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ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.26 No.3 pp.137-147
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2022.26.3.137

Investigation of Seismic Performance of RC Wall-Slab Frames with Masonry Infill

Kim Chan Ho1), Lee Seung Jae2), Heo Seok Jae3), Eom Tae Sung4)*
1)MS Student, School of Architecture, Dankook University
2)Ph.D. Student, School of Architecture, Dankook University
3)Research Professor, Seismic Research and Remodeling Center, Dankook University
4)Professor, School of Architecture, Dankook University
*Corresponding author: Eom, Tae Sung E-mail: tseom@dankook.ac.kr
March 4, 2022 April 6, 2022 April 6, 2022

Abstract


This study investigated the seismic performance of reinforced concrete (RC) wall-slab frames with masonry infills. Four RC wall-slab frames with or without masonry infill were tested under cyclic loading. The RC frames were composed of in-plane and out-of-plane walls and top and bottom slabs. For masonry infill walls, cement bricks were stacked applying mortar paste only at the bed joints, and, at the top, a gap of 50 mm was intentionally left between the masonry wall and top RC slab. Both sides of the masonry walls were finished by applying ordinary or fiber-reinforced mortars. The tests showed that despite the gap on top of the masonry walls, the strength and stiffness of the infilled frames were significantly increased and were different depending on the direction of loading and the finishing mortars. During repeated loading, the masonry walls underwent horizontal and diagonal cracking and corner crushing/spalling, showing a rocking mode inside the RC wall-slab frame. Interestingly, this rocking mode delayed loss of strength, and as a result, the ductility of the infilled frames increased to the same level as the bare frame. The interaction of masonry infill and adjacent RC walls, depending on the direction of loading, was further investigated based on test observations.



조적채움벽을 갖는 RC 벽‐슬래브 골조의 내진성능 연구

김찬호1), 이승제2), 허석재3), 엄태성4)*
1)단국대학교 건축학부 석사과정
2)단국대학교 건축학부 박사과정
3)단국대학교 내진리모델링연구소 연구교수
4)단국대학교 건축학부 교수

초록


    1. 서 론

    학교, 관공서 등 기존 건축물에는 철근콘크리트 모멘트골조 내부를 조적 벽체로 채운 조적채움골조(masonry-infilled frame)가 널리 사용된다. 조 적채움벽은 기본적으로 중력하중에 저항하지 못하는 비내력벽이므로 구조 설계에는 통상 하중으로만 고려된다. 하지만 지진하중에 대해서는 면내전 단작용(in-plane shear action)을 통해 횡강성 및 횡강도에 기여할 수 있다. 특히 허리벽, 날개벽 등과 같이 골조 내부 전체를 채우지 않더라도 채움벽과 인접 골조 사이에는 경계면 전단 및 지압(interface shear and bearing) 작 용을 통해 힘전달이 발생하며 결국 채움벽은 전체 건물의 내진성능에 큰 영 향을 미친다.

    채움골조의 거동 및 힘전달기구는 유연한 골조(휨거동)와 경직된 조적 채움벽(면내전단거동) 사이 변형의 차이로 인해 복잡하다. 이러한 채움벽- 골조 상호작용을 정확히 평가하기 위해서는 실험 또는 정밀해석이 필요하 다. 하지만 실무에서는 통상 근사해석방법인 등가스트럿모델(equivalent strut model)을 사용하여 조적채움벽이 인접 골조 및 전체 건물의 내진성능 에 미치는 영향을 고려한다[1-4]. 등가스트럿모델의 적합성은 이미 많은 연 구를 통해 입증되었다[5-16]. 하지만 채움골조의 거동 및 파괴모드는 채움 벽의 재료, 형태, 치수, 시공방법, 개구부 설치 등에 따라 달라지므로, 등가 스트럿모델을 사용할 때에는 실험 또는 해석을 통해 그 적합성을 평가하고 모델링 변수에 따른 해석결과의 민감도 분석을 수행하는 것이 바람직하다.

    조적채움벽에 대한 기존 연구는 대부분 보와 기둥으로 구성된 철근콘크 리트 모멘트골조에 집중되었다. 하지만 비내력 조적벽체는 주거용 내력벽 건물에서도 널리 사용된다. 즉, 중력하중 및 횡하중에 저항하는 벽체는 RC 구조로 시공되며, 세대 내에서 공간 구획을 위한 칸막이벽으로는 통상 조적 채움벽이 사용된다. 이 경우 중력하중이 직접 전달되지 않도록 조적채움벽 과 천장 슬래브 사이는 유격으로 남겨 두거나 또는 스티로폼 단열재로 채운 다. 비록 신축설계에서 이러한 내력벽구조의 조적채움벽이 통상 하중으로 만 고려하지만, 내진성능평가에서는 조적채움벽이 전체 내력벽 건물의 내 진성능에 미치는 영향을 고려해야 한다.

    이 연구에서는 벽체와 슬래브로 구성된 RC 골조 내부에 조적채움벽을 설치한 채움골조의 내진성능을 연구하였다. 조적채움벽이 있거나 없는 4개 의 RC 벽-슬래브 골조에 대하여 횡하중 반복가력실험을 수행하고, 강도, 강성, 연성 및 파괴모드를 분석하였다. 특히 조적벽체와 RC벽체 사이 상호 작용에 초점을 맞추어 채움골조의 거동을 분석하였다.

    2. 실험 계획

    조적채움벽을 갖는 RC 벽-슬래브 골조의 내진성능을 평가하기 위하여 4개의 실험체를 제작하였다. Table 1은 주요 실험변수를 보여준다. 실험체 #1은 조적채움벽이 없는 RC골조이고, 나머지 #2 ~ #4 실험체는 모두 채움 골조이다. 실험체 #3 및 #4는 조적채움벽의 양쪽 표면에 각각 일반 모르타 르 (두께 15 mm)와 섬유보강 모르타르(두께 25 mm)를 미장하여 마감하 였다. 실험체 #2는 본래 조적채움벽의 양쪽 표면을 두께 3-5 mm의 폴리우 레아로 도포하였지만, 사춤불량으로 인해 울퉁불퉁한 조적벽체 표면에서 폴리우레아 의한 조적채움벽의 내진성능 향상 효과가 거의 없는 것으로 조 사되어 미장모르타르가 없는 조적채움벽으로 간주하였다. 실험체의 배근 상세, 제작과정, 재료강도 및 가력방법 등은 다음과 같다.

    2.1 철근콘크리트 벽-슬래브 골조

    Fig. 1은 실험에 사용된 RC 벽-슬래브 골조의 형상과 치수를 보여준다. 상하 슬래브 사이의 순층고는 2,580 mm이고, 천장 및 바닥 슬래브의 두께 와 폭은 각각 210 mm 및 700 mm이다. 좌측 벽체는 단면길이 700 mm, 두 께 200 mm인 면외벽체(out-of-plane wall)로서 횡하중에 대하여 면외 휨 이 발생하도록 배치되었고,우측 벽체는 단면길이 1,000 mm, 두께 200 mm 의 면내벽체(in-plane wall)로서 횡하중에 대하여 면내 휨이 발생하도록 배 치되었다. 면외벽체와 면내벽체 사이에는 폭 1,400 mm, 높이 2,580 mm의 개구부가 존재한다. 실험체 하부에는 별도의 기초를 설치하지 않고 바닥 슬 래브가 기초 역할을 하도록 계획하였다. RC골조의 벽체 및 슬래브에는 D10 철근을 2단으로 배치하였고, 간격 및 정착 상세는 Fig. 1의 배근상세와 Fig. 2의 제작사진을 참고한다.

    2.2 조적채움벽 및 모르타르 미장

    Fig. 3은 조적채움벽의 시공과정을 보여준다. 벽돌로는 콘크리트벽돌 (190 mm × 90 mm × 57 mm)이 사용되었다. 조적쌓기용 모르타르는 보 통강도 시멘트와 모래를 부피비 1:3으로 섞은 다음 물시멘트비 70%가 되 도록 물을 섞어 배합하였다. 건설현장의 비내력 조적벽체 시공조건을 고려 하여 Fig. 3 (b)에서 보듯이 벽돌은 수평줄눈(bed joint)에만 모르타르를 올 려 쌓았으며, 수직줄눈(head joint)에는 모르타르를 바르지 않았다. 또한 채 움벽체의 좌우 및 하부 경계면에는 미끄럼 방지용 나사앵커(또는 칼블럭) 를 설치하지 않았다(Fig. 3 (c) 참조). Fig. 3 (d)는 조적벽체 상부를 보여주 는데, 조적벽체와 슬래브 사이 약 50 mm의 유격(gap)을 남겼다. 이러한 유 격은 비내력 조적벽체에 사용되는 통상의 시공상세를 고려한 것으로, 실제 시공에서 슬래브와 조적벽체 사이에는 보통 단열재가 설치된다.

    조적쌓기 후 3일간 양생시킨 다음 실험체 #3 및 #4의 조적벽체 표면을 모르타르로 미장하였다. 실험체 #3에는 조적쌓기용 모르타르를 15 mm 두 께로 양면 모두 미장하였으며, 시공품질 확보를 위하여 사춤이 불량한 수평 줄눈 및 수직줄눈에는 별도 모르타르를 추가로 채워가며 미장하였다. 실험 체 #4에는 내진보강용 섬유보강 모르타르를 시공하였다. Fig. 4 (b)에서 보 듯이 1차 바름을 통해 줄눈 사춤 불량을 시정하여 조적벽체 표면을 고르고 철선메시(wire mesh, 직경 4.0 mm 및 간격 100 mm)를 나사앵커로 고정 하였으며, 마지막으로 2차 바름을 통해 최종 두께 25 mm의 섬유보강 모르 타르를 시공하였다. 참고로 섬유보강 모르타르를 포함한 조적벽체의 두께 는 240 mm로서 (= 190 + 2×25)가 인접한 RC 면내벽체의 두께(= 200 mm)보다 더 두꺼우며, 따라서 Fig. 4 (b)에서 보듯이 섬유보강 모르타르를 벽체 내부 약 100 mm까지 겹친 상태로 시공하였다.

    2.3 실험셋팅

    Fig. 5는 조적채움벽이 없는 실험체 #1의 가력용 셋팅을 보여준다. 기초 없이 두께 210 mm의 바닥 슬래브가 실험실 바닥에 고정되므로, Fig. 5 (b) 에 나타낸 바와 같이 L형 강재(두께 10 mm)를 사용하여 바닥 슬래브와 면 내/면외 벽체 사이 접합부를 보강하였다. 이러한 L형 강재는 후설치 앵커 (M10)를 사용하여 설치되었다. 면외벽체 및 면내벽체의 앵커구멍에는 에 폭시를 충전하여 M10 앵커와 콘크리트 구멍 사이 틈을 메웠고, L형 강재와 콘크리트 표면 사이 접합면에도 에폭시를 채워 지압 및 전단에 대한 접촉면 저항성능이 저하되지 않도록 하였다. 바닥 슬래브는 직경 45 mm 강봉을 사 용하여 실험실 바닥에 고정하였다. 강봉 주변에서 국부적인 콘크리트 파괴 를 방지하기 위하여 두께 10 mm의 강판으로 제작된 플레이트와셔 또는 L 형 와셔를 지압강판으로 사용하였다.

    Fig. 5 (a)에서 횡가력용 엑츄에이터(용량 500 kN)가 상부 슬래브의 한 쪽 끝에 연결되었다. 원활한 정방향 및 부방향 가력을 위하여 8개의 전산강 봉(threaded bars, 직경 22 mm)을 사용하여 가력부를 보강하였다.

    실험은 엑츄에이터의 횡변위를 제어하는 방식으로 수행되었다. Fig. 6 은 횡하중 반복실험을 위한 변위 제어 이력을 보여주는데, 횡변위비(lateral drift ratio)를 5%까지 점진적으로 증가시켰고 재하단계마다 가력을 2회 반 복하였다. 여기서 횡변위비(δ =Δ/hw )는 가력점의 횡변위(Δ)를 바닥 슬래 브 윗면으로부터 가력 중심까지의 높이(hw = 2,580 + 210/2 = 2,685 mm) 로 나눈 값이다.

    2.4 재료강도

    Fig. 7 (a)는 RC 벽체 및 슬래브에 사용된 콘크리트의 압축강도 시험 결 과를 보여준다. 원주형 공시체(직경 100 mm, 높이 200 mm) 4개의 평균 압 축강도는 fck= 39.3 MPa이었고, 약 εco= 0.00175 mm/mm에서 최대압축 응력에 도달하였다. Fig. 7 (b)는 벽체와 슬래브에 사용된 D10 철근의 인장 시험 결과를 보여준다. 철근시편 3개의 평균 항복강도는 fy= 456 MPa이 고, 평균 극한강도는 fu = 592 MPa이다.

    Fig. 8 (a)는 미장용 모르타르를 바르지 않은 조적프리즘(masonry prism) 의 압축시험 결과를 보여준다. 실제 벽돌쌓기(Fig. 3 참조)와 동일한 방법으 로 시공된 조적프리즘에 대하여 압축시험이 수행되었다. 즉, 가로줄눈 모르 타르는 벽돌 바닥 전체에 시공되지 않았고(즉, 사춤 불량), 그 결과 Fig. 8 (a)에서 보듯이 콘크리트 벽돌이 수직으로 쪼개지며 파괴되었다. 프리즘 압 축시험으로 구한 조적벽체의 평균 압축강도 및 탄성계수는 각각 fm ′= 4.23 MPa 및 Em= 1,250 MPa이다. 측정된 조적벽체의 압축강도(fm ′= 4.23 MPa)는 ‘보통’ 등급의 조적벽체에 대하여 내진성능평가요령[1]에서 규정 하는 설계기준압축강도(= 4.1 MPa)와 유사한 값이었고, 측정된 탄성계수 (Em= 1,250 MPa)는 내진성능평가요령[1]에서 규정하는 설계기준값(= 200fm ′= 846 MPa)보다는 47.8% 더 컸다. Fig. 8 (a)의 응력-변형률 관계 에서 보듯이, 조적프리즘의 최대압축응력은 0.00437 mm/mm ~ 0.00636 mm/mm(평균 0.00533 mm/mm)에서 발생하였는데, 이는 Lee et al.[17] 에 보고된 조적프리즘 압축실험 결과와 유사하다. 이처럼 줄눈 사춤이 불량 한 조적프리즘은 일반 콘크리트 대비 큰 압축변형률에서 최대응력에 도달 한다.

    Fig. 8 (b)는 벽돌쌓기 및 실험체 #3의 조적벽체 미장에 사용된 일반 모 르타르에 대한 압축시험 결과를 보여준다. 압축시험을 위하여 한 변의 길이 가 50 mm인 정육면체 시편을 제작하여 2주간 양생한 후 압축강도시험을 수행하였다. 6개 시편의 압축강도는 7.68 MPa ~ 11.1 MPa이었고 평균은 9.18 MPa이었다. 관련 산업표준인 KS L 5220(건조 시멘트 모르타르)에 규정된 일반 미장용 및 벽돌쌓기용 모르타르의 재령 28일 압축강도가 각각 10 MPa 이상 및 11 MPa 이상인 점을 고려할 때, 실험에 사용된 모르타르 는 KS L 5220에 규정된 최소압축강도를 발휘한 것으로 판단된다.

    실험체 #4에 사용된 섬유보강 모르타르의 경우, 고강도 PVA(Poly-Vinyl Alcohol) 섬유가 체적비 2.0%로 배합되었다. 원주형 공시체에 대한 압축 시험으로 구한 압축강도는 52.9 MPa이고, 탄성계수는 20.6 GPa으로 약 0.005 mm/mm의 변형률에서 압축 최대응력에 도달하였다. 직접인장시험 에 의한 인장강도는 3.47 MPa이었다[18].

    3. 실험 결과

    3.1 하중-변형 관계 및 파괴모드

    Fig. 9와 Fig. 10은 실험체별 하중-변형(P-δ) 관계와 파괴모드를 보여 준다. 횡하중 P는 엑츄에이터 하중이고, 횡변위비 δ는 가력점의 횡변위를 바닥 슬래브 윗면으로부터 가력점 까지의 높이(hw= 2,685 mm)로 나눈 값 이다. 정방향 및 부방향 최대하중(Pu )을 Fig. 9에 나타냈고, RC골조 및 조 적채움벽에서 관찰된 주요 파괴모드는 Fig. 10 및 Fig. 11에 나타냈다.

    채움벽이 없는 RC골조 실험체 #1은(Fig. 9 (a) 및 Fig. 10 (a) 참조), 정 방향 및 부방향 각각 약 δ= +1.5% 및 –1.0%에서 항복하여 강성이 감소하 였고, δ = 5%의 두 번째 재하사이클에서 강도가 저하되며 파괴되었다. 최 대하중은 Pu = +208 kN 및 –153 kN으로 정방향 및 부방향의 거동은 비대 칭이었다. Fig. 10 (a) 및 Fig. 11 (a)에서 보듯이 주요 파괴모드는 벽체 및 슬래브 휨항복, 벽-슬래브 조인트 균열 , 면내벽체 하부에서 발생한 철근 (D10) 정착파괴 등이다. 면내벽체의 수직철근(D10)은 설계기준에서 요구 하는 90도 표준갈고리 정착길이(= 166 mm)를 만족하였음에도 불구하고, 반복되는 주기거동 동안 균열 등 손상이 누적됨에 따라 정착파괴가 발생하 였다.

    채움골조 실험체 #2의 경우(Fig. 9 (a) 참조), 채움벽이 없는 #1 대비 항 복 이전 초기강성이 증가하였고 최대하중 또한 Pu = +281 kN 및 –174 kN 으로 증가되었다. δ = 3%의 첫 번째 재하사이클까지 강도가 증가하였고, 이 후 가력점 근처의 벽-슬래브 조인트에서 발생한 전단균열에 의해 최종 파괴 되었다(Fig. 10 (a) 참조). 조적채움벽의 상부와 하부에서는 수평균열 및 대 각 균열이 모르타르 줄눈을 따라 발생하였고, 바닥 슬래브와 조적채움벽 사 이의 경계면에서는 25~30 mm 수준의 큰 유격(separation)이 관찰되었다.

    일반 모르타르 미장을 적용한 채움골조 실험체 #3의 경우(Fig. 9 (c) 및 Fig. 10 (c) 참조), 미장이 없는 #2 대비 최대하중이 Pu = +312 kN 및 –227 kN으로 약간 증가되었다. 전체적인 주기곡선은 #2와 유사하였지만, 변형 능력은 δ = 5%로 증가되었다. 상부에서는 조적채움벽의 수평균열이 큰 폭 으로 발달하였고 하부에서는 조적벽체와 슬래브 사이 경계면에서 유격이 크게 발생하였다. 정방향 재하시 조적벽체의 좌측 상부 압축 모서리에서 국 부적인 압괴(corner crushing)가 관찰되었고, 부방향 재하에서는 인장 모 서리에서 국부적인 파열(corner spalling)이 발생하였다(Fig. 10 (c)에서 F 참조). Fig. 11 (b)는 면내벽체의 좌우 하부에서 발생된 수직철근(D10)의 이음부 부착파괴 및 갈고리 정착파괴를 보여주는데, 이로 인해 면내벽체의 좌우 단부에서는 부착/정착 슬립으로 인한 수직 들뜸(vertical uplift)이 관 찰되었다.

    섬유보강 모르타르로 미장된 조적채움벽이 사용된 채움골조 실험체 #4 의 경우(Fig. 9 (d) 및 Fig. 10 (d) 참조), 다른 실험체들과 비교하여 초기강 성이 매우 크게 증가하였다. 이는 섬유보강 모르타르와 면내벽체 및 면외벽 체 사이 접합면(Fig. 4 (b) 참조)에서 부가적인 부착강도가 발휘되었기 때 문이며, Fig. 10 (d)의 G에서 접합면 부착파괴가 발생된 이후로는 강성이 급격히 감소되었다. 그 결과 Fig. 9 (d)의 부방향 재하에서 약 δ = -0. 5%에 서 최대하중에 도달한 이후 강성이 크게 저하된 주기곡선이 관찰되었다. 실 험체 #4는 정방향 최대하중이 Pu = +382 kN으로 가장 컸고 변형능력 또한 δ = 5%의 높은 수준을 유지하였다. 반면, 부방향 재하에서는 일반 모르타 르 미장 실험체인 #3보다 최대하중이 조금 감소하였다. Fig. 10 (d)에서 보 듯이 섬유보강 모르타르 표면에는 균열이 발생하지 않았고, 단지 모서리에 서만 국부적인 균열 또는 파열(corner spalling)이 발생하였다.

    3.2 LVDT 변형 계측

    Fig. 11에서 보듯이 면내벽체의 하부에서는 90° 갈고리 형태로 슬래브 내부에 정착시킨 벽체 철근의 정착파괴와 그로 인한 수직 들뜸이 크게 발생 되었다. Fig. 12는 면내벽체의 바깥쪽 하단부에서 계측된 수직 들뜸을 보여 준다. 모든 실험체에서 수직 들뜸은 횡변위비가 증가함에 따라 거의 선형으 로 증가하였고, 재하사이클 횟수가 증가함에 따라 누적하여 증가하는 경향 을 보였다. 또한 횡하중이 더 컸던 실험체 #3과 #4에서 수직 들뜸이 상대적 으로 더 컸다. 이러한 벽체 하단부 철근 정착파괴 및 수직 들뜸은 RC골조의 강성을 크게 저하시켰을 것으로 판단된다. 참고로, 슬래브 내부에 정착된 벽체 수직철근의 매입깊이(= 180 mm)는 설계기준[19]에서 요구하는 90° 표준갈고리의 정착길이 l d h = 0.24 d b f y / f c k = 0.24·9.53·456/√39.3 = 166 mm보다 조금 길었지만, 반복되는 주기거동 동안 손상이 누적됨에 따 라 결국 철근 정착파괴가 발생하였던 것으로 판단된다.

    Fig. 13은 RC골조 내부의 개구부(실험체 #1)와 조적채움벽(실험체 #3) 에서 계측된 변형을 보여준다. Δd1Δd2는 대각방향으로 설치된 LVDT 에 의해 계측된 신장(elongation) 또는 축소(shortening) 변형이고, γ는 대 각변형 Δd1Δd2로부터 구한 전단변형각이다. Fig. 13 (a1)에서 보듯이 채움벽이 없는 개구부에서는 두 대각변형이 거의 대칭으로 발생되었다. 반 면 Fig. 13 (b1)에서 보듯이 조적채움벽의 대각변형은 비대칭이었으며, 면 외벽체 상단과 면내벽체 하단을 잇는 대각변형 Δd2이 면내벽체 상단과 면 외벽체 하단을 잇는 대각변형 Δd1보다 상대적으로 더 컸다. 이는 조적채움 벽과 RC골조 사이의 상호작용이 재하방향의 영향을 받았고 그 결과 채움 골조의 거동이 비대칭이었음을 보여준다(4장 참조). Fig. 13 (b2)는 조적채 움벽의 전단변형을 보여주는데, 비대칭인 대각변형과 달리 전단변형각은 정방향 및 부방향에서 대칭으로 발생되었다.

    4. 채움벽-골조 상호작용 분석

    4.1 포락곡선 및 내진성능 비교

    Fig. 14는 실험체별 포락곡선(envelop curve 또는 backbone curve)을 보여준다. Table 2는 포락곡선으로부터 계산된 최대하중(Pu ), 최대변형 (δu ), 항복변형(δy ), 유효강성(Ke )을 보여준다. 최대변형 δu , 항복변형 δy 및 유효강성 Ke의 정의는 Fig. 14에 나타냈다. Fig. 14와 Table 2에서 채움 골조의 강도, 강성 및 변형능력은 다음과 같은 경향을 보였다. 참고로, 채움 골조 실험체 #2 ~ #4에서 조적채움벽의 기여는 이들 실험체의 포락곡선 강 도에서 RC골조 실험체 #1의 포락곡선의 강도를 빼는 방법으로 추정할 수 있다.

    • ∙ 채움골조는 정방향 및 부방향의 횡력저항 거동이 다른 비대칭 거동을 보 였다. 정방향 재하에서는 조적채움벽의 기여에 의해 채움골조의 강도 및 강성이 크게 증가하였지만, 부방향 재하에서는 조적채움벽에 의한 강도 및 강성 증가가 상대적으로 제한적이었다(단, 실험체 #4의 부방향 강성 제외).

    • ∙ 채움골조의 강도 및 강성은 대체로 조적벽체 표면에 시공하는 미장 모르 타르에 의해 증가하는 경향을 보였다. 인장 및 부착 성능이 우수한 섬유보 강 모르타르를 사용한 실험체 #4에서는 정방향 및 부방향 초기강성이 특 히 크게 증가되었고, 정방향 재하에서 강도 또한 크게 증가되었다.

    • ∙ 유격이 있는 조적채움벽이 사용되었음에도 불구하고, 채움골조 실험체 #2~#4는 횡변위비 기준 5% 수준의 우수한 변형능력을 보였다.

    4.2 RC골조의 강도

    조적채움벽이 없는 RC 벽-슬래브 골조(즉, 실험체 #1)의 강도는 소성해 석으로 산정할 수 있다. Fig. 15는 벽-슬래브 골조의 항복메커니즘을 보여준 다. 면외벽체는 이중곡률 변형모드에 근거하여 상부 및 하부에서 휨항복이 발생하는 것으로 가정하였고, 상부 슬래브는 면내벽체와 접합되는 부분에 서 휨항복이 발생하여 소성변형이 집중되는 것으로 가정하였다. 면내벽체 의 경우 하단부에서 휨항복하는 것으로 가정하였다. 가상일의 원리(virtual work principle)에 의해 벽-슬래브 골조의 정방향 및 부방향 횡강도는 다음 과 같이 산정된다(Fig. 15 참조).

    For positive loading,

    P n P = M n O W ( 2 l o + l w c h w l o ) + M n I W ( 1 h w ) + M n T S ( 2 l o + l w c h w l o )
    (1)

    For negative loading,

    P n N = M n O W ( 2 l o + c h w l o ) + M n I W ( 1 h w ) + M n T S ( 2 l o + c h w l o )
    (2)

    여기서, PnPPnN = RC 벽-슬래브 골조의 정방향 및 부방향 횡강도, M n O W M n I W = 면외벽체 및 면내벽체의 휨강도, M n T S = 상부 슬래브의 휨 강도, hw = 바닥 슬래브의 윗면으로부터 가력점까지의 높이로 정의되는 벽 체 높이(= 2,685 mm), lo = 면외벽체 중심으로부터 면내벽체 표면까지의 거리로 정의되는 슬래브 길이(= 1,500 mm), lw = 면내벽체의 단면길이(= 1,000 mm), c = 면내벽체의 압축대 깊이이다.

    2.4장의 재료강도(fck = 39.3 MPa 및 fy= 456 MPa)를 사용하여 면외 벽체, 면내벽체 및 슬래브의 단면 휨강도를 계산하면 각각 M n O W = 36.3 kN-m, M n I W = 292 kN-m, M n T S = 40.2 kN-m이다. 또한 극한한계상태에 서 면내벽체의 중립축 깊이는 c = 97 mm이다. 따라서 식 (1) 및 식 (2)에 의 한 RC골조의 정방향 및 부방향 강도는 각각 PnP = 168 kN 및 PnN = 153 kN이며, 정방향 강도 부방향 강도보다 약간 크게 계산된다. 이러한 소성강 도는 실험체 #1의 실험 최대하중(Pu = +208 kN 및 –153 kN)과 대체로 잘 일치한다. 참고로, 면내벽체 하부에서 철근정착파괴가 발생하였음에도 불 구하고 계산강도보다 실험강도가 더 컸다. 이는 정착파괴 및 수직 들뜸에도 불구하고 면내벽체의 철근이 항복응력에 도달하였음을 보여준다.

    4.3 채움벽-골조 상호작용에 의한 강도 증가

    채움골조 실험체 #2 ~ #4에서는 조적채움벽의 상부에 50 mm의 유격으 로 인해 조적벽체 상부 경계면에서 힘전달이 없었음에도 불구하고 정방향 재하에서 최대하중이 크게 증가하였다. 하지만 부방향 재하에서 조적채움 벽에 의한 강도 증가는 상대적으로 크지 않았다. 특히, 4.2에서 계산된 RC 벽-슬래브 골조의 정방향 및 휨방향 강도가 유사하였던 것과 비교하여 채움 골조의 비대칭 거동은 더 두드러지는데, 이는 조적채움벽과 인접 골조 사이 상호작용이 재하방향에 따라 크게 달랐음을 의미한다. 재하방향에 따른 채 움벽-골조 상호작용은 다음과 같이 설명될 수 있다(Fig. 16 참조).

    • ∙ 정방향 재하에서 RC 면내벽체의 휨강성은 조적벽체보다 훨씬 크다. 따라 서 Fig. 16 (a)에서 보듯이 조적벽체의 스트럿 작용이 면내벽체의 인장단 부에 압축력을 가하는 형태로 수직 경계면을 따라 힘전달이 발생한다. 이 처럼 조적벽체의 스트럿 압축력은 면내벽체의 하부에 압축하중을 부가시 켜며, 이를 통해 면내벽체의 휨저항이 증가된다. 따라서 전체 채움골조의 횡강도는 RC골조만의 횡강도 및 조적채움벽 전단강도 이외에도 스트럿 압축력에 의한 면내벽체의 휨강도 증가 효과가 합산되면서 더욱 증가된다.

    • ∙ 이와 달리, 부방향 재하에서는 RC 면외벽체의 휨강성이 면내 전단에 저 항하는 조적벽체에 비해 상대적으로 작다. 따라서 Fig. 16 (b)에서 보듯 이 조적채움벽의 스트럿 작용은 면외벽체의 하단부에 집중된다. 이 경우 전체 채움골조의 횡강도는 RC골조 횡강도와 조적채움벽 전단강도의 단 순 합으로 결정된다.

    Fig. 10 및 Fig. 16에서 보듯이 조적채움벽의 파괴모드는 가로줄눈파괴, 대각균열파괴, 로킹파괴, 모서리 압괴, 경계면 마찰 등이 복합되어 있다. 이 는 조적채움벽의 파괴모드, 스트럿 작용 및 경계면의 힘전달에 대한 정확한 분석이 뒷받침되어야 전체 채움골조의 강도를 정확히 평가할 수 있음을 가 리킨다. 이 논문에서는 실험관찰을 바탕으로 벽-슬래브 채움골조에서 채움 벽-골조 상호작용에 대한 정성적인 분석까지만 수행하였다. 향후 조적채움 벽의 전단강도 및 골조-채움벽 상호작용에 대해서는 FEM해석을 통한 보 다 정교한 분석이 필요할 것으로 판단된다.

    4.4 조적채움벽의 로킹모드

    조적벽체 상부에 유격이 있음에도 불구하고 채움골조 실험체는 강도 및 강성이 증가하고 변형능력이 유지되는 우수한 연성거동을 보였는데, 이러 한 벽-슬래브 채움골조의 연성거동은 일반적으로 취성파괴를 가정하는 보- 기둥 채움골조의 거동과는 사뭇 다르다. 이러한 벽-슬래브 채움골조의 연성 거동을 조사하기 위하여 채움골조 실험체 #3 및 #4의 파괴모드를 추가로 조사하였다.

    Fig. 17 (a)는 일반 모르타르가 미장재료로 사용된 채움골조 #3이 δ = 5%에서 2회 재하사이클을 반복하는 동안 조적채움벽에 발생한 균열 양상 및 파괴모드를 보여준다. Fig. 17 (a1)에서 보듯이 첫 번째 가력시 δ = +5% 에서 조적벽체는 상부에서 모서리 압축파괴 및 수평 균열을 수반하는 로킹 모드(rocking mode)를 보였고 이후 재하방향이 역전된 δ = –5%에서도 상 부 수평균열이 수반되는 로킹모드를 나타냈다. Fig. 17 ( a2)의 두 번째 가 력시에도 첫 번째 가력과 유사한 조적채움벽의 로킹모드가 발생되었으며, 조적벽체 상부의 모서리 압축파괴 및 수평균열은 반복가력으로 인해 아래 로 확산되는 양상을 보였다. 이러한 손상 확산은 δ = 5%의 두 번째 가력사 이클에서 채움골조의 강도를 저하시킨 것으로 판단된다. 주목할 점은 RC 골조 내부에서 조적벽체의 로킹모드는 점진적인 손상을 일으키며 결국 채 움골조의 강도 저하를 완만하게 만든다는 것이다. 즉, 첫 번째 재하에서 조 적벽체 상단에 수평균열이 발달하더라도 이후 재하에서는 새로운 수평균 열이 바로 아래에 생성되며 점진적인 저하 거동이 나타난다.

    Fig. 17 (b)는 섬유보강 모르타르가 미장 재료로 사용된 채움골조 #4가 δ = 3%에서 2회 재하사이클을 반복하는 동안 조적채움벽에 발생한 균열 양상 및 파괴모드를 보여준다. 고성능 모르타르로 보강된 조적채움벽은 첫 번째 및 두 번째 가력에서 모두 조적벽체의 손상없이 거의 동일한 로킹모드 를 보였다. 이처럼 채움벽의 손상이 없는 경우에는 조적벽체와 이를 둘러싼 RC골조 사이 힘전달이 주로 경계면 마찰(interface friction)을 통해 발생 된다. 비록 반복가력 횟수가 증가함에 따라 경계면의 마찰저항이 감소할 수 있지만, 경계면 마찰에 의한 힘전달은 채움벽의 손상이 크지 않는 한 큰 변 형에서도 유지될 수 있다. 그 결과 섬유보강 모르타르로 미장된 강한 조적벽 체가 채움벽으로 사용되었음에도 불구하고 채움골조 #4에서 높은 연성이 확보된 것으로 판단된다.

    Fig. 17에 나타낸 조적채움벽의 로킹모드는 일반적인 보-기둥 채움골조 에서 나타나는 거동과는 상이한 거동이며, 이 연구에서 실험된 벽-슬래브 채움골조에서는 이러한 조적채움벽의 로킹모드에 의해 점진적인 강도 저 하거동을 보인 것으로 판단된다.

    5. 결 론

    이 연구에서는 조적벽체 상부에 유격이 있는 벽-슬래브 채움골조의 내 진성능을 조사하였다. 실험을 통해 조적채움벽과 인접 RC골조의 상호작용 을 분석하고, 조적벽체의 미장이 내진성능에 미치는 영향을 분석하였다. 주 요 결과는 다음과 같다.

    • (1) 프리즘 압축실험 결과, 모르타르 줄눈 사춤이 불량한 조적프리즘은 벽 돌을 관통하는 수직균열에 의해 파괴되었고 압축강도(fm ′= 4.23 MPa) 는 내진성능평가요령[1]에 규정된 ‘보통’ 등급 조적벽체의 설계기준압 축강도(= 4.1 MPa)와 유사하였다. 측정된 탄성계수(Em= 1,250 MPa) 는 내진성능평가요령[1]의 설계기준값(= 200fm ′= 846 MPa)보다는 약 50% 더 컸고, 최대응력은 0.00437 mm/mm ~ 0.00636 mm/mm에 서 발휘되었다.

    • (2) 횡하중 반복 실험 결과, 벽-슬래브 채움골조는 채움벽이 없는 RC골조 의 변형능력과 동등한 수준인 횡변위비 5%의 큰 변형능력을 발휘하였 다. RC골조 내부의 조적채움벽체에서는 주로 수평 줄눈파괴, 모서리 압괴/파열 등이 발생하였고, RC골조에서는 벽-슬래브 조인트 전단파 괴, 벽체 하부 철근 정착파괴 등이 나타났다.

    • (3) 조적벽체 상부에 유격이 있음에도 불구하고, 벽-슬래브 채움골조의 강 도 및 강성은 채움벽-골조 상호작용에 의해 크게 증가하였다. 조적벽체 의 미장 모르타르는 채움골조의 강도, 강성 및 연성 증가에 기여하였으 며, 특히 인장 및 부착 성능이 우수한 섬유보강 모르타르(와이어메시 포 함)는 채움골조의 강성 및 강도를 크게 증가시켰다.

    • (4) 채움벽-골조 상호작용에 의한 강도 증가는 재하방향에 따라 서로 달랐 다. 조적벽체의 스트럿이 RC 면내벽체의 인장단부에 연결되는 정방향 재하에서는 채움골조의 강도가 크게 증가하였지만, 조적벽체 스트럿이 RC 면외벽체의 하부에 연결되는 부방향 재하에서는 채움골조의 강도 증가가 상대적으로 크지 않았다.

    • (5) 벽-슬래브 RC골조 내부에 설치된 조적벽체는 재하사이클이 반복되는 동안 수평균열, 모서리 압괴/파열, 경계면 마찰작용을 수반하는 로킹모 드를 보였으며, 채움골조 실험체들은 이러한 조적벽체의 로킹모드에 의해 점진적인 강도 저하 거동을 보였다.

    벽-슬래브 채움골조에 사용된 조적벽체의 파괴모드는 가로줄눈파괴, 대 각균열파괴, 로킹파괴, 모서리 압괴, 경계면 마찰/부착 파괴 등이 복합되어 복잡하다. 향후 벽-슬래브 골조에 사용된 조적채움벽의 전단강도 및 골조- 채움벽 상호작용에 대하여 실험, 유한요소해석, 비선형모델링 등 다방면의 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다.

    / 감사의 글 /

    이 연구는 한국연구재단의 대학중점연구소(NRF-2018R1A6A1A070 258) 및 개인기본연구(NRF-2019R1F1A1059248) 지원사업의 연구비지 원을 받아 수행되었습니다. 섬유보강 모르타르 미장에 도움을 주신 ㈜에이 엠에스엔지니어링에 감사드립니다.

    Figure

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    Failure modes and shear strengths of masonry walls

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    Fabrication of reinforced concrete wall-slab frames

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    Masonry infill walls with gap (50 mm)

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    Mortar finishing details in specimens #3 and #4

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    Test setup for cyclic lateral loading: Specimen #1 without masonry infill

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    Displacement history for cyclic loading test

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    Stress-strain curves of concrete and reinforcing bars

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    Compressive tests of masonry prism and mortar cubic

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    Lateral load-deformation relationships

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    Failure modes

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    Anchorage and bond failure of vertical bars in in-plane walls

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    Vertical uplift due to anchorage slip at in-plane wall bottom

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    Deformations of opening (specimen #1) and masonry infill (specimen #3) inside wall-slab frame

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    Envelope (backbone) curves of specimens

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    Lateral strength of bare wall-slab frame: plastic analysis

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    Interaction of masonry infill and RC wall-slab frame depending on loading direction

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    Development of rocking modes of masonry infill walls during repeated cyclic loading

    Table

    Specimens and test variables

    Summary of test results

    Reference

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