1. 서 론

건축물의 지하구조물은 인접지반과 같은 거동을 갖는 것으로 간주하여, 별도의 내진해석이 요구되지 않았다. 하지만 개정된 ‘건축물 내진설계기준(KDS 41 17 00)’의 기준에서는 지하구조물에도 내진설계를 적용하도록 하고 있다. 국내 건축물의 내진설계는 이 기준을 따르고 있으며, 건축지하구조물의 경우는 현재까지는 ’건축물의 지하구조 내진설계 지침(대한건축학회, 2020)‘에 따르는 것이 권장되고 있다[1]. 일반적인 건축물의 지하구조 내진설계 지침에서 지진토압 산정시, 콘크리트 외벽에 의해 큰 횡강성과 작은 연성능력을 갖는 구조시스템으로 가정하여, 반응수정계수(R=3), 시스템 초과강도계수(Ω0=3), 변위증폭계수(Cd=2.5)를 적용하고 있다[3]. 지하 구조물 해석시, 지상구조물의 관성력, 지하구조의 지진하중, 정적토압 및 지진토압을 고려해야 한다[1]. 특히, 대부분의 지하구조물의 내진설계시, 근사적 설계방법은 모든 횡하중을 외벽이 지지하도록 한다[1]. 지하외벽체가 내진설계를 전담하도록 설계되며[1], 이때의 지진토압은 통상적으로 응답변 위법의 이중코사인 방법으로 산정한다[4].

일반적으로 지하외벽으로 철근 콘크리트 다이아프램 벽체가 사용되고 있다. 그러나, 급속한 도시화로 인한 토지부족 문제와 공사의 효율성 제고를 위해 효율적인 구조시스템이 요구되고 있다. 이에 본 연구에서는 효율적인 강 재지하연속벽 구조시스템을 제시하고자 한다[6].

국내에서는 가설 벽체 안쪽에 RC 지하 외벽체를 별도로 설치하거나, 영구 벽체로도 활용가능한 흙막이 공법 중 하나인 RC 지하연속벽(Slurry Wall, RC Diaphragm Wall)공법을 사용하였다. RC 지하연속벽 공법의 개별 패널 간 일체화 거동을 위해 일부 구간내에 별도의 장치를 보강함으로써, 기존의 지하연속벽 공법의 장점과 함께 개정된 내진설계 기준을 만족하도록 하였다[9]. 그러나 철근콘크리트로 벽체를 형성시, OSC(탈현장) 공법의 적용이 어렵다. 지상구조물에서는 건축물의 대형화 장스팬화 등의 요구성능에 충족하고 안전성과 효율성을 확보할 수 있는 OSC공법이 활발하게 진행되고 있다[7]. 지하구조물에는 외벽체가 철근콘크리트벽체로 형성됨에 따라 OSC 공법의 적용이 어려운 실정이다. 지하구조물에도 OSC공법을 적용하기 위해서는 지하외벽의 한 층당 층고를 끊어치기 없이 시공이 가능해야 한다. 이에 따라 공기 단축과 시공성을 향상시킬 수 있으며, 안정성까지 확보할 수 있는 기술이 요구된다[1]. 국내에서는 강재로 된 외벽체가 영구벽체로까지 활용되는 연구가 많이 진행되지 않았으나, 일본 및 영국 등 일부 국가에서는 강재로 된 지하연속벽체에 대한 활발한 연구가 진행되고 있는 실정이다[10-12].

본 연구에서는 가설단계 흙막이 벽체의 강성을 개량하고 관련 시공법을 개선함으로써, 가설 부재뿐만 아니라 향후 영구벽체로도 활용가능한 강재지 하연속벽(Steel Diaphram Wall)을 개발하였다[2].

강재로 된 지하연속벽을 지진하중에 저항할 수 있는 영구벽체로 활용하기 위해서는 단일 부재를 연결하여 부재 간 일체화 및 연속성을 만족시켜야 한다. 본 연구에서는 기하메카니즘인 인터록킹 효과를 통해 단일 부재간 결합효과를 증진시키고자 하였고, 강성을 개선하고자 하였다. 부재간 일체화 거동을 통한 면내전단저항성능을 만족하기 위하여, 개별 패널 간 수직시공 이음부에 볼트를 체결하여 연결하고자 하였고, 정방향과 부방향의 엇갈린 부재 배치를 통한 기하 인터록킹 효과로 강성을 증가하고자 하였다[2]. 인터 록킹 개념은 아치나 보강토옹벽등에서는 이미 활발히 활용되고 있으며, 복 수개의 부재 조합을 통하여 인접 부재 요소 간 상호 결속･구속 효과를 유도 함으로써, 시멘트 부착, 볼트 체결 등의 부속 연결재 외의 추가적인 휨 또는 전단에 대한 강성 효과를 가질 수 있다.

RC 지하연속벽은 내진설계 솔루션으로써 시공이음부 연결 공법을 고려하였다[9]. 강재지하연속벽은 개별 패널 간 일체화를 볼트나 플레이트 연결 및 인터록킹에 의한 결합 효과로 대체한다. 이러한 연결은 RC 지하연속벽과 동등 이상의 성능을 발휘함과 동시에 시공 편의성을 증진시켜 지하구조물의 OSC 공법의 도입이 가능할 것이다.

본 연구에서 도입한 강재지하연속벽의 단일 사각형 부재의 엇갈린 배치에 의해 연속된 결합은 볼트나 플레이트 연결에 추가적인 휨 및 면내 전단 저항 성능을 향상 시켜, 보다 강성이 우수한 단면으로 확인되었다[2]. 이러한 인터록킹 개념과 적용된 부재배치 단면은 Fig. 1과 같다.

본 연구에서 개발한 강재지하연속벽의 구조성능을 확인하기 위해, 1차적으로 각각의 개별 패널로 이루어진 사다리꼴 부재의 구조 휨 성능 실험을 수 행하였으며, 이를 수치해석을 통해 분석하여, 실험결과의 신뢰성을 검증하고자 한다. 각각의 정방향과 부방향으로 설정된 개별 사다리꼴 부재의 휨 성능을 실험과 수치해석으로 확인 후, 각각의 개별 부재의 휨 성능을 확인하였고, 실제 현장조건의 부재가 결합되어 배치될 경우의 구조적 성능이 개별 부재의 성능보다 향상되는지를 확인하기 위해, 정방향과 부방향 4개의 부재가 엇갈려 배치된 결합 부재의 휨 성능을 수치해석 결과를 통해 기하 결합만으로 구조 성능을 향상시킬 수 있는 인터록킹 효과를 확인하고자 한다[1]. 부재 와 인터록킹에 의한 구조성능 뿐만 아니라 이러한 부재를 지하구조물에 실제로 적용 가능하도록 실제 시범 현장을 선정하여, 내진설계를 수행하고자 한다. 개발된 부재의 단면값으로 해당 사이트의 지하외벽 설계를 진행함으로써 해당 부재가 지진하중에 저항할 수 있는 구조시스템으로써 만족될 수 있는지 여부를 검토하고자 한다.

2. 부재 실험 및 해석

2.1 정방향 단일 사다리꼴 부재의 휨 성능 실험 및 해석

강재지하연속벽으로 활용하기 위해 사용된 사용된 단면 부재의 휨 성능 실험을 수행하고 ABAQUS 프로그램을 사용하여 해석을 검증하였다. 인터 록킹 결합을 위해 사다리꼴 부재의 방향을 정방향과 부방향의 부재를 맞물리게 엇갈려 배치하였다. 우선, 단일 정방향 부재의 휨성능 실험에 대해 살펴 보고자 한다. 실험체 2개에 대한 실험이 실행되었다. 실험은 Fig. 2와 같이 단순지지 상태에서 진행되었고, 지간은 7 m로 설정되었으며, 두 가력점의 간격은 0.6 m로 설정되었다.

실험체의 재료 물성치는 Table 1과 같다. 여기서 제시된 값은 한국화학융합시험연구원에서 별도의 재료시험을 통해 산출되었다.

휨실험은 국토교통연구인프라운영원에서 진행되었다. Fig. 3에 보인 바와 같이 하중은 5 MN Dynamic UTM을 사용하여 상부 플랜지 두 개의 가압 플레이트에 하중이 가해지도록 하였다. 2점 가력조건으로 변위제어방식으로 진행되었고, 3개의 변위계를 설치하였다.

변위제어 방식의 초기 속도는 2 mm/min로 시작하여, 점진적으로 5 mm/min까지 제어되었다.

실험 및 수치해석 결과는 Fig. 4와 같다[1].

정방향 부재의 경우는 최대 하중까지 선형 증가를 보이다가 부재 좌굴이 발생하면서 그래프 기울기가 급격히 변화하였다. 8 mm의 THS 상자 부분의 하중이 가력되는 압축부 플랜지와 웨브 부분의 국부좌굴이 발생한 후 더 이상 하중이 재하되지 않았으며, 위로 부풀어오르는 압축영역 좌굴의 형상을 띈다. 소성모멘트가 발생하는 최대하중의 30%까지 추가 하중을 재하하며 변위를 체크하고, 하중을 제거하는 방식으로 하중이 재하되었다. 이러한 좌굴 양상은 Fig. 5에 보인 바와 같이 수치 해석 결과에서도 확인되었다[15].

국부좌굴 영향에 의해, 최대하중은 실험과 수치 해석 결과에서 각각 554 kN 및 562 kN으로 차이는 1.4% 정도로 나타났으며, 이는 Fig. 6에 나타난 것과 같다. 두 그래프의 탄성구간 기울기 값은 다소 차이가 있으나 거의 일치하는 것으로 나타났다. 이러한 차이는 수치해석은 이상적인 재료 특성을 가정하는 것에 비해, 실험 조건에서는 재료의 실제 거동을 완벽하게 재현하지 못하기 때문으로 판단된다.

수치해석과 실험 결과를 일치시키기 위해, 실험결과와 일치하는 기울기 값을 찾아 탄성계수 값을 변화시켰다. Fig. 7에 나타낸 것과 같이 기울기가 일치하는 탄성계수 값은 190 GPa로 산출되어 이상적인 강재 탄성계수 값과 유사한 것으로 나타났다. 여기서 산출된 탄성계수 값은 향후 부재에 지속되는 하중으로 인한 강도 저하를 산정하는데 유용한 지표로 활용될 수 있다[13].

2.2 부방향 단일 사다리꼴 부재의 휨 성능 실험 및 해석

단일 부방향 부재의 휨성능 실험에 대해 검토하였다. 정방향과 동일하게 실험체 2개에 대한 실험이 실행되었다. 실험은 Fig. 2와 같이 단순지지 상태에서 진행되었고, 지간은 7 m로 설정되었으며, 두 가력점의 간격은 0.6 m로 설정되었다. Fig. 3에 보인 바와 같이 하중은 5 MN Dynamic UTM을 사용 하여 가압 플레이트 없이 상부 16 mm 플레이트에 그대로 하중이 가해지도록 하였다. 2점 가력조건으로 변위제어방식으로 진행되었고, 3개의 변위계를 설치하였다. 변위제어 방식의 초기 속도는 2 mm/min로 시작하여, 점진 적으로 5 mm/min까지 제어되었다.

실험 및 수치해석 결과를 Fig. 8에 보였다[1].

국부좌굴 양상을 Fig. 9에 나타냈다[15]. 부방향 부재의 경우는 하중이 선형탄성형태로 증가하다, 기울기가 급격히 감소하며 소성형태로 변화하며 16 mm의 상부 플레이트에서 플랜지 횡좌굴이 발생하였다. 상부 플랜지 가력점 사이 중앙부에서 더 큰 응력이 발생하며, Fig. 9에 나타난 변위 분포와 같이 상부 플랜지에서 큰 변형이 발생하며 좌굴 형상을 나타냈고, 하부 플랜 지에서도 압축 좌굴 형상을 띄는 변위분포를 나타냈다.

UTM의 설정된 최대 설정 변위까지 추가 하중을 재하하며, 변위를 체크하고, 하중을 제거하는 방식으로 하중이 재하되었다. 정방향 부재에 비해 최대하중 이후에 변위가 소성변형형상을 띄었다. 플레이트는 THS상자에 비해 두꺼우며, 형상이 균일하여, 발생한 국부좌굴이 부재의 전체적인 휨거동에 큰 영향을 미치지는 않았다.

국부좌굴 영향이 미미하여, 최대하중은 실험과 수치 해석 결과에서 각각 1,047 kN 및 1,048 kN으로 차이는 0.1% 미만으로 나타났으며, 이는 Fig. 10에 나타난 것과 같다. 두 그래프의 탄성구간 기울기 값은 정방향 부재보다 차이가 크게 발생하였고, 이는 큰 변형이 발생함에 따라 중립축의 위치가 변화하고, 그에 따라 그래프의 기울기인 탄성계수 값이 저하되는 결과를 초래한 것으로 보인다.

정방향 부재와 동일하게, 수치해석과 실험 결과를 일치시키기 위해, 실험 결과와 일치하는 기울기 값을 찾아 탄성계수 값을 변화시켰으며, 기울기가 일치하는 탄성계수 값은 160 GPa로 산출되어 정방향 부재의 실험과 일치시킨 탄성계수 값보다도 작은 값을 나타냈다. 이는 Fig. 11에 나타난 것과 같다. 이처럼 큰 변형이 발생하는 경우, 부재의 강성과 연관있는 탄성계수 값에 영향이 있을 수 있었다.

2.3 정방향 단일 사다리꼴 내부 소일 시멘트 채움 부재의 휨 성능 실험 및 해석

단일 부재에서 실제 현장에서 반영되는 내부 소일 시멘트 채움 부재의 휨 성능 실험에 대해 살펴보고자 한다. 이 역시, 동일하게 실험체 2개에 대한 실 험이 실행되었다. 실험은 Fig. 2와 같이 단순지지 상태에서 진행되었고, 지간은 7 m로 설정되었으며, 두 가력점의 간격은 0.6 m로 설정되었다. Fig. 3 에 보인 바와 같이 하중은 5 MN Dynamic UTM을 사용하여, 2점 가력조건으로 변위제어방식으로 진행되었고, 3개의 변위계를 설치하였다. 변위제어 방식의 초기 속도는 2 mm/min로 시작하여, 점진적으로 5 mm/min까지 제어되었다.

실험 및 수치해석 결과를 Fig. 12에 보였다[1].

정방향 내부 소일시멘트 채움부재의 경우는, 내부의 소일시멘트가 THS 상자의 좌굴을 방지하는 효과가 있어 최대하중이 정방향 부재에 비해 높게 765 kN으로 산정되었다. 전체적인 거동 양상은 최대하중까지 선형증가 후, 좌굴 발생 후 기울기가 급격히 감소하는 정방향 부재와 비슷한 양상을 띄었다. 또한, 수치해석의 경우는 선형해석에서 산출된 최대하중은 800 kN이었다.

실험과 수치 해석 결과 그래프는 Fig. 13에 나타낸 것과 같다. 소일시멘트와 강재의 두 이질 재료의 물성치 사용은 한종류의 응력한계로부터 수치 불안정을 유발할 수 있어, 단일재료의 최대 한계치에 도달했을때의 최대 변형을 얻고자 하였다.

2.4 인터록킹으로 결합된 복수 부재의 휨성능 평가

앞서 설명한 정방향과 부방향의 단일 사다리꼴 부재 4개가 인터록킹으로 결합된 복수 부재에 대한 수치 해석을 실행하였다. 두 부재 사이의 마찰계수는 0.15를 적용하였다[8]. 두 조건에 대한 해석 결과는 Fig. 1과 같다.수치해석 결과는 Fig. 14에 나타낸 것과 같다.

결합된 부재의 최대 하중은 단일 부재의 최대하중인 부방향 부재의 4배 정도의 높은 하중값을 보였다. 이는 부재를 맞물려 배치하면 부재의 인터록킹에 의한 강성 증가 효과가 있음을 나타낸다. 이는 Fig. 15에 나타낸 것과 같다[1].

3. 사다리꼴 강재지하연속벽의 수치해석

이 절에서는 앞서 논의 된 사다리꼴 강재 부재를 활용하여, 강재지하연속 벽의 수치해석을 실행하였다. 기존 지하연속벽 및 내진 보강 공법으로 설계된 시범 현장을 선정하여 MIDAS GEN을 활용하여 내진 해석 및 설계를 수행하였다. 슬래브를 직접 모델링 하지 않고 강체로 가정한 강체격막 모델로 가정하였고[5], 동일 현장 및 지반조건을 적용하여, RC지하연속벽과 강재 지하연속벽의 비교 검증을 수행하였다. 강체각각의 변위 검토 결과는 Fig. 16과 Fig. 17에 나타낸 것과 같고, 전단력 검토 결과는 Fig. 18과 Fig. 19에 나타낸 것과 같다[1].

x방향 변위는 RC지하연속벽 대비 강재지하연속벽이 0.721 mm에서 0.946 mm로 작게 발생하였고, y방향 변위는 5.206 mm에서 7.023 mm로 강재지하연속벽이 크게 발생하였다. 지하안전평가서 표준매뉴얼 개정 3판에 따르면 가설 흙막이 벽의 허용 수평변위는 두께가 60 cm이상인 강성 흙 막이벽인 RC 콘크리트 연속벽은 0.002 H이고, 이 값은 42.4 mm이다[14]. 내진설계를 위한 허용층간변위 Δa는 건축물 내진설계 기준 KDS 41 17 00 :2022에 따르면 내진등급 I에 대해 0.015h_sx이고, 최대 변위가 산출된 지하 1층에 대해 이 값은 72 mm이다[3]. 따라서 두 가지 부재 모두 가설 흙막이 벽체 및 내진설계 기준을 만족하는 안전측에 속하는 것으로 판단된다. x방향 전단력은 RC지하연속벽 대비 강재지하연속벽이 1050.4 kN에서 516.9 kN으로 작게 발생하였고, y방향 전단력도 2873.8 kN에서 815.1 kN으로 작게 발생하여, 강재지하연속벽을 기존 RC지하연속벽과 같은 영구벽체로 활용하는데 동등 이상의 성능을 발휘함을 나타낸다.

RC지하연속벽은 시공이음부에 벽체기둥을 설치하여 패널 간 일체화 및 면내 전단강성을 확보하고자 하였고, 이와 동등한 성능을 발휘하고자 강재 지하연속벽은 패널 간 시공이음부에 플레이트 및 볼트를 체결하여 부재 일체화 및 면내 전단강성을 확보하고자 하였다. 이를 통해, RC지하연속벽 대비 개발된 강재지하연속벽의 구조 성능이 동등 이상의 성능을 만족하고 있음을 확인하였다.

4. 결 론

강재로 된 사다리꼴 부재의 인터록킹으로 개선된 휨성능 및 구조성능을 확인하고자 하였다. 단일 사다리꼴 부재의 각각의 휨성능은 실험 및 수치해석값이 거의 일치하였다. 또한, 인터록킹으로 결합된 복수부재의 휨성능은 단일 부재 각 방향별 결합 성능보다 우수한 것으로 보인다. 이러한 사다리꼴 부재로 해석한 강재지하연속벽은 기존 RC지하연속벽과 동등 이상의 성능을 발휘하였다. 이러한 결과는 다음과 같다.

강재지하연속벽 부재의 개별 휨 성능과 부재의 결합된 인터록킹 효과를 지닌 복수 부재의 휨성능 평가를 통해, 부재간 기하학적 결합 효과가 부재의 구조적 성능을 개선시킬 수 있음을 분석하였다. 이는 강재지하연속벽을 가설벽체와 함께 영구지하벽체로 활용하는데 있어 필수적인 부재간 결합 및 일체화에 필요한 볼트 또는 플레이트 연결에 추가적인 효과가 있음을 확인하 였다. 또한, 해당 부재로 이루어진 지하외벽의 내진설계 수행을 통해, 기존 RC지하연속벽과 함께 지하구조물의 장기영구벽체로의 활용가능성을 검토 하였고, 동등 이상의 구조 성능을 발휘함을 확인하였다. 적절한 연결 볼트 및 플레이트 설계를 추가적으로 진행함으로써 영구지하구조물 내진설계를 위한 면내전단저항 성능을 확보하여, 내진성능을 만족하는 본구조체로 활용가능할 것이다. 이는 지상뿐만 아니라 지하 구조물에도 개정된 내진설계 기준을 만족하기 위해서 내진시스템으로 가설 흙막이 벽체 외에 추가로 RC 지하 외벽을 설치하거나 가설 및 영구 벽체로 활용할 수 있는 RC 지하연속벽 시공이음부의 연결문제 해결을 위한 별도의 공법 적용 등을 만족할 수 있는 내 진설계가 반영된 구조체로의 역할이 가능할 것이다.

따라서, 본 연구 결과는 국내 건설환경 변화에 대응하는 고층 건물과 같은 도심지 공사의 효율성을 높일 수 있을 것으로 기대된다. 또한, 지하공간에도 현장에서 적용가능한 OSC기반 공법이 적용됨으로써 지하외벽의 한 층당 층고를 끊어치기 없이 시공이 가능해진다면, 공기 단축과 시공성을 향상시킬 수 있으며, Top-Down공법 등에 접목하여 경제성을 높일 수 있을 것으로 판단된다. 이는 강재지하연속벽을 통해 RC 지하벽체와 같은 현장타설 구조체가 아닌 지상과 지하 모두 OSC 공법의 적용이 가능해지고, Top-Down공법 등에 활용한다면, 협소한 도심지의 고층 건물 공사 등의 어려운 현장 여건을 개선하리라 본다.

본 연구에서 제시한 강재지하연속벽을 실제 현장에 도입하기 위해서는 현장 조건 및 타설 장비 등의 문제가 해결되어야 하고, 개별 패널간 시공이음부의 연결을 통한 부재 일체성을 확보하고, 면내전단저항 성능을 만족함과 함께 벽체와 슬래브와의 연결 문제에 대한 연구가 선행되어야 할 것이다.

또한, 부재 인터록킹 효과를 부재 해석 및 설계 시 어떻게 반영할 것인가에 대한 문제가 제기된다.

향후 부재 개발에 있어 소일시멘트와 같은 구조부재로의 역할을 하지 않는 재료 외에 콘크리트와 같은 구조재로 활용할 수 있는 부재와의 합성 효과를 고려한 추가 연구가 진행된다면 강재지하연속벽의 구조성능을 개선시키는데 기여할 수 있을 것으로 기대된다.