1. 서    론

우리나라 건축구조기준(KBC2009)¹⁾은 지진력저항시스템 중 전단벽시스템에 대한 설계계수 산정과 횡력저항 시스템 적용 시, 내진설계범주와 건물높이에 따른 제한을 두어 내진설계범주D에 해당되고 건축물의 높이가 60m 이상인 경우, 구조벽체는 특수전단벽으로 설계하도록 규정하고 있다. 또한, 이러한 벽체 중간에 개구부 등의 이유로 나타나는 춤이 높고 경간이 짧은 연결보에 대해서는 대각보강을 하도록 규정하고 있다. 특수전단벽은 벽체의 압축하단부에 폐쇄형 스터럽을 사용한 횡보강 상세를 적용하는 특수경계요소 설치를 통해 벽체가 적절한 변형능력을 확보할 수 있도록 하는 것이며, 이를 통해 소정의 변형능력을 확보하게 된 특수전단벽들이 병렬 전단벽으로 거동하기에 충분한 정도의 연성확보를 목적으로 대각선 다발철근을 이용하여 연결보를 보강하도록 하는 것이다.

최근에 우리나라에서는 초고층 건물에 대한 수요가 증가하면서 특수전단벽시스템을 채용해야하는 건축물 또한 증가하는 추세이다. 이에 따라 규준에서 요구되는 특수전단벽시스템의 상세 규정 적용에 대한 문제점과 그 개선에 대한 관심도 높아지고 있다.

그 중 벽식 아파트의 경우에는 벽두께가 얇고 개구부로 인한 연결보가 매 층마다 설치되어야 하는 등의 구조적 특징으로 인하여 구조벽체의 특수경계요소 및 연결보의 대각보강근 시공이 특히 어렵다는 점과 중약진 지역에 적용하기에 다소 과다한 보강을 요구하는 현행 설계기준으로 인한 경제성 하락은 우리나라의 실정을 고려한 합리적인 내진상세 개발의 필요성을 증대시키는 중요한 문제점들이라 할 수 있다.^2-5)

이에 송진규, 천영수 등은 특수전단벽과 연결보 설계에 대한 합리적인 배근설계 가이드라인을 제시하고자 배근상세 실무적용에 따른 문제점들을 분석하고, 다양한 배근상세를 갖는 특수전단벽과 연결보의 거동 특성에 관한 실험적 연구를 수행하여왔다.^2-6) 이를 통해 규준에 규정되어있지 않은 다양한 상세들이 규준에서 요구하는 정도 혹은 그 이상의 구조적 성능을 보유하고 있다는 것을 확인하고, 특수전단벽과 연결보의 대체 상세 개발의 가능성을 제시하였다. 이와 같이 제안되는 대체 상세들은 구조실험과 구조해석 프로그램을 이용한 성능의 평가 및 검증의 과정을 거쳐 실 설계에 반영될 수 있을 것이다.

이에 본 연구에서는 병렬전단벽시스템을 구성하는 특수전단벽과 연결보 배근상세의 실무 적용성 개선을 위해 서로 다른 4가지 상세를 갖는 실물크기 연결보를 대상으로 한 구조실험을 수행하였다. 이 실험을 통해 연결보의 비선형 거동의 특성을 파악한 뒤, 선행연구⁶⁾에서 내진성능이 검증된 U바-연결철근 조합 상세의 특수전단벽체와 함께 병렬전단벽시스템을 구성하여 내진성능을 평가하였다. 성능평가를 위한 방법은 FEMAP695⁷⁾에서 제시하는 내진성능계수 정량화 방법을 적용하였으며, 비선형 해석에는 Perform 3D⁸⁾를 사용하였다.

2. 실    험

2.1 실험체 계획

실험체 제작을 위해 선정된 프로토타입 연결보의 형상비는 1.54()로 규준에 의해 대각보강을 실시해야 하는 경우이다. 실험체는 실물크기로 제작되었으며, 대각보강 및 횡구속 방법 등의 주된 변수에 대한 세부적인 사항과 배근 상세는 Table 1과 Fig. 1에 나타내었다.

실험체는 전단보강 방법을 변수로 하여 제작되었다.

기준 실험체인 C-Ba는 ACI 318-11에 규정되어있는 배근 상세에 해당하는 것으로 연결보를 가로지르는 대각선 묶음철근 보강을 대신하는 방법이다. 연결보의 전단보강을 위하여 대각선 방향으로 철근을 배근하되 묶음 철근으로 시공하지 않는 대신 연결보의 전단면을 통해 횡방향으로 배치되는 스터럽으로 구속하는 상세이다.

이를 기본으로 하여 대각선 방향으로 철근을 배근하되 다발철근을 시공하지 않고 대구경의 철근으로 대체한 것이 B-L-Ha 실험체이며, B-l-HA 실험체는 대각철근에 해당하는 만큼의 철근을 수직·수평방향으로 치환하여 배근 한 것이다. 마지막으로 SA-A 실험체는 철근 대신 ‘ㄱ’자형 강관을 대각선 방향으로 배근한 형태인데, 이때 강관의 단면적은 대각보강 철근의 단면적과 동일하도록 하였다.

2.2 사용재료

본 실험에서 사용된 콘크리트의 압축강도는 실험체와 동일 조건에서 양생 후 실험 당일 강도를 시험하여 공시체 3개의 평균값 28.7MPa을 얻었다. 철근의 재료 시험은 KS B 0801, KS B 0802에 따랐으며, 시험결과는 Table 2와 같다.

2.3 가력방법

가력장치 및 실험체 설치현황은 Fig. 2와 같으며, 각 실험체는 보를 수직으로 세워놓은 형태로 설치되었다. 연결보의 면외좌굴현상을 방지하기 위하여 상부 벽체 중심에 볼 지그를 설치하고, 상부프레임과 벽체 사이에 구속용 기둥과 롤러를 설치하여 상부벽체의 회전을 구속함으로서 수평방향으로만 이동 가능하도록 하였다. 또한 상부벽체에 가력프레임을 설치하고 1,000kN 용량의 엑츄에이터(Actuator)를 연결보 중심축 위치에 설치하여 하중제어와 변위제어를 통하여 점증가력 하였다.

각 실험체 별 가력 사이클은 Fig. 3에 나타내었다. 초기 실험계획 시 Fig. 3(c)와 같은 형태의 하중 이력선을 계획하였으나, C-Ba, B-L-Ha 실험체의 경우에는 대각보강으로 인하여 엑츄에이터 최대용량인 1,000kN을 넘어서는 초과강도를 발현하게 되어 Fig. 3(a), (b)에 나타난 바와 같이 일정구간 하중제어를 통하여 실험을 진행하였다.

2.4 측정방법

각 실험체의 전체적인 거동과 국부적인 변형을 측정하기 위한 철근의 변형률 게이지와 변위계의 위치는 Fig. 4, 5와 같다. 변형률 게이지는 소성힌지 형성이 예상되는 위치인 보 깊이의 1/2되는 곳을 중심으로 대각철근과 횡구속보강근에 설치하였다. C-Ba, B-L-Ha, SA-A 실험체의 경우에는 대각보강근에 설치하되 보 깊이의 1/4, 1/2, 3/4의 위치에, 깊은보 설계개념에 의해 수평근을 정착한 실험체인 B-1-HA의 경우에는 수평근에 부착하되, 보 깊이의 1/2지점과 벽과 접합되는 곳으로 하였다. 횡보강근에 부착하는 변형도 게이지는 보 깊이의 1/2지점에 부착하였으며, 실험체의 회전각, 전단변위, 슬립, 상부벽체의 회전을 측정하기 위해 총 7개의 변위계(LVDT)를 설치하였다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 균열 및 파괴양상

실험체의 최종 균열 및 파괴양상을 Fig. 6에 나타내었다. 모든 실험체는 2.82mm (0.2%)변위제어 이력단계 정(+)가력 시 연결보와 벽체의 상하부 경계면에 초기 수평균열이 발생하여 변위제어 가력이 반복됨에 따라 수평균열이 경사균열로 진전되었다. C-Ba와 B-L-Ha 실험체의 경우 변위비 0.6%, B-1-HA와 SA-A 실험체의 경우에는 각각 변위비 0.4%와 0.2% 일 때 주요 보강재의 항복이 발생하면서 보 상하부의 균열이 진전되며 휨파괴하는 양상을 나타내었다.

3.2 하중-변형 관계 및 전단강도

Fig. 7은 각 실험체의 하중-변형 관계를 정리하여 나타낸 것이다. 모든 실험체는 변위비 1.4~1.8% 시점에서 설계 시 계획한 설계강도 이상의 초과강도가 발현되었다. 이후 B-1-HA와 SA-A 실험체의 경우에는 파괴 시까지 전 구간에 걸쳐 변위 당 2회씩의 변위제어 가력을 수행하였는데, 동일 변위 사이클 반복에 따른 강도 저하 현상을 뚜렷하게 보이며 휨파괴 되었고, 각각 3%, 4%의 변형성능을 나타내었다.

C-Ba와 B-L-Ha 실험체는 가력기 용량을 고려하여 변위비 1.8~4%에 이르기까지 각각 16회, 21회에 걸쳐 하중제어 반복 가력하였다. 하중제어 구간 동안 대부분의 전단보강재의 항복이 발생하여 변위비 5%까지 진행 후 파괴되었다.

각 실험체는 변형능력 확보를 위한 보강방법에 따른 최대 강도, 연성 및 내력저하 패턴에 차이는 있었지만 모두 변위비 3% 이상의 변형능력을 발휘하고 있음을 알 수 있었다.

Table 3은 실험체의 설계강도(), 재료시험 결과를 반영하여 산정한 계산강도() 및 구조실험 시 실험체의 최대강도()를 정리하여 나타낸 것이다. 실험체의 초과강도 발현 여부는 에 대한 의 비를 통해 판단하였다.

C-Ba와 B-L-Ha 실험체는 하중조절을 위해 설정한 상한 값인 950kN을 기준으로 하여 비교하였다. 그 결과 모든 실험체가 계산강도의 1.29~1.68배 이상의 초과강도를 보유하고 있는 것으로 나타났다.

3.3 연성 및 에너지 소산 능력

각 실험체의 연성 및 에너지 소산능력을 비교하여 연결보의 구조성능을 평가하였다. 각 변위단계별 2회의 사이클을 수행하여 각 단계별 첫 번째 사이클에서의 최대 또는 최솟값을 이은 포락곡선을 대상으로 분석하여 Fig. 8에 나타내었다.

C-Ba와 B-L-Ha 실험체는 유사한 변위연성을 나타내었으며, 누적 에너지 소산 능력도 유사한 양상을 보였다. B-1-HA실험체의 경우, 2.2%의 변위각까지 다소 낮은 에너지 소산 성능을 보이는 것으로 나타났으나, 누적 에너지는 어느 정도 유사한 양상을 보이는 것으로 나타났다. 대각선철근을 형강으로 대치한 SA-A 실험체의 경우에는 사용된 재료의 강도가 SS400으로 항복 강도가 철근에 비하여 낮아 사이클 당 소산에너지와 내력은 낮게 나타났으나 연성능력은 유사한 것으로 나타났다.

Fig. 9는 각 실험체 별 에너지 감쇠 소산율¹⁰⁾을 비교한 그래프이다. 이를 위하여 실험결과를 통해 얻어낸 연결보의 이력곡선을 둘러싼 직사각형의 면적에 대한 이력곡선의 면적 비로 나타내어지는 등가점성감쇠비(equivalent viscous damping ratio)를 사용하였다.

C-Ba와 B-L-Ha 실험체는 모두 4%의 변형각까지 32%가량의 소산율을 보이는 것으로 나타났으며, C-Ba에 비하여 B-L-Ha가 변형각 4%까지 다소 우수한 소산율을 보이는 것으로 나타났다. SA-A 실험체의 경우에는 다른 실험체들과 달리 변형각 1% 이전에 감쇠 소산율이 급격히 증가했다가 급락한 후 16~20%에 해당되는 비교적 일정한 범위의 감쇠 소산율을 보이고 있는데, 이는 형강 용접부의 균열로 인한 급격한 성능저하에 기인한 것으로 보인다.

4. FEMA P695에 따른 내진성능평가

4.1 해석모델

Table 4은 FEMA P695⁷⁾에서 제시하는 방법론에 따라 병렬전단벽 구조시스템의 내진성능을 평가하기 위하여 구조실험을 수행했던 4개의 연결보에 대한 표준모델을 선정하여 나타낸 것이다. 해석모델 선정을 위한 아파트의 평면은 Fig. 10에 나타내었다. 표준모델의 특수전단벽은 선행연구⁶⁾를 통해 그 성능을 검증하였던 U바-연결철근 조합의 횡보강 상세를 택하였다.

해석모델에 대한 비선형 해석에는 Powell교수가 개발한 PERFORM-3D⁸⁾ 프로그램을 사용하였으며, 특수전단벽체의 단부 콘크리트 구속 효과를 반영하기 위해 콘크리트 재료모델은 Modified Kent and Park¹¹⁾의 모델을 이용하여 콘크리트 구속과 비구속에 따른 응력-변형률 관계를 반영하였다. 연결보의 경우, C-Ba, B-1-HA, B-L-Ha, SA-A의 4가지 실험체에 대해 Perform-3D를 이용한 해석적 검증 및 보정을 통해 대각보강된 연결보의 하중-변위 관계를 구현하는 데에 용이할 것으로 판단되는 전단힌지를 갖는 보요소로 모델링 하였다.

4.2 비선형 정적 푸쉬오버 해석

본 연구에서는 구조시스템의 초과강도계수()와 주기기반 연성계수()를 계산하고, 개발된 구조모델의 검증을 위하여 비선형 정적 푸쉬오버 해석을 수행 하였다. FEMA P695⁷⁾의 해석은 ASCE/SEI 41-06¹²⁾의 일반적인 절차에 따라 실시하며, 기존의 내진성능계수(Seismic perfor-mance factor)와 푸쉬오버의 개념은 그대로 준용한다. 모델의 초과강도계수()와 주기기반 연성계수()는 식 (1)에 의하여 산정한다.

, (1)

이때, 최대변위는 구조물의 최대 밑면전단력()의 80%()에 해당하는 변위값으로 정하였으며, Fig. 11과 Table 5에 각 표준 모델에 대한 푸쉬오버 곡선과 초과강도계수()와 주기기반 연성계수()를 나타내었다.

비선형 정적해석의 결과에 따르면 모든 모델은 초기에는 강성이 비슷했으나, 전단벽들을 연결하고 있는 연결보의 전단 변형이 점점 커지면서 약 370kN의 강도에 도달한 후 거동의 차이를 보여주었다. B-L-Ha와 SA-A 상세를 갖는 연결보를 적용한 model 3,4의 경우 규준상의 대각보강 상세를 적용한 model 1과 비교 하였을 때 시스템의 성능곡선이 유사하게 나타났으나, 깊은 보 설계 개념 상세를 갖는 B-1-HA를 적용한 model 2의 경우는 369kN 의 최대 강도에 도달한 후 1%의 횡변위에서 큰 강도 감소가 이루어졌으며, 이 후 내력이 점점 감소하는 결과를 보여주었다.

4.3 비선형 동적 증분 해석

본 연구에서는 우리나라 건축구조기준의 지진위험도를 고려한 20개의 지반운동을 사용하여 동적증분해석(Incremental dynamic analysis, IDA)¹³⁾을 수행하였다. 동적증분해석(IDA)의 결과는 IM (Intensity measure) 대비 DM (Damage measure)의 형태로 나타낼 수 있는데, 본 연구에서 IM은 감쇠비 5%, 1차 모드 주기의 단자유도 스펙트럼 가속도((, 5%)), DM은 최대 층간변위비()를 사용하였다.

Fig. 12와 Table 6은 각 표준모델의 IDA곡선과 붕괴여유비율 산정의 결과를 나타낸다.

Fig. 12와 Table 6의 는 동적증분해석(IDA) 수행 시 절반 이상의 지진파에 대하여 구조물이 붕괴 상태가 되는 수준의 스펙트럼 가속도이며, 는 최대발생가능지진(Maximum Considered Earthquake ground motion)의 지반운동 강도이다. 구조물의 붕괴는 스펙트럼 가속도의 증가 없이 최대 층간변위각이 지속적으로 증가하기 시작하는 시점으로, Vamvatsikos and Cornell (2002)¹³⁾에 따라 IDA 곡선상의 초기 탄성 기울기의 20%가 되는 지점으로 정의하였다. 붕괴여유비율(Collapse Margin Ratio, CMR)은 표준모델의 동적증분해석(IDA)를 통하여 얻어진 와 의 비로 산정하였다. 그 결과 시공성을 개선한 대각보강 상세 연결보를 채용한 model 3과 4는 설계기준을 따른 model 1과 비교하였을 때 동등 이상의 붕괴마진율(CMR)을 가진 것으로 나타났다. 대각선형태의 보강을 적용한 model 1,3,과 4가 수평정착 상세의 B-1-HA를 채용한 model 2의 경우보다 다 높은 붕괴마진율(CMR)을 가진 것으로 나타나 더 낮은 붕괴위험도를 가지고 있음을 확인할 수 있었다. 이는 예상된 결과이지만 두 가지 형식의 상세 간의 붕괴마진율(CMR) 차이가 그다지 크지 않다는 점에서 4개의 서로 다른 모델들은 거의 근접한 안전도를 보유하고 있다고 판단된다.

4.4 내진성능평가

본 연구에서는 건축구조기준에 제시되지 않은 새로운 구조시스템에 대한 내진성능을 평가해 볼 수 있는 FEMA P695⁷⁾의 방법론에 따라 병렬전단벽 구조시스템의 내진성능을 평가하였다. Table 7에는 앞 절에서 동적증분해석(IDA)을 통해 얻어낸 붕괴여유비율(CMR)로 부터 구조시스템의 내진성능평가 결과 판정의 기준이 되는 조절된 붕괴여유비율(Adjusted Collapse Margin Ratio, ACMR) 산정에 필요한 변수들과 결과 값을 정리하였다.

Table 7의 스펙트럼 형상계수(Spectral Shape Factors, SSF)는 지진파의 스펙트럼 형상과 구조물의 연성능력, 주기에 따른 응답의 특성 등을 반영하기 위한 보정계수이며, Accept. ACMR (Acceptable ACMR)은 붕괴여유비의 허용 하한값으로 ACMR (Adjusted Collapse Margin Ratio)에 대한 비교기준이다. SSF (Spectral Shape Factors)와 Accept. ACMR는 규준의 완성도, 실험데이터의 질적 수준, 지반진동이력의 다양성, 비선형 모델에 내포된 불확실성의 4가지 항목에 대한 불확실성 보정을 위한 지표 (Total system uncertainty)에 따라 결정 된다. 본 연구에서 각 요소에 따른 불확실성은 FEMA P695⁷⁾의 자료를 바탕으로 Table 7의 상단과 같이 가정되어 의 값은 0.65로 계산되었다. 이에 따라 서로 다른 상세를 갖는 연결보를 적용한 병렬전단벽시스템의 성능은 최종적으로 Table 6과 같이 판정 되었다. model 1, 2, 3, 4의 ACMR 값은 모두 붕괴확률 10%에 대한 허용 ACMR 값인 2.30을 상회하여 요구되는 내진성능을 만족하는 것으로 계산되었다.

5. 결    론

본 연구의 대각보강된 연결보에 대한 실험적 연구와 이에 근거한 구조시스템의 내진성능평가 결과를 정리하여 요약하면 다음과 같다.

1)ACI318-11의 연결보 전단면 구속상세(C-Ba)는 4%정도의 변형능력과 충분한 에너지 소산능력을 보유하고 있는 것으로 판단된다. 또한 에너지 감쇠 소산비율은 변형각 2.5%와 4%일 때 각각 24%와 35%인 것으로 나타났다.

2)ACI318-11의 연결보 전단면 구속상세를 따르면서, 보의 횡구속 연결철근으로서 확대머리 철근을 사용하고 네 개의 대각선 철근 대신에 직경이 큰 두개의 굵은 철근을 대각선 철근으로 사용한 B-L-Ha 실험체는 구조기준에 규정된 상세와 동등이상의 구조성능을 보유하고 있는 것으로 사료된다.

3)연결보 내부는 대각방향으로 그리고 벽체 내부에는 수평방향으로 정착한 앵글형 대각보강상세는 구조기준에 규정된 상세와 비교했을 때 에너지 소산성능이 낮은 것으로 나타났으며, 파괴하중 시까지 4%정도의 변형능력을 보유한 것으로 나타났다. 다만 벽과 보의 경계부 앵글(용접부)에 균열이 발생하기 전까지는 높은 감쇠 소산율을 보이다가 앵글 용접부에 균열이 형성된 이후에는 기준 상세에 비하여 감쇠 소산율이 낮아지는 것으로 나타나 벽체와의 경계인 용접연결부에서의 취성파괴를 방지하도록 하는 방안을 강구한다면 대체상세로서의 적용을 고려해 볼 수 있을 것으로 기대된다.

4)각 재료의 시험결과를 근거로 산정한 실험체의 내력 평가 결과, 모든 실험체는 초과강도 보유하고 있는 것으로 나타났다. 이는 단면 내력 계산에는 반영되지 않는 횡구속용 전단보강근과 벽체의 회전변형 구속에 따른 압축응력 증가에 기인한 것으로 볼 수 있다. 실제 설계에서 강한 수직부재-약한 수평부재의 설계개념 적용 시에는 이와 같은 연결보의 초과강도를 고려하여야 할 것으로 사료된다.

5)서로 다른 보강상세를 적용한 4가지 형태의 연결보에 대하여 특수전단벽과 연결보로 구성된 병렬전단벽시스템 표준모델을 구성하고, 내진성능평가를 위한 비선형 해석을 수행하였다. 비선형 정적 푸쉬오버 해석의 결과 4개의 표준모델의 구조적 거동이 유사하게 나타났으며, 연결보에 대각선 형태의 보강방식을 적용시킨 경우가 보다 우수한 연성능력을 보여주었다.

6) 비선형 정적 푸쉬오버 해석과 비선형 동적증분해석(IDA)을 수행하여 FEMA P695⁷⁾에 따라 성능평가를 실시한 결과, 모든 경우의 ACMR(Adjusted Collapse Margin Ratio) 값이 허용 범위를 만족하는 것으로 나타났다. 이로써 4가지 방식의 전단보강 방법 모두 허용 가능한 성능을 보유하고 있다고 판단할 수 있으며 규준에서 요구하고 있는 내진성능을 만족하는 것으로 사료된다.

7) 통상적으로 강진에 대하여 저항하는 특수전단벽의 경우에는 길이에 대한 높이비에 따라 최대 2.5%까지의 변형능력을 요구하고 있다. 추후 합리적인 연결보의 보강상세 제안을 위하여 이를 연결보의 목표성능으로 간주할 것인지에 대한 지속적인 연구가 필요한 것으로 사료된다.