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문제 정의
- 기존 건축물의 내진 성능평가를 위한 여러 지침[33, 35]에 따르면, 전단지배형 벽체의 전단력은 변형지배거동으로 분류한다. 그러나 본 연구에서는 NSF의 벽체 모델에 비선형 전단속성을 반영하지 않았으므로 보수적으로 평가하기 위해 벽체의 전단력이 전단강도를 초과하는 시점을 전단파괴로 판단하였다. 전단파괴모드를 반영한 기등의 전단파괴는 소성힌지영역에서의 회전각이 한계값 ()에 도달했을 때와 같다.
- 본 연구는 보통상세를 갖는 RC 벽-골조 건물의 붕괴메커니즘이 수직부재의 전단파괴모드 반영 여부에 따라 어떻게 변화하는지 확인하는 것을 목적으로 하였다. 연구의 대상이 되는 건물은 8층 규모의 벽-골조 건물이며 이를 사양설계법에 따라 RC 보통전단벽을 가지는 건물골조시스템(R=5.
- 본 연구에서는 8층의 RC 벽-골조 건물을 대상으로 보통전단벽을 갖는 건물 골조 시스템으로 설계하고 이에 대한 해석모델 작성 시, 기둥 및 벽의 전단파괴모드 반영 여부가 붕괴메커니즘에 미치는 영향을 확인하였다. 그 결과를 정리하면 다음과 같다.
가설 설정
- 요소 상부 및 하부 사이의 상대적인 회전각은 c·h 높이에 위치한 회전중심에 집중된다. 또한 벽체 높이에 대한 곡률의 분포는 균일한 것으로 가정한다. 해당 요소 의회 전각(Φ) 및 횡변위(Δ)는 c·h 높이에서의 모멘트값에 상응하는 곡률(φ) 을 기반으로 산정된다.
- 0을 곱하여 산정하였다. 지반조건은 으로 가정하였다. 내진설계범주(Seismic Design Category, SDC)는 D로 결정되었다.
제안 방법
- NSF 및 SF 모델의 붕괴메커니즘 차이를 확인하기 위해 푸시 오버해석을 통해 구조물의 거동을 분석하였다. 이를 위한 횡하중 수직분포는 1차 모드 형상에 따른 수직분포를 사용하였다.
- 전단파괴모드를 반영한 기등의 전단파괴는 소성힌지영역에서의 회전각이 한계값 ()에 도달했을 때와 같다. SF에서 벽체모델의 전단은 비선형 속성 및 최대강도 도달 후 강도저하를 모사할 수 있어 SC 모드로 구분할 수 있으나 최대강도 이후 거동의 불확실성을 고려하여 보수적으로 최대강도 이후 최대강도의 80% 지점에서의 전단변형()을 한계로 설정하였다(Fig. 11). 추가적으로 부재 단위가 아닌, 건물 전체의 붕괴를 판단하기 위한 지표로써 층간변위각을 사용하였으며, 이에 대한 한계값은 예제건물의 기둥 및 벽체와 유사한 조건을 가진 여러 실험체를 참고하여 결정하였다.
- 파이버 단면을 정의하기 위한 재료모델은 콘크리트와 철근에 대해 각각 Concrete01, Steel02를 사용하였다. 기등의 코어 콘크리트는 띠철근에 의한 구속효과 (Confinement effect)를 반영한 응력-변형률 곡선을 사용할 수 있으나 본연구에서는 기등의 띠철근 간격이 넓어 구속효과가 크지 않을 것으로 예상되어 이를 반영하지 않았다. Table 4에는 Concrete01 및 Steel02 재료 모델을 정의하기 위한 매개변수를 정리하였고, Fig.
- 두 예제건물 모델의 보는 서로 동일하게 forceBeamColumn 요소를 사용한 집중힌지모델로 이상화하였다. 소성힌지 영역의 길이()는 200 mm 를 적용하였다.
- 해석하였다. 따라서 Fig. 1의 Ⓐ, Ⓑ, Ⓒ 골조에 대해 모델링하였다. 이때 바닥판의 강막작용(Rigid diaphragm)을 고려하기 위해 층마다 노드들의 수평거동을 상호 구속하였다.
- 11). 따라서 SF 모델의 수직부재 전단파괴는 SC 모드로 구분하였다.
- MVLEM을 이용해 RC 전단벽의 축 및 휨거동을 나타내기 위해서는 파이버 단면이 정의되어야 한다. 따라서 수직파이버 요소의 수는 8개로 하고, 벽체의 단면 및 수직철근비, 콘크리트와 철근의 응력- 변형률 관계를 정의하였다. c·h는 Vulcano et al.
- SF 모델의 기등은 전단스프링요소를 사용해 전단력-전단변형 관계 및 반복 이력 특성을 해석모델에 직접 반영하였다. 또한 벽체모델로 사용한 SFI-MVLEMe RC 패널요소를 통해 비선형의 전단력-전단변형 관계를 모사하며 강도 및 강성저하도 함께 구현된다(Fig. 11). 따라서 SF 모델의 수직부재 전단파괴는 SC 모드로 구분하였다.
- 전단벽의 전단거동은 의 기울기를 갖는 탄성속성으로 정의하였다. 또한, 벽체의 비선형 거동은 특히 1층 벽체에 집중되기 때문에 이를 고려하기 위해 1층 벽체를 2개의 요소로 나누었다. 작성된 NSF 해석모델은 Fig.
- 기준층 및 지붕층의 중력하중은 Table 1에 정리하였다. 모든 부재는 중력 하중 및 지진하중에 대한 조합하중으로 설계하였다. 단, 풍하중은 제외하였다.
- NSC 모드의 한계값은 실제 거동에 대한 근사치이기 때문에 일반적으로는 SC 모드의 한계값에 비해 보수적인 값을 갖는다. 본 연구에서는 NSF와 SF 모델의 비선형해석 및 결과분석을 위해 SC와 NSC 모드를 함께 사용하였다.
- 본 연구에서는 비선형해석모델에서 기둥 및 전단벽의 비탄성 전단 거동 반영 여부에 따른 지진응답을 비교하기 위해 동일한 예제건물을 수직부재의 전단 파괴 모드가 반영되지 않은(Not reflecting Shear Failure mode) 모델 (이하 NSF 모델)과 수직부재의 전단파괴모드가 반영된(reflecting Shear Failure mode) 모델(이하 SF 모델)로 구분하여 작성하였다. 각 해석 모델작성에 대한 자세한 사항은 3.
- 예제건물은 평면형태, 부재의 크기 및 배치, 하중 등이 모두 대칭이기 때문에 비틀림은 발생하지 않는 것으로 간주하여 평면의 절반만 해석하였다. 따라서 Fig.
- 1의 Ⓐ, Ⓑ, Ⓒ 골조에 대해 모델링하였다. 이때 바닥판의 강막작용(Rigid diaphragm)을 고려하기 위해 층마다 노드들의 수평거동을 상호 구속하였다. 구조물의 질량은 고정하중의 1.
- 해석모델은 오픈소스 기반 구조해석 프로그램인 오픈 시스를 사용해 2차원 모델로 작성하였다. 이때, 기둥 및 벽체의 전단파괴모드를 반영한 모델과 반영하지 않은 모델로 구분하여 작성하고 각각의 모델링 수준에 따라 붕괴모드(Collapse mode) 및 한계상태(Limit state)를 정의하였다. 모델링 수준에 따른 붕괴메커니즘(Collapse mechanism)의 차이를 확인하기 위해 비선형 푸시오버해석을 수행하였으며 역량곡선과 한계 상태를 비교하였다.
- 25LL로 하였다. 재료 강도는 각각의 공칭강도에 기대강도계수를 곱한 평균강도를 사용하였고, 기대 강도 계수는 기존건축물 내진성능평가지침[24]을 참고하여 콘크리트와 철근 각각 1.2와 1.1을 사용하였다.
- 3과 같다. 전단벽은 MVLEM을 사용하여 모델링하였다. MVLEMe Fig.
- 전단벽은 SFI-MVLEM을 사용해 모델링하였다. SFI-MVLEM의 구성은 Fig.
- 이때, 붕괴를 판단하는 것이기 때문에 붕괴방지(Collapse Prevention, CP) 기준을 사용하였다. 전단파괴모드를 반영하지 않은 수직부재의 전단파괴는 각각의 전단력이 전단강도( 또는 )를 초과하는 순간을 기준으로 하였다. 기둥 및 벽체의 전단강도는 ASCE와 KDS 14 20 22[34]를 참고하여 산정하였다.
- 이때 본 연구의 구조해석 및 부재설계는 Y방향에 대해서만 수행하였다. 지진하중을 산정하기 위해 건물의 용도 및 연면적을 고려하여 중요도계수()는 1.2(내진등급 I) 로하였다. 유효지반가속도()는 지진구역 I에 해당하는 지진지역계수()인 0.
- 11). 추가적으로 부재 단위가 아닌, 건물 전체의 붕괴를 판단하기 위한 지표로써 층간변위각을 사용하였으며, 이에 대한 한계값은 예제건물의 기둥 및 벽체와 유사한 조건을 가진 여러 실험체를 참고하여 결정하였다. Nosho et al.
대상 데이터
- 본 연구의 예제건물은 8층의 RC 벽-골조 건물이다. 1층의 층고는 4 m, 2 층 이상의 층고는 3 m이다.
- 하였다. 연구의 대상이 되는 건물은 8층 규모의 벽-골조 건물이며 이를 사양설계법에 따라 RC 보통전단벽을 가지는 건물골조시스템(R=5.0) 으로 설계하였다. 해석모델은 오픈소스 기반 구조해석 프로그램인 오픈 시스를 사용해 2차원 모델로 작성하였다.
- Table 5에는 본 연구에서 사용한 Concrete CM 재료모델의 매개변수를 정리하였다. 철근 재료모델은 다른 파이버 요소들과 동일하게 Steel02를 사용하였다. c는 MVLEM과 마찬가지로 0.
- 파이버 단면을 사용한 분포비탄성 모델로 모사하였다. 파이버 단면을 정의하기 위한 재료모델은 콘크리트와 철근에 대해 각각 Concrete01, Steel02를 사용하였다. 기등의 코어 콘크리트는 띠철근에 의한 구속효과 (Confinement effect)를 반영한 응력-변형률 곡선을 사용할 수 있으나 본연구에서는 기등의 띠철근 간격이 넓어 구속효과가 크지 않을 것으로 예상되어 이를 반영하지 않았다.
데이터처리
- 이때, 기둥 및 벽체의 전단파괴모드를 반영한 모델과 반영하지 않은 모델로 구분하여 작성하고 각각의 모델링 수준에 따라 붕괴모드(Collapse mode) 및 한계상태(Limit state)를 정의하였다. 모델링 수준에 따른 붕괴메커니즘(Collapse mechanism)의 차이를 확인하기 위해 비선형 푸시오버해석을 수행하였으며 역량곡선과 한계 상태를 비교하였다.
이론/모형
- NSF 모델의 기둥 휨거동은 오픈시스[5]의 forceBeamColumn을 이용해 파이버 단면을 사용한 분포비탄성 모델로 모사하였다. 파이버 단면을 정의하기 위한 재료모델은 콘크리트와 철근에 대해 각각 Concrete01, Steel02를 사용하였다.
- SF 모델의 기등은 LeBorgne[6]이 제안한 기둥 모델을 사용하였다. 이 요소는 휨요소의 회전뿐만 아니라 전단력 및 축방향 힘을 모니터링하고 특정 값에 도달하면 전단강도 및 강성저하가 발생한다.
- 전단파괴모드를 반영하지 않은 수직부재의 전단파괴는 각각의 전단력이 전단강도( 또는 )를 초과하는 순간을 기준으로 하였다. 기둥 및 벽체의 전단강도는 ASCE와 KDS 14 20 22[34]를 참고하여 산정하였다. 기존 건축물의 내진 성능평가를 위한 여러 지침[33, 35]에 따르면, 전단지배형 벽체의 전단력은 변형지배거동으로 분류한다.
- )에 도달했을 때와 같다. 기둥 및 벽체의 휨파괴는 ASCE 41-13[33]에 규정된 소성회전각의 허용기준값을한계값으로 하여 판단하였다. 이때, 붕괴를 판단하는 것이기 때문에 붕괴방지(Collapse Prevention, CP) 기준을 사용하였다.
- 또한 균열면의 전단응력 전달능력을 예측하기 위한 골재 맞물림(Aggregate interlock) 및 철근의 장부 작용(Dowel action)이 고려되어있으므로 이에 대한 매개변수가 결정되어야 한다. 본 연구에서는 이러한 값들은 Kolozvari[31]에서 제공하는 권장값을 사용하였다. Table 5에는 본 연구에서 사용한 Concrete CM 재료모델의 매개변수를 정리하였다.
- 단, 풍하중은 제외하였다. 설계는 등가정적해석법을 따랐으며, 벽체와 보 및 기등의 단면 및 철근 상세를 Table 2와 Table 3에 정리하였다. 보의 주철근은 2% 미만, 기둥의 주철근은 2.
- LeBorgne 기둥 모델의 휨거동은 NSF 모델과 동일하게 모사하기 때문에 이에 대한 설명은 생략한다. 슬립 거동은 zeroLengthSection element를 사용하는데, 여기에는 Bond_SP01 재료모델을 사용하였다. 전단거동은 부재의 양 단부에 zeroLength element 를 이용해 모사한다.
- 또한 평면에 나타낸 G는 보(Girder), C는 기둥(Column), W는 벽(Wall)을 의미한다. 예제건물의 설계는 KDS 41[23]을 따랐다. 이때 본 연구의 구조해석 및 부재설계는 Y방향에 대해서만 수행하였다.
- 기둥 및 벽체의 휨파괴는 ASCE 41-13[33]에 규정된 소성회전각의 허용기준값을한계값으로 하여 판단하였다. 이때, 붕괴를 판단하는 것이기 때문에 붕괴방지(Collapse Prevention, CP) 기준을 사용하였다. 전단파괴모드를 반영하지 않은 수직부재의 전단파괴는 각각의 전단력이 전단강도( 또는 )를 초과하는 순간을 기준으로 하였다.
- SFI-MVLEM의 회전과 전단변형은 c·h 높이에서 발생하며, 여기에서 발생한 전단변형이 각 RC 패널에 전달된다. 이러한 RC 패널 요소는 다축 재료모델인 FSAM(Fixed-Strut- Angle-Model)[29]을 사용한다. 이것은 반복 횡하중 조건에서 RC 패널의 거동을 모사하기 위해 개발된 평면응력구성모델이다.
- 0) 으로 설계하였다. 해석모델은 오픈소스 기반 구조해석 프로그램인 오픈 시스를 사용해 2차원 모델로 작성하였다. 이때, 기둥 및 벽체의 전단파괴모드를 반영한 모델과 반영하지 않은 모델로 구분하여 작성하고 각각의 모델링 수준에 따라 붕괴모드(Collapse mode) 및 한계상태(Limit state)를 정의하였다.
- 소성힌지 영역의 길이()는 200 mm 를 적용하였다. 힌지속성은 Pinching4 재료모델을 사용하여 모멘트-곡률관계로 입력하였다.
성능/효과
- 1) 수직부재의 전단파괴모드를 반영하지 않은 모델(NSF)과 반영한 모델 (SF)에 대하여 비선형 푸시오버해석을 수행한 결과, 붕괴메커니즘은 서로 다르게 나타났다.
- 2) NSF 모델은 구조물의 성능저하를 부재들의 휨거동에 의한 것으로 예측하였고 SF 모델은 전단거동에 의한 것으로 예측하였다. 예제건물이 보통골조 및 보통전단벽으로 이루어진 구조물이라는 점과 전단 지배형으로 예상되는 부재가 많다는 점을 고려하면 SF 모델에서 관찰된 붕괴 모드 및 발생순서가 더욱 적절한 것으로 판단된다.
- 3) 벽과 골조가 함께 존재하는 건물에서는 구조물 전체의 거동과 붕괴성능에 기등의 영향은 크지 않았다. 따라서 전단지배형 기둥이더라도 벽-골조 건물의 해석에서는 기등의 전단파괴모드 반영 여부보다 벽체의 거동특성을 잘 정의하는 것이 더욱 중요할 것으로 사료된다.
- 5%로 나타났다. 이러한 결과를 종합하여 전체 구조물의 붕괴를 판단하기 위한 층간변위각 한계값은 가장 보수적인 값인 1.2%로 하였다.
- 이때 벽체의 수직 및 수평철근이 전단 강성 산정에 포함되어 NSF에 비해 크게 반영된 것으로 보인다. 확인한 결과 SF 모델에서 벽체의 초기 전단강성은 NSF 모델에 비해 약 2배 수준이었다. 이는 Fig.
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