외부설치형 보강공법 적용을 위한 철골프레임 모듈의 구조성능평가

1. 서 론

국내 내진설계 기준 정립 이전에 건설된 기반 시설 및 건축물은 경주 및 포항 지진 사례에서 발생한 학교 및 필로티 건축물의 피해 사례에서와 같이 충분한 내진성능을 발휘하기에 제한된다^[1]. 국내 지진피해 사례는 대부분 비보강 조적조와 중층 이하의 비내진 노후 철근콘크리트 건축물에 집중되어 있으며, 해당 유형의 건축물들은 대표적인 지진취약형 건축물 유형으로 분류된다. 이에 국내에서는 해당 유형의 건축물에 대한 지진피해를 방지하기 위해 강도향상법, 연성향상법, 에너지소산능력 향상공법 등 다양한 보강공법들이 제시되고 있다^[2]-[4].

지진취약형 건축물 중 중층 이하의 비내진 노후 철근콘크리트 건축물의 대다수는 기둥 띠철근 간격이 30 cm 이상이거나 시공 불량인 경우도 있어 전단파괴로 이어질 가능성이 높다^[5]. 따라서 탄소섬유시트 등을 기둥에 부착하여 연성능력 향상을 유도한 공법을 적용하는 경우에는 기둥 부재가 가지는 수평내력의 부족으로 인하여 보강된 부재가 충분한 연성 능력을 발휘하기 이전에 콘크리트의 조기 파괴가 발생할 수 있어 효율성이 저하될 수 있다^[6]. 또한 지진에 의해 구조물에 발생하는 에너지를 마찰, 강재이력 감쇠장치 등을 통해 흡수하는 에너지소산능력 향상공법을 적용하면, 보강량 산정이 복잡하고 감쇠장치의 설치로 인해 개구부를 가리게 되고 감쇠장치 설치를 위한 부가 요소들의 추가 설치와 복잡한 유지관리 및 보수 등의 문제로 비용소요가 상대적으로 증가할 수도 있다. 따라서 국내 노후 비내진 철근콘크리트 건축물에 대해서는 강도증진형 내진보강 공법의 적용 사례가 보다 적용성이 높음을 기존 연구들에서 제시하고 있다^[7].

외부설치형 보강공법은 대표적인 강도증진형 내진보강 공법으로 철골 프레임을 기존 골조의 외부에 부착하여 건축물의 성능을 향상시키는 공법이다. 해당 공법은 재래적인 강도증진공법인 전단벽 증설, 철골브레이스 설치, 단면 증설의 방법들과는 다르게 건물의 중량을 증가시키거나 개구부의 가림 및 외관의 변화가 발생하지 않는다. 또한 기존 골조의 개구부 내부에 설치되는 내부설치형 공법과 달리 공사의 범위가 실내로 확대되지 않으며 개구부의 가림과 비구조재의 해체 및 재설치가 불필요하며 공사 전후로 외관의 변화가 발생하지 않는다는 장점이 있다.

기존 건축물의 강도와 강성을 향상시키는 외부설치형 보강공법을 적용하면 일반적으로 구조물의 주기가 짧아져 응답지진력이 증가하게 되며 신설된 보강체로 인해 하중의 전달경로와 분포가 변화하게 된다^[8]. 이로 인해 관련 연구들에서는 기존 건축물과 보강체가 일체로 거동하기 위한 보강체의 상세 및 접합 상세들을 제시하고 있으며 기존 건축물의 성능 대비 보강체로 인한 성능의 향상 정도를 평가하였다. Lee et al. (2019)와 Cheng et al. (2021)의 연구에서는 H형강으로 이루어진 보강체에 대한 상세와 기존 골조와의 접합 상세를 제안하였다. 공법의 유용성을 검증하기 위해 기존의 비내진상세를 가지는 중‧저층 철근콘크리트 학교건물 골조를 대상으로 유사동적실험을 실시하여 내진보강 전과 후의 지진응답 극한내력, 연성능력 및 이력 특성 등을 평가하였으며 실험 결과 지진응답 내력의 증가와 지진응답변위의 감소를 통해 보강공법의 유효성이 확인되었다^[9],[10].

그러나 이러한 외부설치형 공법은 대형부재의 반입으로 인한 대형 크레인의 사용과 보강자재의 보관을 위한 넓은 작업공간이 요구되기에 해당 공법이 일반적으로 적용되는 소규모 철근콘크리트 구조물을 대상으로 하면 협소한 공간으로 인해 시공성이 저하될 수 있다. 이에 본 연구에서는 기존 외부설치형 프레임 보강 공법의 현장 반입 시 효율성을 높이고 작업용이성을 향상시키기 위한 방법의 일환으로 외부에 보강되는 보강체를 모듈화하는 과정을 수행하였다. 이를 위하여 기존 외부설치형 프레임 보강 공법과 유사한 구조성능을 발휘할 수 있도록 보강체를 모듈화하였으며, 각 모듈화된 부재를 일체로 결합하기 위한 접합 상세를 유한요소해석 결과에 기반하여 제안하였다. 또한 제안된 접합 상세에 대한 정적가력 기반의 요소 실험을 수행하여 구조성능을 평가하였다.

2. 외부설치형 프레임 보강공법의 요소 모듈화

2.1 요소 모듈화 상세

기존의 외부설치형 프레임 보강공법의 상세는 Fig. 1에서 보는 바와 같이 구성된다^[8]. 본 연구에서 기존의 외부설치형 프레임 보강공법의 모듈화를 통해 설치현장으로의 자재반입 시 용이성을 향상시키고 크레인 등의 중장비를 활용하지 않고 소형장비를 이용하여 작업의 난이도와 위험성을 줄일 수 있는 모듈화 상세를 Fig. 2에서와 같이 제시하였다. 그림에서 보는 바와 같이 외부에 설치되는 철골 프레임은 3가지 유형으로 요소 모듈화가 수행되며, 각각의 유닛의 형상과 역할은 다음과 같이 정리할 수 있다.

Fig. 1.

Typical details of existing external retrofit method

Fig. 2.

Details of suggested modularized external retrofit method

• ● 유닛 유형 1(ㄱ자형): 외부 설치형 철골 프레임의 최상단에 위치하여 요소 모듈간 접합을 위해 사용하는 강연선에 대한 상단부에서의 정착구를 형성함.
• ● 유닛 유형 2(ㅏ자형): 외부 설치형 철골 프레임의 중앙부에 위치하여 프레임의 높이 및 층수를 증가시킬 경우 사용하며, 강연선이 해당 모듈을 관통하며 해당 모듈의 양단부는 십자형의 연결 유닛을 통해 다른 모듈들과 결합됨.
• ● 유닛 유형 3(ㅡ자형): 외부 설치형 철골 프레임의 최하단부에 위치하는 유닛으로 기초부 또는 주각부와 직접적으로 연결되며, 강연선에 대한 하단부 정착구를 형성함.

이와 같은 3가지 유형의 유닛 모듈 간의 접합은 시공상의 용이성을 위하여 현장 용접을 수행하지 않도록 구성하였다. 유닛 모듈간의 접합은 보강 대상 골조의 경간에 맞게 유닛 모듈을 배치하고 수평방향으로 보 부재에서 연결하여 접합부를 구성하는 수평접합부와 유닛 모듈을 적층하여 보강 대상 골조의 층고에 맞게 구성할 때 형성되는 수직접합부로 구분된다. 현장 건식 시공을 수행하기 위하여 보 부재를 연결하는 수평접합부는 조립된 골조가 횡력을 받을 때 작용 모멘트가 최소가 되는 위치에서 볼트 체결부로 구성하였으며, 수직접합부는 Fig. 2에서 보는 바와 같이 강연선과 연결 유닛을 활용하여 구성하였다.

Fig. 3에서는 모듈과 모듈을 연결하는 수직 접합부에서의 횡력저항 거동을 도식화하고 있다. 유닛 모듈을 수직방향으로 적층할 때 각 모듈의 수평방향 위치를 유지할 수 있도록 십자형의 연결 유닛을 모듈 사이에 삽입하며, 연결 유닛은 강연선이 통과할 수 있도록 내부 공간이 확보된 상세이다. 강연선은 수직부재 전체를 관통하며 긴장력을 적용하여 획득되는 수직접합부에서의 압축력이 모듈 사이 경계면에 마찰력을 형성하는 수직항력이 된다. 이와 같은 마찰력은 수직접합부에서의 전단력에 대한 저항기구를 형성한다. 강연선의 추가 인장으로 인해 도입되는 회복력이 해당 접합부에서의 휨모멘트 저항기구를 형성하게 된다.

Fig. 3.

Lateral force resisting mechanism at the vertical module-to-module connection

2.2 요소 모듈화 상세에 따른 예비성능평가

기존의 외부설치형 보강공법은 일반적으로 H형강을 이용하나 본 연구에서 제시하고자 하는 상세는 접합의 용이성을 확보하기 위해 보강체의 유닛 모듈을 각형강관으로 구성하였다. 기존 외부설치형 보강공법에 사용되는 보강체 단면 규격과 유사성을 확보하는 등가의 각형강관을 선정하기 위해 일반적인 외부설치형 보강공법의 철골 단면 규격을 분석하였으며, 가장 보편적으로 활용되는 H-200×200×8×12와 H-250×250×9×14 단면과 유사한 단면적 및 단면2차모멘트를 가지는 각형강관을 제안된 모듈화 상세의 단면규격으로 결정하였다. 해당 단면을 적용하여 요소 모듈화 내진보강 공법의 상세별 구조성능을 유한요소해석을 통해 평가하였으며, Table 1에서는 예비해석 대상 모델의 변수를 포함한 해석모델 일람을 정리하고 있다.

Table 1.

Summary of information related to preliminary analysis of modularization seismic retrofit method

유한요소해석은 각형강관 250×250×12와 200×200×12를 사용하는 유형으로 단면규격에 따라 구분하여 수행하였다. 보강골조의 유닛모듈이 일체된 경우를 나타내는 Model 1과 Model 5는 기존 외부보강 철골프레임 보강상세를 대표하는 기준모델이다. 수평접합부 상세에 대해 분석하기 위하여 Fig. 4에서 정리한 바와 같이 1) 연결 유닛을 모듈을 구성하는 보 부재 사이에 삽입한 경우, 2) 모듈을 구성하는 보 부재 단부에 엔드플레이트를 위치시키고 단면 내부에서 볼트 접합하며 볼트 체결을 위한 엑세스홀이 보 웨브에 형성되는 경우, 3) 모듈을 구성하는 보 부재 단부에 확장형 엔드플레이트를 위치시키고 단면 외부에서 볼트 접합하는 경우로 구분하였다. 모듈 간 수직접합에 대하여 긴장재에 도입되는 긴장력의 범위와 연결 유닛의 단면 규격에 따른 영향을 분석하고자 해석 모델을 준비하였다. 긴장재에 도입되는 긴장력은 수직부재의 축강도 대비 5 %, 10 %로 설정하였으며, 연결 유닛의 규격은 각형강관 150×150×150과 166×166×150으로 설정하였다.

Fig. 4.

Details of beams connection method for preliminary analysis

해석 대상은 보강 대상이 되는 비내진 철근콘크리트 건축물에 적용하기에 적합한 2층 골조 규모의 모듈러 외부보강 상세를 고려하였으며, 골조의 경간은 3.2 m, 층고는 2.85 m이다. 해석에 사용된 요소는 3차원 육면체 요소로 해석 정확도 및 시간 측면에서 효율적인 C3D8R을 사용하였으며, 재료모델은 재료시험을 통해 확인된 항복강도와 공칭인장강도를 연결하는 이선형(Bilinear) 모델을 적용하였다. 볼트 접합부를 활용한 수평접합부와 강연선을 활용한 수직접합부는 프리텐션(Pretension)을 부여하여 해석모델을 구성하였으며, 사전 해석 시 볼트 및 긴장력의 체결력을 부여하고 이후 본 해석에서 정적변위를 가력하는 절차로 진행하였다. 정적변위는 2층 골조의 최상단부에 점진적으로 가력하였으며, 단조 가력의 경우 등방성 경화모델과 폰 미세스(Von Mises) 항복 판정식이 사용되었다. Fig. 5에서는 모듈러 보강골조 해석모델의 최대내력 도달 시의 응력분포를 나타내며, Fig. 6에서는 단면 유형에 따른 모듈러 보강골조 해석모델의 하중-변위 곡선을 나타내고 있다. 기준 모델인 Model 1과 Model 5는 단면 성능 차이로 인한 보유내력의 차이만 있을 뿐 탄성변형 이후 패널존에 응력이 집중되며 이후 주각부 기둥의 하부에 항복이 진행되는 등 횡력에 대한 거동 양상은 유사하게 나타났다. 연결 유닛 삽입형의 Model 2는 패널존에 응력이 집중되는 현상은 기준 모델과 유사하게 나타났으나, 보 연결부의 일체성을 확보하기 위해 사용된 적용된 장볼트가 전단력에 충분히 저항하지 못하고 조기에 변형됨에 따라 충분한 강성 및 강도를 발휘하지 못하였다. 모듈을 구성하는 보 부재 단부에 엔드플레이트를 위치시키고 단면 내부에서 볼트 접합한 Model 3은 초기의 탄성거동 및 강도발현이 기존 모델과 유사하였고 보 연결부는 충분한 전단저항성능을 발휘하였다. 패널존 변형이 2층 바닥보와 기둥에서 집중되어 나타났으며, 횡변위가 증가함에 따라 수직부재의 접합부에서 긴장재가 제공하는 압축력의 부족으로 인해 들뜸현상이 발생하였고 종국적으로 상부 모듈의 강체회전거동(Rocking)이 발생하여 가력 후반부의 추가적인 강도 상승은 일어나지 않았다. 이와 유사한 거동은 Model 4에서도 확인되었다. Model 3과 비교하여 단면 크기가 작아진 Model 6의 경우 Model 3과 유사한 거동을 나타내었으나, 단면이 작아짐에 따라 기둥 축력 대비 작용하는 긴장력의 크기가 감소하여 들뜸 및 미끌림 현상이 심화되었다. 연결 유닛의 크기를 변경시킨 Model 7은 연결모듈이 조기에 기둥 내부면에 맞닿으면서 들뜸 및 미끌림 현상이 완화되었으나 이로 인한 강도 상승 효과는 발생하지 않았다. 긴장력의 크기를 향상시킨 Model 8은 전반적인 거동은 Model 7과 유사하였으나, 추가적인 긴장력의 작용으로 인해 기둥 연결부의 일체성이 향상됨에 따라 강도가 일정 수준 상승하였다.

Fig. 5.

Stress distribution of analytical models at the maximum loading states

Fig. 6.

Force-displacement relations of analytical models

유한요소해석결과, 보 연결방식에 있어 엑세스홀을 위치시킴에 따라 발생하는 응력집중을 피하고 수평접합부의 연결성에 우수성을 보이는 확장형 엔드플레이트를 적용한 상세가 적용성이 높다고 판단하며, 수직접합부의 경우 기둥 내부의 폭과 연결모듈의 유격이 최소화되며 긴장력을 일정 수준 이상으로 확보하면 수직부재 경계면에서의 미끌림 및 들뜸을 제어할 수 있으므로 해당 상세에 대한 요소실험을 통한 검증을 수행하였다.

3. 요소 모듈화 상세의 실험적 구조성능평가

3.1 실험체 상세

외부설치형 프레임 보강공법의 요소 모듈화에 따른 구조성능을 분석하기 위해 Table 2에서 정리하고 있는 바와 같이 요소 실험을 수행하였다. Fig. 7에서 보는 바와 같이 실험체는 실험장비의 용량을 고려하여 실제 규모의 1/2로 축소하여 계획하였으며, 이에 따라 단면적 및 단면2차모멘트도 실 규격의 1/2 수준이 되도록 200×200×6의 각형강관을 적용하였다. 실험체는 Fig. 7(a)에서와 같이 적어도 한 개의 경간 및 층수를 구성하는 수직 및 수평접합부를 포함하도록 하였다. 횡변위를 가력하기 위한 가력부 구성을 위해 수직부재는 보 상부로 일정거리가 돌출되도록 구성하였으며, 실험체의 경계조건은 기둥 및 보 부재의 복곡률 변형을 유도할 수 있도록 설정하였다. 이에 기둥 부재의 하부가 주각부에 연결되는 것을 가정으로 엔드플레이트와 스티프너로 보강된 형태로 고정단부를 형성하고 보 부재의 우측 단부에는 롤러조건을 구현할 수 있는 설치 상세를 가지도록 구성하였다.

Table 2.

Summary of test specimens

Fig. 7.

Description of test specimens representing modular unit frames

실험에서는 BF는 기존 외부보강 프레임 상세에 해당하는 기준 실험체이며, MF124T와 MF154T는 모듈화 상세를 적용한 실험체로써 기둥의 들뜸 및 미끌림을 효과적으로 제어하기 위해 기둥 내부 폭과 연결 유닛 간의 유격을 2 mm로 설정하였으며 높이는 150 mm로 설정하였다. 해당 실험체들은 수평접합부에 해석에서 가장 효과적인 성능을 발취한 확장형 엔드플레이트를 이용한 보 연결방식을 적용하였으며, 긴장력 적용 수준을 MF124T와 MF154T에 대해 각각 수직부재 축강도 대비 10 %와 12.5 %로 설정하였다.

3.2 가력 및 계측 방법

Fig. 8에서는 실험체 설치 상세와 변형률계 및 변위계의 설치 위치를 나타내고 있다. 실험체는 앞선 장에서 언급하였던 것처럼 기둥 부재의 하부에는 고정단부를 형성하였고 보 단부에는 하부에 LM가이드(Linear Motion Guide)를 설치하고 그 위에 힌지를 설치함으로써 복곡률을 유도함과 동시에 골조 거동 시의 움직임을 반영하고자 하였다. 실험체의 변형을 측정하기 위해 가력부와 보 단부, 보 중앙부 3곳에 변위계를 설치하였으며, 해석 결과를 참고하여 가장 큰 휨모멘트가 발생할 것으로 예상되는 지점에 단면의 변형률 분포를 확인하기 위한 변형률게이지를 부착하였다. 가력부는 1000 kN 용량의 엑츄에이터를 설치하여 Table 3와 같이 강구조 내진설계 기준의 보-기둥 접합부 재하이력을 참고하여 횡방향 가력을 수행하였으며 모든 실험체는 동일한 지점 및 가력 조건하에서 실험을 수행하였다^[11].

Fig. 8.

Test set-up of specimens

Table 3.

Loading protocol

3.4 실험결과

3.4.1 기준 실험체 실험결과

Fig. 9에서는 BF의 실험결과 획득된 하중-변위 및 하중-변형률 관계를 나타내고 있다. 해당 실험체는 정방향과 부방향 가력에서 유사한 거동 양상을 나타내었으나 실험체의 설치 상세로 인해 정방향 보다 부방향에서 강성 및 강도가 일정 수준 더 크게 나타났다. 정, 부방향 가력 시 각각 105.3 kN, 119.9 kN의 최대하중이 나타났으며 이를 모멘트강도로 치환하면, 각각 107.2 kN·m와 124.2 kN·m로 이론적으로 계산한 예상항복강도를 충분히 상회하는 수치로 나타났다. 실험체의 거동을 보다 상세하게 분석하기 위해 변형률 분석을 수행하였다. 보는 중앙부에 부착된 변형률계에서 측정된 수치보다 단부에 부착된 변형률계에서 측정된 값이 6배 이상 크게 나타났으며 중앙부에서는 처짐이 거의 발생하지 않아 단부 중심의 휨변형 발생 거동이 적절히 모사되었다고 판단된다. 또한 보-기둥 접합부 인근의 보 및 부재 단면에 부착된 변형률계에서는 최외단부 변형률이 항복변형률 이상을 나타내어 소성힌지가 형성되었으며 주각부 기둥단면 인근에서 가장 큰 변형률이 측정되는 등 해석에서 관찰된 거동과 유사성을 나타내었다. Fig. 10에서는 BF의 정, 부방향 손상상태를 나타내고 있다. 부재의 손상은 8번째 가력단계인 0.04 rad 층간변위비에 해당하는 76 mm의 가력변위부터 육안으로 관찰가능 하였으며, 보와 기둥부재의 용접부에서 응력집중으로 인한 균열이 시작되었다. 이후 0.05 rad 층간변위비에서 이전 단계에서 형성된 보-기둥 경계면 용접부의 균열이 중립축 이상까지 진전되었으며 이로 인해 강도는 최대강도의 80% 이하로 낮아졌다. 실험체의 대변형으로 인하여 주각부와 인접한 기둥에 국부적인 변형이 관찰되었으며 이러한 양상은 정방향 가력 시 보다 부방향 가력 시에 더 심화되어 나타났다.

Fig. 9.

Experiment result of BF

Fig. 10.

Deformed shapes and damages on the BF

3.4.2 요소 모듈화 상세 실험체 실험결과

요소 모듈화 상세를 구현하기 위하여 Fig. 11과 같이 상·하부 유닛의 정착구에 정착 철물을 사용하여 강연선을 고정시키고 유압잭을 통해 긴장력을 도입하였다. 초기 긴장력 도입 시 긴장력의 손실분을 고려하여 목표 도입량보다 높게 적용하였다.

Fig. 11.

Anchorage at top and bottom unit

요소 모듈화 상세를 적용한 실험체 중 긴장력의 크기가 10 % 적용된 MF124T에 대한 하중-변위 및 하중-변형률 관계를 Fig. 12에 나타내고 있다. MF124T는 초반 거동에 있어서는 기준 실험체와 유사성을 나타내었으며 정방향 가력보다 부방향 가력 시에 강성 및 강도가 크게 나타났다. 정, 부방향 가력 시 각각 71.9 kN, 79.4 kN의 최대하중이 나타났으며, 이를 모멘트강도로 치환하면 각각 74.5 kNm와 82.27 kNm로 이론적으로 계산한 예상항복강도 수준이지만 기준 시험체와 비교하여 감소된 수준이다.

Fig. 12.

Experiment result of MF124T

하중-변형률 관계를 토대로 기준 실험체와 MF124T의 거동양상을 비교 분석하였다. 보의 중앙부는 보 양측 모듈로 인해 연결부가 형성되며 해당 연결부 양측에서 측정된 변형률은 유사한 수치로 나타나 연결부에서의 하중전달이 원활함을 확인하였다. 보 중앙부에서 계측된 변형률과 비교하여 보 단부에서 측정된 변형률이 5배 이상으로 단부에 휨변형이 집중되는 거동은 BF과 동일하였다. 보-기둥 접합부 인근의 보 및 기둥 부재에서 측정된 변형률은 보 단면보다는 기둥 단면의 변형률이 상대적으로 크게 측정되었으며 이 때, 보 부재의 변형률은 기준 실험체에 대비하여 증가한 경향을 보였다. 이는 기준 실험체의 경우 기둥부재의 일체화로 인해 주각부에 인접한 기둥 단면의 변형률이 가장 큰 수치를 나타내는데 반해 모듈형 보강공법을 적용한 경우 상대적으로 일체성이 저하되어 기둥 연결부에서 항복이 발생함에 따라 기둥 상단부에서 가장 큰 변형을 하는 것으로 판단된다.

Fig. 13에서는 MF124T의 손상상태를 정리하여 나타내고 있으며 부재의 손상은 BF와 동일하게 8번째 가력단계인 0.04 rad 층간변위비부터 육안으로 관찰이 가능하였다. 0.04 rad 층간변위비 시점부터 보와 기둥의 연결부 하단에 형성된 용접부를 따라 미세한 균열이 시작되었으며, 수직 부재 간의 연결부에서도 수직부재의 판폭두께비가 크지 않아 국부적인 변형이 발생하기 시작하였다. 이후 0.05 rad 층간변위비에서 보와 기둥 연결부의 균열이 심화되었으며, 수직부재의 들뜸 현상이 두드러지게 나타나였다. 이후 가력 변위가 증가함에 따라 해당 손상상태가 심화되고 강도저감 현상 또한 증가하는 경향을 나타냈다.

Fig. 13.

Damage state of MF124T

MF154T는 강도 및 강성 성능에서 있어 차이만 있을 뿐 전체적인 거동 양상은 MF124T와 유사하였다. 정, 부방향 가력 시 각각 77.7 kN, 84.9 kN의 최대하중을 나타냈으며 이는 모멘트 강도 치환이 각각 80.5 kNm와 88 kNm로 이론적으로 계산한 예상항복강도를 상회하는 수준으로 나타났다. Fig. 14에서는 MF154T 실험 시 측정된 변형률을 정리하여 나타내고 있으며 보 중앙부에서의 거동은 MF124T와 거의 동일하였으며, 보 단부쪽 단면과 기둥 단면의 변형률이 다소 증가되어 나타났다. 손상상태 또한 다른 실험체들과 동일하게 층간변위비 0.04 rad에 해당하는 가력변위부터 보와 기둥 접합면의 용접부에서 균열이 육안으로 관찰되기 시작하였으며 이후 강도저감 현상이 시작되었다. 기둥부재에 추가적으로 도입된 긴장력으로 인해 기둥부재 사이의 들뜸현상 및 강체회전운동은 완화되었다.

Fig. 14.

Experiment result of MF154T

Fig. 15.

Damage state of MF154T

Fig. 16에서는 MF124T의 강연선에 부착된 변형률계에서 계측된 변형률을 나타내고 있다. 반복가력 실험과정에서 수직부재의 휨변형으로 인해 긴장재에 추가적인 인장력이 작용하게 되고 이로 인해 수직부재에 반력으로 작용하는 압축력의 증가로 상하부 유닛 간 일체성이 증가되었다. 실험체의 최대 변위 시점에서 긴장재에 도입되는 하중은 최초 도입시와 비교하여 평균 35 % 수준의 상승을 보였다. Fig. 17에서 정리하고 있는 MF154T의 긴장재 변형률 계측결과에서 도입 시 긴장력의 크기는 기둥 축강도의 12.5 % 수준이었고 최대변형 시 20 %까지 증가하여 나타났다.

Fig. 16.

Force measured at the strand of MF124T

Fig. 17.

Force measured at the strand of MF154T

4. 결 론

본 연구에서는 기존의 외부설치형 프레임 내진보강 공법의 현장 반입 시의 효율성과 작업용이성을 향상시키기 위하여 외부에 보강되는 보강체를 모듈화하는 상세를 제안하였으며, 예비해석 결과를 바탕으로 요소실험을 진행하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

• (1) 기준 실험체 BF는 정, 부방향에 대하여 각각 105.3 kN, 119.9 kN의 최대하중을 나타내었으며, 주각부와 인접한 기둥의 국부적인 변형과 보와 기둥부재의 용접부의 응력집중으로 인한 균열 등의 손상을 보였다.
• (2) 요소 모듈화 상세를 적용한 실험체 중 긴장력의 크기가 10 % 적용된 MF124T는 정, 부방향에 대해 최대하중 각각 71.9 kN, 79.4 kN으로 기준 실험체 대비 각각 68 %, 66 %의 성능을 발휘하였다. 보와 기둥부재의 용접부의 응력집중으로 인한 균열의 양상은 기준실험체와 유사하였으나 요소 모듈화로 인하여 일체성이 저하됨에 따라 주각부와 인접한 기둥의 변형이 아닌 기둥의 연결부에서 항복이 발생하였으며 기둥 부재 사이의 들뜸현상과 기둥 상단부의 강체회전운동이 발생하였다.
• (3) 긴장력의 크기가 증가되어진 MF154T는 정, 부방향에 대해 최대하중 각각 77.7 kN, 84.9 kN으로 기준 실험체 대비 각각 74 %, 71 %의 성능을 발휘하였다. 전체적인 거동 양상은 MF124T와 유사하였으나 긴장력 크기의 증가로 인해 일체성이 향상됨에 따라 기둥부재 상부의 들뜸현상 및 강체회전운동이 완화되었다.
• (4) 철골 프레임 모듈화 공법의 구조성능에 있어 수직접합부에 도입되는 긴장력 수준이 주요한 영향을 나타낸다는 것을 실험적으로 확인하였다. 따라서 기존 공법과 비교한 철골 프레임 모듈화 공법의 성능향상 효과를 검증하기 위하여 긴장력 수준에 따른 거동 매커니즘과 강도 및 강성 향상에 대한 향후 연구가 수행될 필요가 있다.

본 연구에서는 철골 프레임 외부보강 공법의 모듈화에 따른 구조성능을 개별요소 수준에서 축소된 실험체를 활용하여 검증하였다. 향후 해당 공법이 건축물 내진보강에 활용되기 위해서는 전체 건물 시스템 내에서 기존 보강공법과 비교한 성능향상 수준이 실규모 실험 또는 해석으로 검증될 필요가 있다.

Acknowledgments

본 과제(결과물)는 교육부와 한국연구재단의 재원으로 지원을 받아 수행된 3단계 산학연협력 선도대학 육성사업(LINC 3.0)의 연구결과입니다.

References

• Architectural Institute of Korea (2018) Site Inspection and Damage Investigation of Buildings by Earthquakes in Gyoungju and Pohang, Architectural Institute of Korea (in Korean).
• Lee, E.-K., Kim, J.-Y., Baek, H.-J., and Lee, K.-S. (2023) Seismic Capacity Evaluation of Existing R/C Buildings Retrofitted by Internal Composite Seismic Strengthening Method Based on Pseudo-Dynamic Testing, Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, KSMI, Vol.27, No.2, pp.67–76 (in Korean).
• Choi, I.-R., and Park, H.-G. (2009) Cyclic Test for RC Frame with Infilled Steel Plate, Journal of the Korea Society of Steel Construction, KSSC, Vol.21, No.2, pp.115–125 (in Korean).
• Park, B.T., Lee, S.-J., and Lee, J. (2021) Experimental Study on Seismic Retrofit of Buckling Restrained Knee Brace Frame System, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.33, No.3, pp.191–201 (in Korean). [https://doi.org/10.7781/kjoss.2021.33.3.191]
• Kim, J.C., Shin, S.H., and Oh, S.H. (2019) Damage Investigation of Pilotis Structures and Analysis of Damage Causes by Pohang Earthquake, Journal of the Architectural Institute of Korea Structure & Construction, AIK, Vol.35, No.3, pp.3–10 (in Korean).
• Lee, K.S. (2015) Seismic Performance Evaluation of Medium-and Low-Rise R/C Buildings Strengthened with RCSF External Connection Method by Pseudo Dynamic Test, Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, KSMI, Vol.19, No.1, pp.13–22 (in Korean). [https://doi.org/10.11112/jksmi.2015.19.1.013]
• Jung, J.S., and Lee, K.S. (2018) A Seismic Capacity of R/C Building Damaged by the 2016 Gyeongju Earthquake Based on the Non-Linear Dynamic Analysis, Journal of the Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection, KSMI, Vol.22, No.1, pp.137–146 (in Korean).
• Korea Land and Housing Corporation (2024) Manual for Seismic Reinforcement of Existing Structures, Korea Land and Housing Corporation (in Korean).
• Lee, B.-G., Hwang, D.-S., Choi, Y.C., Kim, Y., and Lee, K.S. (2019) 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, KCI, Vol.31. No.1, pp.89–97 (in Korean). [https://doi.org/10.4334/JKCI.2019.31.1.089]
• Cheng, Z.-X., Kim, S.-B., Lee, B.-G., and Lee, K.S (2021) An Experimental Study on Seismic Retrofitting Effects of Two-Story R/C Frames Strengthened with NSF External Connection Method, Journal of the Korea Concrete Institute, KCI, Vol.33, No.2, pp.175–183 (in Korean). [https://doi.org/10.4334/JKCI.2021.33.2.175]
• Korean Society of Steel Construction (2017) Seismic Design Code for Steel Structure, KDS 14 31 60 : 2017, Ministry of Land, Infrastructure and Transport (in Korean).
• Korean Agency for Technology and Standards (2007) Test Pieces for Tensile Test for Metallic Materials, KS B 0801:2007, Korean Standards Association (in Korean).
• Korean Agency for Technology and Standards (2018) Method of Tensile Test for Metallic Materials, KS B 0802:2018, Korean Standards Association (in Korean).