2.1. 실험개요

본 연구에서 수행한 1층 1경간 철근콘크리트 골조에서 콘 크리트의 압축강도(f_ck)는 24 MPa, 철근은 SD300을 사용하여 모든 철근콘크리트 실험체에 적용하여 설계를 수행하였다. 가새로 보강된 실험체의 경우, 보강된 강재 가새와 거셋플레 이트는 일반적으로 국내에서 쉽게 구할 수 있는 인장강도 400 MPa급 강재(가새 SPSR400, 거셋플레이트 SS400)를 사 용하였고, 보강 시 설계기준은 현행 기준에 따라 설계하였다 (^{ACI, 2014}; ^{AISC, 2011}; ^{AISC, 2012}; ^{KBC, 2016}). Fig. 2와 같이 보강되는 강재 가새는 철근콘크리트 골조의 면내에 설 치하였으며, 구조물의 강도 및 강성, 에너지 소산능력 향상을 기대할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 2

An example of seismic reinforcement with steel bracing system

2.2. 실험체 설계 및 제작과정

본 연구에서는 가새 보강공법을 적용한 기존 건축물의 내진 성능 강재를 이용한 가새 보강공법의 내진성능 향상정도를 평 가하기 위하여 보강하지 않은 철근콘크리트 골조(Bare Frames, BF) 실험체 1개와 가새 보강공법을 적용하고 세장비가 약 120 인 실험체 1개, 그리고 세장비가 약 60을 갖는 실험체 1개, 총 3 개 실험체를 제작하고 내진성능을 평가하였다. 각 실험체의 철근콘크리트 골조의 크기는 Fig. 3(a)와 같이 기둥 단면 300× 300 mm, 보 단면 350×300 mm, 실험체의 전체 높이는 2,325 mm 이고 길이는 총 3,400 mm로 제작하였다. 기둥과 보의 주철근 으로는 D16, 전단보강근으로는 D10철근이 150 mm 간격으로 배근되었다. 세장비가 약 120인 실험체(RB-120-50)의 보강 강재는 단면 □-50×50×2.3으로 SPSR400 각형강관 강종을 사용 하였고, 세장비가 약 60인 실험체(RB-60-100)의 보강강재는 □-100×100×2.3으로 갖는 동일 강종을 사용하였다. MIDAS-Gen 을 사용한 구조해석 결과, 보강하지 않은 기준 실험체의 강성 은 약 17.2 kN/mm로 측정되었다. 보강된 가새의 구조해석 결 과, 세장비가 약 120인 경우의 강성은 약 16.3 kN/mm, 세장비 가 약 60인 경우의 강성은 약 34.7 kN/mm로 산출되었다. 중첩 의 원리를 통해 보강하지 않은 기준 실험체의 강성에 보강된 가새의 강성을 더하여 계산한 결과, RB-120-50실험체의 강성 은 약 33.5 kN/mm로 보강하지 않은 실험체 BF의 강성에 비하 여 약 2배 증가함을 알 수 있었고, RB-60-100실험체의 강성이 약 51.9 kN/mm로 BF실험체 비하여 강성이 약 3배 증가됨을 알 수 있었다. 실험체의 일람과 각 실험체의 상세 도면을 Table 1과 Fig. 4에 각각 나타내었다.

Fig. 3

Application of chevron bracing system

Fig. 4

Details of test specimens

Fig. 3에서 보는 바와 같이 가새 보강공법을 적용한 실험체 의 보강 과정은 Fig. 3(a)의 기준 실험체에 앵커 삽입을 위한 천공작업을 실시한 후, 보강판을 설치하고 케미컬 앵커를 통 해 보강판을 철근콘크리트 골조에 부착한다. 그 이후 실링제 를 통해 앵커 부분을 마감한 후, 보강판에 거셋플레이트를 용 접하고 가새를 설치하여 가새 단부와 용접을 한다. 마지막으 로 에폭시를 주입하여 철근콘크리트 골조와 보강된 가새를 일체화를 하여 기존 철근콘크리트 골조를 보강한다.

2.3. 가력 및 계측계획

가새 보강공법을 적용한 실험체의 내진성능 평가를 위하여 실험체는 Fig. 5과 같이 용량 2,000 kN, 스트로크 ±250 mm를 갖는 액츄에이터(Actuator)와 연결하여 변위제어 방식으로 0.5 mm/sec의 속도로 가력하였다. 가력 패턴은 Fig. 6과 같이 층간변위 0.25~10%까지 각 스텝별로 2 사이클씩 반복 가력하 였다(^{Kim et al., 2016}).

Fig. 5

Test set-up

Fig. 6

Loading protocol

각 실험체의 철근콘크리트 골조가 면외방향으로의 변형을 방지하기 위하여 가이드 프레임을 설치하여 액츄에이터와 고 정하였고, 철근콘크리트 골조 내의 주근의 변형을 측정하기 위 하여 보-기둥 단부의 내외부 주근에 총 8개의 소성게이지를 부 착하였으며, 가새가 보강된 실험체의 경우에는 가새의 변형을 측정하기 위하여 가새 단부와 중앙부에 총 8개의 소성게이지 를 추가적으로 부착하였다. 또한, 철근콘크리트 골조의 횡변위 를 측정하기 위하여 8개의 LVDT(Linear Variable Differential Transformer)를 설치하였고, 철근콘크리트 골조의 균열양상 을 파악하기 위하여 흰색 페이트를 도포하였고, 가새의 좌굴 및 변형을 관찰하기 위하여 화이트워시(white- washed)를 실 시하였다.

2.4. 재료시험 계획 및 결과

각 실험체의 내진성능평가 이후, 재료시험을 평가하였다. 콘크리트의 압축강도 시험은 ^｢KS F 2403 콘크리트 강도 시험 용 공시체 제작방법_｣에 따라 원주형 100×200 mm 공시체를 제작하고, ^｢KS F 2405 콘크리트의 압축강도 시험방법_｣에 준 하여 평가하였다(^{KS, 2010}; ^{KS, 2014}). 콘크리트 압축강도 시 험 결과, Table 2에서와 같이 총 5개의 공시체의 평균 압축강 도는 26.5 MPa로 측정되었다. 철근과 강재 가새 그리고 거셋 플레이트는 ^｢KS B 0801 금속 재료 인장 시험편_｣에 준하여 평 가하였고(^{KS, 2007}), Fig. 7에서와 같이 주근과 보강근의 항복 강도는 각각 332 MPa과 361 MPa로 측정되었다. 또한, 보강 가새 및 거셋플레이트의 항복강도는 각각 237 MPa과 308 MPa 로 측정되었다.

Fig. 7

Coupon test results

3.1. 균열 및 파괴양상

본 연구에서는 기존 건축물에 가새 보강공법을 적용한 내 진보강 설계절차 및 설계방법을 개발하기 위하여 보강하지 않은 기준 실험체(BF)와 기준 실험체에 가새 보강을 한 실험 체들(RB-120-50, RB-60–100)에 대하여 내진성능을 평가하였 다. 각 실험체에 대하여 균열 및 파괴양상, 하중-변위곡선을 통한 파괴 메커니즘 분석, 항복점 산출을 통한 연성도 평가 그 리고 에너지 소산능력 등에 대하여 비교·분석을 하였다.

먼저, 기준 실험체(BF)는 층간변위 0.75%에서 항복을 하였 으며, 항복 이후 기둥의 양 끝단에서 균열이 점차 확장되어 보- 기둥 접합부까지 균열이 확장되었다. 이후 점차 균열의 폭이 증 가되면서 층간변위 5%에서 콘크리트가 박리되었고, 층간변위 7%에서 기둥 단부에서 콘크리트 박리가 심화되면서 하중이 급 격히 감소하였다. Fig. 8(a)에서의 균열도면은 층간변위 5% 이 후로 균열 측정이 어려울 정도로 많은 양의 콘크리트가 박리되 어 층간변위 3.5%까지의 균열을 도식화하였다. Fig. 8(b)는 무 보강 실험체(BF)가 최종 실험이 종료된 후의 모습이다.

Fig. 8

Crack and fracture pattern of BF specimens

무보강 실험체의 강성에 2배 증진을 목표로 가새 보강을 한 실험체(RB-120-50)의 경우, 층간변위 1%까지 철근콘크리트 골조 기둥 부분에서 초기 균열이 발생하였다. 이후 층간변위 1.5%에서 가새 중앙부에서 좌굴이 발생하였고, 층간변위 2.5%에서 가새 중앙부가 파단이 되었다. 이후, 철근콘크리트 골조가 하중을 분담하면서 균열이 점차 증가가 되었고, 균열 이 폭 또한 증가하였다. 층간변위 5% 이후로는 무보강 실험체 (BF)와 마찬가지로 많은 양의 콘크리트가 박리되어 층간변위 7% 첫 번째 사이클까지 가력 후 실험을 종료하였다. Fig. 9(b) 와 같이 RB-120-50 실험체는 무보강 실험체와는 달리 기둥 상단부에서 균열이 심화가 되었는데, 이는 기둥 하단부에 보 강판을 설치함으로써 균열이 상단부로 집중된 것으로 판단된 다. 따라서 가새를 보강함에 있어 최대강도 이후 기둥 상단부 의 균열 등을 고려한 설계방법 등이 필요하리라 판단된다.

Fig. 9

Crack and fracture pattern of RB-120-50 specimens

Fig. 10과 같이 강성 3배 증진을 목표로 설계한 RB-60-100 실험체도 RB- 120-50 실험체와 유사한 균열과 파괴 양상을 보여주었다. 층간변위 0.75%까지 철근콘크리트 골조의 기둥 에서 초기균열이 발생하였고, 이후 강재 가새 단부에서 좌굴 이 발생하였다. 이후 층간변위 2.5%에서 강재 가새가 파단이 되면서 하중이 급격히 감소하였다. 가새 파단 이후, RB-120-50 실험체와 마찬가지로 하중을 철근콘크리트 골조가 부담을 하 면서 균열의 폭이 커지고 많은 양의 콘크리트가 박리가 되었 다. 실험체 종료 시점 또한 층간변위 7%로 동일하였다. RB-120- 50 실험체와 차이점이 있다면, 가새 파단 위치가 중 앙부가 아니라 가새 단부에서 발생된 점과 강재 보강양이 증 가하면서 항복 시점이 앞당겨졌다.

Fig. 10

Crack and fracture pattern of RB-120-50 specimens

3.2. 하중-변위(층간변위) 곡선

Fig. 11는 각 실험체에 반복가력을 수행하였을 때의 이력거 동을 나타내었고, Fig. 12은 모든 실험체의 포락선을 나타내 었다. Table 3에는 각 실험체의 이력거동을 바탕으로 항복하 중(P_y), 항복변위(δ_y), 최대하중(P_max), 최대변위(δ_max), 초기 강성(k_y) 그리고 파괴양상 등 실험결과를 나타내었다. 여기서 각 실험체의 항복점은 FEMA310, Thomas Paulay and M.J.N. Priestley 등의 연구에 의한 등가에너지방법을 이용하여 항복 하중과 항복변위를 도출하였다. 일반적으로 내진성능평가 시 최대강도 도달 후, 최대강도의 80% 이하로 떨어지게 되면 파 괴에 도달한 것으로 간주를 하지만, 가새를 보강한 실험체의 경우 가새가 파단 이후에 철근콘크리트 골조의 영향력을 고 려하여 층간변위 7%까지 가력을 하였다.

Fig. 11

Load versus displacement relationship of specimens

Fig. 12

Envelop curves of specimens

BF 실험체의 반복가력 실험 결과, 최대강도는 정가력 시에 서 185 kN으로 층간변위 5.0%에서 나타났고, 초기강성은 16.9 kN/mm으로 측정되었다. 최대하중까지 완만하게 증가하 다가 최대강도 이후에 철근콘크리트 골조 기둥 하단부에서 많 은 양의 콘크리트가 박리되면서 하중이 급격하게 감소하였다.

무보강 실험체의 강성을 2배로 목표로 가새 보강을 한 실험 체(RB-120-50)의 경우, 최대하중이 281 kN으로 무보강 실험 체에 비하여 증가하였다. 또한 초기강성은 35.7 kN/mm로 무 보강 실험체 강성에 비하여 약 2배가량 증가하였다. 이는 초 기 실험체 설계 시 목표로 하였던 수치와 유사하게 나타났다. 최대강도는 층간변위 1.5%에서 나타났으며, 이때 강재 가새 중앙부에서 면외 방향으로 좌굴이 발생하였다. 좌굴이 반복 하면서 층간변위 2.5%에서 가새 중앙부에서 파단이 되면서 이후의 거동은 무보강 실험체와 유사한 거동을 보여주었다.

RB-60-100 실험체의 경우, 층간변위 1.0%에서 최대강도 376 kN으로 가장 높은 하중을 보여주었다. 층간변위 1.0%에 서 강재 가새의 단부에서 좌굴이 발생하였고, RB-120-50 실험 체와 마찬가지로 층간변위 2.5%에서 강재 가새가 파단되었다. 강재 가새 파단 이후에는 철근콘크리트 골조가 하중을 부담하 기에 무보강 실험체와 유사한 거동을 보여주었다. 실험체의 초 기강성은 52.2 kN/mm로 무보강 실험체 강성 16.9 kN/mm보다 약 3.1배 증가함을 보여주었다. 이 또한 실험체 설계 시 목표 로 하였던 강성 3배 증진을 만족한 수준이었다. 가새를 보강 한 실험체의 파괴 메카니즘을 분석을 하면, 1) 철근콘크리트 골조에 미세한 균열이 발생을 하였고, 2) 보강된 가새에 좌굴 이 발생하면서 3) 강재 가새가 파단이 되었다. 4) 파단 이후로 는 철근콘크리트 골조가 하중에 저항하다가 5) 철근콘크리트 골조에서 콘크리트 박리가 발생하였다.

따라서 기존 건축물 내진보강 시, 특히 강성보강공법을 적 용하는 경우에는 보강되는 부재는 기존 골조에 비해 나중에 파단 되지 않도록 설계하도록 해야 한다. 만일 기존 골조가 보 강된 부재보다 먼저 파괴가 발생을 하게 되면, 기존 골조와 보 강부재의 역할이 바뀌기 때문이다. 이는 건축물의 내진설계 시 역량설계법 개념을 도입하는 것과 유사한 개념으로 강성 보강공법을 적용할 경우에는 역량설계법 개념을 도입하여 설 계를 하는 것이 바람직하다(^{Lee, 2008}).

3.3. 유효강성 및 연성도 평가

각 실험체의 유효강성을 층간변위별로 정리하여 Fig. 13에 나타내었다. 유효강성은 각 사이클에서의 최대하중을 최대변 위로 나누어 그 기울기로 정의하였다. 각 실험체의 초기강성 을 비교하면, 무보강 실험체의 초기강성은 약 16.9 kN/mm, RB-120-50 실험체의 초기강성은 약 35.7 kN/mm, 그리고 RB- 60-100 실험체의 초기강성은 약 52.2 kN/mm로 나타났다. 이 는 Table 4와 같이 실험체 설계를 하였을 때와 거의 유사한 것 으로 나타났다. 또한, 가새 보강된 실험체의 초기강성은 설계 단계에서 설정한 목표성능에 상회하는 결과 값을 보여주었 다. Fig. 13에서 보면, 층간변위 2.5%에서 강재 가새가 파단이 이후로는 모든 실험체의 강성이 거의 동일하게 나타났다. 이 는 강재 가새가 파단 이전에는 강재 가새가 전체 골조의 강성 에 큰 영향을 끼쳤지만, 가새가 파단이 된 이후로는 철근콘크 리트 골조가 전체 강성에 영향을 미친 것을 알 수 있다.

Fig. 13

Effective stiffness of specimens

구조물의 연성능력을 나타내는 연성도(Ductility index, μ) 는 항복변위와 극한변위의 비로 나타낼 수 있으며, 식 (1)로 나 타낼 수 있다.

여기서, μ는 연성도, δ_0.8max는 최대강도의 80%일 때의 변위 그리고 δ_y는 항복변위이다. Table 5는 각 실험체의 연성도를 비교한 결과를 나타내었고, RB-120-60 실험체의 경우 무보강 실험체에 비하여 약 49% 감소하였다. 그리고 RB-60-100 실 험체의 경우에는 무보강 실험체에 비하여 약 67% 감소하였 다. 이는 보강된 가새가 파단 되어 급격히 하중이 감소하기 때 문이다. 이를 통해 강재 가새 보강을 통해 기존 철근콘크리트 골조의 강도 및 강성은 증가하지만 연성능력은 감소하는 것 을 확인할 수 있었다.

3.4. 에너지 소산능력 비교

횡하중을 받는 구조물이 비탄성 범위에서 구조물의 강도 및 강성을 유지하면서 안정적인 거동을 하는 것은 내진성능 에 중요한 요소이며, 이를 평가하는 지표로 에너지 소산능력 이 있다. 에너지 소산능력은 각 사이클별 하중-변위 곡선이 둘 러 쌓인 면적의 합으로 나타낼 수 있다. 모든 실험체는 층간변 위 7% 첫 번째 사이클까지 가력되어, 총 21 사이클의 에너지 소산량을 누적하여 Fig. 14에 나타내었다. 각 실험체의 총 누 적된 에너지 소산량은 BF 실험체의 경우 약 112.78 kN·m, RB-120-50 실험체는 약 134.64 kN·m 그리고 RB-60-100 실험 체는 약 146.21 kN·m이다. 보강 강재량이 증가함에 따라 누적 에너지 소산능력도 향상됨을 확인할 수 있다. 강재 가새가 파 단이 되는 층간변위 2.5% 이후 증가하는 누적 에너지 소산량 은 거의 유사하게 증가함을 보여주고 있다. 이는 층간변위 2.5%까지는 가새가 에너지 소산에 상당히 많은 기여를 하고 이후에는 철근콘크리트 골조가 에너지 소산능력에 기여한 것 으로 판단된다.

Fig. 14

Energy dissipation capacities of specimens