1. 서 론
지난 몇 년 동안, 경주(2016.9)와 포항(2017.11)을 비롯한 국내의 다양한 지역에서 발생한 크고 작은 지진들은 더 이상 우리나라도 지진 안전 지대가 아님을 보여주고 있다. 특히 이러한 지진 발생시 수많은 비보강 조적조 건축물들이 크게 손상되는 내진성능 취약 사례들을 어렵지 않게 볼 수 있다. 조적조 건축물은 일반적으로 콘크리트나 강재로 보강된 구조물에 비해 지진에 민감하며, 이로 인해 파손과 붕괴의 위험이 매우 높다. 조적조 건축물은 전체 건축물의 38.8%를 차지할 만큼 비중이 크지만 내진화 비율은 단 2.0%로 매우 저조하다. 더욱이 20년 이상 된 비보강 조적조 건축물이 85%를 차지하는 등 노후화가 심각하여 내진보강이 매우 시급한 실정이다(NDMI, 2016).
최근 연구들은 조적조 건축물의 내진 성능을 향상시키기 위한 다양한 보강 방법들을 제시하고 있다. 강재를 이용한 보강 방법으로 steel stripes (Sandoli et al., 2021; Borri et al., 2019), 강봉 트러스(Hwang et al., 2022), 건식 강판 프레임(Hou et al., 2022) 등이 소개된 바 있다. 그러나 강재 보강 방식은 여전히 높은 비용과 설치의 어려움, 자중 증가 등의 단점을 갖고 있다. 최근에는 강재 대신 섬유 보강 폴리머(Fiber-Reinforced Polymer, FRP)를 사용하여 조적조의 내진 성능 향상을 도모한 많은 실험 연구가 있었다(Babatunde, 2017; Almeida and Cecchi, 2021; Shrive, 2006). 이러한 폴리머 재료는 일반적으로 탄소(CFRP), 유리(GFRP) 또는 아라미드(AFRP)와 같은 섬유로 구성된다. 그러나 FRP는 고비용, 낮은 내충격성, 낮은 내화성, 고온 및 저온 조건에서의 적용 제한, 다양한 원인으로 인한 부착 문제 등 여러 가지 단점을 가지고 있다. 조적조의 내진 보강을 위한 또 다른 기술은 모르타르나 콘크리트와 같은 시멘트계 재료를 사용하여 길고 연속적인 실로 만든 직물을 조적조 면에 부착하는 것이다(Kouris and Triantafillou, 2018; Ibrahim et al., 2022; Dong et al., 2021; Boem, 2022; Raji et al., 2022; Lignola et al., 2017). Textile-Reinforced Mortar (TRM), Fabric-Reinforced Cementitious Matrix (FRCM) 등이 이러한 복합재료에 해당한다. 그러나 매트릭스의 열악한 인성, 사용성 및 섬유의 실제 강도와 이론적 값의 비율인 utilization rate은 여전히 많은 개선이 필요하다(Dong et al., 2021).
본 연구에서는 조적조 벽체의 내진 보강 재료로 HPFRCC (High-Performance Fiber-Reinforced Cementitious Composite)에 주목하였다(Chun et al., 2022; Lee, 2022; Lee and Yoo, 2023). 조적조의 내진 보강을 위해 시멘트 복합체를 단독으로 사용한 것은 ECC (Engineered Cementitious Composites), UHDC (Ultra-High Ductile Concrete), UHPC (Ultra-High- Performance Concrete) 등으로 불리는 높은 인장 강도와 연성을 갖는 시멘트 복합체가 개발되면서 시작되었다(Maalej et al., 2010; Pourfalah et al., 2018). Soleimani-Dashtaki (2018)는 비보강 조적조 벽체를 보강하기 위해 우수한 연성을 지닌 EDCC (Eco-friendly Ductile Cementitious Composite)를 개발하였다. EDCC의 평균 인장강도와 인장변형능력은 각각 5.19 MPa와 3.24%였다. Chen et al. (2022)는 3.9 MPa의 평균 인장강도와 6.1%의 인장변형률을 갖는 UHDCC (Ultra- High Ductile Cementitious Composites)로 보강된 5층 조적조 구조물에 대해 진동대 시험을 수행했다.
조적조 건축물의 내진성능보강에 관한 실험적 연구는 다수 있었으나 해석적 연구는 상대적으로 매우 저조한 편이다. 비보강 조적조 건축물은 벽돌과 모르타르와 같은 서로 다른 취성 재료로 구성되어 있어서 비탄성 영역까지 고려해야 하는 내진성능을 정확히 평가하는 것은 쉽지 않다(Baek et al., 2016). 국내에서는 1990년 후반부터 비보강 조적조 건축물의 지진 시 발생하는 거동 특성과 안정성을 평가하기 위한 방법으로 유한요소해석 연구가 진행되었다(Heo and Lee, 2009). 그러나 신뢰성 높은 해석 방법의 정립과 다양한 보강 조건에 따른 내진성능평가 등에 관해 아직 충분한 연구가 이루어지지 않은 상황이다.
따라서 본 연구에서는 EDCC, UHDCC보다 인장강도와 변형성능이 향상된 HPFRCC로 보강한 조적조 벽체의 내진성능을 해석적으로 평가하고자 하였다. 이를 위해 범용 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS (2021)를 활용하여 해석 모델을 수립하고 선행 연구(Lim and Lee, 2021)에서 수행한 진동대 실험의 결과 데이터와 비교하여 해석 방법의 신뢰성을 검증하였다. 그 후 조적조 벽체에 대한 HPFRCC의 보강면과 보강두께 등을 변수로 해석적 연구를 수행하였다.
2. 재료모델 및 유한요소해석모델 개발
2.1 재료모델 개요
조적조 구조를 해석하는 방법으로는 미시적(Micro)모델과 거시적(Macro)모델을 사용하여 해석하는 방법이 있다. 미시적 모델을 사용하면 계면을 모사하여 높은 정확도의 결과를 얻을 수 있지만, 본 연구와 같이 구조물 단위의 비선형 시간이력 해석을 수행하는 경우 적용이 어려우며 근사적인 거시적 모델 사용이 바람직하다(Kim et al., 2016). 따라서, 본 연구에서는 벽돌과 모르타르의 복합체인 조적조 프리즘을 하나의 콘크리트와 유사한 연속체로 가정하였다.
또한, 본 연구에서는 반복적인 지진하중이 작용하는 경우 발생되는 손상을 정확히 모사하기 위하여 손상모델을 사용하였다. 콘크리트와 같은 연속체가 외력에 의하여 손상이 발생하게 되면 탄성계수가 손상의 정도에 따라 감소하게 된다. 이러한 콘크리트의 손상 개념은 Fig. 1과 같다(ABAQUS, 2021). 예를 들어 초기 탄성계수가 Eo인 콘크리트에서 인장부에 dt라는 손상이 발생하게 되면 탄성계수는(1-dt) Eo와 같다. 여기서 dt는 손상계수로 0에서 1까지의 값을 가지며 0인 경우는 손상이 없는 경우를 나타내며 1인 경우는 완전손상을 의미한다. 콘크리트와 같은 연속체의 손상을 정의하는 방법은 여러 가지가 있지만, 본 연구에서 손상d는 Eq. (1)과 같이 정의하였다.
여기서 Ao는 재료가 탄성거동을 한다고 가정한 경우 응력-변형률 선도의 면적이며, Ad는 재료의 비탄성을 고려한 응력-변형률 선도의 면적이다. 즉, 탄성거동을 하는 경우Ao와 Ad의 면적이 같아 1이 되며 비탄성 거동을 할수록 면적이 차이가 발생하여 1보다 작은 값을 가지게 된다. 이를 도식화 하면 Fig. 2와 같다.
ABAQUS (2021)에서는 Cyclic loading에 적합한 Concrete Damaged Plasticity (CDP) 모델을 제공하며, 본 연구에서는 Eq. (1)과 CDP 모델을 활용하여 손상에 따른 강성 저하효과를 모사하여 조적조 벽체의 손상을 모사하였다.
Fig. 3은 해석에 사용된 조적조 프리즘의 재료 모델을 나타낸다. 이전에 수행된 조적조 프리즘의 압축강도 실험을 통하여 산정된 압축강도 33.6 MPa을 사용하였다(Lee, 2022). 단, 조적조 프리즘에 적용된 최대 압축강도는 FEMA (1998)의 제안 사항에 따라 실험값의 50%인 16.8 MPa을 사용하였다. 이는 조적조 구조물의 주된 파괴모드는
수평방향 줄눈을 따라 발생하는 가로줄눈 파괴로 보고 이 방향의 압축강도를 수직방향의 50%로 FEMA에서 가정하기 때문이다. 또한 조적조의 인장강도는 Lee and Yoo (2023)의 사인장 전단강도 실험결과 0.41 MPa을 사용하였다. Crisafulli (1997)는 조적조의 인장강도는 압축강도의 10%로 사용하는 것을 제안하였으나, 본 연구에서는 그 보다 작은 사인장 전단강도를 사용하여 보수적으로 접근하였다. 해석에 사용된 탄성계수는 6,697 MPa이다.
Figs. 4, 5는 조적 벽체의 보강재로 사용된 HPFRCC의 재료 모델을 나타낸다. Fig. 4에서 보는 바와 같이, HPFRCC의 인장 거동은 JSCE (2008)에 따른 직접인장강도 실험 결과에 기초하여 단순화한 재료모델을 수립하였다. HPFRCC의 압축강도는 선행 연구 결과(Lee, 2022; Lee and Yoo, 2023)를 참고하였으며, HPFRCC의 탄성계수는 35,018 MPa을 사용하였다. Fig. 5에 해석에 사용된 HPFRCC의 응력-변형률 선도가 나타나 있다.
2.2 해석모델 신뢰성 검증
2.2.1 해석모델 검증대상(진동대 실험체) 개요
Lim and Lee (2021)의 HPFRCC로 보강한 조적조벽체의 진동대 실험에 관한 선행 연구를 기반으로 해석모델을 수립한 후 그 수치해석결과를 실험결과와 비교하여 해석모델을 검증하고자 하였다.
Fig. 6에 조적조 벽체의 진동대 실험 셋업 전경이 나타나 있다. 실험에 사용된 조적조 벽체의 제원은 Fig. 7과 같다. 사용된 벽돌의 제원은 190 × 57 × 90 mm로 국내에서 일반적으로 사용되는 적벽돌이며 줄눈의 간격은 수직방향 13 mm, 수평방향 10 mm로 쌓았다. 벽돌 쌓기 방식은 1.0B의 2열 길이쌓기 방식으로 조적조 벽체의 폭은 990 mm, 높이는 1,597 mm 그리고 두께는 190 mm이다. 가속도계는 벽체의 중간높이(A)와 상, 하단에서 벽체 높이의 1/3 떨어진 지점(B, BP)에 설치하였다. 해석모델 검증에 적용된 시험체는 벽체 양면에 HPFRCC를 20 mm의 두께로 보강한 시험체 HD20 이다.
진동대 실험에 사용된 지진 가속도 데이터는 모멘트 규모(Mw) 9.1의 2011년 일본 도호쿠 지진을 사용하였으며 해당 지진 가속도 데이터에 대하여 Scale 100%에서 200%까지 20%씩 증가시키면서 단계별로 시험체의 면외방향으로 가진하였다. 지진 가속도 데이터는 실험의 특성에 맞도록 filtering 하여 사용되었으며, 검증에 사용된 입력지진은 가장 극한의 조건인 Scale 200%에 대하여 진행하였다(Fig. 8).
2.2.2 검증대상 해석 및 실험 결과 비교
Fig. 9는 ABAQUS (2021)을 사용하여 모델링한 시험체 HD20를 보여주고 있다.
해석 모델은 앞서 2장에서 설명한 Macro 모델링 접근법을 사용하였으며 연속체 요소인 C3D8R를 사용하여 모델링 하였다. 경계조건으로는 진동대 실험과 유사하도록 조적조 벽체의 저면부 x, y방향 변위를 구속하였다. 지진하중은 진동대 실험시 시험체와 강재 프레임의 경계 조건을 고려하여, Top line과 Bottom surface에 면외방향으로 동일한 지진 데이터를 적용하였다(Fig. 9).
Fig. 10은 A 지점(Fig. 7 참조)에서 측정된 가속도에 대하여 실험결과와 해석결과를 비교한 것이다. 실험결과에 비해 해석결과의 가속도 값이 전체적으로 다소 작았으나, 시간에 따른 가속도의 경향은 전체적으로 유사한 것으로 나타났다.
Figs. 11과 12는 각각 실험과 해석결과의 B와 BP 지점에서 측정된 시간과 가속도 관계를 나타낸다. Fig. 11에서 보면 실험에서 조적조 벽체 상부의 가속도가 하부보다 크게 발생하는 것을 확인할 수 있다. 진동대 실험시 벽체 상부를 강재 프레임에 고정되도록 체결하였으나 진동으로 인해 체결부가 느슨해지면서 조적 벽체가 캔틸래버 보 거동을 한 것으로 판단된다. Fig. 12에서 보는 바와 같이, 해석의 경우는 저면과 상면에 동일한 가속도가 입력됨으로써 이러한 현상이 발생하지 않았다. 따라서 B지점의 가속도 크기는 실험값과 해석값이 다소 차이를 보였으나 BP지점의 경우 차이가 크지 않았다. 하지만 B와 BP지점 모두 시간에 따른 가속도의 경향은 실험과 해석결과가 유사한 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서 수립한 조적조 벽체의 유한요소해석 모델은 지진하중 하에서 매개변수별 구조적 거동의 상대적 비교를 위해 적용 가능한 것으로 판단된다.
3. HPFRCC 보강 조적조 벽체의 변수별 해석
3.1 해석모델 및 변수
조적조 벽체의 해석모델 방법은 2.2장에 사용된 모델과 동일하다. 단, 면외지진하중 작용시 대상 시편의 중간 높이(A점)에서 소성힌지 형성을 좀 더 원활히 발생시키기 위해 조적조 벽체 크기를 폭 1,790 mm, 높이 2,700 mm로 키웠다. 단, 두께는 190 mm로 동일하다.
HPFRCC 보강이 조적조 벽체의 내진성능에 미치는 영향을 분석하기 위하여 Table 1과 같이 해석변수를 설정하였다. 주요 실험변수로 비보강, 단면보강, 양면보강 3가지 경우와 보강 시 HPFRCC의 보강두께를 10 mm와 20 mm 두 가지 경우로 선정하여 총 5가지 모델에 대하여 변수해석을 수행하였다.
3.2 해석결과 및 분석
3.2.1 손상분포 및 변위분포
Fig. 13은 각 해석모델별로 상당한 손상이 진전된 시점에서 손상분포와 z방향 변위분포를 나타낸다. 여기서 손상은 0에서 1까지 분포하며 1에 가까울수록 빨간색으로 표시되며 1인 경우 100%의 손상이 발생되었다고 볼 수 있다.
비보강 Reference 모델인 MR의 경우 벽체의 중앙부에서부터 손상이 발생하게 되면서 소성힌지로 작용하는 것을 볼 수 있다. 이후 손상부분의 영역이 점차 확장되고 저항능력이 완전히 소실되는 것으로 나타났다. MSH10은 보강면의 중심부를 기준으로 표면에 손상이 분포되어있는 것을 알 수 있다. 이후 보강면에 소성힌지가 작용하게 되고 이로 인한 변위가 증가하는 것을 알 수 있다. MSH20의 경우 초기 손상 발생 시점이 MSH10 보다 약 1초 이상 지연되는 현상이 관찰되었으며, 면외방향 변형량도 크게 감소하여 HPFRCC의 보강두께가 증대됨에 따라 내진보강 효과가 향상되는 것을 확인하였다. 벽체의 양면을 보강한 MDH10은 비보강 모델인 MR과 단면보강된 MSH 모델들이 최초 손상이 발생하는 시점에서는 손상이 전혀 발생하지 않는 것을 확인하였다. 또한, 33.16 sec일 때 보강면의 표면에 국한하여 손상 분포가 나타나는 것을 확인하였다. 따라서, 지진 하중에 충분한 저항 성능을 발현하고 있는 것으로 판단된다. 또한, 양면을 보강함에 따라 변위가 크게 발생하지 않았다. MDH20은 타 모델들 대비 어떠한 손상도 발생하지 않는 것으로 보여진다.
3.2.2 가속도
Fig. 14는 각 해석모델별로 조적조 벽체의 상부면 중심점(Top)과 중앙부 중심점(Mid)의 시간에 따른 면외방향 가속도를 나타내고 있다. MR과 MSH10은 조적조 벽체의 상부와 중심부의 가속도 값이 최초 손상이 발생하는 시점 전까지는 유사하나, 손상 발생 이후부터 가속도의 차이가 상당히 크게 나타나는 것으로 나타났다. MSH20의 조적조 벽체 상부와 중앙부의 가속도 차이는 최대 약 4 g로 나타났는데 이는 MSH10 결과의 약 1/10 수준으로 상대적으로 내진성능 더 우수하다는 것을 나타낸다. MDH10은 MR과 MSH 모델들과는 다르게 최대 가속도 차이가 크게 발생하지 않는 것으로 보여진다. 또한, 손상이 늦게 발생함에 따라 약 32 sec 후부터 소성힌지로 인한 가속도 차이가 발생하게 된다. MDH20은 다른 모든 모델들에 비해 전반적으로 상부와 중심부에서의 가속도 차이가 크게 발생하지 않아 지진 하중 저항에 가장 효과적인 것으로 판단된다.
3.2.3 상대 변위
Fig. 15는 각 해석모델별로 조적조 벽체의 상부면 중심점과 중앙부 중심점의 면외방향 상대 변위를 시간에 따라 나타낸 그래프이다. MR의 경우, 조적조 벽체 중앙부에서 최초 손상이 발생하기 전까지는 상대 변위가 굉장히 미미하나 손상 영역이 점차 확대됨에 따라 상대 변위가 점차 커지는 것을 알 수 있다. 또한, 약 20 sec부터는 조적조 벽체의 중심부가 대부분 저항능력을 상실함에 따라 급격한 상대변위의 증가가 보여진다. 이를 통하여 비보강 조적조 벽체의 경우 지진 하중에 대하여 저항 성능이 매우 저조한 것으로 판단된다. MSH10 역시 상대 변위 발생 경향은 MR과 유사하나 발생 크기는 훨씬 더 작았다. 또한, 시간에 따라 변위가 점차 우상향으로 이동하는 것을 보면 벽체 중앙부의 파괴로 인하여 원래 위치로의 회복이 되지 않음에 따라 나타나는 현상으로 판단된다. MSH20의 경우도 MSH10과 유사하게 중앙부에 균열이 발생함에 따라 소성힌지가 나타나고 이로 인한 변위의 증가와 원상태 복구 불가 현상으로 인해 시간에 따른 상대변위의 경향이 우상향으로 나타났다. MDH10은 균열이 약 32 sec부터 발생함에 따라 이후에서의 상대변위가 비교적 크게 관찰되었다. 하지만 상대변위 값은 최대 약 1 mm 이하로써 다른 비보강 및 단면보강 모델들에 비해 매우 작게 나타냈다. 또한 다른 모델들과는 달리 상대변위가 시간에 따라 증가하는 경향이 발생하지 않았다. 이를 통해 보강면에서의 손상은 있으나 조적조 벽체의 손상은 크게 없는 것으로 판단된다. MDH20의 상대변위는 MDH10과 매우 유사한 경향을 보였으나 최대 약 0.4 mm로 가장 작게 나타났다.
4. 결 론
본 연구에서는 범용 유한요소해석 프로그램을 활용하여 HPFRCC로 보강한 조적조 벽체의 면외방향 내진성능을 평가하였으며, 이에 따라 도출된 결론은 다음과 같다.
HPFRCC의 직접인장강도 실험결과와 조적조 프리즘의 압축강도 및 사인장 강도 실험결과에 기초하여 재료모델을 수립하였으며, 사전 해석결과가 진동대 실험 결과와 유사한 경향을 나타내 해석 모델과 방법의 신뢰성을 확보할 수 있었다.
비보강 조적조 벽체의 경우 중앙부의 소성힌지로 인한 상부면와 중심부 간의 가속도 및 변위의 차이가 크게 발생하는 것으로 나타나 지진 하중에 대해 거의 저항하지 못할 것으로 판단된다.
HPFRCC의 보강두께가 두꺼울수록 내진성능이 향상되는 것으로 나타났다. 즉 HPFRCC 20 mm가 10 mm에 비하여 발생 가속도와 변위가 비교적 더 작은 것으로 나타났으며 최초 손상 발생 시점도 다소 늦춰지는 것으로 관찰되었다.
HPFRCC의 보강면은 단면보다 벽체의 양면에 보강하는 것이 지진하중 저항에 매우 효과적인 것으로 나타났다. 가속도와 상대변위가 단면 보강에 비해 더 작게 발생할 뿐만 아니라 벽체 높이의 상부와 중앙부 간의 가속도와 변위 차이가 크지 않아서 벽체의 손상이 매우 미미한 것으로 나타났다. 특히, MDH10이 MSH20보다 전반적으로 더 우수한 내진성능을 나타낸 것으로 볼 때, 보강두께를 증가시키는 것보다 작은 보강두께라 하더라도 양면으로 보강하는 것이 지진 하중에 대한 저항에 훨씬 유리할 것으로 판단된다.
본 연구에서 검토한 해석 변수 중 가장 우수한 내진성능을 보인 것은 HPFRCC를 벽체의 양면에 20 mm 두께로 보강한 MDH20 이다. 하지만 다양한 현장 조건별로 요구되는 최소의 내진성능을 만족시키는 최적의 HPFRCC 보강 방법을 시공성과 경제성을 함께 고려하여 선택할 필요가 있다.
PDF Links
PubReader
ePub Link
Full text via DOI
Download Citation
Print
