1 서 론

과거 해외에서 발생된 지진 (1989년 Loma Prieta 지진, 1994년 Northridge 지진 등)은 내진설계가 적용되기 이전에 건설된 철근콘크리트 골조 건 물이 지진에 취약함을 보여주었다. 이러한 지진 취약성은 기둥 부재의 경우 직경이 작은 띠철근의 넓은 간격 배근, 90도 띠철근, 부적합한 연결 이음의 길이 및 위치 등에 의해 발생하였다 [1-4]. 2017년 11월 국내에 발생한 5.4 규모의 포항 지진에서도 상위 언급된 부적절한 철근 배근 등이 하나의 원인 이 되어 기둥에서 취성 파괴 등이 발생하였다. 또한, 내진설계가 적용되기 이 전의 중저층 규모의 철근콘크리트 건축물은 설계할 때 중력 하중만을 고려 하기 때문에 약기둥-강보 (WCSB, Weak Column-Strong Beam) 시스템을 갖는다. 이러한 WCSB시스템을 갖는 건축물은 지진 발생시 기둥에서 항복 이 먼저 발생하게 됨에 따라 특정 층에 손상이 집중 (soft-story mechanism) 될 수 있고, 횡력에 대하여 충분히 저항하지 못하는 비연성 거동 (nonductile behavior)을 보인다 [1-4]. 이러한 비연성 건축물의 지진 취약성을 완화시키기 위한 목적으로 FRP (Fiber-Reinforced Polymer) 자켓을 기둥 에 보강하는 방법을 고려할 수 있다 [5-8].

FRP자켓 보강은 Fig. 1에 제시된 것과 같이 FRP재료와 그라우팅 재료 로 구성된다. FRP재료는 축력에 의해 기존 콘크리트 기둥이 부피가 팽창하 는 것을 구속함에 따라 추가적인 구속력 (confining pressure, σ_R)을 기둥에 부여하는 역할을 한다. FRP에 의한 추가 구속력은 콘크리트 구속 압축 강 도 (f_cc′)와 극한 변형률 (ε_cu)을 증가시켜 부재의 연성 능력을 확보 할 수 있 다 [9-11]. FRP자켓팅 시스템 (FRP column jacketing system)에서 그라 우팅 재료는 단면 형상을 정사각형/직사각형에서 원형/타원형으로 전환하 는 기능을 하는데 이는 FRP에 의해 발생되는 구속 효과를 극대화하기 위함 이다 [12-14]. 이러한 보강 시스템의 효과를 검증하기 위해 과거에 FRP자 켓으로 보강된 비내진 상세를 갖는 철근콘크리트 기둥을 대상으로 부재 단 위의 정적 실험 연구가 진행되었다. 이 중 Seible et al. [15-18]은 FRP자켓 이 보강된 비연성 기둥 부재에 대한 정적 실험을 기반으로 보강효과를 검증 하고, 설계 절차를 제안하였다. 해당 부재 단위의 실험 결과에 따르면 FRP자 켓팅 시스템이 보강된 철근콘크리트 기둥은 심각한 강성 및 강도 저감 없이 연성 거동을 하는 것으로 나타났으며, 기둥 단부에 겹침 이음의 파괴가 지연되 는 것으로 조사되었다. 이러한 부재 단위의 정적 실험 결과를 근거로 휨⋅ 전단⋅연결이음 파괴를 방지할 수 있는 보강 설계 과정을 제안하였다. 과거 에 수행된 FRP자켓 보강과 관련된 연구는 부재 단위의 보강 효과를 조사하 는 것에 그쳤으며, 구조물 단위의 보강 효과에 대한 연구는 수행되지 않았다. 본 연구는 Seible et al.에 의해 제안된 설계 과정을 통해 FRP자켓팅 시스템 을 철근 콘크리트 골조 실험체에서 지진에 취약한 상세를 갖는 기둥을 보강 하였으며, 이에 대한 실물 크기의 동적 실험을 실시하였다.

철근콘크리트 건축물의 동적 응답 특성과 지진 응답을 조사하기 위한 다 양한 진동대 실험이 과거에 수행되었다 [19-22]. 그러나, 대다수에 과거에 수행된 동적실험은 진동대 재원의 한계 때문에 실험체의 크기, 중량 등을 축 소하여 제한적으로 실시하였다 . 또한 실제 건물의 동적 특성을 측정하여 해 석모델의 보정 (calibration)을 위해 과거 연구자는 상시 미진동 및 낮은 수 준의 강제 진동 (ambient and low-level forced vibration)에 대한 실물 크 기의 현장 실험을 실시하였다 [23, 24]. 이러한 동적 실험의 한계를 극복하 기 위한 목적으로 미국 NSF (National Science Foundation)의 NEES (George E. Brown Jr. Network for Earthquake Engineering Simulation)프로그 램에 의해 이동식 진동 시스템 (mobile shaker system)을 개발하였다 [25, 26]. 해당 시스템은 과거에 4층 철근콘크리트 건축물의 진동 실험 [26]에 사 용되었으며, 진동 실험을 통해 조사된 동적 응답 결과를 기반으로 건축물의 해석모델을 개발을 통해 실제 건축물의 동적 응답의 이해도를 높이는 것에 기여하였다. 해당 연구는 과거 개발된 이동식 진동기를 활용하여 FRP자켓 으로 보강된 실제 건축물의 동적응답을 측정하였다.

본 연구의 목표는 실물 크기의 강제 진동 실험을 통해 FRP자켓이 기둥 에 보강된 비내진 철근콘크리트 모멘트 골조의 보강효과를 평가하는 것이다. 보강 효과 는 보강이 이루어지지 않은 철근콘크리트 모멘트 골조의 진동수, 층간변위비, 보와 기둥의 힌지 로테이션을 중심으로 FRP자켓이 기둥에 보 강된 실험체의 응답들과 비교, 분석하였다.

2 실물 동적 실험 계획

2.1 실물 실험 개요

실물 동적 실험을 수행하기 위해서 4개의 동일한 2층-2경간 비내진 철근 콘크리트 골조 실험체가 Fig. 2와 같이 지어졌다. 4개의 동일한 실험체는 보 강되기 이전 원래 상태의 실험체 (as-built 실험체)와 3개의 다른 내진 보강 시스템을 보강한 실험체로 구성되어 있으며, 본 연구는 첫 번째 (이하 “비보 강 실험체”)와 세 번째 실험체 (이하 “FRP-보강 실험체”)에 대하여 집중 분 석하였다.

Table 1은 비보강 실험체와 FRP-보강 실험체에 사용된 재료 물성치 (콘 크리트 압축 강도, 철근 항복 강도, 그라우팅 압축 강도 그리고 FRP재료의 0.011의 극한변형에 해당하는 인장강도)를 나타냈다. Fig. 3은 보강 공사 가 수행되기 이전의 비내진 상세로 구성된 실험체의 철근 상세를 보여준다. 해당 실험체는 미국에서 내진설계 개념이 적용되기 이전인 1963년에 발행 된 ACI (American Concrete Institute)설계 기준 [27]에 따라 중력 하중에 대하여 설계되었다. 그림에서 제시된 것과 같이 1층의 기둥은 90도로 구성 된 띠철근을 305 mm간격으로 배근하였으며, 610 mm의 기둥과 기초 사이 의 연결 이음은 기둥의 힌지가 형성되는 영역에 배치되었다. 그러나, 2층 기 둥의 띠철근은 1층 기둥의 상세에 비해 절반 수준인 152 mm로 135도의 내 진상세로 배치하였다. 이는 지진하중을 적용하기 위한 가력기가 실험체의 지붕층에서 가력을 할 때 실험 중간에 2층에서 예상치 못한 파괴가 기둥에 발생하는 것을 방지하기 위함이다. Fig. 4는 개략적인 실물 가력 진동 실험 의 세팅과 1층과 2층의 기둥과 보의 단면 상세를 나타낸 것이다. Fig. 4(a)에 나타낸 것과 같이 실험체에 적용되는 중력하중은 철도 레일 (steel rail)을 이용하여 8.1 kN/m와 6.9 kN/m로 1층과 2층 바닥에 분포시켰다. 진동 장 치인 334 kN 선형 유압식 가력기 (hydraulic linear shaker; Fig. 4(b) 참고) 와 110.7 kN-mm 편심 진동 가력기 (eccentric mass shaker, EMS; Fig. 4(c) 참고)를 건물의 지붕 중심과 1층 바닥의 오른쪽에 각각 설치하였다. 선형 유 압식 가력기는 동적 하중을 적용하기 위해서 사용하였으며, 편심 진동 가력 기는 실험체의 동특성을 조사하기 위해서 적용하였다. 해당 실험의 세팅과 설계와 관련된 자세한 정보는 다음 문헌 [28, 29]을 참고할 수 있다.

2.2 FRP자켓 보강 실험체

FRP자켓의 보강 전략은 Fig. 5에 제시된 것과 같이 비보강 실험체의 동 적 실험 이후의 현장 조사를 통해 결정하였다. 현장 조사에 따르면, 그림에 제시된 것과 같이 1층 기둥에서 휨, 전단 파괴가 발생하였으며 연결 이음이 배치된 영역에 수직 방향의 쪼갬 균열 (splitting crack)이 집중적으로 발생 하였다. 그러나 2층 기둥에서 육안으로 구별할 수 있는 손상이 발생하지 않 았다. 따라서, 본 연구에서는 FRP자켓을 1층 기둥에만 보강하는 계획을 수 립하였다 (Fig. 4(a)참고). FRP자켓의 설계는 Seible et al. [18]에 의해 제 시된 절차에 따라 설계되었다. 해당 설계 절차의 1단계는 보강이 이루어지 기 이전의 기둥에 대한 단면해석을 수행하여 횡 저항능력 등을 평가한다. 이를 통해 산출된 연성도 (μ₀) 대비 목표 연성도 (μ_target)는 2배로 가정 (μ_target = 2 μ₀ = 4.5)하고 FRP에 의해 구속된 콘크리트 강도는 기존 콘크리트 강도 (f_ck) 대비 1.5배 (f_cc′ = 1.5f_ck ≒ 47.1 MPa) 로 가정한다 [18, 30]. 이러한 가정을 기반으로 기둥에서 발생하는 휨, 전단 그리고 겹침 이음 파괴 등을 방지하기 위해 필요한 FRP자켓의 layer 수를 결정하게 된다. 이러한 과정 을 통해 Fig. 6에 나타난 것과 같이 FRP자켓을 배치하였다. 여기서 약 13 mm의 기둥의 상하단부에 틈 (gap)을 만들었는데 이는 FRP자켓 보강 시스 템과 주변 부재들 사이에 간섭을 피하기 위함이다 [31]. 본 연구에서는 비교 적 균질한 재료 특성을 갖는 선형 가공된 (prefabricated) FRP재료를 사용 하였으며, 기존 기둥을 FRP재료로 원형 모양으로 틀을 먼저 잡고 에폭시로 고정시킨 이후에 기존 기둥과 원형 틀 사이의 빈 공간을 그라우팅 재료로 채 우는 방식으로 시공하였다. Fig. 6은 본 연구에서 적용된 FRP자켓의 단면 을 포함하고 있으며, 해당 그림은 실제 실험에서 적용된 FRP자켓의 겹침 이음을 보여준다.

2.3 하중 및 계측 계획

지붕에 설치된 선형 유압식 가력기는 지진 하중과 사인파 (Sine Pulse, SP)와 같은 두 개 유형의 동적 하중을 실험체에 적용하였다. 고려된 두 개 유형의 하중은 가력기의 목표 변위에 따라 제어되었으며, 비보강 실험체와 보강 실험체에 대한 하중 계획은 Table 2에 요약하였다. Type-1은 1940 El Centro (EC) 지진으로 선택하였으며, Type-2는 단순 사인파 (Single Sine Pulse, S)와 더블 사인파 (Double Sine Pulse, S)로 구성하였다. 표에 제시 된 것과 같이 지진하중은 25 mm에서 203 mm까지 목표 변위를 증폭시켰 으며, 사인파는 102 mm부터 508 mm까지 증가시켜 실험을 실시하였다. Fig. 7은 Type-1의 지진 하중과 Type-2의 사인파의 예를 각각 나타낸 것이다.

본 연구에서 실시된 실물 실험의 동적 응답은 변위 측정에 사용되는 38 개의 변위계 (LVDT)와 6개의 와이어 게이지 (string potentiometer) 그리 고 실험체의 동적특성을 측정하기 위한 34개의 일축 가속도계와 9개의 삼 축 가속도계를 설치하였다. 와이어 게이지는 실험체의 1층과 2층의 슬라브 밑에 설치하여 각 층의 변위를 측정하였다. Fig. 8은 이해를 돕기 위해서 전 체 계측 계획의 일부인 Fig. 4의 C22와 C32사이의 계측 계획을 예로 나타 낸 것이다. 수직 방향 변위계는 기둥 단부의 힌지 로테이션 측정에 사용되었 고, 수평 방향 변위계는 보 단부의 힌지 로테이션을 측정하기 위해 설치하였 다. 이러한 방식으로 비보강 실험체와 FRP-보강 실험체에 동일하게 계획하 였고, 실물 크기의 동적 실험을 실시하였다.

3 실물 동적 실험 결과

3.1 동적 특성 및 손상 관측

FRP-보강 실험체의 고유 진동수를 측정하기 위해서 미진동을 유발시키 는 1층 바닥판의 편심가력기를 사용하였다. 미진동 가력 실험은 지붕층에 설치된 선형 유압식 가력기에 의해 발생되는 진동 하중 전과 후에 실시되었 다. Fig. 9는 진동 하중 전과 후에 실시된 미진동 실험에 의해 측정된 1차와 2차 모드에 대한 진동수를 나타낸 것이다. 첫 번째 진동하중을 가력하기 이 전의 보강 실험체의 첫 번째와 두 번째 고유 진동수는 각각 1.9 Hz와 4.7 Hz 로 조사되었다. 전반적으로 진동하중이 실험체에 적용된 이후에 지속적으 로 감소하는 결과를 보였다. Type-1의 하중 계획이 실시된 이후에 고유 진 동수는 약 8%정도 감소하는 것을 볼 수 있으며, 육안으로 식별가능한 손상 이 발생하지 않은 것으로 조사되었다. Fig 10에 제시된 것과 같이 SP-2 진 동 하중 이후에 약 2 mm 정도의 균열이 1층 슬라브에 인접한 1층 기둥의 단 부에서 발견되었으며, FRP자켓 시스템과 슬라브 사이의 틈에서 콘크리트 피복이 파괴되었다. 또한, 콘크리트 피복의 탈락에 의해 기둥의 휨 철근이 노출된 것을 확인할 수 있었다. 해당 손상에 의해 Fig. 9에 제시된 것과 같이 초기 진동수 대비 1차 모드에 대하여 12.8% 그리고 2차 모드에 대하여 23.4% 감소한 것으로 나타났다.

3.2 동적 응답

Fig. 11은 Type-1과 Type-2의 선택된 진동 하중에 대한 최대 층간 변위 비 (peak inter-story drift ratio)를 보여준다. 해당 층간 변위비는 2.3절에 언급한 것과 같이 와이어 게이지를 통해 측정된 층 변위로 계산하였다. 본 연구에서는 FEMA (Federal Emergency Management Agency) 356 [32]에서 제시하는 한계 상태에 따른 철근콘크리트 모멘트 골조의 층간 변 위비를 이용하여 손상 수준을 정의하였다. 손상 수준에 따른 층간 변위비의 한계 값은 Table 3에 요약되어있다. Fig. 11(a)에 나타난 것과 같이 Type-1 의 하중이 발생하는 동안에 최대 층간 변위비는 2층에서 조사되었으며, 그 결과는 IO (Immediate Occupancy, 즉시거주)내의 손상 수준을 보였다. Type-2의 하중이 발생하면서, 최대 층간 변위비는 1층에서 발견되었으며, 육안으로 식별할 수 있는 손상이 발생한 SP-2에서 최대 층간 변위비는 LS (Life Safety, 인명보호)의 수준에 도달하였다 (Fig. 11(b) 참고). 이러한 IO 에서 LS로 손상 수준의 전환은 하중 단계에서 본 논문의 3.1절에서 언급된 1층 기둥 단부의 손상이 기인하였다. 극한 하중 단계 (SP-5)까지 LS의 손상 수준을 보였으며, 추가적인 손상은 발생하지 않았다.

Fig. 12는 선택된 진동 하중에 대한 기둥과 보의 최대 힌지 로테이션 (θ_c & θ_b)을 나타낸 것이며, 해당 결과 값에 따른 부재 단위의 손상 수준은 Table 3에 제시된 ASCE (American Society of Civil Engineers) 41 [33] 에서 언급된 로테이션 한계 값을 사용하였다. 본 연구에서는 하중 단계에 따 른 부재 단위의 힌지 로테이션 결과는 FRP-보강 실험체의 손상 순서 (Damage Sequence)를 조사하기 위해 사용하였다. 그림에 나타낸 것과 같이 LS의 손상 수준은 1층 기둥에서 최초 발견되었으며, 이후에 2층 기둥의 하 단 그리고 1층 외부 보-기둥 접합부 근처에서 LS의 손상 수준이 발생하였다.

4 FRP 자켓 보강 효과

4.1 응답 감소 효과

FRP-보강 실험체에 대한 실물 동적 실험을 수행하기 이전에 비보강 실 험체에 대한 실물 실험이 유사한 계획으로 수행되었으며, 보강 효과를 평가 하기 위해서 Table 2에 제시된 하중 계획에 대하여 보강 실험체와 비보강 실험체의 동적 응답을 비교/분석 하였다. 이 중 층 변위비 감소 비율은 식 (1) 에 의해 정의되었다. 여기서 Δ_asbuilt와 Δ_retrofitted는 보강 전 실험체와 FRP-보 강 실험체의 1층의 층간 변위비를 나타낸 것이다. 식 (1)에서 계산된 값이 양 수라면, FRP자켓 보강에 의한 층 변위비의 감소를 의미한다. 비보강 실험 체와 보강 실험체의 1층 층간 변위비를 비교한 이유는 FRP자켓 시스템이 해당 보강 실험체의 1층 기둥에만 보강되었기 때문이다. Fig. 13(a)에 제시 된 것과 같이 1층의 층간변위비가 감소한 것을 볼 수 있는데 이는 비보강 실 험체와 비교했을 때 보강 실험체는 1층 기둥의 단면 증가 및 FRP자켓에 의 해 실험체의 전반적인 강성이 증가하였기 때문이다.

식 (2)는 식 (1)의 층 변위비 감소 비율과 유사한 방식으로 기둥의 로테이 션 감소 비율을 나타낸 것으로, θ_asbuilt와 θ_retrofitted은 비보강 실험체와 FRP- 보강 실험체의 기둥 로테이션을 나타낸 것으로, 식 (2)에 계산된 값이 양수 를 갖을 때 해당 결과는 FRP자켓 시스템에 의한 로테이션의 감소를 의미한 다. Fig. 13(b)는 각 하중 단계에 대하여 1층 기둥 양단부에서 로테이션이 감소하는 것을 보여준다. 기둥의 하단부와 상단부에서 최대 감소 비율은 약 60%와 40%로 조사되었다. SP-2의 하중 이후에 FRP-보강 실험체는 손상 에 의해 강성 감소가 발생하였지만, 보강 실험체의 FRP자켓 시스템은 여전 히 30% 이상 기둥의 로테이션을 감소시키는 것으로 조사되었다.

4.2 손상 메카니즘

Fig. 14는 비보강 실험체와 FRP-보강 실험체의 손상 순서를 비교한 것 이다. 기둥과 보 부재 단위의 손상 수준은 로테이션 기반의 손상 한계 값으로 결정하였다. 비보강 실험체는 1층 기둥 하단부에서 CP (Collapse Prevention, 붕괴 방지) 수준의 손상이 극한 하중 단계에서 발생하였다 (Fig. 14(a) 참고). 하지만 보강 실험체는 Fig. 14(b)에 조사된 것과 같이 CP수준의 손 상이 나타나지 않았으며, LS수준의 손상이 1층과 2층 기둥에 전체적으로 균등하게 분배되는 것으로 나타났다.

4.3 DCF (Drift Concentration Factor) 효과

전체 건축물에 대한 층간변위비의 균등 정도를 정량적으로 조사하기 위 해서 DCF를 계산하였다. 식 (3)에서 DCF 결과는 전체 건축물의 변위비 대 비 각 층의 층간변위비로 산정하였다. 여기서, DCFi는 i-층에 대한 DCF 값 을 나타낸 것이며, Δ_i는 각층의 층간 변위비, δ_roof는 건물의 전체 변위, h_i는 각 층의 높이 그리고 H는 전체 건축물의 높이를 의미한다 [34, 35].

식 (3)에 따르면 각 층의 DCF값이 1.0을 갖는다면, Fig. 15(a)에 나타난 것과 같이 층 변위비가 균등하게 분포되는 것을 나타낸 것이며, 이는 전체 건축물에 균등한 손상 분포 (Uniform Damage Distribution)를 의미한다. 하지만, 건축물의 특정 층에 손상이 집중되는 약층 현상에 의해 지배되는 경 우 Fig. 15(b)와 같이 특정 층의 DCF값이 1.0보다 상당히 높은 값을 갖으며 다른 층은 0에 가까운 값을 갖게 된다. Fig. 15(c)는 EC-5, SP-1과 SP-3에 대한 비보강 실험체와 보강 실험체의 각 층에 대한 DCF값을 나타낸 것이 다. 비보강 실험체의 DCF₁는 1.5에서 1.7사이의 결과를 보였으며, DCF₂ 는 0.3에서 0.5의 값을 보였다. 이는 비보강 실험체가 약층 현상에 지배됨을 보여준다. 그러나 FRP자켓 시스템은 보강 실험체의 DCF₁ 감소와 동시에 DCF₂ 증가에 기여하였으며, 보강 실험체의 각 층의 DCF 값은 비보강 실험 체에 비해 1.0에 가까운 결과를 보였다. 이는 본 연구에서 사용된 보강 전략 이 보다 균등한 층 변위비의 분포에 기여함을 나타낸 것이며, 1층에 손상이 집중되는 것을 완화시킬 수 있음을 보여준다.

5 결 론

본 연구는 FRP자켓이 보강된 2층-2경간 비내진 철근콘크리트 골조의 실물 실험을 통해 동적 응답을 조사하고, 이를 보강되지 않은 비내진 철근콘 크리트 골조 실물 실험 결과와 비교하여 보강 효과를 평가하였다. 본 연구에 대한 결론은 아래와 같다.