KR101751432B1

KR101751432B1 - 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조

Info

Publication number: KR101751432B1
Application number: KR1020160059742A
Authority: KR
Inventors: 김진
Original assignee: 김진
Priority date: 2016-05-16
Filing date: 2016-05-16
Publication date: 2017-06-27

Abstract

본 발명은 건축물의 일측과 결합되는 제1 연결판, 건축물의 타측과 결합되는 제2 연결판, 건축물 내진성능을 보강하도록 파형 형상으로 형성되고, 일단이 제1 연결판과 결합되며, 타단이 제2 연결판과 연결되는 파형강판부, 파형강판부의 길이방향으로 연장되고, 파형강판부의 일측과 수직하게 배치되는 제1측면판 및 파형강판부의 길이방향으로 연장되고, 제1측면판과 대향되도록 파형강판부의 타측과 수직하게 배치되는 제2측면판을 포함하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조에 관한 것이다.

Description

파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조{SEISMIC REINFORCEMENT STRUCTURE OF CONVENTIONAL FERROCONCRETE STRUCTURE USING CORRUGATE STEEL PLATE}

본 발명은 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조에 관한 것으로, 보다 상세하게는 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진성능 향상을 위해 전단성능이 우수한 파형강판(CORRUGATE PLATE)을 사용하여 구조체를 내진 보강할 수 있는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조에 관한 것이다.

전 세계적으로 빈번히 발생하는 지진에 의한 피해 사례가 많이 발생하고 있다. 그로 인해 지진의 위험성을 인지하여 지진에 의한 피해를 예측하고 지진피해를 사전에 예방하는데 노력이 집중되고 있다.

전문가들은 더 이상 대한민국도 지진에 대한 안전지대가 아님을 표명하고 있다. 지진 발생 피해 사례를 살펴보면 1~3층 이하의 소규모 건축물에 대한 피해가 많이 보고되고 있다. 대한민국의 경우 건축물의 대다수가 이러한 소규모 건축물이다.

또한, 이들 소규모 건축물 중 내진설계 도입 전이나 도입된 후에도 내진설계 대상에 포함되지 않은 건축물이 많은 비중을 차지하고 있어 향후 발생되는 지진에 대한 피해가 우려되는 실정이다.

현재 건축물의 피해를 최소화하기 위하여 사용 되고 있는 내진보강 방법으로는 내진 벽의 증설, 철골브레이스의 증설, 댐퍼의 시공 및 탄소 섬유시트를 이용하는 방법 등이 있다.

내진 벽 증설의 경우 증설공사를 하는 동안 해당 공간을 사용할 수 없고, 비용도 많이 드는 편이다.

또한, 철골브레이스를 증설하여 보강하는 경우에는 비용은 비교적 저렴하나 미관상 보기 좋지 않고, 내진 보강한 부분에 창문이나 문이 있을 경우 사용할 수 없는 문제점이 있다.

그리고 댐퍼를 이용할 경우 지속적으로 안전하게 작동할 것인지에 대한 안전점검이 불가능하여 설치 후 오랜 시간이 지나면 안전성 확인이 어렵다. 아울러, 댐퍼 자체 가격이 매우 고가이기 때문에 효율성이 낮으며 철골브레이스 증설과 같이 보강된 부분에 도어나 창문을 사용할 수 없으며 외관상 좋지 않다. 또한, 설계이상의 하중을 받았을 때 벽이 면외 방향으로 붕괴되어 한번에 무너지는 2차 피해를 초래할 수 있다.

또한, 탄소 섬유시트를 이용해 보강하는 방법은 건물의 기둥이나 슬래브 등에 접착 시에 접착력의 성능 확보가 어렵기 때문에 효과를 기대하기 어렵다.

이러한 문제를 해결하기 위해, 건축물에 대한 내진성능을 확보하기 위한 기술 개발이 모색되어 왔다.

종래의 기술로 한국공개특허공보 10-2006-0034521호(발명의 명칭 : 파형강판을 이용한 암거)와 같은 발명이 제안되었다.

본 발명의 전술한 바와 같은 문제점을 해결하기 위한 것으로, 특히 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진성능 향상을 위해 일자형강판 보강방법에 비해 전단파괴 및 전단좌굴에 강한 특성을 가지며, 전단성능이 우수한 파형강판(CORRUGATE PLATE)을 사용하여 구조체를 내진 보강할 수 있는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 제공하는 데 있다.

상기 과제를 해결하기 위하여, 본 발명은 건축물의 일측과 결합되는 제1 연결판; 건축물의 타측과 결합되는 제2 연결판; 건축물 내진성능을 보강하도록 파형 형상으로 형성되고, 일단이 상기 제1 연결판과 결합되며, 타단이 상기 제2 연결판과 연결되는 파형강판부; 상기 파형강판부의 길이방향으로 연장되고, 상기 파형강판부의 일측과 수직하게 배치되는 제1측면판; 및 상기 파형강판부의 길이방향으로 연장되고, 상기 제1측면판과 대향되도록 상기 파형강판부의 타측과 수직하게 배치되는 제2측면판;을 포함하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 제공할 수 있다.

상기 파형강판부는, 사다리꼴(TRAPEZOIDAL TYPE)의 판재가 번갈아가면서 양쪽으로 굴곡되어 파형 형상으로 형성되는 제1 파형강판;을 포함할 수 있다.

상기 파형강판부는, 사인곡선 형상으로 형성되는 제2 파형강판;을 포함할 수 있다.

상기 파형강판부의 재질은 SS400, SS490 및 S275NL 중 어느 하나의 강(STEEL)으로 형성될 수 있다.

상기 파형강판부의 일측면이 겹쳐지는 상기 제1 연결판에 형성되는 복수개의 제1 볼트홀; 상기 제1 볼트홀에 상응하도록 상기 파형강판부의 일측면에 형성되는 복수개의 제1 판재홀; 및 상기 파형강판부와 상기 제1 연결판이 결합되도록 상기 제1 판재홀을 관통하여 상기 제1 볼트홀에 고정되는 제1 연결볼트;를 더 포함할 수 있다.

상기 파형강판부의 타측면이 겹쳐지는 상기 제2 연결판에 형성되는 복수개의 제2 볼트홀; 상기 제2 볼트홀에 상응하도록 상기 파형강판부의 타측면에 형성되는 복수개의 제2 판재홀; 및 상기 파형강판부와 상기 제2 연결판이 결합되도록 상기 제2 판재홀을 관통하여 상기 제2 볼트홀에 고정되는 제2 연결볼트;를 더 포함할 수 있다.

상기 파형강판부의 내진보강 성능을 보강시키도록 상기 파형강판부에 형성된 복수개의 관통공을 통과하는 보강봉;을 더 포함하고, 상기 보강봉은, 상기 제1 연결판의 일측면과 연결되는 제1 지지대; 상기 제2 연결판의 타측면과 연결되는 제2 지지대; 상기 제1 지지대와 상기 제2 지지대 사이에 형성되는 스프링부재; 및 원기둥모양으로 형성되고, 상기 제1 지지대, 상기 제2 지지대 및 상기 스프링부재를 감싸도록 형성되는 케이싱;을 포함할 수 있다.

상기 파형강판부의 파손 시, 상기 파손된 부위를 보강하도록 상기 파형강판부의 골 부위에 형성되는 캡슐부;를 더 포함하고, 상기 캡슐부는, 일정한 충격이 가해지면 깨지는 재질로 형성되는 구 모양의 케이스층; 및 상기 케이스층에 내재되고, 공기와 접촉 시 고체 상태로 굳어지는 충진물질;을 포함할 수 있다.

본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 지진하중에 대한 저항력을 발휘하고 건축물의 초기 강성을 증대시켜 설계된 지진하중 이상의 하중을 받더라도 파형강판(CORRUGATE PLATE)을 보강함으로써, 구조체의 항복 또는 파괴 없이 안전하게 저항할 수 있는 효과가 있다.

또한, 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 기존 건축물에 비하여 밑면 전단력이 증가하고, 변위는 크게 감소되어 건축물의 강성증대 효과를 제공할 수 있다.

또한, 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 내진 등급이 낮은 건축물의 등급을 향상시켜 건축물에 요구되는 내진성능을 확보할 수 있는 수단을 제공할 수 있다.

또한, 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 지진발생 시, 벽체의 면외 방향 붕괴 또는 탈락에 의한 피해를 예방할 수 있다.

또한, 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 건축물의 목표성능에 맞춰 벽면 전체에 걸쳐 보강하지 않고, 벽체의 중앙 및 좌우측 등 일부 구간만을 국부적으로 보강할 수 있다. 즉, 건축물의 사용성을 침해하지 않는 범위에서 내진성능 확보가 용이한 장점이 있다.

또한, 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 내진보강 공사비를 최소화시킬 수 있어, 경제적 효과가 우수하다.

도 1a 내지 도 1c는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면.
도 2는 본 발명의 제1 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면.
도 3은 도 2에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조 중 제1 파형강판을 상세하게 나타낸 도면.
도 4는 본 발명의 제2 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면.
도 5는 도 4에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조 중 제2 파형강판을 상세하게 나타낸 도면.
도 6은 본 발명의 제3 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면.
도 7은 본 발명의 제4 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면.
도 8 내지 도 39는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조와 관련한 연구 데이터.

이하, 도면을 참조한 본 발명의 설명은 특정한 실시 형태에 대해 한정되지 않으며, 다양한 변환을 가할 수 있고 여러 가지 실시 예를 가질 수 있다. 또한, 이하에서 설명하는 내용은 본 발명의 사상 및 기술 범위에 포함되는 모든 변환, 균등물 내지 대체물을 포함하는 것으로 이해되어야 한다.

이하의 설명에서 제1, 제2 등의 용어는 다양한 구성요소들을 설명하는데 사용되는 용어로서, 그 자체에 의미가 한정되지 아니하며, 하나의 구성요소를 다른 구성요소로부터 구별하는 목적으로만 사용된다.

본 명세서 전체에 걸쳐 사용되는 동일한 참조번호는 동일한 구성요소를 나타낸다.

본 발명에서 사용되는 단수의 표현은 문맥상 명백하게 다르게 뜻하지 않는 한, 복수의 표현을 포함한다. 또한, 이하에서 기재되는 "포함하다", "구비하다" 또는 "가지다" 등의 용어는 명세서상에 기재된 특징, 숫자, 단계, 동작, 구성요소, 부품 또는 이들을 조합한 것이 존재함을 지정하려는 것으로 해석되어야 하며, 하나 또는 그 이상의 다른 특징들이나, 숫자, 단계, 동작, 구성요소, 부품 또는 이들을 조합한 것들의 존재 또는 부가 가능성을 미리 배제하지 않는 것으로 이해되어야 한다.

이하, 본 발명의 실시 예를 첨부한 도면을 참조하여 상세히 설명하기로 한다.

도 1a 내지 도 1c는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면이다.

도 1a 내지 도 1c를 참조하면, 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 건축물(1), 문(2), 벽면(3) 및 보강부(10) 등을 포함할 수 있다.

본 발명은 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 이용하여 건축물의 내진성능을 보강하는 시공방법에 있어서, 보강부를 건축물에 설치된 문 또는 창문을 제외한 나머지 벽면에 설치하거나, 건축물의 벽면 전체에 설치하는 것을 특징으로 하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 시공방법을 제공할 수 있다.

도 1a는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 시공으로, 건축물(1)에 설치된 문(2) 또는 창문을 제외한 벽면(3)의 한쪽에 보강부(10)를 설치한 모습을 나타낸 것이다.

또한, 도 1b는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 시공으로, 건축물(1)에 설치된 문(2) 또는 창문을 제외한 벽면(3)의 양쪽에 보강부(10)를 설치한 모습을 나타낸 것이다.

이와 같이, 건축물(1)에 문(2) 또는 창문이 있을 경우, 문(2) 또는 창문을 제외한 벽면(3)에 보강부(10)를 설치할 수 있다.

도 1c는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 시공으로, 건축물(1)의 벽면(3) 전체에 보강부(10)를 설치할 수 있다.

벽면(3)에 보강부(10)를 설치하는 방법은 볼트체결 및 용접체결 방식 등이 사용될 수 있다.

건축물(1))에 보강부(10)가 설치되는 상세한 내용은 후술하여 설명하기로 한다.

보강부(10)는 기존 구조체(20), 제1 연결볼트(30), 제2 연결볼트(31), 제1 볼트홀(40), 제2 볼트홀(41), 제1 측면판(50), 제2 측면판(51), 제1 연결판(60), 제2 연결판(70) 및 파형강판부를 사용할 수 있다.

파형강판부는 제1 파형강판(100) 및 제2 파형강판(200) 중 어느 하나를 선택하여 사용할 수 있다.

본 발명에서 사용하는 파형강판부 또는 파형강판(CORRUGATE PLATE)의 재료는 일반구조용강재인 SS400을 사용하였다. 파형강판의 길이나 두께는 조절 가능하다. 이 경우, 각기 다른 건축물에 맞춰서 사전 제작될 수 있다.

벽체 전체면에 내진보강을 실시하는 경우, 벽체 길이를 6m로 가정했을 때, 1.5m 폭의 파형강판 4개를 기존 구조체의 상부 및 하부에 볼트를 이용하여 접합할 수 있다.

또한, 건축물 벽체 전체면 뿐만 아니라, 부분적인 보강도 가능하다. 예를 들어, 건축물에 문이나 창문이 있을 경우, 문이나 창문이 형성된 면적 또는 부위를 제외한 방식의 부분적 보강이 가능하다.

도 2는 본 발명의 제1 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면이다.

도 2를 참조하면, 본 발명의 일 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 기존 구조체(20), 제1 연결볼트(30), 제2 연결볼트(31), 제1 볼트홀(40), 제2 볼트홀(41), 제1 측면판(50), 제2 측면판(51), 제1 연결판(60), 제2 연결판(70) 및 제1 파형강판(100)을 포함할 수 있다.

기존 구조체(20)는 건축물(1) 또는 벽면(3)에 배치될 수 있다. 또한, 기존 구조체(20)는 건축물(1)일 수 있다. 또한, 기존 구조체(20)는 건축물(1) 또는 벽면(3)에 장착될 수 있다. 기존 구조체(20)에는 파형강판부, 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200) 등이 설치될 수 있다.

또한, 기존 구조체(20)에 제1 파형강판(100)와 제2 파형강판(200) 각각이 서로 일정한 간격의 거리를 두고, 제1 연결판(60) 및 제2 연결판(70) 사이에 배치될 수 있다.

기존 구조체(20)는 사각형 및 다각형 형상 등으로 형성될 수 있다. 기존 구조체(20)는 'ㄷ'자 형상으로 형성될 수 있다. 또한, 기존 구조체(20)는 'ㅁ'자 형상으로 형성될 수 있다. 또한, 기존 구조체(20)는 건축물(1)의 벽면일 수 있다.

제1 연결판(60)은 기존 구조체(20)의 일측과 결합될 수 있다. 또한, 제1 연결판(60)은 건축물(1)의 일측과 결합될 수 있다. 제1 연결판(60)은 평평한 면상의 부재이다. 또한, 제1 연결판(60)은 기존 구조체(20)와 일체로 형성되는 구조일 수 있다.

또한, 제1 연결판(60)은 제1 파형강판(100)의 상측에 형성될 수 있다.

제2 연결판(70)은 기존 구조체(20)의 타측과 결합될 수 있다. 또한, 제2 연결판(70)은 건축물(1)의 타측과 결합될 수 있다. 제2 연결판(70)은 평평한 면상의 부재이다. 또한, 제2 연결판(70)은 기존 구조체(20)와 일체로 형성되는 구조일 수 있다.

또한, 제2 연결판(70)은 제1 파형강판(100)의 하측에 형성될 수 있다.

제1 파형강판(100)는 건축물 내진성능을 보강하도록 파형 형상으로 형성될 수 있다. 제1 파형강판(100) 일단이 제1 연결판(60)과 결합되며, 타단이 제2 연결판(70)과 연결될 수 있다.

또한, 제1 파형강판(100)의 재질은 SS400, SS490 및 S275NL 중 어느 하나의 강(STEEL)으로 형성될 수 있다.

제1 파형강판(100)은 사다리꼴(TRAPEZOIDAL TYPE)의 판재가 번갈아가면서 양쪽으로 굴곡되어 파형 형상으로 형성될 수 있다. 제1 파형강판(100)은 판재가 파형형상으로 형성되는 부재이다.

제1 파형강판(100)의 너비(L)는 1,000mm 내지 1,500mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 너비(L)는 1,000mm, 1,200mm 및 1,500mm 중 선택될 수 있다.

제1 파형강판(100)의 너비(L)가 1,000mm 미만으로 형성되는 경우, 건축물 또는 기존 구조체의 내진보강 향상이 미미할 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 너비(L)가 1,500mm를 초과하여 형성되는 경우, 제1 파형강판(100)이 지닌 지진력 충격흡수 성능이 저하될 가능성이 있다.

제1 파형강판(100)의 상세한 내용은 후술할 도면 3을 참조하여 설명하기로 한다.

제1 측면판(50)은 제1 파형강판(100)의 길이방향으로 연장될 수 있다. 또한, 제1 측면판(50)은 제1 파형강판(100)의 일측과 수직하게 배치될 수 있다.

제2 측면판(51)은 제1 파형강판(100)의 길이방향으로 연장될 수 있다. 제2 측면판(51)은 제1측면판(50)과 대향되도록 제1 파형강판(100)의 타측과 수직하게 배치될 수 있다.

여기에서, 제1 측면판(50)과 제2 측면판(51)은 서로 평행하도록 배치되는 구조일 수 있다. 또한, 제1 측면판(50)과 제2 측면판(51)은 제1 파형강판(100)에 용접을 사용하여 결합될 수 있다.

제1 판재홀(도면 미도시)은 제1 파형강판(100)의 일측면에 형성될 수 있다. 제1 판재홀은 복수개로 형성될 수 있다. 제1 판재홀은 제1 볼트홀(40)에 상응하는 위치에 형성될 수 있다.

제1 볼트홀(40)은 제1 연결판(60)에 형성될 수 있다. 구체적으로, 제1 볼트홀(40)은 제1 파형강판(100)의 일측면이 겹쳐지는 제1 연결판(60)에 형성될 수 있다. 제1 볼트홀(40)은 복수개로 형성될 수 있다.

제1 연결볼트(30)는 제1 파형강판(100)과 제1 연결판(60)이 결합되도록 할 수 있다. 제1 연결볼트(30)는 제1 판재홀을 관통하여 제1 볼트홀(40)에 고정될 수 있다.

제1 연결볼트(30)는 건축재료나 기계부품을 고정하는데 사용하는 부재이다. 제1 연결볼트(30)는 둥근 봉에 나사를 낸 모양으로 형성되고, 머리가 달려있는 구조일 수 있다. 제1 연결볼트(30)의 머리 모양은 육각형, 사각형, 접시형 및 원통형 등이 사용될 수 있다.

또한, 제1 연결볼트(30)는 관통볼트를 사용할 수 있다. 이 경우, 죄어 맞추는 것의 구멍에 볼트를 넣은 다음 너트로 죄어 고정시킬 수 있다.

제2 판재홀(도면 미도시)은 제1 파형강판(100)의 타측면에 형성될 수 있다. 제2 판재홀은 복수개로 형성될 수 있다. 제2 판재홀은 제2 볼트홀(41)에 상응하는 위치에 형성될 수 있다.

제2 볼트홀(41)은 제2 연결판(70)에 형성될 수 있다. 구체적으로, 제2 볼트홀(41)은 제1 파형강판(100)의 타측면이 겹쳐지는 제2 연결판(70)에 형성될 수 있다. 제2 볼트홀(41)은 복수개로 형성될 수 있다.

제2 연결볼트(31)는 제1 파형강판(100)과 제2 연결판(70)이 결합되도록 할 수 있다. 제2 연결볼트(31)는 제2 판재홀을 관통하여 제2 볼트홀(41)에 고정될 수 있다.

제2 연결볼트(31)는 건축재료나 기계부품을 고정하는데 사용하는 부재이다. 제2 연결볼트(31)는 둥근 봉에 나사를 낸 모양으로 형성되고, 머리가 달려있는 구조일 수 있다. 제2 연결볼트(31)의 머리 모양은 육각형, 사각형, 접시형 및 원통형 등이 사용될 수 있다.

또한, 제2 연결볼트(31)는 관통볼트를 사용할 수 있다. 이 경우, 죄어 맞추는 것의 구멍에 볼트를 넣은 다음 너트로 죄어 고정시킬 수 있다.

도 3은 도 2에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조 중 제1 파형강판을 상세하게 나타낸 도면이다.

도 3을 참조하면, 본 발명의 실시 예에 따른 제1 파형강판(100)은 사다리꼴(TRAPEZOIDAL TYPE)의 판재가 번갈아가면서 양쪽으로 굴곡되어 파형 형상으로 형성될 수 있다.

제1 파형강판(100)의 두께(t)는 2~3mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 두께(t)는 2.0mm, 2.5mm 및 3.0mm 중 선택될 수 있다.

제1 파형강판(100)의 두께(t)가 2.0mm 미만일 경우, 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 효과가 미미할 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 두께(t)가 3.0mm를 초과하는 경우, 제1 파형강판을 구성하는 재료비가 높아져 경제적 효과가 떨어질 수 있다.

제1 파형강판(100)의 A는 80~90mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 A는 84mm일 수 있다.

제1 파형강판(100)의 B는 80~88mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 B는 84mm일 수 있다.

제1 파형강판(100)의 C는 160~176mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 C는 168mm일 수 있다.

제1 파형강판(100)의 D는 45~55mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 D는 50mm일 수 있다.

제1 파형강판(100)의 E는 55~65mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 E는 60mm일 수 있다.

제1 파형강판(100)의 F는 160~176mm일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 F는 168mm일 수 있다.

제1 파형강판(100)의 G는 40~50°일 수 있다. 또한, 제1 파형강판(100)의 G는 45°일 수 있다.

도 4는 본 발명의 제2 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면이다.

도 4를 참조하면, 본 발명의 다른 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 파형강판부가 다른 구조로 형성된 실시 예인 것을 제외하고는 도 2와 동일한 구성요소를 포함한다. 따라서, 동일한 구성요소에 대해서는 동일한 도면부호를 부여하고, 동일한 구성요소에 대한 중복된 설명은 생략하고, 변경된 구성요소를 중심으로 설명하기로 한다.

도 4를 참조하면, 본 발명의 다른 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 기존 구조체(20), 제1 연결볼트(30), 제2 연결볼트(31), 제1 볼트홀(40), 제2 볼트홀(41), 제1 측면판(50), 제2 측면판(51), 제1 연결판(60), 제2 연결판(70) 및 제2 파형강판(200)을 포함할 수 있다.

파형강판부는 제2 파형강판(200)을 포함할 수 있다.

제2 파형강판(200)은 건축물 내진성능을 보강하도록 파형 형상으로 형성될 수 있다. 제2 파형강판(200) 일단이 제1 연결판(60)과 결합되며, 타단이 제2 연결판(70)과 연결될 수 있다.

또한, 제2 파형강판(200)의 재질은 SS400, SS490 및 S275NL 중 어느 하나의 강(STEEL)으로 형성될 수 있다.

제2 파형강판(200)은 사인곡선 형상으로 형성될 수 있다. 제2 파형강판(200)은 파형 형상으로 형성될 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)은 물결 모양으로 형성될 수 있다. 제2 파형강판(200)은 판재가 파형형상으로 형성되는 부재이다.

제2 파형강판(200)의 너비(L)는 1,000mm 내지 1,500mm일 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)의 너비(L)는 1,000mm, 1,200mm 및 1,500mm 중 선택될 수 있다.

제2 파형강판(200)의 너비(L)가 1,000mm 미만으로 형성되는 경우, 건축물 또는 기존 구조체의 내진보강 향상이 미미할 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)의 너비(L)가 1,500mm를 초과하여 형성되는 경우, 제2 파형강판(200)이 지닌 지진력 충격흡수 성능이 저하될 가능성이 있다.

제2 파형강판(200)의 상세한 내용은 후술할 도면 5를 참조하여 설명하기로 한다.

도 5는 도 4에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조 중 제2 파형강판을 상세하게 나타낸 도면이다.

도 5를 참조하면, 제2 파형강판(200)은 사인곡선 형상으로 형성될 수 있다.

제2 파형강판(200)의 두께(t)는 2~3mm일 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)의 두께(t)는 2.0mm, 2.5mm 및 3.0mm 중 선택될 수 있다.

제2 파형강판(200)의 두께(t)가 2.0mm 미만일 경우, 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 효과가 미미할 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)의 두께(t)가 3.0mm를 초과하는 경우, 제2 파형강판을 구성하는 재료비가 높아져 경제적 효과가 떨어질 수 있다.

제2 파형강판(200)의 H는 40~45mm일 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)의 H는 42.5mm일 수 있다.

제2 파형강판(200)의 I는 150~160mm일 수 있다. 또한, 제2 파형강판(200)의 I는 155mm일 수 있다.

본 발명은 일자형강판 보강방법에 비해 전단파괴나 전단좌굴에 강한 특성이 있다. 본 발명은 전단성능이 우수하고, 면외 방향으로 붕괴되는 것을 방지할 수 있어 안전성이 높다.

또한, 본 발명의 파형강판(CORRUGATE PLATE)를 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강은 다른 보강방법들과 달리 보강 후에도 건축물을 사용하기 용이하여 사용성이 높은 장점이 있다. 또한, 각 건축물에 적합하도록 제작되어 현장에서 볼트 접합할 수 있어 타 시공 방법에 비해 시공되는 기간이 짧은 특징이 있다. 이에 따라, 공사기간이 감축되고, 시공성이 높으며, 경제적인 효과가 우수하다.

또한 다른 실시예로, 도 6은 본 발명의 제3 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면이다.

도 6을 참조하면, 본 발명의 다른 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 보강봉 등이 추가로 형성된 실시 예인 것을 제외하고는 도 4와 동일한 구성요소를 포함한다. 따라서, 동일한 구성요소에 대해서는 동일한 도면부호를 부여하고, 동일한 구성요소에 대한 중복된 설명은 생략하고, 변경된 구성요소를 중심으로 설명하기로 한다.

도 6을 참조하면, 본 발명의 다른 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 기존 구조체(20), 제1 연결볼트(30), 제2 연결볼트(31), 제1 볼트홀(40), 제2 볼트홀(41), 제1 측면판(50), 제2 측면판(51), 제1 연결판(60), 제2 연결판(70), 제2 파형강판(200), 관통공(80), 보강봉(300), 제1 지지대(310), 제2 지지대(320), 스프링부재(330) 및 케이싱(340)을 포함할 수 있다.

보강봉(300)은 파형강판부의 내진보강 성능을 보강시키도록 파형강판부에 형성된 복수개의 관통공(80)을 통과할 수 있다. 또한, 보강봉(300)은 제2 파형강판(200)의 내진보강 성능을 보강시키도록 제2 파형강판(200)에 형성된 복수개의 관통공(80)을 통과할 수 있다.

또한 다른 실시예로, 보강봉(300)은 제1 파형강판(100)의 내진보강 성능을 보강시키도록 제1 파형강판(100)에 형성된 복수개의 관통공(80)을 통과할 수 있다.

제1 지지대(310)는 제1 연결판(60)의 일측면과 연결될 수 있다. 또한, 제1 지지대(310)는 제1 연결판(60)의 하측과 연결될 수 있다.

제2 지지대(320)는 제2 연결판(70)의 타측면과 연결될 수 있다. 또한, 제2 지지대(320)는 제2 연결판(70)의 상측과 연결될 수 있다.

스프링부재(330)는 제1 지지대(310)와 제2 지지대(320) 사이에 형성될 수 있다. 스프링부재(330)는 복수개로 형성될 수 있다. 스프링부재(330)는 지진발생 시, 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)의 내진성능을 향상시키도록 형성될 수 있다.

케이싱(340)은 원기둥모양으로 형성될 수 있다. 케이싱(340)은 제1 지지대(310), 제2 지지대(320) 및 스프링부재(330)를 감싸도록 형성될 수 있다. 또한, 케이싱(340)은 절첩되는 구조로 형성될 수 있다.

또한 다른 실시예로, 도 7은 본 발명의 제4 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조를 나타낸 도면이다.

도 7을 참조하면, 본 발명의 다른 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 캡슐부 및 충격완화용 보강스프링부재 등이 추가로 형성된 실시 예인 것을 제외하고는 도 6과 동일한 구성요소를 포함한다. 따라서, 동일한 구성요소에 대해서는 동일한 도면부호를 부여하고, 동일한 구성요소에 대한 중복된 설명은 생략하고, 변경된 구성요소를 중심으로 설명하기로 한다.

도 7을 참조하면, 본 발명의 다른 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조는 기존 구조체(20), 제1 연결볼트(30), 제2 연결볼트(31), 제1 볼트홀(40), 제2 볼트홀(41), 제1 측면판(50), 제2 측면판(51), 제1 연결판(60), 제2 연결판(70), 제2 파형강판(200), 관통공(80), 보강봉(300), 제1 지지대(310), 제2 지지대(320), 스프링부재(330), 케이싱(340), 캡슐부(400), 케이스층(410), 충진물질(420) 및 충격완화용 보강스프링부재(500)를 포함할 수 있다.

캡슐부(400)는 파형강판부나 제1 파형강판(100), 제2 파형강판(200)의 파손 시, 파손된 부위를 보강하도록 파형강판부나 제1 파형강판(100), 제2 파형강판(200)의 골(90) 부위에 형성될 수 있다. 캡슐부(400)는 파형강판부나 제1 파형강판(100), 제2 파형강판(200)의 골(90) 사이에 접착제로 접착되는 구조일 수 있다.

케이스층(410)은 일정한 충격이 가해지면 깨지는 재질로 형성될 수 있다. 케이스층(410)은 유리재질 또는 세라믹 재질로 형성될 수 있다. 케이스층(410)은 구 모양으로 형성될 수 있다.

충진물질(420)은 케이스층(410)에 내재될 수 있다. 충진물질(420)은 공기와 접촉 시 고체 상태로 굳어지는 물질일 수 있다.

충진물질(420)을 제조하는 방법은 다음과 같다.

먼저, 1ℓ의 증류수를 준비한다. 이때, 증류수의 전도도는 0.040~0.15/cm의 값을 가지는 것을 사용하는 것이 좋다. 이후, 증류수에 3.3Mol(246g)의 Kcl 포화용액을 혼합한다. 다음으로, 증류수와 염화칼륨의 혼합액에 38~41g의 글리세린을 혼합하여 완성한다.

이와 같이 완성된 충진물질(420)은 공기 중에서 노출되면, 7~10초 이후, 다공질 고체 상태로 굳어진다.

이에 따라, 지진이 발생하는 경우, 케이스층(410)이 깨지면서 충진물질(420)이 케이스층(410) 외부로 배출되어, 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)의 파손된 부위로 투입될 수 있다. 이 후, 시간이 경과됨에 따라 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)에서 균열이 발생된 부위로 투입된 충진물질(420)이 굳어지면서 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)의 파손된 부위를 보강할 수 있다. 또한, 균열이 발생하지 않은 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)의 표면에 덮히면서 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)의 내진성능을 향상시킬 수 있다.

충격완화용 보강스프링부재(500)는 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)의 골(90) 사이에 형성될 수 있다. 충격완화용 보강스프링부재(500)는 스프링 형상으로 형성될 수 있다. 충격완화용 보강스프링부재(500)는 지진발생 시, 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200)에 전달되는 지진력을 완화시키도록 형성되는 부재이다.

또한, 다른 실시 예로 제1 파형강판(100) 또는 제2 파형강판(200) 외면에 보호층(도면 미도시)이 형성될 수 있다.

보호층의 재질은 비닐, 천, 우레탄 및 PVC 등이 사용될 수 있다. 또한, 보호층의 재질은 폴리에스테르(POLYESTER), 폴리프로필렌(PP), 폴리염화비닐(PVC), 옥스퍼드(Oxford) 및 폴리에틸렌(PE) 중 어느 하나의 재질로 형성될 수 있다.

또한, 보호층의 외면은 방수제로 코팅될 수 있다. 방수제는 폴리아크릴계, 폴리우레탄계 및 폴리실리콘계 중에서 적어도 하나가 선택되어 사용될 수 있다.

기존 내진설계기준이 제정되기 전 또는 내진설계기준이 강화되기 전에 설계된 소형 건축물의 경우 건물의 용도에 맞는 내진성능 확보가 필요하고 이러한 성능 확보를 위한 보강공사가 활발히 진행 중에 있다.

건축물의 피해를 최소화하기 위하여 다양한 보강방법들이 시행되고 있다.

이러한 보강방법들로는 내진벽의 증설, 철골 브레이스의 증설 및 댐퍼의 시공 등이 있다.

특히 지진발생시 피해가 큰 조적조 건축물의 보강방법으로는 강재 스크류 앵커시공, anchor tie 시공 및 벽체 전면 보강 등이 있다.

본 발명에서는 전단성능이 우수한 파형강판을 사용하여 구조물을 보강할 경우, 내진성능 향상 정도를 해석적인 방법을 통하여 분석하였다.

도 8 내지 도 39는 본 발명의 실시 예에 따른 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조와 관련한 연구 데이터이다.

본 발명의 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조에 관하여 도 8 내지 도 39를 참조하여 상세하게 설명하기로 한다.

본 발명에서는 해석 모델을 선정하여 비선형 정적해석을 통해 건축물의 내진성능을 평가한다.

해석 모델은 3가지로 분류하여 연구를 진행했다. 철근콘크리트 보통 모멘트 골조와 철근콘크리트 보통 모멘트 골조에 조적끼움벽이 존재하는 구조물 그리고 철근콘크리트 보통 모멘트 골조와 조적끼움벽이 존재하는 구조물에 파형강판으로 보강을 한 경우이다.

구조체의 항복 이후 거동을 평가할 수 있는 비선형정적해석을 위한 프로그램으로는 널리 쓰이고 있는 MIDAS-GEN 프로그램을 사용하였다. 또한, 보강을 위한 파형강판은 쉽게 구입할 수 있는 단면과 재질을 선택하였다.

조적끼움벽체는 FEMA-356(미국연방재난관리청)에서 제시하는 조적벽체의 물성치와 방법을 사용하고, 등가 대각 압축 가새로 치환하여 해석 모델에 도입하였다.

파형강판의 경우 Eurocode 3.에서 제시하는 전단 강도식과 F.E.M(Finite Elements Method)을 통해 구한 변형에 대한 하중의 비를 이용하여 인장가새로 치환하여 해석 모델에 도입한 후 해석을 실시하였다.

각 해석 모델의 내진성능을 비교하여 파형강판으로 보강한 경우 내진성능 향상 정도를 분석하여 보강방법으로서의 파형강판의 활용도에 대해 분석하였다.

비선형 정석 해석의 원리

구조물의 수명(Life cycle)동안에 발생할 수 있는 지진하중에 대하여 지진응답을 예측하고 내진성능을 평가하는 일은 성능에 기초한 내진설계 분야에서 매우 중요한 과제이다.

발생 가능한 지진하중에 대한 구조물의 실제적인 응답을 예측하기 위해서는 비선형 거동을 이해해야 한다.

구조물의 비선형 거동을 고려할 수 있는 방법으로는 직접적분법에 의한 비선형 시간이력해석법과 비선형 정적해석법이 있다.

비선형 시간이력해석법의 경우 구조물의 거동을 정확하게 고려할 수 있지만 해석에 소요되는 시간이 지나치게 길어지게 되고, 해석에 사용할 입력지반운동을 적절히 결정하여야 하는 것이 매우 어려워 내진설계에 적용하는 것은 현실적으로 어렵다.

그래서 내진성능평가에서 가장 많이 사용되는 해석방법이 Pushover analysis 또는 Plastic hinge analysis라고 불리는 비선형 정적해석이다. 이 방법은 미리 설정한 목표변위에 도달할 때까지 지진하중의 크기를 점진적으로 증가시켜 해석하는 방법이다.

내진성능평강에서 가장 많이 사용되는 비선형 정적해석으로는 ATC-40에서 제시하는 능력 스펙트럼법(Capacity Spectrum Method : CSM)이 있다.

이 방법은 구조물의 비탄성 거동에 근거하여 최대 연성도를 구하고 이에 대응하는 비탄성 응답 스펙트럼을 사용하여 합리적으로 비탄성 거동을 알아 낼 수 있다.

비선형 정적해석을 통해 전체적인 구조물의 저항 능력을 분석한 후 해당 지진에서 요구되는 지진하중의 작용 능력을 비교하여 성능점을 찾아내고 이 성능점에 대하여 해당 지진이 작용하였을 경우 구조물의 능력과 요구량을 비교하여 구조물의 성능을 판단할 수 있는 해석법이다.

조적끼움벽체의 유효강성

조적끼움벽체는 FEMA 356에서 제시하고 있는 방법에 따라 압축력만을 받는 폭이 a인 등가 대각 압축 가새로 치환하는데 개념은 도 8과 같다.

압축력만을 받는 등가 대각 압축 가새의 폭은 수식 1에 의해 구할 수 있다.

<수식 1>

FEMA 356에서 제시하는 조적끼움벽의 물성값은 표 1에서 보는 바와 같다.

[표 1]

파형강판의 유효강성 : 설계전단내력의 평가방법-1

파형강판은 그 축 방향 강성이 작은 특성 때문에 의해 전단항복 또는 전단좌굴 등의 전단파괴가 선행되는 부재이다. 그 때문에 파형강판 설계에 있어서는 기본적으로 전단력에 대한 검토를 하는 것이 바람직하다.

파형강판 전단좌굴의 모드로는 전체좌굴, 국부좌굴 및 연성좌굴의 3개 모드가 있다.

전체 좌굴은 상 하 플랜지 사이의 파형강판이 전체적으로 좌굴하는 모드이다.

국부좌굴은 파형강판의 Panel(접합부 간의 평판)이 국부적으로 좌굴하는 모드이다.

연성좌굴은 이들이 복합된 좌굴모드이다.

파형강판의 파형상(파고, Panel 폭) 및 판 두께는 웨브의 전단좌굴 강도를 지배하는 파라미터로 종국한계상태에 있어서도 강판이 소요 전단력을 갖도록 적절히 설정하여야 한다.

종국한계상태에서 파형강판의 설계전단내력은 전체좌굴, 국부좌굴 및 연성좌굴의 각 모드의 전단좌굴강도를 적절히 평가하여 산출하는 것을 표준으로 하며 야마구치 등은 다음과 같은 방법을 제안하고 있다.

탄성전단좌굴강도의 산출은 전체 및 국부좌굴의 양 모델에 대해 각각 수식 2 및 수식 3에 따라 탄성전단좌굴강도를 산정한다.

파형강판의 탄성전체전단좌굴강도는 수식 2에 기초하여 산출한다.

<수식 2>

파형강판의 탄성국부전단좌굴강도는 수식 3에 의해 산출한다.

<수식 3>

파형강판의 비탄성구역을 고려한 전체, 국부좌굴강도와 연성좌굴강도의 관계를 수식 4에 나타내고 있다.

<수식 4>

파형강판의 설계전단강도는 각 좌굴강도 및 전단항복강도 중의 최소치를 갖는 것으로 한다.

설계전단내력의 평가방법-2

본 연구에 적용한 Eurocode 3 - Design of steel structures - Part 1-5 : Plated structural elements (prEN 1993-1-5 : 2005(E))에서 제시하는 전단강도 계산식은 많은 연구자들(Leiva, Lindner, Hoglund, Johnson & Cafolla)이 제안한 식 중에서 Hoglund가 제안한 식을 채택하여 산정한다.

파형강판의 설계전단강도(VRd)는 수식 5에 의해 산출된다.

<수식 5>

여기서, Xcl는 국부좌굴 저감계수 Xcl과 전체좌굴 저감계수 Xcg 중 작은 값을 사용하는데 국부좌굴 저감계수와 전체좌굴 저감계수의 산정은 다음과 같다.

국부좌굴 저감계수(Xcl)는 수식 6을 이용하여 계산한다.

<수식 6>

전체좌굴 저감계수(Xcg)는 수식 7을 이용하여 계산한다.

<수식 7>

위 식에서 사용되는 파형강판의 파라미터는 표 9와 같다.

파형강판의 F.E.M 해석

파형강판의 특성상 일반적인 평판과 전단거동이 다름을 알 수 있으므로 하중에 대한 전단변형을 구하기 위하여 유한요소법(F.E.M)을 사용하여 하중-변위의 관계를 유도하였다.

F.E.M에 사용된 파형강판의 제원은 도 10과 같다.

또한, 파형강판의 F.E.M 해석을 위한 모델의 지점은 상부절점은 파형강판의 면외방향(Y.dir)과 수직방향(Z.dir)의 변위가 발생하지 않도록 제어하였고, 수평방향(X.dir)은 변위발생이 가능하도록 설정하였으며, 모델의 하부절점은 파형강판의 면외방향(Y.dir)과 수직방향(Z.dir) 그리고 수평방향(X.dir) 모두 변위가 발생하지 않도록 제어하였다.

또한 F.E.M 해석을 위해 모델에 작용하는 하중은 수평방향의 하중(P)을 해당 면의 절점(node)수로 등분하여 각 절점에 절점하중의 형태로 작용시켰다. 하중(P)의 크기가 점차 증가함에 따른 파형강판의 변형 값을 찾아 힘과 변위 그래프(P-D Graph)를 작성하였으며 그래프의 기울기를 Bracing stiffness의 원리에 도입하여 내진성능평가를 위한 모델에 인장 가새로 적용하였다.

파형강판 모델의 지점형태를 도 11의 왼쪽에, 하중의 적용 상태를 도 11의 오른쪽에, 그리고 P-D Graph를 도 12에 나타내었다.

인장가새의 강성(Bracing stiffness)

가새(Brace)가 적용된 모멘트골조의 경우 수평하중이 작용할 때 가새가 이루고 있는 경사도에 따라 수평하중을 대각방향의 하중으로 치환할 수 있다. 이러한 인장 가새의 거동을 도 13에 나타내었다.

도 13을 참조하면, 인장케이블에서 인장응력(σ)과 인장변형도(ε)는 다음 수식 8로 표시된다.

<수식 8>

이 값을 수식 8에 대입하면 수식 9와 같이 표현된다.

<수식 9>

여기서, V/Δ는 F.E.M 해석 모델에서 구한 P-D 그래프의 기울기로 대체할 수 있으며, 임의의 재질에 대한 인장가새의 단면적(Ab)를 산출할 수 있다.

해석모델에 도입하기 용이하도록 임의의 재질을 탄성계수가 205,000 MPa인 재질로 선정하면 해석모델에 필요한 인장재의 단면적은 수식 10과 같이 나타낼 수 있다.

<수식 10>

구조요소의 모델링

탄성구간 이후의 부재의 변형률을 고려한 비선형 정적해석을 실시하기 위해 각 부재의 소성힌지 특성을 모델링할 필요가 있다.

소성힌지의 특성은 각 구조시스템 및 부재의 조건에 따라 제시된 표에 따르며, 변형량의 절대치가 규정된 경우와 각 지점의 위치를 항복하중 또는 항복변위의 비율로 나타낸 경우가 있다.

보통 부재의 비선형거동특성은 도 14에서 보는 바와 같이 4개의 직선으로 모델링된다.

여기서 각 단계별 특성은 표 2에 나타나 있으며, Point A 와 Point E 사이에서 각 단계로 구분된다.

[표 2]

또한 내진성능에 기반을 둔 설계법에서는 구조물의 지진에 대한 성능을 즉시거주상태(IO), 인명안전상태(LS), 붕괴방지상태(CP) 및 파괴(E)의 4단계로 구분한다.

도 14에서 변형경화구간 즉 B점과 C점 사이에 IO, LS,CP 성능이 위치되어지고 파괴수준은 E점에 해당한다.

성능점 산정

성능점 산정에 관한 방법으로는 능력스펙트럼법과 변위계수법이 있다.

능력스펙트럼법은 구조물의 횡 하중에 대한 저항능력을 비선형 정적해석을 통해 구조물의 밑면전단력과 최상층 변위 곡선의 관계를 산정하고 스펙트럼 가속도와 스펙트럼 변위로 나타낸 것이다.

또한 지진의 요구내력을 나타내는 요구스펙트럼도 스펙트럼 가속도와 스펙트럼 변위 형태로 나타내며 두 곡선을 하나의 좌표계로 표현하여 요구내력과 저항능력을 한 좌표계 내에서 비교할 수 있는 방법이다.

능력스펙트럼과 요구스펙트럼의 곡선의 교차점은 해당 지진에 대한 구조물의 응답을 의미한다. 구조물이 비선형 거동을 할 경우 비선형 효과에 따른 요구스펙트럼의 감소를 고려해야 하기 때문에 능력스펙트럼법은 도 15에 보는 바와 같이 비선형거동을 유효주기 _ff와 유효 감쇠비 B_eff를 가진 등가 단자유도계 선형구조물의 응답으로 구한다.

또한 초기에 사용되는 5% 감쇠비를 가지는 요구스펙트럼을 가지고 구조물의 비선형거동의 정도에 따라 유효 감쇠비를 구하여 반복계산을 통해 성능점을 구하는 방법이다.

변위계수법은 기존 자료들의 통계치를 근거하여 경험적인 수식을 사용하여 지진하중을 받는 구조물의 최상층의 최대변위를 예측한 후 구조물의 밑면전단력과 최상층 변위를 스펙트럼형식으로 변화하지 않고 비탄성변위를 반복계산 없이 직접적으로 구하는 방법이다.

변위계수법에서 산정되는 목표범위는 능력스펙트럼법에서 성능점과 같은 의미를 가진다. 밑면전단력과 최상층 변위 관계를 이선형 형태로 변환후 탄성구간 이후의 강성, 유효강성, 초기강성을 산정한 후 구조물의 항복변위를 평가한다.

유효강성과 강성이 만나는 교차점이 항복강도이며 항복강도의 60%지점에서 유효강성이 결정된다.

변위계수법에서 사용되는 유효주기는 탄성해석모델에서 고유치 해석으로 구한 기본주기와 유효강성으로부터 수식 11과 같이 산정한다.

<수식 11>

또한 변위계수법의 목표변위는 수식 12에 따라 산정한다.

<수식 12>

수식 11에 사용되는 계수는 단자유도와 다자유도시스템에서 최대변위의 차이, 탄성변위와 비탄성변위의 차이, 강도 및 강성저하 등을 고려한 계수이며 FEMA356에 나타나 있다.

해석 모델

기존에 설계된 조적벽체가 있는 학교 건물을 대상으로 구조해석을 실시하였으며 단변방향과 장변방향으로 나누어 비선형정적해석을 실시하였다.

비선형정적해석에 사용되는 방법으로는 능력스펙트럼법과 변위계수법이 있다.

본 연구에서는 요구스펙트럼과 능력곡선의 교차점으로부터 성능점을 산정하고, 그 성능점을 토대로 구조물의 응답을 얻어내는 능력스펙트럼 방법을 사용하였다.

또한 비선형정적해석 시 구조물의 충분한 변위를 이끌어 낼 수 있도록 해당 건물의 최상층 높이에 대한 목표 변위를 0.15m로 하여 변위조절방식으로 해석을 수행하였다.

비선형 정적 해석에 사용된 수평 하중은 한국건축구조기준인 KBC2009의 응답스펙트럼을 이용하여 역삼각형의 하중 형태를 사용하였으며, 해당 건물의 기둥은 P-Delta 효과를 고려하였다.

또한 항복 이후의 강성비는 미국 성능기반 내진기준인 FEMA 356에서 제시하고 있는 모델을 사용하였으며 해석을 실시한 프로그램은 구조해석을 위하여 범용프로그램인 MIDAS-GEN을 사용하였다.

대상건물의 선정

검토 대상 구조물은 총 2개 층의 철근콘크리트 구조물이다.

도 16은 검토 대상인 학교 건물의 모습을 3D형태로 나타낸 것이고, 도 17은 검토 대상건물의 평면과 입면을 나타낸 것으로서 기둥의 간격, 부재의 종류 등이 표기되어 있으며, 도 18은 대상건물의 단변방향 단면도를 나타낸 것으로서 각 층의 높이와 기둥의 간격, 부재의 종류, 조적끼움벽과 파형강판의 보강 위치가 표시되어 있으며, 도 19는 대상건물의 장변방향 단면도를 나타낸 것으로서 각 층의 높이와 기둥의 간격, 부재의 종류와 조적끼움벽과 파형강판의 보강위치가 표시되어 있다.

건물의 골조를 구성하는 보와 기둥의 단면치수와 철근의 배근 상태는 표 3에서 보는 바와 같으며 콘크리트의 설계기준강도는 18 MPa, 철근의 항복강도는 300 MPa을 사용하였다.

건물 지붕슬래브의 고정하중과 적재하중은 표 4에서 보는 바와 같이 6.57 KN/m²와 3.0 KN/m²를 적용하였으며, 2층 바닥슬래브의 고정하중과 적재하중은 각각 4.5 KN/m², 2.5 KN/m²를 적용하였다.

비선형정적해석을 위한 대상 건물의 지진하중은 건축구조기준 KBC-2009에서 제시하는 설계응답스펙트럼을 사용하였으며, 지역계수는 A=0.22, 지반종류는 SD를 적용하였고 기타 계수들은 표 5에 보는 바와 같다.

또한 조적끼움벽은 각 방향 단면도에 표기된 바와 같이 단변방향의 경우 X1, X3, X5, X7, X9열의 Y1∼Y2열 사이의 전 층에 설치되어 있으며, 장변방향의 경우에는 Y1열과 Y3열의 X1∼X2, X8∼X9열 사이의 전 층에 설치되어 있다.

조적끼움벽은 상, 하부의 철근콘크리트보 사이에 개구부가 없는 단일벽체의 형태로 시공되어 있는 것으로 가정하였다.

또한 파형강판의 보강 구간은 각 방향 단면도에 표기된 바와 같이 단변방향의 경우 X1, X3, X5열의 Y1∼Y2열 사이의 1층에만 적용하였고, 장변방향의 경우에는 Y1열과 Y3열의 X8∼X9열 사이의 전 층에 적용하였다.

[표 3]

[표 4]

[표 5]

비선형 정적 해석을 위한 모델링 방법 - 조적끼움벽의 유효강성

조적끼움벽체는 FEMA-356(미국연방재난관리청)에서 제시하는 조적벽체의 물성치와 방법을 사용하여 등가 대각 압축 가새로 치환하여 해석 모델에 도입하였다. 조적벽체의 물성치는 표 1에 제시된 값을 사용하되 해석모델의 조적벽체의 상태를 “하”로 가정하였다.

해석모델의 조적끼움벽체는 단변방향과 장변방향으로 구분되는데 각 방향의 조적끼움벽체에 대한 파라미터와 해당 값을 적용하여 FEMA 356에서 제시하는 방법을 사용하여 등가 대각 압축 가새의 유효폭(a)과 등가대각압축 가새의 압축강도를 산정하였다.

조적끼움벽체의 물성치와 파라미터는 표 6(단변 방향), 표 7(장변방향)에 나타내었다. 등가 대각 압축 가새의 유효폭은 수식 1을 이용하여 산정하였다.

아래 Table의 β값은 수식 13에서 구할 수 있다.

<수식 13>

다음으로 구조체의 비선형정적해석을 위해서는 조적벽체의 극한전단하중을 등가 대각 압축 가새의 극한압축하중으로 치환해야 한다.

조적벽체의 극한전단하중은 벽체의 전단강도와 전단면적의 곱으로 나타낼 수 있으므로 조적벽체의 극한전단하중은 수식 14와 같으며, 등가 대각 압축 가새의 극한압축하중은 수식 15를 이용하여 구할 수 있다.

<수식 14>

<수식 15>

[표 6]

[표 7]

그리고 등가 대각 압축 가새는 항복이 발생하는 시점을 파괴상태로 간주하여 소성변형이 발생하지 않는 것으로 가정하였다. 이러한 과정을 거쳐 조적끼움벽체의 해석모델 도입을 위한 소성힌지의 특성을 도 20에 나타내었다.

파형강판의 유효강성

파형강판이 지진하중이 작용하는 구조체에 어떤 거동변화를 일으키는지를 확인하기 위해 파형강판을 인장력만을 지지하는 가새 부재로 치환하여 해석 모델에 도입하였다.

비선형정적해석을 위한 파형강판을 해석모델에 도입하기 위하여 첫 번째로 해석모델에 실제 적용되는 파형강판의 전단강도를 수식 5를 사용하여 계산하였다. 전단강도의 산정을 위해 필요한 국부좌굴 저감계수와 전체좌굴 저감계수는 각각 수식 6과 수식 7을 이용하여 산출하였고 파형강판의 전단강도는 표 8에 나타내었다.

[표 8]

이렇게 산출된 전단강도에 보강이 이루어지는 벽면에 설치되는 파형강판의 수를 곱하면 파형강판의 총 전단강도가 된다.

장변방향의 경우 1.5m 높이의 파형강판이 3개, 단변방향은 4개가 설치되므로 각각 1,456 KN, 1,941 KN이 된다.

파형강판은 인장가새의 형태로 치환하여 해석모델에 적용되므로 가새의 강성으로 대체하기 위해 벽체 높이와 벽체 길이에 따른 각도에 따라 수식 9를 사용하여 치환한다.

파형강판의 하중 작용에 의한 전단변형이 평판의 전단변형과 다르므로 F.E.M 해석을 통하여 하중-변형의 관계를 구하였고, 이를 수식 9의 계산식에 적용하였다. 그리고 해석모델에 적용하는 인장재의 단면적을 산정하기 위하여 탄성계수(E)값이 205,000 MPa인 재질로 가정하여 단면적(Ab)를 산정하였다.

아래의 표 9는 해석모델에 적용되는 환산단면적의 산정과정을 정리한 것이다.

[표 9]

파형강판을 대체할 인장가새는 인장강도에 도달하는 시점을 파괴상태로 간주하여 소성변형이 발생하지 않는 것으로 가정하였다. 이러한 과정을 거쳐 파형강판의 해석모델 도입을 위한 소성힌지의 특성을 도 21에 나타내었다.

해석 결과

본 발명에서는 설계지진하중에 대한 기존 철근콘크리트 구조체의 저항 능력을 검토, 비교하기 위하여 총 3가지 모델에 대해 해석을 실시하였다.

골조만 있는 경우(case 1), 골조 사이에 설치된 조적끼움벽이 존재하는 경우(case 2) 및 case 2에 파형강판으로 보강을 한 경우(case 3)를 대상으로 구조체의 단변방향에 대한 비선형정적해석을 실시하였으며 그 결과는 다음과 같다.

단변방향 해석-골조만 있는 경우의 비선형정적해석

조적끼움벽을 지진에 대한 저항성능을 가진 구조부재로 고려하지 않고, 오직 마감을 위한 벽으로 간주하여 기존 철근콘크리트골조에 대한 비선형정적해석을 수행하였고 이 구조체의 요구스펙트럼곡선 및 능력곡선을 도 22에 나타내었다.

도 22에서 보는 바와 같이 해당 구조물의 요구스펙트럼 곡선은 27.35% Damping 에서 산정되었으며, 요구스펙트럼과 성능스펙트럼이 교차하는 성능점에서의 Spectral Acceleration(Sa) 과 Spectral Displacement(SD)는 각각 0.2258g 과 30.24mm로 조사되었다.

도 23은 해당 지진하중이 작용할 경우 구조체에 발생하는 변위와 밑면 전단력의 관계를 그래프로 나타낸 것이다.

도 23에서 보는 바와 같이 대상 구조물이 저항할 수 있는 최대강도는 1,619 KN으로 조사되었으며, 이때 발생되는 변위는 84 mm 로 조사되었다.

또한 요구스펙트럼곡선과 능력곡선이 만나는 성능점에서의 밑면 전단력과 해당 변위는 각각 1,539 KN, 38.07 mm 로 조사되었으며, 성능점에서의 밑면전단력은 최대강도의 95% 수준으로서 최대강도의 80%지점 이후에 성능점이 위치하는 것으로 나타나 설계지진하중에 대한 이 구조체의 내진성능은 부족한 상태인 것으로 조사되었다.

도 24는 성능점에서 단변방향 골조의 소성힌지 분포상태를 나타낸 것이다.

도 24에서 보는 바와 같이 건축물의 1층 기둥의 경우 붕괴수준의 소성힌지 발생 상태를 나타내고 있으며, Y2열의 2층 기둥 상부에서도 붕괴 수준의 소성힌지 발생 상태를 보이고 있다.

따라서, 이 철근콘크리트 구조체는 지진하중에 대한 내진보강이 요구된다고 판단된다.

조적끼움벽을 고려한 경우의 비선형정적해석

기존 건물에 설치된 조적끼움벽이 지진하중이 작용하는 구조체에 어떤 거동변화를 일으키는 지를 확인하기 위해 조적끼움벽을 압축력만을 지지하는 등가 대각 압축 가새로 치환하여 비선형정적해석을 실시하였다.

조적끼움벽의 형태는 사각골조의 내부에 개구부가 없이 조적이 채워져있는 단일벽체의 형태를 사용하였으며 조적벽체의 모델링은 FEMA356에서 제시하는 조적상태, 즉 상,중,하로 분류되어있는 조적상태 중에서 하에 해당하는 물성치를 사용하였다.

또한 등가 대각 압축 가새는 항복이 발생하는 시점을 파괴상태로 간주하여 비탄성변형이 전혀 없는 것으로 가정하였고, 유효폭 a 및 등가 대각 압축 가새의 압축강도는 표 6에 정리된 값을 사용하였다.

도 25는 조적끼움벽을 등가 대각 압축 가새로 치환한 기존 철근 콘크리트 구조체의 요구스펙트럼곡선과 능력곡선 및 성능점을 나타낸 것이다.

도 25에서 보는 바와 같이 해당 구조물의 요구스펙트럼 곡선은 23.32 % Damping 부분에서 산정되었으며, 요구스펙트럼과 성능스펙트럼이 교차하는 성능점 구간에서의 Spectral Acceleration(Sa) 과 Spectral Displaceme-nt(SD)는 각각 0.2187g 과 35.79 mm로 조사되었다.

도 26은 구조체의 밑면전단력과 변위의 관계, 성능점에서의 밑면전단력과 변위, 그리고 구조체의 최대강도 등을 나타낸 것이다.

도 26에서 보는 바와 같이 대상 구조물의 초기강성은 조적끼움벽을 고려하지 않은 경우보다 약간 크게 나타났으며, 이와 같은 초기강성의 증가는 지진하중에 대한 조적끼움벽의 구조적 저항에 기인한 것으로 판단된다.

조적끼움벽이 파괴된 이후의 구조물 거동은 조적벽체를 고려하지 않은 구조물의 거동과 유사하였으며 구조물이 저항할 수 있는 최대강도는 1,613 KN으로 조사되었다.

요구스펙트럼과 능력곡선이 만나는 성능점에서의 밑면전단력은 1,554 KN, 성능점에서의 변위는 43.82 mm로 조사되어 조적벽체를 고려하지 않은 경우보다 밑면전단력은 6 KN 감소하였으며 변위는 1.0 mm 감소하였다.

따라서 조적벽체를 고려한 해석과 조적벽체를 고려하지 않은 해석의 경우, 성능점에서의 밑면전단력은 큰 차이가 없는 것을 알 수 있다.

성능점에서의 밑면전단력과 최대강도의 비는 96.3%로서 조적벽체를 고려하지 않은 경우와 유사한 결과를 보이고 있으므로 구조체에 대한 내진보강이 요구되는 상태라고 할 수 있다.

도 27은 조적끼움벽을 내진해석에서 고려한 구조체에 대한 성능점에서의 소성힌지 분포상태를 나타낸 것이다.

도 27에서 보는 바와 같이 1층에 위치한 모든 기둥은 즉시거주상태의 소성힌지가 발생하였고, 조적끼움벽의 경우 1층 및 2층에서 모두 파괴수준의 소성힌지가 발생하였다.

조적끼움벽이 존재하는 건축물의 내진성능을 판단하는 경우에는 조적끼움벽체가 있는 경우와 없는 경우를 비교하여 내진성능이 낮을 경우를 선택하여 건축물을 판단하므로 내진성능 확보가 필요하다 판단되었다.

파형강판으로 보강한 경우의 비선형정적해석

기존 철근 콘크리트 구조체에 X1, X5, X9열 1층 부분에 파형강판으로 보강을 한 건축물의 거동을 알아보았다.

도 28은 파형강판으로 구조체의 단변방향을 보강하고 비선형정적해석을 실시하여 구조체의 요구스펙트럼과 성능스펙트럼을 나타낸 그래프이다.

도 28에서 보는 바와 같이 해당 구조물의 요구스펙트럼 곡선은 11.08% Damping 곡선 부분에서 산정되었으며, 요구스펙트럼과 성능스펙트럼이 교차하는 성능점 구간에서의 Spectral Acceleration(Sa) 과 Spectral Displacement(SD)는 각각 0.3704 g 과 10.67 mm로 조사되었다.

도 29는 능력곡선, 성능점에서의 밑면전단력과 변위 및 구조체의 최대강도 등을 그래프로 나타낸 것이다.

도 30에서 보는 바와 같이 파형강판으로 보강한 구조체의 최대강도는 3,476 KN, 성능점에서의 밑면전단력은 2,570 KN, 성능점에서의 변위는 13.66 mm로 조사되었다.

가새가 없는 기존 구조체와 비교했을 때 성능점에서의 밑면전단력은 167 % 정도 증가하였고 성능점에서의 변위는 64.1 % 감소하여 파형강판이 구조체의 강성을 크게 증대시켰음을 확인할 수 있다.

구조체의 최대강도는 1,619 KN에서 3,476 KN으로 약 214.7 % 정도 증가한 것으로 조사되었으며, 성능점에서의 밑면전단력과 최대강도의 비는 73.9%로 가새가 없는 구조체의 95% 수준에 비해 크게 감소하였다.

따라서 기존 철근콘크리트골조를 파형강판으로 보강함으로서 기존 구조체의 강도와 강성이 크게 증대되어 구조체의 내진성능이 개선되었다고 판단된다.

도 30은 파형강판으로 보강한 기존 구조체에 대한 성능점에서의 소성힌지 분포상태를 나타내고 있다.

그림에서 보는 바와 같이 기둥과 보에서 소성힌지는 발생하지 않았으며, 1층과 2층의 조적끼움벽은 파괴상태 수준의 소성힌지가 발생하였다.

이는 조적끼움벽은 지진하중이 성능점에 도달하기 전에 먼저 파괴상태에 도달하였고, 기둥과 보 부재는 성능점에 도달할 때까지 파형강판이 지진 하중에 대한 저항력을 발휘하여 탄성 상태를 유지하였음을 나타낸다.

장변방향 해석 - 골조만 있는 경우의 비선형정적해석

조적끼움벽을 지진에 대한 저항성능을 가진 구조부재로 고려하지 않고, 오직 마감을 위한 벽으로 간주하여 기존 철근콘크리트골조에 대한 비선형정적해석을 수행하였고 이 구조체의 요구스펙트럼곡선 및 능력곡선을 도 31에 나타내었다.

도 31에서 보는 바와 같이 해당 구조물의 요구스펙트럼 곡선은 28.78% Damping 곡선에서 산정되었으며, 요구스펙트럼과 성능스펙트럼이 교차하는 성능점 구간에서의 Spectral Accelerat -ion(Sa)과 Spectral Displacement(SD) 는 각각 0.1768 g 과 37.09 mm로 조사되었다.

도 32는 해당 지진하중이 작용할 경우 구조체에 발생하는 변위와 밑면전단력의 관계를 그래프로 나타낸 것이다.

도 32에서 보는 바와 같이 대상 구조물이 저항할 수 있는 최대강도는 1,265 KN으로 조사되었다.

또한 요구스펙트럼곡선과 능력곡선이 만나는 성능점에서의 밑면 전단력과 해당 변위는 각각 1,228 KN 및 45.83 mm 로 조사되었으며, 성능점에서의 밑면전단력은 최대강도의 97% 수준으로서 최대강도의 80%지점 이후에 성능점이 위치하는 것으로 나타나 설계지진하중에 대한 이 구조물의 내진성능은 부족한 상태인 것으로 조사되었다.

도 33은 성능점에서 단변방향 골조의 소성힌지 분포상태를 나타낸 것이다.

도 33에서 보는 바와 같이 건물 1층 대부분에서 소성힌지가 발생하였으며, 1층 기둥에서 인명안전(LS) 수준과 즉시거주(IO) 수준의 소성힌지 분포상태를 보이고 있다.

조적벽체를 고려한 경우의 비선형정적해석

도 34는 조적끼움벽을 등가 대각 압축 가새로 치환한 기존 철근 콘크리트 구조체의 요구스펙트럼곡선과 능력곡선 및 성능점을 나타낸 것이다.

도 34에서 보는 바와 같이 해당 구조물의 요구스펙트럼 곡선은 28.62% Damping 부분에서 산정되었으며, 요구스펙트럼과 성능스펙트럼이 교차하는 성능점 구간에서의 Spectral Acceleration(Sa) 과 Spectral Displace-ment(SD)는 각각 0.1827g 과 36.07 mm로 조사되었다.

도 35는 구조체의 밑면전단력과 변위의 관계, 성능점에서의 밑면전단력과 변위, 그리고 구조체의 최대강도 등을 나타낸 것이다.

도 35에서 보는 바와 같이 대상 구조물의 초기강성은 조적벽체를 고려하지 않은 경우와 유사하게 나타났으며, 최대강도는 1,282 KN으로 조사되었다.

요구스펙트럼과 능력곡선이 만나는 성능점에서의 밑면전단력은 1,235 KN, 성능점에서의 변위는 44.24 mm로 조사되어 조적벽체를 고려하지 않은 경우보다 성능점에서의 밑면전단력은 100.6 % 증가하였으며 변위는 3.5 % 감소하였다.

성능점에서의 밑면전단력과 최대강도의 비는 96%로서 조적벽체를 고려하지 않은 경우와 유사한 결과를 보이고 있으므로 구조체에 대한 내진보강이 요구되는 상태라고 할 수 있다.

도 36은 조적끼움벽을 내진해석에서 고려한 구조체에 대한 성능점에서의 소성힌지 분포상태를 나타낸 것이다.

도 36에서 보는 바와 같이 1층의 기둥 상,하부에서 인명안전(LS) 수준의 힌지가 발생하였으며, 1층과 2층 조적벽이 모두 파괴수준(D)의 힌지상태를 나타내었다.

따라서, 조적끼움벽이 있는 구조물들은 지진하중이 작용할 경우 조적벽체의 취성거동으로 인해 피해 발생이 예상된다.

파형강판으로 보강한 경우의 비선형정적해석

도 17의 기존 철근 콘크리트 구조체에 대한 비선형정적해석 결과 내진보강이 필요한 것으로 조사되었으며, 단변방향과 마찬가지로 파형강판을 구조체 Y1열과 Y3열의 X8∼X9열 사이 1층과 2층의 조적벽체가 위치하는 부위에 각각 설치하여 기존 구조체의 강도와 강성을 증대시키는 내진보강 방안을 선택하였다.

도 37은 파형강판으로 구조체의 장변방향을 보강하고, 비선형정적해석을 실시하여 구조체의 요구스펙트럼과 성능스펙트럼을 나타낸 그래프이다.

도 37에서 보는 바와 같이 해당 구조물의 요구스펙트럼 곡선은 5.641 % Damping 곡선 부분에서 산정되었으며 요구스펙트럼과 성능스펙트럼이 교차하는 성능점 구간에서의 Spectral Acceleration(Sa) 과 Spectral Displacement(SD)는 각각 0.4783 g과 5.641 mm로 조사되었다.

도 38은 능력곡선, 성능점에서의 밑면전단력과 변위 및 구조체의 최대강도 등을 그래프로 나타낸 것이다.

도 38에서 보는 바와 같이 파형강판으로 보강한 구조체의 최대강도는 4,020 KN, 성능점에서의 밑면전단력은 3,257 KN, 성능점에서의 변위는 12.42 mm로 조사되었다. 보강이 없는 기존 구조체와 비교했을 때 성능점에서의 밑면전단력은 256.2% 정도 증가하였고, 성능점에서의 변위는 63 % 감소하여 파형강판이 구조체의 강성을 크게 증대시켰음을 확인할 수 있다.

구조체의 최대강도는 1,265 KN에서 4,020 KN으로 약 317 % 정도 증가한 것으로 조사되었으며, 성능점에서의 밑면전단력과 최대강도의 비는 81 % 로 가새가 없는 구조체의 97% 수준에 비해 크게 감소하였다.

기존 철근콘크리트골조를 파형강판으로 보강함으로서 기존 구조체의 강도와 강성이 크게 증대되어 구조체의 내진성능이 개선되었다고 판단된다.

도 39는 파형강판으로 보강한 기존 구조체에 대한 성능점에서의 소성힌지 분포상태를 나타내고 있다.

도 39에서 보는 바와 같이 기둥과 보는 모든 부재에서 소성힌지가 발생하지 않았고, 조적벽체의 경우 1층과 2층의 모든 벽체에서 파괴(D)수준의 소성힌지가 발생하였다.

이는 조적끼움벽은 지진하중이 성능점에 도달하기 전에 먼저 파괴상태에 도달하였고, 기둥과 보 부재가 성능점에 도달할 때 까지 파형강판이 지진하중에 대한 저항력을 발휘하여 탄성 상태를 유지하였음을 나타낸다.

본 발명은 조적끼움벽체를 가진 건축물의 내진성능을 비선형정적해석을 통하여 확인하였으며, 조적끼움벽체를 고려한 경우와 고려하지 않은 경우를 비교하였다.

또한 이 건축물에 파형강판 보강 효과를 분석하기 위하여 조적끼움벽이 설치된 구간 일부에 파형강판을 보강하여 내진 성능을 분석하였다.

이와 같이 총 3개의 해석모델을 비교 분석하였고, 능력 스펙트럼법에 기인한 pushover해석을 수행한 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1) 조적벽체를 고려한 경우 조적벽체의 상태, 물성치, 형상에 따라 다소 차이가 있으나 초기 지진하중에 대한 저항력을 발휘하여 건축물의 초기 강성 증대에 기여함을 확인 할 수 있었다. 이는 기둥의 강성을 변화시켜 취성파괴의 형태로 피해를 유발할 가능성이 매우 크다는 사실을 나타내는 것이다.

2) 파형강판을 이용하여 보강한 건축물은 기존 건축물에 비하여 밑면 전단력이 증가하고 변위는 크게 감소하여 건축물의 강성증대효과가 있음을 확인할 수 있었다.

3) 파형강판으로 보강한 건축물은 조적끼움벽체를 제외한 모든 구조부재(기둥, 보)가 내진 특 등급 (즉시거주상태 이하)에 해당하는 성능 수준을 확보하는 것을 확인할 수 있었다.

4) 지진발생시 조적끼움벽체의 면외방향 붕괴에 따른 피해사례가 매우 많이 보고 되고 있는데 파형강판의 보강으로 조적끼움벽이 존재하는 건축물의 조적끼움벽체의 면외방향 붕괴(탈락)에 의한 피해를 예방할 수 있다고 판단된다.

5) 본 발명에서는 벽면의 길이가 4.5m와 6.0m인 구간에 높이1.5m인 파형강판을 각각 3개, 4개 보강하여 진행하였다. 그러나 건축물의 목표성능에 맞춰 벽면 전체에 걸쳐 파형강판을 보강하지 않고 벽체의 중앙 혹은 벽체의 좌우측 등 일부 구간만 국부적으로 파형강판으로 보강하여 성능을 확보할 수 있음을 확인하였다.

이는 건축물의 사용성을 침해하지 않는 범위에서 내진성능 확보가 용이함을 의미한다.

이상에서 설명한 본 발명은 전술한 실시예에 의해 한정되는 것이 아니고, 본 발명의 기술적 사상을 벗어나지 않는 범위 내에서 여러 가지 치환, 변형 및 변경이 가능함은 본 발명이 속하는 기술분야에서 통상의 지식을 가진 자에게 명백할 것이다.

또한, 상기 도면들에 도시된 구성요소들은 설명의 편의상 확대 또는 축소되어 표시될 수 있으므로, 도면에 도시된 구성요소들의 크기나 형상에 본 발명이 구속되는 것은 아니며, 본 기술 분야의 통상의 지식을 가진 자라면 이로부터 다양한 변형 및 균등한 다른 실시예가 가능하다는 점을 이해할 것이다. 따라서 본 발명의 진정한 기술적 보호범위는 첨부된 특허청구범위의 기술적 사상에 의하여 정해져야 할 것이다.

1 : 건축물
2 : 문
3 : 벽면
10 : 보강부
20 : 기존 구조체
30 : 제1 연결볼트
31 : 제2 연결볼트
40 : 제1 볼트홀
41 : 제2 볼트홀
50 : 제1 측면판
51 : 제2 측면판
60 : 제1 연결판
70 : 제2 연결판
80 : 관통공
90 : 골
100 : 제1 파형강판
200 : 제2 파형강판
300 : 보강봉
310 : 제1 지지대
320 : 제2 지지대
330 : 스프링부재
340 : 케이싱
400 : 캡슐부
410 : 케이스층
420 : 충진물질
500 : 충격완화용 보강스프링부재

Claims

건축물의 일측과 결합되는 제1 연결판;
건축물의 타측과 결합되는 제2 연결판;
건축물 내진성능을 보강하도록 파형 형상으로 형성되고, 일단이 상기 제1 연결판과 결합되며, 타단이 상기 제2 연결판과 연결되는 파형강판부;
상기 파형강판부의 길이방향으로 연장되고, 상기 파형강판부의 일측과 수직하게 배치되는 제1측면판; 및
상기 파형강판부의 길이방향으로 연장되고, 상기 제1측면판과 대향되도록 상기 파형강판부의 타측과 수직하게 배치되는 제2측면판;을 포함하고,
상기 파형강판부의 내진보강 성능을 보강시키도록 상기 파형강판부에 형성된 복수개의 관통공을 통과하는 보강봉;을 더 포함하고,
상기 보강봉은,
상기 제1 연결판의 일측면과 연결되는 제1 지지대;
상기 제2 연결판의 타측면과 연결되는 제2 지지대;
상기 제1 지지대와 상기 제2 지지대 사이에 형성되는 스프링부재; 및
원기둥모양으로 형성되고, 상기 제1 지지대, 상기 제2 지지대 및 상기 스프링부재를 감싸도록 형성되는 케이싱;을 포함하는 것을 특징으로 하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.
제 1 항에 있어서,
상기 파형강판부는,
사다리꼴(TRAPEZOIDAL TYPE)의 판재가 번갈아가면서 양쪽으로 굴곡되어 파형 형상으로 형성되는 제1 파형강판;을 포함하는 것을 특징으로 하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.
제 1 항에 있어서,
상기 파형강판부는,
사인곡선 형상으로 형성되는 제2 파형강판;을 포함하는 것을 특징으로 하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.
제 1 항에 있어서,
상기 파형강판부의 재질은 SS400, SS490 및 S275NL 중 어느 하나의 강(STEEL)으로 형성되는 것을 특징으로 하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.
제 1 항에 있어서,
상기 파형강판부의 일측면이 겹쳐지는 상기 제1 연결판에 형성되는 복수개의 제1 볼트홀;
상기 제1 볼트홀에 상응하도록 상기 파형강판부의 일측면에 형성되는 복수개의 제1 판재홀; 및
상기 파형강판부와 상기 제1 연결판이 결합되도록 상기 제1 판재홀을 관통하여 상기 제1 볼트홀에 고정되는 제1 연결볼트;를 더 포함하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.
제 1 항에 있어서,
상기 파형강판부의 타측면이 겹쳐지는 상기 제2 연결판에 형성되는 복수개의 제2 볼트홀;
상기 제2 볼트홀에 상응하도록 상기 파형강판부의 타측면에 형성되는 복수개의 제2 판재홀; 및
상기 파형강판부와 상기 제2 연결판이 결합되도록 상기 제2 판재홀을 관통하여 상기 제2 볼트홀에 고정되는 제2 연결볼트;를 더 포함하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.
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제 1 항에 있어서,
상기 파형강판부의 파손 시, 상기 파손된 부위를 보강하도록 상기 파형강판부의 골 부위에 형성되는 캡슐부;를 더 포함하고,
상기 캡슐부는,
일정한 충격이 가해지면 깨지는 재질로 형성되는 구 모양의 케이스층; 및
상기 케이스층에 내재되고, 공기와 접촉 시 고체 상태로 굳어지는 충진물질;을 포함하는 것을 특징으로 하는 파형강판을 이용한 기존 철근 콘크리트 구조체의 내진보강 구조.