Journal Search Engine
Search Advanced Search Adode Reader(link)
Download PDF Export Citaion korean bibliography PMC previewer
ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.24 No.1 pp.29-37
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2020.24.1.029

Seismic Performance Evaluation of Reinforced Concrete Buildings Strengthened by Embedded Steel Frame

Seonwoong Kim1)*, Kyungkoo Lee2)
1)Professor, School of Smart City Engineering, Youngsan University
2)Professor, Department of Architectural Engineering, Dankook University
Corresponding author: Kim, Seonwoong E-mail: seonwoong.kim0428@gmail.com
October 2, 2019 October 21, 2019 December 5, 2019

Abstract


This study is to investigate the effect of a retrofitted reinforced concrete frame with non-seismic details strengthened by embedded steel moment frames with an indirect joint, which mitigates the problems of the direct joint method. First, full-scale experiments were conducted to confirm the structural behavior of a 2-story reinforced concrete frame with non-seismic details and strengthened by a steel moment frame with an indirect joint. The reinforced concrete frame with non-seismic details showed a maximum strength of 185 kN at an overall drift ratio of 1.75%. The flexural-shear failure of columns was governed, and shear cracks were concentrated at the beam-column joints. The reinforced concrete frame strengthened by the embedded steel moment frames achieved a maximum strength of 701 kN at an overall drift ratio of 1.5% so that the maximum strength was about 3.8 times that of the specimen with non-seismic details. The failure pattern of the retrofitted specimen was the loss of bond strength between the concrete and the rebars of the columns caused by a prying action of the bottom indirect joint because of lateral force. Furthermore, methods are proposed for calculation of the specified strength of the reinforced concrete frame with non-seismic details and strengthened by the steel moment frame with the indirect joint.



내부 매입형 철골조로 보강된 철근콘크리트 건물의 내진 성능평가

김 선웅1)*, 이 경구2)
1)영산대학교 스마트시티공학부 교수
2)단국대학교 건축공학과 교수

초록


    1. 서 론

    최근 국내에서는 규모 5 이상의 2016년 경주지진(규모 5.8), 2017년 포 항지진(규모 5.4)이 발생하였으며, 소위 ‘불의 고리’가 일컫는 환태평양 조 산대의 움직임이 활발한 상황이다. 이러한 국내의 중규모 지진 및 환태평양 조산대의 활동으로 2017년에는 유감지진 횟수가 98회로 연평균 8.4회 보 다 약 11배가, 규모 3 이상의 지진이 19회로 연평균 9.7회 보다 약 2배가 발 생하였다[1]. 이러한 국내의 지진활동에 대해 일부 국내 연구진은 경주 및 포항지진의 영향을 받아 국내 단층대에 내재하고 있던 에너지를 발산하는 과정에서의 국내 지진 발생 가능성을 주장하였으며[2], 학계에서는 경주지 진이 2011년 발생한 규모 9의 동일본 대지진의 여파라고 분석하고 있다[3].

    내진설계가 반영되지 않은 철근콘크리트 건물의 경우, 내진성능이 충분 치 못하여 구조부재의 파괴에 기인하는 구조손상으로 인해 지진 발생 시 큰 피해가 발생할 수 있다. 이러한 지진으로부터 인적 및 물적 피해를 최소화하 기 위해 건물의 개구부 또는 기둥이나 보와 같은 구조부재에는 다양한 지진 제어장치를 설치하여 건물의 구조적 안전성을 확보하고 있다.

    건물의 내진보강법은 크게 강도 증진법, 변형능력 향상법, 에너지 흡수 능력 개선법으로 나뉜다. 이 중에서 대표적인 에너지 흡수능력 개선법으로 서 댐퍼 등의 제진장치는, 첫째, 댐퍼를 설치하기 위해 큰 강도 및 강성을 갖 는 골조가 필요하므로 기존 구조부재와 댐퍼지지 구조부재 간에 시공이 까 다로울 뿐만 아니라, 별도의 설치공간을 확보하여야 하고, 둘째, 철근콘크 리트 건물은 댐퍼를 위한 별도의 설치공간을 확보하기 어려워서 제진장치 의 설치가 힘들고, 특히 내진성능이 취약한 저층건물에는 성능대비 설치비 용이 과도하게 소요되기 때문에 경제적으로 적합하지 않으며, 셋째, 특히 가새형 댐퍼는 개구부의 중앙을 가로질러 설치되기 때문에 거주자의 시야 를 방해하여 거주환경을 악화시킬 뿐만 아니라, 건물의 외관을 해침으로서 건물의 가치를 하락시키는 문제점이 있다.

    한편 국내에서는 공공건물 및 학교시설물을 중심으로 내진보강사업이 활발하게 진행되고 있다. 제진장치를 활용한 시설물 내진보강시에 국내 시 설물 거주자는 일반적으로 제진장치로 인해 시야가 방해받는 것을 지양한 다. 건물 창호는 단순히 개구부가 아니라 삶의 질을 보다 쾌적하게 영위할 수 있는 하나의 인자로서 작용하기 때문이다. 따라서 국내에서는 대안으로 서 철골모멘트 골조를 활용한 창호형 건물 내진보강공법이 널리 적용되고 있다. 하지만 철근콘크리트 골조와 철골모멘트 골조가 직접 접합되는 기존 의 창호형 내진보강공법은 철근콘크리트 골조와 철골 보강 골조 간의 상대 강도와 강성이 현저히 차이가 발생하므로 골조의 각 모서리 부분에서 두 골 조간에 이격이 발생하고 두 골조 간 일체성의 확보를 오로지 앵커에 의지하 기 때문에 앵커의 전단파괴 또는 기존 철근콘크리트 골조의 콘 파괴(cone failure)를 유발할 수 있다. 아울러 다층 보강 골조를 적용하는 경우 보강 골 조 간에 위치한 보의 수평전단균열을 유발할 수도 있다. 한편 ‘학교시설 내 진성능평가 및 보강 매뉴얼’[4]에서는 직접접합방식은 기존 골조에 앵커를 시공하는 경우 일반적으로 콘크리트 속에 묻혀 있는 철근과 간섭이 발생할 가능성이 있으므로 간접접합방식을 사용하여 철근의 위치에 따라 앵커의 위치를 보정하여 시공할 것을 권고하고 있다.

    본 연구에서는 직접접합방식을 가지는 창호형 내진보강공법의 단점을 보완한 철골모멘트골조를 활용한 간접접합방식의 신개념 내부 매입형 철 골조 내진보강공법을 소개하고 내진보강효과를 파악하고자 한다. 이를 위 해 실물대 의사정적 반복가력 실험을 통해 얻어진 결과를 토대로 비내진 상 세를 가지는 철근콘크리트 건물과 내부 매입형 철골조 내진보강공법의 내 진능력 및 지진응답거동을 살펴보고자 한다. 아울러 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조와 본 연구의 내진보강공법의 설계강도식을 제안하고자 한다.

    2. 내부 매입형 철골조 내진보강공법 개요

    본 연구에서의 내진보강공법은 기존 비내진 상세를 가지는 철근콘크 리트 건물에 내진보강용 철골모멘트골조를 내부 매입하는 형태로서, 기 존 철근콘크리트 골조와 내진 보강재의 일체성을 확보하기 위한 파형강판 (corrugated steel plate)을 이용한 간접접합방식의 철골조 내진보강공법 이다.

    본 연구에서의 내부 매입형 내진보강공법은 보강대상 건물의 횡저항능 력과 연성능력을 동시에 개선할 수 있는 공법이다. 기둥과 보의 폭보다 작거 나 혹은 동일한 폭을 가지는 파형강판을 케미컬 앵커를 이용하여 기존 철근 콘크리트 건물에 매입된 철근과 간섭 없는 위치에 기둥과 보의 길이방향으 로 설치한 상태에서 파형강판의 골(valley)과 보강 골조의 플랜지를 강판을 활용하여 용접하거나 볼트를 이용하여 연결하고, 보강 골조와 파형강판 사 이에 스파이럴 철근을 삽입한 다음 무수축 몰탈을 충전하여 기둥 또는 보의 크기를 확장한 상태에서 기존 골조와 보강 골조를 일체화하여 횡력에 저항 하는 간접접합방식의 건물 개구부 내진보강공법이다(Fig. 1 참조).

    3. 실험체 설계 및 실험 계획

    3.1 비내진상세 실험체 설계

    내부 매입형 내진보강공법의 거동을 파악하기 위해 비내진 상세를 가지 는 국내 기존 철근콘크리트 학교건물(1980년대 ‘다’형 표준도면)[5]을 대 상으로 실물대 의사정적 반복가력 실험(full-scale pseudo-static cyclic loading test)을 수행하였다. ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼’은 본 연구의 내진보강공법과 동일한 방식의 내진보강용 철골모멘트골조와 기존 골조가 케미컬 앵커 또는 유사한 기구에 의해 일체화되는 내진보강공법에 대해서는 2층 골조 실험을 통해 케미컬 앵커에 의한 내진보강재 간에 위치 한 보의 수평균열 발생 여부를 확인하도록 하고 있다. 본 연구에서는 이에 근거하여 2층 골조를 대상으로 실물대 실험을 수행하였다.

    실험체는 총 2개로서 내진보강공법의 보강 효과를 규명하기 위해서 비 내진 상세를 가지는 실험체 및 내진 보강된 실험체를 각각 제작하였다. Fig. 2는 실험체 형상 및 치수, 전체 배근도를 나타낸 것이다. 대상건물은 3층 건 물로서, 층고는 3.3 m, 콘크리트 설계기준강도(fck)는 21 MPa이다. 하지 만 실험실의 제반여건 및 실험용 기자재의 제원, 실험체의 제작, 운반, 실험 등을 전반적으로 고려하여 실험체는 2층 실물대 크기로 계획하였으며, 실 험체의 층고와 보의 순경간은 모두 2,850 mm로 제작하였다. 비내진 상세 실험체는 2층 골조와 기초 부분으로 구성된다. 기둥 단면은 모두 350×500 mm이다. 전단경간비(shear span-to-depth ratio)는 6.86로서 휨파괴거동 이 예상된다. 2층과 3층의 보 단면은 450×250 mm (보춤×보폭)로, 1층 보 단면은 600×350 mm이다. 기초의 깊이는 1,000 mm, 단면 크기는 1,000× 500 mm이다. 하부 스터브(stub)의 단면 크기는 800×500 mm이다.

    Table 1은 실험체에 사용된 재료, 크기 및 설계강도를 정리한 것이다. 실 험체에 사용된 콘크리트 설계강도는 21 MPa이며, 철근은 SD400을 사용 하였다. 기둥의 주철근은 8-D19와 2-D16으로, 후프철근은 D10@300으 로 배근하였다. 모든 보의 주철근은 6-D22로 보의 상·하단에, 보의 스터럽 은 중앙부에 D10@300, 양단부에 D10@200으로 각각 배근하였다. 하부 스터브의 주철근은 18-D22를 상·하단에, 9-D22를 중앙에 각각 배근하였 다. 스터럽은 D16@130으로 배근하였다.

    3.2 내부 매입형 철골 내진보강 실험체 설계

    Fig. 3은 내진 보강된 실험체 상세를 나타낸 것이며, Table 2는 이를 정 리한 것이다. 수직, 수평재 및 파형강판에 사용된 강재는 SS400(공칭항복 강도 235 MPa)이며, 수직재는 H-294×200×8×12를, 수평재는 H-200× 200×8×12를 사용하였다. 파형강판의 길이는 500 mm, 두께는 12 mm, 골 깊이는 30 mm, 그리고 골 폭은 50 mm이다. 하중전달연결재는 PL-88× 100×8을 사용하였다. 스파이럴 철근은 지름 6 mm의 SD400을, 충전용 무 수축 몰탈은 기성제품인 초속경성 몰탈인 유니온 그라우트 JM 제품(28일 재령 예상압축강도 50 MPa)[6]을 사용하였다. 참고로, ‘학교시설 내진성 능평가 및 보강 매뉴얼’에서는 스파이럴 철근은 무수축 몰탈의 연성도를 높 이기 위해 사용할 수 있도록 하고 있으며, 스파이럴 철근의 최소 직경은 6 mm이다. 무수축 몰탈의 강도는 30 MPa 이상이어야 한다.

    케미컬 앵커는 HILTI사 제품인 HIT-HY200(매입 깊이 125 mm, 공칭 인장강도, Fu 139 MPa) M16[7]을 2열 설치하였다. 케미컬 앵커의 매입깊 이, 개수, 그리고 간격 등은 ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼’에 근 거하여 설계하였다.

    3.3 재료특성

    Table 3은 내부 매입형 내진보강공법에 사용된 H형강 강재(SS400)의 인장시편시험결과를 정리한 것이다. 강재별 플랜지 및 웨브에 대해서 KS B 0802[8]에 따라 3회의 인장시편시험을 실시하였다. 수평보강재로 사용된 H-200×200×8×12 강재에 대한 플랜지의 평균항복강도는 328.33 MPa, 평균인장강도는 450.67을, 웨브의 평균항복강도는 394.33 MPa, 평균인 장강도는 485.67 MPa을 나타내었다. 수직보강재로 사용된 H-294×200× 8×12 강재에 대한 플랜지의 평균항복강도는 317 MPa, 평균인장강도는 467.67 MPa을, 웨브의 평균항복강도는 352.33 MPa, 평균인장강도는 482.33 MPa을 나타내었다.

    콘크리트 공시체는 KS F 2403[9]에 따라 3개를 제작하였다. KS F 2405[10]에 따라 수행된 콘크리트 평균압축강도는 30.85 MPa이 측정되 었다(Table 4 참조).

    3.4 가력 및 측정방법

    Fig. 4는 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 및 내진 보강된 철근 콘크리트 골조의 거동을 파악하기 위한 테스트 셋업 전경을 나타낸 것이다. 실험체의 가력기(actuator)는 골조의 상단 보의 수평 중심선 상에 위치하도 록 설치하여, 내부 매입형 내진 보강재와 기존 골조 간의 연결재인 케이컬 앵커에 의한 구조물의 내력변화를 최대한 반영할 수 있도록 하였다. 기초부 는 지반에 고정된 것으로 가정하고 실험실의 제반조건을 고려하여 강봉을 500 mm 간격으로 배치하여 반력바닥(strong floor)에 고정하였다. 실제 건물과 유사한 하중조건을 모사하기 위해서 골조의 최상위 보에 유압잭을 활용하여 축하중 50 kN을 재하하여 양 기둥이 25 kN을 각각 분담하도록 하였다. 아울러 P-Δ효과를 고려하기 위해서 축하중은 골조의 횡이동에 따 라 균일하게 재하되도록 상부의 유압잭과 강봉을 연결하여 반력바닥에 힌 지접합하였다. 골조의 횡변위를 방지하기 위해서 횡지지대를 설치하였다.

    본 논문에서는 ACI 374.1[11](Fig. 5 참조)에서 제시하고 있는 가력 프 로그램을 활용하여 의사정적 반복가력 실험을 수행하였다.

    4. 실험결과 분석 및 설계강도식 제안

    본 장에서는 실물대 실험으로부터 얻어진 내부 매입형 내진보강공법의 내진보강효과를 파악하기 위해 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 실험체 및 내진 보강된 실험체의 파괴양상 등 구조적 거동을 파악하고 실험 체별 설계강도식을 제안하고자 한다.

    4.1 파괴양상

    Fig. 6과 Fig. 7은 비내진 상세를 가지는 2층 철근콘크리트 골조 및 내진 보강된 2층 철근콘크리트 골조에 대한 실험종료 후의 파괴양상을 각각 보 여주고 있다.

    비내진 상세를 가지는 실험체는 0.5% 지붕층 변위비(roof drift ratio)까 지는 1층 기둥 하단부에서 휨균열이, 상부의 보-기둥 접합부에서는 기둥에 미세한 전단균열이 발생하였다. 2% 지붕층 변위비까지 이러한 균열양상은 점차 뚜렷해져서 균열량 및 균열폭이 증가하였다. 2% 지붕층 변위비에서 1 층 기둥 하단부는 상당한 폭의 휨균열에 더하여 전단균열이 발생하였다. 2.5% 지붕층 변위비에서는 2층 보-기둥 접합부에서 확연한 전단균열을 확 인하였다. 9단계(3.5% 지붕층 변위비)의 첫 번째 사이클에서 비내진 상세 를 가지는 실험체는 1층 기둥 하단부의 휨 및 전단에 의한 기둥의 균열 및 콘 크리트 박락과 2층 보-기둥 접합부의 전단균열 등의 심각한 손상에 따른 상 당한 내력저하를 나타내어 실험을 종료하였다.

    반복이력거동하에서 기존 철근콘크리트 골조와 내진 보강재의 횡변형 은 두 골조의 횡저항강성 및 강도의 현저한 차이로 인해 골조의 각 코너에서 가장 큰 변형의 차이를 나타내기 때문에 이 위치에서의 케미컬 앵커에 큰 장 력이 발생한다. 보의 상하부에 설치된 케미컬 앵커의 큰 장력은 보에는 수평 전단균열 또는 콘크리트의 콘 파괴를, 내진보강공법의 파형강판에는 면외 변형(out-of-plane deformation)에 의한 간접접합부의 파괴를 유발할 수 있다.

    내진 보강된 2층 철근콘크리트 골조는 내진 보강재와 기존 골조간의 상 대변형차를 상쇄하는 강재 연결재, 스파이럴 철근 및 고강도 몰탈로 이루어 진 간접접합부의 견인작용(pulling action)으로 인해 실험체 1층 기둥 및 기초가 면한 위치의 파형강판에 면외변형이 발생한다. 이러한 간접접합부 의 파괴양상으로 인해 1.5% 지붕층 변위비에서 최대내력을 나타낸 후 급격 하게 내력을 상실하여 7단계(2.0% 지붕층 변위비)의 첫 번째 사이클에서 실험을 종료하였다. 내진 보강된 실험체도 보-기둥 접합부에 균열이 집중되 었으나 균열 폭 및 양은 비내진 상세를 가지는 실험체에 비해 상당히 감소하 였다[Fig. 7(a) 참조].

    간접접합부의 견인작용은 연결재 지점이 내진 보강재에 대한 지레점으 로 작용하며 이러한 간접접합부의 지레작용(prying action)으로 인해 기존 철근콘크리트 골조에 부하를 발생시키며 횡가력방향과 동일한 평면(즉 건 물 정면)에 주요 균열양상이 발생하는 비내진 상세 골조와 달리 내진 보강 재의 배면에 상당한 휨균열을 유발하고 있음을 확인할 수 있다[Fig. 7(a) 참 조]. 아울러 이러한 현상은 1층 기둥 및 기초가 면한 부위에 집중되고 1층 철 근콘크리트 기둥과 내진 보강재가 면한 접합부 및 2층에서는 뚜렷하게 발 생하지 않았다. 일반적으로 모멘트골조의 보-기둥 접합부가 90도(직각)를 유지하는 것으로 가정하는데 기초가 일종의 반력바닥과 같은 역할을 하게 되므로, 즉 본 연구의 내진보강 실험체의 1층 기둥과 기초 간에는 기초가 기 둥에 비해 상대적으로 강체이므로 기둥과 기초가 면한 부위가 다른 부위에 비해 상대적으로 취약하다. 따라서 이 위치에서 파형강판의 면외변형과 간 접접합부의 견인작용, 그리고 기둥 및 내진 보강재 간의 일체거동(일종의 완전합성거동)이 동시에 발생하면서 실험체와 기초가 면한 하단부에서 지 레작용에 의한 간접접합부의 파단이 발생한다. 이 현상이 본 연구의 내부 매 입형 내진보강된 철근콘크리트 골조의 주요 파괴양상임을 1층 철근콘크리 트 기둥의 콘크리트와 철근 간의 부착력이 소실되어 기둥이 기초와 분리되 는 파괴양상 및 1층 기둥에 발생한 휨균열 양상, 그리고 무수축 몰탈에서 뚜 렷한 균열이 발생하지 않은 간접접합부의 파괴양상으로부터 유추할 수 있 다[Fig. 7(a)(b) 참조].

    일반적으로 보-기둥 접합부의 상하부 골조의 상대 횡강성 및 강도는 크 게 차이가 나지 않으나 기초와 기둥이 면하는 1층 골조는 기초와 기초 간에 상대 횡강성 및 강도가 크게 차이가 발생하므로 기초와 기둥이 면한 위치에 서 변형이 가장 크게 발생한다. 따라서 횡력에 대한 골조의 저항능력은 기초 와 기둥 간의 접합부 내력에 의해 결정된다. 이러한 경향은 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 뿐만 아니라 내진보강공법이 적용된 경우에도 동일한 경향을 나타내었고 실험결과에서도 확인할 수 있었다. 이것은 비내 진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조의 저항능력에 내진보강능력을 더하 는 시스템이기 때문에 본 연구와 같은 방식의 내진보강공법을 적용할 경우, 내진보강골조의 횡저항내력을 산정함에 있어서 근본적으로 기존 골조의 저항능력을 무시할 수 없음을 의미한다. 즉 기존 비내진 상세를 가지는 철근 콘크리트 골조의 횡저항성능이 우수하여야만 내진보강 효과도 더 향상될 수 있음을 확인시켜 주는 것이다.

    4.2 하중-변위 관계

    Fig. 8은 비내진 상세를 가지는 실험체 및 내진 보강된 실험체의 하중-지 붕층 변위비 관계를 보여주고 있다. 비내진 상세를 가지는 실험체의 최대내 력은 지붕층 변위비 1.75%에서 185 kN을 나타내었으며, 최대내력 이후에 횡저항력이 완만하게 감소하였다. 반면에 내진 보강된 2층 골조의 최대내 력은 지붕층 변위비 1.5%에서 701 kN이며, 비내진상세를 가지는 실험체 에 비해 약 3.8배의 횡저항성능을 발휘하였다. 하지만 비내진 상세를 가지 는 기존 골조와 보강된 실험체 간의 횡강성 및 강도의 현저한 차이로 인해 기존 골조가 철근과 콘크리트 간의 부착력이 소실되면서 횡저항력을 완전 히 상실하여 비내진 상세를 가지는 실험체에 비해 작은 지붕층 변위비에서 최대내력을 발휘하였으며, 최대내력 이후에 급격하게 횡저항력을 상실하 였다.

    Fig. 9(a)(b)는 비내진 상세를 가지는 실험체 및 내진보강된 실험체 의 하중-층간 변위비 관계를 각각 나타낸 것이다. 두 실험체 모두 횡하중에 대해 1층의 층간 변위비가 2층에 비해 상대적으로 현저히 큼을 알 수 있다. 앞에서 기술한 바와 같이, 상대적으로 유연체에 연결된 2층 골조와 달리 기 초에 연결된 1층골조는 강체에 연결되어 콘크리트의 압괴(compressive crushing) 및 철근의 인장변형이 집중되므로 1층 기둥에서 횡력에 대한 에 너지 소산이 집중된다.

    이러한 경향은 Fig. 10의 가력 프로토콜에 따른 두 실험체에 대한 지붕 층 변위비 및 각 층별 층간 변위비 변화 추이를 통해서도 확인할 수 있다. 비 내진 상세를 가지는 실험체의 경우, 4단계(층간 변위비 0.75%)까지는 1, 2 층이 모두 횡력에 균등하게 저항하고 있으나, 5단계(층간 변위비 1.0%) 이 후에는 횡변위가 커짐에 따라 2층에 비해 1층의 횡변위가 상대적으로 커짐 을 확인할 수 있다. 내진 보강된 실험체의 경우에는 2단계(층간 변위비 0.35%)의 작은 횡변위에서부터 2층이 비해 1층의 횡변위가 크게 나타나고 있다. 아울러 두 실험체 모두 1층의 층간 변위비가 2층보다 지붕층 변위비 와 더욱 밀접하게 연동하고 있음을 확인할 수 있다.

    4.3 설계강도식 제안

    본 절에서는 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 및 내진 보강된 철 근콘크리트 골조의 횡저항력 산정을 위한 설계강도식을 제안하고자 한다.

    비내진 상세를 가지는 철근콘크리트골조의 횡저항력은 기둥의 전단강 도에 의해 결정된다. 이러한 철근콘크리트골조 기둥의 설계전단강도 ( ϕ V n ) 는 콘크리트와 전단보강근의 기여도를 고려하여 다음 식 (1)과 같이 산정한 다[12]:

    ϕ V n = ϕ ( V c + V s )
    (1)

    식 (2)와 식 (3)은 콘크리트에 의한 전단강도(Vc)및 전단보강근에 의한 전단강도(Vs)를 각각 나타낸 것이다.

    V c = 1 6 ( 1 + N 14 A g ) f c k b d
    (2)
    V s = A v f y d s
    (3)

    여기서, Vn는 기둥의 공칭전단강도, N은 기둥에 작용하는 압축력, Ag는 기둥의 전단면적, b는 기둥의 폭, d는 기둥의 유효깊이, Av는 전단보강근의 총단면적, fy는 전단보강근의 인장항복강도, s는 지지점으로부터 d거리 떨어진 위험 단면에서의 전단보강근 간격, ϕ는 강도감소계수(= 0.75)이다.

    본 연구의 간접접합부를 가지는 내진보강공법에 의해 보강된 실험체는 철근콘크리트 기둥의 주근 및 콘크리트 간의 부착력이 소실되어 파괴되므 로 간접접합부와 보강철골조가 충분한 강도와 강성을 가진다는 가정하에 서 철근과 콘크리트 간의 부착강도와 정착 간의 관계를 활용하여 설계식을 구할 수 있다(Fig. 11 참조).

    철근과 콘크리트 간의 부착강도와 철근의 인장력(T)이 동일하다[식 (4) 참조]는 가정하에 철근의 정착길이(development length, ld)를 얻을 수 있 다[식 (5) 참조].

    u a ( π d b ) l d = T ( = A s f y )
    (4)
    l d = d b f y 4 u a
    (5)

    여기서, ua는 극한 부착응력의 평균값(average bond stress), db는 철근의 직경, As는 철근의 단면적이다.

    극한강도설계법[13]에 근거한 철근의 인장정착길이(ld)는 다음 식 (6) 으로부터 얻을 수 있다:

    l d = 0.6 d b f y f c k ( 1.2 α β )
    (6)

    여기서, 본 연구의 기둥 주근은 수평상부철근과 같은 거동을 하므로 철근배 치 위치계수 α는 1.3으로 간주하며, β는 에폭시 도막계수(= 1.0; 도막되지 않은 철근)이다.

    식 (5)과 식 (6)은 동일하므로[식 (7) 참조] 본 연구의 내진보강공법에 의 해 보강된 철근콘크리트 골조의 기둥 주근 및 콘크리트 간의 극한 부착응력 의 평균값은 다음의 식 (8)으로부터 얻을 수 있다:

    d b f y 4 u α = 0.6 d b f y f c k ( 1.2 ) ( 1.3 ) ( 1 )
    (7)
    u α = f c k 4 ( 1.2 ) ( 1.3 ) ( 1 ) ( 0.6 ) = f c k 3.744
    (8)

    따라서 철근콘크리트 기둥의 주근 1개당 인장 부착강도(Fb)는 다음의 식 (9)과 같다:

    F b = f c k 3.744 ( π d b ) l d b
    (9)

    Fig. 12는 내진보강된 철근콘크리트골조 실험체의 간접접합부가 본 연 구와 같이 횡력에 대해 충분한 탄성저항력을 가지고 실험체의 주요 파괴거 동이 횡력에 의해 철근콘크리트 기둥의 주근과 콘크리트 간의 부착강도 소 실에 의한 경우에 건물에 작용하는 횡력(FH)과 철근콘크리트 기둥의 주근 과 콘크리트 간의 인장부착강도(FB)간의 역학적 관계를 나타낸 것이다.

    횡력(FH)에 의한 휨모멘트(MH)[식 (10) 참조]와 철근콘크리트 기둥의 전체 주근 이음길이에 따른 인장부착강도(FB)에 의한 휨모멘트(MB)[식 (11) 참조]는 동일하다:

    M H = F H ( h / 2 )
    (10)
    M B = F B ( L / 2 )
    (11)

    따라서 본 연구의 내진보강된 골조의 횡저항내력[식 (12) 참조]은 다음 과 같다:

    F H = F B L / h
    (12)

    Table 5는 비내진 상세를 가지는 실험체와 내진보강된 실험체의 실험결 과 및 설계강도를 비교한 것이다. 비내진 상세를 가지는 실험체의 횡저항내 력은 철근콘크리트 기둥의 전단강도에 대한 전단보강근의 기여를 기대하 기 어려우므로 콘크리트에 의한 전단강도[식 (2) 참조]만을 고려하여 산정 한다. 내진보강된 실험체의 횡저항내력은 식 (12)을 사용하여 산정한다. 이 렇게 얻어진 설계강도를 실험결과와 비교하였을 때, 비내진 상세를 가지는 실험체는 약 3.2%, 내진보강된 실험체의 경우는 약 3.9%의 오차를 나타내 었다. 두 실험체 모두 실험결과에 비해 설계강도가 보수적인 결과를 나타내 었다.

    5. 결 론

    본 연구에서 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조와 기존 철근콘크 리트 골조와 내진 보강재 간의 일체성을 확보하기 위해 케미컬 앵커를 활용 한 직접접합방식이 가지는 문제점을 개선한 간접접합방식의 내부 매입형 철골모멘트 골조에 의해 내진 보강된 철근콘크리트 골조에 대한 내진보강 효과를 검증하기 위한 실험결과는 다음과 같다.

    • 1) 본 연구에서는 ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼’에 근거하여 다 층골조에 발생 가능한 케미컬 앵커에 의해 접합된 기존 철근콘크리트 골 조와 내진 보강재 간의 보의 수평전단균열에 의한 파괴 가능성의 확인 및 내진 보강재의 횡저항내력을 확인하기 위해 2층 실물대 반복가력실험을 수행하였다.

    • 2) 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 실험체는 지붕층 변위비 1.75%에 서 최대내력 185 kN을 나타내었다. 실험체는 기둥의 휨-전단파괴가 지 배적이었으며, 보-기둥 접합부에 전단균열이 집중되었다. 이것은 지진 발생시에 내진설계가 반영되지 않은 학교건물은 전단파괴에 의한 급작 스러운 붕괴가 발생하여 거주자에게 심각한 위험이 발생할 가능성이 있 음을 의미한다. 특히 국내의 경우, 학교건물은 유사시 대피시설로 활용 될 가능성이 높고 일반인에 비해 상대적으로 재난대피에 취약한 소아·청 소년이 상당시간을 점유하고 있기 때문에 내진보강의 요구가 높다.

    • 3) 내진 보강된 철근콘크리트 실험체는 지붕층 변위비 1.5%에서 최대내력 701 kN을 나타내었다. 비내진 상세를 가지는 실험체에 비해 작은 변위 비에서 최대내력을 발휘하였지만, 최대내력은 비내진 상세를 가지는 실 험체에 비해 약 3.8배를 나타내었다. 내진 보강된 실험체는 비내진 상세 를 가지는 실험체에 비해 상대적으로 균열이 확연히 적게 나타났으며, 간접접합부의 내력을 상실할 정도의 무수축 몰탈 균열 등의 주요한 파괴 양상은 없었다. 이러한 기존 골조와 간접접합부의 일체성 및 높은 강도 와 강성을 가지는 간접접합부의 내력으로 인해 내진 보강된 실험체는 기 존 철근콘크리트 기둥의 콘크리트와 철근 간의 부착강도 이상의 횡력이 발생하여 기초와 기둥이 분리되는 파괴양상을 보였다. 즉 내진 보강된 실험체의 내력은 기존 철근콘크리트 골조 기둥의 콘크리트와 철근 간의 부착강도에 의해 결정될 수 있음을 추정할 수 있다.

    • 4) 본 연구에서는 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 및 본 연구에서 제시한 간접접합부를 가지는 내진 보강된 철근콘크리트 골조의 설계강 도식을 제안하였다. 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조는 기둥의 콘크리트 전단강도에 의해 횡저항내력을 산정하도록 하였다. 아울러 간 접접합부와 보강 철골조가 충분한 강도와 강성을 가진다는 가정하에서 기둥의 주근과 콘크리트 간의 부착강도를 활용하여 내진 보강된 철근콘 크리트골조의 횡저항내력을 결정할 수 있는 방안을 제안하였다. 제안한 설계강도식에 의한 값은 실험값에 비해 비내진 상세를 가지는 실험체는 약 3.2%, 내진보강된 실험체는 약 3.9%의 오차를 나타내었다.

    Figure

    EESK-24-1-29_F1.gif

    Connection detail of embedded strengthened method

    EESK-24-1-29_F2.gif

    Details of specimen with non-seismic details

    EESK-24-1-29_F3.gif

    Details of the embedded strengthened frame

    EESK-24-1-29_F4.gif

    Test set-up and test view

    EESK-24-1-29_F5.gif

    Pseudo-static cyclic loading protocol per ACI 374.1

    EESK-24-1-29_F6.gif

    Failure pattern of 2-story reinforced concrete frame with nonseismic details at the final state (roof drift ratio of 3.5%)

    EESK-24-1-29_F7.gif

    Failure patterns of the strengthened 2-story reinforced concrete frame and the indirect connection at the final state (roof drift ratio of 2.0%)

    EESK-24-1-29_F8.gif

    Lateral force-roof drift ratio relationship of the 2-story reinforced concrete specimen with non-seismic details and the embedded strengthened frame

    EESK-24-1-29_F9.gif

    Lateral force-story drift ratio relationship of 2-story reinforced concrete specimen with non-seismic details and embedded strengthened frame

    EESK-24-1-29_F10.gif

    Variation of drift ratio of frames with non-seismic details or embedded strengthened frame in accordance with loading protocol

    EESK-24-1-29_F11.gif

    Bond strength between concrete and rebar

    EESK-24-1-29_F12.gif

    Relationship of the lateral force and the tensile bond strength of a reinforced concrete column strengthened by an embedded steel moment frame

    Table

    Materials and details of specimen with non-seismic details

    Materials and size of the embedded strengthened frame

    Material properties of steel

    Axial compressive strength of concrete and expand mortar

    Comparison of experimental result with design strength on the specimen with non-seismic details and strengthened frame

    Reference

    1. Korea Meteorological Administration. Earthquake Annual Report. KMA. c2017.
    2. Hong TK, Lee J, Park S, Kim W. Time-advanced occurrence of moderate-size earthquake in a stable intraplate region after a megathrust earthquake and their seismic properties. Scientific Reports. 2018;8:13331.
    3. Hankyoreh [Internet]. Yonhap News; 2016 Sep 13. Available from : http://www.hani.co.kr/arti/society/society_general/761224.html
    4. Ministry of Education. Manual of seismic performance evaluation and retrofit for school facilities. c2018.
    5. Ministry of Education (MOE) and Korea Institute of Educational Environment (KIEE). Guideline for Seismic Evaluation and Rehabilitation of Existing School Buildings in Korea. 2011:108. (in Korean)
    6. Union Corporation [Internet]. Available from: http://www.unioncement.com/product/product02_01.php
    7. HILTI Korea Corporation [Internet]. Available from: https://www.hilti.co.kr/c/CLS_FASTENER_7135/CLS_ANCHOR_RODS_ELEMENTS_7135
    8. Korean Agency for Technology and Standards (KATS). Method of Tensile Test for Metallick Materials - KS B 0802. KATS. c2003.
    9. Korean Agency for Technology and Standards (KATS). Standard Test Method for Making and Curing Concrete Specimens - KS F 2403. KATS. c2014.
    10. Korean Agency for Technology and Standards (KATS). Standard Test for Compressive Strength of Concrete - KS F 2405. KATS. c2010.
    11. ACI Committee 374. 374.1-05: Acceptance Criteria for Moment Frames Based on Structural Testing and Commentary. American Concrete Institute (ACI). Farmington Hills, MI, USA. c2006.
    12. ACI Committee 318. Building Code Requirements for Structure Concrete (ACI 318-14). American Concrete Institute (ACI). Farmington Hills, MI, USA. c2014.
    13. Architectural Institute of Korea (AIK). Korean Building Code and Commentary. AIK. c2016.