2.1 실험체 계획

본 연구에서는 H형강 골조와 무수축 접합부 모르타르에 의 한 비내진 상세를 갖는 RC 골조의 보강 여․부를 주요변수로 실험을 계획하였으며, 1980년도 교사동 표준도면을 근거로 실험체를 계획 및 제작하였다. 기존 비내진 상세를 갖는 철근 콘크리트 골조(BF), H형강 골조와 팽창형 모르타르를 사용하 여 내진 보강한 골조(SFR), 2개의 실험체를 제작하여 파괴시 까지 가력 실험하였다. 실험체는 실험실 장비의 한계를 고려 하여 1/2 축소 규모로 제작하였으며, SFR 실험체의 치수 및 상 세는 Fig. 1과 같다. 기둥 단면은 175 × 250 mm, 골조의 전체 높이는 2,150 mm로 계획하였다. 8개의 D13 이형철근을 기둥 주근으로 배근하였으며, 기초 및 보의 철근상세는 실험 중 예 상치 못한 파괴를 예방하기 위하여 실제 구조물 보다 과배근 하였다.

Fig. 1

Dimensions and reinforcement details of SFR specimens (unit :mm)

내진보강요소인 H형강 골조는 SS275 재질의 강재가 사용 되었으며, H-100×100×6×8 크기의 H 형강을 사용하였다. H 형강 골조의 접합부 보강을 위하여 모서리 부분에 6mm 강판 의 스티프너(Stiffener)를 용접하여 보강하였다. 비내진 상세 를 갖는 철근콘크리트 골조에 H형강 철골을 보강하는 과정 을 Fig. 2에 나타내었으며, 철근콘크리트 골조의 상․하부 및 기 둥 4면과 H형강 골조를 고정시키고자 최소한의 정착기구와 앵커를 사용하였다. 기존 철근콘크리트 골조와 H형강 골조의 일체성을 향상시키기 위하여 폴리에스테르 재질의 소방용 호 스를 기존 골조와 H형 골조 사이에 배치하고 호스의 내부에 팽창형 모르타르를 주입하여 팽창압을 유발하는 방식을 적용 하였다.

Fig. 2

Manufacturing procedures of specimens

2.2 사용재료

콘크리트의 압축강도를 평가하고자 KS F 2405에 따라 하중 제어방식으로 실험을 실시하였다. 재령 48일에 압축강도 및 탄성계수는 32.2 MPa 및 22.8 GPa로 나타났으며, 재령 109일 의 압축강도 및 탄성계수는 35.1 MPa 및 23.8 GPa로 나타났 다. 구조실험은 재령 88 및 83일에 실시되었으며, 해당 시점에 서 콘크리트 압축강도는 34.1 및 33.9 MPa로 추정된다. 실험 체 기둥의 띠철근 및 주근으로 사용된 D6 및 D13 철근 항복강 도 및 인장강도는 KS B 0802의 시험방법을 근거로 평가하였 으며, 실험결과 D6 철근의 항복강도 및 인장강도는 418.1 및 443.6 MPa, D13 철근은 493.0 및 702.1 MPa로 나타났다. H형 강 골조에 사용된 강재는 SS275로 재료시험결과 항복강도 및 인장강도는 350 및 500 MPa로 나타났다. 또한 팽창형 모르타 르의 압축강도 및 팽창률에 대한 실험은 KS F 2426 및 KS L 5218에 준하여 실시하였으며, 실험 결과 재령 28일 압축강도 는 66.2 MPa로 나타났다. 체적 팽창률은 실험시점에서 0.2%, 최고 0.5%로 평가되어 경화 시 호스 외부로 기포 및 잉여수의 배출과 팽창으로 인한 기존 RC 골조와 H형강 골조 사이에 팽 창력을 유발하여 일체성 확보가 가능할 것으로 판단된다.

2.3 실험방법

H형강 철골 보강 및 팽창형 접합부 모르타르 적용에 따른 RC 골조의 내진성능 향상에 대한 유효성을 평가하고자 반복 가력실험을 실시하였다. Fig. 3에 실험체 설치상황을 나타내 었으며, 1,000 kN 용량의 유압 엑츄에이터(Actuator)를 사용 하여 실험체의 상부 보에 변위이력을 도입하였다. Fig. 4는 실 험체에 도입된 변위제어이력으로, 층간변위비 0.05%, 0.1%, 0.2%, 0.3%, 0.5%씩 도입한 이후 0.5%씩 증가시켰으며, 3.0% 에 도달한 이후에는 1%씩 점증하고 동일 층간변위비에서 각 3회씩 반복하는 방식으로 구성된다. 지진에 의해 작용하는 지 진관성력 및 횡력에 대한 내진보강정도를 관찰하고자 상재하 중은 고려하지 않았다. 가력시 골조의 횡좌굴에 의한 불안정 파괴를 방지하고자 보의 측면에 볼 지그(Ball jig)를 설치하 고 이를 가이드(Guide) 골조에 지지하였다. 또한 하중가력 에 따른 변위를 측정하고자 상부보 중앙부에 변위계를 설 치하였다.

Fig. 3

Test set-up of specimens

Fig. 4

Loading protocol

3.1 파괴양상

실험체의 최종 파괴 및 균열양상을 Fig. 5에 나타내었으며, H형강 골조 보강 여․부에 따라 파괴양상이 크게 상이하게 나 타났다. BF 실험체는 층간변위비 0.5%에서 우측 기둥상부에 초기균열이 발생하였으며, 층간변위비 1.0%에서 좌측 기둥 하부에 균열이 발생하였다. 이후 층간변위비가 증가함에 따 라 기둥 하부로 휨 균열이 진전되는 양상을 보였으며, 층간변 위비 4.0%에서는 하중이 저감되기 시작하였다. 최종적으로 기둥에서 휨 균열이 지배적으로 관찰되었으며, 우측 기둥 상 부와 좌측 기둥 하부에 심각한 피해가 발생되었다. 실험체의 좌측 기둥 하부에는 콘크리트 박리현상이 나타났으며, 철근 이 드러나고 부분적으로 좌굴되는 현상을 보이며 최종 파괴 되었다.

Fig. 5

Failure mode of the specimens

SFR 실험체의 경우 층간변위비 1.0%에서 좌측 및 우측기 둥하부에서 초기균열이 관찰되었으며, 변위이력 사이클이 증 가함에 따라 우측 기둥 하부 및 상부의 균열이 점진적으로 증 가하였다. 이후 층간변위비 1.5%에서 우측 기둥하부에 사인 장 균열이 발생하였으며, 층간변위비 2.5%에 서 하중이 저하 되며 좌측 기둥 하부에 사인장 균열이 발생하였다. 도입된 층 간변위비가 증가함에 따라 사인장 균열의 폭이 증가하는 양 상을 보였다. 층간변위비 3.0%일 때 RC 골조 모서리 부분에 서 균열이 시작되었으며, 이후 정․부가력이 반복되면서 이러 한 균열의 폭이 급격히 증가하였다. 최종 파괴는 RC 골조의 좌측기둥의 상․하부에서 피복 콘크리트 박리현상와 좌우측 기둥의 전단균열에 의하여 나타났으며, BF 실험체와 달리 철 근이 드러나고 좌굴되는 심각한 피해는 나타나지 않았다. SFR 실험체의 최종파괴시 기존 H형강 골조는 정․부가력의 반 복으로 인해 모서리 부분 용접부에서 균열이 발생되는 피해 를 보였다.

3.2 하중-변위 관계

두 실험체에 대한 반복재하 실험결과를 근거로 항복강도, 항복변위, 초기강성, 최대하중, 최대변위를 Table 1에 비교하 여 나타내었다. Fig. 6은 BF 및 SFR 실험체의 하중-변위 관계 곡선을 나타낸 것이다. 초기 균열이 발생하였을 때의 강도를 항복강도로 정의하였으며, 항복강도의 경우 BF 실험체의 평 균은 50.7 kN, SFR 실험체는 평균 126.5 kN으로 약 2.5배 증가 하였다. BF 실험체의 초기강성은 정․부가력 평균 5.0 kN/mm 이며, SFR 실험체의 초기강성은 평균 9.3 kN/mm로 나타났다. 제안된 내진보강방법은 비내진 상세를 갖는 RC 골조의 항복 강도 및 항복강도시 강성증진에 효과적인 것으로 판단된다.

Table 1

Test results of Specimens

Fig. 6

Cyclic response of the specimens

Fig. 6(a)에서 나타난 바와 같이 BF 실험체의 경우 층간변 위비 4.0%에서 최대내력이 82.9 kN으로 나타났으며, SFR 실 험체의 경우 층간변위비 2.5%에서 최대하중이 196.3 kN으로 나타났다. SFR 실험체의 최대내력은 BF 실험체에 비해 약 1.4 배 향상되었다. 최대하중시 층간변위비 가 H형강 골조로 보 강된 SFR 실험체에서 BF 실험체에 비하여 다소 작은 것은 Fig. 5에 나타난 바와 같이 SFR 실험체 기둥 하부에서 전단균 열이 발생됨에 따른 것으로 판단된다. 향후 본 연구에서 제안 된 내진보강방법에 의해 기존 RC 골조의 내력증진과 연성증 진을 위하여 기존 RC 골조기둥의 보강도 함께하는 것이 바람 직할 것으로 판단된다.

3.3 강성저하 및 에너지 소산능력

실험체의 층간변위비에 따른 강성저하 특성을 Fig. 7에 비 교하여 나타내었다. 층간변위비에 따른 각 실험체의 강성은 하중-변위 관계 곡선에서 각 변위비별 정가력 및 부가력 시 최 대하중인 점을 이은 선의 기울기로 산정하였다. BF 및 SFR 실 험체 모두 초기 급격한 강성저하를 보였으나 BF 실험체보다 SFR 실험체의 강성이 더 급격히 감소하였다. 이는 RF 실험 체의 초기강성이 작았고 하중이 증가됨에 따라 나타난 기 둥의 휨균열로 전체적인 골조의 이력거동이 안정적인 반 면, SFR 실험체의 경우 초기강성이 BF 실험체에 비하여 2.4배 크게 나타났고 실험체 손상은 기존 RC 골조와 H형 강 골조의 경계면 미끄러짐 및 좌우측 기둥 하부면에서 발 생된 사균열로 층간변위비가 증가됨에따라 초기에 비해 다 소 완만한 강도 증진에 따른 것으로 판단된다. 또한 전반 적으로 SFR 실험체의 강성이 BF 실험체의 강성에 비해 크게 나타났으며, 층간변위비 1.0% 이후 두 실험체 모두 안정된 강 성저하 특성을 보였다.

Fig. 7

Stiffness degradation of specimens

본 연구에서 제안된 팽창 모르타르 접합재와 H형강 골조에 의한 내진보강방법에 따른 RC 골조의 횡하중 저항 성능을 평 가하기 위해 BF 및 SFR 실험체의 등가점성감쇠비 (Equivalentviscous Damping Ratio, EDR)를 Fig. 8에 나타내 었다. 빗금친 면적인 탄성에너지에 대한 이력곡선의 면적인 소산에너지의 비로 등가점성감쇠비를 산정하여 에너지 소산 능력을 가시화 하였다. BF 실험체는 5.7 ~ 18.1%의 등가점성 감쇠비 변화를 보였으며, SFR 실험체는 7.7 ~ 19.3%의 변화 를 나타내어, SFR 실험체의 등가점성감쇠비는 BR 실험체에 비하여 전체적으로 2.4% 더 크게 평가되었다. 이에 본 연구에 서 제안된 내진보강방법의 적용을 통하여 비내진 상세를 갖 는 기존 RC 골조의 에너지 소산능력을 개선할 수 있는 것으로 판단된다.

Fig. 8

Equivalent viscous damping of specimens

3.4 기둥 주근의 변형률

Fig. 9는 우측 기둥에서 내측 주근과 H형강 골조의 플랜지 부분 변형률 변화를 나타낸다. 그림에 나타난 바와 같이 BF 실험체 기둥의 주근은 충분한 소성변형을 경험하고 있는 것 으로 나타났으나 SFR 실험체보다 상대적으로 낮은 변형상태 에 있다. 이는 Fig. 9(c)에 나타난 바와 같이 H형강 골조의 내 측 플랜지가 기둥 주근이 부담하는 휨인장 및 압축력을 부담 하고 있기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 본 연구에서 제안 한 팽창형 모르타르 접합재와 H형강 골조에 의한 기존 RC 골 조의 내진보강방법은 골조에 작용되는 지진과 같은 횡하중을 효율적으로 분담하고 있는 것으로 판단된다.

Fig. 9

Strain variation in the main bar of column and flange in the H steel frame

4.1 해석개요 및 모델링

재료 및 구조실험 결과를 근거로 H형강 골조 보강 여․부에 따른 비내진 상세를 갖는 RC 골조에 대한 비선형 유한요소해 석을 수행하였다. 본 연구에서 활용한 유한요소해석 프로그 램은 DIANA 10.2이며, 해석의 효율성을 위하여 골조를 2차 원으로 이상화하였다. 또한 고차요소해석을 통해 해석의 정 확성을 높이고자 하였다. BF 및 SFR 실험체는 Fig. 1을 근거 로 이상화하였으며, 해석을 위한 실험체의 이상화 및 해석조 건에 대해 Fig. 10에 나타내었다. BF 실험체는 Fig. 10에서 H 형강 골조 및 접합철물을 제외하고 RC 골조만을 이상화하였 다. BF 실험체의 구속조건을 반영하기 위해 기초의 하단부를 모든 축에 대해 고정하였다. 가력조건의 경우 모델링한 가력 보에 중앙점을 두어 X축 방향으로 단조가력을 실시함으로써 가력에 따른 회전이 최대한 발생하지 않도록 설정하였으며, 가력용 골조를 통한 하중가력을 나타내고자 강체와 모델링한 RC 골조 사이에 스프링 요소를 적용하였다. 또한 실험결과에 서 다수의 균열이 발생했던 기둥의 파괴양상을 자세히 관찰 하기 위해 기둥을 정밀하게 나눈 요소로 이상화하여 해석 을 실시하였다. SFR 실험체의 경우 Fig. 10과 같이 이상화 하였으며, BF 실험체와 해석조건은 동일하다. 해석상 H형 강 골조와 RC 골조를 일체화하고자 접합철물을 이상화하 였다.

Fig. 10

Modeling of SFR specimen

4.2 재료모델

RC 골조에 사용된 콘크리트는 균열이 요소에 흩어져있다 고 가정하여 해석을 실시하는 분산균열모델을 사용하였다. Fig. 11 및 12는 콘크리트 거동특성 정의시 사용된 모델의 개 형으로, 콘크리트의 압축 및 인장거동에 대해 설정하였다. 압 축거동의 경우 Thorenfeldt 모델을 사용하여 압축강도 이후 구속압에 의한 압축강도의 증가효과를 고려하고자 하였으며, 횡방향 균열에 의한 압축강도 감소효과를 적용하기 위해 Vecchio and Collins 1993 모델을 적용하였다. 인장거동의 경 우 Brittle 모델을 사용하여 콘크리트 인장측의 취성적인 파괴 성질을 모델링에 적용하고자 하였다. 철근 모델링의 경우 Von mises 모델을 사용하여 철근거동 특성을 정의하였으며, 본드 슬립거동을 적용하여 철근과 콘크리트의 부착에 따른 효과를 고려하였다.

Fig. 11

Compressive behavior of concrete

Fig. 12

Tensile behavior of concrete (Brittle)

Table 2는 모델링 시 적용된 재료 물성치로 2.2절의 재료실 험결과를 근거로 설정하였으며, 측정되지 않은 값은 일반적 인 특성값을 적용하여 해석을 실시하였다. H형강 골조의 경 우, 건축설계기준을 근거로 물성을 도출하였다. 건축설계기 준(KDS 41 00 00)에서 강종 SS275의 항복강도 및 인장강도 는 각 330 및 492 MPa이다. 이를 강재에 적용하기 위해서는 파단 및 항복한계상태에 대한 요소의 공칭강도를 계산해야 하며, 공칭항복강도(F_y ) 및 인장강도(F_u )에 R값을 곱하여 예 상항복강도(R_y F_y ) 및 인장강도(R_t F_u )를 사용한다. 따라서 해당하는 R값인 1.3 및 1.2를 곱하여 이를 근거로 예상 항복 및 인장강도를 해석에 적용하였다.

Table 2

Applied analysis conditions of specimens

4.3 해석결과

Fig. 13은 BF 및 SFR 실험체의 거동에 대한 해석 및 실험결 과를 비교하여 나타낸 것으로, Test data는 하중-변위 관계 곡 선의 포락선이며 Analysis는 단조가력에 따른 해석결과이다. BF 실험체에 대한 해석결과 최대내력은 87.8 kN으로 실험결 과에 비하여 약 5.6% 높게 나타났으며, 최대하중 이후 강도저 하는 다소 과소평가하는 경향을 보였다. 그러나 층간변위비 4.0%까지 실험결과를 양호하게 예측하고 있는 것으로 나타 났다. SFR 실험체에 대한 해석결과로부터 얻은 최대내력은 203.2kN으로 실험결과를 약 3.4% 높게 평가하였다. 해석결과 에 의한 SFR 실험체의 하중-층간변위비 관계 곡선은 최대내 력에 이를 때까지 실험결과에 의한 이력곡선의 강성을 다소 과대평가하는 경향을 보였다. 이는 H형강 골조와 기존 RC 골 조의 일체성이 해석조건과 시공조건이 상이하기 때문인 것으 로 판단된다. FIg. 14는 BF 및 SFR 실험체 해석결과 최종 파괴 시 각 요소의 변형량을 비교하여 나타낸 것이다. BF 실험체가 SFR 실험체에 비해 변형이 상대적으로 더 크게 발생하였으 며, SFR 실험체의 경우 H형강 골조의 모서리부분에 집중적으 로 변형이 발생한 것으로 나타났다. 이는 SFR 실험체의 실험 결과에서도 나타난 현상으로 실험체의 손상 또한 본 연구에 서 도출한 비선형 유한요소해석 방법을 통하여 예측할 수 있 을 것으로 판단된다.

Fig. 13

Analytical result of specimens

Fig. 14

Strain distribution of the specimens from FEM analysis