2.1 실험변수

ALC 블록의 직접 전단부착강도를 평가하기 위해 Fig. 1과 같이 다양한 보강방법(GFRP와 철근)을 변수로 실험을 수행하였다. UU 실험체는 블록사이를 줄눈 모르타르만으로 부착하였고, FU 실험체는 블록 사이에 GFRP 메쉬와 줄눈 모르타르를 함께 사용하였다. UF 실험체는 블록사이는 줄눈 모르타르로 부착하였고, 양쪽 벽면은 GFRP 메쉬와 벽면 모르타르를 사용하였다. FF 실험체는 줄눈과 벽면 모두 GFRP 메쉬를 부착하였다. SU 실험체는 지름 100 mm 원주형 모르타르와 D16 보강철근이 ALC 블록을 관통하고 블록사이는 줄눈 모르타르를 사용하였다.

다른 실험변수로 Table 1과 같이 계면 축응력과 ALC 블록의 압축강도를 고려하였다. 축응력이 없는 경우와 축응력 0.17 MPa, 0.33 MPa, 0.5 MPa인 경우에 대해 실험을 수행하였다. ALC 블록의 밀도에 따라 재료성능 차이를 보이기 때문에 밀도 350 kg/$m^{3}$인 0.35품 ALC 블록과 밀도 500 kg/$m^{3}$인 0.5품 블록에 대해 각각 실험을 수행하였다.

2.2 실험체 상세

직접 전단부착 실험을 위해 Fig. 2와 같이 ALC 블록 4개를 사용하여 실험체를 제작하였다(^{CEN 2000}). 가력부 ALC 블록은 200×300×500 mm, 양쪽 ALC 블록은 200×300×600 mm, 하단부 ALC 블록은 200×300×100 mm이다. 하단부 ALC 블록은 운반과정과 실험중 ALC 블록 하부가 벌어지는 것을 억제하기 위하여 설치하였다. ALC 블록 접합면은 ALC 모르타르를 1~3 mm 두께로 시공하였다. ALC 모르타르 두께는 한번 펴 바르는 경우 약 1~2 mm 두께인데 시공 기술자에 따라 오차가 발생할 수 있다. ^MSJC(2013)에서는 모르타르 두께를 약 1.5 mm로 제안하고 있다.

Fig. 2. Specimen configuration and test setup

Fig. 3. GFRP meshes used in specimens

본 연구에 사용된 GFRP 메쉬는 E-glass를 기반으로 생성되는 메쉬로, Fig. 3과 같이 무게는 247 g/$m^{2}$이고 경사(warp)와 위사(weft)가 교차해서 생기는 메쉬의 크기는 9.5×8.5 mm이다. 양쪽 벽면은 모르타르 초벌 이후 GFRP 메쉬를 보강하였고 외벽 모르타르 두께는 메쉬 부착(^{Kim et al. 2020b})을 고려하여 3~5 mm로 계획하였다.

2.3 실험방법

ALC 블록 사이에 직접 전단력을 작용시키기 위하여 Fig. 2와 같이 실험체를 세팅하였다. 4개의 강봉 조임력으로 계면 사이를 횡구속하였고, 작용 횡구속력을 계측하기 위하여 상단부와 하단부 강봉에 로드셀을 부착하였다. 횡구속력이 없는 실험체에는 조임력을 가하지 않았다.

액추에이터를 사용하여 분당 1 mm 변위제어로 상단부 ALC 블록에 하중을 가하였다. 블록 계면 사이의 전단 미끄러짐을 계측하기 위하여 L형강과 2개의 LVDT를 Fig. 2와 같이 설치하였다. 직접전단강도 $f_{v}$는 ALC 블록 계면에 발생하는 전단강도로 다음과 같이 계산하였다.

여기서, P는 작용하중, A는 ALC 블록 계면의 단면적(=300× 300 mm)이다.

Fig. 4. Direct shear strength according to failure patterns

2.4 실험분석

단조하중 상태의 ALC 블록 계면 전단력은 계면 점착력과 압축력에 의해 전달된다. 이에 콘크리트 접합부 계면에서의 전단강도는 식(2)로 나타낼 수 있다(^{Wight and MacGregor 2012}).

여기서, $c$는 계면에서의 점착력, $\mu$는 마찰계수, $\sigma$는 압축응력이다.

그에 반해, 지진과 같이 반복하중을 받는 경우에는 계면에서 휨 및 전단균열이 발생하기 때문에 점착력의 영향은 없어지고 계면 사이 마찰과 압축응력에 의해 전단력이 전달된다. 이에 본 연구에서는 Fig. 4와 같이 계면 균열발생 이후의 잔류하중값 $P_{res}$를 바탕으로 ALC 블록 계면에서의 마찰계수를 평가하였다. 마찰계수 $\mu$는 식(3)으로 계산하였다.

여기서, $P_{res}$는 잔류하중, $N$은 계면 사이 압축력이다.

3.1 재료시험

실험체에 사용한 ALC 블록의 평균 압축강도 $f_{ALC}$는 3.28 MPa(0.35품)과 4.85 MPa(0.5품)이었다. 줄눈과 벽면에 사용한 모르타르의 평균 압축강도는 0.35품 ALC 프리즘의 경우 16.3 MPa이고 0.5품 ALC 프리즘의 경우 12.3 MPa이었다. 모르타르에 대한 기준을 살펴보면, ^{ASTM C1329(2016)}에서는 28일 강도 기준 6.2 MPa 이상은 N형, 14.5 MPa 이상은 S형, 20.0 MPa 이상은 M형 모르타르로 구분한다. ^{ASTM C270 (2014)}과 ^MSJC(2013)을 따르면 내력벽에는 N형 모르타르를 추천하고, 횡력저항시스템에는 S형과 M형 모르타를 사용하여야 한다. 철근이 보강된 실험체의 그라우팅 모르타르는 8.9 MPa, D16 철근의 평균 항복강도는 452.7 MPa이었다.

GFRP 인장강도는 ^{ASTM D4595} 시험방법을 따라 수행하였다. 격자로 형성된 GFRP는 응력 단위로 재료강도를 표현하기 어렵기 때문에 일반적으로 GFRP 메쉬 폭 50 mm 당 하중(N)으로 나타낸다. 이에 인장시편은 길이 500 mm, 폭 50 mm 크기로 제작하였다. GFRP 메쉬 섬유 방향(경사 및 위사)에 따라 강도 차이를 보이기 때문에 각각 방향에 대해 3개씩 재료시험을 수행하였다. 평균 인장강도는 경사방향의 경우 1,982 N/50 mm이었고, 위사방향의 경우 3,440 N/50 mm이었다.

3.2 0.35품 ALC

블록 밀도가 350 kg/$m^{3}$인 0.35품 ALC 프리즘 실험 결과를 Fig. 5에 나타냈다. Fig. 5(a)는 계면 사이의 직접 전단강도 $f_{v}$와 계면 미끄러짐 변위 관계를 나타낸다. 계면 미끄러짐은 Fig. 2와 같이 2개 LVDT 값의 평균을 사용하였다. 최대강도 지점은 원형으로 표시하였고, 최대강도에서의 미끄러짐 변형 값을 함께 나타냈다. 동일한 실험체인 UU1/UU2, UU4/ UU5, FF1/FF2, FF3/FF4는 실험결과를 함께 표시하였고, 실험체별 최대하중 $P_{\max}$는 Table 1에 나타냈다.

Fig. 5. Direct shear bond strength and faiulre mode of ALC blocks with density of 350 kg/$m^{3}$

실험체의 하중-변위관계와 파괴거동은 Fig. 4와 같이 크게 두 가지로 구분되었다. 첫 번째는 좌, 우측 계면에서 동시에 전단균열이 발생하는 경우이고 두 번째는 한쪽 면에서 균열이 발생한 이후 다른 쪽 면에서 추가 균열이 발생하는 경우이다. Fig. 4(a)와 같이 동시에 계면 전단균열이 발생하는 경우 한 번의 최대점 이후 추가적인 하중 증가는 없었다. 그에 반해 계면에서 각각 전단균열이 발생하는 경우에는 두 번의 최대점(1st peak, 2nd peak)을 보였다. 또한, 계면 사이 축력이 가해진 실험체에서는 최대하중 이후 잔류하중(residual strength)이 발생하였는데 Fig. 4와 같이 잔류하중의 평균값 $P_{res}$을 Table 1에 나타냈다.

Fig. 5. Direct shear bond strength and failure mode of ALC blocks with density of 350 kg/$m^{3}$ (Continued)

GFRP 보강되지 않은 UU 실험체 결과를 살펴보면, 계면 사이에 축응력이 작용함에 따라 최대하중이 증가하는 양상을 보였다. 다만, UU3은 횡구속이 있었지만 횡구속력이 없는 UU1/UU2보다 낮은 최대하중을 보였다. 이는 UU3의 경우 중앙부 ALC 블록 하부에 균열이 발생하면서 1차적으로 하중이 감소하였고, 계면에서 전단균열이 발생하면서 2차적으로 하중이 감소하였기 때문이다. 이와 같이 ALC 프리즘 파괴 양상에 따라 전단부착강도에 차이를 보였는데, UU1/UU2와 UU4/UU5는 서로 동일한 실험체였지만 파괴 양상과 최대강도에 차이를 보였다.

계면 사이에 GFRP를 보강한 FU1과 FU2는 동일한 축응력이 작용하는 UU 실험체보다 낮은 최대하중을 보였다. 그에 반해 양쪽 벽면에 GFRP를 보강한 UF1과 UF2는 동일한 축응력이 작용하는 UU 실험체보다 17~28 %높은 최대하중을 보였다. 계면과 양쪽 벽면에 GFRP를 모두 보강한 FF1~FF4는 UF1, UF2와 비슷한 결과(FF1, FF4)를 보이거나 동일한 축응력이 작용하는 UU 실험체보다 낮은 강도(FF2, FF3)를 보였다. 이처럼 GFRP를 보강한 동일한 실험체에서도 파괴 양상과 전단부착강도에 차이를 보였다. FF2는 오른쪽 계면에서 균열이 발생한 이후 하중이 감소하였지만 외벽 GFRP 보강에 따라 하중이 다시 증가한 후에 1.47 mm 전단 미끄러짐 이후 파괴가 발생하였다. FF3는 가력부 ALC 블록에서 압괴가 발생하면서 FF4에 비해 낮은 강도를 보였다.

D16 철근을 관통시킨 SU1은 축응력이 가해지지 않은 실험체 중 벽면에 GFRP를 사용한 UF1(0.598 MPa)/ FF1(0.603 MPa)와 비슷한 전단부착강도(0.608 MPa)를 보였다. SU1은 축응력이 없었지만 최대하중 이후 잔류응력(0.4 MPa)을 보였다. 이는 ALC 블록을 관통하는 모르타르와 철근이 ALC 블록 계면 미끄러짐 발생 이후 제 역할을 한 것이다. Fig. 5(b)의 SU1 최종 파괴 양상을 살펴보면, 계면보다는 ALC 블록에서 파괴가 주로 발생하였다.

3.3 0.5품 ALC

블록 밀도가 500 kg/$m^{3}$인 0.5품 ALC 프리즘 실험 결과는 Fig. 6에 나타냈다. 0.35품 실험결과와 비슷하게 파괴 균열 양상에 따라 전단부착강도에 차이를 보였다. 계면에서 동시에 균열이 발생한 UU6는 한 번의 최대점을 보였지만, 계면에서 각각 전단균열이 발생한 실험체는 두 번의 최대점을 보였다.

Fig. 6. Direct shear bond strength and failure mode of ALC blocks with density of 500 kg/$m^{3}$

GFRP 보강되지 않은 UU 실험체 결과를 살펴보면, 계면 사이 축응력이 작용함에 따라 최대하중이 증가하는 양상을 보였다(UU6 제외). UU1은 전단부착강도가 0.074 MPa이었는데, 이는 줄눈 모르타르가 계면 전체에 시공되지 않았고, 실험체 운반과정에서 미세한 균열이 발생하여 매우 낮은 강도에서 미끄러짐 파괴가 발생한 것으로 보인다. 최종 파괴 양상에서도 ALC 블록에 균열 없이 계면 사이 미끄러짐만 발생하였다. 이에 실험결과 분석 시 UU1은 제외하였다. 축응력 0.33 MPa가 작용한 UU4와 UU5는 서로 동일한 실험체였지만 파괴 양상과 최대강도에서 차이를 보였다. 축응력 0.5 MPa인 UU6는 UU5보다는 8 %큰 최대하중을 보였으나 UU4보다는 18 %작은 최대하중을 보였다.

GFRP를 보강한 실험체에서는 축력비 증가에 따라 전단부착강도가 증가하는 양상을 보였다. 축응력이 작용하지 않은 FU1, UF1, FF1, FF2는 GFRP 보강이 없는 UU2보다 최대강도가 51~95 %증가하였으나, 축응력 0.33 MPa인 FU2와 UF2는 동일한 축응력이 작용한 UU4보다 20~23 %낮은 최대하중을 보였다. 계면과 양쪽 벽면에 GFRP를 보강한 FF3과 FF4는 UU4보다 3~11 %높은 최대하중을 보였다.

D16 철근을 관통시킨 SU1은 0.4 MPa에서 계면 균열과 함께 하중이 감소하였으나, 관통 철근과 그라우팅 모르타르에 의해 하중이 계속 증가하여 최대하중 0.547 MPa(7.67 mm) 이후 파괴가 발생하였다. 파괴 양상은 0.35품 ALC와 유사하게 계면 균열 이후 ALC 블록에서 파괴가 발생하였다.

4.1 ALC 블록 압축강도의 영향

ALC 블록 압축강도가 계면에서의 전단부착강도에 미치는 영향을 살펴보기 위해 Fig. 7에 GFRP가 보강되지 않은 0.35품과 0.5품 ALC 프리즘 결과를 축응력에 따라 나타냈다. ALC 블록 압축강도에 관계없이 초기에는 비슷한 기울기로 증가하였으나 하중이 감소하는 지점은 차이를 보였다. UU2, UU3, UU6 실험체에서는 0.5품 ALC 프리즘이 먼저 하중이 감소하였지만, UU4는 0.35품 ALC 프리즘이 먼저 하중이 감소하였다. 0.5품 UU3은 추가적으로 하중이 증가하면서 0.35품에 비해 더 높은 최대하중을 보였다. 이와 같이 직접 전단부착강도의 경우 ALC 블록 압축강도에 따른 뚜렷한 경향성은 보이지 않았다.

Fig. 7. Effects of compressive strength of ALC blocks according to clamping stresses

Fig. 8은 실험 종료 후 ALC 블록의 계면 상태를 나타낸다. 0.35품 ALC 프리즘은 ALC 블록에서 파단이 발생하였으나, 0.5품 ALC 프리즘은 줄눈 모르타르에서 파괴가 발생하면서 매끈한 면을 보였다. 이는 ALC 블록과 줄눈 모르타르의 압축강도 차이에 의한 것으로 판단된다. 0.35품 ALC 프리즘에 사용된 ALC 블록의 압축강도는 3.28 MPa로 0.5품(4.85 MPa)에 비해 낮은 강도였으나, 줄눈 모르타르 강도는 16.3 MPa로 0.5품에 사용된 모르타르(12.3 MPa)보다 높은 강도였다. 이처럼 강도가 더 높은 모르타르로 제작된 0.35품 ALC 프리즘에서는 ALC 블록에서 파단이 발생하였다. 그에 반해, ALC 블록 강도가 높은 0.5품 ALC 프리즘에서는 ALC 블록 파단보다 계면 모르타르에서 부착파괴가 먼저 발생하면서 매끈한 파괴면을 형성하였다. 0.5품 ALC 프리즘의 전단부착강도는 0.35품 ALC 프리즘과 달리 ALC 블록보다는 계면 모르타르에 영향을 받았다.

Fig. 8. Surface conditions of ALC blocks at end of tests

4.2 계면 압축응력의 영향

계면에서 작용하는 축응력(clamping stress)이 직접전단부착강도에 미치는 영향을 살펴보기 위하여 Fig. 9에 실험체 종류별 축응력에 따른 전단부착강도 $f_{v}$를 나타냈다. 동일한 실험체가 2개인 경우에는 평균값을 사용하였다. GFRP가 없는 실험체는 원형표식과 실선으로, 줄눈에 GFRP가 사용된 실험체는 삼각형표식과 긴파선으로, 양쪽 벽면에 GFRP가 사용된 실험체는 사각형 표식과 파선으로, 줄눈과 양쪽 벽면 동시에 GFRP가 사용된 실험체는 다이아몬드 표식과 점선으로 표시하였다.

전단부착강도는 DS(0.35)UU3과 DS(0.5)UU6를 제외하고 계면 축응력에 따라 증가하는 양상을 보였다. DS(0.35)UU3과 DS(0.5)UU6가 상대적으로 낮은 강도를 보인 것은 파괴 양상과 계면 모르타르 시공상태의 영향(Fig. 8(b) 참고)으로 보인다. 축응력 0.33 MPa 작용에 따른 전단부착강도 증분을 살펴보면, 0.35품 프리즘에서는 0.11~0.30 MPa(평균 0.18 MPa) 증가하였고, 0.5품 프리즘에서는 0.24~0.44 MPa(평균 0.34 MPa) 증가하였다. 0.5품 프리즘에서 크게 증가한 것은 축응력이 없는 상태에서의 전단부착강도(평균 0.32 MPa)가 0.35품(평균 0.48 MPa)에 비하여 상대적으로 낮았기 때문이다. 이러한 현상은 4.1에서 설명한 것과 같이 ALC 블록과 모르타르 압축강도 차이로 보인다.

Fig. 9. Shear bond strength according to clamping stress

계면 압축응력은 Fig. 10과 같이 잔류강도(residual strength)에도 영향을 주었다. 각 실험체의 잔류강도는 Fig. 5와 같이 최대하중 이후 하중 일정구간의 평균값으로 산정하였다(Table 1). 축응력이 없는 상태에서는 잔류응력이 0~0.2 MPa 수준(평균 0.1 MPa)을 보이다가 축응력 0.33 MPa 작용에 따라 0.35품 프리즘은 0.24~0.44 MPa(평균 0.34 MPa), 0.5품 프리즘은 0.39~0.63 MPa(평균 0.47 MPa)로 증가하였다. 이처럼 계면 압축응력은 직접전단부착강도 뿐만 아니라 계면 균열 발생 이후의 잔류강도에도 영향을 미쳤다.

Fig. 10. Residual strength according to clamping stress

4.3 GFRP와 철근보강 효과

GFRP와 관통 철근이 ALC 프리즘의 전단부착강도에 미치는 영향을 살펴보기 위하여 Fig. 11에 보강방법에 따른 부착강도 증가율을 나타냈다. 가로축은 보강방법으로, FU는 줄눈 GFRP, UF는 벽면 GFRP, FF는 줄눈과 벽면 GFRP, SU는 관통 철근 보강 실험체를 의미한다. 세로축은 보강이 없는 UU 실험강도($f_{v,\:UU}$) 대비 전단부착강도의 비를 나타낸다. 동일한 실험체가 2개인 경우에는 평균값을 사용하였다. 사각형 표식은 계면 축응력이 없는 경우, 원형 표식은 계면 축응력이 0.33 MPa 작용한 경우이다.

축응력이 없는 경우, GFRP에 의한 보강 효과가 더 크게 나타났다(DS(0.35)FU1 제외). 축응력이 없는 실험체는 계면 압축응력없이 계면에서의 점착력으로만 전단부착력에 저항하기 때문에 상대적으로 보강 효과(평균 $f_{v}/ f_{v,\:UU}$=1.34)가 크게 나타났다. 그에 반해 축응력이 있는 경우는 $f_{v}/ f_{v,\:UU}$ 비가 0.88~1.22(평균 1.03)로 보강 효과가 거의 없었다. 또한, 최대강도 측면에서는 GFRP 보강 위치에 따른 영향은 뚜렷하게 나타나지 않았지만, 잔류하중 측면에서는 벽면 GFRP가 효과적인 것으로 나타났다. Fig. 10의 계면 축응력이 없는 경우와 0.33 MPa인 경우를 종합해보면, 줄눈과 양쪽 벽면에 동시에 GFRP를 보강한 실험체(FF)가 가장 큰 잔류강도를 보였고, 양쪽 벽면 GFRP 실험체(UF), 줄눈 GFRP 실험체(FU) 순으로 나타났다. 줄눈 GFRP 실험체는 GFRP를 보강하지 않은 UU 실험체보다 오히려 낮은 잔류강도를 보였다.

관통 철근의 보강 효과는 Fig. 11과 같이 가장 우수하게 나타났다. 최대하중은 1.3~2.51배 증가하였고, 최대 하중 이후 잔류응력도 0.4 MPa 이상 발생하였다. 이는 관통 철근과 $\phi$100 mm 그라우팅 모르타르가 함께 전단부착력에 저항하였기 때문이다.

Fig. 11. Effects of GFRP and reinforcing bars

4.4 ALC 블록 계면 마찰계수

계면 압축응력에 따른 마찰계수 $\mu$를 Fig. 12에 나타냈다. 삼각형 표식은 0.35품 ALC 프리즘, 원형 표식은 0.5품 ALC 프리즘, 다이아몬드 표식은 기존 연구인 ^Tanner(2003) 실험결과(Table 2 참고)를 나타낸다. 본 실험결과에서 GFRP 영향을 고려하지 않기 위하여 GFRP가 보강되지 않은 UU 실험체에 대해서만 비교하였다.

Fig. 12. Coefficient of friction of ALC prisms

^Tanner(2003)은 미국에서 사용되고 있는 AAC(autoclaved aerated concrete, 이하 ALC로 통일) 블록 사이의 마찰계수를 다양한 계면 압축력 상태에서 평가하였다. ALC 블록의 순수 마찰계수 평가를 위해 줄눈 모르타르가 시공되지 않은 상태(unmortared)에서 계면 사이 압축력만 가한 상태로 Fig. 3과 동일한 실험을 수행하였다. 실험결과, 마찰계수는 평균 0.85이고 하위 10 %분위수(10 %lower fractile)는 0.76이었다. ^Tanner(2003) 실험결과를 바탕으로 ACI 523.4R-09(^{ACI 2009})은 ALC 블록 마찰계수를 0.75로 제시하였다.

본 실험결과와 Tanner 결과는 Fig. 12와 같이 서로 차이를 보였다. 모르타르로 접합하지 않은 기존 Tanner 실험체는 동일한 마찰계수를 보였지만, 모르타르로 접합한 본 실험체는 계면 압축력이 낮을수록 마찰계수가 증가하는 양상을 보였다. 이는 계면 줄눈 모르타르의 영향으로, 압축응력이 낮은 상태에서는 계면 균열 발생 이후 Fig. 8과 같은 거친 계면이 전단부착강도를 증가시켰다.

ALC 블록을 사용한 벽체의 내진성능 평가 시 ALC 블록 계면 사이의 마찰계수는 중요한 평가지표이다. 본 연구(Fig. 10)와 기존 Tanner 실험 결과를 종합해보면, 보수적인 측면에서 ACI 523.4R-09에서 제시하는 ALC 블록의 마찰계수 $\mu$= 0.75는 적절하다고 판단된다.

줄눈 모르타르와 벽면 GFRP 보강이 ALC 블록 계면 마찰계수에 미치는 영향에 대해서는 실험체 개수가 제한적이기 때문에 추가적인 실험결과를 바탕으로 평가가 필요하다.