1. 서    론

철근 콘크리트(reinforced concrete, RC) 전단벽은 구조물의 내진설계에서 횡하중 저항에 중요한 역할을 한다. 따라서 RC 전단벽의 설계 시 휨 내력 및 연성능력은 중요한 고려사항이다(Park and Paulay 1975; Mun and Yang 2014). 그러나 대부분의 노후화된 RC 건축물은 주로 중력하중 중심의 내력벽 관점에서 설계되어 있다(Truong et al. 2017). 이와 같은 경우에는 과거에 발생하지 않았던 비교적 큰 횡하중의 작용에 대하여 취약할 수 있으며 구조물 전체의 심각한 손상이나 붕괴로 연결될 수 있다.

KBC(2016) 건축구조기준 및 해설에서는 RC 전단벽의 상세에 따라 보통 및 특수 부재로 구분한다. 특수 RC 전단벽의 경우에는 벽체의 양단부에 특수 경계요소의 상세를 적용한다. 경계요소에서 횡보강근의 양 및 강도는 RC 전단벽의 연성에 중요한 영향을 미친다(Kang and Park 2002). 따라서 기존 비내진 전단벽의 내진보강을 위해서는 벽체 양단부의 경계요소 형성을 위한 상세가 가장 중요하다(Chun 2015; Mun and Yang 2015).

본 연구의 목적은 경계요소가 없는 기존 비내진 설계된 RC 전단벽의 휨 거동을 향상시키기 위한 단면확대 보강방법의 제시이다. 제시된 보강방법은 전단벽의 양 단부에서 확대머리 정착을 갖는 주철근 배근, 프리스트레스 와이어로프를 이용한 횡보강근 배근 및 피복 모르타르로 구성되며, 결과적으로 벽체 단부에서 KBC 2016에서 제시하는 내진 경계요소를 형성한다. 제시된 보강방법의 검증을 위하여 횡보강근으로 사용된 와이어로프의 배근간격을 주요 변수로 일정 축력 하에서 반복 횡하중 거동을 평가하였다. 각 실험체의 횡하중-횡변위 관계는 설계단계에서부터 내진상세를 갖는 전단벽에 대해 유도된 비선형 해석모델(Mun 2014)에 의한 예측값과 비교하였다.

2. 실    험

2.1 보강방법 개요

제시된 단면확대 보강은 기존벽체의 휨 내력, 강성 및 연성 향상을 위해 도입되었다. 보강에서 사용된 주철근은 정착을 위해 확대머리장치를 장착하여 미리 천공된 하부 스터브에 에폭시 본드를 주입하여 정착하였다. 이때, 주철근의 정착 길이는 300 mm로서 KBC(2016)에서 제시된 확대머리철근의 정착 길이 이상으로 하였다. 횡보강을 위한 와이어로프(6.3)는 기존 벽체의 단부에 직경 10 mm의 구멍을 천공하여 삽입하고 아이볼트를 통해 강재 플레이트에 고정하였다(Fig. 1). 고정된 와이어로프는 단부 콘크리트의 구속효과를 위해 토크법에 의해 프리스트레스를 도입하였다. 주철근과 횡보강 와이어로프의 배근이후에는 피복 모르타르를 타설하여 벽체 단부에 경계요소를 형성하였다.

2.2 실험체 상세

무보강 실험체와 보강된 실험체의 상세는 Fig. 1에 나타내었다. 보강 실험체는 전단벽 부재의 연성에 영향을 주는 횡보강 와이어로프의 간격을 주요변수로 하였는데, 이는 각각 60 mm, 90 mm 및 120 mm이며, 이때의 체적비는 각각 0.0045, 0.0030 및 0.0022이다. Fig. 1의 실험체명에서 C는 무보강 기존 벽체를, S는 보강 벽체를, 60, 90 및 120은 와이어로프의 배근간격을 의미한다. 무보강 실험체 C에서 전단벽의 높이()는 3,150 mm이고 기초면으로부터 가력지점까지의 높이는 3,500 mm로 하였다. 전단벽의 길이()는 1,200 mm로 하였으며, 이에 따른 전단벽의 형상비()는 2.63이다. 기존벽체의 수직･수평 철근은 직경 10 mm의 이형철근을 200 mm간격으로 배근하였으며, 수직‧수평 철근비는 0.0042이다. 보강 실험체는 실험체 C와 동일한 상세를 가진 기존벽체의 단부를 제시된 방법으로 보강하였으며, 보강된 경계요소 단면의 크기는 250×250 mm였다. 추가 주철근은 10-D10을 배근하였으며, 주철근비는 0.0114이다. 가력을 위한 상부와 하부 스터브의 크기는 각각 2,200×600×400 mm와 2,200×500×800 mm로 설계하였다. 상부 스터브는 직경 13 mm의 이형철근 16개를 배근하였으며, 전단철근으로 직경 10 mm의 이형철근을 100 mm간격으로 배근하였다. 하부 스터브는 직경 13 mm의 이형철근 26개를 배근하였으며 전단철근은 상부 스터브와 동일하게 배근하였다.

2.3 재료

전단벽 실험체에 사용된 콘크리트와 피복 모르타르의 설계 압축강도는 21 mPa이다. 설계 압축강도를 고려하여 결정된 레미콘 콘크리트 배합표는 Table 1에 나타내었다. 타설된 콘크리트와 모르타르의 압축강도는 KS F 2405(2010)와 KS L 5105(2007) 기준에 따라 측정하였다. 콘크리트 압축강도는 표준 원주형 공시체(100×200 mm)를, 모르타르는 입방형 공시체(50×50×50 mm)를 이용하여 측정하였다. 부재 실험 직전에 측정한 콘크리트 압축강도는 약 21.1 mPa였으며, 피복 모르타르의 압축강도는 22.5 mPa였다.

실험체에 배근된 이형철근과 와이어로프의 역학적인 특성은 KS B 0802(2003)에 따라 수행하였으며, Table 2에 나타내었다. Fig. 2에는 강재의 응력-변형률 관계를 나타내었다. 직경 10 mm와 13 mm 이형철근의 항복강도는 각각 508 mPa와 475 mPa였다. ASTM(2015)에서 제시하는 1 % 변형률로부터 산정한 횡보강용 와이어로프의 항복강도는 약 817 mPa 였으며, 탄성계수는 125,203 mPa 였다.

2.4 실험 및 측정방법

실험을 위한 전단벽의 측정 및 가력 상세는 Fig. 3에 나타내었다. 모든 실험체에서 횡방향 반복가력은 일정한 축력을 유지시키면서 수행하였다. 축력은 500 kn 용량의 유압잭 2개를 사용하였으며, 실험체 상부에 얹어진 강재 프레임을 통해 도입되었다. 작용 축력비()는 모든 실험체에서 0.1로 하였는데, 여기서, 는 작용 축력(kN), 는 전단벽 웨브의 단면적(mm²), 는 콘크리트 압축강도(MPa), 는 보강단면의 단면적(mm²), 및 는 피복 모르타르의 압축강도(MPa)이다. 횡방향 가력은 2,000 kn 용량의 유압잭을 이용하였으며, 상부 스터브를 관통하는 2개의 구멍을 통해 강재 락볼트로 체결하였다. 횡방향 변위는 횡방향 가력의 수평 중심선과 동일한 선상에서 300 mm 용량의 LVDT(linear variable differential transducer)로 측정하였다. 실험체의 수직철근과 주철근에는 반복 횡방향 가력에 따른 변형률을 파악하기 위하여 전기 저항식 와이어 스트레인 게이지(wire strain gauge)를 부착하였다. 횡방향 가력은 부재 항복변위()의 0.75∼6배로 증분하면서 변위제어 하였고 각 변위에서 정·부방향으로 3회씩 반복가력하였다(Fig. 4). 부재 항복변위는 수직철근 및 주철근에 부착된 와이어 스트레인 게이지의 변형률이 항복변형률()에 도달하였을 때로 하였다. 실험은 부재의 과도한 변형 또는 하중이 최대내력의 80 % 이하로 감소하였을 때까지 수행하였다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 균열 및 파괴양상

실험결과는 Table 3에 요약하여 나타내었다. 횡방향 반복가력에 따른 모든 실험체의 균열진전은 Fig. 5에 나타내었다. 모든 실험체의 초기 균열은 (1 cycle)에서 인장 측 단부 하단에 발생하였다. 하중의 증가와 함께 균열은 지속적으로 발생하며 전단벽의 웨브로 진전하였으나, 전단벽 높이의 1/2지점 이상에서는 발생하지 않았다. 경사균열은 실험종료 시까지 발생하지 않았다. 보강 실험체는 실험체 C보다 높은 하중으로 인해 더 많은 균열이 발생하였으며, 보강 실험체에서는 횡보강 와이어로프의 배근간격이 줄어들수록 균열이 적게 발생하였다.

Figs. 6과 7에는 가력진전에 따른 실험체 C와 실험체 S-90의 파괴양상을 나타내었다. 단부 보강이 없는 실험체 C는 (13 cycle)에서 콘크리트의 박리가 발생하였다. 이후 동일 변위의 두 번째 가력(14 cycle)에서 수직철근의 좌굴이 미미하게 발생하였으며, 이후 (16 cycle)에서 좌굴이 급격하게 발생하며 하중이 감소하였다(Fig. 6(c)). 단부가 보강된 실험체 S-90은 (16 cycle)에서 기초부근에서 콘크리트 박리가 발생하였는데, 이는 주철근의 정착이 시공불량으로 인해 미끄러짐이 발생되었기 때문이다. 콘크리트의 박리는 발생하지 않았으며, (17 cycle)에서 피복 모르타르의 박리가 발생하였다(Fig. 7(b)). 이후에는 하중이 지속적으로 감소하였으며, 주철근의 좌굴이나 와이어로프의 파괴는 발생하지 않았다.

3.2 횡하중-횡변위 관계

횡하중-횡변위 관계는 Fig. 8에 나타내었다. 모든 실험체는 초기 휨 균열 이후 변위가 급격하게 증가하였으며, 주철근의 항복 이후 하중의 증가는 완만하였다. 콘크리트의 균열로 인한 핀칭현상은 미미하였다. 각 실험체의 항복변위()는 실험체 C에서 12 mm였으며, 보강 실험체에서 모두 15 mm였다. 최대하중은 또는 에서 도달하였다. 최대내력에 도달한 이후에는 실험체 C는 수직철근의 좌굴로 인해 하중이 급격히 감소하였으며, 보강 실험체는 하중이 서서히 감소하는 양상을 보였다.

실험체 C는 (13 cyle)에서 최대내력에 도달하였다(Fig. 8(a)). 최대내력 이후 (16 cycle)에서는 수직 철근의 좌굴로 인해 실험체의 과도한 변형이 발생하여 추가 가력을 수행할 수 없었다. 보강 실험체(S-60, S-90 및 S-120)는 유사한 횡하중-횡변위 관계를 나타내었으며, 실험체 C보다 더 높은 초기 강성과 최대 내력을 나타냈다. 최대내력 이후 하중의 감소 기울기는 실험체 C보다 낮았다. 최대내력 이전 동일변위 첫 번째 및 두 번째 가력에서 하중감소율은 5 % 미만이었는데, 이는 최대내력 이후에 점점 증가하였다. 최대내력 이후 최대내력의 80 %가 되는 지점에서의 변위는 실험체 S-60이 실험체 S-120보다 약 40 % 높았으며, 이는 최대내력 이후 하중의 감소량이 와이어로프의 횡보강 양이 많을수록 적음을 나타낸다.

3.3 휨 내력

실험된 전단벽의 휨 모멘트 실험값과 예측값 및 비교는 Table 4에 나타내었다. 예측값은 ACI 318-14(2014)의 콘크리트 등가응력블록을 이용하여 산정하였으며, 기존 전단벽과 보강단면은 일체화된 것으로 간주하였다. 보강 실험체는 주철근 배근과 피복 모르타르 타설로 인한 단부 경계요소의 형성으로 인해 실험체 C보다 약 1.93배 높은 휨 내력을 나타내었다. 반면 보강 실험체의 휨 내력은 ACI 318-14의 등가응력 블록을 사용하여 산정한 값보다 약 8∼13 % 낮았는데, 이는 추가로 배근된 확대머리 정착 주철근이 항복 이후 미끄러짐이 발생하면서 휨 응력 전달을 100 % 발휘하지 못하였기 때문으로 판단된다. Fig. 9에 나타낸 바와 같이 보강 실험체에서 기존 전단벽의 수직철근 변형률은 하중의 증가와 함께 지속적으로 증가하는 반면, 추가 주철근의 변형률은 최대내력 이전인 이후에 감소하는 것을 볼 수 있었다. 즉, 에폭시 접착제를 이용하여 정착된 확대머리 주철근은 항복 이후 미끄러짐이 발생하면서 응력전달이 감소하고 있다.

3.4 휨 연성

횡하중-횡변위 관계로부터 산정된 변위연성비()와 일손상지수()는 Table 3에 나타내었다. 축력이 도입된 전단벽 실험체에서 변위연성비와 일손상지수는 최대내력의 80 %지점에서 산정하였는데, 실험체 C는 최대내력 이후 하중이 급격하게 감소하였기 때문에 최대변위 지점에서 산정하였다. 보강 실험체의 변위연성비는 횡보강 와이어로프의 배근간격이 작아짐에 따라서 증가하는 경향을 보였으며, 실험체 S-60과 S-90에서 실험체 C보다 약 1.39배와 1.15배 높았다. 실험체 S-120와 C는 동등한 수준의 변위연성비를 나타내었다. Mun(2014)은 경계요소가 와이어로프로 보강되어 일체타설된 특수 전단벽 상세를 갖는 실험체의 횡하중 실험을 수행하였다. Fig. 10에는 일체타설된 Mun(2014)의 실험체와 보강 실험체의 횡보강근지수(, 여기서 은 횡보강근 체적비이다.)에 따른 변위연성비를 나타내었다. 보강 전단벽의 변위 연성비는 특수 전단벽 상세를 갖는 실험체와 같이 의 증가와 함께 증가하였으며 그 증가기울기도 비슷하였다. 횡보강근 지수가 0.116인 보강 실험체 S-90의 변위연성비는 0.121의 횡보강근지수를 갖는 특수 전단벽과 비슷하였다. 즉 제시된 공법으로 보강된 보강 벽체는 특수 전단벽 경계요소 상세를 갖는 벽체와 동등한 연성능력을 보유하였다.

Fig. 11에 나타낸 일손상지수()는 Sheik and Khoury(1997)로부터 제안된 식을 사용하였다. 실험체 S-120을 제외한 나머지 실험체들의 일손상지수는 동일 사이클에서 비슷한 값을 나타내었는데, 실험체 S-120은 주철근의 미끄러짐 거동이 다른 보강 실험체보다 더 많았기 때문에 다른 실험체보다 낮은 일손상지수를 나타내었다. 일손상지수는 실험체 S-60, S-90 및 S-120에서 실험체 C보다 약 3.95배, 2.37배 및 1.60배 높았으며, 이는 최대내력의 80 %시점의 변위가 보강된 실험체에서 더 크기 때문이다. 보강 실험체에서는 횡보강 와이어로프의 배근간격이 작을수록 더 큰 일손상지수를 나타냈는데, 실험체 S-60의 일손상지수는 실험체 S-120보다 약 2.47배 높았다. 일반적으로 RC 부재의 연성능력은 주철근 양이 증가할수록 작아지는데(Mansur et al. 1997), 제안된 보강 방법에서는 주철근 양의 증가에도 불구하고 와이어로프에 의한 횡구속 효과로 인해 전단벽 부재의 연성능력이 향상되었다.

3.5 비선형해석과 비교

Mun(2014)은 내진상세를 갖는 전단벽의 횡하중-횡변위 관계를 평가할 수 있는 비선형 해석모델을 제시하였다. 전단벽의 2차원 비선형 해석을 위하여 위험단면에서 높이방향으로 (n-1)개의 요소를 갖도록 n개의 절점으로 분할하였으며(Fig. 12(a)), 각 요소에서는 미소 깊이를 갖는 단면분할법을 적용하였다. 위험단면에서의 모멘트는 Fig. 12(b)에 나타낸 것과 같이 변형률과 그로부터 산정된 응력분포로부터 산출하고 모멘트 분포로부터 각 요소에서의 작용 모멘트를 산정하였다. 각 요소에서의 모멘트-곡률 관계를 결정하기 위해서 단면에서의 힘의 평형조건과 부재의 모멘트 평형조건에 기반하여 반복해석을 수행하였다. 벽체 가력지점에서의 횡변위는 각 절점에서 결정된 곡률분포에서 모멘트 제2정리에 기반하여 산정하였다. 구속되지 않은 콘크리트와 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 각각 Yang et al.(2014)의 모델과 Razvi and Saatcioglu(1999)의 모델을 사용하였는데, 보강 벽체의 경계요소에서 와이어로프로 구속된 콘크리트는 구속된 콘크리트의 응력-변형률 모델을 사용하였으며, 그 이외의 부분에서는 구속되지 않은 콘크리트의 응력-변형률 모델을 사용하였다. 이 연구에서 제시한 보강 전단벽의 경우 주철근의 항복강도는 보강단면에서 주철근의 정착 미끄러짐을 고려하여 재료 항복강도의 80 %로 가정하였다.

Fig. 13에는 실험된 전단벽의 횡하중-횡변위로부터 산정된 백본커브(back-bone curve)와 비선형해석으로부터 제시된 예측 곡선과의 비교를 나타내었다. 예측곡선에서 초기 강성과 최대내력은 실험값과 일치하였다. 보강 벽체의 항복 이후의 실험값은 예측값과 차이를 보였는데, 이는 추가 주철근의 미끄러짐으로 인해 동일 변위에서 하중이 작았기 때문이다. 비선형 예측모델에 의한 보강 벽체에서 최대 내력 이후 하중의 저하 기울기도 실험체 S-90에서는 다소 과대평가하는 경향을 보였지만 실험체 S-60과 S-120의 실험결과와는 잘 일치하였다. 이는 제시된 방법에 의해 보강된 전단벽은 설계단계에서부터 내진설계 된 전단벽과 유사한 휨 거동을 하고 있음을 의미한다.

4. 결    론

본 연구에서는 비내진 RC 전단벽의 휨 거동을 향상시키기 위한 단면확대 보강방법을 제시하였다. 전단벽 양 단부에서 형성된 경계요소에서 횡보강근으로써 와이어로프의 배근간격을 주요 변수로 실험한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1)무보강 실험체 C는 최대하중 이후 피복 콘크리트 박리와 함께 수직철근의 좌굴에 의해 파괴에 도달하였다. 반면, 보강 실험체는 피복 모르타르의 박리만 발생하였을 뿐, 추가배근 된 주철근의 좌굴이나 와이어로프의 파단은 발생하지 않았다.

2)보강 실험체의 휨 내력은 와이어로프 간격에 관계없이 비슷하였으며, 무보강 실험체에 비해 평균 1.93배 높았다.

3)횡보강 와이어로프의 간격을 각각 60 mm와 120 mm로 배근한 실험체 S-60과 S-120의 변위연성비는 무보강 실험체 C에 비해 각각 1.39배와 1.15배 높았다.

4)최대내력의 80 %가 되는 지점에서의 일손상지수는 무보강 실험체 대비 와이어로프가 60 mm, 90 mm 및 120 mm로 보강된 실험체에서 각각 3.95배, 2.36배 및 1.60배 높았다.

5)내진상세를 갖는 벽체의 횡하중-횡변위 관계를 예측하기 위한 비선형 해석으로부터 산정된 횡하중-횡변위 관계는 보강 전단벽의 휨 거동을 비교적 잘 예측하였다.