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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.10 No.4 pp.38-47
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2019.10.4.038

Static Loading Test for Performance Evaluation of Dual-Frame Type Seismic Retrofit System

Sanghoon Oh1, Sungmo Choi2, Hongsik Ryu3, Youngju Kim4, Kwangyong Choi5
1Professor, Department of Architectural Engineering, Pusan National University, Busan, Korea
2Professor, Department of Architectural Engineering, University of Seoul, Seoul, Korea
3Principal researcher, Posco Steel Structure Research, Incheon, Korea
4CEO, Korea Institute of Structural Engineering & Consulting, Busan, Korea
5Senior researcher, Korea Institute of Structural Engineering & Consulting, Busan, Korea

본 논문에 대한 토의를 2019년 09월 30일까지 학회로 보내주시면 2019년 10월호에 토론결과를 게재하겠습니다.



Corresponding author: Choi, Kwang-Yong Korea Institute of Structural Engineering &Consulting, 2, Busandaehak-ro 63beon-gil, Geumjeong-gu, Busan, Korea. Tel: +82-51-517-6685, Fax: +82-51-517-6683, E-mail: ckysmart@naver.com
July 8, 2019 July 31, 2019 July 31, 2019

Abstract


To improve the existing seismic retrofitting system, the Dual frame type seismic retrofit system consists of existing structure, external retrofit frame, and damper. In the Dual-System, relative deformation occurs between the existing structure and the external retrofit frame due to the periodic difference in the occurrence of the earthquake, and the damper responds to it and stably absorbs the earthquake energy to secure the seismic performance. In this paper, static loading test is performed to analyze the structural performance of a Dual-System. Experimental results show that the pinching behavior was alleviated in the load-deformation curve, and the stable hysteretic behavior absorbed 5.3 times more energy than the non-retrofit specimen. And it can absorb more energy for the same displacement angle and cumulative deformation. Therefore, it is expected that the Dual-system will improve seismic performance.



듀얼프레임형 내진보강시스템의 성능평가를 위한 정적가력실험

오 상훈1, 최 성모2, 유 홍식3, 김 영주4, 최 광용5
1부산대학교 건축공학과 교수
2서울시립대학교 건축공학과 교수
3포스코 철강솔루션센터 책임연구원
4한국건축구조연구원 대표이사
5한국건축구조연구원 선임연구원5

초록


기존 내진보강시스템의 문제점을 개선하기 위한 듀얼프레임형 내진보강시스템은 기존구조체, 외부보강체, 댐퍼로 구 성된다. 듀얼시스템은 지진발생시 주기차이로 인하여 기존구조체와 외부보강체 사이에서 상대변형이 발생되고 이를 댐퍼가 대 응하여 안정적으로 지진에너지를 흡수하여 내진성능을 확보한다. 본 논문에서는 듀얼시스템의 구조성능을 분석하기 위하여 정 적반복가력실험을 수행한다. 실험결과, 듀얼시스템 실험체는 비보강 실험체와 유사한 손상상태를 나타내었다. 이와 같이 나타난 이유는 정적실험 시 기존구조체를 강제 이력 시켰기 때문이다. 하지만 하중-변형관계곡선에서 핀칭현상이 완화되는 것으로 나타 났고, 안정적인 이력거동을 통하여 비보강 실험체에 비해 5.3배 더 많은 에너지를 흡수하였다. 또한 동일한 층간변형각 및 누적 변형에 대해서도 더 많은 에너지를 흡수할 수 있음에 따라 듀얼시스템을 적용할 경우 내진성능을 향상시킬 것으로 판단된다. 또한 듀얼시스템을 실무에 적용하기 위해서는 설계프로세스 등에 대한 연구가 필요하며, 본 논문을 추후 연구의 기초자료로 제 시하고자 한다.



    Ministry of the Interior and Safety

    1. 서

    세계 주요 지진대에서 발생된 지진은 대규모의 피해 를 일으켰다. 이와 같은 지진대에서 피해가 크게 발 생된 이유는 지진의 규모로 인하여 큰 영향을 받았 지만, 내진설계기준이 제대로 갖춰있지 않았거나, 설 계 기준이 정립된 기간이 오래되지 않은 국가에서 지진의 피해가 더 크게 발생되었다. 또한 급격한 도 시성장과 산업화로 인하여 특정 도시에 인구밀집현 상일 발생되었고 이것 또한 지진피해를 가중시킨 이 유 중 하나이다.

    지진피해는 구조물의 규모면에서 저층 구조물에 피해가 크게 발생되었다. 저층 구조물은 내진설계기 준에서 제외되는 경우가 있어 내진성능이 부족할 뿐 만 아니라 대부분의 지진이 1초 이하의 주기성분에서 진폭을 크게 나타내어 짧은 고유주기를 가지는 저층 구조물에서 피해가 큰 것으로 파악되고 있다. 1995년 에 일본 고베지진에서는 총 파괴된 구조물에 대해서 5층 이하의 구조물이 68%를 차지하였고, 1999년 대만 지진에서는 5층 이하의 구조물이 95%로 저층 구조물 에서 피해가 크게 발생되었다(NEMA, 2011).

    국내의 경우, 내진설계 기준이 최근 강화되었으 나 내진설계기준의 도입시기가 1988년으로 길지 않 고, 내진성능 확보율이 6.8%로(2015년 전체건축물 기 준) 내진설계가 반영된 구조물이 많지 않다(MOLIT, 2016). 또한 전체 구조물 중 5층 이하의 저층 구조물 이 차지하는 비율은 96.9%이고(KOSTAT, 2018), 경주 및 포항 지진 발생 시 피해 건축물의 대다수가 저층 구조물이었다(AIK, 2018). 이와 같이 내진성능이 부 족한 구조물에 대해서는 강도보강기법, 연성보강기 법, 제진 및 면진보강기법 등을 통하여 내진성능을 확보하고 있다.

    내진보강기법에 대하여 보강체의 위치에 따라 내 부보강방식과 외부보강방식으로 분류할 수 있다. 내 부보강은 구조체의 내부에 위치시켜, 지진발생 시 구조물이 저항하는 힘의 방향과 동일선상에 보강체 가 위치하여 성능발현에 요구되는 강성 및 강도 확 보가 유리하다. 하지만 보강공사를 병행하여 구조물 의 사용 및 거주가 어렵고, RC벽 증설 및 철골브레 이스 보강은 개구부를 다시 시공하여야 하며, 채광 및 통풍이 기존 구조물에 비해 불리하여 사용성이 저하된다. 이와 같은 문제점에 대하여 공사환경이 부합되지 않을 경우, 구조물의 외측에 보강체를 설 치하는 외부보강방식으로 대체한다.

    외부 보강은 대체적으로 구조물의 외부에 보강체 를 부착하는 형태이므로 공사병행 거주 또는 사용이 가능하고, 개구부의 설계가 내부보강공사에 비해 용 이함에 따라 채광성 및 사용성을 일부 확보할 수 있 다. 하지만 내부보강에 비해 기존 구조물과의 일체 성이 떨어지고, 작용하는 힘의 방향과 동일선상에 놓여있지 않아 기존 구조물과 보강체 간의 우력이 발생된다. 따라서 일체성 확보와 우력에 저항하기 위해 스터드 볼트, 나선철근 등이 증가하여 접합상 세가 복잡해지고, 연결철물 시공 시 기존구조체에 손상이 발생될 수 있어(JBDPA, 2002) 간략한 접합상 세를 가지는 외부보강시스템의 개발이 필요하다.

    기존의 내진보강공법의 문제점을 개선하기 위하 여 선행연구에서 진동주기차를 이용한 듀얼프레임형 내진보강시스템(듀얼시스템)을 제안하였다(Oh et all., 2012;Oh et all., 2018). 듀얼시스템은 Fig.1과 같이 기존구조체의 외부에 보강체를 설계하고, 기존구조 체와 외부보강체 사이에 댐퍼를 위치시킨다. 지진발 생 시 상대적으로 주기가 긴 기존구조체와 상대적으 로 주기가 짧은 외부보강체에 상대변형이 발생되고 댐퍼를 이에 대응하여 지진에너지를 흡수하는 시스 템이다. 듀얼시스템은 보강체를 기존구조체의 외부 에 설치함에 따라 보강공사를 병행하여 구조물의 사 용이 가능하고, 기존구조체에 댐퍼만 접합시킴에 따 라 접합상세 또한 간략화 시킬 수 있다.

    본 연구에서는 중ㆍ저층 규모를 대상으로 비내진 상세로 설계된 RC구조물의 구조성능파악하고, 이와 같은 구조물의 내진성능을 향상시키기 위해 제안된 듀얼시스템의 구조성능을 분석하기 위하여 정적반복 가력실험을 수행한다. 실험 시 기존구조체를 가력하 고 듀얼시스템의 적용유무에 따른 구조특성, 손상상 태, 에너지 흡수능력 등을 평가하고자 한다.

    2. 정적반복실험 계획

    정적실험에 사용될 실험체는 비보강 실험체와 듀얼 프레임형 내진보강 실험체(듀얼시스템 실험체)로 분 류한다. 비보강 실험체는 기존구조체로만 구성되며, 듀얼시스템 실험체는 기존구조체, 댐퍼, 보강체로 구 성된다.

    2.1 비보강 실험체

    실험체에서 RC 프레임은 비내진 상세로 설계된 중ㆍ 저층규모의 건축물 중 1층 부분을 대상으로 하여 Fig. 2(a)와 같이 기둥 항복형 프레임으로 계획한다. RC 기둥의 단면 크기는 300x400mm로 설계한다. 전 단보강근은 300mm 간격으로 배근하고 90도 후크를 가지는 비내진 상세로 제작한다(AIC 318; Kim et al., 2013;Lee et al., 2009).

    실험체의 기초보는 구조적으로 영향을 끼치지 않 도록 강하게 설계한다. 실험체 제작에 사용된 철근 의 재질은 SD400으로 기둥의 주근은 HD16, 보의 주 근은 HD22를 사용하며 기둥과 보의 전단보강근으로 HD10을 사용한다. 보 및 기둥 전단보강근의 구부림 각도는 내진설계기준 제정 이전의 설계기준에 따라 90°로 하며 정착길이는 12db로 한다. RC프레임의 상 세 및 실제 재료강도를 Table 1에 나타낸다.

    비내진 상세로 설계된 RC 프레임은 휨 항복형으 로 설계하였으며, 식(1)을 통하여 RC 프레임의 초기 강성을 산정한다. 그리고 식 (2)와 식 (3)을 통하여 균열내력 및 항복내력을 산정하며(JBDPA, 2001), Table 2에 비내진 RC프레임의 구조적 특성을 나타낸 다. 이때, 철근의 항복강도(σy)는400Mpa이고, 콘크리 트의 압축강도는 21Mpa로 설계한다.

    K F = 24 E I h 3
    (1)

    여기서, E : 탄성계수, I : 단면2차모멘트, h : 기 둥의 높이이다.

    Q F c = M c / h e
    (2)

    Q F y = M y / h e
    (3)

    여기서, M c = 0.63 f c Z + N D / 6

    M u = 0.8 a t σ y D + 0.5 N D ( 1 N b D F c ) N : 기 둥의 축방향력, at : 인장철근 단면적, b : 기둥의 단 면 폭, D : 기둥의 단면 춤, σy : 철근 항복강도, Fc : 콘크리트 항복강도, he : 유효 높이(프레임일 경우 : he=h/2로 산정)이다.

    2.2 듀얼프레임형 내진보강 실험체

    듀얼프레임형 내진보강 실험체(듀얼시스템 실험체)는 기존구조체, 외부보강체, 댐퍼로 구성되며 Fig. 2(b) 와 같다. 외부보강체는 기존구조체의 양쪽에 설치하 여 비틀림에 의한 구조적인 영향이 끼치지 않도록한 다. 그리고 기존구조체 및 외부보강체 사이에 댐퍼 를 설치한다. 이때, 기존구조체는 비보강실험체도 동 일하게 설계한다.

    듀얼시스템의 구성요소 중 댐퍼는 요구내력에 따 라 설계가 용이한 강재댐퍼로 설계한다. 강재댐퍼는 변형능력을 확보하기 위해 휨형으로 설계하고 설계 내력과 설계 항복변위는 식 (4), (5)와 같이 산정한다 (Oh et al., 2005). 그리고 강재댐퍼의 설계내력은 기 존구조체 내력의 0.6배로 설계한다(Oh and Park, 2013). 강재댐퍼의 형상은 Fig. 3과 같고, 구조특성은 Table 3 과 같다.

    d Q b y = t b 2 σ y 2 H
    (4)

    d δ y = 1.5 Q y H T n E t B [ ( H B ) 2 + 2.6 ]
    (5)

    여기서 t : 댐퍼의 두께, B : 댐퍼 폭, H : 댐퍼 높이 E : 탄성계수 HT : H + 2r, H′ : 댐퍼의 유효높 이(H + 2r2/HT )이다.

    외부보강체는 통풍 및 채광성을 확보할 수 있는 프레임형태로 제작하며, 진동주기차를 확보하기 위 해 CFT로 설계하고 댐퍼와의 설치 용이성을 위해 H 형강 보를 설치한다. CFT의 강성은 식 (6)과 같이 산정한다. 또한 외부보강체는 기존구조체의 보 중심 과 외부보강체의 보 중심에 댐퍼를 설치할 수 있는 높이로, 경간은 기존구조체의 경간과 동일한 크기로 설계하고, 구조적 특성은 Table 4에 표현하였다.

    E I [ C F T ] = E I [ s t e e l ] + E I [ R C ]
    (6)

    2.3 실험방법

    정적실험은 Fig. 4와 같이 1,000kN 액츄에이터를 이 용하여 액츄에이터 중심위치에서의 변위제어에 의한 반복 가력을 실시한다. 반복가력이력은 Fig. 5와 같 으며, 0.2%, 0.5%, 1.0%, 1.5%, 2.0%, 3.0%, 4.0%의 주진폭에 의한 3회 반복가력을 실시하며 실험체가 종국상황에 이르면 가력을 중단한다. 실험체에 적재 되는 하중은 실제 구조물에 적용되는 적재하중과 실 험환경을 고려하여 220kN의 부가질량을 적재하여 실험체에 일정 축력을 도입한다.

    3. 실험결과 및 분석

    3.1 하중-변형관계곡선

    Fig. 6은 비보강실험체와 듀얼시스템 실험체의 수평 하중과 층간변형의 관계를 나타낸 것이다. 비보강 실험체의 경우, 22.3kN에서 휨균열 발생하였고, 접합 부에서의 추가 균열 이 발생되어 강성이 감소되는 것 으로 나타났다. 또한 가력 변위가 증가될수록 균열진 전 및 균열 수가 증가되었다. 수평하중이 84.4kN과 층간변형 28.4mm에서 주근이 항복하여 강성이 크게 저 하되었다. 부방향 가력 시 101.25kN과 층간변형 88.8mm 에서 최대하중에 도달하였고, 7step 가력 시 전단균 열의 확대로 인하여 실험을 중단하였다.

    듀얼시스템을 적용한 실험체의 경우, 1Step 가력 중 35kN에 도달하였을 때, 좌측 기둥 상부에서 휨균 열이 발생하였다. 2Step 가력 시 강재이력댐퍼가 항 복하였으며, 수평하중 182.6kN, 수평변형 21.9mm에 서 기둥의 주근이 항복하였다. 3Step-1Cycle 피크에서 최대하중 236.1kN에 도달하였으며, 최대하중 직후 수 평하중이 저하되는 것으로 나타났다. 듀얼시스템 실 험체는 핀칭현상없이 안정적인 이력거동을 하는 것 으로 나타남에 따라 강재댐퍼가 구조적으로 큰 영향 을 끼치는 것을 알 수 있었다.

    3.2 균열 및 파괴양상

    정적실험은 수행한 모든 실험체에서 기둥 양단부에 휨균열이 처음으로 발생하였고, 수평변위가 증가할 수록 기둥, 접합부에서 균열이 진전되거나 추가적인 균열이 발생하였다. 한편, 가력종료 시까지 보에서는 균열이 거의 발생하지 않았으며, 모든 부재에서 콘 크리트의 압축파괴 및 탈락 등의 손상은 거의 발생 되지 않았다.

    비보강 실험체의 가력 스텝에 따른 균열발생 현 황을 Fig. 7(a)에 나타내었다. 1Step(0.2% rad) 가력 중, 수평하중이 22.3kN에 도달하였을 때 좌측 기둥 하부와 우측 기둥 상부에 처음으로 휨균열이 발생하 였고, 1 Step에서의 가력사이클이 진행될수록 우측기 둥 상부에서 휨균열이 추가적으로 발생하였다. 2Step (0.5% rad) 피크 시에는 우측 접합부에 전단균열이, 3Step(1% rad) 피크 시 좌측 접합부에서도 전단균열 이 발생하였다. 또한 3Step 가력 시 좌측기둥 상부와 우측기둥 하부에서 발생한 휨균열이 전단균열로 변 화하는 것으로 나타났다. 5Step(2% rad) 이후 균열의 수가 증가하지 않고, 균열의 진전 및 균열의 폭이 증가하였으며, 6Step 이후 우측접합부에서 발생한 전 단균열의 폭이 크게 증가하였다. 비보강 실험체의 최종상황 시 균열은 양측 기둥의 상ㆍ하부와 접합부 에서 균열이 집중하였다.

    듀얼시스템 보강실험체의 파괴양상 및 균열현황 은 Fig. 7(b)에 나타내었다. 1Step(0.2% rad) 가력 중, 수평하중이 35kN에 도달하였을 때 좌측 기둥 상부 에서 휨균열이 처음 발생하였고 1Step 피크 시 우측 접합부에서도 균열이 발생되었다. 가력스텝이 진행 될수록 양측기둥의 상하부와 접합부에서 균열이 집 중적으로 발생되었고 보에서는 균열이 발생되지 않 았다. 듀얼시스템의 강재댐퍼는 6Step-1Cycle에서 균 열이 발생되었고, 6Step-2Cycle에서 1개소의 강재댐퍼 가 파괴되었다. 기존구조체를 가력하여 정적실험을 수행함에 따라 듀얼시스템을 보강하더라도 기존구조 체에서 발생되는 파괴양상은 비보강 실험체와 유사 하게 나타났다.

    3.3 기존구조체의 손상정도

    기존구조체의 손상정도를 기존구조체에서 발생된 균 열의 크기로 표현하였으며, 층간변형각에 따른 최대 균열 및 잔류균열을 Fig. 8(a)와 (b)에 나타내었다. 이 때, 최대균열은 가력스텝의 피크에서 발생된 균열의 폭으로 나타내었고, 잔류균열은 가력스텝의 최대 층 간변형각을 경험한 이후 하중이 “0”이 된 시점에서 의 균열 폭을 나타낸 것이다.

    비보강 실험체와 듀얼보강 실험체 모두 층간변형 각이 커질수록 최대균열 폭이 증가하는 것으로 나타 났다. 층간변형각이 2% rad 일 때 실험체는 1.4mm, 듀얼시스템 실험체는 2mm로 나타났고, 3% rad 이상 일 경우에는 비보강실험체는 4mm 이상, 듀얼시스템 실험체는 4mm 이상으로 나타났다. 듀얼시스템 실험 체는 비보강실험체에 비해 균열의 폭이 비교적 크게 나타났으며, 이는 댐퍼의 내력이 추가되어 기존구조 체의 작용하는 응력이 증가하여 균열이 폭이 크게 나타난 것으로 판단된다.

    정적실험에 수행된 실험체의 잔류균열폭과 층간 변형각 관계를 Fig. 8(b)에 나타내었다. 최대균열과 동일하게 모든 실험체에서는 층간변형각이 커질수록 잔류균열 폭이 증가하는 것으로 나타났다. 동일한 층간변형각으로 비교하였을 때, 비보강 실험체 보다 듀얼시스템 실험체가 더 크게 나타났다. A-Type 실 험체는 B-Type 실험체에 비해 수평내력이 더 크게 나타났고, 비보강 실험체 보다 듀얼시스템 실험체의 수평이 더 크게 나타난 것으로 보아 수평내력이 증 가하면 기둥에 작용하는 응력이 증가함에 따라 균열 의 크기가 커지는 것을 알 수 있다.

    3.4 에너지 흡수량 평가

    1) 골격곡선과 바우싱거 곡선

    Fig. 910은 하중-변형관계 곡선을 이용하여 골격 곡선과 바우싱거 곡선으로 분해하여 나타낸 것이다. 여기서 골격곡선은 하중-변위 곡선에서 각 사이클의 최초경험하중을 이전 사이클의 최종하중 다음으로 수평 이동하여 나타낸 것이다. 골격곡선에 의해 생 성되는 골격부는 단조 가력한 경우의 하중-변위관계 와 잘 대응되어, 골격부의 변형량을 통해 변형능력 을 평가하는 것이 가능하다. 바우싱거 곡선은 하중- 변형 곡선 중 골격곡선을 제외한 부분을 나타낸 것 이다. 바우싱거는 소성변형을 통해 형성되는 것으로 소성변형능력을 평가할 수 있다.

    골격곡선은 가력패턴에 따라 골격부 최대변형(δs) 과 골격부 에너지 흡수량(Wsp)의 크기가 달라진다. 하지만, 실험 시 가력패턴은 모든 시험체가 동일한 가력패턴으로 가력 함에 따라, 골격부의 최대변형 및 골격부의 흡수 에너지양이 클수록 총 에너지흡수 량(Wp)에 크게 기여한다. 내력은 비보강 실험체 보 다 듀얼시스템 실험체가 크게 나타났다. δs는 비보강 실험체가 53.3mm, 듀얼시스템 실험체가 66.4mm로, 비보강 실험체 보다 듀얼시스템 실험체가 더 크게 나타났다. Ws는 비보강실험체가 6.4kN·m, 듀얼시스 템 실험체가 17.5kN·m로 나타났다.

    바우싱거 곡선은 하중-변형관계 곡선에서 골격곡 선을 제외한 부분으로 소성변형능력을 판단하는 기 준이 된다. 바우싱거부 또한 가력패턴에 따라 바우 싱거부 최대변형(δB)과 바우싱거부 에너지 흡수량 (Wbp)이 달라지지만 동일한 가력패턴으로 가력 하였 으므로, δBWbp가 클수록 소성변형능력과 에너지 흡수량이 증가한다.

    δB는 비보강 실험체가 514.0mm, 듀얼시스템 실험 체가 1073.0mm로 나타났고, Wbp는 비보강 실험체가 45.4kN·m, 듀얼시스템 실험체가 256.0kN·m로 나타났 다. 듀얼시스템 실험체가 비보강 실험체에 비해 δB 는 2.1배 더 크게 나타났고, Wbp는 5.6배 더 크게 나타남 에 따라 듀얼시스템을 적용할 경우 소성변형능력과 에너지 흡수능력이 증가하는 것을 확인할 수 있었다.

    2) 에너지 흡수량

    정적실험이 수행된 각각 실험체의 에너지 흡수량을 층간변형각과 누적변위에 맞춰 Fig. 11(a)(b)에 나 타내었다. 비보강 실험체 모두 층간변형각이 1% rad 일 때까지 흡수한 에너지양은 종국상황 시까지 흡수 한 에너지양에 비해 매우 작은 값을 나타내고 있으 나, 층간변형가은 1.5% rad 가력부터, 누적변위는 620mm 이후부터 흡수한 에너지양이 증가하는 것을 알 수 있다. 이는 1% rad 이후 기둥의 주근이 항복하 여 에너지 흡수량이 증가하는 하는 것으로 판단된다. 종국 상황 시까지 흡수한 에너지양은 53.1kN·m 이다.

    듀얼시스템 실험체 역시 1.5% 가력부터 에너지흡 수량이 증가하는 것으로 나타났다. 하지만 4% rad 가 력부터는 큰 폭으로 증가하지 않았으며, 이는 3% rad 가력 시 댐퍼가 파단되어 기존구조체에서 에너지를 흡수하였기 때문이다. 듀얼시스템 실험체가 비보강 실 험체에 비하여 더 많이 에너지를 흡수하는 것을 알 수 있다. 종국상황 시 듀얼시스템 실험체는 277.89kN·m로 5.33배 더 많이 에너지를 흡수하는 것으로 나타났다. 이와 같이 듀얼시스템 실험체가 더 많은 에너지를 흡 수하였던 것은 강재댐퍼를 통하여 철근콘크리트 프레 임에서 발생되는 핀칭현상을 제어하였고, 방추형의 안 정적인 이력거동 때문인 것으로 판단된다.

    3) 누적소성변형배율

    정적실험 시 각각의 실험체가 흡수한 에너지는 구조 부재인 기존구조체와 강재댐퍼가 소성변형을 통하여 흡수하였으며, 식으로 표현하면 WP 로 나타낼 수 있 다. 구조부재에서 탄성변형은 하중을 제거하면 무변 형 상태로 되돌아오나, 소성변형은 발산되지 않고 잔 류하게 되고, 파괴상태에 이르기까지 축적되게 된다. 따라서 누적 소성 변형 또는 누적소성변형 에너지를 구조부재의 손상으로 표현할 수 있으며, 그 정도가 손상도를 나타내게 된다. WP 는 에너지를 총합하여 나타낸 것으로 일반적으로 식 (7)과 같이 쓸 수 있다.

    구조부재가 완전탄소성의 특성을 지닌다고 가정 하였을 때, 구조부재의 이력특성은 Fig. 12의 (a)와 같이 나타낼 수 있다. 이와 같이 나타난 이력특성을 Fig. 12(b)와 같이 분해할 수 있으며, 각 영역에 해당 하는 에너지를 식(8)과 같이 산정할 수 있다(Akiyama, 1985;Oh, 2002). 이때, ηWP 의 무차원량으로 누적 소성변형 배율이라 부르고, 누적 에너지를 탄성영역 의 에너지로 나누어 산정함에 따라 각 실험체의 누 적 에너지 흡수량으로 상대적으로 표현할 수 있다. 따라서 누적손상변형배율의 수치가 클수록 상대적인 에너지 흡수능력이 증가할 수 있다는 것을 의미한다.

    W P = W P i
    (7)

    W P = Q Y δ P = η Q Y δ Y
    (8)

    여기서 WPi : 정부방향 각 부분의 누적 소성변 형 에너지, η = W P Q Y δ Y : 누적소성변형배율, δP : 누적 소성변형이다.

    Fig. 13은 각 실험체에 대한 층간변형각 및 누적 변형에 따른 누적소성변형배율(이하 η)을 나타낸 것 이다. 모든 실험체는 층간변형각 및 누적변형이 클 수록 η가 증가하는 것으로 나타났다. 에너지 흡수량 과 같이 η도 듀얼시스템 실험체가 비보강 실험체에 비하여 크게 나타났다. 종국상황 시 η는 비보강 실 험체가 20.4, 듀얼시스템 실험체가 53.7로 2.62배 더 크게 나타났다. 이와 같이 듀얼시스템이 비보강에 비하여 η가 크게 나타난 이유는 강재댐퍼를 통하여 안정적으로 에너지를 더 많이 흡수하였기 때문이다.

    4) 손상정도에 따른 에너지 흡수량 및 η

    손상의 정도를 잔류균열의 폭으로 표현하였으며, 손 상의 정도에 따른 에너지 흡수능력을 평가하기 위하 여 Fig. 14(a)와 (b)에 잔류균열의 폭에 따른 에너지 흡수량 및 누적소성변형배율(η)을 나타내었다. 그래 프가 의미하는 것은 기존구조체에서 동일한 균열의 폭이 발생되었을 시 소산할 수 있는 에너지의 크기 를 의미하며, 경향 분석을 위하여 동일한 균열의 폭 에 대해 최대 에너지로 표시하였다.

    듀얼시스템 실험체는 비보강 실험체이 비하여 1mm일 때 5.2배, 2mm일 때 4.5배, 3mm일 때 5.3배 더 크게 나타났다. 모든 균열폭에 대하여 듀얼시스 템을 보강하였을 때, 더 많은 에너지를 흡수하는 것 으로 나타났다.

    잔류균열의 폭에 대한 누적소성변형배율(이하 η) 의 관계를 Fig. 14(b)에 나타내었다. 잔류균열폭에 대 한 η 역시 듀얼시스템 실험체가 비보강 실험체에 비 하여 더 크게 나타났다. 1mm일 때, 5.2배, 4mm 이상 일 때, 5.3배로 더 크게 나타남에 따라 듀얼시스템을 보강하였을 때, 동일한 크기의 균열이 발생하더라도 더 많이 에너지를 흡수하는 것을 확인할 수 있다.

    4. 결 론

    본 연구에서는 비내진 상세로 설계된 저층 구조물을 대상으로 대표적인 단면을 이용하여 기존구조체를 설계하였고, 진동주기차이를 이용한 듀얼프레임형 내진보강시스템의 경우 강재이력댐퍼와 CFT 외부보 강체로 설계하였다. 기존구조체가 종국상황에 도달 하기까지의 이력거동, 손상, 에너지 흡수능력 등의 구조특성을 분석하고, 듀얼시스템의 적용유무에 따 른 구조성능을 평가하기 위하여 정적실험을 수행하 였다. 정적 실험 결과를 분석하여 다음과 같은 결론 을 얻었다.

    • 1) 비보강 실험체는 균열 발생 이후, 강성의 감소 하였으며, 핀칭현상이 발생되었다. 반면에 듀 얼시스템의 경우, 핀칭현상이 발생되지 않았고 방추형의 형태로 안정적인 이력거동을 하였다.

    • 2) 가력스텝의 진행에 따른 기존구조체의 균열양 상은 비보강 실험체와 듀얼시스템 실험체에서 유사하게 나타났다. 기둥의 상부에서 균열이 처음 발생하였고, 가력변위가 증가할수록 기둥 의 상·하부, 접합부에서 집중적으로 균열이 발 생되었다. 동일한 변위를 반복가력 할 경우, 균열의 진전 및 균열의 폭이 증가하였고, 가력 변위가 증가할 경우, 균열의 수와 균열의 폭이 증가하는 것을 알 수 있었다. 또한 균열의 폭 은 수평내력이 클수록 증가하는 것으로 나타 났으며, 이는 수평력의 증가로 인하여 기둥단 면의 응력이 증가함에 따라 균열의 폭이 증가 한 것으로 판단된다. 듀얼시스템 실험체는 비 보강 실험체에 비해 동일한 층간변형각에서 균열의 폭이 더 크게 나타났지만 균열의 폭은 차이는 1mm 이하로 크지 않았다.

    • 3) 기존구조체가 종국상황에 도달하기까지 흡수 한 에너지는 듀얼시스템 실험체가 비보강 실 험체에 비하여 크게 나타났다. 또한 동일한 층 간변형, 동일한 균열 폭으로 비교하였을 때, 듀얼시스템 실험체가 비보강 실험체에 비해 5.3배 더 많이 흡수하는 것으로 나타났다. 이 는 강재댐퍼를 통하여 기존 RC 구조체에서 발생되는 핀칭현상을 완화시켰기 때문이다. 또 한 흡수한 에너지를 상대적으로 평가할 수 있 는 누적소성변형배율 역시 듀얼시스템 실험체 가 비보강실험체에 비하여 2.6배 이상 더 크게 나타났다. 따라서 듀얼시스템을 보강할 경우, 동일한 변형에 대하여 에너지 흡수능력이 향 상됨을 알 수 있었으며, 내진성능 또한 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

    감사의 글

    이 논문은 행정안전부 재난안전산업육성지원사업으 로 수행된 연구임(2018-MOIS32-007-01010200).

    Figure

    KOSACS-10-4-38_F1.gif
    Shape and Concept of Dual System
    KOSACS-10-4-38_F2.gif
    Shape and Detail of Specicmens
    KOSACS-10-4-38_F3.gif
    Detail of Steel Damper
    KOSACS-10-4-38_F4.gif
    Tension Test Set-up for CFRP
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    Loading Protocol
    KOSACS-10-4-38_F6.gif
    Tension Test Set-up for CFRP
    KOSACS-10-4-38_F7.gif
    Shape and Detail of Specimens
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    Crack Width and Displacement Angle Relation
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    Skeleton Curve
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    Bauschinger Curve
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    Energy Absorption
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    Cumulative Inelastic Deformation Ratio(η)
    KOSACS-10-4-38_F13.gif
    η of Specimens
    KOSACS-10-4-38_F14.gif
    Bauschinger Curve

    Table

    Shape and Concept of Dual System
    Structural Characteristics of RC frame
    Structural Characteristics of Damper
    Structural Characteristics of Retrofit Frame

    Reference

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