오나경
(Na-Kyung Oh)
1iD
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2†iD
황승현
(Seung-Hyeon Hwang)
3iD
-
경기대학교 건축공학과 석사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University Graduate
School, Suwon 16227, Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 교수
(Professor, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University, Seoul 16227,
Rep. of Korea)
-
경기대학교 건축공학과 박사과정
(Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Kyonggi University Graduate
School, Suwon 16227, Rep. of Korea)
Copyright © Korea Concrete Institute(KCI)
키워드
손상 기둥, 내진 복원, 휨 내력, 연성
Key words
damaged columns, seismic restoration, flexural strength, ductility
1. 서 론
구조물의 장수명 요구 및 리모델링 기술의 발달과 함께 지진에 의해 주철근과 코어 콘크리트가 크게 손상된 철근 콘크리트(reinforced concrete,
RC) 기둥의 복원 및 보강 방법에 대한 관심이 높아지고 있다(Kim et al. 2013; Son et al. 2019)(5,11). 특히 지진에 의한 파손 및 손상이 다수 발생하는 필로티 구조물의 기둥의 내진보강 및 복원은 주차 공간 유지를 고려하여 기둥 단면의 크기변화에 제한적이다(Moon
et al. 2018)(8). 하지만 심각한 손상을 입은 RC 기둥의 내진 복원에 관한 연구는 매우 미흡 할뿐만 아니라 손상을 입은 기둥의 내진보강에 대한 평가도 여전히 부족한
편이다.
탄소섬유 및 유리섬유 시트와 같은 부착형 보강공법은 기둥 외부에서 추가적인 구속력을 제공하여 기둥의 연성 능력 향상에 효율적이다(Lee et al.
2019)(7). 그러나 부착형 보강공법은 손상된 RC 기둥을 보강 또는 복원하는 것에 한계가 있다(Youm et al. 2019)(15). 이는 보강 재료로 이용되는 섬유시트의 기초 정착이 어려울 뿐만 아니라 주철근 좌굴 및 코어 콘크리트의 손상에 대해 이들 시트를 활용한 복원이 어렵기
때문이다. Rodrigues et al.(2018)(10) 및 Yang et al.(2015)(14)은 손상된 콘크리트 및 철근를 복원한 기둥에 대한 내진성능을 평가하였다. Rodrigues et al.(2018)(10)은 손상구간에서 주철근의 용접이음 후 횡보강근을 배근하여 콘크리트를 구속시켰다. 이에 따라 복원된 기둥은 기존 기둥과 동등한 연성능력을 보였다. 그러나
Yang et al.(2015)(14)의 복원 기둥은 횡보강근의 배근 없이 콘크리트 타설 후 탄소섬유를 부착하여 콘크리트를 구속시켰다. 실험 결과, Yang et al.(2015)(14)의 복원 기둥은 기존 기둥에 비해 항복 시점에서의 내력이 높았으나 연성능력이 다소 낮았다. 이는 횡보강근의 배근 없이 복원된 기둥은 기존 기둥과 동등
이상의 성능을 확보하기 어려울 수 있다. 따라서 좌굴손상을 입은 주철근 및 부분 파손이 발생한 코어 콘크리트를 완전히 제거하고 새로운 재료를 활용하여
단면을 내진 복구하는 연구의 구조적 검증이 필요하다.
이 연구의 목적은 횡하중을 받는 RC 기둥에서 심각한 손상을 입은 주철근과 콘크리트를 완전히 제거한 후 단면을 다시 복구한 경우 그 내진성능을 평가하는
것이다. 기둥의 내진복구를 위하여 새 주철근을 배근한 후 횡보강근으로서 외부 보조 띠철근은 ㄷ형 외부띠철근을 사용하였으며, 내부 보조 띠철근으로서
Yang et al.(2017)(13)의 V-타이 보조 띠철근을 사용하였다. 복원 기둥의 휨 내력은 ACI 318-19(2019)(1)와 비교하였으며, 연성은 휨 변위연성비 및 등가 감쇠비 개념을 이용하여 평가하였다.
2. 실 험
2.1 손상된 RC 기둥의 내진 복원
손상된 RC기둥의 단면크기를 동일하게 하면서 내진성능을 향상시키는 기둥의 내진복원은 다음과 같은 순서에 의한다(Fig. 1): 1) 비내진 기둥의 주철근 좌굴 및 코어 콘크리트 손상을 위해 최대 휨 내력 이후 최대 내력의 80 %까지 가력한다; 2) 내진 복원 기둥의
복원 구간은 하부 스터브면에서 상부 스터브면으로 설정되는데, 이 구간에서 주철근, 띠철근 및 코어 콘크리트를 완전히 제거한다; 3) 기둥 복원을 위해
새로운 주철근은 절단 후 남은 상･하부 스터브의 주철근과 커플러로 연결한다. 이때 기존 비내진 기둥의 주철근은 새로운 주철근과 연결 편의성을 위해
약 100 mm의 동일한 높이로 절단된다. 커플러는 직경 50 mm에 길이 100 mm인 원터치 커플러를 사용하였다; 4) 내진 복원 기둥의 횡보강근
배근은 ACI 318-19(2019)(1)의 내진상세를 적용한다. 이때, 내진 복원 기둥에서 외부 띠철근은 폐쇄형 외부 띠철근의 시공이 어렵기 때문에 ㄷ형 외부 띠철근의 겹침이음 배근되며,
보조 띠철근은 Yang and Kim(2016)(12)이 제시한 V-타이 보조띠철근을 사용한다; 5) 거푸집을 설치하고 새 콘크리트를 타설하여 양생한다. 이때, 기둥의 단면 크기는 기존 기둥과 동일하게
한다. 새 콘크리트의 타설은 자기충전 공법을 적용하여 상부 스터브(보) 바로 아래에서 주입하게 된다.
2.2 실험체 상세
고층건물의 하층부에서는 균형 축력비 이상의 비교적 높은 축력을 받는다. 더불어 기둥의 내진보강 기술은 연성에 취약한 고축력하에서 검토가 반드시 이루어질
필요가 있다. 이에 따라 실험체는 고축력비를 변수로 하여 축력비($N_{n}/f_{ck}A_{g}$) 0.25 및 0.5를 도입하였다(Table 1). 따라서 실험체명에서 첫 번째 항의 E와 R은 각각 기존 비내진 기둥 및 내진 복원 기둥을 의미하며, 두 번째 항은 도입 축력비(0.25, 0.5)를
나타낸다. 예를 들어 실험체 R-0.25는 축력비를 0.25 도입한 내진 복원 기둥이다.
Fig. 1. Schematic summary of restoration procedure of damaged columns
비내진 기둥 및 내진 복원 기둥의 상세는 Fig. 2에 나타내었다. 비내진 기둥의 단면크기는 350 mm×350 mm로 설정하였다. 기둥의 실험구간 길이는 단면크기의 4배로 설정하여 1,400 mm이다.
기존 비내진 기둥의 주철근은 직경 19 mm 이형철근 8개를 배근하였으며, 이때의 주철근비는 1.9%이었다. 기존 비내진 기둥(E)의 외부 띠철근은
비내진 상세를 적용하여, 직경 10 mm의 이형철근을 300 mm 간격으로 배근하였으며, 내부 띠철근은 배근하지 않았다. 기둥의 상･하부 스터브는
각각 1,050 mm×600 mm×550 mm 및 1,350 mm×600 mm×800 mm 크기로 제작하였다. 상부 스터브는 직경 19 mm의 이형철근을
12개 배근하였으며, 전단철근으로 직경 10 mm의 이형철근을 100 mm 간격으로 배근하였다. 하부 스터브는 직경 19 mm의 이형철근을 16개
배근하였으며 전단철근은 상부 스터브와 동일하게 배근하였다(Fig. 2(a)).
Table 1. Details of column specimens
|
Specimens
|
Arrangement of longitudinal reinforcement
|
$\rho_{s}$
(%)
|
Arrangement of transverse reinforcement
|
$\rho_{h}$
(%)
|
$\dfrac{N_{n}}{f_{ck}A_{g}}$
|
|
E-0.25
|
8-D19
|
1.9
|
D10@300
|
0.34
|
0.25
|
|
E-0.5
|
0.5
|
|
R-0.25
|
D10@65
|
1.99
|
0.25
|
|
R-0.5
|
0.5
|
|
Note: $\rho_{s}$: ratio of longitudinal reinforcement; $\rho_{h}$: volumetric ratio
of transverse reinforcement; $N_{n}$: applied axial load; $f_{ck}$: concrete compressive
strength; $A_{g}$: area of column section
|
Fig. 2. Details of geometrical dimensions and reinforcement arrangement for column
specimens
내진 복원 기둥의 단면 크기는 기존 비내진 기둥과 동일한 크기로 설정하여 350 mm×350 mm로 제작하였다. 내진 복원 기둥의 실험구간은 기존
비내진 기둥과 동일하게 단면크기의 4배로 설정하여 1,400 mm이며, 복원 구간은 상･하부 스터브면 사이로 1,100 mm이다. 내진 복원 기둥의
복원 구간에서 주철근은 기존 비내진 기둥과 동일하게 직경 19 mm 이형철근 8개를 배근하였다. 내진 복원 기둥의 횡보강근 배근은 ACI 318-19(2019)(1)의 내진상세를 적용하여 직경 10 mm 이형철근을 65 mm 간격으로 배근하였다. 이때, 내진 복원 기둥의 횡보강근비($\rho_{h}$)는 1.99%로서
ACI 318-19(2019)(1)에서 요구하는 최소 횡보강근양($\left(A_{sh}\right)_{\min}$)의 1.5배로 설정하였다. 내진 복원 기둥에서 외부 띠철근으로 폐쇄형
외부 띠철근은 ㄷ형 외부 띠철근을 겹침이음하였다. 이때, ㄷ형 외부 띠철근은 겹침부위의 벌어짐을 제어하기 위해 Hwang et al.(2018)(4)이 제시한 V-클립을 설치하였다. ㄷ형 외부 띠철근의 겹침길이는 75 mm(0.25$l_{d}$)로 설정하였다. 여기서 $l_{d}$는 ACI 318-14에서
요구하는 인장력을 받는 이형철근의 최소 정착길이이다. 내진 복원 기둥에서 내부 보조띠철근은 V-타이 보조띠철근을 사용하였다. 내진 복원 기둥의 스터브는
기존 비내진 기둥과 동일한 스터브를 사용하였다(Fig. 1(b)).
2.3 사용재료
기존 비내진 기둥 및 복원 단면의 콘크리트 설계 압축강도($f_{cd}$)는 모두 24 MPa로 설정하였다(Table 2). 기존 비내진 기둥의 콘크리트 배합에 사용된 결합재는 고로슬래그 함유량이 50%인 고로슬래그시멘트(blast-furnace slag cement,
BFSC)에 플라이 애시(fly ash, FA)를 약 17%를 치환하여 사용하였다. 물-결합재비($W/B$)는 약 55%이었으며, 잔골재율($S/a$)은
49%이었다. 골재 최대 치수는 25 mm이었다. 복원 단면의 콘크리트는 기존 비내진 기둥과 동일한 배합을 적용하였다. 콘크리트의 압축강도는 직경
100 mm의 원통형 공시체를 이용하여 구조 실험 직전에 측정하였다. 기존 비내진 기둥 E-0.25의 콘크리트 압축강도는 25 MPa이었으며, E-0.5의
콘크리트 압축강도는 29 MPa이었다. 내진 복원 기둥 R-0.25의 콘크리트 압축강도는 25 MPa이었으며, R-0.5의 콘크리트 압축강도는 29
MPa이었다.
Table 2. Mixture proportion of concrete
|
$W/B$
(%)
|
$S/a$
(%)
|
Unit weight(kg/m3)
|
$R_{sp}$
(%)
|
|
W
|
BFSC
|
FA
|
S
|
G
|
|
55
|
49
|
172
|
260
|
53
|
859
|
908
|
0.8
|
|
Note: $W/B$: water-to-binder ratio by weight; $S/a$: sand-to- aggregate ratio by volume; W: water; BFSC: blast-furnace slag cement; FA: fly ash;
S: sand; G: coarse aggregates; $R_{sp}$: high-range water-reducing agent-to-cement
ratio by weight
|
실험체 제작에 사용된 철근의 역학적 특성은 Table 3에 나타내었으며 응력-변형률 관계는 Fig. 3에 나타내었다. 기존 비내진 기둥의 주철근으로 배근된 직경 19 mm 이형철근의 항복강도($f_{y}$)는 412 MPa이었으며, 항복변형률($\epsilon_{y}$)은
0.0021이었다. 횡보강근으로 사용된 직경 10 mm 이형철근의 $f_{y}$는 447 MPa이었으며, $\epsilon_{y}$은 0.0022이었다.
기둥의 내진 복원에 사용된 주철근 및 횡보강근은 기존 비내진 기둥과 동일한 철근을 사용하였다.
Table 3. Mechanical properties of reinforcing bars
|
Type
|
$f_{y}$ (MPa)
|
$\epsilon_{y}$
|
$E_{s}$ (MPa)
|
$f_{u}$ (MPa)
|
$\epsilon_{f}$
(%)
|
|
D10
|
447
|
0.0022
|
202,208
|
560
|
23
|
|
D19
|
412
|
0.0021
|
196,200
|
542
|
20
|
|
Note: $f_{y}$: yield strength; $\epsilon_{y}$: yield strain; $f_{u}$: tensile strength;
$E_{s}$: modulus of elasticity; $\epsilon_{f}$: elongation ratio
|
Fig. 3. Stress-strain relationship of reinforcement
2.4 실험체 가력 및 측정방법
실험체 가력 상세는 Fig. 4에 나타내었다. 모든 실험체는 일정한 축력을 도입한 상태에서 2,000 kN의 엑츄에이터를 이용하여 횡방향으로 반복가력하였다. 축하중은 2,000
kN 용량인 1개의 오일잭을 이용하여 기둥 단면의 중심에 도입하였다. 횡하중은 정방향 및 부방향으로 2 mm/min의 일정한 속도로 가력하였다. 횡방향의
변위는 상부 스터브 중심의 하중작용선에 300 mm 용량의 변위계(linear variable differential transducers, LVDT)를
사용하여 측정하였다. 하부 스터브는 기둥의 캔틸레버 거동을 모사하기 위해 직경 50 mm의 강재 락 볼트를 이용하여 바닥의 반력판에 완전히 고정하였다.
가력은 FEMA 356(2000)(2)에서 제시된 변위이력으로 수행하였다(Fig. 5). 항복변위($\Delta_{y}$)는 Yang et al.(2017)(13)의 2차원 비선형 해석을 통해 산정된 값을 기준으로 하였다. 기존 비내진 기둥은 최대 내력 시점이후 최대 내력의 80 %까지 가력하였으며, 내진 복원
기둥은 최대 내력 이후 기둥이 축력을 유지하지 못할 때까지 가력하였다.
Fig. 5. Lateral loading history
3. 실험결과 및 분석
3.1 실험체의 균열 진전 및 파괴모드
기둥 실험체의 균열 진전 및 최종 파괴모드는 Fig. 6에 나타내었다. E-0.25의 초기 수평 휨 균열은 0.75$\Delta_{y}$ 시점에서 콘크리트 인장 측에 발생하였다. 이때, 수평 휨 균열은
하중이 증가함에 따라 간격이 좁아졌으며, 상부 스터브 방향으로 진전하였다. 이후 E-0.25은 1.0$\Delta_{y}$ 시점에서 주철근의 항복과
함께 수직균열이 발생하였다. E-0.25의 최대 내력은 2.0$\Delta_{y}$ 시점에 도달하였으며, 최대 내력 도달과 동시에 주철근의 좌굴 및
피복 콘크리트의 박리가 나타났다. R-0.25는 최대 내력 이전까지 E-0.25와 유사한 균열 진전을 보였다. R-0.25의 최대 내력은 1.5$\Delta_{y}$
시점에 나타났다. 이후 R-0.25의 주철근 좌굴 및 콘크리트의 박리는 3.0$\Delta_{y}$ 시점으로 E-0.25에 비해 1.0$\Delta_{y}$
늦었다. 그리고 R-0.25은 최종파괴 시점에도 ㄷ형 외부 띠철근의 벌어짐은 발생하지 않았으며, V-클립 및 V-타이의 뽑힘도 발생하지 않았다. E-0.5의
초기 수평 휨 균열, 주철근의 항복 및 최대 내력은 각각 0.75$\Delta_{y}$, 1.0$\Delta_{y}$ 및 1.5$\Delta_{y}$
시점에서 나타났다(Fig. 6(a)). R-0.5의 초기 수평 휨 균열 및 주철근의 항복은 0.75$\Delta_{y}$ 및 1.0$\Delta_{y}$ 시점으로 E-0.5 실험체와
유사한 시점이었다. R-0.5의 최대 내력은 1.5$\Delta_{y}$에서 나타났으며 E-0.5와 유사하였다. 반면, R-0.5의 주철근 좌굴은
3.0$\Delta_{y}$ 시점에서 나타나 E-0.5에 비해 1.5$\Delta_{y}$ 늦었다(Fig. 6(b)).
Fig. 6. Typical behavior of columns at ultimate failure
3.2 모멘트-항복 변위비 관계
내진 복원 기둥의 모멘트와 $\Delta_{y}$에 대한 변위비의 관계는 기존 비내진 기둥과 비교하여 Fig. 7에 나타내었다. E-0.25의 초기 균열 모멘트 및 항복 시점에서의 모멘트는 65.1 kN 및 152.6 kN으로, 최대 모멘트의 약 32%및 75%수준이었다(Table 4). R-0.25의 초기 균열 모멘트는 63.8 kN으로 최대 모멘트의 30%수준이었으며, E-0.25의 초기 균열 모멘트와 비슷한 수준이었다. R-0.25의
항복 시점에서의 모멘트는 178.9 kN으로 최대 모멘트의 약 85%수준이었으며, E-0.25에 비해 1.17배 높았다. E-0.5의 초기 균열 모멘트
및 항복 시점에서의 모멘트는 72.2 kN 및 175.6 kN이었다. E-0.5의 초기 균열 모멘트 및 항복 시점에서의 모멘트는 최대 모멘트의 약
31%및 74%로 수준으로 E-0.25와 비슷한 수준이었다. R-0.5의 초기 균열 모멘트는 80.6 kN으로 최대 모멘트의 약 33%로 E-0.5와
비슷한 수준이었다. R-0.5의 항복 시점에서의 모멘트는 212.9 kN으로 최대 모멘트의 86%수준이었으며 E-0.5에 비해 1.21배 높았다.
내진 복원 기둥의 최대모멘트 이후 기울기는 기존 비내진 기둥에 비해 완만하게 감소하였다. 또한, 내진 복원 기둥 및 기존 비내진 기둥의 최대모멘트
이후 하강 기울기는 도입한 축력비가 높을수록 증가하였다.
Fig. 7. Lateral load-lateral displacement relationship of columns
Table 4. Summary of test results
|
Specimens
|
$f_{ck}$
(MPa)
|
$M_{cr}$ (kN)
|
$M_{y}$ (kN)
|
$M_{n}$ (kN･m)
|
$(M_{n})_{ACI}$
(kN･m)
|
\begin{align*}
(M_{n})_{\exp}/\\
(M_{n})_{ACI}
\end{align*}
|
$\Delta_{y}$
(mm)
|
$\Delta_{80}$
(mm)
|
$\mu_{\Delta}$
|
|
$M_{cr}^{+}$
|
$M_{cr}^{-}$
|
Ave.
|
$M_{y}^{+}$
|
$M_{y}^{-}$
|
Ave.
|
$M_{n}^{+}$
|
$M_{n}^{-}$
|
Ave.
|
|
E-0.25
|
25
|
65.1
|
75.5
|
70.3
|
152.6
|
159.6
|
156.1
|
188.2
|
217.6
|
202.9
|
194.0
|
1.05
|
10.2
|
36.2
|
3.55
|
|
E-0.5
|
29
|
72.2
|
79.5
|
75.9
|
175.6
|
192.6
|
184.1
|
213.1
|
258.9
|
235.9
|
207.1
|
1.14
|
10.0
|
18.0
|
1.80
|
|
R-0.25
|
25
|
63.8
|
65.5
|
64.7
|
178.9
|
182.1
|
180.5
|
205.2
|
213.8
|
209.6
|
194.0
|
1.08
|
10.0
|
48.1
|
4.79
|
|
R-0.5
|
29
|
80.6
|
82.0
|
81.3
|
212.9
|
216.9
|
214.9
|
241.9
|
250.7
|
246.3
|
207.1
|
1.19
|
10.2
|
30.5
|
2.99
|
|
Note: $f_{ck}$: concrete strength of existing columns; $M_{cr}$, $M_{y}$, and $M_{n}$:
moment capacities at which the initial flexural crack occurred, at which the longitudinal
reinforcement yielded, and measured peak moment capacities of the columns; $(M_{n})_{\exp}$
and $(M_{n})_{ACI}$: measured and predicted moment capacities of the columns, respectively; $\Delta_{y}$:
lateral displacement at the yielding of vertical or longitudinal reinforcements; $\Delta_{80}$:
lateral displacement at the 80 \% peak load in the descending branch; $\mu_{\Delta}$(=$\Delta_{80}$/$\Delta_{y}$):
displacement ductility ratio; $W_{80}$: cumulative work damage index at 80 \% peak
load in the descending branch
Superscripts + and - refer to the positive and the negative loading directions, respectively.
|
3.3 최대 모멘트($M_{n}$)
기존 및 내진 복원 기둥의 최대 모멘트($M_{n}$)는 Table 4에 나타내었다. E-0.25 및 E-0.5의 $M_{n}$은 202.9 및 235.9이었다. R-0.25 및 R-0.5의 $M_{n}$은 각각 209.6
및 246.3으로 동일 조건의 기존 비내진 기둥에 비해 1.03배 및 1.04배로 비슷한 수준이었다. 내진 복원 기둥은 도입 축력비가 0.25에서
0.5로 증가함에 따라 $M_{n}$은 약 1.18배 증가하였으며, 기존 비내진 기둥의 증가량과 비슷하였다. 기존 및 내진 복원 기둥의 휨 모멘트는
ACI 318-19(2019)(1)에서 제시하고 있는 등가응력블록에 의해 산정된 공칭모멘트($\left(M_{n}\right)_{ACI}$)값과 비교하였다. E-0.25 및 R-0.25의
$\left(M_{n}\right)_{ACI}$값은 모두 194.0 kN･m이었으며, $\left(M_{n}\right)_{\exp}/\left(M_{n}\right)_{ACI}$값은
각각 1.05 및 1.08이었다. E-0.5 및 R-0.5의 $\left(M_{n}\right)_{ACI}$값는 모두 207.1 kN･m이었으며,
E-0.5 및 R-0.5의 $\left(M_{n}\right)_{\exp}/\left(M_{n}\right)_{ACI}$값은 각각 1.14 및 1.19이었다.
즉, 기존 비내진 기둥 및 내진 복원 기둥은 동일한 축력비에서 코어 콘크리트 구속에 따른 최대 모멘트의 증가가 미미하였으며, 축력비가 0.25에서
0.5로 증가함에 따라 높은 콘크리트 구속효과를 보였다.
3.4 강성 감소
기존 및 내진 복원 기둥의 각 $\Delta /\Delta_{y}$에 대한 강성 변화는 Fig. 8에 나타내었다. 기둥의 강성은 원점에서부터 각 사이클의 최대 하중 점을 연결한 할선 강성으로 산정하였다. 기존 비내진 기둥 E-0.25의 초기 강성은
13.1 kN/mm이었다. 동일한 축력비를 도입한 내진 복원 기둥 R-0.25의 초기 강성은 15.9 kN/mm로 E-0.25에 비해 1.21배 높았다.
R-0.5의 초기 강성은 19.5 kN/mm로, E-0.5(15.3 kN/mm)에 비해 1.27배 높았다. 모든 실험체의 강성은 최대 내력(1.5~2$\Delta_{y}$)까지
급격하게 감소하였으며, 최대 내력 이후 강성은 완만하게 감소하였다. 도입 축력비가 0.25에서 0.5로 증가함에 따라 기존 비내진 기둥의 초기 강성은
약 1.17배 높았으며, 내진 복원 기둥의 초기 강성은 약 1.23배 높았다.
Fig. 8. Stiffness variation of columns at each loading cycle
3.5 휨 변위연성비
휨 변위연성비($\mu_{\Delta}$)는 최대 내력 도달 이후 최대 내력의 80% 시점의 변위($\Delta_{80}$)와 주철근 항복시점의 변위($\Delta_{y}$)의
비로 산정하였다(Park and Paulay 1975)(9).
실험체 E-0.25의 $\Delta_{y}$ 및 $\Delta_{80}$는 10.2 mm 및 36.2 mm이었으며, $\mu_{\Delta}$는 3.55이었다.
R-0.25의 $\Delta_{y}$는 10.0 mm로 E-0.25와 비슷하였다. R-0.25의 $\Delta_{80}$은 48.1 mm이었으며,
산정된 $\mu_{\Delta}$는 4.79이었다. 이에 따라서, R-0.25의 $\mu_{\Delta}$는 E-0.25에 비해 1.35배 높았다.
실험체 E-0.5의 $\Delta_{y}$ 및 $\Delta_{80}$는 10.0 mm 및 18.0 mm이었으며, $\mu_{\Delta}$는 1.80이었다.
R-0.5의 $\Delta_{y}$ 및 $\Delta_{80}$은 10.2 mm 및 30.5 mm이었으며, $\mu_{\Delta}$는 2.99이었다.
R-0.5의 $\mu_{\Delta}$는 E-0.5에 비해 1.66배 높았다. 도입 축력비가 0.25에서 0.5로 증가함에 따라 기존 비내진 기둥의
$\mu_{\Delta}$는 약 0.51배 감소하였으며, 내진 복원 기둥의 $\mu_{\Delta}$는 약 0.62배 감소하였다.
Table 5. Effective equivalent damping ratios calculated up to specified states
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Specimen
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$(\beta_{eff})_{y}$
(%)
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$(\beta_{eff})_{\max}$
(%)
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$(\beta_{eff})_{80}$
(%)
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E-0.25
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6.6
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7.5
|
15.3
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E-0.5
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6.8
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7.2
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10.1
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R-0.25
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9.5
|
12.8
|
18.0
|
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R-0.5
|
9.1
|
13.5
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14.8
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Note: $(\beta_{eff})_{y}$, $(\beta_{eff})_{\max}$, and $(\beta_{eff})_{80}$: effective
equivalent damping coefficient at yield point, peak load, and 80 \% peak load at the
post-peak state, respectively
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3.6 등가 감쇠비($\beta_{eff}$)
기둥의 등가 감쇠비는 FEMA 365(2000)(2)를 참고하여 1 cycle의 횡하중-횡변위 이력거동에서 나타나는 에너지 소산능력($\Sigma E_{D}$)으로 부터 산정되었다(Table 5).
여기서, $\beta_{eff}$는 각 사이클의 등가 감쇠비를, $k_{eff}$는 유효강성을, $E_{D}$는 각 사이클의 에너지소산면적을, $F^{+}$과
$F^{-}$은 각각 각 사이클에서 정 및 부방향의 최대변위에서의 내력을, $\Delta^{+}$과 $\Delta^{-}$은 각 사이클에서의 정방향
및 부방향의 최대 횡변위를 나타낸다. 기존 비내진 기둥 및 복원 기둥의 항복시 $\beta_{eff}$는 각각 약 6.7% 및 9.3% 수준이었으며,
일반적인 기둥의 $\beta_{eff}$보다 높은 수준이었다(Han et al. 2008; Ko 2015)(3,6). 기존 비내진 기둥 E-0.25의 최대 내력 및 최대 내력 이후 80% 시점에서의 $\beta_{eff}$는 각각 7.5% 및 15.3% 수준이었다.
복원 기둥 R-0.25의 최대 내력 및 최대 내력 이후 80% 시점에서의 $\beta_{eff}$는 각각 12.8% 및 18.0% 수준으로 기존 비내진
기둥에 비해 각각 1.71배 및 1.18배 높았다. 기존 비내진 기둥 E-0.5의 최대 내력 및 최대 내력 이후 80% 시점에서의 $\beta_{eff}$는
각각 7.2% 및 10.1% 수준이었다. 복원 기둥 R-0.5의 최대 내력 및 최대 내력 이후 80% 시점에서의 $\beta_{eff}$는 각각 13.5%
및 14.8% 수준으로 기존 비내진 기둥에 비해 각각 1.88배 및 1.47배 높았다.
4. 결 론
이 연구에서 제시된 커플러 및 선조립 V-타이 기술은 지진에 의한 심각한 손상을 입은 기둥의 내진 복원에 관점에서 내력, 강성 및 연성 향상에 매우
효율적이었다. 제안 기술의 실험적 검증으로부터 다음과 같은 결론은 얻었다.
1)내진 복원 기둥의 균열진전은 기존 비내진 기둥과 유사하였으며, 외부 띠철근의 벌어짐 및 V-타이 내부띠철근의 뽑힘 현상도 나타나지 않았다.
2)모든 내진 복원 기둥의 최대 모멘트는 ACI 318-19(1)에 의해 산정된 공칭 모멘트 이상이었다. 그리고 축력비 0.25 및 0.5의 내진 복원 기둥의 최대 모멘트는 동일 조건의 기존 비내진 기둥에 비해
각각 1.03배 및 1.04배로 비슷한 수준이었다.
3)내진 복원 기둥의 초기강성은 동일 조건의 기존 비내진 기둥에 비해 1.21~1.36배 높았다.
4)내진 복원 기둥의 변위연성비는 동일 조건의 기존 비내진 기둥에 비해 축력비가 0.25일 때에는 1.35배, 0.5일 때에는 1.66배 높았다.
5)내진 복원 기둥의 최대내력 및 최대내력 이후 80 % 시점에서 등가 감쇠비는 기존 비내진 기둥에 비해서 축력비가 0.25일 때 각각 1.71배
및 1.18배, 축력비가 0.5일 때 각각 1.88배 및 1.47배이었다.
감사의 글
이 연구는 2017년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단의 중견연구사업(과제번호: No. 2017R1A2B3008463) 및 2015년도
정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단의 기초연구사업(No. 2015R1A5A1037548) 연구비 지원으로 수행되었음.
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