2.1 기준 적용

콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)의 내진설계는 ACI 318-14(ACI 2014) 기준과 유사하지만 프리캐스트 부분에 대해서는 매우 상이하다. Table 1에서는 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017)과 ACI 318-14(ACI 2014) 기준을 비교하였다. Table 1에서 ACI 318-14(ACI 2014) 기준에는 중간프리캐스트구조벽체, 특수프리캐스트구조벽체, 특수프리캐스트골조가 있으며 각 구조시스템에는 프리캐스트 부재와 부재 간의 연결부에 대한 상세규정을 두고 있다.

Table 2에서는 ASCE 7-10(ASCE 2010) 규정과 건축구조기준(AIK 2016)의 지진계수를 비교하였다. ASCE 7-10(ASCE 2010) 규정에서는 현장타설콘크리트(RC)에 대한 특수, 보통구조벽체와 함께 프리캐스트 콘크리트에 대하여 특수, 중간, 보통구조벽체를 규정하고 있다. 프리캐스트 콘크리트 특수구조벽체의 경우 반응수정계수, 시스템초과강도계수, 변위증폭계수 등을 철근콘크리트 특수모멘트구조벽체와 동일하게 하고 있다. 그러나 프리캐스트 콘크리트 중간구조벽체의 지진설계계수는 철근콘크리트 보통구조벽체와 동일하게 하고 있으며, 프리캐스트 콘크리트 보통구조벽체의 지진설계계수는 철근콘크리트 보통구조벽체의 지진계수보다 낮은 값을 사용하고 있다. 한편, 건축구조기준(2016)의 내진구조시스템에는 프리캐스트 구조벽체가 포함되어 있지 않다.

Table 2의 모멘트저항골조시스템에 대해서 ASCE 7-10 (ASCE 2010)에 특별한 규정이 없지만 ACI 318-14(ACI 2014)와 PCI Design Handbook(PCI 2010)의 설계 기본 개념에 의하면 프리캐스트 콘크리트 구조물이 일체식 구조물에서 요구되는 안전성 및 사용성에 관한 조건을 모두 갖추고 있을 경우에 현장타설 철근콘크리트 모멘트저항골조시스템의 지진설계계수와 동일한 값을 사용할 수 있도록 하고 있다. 다만 지진하중을 받는 모멘트저항골조시스템에 프리캐스트 콘크리트를 적용하기 위해서는 연결부에 대한 상세 규정을 준수해야 한다. 즉, 연결부를 연결부 내부에서 휨항복을 허용하는 연성연결부와 항복을 허용하지 않는 강도연결부로 구분하여, 연결부의 강도, 연결부의 위치, 이음 방법, 마찰전단강도에 대한 제한을 두고 있다. 다만, ACI 318-14(ACI 2014) 기준에서 규정하는 “현장타설 콘크리트와 동일한 성능”에 대한 검증을 실무에서 적용하기에는 여러 문제가 있다. ACI 318-14기준에서는 ACI 550.1R-01(ACI-ASCE 2001), ACI T1.1-01(ACI 2001), ACI T1.2-03(ACI 2003) 등의 지침을 이용하여 평가하지만, 우리나라 지침에는 프리캐스트 콘크리트 구조물에 대한 상세 지침이 없으므로 프리캐스트 콘크리트 구조물을 내진설계하기 위해서는 ACI 318-14(ACI 2014) 기준의 연결부 상세와 함께 또 다른 안전성 검토가 필요하다.

2.2 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조의 보 연결부 부재력 평가

철근콘크리트 중간모멘트골조의 전단설계는 콘크리트구조 학회기준(KCI 2017) 21.4.3(2) “순경간의 각 고정단에서 부재 공칭휨강도 값에 따라 계산된 전단력과 계수 연직 하중에 의한 전단력의 합 이상이어야 한다.” 또는 21.4.3(3) “내진설계기준의 설계용 하중조합에서 지진하중을 2배로 하여 계산한 최대 전단력 이상이어야 한다.” 규정의 하나를 따르면 된다. 이러한 두 가지 항목에 대한 선택은 실무자가 활용하기 어려운 21.4.3(2)항 대신에 21.4.3(3)을 사용하여 더 용이하게 철근콘크리트 중간모멘트골조 해석을 수행할 수 있도록 허용하는 방법이다. 이 방법을 프리캐스트 콘크리트 골조 해석에 적용할 경우에 프리캐스트 콘크리트에 대한 KCI 2017 21.4.3(2)와 21.4.3(3)의 연계성을 제시해야 한다. 따라서 이 연구에서는 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조의 연결부 성능을 다음의 두 가지 조건에 의하여 해석하고 부재 성능을 비교하였다.

① 조건 1: 연결부의 설계강도, $\phi S_{n}$은 길이방향 철근의 인장강도를 $f_{y}$, 강도감소계수 $\phi$를 1.0으로 가정하고, 연결부 재료 성질을 사용하여 계산한 연결부의 하중, $S_{e}$ 이상이 되어야 한다.

② 조건 2: 내진설계기준의 설계용 하중조합에서 지진하중을 $\alpha$배로 하여 계산한 최대 하중 이상이어야 한다.

프리캐스트 콘크리트의 접합방식은 부재의 종류 및 시공 방법에 따라 일반적으로 다음 3가지로 구분하고 있다(PCI 2010).

① 소성힌지 근처 또는 연결부 내부에서의 보와 기둥 접합법: 보 또는 기둥의 단일 부재 연결 시에 주로 사용되는 접합 방법으로 부재력이 작은 위치에서 단일 보와 단일 기둥을 연결하는 방법

② 보와 보의 중간에서의 기둥과 보로 연결된 골조식 접합법: 기둥과 보가 이미 연결된 프리캐스트 골조와 다른 골조를 연결하는 접합 방법이며, 연결부의 위치는 일반적으로 보와 보의 중간임.

③ 기둥 중간부에서 기둥과 기둥을 연결하는 접합법: 기둥과 기둥을 연결하는 접합 방법

이 연구에서는 상용구조해석프로그램(Midas Gen)을 이용하여 내진설계기준의 설계용 하중조합의 지진하중을 $\alpha$배(1배, 1.5배, 2배)로 변경하며 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조의 부재력을 계산하였다. 또한, 위의 3가지 접합법을 검토하기 위하여 Fig.1과 같이 2층의 내부 보와 기둥을 연결한 프리캐스트 연결부(Connection 1), 2층의 내부 보와 보를 연결한 프리캐스트 연결부(Connection 2), 2~3층 내부 기둥 중간을 연결한 연결부에 발생하는 부재력(Connection 3)을 계산하였다. 중간모멘트골조인 점을 고려하여 9층 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조 건물의 내진 성능을 평가하였다. 모든 층의 용도는 사무실이며 예제의 간략화를 위하여 자중을 제외한 마감 등에 의한 고정하중은 동일하다고 가정하였고, 계단층과 계단참의 하중은 고려하지 않았다.

내진설계는 KBC-2016에 준하여 수행하였으며 부재 크기 및 재료 특성 등을 Table 3에 정리하였다. 해석의 주요 변수는 설계용 하중조합의 지진하중의 계수($E$=1.0, 1.5, 2.0), 골조의 형식(중간, 특수모멘트골조), 보의 길이($l$=4 m, 5 m, 6 m), 기둥의 높이(2.5 m, 3 m, 3.5 m)로 하였다. 재료 물성값은 해석결과에 큰 영향을 주지 않았기 때문에 해석 변수에 포함하지 않았다.

프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조 설계에 대한 또 다른 조건은 연결부의 설계강도, $\phi S_{n}$가 길이방향 철근의 인장강도를 $f_{y}$, 강도감소계수 $\phi$를 1.0으로 가정하고, 연결부 재료 성질을 사용하여 계산한 연결부의 하중, $S_{e}$ 이상이 되어야 한다는 것이다. 따라서 프리캐스트 부재의 전단강도를 보의 양 단부의 휨항복강도($M_{yl}$과 $M_{yr}$)를 이용하여 계산하였다. 휨항복강도($M_{yl}$과 $M_{yr}$)는 설계자가 의도한 단면의 크기와 철근의 양에 따라서 달라질 수 있다. 지진하중을 받는 골조의 휨모멘트 분포는 중력하중을 받는 골조의 휨모멘트와 다르다. Fig.2는 보와 기둥을 연결한 프리캐스트 보의 하중 분포를 나타낸다. ACI 318-14(ACI 2014)에서는 특수모멘트골조의 경우는 강도연결부와 연성연결부를 구분하여 설계하지만 중간모멘트골조에 대해서는 연결부의 종류와 위치를 특별하게 제한하고 있지 않다. 따라서 보의 양 끝 단에서 프리캐스트 콘크리트 보와 기둥을 연결할 수 있다. 중간모멘트골조의 경우에 보와 기둥 접합부 근처에서 철근의 항복을 허용한다. 연직하중만 작용하는 골조의 전단력과 휨모멘트 분포를 연직하중과 지진하중이 작용하는 골조의 전단력과 휨모멘트 분포와 비교하면 서로 다른 모멘트 분포를 나타낸다. 연직하중을 받는 골조의 보의 전단력은 보의 좌우측휨모멘트, $M_{yl}$과 $M_{yr}$의 방향이 다르기 때문에 전단력의 크기가 작지만, 연직하중과 지진하중을 보의 양단부의 휨모멘트의 방향은 동일한 방향이므로 전단력의 크기가 증가한다. 내진설계에서는 보의 양단부의 주철근이 동시에 공칭휨강도($\phi$＝1.0)에 도달하였다고 가정하고 연결부의 전단력, $V_{L}$과 $V_{R}$을 계산한다.

여기서, $M_{yl}$과 $M_{yr}$: 프리캐스트 보의 좌우 단면 휨모멘트, $l_{n}$: 보의 순경간, $w_{u}$: 등분포하중, $A_{s}^{+}$: 프리캐스트 보의 좌단부의 하부 철근의 총 단면적, $A_{s}^{-}$: 프리캐스트 보의 우단부의 상부 철근의 총 단면적으로 좌우측휨모멘트, $M_{yl}$과 $M_{yr}$를 계산하기 위하여 사용된다.

상용구조해석프로그램을 이용하여 설계용 하중조합의 지진하중의 크기를 1.0E, 1.5E, 2.0E로 증가하였을 때 계산된 보-기둥 Connection 1과 Connection 2의 부재의 좌우측과 중앙부의 최대 휨모멘트와 전단력을 Table 4에 표시하였다. 또한 식 (1)과 식 (2)에 의해 길이방향 철근의 인장강도를 $f_{y}$, 강도감소계수 $\phi$를 1.0으로 가정하고 계산한 연결부의 전단강도 중에서 큰 값($V_{cal}$)을 Table 4에 표시하였다. 식 (1)과 식 (2)의 계산에서는 설계용 하중조합의 지진하중의 크기가 1.0E일 때 계산된 $M_{yl}$과 $M_{yr}$을 사용하였다. 표에서 휨모멘트와 전단력은 지진하중이 증가함에 따라서 점차적으로 증가함을 알 수 있다.

Fig.3은 부재의 길이($l$)가 증가할 때 변화하는 설계용 하중조합의 지진하중의 크기와 전단강도비($V_{nl}$, $V_{nc}$, $V_{nr}$의 최댓값/$V_{cal}$, $V_{n-\max}$/$V_{cal}$)의 관계를 나타내고 있다. 해석에서는 부재의 길이($l$)를 4 m, 5 m, 6 m로 증가시켜 부재력을 계산하였다. Fig.3에서 전단강도비는 부재의 길이($l$)가 증가하면 감소하지만, 설계용 하중조합의 지진하중의 크기가 증가하면 증가하고 있음을 알 수 있다. 지진계수를 1.5배로 할 경우에 $l$이 5 m 이상인 경우에 전단강도비($V_{n-\max}$/$V_{cal}$)가 ‘1’ 이하가 된다. 반면 설계용 하중조합의 지진하중의 크기를 2배로 할 경우에 $l$이 6 m인 경우에도 전단강도비($V_{n-\max}$/$V_{cal}$)가 ‘1’에 근접하거나 그 이상이 되고 있음을 알 수 있다. 따라서 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조의 경우에는 소성힌지를 고려하여 계산한 전단강도에 도달하기 위해서는 설계용 하중조합의 지진하중의 크기를 ‘2배’로 하여 계산하는 것이 바람직할 것으로 판단된다.

2.3 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조의 기둥 연결부 부재력 평가

2.2의 보해석과 유사한 방법으로 계산한 2~3층 내부 기둥 중간을 연결한 연결부에 발생하는 부재력(Connection 3)을 Table 5에 표시하였다. Table 5에는 설계용 하중조합의 지진하중의 크기를 1.0E, 1.5E, 2.0E로 증가하였을 때 계산된 상용구조해석프로그램 결과와 식 (1)과 식 (2)의 큰 값을 표시하였다. 해석에서는 보의 길이를 4 m, 5 m, 6 m인 경우와 함께 기둥의 높이를 2.5 m, 3 m, 3.5 m인 경우에 대하여 해석하였다. Table 5에서 기둥의 상하부에 발생하는 휨모멘트와 전단력은 지진하중이 증가함에 따라서 점차 증가하며, 기둥의 길이가 증가하면 소폭으로 증가하고 있음을 알 수 있다.

Fig.4는 기둥의 길이가 증가할 때 변화하는 기둥-기둥 프리캐스트 콘크리트 연결부의 설계용 하중조합의 지진하중의 크기와 전단강도비($V_{n-\max}$/$V_{cal}$)의 관계를 나타내고 있다. Fig.4에서 전단강도비는 기둥의 길이($h$)와 설계용 하중조합의 지진하중의 크기가 증가하면 증가하고 있음을 알 수 있다. 지진하중의 크기가 1.5배인 경우에도 전단강도비($V_{n-\max}$/$V_{cal}$)는 ‘1’ 이상이 되어 프리캐스트 콘크리트 중간모멘트골조 기둥의 경우에는 소성힌지를 고려하여 계산한 전단강도에 도달하기 위해서는 지진하중의 크기를 ‘1.5배’로 하여 계산하는 것이 가능한 것으로 판단된다. 다만 기둥의 경우에는 보에 비하여 휨여유도가 크기 때문에 식 (1)과 식 (2)에 의하여 계산되는 전단력($V_{cal}$)이 커질 가능성이 있으며, 이 경우에는 기둥에 대한 설계용 하중조합의 지진하중의 크기가 더 증가해야 할 것이다.