2014년 5월 http://dx.doi.org/10.5000/EESK.2014.18.3.133
토글 가새-고집적 마찰댐퍼를 설치한 철근콘크리트 모멘트 골조의 성능 평가
Seismic Behavior of Reinforced Concrete Moment Frames Retrofitted by Toggle Bracing System with High Density Friction Damper
한상환1)* ･ 김지영1) ･ 문기훈1) ･ 이창석1) ･ 김형준2) ･ 이강석3)
Han, Sang Whan1)* ･ Kim, Ji Yeong1) ･ Moon, Ki Hoon1) ･ Lee, Chang Seok1) ･ Kim, Hyung Joon2) ･ Lee, Kang Seok3)
1)한양대학교 건축공학과, 2)서울시립대학교 건축공학과,3)전남대학교 건축학부
1)Department of Architectural Engineering, Hanyang University, 2)Department of Architectural Engineering, University of Seoul, 3)Department of Architecture, Chonnam National University
/ A B S T R A C T /
The friction damper can be used for improving the seismic resistance of existing buildings. The damper is often installed in bracing members. The energy dissipation capacity of the damping systems depends on the type of the structure, the configuration of the bracing members, and the property of dampers. In Korea, there are numerous low- to mid-rise reinforced concrete moment frames that were constructed considering only gravity loads. Those frames may be vulnerable for future earthquakes. To resolve the problem, this study developed a toggle bracing system with a high density friction damper. To investigate the improvement of reinforced concrete frames after retrofit using the developed damped system, experimental tests were conducted on frame specimens with and without the damped system. The results showed that the maximum strength, initial stiffness and energy dissipation capacity of the framed with the damped system were much larger than those of the frame without the damped system.
Key words: Seismic Retrofit, Friction Damper, Toggle Brace, Energy Dissipation, Magnification Factor
*
Corresponding author: Han, Sang WhanE-mail: [email protected]
(Received 12 February 2014; Accepted 8 April 2014)
1. 서 론
마찰댐퍼는 구조물의 운동 에너지를 마찰면에서 발생하는 열에너지로 소산시키는 원리를 이용하여 기존 구조물의 내진성능을 향상시킬 수 있다.
마찰댐퍼는 가새와 결합한 하나의 시스템으로 구조물에 쉽게 설치될 수 있 으며, 다른 댐퍼보다 저렴하면서도 에너지 소산능력이 우수하다는 장점이 있다. 따라서 국내와 같은 중약진 지역의 노후된 중저층 건물의 내진성능을 향상시키는데 효율적인 보강 방법 중의 하나라고 할 수 있다.
마찰댐퍼는 다양한 형태로 개발되어왔다. Pall and Marsh[1]의 연구에 서는 인장에만 효과적인 X자형 가새의 에너지 소산 한계를 개선하기 위해, 가새가 교차되는 부분이 브레이크 패드 성분의 마찰힌지로 구성된 Pall 마 찰댐퍼 시스템을 개발하였다. Mualla and Belev[2]는 제작과 설치가 용이한
새로운 형태의 마찰댐퍼를 개발하여 경제성을 높였으며, Wu et al.[3]은 기 존의 Pall 마찰댐퍼의 힌지와 부재 수를 감소시키면서 기계적 특성이 동일하 도록 개선된 Pall 마찰댐퍼를 개발하였다. Monir and Zeynali[4]는 Pall 마 찰댐퍼의 형태와 유사하나 마찰 힌지의 위치와 갯수를 수정한 마찰댐퍼를 제 안하였다. 하지만, 기존에 개발된 마찰댐퍼들은 모두 평면 형태로 제작되어 지진하중 작용 시 면외 좌굴이 생길 수 있는 문제점 등을 갖고 있다. 본 연구에 서는 이와 같은 문제점들을 보완하기 위한 마찰댐퍼를 개발하였다.
댐퍼 시스템을 장착한 구조물의 전체적인 에너지 소산 능력은 설치되는 대상 구조물의 종류, 댐퍼 장치 성능, 결합되는 가새 시스템의 형태에 따라 효율성이 달라진다. 국내에는 노후된 철근콘크리트(RC) 모멘트골조로 구 성된 중저층 건물이 많이 있으며 지진에 대한 대비가 필요하다. 하지만 지진 발생 시 RC 골조는 강재 골조보다 강성이 커서 작은 변위에서 취성파괴가 발생할 수 있다. Roh and Lee[5]는 국내 저층 RC골조의 내진보강을 위해 외부 부착형 회전마찰감쇠기-프레임 시스템을 개발하였으나, 이는 층간변 위에 의한 댐퍼의 회전을 유도하기 때문에 그 효율이 적을 것으로 예상된다.
또한 댐퍼를 대각 가새나 쉐브론 가새에 장착하여 RC 골조에 적용할 경우
Fig. 1.
High density friction damperTable 1.
Comparison of various types of friction dampersPall and Marsh[1] Mualla and Belev[2] Wu et al.[3] Monir and Zeynali[4] High Density Friction Damper
Front View
Hinge
● Friction Hinge
◯ Simple Hinge
● Friction Hinge
◯ Simple Hinge
● Friction Hinge
◯ Simple Hinge
● Friction Hinge
◯ Simple Hinge ● Friction Hinge (a) Friction pad (b) Stainless steel plate
Fig. 2.
Elements of friction surface댐퍼에 발생하는 변위가 골조의 층간변위보다 적어 그 효율이 떨어진다[6].
이에 따라 Constantinou et al.[6]은 강성이 큰 구조물에서 구조물의 변위 보다 댐퍼의 변위를 더 크게 하는 토글 가새를 개발하였다. 또한 Hwang et al.[7] 은 Constantinou et al.[6]이 제안한 토글 가새의 설치상의 한계점을 개선했고, 토글 가새 시스템의 설계 절차를 제안하였다. 그러나 토글 가새 에 관한 선행 연구는 주로 점성댐퍼가 설치된 경우에 국한되어 있으며, 마찰 댐퍼를 토글가새에 적용한 실험 및 연구는 미비한 상태이다.
따라서 본 연구에서는 토글가새에 마찰댐퍼를 적용하였으며, 마찰댐퍼 는 좌굴에 대하여 보다 안정적이고 에너지 소산을 더욱 많이 할 수 있도록 유도한 Fig. 1과 같은 고집적 마찰댐퍼를 개발하여 사용하였다. 그리고 기 존 RC 골조에서 개발한 마찰댐퍼를 갖는 토글 가새 시스템을 적용하여 내 진거동을 평가하고자 하였다. 이를 위해 댐핑 시스템으로 보강하지 않은 기 존 골조와, 개발한 댐핑 시스템을 장착한 보강 골조를 제작하여 반복가력을 적용한 구조실험을 수행하였다. 또한 실험결과에서 두 골조의 균열 및 파괴 양상, 이력거동, 포락선, 에너지 소산 능력 등을 비교하여 보강된 구조물의 내진거동을 평가하였다.
2. 토글 가새-고집적 마찰댐퍼 시스템의 개발
2.1 고집적 마찰댐퍼의 특성
본 연구에서 사용한 고집적 마찰댐퍼(High Density Friction Damper) 는 3개의 마찰면 요소를 가진 에너지 소산 부재(Energy dissipation
element) 를 원주 방향으로 총 4개 배열하여 지진에너지 소산 능력을 극대 화하도록 고안된 댐퍼로, 그 형상은 Fig. 1과 같다[8]. 고집적 마찰댐퍼는 Fig. 1 과 같이 부재의 직선운동이 회전운동으로 마찰댐퍼에 변환되어 에너 지를 소산하게 된다.
Table 1 은 기존 마찰댐퍼와 고집적 마찰댐퍼를 비교한 것이다. 비교 대 상은 Pall and Marsh[1], Mualla and Belev[2], Wu et al.[3], Monir and Zeynali[4] 가 각각 개발한 마찰댐퍼이다. 개발된 고집적 마찰댐퍼의 장점 은 다음과 같다. 첫째, 정면도 비교에서 기존 마찰댐퍼가 모두 평면적인 2차 원 내에서 거동하는 것이나 고집적 마찰댐퍼는 에너지 소산 부재가 3차원 공간인 모든 4방향으로 작용하는 입체적 형태이다. 따라서 기존 댐퍼에 비 하여 좌굴로 인한 댐퍼 효율의 손실을 최소화할 수 있다. 둘째, 힌지의 경우 기존 마찰댐퍼는 마찰력을 발생시키는 마찰힌지와 부재 연결을 위해 존재 하는 단순 힌지로 이루어져있으나 고집적 마찰댐퍼는 모든 접합부를 마찰 힌지로 활용하여 에너지 소산 효과를 극대화할 수 있다. 또한 고집적 마찰댐 퍼는 형태적 특성상 구조물의 동적 특성과 지반운동의 강도, 건축적 요구조 건에 따라 3차원적 혹은 2차원적 구성을 통한 에너지 소산 부재의 수를 조 절할 수 있어 실제적인 적용에 유리하다.
2.2 고집적 마찰댐퍼의 마찰면 상세와 성능
마찰댐퍼의 지속적인 운동으로 마찰면에 열에너지가 발생하게 되면 마
찰패드가 팽창할 수 있고, 고장력 볼트의 토크압에 의해 압축 변형이 발생할
수 있다. 이러한 문제를 개선하기 위해 제안된 마찰댐퍼의 마찰면은 Fig. 2
와 같은 재료와 형상으로 제작되었다. 마찰면에 쓰인 재료는 Fig. 2(a)의 마
(a) Lower toggle system (b) Upper toggle system
Fig. 3.
Illustration of toggle-brace-damper configurations[6]Table 2.
List of specimensSpecimen (MPa) (MPa) Use of friction damper
RC-N 15 300 X
RC-TR 15 300 O
찰패드(Friction Pads)와 Fig. 2(b)의 스테인리스 스틸 판(Stainless steel sheets) 이다. 마찰패드는 비석면 유기체(non-asbestos organic material) 를 성분으로 한 브레이크 라이닝 패드로 반복적인 왕복운동에서 안정적인 이력곡선을 나타내고[9], 스테인리스 스틸 판은 표면의 평활도가 우수하여 마찰면을 극대화할 수 있는 장점이 있다. 또한 스테인리스 스틸 판과 마찰패 드는 이질적인 재료로, 밀착되어 있어도 분자 교류가 발생하지 않아 장기간 토크압을 받았을 때 유발될 수 있는 냉각용접(Cold welding)을 방지할 수 있다[8]. 마찰패드는 4조각으로 나누어 홈이 파여 있는 스테인리스 스틸 판 에 삽입되며, 고장력 볼트에서 전달되는 강한 토크압이 마찰 패드에 장기간 작용했을 때 발생할 수 있는 축변형을 방지하고 설계 초기의 성능을 최대한 유지시키도록 제작되었다.
Park et al.[8] 의 연구에서는 본 연구에서 개발한 마찰댐퍼에 대해 변수 에 따른 성능실험을 수행한 바 있다. 볼트의 크기, 토크압, 마찰패드 면적을 주요 변수로 하였으며, 실험 결과 모든 마찰댐퍼 실험체가 안정적인 거동을 보였고, 볼트 크기와 토크압이 클수록, 마찰패드의 면적이 넓을수록 마찰력 이 증가하는 것을 확인하였다.
2.3 토글 가새를 적용한 댐퍼 시스템의 제안
본 연구에서는 고집적 마찰댐퍼를 RC 골조에 적용했을 때의 성능을 극 대화하기 위하여 토글 가새 시스템(Toggle-braced system)을 적용했다.
앞에서 언급했듯이 토글 가새 시스템은 강성이 큰 골조에서 구조물의 변위 보다 댐퍼의 변위를 더 크게 할 수 있어 RC 골조에 매우 적합한 시스템이라 고 할 수 있다. Constantinou et al.[6]은 토글 가새에 변위증폭계수의 개념 을 도입했는데, 변위증폭계수,
는 구조체의 변위 (
) 에 대한 댐퍼 변위 (
) 의 비를 의미한다(Fig. 3). 변위증폭계수가 클수록 구조체의 변위에 비 해 댐퍼의 변위가 커지고 같은 힘을 받았을 때 더 많은 에너지를 소산시킬 수 있기 때문에 댐퍼가 성능을 발휘하는 데 유리해진다. 토글 가새의 형태는 Fig. 3 과 같이 댐퍼의 위치에 따라 Lower 토글 시스템과 Upper 토글 시스 템으로 나뉘어지며, 형태에 따라 변위증폭계수가 다르다[7]. Hwang et al.[7] 의 연구에서는 앞에서 언급한 두 가지 형태의 토글 시스템의 기하학 적 배치와 증폭계수와의 관계에 따라 Upper 토글 시스템이 Lower 토글 시 스템보다 효율적임을 제시했다. 따라서 본 연구에서는 Fig. 3(b)의 Upper 토글 시스템을 적용했으며, 식 (1), (2)를 통해 Upper 토글 시스템의 변위증 폭계수를 산정했다.
cos
sin
cos sin
(1)
cos sin
cos sin
(2)
여기서
는 댐퍼의 변위,
는 골조의 횡변위,
는 Upper 토글 시스템의 변위증폭계수,
,
,
은 Fig. 3에 표시된 부재각이다. 본 연구에서는 토 글 가새 길이를 각각 1m로 제작하여 댐퍼와 함께 골조에 설치하였다. 그 결 과 골조와 가새 사이의 각은 Fig. 3(b)에서
= 38°,
= 28°,
= 43° 로 설계되었다.
3. 실험 계획 및 방법
3.1 실험체 계획
마찰댐퍼는 중약진 지역의 노후된 중저층 건물의 내진성능을 효율적으 로 향상시킬 수 있기 때문에, 본 연구에서는 대표적으로 내진보강이 필요한 RC 골조 중 국내 학교 건물을 선정하여 실험을 수행하였다. 1980년대에 지 어진 노후된 학교 건물의 경우 평균 최대 지반가속도 0.1g 이상, 지진 규모 5 이상일 때 최소 32%의 심각한 피해를 입을 수 있으며[10], Moon et al.[11] 은 ATC-63의 성능평가방법으로 기존 학교 구조물의 내진 성능을 평가한 결과 내진 성능이 매우 취약한 것으로 보고하였다. 따라서 본 연구에 서는 1980년도 학교 교사 표준설계도[12]를 참고하여 전체 학교 구조 중 1 층의 1경간을 떼어낸 골조를 실험체로 제작하여 댐퍼 보강 전과 보강 후의 성능 차이를 비교하였다.
본 실험에서 1경간 1층을 선정한 이유는 국내와 유사한 골조 형태를 가 진 일본 학교 건물의 지진 피해 현황을 분석한 선행연구에서 모든 학교 골조 의 1층에서 파괴가 일어난 것으로 나타났기 때문이다[13]. 실험체는 실험 실의 규모를 고려하여 1/3 축소 모델로 제작하였다.
실험체 계획과 각 실험체의 도면은 각각 Table 2와 Fig. 4에 나타내었
다. 실험체는 기존 학교 구조물의 설계 상세로 제작된 무보강 콘크리트 구조
실험체인 RC-N과, 동일한 설계 상세를 가지면서 본 연구에서 개발한 토글
가새-고집적 마찰댐퍼 시스템으로 보강한 실험체인 RC-TR로 구성되어 있
다. RC-TR 실험체의 경우 토글 가새의 각 연결부를 마찰패드로 보강하였
으며(Fig. 4(b)), 고집적 마찰댐퍼와 마찰 접합부 토크압은 300N·m로 설
계하였다. 기둥의 주근은 D13, 전단보강근은 D6을 사용하였으며, 실험체
의 기둥철근 배근 상세는 Fig. 4(c)에 제시하였다. 콘크리트 압축강도와 철
근의 항복강도는 건축시기에 따른 노후도를 고려하여 콘크리트 압축강도
는 15MPa로, 철근의 항복강도는 300MPa로 하였다[10].
Main Rebar 10-D13 Stirrup D6@180 (i) side (ii) cross section (a) RC-N (b) RC-TR (c) reinforcement details of column
Fig. 4.
Specimen configurations(a) Testing set-up (b) Loading protocol (c) Configurations of measuring
equipments
Fig. 5.
Testing set-up and configurations of measuring equipments3.2 가력 및 측정 계획
본 연구에서는 액츄에이터를 이용하여 실험체에 좌우로 반복 가력하였 으며, Fig. 5(a)와 같이 설치되었다. 가력 방법은 변위제어로 하였고 기둥 부재의 횡변위각
(= 횡변위 / 기둥 높이)를 증가시키며 가력하였다. 반복 가력은 Fig. 5(b)와 같이 총 15사이클로 각 사이클별로 3번 왕복하였으며, 최대 2% 부재각(최대 횡변위 37mm)이 발생할 때까지 가력을 증가시켰다.
그리고 실제 학교 건물에 작용하는 고정하중의 영향을 고려하기 위하여 2000kN 오일잭으로 양측 기둥에 각각 200kN씩 하중을 재하하였다. 측정 장치 설치는 Fig. 5(c)와 같다.
3.3 사용재료의 특성
콘크리트 공시체의 압축강도는 KS F 2403에서 제시된 절차에 따라 지 름 100mm, 높이 200mm인 공시체를 현장에서 제작 및 양생하여 측정하였 다. 총 16개의 공시체에 대한 압축강도 측정 결과 14.5MPa로 나타났다. 철
근의 인장 강도는 KS B 0801의 규정에 따라 기둥의 휨철근인 D13 철근과 기둥의 전단철근 D6 철근에 대해 각각 3개의 인장시험편을 제작하고 만능 재료시험기를 이용하여 항복강도와 인장강도를 측정하였다. 그 결과, D13 철근은 항복강도 528MPa, 인장강도 691MPa, D6 철근은 항복강도 348MPa, 인장강도 426MPa로 나타났다.
4. 실험 결과
4.1 균열 양상 및 이력거동
4.1.1 RC-N 실험체의 균열 양상 및 이력거동
RC-N 실험체의 이력거동은 Fig. 6과 같다. 각 사이클별로 균열의 변화
와 이력거동을 살펴보면, 0.25% 가력까지는 탄성적으로 거동하다가 이후
정가력 시 기둥 상·하부에서 휨균열이 발생하면서 0.31% 가력부터 강성이
저하되고 비선형 거동을 하기 시작하였다. 0.80% 가력에서 보-기둥 접합부
의 균열과 기둥 단부에 전단균열이 발생하였고, 1% 가력부터 균열이 벌어
Fig. 6.
Hysteric behavior of RC-N(a) the front (b) the back
Fig. 7.
Final failure mode of RC-N ( = 2.00%)Fig. 8.
Hysteric behavior of RC-TR(a) the front (b) the back
Fig. 9.
Final failure mode of RC-TR ( = 2.00%)Fig. 10.
Hysteric loop of the damperFig. 11.
Damper force-lateral displacement relationships지기 시작하였다. 1.25%에서 최대 내력에 도달하였고, 그 이후 내력이 감
소하였다. 1.56% 가력 시 전단균열이 심해져 콘크리트 조각이 떨어져 나갔 으며, 2.00% 가력의 두 번째 사이클에서 Fig. 7과 같이 좌측 기둥의 전단파 괴로 실험을 종료하였다.
4.1.2 RC-TR 실험체의 균열 양상과 이력거동 및 댐퍼의 이력거동
RC-TR 실험체의 이력거동은 Fig. 8과 같다. 각 사이클별 균열의 변화와 이력거동을 살펴보면, 초기 탄성거동 시에는 RC-N 실험체보다 높은 횡강 성 값을 보였으며, 초기 균열은 0.20% 가력부터 기둥 상부에 생기기 시작 하였다. 0.31% 가력 시 기둥에 휨 균열이 발생하면서 비선형 거동을 하기 시작했다. 0.80% 가력 시에는 보-기둥 접합부에서 균열이 발생했으며, 이 후 균열이 확장되어 1.00% 가력 시 기둥 단부의 휨균열이 전단균열로 발전 되었는데, RC-N 실험체가 0.80% 가력 시 전단균열이 발생한 것에 비해 한 사이클 늦게 나타났다. 내력은 RC-N 실험체와 동일하게 1.25%까지 증가 하다가 그 후 일정한 내력을 유지하였다. 1.56% 가력에서는 균열이 확산되 면서 벌어지기 시작했으며, RC-N과 달리 내력저하 없이 안정적인 비선형 거동을 하였다. 2.00% 가력 초기에는 피복이 박리되고 Fig. 9와 같이 우측 기둥에 전단파괴가 발생하면서 세 번째 부가력 시 붕괴 위험을 고려해 실험 을 종료하였다. 일반적인 반복가력시험에서는 최대 내력의 85%로 감소될 때까지 실험을 수행해야 하나, 본 연구에서는 기둥 부재에 200kN의 축하중 을 주고 있는 상태에서 실험을 수행했기 때문에 파괴 위험을 고려하여 실험
을 종료하였다. 최종 파괴 후 균열 양상은 Fig. 7, Fig. 9와 같으며, 기둥의 상·하 단부 전단균열에 의해 파괴가 발생되었다.
Table 3.
Comparison between calculated values and experimental values of columns in RC-NStiffness (kN/mm)
Shear strength (kN)
Flexural strength (kN·m)
Shear force of column at its maximum flexural capacity
(kN)
Failure mode
Expected value
applied design strength 11.6 103.1 79.8 87.2 Bending
applied material test value 11.4 104.7 104.9 114.6 Shear
Experimental value 11.9 102.0 - - Shear
Fig. 12.
P-M interaction diagram of column in RC-NRC-TR 실험체의 댐퍼 이력거동은 Fig. 10과 같다. 정방향으로 최대 내
력이 50kN, 최대 변위가 7mm, 부방향으로 최대 내력이 -51kN, 최대 변위 가 -31mm만큼 거동하였다. Fig. 11을 통해 각 사이클별로 댐퍼의 이력거 동을 살펴보면, 정가력 방향에서는 1.00% 가력 이전까지 댐퍼 하중이 지속 적으로 증가했으며, 1.25%에서 마찰댐퍼가 거동하기 시작했다. 이 때 댐퍼 에 작용한 하중은 40kN이며, 전체 횡하중은 174kN이다. 부가력 방향에서 는 0.63% 가력까지 댐퍼에 일정하게 -11kN의 하중이 작용하였으며, 0.80% 가력부터 댐퍼에 작용하는 하중이 증가하여 1.56% 가력 시 마찰댐 퍼가 거동하기 시작했다. 이 때 댐퍼 하중은 -48kN, 전체 횡하중은 -178kN 이다. 그 이후부터 전단파괴가 발생한 2.00%까지는 마찰댐퍼가 연성적인 비선형 거동을 하여 안정적인 에너지 소산을 보였다.
5. 실험 결과 분석
5.1 실험결과와 설계식 비교 5.1.1 RC 골조의 강도와 강성
본 연구에서는 현행 기준(ACI)으로 구한 예측식을 통해 계산된 전단강 도와 강성값이 실험결과값을 유사하게 예측할 수 있는지 확인하였다. 예측 식으로 계산한 경우 콘크리트와 철근 부재의 설계강도를 적용했을 때(
=15MPa,
=300MPa) 와 재료시험을 통해 얻은 강도(
=14.5MPa, 주 철근
=528MPa, 전단철근
=348MPa) 를 적용했을 때로 나누어 계산 하였다. 전단강도 계산에는 식 (3)∼(5)를 사용하였다[14].
′
(3)
(4)
(5)
여기서
는 콘크리트에 의한 공칭 전단강도,
는 축력(압축 시 양의 기 호),
는 전 단면적,
는 콘크리트의 단위중량과 연관된 수정계수(보통중 량콘크리트에서 1.0),
′는 설계기준강도(
),
는 보의 폭,
는 보의 유 효깊이를 뜻한다.
는 전단보강근에 의한 전단강도,
는 전단보강근의 최소 단면적,
는 횡방향 철근의 설계기준 항복강도,
는 전단철근의 간 격이며,
은 부재의 공칭 전단강도이다. 기둥 횡강성은 골조에서 보가 강
체, 지지점이 양단고정일 때의 식 (6)을 적용했다.
(6)
는 기둥의 강성,
는 콘크리트의 탄성계수,
는 기둥의 높이이다.
는 기 둥의 유효단면2차모멘트로, 본 연구에서는 ACI Code[14] 10.10.4.1에서 제시한
를 사용하였다. 여기서
는 총단면2차모멘트이다. 실험결과 값을 통해 계산한 전단강도는 무보강 골조인 RC-N골조에 최대 내력이 가 력되었을 때의 전단력으로 했으며, 강성은 탄성거동을 하는 초기 사이클에 서의 강성값을 계산했다. 그 결과 Table 3에서와 같이 예측식으로 계산한 전단강도와 강성 모두 실험결과값으로 도출한 것에 비해 5% 이내의 오차 를 보여 유사하게 예측함을 확인하였다.
본 연구에서는 예측식을 통해 골조 기둥의 최종 파괴양상(휨 또는 전단) 을 예측할 수 있는지에 대해서도 검토하였다. 예측식을 통한 기둥의 휨강도 계산을 위해 RC-N 실험체 기둥의 P-M 상관도를 Fig. 12와 같이 나타냈으 며, 축하중 200kN을 받을 때의 휨모멘트를 Table 3에 제시하였다. 또한 전 단강도와 휨강도의 수치적 비교를 위해 최대 휨강도에서의 전단력
을 계산하였다. 그 결과, 설계강도를 적용한 결과는 휨파괴가 선행될 것으로 예측했으나 재료시험값을 적용한 경우 철근 항복강도가 예상보다 크게 측 정되어 휨강도가 전단강도보다 크게 계산되었고, 가력실험에서도 결과적 으로 전단파괴가 선행된 것으로 나타났다. 이러한 결과로부터 재료강도값 에 대한 정보가 확실한 경우 현행 기준의 예측식을 통해 RC구조의 부재성 능을 평가하는 데 큰 무리가 없음을 알 수 있다.
5.1.2 변위증폭계수
Fig. 13.
Angles between frame and braceTable 4.
Summary of test resultsSpecimen
Maximum force (kN)
Maximum displacement (mm)
Maximum rotation angle (radian)
Damper force (kN)
Damper displacement (mm)
+ - + - + - + - + -
RC-N 102 -100 38 -37 0.021 -0.020 × × × ×
RC-TR 174 -179 37 -37 0.020 -0.020 50 -51 7 -31
Fig. 14.
Envelope curves of two specimensFig. 15.
Energy dissipation capacities of two specimens본 연구에서는 변위증폭계수를 구하기 위해 Hwang et al.[7]이 제안한
식을 적용하고자 하였으나, 이는 점성댐퍼가 결합된 경우에 대한 식이므로 검토가 필요하다. 가력 초기부터 거동이 시작되는 점성댐퍼와는 달리, 마찰 댐퍼는 가력 초기에 거동 없이 구조물에 강성을 더해주다가 마찰댐퍼가 견 딜 수 있는 최대하중에 도달한 이후부터 거동을 시작한다. Hwang et al.[7]
이 제안한 변위증폭계수는 앞서 언급한 식 (2)에서와 같이 점성댐퍼가 거동 하기 전 구조체와 가새가 이루는 각들 사이의 관계로 표현된다. 따라서 본 연구에서는 구조물의 가력 전 변위증폭계수와 마찰댐퍼가 거동을 시작하 는 시점까지 가력된 상태에서의 변위증폭계수를 각각 계산하여 비교하였 다. 골조와 가새 사이의 각은 앞에서 언급했듯이
= 38°,
= 28°,
= 43° 이고, 이 값을 식 (1)과 (2)에 대입하여 얻은 변위증폭계수는 1.83이다.
마찰댐퍼가 거동하기 시작한 시점까지 가력된 구조물의 변위증폭계수 계 산은 SAP 2000 프로그램을 이용하여 수행했다. 모델링한 실험체를 마찰 댐퍼가 거동하기 시작한 순간까지 가력한 후 구조체와 가새 부재 사이의 각
′ ′ ′
을 측정하고, 이를 식 (2)에 대입하여 계산하였다. 마찰댐퍼 거 동 시점에서의 구조물 변위는 정·부가력 마찰 거동 시작 시점 중 변위가 더 큰 경우인 28.6mm를 적용했다. 변형 전후 구조물과 부재 사이의 각도는 Fig. 13 과 같고, 가력 후
′= 37°,
′= 29°,
′= 42° 로 나타났으며 이 때 의 변위증폭계수는 1.87이었다. 이는 가력 전 구조물의 변위증폭계수 1.83 과 약 2%의 오차를 보이는 유사한 값이며, 이에 따라 Hwang et al.[7]이 제 안한 변위증폭계수 식을 마찰댐퍼가 결합된 경우에 적용해도 유효하다고 판단했다.
5.2 RC-N 실험체와 RC-TR 실험체의 성능 비교 5.2.1 실험체 포락선 비교
두 실험체의 이력거동 곡선으로부터 각 사이클에서 관측된 최대 변위와 횡하중 지점을 연결하여 Fig. 14와 같은 포락선을 구했고, 최대 내력과 최 대 변위, 초기 강성을 비교하였다. 각 실험체의 최대 내력과 최대 변위 결과
는 Table 4와 같다. RC-N 실험체의 최대 내력은 정가력에서 102kN, 최대 변위는 38mm(2.10%)였으며, 최종 파괴 시 내력은 88.8kN으로 최대 내력 의 87%까지 감소하였다. RC-TR 실험체의 최대 내력은 부가력에서 179kN, 최대 변위는 37mm(2.00%)였으며, 최종 파괴 시 내력은 158.1kN 로 최대 내력의 88%까지 감소했다. 두 실험체의 최대 내력 비교를 통해 토 글 가새-고집적 마찰댐퍼 시스템을 적용함으로써 구조물의 내력이 77% 증 가했음을 확인했다. 실험체의 초기 강성
의 경우 RC-N 실험체가 16kN/mm, RC-TR 실험체가 23kN/mm로, RC-TR 실험체의 초기 강성이 RC-N 실험체에 비해 약 31% 큰 것으로 나타났다.
5.2.2 에너지 소산능력 비교
두 실험체의 에너지 소산 능력을 비교하기 위해 횡변위에 따른 에너지
소산량을 Fig. 15와 같이 나타냈다. 각 사이클의 에너지 소산량은 이력거동
곡선의 내부 면적을 누적하여 더한 값이다. 비교 결과, 모든 사이클에서
RC-N 실험체보다 토글가새-고집적 마찰댐퍼 시스템으로 보강한 RC-TR 실험체의 에너지 소산량이 더 컸으며, 사이클이 거듭될수록 그 차이가 커졌 다. 실험체가 파괴될 때까지의 총 에너지 소산량은 RC-N 실험체가 20kJ, RC-TR 실험체가 69kJ로, 토글 가새-고집적 마찰댐퍼 시스템을 적용했을 경우 무보강 골조에 비해 에너지 소산 능력이 약 3.5배 향상된 것으로 판단 된다.
6. 결 론
본 연구에서는 토글 가새-고집적 마찰댐퍼 시스템을 개발하고, 이를 RC 골조에 적용하여 구조적 성능 향상 정도를 평가하였다. 무보강 골조와 토글 가새-고집적 마찰댐퍼 시스템이 적용된 골조를 실험체로 하여 변위제어를 통한 반복가력실험을 수행하였고, 다음과 같은 결과를 얻었다.
1) 균열 및 파괴 양상 비교 결과 두 실험체 모두 기둥의 상하 단부에 균열이 집중되어 전단파괴로 실험이 종료되었으며, 보강된 실험체의 전단균열 이 한 사이클 늦게 발생하는 것으로 나타났다.
2) 실험결과와 현행 기준의 예측식으로 계산한 값을 비교한 결과, 재료강도 값에 대한 정보가 확실한 경우 예측식을 통해 RC구조의 부재성능을 평 가할 수 있을 것으로 판단된다. 또한 기존에 점성댐퍼의 거동을 기준으 로 제시된 변위증폭계수 식으로 본 연구에서 설치한 마찰댐퍼에 대해서 도 변위증폭계수 계산이 가능한지 검토하였으며, 그 결과 기존 식을 적 용해도 유효함을 확인하였다.
3) 두 실험체의 이력거동, 포락선, 에너지 소산 능력을 비교한 결과 보강된 골조는 무보강 골조에 비해 최대 내력이 79%, 초기 강성이 31%, 에너지 소산 능력이 약 3.5배 정도 증가하여, 토글 가새-고집적 마찰댐퍼를 골조 에 적용했을 때 지진 에너지에 대한 구조물의 저항능력을 향상시킬 수 있 는 것으로 판단된다.
/ 감사의 글 /
본 논문은 2013년도 정부(교육과학기술부)의 재원으로 한국연구재단 연구비 지원(No. 2012-R1A2A2A06045129, No. 2005-0049406)으로 수행된 것으로 이에 감사를 드립니다.
/ REFERENCES /
1. Pall AS, Marsh C. Response of friction damped braced frames. J.
Struct. Div. ASCE. 1982 June;108(ST6):1313-1323.
2. Mualla IH, Belev B. Performance of steel frames with a new friction damper device under earthquake excitation. Engineering Structures.
Elsevier. 2002 Mar;24(3):365-371.
3. Wu B, Zhang J, Williams MS, Ou J. Hysteretic behavior of improved Pall-typed frictional dampers. Engineering Structures. Elsevier.
2005 Jul;27(8):1258-1267.
4. Monir HS, Zeynali KA. Modified friction damper for diagonal bracing of structures. Journal of Constructional Steel Research.
Elsevier. 2013 Aug;87:17-30.
5. Roh JE, Lee SH. Performance tests of rotary friction damper for seismic retrofitting of building structures. Journal of Architectural Institute of Korea. 2011;27(12):11-20.
6. Constantinou MC, Tsopelas P, Hammel W, Sigaher AN. Toggle- Brace-Damper Seismic Energy Dissipation Systems. Journal of Structural Engineering. ASCE. 2001 Feb;127(2):105-112.
7. Hwang JS, Huang YN, Hung YH. Analytical and experimental study of toggle-brace-damper systems. Journal of Structural Engineering.
ASCE. 2005 July;131(7):1035-1043.
8. Park JY, Han SW, Moon KH, Lee KS, Kim HJ. Experimental study on hysteretic characteristics of rotational friction energy dissipative devices. EESK J. Earthquake Engineering. 2013 Sep;
17(5):227-235.
9. Kim HJ, Christoloulos C, Tremblay R. Experimental characteri- zation of boltstressed non asbestos organic(NAO) material-to-steel interfaces. Report, Dept. of Civil Engineering, Univ. of Toronto, Canada; c2004; p.6-30.
10. Jeon KJ. An improvement of priority-screening method for seismic capacity evaluation and safety of R/C school buildings in Korea.
Master's thesis. Chonnam National University. c2011.
11. Moon KH, Jeon YR, Lee CS, Han SW. Evaluation of performance of Korean existing school buildings with masonry infilled walls against earthquakes. EESK J. Earthquake Engineering. 2012 Dec;16(6):37-46.
12. Ministry of Education. Standard design documents of school building(Announcement of Ministry of Construction No. 130).
National Archives of Korea; c1980
13. Lee SH, Jeong TK. A proposal for the effective evaluation method of seismic capacity using RC school structures damaged by Kobe earthquake. Journal of Architectural Institute of Korea. 2006 Apr;22(4):83-93.
14. ACI Committee 318. Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 318M-11) and Commentary: American Concrete Institute; c2011.
![Fig. 15. Energy dissipation capacities of two specimens본 연구에서는 변위증폭계수를 구하기 위해 Hwang et al.[7]이 제안한 식을 적용하고자 하였으나, 이는 점성댐퍼가 결합된 경우에 대한 식이므로 검토가 필요하다](https://thumb-ap.123doks.com/thumbv2/123dokinfo/5074417.560766/7.892.64.840.1032.1132/specimens본-연구에서는-변위증폭계수를-적용하고자-하였으나-점성댐퍼가-식이므로-필요하다.webp)
