Concrete Engineering

KSCE JOURNAL OF CIVIL AND ENVIRONMENTAL ENGINEERING RESEARCH. August 2021. 347-355
https://doi.org/10.12652/Ksce.2021.41.4.0347

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 시험체 설계 및 실험계획

  •   2.1 시험체 설계

  •   2.2 시험변수

  •   2.3 재료물성 및 벨크로 보강재

  • 3. 실험결과

  •   3.1 Normal 시험체의 균열진전 및 파괴모드

  •   3.2 VELCRO 시험체의 균열진전 및 파괴모드

  • 4. 실험결과 분석

  •   4.1 에너지 소산능력

  •   4.2 부재 연성

  • 5. 결 론

1. 서 론

다층 구조물에서 1층이 연약한 경우 지진 시 1층에 변형이 집중되어 기둥 부재에 심각한 손상이 발생하거나 파괴되어 구조물이 붕괴 될 우려가 있다. 국내의 경우 포항지진 당시 필로티 구조물의 손상사례를 예로 들 수 있다. 2019년에 실시한 역학조사와 보고서에 따르면 구조물 자체 내진설계의 부족보다는 구조물 1층의 구성형태에 따른 이유로 발생하는 편심 모멘트의 영향이 크게 작용한 것으로 판단된다(Yoo and Kim, 2020). 따라서 국토교통부 (MOLIT, 2018)에서는 「필로티 건축물 구조설계 가이드 라인」에서는 편심 모멘트의 영향을 받는 구조형태를 배척하고 지진에 대한 구조적 저항성을 확보할 것을 권고하고 있다. 하지만, 국내에는 비대칭적인 구조형태를 갖는 필로티 구조물이 민간에 많이 건설되어 있어, 이를 보강하기 위한 보강법이 요구된다. 그리고 2016년 국립재난 안전연구원의 “국내 비내진 건축물의 내진보강기법 조사 및 소요비용 분석 연구”(NDMI, 2016)에 따르면 민간 철근콘크리트조 건축물 중 주택의 내진화율은 38.3 %고, 그 중 2층 구조물 7.1 %에서 6층 96.3 % 그 외 99.4 %로 고층구조물의 경우 내진화율이 높게 나타나는 것을 알 수 있다. 2~5층 구조물의 경우 내진화율이 50 %이하로 저조한 것으로 나타났고, 2층 구조물은 7.1 %로 10 %를 밑도는 수준인 것으로 나타났다(Table 1). 국내 건축법에서는 2층 이상, 면적 200 m² 이상인 구조물의 경우 내진능력을 산정하고 공개하도록 하고 있으며, 행정안전부 소속 내진보강지원센터에서는 민간 구조물의 내진화율을 개선하고자 여러 가지 지원책을 마련하고 있다(SCSR, 2021). 국토교통부(MOLIT, 2014)에서는 2014년 “도심지 내 중·저층 주요시설물(학교, 병원 등)의 응급복구 내진보강기술개발에 관한 연구”에서 내진성능개선에 대한 연구를 진행하였으며, Kim et al.(2014)의 “긴급시공이 가능한 FRP 복합재료 보강재로 보강된 기둥의 내진성능평가”에서는 FRP보강판을 이용하여 보강된 기둥의 내진성능 평가를 진행하였다. 해당 연구에서는 알루미늅과 GFRP로 보강한 시험체와 GFRP만으로 보강한 시험체의 강도가 각각 1.24배, 1.06배 증가하였으며 최대발생변위는 각각 1.68배, 1.37배 가량 증가하는 결과를 보였다. 이때 알루미늄과 GFRP로 보강한 시험체와 GFRP보강재만으로 보강한 시험체의 누적에너지소산능력은 각각 4.39배, 2.31배 가량 증가함을 보여 내진보강재로써 충분한 성능을 발휘함을 볼 수 있다. 하지만 FRP 보강, 강판보강, 단면증설, 전단벽증설, 중량저감, 댐퍼 설치와 같은 종래의 내진 보강법은 시공비용이 고가이고 긴급시공이 어려운 단점이 있다(Kwon et al., 2013). 이와 같은 단점을 보완하고자 Chaallal and Shahawy(2000)는 FRP로 보강된 콘크리트 기둥의 휨 압축 거동에 대한 연구를 수행하였고, Okan et al.(2008)은 RC기둥에 탄소섬유 앵커로 탄소섬유 보강재를 고정시킨 후 내진거동에 대한 연구를 수행하였다. 또 Kwon et al.(2016)의 연구에서 기존 FRP에 비해 저렴한 공업용 벨크로를 사용한 기둥보강재를 개발하였다. 이 연구 결과에 따르면 기둥 전체를 벨크로로 보강한 경우 변위연성비가 1.5~1.7배 증가하고 에너지 소산능력이 2.05배 증가하는 것으로 나타났다. 하지만 횡력에 대한 보강효과는 크지 않은 것으로 나타났다.

Table 1.

Earthquake-Resistant Ratio of Reinforced Low-Rise Building

Floors Number of approval for use Earthquake-resistant target Anti-seismic security Earthquake-resistant ratio
Total 903,481 1,154,276 441,776 38.3 %
1st Floor 75,467 537 69 12.8 %
2nd Floor 141,366 3,321 235 7.1 %
3rd Floor 220,323 220,323 57,900 26.3 %
4th Floor 246,768 246,768 106,848 43.3 %
5th Floor 95,039 95,039 40,353 42.5 %
6th Floor 14,585 14,585 14,049 96.3 %
ETC 109,933 573,703 570,000 99.4 %

따라서 본 연구에서는 벨크로를 사용한 내진보강법의 성능을 개선하고자 벨크로와 콘크리트 기둥 사이에 고발포 경질 우레탄 내부 충진을 통해서 벨크로의 초기긴장력을 도입하고, 이를 통해서 콘크리트 구속효과에 따른 벨크로의 연성보강성능 개선을 목표로 이를 평가하기 위한 실험을 계획하였다.

2. 시험체 설계 및 실험계획

내진설계가 되지 않은 기둥과 같이 휨과 전단의 영향력이 큰 철근콘크리트 부재는 주인장 철근이 항복한 후 단부에 소성힌지가 형성되며 부재 회전각이 증가함에 따라 사인장 균열 폭이 증가하여 휨 파괴 직후 소성힌지 부근에서 취성적인 전단파괴를 할 가능성이 있다. 따라서 본 연구에서는 이러한 파괴거동이 발생하도록 설계된 단기둥을 계획하고 실험장치 및 보강계획을 수립하였다.

2.1 시험체 설계

벨크로 보강재에 대한 구조 및 내진보강 성능을 평가하기 위하여 Fig. 1과 같은 내진설계가 고려되지 않은 단주를 설계하였다. 시험체의 단면은 380 mm × 300 mm이고, 기둥 높이는 1,400 mm로 유효높이는 1,200 mm가 되도록 계획하였다.

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Fig. 1.

Specimen Detail

시험체에 기둥 단면에 사용된 철근은 D22와 D19 철근을 각각 모서리부와 중간부에 배근하였고, 전단 철근은 D10 철근을 300 mm 간격으로 배치하였다. 철근은 SD300 철근을 사용하였고, 콘크리트는 설계 강도 24 MPa의 1종 포틀랜드 시멘트 콘크리트로 타설하였다.

2.2 시험변수

시험체는 무보강 시험체(NORMAL) 1개, 보강 시험체(VELCRO1, VELCRO2) 2개로 계획하였다. VELCRO1 시험체는 별도의 내부충진 없이 벨크로를 인력으로 보강 시공한 시험체이고, VELCRO2 시험체는 벨크로에 초기 긴장력을 주기 위하여 고 발포성의 경질 우레탄 충진재(Filling)를 벨크로와 시험체 사이의 유격에 주입하여 충진한 시험체이다. 각 시험체의 보강형태는 Fig. 2와 같다.

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Fig. 2.

Specimens Name for Reinforcement Type

2.3 재료물성 및 벨크로 보강재

재료시험을 통해서 조사된 기둥 구조물의 제작 및 보강에 사용된 재료의 물성치를 Table 2과 같이 정리하였다. 철근의 경우 SD300의 일반철근을 사용하였고, 물성치는 KS D 3504:2019를 참고하였다. 콘크리트는 콘크리트의 강도 시험용 공시체 제작 방법 KS F 2403:2019에 따라 콘크리트 타설 시 같이 제작하였고, 기둥 시험체의 실험을 수행한 당일 KS F 2405:2010 콘크리트 압축강도 시험법에 따라 실험하였다. 콘크리트 공시체는 총 3개를 제작하여 실험결과를 평균하였고, 탄성계수는 콘크리트 구조설계기준에서 제시하는 일반 콘크리트의 탄성계수를 간편식을 사용하여 나타내었다.

Table 2.

Material Property (MPa)

Name Yield Strength Tension strength Compression strength Elastic Modulus
Rebar 300 440.0 - 2.0×105
Concrete - - 20.4 2.31×104
Velcro - 44.4 - 1.14×103

본 실험에서 보강재로 사용된 벨크로의 경우 일반 벨크로보다 박리 강도가 뛰어나 산업용, 공업용으로 많이 사용되는 머쉬룸 타입의 벨크로이다. 특히 Hook의 재료를 개선하여 인장강도와 전단강도를 개선한 제품을 사용하였고, Table 2에서 벨크로의 물성치는 Hook와 Loop가 부착된 상태로 두께가 3.2 mm인 조건에서의 값이다. 시험장비 구성은 Fig. 3과 같으며, 시험체의 가력은 주철근이 0.002의 변형률에 도달하는 변위 연성비 1.0Δy인 항복 변위 12 mm를 기준으로 가력 계획을 수립하였다. 가력은 정·부 방향으로 1 cycle씩 항복 변위의 0.5Δy를 증가폭으로 1.0Δy부터 재하하였으며 실험은 유사정적 상태로 수행되었다. 이렇게 만들어진 변위 제어 이력은 Fig. 4과 같다. 하중과 변위의 계측은 하중의 경우 Actuator의 Load Cell을 이용하여 측정하였고, 변위는 기둥 시험체 하부 기초 윗면과 Actuator의 중심축의 높이인 기둥 1,200 mm 높이에 각각 100 mm, 300 mm의 LVDT를 설치하여 시험체의 변위와 기둥에 작용하는 변위를 측정하였다.

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Fig. 3.

Test Set Up

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Fig. 4.

Loading Protocol

3. 실험결과

실험을 통해서 작성된 변위-하중 관계곡선은 Fig. 5와 같다.

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Fig. 5.

Load-Displacement Curve of Each Specimens

3.1 Normal 시험체의 균열진전 및 파괴모드

Fig. 6은 무보강 시험체 NORMAL의 각 변위 연성비의 균열 진전과 파괴모드를 정리한 것이다. 무보강 기둥의 경우 μ=1.0의 최대변위에 이르러 기둥 전면과 후면에 휨 균열이 관찰되었다. μ=1.5에서는 전·후면에 발생한 휨 균열과 함께 좌·우측면에 발생한 휨-전단균열이 직선에서 사선 방향으로 진전되어 전단균열로 성장하였다. μ=2.5 이후 기둥 전·후면에 새롭게 발생하는 균열은 없었으며, 이미 발생한 휨 균열이 확장되고, 좌·우측면의 전단균열이 진전되는 양상을 보였다. μ=3.0에 이르러 전·후면에 발생한 균열과 좌·우측면에서 기둥 종방향으로 균열이 진전되기 시작하고, 우측면에 기존에 발생한 전단균열이 하나의 큰 균열로 발달하였다. μ=3.5에 이르러 (+)와 (-)방향 가력에서 발달된 전단균열이 더욱더 확장되며 콘크리트 피복이 박리 되었고, (-)방향 가력 시 최대변위에 이르러 하중이 크게 감소하였다. 이후 μ=4.0를 진행하였으나 (+)방향 가력 시 이전 단계의 변위에 도달하기도 전에 전단균열이 크게 벌어지며 하중이 두 번에 걸쳐서 감소하였고 이후 변위를 36 mm까지 가한 후 실험을 종료하였다. Fig. 7의 실험 종료 후 파괴현황 사진을 통해서 피복 콘크리트가 박리된 지점에 전단철근의 이음부가 위치하고, 심부 콘크리트의 균열로 인하여 전단철근 이음부의 이음이 탈락된 것을 확인할 수 있다. 그리고 그 위치를 따라 콘크리트 피복의 박리가 크게 나타난 것을 알 수 있다.

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Fig. 6.

Each Ductility Crack Pattern and Failure Status (NORMAL)

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Fig. 7.

Final Failure Shape (Normal)

3.2 VELCRO 시험체의 균열진전 및 파괴모드

Fig. 8은 앞서 NORMAL 시험체와 달리 벨크로로 보강된 VELCRO1 시험체의 실험 전·후의 모습을 비교하여 나타낸 것이다. 실험 전·후의 모습에서 육안으로 확인 가능한 변화는 관찰되지 않으며, 보강재 내부의 콘크리트가 파괴됨에 따라 시공된 벨크로의 탄력 변화를 직접 만져보는 과정을 통해 확인할 수 있었다. μ=6.0까지 진행된 실험에서 벨크로 자체의 손상은 발견되지 않았고, 실험 후 시험체 균열상태를 확인하기 위해 제거된 벨크로 내측을 관찰한 결과에서도 손상은 발견되지 않았다. VELCRO2 시험체의 경우 벨크로 내부에 충진재를 주입하여 초기에 긴장력이 도입될 수 있도록 한 시험체로 VELCRO1 시험체와 차별적 변화는 관찰되지 않았다. 그 외 VELCRO1 시험체와 동일하게 μ=6.0까지 진행된 실험에서 벨크로 자체의 손상은 발견되지 않았고, 실험 후 시험체 균열상태를 확인하기 위해서 제거된 벨크로 내측을 관찰한 결과에서도 손상은 발견되지 않았다. Figs. 9(a) and 9(b)의 VELCRO1 & VELCRO2 시험체의 균열상태를 비교하면 균열의 분포가 동일한 것을 알 수 있다. 다만 VELCRO2 시험체는 충진재에의 접착성에 의해서 박리된 콘크리트가 부착되어 있는 것을 알 수 있다.

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Fig. 8.

VELCRO1 & VELCRO2 Specimen Test Before & After

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Fig. 9.

Final Failure Shape (Velcro1 & Velcro2)

4. 실험결과 분석

기둥의 반복하중 가력 실험을 통해 도출된 하중-변위 관계곡선을 통해서 얻은 “에너지 소산 능력 지표”와 “부재 연성 지표”를 이용하여 벨크로 보강재를 활용한 보강법의 성능을 평가하였다.

4.1 에너지 소산능력

에너지 소산은 구조물이 지진에너지를 흡수하여 손상을 감소시키기 때문에 구조물 성능평가에서 구조물의 에너지 소산 능력을 평가하는 것은 매우 중요하다. 아래 Fig. 10은 각 시험체 기둥의 변위 연성비별 에너지 소산 능력을 나타내는 곡선이다. 초기 에너지 소산 능력은 각 변위 연성비에서 큰 차이를 보이지 않는 것으로 나타났다. 하지만 NORMAL 시험체의 실험이 종료된 μ=3.5 이후, VELCRO1 과 VELCRO2 시험체의 에너지 소산능력이 서로 다른 폭으로 증가하면서 에너지 소산 능력 차이를 나타내었다. 가장 큰 에너지 소산 능력 차이를 보인 μ=5.0에서 1.44배의 차이를 보인 것으로 나타났고, μ=6.0에서 1.33배의 차이를 보인 것으로 나타났다. Fig. 10의 변위 연성비별 에너지 소산 능력을 누적하여 Fig. 11에 나타내었다.

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Fig. 10.

Energy Dissipation Capacity (kN⦁m)

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Fig. 11.

Cumulative Energy Dissipation Capacity

이 곡선을 통해서 지진 시 구조물의 에너지 소산 능력의 총량을 알 수 있으며 비보강 시험체와의 비교를 통해서 보강재의 내진 성능 증진 효과를 간접적으로 평가할 수 있다. 누적 에너지 소산 능력 변화에 따른 보강 효과를 확인하기 위하여, Fig. 11의 누적 에너지 소산 능력 곡선에서 각 시험체의 누적 에너지 소산 능력과 이를 NORMAL 시험체를 기준으로 계산된 누적 에너지 소산 능력 비율을 Table 3에 정리하여 나타내었다. Fig. 11Table 3로부터 NORMAL 시험체에 비하여 VELCRO1, VELCRO2 시험체에서 각각 2.52배, 2.88배의 누적 에너지 소산 능력이 증가하였음을 확인할 수 있다. 구조물 내진 성능 결정의 중요한 요소 중 하나인 에너지 소산 능력을 2.5배 이상 개선하는 효과를 보이는 벨크로 내진 보강법은 뛰어난 경제성과 시공의 신속성과 편의성을 가지는 내진 보강 중 하나로 판단된다. 또한 VELCRO1 시험체와 VELCRO2 시험체 사이의 누적 에너지 소산 능력도 1.14배 정도 차이를 나타내고 있어 벨크로 보강재의 성능은 벨크로 시공 시 긴장력 도입 여부와 정도에 따라 어느 정도 성능 차이가 발생함을 알 수 있다. 그러므로 안정적인 성능 증진을 위해서는 시공 초기 벨크로와 기둥이 접하는 부분에 내부 충진재를 적절히 시공하여, 벨크로와 기둥을 일체화시키고 벨크로에 적절한 긴장력을 발생시킬 수 있는 시공법의 개발이 필요할 것으로 생각된다.

Table 3.

Cumulative Energy Dissipation Capacity Comparison

Specimen Cumulative energy dissipation capacity Cumulative energy dissipation capacity Ratio
NORMAL 13.393 1.000
VELCRO1 33.732 2.519
VELCRO2 38.611 2.883

4.2 부재 연성

Fig. 12와 같이 Pmax를 산정하여 0.8을 곱하였을 때 대응되는 첫 번째 변위를 Δy, 마지막 변위를 Δmax이라 하고 Δmax/Δy를 통하여 계산된 μ를 “최대 연성도”라 하여 이를 각각의 시험체별로 비교하였다. 만약 마지막 변위 연성비에 대응하는 0.8Pmax가 없는 경우에는 그 앞 변위 연성비의 최대변위를 Δmax라 한다.

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Fig. 12.

Definition of Ductility Factor

Table 4의 최대하중 비율과 항복 변위 비율을 통해서 벨크로를 이용한 보강법을 평가하여 보았다. 최대하중 비율에서는 유의미한 증가 또는 감소는 나타나지 않는 것으로 판단하였다. 항복 변위 비율의 경우 VELCRO1 시험체의 결과에서 10 % 이상의 차이를 보였으나 정·부 방향에서 증감이 상반되는 결과를 보이는 이유는 과도한 균열과 손상의 국부적 집중에 따른 것으로 보인다. 따라서 최대하중 비율과 항복 변위 비율을 분석한 결과 벨크로를 이용한 보강은 기둥의 강성과 강도를 증가시키지 않고 연성만을 증가시키는 보강법으로 판단된다. 이어서 Table 4에서 항복 변위와 최대 변위를 산정하고 시험체의 최대 연성도(μ)를 산출하였다. 최대 연성도의 비교에서도 에너지 소산 능력분석과 동일하게 벨크로 보강재를 적용한 기둥의 내진 성능이 개선됨을 확인할 수 있다. 다만 VELCRO1 시험체와 VELCRO2 시험체의 비교에서 두 시험체 간의 최대 연성도 차이가 미미하게 나타나 충진재가 기둥의 강도를 일부 증가시켰으나 최대 변위가 다소 감소되어 연성도에서는 거의 변화가 없었다.

Table 4.

Ductility of Specimen

Loading Dirention Specimen Yield Load (0.8Pmax) Max. Load (Pmax) Yield Disp. (Δy) Max. Disp. (Δmax) Max. Ductility (Δmax/Δy) Max.
Load Ratio
Yield Load
Ratio
Posi.
(+)
NORMAL 107.16 133.92 12.91 36.00 2.789 1.000 1.000
VELCRO1 106.72 133.35 14.53 48.00 3.304 0.996 1.125
VELCRO2 106.30 132.97 13.72 48.00 3.499 0.993 1.063
Nega.
(-)
NORMAL 111.14 138.95 15.14 36.00 2.379 1.000 1.000
VELCRO1 114.45 143.15 13.69 42.00 3.068 1.030 0.906
VELCRO2 116.39 145.60 15.30 42.00 2.745 1.048 1.013

5. 결 론

기둥 시험체의 반복하중 가력 실험의 결과로부터 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 벨크로를 이용한 보강법은 구조물의 붕괴를 방지하고 내진 성능 개선에 뛰어난 효과를 가지고 있음을 확인하였으며, 신속 시공과 시공의 용이성 및 경제성을 가지고 있는 내진 공법으로 판단된다.

(2) 벨크로를 이용한 보강법의 에너지 소산 능력은 무보강 구조물과 비교하여 VELCRO1, VELCRO2 시험체에서 각각 2.52배, 2.88배로 나타났다.

(3) 누적 에너지 소산 능력 평가를 통해 벨크로 보강재를 시공할 때 기둥과의 일체화와 초기 긴장력 도입이 에너지 소산 능력 증가에 일부 기여함을 확인하였다. 따라서 안정적인 성능 증진을 위해서는 벨크로와 기둥의 일체화를 위한 내부 충진 방법의 도입과 벨크로에 적절한 긴장력을 발생시킬 수 있는 시공법의 개발이 필요할 것으로 생각된다.

(4) 시험체의 최대 연성도(Δmax/Δy)를 통한 평가에서는 긴장재 도입으로 최대강도는 증가 하였으나 최대 변위는 이와 반대로 다소 감소하여 VELCRO1과 VELCRO2 시험체의 최대 연성도는 큰 차이를 보이지 않았다.

(5) 충진재가 사용된 VELCRO2 시험체에서 에너지 소산 능력은 크게 증진되었으나, 최대 연성도 평가에서 최대변위(Δmax)의 증가가 크지 않은 점과 충진재의 분포상태 불량이 확인되었다. 따라서 내부 충진재 재료의 개선과 균일한 충진재 시공을 개선의 필요성이 확인되었다.

Acknowledgements

이 성과는 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(No. NRF-2019R1A2C1003007).

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