김형국
(Hyeong-Gook Kim)
1
이용준
(Yong-Jun Lee)
2
김민준
(Min-Jun Kim)
3
안정희
(Jung-Hee An)
4
김길희
(Kil-Hee Kim)
5†
-
공주대학교 건축공학과 연구교수
(Research Assistant Professor, Department of Architectural Engineering, Kongju National
University, Cheonan 31080, Rep. of Korea)
-
건설기술연구원 박사후연구원
(Researcher, Korea Construction Standard Center, Korea Institute of Civil Engineering
and Building Technology,
Goyang 10223, Rep. of Korea)
-
LH토지주택연구원 책임연구원
(Assistant Research Fellow, Korea Land & Housing Corporation, Land & Housing Institute,
Daejeon 34047, Rep. of Korea)
-
(주)에이티 대표이사
(President, AT Co., Ltd., Daejeon 34129, Rep. of Korea)
-
공주대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kongju National University, Cheonan
31080, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
조적벽, 경량 콘크리트 블록, 철근콘크리트, 수평하중저항성능
Key words
masonry wall, light-weight concrete block, reinforced concrete, lateral load resistance
1. 서 론
건축물의 공간분할 및 구조부재로서의 기능을 가지는 건축용 벽체는 크게 습식벽체와 경량 건식벽체로 분류된다. 국내의 경우 1970년대 후반부터 건물
내 공간분할의 목적으로 경량 벽체가 공동주택 건설시장에 보급됐으며, 공장생산 후 현장에서의 가공, 조립, 시공에 의한 습식공법 대비 공기단축 및 인건비
절감 등의 이유로 그 채용 건수가 매년 증가하는 추세이다. 국내에서는 주로 석고보드, CPB 패널, 압출성형 경량 콘크리트 패널, 압출성형 시멘트
패널, 경량복합 콘크리트 패널 및 ALC 패널 등이 공동주택의 세대 간 또는 세대 내 칸막이벽 용도의 건식벽체로서 활용되고 있다. 칸막이벽 용도의
경량 건식벽체와 관련하여 국내법규에서는 경계벽 및 칸막이벽 설치에 대한 기준(건축법 시행령 53조), 내화성능 및 차음성능(건축물의 피난･방화구조
등의 기준에 관한 규칙 제19조)을 규정하고 있다. 또한, SH공사와 한국건설기술연구원에서는 일본건축학회 기준 및 영국 법적기준, KS를 참고하여
칸막이벽의 용도별 요구성능의 세부기준들을 제시하고 있다. 국내법규와 공공기관에서 제시하는 경량 건식벽체의 요구성능은 내화성, 차음성, 내수성, 견고성,
기밀성, 온도저항성 등으로 비구조 요소로서의 역할에 주로 초점을 맞추고 있으며, 용도상의 중요도 따라 수평하중저항성능 및 내충격성, 압축강도 등 역학적
관점에서의 필요성능을 요구하기도 한다. 경량 건식벽체의 수평하중저항성능 내충격성능에 관해서는 조립용 판 및 그 구조 부분의 성능 시험방법(KS F
2273)에서 규정하는 벽판의 내충격성 시험방법을 통해 대상부재의 이러한 성능을 판정하고 있으나, 벽체 전체가 보유한 수평하중저항성능과 내충격성능을
정량적으로 평가하기 곤란 점이 지적되고 있다.
국내의 오래된 중･저층 철근콘크리트(이하, RC) 건축물들은 칸막이벽으로서 골조 내부를 비구조재인 조적으로 채운 형태가 많다. 조적체움벽은 면외저항
및 구조일체성에 대하여 취약한 반면, 면내방향 횡하중에 대한 전체 골조의 강성과 강도를 증진시키고, 기둥 부재 콘크리트에 대한 횡구속 효과를 가지는
것으로 알려져 있다. 용도상의 중요도에 따라 수평하중저항성능이 요구되는 경량 건식벽체에 있어 특히, 압출성형 콘크리트 패널 등으로 RC 골조내부가
채워지는 경우에는 조적채움벽과 마찬가지로 해당 골조의 휨 및 전단저항성능 등 전체 골조의 거동을 변화시킬 수 있으므로, 해당 건축물에 대한 면밀한
구조검토가 필요하다. FEMA356 (2000) 및 Eurocode 8(CEN 1998)에서는 조적채움벽 또는 이와 유사한 벽체는 비구조체로서 별도로
검토하고 있으며, 조적채움벽이 시공된 골조에 대한 해석에는 중심스트럿 및 편심스트럿을 포함하는 대각스트럿 모델이 주로 사용되고 있다(ASCE 2007;
Part et al. 2012)(1,13).
국내외적으로 콘크리트 또는 경량 콘크리트 블록으로 채움 보강한 RC 골조의 내진성능에 관한 연구가 진행되고 있다. Park and Kwon(2017)은
비내진 상세를 가지는 3층 학교건물을 대상으로 조적채움벽 유･무에 따른 골조의 거동을 실험적으로 확인하고, FEMA 356에서 제안하는 대각 스트럿법으로
계산된 해석결과와 비교하였다. Sung and Kang(2019)은 고성능 복합재료를 사용한 새로운 내진보강공법이 적용된 골조에 대한 반복가력 실험을
통하여 해당 공법이 1970~ 80년대 조적채움벽 골조의 내력 및 에너지 소산능력을 향상시켜 지진으로 인한 직간접 인명피해를 효과적으로 감소시킬 수
있음을 확인하였다. You et al.(2018)은 반대로 비보강 조적조에 RC 경계골조를 설치한 구조물의 가력실험을 통해 경계골조로 보강된 조적벽체의
최대하중 및 에너지 소산능력의 증진효과를 확인하였다. Kang et al.(2018)과 Hwang et al.(2019)은 ASTM E72(2015)
기준에 따라 경량 복합패널에 대한 면내 전단강도 실험을 수행하였으며, 패널면적에 따른 허용하중 및 분포합 강도의 합리적 예측을 위한 근거를 제시하였다.
Fig. 1. Target frame for specimen
Fig. 2. Details of specimens (unit: mm)
이 연구에서는 국내 A사에서 개발･생산하고 있는 건식벽체용 경량 단열블록(이하, ECO 블록)을 이용하여 조적채움벽을 시공한 비내진 상세 RC 골조에
대한 면내방향 반복가력실험을 수행하였으며, 무보강 및 조적채움벽으로 보강한 RC 골조의 하중-변위 관계, 변위연성비, 에너지 소산량, 게이지 변형률
분포 비교를 통하여 조적채움벽 유･무 및 조적 객체의 종류에 따른 수평하중저항성능을 평가하였다.
2. 실험개요
2.1 실험체 계획
이 연구에서는 조적채움벽 유･무 및 조적 객체의 종류에 따른 RC 골조의 수평하중저항성능 비교를 위하여 1980년대 (다)형 표준도면에 의해 설계된
비내진 상세를 갖는 철근콘크리트조 학교건물의 내측 골조 1층 1스팬부를 대상으로 선정하였다. Fig. 1은 RC 골조 실험체 제작에 사용된 건축물의 표준도면을 나타내며, 실험체는 실험실 규모 및 가력장비의 용량을 고려하여 40 %의 크기로 축소하여 제작하였다.
Fig. 2(a)는 무보강 실험체(N-RC)를 나타내며, 실험체 기둥단면은 140×200 mm, 기둥 순길이와 기둥단면 중심 간 거리는 각각 1,000 mm와 1,800
mm이다. 기둥의 주근에는 D13의 이형철근 8대를 배근하였으며, 전단보강근은 40 %로 축소된 골조의 단면 및 철근비를 고려하여 D6의 이형철근을
170 mm의 간격으로 배근하였다. 실험체 제작에 사용된 콘크리트의 설계기준 압축강도는 대상 골조와 동일하게 21 MPa로 설계하였다. 실험체의 변수
및 일람은 Table 1에 나타내었다. 조적채움벽이 시공되는 1.0B-RC 실험체에는 콘크리트 블록을 조적용 모르타르를 사용하여 1.0B 쌓기를 하였으며, ECO 블록을
조적 객체로 하는 ECO-RC 실험체는 전용 무기질 접착제를 이용한 건식방법으로 시공하였다. 세 가지 타입의 실험체 형상은 Fig. 2에 나타낸 바와 같다. 실험체에 사용된 ECO 블록은 Fig. 3과 같이 단위객체의 폭과 높이는 각각 600 mm, 400 mm이며, 100 mm와 150 mm 두께의 상하 2면 또는 상하좌우 4면 쪽매를 갖는
제품으로 생산된다. ECO 블록은 550 kg/m3의 비중, 2.9 MPa의 압축강도, 차열 2시간 및 차염 2시간의 내화성능, 4 % 이하의 흡수율을 갖는다.
2.2 사용재료
실험체 제작에 사용된 콘크리트의 설계기준 압축강도는 21 MPa로, $\phi$100×200 mm의 실린더형 공시체를 총 12개 제작하였다. 콘크리트의
압축강도 시험은 KS F 2405(KATS 2017)에 제시된 시험방법에 따라 재령 14일과 28일 강도를 측정하였다. 시험결과, 재령 28일 평균압축강도는
20.9 MPa임을 확인하였다. Table 2에 슬럼프 테스트 및 압축강도시험 결과를 나타내었다.
Table 1. Section properties of specimens
|
Specimen
|
Column
size (mm)
|
Infilled wall type
|
Longitudinal
reinforcement
|
Transverse
reinforcement
|
|
N-RC
|
140×200
|
None
|
8-D13
(SD300)
|
D6@170
(SD300)
|
|
1.0B-RC
|
140×200
|
Concrete
block
|
|
ECO-RC
|
140×200
|
ECO
block
|
Fig. 3. Section properties of ECO block (unit: mm)
Table 2. Properties of concrete
|
Specimen
|
$f_{ck}$ (MPa)
after 14 days
|
$f_{ck}$ (MPa)
after 14 days
|
Slump
(mm)
|
|
No.1
|
18.8
|
20.9
|
105
|
|
No.2
|
18.5
|
21.4
|
|
No.3
|
17.6
|
20.8
|
|
Average
|
18.3
|
20.9
|
Table 3. Properties of reinforcing bar
|
Type
|
$f_{y}$ (MPa)
|
$f_{u}$ (MPa)
|
$E$ (MPa)
|
$\varepsilon_{y}$ (-)
|
|
D6
|
300.0
|
-
|
198084.2
|
0.0015
|
|
D13
|
456.2
|
582.1
|
165696.4
|
0.0025
|
Fig. 5. Displacement loading history
실험체 기둥 부재에 사용된 철근의 종류는 SD300으로 주철근 및 전단보강근에는 각각 D13과 D6의 이형철근을 사용하였다. 철근의 인장시험은 만능재료시험기를
이용하여 KS B 0802(KATS 2018)에 제시된 시험방법에 따라 수행하였으며, 각 철근의 항복강도 및 인장강도, 항복변형률을 Table 3에 나타내었다.
2.3 가력방법 및 계측계획
실험체가 축력과 역대칭 모멘트를 동시에 받는 상황을 모사한 반복가력 실험을 수행하였다. Fig. 4는 실험체 설치현황을 나타내며, 구조물 상부에서 1층 기둥 부재에 전해지는 축방향 하중의 모사를 위하여 기둥 내력의 10 %에 상응하는 117 kN의
축력을 가하였다. 실험체의 수평방향 반복가력은 1,000 kN 용량의 액추에이터를 사용하여 Fig. 5와 같이 변위제어방식으로 부재변형각 단계별로 두 사이클씩 가력하였다. 실험은 하중이 실험체 최대내력의 85 % 이하로 저하될 때까지 지속하였다. 실험체에
발생하는 수평변위의 측정을 위해 Fig. 4와 같이 스터브 상하부에 LVDT를 설치하였으며, 실험체와 가력장치 간 미끄러짐량 계측을 위해 스터브와 가력장치의 연결부(‘ㄱ’자 프레임) 사이에도
LVDT를 추가로 설치하였다.
Fig. 6. Crack pattern and failure mode
Fig. 7. Load-displacement relationships
3. 실험결과 및 분석
3.1 균열 및 파괴양상
각 실험체의 균열 및 파괴양상을 Fig. 6에 나타내었다. 무보강 골조인 N-RC 실험체는 기둥의 상단부와 복부를 가로 지르는 전단균열의 균열폭 증가로 인하여 연성적인 거동없이 횡변위비(Drift
ratio: $\delta /h$) 1.94 %에서 전단파괴하였다. 이는 1980년대에 건설된 비내진 상세를 가지는 학교건물의 파괴모드를 보여주는
중요한 실험적 결과로 기존 연구결과들을 뒷받침한다(Lee et al. 2010; Cho et al. 2012; Tabeshpour et al. 2012;
Kim et al. 2013)(3,8,12,16). 콘크리트 블록으로 조적채움벽이 시공된 1.0B-RC 실험체는 횡변위비 0.40 %에서 기둥에 휨균열과 전단균열이 나타났으며, 1.00 %에서 조적채움벽에
사인장균열이 발생해 2.00 %에서 최대내력에 도달 후 하중이 감소하는 휨항복 후 전단파괴 양상을 보였다. ECO-RC 실험체는 횡변위비 0.66
%에서 벽체 내부에 불균일한 균열이 발생하였으며, 2.01 %에서 기둥-보 접합부 및 기둥 하단부에 균열이 집중되어 최대내력 이후 하중이 감소하였다.
3.2 하중-변위 이력곡선
각 실험체의 하중-변위 이력곡선과 포락곡선을 Fig. 7에 나타내었으며, Table 4에 반복가력 실험결과를 정리하였다. 하중-변위 관계로부터 강성저하율 및 변위연성도, 에너지 소산량 등의 비교가 가능하다.
N-RC 실험체의 주철근 항복 시 하중 및 최대내력은 각각 80.2, 80.9 kN이며, 이때의 횡변위비($\delta /h$)는 1.62, 1.72
%로 연성적인 거동없이 $\delta /h$=1.94 %에서 전단파괴하였다. 1.0B-RC와 ECO-RC 실험체의 최대내력은 각각 -151.2, -201.3
kN으로 N-RC 실험체와 비교해 각각 1.8배, 2.49배 증가하였다. 또한, 주철근 항복 시 횡변위비는 N-RC 실험체와 유사한 반면, 하중은
1.63배, 2.41배 증가하였다. 이는 ECO-RC 실험체의 조적채움벽에 사용된 ECO 블록의 부피가 콘크리트 블록보다 커 횡변위 증가 시 발생
가능한 균열의 개수와 폭이 상대적으로 작아 수평하중에 더욱 효과적으로 저항할 수 있기 때문이다. 1.0B-RC 및 ECO-RC 실험체의 최대내력의
85 % 시점에 대한 횡변위비는 각각 -3.30 %, -2.76 %로 N-RC 실험체와 비교해 상대적으로 연성적인 거동을 보였다. N-RC 실험체는
주철근의 항복과 동시에 전단보강근이 항복하고, 기둥 양단부와 복부에 발생한 전단균열이 이어지면서 전단파괴한 반면, 콘크리트 블록 및 ECO 블록으로
채움벽 시공을 한 1.0B-RC 및 ECO-RC 실험체는 기둥단부의 소성힌지 구간에 휨균열이 집중적으로 발생하면서 최종적으로는 주철근의 항복에 의한
휨파괴 또는 휨항복 후 전단파괴하였다. 1980년대에 시공된 전단파괴형 학교건물에 조적채움벽이 시공되는 경우에는 조적채움벽이 기둥 부재 내 콘크리트의
횡팽창을 억제하여 전단보강근의 항복을 지연시킴으로써 기둥의 연성능력이 증진된 것으로 판단된다.
Table 4. Summary of test results
|
Specimen
|
Loading
direction
|
At yeilding of
reinforcing bar
|
At maximum strength ($P_{\max}$)
|
At 0.85 $P_{\max}$
|
Failure mode
|
|
Load (kN)
|
Drift ratio (%)
|
Load (kN)
|
Drift ratio (%)
|
Load (kN)
|
Drift ratio (%)
|
|
N-RC
|
Positve
|
80.2
|
1.62
|
80.9
|
1.72
|
69.8
|
1.94
|
Shear failure
|
|
Negative
|
-76.5
|
-1.32
|
-59.8
|
-1.96
|
|
1.0B-RC
|
Positve
|
130.9
|
1.67
|
140.5
|
1.96
|
119.9
|
2.86
|
Flexural failure
|
|
Negative
|
-151.2
|
-2.01
|
-126.1
|
-3.30
|
|
ECO-RC
|
Positve
|
-193.6
|
-1.75
|
128.0
|
1.95
|
108.9
|
3.31
|
Flexural-shear failure
|
|
Negative
|
-201.3
|
-1.97
|
-171.3
|
-2.76
|
3.3 변형률 분포특성
이 절에서는 콘크리트 타설 전 기둥의 주철근과 전단보강근에 부착한 스트레인 게이지를 통해 계측된 변형률 분포를 비교하고, 3.2장에서 서술한 기둥
부재의 파괴모드 및 횡변위 단계별 균열상황에 대하여 자세히 분석한다. Fig. 8은 횡변위비 증가에 따른 실험체별 주철근(MB) 및 전단보강근(ST)의 변형률 분포로 X축과 Y축은 각각 변형률과 기둥 하부에서 상부까지 스트레인
게이지가 부착된 위치를 나타낸다. 모든 실험체의 주철근 변형률 분포는 역대칭 모멘트를 받는 기둥 부재 변형률 분포특성을 보여준다.
Fig. 8. Strain distributions for drift ratio levels
N-RC 실험체의 주철근과 전단보강근은 횡변위비 2.0 % 이전에 모두 항복하였으며, Table 4와 전단보강근의 변형률 분포도를 통해 N-RC 실험체가 연성거동 없이 파괴되었음을 짐작할 수 있다. 1.0B-RC 실험체의 경우, 횡변위비 3.3
%(실험 종료 시)까지 전단보강근의 항복은 없었으며, 2.0 % 미만에서 3.3 %까지 주철근이 항복상태를 유지하고 있음을 알 수 있다. ECO-RC
실험체의 주철근은 횡변위비 2.0 % 미만에서 항복하였으며, 횡변위비 3.3 %에서의 변형률은 1.0B-RC 실험체보다 크게 나타났다. 반면, 전단보강근은
횡변위비 2.0 %와 3.3 % 사이에서 항복한 것으로 나타나 Table 4를 통해 기술한 바와 같이 주철근의 항복에 의한 연성거동 이후 전단파괴하였음을 보여준다.
전단보강근의 변형률 분포특성을 비교한 결과, 조적채움벽이 시공된 1.0B-RC와 ECO-RC 실험체의 경우 2.0 % 이상의 횡변위비에서 전단보강근의
변형률은 상대적으로 작고 고르게 분포하고 있음을 확인하였다. 이는 N-RC 실험체와 달리 전단보강근 뿐만 아니라 조적채움벽이 기둥 콘크리트의 횡팽창을
억제함으로써 기둥이 보다 연성적으로 거동할 수 있도록 하는 데 기여하고 있음을 보여준다.
3.4 유효강성 저감률
실험체의 유효강성은 각 사이클에서 정･부방향의 최대하중과 이때의 변위를 좌표로 하는 두 점을 잇는 직선을 기울기로 정의된다. Fig. 9는 실험체별 유효강성 및 최초 사이클에서의 유효강성 대비 각 사이클 별 유효강성의 저감률을 나타낸 것이다.
0.4 % 횡변위비에 대한 N-RC 및 1.0B-RC, ECO-RC 실험체의 초기 유효강성은 각각 9.4 21.1, 27.2 kN/mm로, ECO-RC
실험체의 초기 유효강성은 1.0B-RC 실험체와 비교해 약 30 % 높았으며, 초기 횡변위비 0.66 %까지 급격한 유효강성의 저하를 나타냈다. 이는
RC 골조 내 상･하단부에 시공된 ECO 블록의 압축강도가 콘크리트 블록 및 시멘트 모르타르, 무기질 접착제보다 상대적으로 낮아 Fig. 6(c)에 보인 바와 같이 1.0 % 미만의 횡변위비에서 ECO 블록에 쉽게 균열이 발생되어 골조의 강성이 급격히 저하되었을 것으로 판단된다. 이후 횡변위비가
증가함에 따라 기둥과 조적채움벽 전반에 걸친 균열의 증가 및 파괴 등으로 인해 1.0B-RC 실험체와 유사한 유효강성 저감률을 나타냈다.
Fig. 9. Relationship of effective stiffness and stiffness reduction ratio with respect
to drift ratio
3.5 변위연성도
연성지수는 RC 구조물의 내진성능을 평가하는 중요 지표 중 하나로 단면의 모멘트-곡률 관계를 이용한 곡률연성지수(Curvature ductility
factor) 및 하중-변위 관계를 이용한 변위연성지수(Displacement ductility factor)로 평가할 수 있다. 통상의 변위연성도는
후자의 변위연성지수를 의미하며, 식 (1)에 의해 평가된다. 여기서 변위연성지수($\mu_{\Delta}$)는 Priestley et al.(1996)이 제안한 방법에 따라 항복변위($\Delta_{y}$)와
극한변위($\Delta_{\max}$)를 각각 Fig. 7에 나타낸 하중-변위 곡선에서 최대하중($P_{\max}$)의 75 %에 해당하는 하중에서의 변위와 최대하중 이후 최대하중의 85 %로 내력이 저하되는
시점의 변위로 정의하였다.
실험결과에서 N-RC 및 1.0B-RC, ECO-RC 실험체의 항복변위는 각각 8.6, -9.3, -8.5 mm로 나타났으며, Table 4에 나타낸 각 실험체의 $0.85P_{\max}$에 해당하는 횡변위비를 이용해 변위연성지수($\mu_{\Delta}$)를 계산하였다. Table 5에 각 실험체의 변위연성지수와 무보강 실험체에 대한 각 실험체의 변위연성지수의 비를 비교하였다. N-RC 및 1.0B-RC 및 ECO-RC 실험체의
변위연성지수는 각각 2.3, 3.5, 3.2로, 무보강 실험체와 비교해 조적채움벽을 시공한 실험체의 연성도가 39 % 이상 증가되었다. 파괴모드가
전단에 지배적인 영향을 받는 RC 골조의 경우 조적채움벽 시공을 통해 내력 및 연성이 증진될 수 있음을 알 수 있다. 콘크리트 블록보다 상대적으로
압축강도가 낮은 ECO 블록(2.9 MPa)으로 조적채움벽이 시공된 ECO-RC 실험체의 경우 Fig. 6과 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 최대하중 이후 기둥 양단부 균열의 폭 증가로 인한 전단보강의 항복으로 1.0B-RC 실험체와 비교해 연성능력이 다소 감소한 것으로
판단된다.
Table 5. Comparison of displacement ductility factors
|
No.
|
Specimen
|
$\Delta_{y}$
(mm)
|
$\Delta_{\max}$
(mm)
|
$\mu_{\Delta}$
(-)
|
$\mu_{\Delta No.}/\mu_{\Delta 1}$
|
|
1
|
N-RC
|
8.6
|
19.4
|
2.3
|
$\mu_{\Delta 1}/\mu_{\Delta 1}$
|
1.00
|
|
2
|
1.0B-RC
|
-9.3
|
-33.0
|
3.5
|
$\mu_{\Delta 2}/\mu_{\Delta 1}$
|
1.52
|
|
3
|
ECO-RC
|
-8.5
|
-27.6
|
3.2
|
$\mu_{\Delta 3}/\mu_{\Delta 1}$
|
1.39
|
Table 6. Comparison of energy dissipation between specimens per cycle
|
Drift ratio
(%)
|
N-RC
|
1.0B-RC
|
ECO-RC
|
|
1st cycle
(kN･mm)
|
2nd cycle
(kN･mm)
|
Total
(kN･mm)
|
1st cycle
(kN･mm)
|
2nd cycle
(kN･mm)
|
Total
(kN･mm)
|
1st cycle
(kN･mm)
|
2nd cycle
(kN･mm)
|
Total
(kN･mm)
|
|
0.40
|
0.15
|
0.11
|
0.26
|
0.40
|
0.20
|
0.60
|
0.87
|
0.38
|
1.25
|
|
0.66
|
0.29
|
0.22
|
0.51
|
0.62
|
0.36
|
0.98
|
0.92
|
0.59
|
1.51
|
|
1.00
|
0.54
|
0.43
|
0.97
|
1.00
|
0.63
|
1.63
|
1.48
|
0.95
|
2.43
|
|
1.33
|
0.77
|
0.60
|
1.37
|
1.33
|
0.89
|
2.22
|
1.85
|
1.30
|
3.15
|
|
2.00
|
1.82
|
0.46
|
2.28
|
2.85
|
1.77
|
4.62
|
3.71
|
2.33
|
6.04
|
|
3.33
|
-
|
-
|
-
|
5.00
|
2.43
|
7.43
|
6.79
|
0.70
|
7.49
|
|
Total
|
3.57
|
1.82
|
5.39
|
11.20
|
6.28
|
17.48
|
15.62
|
6.25
|
21.87
|
3.6 에너지 소산능력
에너지 소산능력은 앞절에서 기술한 변위연성지수와 함께 지진과 같은 수평방향 하중에 대하여 구조물이 비탄성 범위에서 흡수 가능한 에너지량으로 구조물이
보유한 내진성능을 평가할 수 있는 지표 중 하나이다. 에너지 소산능력은 사이클 별 하중-변위 이력곡선으로 둘러싸인 면적의 누적합으로 평가하며, 동일한
레벨의 강제변위 하에서 이력곡선으로 둘러싸인 면적이 넓다는 것은 순간변위에 대한 유효강성이 크다는 것을 의미한다.
Table 6은 Fig. 7에 나타낸 하중-변위 이력곡선을 이용해 횡변위비 및 가력 사이클 별 N-RC 실험체의 에너지 소산량을 비교한 것이다. 실험 종료 시 N-RC 및 1.0B-RC
및 ECO-RC 실험체의 누적 에너지 소산량은 각각 5.4, 17.5, 21.9 kN･mm로 ECO-RC 실험체가 1.0B-RC 실험체와 비교해 25
% 많은 에너지를 흡수하였다. 이는 Fig. 9에서 확인한 바와 같이 ECO-RC 실험체가 1.0B-RC 실험체와 비교해 횡변위비 증가에도 지속적으로 높은 유효강성을 유지하였기 때문이다. 횡변위비
3.3 %의 두 번째 사이클에서 ECO-RC 실험체의 에너지 소산량이 급격히 감소하였으며, 이는 해당 횡변위비에서 기둥단부 균열폭의 증가와 전단보강근의
항복에 의해 골조의 전체 내력이 감소된 것에서 원인을 찾을 수 있다.
조적채움벽을 시공한 1.0B-RC 및 ECO-RC 실험체의 총 에너지 소산량은 무보강 실험체와 비교해 사이클 별 평균 190 %, 305 %씩 증가하였음을
확인하였다. 특히 0.4 % 횡변위비에서 무보강 실험체의 에너지 소산량에 대한 ECO-RC 실험체의 에너지 소산량 비는 4.91로 1.0B-RC 실험체보다
2배 이상 높은 에너지를 흡수한 것으로 나타나 ECO 블록을 사용하여 조적채움벽을 시공한 RC 골조가 소규모 지진에 대하여 효과적으로 지진에너지를
흡수할 수 있음을 확인하였다.
4. 결 론
이 연구에서는 비내진 상세를 갖는 1980년대 학교건물을 대상으로 조적채움벽 유･무 및 시공 조적 객체의 종류에 따른 구조물의 내진성능을 확인하고자
40 %로 축소된 RC 골조 실험체를 제작하여 면내방향 반복가력실험을 수행하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
1) N-RC 실험체는 연성적인 거동없이 전단파괴 하여 비내진 상세를 가지는 1980년대 학교건물의 파괴모드를 보여준 반면, 조적채움벽을 시공한 1.0B-RC
및 ECO- RC 실험체는 최대내력과 연성능력이 증진되어 휨항복 또는 휨항복 후 전단파괴 하였다.
2) 비내진 상세를 가지는 RC 골조에 상대적으로 단위 부피가 큰 ECO 블록으로 조적채움벽을 시공하는 경우, ECO 블록이 RC 골조의 횡변위 증가
시 발생 가능한 균열의 개수와 폭을 감소시켜 전체 골조시스템이 수평하중에 저항하는데 더욱 효과적인 것으로 판단된다.
3) 조적채움벽은 전단파괴가 지배적인 RC 골조 기둥 부재 내 전단보강근의 항복을 지연시켜 전체 골조의 연성능력을 증진시키고 파괴모드를 변화시키는
것을 확인하였다.
4) 압축강도가 낮은 ECO 블록의 경우, 1.0 % 이상의 횡변위비에서 균열이 쉽게 발생하여 전체 골조의 유효강성을 급격히 저하될 수 있으나, 총
에너지 소산능력 측면에서는 콘크리트 블록을 조적채움벽에 사용한 경우와 비교해 25 % 이상 많은 지진에너지의 흡수가 가능한 것을 확인하였다.
5) ECO-RC 실험체의 경우 횡변위비 0.4 % 이하의 작은 변형에서 1.0B-RC 실험체와 비교해 약 4.9배의 에너지를 소산시켜 소규모 지진에
대한 저항성능이 우수한 것으로 나타났다.
6) ECO-RC 실험체의 변위연성지수는 N-RC 실험체와 비교해 약 32 % 증가하였으며, 주철근 항복 시 하중을 비롯한 주요 하중의 평균은 1.0B-RC
실험체와 비교하여 평균 39 %로 증가한 것으로 나타나 ECO 블록을 사용한 조적채움벽을 시공하는 경우 기존 콘크리트 블록과 비교해 동등 또는 동등
이상의 내진성능을 발휘할 수 있을 것으로 판단된다.
감사의 글
이 논문은 2018년도 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단 지원의 기초연구사업(2018R1A2B3001656) 및 2019년도 정부(교육부)의 재원으로
한국연구재단 지원의 기초연구사업(2019R1I1A3A0105815612), 2019년도 교육부의 재원으로 중점연구소지원사업(2019R1A6A1A03032988)의
지원을 받아 수행된 연구임. 더불어, 실험체 제작에 도움을 주신 (주)에이티에 감사드립니다.
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