3.1.1 비보강 실험체

진동대실험에 사용될 실험체는 중·저층 규모의 건축물 을 대상으로 하였으며, 실험환경을 고려하여 1개 층의 프 레임 형태로 제작한다. 기존구조체의 높이, 경간, 단면크기 는 비내진 상세로 설계된 구조물과 동일하게 설계하고, 연 직방향으로 작용하는 중력하중은 1개 층에 작용하는 하중 의 크기(22ton)로 설정한다.

실험체는 비보강 실험체와 듀얼시스템으로 보강된 실험 체 2개를 제작한다. 비보강 실험체는 기둥 항복형 RC프레 임으로 계획하며, 기둥단면의 크기는 300x400(mm)로 설계 한다. 또한 전단보강근은 300mm 간격으로 배근하고 90도 후크를 가지는 비내진 상세로 Fig. 3(a)와 같이 설계한다 (ACI 318; ^{Kim et al., 2013}; ^{Lee et al., 2009}).

비내진 상세로 설계된 RC 프레임은 휨 항복형으로 설계 되었으며 식(1)과 식(2)를 이용하여 초기강성 및 항복내력 을 산정할 수 있다. 그리고 재하내력은 기둥 축력의 0.4배 이하로 작용됨에 따라 식(3)과 식(4)를 이용하여 같이 기둥 의 휨모멘트를 산정할 수 있다(^{JBDPA, 2001}). Table 1은 비 내진 RC프레임의 구조적 특성이다. 이때, 균열 이후의 강 성은 초기강성의 0.16배를 사용하였으며(^{Kim, 2013}), 이를 통해 항복변위를 산정한다. 콘크리트의 설계압축강도는 21Mpa, 철근의 항복강도는 400Mpa로 설계 한다.

이때 M_y는 휨에 의한 항복모멘트, h는 기둥의 유효높 이, N은 기둥의 축 방향력, a_t 는 인장철근 단면적,b는 기 둥의 단면 폭, D 는 기둥의 단면 춤, σ_y는 철근 항복강도, F_c는 콘크리트 항복강도 이다.

3.1.2 듀얼시스템 보강 실험체

듀얼시스템 실험체는 Fig. 3(b)와 같으며, 기존구조체, 댐퍼, 외부보강체로 구성된다. 이때, 기존구조체는 비보강 실험체와 동일하게 설계한다. 실험 시 면외변형 및 비틀림 으로 인한 구조적인 영향을 배제하기 위하여 외부보강체는 기존구조체의 양옆에 설치한다. 또한 댐퍼는 기존구조체의 보와 외부보강체의 보 사이에 위치시키며 4개소를 설치한 다.

댐퍼는 설계내력에 맞춰 제작이 용이하고, 이력을 통해 에너지를 안정적으로 흡수할 수 있는 강재댐퍼로 설계한 다. 듀얼시스템을 적용한 실험체의 외부보강체는 기존구조 체와 동일한 높이와 경간으로 이루어진 프레임형태로 제작 한다. 통풍 및 채광성을 확보하기 위해 브레이스를 제외한 형상으로 설계한다. 또한 기존구조체와 주기차이를 확보하 기 위하여 기둥을 CFT로 설계하고 댐퍼와의 설치 용이성 을 위해 H형강 보를 설치한다.

듀얼시스템의 설계 시 변수는 다음과 같다.

①의 내력비와 ②의 항복변형비는 댐퍼에 관한 설계 변 수이다. 설계범위는 내력비의 경우 0.6, 항복변형비의 경우 4이상으로 설계한다. 이와 같이 설정한 이유는 듀얼시스템 이 유강혼합구조에 속하며, 기존 연구에서 강요소인 댐퍼 가 내력을 유요소인 기존구조체의 내력에 대해 0.6배, 항복 변형비는 4이상으로 설계하였을 경우, 성능을 향상시킨다 고 나타낸다고 밝힌바 있다(^{Oh, 2002}).

③의 경우는 외부보강체 관한 설계 변수이며, 설계 범위 는 4.47로 설계한다. 실제 구조물에 적용하기 위한 설계 진 동주기비는 4.47과 유사할 것으로 판단되며, 실험환경, 설 치 여건 등을 같이 고려하여 이와 같이 설계한다.

강재댐퍼는 휨 항복형으로 설계하며, 식(5)와 식(6)을 통 하여 항복내력 및 항복변형을 산정한다(^{Oh et al. 2012}). 또 한 외부보강체의 강성은 식(7)과 앞선 식(1)을 통하여 산정 한다. Table 2는 강재댐퍼의 구조적 특성, Table3은 외부보 강체의 구조적 특성을 나타낸다.

여기서 n은 스트럿 수, t는 댐퍼의 두께, B는 댐퍼 폭, H는 댐퍼 높이 E 는 탄성계수, H_T는 댐퍼 총 높이 (H+2r), H′는 댐퍼의 유효높이 ( H + 2 r 2 / H T ) ,   E I [ C F T ] 는 외부보강체의 탄성계수(E)와 단면이차모멘트(I)를 의미 한다.

3.1.2 가진 및 측정방법

동적실험은 부산대학교 지진실험센터 내 진동대에서 수 행하며, Fig. 4와 같이 나타낸 El-Centro NS 성분(PGA: 341gal)을 입력지진파로 사용한다. 본 연구에서는 입력지진 파의 가속도를 기준으로 스케일을 조정하여 가진 단계는 1~12 step으로 계획하였으며, 각 step에 따른 입력지진파의 스케일은 Table 4에 나타내었다. 각 실험체는 가진 단계에 따라 수행하였으며, 가진 후 실험체의 손상을 파악하여 [다 음 가진단계, 동일 가진단계, 가진 중단]을 결정한다.

Fig. 5와 같이 기존구조체의 상부보에 가속도센서와 LVDT를 설치하여 응답특성을 측정한다. 또한 밑면 전단력 을 측정하기 위하여 실험체 기둥 하부에 로드셀을 설치한 다.

3.2.1 응답특성

3.2.2 손상상태

비보강 RC 실험체의 균열 및 파괴양상은 Fig. 11에 나타 내었으며, 듀얼시스템을 보강한 실험체는 Fig. 12에 나타내 었다. 모든 실험체에서 초기 균열의 발생위치는 기둥 양단 부이며, 균열형태는 휨 균열로 발생되었다. 그리고 두 실험 체 모두 종국 상황 시 까지 보에서는 균열이 발생되지 않 았다.

비보강 RC 실험체는 El-Centro 30% 스케일에서 좌측기 둥 상부에서 휨 균열이 발생되었다. 이후 가진 스케일을 50%까지 증가하면서 좌측 기둥과 우측 기둥 상부에 균열 의 수가 증가하였으나, 균열의 수와 균열의 폭은 크지 않았 다. 70% 가진 이후 균열의 수가 증가하였으며, 좌우측 기 둥 상부와 하부에서 균열이 집중하였으며, 균열의 폭 역시 최대 0.2mm로 증가하였다. 100% 가진 시 양측 기둥의 상 하부에서 균열의 진전 및 수가 증가하였고 균열의 폭도 최 대 0.6mm로 발생하였다. 측정된 균열의 폭은 가진 이후 측 정한 잔류균열의 폭이며, 가진 중에 더 큰 폭의 균열로 인 해 파괴에 이른 것으로 판단하여 실험을 중단하였다.

보강실험체는 70% 가진 시 우측 상부기둥에서 휨 균열 이 발생하였다. 이후 160% 가진 시 까지 균열의 수는 증가 하였으나, 균열의 진전이 비보강 RC 실험체에 비해 크게 이뤄지지 않았고, 균열의 폭 또한, 0.01mm 이하의 크기로 나타났다. 250% 가진 시 까지 Fig. 12(a)와 같이 균열의 수 가 증가하였으나, 균열의 폭은 최대 0.06mm로 나타났다. 하지만 Fig. 12(b)와 같이 댐퍼에서 균열이 발생되어 실험 이 중단되었다.

비보강 RC 실험체와 듀얼시스템이 보강된 실험체의 균 열의 양상을 비교하였을 때, 비보강 RC 실험체는 기둥의 상하부에서 균열이 진전되었고 균열의 폭 또한 크게 증가 하였다. 그리고 종국상황 시 기둥 상부와 접합부 부분에서 파괴에 이르는 균열이 발생되었다. 반면, 듀얼시스템이 보 강된 실험체는 기둥의 상하부에서 균열이 먼저 발생하였으 나, 가진 단계가 증가할수록 균열이 기둥의 중앙부로 퍼졌 으며, 비보강 RC 실험체에 비해 균열이 진전되지 않았다.

3.2.3 밑면전단력-변형관계

밑면전단력은 실험체의 하부에 설치한 로드셀로 측정하 였으며, 가진 단계별 밑면전단력은 Fig.13과 같다. 두 실험 체 모두, 가진 단계가 진행될수록 밑면전단력은 증가하는 것으로 나타났다. 비보강 실험체의 경우, 70% 가진 시 밑 면전단력이 급격히 증가하였으면, 70% 가진 시 114kN, 100% 가진 시 130kN으로 기존구조체의 항복내력에 비해 크게 나타났다.

보강실험체의 경우, 비보강 실험체와 동일한 가진스케일 인 100%일 때, 55kN으로 비보강 실험체 비해 58% 작게 나 타났으며, 종국상황 인 250%일 때, 144kN으로 비보강 실험 체에 비해 11% 더 크게 나타났다. 이와 같이 나타난 이유 는 가진 초기에 댐퍼가 기존구조체의 변형을 저감시켜 밑 면전단력이 크게 발생되지 않았다. 하지만 가진단계가 진 행될수록 입력되는 지진력이 증가하여 기존구조체의 변형 이 증가하였고, 또한 댐퍼의 내력이 추가되어 밑면전단력 이 상승한 것으로 판단된다.

Fig. 14(a)는 동일한 가진단계(100%)에서의 밑면전단력과 변형의 관계를 나타낸 것이고 Fig. 14(b)는 종국 상황 시 밑 면전단력과 변위의 관계를 나타낸 것이다. 변위는 기존구 조체의 상부 LVDT 값을 이용하여 나타낸 것이다.

동일한 가진 단계(100%)를 비교할 경우, 비보강 실험체 는 소성화가 진행된 반면 듀얼시스템 보강실험체는 탄성범 위에 머물러 있는 것을 알 수 있다. 종국 상황일 때, 비보 강 실험체의 밑면전단력-변위 곡선은 핀칭현상이 발생된 형태로 나타났다. 반면 보강 실험체의 밑면전단력-변위의 곡선은 방추형의 형태로, 비보강 실험체에 비해 안정적인 이력거동을 나타내고 있다.

3.2.4 입력에너지

에너지평형법에 의한 설계기법은 지진 등에 의해 외부 에서 입력된 에너지 보다 구조물에서 흡수하는 에너지를 더 많도록 설계하여 내진성을 확보하는 설계법이다. 여기 서, 입력된 에너지를 산정하기 위해 에너지 평형식을 이용 한다.

식 (8)은 특정시점에서의 계의 힘의 평형상태를 나타내 며 그 시점에서의 구조물의 응답을 얻을 수 있지만, 이들 정보로 구조물의 손상정도 및 파괴양상을 예측하기에는 어 려움이 있다. 따라서 식 (8)의 양변에 식 (9)와 같이 변위증 분( d u = u ˙ d t )을 곱하고, 총 지동시간(t_o )으로 적분하면, 식 (10)과 같은 에너지 평형식을 통하여 구조물의 거동 및 입 력되는 에너지를 산정할 수 있다.

그리고 식 (11)을 통하여 에너지를 속도의 차원인 V_E로 나타낼 수 있다(^{AIK, 2010}). 이때 V_E는 구조물의 질량과 주기에 의해 결정되는 안정된 값으로 입력되는 에너지를 정략적으로 표현할 수 있다.

V_E는 진동대의 출력파를 이용하여 각 실험체의 질량과 주기를 입력해 산정한다. Fig. 15는 가진 단계(누적시간)에 따른 실험체에 입력된 누적 V_E를 나타낸 것이다.

동일한 가진단계(100%)에서 비보강 실험체는 361.6 cm/sec, 보강실험체는 97.7cm/sec의 누적에너지가 입력되 었다. 종국상황 시 보강실험체는 676.3cm/sec 입력되어 비 보강 실험체에 비해 1.87배 더 많이 입력되었다.

3.2.5 손상정도, 응답주기, VE의 관계

입력된 에너지에 따른 손상정도를 표현하기 위하여 Fig.16에 누적 V_E에 따른 기존구조체의 손상량을 응답주 기를 나타내었다. 비보강 실험체의 경우, 누적 V_E가 137cm/s에 도달하였을 경우 균열의 폭이 0.2mm로 크게 증 가하였으며, 종국상황에서는 0.6mm로 나타났다. 듀얼시스 템 보강 실험체의 경우, 누적 V_E에 따른 균열의 폭 및 응 답주기의 변화는 비보강 실험체에 비하여 매우 작게 나타 났다. 유사한 크기의 누적에너지가 입력된 상황에서 비보 강 실험체는 균열의 폭이 0.6mm로 나타난 반면, 보강 실험 체는 0.04mm로 나타났다.

손상에 따른 응답주기의 변화를 표현하기 위하여 Fig. 17 에 균열의 폭에 따른 각 실험체의 응답주기를 나타내었다. 이때 응답주기는 균열이 폭이 나타난 이후에 측정된 값으 로 나타내었다. 비보강 실험체의 경우, 가진 초반에는 균열 의 폭의 증가 없이 주기가 증가하는 것으로 나타났으며 주 기의 증가 폭은 크지 않았다. 하지만 균열의 폭이 0.2mm로 증가하였을 때, 주기는 0.726초로 급격하게 증가하였다. 이 를 통하여 균열의 수가 증가하면 주기가 완만하게 길어지 고, 균열의 폭이 증가하면 주기가 급격히 증가하는 것을 알 수 있다.

보강 실험체는 실험 종료 시 까지 기존구조체의 균열의 폭과 응답주기의 폭이 크게 발생되지 않았다. 따라서 듀얼 시스템의 보강으로 인하여 기존구조체의 손상이 저감되는 것을 알 수 있다. 또한 응답주기의 변화가 크지 않은 것은 강재댐퍼가 전체 구조물의 거동에 큰 영향을 끼쳤다는 것 을 의미한다. 이는 강재댐퍼의 이력특성상 손상이 발생하 더라도 강성의 저하가 작기 때문이다.