본 논문에서는 실험 및 해석 연구를 통해서 안전관련 원자력 시설물(safety-related nuclear facilities)에 적용하는 강판합성벽 (SC Wall)에 대한 기준 중 AISC N690 (2018)의 규정을 일반 건축물에 가장 많이 사용되는 재료들 - 표면강판 두께, 콘크리트 강도, 전단연결재 간격, 강재 타이 간격 - 로 완화시켜 적용하고, 그 결과를 이용하여 고층 구조물의 지진력저항시스템 (seismic force-resisting system)으로 「완화된 강판합성벽」의 적용성을 판단하고자 하였다.
그 과정에서 해석결과를 이용하여 지진력저항시스템으로 ASCE/SEI 7-16 및 건축물 내진설계기준 (KDS 41 17 00)에서 규정하고 있는 합성 강판전단벽, 합성 특수전단벽, 합성 보통전단벽, 철골 특수강판전단벽의 반응수정계수 (response modification factor, R)의 적용이 적정한지를 평가하였다. 또한, AISC N690 (2018)에서 규정하고 있는 강판합성벽의 점성감쇠비 (viscous damping ratio)를 보이는지도 평가하였다.
이러한 목적을 달성하기 위해서 실험과 해석을 수행하였다. 실험연구에서는 강판합성벽(SC Wall) 실험체 6개를 제작하였으며, ① 전단연결재(shear connector)의 유·무 및 간격, ② 강재 타이 (steel tie)의 간격, ③ 표면강판 (faceplate)의 종류 등을 실험변수로 하였다.
실험결과를 통해서 ① 균열 및 파괴 양상, ② 전단력 (V)-횡변위 (Δ) 관계, ③ 전단강성 변화율 (dSr/dγ), ④ 최대 면내전단강도 (Vnitest), ⑤ 변위 연성비 (μ), ⑥ 에너지소산량을 평가하였다.
고층 구조물의 지진력저항시스템 (seismic force-resisting system)으로 「완화된 강판합성벽」의 적용성을 판단하기 위해서 예제건물을 작성하고 실험에 사용된 것과 동일한 강판합성벽 (SC Wall)을 적용하여 해석연구를 수행하였다. 해석연구를 통해서 ASCE/SEI 7-16 및 건축물 내진설계기준(KDS 41 17 00)에 규정된 강판합성벽의 연성 (반응수정계수, R)을 갖는지 평가하였다. 또한, 실험에 적용된 「완화된 강판합성벽」이 어느 정도의 규모까지 적용 가능한지도 함께 평가하였으며, 실험 및 해석 연구를 통해서 다음과 같은 결론을 얻었다.
1. 실험 연구
1) 모든 실험체가 비균열 단면의 전단강성 (shear stiffness)은 AISC N690 (2018)에서 규정하는 전단강성 (Kxyuncr)보다 작은 것으로 나타났다. 균열 단면의 전단강성 변화율 (dSr/dγ)은 AISC N690 (2018)에서 규정하는 전단강성 (Kxycr) 곡선보다 위에 분포하였다. 따라서 AISC N690 (2018)에서 규정하는 3선형 전단력 (S)-전단변형률 (γ) 관계는 대체로 안전측으로 적정한 것으로 판단된다.
다만, 무늬강판 (checked plate)을 사용한 SCW300C 실험체의 전단강성 변화율은 AISC N690 (2018)에서 규정하는 전단강성 (Kxycr) 곡선보다 아래에 분포하였다. 따라서 구조해석을 위해 사용되는 탄성계수 (model elastic modulus, Em)와 단면두께 (model thickness, tm) 산정 시 이를 반영할 필요가 있을 것으로 판단된다.
2) 강판합성벽 실험체 (SCW300, SCW300S, SCW300C, SCW200S, SCW200T)의 평균 전단강도비 ((Vnitest/Vni)avg)는 0.31~0.45 (평균 0.38)의 범위를 보였다. (식 4.3)에 의한 필요 간격 (sreq)은 101.7mm이고, 설계 간격 (sdesign)은 300mm이므로, 설계 간격에 대한 필요 간격의 비(sreq/sdesign)는 0.34이다. 따라서 전단연결재 (shear connector)의 간격이 넓어지면 면내전단강도 (Vni)가 감소한다고 볼 수 있다. 또한, 이것이 실험에 의한 최대전단강도 (Vnitest)가 감소한 이유로 판단된다.
다만, SCW200D 실험체의 평균 전단강도비는 0.97로 나타났다. 데크플레이트 (deckplate)에 설치된 T형태의 리브 (rib)가 전단연결재 (shear connector)의 기능을 수행하여 면내전단강도 (in-plane shear strength)의 발현에 기여한 것으로 보인다.
다만, 표면강판 (faceplate)의 두께가 1.2mm이므로 강판 보강비 (reinforcement ratio, ρ)는 0.011이어서 최소 강판 보강비 (ρmin) 0.015를 만족하지 못한다. 이는 기준식이 실험결과 (experiment result)를 잘 반영한다기 보다는 최소 강판 보강비 미만의 표면강판 사용으로 면내전단강도 (Vni)가 작게 계산된 결과로 보인다.
따라서 최소 강판 보강비를 만족해야 전단연결재의 간격비로 면내전단강도를 예측할 수 있을 것으로 판단된다.
3) 평균 변위 연성비 (average displacement ductility ratio)로 볼 때, 모든 실험체가 10 미만의 변위 연성비를 보였다. 따라서 구조시스템에 대한 연성계수 (Rμ, ductility factor)를 평가하기 위해서 변위 연성비를 산정하는 것이 합리적인 것으로 판단된다. 또한, 이는 모든 실험체가 전단지배거동 (shear dominated behavior)을 보인다는 가정이 적정하다는 것을 의미하고, 강판합성벽 (SC Wall)이 휨지배거동 (flexure dominated behavior)보다 작은 횡변위를 보이므로 고층 구조물의 횡력저항시스템으로 적합하다는 것을 의미한다.
4) 모든 실험체는 주기 (cycle)가 증가할수록 에너지소산량 (energy dissipation capacity)이 증가하였다. 이는 전단연결재 (shear connector)에 의한 합성작용 (composite action)과 강재 타이 (steel tie)에 의한 쪼개짐 (splitting) 방지에 의해서 표면강판 (faceplate)이 내부 콘크리트를 구속함으로써 나타난 결과로 판단된다.
또한, 내부 콘크리트에 대한 표면강판의 구속효과는 [그림 4.16]~[그림 4.22]에서 보듯이 3주기 또는 4주기 이후 하중의 감소에도 불구하고 에너지소산량을 지속적으로 증가시키는 효과를 가져온 것으로 판단된다.
2. 해석 연구
5) 20층 예제건물 (example building)에 실험연구에 적용된 「완화된 강판합성벽」 저층부의 표면강판의 두께 (tp)와 콘크리트 압축강도 (fck)를 조절하면 면내력 (in-plane membrane forces)과 면외휨모멘트 (out-of-plane moments)로 산정된 최대 및 최소 주응력 (maximum & minimum principal stress)들이 상관면 (interaction surface) 안에 분포하게 되어, 건물 높이 60m를 초과하는 고층 구조물의 지진력저항시스템 (seismic force-resisting system)으로도 적용 가능함을 확인하였다.
다만, 10층 예제건물과 마찬가지로 면외전단력 상호작용 (interaction of out-of-plane shear forces) 조건은 만족하지 못하므로, 강재 타이 (steel tie)는 AISC N690 (2018)의 규정에 따라서 재설계를 해야 한다.
6) SCW300S, SCW300C, SCW200S 실험체들은 강재 앵커 (steel anchor)와 강재 타이 (steel tie)가 모두 설치되어 있거나, 강재 앵커의 기능을 수행하는 역학적 기구인 무늬강판 (checked plate)이 설치되어 있는 실험체들로써 「KDS 41 17 00 건축물 내진설계기준」에서 규정하고 있는 「강판합성벽」이 속해있는 모든 시스템의 반응수정계수 (R)를 만족한다.
다만, SCW300C 실험체의 경우, 무늬강판이 항복(연성) 앵커 요건 (제3장 제3절 참조)을 만족한다고 볼 수 없으므로, 건축구조물의 지진력저항시스템 적용 시 중·저층으로 한정해야 할 것으로 판단된다.
반면에 SCW300, SCW200T, SCW200D 실험체들은 강재 타이 (steel tie)만 설치되어 낮은 강도계수 (Rs)와 연성계수 (Rμ)로 인해서 「KDS 41 17 00 건축물 내진설계기준」에서 규정하고 있는 「강판합성벽」이 속해있는 모든 시스템의 반응수정계수 (R)를 만족하지 못한다.
따라서 SCW300, SCW200T, SCW200D 실험체들의 경우에는 기본 지진력저항시스템 중 「8. 강구조기준의 일반규정만을 만족하는 철골구조시스템(R=3)」을 적용해야 할 것으로 판단된다.
20층 예제건물 (example building)의 구조해석 시 적용한 반응수정계수 R=6.5의 만족 여부는 전단연결재 (shear connector) 또는 전단연결재의 기능을 수행하는 역학적 기구의 설치 여부에 따라 결정되는 것으로 판단된다. 전단연결재가 설치된 실험체들은 모두 강도계수 (Rs)와 연성계수(Rμ)가 비교적 크게 산정되어 전단연결재가 면내전단강도 (Vnitest 또는 Vmax)를 높이고, 변위 연성비 (μ)를 증가시키는 것으로 판단된다.
7) 모든 실험체의 주기 (cycle)별 등가점성감쇠비 (βeq, equivalent viscous damping ratio)는 10% 이상의 감쇠비 특성을 보였으며, AISC N690 (2018)에서 규정하는 강판합성벽 (SC Wall)의 등가 점성 감쇠비인 5%를 초과하는 결과를 보였다.
이는 실험 중 발생한 강체회전 (rocking)으로 횡변위 (lateral displacement)가 추가됨으로써 전단지배거동 (shear dominated behavior)임에도 이력곡선 (hysteresis loop)의 주기 (cycle)별 면적이 다소 크게 산정된 결과로 판단된다.
8) 안전관련 원자력 시설물 (safety-related nuclear facilities)에 적용하는 강판합성벽 (SC Wall)에 대한 기준 중 AISC N690 (2018)의 규정을 일반 건축물에 가장 많이 사용되는 재료들 - 표면강판 두께, 콘크리트 강도, 전단연결재 간격, 강재 타이 간격 - 로 완화시켜 적용한 결과, 강판합성벽은 전단연결재의 간격이 간격이 넓어지면 면내전단강도가 감소하는 것으로 나타났다. 그러나 AISC N690 (2018)에서 규정하는 전단강성 변화율을 만족하고, 10 미만의 작은 변위 연성비를 보이면서 높은 에너지소산량을 보유하는 것으로 나타났다. 또한, 구조해석 결과 ASCE/SEI 7-16 및 건축물 내진설계기준 (KDS 41 17 00) 규정하고 있는 강판합성벽의 반응수정계수 R=6.5의 적용이 가능한 것으로 확인되었으며, AISC N690 (2018)에서 규정하는 점성감쇠비를 만족하므로 중·저층뿐만 아니라 고층 구조물의 지진력저항시스템 (seismic force-resisting system)으로 「완화된 강판합성벽」의 적용이 충분히 가능할 것으로 판단된다.