1.서 론

조적채움벽 골조는 RC골조 혹은 철골 골조에 조적조의 칸막이벽을 가 진 구조물로 내진설계 시 조적벽은 비구조재로 분류하여 하중으로서만 고 려되나 실제 지진피해사례와 실험결과를 보면 채움벽이 구조물 거동에 큰 영향을 미쳐 순수 골조와는 완전히 다른 거동을 나타냄을 볼 수 있다. 이는 조적채움벽이 골조와 상호작용을 하여 파괴모드를 변화시키기 때문으로 특히 휨파괴가 예상되는 순수골조에 조적채움벽이 사용될 경우 골조의 변 형을 구속하면서 기둥의 전단파괴 및 인장파괴를 유발하는 경우도 있다. 따라서 정확한 내진성능평가를 위해서는 강성, 강도 및 변형능력의 측면에 서 조적채움벽의 역할을 내진평가를 위한 해석모델에 정확히 반영하여야 한다.

일반적으로 채움벽은 구조물의 횡하중에 대한 강성 및 강도를 증가시키 나 변형능력은 감소시키는 것으로 알려져 있다. 채움벽의 면내파괴모드는 크게 가로줄눈파괴, 대각인장파괴, 모서리압괴로 나뉘는데 기존의 실험연 구[1]에 따르면 각 파괴모드별로 강도의 증가 및 비선형능력에 미치는 영향 에 큰 차이를 보이며 기존 연구[2-8]에서는 채움벽과 골조의 강도비, 채움 벽의 형상(변장비) 등을 사용하여 파괴모드별 채움벽의 최대강도식을 제시 하고 있다.

파괴모드의 결정 및 최대강도의 산정을 위해서는 채움벽의 재료강도에 대한 정보가 반드시 필요하다. 외국 기준의 경우 조적채움벽 혹은 조적조의 성능평가를 위해서는 조적의 재료시험을 요구하고 있으나 국내에서 내진 성능 평가를 위해 이러한 시험을 실시하는 경우는 극히 드물고 일반적으로 FEMA 356[5] 혹은 ASCE 41[7]에 제시된 기본재료강도를 근거로 내진 평가를 수행하고 있다. 하지만 조적조는 그 구성 재료가 지역에 따라 형태나 크기, 구성 물질이 다르므로 물성도 달라진다. 실제로 미국과 유럽에서는 중공이 있고 크기가 큰 점토벽돌을 많이 사용하나 국내는 구멍이 없고 상대 적으로 작은 크기(190 x 90 x 56mm의 규격)을 가진 콘크리트벽돌이 채움 벽의 재료로 많이 사용된다. 국내에서는 조적개체 및 프리즘에 대한 재료시 험 결과가 일부 보고된 바 있으나 [14,15]아직 기본재료강도를 제안할 수 있을 정도로 시험데이터가 축적되지 못한 상태이다. 더욱이 국내의 경우 과 거에 시공된 채움벽은 시공정밀도가 크게 떨어지는 경우가 있어 이에 대한 고려도 필요하다.

본 연구에서는 국내 조적조의 재료특성에 관한 자료축적을 위해 국내에 서 사용되는 벽돌개체를 사용한 경우에 대해 압축강도, 사인장전단강도, 부 착강도에 대한 재료시험을 실시하였다. 이때 모르타르의 채움상태가 좋지 않은 경우 및 채움벽의 두께를 다르게 한 경우를 포함하여 이들에 의한 경향 을 파악하였다. 또한 조적채움벽 골조에 대한 기존 실험연구로부터 채움벽 에 의한 강도 증가분을 조적채움벽이 부담하는 평균전단강도의 형태로 산 정하고 파괴모드, 조적프리즘의 강도, 채움벽의 변장비, 골조와 채움벽의 강도비 등의 영향인자와의 관계를 분석하였다. 이후 간단한 예제건물을 사 용하여 조적채움벽의 평균전단강도가 전체구조물의 내진성능에 미치는 영 향을 분석하였다.

2.조적채움벽의 파괴모드 및 전단강도식

면내방향 하중에 의한 조적채움벽의 파괴모드는 크게 가로줄눈파괴 (bed-joint sliding)와 모서리압괴(corner crushing)로 나눌 수 있다. 골조 와 채움벽의 강도비, 조적개체와 모르타르의 강도비, 채움벽의 변장비 등의 다양한 요인에 의해 파괴모드가 결정되는데 최종 파괴에 이르기까지 횡하 중으로 인해 대각선 방향으로 발생하는 인장력으로 채움벽에 대각인장균 열(diagonal cracking) 혹은 다수의 가로줄눈 파괴가 동반될 수 있다. 일반 적으로 골조에 비해 채움벽의 강도가 낮은 경우, 특히 모르타르 줄눈부의 강 도가 상대적으로 낮은 경우 낮은 전단력 하에서 가로줄눈파괴가 발생하며, 채움벽이 충분히 강할 경우 채움벽의 모서리부분이 압축력에 의해 파괴되 는 모서리압괴가 발생한다. 모서리압괴 발생 시 골조의 강성 및 강도가 클 경우 비교적 작은 영역에서 반대로 골조가 약할 경우 보다 넓은 범위에서 발 생하며 이후 골조의 전단파괴로 이어지는 양상을 지닌다. 모든 경우 채움벽 골조의 최종파괴는 채움벽 파괴 후 골조의 파괴에 의해 지배되지만, 모서리 압괴의 경우 전체 구조물의 강도 및 강성 증가가 현저하나 상대적으로 취성 적인 거동을 나타낸다.

FEMA 306[2]에서 조적채움벽의 가로줄눈파괴 시의 초기강도를 부착 과 마찰에 의한 전단력의 합인 식 (1)로 제시하고 있다. 미끄러짐이 발생한 이후에는 부착력이 사라지고 전단마찰만 남게 된다. 하지만 횡변위가 커지 면 골조의 변형에 의해 채움벽에 작용하는 압축응력에 변화가 발생하며 이 로 인해 마찰에 의한 저항력이 발생하는데 이를 식 (2)로 표현하고 있다.

여기서, τ₀는 압축력이 작용하지 않을 때 모르타르의 부착강도, μ는 마찰 계수, σ_n는 채움벽에 작용하는 압축응력, L_m과 t_m는 각각 채움벽의 길이 와 두께, E_m은 조적조의 탄성계수이다. 하지만 식 (2)는 횡변위각에 대한 함 수이므로 이를 사용하여 최종 전단강도를 나타내기는 어려운 문제가 있다.

Stafford Smith[3], Pauley and Preistley[4]는 가로줄눈파괴 시 전 단강도를 나타내는 유사한 수식을 식 (3)과 식 (4)와 같이 각각 제시하 였다.

여기서, A_m은 채움벽의 수평면적, τ₀는 조적개체와 모르타르의 부착강도, h_m, L_m은 각각 채움벽의 높이와 길이를 나타낸다. μ는 마찰계수이다.

FEMA 356[5]에서는 대각인장파괴 시의 강도로 사인장 강도 f ′_dt, 채 움벽의 변장비 L_m/h_m, 채움벽에 작용하는 축응력 f_a을 사용한 식 (5)를 제시하고 있다.

한편, Dolšek and Fajfar[6]는 채움벽의 수평방향 강도로 식 (6)를 제시 하였다.

여기서, f_tp는 사인장 압축실험으로부터 구한 채움벽의 균열강도이다.

ASCE 41[7]에서 조적채움벽의 전단강도는 채움벽의 면적에 조적채움 벽 줄눈의 평균전단강도의 곱으로 산정하는데 평균전단강도는 조적조의 가로줄눈 전단강도를 초과할 수 없다고 규정하고 있다. 하지만 조적조의 가 로줄눈 전단강도는 실험을 통해 산정하도록 하고 있으며 FEMA 356[5]에 서는 조적채움벽의 평균전단강도의 기본값으로 Table 1을 제시하고 있다.

Eurocode[8]에서는 조적의 초기 전단강도를 EN 1052-3[9]에 의한 시 험을 통해 정하도록 하고 있으나 시험치가 없을 때 콘크리트 벽돌과 보통 모 르타르의 경우 0.2 MPa를 사용하도록 하고 있다.

일본[10]의 경우 조적조의 전단강도는 모르타르의 인장강도 f_t , 축압력 응력 σ_n, 편심거리 e를 통해 식 (7)과 같이 산정한다.

국내기준(KBC 2009)[11]의 경우 조적조의 강도설계법에서 축하중이 없을 경우 공칭전단강도 V_n은 조적프리즘의 압축강도 f′_m을 사용하여 식 (8)과 같이 산정하며 최대 2.65A_m을 넘지 못하도록 하고 있다.

3.조적재료시험

앞서 살펴본 바와 같이 조적채움벽의 강도는 조적프리즘의 부착강도, 전 단강도, 인장강도, 혹은 압축강도로부터 산정되며 대부분의 기준에서는 재 료시험을 통해 이들 값을 결정하도록 하고 있다. 또한 국내의 조적조는 외국 과 상이한 조적개체를 사용하여 제작되므로 외국에서 제시된 재료특성치 의 기본값을 그대로 사용할 수는 없다. 본 연구에서는 국내에서 사용되는 조 적채움벽의 재료특성의 규명을 위해 국내에서 내부칸막이벽으로 사용되는 콘크리트벽돌과 외부칸막이벽의 일부로 사용되는 점토벽돌을 사용한 조적 프리즘으로부터 압축강도, 사인장 전단강도, 부착강도를 구하기 위한 재료 시험을 실시하였다. 일반적으로 채움벽의 강도는 벽의 두께와 상관없이 일 정하다고 가정하지만 실제 0.5B와 1.0B 조적의 쌓기방법은 상이하다. 따 라서 본 연구에서는 쌓기방법에 따른 영향을 규명하기 위해 0.5B와 1.0B 두 종류의 시험체를 제작하였으며, 또한 과거와 같이 시공정밀도가 높지 않 게 제작되었던 채움벽의 강도 파악을 목적으로 모르타르의 채움상태가 좋 은 경우와 나쁜 경우 두 종류로 나누어 시편을 제작하였다.

사용된 재료는 국내 조적채움벽에 가장 많이 사용되는 2종 콘크리트벽 돌과 치장용 점토벽돌, 시중에 판매되는 일반레미탈을 사용하였으며 이들 조적개체의 재료시험 결과 평균압축강도가 콘크리트벽돌의 경우 11.85 MPa, 점토벽돌의 경우 18.87 MPa, 모르타르 큐빅 시험체의 경우 20.38 MPa로 국내 기준을 만족하는 재료임을 확인하였다. Fig. 1은 시험시편의 제작 및 각 시험의 종류를 나타낸 것이다.

Fig. 1 (a)는 채움상태가 나쁜 시편의 제작방법을 나타낸 것으로 채움정 도가 균일한 시편을 제작하기 위해 틀을 이용하여 벽돌면적의 50%에만 모 르타르가 채워지도록 하였다. 프리즘 압축강도시험은 ASTM C1314[12] 의 절차에 따라 실시하였다. 모르타르 상태가 불량한 시험체의 경우 Fig. 1 (b)와 같이 모르타르의 형상에 따라 모르타르가 채워지지 않은 부위의 벽돌 을 따라 균열이 발생되면서 파괴되었다. 사인장 전단강도는 ASTM E519[13]를 참조하여 Fig. 1 (c)와 같이 벽돌 6켜를 쌓은 400 mm X 400 mm의 시험체를 대각선 방향으로 가력하여 시험하였다. 시험체는 0.5B, 1.0B의 두 종류의 두께, 모르타르의 상태에 따라 밀실하게 채워진 경우와 50%만 채워진 경우로 나눠진다. 이때 0.5B 시험체는 길이쌓기를 하며 1.0B 시험체는 국내에서 가장 많이 사용되는 영식쌓기로 제작하였다.

부착강도 시험은 벽돌과 모르타르 사이의 접착강도를 구하는 시험으로 BS EN 1052-3[9]을 참조하여 Fig. 1 (d)와 같이 수행하였다. BS EN 1052-3[9]에서는 프리즘의 압축강도에 따라 횡방향으로 가하는 구속력의 크기를 다르게 하도록 하고 있다. 본 시험에서 콘크리트벽돌의 프리즘 압축 강도가 10 MPa 이하로 나타났으므로 규정에 따라 시험체 좌우에 가하는 구속력을 0.1, 0.3, 0.5 MPa의 세 종류로 하여 실험하였다. 점토벽돌의 경 우 프리즘 압축강도 평균이 10.98 MPa로 나타났으나 10 MPa를 크게 벗어 나지 않아 콘크리트벽돌의 경우와 동일한 구속력을 가하여 시험을 수행하 였다. 부착강도는 구속력을 다르게 한 경우 시험결과를 선형회귀분석을 수 행하여 얻어진 수식에 구속력을 0으로 놓은 경우의 강도에 해당한다.

Table 2는 조적프리즘의 각 시험 결과를 나타낸 것이다. 국내에서 점토 벽돌은 주로 외장재료로서 사용되기 때문에 시공상태가 양호할 것으로 판 단되어 모르타르의 상태가 좋지 않은 경우는 시험하지 않았으며 0.5B의 경 우에 대해서만 시험하였다. 표에서 볼 수 있는 바와 같이 모르타르의 채움 상태가 좋지 않을 경우 압축강도는 60%정도로, 사인장 전단강도는 66%에 서 38%정도로 감소하였다. 또한 벽돌의 두께를 0.5B에서 1.0B로 증가시 키고 쌓기방법을 다르게 한 경우 사인장전단강도는 3.2배에서 1.8배 정도 증가함을 알 수 있었다. 따라서 평균전단강도에 단순히 조적의 두께를 곱하 여 전단강도를 산정하는 기존의 식들로는 이러한 관계를 정확히 반영할 수 없으며 1.0B의 두께를 가진 조적채움벽의 강도는 실제보다 상당히 낮게 평 가될 가능성이 있음을 알 수 있다.

과거 국내에서 수행된 조적조의 재료시험(Lee et al.[14], Kim et al.[15])에서 압축강도의 평균값은 12.55 MPa ~ 8.73 MPa 으로 본 시험에 서 얻은 압축강도의 평균 6.01 MPa보다는 큰 값이나 20 MPa정도로 나타 나는 미국의 콘크리트조적조의 압축강도(TMS 602-11[30])의 평균치보 다는 상당히 낮은 값이다. 사인장전단강도의 경우 Lee et al.[14]은 1.405 MPa, Kim et al.[15]은 0.549 MPa의 값을 얻은바 있다.

압축강도와 전단강도 사이의 관계식으로 Lee et al.[14]이 식 (9)을, Calvi[16]는 식 (10)을, Masonry Designers’ Guide[17]에서는 식 (11)을 제시하였다.

Table 3은 본 시험을 통해 얻는 압축강도로부터 이들 수식을 사용하여 전단강도를 산정한 결과이다. Calvi[16]의 수식은 전단강도를 매우 과소평 가하며, Masonry Designers’ Guide[17]의 수식은 0.5B 시험체의 전단강 도를 거의 정확히 예측하고 있다. 또한 FEMA 356[5] 및 Eurocode[8]에서 제시하고 있는 전단강도인 0.246 MPa와 0.2 MPa는 본 시험에서 구한 부 착강도인 0.277 MPa와 유사함을 알 수 있다.

4.조적채움벽의 평균전단강도

본 절에서는 국내와 국외에서 실시된 조적채움벽골조의 실험문헌을 수 집하고 이를 분석하여 조적채움벽으로 인한 강도 증가분을 평균전단강도 의 형태로 산정한 후 이를 실험체의 조건 즉, 조적채움벽의 길이-높이비 (L/h), 조적채움벽과 골조의 강도비(β), 실험체에 가해지는 연직하중, 사용 된 조적채움벽의 재료 강도 등을 변수로 분석하였다. 문헌조사를 통해 수집 된 실험논문 중 철근 콘크리트 골조와 골조 안에 조적이 완전히 채워진 조적 채움벽을 가지고 있는 경우만을 대상으로 하였다. Table 4는 분석에 사용 된 실험체를 나타낸 것으로 순수골조(Bare Frame)실험시의 최대강도 (V_max of BF), 채움벽골조 (Infilled Frame)의 최대강도(V_max of IF), 조 적 프리즘의 압축강도(f′_m), 골조와 채움벽의 강도비(β = V_f/ V_m), 길이- 높이비(L_m/H_m), 파괴모드, 그리고 계산된 평균전단응력(τ_avg)을 나타낸 다. β 산정 시 골조의 강도는 양쪽 기둥의 전단파괴강도를, 채움벽의 경우 는 각 실험체의 조적압축강도로부터 식 (11)에 의해 산정된 사인장전단강 도에 면적을 곱한 값을 사용하였다. 이는 대부분의 실험체에 사용된 채움벽 이 0.5B로 길이쌓기 되어 있으며, 식 (11)에 의한 예측치가 3절의 재료시험 결과와 가장 유사하였기 때문이다. 평균전단응력은 채움벽으로 인한 강도 의 증가분 즉, 채움벽골조의 최대강도에서 순수골조의 최대강도를 뺀 후 채 움벽의 면적으로 나눈 값이다. 1-6번까지는 국내의 실험결과, 나머지는 국 외의 실험결과이다.

표에서 알 수 있는 가장 특징적인 현상은 채움벽에 인한 강도의 증가분 이 채움벽의 파괴모드와 매우 밀접하다는 점이다. 채움벽의 파괴모드는 크 게 가로줄눈파괴와 대각 인장-압축에 의한 파괴로 나눌 수 있는데, 가로줄 눈파괴 시보다 대각인장-압축파괴 시 훨씬 큰 강도 증가를 나타내었다. 즉, 가로줄눈파괴 시 평균전단강도의 평균은 0.333 MPa임에 비해 대각 인장- 압축에 의한 파괴 시의 평균치는 0.880 MPa로 나타났다. 이중 매우 큰 값 을 보이는 5번과 11번의 결과를 제외하더라도 0.607 MPa로 가로줄눈파괴 시의 전단강도의 약 2배에 해당하는 강도 증가가 나타났다.

앞서 언급한 바와 같이 골조에 비해 조적이 약할 경우 가로줄눈파괴가, 조적이 강할 경우 대각 인장-압축 파괴가 발생하는 경향을 가지며 어떠한 파괴모드로 파괴되는지는 조적조의 강도, 형상비, 골조와 채움벽의 강도비 등이 영향을 미치는 것으로 알려져 있다. Fig. 2는 이러한 요인들과 산정된 평균전단강도사이의 그래프이다. 그래프에서 볼 수 있듯이 조적프리즘의 압축강도가 높을수록 높은 평균전단응력을 나타내는 대각파괴(DF)가 발 생하며 대체로 골조와 조적채움벽의 강도비인 β값이 낮을수록(골조의 강 도가 조적채움벽에 비하여 낮을수록) 조적채움벽의 파괴형상은 대각인장 파괴에 가까워져 전단강도 역시 높은 값을 가지는 것을 알 수 있었다. 또한 조적채움벽의 길이를 높이로 나눈 길이-높이비는 파괴모드 및 전단강도에 미치는 영향이 확연하지는 않으나 그 값이 작을수록 전단강도가 작은 가로 줄눈파괴가 많은 것으로 보인다. 이러한 관계는 각 요인과 계산된 평균전단 강도사이의 상관계수를 나타낸 Table 5를 통해서도 알 수 있다. 전체적으 로 볼 때 조적채움벽의 전단강도에 가장 큰 영향을 미치는 요인은 조적프리 즘 압축강도, 골조-채움벽의 강도비, 형상비의 순서로 나타났다. 또한 압축 강도보다는 압축강도의 제곱근이 더 큰 상관계수를 나타내었다.

Fig. 3은 Table 4를 근거로 즉, 프리즘 압축강도의 제곱근, 길이-높이비, 그리고 골조와 채움벽의 역수의 곱과 평균전단강도사이의 관계를 나타낸 그래프이다. 그래프에서 볼 수 있듯이 가로줄눈 파괴는 약간의 예외가 있지 만 f ′ mL_m/(h_mβ)의 값이 30이하일 경우 일어나는 것으로 나타나 이 수 식을 통해 채움벽의 파괴모드를 예측할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 4는 기존 연구자들이 제안한 강도식 즉, 식 (3)~식 (6)으로 예측된 강도와 Table 4의 평균전단강도를 비교한 그래프이다. 이때 식 (3)과 식(4) 의 압축력이 작용하지 않을 때의 모르타르의 부착강도는 FEMA 306[2]에 서 제안한 바와 같이 0.25f′_m을 사용하였으며 마찰계수는 0.9로 가정하였 다. 또한 식 (5)의 대각인장파괴 산정 시 축응력 f_a는 채움벽이므로 없다고 가정하였다. 각 그래프에서 가로축은 수식에 의한 예측치를, 세로축은 실험 결과로부터 산정된 평균전단강도를 나타낸다. 따라서 대각선의 아래쪽에 데이터가 위치할 경우 예측치가 실험치보다 큰 경우, 즉 과대평가하는 경우 이며 반대로 대각선의 위쪽에 위치할 경우 과소평가하는 경우를 나타낸다. 비교결과 Stafford Smith[3]의 식 (3)은 과소평가하는 경향이 크며, Pauley and Preistley[4]의 식 (4)는 식 (3)에 비해 정확도가 높으나 일부 실험의 경 우 과대평가하는 경우가 있었다. FEMA 356[5]의 식 (5)는 대각파괴의 경 우 비교적 정확한 결과를 나타낸다. Dolšek and Fajfar[6]의 식 (6)은 정확 도가 높으나 조금씩 과소평가하는 경향이 있음을 볼 수 있다.

5.채움벽의 전단강도에 따른 내진성능

앞서 기존의 실험결과에 의하면 가로줄눈파괴 시 평균전단강도는 0.333 MPa이며 대각파괴의 경우 특이치를 제외한다고 해도 0.607 MPa에 달해 ASCE41[7]에서 상태가 좋은 채움벽의 평균강도로 제안하고 있는 0.246 MPa 보다 상당히 큰 값임을 알 수 있다. 더욱이 조적재료시험에 의하면 조 적의 두께가 0.5B일 경우에 비해 쌓기방법이 다른 1.0B의 두께인 경우 사 인장전단강도는 3.2배가 증가하여 두께를 0.5B에서 1.0B로 두 배 증가시 킬 경우 조적조의 전체전단강도는 최대 6배 이상 증가하게 된다. 하지만 조 적조의 강도증가가 구조물의 내진성능에 반드시 좋은 영향을 주는 것이라 고 단정할 수는 없다. 즉, 최대강도가 높아진다고 할지라도 비선형 능력이 감소한다면 취성적인 거동을 나타내어 최대강도 이후 급격한 강도감소가 일어나기 때문이다. 실제로 가로줄눈파괴의 경우에는 강도에 기여분은 상 대적으로 낮으나 연성적인 거동을 하며, 대각파괴의 경우는 최대강도가 높 지만 상대적으로 취성적인 거동을 유발한다고 보고되고 있다.

본 절에서는 간단한 조적채움벽골조 구조물을 대상으로 4절에서 분석 한 파괴모드별 평균전단강도의 평균값, 즉 가로줄눈파괴 시 0.33 MPa 와 특이치를 제외한 대각파괴시의 전단강도의 평균값 0.60 MPa를 채움벽의 전단강도로 할 경우, 그리고 ASCE41[7]에서 제안된 기본강도 중 재료상 태가 나쁨에 해당하는 경우, 즉 전단강도가 0.12 MPa에 해당하는 경우에 대해 비선형정적해석을 실시하고 그 결과를 비교하였다. Fig. 5는 해석에 사용된 조적채움벽 골조로서 표준설계도면에 의해 건설된 소규모 학교건 물이다. 이 건물은 장변방향으로는 창호와 허리벽이 있으며 단면방향으로 는 양단부와 중앙의 3곳의 라인을 따라 길이 7.5 m인 1.0B 두께의 채움벽 을 가지고 있다. 본 연구에서는 채움벽의 강도에 따른 영향을 분석하는 것이 목적이므로 단변방향만을 대상으로 하였다. 예제건물은 2층으로 각층의 층 고는 3.3 m이며 철근콘크리트 골조의 기둥과 보 단면의 크기 및 배근은 Table 5와 같다.

채움벽은 ASCE41[7]의 등가스트럿을 사용하여 모델링하였다. 조적의 평균전단강도가 0.33 MPa인 모델의 경우 프리즘 압축강도 f′_m은 Table 4 에서 가로줄눈파괴가 일어나는 실험체에 사용된 조적의 압축강도의 평균 값인 6.15 MPa를 사용하였고, 평균전단강도가 0.60 MPa인 모델의 경우 도 마찬가지로 해당 실험체에 사용된 조적의 압축강도의 평균값인 10.9 MPa를 사용하였다. 평균전단강도가 0.12 MPa인 모델의 경우 압축강도는 ASCE41[7]에서 제시하는 2.73 MPa를 사용하였다.

골조부재 및 등가스트럿의 힌지파라메터, 즉 비선형능력은 부재의 조건 에 따라 ASCE41[7]에서 제시하는 값을 사용하였다. 등가스트럿의 비선형 변형능력은 ASCE 41[7]에 Fig. 6과 같이 골조와 채움벽의 강도비 β와 길 이-높이비 L/H에 따라 채움벽의 붕괴 시 변형각을 제시하고 있다. 그림에 서 볼 수 있듯이, 채움벽의 강도가 상대적으로 높을수록 또한 길이-높이비 가 클수록 변형능력이 감소한다. 예제건물의 경우 채움벽의 길이-높이비는 7.5/3.3=2.27로 2를 초과하며, 골조와 채움벽의 강도비도 대부분의 경우 0.7이하로 나타나 변형능력은 0.3%에 해당한다.

Fig. 7은 예제건물의 푸시오버해석결과를 나타낸다. 그림에서 점선은 채움벽이 사용되지 않는 순수골조의 경우로 채움벽이 사용될 경우 강도 및 강성은 증가하고 변형능력은 감소함을 확인할 수 있다. 예상과 같이 이러한 경향은 채움벽의 전단강도가 높을수록 심하게 나타나 등가스트럿이 먼저 횡하중을 부담하여 최대강도에 도달하나 등가스트럿의 붕괴와 함께 강도 가 갑자기 감소하는 취성적인 파괴를 나타내었다. 그림에서 원형마크는 S_D지반에서의 성능점을 나타낸다. 순수골조의 경우는 성능점이 형성되지 않아 구조물이 붕괴되는 상황에 해당되며, 전단강도가 0.12 MPa인 경우는 등가스트럿의 파괴이후 상당한 변형이 발생한 이후에 성능점이 형성되었 다. 전단강도가 0.33 MPa, 0.60 MPa의 경우는 채움벽의 파괴이전인 탄성 상태에서 성능점이 형성되었다. 하지만 이러한 결과는 채움벽 반력에 의한 골조의 전단파괴를 고려하지 않은 것으로 실제 조적채움벽 골조의 거동을 충분히 모사한 결과로 볼 수 없다.

ASCE 41[7]에서는 이를 고려하기 위하여 기둥과 보의 접합부에서 일 정거리만큼 떨어진 지점에 전체 스트럿 반력의 수평분력이 기둥에 가해질 때 기둥의 전단파괴여부, 또한 전체 스트럿 반력의 수직성분이 보에 가해질 경우 보의 전단파괴여부를 검토하도록 하고 있다. Fig. 7의 사각형 마크는 ASCE41에서 제시한 방법에 따라 기둥에 전단파괴가 일어나는 시점을 표 시한 것이다. 채움벽의 전단강도 v_m이 0.60 MPa와 0.33 MPa일 경우 기 둥의 전단파괴가 발생하는 시점은 각 경우 탄성구간에 형성된 성능점에 해 당하는 강도의 28% 및 32%로 나타났으며, 0.12 MPa인 경우 성능점 강도 의 60%에 해당한다. 즉, 채움벽의 전단강도가 높을수록 초기에 기둥의 전 단파괴가 일어나며 그때의 강도는 Fig. 7에서 볼수 있듯이 순수골조의 최대 강도보다 낮은 값이다. 하지만 전체 스트럿 반력 모두가 기둥이나 보 한쪽에 전단력으로 작용한다고 가정하는 것은 너무 보수적일 수 있다. 횡하중 작용 시 골조의 변형에 의해 등가스트럿이 기둥과 보에 균등하게 형성되며 지압 및 부착에 의해 스트럿 반력이 골조에 전달된다고 보고 기둥에 전달되는 스 트럿의 반력을 전체 반력의 절반으로 가정할 경우 기둥이 전단파괴되는 시 점은 Fig. 7 그래프의 마름모꼴 마크에 해당한다.

결론적으로 ASCE 41[7]규정을 적용할 경우 채움벽의 강도가 높을수록 초기에 기둥의 전단파괴가 일어나며 그때의 강도 및 변위는 채움벽 강도를 낮게 본 경우에 비해 낮아져 오히려 내진성능에 불리하다. 따라서 채움벽의 강도를 낮게 설정하는 것이 반드시 보수적인 평가라고 볼 수는 없다. 하지만 이는 어느 정도 채움벽 골조의 내진평가를 위해 사용되는 현행 해석방법의 한계에 기인한 것으로 볼 수 있다. 즉, 채움벽 골조의 실험결과에서는 채움 벽의 강도에 따라 기둥의 전단파괴도 발생하나 순수골조에 비해 최대강도 는 증가한다. 그러나 채움벽을 하나의 등가스트럿으로 치환하여 중심가새 골조와 같이 모델링할 경우 골조의 전단파괴 모사가 불가능할 뿐 아니라 부 재별 응력분포도 실제와 큰 차이를 보이는 것으로 보고되고 있다[29]. 또한 골조의 전단파괴 모사가 불가능한 점을 보완하기 위해 도입된 ASCE의 규 정은 보수적인 측면의 내진성능평가규정으로서는 의미를 가질 수 있으나 실제 구조물 거동의 모사의 측면에서는 분명한 한계를 가지고 있는 것으로 판단된다. 따라서 채움벽과 골조의 상호작용을 보다 정확히 고려할 수 있는 모델링 기법의 개발이 요구된다.

6.결 론

본 연구에서는 국내 조적조의 재료특성에 관한 자료축적을 위해 국내에 서 사용되는 벽돌개체를 사용한 경우에 대해 압축강도, 사인장전단강도, 부 착강도에 대한 재료시험을 실시하였다. 이때 채움벽의 상태가 좋지 않은 경 우 및 채움벽의 두께를 다르게 한 경우를 포함하여 이들에 의한 경향을 파악 하였다. 시험결과 모르타르의 채움 상태가 좋지 않을 경우 압축강도는 60% 정도로, 사인장전단강도는 66%에서 38%정도로 감소하였다. 또한 벽돌의 두께를 0.5B에서 1.0B로 증가시키고 쌓기방법을 다르게 한 경우 사인장전 단강도는 3.2배에서 1.8배 정도 증가함을 알 수 있었다. 따라서 평균전단강 도에 단순히 조적의 두께를 곱하여 전단강도를 산정하는 기존의 식들로는 이러한 관계를 정확히 반영할 수 없으며 1.0B의 두께를 가진 조적채움벽의 강도는 실제보다 상당히 낮게 평가될 가능성이 있음을 알 수 있었다.

또한 조적채움벽 골조에 대한 기존 실험연구로부터 채움벽에 의한 강도 증가분을 조적채움벽이 부담하는 평균전단강도의 형태로 산정하고 파괴모 드, 조적프리즘의 강도, 채움벽의 변장비, 골조와 채움벽의 강도비 등의 영 향인자와의 관계를 분석하였다. 실험체의 파괴모드는 크게 가로줄눈파괴 및 대각 인장/압축파괴로 구분할 때 가로줄눈파괴 시 조적채움벽의 평균전 단강도는 0.33 MPa 정도이며 대각파괴 시는 0.60 MPa 정도로 나타나 ASCE41[7]에서 제시하고 있는 기본재료강도보다 상당히 큰 값을 가짐을 볼 수 있었다. 또한 채움벽의 전단강도는 프리즘압축강도의 제곱근, 골조와 조적의 강도비, 채움벽의 변장비 순서로 큰 영향을 받으며 이를 조합한 값인 f ′ m L m / h m β 이 30이하일 경우 가로줄눈파괴가 발생함을 볼 수 있었다.

간단한 예제건물을 사용하여 조적채움벽의 전단강도가 전체구조물의 내진성능에 미치는 영향을 분석하였다. 채움벽을 중심가새와 같은 형태의 스트럿으로 모델링하고 비선형 해석을 수행한 후 ASCE41[7]의 규정에 따 라 기둥의 전단파괴를 검토한 결과 채움벽의 강도가 높을수록 초기에 기둥 의 전단파괴가 발생하여 내진성능이 나빠지므로 채움벽의 강도를 낮게 설 정하는 것이 반드시 보수적인 평가로 볼 수는 없다고 판단된다. 하지만 등가 스트럿의 반력이 모두 기둥에 전달된다고 가정하는 ASCE 41[7]의 규정은 너무 보수적인 경향이 있다. 따라서 채움벽 반력에 의한 기둥의 전단파괴에 대한 연구 및 중심스트럿모델 대신 기둥의 전단파괴를 모사할 수 있는 모델 링 기법의 개발이 요구된다.