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ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)

Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.25 No.1 pp.21-32
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2021.25.1.021

Enhancement of Compressive and Shear Strength for Concrete Masonry Prisms with Steel Fiber-Reinforced Mortar Overlay

Ji-Hoon Yu¹⁾

, Seong-Jin Myeong²⁾

, Ji-Hun Park^3)*

¹⁾Graduate Student, Department of Architecture, Incheon National University
²⁾Graduate Student, Department of Architecture, Incheon National University
³⁾Professor, Division of Architecture and Urban Design, Incheon National University

^*Corresponding author:Corresponding author: Park, Ji-Hun E-mail: jhpark606@inu.ac.kr

Received October 15, 2020 Review November 24, 2020 Accepted December 1, 2020

Abstract

Concrete masonry prisms are strengthened with steel fiber-reinforced mortar (SFRM) overlay and tested for compressive and diagonal tension strength. Masonry prisms are produced in poor condition considering standard workmanship for masonry buildings in Korea. Amorphous steel fibers are adopted for SFRM, and appropriate mixing ratios of SFRM are derived considering constructability and strength. Masonry prisms are strengthened with different fiber volume ratios, while numerous strengthened faces and additional reinforcing meshes are produced for compression and diagonal tension tests. Compression and diagonal tension strength are increased by up to 122% and 856%, respectively, and the enhancement effect for diagonal tension strength was superior compared to compression strength. Finally, the test results and strength prediction equations based on existing literature and regression analysis are compared.

Key Words : Steel fiber-reinforced mortar , Amourphous steel fiber , Seismic retrofit , Masonry building , Diagonal tension test

강섬유보강 모르타르 바름에 의한 콘크리트 조적 프리즘의 압축 및 사인장 강도 증진 효과

유지훈¹⁾

, 명성진²⁾

, 박지훈^3)*

¹⁾인천대학교 일반대학원 건축학과 석사과정
²⁾인천대학교 일반대학원 건축학과 석사과정
³⁾인천대학교 도시건축학부 교수

초록

키워드 :

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Cited-By

Funding:

Ministry of Land, Infrastructure and Transport(MOLIT)
20CTAP-C152105-02

1. 서 론

최근 경주와 포항에서 발생한 두 차례의 큰 지진은 민간 건축물에 막대 한 피해를 입혔으며, 민간 건축물 중 상당 부분을 차지하는 조적조 건축물의 손상이 다수 발생하였다. 조적벽체는 시공 특성상 벽돌과 모르타르 등의 이 종 재료로 제작되어 그 역학적 특성을 예측하는데 어려움이 있다. 따라서 몇 몇 연구자들은 여러 재료실험을 통해 조적의 구조적 특성을 수행하였는데, Yu and Kwon은 줄눈용 모르타르의 재료로 각각 시멘트와 석회를 사용하 여 제작한 조적프리즘의 압축 및 사인장전단강도를 평가하여 그 역학적 특 성을 비교하였으며, Kim et al.은 조적용 모르타르의 배합비에 따른 조적조 프리즘의 압축 및 사인장전단강도 실험을 수행하여 모르타르 압축강도와 프리즘 탄성계수의 약산식을 제시하였다[1, 2]. Yang et al.은 조적요소의 사인장실험을 통해 전단응력-변형률 관계를 평가함으로써 조적벽체 해석 등의 기초 자료를 제공하였다[3].

우리나라의 내진설계기준은 1988년 처음 제정되었지만 조적조 건물의 경우 그 이전에 지어진 건물이 많을 뿐만 아니라 저층건물이 많아 내진설계 가 적용되지 않은 건물이 대부분이다. 또한 제한된 공사범위, 공사기간, 비 용 등의 이유로 내진 보강의 활성화 또한 쉽지 않은 상황이다. 더불어 최근 에는 조적조가 내진성능에 상당한 영향을 주며 실제 지진에 대한 피해사례 가 심각한 상황임을 인지하여 국내·외에서 조적조 건물에 대해 다양한 내진 보강안을 제시하고 있는 추세이다. 먼저 Choi et al.은 PVA섬유를 혼입하 여 개발된 숏크리트형 ECC(Engineering Cementitious Composite)를 통 해 비보강 조적벽체의 내진보강에 대해 연구하여 강도 및 변형 능력에서 우 수한 보강효과를 확인하였고, Taghdi et al.은 앵커를 이용해 조적벽체와 기존구조체를 강판으로 보강하여 전단력과 연성능력이 증가하는 효과를 보였다[4, 5]. 이외에도 Ismail et al.은 꼬인 강선을(twisted steel bars)을 조적조 표면에 삽입하고 모르타르를 채워넣어 보강하였으며, Darbhanzi et al.은 조적벽체 양쪽 끝에 강선 긴장재(steel ties)를 앵커와 함께 수직으로 보강하여 강도 증진효과를 확인하였다[6, 7]. Angelo et al.과 Almeida et al.는 보강용 모르타르와 고분자 고물망 (Polymeric nets) 및 탄소섬유메쉬 (Carbon fibre mesh)를 이용하여 조적벽체를 보강한 연구를 수행한 바 있 다[8, 9]. 몇몇 보강안의 경우 비용이 과도하거나 인동 간격이 좁은 민간건 축물에서는 시공하기 어려운 경우가 있다. 반면에 모르타르를 바르는 방식 의 보강은 시공이 간편하다는 장점이 있으나 강도증진에 한계가 있어 메탈 라스 또는 유리섬유 메쉬와 같은 별도의 보강재가 함께 사용된다. Yu and Park은 보다 강도가 높은 강섬유를 혼입하여 보강 효과를 실험적으로 검증 한 바 있다[10]. 단, Yu and Park의 연구는 조적개체의 시공상태가 매우 양 호하여 일반적으로 보강이 요구된는 노후 비보강 조적조와는 상당한 괴리 가 있었다.

이 연구에서는 노후화된 조적조 건물을 간편하고 효율적으로 내진보강 하기 위한 방안으로 강섬유보강 모르타르(Steel fiber-reinforced mortar, SFRM) 바름식 보강공법의 특성을 검증하기 위한 실험을 수행하였다. SFRM은 일반 시멘트 복합체에 강섬유를 혼입하여 모르타르의 취성적 거 동을 개선하고 인장강도, 인성 등 역학적 성질을 개선한 재료로서 섬유의 종 류, 혼입율, 배합비에 따라 그 특성이 다양하게 나타난다. 이 연구에서는 Yu and Park의 선행연구에서 사용된 배합비를 바탕으로 추가적인 배합비를 도출하여 시공성과 강도를 검증하였다. 또한 선행 연구에서 사용된 조적조 프리즘 실험체와 달리 국내 건축물의 시공성에 맞게 사춤 상태가 불랑한 조 적조 프리즘 실험체를 대상으로 보다 개선된 배합비를 포함하여 보강효과 를 검증하였다. 조적조 재료는 조적조 건물에서 내력벽 또는 채움벽의 용도 로 사용되는 콘크리트 벽돌로 한정하였다.

2. SFRM 배합비 결정

2.1 보강 재료 선정

SFRM은 보강재인 강섬유에 의해 그 성능이 크게 좌우된다. 본 연구에 서 사용한 강섬유는 비정질 강섬유 (amorphous steel fiber, ASF)로 일반 강섬유에 비해 인장강도 및 휨강도가 우수할 뿐만 아니라 거친 표면으로 콘 크리트와의 부착력을 증가시킨다[11]. ASF의 형상과 물성치를 각각 Fig. 1 과 Table 1에 나타내었다. 강섬유 보강 콘크리트 (steel fiber reinforced concrete)에 주로 사용되는 일반 후크형 강섬유의 경우 타설용으로는 적절 하지만 상대적으로 단면치수나 재료자체의 강성이 커 바름 시공성에 적합 하지 않을 뿐만 아니라 바름식 시공 특성 상 모르타르가 굳은 후 표면에 섬 유가 노출될 경우 인명피해를 유발할 수 있다. 그에 반면 배합 시 잘 휘는 특 징을 갖는 ASF의 경우 바름식 시공에 적합하다.

2.2 배합비 선정 절차

이 연구에서는 SFRM 바름식 시공을 통한 비보강 조적조의 내진보강 공 법을 제시한다. 따라서 공법에 적합한 시공성 및 강도증진 효과를 만족하는 SFRM 배합비 선정이 우선적으로 수행되어야 한다. 배합비 선정은 Yu and Park의 선행연구에서는 모르타르에 대한 부피비 기준으로 섬유 혼입률 0, 1, 1.3%에 대한 배합비를 도출하였으며, 이 연구에서는 섬유 혼입률 2.0% 에 대한 배합비를 추가적으로 도출하였다[10]. 배합비 선정절차는 선행연 구와 동일하게 진행하였으며, 1단계로는 Fig. 2와 같이 SFRM의 플로우 및 부착성능 실험을 통해 시공성 만족여부를 확인한다[12-14]. 이때 목표 플 로우는 SFRM과 조적개체와의 부착성능이 우수한 180 mm로 결정하였으 며, 부착성능은 조적개체에 SFRM을 일정두께에 따라 단계적으로 바름식 시공 후 처짐상태를 확인하는 방식으로 수행하였다. 다음 2단계는 양호한 시공성을 갖는 배합비의 SFRM을 대상으로 Fig. 3과 같이 압축 및 인장강 도를 측정하여 각각의 섬유혼입률 조건에서 강도증진 효과가 우수한 SFRM 배합비를 최종 선정하였다.

최종적으로 이 연구에서는 섬유 혼입율 0, 1, 2%를 적용하였으며 0% 및 1%에 대해서는 선행연구의 배합비를 사용하고 2%에 대해서는 이 연 구에서 도출된 배합비를 사용하였다. 적용된 SFRM 배합비를 Table 2에 나타내었다. 일반적으로 널리 사용되는 플라스틱계열의 합성섬유에는 PP (Polypropylene), PVA(Polyvinyl alcohol), PE(Polyethylene) 섬유 등 이 있으며 이는 주로 균열억제 및 내구성 증진의 목적으로 사용된다. 섬유보 강 모르타르의 내폭성능에 대한 실험적 연구를 진행한 Kim et al.은 다양한 섬유에 따른 직접인장 실험을 수행하였으며 PVA, PE, 강섬유를 보강한 모 르타르의 인장강도가 유사한 수준으로 높은 증진율을 보인 것을 확인하였 다. 따라서 본 연구에서 수행한 공법에 적용하는 SFRM 배합비의 효과를 검증하기 위해 ASF, PVA, PE섬유를 동일하게 혼입한 모르타르의 직접인 장 실험을 수행하였으며, 실험결과 Fig. 4와 같이 ASF를 혼입한 모르타르 의 인장강도가 가장 우수하였다[15].

3. 실험계획

국내에는 조적프리즘의 압축 및 사인장전단강도 실험에 대해 규정하고 있지 않기 때문에 ASTM C1314 및 ASTM E519에 따라 실험을 수행하여 프리즘의 보강 효과를 검증하였으며, 이 실험결과는 ASCE 41-17에서 제 시하는 조적벽체 파괴유형 중 양단부압괴파괴(toe crushing) 또는 대각인 장파괴(diagonal tension failure)에 따른 전단강도 산정 시 주요한 매개변 수로 적용할 수 있다[16-18].

3.1 실험체 제작

조적 프리즘의 압축 및 사인장전단실험을 위해 ASTM C 1314와 ASTM E519에 따라 실험체를 제작하였으며, Fig. 5와 같이 압축 실험 프리즘은 3 켜쌓기, 사인장전단 실험 프리즘은 6켜 쌓기로 모두 0.5B형태의 조적벽체 프리즘으로 제작되었다.

3.1.1 조적 프리즘

조적 프리즘 실험체 제작 시 줄눈모르타르와 사춤상태의 경우 현장여건 을 고려하여 제작하였다. KCS 41 34 02는 줄눈모르타르의 표준배합비로 시멘트:모래 = 1:3(부피비)을 제시하였지만 본 연구에서는 현장 여건을 고 려하여 시멘트 : 모래 = 1:5를 적용하였다[19]. 줄눈모르타르의 수중양생 후 28일 압축강도는 10.5 MPa로 나타났으며, 이는 다양한 배합비에 따른 줄눈모르타르의 압축강도에 대해 연구를 진행한 Yi et al.이 제안한 습윤양 생 줄눈모르타르 압축강도 예측식과 거의 일치하는 것을 확인하였다[20]. 또한 줄눈의 사춤상태의 경우 기존 조적조 건축물의 경우 수평 줄눈은 비교 적 양호하지만 수직 줄눈의 사춤상태가 불량한 것을 고려해 실험체 제작 시 Fig. 6과 같이 가력 부근을 제외한 수직 줄눈은 채워 넣지 않았다[21]. 프리 즘에 사용된 콘크리트벽돌은 190 × 90 × 57 mm 크기로 KS F 4004에 따라 측정한 압축 실험 결과 24.7 MPa로 옥외 또는 내력 구조에 주로 사용되는 1 종 벽돌의 품질을 만족하였다[22].

3.1.2 SFRM 보강 실험체

SFRM의 제작 순서는 균일한 품질성을 확보하기 위해 모두 동일한 순서 로 진행하였으며 보강 실험체 제작 시 실험실의 온도는 일반적인 20 °C 내 외를 유지하였다. SFRM의 배합은 시멘트와 잔골재를 건비빔 한 후 현장에 서 사용되는 믹서드릴을 이용해 물과 배합한 후 보강섬유를 투입하여 충분 히 비빔으로써 배합을 마무리 하였다.

SFRM 바름식 공법의 시공성과 부착력 증진 등 효과적인 보강을 위해 KCS 41 16 01 및 KCS 41 16 02의 바름 시공 관련 표준시방서를 참고하였 으며 제작 절차는 다음과 같으며, 각 절차에 따른 시공 모습을 Fig. 7에 나타 냈다[23, 24].

(1) 조적벽체 프리즘의 물축임을 통해 표면을 습윤한 상태로 유지
(2) 부착력 증진을 위해 섬유가 혼입되지 않은 모르타르를 얇게 바름
(3) 와이어브러쉬를 이용하여 모르타르의 표면을 거칠게 긁어냄
(4) SFRM을 10 mm/1일 두께로 바름
(5) (1)~(4)단계를 반복하여 목표두께의 SFRM 층(layer)을 시공

3.2 가력 및 측정 계획

3.2.1 압축 실험

압축 실험 시 가력은 200Ton UTM을 통해 1 mm/min 변위제어의 단조 가력을 적용하였으며, 최대하중의 70%로 강도가 저하되는 변위에서 가력 을 종료하였다. 압축 프리즘 실험체의 수직 변형을 측정하기 위해 Fig. 8과 같이 정면과 후면에 LVDT를 설치하였으며 각각의 변위계에서 측정된 수 직변위의 평균값을 산정하였다.

3.2.2 사인장전단 실험

사인장전단 실험의 경우 압축 실험에 비해 상대적으로 하중용량이 낮을 것으로 예상되어 0.6 mm/min 변위제어의 단조가력을 적용하였으며, 최대 하중의 70%로 강도가 저하되는 변위에서 가력을 종료하였다. 사인장전단 실험은 조적 프리즘을 45° 회전시킨 마름모 형태로 가력하므로 V형 지그를 가압판에 추가로 체결하여 수행되었다. 사인장전단 실험체의 수직 및 수평 변형을 측정하기 위해 Fig. 9와 같이 프리즘에 LVDT를 설치하였다.

3.3 실험변수

SFRM 바름식 공법의 효과적인 보강안을 제시하기 위해 보강형태(단면 보강 및 양면보강), 섬유혼입율(%), 보강 메쉬의 유무를 실험변수로 결정 하였으며 그에 따른 실험체계획을 다음과 같이 Table 3에 나타내었다. 또 한 조적벽체의 경우 상대적으로 축력보다 횡력에 취약한 구조체임을 고려 하여 전단실험 계획에 더 다양한 실험변수를 고려하였다.

Shabdin et al.는 유리섬유 메쉬와 숏크리트 형태의 고강도 모르타르를 이용해 조적벽체를 보강하여 높은 보강 효과를 검증하였으며 이를 참고하 여 선행연구와 유사한 물성치의 유리섬유 메쉬를 보강 변수에 추가하였다 [25]. 또한 Sagar et al.의 선행연구를 참고하여 보강 메쉬의 시공은 Fig. 10 과 같이 조적벽체에 바로 적용하는 것이 아닌 SFRM 레이어의 중간 위치 (30 mm 바름 두께 중 15 mm 위치)에 시공하였다[26].

4. 실험결과

4.1 강도 및 탄성계수 산정

4.1.1 압축 및 전단강도 산정

조적 프리즘의 압축강도 및 전단강도 산정은 ASTM C1314 및 ASTM E519에 따라 각각 식 (1)과 식 (2)에 의해 산정한다.

σ = β \cdot \frac{P}{A}

(1)

여기서, σ는 압축강도(MPa), β는 높이와 두께비를 고려한 보정계수, P는 최대하중(N), A는 조적프리즘의 단면적(mm²)을 의미한다.

S_{s} = \frac{0.707 P}{A_{n}}

(2)

A_{n} = (\frac{w + h}{2}) \cdot t \cdot n

(3)

여기서, S_s는 전단강도(MPa), P는 최대하중(N), A_n은 프리즘의 순 단면 적(mm²)을 의미하며, w, h, t는 각각 프리즘의 폭, 높이, 두께(mm), n은 조적개체의 순단면적 비율을 의미한다.

4.1.2 탄성계수 산정 시 고려사항

ASTM C 1314와 ASTM E 519는 압축 및 전단 탄성계수 산정식으로 각각 식 (4)와 (5)에 의해 같이 산정된다.

E_{m} = \frac{0.33 σ - 0.05 σ}{\in_{2} - \in_{1}}

(4)

G_{m} = \frac{S_{s}}{γ}

(5)

γ = \frac{Δ x + Δ y}{g}

(6)

여기서, E_m은 프리즘 탄성계수(MPa), ∈₁과 ∈₂는 각각 σ의 5%와 33%에서 의 변형률을 의미한다. G_m은 전단탄성계수(MPa), γ는 전단변형률을 의미 하며, Δx, Δy, g는 각각 수직압축변위, 수평인장변위, 게이지길이(mm)를 의미한다.

하지만 조적 프리즘의 압축 및 사인장전단 실험을 수행한 결과, 위와 같 이 ASTM 기준에 의해 탄성계수를 산정하게 될 경우 실험체의 강성이 부정 확한 결과를 나타내었으며, 그에 따라 Fig. 11과 같이 수정된 방식으로 압축 및 전단 탄성계수를 재산정하였다. 먼저 압축실험의 경우 Stress-strain curve의 초기 기울기가 완만한 형태로 나타났는데, 이는 가력면에 나타나 는 보강 모르타르와 조적 프리즘의 완벽하지 못한 평활도 등에 의해 초기 가 력 시 가력면이 균일하게 가압되지 않은 것으로 판단되었다. 그에 따라 기울 기가 일정해지는 구간을 기준으로 식 (4)의 할선탄성계수를 적용하여 산정 하였다. 다음으로 사인장전단 실험결과 몇몇 보강 실험체의 경우 연성구간 에서 최대강도가 나타났으며, 이는 ASTM 기준으로 전단탄성계수를 산정 할 시 실제 실험체가 거동할 수 있는 강성값보다 낮은 값을 도출할 수 있다 고 판단하였다. 따라서 이를 보완하기 위해 전단탄성계수의 산정은 압축 탄 성계수의 산정과 동일한 방법으로 적용하였다.

또한 보강 전 실험체 (D-CP)의 경우 사인장전단 실험의 변형 측정오류 로 인해 KBC2016에서 제시하는 다음 약산식을 활용하여 산정하였다[27].

G_{m} = 0.4 E_{m}

(7)

4.2 조적프리즘의 압축 실험결과

4.2.1 강도 및 탄성계수

조적 프리즘의 보강 전·후에 대한 압축 실험결과를 Table 4에 정리하였 으며, Fig. 12는 보강 전 및 각 보강변수에 대한 응력-변형률 곡선을 나타낸 다. 응력은 모두 보강전 단면적을 기준으로 산정하였다. 보강 전 프리즘의 압축 강도 및 탄성계수는 각각 15.2 MPa, 4275 MPa로 나타났다. 보강변 수에 따른 강도 증진효과의 경우 메쉬가 없는 양면 2% 섬유혼입률(C-D2) 보강 시 33.7 MPa로 최대122%의 증가율을 보였다. 또한 단면보강의 경우 메쉬 보강에 따른 추가 강도 증진을 보인 반면 양면보강에서는 메쉬에 따른 보강 효과가 나타나지 않았다. 이는 메쉬 시공에 의해 SFRM층 자체가 완 전하게 일체화되지 않음으로 인해 나타난 현상으로 예상된다. 그 다음 C-D2M 보강 시 91%, C-S2M 보강 시 76%, C-S2보강 시 54%로 모든 보 강안에 대해 50%이상의 강도 증진 효과를 보였다. 반면 탄성계수의 경우 C-D2 보강 시 최대 25% 증가로 강도에 비해 상대적으로 증가 효과가 미비 하였는데, 이는 콘크리트 조적 프리즘과 SFRM이 기본적으로 재료적 측면 에서 유사하고 콘크리트 재료의 탄성계수는 강도의 제곱근 내지는 세제곱 근에 비례하기 때문에 강도보다 증가율이 낮은 것으로 판단된다.

4.2.2 파괴양상

프리즘 압축 실험 후 C-CP와 C-S2, C-D2의 실험체 파괴양상을 Fig. 13 에 나타내었다. 보강 후 실험체의 경우 단면 보강과 양면 보강 실험체에서 동일한 파괴양상을 나타내었는데, 우선적으로 측면에 노출된 조적층의 측 면에 균열이 관찰되면서 최대하중에 도달하며 그 후, 연성구간에서 조적층 과 보강 모르타르 사이의 부착면에 균열 및 탈락이 발생하였다. 최대강도 부 근에서 벽돌 내부에서도 균열이 확장되고 그에 따라 부착면과의 일체성이 점차적으로 감소하였을 것으로 판단된다. 또한 4.2.1에서 언급하였듯이 양 면보강의 경우 메쉬를 추가 보강하였을 시 강도 증진효과가 나타나지 않았 는데 이는 Fig. 14와 같이 SFRM층 중 메쉬가 시공된 면이 면외방향으로 인 장에 취약하여 가력 시 조기 균열 발생으로 인해 나타난 결과로 추정된다. 이는 시공불량이 아닌 메쉬와 모르타르와의 일체성이 상대적으로 낮아 나 타난 일반적인 현상으로 판단되며 앵커 또는 에폭시 등의 추가 보강을 통해 두 layer 사이의 일체성을 보완할 필요가 있다.

4.3 조적프리즘의사인장전단 실험결과

4.3.1 강도 및 탄성계수

조적 프리즘의 보강 전·후에 대한 사인장전단 실험결과를 Table 5에 정 리하였으며, Fig. 15는 보강 전 및 각 보강변수에 대한 응력-변형률 곡선을 나타낸다. 보강 전 프리즘의 전단강도 및 탄성계수는 각각 0.9 MPa, 1859 MPa로 여기서 CP의 전단탄성계수는 식 (7)과 같이 실험에 의한 압축 탄성 계수 값을 적용하여 산정하였다. 전단강도의 경우 보강 변수에 따라 최소 111%부터 최대 856%의 넓은 범위에서 강도증진율을 보였으며, 최대보강 은 D-D2M으로 8.6 MPa의 전단강도를 나타냈다. 단면 및 양면에 따른 강 도증진율에 큰 차이가 있었으며 이는 양면 보강 시 전단에 대한 프리즘 구속 효과가 더 우수하여 나타난 결과로 예상된다. 단면 보강 시 섬유 혼입율 0%, 1%에 따른 강도 증진율에는 큰 영향이 없는 반면 양면 보강의 경우 섬유혼 입율이 증가할수록 강도 또한 비례적으로 증가하는 형태를 보였다.

전단탄성계수 역시 강도와 마찬가지로 단면 및 양면에 따른 강도증진율 에 큰 차이가 있었으며, D-D2 보강 시 15683 MPa로 최대 744%의 증진을 보였다. 압축 실험과 다르게 전단 실험의 경우 강도 및 탄성계수 증가율이 상당히 우수한 결과를 나타났으며, 이는 인장에 매우 취약한 조적조의 재료 적 특성으로 인해 인장강도가 우수한 SFRM이 더 효과적인 보강 성능을 발 휘하는 것으로 판단한다.

4.3.2 파괴양상

프리즘 사인장전단 실험 후 D-CP와 D-S2, D-D2의 실험체 파괴양상을 Fig. 16에 나타내었다. D-CP의 경우 최대강도에 도달할 때까지 육안으로 균열이 확인되지 않았으며, 최대강도에 도달하면서 취성적으로 파괴가 발 생하였다. 파괴는 줄눈과 벽돌이 함께 파괴되는 복합파괴로 발생하였다. 단 면 보강 시 최대강도에 도달하기 전 보강이 적용되지 않은 조적프리즘 앞면 에 균열이 발생하였으며, 최대강도 이후 조적 프리즘과 보강 모르타르 사이 의 부착면에 균열이 발생하였다. 단면 보강 실험체에서는 보강 모르타르 앞 면에 균열이 발견되지 않았다. 양면 보강의 경우 최대강도 이전에 조적 프리 즘 측면에서 균열이 발생하였으며, 최대강도 이후 보강 모르타르와의 부착 면에서 균열이 발생하였다. 또한 D-D1 및 D-D2와 같은 양면 섬유보강 실 험체 5개 중 2개 실험체의 경우 최대강도 이후 보강 모르타르 앞면에 사인 장 균열이 발생하였는데, 이는 조적 프리즘이 파괴된 이후 보강 모르타르가 단독으로 하중에 저항하다가 사인장 파괴가 발생한 것으로 판단된다. 섬유 가 혼입된 SFRM 보강면에서는 최대강도 도달 시 앞면의 균열이 관찰되지 않은 반면 섬유가 혼입되지 않은 D-S0과 D-D0 보강 실험체의 경우 Fig. 17 와 같이 최대강도 도달 시 보강면이 조적 프리즘과 함께 취성적으로 파괴되 는 모습이 관찰되었다. 이는 SFRM 보강시 강도 증진뿐만 아니라 균열억제 및 연성증진에 의한 보강효과도 추가적으로 발휘할 수 있다는 것을 보여준 다. 전단실험 역시 조적조에 발생하는 균열에 의해 조적면과 SFRM 사이의 일체성 효과가 감소되는 것으로 판단되며 두 개체 사이의 일체성을 증진시 켜준다면 더 우수한 보강효과를 보일 것으로 예상된다.

5. 결과분석

5.1 보강 전 조적 프리즘과 기존 설계식의 비교

국내 몇몇 선행연구자들은 보강 전 조적 프리즘의 압축 및 사인장전단 실험을 통해 강도, 탄성계수 등 구조적 특성에 대한 설계식을 제시하였다. 따라서 이 연구에서 수행된 보강 전 조적 프리즘의 실험결과를 선행연구에 서 제시하는 설계식과 비교하여 Table 6에 나타내었다. 비교 결과 줄눈모 르타르와 조적프리즘의 압축강도는 선행연구에서 제시하는 경험식과 상당 히 일치하는 결과를 확인하였다. 사인장전단강도의 경우 약 2배정도의 오 차가 있었는데 이는 조적 프리즘 줄눈의 사춤 상태 등 시공에 의한 차이에서 나타난 것으로 판단된다. 또한 탄성계수는 국내 연구자들의 제안식보다 상 당히 큰 것으로 나타났다. Yi et al.은 전단탄성계수를 압축 탄성계수의 20%로 제시하였으나 연구의 실험결과 KBC2016에서 제시하는 식 (7)과 더 일치하는 것을 알 수 있다[20, 27].

5.2 보강 후 강도 설계식과의 비교

기존 선행연구를 조사한 결과 조적조에 대한 강섬유 보강시 별도의 설계 식을 찾지 못하였다. 따라서 여기서는 SFRM의 재료 인장강도를 통해서 보 강효과를 예측할 수 있는지 알아보기 위해서 유사한 재료 또는 조적조의 전 단강도 산정 방식을 적용하여 실험결과와 비교하였다.

5.2.1 대각인장파괴에 따른 강도 예측식

ACI 549.4R-13은 FRCM(Fiber-reinfrced cement matrix)을 통해 조 적조를 보강할 경우 전단강도를 다음과 같이 조적조의 전단기여도와 보강 FRCM의 전단기여도를 합산하여 결정하도록 제시하고 있다[28].

V_{n} = V_{m} + V_{f}

(8)

여기서, V_m과 V_f는 각각 조적조와 FRCM의 전단강도를 의미한다.

이 연구에서 보강 실험체는 Fig. 16과 같이 대각인장형태로 파괴되었으 며, 그러한 경우 조적벽의 전단강도(V_m)는 Li et al.에 의해 제시된 다음 전 단강도 식 (10)을 적용할 수 있다[29].

V_{m, d t} = \frac{tan θ + \sqrt{21.16 + {tan}^{2} θ}}{10.58} \times {f^{'}}_{t} \times A_{n}

(9)

여기서, θ는 프리즘의 수평 및 대각 사이의 각도(degrees), ${f^{'}}_{t}$ 는 조적조의 인장강도를 의미하며, 이 인장강도는 점토벽돌과 콘크리트벽돌 각각 $0.67 \sqrt{{f^{'}}_{m}}, 0.5 \sqrt{{f^{'}}_{m}}$ 로 나타낼 수 있다. ${f^{'}}_{m}$ 은 프리즘 압축강도를 의미한 다[30]. 하지만 본 연구에서는 식 (8)의V_m 값으로 사인장전단실험에 의한 비보강 조적 프리즘의 실험값을 직접 적용하였다.

메쉬와 모르타르를 통해 조적을 보강한 Almeida et al.(2015)은 보강 모 르타르의 전단기여도 또한 식 (9)에 의해 산정하였으며, 이를 참고하여 SFRM의 전단기여도(V_f)를 동일하게 식 (9)에 의해 산정하였다[9]. 이때 f_t′는 Table 2의 SFRM 인장강도를 사용하였으며, A_n은 SFRM의 보강면 적을 적용하였다.

5.2.2 ASTM 사인장 전단강도식을 이용한 전단강도 예측

사인장전단실험에 따른 인장강도 식 (2)을 이용하면 SFRM 재료의 인 장강도를 하중으로 역산할 수 있으며 대각선 방향 하중의 줄눈 방향 수평 성분을 전단강도로 취하여 식 (8)에 대입하여 다음 식 (10)으로 나타낼 수 있다.

V_{n} = V_{m} + A_{f} {f^{'}}_{t}

(10)

여기서, A_t는 SFRM보강면의 단면적, ${f^{'}}_{t}$ 는 SFRM의 인장강도이다.

5.2.3 강도 설계식과 실험결과 비교

5.2.1과 5.2.2에 따른 보강 실험체에 대한 설계식과 실험결과를 비교하 여 Tables 7과 8에 나타내었다. 먼저 단면보강의 경우 대각인장파괴에 따 른 설계식에서는 설계강도를 과소평가하는 경향이 나타난 반면 ASTM 기 준에 따른 설계강도의 경우 과대평가하는 모습이 나타났다. 단면보강에서 설계강도와 실험결과의 오차는 섬유혼입률 0%를 제외하고 대각인장파괴 에 따른 설계식이 더 작있다. 양면보강의 경우 실험결과와의 오차율은 ASTM 기준에 따른 설계식에서 더 작게 나타났다. 다만 ASTM의 경우에 는 단면보강에 적용 시 강도를 과대평가하는 경향을 나타내었다.

두 식 모두 두 가지 구성요소의 강도를 단순히 합산하는 형태이기 때문 에 상대적으로 강도가 큰 SFRM이 조적 프리즘과의 경계면에서 부착강도 를 통해 발휘하는 사인장 파괴의 억제효과를 고려하지 못하고 있다. 따라서 이를 추가로 고려할 경우 보다 정확도 높은 강도 예측이 가능할 것으로 예상 된다.

5.3 선형회귀분석을 통한 전단강도예측

실험결과를 바탕으로 전단강도에 대한 선형회귀분석을 수행하였다. 보 강 조적 프리즘에 대한 전단강도는 섬유혼입율(0, 1, 2%)을 변수로 결정되 었으며, 그에 따라 Table 2에서 제시하는 섬유혼입율에 따른 SFRM의 인 장강도를 회귀분석의 독립변수로 고려하였다. 유리섬유메쉬 보강에 대한 실험데이터는 회귀분석에서 고려하지 않았다.

전단강도 실험 데이터를 기반으로 수행한 회귀분석 결과를 Fig. 18 및 다음 식 (12), (13)에 나타내었다.

(11)

(12)

여기서, S_s는 전단강도(MPa), f_t′는 SFRM의 인장강도(MPa)를 나타낸다.

Table 5에 제시된 실험결과와 같이 단면 또는 양면 보강에 따라 보강 효 과에 큰 차이가 있는 것을 고려하여 회귀분석에서는 보강형태에 따라 각각 회귀분석을 수행하였다. 또한 Fig. 15(b)에서 D-S1 실험체 중 1개 실험체 는 조기파괴가 발생하였는데 이를 시공 불량으로 판단하여 회귀분석 데이 터로 고려하지 않았다. 회귀분석 결과 단면보강과 양면보강 각각 최대 6% 와 7%의 오차율로 SFRM 인장강도에 따른 보강 조적 벽체의 전단강도를 예측할 수 있었다.

6. 결 론

이 연구에서는 SFRM 보강 공법을 적용한 콘크리트 조적프리즘의 보강 효과를 검증 위해 SFRM 배합비 도출, SFRM 보강 프리즘의 압축 및 사인 장전단 실험을 수행하였다. 다양한 변수에 따른 압축 및 전단 증진 효과 분 석 및 강도 설계식과 실험값을 비교하였으며 그 결과를 다음과 같은 결론을 얻었다.

1. SFRM 보강 공법에 적합한 배합비를 도출하기 위한 시공성 및 강도 실험 결과 시멘트:모래 = 1:1, 물시멘트비 = 32%, ASF 2%를 적합 SFRM 배 합비로 도출하였다.
2. 두께 0.5B 조적 프리즘의 압축 실험결과 C-D2 보강 시 가장 우수한 보강 효과를 얻었으며, 강도와 탄성계수 각각 122%, 25%가 증가하였다.
3. 두께 0.5B 조적 프리즘의 사인장전단 실험결과 압축 실험에 비해 강도 증 진효과가 더 우수하였으며, 강도와 탄성계수 각각 최대 856%, 744%가 증가하였다.
4. 실험체의 파괴양상 분석 결과 SFRM으로 보강한 경우 조적 균열 이후 부 착면에 균열이 발생하면서 강도가 저하되는 것으로 보이며, 섬유가 혼입 되지 않은 모르타르 보강의 경우 최대강도에서 조적과 함께 취성적으로 파괴가 일어났다.
5. 단면 및 양면 보강에 따른 조적면 - SFRM 계면 부착력을 추가로 고려할 경우 재료강도에 기반한 전단강도 예측의 오차를 오차를 줄일 수 있을 것 으로 예상된다.
6. 실험결과의 선형회귀분석을 통해 전단강도 설계식을 제안하였으며, 섬 유혼입율에 따른 SFRM의 인장강도 범위 내에서 단면과 양면 보강 각각 6% 및 7%의 오차율로 전단강도를 예측할 수 있었다.

/ 감사의 글 /

본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으로 수행되었 음(과제번호 20CTAP-C152105-02).

Figure

Fig. 1.

Shape of amorphous steel fiber

Fig. 2.

Test of the constructability for SFRM

Fig. 3.

Test of the strength for SFRM

Fig. 4.

Tensile strength for different types of fiber

Fig. 5.

Specimen of masony prism

Fig. 6.

Poor construction of vertical joint

Fig. 7.

Construction procedure of reinforced specimens

Fig. 8.

Test setup for the compression test

Fig. 9.

Test setup for the diagonal tension test

Fig. 10.

Specimen reinforced with glass fiber mesh

Fig. 11.

Consideration of modulus of elasticity

Fig. 12.

Compressive sterss-strain curve

Fig. 13.

Damage state after compression tests

Fig. 14.

Failure of specimen reinforced with mesh

Fig. 15.

Diagonal tension stress-strain curve

Fig. 16.

Damage state after diagonal tension tests

Fig. 17.

Failure of specimen strengthened with unreinforced mortar

Fig. 18.

Regression analysis of diagonal tension strength

Table

Table 1.

Properties of amorphous steel fiber

Table 2.

SFRM Mixing ratios

Table 3.

Design of test program and specimens

Table 4.

Compression test results of the masonry prisms

Table 5.

Diagonal tension test results of the masonry prisms

Table 6.

Comparison of test results and preceding research for unreinforced masonry prisms

Table 7.

Shear strength prediction by equation (9)

Table 8.

Shear strength prediction by equation (10)

Reference

Yu HR, Kwon KH. A study on mechanical characteristics of masonry structure constructed by clay brick with lime mortar. Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. 2011 Jul;15(4):87-98.
Kim HC, Kim KJ, Park JH, Hong WK. Experimental study on the material properties of unreinforced masonry considering earthquake load. EESK J. Earthquake Eng. 2001 Apr;5(2):93-101.
Yang KH, Lee YJ, Hwang YH. Evaluation of stress-strain relationship by diagonal tension of masonry assemblages. Journal of the Korea Concrete Institute. 2019 Dec;31(6):537-544.
Choi HK, Park BK, Bae BI, Choi CS. Lateral resistance of unreinforced masonry walls retrofitted with ECC. Journal of th Architectural Institute of Korea Structure & Construction. 2010 Dec;26(12):3-10.
Taghdi M, Bruneau M, Saatcioglu M. Seismic retrofitting of lowrise masonry and concrete walls using steel strips. ASCE. Journal of Structural Engineering. 2000 Sep;126(9):1017-1025.
Ismail N, Petersen RB, Masia MJ, Ingham JM. Diagonal shear behavior of unreinforced masonry wallettes strengthened using twisted steel bars. Construction and building materials. 2011 Dec; 25(12):4386-4393.
Darbhanzi A, Marefat MS, Khanmohammadi M. Investigation of in-plane seismic retrofit of unreinforced masonry walls by means of vertical steel ties. Construction and building materials. 2014 Feb; 52:122-129.
Angelo D, Marco M, Andrea C. Experimental investigation on polymerci net-RCM reinforced masonry panels. Composite structures. 2013 Nov;105:207-215.
Almeida JAPP, Pereira ENB, Barros JAO. Assessment of overlay masonry strengthening system under in-plane monotonic and cyclic loading using the diagonal tensile test. Construction and building materials. 2015 Sep; 94:851-865.
Yu JH, Park JH. Investigation of steel fiber-reinforced mortar overlay for strengthening masonry walls by prism tests. Applied Sciences. 2020 Aug;10(18).
Ku DO, Kim SD, Kim HS, Choi KK. Flexural performance characteristics of amorphous steel fiber-reinforced concrete. Journal of the Korea Concrete Institute. 2014 Aug;26(4):483-489.
Korean Standards Association. KS L 5111: Flow Table for Use in Tests of Hydraulic Cement. Korean Standards Association. c2017.
Korean Standards Association. KS L 5105: Testing Method for Compressive Strength of Hydraulic Cement Mortars. Korean Standards Association. c2017.
Korean Standards Association. KS L 5104: Testing Method for Tensile Strength of Hydraulic Cement Mortars. Korean Standards Association. c2017.
Kim HY, Kim GY, Jeon YS, Nam JS, Lee TG, Hroyuki M. The experimental study on the blast resistance evaluation of fiber reinforced mortar. In The Regional Association of Architectural Institute of Korea fall workshop. c2010. p.451-454.
ASTM C1314. Standard Test Method for Compressive Strength of Masonry Prisms. ASTM International: West Conshohocken. 2014.
ASTM E519/E519M. Standard Test Method for Diagonal Tension (Shear) in Masonry Assemblages. ASTM International: West Conshohocken. c2015.
American Society of Civil Engineers. ASCE 41-17 Seismic Evaluation and Retrofit of Existing Buildings. c2017.
KCS 41 34 02: Bricklayers Work; Ministry of Land, Infrastructure and Transport. Korea Construction Standards. c2018.
Yi W.H, Lee JH, Kang DW, Yang WJ. An experimental study on material characteristics of brick masonry. Journal of the Architectural institute of Korea. 2004 Dec;20(12):45-52.
National Disaster management Research institute. Study on Seismic Retrofitting Techniques for Unreinforced Masonry Buildings. c2009.
Korean Standards Association. KS F 4004: Concrete Bricks. Korean Standards Association. c2018.
KCS 41 16 01. Plaster Work; Ministry of Land, Infrastructure and Transport. Korea Construction Standards. c2018.
KCS 41 16 02. Cement Mortar Plastering; Ministry of Land, Infrastructure and Transport. Korea Construction Standards. c2018.
Shabdin M, Zargaran M, Attari NKA. Experimental diagonal tension (shear) test of un-reinforced, masonry (URM) walls strengthened with textile reinforced mortar (TRM). Construction and building materials. 2017 Mar;164:704-715.
Sagar SL, Singhal V, Durgesh CR, Gudur P. Diagonal shear and out-of-plane flexural strength of fabric-reinforced cementitious matrix-strengthened masonry wallets. ASCE. Journal of Composites for Construction. 2017 Aug;21(4):405-415.
Architectural Institute of Korea. Korean Building Code 2016. 2016.
ACI Committee 549. Guide to Design and Construction of Externally Bonded Fabric-Reinforced Cementitious Matrix (FRCM) Systems for Repair and Strengthening Concrete and Masonry Structures (ACI 549.4R-13); American Concrete Institute: Farmington Hills, MI, USA. c2013.
T. Li, Galati N, Tumialan, JG, Nanni A. Analysis of unreinforced masonry concrete walls strengthened with glass fiber-reinforced polymer bars. ACI Structural. J. 2005 Jul;102(4):569-577.
Sagar SL, Singhal V, Durgesh CR, Gudur P. Diagonal shear and out-of-plane flexural strength of fabric-reinforced cementitious matrix-strengthened masonry wallets. ASCE. Journal of Composites for Construction. 2017 Aug;21(4):405-415.

Journal Abbreviation J. Earthq. Eng. Soc. Korea
Frequency Bimonthly
Doi Prefix 10.5000/EESK
Year of Launching 1997
Publisher Earthquake Engineering Society of Korea

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