접수 15. 11. 13 / 심사종료 15. 12. 11 / 게재승인 15. 12. 14
Vol.31, No.4, pp477-488(2015)
DOI http://dx.doi.org/10.12654/JCS.2015.31.4.13 Printed in the Republic of Korea
pISSN: 1225-5459 eISSN: 2287-9781
석조문화재의 풍화물성을 고려한 구조보강방법 연구
이동식1 | 김현용 국립문화재연구소 건축문화재연구실
A Study on Structural Reinforcement Suitable for the Weathering Properties of Stone Cultural Heritage
Dong Sik Lee1 | Hyun Yong Kim
Architectural Research Division, National Research Institute of Cultural Heritage
1Corresponding Author: [email protected], +82-10-8646-0888
초 록 본 연구에서는 석조문화재에 대한 금속보강재의 최소 개입을 통해 원형부재의 이차 훼손을 줄이고 , 동시에 최대의 구조보강 효과를 얻을 수 있도록 제안된 실험을 통해 처리기술의 객관적 기준을 다음과 같이 설정하였다. 첫째, 금속보강재의 설계 기준은 석조문화재의 풍화도에 따라 보강재비의 산정이 이루어져한다. 둘째, 석조문화재의 원형이 부분적으로 훼손되어 형태나 구조적으로 보강이 필요할 때 보형처리(구부재 + 신석재 접합)는 풍화등급이 높은 부재를 기준으로 금속보강재 비율을 계획해야 한다. 본 연구를 바탕으로 석조문화재의 구조적인 안정을 꾀할 수 있는 조건을 고려한 금속보강재 비율을 풍화영역별로 제시하면, 접합단면 대비 800kgf/cm2 이하는 0.13∼0.23, 800kgf/cm2 이상 1200kgf/cm2 이하는 0.24∼0.28, 1200kgf/cm2 이상은 0.29∼0.5의 금속보강재비를 권장할 수 있다. 특히 더욱 세분화된 풍화등급에 따른 금속보강재의 적용 여부는 석조물의 파괴계수와 금속보강재의 물성을 고려하여야 할 것으로 사료 된다.
중심어: 석조문화재, 풍화, 구조보강, 금속보강재, 보강재비
ABSTRACT At this, in this study, some tests were conducted to come up with a method to minimize intervention, to reduce the secondary damage to original materials, and to produce remarkable reinforcing effects. The followings show objective standards. The proportion of original material to steel reinforcement bar (the ratio of steel reinforcement bar) needs to be calculated in light of weathering intensity. Second, in the case of partial damage, prosthetic treatment is applied to add new stone materials to original materials. In that case, the ratio of steel reinforcement bar should be calculated based on material that is highly resistant to weathering. With the results of this study, it is possible to suggest conditions that can structurally stabilize stone cultural heritage, according to the weathering area. As a result, the ratio of steel reinforcement bars can be 0.13 to 0.23 in the case of 800kgf/cm2 or less, 0.24 to 0.28 in 800kgf/cm2 or higher, and 0.29 to 0.5 in 1200kgf/cm2 or higher. In particular, there is the need to take the coefficient of rupture of stone material and the properties of the steel reinforcement bar into account in cases of calculating the ratio of steel reinforcement bars according to weathering intensity.
Key Words: Stone Cultural Heritage, Weathering, Structural Reinforcement, Steel Reinforcement Bar, Ratio of Reinforcement Bars
1. 서 론
석조문화재는 우리나라 유형문화재의 약 30% 정도를 차지하고 있으며, 국가나 지방자치단체에서 관리하고 있 다. 그러나 이와 같은 기관의 관리 대상에 포함된 석조문화 재의 경우에도 지속적인 변형이나 손상이 발생하고 있다.
이러한 변형은 구조재의 물성저하와 같은 내적인 요인과 축조기술의 적용과정에서 나오는 외적인 요인 때문에 발 생한다. 또한 일부 인위적인 개입에 의한 형태적인 변형이 이루어지기도 하는데 앞의 두 가지 요인이 석조문화재 훼 손의 주요 요인이라고 할 수 있다.
이와 같이 형태적 변형이 이루어지거나 파손된 석조문 화재의 원형을 회복하기 위해 현장에서는 여러 가지 노력 이 이루어지고 있다. 이때 간과해서는 안 될 원칙은 신기술 을 접목할 때는 석조물이 가진 가치와 진정성을 유지하기 위해 언제든 되돌릴 수 있는 방법이 적용되어야 한다는 점 이다. 또한 과학적인 데이터를 바탕으로 한 보존 조치가 이 루어져야 한다. 특히 원형 부재의 절단된 부분이나 결실된 부분을 신석재로 성형 및 보강하기 위해 접합제와 함께 보 강재를 사용하는 경우에는 역학적 실험 데이터에 입각한 세심한 구조보강이 이루어져야 한다. 그러나 일부 현장에 서는 입증된 데이터가 아닌 보존처리의 경험에 의존한 보 존 조치로 인해 석조문화재를 더욱 훼손시키는 경우가 발 생하고 있다.
이러한 구조보강에 따른 문제점을 해결하기 위해 이동 식 외(2011; 2013)와 김사덕 외(2012) 등은 2000년대 후반 부터 석재와 금속보강재의 물성 그리고 접합제의 특성을 고려한 금속보강재비율 산출, 위치 선정, 파손유형, 보강 봉 형태, 정착 길이 등과 관련된 실험적 데이터를 확보함으 로써, 보존처리 기술의 신뢰도를 높임과 동시에 질적인 향 상을 가져왔다.
특히 보존처리의 최소 개입을 통한 원형부재의 훼손정 도를 최소화하고, 금속보강재 매입에 따른 이차적 훼손을 최소화하면서 효과적인 구조적 보강이 이루어지도록 제안 된 실험성과를 도출하였다. 그러나 실험의 전제조건이 초 고강도(140MPa 이상) 물성을 갖는 신석재이기 때문에 풍 화된 석조문화재에 안정적으로 적용하기에는 적절하지 않 은 면도 있다.
석조문화재의 강도는 축조할 당시 암석의 노출 환경에 따라 물성의 차이가 있는 석재를 구조재로 사용하기 때문 에 각각 다르다. 또한 같은 조건하의 강도를 가진 석재로
축조하였다 하더라도 오랜 세월 동안 외부환경에 노출되 다보면 각각 다른 물성을 갖게 된다. 실제 석조문화재의 강 도(반발도, 초음파속도)를 조사해보면 1등급부터 5등급까 지 다양한 물성을 보이고 있다. 이와 같이 파손된 석조문화 재를 구조적으로 보강하기 위해서는 풍화도에 따라 금속 보강재의 적정한 비율의 재산정이 이루어져야 할 필요가 있다.
따라서 본 연구에서는 부재의 풍화정도에 따른 금속보 강재비 산정과 보존처리 방법 그리고 처리에 대한 이차적 훼손을 유발하지 않는 방법을 실험과정을 통해서 밝힐 것 이다. 더불어 실제 현장에서 합리적으로 활용할 수 있는 보 존처리 방법을 제시하고자 한다.
2. 연구방법
본 연구에서는 ｢미륵사지 석탑 보강처리부재 구조성능 조사연구(2009년)｣와 ｢미륵사지석탑 부재 보강처리 설계 기준 연구(2010년)｣ 그리고 ｢미륵사지 석탑 부재 보강처 리 설계기준 2차 연구(2010년)｣등 기존의 연구 내용을 바 탕으로 실험체를 제작하여 파괴실험을 진행하였다. 실험 체는 풍화정도가 확연히 다른 물성을 갖는 구부재와 신석 재를 접합하여 선행 연구된 기술적 데이터가 효과적인 구 조보강방법에 부합하는지를 검토하였으며, 일치되지 않은 유의사항에 대해서는 구조적 분석을 통해 풍화도에 따른 금속보강재 비율을 재산정하여 실험체를 제작하고 파괴실 험에 따른 거동특성을 분석하였다.
선행연구를 위한 실험체 제작은 풍화된 구부재와 신석 재가 한 조를 이루도록 접합하였고, 실험에 사용될 암석의 선정기준과 강도측정방법 등은 3. 선행연구 부분에서 자세 히 기술되어 있으므로 이 장을 참조한다. 본 연구에 사용된 모든 실험체의 암석은 동일한 화강암으로 1결을 수평방향 으로 제작하였으며, 파괴실험도 수평에 수직된 하중을 가 하였다.
선행실험 결과를 반영한 풍화 실험체는 총 6개를 제작 하였고 강도 범위는 <800kgf/cm2 이하>, <800kgf/cm2 ~ 1200kgf/cm2>, <1200kgf/cm2 이상> 등으로 구분하여 각 구간별로 2개씩 실험체를 제작하였다. 풍화도 실험체 선정 을 위한 구부재의 강도측정은 슈미트 헤머(Schmit Hammer) 로 육면을 50mm 간격으로 238개소를 측정한 평균값을 활 용하여 실험체를 선정하였다. 풍화물성을 고려한 구부재 의 휨 파괴는 800×400×300mm 규격의 실험체를 1차 파손
Figure 1. Bend specimen loading method.
Figure 2. Strain gauge attachment location.
Figure 3. Specimen that joined fresh rock and weathered
rock.Figure 4. Specimen weathering damage map.
시켜 암석과 금속보강재와의 거동특성을 분석하여 금속보 강재 비율을 풍화강도에 맞게 재산정하여 삽입한 후 2차 휨 파괴를 하였다. 그리고 접합을 위한 재료는 2액형인 에 폭시 수지(L30)를 사용하였고, 접합제의 강도 및 변형, 유동 성 강화를 위해 충전재를(Zirconiumsilicate, Wollastonite, Talc)를 혼합하였다.
파괴실험은 서울대학교 대형구조실험동의 500kN Actuator 을 이용하여 휨 3점 단조 가력(Monotonic Loading Program) 하였고(Figure 1), 변위 제어는 모든 실험체에 1mm/min로 설정하여 실험하였으며, 석재 파단까지는 자동제어시스템 을 하고 이후에는 수동제어로 변환하여 진행하였다. 또한 하중-변위 관계를 분석하기 위해 정면과 후면에 스트레인 게이지(Strain gauge)를 부착하였다(Figure 2).
3. 선행 보강방법 검토
본 연구에서는 먼저 선행 연구에서 밝힌 구조보강방법 이 풍화된 석조문화재에서도 동일하게 적용가능한지를 밝 히기 위해 다음과 같은 실험을 실시하였다. 실험체는 풍화 된 화강암〔Schmit Hammer를 이용하여 50mm 간격으로
238개소를 측정한 결과 평균 풍화강도는 48.3(14.8∼
113.1)MPa로 측정되었다, 이 범위는 비교적 풍화가 심한 상태인 4등급(Highly Weathered)에 해당 된다. 금속보강 재가 삽입될 부분은 비교적 풍화상태가 양호한 면을 기준 으로 한 구부재( 400×400×300mm)〕과 140Mpa 이상 되 는 신선한 화강암(400×400×300mm)을 에폭시수지로 접 합하였다(Figure 3, 4). 구조보강을 위한 접합부에는 타이 타늄(Titanium) 재질의 직경 φ16mm, 길이 300mm의 전산 형 환봉을 3개 매입하였다. 금속보강재는 휨 하중을 최대 로 받을 수 있도록 상단에 1개, 하단에 2개를 배치하였고, 금속보강재 비율은 신선한 화강암의 강도를 기준으로 절 단 단면적 대비 0.38로 보강하였다(Figure 5).
보강된 실험체를 가력한 결과, 취성파괴가 일어난 후 다 시 2 ․ 3차에 걸쳐 편 절단이 발생하였다. 화강암 파괴 시 최 대하중은 130.928kN(133.557ton)이며, 변위는 2.125mm 로 나타났다(Figure 6A). 이때 변위-변형률은 인장영역 372μm, 압축영역 -512μm 값을 보였다(Figure 6B). 한편 2
․ 3차 파단은 30.282∼29.008kN 범위에서 발생하였다. 구 조보강을 위해 절단면에 매입한 금속보강재의 거동을 살 펴볼 때, 중앙부분에 위치한 금속봉만이 화강암 파단시점
Figure 5. Selection criteria for metal reinforcement
position.Figure 6. Displacement analysis graph of specimens in pre-
ceding studies. A: Weight-displacement curve, B: Granitestrain, C: Titanium strain.
Figure 7. Failure pattern of specimens produced by putting
together fresh and weathered stone.까지 항복점(Yield Point,1858μm)에 도달하였고 이로 인 해 1차 파손이 발생하였다. 좌우에 매입된 금속봉은 두 지 점에 하중이 분산되었기 때문에 탄성한계(변형률: 728μm, 1111μm)에 도달하지도 못한 채 금속봉 매입부의 영역 밖 으로 2 ․ 3차 편 절단을 유도하였다(Figure 6C).
실험체의 파손유형을 보면, 풍화된 석재를 중심으로 절 단과 편 조각이 집중되어 있다(Figure 7). 이것은 풍화석재
(90∼113.1MPa)가 신석재(140MPa이상)보다 강도가 약 하기 때문에 나타나는 현상이다. 그러나 금속보강재를 매 입하지 않고 접합만 한 경우 균열은 접합부를 따라 절단대 가 발생하였다. 이러한 사례를 통해 단순하게 물성과의 연 관성에 의존한 구조보강은 목적성에 부합하지 않는 결과 를 가져올 수 있다.
금속보강재를 사용하여 구조보강을 하기 위해서는 먼 저 접합면으로 균열을 유도하여 이차 훼손을 최소화해야 한다. 이러한 조건을 만족하기 위해서는 선행연구에서 매 입한 0.38 보다 금속보강재 비율을 낮출 필요가 있다. 즉, 신석재 강도를 기준으로 한 금속보강재비의 산정보다는 풍화된 구석재를 기준으로 금속보강재 비율을 산정해야 할 것이다. 따라서 이번 연구를 위해 제작한 실험체는 선행 연구 결과를 참고하여 풍화정도에 따른 금속보강재 비율 을 재산정하여 실험하고자 하였다.
4. 실험체 제작 및 보강
이번 연구에서는 부재 보강처리 설계기준 1 ․ 2차 연구 (2009; 2010)와 같은 파괴유형의 일치성을 검토하고, 최대 하중에 대한 풍화도와의 관계 등을 종합적으로 검토하기 위해 실험체 6(B1∼B6)개를 제작하였다. 1차 휨 실험 후 절단된 실험체를 대상으로 풍화도를 고려하여 금속보강재 를 재산정하여 절단된 면에 보강재를 삽입하여 실험체를 (BR1∼BR6) 제작하였다. 금속보강재의 정착 길이, 위치 선정, 보강봉의 재질 및 형태 등은 ｢미륵사지석탑 부재 보 강처리 설계기준 연구(2010년)｣에서 제시된 보강방법에 따라 Table 1, 2와 Figure 8과 같이 제작하였다.
Table 1. Specimen list (L: length, W: width, H: height).
Specimens Experiment
method Size(mm)
LxWxH Reinforceme
nt method Loading
program Reinforcement
center criteria Length
(mm) Diameter (mm) B1
Bending
800
× 400
× 300
Unstiffened 3 point -
B2 Unstiffened 3 point -
B3 Unstiffened 3 point -
B4 Unstiffened 3 point -
B5 Unstiffened 3 point -
B6 Unstiffened 3 point -
BR1 Titanium 3 point 3/4(1) 300mm φ16
BR2 Titanium 3 point 3/4(2),
center(1) 200mm 150mm
φ12 φ8 BR3 Titanium 3 point 3/4(2), center(1) 200mm φ12 BR4 Titanium 3 point 3/4(2), center(1) 200mm φ12
BR5 Titanium 3 point 3/4(2) 300mm φ16
BR6 Titanium 3 point 3/4(2) 300mm φ16
*
Specimen name: Specimen according to loading method(B: Non-reinforced bend specimen, BR: Reinforced bend specimen).
Table 2. Categorization of specimen type according to weathering.
Specimen Weathered rock strength standard Note B1, BR1
n < 800 kgf/cm2
With the reinforcement of the specimen B, the specimen BR has been made.
B2, BR2 B3, BR3
800 < n > 1200 kgf/cm2 B4, BR4
B5, BR5
n > 1200 kgf/cm2 B6, BR6
BR1 Specimen BR2 Specimen
BR3 Specimen BR4 Specimen
BR5 Specimen BR6 Specimen
Figure 8. Bend specimen reinforcement type (letters are gauge numbers).
Table 3. Bend specimen test results.
Specimen
(mm) (kN) (kN•mm) Displacement(mm)B1 300 70.102 11391.58 1.961
B2 300 150.269 24418.71 3.137
B3 300 197.238 32051.18 3.244
B4 300 196.850 31988.13 3.309
B5 300 217.859 35402.09 3.269
B6 300 259.014 42089.78 -
Figure 9. Section force and moment diagram of bend
specimen.Figure 10. Cross section diagram of specimen.
5. 실험분석 및 결과
5.1. 원형(무보강) 실험체
5.1.1. 단면력과 모멘트도
3점 가력을 시행한 B1∼B6 실험체의 하중과 지점조건 에 따른 부재 단면력과 모멘트도를 다이어그램으로 나타 내면 Figure 9와 같이 표현할 수 있다. 그리고 실제 파괴실 험에 대한 실험체별 전단력(Shear Force)과 휨 모멘트 (Bending Moment) 값을 구하면 Table 3과 같다.
대체적으로 풍화도가 높을수록 파괴내력은 낮게 나타 나며, 풍화유형별 등급 간에도 유효한 범위 내에서 파괴내 력을 보인다. 다만 B1 실험체는 같은 풍화등급에 속한 B2 실험체보다 월등히 낮은 파괴내력을 보여 금속보강재비의 검토가 필요할 것으로 판단된다.
파괴양상은 2009년과 2010년 부재 보강처리 설계기준 1 ․ 2차 연구와 같은 파괴유형으로 면가력 범위에서 수직방 향으로 절단되었다. 일부 실험체에서 하중에 대한 초기 편 심이 발생하였으나 최대 내력을 분석하는데 무시해도 될 정도이다.
5.1.2. 파괴계수
파괴계수(MOR, modulus of rupture)란 재료가 파괴될 때까지의 탄성체로 보통 탄성공식으로 계산한 최대 응력 을 말하며, 파괴점에서의 파괴응력과 구별할 때 사용한다.
파괴계수는 균열이 발생할 시점의 모멘트에 부재 중심에 서 상 ․ 하 부재 끝단까지의 거리를 곱한 값을 단면 2차 모 멘트로 나눈 값으로 다음 식(1)과 같이 나타낼 수 있다(Lee et al., 2013). 균열이 발생할 시점의 모멘트는 일반적으로 부재에 첫 균열이 발생한 시점의 모멘트를 말하며, 화강암 은 첫 균열시점과 최종 균열시점이 동일하게 취성파괴가 발생하므로 최종 파괴 시점의 하중을 이용하여 균열모멘
트와 파괴계수를 구하였다(Figure 10).
×
식(1)
여기서,
,
는 부재 중심에서 상 ․ 하 부재 끝단 까지의 거리이다(Figure 10).강도별 실험체의 파괴계수를 분석한 결과 1.90~7.01MPa 로 풍화도가 높을수록 파괴계수는 낮게 나타나고 있다 (Table 4). 이는 신선한 암석일수록 파괴계수가 높게 나타 나는 경향과 일치한다. 또한 같은 풍화등급 범위 내에서도
Table 4. Modulus of rupture of bend specimen.
Specimen Size(
×
)(mm)
(×
)
(mm) (kN)
(mm)
(kN․mm)
(MPa) B1 400mm×300mm 900 150 70.102 300 11391.58 1.90 B2 400mm×300mm 900 150 150.269 300 24418.71 4.07 B3 400mm×300mm 900 150 197.238 300 32051.18 5.34 B4 400mm×300mm 900 150 196.850 300 31988.13 5.33 B5 400mm×300mm 900 150 217.859 300 35402.09 5.90 B6 400mm×300mm 900 150 259.014 300 42089.78 7.01Figure 11. 3 point loading conceptual diagram.
풍화강도에 따라 파괴계수가 다르게 나타나고 있다.
800kgf/cm2 이하인 B1, B2 실험체(1.90MPa, 4.07MPa)와 1200kgf/cm2 이상인 B5, B6 실험체(5.90MPa, 7.01MPa) 에서 유사한 경향성을 보인다. 반면에 B3, B4 실험체 (5.34MPa, 5.33MPa)는 거의 일치된 파괴계수 값을 보였다.
이와 같은 결과를 통해 훼손된 부재를 보강하기 위해서 는 반드시 풍화강도에 따른 파괴계수 값을 고려해야 2차적 인 훼손 방지와 가역적인 파괴를 유도할 수 있음을 확인하 였다. 또한 기존 2010년 부재 보강처리 설계기준 1 ․ 2차 연 구에 사용된 신선암의 파괴계수를 조건으로 실제 선행 연 구에서 제작한 실험체(풍화암 + 신선암)에 적용할 때, 중앙 절단대인 접합면에 파괴가 일어나는 것이 아니라 물성이 약한 풍화암 쪽으로 이동하여 절단이 이루어졌다. 이는 하 중에 대한 응력의 파괴계수가 약한 풍화암에 집중되기 때 문이다.
따라서 140MPa 이상의 물성을 가진 신선한 암석을 기 준으로 금속보강재 비율(최소 0.34 이상)을 그대로 적용할 것이 아니라 풍화정도에 따른 차등적 보강재비의 재산정 이 요구된다.
5.2. 보강 실험체
5.2.1. 금속보강재의 거동 특성
풍화강도에 따른 파괴계수 값을 고려하여 구조보강 한 실험체(BR1∼BR6)를 대상으로 선행연구와 동일한 조건 으로 3점 가력을 시행하였다. 실험체의 금속보강재비는 0.17∼0.34 범위로 풍화도에 따라 차등적으로 매입하였고 실제 가력을 통해 금속보강재비에 대한 화강암의 파괴내 력을 비교하였다.
먼저 석재 내부에 매입된 금속보강재의 거동 특성을 분 석하기 위해서는 에너지 보존의 법칙(Conservation of energy principle)을 이용하여 Figure 11과 같은 개념도로
구할 수 있다.
부재가 강체운동을 한다는 가정 하에 부재 내부에 매입 된 금속봉이 항복했을 때 금속봉의 위치와 개수에 의해 유 의한 차이를 보이는데 이때 금속봉이 부담하는 하중은 다 음과 같다.
× ∆
식(2)위 식을 이용하여
를 구하기 위해서는 ×
와 ×
을 이용하여 각각 내부 타이타늄 봉이 거동한
을 구한다. 그리고 에너지 보존의 법칙에 의해 부재에 작용한 외부 하중과 부재에 작용한 내력의 힘이 같다는 등 식을 이용하면 다음과 같이 표현된다.
× ∆ × ×
× ×
× 식(3) 따라서 금속봉이 부담하는 최종 하중은, 식(4)과 같다.
×
× ×
×
× ×
×
× ×
×
×
×
×
×
식(4) 여기서, :
금속봉 개수,
: 금속봉 면적,: 금속봉 최대강도
Table 5. Metal reinforcement material load intensity.
Specimen Maximum load(kN) Displacement(mm) Before After Before After (kN)
BR1 70.102 106.260 1.961 3.255 125.161
BR2 150.269 150.972 3.137 3.431 187.679
BR3 197.238 194.891 3.244 3.129 210.361
BR4 196.850 255.453 3.309 5.661 210.361
BR5 217.859 284.200 3.269 - 250.322
BR6 259.014 357.700 - - 250.322
Table 6. Compression/tensile strain per weathering intensity.
Classification of Strength Specimen Compression churn(μm) Tensile force churn(μm)
800 less than BR1 -429 1671
BR2 -421 1016
800 over ~ 1200 less BR3 -310 844
BR4 -236 802
1200 greater than BR5 -274 2118
BR6 -352 441
위의 식을 정리하면, 금속봉이 부담하는 이론적 하중 강 도는 125.161~250.322kN 범위 내에 있다. 그리고 보강재 비율이 같으면 동일한 하중부담 능력을 보이는 반면, 보강 재의 매입환경(직경, 개수, 매입위치)이 다르면 금속봉이 부담하는 강도 또한 확연한 차이를 보이고 있다(Table 5).
구조보강 된 실험체의 파괴 특성을 통해 알 수 있듯이 BR1, BR2, BR3 실험체는 금속보강재가 부담하는 하중 내 에서 최종적으로 석재 파괴가 진행된 반면에 BR4, BR5, BR6 실험체는 금속보강재가 부담하는 하중보다 더 높은 영역에서 파괴가 진행되었다.
이 연구에서 간과해서 안 될 것은 금속보강재를 매입함 으로써 보강효과가 충분하게 이루어졌다고 해도 보강에 따른 2차적 훼손이 없어야 한다는 점이다. 따라서 BR4, BR5, BR6 실험체에 보강된 금속보강재 비율을 30∼36%
정도 더 낮출 필요가 있다.
5.2.2. 하중-변위 관계
측면에 부착된 스트레인게이지를 통해 실험체가 파괴 될 때까지의 압축변형률과 인장변형률에 대한 거동특성을 살펴 본 결과는 Figure 12와 같다.
BR1 실험체는 중앙부 균열 이후 금속봉의 거동을 확인 할 수 있으나, 금속봉 매입 끝부분에서 파괴가 이루어졌기 때문에 뚜렷한 거동을 확인할 수 없다. 다만, 화강암의 변
위-변형률 그래프에서 화강암 파괴 시, 인장영역에서 1650
~ 1700μm의 값이 산정되었고, 압축영역에서는 -400 ~ -450μm 값이 산정되었다. 화강암 파단시점까지의 타이타 늄에 대한 변형률 값을 보면 550 ~ 600μm이므로 타이타늄 이 항복하기 전 화강암 파괴가 이루어진 것을 알 수 있다.
BR2 실험체는 최대하중(150.972kN)에 도달하였을 때, 금속봉 매입부 끝부분에서 균열이 발생하였고, 이 균열이 파괴로 이어졌다. 중립축 위치변화 그래프를 보면 하중이 99.965kN 일 때, 화강암 변형률은 인장영역에서 1000 ~ 1050μm, 압축영역에서 -400 ~ -450μm 값이 나타났다. 이 때의 타이타늄 변위-변형률 값은 319,412μm이므로 타이 타늄이 항복하기 전 화강암 파괴가 이루어진 것을 확인할 수 있다.
BR3 실험체는 최대하중(194.891kN)에서 화강암 파괴 가 발생하였다. 화강암 파괴시의 변형률 값은, 인장영역에 서 300 ~ 400μm, 압축영역에서 -300 ~ -400μm로 나타났 다. 타이타늄 봉의 변형률 값은, 하단부에서 200~300μm, 중앙부에서 60~100μm의 값을 보였다.
BR4 실험체의 경우 하중이 255.453kN에서 최대로 발 생하였고, 이때의 변위는 5.661mm이다. 하중이 199.87kN 이고 변위가 3.28mm일 때, 모멘트가 최대로 받는 중앙의 에폭시 접합 부분에서 화강암 파괴가 이루어졌다. 초기 균 열은 1차 실험과 같은 곳에서 발생하여 최종파괴가 일어났
Specimen Load-Depth curve Central axis change Granite churn(μm)
BR1
BR2
BR3
BR4
BR5
The final displacement
should be measured alone The final displacement should be measured alone
BR6
Figure 12. Displacement analysis graph.
다. 하중-변위 곡선에서 화강암 파괴 이후 금속봉에 의해 하중이 추가로 증가된 것을 알 수 있다. 화강암의 변위-변 형률을 보면 화강암 파괴 시, 인장영역 800 ~ 850μm, 압축 영역 -200 ~ -250μm 값이 나타났고 화강암 파단시점의 타 이타늄봉에 대한 변위-변형률 값은 100 ~ 450μm이므로 타이타늄이 항복하기 전 화강암 파괴가 이루어진 것을 확 인할 수 있다. 실험체에 매입된 타이타늄 중, BR4L과
BR4R에 비해 BR4C가 상대적으로 휨의 영향을 덜 받는 것을 변위-변형률 그래프에서 확인할 수 있다. 화강암 파괴 이후 내부의 타이타늄에 의해 화강암 파괴 시 보다 27.8%
의 하중 증가가 이루어졌다.
BR5 실험체의 경우 최대하중에 도달했을 때, 프로그램 오류로 인해 정확한 하중과 변위 값의 데이터를 얻을 수 없 었으나 최종적 값인 284.2kN(29tonf)까지 확인하였다. 화
Table 7. Compareison of before and after specimen reinforcement.
Specimen
Unstiffened
Strengthening ratio
Metal bar
Strength
comparisons Displacement comparisons Stone
maximum load (kN)
Displacement
(mm) Ultimate
load (kN) Displacement (mm)
BR1 70.102 1.961 0.17 106.260 3.255 1.52 1.66
BR2 150.269 3.137 0.23 150.972 3.431 1.00 1.09 BR3 197.238 3.244 0.28 194.891 3.129 0.98 0.97 BR4 196.850 3.269 0.28 255.453 5.661 1.30 0.99
BR5 217.859 3.309 0.34 284.200 - 1.31 -
BR6 259.014 - 0.34 357.700 - 1.38 -
Figure 13. Specimen failure mode.
강암이 파단된 시점의 타이타늄의 변형률 값은 좌우 각각 952,810μm이였으며, 이 영역대를 중심으로 균열이 발생 하면서 최종 파괴가 되었다.
BR6 실험체 역시 프로그램 오류로 인해 정확한 하중과 변위 값의 데이터를 얻을 수 없었으나 최종적으로 파괴된 시점의 최대하중(357.7kN)은 확인되었다. 화강암이 파단 되었을 시점의 타이타늄 변형률의 값은 좌우 각각 657,356 μm의 값을 나타낸다. 최종파괴는 초기 균열이 발생한 곳이 아닌 금속봉 매입부 끝부분에서 발생하였다. 금속봉의 최 대강도보다 화강암 재료강도가 상대적으로 약하였기 때문 에 금속봉이 끊어지기 전에 화강암이 파괴되었다.
실험 결과를 종합해보면 압축변형률과 인장변형률은 풍화강도에 무관할 정도로 차이가 크지 않음을 확인할 수 있었다(Table 6). 또한 이 값을 콘크리트 재료와 비교해 볼 때, 압축 최대 변형률인 3500μm의 범위보다 10% 내외의 값에 해당되어 화강암은 취성파괴가 큰 재료임을 알 수 있다.
5.2.3. 강도-변위 관계
금속보강재의 적정 범위를 파악하기 위해 풍화도에 따 른 실험체를 대상으로 일차 파괴된 후의 최대하중과 금속 보강재 비율을 재산정한 실험체 간의 최대하중을 비교분 석한 결과(Table 7), BR3 실험체(0.98배)를 제외하면 대체 적으로 보강한 실험체가 보강전인 무보강 실험체 보다 최 대하중이 1.00∼1.52배 높게 나타났다.
이번 실험에서 중요한 것은 최소 개입에 의한 구조보강, 가역적 파괴, 이차 훼손 방지를 위해 금속보강재 비율을 높 게 책정하는 것이 좋은 보강방법이 아니라, 보강 전과 후의 최대하중 값의 유사성 즉, 유효범위 내에서 구조적 보강이 이루어져야 한다는 점이다. 따라서 본 조건에 충족된 실험 체는 BR2, BR3 등이며, 변위(0.97∼1.09) 또한 상응한 조 건 내에 존재하여 이를 뒷받침하고 있다. 그리고 보강 후 뚜렷한 하중 증가를 보이는 실험체의 경우 금속보강재 비 율을 더 낮출 필요가 있다. 즉 BR1 실험체는 50%이내,
BR4와 BR5 실험체는 30%, 그리고 BR6 실험체는 38%
정도 금속보강재 비율을 낮추어야 한다.
5.2.4. 파괴모드 분석
구조보강에 따른 가역적 파괴 유무를 알아보기 위해 유 형별 실험체의 파괴모드를 분석한 결과(Figure 13) 보강 전 풍화암 실험체와 보강 후 실험체의 최종 파단 위치가 일 치하거나 유사범위 내에서 발생하는 경우와 보강 전 ․ 후의 최종 파단 위치가 상이한 지점에서 발생하는 경우로 나타 났다.
첫 번째 유형에 속하는 BR2, BR3, BR4 실험체는 면 가 력점 범위 내에서 균열이 시작하여 최종파괴도 동일한 곳 에서 이루어진 것으로, 풍화도 대비 금속보강재비가 적정 하게 산정된 것으로 판단된다. 특히, BR3와 BR4 실험체의 경우는 풍화암의 재료강도에 의해 금속봉 매입 영역 내에 서 일치된 파괴현상을 보였다. 두 실험체의 최대강도만을 살펴본다면 BR4 실험체는 30% 정도 금속보강재 비율을 낮출 여력이 있는 것으로 보인다. 그러나 같은 풍화영역에 속하더라도 부분적인 물성 차이로 최대하중이 달라질 수 있음을 간과해서는 안 된다.
두 번째 유형의 BR1, BR5, BR6 실험체들은 1차 파괴 면과 최종 파괴면이 완전히 다른 지점에서 나타나는 경우 로 최초 하중을 받는 상부에서 면 가력점을 중심으로 균열 이 발달하여 하부로 내려가면서 사선방향으로 진행되어 최종적으로 면 가력점 범위를 이탈하여 최종파괴가 발생 되는 형태이다. 이와 같은 파괴 양상은 휨 하중에 대한 최 대의 구조적 보강 효과를 얻기 위해 하부 ¼지점에 집중적 으로 매입된 금속보강재 때문이다. 금속보강재는 가장 취 약한 접합면을 보호하면서 하중을 삽입부 끝단으로 분산 시켜 파괴를 유도하였다. 현 실험체로 본다면 접합면에서 150mm 이상 벗어난 지점에서 최종파괴가 발생된 것인데 이러한 파괴 양상을 접합면으로 유도하기 위해서는 석재 물성보다 과하게 보강된 금속보강재의 비율을 낮추어야 한다.
따라서 하중내력과 금속보강재 비율을 종합해 보면 BR1는 0.17 보다 약 50% 내외의 보강비율을 감소시켜야 하고, 0.34의 금속보강재 비율을 적용한 BR5와 BR6 실험 체는 약 30% 정도 더 낮출 필요가 있다.
6. 고찰 및 결론
석조문화재 구조보강은 파손된 부재를 재사용하기 위
해서 반드시 거쳐야 하는 보존처리 공정 중의 하나이다. 보 존윤리에 맞는 구조보강을 하기 위해서는 먼저 신뢰할 수 있는 과학적인 데이터가 확보되어 있어야 한다. 또한 최소 개입에 의한 구조보강, 가역적인 방법 및 파손 유도, 보강 에 따른 이차 훼손 방지 등의 조건을 충족해야 한다. 그러 나 기존에 행해진 석재의 구조보강 방식은 과학적인 실험 을 통해 입증된 객관적인 근거를 바탕으로 한 것이 아니라, 대부분 보존처리자의 경험을 바탕으로 한 주관적인 구조 보강을 하는 사례가 많았다.
따라서 이 연구에서는 구조보강에 따른 처리기술을 체 계적으로 정립하기 위해 석조문화재의 풍화정도에 따라 개별적인 구조보강 방법을 제시하고자 하였고 더불어 보 존기술의 질적인 향상을 통해 석조문화재의 보존가치를 상승 시킬 수 있는 토대를 마련하고자 하였다.
훼손된 부재를 원래의 형태로 복원하기 위해서는 접착 제와 금속보강재가 사용된다. 그러나 구조보강을 통해 구 조적으로 안정화시킬 수 있는 차원까지 다루고자 한다면 단순히 접합제만을 사용해서는 원부재 물성의 70%까지만 충족시키므로 30%정도 부족하다. 따라서 충분한 구조성 능을 확보하기 어려우며 반드시 금속보강재의 보강이 필 요하다. 그리고 금속보강을 많이 하면 구조적 안정성을 확 보할 수 있지만, 과도한 보강은 원형부재의 훼손 증가, 비 가역적 파괴에 따른 이차 훼손 등을 유발할 수 있다. 반대 로 금속보강을 너무 작게 하면 효과적인 구조적 안정을 이 루지 못하고 원형부재를 훼손하게 될 수도 있다.
석조문화재의 구조적 안정성을 확보하기 위해서는 금 속보강재 비율을 계획적으로 산정해야 하며, 특히 원형 석 재의 물성을 기준으로 하여야 한다. 즉, 원형석재 + 원형석 재, 원형석재 + 신석재(보형)로 구조보강 할 경우 풍화도가 약한 원형 석재의 물성을 고려하여 금속보강재 비율을 산 정하여야 한다. 선행 연구의 실험에서도 신선암을 기준으 로 설계된 금속보강시 풍화암의 범위 내에서 집중적으로 파손이 되는 것을 알 수 있는데 풍화암의 물성보다 금속봉 이 부담하는 강도가 크기 때문에 이러한 파손현상이 나타 나는 것이다.
따라서 훼손된 부재의 보강은 풍화정도에 따라 금속보 강재비를 차등적으로 산정해야 구조적 안정화를 시킬 수 있으며, 최소 보강에 따른 최대의 구조적 효과를 볼 수 있 다. 이를 뒷받침하기 위해 유형별 풍화실험체 간의 최대하 중에 대한 상관성을 분석한 결과, BR2와 BR3 실험체를 제 외하면 금속봉을 보강한 효과가 나타났으며 최대 30~52%
의 하중증가 현상을 보였다. BR2, BR3는 절단된 부재를
보강하기 위한 금속보강재비가 적정하게 설계된 반면 BR1, BR4, BR5, BR6 실험체 등은 가역적 파괴를 유도하 는 적정 보강재 비율보다 다소 높게 매입되었음을 보강 후 의 하중증가 현상으로 알 수 있었다. 따라서 높게 설계된 금속보강재를 절단된 부분으로 파단을 유도하기 위해서는 금속보강재 비율을 낮출 필요가 있다. 결국 풍화도가 높은 800kgf/cm2 이하의 석재는 금속보강재 비율을 접합 단면 적의 0.23 이내로 설계하는 것이 좋으나 이보다 더 풍화가 심한 석재일 경우는 0.17 이하로 낮출 필요성이 있다. 따라 서 권장하고자 하는 금속보강재 비율은 0.13 ~ 0.23의 범 위에서 보강을 하여야 접합된 면(부분)으로 균열과 절단을 유도할 수 있다.
800kgf/cm2 이상 1200kgf/cm2 이하의 풍화석재는 보강 하지 않은 실험체와 금속보강 후의 하중 값이 유사하거나 약간 높은 값을 보이나, 파단은 보강단면을 중심으로 균열 이 유도되면서 절단이 일어났다. BR4 실험체의 경우 보강 강도 만을 고려하면 금속보강재 비율을 약 0.24까지 낮춰 도 구조보강에 따른 안정성을 저해하지는 않을 것으로 판 단된다. 두 실험체를 비교했을 때 대체로 절단면에 대한 금 속보강재 비율을 일정부분 적정하게 매입되었다고 볼 수 있다. 즉 원부재의 이차적 훼손 없이 가역적으로 금속보강 에 대한 균열이 선행적으로 유도되면서 절단되는 이상적 인 반응을 보여 줌으로써 800kgf/cm2 ∼ 1200kgf/cm2 범 위의 풍화부재는 0.28 이내의 금속보강재비가 적정하다.
마지막으로 풍화도가 낮은 1200kgf/cm2 이상의 부재는 실험결과 값으로 볼 때 0.34는 다소 과하게 보강되었다. 파 손된 상태를 보면 일차적으로 절단된 면으로 균열을 유도 하기는 하였으나, 최종 파괴가 일어난 부분이 모두 금속보 강재 매입 끝단을 중심으로 절단이 이루어지면서 원부재 의 이차 파손이 일어났다. 즉, 보존처리원칙인 가역성에 충 실하지 못한 결과가 나왔다. 따라서 이 범위에 포함되는 부 재의 경우는 800kgf/cm2 이상 1200kgf/cm2 이하의 풍화도 를 보인 금속보강재비 보다 약간 높게 설계하거나 0.34 이 하로 금속보강을 하여야 최초 파단된 면으로 균열과 절단 을 유도할 수 있다.
사 사
본 연구는 국립문화재연구소의 연구과제 ‘중요 석탑 수 리복원 사업(NRICH-1505-B01F)’의 미륵사지 석탑 보수 정비사업 추진에 따른 일환으로 수행되었다.
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