3.1 실험체 계획

실험의 주요 변수는 높이-길이비로서, Table 2와 같이 1.0~ 2.5까지로 하여 동일 단면과 철근상세를 가지며 길이가 다른 4개의 벽체를 계획하였다. 벽체의 두께는 200 mm이며 철근비는 실제 벽식구조 건물에서 설계되는 벽체를 대상으로 하여 벽체의 수직 및 수평방향 철근비를 각각 0.84 %와 0.29 %로 하였다. 사용철근은 모두 항복강도 500 MPa인 철근이며 수직 및 수평철근으로서 각각 SHD13과 SHD10로 하였다. 모든 벽체는 보통전단벽으로서 경계부재가 없으며, 양 벽체의 단부는 U형철근으로 단부처리하였다. 또한 벽체철근은 기초와 가력용 보에 충분히 정착될 수 있도록 하였다. 모든 실험체의 벽체 길이와 철근배근 상세는 동일하며 실험체의 높이만 다르다. Fig. 1은 대표적인 실험체의 상세를 나타낸다.

Fig. 1 Specimen details (RCW-1.0, unit: mm)

3.2 재료특성

실험체에 사용된 콘크리트와 철근에 대한 재료시험을 실시하였다. 콘크리트의 압축강도는 실험체 콘크리트 타설시 KS F 2405^{(KATS 2017a)} 지름 100 mm, 높이 200 mm인 원주공시체를 제작한 뒤 재령 28일에 3개의 실린더에 대한 압축강도 시험을 실시한 결과, 압축강도시험 평균값은 26.6 MPa로 나타났다. 벽체의 수직철근(SHD13)과 수평철근(SHD10)에 대해서는 KS B 0801^{(KATS 2017b)} 에 따라 각각 3개의 인장시편에 대한 인장시험을 실시하였다. Table 3은 인장시험결과를 나타낸다.

3.3 가력 및 측정방법

실험은 한국교통대학교 국제공인시험연구센터 실험실에서 진행되었다. Fig. 2와 같이 실험체를 반력바닥에 총 8개의 50 mm 직경의 고력볼트로 고정하고 가력용 보와 수평으로 나란하게 100톤 용량의 엑추에이터를 설치한 뒤 보에 횡력이 작용되도록 하였다. Fig. 2에 표시된 (+)와 (-)는 하중 작용방향을 나타낸다. 가력을 위하여 보의 양단부에 강성이 큰 철판을 부착하고 이 두 철판을 4개의 긴 볼트로서 보 길이방향으로 결합한 뒤 횡력은 보 횡력 작용방향의 반대측 보 단부를 미는 방식으로 하중이 도입되도록 하였다. 또한 보의 양 측면에 총 4군 데 면외변형 방지용 베어링을 설치하여 횡변위가 증가함에 따라 발생할 수 있는 벽체의 뒤틀림에 의한 면외변형을 방지하였다.

실험진행시 횡방향 수평변위를 측정하기 위하여 보의 중심선과 나란하게 수평방향 변위계를 설치하고 기초의 미끄러짐과 들림변위를 측정하기 위하여 추가의 변위계를설치하였다. 또한 벽체 내에서 발생하는 휨변형과 전단변형을 측정하기 위하여 변위계를 설치하였다. 각 변위계의 설치위치는 Fig. 3(a)에 나타낸 바와 같다. 또한 실험진행동안 철근의 변형률 변화를 측정하기 위하여 Fig. 3(b)와 같이 소성힌지 구간내 수직철근과 수평철근에 변형률게이지를 부착하였다.

실험 시 횡력은 탄성구간에서는 하중제어방식으로 초당 0.5 kN씩 증가 또는 감소시켜 진행하다가 ACI 550에서 권장한 바와 같이 변위제어방식으로 증가시켰으며 각 변위단계별로 3싸이클씩 반복가력하였다. Fig. 4는 실험체에 적용한 변위 이력을 나타낸다.

Fig. 2 Test setup (RCW-1.0)

Fig. 3 Locations of sensors

Fig. 4 Drift history applied to specimens

3.4 실험결과

3.4.1 실험체 파괴상황

실험체의 균열진행은 벽체 하부에 수평균열이 발생하고 횡변위가 증가함에 따라 새로운 수평균열들이 벽체 상부에서 형성되는 양상을 보였으며 이들 균열이 압축연단으로 확장되는 양상을 보였다. 균열의 진행은 벽체 길이의 약 1.5배 정도까지 형성되지만, 최종적으로는 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 벽체 길이의 1/2 이하에서 집중되었다. 이 소성힌지 구간에서의 파괴를 보면, 실험체의 형상비($h_{w}/l_{w}$)에 따른 균열형태 차이는 크지 않은 것으로 나타났다. 형상비가 1.0과 1.5인 RCW-1.0과 RCW-1.5 실험체는 1.43 %의 변위비에서 벽체 하부에 형성된 수평균열부를 따라 전단미끄러짐이 나타나기 시작하였으나 형상비가 2.0과 2.5인 RCW-2.0과 RCW-25 실험체는 2 %의 변위비에서 양단부의 압축파괴에 의한 주근좌굴과 콘크리트박리가 발생하면서 벽체 하단부에서 수평방향 미끄러짐현상이 나타났다. Fig. 6은 압축측 단부에서 압축에 의한 벽체 콘크리트의 파괴와 주근이 좌굴된 모습이다. 이는 보통전단벽의 경우, 벽체 단부에 집중되는 사압축 응력에 대하여 충분히 연성적으로 저항할 수 있는 횡구속 경계요소가 없기 때문이다.

Fig. 5 Failure patterns

Fig. 6 Buckling of longitudinal bars at compression region

3.4.2 하중-횡변위 곡선

작용 횡력에 대한 각 실험체의 파괴시까지의 수평변위를 그래프로 나타내면 Fig. 7과 같다. 그래프내에 점선으로 표시된 $P_{n}$은 벽체의 재료 공칭강도를 기반으로 계산한 설계내력이다. 또한 $P_{u}$와 $P_{f}$는 각각 실험결과 최대하중과 파괴시의 하중, $\theta_{u}$와 $\theta_{f}$는 각각 그때의 변위각을 나타낸다. 파괴하중은 ^{Park (1989)}에 의해 정의된 바와 같이 최대하중을 지나 20 % 내력이 저하되었을 때 $0.8P_{u}$로 정의하였다. 모든 실험체의 최대내력은 공칭내력을 다소 상회하는 것으로 나타났다. 공칭내력에 대한 비교는 5.1에서 설명하도록 한다.

모든 실험체는 횡변위 증가에 따라 최대내력에 도달한 이후 하중이 유지되다가 완만하게 저하되는 양상을 보였다. 다만, 형상비($h_{w}/l_{w}$)가 ‘1.0’인 RCW-1.0 실험체는 최대내력에 도달한 이후 다른 실험체들에 비하여 상대적으로 내력저감이 다소 크게 나타났다. 이는 전단에 의한 영향이 다른 실험체들에 비하여 높기 때문이다. 또한 이 실험체에서 하중반전후 재하시에 나타나는 핀칭현상이 가장 크게 나타났다. 형상비가 증가함에 따라 핀칭현상이 완화되고 최대내력은 낮아지며 최대내력이후의 변형능력이 향상되었다. 최대내력에 도달할 때의 변위비는 형상비 1.0과 1.5에서 정방향으로 각각 0.95 %와 0.98 %, 부방향으로 각각 1.0 %와 0.98 %로서 정방향과 부방향이 거의 유사하게 나타났다. 형상비 2.0과 2.5인 경우에도 최대내력에 도달했을 때의 변위비는 정방향으로 각각 0.97 %와 0.99 %, 부방향으로는 모두 1.0 %로서 정방향과 부방향이 거의 유사한 값을 보였다. 이로부터, 형상비가 증가함에도 불구하고 모든 실험체에서 최대내력 도달 시의 변위비는 비슷함을 알 수 있다. 이는 전술한 실험체의 파괴양상에서 볼 수 있듯이, 압축단부에서의 압축 파괴에 의해 전체 거동이 지배되었고 이 단부에 특별한 횡구속보강이 없기 때문에 모든 실험체의 최대내력 도달 시의 변위비가 유사하게 나타난 것으로 볼 수 있다. 하지만 형상비가 증가할 경우, 최대내력에 도달한 이후 파괴 시까지 급격한 내력저하없이 연성능력이 높아지는 것으로 나타났다.

모든 실험체의 하중-변위비 포락곡선을 함께 나타내면 Fig. 8과 같다. 형상비가 증가함에 따라 실험체의 초기강성과 내력이 낮아지지만 최대내력이후 내력저하없이 변위비만 증가하는 구간이 길어지며 또한 내력저하가 발생하더라도 완만하게 저하되는 연성적인 거동이 나타남을 알 수 있다.

Fig. 7 Horizontal load-displacement curves

Fig. 8 Envelop curve of all specimens

3.4.3 철근의 변형률

실험체 내 변형률 게이지가 부착된 곳은 Fig. 3(b)에 나타낸 바와 같이 수직철근의 하부, 단부 U형철근, 그리고 소성힌지 구간 내 수평철근이다.

Fig. 9는 벽체 내 수직철근 중, 좌우 양단부쪽에 위치한 V1과 V4 위치에서의 변형률을 나타낸다. 그림에서 수직 점선은 재료시험결과 철근의 항복변형률(2,800$\mu$)이다. 정방향 하중에 대하여 V1은 압축응력상황이 되고, V4는 인장응력상태가 된다. 모두 인장응력상태에서 급격하게 변형률이 증가하는 양상을 나타내지만, 압축응력상태에서도 항복에 근접하거나 그 이상의 변형률이 발생하였음을 알 수 있다. 중앙부에 위치한 V2와 V3 위치에서의 변형률은 상대적으로 양 단부에 비하여 작은 변형률을 보였으며 정방향과 부방향 하중에 대하여 모두 인장변형을 보였다. 이로부터 대부분의 압축변형은 벽체의 양단부에서 발생하였음을 알 수 있다. 또한 수평철근에 부착한 H1~H4의 변형률은 모든 실험체에서 미미한 것으로 나타났는데, 이는 전체적으로 모든 실험체들이 휨거동을 보임에 따라 수평철근의 기여도가 낮기 때문으로 볼 수 있다.

Fig. 9 Strain curves of vertical bars

4.1 휨 및 전단강도의 평가

벽체의 전단강도($V_{n}$)는 콘크리트구조 설계기준(KDS 14 20 22 2021b)에 따라 식 (1)과 같이 콘크리트의 전단강도($V_{c}$)와 철근의 전단강도($V_{s}$)의 합으로 계산한다. $V_{c}$는 식 (2) 또는 식 (3)을 사용하여 계산할 수 있으나 두 값 중에서 작은 값이어야 한다.

여기서, $f_{ck}$는 콘크리트 압축강도, $h$와 $l_{w}$는 각각 벽체의 높이와 길이, $\lambda$는 콘크리트 재료계수로서 보통중량콘크리트인 경우에는 1.0이다. $N_{u}$는 축력으로서 인장력일 때 음(－)이고 $M_{u}$와 $V_{u}$는 각각 작용모멘트와 전단력이다. 그리고 $\left(M_{u}/ V_{u}- l_{w}/ 2\right)$의 값이 음(－)일 때 식 (3)을 적용할 수 없다.

철근의 전단강도($V_{s}$)는 식 (4)를 사용하여 계산한다.

여기서, $A_{vh}$는 $s_{h}$ 거리 내의 수평전단철근의 단면적이며, $d$는 유효 깊이로서 벽체의 경우에는 $0.8l_{w}$이다. $l_{w}$는 벽체길이이다.

계산된 공칭전단강도 $V_{n}$은 식 (5)를 만족하여야 한다.

여기서, $A_{cv}$는 전단력을 고려하는 방향의 단면 길이와 복부 두께로 이루어지는 콘크리트의 순단면적, $\alpha_{c}$는 형상비에 따른 계수, $\rho_{n}$은 $A_{cv}$면에 평행하게 분포된 철근 면적이 그 철근에 수직인 단면에 대한 철근비이다.

휨강도 또한 콘크리트구조 설계기준(KDS 14 20 20 2021a)에 따라, 힘의 평형조건을 적용하여 중립축을 구하고 이 중립축을 중심으로 각 철근의 위치별 힘을 구한 뒤, 식 (6)과 같이 산정한다.

여기서, $n$은 철근 배열 개수, $T_{i}$는 중립축에서 $y_{i}$거리 떨어진 위치의 철근 힘, $C$는 압축측 콘크리트에 의한 힘, $c$는 압축연단에서 중립축까지의 거리, $a$는 압축측 콘크리트의 등가응력블록의 깊이이다.

각 실험체에 대하여 콘크리트와 철근의 설계강도를 사용하여 전단강도와 휨강도를 계산하면 Table 4와 같다. 모든 실험체에 대하여 계산된 휨강도($M_{n}/h$)가 전단강도($V_{n}$)보다 낮은 값을 보여 실제 휨지배된 실험결과와 좋은 대응을 보였다. 계산된 강도와 실험결과의 비는 1.05~1.07배로서 현행 설계식으로 벽체의 휨강도를 적절하게 예측할 수 있음을 알 수 있다.

4.2 내진성능의 평가

각 실험체의 항복하중, 최대하중 그리고 파괴하중시의 하중과 변위 및 변위각을 정리하면 Table 5와 같다. 여기서 항복하중은 최대하중의 75 %(0.75$P_{u}$)일 때로 정의하였다. 파괴하중은 ACI 550.6-19에서 한계변위비 평가 시 적용하는 바와 같이, 최대하중 이후 세 번째 싸이클의 최대하중이 0.8$P_{u}$일 때 20 % 내력저하로 정의하였다. 파괴 시의 변위비는 형상비 1.0에서부터 2.0까지는 비례적으로 1.44 %에서 2.19 %까지 증가하는 양상을 보였으나 형상비 2.5에서는 2.1 %로 오히려 감소하는 양상을 보였다. 강성 $k_{y}$, $k_{u}$, $k_{f}$는 항복, 최대, 파괴하중 시의 정방향과 부방향의 각 점을 이은 직선의 기울기이다. 모든 실험체에 대하여 이들 강성을 함께 나타내면 Fig. 10과 같다. 그림에서 점선형태의 포물선은 각 강성을 이은 추세선으로서, 항복 시, 최대하중 시, 그리고 파괴하중 시와 같이 실험체의 손상이 심해짐에 따라 강성이 점진적으로 저하되는 양상을 나타내며, 또한 형상비가 클수록 그에 반비례하여 따라 강성이 낮아지고 그 저하되는 형태가 일정한 양상을 나타냄을 알 수 있다. 변위비 증가에 따른 각 변위비에서 첫 번째 사이클의 강성 변화를 나타내면 Fig. 11과 같다. 형상비가 작은 경우 높은 강성을 보이고 모든 실험체가 변위비 증가에 따라 급격히 저하되는 양상을 보인다.

Fig. 12는 각 싸이클별 소산에너지와 누적된 소산에너지, 그리고 싸이클 별 탄성에너지에 대한 소산된 에너지의 비(상대 에너지소산율, $\beta$)를 나타낸다. 변위비 1.0. %까지는 형상비에 상관없이 모든 실험체의 소산에너지가 거의 유사하지만, 그 이후부터는 형상비가 클수록 소산에너지가 증가하는 양상을 보인다. 이는 형상비에 비례하여 전단에 의한 영향이 감소하고 휨에 의한 영향이 더욱 두드러지지기 때문이다. 상대 에너지소산율은 변위비 1.0 % 이하에서도 형상비에 비례하는 양상, 즉 형상비가 작을수록 전체적으로 상대 에너지소산율이 낮은 양상을 보인다. 전체적으로 모든 실험체의 상대 에너지소산율 0.7 %의 변위비에서 가장 낮은 값을 보인 후 점진적으로 증가되는 양상을 보인다.

Fig. 10 Stiffness variations

Fig. 11 Variations of peak-to-peak stiffness

Fig. 12 Variations of dissipated energy

4.3 RC 보통전단벽의 한계변위비

국내 기준에서 정의하고 있는 RC 보통전단벽과 특수전단벽의 차이는 Table 1에 나타낸 바와 같이, 경계부재의 유무와 최소 수직 및 수평철근양이다. 특수전단벽에 요구되는 내진성능은 작용 축력, 전단응력의 크기, 벽체 철근비, 경계부재 횡구속보강근비, 그리고 형상비 등과 같은 여러 요인에 따라 영향을 받을 수 있지만, 최소한의 성능은 ACI 550.6-19에서 정의된 바를 따를 수 있다. ACI 550.6-19에서는 개발된 PC 벽식구조를 강진지역에 적용하기 위해서는 구조실험을 통하여 특수전단벽에 대응되는 성능이 만족되는지를 평가하도록 하고 있으며 그 평가항목은 다음과 같은 세 가지이다.

① Fig. 13과 같이 최대하중을 지나 20 % 내력이 저하되었을 때의 모든 싸이클의 변위비는 다음의 한계변위비를 만족하여야 한다.

② 한계변위비에서 세 번째 반복된 싸이클의 상대 에너지소산율은 1/8 이상이어야 한다.

③ 한계변위비에서 세 번째 반복된 싸이클의 하중반전구간의 강성은 탄성강성의 1/10 이상이어야 한다(Fig. 14).

상기의 세 가지 조건에서 식 (7)은 ^{Seo et al. (1998)}에 의해 제시된 식을 근간으로 한 것으로서, 벽체의 형상비에 따라 한계변위비 값이 변하는 앞부분과 상수부분으로 구분된다. 이 중 0.5의 상수부분은 최대내력 이후 내력이 20 % 저하될 때 발생하는 추가의 변위비를 안전측으로 나타낸 값이며 Duffy의 연구⁽¹⁹⁹³⁾를 근거로 제시된 값이다. Table 5에 나타낸 파괴하중(최대하중에서 20 % 내력이 저하되었을 때)의 변위비는 1.44~2.19 %의 분포를 보이지만, 이는 축응력과 전단응력 등과 같은 여러 가지 인자들이 고려되지 않은 값이다. 따라서 안전측을 고려하여 특수전단벽에 대하여 요구되는 최소한의 구조성능 선정 프로세스에 따라 본 연구의 실험결과를 이용하여 보통전단벽의 한계변위비를 나타내면 식 (8)과 같이 최대하중시의 변위비 $\delta_{u}/h$와 그 이후 내력이 20 % 저감되는 구간의 변위비(0.5 %)의 합으로 나타낼 수 있다.

실험결과로부터 얻은 최대하중시의 변위비를 식 (8)에 적용하면, Fig. 15에서 삼각형 심볼과 같이 1.48~1.5 %의 값이 된다. 변위각 1.0 %에서의 한계변위비는 특수전단벽에 대한 식 (7)을 초과할 수 없으므로 이를 고려하면, 식 (9)와 같이 정리할 수 있다.

식 (9)의 한계변위비에서의 상대 에너지소산율과 하중반전구간에서의 최소강성은 소정의 내진성능을 확보하기 위하여 필요한 최소한의 성능이기 때문에 보통전단벽에 대해서도 특수전단벽과 동일하게 적용하였다. Fig. 11(c)로부터, 모든 벽체는 최종파괴 시까지 상대 에너지소산율이 0.125를 상회하고 있다. 또한 식 (9)로부터 계산되는 한계변위비에서 하중반전 시의 강성을 평가하면, Fig. 16에 나타낸 바와 같이, RCW-1.0 실험체에서 부방향에 대하여 탄성강성의 10 %인 $0.1k_{i}$의 0.82배인 경우를 제외하면 전체적으로 1.0배 이상의 값을 보이는 것으로 나타났다.

Fig. 13 Definition of limiting drift

Fig. 14 Stiffness at the reloading region

Fig. 15 Limiting drift for ordinary wall

Fig. 16 Evaluation of reloading stiffness at the limiting drift