1.서 론

현대의 건축구조물은 구조적 안전성 확보와 함께 구조물의 외관에 대한 아름다움을 동시에 추구하고 있으며, 이에 따라 커튼월과 같은 외부마감 공 법이 널리 적용되고 있다. 이러한 커튼월 공법 중 대표적인 공법으로서 패널 링 시스템(Paneling system)이 있다. 패널링 시스템의 시공은 강재트러스 를 언더 컷 앵커(Under cut anchor)공법으로 구조물에 부착하고 마감재를 설치하는 순으로 진행되는데 이때 구성요소인 강재트러스는 각형강관으로 제작된 수직부재(Mullion)과 수평부재(Transom)의 접합으로 설치되는 것이 일반적인 방법이다. 하지만 현재 실무에서는 강재트러스의 수직부재 와 수평부재의 접합이 주로 점용접 방식으로 이루어짐에 따라 용접불티 등 에 의한 화재위험성 및 시공성에 대한 문제점이 재기되고 있으며 지진 등에 의한 비상시 수평외력 발생 시 강재트러스가 보유한 면내 변위추종능력이 취약함을 지적할 수 있다.

이에 최근 국내업체에서는 강재트러스의 수직부재와 수평부재를 볼트 와 파스너의 접합만으로 구성할 수 있는 볼트접합 방식 패널링 시스템을 개 발한 바가 있고 일부 실무적용이 이루어지고 있다. 이러한 볼트접합 방식의 강재트러스 접합 공법은 용접공정이 필요하지 않으므로 화재의 위험성으 로부터 안전하고 용접기능공 및 화재 가설재가 불필요함에 따라 작업공정 을 30~40% 가량 절약할 수 있는 우수한 시공법인 것으로 보고되고 있다. 또한 이 공법 가질 수 있는 큰 장점은 기존의 점용접 방식의 강재트러스 공 법에 비해 접합방식의 특성상 면내 변위추종능력이 뛰어나고, 손상이 발생 하는 경우 접합부의 구성요소인 파스너와 볼트의 손상이 선행되므로 손상 이후 보수가 용이함에 따라 우수한 내진성능을 기대할 수 있다. 하지만 아직 이에 대한 실질적인 검증을 목적으로 한 동적실험은 이루어진 바가 없다. 국 내의 경우 2016년 9.12 경주지진 이후 비구조재의 내진설계에 대한 관심이 급증하고 있고, 지진피해에 따른 피해복구 금액 중 비구조재의 손상 및 파괴 가 야기하는 2차 피해금액이 막대한 비중을 차지한다는 국외사례 [5]가 지 속적으로 보고되고 있음을 감안할 때 향 후 국내에서도 커튼월을 비롯한 비 구조재의 내진성능 검증작업이 필수적으로 요구될 것으로 판단된다.

이에 따라 본 연구에서는 상기 기술한 내용에 관련하여 우선적으로 볼트 접합 방식 패널링 시스템의 면내방향 내진성능을 기존 점용접 방식과 비교 하기 위한 진동대 실험을 진행하였고, 실험결과내용을 현행의 기준에 대비 하여 내진상세로서의 적용가능한 범위를 검토하였다.

2.커튼월의 내진설계

2.1.현행 국내기준

석재 및 금속, 유리 등과 같은 외부마감재가 설치되는 커튼월은 국내기 준 (KBC 2016)에 준하여 건축 비구조 요소(Architectural nonstructural components)로 분류된다. 관련한 내진설계기준은 KBC 2016, 0306.9에 명시되어 있으며 이는 미국 의 ASCE 7-10에 규정된 내용을 기반으로 한다 [1, 4]. 국내 기준에 따라 구조물에 영구히 설치되는 건축, 기계 및 전기설비 등의 비구조 요소는 다음의 조항에 따라 결정된 등가정적하중과 변위에 견 디도록 설계되며, 등가정적하중의 계산방법은 다음과 같다.(1)

단, 0.3 S D S I p W p ≤ F p ≤ 1.6 S D S I p W p

여기서, a p는 1.0~2.5 사이의 값을 갖는 증폭계수, F p는 비구조 요소 질량 중심에 작용하는 설계지진력, I p는 비구조 요소의 중요도 계수(1.0 or 1.5), h는 구조물 밑면으로부터 지붕층까지의 평균높이, R p는 비구조 요소의 반 응수정계수(1.0~3.5), S_DS는 단주기에서의 설계스펙트럼 가속도, W p는 비구조 요소의 가동중량을 의미한다. 또한 높이변수인 z는 구조물의 밑면 으로부터의 비구조 요소가 부착된 높이를 의미하며 구조물의 밑면이하에 비구조 요소가 부착된 경우에는 0, 구조물의 지붕층 이상에 비구조 요소가 부착된 경우는 1의 값을 가진다.

비구조 요소가 수용하여야 하는 지진에 의한 상대변위, D_p는 다음과 같다.(2)

여기서, h s x는 허용층간변위를 정의하기 위하여 사용된 층고, δ x A와 δ y A는 탄성해석에 의하여 제안된 값에 구조물의 변위증폭계수, C_d값을 곱하여 구 한 구조물의 수직위치 x 또는 y에서의 변위, x와 y는 구조물 밑면으로부터 상부부착지점(x), 하부부착지점(y)까지의 높이 Δ a A는 구조물의 허용층간 변위를 뜻한다.

커튼월과 같은 건축외장재의 경우 대부분 기둥부재 및 슬래브 등에 부착 물을 통하여 접합되어 있으며, 따라서 수용하여야 하는 상대변위는 구조물 의 허용층간변위와 동일하다.

2.2.성능수준에 따른 손상평가

국내기준에 따라 비구조 요소는 등가정적하중과 상대변위에 대하여 견 딜 수 있어야 하고, 이는 설계 지진력이 작용한 이후에도 비구조요소의 기능 성(functionality)및 구조적 안전성(structural stability)이 확보되어야 함 을 의미한다. 이에 대한 평가에 있어서, 통신･전기기기 등의 비구조 요소의 경우 기능성 확보는 공인된 평가방법에 따라 정량적으로 평가될 수 있고, 구 조결함에 대하여 거시적 방법으로 평가될 수 있다. 한편 커튼월을 포함한 건 축 비구조 요소의 경우 대부분 거시적 손상분석에 따라 내진성능이 평가되 어짐에도 불구하고 손상에 대한 정의가 모호하므로 이에 대한 분류가 필요 하다. 이에 FEMA E-74에서는 비구조 요소의 손상을 3가지 항목에 따라 인명보호(Life Safety), 재정손실(Property Loss), 기능손실(Functional Loss)로써 분류하고 있으며 [5], ASCE 41-13에서는 성능수준에 따라 비 구조 요소의 손상을 기능수행(Operational), 위치유지(Position Retention), 인명보호(Life Safety)로써 단계별로 제시하고 있고 손상평가를 고 려하지 않는 경우(Not Considered)를 포함하여 총 4단계로 분류하고 있다 [2]. 또한 ASCE 41-13에서 제시한 커튼월에 해당되는 성능수준에 따른 손 상의 정의를 Table 1에 나타내었다. 국내의 비구조 요소에 대한 설계기준 의 경우 ASCE 7-10의 내용을 근간으로 하고 있음에 따라 향 후 성능수준에 따른 손상정의에 대한 내용이 기준에 반영될 가능성이 크다. 따라서 본 연구 에서는 실험결과에 따라 도출된 커튼월의 거시적 손상에 대하여 Table 1의 내용을 고려하여 평가하고자 하였다.

3.실험계획 및 방법

3.1.실험계획

외부마감재가 부착된 패널링 시스템의 내진성능 비교 및 검증 을 위하여 실대형 실험용 골조(Test Frame)을 활용한 진동대 실험을 진행하였다. 실 험변수인 강재트러스는 구조물의 한면에 부착하고 외부마감재가 부착된 패널링 시스템의 면내방향 변위추종능력 및 수평저항능력을 확인하고자 하였다. 진동대 시험 을 위한 실험용 골조의 도면상세 및 중량에 대한 정보 를 Fig. 1과 Table 2에 나타내었다. 실험용 골조는 장경간 4.5 m (기둥의 약 축방향), 단경간 4 m (기둥의 강축방향), 층고 3.5 m의 규모를 가진 1층 단 위경간 골조이고 골조의 상･하부에는 콘크리트 슬래브가 설치되어 있다 (슬래브 두께, 천장:200 mm; 바닥: 150 mm). 기둥과 보는 강접으로 체결 되어 있으며 보 단부의 접합형태는 상･하부 플랜지는 개선용접으로 이루어 져 있고 웨브는 볼트접합으로 되어있다. 용접접근공의 형태는 1/4원형으로 구성되어 있다.

본 실험에 사용되는 실험용 골조는 가진방향에 따라 전 기둥부재가 강축 으로 거동하거나 약축으로 거동한다. 대상으로 하는 무용접 방식의 강재트 러스는 지진에 의한 진동발생 시 면내 방향의 우수한 변위추종능력이 기대 되는 제품이므로 강재트러스가 부착되는 구조물은 약축으로 저항하여 큰 변형이 발생할 수 있도록 가진방향을 설정하였다. 진동대 시험을 위한 실험 용 골조의 최대층간변형각은 가력기기의 최대 입력가속도의 크기(1 g)와 실험용 골조의 수평강성, 상부중량을 고려하여 성능설계에서의 안전한계 층간변형각인 2% rad을 상회할 수 있도록 설정하고자 하였다.

실험용 골조의 고유주기는 상부슬래브와 상부 보 부재의 중량, 기둥부재 의 강성에 지배적인 영향을 받는다. 상기의 정보에 따라 패널링 시스템(강 재트러스+외부마감재)를 설치하지 않은 상태에서의 기둥부재에 작용하는 수직외력의 상태는 Fig. 2와 같다. 이때 상부층의 총중량은 93.6 kNf로 도 출된다. 기둥부재 4개의 약축방향 탄성강성은 2.268 N/mm이므로 실험용 골조의 1차 고유주기는 다음과 같이 산정할 수 있다.

T 1 = 2 π M k = 2 π 93.6 / 9800 2.268 = 0.408 [ sec ]

동적해석 프로그램 CANNY (ver. C2012)를 사용한 실험용 골조의 고 유치 해석결과에서의 1차 고유주기는 대략 0.414 sec로 나타났으며 간략식 에 의한 수치와 유사하다(Table 3 참조). 따라서 본 실험에서 사용하는 실험 용 골조는 1층 규모의 단위골조이기는 하나 약축거동으로 인해 대략 4~5층 규모의 강구조 건물의 거동을 모사할 수 있을 것으로 판단된다.

주요 실험변수는 강재트러스 구성부재의 접합방법으로 기존의 점용접 방식과 볼트접합 방식으로 분류하였다. 이때 강재트러스는 언더 컷 앵커 방 식으로 구조물에 설치하였고 강재 트러스를 구성하는 수직･수평 부재는 모 두 50×50×2.3 (unit: mm)의 규격을 가지는 아연도금각관을 사용하였다.

대조군 실험체는 트러스를 구성하는 수직부재와 수평부재를 점용접으 로 접합하였다. 비교군 실험체의 수직･수평부재의 접합상세는 Fig. 3(a)에 나타낸 바와 같이 50×50×75×3 (unit: mm)의 규격을 가지는 ㄱ형강을 사 용하여 볼트접합으로 이루어지며 시공의 편이성을 위하여 볼트접합 부위 의 각형강은 너트의 지름보다 큰 구멍과 볼트직경에 적절한 슬릿구멍이 조 합된 형태로 천공되어 있다. 실험에서는 대조군 실험체와 비교군 실험체를 실험용 골조의 1면에 절반씩 동시에 부착을 하여 동일한 지진경험 하에서 손상상태를 비교하고자 하였다. 외부마감재의 경우 석재마감재(Stone Panel)와 금속마감재(Metal Panel)를 사용하였다. 석재마감재의 부착은 다월 핀(Dowel Pin) 공법을 사용하였고 금속마감재는 피스접합공법으로 강재트러스에 접합하였다. 외부마감재는 각 강재트러스에 2열로 배치하였 다. 또한 석재마감재의 경우 대조군 실험체(용접 방식의 패널링 시스템)의 강재트러스 형태에 따라 2가지로 분류하여 총 3차례의 실험을 진행하였다. 시험체 분류 및 강재트러스의 정보를 Table 4, Fig. 3에 나타내었다. 참고로 Fig. 3(a)에서의 Type1 형태의 경우 일반적으로 점용접 방식에 의해 시공 되는 강재트러스의 전형적인 배치형식이다.

3.2.실험방법

커튼월에 관한 내진성능 검증실험은 비구조재에 대한 공통적인 공인시 험방법, 예를 들어 AC-156 등에 준한 진동대 실험이나, AAMA 501.6에서 제시하고 있는 층간변위발생을 목적으로 하는 동적시험을 통하여 진행할 수 있다 [6, 7]. 하지만 본 연구에서는 최대한 실제와 유사한 환경을 모사하 고 강재트러스의 접합방식에 따른 단계적인 손상상태를 비교하기 위하여 관측지진파를 사용한 진동대 실험을 진행하였고, 지진기록의 가속도-시간 이력에서 가속도의 스케일을 점증시키는 방법을 사용하였다. 관측지진기 록은 El Centro NS (1940)파를 사용하였다. 기준이 되는 가속도의 크기를 설정하기 위하여 Table 5에 나타낸 설정조건에 따라 KBC 2016에 제시된 설계가속도스펙트럼 상의 0주기 가속도를 설계수준가속도(Design Level Acceleration)로 하여 관측지진파의 최대가속도(PGA) 스케일을 조정하 였다. 가진은 설계수준가속도(DLA)의 10%에서부터 450%까지 단계적 으로 진행하는 것으로 설정하였다. 사용한 관측지진파의 정보와 가진단계 를 Fig. 4, Tables 6~7에 나타내었다. Table 7에서의 유효지반최대가속도 (EPGA)는 ATC 3-06에 따른 산정방법으로 구하였고, 이후 실험결과를 원 하는 PGA 혹은 EPGA를 참고하여 확인할 수 있다. 가진은 Table 4의 단계 에 따라 순차적으로 진행하되 가력종료 조건은 다음의 사항 중 어느 하나라 도 선행되는 경우로 설정하였다.

Fig. 5는 센서 측정계획을 나타낸 것이다. 센서 측정의 목적은 구조물 및 강재트러스가 저항하는 수평력 산정, 구조물의 층간변형각 측정을 위한 것 이며 이를 위하여 실험용 골조와 실험체의 주요위치에 로드셀, 변위측정장 치 및 가속도계를 설치하였다. 구체적인 내용은 다음과 같다.

각 석재 마감재와 금속 패널이 부착된 석재1 실험체와 금속 실험체의 설 치전경을 Fig. 6에 나타내었다.

4.실험결과

4.1.입･출력 가속도

Fig. 7은 가진단계에 따른 석재1 실험체의 1단계가력(0.2DLA)시의 입･ 출력 가속도-시간이력을 도식화한 것이다. 여기서 출력가속도는 진동대 바 닥에서 측정한 가속도 기록을 의미한다. 또한 각 단계에 따른 실험체별 최대 입･출력 가속도를 정리하여 Fig. 8에 나타내었다. 최대 입･출력 가속도의 오차는 0.68~16.64%로 나타났으며 대체적으로 계획한 가속도레벨이 양 호하게 입력되고 있는 것을 확인할 수 있다.

4.2.가속도 레벨에 따른 피해상황

가속도레벨에 따른 각 시험체별 피해상황을 Table 8에 정리하였다. 실 험체별 피해상황은 다음과 같다.

4.2.1.석재1 실험체

용접 방식 패널링 시스템의 경우 설계레벨 가속도 50% 가진 시에 석재 상부의 접착실리콘 균열이 발생하였다. 이후 가진레벨이 증가할수록 유사 한 손상이 각 부분에서 발생하고 설계레벨 가속도 가진 시에 강재트러스 용 접부에서 크랙이 발생함으로써 최초의 구조적 피해가 발생하였다. 설계레 벨 가속도 200%에서는 석재 사이의 고무 실리콘이 찢어지는 현상이 발생 하였으며 강재트러스 용접부 균열을 동반한 변형이 관찰되었다. 설계레벨 가속도 300%에서는 강재트러스 수평부재가 완전히 파단되었고 이후 가진 레벨의 증가에 따라 순차적인 수평부재 파단이 관찰되었다. 최종적으로 설 계레벨 가속도 450%에서 4개소의 석재마감재가 완전탈락 됨에 따라 실험 을 종료하였다. 반면, 볼트접합 방식 패널링 시스템의 경우 설계레벨 가속 도에서 석재간 접착실리콘의 균열이 관찰되었고 설계레벨 가속도 400%까 지 구조적 피해가 관찰되지 않았다. 설계레벨 가속도 450%에서는 하부의 ㄱ형강의 변형이 관찰되었으나 실험종료시까지 강재트러스에서 가시적 피해는 발생하지 않았다.

4.2.2.석재2 실험체

석재2 실험체의 용접 패널링 시스템은 석재1 실험체의 용접 패널링 시스 템과 강재트러스의 수직부재의 수에서 차이가 있다. 일반적으로 실무에서는 석재2 실험체의 용접 방식의 패널링 시스템을 형식이 사용되고 있다. 석재2 실험체의 용접 패널링 시스템의 피해상황은 설계레벨 가속도 50%에서 ㄱ 형강 부분의 석재파손이 발생하였고 설계레벨 가속도 가진 시까지 추가피 해는 관찰되지 않았다. 하지만 설계레벨 가속도 150%에서부터 강재트러 스의 수평부재의 용접균열이 발생하기 시작하였고 가진레벨의 증가에 따라 구조적 피해가 지속적으로 발생하였다. 설계레벨 가속도 250%에서는 강 재트러스의 수평부재 3개소가 탈락하는 등 심각한 구조적 피해를 동반하였 고 설계레벨 가속도 350%에서 석재마감재 4개소가 완전히 탈락됨에 따라 실험이 종료되었다. 석재1 실험체의 경우보다 더욱 조기에 외부마감재의 탈락이 발생하였다. 반면, 볼트접합 방식 패널링 시스템의 경우 가진종료시 까지 구조적 피해가 관찰되지 않았으며 경향은 석재1 실험체와 유사하다.

4.2.3.금속 실험체

금속마감재의 경우 석재마감재 비하여 중량이 가볍기 때문에 강재트러 스 및 외부마감재 접합용도의 ㄱ형강의 변형이 비교적 작게 발생할 것으로 예상된다. 또한 전체 구조물에 대한 패널링 시스템의 중량비가 실제구조물 에 비하여 크기 때문에 석재마감재에 비해 가벼워진 중량의 영향은 전체 구 조물의 거동에도 영향을 미칠 것으로 예상된다. 금속 실험체의 용접 패널링 시스템의 피해상황은 설계레벨 가속도에서 금속패널 접합피스의 손상으로 최초 관찰되었다. 또한 설계레벨 가속도 200%에서 강재트러스 수평부재 의 용접부 크랙이 발생하였고 4개소의 금속마감재 접합피스 탈락이 관찰되 었다. 설계레벨 가속도 250%에서는 강재트러스의 수평부재 탈락이 관찰 되었으며 마찬가지로 가진레벨의 증가에 따라 강재트러스의 부재의 추가 적인 파단 및 금속패널의 대변형이 관찰되었다. 설계레벨 가속도 300%에 서 접합피스 모두 탈락하면서 1개소 금속패널이 완전 탈락 및 낙하가 관찰 되었고 설계레벨 가속도 450%에서 금속마감재 2개소가 완전히 탈락됨에 따라 실험이 종료되었다. 볼트접합 방식 패널링 시스템의 경우 설계레벨 가 속도 200%에서 금속패널 접합피스 손상이 발생하였으며 실험종료시까지 접합피스의 손상 추가 외에 구조적 피해가 관찰되지 않았다.

모든 실험체들에 대하여 외부마감재의 탈락은 강재트러스의 접합부 균 열 및 수평부재의 파단에 의해 야기되는 것으로 관찰되었으며 동일한 가속 도가 입력되는 경우 볼트접합 방식 패널링 시스템은 용접 방식 패널링 시스 템에 비해 손상발생개소가 현저히 적게 나타났다. 최종 가진단계에서 기존 의 용접 방식 패널링 시스템에서 외부마감재의 탈락이 발생하는 시점까지 볼트접합 방식 패널링 시스템은 경미한 구조적 손상 혹은 건전한 상태를 유 지함에 따라 지진에 대한 구조적 안정성 측면에서 우수한 것으로 판단된다.

4.3.작용 수평하중

강재트러스에 작용하는 수평하중을 산정하기 위하여 강재트러스 상･하 부에서의 응답가속도를 추출하였다. 강재트러스 상부와 하부에서 측정된 최대응답가속도를 진동대 바닥의 최대응답가속도에 대한 비로 표시하여 Fig. 9에 나타내었다. 개개의 응답치는 다소 큰 편차를 보이고 있으나 평균 적으로 강재트러스 하부의 최대응답가속도는 바닥에 비해 25%, 강재트러 스 상부의 최대응답가속도는 304% 가량 증폭되는 것으로 나타났으며 강 재트러스 하부의 최대응답가속도에 비해 상부의 최대응답가속도는 240% 가량 증폭된 결과를 나타내었다. 본 연구에서는 강재트러스에 작용하는 최 대수평하중을 강재트러스 상부의 최대응답가속도에 패널링 시스템의 중량 을 곱하여 산정하였다. 각 가진 단계별 최대수평하중을 Table 9와 같이 산 정한 설계등가정적하중과 비교하여 나타낸 것이 Fig. 10이다. Fig. 10에서 석재 1,2 실험체의 용접방식 강재트러스의 경우 고주파 영역에서의 순간적 인 가속도 증폭에 의해 최대응답가속도가 가속도계의 용량(50 g)을 초과하 였고 이로 인하여 초기단계 이후의 응답가속도 데이터가 불용상태가 되었 다. 하지만 불용상태가 되기 이전 단계에서 모두 설계 등가정적하중을 초과 한 결과를 나타내었다.

Fig. 10에 나타낸 바와 같이 강재트러스에 작용하는 최대수평하중은 설 계 가속도레벨 단계를 전･후로 하여 등가정적하중을 초과하는 것으로 나타 났으며 등가정적하중 초과이후 가진단계에서 대부분의 패널링 시스템은 경미한 손상을 동반하는 것으로 나타났고, 석재1 실험체의 용접 방식 패널 링 시스템의 경우 강재 트러스 접합부의 용접균열과 같은 구조적 피해가 발 생하였다. 기계 및 전기 비구조요소의 경우 등가정적하중에 따른 수평지진 력과 전도모멘트에 대하여 바닥면에 접합된 볼트 및 기타저항력을 검토한 다. 패널링 시스템의 경우 기본적으로 중력하중에 대하여 강재트러스와 골 조가 충분한 안전율을 가지고 접합되어 있으므로 기계 및 전기 비구조요소 가 가지는 등가정적하중에 대한 중요도에 비해 떨어진다고 할 수 있다. 하지 만 강재트러스와 패널과의 접합력 및 대규모 지진 시 가속도 증폭에 대한 검 토는 충분히 이루어져야 할 것으로 사료된다.

4.4.응답층간변형각에 따른 손상분석

실험체가 설치된 실험용 골조는 패널링 시스템이 구조물의 앞면에서 설 치되어 있기 때문에 질량중심과 강심이 구조물의 중심에서 앞쪽으로 형성 되며 이에 따라 가진동안 편심에 의한 비틀림이 발생할 수 있다. 하지만 패 널링 시스템의 중량은 실험용 골조의 상부 슬래브 중량에 비하여 충분히 작 고 설치된 강재트러스는 구조물의 수평강성에 대한 기여분이 미미하므로 그 차이는 크지 않을 것으로 판단된다. 본 실험에서는 실험용 골조의 앞쪽과 뒤쪽의 상하부에 변위측정기기를 설치하여 구조물의 상대변위를 측정하였 고 Fig. 11에 나타낸 방법으로 층간변형각을 계산하였다. Fig. 12는 석재1 실험체의 주요 가진 단계에서의 응답층간변형각-시간이력을 나타낸 것이 며, 타시험체들 또한 석재1 실험체와 유사한 결과를 나타내었다.

앞서 기술하였듯이 시험을 위한 실험용 골조는 1층 골조로 구성되었지 만 고유주기가 0.4초대로 나타나므로 대략 4~5층 규모의 강구조 건물의 거 동을 모사할 수 있다. 설계레벨 가속도 가진 시 최대응답층간변형각은 대략 1% rad, 층간변형각 2% rad을 초과하는 시점은 설계레벨 가속도의 200%, 가진종료 시까지 대략 4% rad 정도의 대변형을 동반하는 것으로 나타났으 며 이와 같은 결과는 3장에서의 해석결과와 유사한 대응을 나타낸다.

본 연구에서는 응답층변형각에 따른 패널링 시스템의 손상 정도를 비교 하기 위하여 ASCE 41-13에 준하여 성능수준별 패널링 시스템의 손상 예 를 Table 10과 같이 정의하였다. 하위 어셈블리 부품의 교체가 필요없는 정 도의 경미한 손상, 예들 들어 실링제의 균열, 접합용 볼트 혹은 피스의 풀림 은 기능수행 단계의 손상으로 정의하였다. 하위 어셈블리 부품의 교체가 필 요하거나 육안으로 뚜렷이 확인되는 손상, 예를 들어 마감재의 부분적 파손 및 변형, 접합피스의 탈락, 파스너의 소성변형은 위치유지 단계의 손상으로 정의하였다. 강재트러스의 대변형, 부재파단, 파스너의 대변형 및 탈락 등 즉각적인 대피가 필요한 손상을 인명보호 단계의 손상으로 정의하였으며, 어느 단계에 대해서도 외부 마감재의 낙하는 허용되지 않는 것으로 하였다.

최대응답층간변형각에 따라 정의한 손상단계를 표시하여 Fig. 13에 나 타내었다. Fig. 13의 그래프의 종축은 각 가진단계에서의 최대 가속도 입력 을 나타낸 것이다. 패널링 시스템은 구조물의 슬래브와 기둥부재에 조밀한 간격으로 접합되어 있고 접합요소가 변형에 대하여 충분한 저항능력을 가 지는 조건에서 패널링 시스템의 발생변위는 구조물의 발생변위와 거의 유 사하다고 할 수 있다. 이에 근거하여 설계레벨 가속도 100%를 기준으로 모 든 실험체의 최대응답변형각은 1% rad이내로 나타났고 현행 국내기준의 모든 내진등급의 상대변위 제한치를 만족한다. 따라서 실험용 골조는 설정 한 지역 및 지반조건에 대하여 내진특등급 건물의 응답변위특성을 가지는 구조물로 간주할 수 있다. 기존의 용접방식의 패널링 시스템은 앞서 기술하 였듯이 설계레벨단계 가진시 구조적 손상이 발생하는 것으로 나타났고 층 간변형각 1% rad 응답시 석재1 실험체에 인명보호 단계의 손상이 발생하 였다. 또한 모든 실험체에 대하여 최대응답층간변형각 1~2% rad사이에 구 조적 손상을 동반하였다. 반면, 볼트접합 방식의 패널링 시스템의 경우 층 간변형각 2% rad내에서는 무손상 혹은 경미한 손상만을 동반하는 것으로 나타났다.

4.5.성능수준을 고려한 적용가능범위

4.4절의 내용을 바탕으로 성능수준에 따른 패널링 시스템의 적용범위를 검토하였다. 설계등가정적하중 작용시 발생한 손상에 따라 각 성능수준의 만족여부를 나타낸 것이 Table 11이다. 또한 국내기준의 내진등급에 따라 패널링 시스템이 수용할 수 있는 성능수준 단계를 Table 12에 나타내었다. 검토결과에 따라 기존의 용접방식의 패널링 시스템은 현행 국내기준에 따 른 설계수평력과 허용변위에 대하여 건물의 내진등급 및 건물주의 요구성 능수준에 따라 제한적인 적용이 가능할 것으로 판단된다. 반면 볼트접합 방 식의 패널링 시스템은 국내기준에서 정의하고 있는 모든 내진범주에 대하 여 자유로운 성능수준 설정이 가능하며 기존의 상세를 보완한 내진공법으 로서 적용이 가능할 것으로 사료된다.

5.결 론

본 연구에서는 볼트접합 방식의 강재트러스를 가지는 패널링 시스템의 면내방향 변위추종능력을 검토하기 위하여 실대형 진동대 실험을 진행하 였다. 대조군은 기존의 점용접 방식으로 접합되는 강재트러스 시스템이다. 비교 실험을 통하여 구조물에 입력되는 바닥가속도의 크기 및 층간변형각 에 따른 패널링 시스템의 손상상태를 비교․확인하였고, 현행기준에 대비하 여 수평하중 및 변위제한에 따른 패널링 시스템의 적용범위를 강재트러스 접합형식에 따라 각각 평가해보았다. 이때 커튼월의 손상에 대한 단계별 정 의를 설정하기 위하여 성능설계에서 요구되는 비구조재의 손상수준에 관 한 ASCE기준내용을 참조하였다. 결과는 다음과 같다.