1. 서    론

지진하중은 순간적이며 사전에 예측하기 힘든 자연 현상이다. 국내의 지진 발생량은 해마다 증가하고 있을 뿐만 아니라 최근 10년 동안의 유감횟수가 전체의 50%이상을 차지하고 있을 정도로 그 강도도 증가하고 있다. 또한 최근 대만, 그리스 터키 등 리히터 규모 6.0이상의 강진이 자주 발생하였고 최근 우리나라 인근에 발생한 대만 지진의 경우에는 지리적으로 가까운 관계로 인하여 국가적으로 입은 엄청난 피해를 피부로 느끼고 있다. 따라서 지진으로부터 시설물의 안전을 확보하기 위한 노력으로 많은 국가에서 내진 설계기준을 정립하고 있다.

그러나 우리나라는 지진의 안전지대로 여겨 내진 설계의 필요성을 인식하지 못하여 내진설계가 정립되어 있어도 실제적으로 실행은 미비하다. 그 동안 지진의 안전지대로 여긴 국내는 1988년 이전 건물은 비내진 상세로 설계되어 약한 지진에도 많은 건물들이 피해를 입을 것으로 예상된다. 과거 일본 효고현에서 일어났던 지진피해를 살펴보면 기존건축물에 대한 문제점이 심각하게 드러난다. 지진이후 일본 건축학회의 조사에 의하면 일본 효고현 남부지진으로 피해를 입은 대부분의 구조물들은 일본내진규준이 제정되기 이전에 설계된 구조물로서 철근콘크리트 구조물만을 대상으로 통계를 낸 자료를 살펴보면, 1970년 이전에 건축된 건물의 경우 70%정도가 피해를 입은 것으로 드러났으며, 1971년～1981년 사이에 설계된 건물은 35%정도, 1982년 이후에 설계된 건물은 약 15%만이 피해를 입은 것으로 나타나, 그 피해의 정도는 다르지만 새로운 내진규정을 적용한 81년 이후의 피해가 가장 적은 것으로 나타났다. 또한 저층의 일본 전통가옥들은 거의가 피해를 입었던 것으로 보아, 우리나라 저층건물에 주로 쓰이는 구법인 단순골조구조 및 조적조 건물 또한 지진에 대한 위험성을 갖고 있을 것으로 판단된다. 따라서 우리나라에서도 내진에 대한 규정이 도입되기 전에 설계 및 시공된 교육시설 구조물과 내진설계가 의무화되지 않은 구조시스템에 대해서는 이와 같은 지진이 발생할 경우 가공할 만한 피해가 우려된다.^1-3)

기존연구 중 김영문³⁾외 4명은 중-저층 철근콘크리트 구조물의 지진하중 전․후 보수․보강한 실험을 통하여 지진하중을 받은 후 적절한 보수․보강을 시행하며 지진하중 전의 구조물의 성능을 회복할 수 있다고 제시하였다. 한국건설기술연구원에서는 지진피해를 받은 구조물의 보수․보강공법⁴⁾에서 해외사례를 비교․분석하여 우리 나라 실정에 맞는 보수․보강공법을 제시하였다. Mander J.⁵⁾ 외 3인은 3층 철골프레임 구조물에 2층에 불럭채움보강법을 이용하고 1층과 3층에는 강재 브레이싱을 장착하여 기준 시험체 보다 강도, 강성, 에너지소산력 등에서 월등히 우수함을 발표하였다. Rodriguez M. E.⁶⁾등은 내진성능 보강방법으로 기둥을 철판으로 보강하는 방법을 제시하여 연성능력을 향상시키는 방법으로서 강도 증진형 보강법에 비해 구조물의 붕괴를 최대한 억제할 수 있는 적합한 방법으로 제시하였다.

철근콘크리트 구조물에 지진하중이 작용할 경우 구조물의 주요 부재인 기둥은 구조물 중량에 대한 축력과 횡하중을 동시에 받게 된다. 기둥은 보통 축력에 대하여 안전할 수 있도록 설계된다. 그러나 내진설계가 반영되어있지 않은 기둥은 횡하중에 대한 저항능력이 크지 않기 때문에 횡하중에 의한 휨파괴 혹은 전단파괴가 일어날 수 있다. 특히 전단파괴는 구조물을 지탱하는 기둥의 급작스러운 파괴를 유도하기 때문에 구조물 및 인명의 피해를 볼 수 있다. 따라서 인명 피해를 방지 위해서는 지진이 발생하였을때 전단파괴가 예상되는 기둥의 전단강도를 향상시켜 취성파괴가 아닌 연성파괴, 즉 휨파괴를 유도할 수 있도록 해야 한다.^7-10)

따라서 이 연구는 지진시 노후화된 학교건물 기둥의 전단파괴가 예상되는 기둥 실험체을 가정하여 부착 및 래핑형 복합재료 보강재를 적용하여 전단능력 향상과 에너지 소산능력을 평가하여 실제학교건물에 적용하여 검증하는 것에 목적이 있다. 이를 위해 부착 및 래핑형 보강재를 적용한 실험체의 전단보강 성능을 확인하기 위하여 축하중과 동시에 횡하중을 가력실험 수행하였다. 실험 결과를 토대로 하중-변위 곡선을 작성하여 전단보강을 통한 기둥의 보강효과를 비교·분석하였다. 이에 실제 학교 구조물에 대한 내진보강설계 예를 들어 고찰하고자한다.^11-15)

2. 보강재

보강재는 사다리꼴 형상의 알루미늄 중공단면과 유리섬유복합체로 이루어진 부착형 보강재(B2)와 ‘ㄷ’ 형상의 유리섬유복합체의 래핑형 보강재(CB)이다. Fig. 1에 보강재의 형상이 나타나있다.

위의 보강재는 Glass Prepreg UD로 제작되었다. Prepreg란 fiber에 수지를 미리 함침시켜 반경화시킨 소재로 제품 형상 금형에 적층하고 온도만 가하여 원하는 제품을 손쉽게 성형할 수 있는 소재이다. 그리고 B2에 삽입된 중공단면 알루미늄은 Al 6063 압출 제품이다. Fig. 2와 Table 1은 각각 B2, CB 보강재의 재료시험 및 재료시험 결과를 나타낸다.^11,12)

복합재료 구조체 설계 과정 중 가장 이상적인 섬유 배열은 힘에 저항하는 방향으로 섬유를 배열하는 단방향(UD, unidirectional)이다. 그러나 편심 등의 이유로 섬유배열 방향과 다른 방향으로 힘이 작용하게 되면 섬유배열이 흐트러져 복합재료의 구조 성능을 모두 발휘 할 수 없게 된다. 따라서 이 연구에 사용된 보강재의 섬유 배열은 주된 힘에 저항하는 방향과 이에 수직된 방향으로 배열하였으며, Table 2에 보강재 섬유 배열 패턴을 나타내었다.

3. 실    험

3.1 실험체 계획

복합 재료(B2, CB)로 보강된 기둥의 전단보강효과를 확인하기 위하여 기준 실험체를 포함하여 총 3개의 실험체를 제작하였으며, 실험체 크기 및 철근 배근 상세를 Fig. 3에 나타내었다. 콘크리트 기둥부 단면은 실제기둥크기의 3/4 크기로 축소된 300×380mm의 단면크기로 제작되었으며, 콘크리트 강도는 21MPa, 철근항복강도는 400MPa로 설계되었다. 주철근과 전단철근은 각각 10-D19와 D10@350으로 배근되었다.¹⁵⁾

이 실험에서 변수는 보강재의 종류(B2, CB)와 보강량(B2, 1EA, 2EA)이며, Fig. 4에 실험 변수를 나타내었다. 실험체 Ref.는 기준 실험체로 보강되지 않았으며, B2-1 및 B2-2 실험체는 B2 보강재가 실험체 측면에 각각 1EA 및 2EA 보강된 실험체이다. 그리고 CB 실험체는 CB 보강재가 기둥 전면을 따라 띠 형태로 보강된 실험체이다.

3.2 실험체 보강

실험체 보강은 콘크리트 타설 28일 이후 진행되었으며, Fig. 5는 실험체 보강 완료 모습을 나타내었으며, (1)∼(4) 순서로 진행되었다

3.2.1 표면처리

복합재료 보강재와 콘크리트와의 부착이 용이하도록 표면을 연마하고 압축공기를 이용하여 연마분진을 완전히 제거한다. 그 이후 표면에 프라이머를 도포하여 보강재와 콘크리트의 접착력을 증대 시킨다.

3.2.2 보강재 부착

콘크리트-보강재 전용 접착제의 주제 및 경화제를 소정의 배합비에 따라 혼합한 후 실험체와 보강재에 도포하여 부착한다.

3.2.3 파워핀 설치

경화되지 않은 접착제로 부착된 보강재와 콘크리트가 서로 분리되지 않도록 파워핀를 설치한다.

3.2.4 작업완료(실링 및 마무리)

보강재와 실험체의 결속력 강화를 위한 작업으로 보강재와 실험체 가장자리부분에 충분한 양의 에폭시를 바르고, 모든 작업이 끝난 후 7일 이상의 양생 기간을 갖는다.

3.3 실험 방법

Fig. 6은 실험체 가력 장치 및 실험체 설치 모습을 나타낸다. 실험 시작과 동시에 2개의 수직 하중 가력장치를 이용하여 실험체에 수직하중을 가력 하였으며, 이어서 수평하중 가력장치로 5mm/min의 변위제어로 push over 하중을 가력 하였다. 반복가력실험이 보다 더 정확히 검증할 수 있으나 일반적인 기둥 요소 같은 경우에 반복거동의 각 반복에서의 정점을 연결한 곡선과 push over곡선이 거의 일치함으로 이 실험에서는 실험체의 거동을 분석하기 위하여 수평하중과 나란히 LVDT를 설치하였으며, 로드셀과 LVDT에 의해 측정된 수평하중과 변위는 데이터로거를 통하여 기록되었다.^10-15)

4. 실험 결과

4.1 파괴형상

Fig. 7은 기준 실험체의 최종 파괴 형상을 나타낸다. 하중 가력 초기에는 기둥 인장부 아래에서 휨에 의한 균열이 발생하기 시작하였으며, 휨 균열은 더 이상 진행 되지않고 전단균열이 발생하였다. 항복하중 내력 이후 전단균열이 급격히 확산되었으며, 전단균열의 폭이 크게 증가하면서 최종파괴가 나타났다.

Fig. 8은 B2 보강재를 기둥 측면에 한쪽으로 부착한 B2-1 보강실험체의 최종 파괴 형상을 나타낸다. 실험 초기에 기둥 인장부에 휨균열이 발생하기 시작하여 변위가 증가함에 따라 균열이 진전되고 균열의 수가 증가하였다. 곧 기초와 기둥 접합부에 균열이 발생하였고, 수평 휨 균열이 측면의 전단철근으로 이어졌다. 이후 인장면에 수직 균열이 발생하기 시작하였으며, 전단균열의 폭과 수가 증가하였다. 최대하중 전에 철근이 항복하였으며, 최대하중 이후 급격한 전단파괴가 일어났다. 실험 종료시까지 보강재의 파괴나 기둥과의 분리는 발생하지 않았다.

Fig. 9는 B2 보강재를 기둥 측면에 양쪽으로 부착한 B2-2 보강실험체의 최종 파괴 형상을 나타낸다. 실험 초기에 하중이 재하되면서 기둥 인장부에 휨 균열이 나타났으며, 하중이 증가해도 균열의 큰 변화는 나타나지 않았다. 이후 실험체가 항복내력에 도달하면서 기둥 양측 콘크리트 피복을 따라 균열이 나타났으며, 하중이 증가되면서 점차 균열폭이 크게 증가하였다. 콘크리트 피복을 따라 발생된 균열로 인하여 보강재와 기둥 사이의 구조적 매개체가 사라지면서 더 이상 하중의 증가 없이 최종파괴가 나타났다. 콘크리트 피복이 주철근의 방향에 따라 탈락현상이 발생된 것으로 보아 실험체 최종파괴의 주원인은 주철근과 콘크리트 사이의 슬립으로 인한 균열이라 판단되며, 보강재와 콘크리트 사이의 부착력은 충분한 것으로 판단된다.

Fig. 10은 CB 보강실험체의 최종파괴 형상을 나타낸다. CB 보강실험체에 설치된 CB 보강재는 기둥 전면에 200mm 간격으로 설치되었다. 다른 실험체와 마찬가지로 초기에 하중이 증가하면서 휨균열이 미세하게 발생하였으며, 하중이 증가하면서 눈에 띄는 균열은 나타나지 않았다. 이후 실험체가 항복내력에 도달하면서 전단균열이 보강재를 제외한 부분에서 나타났지만, 전단균열의 크기가 작았으며, 변위가 크게 발생되면서 기존의 휨균열이 크게 확산되었다. CB 보강실험체는 기준실험체와 비교하여 전단균열이 크게 감소한 것으로 나타났으며, 휨균열 및 주철근의 항복으로 인한 휨파괴로 최종 확인되었다.

4.2 하중-변위 관계

Table 3은 각 실험체의 최대하중 및 최대하중시 변위를 나타내며, Fig. 11은 하중-변위 관계를 나타낸다. 복합 재료빔 B2 및 CB로 보강된 실험체는 기준실험체 Ref.와 비교하여 강도와 연성이 모두 증가한 것으로 나타났다. Ref. 기준 실험체는 최대변위 32.6mm에서 최대강도 13.2 ton으로 나타났으며, 보강실험체 CB는 109.3mm에서 17.4 ton, B2-1은 43.7mm에서 15.2 ton, B2-2는 56.5mm에서 16 ton으로 나타났다.

하중-변위 관계에서 Ref. 기준 실험체는 변위가 발생되면서 하중이 증가하다가 최대하중에 도달하는 순간 하중이 급격하게 감소하는 취성파괴가 나타났으며, B2-1, B2-2 및 CB 실험체 순으로 연성구간이 크게 발생하는 것을 볼 수 있다. 여기서 전단보강에 따른 휨파괴 유도 현상을 확인할 수 있으며, B2-1보다 B2-2 부착형 보강재가 전단보강에 더욱 효과적인 것을 알 수 있었고, 부착형 보강재 B2보다는 래핑형 보강재 CB가 전단보강에 더욱 효과적인 것을 알 수 있다.

4.3 최대하중 및 에너지 소산능력

Fig. 12는 실험체별 최대하중 증가량을 나타낸다. 보강된 실험체는 기준 실험와 비교하여 15∼31% 하중증가율을 나타냈으며, CB 실험체가 31% 하중증가율로 가장 큰 강도증가 효과를 나타내었다. Fig. 13은 각 실험체별 에너지소산능력을 비교하여 나타낸 도표이다. 에너지소산능력은 하중-변위 그래프의 면적을 구하여 수치로 나타내었다. 보강된 실험체의 에너지 소산능력은 기준 실험체 Ref.와 비교하여 80∼504% 증가하였으며, 전단보강이 되지 않은 기준 실험체의 경우 보강된 실험체보다 크게는 5배 이상의 차이를 나타내고 있다. 따라서 이 논문에서 복합재료빔의 전단기여도 및 설계절차는 ACI-manual of concrete practice(2012) 440.2R에 준하여 전단내력을 11.1 ton으로 산정 하였다.

5. 설계 예 및 고찰

이 장에서는 기존 학교구조물의 내진보강설계예제를 통하여 이 연구에서 제시한 부착 및 래핑형의 복합소재 보강재를 적용하여 내진보강성능 평가를 상용프로그램(MIDAS)으로 수행하여 그 결과를 비교, 고찰하고자한다.

Fig. 14는 내진보강 설계를 하기위한 학교구조물 형상이다. Fig. 15∼19는 복합 소재 보강재를 적용한 1∼4층 기둥보강위치도 및 보강 단면 상세를 각각 나타내었다. 이 구조물해석모델링에서 장변(X)방향의 조적조 허리벽체는 노후화로 인한 열화현상 등으로 고려하지 않았다.^13,14)

이 연구에서 구조보강설계는 Table 3, Fig. 11∼13의 기둥내진보강 실험 결과를 바탕으로 내진성능 1차 평가 결과에 따라 단면성능이 부족한 각각의 기둥에 대하여 보강재를 부착형은 main-bar(HD19-6EA) 및 래핑형은 hoop- bar(@100mm)로 치환, 보강을 통해 상용프로그램인 Midas를 이용하여 보강설계를 수행하였다. 필요 내진보강량 산정은 다음 식 (1)과 같다.

여기서, _RE_O 는 보강목표보유성능, E_O은 보강전의 보유성능이다.

X, Y 방향에 대해서 복합소재 내진보강공법을 적용한 후 PUSH-OVER 해석을 수행한 결과 Fig. 20과 같이 각각의 방향에 대해서 성능점이 형성되었으며, 각각의 성능곡선에서의 최대 밑면전단력은 X방향은 6722kN으로, Y방향은 5818kN으로 나타났으며, 그때의 변위는 각각 52.4mm 및 36mm로 검토되었다.

Fig. 21, 22와 같이 X, Y방향에 대해서 보강을 실시한 후 push over 해석을 실시한 결과 성능점이 각각 STEP 21∼22, STEP 12∼13단계에서 형성되는 것으로 나타났다. 이 성능점에서의 HINGE 분포상태는 2400년 재현주기 2/3의 성능목표인 LS(LIFE SAFETY)기준을 만족시키는 것으로 검토되었다.

Table 4, Fig. 23, Fig. 24, Table 5와 같이 X, Y방향에 대한 내진 보강 후 구조물의 안전성검토 결과 지진하중에 대해서 모든 부재가 목표성능(LS)을 만족하며, 층간변위역시 허용기준치(2%)를 만족하는 것으로 검토되어 부착 및 래핑형 복합재료에 의한 내진보강은 적절한 것으로 판단된다.

6. 결    론

지진 발생시 전단파괴가 예상되는 기둥의 전단보강 효과를 확인하기 위하여 실험체를 제작하였으며, 부착 및 래핑형 보강재로 보강 후 축력 하에 횡하중 가력 실험을 수행하였다. 또한 설계 예를 들어 고찰 하였고 결론은 다음과 같다.

1)기준 실험체는 급작스러운 전단파괴가 나타났으며, 보강된 실험체는 연성거동 이후에 최종파괴가 나타났다.

2)전단 보강된 실험체는 보강되지 않은 기준실험체와 비교하여 최대하중과 최대 변위 모두 증가하였다. 최대 강도 증가율은 15～32%이며, 최대강도 시 변위 증가율은 34～235%로 나타났다.

3)부착 및 래핑형 보강재로 보강된 실험체의 에너지 소산능력이 증가하였으며, 증가율은 80～504%로 나타났다.

4)실험체의 강도, 변위 및 에너지소산능력 보강 효과를 고려 하였을때, CB 보강재의 보강효과가 가장 우수한 것으로 나타났다.

5)내진 보강 후 구조물의 안전성검토 결과 지진하중에 대해서 모든 부재가 목표성능(LS)을 만족하며, 층간변위역시 허용기준치(2%)를 만족하는 것으로 검토되어 부착 및 래핑형 복합소재 보강재 의한 내진보강은 학교시설내진보강의 한 방법이 될 수 있을 것으로 판단된다.