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- 15는 성능점의 층별 연결보 유효강성과 층간변위각을 표시한 것이다. 탄성구간의 유효강성은 전단면강성의 35%로 가정하였고, 비선형거동의 유효강성은 성능점의 할선강성으로부터 산정하였다. 연결보 배근에 따른 성능점의 층간변위각은 큰 차이는 없지만, 층간변위각의 층별 분포는 부재배근이 클 때 저층부의 층간변위각은 더 크고 고층부의 층간변위각은 더 작았다.
제안 방법
- 12는 풍하중을 대상으로 선형해석의 유효강성을 저감한 것과 비선형해석을 통해 평가된 사용하중 안정성을 검토한 것이다. 거동 A는 풍하중 형태로 비선형정적 해석을 하고, 거동 B는 선형해석을 위해 지진하중 성능점의 할선강성으로 부재 유효강성을 수정한 등가선형시스템의 풍하중 변위를 검토하였다(거동 C는 최초 부재설계를 위한 지진하중의 1차모드 하중패턴 적용). 거동 B의 경우 부재강성을 극한하중 수준의 유효강성으로 반영한 것으로 횡변위가 300 mm로 계산되었고, 통상적 판정기준인 H(건물높이)/500 수준을 초과하였다.
- 13은 예제모델의 배근(F-H)을 기준으로 휨배근을 증가하여 전단힌지 거동을 하는 경우(S-H)와 반대로 전단보강근 양을 작게 하여 전단힌지 거동하는 경우(S-L)를 비교하였다. 또한 S-L의 배근에서 다시 휨힌지 거동하도록 휨배근량을 재조정한 경우(F-L)를 추가하여 연결보 배근량에 따른 성능을 비교하였다. 부재 항복 이전의 시스템 강성은 모두 동일하지만, F-L의 경우 휨힌지가 가장 먼저 발생한다.
- 기준층 층고는 4 m, 건물의 세장비(폭:높이)는 1:5에 근사하고, 8 m모듈의 가로, 세로 3경간이며, 중앙에 코어벽을 배치하였다. 또한 부재별 성능차이로 인한 구조물 응답이 달라지는 것을 배제하기 위해 전층 동일한 배근으로 설계하였다(Fig. 6).
- 0)의 비선형정적해석(push-over analysis)을 수행하여, 변위스텝별 구조물의 거동과 성능점의 거동특성을 검토하였다. 또한 사용 풍하중에서의 시스템 거동을 기존의 방법과 비교하였다. Fig.
- 이 방법을 적용하여 단순화된 30층 건물을 대상으로 극한하중에서 시스템의 성능을 평가하고, 사용하중에서의 연결보 강성을 보정한 후 시스템의 횡변위를 검토하였다. 또한 연결보의 힌지형태, 배근량 및 보 춤에 따른 전단벽 시스템의 거동변화를 분석하였다.
- (2008)은 항복강도를 항복변형으로 나누는 할선강성을 부재강성으로 사용하는 것 뿐 아니라, 사용하중에서의 부재강성을 정확히 반영하기 위해 항복강도의 40%의 강도와 그 때의 변형을 이용한 강성을 별도로 정의하여 탄성범위 내에서도 하중에 따른 강성차이를 반영하였다. 또한 이 문헌에서는 기둥 연성도에 따른 전단강도 저하를 고려하고, 이에 따라 파괴모드를 구분하였다(Fig. 2). 즉 과도한 변형에서 전단내력이 저하되는 것을 고려하여, 전단내력이 요구내력의 약 50% 이하가 되어야만 전단내력 저하와 상관 없이 항상 휨파괴가 발생하는 것으로 정의하였다.
- 범용 구조해석 프로그램(MIDAS Gen ver. 8.0)의 비선형정적해석(push-over analysis)을 수행하여, 변위스텝별 구조물의 거동과 성능점의 거동특성을 검토하였다. 또한 사용 풍하중에서의 시스템 거동을 기존의 방법과 비교하였다.
- 연결보 춤은 보통 휨힌지에 의한 연성거동을 확보할 수 있는 범위 내에서 최대한으로 확보하는 것이 벽체의 일체 거동에 유리하다. 보 춤에 의한 시스템 거동을 비교하기 위해 보 춤을 600 mm에서 900 mm, 1200 mm까지 증가시켜 비선형 해석하였다. 연결보는 각 경우에 휨배근 12-D19, 전단배근 4D13@100을 동일하게 배근하여 춤이 증가분에 비례하여 휨내력과 전단내력이 증가되도록 하였다.
- 부재 배근에 따른 거동특성의 차이를 검토하기 위하여 예제모델의 연결보 휨배근을 12-D19에서 8-D19, 4-D19로 각각 감소하고, 전단배근은 3장의 방법에 따라 휨힌지를 유도할 수 있도록 조정하였다. Fig.
- 서울에 위치(설계풍속 30 m/s)한 SD지반, 30층 규모 오피스 건물을 대상으로 연결보 거동을 직접적으로 파악할 수 있도록 평면을 단순화하였다. 기준층 층고는 4 m, 건물의 세장비(폭:높이)는 1:5에 근사하고, 8 m모듈의 가로, 세로 3경간이며, 중앙에 코어벽을 배치하였다.
- 연결보는 3장에서 제시한 방법으로 설계되었고, 이러한 성능설계방식은 비선형정적해석을 통해 부재 성능을 검증하므로, 선형해석에서의 응력비검토 및 설계를 위한 별도의 유효강성 저감은 고려하지 않았다.
- 보 춤에 의한 시스템 거동을 비교하기 위해 보 춤을 600 mm에서 900 mm, 1200 mm까지 증가시켜 비선형 해석하였다. 연결보는 각 경우에 휨배근 12-D19, 전단배근 4D13@100을 동일하게 배근하여 춤이 증가분에 비례하여 휨내력과 전단내력이 증가되도록 하였다. 각 경우의 시스템 거동결과는 Fig.
- 연결보의 배근 및 설계변수에 따라 연결보의 비선형거동이 상이하고 시스템 거동에 미치는 영향이 크므로, 4장의 예제모델을 이용하여 대표적인 연결보의 설계변수(휨/전단 힌지, 배근량, 보 춤 등)에 대하여 비선형해석하고, 거동특성을 비교하였다.
- 이에 비선형정적해석을 통해 연결보의 강성에 의한 시스템 거동을 평가하고, 연결보의 시스템 기여분이 내력재분배를 통해 최대한 유지하도록 휨과 전단강도의 확률분포를 고려한 연결보 휨힌지 유도 설계법을 제안하였다. 이 방법을 30층 오피스에 적용하여 시스템 안정성을 검증하고, 연결보 배근과 보 춤에 따른 거동특성을 검토하였다. 이를 통해 도출된 제안방법의 장점은 다음과 같다.
- 즉 연결보의 배근은 하중조합에 의해 결정되는 요구내력에 대하여 설계하는 것이 아니라 외력과 상관없이 연결보의 성능에 근거하여 설계하고, 시스템에서 연결보의 기여분만을 반영한다는 점에서 연결보의 성능기반설계라고 할 수 있다. 이 방법을 적용하여 단순화된 30층 건물을 대상으로 극한하중에서 시스템의 성능을 평가하고, 사용하중에서의 연결보 강성을 보정한 후 시스템의 횡변위를 검토하였다. 또한 연결보의 힌지형태, 배근량 및 보 춤에 따른 전단벽 시스템의 거동변화를 분석하였다.
- 하지만 이러한 설계가 실제 시스템에 미치는 영향을 다루는 연구는 미비한 실정이다. 이에 비선형정적해석을 통해 연결보의 강성에 의한 시스템 거동을 평가하고, 연결보의 시스템 기여분이 내력재분배를 통해 최대한 유지하도록 휨과 전단강도의 확률분포를 고려한 연결보 휨힌지 유도 설계법을 제안하였다. 이 방법을 30층 오피스에 적용하여 시스템 안정성을 검증하고, 연결보 배근과 보 춤에 따른 거동특성을 검토하였다.
- 이에 선형해석에서 연결보가 설계응력비를 만족하지 못하더라도 비선형정적해석을 수행하여 연결보의 항복 이후 거동과 이에 따른 전체시스템의 안정성을 평가하여 적합하다면, 선형해석에서 이를 허용하는 방법을 제안하였다. 즉 연결보의 배근은 하중조합에 의해 결정되는 요구내력에 대하여 설계하는 것이 아니라 외력과 상관없이 연결보의 성능에 근거하여 설계하고, 시스템에서 연결보의 기여분만을 반영한다는 점에서 연결보의 성능기반설계라고 할 수 있다.
- 전단힌지가 발생한 연결보의 취성적 파괴가 시스템에 미치는 영향에 대해 예제모델을 이용하여 검증하였다. Fig.
대상 데이터
- 8 m이며, 콘크리트 강도는 24 MPa을 기본으로 단면 크기를 유지하기 위해 저층 기둥강도를 증가하였다. 부재 휨강성은 항복까지의 선형강성(탄성강성)으로서 수직부재는 전단면강성의 70%, 수평부재는 35%를 적용하였다.
성능/효과
- 1) 비선형해석은 부재의 항복 이후 비선형 거동에 의한 시스템의 내력재분배를 고려하여 시스템의 안정성을 평가할 수 있다.
- 1) 연결보의 성능은 통상 전단력에 의해 결정되므로, 주어진 단면에서 최대성능을 확보하기 위해서는 설계전단력을 최대로 하는 것이 바람직하다. 따라서 연결보가 연성거동 할 수 있는 범위 내에서 단면을 최대한 확보한다(전단경간비가 작을수록 전단거동이 지배적인 깊은 보 거동을 하므로, 전단경간비는 2이상이 되도록 한다.
- 2) 선형설계시 임의로 가정한 연결보 유효강성을 비선형해석을 통해 산정된 성능점의 비선형거동 할선강성과 비교함으로써 검증하고, 시스템 성능을 평가할 수 있다. 설계예제의 경우, 성능점의 연결보 강성은 층별로 4∼35%로 다양하였고, 일부 상층부에 위치한 연결보는 탄성거동하였다.
- 3) 확률분포를 고려한 연결보 휨힌지 유도설계를 통해 연결보의 전단 취성파괴를 방지하여 시스템 안정성 및 내력을 향상할 수 있다.
- 4) 횡변위 기준을 만족하지 못하는 고층건물의 경우, 부재설계시 사용한 극한하중의 유효강성이 아니라 사용하중의 유효강성을 적용하여 검토할 수 있다. 설계예제의 경우 이를 고려하여 횡변위를 0.
- 5) 비선형해석을 통해 연결보의 배근량과 보 춤에 따른 시스템의 거동특성을 변위(또는 하중) 단계별로 파악하고, 이를 고려한 시스템의 성능설계를 할 수 있다.
- 7) 결과적으로 연결보의 성능은 전단내력과 상관없이 휨배근으로부터 결정되는 휨강도 저감계수를 고려한 설계 휨내력에 이르게 하는 외력값으로 정의할 수 있다.
- 이와 같이 부재의 항복 이후 비선형구간을 고려하지 못하는 선형해석과는 달리 비선형정적해석에서는 탄성구간과 소성구간을 그대로 평가하므로 대상하중에 따른 유효강성의 수정이 필요하지 않다. 또한 선형해석에서 응력비가 1을 초과하는 개별부재(연결보)가 존재하더라도 항복 이후 다른 부재로의 내력재분배를 통해 전체 시스템의 안정성 측면에서 여유치가 충분함을 확인하였다. 단, 이 결과는 연결보 배근과 시스템에 따라 달라지므로 주어진 조건에 대하여 개별적으로 그 안정성 여부를 판정해야 한다.
- 17). 또한 성능점의 층별 유효강성 분포를 보면 보 춤이 클 때 연결보가 탄성인 층의 수가 증가하는 반면, 항복한 층의 유효강성은 더 작게 나타나는 경향을 보였다. 이는 코아벽체와 골조의 횡저항 강성비의 관점에서 볼 때, 연결보의 춤이 큰 경우 연결보를 포함한 코아 벽체에 의한 횡저항 분배율이 더 커져 연결보에 의해 전달되어야 할 힘이 더 커지기 때문으로 추정 가능하다.
- 비선형해석은 성능설계가 가능하다는 장점에도 불구하고, 하중의 선형조합이 불가능하고 부재설계가 선행되어야 하는 단점이 있다. 또한 시스템의 모든 부재를 대상으로 성능 설계하는 것은 비현실적이므로, 중력 및 풍하중에 대하여 선형해석 후 부재의 일차설계를 하고 안정성 검증 및 성능평가의 관점에서 지진하중에 대하여 비선형해석을 수행하는 것이 효율적 접근이라 할 수 있다. 즉, 연결보는 성능설계의 개념에 따르고, 이 연결보의 성능만큼을 전체 시스템에 반영하여 시스템을 설계하는 것이다.
- 10은 연결보의 비선형변형을 유효할선강성으로 치환하여 표현하였다. 연결보가 항복함에 따라 해당층의 층간변위각이 급격히 증가하는 것을 확인하였다. 연결보 유효강성의 편차가 층별로 매우 크고 하중크기에 따라 달라지므로, 선형해석에서 이러한 유효강성의 층별 분포나 하중크기에 따른 강성을 변화를 고려하기 어렵다.
- 연결보의 휨배근이 작을수록 조기에 항복하여 성능점에서의 밑면전단력이 작고, 횡변위량이 증가하였다. 하지만, 연결보의 시스템 횡기여분이 크지 않으므로, 연결보의 파괴에 따른 시스템 거동특성의 변화는 거의 없었다.
- 현행 선형해석에서는 연결보의 시스템 기여분에 대하여 설계자의 의도에 맞도록 조절하기 힘들어, 연결보의 응력비가 1보다 작도록 반복적으로 강성을 저감함으로써 간접적으로 연결보의 횡기여분을 조절한다. 하지만, 제안된 방법에서는 선형해석에서 연결보의 응력비가 1을 초과하더라도 비선형정적해석을 통해 전체 시스템의 안정성을 검증하여, 이를 허용한다는 측면에서 현행 방식과 차이가 있다.
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