2.1 실험체 설계

실험체는 1970~80년대 당시 건축물의 구조 및 시공 상태를 2/3 크기로 재현하여 가로 3,330 mm, 높이 2,600 mm로 실험체를 제작하였다. 보의 크기는 270×400 mm이며(Fig. 1(a)), 기둥의 크기는 330×270 mm이다(Fig. 1(b)). 콘크리트는 혹한기 기온을 고려하여 공칭강도 24 MPa를 사용하였다. 철근은 SD300을 사용하여 보의 주근으로 D13을 상부에 6개, 하부에 4개를 배근하였고, 스터럽은 D10을 단부에 135 mm의 간격으로 6개, 중앙부에 200 mm의 간격으로 4개를 배근하였다. 기둥의 경우, 주근으로 D10을 8개, 띠철근으로 D6을 200 mm 간격으로 배근하였다. 배근 상태는 당시 구조와 동일하도록 내진 갈고리 및 폐쇄형 띠철근을 적용하지 않았다. 주 연구 대상이 아닌 보와 기둥의 접합부에는 이른 파괴를 방지하기 위하여 추가적인 전단철근을 배근하였다(Fig. 1(c), (d)). 조적채움벽은 비내력벽용 C종 2급의 콘크리트 벽돌을 두께 1.0B의 화란식으로 쌓았다.

Fig. 1. Detail of elements (unit: mm)

Fig. 2. Scheme of retrofit method (unit: mm)

WM-NF(Window/Masonry-Not Retrofitted by Fiber)는 기준 실험체로서 보강공법이 적용되지 않은 철근콘크리트 골조와 내부에 개구부를 낸 조적채움벽으로 구성하였다 (Fig. 2(a)). WM-PBU(Window/Masonry-Panel, Bar & Urea)는 기준 실험체의 골조와 동일하게 제작되었다. 철근콘크리트 골조 전･후면에 GFRP 패널을 부착하고 조적채움벽의 전･후면에 GFRP 근을 배치한 후 폴리우레아를 분사하여 보강하였다. 이를 WM-NF와 비교하여 해당보강공법의 내진성능을 파악하고자 하였다(Fig. 2(b)). M-PBU(Masonry-Panel, Bar & Urea)는 개구부 없이 콘크리트 벽돌을 골조에 채워 쌓았다. 골조 전･후면을 GFRP 패널로 보강하고, 조적채움벽의 전･후면에는 GFRP 근과 폴리우레아로 보강을 적용하였다(Fig. 2(c)). 이를 WM-PBU와 비교하여 개구부 유무에 따른 차이를 분석하고자 하였다. WB-PU(Window/Block-Panel & Urea)는 콘크리트 벽돌 대신 폴리머 블록으로 대체하여 개구부가 있는 조적채움벽을 제작하였다(Fig. 2(d)). 골조 전･후면을 GFRP 패널로 보강하고, 조적채움벽 전･후면에는 폴리우레아 보강하였다. 이때 GFRP 근은 제외하였다. 이를 WM-PBU와 비교하여 폴리머 블록의 성능을 파악하고자 하였다.

2.2 고성능 복합재료의 특성

GFRP 패널은 유리, 탄소섬유 등의 복합물에 수지를 함침하여 압출 과정을 거쳐 제작되었다(Fig. 3(a)). 콘크리트 구조물에 에폭시 접착제로 부착하여 상호 일체성을 확보하고, 인장강도 및 휨강도를 증대시켜 구조물의 안정성을 확보하는 효과가 있다. GFRP 근은 강화유리섬유플라스틱으로 제작된 신소재로서 무게가 가볍고, 내구성･내충격성･내마모성 등이 우수하며, 녹슬지 않고, 가공하기 쉽다(Fig. 3(b)). 또한 철근에 비하여 인장강도가 3배 정도 높으며, 동일 부피의 철근 대비 중량이 1/9 정도로 경량이라는 특징이 있다. 조적채움벽에 작용하는 응력을 분담하기 위해 적용하였다.

Fig. 3. Composite materials used in retrofit method

폴리머 블록은 폐인쇄회로기판 등 산업폐기물을 재활용하여 유리섬유 분말과 압축 성형하여 200×100×60 mm의 크기로 제작한 블록으로, 자원회수성이 우수한 경제적인 재료이다(Fig. 3(c)). 단순 조립식으로 시공이 용이하고, 공기를 단축할 수 있다. 폴리우레아는 일반적으로 구조물의 방수 및 부식방지 코팅재로 사용된다. 폴리에테르와 이소시아네이트와의 반응생성물로서 경도, 인장강도, 신장률, 접착력 등 우수한 물리적 성질을 갖고 있다(Fig. 3(d)). 무촉매 초속경화형으로서 분사 시 30초 내 탄성체 도막을 형성하며 반응성이 균일하고 습도와 온도의 변화에 민감하지 않다. 실험체 전체에 분사하여 철근콘크리트 골조와 조적채움벽의 일체 거동을 목적으로 적용하였다. 즉, 기존 비내진상세를 가지는 조적채움벽 골조를 그대로 존치하면서 비구조재인 조적채움벽을 구조요소로 활용하기 위해 적용하였다.

2.3 내진보강공법 시공

GFRP 패널은 철근콘크리트 골조의 강도 증진을 목적으로 모든 보강 실험체에 적용하였다. 패널을 5 mm의 두께로 콘크리트 골조 전･후면에 덧대어 웨지앵커로 미리 고정하고 콘크리트와 패널 사이에 에폭시를 주입하여 부착하였다. 전술하였듯 GFRP 근은 콘크리트 벽돌로 만들어진 조적채움벽에 적용하였고, 전단키(요철)가 형성된 폴리머 블록채움벽에는 적용하지 않았다. 먼저 GFRP 근의 보강효과가 균일하게 발현되도록 조적채움벽의 테두리에 폭 100 mm GFRP 패널을 부착하고, 패널 위에 GFRP 근을 에폭시 접착제로 부착하였다. 직경 9 mm의 근을 조적채움벽 전･후면에 250 mm 간격의 격자 형태로 배치하였다. 격자로 겹치는 부분에서는 조적채움벽을 천공하여 GFRP 근을 삽입하고 케이블타이를 이용하여 서로 결속시켰다. 폴리머 블록은 WB-PU에만 적용되었는데, 별도의 접착제 없이 조립식으로 쌓았으며, 콘크리트 골조와 접하는 내면에만 모르타르로 접착하였다. 폴리우레아는 모든 보강 실험체의 콘크리트 골조와 조적채움벽 전･후면에 적용되었다. 재료의 비산방지를 위하여 보양시설 내부에서 진행하였다. 폴리우레아 시방서(Kukdo Chemical Co., Ltd. 2007)에서는 콘크리트 및 보호물에 적용 시 최소 두께를 1.5 mm로 제시하고 있다. 본 연구에서는 탄성도막체로서 응력을 충분히 분담할 수 있도록 프라이머 도포 후 약 4 mm의 두께로 분사하였다(Table 1). 실험 종료 후 임의의 5곳의 폴리우레아 두께를 버니어캘리퍼로 측정한 결과, 평균 3.9 mm로 나타났다.

2.4 실험방법

Fig. 4. Set-up of specimens

Fig. 5. Cyclic lateral load history

Fig. 6. Location of strain gauges attached on rebars

실험체는 Fig. 4와 같이 바닥면에 고정하지 않고 바닥받침 철물에 하단의 보-기둥 접합부만 고정하여 골조의 중앙부를 바닥면에서 이격되게끔 하였다. 실험체의 반복횡하중가력은 ACI 374.2R-13(2013)의 방법에 따라 변위 제어 방식으로 Fig. 5에 나타난 변위비당 2회의 반복 가력으로 진행하였다. 가력은 최대내력의 80 % 이하로 저하되는 시점까지 지속하였다. 변위 제어의 기준이 되는 횡변위비는 하부 보 상단과 상부 보 중심 사이의 수직 거리에 대한 액추에이터의 횡변위의 비로 정의하였다.

실험 계측 장비로는 액추에이터 로드셀, 철근 변형률 게이지, 콘크리트 게이지를 사용하였다. 최대용량 1,500 kN, 최대 스트로크 250 mm인 액추에이터로 횡하중을 가력하고 내장된 로드셀을 사용하여 실시간으로 계측하였다. 철근 변형률 게이지는 Fig. 6과 같이 부재별로 소성힌지 발생 예상지점에 부착하였다. 보 부재의 경우, 양단으로부터 스터럽 간격의 절반인 지점의 주근, 스터럽에 부착하였다. 기둥 부재의 경우, 상･하단으로부터 띠철근 간격의 절반인 지점의 주근과 띠철근에 부착하였다. 또한 콘크리트 게이지를 보강 전 콘크리트 골조 표면에 부착하고(CSG #1), 보강이 완료된 후 동일한 위치에 부착하여(CSG #2), 콘크리트와 보강재의 반복하중 재하 시 일체 거동 여부를 파악하였다.

3.1 재료 시험

본 연구에서 사용한 각 재료들의 평균강도는 Table 2와 같다. 콘크리트를 KS F 2405(KATS 2017)에 따라 압축강도시험을 실시한 결과, 8개 공시체의 평균압축강도는 21.5 MPa이다. 철근은 KS B 0802(KATS 2018)에 따라 인장강도 시험을 시행한 결과, 6개 시편의 평균인장강도는 363 MPa이다. GFRP 패널은 ASTM D638-14(2014)에 따라 시험한 결과, 3개 시편의 평균인장강도는 600 MPa이며, GFRP 근의 평균인장강도는 1,071 MPa로 나타났다. 폴리머 블록은 조립을 위한 요철부분 때문에 100×60 mm인 면을 가압한 결과, 3개 시편의 평균압축강도는 20.1 MPa이다. 또한 콘크리트 벽돌과 비교하기 위하여 3개의 벽돌시편을 동일한 면으로 가압한 결과, 평균압축강도는 7.0 MPa로 나타났다. 폴리우레아의 성질은 KS F 4922(KATS 2007)에 따라 시험한 결과, 인장강도 32.3 MPa, 신장률은 320 %, 접착력은 2.7 MPa로 나타났다.

3.2 실험체 균열양상

반복횡하중가력이 진행하는 동안 4개의 실험체의 주요 균열양상을 관찰하였고, 실험 종료 후 관찰한 최종 파괴 형상은 Fig. 7과 같다. 먼저 보강되지 않은 WM-NF를 통하여 기본적인 조적채움벽의 파괴양상을 파악하였다. 일반적으로 조적채움벽은 형태, 응력, 조적의 특성에 따라 파괴양상이 분류된다. WM-NF의 경우, 콘크리트 골조의 강성이 크고, 모르타르의 강도가 작고, 조적채움벽의 높이에 대한 길이의 비가 크기 때문에 대각선 방향 균열과 중앙부에 수평줄눈 미끄러짐(bed-joint sliding)이 발생하였다.

Fig. 7. Crack pattern of specimens

WM-NF의 경우, 횡변위비 0.7 %일 때 골조 내측 모서리에서 사인장균열이 발생하기 시작하였고 이는 기둥 상하부의 접합부 균열로 진전되었다. 2.1 %일 때 조적채움벽 모서리와 골조 기둥간의 모르타르 접착면이 파괴되었다. 4.2 %로 커지면서 조적에서 수평줄눈 미끄러짐이 발생하였고 골조 기둥 상하부 측면의 콘크리트 피복이 탈락하였다. 종국에는 조적채움벽이 더 이상 골조와 일체 거동을 할 수 없게 되어, 최대내력이 서서히 저하되었다. 실험 결과, 기둥의 배근 상태가 보에 비해 약하여 기둥 상하부에서 주된 파괴가 발생하였고 보의 경우 상대적으로 파괴가 적었다. 액추에이터가 연결된 가력 지점 접합부는 가력판 및 지그에 의한 구속으로 인하여 반대편 단부에 비해 콘크리트의 파괴 현상은 적게 나타났다(Fig. 7(a)). 실험종료 후 운반과정에서 조적채움벽의 전도 붕괴가 발생하였다.

WM-PBU의 주요 균열양상은 횡변위비 0.7 %에서 개구부 주변 조적채움벽에 대각방향으로 폴리우레아의 균열이 다소 발생하였으며, 1.4 %일 때 GFRP 근 접착부 폴리우레아의 균열이 발생하였다. 2.1 %에서 기둥 상부 및 접합부의 폴리우레아에서 대각방향균열이 발생하였고 균열이 진전되면서 2.8 %일 때 기둥면의 폴리우레아가 우그러지며 파열되었다. 3.5 %에서는 골조 기둥 상하부 측면의 콘크리트 피복이 탈락하였다(Fig. 7(b)).

M-PBU의 주요 균열양상은 횡변위비 1.4 %일 때 GFRP 근 접착부 폴리우레아에서 작은 균열이 발생하였으며, 2.8 %에서는 하부 보의 폴리우레아가 우그러지며 파열되었다(Fig. 7(c)). 타 보강 실험체와 비교하였을 때 기둥 하부 측면 콘크리트 파괴, 기둥 및 하부 보의 폴리우레아 파열이 두드러졌다. 이는 개구부가 없어 강성이 증가하였고, 조적과 골조가 일체 거동을 하며 휨응력이 하부에 집중되었기 때문으로 판단된다.

WB-PU의 주요 파괴는 횡변위비 0.35 %에서 개구부 주변 조적채움벽에 대각방향으로 폴리우레아의 균열이 극소량 발생하였다. 0.7 %일 때 폴리머 블록 벽체의 최상단 블록간의 접합부에서 폴리우레아의 균열이 발생하였고 차후에 해당 부분에서 블록 간의 전단파괴까지 진전되었다. 2.1 %에서 보, 기둥 상부 접합부의 폴리우레아에서 대각방향균열이 발생하였고 균열에 진전되면서 2.8 %일 때 기둥면의 폴리우레아가 우그러지며 파열되었다. 또한 블록 사이에 접착제가 없어, 슬립이 발생함에 따라 폴리우레아의 균열이 발생하였다. 3.5 %에서는 골조 기둥 상하부 측면의 콘크리트 피복이 탈락하였다(Fig. 7(d)).

보강 실험체의 균열의 공통적인 특징은 지지점이 없는 기둥 상부 측면, GFRP 패널 이음의 연결부로서 상대적으로 취약한 기둥 상하부 콘크리트, 기둥 및 보의 폴리우레아 등이다. WB-PU의 경우, 폴리머 블록의 연결 부분에 균열이 발생하였다. 공통적으로 횡변위비가 증가하면서 콘크리트 골조보다 표면에 보강한 폴리우레아에서 먼저 파열이 발생하였다. 실험 후 폴리우레아 보강 내부는 파손이 심하지 않음을 육안으로 확인하였다. 조적채움벽과 골조 기둥 간의 모르타르 접착면의 심각한 파괴는 발생하지 않았으며, 실험체가 일체 거동을 하였다.

3.3 하중-변위 관계 분석

Fig. 8은 각 실험체의 하중-변위 이력곡선을 나타낸 것이다. 엑츄에이터가 실험체를 미는 힘을 정가력(+), 실험체를 당기는 힘을 부가력(-)으로 표현하였다. 하중-변위 이력곡선을 분석한 결과는 Table 3과 같다. WM-NF의 최대내력은 +127.0 kN, -116.4 kN으로 측정되었다. 보강 실험체의 최대내력의 경우 WM-PBU는 +264.5 kN, -224.9 kN, M-PBU는 +362.8 kN, -287.8 kN, WB-PU는 +257.0 kN, -212.1 kN으로 측정되었다. 이 때 M-PBU는 개구부 없이 조적으로 채워졌기 때문에 다른 실험체보다 강성이 더 컸다. 이에 따라 취성적인 파괴가 발생하여 강도저하가 급격하게 나타났다. WB-PU의 하중-변위 이력곡선에서는 횡변위비 3.5 %에서 정가력 시 해당 횡변위비의 최대내력이 다시 상승하는 현상이 관찰된다. 이는 횡변위비 2.8 %에서 폴리머 블록간 결합부의 전단키가 순간적으로 파괴되어 내력이 감소하였지만, 이후 단계에서는 파괴되지 않은 블록의 본체가 횡하중을 지탱하였기 때문에 다시 내력이 상승한 것으로 판단된다. 보강 실험체들은 WM-NF대비 WM-PBU는 2.1배, M-PBU는 2.9배, WB-PU는 2.0배의 강도를 발현하여 보강공법이 최대강도를 증진시키는데 효과적이었다는 것을 알 수 있다.

GFRP 패널은 골조에 발생하는 응력을 전체 시스템으로 분산시켜 기둥의 조기 파괴를 막는데 기여하였고, GFRP 근은 폴리우레아와 더불어 조적채움벽의 전단강도를 증진시키는데 기여한 것으로 판단된다. 특히 폴리우레아가 실험체 전면과 후면을 구속하는 효과로 인하여 조적채움벽과 철근콘크리트 골조의 일체성을 높여주게 되어 전체 시스템의 최대내력이 증진되었다.

Fig. 8. Load-displacement hysteretic curve

3.4 연성도 분석

연성도($\mu$)는 항복점에 대한 극한변위의 비($\delta_{u}/\delta_{y}$)로 나타내었다. Ho(2003)의 연구에 기반한 항복점의 정의를 적용하였다. 항복변위($\delta_{y}$)는 최대내력의 75 %($P_{0.75\max}$)에 할선을 적용하고, 극한변위($\delta_{u}$)는 최대내력이 80 %($P_{0.8\max}$)로 감소하였을 때의 변위로 정의하였다. 이를 바탕으로 Table 4와 같이 결과를 정리하였다. 각 실험체의 정가력 시 연성도를 나타내면, WM-NF의 연성도는 16.3, WM-PBU의 연성도는 3.5, M- PBU의 연성도는 3.1, 그리고 WB-PU의 정가력 연성도는 3.1이다. 즉, WM-NF와 비교하여, WM-PBU는 0.21배, M-PBU는 0.19배, WB-PU 또한 0.19배의 연성능력을 보였다. 비보강 실험체의 연성이 크게 나타난 이유는 시멘트페이스트로 마감이 되어 있지 않은 조적채움벽을 실험에 사용하였기 때문으로 판단된다. 보강 실험체의 연성도가 감소한 원인은 급격한 내력 감소에 의한 것이다. 즉, 철근콘크리트 골조의 GFRP 패널 보강, 조적채움벽의 GFRP 근 보강, 폴리우레아 보강 등으로 인하여 실험체의 강성 및 최대내력이 크게 증가하였지만, 각 보강재가 파괴되면서 보강하기 전 실험체의 상태로 복귀되는 과정에서 실험체의 최대 횡하중 강도가 급격히 감소하는 현상이 발생하였다. 보강 실험체에서 20 %의 내력 저하가 발생한 층간 변형각은 기존시설물(건축물) 내진성능 평가요령(KISTEK 2013)에서 제시하는 내진설계 된 조적채움벽이 있는 RC 모멘트골조의 붕괴방지 수준의 허용층간 변형각 2.4 % 이거나 이를 초과하는 수준의 연성능력에 해당한다.

3.5 에너지소산능력 분석

에너지소산능력은 하중-변위 곡선에서 각 Cycle의 이력곡선 내 면적의 합산으로 표현되는데, 이를 기반으로 내진성능을 평가하였다. Fig. 9는 각 실험체의 가력 단계에 따라 누적된 에너지소산능력을 나타낸 것이다. Cycle 2(횡변위비 0.35 %)까지는 모든 실험체의 소산능력이 비슷하게 나타났으며, Cycle 5(횡변위비 1.4 %)부터 비보강 실험체와 보강 실험체의 차이가 벌어지기 시작하였다. Cycle 12(횡변위비 3.5 %)를 기준으로 누적 에너지소산능력을 비교하였을 때 WM-NF에 비하여 WM-PBU의 경우 1.16배, M-PBU의 경우 1.40배, WB-PU는 1.21배로 증가하였다. 이는 실험체에 보강공법이 적용되어 반복횡하중에 대한 내력성능이 크게 상승한 것에 기인한다.

Fig. 9. Comparison of energy dissipation of tested specimens

3.6 변형률 게이지 분석

본 실험체의 철근콘크리트 골조에서 철근의 변형 정도 및 항복 여부를 파악하기 위해 응력이 집중될 것으로 예상한 지점에 부착한 변형률 게이지를 분석하였다. 정가력 시 인장력을 받는 철근 게이지인 SG#7과 SG#10(Fig. 6 참조)의 데이터로, 실험체의 각 횡변위비 단계의 최대내력 발생 시 변형률을 나타내었다(Fig. 10). 다만 WB-PU의 SG#7은 해당 데이터를 확인할 수 없었다. 모든 실험체는 보에 비해 기둥이 상대적으로 취약하게 설계되어, 골조의 보와 스터럽의 철근은 항복되지 않았다. 기둥의 변형률 게이지를 분석한 결과, 기둥 상부에 비해 하부에서 더 큰 값이 나타났다. 철근의 재료시험을 통하여 변형률이 대략 1,800×10-6일 때 항복이 발생하였다고 판단된다. 측정값을 바탕으로 가력 횡변위비 단계에서의 해당 철근의 항복 여부를 파악하였다. WM-NF의 변형률 게이지 측정값의 결과는 최대내력 발현 시점과 철근의 항복 시점이 거의 유사하게 나타났다(Fig. 10(a)).

Fig. 10. Development of strain gauge values of rebars

Fig. 11. Development of strain gauge values on concrete and retrofitted surface

보강 실험체의 경우 공통으로 기둥 하부 게이지의 변형률이 1,800×10-6에 도달하기 이전에 최대내력에 도달하였다(Fig. 10(b), (c), (d)). 따라서 최대내력 성능이 발현되기까지 기둥 철근이 항복하지 않았으며, 이를 통하여 보강공법의 부착성능이 우수하였음을 알 수 있다. 철근의 응력이 전체 시스템으로 분산되어 최대내력 발현 후 가력이 더 진행되다가 항복하였음을 의미한다. 또한, 모든 보강 실험체의 부가력 시 SG#10의 변형을 보면 초기에는 인장력을 받은 것으로 나타났다. 이는 조적채움벽의 보강 효과로 조적이 견고해져 실험체가 전단변형에 지배적이었다는 것을 의미한다.

한편, 콘크리트 게이지의 경우 보강재의 탈락 여부를 판단하기 위하여 횡변위비에 따른 변형률의 변화를 비교하였다(Fig. 11). 콘크리트에 부착한 게이지의 값(CSG#1)과 보강이 완료된 후 부착한 게이지의 값(CSG#2)이 유사한 거동을 하였으므로, 보강재가 콘크리트 면에서 탈락하지 않고 일체 거동을 하였다는 것을 알 수 있다.