황승현
(Seung-Hyeon Hwang)
1
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2†
김상희
(Sanghee Kim)
2
-
경기대학교 일반대학원 건축공학과 박사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University Graduate
School, Suwon 16227, Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Suwon 16227,
Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
조적벽체, 강봉, 스프링 댐퍼, 트러스 시스템, 내진
Key words
masonry walls, steel-bar, spring damper, truss system, seismic
1. 서 론
일반적으로 3층 이하의 저층 구조물은 경제성 및 단순구조 등의 이유로 대부분 조적 시스템에 의한 중력 저항 구조를 갖는다(NIDP 2009)(11). 이에 따라 벽돌과 모르타르 계면에서의 낮은 마찰특성을 갖는 조적 구조물은 지진과 같은 횡력에 대한 저항력이 매우 낮다(Lee 2005; Chaimoon
and Attard 2007; Yu 2015)(5,8,16). 조적구조물의 내진보강은 주로 유리섬유 및 FRP 시트를 벽체에 붙이는 접착식 보강법이 적용되고 있다(Bhattacharya et al. 2014)(3). 하지만 최근 접착식 보강공법에서 보강재의 장기 탈락현상 및 면처리 공정에서 분진 발생 문제 등이 제기되고 있다. 더불어 접착식 보강공법은 조적
구조물의 연성능력 향상에는 유리하나 보강재의 정착이 어렵기 때문에 구조물 전체의 강성 및 내력 향상에는 비효율적이다(Capozucca 2011)(4).
조적 구조물의 강성, 내력 및 연성 향상 측면에서 와이어로프(Yang et al. 2012)(14) 또는 강봉(Taghdi et al. 2000; Rinaldin et al. 2019; Yang et al. 2020)(12-13,15) 등을 이용한 비접착식 보강공법이 점차 관심을 끌고 있다. 이들 비접착식 보강공법은 보강재의 경량화, 현장 공정의 단순화 및 구조적 효율성의 우수성
등의 장점을 갖는다. Yang et al.(2012)(14)은 프리스트레스트를 도입한 와이어로프를 이용하여 조적벽체를 보강할 경우 그 내력과 일 손상지수는 와이어로프 보강양에 비례하여 증가함을 보였다. 그리고
Taghdi et al.(2000)(13)은 강재 스트립을 이용하여 수직 및 대각선 방향으로 보강된 조적벽체가 강도와 연성증가에 효과적임을 보였다. 즉, 비접착식 보강공법에서 가장 중요한
요소는 보강재의 정착방법과 하중부담을 효율적으로 할 수 있는 보강재의 배치방법이다.
이 연구에서는 조적벽체의 내진보강 측면에서 구조적 효율성 및 시공성 등을 고려하여 강봉 트러스 시스템을 제시하였다. 트러스 시스템은 수직재, 수평재
및 경사재와 이를 연결하는 절점인 정착구로 구성된다. 정착구는 가능하면 가볍고 현장에서 단순 조립될 수 있도록 구성하였다.경사재에는 조적벽체의 내진거동
향상을 위한 스프링 댐퍼 설치도 고려하였다. 따라서 이 연구의 목적은 제시된 강봉 트러스 시스템의 저층 조적구조물의 순수 조적벽체 내진보강에 대한
구조적 효율성 평가이다. 조적벽체의 최대 전단내력은 FEMA 306(1999)(6) 기준 및 Yang et al.(2020)(15)의 예측값과 비교하였다. 조적벽체의 연성은 에너지소산능력 개념을 이용하여 평가하였다.
2. 강봉 트러스 시스템
조적벽체의 보강 시 현장공정 최소화, 프리스트레스트 도입, 트러스 시스템 도입을 통한 하중전달 및 보강의 효율성 등을 고려하여 조적벽체에 쉽게 시공
가능한 강봉 트러스 시스템을 개발하였다. 강봉 트러스 시스템은 4개의 정착구, 2개의 수직재, 2개의 수평재 및 2개의 경사재로 구성되며, 정착구를
통해 각각의 현재가 연결되어 트러스 유닛이 형성된다(Fig. 1). 제안된 시스템은 트러스 하중전달 기구 및 토크에 의한 프리스트레스 도입을 통해 저층 구조물의 횡하중 저항성을 향상시킨다. 트러스 유닛의 수직재,
수평재 및 경사재의 강도와 단면적은 지진하중에 따라 결정한다. 또한, 경사재는 구조물의 연성능력을 향상시키기 위해 스프링 댐퍼를 설치할 수 있다.
경사재에 설치되는 스프링 댐퍼는 변위 의존형 제진장치인 강재 댐퍼의 한 종류로서 스프링의 탄성 및 소성 변형을 통해 건물에 작용하는 지진에너지를 효과적으로
흡수･소산 시킬 수 있다. 강봉 트러스 시스템의 현장 가변형 정착구는 현장에서 발생하는 시공 오차에 대해 유연하게 대처하며 트러스 현재와의 연결을
쉽게 하여 안정적인 트러스 절점의 형성이 가능하다. 강봉 트러스 시스템의 트러스 도입은 트러스 하중전달을 통해 저층 구조물의 횡하중 저항성을 향상시켰으며,
토크 제어법에 의한 프리스트레스트 도입은 조적구조물의 장기 안전거동 및 횡하중 저항성을 향상시켰다. 강봉 트러스 시스템의 시공절차는 1) 트러스 시스템
구성재료의 준비; 2) 상･하부 보 또는 슬래브에 앵커링을 통한 현장 가변형 정착구 설치; 3) 수평재 및 수직재와 정착구의 연결; 4) 수직재에
토크제어를 통한 프리스트레스트 도입; 5) 경사재 설치 및 길이조절의 5단계로 시공이 간단하다.
Fig. 1. Concept of reinforced masonry wall with steel-bars truss system
3. 구조 실험
3.1 실험 계획
조적벽 실험체의 상세는 Fig. 2에 나타내었다. 주요변수는 강봉 트러스 시스템의 보강 방법으로 경사재에서 스프링 댐퍼의 유･무이다. 무보강 조적벽(un-reinforced masonry
wall, URM) 실험체는 국내 서울시 조적조 건축물의 벽체 길이에 대한 현황 조사 결과를 참고하여 계획하였다(NIDP 2009)(11). URM 실험체의 조적 쌓기는 조적구조물의 내부 벽체를 모사하기 위해 1.0B로 하였다. URM 실험체의 길이와 높이는 각각 약 2,800 mm
및 2,400 mm이며, 벽체 양단에는 길이 590 mm의 대린벽을 제작하였다. 벽체의 마감은 줄눈과 동일한 모르타르를 사용하여 두께 10 mm 씩
2회로 총 20 mm로 미장하였다. 따라서 조적벽체 총 두께는 약 230 mm이었다.
강봉 트러스 시스템으로 내진보강 된 조적벽(masonry walls strengthened with truss system, referred as
MST) 실험체는 강봉 트러스 시스템을 벽체 1면에 하나의 유닛을 배치하여, 벽체 앞뒤로 보강하였다. 강봉 트러스 시스템과 조적벽체는 현장 가변형
정착구를 설치하여 일체화시켰다. 정착구의 앵커는 M16의 케미컬 앵커를 이용하여 정착시켰으며, 정착길이는 150 mm로 시공하였다. 강봉 트러스 시스템에서
수직재는 SD600의 D16을, 수평재는 SD400의 D10을, 경사재는 SD400의 D16을 사용하였다. 트러스 시스템 1유닛의 수직재 사이의 간격은
약 2,240 mm로 설정하였다. 스프링 댐퍼를 설치한 강봉 트러스 보강 조적벽(masonry walls strengthened with truss
system including spring damper, referred as MST_S)은 MST 실험체와 동일하게 보강하였으며, 경사재에는 강재
스프링 댐퍼를 용접하여 제작하였다. 강재 스프링 댐퍼는 외경이 35 mm이며, 길이가 50 mm인 중하중용(Heavy load type) 스프링을
사용하였다. 강재 스프링 댐퍼는 경사재 상부에서부터 약 150 mm 위치에 양 끝을 용접하여 설치하였다.
Fig. 2. Details of masonry walls strengthened with steel-bar truss system
3.2 재료 특성
조적벽 실험체 제작에 사용된 시멘트 벽돌, 모르타르 및 조적 프리즘의 역학적 특성은 Fig. 3 및 Table 1에 나타내었다. 시멘트 벽돌의 압축강도와 탄성계수는 21.6 MPa 및 7,497 MPa로 KS F 4004(KATS 2014)(7)의 구조용 조적벽돌에 준하였다. 벽돌과 벽돌 사이의 줄눈 모르타르는 S사의 일반 미장용 레미탈을 사용하였으며, 시멘트와 모래의 구성비는 1 : 2.7이었다(MOLIT
2018a)(9). 모르타르 배합 시 물은 40 kg 당 약 7 L를 사용하였으며, 이때의 W/C는 약 0.65이었다. 조적벽체의 마감은 일반적인 조적 구조물의 마감이
모르타르 마감인 것을 고려하여 줄눈 제작에 사용된 모르타르와 동일한 재료의 모르타르로 마감하였다. 마감 모르타르는 10 mm씩 2회 반복하여 총 20
mm의 두께로 시공하였다(MOLIT 2018b)(10). 구조 실험 직전에 측정된 모르타르의 압축강도 및 탄성계수는 각각 11.2 MPa 및 15,821 MPa이었다.
Table 1. Mechanical properties of individual materials and masonry prism
|
Specimens
|
Compressive strength
(MPa)
|
Diagonal tensile strength
(MPa)
|
Elastic modulus
(MPa)
|
Shear elastic modulus
(MPa)
|
|
Brick
|
21.6
|
-
|
7,497
|
-
|
|
Mortar
|
11.2
|
-
|
15,821
|
-
|
|
Masonry prism without plaster
|
10.5
|
1.13
|
3,506
|
1,369
|
|
Masonry prism with plaster
|
15.5
|
2.07
|
3,760
|
2,207
|
Fig. 3. Stress-strain relationships of individual materials and masonry prisms
조적 프리즘은 ASTM C 1314(2007)(1)에 따라 압축 프리즘과 ASTM E 519(2003)(2)에 따라 사인장 전단 시험체를 제작하였다. 또한, 압축과 사인장 전단 프리즘은 조적 실험체가 모르타르 마감인 것을 모사하여 미장의 유･무로 구분하였다.
모르타르 미장이 없는 압축 프리즘의 압축강도 및 탄성계수는 각각 10.5 MPa 및 3,506 MPa 이었다. 모르타르 미장된 압축 프리즘의 압축강도
및 탄성계수는 각각 15.5 MPa 및 3,760 MPa로 모르타르 미장이 없는 압축 프리즘에 비해 각각 1.48배 및 1.07배 높았다. 모르타르
미장이 없는 사인장 전단 프리즘의 사인장 전단 강도 및 전단 탄성계수는 각각 1.13 MPa 및 1,369 MPa 이었다. 모르타르 미장된 사인장
전단 프리즘의 사인장 전단 강도 및 전단 탄성계수는 각각 2.07 MPa 및 2,207 MPa로 모르타르 미장이 없는 압축 프리즘에 비해 각각 1.83배
및 1.61배 높았다. 모르타르 미장이 없는 조적 프리즘의 전단 탄성계수는 압축 탄성계수의 0.4배 수준에 있었으며, 모르타르 미장된 조적 프리즘의
전단탄성계수는 압축 탄성계수의 0.6배 수준에 있었다.
Table 2. Mechanical properties of steel-bars
|
Members
|
Type
|
$A_{s}$
(mm2)
|
$f_{y}$
(MPa)
|
$\epsilon_{y}$
|
$E_{s}$
(MPa)
|
$f_{su}$
(MPa)
|
$\epsilon_{f}$
(%)
|
|
Horizontal element
|
SD400 D10
|
71.3
|
539
|
0.0026
|
205,286
|
634
|
20.1
|
|
Diagonal element
|
SD400 D16
|
198.6
|
522
|
0.0022
|
233,014
|
638
|
18.8
|
|
Vertical element
|
SD600 D16
|
198.6
|
628
|
0.0030
|
196,685
|
794
|
18.5
|
|
$A_{s}$: net area, $f_{y}$: yielding strength, $\epsilon_{y}$: yielding strain, $E_{s}$:
elastic modulus, $f_{su}$: tensile strength, and $\epsilon_{f}$: elongation of steel
bars
|
강봉 트러스 보강에 사용된 철근의 역학적 특성은 Table 2에 나타내었다. 수직재(SD600) 및 경사재(SD400)로 사용된 D16의 항복강도는 각각 628 MPa 및 522 MPa 이었으며, 수평재(SD400)로
사용된 D10의 항복강도는 539 MPa 이었다. 강재 스프링의 스프링상수는 약 300 N/mm이었으며, 항복 하중 및 변위는 약 6 kN 및 20
mm이었다.
3.3 가력 및 측정 상세
반복 횡하중 실험은 500 kN 용량의 수직 오일잭 2개를 이용하여 조적벽 실험체에 일정한 축하중을 도입하였다(Fig. 4). 조적벽체에 수직으로 작용하는 압축 응력은 2층 조적 구조물을 기준으로 1층 조적벽체에 작용하는 하중을 고려하여 약 0.25 MPa 만큼 도입하였다(Lee
2005)(8). 횡하중은 1,000 kN 용량의 액추에이터를 이용하여 가력하였다. 횡변위는 상부×테두리보의 하중작용선에서 300 mm 용량의 변위계를 이용하여
측정하였다. 횡하중의 가력이력은 Fig. 5와 같이 첫 번째 단계를 변위각비 0.125 %를 기준으로 0.125 %씩 증분하였으며, 각 단계는 2사이클씩 반복하였다(Lee 2005)(8). 횡하중은 최대 내력 이후 최대내력의 80 % 수준까지 가력하였다. 강봉 트러스 시스템의 수직재에는 스트레인 게이지를 붙여서 도입된 프리스트레스트량의
변화를 측정하였다. 수직철근의 프리스트레스량은 항복강도의 20 % 만큼 도입하였다. 벽체 하부에는 50 mm 용량의 변위계를 설치하여 조적벽체의 미끄러짐량
및 들림량을 측정하였다.
Fig. 4. Test set-up for masonry walls under constant axial and cyclic lateral loads
4. 실험결과 분석
4.1 균열 및 파괴모드
실험체 URM은 변위각비 0.25 %에서 대린벽 하부와 기초 사이의 들림 균열이 발생하였다. 발생된 들림 균열은 변위각비 0.375 %에서 정방향과
부방향으로 이어졌으며, 이후 기초와 벽체 사이의 미끄러짐이 크게 발생하였다. 변위각비 0.75 %에서 URM 실험체는 대린벽에서 수직균열이 발생하였으며,
이후 상부로 진전해 나아갔다. 변위각비 1.0 %에서 URM 실험체는 대린벽 하부에서 시멘트 벽돌, 줄눈 모르타르 및 미장 모르타르의 결합체가 수직줄눈을
따라 크게 탈락하였다(Fig. 6(a)). 그리고 변위각비 1.0 %에서 URM 실험체는 조적벽체와 하부 기초의 미끄러짐으로 인해 최종 파괴되었다. MST 실험체의 들림 균열은 URM
실험체와 비슷한 시점인 변위각비 0.25 %에서 발생하였으며, 수직균열의 발생 시점도 URM 실험체와 비슷한 시점인 변위각비 0.75 %에서 발생하였다.
변위각비 1.0 %에서 MST 실험체는 시멘트 벽돌, 줄눈 모르타르 및 미장 모르타르의 결합체의 탈락이 발생하였으며, 이후 하중감소가 나타났다(Fig. 6(b)). MST_S 실험체의 들림 균열과 수직 균열 발생은 각각 변위각비 0.25 % 및 0.875 %로 URM 실험체와 비슷한 시점이었다. 반면 MST_S
실험체의 시멘트 벽돌, 줄눈 모르타르 및 미장 모르타르의 결합체의 박리는 변위각비 1.0 %에 발생하였으며, MST 실험체와 비슷한 시점에 발생하였다(Fig. 6(c)). 모든 실험체의 최종 파괴모드는 벽체 단부의 대린벽에서 강체 회전(rocking) 및 단부 압괴(toe crushing)에 의해 나타났다. URM,
MST 및 MST_S 실험체의 FEMA 306(1999)(6)에 의해 예측된 파괴모드는 모두 강체 회전 및 단부 압괴로 최종 파괴모드와 유사하였다.
4.2 횡하중-횡변위 관계
Fig. 6. Failure mode of masonry wallsc
횡하중-횡변위 관계는 Fig. 7에 나타내었으며, 실험결과는 Table 3에 나타내었다. URM 실험체의 초기 들림 내력은 정방향 및 부방향 각각 101 kN 및 89 kN이었다. 들림 발생 이후 URM 실험체의 강성은
급격하게 감소하였으며, 최대 내력까지 변위가 증가함에 따라 최대 내력의 상승폭은 일정하였다. URM 실험체의 최대 내력은 부방향 변위각비 0.77
%에서 234 kN에 도달하였으며, 이후 정방향 변위각비 0.99 %에서 212 kN에 도달하였다. URM 실험체의 평균전단응력은 0.27 MPa로,
URM 실험체와 유사한 상세로 실험된 Lee(2005)(8)의 W-2.7-L2-a 실험체(0.23 MPa)에 비해 약 1.2
Fig. 7. Lateral load-displacement response
배 높았다. 본 연구의 URM 실험체의 평균전단응력이 Lee(2005)(8)의 W-2.7- L2-a 실험체에 비해 높은 이유는 URM 실험체의 경우 데린벽 설치 및 모르타르 미장 마감이 수행되었기 때문이다.
MST 실험체의 초기 들림 내력은 정방향 및 부방향 각각 143 kN 및 248 kN이었다. 들림 발생 이후 정방향에서 MST 실험체의 하중 증가
기울기는 URM 실험체와 비슷한 수준으로 감소하였으나, 부방향에서는 URM 실험체에 비해 감소가 적었다. MST 실험체의 최대 내력은 부방향 변위각비
1.33 %에서 380 kN에 도달하였으며, 이후 정방향 변위각비 1.64 %에서 316 kN에 도달하였다. 최대 내력 이후 MST 실험체의 거동은
부방향에서 URM 실험체에 비해 크게 연성적이었으나, 정방향에서 급격한 하중 저하를 보였다. MST_S 실험체의 초기 들림 내력은 정방향 및 부방향
각각 182 kN 및 160 kN이었다. 들림 발생 이후 MST_S 실험체의 강성은 URM 및 MST 실험체에 각각 1.7배 및 1.1배 높았다.
MST_S 실험체의 최대 내력은 부방향 변위각비 0.93 %에서 398 kN에 도달하였으며, 이후 정방향 변위각비 1.08 %에서 339 kN에 도달하였다.
정･부방향에서 MST_S 실험체의 최대 내력 차이는 URM 및 MST 실험체에 비해 크게 감소하였다. MST_S 실험체의 최대 내력시 횡변위각은 URM
실험체에 비해 약 0.1 % 낮았으며, MST 실험체에 비해 약 0.5 %가 높았다. 하지만 MST_S 실험체는 정･부방향에서 최대 내력 이후 급격한
하중저하가 발생하지 않았으며, 안정적인 거동을 보였다.
4.3 전단내력
전단내력은 FEMA 306(1999)(6) 기준에 의해 산정된 공칭내력과 Yang et al.(2020)(15) 모델의 의해 산정된 예측값과 비교하였다(Table 3). FEMA 306(1999)(6) 기준은 조적벽체의 강체회전, 단부압괴, 미끄러짐 및 사인장 전단의 파괴모드를 구분하여 공칭 내력을 산정하지만 보강재에 대한 하중전달을 고려하지 않는다.
Yang et al.(2020)(15)의 전단내력 예측 모델은 무보강 조적벽체와 보강재 각각의 전단 전달 기여를 산정하여 평가한다. FEMA 306(1999)(6) 기준에 의해 산정된 URM 실험체의 공칭 전단내력은 약 108.7 kN이었으며, 실험결과와 공칭 전단내력의 비는 2.05이었다. MST 및 MST_S
실험체의 공칭 전단내력은 모두 약 161.2 kN이었으며, 각각의 비는 2.16 및 2.29이었다. FEMA 306(1999)(6) 기준에 의해 산정된 모든 실험체의 공칭 전단내력은 보강재의 전단 전달을 고려하지 않기 때문에 실험결과에 비해 약 2배 이상의 안전측에 있었다. Yang
et al.(2020)(15) 모델에 의해 산정된 URM 실험체의 전단 내력 예측값은 189.9 kN으로 실험결과와 예측값의 비는 1.17이었다. Yang et al.(2020)(15) 모델에 의해 산정된 MST 및 MST_S 실험체의 전단 내력 예측값은 모두 357.9 kN으로 실험결과와 예측값의 비는 각각 0.97 및 1.03이었다.
즉, Yang et al. (2020)(15) 모델은 트러스 보강된 조적벽체의 전단내력을 잘 예측하였다.
Table 3. Summary of test results and comparisons with predicted shear capacity
|
Specimens
|
Experiments
|
Predictions
|
|
$V_{R}$ (kN)
|
$V_{n}$ (kN)
|
$E_{p}$
(kN･mm)
|
FEMA 306 (1999)
|
Yang et al. (2020)
|
|
Pos.
|
Neg.
|
Ave.
|
Pos.
|
Neg.
|
Ave.
|
$V_{n}$ (kN)
|
Exp./Pre.
|
$V_{n}$ (kN)
|
Exp./Pre.
|
|
URM
|
101
|
89
|
95.0
|
212
|
233
|
222.5
|
11,324
|
108.7
|
2.05
|
189.9
|
1.17
|
|
MST
|
143
|
248
|
195.5
|
316
|
380
|
348.0
|
37,464
|
161.2
|
2.16
|
357.9
|
0.97
|
|
MST_S
|
182
|
160
|
171.0
|
339
|
398
|
368.5
|
152,943
|
161.2
|
2.29
|
357.9
|
1.03
|
|
$V_{R}$: shear capacity of rocking failure mode, $V_{n}$: Ultimate shear load, $E_{p}$:
Cumulative energy dissipation capacity
|
4.4 강성 감소
각 변위각비에 대한 강성의 변화는 Fig. 8에 나타내었다. 실험체의 강성은 정･부방향의 최대 하중 및 변위에서 산정된 할선 기울기의 평균값으로 산정하였다. 모든 실험체의 할선 강성은 들림 발생시점(변위각비
약 0.25 %)에서 급격하게 감소하였으며, 이후 완만하게 감소하는 경향을 보였다. URM 실험체의 초기 강성은 38 kN/mm이었으며, 최대 내력
시점에서의 강성은 약 9 kN/mm 이었다. MST 실험체의 초기강성 및 최대 내력에서의 강성은 약 44 kN/mm 및 10 kN/mm로 URM 실험체에
비해 각각 약 1.2배 및 1.1배 높았다. MST 실험체의 최종 파괴 시점에서의 강성은 약 7 kN/mm이었다. MST_S 실험체의 초기강성 및
최대 내력에서의 강성은 약 44 kN/mm 및 13 kN/mm로 URM 실험체에 비해 각각 약 1.2배 및 1.4배 높았다. MST_S 실험체의 초기
강성은 MST 실험체와 비슷한 수준이었으나, 최대 내력에서의 강성은 약 1.3배 높았다. MST_S 실험체의 최종 파괴 시점에서의 강성은 약 6 kN/mm로
MST 실험체와 비슷한 수준이었다.
4.5 연성(에너지소산능력)
조적벽체의 연성은 에너지소산능력을 통해 평가하였다. 에너지소산능력은 각 사이클의 에너지소산면적의 누적하여 산정하였다. 에너지소산능력은 들림 발생 시점(변위각비
약 0.25 %)부터 크게 증가하였다(Fig. 9). URM 실험체의 파괴시 에너지소산능력은 11,324 kN･mm이었다. URM 실험체의 파괴 시점(변위각비 1.0 %)에서 MST 실험체의 에너지소산능력은
14,229 kN･mm로 URM 실험체에 비해 1.3배 높았다. MST 실험체의 파괴 시 에너지소산능력은 67,464 kN･mm로 URM 실험체에
비해 약 6.0배 높았다. MST_S 실험체의 에너지소산능력은 벽체단부 수직균열 발생 시점(변위각비 0.5 %)까지 MST 실험체와 비슷한 수준이었으나
이후 급격하게 증가하였다. URM 실험체의 파괴 시점(변위각비 1.0 %)에서 MST_S 실험체의 에너지소산능력은 30,458 kN･mm로 URM
실험체에 비해 2.7배 높았다. MST_S 실험체의 파괴 시 에너지소산능력은 152,943 kN･mm로 URM 및 MST 실험체에 비해 각각 약 13.5배
및 2.3배 높았다.
Fig. 8. Stiffness variation at different drift ratios
Fig. 9. Cumulative energy dissipation capacity at different drift ratios
5. 결 론
이 연구에서는 조적벽의 내진보강을 위하여 비접착식 강봉 트러스 시스템을 제시하였으며, 그 구조적 효율성을 평가한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 강봉 트러스 시스템으로 내진보강 된 조적벽체의 들림, 단부 수직균열 및 시멘트 벽돌, 줄눈 모르타르 및 미장 모르타르 결합체의 탈락 발생 시점은
각각 변위각비 0.25 %, 0.75 % 및 1.0 %로 무보강 조적벽체와 비슷하였다.
2) FEMA 306(1999)(6) 기준은 스프링 댐퍼 유･무에 따라 내진보강 된 조적벽체의 전단내력을 각각 약 2.29배 및 2.16배 안전측으로 예측하였다. 반면, Yang et
al.(2020)(15)의 전단내력 예측 모델은 강봉 트러스 시스템으로 내진보강 된 조적벽체의 전단내력을 잘 예측하였다.
3) 스프링 댐퍼 유･무에 따라 내진보강 된 조적벽체의 초기 강성은 무보강 조적벽체에 비해 모두 약 1.2배 높았다.
4) 스프링 댐퍼 유･무에 따라 내진보강 된 조적벽체의 에너지소산능력은 무보강 조적벽체에 비해 각각 13.5배 및 6.0배 높았다. 즉, 강재 스프링
댐퍼를 포함하는 강봉 트러스 내진보강은 조적벽체의 연성능력을 향상시키는데 효과적이었다.
감사의 글
이 연구는 2015년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단(2015R1A5A1037548) 및 국토부의 재원으로 국토교통과학기술진흥원(20TMIP-C158687-01)의
지원으로 수행되었음.
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