TheSuggest i on ofSei smi cPerf ormanceVal ueson Connect i ons f orPerf ormanceBased Desi gn ofSt eelSt ruct ures
오 상 훈
1 )
․ 오 영 석2 )
․ 홍 순 조3 )
․ 이 진 우4 )
† Oh,SangHoon Oh,YoungSuk Hong,SoonJo Lee,JinWoo요 약： 본 연구의 목적은 국내 강구조 성능기반설계를 위한 접합부의 내진성능평가치를 제안하는 것에 있다.최근 성능설계에 대한 기 초연구가 국내,외에서 증가하고 있으며,본 연구에서는 외국의 성능설계기법을 조사,분석하여 강구조 건축물의 성능한계분류를 제안하였다.
제안된 성능한계분류에 따라 강구조에 적합한 공학량으로서 내진성능규정치를 제시할 필요가 있다.그 첫 번째 단계로 강구조 실대형 실험을 통한 접합부의 실험결과를 중심으로 기초자료를 조사하여 작성하였다.모멘트 골조 접합부의 실험 데이터에서 얻은 모멘트-회전각 관계를 이용 하여 항복하중 이하에 존재할 것으로 판단되는 기능한계와 손상한계는 층간변형각으로 구분하였다.또한 항복하중과 최대하중 사이에 존재할 것으로 판단되는 복구한계와 안전한계는 소성율과 누적소성변형배율을 조사하여 구분하였다.
ABSTRACT：Thepurposeofthisresearchwastoanalyzetheconnectionsoftheseismic-performancevaluesfordomestic-performance-based designs.Basicresearch on theperformancedesign method hasbeen increasing oflate,along with performance-based organization investigations.Theseinvestigationsconcerntheperformancelevelstateofsteelstructurebuildings.Accordingtotheperformancelimit state,seismic-performancevaluesshouldbepresentedasappropriatesteelstructureengineeringamounts.Thefirststep,basedonthe full-scalesteelstructureexperiments,involvesresearchingonthemakingofabasicdocument.Themoment-rotationanglerelationship resultsoftheexperimentonthemoment-frameconnectionwereusedtoassortthefunctionalandundamagedlimits,whichwereassumed tobelessthan theyieldmoment.Moreover,therepairableandsafetylimits,which wereassumedtoexistbetween theyieldand maximum moments,wereassortedbyinvestigatingtheaccumulatedplasticdeformationratio.
핵 심 용 어 :내진성능,에너지흡수능력,층간변위각,소성율,누적소성변형배율
KEYWORDS :seismic performance, energy absorption capacity, interstory drift angle, plastic ratio, accumulated plastic deformationratio
1.서 론
강구조 모멘트골조는 각 부재의 연성거동을 통해서 수평력 에 저항하는 구조시스템으로,골조가 충분한 소성변형능력과 에너지소산능력을 보유할 수 있도록 설계된다. 그러나 Northridge지진과 兵庫県 南部지진에서 강구조 모멘트골조 는 예상하지 못한 많은 약점을 노출하였고,막대한 경제적, 인명적 피해가 발생하였다.그 문제점을 파악한 결과,강구조 건축물의 기둥-보 접합부에서5)하부플랜지에 응력이 집중되
1)부산대학교 건축학부 건축공학전공 교수,공학박사(osh@pusan. ac. kr) 2)대전대학교 건축공학과 교수,공학박사(ohys@dj u. ac. kr)
3)우석대학교 건축․인테리어디자인학과 교수,공학박사(sj hong@woosuk. ac. kr) 4)교신저자.대전대학교 건축공학과 석사과정
(Tel :042-280-2510,E-mai l :deathcl ock@nate. com)
어 패널존의 연성능력이 발휘되기 전에 조기에 취성파단이 일어난 것이 원인이었다(岡田 健 등,2001; 岡田 健 등, 2002).
과거의 Northridge지진과 兵庫県 南部지진이 발생했을 때 의 설계법인 설계기준에 따른 설계법(CodeBasedDesign) 및 사양설계법(SpecificationBasedDesign)에서는 일반적 으로 구조설계자가 설계하려는 구조물의 목표 성능에 대해서 명확하게 인식하지 못한 채 설계를 수행하는 경우가 많았다.
이와 같이 기존의 설계법에 따라서 설계하면 인명보호라는
본 논문에 대한 토의를 2011년 10월 31일까지 학회로 보내주시면 토의 회답
을 게재하겠습니다.
기본적인 성능을 만족시킬 수 있다고 인식되어 왔다.그러나 과거의 두 지진으로부터 막대한 경제적,인명적 피해가 발생 하였다.그 결과,내진설계법에서 인명보호뿐만 아니라 재산 보호에 대한 필요성을 주장하게 됨에 따라,새로운 개념의 성 능설계법에 대한 연구가 시작되었다.이후,전세계적으로 광 범위하게 연구가 진행되고 있다.
그 결과로 미국에서는 SEAOC Vision 2000,SAC-FEM -A,일본에서는 피재도 판정기준,신구조 종합프로젝트 등의 내진성능설계법이 제안되었다.최근에는 미국표준협회(NIST), 유럽표준위원회(CEN) 등을 중심으로 성능중심설계의 기준 체계(PerformanceBasedCodes)에 대해서 지속적으로 연 구(SEAOC Vision2000Committee,1995;SAC Joint Venture,2000;桑村 仁 등,2002;北村 春幸 등,2006) 가 진행되고 있다.
그러나 제안된 국외의 내진성능설계법은 주로 철근콘크리트 건물을 중심으로 작성되어 왔고,성능평가 또한 층간변형각을 기준치로 사용하고 있다.그렇기 때문에 소성변형능력이 풍부 한 강구조 건축물의 특성을 충분히 고려하고 있지 않다고 사 료된다.
이와 같은 배경에서 강구조의 특성을 고려한 내진성능설계 법이 필요하게 되었다.그 중에서도 내진성능에 가장 큰 영향 을 끼치는 강구조 골조의 접합부에 대한 성능을 최우선적으 로 파악할 필요가 있다.
본 연구에서는 강구조 건축물의 성능을 보다 명확하게 규정 하기 위한 첫 번째 단계로서,강구조 모멘트골조의 접합부에 대한 실대형 실험 데이터를 중심으로 조사,분석하여,내진성 능설계에 필요한 구조특성치를 정량적으로 제시하며,또한 국 내 강구조 내진성능설계법의 기초자료로서 제공하는 것을 목 적으로 한다.
2.건축구조물의 성능수준 분류체계
2. 1국외의 성능수준 분류체계
지진하중을 대상으로 미국과 일본에서 제안한 내진성능설계 법의 성능수준 분류체계를 표 1에 나타내었다(桑村 仁 등, 2002).
미국의 성능설계법은 캘리포니아 구조기술자협회 SEAOC (Structural Engineers Association of California)가 1992년에 편성한 Vision 2000 Committee의 활동으로 시 작되었다. 이후 1995년에는 최종보고서 “Performance Based SeismicEngineeringofBuildings”를 제출하였고, 이 보고서에는 성능수준을 “전기능유지(FullyOperational)”,
“기능유지(Operational)”,“인명보호(LifeSafe)”,“붕괴직전(Near Collapse)”,“붕괴(Collapse)”의 총 5단계로 구분하고 있다.
미국 일본
SEAOC
Vi si on2000 SAC-FEMA 被災度判定基準 피재도 판정기준
신구조 종합 프로젝트 Ful l y
Oper at i onal I mmedi at e Occupancy
경미 사용성
Oper at i onal 소파
수복성 Li f eSaf e
Col l apse Pr event i on
중파 Near 안전성
Col l apse 대파
Col l apse Col l apse 도괴 붕괴 표 1.각 제안에서의 성능수준 비교
注 :□의 숫자는 층간변위각을 표기
또,Northridge지진을 계기로 강구조 프레임 구조의 취성 파괴 대책을 세우기 위해서,FEMA의 지원으로 1994년에 SAC-FEMA JointVenture가 결성되어 2000년에 최종보 고서를 제출하였다.이 보고서에서는 강구조 프레임구조의 내 진성능에 중점을 두고 성능설계의 기본 틀을 제안하였고,붕 괴직전까지의 성능수준을 “즉시 사용가능(ImmediateOccu- pancy)”,“붕괴방지(Collapse Prevention)”의 2단계로 구 분하고 있다.
일본에서는 1991년 “지진피해 건축물의 피재도 판정”에서 성능설계가 시작되었다.이것은 기존 건축물의 지진피해 정도 를 판정하는 것을 목적으로 하는 건설성 종합기술개발 프로 젝트의 성과물이다.여기에서는 성능수준을 구조체 이외의 내,외장재의 손상을 조합하여 종합적으로 “경미(輕微)”,“소 파(小破)”,“중파(中破)”,“대파(大破)”,“도괴(倒壞)”의 5단계 로 구분하고 있고,지진 후의 지속 사용성의 판정을 포함하고 있다.또,1995년에는 신구조 종합 프로젝트가 본격적으로 시작되어,성능설계의 검토가 3년간 이루어졌다.그 성과는 2000년에 나타나게 되었고,여기서는 성능수준의 기본구조 로서 “사용성(使用性)”,“수복성(修復性)”,“안전성(安全性)”으 로 구분하고 있다.
표 1에서 가로방향으로 동일선상에 있는 성능수준은 각국 의 제안에서 순위가 같다는 것을 나타내고 있으며,실제로 동 일한 성능을 나타내는 것은 아니다.
또,양국의 성능설계법은 성능수준을 구분하는 구조특성치로 써 층간변형각을 사용하고 있고,주로 철근콘크리트구조를 대상 으로 하고 있다.그렇기 때문에 강구조건축물의 고유한 특성인
1/200
1/40
1/100
0∼1/150
1/150∼1/100
1/100∼1/30
풍부한 소성변형능력,바닥 진동에 의한 사용성 문제, 효과 등에 대해서 충분히 고려하고 있지 않다고 사료된다.
2. 2강구조 건축물의 성능수준 분류체계의 특성
이와 같은 배경에서 본 연구에서는 외국의 성능설계기법을 조사,분석하여,강구조 건축물만이 가지는 특성을 고려하여 성능수준을 분류한다.이 성능수준 분류체계에 따라서 손상상 태를 나타낸 것이 표 2(한국건설기술평가원,2009)이다.
표 2에서는 국내 강구조의 성능수준을 레벨 1 “기능유지”, 레벨 2“무손상”,레벨 3“복구가능”,레벨 4“인명보호”,레벨 5 “붕괴”의 단계로 구분하고,각 성능수준의 한계에 대해서
“기능한계”,“손상한계”,“복구한계”,“안전한계”로 정의하였다.
성능수준 건물전체의 손상
1 기능유지 전기능을 유지하고 사용자가 불편을 느끼지 않는다.
∙ 쾌적성 ∙ 거주성 ∙ 작업성 ∙ 사용성 (기능한계) 무피해
2 무손상
쾌적성이 저하되는 경우가 있으나,기본기능을 유 지한다.
∙ 거주성 ∙ 작업성 ∙ 사용성 즉각 재계복귀 가능
경미한 손상 발생하나 경제적 손실 거의 없음 (손상한계)
3 복구가능
명백한 손상 발생 잔류변형이 관찰되기도 함
전문가에 의한 간단한 복구작업에 의해 재개가능 광범위하게 손상 발생
유리창 균열 잔류변형도 눈에 띔 본격적인 복구 후 재개 가능 (복구한계)
4 인명보호
막대한 손상 발생 건물자체는 자립
낙하물에 의한 큰 위험은 없음 피난로는 확보 됨
인명은 보호됨 (안전한계)
5 붕 괴
치명적인 낙하물
구조구체는 붕괴되지 않으나,간판과 벽 등의 낙 하에 의해 인명이 위험에 처함
구조 구체의
붕괴
∙ 층 붕괴 ∙ 부분적인 붕괴
∙ 바닥의 붕괴 및 낙하 ∙ 옥상의 붕괴 및 낙하
∙ 전도 ∙ 팬케이크형 붕괴 표 2.강구조 건축물의 성능수준
표 1의 미국과 일본의 성능수준 분류체계와 달리 “기능유 지”와 “무손상”단계를 분리하고 있는 것은 강구조 건축물의 특징을 반영한 것이다.이것은 강구조물이 강재의 높은 강도 를 이용하여 목조보다 대형화되고,RC조 보다 경량화 됨에 따라 강성이 부족하여 변형이 발생하기 쉽고,바닥의 처짐과 진동 혹은 바람에 의한 진동문제 등이 발생하기 쉽기 때문이 다.이러한 이유로 강구조 건축물에서는 거주성,작업성,쾌 적성 등 일상적인 기능의 유지를 별도 성능수준로 다룰 필요 가 있기 때문에,성능수준을 세분화하였다.
2. 3성능수준 분류에 영향을 주는 구조특성치
강구조 건축물의 성능수준은 표 2와 같이 외력에 대한 건 물의 손상상태로 나타낼 수 있다.이 때 건물에 작용하는 외 력을 하중효과(Q),외력에 대해서 골조가 저항하는 능력을 저항능력(R)으로 정의하였다.하중효과에는 상시하중과 비상 시하중이 있고,상시하중으로는 고정하중과 적재하중이 있다.
비상시하중으로는 적설하중,풍압력,지진력 등이 있다.비상 시하중은 상시하중이 발생하고 있는 상태에서 추가적으로 발 생하기 때문에,비상시하중이 발생하는 경우는 상시하중과의 조합을 통해서 외력을 나타낸다.그 중에서도 적설하중과 풍 압력에 대해서는 변형이 탄성범위내에 머물도록 설계되는 것 이 일반적이다.그러나 지진하중은 발생시기를 예측하기 어렵 고,발생규모 또한 불규칙적이기 때문에,강구조 건축물의 피 해 역시 다양할 것으로 사료된다.이러한 이유로 본 연구에서 는 지진력에 대해서 다음 표 3과 같이 강구조 골조의 하중효 과(Q)와 저항능력(R)을 정의하였다.
하중 한계
상태 정의 R과 Q의
구조특성치 R의 평가법 Q의 평가법 비고
D+L+
E (지진력)
기능 한계
정밀 작업과 의료행위에 지장이 없음.
횡진동의 진폭과 주파수.
필요에 따라 종방향 흔들림
진폭과 주파수의
여한치.
진폭과 주파수의
응답치.
정밀기계공장 과 병원 수술실 등
특수한 작업이 이루어지는
건물.
손상 한계
구조 각 부에 항복과 좌굴이 발생하지
않는다.
패스너 접합부에 미끌림이 발생하지 않음.
응력도 혹은 단면력
항복내력 또는 항복응력도.
좌굴내력 또는 좌굴응력도.
미끌림 내력.
탄성해석에 의해 구해지는 단면력 또는
응력도.
복구 한계
현저한 잔류층간변형
이 발생하지 않음.
잔류 층간변형
복구가능한 잔류층간
변형각.
탄소성해석에 의해 구해지는 잔류층간변형
안전 한계
구조의 전체 혹은 부분이 붕괴되지
않음.
밑면전단력
내진부재의 전소성내력과
좌굴 또는 파단에 지배되는 붕괴 시의 밑면전단력
탄소성해석에 의해 구해지는 밑면전단력.
표 3.지진력에 대한 하중효과(Q)과 저항능력(R)
위의 표 2와 같이 강구조의 성능수준을 분류하여 제시함과 동시에 표 3와 같이 강구조 건축물의 특성을 고려하여 성능 수준을 하중효과(Q)와 저항능력(R)의 구조특성치로 평가하 는 것으로 정의하였다(한국건설기술평가원,2009).이때 하
중효과(Q)에 대해서는 각각의 한계상태별로 거의 같은 구조 특성치를 이용할 수 있을 것으로 판단하였고,그 중에서 지진 력에 대해서 성능수준의 한계치를 하중-변형관계로 나타낸 것이 그림 1이다.
그림 1.성능수준에 따른 하중효과 및 저항능력 관계
그림 1의 하중-변형관계에서 항복하중(My)이하에는 기능 유지,무손상단계가 순차적으로 존재할 것으로 판단되고,항 복하중(My)부터 최대하중(Mu)사이에는 복구가능,인명보호 단계가 존재할 것으로 판단된다.평가
구분 평가항목 기능
한계
손상 한계
복구 한계
안전 한계 건물
거동
층간변위각 ● ● ● ●
바닥가속도 ● ● ● ●
구조 골조
층전단력 ● ● ● ●
소성율 ● ●
누적소성변형배율 ● ●
소성힌지발생율 ● ●
구조 부재
소성율 ● ●
누적소성변형배율 ● ●
표 4.성능수준 구분 구조특성치
성능수준에 대해서 성능한계를 판단하기 위하여 필요한 구 조특성치를 나타낸 것이 표 4이다.평가항목에 해당하는 구조 특성치로는 건물의 전체적인 거동에 대해서는 층간변위각과 바닥가속도,구조골조에 대해서는 층전단력과 소성화의 진전 정도를 나타내는 배율인 소성율,누적소성변형에너지를 항복 변형에너지로 무차원화하여 골조의 손상정도를 나타내는 배율 인 누적소성변형배율,소성영역이 점점 확장하여 완전소성이 되어 마치 힌지로 연결되어 있는 것처럼 작용할 수 있는 확률 인 소성힌지발생율,구조부재에 대해서는 소성율과 누적소성 변형배율로 각 성능수준을 구분하는 것으로 정의하고 있다.
기능한계와 손상한계는 성능수준의 정의에 따라서 탄성범위 내에서의 거동으로 판단하고 있기 때문에,강구조 골조에 관 계없이 층간변위각은 큰 차이가 없을 것으로 판단되지만,복 구한계와 안전한계에 대해서는 층간변위각만으로는 강구조의 골조가 보유하고 있는 소성변형능력을 명확히 파악할 수 없
기 때문에,이를 판단하기 위한 구조특성치로서 소성율과 누 적소성변형배율,소성힌지발생율을 지표로 복구한계와 안전한 계의 소성이력을 판단하는 것으로 정의하고 있다.
그러나 본 연구에서는 강구조 모멘트 골조의 접합부 실험데 이터를 기초로 조사하고 있기 때문에,조사할 수 있는 구조특 성치는 층간변위각과 소성율,누적소성변형배율로 제한되어 있다.따라서 본 연구에서는 강구조 골조의 접합부에 대한 성 능을 명확히 규정하기 위해 성능수준을 판단하는 구조특성치 로써 층간변위각,소성율,누적소성변형배율을 국내에서 실시 한 강구조 접합부 실험결과를 기초로 조사하였다(김영주 등, 2008;오상훈,2009).
3.강구조 모멘트골조 접합부의 실험 결과
3. 1강구조 모멘트골조 접합부의 실험 개요
국내 강구조의 모멘트 접합부는 그림 2와 같이 BWWF (BoltedWeb-WeldedFlange)와 WWWF(WeldedWeb- Welded Flange)로 분류되는데,BWWF는 웨브를 볼트로 접합하고 플랜지를 현장용접하는 것이고 WWWF는 공장에서 보를 기둥에 용접한 후 현장에서 브라켓으로 연결하는 컬럼 트리(Column-tree)형식으로 사용되는 것이다(KBC 2009, 2009;건축강구조표준접합상세(안),2009).
BWWF (Bolted Web-Welded
Flange)
WWWF (WeldedWeb WeldedFlange)
그림 2.국내 강구조 접합상세
본 연구에서는 국내에서 기존에 사용되어 왔던 접합상세를 이용한 실대형 골조 접합부 실험체 3개와 WWWF 상세에서 용접접근공을 제거하고 접합부의 연성능력을 증가시킬 수 있 는 접합상세를 적용한 실대형 접합부 실험체 10개의 데이터 를 이용하였다(김영주 등,2008;오상훈,2009).
각 실험체를 아래와 같이 표기하고,그 개요를 표 5에 나타 내었다.
SBW-8 SW(B) SW
NW NIB-5 NIBWF-2
NIRBWF-5 NBWF-2 NBB-5
그림 3.실험체의 이력곡선
실험체명 제작방식 부재
부재규격 용접 접근공
웨브 접합방법
보 플랜지 기둥 보 접합방법
SBW-8 현장
SM49 0
BH- 400×4
00
×20×4 0
BH- 450×2
00
×20×4 0
1/4 원형 보유
볼트 및 용접접합
보 플랜지만
용접 SBW(G)-8
SW(B)
공장 용접접합
SW
SN49 0
BH- 612×2
02
×13×2 3 NW
제거 NIB-10
현장
볼트접합 보 플랜지 및 보 웨브
개선후 용접 NIB-5
NIBWF-2
볼트 및 용접접합 + 전단탭 필렛용접 NIBWF-5
NIRBWF-5 (RBS)
보 플랜지만
용접 NBWF-5
NBWF-2
NBB-5 볼트 및
용접접합
표 5.실험체 개요 표기 예) NI R BW (B) -5
① ② ③ ④ ⑤
① - N - 용접접근공 제거, S - 용접접근공 유 NI - 용접접근공 제거 및 보 웨브 절삭 후 용접
② - R : RBS 도입,
③ - B - 볼트, W - 용접, BW - 볼트+용접
④ - (B)-브라켓 이음, (G)-그루브 용접, (F)-필렛용접
⑤ - 볼트 개수
3. 2강구조 모멘트골조 접합부의 골조분류
실험 결과의 이력곡선을 아래에 그림 3과 같이 나타내어 살펴본 결과,아래의 표 6과 같이 SW,NIB-5 실험체는 KBC2009의 중간모멘트골조에서 요구하는 최소 0.02rad의 층간변형각을 만족하고,0.02rad의 층간변형각에서 보의 공 칭소성모멘트의 80%이상이며,보 춤이 750mm를 초과하지
않는 접합부 성능을 나타내었다.
또, SW(B), NW, NBWF-2, NBWF-5, NIBWF-2, NIBWF-5 실험체는 KBC2009의 특수모멘트골조에서 요구 하는 최소 0.04rad의 층간변형각을 만족하고,0.04rad의 층간변형각에서 보의 공칭소성모멘트의 80%이상을 만족하는 접합부 성능을 나타내었다.
그러나,특수모멘트골조의 요구조건을 만족하지만 에너지흡 수능력에서 특수모멘트골조로 판단하기에 부족하다고 사료되 는 SBW-8,SBW(G)-8,NBB-5,NIB-10,NIRBWF-5 는 중간모멘트골조로 판단하였다(KBC 2009,2009;건축강 구조표준접합상세(안), 2009; 하중저항계수설계법에 의한 강구조 설계 기준,2009).
골조
분류 골조의 요구조건 실험체
중간 모멘트
골조
1)최소 층간변위각 :0. 02r ad 2)0. 02r ad의 층간변위각에서 보
의 공칭소성모멘트의 80%이상 을 만족
NI B- 5 SW
SBW-8 SBW(G)- 8
NBB-5 NI B-10 NI BWRF-5
특수 모멘트
골조
1)최소 층간변위각 :0. 04r ad 2)0. 04r ad의 층간변위각에서 보
의 공칭소성모멘트의 80%이상 을 만족
SW(B) NW NI BWF-2 NI BWF-5 NBWF-2 NBWF-5 표 6.골조 분류
3. 3강구조 모멘트 접합부 실험결과의 분석
하중-변형 관계 곡선은 그림 3.15와 같이 골격곡선부 (Skeleton)와 바우싱거부(Bauschinger), 탄성제하부(Un- loading)로 이루어져 있다.이 이력곡선을 수평이동하는 것으 로 골격곡선부를 작성할 수 있다.이 방법은 골격 곡선부가 일
그림 4.골격(Skel et on)곡선부 작성
방향 가력에 의해서 얻어지는 하중-변형의 이력곡선과 궤도 가 거의 일치한다는 것으로,그동안 많은 연구에 의해서 증명 된 바 있다(조정혁,2008; Kato B.and Akiyama H., 1973).
각 실험체에서 그림 4와 같이 단순화시킨 골격곡선부를 대 상으로 그림 5에 나타나는 것과 같이 초기강성의 1/3 기울 기를 수직으로 평행이동하여 항복하중 My를 구하는 GeneralYield PointMethod(Kato B.and Akiyama H.,1973)에 의해서 항복모멘트 My를 정의하였으며,골격 곡선부에서 초기강성 직선이 탄성 범위를 최초로 벗어나는 지점의 하중을 로 정의하였다.
그림 5.각 하중과 층간변위각 도출
그림 6.누적회전각-변형율 곡선
또한 그림 6과 같이 각 실험체에서 얻은 누적회전각-변형 율 곡선에서 최대 변형율이 탄성범위를 최초로 벗어나는 지 점의 하중을 ,각 계측지점의 평균변형율이 탄성범위를 벗어나는 지점의 하중을 로 정의하여 나타내었다.
그림 5에서의 결과값을 정리하면 표 7과 같다.
실험체명 My Mep Mea Me
+ - + - + - + -
IMF
SBW-8 1/67 1/80 1/81 1/111 1/90 1/1281/1231/139 SBW(G)-8 1/74 1/92 1/1051/1461/1101/1201/1241/153 NBB-5 1/64 1/64 1/343 1/75 1/132 1/96 1/1441/126 NIB-5 1/72 1/68 1/307 - 1/1311/1131/1421/134 NIB-10 1/68 1/62 1/146 1/66 1/1311/1201/1431/139 NIBWRF-5 1/95 1/95 1/1371/9761/1261/1031/1481/132 SW 1/66 1/60 1/81 1/63 1/96 1/1211/1291/134
SMF
SW(B) 1/63 1/73 1/95 1/81 1/1031/1131/1111/135 NW 1/64 1/64 1/343 1/75 1/1171/1081/1291/126 NIBWF-2 1/62 1/58 11/65 1/60 1/1291/1131/1501/135 NIBWF-5 1/66 1/64 1/84 1/8291/1321/1051/1451/127 NBWF-5 1/68 1/67 1/85 1/918 1/90 1/96 1/1521/112 NBWF-2 1/74 1/72 1/1751/2981/1241/1031/1341/124
표 7.하중의 변형각 결과
항복하중(My)는 일부 소성영역을 포함하고 있기 때문에 위 와 같은 방법을 통하여 완전탄성영역에서 항복하중(My)까지 를 단계별로 구분하였고,다음 표 7은 하중 My,Mep,Mea, Me에 대한 변형각을 조사한 결과이다.탄성범위를 최초로 초 과하는 지점의 하중 Me는 그림 1의 항복하중(My)이하에서 초반부에 해당하는 완전탄성영역인 기능한계에 해당하므로, 기능한계를 정의하는 하중으로 판단하였다.또한,각 계측지 점의 평균변형율이 탄성범위를 벗어나는 지점의 하중 Mea에 서 소성화가 시작되어 진행되고 있기 때문에 하중 Mea를 손 상한계를 구분하는 하중으로 정의하였다.
4.강구조 모멘트골조의 성능한계 평가
4. 1기능한계
기능한계를 구분하는 구조특성치로 층간변형각을 조사한다.
층간변형각은 성능에 기초한 내진성능설계에서 구조물의 내 진성능을 판단할 때 가장 중요하게 생각하는 구조특성치이고, 골조의 변형정도 및 파괴메카니즘과 직접적으로 연관되는 변 수이다.또한,지진하중에 의해 골조가 어느 정도의 거동과 손상을 입었는지 시각적으로 판단할 수 있는 객관적인 값으 로 정의된다.
기능한계는 그림 1에 나타낸 것과 같이 탄성범위까지의 항 복모멘트(My)이하의 값으로 나타낼 수 있기 때문에,접합부 의 최대 변형율이 탄성범위를 최초로 벗어나는 지점의 하중 Me와 초기강성 직선을 최초로 벗어나는 하중 Mep에 대응하 는 회전각 분포를 그림 7에 나타낸다.
그림 7.기능한계 층간변위각
그림 7에서 하중 Mep의 회전각은 정(+),부(-)방향에서 1/343~1/60의 범위에 분포하고 있고,Me의 층간변형각은 정(+),부(-)방향에서 1/153~1/111의 범위에 분포하고 있다.그 중에서 최대변형율이 탄성범위를 최초로 벗어나는 지점의 하중 Me에서부터 접합부가 최초로 항복을 시작한다.
그러나 하중 Mep가 하중 Me를 초과하여 Mep의 지점이 이미 항복한 경우가 발생하였기 때문에,하중 Me를 대상으로 최소 층간변형각인 1/153을 고려하여 기능한계의 층간변형각을 1/150로 판단한다.
4. 2손상한계
손상한계를 구분하는 구조특성치로는 층간변형각을 조사하 였다.손상한계는 그림 1에 나타낸 것과 같이 탄성범위내에 서 항복모멘트(My)이하의 값으로 나타낸다.또,표 2의 성능 한계의 정의에 따라서 원칙적으로는 무피해이지만,도장과 내 화피복의 박리 또는 바닥과 벽에 균열이 발생하는 경우를 포 함하고 있다.
손상한계를 판단하기 위해서 탄성범위 내에서의 하중으로 판단되는 각 계측지점의 평균변형율이 탄성범위를 벗어나는 시점의 하중 Mea,초기강성 직선을 최초로 벗어나는 시점의 하중 Mep,항복하중 My와 각 하중에 대응하는 회전각의 분 포를 그림 8에 나타낸다.
그림 8.손상한계 층간변위각 판단
정(+),부(-)방향 전체에 대하여 하중 Mep는 1/343~
1/60,Mea는 1/132~ 1/90,My는 1/92~ 1/60의 범 위에 분포하고 있다.그 중에서 실제로 항복이 시작되는 지점 에 해당하는 하중 Mea와 항복하중 My의 회전각의 차이는
<그림 4.2>를 통해서 확연하게 나타났다.
손상한계 또한 기능한계와 마찬가지로 탄성범위 내에서의 거동으로 정의된다.강구조 모멘트골조의 탄성범위는 통상 0.01rad으로 가정하고 있는데,하중 Mea가 0.01rad을 중 심으로 분포하고 있는 것을 확인할 수 있다.0.01rad의 층 간변형각에 안전율을 고려하여 손상한계의 층간변형각을 1/120으로 판단한다.
4. 3복구한계
복구한계를 구분하는 구조특성치로 층간변형각(),소성율 (),누적소성변형배율()을 조사한다.
소성율은 항복시의 층간변형각에 대한 최대하중시의 층간변 형각의 비율로 최대변형에 대한 소성화의 진전 정도를 나타 낸다.이것은 골격곡선부가 일방향 이력곡선과 궤도가 거의 일치하기 때문이며,내진성능을 판단할 때 중요한 지표가 된 다(Akiyama,H.2002).
<그림 4.3>과 같이 소성변형의 층간변형각에 대한 항복하 중에 대응하는 층간변형각의 비율로 소성율을 구할 수 있고,
의 값이 부(-)의 값이거나,평균 소성율이 음의 값 이나 0인 경우,최종적으로 산정된 소성율은 1.0의 값을 나 타낸다.소성율이 1.0인 경우는 탄성범위 내에서 골조가 거 동하는 한계를 나타내고 부분적으로 항복이 시작되는 손상한 계의 소성율로 판단할 수 있다.
그림 9.소성율 산정방법
여기에서 ± :정,부 방향의 층간변위각
± :정,부 방향의 외형상의 소성변형량
±
±
:정,부의 하중영역의 소성율
:평균 소성율
단 가 음의 값인 경우는 소성율 값은 0
그러나,본 연구에서 이용한 강구조 접합부 실험체는 각 계 측지점의 평균변형율이 탄성범위를 벗어나는 지점의 하중 Mea에서 소성화가 시작되고 있으므로, 소성율 산정시에 Mea와 Mea에 대응하는 회전각을 My, y로 판단한다.
복구한계에 대해서는 건축물의 비구조부재에 해당하는 내, 외장재의 복구가능한도를 고려하여 복구한계의 소성율을 2 (이강석 2009)로 판단하였고,이 값으로 복구한계의 층간변 형각을 구하여 그 분포를 그림 10에 나타낸다.
그림 10.복구한계 층간변위각 판단
그 결과,복구한계의 층간변형각은 <그림 4.4>에서 1/69
~1/43의 범위에 분포하고 있다.그 중에서 최소 층간변형각 인 1/69에 안전율을 고려하여 복구한계의 층간변형각을 1/75로 판단한다.
그러나,복구한계를 층간변위각만으로는 강구조의 소성변형 능력에 따른 성능수준을 명확히 판단할 수 없기 때문에,복구 한계의 층간변위각에 대응하는 하중과 항복하중과의 관계를 알아보기 위하여 내력상승률을 아래와 같이 검토하였다.
그림 11.복구한계 기준 내력상승률
그림 11은 복구한계의 층간변위각에 대한 내력상승률을 그 래프로 나타낸 것이다.중간모멘트골조는 1.46~1.93,특수 모멘트골조는 1.61~1.87의 범위에 분포하고 있다.평균값 으로는 중간모멘트골조가 1.71, 특수모멘트골조가 1.75로 거의 동등한 값을 나타내었고,골조에 따른 내력상승률의 차 이는 나타나지 않았다.
복구한계를 구분하는 구조특성치 중 하나인 누적소성변형배 율은 Akiyama H.에 의해서 제안된 개념(Akiyama H.
2002)이다.누적소성변형배율도 소성율과 같이 복원력특성 을 기술할 때,일방향 가력 시 하중-변형관계의 궤도가 골격 곡선과 거의 일치하는 것에 기인하고 있다.
누적소성변형배율은 소성변형에 의한 누적된 에너지에 대한 탄성에너지의 비를 나타낸 것으로,구조물의 소성변형 뿐만 아니라 내력을 함께 고려할 수 있는 장점이 있으며,구조물의 생애주기 동안 몇차례 조우하게 될 중소규모의 지진에 의해 누적된 에너지 및 잔여 에너지 흡수능력을 파악할 수 있는 장점이 있다.따라서 소성율 뿐만 아니라 누적소성에너지를 함께 파악함으로써 구조물이 가지고 있는 성능을 보다 객관 적이고 명확하게 파악할 수 있다는 장점을 가진다.
누적소성변형배율은 그림 12와 같이 골격곡선부와 바우싱 거곡선부의 누적소성변형에너지의 합인 에너지( )를 항복하 중과 항복하중에 대응하는 층간변형각 y의 곱으로 나누는 것으로 구할 수 있다.
그림 11.누적소성변형배율 산정방법
이 때,
±
±
(골격곡선부의 누적소성변형에너지)
(바우싱거부의 누적소성변형에너지)
그림 12에 복구한계 층간변형각에 대한 누적소성변형배율 의 결과를 나타내었다.
그림 12.복구한계 기준 누적소성변형배율
그 결과,중간모멘트골조는 19.90~62.00,특수모멘트골 조에서는 52.85~121.63의 범위에 분포하고 있다.또한,각 평균값은 중간모멘트골조가 35.03,특수모멘트골조가 72.14 로 특수모멘트골조가 약 2배 더 높은 수치를 기록하였다.복 구한계를 기준으로 하는 누적소성변형배율은 각 골조의 최소 값을 고려하여 중간모멘트골조는 15,특수모멘트골조는 50 으로 판단하였다.
4. 4안전한계
복구한계와 마찬가지로 안전한계에서도 성능수준을 구분하 는 구조특성치로는 층간변형각(),소성율(),누적소성변 형배율()를 조사한다.
안전한계는 건물 자체에는 막대한 손상을 입으나,건물자체 는 자립하고 있으며,인명보호를 최우선적으로 하는 표 2의 성능수준 정의에 따라 그림 13의 방법과 같이 최대하중에 대 응하는 층간변형각에 대하여 소성율을 구하여 그림 14에 나 타내었다.
그림 13.안전한계 소성율 판단
그 결과,모든 접합부 실험체는 평균 소성율이 4.25~
14.73의 범위를 나타내고 있다.그 중에서 최소값에 해당하 는 소성율 4.25에 안전율을 고려하여 안전한계의 소성율을 4로 판단하였다.
안전한계의 소성율로 구한 각 실험체의 층간변형각 분포를 구하여 그림 14에 나타낸다.
그림 14.안전한계 층간변위각 판단
안전한계의 소성율로 판단한 값으로 구한 안전한계의 층간 변형각은 그림 14와 같이 1/35~1/22의 범위에 분포하고 있다.그 중에서 최소 층간변형각인 1/35에 안전율을 고려하 여 1/50을 안전한계의 층간변형각으로 판단하였다.
그림 15는 안전한계에 대한 내력상승률을 그래프로 나타낸 것이다.
그림 15.안전한계 기준 내력상승률
그림 15은 그림 11의 방법으로 구한 누적소성변형배율을 나타낸 것이다. 중간모멘트골조의 내력상승률은 1.67~
2.34,특수모멘트골조의 내력상승률은 1.88~2.34의 범위내
에서 분포하고 있다.평균값은 중간모멘트골조는 2.11,특수 모멘트골조는 2.13으로 골조의 종류에 따른 안전한계의 내력 상승률 또한 복구한계와 마찬가지로 큰 차이가 나타나지 않 았다.
그림 16은 그림 11의 방법으로 구한 누적소성변형배율을 나타낸 것이다.중간모멘트골조는 26.63~69.34,특수모멘 트골조는 65.53~140.07의 범위를 각각 나타내었고,골조 종류에 따른 평균 누적소성변형배율은 중간모멘트골조가 44.53,특수모멘트 골조가 84.89으로 특수모멘트골조가 중 간모멘트 골조의 약 2배 더 높게 나타났다.
그림 16.안전한계 기준 누적소성변형배율
안전한계를 기준으로 하는 누적소성변형배율은 각 골조의 최소값을 고려하여 중간모멘트 골조는 20,특수모멘트 골조 는 60으로 판단하였다.
4. 5내진성능평가치의 제안
위와 같이 국내 강구조 모멘트 골조 접합부 실험데이터에서 건물전체거동을 파악하기 위해 각 성능수준에 대한 내진성능 평가치를 조사한 결과를 다음 표 8,9에 나타내었다.
성능한계 (골조)
미국 일본
본연구 SEAOC
Vi si on 2000
SAC
-FEMA 피재도
판정기준 일본기술사 협회
기능한계 - - - 1/200 1/150
손상한계 - - 1/150 1/150 1/120 복구한계 1/200 1/100 1/ 100 1/100 1/75 안전한계 1/ 40 - 1/30 1/ 75 1/50
붕 괴 - - - - -
표 8.층간변위각의 제안
성능한계에 따라 본 연구에서 층간변위각을 조사한 결과, 표 6과 같이 일본에서 제안한 성능한계에 따른 층간변위각을 기능한계에서 1/150, 손상한계에서 1/120, 복구한계에서 1/75,안전한계에서 1/50으로 완화되었다.
평가항목 ( 구조 골조)
기능 한계
손상 한계
복구 한계
안전 한계
:소성율 중간모멘트골조
- 1. 0 2. 0 4. 0 특수모멘트골조
:누적소성 변형배율
중간모멘트골조
- - 15 50
특수모멘트골조 20 60
표 9.소성율,누적소성변형배율 제안
표 8은 성능한계의 소성이력을 파악하기 위한 구조특성치 인 소성율과 누적소성변형배율의 결과를 나타낸 것이다.소성 율은 복구한계에서 2.0,안전한계에서 4.0의 값으로 정의하 였고,누적소성변형배율은 중간모멘트골조와 특수모멘트골조 로 나누어 판단한 결과를 나타내었다.
5.결론 및 정리
본 연구에서 제안한 성능수준분류에 따라서 국내 모멘트골 조의 실대형 실험결과를 중심으로 강구조 성능기반설계의 기 초자료로써 각 성능한계에 대한 내진성능평가치를 조사하여 그 결과를 나타내었고,다음의 결론을 얻었다.
(1)국내 연구결과로써 제안된 성능수준의 성능한계에 대해 서 모멘트 골조 접합부의 하중-변형관계를 이용하여 조 사한 결과,일본기술사협회에서 제안한 기준치보다 성능 한계의 층간변위각 수치를 완화할 수 있었다.
(2)강구조 건축물이 보유하고 있는 소성변형능력을 보다 명 확히 판단하기 위한 구조특성치로 소성율과 누적소성변 형배율을 조사하여 복구한계와 안전한계의 소성이력을 파악하였다.
그러나 강구조 건축물의 성능을 보다 명확하게 규정하기 위 한 해석,실험의 기초 연구가 아직 많이 부족한 상태이며,층 간변형각의 한계값 설정을 위해서는 향후 보다 많은 연구에 의해 검증 혹은 다소의 수정이 필요할 것으로 판단된다.
감사의 글
본 논문은 국토해양부가 충연하고 한국건설교통기술평가원 이 시행하는 건설교통R&D정책․인프라사업의 지원으로 이 루어졌으며 이에 감사드립니다.
참 고 문 헌
건축강구조표준접합상세(안)(2009)한국강구조학회,pp.6-13.
김영주,오상훈,유홍식(2008)철골모멘트접합부의 거동에 미치 는 접합상세의 영향,2008년 한국강구조학회 학술대회 논 문집,한국강구조학회,pp.203-206.
오상훈(2009)KBC 2009강구조 특수모멘트 접합부 내진설계, 2009강구조 초고층건축 심포지엄.pp.73-100.
이강석(2009)일본 지진피해를 받은 건축물의 지진피해도 구분 판정기준 및 복구기술지침, 구조물진단학회지, 제13권, 제2호,pp.52-72.
조정혁(2008)내진용 형강을 사용한 웨브 강접 보-기둥 접합부 의 성능평가,성균관대학교 과학기술대학원 건설환경시스 템공학과 건축구조전공,pp.1-4.
하중저항계수설계법에 의한 강구조설계 기준(2009)한국강구조 학회.
한국건설기술평가원(2009)성능중심의 건설기준 정비 및 표준 화 중간보고서,pp.1-44,132,133.
秋山 宏(2002)오상훈 역,에너지 평형법에 의한 건축물의 내 진설계,구미서관.
岡田 健,呉 相勲,山田 哲,今枝 知子,山口 路夫,和田 章 (2001) 從來型の柱梁接合部をゆうする合成梁の変形能 力に関する実験的研究 :合成梁の変形能力を反映した鋼 構造骨組の耐震性評価その1,日本建築学会構造系論文集 日本建築学会,No.547,pp.161-168.
岡田 健,山田 哲,呉 相勲(2002)改良型の柱梁接合部を有す る合成梁の変形能力に関する実験的研究 : 合成梁の変 形能力を反映した鋼構造骨組の耐振性評価 その2，日本 建築学会構造系論文集、日本建築学会,pp.123-130 北村春幸, 宮内洋二, 浦本㢱樹(2006) 性能設計における耐震
判断基準値に関する研究-JSCA耐震性能メニューの安全 限界値と余裕度レベルの検討-,日本建築学会構造系論文 集,日本建築学会,No.604,pp.183-191.
桑村 仁,田中直樹,杉本浩一,向野聡彦(2002)鋼構造軀體の 性能表示-鋼構造建築物の性能設計に関する研究 その１ -,日本建築学会構造系論文集,日本建築学会,No.562, pp.175-182.
KBC (2009)대한건축학회.
Kato, B. and Akiyama, H. (1973) Predictable Properties ofMaterialunder IncrementalCyclic Loading, IABS, Preliminary Publication Lisbon, pp.119-124.
StructureEngineersAssociationofCalifornia(SEAOC) Vision 2000 Committee (1995)Vision 2000 - Performance Based Seismic Engineering of Buildings,Sacramento,CA.
SAC Joint Venture (2000) Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame
Buildings, FEMA-350, Chap. 2, General Requirements,Chap.4,PerformanceEvaluation.
SAC Joint Venture (2000) Recommended Seismic Evaluation and Upgrade Criteria for Existing WeldedSteelMoment-FrameBuildings,FEMA-351,
Chap.3,Performance Evaluation.Chap.4 Loss Estimation.
(접수일자 :2010.11.6/심사일 2010.11.15/
심사완료일 2011.4.1)
