1. 서 론

국내 민간건축물 중 많은 비율을 차지하는 조적조 건물은 주로 저층의 소규모 민간 주택으로 지어진 것들로 대부분 1988년에 내진 설계가 도입된 이후에도 내진설계 대상에서 제외되어 왔다. 대부분의 국내 조적조 건물은 철근이 사용되지 않은 비보강 조적조로 구성된다. 이 구조 유형은 횡력에 저 항하는 주요 구조부재가 조적개체를 모르타르로 부착하여 구성되며, 이들 재료의 낮은 인장강도, 모르타르 줄눈의 시공상태 불량, 철근 등의 연성 보 강재 부재로 인해 낮은 수평저항력과 취성적인 파괴양상을 나타낸다. 구조 상세의 측면에서도 벽체와 슬래브 사이에 별도의 연결재가 설치되지 않아 분리될 위험성이 있고 면외전도에 대해서도 취약하다.

국내 비보강 조적조의 대부분을 차지하는 저층 주택은 민간 건물이기 때 문에 내진보강의 활성화가 쉽지 않다. 다양한 비보강 조적조 내진보강 방법 이 있으나 시스템을 신설하여 공사의 범위가 증가하거나 기존 구조에 비해 고가의 보강재료를 사용하는 경우에는 비용 측면에서 민간 주택에 적용하 기에 어려움이 발생한다. 직접 비용 이외에도 내진보강 공사가 진행되는 동 안 실내에 거주가 어려운 환경이 되는 경우 일시적이지만 이주 비용이 발생 하기 때문에 경제적이고 시공 용이한 내진보강 기술이 요구된다. 또한 시공 비용 이외에도 성능평가 방법의 측면에서도 보다 신속하게 평가할 수 있는 간편한 방법이 요구된다.

김태완 등[1]의 연구에서는 비보강 조적조 건물을 한국시설안전공단의 매뉴얼에 따라 예비평가, 1차 상세평가, 2차 상세평가의 3단계 절차를 이용 하여 내진성능을 평가하였다. 이원호 등[2]의 연구에서는 개구부가 없는 조 적벽체의 전단내력을 평가하였고 5층 비보강 조적조 건물을 대상으로 각층 의 개구부가 없는 벽체에 대한 평균전단응력을 제시하였다. 백은림 등[3]의 연구에서는 조적조에 대한 실험과 해석연구를 비교 분석하였다. 허재상 등 [4]의 연구에 의하면 조적조 건물의 유한요소해석 및 비선형정적해석을 실 시하였고 해석 결과 전단균열이 개구부 주위의 전단응력 집중에 의해서 발 생한다는 결론을 얻었다. 홍정모 등[5]의 연구에서는 조적벽체를 형상비 (벽체길이/벽체 높이)로 구분하여 비선형정적해석을 실시하였으며 벽체의 파괴유형을 파악하였다. Parisi et al.[6]의 연구에서는 개구부가 있는 조적 벽의 Pushover 해석을 실시하였고 높이가 다른 개구부의 경우 벽체의 저항 능력에 크게 영향을 미치기 때문에 수직 및 수평 불규칙성을 벽체의 저항능 력에 포함하여야한다고 판단했다. Nakamura et al.[7]는 유연한 다이아프 램을 가지는 조적조 건물에 대한 비선형정적해석을 실시하였다. 국내·외로 다양하게 조적조에 대한 연구가 수행되었지만 내진성능평가에 의한 강도 만을 제시하였고 보강량 및 보강 후의 평가에 대해서는 연구가 미흡하였다.

이 연구에서는 조적조 내진성능뿐만 아니라 보강량 및 보강위치, 보강 후 의 내진성능을 알아보았다. 이를 통하여 국내 비보강 조적적 건물의 내진보 강 활성화를 위해 거주중 시공이 용이한 외부벽체 중심의 적정 내진보강공 법과 이를 뒷받침할 수 있는 내진성능평가법에 대한 요구사항을 도출하고자 하였다. 국내 비보강 조적조 건물을 대상으로 가장 최근에 개정된 ASCE 41-17[8]에 따라 내진성능평가를 수행하여 국내 비보강 조적조 주택 건물 의 주요 파괴모드를 확인하고 건물 외부만을 보강하는 방식으로 간편하게 내진보강이 가능한 지 여부와 이를 위한 보강공법의 요구성능 수준을 확인 하여 적정 내진보강기술 개발 시 강도증진 공법에 요구되는 성능수준을 확 인하였다. 또한 내진보강 전후의 비보강 조적조 건물에 대해 예비평가와 상 세평가를 수행하고 그 결과를 비교함으로써 간편한 현행 예비평가 방법의 조적조 건물 내진보강 적용성을 검토하였으며, 조적조 건축물의 경제적인 내진보강을 위한 간편한 내진성능 평가법의 요구사항을 도출하였다.

2. 내진성능평가 조건

2.1 대상 건물

이 연구에서 사용된 해석 모델은 모두 서울시에 위치한 조적조 건물로서 용도는 주택 및 근린생활시설이다. 4개의 해석 모델 중 3개 동이 2층을 1개 동이 3층을 이루고 있으며 1970~1990년에 준공된 내진설계 미적용 건물 들이다. 대부분의 조적조 건물의 외벽은 1.0 B, 내벽은 0.5 B의 두께이며 외 벽에는 0.5 B의 치장벽을 단열재 공간을 두고 쌓는다[9]. 각 모델에 대한 기 본 정보는 Table 1에 정리하였고 평면도를 Fig. 1에 나타내었다.

2.2 지진하중

내진성능목표는 건축물 내진설계기준[10]에 따라 내진2등급에 대한 내 진성능목표를 적용하였다. 1000년 재현주기에 대해서 인명안전, 2400년 재현주기에 대해서 붕괴방지가 요구된다. 지진하중은 같은 기준에 따라 S₁~S₅ 지반의 지반증폭계수를 적용하여 산정하였다. 건축물 내진설계기 준에서는 기반암깊이가 20 m를 초과하고 토층의 평균전단파속도 360 m/s 이상인 경우 속도일정구간 증폭계수를 80% 저감할 수 있어 S₄지반에 대하 여 이 조건을 적용하였다.

3. 예비평가

한국시설안전공단의 기존 시설물(건축물) 내진성능평가 요령(이하 공 단평가요령)[11]에 따라 예비평가를 실시하였다. 이 평가방법은 건물의 건 물의 경과년수, 층고, 층바닥면적 및 벽체의 두께와 길이정보를 토대로 수 행할 수 있는데 예비평가는 간단한 정보로 신속하게 내진성능을 평가하여 성능목표의 만족 여부를 판정할 수 있다는 장점이 있지만 구조해석이 필요 하지 않은 대신에 평가 결과가 보수적이며 전체 건물의 성능만 알 수 있고 각 부재별 성능을 알 수 없다는 한계가 있다.

예비평가는 벽체의 저항능력 대비 요구량의 비 DCR_i로 내진성능을 판 정한다. 각 층의 요구량(Demand), 저항능력(Capacity)은 다음 식과 같다.

여기서, S _DS는 단주기 설계스펙트럼가속도, W는 구조물의 총 중량이고, γ_i 은 전체 전단력에 대한 i층 전단력의 비율이다.

조적벽의 저항능력은 개구부의 유무로 벽체를 구분한 후 벽체의 면적에 조적벽의 평균전단응력을 곱해 전단력을 구하여 합한다. 평균전단응력은 공단평가요령[11]에 따라 개구부가 있는 경우 0.1 MPa, 개구부가 없는 경 우 0.2 MPa을 사용하였다. 재료의 상태와 경과년수에 따른 감소계수를 곱 하여 사용했고 재료의 상태는 보통으로 가정하여 계산하였다.

공단평가요령[11]에 따라 DCR _i이 0.25, 0.75, 1.0 이하이면 각각 즉시 거주(IO), 인명안전(LS), 붕괴방지(CP)로 판정하였다. 예비평가는 각 층 에 대해 방향별로 성능수준을 구할 수 있다. 예비평가 결과 모든 해석 모델 이 모든 층에서 붕괴(C)수준으로 판정되었다.

4. 비선형정적해석

4.1 재료강도 및 탄성계수

해석 모델에 사용된 조적조 기본 재료강도는 보다 최근의 내진성능평가 지침인 교육부의 학교시설 내진성능평가 및 보강매뉴얼(이하 교육부 매뉴 얼)[12]에 제시된 설계기준강도 기본값을 적용하였고 공단평가요령[11] 에서 요구하는 경과년수에 대한 보정계수를 곱하여 계산하였다. 조적프리 즘 압축강도 f ′ m 를 결정한 후 탄성계수 E _m와 전단탄성계수 G _m 또한 다음 과 같이 교육부 매뉴얼[12]을 따라서 산정하였다.

조적채움벽의 설계강도 기본값에는 재료의 상태에 따라 양호, 보통, 불 량으로 구분된다. 교육부 매뉴얼[12]에 벽면 전체의 양쪽 면에 양호한 모르 타르 마감이 있는 경우 조적의 상태를 ‘양호’로 간주할 수 있고, 벽면의 전체 의 한쪽 면에만 양호한 모르타르 마감이 있는 경우 조적의 상태를 ‘보통’으 로 간주할 수 있다. 이 연구의 해석모델에서는 내벽의 경우 벽체의 양면에 미장 마감이 되어 있으므로 ‘양호’로 간주하였고 외벽의 경우 벽체의 실내 측 면에 미장 마감이 되어 있으므로 ‘보통’으로 간주하였다. 설계기준 전단 강도의 경우 수평 및 수직 줄눈이 밀실하게 채워진 경우와 그렇지 않은 경우 를 구분하여 기본값을 적용하는데 해석 모델의 경우 줄눈이 밀실하게 채워 진 경우로 가정하여 기본값을 적용하였다. 재료강도의 기본값과 경과년수 에 의한 강도 저감 계수를 Table 2에 나타내었다.

4.2 부재 비탄성 모델

조적조의 벽체의 파괴 유형은 ASCE　41-17[8]에서 강체회전파괴(Rocking), 가로줄눈파괴(Bed-joint sliding), 대각인장파괴(Diagonal tension), 양단 부압괴(Toe crushing)로 구분된다. 각각의 파괴 양상을 Fig. 2에 도시하였 다. 이상의 4가지 파괴유형의 전단강도 중 가장 낮은 값을 부재의 전단강도 로 정한다. 강체회전파괴와 가로줄눈파괴는 변형지배, 대각인장파괴와 양 단부압괴는 힘지배 강도로 구분하지만 ASCE 41-17[8]에 따르면 양단부 압괴는 별도의전단강도로 보지 않고 강체회전파괴 강도의 잔류강도 값으 로 적용을 한다. 김태완 등[1]은 조적벽의 전단강도를 강체회전파괴와 가로 줄눈파괴 2가지 파괴 모드의 전단강도 중 작은 값을 각 부재의 전단강도로 정하였고 두 가지의 파괴모드에 대한 전단강도만으로 벽체의 강도를 계산 하였다. 이 연구에서도 최종적으로 결정된 부재별 파괴모드는 강체회전파 괴와 가로줄눈파괴로 한정되었다.

강체회전파괴는 조적벽의 인장 연단의 회전이 발생하여 파괴가 일어나 는 것으로 주로 길이가 짧고 높이가 크며 작용 축하중이 작은 벽체에서 발생 되는 파괴유형이다. 강체회전파괴에 의한 전단강도 V _r은 다음과 같이 산정 한다[8].

여기서, α는 부재의 지점에 대한 계수로 양단이 고정인 경우 1.0, 일단 고정 일단 자유의 경우 0.5를 적용한다. P _D의 경우 고정하중에 의한 벽체 상부의 축력값으로서 3차원 모델에서 확인되는 고정하중에 대한 부재의 축력을 적 용하였다. P _W는 벽체의 자중, L은 벽체의 길이, h_eff는 벽체의 유효높이이 다. 유효높이는 개구부에 위치한 벽체의 경우 개구부의 높이를 적용하였고 그렇지 않은 벽체는 벽체 전체 높이로 구분하여 강도 계산에 적용하였다. 강 체회전파괴에 의해 지배되는 벽체의 경우 벽체의 인장 연단의 회전이 발생 한 후 양단부가 압괴되어 파괴되는 순서로 벽체가 파괴된다. 따라서 강체회 전파괴강도의 잔류강도에 양단부압괴강도 V _tc를 적용하며 다음 식과 같다.

여기서, f_a는 중력하중 1.1(D+0.25L)에 의한 벽체의 축응력이고, f ′ m 은 조 적프리즘의 압축강도이다.

가로줄눈파괴강도 V _bjs는 주로 벽체의 길이가 길고 저층부에 위치한 벽 체에서 나타나며 벽체의 면적 A _n과 조적조의 전단응력 υ_me에 의해 결정된 다. υ_me는 실험에 의해 정할 수 없을 경우 전단강도 기본값을 사용할 수 있 으며, 여기서는 가장 최근의 국내 지침인 교육부 매뉴얼[12]에서 제안하는 전단강도 설계기준 기본강도를 1.3배한 평균기본강도에 경과년수에 따른 강도저감계수를 곱하여 사용하였다. 잔류강도 V _bjs2는 고정하중에 의해 결 정되며 다음 수식과 같다.

대각인장파괴강도 V _dt는 다음 식과 같다.

여기서, f ′ d t 는 사인장 전단강도의 하한값으로 이 연구에서는 설계 전단강 도 기본값에 경과년수에 따른 강도저감계수를 곱하여 적용하였고 β는 벽 체의 유효높이에 대한 길이의 비율인 L/h_eƒƒ에 따른 값이다.

비탄성 거동을 하는 벽체의 할선 강성 K는 휨강성 K _ƒl과 전단강성K _sh 의 역수를 합하여 다시 역수를 취한 값으로 다음 식과 같다.

여기서, I _ce 는 조적벽체의 단면2차모멘트이다.

강체회전파괴, 가로줄눈파괴는 변형지배 거동을 하는 파괴유형으로 벽 체의 변형능력 및 허용기준 또한 ASCE 41-17[8]에 따라 계산하였고 각 파 괴유형에 대한 대표적인 비탄성속성은 Fig. 3과 같다.

4.3 해석조건 및 허용기준

비선형 정적해석은 ASCE 41-17[8]에 따라 수행되었고 해석프로그램 은 Perform 3D를 사용하였으며 해석 모델은 Fig. 4에 나타내었다 . 개구부 가 있는 벽체의 경우에 개구부와 동일한 높이에 있는 짧은 벽체와 그 위아래 의 긴 벽체로 분할되며 비탄성 모델링은 개구부 높이의 벽체에만 입력하였 고 나머지 부분은 탄성으로 모델링하였고 Fig. 5에 나타내었다. Pushover 하중은 예비평가와 동일하게 층높이에 따른 층가속도의 역삼각형 분포에 각 층의 질량비를 곱하여 질량중심에 입력하였고, 중력하중 조합은 D+ 0.25 L을 적용하였다.

총 4가지 조적조 주택 모델에 대한 비선형정적해석을 실시하였고 Fig. 6 에 모델별로 Pushover 곡선 및 성능점을 나타내었다. 성능점의 산정은 FEMA 440의 변위수정계수법(dispalcement coefficient method)으로 성능점을 산정하였다. 성능판정 기준은 최신의 국내지침인 교육부 매뉴얼 [12]에 따랐다. 전체건물의 인명안전(LS) 성능수준은 인명안전 수준을 만 족하는 벽체들의 중력하중 분담율이 80%이상이고 모든 벽체들이 붕괴방 지 수준을 만족하는 것으로 정의한다. 전체 건물이 붕괴방지(CP) 수준을 만 족하기 위해서는 모든 벽체들이 붕괴방지 수준을 만족하여야 한다. 다만 인 접한 벽체가 중력하중을 분담할 수 있는 짧은 플랜지 벽체의 경우에는 붕괴 를 허용하였다.

4.4 비선형정적해석의 결과

보강되지 않은 조적조 주택 모델의 성능수준을 지반조건, 방향 및 층별로 Table 3에 나타내었다. 네 가지 건물은 1000년 재현주기에 대한 LS수준과 2400년 재현주기에 대한 CP수준을 모두 만족하지 못하는 것으로 나타났다.

모델 1의 경우 S₁ 지반조건을 제외하면 X방향으로는 벽량이 많아 요구 성능을 만족하였지만 Y방향으로는 성능점이 형성되지 않아 C 수준으로 판 정하였다. Y방향으로 1층의 내벽과 외벽 모두 가로줄눈파괴가 발생하였다. 모델 2의 경우 Y방향으로는 요구성능을 만족하였지만 X방향으로는 파괴 되는 부재들이 발생하여 요구성능을 만족하지 못하였다. X방향의 성능 미 충족 벽체들은 1층의 외부에 위치한 벽체들로 모두 가로줄눈파괴가 발생하 였다. 모델3의 경우 X, Y방향의 벽량이 유사하며 두 방향 모두 성능 미충족 손상벽체는 1층 외부의 벽체로서 가로줄눈파괴가 발생하는 것으로 나타났 다. 모델4의 경우 모델3과 유사한 결과가 도출되었다. 방향별 벽량이 유사 하여 두 방향 모두 성능이 미충족되는 손상벽체가 발생하였으며 위치는 1 층 외부벽체들이었고 가로줄눈파괴가 나타났다. 각 모델의 손상 특성을 Table 4에 정리하였고 성능목표에 미달되는 벽체를 Fig. 1에 표시하였다.

4개의 모델에 대해 종합적으로 정리하면 파괴 위치는 주로 1층의 외부 벽체에서 발생하였고, 성능을 만족하지 못하는 주된 파괴 유형은 가로줄눈 파괴가 대부분을 차지하였다. 이러한 파괴 양상의 발생 원인은 1층에 위치 하고 있는 길이가 긴 벽체들은 고정하중에 의한 축력이 크기 때문에 축력과 길이가 강도의 주요 결정인자인 강체회전에 의한 파괴보다 가로줄눈파괴 가 선행하게 되기 때문이다. 내벽보다 외벽의 파괴가 더 많이 나타나는 이유 는 재료강도 적용 시 외벽은 ‘보통’으로 내벽은 ‘양호’로 판단되어 외벽보 다 내벽의 조적조 재료 압축강도 및 전단강도 기본값이 크기 때문이다.

5. 보강 방안 및 보강 후 해석 결과

5.1 보강 방안

예비평가 후 상세한 평가가 필요하다고 판단되면 구조 부재의 강도 및 비선형 하중-변형 관계를 계산하여 비선형해석에 의한 평가를 수행할 수 있 다. 건물 전체의 내진성능 외에도 파괴되는 부재의 위치 또한 알 수 있어 보 강방법 및 보강량을 산정하는데 적절한 평가법이라고 할 수 있지만 시간이 오래 걸리고 전문가에 의해 수행해야하는 단점이 있다.

비선형정적해석 결과 성능수준을 만족하지 못하는 방향에 대해서 내진 보강 가능 여부와 보강 요구량을 평가하였다. 이를 위하여 구체적인 보강방 법을 택하여 적용하기 보다는 부재보강을 가정하고 통일된 수준의 부재 강 도 증가를 주요 부재에 적용하는 방식을 적용하였다. 구조시스템을 신설하 는 시스템보강의 경우에 기초의 신설 등 공사비가 증가할 수 있으므로 부재 보강을 적용하였다. 강도 증진형 보강은 조적벽 증설, 탄소섬유시트 부착, 또는 철근콘크리트벽을 덧씌우는 등의 방법으로 적용할 수 있다. 따라서 실 제 적용 시 공법의 선택은 요구되는 수준의 강도증가를 확보할 수 있는 공법 가운데 시공성 또는 경제성을 고려하여 선정할 수 있으며, 새로운 공법의 개 발 시에도 이 연구결과를 목표성능으로서 참고할 수 있다.

각 모델을 요구성능목표를 만족시킬 수 있도록 보강하기 위한 강도 보강 안을 찾기 위한 절차는 Fig. 7과 같다. 여기서 기본적으로 보강 대상 부재는 거주중 보강을 위하여 외부벽체로 한정하였다. 1단계 에서는 교육부 매뉴 얼[12]에 따라 양호한 모르타르 마감을 하는 것으로 가정하여 손상된 외부 벽체의 상태를 ‘보통’에서 ‘양호’로 변경하고 그에 상응하도록 압축강도와 전단강도 기본값 및 탄성계수를 증가시켜 전단강도를 구하였다. 이 때 전단 강도 기본값이 증가함에 따라 파괴 유형이 가로줄눈파괴에서 강체회전파 괴로 변경될 수 있고 변형능력 또한 변경될 수 있다. 손상된 부재를 보강 후 파괴 위치가 변경되어 다른 벽체에서 손상이 발생하면 변경된 외부 손상 벽 체만 같은 방법으로 재료강도를 증가시켰다. 재료강도 증가로 보강이 된 벽 체에서 여전히 손상이 발생한다면 2단계로 넘어가서 전단강도와 강성을 1 단계의 50% 만큼 증가시키며 그래도 보강이 완료되지 않는다면 3단계로 넘어가서 2단계에서와 동일한 양의 강도와 강성을 추가하였다. 2단계와 3 단계에서는 파괴유형은 변경하지 않고 단순히 강도와 강성만 증가되며 변 형능력은 변동이 없다고 가정하였다. 만약 손상된 벽체들만을 보강하여 전 체 건물의 성능수준이 충족되지 않는다면 보강대상 벽체를 해당되는 층의 전체 외부벽체로 가정하여 앞의 1~3단계를 반복하여 성능목표를 만족하는 보강안을 찾았다. 보강 단계별 비선형 속성의 예는 Fig. 8과 같다.

이상과 같은 강도 및 강성 증진 보강공법으로서 활용가능한 예는 ECC (Engineered Cementitious Composite) 활용 보강공법 등이 있다. 최현기 등[13]은 ECC로 보강된 조적 벽체의 내진성능 실험을 실시하였고 그 결과 비보강 조적벽체 대비 보강 조적 벽체의 전단강도가 3.2배, 4.26배 증가되 었고 강성도 더불어 1.8배, 3배 증가하는 결과가 도출되었다. ECC를 벽체 의 바탕에 양면을 바른 후 비보강 조적벽체의 전도를 막기위한 앵커를 설치 하고 추가로 앵커를 와이어 메쉬로 연장하는 방법으로서 이 연구에서 가정 한 2배 이상의 보강효과를 구현할 수 있다.

5.2 보강 후 비선형정적해석 결과

이 연구에서는 거주중 내진보강을 위한 외부보강의 요구수준을 확인하 는데 목적이 있으므로 가장 내진성능이 부족한 것으로 나타나는 S₄ 지반을 대상으로 각 건물 모델의 보강부재와 보강량을 지진하중을 Fig. 7의 절차에 따라 결정하였다. 동일한 보강 방안을 다른 지반 조건에도 적용하였으며, 그에 대한 내진성능평가 결과를 Table 5에 정리하였으며, 모델별 보강 전 후의 Pushover 곡선은 Fig. 9에 나타내었다.

모델 1의 경우 Y방향으로 1층의 외부와 내부 벽체들이 모두 파괴되었지 만 외부의 벽체만 보강하였다. 외부벽체의 모르타르 마감면 추가에 의한 재 료상태 상향으로는 보강 후에도 성능목표를 만족하지 못하였고 같은 위치 의 벽체가 파괴되었다. 따라서 강도와 강성을 50%를 증가시켜 해석을 실시 하였고 이 경우에도 손상부재가 변동되지 않았으며 강도와 강성을 100% 까지 증가시킴으로써 성능목표를 만족할 수 있었다.

모델 2의 경우 X방향으로 강도가 부족하여 1층의 파괴된 외부 벽체에 대해 재료강도를 증진시켰지만 같은 위치에서 파괴가 발생하였고 전단강 도와 강성을 모두 50%, 100% 증가시켰지만 성능을 만족하지 못하였다. 따 라서 외부의 전체 벽체들의 강도를 증가시켜 보강을 실시하였으나 이번에 는 2층에서도 손상되는 벽체가 나타났다. 1층과 2층의 외부 벽체 전체를 전 단강도와 강성을 100% 까지 증가시켰을 때 S₃지반조건의 2400년 재현주 기에 대한 성능목표를 제외하고는 모두 성능목표를 만족하였다. Fig. 9에 서 2400년 재현주기에 대한 성능점 위치가 다소 강도가 많이 저하된 위치 에 형성되나 이 부분은 슬라이딩 파괴 시 파괴면의 부착력 상실에 의한 강도 가 저하에 기인한 것으로서 부재의 변형량은 붕괴방지 기준값 이내이다.

모델 3의 경우 X방향은 재료 상태 상향만으로 성능목표를 만족시켰고, Y방향은 추가로 강도를 50% 증가시킴으로써 성능목표를 만족할 수 있었 다. 모델 4의 경우 X방향과 Y방향 모두 외부 손상 벽체의 강도를 50% 증가 시키면 성능목표를 만족할 수 있었다.

종합적으로 정리하면 모델1, 모델3, 모델4의 경우에는 외부의 손상된 벽 체의 보강만으로도 성능목표를 만족할 수 있었으나 모델2의 경우에는 외부 의 모든 벽체들에 대해 강도를 증진시켜야 성능목표를 만족할 수 있었다.

모델 2의 보강량이 크게 증가하는 이유는 Fig. 1(b)에서 X방향 벽체 중 북쪽 외벽을 포함하여 대부분 개구부가 없어서 허용변형량이 전체 층고에 상응하는 큰 값을 가지나 남쪽에 위치한 벽체는 창문에 인접하여 높이가 낮 은 관계로 단주효과와 같이 강성이 크고 허용변형량이 매우 작기 때문이다. 결과적으로 변형능력 증가 없이 강도만 증가시키는 방식으로는 해당 부재 만 보강하여 목표하는 성능을 획득하기가 어려웠다. 따라서 이 경우에 연성 보강이 가능하다거나 개구부를 채우거나 가새를 설치하는 방식으로 해당 위치의 강성을 증가시키면 건물 전체를 보강하지는 않아도 될 것으로 판단 된다.

5.3 보강 후 예비평가 결과

비선형정적해석과 동일하게 보강된 구조물을 대상으로 예비평가에 의 한 평가를 실시하여 보강효과가 적절히 평가될 수 있는지를 확인하였다. Fig. 7에 제시된 단계적 보강절차 중 1단계에 해당되는 보강이 이루어진 벽 체는 재료강도를 예비평가상의 양호에 해당되는 값으로 적용하였고 2, 3단 계에 해당되는 보강이 이루어진 벽체는 양호에 해당되는 값의 1.5배 및 2.0 배 강도를 적용하여 예비평가를 수행하였다. 예비평가에서는 건물의 중량 을 간단히 13 kN/m²로 적용하나 지나치게 보수적인 평가를 방지하기 위하 여 3차원해석모델의 중량을 적용하였다.

평가 결과는 Table 6과 같고 모든 모델과 평가조건에서 성능목표를 만 족하지 못하고 대부분 붕괴하는 것으로 평가되어 Table 5에 나타낸 비선형 정적해석 결과 대비 매우 보수적인 평가가 이루어지는 것으로 나타났다. 따 라서 예비평가 방법을 적용하여 내진보강 설계를 수행하는 경우 보강성능 이 과소평가되고 소요 보강량은 과대평가될 가능성이 크다. 또한 예비평가 는 보강이 요구되는 취약한 부재를 선별하지 못하기 때문에 모델 1, 3, 4와 같이 보강이 요구되는 손상벽체를 특정하기 어렵다. 따라서 비선형 정적해 석 등 상세평가를 수행하는 것이 바람직하나 소규모 민간 주택의 경우에 그 와 같은 평가는 비용 측면에서 경제성이 부족하므로 보다 간편하면서 상세 평가에 상응하는 수준의 평가 및 보강 설계가 가능한 간편 해석법의 개발이 필요할 것으로 판단된다.

6. 결 론

소규모 비보강 조적조 주택 건물에 대하여 경제적이고 시공 용이한 외부 보강 중심의 내진보강 적용성을 검토하기 위해 비선형정적해석 결과를 토 대로 강도증진 수준별 보강부재 선정 원칙에 따라 보강안을 수립하였다. 보 강 전후의 구조물을 대상으로 간편한 내진성능 예비평가를 함께 적용하여 비선형정적해석 결과와 비교하였다. 연구 결과를 요약하면 다음과 같다.