3.1 실험체 상세

조적벽 실험체에서 주요 변수는 보강재의 종류로 강봉 및 GF 망의 개별 보강과 강봉과 GF 망의 복합 보강으로 구분하였다(Fig. 3). 무보강 조적벽 실험체(C 실험체; Fig. 3 (a))의 높이 및 길이는 각각 2,400 mm 및 2,800 mm로, 형상비(H/L)는 0.86이다(Table 1). C 실험체는 3,200 mm × 600 mm × 400 mm 크기의 콘크리트 기초 위에 2종 기본형 시멘트 벽돌을 쌓아 조적벽체를 제작하였다(KS F 4004, 2013)⁽¹⁰⁾. 조적벽체는 1.0B 쌓기로 제작하였으며, 제작된 조적벽체의 두께는 190 mm 이었다. 실험체의 양쪽 단부에는 벽체 길이의 직각방향으로 590 mm 길이의 대린벽을 설치하였다. 줄눈 모르타르는 시멘트 : 모래의 비율이 1 : 3인 레미탈을 사용하였다. 줄눈 모르타르의 배합은 한포(40kg) 기준으로 물 6L로 배합하였으며, 이때의 $W/C$는 60%이었다. 줄눈 모르타르는 두께 10 mm로 시멘트 벽돌 사이에 충분히 충진시켰다. 모든 실험체에는 모르타르 마감을 시공하지 않았다. 강봉으로 개별 보강된 조적벽 실험체(S 실험체)의 보강유닛은 강봉 3개를 1세트로 구성하였으며, 수직으로 보강하였다(Fig. 3 (b)). S 실험체에 사용된 강봉의 직경은 8 mm이었으며, 강봉의 양끝은 나사산 가공하였다. 설치된 강봉 보강유닛의 중심 간격은 1,830 mm이었다. S 실험체의 조적벽체에 대한 강봉의 보강 체적비($\rho_{vs}$)는 0.06%이었다. GF 망으로 개별 보강된 조적벽 실험체(G 실험체)의 보강유닛은 GF 망 2개를 1세트로 구성하였으며, 수직으로 보강하였다(Fig. 3 (c)). G 실험체의 보강에 사용된 GF 망은 25 mm(가로) × 25 mm(세로)의 격자 형태이었으며, 너비는 180 mm로 재단하여 사용하였다. 설치된 GF 망 보강유닛의 중심 간격은 1,400 mm이었다. G 실험체의 조적벽체에 대한 GF 망의 보강 체적비($\rho_{vf}$)는 0.05%이었다. 강봉 및 유리섬유 망으로 복합 보강된 조적벽 실험체(SG 실험체)의 보강유닛은 강봉과 GF 망 2개를 1세트로 구성하였으며, S 및 G 실험체의 보강과 동일한 보강재를 사용하였다(Fig. 3 (d)). SG 실험체의 보강유닛에서 GF 망 보강 방향은 G 실험체와 동일하게 수직으로 보강하였다. 그러나 강봉은 하중저항의 효율성을 고려하여 수직축을 기준으로 28°경사로 보강하였다. 설치된 강봉 및 GF 망 보강유닛의 중심 간격은 1,200 mm이었다. SG 실험체의 $\rho_{vs}$및 $\rho_{vf}$는 모두 0.05%이었다.

3.2 재료특성

조적벽체 제작에 사용된 시멘트 벽돌, 줄눈 모르타르 및 조적 프리즘의 역학적 특성은 Table 2 및 Fig. 4에 나타내었다. 시멘트 벽돌의 압축강도 및 압축탄성계수는 각각 8.23 MPa 및 3,033 MPa이었다. 줄눈 모르타르는 직경 100 mm의 원통형의 공시체를 제작하여 응력-변형률 관계를 작성하였다(KS F 2438, 2017)⁽¹¹⁾. 줄눈 모르타르의 압축강도 및 압축탄성계수는 각각 19.4 MPa 및 14,562 MPa이었다. 조적 프리즘의 압축강도 측정을 위한 시편은 시멘트 벽돌을 3단으로 쌓고, 벽돌 사이에는 10 mm의 줄눈 모르타르를 채워 제작하였다(ASTM C 1314, 2007)⁽¹²⁾. 조적 프리즘의 압축강도($f_{pm}$) 및 압축탄성계수($E_{pm}$)는 각각 5.7 MPa 및 5,120 MPa이었다. KBC(2016)⁽⁸⁾에서는 조적 프리즘의 $E_{pm}$을 750$f_{pm}$ 수준으로 제시하였다. 이 연구에서 사용된 조적 프리즘의 $E_{pm}$은 900$f_{pm}$ 수준으로 KBC(2016)⁽⁸⁾에 비해 1.2배 높았다. 조적 프리즘의 사인장 전단강도 측정을 위한 시편은 시멘트 벽돌을 6켜 높이로 0.5B 쌓기로 제작하였다(ASTM E 519, 2003)⁽¹³⁾. 조적 프리즘의 사인장 전단강도($\tau_{pm}$) 및 전단탄성계수($G_{pm}$)는 각각 0.6 MPa 및 1,184 MPa이었다. KBC(2016)⁽⁸⁾에서는 조적 프리즘의 $G_{pm}$은 300$f_{pm}$ 수준으로 제시하였다. 이 연구에서 사용된 조적프리즘의 전단탄성계수는 210$f_{pm}$ 수준으로 KBC(2016)⁽⁸⁾에 비해 약 0.7배 낮은 수준이었다.

강봉과 GF 망 보강재의 역학적 특성은 Table 3에 나타내었다. 강봉의 항복강도, 인장강도 및 탄성계수는 각각 254 MPa, 452 MPa 및 212,562 MPa이었으며, 연신율은 21%이었다. GF 망의 인장시험은 GF 1본의 양끝을 알루미늄 관으로 압착 후 인장 지그에 고정시켜 측정하였다. GF 망의 인장강도 및 탄성계수는 각각 411 MPa 및 79,862 MPa이었으며, 연신율은 1.7%이었다.

Fig. 4. Stress-strain curves of masonry elements

3.3 가력셋팅 및 측정 상세

모든 시험체는 일정한 축하중이 도입된 상태에서 횡하중을 반복 가력하여 실험을 진행했다(Fig. 5). 횡하중은 1,000 kN 용량의 액츄에이터를 조적벽체의 면내방향으로 가력하였다. 조적벽체의 기초는 직경 30 mm의 강재 락 볼트를 이용하여 반력판에 완전히 고정하였다. 축력은 실험체 상부에 놓여있는 반력빔에 연결된 500 kN 용량의 유압잭과 턴버클 형식의 직경 65 mm의 강봉에 의해 도입하였다. 실험체에 도입된 축응력은 2층 조적조 건축물에서 1층에 작용하는 하중을 환산하여 약 0.25 MPa 만큼 도입하였다(Lee, 2004)⁽⁶⁾. 축력 도입을 위한 강봉의 양 끝부분에는 힌지를 설치하여 정·부 방향 가력에 의한 편심을 최소화하였다.

실험체의 가력이력은 Fig. 6과 같이 횡변위비(Drift ratio)를 0.125%씩 증분하여 가력하였으며, 정·부 방향으로 2 사이클씩 반복하였다(Lee, 2004)⁽⁷⁾. 횡 변위는 액츄에이터의 중심선과 동일한 선상에 설치된 300 mm 용량의 LVDT를 이용하여 측정하였다. 실험체의 강체회전과 미끄러짐은 50 mm 용량의 LVDT를 각각 수직 및 수평으로 기초에 고정시켜 측정하였다. 보강재의 프리스트레스는 보강 프레임과 강봉 보강 유닛에 연결되는 볼트에 토크제어법으로 인장력을 도입하였다. 강봉은 토크-인장력 관계를 이용하여 항복강도의 10% 만큼 프리스트레스를 도입하였다. GF 망은 프리스트레스의 도입 없이 볼트 결합을 통해 움직임이 없도록 고정시켰다.

4.1 균열진전 및 파괴모드

실험된 조적벽체의 균열진전 및 파괴모드는 Fig. 7에 나타내었다. 횡변위비 0.125%에서 C 실험체는 대린벽 하부와 기초 사이에서 강체회전이 발생하였다. C 실험체의 강체회전으로 인한 단부에서 벽체의 들림 변위양은 가력이력이 진행됨에 따라 점차 증가하는 경향을 보였다. 횡변위비 0.625%에서 C 실험체는 대린벽에서 수직균열 및 단부 압괴가 발생하였다. 가력이 진전되면서 수직균열은 벽체 상부로 진전되었으며, 단부 압괴의 범위는 크게 증가하였다. 이후 횡변위비 0.75%에서 C 실험체는 수직균열 및 단부 압괴로 인해 최종 파괴되었다. S 실험체는 횡변위비 0.25%에서 대린벽 상·하부에서 강체회전이 발생하였다. 강체회전 이후 S 실험체는 C 실험체와 동일하게 횡변위비 0.625%에서 대린벽과 기초사이에서 수직 균열 및 단부 압괴가 발생하였다. 횡변위비 0.75%에서 S 실험체는 C 실험체와 동일하게 수직균열 및 단부 압괴의 진전으로 최종 파괴되었다. G 실험체의 강체회전은 S 실험체와 동일하게 횡변위비 0.25%에서 발생하였으며, 수직균열 및 단부 압괴 발생 시점도 S 실험체와 유사하였다. 이후 횡변위비 0.75%에서 G 실험체는 대린벽과 기초사이에서 수직균열이 크게 진전되었으며, GF 망의 파단으로 최종 파괴되었다. SG 실험체는 S 및 G 실험체와 동일하게 횡변위비 0.25%에서 강체회전이 발생하였다. SG 실험체는 횡변위비 0.75%에서 벽체 단부에서 단부 압괴 및 사인장 균열이 발생하였다. 이후 SG 실험체는 사인장 균열이 벽체의 중앙부 상단으로 진전되었으며, 횡변위비 1.0%에서 최종 파괴되었다.

FEMA 306(1999)⁽⁹⁾에 의해 예측된 조적벽체의 파괴모드는 모두 강체회전, 단부 압괴에 의해 지배되는 것으로 평가되었다. C, S 및 G 실험체의 파괴모드는 강체회전 및 단부 압괴로 FEMA 306에서 예측된 파괴모드와 유사한 결과를 보였다. 반면, SG 실험체의 파괴모드는 FEMA 306에서 예측된 결과(강체회전 및 단부 압괴) 이외에도 사인장 균열이 나타났다.

Fig. 5. Test set-up of masonry wall specimens. (all dimensions are in mm)

Fig. 6. History of cyclic lateral loads

4.2 횡하중-횡변위 관계

Figure 8은 실험체의 횡하중-횡변위 관계를 나타내었다. C 실험체의 초기 기울기는 강체회전 발생 이전까지 하중 증가에 따라 일정한 수준으로 증가하였다. 강체회전 발생시점에서 C 실험체의 하중 증가 기울기는 급격하게 감소하였으며, 강체 회전 발생 이후 하중 증가 기울기는 일정한 수준을 유지하였다. 반면 S 실험체의 하중 증가 기울기는 최종 파괴시점까지 급격한 변화 없이 일정하게 감소하는 경향을 보였다. G 실험체의 하중 증가 기울기는 C 실험체와 유사하게 강체회전 발생 이전까지 일정한 수준이었으나, 강체회전 시점에서 급격하게 감소하였다. SG 실험체의 하중 증가 기울기는 S 실험체와 유사하게 최종 파괴시점까지 급격한 변화 없이 일정하게 감소하였다. S 및 SG 실험체는 내력과 변위가 증가함에 따라 한 사이클의 면적이 넓게 형성되어 핀칭현상이 최소화되었다.

C 실험체의 강체회전 시점에서의 내력($V_{R}$)은 41.7 kN이었다(Table 4). S 실험체의 $V_{R}$은 110.7 kN으로 C 실험체에 비해 약 2.7배 높았다. G 실험체의 $V_{R}$은 62.3 kN으로 C 실험체에 비해 약 1.5배 높았다. SG 실험체의 $V_{R}$은 120.6 kN으로 C, S 및 G 실험체에 비해 약 2.9배, 1.1배 및 1.9배 높았다. C 실험체의 최대내력($V_{n}$)은 153.6 kN이었다. S 및 G 실험체의 $V_{n}$은 각각 222.4 kN 및 174.3 kN으로, C 실험체에 비해 각각 약 1.4배 및 1.1배 높았다. SG 실험체의 $V_{n}$은 246.7 kN으로, C 실험체에 비해 약 1.6배 높았다. 그리고 SG 실험체의 $V_{n}$은 S 및 G 실험체에 비해 각각 약 1.1배 및 1.4배 높았다.

4.3 최대내력($V_{n}$)

조적벽체의 $V_{n}$은 FEMA 306(1999)⁽⁹⁾ 및 Yang et al.(2012)⁽³⁾에 의해 산정된 공칭내력과 비교하였다. FEMA 306(1999)⁽⁹⁾을 통해 예측된 C, S, G 및 SG 실험체의 공칭 전단내력 값($\left(V_{n}\right)_{FEMA}$)은 각각 89.8 kN, 95.6 kN, 96.7 kN 및 100.1 kN이었다. C, S, G 및 SG 실험체의 공칭 전단내력 값($\left(V_{n}\right)_{FEMA}$)은 실험결과 대비 1.72배, 2.32배, 1.81배 및 2.47배로 실험결과를 과소평가 하였다. Yang et al.(2012)⁽³⁾은 비보강 조적벽체와 비부착 보강재의 하중분담을 고려하여 전단내력을 산정하였다. C 실험체의 Yang et al.(2012) ⁽³⁾모델에 의해 산정된 전단내력($\left(V_{n}\right)_{Yang et al.}$)값은 187.0 kN이었다. C 실험체의 Yang et al.(2012)⁽³⁾ 모델에 의해 산정된 전단내력 예측값과 실험값의 비($\left(V_{n}\right)_{\operatorname Exp .}$ / $\left(V_{n}\right)_{Yang et al.}$)는 0.82로, Yang et al.(2012)⁽³⁾ 모델은 실험결과를 과대평가하였다. G 실험체의 $\left(V_{n}\right)_{Yang et al.}$값은 약 218.1 kN이었다. G 실험체의 $\left(V_{n}\right)_{\operatorname Exp .}$ / $\left(V_{n}\right)_{Yang et al.}$값은 0.80으로, Yang et al.(2012)⁽³⁾ 모델은 실험결과를 과대평가하였다. S 및 SG 실험체의 $\left(V_{n}\right)_{Yang et al.}$값은 각각 213.4 kN 및 239.5 kN이었다. S 및 SG 실험체의 $\left(V_{n}\right)_{\operatorname Exp .}$ / $\left(V_{n}\right)_{Yang et al.}$값은 각각 약 1.04배 및 1.03배로, Yang et al.(2012)⁽³⁾ 모델은 실험결과를 잘 예측하였다.

Fig. 7. Crack propagations and failure mode of masonry wall specimens

4.4 강성 감소 비교

Figure 9은 각 실험체별 횡하중 이력의 증가에 따른 강성의 감소를 나타내었다. 각 사이클의 강성은($K_{i}$) 정 및 부 방향에서 최대 횡하중에 대한 할선 기울기들의 평균값으로 산정하였다(식(2)).

여기서, $K_{i}^{+}$는 정 가력 시 최대하중에 대한 기울기, $K_{i}^{-}$는 부 가력 시 최대하중에 대한 기울기를 의미한다. C 실험체의 초기 강성은 25.6 kN/mm이었다. S, G 및 SG 실험체의 초기 강성은 33.6 kN/mm, 30.0 kN/mm 및 32.8 kN/mm로, C 실험체에 비해 각각 약 1.3배, 1.2배 및 1.3배 높았다. 모든 실험체의 강성은 강체회전 발생 이전(횡변위비 0.25%)까지 급격하게 감소하였으며, 이후에는 완만하게 감소하는 경향을 보였다. 강체회전 발생 이전까지의 강성감소 기울기는 C, G 및 S 실험체 순으로 컸으며, SG 실험체의 강성감소 기울기는 S 실험체와 비슷한 수준이었다. 최종 파괴시점에서 C 실험체의 강성은 10.0 kN/mm으로, 초기강성의 약 0.39배 수준으로 감소하였다. 최종 파괴시점에서 S, G 및 SG 실험체의 강성은 각각 12.6 kN/mm, 10.9 kN/mm 및 12.3 kN/mm이었다. 최종 파괴시점에서 S, G 및 SG 실험체의 강성감소는 모두 초기 강성의 약 0.38배 수준으로 C 실험체와 비슷하였다.

Fig. 8. Lateral load-drift ratio relationship of masonry wall specimens

4.5 에너지소산능력($E_{p}$)

조적벽체의 연성은 최종 파괴까지 각 사이클에 대한 누적된 에너지소산능력($E_{p}$)을 통해 평가하였다(Fig. 10). 모든 실험체의 $E_{p}$ 증가량은 강체회전 발생 이전(횡변위비 0.25%)까지 미미하였으나, 강체회전 발생 이후 $E_{p}$은 급격하게 증가하였다. $E_{p}$의 증가량은 SG, S, G 및 C 실험체 순으로 컸으며, S 및 SG 실험체의 $E_{p}$증가량은 거의 유사하였다. C 실험체의 $E_{p}$은 2,752 kN·mm이었다. S 및 G 실험체의 $E_{p}$은 각각 14,013 kN·mm, 9,844 kN·mm로 C 실험체에 비해 각각 약 5.1배 및 3.6배 높았다. SG 실험체의 $E_{p}$는 23,007 kN·mm로 C 실험체에 비해 약 8.4배 높았으며, S 및 G 실험체에 비해 각각 약 1.6배 및 2.3배 높았다.

Fig. 9. Stiffness variation at different drift ratios

Fig. 10. Energy dissipation capacity at different drift ratios