2.1 실험 계획

실험 변수는 조적벽체의 보강 방법과 가력 방향으로, 보강 방법은 Hwang et al.^{(2021a, 2021b)}이 제시한 강봉 트러스 시스템과 FRP 보강방법이다. 가력방향은 면내와 면외 가력 방향이다. 보강방법에 따른 조적벽체의 면・내외 내진성능을 비교하고자, 무보강 조적벽체 실험체와 강봉 트러스 시스템으로 보강한 실험체는 Hwang et al. ^{(2021a, 2021b)}의 실험 결과를 사용하였고, FRP 보강 방법으로 보강된 실험체 2개를 면・내외방향으로 각각 반복가력 실험하였다(Table 1). 단, In-URM은 ^{Hwang et al.(2021a)}의 URM이다. FRP로 보강된 실험체 상세는 Hwang et al.^{(2021a, 2021b)}에서 수행한 실험체 상세와 동일하게 계획하였다. 본 연구에서 사용된 실험체는 총 6개이며, 무보강 조적벽(URM), 강봉 트러스 시스템으로 보강한 실험체(MST), FRP 보강 실험체(FRP)를 각각 2개씩이며, 같은 군의 실험체 1개씩을 면내 방향과 면외 방향으로 반복 가력하였다. 이때, 가력 방향에 따라서 In-과 Out-으로 실험체를 구분하였다.

무보강 실험체의 길이 및 높이는 각각 2,800 mm 및 2,400 mm이었으며, 벽체 양단에 길이 590 mm(미장 두께 포함 630 mm)의 대린벽을 배치하였다. 조적벽체는 190×90×57 mm 크기의 1종 시멘트 벽돌을 사용하여 1.0B 쌓기로 제작하였으며, 벽체의 양면에 각각 두께 20 mm로 모르타르 미장하였다. 따라서 조적벽체의 두께는 230 mm이었다(Fig. 1).

강봉 트러스 시스템으로 보강된 실험체는 강봉 트러스 시스템이 벽체 양면에 각각 2유닛씩 배치되어 있으며, 모든 수직재에 토크 제어법을 통해 약 27 kN의 긴장력을 도입하였다. 실험체에 가해진 총 응력은 수직재에 도입된 긴장력으로 인한 응력과 축력으로 인한 응력의 합으로 나타낼 수 있으며, 그 값은 0.58 MPa이었다.

FRP 보강 실험체는 벽체 양면에 각각 FRP 시트가 2겹씩 보강되어 있으며, FRP 시트는 상부 보 및 하부 콘크리트를 제외한 내부 조적벽체를 대상으로 부착하였다. 즉, 조적벽체와 콘크리트 기초 또는 상부보와 접합면에는 FRP 시트를 부착하지 않았으며, 대린벽도 FRP 시트로 보강하지 않았다. FRP 시트의 부착 방향은 벽체 길이방향(1차 보강) 및 벽체 높이 방향(2차 보강)으로 하여 서로 교차되도록 하였다. 조적벽 실험체의 FRP 시트 보강은 1)벽체 표면 처리, 2)레진 배합, 3)레진 도포, 4)FRP 시트 1차 보강, 5)2차 레진 도포, 6)FRP 시트 2차 보강, 7)레진 코팅 작업의 단계로 진행되었다. 이 때, 모든 실험체들은 2층 조적 구조물에서 1층 벽체가 받는 하중을 고려하여 축응력이 0.25 MPa가 되도록 중력하중을 가력하였다^{(Lee, 2005)}.

Fig. 1 Specimen details and arrangement of reinforcement(all dimensions are in mm)

2.2 재료 특성

실험체 제작에 사용된 시멘트 벽돌, 모르타르 및 조적 프리즘의 압축 강도를, 조적 프리즘의 사인장 강도를 측정하였다(Table 2 및 Fig. 2). ^{KS F 4004(2013)}에 따라 측정된 시멘트 벽돌의 압축강도 및 압축 탄성계수는 각각 21.2 MPa 및 9,315 MPa이었다. 모르타르의 역학적 특성은 Φ100×200 mm의 공시체를 제작하여 ^{KS F 2438(2017)}에 따라 측정하였다. 이때 모르타르의 압축강도 및 압축 탄성계수는 각각 20.8 MPa 및 16,772 MPa이었다.

압축 및 사인장 역학적 특성 측정을 위한 조적 프리즘은 각각 ^{ASTM C 1314(2021)} 및 ^{ASTM E 519(2010)}에 따라 제작하였다. 조적 프리즘은 조적벽 실험체의 미장을 모사하기 위해 실험체 제작에 사용된 모르타르와 동일한 모르타르를 이용하여 두께 20 mm로 미장하였다. 조적 프리즘의 압축강도 및 압축 탄성계수는 각각 14.0 MPa 및 4,589 MPa이었으며, 사인장 전단 강도 및 전단 탄성계수는 각각 1.8 MPa 및 2,527 MPa이었다.

Fig. 2 Stress-strain relationships of individual materials and masonry prisms

2.3 가력 및 측정 상세

횡하중은 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 사용하여 면내 및 면외 방향으로 가력하였다. 면내 가력 위치는 상부 콘크리트 보의 측면 중심을 기준으로 계획하였다. 이때 하부 기초면에서 부터 액츄에이터 중심까지의 높이는 2,555 mm이었다(Fig. 3(a)). 면내 방향으로의 횡하중 가력 이력은 목표 변위각비를 0.125%로 하여 0.125%씩 증분하였으며, 각 단계에서 두 번씩 반복하였다(Fig. 4(a)). 면외 가력 위치는 상부 콘크리트 보의 정면 중앙으로 계획하였다. 이 때, 하부 기초면에서 엑츄에이터 중심까지의 높이는 면내 가력 위치와 동일한 2,555 mm이었다(Fig. 3(b)). 면외 방향으로의 횡하중 가력 이력은 목표 변위각비를 0.15%로 하여 면내 방향 가력 이력과 동일한 과정으로 진행되었다(Fig. 4(b)).

반복 횡가력 실험은 조적벽 실험체 상부에 중력하중을 도입한 상태로 진행되었다. 중력하중은 국내 조적조 건물의 현황을 참고하여 조적벽 수직 압축 응력이 0.25 MPa가 되도록 약 198 kN를 도입하였다^{(Lee, 2005)}. 중력하중은 상부보의 무게를 제외하고 산정하였다. 조적벽 실험체의 중력하중 도입 위치는 실험체 단면의 도심으로 설정하였으며, 500 kN 용량의 오일잭 2개를 이용하여 벽체 상부에 균등하게 도입하였다.

조적벽 실험체의 횡변위는 각 가력 방향에서 가력 지점의 수평선상에서 300 mm 용량의 LVDT를 사용하여 측정하였다. 실험체의 대린벽 하단에는 50 mm 용량의 LVDT를 설치하여 벽체와 하부 기초 사이에서 발생하는 들림 및 미끄러짐량을 측정하였다.

Fig. 3 Test set-up

Fig. 4 Cyclic loading plan

3.1 균열 및 파괴모드

In-URM 실험체는 변위각비 0.125%에서 대린벽 하단에 들림이 발생하였으며, 실험이 진행될수록 벽체와 기초 사이에서 미끄러짐이 발생하였다^{(Hwang et al., 2021a)}. 이후 변위각비 0.75%에서 대린벽 하단에 수직 균열이 발생하였고, 변위각비 1.0%에서 수직 균열을 따라 시멘트 벽돌 및 모르타르 결합체가 탈락하였다. In-URM 실험체는 벽체와 하부 기초 사이에서 미끄러짐이 심하게 발생하여 실험 종료하였다(Fig. 5(a)). In-FRP 실험체는 In-URM과 비슷한 시점인 변위각비 0.125%에서 조적벽체의 들림이 발생하였으며, 실험 진행에 따라 조적벽체에 균열 발생 없이 들림량만 증가하였다. 변위각비 0.25%의 부방향에서 벽체와 기초 사이에 미끄러짐이 발생하였으며, 이후 변위각비 0.625%의 정방향에서도 미끄러짐 파괴가 발생하여 실험 종료하였다(Fig. 5(b)). In-MST2 실험체의 초기 들림 발생 시점은 In-URM에 비해 늦은 시점인 변위각비 0.25%에서 발생하였다^{(Hwang et al., 2021b)}. 이후 변위각비 0.5%에서 양쪽 대린벽 하단 및 벽체와 대린벽 사이에 수직 균열이 발생하였으며, 변위각비 1.0%에서 대린벽 하단에 단부 압괴가 발생하여 실험 종료하였다(Fig. 5(c)).

Out-URM 실험체의 초기 들림은 변위각비 0.32%에서 발생하였다^{(Hwang et al., 2021b)}. Out-URM은 변위각비가 증가함에 따라 다른 균열 발생 없이 들림량만 증가하였다(Fig. 5(d)). Out-FRP 실험체는 변위각비 0.3%에서 벽체 들림이 발생하였으며, 이후 변위각비 0.45%에서 벽체와 하부 기초 사이에서 미끄러짐이 발생하였다. 이때 발생한 미끄러짐은 실험 종료시까지 지속되었으며, 변위각비 증가에 따라 미끄러짐량도 증가하였다(Fig. 5(e)). Out-MST2 실험체는 Out-URM 실험체와 비슷한 시점인 변위각비 0.32%에서 벽체 초기 들림이 발생하였다^{(Hwang et al., 2021b)}. 이후 변위각비 1.63%에서 왼쪽 대린벽 하단의 모르타르가 탈락하였다(Fig. 5(f)).

Fig. 5 Failure mode of masonry walls

3.2 횡하중-횡변위 관계

조적벽 실험체의 주요 실험결과를 Table 3에, 횡하중-횡변위 관계를 Fig. 6에 나타내었다. In-URM 실험체의 정․부방향 초기 들림 내력은 각각 101 kN 및 89 kN이었다. In-URM 실험체의 최대 내력은 부방향에서 먼저 도달하였으며, 변위각비 0.77%에서 234 kN에 도달하였다. 이후 정방향 변위각비 0.99%에서 212 kN에 도달하였다. In-URM 실험체는 전체적으로 대칭 거동을 보였다. In-FRP 실험체의 정․부방향 초기 들림은 변위각비 0.13%에서 발생하였으며, 이때 내력은 각각 59 kN 및 145 kN이었다. 부방향 초기들림내력은 정방향 초기들림내력에 비해 약 2.5배 높았다. 이후 정방향에서는 변위각비 0.625%까지 내력이 점차 증가하였지만, 부방향에서는 초기 들림 발생 이후부터 실험 종료시(변위각비 0.875%)까지 벽체 미끄러짐으로 인해 내력이 거의 일정하였다. In-FRP 실험체의 최대 내력은 정방향 변위각비 0.88%에서 163 kN, 부방향 변위각비 0.76%에서 154 kN이었다. In-FRP 실험체의 정방향 최대 내력은 부방향에 비해 약 1.1배 높았다. In-FRP의 정․부방향 최대 내력은 In-URM에 비해 각각 0.8배 및 0.7배 수준이었다. 이는 In-FRP의 미끄러짐 파괴로 인해 최대 내력까지 도달하지 못한 것으로 판단된다. In-MST2 실험체의 정․부방향 초기 들림 내력은 각각 316 kN 및 238 kN이었으며, 이는 In-URM에 비해 각각 3.1배 및 2.7배 높은 성능이었다. 이후 In-MST2 실험체의 정·부방향 최대 내력은 모두 변위각비 0.63%에서 도달하였으며, 각각 455 kN 및 363 kN이었다. In-MST2 실험체의 최대 내력 이후 하중은 서서히 감소하였으며, 안정적인 거동을 보였다. In-MST2의 정․부방향 최대 내력은 In-URM에 비해 각각 1.6배와 1.8배, In-FRP에 비해 각각 2.8배와 2.4배 높은 수준이었다.

Out-URM 실험체의 정․부방향 초기 들림 내력은 각각 17 kN 및 15 kN이었다. Out-URM 실험체의 정방향 최대 내력은 변위각비 1.61%에서 29 kN, 부방향 최대 내력은 변위각비 1.73%에서 23 kN에 도달하였다. Out-FRP 실험체의 초기 들림은 정․부방향 변위각비 0.3%에서 발생하였으며, 들림 내력은 각각 17 kN 및 19 kN이었다. 이때 정․부방향의 최대 내력은 동일한 변위각비 1.66%에서 각각 20 kN 및 24 kN이었다. 즉, Out-FRP 실험체는 초기 들림 발생 이후 최대 내력 도달시까지 내력 상승이 작았다. Out-FRP의 정․부방향 최대 내력은 Out-URM에 비해 각각 0.7배 및 1.0배 수준이었다. Out-MST2 실험체의 정․부방향 초기 들림 내력은 각각 27 kN 및 41 kN이었으며, Out-FRP 실험체에 비해 각각 1.6배 및 2.2배 높았다. Out-MST2 실험체의 부방향 최대 내력은 변위각비 1.63%에서 52 kN, 정방향 최대 내력은 변위각비 1.74%에서 45 kN이었다. Out-MST2의 정․부방향 최대 내력은 Out-FRP에 비해 각각 2.3배 및 1.9배 높은 수준이었다.

Fig. 6 Lateral load-displacement response

3.3 강성 감소

면내․외 가력에서 각 실험체의 변위각비에 따른 강성 변화는 Fig. 7에 나타내었다. 강성은 각 단계의 첫번째 사이클을 기준으로 정․부방향에서 할선 강성의 평균값으로 평가하였다. 면내 방향으로 가력한 실험체의 강성은 변위각비 0.125% 이후 급격하게 감소하였다. 변위각비 0.125%에서 In-MST2의 강성은 73.4 kN/mm로, In-URM 및 In-FRP에 비해 각각 1.9배 및 2.3배 높았다. 전체적으로 In-MST2의 강성은 In-URM 및 In-FRP보다 약 2.3배 수준이었지만, In-URM의 강성은 In-FRP보다 약 1.2배 높았다. 변위각비 0.875%에서 In-MST2의 강성은 17.5 kN/mm로 In-FRP 및 In-URM에 비해 각각 2.5배 및 1.8배 높았다.

면외 방향으로 가력한 실험체의 강성도 첫 번째 변위각비(변위각비 0.15%) 이후로 급격하게 감소하였다. Out-MST2의 초기 들림 발생 시점(변위각비 0.3%)에서의 강성은 4.1 kN/mm로 Out-URM 및 Out-FRP에 비해 각각 2.1배 1.8배 높았다. 변위각비 0.6%까지의 각 실험체의 강성은 Out-URM, Out-FRP 및 Out-MST2의 순서로 높았다. 하지만 변위각비 0.75%부터 실험종료시까지는 Out-URM과 Out-FRP의 강성이 역전되어 Out-FRP, Out-URM 및 Out-MST2의 순서로 높았다. 변위각비 1.65%에서 Out-MST2의 강성은 1.1 kN/mm로 Out-FRP 및 Out-URM에 비해 각각 1.9배 및 2.1배 높은 수준이었다. 변위각비가 증가할수록 세 실험체의 강성 차이는 감소하였다.

Fig. 7 Stiffness degradation at each drift ratios

3.4 에너지 소산 능력

에너지 소산 능력은 횡하중-횡변위 관계에서 각 사이클로 이루어지는 면적으로 평가할 수 있다. Fig. 8에는 가력 방향을 구분하여 변위각비에 따른 누적 에너지 소산면적을 나타내었다. 면내 방향으로 가력한 실험체의 에너지 소산 능력 증가율은 In-FRP, In-URM 및 In-MST2의 순서로 높았다. 초기 들림 발생시(변위각비 0.125%) In-MST2의 에너지 소산 능력은 3,509 kN․mm로, In-URM 및 In-FRP에 비해 각각 28.0배 및 10.7배 수준이었다. 실험 시작 후 변위각비 0.375%까지의 에너지 소산 능력은 In-FRP가 In-URM에 비해 다소 높은 수준이었다. 그러나 변위각비 0.5% 부터는 In-FRP와 In-URM의 에너지 소산 능력이 역전되어 In-FRP, In-URM 및 In-MST2의 순서로 높았다. 변위각비 0.875%에서 In-MST2의 에너지 소산 능력은 41,041 kN․mm로, In-URM 및 In-FRP에 비해 각각 6.1배 및 3.6배 높았다.

면외 방향으로 가력한 경우도 각 실험체의 에너지 소산 능력 증가율은 Out-FRP, Out-URM 및 Out-MST2의 순서로 높았다. 면외 방향 실험체의 에너지 소산 능력은 면내 방향 실험체와 달리 역전되는 경우는 없었다. 변위각비 0.3%에서 Out-MST2의 에너지 소산 능력은 597 kN․mm로, Out-URM 및 Out-FRP에 비해 각각 2.7배 및 3.5배 높았다. Out-FRP의 실험 종료 시점인 변위각비 1.65%에서 Out-MST2의 에너지 소산 능력은 10,726 kN․mm이었으며, Out-URM 및 Out-FRP에 비해 각각 2.3배 및 3.0배 높았다.

Fig. 8 Cumulative energy dissipation capacity at each drift ratios