2.1.1 시험체 단면정보

2017년 발생한 포항지진(규모 5.4)에 의해 큰 피해를 본 H 초등학교를 대상으로 조적벽의 전단강도를 평가하기 위하여 총 4개소에서 조적벽체를 채취하였다. 대상 학교건물의 조적벽체는 1.0B(190 mm)로 영식쌓기를 사용하여 시공된 것으로 조사되었다.

일반적으로 조적벽체의 미장용 모르타르 한 측면 마감 두께는 건축도면 기준 평균 20 mm로 알려져 있다. 하지만 시험체의 단면조사 결과, 최대 27.5 mm에서 최소 20 mm로 평균 25 mm의 마감 두께가 존재하는 것으로 조사되었다(Fig. 1, Table 2 참조). 이는 기존 학교 건물의 경우 리모델링 혹은 보수공사 시 기존 마감재를 제거하지 않고 그 위에 마감재를 덧대어 시공하기 때문에 준공 당시와 마감두께가 달라지는 것으로 판단된다.

2.1.2 실험 방법

전단강도 실험을 위한 시험체 설치 및 가력 방법은 Fig. 2와 같다. 실험 시 하중재하로 인해 발생될 반력을 지지할 수 있는 철골 프레임 및 거푸집을 조립하여 조적벽체 시편의 하부를 고정시키고, 철골 프레임에서 조적 시편 전단면에 대해 황방향 하중을 가력하기 위하여 수평으로 철골 지그를 설치하였다. 하중재하 및 측정은 유압 실린더와 로드셀을 이용하여 진행하였다.

2.2.1 파괴모드

조적벽체의 주된 파괴모드는 강체회전파괴(rocking), 양단부 압축파괴(toe crushing), 수평줄눈 미끄러짐 전단파괴(sliding), 사인장파괴(diagonal tension)로 구분된다.

시험체의 경우 Fig. 3과 같이 가력방향으로 수평줄눈에서 미끄러짐이 발생하면서 벽돌이 상･하부로 분리되어 궁극적으로 파괴되므로 4가지 파괴모드 중 수평줄눈 미끄러짐 전단파괴가 발생하였다. 실제로 포항지진에서 수평줄눈 파괴가 다수 관측되어 본 연구에서는 수평미끄러짐 전단강도 평가에 중점을 두고 실험을 수행하였다.

2.2.2 하중-변위 곡선

Fig. 4는 시험체의 하중-변위 곡선을 나타낸다. 모든 시험체가 탄성거동을 보이다 최대강도 도달 이후에 갑자기 미끄러짐이 크게 발생하는 특성을 보인다. 양 측면 모르타르 마감두께의 합이 각각 40 mm, 50 mm, 53 mm, 그리고 55 mm인 시험체 1~4의 경우, 최대강도가 각각 23.2 kN, 27.6 kN, 22.9 kN, 그리고 32.5 kN으로 나타났으며, 시험체 3을 제외하면 마감두께가 증가함에 따라 전단강도도 대체로 증가했음을 알 수 있다. 해당 최대강도를 시험체의 단면적으로 나눈 전단강도는 시험체 1~4가 각각 0.26 MPa, 0.29 MPa, 0.23 MPa, 그리고 0.32 MPa를 가진다.

2.2.3 전단강도 비교

매뉴얼에서는 조적벽체의 재료시험을 하지 않은 경우 설계기준강도의 기본값을 사용할 수 있다. 매뉴얼에 명시된 설계기준강도 기본값은 Table 3과 같다. 이때 양호상태의 기본값은 조적개체와 줄눈에 열화가 나타나지 않고 육안으로 확인되는 균열이 없는 경우에 사용하고, 보통 상태는 조적개체와 줄눈에 열화가 나타나지 않고 육안으로 확인되는 균열이 미세하게 있는 경우에 사용한다. 조적개체 또는 줄눈에 열화가 나타나거나 심각한 균열이 있을 경우 불량상태의 기본값을 적용한다.

매뉴얼과 시험체의 전단강도를 비교한 결과는 Fig. 4(a)에 나타낸 바와 같다. 여기서 양호상태는 수평 및 수직 줄눈이 밀실하게 채워진 경우의 전단강도인 0.19 MPa를 적용하였고, 불량상태는 수평 및 수직줄눈이 밀실하게 채워지지 않은 경우의 전단강도인 0.035 MPa를 적용하였다. 시험체와 비교한 결과, 양호상태의 전단강도에 비해 시험체의 전단강도가 각각 1.4배, 1.5배, 1.2배, 1.7배 높은 것으로 나타났다. 또한 불량상태의 전단강도보다 각각 7.4배, 8.1배, 6.5배, 9.0배 높은 것으로 나타났다.

대상 학교 건물의 경우 1960년대에 준공되어 사용연수에 따른 내구성을 고려하면 매뉴얼에 제시된 조적벽의 상태 중 불량상태의 기본값을 적용해야 한다. 하지만 양호상태보다도 평균 1.5배 높은 전단강도를 가지는 것으로 보아 매뉴얼의 설계기준강도 기본값은 실제보다 저평가되고 있음을 확인하였다. 2017년도에 발생한 포항지진에서 파괴된 학교건축물의 조적벽체로부터 얻어진 본 연구에 수록된 전단강도 평가결과에 근거하여 현재의 매뉴얼은 양 측면에 모르타르 마감이 있는 경우 기존 조적벽체의 경과년수 및 재료 상태와 관계없이 조적벽체의 상태를 ‘양호상태’인 것으로 평가할 수 있게 개정되었다. 다만, 시험체의 개수가 부족했기 때문에 마감재 자체의 두께와 구조적 효과를 고려하지 않는 현 상태의 규정을 유지하고 있다.

2.2.4 전단강성 비교

매뉴얼과 시험체의 전단강성을 비교한 결과는 Fig. 4(b)에 나타낸 바와 같다. 양호상태 및 불량상태의 전단강성은 각각의 압축강도 6.2 MPa와 2.1 MPa에 매뉴얼에 제시된 전단탄성계수 식을 적용하여 산정하였다.

시험체와 비교한 결과, 시험체의 전단강성이 양호상태의 전단강성의 0.4배, 0.7배, 0.5배, 0.6배 정도 값을 보였고, 불량상태보다 각각 1.1배, 2.1배, 1.4배, 1.7배 높은 전단강성을 보였다. 전단강성의 경우 시험체의 전단강성은 매뉴얼의 불량상태와 양호상태의 중간 정도의 값을 가지고 있음을 알 수 있다.

3.2.1 압축강도 시험

Fig. 5(a)는 모르타르 상태에 따른 공시체별 압축강도를 나타낸 그래프이다. 압축강도 실험결과 모르타르의 평균 압축강도 및 표준편차는 양호상태의 경우 13.78 MPa과 1.48이고, 보통 상태의 경우 14.10 MPa과 1.64이고, 불량상태의 경우 10.95 MPa과 0.75이다. 보통 상태로 가정한 모르타르의 강도가 양호상태보다 조금 크게 나왔으나 유사한 수준이다. 국내 건조 시멘트 모르타르(KS L 5220 2017)⁽⁷⁾ 기준에서는 조적용 모르타르의 재령 28일 압축강도를 10.8 MPa 이상으로 규정하고 있어, 본 연구에서 불량상태로 가정한 모르타르 압축강도 10.95 MPa는 기준을 만족하는 수치이다. 이는 시공 현장에서 발생할 수 있는 모르타르 상태가 실제로 불량인 경우보다 비교적 높은 강도라 판단된다.

3.2.2 인장강도 시험

Fig. 5(b)~5(c)는 모르타르 상태에 따른 공시체별 쪼갬인장강도와 휨인장강도를 나타낸다. 모르타르 상태별 평균 쪼갬인장강도 및 표준편차는 양호상태의 경우 1.28 MPa과 0.12이고, 불량상태의 경우 1.13 MPa과 0.05이다. 평균 휨인장강도 및 표준편차는 양호상태의 경우 3.31 MPa과 0.53이고, 보통 상태의 경우 3.01 MPa과 0.05이고, 불량상태의 경우 3.13 MPa과 0.06이다.

쪼갬인장강도는 약 1.0 MPa이고, 휨인장강도는 약 3 MPa로 모르타르 상태에 따른 강도 차가 크지 않았다. 이는 압축강도와 달리 인장강도는 물-시멘트비 영향을 비교적 적게 받고 있음을 알 수 있다.

4.1.1 유한요소해석 프로그램

본 논문에서는 2차원 해석프로그램인 VecTor2를 사용하여 유한요소해석을 수행하였다. 이 프로그램은 조적벽체의 유한요소해석 수치적 모델링 방법(Mistler et al. 2006; Hong and Laefer 2008)^(5,8) 중 Meso Scale을 기반으로 한다. Fig. 6에 나타낸 바와 같이 조적벽체의 모델링 시 정확한 결과를 위해 벽돌, 줄눈 모르타르, 벽돌-줄눈 모르타르 접합면을 모두 모델링하는 경우도 있으나(Micro Scale), 그에 대한 재료물성 입력 및 접합면의 미끄러짐도 모델링해야 하므로 해석 과정이 복잡해지는 문제점이 있다. Meso Scale은 조적벽을 하나의 연속체로 가정하여 면요소로 모델링하고, 조적벽체의 강도를 물성으로 입력하는 비교적 간단한 모델링 과정을 통해 실제와 유사한 해석결과를 도출할 수 있다.

조적벽체의 해석에 있어 가장 중요한 것은 줄눈의 전단거동을 묘사함에 있다. 이를 위해서 VecTor2에서는 교란응력장 모델(Wong et al. 2013; Facooni et al. 2014)^(4,11)을 사용하여 조적벽체의 해석을 진행한다.

교란응력장모델에서 모르타르 줄눈의 전단거동은 점착력 $c$와 접합면 마찰계수 $\mu$에 의해 Fig. 7(a)에서 나타낸 바와 같이 전단탄성강성 $G_{m}$에 비례하여 거동하다가 최대강도 $v_{\max}$ 이후 소성거동을 하는 형태로 표현된다. 이때 모르타르 줄눈의 최대강도 $v_{\max}$는 식(1)로 표현되는 Mohr-Coulomb 파괴기준에 의하여 결정된다.

Facooni et al.(2014)⁽⁴⁾에서는 실험결과와 VecTor2를 이용한 해석결과를 비교하여 해당 프로그램의 적합성을 검증하였다.

여기서, $c$ 및 $\mu$= 각각 모르타르 줄눈 경계면의 점착력 및 마찰계수(=$\tan\phi$, $\phi$는 마찰각), $f_{nj}$= 줄눈 경계면에 작용하는 수직응력(수평줄눈의 경우 $f_{y}$이고 수직줄눈의 경우 $f_{x}$, Fig. 7(a) 참조), $f_{tj}$=모르타르 줄눈의 인장강도, $\rho$=쌍곡선 꼭지점에서 항복선의 곡률 반경(= [$c^{2}- 2\mu f_{tj}$]/[$2 f_{tj}$])이다.

4.1.2 미장 모르타르를 고려한 조적벽체의 재료특성

해석모델은 실제 학교건물에서 채취한 조적벽체와 동일하게 모델링하였다. 조적벽체의 하부를 고정시키기 위하여 경계조건을 모델링하였고, 하중재하방법은 수평전단강도실험과 동일한 위치에서 수평 일방향으로 하중을 가하였다. 해석변수는 조적벽 및 미장용 모르타르의 상태로 양호와 불량으로 가정하였다.

Fig. 1에 나타낸 바와 같이 미장 모르타르 마감을 고려한 조적벽체는 1.0B로 쌓은 두께 $t_{m}$(=190 mm)의 기존 조적벽체의 양면에 두께 $t_{mor}$의 미장 모르타르가 마감되어 있어 이를 하나의 합성벽체로 볼 수 있다. 이러한 합성벽체에서 응력분포와 접합면을 통한 응력전달은 탄성이론에 기반하여 가정할 수 있다. 즉, 축방향으로 모든 단면에서 평면유지를 하고 동일한 변형을 한다는 변형적합조건을 만족하는 경우 합성단면을 하나의 재료특성을 가지는 재료로 모사할 수 있다. 최종적으로 조적벽체의 강도는 제안된 식(2)~(5)와 같이 기존 조적벽체와 미장 모르타르의 두께를 근거로 재료강도를 가중평균하는 방식으로 산정하였다. 이때 기존 조적벽체의 강도는 학교시설 내진성능평가 및 보강매뉴얼의 기본값을 적용하였고, 미장 모르타르의 압축강도 및 인장강도는 재료시험을 통한 평균값을 적용하였다. 다만 미장 모르타르의 전단강도의 경우 시험을 하기가 쉽지 않아 보수적인 평가를 위해 순수전단을 받는 콘크리트의 전단강도 산정식(=$1 / 6\sqrt{f_{m}'}$)을 적용하였다.

또한 미장 모르타르를 고려하지 않는 경우와의 비교를 위해 매뉴얼의 양호상태 강도를 적용한 경우를 모델링하였다. 이에 따라 산정된 해석조건은 Table 4와 같다.

여기서, $f_{m}'$=조적벽체의 압축강도, $t_{m}$=조적벽체의 두께, $f_{mor}$=미장 모르타르의 평균압축강도, $t_{mor}$=미장 모르타르의 마감두께이다.

여기서, $f_{mt}$=조적벽체의 인장강도, $f_{r,\:mor}$=미장 모르타르의 인장강도이다.

여기서, $v_{m}$=조적벽체의 줄눈 전단강도, $v_{mor}$=미장 모르타르의 전단강도이다.

여기서, $E_{m}$는 조적벽체의 탄성계수, $E_{mor}$은 미장 모르타르의 탄성계수로 매뉴얼과 동일한 방식(=$200\times f_{mor}$)으로 산정하였다.