2.1 대상 구조물의 분석

Fig. 1에는 이 연구에서 적용된 필로티 건축물의 도면 상세를 나타내었다. 선정된 건축물은 5층 규모이며 18개의 기둥과 2개의 벽체로 구성되어 있는 전형적인 필로티 건축물의 구조시스템의 상세를 가지고 있다. 기둥은 단면 크기가 400 mm × 800 mm이며, 주철근비가 0.018이다. 띠철근비는 잠재소성힌지 구간과 그 외 구간에서 각각 0.010 및 0.005이다. 벽체는 두께가 180 mm이며, 수직 및 수평철근비가 각각 0.007과 0.005이다. 이때의 필로티 건축물의 편심율은 2.5%이었다. 편심율($R_{e}$)은 일본건축학회(1981)에서 제시하고 있는 다음의 식을 이용하여 산정하였다.

여기서, $R_{e X}$ 및 $R_{e Y}$는 각각 $X$ 및 $Y$축에 대한 편심율, $e_{X}$ 및 $e_{Y}$는 각각 $X$ 및 $Y$축에 대한 질량중심과 강성중심간의 편심거리, $l_{X}$ 및 $l_{Y}$는 각각 $X$ 및 $Y$축에 대한 강성중심으로 부터의 좌표값, $G_{X}$ 및 $G_{Y}$는 각각 $X$ 및 $Y$축에 대한 도심의 좌표값, $r_{e X}$ 및 $r_{e Y}$는 각각 $X$ 및 $Y$축에 대한 탄성반경, $K_{R}$는 비틀림강성, $K_{X}$ 및 $K_{Y}$는 각각 $X$ 및 $Y$축에 대한 강성, $\overline{X}$ 및 $\overline{Y}$는 각각 강성중심의 좌표값을 의미한다. 특히 선정된 필로티 건축물에서 기둥 및 벽체들의 배근상세들과 편심율은 ^{Kim et al.(2020)}에 의해 분석된 전형적인 필로티 건축물의 배근상세 범위내에 있었다.

2.2 실험체 상세

2.1절에서 분석된 대상 구조물의 상세를 기반으로 필로티 건축물의 평면 상세를 4개의 기둥과 1개의 벽체로 단순화하였다(Fig. 2). Fig. 1에 제시된 바와 같이 가력방향(가력방향은 기둥의 약축방향)과 구조물의 편심율을 고려하였을 때, 선정된 필로티 건축물에서의 비틀림이 생길 확률은 높지 않을 것으로 판단된다. 따라서, 이 연구에서는 필로티 건축물의 편심율이 낮음에도 가력방향의 직각방향에서 생길 수 있는 비틀림의 거동을 확인하고자 기둥 단면을 정방형으로 계획하였다.

Table 1과 Fig. 2에는 실험체의 상세를 나타내었다. 실험체는 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 실험체(P)와 보강된 실험체(S)가 제작되었다. 모든 실험체의 편심율은 선정된 필로티 건축물과 동일하게 2.5%로 고정하였다. 편심율을 부여하기 위해서 실험체는 일자형의 벽체를 질량중심에서 470 mm의 거리에 있도록 설계하였다. 일자형 벽체의 단면 크기(길이 × 두께)는 700 mm × 150 mm이며, 높이는 1,200 mm로 설계하였다. 일자형 벽체에 배근된 수직 및 수평철근은 공칭직경 10 mm인 이형철근을 이용하여 각각 150 mm 및 250 mm 간격으로 배근하였다. 이때의 수직 및 수평철근비는 각각 0.007 및 0.005이다. 이들의 수직 및 수평철근비는 2.1절에서 분석된 전형적인 필로티 구조물에서 적용하고 있는 철근비를 그대로 적용하였다. 또한 이들의 철근비는 ^{ACI 318-19(2019)}에서 제시하고 있는 전단내력 및 최소철근비의 규정을 만족하였다. 기둥의 단면 크기는 300 mm × 300 mm이며, 주철근으로서 직경 16 mm의 이형철근을 8개 배근하였다. 이때의 주철근비는 0.018이다. 기둥내의 띠철근은 직경 6 mm의 원형철근을 300 mm로 배근하였다. 기둥내의 철근비도 2.1절에서 분석된 전형적인 필로티 구조물에서 적용하고 있는 비율을 그대로 적용하였다. 반면, 큰 보 및 작은 보, 슬래브 그리고 기초는 가력상세와의 연결되는 부분으로서 실험도중 파괴를 방지하기 위해 철근을 과대하게 배근하였다.

실험체 S는 벽체를 제외한 4개의 기둥에 2겹의 아라미드 섬유시트로 보강하였다. Fig. 3에 나타낸 바와 같이 아라미드 섬유시트 보강방법은 다음과 같다: 1) 아라미드 섬유시트와 기둥 계면간의 부착력을 확보하기 위해 그라인더를 이용하여 표면을 매끄럽게 처리한다; 2) 프라이머를 기둥 표면에 균일하게 도포 후 약 11시간 동안 건조시킨다; 3) 접착제(에폭시)를 기둥 표면에 균일하게 도포 후 아라미드 섬유시트로 기둥을 감싸면서 부착시킨다. 이때, 아라미드 섬유시트에 접착제가 충분히 배어 나오도록 한다; 4) 약 2일간 건조시킨다; 5) 접착제(에폭시) 건조 후 난연 에폭시로 한번 더 도포한 후 5일간 건조시킨다. 그 외 벽체, 기둥, 슬래브, 큰 보 및 작은 보 그리고 기초의 상세는 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 컨트롤 실험체(P)와 동일하게 설계하였다.

2.3 재료 특성

콘크리트는 20 mm의 최대직경을 갖는 파쇄골재와 4 mm의 최대직경을 갖는 천연모래를 이용하여 제조된 C사의 레미콘 배합을 이용하였다. 콘크리트의 설계 압축강도는 21 MPa이었으며, 실험체 제작시의 동일한 환경에서 양생된 공시체의 압축강도를 실험 직전에 측정하였다. ^{KS F 2405(2022)}에 따라 φ100 mm × 200 mm의 공시체로부터 측정된 압축강도는 22.4 MPa이었다.

보강재로서 사용된 아라미드 섬유시트는 D사의 SK-A280 제품을 사용하였다. 아라미드 섬유시트의 폭 및 넓이는 각각 300 mm 및 0.2 mm이었으며, 인장강도 및 탄성계수는 각각 2,664 MPa 및 143,600 MPa이었다. Table 2에는 사용된 철근들의 역학적 특성을 나타내었다. 직경 16 mm, 10 mm 및 6 mm 철근의 항복강도는 각각 487, 451 및 416 MPa이었으며 탄성계수는 각각 217,143, 208,567 및 204,490 MPa이었다. 직경 6 mm의 원형철근은 항복점이 뚜렷하지 않아 0.2% 오프셋^{(ASTM A1035/A1035M, 2020)} 방법으로 항복강도를 측정하였다.

2.4 가력 및 측정요소

Fig. 4에 나타낸 바와 같이 모든 실험체는 반복 횡하중이 도입되었다. 실험체는 강재 락 볼트를 이용하여 바닥 반력판에 완전히 고정하였다. 횡가력은 2,000 kN 용량의 액츄에이터와 강재블록을 이용하여 실험체의 질량중심점에서 도입되었다. 액츄에이터의 힌지는 평면상에서 편심에 의한 실험체의 회전이 가능하도록 설치하였다.

Fig. 5에는 가력 이력곡선을 나타내었다. 각 사이클당 증분된 횡변위는 ^{FEMA 450(2003)}에서 제시된 다음과 같은 식으로부터 산정하였다.

여기서, $(\Delta /L)_{m}$ 및 $(\Delta /L)_{m+1}$는 각각 $m$ 및 $m+1$번째의 횡변위각비를 의미한다. 식 (2)로부터 결정된 횡변위각비($\Delta /L$)는 1/400, 1/200, 1/100, 1/67, 1/45, 1/30, 1/20, 1/15, 1/10 및 1/8이다. 각 $\Delta /L$는 3사이클씩 반복하였다. 횡변위는 실험체에 연결된 액츄에이터의 수평중심선과 동일한 선상에 설치된 500 mm 용량의 변위계를 이용하여 측정하였다. 기초의 측면에는 잭 서포트를 설치하여 가력 도중의 슬립을 방지하였다. 또한, 기초 측면에는 50 mm 용량의 변위계를 설치하여 실험 도중 발생할 수 있는 슬립을 측정하였다.

Fig. 4에 나타낸 바와 같이 각 기둥에는 보와 연결되는 상부와 기초와 연결되는 하부 그리고 중간 높이에 100 mm 용량의 변위계를 설치하였는데, 이때, 횡가력과 동일한 방향 뿐만 아니라 직각방향에도 설치하여 회전에 의한 비틀림 거동에 의한 변위를 측정하였다. 또한, 액츄에이터 수평중심선과 동일한 선상에서 기둥의 중심선과 만나는 보의 측면에 300 mm 또는 500 mm 용량의 변위계 설치하여 평면상에서 실험체의 편심에 의한 4개 기둥의 횡변위 차이를 측정하였다. 기둥내의 주철근의 변형률과 벽체 수직철근의 변형률은 각각 상부 및 하부 끝단에 설치된 철근게이지로부터 측정하였으며, 이 값으로부터 실험도중 기둥 및 벽체의 항복여부를 확인하는 데이터로 활용하였다.

3.1 균열진전 및 파괴모드

Fig. 6에는 실험체의 균열진전 및 최종파괴 모드를 나타내었다. 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 컨트롤 실험체 P에서 초기 휨 균열은 $\Delta /L$가 0.25%에서 기둥 및 벽체의 최대모멘트 구간에서 발생하였다. 이후 균열은 상부 및 하부에서 집중적으로 발생하였으며, 점차 기둥과 보의 접합부

로 균열이 진전되었다. $\Delta /L$가 1.0%에서는 기둥에서 사인장 균열이 발생하기 시작하였다. 이후 기둥 또는 벽체에서 더 이상의 균열발생이 없다가 최대하중($\Delta /L$ = 1.0%)에서 큰 폭의 전단균열이 기둥에서 발생하였다. 특히, 이 전단균열은 벽체에서 가장 거리가 먼 C2와 C4 기둥에서 심각하였다. C2와 C4 기둥은 C1와 C3 대비 전단균열 폭이 크기도 진전된 영역도 더 넓었다. $\Delta /L$가 1.5%에서는 기둥내 발생된 전단균열의 파괴가 더 심화되었으며, 기둥내 띠철근의 파단과 동시에 급격한 횡하중 저하로 실험을 종료하였다.

기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S는 기둥에서 섬유시트로 감겨져 있어 표면에서 균열의 진전을 정확히 파악하지 못하므로 감겨져 있는 섬유시트의 찢어짐으로 균열진전 및 파괴양상을 분석하였다. 초기 휨 균열은 벽체의 최대모멘트 구간에서 발생하였다. 또한, 섬유시트의 첫 찢어짐은 $\Delta /L$가 1.5%에서 기둥의 최대모멘트 구간에서 발생하였다. 이후 상부 및 하부에서도 수평방향의 섬유시트의 찢어짐이 발생하였으며, $\Delta /L$ 3.3%에서는 기둥과 보의 접합부에서도 수평방향의 찢어짐이 발생하였다. 이때 벽체의 휨 균열은 접합부에서 중앙부로 균열이 진전되었다. 최대하중 이후 섬유시트의 찢어짐은 기둥과 보의 접합부에서 집중되었으며, $\Delta /L$가 10.0%에서 벽체는 수직철근이 좌굴하기 시작하였다. $\Delta /L$가 13.3%에서는 기둥의 하부에서 배부름 현상과 벽체의 수직철근의 좌굴 심화로 횡하중 저항력이 55.0% 이하로 저하되어 실험을 종료하였다. 최대하중 이후의 파괴양상은 모든 기둥에서 유사하게 발생하였다. 이로부터 기둥에 보강된 섬유시트는 기둥에서 발생된 전단균열의 방지와 최대하중 이후의 파괴양상을 지연시키는데 효과적임을 확인하였다.

3.2 횡하중-변위관계

Fig. 7에는 필로티 실험체의 횡하중-변위관계를 나타내었다. 횡하중-변위관계에서 실험체 P의 강성은 초기 균열 이전까지 선형적이었으나, 첫 균열발생($\Delta /L$ = 0.25%) 이후 점진적으로 강성이 감소하는 비선형 경향을 보였다. 그 강성의 저하는 기둥내 주철근의 항복 이후($\Delta /L$ = 0.79%)에 더 현저하였다. 특히, 최대하중 시점($\Delta /L$ = 1.0%)에서는 큰 폭의 전단균열이 발생으로 인한 횡하중의 저하가 급격하였다. $\Delta /L$가 1.8%에서 그 횡하중은 최대하중의 80%의 수준으로 횡저항력이 현저히 낮아졌다. 실험체 S의 횡하중-변위관계는 최대하중 이전까지의 실험체 P와 비슷하였다.

기둥내 주철근의 항복 이전에 실험체 S의 강성은 하중이 증가함에 따라 점진적으로 저하되는 비선형 경향을 보였다. 이는 실험체 P의 경향과 비슷하였으나 강성은 전반적으로 실험체 S에서 더 높았다. 반면, 기둥내 주철근의 항복 이후($\Delta /L$ = 1.0%)에는 그 강성 저하의 정도가 실험체 P보다 더 현저하여, 최대하중에서의 $\Delta /L$가 3.3%로 실험체 P보다 약 3.30배 높았다. 최대하중 시점($\Delta /L$ = 3.3%) 이후, 횡하중은 점진적으로 감소하였는데, 최대하중의 80%로 저하되는 시점의 $\Delta /L$가 9.3%로 실험체 P에서 측정된 값 보다 약 7.20배 높았다. 이로부터 필로티 건축물의 기둥에서 아라미드 섬유시트를 이용한 보강이 최대하중 이후 저하되는 횡하중을 최소화시킬 수 있음을 확인할 수 있었다.

3.3 비틀림 거동

Fig. 8에는 4개의 기둥에서 각각 측정된 횡하중-변위관계를 나타내었다. 4개의 기둥에서 각각 측정된 실험체의 횡하중-변위 관계는 최대하중 시점까지 거의 유사하였다. 아라미드 섬유시트가 보강되지 않은 컨트롤 실험체 P에서 최대하중 이전에는 C1과 C2 그리고 C3과 C4의 횡변위 평균값의 차이가 6.1% 이내였다. 하지만 최대하중 이후 각 사이클에서 그 횡변위 평균값의 차이는 점차 증가하였다. 최대하중 시점에서의 횡변위 평균값의 차이는 6.5%이었으며, 종료 시점에서 47.9%로 최대하중 이전의 횡변위 평균값의 차이보다 각각 1.15배 및 8.50배 높았다. 결과적으로 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 컨트롤 실험체 P는 편심율이 2.5%로 낮음에도 불구하고 최대하중 이후 비틀림이 심하게 발생하는 것을 확인할 수 있었다.

기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S에서 C1과 C2 그리고 C3과 C4의 횡변위 평균값의 차이도 최대하중 이전에 3.3% 이내였다. 하지만, 최대하중 이후 각 사이클에서 그 횡변위 평균값의 차이는 실험체 P와 마찬가지로 점차 증가하였다. 최대하중 시점에서의 횡변위 평균값의 차이는 3.7%이었으며, 종료시점에서 6.7%로 최대하중 이전의 횡변위 평균값의 차이 보다 각각 1.13배 및 2.04배 높았다. 하지만 이 비율은 컨트롤 실험체 P 보다 각각 2.4% 및 76.0% 낮았다. 이로부터 기둥에 보강된 섬유시트는 최대하중 이후에 발생하는 비틀림을 감소시키는데 기여함을 확인하였다.

3.4 항복하중 및 최대하중

Table 3에는 실험결과 요약을 나타내었다. 항복하중($P_{y}$)은 기둥내 주철근이 항복하는 시점으로 결정하였다. 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 컨트롤 실험체 P의 $P_{y}$와 $P_{n}$은 각각 426.0 kN 및 455.8 kN이었다. 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S의 $P_{y}$와 $P_{n}$은 각각 530.4 kN 및 636.5 kN으로서 컨트롤 실험체 P 보다 각각 1.25 배 및 1.40 배 높았다. 이로부터 기둥에서 아라미드 섬유시트 보강은 필로티 건축물의 횡하중 향상에도 기여함을 확인하였다.

3.5 변위연성비

변위연성비($\mu_{\Delta}$)는 최대하중 이후 최대하중의 80%로 저하되는 시점의 변위($\triangle_{80}$)를 $P_{y}$일때의 변위($\triangle_{y}$)로 나눈 값으로 평가하였다. Table 3에 나타낸 바와 같이 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 컨트롤 실험체 P의 $\mu_{\Delta}$는 2.01으로 매우 낮은 수준으로 평가되었다. 이는 3.1 및 3.2절에서 분석된 바와 같이 급격한 전단파괴로 인해 최대하중 이후의 거동이 취성적인 경향을 나타내었기 때문이다. 이러한 최대하중 이후의 취성적 거동은 ^{Kim et al.(2020)}에 의해 수행된 필로티 건축물에서도 동일한 경향을 보였다. 이에 반해 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S의 $\mu_{\Delta}$는 9.30으로 컨트롤 실험체 P 보다 4.63배 높았다. 3.1 및 3.2절에서 분석된 바와 같이 컨트롤 실험체 P와 달리 최대하중시점에서 전단파괴가 발생하지 않았으며, 특히 기둥에서 아라미드 섬유시트의 횡구속 효과로 최대하중 이후의 거동이 연성적이었기 때문이다. 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S의 $\mu_{\Delta}$는 ^{Kim et al.(2020)}에 의해 연구된 유리 섬유시트로 보강된 필로티 건축물에서 측정된 값( = 8.44) 보다 1.10배 높았다. 이는 이 연구에서 적용된 아리미드 섬유시트의 인장강도 및 탄성계수가 일반적으로 사용되는 유리 섬유시트보다 각각 1.43배 및 1.27배 높아 최대하중 이후에 더 효과적인 횡구속으로 더 연성적인 거동을 유도한 것으로 판단된다.

3.6 일손상지수

일손상지수($W_{c}$)는 ^{Sheikh and Khoury(1997)}에 의해 제시된 다음의 모델을 이용하였다.

여기서, $n$은 실험종료 시까지 가력 사이클의 수, $E_{i}$는 $i$번째 사이클의 에너지 소산면적, $\Delta_{i}$는 $i$번째 사이클의 정 및 부방향의 최대 횡변위의 평균, $K_{i}$는 $i$번째 사이클의 유효강성, $K_{y}$는 항복 시점에서 강성을 의미한다. Fig. 9에는 각 사이클에 증가에 따른 $W_{c}$를 나타내었다. 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강되지 않은 컨트롤 실험체 P의 $W_{c}$는 실험종료 시점까지 점진적으로 증가하였다. 최대하중 시점의 $W_{c}$는 1.86이었으며, 최대하중 이후 최대하중의 80%로 저하되는 시점의 $W_{c}$는 6.29이었다. 반면 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S의 $W_{c}$는 최대하중 시점 이전까지 점진적으로 증가하다가 그 이후 급격한 증가 경향을 보였다. 최대하중 시점의 $W_{c}$는 43.1으로서 컨트롤 실험체 P 보다 23.2배 높았으며, 최대하중 이후 최대하중의 80%로 저하되는 시점의 $W_{c}$는 269.3으로서 컨트롤 실험체 P 보다 42.81배 높았다. 이로부터 각 기둥에서의 아라미드 섬유시트 보강이 필로티 건축물의 연성향상에 효과적임을 확인하였다. 또한, 기둥이 아라미드 섬유시트로 보강된 실험체 S에서 최대하중 이후 최대하중의 80%로 저하되는 시점의 $W_{c}$는 ^{Kim et al.(2020)}에 의해 연구된 유리 섬유시트로 보강된 필로티 건축물에서 측정된 값( = 156.8) 보다도 1.72배 높았다.

3.7 아라미드 섬유시트 보강효과에 대한 고찰

3.1절 ~ 3.6절에서 분석된 바와 같이 각 기둥의 아라미드 섬유시트 보강은 필로티 건축물의 최대하중을 증가시킬 뿐만 아니라 최대하중 이후 발생하는 비틀림을 최소화하는데 효과적이었다. 특히 최대하중 시점의 전단파괴 방지와 최대하중 이후의 비틀림의 최소화는 필로티 건축물을 연성적으로 거동하는데 큰 기여를 하는 것으로 판단된다. 다만, 이 연구에서 적용된 필로티 건축물의 편심율은 2.5%로 고정하였으므로, 편심율을 고려한 섬유시트의 연성보강 효과 검증에 대한 연구는 향후 필요하다.