3.1 앵커 성능 시험 계획

기존 구조체와 DFM의 연결 요소인 앵커의 성능입증을 위하여 콘크리트 블록(1,800×1,800×300 mm, b×d×h)을 제작하고 M16 앵커 30개(인발시험용 15개, 전단시험용 15개)를 매립한 후, 인발시험과 전단시험을 실시하였다. Fig. 3에 콘크리트 블록 제작 전경을 나타낸 그림이다. 앵커는 서로 간섭이 되지 않도록 묻힘 깊이의 5배 이상의 연단거리로 설치하였고, 블록 당 9개씩 설치하였으며, 28일 후 콘크리트 압축강도는 22.4 MPa로 나타났다. 앵커의 시험체 수를 10개로 정하여 시험을 수행하였다. 또한 비틀림 제어 확장 앵커 인장시험의 경우 시간의 경과에 따라 토크가 풀리는 것을 고려하여 제조사에서 명시한 토크 값을 가력하고 10분 경과 후 가력한 토크를 완전히 제거한 다음 50 %의 토크를 재 가력하여 시험을 수행하였다. Fig. 4는 인장 및 전단 시험 시 셋팅 전경을 나타낸 것이다.

Fig. 3 Concrete cubic preparation

Fig. 4 Anchor test setup

3.2 수직접합부 전단성능 실험 계획

이중프레임 공법은 기존 부재와 보강부재 사이를 앵커를 이용하여 접합한다. 따라서 접합부의 앵커성능이 설계에 적용되어야 한다. 이를 위해 기존 부재와 보강재의 접합성능을 평가하기 위하여 앵커 개수와 배치방법, 에폭시 사용 유무를 변수로 하여 그 성능평가 실험을 수행하였다. Anchor 2행 1열(지그재그 배치), Anchor 2행 1열(지그재그 배치, 접합부 에폭시 도포), Anchor 3행 1열(지그재그 배치), Anchor 2행 2열(병렬 배치) 및 Anchor 3행 2열(병렬 배치)로 변수를 설정하여 실험체를 제작하였다(Fig. 5 참조). Fig. 6과 같이 ① 콘크리트 실험체 제작, ② 앵커와 L-플레이트 설치 및 용접 ③ 이중프레임 설치 순으로 제작하였다. 콘크리트 실험체에는 HD10 철근을 적용하였다.

Fig. 5 Specimen drawings

Fig. 6 Experiment specimen production

Fig. 7 Vertical connector setup

콘크리트의 설계기준압축강도($f_{ck}$)는 21 MPa로 계획하였으며, KS F 2405^{(KATS 2022)}에 의한 콘크리트 압축강도 시험결과 6개 공시체 평균값은 24.4 MPa로 나타났다. Table 1은 콘크리트 압축강도 시험결과를 나타내었다. 철근은 KS B 0801^{(KATS 2017)} 2호의 규정에 따라 시험편을 제작하여, KS B 0802^{(KATS 2018)}의 금속재료 인장시험방법에 따라 시험을 실시하였다. Table 2에 철근의 인장시험결과를 나타내었다.

Fig. 7은 앵커를 이용한 접합부 성능을 검토하기 위한 실험체 셋팅 전경을 나타낸 것이다. 실험에 사용된 장비는 오일잭(2,000 kN), 1,000 kN Load Cell(SENSOTEC), 선형변위측정기(LVDT), 데이터 로거 등을 이용하여 가력 및 계측을 실시하였다. 가력은 정적하중을 적용하여 변위제어방식으로 가력 하였으며 분당 1 mm 속도로 하중을 재하하였다. 또한, 실험의 종료시점은 앵커의 파단이나 내력이 70 % 이하로 감소할 때가지 가력을 진행하도록 하였다.

3.3 DFM으로 보강된 2층 골조 실험 계획

DFM을 적용한 내부보강골조 2개와 기준이 되는 무보강 골조 1개에 대한 반복가력실험을 수행하고자 한다(Table 3참조). 무보강 골조 실험체의 부재 단면 상세는 표준설계도를 따라 부재 길이는 실험체 제작 장소와 실험장소로의 운반 제약으로 기준의 약 3/4 수준(층고 약 83 %, 경간 약 71 %)으로 축소하였다(Fig. 8 참조). 보는 슬래브 일부를 포함하는 T형 보로 설계 하였고, 기둥과 보의 단면치수(폭×춤)는 표준설계도에 따라 각각 500×350 mm, 250×450 mm로 설계하였다. 기둥 주근으로는 12-D19, 2-D16이 사용되었으며 보 주근으로는 중앙부에 5-D19(상부근 2-D19, 하부근 3-D19), 단부에 5-D19(상부근 3-D19, 하부근 2-D19)가 사용되었다. 스터럽 철근(D10) 간격은 기둥, 보, 보-기둥 접합부에서 300 mm로 동일하게 적용하였다. 보강재로 사용되는 이중프레임의 치수와 연결부 배치는 현재 내진보강 실무에서 가장 많이 사용되는 크기를 토대로 결정하되 실험실의 양중무게를 고려하여 계획하였다. Table 4에 DFM에 적용된 재료강도 시험결과를 나타내었다. DFM은 Fig. 9와 같이 설치되었다. 설치순서는 ① DFM이 설치될 부분의 철거 및 개구부를 확보, ② 모서리 및 철판 시공 및 ③ H-beam frame을 수평, 수직에 맞춰 설치 후 Base Plate와 용접 및 외부 마감 순으로 설치하였다.

2층 골조 실험은 보강 골조의 극한 강도와 파괴모드, 내진성능을 파악하기 위하여 정적 반복 횡가력 실험을 실시하여 내진성능향상효과 및 에너지소산능력을 분석하였다. 1층과 2층 상부 슬래브에서 2:1 비율의 지진하중이 도입되는 상황을 모사하여, 단일 액추에이터를 활용한 가력 방식으로 계획하였다(Fig. 10 참조).

Fig. 8 Details of specimen (unit: mm)

Fig. 9 Double frame method (DFM) construction

Fig. 10 Two-story specimen setup

양단 보-기둥 접합부 후면에는 가력 지그가 설치되었고 지그 간의 긴결을 위해 슬래브 상하부를 지나는 강봉을 설치하였다. 무보강 및 이중프레임 보강 실험체에 횡 하중 도입 시 가력지그와 외부접합부 후면이 접촉될 경우 구속 효과가 발현되어 실제 거동이 왜곡될 우려가 있다. 이에 따라 무보강 및 내부보강 실험체 가력 시 가력지그와 실험체 사이에 30 mm 두께의 강판(슬래브 후면만 접촉)을 삽입하여 가력지그와 보-기둥 접합부 간 직접적인 접촉을 최소화하였고, 횡력이 슬래브를 통해서 골조에 전달되도록 계획하였다. 한편, 본 실험체의 슬래브두께는 설계도서에 제시된 130 mm보다 큰 180 mm로 설계되었다. 이는 가력방향으로 슬래브의 단면적을 증가함으로써 횡력이 골조로 전달되는 과정에서의 슬래브 전단파괴를 방지하기 위함이다. 슬래브 두께를 증가시킨 대신 슬래브 폭은 상대적으로 작게 설계되었다(보 폭 250 mm, 슬래브 폭 900 mm). 변위 측정을 위해 LVDT는 총 8개를 설치하였다(Fig. 8 참조). 가력 프로토콜은 층간 변위비 1.0 % 까지는 0.25 % 간격으로, 1.0 % 이후로는 0.5 %배씩 증가시켜 가력 하였으며, 에너지 소산정도를 충분히 파악하기 위하여 각 스텝 당 3 사이클씩 가력 하였다(Table 5 및 Fig. 11 참조). LVDT는 각 층별 하나씩 설치하였고, 층별 실험 시 기둥의 축력은 $P_{u}/(A_{g}× f_{ck})$의 10 %인 630 kN을 기둥에 압축력으로 가력하였다.

Fig. 11 Displacement across loading cycles

4.1 앵커 성능 시험 결과

Table 6은 앵커의 인발강도 및 전단강도 시험결과를 나타낸 표이다. 앵커인발 시험결과 수행된 앵커는 10개 모두 콘 파괴 형태로 최종 파괴되었다. 인발강도는 평균 27.9 kN으로 나타났으며, 해당 앵커의 제조사에서 제시하고 있는 평균 설계 강도인 21.7 kN을 상회하는 것으로 나타났다(Fig. 12 참조). 또한, 10개 앵커의 표준편차는 2.1 %로 나타났고, 변동계수는 12.0 %로 나타났다. 앵커의 전단강도 시험결과 평균 28.7 kN을 나타내었다(Fig. 12 참조). 10개 앵커의 표준편차는 2.7 %로 나타났고, 변동계수는 10.0 %로 나타났다.

Fig. 12 Anchor test setup

4.2 수직접합부 전단성능 실험 결과

수직접합부 전단성능 실험 결과는 Fig. 13과 Table 7에 나타내었다. 또한, 하중 변위 관계는 Fig. 14에 나타내었다. 실험결과, 수직접합부에 설치된 앵커 1개당 내력은 46.8 kN으로 단일앵커 설계전단강도 28.7 kN에 비해 약 163 %이상 나타났다. 따라서 단일앵커시험 결과 값을 설계에 반영하는 것은 충분한 안전율을 확보한 것으로 판단된다. 또한, 동일한 앵커 설치 시 에폭시를 도포한 DAS-02 실험체가 기준 시험체에 비하여 약 160 %정도 내력증진을 나타내어 앵커접합 시 에폭시를 함께 도포하는 것이 내력증진에 도움이 될 것으로 판단된다. 앵커를 병렬로 배치한 DAS-04와 DAS-05과 지그재그로 배치한 DAS-03의 앵커 1개당 내력을 비교하였을 때, 48.5 kN과 49.4 kN으로 거의 차이가 나타나지 않아 앵커의 배치에 따른 내력의 차이는 미미한 것으로 나타났다.

Fig. 13 Vertical joint test results

Fig. 14 Load-displacement relationship

4.3 DFM으로 보강된 2층 골조 실험 결과

4.3.1 균열 및 파괴양상

Fig. 15는 반복가력 실험의 최종파괴 형상을 나타낸 사진이다. NCRS-00은 1 Step(13.75 mm, 0.25 %) 정가력 시 1층 기둥 중앙부에서 미세한 휨 균열이 발생하였고, 부가력 시 1층 보-기둥 접합부에서 미세한 수직 균열이 발생하였다. 4 Step (41.25 mm, 0.75 %)에서는 휨 균열이 양이 증가하였고, 1층의 기둥 상부에서도 기존 균열이 확장되었다. 부가력 시 지중보 단부에서 미세한 균열이 발생하였다. 6 Step(82.5 mm, 1.50 %) 부가력 시 각 층의 보-기둥 접합부에서 균열이 다수 발생하면서, 기존 균열로 확장되어 뚜렷한 균열 양상을 보였다. 2층 기둥의 기존 균열 또한 중앙부로 확장되었고, 기둥 하부에서 콘크리트가 박리되는 현상이 관찰되었다. 8 Step(137.5 mm, 2.50 %) 정가력에서 1층 기둥 단부에서 X자 형태로 파괴되기 시작하였고, 피복이 떨어져 나가면서 철근이 노출되었으며, 부가력 시 급격한 내력감소가 발생하여 실험을 종료하였다.

DFRS-01은 1 Step(13.75 mm, 0.25 %) 정가력 시 1층 기둥 단부 및 보-기둥 접합부에서 미세한 휨 균열이 발생하였고, 2층 액추에이터와 실험체의 연결부에서 미세한 균열이 발생하였다. 3 Step(27.5 mm, 0.50 %) 부가력 시 1층 기둥의 이중프레임 보강재 앵커 삽입 위치에서 균열 발생되었고, 보의 단부에서 휨 균열이 발생하였다. 5 Step(55 mm, 1.00 %)에서 지중보 단부에서 경사균열 발생하였고, 1층 앵커 삽입위치의 균열이 확장되면서 균열 폭 및 양이 급격히 증가하였다. 8 Step(137.5 mm, 2.50 %)에서 앵커주위의 콘크리트에 균열 발생 및 앵커의 파괴가 발생하였다. 다만 이중프레임은 내부에 장착되어 앵커탈락에 의한 내력저하는 나타나지 않았다. 8 Step 부가력까지 가력을 진행하면서 앵커 파단이 발생하였고, 정가력 시 1층 기둥 단부(하부)에서 콘크리트 피복 박리 및 철근이 노출되면서 실험을 종료하였다.

DFRS-02는 1 Step(13.75 mm, 0.25 %) 부가력 시에 기둥에서 미세한 휨 균열이 발생하였다. 4 Step(41.25 mm, 0.75 %) 부가력에서 기둥 단부(하부)에서 휨 균열 발생 및 확장되었고, 지중보 단부에서 균열이 다수 발생하였다. 6 Step( 82.5 mm,, 1.5 %) 부가력 시 기둥 단부(하부) 및 지중보의 균열이 확장되면서 콘크리트 박리가 발생하였다. 또한, 기존 균열 폭 및 양이 급격히 증가하면서 기둥 단부에서 콘크리트 박리가 심해져 철근이 노출되는 현상이 일어났다. 8 Step(137.5 mm, 2.5 %)을 진행하면서 앵커 파단이 지속적으로 발생하였고, 이중프레임 보강재 또한 변형을 보였다. 1층 기둥 단부(하부)에서 콘크리트 박리가 증가하면서 내력 감소가 급격히 진행되어 실험을 종료하였다.

Fig. 15 Two-story specimen test results

4.3.2 하중-변위 관계

Fig. 16과 Table 8은 무보강 및 DFRS의 하중-변위 이력곡선 및 실험결과를 나타낸 것이다. NCRS-00는 127.3 kN(23.1 mm)에서 항복하였으며, 최대강도는 245.2 kN(109.3 mm)을 나타내었고, 최대변위 137.5 mm(층간변위비 2.5 %)에서 내력이 크게 감소하여 실험을 종료하였다. 1층 기둥 단부에서 대각균열로 인한 핀칭 현상이 두드러지게 나타났다.

Fig. 16 Load-displacement relationship

DFRS-01은 741.5 kN(54.9 mm)에서 항복하였으며, 최대강도는 987.8 kN(137.6 mm)을 나타내었고, 최대변위 165 mm(층간변위비 3.0 %) 3싸이클을 모두 가력한 후 실험을 종료하였다. DFRS-01는 NCRS-00 대비 약 4.0배의 최대강도를 나타내었다. DFRS-02는 921.82 kN(58.6 mm)에서 항복하였으며, 최대강도는 1,099.8 kN(109.8 mm)을 나타내었고, 최대변위 137.5 mm(층간변위비 2.5 %) 첫 번째 싸이클을 가력 시 1층 기둥 단부에서 전단파괴가 발생하여 실험을 종료하였다. DFRS-02는 NCRS-00 대비 약 4.5배의 최대강도를 나타내었다.

Table 8 Material properties of rebar and steel bar

Specimens	Yield load $V_{y}$ (kN)	Yield displacement $u_{y}$ (mm)	Maximum load $V_{u}$ (kN)	Maximum displacement $u_{u}$ (mm)	Maximum deformation (%)
NCRS-00	127.27	23.12	245.24	109.25	2.5 %
DFRS-01	741.52	54.93	987.83	137.56	3.0 %
DFRS-02	921.82	58.55	1,099.78	109.83	2.5 %

4.3.3 에너지 소산능력

식 (1)을 이용하여 각 사이클에 따른 이력거동으로부터 그에 해당하는 에너지소산능력을 구하였다(Fig. 17 참조). 하중과 변위가 연속량이 아니기 때문에 선적분을 수행할 수 없어 실험으로부터 얻은 하중-변위의 이산량으로 치환하여 근삿값으로 산정하였다.

(1)

$E_{D}=\oint F(x)dx=\sum F(x_{i})\triangle x_{i}$

여기서, $F(x)$: 하중이력, $\triangle x$: 변위 증분

실험체의 이력거동에 따른 소산 에너지량($E_{D}$)을 각 싸이클에 따라 구하고 DFRS-01 및 DFRS-02의 에너지 소산량을 NFCS-00과 비교한 것을 상대비로 나타내었다(Fig. 18 참조). NFCS-00 대비 DFRS-01 실험체는 약 4.0배 DFRS-02 실험체는 약 4.58배의 에너지 소산능력이 향상되었음을 확인할 수 있다.

Fig. 17 Energy dissipation of specimens

Fig. 18 Energy dissipation ratios of NCRS-00 to double frame method (DFM)