Current Issue

모듈러 외부보강 철골 프레임 공법은 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 4가지 유형의 구성부재를 가진다. 공장에서 제작된 각각의 유닛들은 현장으로 운송되어 소형장비를 이용하여 조립이 이루어지고 기존의 철근콘크리트 골조의 외부에 설치된다. 구성부재 간의 접합은 시공의 용이성을 위하여 현장 용접을 수행하지 않도록 구성하였으며 수평 및 수직 접합은 조립된 골조가 횡력을 받을 때 작용 모멘트가 최소가 되는 위치에서 이루어진다. 수평 접합은 Fig. 2(a)와 같이 유닛의 보 부재 단부에 설치되어진 엔드플레이트에 볼트를 체결하여 이루어지며 수직 접합은 연결 유닛과 강연선을 이용하여 구성된다. 연결 유닛과 유닛 유형 2를 추가적으로 적층하여 보강하고자 하는 층수를 증가시킬 수 있으며 이를 통해 5층 이하의 저층 건물에 대해 불연속적인 고정단 발생 없이 하나의 강연선으로 연속적인 보강이 가능하다. 십자형의 연결 유닛은 강연선이 관통될 수 있도록 내부 공간이 확보되어 있으며 유닛 모듈을 적층할 때 각 유닛 모듈 사이에 삽입되어 보강체의 수평방향의 위치를 유지할 수 있도록 한다. 이후 수직 부재 전체를 관통하는 강연선을 삽입하고 Fig. 2(b)와 Fig. 2(c)와 같이 상·하부 유닛의 정착구에 정착철물을 이용하여 강연선을 고정시키고 긴장력을 도입하면 모듈 경계면에서 발생하는 압축력에 의해 마찰력이 작용된다. 이와 같은 마찰력은 수직접합부의 전단에 대한 저항기구를 형성하고 강연선의 인장으로 인한 회복력이 접합부에서의 휨모멘트에 대한 저항기구를 형성하게 된다. 강연선의 정착을 위하여 유닛의 양단부에 두께 10 mm의 정착판을 두었으며, 15.2 mm 직경의 강연선이 통과할 수 있도록 직경 25 mm의 홀을 천공하였다. 정착판의 외측면에서 강연선에 직경 35 mm의 웨지(Wedge)를 설치하여 정착구가 형성되도록 하였다. 또한 주각부가 형성되는 위치에서의 볼트체결을 위하여 모듈 하부의 정착판은 기둥 내부방향으로 200 mm 이격하여 설치하였으며 설치작업을 위한 엑세스홀을 가공하였다.

Fig. 1. 
Details of suggested modularized external steel frame retrofit method

Fig. 2. 
Connection and anchorage of steel frame modules

모듈러 외부보강 철골 프레임을 기존 비내진 철근콘크리트 기둥 및 보에 설치하는 경우, 간접 접합 방식을 적용할 수 있다. 기존 철근콘크리트 기둥 및 보에 접착보강판을 후설치 앵커를 활용하여 기존 골조의 전단철근과의 간섭을 회피할 수 있는 위치에 설치한 후 하중전달을 위한 하중전달판을 접착 보강판에 용접한다. 접착보강판과 보강 철골조의 배면 사이에는 무수축 모르타르를 충전하고 모르타르의 취성파괴를 억제하기 위해 나선철근을 삽입하는 상세를 적용할 수 있다^[13]. 현장작업을 최소화하기 위해 모듈러 외부보강 철골 프레임의 내부에는 추가적인 콘크리트 충전을 실시하지 않도록 계획하였다.

모듈러 외부보강 철골 프레임 공법의 구조성능을 분석하기 위해 Table 1에서 정리하는 바와 같이 긴장력의 크기를 변수로 요소 실험을 수행하였다. 실험 대상은 보강 대상이 되는 비내진 상세를 가지는 학교 건축물에 적용하기에 적합한 2층 골조 규모를 대상으로 하였으며 골조의 경간은 3.2 m, 층고는 2.85 m이다. 실험은 실험장비의 용량을 고려하여 실제 규모의 1/2로 축소하여 수행하였으며, 이에 따라 실제 보강체를 이루는 각형강관 200×200×12의 단면적 및 단면2차모멘트의 1/2 수준이 되는 200×200×6의 각형강관을 적용하였다.

실험체는 Fig. 3(a)와 같이 한 개의 경간 및 층을 이루는 수직 및 수평접합부를 포함하도록 하였으며 수직부재를 보 상부로 일정거리 돌출되도록 구성하여 횡변위를 가하기 위한 가력부를 구성하였다. 골조가 횡력을 받았을 때의 거동을 모사하고 부재의 복곡률을 유도하기 위해 실험체의 경계조건은 기둥 부재의 하부에는 엔드플레이트와 스티프너로 보강된 형태의 고정단부를 형성하였고, 보 부재의 우측 단부에는 힌지 하부에 LM가이드(Linear Motion Guide)를 설치하여 이동단을 구현하였다. 횡방향 가력은 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 설치하여 강구조 내진설계 기준의 보-기둥 접합부 재하이력을 참고하여 수행하였으며 모든 실험체는 동일한 지점 및 가력 조건하에서 실험을 수행하였다.

Fig. 3. 
Test set-up of specimens

Fig. 4에서는 실험결과 획득된 실험체별 하중-변위 곡선을 나타내고 있다. Specimen 1은 일반적인 외부보강 철골 프레임 공법에 대한 상세를 가지는 기준 실험체이다. 실험결과 정방향, 부방향에 대해 각각 105.3 kN, 119.9 kN의 최대하중이 나타났으며 이는 이론적으로 계산한 예상항복강도를 충분히 상회하는 수치이다. 실험은 주각부와 인접한 기둥에 국부적인 변형과 보와 기둥부재의 용접부에서 응력집중으로 인한 균열 발생으로 인해 종료되었다. 기둥의 축력 대비 긴장력의 10%가 적용된 Specimen 2는 정방향, 부방향에 대해 각각 71.9 kN, 79.4 kN의 최대하중을 나타냈으며 이는 이론적으로 계산한 예상항복강도 수준이다. Specimen 2의 초반 거동은 기준 실험체와 유사하였으나 부재의 모듈화로 인한 수직 접합부의 일체성 저하로 기둥 연결부에서 항복이 발생함에 따라 기둥 상단부의 큰 변형으로 인해 실험이 종료되었다. Specimen 3은 적용된 긴장력의 크기가 증가함에 따라 강도 및 강성 성능의 차이만 보일 뿐 전체적인 거동 양상은 Specimen 2와 유사하였다. 정, 부방향 가력 시 각각 77.7 kN, 84.9 kN의 최대하중을 나타냈으며 이는 이론적으로 계산한 예산항복강도를 상회하는 수준이다. Specimen 3은 추가적인 긴장력의 도입으로 인해 기둥 연결부에서의 일체성이 향상되어 기둥 상단부의 변형이 완화되었다.

Fig. 4. 
Force-displacement curves of test specimens

Specimen 3에 대한 해석모델에 사용된 요소는 3차원 육면체 요소로 해석의 정확도 및 시간 측면에서 효율적인 C3D8R을 사용하였다. 재료모델은 강재의 경우 Table 2와 같이 재료실험을 통해 확인된 응력(S)과 변형률(e)을 식 (1)과 식 (2)를 사용하여 진응력(σ), 진변형률(ε)로 치환하여 적용하였으며, 볼트와 강연선은 Table 3와 같이 공칭항복강도와 공칭인장강도를 연결하는 이선형(Bilinear) 모델을 적용하였다. 해석에서 볼트는 F10T 탄소강재질, 강연선은 PS강연선 중 7연선 B종에 해당하는 SWPC7BN 재질을 고려하여 물성치를 결정하였다.

메쉬(Mesh)의 크기는 해석의 수렴성을 고려하여 보강체를 이루는 유닛 유형들의 경우 30 mm로, 연결 유닛과 강연선은 각각 15 mm와 5 mm로 적용하였으며 응력이 집중될 것으로 예상되는 패널존과 보와 기둥 연결부는 보다 조밀한 10 mm로 설정하였다. 모듈러 철골프레임의 수평접합부에 사용되는 볼트와 수직접합부에 사용되는 강연선은 Bolt load를 부여하여 해석모델에서 구현하였으며, 변위 증가에 따른 볼트의 축력과 강연선의 긴장력 크기의 변화를 반영하기 위하여 Fix at current length 방법을 적용하였다. 또한 수평 및 수직 접합부 경계면에서 발생하는 마찰을 모사하기 위해 부재 간의 접촉이 발생할 경우 마찰력을 부여하는 Hard contact 조건을 사용하였고 이 때 마찰계수는 0.3을 적용하였다. Fig. 5에서는 해석모델의 구속조건과 경계조건을 나타내고 있다. Fig. 5(a)와 같이 엑츄에이터와 이동단을 모사하기 위해 엑츄에이터 및 이동단에 연결되는 플레이트의 하부면을 Coupling 조건을 사용하여 참조점(Reference point, RP)에 각각 지정하였다. RP2로 명기된 참조점을 이동단의 구속조건으로 Fig. 5(b)와 같이 부여하였고 실험에서 설치한 횡지지대를 모사하기 위하여 기둥 상단부 일부의 x축 방향 거동을 구속하였다.

Fig. 5. 
Description of the analytical models

해석은 두 단계에 걸쳐 수행되었으며, 정적변위 가력 이전에 볼트와 강연선의 체결력을 부여하고 RP 1 지점의 변위제어를 통해 정방향과 부방향에 대한 단조가력 해석을 진행하였다. 변수에 따른 거동 특성과 강도 및 강성 발휘여부를 검토하기 위하여 강도저감은 별도로 고려되지 않았으며, 항복이후의 거동을 모사하기 위해 등방 경화모델이 적용되었다.

모듈러 철골프레임 해석모델의 신뢰성을 검토하기 위해 단조가력 시 거동 양상과 구조성능을 Specimen 3과 비교하였다. 구조성능의 경우 Fig. 6와 같이 실험에서 획득한 하중-변위 곡선의 뼈대곡선을 해석결과와 비교하였다. 유한요소해석결과 보와 기둥의 연결부에서 응력이 집중되어 항복이 발생하고 수직 부재 간의 연결부에서 들뜸현상과 국부적인 변형이 발생하는 것을 확인하였으며 이는 실험의 거동양상과 동일하였다. 하중-변위 곡선의 경우 정방향, 부방향에 대해 최대강도가 각각 82 kN, 89 kN으로 실험결과인 77.7 kN, 84.9 kN과 유사하였다. 실험체 설치 과정에서의 일부 유격 등으로 인해 정방향 가력 시 초기강성과 강도발현에 일정한 수준의 차이가 있으나 그래프의 양상 및 거동의 유사성으로 인해 해석모델이 실험결과를 적절히 모사한다고 판단하였다.

Fig. 6. 
Comparison of force-displacement curves between test and analysis results

앞선 장에서 수립한 유한요소해석모델을 활용하여 모듈러 보강공법 접합부 성능에 대한 변수해석을 진행하였으며 Table 4에서는 해석모델의 변수 및 일람을 정리하고 있다. Specimen 3에 대한 해석모델인 MRM-1을 기준모델로 설정하였으며 변수해석을 통해 획득한 보강체의 성능향상 정도를 기준모델과 비교하였다. 해석 변수는 실험결과 실험체의 손상상태에 영향을 준다고 볼 수 있는 1) 기둥부재의 국부좌굴 제어를 위한 판폭두께비, 2) 수직부재 일체화를 위한 긴장재에 도입되는 긴장력의 수준, 3) 상부 유닛의 들뜸을 방지할 수 있도록 하는 연결유닛이 기둥 내부에 삽입되는 높이로 결정하였다.

Fig. 7에서는 해석모델들의 하중-변위 곡선을 비교하여 나타내고 있으며 Fig. 8은 변수해석을 수행한 결과 획득한 각 해석모델별 Von-Mises 응력분포를 나타내고 있다. 기둥단면의 두께가 6 mm에서 10 mm로 증가된 MRM-2는 MRM-1 대비 초기강성의 증가는 나타나지 않았으나 정방향, 부방향에 대해 103 kN, 114 kN의 최대강도가 발현되었다. 기둥의 두께가 증가함에 따라 기둥의 내력 상승으로 인해 기둥 연결부에 형성되는 응력집중을 제외하고 기둥에 작용하는 응력의 크기가 감소하였다. 또한 패널존에서 항복하는 MRM-1과 달리 보의 단부에서 항복이 발생하였으며 보를 연결하는 플레이트 사이의 유격이 증가하였다. 기둥 축력 대비 긴장력의 크기가 20 %가 적용된 MRM-3의 경우 기둥과 보의 연결부의 응력집중과 기둥부 연결측에 항복이 발생하는 거동이 MRM-1의 거동양상과 유사하였다. 긴장력 크기의 증가로 인해 수직부재의 일체성이 향상되어 들뜸현상이 완화되었으며 최대강도가 정방향, 부방향 각각 87 kN, 93 kN으로 증가하였다. 긴장력의 크기가 증가함에 따라 초기부터 기둥에 응력이 크게 작용하였고 이로 인해 기둥 하부에 집중된 응력이 단면 일부의 항복으로 이어졌다. 연결모듈의 높이를 250 mm로 상승시킨 MRM-4는 하중이 증가함에 따라 기둥과 보의 연결부의 패널존에 응력집중이 발생하고 주각부 기둥에 항복과 국부적인 변형이 발생하였다. 연결모듈의 높이가 증가함에 따라 상부유닛의 강체회전운동 현상과 기둥 연결부의 들뜸현상이 완화되었으며 연결부의 전단에 대한 저항능력이 향상되어 정방향, 부방향 각각 97 kN, 99 kN으로 나타났다. 기둥단면의 두께, 긴장력의 크기, 연결모듈의 높이를 모두 증가시킨 MRM-5의 모델은 정방향, 부방향 최대강도가 각각 145 kN, 150 kN으로 발현되었으며, 모든 요소의 상호작용을 통해 횡력저항 성능이 가장 우수한 거동을 보였다. 보의 단부에 응력집중이 발생하였고 보 플레이트 간의 유격이 증가하였으며 하부 기둥이 항복하는 거동 매커니즘을 나타내었다.

Fig. 7. 
Comparison of force-displacement curves between analysis models

Fig. 8. 
Stress distribution of analytical models