2.1 실험 계획 및 재료 특성

서론에서 언급한 바와 같이, 본 연구에서는 강봉댐퍼의 연성거동 및 보강효과를 평가하기 위하여 신규 실험체 SRD-4를 설계⋅제작하고 반복가력 실험을 수행하였다. 또한 댐퍼 설치 위치에 따른 구조거동의 차이를 분석하기 위해, 기존 연구^{(Lee, 2023)}에서 보고된 비보강 실험체(BF)와 하부 강재댐퍼 보강 실험체(RV2)를 비교 대상으로 선정하였다. 이에 따라 본 연구에서는 총 3개의 실험체(BF, RV2, SRD-4)에 대한 구조성능을 비교⋅분석하였다. BF 실험체는 비보강 철근콘크리트 골조로서 기준 실험체이며, 관련 실험 결과는 ^Lee(2023)에 의해 이미 보고된 바 있다. 본 연구에서는 비교 기준으로 활용하기 위해 주요 결과를 발췌⋅정리하여 제시하였다. RV2 실험체는 골조 하부에 2개의 강재댐퍼를 설치한 보강 실험체로, 이 또한 ^Lee(2023)의 실험 결과를 비교 자료로 활용하였다.

본 연구에서 새롭게 제작한 SRD-4 실험체는 국내 저층 학교건물에 일반적으로 적용되는 철근콘크리트 골조를 대상으로 하였으며, 실험 장비 규모 및 연구 여건을 고려하여 1/2 축소모델로 설계하였다. 골조의 전체 형상은 축소비를 반영하여 계획하였으며, 강봉댐퍼의 치수는 기하학적 상사조건보다는 제작 용이성과 요구되는 에너지 소산성능을 고려하여 실 규모로 적용하였다. SRD-4 실험체의 순기둥 높이는 1.8 m, 순경간은 2.0 m이며, 단면 크기는 300 $\times$ 300 mm이다. 주근은 D16 철근 8개를 배근하였고, 띠철근은 D10 철근을 200 mm 간격으로 배치하였다. 철근의 항복강도는 400 MPa, 콘크리트의 설계압축강도는 24 MPa로 계획하였다. 또한 RC 골조 내부에는 200 $\times$ 200 $\times$ 8 $\times$ 12 mm 형강을 설치하여 보강하였으며, 그 내부에 강봉댐퍼를 배치하였다.

비교 실험체인 BF 및 RV2의 상세는 Fig. 1에 나타내었다. RV2 실험체에 적용된 꺾쇠형 강재댐퍼는 골조 하부에 설치하였으며, 하부에 배치된 힌지는 횡하중 작용 시 골조의 회전변형을 유도하기 위하여 설치하였다. 또한 댐퍼 스트럿의 폭은 30 mm, 두께는 12 mm, 수직 높이는 260 mm이다. 한편, 본 연구에서 제작한 SRD-4 실험체의 상세는 Fig. 2와 같으며, 골조 상부에 4개의 스트럿으로 구성된 강봉댐퍼(지름 19 mm, 높이 260 mm, 강봉 재질 SS275)를 적용하였다. RV2에 적용된 꺾쇠형 강재댐퍼의 단면적은 As = 1,440 mm$^2$이며, SRD-4에 적용된 강봉댐퍼의 단면적은 As = 1,133 mm$^2$로 약 79% 수준이다. 따라서 RV2와 SRD-4는 동일 단면 조건에서의 직접적인 성능 비교보다는 댐퍼 형식 및 설치 위치 변화에 따른 구조거동 특성을 비교⋅분석하기 위한 실험체로 계획하였다.

Fig. 1. Specimens details of BF and RV2 (unit : mm)

Fig. 2. Specimens detail of SRD-4 (unit : mm)

Table 1에는 실험체별 댐퍼 개수와 설치 위치를 정리하였다. 본 연구에서는 강재댐퍼의 적용 유무에 따른 보강효과(BF 대비 RV2 및 SRD-4), 댐퍼 형식의 차이, 그리고 댐퍼 설치 위치에 따른 이력거동 특성(RV2 대비 SRD-4)을 평가할 수 있도록 실험변수를 설정하였다. 강재댐퍼의 항복강도 및 인장강도는 실험체별로 다소 차이를 보였으며, 이는 강재 공급 과정에서 발생할 수 있는 재료적 편차에 기인한 것으로 판단된다. 그러나 본 연구는 개별 부재의 순수 내력 비교보다는 철골프레임과 강재댐퍼가 결합된 전체 보강 시스템의 구조거동 특성을 비교⋅분석하는 데 목적이 있으므로, 재료 물성의 차이가 전체적인 거동 경향에 미치는 영향은 상대적으로 제한적인 것으로 판단하였다.

또한 기존 연구에서 수행된 BF 및 RV2 실험체는 본 연구와 동일한 실험 조건 및 가력 방법을 적용하여 수행되었으므로 상호 비교⋅분석에 적용하는 데 있어 충분한 타당성을 확보한 것으로 판단된다. 한편, RV2와 SRD-4 실험체의 구조성능 향상은 강재댐퍼 자체의 에너지 소산 효과 뿐만 아니라 RC 골조 내부에 설치된 철골프레임의 횡강성 증가 및 하중 전달 효과가 복합적으로 작용한 결과로 판단된다. 또한 RV2와 SRD-4에 적용된 댐퍼는 단면 형상 및 재료 물성에 차이가 존재하므로 항복내력에도 차이가 발생할 수 있다. 다만 본 연구에서는 개별 댐퍼의 순수 내력 평가보다는 철골프레임과 강재댐퍼가 결합된 전체 보강 시스템의 반복이력 거동 및 에너지 소산 특성 비교에 중점을 두어 실험을 수행하였다.

2.2 실험 셋팅, 가력 및 측정

1층 골조 실험체에는 횡하중과 축력을 동시에 재하하였다. 축력은 기둥 축내력의 10%에 해당하는 600 kN으로 설정하였으며, 두 개의 오일잭을 이용하여 각각 300 kN씩 분담하여 재하하였다(Fig. 3 참조). 횡하중은 변위제어 방식으로 재하하였으며, 가력변위를 5 mm 간격으로 단계적으로 증가시키는 방식으로 실험을 수행하였다. 또한 구조부재의 거동을 정밀하게 계측하기 위하여 골조 기둥의 주근 및 띠철근, 그리고 강재댐퍼 스트럿에 스트레인 게이지를 부착하였다. 아울러 콘크리트 표면에도 스트레인 게이지를 설치하여 콘크리트의 변형 거동을 함께 계측하였다.

Fig. 3. Performance test setting of SRD-4

2.3 성능 실험 결과

2.3.1 BF 및 RV2 실험결과

Fig. 4에 나타낸 비보강 실험체 BF의 모멘트-변위비 곡선을 나타낸 것이다. 본 연구에서는 새롭게 수행한 SRD-4 실험체의 결과와 비교하기 위하여 BF 실험체의 주요 결과를 간략히 정리하여 제시하였다. BF 실험체의 정가력 시 최대모멘트는 658.5 kN⋅m이며, 이때의 변위비는 1.34 %로 나타났다. 또한 부가력 시 최대모멘트는 625.0 kN⋅m이고, 이때의 변위비는 1.15 %로 나타났다. 전반적으로 이력곡선은 초기에는 비교적 안정적인 거동을 보였으나, 최대하중 도달 이후에는 강도가 급격히 저하되며 취성적인 거동을 나타냈다. Fig. 5에 나타난 파괴양상에서도 알 수 있듯이, 기둥 상⋅하단에 응력이 집중되면서 손상이 진전되었고, 최종적으로 종국파괴에 도달한 것으로 판단된다.

Fig. 4. Moment-drift ratio of BF

Fig. 5. Failure shape of BF

Fig. 6에 나타낸 RV2 실험체의 모멘트–변위비 곡선 역시 ^Lee(2023)에 의해 수행된 실험 결과이며, 본 연구에서는 새롭게 개발한 SRD-4 실험체의 성능을 평가하기 위한 비교 기준 자료로서 이를 제시하였다. RV2 실험체의 정가력 시 최대모멘트는 1,232 kN⋅m이며, 이때의 변위비는 1.71 %로 나타났다. 또한 부가력 시 최대모멘는 1,139 kN⋅m이고, 이때의 변위비는능력을 확보하면서도 안정적인 내력을 유지하고 있음을 보여준다.

Fig. 6. Moment-drift ratio of RV2

Fig. 7(a)에 나타난 최종 파괴양상에 따르면, 수평가력에 의해 발생하는 RC 골조의 전단변형이 강재 프레임에 의해 효과적으로 구속되었으며, 전체 변형은 주로 강재댐퍼에 집중되는 거동을 보였다. 이는 골조 자체의 손상을 억제하고, 에너지 소산을 댐퍼에 집중시키는 의도된 거동 메커니즘이 적절히 발현된 것으로 판단된다. 1.46 %로 나타났다. 이는 비보강 실험체 대비 비교적 큰 변형 또한 Fig. 7(b)에 나타난 댐퍼의 파괴양상을 보면, 4개의 스트럿 상⋅하단에서 반복하중에 의한 균열이 발생한 이후 점진적으로 진전되어 최종적으로 파단에 이른 것으로 나타났다. 이러한 거동은 강재댐퍼가 반복하중 하에서 안정적인 비탄성 변형을 유도하며, 에너지를 효과적으로 소산하는 역할을 수행하였음을 의미한다. 이러한 결과로 볼 때, RV2 실험체는 강재댐퍼를 통해 구조물의 주요 변형을 제어하고, RC 골조의 손상을 최소화하면서 연성적인 거동을 유도하는 내진보강 효과를 발휘한 것으로 평가된다.

Fig. 7. Failure shape of RV2

2.3.2 SRD-4 실험결과

Fig. 8에 강봉댐퍼를 골조 상부에 설치한 SRD-4 실험체의 모멘트–변위비 곡선을 나타낸 것이다. SRD-4 실험체의 정가력 시 최대모멘트는 1,065.2 kN⋅m이며, 이때의 변위비는 1.91 %로 나타났다. 또한 부가력 시 최대모멘트는 1,046.25 kN⋅m이고, 이때의 변위비는 2.17 %로 나타났다.

Fig. 8. Moment-drift ratio of SRD-4

Fig. 9(a)에 나타난 최종 파괴양상에 따르면, 수평가력에 의해 발생한 RC 골조의 전단변형을 강재 프레임이 효과적으로 구속하였으며, 골조 상⋅하단에 응력이 집중된 것으로 확인되었다. 또한 Fig. 9(b)에 나타난 댐퍼의 파괴양상을 보면, 강봉 스트럿의 상⋅하단 및 일부 용접 접합부에서 국부적인 균열이 발생한 것으로 나타났다. 이는 반복하중 작용 시 접합부 주변의 응력 집중에 의해 댐퍼 부재의 충분한 소성변형 이전에 국부 손상이 선행될 가능성을 보여준다. 그러나 용접부 균열 발생 이후에도 전체 골조 시스템은 급격한 내력 저하 없이 비교적 안정적인 이력거동과 에너지 소산성능을 유지하는 것으로 나타났다. 따라서 강봉댐퍼는 반복하중 하에서 비탄성 변형에 효과적으로 참여하며, 구조물의 에너지 소산에 기여한 것으로 판단된다.

Fig. 9. Failure shape of SRD-4

3.1 항복강도

일반적으로 철근콘크리트 구조물은 재료의 비선형성과 구조 형식의 특성으로 인해 항복점을 명확히 정의하기 어렵다. 따라서 본 연구에서는 ^Park(1989)가 제안한 방법을 적용하여 항복강도와 항복변위를 산정하였다. 즉, 최대모멘트의 75%를 항복모멘트로 정의하고, 해당 점을 기준으로 초기강성과 평행한 직선과 하중–변위 곡선이 교차하는 지점의 변위를 항복변위로 결정하였다. 정가력(부가력) 기준으로 비보강 실험체 BF의 항복모멘트와 항복변위비는 각각 493.9 kN(-468.75 kN)과 0.44 %(0.44 %)로 산정되었다. 보강 실험체의 경우, RV2는 각각 924 kN(-854.3 kN)과 0.69 %(0.69 %), SRD-4는 798.9 kN(-784.7 kN)과 0.56 %(0.69 %)로 나타났다. BF와 비교할 때 항복강도는 RV2가 약 2.37배, SRD-4가 약 2.05배 증가하였으며, 항복변위비는 각각 약 1.57배 및 1.27배 증가한 것으로 분석되었다. 이러한 결과는 강재댐퍼의 도입에 의해 초기 항복 이전 단계부터 추가적인 횡저항 메커니즘이 형성되었기 때문으로 판단된다. 특히 RV2 실험체는 골조 하부에 설치된 댐퍼가 기둥 전단변형을 직접적으로 억제하면서 하중 저항에 효과적으로 기여함에 따라 항복강도 증가 효과가 크게 나타난 것으로 보인다. 반면 SRD-4 실험체는 상부에 설치된 강봉댐퍼가 변형을 분산시키면서 비교적 안정적인 연성 거동을 유도하였으나, 하부 직접 구속 효과는 상대적으로 제한적이어서 RV2에 비해 항복강도 증가율은 다소 작게 나타난 것으로 판단된다. 보강 실험체는 비보강 실험체에 비해 항복 시점의 내력뿐만 아니라 변형 수용능력 측면에서도 향상된 성능을 나타내며, 특히 댐퍼의 설치 위치에 따라 항ㄱ복 거동 및 저항 메커니즘에 차이가 발생함을 확인할 수 있다.

3.2 포락선

Fig. 4, Fig. 6 및 Fig. 8에 나타낸 각 실험체의 하중–변위 곡선에서 각 사이클별 최대점을 연결한 포락곡선을 Fig. 10에 제시하였다. Fig. 10은 비보강 실험체 BF, 골조 하부에 꺾쇠형 댐퍼를 설치한 보강 실험체 RV2, 그리고 골조 상부에 강봉댐퍼를 설치한 신규 보강 실험체 SRD-4의 모멘트–변위비 관계를 비교한 결과이다. 전체적으로 모든 실험체는 변위비 증가에 따라 모멘트가 증가하여 최대내력에 도달한 후 점진적으로 저하되는 거동을 나타내었으나, 최대모멘트의 크기와 최대내력 이후의 강도 유지능력에서는 뚜렷한 차이를 보였다. BF는 정(+)⋅부(-) 방향 모두에서 최대모멘트가 가장 낮고, 최대내력 이후 강도 저하도 빠르게 진행되어 큰 변위비 영역에서의 저항능력이 제한적인 것으로 나타났다. 이는 비보강 골조의 경우 반복하중에 따른 균열 진전과 강성 저하가 급격히 발생하여, 연성 및 에너지 소산 능력이 상대적으로 부족함을 의미한다. RV2는 꺾쇠형 댐퍼의 작용으로 BF보다 현저히 향상된 모멘트 저항성능을 나타내었으며, 최대모멘트는 비교 실험체 중 가장 크게 나타났다. 이는 하부에 설치된 댐퍼가 기둥 전단변형을 직접적으로 억제하고 초기부터 횡저항에 적극적으로 기여함에 따른 결과로 판단된다. 그러나 최대내력 이후에는 강도가 비교적 빠르게 감소하는 경향을 보였는데, 이는 변형이 특정 댐퍼 부재에 집중되면서 국부적인 손상 및 강도 저하가 상대적으로 빠르게 진행되었기 때문으로 해석된다. 반면 SRD-4는 BF에 비해 뚜렷한 내력 증가를 나타내었고, RV2보다 최대모멘트는 다소 낮았으나 최대내력 이후의 거동은 보다 완만하고 안정적으로 나타났다. 이는 상부에 설치된 강봉댐퍼가 골조 전체에 걸쳐 변형을 분산시키면서 국부적인 손상 집중을 완화하고, 반복하중 하에서 안정적인 비탄성 거동을 유도하였기 때문으로 판단된다. 특히 정(+) 방향과 부(-) 방향 모두에서 큰 변위비 영역까지 급격한 강도 저하 없이 저항성능을 유지하여, 우수한 연성거동과 안정적인 변형 추종능력을 확보한 것으로 평가된다. 이러한 결과로 볼 때, 댐퍼의 설치 위치와 형식에 따라 초기 강도 확보 능력과 최대내력 이후의 거동 특성이 상이하게 나타나며, 하부 보강(RV2)은 강도 증진에 유리한 반면, 상부 보강(SRD-4)은 연성 및 에너지 소산 측면에서 보다 안정적인 성능을 제공하는 것으로 판단된다.

Fig. 10. Envelope curve comparison

특히 RV2 실험체의 경우, 하부 힌지를 포함한 철골프레임 시스템에 의해 전단벽형 서포트 요소의 회전거동이 유도되면서 기둥에 추가적인 인장 및 압축 축력이 발생하였을 가능성이 있으며, 이로 인해 SRD-4 대비 상대적으로 큰 최대내력이 나타난 것으로 판단된다. 반면 최대내력 이후에는 하부 힌지 및 철골프레임 접합부 주변에 응력이 집중되면서 보강 H형강 플랜지의 국부좌굴 또는 접합부 손상이 발생하였을 가능성이 있으며, 이에 따라 비교적 급격한 내력 저하 거동이 나타난 것으로 판단된다.

3.3 강성저하

정가력 시 각 실험체의 강성저하 거동을 비교하기 위하여, 초기강성 대비 각 가력 단계별 강성비를 Fig. 11에 나타내었다. 전체적으로 모든 실험체는 초기 재하 단계에서 높은 강성을 보인 이후, 변위비 증가에 따라 강성이 점진적으로 감소하는 전형적인 비선형 거동을 나타내었다. 이는 반복가력에 따른 균열 발생, 부재 손상 누적, 그리고 보강장치의 비탄성 거동이 반영된 결과로 판단된다. 다만 초기강성의 크기, 강성 감소율, 그리고 큰 변위비 영역에서의 강성 유지 양상에서는 실험체별로 차이가 나타났다.

Fig. 11. Stiffness degradation ratio comparison

비보강 실험체 BF는 초기 변위비 구간에서부터 가장 낮은 강성을 나타내었으며, 변위 증가에 따라 강성 저하가 급격하게 진행되었다. 이는 전단균열의 조기 발생과 기둥 단부의 손상 집중으로 인해 하중 저항 메커니즘이 빠르게 약화된 데 기인한 것으로 판단된다. 결과적으로 BF는 반복하중 하에서 구조적 손상이 빠르게 누적되며, 강성 유지능력이 상대적으로 취약을 의미한다. 반면 RV2 실험체는 세 실험체 중 가장 높은 초기강성을 보였으며, 중간 변위 구간까지도 우수한 강성 유지능력을 나타내었다. 이는 하부에 설치된 꺾쇠형 강재댐퍼가 초기 단계에서 높은 축강성을 바탕으로 횡하중에 적극적으로 저항하고, 골조와 함께 하중을 분담하는 이중 저항 메커니즘을 형성하였기 때문으로 판단된다. 그러나 변위가 증가함에 따라 댐퍼의 항복 및 국부 좌굴 등의 비탄성 거동이 발생하면서 강성이 점차 감소하였고, 큰 변위 영역에서는 SRD-4와 유사한 수준으로 수렴하는 경향을 보였다.

신규 실험체 SRD-4는 초기강성은 RV2와 유사한 수준이었으나, 중간 변위 구간에서는 상대적으로 낮은 강성을 나타내었다. 이는 상부에 설치된 강봉댐퍼가 초기 단계에서는 비교적 유연한 거동을 보이며 강성 기여도가 작아 이러한 결과가 나타난 것으로 판단된다. 그러나 변위가 증가함에 따라 강봉댐퍼가 점진적으로 항복하며 안정적인 에너지 소산 거동을 발현함에 따라, 강성 감소가 완만하게 진행되고 큰 변위비 영역까지도 비교적 안정적인 강성 유지 특성을 나타내었다. 이는 급격한 강성 저하를 유도하는 방식이 아닌, 점진적인 강성 감소를 통해 구조물의 변형 수용능력과 안정성을 향상시킨 결과로 판단된다.

3.4 누적 에너지 소산

Fig. 12에 각 실험체별 누적 에너지 소산량을 나타내었다. 전체적으로 모든 실험체는 변위비 증가에 따라 누적 에너지 소산량이 점진적으로 증가하였으나, 증가율과 최종 누적 소산량에서는 실험체별로 차이가 나타났다. 이러한 차이는 각 실험체의 이력거동 특성과 비탄성 변형 분포에 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 12. Energy dissipation area comparison

비보강 실험체 BF는 전 구간에서 가장 작은 누적 에너지 소산량을 보였으며, 변위비 증가에 따른 증가폭도 제한적으로 나타났다. 이는 비보강 골조가 반복하중에 대해 충분한 비탄성 변형을 수용하지 못하고, 구조적 손상이 조기에 집중됨에 따라 에너지 소산능력이 제한되었기 때문으로 판단된다.

반면 RV2 실험체는 BF에 비해 전반적으로 큰 누적 에너지 소산량을 나타내었고, 변위비 증가에 따라 비교적 안정적인 증가 경향을 보였다. 이는 하부에 설치된 꺾쇠형 강재댐퍼가 반복하중 하에서 항복 이후 비탄성 변형에 참여하며, 골조와 함께 에너지 소산 메커니즘을 형성하였기 때문으로 판단된다. 다만, 변위가 증가함에 따라 댐퍼의 국부 좌굴 및 강성 저하가 발생하면서 이력곡선의 확대 정도가 점차 제한되어, 에너지 소산 증가율이 다소 완만해지는 경향을 보였다.

본 연구의 신규 실험체인 SRD-4는 전 변위비 구간에서 가장 큰 누적 에너지 소산량을 나타내었으며, 증가율 또한 가장 크게 나타났다. 특히 약 2.0% 이상의 변위비 구간부터 RV2와의 차이가 더욱 뚜렷하게 확대되었으며, 이는 강봉댐퍼가 반복하중 하에서 안정적인 히스테리시스 거동을 유지하면서 넓은 이력면적을 형성하였기 때문으로 판단된다. 즉, 상부에 설치된 강봉댐퍼가 국부적 손상에 의한 급격한 강도 저하 없이 지속적인 소성변형을 유도함으로써, 입력 지진에너지를 효과적으로 흡수⋅소산하는 역할을 수행한 것으로 해석된다. 최종 변위비 기준으로 SRD-4의 누적 에너지 소산량은 약 6.2 $\times$ 10$^5$ kN⋅mm로 가장 크게 나타났으며, RV2는 약 2.9 $\times$ 10$^5$ kN⋅mm, BF는 약 9.0 $\times$ 10$^4$ kN⋅mm 내외로 평가되었다. 즉, SRD-4는 BF 대비 약 6∼7배, RV2 대비 약 2배 이상의 누적 에너지 소산능력을 나타내었으며, 이는 반복하중 하에서 연성거동과 손상제어 측면에서 매우 효과적인 보강공법임을 보여준다.

누적 에너지 소산량은 단순 최대내력뿐만 아니라 이력곡선의 형상, 반복하중에 대한 강도 유지능력 및 변형 추종 특성에 의해 복합적으로 결정된다. BF 실험체의 경우 최대내력과 강성은 상대적으로 낮았으나 초기 변위 구간에서는 비교적 안정적인 이력거동을 나타내어 약 2.0 % 이하의 변위비 영역에서는 RV2와 유사한 누적 에너지 소산량을 보인 것으로 판단된다. 반면 RV2 실험체는 높은 초기강성과 최대내력을 확보하였으나 반복가력에 따라 하부 힌지 및 접합부 주변의 국부 손상과 강성 저하가 상대적으로 빠르게 진행되면서 이력곡선 면적 증가가 제한된 것으로 판단된다. 이에 비해 SRD-4는 최대내력은 다소 낮았으나 반복하중 하에서 비교적 안정적인 이력거동과 완만한 강도 저하 특성을 유지함에 따라 누적 에너지 소산량이 더욱 크게 나타난 것으로 판단된다.

3.5 골조 주근 및 댐퍼 스트럿 변형도

Fig. 13은 각 실험체의 주근 게이지(LF1∼LF6)에서 측정된 주근 변형도를 변위비에 따라 비교한 결과이다. 전체적으로 변위비 증가에 따라 주근 변형도 역시 점진적으로 증가하는 경향을 보였으나, 변형도의 크기 및 분포 양상에서는 실험체별로 뚜렷한 차이가 나타났다. 이러한 차이는 각 실험체의 횡하중 전달경로와 보강 시스템의 거동 특성에 기인한 것으로 판단된다. 비보강 실험체 BF는 특정 위치에서 주근 변형도가 급격히 증가하는 경향을 보였으며, 주근 변형 분포가 매우 불균등하게 나타났다. 이는 반복하중 작용 시 기둥 단부 및 접합부에 손상이 집중되면서 응력 재분배가 원활히 이루어지지 못하고, 국부적인 소성변형이 지배적으로 발생한 결과로 판단된다.

Fig. 13. Strain histories of main bars in the RC frame

반면 RV2 실험체는 BF에 비해 주근 변형도의 증가가 전반적으로 완만하게 나타났으며, 게이지 간 변형도 편차도 감소하는 경향을 보였다. 이는 하부에 설치된 꺾쇠형 강재댐퍼가 횡하중의 일부를 선행적으로 저항함으로써, 골조에 전달되는 하중이 감소하고 주근에 집중되는 변형 요구가 완화되었기 때문으로 판단된다. SRD-4 실험체는 일부 게이지에서 비교적 큰 변형도가 관측되었으나, 전체적으로는 특정 위치에 변형이 집중되기보다 여러 위치에 걸쳐 분산된 변형 분포를 나타내었다. 이는 상부에 설치된 강봉댐퍼가 반복하중 작용 시 비탄성 변형을 통해 에너지를 효과적으로 소산함과 동시에, 골조 전체에 보다 균등한 하중 분담을 유도하였기 때문으로 판단된다.

Fig. 14는 보강 실험체인 RV2와 SRD-4의 댐퍼 게이지(LD1∼LD3)에서 측정된 변형도를 변위비에 따라 비교한 결과이다. 두 실험체는 동일한 게이지 위치에서 계측되었으므로, 보강장치 형식에 따른 변형 거동 특성을 직접적으로 비교할 수 있다. 전체적으로 변위비 증가에 따라 댐퍼 변형도는 증가하는 경향을 보였으나, 변형의 분포 양상과 증가 특성에서는 두 실험체 간 뚜렷한 차이가 나타났다. RV2 실험체는 하부에 설치된 꺾쇠형 댐퍼가 하중 증가에 따라 변형에 참여하였으나, 게이지 위치별 변형도 분포는 상대적으로 국부적인 경향을 나타내었다. 이는 꺾쇠형 댐퍼의 축력 전달 기반 저항 메커니즘과 단부 접합부 조건에 의해, 압축 시 좌굴 또는 인장 시 항복이 특정 부재 또는 구간에 집중되기 때문으로 판단된다. 반면 SRD-4 실험체는 상부에 설치된 강봉댐퍼의 적용에 따라 LD1∼LD3 전반에서 비교적 균등하고 연속적인 변형도 증가를 나타내었다. 이는 강봉댐퍼가 축방향 변형을 기반으로 하면서도 좌굴에 대한 민감도가 상대적으로 낮고, 반복하중 하에서 전 길이에 걸쳐 점진적인 항복이 유도되는 거동 특성에 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 14. Strain histories of steel damper struts

다만 Fig. 14에 나타난 변형률 이력으로부터 본 연구에서 적용된 강재댐퍼는 대변형 영역까지 충분한 소성변형에 도달하였다기보다는 반복하중 하에서 일정 수준의 비탄성 거동에 참여한 것으로 판단된다. 이는 RC 골조 내부에 설치된 철골프레임의 높은 강성에 의해 전체 횡변형의 일부가 철골프레임과 RC 골조에 분담되었기 때문으로 판단된다. 즉 본 보강 시스템은 강재댐퍼 단독의 에너지 소산 메커니즘보다는 철골프레임과 강재댐퍼가 결합된 복합 거동 시스템으로 작용한 것으로 판단된다. 또한 RV2와 SRD-4는 서포트 요소 형상 및 접합 조건의 차이에 따라 골조와 댐퍼 간 강성 분담 특성이 다르게 나타났으며 이에 따라 댐퍼의 변형 참여 정도에도 차이가 발생한 것으로 판단된다.

또한 강재댐퍼의 재료시험 결과(Table 2)를 고려할 때, RV2 및 SRD-4에 적용된 강재댐퍼는 반복하중 작용 시 일정 수준의 비탄성 거동에 참여한 것으로 판단된다. 특히 Fig. 14에 나타난 댐퍼 스트럿 변형도 결과를 통해, 댐퍼 부재가 철골프레임 및 RC 골조와 함께 하중을 분담하며 전체 보강 시스템의 에너지 소산에 기여한 것으로 판단된다.