2.1. 파괴모드

비보강 조적벽체의 구조적 성능 및 거동은 조적개체 및 모 르타르의 강도, 시공방법 뿐 아니라, 벽체의 구속조건, 형상 비, 축하중의 크기 등에 따라 크게 영향을 받는 것으로 알려 져 있다. 조적벽체의 주된 파괴모드는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 강체회전 파괴 (Rocking), 양단부 압축파괴 (Toe Crushing), 수평줄눈 미끄러짐 전단파괴 (Sliding), 사인장파괴 (Diagonal Tension)로 구분된다. 강체회전 파괴는 벽체가 휨거동을 함 에 따라 벽체의 높이방향 양단부에 줄눈이 파괴되어 벽체의 강체회전이 발생하는 형태로, 강도의 증가 및 감소현상이 두 드러지지 않으며 큰 변형을 발생시킨다. 양단부 압축파괴 역 시 벽체의 휨거동에 의한 것으로, 압축력이 작용하는 벽체의 모서리에 국부파괴가 발생하며 이력거동 특징은 강체회전 파괴와 유사한 형태를 나타낸다. 반면, 수평줄눈 미끄러짐 전단파괴 및 사인장파괴 모드는 벽체에 작용하는 전단력에 의해 각각 줄눈 및 줄눈과 개체가 전단파괴 되는 유형이다. 미끄러짐 전단파괴의 경우 벽체가 균열이 발생한 줄눈을 따 라 미끄러지면서 파괴가 진행되고 비교적 안정적이 이력루프 를 형성하면서 거동하는 특징이 있다. 사인장파괴는 벽체가 전단거동을 하면서 인장응력이 발생하는 대각방향으로 균열 이 발생∙진전되는 파괴 성상을 보이며, 제하 (Unloading) 및 재재하시 (Reloading) 강도저하, 핀칭 (Pinching) 거동의 특 징을 나타낸다. 국내 조적벽체의 경우, 주로 3층 이하의 저 층 건축물인 점과 하중조건, 평균 벽량 및 벽의 길이 등을 고려할 때, 주로 강체회전 및 양단부 압축파괴가 발생한다는 연구결과가 있다 (^{Yi et al., 2006}).

Fig 1.

Failure Modes of URM (^{Yi et al., 2006})

2.2. 전단강도

2.3. 제안식에 의한 전단강도 비교 평가

본 연구에서는 개구부의 유무 및 형상비에 따라 국내의 기 존에 수행되었던 실험체에 대하여 상기의 제안식을 적용하 여 조적벽체의 전단강도를 비교∙평가하였다.

Table 1에 기존의 실험적 연구 (KISTEC, 2008)에서 사용 된 실험체의 개요 및 실험결과를 간단히 나타낸다.

상기 2.2절에서 서술한 FEMA 및 한국시설안전공단 (KISTEC) 에서 제안된 식을 이용하여 실험체의 전단강도를 예측한 결 과와 실험결과를 비교하여 Fig. 2에 나타낸다. 조적조의 압 축강도는 각 실험에서 수행한 재료실험에 따라 1.2W-NO, 1.8W-NO, 2.7W-NO의 경우 6.3MPa를, 그 외의 실험체는 8.8MPa를 적용하였다. 줄눈의 미끄러짐 전단강도의 경우, 미 끄러짐 전단 파괴가 지배적으로 발생한 5.4W-NO 실험체의 실험결과에서 유추하여 0.25MPa로 가정하였으며, 이는 기존 연구 (^{Yi et al., 2006})에서 제안한 0.2MPa보다 1.25배 큰 값 이며, FEMA 계산식에 따른 결과 (υ_me , 0.38MPa)에 비하여는 약 35% 가량 작은 값이다.

Fig 2.

Shear Strength of Wall Specimens according to Equations

FEMA의 제안식에 따라 예측한 결과, 모든 무개구부 실험 체는 강체회전 및 양단부 압축 파괴 거동에 의해 전단강도가 결정되며, 이들 예측 결과는 실험결과의 0.3~0.7배 수준으로 과소평가되었다. 반면, 한국시설안전공단에서 제안한 강체회 전 강도는 실험결과를 비교적 잘 예측하고 있으나, 형상비 (L/H)가 1.5 이상인 경우에는 잘 맞지 않는 결과를 나타내었 다. 이는 형상비 (L/H)가 1.5 이상인 경우, 단면적이 증가함 에 따라 작용하는 축력도 증가하게 되어 휨내력이 증가하고 따라서 벽체는 상대적으로 약한 전단강도로 인해 미끄러짐 전단파괴에 의해 지배되기 때문이라 생각된다.

한편, 한국시설안전공단의 강체회전 강도식과 FEMA의 미 끄러짐 전단 강도식을 비교해 보면, 형상비 (L/H)가 1.0 이 하인 1.2W-NO, 1.8W-NO, 2.7W-NO 실험체에서는 강체회 전 파괴모드에 지배되고, 형상비 (L/H)가 1.0~2.0 사이인 3.6W-NO, 4.1W-NO 실험체에서는 두 강도식에 의한 전단 강도가 비슷한 수준으로 예측되었다. 또한 형상비 (L/H)가 2.0인 5.4W-NO 벽체에서는 미끄러짐 전단 파괴모드에 지배 되는 결과를 나타내어, 두 강도식을 종합하였을 때 실험결과 와 같이 형상비에 따른 파괴모드를 잘 반영하는 것으로 판단 된다. 따라서 본 연구에서는 국내의 순수 조적벽체의 전단강 도를 한국시설안전공단에서 제안한 식 (6)의 강체회전 전단 강도 V_r,tc와 식 (1)과 같이 FEMA에서 제안한 미끄러짐 전 단 강도 V_s 중 작은 값으로 결정된다고 가정하였다.

출입문 및 창문 형태의 개구부를 가지는 벽체 실험체의 전 단강도 예측결과를 Fig. 3에 나타낸다. 한국시설안전공단에 서 제안한 바와 같이 개구부를 무시한 순수 조적벽체에 개구 부율을 고려하여 강도를 저감하여 예측한 경우, 전단강도는 실험결과와 약 10% 가량의 차이를 보이며 거의 근사하게 예 측되었지만 강체회전 파괴가 발생한 실험결과를 모사하지 못하고 미끄러짐 전단의 파괴모드에 지배되는 결과를 나타 내었다. 이는 실제 횡하중을 지지하는 Pier 벽체의 대부분이 형상비 (L/H)가 1.0 이하로써, 주로 강체회전 및 양단부 압 축 파괴가 발생하게 되는데, 이를 순수벽체로 가정할 경우 형상비가 실제보다 증가하게 되므로 형상비가 큰 벽체가 미 끄러짐 전단 파괴에 지배되는 경향에 따라 파괴모드의 예측 에 오류가 발생한 것으로 판단된다. 또한 한국시설안전공단 에서 순수 조적벽체에 대해 강도 및 파괴식으로 제안한 이정 한의 강체회전 강도식을 적용한 결과, 실험값에 비해 약 1.5 ~ 1.7배 정도 과대평가됨에 따라 이는 상하부가 모두 구속되 어 있는 Pier 벽체의 예측에는 유용하지 않은 것으로 판단된 다. 반면, FEMA에 따라 Pier의 유효높이를 산정한 후 이를 이용하여 파괴모드에 따른 전단강도를 예측한 결과, 두 실험 체 모두에서 강체회전 파괴모드에 지배되며 전단강도의 크 기도 실험결과와 매우 근사한 수준으로 예측되었다.

Fig 3.

Shear Strength of Wall with Opening Specimens according to Equations

국내의 일반적인 조적조 주택의 경우, 외벽은 주로 출입문 및 창문 등의 개구부가 거의 필연적으로 존재하므로 이들 벽 체의 내진성능 평가시에는 FEMA의 제안식에 따라 개구부 를 제외한 Pier 벽체로 분리하여 평가하는 것이 보다 적절할 것으로 판단된다. 반면 내력벽의 경우 개구부가 없는 순수벽 체가 대부분이므로 이러한 경우에는 한국시설안전공단에서 제안한 바와 같이 이정한의 강체회전 강도식을 적용하는 것 이 적절할 것으로 판단된다.

3.1. 해석모델

본 연구에서는 기존 연구에서 수행되었던 형상비 (L/H) 및 개구부 유무에 따른 조적벽체 실험체를 대상으로 비선형 반 복가력해석을 수행하였다. 조적벽체는 Fig. 4와 같이 부재의 양단부 및 중앙부에 휨, 전단, 축거동을 하는 비선형 스프링 을 가지는 선형부재로 모델화하였다. 개구부를 가지는 벽체 에서는 2.3절에서 각 제안식을 비교∙평가한 결과를 바탕으 로 FEMA에서 제안한 바와 같이 개구부 상부 및 하부의 벽 체는 무시하고 개구부간 Pier 벽체만을 모델링하였다. 또한 개구부 상하부 벽체의 구속효과를 고려하여 Pier 벽체의 단 부에 Rigid Zone으로 가정하였으며, Rigid Zone의 길이는 전체 벽 높이에서 전술한 식 (5)의 유효높이를 제외한 값으 로 설정하였다. 개구부 양쪽의 두 벽체는 Rigid Link로 가정 하였으며, 축 스프링은 탄성, 휨 스프링은 강체회전, 전단 스 프링은 미끄러짐 전단과 사인장 강도 중 작은 값으로 적용하 였다.

Fig 4.

Analysis Models

조적벽체의 거동을 나타내는 이력곡선 모델은 2.1절에서 전술한 바와 같이 각각의 파괴모드에 따른 이력특성을 고려 하여 Fig. 5와 같은 복원력 모델로 가정하였다.

Fig 5.

Hysteresis Models of Nonlinear Spring according to Failure Mode

조적벽체의 휨거동은 선형 부재의 양단에 위치하는 휨 스 프링으로 가정하였으며, 휨거동에 의해 조적벽체의 양단부에 줄눈을 따라 균열이 발생하면 벽체는 추가하중을 지지하지 못하고 변형만 증가하는 강체회전 파괴가 발생하게 된다. 강 체회전 파괴가 발생하고 난 후에는 벽체의 강체회전만이 발 생하기 때문에 에너지 소산기구가 거의 존재하지 않고, 반복 가력시 Slip 거동이 나타나 이력거동에 의한 에너지 흡수는 거의 발생하지 않는다. 따라서 Fig. 5의 (a)와 같은 Bi-linear 의 골격곡선을 가지며 반복가력시 Slip 거동을 반영하는 것 으로 가정하였다. 한편, 실험결과에서 제하시에 Slip 거동 이 후 강성이 크게 감소하는 경향이 있으나, 이는 해석상에 구현 된 이력모델을 적용하기 위해 제하시 강성저감은 무시하였다.

조적벽체에서 전단거동에 의한 파괴모드는 미끄러짐 전단 과 사인장의 두 가지로 규정하고, 내력식에 의한 전단강도를 이력거동에서 항복점으로 설정하고 반복가력시 이전 가력스 텝의 최대 하중점을 향하는 복원력 모델을 적용하였다. 미끄 러짐 전단의 경우, Fig. 5의 (b)와 같이 제하시에 강성이 유 지되며 재재하시에도 항복강도의 일정비율 (θf_y)만큼 강성 이 유지되는, 비교적 안정적으로 거동하는 모델로 가정하였 다. 사인장의 경우 Fig. 5의 (c)에 나타낸 바와 같이 전단강 도에 도달한 이후 균열이 증가하고 다른 균열과 연결됨에 따 라 제하 및 재재하시에 강성이 크게 감소하는 특징을 반영하 는 복원력 모델을 적용하였다. 각 복원력 모델의 특성값은 실험결과를 반영하여 가정하였으며, 이를 정리하여 Table 2 에 나타낸다.

3.2. 해석방법

본 연구에서는 3차원 해석 프로그램인 CANNY를 사용하 여 비선형 반복가력해석을 실시하였다. 해석에서의 반복가력 은 실험과 동일하게 조적벽체 높이 (H=2700mm)에 대한 부 재각을 0.125% 씩 증가시키며, 해석모델의 최상부에 변위제 어로 가력하였다.

3.3. 해석결과

실험 및 해석에 의한 각 실험체별 하중 및 강성 결과를 Table 3에 나타낸다. 본 연구의 방법에서 정해진 전단강도식 을 적용한 결과, 해석결과는 실험결과의 전단강도 및 파괴모 드를 전반적으로 유사하게 예측하는 것으로 나타났다. 개구 부 벽체 및 형상비가 커 미끄러짐 전단파괴가 발생한 순수벽 체의 경우 오차 (해석결과/실험결과)가 10% 이하로 비교적 정확한 반면, 강체회전 파괴에 지배되는 순수벽체의 경우 오 차가 다소 큰 것으로 나타났다. 이는 Pier 벽체와 미끄러짐 전단강도 평가시에 적용한 FEMA 제안식 및 전단응력 (0.25MPa) 은 국내 여건에 적절히 적용할 수 있으며, 국내 기존 제안식 인 강체회전 강도식은 벽체의 구속조건에 따라 다소 오차가 있는 것으로 판단된다.

실험 및 해석에 의한 각 실험체별 하중-변위 관계를 비교 하여 Fig. 6에 나타내며, 해석결과는 전반적으로 실험결과와 유사한 거동을 나타내었다. 형상비 1,0 이하의 순수 조적벽 체 (Fig. 6(a)~(c))에서는 휨거동에 지배되어 강체회전 파괴 모드가 발생하는 것이 잘 반영되었으며, Fig. 6의 (d), (e)에 나타낸 형상비 1.3~1.5의 벽체는 강체회전과 미끄러짐 전단 파괴가 혼재되어 발생하였다. 또한 형상비 2.0의 5.4W-NO 실험체에서는 미끄러짐 전단파괴만 발생함에 따라 조적 벽 체의 형상비가 커질수록 미끄러짐 전단파괴 모드에 지배되 는 경향을 잘 반영하는 것으로 나타났다. 특히, 형상비가 1.33인 3.6W-NO 실험체에서는 약 167kN으로 강체회전 강 도에 먼저 도달한 이후, 2차 강성 (약 0.43kN/mm)에 의해 강도가 약 4kN 가량 증가하여 미끄러짐 전단강도에 도달한 반면, 형상비 1.5인 4.1W-NO 실험체에서는 두 파괴모드가 역전되어 나타났으며, 이를 Fig. 7에 나타낸 4.1W-NO 실험 체의 휨 및 전단 이력거동에서 확인할 수 있었다.

Fig 6.

Comparison of Load-Displacement Relationships between Test and Analysis Results

Fig 7.

Hysteresis behaviors of the specimen 4.1W-NO

개구부가 있는 벽체의 경우, 해석결과에서 모두 강체회전 파괴모드에 지배되는 것으로 나타났다. 실험결과에서는 출입 문이 있는 경우와 창문이 있는 경우 이력거동 형태가 다소 상이한 결과가 나타났는데, 출입문이 있는 경우 Fig. 6(g)에 나타난 바와 같이 전형적인 강체회전 거동이 뚜렷이 나타나 는 반면, 창문이 있는 경우에는 Fig. 6(h)에서와 같이 재재하 시에 강성이 이전 싸이클 강성의 약 20% 가량 저감되는 것 으로 나타났다. 하지만 전반적인 거동의 형태가 강체회전에 가까우며 에너지 흡수면적이 크지 않고 Slip 거동의 형태가 나타나는 점을 고려하면 해석결과가 이를 비교적 잘 모사하 는 것으로 생각되어진다.