3.1. 실험체 계획

더블 I형 감쇠장치를 사용한 보강방법의 내진성능 증진효 과를 검증 할 목적으로 비내진 상세를 가지는 국내 기존 철근 콘크리트 학교건물의 골조를 대상으로 보강 전, 후의 내진성 능을 반복가력 실험을 통하여 평가하였다. 보강 실험체는 강 도와 연성을 모두 증진할 수 있도록 계획하였는데, 비보강 실 험체 대비 약 50%의 내력 증진과 동시에 ^{KBC 2009}의 허용층 간변위(1%, 내진등급(특))를 보강 목표로 설정하였다.

연구대상 학교건물은 내진설계 이전인 1986년 준공된 건 물(경상북도 구미시)이며, Fig. 3에 건물의 입면도와 평면도 를 나타내었다. 실험체는 Fig. 3에 점선으로 표시된 바와 같이 기둥-보로 구성된 외측골조의 1층 부분으로부터 모델링하였 으며, 실험실 여건을 고려하여 실물크기의 60%로 축소하여 제작하였다. Table 1은 실험체 일람표를 나타낸 것이다. Fig. 4 와 Fig. 5에 DSS-00 실험체와 DSS-01 실험체의 형상과 배근 상세를 나타내었다. 축소 전 기둥 단면은 350×500 mm로 상사 율에 맞추어 210×300 mm로 축소하였고, 축소한 기둥의 주근 은 10-D13, 띠철근은 D6@ 180으로 배근하였다. 기둥의 순길 이(clear span)는 1,680 mm이다. 더블 I형 감쇠장치는 중앙부 에 한 개를 설치하였고, 감쇠장치는 상․ 하부 보와 기초에 강 판벽으로 연결하였다.

Fig. 3.

Studied Building

Fig. 4.

DSS-00 specimen

Fig. 5.

DSS-01 specimen

감쇠장치와 감쇠장치를 지지하는 강판벽은 실제 적용 상황 과 동일하게 실험체 제작 완료 후 설치하였다. 설치 순서는 실 험체 제작완료 후 ① 상부 및 하부 천공, ② 전산볼트 설치, ③ 케미컬 앵커 주입, ④ 상부 및 하부 벽체 세우기, ⑤ 볼트 체결, ⑥ 감쇠장치 및 토크값 체크 순으로 실시하였다.

3.2. 더블 I형 감쇠장치의 설계

더블 I형 감쇠장치의 항복내력을 결정하기 위하여 먼저 비 내진 골조의 항복내력을 계산하였다. DSS-00의 기둥 부재 설 계내력은 일본 방재협회 및 일본건축학회(AIJ) 규준식인 식 (1) 및 식(2)를 이용하여 계산하였다.

여기서, M_y : 항복내력, Q_my: 전단력, a_t : 인장철근 단면적 (mm ² ), N : 축력(kN), σ_y : 철근 항복점 강도(MPa), b : 부재 단 면 폭(mm), D : 부재 단면 높이(mm), h₀ : 순길이(mm)이다.

항복내력 산정결과, 축소 실험체 기둥 1개의 전단력은 51.1 kN으로 2개의 기둥이 병렬 연결된 이 골조의 전단내력은 102.2 kN으로 계산된다. 본 연구에 적용된 더블 I형 감쇠장치 의 항복하중은 비보강 실험체 대비 약 50%의 내력 증진과 축 소 모델로 인한 제작의 용이성 및 작업성 등을 고려하여 기둥 한 개의 전단력에 해당하는 50.0 kN을 항복내력으로 산정하 였다. 또한, 감쇠장치의 슬릿 개소는 기존식(^{Oh et al., 2005})을 활용하여 설계하였고, FEM 해석을 통하여 확인하였다.

3.3. 실험방법

Fig. 6에 실험체의 셋팅 상황을 나타내었다. 실험체 상부 스 터브 위에 가력용 철골프레임을 설치하고, 수평 가력용 엑츄 에이터를 철골프레임에 볼트 접합 후 이를 이용하여 반복하 중을 가력하였다. 또한, 실험체 좌․우측에 축력 가력용 엑츄 에이터 2개 설치하여 일정한 축력(0.1f_ckA_g≒ 90 kN)을 가력 하였다.

Fig. 6.

Specimen set-up

각 단계에 적용된 횡 변위(mm)는 수평 부재각(R, 수평변위 를 기둥의 순길이로 나눈 값)에 따라 16개의 스텝으로 1/1,150, 1/1,000, 1/800, 1/640, 1/500, 1/400, 1/320, 1/250, 1/200, 1/160, 1/125, 1/100, 1/80, 1/64, 1/50, 1/40 순으로 각 3 싸이클씩 단계 별로 점증 가력 하였다.

Fig. 7은 하중이력(Loading histories)을 도식화하여 나타낸 것이다. LVDT는 수평 엑츄에이터 하중 작용점을 기준으로 등간격으로 하부 스터브까지 총 5개를 설치하였다. DSS-01은 감쇠장치 상부 및 하부에 추가로 LVDT 2개를 더 설치하여 감 쇠장치의 이력을 측정하였다. 또한, 기둥내부 주근과 띠철근 의 응력분포를 확인하기 위하여 주근에 10개(C1~C10), 띠철 근에 9개(S1~S9)의 스트레인 게이지를 부착하였다. Fig. 8에 LVDT와 스트레인 게이지의 설치위치를 나타내었다.

Fig. 7.

Loading histories

Fig. 8.

Location of LVDTs and Strain gauges

3.4. 실험체 제작

Fig. 9는 실험체의 제작과정을 나타낸 것이다. 실험체 는 (a) 부재별 철근가공 및 조립, (b) 전체 철근가공 및 조립, (c) 스트 레인게이지 부착, (d) 거푸집제작, (e) 콘크리트 타설, (f) 면처 리 후 양생 순서로 제작되었다. 실험체는 콘크리트 타설 후 3 주가 경과한 시점에서 실험실로 반입하였으며, 28일 강도를 확인 후 실험을 실시하였다.

Fig. 9.

Manufacturing of specimens

3.5. 재료시험

본 연구에서 사용한 콘크리트의 설계강도는 18MPa로 KS F 2405(압축강도 실험방법)에 의한 콘크리트 압축강도 시험 결과를 Table 2에 나타내었다.

또한, 철근은 KS B 0801(금속재료 인장시험편 규정) 2호의 규정에 따라 시험편을 제작하여, KSB 0802의 금속재료 인장 시험방법에 따라 시험을 실시하였다. 철근의 인장시험 결과 는 Table 3과 같다.

4.1. 균열 및 파괴상황

실험체의 균열패턴은 실험체 파괴메커니즘을 파악하는데 중요한 실마리를 제공한다. Fig. 10과 Fig. 11에 DSS-00과 DSS-01의 각 싸이클별 균열 및 파괴상황을 나타내었다.

Fig. 10.

Crack pattern (DSS-00)

Fig. 11.

Crack pattern (DSS-01)

DSS-00은 2 싸이클(횡변위 1.68 mm) 부가력에서 우측 기 둥 하단부에 미세한 휨 균열이 발생하였고, 기둥 중앙부에서 는 3 싸이클(횡변위 2.10 mm) 정가력에서 미세한 휨 균열이 발생하였다. 그 후 각 싸이클 증가 시마다 좌․우측 기둥의 상․ 하부에서 균열이 점차 증가하는 양상을 나타내었으며, 10 싸 이클(횡변위 10.50 mm) 정가력 시에는 기둥 중앙에 전단균열 이 다수 발생하였고, 부재각이 증가하면서 전단균열이 점점 커지고 그 수가 증가하였다. 14 싸이클(횡변위 26.25 mm)에 서 기둥 양단부에 전단균열 폭이 매우 커지면서 콘크리트 피 복이 박리되었고, 15 싸이클(횡변위 33.60 mm)에서 기둥이 파괴되었다.

DSS-01의 초기균열은 DSS-00와 동일하게 2 싸이클(횡변 위 1.68 mm)에서 미세한 휨균열이 발생하였다. 히지만 3 싸이 클(횡변위 2.10 mm)에서는 2 싸이클의 미세한 휨균열 외에 추 가로 균열이 발생하지 않았다. 5 싸이클(횡변위 3.36 mm) 가 력 시 좌․우측 기둥 중앙부에서 휨균열이 발생하였다. 그 후 각 싸이클 증가 시마다 DSS-00과 유사하게 좌․우측 기둥의 상․하부에서 균열이 점차 증가하는 양상을 나타내었다. 10 싸이클(횡변위 10.50 mm)에서는 양쪽 기둥 상단부에 전단균 열이 미세하게 발생하였고, 14 싸이클(횡변위 26.25 mm)에서 기둥 상단부의 균열이 중앙부까지 증가하였다. 하지만 DSS-00 와 같이 콘크리트 피복이 박리되는 현상은 발생하지 않았다. 그 이후 15 싸이클(횡변위 33.60 mm)까지 전단균열의 폭이 커지고 길게 확장되었으며, 16 싸이클(횡변위 42.00 mm)에서 하중 감소가 나타나 실험을 종료하였다.

4.2. 하중-변위관계

Table 4에 DSS-00과 DSS-01에 대한 실험결과를 정리하였 으며, Fig. 12에 각 실험체별 하중-변위관계 및 더블 I형 감쇠 장치의 하중-변위관계를 나타내었다.

DSS-00은 내진기준 허용층간변형각 1.0% 시 붕괴 수준은 아니지만 기둥의 상․하부에 많은 균열과 콘크리트의 피복이 박리 되는 현상이 발생하였다. 이에 반해 더블 I형 감쇠장치로 보강한 DSS-01은 내진기준 허용층간변형각 1.0%를 초과하 여도 안전한 거동을 나타내었으며, 실험 종료 시 약 2.5%의 층 간변형각을 나타내어 우수한 내진거동을 보여주었다. 또한 최대내력에 있어서도 실험체 계획 시 산정한 강도보강 목표 보다 다소 작기는 하나 DSS-01은 DSS-00보다 정방향은 1.43 배, 부방향은 1.42배 내력이 증가된 결과를 보여주었다. 뿐만 아니라 감쇠장치의 하중-변위관계로부터 알 수 있듯이 더블 I 형 감쇠장치는 실험이 진행되는 동안 안정적인 이력거동을 나타내어 강도보강 및 에너지소산 장치로 사용에 무리가 없 는 것으로 판단된다.

Fig. 12.

Load-displacement relationship

4.3. 강도저하 및 강성저하

Fig. 13은 부재각의 단계별로 두 번째와 세 번째 싸이클의 강도저하를 첫 번째 싸이클의 강도를 기준으로 상대비로 나 타낸 것이다. DSS-00의 경우 반복가력 실험 시 강도저하가 부 재각 1/160(105 mm) 이후 약 8~10%정도 났지만, DSS-01의 경우에는 부재각 1/100(168 mm) 이후에도 강도저하가 2~3% 사이로 나타났다. 이는 더블 I형 감쇠장치가 강도저하를 방지 하는데도 효과적이라는 사실을 나타내고 있다.

Fig. 13.

Comparison of strength degradation ratio (negative)

원점으로부터 각 이력싸이클의 최대강도 점을 연결한 직선 의 기울기로 정의된 실험체의 강성저하 경향을 Fig. 14에 나타 내었다. 그림으로부터 각 실험체별 정 ․ 부 방향은 유사한 형 태의 강성저하를 보여주고 있으나, DSS-00의 경우 정방향 및 부방향 모두 초기에 급격한 강성저하를 나타낸 반면, DSS-01 의 경우 정방향 및 부방향 모두 완만한 강성저하를 나타내어 강성저하 측면에서도 더블 I형 감쇠장치의 보강이 효과적이 라는 사실을 나타내고 있다.

Fig. 14.

Stiffness degradation of specimens

4.4. 에너지소산능력

에너지소산능력(Energy dissipation capacity)을 정방향 및 부방향으로 나누어 Fig. 15에 나타내었다. 그림으로부터 알 수 있듯이 보강실험체가 비 보강실험체 보다 약 3.5배 에너지 소산능력이 향상되었음을 확인할 수 있다. 또한, DSS-01의 경 우 약 60%의 에너지를 감쇠장치가 흡수한 것으로 나타났다. 이러한 에너지 소산능력의 증진은 보강으로 인한 강도와 변 형 능력의 증진에 따른 결과라고 사료된다.

Fig. 15.

Energy dissipation of specimens

4.5. 철근의 변형능력

Fig. 16은 DSS-00와 DSS-01의 주철근 변형률 분포를 나타 낸 것이다. 최대하중 가력 시 DSS-00의 주근에 부착된 게이지 는 대부분 항복하였으나, DSS-01의 경우 기초 부근의 철근을 제외하고는 대부분의 주근이 2,000μє 이하의 변형률을 나타 내 기초와 기둥의 접합부를 제외하고는 기둥 주근의 항복이 진행되지 않았다는 것을 알 수 있다. 띠철근에 부착된 스트레 인 게이지의 결과도 주근의 결과와 유사하게 나타났다.

Fig. 16.

Strain distribution of reinforcements