권혁진
(Hyuck-Jin Kwon)
1
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2*
변항용
(Hang-Yong Byun)
3
© Korea Institute for Structural Maintenance Inspection. All rights reserved.
키워드
벽체, 내진보강, 보강 단면, 경계요소, 와이어로프
Key words
Wall, Seismic strengthening, Jacket section, Boundary elements, Wire ropes
1. 서 론
1980년대 공동주택 및 저층형 빌딩은 대부분 벽식 구조를 사용하고 있다. 벽식 구조에서 벽체는 수직하중에 저항하며, 지진하중의 발생 시에 내진저항에
주요 요소로 작용해야 한 다(Shin et al., 1999; Lee et al., 2012). 그러나 구조물이 설계 된 당시에는 내진설계 가이드라인 부족으로 인해 내진거동 이 매우 미흡할 수 있으며, 내진설계가 반영되지 않은 비내진 벽체는
지진하중과 같은 비교적 큰 횡하중에 대해 부재의 큰 피해 또는 급격한 붕괴의 가능성이 있다(Marius Mosoarca, 2014).
기존연구자(Ahn and Lee, 2005; Roberto and Annalisa, 2012; Sinan Altin et al., 2013)들은 FRP(fiber reinforced plastics) 시트 또는 강판과 같은 재료를 사용하여
기존 비내진 RC(reinforced concrete) 벽체를 보강하는 연구를 수행하였다. 그러나 FRP 시트 보강의 경우에는 사각형 단면을 가지고
있는 벽체의 모 서리 부분에서 FRP 시트와 벽체의 접착이 원활히 이루어지지 않을 수 있으며, 이로 인해 콘크리트 구속효과도 상당히 떨어 질 수 있다.
특히 FRP 시트 및 강판 보강은 에폭시와 같은 접 착제를 사용하여 모재인 콘크리트 부재에 일체화 시키는데, 보강재, 콘크리트 및 접착제의 상이한
선팽창계수로 인해 장 기 거동에서 탈락이 발생할 수 있으며, 부재의 대변형에서도 일체 거동이 어려울 수 있다.
이 연구에서는 벽체의 양단부에서 경계요소를 형성하는 단 면 확대보강공법(Kwon et al., 2017)에 대해 보강단면의 높이 에 따른 보강 벽체의 휨 거동을 평가하였다. RC 벽체의 단면 확대 휨 보강에서 벽체 높이에 따른 휨 모멘트 분포를 고려하
였을 때, 보강은 벽체 전체 높이에 적용할 필요성은 없다. 벽 체 양단부에서의 경계요소 형성을 위해서는 프리스트레스 와 이어로프를 횡보강근으로 이용하였다.
벽체의 보강효과는 파 괴양상, 횡하중-횡변위 관계, 휨 강성, 휨 내력 및 일손상지수 의 비교를 통하여 평가하였다.
2. 실 험
2.1. 실험체 상세
벽체의 연성중심 보강을 위하여 양 단부에서 횡보강 와이 어로프와 피복 모르타르를 이용하여 경계요소를 형성하였다. 횡보강 와이어로프는 단부 콘크리트를
구속하기 위하여 사용 되었다. 횡보강 와이어로프의 배근은 기존 벽체를 천공 후, 삽 입하고 벽체 단부에 설치된 강재 플레이트에 아이볼트로 체 결하고
프리스트레스를 이용하여 고정하였다. 횡보강 와이어 로프의 배근 이후에는 단부 경계요소 형성을 위해 피복 모르 타르를 타설하였다. 보강 높이는 기존
비내진 벽체의 휨 내력 을 기반으로 산정하였다. Fig. 1에 나타낸 것과 같이, 최소 보 강 높이는 보강된 단면의 휨 모멘트 분포에서 기존 비내진 벽 체의 최대 휨 모멘트 위치 이상으로 하였다.
Fig. 1
Minimum height of jacket section for proposed strengthened method
기존 비내진 벽체와 보강 벽체의 상세와 실험체 일람은 Fig. 2와 Table 1에 나타내었다. 주요변수는 단부 보강 높이로써 기 존 벽체의 길이(lw)를 기준으로 무보강, 1.5lw, 2.5lw 및 2.5lw로 하였다. 무보강 벽체의 높이(hw)와 길이(lw)는 3,150 mm 및 1,200 mm로 설계하였으며, 이때의 형상비(hw/lw)는 2.63이 다. 무보강 벽체의 수직과 수평철근은 D10 철근을 200 mm 간 격으로 배근하였으며, 이때의 철근비는 각각 0.0042이다. 실
험체 S-1.5, S-2.0 및 S-2.5는 기존 비내진 벽체의 단부를 제시 된 방법으로 보강하였으며, 보강 높이는 각각 1,800 mm, 2,400
mm 및 3,000 mm로 설계하였다. 횡보강 와이어로프는 보강 실험체에서 모두 90 mm 간격으로 배근하였다. 피복 모르 타르의 타설 이후 보강된
경계요소의 단면 크기는 250×250 mm 였다. 실험체의 가력을 위한 상부 및 하부 스터브는 각각 2,200 ×600×400 mm와 2,200×500×800
mm로 제작하였으며, 보강을 위해 D13 철근을 각각 16개와 26개 배근하였다. 스터브에서 전 단철근은 모두 D10 철근을 100 mm 간격으로
배근하였다.
Fig. 2
Geometric dimension and steel arrangement of specimens
Table 1
Details of wall specimens
|
Specimen
|
Existing wall section
|
Jacket section
|
|
|
|
fck (MPa)
|
ρv
|
ρh
|
fcm (MPa)
|
sw (mm)
|
ρw
|
hj (mm)
|
ww
|
|
|
N
|
21.1
|
0.0042
|
0.0042
|
|
|
-
|
|
|
|
S-1.5
|
|
|
|
1,800
|
|
|
S-2.0
|
22.5
|
90
|
0.0030
|
2,400
|
0.116
|
|
S-2.5
|
|
|
|
3,000
|
|
2.2. 재료
기존 비내진 벽체와 보강 경계요소에서 사용된 콘크리트와 피복 모르타르의 압축강도는 모두 21 MPa로 설계하였다. 콘 크리트 타설은 레미콘을 이용하였다.
콘크리트의 압축강도는 KS F 2405(2010) 기준에 따라 직경 100 mm의 원주형 공시체 (ϕ100×200 mm)를, 피복 모르타르의 경우에는 KS L 5105 (2007)기준에 따라 50 mm크기의 입방형 공시체(50×50×50 mm) 를 제작하여 측정하였다. 3개의 공시체에서 측정된 평균 압축 강도는 콘크리트와
모르타르에서 각각 21.1 MPa와 22.5 MPa 였다.
실험체에서 사용된 이형철근과 와이어로프의 역학적 특성 은 KS B 0802(2003)에 따라 측정하였다(Table 2). 벽체에서 수직·수평 철근으로 사용된 D10 철근의 항복강도와 인장강 도는 각각 508 MPa와 633 MPa였다. 직경 6.3 mm 횡보강 와
이어로프는 응력-변형률 관계에서 명확한 항복점을 알 수 없 기 때문에 ASTM(2015)에서 제시하는 1% 변형률로부터 항복 강도를 산정하였다. 와이어로프의
항복강도와 인장강도는 각 각 816 MPa와 1,702 MPa였다. 초기 기울기로부터 산정된 와 이어로프의 탄성계수는 약 125,203 MPa였다.
Table 2
Mechanical properties of metallic materials
|
Type
|
Net area(mm2)
|
(MPa)
|
|
|
fy
|
fu
|
Es
|
|
|
Deformed bar
|
71.3
|
508
|
633
|
215,634
|
|
(D10)
|
|
Wire rope (φ6.3)
|
18.4
|
816
|
1,702
|
125,203
|
2.3. 가력 및 측정 상세
반복 횡하중 실험을 위한 실험체의 가력 및 측정 상세는 Fig. 3에 나타내었다. 횡방향 가력은 일정한 축력을 유지시키 면서 수행하였으며, 이때 작용 축력비는 0.1로 하였다. 축력은 500 kN 용량의 유압잭 2개를
사용하였으며, 실험체 상부에 설 치된 강재 구조물을 통해 도입되었다. 횡방향 가력은 2,000 kN 용량의 유압잭을 사용하였으며, 유압잭과 상부 스터브는
강 재 락볼트로 체결하였다. 또한 상부 스터브의 양단부에는 횡 방향 가력에 의한 지압파괴를 방지하기 위해 강재 블록을 설 치하였다. 하부 스터브는
강재 락볼트를 이용하여 슬래브에 고 정하였다. 횡방향 변위는 300 mm 용량의 LVDT(linear variable differential transducer)를
사용하여 횡방향 가력지점과 동일 한 수평선상에서 측정하였다. 실험체의 수직 철근에는 반복 횡하중에 따른 변형률을 측정하기 위해 전기 저항식 와이어
스트레인 게이지(wire strain gauge, WSG)를 부착하였다. 변 위제어 기반의 반복 횡하중의 변위는 항복변위(Δy)를 기준으 로 0.75Δy~6.0Δy로 증분하였으며, 각 변위에서 정·부방향으 로 3사이클씩 반복하였다. 부재 항복변위(Δy)는 최외단 수직 철근의 변형률이 재료의 항복 변형률에 도달하였을 때의 변 위로 하였다. 실험은 부재의 과도한 변형으로 인해 가력이 불 가능할 때까지
수행하였다.
Fig. 3
Test set-up for wall specimens
3. 결과 및 분석
3.1. 균열 및 파괴모드
반복 횡하중에 따른 벽체의 균열양상은 Fig. 4에 나타내었 다. 초기균열은 벽체의 단부 또는 경계요소 하단에서 발생하 였다. 균열은 하중의 증가와 함께 벽체 높이 방향으로 발생하 였으며, 벽체의
웨브방향으로 진전되었다. 무보강 실험체의 균열은 벽체 하부에 집중되었다. 보강 실험체의 균열은 무보 강 실험체보다 적게 발생하였는데, 벽체 높이의
1/2지점 이상 에서는 발생하지 않았다. 보강 실험체에서 보강 높이는 균열 진전에 영향을 미치지 않았다.
Fig. 4
Crack propagation up to failure of each specimen
실험체 N은 벽체 단부에 횡보강근이 없는 무보강 벽체로 써, 3Δy(13 cycle)에서 단부 콘크리트의 박리가 발생하였다. 동일한 변위의 두 번째 사이클(14 cycle)에서는 반대쪽 단부 콘크리트의 박리가 발생하였다.
박리된 콘크리트의 내부에는 수직철근의 좌굴이 미미하게 확인되었다. 4Δy의 첫 번째 사 이클(16 cycle)에서는 단부 수직철근의 좌굴이 발생하면서 하 중이 급격히 감소되었다(Fig. 5(a)). 보강 실험체의 파괴양상 은 보강 높이와 상관없이 서로 비슷하였는데, 피복 모르타르 는 최대내력에 도달한 이후인 4Δy ∼ 5Δy에서 박리가 발생하 였다. 피복 모르타르의 박리 이후에 수직 철근의 좌굴은 관찰 되지 않았다. 보강 실험체에서 수직 철근의 파단은 하중이 최 대내력의
80%이하로 감소한 이후에 발생하였다(Fig. 5(b)).
Fig. 5
Typical ultimate failure pattern of unstrengthened and strengthened walls
3.2. 횡하중-횡변위 관계
실험결과는 Table 3에 요약하여 나타내었으며, 반복 횡하 중 하에서 벽체의 횡하중-횡변위 관계는 Fig. 6에 나타내었다. 모든 실험체에서 변위는 벽체 단부에서 발생한 초기 휨 균열 과 함께 급격히 증가하였다. 하중의 증가 기울기는 항복하중 에 도달한 이후
완만하였다. 변위의 증가와 함께 하중은 지속 적으로 증가하였으며, 최대내력에 도달하기 이전에 동일 변 위에서 첫 번째 및 두 번째 사이클에서의 강도감소율은
5% 미 만이었다. 무보강 실험체(실험체 N)와 보강 실험체(실험체 S-1.5, S-2.0 및 S-2.5)의 최대내력은 각각 2Δy(10 cycle)와 3Δy(13 cycle)에서 도달하였다. 실험체 N은 최대내력에 도달 한 이후에 벽체 단부에서 수직 철근의 좌굴로 인해 하중이 급 격히 감소하였으며, 파괴에
도달하였다. 보강 실험체는 보강 높이와 상관없이 유사한 횡하중-횡변위 관계를 보였는데, 특 히 실험체 S-2.0와 S-2.5의 거동은 거의 일치하였다.
최대내력 에 도달한 이후의 보강 실험체의 내력 저하 기울기는 무보강 실험체에 비해 상당히 완만하였는데, 그 기울기는 실험체 S-2.0와 S-2.5가
실험체 S-1.5보다 적었다.
Table 3
|
Specimen
|
P y (kN)
|
P n (kN)
|
Moment capacity(kN·m)
|
△y (mm)
|
△
80 (mm)
|
W
80
|
|
|
|
|
+* |
-* |
Average
|
+
|
-
|
Average
|
Experiment
|
ACI 318-14
|
|
|
N
|
74.0
|
75.4
|
74.7
|
120.9
|
110.4
|
115.6
|
404.7
|
338.7
|
15
|
48.4
|
145.0
|
|
S-1.5
|
133.6
|
132.0
|
132.8
|
175.6
|
170.3
|
172.9
|
605.2
|
484.8
|
15
|
60.2
|
236.3
|
|
S-2.0
|
125.0
|
125.8
|
125.4
|
170.9
|
166.1
|
168.5
|
589.8
|
12
|
59.8
|
316.8
|
|
S-2.5
|
126.5
|
131.2
|
128.9
|
169.1
|
172.2
|
170.6
|
597.1
|
12
|
59.8
|
348.4
|
Fig. 6
Reversal lateral load-lateral displacement curves of each wall
3.3. 휨 강성
반복 횡하중에 따른 각 실험체의 휨 강성은 Fig. 7에 나타내 었다. 휨 강성은 각 변위의 첫 번째 사이클에서 최대 하중지점 과 원점을 잇는 직선의 기울기로 산정하였다. 모든 실험체에 서 휨 강성의
감소 기울기는 최대내력에 도달하기 이전까지 급격하다가 최대내력 이후에는 완만하였다. 보강 실험체의 휨 강성은 실험체 N보다 모두 높았으며, 최대내력
지점에서 는 평균적으로 46% 높았다. 실험체 S-2.0는 실험체 S-1.5보다 보강 높이가 0.5lw(600 mm) 높아짐에 따라 휨 강성이 약 23% 증 가하였다. 반면에 실험체 S-2.0보다 보강 높이가 0.5lw(600 mm) 높아진 실험체 S-2.5의 휨 강성은 실험체 S-2.0와 비슷한 수준 이었다. 즉, 제안된 보강방법에서 보강 높이 2.0lw이상의 보강 은 휨 강성의 증진에 거의 영향을 미치지 않았다.
Fig. 7
Variation of flexural stiffness at each loading cycle
3.4. 최대 휨 내력
각 실험체의 휨 내력과 ACI 318-14(2014)에서 제시하는 등 가응력블록을 이용하여 산정한 휨 내력과의 비교는 Table 3에 나타내었다. 실험체 N의 휨 내력은 보강실험체의 휨 내력보 다 약 33% 낮았다. 보강 실험체의 휨 내력은 보강 높이에 관계 없이 비슷하게 나타났으며,
그 차이는 3%이내였다. 등가응력 블록을 통해 산정한 예측 값에서 보강 실험체의 휨 내력은 기 존 비내진 벽체와 보강 단면이 일체화 된 것으로 간주하였다.
Fig. 8에 나타낸 것과 같이 모든 실험체의 휨 내력은 등가응력 블록으로부터 산정된 휨 내력보다 높았다. 특히, 보강 실험체 의 휨 내력은 보강 높이와 상관없이
예측 값보다 약 22~25% 높았다. 즉, 와이어로프와 피복 모르타르로 구성된 보강 벽체 의 휨 내력은 ACI 318-14에서 제안하는 등가응력블록을
통해 안전 측으로 예측할 수 있다.
Fig. 8
Comparison of measured moment capacities and predictions using equivalent stress block
of ACI 318-14
3.5. 일손상지수
일손상지수(Wc)는 Sheik and Khoury(1997)가 제안한 식을 사용하여 산정하였다. 작용 축력이 있는 벽체의 일손상지수 는 최대내력 이후 최대내력의
80%가 되는 지점에서 산정하였 는데, 최대내력에 도달한 이후에 하중이 급격히 감소한 실험 체 N의 경우에는 최대 변위 지점에서 산정하였다(Table
3). 반 복 횡하중에 따른 동일 변위에서의 일손상지수는 모든 실험 체에서 비슷하게 나타났다(Fig. 9). 각 실험체는 Δ80에 따라 일손상지수(W80)의 차이를 나타냈는데, 보강 실험체의 일손 상지수는 무보강 실험체 N보다 평균적으로 약 2.1배 높았다. 실험체 S-2.5의 일손상지수는 실험체
S-1.5와 S-2.0보다 각각 약 47%, 10% 높았다. 보강 높이 따른 벽체의 연성능력은 2.0 lw까지는 급격히 증가하지만 이후에는 그 증가 폭이 미미하 였다.
Fig. 9
Varation of cumulative work damage indicator according to loading cycles
3.6. 비선형해석과의 비교
Mun(2014)은 내진상세를 갖는 벽체의 횡하중-횡변위 관계 에 대한 비선형 해석모델을 제시하였다. 비선형 해석모델에 서 기본가정은 다음과 같다: 1) 평면은
휨 변형 후에도 평면을 유지한다; 2) 휨 균열 이후 콘크리트의 인장응력은 무시한다; 3) 철근과 콘크리트는 모두 완전부착이다; 4) 철근은 선형재
료로서 그 응력은 도심에서 산정한다; 5) 경계요소 내의 횡보 강 와이어로프로 둘러싸인 콘크리트는 구속된 콘크리트로 간 주한다. 비선형 해석은 벽체를
벽체와 기초의 경계면으로부 터 n개의 절점으로 분할하여 (n-1)개의 요소로 구성하였다. 각 요소는 미소 깊이를 갖는 단면분할법을 적용하여 각 위치에
서의 변형률과 응력-변형률 관계로부터 산정된 응력분포를 산출하고 각 요소에서의 작용 모멘트를 산정하였다. 각 요소 에서의 모멘트-곡률 관계는 힘의
평형조건과 부재의 모멘트 평형조건을 만족시키기 위해 반복해석을 수행하였다. 구속되 지 않은 콘크리트와 구속된 콘크리트의 응력-변형률 관계는 각각 Yang
et al.(2014)과 Razvi and Saatcioglu(1999)의 모델 을 적용하였다. 철근은 탄성구간과 일반적인 변형률 경화역 을 가지고 있는 응력-변형률 관계를 적용하였다.
비선형 해석으로부터 얻은 횡하중-횡변위 예측 곡선과 벽 체의 횡하중-횡변위 관계의 비교는 Fig. 10에 나타내었다. 벽 체의 반복 횡하중-횡변위 관계는 FEMA 356(2000)에서 제시 하는 절차에 따라 단조 곡선으로 변환 하였다. 비선형 해석으 로부터 산정된 횡하중-횡변위 예측 값은 보강 실험체의 횡하 중-횡변위 관계를
전반적으로 잘 예측하였다. 초기 강성은 큰 차이를 보이지 않았으며, 그 차이는 실험체 S-2.0과 S-2.5에서 더 적었다. 항복 이후의 하중 증가
기울기와 최대내력은 실험 값과 거의 일치하였다. 최대내력 이후 내력감소 기울기에 대 해서도 실험결과와 예측 값은 잘 일치하였다. 즉, 제안된 방법
으로 보강된 벽체의 횡하중-횡변위 관계는 모든 재료(코어 콘 크리트와 철근 및 피복 모르타르)들의 일체거동을 가정한 Mun의 비선형 해석에 의해 적절하게
평가될 수 있었다.
Fig. 10
Comparison of lateral load-displacement relationship between experiments and predictions
4. 결 론
이 연구에서는 비내진 RC 벽체의 휨 거동 증진을 위한 와이 어로프와 피복 모르타르를 이용한 단면확대 보강을 제안하였 다. 제안된 보강 방법의 검증을
위해서 보강 높이를 주요변수 로 반복 횡하중 실험을 수행하였으며, 다음과 같은 결론을 얻 었다.
-
1) 보강 높이가 벽체의 휨 균열진전 및 파괴모드에 미치는 영 향은 미미하였다.
-
2) 보강 높이는 벽체의 최대 휨 내력에 영향을 주지 않았으며, 횡하중-횡변위 관계에서 최대내력 이후 내력의 감소 기울 기는 실험체 S-2.0 및 S-2.5가
실험체 S-1.5보다 약간 완만 하였다.
-
3) 보강 실험체의 휨 강성은 무보강 실험체보다 평균적으로 46% 높았다. 보강 높이에 따른 휨 강성은 2.0lw 보강 높이 까지 증가하였으나, 이후에는 차이를 보이지 않았다.
-
4) 보강 실험체의 최대 휨 내력은 ACI 318-14의 등가응력블 록을 사용하여 산정한 값보다 약 22~25% 높았다.
-
5) 최대내력의 80%지점에서 산정한 일손상지수는 보강 실험 체가 무보강 실험체보다 평균적으로 약 2.1배로 높았다. 보강 높이에가 2.0lw 이상에서 벽체의 연성능력은 보강높 이에 중요한 영향을 받지 않았다.
-
6) 제안된 보강 벽체의 횡하중-횡변위 관계는 보강단면에서 각 구성 재료들의 일체거동을 가정한 Mun의 비선형 해석 에 의해 적절하게 평가 될 수 있었다.
감사의 글
이 연구는 2014년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한 국연구재단의 지원을 받아 수행되었습니다(No. NRF-2014R 1A2A2A09054557).
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