백지성
(Ji-Sung Baik)
1
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2†iD
황승현
( Seung-Hyeon Hwang)
3iD
김상희
(Sanghee Kim)
2iD
김윤용
(Yun-Yong Kim)
4
-
경기대학교 건축공학과 일반대학원 석사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Graduate School, Kyonggi
University, Suwon 16227, Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227,
Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 일반대학원 박사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Graduate School, Kyonggi
University, Suwon 16227, Rep. of Korea)
-
충남대학교 토목공학과 교수
(Professor, Department of Civil Engineering, Chungnam National University, Daejeon
34134, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
조적벽, 조적 프리즘, 마감 모르타르, 고인성 섬유보강 시멘트 복합체, 강체회전 내력
Key words
masonry walls, masonry prism, finishing mortars, engineered cementitious composites, rocking strength
1. 서 론
조적 구조물은 공사기간이 짧으며 공사비용이 저렴하여 1970년대 이후 저층 건축물에 주로 적용되어 왔다. 이에 따라 국내 조적조 건축물은 전체 건축물의
약 17 %로 높은 비율을 차지하고 있다(Lee 2005). 이들 조적 건축물의 대다수는 철근 등에 의한 보강이 이루어지지 않은 무보강 조적구조(unreinforced masonry, URM)로 형성되어
있으며, 마감은 주로 시멘트 모르타르를 이용하여 시공되어 있다. 모르타르 마감은 조적 개체 및 줄눈 모르타르와의 일체화에 유리하여 지진 시 조적 개체의
탈락 방지에 효율적이다. 하지만 마감 모르타르가 URM 벽체의 면내 및 면외 내진성능에 미치는 영향에 대한 유용한 자료는 매우 부족한 실정이다.
1990년대 이후 중국 및 인도 등에서 조적 구조물의 지진피해 사례 보고의 증가와 함께 국내에서도 URM 구조의 내진보강에 대한 많은 관심과 노력이
증가하고 있다. URM 벽체의 내진보강은 주로 탄소섬유 시트 또는 얇은 강판을 이용한 접착식 공법(Tumialan et al. 2003; EI-Dakhakhni et al. 2004; ElGawady et al. 2006)과 프리스트레스트 강봉 또는 와이어로프를 이용한 비접착식 공법(Yang et al. 2012)으로 구분된다. 최근에는 섬유보강 시멘트 복합체(engineered cementitious composites, ECC)를 활용한 조적 구조물의 내진보강
기술개발도 보고되고 있다(Maalej et al. 2010). Yardim and Lalaj(2016)은 폴리프로필렌 섬유기반의 ECC로 보강한 URM 벽체의 횡하중 내력 및 강성은 마감 모르타르가 시공되지 않은 URM 벽체에 비해 각각 4.3배와
2.5배 향상될 수 있음을 보였다. Lin et al.(2014, 2016)은 폴리비닐알코올 섬유기반의 ECC를 숏크리트로 보강한 URM 벽체의 내력 및 강성이 현저히 향상될 수 있음을 보였다. 하지만 이들 ECC를 URM
벽체의 보강재로 활용할 경우 벽체의 기초면에서 앵커를 동시에 시공하였으며, 이로 인해 URM 벽체의 내력과 강성의 보강효과가 나타났다. 즉, 기초면에서
앵커 시공이 없이 ECC만으로 보강할 경우 URM의 내진성능 향상에 대한 자료는 매우 미흡한 편이다.
이 연구의 목적은 마감 모르타르가 재료적 측면에서 조적 프리즘의 역학적 거동 및 구조적 측면에서 면내 횡하중을 받는 URM 벽체의 정적 내진성능에
미치는 영향을 평가하는 것이다. 마감 모르타르로서 일반적인 시멘트 모르타르 배합과 ECC 배합이 이용되었다. 더불어 콘크리트 탄성이론에 기반하여 마감
모르타르를 고려한 URM 벽체의 강체 회전내력 모델을 제시하였다.
2. 조적 프리즘 실험
2.1 실험 계획
재료적 측면에서 마감 모르타르가 조적 프리즘의 압축 및 사인장 거동에 미치는 영향을 평가하였다. 조적 프리즘 시험체들은 마감 모르타르가 시공되지 않은
프리즘(non-plaster masonry prism, NP), 일반 시멘트 모르타르로 마감 된 프리즘(mortar-plaster masonry prism,
MP) 및 ECC로 마감 된 프리즘(ECC-plaster masonry prism, ECCP)으로 구분하였다(Table 1). 시멘트 벽돌은 190 mm×90 mm×57 mm의 옥외 또는 내력벽에 주로 적용되는 1종 벽돌을 사용하였다(KATS 2013). 압축 특성 평가를 위한 조적 프리즘(Fig. 1(a))은 ASTM C 1314(2007)에 따라 벽돌을 3단으로 쌓은 형태(190 mm×90 mm×191 mm)로 제작하였으며, 벽돌 사이에는 두께 10 mm의 줄눈 모르타르를 형성시켰다.
사인장 전단 평가를 위한 조적 프리즘(Fig. 1(b))은 ASTM E 519(2003)에 따라 벽돌을 0.5B로 6단을 쌓은 형태(390 mm×90 mm×392 mm)로 제작하였으며, 벽돌 사이에는 두께 10 mm의 줄눈 모르타르를
시공하였다. 시험체 MP의 마감 모르타르는 줄눈 모르타르와 동일한 배합을 적용하였다. 시험체 ECCP의 마감 모르타르는 폴리비닐알코올(polyvinyl
alcohol, PVA) 섬유를 기반으로 한 ECC를 사용하였다. 프리즘 MP 및 ECCP의 마감 두께는 20 mm로 하였다(MOLIT 2018).
Fig. 1 Test set-up of masonry prisms (all dimensions are in mm)
Table 1 Details of masonry prisms
|
Test type
|
Specimens
|
$l$
(mm)
|
$t$
(mm)
|
$h$
(mm)
|
Plaster thickness
(mm)
|
Plaster material
|
|
Compression
|
NP
|
190
|
90
|
191
|
0
|
-
|
|
MP
|
20
|
Mortar
|
|
ECCP
|
20
|
ECC
|
|
Diagonal tensile shear
|
NP
|
390
|
90
|
392
|
0
|
-
|
|
MP
|
20
|
Mortar
|
|
ECCP
|
20
|
ECC
|
Note: $l$, $h$ and $t$: length, height, and thickness of masonry prism
2.2 재료 특성 및 배합
일반 모르타르 및 ECC의 배합상세는 Table 2에 나타내었다. 일반 모르타르의 물-결합재비(water to binder, W/B)는 65.0 %이었으며, 잔골재-결합재비(sand to binder,
S/B)는 2.7이었다. 일반 모르타르 배합의 결합재는 보통 포틀랜드 시멘트(ordinary potland cement, OPC)를 사용하였다. OPC의
분말도 및 밀도는 각각 3,690 cm2/g 및 3.15 g/cm$^{3}$이었다. 일반 모르타르 배합의 잔골재는 천연 모래(sand, S)를 사용하였으며,
밀도는 2.6 g/cm$^{3}$이었다. ECC 배합은 Kim et al.(2005)이 제시한 설계 조건을 참고하였다. ECC 배합에서 W/B는 29. 3 %이었으며, S/B는 0.35로 설정하였다. ECC 배합의 결합재는 OPC,
플라이애시(fly ash, FA) 및 팽창재(calcium sulfoaluminate, CSA)로 구성되는데, 이때 이들의 구성비는 각각 39.1
%, 56.5 % 및 4.4 %이었다. ECC 배합에 사용된 OPC의 물리적 특성은 일반 모르타르 배합에 사용된 OPC와 동일하였다. FA 및
CSA의 분말도는 각각 3,420 cm2/g 및 3,350 cm2/g이었으며, 밀도는 각각 2.16 g/cm$^{3}$ 및 2.9 g/cm$^{3}$이었다.
ECC 배합에 사용 된 2종 FA의 주요 화학조성은 SiO2 및 Al2O3이며, 그 비율은 각각 57.7 % 및 21.1 %이다. ECC 배합에
사용된 잔골재는 7호사 및 8호사인 실리카 샌드를 중량대비 각각 1:1비율로 혼합하였다. ECC 배합에 사용된 혼화제는 밀도가 1.2 g/cm$^{3}$인
폴리카르복실계로서, 그 양은 결합재 중량 대비 0.3 %이었다. ECC 배합에서 PVA 섬유의 혼입 체적비는 2 %이었다. PVA 섬유의 형상은
Fig. 2에 나타낸바와 같이 비교적 짧은 직선형이다. PVA 섬유의 밀도, 직경 및 길이는 각각 1.3 g/cm$^{3}$, 0.04 mm 및 12.1 mm이다(Table 3). 즉, PVA 섬유의 형상비는 약 302로 평가되었다. PVA 섬유의 인장강도 및 인장탄성계수는 각각 1,597 MPa 및 37 GPa이었다.
조적 프리즘 제작에 사용된 시멘트 벽돌의 압축강도는 7.3 MPa이었다. 일반 모르타르와 ECC의 압축강도는 각각 12.9 MPa와 40.6 MPa이었다.
ECC의 압축강도는 일반 모르타르에 비해 약 3배 높았다.
Fig. 2 Shape of polyvinyl alcohol
Table 2 Material mixture proportions
|
Specimen
|
W/B
(%)
|
S/B
|
Unit weight (kg/m$^{3}$)
|
PVA
(%)
|
S.P
(%)
|
|
W
|
OPC
|
FA
|
CSA
|
SS
|
S
|
|
Mortar
|
65.0
|
2.7
|
324
|
499
|
-
|
-
|
-
|
1,346
|
-
|
-
|
|
ECC
|
29.3
|
0.35
|
337
|
450
|
650
|
50
|
400
|
-
|
2.0
|
0.3
|
Note: W/B: water-to-binder ratio by weight; S/B: sand-to-binder ratio by weight;
PVA: polyvinyl alcohol; OPC: ordinary Portland cement; W: water; CSA: calcium sulfoaluminate;
FA: fly ash; SS: silica sand; S: sand; S.P: superplasticizer
Table 3 Physical properties of PVA fiber
|
Density
(g/cm$^{3}$)
|
Diameter
(mm)
|
Length
(mm)
|
Tensile strength
(MPa)
|
Elastic modulus
(GPa)
|
|
1.3
|
0.04
|
12.1
|
1,597
|
37
|
2.3 조적 프리즘 실험 결과
2.3.1 파괴 형상
조적 프리즘의 압축 파괴 형상은 Fig. 3에 나타내었다. 프리즘 NP의 압축 파괴 형상은 프리즘 상부에서 수직 방향으로 벽돌과 모르타르를 관통하는 균열로 최종 파괴되었다(Fig. 3(a)). 프리즘 MP의 압축 파괴 형상은 마감 모르타르의 박리가 나타난 후 NP의 압축 파괴 형상과 동일하게 벽돌과 모르타르를 관통하는 균열로 최종 파괴되었다(Fig. 3(b)). 프리즘 ECCP의 압축 파괴 형상은 프리즘 상부에서 수직 방향으로 균열이 나타났으나, ECC 마감과 프리즘의 분리는 나타나지 않았다(Fig. 3(c)).
조적 프리즘의 사인장 전단 파괴 형상은 Fig. 4에 나타내었다. 프리즘 NP의 사인장 전단 파괴 형상은 프리즘 가력 방향을 따라 모르타르와 벽돌을 관통하는 형태로 최종 파괴되었다(Fig. 4(a)). 프리즘 MP의 사인장 전단 파괴 형상은 모르타르와 벽돌의 관통 없이 모르타르와 벽돌의 계면에서 분리되었다(Fig. 4(b)). 프리즘 ECCP의 사인장 전단 파괴 형상은 가력방향에 따라 사인장 균열이 발생하였으나, 최종 파괴 시까지 프리즘의 분리는 나타나지 않았다(Fig. 4(c)).
Fig. 3 Typical failure mode of masonry prisms under axial compression
Fig. 4 Diagonal tensile shear failure mode of masonry prisms
2.3.2 응력-변형률 관계
조적 프리즘의 응력-변형률 관계는 Fig. 5에 나타내었으며, 역학적 특성은 Table 4 및 Table 5에 요약하였다. 조적 프리즘의 압축 변형률은 프리즘 양쪽 측면에 설치된 5 mm 용량의 변위계로부터 산정하였는데, 이때 측정구간의 길이는 130 mm이다.
프리즘 MP 및 ECCP는 압축강도 및 탄성계수 계산 시 마감두께를 반영하였다. 프리즘 NP, MP 및 ECCP의 초기강성은 최대내력의 40 %
이전까지 선형적으로 거동하였지만, 그 이후 실험 종료시점까지 비선형적인 거동을 보였다(Fig. 5(a)). 프리즘 NP, MP 및 ECCP의 최대 압축강도($f_{m}^{'}$)는 각각 9.8 MPa, 13.2 MPa 및 17.3 MPa이었으며, 이때의
변형률($\epsilon_{0}$)은 각각 0.003, 0.0046 및 0.0047이었다. 프리즘 MP의 $f_{m}^{'}$ 및 $\epsilon_{0}$은
NP에 비해 각각 약 1.3배 및 1.5배 높았다. 프리즘 ECCP의 $f_{m}^{'}$ 및 $\epsilon_{0}$은 NP에 비해 각각 약 1.8배
및 1.6배 높았다. 그리고 ECCP 프리즘의 $f_{m}^{'}$은 MP에 비해 약 1.3배 높았으며, $\epsilon_{0}$는 MP 프리즘과
비슷한 수준이었다. 조적 프리즘의 압축 연성은 최대내력 이후 80 % 시점에서의 변형률로 평가하였다. 프리즘 NP, MP 및 ECCP의 최대내력
이후 80 % 시점에서의 변형률($\epsilon_{80}$)은 각각 0.0038, 0.0063 및 0.0088이었다. 프리즘 MP의 $\epsilon_{80}$은
NP 프리즘에 비해 약 1.7배 높았다. 프리즘 ECCP의 $\epsilon_{80}$은 NP 및 MP 프리즘에 비해 각각 약 2.3배 및 1.4배
높았다.
사인장 전단을 받는 프리즘 시험체들의 전단응력-변형률 관계는 Fig. 5(b)에 나타내었다. 조적 프리즘의 전단변형률은 가력방향의 수평 및 수직 방향으로 설치된 5 mm 용량의 변위계를 통해 식 (1)로 산정하였다.
여기서, $\Delta V$는 조적 프리즘의 수직변위, $\Delta H$는 조적 프리즘의 수평변위, $d$는 사인장 조적 프리즘의 대각선 길이를
의미한다. NP, MP 및 ECCP의 전단응력은 최대내력까지 전단 변형률이 증가함에 따라 선형으로 증가하였다. 최대 전단내력 도달 이후 NP 및 MP
프리즘은 벽돌과 모르타르의 분리로 인해 하중이 급격하게 떨어졌다. 하지만 최대 전단내력 도달 이후 ECCP 프리즘은 벽돌과 모르타르의 분리가 나타나지
않았으며, 하중의 감소 기울기도 비교적 완만하였다. 프리즘 NP, MP 및 ECCP의 사인장 전단강도($\tau_{m}$)는 각각 1.17 MPa,
1.55 MPa 및 2.11 MPa이었으며, 이때의 전단 변형률($\gamma_{0}$)은 각각 0.0004, 0.0005 및 0.0005이었다.
프리즘 MP의 $\tau_{m}$ 및 $\gamma_{0}$은 NP에 비해 모두 1.3배 높았다. 프리즘 ECCP의 $\tau_{m}$ 및 $\gamma_{0}$은
NP에 비해 각각 약 1.8배 및 1.3배 높았다. 그리고 ECCP 프리즘의 $\tau_{m}$은 MP 프리즘에 비해 약 1.4배 높았으며, $\gamma_{0}$는
MP 프리즘과 동일한 수준이었다.
Fig. 5 Stress-strain curves of masonry prisms
Table 4 Test results of masonry prisms under axial compression
|
Specimens
|
$f_{m}^{'}$
(MPa)
|
$E_{m}$
(MPa)
|
$\epsilon_{0}$
|
$\epsilon_{80}$
|
|
NP
|
9.8
|
4,759
(485$f_{m}^{'}$)
|
0.003
|
0.0038
|
|
MP
|
13.2
|
5,801
(440$f_{m}^{'}$)
|
0.0046
|
0.0063
|
|
ECCP
|
17.3
|
7,607
(440$f_{m}^{'}$)
|
0.0047
|
0.0088
|
Note: $f_{m}^{'}$: compressive strength; $E_{m}$: elastic modulus; $\epsilon_{0}$:
strain at peak stress; $\epsilon_{80}$: strain corresponding to 80 % of compressive
strength at post-peak branch
Table 5 Test results of masonry prisms under diagonal tensile shear
|
Specimens
|
$\tau_{m}$
(MPa)
|
$G_{m}$
(MPa)
|
$\gamma_{0}$
|
|
NP
|
1.17
|
2,258
(230$f_{m}^{'}$)
|
0.0004
|
|
MP
|
1.55
|
2,990
(227$f_{m}^{'}$)
|
0.0005
|
|
ECCP
|
2.11
|
4,739
(274$f_{m}^{'}$)
|
0.0005
|
Note: $\tau_{m}$: diagonal tensile shear strength; $G_{m}$: modulus of elasticity
in shear; $\gamma_{0}$: shear strain at peak diagonal tensile shear stress
2.3.3 압축 및 전단탄성계수
프리즘 NP, MP 및 ECCP의 압축탄성계수($E_{m}$)는 각각 4,759 MPa, 5,801 MPa 및 7,607 MPa이었다. 프리즘 MP의
$E_{m}$는 NP 프리즘에 비해 약 1.2배 높았다. 프리즘 ECCP의 $E_{m}$은 NP 및 MP 프리즘에 비해 각각 약 1.6배 및 1.3배
높았다. 프리즘 NP, MP 및 ECCP의 $E_{m}$는 각각 $f_{m}^{'}$의 485배, 440배 및 440배 수준이었다. KBC 2016(2016)에서
제시된 값(750$f_{m}^{'}$)은 NP, MP 및 ECCP 프리즘의 $E_{m}$에 대한 $f_{m}^{'}$비에 비해 각각 약 1.5배,
1.7배 및 1.7배 높은 수준이었다(Table 4). 즉, KBC 2016에서 제시하는 조적 프리즘의 탄성계수는 실험결과를 매우 크게 과대평가하였다.
프리즘 NP, MP 및 ECCP의 사인장 전단 탄성계수($G_{m}$)는 각각 2,258 MPa, 2,990 MPa 및 4,739 MPa이었다. 프리즘
MP의 $G_{m}$은 NP 프리즘에 비해 약 1.3배 높았다. 프리즘 ECCP의 $G_{m}$은 NP 및 MP 프리즘에 비해 각각 약 2.1배 및
1.6배 높았다. 프리즘 NP, MP 및 ECCP의 $G_{m}$는 각각 $f_{m}^{'}$의 230배, 227배 및 274배 수준이었다. KBC
2016(2016)에서 제시된 값(300$f_{m}^{'}$)은 NP, MP 및 ECCP 프리즘의 $E_{m}$에 대한 $f_{m}^{'}$비에 비해
각각 약 1.3배, 1.3배 및 1.1배 높은 수준이었다(Table 5). 압축 탄성계수에서와 같이 KBC(AIK 2016)은 조적 프리즘의 전단탄성계수를 다소 과대평가하는 결과를 보였다.
2.3.4 조적 프리즘 거동에 대한 마감 모르타르 영향
마감 모르타르는 조적 프리즘의 압축강도 및 탄성계수 그리고 압축연성을 다소 향상시켰다. 반면 마감 모르타르가 사인장 전단거동에 미치는 영향은 압축에
비해서 다소 둔화되었지만, 전단강도에 미치는 영향은 압축강도에서와 비슷한 수준이었다. 특히 ECC로 마감될 경우 마감재의 높은 압축강도와 연성효과로
조적 프리즘의 압축 및 전단강도 그리고 압축연성을 크게 증가시켰다.
3. 조적벽체의 면내 내진실험
3.1 실험체 상세
구조적 측면에서 마감 모르타르가 URM 벽체의 면내 내진거동에 미치는 영향을 평가하였다. URM 벽체 실험체의 상세는 Table 6 및 Fig. 6에 나타내었다. URM 벽체는 마감 모르타르가 시공되지 않은 벽체(non-plaster masonry wall, URM_N), 일반 시멘트 모르타르로
마감 된 벽체(mortar-plaster masonry wall, URM_M) 및 ECC로 마감 된 벽체(ECC-plaster masonry wall,
URM_ECC)로 구분하였다. URM 벽체 실험체는 3,200 mm×600 mm×400 mm 크기의 하부기초 위에 제작하였다. URM 벽체 실험체의
길이 및 높이는 각각 2,800 mm 및 2,400 mm로 형상비($h/l$)는 0.86이다. URM 벽체 실험체는 1.0B 쌓기로 제작하였는데,
벽체 두께는 190 mm이었다. URM 벽체 실험체 양단에는 실제 구조물에서 교차되는 벽체들의 일부를 고려하기 위하여 길이 590 mm의 대린벽을
설치하였다. 대린벽은 주 벽체와 일체로 시공되었다. 따라서 조적벽체의 면내 거동에서 대린벽은 압축영역에서 지압파괴 방지 및 기초면에서 미끄러짐 저항에
중요한 역할을 할 수 있다. 실험체 URM_M 및 URM_ECC의 마감 모르타르 두께는 조적 프리즘과 동일하게 20 mm로 하였다. URM 벽체 실험체에
적용된 재료들의 특성은 2.2절에서 나타낸 조적 프리즘에서 사용된 재료들의 특성과 동일하다. URM 벽체 상부에는 콘크리트 인방보가 설치되었다.
Table 6 Details of masonry wall specimens
|
Specimens
|
$l$
(mm)
|
$h$
(mm)
|
$h/l$
|
$\sigma_{N}$
(MPa)
|
Plastering material
|
|
URM_N
|
2,800
|
2,400
|
0.86
|
0.25
|
-
|
|
URM_M
|
Mortar
|
|
URM_ECC
|
ECC
|
Note: $l$ and $h$: length and height of masonry wall; respectively; $h/l$: aspect
ratio of masonry walls; $\sigma_{N}$: axial compressive stress applied to masonry
wall
Fig. 6 Details of URM wall specimens
3.2 가력 및 측정 상세
URM 벽체의 내진성능 평가를 위해 일정 축력하에서 반복 횡하중을 도입하였다. 압축하중은 1,000 kN 용량의 오일잭을 이용하여 가력하였다. URM
벽체에 도입된 축하중은 2층 조적 구조물을 기준으로 1층에 작용하는 압축응력(약 0.25 MPa)을 기준으로 하였다(Lee 2005). 반복 횡하중은 1,000 kN 용량의 액추에이터를 이용하여 인방보 단면 중심에서 가력하였다. 횡하중 가력이력은 Fig. 7에 나타낸바와 같이 변위각비 0.125 %씩 증분하였으며, 각 변위각비에서 2 사이클씩 반복하였다(Lee 2005). 벽체의 횡변위는 횡하중 중심선과 동일한 선상에 설치된 300 mm 용량의 변위계를 이용하여 측정하였다. 벽체의 강체회전 및 미끄러짐은 실험체의
하부기초에 수직 및 수평방향으로 50 mm 용량의 변위계를 설치하여 측정하였다.
Fig. 7 Lateral loading history for URM walls
3.3 실험결과
3.3.1 균열진전 및 파괴모드
벽체의 균열진전 및 파괴모드는 Fig. 8에 나타내었다. 모든 벽체의 구조적 거동은 벽체와 기초 사이에 시공된 모르타르 줄눈의 파괴로 인해 강체회전(rocking)에 의해 지배되었다. 벽체의
강체회전 이후에는 압축영역에서 단부 압괴(toe crushing) 및 벽체와 기초면 사이에서 미끄러짐(sliding) 변형이 급격히 증가하였다. 벽체
URM_N는 변위각비 0.125 %에서 인장측 대린벽 하부와 기초 사이에서 강체회전이 발생하였으며, 변위각비가 증가할수록 벽체의 강체회전 변위양은
증가하였다. 그 후 변위각비 0.625 %에서 압축영역의 대린벽에서 수직균열이 발생하였다. 변위각비 0.75 %에서 단부 압괴가 발생하였으며,
발생 압축응력의 유지 불가능으로 실험을 종료하였다. 벽체 URM_M의 초기 강체회전은 변위각비 0.125 %에서 발생하였는데, 이 시점은 URM_N의
강체회전 발생시점과 동일하였다. 이후 변위각비 0.625 %일 때 대린벽에서 수직균열이 발생하였으며, 벽체 횡변위의 증가와 함께 균열은 벽체 상부를
향해 진전하였다. 이후 변위각비 0.75 % 시점일 때 대린벽 하부에서 마감면 박리 및 단부압괴로 인해 실험을 종료하였다. 벽체 URM_ECC는
다른 벽체들과 같이 변위각비 0.125 %에서 초기 강체회전이 발생하였다. 이후 벽체 횡변위의 증가와 함께 기초와 벽체 경계면에서 미끄러짐 변형이
현저하게 나타났는데, 변위각비 0.75 %에서 벽체의 과도한 미끄러짐 변형으로 실험을 종료하였다.
면내 횡하중을 받는 URM 벽체의 주요 파괴모드 중의 하나인 강체회전에 대한 마감 모르타르의 영향은 매우 적었다. 이는 조적벽체와 기초면에서 줄눈
모르타르의 접착력이 강체회전 저항에 주요한 요인이기 때문이다. 더불어 일반 마감 모르타르 및 ECC의 시공 시 기초면에서 정착 보강이 이루어지지 않아
마감재가 조적벽체 강체회전에 미치는 영향이 미미하였다.
Fig. 8 Crack propagation and failure mode of URM wall specimens
3.3.2 횡하중-횡변위 관계
URM 벽체의 횡하중-횡변위 관계는 Fig. 9에 나타내었으며, 실험결과는 Table 7에 요약하였다. 강체회전 발생 이전까지 벽체 URM_N의 하중 증가 기울기는 선형거동을 보였다. URM_N의 초기 강체회전 내력은 약 62 kN이었다.
강체회전 발생 시점에서 벽체의 횡변위는 급격히 증가하면서 벽체 횡 강성은 급격히 감소하였다. 강체회전 발생 이후 압축영역에서 단부 압괴가 발생할 때까지
거의 선형적인 횡하중-횡변위 거동을 보였다. URM_N의 최대내력은 정방향 및 부방향 각각 162 kN 및 145 kN으로, 평균값은 154 kN이었다.
벽체 URM_M의 초기 거동은 강체회전 발생 이전까지 벽체 URM_N과 유사하였다. URM_M의 강체회전 내력은 약 95 kN으로서 URM_N에 비해
약 1.5배 높았다. 이는 마감용 일반 모르타르와 기초와의 접착력으로 인해 강체회전 내력이 향상되었기 때문이라 판단된다. 강체회전 발생 이후에는 실험
종료 시점까지 비선형적인 횡하중-횡변위 거동을 보였다. URM_M의 최대내력은 정방향 및 부방향 각각 192 kN 및 196 kN으로서 URM_N에
비해 약 1.3배 높았다. 실험체 URM_ECC의 초기 거동은 강체회전 발생이전까지 위 두 벽체와 유사하였지만 강체회전 내력은 향상되었다. URM_ECC의
강체회전 내력은 정방향 및 부방향 각각 151 kN 및 139 kN으로서 그 평균값은 URM_N 및 URM_M에 비해 각각 약 2.3배 및 1.5배
높았다. 즉, ECC는 높은 압축강도로 인해 일반 모르타르에 비해 높은 접착성능을 가지며, 이는 조적벽체의 강체회전 내력 향상에 기여하였다. 강체회전
발생 이후에는 기초와 벽체면 사이에서 미끄러짐 변형이 증가하면서 일정한 횡하중에서 벽체 변위각비만 증가하였다. URM_ECC의 최대내력은 정방향 및
부방향 각각 179 kN 및 181 kN으로서 그 평균값은 URM_N 실험체에 비해 약 1.2배 높았지만, URM_M 실험체에 비해 약 0.9배 낮은
수준이었다.
Fig. 9 Lateral load-drift ratio relationship of URM walls
Table 7 Summary of test results obtained from URM walls
|
Specimens
|
$V_{R}$ (kN)
|
$V_{n}$ (kN)
|
$E_{p}$
(kN･mm)
|
Failure mode
|
|
Pos.
|
Neg.
|
Ave.
|
Pos.
|
Neg.
|
Ave.
|
|
URM_N
|
67
|
57
|
62
|
162
|
145
|
154
|
2,752
|
R, T
|
|
URM_M
|
101
|
89
|
95
|
192
|
196
|
194
|
10,100
|
R, T
|
|
URM_ECC
|
151
|
139
|
145
|
179
|
181
|
180
|
10,746
|
R, S
|
Note: R: rocking; T: toe crushing; S: sliding; $V_{R}$: rocking strength of
URM walls; $V_{n}$: ultimate lateral strength; $E_{p}$: cumulative energy dissipation
capacity
3.3.3 강성감소
변위각비 증가에 따른 URM 벽체의 강성감소는 Fig. 10에 나타내었다. 하중이력 $i$ 단계에서 벽체 강성은 정방향(+) 및 부방향(-)에서 원점과 최대하중을 연결하는 기울기의 평균값으로 산정하였다(식
(2)).
모든 벽체의 강성은 초기 강체회전 발생(변위각비 0.125 %) 이후 급격하게 감소하였으며, 변위각비 0.25 % 이후에는 그 감소 기울기는 비교적
완만하였다. 벽체의 초기강성은 URM_N, URM_M, URM_ECC에서 각각 25.6 kN/mm, 38.0 kN/mm, 63.9 kN/mm로 평가되었다.
즉, URM_M의 초기강성은 URM_N에 비해 약 1.5배 높았으며, URM_ECC의 초기강성은 URM_N 및 URM_M에 비해 각각 약 2.5배와
1.7배 높았다. 하지만 실험 종료 시점에서 URM 벽체들의 강성은 비슷한 수준으로 있었다. 즉, 초기 강체회전이 발생하기 전에는 마감 모르타르가
벽체 강성을 향상시키지만 강체회전 발생 후 벽체 횡변위 증가와 함께 마감 모르타르에 의한 벽체 강성증가 효과는 미미하다고 판단된다.
Fig. 10 Stiffness degradation as function of drift ratios
3.3.4 에너지소산능력
URM 벽체의 연성은 각 사이클의 횡하중-회변위 곡선 면적을 누적하여 산정한 에너지소산능력으로 평가하였다. 벽체 변위각비 증가에 따른 에너지소산능력은
Fig. 11에 나타내었다. 모든 벽체의 에너지소산능력은 초기 강체회전 발생 시점부터 급격하게 증가하는 경향을 보였다. 벽체의 강체회전 발생 시까지 마감 모르타르가
벽체의 에너지소산능력에 미치는 영향은 미미하였다. 벽체의 강체회전 발생 이후에는 URM_ECC의 에너지소산능력이 가장 높게 평가되었다. 실험 최종
단계인 벽체 변위각비 0.75 %에서 URM_ECC의 에너지소산능력은 URM_N 및 URM_M에 비해 각각 3.9배 및 1.1배 높았다. 강체회전
발생 이후 벽체의 에너지소산능력은 마감 모르타르의 영향보다는 주로 파괴모드에 의해 영향을 받는다고 판단된다. 즉, 압축영역에서 단부 압괴에 의해 파괴가
지배되는 URM_N보다는 미끄러짐 변형에 의해 파괴가 지배되는 URM_ECC에서 에너지소산능력이 크게 나타났다.
Fig. 11 Cumulative energy dissipation capacity as function of drift ratios
4. 강체회전 내력 모델
4.1 기본 가정
면내 횡하중을 받는 URM 벽체의 초기 거동은 강체회전에 의해 지배되므로 강체회전 내력의 평가는 매우 중요하다. 강체회전 내력 모델을 유도하기 위한
단면 해석 시 기본 가정은 다음과 같다: 1) 강체회전 거동은 조적 벽체의 모르타르와 기초 사이에서 발생한다. 2) 인장력을 받는 조적 개체는 탄성
거동한다(Lourenco 1996). 3) URM 벽체의 강체회전은 인장측의 조적 개체가 인장 저항력 한계에 도달했을 때 발생한다(Yang et al. 2019).
4.2 해석절차
면내 횡하중을 받는 URM 벽체는 강체회전이 발생하기 전까지 탄성거동을 하며 단면의 변형률 분포는 거의 선형이며, 압축과 인장 연단의 응력크기는 비슷하다(Ghiassi et al. 2012). 따라서 대칭단면을 갖는 URM 벽체의 강체회전 발생 시 중립축 깊이($c_{R}$)는 도심과 가까운 위치에 존재한다. 따라서 Fig. 12에 나타낸 URM 벽체 단면에 작용하는 힘들은 다음과 같이 나타낼 수 있다.
여기서, $C_{m}$은 압축영역에서 압축합력을, $f_{c}\left(=E_{c}\epsilon_{c}\right)$는 압축연단에서 응력을, $t_{w}$는
벽체의 두께를, $f_{c1}\left(=E_{c}\epsilon_{c1}\right)$은 대린벽 깊이 위치에서 압축응력을, $l_{0}$는 대린벽체의
두께를, $t_{0}$는 주 벽체면에서부터 돌출된 대린벽(flange)의 길이를, $T_{m}$은 인장영역에서 인장합력을, $f_{t}\left(=E_{t}\epsilon_{t}\right)$는
인장연단에서 응력을, $l$은 벽체의 길이를, $f_{t1}\left(=E_{t}\epsilon_{t1}\right)$은 대린벽 깊이 위치에서 인장응력을
나타낸다. 위 식에서 나타낸 바와 같이 대린벽을 갖는 URM 벽체의 단면에 작용하는 압축합력 및 인장합력은 대린벽이 없는 URM 벽체에 비해 각각
$0.5\left(f_{c}+f_{c1}\right)l_{0}2t_{0}$ 및 $0.5\left(f_{t}+f_{t1}\right)l_{0}2t_{0}$
만큼 증가한다. 벽체의 압축 연단($\epsilon_{c}$)과 대린벽 깊이 위치($\epsilon_{c1}$, $\epsilon_{t1}$)에서의
변형률은 선형 변형률 분포로부터 다음과 같이 나타낼 수 있다.
강체회전 발생 시점에서의 중립축 깊이($c_{R}$)는 식 (3)과 (4)에 나타낸 압축 및 인장합력과 작용 압축력($N$)들의 평형조건($C_{m}=T_{m}+N$)으로부터 다음과 같이 2차 방정식의 해로 나타낼 수 있다.
중립축 깊이가 결정되면 압축합력과 인장합력에 의한 내부 모멘트를 산정할 수 있다. 이 내부 모멘트는 기초면에서 횡하중에 의한 외부 모멘트와 평형을
이루어야 한다. 따라서 면내 횡하중을 받는 무보강 URM 벽체의 강체회전 내력($V_{R}$)은 내부 합력 및 작용 횡하중에 의한 모멘트 평형조건으로부터
다음과 같이 나타낼 수 있다.
식 (12)로부터 대린벽 있는 URM 벽체의 $V_{R}$은 대린벽이 없는 벽체에 비해 $\left[\left(2c_{R}-l_{0}\right)^{2}+\left(2l-2c_{R}-l_{0}\right)^{2}\right]\dfrac{2E_{c}l_{0}t_{0}\epsilon_{t}}{\left(l-c_{R}\right)h}$
만큼 증가할 수 있다.
Fig. 12 Distribution of stresses and strains at first rocking of URM walls
4.3 해석결과와 실험결과의 비교
제시된 모델 및 FEMA 306(1999)을 통해 산정된 무보강 URM 벽체들의 강체회전 내력($\left(V_{R}\right)_{PRE}$ 및 $\left(V_{R}\right)_{FEMA}$)과
실험결과($\left(V_{R}\right)_{Exp}$)의 비교는 Table 8에 나타내었다. FEMA 306 (1999)에서 예측한 강체회전 모델은 식 (13)을 통해 산정되었다.
여기서, $\alpha$는 경계조건 계수를, $N$은 축력을, $L$ 및 $H$는 벽체의 길이 및 높이를 의미한다. URM 벽체의 초기 강체회전 내력
실험결과는 정방향 및 부방향의 평균값으로 평가하였다. 벽체 URM_N의 실험결과와 해석결과의 비는 제안 모델을 이용하였을 경우 0.88, FEMA
306 식을 이용하였을 경우 0.78이었다. 벽체 URM_M의 경우에는 이들 비는 각각 0.92와 0.88이었으며, 벽체 URM_ECC의 경우에는
각각 1.32와 1.34이었다. 벽체 URM_ECC는 ECC의 높은 압축강도 및 접착강도로 인해 예측 값에 비해 높은 강체회전 내력을 보였다. 제안
모델은 FEMA 306 식에 비해 비교적 URM 벽체의 강체회전 내력을 합리적으로 평가한다고 판단된다.
Table 8 Comparisons of measured and predicted rocking strengths of URM walls
|
Specimens
|
$\left(V_{R}\right)_{Exp}$
(kN)
(1)
|
$\left(V_{R}\right)_{FEMA}$
(kN)
(2)
|
$\left(V_{R}\right)_{PRE}$
(kN)
(3)
|
(1)/(2)
|
(1)/(3)
|
|
URM_N
|
62.0
|
79.3
|
70.7
|
0.78
|
0.88
|
|
URM_M
|
95.2
|
108.7
|
103.1
|
0.88
|
0.92
|
|
URM_ECC
|
145.4
|
108.7
|
110.3
|
1.34
|
1.32
|
5. 결 론
이 연구에서는 면내 횡하중을 받는 무보강 URM 벽체의 구조거동에 대한 마감 모르타르의 영향을 평가한 결과, 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 마감 모르타르가 시공되지 않은 조적 프리즘의 압축강도 및 사인장 강도에 비해 일반 모르타르로 마감된 프리즘은 각각 1.3배, ECC로 마감된
프리즘은 각각 1.8배 높은 결과를 보였다.
2) URM 벽체의 초기 탄성 거동은 마감 모르타르에 관계없이 초기 강체회전에 의해 지배되었으며, 이후 단부 압괴 및 미끄러짐에 의해 최종 파괴되었다.
3) 마감 모르타르가 시공되지 않은 URM 벽체의 강체회전 내력에 비해 일반 모르타르 및 ECC로 마감된 URM 벽체는 각각 1.5배와 2.3배 높은
결과를 보였다.
4) URM_M의 초기강성은 URM_N에 비해 약 1.5배 높았으며, URM_ECC의 초기강성은 URM_N 및 URM_M에 비해 각각 약 2.5배와
1.7배 높았다. 하지만 실험 종료 시점에서 URM 벽체들의 강성은 비슷한 수준으로 있었다.
5) 벽체의 강체회전 발생 시까지 마감 모르타르가 벽체의 에너지소산능력에 미치는 영향은 미미하였다.
6) 콘크리트 탄성해석 이론에 기반하여 URM 벽체의 강체회전 내력 모델을 제시하였다. 실험결과 대비 제시한 모델에 의한 예측값의 비는 URM_N,
URM_N, URM_ECC에서 각각 0.88, 0.92, 1.32이었다. 제안 모델은 FEMA 306 식에 비해 비교적 URM 벽체의 강체회전 내력을
합리적으로 평가한다고 판단된다.
감사의 글
이 연구는 2015년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단(2015R1A5A1037548) 및 국토부의 재원으로 국토교통과학기술진흥원(21TMIP-C158687-02)의
지원으로 수행되었음.
References
AIK , 2016, Korean Building Code 2016 (KBC 2016) and Commentray. Seoul, Korea, Kimoondang
Publishing Company, Architectural Institute of Korea (AIK). (In Korean)
ASTM C 1314 , 2007, Standard Test Method for Compressive Strength of Masonry Prisms.
West Conshohocken, PA, ASTM International.
ASTM E 519. , 2003, Standard Test Method for Diagonal Tension (Shear) in Masonry Assemblages.
West Conshohocken, PA, ASTM International.
EI-Dakhakhni W. W., Hamid A. A ., Elgaaly M., 2004, Seismic Retrofit of Concrete-Masonry-Infilled
Steel Frames with Glass Fiber-Reinforced Polymer Laminates, Journal of Structural
Engineering, Vol. 130, No. 9, pp. 1343-1352
ElGawady M. A., Lestuzzi P ., Badoux M., 2006, Shear Strength of URM Walls Retrofitted
Using FRP, Engineering Structures, Vol. 28, No. 12, pp. 1658-1670
FEMA 306 , 1999, Evaluation of Earthquake Damaged Concrete and Masonry Wall Buildings.
Redwood City, CA, Applied Technology Council (ATC)
Ghiassi B., Soltani M ., Tasnimi A. A., 2012, A Simplified Model for Analysis of Unreinforced
Masonry Shear Walls under Conbined Axial, Shear and Flexural Loading, Engineering
Structures, Vol. 42, pp. 396-409
KATS , 2013, Concrete Bricks (KS F 4004). Seoul, Korea, Korea Standard Association
(KSA), Korea Agency for Technology and Standards (KATS) (In Korean)
Kim Y. Y., Kim J. S., Kim H. S., Ha G. J ., Kim J. K., 2005, Mechanical Properties
of an ECC (Engineered Cementitious Composite) Designed Based on Micromechanical Principle,
Journal of the Korea Concrete Institute, Vol. 17, No. 5, pp. 709-716
Lee J. H., 2005, Seismic Capacity and Seismic Retrofitting of Low Rise Buildings Unreinforced
Masonry, Brick-Infilled RC Frame and Steel Slit Damper Retrofitted RC Frame, Ph.D.
Thesis. Kwangwoon University.; (in Korean)
Lin Y. W., Liam W., Allan S ., Ingham J. M., 2014, In-Plane Strengthening of Clay
Brick Unreinforced Masonry Wallettes Using ECC Shotcrete, Engineering Structures,
Vol. 66, pp. 57-65
Lin Y., Lawley D., Liam W ., Ingham J. M., 2016, Out-of- Plane Testing of Unreinforced
Masonry Walls Strengthened Using ECC Shotcret, Structures, Vol. 7, pp. 33-42
Lourenco P. B., 1996, Computational Strategy for Masonry Structures, Ph.D. Thesis.
Technische Universiteit Delft.
Maalej M., Lin V. W. J., Nguyen M. P ., Quek S. T., 2010, Engineered Cementitious
Composites for Effective Strengthening of Unreinforced Masonry Walls, Engineering
Structures, Vol. 32, No. 8, pp. 2432-2439
MOLIT. , 2018, Korean Construction Specification: Cement Mortar Coat (KCS 41 46 02).
Sejong, Korea, Ministry of Land, Infrastructure and Transport (MOLIT).; (In Korean)
Tumialan J. G., Galati N ., Nanni A., 2003, Field Assessment of Unreinforced Masonry
Walls Strengthened with Fiber Reinforced Polymer Laminates, Journal of Structural
Engineering, Vol. 129, No. 8, pp. 1047-1056
Yang K. H., Joo D. B., Sim J. I ., Kang J. H., 2012, In- Plane Seismic Performance
of Unreinforced Masonry Walls Strengthened with Unbonded Prestressed Wire Rope Units,
Engineering Structures, Vol. 45, pp. 449-459
Yang K. H., Lee Y. J ., Hwang Y. H., 2019, Evaluation of Tensile Stress-Strain Relationship
of Masonry Elements, Architectural Institute of Korea, Vol. 35, No. 3, pp. 27-33
Yardim Y ., Lalaj O., 2016, Shear Strengthening of Unreinforced Masonry Wall with
Different Fiber Reinforced Mortar Jacketing, Construction and Building Materials,
Vol. 102, No. 1, pp. 149-154