1.서 론

건축물에 필요한 내진성능 중 “안전성능”은 인명보호의 관점에서 가장 중요시되는 내진성능이지만 최근 일본에서의 지진피해를 살펴보면 건물이 붕괴되는 사례보다 구조체에 큰 손상이 발생하여 재건축되거나 건축물의 복구기간 동안 큰 경제손실이 발생하는 사례가 늘어나고 있다. 한 예로 1995년 일본의 효고현 남부지방에서 발생한 지진으로 인한 피해사례를 살 펴보면, 1981년 이전의 일본(구)내진기준으로 건축된 RC조 건축물을 중 심으로 건물 구조체에 극심한 손상 또는 붕괴가 발생하여 다수의 사망자가 나왔다. 한편, 1981년 이후의 일본(신)내진기준에 준하여 지어진 건물의 대부분은 붕괴되지 않고 내진성능 중 가장 중요한 “안전성능”, 즉 인명보 호적인 측면에서 높은 비율로 인명을 보호할 수 있다는 사실이 확인되었다. 하지만, 일본(신)내진기준으로 지어진 건물들은 붕괴는 면했지만 건물의 주요 골조에 심각한 손상이 발생하여 그 수리비용이 비현실적인 금액이 되 어 결국 재건축될 수밖에 없는 피해사례나, 비 구조부재나 설비 등에 발생한 극심한 손상으로 인하여 건물의 용도별 본연의 기능을 수행할 수 없게 되어, 지진 후 지속적인 사용이 불가능한 상태가 된 피해사례가 다 수 보고되었다. 이와 같이 건축물의 “안전성능”뿐만 아니라 건물손상을 억제하고 경제적 으로 허용 가능한 범위 내에서 복구할 수 있는 “복구성능”도 중요한 내진성 능으로 대두되고 있다. 하지만, 아직까지 건물전체의 복구성능을 정량적으 로 평가하는 방법에 대해서는 명확히 확립되어 있지 않은 것이 실정이다.

철근콘크리트조(이하, RC조)건축물의 사용성이나 복구능력을 평가하 기 위해서는 구조부재에 발생하는 손상량(잔류균열길이, 잔류균열너비, 콘 크리트 박리면적 등)과 손상종류에 따른 복구비용 및 수리기간을 파악하는 것이 필요하다. Igarashi[1]와 필자는 RC조 건축물에 발생하는 손상량을 적절히 평가할 수 있는 손상량평가법을 제안하기 위해, 구조부재 실험을 실 시하고, 손상량을 조사한 후, 손상량DB를 구축하였다. 그리고 실험DB에 준한 손상량평가모델(이하, 초기모델[1])을 제안했지만, 손상량을 분석하 기 위한 대상시험체 수가 적어 손상량평가모델에 대한 충분한 검증이 이루 어지지 않았다.

그래서 이 연구에서는 “실제 사이즈의 RC골조에 의한 손상량평가실험 [2]”과 “고강도콘크리트를 사용한 RC조 기둥부재에 의한 손상량평가실험 [3]”을 실시하고 축력비와 전단보강근비, 전단경간비가 다를 경우, RC부 재에 발생하는 손상량의 변화를 상세히 조사하였다. 그 결과를 토대로 이 연 구에서는 각 실험변수가 손상량에 미치는 영향을 명확히 하는 것과 상기의 두 실험[2, 3]에 대한 손상량DB와 기존에 수집한 손상량DB를 종합하여, 초기모델의 타당성에 대해 검토한 후, 보다 정확한 손상량 평가를 수행할 수 있도록 초기모델을 개선하는 것이 연구목적이다

구체적으로 초기모델은 다음의 3개의 평가모델로 구성되어 있다. ①잔 류균열길이 평가모델, ②잔류균열너비분포 평가모델, ③콘크리트박리면 적 평가모델, 이 3개의 모델에 대한 검증 및 수정을 실시하여 초기모델을 보 다 고도화 하는 것을 연구목적으로 하였다.

2.초기모델 평가방법

2.1RC골조의 손상량평가모델

2.1.1잔류균열길이 평가모델

초기모델의 균열길이 평가모델에서는 부재가 양방향 반복 하중을 받았을 경우 Fig. 1과 같이 균열이 발생한다고 가정하고 있다. (기존연구결과 및 시 험체에 발생한 균열상태분석결과를 토대로 가정). Fig. 1 에서 진한 선으로 표시한 균열은 시계방향으로 작용하는 전단력에 의해 발생하는 균열을 나타 낸 것이다. RC골조에 발생하는 균열의 종류를 다음의 3종류로 가정하였다.

①휨균열(모멘트에 의해 발생하는 균열로서 부재축의 수직방향으로 발 생하는 균열), ②전단균열(전단력에 의해 발생하는 균열로서 부재 대각방 향으로 발생하는 균열), ③휨전단균열(모멘트에 의해 부재축의 수직방향 으로 균열이 발생한 후, 그 균열로부터 전단력에 의해 부재의 대각방향으로 발생하는 균열)

Fig. 1과 같이 부재를 두영역(힌지영역 l_p과 그 이외영역(이하, 비힌지영 역 L-2l_p)으로 분류하고 힌지영역 l_p에서는 휨전단균열이 발생하고 비힌지 영역 L-2l_p에서는 휨균열과 전단균열이 발생한다고 가정하였다. 구조골조 해석 시에 부재의 말단부에 설정하여 휨스프링의 변형에 의해서 균열이 발 생하는 힌지영역 l_p과 부재의 중앙부에 설정하는 전단스프링에 의해서 균 열이 발생하는 비힌지영역 L-2l_p으로 구분되는데 부재의 힌지영역을 결정 하는 길이 l_p는 일본의 내진성능평가지침[4]에서 부재의 춤D에 대해 0.5D~1.5D범위 안에서 적절한 값을 설정하도록 되어 있다. 이것과 Yoshioka가 실시한 연구[5]를 참고하여 힌지영역의 길이 l_p를 1≤a/D≤5 범위 안에서 식 (1)과 식 (2)로 나타내도록 하였다.

여기서, a는 전단경간, D는 부재의 춤이다. 여기서, M_cr은 휨균열모멘트, M_y은 휨항복모멘트, M_u은 휨최대강도, Q_scr 은 전단균열강도, Q_mu은 전단항복강도, Q_su은 전단최대강도, θ은 부재의 회전각이다.

Fig. 1과 같이, 힌지영역 l_p은 휨스프링의 변형에 따라 균열이 발생하는 영역으로 이 영역에는 휨전단균열이 발생하고 비힌지영역 L-2l_p의 경우에 는 전단스프링의 변형에 따라 균열이 발생하는 영역으로 이 영역에서는 휨 균열과 전단균열이 발생하는 것으로 가정하였다. Fig. 2에 휨스프링과 전 단스프링에 각각 대응하는 휨전단균열길이ΣL_f 와 휨균열길이+전단균열 길이ΣL_s의 관계를 나타내었다.

기존 RC 부재실험 데이터와 필자가 실시한 RC 부재실험 데이터를 토대 로 잔류균열길이 증가경향에 대해 검토한 결과, 휨전단균열이 발생하는 힌 지영역 l_p의 총 균열길이ΣL_f 는 휨균열 모멘트 M_cr 에서 균열이 발생해 휨 항복 모멘트 M_y(이때의 회전각 θ_y)에 도달했을 때와 휨최대변형으로 설정 한 회전각 2θ_y에 도달했을 때 꺾이는 직선으로 설정하였고(Fig. 2 a)), 휨균 열과 전단균열이 발생하는 비힌지영역 L-2l_p의 총 균열길이 ΣL_s는 전단균 열강도 Q_scr에서 균열이 발생해 전단최대강도 Q_su에 도달했을 때 꺾이는 직 선으로 설정하였다(Fig. 2 b)).

힌지영역l_p의 균열길이 상한치 L_max,f 및 비힌지영역 L-2l_p의 균열길이 상 한치 L_max,s의 모델식을 각각 식 (3)과 식 (4)에 나타내었고 식 (3),식 (4)에 대한 균열이미지를 Fig. 3에 나타내었다. 각 식은 균열 개수와 균열 하나당 평균길이 및 양방향 반복 하중을 고려하여 구성하였다.

여기서, b：부재폭, α, β：균열길이의 보정계수 [7], χ_n：중립축위치, S_av,f：힌지영역에 발생하는 평균 휨균열간격, S_av,s,b：비힌지영역에 발 생하는 평균 휨균열간격, S_av,s,D：비힌지영역에 발생하는 평균 전단균열 간격, c：콘크리트 표면부터 주근 표면까지의 거리, Φ：주근의 직경, θ：전단균열과 부재축 간의 각도, L：부재 길이

2.1.2잔류균열너비분포 평가모델

균열길이 평가모델에 의해 부재에 생기는 총 균열길이는 산출되지만, 균 열길이를 복구비용으로 환산하려면 각 균열의 균열너비를 구분하고 어떻 게 분포하는지를 평가해야 한다. 균열너비분포에 대해서는 대수정기분포 를 사용해 균열너비 분포를 구하는 방법이 기존 연구에서 제안되었지만[6], 대수정기분포는 확률변수인 균열너비가 0~+∞까지 값을 가질 수 있어, 균 열너비 상한치를 고려할 수 없다는 문제가 있었다. 그래서 이 연구에서는 상 한치를 고려할 수 있는 β분포를 균열너비분포함수에 적용하였다. β분포는 확률변수의 변역에 상한치/하한치가 존재할 경우 사용되는 분포로서 상한 치/하한치 및 평균치, 표준편차에 따라 변하는 함수로 나타낼 수 있다. β분 포의 확률밀도함수의 형상을 결정하기 위해 필요한 파라메터인 잔류균열 너비의 상한치, 하한치, 분포의 평균치, 표준편차의 값은 기존연구결과[7] 를 참고로 산정하였다. Fig. 4에 β분포를 이용한 균열너비분포 평가과정을 나타내었다. 부재각R이 커짐에 따라 β분포에 의한 함수가 균열너비가 큰 방향으로 퍼지고 있는 것을 알 수 있다. 각 균열너비의 면적이 차지하는 비 율로 전체균열길이에서 각 균열너비가 차지하는 비율 및 각 균열너비분포 를 파악할 수 있다.

2.1.3콘크리트박리면적 평가모델

부재의 변형이 커지면 균열과 함께 균열보수에 비해 비교적 비싼 보수비 용이 드는 콘크리트 박리현상이 일어난다. 콘크리트 박리면적의 복구비용 은 전체복구비용에 큰 비중을 차지하기 때문에 박리면적을 적절하게 평가 하는 것은 매우 중요하다. 그래서 콘크리트의 응력상태를 고려한 콘크리트 박리면적 평가모델을 제안하였다. Fig. 5에 검은색 부분은 콘크리트수축변 형도εc가 종국수축변형도(ε_u=0.003 가정)를 넘어서 콘크리트박리현상이 발생하는 범위를 나타낸다. 부재춤D 방향에 대해서 압축파괴 가능길이를 l_hc(힌지영역l_p과 동일)로 정하고 Fig. 5에 나타낸 것과 같이 l_d에 비례해서 l_b가 증가하는 삼각형태로 가정하였다. 부재폭 b 방향에서는 길이 l_b,폭 b의 영역에서 박리현상이 생기는 것으로 가정하였다. 콘크리트 박리면적 A_s는 식 (5), 식 (6)을 사용하여 식 (7)으로 구할 수 있다.

2.2손상량평가방법

Fig. 6에 손상량평가방법을 나타내었다. 초기모델의 손상량평가방법은 현 구조설계 실무에서 일반적으로 행해지는 골조모델의 Pushover해석 시 에 적용하는 것을 염두하고 RC 부재를 휨스프링과 전단스프링을 가지는 선재로 치환한 후, Pushover해석을 실시하고, 각 스프링의 변형량을 산출 한다. 그런 다음, 각각의 스프링에 대응하는 잔류균열길이 평가모델과 잔류 균열너비분포 평가모델, 콘크리트박리면적 평가모델을 사용하여 부재의 손상량을 정량적으로 평가한다. 손상량을 정량적으로 평가가능하게 되면 각 손상에 대한 수리비용을 적용하여, 건물 전체의 복구비용 및 예상 복구시 간, 복구시간동안의 경제적 손실 등을 추정할 수 있게 되어 건물의 복구성능 을 평가할 수 있는 지표로 사용가능할 것으로 예상된다.

3.초기모델 개선을 위한 손상량분석 대상시험체

초기모델의 검증 및 개선을 위해 손상량 분석을 목적으로 한 RC부재 및 골조 실험을 실시하였다. 필자가 실시한 두 실험은 실제크기의 1층 1스팬 RC골조 실험(이하, J시험체)[2]과 고강도콘크리트를 사용한 RC기둥부재 실험(이하, I시험체)[3] 이다. 추가로 기존에 실시된 RC부재 혹은 골조실험 결과로 손상량 분석이 가능한 실험을 추가하였다. 추가한 실험은 Tanaka 에 의한 RC기둥부재 실험(이하, S시험체)[8]과 Matsukawa에 의한 1층 2 스팬의 RC골조 실험(이하, K시험체)[9] 이다. 이와 같이 상기에 나열한 RC부재 및 골조 실험의 시험체를 손상량분석 대상시험체로 정하고 각 실 험에 대해 RC부재에 발생하는 손상량을 상세히 분석하여 손상량 데이터베 이스를 구축하였다. Table 1에 시험체 일람과 시험체명에 대한 설명을 나 타내었다.

손상량분석 대상시험체의 총 개수는 RC기둥부재실험(I시험체, S시험 체)에서 기둥부재가 총 11개, 1층 1스팬의 RC실제크기 골조시험체(J시험 체)의 기둥 2개와 보 1개, 1층 2스팬의 RC골조시험체(K시험체)의 기둥3 개와 보2개로 총 손상량 분석 대상 시험체의 개수는 기둥부재가 16개, 보부 재 3개이다. 실험변수는 축력비 0.0~0.29, 전단보강근비 0.2~1.01% (전 단여유도0.41~6.04), 전단경간비 1.0~3.28로 총 3가지 이며, 이 3가지의 실험변수가 RC부재의 손상량에 미치는 영향을 상세히 분석하였다.

4.초기모델 검토 및 고도화

4.1잔류균열길이평가모델 검증 및 고도화(힌지영역, 휨균열간격)

여기에서는 손상량분석 대상시험체 중 대표적인 예로서 I시험체 중의 축 력비가 다른 기둥 3개 (I2-03-25, I2-03-125, I2-03-0)의 잔류균열길이에 대해 초기모델의 계산치와 실험치를 비교한다. Fig. 7에 실험치와 초기모 델의 총 균열길이 - 부재각 관계, 휨스프링 1개에 대한 균열길이 – 휨 회전각 관계, 전단스프링에 대한 균열길이 – 전단변형관계, 각 부재각에서의 균열 상태와 초기모델에 의한 힌지영역을 나타내었다. 실선이 실험치, 점선이 계 산치이다. Fig. 7을 보면 실험치의 총 균열길이는 축력이 작을수록 길어지 는 경향이 나타났고 계산치에서도 같은 경향을 나타내고 있는 것을 알 수 있 다. 하지만 최대 균열길이를 비교하면 I2-03-25시험체에서는 계산치가 시 험치를 약 10%정도 과소평가하고 I2-03-125와 I2-03-0시험체에서는 약 20%정도 과대평가하고 있는 것을 알 수 있다. 또한 휨스프링 1개에 대한 균 열길이 – 휨회전각 관계에서도 총 균열길이와 같은 경향을 보였고 전단 스 프링에 대응하는 균열길이 – 전단변형관계에서는 실험치가 계산치를 과대 평가하는 경향을 보였다. 평가결과를 종합하면 초기모델에 의한 계산치는 실험치를 적절히 평가하지 못하고 있다. 이러한 초기모델의 계산치와 실험 치의 차이에 대하여 그 원인을 분석한 결과, 초기모델의 힌지영역l_p과 휨균 열간격S_av,f 산출방법에서 실험치와 계산치 간의 오차를 보이는 것으로 나타 났다. 그래서 이하에 힌지영역l_p과 휨균열간격S_av,f 산출방법에 대한 모델수 정 및 계산치의 재검증을 실시하였다.

4.1.1힌지영역lp의 수정

초기모델에서 설정한 힌지영역l_p은 기둥에 휨전단균열이 발생하는 영역 으로 가정하였다. Fig. 7의 시험체에 발생한 균열상태를 보면 축력이 작은 시험체일수록 휨전단균열이 발생하는 영역이 넓어지고 있는 것에 반해, 계 산치인 힌지영역l_p은 전단경간비만이 고려된 식 (1), 식 (2)부터 산출되기 때문에 전단경간비가 같은 기둥 3개(I2-03-25, I2-03-125, I2-03-0)에서 는 모두 힌지영역 l_p 이 같은 것을 알 수 있다. Fig. 8에 위 3개의 기둥에 대한 휨균열모멘트 그림과 초기모델의 힌지영역 l_p, 실험에서 위험단면으로부터 가장 떨어진 곳에 발생한 휨전단균열까지의 거리(이하, 수정힌지영역 _nl_p) 를 나타내었다. 축력이 작은 시험체일수록 수정힌지영역_nl_p이 커지는 경향 을 보였다. 한편, 전단보강근비 p_w가 다른 시험체에서도 수정힌지영역 _nl_p 에서 큰 차이를 보였다.

Fig. 9에 손상량분석 대상시험체의 초기모델에 의한 힌지영역 l_p과 수정 힌지영역 _nl_p의 관계를 나타내었다(Fig. 9~17까지 범례 동일). 대부분의 시 험체에서 수정힌지영역 _nl_p이 초기모델에 의한 힌지영역 l_p보다 크고, l_p/D 가 커짐에 따라 수정힌지영역 _nl_p이 증가하는 반면, 힌지영역 l_p은 증가도중 일정치에서 수렴하는 것을 알 수 있다. Fig. 10에 손상량 분석 대상시험체 의 _nl_p/(a/D)/D – 축력비관계를 나타내었다. 초기모델의 식 (1)에 의해 힌지 영역l_p은 모든 시험체에서 0.5의 일정값을 가지고 있는 것에 반해, 실험에서 는 축력비가 커질수록 _nl_p/(a/D)/D 가 작아지는 경향을 보였다. 이 경향이 반영된 근사곡선을 Fig. 10에 나타내었다. 근사곡선을 구할 때는 전단보강 근비 p_w=0.2 이하인 시험체에서는 값들이 일정패턴을 보이지 않고 값의 편 차가 큰 점과 일본건축기준법의 최소전단보강근비가 p_w=0.2인 것을 고려 하여 p_w=0.2 이하의 시험체는 포함하지 않았다. 상기의 내용을 토대로 축력 비함수 f(η₀)를 포함하는 새로운 힌지영역식인 수정힌지영역 _nl_p 식 (8)을 제안한다.

여기서, f(η₀)는 축력비함수(f(η₀)= ‐2.50η₀² ‐ 0.61η₀ + 0.78), η₀는 축력비,　 D는 기둥춤이다.

4.1.2휨균열간격Sav,f의 수정

RC부재에 발생하는 잔류균열길이를 적절히 평가하기 위해서는 RC조 부재에 발생하는 총 잔류균열길이의 대부분을 차지하는 휨전단균열길이를 적절히 평가하는 것이 중요하다. 휨전단균열길이에 가장 큰 영향을 미치는 요인은 휨균열간격 S_av,f이다. 휨균열간격 S_av,f 에 대해서는 다양한 산출방 법이 기존연구[10,11]에서 제안되어 있으며, 초기모델에서는 기존 연구결 과와 콘크리트에 단면결손이 생기면 상대적으로 강도가 저하하는 전단보 강근 위치에서 휨균열이 발생할 확률이 높은 점을 고려하여 힌지영역 내에 서 발생하는 휨균열간격을 Fig. 11과 같이 가정하였다.

Fig. 12에 손상량분석 대상시험체들의 휨균열간격 S_av,f 과 각 시험체의 전단보강근간격 S_w 간의 관계를 나타내었다. Fig. 12를 보면 모든 시험체에 서 휨균열간격 S_av,f과 전단보강근 간격 S_w이 비례관계에 있지 않다는 것을 알 수 있다. 추가로 축력비와 전단보강근비 p_w가 휨균열간격 S_av,f 에 미치는 영향을 분석한 결과, 축력에 의한 전단보강근간격 S_av,f 의 변화는 거의 없었 지만, 전단보강근비 p_w가 작을수록 전단보강근 간격 S_av,f 이 넓어지고 그로 인해 휨전단균열길이가 줄어드는 경향을 보였다. 이것은 식(8)에 새롭게 제안한 수정힌지영역 _nl_p 이 축력비에 따라 변화하기 때문에 전단보강근간 격 S_av,f 이 동일하더라도 전체 휨전단균열길이는 변하기 때문이다. 축력비 와 전단보강근비 p_w가 휨전단균열길이에 미치는 경향을 분석하면 시험체 의 전단여유도 V_su / Q_mu (종국전단강도 V_su를 종국휨강도시의 전단강도 Q_mu로 나눈 값)에 의해 휨전단균열길이가 변화하고 있다는 사실을 알 수 있다. Fig. 13에 수정힌지영역 _nl_p 내의 휨균열 개수와 전단여유도와의 관 계를 나타내었다. 전단여유도가 커질수록 수정힌지영역 _nl_p 내의 휨균열 개 수가 늘어나는 경향을 보였다. 전단여유도로부터 수정힌지영역 _nl_p 내의 휨 균열개수를 구하고 휨균열개수로 부터 휨균열 간격을 구하는 식 (9)를 제안 하였다.

여기서, f_(a)는 전단여유도함수 ( f_(a)=0.05a³‐1.02a²+6.35α‐0.12), a는 전 단여유도,　 _nl_p 는 식 (8)의 제안 수정힌지영역 _nl_p이다.

초기모델에 상기에 기술한 새로운 수정힌지영역 _nl_p 식 (8)과 전단보강 근 간격 S_av,f 식 (9)를 적용하여, 초기모델을 개선하였다. Fig. 14에 개선한 손상량평가모델에 의한 총 균열길이와 각 스프링에 대응하는 균열길이를 나타내었다. 총 균열길이와 휨, 전단스프링에 대응하는 균열길이 모두 계산 치가 실험치를 대략적으로 평가 가능한 수준을 보이고 있다. 초기모델 개선 을 통해 RC부재에 발생하는 잔류균열길이를 보다 정밀하게 정량적으로 평가할 수 있도록 개선되었다.

4.2잔류균열너비분포 모델에 관한 검증 및 개선

잔류균열너비분포 모델에서는 확률밀도함수로서 확률변수의 상한치와 하한치를 고려할 수 있는 β분포를 사용하고 있다. 그리고 β분포가 역J형의 분포형상(Fig. 4)이 되도록 균열너비평균치 μ를 최대균열너비(상한치)의 0.2배, 변동계수ν는 표준편차가 평균치와 같다고 가정하여 1.0을 적용하 였다. 이 때문에 최대잔류휨균열너비 _maxW_f,unload 와 최대잔류전단균열너비 _maxW_s,unload를 정확히 평가하는 것이 RC부재에 발생하는 잔류균열너비분 포를 적절히 평가하는 중요한 요소가 되며, 각각을 식 (10)과 식 (11)로 나 타낼 수 있다. 식 (10)과 식 (11)의 분모에 들어가는 제하 시의 최대휨균열 너비를 총 휨균열너비로 기준화한 n_f (n_f =ΣW_f,unload/ _maxW_f,unload) 와 제 하 시의 최대전단균열너비를 총 전단균열너비로 기준화한 n_s(n_s =Σ W_s,unload/_maxW_s,unload)의 변화에 따라 계산치인 균열너비 분포가 크게 변한 다. 이 때문에 초기모델의 n_f , n_s의 적정성에 대한 검토 및 모델 개선을 실시 하였다.

여기서, _maxW_f,unload는 최대잔류휨균열너비, _maxW_s,unload 는 최대잔류전단균 열너비, α_unload는 전체변형 중 휨변형성분의 비율, R_unload 는 제하 시 부재각 x_n는 중립축, L는 부재길이이다.

4.2.1nf (nf =ΣWf,unload/maxWf,unload)의 검토 및 수정

초기모델의 n_f 는 기존 RC부재실험[12]의 손상량분석 결과 n_f =2라는 일정한 값을 RC부재에 적용하고 있다. 하지만, 손상량을 분석하기 위한 시 험체 개수가 적었던 점과 RC부재의 내력에 관련된 다양한 실험변수가 고 려되어 있지 않았다는 점에서 n_f 에 대해 추가적인 세밀한 검토가 요구되었 다. 그래서 손상량분석 대상시험체에 대하여 전단경간비, 축력비, 전단보 강근비가 n_f 에 미치는 영향을 분석하였다. Fig. 15에 n_f 와 전단경간비, 축력 비 관련 그래프를 나타내었다. 전단경간비가 크고 축력비가 작을 때 n_f 가 커 지는 경향을 보였다. 한편, 전단보강근비 p_w에 의한 영향은 거의 보이지 않 았다. 상기의 검토내용을 계산치에 반영하기 위해 Fig. 16에 각 시험체의 주근 항복 후의 n_f 평균치와 RC부재의 위험단면부터 휨균열모멘트까지의 거리 l_cr를 기둥춤D 나눈 값과의 관계 그래프를 나타내었다. Fig. 17에 나타 난 실험요인에 대한 n_f 의 경향을 표현할 수 있는 n_f 모델곡선을 근사곡선을 이용해 식 (12)와 같이 제안하였다.

여기서, l_cr는 위험단면부터 휨균열모멘트까지의 거리, x는 p_w이다.

4.2.2ns(ns=ΣWs,unload/maxWs,unload)의 검토 및 수정

n_f 와 동일하게 초기모델의 n_s 는 기존 RC부재실험[12]의 손상량분석 결과, n_s =3~4라는 값을 RC부재에 적용하고 있다. 그래서 n_f 와 동일한 이 유로 n_s 에 대해 추가적인 세밀한 검토가 요구되었다. 그래서 손상량분석 대 상시험체에 대하여 전단경간비, 축력비, 전단보강근비가 n_s 에 미치는 영향 을 분석하였다. 분석결과, 전단경간비와 축력비에 의한 n_s 의 차이는 거의 나타나지 않았지만, 전단보강근비p_w에 대해서는 전단보강근비p_w가 커지 면 시험체에 발생하는 전단균열의 개수는 늘어나고 총 전단균열너비의 합 은 여러전단균열에 의해 분산되는 경향을 보였다. 이로 인해, 잔류 시 최대 전단균열너비 _maxW_s,unload 가 작아져 n_s 가 커지는 경향이 나타났다. Fig. 18 에 n_s 와 전단보강근비p_w의 관계를 나타내었다. Fig. 18에 나타난 전단보강 근비에 대한 n_s 의 경향을 표현할 수 있는 n_s 모델직선을 식 (13)과 같이 제안 하였다. Fig. 18에 n_s 제안식과 다소 큰 오차를 보이는 I2-01-13시험체와 K1-01-29C시험체는 전단보강근비가 0.1로 일본건축기준법의 최소전단 보강근비인 p_w =0.2보다 작은 시험체로 실험 중 부재각이 1/200일 때 전단 파괴가 일어났다. 또한, 다른 손상량분석 대상시험체와 비교해 많은 전단균 열이 발생하였고, 이로인해 균열너비가 분산되어 n_s 값이 다소 크게 나타난 것으로 사료된다. 이 때문에 상기의 두 시험체는 n_s 모델직선에서 분석 대 상시험체로 고려하지 않았다.

4.3콘크리트박리면적 평가모델의 타당성 검증

Fig. 18 에 I시험체의 박리면적의 계산치와 실험치- 휨회전각 관계를 나 타내었다. Fig. 18( a) 에는 축력비가 다른 3개의 시험체에 대한 박리면적을 비교하였다(실선이 계산치이다). 축력비가 높은 시험체일수록 박리가 발생 하는 휨 회전각이 작고 같은 변형에서도 축력비가 높은 시험체일수록 박리 면적이 큰 것을 알 수 있다. 반면, 전단보강근비가 다른 3개의 시험체에서는 박리현상이 일어나는 휨회전각 및 박리면적에서 큰 차이를 보이지 않았다 (Fig. 18(b)). 계산치와 실험치를 비교하면 전체적으로 계산치가 실험치를 다소 과대평가하고 있으나, 이는 실험에서 콘크리트의 박리면적을 측정할 때 각 회전각의 제하 시에 자연히 탈착되는 콘크리트와 가벼운 힘으로 탈착 가능한 부분에 대해서만 박리면적으로 측정하였기 때문에 완전히 탈착되 지 않고 떠있는 상태로 시험체에 붙어 있는 콘크리트의 박리면적은 측정할 수 없었기 때문에 발생한 오차로 사료된다. 이 때문에 계산치가 실험치를 과 대평가하고 있다고 평가된다. 식 (6)에서 초기모델에 의한 박리현상이 발생 하는 영역의 길이 l_b와 실험에서 발생한 박리상태를 Fig. 19에 나타내었다. Fig. 19를 보면 계산치의 l_b와 실험에서의 박리상태가 대략 일치하고 있는 것을 알 수 있다. 그러므로 초기모델의 콘크리트박리면적 평가모델은 실제 실험치를 대략적으로 평가 가능한 것으로 판단된다.

5.결 론

이 연구에서는 외력으로 인해 RC조 건축물에 발생하는 손상량(잔류균 열길이, 잔류균열너비, 박리면적)을 정량적으로 평가하기 위해 제안된 초 기 손상량평가모델에 대해 RC부재 및 골조 실험을 통해 얻은 손상량 DB 와 기존 실험에 의한 손상량 DB의 분석을 통해, 초기모델의 계산결과에 대 한 검증 및 보다 정확한 손상량평가가 가능하도록 초기모델을 개선하였다.