2.1 카고메 감쇠장치의 전단특성(Ko, et al., 2010)

Fig. 1의 (a)는 유닛셀과 유닛셀에서 외부하중을 저항하는 사면체를 나타내는 것이며, (b)는 곡률을 가지는 카고메 감쇠 장치의 이상적인 형상을 나타낸 것이다. Fig. 1의 (b)와 같이 단위 셀에서 전단력은 직선 트러스 요소로 구성된 사면체가 부담한다고 볼 수 있다.

이때, 하중 R에 의해 하중 방향으로 사면체의 변위를 δ_R이 라 하면 그때의 강성은 다음과 같이 나타낼 수 있다.

또한, R방향으로의 전단탄성계수(G)는 다음 식과 같다.

여기서,

Fig. 1의 (b)와 같이 가장 취약한 방향으로 전단력 R을 받는 다고 가정하면 각 부재에 작용하는 부재력은 다음과 같다.

외부 전단력에 의해 가장 큰 압축력을 받는 부재 한 개의 항 복하중을 단위 셀의 평면면적( A o = 2 3 c 2 )으로 나누면 최대 전단응력은 다음과 같이 나타낼 수 있다.

여기서, σ y : 와이어 항복강도

식 (4)와 같이 전단응력은 길이 두께비( λ = d / c )에 의하여 결정되며 항복이 발생할 때의 단위셀의 전단변형률은 식 (4) 와 (2)를 이용하면 다음과 같이 나타낼 수 있다.

2.2 콘크리트에 매립된 카고메 감쇠장치 시스템

카고메 감쇠장치는 철선을 트러스 형태로 교차해서 Fig. 2 와 같이 제작 한다. 이후 감쇠장치 부분을 제외하고 상·하 및 좌·우를 크기와 규격에 맞게 절단하는 작업을 통하여 면을 평 활하게 한다. 6면 평활 작업 이후, 브레이징을 통해 철선이 만 나는 부분을 접합시키는 과정을 거치게 된다. 브레이징 후 지 지구조물에 연결할 수 있는 상·하부 철판을 용접하여 최종적 으로 건축물에 적용 가능한 감쇠장치를 만들게 된다.

하지만, 카고메 감쇠장치 제작 시 이러한 일련의 복잡한 과 정과 상·하부 연결 철판 용접 시 점과 면의 용접 불확실성을 제거할 목적으로 별도의 연결구조 없이 철근콘크리트 지지구 조물에 카고메 감쇠장치를 직접 매립할 수 있는 시스템을 제 안하고자 한다. 최근에는 카고메 트러스 구조를 대량 생산하 는 공정이 개발, 구축되어 기존 수작업 제조를 대체하면서 활 용가능성이 더욱 커지고 있다.

본 연구에서 제안하는 카고메 감쇠장치의 개념도는 Fig. 3 과 같다. 본 시스템을 활용할 경우 감쇠장치 제작시간과 비용 을 줄일 수 있으며, 본 공사와 같이 감쇠장치 시공을 할 수 있 는 장점이 있다.

3.1 실험체 계획 및 변수

본 연구에서 제안하는 시스템의 유효성은 카고메 감쇠장치 의 콘크리트 내 매립길이에 따라 달라지게 된다. 따라서 본 연 구에서는 콘크리트에 매립한 카고메 감쇠장치의 내진거동을 평가하기 위하여 매립길이를 달리한 기둥 실험체 2개와 카고 메 감쇠장치의 셀 내부에 원형 스티로폼 볼을 넣은 실험체 2 개, 총 4개의 기둥 실험체를 제작하였다(Fig. 4 참조).

매립길이는 철근의 매립길이( l d = 0.6 ⋅ d b ⋅ f y / λ f c k , KBC2016) 계산식을 활용하여 계산하였고, 각각 38㎜(1.0l_d) 와 76㎜(2.0l_d)로 달리하여 설정하였다. 또한, 카고메 감쇠장치 내부에 굵은 골재 및 콘크리트 몰탈 침투로 인한 감쇠장치의 구 조성능 저하를 방지할 목적으로 셀 크기와 유사한 스티로폼 볼 을 넣어 실험체를 제작하였다. 실험체는 기둥과 상․하 스터브 로 이루어져 있으며, 기둥의 크기는 200×200×460㎜, 주근은 4-D13, 띠철근은 D10@80이다. 기둥내부에 매립된 카고메 감 쇠장치의 사이즈는 180×180×60㎜이다. 콘크리트의 압축강도 는 24MPa, 철근의 항복강도는 400MPa로 계획하였다. Fig. 5 에 실험체 배근도를 나타내었고, Table 1은 실험체 일람표를 나타낸 것이다.

3.2 실험방법

Fig. 6에 별도의 연결구조 없이 철근콘크리트 지지구조물 에 카고메 감쇠장치를 직접 매립한 실험체의 셋팅 상황을 나 타내었다. 실험체 셋팅 시 실험체가 좌우 및 앞뒤로 전도되는 것을 방지 할 목적으로 실험체 앞쪽 및 뒤쪽에 롤러가 설치된 지지물로 고정 시킨 후 실험을 실시하였다.

각 단계에 적용된 횡 변위(㎜)는 기둥의 순길이로 나눈 값에 따라 8개의 스텝으로 1/1,000(0.46㎜), 1/500(0.92㎜), 1/250(1.84 ㎜), 1/200(2.3㎜), 1/150(3.07㎜), 1/100(4.60㎜), 1/64(7.2㎜), 1/50(9.26㎜) 순으로 각 3 싸이클씩 단계별로 점증 가력 하였고, Fig. 7에 이를 도식화하여 나타내었다. LVDT는 수평 엑츄에이 터 하중 작용점과 하부 스터브에 1개씩 설치하였다(^{ACI 2014}).

3.3 실험체 제작

Fig. 8은 실험체의 제작과정을 나타낸 그림이다. 그림에서 알 수 있듯이 실험체는 눕혀서 제작하였고, 제작 순서는 다음 과 같다. (a) 상·하부 철근 배근, (b) 거푸집 제작, (c) 거푸집 내 철근 설치 및 카고메 감쇠장치 설치, (d) 콘크리트 타설, (e) 콘 크리트 면 미장 및 추가 버팀대 설치, (f) 탈형 순으로 실험체 를 제작하였다. 콘크리트 타설 후 상·하부 콘크리트 블럭에 지지구조물을 설치한 후 실험체를 세워서 실험실에 반입하였 으며, 실험은 28일 강도를 확인 후 실험을 실시하였다.

3.4 재료시험

본 연구에서 사용한 콘크리트의 설계강도는 24MPa로 KS F 2405(압축강도 실험방법)에 의한 콘크리트 압축강도 시험 결과를 Table 2에 나타내었다. 철근은 KS B 0801(금속재료 인 장시험편 규정) 2호의 규정에 따라 시험편을 제작하여, KSB 0802의 금속재료 인장시험방법에 따라 시험을 실시하였다. Table 3에 철근의 인장시험결과를 나타내었다.

4.1 균열 및 파괴상황

Fig. 9와 Fig. 10은 실험체의 실험종료 후 파괴상황을 나타 낸 그림이다.

KGDS-38-1 실험체의 경우, 부재각 1/500(횡변위 0.92㎜) 부가력에서 콘크리트에 매립된 감쇠장치 끝부분에서 초기균 열이 발생하였다. 또한, 부재각 1/200(횡변위 2.3㎜) 부가력에 서 기둥면 수평방향으로 균열이 발생하였고, 그 후 부재각이 증가 시마다 기둥 균열의 양과 폭이 증가되는 양상을 나타내 었다. 최종적으로는 매립길이 끝부분에서 뽑힘이 발생되었 고, 콘(cone) 파괴와 비슷한 형태를 나타내면서 실험이 종료 되었다.

KGDS-76-1 실험체의 경우에도 KGDS-38-1 실험체와 유 사하게 1/500(횡변위 0.92㎜) 콘크리트에 매립된 감쇠장치 끝 부분에서 초기균열이 발생하였다. 부재각 1/200(횡변위 2.3 ㎜) 정가력에서 기둥면 수평방향으로 균열이 발생하였고, 그 후 부재각이 증가 시마다 기둥 중앙부의 균열의 양과 폭이 증 가되는 양상을 나타내었다. 부재각 1/50(횡변위 9.20㎜)에서 하중의 증가와 감소가 나타나지 않아 실험을 종료하였다. 실 험종료 시까지 카고메 감쇠장치의 뽑힘 및 콘 파괴와 같은 파 괴양상은 나타나지 않았다.

KGDS-38-2 실험체와 KGDS-76-2 실험체의 경우에는 KGDS- 38-1 실험체와 KGDS-76-1 실험체와 유사한 경향을 나타내었다.

4.2 하중-변위 관계 및 강성 저하

Table 4에 각 실험체에 대한 최대하중 및 최대변위 실험결 과를 정리하였으며, Fig. 11에 각 실험체별 포락곡선을 나타 내었다. 그림에서 알 수 있듯이 카고메 감쇠장치 내부에 스티 로폼 볼의 넣은 효과는 크지 않은 것으로 나타났다.

하지만, 매립길이에 대한 최대하중의 경우에는 (+) 방향은 약 1.4배 (-) 방향은 약 1.1배 정도 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 12는 원점으로부터 각 이력싸이클의 최대강도 점을 연 결한 직선의 기울기로 정의된 실험체의 강성저하를 나타내 었다. 매립길이가 1.0l_d(38㎜)인 KGDS-38-1과 KGDS-38-2 실험체의 경우 변위 0.92㎜ 가력 이후 강도 및 강성 저하가 심 하게 나타난 반면 매립길이를 2.0l_d(76㎜)인 KGDS-76-1과 KGDS -76-2 실험체는 1.84㎜ 가력 이후 강성저하는 매립길 이 1.0l_d과 비슷한 경향을 나타내었지만, 강도저하는 작게 나 타났다. (Fig. 12 참조).

4.3 에너지 소산능력

각 사이클에 따른 이력거동으로부터 그에 해당하는 에너지 소산능력(Energy dissipation capacity)을 아래 식 (6)과 같은 선적분을 이용하여 구하였다. 하중과 변위가 연속량이 아니 기 때문에 선적분을 수행할 수 없어 실험으로부터 얻은 하중- 변위의 이산량으로 치환하여 근사값으로 산정하였다.

여기서, F(x) : 감쇠장치 하중이력, Δ_x : 변위 증분

실험체의 이력거동에 따른 소산 에너지량(E_D)을 각 싸이클 에 따라 구하고 정방향 및 부방향으로 나누어 Fig. 13에 나타 내었다. 그림으로부터 알 수 있듯이 매립길이에 따라 약 130 % 이상의 에너지소산능력이 향상되었음을 확인할 수 있다. 이러한 에너지 소산능력의 증진은 매립길이 확보로 인한 강 도와 변형 능력의 증진에 따른 결과라고 사료된다.