2.1 벽체형 마찰댐퍼(WFD) 개요

WFD의 마찰력 발생원리는 고정판 및 가동판을 볼트를 이용하여 축력을 부여하는 것을 통해 마찰재에 지압력을 전달하며, 지진으로 인해 구조물의 변형이 발생하면 고정판과 가동판의 상대적 이동을 통해 마찰재의 저항력이 발생하는 시스템이다. 마찰재는 Slip방지재와 함께 고정판과 가동판 사이에 설치되어 있으며, 축력도입을 위한 볼트는 PC강봉, 본체조립용 Bolt는 고장력볼트가 사용되었다.

WFD의 마찰력은 $F=CV^{\alpha}$의 형태로 나타낼 수 있으며, 댐퍼 제조사에서 정현파 가진실험을 통해 계수값을 제시하였다. 저속도 구간에서의 마찰력 저하가 있기 때문에 Fig. 2(a)과 같이 모서리부분이 곡면인 직사각형에 가까운 형상을 나타낸다. 또한 WFD는 약간의 온도의존성이 있으며 의존성을 고려한 마찰력 설계식은 식 (1)과 같고, 저속도 구간에서의 속도의존성을 무시하고 간략화된 이선형 모델을 사용할 경우의 마찰력 설계식은 식 (2)와 같다. 전술한 바, WFD는 저속도 구간에서의 속도의존성에 의해 이력곡선에서 모서리부분이 곡면인 형상을 나타내지만, 이를 간략화한 이선형 설계식과의 마찰력은 큰 차이가 없는 것을 확인할 수 있다.

여기서, $F$는 friction force (kN), $t$는 temperature (℃), $k$는 coefficient (200kN capacity, $k$=175), $V$는 velocity (cm/s), $F_{y}$는 WFD capacity (200kN capacity, $F_{y}$=200kN)이다.

Fig. 1 Detail of WFD

Fig. 2 Hysteresis curve of WFD

2.2 WFD 내진보강공법

국내 비내진상세를 가지는 대다수의 중·저층 철근콘크리트골조는 수평내력이 부족하며, 징두리벽 또는 수벽의 영향에 의한 기둥의 단주화로 인해 취성파괴할 가능성이 높을 것으로 예상된다^{(Lee et al., 2009)}. 이에 따라 WFD 내진보강공법을 골조 내부에 H형강프레임 보강을 통해 강도와 강성을 증진시키는 것과 동시에 WFD를 보강하여 강도증진공법 및 에너지소산공법을 혼합시킨 공법으로 Fig. 3과 같이 제안하였다.

WFD 내진보강공법에 사용되는 재료는 H형강 프레임(SM355A), 케미컬 앵커, 연결강판, 고장력볼트, 에폭시 및 WFD이며, WFD 설치위치에서 마찰력에 의한 기존구조물 접합부보)의 선행파괴를 방지하기 위해 접합부(보) 측면을 관통시킬 수 있도록 천공한 후, 케미컬 앵커로 접합하여 전단, 인장하중에 의한 기존 구조물의 선행파괴를 방지하였다. WFD 내진보강공법의 시공순서는 Table 1에 순서대로 나타내었다.

Fig. 3 WFD Seismic retrofit method

3.1 실험체 계획

벽체형 마찰댐퍼로 보강된 철근콘크리트골조의 성능을 확인하기 위해 문교부에서 배포한 80년도 ‘다’형 학교교사 표준설계도를 참고하여 실험체를 설계하였다. 실험체는 학교교사 표준설계도에서 지진에 의해 장변방향의 피해가 클 것으로 예측되어 장변을 보강개소로 설정하였다.

보 단면크기는 350×450mm, 철근배근은 중앙부에 상부철근 3-D19(SD400), 하부철근 2-D19(SD400)이 사용되었으며, 단부에는 상부철근 2-D19(SD400), 하부철근 3-D19(SD400)이 사용되었다. 지중보의 단면크기는 350×600mm이며, 철근배근은 상하부 3-D16(SD400)을 사용하였다. 기둥 단면크기는 350×500mm, 철근배근은 상하부에 4-D19(SD400), 중앙에 2-D16(SD400)이 적용되었다. 보의 전단보강근은 중앙부 D10(SD400)@300, 단부 D10(SD400)@200, 기둥 전단보강근은 D10(SD400)@300으로 설계하였다. 보 및 기둥의 단면크기, 철근배근은 학교교사 표준설계도와 동일하게 설계하였으며, 실험체의 크기는 실험실의 여건을 고려하여 4.35×6.95m의 크기로 제작하였다.

실험체는 기준실험체 (OMF-N), 2개층 내부 H형강(200× 200×8×12mm, SM355A) 프레임 보강 및 WFD 보강실험체(OMF-ALL(H))로 실험변수를 설정하였으며, 부재의 단면상세는 Table 2, 도면은 Fig. 4와 같다. 과도한 용량의 WFD를 사용하게 되면 마찰력에 의해 실험체와의 접합부에서 선행파괴가 발생하여 WFD의 충분한 성능발현이 불가능하기 때문에 가장 작은 용량인 200kN을 모든 실험체에 적용하였으며, 실험체와 WFD를 연결강판의 볼트접합 및 케미컬앵커를 사용하여 고정하였다.

Fig. 4 Specimens detail

3.2 실험방법

실험체 세팅은 Fig. 5과 같이 면외방향으로의 거동을 방지하기 위하여 가력지그와 철근을 사용하여 고정하였다. 정적반복가력실험을 통해 지진하중을 모사하고 지진 발생 시 건물에 발생하는 실제거동을 고려하기 위해 2층에 가해지는 하중이 1층에 가해지는 하중의 2배가 되도록 설정하였다 ^{(Kaltakci et al., 2010)}. 축력은 오일잭을 이용하여 철골보를 연직방향으로 $0.1A_{g}f_{ck}$ ($A_{g}$: Gross sectional area of RC column)만큼 가력하였다. 실험체의 층간변위를 측정하기 위해 1층과 2층에 LVDT를 설치하였으며, 철근의 항복여부를 판단하기 위해 게이지를 부착하였다. 가력은 2000kN Actuator를 이용하여 Table 3과 같이 변위제어방식으로 단계별로 Drift ratio를 0.2%씩 점진가력(3cycle)하였으며, 실험체의 내력이 최대내력의 85%이하로 저하되면 실험을 종료하였다.

Fig. 5 Test configuration

3.3 재료시험결과

본 연구에 사용된 콘크리트 설계압축강도는 21MPa이며, 배합비는 Table 4에 나타내었고 KS F 2405에 의거하여 압축강도시험을 수행하였다. 실험결과는 공시체 평균값으로 판단하였으며 23.6MPa의 압축강도를 나타내었다. 설계항복강도는 400MPa이며 D10, D16, D19 직경의 철근을 사용하였다. KS B 0801에 따라 인장시험편을 제작하였으며, KS B 0802에 따라 인장시험을 수행하였다. 철근의 인장시험결과 D10, D16, D19의 순서대로 417MPa, 448MPa, 465MPa의 항복강도를 나타내었으며 564MPa, 585MPa, 653MPa의 인장강도를 나타내었다. 철근재료시험결과는 Table 5에 정리하였으며, 콘크리트와 철근 모두 설계강도를 상회하는 값을 보여주었다. 보강용 H형강은 SM355A 강재를 사용하였으며 재료시험 결과 항복강도 383 MPa, 인장강도 516 MPa로 모두 공칭강도를 상회하는 것으로 나타났다.

4.1 하중-변위관계 및 파괴양상

기준실험체 및 내부철골프레임과 WFD로 보강된 골조의 실험결과를 Table 6에 정리하였으며, 하중-변위 관계를 Fig. 6에 나타내었다. (+)는 정가력방향, (–)는 부가력방향을 의미한다. 실험체의 최종파괴 시 균열양상은 Fig. 7에 나타내었다.

OMF-N 실험체는 0.1% Drift ratio (수평변위=5.8mm, 횡하중=81.46kN) 에서 기둥하부의 미세한 휨균열이 발생하였으며, 이후 지속적인 반복하중재하로 인해 휨균열이 0.4% Drift ratio (수평변위=23.03mm, 횡하중=187.15kN)에서부터 기둥하부와 지중보 접합부에 휨전단균열이 발생하였다. 1.4% Drift ratio (수평변위=80.8mm, 횡하중=314.51kN)에서는 실험체의 최대강도 발현하였으며, 기둥 최외단 주철근의 휨 항복 후 전단파괴되는 양상을 보여주었다. 이러한 기둥의 전단파괴는 기존문헌^{(Lee et al., 2009)}에서 연구된 바와 같이 1980년대 R/C 학교건물의 파괴양상을 반영하고 있으며, 내진보강의 필요성을 확인할 수 있다.

OMF-ALL(H) 실험체는 0.1% Drift ratio (수평변위=5.8mm, 횡하중=326.98kN)에서 기둥하부에 휨균열이 발생하였으며, 0.4% Drift ratio (수평변위=22.44mm, 횡하중=641.33kN)에서부터는 기둥하부에 휨전단균열과 함께 복부전단균열이 동시에 발생하였다. 이후 1.0% Drift ratio (수평변위=56.38mm, 횡하중=924.37kN)에서 최대강도 발현이후, 콘크리트 피복탈락이 지속적으로 발생하며 철근콘크리트 기둥이 최종파괴되는 양상을 보여주었다.

OMF-ALL(H) 실험체의 최대강도는 OMF-N 실험체에 비해 정가력 방향과 부가력 방향으로 각각 2.72배, 3.01배, 초기강성은 3.99배, 3.88배 향상되었다. 모든 실험체가 RC기둥의 파괴양상을 나타내었으나 OMF-ALL(H) 실험체는 OMF-N 실험체보다 완만한 내력저하를 보여주었다.

Fig. 8은 Drift ratio 1.2% 시점에서의 균열양상을 나타내며 무보강 실험체에 대해서는 최대강도 발현 직전 변위각에 해당하고 보강실험체의 경우 최대강도 이후의 변위각에 해당한다. Fig. 8에서 보는 바와 같이 동일 시점에서 무보강 실험체의 경우 전단파괴가 발생한 반면, 댐퍼 및 H형강 보강 시 동일 시점에서 더 큰 강도를 가지면서 기존 철근콘크리트 기둥에 전단파괴가 발생하지 않은 것을 확인할 수 있었다. 또한 강도, 강성증진 및 핀칭효과의 감소를 하중-변위관계를 통해 확인하였다. 이에 따라 실험체의 내진성능이 향상되었으며 보강효과가 유효한 것으로 판단된다.

Fig. 6 Force-displacement relationship

Fig. 7 Crack pattern at failure

Fig. 8 Crack pattern at drift ratio 1.2%

4.2 WFD 성능이력 곡선

WFD의 변위 및 시간을 측정한 LVDT로부터 1초 동안의 발생하는 변위차이를 통해 속도를 계산하였으며, 식 (1)에 적용하여 WFD 성능이력 곡선을 Fig. 9에 나타내었다. 실험당시의 외기온도는 20.0℃으로 측정되었으며, 해당 값을 식 (1)에 대입하여 계산하면의 마찰력 설계식은 다음과 같다.

위 식을 통해 산출된 1층 WFD의 최대, 최소 마찰력은 각각 189.54kN, 184.49kN이며 187.02kN의 평균 마찰저항력을 발현하였으며, 2층 WFD는 각각 177.37kN, 175.54kN의 최대, 최소 마찰력과 평균 176.46kN의 마찰저항력을 나타내었으며, 설계용량(200kN)에 비해 각각 0.95배, 0.88배 낮은 수치이다. 이는 준정적반복가력 실험이 수행된 것으로 인해 설계용량보다 낮은 성능을 나타내는 것으로 판단된다. 또한 실험 중 철근콘크리트 골조와 내부 H형강 프레임간의 하중을 전달하는 후설치 앵커에서 인장, 전단하중에 의한 큰 피해는 발생하지 않은 것으로 확인되었다. 이에 따라 WFD의 성능이 가력초기 단계부터 정상적으로 발현된 것으로 판단되며, 철근콘크리트골조에 WFD 내진보강공법 적용 시, 효율적인 에너지소산이 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 9 WFD hysterisis curve of OMF-ALL(H)

4.3 에너지 소산 능력

에너지 소산능력은 구조물의 비탄성거동 범위에서 지진에너지 흡수하는 능력으로 내진성능을 평가하는데 중요한 지표이다. 따라서 본 연구에서는 누적에너지 소산량을 Drift ratio별 1cycle 하중-변위곡선의 면적을 합산하여 실험체의 최종파괴시점까지 산출하였으며, 이를 Fig. 10에 나타내었다. 누적에너지 소산량은 가력초기부터 WFD의 성능이 발현됨에 따라 OMF-ALL(H) 실험체가 OMF-N 실험체보다 큰 에너지소산능력을 나타내었다. 각 실험체의 최종파괴시점에서 OMF-N 실험체를 기준으로 누적에너지 소산량을 비교하였을 때, WFD로 보강된 실험체가 20.4배 향상되었으며, OMF-N 실험체의 파괴시점(1.4% Drift ratio, 수평변위=80.8mm)에서 비교할 경우 7.2배 향상된 누적에너지소산능력을 나타내었다. 내부 H형강 프레임에 부착한 철근게이지를 통해 철골이 탄성거동 하는 것을 확인하였으며, 이에 따라 향상된 에너지 소산능력은 WFD에 의해 향상된 것으로 판단된다.

Fig. 10 Cumulative energy dissipation

4.3 연성능력 평가

내진설계에서 연성은 비탄성영역에서 지진하중으로 발생하는 변형을 견디는 구조물의 능력을 의미한다. 학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼(2018)에 따르면 연성 및 에너지소산능력의 보강전략으로 감쇠장치를 사용할 수 있는 것으로 나타내어져 있으며, 본 연구에 적용된 WFD 내진보강공법의 연성증진을 평가하였다. 연성은 항복변위 대 극한변위의 비로 표현되는 변위연성도로 평가하였다.

항복변위는 Fig. 11과 같이 실험체의 포락선과 선형탄성-완전소성 모델의 에너지 균형원리를 이용하여 정의하였으며^{(Park, 1988)}, 극한변위는 최대하중 도달 이후 85%에 도달하는 변위로 정의하였다. 또한 OMF-N 실험체의 취성파괴로 인해 부가력방향 최대하중의 85% 저하를 경험하지 못하여 정가력 방향의 변위연성도로 비교하여 Table 7에 나타내었다. OMF-N 실험체의 변위 연성도는 2.51, OMF-ALL(H) 실험체의 변위연성도는 4.33으로 WFD 내진보강적용으로 인해 1.72배 향상된 것을 확인하였다. 이는 WFD가 성능발현을 함에 따른 에너지 소산량 증가로 인해 실험체의 소성거동에 의한 에너지가 감소하여 피해가 감소함에 따라 연성능력이 증진된 것으로 판단된다.

Fig. 11 Defining yield and ultimate displacement