2.1 태양광 패널용 강화유리의 재료 특성

태양광 모듈의 전면 강화유리는 일반적으로 강화유리-접착제(EVA)-태양전지-backsheet로 구성되는 적층 구조에서 최외곽 보호층으로 설치되어 태양전지에 입사광을 전달하는 투광층이자 외부 요인으로부터 전기적 연결부를 보호하는 역할을 한다(Czanderna and Pern, 1996; Allsopp et al., 2020). 따라서 태양광 패널용 강화유리에는 고투과율과 내충격성이 동시에 요구되며, 이러한 충격 저항 요구는 태양광 패널에 열강화처리된 강화유리가 사용되는 주요 근거가 된다(IEC 61215-1:2021 and IEC 61215-2:2021).

강화유리의 화학적 조성 측면에서 소다석회 규산염 유리에 해당하고 EN 572-1은 소다석회 규산염 유리의 화학적 조성을 $\text{SiO}_2$, $\text{Na}_2\text{O}$, $\text{CaO}$로 제시한다(EN 572-1:2012). 선행 연구와 본 연구에 제시된 XRF를 통해 분석된 강화유리의 조성($\text{SiO}_2$-$\text{Na}_2\text{O}$-$\text{CaO}$)도 상기 범위에 부합한다. 한편, 골재 관점에서 유리는 흡수율이 0에 가깝고 매끄러운 유리질 표면과 약 70 GPa 수준의 탄성계수를 갖는 것으로 보고된다(Shi and Zheng, 2007; Mohajerani et al., 2017). 이러한 저흡수성, 유리질 표면 조직, 탄성계수 및 비정질 특성은 유효 단위수량, ITZ 부착성능, 골재 구속 효과, alkali-silica reaction(이하, ASR) 및 건조수축 거동 해석에 영향을 끼칠 수 있다.

2.2 유리질 잔골재 콘크리트의 수축 연구 사례

Kou and Poon은 병유리를 잔골재로 사용한 자기충전 콘크리트에서 유리 함량이 증가할수록 건조수축이 감소함을 보고하였으며, 이는 유리 골재가 건조과정에서 수분을 방출하지 않아 내부 수분 손실을 제한하기 때문으로 분석하였다. 다만, 상대적으로 큰 유리 입경으로 인하여 높은 조립률(4.25)를 가지므로, 골재 계면과 시멘트 페이스트의 부착력 저하로 인한 압축강도, 인장강도 및 탄성계수의 감소가 동반되어 역학적 성능 변화를 함께 고려할 필요가 있음을 지적하였다(Kou and Poon, 2009).

Tan and Du의 연구에서는 갈색, 녹색, 투명 및 혼합된 병유리를 천연 잔골재의 0%에서부터 100%까지 단계별로 치환하여 제작된 모르타르의 역학적, 내구적 특성을 평가하였다. 유리를 잔골재로 사용할 경우, 일부 역학적 성능은 저하되었으나, 건조수축은 일반 모르타르와 유사하거나 감소하는 경향을 나타내었다. 이는 앞서 기술한 바와 같이, 유리 자체의 낮은 흡수율로 인해 총 수분 방출 특성에 기인함을 근거로 하였다(Tan and Du, 2013).

Gorospe의 연구는 파쇄유리, 유리 비드, 팽창 유리를 각각 사용한 모르타르의 수축과 팽창에 미치는 영향을 분석하였다. 파쇄유리와 유리 비드를 사용한 경우, 소성수축과 건조수축이 감소하여 모르타르의 체적안정성 개선을 보고하였으며, 팽창유리의 경우, 다공성 구조로 인한 높은 흡수율로 인하여 파쇄유리와 상이한 거동을 갖는 것으로 나타났다. 이러한 결과로 유리질 골재를 동일한 재료로 분류하기 보다는 유리의 공극구조와 흡수율에 따라 구분할 필요가 있음을 주장하였다(Gorospe et al., 2019).

Bisht and Ramana의 연구에서는 병유리를 천연 잔골재 부피비의 18%에서 24%까지 치환한 콘크리트의 건조수축을 평가하여, 유리의 낮은 흡수율과 일부 치환율에서의 겉보기 밀도 및 미세구조 개선으로 인해 천연 잔골재를 사용한 경우에 비해 건조수축 저감이 가능함을 보고하였다(Bisht and Ramana, 2022).

이를 종합하면, 천연 잔골재를 표면에 공극이 존재하지 않는 강화유리 잔골재로 치환하는 경우, 건조수축은 일반 콘크리트와 동등 하거나 낮은 건조수축을 갖는 것으로 보인다. 이러한 근거로는 첫째, 유리의 흡수율이 낮아 골재 내부로 흡수된 수분의 건조 중 방출이 제한되는 점, 둘째, 유리 입자가 시멘트 페이스트의 수축 변형을 구속하는 점, 셋째, 유리의 입도와 입형이 적절한 경우 충전효과로 인한 내부구조의 개선에 기인하는 것으로 보인다. 그러나, 선행 연구의 대부분은 병유리, 혼합 유리 등을 대상으로 수행되어 일반 유리질 골재를 사용한 콘크리트의 건조수축 감소가 보고되고 있다. 반면, 열 강화 과정을 거친 강화유리를 대상으로 물-결합재비, 강화유리의 잔골재 대체율 등의 영향을 체계적으로 평가한 자료는 제한적이다. 따라서 강화유리 잔골재의 치환율에 따른 건조수축 발현 특성을 일반 콘크리트와 비교하고, 그 변화가 압축강도, 탄성계수등과 복합적으로 관련되는지 규명할 필요가 있다.

2.3 콘크리트의 건조수축 메커니즘

건조수축은 경화 콘크리트가 외기와의 수분 교환으로 내부 수분을 상실할 때 발생하는 시간 의존적 체적 감소이며, 지속하중에 의해 증가하는 크리프와 구분된다. 본 연구 범위인 보통 강도 콘크리트에서는 고강도 콘크리트에서 지배적인 자기수축보다 외기 건조에 의한 건조수축이 체적 변화의 주된 성분으로 작용하나, 이러한 경향은 물-결합재비, 양생조건, 부재 크기 및 상대 습도의 영향을 받는다. 건조수축의 구동력은 내부 상대습도의 저하이며, 그 지배 기구는 모세관 장력, 표면 자유에너지 변화, 분리압(disjoining pressure) 및 겔 공극수의 이동 등이 상대습도 구간과 건조 이력에 따라 복합적으로 작용하는 것으로 알려져 있다(Ferraris and Wittmann 1987; Maruyama, 2010; Segawa et al., 2022).

2.4 콘크리트의 건조수축 예측 모델

건조수축은 재령, 부재 크기, 상대습도 등 다수의 인자에 의존하며, 건조수축을 정량적으로 예측하는 모델은 다양한 설계기준에 제시되어 있다. 본 연구에서는 국내외에서 주로 사용되는 KDS 14 20 01, ACI 209R-92, fib MC2010, B3 및 GL 2000모델을 대상으로 실제와 예측 결과를 비교하고자 하였다. 각 모델의 예측식과 기호는 Table 1에 나타내었다.

각 예측 모델은 모두 건조수축 변형률을 극한 수축에 시간 함수와 보정 계수를 곱하는 형태로 표현하나, 극한수축을 결정하는 기준 변수에서 차이를 보인다. ACI 209R-92는 경험적 상수에 배합, 물성 보정 계수를 곱하는 경험식 기반으로 압축강도를 직접적인 입력변수로 포함하지 않는 반면, KDS 14 20 01, fib MC 2010 및 GL 2000은 평균 압축강도($f_{cm}$)를, B3는 단위수량과 압축강도를 주요 변수로 사용한다. 이러한 입력 값 구성의 차이는 사용재료의 특성이 표준 범위를 벗어나는 콘크리트에 대한 각 모델의 예측 성능 차이로 이어질 수 있으며, 이에 대한 상세 분석은 4.4절에 기술하였다.

3.1 실험 변수

본 연구에서는 태양광 패널 제작에 사용되는 강화유리를 잔골재로 사용한 콘크리트의 건조수축을 측정하였으며, 건조수축 예측 모델에서 요구되는 기초물성(공기량, 슬럼프)과 압축강도 및 탄성계수를 함께 측정하였다. 물-결합재비는 40%, 50%이고 강화유리의 잔골재 치환율은 0%, 10%, 20%, 30% 및 40%로 결정하였다. 본 연구에서 사용한 실험변수 및 배합표는 Table 2, 3에 각각 나타내었다.

3.2 사용 재료

3.3 실험 방법

4.1 굳지 않은 콘크리트 특성 및 역학적 특성

콘크리트의 건조수축을 측정하기에 앞서, ACI 209R-92 예측 모델에서 보정 계수로 사용되는 슬럼프와 공기량을 측정하여 Table 6에 나타내었다.

슬럼프 측정 결과, 물-결합재비에 관계없이 강화유리의 치환율이 증가할수록 슬럼프가 증가하였으며, 슬럼프의 증가 비율은 물-결합재비가 커질수록 감소하였다. 선행 연구에서 유리 골재의 낮은 흡수율, 매끄러운 표면 특성으로 인해 슬럼프가 개선됨을 보고한 바 있다(Park et al., 2004; Topçu and Canbaz, 2004; Afshinnia and Rangaraju, 2016).

본 연구의 강화유리 역시 흡수율이 0%에 가까워 배합 직후의 유효 단위 수량이 증가한 것이 슬럼프 개선의 원인으로 판단된다.

공기량 측정 결과, 공기량은 4.5%∼5.6% 범위에 있었으며, 강화유리의 치환율이 증가할수록 함께 증가하는 경향을 보였다. 그러나 증가량은 물-결합재 비에 큰 영향을 받지 않는 것으로 나타났다.

Table 7에는 수중 양생 재령 28일에서 측정한 압축강도 및 탄성계수 측정 결과를 나타낸것이다. 압축강도 측정 결과, 물-결합재비와 관계없이 강화유리의 치환율이 증가할수록 압축강도가 개선되는 것으로 나타나 기존 연구 결과인 유리 골재의 매끄러운 표면으로 인한 ITZ의 부착력 저하로 압축강도 감소를 유발한다고 보고한 기존 연구들과 반대의 경향이 나타났다(Kou and Poon, 2009; Tan and Du 2013). 이는, 본 연구에서 사용한 강화유리의 분쇄과정에서 생성된 75µm 이하의 미세한 유리 입자가 채움재로 작용하여 골재 사이의 공극을 채운 것에 기인한 것으로 판단된다. 또한, 강화유리 분말의 친수성으로 인한 유효 물-결합재비의 감소도 압축강도 발현에 기여한 것으로 판단된다.

한편, 탄성계수는 압축강도 시험 시 LVDT로 측정한 응력-변형률 관계로부터 ASTM C469/C469M에 따라 최대 응력의 40% 지점의 할선 탄성계수로 산정하였다. 탄성계수 역시 강화유리 치환율이 증가함에 따라 증가하여 압축강도와 동일한 경향을 보였다. 이는 콘크리트의 탄성계수는 압축강도의 함수로 산정되므로, 탄성계수의 증가는 압축강도 증가에 부합하는 결과로 판단된다.

4.2 건조수축 측정 결과

Fig. 1은 강화유리를 잔골재로 사용한 콘크리트의 건조수축 변형률을 180일간 측정한 결과를 나타내었다. 변형률은 앞서 기술한 바와 같이 각주형시험체 3개의 평균값을 사용하였다. 그 결과, 건조수축 변형률은 약 10일에서는 큰 차이를 보이지 않았으나, 재령이 증가함에 따라 치환율 변화에 따른 차이가 증가하였다. 또한, 물-결합재비 50%의 경우에는 (Fig. 1(b))의 강화유리의 치환 유무와 관계없이 동일 치환율의 W/B 40% 배합보다 크게 나타났다. 이는 물-결합재비 증가에 따라 증발 가능한 총 수분량이 증가한 것에 영향을 받았다. 한편, 콘크리트 수축은 골재 조성보다 페이스트-골재 부피비에 지배되나(Pickett, 1956), 본 연구는 배합 별 페이스트의 부피가 동일함에도 수축이 감소하였으므로 그 원인은 골재 자체 특성에 기인한 것으로 보인다. 한편, 건조수축은 강화유리의 치환율이 증가할수록 감소하였는데 이는 천연 잔골재 대비 강화유리의 낮은 흡수율과 비다공성 표면으로 인해 골재 내부에 보유된 수분량이 적으며, 결과적으로는 증발 가능한 유효 수분량이 감소하였기 때문이다. 또한, 미분말의 유리 입자가 수분 이동을 제한하여 잉여 내부 수분의 증발을 억제한 것도 수축 저감에 기여한 것으로 판단된다. 또한, 건조수축 곡선의 기울기는 강화유리 치환율이 증가할수록 감소하는 경향을 나타내었다. 이는 강화유리의 치환이 건조수축 발현 속도를 지연시킴을 의미하므로, 종합하면 강화유리의 치환은 건조수축의 발현 속도는 물론 전체 수축량 저감에 기여할 수 있는 것으로 판단된다. 한편, 서론에서 검토한 바와 같이 매끄러운 유리 표면에 의한 ITZ 부착 저하가 수축 구속 응력 하에서 미세균열을 유발하여 건조수축을 증가시킬 가능성이 제기된 바 있다. 그러나 본 연구에서는 치환율 증가에 따라 압축강도와 탄성계수가 개선되고 건조수축이 감소하였으므로, 해당 기구가 지배적으로 작용하였다고 보기 어렵다. 따라서 본 배합 조건에서 건조수축 거동은 강화유리의 낮은 흡수율에 따른 총 수분량 감소와 골재의 구속효과에 의해 지배된 것으로 판단된다.

Fig. 1 Development of drying shrinkage of concrete with time

4.3 실험 결과와 예측 모델의 비교

본 연구의 측정 기간(180일)은 콘크리트 구조물의 사용수명에 비해 짧으므로, 장기 거동 평가를 위해서는 예측 모델의 적용이 필요하다. 이에 따라, 본 연구에서는 강화유리를 잔골재로 사용한 콘크리트의 건조수축 거동에 대한 기존 예측 모델의 적용성을 평가하고자, 실험에서 측정한 건조수축 변형률과 각 모델로 산정한 예측값을 비교하였다. 예측 모델로는 계산의 복잡성, 예측 정확도, 건조수축 예측에 요구되는 입력 인자가 서로 다른 5개의 기존 모델을 선정하였다. 본 연구에 사용된 모델은 KDS 14 20 01, ACI 209R-92, fib MC2010, B3 및 GL 2000모델이다. 실험값은 봉함양생을 실시하지 않은 시편에서 측정한 건조수축이므로, 자기수축과 건조수축을 분리하여 산정하는 fib MC2010은 건조수축 성분만을 예측값으로 사용하였다. 예측 편차는 잔차를 기준으로 분석하였으며, $r > 0$은 과대평가, $r < 0$은 과소평가를 의미한다. 예측값을 실험값으로 나눈 예측비는 건조 초기 실험값이 극소하여 그 값이 비정상적으로 확대되는 문제가 있다. 실제로 건조 기간 1일의 예측비는 최대 211 (GL 2000)에 달하였으나, 이는 해당 시점의 실험값이 $1 \times 10^{-6}$ 미만인데 따른 산술적 왜곡으로 모델의 예측 성능과 무관하다. 반면 잔차는 물리적 크기가 보존되므로 초기 거동을 포함한 편차 분석에 적합하다.

Fig. 2 Comparison of predicted and measured drying shrinkage and residuals for each prediction model

Fig. 2(a)에 나타난 KDS 14 20 01은 치환율 20% 이하에서 과소평가, 치환율 30% 이상에서 과대평가를 하는 것으로 나타났으나, 최종 잔차의 값이 약 $\pm 100 \times 10^{-6}$ 이내로 5개 모델 중 가장 작았다. ACI 209R-92 (Fig. 2(b))는 치환율이 증가함에 따라 수축도 함께 증가하는 것으로 예측하여 실제 실험결과와 반대로 예측하였으며, 강화유리의 치환율이 높을수록 더 이른 재령에서 과소평가에서 과대 평가로 전환되었다.

fib MC2010 (Fig. 2(c))과 B3 (Fig. 2(d))는 치환율이 증가하여도 건조수축이 거의 감소하지 않는 것으로 예측하였다. 또한, fib MC2010은 B3보다 낮은 수축량을 예측하여 과소평가가 더 크게 나타났다. B3는 약 90일간 건조가 진행되었을 때, 실험값보다 작은 수축량을 예측하였으나, 재령이 증가할수록 실험값과의 차이가 감소하여 두 모델 모두 치환율 30% 이상에서는 예측값이 실험값에 근접하였다.

GL 2000 (Fig. 2(e))은 5개 모델 중 유일하게 모든 배합에서 전 재령에 걸쳐 실험값보다 큰 수축량을 예측하였다. 실험값과의 차이는 재령이 증가할수록 확대되어 W/B 50%에서 최대 $330 \times 10^{-6}$에 도달하였다. 또한, W/B 50% 배합의 건조수축을 W/B 40%보다 약 19∼25% 크게 예측하여, 물-결합재비 증가에 따른 수축 증가를 5개 모델 중 가장 크게 반영하였다.

한편, Table 8에는 각 모델의 예측 수준을 정량적으로 평가하기 위하여 RMSE와 MAPE를 산정하여 나타내었다. 이때, MAPE는 건조 초기에 실험값이 매우 작아 백분율오차가 과도하게 커지는 문제를 배제하기 위하여 실험값이 $50 \times 10^{-6}$ 이상인 구간에 대해서만 산정하였다. KDS 14 20 01은 RMSE $48.0 \times 10^{-6}$, MAPE 16.3%로 가장 낮아 5개 모델 중 실험값에 가장 근접한 수축량을 예측하였다. GL 2000은 RMSE $167.9 \times 10^{-6}$, MAPE 58.7%로 실험값과의 차이가 가장 컸으며, 이는 앞서 기술한 바와 같이 전 재령에 걸친 과대 평가에 기인한다. ACI 209R-92, B3 및 fib MC2010은 RMSE $66.5 \sim 79.2 \times 10^{-6}$, MAPE 18.2∼20.3%로 유사하였다.

4.4 기존 예측식의 한계 및 고찰