1. 서 론

최근 국내에서는 규모 5 이상의 2016년 경주지진(규모 5.8), 2017년 포 항지진(규모 5.4)이 발생하였으며, 소위 ‘불의 고리’가 일컫는 환태평양 조 산대의 움직임이 활발한 상황이다. 이러한 국내의 중규모 지진 및 환태평양 조산대의 활동으로 2017년에는 유감지진 횟수가 98회로 연평균 8.4회 보 다 약 11배가, 규모 3 이상의 지진이 19회로 연평균 9.7회 보다 약 2배가 발 생하였다[1]. 이러한 국내의 지진활동에 대해 일부 국내 연구진은 경주 및 포항지진의 영향을 받아 국내 단층대에 내재하고 있던 에너지를 발산하는 과정에서의 국내 지진 발생 가능성을 주장하였으며[2], 학계에서는 경주지 진이 2011년 발생한 규모 9의 동일본 대지진의 여파라고 분석하고 있다[3].

내진설계가 반영되지 않은 철근콘크리트 건물의 경우, 내진성능이 충분 치 못하여 구조부재의 파괴에 기인하는 구조손상으로 인해 지진 발생 시 큰 피해가 발생할 수 있다. 이러한 지진으로부터 인적 및 물적 피해를 최소화하 기 위해 건물의 개구부 또는 기둥이나 보와 같은 구조부재에는 다양한 지진 제어장치를 설치하여 건물의 구조적 안전성을 확보하고 있다.

건물의 내진보강법은 크게 강도 증진법, 변형능력 향상법, 에너지 흡수 능력 개선법으로 나뉜다. 이 중에서 대표적인 에너지 흡수능력 개선법으로 서 댐퍼 등의 제진장치는, 첫째, 댐퍼를 설치하기 위해 큰 강도 및 강성을 갖 는 골조가 필요하므로 기존 구조부재와 댐퍼지지 구조부재 간에 시공이 까 다로울 뿐만 아니라, 별도의 설치공간을 확보하여야 하고, 둘째, 철근콘크 리트 건물은 댐퍼를 위한 별도의 설치공간을 확보하기 어려워서 제진장치 의 설치가 힘들고, 특히 내진성능이 취약한 저층건물에는 성능대비 설치비 용이 과도하게 소요되기 때문에 경제적으로 적합하지 않으며, 셋째, 특히 가새형 댐퍼는 개구부의 중앙을 가로질러 설치되기 때문에 거주자의 시야 를 방해하여 거주환경을 악화시킬 뿐만 아니라, 건물의 외관을 해침으로서 건물의 가치를 하락시키는 문제점이 있다.

한편 국내에서는 공공건물 및 학교시설물을 중심으로 내진보강사업이 활발하게 진행되고 있다. 제진장치를 활용한 시설물 내진보강시에 국내 시 설물 거주자는 일반적으로 제진장치로 인해 시야가 방해받는 것을 지양한 다. 건물 창호는 단순히 개구부가 아니라 삶의 질을 보다 쾌적하게 영위할 수 있는 하나의 인자로서 작용하기 때문이다. 따라서 국내에서는 대안으로 서 철골모멘트 골조를 활용한 창호형 건물 내진보강공법이 널리 적용되고 있다. 하지만 철근콘크리트 골조와 철골모멘트 골조가 직접 접합되는 기존 의 창호형 내진보강공법은 철근콘크리트 골조와 철골 보강 골조 간의 상대 강도와 강성이 현저히 차이가 발생하므로 골조의 각 모서리 부분에서 두 골 조간에 이격이 발생하고 두 골조 간 일체성의 확보를 오로지 앵커에 의지하 기 때문에 앵커의 전단파괴 또는 기존 철근콘크리트 골조의 콘 파괴(cone failure)를 유발할 수 있다. 아울러 다층 보강 골조를 적용하는 경우 보강 골 조 간에 위치한 보의 수평전단균열을 유발할 수도 있다. 한편 ‘학교시설 내 진성능평가 및 보강 매뉴얼’[4]에서는 직접접합방식은 기존 골조에 앵커를 시공하는 경우 일반적으로 콘크리트 속에 묻혀 있는 철근과 간섭이 발생할 가능성이 있으므로 간접접합방식을 사용하여 철근의 위치에 따라 앵커의 위치를 보정하여 시공할 것을 권고하고 있다.

본 연구에서는 직접접합방식을 가지는 창호형 내진보강공법의 단점을 보완한 철골모멘트골조를 활용한 간접접합방식의 신개념 내부 매입형 철 골조 내진보강공법을 소개하고 내진보강효과를 파악하고자 한다. 이를 위 해 실물대 의사정적 반복가력 실험을 통해 얻어진 결과를 토대로 비내진 상 세를 가지는 철근콘크리트 건물과 내부 매입형 철골조 내진보강공법의 내 진능력 및 지진응답거동을 살펴보고자 한다. 아울러 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조와 본 연구의 내진보강공법의 설계강도식을 제안하고자 한다.

2. 내부 매입형 철골조 내진보강공법 개요

본 연구에서의 내진보강공법은 기존 비내진 상세를 가지는 철근콘크 리트 건물에 내진보강용 철골모멘트골조를 내부 매입하는 형태로서, 기 존 철근콘크리트 골조와 내진 보강재의 일체성을 확보하기 위한 파형강판 (corrugated steel plate)을 이용한 간접접합방식의 철골조 내진보강공법 이다.

본 연구에서의 내부 매입형 내진보강공법은 보강대상 건물의 횡저항능 력과 연성능력을 동시에 개선할 수 있는 공법이다. 기둥과 보의 폭보다 작거 나 혹은 동일한 폭을 가지는 파형강판을 케미컬 앵커를 이용하여 기존 철근 콘크리트 건물에 매입된 철근과 간섭 없는 위치에 기둥과 보의 길이방향으 로 설치한 상태에서 파형강판의 골(valley)과 보강 골조의 플랜지를 강판을 활용하여 용접하거나 볼트를 이용하여 연결하고, 보강 골조와 파형강판 사 이에 스파이럴 철근을 삽입한 다음 무수축 몰탈을 충전하여 기둥 또는 보의 크기를 확장한 상태에서 기존 골조와 보강 골조를 일체화하여 횡력에 저항 하는 간접접합방식의 건물 개구부 내진보강공법이다(Fig. 1 참조).

3. 실험체 설계 및 실험 계획

3.1 비내진상세 실험체 설계

내부 매입형 내진보강공법의 거동을 파악하기 위해 비내진 상세를 가지 는 국내 기존 철근콘크리트 학교건물(1980년대 ‘다’형 표준도면)[5]을 대 상으로 실물대 의사정적 반복가력 실험(full-scale pseudo-static cyclic loading test)을 수행하였다. ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼’은 본 연구의 내진보강공법과 동일한 방식의 내진보강용 철골모멘트골조와 기존 골조가 케미컬 앵커 또는 유사한 기구에 의해 일체화되는 내진보강공법에 대해서는 2층 골조 실험을 통해 케미컬 앵커에 의한 내진보강재 간에 위치 한 보의 수평균열 발생 여부를 확인하도록 하고 있다. 본 연구에서는 이에 근거하여 2층 골조를 대상으로 실물대 실험을 수행하였다.

실험체는 총 2개로서 내진보강공법의 보강 효과를 규명하기 위해서 비 내진 상세를 가지는 실험체 및 내진 보강된 실험체를 각각 제작하였다. Fig. 2는 실험체 형상 및 치수, 전체 배근도를 나타낸 것이다. 대상건물은 3층 건 물로서, 층고는 3.3 m, 콘크리트 설계기준강도(f_ck)는 21 MPa이다. 하지 만 실험실의 제반여건 및 실험용 기자재의 제원, 실험체의 제작, 운반, 실험 등을 전반적으로 고려하여 실험체는 2층 실물대 크기로 계획하였으며, 실 험체의 층고와 보의 순경간은 모두 2,850 mm로 제작하였다. 비내진 상세 실험체는 2층 골조와 기초 부분으로 구성된다. 기둥 단면은 모두 350×500 mm이다. 전단경간비(shear span-to-depth ratio)는 6.86로서 휨파괴거동 이 예상된다. 2층과 3층의 보 단면은 450×250 mm (보춤×보폭)로, 1층 보 단면은 600×350 mm이다. 기초의 깊이는 1,000 mm, 단면 크기는 1,000× 500 mm이다. 하부 스터브(stub)의 단면 크기는 800×500 mm이다.

Table 1은 실험체에 사용된 재료, 크기 및 설계강도를 정리한 것이다. 실 험체에 사용된 콘크리트 설계강도는 21 MPa이며, 철근은 SD400을 사용 하였다. 기둥의 주철근은 8-D19와 2-D16으로, 후프철근은 D10@300으 로 배근하였다. 모든 보의 주철근은 6-D22로 보의 상·하단에, 보의 스터럽 은 중앙부에 D10@300, 양단부에 D10@200으로 각각 배근하였다. 하부 스터브의 주철근은 18-D22를 상·하단에, 9-D22를 중앙에 각각 배근하였 다. 스터럽은 D16@130으로 배근하였다.

3.2 내부 매입형 철골 내진보강 실험체 설계

Fig. 3은 내진 보강된 실험체 상세를 나타낸 것이며, Table 2는 이를 정 리한 것이다. 수직, 수평재 및 파형강판에 사용된 강재는 SS400(공칭항복 강도 235 MPa)이며, 수직재는 H-294×200×8×12를, 수평재는 H-200× 200×8×12를 사용하였다. 파형강판의 길이는 500 mm, 두께는 12 mm, 골 깊이는 30 mm, 그리고 골 폭은 50 mm이다. 하중전달연결재는 PL-88× 100×8을 사용하였다. 스파이럴 철근은 지름 6 mm의 SD400을, 충전용 무 수축 몰탈은 기성제품인 초속경성 몰탈인 유니온 그라우트 JM 제품(28일 재령 예상압축강도 50 MPa)[6]을 사용하였다. 참고로, ‘학교시설 내진성 능평가 및 보강 매뉴얼’에서는 스파이럴 철근은 무수축 몰탈의 연성도를 높 이기 위해 사용할 수 있도록 하고 있으며, 스파이럴 철근의 최소 직경은 6 mm이다. 무수축 몰탈의 강도는 30 MPa 이상이어야 한다.

케미컬 앵커는 HILTI사 제품인 HIT-HY200(매입 깊이 125 mm, 공칭 인장강도, F_u 139 MPa) M16[7]을 2열 설치하였다. 케미컬 앵커의 매입깊 이, 개수, 그리고 간격 등은 ‘학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼’에 근 거하여 설계하였다.

3.3 재료특성

Table 3은 내부 매입형 내진보강공법에 사용된 H형강 강재(SS400)의 인장시편시험결과를 정리한 것이다. 강재별 플랜지 및 웨브에 대해서 KS B 0802[8]에 따라 3회의 인장시편시험을 실시하였다. 수평보강재로 사용된 H-200×200×8×12 강재에 대한 플랜지의 평균항복강도는 328.33 MPa, 평균인장강도는 450.67을, 웨브의 평균항복강도는 394.33 MPa, 평균인 장강도는 485.67 MPa을 나타내었다. 수직보강재로 사용된 H-294×200× 8×12 강재에 대한 플랜지의 평균항복강도는 317 MPa, 평균인장강도는 467.67 MPa을, 웨브의 평균항복강도는 352.33 MPa, 평균인장강도는 482.33 MPa을 나타내었다.

콘크리트 공시체는 KS F 2403[9]에 따라 3개를 제작하였다. KS F 2405[10]에 따라 수행된 콘크리트 평균압축강도는 30.85 MPa이 측정되 었다(Table 4 참조).

3.4 가력 및 측정방법

Fig. 4는 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 및 내진 보강된 철근 콘크리트 골조의 거동을 파악하기 위한 테스트 셋업 전경을 나타낸 것이다. 실험체의 가력기(actuator)는 골조의 상단 보의 수평 중심선 상에 위치하도 록 설치하여, 내부 매입형 내진 보강재와 기존 골조 간의 연결재인 케이컬 앵커에 의한 구조물의 내력변화를 최대한 반영할 수 있도록 하였다. 기초부 는 지반에 고정된 것으로 가정하고 실험실의 제반조건을 고려하여 강봉을 500 mm 간격으로 배치하여 반력바닥(strong floor)에 고정하였다. 실제 건물과 유사한 하중조건을 모사하기 위해서 골조의 최상위 보에 유압잭을 활용하여 축하중 50 kN을 재하하여 양 기둥이 25 kN을 각각 분담하도록 하였다. 아울러 P-Δ효과를 고려하기 위해서 축하중은 골조의 횡이동에 따 라 균일하게 재하되도록 상부의 유압잭과 강봉을 연결하여 반력바닥에 힌 지접합하였다. 골조의 횡변위를 방지하기 위해서 횡지지대를 설치하였다.

본 논문에서는 ACI 374.1[11](Fig. 5 참조)에서 제시하고 있는 가력 프 로그램을 활용하여 의사정적 반복가력 실험을 수행하였다.

4. 실험결과 분석 및 설계강도식 제안

본 장에서는 실물대 실험으로부터 얻어진 내부 매입형 내진보강공법의 내진보강효과를 파악하기 위해 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 실험체 및 내진 보강된 실험체의 파괴양상 등 구조적 거동을 파악하고 실험 체별 설계강도식을 제안하고자 한다.

4.1 파괴양상

Fig. 6과 Fig. 7은 비내진 상세를 가지는 2층 철근콘크리트 골조 및 내진 보강된 2층 철근콘크리트 골조에 대한 실험종료 후의 파괴양상을 각각 보 여주고 있다.

비내진 상세를 가지는 실험체는 0.5% 지붕층 변위비(roof drift ratio)까 지는 1층 기둥 하단부에서 휨균열이, 상부의 보-기둥 접합부에서는 기둥에 미세한 전단균열이 발생하였다. 2% 지붕층 변위비까지 이러한 균열양상은 점차 뚜렷해져서 균열량 및 균열폭이 증가하였다. 2% 지붕층 변위비에서 1 층 기둥 하단부는 상당한 폭의 휨균열에 더하여 전단균열이 발생하였다. 2.5% 지붕층 변위비에서는 2층 보-기둥 접합부에서 확연한 전단균열을 확 인하였다. 9단계(3.5% 지붕층 변위비)의 첫 번째 사이클에서 비내진 상세 를 가지는 실험체는 1층 기둥 하단부의 휨 및 전단에 의한 기둥의 균열 및 콘 크리트 박락과 2층 보-기둥 접합부의 전단균열 등의 심각한 손상에 따른 상 당한 내력저하를 나타내어 실험을 종료하였다.

반복이력거동하에서 기존 철근콘크리트 골조와 내진 보강재의 횡변형 은 두 골조의 횡저항강성 및 강도의 현저한 차이로 인해 골조의 각 코너에서 가장 큰 변형의 차이를 나타내기 때문에 이 위치에서의 케미컬 앵커에 큰 장 력이 발생한다. 보의 상하부에 설치된 케미컬 앵커의 큰 장력은 보에는 수평 전단균열 또는 콘크리트의 콘 파괴를, 내진보강공법의 파형강판에는 면외 변형(out-of-plane deformation)에 의한 간접접합부의 파괴를 유발할 수 있다.

내진 보강된 2층 철근콘크리트 골조는 내진 보강재와 기존 골조간의 상 대변형차를 상쇄하는 강재 연결재, 스파이럴 철근 및 고강도 몰탈로 이루어 진 간접접합부의 견인작용(pulling action)으로 인해 실험체 1층 기둥 및 기초가 면한 위치의 파형강판에 면외변형이 발생한다. 이러한 간접접합부 의 파괴양상으로 인해 1.5% 지붕층 변위비에서 최대내력을 나타낸 후 급격 하게 내력을 상실하여 7단계(2.0% 지붕층 변위비)의 첫 번째 사이클에서 실험을 종료하였다. 내진 보강된 실험체도 보-기둥 접합부에 균열이 집중되 었으나 균열 폭 및 양은 비내진 상세를 가지는 실험체에 비해 상당히 감소하 였다[Fig. 7(a) 참조].

간접접합부의 견인작용은 연결재 지점이 내진 보강재에 대한 지레점으 로 작용하며 이러한 간접접합부의 지레작용(prying action)으로 인해 기존 철근콘크리트 골조에 부하를 발생시키며 횡가력방향과 동일한 평면(즉 건 물 정면)에 주요 균열양상이 발생하는 비내진 상세 골조와 달리 내진 보강 재의 배면에 상당한 휨균열을 유발하고 있음을 확인할 수 있다[Fig. 7(a) 참 조]. 아울러 이러한 현상은 1층 기둥 및 기초가 면한 부위에 집중되고 1층 철 근콘크리트 기둥과 내진 보강재가 면한 접합부 및 2층에서는 뚜렷하게 발 생하지 않았다. 일반적으로 모멘트골조의 보-기둥 접합부가 90도(직각)를 유지하는 것으로 가정하는데 기초가 일종의 반력바닥과 같은 역할을 하게 되므로, 즉 본 연구의 내진보강 실험체의 1층 기둥과 기초 간에는 기초가 기 둥에 비해 상대적으로 강체이므로 기둥과 기초가 면한 부위가 다른 부위에 비해 상대적으로 취약하다. 따라서 이 위치에서 파형강판의 면외변형과 간 접접합부의 견인작용, 그리고 기둥 및 내진 보강재 간의 일체거동(일종의 완전합성거동)이 동시에 발생하면서 실험체와 기초가 면한 하단부에서 지 레작용에 의한 간접접합부의 파단이 발생한다. 이 현상이 본 연구의 내부 매 입형 내진보강된 철근콘크리트 골조의 주요 파괴양상임을 1층 철근콘크리 트 기둥의 콘크리트와 철근 간의 부착력이 소실되어 기둥이 기초와 분리되 는 파괴양상 및 1층 기둥에 발생한 휨균열 양상, 그리고 무수축 몰탈에서 뚜 렷한 균열이 발생하지 않은 간접접합부의 파괴양상으로부터 유추할 수 있 다[Fig. 7(a) 및 (b) 참조].

일반적으로 보-기둥 접합부의 상하부 골조의 상대 횡강성 및 강도는 크 게 차이가 나지 않으나 기초와 기둥이 면하는 1층 골조는 기초와 기초 간에 상대 횡강성 및 강도가 크게 차이가 발생하므로 기초와 기둥이 면한 위치에 서 변형이 가장 크게 발생한다. 따라서 횡력에 대한 골조의 저항능력은 기초 와 기둥 간의 접합부 내력에 의해 결정된다. 이러한 경향은 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 뿐만 아니라 내진보강공법이 적용된 경우에도 동일한 경향을 나타내었고 실험결과에서도 확인할 수 있었다. 이것은 비내 진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조의 저항능력에 내진보강능력을 더하 는 시스템이기 때문에 본 연구와 같은 방식의 내진보강공법을 적용할 경우, 내진보강골조의 횡저항내력을 산정함에 있어서 근본적으로 기존 골조의 저항능력을 무시할 수 없음을 의미한다. 즉 기존 비내진 상세를 가지는 철근 콘크리트 골조의 횡저항성능이 우수하여야만 내진보강 효과도 더 향상될 수 있음을 확인시켜 주는 것이다.

4.2 하중-변위 관계

Fig. 8은 비내진 상세를 가지는 실험체 및 내진 보강된 실험체의 하중-지 붕층 변위비 관계를 보여주고 있다. 비내진 상세를 가지는 실험체의 최대내 력은 지붕층 변위비 1.75%에서 185 kN을 나타내었으며, 최대내력 이후에 횡저항력이 완만하게 감소하였다. 반면에 내진 보강된 2층 골조의 최대내 력은 지붕층 변위비 1.5%에서 701 kN이며, 비내진상세를 가지는 실험체 에 비해 약 3.8배의 횡저항성능을 발휘하였다. 하지만 비내진 상세를 가지 는 기존 골조와 보강된 실험체 간의 횡강성 및 강도의 현저한 차이로 인해 기존 골조가 철근과 콘크리트 간의 부착력이 소실되면서 횡저항력을 완전 히 상실하여 비내진 상세를 가지는 실험체에 비해 작은 지붕층 변위비에서 최대내력을 발휘하였으며, 최대내력 이후에 급격하게 횡저항력을 상실하 였다.

Fig. 9(a) 및 (b)는 비내진 상세를 가지는 실험체 및 내진보강된 실험체 의 하중-층간 변위비 관계를 각각 나타낸 것이다. 두 실험체 모두 횡하중에 대해 1층의 층간 변위비가 2층에 비해 상대적으로 현저히 큼을 알 수 있다. 앞에서 기술한 바와 같이, 상대적으로 유연체에 연결된 2층 골조와 달리 기 초에 연결된 1층골조는 강체에 연결되어 콘크리트의 압괴(compressive crushing) 및 철근의 인장변형이 집중되므로 1층 기둥에서 횡력에 대한 에 너지 소산이 집중된다.

이러한 경향은 Fig. 10의 가력 프로토콜에 따른 두 실험체에 대한 지붕 층 변위비 및 각 층별 층간 변위비 변화 추이를 통해서도 확인할 수 있다. 비 내진 상세를 가지는 실험체의 경우, 4단계(층간 변위비 0.75%)까지는 1, 2 층이 모두 횡력에 균등하게 저항하고 있으나, 5단계(층간 변위비 1.0%) 이 후에는 횡변위가 커짐에 따라 2층에 비해 1층의 횡변위가 상대적으로 커짐 을 확인할 수 있다. 내진 보강된 실험체의 경우에는 2단계(층간 변위비 0.35%)의 작은 횡변위에서부터 2층이 비해 1층의 횡변위가 크게 나타나고 있다. 아울러 두 실험체 모두 1층의 층간 변위비가 2층보다 지붕층 변위비 와 더욱 밀접하게 연동하고 있음을 확인할 수 있다.

4.3 설계강도식 제안

본 절에서는 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조 및 내진 보강된 철 근콘크리트 골조의 횡저항력 산정을 위한 설계강도식을 제안하고자 한다.

비내진 상세를 가지는 철근콘크리트골조의 횡저항력은 기둥의 전단강 도에 의해 결정된다. 이러한 철근콘크리트골조 기둥의 설계전단강도( ϕ V n ) 는 콘크리트와 전단보강근의 기여도를 고려하여 다음 식 (1)과 같이 산정한 다[12]:

식 (2)와 식 (3)은 콘크리트에 의한 전단강도(V_c)및 전단보강근에 의한 전단강도(V_s)를 각각 나타낸 것이다.

여기서, V_n는 기둥의 공칭전단강도, N은 기둥에 작용하는 압축력, A_g는 기둥의 전단면적, b는 기둥의 폭, d는 기둥의 유효깊이, A_v는 전단보강근의 총단면적, f_y는 전단보강근의 인장항복강도, s는 지지점으로부터 d거리 떨어진 위험 단면에서의 전단보강근 간격, ϕ는 강도감소계수(= 0.75)이다.

본 연구의 간접접합부를 가지는 내진보강공법에 의해 보강된 실험체는 철근콘크리트 기둥의 주근 및 콘크리트 간의 부착력이 소실되어 파괴되므 로 간접접합부와 보강철골조가 충분한 강도와 강성을 가진다는 가정하에 서 철근과 콘크리트 간의 부착강도와 정착 간의 관계를 활용하여 설계식을 구할 수 있다(Fig. 11 참조).

철근과 콘크리트 간의 부착강도와 철근의 인장력(T)이 동일하다[식 (4) 참조]는 가정하에 철근의 정착길이(development length, l_d)를 얻을 수 있 다[식 (5) 참조].

여기서, u_a는 극한 부착응력의 평균값(average bond stress), db는 철근의 직경, A_s는 철근의 단면적이다.

극한강도설계법[13]에 근거한 철근의 인장정착길이(l_d)는 다음 식 (6) 으로부터 얻을 수 있다:

여기서, 본 연구의 기둥 주근은 수평상부철근과 같은 거동을 하므로 철근배 치 위치계수 α는 1.3으로 간주하며, β는 에폭시 도막계수(= 1.0; 도막되지 않은 철근)이다.

식 (5)과 식 (6)은 동일하므로[식 (7) 참조] 본 연구의 내진보강공법에 의 해 보강된 철근콘크리트 골조의 기둥 주근 및 콘크리트 간의 극한 부착응력 의 평균값은 다음의 식 (8)으로부터 얻을 수 있다:

따라서 철근콘크리트 기둥의 주근 1개당 인장 부착강도(F_b)는 다음의 식 (9)과 같다:

Fig. 12는 내진보강된 철근콘크리트골조 실험체의 간접접합부가 본 연 구와 같이 횡력에 대해 충분한 탄성저항력을 가지고 실험체의 주요 파괴거 동이 횡력에 의해 철근콘크리트 기둥의 주근과 콘크리트 간의 부착강도 소 실에 의한 경우에 건물에 작용하는 횡력(F_H)과 철근콘크리트 기둥의 주근 과 콘크리트 간의 인장부착강도(F_B)간의 역학적 관계를 나타낸 것이다.

횡력(F_H)에 의한 휨모멘트(M_H)[식 (10) 참조]와 철근콘크리트 기둥의 전체 주근 이음길이에 따른 인장부착강도(F_B)에 의한 휨모멘트(M_B)[식 (11) 참조]는 동일하다:

따라서 본 연구의 내진보강된 골조의 횡저항내력[식 (12) 참조]은 다음 과 같다:

Table 5는 비내진 상세를 가지는 실험체와 내진보강된 실험체의 실험결 과 및 설계강도를 비교한 것이다. 비내진 상세를 가지는 실험체의 횡저항내 력은 철근콘크리트 기둥의 전단강도에 대한 전단보강근의 기여를 기대하 기 어려우므로 콘크리트에 의한 전단강도[식 (2) 참조]만을 고려하여 산정 한다. 내진보강된 실험체의 횡저항내력은 식 (12)을 사용하여 산정한다. 이 렇게 얻어진 설계강도를 실험결과와 비교하였을 때, 비내진 상세를 가지는 실험체는 약 3.2%, 내진보강된 실험체의 경우는 약 3.9%의 오차를 나타내 었다. 두 실험체 모두 실험결과에 비해 설계강도가 보수적인 결과를 나타내 었다.

5. 결 론

본 연구에서 비내진 상세를 가지는 철근콘크리트 골조와 기존 철근콘크 리트 골조와 내진 보강재 간의 일체성을 확보하기 위해 케미컬 앵커를 활용 한 직접접합방식이 가지는 문제점을 개선한 간접접합방식의 내부 매입형 철골모멘트 골조에 의해 내진 보강된 철근콘크리트 골조에 대한 내진보강 효과를 검증하기 위한 실험결과는 다음과 같다.