2.1 내력벽구조 시스템의 특징

국내 공동주택은 대부분 벽식구조로 이 시스템은 연성이 부족하고 에너지 흡수능력이 작아 일부 강진지역에서는 특정 높이 이상 사용하지 못하도록 제한하기도 한다(특수전단벽 상세 적용됨). 지진하중 작용 시의 거동특성은 폭-높이 비가 작은 벽체의 경우(약 5이하) 전단거동 지배, 폭-높이비가 큰 벽체는 휨거동이 지배한다. 따라서 거동특성에 따른 배근상 세가 시스템 내진성능을 결정한다. 배근상세는 구조물의 취 성파괴 방지를 위해 전단파괴 및 콘크리트 압괴를 방지하고 인장철근 항복을 유도하도록 구성된다.Fig. 2

Fig. 2

Behavior of shear wall subjected to lateral force

이러한 특성으로 전단벽 구조는 개략 15층 이하의 건물에 적용하는 것이 가장 바람직하다고 알려져 있음에도 불구하고 국내의 경우 층고절감 및 경제성을 고려하여 20층 이상 심지 어 30층 이상에서도 적용하고 있는 실정이다. 구조물 내진성 능은 각 개별 구조부재의 배치 및 연결상태에 따라 달라진다. 휨거동 지배 벽체의 경우, 내력벽이 연결보로 연결되어 있을 때에는 에너지 흡수를 벽체의 캔틸레버 거동에 의해 벽체하 부에만 집중된 상황에서 연결보에서도 에너지를 흡수 할 수 있어 지진하중에 보다 효과적으로 저항 할 수 있게 된다(Fig. 3 참조). 그러나 국내 내력벽식 공동주택의 경우, 내력벽 연결은 개구부의 인방보가 대부분이고 인방보는 주로 폭-길이비가 5 이하로 한정되게 된다. 이러한 인방보를 가진 건물을 해석하 면, 인방보 전단거동이 지배하여 파단 시 층간변형각이 약 0.3% 정도로 매우 취성적이며, 에너지 흡수능력 또한 특수상 세를 적용하지 않으면 그 성능을 기대하기 힘든 결과를 나타 낼 수 있다. 특히 인방보 설계의 경우 보 폭이 좁고 높이가 제 한되어 현장에서 시공 가능한 배근을 유도하기 위해서 해석 시 인위적으로 보 강성을 조절하는 경우가 많아 초기부터 인 방보 에너지 흡수능력을 기대하지 않는 경우가 대부분이다. Fig. 4는 횡하중 작용 시 실제 국내공동주택 인방보의 파괴예 측 및 실험으로 전단취성파단된 인방보 결과를 나타낸 것이 다. Fig. 5는 1964년 앵커리지 지진에서 전단벽식 건물의 파단 상황을 나타낸 것이다. Fig. 4와 Fig. 5는 전단벽을 연결하는 인방보 또는 연결보의 중요성을 잘 나타내 준다고 할 수 있다.

Fig. 3

Behavior of shear wall w/ and w/o coupling beam

Fig. 4

Fracture shape of coupling beam

Fig. 5

Failure examples in shear wall and coupling beam(The Mount Mckinley Building in Anchorage in 1964 earthquake)

이렇듯 국내공동주택의 경우 인방보에서 에너지를 흡수하 지 못하는 상세와 벽체 최하단의 연성능력 확보를 위한 상세 를 충분히 적용하지 않은 채 20층 이상으로 시공됨으로써 일 본 동북지역 지진에서 볼 수 있듯이 설계기준을 초과하는 지 진이 빈번한 세계의 추세에 비추어 볼 때, 지진하중에 충분한 대비를 하고 있다고는 할 수 없다.

2.2 인방형 감쇠장치의 개념

전술한 것과 같이, 특별한 상세가 적용되지 않은 전단거동 형 보의 경우 매우 작은 층간변형각에서 파단을 초래한다. 이 러한 인방보의 조기파단은 지진하중 작용 시 벽체의 구조적 상호작용을 불가능하게 함으로써 개별 부재로 지진하중에 저 항하게 되어 벽체 하단부에 많은 손상을 야기하고 구조적 안 전성을 지속적으로 유지하기 힘들게 된다.

국내 내력벽식 공동주택의 불합리한 점을 개선하기 위해 전단거동을 하는 인방보에 충분한 연성능력을 부여하고 지속 적인 에너지 흡수능력을 유지시키기 위해서 인방보형 감쇠장 치가 고안되었다. Fig. 6은 인방형 감쇠장치가 적용된 벽식구 조시스템의 거동특성 및 댐퍼의 이력루프를 나타낸 것으로 써, 예로 보여주는 마찰댐퍼나 강재이력댐퍼를 사용하여 구 조물에 입력되는 지진에너지를 흡수하게 된다. 인방보형 감 쇠장치는 크게 전단항복형과 휨항복형으로 구성된다. 전단항 복형 댐퍼는 인방보에 발생한 상대변형을 댐퍼의 전단변형으 로 저항하여 에너지를 흡수하는 장치로 주로 마찰패드나 강 재댐퍼 등이 사용된다. 휨항복형 강재댐퍼는 회전에 의해 소 성힌지처럼 거동하게 하여 에너지를 흡수하게 하는 장치로 마찰패드를 통해 작동하도록 되어 있다. 마찰댐퍼는 마찰패 드의 특성을 적절히 고려하여 안정된 거동을 하도록 제작되 어야 하며, 강재댐퍼는 일반강재를 사용하되 큰 변형능력이 발휘되도록 형상이 결정될 필요성이 있다.

Fig. 6

Behavior characteristics of coupling beam damper

3.1 감쇠장치

본 연구에서 전단벽식 구조물에 적용한 인방형 감쇠장치 의 거동특성을 파악하기 위하여 적용한 감쇠장치는 캔틸레버 형 강재댐퍼(Cantilever-type Steel Damper, 이하 CSD)로 기본 형상은 Fig. 7과 같이 하부측 고정단과 상부측 힌지단의 4개 변단면 캔틸레버 부재가 양면에 걸쳐있는 형태로 구성된다. CSD는 수평력이 작용할 경우에 상부 힌지단 회전에 의해 캔 틸레버보 거동과 동일한 메커니즘으로 장치가 변형하게 되 고, 변형이 증가되면 소성변형에 의해서 에너지를 흡수하는 형상을 하고 있다. CSD가 휨거동으로 큰 소성변형능력을 발 휘하기 위해서는 응력집중효과를 억제하는 것이 중요하기 때 문에 모멘트 구배에 따라 자유단 에서 고정단부로 갈수록 댐 퍼 면적이 증가하는 형상을 하고 있다.

Fig. 7

Concept and shape of CSD

3.2 CSD 유한요소 해석

CSD의 제진성능을 검증하기 위하여 Fig.8 및 Table 1과 같 이 두께, 폭두께비, 플레이트의 개수 및 강종을 변수로 하여 유한요소 해석을 진행하였다. 유한요소해석은 상용프로그램 인 ABAQUS를 사용하여 모델링하였다. 감쇠장치 요소는 SOLID요소를 사용하였고, 재료모델은 강재의 일반적인 이선 형모델(Bi-linear)을 사용하였다. 이때 항복값 F y e 는, 강구조 내 진 규준에 따라 SS400의 항복하중의 1.3배 값인 305.5MPa를 사용하였고, SM490은 항복하중의 1.2배 값인 390.0MPa을 사 용하였다. 최대하중은 항복값의 대략 1.5배 값, Plastic Strain 값은 강재의 평균 변형값인 0.2%를 입력하였다. 가력은 단 조가력과 반복가력방법을 사용하였다. 반복가력 해석 시에 비선형 이동경화를 고려하여 kinematic hardening을 사용하 였다.

Fig. 8

Concept model for CSD

Fig. 9는 재료모델 형상을, Fig. 10은 가력하중 프로토콜을, Fig. 11은 해석검토용 CSD 형상 및 유한요소 모델형상을 나 타내며, 해석대상 모델은 B와 b의 비율이 각각 1.25, 1.5, 1.75 로 설정하여 해석을 진행하였다(Fig. 8 참조).

Fig. 9

Bilinear curves of material models

Fig. 10

Loading protocol

Fig. 11

FE Models

Fig. 12는 폭비에 따른 감쇠장치 요소의 유한요소해석 결과 를 나타낸 것이다. 그림에서 볼 수 있듯이 폭비의 증가는 에너 지소산능력을 향상시킴과 동시에 내력과 강성도 증가하는 결 과를 보였다. 이는 강재댐퍼가 가져야 할 특성인 에너지소산 능력과 강성의 크기가 폭비에 큰 영향을 받음을 알 수 있다. 동 일 그림에서는 반복가력 시 댐퍼의 Von Misses 응력의 변화 를 관찰할 수 있다. 폭비 B/b의 비율에 따라서 1.25일 때의 응 력이 단부에 집중되는 데에 반하여 B/b의 비율이 1.75정도 될 때의 응력은 CSD의 전단면에 고르게 응력이 분포함을 확인 할 수 있었다.

Fig. 12

Distribution of von-Mises stress by cyclic loading

Fig. 13 및 14는 SS400 및 SM490 강재를 사용하였을 때, 강 재댐퍼의 단조가력에 대한 하중-변위 곡선을 보여주고 있다. 그래프에서 볼 수 있듯이 강재의 강도 증가에 따라 비례적으 로 하중-변위 곡선이 변화함을 확인할 수 있었다.

Fig. 13

Force-displacement curves of SS400

Fig. 14

Force-displacement curves for SM490 and SS400

Fig. 15는 동일한 형상의 CSD 요소에 대한 실제 실험체 실 험결과와 유한요소 해석결과를 비교한 것으로, 실험값이 해 석결과와 잘 대응되는 것으로 나타났다.

Fig. 15

Hysteretic curves of FE model and test

4.1 해석구조물 개요

상기 3장에서 설명한 CSD가 적용된 구조물의 내진성능을 검 증하기 위해 본 연구에서는 건축구조기준(KBC2016)을 기반으 로 콘크리트 벽체의 두께 및 배근상세를 적용한 2차원 전단벽 구 조시스템을 설정하여 해석을 수행하였다. 해석대상 구조물은 동 일한 형상의 층수 차이를 둔 5층, 10층, 15층, 20층 및 25층의 5개 구조물을 설정하였다. 각 구조물의 층고는 2800mm, 좌우 전단벽 의 폭 및 두께는 각각 3000mm와 200 ~250mm이며, 인방보는 춤 이 400mm, 폭이 200mm이고, 상하부 주근이 4-D16, 전단 스터럽 근이 D10@100으로 설계되었다. Fig. 17의 인방형 CSD 성능은 100kN~150kN인 댐퍼를 사용하였고, 층의 전단력 및 댐퍼의 전 단성능을 고려하여 수직적으로 댐퍼를 배치하였다. 재료로 사용 된 콘크리트는 모든 구조물에 동일하게 압축강도가 24MPa, 철근 은 항복강도가 400MPa를 적용하였다(Fig. 16, Table 2 참조).

Fig. 17

CSD of coupling beam type

Fig. 16

Outline of Structure

4.2 해석 모델

해석대상 구조물에 대한 비선형 특성을 파악하기 위해서 PERFORM-3D 해석프로그램을 사용하여 해석을 수행하였 다(Computers and Structures, 2006). PERFORM-3D 해석프로 그램에서는 전단벽을 Fiber모델을 사용할 수 있도록 하고 있 다. 전단벽을 Fiber 모델로 적용할 경우, 콘크리트의 구속 및 비구속 효과 모델링 시 콘크리트 및 철근의 이선형 모델을 구 분하여 적용이 용이하므로 기존 내진기준에서 요구하는 해석 에 관한 사항을 보다 효과적으로 고려할 수 있다.

전단벽 요소는 Fig. 18과 같은 Shear Wall 요소로 모델링하여 휨파괴가 지배하는 거동 형상으로 모델링하였다. PERFORM-3D 에서는 Shear Wall요소와 General Wall요소가 있지만, 본 연 구에서는 큰 세장비에 따라 전단파괴보다는 휨파괴가 고려되 어 Shear Wall요소가 고려되었다. 벽체는 평면요소로서 Node 에 회전자유도가 없는 반면 인방보는 보요소로서 Node에 회 전자유도가 필요하기 때문에 이러한 변형자유도의 불일치를 해결하는 방법으로 벽체 내부에 매우 강한 가상보를 매립하 는 방법을 적용하였다. 전단벽의 수평단면에 대한 Fiber로 모 델링하기 위해서는 경계요소가 있는 특수전단벽의 경우는 Fig. 18과 같이 콘크리트의 구속효과 및 비구속효과를 고려하 지만, 본 연구에서 대상으로 하고 있는 구조시스템은 일반적 인 요소로 모델링하여 구속효과를 고려하지 않았다. 콘크리 트재료의 모델은 Kent-Park의 콘크리트 모델을 사용하였지만 (Fig. 19 참조), 전술한 바와 같이 본 구조요소모델에는 구속효 과를 고려하지 않고 비구속 콘크리트의 응력-변형도 관계를 적용하였다.

Fig. 18

Concept model for shear wall

Fig. 19

Concrete model by Kent-Park

인방보는 Fig. 20과 같이 Rotation type의 Moment hinge와 중앙에 Plastic strain type의 Shear hinge로 구성된 보로 모델링 하였다. 인방보의 길이가 일반적인 보에 비해 짧기 때문에 인 방보의 양단이 휨에 항복되기 이전에 전단에 의해 항복될 것 으로 예측되어 중앙부에는 Shear hinge모델을 반영하였다. 이 모델은 모멘트 소성힌지에 의한 항복과 모멘트 소성힌지 발 생이전에 전단에 의한 파괴를 다 같이 모사할 수 있다. Fig. 21 은 적용 CSD의 이력모델을 나타낸다.

Fig. 20

Concept model for coupling beam

Fig. 21

Bilinear model for CSD

4.3 해석 결과

본 구조물의 비선형해석은 기존 철근콘크리트 인방보가 적 용된 구조시스템과 감쇠장치가 적용된 구조시스템의 이력특 성을 간단히 비교하기 위하여 1차 모드 패턴으로 최상층 수평 변위를 구조물 높이로 나눈 건물전체 변형각을 기준으로 Fig. 22와 같이 0.1%, 0.2%, 0.5%, 1% 등의 변형각 이후 0.5%씩 변 형각이 증가하는 프로토콜을 사용하여 해석을 수행하였고, 구조물 해석 시 P-δ 효과도 함께 고려하였다.

Fig. 22

Loading protocol

Fig. 23은 기존 인방보와 인방형 CSD가 적용된 구조물(이 하, 제진구조물)의 응답을 비교한 것이다. 기존 철근콘크리트 인방보가 설치된 구조물의 경우, 두 전단벽을 연결하는 인방 보가 취성파괴되는 시점에서 큰 폭의 강도저하가 나타났고, 이 후 두 전단벽은 별개의 구조물로 캔틸레버보와 같은 거동 을 하는 것으로 나타났다. 반면에 모든 제진구조물의 경우에 는 인방형 CSD가 두 전단벽을 연결하는 커플링 역할을 잘 수 행하고 있어, 기존구조물에서 나타났던 초기 인방보 파단에 의한 강도저하 현상은 관찰되지 않았다. 이후 전단벽 하부 양 단에서 발생하는 축력에 의해서 인장철근이 항복하는 시점에 서 강도가 저하하는 것으로 나타났다.

Fig. 23

Comparison Hysteretic curves according to stories

구조물의 강도성능은 규모(층수)에 상관없이 모든 대상 구 조물에 있어서 제진구조물이 기존구조물에 비해 최대 강도가 약 1.5배 정도 크게 나타났다. 연성능력의 경우 기존구조물은 층간변형각이 0.3% 부근에서 인방보 파단에 의한 급격한 내 력저하가 발생한 것과 달리 제진구조물은 1층 전단벽의 항복 시점인 1.2%～1.8% 정도에서 강도 저하가 나타난 것을 볼 때, 제진구조물이 기존구조물에 비해서 연성능력이 매우 향상되 는 것을 알 수 있다. 기존 인방보가 적용된 구조물이 하중저하 현상 이후에도 계속 어느 정도의 하중을 발휘하며 이력루프 를 발생시키는데, 이는 벽체가 휨지배형 Fiber 요소로 모델링 되었기 때문이다.

4.4 실제 구조물 비선형 해석

실제 구조물에 대한 CSD의 성능을 검증하기 위하여 Table 3 및 Fig. 24와 같은 지하2층, 지상29층 규모의 전단벽 구조시스 템에 대하여 기존 구조물과 인방형 CSD 적용 구조물을 대상 으로 비선형 해석을 실시하였다.

Fig. 24

Object structure

비선형 해석 시 전단벽은 Fiber 모델을, 기둥과 보는 FEMA 모델(Fig. 25, 26 참조)과 같이 적용하였고, CSD는 기준층에 X, Y 방향으로 각각 2개씩 배치하였다. FEMA-440 방법의 비선형 정적해석 방법(Nonlinear Pushover Analysis)을 수행한 결과, Fig. 28과 같이 기존구조물과 비교하여 CSD의 커플링 및 추가 감쇠 효과로 제진구조물의 연성과 강도가 향상된 결과를 확인 할 수 있었다. KBC2016 기준 해당 구조물에 대한 7개 지진파 (관측파 3, 인공지진파 4, Fig. 27 참조)에 대한 비선형 동적해석 (Nonlinear Time History Analysis)을 수행한 결과, Fig. 29와 같 이 층간변형각의 경우 각 방향별로 제진구조물이 기존구조물 에 비해 각각 17%와 15%, 층가속도는 각각 20%, 28%, 밑면전 단력은 각각 15%와 20%정도 저감되는 것으로 나타났다.

Fig. 25

Nonlinear model of beam

Fig. 26

Nonlinear model of column

Fig. 28

Nonlinear pushover analysis from w/ and w/o CSD

Fig. 27

Design and response spectrum for analysis

Fig. 29

Nonlinear time history analysis from w/ and w/o CSD