임채림
(Chae-Rim Im)
1
양근혁
(Keun-Hyeok Yang)
2†
문주현
(Ju-Hyun Mun)
3
원은비
(Eun-Bee Won)
4
-
정회원,경기대학교 일반대학원 건축공학과 박사과정
-
정회원,경기대학교 스마트시티공학부 건축공학전공 교수
-
정회원,경기대학교 스마트시티공학부 건축공학전공 조교수
-
정회원,경기대학교 일반대학원 건축공학과 석사과정
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
고무, 동적특성평가, 감쇠장치, 증폭계수
Key words
Rubber, Dynamic property, Damper, Amplification factor
1. 서 론
건축물에서 달대 형식의 천장구조는 행어볼트, 행어 및 M바를 행어와 클립 등을 이용하여 단순하게 끼우는 방식으로 주요부재들이 연결되므로 횡하중이나
진동에 매우 취약하다(Kim et al., 2018). 이에 따라 경주 및 포항지진에서 손상이 비구조재 중에서도 천장재에서 가장 많이 발생하였으며, 특히 천장 구조의 M바와 하부에 부착된 패널의 탈락으로
인명 및 재산피해의 원인이 되었다. 이렇게 진동에 취약한 천장 구조의 내진성능을 보완하기 위해서 각 주요 부재들의 결합력을 향상시킨 클립 또는 천장구조의
전체에서 발생하는 진동을 제어하는 제진타입의 브레이싱 공법이 주로 개발되어 왔다(Wu et al., 2020; Yamasato et al., 2019). 결합력을 향상시킨 클립은 각 부속품들의 탈락 제어에는 효과적이지만, 천장 구조에 의해 증폭되는 가속도 감소효과는 미미하기 때문에 횡하중 및 진동
제어에 효과적이지 않다(Hidayat et al., 2020). 제진타입 브레이싱 보강은 상대변위를 제어하는 데는 효과적이지만, 천장 구조에 의해 도입된 가속도가 증폭될 수 있다(Fiorino et al.,
2019). 결과적으로 이러한 공법들은 가속도의 증폭으로 오히려 보강되지 않은 기존 천장 달대 구조보다도 더 큰 손상이 발생할 수 있다(Lee et al., 2021; Qi et al., 2021). 따라서, 천장 달대 구조는 상대변위와 가속도의 증폭을 동시에 감소시킬 수 있는 장치 개발이 필요하다.
최근에는 비구조 요소에서 감쇠능력이 우수한 재료를 융합한 보강장치가 개발되었다. Fris et al.(2021)는 고무 기반의 감쇠장치가 지진파에 의한 응답치를 효과적으로 저감시킬 수 있음을 보였다. Lee and Goverdovskiy(2022)는 스프링 기반의 감쇠장치가 상대변위를 효과적으로 감소시킬 수 있음을 강조하였다. 또한, Yu et al.(2019)은 프리스트레스력이 도입된 고무 기반의 감쇠장치가 감쇠비를 효과적으로 향상시킬 수 있음을 강조하였다. 특히 Choi et al.(2015)와 Lijesh and Harish(2014)는 고무기반 감쇠장치에서 5 ∼ 20%의 프리스트레스력 도입되었을 때에 응답가속도를 효과적으로 감소시킬 수 있음을 보고하였다. 이러한 감쇠재료들의
특성을 반영하여 Yang et al.(2022)은 프리스트레스가 도입된 볼트, 고무 및 강판이 융합된 감쇠장치를 개발하였으며, 프리스트레스가 도입된 감쇠장치가 일반 행어볼트보다 가속도 및 상대변위의
증폭이 낮음을 확인하였다. 따라서 감쇠능력이 우수한 재료인 강판과 고무를 사용하고 이들 재료에 프리스트레스력의 도입은 천장구조에서도 증폭되는 가속도를
감소시키고 감쇠능력을 향상시키는데 효과적일 것으로 기대된다.
이 연구의 목적은 천장 달대 구조의 내진성능 향상을 위해 개발된 감쇠장치(damping-up system, DUS)의 동적특성을 평가하고 최적상세를
제시하는 데에 있다. DUS는 감쇠를 향상시키기 위해 고무와 강판을 융합하였다. 주요변수는 고무의 종류 및 경도 그리고 프리스트레스력이다. DUS
시편은 총 6개가 제작되었으며, 진동대 실험으로 동적특성을 평가하였다. DUS의 감쇠효과는 일반 행어볼트의 시편에서 측정된 고유진동수, 응답가속도,
증폭계수, 상대변위 및 감쇠비와의 비교로부터 검증되었다. 실험결과를 기반으로 DUS의 가속도 증폭계수는 단순 모델식으로 일반화하였다. 최종적으로 슬래브에서
전달되는 가속도의 증폭을 감소시키고 감쇠비를 향상시킬 수 있는 DUS의 최적상세를 제시하였다.
2. Damping-up system(DUS)의 상세
Fig. 1에는 개발된 DUS의 상세를 나타내었다. DUS는 행어볼트, 스냅링, 고무, 강판 및 유닛케이스로 구성된다. 유닛케이스는 내부에 환출 고무판, 강판,
일반 고무판을 적층한 후 맨 상단의 강판에 스냅링을 설치하여 내부의 감쇠재료들을 고정시킨다. 행어볼트는 맨 상단의 강판에 용접으로 연결되며, 하단의
볼트는 유닛케이스 내부의 강판과 용접으로 연결된다. 특히 스냅링의 설치는 내부의 감쇠 재료들을 압축시켜 환출 고무판과 강판사이의 접지력 및 감쇠능력을
향상시키는 역할을 한다. 결과적으로 이 감쇠재료들은 천장 달대 구조의 감쇠능력을 향상시켜 증폭되어 도입되는 가속도를 감소시킬 수 있다.
고무의 경도($\eta_{H}$)는 기존 감쇠장치에 사용되는 것과 비슷한 수준인 40 ∼ 55의 범위를 갖도록 한다. 환출 고무의 높이는 전단변형의
70% 이내에 있도록 하며, 이는 가장 일반적으로 사용하고 있는 탄성받침용 고무의 허용 전단변형량의 설계기법으로부터 결정된다(Sun and Kim, 2021). 내부의 재료들에 도입되는 프리스트레스력의 크기는 고무의 압축변형률($\eta_{R}$)의 5 ∼ 20% 수준이다. 또한, 최종적으로 DUS의 횡저항력은
설계기준(KDS 41 17 00, 2019)에서 제시하는 수평 지진 하중($F_{p}$) 이상으로 설계한다. 이렇게 설계된 DUS는 천장 달대 구조에서 증폭되는 가속도를 감소시킬 수 있어 실제
요구되는 $F_{p}$를 감소시킬 수 있다. 이로서 DUS는 슬래브로부터 도입되는 가속도에 의한 지진하중과 횡변위를 기존 행어볼트 보다 감소시켜 천장
달대 구조의 피해를 저감시킬 수 있다.
Fig. 1 Details of damping-up system
3. 실 험
3.1 실험체 상세
Fig. 2에는 DUS 실험체의 상세를 나타내었다. 실험체의 주요 변수는 고무의 종류 및 $\eta_{H}$ 그리고 프리스트레스력이다(Table 1). 고무는 천연고무(natural rubber, NR)와 에틸렌계 내열고무(ethylene propylene diene monomer, EPDM)로
선정하였다. 특히 EPDM은 다른 고무들보다 높은 내열성과 온도 증가에 따른 감쇠비($\xi_{D}$) 감소의 영향이 가장 적은 재료이다. 고무의
$\eta_{H}$는 40과 50으로 변화하였는데, 이는 감쇠장치에 일반적으로 사용되는 고무의 특성 값이다. EPDM에서는 NR과 비슷한 $\xi_{D}$를
갖는 상세를 결정하기 위해 $\eta_{H}$가 45인 실험체도 제작하였다. 고무에 도입된 프리스트레스력은 응력-변형률 관계(Fig. 3)에서 $\eta_{R}$을 기준으로 결정하였다. 고무의 $\eta_{R}$는 NR을 사용한 실험체에서 0% 및 5%로 변화하였으며, EPDM을 사용한
실험체에서는 5%로 고정하였다. 이때 프리스트레스력은 NR 및 EPDM 재질에서 각각 1.9 MPa 및 1.1 MPa로 환산될 수 있는데, 이 값들은
전체 인장강도의 약 10%에 해당하는 값이다. 실험체명에서 첫 번째 문자는 고무의 종류(N = NR, E = EPDM)를, 두 번째 숫자는 $\eta_{R}$(0
= 0%, 5 = 5%)를, 마지막 숫자는 $\eta_{H}$를 의미한다. 컨트롤 실험체는 C로 명명하였다.
DUS 케이스의 재질은 강재이며, 외경, 내경 및 두께는 각각 34.6 ㎜, 30 ㎜ 및 3 ㎜이다. 강판의 직경 및 두께는 각각 22 ㎜ 및 3
㎜이다. 환출 고무판의 직경 및 두께는 각각 24 ㎜ 및 15 ㎜이며, 6개의 직경 및 높이가 각각 2 ㎜ 및 5 ㎜인 돌출부를 갖는다. 일반 고무판의
직경 두께는 각각 22 ㎜ 및 3 ㎜이다. 모든 실험체들은 기존 천장 구조의 단위면적(= 1 m3)당의 자중을 모사하기 위해 200 N의 무게추를
부착하였다(KDS 41 17 00, 2019). 컨트롤 실험체는 9 ㎜의 일반 행어볼트를 사용하였다.
Fig. 2 Details of the DUS specimens
Fig. 3 Strain–stress curve of rubbers
Table 1 Main parameters of specimen
|
Specimens
|
Rubber type
|
$\eta_{R}$ (%)
|
$\eta_{H}$
|
|
C
|
-
|
-
|
-
|
|
N-5-40
|
NR
|
5
|
40
|
|
N-0-50
|
0
|
50
|
|
N-5-50
|
5
|
|
E-5-40
|
EPDM
|
5
|
40
|
|
E-5-45
|
45
|
|
E-5-50
|
50
|
Note] $\eta_{R}$ = compressive strain, and $\eta_{H}$ = rubber hardness.
3.2 재료 특성
Table 2에는 실험체에 사용된 재료들의 역학적 특성을 나타내었다. 강판 및 행어볼트의 강종은 각각 SS 235 및 SS 275이다. 강판 및 행어볼트는 항복강도가
각각 247.0 MPa 및 277.2 MPa이며, 인장강도가 각각 339.2 MPa 및 402.5 MPa이다. 이들의 탄성계수는 각각 169,752
MPa와 181,625 MPa이다. 고무인 NR과 EPDM은 $f_{u}$가 각각 20.3 MPa 및 10.7 MPa이며, 탄성계수가 각각 7.6
MPa 및 3.8 MPa이다. ASTM D412-16(2021) 기준에 따라 NR과 EPDM의 탄성계수는 표점거리의 변형률이 300%일때의 값으로 결정하였다.
Table 2 Mechanical properties of the materials used
|
Type
|
$f_{y}$
(MPa)
|
$f_{u}$
(MPa)
|
$E_{s}$
(MPa)
|
|
Plate
|
247.0
|
339.2
|
169,752
|
|
Bolt
|
277.2
|
402.5
|
181,625
|
|
EPDM
|
-
|
10.7
|
3.8*
|
|
NR
|
-
|
20.3
|
7.6*
|
Note] $f_{y}$= yield strength, $f_{u}$= tensile strength, and $E_{s}$ = elastic modulus.
*$E_{s}$ of rubber is measured elastic modulus of 300% at strain guage.
3.3 실험세팅 상세 및 측정요소
Fig. 4는 진동실험을 위한 셋팅상세를 나타내었다. 실험체는 슬래브에 설치되는 접합의 영향을 무시하기 위해서 프레임 상부 및 하부에 너트로 강하게 고정하였다.
프레임은 단면이 40×40 ㎜인 알루미늄으로 300×300×600 ㎜의 라멘구조로 조립하였다. 특히 프레임은 도입된 지진파에 의해 발생할 수 있는
공명의 방지를 위해 20 Hz 이상의 고유진동수($\omega_{n}$)를 갖도록 설계하였다(Jun et al., 2021). 프레임의 하단은 직경 8 ㎜의 볼트를 이용하여 진동대 테이블 위에 고정하였다. Fig. 5에 나타낸 바와 같이 조립된 프레임의 $\omega_{n}$는 24 Hz으로서 도입된 지진파와의 공명을 방지하기 위해 제시된 값(= 20 Hz)보다
높았다.
모든 실험체의 응답가속도는 무게추 중앙, 프레임 상부 및 진동대 위에 설치된 2.0 g 용량의 가속도계를 이용하여 측정하였다. 상대변위는 진동 테이블과
무게추에 설치된 300 ㎜ 용량의 변위계를 이용하여 측정하였다. 실험체들의 $\omega_{n}$는 0 ∼ 30 Hz의 범위에서 0.1 g의 가속도를
갖는 지진파를 도입하는 공진탐색 실험(sinusoidal sweep test)으로부터 측정하였다. 감쇠비($\xi_{D}$)는 1.0 g의 가속도를
갖는 지진파를 1 사이클 도입 후 자유진동의 응답가속도로부터 측정하였다.
Fig. 5 Fundamental frequency of the test frame
3.4 지진파 산정
실험체 가진에 사용된 지진파의 산정은 ICC-ES AC 156 (2010)의 설계응답 스펙트럼(required response spectrum, RRS)의 기준에서 제시한 절차를 이용하였다. ICC-ES AC 156(2010)에 따른 지진파 산정의 절차는 다음과 같다(Fig. 6): 1) 지반 및 구조물의 조건에 따라 설계 스펙트럼 응답가속도($S_{DS}$)를 산정한다; 2) 1)에서 결정된 $S_{DS}$와 가정된 층
높이계수($z/h$)로부터 유연 및 강성요소의 수평 가속도를 산정한다; 3) 유연 ($A_{FLX}$) 및 강성 ($A_{RIG}$) 요소의 수평
가속도를 기준으로 0 ∼ 33.3 Hz의 범위내에서 RRS와 함께 RRS의 90%와 130%를 나타내는 그래프도 작성한다; 4) Kwon(2009)에 의해 제작된 EQ Maker으로부터 생성된 인공지진파는 가속도 증폭구간인 1.3 ∼ 8.3 Hz에서 90%와 130% RRS내에 있도록 조정한다(Fig. 7). RRS 산정을 위한 $S_{DS}$, $A_{FLX}$ 및 $A_{RIG}$의 식은 다음과 같다.
여기서, $S$는 유효지반 가속도, $F_{a}$는 단주기 지반 증폭 계수, $h$는 구조물의 지반에서 지붕층까지의 높이 및 $z$는 천장 달대 구조의
높이를 의미한다. 식 (1.a)에서 설정된 지반조건(지반종류 S3, 지진구역 I 및 재현주기 2,400년)으로부터 $S$ 및 $F_{a}$가 각각 0.22 g 및 1.46 g으로
산정되므로 $S_{DS}$는 0.54 g로 계산할 수 있다. 식 (1.b) 및 (1.c)에서 $z/h$를 1.0으로 가정하면, $A_{FLX}$ 및 $A_{RIG}$는 각각 0.86 g과 0.65 g으로 계산할 수 있다.
Fig. 6 Required response spectrum specified in ICC-ES AC 156 (2010)
Fig. 7 Tuned waves determined from RRS of ICC-ES AC 156(2010)
4. 실험결과 분석
4.1 고유진동수
Table 3에는 실험체의 $\omega_{n}$를 나타내었다. 컨트롤 실험체의 $\omega_{n}$는 6.5 Hz이었는데 DUS를 사용한 실험체보다 약 31.1%
낮은 값이었다. DUS의 $\omega_{n}$는 $\eta_{R}$이 0%에서 5%로 증가할 때에 1.22배 증가하였으며, $\eta_{H}$가
10%로 증가할 때에 약 1.08배 증가하였다. 이때, $\omega_{n}$는 사용된 고무의 종류에 대한 영향이 미미하였다. 이로부터 전체 천장
시스템은 DUS를 적용시 기존 행어볼트 보다 고유주기를 감소시킬 수 있음을 확인하였다.
4.2 응답가속도
Fig. 8에는 실험체의 시간-응답가속도 관계를 나타내었다. DUS를 사용한 실험체는 진폭이 컨트롤 실험체보다 현저하게 낮았다. 그 낮음의 정도는 $\eta_{R}$
및 $\eta_{H}$가 각각 5% 및 50에서 가장 현저하였다. 컨트롤 실험체의 최대 응답가속도($A_{m}$)는 0.76 g이며, DUS보다 최소
1.65배 이상 높았다. DUS의 $A_{m}$는 $\eta_{R}$가 0%에서 5%로 증가할 때에 15.9% 감소하였으며, $\eta_{H}$가
10% 증가할 때에 13.6% 감소하였다. 이에 고무의 종류에 미치는 영향은 미미하였다. 압축변형률($\eta_{R}$)이 5%인 실험체의 $A_{m}$는
$\eta_{H}$가 50인 NR과 45인 EPDM 재질에서 0.37 g로 가장 낮은 값을 보였다.
Fig. 8 Typical acceleration time–history curves of specimens
Table 3 Test results
|
Specimens
|
Experiment
|
Relative ratio of DUS with control specimen
|
|
$\xi_{D}$
|
$A_{m}$ (g)
|
$\Delta_{m}$ (㎜)
|
$\alpha_{p}$
|
$\omega_{n}$ (Hz)
|
$\xi_{D}$
|
$A_{m}$
|
$\Delta_{m}$
|
$\alpha_{p}$
|
$\omega_{n}$
|
|
C
|
0.033
|
0.76
|
130.1
|
2.45
|
6.5
|
-
|
-
|
-
|
-
|
-
|
|
N-5-40
|
0.128
|
0.42
|
46.9
|
1.35
|
10
|
3.88
|
0.55
|
0.36
|
0.55
|
1.54
|
|
N-0-50
|
0.136
|
0.44
|
52.5
|
1.42
|
9
|
4.12
|
0.58
|
0.40
|
0.56
|
1.38
|
|
N-5-50
|
0.145
|
0.37
|
43.1
|
1.19
|
11
|
4.33
|
0.49
|
0.33
|
0.49
|
1.69
|
|
E-5-40
|
0.101
|
0.46
|
56.3
|
1.48
|
8.5
|
3.06
|
0.61
|
0.43
|
0.61
|
1.31
|
|
E-5-45
|
0.141
|
0.37
|
44.4
|
1.19
|
10.5
|
4.27
|
0.49
|
0.34
|
0.49
|
1.62
|
|
E-5-50
|
0.121
|
0.39
|
46.6
|
1.26
|
9
|
3.67
|
0.51
|
0.36
|
0.51
|
1.38
|
Note] $\xi_{D}$ = damping ratio, $A_{m}$ = maximum response acceleration, $\Delta_{m}$
= maximum relative displacement, $\alpha_{p}$ = amplification factor, and $\omega_{n}$
= fundamental frequency.
4.3 증폭계수
천장 달대 구조의 $F_{p}$는 증폭계수($\alpha_{p}$)를 고려하여 다음과 같이 제시하고 있다(KDS 41 17 00, 2019).
여기서, $W_{p}$는 단위면적(= 1 m3)당 전체 천장 구조의 자중, $R_{p}$는 반응수정계수 및 $I_{p}$는 비구조 요소의 중요도 계수이다.
KDS 41 17 00(2019)은 강체 및 유연한 요소의 $\alpha_{p}$를 각각 1.0 및 2.5로 제시하고 있다. 이는 천장 달대 구조의 경계 조건에 따라 $F_{p}$가
2.5배까지 증폭될 수 있음을 의미한다. Table 3에는 실험 결과로부터 산정된 $\alpha_{p}$를 나타내었다. 증폭계수($\alpha_{p}$)는 다음과 같이 계산될 수 있다(Pan et al., 2017).
여기서, $A_{F}$는 프레임에서 측정된 최대 응답가속도를 의미한다. 컨트롤 실험체의 $\alpha_{p}$는 2.45로서 연성요소에서 제시하고
있는 KDS 41 17 00(2019)의 값과 비슷하였다. 압축변형률($\eta_{R}$)이 0%인 DUS의 $\alpha_{p}$는 $\eta_{R}$가 5%인 실험체 보다 약 1.19배
증가하였다. 또한 $\alpha_{p}$는 $\eta_{H}$가 40에서 50로 증가할 때에 약 6.1% 감소하였는데, 이에 대한 고무의 종류가 미치는
영향은 미미하였다. 이들 값들은 컨트롤 실험체보다 평균 46.6% 작았다. 특히 $\eta_{R}$가 5%인 실험체의 $\alpha_{p}$는 $\eta_{H}$가
50인 NR과 45인 EPDM 재질에서 1.19로 가장 낮은 값을 보였는데, KDS 41 17 00(2019)기준에서 제시하고 있는 강체요소인 $\alpha_{p}$와 비슷한 값이었다. 이와 같이 DUS는 기존의 일반 행어볼트보다 $\alpha_{p}$를
낮출 수 있으므로 천장에 도입되는 $F_{P}$를 저감시킬 수 있다.
4.4 상대변위
Table 3에 나타낸 바와 같이 DUS에서 최대 상대변위($\Delta_{m}$)의 경향도 $A_{m}$과 비슷하였다. 컨트롤 실험체의 $\Delta_{m}$는
130.1 ㎜이었으며. DUS보다 최소 2.31배 이상 높았다. DUS의 $\Delta_{m}$는 $\eta_{R}$이 0%에서 5% 증가할 때에
약 17.9% 감소하였으며, $\eta_{H}$의 값이 10 증가할 때에 1.27배 증가하였다. 이들 값들은 EPDM 보다 NR로 제조된 실험체에서
더 컸다. EPDM으로 제조된 실험체의 $\Delta_{m}$는 44.4 ∼ 56.3 ㎜으로 NR로 제조된 실험체 보다 약 1.14배 높았다. 결과적으로
$\eta_{R}$가 5%인 실험체의 $\Delta_{m}$는 $\eta_{H}$가 50인 NR과 45인 EPDM 재질에서 대략 43.8 ㎜로 가장
낮은 값을 보였다.
4.5 감쇠비
감쇠비($\xi_{D}$)는 자유진동 실험에서 얻어진 시간-응답가속도 관계로부터 다음과 같이 대수감소법을 이용하여 산정될 수 있다(Kim, 2017)(Fig. 9).
여기서, $\delta$는 대수감소율, $j$는 사이클 수, $x_{j}$ 및 $x_{j+1}$는 각각 $j$ 및 $j+1$번째 사이클에서의 응답가속도를
의미한다. Fig. 10에는 실험체의 자유진동에 의한 실험결과를 나타내었다. 컨트롤 실험체의 $\xi_{D}$는 3.3%이며, DUS보다 약 79.1% 낮았다. 그 값은
일반 행어볼트와 비슷한 수준이었다(Kim, 2017). DUS의 $\xi_{D}$는 $\eta_{R}$이 0%에서 5%로 증가할 때에 1.18배 높았으며, $\eta_{H}$가 10% 증가할 때 1.19배
증가하였다. 에틸렌계 내열고무(EPDM)로 제조된 실험체는 NR으로 제조된 실험체보다 $\xi_{D}$의 값이 약 18.2% 감소하였다. 이는 EPDM의
높은 반발탄성이 $\xi_{D}$를 저하시키는 원인이 되기 때문이다(Oh and Jung, 2010). 한편, $\eta_{R}$가 5%인 실험체의 $\xi_{D}$는 $\eta_{H}$가 50인 NR과 45인 EPDM 재질에서 약 14.2%로 가장
낮은 값을 보였다.
Fig. 9 Logarithmic decrement in the free vibration test
Fig. 10 Curves of logarithmic decrement obtained from the free vibration test
5. 최적의 DUS 상세 제시
Fig. 11에는 실험결과로부터 결정된 DUS의 최적상세를 나타내었다. DUS는 유닛케이스 내부에 적층된 환출 고무판, 강판, 일반 고무판을 스냅링을 이용하여
고정시키는 구조를 갖는다. 특히, 스냅링은 내부의 감쇠재료들을 압축시키면서 프리스트레스력을 도입한다. 고무는 $\eta_{H}$가 50인 NR과 45인
EPDM을 권장하며, 이들의 $\eta_{R}$는 5%로 추천한다. 최적의 상세로 설계된 DUS의 $A_{m}$, $\Delta_{m}$, $\alpha_{p}$
및 $\xi_{D}$는 각각 0.37 g, 43.8 ㎜, 1.19 및 14.3%로서 일반 행어볼트보다 우수한 동적특성을 보유하고 있다. 결과적으로
DUS는 일반 행어볼트로 구성된 천장구조에서 $A_{m}$, $\Delta_{m}$ 및 $\alpha_{p}$를 효과적으로 저감시킬 수 있을 것으로
판단된다.
Fig. 11 Optimum details of the DUS
6. 결 론
감쇠능력이 우수한 재료로 구성된 DUS(damping-up system)의 동적특성을 평가한 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
(1) DUS의 최대 응답가속도($A_{m}$), 증폭계수($\alpha_{p}$) 및 최대 상대변위($\Delta_{m}$)는 일반 행어볼트 보다
각각 46.3%, 46.6% 및 62.9% 낮았다. 또한, DUS의 감쇠비($\xi_{D}$)는 일반 행어볼트의 3.89배로 현저히 높았다.
(2) DUS의 동적특성은 압축변형률($\eta_{R}$)이 높거나, 고무의 경도($\eta_{H}$)가 50인 천연고무(natural rubber,
NR)와 45인 에틸렌계 내열고무(ethylene propylene diene monomer, EPDM)에서 가장 우수하였다.
(3) DUS의 $\alpha_{p}$는 평균 1.3으로서 KDS 41 17 00의 강성요소에서 제시된 값과 비슷하였다. 반면, 일반 행어볼트의 $\alpha_{p}$는
2.45로 연성요소에서 제시된 값과 비슷하였다.
(4) 최적상세로 결정된 DUS는 유닛케이스 내부에 적층된 환출 고무판, 강판, 일반 고무판을 스냅링을 이용하여 고정시키는 구조를 갖는다. 또한,
고무는 $\eta_{H}$가 50인 NR과 45인 EPDM을 권장하며, $\eta_{R}$는 5%로 추천한다.
감사의 글
본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으로 수행되었습니다(과제번호 RS-2021-KA164373).
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