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문제 정의
- 본 논문에서는 범용 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS CAE(ABAQUS, 2005)를 이용한 유한요소해석을 통해 중력하중만을 고려하여 설계된 저층 RC 건물의 가새 접합부의 파괴 거동을 관찰하고, 철골 골조의 추가 설치 필요성을 검토하였다. 또한 Midas Gen(Midas, 2006)을 이용하여 해석 모델의 비선형 정적 및 동적해석을 수행하고, 추가되는 철골조와 비좌굴 가새의 내진 보강 효과를 검증하였다.
- 본 논문에서는 비내진 설계된 철근 콘크리트 골조로 이루어진 저층의 노후 공동주택의 내진성능을 향상시키기 위한 구조물의 보강방법에 대해 연구하였다. 이를 위하여 비선형 정적 해석과 시간이력 해석을 수행하여 추가되는 철골 모멘트골조와 가새의 내진보강 효과를 검증하였다.
제안 방법
- 이것은 일반 가새가 설치된 경우 압축가새의 좌굴 이후 인장가새와의 강도 차이로 인한 수직방향 불균형력(unbalanced force)의 영향으로 1층 중앙 경간에 위치한 보의 중앙부가 항복하기 때문이다. FEMA 356에 따라 철골 가새의 최대압축 변위를 좌굴변위의 1.5배로 정의하여 바로 좌굴 이후에도 어느 정도 강도를 일부 유지하도록 모델링하였다. 결과적으로 압축가새가 좌굴하중에 도달하고 콘크리트 보의 항복이 진행된 후 압축가새가 파괴 상태에 이르러 구조물의 내력이 급격하게 감소하는 결과를 나타내었다.
- 그림 5는 보강 되지 않은 기본 RC 골조 및 중앙경간에 철골모멘트골조로 보강한 구조물(그림 5(b)), 중앙 경간에 철골모멘트골조와 역 V형 가새를 보강한 경우(그림 5(c)), 철골 모멘트골조와 대각가새를 보강한 경우(그림 5(d)) 등 총 4개의 해석 모델을 나타낸다. 가새는 일반 가새와 비좌굴 가새 두 가지를 적용하여 결과를 비교하였다. 그림 6은 FEMA 356(FEMA 356, 2000)에서 제시하는 휨부재의 소성 힌지 및 가새의 거동에 대한 정의를 나타낸다.
- 가새는 중앙 경간에 대각선 형태의 가새와 역 V형 가새의 두 가지로 설계하였다. 보강설계는 지진하중에 대한 설계 기준을 만족하도록 하였다(설계스펙트럼 가속도 SDS=0.
- 이와 같이 노후된 RC 건물의 경우 콘크리트의 낮은 강도와 기존의 미세 균열로 인하여 가새 접합부의 조기 파괴가 발생함으로써 가새의 보강 효과가 반감될 것으로 예상된다. 따라서 본 연구에서는 기존의 RC 골조 내부에 철골 프레임을 설치하고, 가새를 철골 프레임에 연결함으로써 내진성능 평가 과정에서 접합부의 파괴를 배제하였다
- 본 논문에서는 범용 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS CAE(ABAQUS, 2005)를 이용한 유한요소해석을 통해 중력하중만을 고려하여 설계된 저층 RC 건물의 가새 접합부의 파괴 거동을 관찰하고, 철골 골조의 추가 설치 필요성을 검토하였다. 또한 Midas Gen(Midas, 2006)을 이용하여 해석 모델의 비선형 정적 및 동적해석을 수행하고, 추가되는 철골조와 비좌굴 가새의 내진 보강 효과를 검증하였다.
- 가새는 중앙 경간에 대각선 형태의 가새와 역 V형 가새의 두 가지로 설계하였다. 보강설계는 지진하중에 대한 설계 기준을 만족하도록 하였다(설계스펙트럼 가속도 SDS=0.44g, SD1=0.23g, 지반조건 C, 내진설계범주 D, 중요도계수 1.0, 반응수정계수 3.0). 보강재는 SS400 강재를 사용하여 설계하였다.
- 비좌굴 가새는 부재의 항복 이후에도 큰 변위가 발생할 때까지 안정적인 거동을 지속함으로써 일반 가새에 비해 더 많은 에너지를 소산하므로, 지진과 같은 극한 하중에 대해 더 뛰어난 성능을 나타내는 것으로 알려져 있다(Tremblay 등, 1999). 본 연구 에서는 AISC/SEAOC(2001)에서 제시하는 단면 설계방법에 따라 비좌굴 가새의 단면을 각형 강봉으로 설계하였다. 표 3은 적용된 가새의 크기 및 강도를 나타낸다.
- 비좌굴 가새를 이용하여 보강하기 전 후의 해석모델을 그림 13에 나타낸 동서방향의 El Centro지진(최대지반가속도 0.357g)을 이용하여 시간이력 해석을 수행하였다. 표 4에는 각 해석모델의 최대변위 및 영구변위를 나타내었고 그림 14는 최대변위의 시간이력을 나타낸 것이다.
- 내진설계가 되지 않은 기본 예제구조물은 3층 3경간 철근콘크리트 구조물로 평면과 입면은 그림 4와 같다. 예제모델은 고정하중 6.0kN/m2, 활하중 2.5kN/m2 의 중력하중에 대하여 설계기준을 만족하도록 설계되었다(KBC, 2005). 구조물의 설계에는 설계강도 18MPa의 콘크리트와 강도 400MPa의 SD40 철근을 사용하였다.
- 위에서 RC 구조물에 철골가새가 설치된 경우 부재의 항복이나 좌굴이 발생하기 이전에 접합부 앵커볼트의 주변에서 압축파괴가 발생할 수 있는 것으로 나타났다. 이를 방지하기 위하여 가새와 보를 직접적으로 연결하지 않고 접합부의 집중하중을 전 부재로 분산하는 역할을 하는 철골 모멘트골조를 RC 골조의 내부에 추가하였다.
- 본 논문에서는 비내진 설계된 철근 콘크리트 골조로 이루어진 저층의 노후 공동주택의 내진성능을 향상시키기 위한 구조물의 보강방법에 대해 연구하였다. 이를 위하여 비선형 정적 해석과 시간이력 해석을 수행하여 추가되는 철골 모멘트골조와 가새의 내진보강 효과를 검증하였다.
- 그림 6은 FEMA 356(FEMA 356, 2000)에서 제시하는 휨부재의 소성 힌지 및 가새의 거동에 대한 정의를 나타낸다. 철골 보는 항복 변위의 5배, 철골 기둥은 2배, 가새의 압축좌굴은 좌굴 변위의 1.5배, 가새의 인장파괴는 항복변위의 12배에서 초기 파괴가 발생하는 것으로 모델링하였다. 콘크리트 부재의 경우에는 접합부의 성능을 고려하여 항복 이후 일정 각도만큼 변형할 수 있는 것으로 정의하였다.
- 철근콘크리트 구조물을 가새로 보강할 경우 가새 구조물 접합부의 응력 및 변형상태를 파악하기 위하여 그림 1과 같은 1층 1경간의 RC 골조를 ABAQUS를 이용하여 유한요소 해석을 수행하였다. 해석 모델의 높이와 경간은 각각 3.
- 5m로 전 층이 동일한 층고를 갖도록 설계하였다. 해석모델은 저층 구조물이며 기둥에 큰 중력하중이 작용하지 않기 때문에 기둥은 최소 철근비인 1%의 철근비로 설계하였다.
대상 데이터
- 가새 부재 는 H-150×150×7/10으로 구성하였다.
- 콘크리트의 강도식은 Mander 등(1988)이 제안한 식을 사용하였으며, 철근 의 항복 후 강성비는 3%를 사용하였다. 가새에 사용된 철제 는 철근과 동일한 재료 이력 모델을 사용하였다. 콘크리트의 한계 압축변형율은 띠철근의 구속효과를 고려하여 0.
- 5kN/m2 의 중력하중에 대하여 설계기준을 만족하도록 설계되었다(KBC, 2005). 구조물의 설계에는 설계강도 18MPa의 콘크리트와 강도 400MPa의 SD40 철근을 사용하였다. 각 경간은 모두 6m이며, 층고는 3.
- 보강용 철골 모멘트골조는H150×150×6×8로 구성하였 으며, 가새는 B150×150×6 각형 강관을 사용하였다.
- 0). 보강재는 SS400 강재를 사용하여 설계하였다. 보강용 철골 모멘트골조는H150×150×6×8로 구성하였 으며, 가새는 B150×150×6 각형 강관을 사용하였다.
- 철근콘크리트 구조물을 가새로 보강할 경우 가새 구조물 접합부의 응력 및 변형상태를 파악하기 위하여 그림 1과 같은 1층 1경간의 RC 골조를 ABAQUS를 이용하여 유한요소 해석을 수행하였다. 해석 모델의 높이와 경간은 각각 3.5m 와 6m, 보와 기둥의 크기는 400☓400mm이며, 3차원 솔리드 요소로 모델링하였다. 그림 1(a)와 (b)는 RC 골조를 철골 대각 가새와 역V형의 가새로 보강한 형태이다.
- 콘크리트와 철근의 이력모델은 그림 2와 같다. 해석에 사용된 콘크리트와 철근의 강도는 각각 18MPa 및 400MPa이다. 콘크리트의 강도식은 Mander 등(1988)이 제안한 식을 사용하였으며, 철근 의 항복 후 강성비는 3%를 사용하였다.
이론/모형
- 해석에 사용된 콘크리트와 철근의 강도는 각각 18MPa 및 400MPa이다. 콘크리트의 강도식은 Mander 등(1988)이 제안한 식을 사용하였으며, 철근 의 항복 후 강성비는 3%를 사용하였다. 가새에 사용된 철제 는 철근과 동일한 재료 이력 모델을 사용하였다.
성능/효과
- 5배로 정의하여 바로 좌굴 이후에도 어느 정도 강도를 일부 유지하도록 모델링하였다. 결과적으로 압축가새가 좌굴하중에 도달하고 콘크리트 보의 항복이 진행된 후 압축가새가 파괴 상태에 이르러 구조물의 내력이 급격하게 감소하는 결과를 나타내었다. 압축가새의 파괴와 동시에 콘크리트 기둥 부재들에 소성힌지가 발생하였다.
- 비좌굴 가새의 단면적은 압축항복 강도가 일반 가새의 좌굴강도와 동일한 값을 갖도록 설계하였으므로, 일반 가새에 비해 작은 부재단면으로 인해 작은 최대 인장하중과 축강성을 갖는다. 결과적으로 일반 가새로 보강된 구조물의 초기 강성이 비좌굴 가새가 설치된 모델의 강성보다 다소 크게 나타났다.
- 5%까지 하중을 부담하여 자체적으로 지진하중에 대한 저항 성능은 크지 않았다. 그러나 철골 모멘트골조와 가새를 동시에 사용함으로써 접합부의 조기 파괴를 방지하고 구조물의 내진성능을 큰 폭으로 증진시킬 수 있는 것으로 나타났다. 특히 좌굴이 방지된 비좌굴 가새를 사용함으로써 소성변형이 한 층에 집중되지 않고 더욱 많은 부재들이 횡력에 저항하는데 참여하도록 하여 좀 더 큰 내진 보강 효과를 얻을 수 있다.
- 보-가새의 접합부가 보 경간의 중앙에 위치하는 역 V형 가새로 보강한 모델(그림 1(b))의 경우에 는 보-기둥 접합부에 보-가새 접합부가 위치하는 대각 가새에 비해 더 작은 변위에도 콘크리트의 한계 변형률 이상의 압축변형이 발생하였다. 대각 가새가 설치된 경우와 동일하게 가새-보 접합부 앵커볼트 주변에 콘크리트의 최대 강도에 도달한 이후 콘크리트의 한계 변형률을 초과하는 압축변형이 발생하였으며, 이 때 다른 부재의 항복이나 좌굴은 발생하지 않은 것으로 나타났다. 이와 같이 노후된 RC 건물의 경우 콘크리트의 낮은 강도와 기존의 미세 균열로 인하여 가새 접합부의 조기 파괴가 발생함으로써 가새의 보강 효과가 반감될 것으로 예상된다.
- 비좌굴 가새가 적용된 경우, 일반 가새가 설치된 경우에 비하여 강성은 약간 작지만 최대 강도와 연성도가 크게 증가하는 것으로 나타났다. 전체적인 거동은 역V형 비좌굴 가새가 설치된 경우와 유사하며, 일반 가새가 설치된 경우와 비교하여 소성힌지가 더 많은 부재로 분산되어 발생하였다
- 압축가새의 파괴와 동시에 콘크리트 기둥 부재들에 소성힌지가 발생하였다. 압축가새의 파괴와 콘크리트 기둥의 항복 이후, 압축가새의 변형이 극한값에 도달하여 압축가새의 내력이 완전하게 제거됨으로써 전체 구조물의 강도가 저하되는 결과를 나타내었다. 그 이후 2층의 압축가새가 좌굴하고, 1층 철골 기둥의 하단부가 항복하였다.
- 일반 가새를 설치한 경우 압축력을 받는 가새가 좌굴한 이 후 곧 콘크리트 보와 기둥이 항복하여 강도가 급격히 감소하지만, 비좌굴 가새가 설치된 경우 1층 가새가 먼저 항복한후에도 항복한 가새 및 다른 층의 가새들이 횡력에 지속적으로 저항하여 더욱 큰 최대강도를 나타내는 것으로 나타났다. 그림 10(a)는 역V형 일반 가새로 보강한 경우 소성힌지 분포양상을 나타내며, 하중이 증가하며 1층에 위치한 압축가새가 먼저 좌굴한 뒤 1층 콘크리트 보에 소성힌지가 발생하였다.
- 비좌굴 가새가 적용된 경우, 일반 가새가 설치된 경우에 비하여 강성은 약간 작지만 최대 강도와 연성도가 크게 증가하는 것으로 나타났다. 전체적인 거동은 역V형 비좌굴 가새가 설치된 경우와 유사하며, 일반 가새가 설치된 경우와 비교하여 소성힌지가 더 많은 부재로 분산되어 발생하였다
- 그림 15는 시간이력 해석결과 얻어진 최대 층간변위를 나타내며, 역V형 비좌굴 가새가 설치된 경우 층간 변위가 가장 감소함을 알 수 있다. 철골 모멘트골조만으로 보강한 경우에는 1층의 층간 변위를 감소시키는 것은 극히 미비하지만 이에 비해 2층과 3층의 층간 변위는 다소 감소하는 것으로 나타났다.
- 해석결과에 따르면 H150×150×6×8로 구성된 철골 모멘트골조는 탄성구간에서는 하중의 약 1%, 구조물이 항복한 이후, 최대 3.5%까지 하중을 부담하여 자체적으로 지진하중에 대한 저항 성능은 크지 않았다.
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