최형욱
(Hyoung-Wook Choi)
1
이상호
(Sang-Ho Lee)
2
최형석
(Hyoung-Suk Choi)
3
김태형
(Tae-Hyeong Kim)
4
백은림
(Eun-Rim Baek)
5†
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정회원, 부산대학교 일반대학원 석사과정
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정회원, 부산대학교 건설융합학부 교수
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정회원, 국토교통연구인프라운영원 수석연구원
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정회원, 국토교통연구인프라운영원 선임연구원
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정회원, 국토교통연구인프라운영원 책임연구원
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
비보강 조적조, 내진 보강, 에너지 보강, 탄소 텍스타일 보강, 모세관 튜브
Key words
URM, Seismic Retrofit, Energy Retrofit, Carbon Textile reinforcements, Capillary Tubes
1. 서 론
1999년 터키 이즈미트, 대만 치치지진을 비롯하여 2001년 인도 구자라트, 2008년 중국 쓰촨성, 2009년 이탈리아 라퀼라, 2010년 아이티
포르토프랭스, 2011년 뉴질랜드 크라이스트처치, 2016년 센트럴 이탈리아 지진 등에서 기존 비보강 조적조 건축물이 붕괴되어 많은 인명 및 재산
피해가 발생하였다. 붕괴된 조적조 건축물의 대부분은 내진설계가 되지 않은 비보강 조적조이며, 파괴형태는 주로 조적벽체의 균열 및 면내 붕괴, 치장벽돌의
붕괴, 전체 붕괴 등으로 나타났다. 조적벽체의 균열 및 붕괴는 횡력에 약한 조적식 구조의 특징이 원인이라고 볼 수 있으며, 일부 조사에서는 치장 벽돌의
붕괴 원인이 단열을 위한 중공 이중벽 구조에서 내벽과 외벽 사이의 약한 접합을 원인으로 지적하였다(Kouris et al., 2010)(1).
국내의 경우, 1978년 홍성지진 등에서 일부 조적조 건축물의 균열 피해 등이 발생하였으며, 최근 2016년 경주지진과 2017년 포항지진으로 인해
조적조 건축물 및 조적 채움벽 등의 손상이 발생하였다. 주요 피해형태는 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 조적조 건축물은 벽체 교차부에서 균열이 발생한 경우가 많았고, 개구부 주위 균열, 벽체-슬래브 연결부 균열이 관찰되었다. 또한,
학교 건축물에서 조적조 외장재의 균열이 발생하거나 붕괴되는 사례가 발생하였으며, 조적채움 골조에서 기둥 단부의 전단파괴가 보고되었다(AIK 2018)(2).
국내에서 지진에 취약한 비보강 조적조 건축물은 전체 건축물 중 40.5%를 차지하고 있으며 이들 중 약 96%는 20년 이상된 노후 건축물로(NIDP,
2009)(3) 내진설계 미적용 대상이므로 대규모 지진 발생 시 노후 조적조 건축물로 인한 막대한 인명 및 재산피해가 예상되어 내진보강이 필요한 실정이다.
한편, 노후화된 조적조 건축물은 대표적인 에너지 다소비 건축물에 해당하며 난방, 단열 등 에너지 효율 측면에서도 매우 취약한 특성을 보인다(KICT,
1997)(4). 에너지 효율의 감소는 결국 지구 온난화 등의 환경 문제에 귀결되어 전 세계적으로 에너지 절약 및 효율 향상의 중요성이 부각되고 관련 정책 및 기술
개발이 요구되고 있다. 국내에서도 ‘건축물의 에너지 절약 설계기준’을 개정(MOLIT, 2017)(5)하여 건축물의 단열성 기능을 강화하고 에너지 소비 총량제를 확대하는 등의 대책을 마련하고 있다. 이에 따라 에너지 성능이 취약한 조적조 건축물에도
에너지 보강의 필요성이 증대되고 저비용 고효율의 보강 기술의 개발이 요구되고 있다.
한편, 기존 건축물에 대한 종래의 내진 및 에너지 보강 기술은 별도로 수행되었으며 그에 따라 비용의 증가와 시공의 교란으로 인해 효율적인 보강이 이루어지지
않은 단점이 있었다. 이는 국내외 지진 시 단열을 위한 중공 벽체 또는 중공벽 내부 단열재와 조적 벽체 및 보강재 사이의 일체성이 부족한 경우 외부
벽체가 쉽게 붕괴되는 피해 사례에서 드러난 바 있다. 또한, 이탈리아 등 유럽에서는 이미 에너지 보강을 실시한 건물이 지진에 의해 추가적으로 손상됨에
따라 내진 및 에너지 동시 보강의 필요성이 대두되었다(Bournas, 2018)(6).
이에 본 연구에서는 하나의 공정으로 내진성능과 에너지 성능(난방 및 단열 등)을 향상시킬 수 있는 복합 보강 공법을 개발하였으며, 본 논문에서는 복합
보강 공법(TCP)에 대한 개념과 원리를 소개하고, 기초 연구로 TCP 보강 유무에 따른 조적 벽체를 대상으로 정적가력실험을 통해 TCP의 내진
보강 성능을 파악하고자 한다.
2. 내진 및 에너지 보강 연구 동향
2.1 조적조 건축물의 내진보강
조적조 건축물의 내진 성능 향상을 위한 연구는 국내외에서 지속적으로 수행되고 있으며, 벽체의 횡력 저항 및 변형능력 향상을 통해 건축물의 안전성을
확보하고 있다. 이 중에서도 탄소, 유리, 현무암(바잘트) 등의 섬유 시트를 이용하여 보강하는 FRP(Fiber-Reinforced-Polymer)
공법이 선호되고 있는데, FRP 공법은 하중과 변형능력 향상에 효과적으로 알려져 있으며 또한 건축물에 추가적인 하중을 부가하지 않아 국내 뿐만 아니라
국외에서도 다양한 보강 방안으로 제안되고 있다. 그러나 FRP 공법은 비교적 고가이며, 고온에서 취약한 점, 습한 환경이나 저온 등 환경 요인에 민감한
점 등의 단점이 있다.
최근에는 이와 같은 FRP공법의 단점을 보완하기 위하여 섬유보강모르타르(TRM, Textile Reinforced Mortar)를 이용한 보강 공법이
연구되고 있다. 섬유보강모르타르는 탄소, 유리, 현무암(바잘트) 등을 재료로 한 격자형 고강도 섬유 시트를 시멘트 기반의 무기질 모르타르와 결합하여
적용함으로써 독립적인 섬유 보강 공법과 유사한 성능을 가지면서 기존의 FRP 공법의 단점을 보완할 수 있는 공법으로 입증되었다(Tetta et al.
2016; Bournas et al. 2007)(7,8).
TRM 보강 공법은 콘크리트와 조적조 구조물에 대한 강도 및 연성 보강 효과가 다수의 연구를 통해 입증되었다. 조적조에 대한 TRM의 적용성 및 보강
효과에 대한 연구는 부착거동 및 성능을 비롯하여 조적 기둥 및 벽체의 보강 시 구속력, 면내 전단 저항 성능 평가 실험 등이 수행되었으며, 대각 균열
및 전단 슬라이딩 파괴 모드가 효과적으로 제어되는 것을 검증하였다(Kouris et al. 2018)(9). 몇몇 실험연구에서는 조적 채움벽 골조의 내진보강을 위해 TRM 및 격자형 섬유 시트를 이용한 앵커의 적용성 평가 연구를 수행하였으며 그 결과,
강도 및 연성 증진의 유효성이 검증되었다(Koutas et al. 2014(a); Koutas et al. 2014(b); Koutas et al.
2019)(10-12). 또한, 내진 및 에너지 동시 보강재로서 TRM을 적용하여 TRM과 단열 재료의 보강 횟수 및 보강 순서를 변수로 한 실험연구를 통해 면내 전단
강도 및 강성 향상, 면외 연성 보강의 효과가 입증되었다(Triantafillou et al. 2017; Triantafillou et al. 2018)(13,14).
Fig. 1. Masonry damages by Gyeoungju and Pohang earthquakes(AIK,2018)(2)
Fig. 2. Application of TRM jacket (Bournas, 2007)(8)
Fig. 3. Heating via exterior walls (BINE)(17)
2.2 기존 건축물의 에너지 보강
기존 건물의 에너지 보강 방법으로는 단열 성능 개선, 신재생 에너지 등 열원 공급 시스템 교체 등이 있다. 단열 성능은 단열 재료나 공법의 개선을
통해 향상시킬 수 있으며, 최근에는 에너지 절약 정책에 부합하여 태양열, 태양광, 지열에너지 등 신재생 에너지를 건물에 적용하는 경우가 증가하고 있다.
단열 재료로는 종래에 미네랄 울(mineral wool), 발포폴리스틸렌(EPS), 압출발포폴리스틸렌(XPS) 등이 주로 사용되었으며 이들 재료는
공사현장에서의 유연성은 높으나 30 ~ 40mW/mK 수준으로 비교적 높은 열전도율을 가지며 제로에너지 건물이나 패시브하우스(Passive House)
기준을 충족시키기 위해서는 외피 두께가 증가하는 단점이 있다. 최근에는 VIPs(Vacuum Insulation Panels), GFPs(Gas-filled
Panels), 에어로젤 등 열전도율 성능이 향상된 기술이 개발되었으며, 사용성과 열전도 효율 성능이 모두 향상된 미래 단열재도 지속적으로 연구되고
있다(Park et al. 2012)(15).
최근 온돌이나 바닥 난방의 개념이 없는 국외에서는 모세관(capillary tube)을 건물 내 벽체, 천장, 지붕, 바닥 등에 설치하여 냉온수를
순환시켜 냉난방 시스템으로 활용하는 사례가 증가하고 있다. 모세관을 활용한 난방 보강은 대게 6mm 이하의 작은 관을 10~30mm 간격으로 배치하여
냉온수를 순환시켜 적용면 전체에 온도 분포를 고르게 하여 종래에 사용되던 직경이 큰 관을 이용한 보강에 비해 에너지 소모량이 작은 장점이 있다. 또한,
열원으로 빙축열, 태양광 및 태양열, 지열 등을 활용하는 제로에너지 기술과 연계한 사례도 증가하고 있다(Victor, 2019)(16).
이러한 모세관을 활용한 난방 보강은 주로 실내 벽체에 적용되었으나 최근 독일에서는 외벽 난방을 통한 에너지 효율 성능 향상 기술이 개발되었다. 외벽에
모세관 매트를 설치한 후 모르타르 및 단열재로 마감하고 실내 온도보다 약간 높은 온도의 온수를 공급함으로써 내부의 열이 외부로 손실되는 것을 방지하는
원리를 적용한 것이다. 이런 공법은 종래의 난방 공법에 비해 공급 온도가 낮아 에너지 소비량을 감소시킬 수 있는 장점이 있다(BINE; Bournas,
2018)(6,17).
3. TCP (Textile and Capillary tube Composite Panel) 보강 공법
3.1 TCP 보강 원리
Fig. 4. Composition of TCP retrofit
본 연구에서는 기존 조적조 건축물의 내진 및 에너지 보강을 동시에 개선할 수 있는 TCP 보강 공법을 개발하였다. TCP (Textile and Capillary
tube composite Panel)는 기존 건축물의 내진보강에 적용되고 있는 격자형 섬유 시트와 난방 또는 단열 보강을 위한 모세관 튜브를 함께
부착하여 패널화한 것이다. 상기의 재료를 모르타르 패널내에 매설하여 경화시킨 후 모르타르나 접착제 등을 이용하여 조적벽체에 부착ㆍ시공함으로써 조적벽체와
섬유 보강재, 모세관 튜브를 일체화하여 내진보강과 에너지 보강을 동시에 달성하는 공법으로, 기존의 별도 시공 방식보다 일체성이 향상되고 공정이 간소화
되어 전체 보강 비용을 감소시킬 수 있는 장점이 있다.
격자형 섬유 시트는 격자 사이 공간에 접착제가 잘 함침되어 모재와 보강재의 부착력이 증대되는 이점이 있다. 섬유 시트는 탄소, 유리, 현무암 섬유
등이 사용되며 모르타르와 함께 경화되어 인장력을 지지하는 역할을 한다. 따라서 조적벽체에 FRP 보강 효과와 유사한 강도 및 연성 능력 향상을 기대할
수 있으며, TRM의 조적조에 대한 보강효과는 기존 연구에서도 입증된 바 있다(Triantafillou et al., 2018)(4).
모세관 튜브는 TCP 모르타르 내에 냉온수가 순환할 수 있도록 설치되어 실내 벽체에 설치될 경우 난방기능을, 외부 벽체에 설치될 경우 단열 기능을
수행할 수 있다.
Fig. 6. TCP prefabrication
3.2 TCP 구성 및 제작
TCP는 경량 모르타르(light weight mortar), 격자형 탄소섬유(carbon textile), 모세관 튜브(capillary tube)로
구성된다(Fig. 4). 경량 모르타르는 보강 시 시공성을 고려하여 경량이면서 운반 시 취성파괴가 예방될 수 있도록 최소한의 강도가 확보되어야 한다. 이러한 점을 고려하여
경량 모르타르 배합을 개발하여 TCP용 모르타르로 사용하였다. 개발된 모르타르의 단위 중량은 약 1.25 tonf/m3이며, 강도시험을 실시한 결과
압축강도는 9MPa 이상, 인장강도는 2MPa 이상 발현되었다.
탄소섬유 시트는 10×10mm 격자망을 가지며 인장강도는 4,530MPa, 탄성계수는 230GPa이며, 단위중량은 140 g/m2, 두께는 약 0.2mm
제품을 사용하였다. 모세관 튜브는 외경 6mm, 내경 3mm 규격이며, 내열온도 -60 ~ 200℃ 인 실리콘 호스를 사용하였다.
TCP의 제작 순서는 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 탄소섬유와 모세관 튜브는 패널의 거푸집에 미리 배치하고 상부에 경량 모르타르를 타설 및 마감하여 일체화된 패널 형태로 제작하였다.
TCP의 두께는 보강 공사 시 시공성을 고려하여 20mm 이내로 제작하였다. 타설 후 일주일 이상 양생하고 바탕면 정리를 위해 코팅제를 도포하여 마감하였다.
제작 완성된 TCP의 한 면에는 섬유의 격자 형태를 유지하고 있어 모르타르 또는 접착제를 도포하여 조적벽체면에 부착하여 시공한다. TRM의 보강 원리에
따르면 모르타르를 사용하여야 하나, 본 연구에서는 부착 성능을 향상시키고 경화시간을 최소화하기 위하여 석재용 에폭시 본드를 이용하여 부착하였다.
Table 1. Properties of the textile given by manufacturer
|
Material
|
mesh size
[mm]
|
Weight
[g/m2]
|
Tensile Strength
[MPa]
|
Tensile Modulus
[GPa]
|
|
Carbon
|
10 × 10
|
140±15
|
4,900
|
240
|
Table 2. Properties of capillary tube
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Material
|
Outer diameter
[mm]
|
Inner diameter
[mm]
|
Heat-resisting
[℃]
|
|
Carbon
|
6
|
3
|
-60 ~ 200
|
Table 3. Properties of the mortar
|
Material
|
Weight
[tonf/m3]
|
Compressive Strength
[MPa]
|
Tensile Strength
[MPa]
|
Flexural Strength
[MPa]
|
|
Mortar
|
1.25
|
9.27
|
2.43
|
2.10
|
4. TCP 보강 공법의 내진성능 파악을 위한 정적 반복가력 실험
4.1 실험체
실험체는 비보강 조적벽체와 TCP 보강 조적벽체 2 종류이며, 형상 및 규격은 Fig. 7과 같다. 비보강 조적벽체는 국내 조적벽체의 형상비를 고려하여 길이 2.6m, 높이 1.53m (형상비 0.59), 두께 190mm (1.0B)의
크기로 제작하였고, 벽돌은 B형 시멘트 벽돌(190×90×57mm)을 사용하였다. 조적벽체의 상부와 하부는 각각 가력 지그 및 기초 지그에 고정하기
위하여 내부에 모르타르를 충진한 200×90mm 규격의 ㄷ-형강 캡을 적용하였다. 또한, 벽체 단부의 고정조건을 고려하여(Bagheri et al.,
2020)(18) 강재 철판과 앵커 볼트를 이용하여 조적벽체와 상ㆍ하부를 ㄷ-형강에 고정하였다.
Fig. 7. Configuration of specimens
TCP 보강 조적벽체는 기준 실험체와 동일한 벽체에 가로 0.84m, 세로 0.62m, 두께 20mm의 TCP 6개를 벽체의 한쪽 면에 부착하여 보강하였으며,
접착제는 시중에서 쉽게 구할 수 있는 석재용 에폭시 본드를 사용하였다. 또한, 조적벽체의 강체 회전 거동시 균열 제어 및 상하단부와의 일체성을 확보하기
위해 TCP 제작 시 격자형 탄소섬유를 패널 규격보다 크게 배치하여 벽체 상하부 ㄷ-형강 캡과 조적벽체의 옆면으로 확장하여 부착 시공하였다.
4.2 가력 및 계측
실험체는 하부에 미리 매설된 앵커볼트를 이용하여 기초 지그에 고정하고, 상부에는 하부와 동일한 방법으로 가력지그와 고정하였다. 가력 지그에는 벽체
상부의 고정하중을 고려하기 위하여 56kN(축응력 0.11MPa)의 부가하중을 상재하였다.
실험체에 수평하중을 도입하기 위하여 250kN 용량의 Actuator를 가력 지그 단부에 연결하여 변위제어로 가력하였다. 가력 변위는 Fig. 8과 같이 벽체 높이에 대한 수평 변형각 0.125%부터 0.5% 변형각 까지 0.125% 증분으로, 이후에는 0.25% 증분으로 목표 변형각을 증가시키면서
벽체의 하중이 80% 이상 저하되거나 손상으로 인해 붕괴가 우려될 때까지 가력하였으며, 각 가력 단계에서 3회 반복 가력하였다.
실험체의 변형상태를 파악하기 위해 변위계(LVDT)를 이용하여 조적벽체 상부와 하부의 수평변형, 벽체 하부의 들림 변위 및 벽체면 전단변형을 측정하였으며,
실험체 및 계측 장치 설치 현황은 Fig. 9에 나타낸다.
4.3 재료 특성
실험에 사용된 조적벽체의 재료 특성을 파악하기 위해 모르타르 압축시험과 조적 프리즘의 압축 및 전단시험을 실시하였다. 각 실험은 KS 규격 및 ASTM
규격에 준하여 실시하였고, 실험체 파괴 시의 최대하중 및 변위를 측정하여 유효단면적으로 나누어 압축강도 및 전단강도를 계산하였다.
Fig. 9. Setting and sensor locations
모르타르 큐브 압축 시험용 실험체는 50×50×50mm의 입방체로 3개의 시험편에 대해 시험하였으며, 압축강도는 평균 20.77MPa (표준편차 1.26MPa)를
나타내었다. 조적 프리즘 압축 시험용 시험체는 ASTM E 519에 준하여 일반 시멘트 벽돌 3켜를 쌓아 190×190×90mm 규격으로 제작하였으며,
시험편 3개의 평균 압축강도는 11.55MPa (표준편차 1.26MPa)로 측정되었다. 조적 프리즘 사인장 전단시험용 실험체는 ASTM E 519에
준하여 390×390×90mm 규격으로 제작하고 대각방향으로 압축력을 가하여 시험하였다. 시험편 3개의 평균 전단강도는 1.93MPa (표준편차0.14MPa)로
나타났다.
4.4 실험 결과
4.4.1 손상 형태
비보강 실험체의 경우 실험 초기인 0.25% (2step) 변형각 도달 시 하부 회전방지철물 상부 줄눈에서 수평 균열이 발생하였다. 이후 변형각이
증가함에 따라 강체회전 거동이 발생하였고, 수평 변형각 0.75% (5step) 도달 시 벽체 양단부의 하부에 압축파괴(Toe-crushing)가
발생하였다. 이후 변형각 증가에 따라 벽체 양단부 하부 벽돌의 부착파괴가 발생하면서 조적벽체에서 거의 분리될 정도로 파괴되었고 최종 1.25% (7step)
변형각 도달 후 붕괴가 우려되어 실험을 종료하였다.
TCP 보강 실험체의 경우에도 비보강 실험체와 유사하게 벽체 하부에서 TCP와 회전방지철물 사이의 수평 줄눈 균열이 발생하고 이후 강체 회전 거동에
지배되며 균열이 확대되었다. 균열이 확대되면서 격자형 탄소섬유의 인장 거동이 확인되었으며, 1.0% (6step) 변형각 도달 시 인장력에 의한 탄소시트의
섬유 파괴가 발생하기 시작하였고 이후 변형각 증가에 따라 섬유의 파괴 범위가 증가하였다. 비보강 실험체에 비해 균열폭의 크기는 다소 감소하였으며,
벽체 양단부 하부 벽돌의 압축파괴로 인해 부착 파괴가 발생하였으나 탄소시트에 의해 심각한 위치 이탈은 발생하지 않았다. 최종 2.0% (9step)
변형각 첫 싸이클에서 실험체의 불안정으로 실험을 종료하였다.
4.4.2 전단력-변형각 관계
비보강 및 TCP 보강 실험체의 전단력-변형각 관계 곡선을 Fig. 10에, 포락 곡선(envelope curve)을 Fig. 11에 나타내며, 최대 전단력 및 변형각 결과를 Table 5에 요약하였다.
비보강 실험체는 초기에 하중과 변위가 비례적으로 증가하다 0.125% 변형각 이상에서 강성이 약 18% 수준으로 저하되었다. 정방향 0.5% (3step)
변형각 가력 시 하중이 46.77kN에 도달한 후 0.75% (5step) 까지 하중이 거의 유지되며 변형만 증가하는 경향을 나타내었다. 부방향은
0.25% (2step) 까지는 유사한 거동을 보였으나 3 step 가력 시 정방향에 비해 약 10kN 정도 더 큰 하중을 지지하였다. 정방향과 부방향의
최대 하중점의 하중과 변형각은 각각 47.95kN, 0.74%, 57.38kN, 0.56%로 나타났다. 전체적인 전단력-변형각 곡선은 전형적인 강체
회전 및 슬라이딩 거동 형태를 나타내었다.
TCP 보강 실험체는 비보강 실험체에 비해 초기 강성이 약 1.6배 증가하였으며 0.25% (2step)에서 정방향과 부방향 모두 각각 70.28kN과
78.79kN의 최대 하중을 나타내었다. 최대 하중 도달이후 하중이 감소하는 경향을 보이다 0.75% (5step) 변형각에서 정방향, 부방향 각각
약 26%, 12% 정도 하중이 저하된 이후부터는 하중이 유지되는 경향을 나타내었다. 전단력-변형각 관계 곡선에서 주목할 만한 점은 탄소 시트의 인장
거동에 따른 하중 지지특성이다. 균열이 발생하기 시작한 2 step부터 3싸이클의 반복가력 중 1 싸이클에서 탄소시트의 인장 거동으로 비보강 실험체에
비해 더 큰 하중을 지지하였으며 2, 3 싸이클에서는 탄소 시트가 소성화되어 추가적인 하중을 지지하지 못하는 특징을 나타내었다(Fig. 10(b)의 화살표).
Table 4. Damage state
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drift
(%)
|
Non-retrofit
|
TCP retrofit
|
|
0.375
|
|
|
|
0.75
|
|
|
|
1.25
|
|
|
|
Final
|
|
|
4.4.3 강성 변화 및 누적에너지흡수량
Fig. 12에 시험 단계별 변형각에 따른 유효강성(정방향과 부방향의 최대 변형 시 전단력-변형각 점을 연결한 강성)을 나타낸다. 비보강 및 보강 실험체의 초기강성은
각각 16.6kN/mm, 27.5kN/mm로 분석되어 TCP 보강에 의해 초기강성이 약 1.63배 증가되었다. 변형각이 증가함에 따라 유효강성은 감소하는
경향을 나타내었으며 0.75% (5step) 이후에는 보강 유무에 관계없이 거의 유사한 강성 수준을 나타내었다.
시험 단계별 변형각에 따른 누적에너지흡수량(Cumulative Absorptive Energy, C.A.E)을 Fig. 13에 비교하여 나타낸다. 누적에너지 흡수능력은 0.5% (4step) 변형각까지 TCP 보강 실험체가 비보강 실험체에 비해 최대 2.1배 높은 것으로
나타났으며, 0.75 ~ 1.0% 변형각에서 비보강 실험체의 에너지 흡수량이 다소 증가하여 보강 실험체와 유사한 수준을 나타내었다. 이는 비보강 실험체가
0.75% 변형각에서 부방향 가력 시 압축파괴가 발생한 이후 변위가 반전되어 재하될 때 벽체 하부에서 하중이 지지되었기 때문으로 판단된다. 변형각
1.25% 이후에는 비보강 실험체의 압축파괴가 심화됨에 따라 하중이 저감되어 누적 에너지흡수량의 증가 폭이 둔화된 반면, TCP 보강 실험체는 하중이
유지됨에 따라 누적 에너지 흡수량이 거의 선형적으로 증가하는 경향을 나타내었다. 최종 실험 종료시까지 TCP 보강 실험체의 누적 에너지 흡수량은
16×103kN·mm로 비보강 실험체보다 약 2.35배 큰 것으로 분석되었다.
Fig. 10. Shear Force-drift relationship
Table 5. Maximum Shear force and drift ratio
|
|
Non-retrofit
|
TCP retrofit
|
|
P (+)
|
N (-)
|
ave.
|
P (+)
|
N (-)
|
ave.
|
|
Shear
Force
[kN]
|
47.95
|
57.38
|
52.67
|
70.28
(1.47)
|
78.79
(1.37)
|
74.54
(1.42)
|
|
Drift
[%]
|
1.25
|
1.25
|
1.25
|
2.0
(1.60)
|
1.5
(1.20)
|
1.75
(1.40)
|
|
* P : positive, N: negative, ave. : average
* Values in ( ) is the ratio of TCP to Non-retrofit
|
Fig. 12. Stiffness – drift relationship
Fig. 13. The Cumulative Absorptive Energy comparison
4.4.4 손상에 따른 변형량
TCP 보강 유무에 따른 두 실험체의 변형 거동 특성을 평가하기 위하여 변위계(LVDT)를 통해 측정된 계측값을 비교하였다. 설치된 7개의 변위계
중 실험 간 비교적 온전히 측정되어 실험체의 거동을 표현할 수 있는 D3, D5, D6의 측정값을 분석하였다.
변위계 D3의 경우, 계획 시 벽체와 기초 사이의 미끄러짐 변위를 측정하고자 하였으나, 변위 계측 지점의 벽돌이 압축 파괴됨에 따라 벽체에서 분리되는
거동을 보이면서 미끄러짐 변위량이 측정되었다. Fig. 14에 나타낸 바와 같이 비보강 실험체의 경우 압축 파괴가 발생한 0.5% 변형각 이후 변위가 크게 증가하여 최종 변형각 1.25% (7step)에서
23.74mm의 미끄러짐 변위가 발생한 반면, TCP 보강의 경우 변형각 1.25% (7setp)에서의 5.75mm로 측정됨에 따라 비보강 실험체의
비해 24% 수준으로 분석되었다.
Fig. 14. Slip displacement of D3 measured value
Fig. 15. Wall shear distortion angle of D5 measured value
Fig. 16. Uplift rotation measured by D6
Fig. 15에 변위계 D5에서 측정한 실험체의 대각 길이변형을 이용하여 전단변형각을 산정하여 나타낸다. 이는 두 실험체 모두 강체 회전에 의한 균열면 아랫부분에
변위계가 설치되어 있었으므로 횡력에 의한 벽체의 전단변형각 뿐만 아니라 강체 회전에 의한 변형도 포함된 값이라 할 수 있다. 비보강 실험체의 경우
실험이 종료된 변형각 1.25% (7step)에서 전단변형각 0.037rad, TCP 보강의 경우 동일 변형각에서 전단변형각 0.008rad으로 분석되어
비보강 실험채의 비해 22% 수준으로 나타났다.
변위계 D6은 강체 회전에 의한 벽체의 들뜸 변위를 측정하였으며, Fig. 16에 측정한 들뜸 변위를 실험체 길이(Lo)로 나눈 벽체의 회전각을 비교하였다. 비보강 실험체의 경우 실험이 종료된 변형각 1.25% (7step)에서
0.006rad으로 측정되었고, TCP 보강의 경우 동일 변위에서 0.001rad으로 비보강 실험체에 비해 17% 수준으로 분석되었다.
두 실험체의 파괴 모드는 유사하게 나타났으나 전술한 결과에서 알 수 있듯이 TCP 보강을 적용한 경우 비보강 조적벽체에 비해 손상에 따른 변형량은
75% 이상 저감되었다. 이는 격자형 탄소섬유 시트가 균열 및 손상의 제어 역할을 효과적으로 수행하는 것으로 사료된다.
5. 결 론
본 연구에서는 기존 비보강 조적벽체의 내진 성능과 에너지 효율을 동시에 보강하기 위한 TCP 보강 공법을 개발하였다. TCP는 경량 모르타르 내 격자형
탄소섬유 시트와 모세관 튜브를 매립하여 일체로 타설한 패널로 조적벽체에 부착하여 탄소섬유 시트에 의한 내진보강과 모세관 튜브에 온수를 공급함으로써
난방 또는 단열 등의 에너지 보강을 동시에 달성할 수 있는 보강 공법이다.
개발한 TCP의 성능 분석을 위한 기초 연구로써 내진성능을 평가하기 위하여 TCP 보강 유무에 따른 조적 벽체를 대상으로 정적가력실험을 실시하고 다음과
같은 결론을 도출하였다.
1) 두 실험체의 파괴모드는 벽체 하부 줄눈 균열 발생후 강체 회전 거동에 지배되었고 변형각이 증가함에 따라 벽체 양단부의 하부에서 압축파괴가 발생하여
TCP 보강 유무에 관계없이 유사한 파괴모드를 나타내었다.
2) TCP 보강 실험체는 비보강 실험체에 비해 최대 하중과 변위는 각각 평균 1.42배, 1.40배 증가하였으며 이는 벽체에 균열이 발생하면서 TCP
모르타르 및 격자형 탄소 섬유시트가 인장력을 지지하기 때문으로 판단된다. 또한, TCP 보강에 의해 초기 강성은 약 1.63배, 누적 에너지 흡수량은
2.35배 향상된 효과를 보였다.
3) 두 실험체의 손상에 따른 변형량을 분석한 결과, TCP 보강 실험체는 압축 파괴 후 조적 개체의 미끄러짐 변형, 벽체의 강체 회전 및 전단 변형,
들뜸 변형 모두 비보강 실험체에 비해 약 25% 이하의 수준으로 발생함에 따라 섬유 시트에 의한 변형 제어 효과가 우수한 것으로 나타나 취성적 파괴의
예방 효과가 있는 것으로 사료된다.
본 연구에서는 단일 형태의 조적 벽체에 대한 실험을 수행하여 강체 회전 및 하부 슬라이딩 파괴에 대한 TCP 보강 효과를 파악할 수 있었다. 추후
다양한 파괴 모드를 가지는 조적벽체 및 조적채움벽 골조를 대상으로 거동 특성 및 내진 보강효과가 분석될 필요가 있으며 이를 바탕으로 TCP 보강 성능에
대한 정량적 평가 방법에 대한 추가적인 연구가 필요하다.
감사의 글
본 연구는 국토교통부 국토교통기술촉진연구사업(과제번호 : KAIA20CTAP-C152795-02))의 연구비 지원으로 수행되었습니다.
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