2.1 실험 계획

이 연구의 주요변수는 강봉 트러스 시스템의 보강 유･무이다(Table 1). 강봉 트러스 시스템으로 보강된 조적벽체의 면내･외 거동의 평가를 위해 실험체는 Hwang et al.(2020)⁽⁹⁾에서 계획된 실험체를 참고하여 면내 실험체 1개와 면외 실험체 2개로 총 3개를 제작하였다. 면내 실험체는 무보강 조적벽체 1면을 2개의 강봉 트러스 유닛들로 보강하였으며, 면외 실험체는 무보강 실험체와 무보강 조적벽체 1면을 2개의 강봉 트러스 시스템 유닛들로 보강하였다. 이에 따라서 강봉 트러스 시스템의 면내 거동은 Hwang et al.(2020)⁽⁹⁾에 의해 수행된 무보강 실험체(Un-reinforced masonry wall, URM) 및 벽체 1면을 강봉 트러스 시스템 1유닛으로 보강된 실험체(Masonry walls strengthened with truss system, MST)와 함께 이 연구에서 제작된 벽체 1면을 강봉 트러스 시스템 2유닛으로 보강된 실험체(In-MST2)를 통해 평가하였다. 그리고 강봉 트러스 시스템의 면외 거동은 무보강 실험체(Out-URM) 및 벽체 1면을 강봉 트러스 시스템 2유닛으로 보강된 실험체(Out-MST2)를 통해 평가하였다.

무보강 조적벽체(URM)는 시멘트 벽돌을 1.0B 쌓기로 제작하였으며, 크기는 약 2,800 mm (L) × 2,400 mm (H) × 190 mm (t) 이었다. 그리고 조적벽체의 양단에는 590 mm (L) × 2,400 mm (H) × 190 mm (t) 크기의 대린벽을 설치하였다. 시멘트 벽돌 쌓기시 줄눈 모르타르의 두께는 10 mm로 하였다. 무보강 조적벽체의 마감은 습식 마감으로 모르타르를 사용하였으며, 모르타르 마감의 두께는 총 20 mm로 10 mm 씩 2회 시공하였다(KCS 41 64 02, 2018). 이에 따라서 URM 실험체의 총 두께는 약 230 mm 이었으며, 길이는 2,840 mm 이었다. MST2 실험체는 무보강 조적벽체에 길이 방향으로 벽면에 강봉 트러스 시스템 2유닛을 배치하였으며, 벽체 뒷면에도 동일하게 배치하였다(Fig. 1). 강봉 트러스 시스템의 구성은 기초와 보강재의 정착을 위한 현장 가변형 정착구와 강봉 보강재로 구성되어있다. 현장 가변형 정착구는 케미컬 앵커를 이용하여 정착시켰으며, 롯트 직경과 앵커 정착길이는 각각 M16과 150 mm 이었다. 강봉 보강재로서 수직재, 경사재 및 수평재는 각각 SD600의 D16, SD400의 D16 및 SD400의 D10을 사용하였다. 수직재 및 수평재는 정착구와의 볼트-너트 결합으로 고정시켰으며, 경사재는 한쪽이 고리형태와 다른 한쪽이 나사가공 된 강봉을 이용하여 길이조절이 가능한 커플러로 연결하였다. 강봉 트러스 시스템 1유닛에서 수직재 사이의 거리는 980 mm 이었다.

Fig. 1. Details of masonry wall strengthened with steel-bar truss system (MST2)

2.2 재료 특성

시멘트 벽돌은 구조용 조적벽돌을 사용하였다(KS F 4004, 2013)⁽¹⁴⁾. 시멘트 벽돌 3개의 평균 압축강도는 21.6 MPa이며, 탄성계수는 7497 MPa으로 측정되었다. 조적쌓기와 미장에 사용된 모르타르는 시멘트와 모래의 구성비가 1 : 2.7인 일반 미장용 레미탈이며 (KCS 41 34 02, 2018)⁽¹³⁾, 3개의 시편의 압축강도와 탄성계수는 11.2 MPa와 15,821 MPa로 측정되었다. 조적벽체의 구조적 거동의 평가를 위해 조적 개체를 제작하였으며, 조적 개체는 ASTM 기준에 따라 압축 및 사인장 거동을 평가하였다. 조적 개체의 압축 거동 평가를 위한 실험체는 3단의 시멘트 벽돌 사이에 모르타르를 채워 쌓은 형태(ASTM C1314, 2007)⁽²⁾로 제작하였으며, 사인장 거동 평가를 위한 실험체는 시멘트 벽돌 2개와 반토막을 1단으로 6단으로 쌓은 형태(ASTM E519, 2003)⁽³⁾로 제작하였다. 또한 조적벽체의 마감이 모르타르인 것을 고려하여 미장된 조적 개체를 제작하였다. 이때의 모르타르 마감은 조적벽체와 동일하게 20 mm로 미장하였다. 모르타르 마감이 없는 조적 개체 3개의 평균 압축강도와 사인장 전단강도는 각각 10.5 MPa 및 1.13 MPa으로 측정되었다. 그리고 모르타르 마감된 조적 개체 3개의 평균 압축강도와 사인장 전단강도는 각각 15.5 MPa 및 2.07 MPa로 측정되었다. 상부인방보와 하부 기초 콘크리트는 동일한 콘크리트 배합으로 제작되었으며 압축강도는 약 20 MPa로 측정되었다.

강봉 트러스 시스템 유닛에 사용된 철근의 인장강도 측정은 KS B 0802(2018)⁽¹³⁾을 따랐다. 수직재로 사용된 SD600 D16의 항복강도와 인장강도는 각각 628 MPa 및 794 MPa, 경사재로 사용된 SD400 D16의 항복강도와 인장강도는 각각 522 MPa와 638 MPa, 그리고 수평재로 사용된 SD400 D10의 항복강도와 인장강도는 539MPa와 634 MPa로 측정되었다(Fig. 2).

Fig. 2. Stress-strain relationship of steel bars

2.3 가력 및 측정 상세

조적벽체의 면내･외 구조실험은 수직 오일잭을 이용하여 일정한 하중이 도입된 상태에서 횡하중을 가력하였다(Fig. 3). 벽체에 작용하는 수직 하중은 2층 규모의 저층 조적 구조물을 기준으로 1층 벽체에 작용하는 중력 하중을 산정하여 도입하였으며, 이때의 응력 값은 약 0.25 MPa이었다(Lee, 2005)⁽¹⁵⁾. 횡하중은 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 이용하여 가력하였으며, 변위는 하중 작용선에서 300 mm 용량의 변위계를 이용하여 측정하였다. 수직재에는 스트레인 게이지를 붙여서 횡하중-횡변위 관계에 대한 보강재의 응력변화를 측정하였다. 강봉 트러스 보강 시스템의 수직재는 볼트-너트 결합으로 토크제어법에 의한 프리스트레스를 도입하였다. 수직재 1본에 도입된

Fig. 3. Test set-up

프리스트레스력는 약 25 kN(항복강도의 20%) 이었다. 조적벽체와 기초사이에는 수직 및 수평 방향으로 변위계를 설치하여 조적벽체의 들림 및 미끄러짐 량을 측정하였다. 면내･외 방향으로의 가력이력은 한 단계에 층간변위비를 각각 0.125% 및 0.15% 씩 증분하여 2 사이클씩 반복하였다. 면내･외 구조 실험은 조적벽체의 최대 내력 이후 최대 내력의 80% 수준까지 수행하였다.

3.1 균열 및 파괴모드

면내 구조 실험에서 URM은 층간변위비 0.125%에서 대린벽과 기초 사이의 초기 들림 균열이 발생하였다(Hwang et al, 2020)⁽⁹⁾. 초기 들림 균열은 이후 층간변위비가 증가하면서 계속 증가하였다. 층간변위비 0.75%에서 URM은 대린벽 하부에서 수직균열이 발생하여 대린벽 하부쪽에서 균열과 파괴가 집중되었다. 그리고 층간변위비 1.0%에서 URM은 미장과 모르타르가 크게 탈락하였으며, 실험체 전체의 큰 슬립이 발생하면서 실험이 종료되었다(Fig. 4(a)). In-MST2의 대린벽과 기초사이의 초기 들림 균열은 URM 실험체에 비해 층간변위비가 0.125% 늦은 0.25%에서 발생하였다. 이후 In-MST2는 층간변위비 0.5%에서 대린벽에서의 수직균열과 벽체와 대린벽 사이에서의 수직균열이 발생하였다. In-MST2의 미장과 모르타르가 크게 탈락(단부 압괴)은 URM 실험체와 동일하게 층간변위비 1.0%에서 발생하였다(Fig. 4(c)). In-MST2는 Hwang et al.(2020)⁽⁹⁾에 의해 수행된 MST 실험체와 유사한 거동을 보였다(Fig. 4(b)).

Out-URM은 층간변위비 0.32%에서 대린벽과 기초 사이의 초기 들림 균열이 발생하였다. 이후 Out-URM은 층간변위비가 증가함에 따라 다른 균열 진전이 나타나지 않았으며, 최대 하중을 받는 층간변위비 1.61%에서 실험체의 슬립이 발생하였다(Fig. 4(d)). Out-MST2는 URM 실험체와 비슷한 시점인 층간변위비 0.32%에서 대린벽 하부의 초기 들림균열이 발생하였다. 이후 Out-MST2는 층간변위비가 0.48%일 때 대린벽에 수직균열이 발생하였으며, 층간변위비가 증가할수록 균열의 수는 많아졌으나 균열은 크게 진전되지 않았다. 최종적으로 Out-MST2는 최대 하중이 측정된 층간변위비 1.63%에서 대린벽 하부의 일부 모르타르가 탈락하였다(Fig. 4(e)).

3.2 횡하중-횡변위 관계

조적벽체의 면내･외 구조실험 결과는 Table 2에 나타내었으며, 횡하중-횡변위 관계는 Fig. 5에 나타내었다. In-MST2의 초기 들림 내력은 정방향 및 부방향 각각 316 kN과 238 kN이었다. 들림 발생 이후 In-MST2의 하중 증가 기울기는 최대 내력까지 감소하였다. In-MST2의 최대 내력은 정･부방향 층간변위비 0.63%에서 각각 455 kN 및 363 KN에 도달하였다. 정방향에서 In-MST2의 최대 내력시 층간변위비는 URM 및 MST에 비해 각각 0.36% 및 1.01% 빨랐으며, 부방향에서는 각각 0.14% 및 0.70%빨랐다. 하지만 In-MST2는 정･부방향에서 최대 내력 이후 급격한 하중저하가 발생하지 않았으며, URM 및 MST 실험체에 비해 안정적인 거동을 보였다.

Out-URM의 초기 들림 내력은 정방향 및 부방향 각각 17 kN 및 15 kN이었다. 들림 발생 이후 Out-URM의 강성은 급격하게 감소하였으며, 층간변위각비가 증가함에 따라 최대 내력의 상승폭은 일정하였다. Out-URM의 최대 내력은 정방향 층간변위비 1.61%에서 29 kN에 도달하였으며, 이후 부방향 층간변위비 1.73%에서 23 kN에 도달하였다. Out-MST2의 초기 들림 내력은 정방향 및 부방향 각각 27 kN 및 41 kN이었다. Out-MST2의 초기 하중 증가 기울기는 Out-URM에 비해 약 2.4배 높았다. Out-MST2의 최대 내력은 부방향 층간변위비 1.63%에서 52 kN에 도달하였으며, 이후 정방향 변위각비 1.74%에서 45 kN에 도달하였다.

3.3 전단내력

Fig. 4. Failure mode of masonry walls

In-MST2의 초기 들림 내력의 평균($V_{R_{avg.}}$)은 342 kN으로 URM 및 MST에 비해 각각 4.4배 및 1.7배 높았다. 그리고 In-MST2의 최대 내력의 평균($V_{p_{avg.}}$)은 411 kN으로 URM 및 MST에 비해 각각 1.8배 및 1.2배 높았다. In-MST2와 MST의 $V_{R_{avg.}}$ 및 $V_{p_{avg.}}$을 비교했을 때, In-MST는 MST에 비해 초기 들림 내력 및 최대 내력 상승에 더 큰 효과가 있음을 확인 할 수 있었다. 이는 In-MST는 수직재의 프리스트레스 도입을 통해 조적벽체에 작용하는 축력이 MST에 비해 약 2배 높았기 때문이다. In-MST2의 최대 내력은 Yang et al.(2020)⁽²⁰⁾에 의해 제시된 강봉 및 유리섬유로 비부착 보강된 조적벽체의 내력 예측 모델과 비교하였다. Yang et al.(2020)⁽²⁰⁾의 내력 예측 모델에 의해 산정된 MST 및 In-MST2의 최대 내력은 각각 약 358 kN 및 404 kN으로 실험결과를 잘 예측하였다. 따라서, Yang et al.(2020)⁽²⁰⁾의 내력 예측 모델은 강봉 트러스 시스템으로 보강된 조적벽체의 내력예측이 가능함을 확인할 수 있었다.

Fig. 5. Lateral load-displacement response

Out-URM의 $V_{R_{avg.}}$ 및 $V_{p_{avg.}}$은 각각 16 kN및 26 kN이었다. Out-URM의 $V_{R_{avg.}}$ 및 $V_{p_{avg.}}$은 각각 URM의 약 0.2배 및 0.1배 수준으로 내진성능이 매우 취약함을 확인할 수 있었다. Out- MST2의 $V_{R_{avg.}}$와 $V_{p_{avg.}}$은 각각 34 kN과 49 kN로, Out-URM에 비해 약 2.1배 및 1.9배 높았다. 따라서, 강봉 트러스 시스템은 면외하중을 받는 무보강 조적벽체의 전단강도 증가에도 상당히 효과가 있는 것으로 판단된다.

3.4 강성 감소

Fig. 6. Stiffness degradation at each drift ratios

각 층간변위비에 대한 실험체의 강성 변화는 Fig. 6에 나타내었다. 강성은 첫 번재 사이클에서 정방향과 부방향의 할성강성값의 평균값으로 평가하였다. 면내 방향 실험체들의 강성은 초기 들림 발생(층간변위비 0.25%) 이후 급격히 감소하였다. 층간변위비 0.25%에서 In-MST2의 강성은 47.3 kN/mm로 URM 및 MST에 비해 각각 1.9배 및 1.2배 높았다. 이후 강성의 크기는 In-MST-2, MST, URM 순으로 높았으며, 층간변위비가 커질수록 강성의 차이가 줄어 들었다. 층간변위비 0.93%까지 강성 감소는 지속적으로 나타났으며, 이후 MST와 In-MST2의 강성은 비슷한 수준이었다. URM의 실험종료 시점에서 MST 및 In-MST2의 강성은 각각 약 10.7 kN/mm 및 14 kN/mm로 URM에 비해 각각 1.2배 및 1.6배 높았다.

면외방향 실험체에서도 면내방향 실험체와 동일하게 초기 들림현상이 발생하는 층간변위비 0.25%에서 급격한 할선강성 저하가 나타났다. Out-MST2의 초기 강성은 6.6 kN/mm로 Out-URM에 비해 약 2.3배 높았다. 이후 면내 가력 실험체의 강성은 면내 가력 실험체와 동일하게 층간변위비가 커질수록 그 격차가 줄어지만, 실험이 종료되는 층간변위비 (약 2.0%)까지 두 시험체의 할선강성비는 약 2배를 유지하였다.

3.5 연성(에너지소산능력 및 등가감쇠비)

층간변위비의 증가에 따른 에너지소산능력은 Fig. 7에 나타내었다. 에너지 소산 능력은 각 사이클의 에너지 소산 면적을 누적하여 평가하였다. 면내 가력 실험체의 에너지 소산능력의 증가율은 In-MST2, MST 및 URM 순으로 높았다. 모든 면내 가력 실험체의 에너지 소산능력은 들림 발생 시점(층간변위비 약 0.25%)부터 크게 증가하였다. In-MST2의 파괴시 에너지 소산능력은 69,499 kN･mm로 URM 및 MST에 비해 각각 6.1배 및 1.0배 높았다. In-MST2의 에너지 소산능력은 층간변위비 1.27%에서 파괴되었기 때문에 MST와 비슷한 수준이었다. 그러나 URM의 실험 종료 시점에서 In-MST2의 에너지 소산능력은 48,933 kN･mm으로 URM 및 MST에 비해 각각 4.3배 및 2.9배 높았다.

면외 가력 실험체의 경우에도 Out-MST2의 에너지 소산능력의 증가율은 Out-URM에 비해 크게 높았으며, 에너지 소산능력도 들림 발생 시점(층간변위비 약 0.32%)부터 크게 증가하였다. 들림 발생 시점이후 에너지 소산능력의 차이는 층간변위비가 커질수록 증가하였으며, 층간변위비 2.0%에서 Out-MST2의 에너지소산능력은 13,718 kN･mm로 Out-URM에 비해 2.4배 높았다.

조적벽체의 연성능력은 에너지소산능력과 함께 등가감쇠비($\beta_{eff}$)를 통해 평가하였다. $\beta_{eff}$는 에너지소산면적으로부터 식(1)을 통해 산정하였으며, 들림 발생 시점에서의 등가감쇠비값은 Table 1에 나타내었다(FEMA 356, 2000)⁽⁸⁾.

여기서, $\beta_{eff}$는 각 사이클의 등가감쇠비를, $k_{eff}$는 유효강성을, $E_{D}$는 각 사이클의 에너지소산면적을, $F^{+}$과 $F^{-}$는 각각 사이클에서 정 및 부방향의 최대 내력을, $\Delta^{+}$과 $\Delta^{-}$는 각 사이클에서 정방향 및 부방향의 최대 횡변위를 나타낸다. 등가감쇠비는 최대 내력에서의 평가하였다. 면내 가력 실험체의 최대 내력에서 MST 및 In-MST2의 $\beta_{eff}$는 각각 약 6.3% 및 15.8%로 URM에 비해 각각 약 2.0배 및 5.1배 높았다. 면외 가력 실험체의 최대 내력에서 Out-MST2의 $\beta_{eff}$는 약 10.6%로 Out-URM에 비해 약 1.2배 높았다.

Fig. 7. Cumulative energy dissipation