2.1 내진보강 철골 부재 설계

내진보강되는 철골 가새 및 끼움골조의 구체적인 보강량을 산출하기 전, 기존 철근콘크리트(RC) 골조의 휨강성을 직접강성법을 활용하여 산출하였다. 1층 1경간을 갖는 기존 철근콘크리트(RC) 골조의 콘크리트 설계압축강도($f_{ck}$)는 24 MPa, 철근은 SD300을 사용하였다. 기존 철근콘크리트(RC) 골조의 휨강성은 Fig. 1과 같이 횡하중이 작용하였을 때, 골조의 휨강성을 적합조건의 직접강성법에 따라 식 (1)과 (2)로 산출하였다(McGuire et al. 1999).

Fig. 1. Deformation of frame subjected to lateral force

Fig. 2. DOF of element subjected to axial force

식 (1)과 (2)를 통해 산출된 기존 철근콘크리트(RC) 골조의 휨강성은 약 17.2 kN/mm로 계산되었다.

철골 가새로 보강되는 골조의 휨강성은 기존 철근콘크리트(RC) 골조 휨강성의 각각 2배와 3배가 되도록 실험체 계획을 수립하였다. 보강되는 가새의 형태는 역V형으로 선정하였으며, Fig. 2와 같이 축력을 받는 요소의 자유물체도를 활용하여 역V형 가새 골조에 횡하중이 작용하였을 때의 휨강성을 식 (3)으로 산출하였다.

식 (3)을 활용하여 기존 골조에 역V형 가새를 보강한 골조의 휨강성이 보강하지 않은 골조 휨강성의 약 2배를 만족하는 부재의 크기는 ㅁ-50×50×2.3으로 SRT275(공칭항복강도 275 MPa) 각형강관 강종을 사용하면 될 것으로 산출되었다. 이때 기존 철근콘크리트(RC) 골조와 역V형 가새의 합 강성은 약 33.5 kN/mm로 계산되었다. 동일한 방법으로 역V형 가새를 보강하였을 때, 기존 철근콘크리트(RC) 골조의 휨강성의 3배에 도달하기 위해서는 각형강관 ㅁ-100×100×2.3 부재를 사용하면 될 것으로 산출되었고, 이때 기존 골조와 역V형 가새의 합 강성은 약 51.9 kN/mm로 계산되었다. 직접강성법에 의해 도출된 가새 부재는 국부좌굴 및 휨좌굴에 의해 조기에 강도저하가 발생하지 않고, 충분한 에너지소산능력을 발휘할 수 있도록 건축구조기준(KDS 41 17 00) 내 특수중심가새골조의 가새 부재에 요구하는 세장비 및 폭두께비를 만족하는 것으로 나타났다.

철골 끼움골조로 내진보강을 한 실험체의 경우에는 기존 철근콘크리트(RC) 골조 휨강성의 4배 증가를 목표로 설계가 수행되었다. 이때 철골 끼움골조와 기존 철근콘크리트(RC) 골조 사이의 접합은 완전합성단면으로 가정하였고, 식 (2)를 활용하여 철골 끼움골조의 부재를 산출하였다. 직접강성법을 통하여 철골 끼움골조의 보강량을 산출한 결과, H-200×200×8×12의 부재로 SS275 강재를 사용하면 될 것으로 나타났으며, 이때 기존 골조와 철골 끼움골조의 합 강성은 약 68.8 kN/mm로 계산되었다.

2.2 접합부 설계

기존 골조에 가새를 보강할 시에는 가새의 압축력과 인장력의 차이로 인하여 구조물에 불균형력이 부가하게 된다. 따라서 가새와 보 하부 접합부 설계응력을 산정함에 있어 압축가새 부재가 압축강도를 발현한 경우와 압축가새부재가 후좌굴강도를 발현한 경우 접합부에 가해지는 인발력과 전단력을 Fig. 3과 같이 고려하여야 한다.

Fig. 3. Calculating of design strength at the connection between bracing and beam

가새와 보 하부 접합부에 가해지는 불균형력에 의한 인발력과 전단력을 고려하여 거셋플레이트(gusset plate)와 베이스플레이트(base plate) 간의 용접부와 철근콘크리트(RC) 골조에 요구되는 앵커를 설계하였다. 기존 철근콘크리트(RC) 골조에 가새 설치를 위한 거셋플레이트(gusset plate) 설계 시에는 거셋플레이트의 항복, 전단력과 수직인발력의 조합응력으로 인한 항복, 거셋플레이트의 좌굴, 블록전단파단과 단면 파단 등을 고려하여 설계를 수행하였다. 거셋플레이트와 가새의 간의 접합부는 용접접합을 수행하였으며, 용접접합에 관한 설계는 건축구조기준(KDS 41 31 00)에 준하여 설계하였다.

기존 철근콘크리트(RC) 골조에 철골 끼움골조로 보강한 실험체의 경우에는 H 형강과 RC 단면을 완전합성단면으로 설계하였으며, 강재 단면과 철근콘크리트 단면 사이의 계면전단력은 강재 앵커에 의해서만 전달되는 것으로 가정하여 설계하였다.

2.1절과 2.2절을 바탕으로 기존 철근콘크리트(RC) 골조에 철골 가새 및 철골 끼움골조를 각각 보강한 실험체의 상세와 일람표를 Fig. 4와 Table 1에 정리하였다.

3.1 실험 개요

본 연구에서는 직접강성법을 통해 도출된 철골 부재를 기존 철근콘크리트(RC) 골조에 보강하여 내진보강 효과에 대하여 검증하고자 한다. 철골 가새로 보강된 실험체들(C2, C3)은 기존 골조의 휨강성에 약 2배 및 3배가 되도록 설계되었으며, 철골 끼움골조로 보강된 실험체(F4)는 기존 골조 휨강성의 4배가 되도록 설계되었다.

기존 철근콘크리트(RC) 골조는 실제 크기의 1/2 스케일(scale)로 제작되었다. 모든 실험체의 기존 골조의 크기는 Fig. 4에서와 같이 보와 기둥의 단면은 각각 350×300 mm, 300×300 mm이고, 콘크리트 압축강도($f_{ck}$)는 24 MPa, 철근은 SD300을 사용하였다. 보강되는 철골 부재 및 거셋플레이트는 항복강도 275 MPa급 강재를 사용하였다. 철골 부재 보강은 기존 골조에 앵커 삽입을 위한 천공작업을 실시한 후, 케미컬앵커와 에폭시를 통해 보강판을 부착한 후, 철골골조를 기존 RC 골조에 신설하여 보강판과 철골 골조를 용접하여 부착하였다(Fig. 5참조).

Fig. 4. Details of specimens (unit: mm)

Fig. 5. Actual views of specimens reinforced with steel member

Fig. 6. Loading protocol

Fig. 7. Final failure mode

3.2 재료시험 및 가력 계획

철근콘크리트 골조에 사용된 콘크리트의 압축강도 시험은 콘크리트 강도시험용 공시체 제작방법에 따라 원주형 100×200 mm 공시체를 제작하여 콘크리트 압축강도 시험방법에 준하여 평가하였다(KATS 2017a; 2019)⁽⁶⁾. 콘크리트 압축강도 시험 결과 총 5개의 공시체의 평균 압축강도는 26.5 MPa로 설계압축강도에 비하여 약 10 % 높게 측정되었다. 철골 부재 및 거셋플레이트는 금속 재료 인장 시험편에 준하여 평가하였고, 평균 항복강도(310 MPa)는 공칭항복강도(275 MPa)를 상회하였다(KATS 2017b)⁽⁷⁾.

기존 골조 및 철골 부재로 보강한 골조의 내진성능평가를 위하여 용량 2,000 kN 용량의 액추에이터를 사용하여 변위제어 방식으로 가력하였다. 가력 패턴은 Fig. 6과 같이 0.5 mm/ sec의 가력 속도로 층간변위 0.25~10 %까지 2 사이클씩 반복 가력하였다.

4.1 균열 및 파괴양상

보강하지 않은 기준 철근콘크리트(RC) 골조 실험체(B1)의 경우, 층간변위 0.5 %에서부터 기둥 상하부에서 초기 미세 휨균열이 발생하였다. 그 이후 휨균열은 점차 증가하여 보-기둥 접합부 부분까지 균열이 확대되었다. 이 균열은 기둥 상하부와 보-기둥 접합부 부분에서 집중적으로 발생되었다. 층간변위 5.0 %에서부터는 균열의 폭이 증가하면서 기둥 상･하단부에서 콘크리트의 박리가 시작되었다. 층간변위 7.0 %에서는 기둥 단부의 콘크리트 박리가 심화되면서 하중이 급격히 감소되어 1 사이클 가력 후 실험을 종료하였다. 보강하지 않은 기존 철근콘크리트(RC) 골조 실험체(B1)는 Fig. 7(a)에서와 같이 기둥 하단부에서 콘크리트의 파괴가 발생되었다.

철골 가새를 보강하고 기존 골조 휨강성의 2배를 목표로 설정한 C2 실험체의 경우에는 층간변위 1.0 %에서 기둥 상단부에서 초기 미세균열이 발생하였고, 1.5 %에서는 가새 중앙부에서 좌굴이 발생하였다. 이후 층간변위 2.5 %에서 가새 중앙부가 파단되었다. 가새 중앙부가 파단된 이후에는 철근콘크리트(RC) 골조가 하중은 부담하면서 균열의 폭이 증가하였고, 콘크리트의 박리가 심화되면서 B1 실험체와 마찬가지로 층간변위 7.0 % 1 사이클까지 가력 후 실험을 종료하였다. B1 실험체와는 달리 C2 실험체의 경우에는 Fig. 7(b)에서와 같이 기둥 하단부에 거셋플레이트 설치를 위한 보강판으로 인하여 기둥 상단부에 균열이 집중된 것을 확인할 수 있었다.

기존 골조 휨강성의 3배를 목표로 설정하고 철골 가새로 보강한 C3 실험체는 C2 실험체와 유사한 파괴패턴을 보여주었다. 층간변위 1.0 %에서 기둥 상단부 초기 미세 휨균열이 발생하였고, 철골 가새의 좌굴은 층간변위 1.5 %에서 가새 단부에서 발생하여 층간변위 2.5 %에서는 가새 단부가 파단되었다. 가새가 파단된 이후부터는 C2 실험체와 유사한 파괴양상을 보여주었고 층간변위 7.0 %까지 가력되었다.

기존 철근콘크리트(RC) 골조 휨강성의 4배 증진을 목표로 철골 끼움골조로 보강한 F4 실험체의 경우에는 층간변위 0.75 %일 때, 콘크리트 기둥 하단부에서 초기 미세 휨균열이 발생하였고, 동 층간변위 2번째 사이클에서 좌측 철골 하부 베이스플레이트가 콘크리트와 들뜸 현상이 발생되었다. 그 이후 철근콘크리트(RC) 기둥에서 휨균열이 기둥 전구간에 대해서 발생하다가 층간변위 1.5 %에서는 철골 끼움골조 패널존에서 항복하였다. 이후 기둥의 균열은 점차 확대되었고, 철골 끼움골조에서는 패널존은 완전 소성화되었으며, 보에서도 항복이 관찰되었다. F4 실험체는 층간변위 5.0 %까지 가력하였을 때 우측 기둥에서 콘크리트의 박리가 심화되었으며, 균열 폭이 증가하면서 하중이 급격히 감소되어 실험을 종료하였다.

Fig. 8. Hysteresis curves of specimens

4.2 하중-변위 관계 곡선

모든 실험체의 하중-변위 곡선을 Fig. 8에 나타내었으며, Table 2에는 각 실험체의 항복하중($P_{y}$), 항복변위($\delta_{y}$), 최대하중($P_{u}$), 최대변위($\delta_{u}$), 항복강성($k_{y}$) 그리고 최종 파괴모드를 정리하였다. 이때 항복하중과 항복변위는 등가에너지법을 이용하여 도출하였고 항복강성은 항복하중과 항복변위의 비로 산출하였다. 또한, 최대변위($\delta_{u}$)는 최대하중에 도달하였을 때의 변위를 의미한다.

철골 부재로 보강하지 않은 B1 실험체는 층간변위 5.0 %까지 완만하게 하중이 증가하다가 최대강도 185 kN에 도달하였고 층간변위 7.0 %에서 기둥 콘크리트가 파괴되면서 하중이 급격하게 감소하였다. 정･부가력 시 항복강성($k_{y}$)은 16.5 kN/mm로 측정되어 직접강성법으로 도출한 예상 항복강성 17.2 kN/mm과 거의 유사하게 나타났다.

Fig. 9. Comparison of envelop curves

철골 가새로 보강한 C2와 C3 실험체들은 층간변위 1.5 %에서 최대강도에 각각 도달하였으며, 철골 가새가 파단이 되는 층간변위 2.5 %까지 하중을 분담하였다. 철골 가새가 파단된 이후에는 철골 가새의 기여가 있지 않아 보강되지 않은 실험체와 유사한 거동을 보여주었다. C2와 C3 실험체들의 강성은 각각 35.4 kN/mm와 49.5 kN/mm 측정되어 설계 시 산출되었던 예상강성과 오차가 약 5 % 내외인 것으로 나타났다.

철골 끼움골조로 보강한 F4 실험체는 층간변위 3.5 %까지 완전합성된 상태로 거동을 하였다. 층간변위 3.5 %에서 최대강도를 보여주었으나, 정가력(+)과 부가력(-) 시 최대강도와 항복강도 각각 상이하게 나타났다. 이는 초기에 좌측 철골 기둥에서 베이스플레이트와 콘크리트 사이에서 들뜸 현상이 나타나 정･부가력 이력거동이 대칭적이지 못한 것으로 판단된다. F4 실험체의 강성은 58.0 kN/mm로 측정되어 설계단계에서 예상한 강성에 비하여 다소 낮게 측정되었다. 모든 실험체의 포락곡선을 Fig. 9에 나타내었다.

Fig. 10. Comparison of effective stiffness

4.3 유효강성 평가

각 실험체의 유효강성을 층간변위 별로 정리하여 Fig. 10에 나타내었고, 모든 실험체의 설계강성 값과 실험강성 값을 Table 3에 정리하였다. 유효강성은 각 층간변위에서 최대하중과 최대변위의 비로 정의하였다. 모든 실험체의 휨강성은 정방향(+)으로 가력하였을 때가 부방향(-)으로 가력하였을 때보다 높게 측정되었다. 철골 부재가 보강하지 않은 B1 실험체의 초기 휨강성은 16.5 kN/mm로 측정되었고, 이는 초기 설계단계에서 예측한 휨강성 17.2 kN/mm와 매우 유사하였다. 철골 가새로 보강한 실험체 C2와 C3 실험체의 초기 휨강성은 각각 35.4 kN/mm와 49.5 kN/mm이며, 이는 B1 실험체 휨강성에 비하여 약 2.15배와 3.00배 상승하였다. 또한, 철골 끼움골조로 보강한 F4 실험체의 초기 휨강성은 58.0 kN/mm로 B1 실험 휨강성에 약 3.52배 상승하였다. 철골 부재로 보강한 실험체의 휨강성은 초기 설계단계에서 목표한 수준에 상당히 근접한 것으로 나타났다.

또한, 철골 가새로 보강한 C2와 C3 실험체는 좌굴이 발생하는 층간변위 1.5 % 전까지는 철골 부재로 보강하지 않은 B1 실험체보다 높은 강성을 유지하였다. 철골 가새 파단이 발생되는 층간변위 2.5 % 이후부터는 B1 실험체의 유효강성과 거의 유사하였다.

철골 끼움골조로 보강한 F4 실험체는 B1 실험체에 비하여 높은 강성을 유지하다가 철근콘크리트(RC) 기둥 부재가 파괴가 발생하는 층간변위 5.0 % 이후부터는 B1 실험체의 강성과 거의 유사함을 보여주었다. 이를 통해 철골 가새와 철골 끼움골조로 보강한 골조는 층간변위 약 2.0 % 이내에서 기존 철근콘크리트(RC) 골조를 내진보강함을 확인할 수 있었으며, 중･저층 구조물에 내진보강 시 확실한 내진보강 효과를 거둘 수 있을 것으로 판단된다.

4.4 에너지소산능력

반복가력을 수행한 모든 실험체의 누적된 에너지소산능력을 Fig. 11에 나타내었으며, 에너지소산능력은 하중-변위관계 곡선의 면적으로 산출하였다. 철골 부재로 보강하지 않은 B1 실험체와 철골 가새로 보강한 C2 및 C3 실험체는 층간변위 7.0 %까지, 철골 끼움골조로 보강한 F4 실험체는 층간변위 5.0 %까지 나타내었다. 철골 가새로 보강한 C2 및 C3 실험체는 철골 가새가 파단하는 층간변위 2.5 %까지 보강하지 않은 B1 실험체보다 더 많은 에너지를 소산하였으나, 철골 가새가 파단 이후부터는 철골 가새의 기여도가 상실되었기 때문에 B1 실험체와 거의 유사하게 나타났다. 철골 끼움골조를 보강한 F4 실험체의 경우에는 철골 끼움골조 항복 이후부터 많은 양의 에너지를 소산하였지만, 철근콘크리트(RC) 골조의 파단으로 층간변위 5.0 %까지 가력되지 못하였다.

층간변위 5.0 % 기준으로, B1 실험체의 경우 약 87.3 kN･m 만큼 에너지를 소산하였고, C2 및 C3 실험체는 각각 110.6 kN･m, 126.0 kN･m 정도 에너지를 소산하여 B1 실험체와 비교해 1.3배와 1.4배 정도 에너지를 더 소산하였다. 철골 끼움골조로 보강한 F4 실험체는 294.2 kN･m 정도 소산하여 B1 실험체와 비교해 약 3.4배 더 에너지를 소산하였다. 이를 통해 철골 가새 및 철골 끼움골조로 보강하였을 때 기존 철근콘크리트(RC) 골조의 휨강성을 보강할 수 있지만, 높은 연성능력을 향상시키지 못한 것으로 판단된다.

Fig. 11. Comparison of accumulative dissipation energy capacity