1. 서    론

구조물이 지진을 경험하게 되면 구조물을 구성하는 각각의 구조 부재는 비탄성 변형을 통해 에너지를 흡수하며, 내력, 강성, 강도 등의 성능이 저하되어 구조물은 손상을 입는다. 고층구조물의 주된 횡력 저항 요소로 사용되고 있는 철근콘크리트 전단벽은 수직방향으로의 축하중(고정하중, 활하중 등)과 지진으로 인한 횡하중을 함께 받게 되는데, 이때 전단벽의 양단부가 적절히 구속된 배근상세로 설계되지 못한 경우 그 거동의 특성 상 소성힌지의 분배가 원활히 이루어지지 못함으로써 압축측 벽체 하단부 만의 압괴로 갑작스럽게 파괴되는 매우 취성적인 형태의 파괴모드를 갖게 된다. 횡력 뿐 아니라 수직하중을 지지하는 주요 부재인 벽체의 이러한 취성적인 파괴는 구조물 전체의 안정성 저하로 이어져 붕괴의 주된 원인이 된다(Korea Concrete Institute 2015; Song 2017). 따라서 이러한 위험을 줄이기 위하여 세계 여러 나라의 설계기준들은 벽체의 소성힌지 영역에서 벽체 단부를 보강하여 벽체가 최대강도 도달 이후 파괴시점까지 일정 수준의 연성을 확보하도록 하는 규정을 설계기준에 포함시키고 있다(The Concrete Society and Deutscher Beton-Verein 2004; Architectural Institute of Korea 2009; Architectural Institute of Japan 2010; ACI Committee 318 2014). 예를 들면, ACI318(ACI Committee 318 2014)의 특수전단벽(Special shear wall), EN.1998.1;2004(The Concrete Society and Deutscher Beton-Verein 2004)의 연성벽(Ductile wall), AIJ standard(Architectural Institute of Japan 2010)의 내진벽(耐震壁) 등의 이름으로 불리는 단부보강형 벽체들이 이에 해당하는 것으로, 이 벽체들의 공통점은 벽체의 양 단부 일정구간이 마치 기둥을 설치하듯이 횡구속 철근을 배근하여 주근을 구속하도록 되어있다는 것이다. 우리나라도 건축구조기준(Korean Building Code, KBC)(Ar-chitectural Institute of Korea 2009)에서 2009년 이후 구조물의 높이 제한 규정과 함께 ｢내진설계 시 특별고려사항｣을 통해 특수철근콘크리트 구조벽체의 경계요소 설계에 관한 규정을 도입하여 시행하고 있으며, 최근 개정된 KBC 2016(Archi-tectural Institute of Korea 2016)에서는 특수경계요소 배근 상세에 대하여 대안 설계방법을 지정하여 그 사용을 허가하고 있다. 이는 콘크리트 구조벽체 단부의 횡보강을 위한 상세 규정이 지진의 발생빈도와 위험도가 높은 미국의 규준(ACI Committee 318 2014)을 그대로 적용하도록 되어있어 우리나라의 실정과 부합되지 않으며, 복잡한 상세의 단부보강으로 인해 벽 단면의 적용에 제한이 있는 단점을 보완하고자 한 것으로, 근래에 주목받고 있는 성능 기반 구조설계의 개념에 입각한 것이다. 성능 기반 구조설계의 기본 개념은 구조물의 성능목표를 설정하고 목표수준의 성능이 보장되도록 설계함으로써 시공성 및 경제성을 도모하는데 있다. 이때 구조물이 목표로 하는 일정수준의 성능을 확보했는지 여부는 개개의 부재에 대한 강도, 연성, 최대강도 도달 이후의 거동, 파괴모드, 복원력 특성 등이 정확히 평가, 반영된 구조물의 비선형 모델링과 이에 대한 비선형 해석, 그리고 적절한 기법을 적용한 성능평가라는 일련의 과정을 통해 확인하게 된다. 이러한 비선형 해석 및 성능평가의 과정에서 구조부재의 비선형거동 특성 파악은 성능에 기반을 둔 구조설계의 성패를 좌우하는 매우 중요한 요소라 볼 수 있다.

부재단위 구조실험은 구조부재의 거동에 영향을 미치는 변수와 비선형거동 특성 간의 인과관계를 파악하고 구조성능을 예측하는 수단으로서 사용되고 있으며, 전단벽의 비선형 거동 특성을 파악하기 위한 연구자들의 다양한 실험들이 진행되어 왔다(Han et al. 1999; Zhang and Wang 2000; Thomsen IV and Wallace 2004; Su and Wong 2007; Seo et al. 2010).

이러한 기존의 실험적 연구들은 휨파괴형 고층전단벽 하부의 하중상황을 반영하지 않고 실험체의 배근상세와 형상비 조정을 통해 파괴모드를 조절한 경우가 대부분이다.

이에 본 연구에서는 KBC 2016(Architectural Institute of Korea 2016)에 명시된 특수경계요소 대안 상세를 갖는 휨파괴형 벽체를 대상으로 고층전단벽 하부의 하중상태를 고려한 가력 계획 하에 경계요소 유무, 전단벽의 단면에 작용하는 중력하중의 크기, 경계요소 주근의 횡구속 간격을 변수로 한 구조실험을 수행하고, 그 결과를 변형능력, 강도 및 강성, 에너지 소산능력의 관점에서 비교‧분석하여 휨파괴형 전단벽의 거동에 영향을 주는 인자와 비선형 거동특성의 관계를 제시하였다.

2. 실    험

2.1 실험계획

구조실험의 대상 건물은 층고 2.8 m인 22층의 특수전단벽을 채용해야하는 경우의 벽식아파트로 정하였다. 건물의 높이는 61.6 m, 지반조건 인 경우로서 내진설계범주 D에 해당하며, Fig. 1에 실험체를 제작하기 위한 프로토타입 벽체를 나타내었다. 휨지배형 고층 전단벽의 경우 벽체 하부의 성능에 의해 전체시스템의 성능이 결정되므로, 본 연구에서는 실험실의 여건을 고려하여 Fig. 2에서와 같이 최하층 벽체를 대상으로 하여 실험체를 제작하였다. 이때 지진하중으로 인한 횡하중과 전도모멘트, 벽체에 작용하는 중력하중을 수평‧수직방향으로 설치되는 가력기의 하중비와 유압잭을 통하여 도입되도록 계획하였으며, 이를 통해 휨이 지배적인 형상비가 큰 벽체의 휨 거동 양상을 모사하도록 하였다.

Table 1에는 실험의 변수를 나타내었다. 단부 주근에 대한 횡구속이 없는 RCW군 실험체(보통 전단벽) 2개와 단부에 특수경계요소를 설치한 SCW군 실험체(특수 전단벽) 5개 총 7개의 실물크기 실험체는 모두 동일한 수직철근과 수평철근으로 배근되어 기본적으로 동일한 휨강도를 보이도록 설계하였으며, Table 1의 3~5열의 단부철근에 대한 횡구속 여부, 횡구속 철근의 수직방향 간격, 단면에 작용하는 중력하중의 크기를 변수로 하여 제작하였다.

총 5개의 SCW군 실험체의 단부 특수경계요소 배근상세는 모두 동일하다. 특수경계요소의 길이는 전단벽의 단면에 작용하는 압축력의 크기에 따라 달라진다. 본 연구에서는 압축력의 변화가 벽체의 거동에 미치는 영향을 파악하기 위하여 특수경계요소의 길이를 단면성능의 15 %에 해당하는 압축력이 작용하는 경우를 가정하여 이를 기준으로 특수경계요소의 길이를 결정하였다. 단부 수직철근에 대한 횡구속에는 KBC 2016(Architectural Institute of Korea 2016)의 특수경계요소 대안상세(U형철근과 연결철근의 조합을 통해 단부를 구속하는 부분폐쇄형 상세)를 적용하였다(Fig. 3 참조).

Fig. 4와 Table 2에 실험체의 치수와 단면형상 및 배근상세와 이에 따른 예상강도를 나타내었다. 앞서 기술한대로 실험체의 기본적인 수직‧수평철근의 배근이 같고, KBC2016의 전단벽의 휨 및 전단강도 계산식은 단부의 횡구속 여부를 고려하고 있지 않으므로, 7개의 실험체는 모두 동일한 휨강도를 보이도록 설계하였으나, 전단벽의 단면에 작용하는 중력하중의 크기에 따라 Table 2에 나타낸 바와 같이 서로 다른 휨강도를 보일 것으로 예상하였다.

실험은 전남대학교의 바이오하우징 구조실험동에서 실시하였다. 실험체의 설치 상황을 Figs. 5~7에 나타내었다. 실험체는 상부 가력보, 벽체, 기초 부분으로 이루어져 있으며, 실험이 진행되는 동안 벽체의 면외좌굴현상을 방지하기 위하여 Fig. 7과 같이 실험체 상부 가력보에 가이드 프레임과 볼지그를 설치하였다. 실제 벽체 하부에 작용하는 중력하중, 전단력 및 전도모멘트를 구현하기 위하여, 실험체 상부에 오일잭을, 반력벽과 반력바닥에 가력기를 각각 설치하였다. 횡하중은 가력기A에 의해 전달되며, 모멘트는 가력기B와 가력기C에 의해 가해진다. 실제 하중조건과 동일한 하중조건을 재현하기 위하여 각 가력기에 가해지는 하중의 비는 가력기A : 가력기B : 가력기C = 1 : 10.6 : -10.6으로 유지하였으며, 오일잭과 반력바닥을 연결하는 강봉 양단에는 힌지를 두어 실험이 진행되는 동안 작용 하중의 방향이 실험체의 중심을 향하도록 하였다.

2.2 재료시험

콘크리트 강도시험을 위하여 콘크리트 공시체는 KS F 2403의 규정에 따라 Ø100×200의 공시체를 제작하였으며 압축강도 실험은 KS F 2405에 따라 산정하였다. 공시체는 실험체와 동일한 기간 타설과 동일 조건에서 양생한 3개씩의 공시체를 사용하였으며, 매 실험체마다 실험 당일 강도를 테스트하여 평균값을 사용하였다.

Table 3에 재료시험에 따른 압축강도의 평균값을 나타내었다. 콘크리트 강도는 실험체에 작용하는 축력비와 밀접한 연관이 있는 값이므로 실험 수행 시 오일잭을 통해 실험체에 가해지는 압축력의 크기 산정과 실험결과 분석 시에 이를 반영하였다.

실험에 사용된 이형철근의 재료시험 결과는 Table 4와 같다.

2.3 가력방법

일반적으로 고층 벽식구조물에 사용되는 전단벽의 하부에 0.1~0.2 에 해당하는 중력하중이 전달되는 것을 감안하여 단면성능의 10 %, 15 %, 20 %에 해당하는 중력하중을 계획하였다. 실험체 설치가 완료된 후, 의도한 중력하중을 오일잭을 통해 벽체 상부의 철골 가력보에 수직 방향으로 재하하였다. 이때 벽체 상부 콘크리트보의 무게, 철골 가력보, 상부의 철물 등의 무게를 제외하고 재하 하여 로드셀에 측정되는 하중이 계획한 축력이 되도록 조절하였다.

수평하중은 역삼각형 형태의 횡하중을 가정하였으며, 이 하중분포에 의해 발생하는 휨모멘트와 전단력의 관계가 유지되도록 가력장치를 계획하였다. 횡하중의 가력에는 250 kN 용량의 엑츄에이터(Actuator)를 사용하였으며, 가정된 역삼각형 형태의 횡하중으로 인해 발생하는 전도모멘트의 구현에는 수직방향의 500 kN 엑츄에이터(Actuator) 2대를 사용하였다. 실험체에 작용하는 반복하중은 벽체의 상단과 하단에 설치된 LVDT 측정값의 차를 기준 변위로 설정하여 이에 따른 변위제어방식으로 가력 하였다. 하중이력은 ACI T1.1R-01(ACI Innovation Task Group 1 and Collaborators 2001)에 따라 다음 단계가 이전 단계의 125 ~150 %의 범위에 들도록 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 계획하였다.

각 변위마다 강도와 강성의 저하에 대한 자료를 얻기 위하여 동일 변위 당 3회씩 가력 하였으며, 실험은 내력이 크게 저하되는 구간까지 수행하였다. 실험체의 균열은 가력이 끝나는 단계별로 구분하여 정방향과 부방향 모두 표시하였다.

2.4 계측계획

각 실험체의 전체적인 거동과 국부적인 변형을 측정하기 위한 철근의 변형률 게이지와 변위계의 설치위치를 Figs. 9, 10에 나타내었다. 소성힌지 형성이 예상되는 위치인 전단벽 하단에서 벽길이의 1/2되는 곳을 중심으로 주근과 횡구속 철근에 변형률 게이지를 설치하였으며, 실험체의 곡률 산정과 슬립 측정, 변위제어를 위해 총 6개의 변위계(LVDT)를 설치하였다.

3. 실험결과

3.1 균열 및 파괴양상

실험을 진행하는 동안 각 실험체별 파괴상황을 조사하였다. 균열은 중력하중 가력 직후, 각 횡변위비의 3번째 싸이클 종료 직후, 그리고 최종파괴 시 조사하였다. 실험 종료 후 파괴균열 모양을 Fig. 11에 나타내었다.

‘보통전단벽 RCW-1과 RCW-2 실험체는 횡변위비 0.15 %구간부터 벽체단부에서 균열이 형성되기 시작하였으며, 변위가 증가함에 따라 정, 부방향 가력시 발생한 휨균열이 서로 교차하면서 초기 휨균열이 휨-전단균열로 진행되었다. 두 실험체 모두 변위비 1 %에 이르러 양단부에 세로방향의 압축균열이 발생하였으며 단부 정착 및 횡구속이 없는 상세에 따라 RCW-1 실험체는 1.5 %, RCW-2 실험체는 1 % 변위비 3회 사이클 완료 후 각각 2 %, 1.5 % 사이클 진행 도중 인장측 단부 주철근의 항복과 압축측 단부 콘크리트의 압괴가 동시에 발생하면서 벽체의 파괴로 이어졌다. 이때 휨철근은 파단되지 않았으며, 압축단부 주철근이 면외로 좌굴되어 벌어지며 압축단부의 압괴로 인해 파괴되었다.

단부에 특수경계요소를 갖는 SCW군 실험체들도 모두 횡변위비 0.15 %구간부터 벽체단부에서 휨균열이 형성되기 시작하였으며, 변위가 증가함에 따라 정, 부방향 가력시 발생한 휨균열이 서로 교차하면서 초기 휨균열이 휨-전단균열로 진행되었다. 또한 변위비 1 %에 이르러 양단부에 세로방향의 압축균열이 발생하였으며, 이후 보통전단벽과 비교하여 다소 느리게 균열이 진전되어 1.5 % 구간에서 최대강도에 도달하였다. 최대강도 발현 후에는 추가적인 균열의 발생은 없었으며, 작용 중력하중이 단면성능의 20 %인 SCW-3 실험체를 제외하고 모두 2 % 이상의 변형능력을 보여주었다. 변위비 2.5 %에 이르러서는 기존에 발생하였던 세로방향 균열이 급속히 진전되어 최종 파괴에 이르렀으며, 소성힌지 영역(0.5 구간)에서의 압축측 주근의 좌굴과 동시에 발생하는 인장측 주근의 파단으로 파괴되는 파괴의 양상은 동일하였다.

3.2 모멘트-횡변위비 및 모멘트 강도

Fig. 12에는 각 실험체의 모멘트-횡변위비 이력곡선을 나타내었다. 횡하중은 동일한 횡변위비에서 강성 및 강도저하에 관한 정보 취득을 위하여 3회씩 반복 가력 하였다. 단부 정착과 경계요소가 설치되지 않은 보통전단벽 실험체(RCW-1, 2)는 서서히 하중이 증가하다가 1.5 %와 1 % 변위비에서 최대강도에 도달한 이후 급격히 파괴되는 취성적인 경향을 보였다. RCW-1과 RCW-2를 제외한 특수전단벽 상세를 갖는 실험체는 하중이 서서히 증가하다가 최대하중에 도달한 이후에는 파괴 시까지 하중 증가 없이 변위만 계속 증가하는 연성적인 경향을 보였다.

Table 5에 실험변수와 재료시험 및 구조실험의 결과를 정리하여 나타내었다. 실험체 설계 시 가정했던 콘크리트 강도는 24 MPa이었으나, 실험 당일 공시체의 압축강도 시험 결과 실험체 별로 상이한 결과를 보였다(Table 3 참조). 따라서 Table 5의 실험체 단면에 작용하는 중력하중 와 실험체의 공칭강도 은 재료시험을 통해 얻은 재료강도 값을 반영하여 산정한 값이며, 와 는 각각 변위비 0.75 %를 기준으로 산정한 강성과 실험체가 동일변위의 3회 사이클을 모두 수행한 최대 변위비를 나타낸 것이다.

실험체의 최대모멘트강도와 공칭강도의 비는 정방향 가력 시 1.0~1.1, 부방향 가력 시에는 0.9~1.0 사이의 값을 보여 주었다. 정방향 가력 시의 손상으로 인하여 부방향 가력 시 강도 발현이 10 % 정도 저하된 것으로 보이나, 전체적인 강도발현의 양상은 단부 횡보강 유무와 직접적인 관련이 없었으며, 특수경계요소가 있는 전단벽의 휨설계에 설계기준 상의 단면설계식을 적용 가능함을 확인 하였다. 또한 작용 축력이 증가한 경우 초기강성과 최대 모멘트강도는 증가하였으나 변형성능이 다소 저하되는 것으로 나타났다.

3.3 연성 및 에너지소산 능력

Fig. 13에는 벽체에 단면성능의 10 %에 해당하는 중력하중이 작용하는 경우에 해당하는 실험체에 대한 실험결과를 정리하였다. 단부에 정착 및 경계요소가 없는 RCW-1 실험체와 단부에 경계요소가 있는 SCW-1, 4, 5 모두 하중-변위관계 포락 곡선상의 최대강도 발현 시점이 동일하였다.

SCW-1, 4, 5 실험체의 경우 최대강도 발현 시점이 동일하고, 변위비 0.75까지의 초기강성 값(Table 5 참조)과 강성의 변화의 추이 및 소산된 에너지의 양이 유사하나, 변형능력은 각각 2.5 %, 2.25 %, 3 %로 뚜렷한 차이가 있었다. 이는 SCW-1, 4, 5 실험체의 특수경계요소 횡구속철근 수직방향 간격 차이에 기인한 것으로 수직방향 간격이 조밀하여 구속 정도가 클수록 전단벽 단부의 압축력에 대한 저항성능이 향상되어 압괴가 지연됨으로 인하여 변형성능이 높아진 것으로 판단된다.

Fig. 14는 벽체에 작용하는 중력하중의 크기를 변수로 한 실험 결과를 정리하여 나타내었다. 벽체에 작용하는 중력하중의 크기와 초기강성, 최대강도와는 비례, 변형능력과는 반비례하는 경향을 보였다. 이러한 경향은 단부보강이 없는 벽체의 경우에 약 10 % 정도 더 크게 나타났다.

RCW군 실험체의 수직철근 변형률 측정의 결과를 Fig. 15에 나타내었다. 단부 정착과 경계요소가 없는 RCW-1, 2 실험체의 경우 0.75~1.0 % 구간까지는 선형적인 변형률 분포를 보여주다가 최대강도 도달 이후 실험체가 급격히 파괴되며 인장측 단부 철근의 변형률이 급격히 증가하였다.

Figs. 16과 17은 SCW군 실험체의 수직철근과 특수경계요소 횡구속 철근에 대한 변형률 측정 결과를 나타낸 것이다. 경계요소가 있는 SCW-1~5 실험체의 경우 변위비 1 %를 넘어서며 단부 수직철근과 소성힌지 형성 구간인 벽길이의 1/2 지점 이내의 횡구속철근에 변형률이 집중되는 경향을 보여주었다. 최대강도 도달 이후 변형률이 거의 선형성을 유지하다가 급격히 파괴되는 RCW군 실험체와는 달리 SCW군 실험체는 최대강도 도달 이후에 비탄성 거동을 시작하며 특수경계요소 횡구속 철근이 코어콘크리트를 구속하여 전단벽의 압축 단부의 압축력에 대한 저항 성능을 향상시켜 압괴를 지연시킴으로서 인장측 수직철근에 응력이 고르게 분배되도록 하고 있음을 알 수 있었다. 이는 전술한 횡구속 정도의 차이에 따른 변형능력의 차이, 인장측 철근의 파단과 압축측 단부 콘크리트의 압괴가 동시에 발생하는 파괴양상과도 일치하는 결과이다.

4. 결    론

고층형 전단벽의 거동 특성 파악을 위한 7개의 전단벽에 대한 구조실험의 결과를 요약하면 다음과 같다.

1)보통전단벽 2개와 특수전단벽 5개의 총 7개의 전단벽을 대상으로 단면 성능의 10, 15, 20 %에 해당하는 압축력을 도입하여 반복 주기하중재하 실험을 수행한 결과 단면에 작용하는 중력하중의 크기와 전단벽의 초기강성 및 최대강도는 정비례의 관계에 전단벽의 변형능력과는 반비례의 관계를 보였다.

2)특수경계요소 주근에 대한 횡구속 철근의 수직방향 간격이 D/4, D/3, D/2.5인 실험체의 거동특성을 비교한 결과 횡구속 철근의 수직방향 간격이 조밀할수록 전단벽의 변형성능이 높게 나타나 횡구속 철근의 수직방향 간격과 전단벽의 변형성능이 반비례함을 확인 하였다.

3)0.75~1.0 % 사이의 변위비 구간까지는 경계요소 유무와 무관하게 벽체의 수직철근의 변형률이 선형적 분포를 보여주었다. 이후 단부에 특수경계요소가 있는 SCW군 실험체에서는 비탄성 거동 영역에서 단부횡구속 철근의 코어콘크리트 구속 효과로 인하여 인장측의 수직철근에서도 지속적인 변형률 증가가 나타났다.

4)SCW-4 실험체의 횡구속철근 배치 간격은 설계기준의 횡구속 철근의 수직방향 간격 제한 조건(1/3부재 최소 단면치수 이하)을 초과하는 경우이나 이 경우에도 설계기준에서 요구하는 변형능력 이상의 변형능력을 보유하고 있음을 확인하였다. 이는 단부의 횡구속철근 수직 배치 간격에 따른 벽체 거동 특성 규명을 위한 추가적인 연구의 필요성을 나타내는 것으로, 이를 통해 적절한 구조적 성능을 확보함과 동시에 시공성과 경제성을 향상시키는 성능설계를 위한 기반 자료를 확보할 수 있을 것으로 보인다.