2.1 실험변수 및 실험체 형상

총 6개의 비보강 및 보강 조적벽체를 제작하여 반복가력 실험을 수행하였다. Table 1에서 보듯이 ECC 자켓, 공간쌓기 및 개구부 설치 여부를 실험변수로 고려하였다. 실험체 이름에서 #1-#6은 실험체 일련번호를, C 및 S는 각각 공간쌓기 및 일반쌓기 조적벽체를, NJ 및 FJ는 각각 비보강 및 ECC 자켓보강을, O는 개구부를 가리킨다.

보강 이전 조적벽체의 형상 및 치수는 Fig. 3에 나타냈다. 조적벽체의 길이 및 높이는 각각 1,990 mm 및 1,350 mm이고 벽체 형상비(높이/길이)는 0.678이다. 실험체 #1 및 #2에는 1.5B쌓기를 적용하였고, 실험체 #3-#6은 벽체가 왼쪽으로 치우친 1.0B 편심쌓기를 적용하였다. 실험체 #5 및 #6의 창호형 개구부 크기는 710 mm×680 mm이다. 모든 실험체에서 조적벽체는 단면크기 300 mm×300 mm의 상하 철근콘크리트 보 사이에 설치하였으며, 보의 길이방향 및 직각방향 보강철근으로는 각각 4-D19 및 D10@150(후프)가 사용되었다. 실험체는 노후 조적건물 1층 벽체의 약 2/3 크기로 설계되었으며, 개구부의 크기 및 위치는 비교분석을 위하여 ^{Kanno and Choi (2021)} 연구를 참고하였다. 또한 실태조사된 실제 건물의 보강상세를 고려하여 조적을 편심쌓기로 고려하였다.

Fig. 4는 기초 및 하부보와 조적벽체의 시공과정을 보여준다. 하부의 콘크리트 기초 및 보를 먼저 시공한 다음 벽돌을 쌓아 올려 실험체를 제작하였다. 콘크리트 보와 조적벽체 사이 접합면에서 미끄럼을 방지하기 위하여 Fig. 4(a)와 같이 철근 전단키를 500 mm 간격으로 설치하였다. 1.5B 공간쌓기가 사용된 실험체 #1 및 #2에서는 단열재가 존재하는 경우를 상정하여 내벽(1.0B, 시멘트벽돌) 및 외벽(0.5B, 적벽돌) 사이에 20 mm 두께의 스티로폼을 삽입하여 벽돌을 쌓았다. 실험체 #3~#6에는 1.0B 벽돌쌓기(시멘트벽돌)가 사용되었다. 국내 노후 건물의 조적상태를 모사하기 위하여, Fig. 4(b)와 같이 조적 줄눈은 불량한 상태로 시공되었다. 즉, 수평줄눈은 벽돌 바닥면적의 약 80~90 %에 모르타르가 채워졌고, 수직줄눈의 경우 줄눈모르타르가 충분히 다져지지 않은 상태로 시공되었다.

Fig. 3 Configurations of masonry wall specimens before strengthening

Fig. 4 Fabrication of concrete pedestals and masonry walls

2.2 ECC 자켓 보강

6개의 실험체 중 #2, #4 및 #6 실험체에 대하여 ECC 자켓보강공법을 적용하였다. Fig. 5는 실험체별 ECC 자켓보강 구조상세를 보여준다. ECC 자켓의 두께는 40 mm이고, ECC 자켓과 상하 콘크리트 보를 연결하는 상하 앵커접합부는 Fig. 6과 같이 보강앵글(강판두께 10 mm), M16 부착앵커(간격 200 mm), D10 보강철근(간격 200 mm, 길이 290 mm)을 사용하여 하중경로를 보강하였다. ECC 자켓 내부에는 조적앵커($\phi$4.5) 및 와이어메시(직경 2 mm, 수직/수평 간격 50 mm)를 설치하고, 이들을 클립으로 고정하였다. 실험체의 ECC 자켓은 Fig. 2의 시공절차에 따라 시공되었으며, 실험체 제작 과정은 Fig. 7에 나타냈다. 참고로, 철거 등 내부공사가 최소화되도록 ECC 자켓은 바깥 1면에만 실치하는 보강방법이 고려되었고, 자켓두께는 시공가능한 최소두께인 40 mm로 시공하였다.

Fig. 5 Structural details of engineered cementitious composite (ECC) jacket for strengthening (specimens #2, #4, and #6 only)

Fig. 6 Anchor connection details of engineered cementitious composite (ECC) jacket

Fig. 7 Fabrication of engineered cementitious composite (ECC) jackets in specimens #2, #4, and #6

2.3 재료강도

Fig. 8(a)는 시멘트벽돌(190 mm×90 mm×57 mm)을 3단으로 쌓은 조적프리즘(masonry prism)의 압축시험([4]ASTM C1314) 결과를 보여준다. 프리즘 압축시험으로 구한 조적벽체의 평균 압축강도 및 탄성계수는 각각 $f_{m}'$=7.56 MPa 및 $E_{m}$=1,820 MPa이다. 압축파괴는 Fig. 8(a)와 같이 한쪽 단부에서 시멘트벽돌이 수직으로 쪼개지는 할렬파괴 양상을 보였다. 측정된 조적벽체의 압축강도($f_{m}'$=7.56 MPa) 및 탄성계수($E_{m}$=1,820 MPa)는 내진성능평가요령^{(KISC 2013)}에서 규정하는 설계기준압축강도(=6.2 MPa, 조적상태 ‘양호’) 및 설계기준값(=200$f_{m}'$=1,512 MPa)보다 약 20 % 정도 큰 값이었다. Fig. 8(a)의 응력-변형률 관계에서 보듯이, 조적프리즘의 최대압축응력은 약 0.005 mm/mm 근처에서 발생하였는데, 이는 기존 연구^{(Lee et al. 2021; Kim et al. 2022)}에서 보고된 재료시험 결과와 유사하다. 이처럼 조적프리즘은 일반 콘크리트 대비 큰 압축변형률에서 최대응력에 도달하였다. Fig. 8(b)는 시멘트벽돌 6개를 쌓아 제작한 조적프리즘의 면외 휨실험 결과를 보여주는데, 경간 중앙에서 벽돌과 모르타르 사이 접합면에서 인장파단이 발생하였다. 이로부터 조적벽의 평균 줄눈인장파단강도($f_{bjt}$)는 0.18 MPa로 조사되었다. 그 외 시멘트벽돌 및 줄눈모르타르에 대해서도 다음과 같이 재료시험을 별도로 진행하였다. KS F 4004^{(KATS 2018)}에 따라 실험된 시멘트벽돌의 평균 압축강도 및 휨인장강도는 각각 10.7 MPa 및 1.35 MPa로 조사되었다. 줄눈모르타르에 대해서는 KS F 2405 ^{KATS 2017)}에 따라 직경 100 mm, 길이 200 mm의 원주형 공시체를 제작하여 압축시험을 수행하였으며(Fig. 8(c) 참조), 평균 압축강도 및 탄성계수는 각각 17.0 MPa 및 14,500 MPa로 나타났다.

Fig. 8(d)는 3단으로 쌓은 조적프리즘에 대한 줄눈전단시험 결과를 보여준다. BS EN 1052-3^{(BSI 2002)} 줄눈전단시험은 줄눈 접합면에 작용하는 연직응력 크기를 $\sigma$=0.3, 0.6, 및 0.9 MPa로 증가시키며 진행하였고, 각 연직응력에 대하여 2번의 실험을 반복하였다. Fig. 8(d2)에서 줄눈전단거동은 최대응력에 도달한 이후 응력이 감소하였지만 이후 일정 수준의 잔류응력을 유지하였다. 줄눈전단파괴에 의한 최대응력 및 잔류응력은 줄눈 접합면의 연직응력($\sigma$)이 커질수록 증가하였다. 최대응력을 기준으로 산정한 조적 가로줄눈(bed joint)의 마찰계수 및 점착력은 각각 $\mu$=0.683(또는 마찰각 $\phi$= 34.3°) 및 $c$=0.847 MPa로 평가되었다(Fig. 8(d3) 참조). 참고로, 모르타르 접합면에서 미끄럼변형이 발생한 이후의 줄눈 잔류전단응력은 $\tau$=0.5-0.8 MPa 수준으로 나타났다(Fig. 8(d2) 참조).

ECC 자켓에는 PVA(poly-vinyl alcohol) 섬유가 체적비 2.0 %로 배합된 섬유보강모르타르가 사용되었다. 원주형 공시체(직경 100 mm, 길이 200 mm, KS F 2405)에 대하여 평균 압축강도 및 탄성계수는 각각 44.0 MPa 및 19,200 MPa로 조사되었고 약 0.0031 mm/mm의 변형률에서 최대압축응력에 도달하였다. ECC 자켓의 인장특성은 직접인장시험을 통해 계측하였다^{(JSCE 1999)} 재령 28일 기준 ECC 모르타르는 Fig. 9(a)와 같이 3.1 MPa에서 균열을 시작하였고 변형률 3 %까지 약 3.5 MPa의 인장강도를 유지하였다. Fig. 9(c)는 철선(직경 1.95 mm, 항복강도 425 MPa, 극한강도 517 MPa)를 포함한 ECC 자켓의 인장특성을 보여주는데, Fig. 9(a)와 비교하여 초기균열이 시작되는 응력은 비슷하지만 이후 강도 및 연성이 크게 개선된 거동을 보였다. 참고로, Fig. 9(b)는 직경 1 mm 철선 2가닥이 함유된 ECC 자켓의 인장특성을 보여주는데, 약 3.1 MPa에서 초기균열, 0.8 % 변형률에서 철선 항복, 최종적으로 2 % 변형률에서 파단되었다.

조적벽체 상하부 보에 사용된 콘크리트의 압축강도(KS F 2405)는 31.6 MPa, 보강철근 D10 및 D19의 항복강도는 각각 481 MPa 및 447 MPa로 조사되었다.

Fig. 8 Material strength tests of masonry

Fig. 9 Tensile properties of engineered cementitious composite (ECC) jacket

2.4 재하계획

횡하중 반복가력을 위한 실험셋팅을 Fig. 10(a)에 나타냈다. 작용하중으로는 조적벽에 작용하는 압축하중과 횡하중을 고려하였다. 상부 강재보(중량 19.5 kN) 위에 설치된 수직방향 액추에이터로부터 일정한 초기 압축하중 120 kN을 가한 상태에서 수평방향 액추에이터의 횡변위를 제어하며 횡하중을 가하였다. Fig. 10(b)와 같이 횡변위비(=가력점 횡변위를 높이 1,950 mm로 나눈 값) 0.31 %까지는 3회 반복가력하였고, 0.58 % 이후로는 2회 반복가력하였다. 액추에이터에 연결된 강재지그를 직접 횡지지함으로써 실험 중 조적벽체에 면외변형이 발생하지 않도록 하였다(Fig. 10(a) 참조).

참고로, 조적벽체에는 수직 액추에이터에 의한 압축하중(120 kN) 이외에도 콘크리트 상부보(4.2 kN) 및 강재보(19.5 kN)의 자중이 압축하중으로 작용되었다($N$=143.7 kN). 따라서 횡하중을 가하기 이전 벽체에 선재하된 압축응력($f_{a}$, ECC 자켓을 제외한 조적단면만의 면적으로 산정)의 크기는 실험체 #1 및 #2에서 0.24 MPa(국내 2층 조적건물 축응력 수준, ^{Kang et al. 2010)}, 실험체 #3~#6에서 0.36 MPa이었다.

Fig. 10 Loading plan

3.1 개구부가 없는 조적실험체 #1-#4

Fig. 11(a) and 11(b)는 개구부가 없는 조적 실험체 #1~#4의 하중-변위($P$-$\Delta$) 관계와 주요 파괴모드를 보여준다. ECC 자켓의 보강 효과를 명확히 살펴볼 수 있도록, 조적상세가 동일한 비보강 및 보강 실험체의 실험결과를 대비하여 나타냈다. 하중 $P$는 수평 액추에이터의 하중이고, 변위 $\Delta$는 가력점에서 계측된 횡변위를 가리킨다. 횡변위비(lateral drift ratio)는 횡변위 $\Delta$를 가력점 높이 1,950 mm로 나눈 값이다. 참고로, 조적벽체의 주된 변형모드는 강체회전으로 조적벽체뿐만 아니라 그 위의 강재지그에서도 회전에 의한 횡변위가 발생하였다. 따라서 횡변위비 산정시 조적벽체 바닥부터 가력점까지의 높이(=1,950 mm)를 사용하였다(Fig. 10(a) 참조).

개구부가 없는 실험체 #1~#4는 Fig. 11(a) and 11(b)에 나타낸 바와 같이 강체회전거동의 전형적인 하중-변형 관계와 파괴모드를 보였다.

Fig. 11 Lateral load-deformation relationships and failure modes

3.2 개구부가 있는 조적실험체 #5 및 #6

실험체 #5 및 #6은 Fig. 11(c)에서 보는 바와 같이 하중-변형 관계 및 파괴모드가 조적벽 내부 개구부에 의해 영향을 받았다.

3.2.2 파괴모드

개구부가 있는 실험체 #5 S-NJ-O 및 #6 S-FJ-O는 조적 및 ECC 자켓의 손상이 대체로 개구부 주변의 모서리 및 벽기둥에 집중되었다. 비보강 실험체 #5 S-NJ-O는 Fig. 11(c2)에서 보듯이 부방향 재하에서 개구부 상부의 콘크리트 인방(A)에서 시작된 조적균열이 벽기둥 WP1을 가로지르는 대각인장균열로 발전하여 급격한 강도저하를 초래하였다. 정방향 재하에서는 Fig. 12(a1)과 같이 개구부 하부 모서리 B에서 시작된 사인장 균열이 우측 벽기둥 WP2 아래로 확산하며 국부적인 강체회전을 일으켰다.

ECC 자켓 보강 실험체 #6 S-FJ-O의 경우, 부방향 재하에서 인장에 저항하는 개구부 좌측의 작은 벽기둥 WP2가 Fig. 10(c3)과 같이 완전히 파단되었다. 또한 개구부 우측에서는 모서리 C에서 시작된 ECC 자켓의 사인장균열이 벽기둥 WP1 하부로 확산하는 강체회전거동이 발생하였다. 이러한 WP1의 사인장균열은 Fig. 11(a2)에서 보는 바와 같이 조적벽체에도 발생하였다. Fig. 11(b)는 개구부 좌우에 설치된 벽기둥 WP2와 WP1의 ECC 자켓에 발생한 균열 분포를 보여주는데, ECC 자켓은 다음과 같은 균열 양상을 보였다. 첫째, 사인장균열은 개구부 모서리에서 시작되어 ECC 패널 내부로 확산하였다. 둘째, 사인장균열과는 별도로 벽기둥의 상부와 하부에는 수평 휨균열이 다수 관찰되었으며, 이는 Fig. 1(b)에 나타낸 복곡률거동을 수분하는 벽기둥의 국부적인 강체회전거동과 일치하는 균열양상이다.

Fig. 12 Crack patterns of masonry and engineered cementitious composite (ECC) jacket in specimens #5 and #6 with opening

4.1 ECC 자켓에 의한 내진성능 향상 효과

각 실험체의 포락곡선(envelop curve 또는 backbone curve)을 Fig. 13에 나타냈고, 이로부터 구한 정방향 및 부방향의 최대하중($P_{u}$), 파괴변형($\delta_{u}$), 유효강성($K_{e}$), 항복변위비($\delta_{y}$), 파괴모드를 Table 2에 정리하였다. 각 특성값의 정의는 Fig. 14를 참고한다^{(Kim et al. 2022)}. Table 2에서 유효강성($K_{e}$) 및 항복변위비($\delta_{y}$)은 이력거동의 영향으로 인하여 정방향 포락곡선(최초 재하방향)과 부방향 포락곡선에서 측정한 값이 큰 차이를 보였다. 즉, #5 S-NJ-O를 제외한 모든 실험체에서 정방향 포락곡선에서 유효강성은 더 작았고 항복변위비는 더 컸다. 이 연구에서는 재하순서와 관계된 이력거동의 영향을 배제하기 위하여 정방향의 유효강성 및 항복변위비를 사용하여 비보강 및 보강 실험체의 내진성능을 비교하였다. 비보강 및 보강 실험체의 강도, 변형능력, 유효강성 및 에너지소산능력은 다음과 같은 결과를 보였다.

첫째, ECC 자켓은 조적벽체의 면내 횡강도를 증가시켰다. Fig. 13 및 Table 2에서 보강 실험체 #2 C-FJ, #4 S-FJ 및 #6 S-FJ-O는 각각 비보강 실험체 #1 C-NJ, #3 S-NJ 및 #5 S-NJ-O와 비교하여 최대하중($P_{u}$)이 약 2배 수준으로 증가하였다. 이는 ECC 자켓이 조적벽체의 수평줄눈인장파괴(강체회전파괴, 개구부 없는 경우) 및 개구부 모서리의 사인장균열(대각인장파괴, 개구부 있는 경우)을 억제함으로써 강도 향상에 기여하기 때문으로 판단된다(Fig. 11의 파괴모드 참조).

둘째, ECC 자켓은 조적벽체의 변형능력 향상에 기여하였다. Table 2에서 보강 실험체 #2 C-FJ, #4 S-FJ 및 #6 S-FJ-O는 각각 비보강 실험체 #1 C-NJ, #3 S-NJ 및 #5 S-NJ-O와 비교하여 파괴변형($\delta_{u}$)이 동등 또는 증가하였으며, 특히 Fig. 13(c)에서 보듯이 개구부가 있는 실험체 #5와 #6에서 변형능력 향상 효과가 두드러졌다. 이는 우수한 인장특성을 보유한 ECC 자켓이 개구부 주변에서 시작하는 사인장균열과 그로 인한 취성파괴를 완화시켰기 때문으로 판단된다. 다만, Fig. 12(b)에서 ECC 자켓은 벽기둥 WP2의 인장파단을 완전히 방지하지는 못하였는데, 향후 이에 대한 상세 개선이 필요할 것으로 판단된다.

셋째, ECC 자켓은 조적벽체의 강성을 증가시켰다. Fig. 12 및 Table 2에서 개구부가 없는 보강 실험체 #2 C-FJ 및 #4 S-FJ의 유효강성($K_{e}$, 정방향 재하)은 비보강 실험체 #1 C-NJ 및 #3 S-NJ 대비 1.78배 및 4.68배 수준으로 증가하였다. 이는 우수한 재료강성(즉, 탄성계수)을 갖는 ECC 자켓이 강건한 콘크리트앵커 접합부에 의해 기존 조적벽체에 일체화되어 재하 초기부터 횡하중을 분담하였음을 보여준다. 참고로, Table 2에서 개구부가 있는 경우 ECC 자켓 보강 실험체 #6 S-FJ-O의 유효강성이 비보강 실험체 #5 S-NJ-O의 유효강성보다 작다. 이는 유효강성 산정 시 기준으로 삼은 최대하중의 60 %에 도달하기 이전에 #6 S-FJ-O 실험체에 균열로 인한 강성 저하가 크게 발생하였기 때문이며, Fig. 12(c)를 참고할 경우 0.6$P_{u}$에 도달하기 이전의 초기강성은 ECC 보강 #6 S-FJ-O이 비보강 #5 S-NJ-O보다 더 컸다.

넷째, ECC 자켓은 조적벽체의 에너지소산능력을 증가시켰다. Fig. 15는 실험체별 횡변위비에 따른 주기당 에너지소산량($E_{D}$) 및 에너지소산비($\kappa$, energy dissipation ratio) 변화를 보여준다. 에너지소산량 $E_{D}$는 이력모델링에 활용될 수 있도록 각 변위단계마다 주기이력곡선의 면적으로 계산하였고, 에너지소산비 $\kappa$의 정의는 Fig. 15(b)를 참고한다. Fig. 15(a)에서 ECC 자켓 보강 실험체의 주기당 에너지소산량은 대체로 비보강 실험체보다 더 컸다. 하지만 Fig. 15(b)에 나타낸 에너지소산비의 경우 비보강 및 보강 실험체에서 유사한 값들을 보였는데, 이는 ECC보강 실험체의 에너지소산량 증가가 증가된 강도에 비례하여 증가하였음을 보여준다. 에너지소산비는 항복초기인 횡변위비 0.2 % 내외에서 약 $\kappa$=0.6의 값을 보였으며, 이후 급격히 감소하여 횡변위비 0.5 % 이후로는 $\kappa$=0.2의 일정한 값을 보였다.

Fig. 13 Envelope curves

Fig. 14 Definition of symbols

Fig. 15 Hysteretic energy dissipation per load cycle

4.2 조적상태 및 구조상세의 영향

이 연구에서는 개구부, 공간쌓기, 줄눈사춤 불량, ECC 자켓 편심 보강(외부보강) 등 국내 노후주택의 조적특성 및 보강상세를 고려하여 내진실험을 수행하였다. 실험결과로부터 이러한 요인이 비보강 및 보강 조적벽체의 지진거동에 미치는 영향은 다음과 같이 유추할 수 있다.

첫째, 개구부는 조적벽체의 파괴모드를 변화시켜 강도, 연성 등 내진성능을 저하시켰다. 개구부가 없는 실험체 #1-#4에서는 연성모드인 강체회전에 의해 지배되었고, 그 결과 횡변위비 2 % 수준의 변형능력이 확보된 안정적인 내진성능을 보였다. 반면, 개구부가 있는 실험체 #5 및 #6에서는 대각인장파괴, 벽기둥 인장파단 등 취성파괴가 발생하였고 그로 인해 강도 및 변형능력이 감소하였다.

둘째, 공간쌓기 여부는 강체회전이 지배적인 비보강 및 보강 조적벽체의 내진성능에 큰 영향을 미치지 않았다. 비보강 공간쌓기벽 실험체 #1 C-NJ의 강도, 강성 및 연성은 비보강 일반쌓기벽 실험체 #3 S-NJ와 거의 동등하였고, ECC 자켓 보강 공간쌓기벽 실험체 #2 C-FJ의 강도, 강성 및 연성 또한 ECC 자켓 보강 일반쌓기벽 실험체 #4 S-FJ와 거의 동등하였다(Fig. 11 및 Fig. 13 참조). 이는, 공간 내측 및 외측 조적이 콘크리트 테두리보 또는 슬래브에 의해 구속되어 일체로 거동할 경우에는 조적벽 내부 유격이 구조성능에 미치는 영향이 제한적임을 의미한다.

셋째, 강체회전거동을 보인 실험체 #1~#4에서는 줄눈사춤 불량의 영향이 제한적이었던 것으로 판단된다. 강체회전거동은 기본적으로 수평줄눈의 인장파단을 수반하는데, 실험체에서는 수직줄눈이 불충분하게 사춤되었음에도 불구하고 수평줄눈을 따라 줄눈인장파단이 발생되었다. 다만, 개구부가 있는 비보강 실험체 #5 S-NJ-O는 벽기둥의 대각인장균열파괴가 발생하였는데, 이 경우 대각균열이 부분적으로 수직줄눈을 따라 발생하므로 줄눈사춤 불량이 강도, 연성 등 내진성능을 저하시켰을 것으로 판단된다. 보강 실험체 #6 S-FJ-O에서는 ECC 자켓이 조적균열을 억제하므로 줄눈사춤 불량의 영향이 제한적이었을 것으로 판단된다.

넷째, 비보강 및 보강 실험체는 조적벽체가 한쪽에 치우쳐있고 ECC 자켓 또한 바깥면에서만 설치되어 실험 중 편심하중이 작용되었다. 하지만 편심방지용 횡지지를 설치하여 실험한 결과 편심 및 그로 인한 면외방향 안정성 문제가 크게 확인되지는 않았다. 이는 조적벽체의 한쪽 면에만 ECC 자켓을 설치하더라도 전체 건물 수준에서 면외 안정성이 확보되었다면 의도한 보강 효과를 얻을 수 있음을 보여준다. 다만, 조적벽체 하부 및 ECC 자켓 앵커접합부에서는 편심하중의 영향으로 보이는 조적압괴 및 콘크리트 파열이 관찰되었다(Fig. 11 참조). 따라서 하중전달 경로상에 있는 앵커접합부에서는 편심의 영향이 과도하지 않도록 구조상세에 주의해야 한다.