1. 서 론

조적벽은 건물 내에서 공간을 구획하기 위한 칸막이벽으로 주로 사용된 다. 최근 경주지진(2016) 및 포항지진(2017)에서 비구조요소의 손상으로 인한 인명피해의 위험이 확인되면서 개정된 내진기준[1]에서는 비구조 조 적벽과 같은 중량 칸막이 벽체를 포함한 비구조요소는 중요한 내진설계 대 상으로 포함되었다.

비구조 조적벽에 지진하중과 같은 횡하중이 작용하면 면내 방향과 면외 방향의 거동이 복합적으로 발생할 수 있다[2]. 특히 비구조 조적벽이 기둥 과 보로 이루어진 골조의 면내에 위치하여 횡하중 작용 시 골조의 변형을 구 속할 경우 전체구조물의 강도와 강성에 영향을 미친다. 즉, 조적채움벽 골 조의 면내 전단거동은 구조물의 내진성능평가 시 중요한 고려요소이다[3]. 한편, 조적벽체가 골조로 구속되지 않는 경우 골조와의 상호작용이 일어나 지 않으므로 전체구조물의 거동에 큰 영향을 미치지 않는다. 하지만 면외방 향으로 전도가 발생하면 직접적으로 인명을 위협할 수 있으므로 골조로 구 속되지 않는 비구조 조적벽체의 내진설계 시 주요 고려사항은 면외전도의 방지이다.

현재 우리나라에서 조적벽 설계는 KDS 41 34 03~06[4-7]에서 규정되 어 있는데 크게 허용응력설계법, 강도설계법과 경험적 설계법으로 나누어 제시하고 있다. 면외하중에 대한 설계절차는 경험적 설계법에서 간단하게 언급하고 있으나 경험적 설계법의 적용대상은 전체높이가 13 m, 처마높이 가 9 m 이하인 경우로 한정하고 있어 여기에 해당하지 않을 경우 적용할 수 있는지 불분명하다. 마찬가지로 미국의 TMS[8]는 우리나라의 구조기준과 유사한 내용을 담고 있으나 면외하중에 대한 설계절차는 명확히 제시하고 있지 않다. 반면, Eurocode 6(EC6)[9]에서는 슬래브 설계와 유사하게 조 적벽체의 형상비와 지지조건에 따라 모멘트계수를 테이블 형태로 제시하 고 있어 손쉽게 채움벽의 면외전도에 대한 설계를 수행할 수 있도록 하고 있 다. 하지만 여기에서 제시하고 있는 모멘트계수는 개구부가 없는 사각형 형 태의 조적벽만 대상으로 하고 있다. 또한, 개구부가 있을 경우는 강성비를 조절하여 근사적으로 모멘트계수를 추정하거나 유한요소해석을 통해 설계 하도록 기술하고 있으나 명확한 해석방법 및 설계절차는 제시하고 있지 않 다[10]. 기본적으로 EC6의 모멘트계수는 소성이론에 의해 산정된 것이므 로 구조해석을 통해 모멘트계수를 도출하기 위해서는 비선형해석이 수행 되어야 한다. 하지만 실무적으로 방향별로 다른 재료특성을 가진 이방성 재 료인 조적조에 대해 복잡한 해석절차를 가진 비선형해석을 수행하여 구조 설계를 수행하는 것은 매우 어렵다.

본 연구에서는 EC6의 근거가 되는 소성이론에 대해 살펴본 후, 이 결과 를 모사하기 위해 근사적으로 탄성 유한요소해석을 조합하여 면외방향 전 도를 발생시키는 하중을 추정하는 절차를 제안하였다. 변장비를 변화시키 면서 근사유한요소해석을 통해 면외 전도하중을 산정하고 이를 EC6에 의 한 결과와 비교하였다. 본 연구는 유한요소해석을 통해 개구부를 가진 비구 조 조적벽의 설계를 위한 기초연구로써 우선 개구부가 없는 조적벽체를 대 상으로 제안한 절차의 적용성을 확인하였다.

2. 이론적 고찰

전술한 바와 같이 EC6에서 제시하는 조적벽체의 면외방향 설계절차는 소성이론을 기초로 하고 있다. 즉, 조적벽체가 파괴메커니즘에 따라 파괴 되는 시점에서 내부 및 외부의 에너지가 서로 같다는 관계식을 이용하여 극한하중 및 최대 모멘트를 산정한다. Fig. 1은 변장비는 동일하지만 서로 다른 지지조건을 가진 조적벽에서 발생하는 파괴메커니즘을 나타낸 것이 다[11]. 정확한 균열의 형상 및 파괴 메커니즘은 소성이론을 적용하여 결 정할 수 있다. 전체적인 개념은 철근콘크리트 슬래브의 항복선이론과 유사 하다.

EC6에 제시된 비구조 조적벽의 면외방향에 대한 설계절차도 다른 구 조설계와 동일하게 식 (1)과 같이 작용모멘트(Demand)가 저항모멘트 (Capacity)보다 작도록 설계하는 것이다.

여기서, m_E는 단위 길이당 작용모멘트이며, m_R은 단위 길이당 저항모멘 트이다. 작용모멘트와 저항모멘트는 각각 식 (2)와 식 (3)에 따라 산정한다.

여기서, w는 단위면적당 면외방향 하중, l은 고려하는 방향으로 조적벽의 길이이며, Z는 단면계수이다. i는 파괴 방향에 따라 구분되는 기호로 i=1일 경우 가로줄눈 방향에 평행하게 파괴가 발생할 경우를, i=2일 경우 가로줄 눈 방향에 직각으로 파괴가 발생하는 경우를 나타낸다. f_xi는 i방향 휨강도 이며, α_i는 i방향 모멘트 계수로 α₁과 α₂의 관계는 다음과 같다.

여기서, f_x1은 가로줄눈 방향으로 파괴가 일어날 때 휨강도, f_x2는 가로줄 눈에 수직 방향으로 파괴가 일어날 때 휨강도이며 μ는 두 값 사이의 비로 조 적벽의 직교강도비이다.

2.1 Yield line method

Yield line method(YLM)는 1962년에 Johansen[12]에 의해 개발되었 는데 초기에는 주로 RC슬래브의 설계를 위해 사용하였다. 그 후 조적벽의 면외 방향 하중에 대한 실험에서 조적벽의 균열패턴이 슬래브와 유사함을 근거로 조적벽의 면외방향 설계에도 적용되었다[13].

EC6에서는 설계의 편의성을 위해 모멘트계수를 지지조건, 직교강도비, 변장비(h/l)에 따라 읽어 낼 수 있도록 표로 정리되어 있는데 표의 모멘트계 수들은 YLM를 통해 산정된 것이다. Table 1은 그 예시로 EC6에서 제시하 고 있는 4변 단순지지가 된 경우의 모멘트계수이다.

모멘트계수는 Fig. 2와 같이 등분포하중 w가 작용하는 네 변 단순지지 조적벽이 있을 때 파괴시점에서 조적벽의 내부에너지(Internal energy, I) 와 외부에너지(External energy, E)는 서로 같다고 가정하여 구할 수 있다. 내부에너지(I)는 균열을 따라서 회전 각도와 모멘트의 곱으로 표현할 수 있 다. 아래 첨자 A와 B는 Fig. 2(b)에서 표시된 영역을 나타낸다.

여기서, m₂는 가로줄눈에 수직 방향으로 작용하는 모멘트, r은 조적벽의 변장비, l은 조적벽의 너비, μ는 조적벽의 직교강도비, θ₁는 Fig. 2에 표시 된 A영역 단부의 회전각, θ₂는 B영역 단부의 회전각이다. 또한, 단부의 회 전각이 충분히 작다면 θ₁은 2δ/rl, θ₂는 δ/βl로 볼 수 있다. δ는 Fig. 2에 표 시된 면외방향 처짐량이다.

외부에너지(E)는 외력이 작용하는 지점에서 발생한 변위의 곱으로 표 현할 수 있다.

여기서, w는 단위면적당 면외방향 하중의 크기, β는 Fig. 2에 나타낸 바와 같이 대각선 방향균열과 수평방향 균열이 만나는 지점의 위치를 나타낸다. 식 (6)에 따라 I _total =E _total에 식 (9)와 식 (12)을 대입한 후 정리하면 다음 과 같다.

여기서, θ₁과 θ₂는 각각 2δ/rl, δ/βl로 치환하였으며 m₂에 대한 식으로 정 리하면 식 (14)와 같다.

식 (14)와 식 (2)를 비교하여 모멘트계수 α₂을 변장비와 직교강도비의 함수 로 구하면 식 (15)와 같다.

α₂값을 최대로 하는 β값은 d α 2 d β = 0을 통해 구할 수 있다.

식 (16)을 식 (15)에 대입하여 모멘트계수 α₂를 결정할 수 있으며 그 직 교방향의 모멘트계수는 식 (4)와 같이 직교강도비를 곱해 구한다. 한편, Fig. 2(a)를 참고하면 β의 최댓값은 1/2 임을 알 수 있다. 식 (16)에서 β를 1/2로 놓으면 r = μ 이 구해진다. 즉, 대각방향 균열의 각도는 언제나 45 도를 이루는 것이 아니며 직교강도비에 따라 달라진다. r < μ 일 경우 초 기균열이 가로줄눈방향으로 발생하며, 반대로 r > μ 일 경우 초기균열이 가로줄눈의 수직 방향으로 발생하게 됨을 알 수 있다. 여기서, 식 (15)의 모 멘트계수는 초기균열이 가로줄눈 방향으로 나타날 경우에 대해서 구한 것 이다. 가로줄눈의 수직 방향으로 초기균열이 발생하는 경우 모멘트계수도 유사한 방법으로 유도할 수 있다.

Fig. 3은 직교강도비가 0.3, 0.5, 0.7, 1일 때 YLM으로 산정된 가로줄 눈방향 모멘트계수 α₁을 비교한 그래프이다. 그래프에서 볼 수 있듯이 직 교강도비 혹은 변장비가 커지면 모멘트계수도 커지는 것을 확인할 수 있 다. 모멘트계수가 더 크다는 것은 동일한 크기의 면외하중에 대해 식 (2)로 산정된 모멘트가 더 크게 산정되므로 보수적인 설계가 된다는 것을 의미 한다.

3. 조적벽체의 유한요소해석

3.1 근사해석절차

YLM의 소성이론에 따라 구한 작용모멘트는 조적벽체에 등분포하중이 작용하여 균열이 발생한 이후 면외방향으로 전도되기 바로 이전의 상태에 서 균열을 따라 작용하는 단위 길이당 소성 모멘트를 의미한다. 즉, 채움벽 의 일부 지점에서 모멘트에 의해 최초균열이 발생하고 점차 확장되어 Fig. 1 과 같은 파괴메커니즘을 형성하기 바로 전의 상태이므로 당연히 탄성해석 을 통해 이러한 상태를 고려할 수는 없으며 균열의 발생과 확장을 모사할 수 있는 비선형해석이 필요하게 된다. 하지만 비선형해석은 다양한 재료특성 이 필요하므로 해석모델 작성에 큰 노력이 필요하다. 그보다 더 큰 문제는 비선형 해석에서는 하중 단계별로 반복계산을 통해 해석을 수행하게 되는 데 재료의 비선형성이 커질수록 수렴하지 않을 경우가 많아 결론적으로 최 대하중, 즉 극한하중의 크기를 알 수 없는 경우가 발생한다는 점이다. 따라 서 본 연구에서는 비선형 거동을 모사하여 근사적인 극한하중을 산정할 수 있는 해석절차를 제안하였다.

본 연구에서 제안하는 해석방법은 조적벽의 거동을 이선형화하여 2회 의 선형 정적해석을 수행한 후 그 결과를 조합하여 최종 결과를 구하는 것이 다. Fig. 4는 그 개념을 나타낸 그림이며 실제 거동은 Moreno-Herrera et al.[14]의 실험을 통해서 확인할 수 있으며 실험을 통해 Fig. 4의 검은색 선 과 같이 조적벽의 면외방향 거동을 이상화할 수 있다. 조적벽의 면외방향 거 동은 균열이 발생하기 전까지 탄성상태를 유지하며 선형으로 하중이 증가 하고 최초균열이 발생하며 이후 비선형 거동이 나타난다. 즉, 가장 큰 모멘 트가 발생하는 지점에서 균열이 발생한 후 균열선을 따라 균열이 발전하면 서 조적벽 전체의 강성이 점차 감소하고 극한상태에 도달하여 파괴메커니 즘이 형성되었을 때 조적벽이 파괴될 것이다. 본 연구에서는 조적벽의 비선 형 거동을 Fig.4의 붉은색 점선과 같이 2회의 선형해석을 조합하여 부재의 거동을 모사하고 극한하중을 근사적으로 예측하고자 하였다.

1차 해석은 Fig. 4의 OA구간에 대한 탄성해석으로 해석모델은 모든 요 소에 초기강성(K₀ )을 부여하고 면외방향 등분포하중에 대해 탄성해석을 진행하고 해석결과를 검토하여 유효항복점(effective-yield point)에서 작 용하는 면외방향 등분포하중의 크기 w₁을 구한다. 유효항복점은 초기균열 영역에서 응력의 평균값이 휨인장강도와 같아지는 지점으로 가정하였다. 즉, 유효항복점에서 구조물은 최대모멘트가 작용한 지점에서 최초균열이 발생한 후 큰 하중의 증가 없이 초기균열영역까지 균열이 발전한 상태이다. 초기균열영역은 1차 해석결과 균열선 중 내력비에 큰 차이가 없는 지점을 선택할 수 있다. 예시로 Fig. 2에서 초기균열영역은 (1/2β)l의 길이를 가 지는 수평방향 균열부로 가정하였다.

2차 해석은 AB구간에 대한 탄성해석이다. Fig. 4에서 볼 수 있듯이 2차 해석모델은 조적벽이 초기균열영역에서 균열 발생 이후 극한지점 사이의 거동을 모사하는 해석모델을 의미한다. 균열이 이미 발생한 부분인 초기균 열영역에서는 더는 응력의 증가는 없으므로 강성을 0으로 놓고 예측된 균 열선 상의 나머지 부분은 1차 해석 시 나타난 내력비를 제외한 값만큼 응력 이 증가할 수 있다. 2차 해석 시의 균열선 상의 나머지 부분의 강성은 1차 해 석결과의 응력을 조사하여 식 (17)과 같이 설정하였다.

여기서, K₀는 1차 해석에서 사용된 초기강성이며 K는 항복 후 강성, average(DCR)은 1차 해석에서 산정된 초기균열영역 혹은 대각균열영역 의 평균 내력비이다. 2차 해석결과로부터 w₂를 구하는 과정은 1차 해석과 유사하다. 즉, w₂는 균열선 상의 초기균열영역을 제외한 나머지 부분의 평 균내력비를 1.0으로 하는 하중의 크기이다. 최종 파괴하중 w_ult는 w₁과 w₂ 를 더한 값이다. 즉, 개념적으로 1차 해석과 2차 해석을 통해 균열선 상의 부 재에서의 내력비가 1.0이 되도록 하는 하중의 크기이다. 따라서, 본 연구에 서 제시한 근사 해석절차를 적용하기 위해서는 항복선 혹은 파괴메커니즘 에 대한 가정이 선행되어야 한다. 파괴 메커니즘은 여러 가지 형태로 가정하 고 그중에서 가장 작은 하중에서 파괴되는 형태를 선택하는데 이것은 2절 에서 설명한 YLM을 통해 결정할 수 있다. 본 논문은 면외하중에 근사해석 을 통해 최대하중을 산정하기 위한 초기연구로서 모멘트계수가 알려진 정 방형 벽체에 대해 근사해석을 적용하여 결과를 구하고 이를 이론식과 비교 하였다.

3.2 유한요소해석 모델

본 연구에서는 4변 단순 지지가 된 비구조 조적벽에 등분포하중이 면외 방향으로 작용하는 경우를 대상으로 앞서 제안된 절차에 따라 유한요소해 석을 수행하고 최대하중을 산정하였다. 유한요소모델에는 4개의 노드와 각 각의 노드마다 6개의 자유도를 가지는 50×50 mm의 쉘 요소를 사용하였 다. 조적벽의 두께는 90 mm로 0.5B 기준으로 하였으며 조적벽의 형상은 가로길이를 1000 mm로 고정시키고 변장비가 0.3, 0.5, 0.75, 1, 1.25, 1.5, 1.75, 2로 변화시킨 총 8가지 모델에 대해서 해석을 수행하였다. Fig. 5은 이중 변장비가 1.0인 경우의 유한요소모델이며, 오른쪽 그림은 쉘요소에서 작용하는 모멘트의 방향을 나타낸 것이다.

조적조는 장방형의 벽돌을 길이 방향으로 배치하고 그 틈새는 모르타르 로 채운 것으로 형태적으로도 수평 방향과 수직 방향이 동일하지 않다. 따 라서, 탄성계수와 최대강도가 방향에 따라 달라지는 이방성을 가진다. 본 연구에서 수행한 유한요소해석 모델에서는 조적의 직교이방성을 고려하 였다.

EC6에서는 조적재료강도의 직교이방성을 가로줄눈의 수평 방향과 수 직 방향의 휨강도 비율인 μ를 통해 고려하였다. Lourenço[15]는 조적의 직 교이방성을 고려한 비선형 수치해석에 관한 연구에서 각 방향에 대한 탄성 계수의 비율은 0.5로 설정하였다. 또한 각 방향에 대한 최대 강도시점에서 의 변형률은 거의 같다고 가정하였다. 이러한 강성의 직교이방성을 반영한 해석모델은 실험결과와 비슷한 거동을 보이는 것을 확인하였다.

본 연구의 3.1에서 제안한 해석절차는 선형해석을 사용하는 것이므로 재료의 강도를 설정할 수 없다. 하지만 Lourenço[15]의 연구결과에 따라 선형해석에서는 Fig. 6처럼 가로줄눈의 수평 방향과 가로줄눈의 수직 방향 의 최대변형률이 동일하다고 가정할 경우 식 (18)과 같이 조적벽의 직교강 도비를 탄성계수의 비율로 정의할 수 있다.

여기서, E₁과 E₂는 각각 가로줄눈의 수평 방향과 수직 방향에 대한 탄성계 수이며 ε_u는 파괴가 발생하는 최대변형률이다.

3.3 비구조 조적벽의 재료특성

조적벽의 유한요소 모델링에 사용된 휨인장강도 및 직교강도비는 저자 에 의해 수행된 실험결과를 바탕으로 결정하였다. 휨인장시험의 절차는 ASTM E518-15[16]를 따랐다. 실험체의 규격은 수평방향 휨 강도 실험의 경우400×525×90 mm, 수직방향 휨 강도 실험의 경우 600×400×90 mm 로 KS F 4004 2종 콘크리트 벽돌을 사용하여 0.5B 두께로 6단으로 제작하 였다. 줄눈으로는 현장에서 주로 사용하는 현장배합비 1:5인 레미탈을 사 용하였으며 가로줄눈과 세로 방향 줄눈이 밀실하게 채워지도록 제작하였 다. 휨인장강도실험은 Fig. 7과 같이 단순보를 3점 가력하여 휨인장응력에 의한 파괴강도를 산정하는 것으로 ASTM E518-15[16]의 산정식을 통해 가로줄눈의 수평 방향으로 균열이 발생할 때와 가로줄눈에 수직 방향으로 균열이 발생할 때의 강도를 각각 구하였다.

실험결과는 Table 2와 같으며 휨인장강도의 평균값은 가로줄눈과 평행 한 방향의 경우 0.49 MPa이며 가로줄눈 직각 방향의 경우 0.73 MPa로 직 교강도비는 0.67정도로 나타났다. 가로줄눈에 평행한 방향보다 가로줄눈 에 수직 방향의 휨강도가 더 높음을 알 수 있다. 이는 가로줄눈에 평행한 방 향으로 균열이 발생하면 모르타르 면을 따라 발생함에 반해 가로줄눈에 수 직방향 균열은 조적개체를 통과하며 균열이 발생하는데 조적개체의 휨인 장강도가 줄눈의 휨인장강도보다 크므로 가로줄눈에 평행한 방향으로 균 열이 발생할 경우보다 더 높은 강도가 나타나는 것으로 생각된다.

유한요소모델을 활용한 근사해석에서 가로줄눈 방향의 저항모멘트 (m_R1 )와 가로줄눈의 수직 방향 저항모멘트(m_R2 )는 휨강도 실험결과와 식 (3)을 통해 산정하였다. 하지만, Fig. 2 에서도 볼 수 있듯이 파괴메커니 즘 발현 시 균열은 대각선방향으로도 발생한다. 대각선방향의 저항모멘트 는 아래와 같이 산정하였다. Fig. 8에서 나타낸 것과 같이 대각선 방향의 모 멘트는 가로줄눈 방향의 모멘트와 가로줄눈의 수직인 방향 모멘트의 조합 으로 식 (19)와 같다.

식 (19)의 ϕ는 대각선 균열과 수평 방향 사이의 각도이며 M _R1 , M _R2 , M _R3 은 각각 가로줄눈 방향 모멘트, 가로줄눈의 수직 방향 모멘트, 대각선 방향 의 모멘트이다. 이 모멘트를 단위 길이당 모멘트로 다음과 같이 변환하여 표 현할 수 있다.

식 (20)~(22)를 식 (19)에 대입하여 정리하면 다음과 같다.

여기서, Fig. 8을 참고하면 ( β l ) / ( 0.5 r l ) 2 + ( β l ) 2 은 cosϕ와 같으며, ( 0.5 r l ) / ( 0.5 r l ) 2 + ( β l ) 2 은 sinϕ와 같음을 알 수 있다. 그러므로 대각선 방향의 단위 길이당 모멘트는 식 (24)와 같다.

Vaculik[11]은 대각선 방향의 모멘트를 식 (25)와 같이 가로줄눈 방향 모 멘트와 가로줄눈에 수직인 방향 모멘트의 관계로 일반화하였다.

여기서, n은 가로줄눈 방향 모멘트와 가로줄눈의 수직한 방향 모멘트의 상 호작용과 관련된 차수이며 1일 경우 선형관계, 1/2일 경우 타원형 관계, 0일 경우에는 상호작용이 없는 경우이다. Fig. 9은 서로 다른 상호작용 관계에 따른 대각선 방향의 저항모멘트의 크기를 나타낸 것이다. n=0일 때 YLM 에서 제시하고 있는 대각선 방향 모멘트인 식 (24)와 같아지는 것을 알 수 있다.

본 논문에서는 YLM과 비교하기 위해 식 (24)를 사용하여 대각선 방향 의 모멘트를 산정하였다. 만약 선형관계나 타원형 관계의 파괴기준을 적용 하여 해석한다면 Fig. 9에서처럼 더 작은 대각선 방향의 저항모멘트가 산정 되며 보수적인 설계가 될 것이다.

3.4 유한요소해석 결과

3.1의 절차를 통해 최대하중을 산정하고 YLM에 의한 결과와 비교하였 다. 해석대상 조적벽체는 3.2절에 기술한 유한요소해석 모델과 같이 경계 조건은 4변 단순지지이며 변장비는 0.3~2.0인 8개의 유한요소해석모델이 다. 직교강도비는 0.5와 0.67의 두 경우에 대해 각각 해석을 수행하였다. Fig. 10은 그 예시로 변장비가 0.5이고 직교강도비가 0.5일 때 1차 해석과 2 차 해석결과의 단위 길이당 모멘트 분포이다. Fig. 10(a)는 1차 해석결과를 나타낸다. 초기균열영역은 벽체 중앙부의 수평부분으로 가정하였다. 1차 해석결과로부터 초기균열영역의 평균내력비를 1.0으로 하는 면외하중의 크기를 구하였다. 계산결과 24.39 kN/m₂의 w₁이 작용할 때 초기균열영역 의 모멘트가 m_R1에 도달하여 평균내력비는 1.0이 되며 대각균열영역의 평 균 내력비는 0.72로 산정되었다. Fig. 10(b)는 초기균열영역의 강성은 0, 대각균열 영역은 초기강성의 0.28배로 감소시키고 진행한 2차 해석의 결과 를 나타낸다. 2차 해석을 통해 구한 w₂는 7.99 kN/m²이다.

Table 3은 변장비가 서로 다른 8가지 조건에서 제안된 해석절차와 YLM을 통해 산정된 모멘트계수(α₁ )을 비교한 결과를 보여준다. Table 3 과 Table 4의 EA는 탄성해석결과를 사용한 일반적인 구조설계개념, 즉 벽 체에 발생하는 최대응력이 휨인장강도와 같아질 때의 면외하중의 크기에 해당하는 모멘트계수를 나타낸다. 모멘트 계수값이 클 경우 동일한 면외하 중 작용 시 발생하는 모멘트의 크기가 크다는 것을 나타내는 것이므로 보수 적인 설계가 된다.

제안된 해석절차에 의한 결과는 YLM의 모멘트계수와 최대오차가 7.5% 정도로 거의 유사한 결과를 나타내었다. 일반적인 구조해석 및 구조 설계개념, 즉 모든 지점에서 발생하는 최대모멘트가 균열발생 모멘트보다 작아지도록 설계할 경우는 당연히 보수적인 결과가 나타난다. 조적벽체의 변장비가 정방향에 가까울 경우 YLM과 유사하나 변장비가 0.3이나 2.0인 경우와 같이 형상이 길어지면 최대 40% 정도까지 차이가 발생한다.

앞서 언급한 바와 같이 저자들에 의한 재료실험결과 0.67의 직교강도비 가 구해졌다. Table 4는 직교강도비가 0.67일 경우의 모멘트계수이다. 대 체적으로 직교강도비가 0.5일 경우와 유사한 경향을 나타냄을 볼 수 있다. Fig. 11은 그 결과를 그래프로 나타낸 것이다. 직교강도비 0.5일 경우와 마 찬가지로 제안된 절차에 의한 결과는 YLM의 결과와 거의 유사하였다. 또 한, 탄성해석 및 설계절차의 경우에도 직교강도비가 0.5일 때와 마찬가지 로 조적의 변장비가 1.0에 가까워지면 YLM과 유사한 모멘트계수를 나타 내지만, 벽체의 형상이 길어질수록 차이가 커지는 것을 볼 수 있다. 결론적 으로 본 연구에서 제안한 근사해석 절차를 적용할 경우 EC6에서 제시하고 있는 모멘트계수와 유사한 결과를 얻을 수 있음을 볼 수 있다.

4. 결 론

비구조 조적벽은 면외방향 하중을 받을 때 항복선과 유사한 균열을 발생 시키는 파괴메커니즘이 나타난다. 이에 EC6에서는 비구조 조적벽이 면외 방향 하중을 받는 경우에 대해서 YLM을 적용하여 산정한 모멘트 계수를 표로 정리하여 부록으로 정리했으며, 극한 하중 및 휨 모멘트를 모멘트 계수 를 활용하여 산정하도록 제시하고 있다. 하지만 개구부가 있는 조적벽에 대 해서는 제시하고 있지 않으며 비구조 조적벽을 비선형해석을 하는 것은 어 려운 해석과정을 거쳐야한다. 따라서 본 연구에서는 비구조 조적벽의 극한 하중을 합리적으로 예측할 수 있는 유한요소해석 절차를 제시하였다.

본 연구에서 제안한 해석절차는 조적벽의 거동을 이선형화하여 탄성해 석을 2회 실시하는 방법이다. 유한요소해석은 개구부가 없는 두께가 0.5B 인 조적벽을 대상으로 했으며 지지조건은 단순지지 조건에 대해서 해석을 수행하여 YLM과 비교를 실시하여 제안한 해석절차가 적절한지 검증하였 다. 이 연구를 통해서 다음과 같은 결론을 도출하였다.

본 연구에서는 유한요소해석을 활용하여 비구조 조적벽체를 설계하기 위한 기초연구로 개구부가 없는 경우를 대상으로 연구를 진행하였다. 향후 다양한 경계조건 및 개구부를 가진 조적벽체의 설계를 위해서는 본 연구의 결과를 바탕으로 비선형 해석결과와의 비교를 통해 연구를 진행할 필요가 있다.