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.5 pp.233-241
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2020.24.5.233

Seismic Performance Evaluation of Non-Seismic Reinforced Concrete Buildings Strengthened by Perimeter Steel Moment Frame

Seonwoong Kim1)*
1)Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Youngsan University
*Corresponding author: Kim, Seonwoong E-mail: seonwoong.kim0428@gmail.com
June 23, 2020 August 7, 2020 August 7, 2020

Abstract


This paper is to investigate the retrofitting effect for a non-seismic reinforced concrete frame strengthened by perimeter steel moment frames with indirect integrity, which ameliorates the problems of the direct integrity method. To achieve this, first, full-scale tests were conducted to address the structural behavior of a two-story non-seismic reinforced concrete frame and a strengthened frame. The non-seismic frame showed a maximum strength of 185 kN because the flexural-shear failure at the bottom end of columns on the first floor was governed, and shear cracks were concentrated at the beam-column joints on the second floor. The strengthened frame possessed a maximum strength of 338 kN, which is more than 1.8 times that of the non-seismic specimen. A considerable decrease in the quantity of cracks for the strengthened frame was observed compared with the non-seismic frame, while there was the obvious appearance of the failure pattern due to the shear crack. The lateral-resisting capacity for the non-seismic bare frame and the strengthened frame may be determined per the specified shear strength of the reinforced columns in accordance with the distance to a critical section. The effective depth of the column may be referred to as the longitudinal length from the border between the column and the foundation. The lateral-resisting capacity for the non-seismic bare frame and the strengthened frame may be reasonably determined per the specified shear strength of the reinforced columns in accordance with the distance to a critical section. The effective depth of the column may be referred to as the longitudinal length from the border between the column and the foundation. The proposed method had an error of about 2.2% for the non-seismic details and about 4.4% for the strengthened frame based on the closed results versus the experimental results.



철골 모멘트골조로 보강된 철근콘크리트 건물의 내진성능 평가

김 선웅1)*
1)영산대학교 건축공학과 부교수

초록


    1. 서 론

    2007년에 42회이던 국내의 지진발생빈도가 2016년에는 252회, 2017 년에는 223회로 4배 가까이 증가하였다. 규모 3.0 이상의 유감지진도 완만 하나 꾸준히 증가하고 있으며 경주지진(규모 5.8) 및 포항지진(규모 5.4)이 발생한 2016년과 2017년에 급격하게 증가하였다. 아울러 1978 한반도 지 진관측 이후부터 2017년까지 규모 2 이상의 지진은 1,527회, 규모 3 이상 의 유감지진은 총 384회가 발생하였다. 규모 4 이상의 지진도 총 47회가 발 생하였고, 이 중에서 남한에서만 42회가 발생하였다. 인명과 재산피해를 초래할 수 있는 규모 5 이상의 지진은 한반도에서 총 9회가 발생하였고, 이 중에서 남한에서 총 8회가 발생하였다[1].

    경주지진 및 포항지진 이후에 지역내의 심리상담건수는 각각 2,498건 과 9,086건에 육박하였고, 이 중에서 425명의 포항주민이 정신건강 고위험 군에 해당하는 것으로 나타났다[2]. 한반도가 판내에 위치하여 비교적 지진 의 안전지대로 인식되고 있고 큰 규모의 지진을 광범위한 지역에서 직접적 으로 경험해 보지 않았기 때문에 시민에게 다가오는 심리적 충격이 상당하 였음을 유추할 수 있다. Neria 등[3]은 자연재난 이후에 외상후 스트레스 장 애(post-traumatic stress disorder) 유병률이 대부분의 연구에서 20%정도 나타나고 있다고 주장하였다. 한편, Kwon 등[4]은 다소 수치가 낮기는 하 지만 경주 및 포항지진 생존자 중 외상후 스트레스 증상 고위험군에 속하는 대상자가 전체 대상자의 13.85%에 달하고, 특히 전체 주민의 54.36%가 경 미한 우울에 해당하는 것으로 나타나고 있어서 지진이 해당지역 주민들에 게 상당한 스트레스를 유발하고 있다고 주장하였다.

    이처럼 한반도에서는 지속적으로 지진 발생이 증가하고 있고, 특히 자연 재해 중에서도 인명과 재산피해를 유발할 수 있는 지진은 도시의 비가역적 으로 도시기능을 장기간 마비시킬 뿐만 아니라 지역주민에게 막연한 불안 감을 포함한 상당한 정신적 충격을 가하여 도시의 활기를 소멸시킬 수 있다. 따라서 자연재난에 대한 건축물의 구조적 안전성 확보는 건축물이 사람에 게 제공하는 고유의 목적인 “안정적 거주”를 달성하기 위한 가장 기본적인 요구조건임은 의심의 여지가 없다.

    1988년 국내에 내진설계를 도입한 이후, 국내에서는 2016년 경주지진 및 2017년 포항지진을 계기로 대부분의 시설물이 일정 이상의 내진성능을 확보하도록 강제하고 있으며, 이의 일환으로 공공시설물 및 학교 건축물 중 심의 내진보강사업이 활발하게 진행되고 있으며 민간시설물로의 확대를 위한 다양한 제도를 수립 및 권장하고 있다[5].

    건물의 내진보강법은 크게 단면증설 등을 통해 기존 구조부재의 강도를 높이는 방법, 철골 프레임 등을 구조물에 매립 또는 부착하여 건물의 연성 능력을 향상시키는 방법, 제진장치 등의 에너지 저감장치를 활용하여 외력 에 대한 저항에너지를 분산시켜 구조물의 구조적 안전성을 확보하는 방법 등의 세 가지 방식으로 구분된다. 일반적으로 국내 건축주 및 발주처는 건 축물 창호의 시야가 가려지는 것을 지양하고, 빠른 공기 및 기존 구조물에 대한 최소범위 내에서의 철거를 통해 업무의 연속성(business continuity project) 확보 및 빠른 공기 등을 원하기 때문에 국내에서는 건축물의 개구 부에 철골 골조를 외부에 부착하는 “모멘트골조(perimeter steel moment frame)” 또는 철골 골조를 기존 골조 내부에 매입하는 “철골 끼움골조 (embedded steel moment frame)”를 활용한 내진보강공법의 개발 및 적 용이 활발하게 이루어지고 있다.

    Lee 등[6]은 실물대 유사동적실험을 통해 외부 부착형 철골 모멘트골조 를 활용한 2층 철근콘크리트 골조의 내진성능평가를 수행하여 유사동적실 험의 필요성을 논하고 내진보강공법의 유효성을 검증하였다. Jung 등[7]은 반복가력시험 및 비선형해석을 통해 내부 매입형 철골 끼움골조를 활용한 내진보강공법의 내진성능을 조사하였다. Kim 등[8]은 2층 실물대 실험을 통해 내부 매입형 철골 끼움골조를 활용한 내진보강공법의 거동을 살펴보 고 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 건물에 대한 내진보강 효과를 분석 하였으며, 내진보강공법에 대한 내진보강 설계식을 제안하였다.

    ‘학교시설 내진설계기준[9]’과 ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼 [10]’(이하 ‘매뉴얼’)은 기존 골조와 신설 골조간의 접합부의 성능에 따른 두 골조간의 일체성의 차이로 인해 내진보강효과의 차이가 발생하므로 2층 실물대 실험을 통해 보강골조의 내진성능효과를 검증하도록 권고하고 있 다. 아울러 일종의 “창호형 내진보강공법(window-type seismic retrofitting method)”인 모멘트골조 공법 및 철골 끼움골조 공법은 철근콘크리트 골조 와 철골 골조간의 상대 강성과 강도가 현저히 차이가 나므로 두 골조가 만나 는 네 모서리에서 두 골조간의 이격이 가장 크게 발생한다. 하지만 두 골조 간의 일체성 확보에 후설치 앵커가 주요한 역할을 수행하는 경우에 후설치 앵커의 인장파괴 또는 전단파괴로 인해 상하 보강골조 사이의 보에 수평전 단균열을 유발할 수 있으므로 2층 실물대 실험을 통해 이에 대한 구조적 안 전성을 확인하도록 권고하는 것이다. 한편, ‘매뉴얼’은 기존 골조에 후설치 앵커를 시공하는 경우에 콘크리트 속에 묻혀 있는 전단철근과의 간섭이 발 생할 가능성을 회피하도록 간접접합방식을 사용할 것을 권고하고 있다.

    본 연구에서는 직접접합방식의 창호형 내진보강공법의 문제점을 개선 한 간접접합방식의 신개념 외부 부착형 철골 모멘트골조 내진보강공법의 내진보강효과를 파악하고자 한다. 이를 위해 실물대 실험결과를 토대로 비 내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조와 외부 부착형 철골 모멘트골조 내 진보강공법의 내진능력을 살펴보고자 한다. 또한 비내진 상세를 가지는 철 근콘크리트 골조와 본 연구에서 제시한 내진보강공법에 대한 설계강도식 을 제안하고자 한다.

    2. 철골 모멘트골조 내진보강공법 개요

    본 연구에서의 모멘트골조 내진보강공법은 보강대상 건물의 횡저항력 과 연성능력을 동시에 향상시킬 수 있는 외부 부착형 철골 모멘트골조 내진 보강공법이다. 기둥 또는 보의 폭 이하의 폭을 가지는 파형강판(corrugated steel plate)을 후설치 앵커를 사용하여 기존 철근콘크리트 건물에 삽입된 철근과의 간섭을 피하는 위치에 기둥과 보의 길이방향으로 설치한 후에 파 형강판의 골(valley)과 H-형강 플랜지를 하중전달판(load transfer plate) 을 활용하여 용접하거나 길이조절이 가능하여 시공오차를 방지할 수 있는 하중전달볼트(load transfer bolt)를 사용하여 연결하고, 파형강판과 H- 형강 사이에 나선철근(spiral reinforcement)을 삽입한 다음 무수축 몰탈 (non-shrinkage mortar)을 충전하여 보 또는 기둥의 크기를 확장한 상태에 서 신설 골조와 기존 골조를 일체화하여 지진에 저항하는 간접접합방식의 창호형 내진보강공법이다(Fig. 1 참조).

    3. 실험체 설계 및 실험 계획

    3.1 비보강 실험체 설계

    철골 모멘트골조 내진보강공법의 거동을 파악하기 위해 국내의 비내진 상세를 가지는 표준형 철근콘크리트 학교건물(1980년대 ‘다’형 표준도 면)[11]을 대상으로 실물대 의사정적 반복가력 실험(full-scaled pseudo- static cyclic loading test)을 수행하였다. ‘매뉴얼’은 본 연구의 내진보강 공법과 동일한 방식의 외부 부착형 철골 모멘트골조와 기존 골조가 후설치 앵커 또는 유사한 기구에 의해 일체화되는 내진보강공법에 대해서는 2층 골조 실험을 통해 후설치 앵커에 의한 내진보강골조가 설치된 보의 수평균 열 발생 가능성을 조사하도록 하고 있다. 본 연구에서는 ‘매뉴얼’에 근거하 여 실물대 2층 골조 실험을 수행하였다.

    내진보강공법의 보강 효과를 규명하기 위해서 비내진 상세를 가지는 실 험체(이하 ‘비보강 실험체’) 및 철골 모멘트골조를 외부에 설치한 실험체 (이하 ‘내진보강 실험체’)등 2개의 실험체를 제작하였다. Fig. 2는 실험체 의 치수 및 형상, 주요 구조부재의 배근상세를 나타낸 것이다. 대상건물의 층고는 3,300 mm이고, 콘크리트 설계기준압축강도(fck)는 21 MPa이다. 하지만 실험용 기자재의 제원과 실험실의 제반여건, 실험체의 제작, 운반, 실험 등을 종합적으로 고려하여 실험체를 설계하였으며, 실험체의 층고와 보의 순경간은 모두 2,850 mm로 제작하였다. 비보강 실험체는 하부 스터 브(stub)를 포함한 기초부와 2층 골조로 구성된다. 하부 스터브의 단면 크 기는 800×500 mm이다. 기초의 깊이는 1,000 mm, 단면 크기는 1,000× 500 mm이다. 기둥 단면은 모두 350×500 mm이다. 전단경간비(shear spanto- depth ratio)는 6.86이다. 1층 보 단면은 600×350 mm(보춤×보폭), 2층 및 3층의 보 단면은 450×250 mm이다.

    Table 1은 비보강 실험체에 사용된 재료, 규격 및 강도 등을 정리한 것이 다. 비보강 실험체에 사용된 콘크리트 설계압축강도는 21 MPa이며, 철근 은 SD400을 사용하였다. 기둥의 주근은 8-D19와 2-D16으로, 띠철근은 D10@300으로 배근하였다. 모든 보의 주근은 상 ․ 하단에 6-D22, 보 스터 럽은 양단부에 D10@200, 중앙부에 D10@300을 각각 배근하였다. 하부 스터브의 주근은 상 ․ 하단에 18-D22, 중앙에 9-D22를 각각 배근하였고, 스터럽은 D16@130으로 배근하였다.

    3.2 내진보강 실험체 설계

    Fig. 3은 내진보강 실험체의 상세를 나타낸 것이며, Table 2는 이를 정리 한 것이다. 수직․ 수평재 및 파형강판에 사용된 강재는 SS400(공칭인장항 복강도, Fy = 235 MPa)이며, 수직재는 H-294×200×8×12를, 수평재는 H-200×200×8×12를 사용하였다. 파형강판의 길이는 500 mm, 두께는 12 mm, 골깊이는 30 mm, 그리고 골폭은 50 mm이다. 하중전달연결재는 PL- 88×100×8을 사용하였다. 나선철근은 지름 6 mm의 SD400을, 충전용 무 수축 몰탈은 기성제품인 초속경성 몰탈인 유니온 그라우트 JM 제품(28일 재령 예상압축강도 50 MPa)[12]을 사용하였다. 참고로, ‘매뉴얼’에서는 나선철근은 무수축 몰탈의 연성도를 높이기 위해 사용할 수 있도록 하고 있 으며, 나선철근의 최소 직경은 6 mm이다. 무수축 몰탈의 강도는 30 MPa 이상이어야 한다.

    후설치 앵커는 HILTI사 제품인 HIT-V(-F) 5.8 M16[13]을 2열 설치하 였다. 후설치 앵커의 개수, 매입깊이, 간격 등은 ‘매뉴얼’에 근거하여 설계 하였다.

    3.3 재료특성

    Table 3은 외부 부착형 실험체에 사용된 H형강 강재(SS400)의 인장시 편시험결과를 정리한 것이다. 적용강재의 플랜지 및 웨브에 대해서 KS B 0802[14]에 따라 인장시편시험을 실시하였다. 수평보강재로 사용된 H-200 ×200×8×12 강재의 플랜지에 대한 평균인장항복강도 및 평균인장강도는 각각 328.33 MPa과 450.67 MPa을, 웨브에 대한 평균인장항복강도 및 평 균인장강도는 각각 394.33 MPa과 485.67 MPa을 나타내었다. 수직보강 재로 사용된 H-294×200×8×12 강재의 플랜지에 대한 평균인장항복강도 및 평균인장강도는 317 MPa과 467.67 MPa을, 웨브에 대한 평균인장항 복강도 및 평균인장강도는 352.33 MPa과 482.33 MPa을 나타내었다.

    KS F 2403[15] 및 KS F 2405[16]에 따라 콘크리트 공시체는 3개를 제 작하였고, 콘크리트 평균압축강도는 30.85 MPa이 측정되었다(Table 4 참조).

    3.4 가력 및 측정방법

    Fig. 4는 비보강 철근콘크리트 골조 및 외부 부착형 철골끼움골조에 의 해 내진보강된 철근콘크리트 골조의 거동을 파악하기 위한 테스트 셋업 전 경을 보여주고 있다. 가력기(actuator)는 골조의 최상단 보의 수평 중심선 상에 일치하도록 고정하여, 외부 부착형 철골 끼움골조와 기존 철근콘크리 트 골조 간에 본 연구의 간접 접합방식에 의한 구조물의 내력변화를 최대한 반영할 수 있도록 하였다. 기초부는 지반에 고정된 것으로 가정하고 실험실 의 제반조건을 고려하여 강봉을 500 mm 간격으로 배치하여 반력바닥 (strong floor)에 설치하였다. 실제 건물과 유사한 하중조건을 모사하기 위 해서 유압잭을 활용하여 골조의 최상위 보에 축하중 50 kN을 가하여 양 기 둥이 각각 25 kN을 분담하도록 하였다. 아울러 P-Δ효과를 고려하기 위해 서 축하중은 골조의 횡이동에 따라 균일하게 재하되도록 강봉을 활용하여 상부에 설치된 유압잭을 반력바닥에 힌지접합하였다. 골조의 횡변위를 방 지하기 위해서 횡지지대를 설치하였다.

    본 논문에서는 가력 프로그램으로서 ACI 374.1[17](Fig. 5 참조)에 근 거하여 의사정적 반복가력 실험을 수행하였다.

    4. 실험결과 분석 및 설계강도식 제안

    본 장에서는 실물대 실험으로부터 얻어진 외부 부착형 내진보강공법의 내진보강효과를 파악하기 위해 비보강 실험체 및 내진보강 실험체의 구조 적 거동을 확인하고 설계강도식을 제안하고자 한다.

    4.1 파괴모드

    반복이력거동하에서 비보강 철근콘크리트 골조와 내진 보강골조 간의 횡변형은 두 골조의 강도 및 횡저항강성의 현저한 차이와 횡력에 의해 골조 사각 코너에 발생한 가장 큰 휨모멘트로 인해 골조의 사각 모서리에서 가장 큰 변형의 차이를 나타낸다. 이 위치에서의 후설치 앵커는 전단력 뿐만 아니 라 이 휨모멘트에 의해 큰 장력을 받게 된다. 따라서 후설치 앵커를 포함한 간접접합부가 충분한 강도를 확보하여야 한다. 만약 간접접합부가 그러하 지 못할 경우, 간접접합부의 파괴로 인해 기존 골조와 내진 보강골조 간의 일 체성을 확보할 수 없으므로 내진 보강골조가 적절한 역할을 수행할 수 없다. 이 경우에 에너지 소산(energy dissipation)은 간접접합부에서 집중되어 발 생하므로 합리적인 보강설계라고 할 수 없다. 아울러 두 골조 간의 횡강성 차 이를 최소화하여 기존 철근콘크리트 골조에 힘이 집중되는 것을 방지하도록 설계하여야 한다. 기존 골조와 내진 보강골조가 모두 횡력저항 중심에 위치 하는 내부 매입형 내진보강공법과 달리 외부 부착형 내진보강공법은 이 두 가지 사항을 모두 고려하여 합리적으로 설계하는 것이 매우 중요하다.

    Fig. 6은 비보강 실험체에 대한 최종 파괴모드를 각각 보여주고 있다. 비 보강 실험체는 지붕층 변위비(roof drift ratio) 0.5%까지는 1층 기둥 하단 부에서 휨균열이, 상부의 보-기둥 접합부에서는 기둥에 미세한 전단균열이 발생하였다. 지붕층 변위비 2.0%까지 이러한 균열양상은 점차 뚜렷해져서 균열량 및 균열폭이 증가하였다. 지붕층 변위비 2.0%에서 1층 기둥 하단부 는 상당한 폭의 휨균열에 더하여 전단균열이 발생하였다. 지붕층 변위비 2.5%에서는 2층 보-기둥 접합부에서 확연한 전단균열을 확인하였다. 지붕 층 변위비 3.5%(9단계)의 첫 번째 사이클에서 비보강 실험체는 1층 기둥 하단부의 휨 및 전단에 의한 콘크리트 박락 및 기둥의 균열과 2층 보-기둥 조인트의 전단균열 등의 심각한 손상에 따른 상당한 내력저하를 보였다.

    기존 철근콘크리트 골조와 내진보강 골조 간의 강도와 강성의 차이로 인해 철근콘크리트 골조와 내진보강 골조와의 연결을 위해 보의 외측부에 설치된 후설치 앵커의 변형이 발생하여 보에 콘크리트의 콘 파괴(cone failure), 전단파괴 또는 할렬파괴(splitting failure)를 유발할 수 있다.

    Fig. 7은 외부 부착형 내진보강 실험체의 균열 및 최종 파괴모드를 보여 주고 있다. 내진보강 실험체의 경우, 지붕층 변위비 0.75%에서 보와 기둥 의 양단부 주위에서 미세한 휨균열이 다수 발생하였다. 지붕층 변위비 1.0%에 도달해서는 보-기둥 조인트에서 미세한 전단균열이 확인되었다. 지붕층 변위비 1.5%에서는 보-기둥 단부 및 조인트에서 이전에 발생한 휨 균열 및 전단균열이 점차 확대되면서 균열폭이 커지고 추가적으로 미세한 균열이 나타났다. 지붕층 변위비 2.5%에서는 이전 단계에서 발생한 전단 균열이 1층 기둥의 양단 하단부에 구조체의 횡저항력을 현저히 감소시킬 수 있는 주요한 전단균열로 진전하여 구조물의 최종 붕괴를 유발하였다. 한 편, 기둥에 발생한 전단균열의 수직방향 길이는 내진보강용 접합판이 설치 된 높이와 동일함을 확인하였다.

    위의 비보강 및 내진보강 실험체의 파괴양상을 살펴보면, 본 연구와 같 이 대부분 구조물의 보-기둥 접합부의 상 ․ 하부 골조간의 상대 강도와 횡강 성은 크게 차이가 나지 않지만 기초와 기둥이 면하는 1층 골조에서는 지중 에 견고하게 위치하고 있는 기초와 기둥 간에 상대 강도와 횡강성의 차에 견 고하게 위치하고 있는 기초와 기둥 간에 상대 강도와 횡강성의 차이가 뚜렷 하기 때문에 기초와 기둥이 면한 곳이 골조의 종국내력을 결정하는 가장 주 요한 위치이다. 따라서 골조의 횡저항력은 기초와 기둥 간의 위험단면크기 에 의해 결정됨을 확인하였다. 이러한 경향은 비보강 철근콘크리트 골조 뿐 만 아니라 내진보강된 골조의 경우에도 동일한 거동을 보임을 실험결과를 통해 확인할 수 있었다. 이것은 비보강 철근콘크리트 골조의 횡저항력에 내 진보강능력을 추가하는 시스템이기 때문에 본 연구와 동일한방식의 내진 보강공법을 적용할 경우, 기존 비보강 철근콘크리트 골조의 횡저항력을 고 려하여 내진보강골조의 지진저항력을 산정해야함을 의미한다. 즉 기존 비 보강 철근콘크리트 골조가 우수한 횡저항력을 보유하고 있으면 내진보강 효과도 더욱 개선될 수 있음을 보여준다.

    4.2 하중-변위 관계

    Fig. 8은 비보강 실험체 및 내진보강 실험체의 횡하중(lateral force)-지 붕층 변위비(overall drift ratio) 관계곡선을 나타낸 것이다. 비보강 실험체 및 내진보강 실험체는 최대내력 185 kN(지붕층 변위비 1.75%) 및 338 kN(지붕층 변위비 2.0%)을 각각 나타내었다. 즉 내진보강 실험체는 비보 강 실험체에 비해 약 1.82배의 횡저항성능을 발휘하였다. 비보강 실험체와 외부부착형 내진보강 실험체 모두 기존 콘크리트골조 기둥의 전단파괴메 커니즘에 의해 횡저항력을 상실하였으므로 두 시험체의 횡저항력은 최대 내력 이후에도 비교적 완만하게 상실되고 있음을 보여준다.

    Fig. 9(a) 및 (b)는 비보강 실험체 및 내진보강 실험체의 횡하중(lateral force)-변위비(drift ratio) 관계를 각각 나타낸 것이며, Table 5는 이를 정 리한 것이다. 단계별 가력 프로토콜에 따른 층간 변위비는 비보강 실험체 및 내진보강 실험체 모두 초기탄성거동까지는 1, 2층 모두 동일하게 나타났다. 초기탄성거동 이후부터 최대내력까지 비보강 실험체 및 내진보강 실험체 모두 1, 2층의 층간 변위비가 발생하지만 비보강 실험체는 그 차이가 크지 않으나 내진보강 실험체는 차이가 뚜렷하게 나타났다. 최대내력 이후에는 비보강 실험체 및 내진보강 실험체 모두 최대내력 이전에 비해 상대적으로 현저한 차이가 발생함을 알 수 있다. 아울러 이러한 경향은 더 큰 강도 및 강 도를 가지는 내진보강 실험체가 더욱 확연히 나타내고 있다. 두 실험체 모두 2층보다 1층의 층간 변위비가 지붕층 변위비와 더욱 밀접하게 연동하고 있 음을 알 수 있다.

    앞에서 기술한 바와 같이, 2층 골조는 동일 강성을 가지는 1층 골조와 연 결되므로 보-기둥 골조에 비해 상대적으로 강체라고 할 수 있는 기초에 연 결된 1층 골조가 2층 골조에 비해 상대적으로 층간 변위비가 크게 발생하는 것이다. 따라서 1층 골조의 기둥 하단부에 집중된 철근의 인장변형 및 콘크 리트 압괴(compressive crushing)에 의해 횡력에 대한 에너지 소산이 발생 하는 것이다.

    4.3 설계강도식 제안

    본 절에서는 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 및 외부 부착형 철골모멘트골조에 의해 내진보강된 철근콘크리트 골조의 횡저항력을 산정 하기 위한 설계강도식을 제안하고자 한다.

    앞 절의 실험결과로부터 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트골조의 횡 저항력은 주요 파괴가 발생하는 기둥의 전단강도에 의해 결정됨을 알 수 있 다. 이러한 철근콘크리트 기둥의 설계전단강도(ϕVn)는 콘크리트와 띠철 근의 기여도를 고려하여 다음 식 (1)과 같이 계산한다[18]:

    ϕ V n = ϕ ( V c + V s )
    (1)

    여기서, Vn는 기둥의 공칭전단강도, Vc는 콘크리트에 의한 전단강도, Vs 는 띠철근에 의한 전단강도, ϕ는 전단에 대한 강도감소계수(= 0.75)이다.

    식 (2) 및 식 (3)은 콘크리트에 의한 전단강도와 띠철근에 의한 전단강도 를 각각 정리한 것이다.

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

    V s = A υ f y d s
    (3)

    여기서, Ag는 기둥의 총단면적, Aυ는 띠철근의 총단면적, b는 기둥의 폭, d 는 기둥의 유효깊이 또는 지점에서 위험단면까지의 거리, fy는 띠철근의 인 장항복강도, N은 기둥에 작용하는 압축력, s는 지점으로부터 d거리 떨어 진 위험단면(critical section)에서의 띠철근 간격이다.

    앞 절의 실험결과에 근거한 외부 부착형 철골모멘트골조에 의해 내진보 강된 철근콘크리트골조의 횡저항력은 비보강 실험체와 마찬가지로 기존 철근콘크리트 기둥의 횡저항력에 의해 결정됨을 확인하였다. Fig. 10(a) 및 (b)는 반복하중하에서 비내진 표준갈고리를 갖는 철근콘크리트 기둥의 전 단철근(hoop)및 본 연구의 대상인 외부 부착형 철골모멘트골조에 의해 내 진 보강된 철근콘크리트 기둥의 전단철근 거동을 각각 나타낸 것이다. Fig. 10(a)에서 보여주듯이, 90° 표준갈고리를 가지는 비보강 철근콘크리트 기 둥은 전단철근에 발현된 인장력에 의해 양방향으로 폐쇄된 표준갈고리가 벌어지게 된다. 반면에 내진보강된 실험체는 기둥의 한쪽 측면이 접합판 (connection plate) 및 후설치 앵커에 의해 구속되어 전단철근의 한쪽 표준 갈고리만이 열리게 되어 동일 층간변위비에서는 비보강 실험체에 비해서 변형도는 작고 횡저항력은 커진다. 즉 강재접합판 및 후설치 앵커가 기존 철 근콘크리트 기둥의 내력을 향상시키면서 외부 부착형 철골모멘트골조와의 일체성을 확보하기 때문에 내진보강 실험체의 횡저항력이 비보강 실험체 에 비해서 큰 것이다. 따라서 간접접합부와 외부 부착된 철골모멘트골조가 충분한 강도와 횡강성을 가진다는 가정하에서 내진보강된 철근콘크리트 기둥의 전단강도를 산정하기 위한 위험단면은 접합판이 기둥의 하단부에 정착된 높이까지 확대하여 ‘s’ 및 ‘d’를 산정할 수 있다(Fig. 11 참조). 즉, 내진보강된 철근콘크리트 기둥의 유효깊이는 기둥의 기둥폭 대신에 기둥 과 기초의 경계선으로부터 기둥 하부의 접합판까지의 높이로 대신한다. 이 를 반영하여 내진보강 실험체의 전단강도는 식 (3)에 대입하여 횡저항력을 산정할 것을 제안하고자 한다.

    본 연구의 위험단면내의 철근콘크리트 기둥의 유일한 전단철근은 기초- 기둥 경계면과 매우 근접하게 위치하여 철근콘크리트 기둥의 횡저항력에 대한 기여를 기대하기 어려우므로, 비보강 실험체의 횡저항력은 콘크리트 전단강도[식 (2) 참조]만을 고려하여 산정한다.

    이를 적용하여 얻어진 비보강 실험체와 내진보강 실험체의 설계강도와 실험결과를 비교하였을 때, 비보강실험체는 약 2.2%, 내진보강 실험체의 경우는 약 4.4%의 오차를 각각 나타내었다. 두 실험체 모두 설계강도가 실 험결과에 비해 보수적인 결과를 보였다(Table 6 참조). 단, 비보강 실험체 의 d= 257.7 mm이며, 내진보강 실험체의 d= 500 mm이다.

    5. 결 론

    본 연구에서는 직접접합방식에 의한 내진보강공법의 문제점을 개선한 간접접합방식을 가지는 내진보강공법의 내진보강효과를 확인하기 위해서 비보강 실험체와 외부 부착형 철골 모멘트골조를 활용한 내진보강 실험체 에 대한 실험결과는 다음과 같다.

    • 1) 본 연구에서는 ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼’에 근거하여 다 층골조에 발생 가능한 후설치 앵커를 포함하는 내진보강 접합부에 의해 긴결된 비보강 철근콘크리트 골조의 보의 수평전단균열에 의한 파괴 가 능성의 확인 및 내진보강 공법의 횡저항력을 확인하기 위해 2층 실물대 반복가력실험을 수행하였다.

    • 2) 비보강 실험체는 지붕층 변위비 1.75%에서 최대내력 185 kN을 나타내 었다. 지붕층 변위비 2.0%에 이르러 실험체의 균열량과 균열폭이 뚜렷 하게 증가하였으며, 1층 기둥 하단부에서 상당한 폭의 휨균열에 추가로 전단균열이 발생하였다. 실험체의 1층 기둥 하단부는 휨-전단파괴가 지 배적이었으며, 1층 상단의 보-기둥 접합부에는 전단균열이 집중되었다. 이것은 내진설계가 되지 않은 건물이 지진을 경험하게 되면 전단파괴에 의한 건물의 급작스러운 붕괴가 발생할 수 있음을 의미한다.

    • 3) 내진보강 실험체는 지붕층 변위비 2.0%에서 최대내력 338 kN을 나타 내었다. 비보강 실험체와 동일한 변위비에서 최대내력을 발휘하였으며, 최대내력은 비보강 실험체에 비해 약 1.8배를 나타내었다. 지븡층 변위 비 0.75%에서 보와 기둥의 양단부 주변에서 미세한 휨균열이 다수 발생 하였다. 지붕층 변위비 1.5%에서는 보와 기둥 단부 및 보-기둥 조인트에 서 이전에 발생한 휨균열에 더하여 전단균열이 추가적으로 발생하고 휨 균열 폭이 확대되었다. 지붕층 변위비 2.5%에 이르러서는 앞에서 발생 한 1층 기둥 하단부의 전단균열이 내진보강 실험체가 종국내력에 이르 도록 하였다.

    • 4) 내진보강 실험체는 비보강 실험체에 비해 균열량은 현저히 작았으나 내 진 보강으로 인해 휨균열보다는 전단균열에 의한 파괴모드가 뚜렷하게 나타났다. 이러한 전단균열은 접착보강판이 위치한 기둥 하단부의 높이 내에서 발생하였다. 아울러 비보강 실험체 및 내진보강 실험체에 대한 실 험결과를 통해 1층 기둥의 횡저항력이 지진 저항력에 대한 주요한 인자 임을 확인하였다. 이러한 양상은 본 연구에서 제시한 외부 부착형 철골 모 멘트골조를 활용하여 내진보강된 철근콘크리트 골조는 기둥 하단부의 위험단면을 접착보강판의 영향범위 내로 확대할 수 있음을 의미한다.

    • 5) 본 연구에서는 비보강 철근콘크리트 골조 및 본 연구에서 제시한 간접접 합부를 가지는 외부 부착형 철골 모멘트골조에 내진보강된 철근콘크리 트 골조의 설계강도식을 각각 제안하였다. 비보강 철근콘크리트 골조는 기둥의 횡저항력에 대한 기둥 띠철근의 기여도를 기대하기 어려우므로 기둥의 콘크리트 전단강도만을 고려하여 횡저항력을 산정한다.

    • 6) 아울러 간접접합부와 보강 철골조가 충분히 긴결되어 있다는 가정하에 기존 철근콘크리트 기둥에 접착보강판 높이를 기둥의 위험단면으로 간 주하고 이 위험단면내에 위치한 띠철근 및 콘크리트의 전단강도를 고려 하여 외부 부착형 철골 모멘트골조에 의해 내진보강된 철근콘크리트 골 조의 횡저항력을 결정하는 설계방안을 제안하였다. 제안한 설계강도값 은 실험결과에 비해 비보강 실험체는 약 2.2%, 내진보강 실험체는 약 4.4%의 오차를 나타내었다.

    / 감사의 글 /

    본 논문은 2020학년도 영산대학교 교내연구비 지원에 의한 것으로 지원 에 감사드립니다.

    Figure

    EESK-24-5-233_F1.gif

    Connection detail of seismic retrofitting method by perimeter steel moment frame

    EESK-24-5-233_F2.gif

    Details of a non-seismic specimen

    EESK-24-5-233_F3.gif

    Details of a strengthened specimen

    EESK-24-5-233_F4.gif

    Test set-up and test view

    EESK-24-5-233_F5.gif

    Pseudo-static cyclic loading protocol according to ACI 374.1

    EESK-24-5-233_F6.gif

    Failure mode of 2-story non-seismic reinforced concrete frame at the roof drift ratio of 3.5%

    EESK-24-5-233_F7.gif

    Failure mode of 2-story strengthened reinforced concrete frame by the perimeter steel moment frame at the roof drift ratio of 2.5%

    EESK-24-5-233_F8.gif

    Lateral force-roof drift ratio relationship of 2-story non-seismic and strengthened reinforced concrete frames

    EESK-24-5-233_F9.gif

    Lateral force-roof drift ratio relationship of 2-story non-seismic and strengthened reinforced concrete frames

    EESK-24-5-233_F10.gif

    The difference of behavior of shear reinforcement for nonseismic and strengthened reinforced concrete columns

    EESK-24-5-233_F11.gif

    Definition of a critical section for RC columns

    Table

    Details and materials of the non-seismic specimen

    Materials and size of the strengthened frame

    Material properties for strengthened steels

    Axial compressive strength of concrete and non-shrinkage mortar

    Comparison of lateral force-drift ratio on the non-seismic and the strengthened specimens

    (a) Non-seismic frame

    (b) Strengthened frame

    Comparison of experimental results with design strength on the non-seismic and the strengthened specimens

    Reference

    1. Korea Meteorological Administration. Earthquake Annual Report. Korea Meteorological Administration. c2017.
    2. Korea Ministry of the Interior and Safety. 2017 Pohang earthquake whitepaper. Korea Ministry of the Interior and Safety. c2018.
    3. Neria Y, Nandi A. Post-traumatic stress disorder following disasters: A systematic review. Psychological Medicine. 2008;38:467-480.
    4. Kwon HR, Park SH. Psychological factors as predictors of posttraumatic stress and depressive symptoms among survivors of the Gyeongbuk area earthquake. The Korean Psychological Assocation. 2019;38(2):127-144.
    5. Korea Ministry of the Interior and Safety. Establishment of master plan for Korean seismic design and retrofit. Korea Ministry of the Interior and Safety. c2018.
    6. Lee BG, Hwang DS, Choi YC, Kim YS, Lee KS. Seismic capacity evaluation of full-size two-story R/C frame strengthened with hswf external connection method by pseudo-dynamic test. Journal of the Korea Concrete Institute. 2019;31(1):89-97.
    7. Jung HC, Jung JS, Lee KS. Seismic performance evaluation of internal steel frame connection method for seismic strengthening by cycling load test and nonlinear analysis. Journal of the Korea Concrete Institute. 2019;31(1):79-88.
    8. Kim S, L ee K. Seismic perf ormance evaluation o f reinforced concrete buildings strengthened by embedded steel frame. Journal of the Earthquake Engineering of Korea. 2020;24(1):29-37.
    9. Korea Ministry of Education. Seismic design code of school facilities. Korea Ministry of Education. c2020
    10. Korea Ministry of Education. Manual o f seismic perf ormance evaluation and retrofit for school facilities. Korea Ministry of Education. c2019.
    11. Korea Ministry of Education and Korea Institute of Educational Environment. Guideline for seismic evaluation and rehabilitation of existing school buildings in Korea. Korea Ministry of Education and Korea Institute of Educational Environment. c2011. 108p.
    12. Union Corporation [Internet]. Available from: http://www.unioncement.com
    13. HILTI Corporation. Operating instruction Hilti HIT-CT 1 with HITV. HILTI Corporation. c2012.
    14. Korean Agency for Technology and Standards (KATS). Method of tensile test for metallick materials - KS B 0802. KATS. c2003.
    15. Korean Agency for Technology and Standards (KATS). Standard test method for making and curing concrete specimens - KS F 2403. KATS. c2014.
    16. Korean Agency for Technology and Standards (KATS). Standard test for compressive strength of concrete - KS F 2405. KATS. c2010.
    17. ACI Committee 374. 374.1-05: Acceptance criteria f or moment f rames based on structural testing and commentary. American Concrete Institute (ACI). Farmington Hills, MI, USA. c2006.
    18. ACI Committee 318. Building code requirements for structure concrete (ACI 318-14). American Concrete Institute (ACI). Farmington Hills, MI, USA. c2014.