1. 서론

최근 세계 각국에서 대규모 지진발생에 따른 각종 시설물, 특히 건축물 지진피해 사례가 급증하고 있다. 인접 국가인 일본, 중국, 대만에서 대규모 지진 발생에 의해서 지진피해가 급증하고 있으며, 이에 따라 우리나라도 지진의 직간접적인 영향권에 있음이 확인되었다. 2005년 일본 후쿠오카 지진 발생 당시, 부산, 울산 등 국내 일부 지역에서도 진도 4의 진동이 감지되었으며, 초고층 건물에서는 심각한 진동이 발생하였다. 특히 2005년 일본 후쿠오카지진, 2008년 중국 쓰촨성지진, 2016년 일본 쿠마모토지진은 한반도와 같은 유라시아판 내에서 발생한 지진으로 우리나라에도 대규모 지진 발생의 위험성이 존재한다는 것을 직접적으로 의미한다.

이는 주지의 사실로 2016년 경주지진 및 2017년 포항지진은 국내 각종 시설물 특히 건축물의 내진안전성에 심각한 위기를 나타내었으며, 이는 우리나라도 대규모 지진이 발생할 가능성이 매우 크며, 이로 인한 국가적인 재난이 발생 할 수 있다는 사실을 절실하게 보여주었다. 2016년 경주지진 시에서는 진앙지 주변에 위치하는 학교시설 및 주택을 포함한 일부 건축물 기둥 등의 지진피해를 제외한 구조물의 지진피해 규모는 크지 않았지만, 2017년 발생한 포항지진에서는 Fig. 1에 나타낸 것처럼 비내진상세를 가지는 학교시설을 포함한 새롭게 신축된 필로티 및 공동주택(아파트) 등에 심각한 지진피해가 발생하였다(AIK 2018)^[1]. 특히 그 가운데에서도 전단보강근이 부족한 철근콘크리트(이하, R/C) 기둥의 전단파괴는 향후 국내 내진대책을 위한 중요한 이슈로 부각되었다.

Fig. 1. A damage description of buildings sustained from 2017 Pohang earthquake (AIK, 2018)

따라서 상기 경주, 포항지진 등 우리나라에서 발생하는 지진의 강도와 빈도가 증가하고 있는 시점에서 대규모 지진발생 시 건축물의 붕괴로 인한 인적 · 물적 피해를 최소화하기 위해서는 국내 지진취약 예상 건축물, 특히 기둥의 전단파괴가 예상되는 비내진상세를 가지는 R/C 건물의 내진성능을 향상시킬 수 있는 경제적이며, 효과적인 내진보강법 개발이 요구되고 있는 상황이다.

한편, 기존 R/C 건물의 내진보강방법으로 강도보강공법, 변형능력 향상법, 제진장치를 이용한 에너지흡수능력 개선법, 면진공법 등 많은 공법들이 제안되어 있다(FEMA 2000^[3]; JBPDA 2017^[4]; SSRG 2008^[9]). Lee and Jung(2018)의 연구결과에 의하면 국내 비내진상세를 가지는 6층 미만의 중 · 저층 R/C 건물의 대다수는 기둥 띠철근 간격이 약 30cm로서, 전단파괴가 발생할 가능성이 매우 높은 건물이며, 이와 같은 사실은 Fig. 1에 나타낸 것처럼 2017년 포항지진에서 입증되었다. 또한 극한 수평내력이 매우 부족하여 연성능력을 개선시키는 단독공법을 이용한 내진보강법은 비효율적이라고 지적하고 있으며, 국내 비내진상세를 가지는 전단파괴형 중 · 저층 R/C 건물의 내진성능 향상에는 강도증진법이 보다 효율적인 내진보강법이라고 보고하고 있다(Lee et al. 2009)^[7].

기존 강도 증진형 내진보강법은 주로 골조내부에 끼움전단벽체를 증설하는 방법, K-형, X-형 등 각종 형태의 철골브레이스를 골조 내에 신설하는 방법, 철판 패널벽체 등을 골조 내에 삽입하는 방법, 단면증설법 등의 골조의 내부접합공법이 주류로서, 이러한 기존 내부접합형 내진보강법은 건물의 수평력에 대해서 강도를 증진시키는 유효한 방법이다(JBPDA 2017)^[4]. 그러나 기존 강도증진형 내진보강공법은 건물의 중량을 증가시키며, 특히 비내진상세를 가지는 국내 R/C 건물과 같이 기초가 연약한 건축물은 중량증가에 따른 기초보강이 필요할 가능성이 있다. 또한 내진보강 시 작업공간 확보가 어렵고, 이용 공간이 제한되며, 가장 많이 이용되고 있는 공법가운데 하나인 내진벽체 신설법 및 철골브레이스 공법은 보강자재 운반 및 넓은 작업공간 요구에 따른 건물 내부에서 부가적인 공사범위가 확대되어 보강공사 기간 중에 건물을 사용할 수 없는 공간이 커지며, 또한 보강작업 시 공간확보에 어려움이 발생하는 경우가 있어 이용공간이 제한되어 효율성이 떨어지며, 기존 골조와의 내부접합부의 일체성 확보문제 및시공 정확성이 요구되는 등 내진보강 공사기간이 장기화 될 가능성이 높다(SSRG 2008)^[9].

따라서 이러한 단점을 보완하고 극복 할 수 있는 국내 비내진상세를 가지는 중 · 저층 R/C 건축물이 가지는 내진구조특성(전단파괴형, 낮은 극한내력 등)에 적합하고, 기존 구조체와 내진보강장치의 일체성이 확보 가능한 시공공법, 공간활용이 효율적으로 가능한 새로운 강도증진형 내부접합형 내진보강법의 개발이 필요하다고 사료된다.

본 연구에서는 기존 강도증진형 내진보강법의 단점을 보완 · 개선할 수 있는 새로운 개념의 내진보강법인 내부접합형 철골프레임 (Internal Steel Frame, 이하 ISF) 내진보강공법을 제안하였다. ISF 보강공법은 기존 건축물의 골조면내에 부착되는 조립식 방식으로서 시공성이 탁월하며, 기존 골조와 보강재의 일체성 확보를 위한 접합부 심부연결을 용접으로 처리하여 접합부 내력확보가 탁월하다. 특히 필요 내진 보강량 산정이 간편한 전형적인 강도증진을 통하여 내진성능을 향상시키는 보강공법으로 전단파괴가 지배적인 비내진상세를 가지는 국내 중 · 저층 R/C 건물에는 내력확보가 용이한 내진보강 공법이다.

본 연구에서 제안한 ISF 내진보강공법의 보강효과를 검증 할 목적으로 기존 비내진상세를 가지는 중·저층 R/C 건축물의 골조를 대상으로 반복가력실험을 실시하여 내진보강 전과 후의 내력증진 및 변형능력을 검토함과 동시에 MS 모델 등을 이용한 비선형정적해석을 실시하여 반복가력 실험결과와 비교 및 분석한다.

2. ISF 내진보강공법의 개요

기존에 널리 사용되고 있는 기존골조와 내진보강 프레임의 접합방법인 철근 케미칼 겹침 이음방식에서는 접합부 콘크리트의 연성능력이 부족하여 지진 발생 시 콘크리트의 균열 발생은 필연적이라 할 수 있으며, 균열 발생으로 인하여 내진보강장치로의 지진 하중 전달이 차단되어 기존 구조체와 내진보강장치의 일체거동을 통한 효율적인 내진보강효과를 기대하기 어렵게 한다(SSRG 2008)^[9].

본 연구에서 제안한 ISF 공법은 상기와 같은 기존 철근 케미컬 이음방식이 가지는 단점, 즉 접합부 일체성 확보 문제를 보완 및 개선한 것으로서, Fig. 2에 나타낸 것처럼, 내진보강용 철골프레임(A), 커넥션플레이트(B), 기존 구조체 보강용 앵커 플레이트(C), 무수축 모르타르(D), 접합용 앵커볼트(E), 기존 구조체(F)로 구성되어 있으며, 내진보강용 철골프레임(A)에 연결·돌출된 커넥션플레이트(B)와 앵커플레이트(C)의 용접 접합 그리고 에폭시 수지를 이용한 기존 구조체(F)와 앵커볼트(E)의 접합을 통하여 내진보강용 철골프레임(A)과 기존 구조체(F)와 일체화 시키는 것이 주요 특징으로서, Table 1에 정리한 접합부 시공순서는 다음과 같다.

Fig. 2. Detail of ISF strengthening method

(1) 기존 구조체(F)(기둥 및 보)에 앵커볼트(E) 정착을 위한 천공 실시.

(2) 앵커볼트(E) 및 앵커 플레이트(C) 설치.

(3) 내진보강용 철골프레임(A)에 연결된 커넥션플레이트(B)와 앵커플레이트(C)는 용접

(4) 기존구조체(F)와 앵커볼트(E)는 에폭시 수지에 의하여 일체화 후 철골프레임(A)과 기존구조체(F)의 접합부에 거푸집을 제작하여 설치 후 무수축 모르타르 충진.

(5) 마감하여 시공완료.

이때 사용되는 모든 보강부재의 강재는 SS400이며 무수축 모르타르의 강도는 60 MPa이다. Fig. 3에는 본 연구에서 제안한 ISF 공법에 의해서 보강된 최종 시공 상태의 이미지를 나타낸다.

Fig. 3. R/C building strengthened with ISF method

3. 실험개요

3.2 실험체 제작 및 변수

ISF 내진보강공법의 내진성능 효과를 검증 할 목적으로 Fig. 4 및 Fig. 5에 나타낸 비내진상세를 가지는 3층 국내 기존 R/C 학교건물의 골조(1980년대 다형 표준도면)를 선정하였으며, 건물의 층고는 3.3 m, 설계용 콘크리트 강도는 21 MPa이다(MOE and KIEE 2011)^[8]. 실험방법은 제4장에 나타낸 수평반복가력을 채택하여 실험을 실시하였으며, 실험대상 골조는 기둥-보-징두리벽(조적조)로 구성된 대상학교 건물의 외부 내측골조의 1층 부분이며, 실험체는 실험실의 규모를 고려하여 약 60 % 크기로 축소된 1스팬 1층으로서 Fig. 6 및 Fig. 7에 나타낸 것처럼 무보강 골조 대비 내진보강 골조의 순수 보강효과를 확인하기 위하여 조적조 허리벽이 없는 무보강 골조실험체 1개(C-RC)와 내부접합형 철골프레임 공법으로 내진보강 된 보강 골조실험체 1개(C-ISFRC)를 각각 계획 및 제작하였다.

Fig. 4. Planar view of ground floor (1F) and cross sections of columns of the investigated school building

Fig. 5. Detail of control specimen (C-RC specimen)

Fig. 6. Configuration of R/C frame strengthened with Internal Steel Frame Method (C-ISFRC specimen)

Fig. 7. Experimental configuration for cycle loading test

기둥 단면은 가로(b)와 세로(D) 300×250 mm인 장방형으로 계획하였으며, 기둥의 주근은 10-D19, 띠근은 D10@250이며, 기둥의 순길이는 1500 mm로 계획하였고, 전단 경간비는 6.0이다. 골조의 보는 내진보강 목적으로 제작을 하였으며, 상부의 스터브와 일체거동을 하도록 계획하였다. 이것은 본 연구의 대상인 기존 비내진상세를 가지는 국내 학교건물은 기존연구(FEMA 2000^[3]; JBPDA 2017^[4]; Lee and Jung 2018^[5]; Lee et al. 2002^[6]; 2009^[7])에 의하면 기둥이 먼저 붕괴메커니즘에 도달하는 기둥붕괴형으로 사료되기 때문이다. 보 상부에는 스터브를 설치하여 기둥의 구속 효과가 고려될 수 있도록 하였다. 보 및 스터브의 형상은 강성이 충분히 커서 기둥의 거동에 영향을 주지 않도록 형태를 결정하였고, 실험시 집중하중에 의한 균열 및 국부 변형이 생기지 않도록 철근 보강을 하였다.

4. 실험결과 및 분석

4.1 파괴양상 및 하중-변위곡선

4.1.1 무보강 실험체(C-RC)

무보강 비교용 실험체인 C-RC로 2 step 6 cycle(R = 0.2 %)에서 좌우측 기둥의 상부 및 하부에서 미세 휨균열이 발생하였고, 그 후 균열은 점차 기둥중앙부로 확대되었으며, 4 step 12 cycle(R = 0.4 %)에서 기둥 상부 중앙에 전단균열이 발생하였으며, 6 step 18 cycle(R = 0.67 %)에서 기둥 상부 및 하부에서 전단균열이 다수 발생하였다. 변위가 커질수록 전단균열의 수와 폭이 확장 되었으며, 가장 큰 균열의 폭은 3 mm 정도였다. 8 step 24 cycle(R = 1.33 %)에서 기둥 중앙부에 전단균열의 폭이 매우 커지면서 콘크리트 피복이 일부 박리되었으며, 9 step 27 cycle(R = 1.67 %)에서 양기둥의 상부에 전단균열이 급격히 확장되었으며, 하중이 급격히 감소하기 시작하여 최종상태에 도달하였다. Fig. 8에는 무보강 비교용 실험체 C-RC의 최종 파괴양상을 나타낸다.

Fig. 8. Experiment result of C-RC specimen (Final 9 step)

Fig. 9에 C-RC 실험체의 하중-변위곡선을 나타내었으며, Table 4에 정가력 및 부가력에 대한 최대하중(f_max) 및 최대하중 시의 변위(d_u)를 각각 비교하여 나타내었다. 상기의 그림 및 표에 의하면 C-RC 실험체는 정가력에서 최대하중 243.7 kN (변위 20.0 mm)에 도달하였으며, -240.4 kN 및 –15.0 mm인 부가력 경우와 큰 차이는 없었다. 실험체는 전형적인 전단파괴를 나타내었으며, 이것은 대상 학교건물이 비내진상세를 가지는 1980년대 건설된 학교건물의 파괴모드(전단파괴)를 나타내어 주는 매우 중요한 자료라고 판단된다.

Fig. 9. Load-displacement curve of C-RC specimen

Table 4. Specimen Experiment result

Specimens	Positive		Negative		Failure Mode
	fmax (kN)	du (mm)	fmax (kN)	du (mm)
C-RC	243.7	20	-240.4	-15	Shear
C-ISFRC	494.7*	9.6*	-492.5*	-9.2*	Shear

f_max : Maximum shear strength

d_u : Drift at the maximum point

*) : Values measured at 6 step and 18 cycle

4.1.2 ISF보강 실험체(C-ISFCS)

ISF 공법으로 내진보강 된 C-ISFRC 실험체는 1 step 3 cycle(R = 0.1 %)의 정가력에서 기둥 상하단부에 미세한 휨균열이 발생하였다. 같은 사이클 부가력일 경우도 동일하게 기둥 상하단부에 미세한 휨균열이 발생하였다.

그 이후 균열은 점차 증가하였으며, 4 step 12 cycle(R = 0.4 %)에서 전단균열이 발생하기 시작하였다. 변위가 커질수록 전단균열은 양 기둥 중앙부까지 확대되었으며, 6 step 18 cycle(R = 0.67 %)에서 다수의 전단균열이 발생하였으나, C-RC 무보강 실험체 대비 균열정도와 수는 적었다.

한편, 6 step 18 cycle일 때 후술하는 Fig. 11에 나타낸 것처럼, 수평가력용 액츄에이터의 최대용량인 500 kN 근처인 수평하중 495.7 kN (변위: 9.6 mm)에 도달하여 그 이후는 더 이상 반복가력실험을 수행할 수 없었다. Fig. 10에는 ISF 보강실험체 C-ISFRC의 6 step의 균열양상을 나타낸다. 후술하는 Fig. 19에 나타낸 비선형정적해석에 의하여 추정을 하면 Fig. 19의 무보강 실험체인 C-RC의 최대하중(243.7 kN)을 나타낸 동일변위, 즉 20 mm일 때 ISF보강실험체는 약 595 kN으로서 동일변위에서 약 2.5배의 내력증진 효과를 보여주고 있다.

Fig. 10. Experiment result of C-ISFRC specimen (6 step)

Fig. 11에 C-ISFRC 실험체의 6 step 18 cycle까지의 하중-변위곡선을 나타내었으며, Table 4에는 동일 cycle에서의 정가력 및 부가력에 대한 최대하중(f_max) 및 최대하중 시의 변위(d_u)를 각각 비교하여 나타내었다.

Fig. 11. Load-displacement curve of C-RCS specimen

상기의 그림 및 표에 의하면 ISF 내부접합형 공법를 이용하여 내진보강 한 C-ISFRC 실험체도 C-RC 무보강 실험체와 동일하게 기둥의 전단파괴에 의해서 메커니즘이 결정된다고 사료되며, 이는 ISF 내진보강법이 전형적인 강도보강법이라고 판단된다. ISF 보강 실험체의 최대하중은 6 step 18cycle(R = 0.67 %)에서 정가력 494.7 kN, 변위는 9.6 mm이며, -492.6 kN 및 –9.2 mm를 보여준 부가력인 경우와 큰 차이는 없었다.

4.2 내력 및 변위의 분석

Fig. 12에는 각각의 실험체의 정가력과 부가력 가운데 최대내력(극한하중)이 큰 값을 사용하여 그 하중-변위의 포락곡선을 상호 비교하여 나타내었다. Table 5에는 최대강도 시의 강도비를 나타낸 것으로서, 기준실험체(C-RC) 대비 강도비를 나타낸다.

Fig. 12. Comparison of skeleton curve of each specimen

Table 5. Comparison of strengthening effect

Specimens	fmax (kN)		Strength ratio
	in case of duu = 10 mm	in case of du = 20 mm	in case of du = 10 mm*1	in case of du = 20 mm*2
C-RC	184.2*1	243.7	1.0 (184.2/184.2)	1.0 (243.7/243.7)
C-ISFRC	494.8	594.8*2	2.67 (494.8/184.2)	2.44 (594.8/243.7)

f_max: Maximum shear strength

d_u: Drift at the maximum point

*1): f_max shows the shear strength at the drift of 6 step, in which test of C-ISFRC specimen was stopped because of capacity of horizontal actuator (500 kN)

*2): f_max shows the shear strength at the drift of 20 mm estimated based on results of the non-linear static analysis of C-ISFRC specimen

한편, Table 5에 나타낸 주*1의C-RC 실험체의 184.2 kN은 C-ISFRC 보강실험체가 수평가력용 액츄에이터의 최대용량(500 kN)으로 인하여 반복가력실험을 수행할 수 없었던 변위 10 mm(6 step 18 cycle)일때의 최대전단내력을 나타내며, 주*2의 보강실험체(C-ISFRC)의 594.8 kN은 후술하는 비선형정적해석의 결과로부터 추정한 무보강 실험체의 최대하중을 나타낸 20 mm일 경우의 최대전단내력을 나타낸다. 이는 동일변위에서의 내진보강효과(내력증진)를 검토할 목적으로 비교를 한 것으로서 공학적으로는 타당하다고 사료된다.

Fig. 12 및 Table 5에 의하면, 기준실험체 대비 ISF 내진보강 실험체는 변위 10 mm인 경우에는 약 2.7배 정도를 20 mm인 경우는 약 2.5배정도 전단강도가 증가하여 내력증가비는 거의 유사하였다. 상기와 같은 사실은 본 연구에서 개발한 ISF 내진보강법은 기준실험체 대비 약 2.5배의 강도가 증가하여 강도 보강효과가 우수한 공법이라고 사료되며, 전술한 바와 같이 변위비가 거의 동일하다는 사실을 고려한다면 전형적인 강도저항형 내진보강공법이라고 사료된다.

5. 비선형 정적해석 및 반복가력실험결과 비교

제4장의 반복가력실험 결과를 바탕으로 ISF 내진보강 골조의 비선형해석을 위한 부재의 이력 및 접합부 모델을 제안함과 동시에 제안한 모델을 바탕으로 비선형정적해석을 실시하여 반복가력 실험결과와 비교 및 분석을 하였다.

5.1 비선형해석의 개요

비선형정적해석의 대상 실험체는 제3장에 나타낸 비보강 실험체(C-RC) 및 ISF 보강공법으로 내진보강 한 실험체(C-ISFRC)의 골조이며, 해석모델은 기본적으로 실험체의 각 부재를 비선형이력거동을 나타내는 스프링을 가지는 선형부재로 모델화하였으며, 강체영역을 고려하였다. C-RC 실험체 골조는 Fig. 13(a)에 나타낸 것처럼 2개의 보와 기둥으로 구성되며, 절점(•부분)은 총 4개이다. 한편, C-ISFRC 내진보강 골조는 Fig. 13(b)에 나타낸 것처럼 보, 기둥, 접합부, 철골프레임 보강재로 구성되며, 총 절점은 12개이다. 이하에는 각 부재의 비선형 이력모델의 개요를 나타낸다.

Fig. 13. Elements and nodes for analysis of specimens

5.1.1 기둥

기둥부재의 축력과 휨거동은 Fig. 14(a)의 A 및 B에 나타낸 부재 양단부에서 설치한 MS (Multi Axial-Spring)모델(CANNY, 2009)^[2]에 의해 거동하는 것으로 가정 하였으며, MS 모델은 기둥단면을 Fig. 14(b)와 같이 Fiber Model을 이용하여 해석을 실시하였다. 한편, 전단거동은 Fig. 14(a)의 S에 나타낸 중심에 위치한 전단스프링으로 가정 하였으며, 이력거동 모델은 강성저하, 강도저하, 핀칭현상을 고려할 수 있는 Fig. 15의 SSDP (Stiffness Degradation, Strength Deterioration and Pinching Behavior)을 사용하였다(CANNY 2009)^[2].

Fig. 14. Column model for flexure (MS-fiber) (CANNY, 2009)

Fig. 15. Column model for shear (SSDP) (CANNY, 2009)

5.1.2 보

R/C 보부재는 축력을 고려하지 않았으며, 휨 이력거동은 JBDPA(2017)^[4] 기준에 의하여 계산된 균열강도와 항복강도를 특성 점으로 한 Tri-linear형의 골격곡선을 따르며, 반복가력시 이전 가력스텝의 최대 하중점을 향하는 복원력 모델을 적용하였다. 전단거동은 탄성거동으로 가정을 하였다.

5.1.3 보강부재

기존부재와 보강부재를 접합하는 엥커볼트는 Fig. 16과 같이 Nonlinear elastic model을 사용한 스프링부재로 치환하였고, 철골프레임 보강부재는 Fig. 14에 나타낸 R/C기둥과 같이 철골부재가 휨, 전단, 축스프링을 가지도록 하였으며, 강재의 재료특성을 반영한 Fiber 모델을 적용하였다. 기존 R/C 부재와 보강부재 접합부의 모르타르와 앵크프래이트도 각각의 재료특성을 고려한 MS 모델을 이용하였다.

Fig. 16. Non-linear elastic spring model for Anchor bolt (CANNY, 2009)^[2]

5.2 해석결과와 실험결과의 비교 및 분석

제5.1절에 나타낸 보강부재를 포함한 기존부재의 각 모델을 이용하여 비선형정적해석을 CANNY 범용프로그램(2009)^[2]을 이용하여 실시하였다. Fig. 17에는 무보강 골조실험체 (C-RC)의 반복가력실험과 비선형정적해석의 결과에 의한 하중-변위곡선을 비교하여 나타내며, 또한 Table 6에는 Fig. 17을 이용하여 정가력과 부가력 시의 최대 전단내력을 나타냄과 동시에 실험결과 대비 해석결과의 오차를 나타낸다. Fig. 17 및 Table 6에 의하면 무보강 실험체의 최대내력은 실험결과에서 정가력 243.7 kN 및 부가력 –240.3 kN이며, 비선형정적 해석결과는 정가력 222.2 kN, 부가력 –222.3 kN으로 실험결과 대비 해석결과의 오차는 각각 91%, 92%로서 매우 유사한 결과를 보여주었다.

Fig. 17. Comparition of load-displacement between experiment and non-linear analysis of C-RC specimen

Table 6. Comparition of maximum shear force between experiment and non-linear analysis

Specimens	Method	Maximum shear force Vmax (kN)
		Positive	Negative
C-RC	Experiment	243.7 (1.00)	-240.3 (1.00)
	Analysis	222.2 (0.91)	-222.3 (0.92)
C-ISFRC	Experiment	494.7 (1.00)	-492.5 (1.00)
	Analysis	474.1 (0.95)	-481.0 (0.97)

Note) Parenthesis shows error ratios calculated using maximum shear strengths of experiment result divided by those of non-linear analysis result.

Fig. 18과 Table 6에는 보강실험체 (C-ISFRC)의 반복가력실험과 비선형정적해석의 결과에 의한 하중-변위곡선 및 최대 전단내력에 대한 실험결과 대비 해석결과의 오차를 나타내었다. ISF 내진공법으로 보강한 실험체의 실험결과는 최대 정가력 494.7 kN, 부가력 –492.5 kN이며, 비선형 정적해석결과 정가력 474.1 kN, 부가력 –481.0 kN으로서, 실험결과 대비 해석결과의 오차는 각각 95% 및 97%로서 범위 5% 이내로 거의 일치하는 것을 확인하였다.

Fig. 18. Comparition of load-displacement between experiment and non-linear analysis of C-ISFRC specimen

한편, Fig. 19에는 전술한바 수평변위 10 mm이후 실험실의 액츄에이터 최대용량 (500 kN)의 한계에 의해서 반복가력실험을 수행하지 못한 C-ISFRC 보강골조 실험체의 25 mm까지 본 연구에서 설정한 해석모델을 이용하여 비선형 정적해석을 수행한 결과를 나타낸다. 이는 Fig. 18 및 Table 5에 나타낸 보강실험체의 반복가력 실험를 비선형 정적해석에 의해서 오차범위 5 % 이내로 추정가능하다는 사실을 고려한다면 Fig. 19에 나타낸 25 mm까지의 해석결과는 공학적으로 타당성을 가진다고 판단된다.

Fig. 19. Comparition of load-displacement between experiment and non-linear analysis

최대 전단내력을 나타낸 변위 20 mm인 경우, f_max=595 kN로서 무보강 실험체의 243.7 kN대비 약 2.5배정도 전단강도가 증가하였다. 본 연구에서 개발한 ISF 내진보강법은 강도보강효과가 우수한 공법이라고 사료되며, 전형적인 강도저항형 내진보강공법이라고 판단한다.

6. 결 론

본 연구에서는 기존 강도증진형 내진보강법의 단점을 보완 · 개선할 수 있는 내부접합형 철골프레임 (ISF) 내진보강공법을 제안함과 동시에 내진보강효과를 검증 할 목적으로 기존 비내진상세를 가지는 중 · 저층 R/C 건축물의 골조를 대상으로 반복가력실험을 실시하여 내진보강 전과 후의 내력증진 및 변형능력을 검토하였다. 또한 기존 및 보강부재, 접합부 모델 등을 구축하여 비선형정적해석을 실시하여 반복가력 실험결과와 비교 및 분석하였다. 연구결과를 정리하면 다음과 한다.

1) C-RC 무보강 실험체의 약 244 kN (변위 20 mm)에서 최대내력에 도달하였으며, 실험체는 전형적인 전단파괴를 나타내었으며, 이것은 대상 학교건물인 비내진 상세를 가지는 1980년대 건설된 학교건물의 파괴모드(전단파괴)를 나타내어 주는 매우 중요한 자료라고 판단된다.

2) 반복가력실험 결과를 바탕으로 ISF 내진보강 골조의 비선형해석을 위한 각 부재의 이력 및 접합부 모델을 제안함과 동시에 제안한 모델의 타당성을 검증 할 목적으로 비선형정적해석을 실시하여 반복가력 실험결과와 비교 및 분석한 결과, 실험결과 대비 해석결과의 오차범위가 5 % 이내로 거의 일치하는 것을 확인하였으며, 본 연구에서 설정한 해석모델은 공학적으로 타당성을 가진다고 사료된다.

3) 본 연구에서 설정한 해석모델을 이용하여 ISF 내진보강 골조의 비선형정적해석을 수행한 결과, 약 20 mm에서 최대하중 약 594 kN를 나타내어 무보강 실험체 대비 약 2.5배 정도 전단강도가 증가하였다. 상기와 같은 사실은 본 연구에서 개발한 ISF 내진보강법은 강도보강효과가 우수한 공법으로서, 전형적인 강도증진형 내진보강공법이라고 사료된다.

4) 향후 ISF 내부접합형 내진보강 공법의 실용화를 위하여 필요보강량 산정법, 내진보강 절차법 등을 구축함과 동시에 ISF 보강공법으로 내진보강 한 R/C 건축물 전체를 대상으로 본 연구에서 구축한 이력모델을 바탕으로 비선형해석을 실시하여 내진보강 전과 후의 내진성능을 검증하여 ISF 공법의 유효성을 정밀하게 검토할 필요성이 있으며, 또한 ISF 공법의 내진보강 가이드라인을 최종적으로 구축할 필요가 있다고 사료된다.