.2 미세구조

압축강도 차이를 더 명확히 이해하기 위해, Fig. 3에서는 각 시험체의 미세구조를 주사전자현미경(SEM)으로 관찰하였다. OPC 시험체(a)에서는 전형적인 C-S-H 겔 생성물이 균일하게 분포되어 있으며, 공극이나 균열 가교 현상은 관찰되지 않았다. 반면, FBMC 시험체(b)에서는 수화 생성물이 바이오차 표면과 공극 내에 집중적으로 형성되어 있었으며, MWCNT가 매트릭스 내에 분산되어 바이오차와 상호작용하는 모습이 관찰되었다. 일부 공극은 수화 생성물 또는 MWCNT에 의해 부분적으로 차단되어, 공극률 저감과 조밀화에 기여한 것으로 해석된다. 그러나 MWCNT가 주로 바이오차 외부에 분포하고 내부 침투가 제한된 것으로 관찰되었으며, 이는 계면 결합력이 약해진 원인으로 작용했을 것으로 판단된다.

Fig. 3 Microstructural comparisons of scanning electron microscopy (SEM) images of mortar specimens: (a) ordinary Portland cement and (b) strain-detecting cementitious composite (FBMC)

3.3 반복압축응력-FCR 응답

Fig. 4는 반복 압축 하중 조건에서 각 시험체의 응력(stress), 전기저항 변화율(FCR), 그리고 압축 변형률(compressive strain)의 응답을 비교하여 나타낸 것으로 시멘트 복합체 센서의 변형감지 성능을 정량적으로 평가하기 위해 사용된다. 시험체별로 FCR의 응답 패턴은 하중 이력에 따라 상이하게 나타났으며, 이를 통해 전도성 네트워크의 안정성, 전기적 민감도, 반복성 등을 파악할 수 있다. Fig. 4(b)의 FBMC 시험체의 경우, 하중 증가에 따라 FCR 응답이 점진적으로 상승하며 각 하중 단계에서 일관된 반복성을 유지하였다. 이는 FBMC 내 MWCNT와 개질 바이오차가 형성한 전도성 경로가 하중 변화에 정합적으로 반응하고 있음을 나타낸다. 그러나 하중이 10 %에서 30 %에 도달하는 초기 구간에서는 FCR이 거의 반응하지 않았다. 이는 대부분의 재료가 탄성 영역에 있는 구간으로 외부 하중에 의한 시험체의 기계적 변형은 발생하지만 내부 전도성 네트워크는 일정하게 유지되기 때문에 FCR에는 큰 변화가 발생하지 않은 것으로 판단된다. Fig. 4(a)의 OPC 시험체는 전도성 물질이 포함되지 않아 전체적으로 FCR 응답이 불규칙하고 하중 단계 간 응답 차이가 불분명하였다. Fig. 4(c)의 FBC 시험체의 경우 응력은 반복적으로 증가하지만, FCR은 심한 노이즈와 함께 불규칙성을 보이며 센서로의 기능이 불가할 것으로 판단되었다. Fig. 5는 압축 변형률과 FCR 간의 상관관계를 통해 응답 선형성을 분석한 결과이다. FBMC 시험체는 결정계수 R²=0.913으로 매우 높은 선형성을 나타내어, 변형률 변화에 따라 전기저항이 일정한 비율로 변화함을 시사한다. 이는 구조물의 상태 변화를 실시간으로 정밀하게 추적할 수 있는 중요한 특성으로, 변형감지 센서의 실용성을 평가하는 핵심 지표 중 하나이다. 반면, FBC 시험체는 R²=0.748로 다소 낮은 선형성을 보였으며, OPC 시험체는 R²=0.355로 극히 낮은 값을 보여 전기적 감지 기능이 사실상 부재함을 나타냈다.

Table 3에 제시된 게이지 계수(gauge factor, GF)는 변형률 대비 전기저항 변화량을 정량화한 민감도 지표로, FBC 시험체가 9,851.4로 가장 높은 값을 보였다. 이는 작은 변형에도 큰 전기적 반응을 유도했음을 의미하지만, 앞서 언급한 바와 같이 FCR 응답의 불안정성과 노이즈로 인해 계산된 GF가 과대평가되었을 가능성이 있다. 실제로 Fig. 4에서는 FBC의 응답 곡선에서 특정 구간에서 비정상적으로 급격한 변화가 관측되었으며, 반복 하중 조건에서도 응답 패턴이 불규칙하게 나타났다. 따라서 FBC 시험체는 높은 민감도를 가지지만, 전기적 응답의 반복성과 안정성 측면에서는 한계가 있다.

이에 비해 FBMC 시험체는 비교적 낮은 GF(555)를 보였으나, 반복 하중 조건에서도 응답 패턴이 선명하고, 선형성 및 반복성이 우수하여 센서로서의 신뢰성과 실용성이 입증되었다. 이는 바이오차 기반 전도성 복합체 센서의 한계를 MWCNT를 통해 효과적으로 보완한 결과이며, 구조물 모니터링에 적합한 특성을 갖는 것으로 평가된다.

Fig. 4 Comparison of fractional change in resistance (FCR) under cyclic compressive loading: (a) ordinary Portland cement, (b) strain-detecting cementitious composite (FBMC), and (c) ^{Woo et al. (2024)}_FBC

Fig. 5 Relationship between compressive strain and FCR under cyclic loading for various cementitious composites: (a) ordinary Portland cement (OPC), (b) strain- detecting cementitious composite (FBMC), and (c) ^{Woo et al. (2024)}_FBC

4.1 벽체 구조물 상세 및 가력 방법

Fig. 6은 시멘트 복합체 기반 센서가 설치된 철근콘크리트 전단벽 실험체의 상세, 계측 장치 설치 모습 및 반복 하중 시험 결과를 나타낸 것이다. Fig. 6(a)는 실험체의 철근 배근 상세를 도식화한 것으로, 벽체의 왼쪽 경계부에서 FBMC 센서(sensor)와 수직철근 표면에 부착될 변형률 게이지(strain gauge)를의 위치를 나타낸 것이다. 벽체의 폭은 2,000 mm이고 높이는 2,300 mm이며 벽체 두께는 200 mm이다. Fig. 6(b)는 콘크리트 벽체 제작과정에서 변형감지 센서와 변형률 게이지를 설치한 모습을 나타낸다. 센서는 철근 사이에 고정된 상태로 배치되었으며, 연결된 전선은 데이터 측정장치(TDS data logger) 및 전기저항 측정장치(LCR meter)와 연결되어 실시간 계측이 가능하도록 구성되었다. Fig. 6(c)는 그림 내에 포함된 설치 상황에서 전단벽 상부 가력보를 통하여 도입된 반복 횡하중과 전단벽 상부의 횡변위 관계를 나타낸 것이다. 횡하중은 전단벽 상부 가력보의 강제 변위제어 방식에 의하여 도입되었으며 각 층간 변위별로 3회 반복 가력하였다.

Fig. 6 Concrete shear wall with embedded strain-detecting cementitious composite (FBMC) sensor: (a) reinforcement detail and sensor layout, (b) sensor installation before concrete casting, and (c) lateral load–drift hysteresis response under cyclic loading

4.2 손상지수 및 성능수준

철근콘크리트 부재의 손상평가는 다양한 모델에 의해 산정되는 손상지수에 의해서 이루어질 수 있다. 이 실험에서는 벽체에 매립된 센서의 성능을 평가하기 위해, Fig. 7과 같이 벽체 자체의 손상지수를 산정한 후 센서의 FCR 값과 수직 보강재의 변형률을 비교･분석하였다. 손상지수 평가는 ^{Carrillo (2015)}의 강성 기반 손상 모델과 ^{Bunno et al. (2006)}의 에너지 기반 평가법을 병행하여 수행하였다.

^{Carrillo (2015)}는 철근콘크리트 전단벽의 반복하중 실험을 바탕으로 손상지수(damage index, DI)를 제안하였으며, 이는 식 (1)과 같이 초기 강성과 현재 강성의 비율로 정의된다. Table 4의 성능 수준 분류체계는 DI 값에 따라 구조 부재의 사용 가능 여부, 보수 필요성, 붕괴 위험성을 판단할 수 있도록 수치화한 것이다.

Fig. 7(a)는 본 실험에서 측정된 실제 전단벽의 층간변위비에 따른 DI 그래프를 나타낸다. 층간변위비 0.2 %까지는 초기 강성 수준이 거의 유지되어 ‘경미한 손상’ 단계로 분류되며, 구조적 기능에 큰 영향을 미치지 않는다. 그러나 0.2~1.2 % 구간에서는 강성이 급격히 감소하는 전형적인 전이 구간으로, 이 범위에서는 주요 균열의 발생과 확장, 철근의 항복 등이 복합적으로 발생하였다. 이로 인해 보수 또는 보강이 필요한 ‘중간 손상’ 상태로 진입하며, 1.2 % 이상에서는 강성이 구조적으로 거의 상실되어 ‘심각한 손상’ 단계로 판단된다. 또한, 층간변위비 0.5 %에서 철근 항복점(R')에 도달하면서 손상지수가 본격적으로 증가하기 시작한다. 이 구간은 구조체가 탄성 거동에서 비탄성 거동으로 전환되는 시점이며, ^{Carrillo (2015)}의 성능 등급 기준에 따르면 DI는 0.40~0.70 범위에 해당하는 붕괴방지(collapse prevention, CP) 수준으로, 전단 균열이 확대되고 성능 저하가 본격적으로 진행되는 단계이다.

에너지 기반 평가는 단순히 하중-변형률 관계에 국한되지 않고, 구조 부재가 하중에 대해 얼마나 지속적으로 에너지를 흡수하고 저항할 수 있는지를 평가하는 지표로, 반복적 또는 동적 하중 조건에서 실질적인 구조 성능을 판단하는 데 사용된다. 잔류 에너지 비율 $η$는 식 (2)에 따라 정의되며, $η$가 1에 가까울수록 손상이 경미하고 구조적 회복력이 높은 상태이며, 0에 가까울수록 대부분의 에너지를 이미 소산한 손상 한계 상태를 의미한다.

Fig. 7(b)는 실제 반복 하중 실험을 통해 계산된 η 값과 층간변위비를 기준으로 비교한 결과이다. $η$ 값이 0.8 이상일 경우 ‘경미한 손상’, 0.5 이하일 경우 ‘심각한 손상’ 구간으로 정의하였으며, 이는 Fig. 7(c)의 FCR 응답 패턴과도 일치하는 경향을 보였다. 이러한 분류는 Table 5에 제시된 손상 등급 기준과 연계된다. 실험 초기에는 구조물에 거의 손상이 발생하지 않은 상태로, $η$ 값은 1.0에 근접한 수준을 유지하였다. 그러나 구간 II부터 반복된 횡하중이 누적됨에 따라 $η$ 값은 점진적으로 감소하기 시작하였고, FCR 및 수직 보강재 변형률 또한 급격히 하락하는 경향을 보였다. 특히 층간변위비가 약 0.6 %에 도달한 이후부터 $η$ 값의 급격한 감소가 관찰되었으며, 이는 구조물 내부에 주요 전단 균열이 발생하고 구조적 저항 성능이 급격히 저하되었음을 의미하며, DI 기반 평가에서 R' 시점과 유사한 결과이다. R' 시점과 구간 Ⅱ 시점까지 FCR 및 수직 보강재 변형률은 급격한 감소세를 보이다가, 이후에는 완만한 감소세로 전환되었으며, 이후에는 다시 증가하는 양상을 보였다. 이는 초기에는 전도성 네트워크가 효과적으로 변형을 감지하지만, 이후 손상 누적 및 균열 확산에 따라 네트워크가 단절되면서 저항 변화의 민감도가 급격히 저하되었음을 시사한다. 또한, 층간변위비 약 1.7 %에서는 수직 보강재가 이미 파단 시점을 지난 이후임에도 불구하고 FCR은 최대 손상 감지 응답을 나타내며, 수직 보강재보다 더 넓은 감지 범위를 확보하고 있음을 보여준다. 이 시점에서는 구조물의 손상이 누적되어 콘크리트의 압축 파괴 및 철근 좌굴 등이 발생하며, 센서 시험체에도 균열이 발생하는 단계로 판단된다.

실험 초기 시점부터 인명안전(life safety, LS) 범위를 나타낸 DI와 달리, 더욱 정밀한 범위를 제공하는 $η$ 값을 기준으로 구간 Ⅰ의 한계 층간변위비인 0.2 %, 구간 Ⅲ의 한계인 1 %, 최대 구간인 Ⅳ의 2.6 %를 주요 분석 기준으로 설정하였으며, 각 구간에서 전단벽의 균열 분포 및 진행 양상을 시각적으로 관찰하였다. 동시에 FBMC 센서의 전기저항 변화율(FCR) 응답, 벽체 상부의 수평 변위 및 수직 변위, 그리고 변형률 게이지의 응답을 종합적으로 비교･분석하였다.

Fig. 7 Evaluation of shear wall damage under drift ratio: (a) stiffness-based damage index (DI), (b) energy dissipation ratio (η), and (c) self-sensing response (FCR) and vertical reinforcement strain

4.3 균열 양상

Fig. 8은 전단벽 시험체에서 층간변위비 증가에 따라 나타나는 균열 진행 양상을 시각적으로 나타낸 것으로, 각각 (a) 0.2 %, (b) 1.0 %, (c) 2.6 %의 층간변위비 구간에서의 손상 상태를 보여준다. 이 세 구간은 앞서 제시한 DI, $η$, FCR, 수직 보강근 변형률 분석과 연관성을 가지며, 구조물의 손상 진행 과정을 시각적으로 확인할 수 있다.

Fig. 8(a)의 층간변위비 0.2 % 구간은 미세한 경사 균열이 일부 발생하는 초기 단계로, 균열 간격이 넓고 폭 또한 매우 좁아 구조적 손상이 경미한 상태임을 시사한다. 이 구간의 DI는 LS와 CP의 경계에 해당하며, ^{Carrillo (2015)}의 분류 기준에 따르면 구조물에 실질적인 성능 저하가 발생하지 않은 수준이다. $η$ 값 역시 0.9 이상으로 유지되며, ^{Bunno et al. (2006)}의 분류 기준에서는 단계 I에 해당한다. 이는 보강근 항복 없이 미세한 균열만 존재하는 상태로, 구조적 건전성이 대부분 유지된 구간이라 할 수 있다. Fig. 8(b)의 1.0 % 층간변위비 구간에서는 균열의 수와 밀도가 눈에 띄게 증가하며, 수직 및 수평 방향을 따라 경사 균열과 휨 균열이 복합적으로 발생하고 있다. 균열 길이 및 폭의 확대는 구조체 내부에서 응력의 재분배가 활발히 진행되고 있음을 의미하며, 이는 비탄성 거동이 본격적으로 시작된 상태로 해석된다. 이 시점의 DI는 0.7에 근접하며, CP 구간의 상한선에 해당한다. $η$ 값은 0.5에 가까워지며, 에너지 기반 손상단계 III에 진입한 상태이다. 이는 구조물이 외력에 저항하는 과정에서 균열 확산, 보강근의 부분 항복, 콘크리트의 국부적 압축 파괴 등이 동반되고 있음을 의미한다. 또한, 이 구간에서는 FCR과 수직 보강근 변형률이 모두 점진적으로 감소하는 양상을 보여, 내부 전도성 네트워크의 단절 및 재료의 비선형성 증가가 감지되는 구간으로 판단된다. Fig. 8(c)의 2.6 % 변위비 구간에서는 전형적인 구조 파괴 양상이 관찰된다. 대각 방향의 경사 균열이 콘크리트 전면을 관통하고 있으며, 일부 구간에서는 피복이 박리되고, 콘크리트 파괴 및 보강근 좌굴이 발생한 것으로 나타난다. 이 구간의 DI는 0.9 이상으로 CP 구간을 초과하는 심각한 손상 상태에 해당하며, 구조물의 잔존 강성이 급격히 저하된 것으로 해석된다. $η$ 값도 0.2 이하로 하락하여, Bunno의 분류 기준에 따른 단계 V에 근접하며, 보강근 좌굴과 심각한 콘크리트 부분 파괴가 동반되는 손상 상태로 판단된다. FCR과 수직 보강근 변형률은 모두 층간변위비 약 1.7 % 이후 급격히 상승하였으며, 이는 센서가 구조적 붕괴 위험을 실시간으로 감지할 수 있었음을 의미한다. 해당 시점은 균열 양상과도 일치하며, FBMC 센서의 구조 모니터링 기능이 실제 손상 상황에서도 유효하게 작동함을 입증하였다.

Fig. 8 Crack patterns of the shear wall under increasing drift ratio: (a) drift ratio=0.2 %, (b) drift ratio=1.0 %, and (c) drift ratio=2.6 %

4.4 벽체 손상평가-FCR

Fig. 9는 실험체 내부에 매립된 FBMC 센서의 전기적 응답 특성을 다양한 구조 반응 지표와 비교하여 나타낸 결과이다. Fig. 9(a)의 시간-이력 그래프는 구조체에 반복 하중을 가했을 때 발생하는 수평 및 수직 변위, 벽체 수직 보강재 변형률, 복합체 센서 변형률, 그리고 FCR 응답의 시간 경과에 따른 변화를 나타낸다. 실험 초기인 LS 수준 및 손상등급(damage class) I에 해당하는 0~1,000초 구간에서는 구조적 손상이 거의 발생하지 않았으며, 수직 보강재 변형률 및 센서 변형률 또한 평균적으로 0.005 mm/mm 이하의 미미한 수준을 유지하였다. 이 단계에서는 콘크리트 표면에 물리적 손상이 발생하지 않았기 때문에 센서의 FCR 역시 ±1 % 이내의 작은 변동 범위에 머물렀다. 이는 초기 탄성 단계에서 복합체 센서가 구조물의 미세한 변형에 대해서는 큰 민감도를 보이지 않으며, 주로 실질적인 균열 이후의 거동을 감지한다는 점을 시사한다.

층간변위비가 점차 증가하며, 약 2,000초 경과 시점부터 구조물 하단에서 주요 경사 균열이 발생하고, 동시에 피복 콘크리트 탈락 현상이 관찰되었다. 이 시점부터 센서의 변형률이 눈에 띄게 증가하기 시작하며, 손상이 누적됨에 따라 전체적인 응답이 비탄성 단계로 전이되는 전형적인 패턴을 보였다. 이후 CP 수준 및 손상등급 Ⅲ 구간에서는 센서 자체에도 균열이 발생하여, 센서 변형률과 FCR 응답 모두에서 급격한 왜곡 현상이 나타났다. 손상이 더욱 누적되며 콘크리트 표면의 박리가 진행됨에 따라 기계적 접착력 저하와 전기적 접촉 불완전성이 발생하였고, 이에 따라 FCR 신호는 뚜렷한 최대값과 불규칙한 변동성을 동반하는 비선형 응답을 나타냈다. 이 구간에서 수직 보강재 변형률은 0.03 mm/mm 이상까지 상승하며 좌굴이 발생하였고, FCR 역시 ±5~10 % 수준의 급격한 변화폭을 보이며 센서의 민감도가 극대화되었음을 확인할 수 있었다. Fig. 10은 수직 보강재 변형률과 FCR 응답을 사전 실험에서 정의한 게이지 계수(gauge factor, GF)를 활용해 정규화한 후, 두 응답 간의 상호 관계를 나타낸 것이다.

그래프에 표기된 데이터 수치는 센서 균열이 발생하기 직전까지의 시점을 대상으로 하였으며, 균열 발생 이후 시점은 정확한 손상 감지가 어려워 분석 대상에서 제외되었다. 층간변위비 약 1.25 %를 초과하는 시점부터 두 응답 간의 선형성이 붕괴되며, 센서의 민감도와 정밀도가 현저히 저하되었음을 확인할 수 있었다. 이는 반복 하중에 따른 센서의 피로 누적과 균열이 전도성 네트워크의 연속성을 파괴하였고, 그 결과 전기적 신호의 정확도 및 반복성이 제한되었음을 의미한다.

이와 같은 결과는 변형감지 센서가 구조물의 중･후기 손상 단계에서는 유효한 감지 기능을 수행할 수 있으나, 외부 피복 손상이나 센서 자체의 균열이 발생할 경우 신호 왜곡 및 감도 저하가 불가피하다는 점을 시사한다.

Fig. 9 Analysis of strain-detecting cementitious composite (FBMC) sensor for damage detection in a concrete wall

Fig. 10 Relationship between vertical reinforcement strain and normalized FCR response of strain-detecting cementitious composite (FBMC) sensor