2.1 실험체

비보강 조적조 벽체 실험체는 모두 중앙에 개구부가 형성된 것으로서 비보강 벽체 1종, 보강 벽체 2종으로 구성된다. 세 가지 실험체의 특성은 Table 1과 같고 실험체의 입면도 및 횡단면도는 Fig. 1과 같다. URMO는 표준형 콘크리트벽돌로 제작된 비보강 내력벽체로서 1.5B의 두께를 가진다. 실제 건물에는 1.0B 또는 0.5B의 두께가 많이 사용되나 실험 시 안전 및 다소 규모가 큰 조적조 건축물에의 적용도 고려하여 1.5B 두께(290 mm)를 적용하였다. 보강된 실험체 SMOB는 URMO와 동일한 구성의 벽체를 대상으로 전면과 후면에 각각 30 mm 두께로 ASFM을 바름 시공하였다. SMOV는 URMO에 중공 점토벽돌로 구성된 1.0B 두께(190 mm)의 치장벽체를 공간쌓기 방식으로 추가한 것으로서 내력벽과 치장벽체의 순간격은 50 mm이다. SMOV에서 ASFM에 의한 보강은 치장벽체 바깥 면에만 30 mm 두께로 적용하였으며, 이는 건축물을 계속 사용하는 상태에서의 시공을 가정한 것이다.

SMOV 실험체의 경우에 내력벽 구조체를 직접 보강하는 것이 아니므로 실제 건축물에서는 치장벽체가 연결되는 상하부 슬래브를 통해 저항력을 전달할 필요가 있다. 실험체에서는 상하부 철근콘크리트 가력보를 슬래브로 간주하고 직경 12 mm의 부착식 후설치 앵커를 매설한 정착부를 ASFM 보강면의 측면에 Fig. 1(c)와 같이 형성하였다. 정착부는 200×150 mm의 직사각형 등단면 부재의 형상을 갖고, ASFM 보강면과 동일한 재료를 적용하였으며, 강섬유로 보강되어 있음을 고려하여 별도의 철근 배근은 적용하지 않았다.

Fig. 1 Drawings of specimens

2.2 보강재료

이 연구에서는 선행연구를 참고하여 모르타르에 혼입할 섬유 보강재로서 합성섬유 대비 압축 및 인장강도 증진효과가 뛰어난 것으로 확인된 비정질 강섬유를 적용하였다^{(Yu and Park 2020)}. 비정질 강섬유는 거친 표면으로 인해 부착성능이 우수하고 강섬유보강 콘크리트에 주로 사용되는 후크형 강섬유에 비해 단면 치수나 강성이 작아 잘 휘고 혼합 시 분산성이 뛰어나, 두께가 얇은 미장식 시공 시 섬유가 고르게 분포될 수 있다. 비정질 강섬유는 일반 강섬유에 비해 인장 및 휨 강도가 우수하며^{(Ku et al. 2014)}, 구조부재의 휨 성능을 향상시키는 데 효과적이다^{(Lee and Choi 2014)}. ASFM의 배합비는 ^{Yu (2021)}에 의해 플로우 및 부착성능과 인장강도 증진이 우수한 것으로 확인된 것으로서 Table 2와 같고 비정질 강섬유의 특성은 동일 문헌을 참고한다.

2.3 실험체 제작

조적벽체 상하부에는 철근콘크리트 가력보를 설치하였으며 조적벽과 가력보 사이에 미끄러짐이 발생하지 않도록 상하부 가력보에는 전단키를 설치하였다. 다만 ASFM 보강면이 직접 전단키를 통해 힘을 전달하지 않도록 Fig. 2와 같이 실험체와 전단키 사이에 유격을 두고, 폭이 순수 조적벽체 두께로 한정되는 채움 모르타르를 타설하였다. 따라서 ASFM 보강면의 저항력은 별도로 설치된 정착부를 통해서 직접 전달되거나 조적벽과의 부착력을 통해 간접적으로 전단키로 전달된다.

ASFM 시공 시 부착성능을 증가시키기 위해 조적면을 충분히 습윤한 상태로 만든 후 실시하였다. 부착 성능을 증가시키기 위해 Fig. 3(a)와 같이 섬유가 들어가지 않은 모르타르를 1 mm 정도 얇게 바른 후 와이어 브러쉬로 표면을 거칠게 만들었다. 섬유 뭉침 현상이 발생하지 않도록 미장용 흙손을 이용하여 1일 최대 10 mm, 최종 30 mm의 두께로 바름 시공하여 Fig. 3(b)와 같이 완성하였다. ASFM과 조적벽체의 일체성 향상을 위하여 Fig. 3(c)와 같이 전단연결재를 시공하였다. 전단연결재는 길이 50 mm의 나사못으로서 ASFM을 바르기 전에 천공하고 에폭시를 주입 후 전단연결재를 삽입하였다. 조적벽체에 삽입되는 깊이는 30 mm이며 노출된 20 mm가 ASFM에 매립된다. SMOV 실험체에 한하여 ASFM의 바름 시공 완료 후 Fig. 3(d)와 같이 ASFM을 추가로 확장 타설하여 후설치 앵커의 정착부 시공을 실시하였다.

Fig. 2 Details of shear key

Fig. 3 Strengthening process of unreinforced masonry wall specimens using ASFM

2.4 가력 및 계측

단곡률 변형에 의한 실험체의 전체적인 강체회전을 방지하고 피어에 한정하여 예상되는 강체회전 파괴모드를 유도하고자 Fig. 4와 같이 이중곡률 변형을 유도할 수 있도록 평행사변형 구속장치를 이용하여 실험체와 가력장치를 설치하였다. 실험체 상‧하부의 철근콘크리트 가력보와 강재 가력보를 강봉으로 체결한 후 하부 강재가력보는 바닥과 고정시켰다. 강재 가력보와 철근콘크리트 가력보 사이의 미끄러짐을 방지하기 위하여 버팀대를 설치하였다. 수직하중을 재하하기 위한 별도의 가력장치는 설치하지 않았다. 전체 수평변위, 미끄러짐 변위, 전단변형률을 측정할 수 있도록 LVDT를 Fig. 5와 같이 설치하였다. 가력 프로토콜은 Fig. 6과 같고 단계별로 2회씩 반복가력을 실행하였다.

Fig. 4 Test setup

Fig. 5 Measurement setup

Fig. 6 Loading protocol

4.1 URMO

URMO 실험체의 하중-변위 관계는 Fig. 7(a)와 같고 실험체의 가력방향별 강도는 Table 5와 같다. 부가력방향의 경우 변위비 –0.250 %에서 개구부 모서리를 중심으로 강체회전이 발생하였고 이때 최대하중 97.29 kN을 나타낸 후 강도가 감소하다가 변위비 –0.625 % 이후 다시 하중이 증가하는 양상을 보였다. 정가력 방향의 경우 변위비 0.25 %에서 항복이 발생하고 강도가 유지되다가 0.5 %에서부터 다시 증가하는 경향을 볼 수 있다. Fig. 4(b)에 원으로 표시한 부분에서 강재 가력보가 수직 변위를 구속하는 헌치와 접촉하면서 발생한 마찰저항이 원인으로 추정된다.

이후 하중이 증가하다가 변위비 +1.125 %에서 정면 우측 피어에서 대각인장파괴가 발생하였다. 뒤에서 기술할 예상 파괴유형은 강체회전이었으나 앞서 기술한 면외변형 방지용 프레임과의 접촉으로 인해 개구부를 사이에 둔 양쪽 벽체에서 강체회전에 의한 모서리 수직변형이 억제되고 하중이 급격히 증가됨에 대각선 방향 응력이 증가하여 대각인장파괴가 발생한 것으로 판단된다. Fig. 8에 균열 형상을 표시하였으며, 붉은 선은 변위비 0.5 %, 파란 선은 실험을 종료한 사이클의 최대변위에서 관찰된 균열이다. 균열 형상은 변위비 0.5 %에서는 개구부 모서리에 경사균열이 지배적이고 최종적으로는 정면 우측(후면 좌측) 피어에서 대각 균열이 발생하였음을 확인할 수 있다. 비록 최종적으로는 대각인장파괴가 발생하였으나 이는 실험 후반부에 실험체 상부의 수직변위가 구속되면서 대각선 방향 응력이 증가함에 따라 발생하였고, 통상적인 조적조 건물의 경우에 벽체 상부의 수직 변위가 구속된다고 보기 어려움을 감안하여 이하의 분석에서 URMO 실험체의 파괴유형은 강체회전으로 판단하였다. 그에 따라 URMO 실험체의 실험결과는 변위비 기준으로 정가력은 0.5 % 이전, 부가력은 –0.625 % 이전의 실험결과만을 분석에서 다루었으며, Table 5에 제시된 URMO 실험체의 강도 또한 이 범위 안에서 측정된 최대값이다.

Fig. 7 Load-displacement relationship

Fig. 8 Crack pattern of URMO

4.2 SMOB

SMOB 실험체의 하중-변위 관계는 Fig. 7(b)와 같다. Fig. 9에 균열 형상을 표시하였으며, 붉은 선은 최대강도에서, 파란 선은 실험을 종료한 사이클의 최대변위에서 관찰된 균열이다. 변위비 –0.25 %에서 개구부 모서리의 ASFM 보강면에 강체회전에 의한 균열이 발생하였다. 변위비 +0.375 %에서 최대하중 165.7 kN에 도달하였으며 바로 이어서 균열이 Fig. 9와 같이 상‧하부 가력보와 FRM 바름 접촉면으로 발전하였고 급격히 하중이 감소하였다. 이후, 변위비 +2.0 %까지 최대강도의 53 % 수준의 잔류강도로 수렴하였고 면외 방향 전도 위험으로 가력을 종료하였다. 수렴된 잔존강도는 URMO의 정방향 강체회전 발생 시(변위비 0.25 %) 강도와 유사하다.

Fig. 9 Crack pattern of SMOB

4.3 SMOV

SMOV 실험체의 하중-변위 관계는 Fig. 7(c)와 같다. Fig. 10에 균열 형상을 표시하였으며, 붉은 선은 최대강도에서, 파란 선은 실험을 종료한 사이클의 최대변위에서 관찰된 균열이다. 변위비 –0.125 %에서 최대하중 141.7 kN에 도달한 뒤, +0.25 %에서 피어의 강체회전이 발생하면서 개구부 모서리를 중심으로 균열이 Fig. 10

과 같이 발생하였다. 변위비 +0.375 %에서 Fig. 11과 같이 ASFM 보강면과 상부의 앵커 매립용 확장부 사이에 계면 분리가 발생하면서(Fig. 10의 빗금 영역) 강도가 감소하였다. 이는 시공과정에서 ASFM의 보강면과 확장부가 한꺼번에 일체 타설되지 않아 콜드조인트가 형성된 반면에 두 부분 사이에 별도의 보강근이 설치되지 않았기 때문인 것으로 추정된다. 계면분리 이후 내력벽(콘크리트벽돌)이 하중을 지지하며 하중의 증가없이 변위의 증가만을 나타내었다. 변위비 +2.0 %까지 최대강도의 62.8 % 수준의 잔존강도를 유지하였고 면외방향 전도위험으로 가력을 종료하였다. 수렴된 잔존강도 값은 URMO의 정방향 강체회전 발생 시(변위비 0.25 %) 정방향 강도와 유사하다.

Fig. 10 Crack pattern of SMOV

Fig. 11 Separation between ASFM layer and extension for anchorage

5.1 보강 전 강도

앞서 4장에서 언급한 세 가지 파괴 유형의 강도 산정식은 모두 벽체가 지지하는 중력하중을 변수로 포함한다. 각 실험체의 구성요소인 내력벽, 치장벽 및 ASFM 보강면이 분담하는 중력하중은 각각의 강성비를 고려하여 구조해석을 통해 결정하였다. URMO 및 SMOB에 작용하는 중력하중은 철근콘크리트 가력보와 강재 가력보의 자중 35.0 kN 및 103.1 kN이다. SMOV의 경우 철근콘크리트 가력보의 자중이 60.0 kN으로 증가한다. 철근콘크리트 가력보의 설치 이후 ASFM 보강면을 시공하였으므로 ASFM은 강재 가력보의 하중만 분담하는 것으로 가정하였다.

보강 전 실험체에서 피어의 유효높이는 개구부 상부 모서리의 경사균열과 하부 모서리의 경사균열 간의 평균 거리로 계산한다. 이때 개구부 모서리 균열은 Fig. 12와 같이 실험체에 발생한 균열(붉은 선 및 파란 선은 Fig. 8(a)와 동일한 균열로서 각각 변위비 0.5 % 및 실험 종료 사이클의 최대변위에서 관찰됨)을 고려하는 경우(가는 수직선으로 표시된 거리를 평균)와 ASCE 41-17에 따라 30° 경사각을 가정하는 경우(30° 경사각 사선의 중점간 수직 거리)의 두 가지를 고려하였다. Table 6에 계산된 유효높이를 열거하였으며, 실험에서 측정된 값이 상대적으로 크다. 실험체의 예상강도는 Table 7과 같고 유효높이에 따라 58.94~69.13 kN의 값을 나타낸다. 여기서 URMO 실험체의 강도는 강체회전에 의한 값으로서 각주에 제시된 가로줄눈파괴 및 대각인장파괴 강도에 비해 현저히 작으므로 지배적 거동으로 판정하였다. 예상 수평전단강도의 실험결과 대비 오차율을 요약하면 Table 8과 같다. 피어의 유효높이로서 실험에서 측정된 균열 간 평균거리를 사용하는 경우 20 % 이상 강도를 과소평가하고 있으며, 30° 경사각을 가정하는 것이 실험결과에 보다 부합하였다.

Fig. 12 Calculation of effective height based on measured or assumed crack patterns (URMO)

5.2 보강 후 강도

강체회전은 균열 발생후 회전이 발생하므로 시공된 ASFM 보강면은 면내 휨모멘트에 대한 저항이 요구된다. 따라서 ASFM의 보강효과는 재료의 휨인장강도를 이용하여 계산할 수 있다. 수직 또는 수평부재 단부에서 ASFM 보강면의 면내 휨모멘트강도는 다음 식 (1)과 같이 계산할 수 있다.

여기서, $d$는 보강면 단면의 춤, $f_{b,\: FM}$과 $t_{FM}$, 은 ASFM의 휨인장강도 및 두께, $N$는 ASFM 보강면 단면의 법선력이다. 스팬드럴의 춤이 피어의 춤보다 작다면 스팬드럴이 먼저 휨모멘트강도에 도달하고 이때 피어 단부의 휨모멘트는 Fig. 13에 나타낸 패널존에서의 모멘트 평형을 고려하여 다음과 같이 계산된다.

여기서, $d_{p}$ 및 $d_{s}$는 각각 피어 및 스팬드럴 단면의 춤, $h_{p}$, $h_{s}$는 각각 피어와 스팬드럴의 순높이 및 순경간, $M_{n,\: FM,\: p}$과 $M_{n,\: FM,\: s}$은 각각 식 (1)을 이용하여 계산된 피어와 스팬드럴의 ASFM 보강면 휨모멘트강도이다. 식 (2)에서 Fig. 13의 작용전단력은 피어 또는 스팬드럴 양 단부의 휨모멘트와의 모멘트 평형을 통해 계산된다고 가정하였다. 실험체의 치수와 재료강도를 고려하면 $M_{FM,\: p}=1.10M_{n,\: FM,\: s}$의 관계가 있다.

Figs. 9, 10을 참고하면 대체로 피어 상단에서는 경사도가 45°보다 현저히 커서 수직에 가까운 균열이, 피어 하단에서는 수평에 가까운 균열이 나타남을 알 수 있다. 따라서 피어 하단 ASFM 보강면의 단면에 작용하는 모멘트는 식 (2)를 적용하고, 피어 상단 ASFM 보강면의 단면에 작용하는 모멘트는 식 (2)에 따라 계산되는 $M_{n,\: FM,\: p}$를 적용하여 다음 식 (3)과 같이 전단강도를 계산한다.

여기서, $h_{eff}$는 $M_{FM,\: p}$와 $M_{n,\: FM,\: p}$가 계산되는 단면 사이의 간격인 피어의 순높이로서 613 mm이며 Table 6에서 ‘ASFM’과 ‘Combination’에 해당되는 유효높이이다. 다만 비교를 위해 앞서 URMO 실험체와 동일하게 실험에서 관찰된 균열 패턴 및 30° 경사각을 가정한 균열 사이의 평균 거리를 적용하는 방법도 고려하였으며 이 경우에는 유효높이 상하단에 작용하는 휨모멘트를 모두 $M_{n,\: FM,\: p}$로 동일하게 적용하였다. 참고로 식 (1)~(3)은 부재의 강도에 기초하여 산정되므로 비대칭 배치된 개구부 좌우의 피어에 대해서도 각각 적용 가능하다.

보강된 실험체의 수평전단강도 산정 시 위에서 설명한 ASFM 보강면과는 별도로 조적조 부분의 강체회전강도를 ^{ASCE 41-17 (2017)}에 따라 산정하여 합산하였다. 이때 강체회전에 저항하는 조적조 피어의 자중 산정에 적용되는 유효높이는 Table 6의 각주에 제시한 바와 같이 결정하였다. 즉, 보강이 직접 적용되지 않은 SMOV의 콘크리트벽돌 내력벽의 경우에 비보강 조적조와 마찬가지로 ^{ASCE 41-17 (2017)}에 따라 30° 경사각 균열에 기초한 중심 높이를 적용하였고, ASFM 보강면이 부착된 내력벽 또는 치장벽체의 경우 피어 하단 수평 균열부터 함께 강체 회전하는 패널존 상단까지의 높이를 적용하였다.

이상에서 기술한 방법으로 예측된 보강 실험체의 예상 수평전단강도를 Table 7에 요약하였으며 피어의 유효높이 계산 기준 명칭은 Table 6과 동일하다. Table 7에서 SMOB 실험체의 예상 수평전단강도는 141.6~161.0 kN으로서 ASFM 보강면이 전체 강도의 약 2/3를 차지하고 있다. SMOV 실험체의 예상 수평전단강도는 121.4~122.8 kN으로서 ASFM 보강면이 전체 강도의 약 45 % 내외를 차지하고 있다. 두 실험체의 보강면의 수량을 고려하면 ASFM 한 면의 강도 기여도는 유사한 수준으로 볼 수 있다. 중력하중 분담량의 차이로 인해 보강실험체에서 콘크리트벽돌 내력벽의 강도는 URMO에 비해 감소하고 있다.

참고로 SMOV 실험체의 보강후 강도 계산 시 피어 단부의 휨모멘트는 식 (2)에서 스팬드럴의 강도 $M_{n,\: FM,\: s}$에 의해 지배되었다. 그러나 앵커 설치용 ASFM 확장부의 계면분리를 시공절차 개선 또는 보강재 추가를 통해서 방지할 수 있다면 스팬드럴 부분의 강도가 현저히 증가하여 식 (2)의 피어 단부 휨모멘트는 스팬드럴에 부착된 ASFM의 휨모멘트강도보다는 피어에 부착된 ASFM의 휨모멘트강도 $M_{n,\: FM,\: p}$에 의해서 지배될 것으로 예상된다. 이를 고려한 예상 수평전단강도는 144.9 kN으로서 22.1 kN 증가할 수 있음을 부연한다.

예상 수평전단강도의 실험결과 대비 오차율을 요약한 Table 8에서 피어의 유효높이로서 실험에서 측정된 균열간 평균거리를 사용하는 경우 SMOB에서 상대적으로 강도를 보수적으로 평가하게 되며, 30° 경사각 균열에 기초한 유효높이를 적용하거나 피어 순높이와 식 (3)을 이용하는 경우에 보강 실험체의 계측된 최소강도 대비 ±5 % 미만의 충분한 정확도를 확보하고 있음을 알 수 있다. 특히 30° 경사각을 균열을 가정하여 계산하는 경우 순높이와 제안식 (3)을 이용하는 것보다 강도를 조금 더 안전측으로 평가하는 경향이 있으나 오차가 매우 적고 계산이 간편하므로 실무적으로 충분히 활용 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 13 Equilibrium in panel zone

5.3 강도증가 효과

보강전과 보강후의 강도를 Table 5에서 비교하면 가력방향별 최소 강도를 기준으로 SMOB 실험체는 비보강 실험체URMO에 비해 106 %의 강도증가를 나타내고 있다. 같은 표에서 가력방향별 최소 강도를 기준으로 SMOV 실험체는 비보강 실험체에 비해 68.5 %의 강도증가를 나타내고 있다. 단, Table 7에서 확인할 수 있듯이 SMOB와 SMOV 실험체에서 콘크리트벽돌 내력벽이 부담하는 연직하중이 감소하여 이들 구성요소의 강체회전강도도 감소하므로 이를 기준으로 산정한다면 강도증가효과는 더 증가한다. 즉 실제 구조물에서 내력벽의 강도가 고정된 상태에서 내력벽의 강도증가율은 단순히 본 실험결과만으로 비교한 것보다 현저히 클 수 있다. 또한 본 실험에서는 실험체의 안정성을 고려하여 1.5B 두께의 내력벽을 사용하였으나 대다수 비보강 조적벽체의 두께가 1.0B 이하임을 고려하면 얇은 내력벽을 갖는 실제 건물의 비보강조적조에 동일한 두께의 ASFM을 적용 시 보강면의 탈락 등 강도에 영향을 줄 수 있는 부수적인 효과가 추가로 발생하지 않는다면 본 연구에서 사용한 것보다 상대적으로 더 낮은 기존 구조체의 강도 대비 ASFM에 의한 강도증가율은 더욱 현저할 것으로 예상되며 이는 추가적인 연구를 통하여 검증할 필요성이 있다.

5.4 변형 기반 내진성능 분석

앞서 ASFM 보강에 따른 강도향상을 살펴보았다. 여기서는 보강된 조적벽체의 변형에 기초한 내진성능 수준을 검토한다. 본 연구에서는 URMO 실험체가 수직변위 구속부의 과도한 마찰저항으로 인해 강체회전에 이어지는 종국상태인 양단부압괴 파괴를 확인할 수 없었기 때문에 실험체에 기초한 보강 전 허용변형량을 파악하기 어려운 한계점이 있다. 따라서 관련 평가지침인 ASCE 41-17에 제시된 허용기준을 참고하였으며, 즉시거주(IO), 인명안전(LS), 붕괴방지(CP) 성능수준의 허용기준은 각각 0.1 %, $0.4h_{eff}/L$(≤ 1.5 %), $0.6h_{eff}/L$(≤ 2.25 %)이다. 여기서 $L$은 피어의 수평길이, $h_{eff}$는 피어의 유효높이로서 논의를 간략화하기 위해 Table 6에 제시된 값 중 30° 경사각 균열에 기초하여 결정된 것으로 한정한다. 이 경우 LS, CP 허용기준은 각각 0.73 %, 1.1 %에 해당된다.

ASFM 보강이 적용된 SMOB 및 SMOV 실험체는 앞서 4.2 및 4.3에서 살펴본 바와 같이 각각 +0.375 % 및 –0.125 % 층간변위각에서 강도가 최대에 도달한 후 감소하여 0.75 % 전후에 잔류강도에 도달하고 2.0 %에서 최대강도의 53 % 및 62.8 %로 수렴한다. Fig. 7에서 세 실험체는 모두 0.1 % 전후에 현저한 강성 변화를 나타내므로 ASFM 보강은 강도증가와 별도로 변형능력 측면에서는 IO 허용기준에 큰 차이가 없다.

양면보강이 적용된 SMOB의 경우에 육안으로는 강체회전의 종국상태인 양단부 압괴에 해당되는 손상이 관찰되지 않았으며 보강면에 의해 조적벽체의 일체성이 충분히 유지되었다. 따라서 직접적으로 내력벽을 보강하는 경우 ASCE 41-17의 규정을 참고하여 실험에 기초한 대안 허용기준을 제시한다면 CP 허용한계는 2.0 %로 증가하고, LS 허용한계는 그 75 %인 1.5 %로 크게 향상된다.

SMOV 실험체의 경우 –1.75 %에서 내력벽 좌측 피어 하부 균열 하단부에서 벽돌이 탈락하여 CP 성능수준에 도달한 것으로 볼 수 있다. 다만 이 실험체는 내력벽이 직접적으로 보강되어 있지 않으므로 실제 건축물의 보강후 내진성능평가에서 내력벽의 변형능력은 비보강 벽체와 동일하다고 보는 것이 바람직하며, ASFM의 보강효과는 변형능력은 향상할 수 없고 초기에 강도 증가만을 반영할 수 있다. 만약 앵커설치용 ASFM 확장부에서 계면 분리가 발생하지 않도록 충분히 보강한다면, 보강된 치장벽체를 별도의 구조요소로 반영할 수 있을 것으로 판단되나, 이 경우에도 내력벽의 변형능력은 그대로 유지하는 것이 합리적이다.