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ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.22 No.3 pp.161-168
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2018.22.3.161

Seismic Behavior of Domestic Piloti-type Buildings Damaged by 2017 Pohang Earthquake

Taewan Kim1), Yurim Chu1)*, Seung Re Kim1), Diwas Bhandari1)
1)Department of Architectural Engineering, Kangwon National University
Corresponding author: Chu, Yurim E-mail: yurim92@kangwon.ac.kr
February 7, 2018 April 4, 2018 April 5, 2018

Abstract


Pohang earthquake occurred on November 15, 2017, with a magnitude of 5.4. The damage of the structure caused by the Pohang earthquake was the most significant in 4-story piloti-type buildings, where the damage patterns were different according to the location of columns and walls at the first story. One building with a staircase at a corner shows shear failure at columns, and Another building with a staircase in the middle shows no failure or shear failure at staircase walls. Therefore, two different piloti-type buildings were selected; one has a staircase at a corner and another has in the middle, and the seismic behavior of the buildings were examined by nonlinear dynamic analysis applying a ground motion measured at Pohang. Analytical model well simulated the actual behavior of the piloti-type buildings during the earthquake. Analysis results showed that walls have an insufficient shear strength wherever the location of the staircase is and columns with insufficient transverse reinforcement could be failed when the staircase is located at a corner. Conclusively, structural engineers should design columns and walls in piloti-type buildings to possess sufficient capacity according to the location of staircase.



2017년 포항지진으로 피해를 입은 국내 필로티형 건물의 지진 거동

김 태완1), 추 유림1)*, 김 승례1), 반 다리 워스1)
1)강원대학교 건축공학과

초록


    Kangwon National University

    1. 서 론

    2016년 9월 발생했던 경주지진에 이어, 2017년 11월 15일, 포항에서 규모 5.4의 지진이 발생했다. 이는 국내 지진관측 이래 9.12 경주지진에 이어 두 번째로 큰 규모의 지진이다. 그러나 중앙재난안전대책본부가 밝힌 바에 의하면, 포항지진으로 인한 피해액은 경주 지진의 약 5배에 달하였다. 피해는 구조체 뿐만 아니라 비구조체에서도 발생하였다. 구조체의 피해는 필로티 형식으로 건축되는 다가구 주택에서 가장 크게 발생하였다. 필로티 건물은 최하층에 기둥만 존재하거나 최소한의 내력벽만을 남기고 개방되어있다. 이러한 형식의 다가구 주택은 2층부터 벽체로만 이루어져있어 수직부재가 전 층에 대해 연속적이지 않기 때문에 전형적인 수직비정형 시스템이다. 또한 계단실과 같이 벽체로 둘러싸인 부분이 평면의 한 쪽에 위치할 경우에는 평 면비정형도 발생할 수 있다. 그동안 국내 여러 연구자들에 의해 필로티 건물의 지진에 대한 위험성이 제기되어 관련 연구가 수행되어왔다 [1, 2]. 이러한 시기에 발생한 포항지진은 국내의 전문가 및 비전문가 모두에게 수직 및 수평 비정형 시스템인 필로티 건물의 지진에 대한 취약성을 실제 육안으로 볼 수 있게 해준 극적인 사건이었다.

    필로티 건물이 지닌 지진에 대한 취약성은 이미 국외의 과거 지진을 통해 여러 번 확인되었다. 특히 1999년, 대만 치치에서 규모 7.7의 강진이 발생 했을 당시, 필로티형 철근콘크리트 (RC) 주상복합건물과 저층 상가 등의 1층 기둥 파괴로 인해 건물이 주저앉거나 심한 경우, 전도되어 결국 붕괴에 이른 사례들이 다수 관찰되었다 [3]. 2001년에는 인도 구자라트에서 규모 6.9의 지진이 발생하였으며 이때 1층은 개방되어 있고, 2층 이상에서는 조적채움 벽이 있는 RC 모멘트 골조의 피해가 크게 나타났다 [4]. 비교적 최근 발생한 2016년 일본 구마모토 지진 (규모 6.5)에서도 중·저층의 필로티형 RC 건 물에서 동일한 피해 양상이 나타났다 [5]. Fig. 1을 통해 이러한 과거 지진에 서 관찰된 필로티형 건물의 피해를 확인할 수 있다.

    포항지진에 의한 필로티형 다가구 주택의 피해를 관찰한 결과, 계단실이 한쪽 구석에 위치한 건물들은 기둥에서 전단파괴가 일어나면서 1층이 큰 손상을 입은 사례가 다수 확인되었다 (Fig. 2). 반면, 동일한 필로티 형식의 건물임에도 불구하고 1층 기둥에서 전단파괴가 발생하지 않고 계단실 벽체 에서 전단균열 또는 파괴가 발생한 건물들도 있다 (Fig. 3). 이러한 건물들의 특징은 계단실이 평면의 한쪽 면 가운데에 위치한다는 점이다. 계단실의 위치 는 건물의 질량중심 (Center of Mass) 및 강성중심 (Center of Rigidity)에 영향을 미치며, 두 중심의 차이에 따라 건물이 비틀리는 정도가 달라진다. 지진이 발생했을 때, 비틀림 거동이 함께 작용하는 건물은 그렇지 않은 건물에 비해 지진에 더 취약하다 [6]. 따라서 1층 수직부재의 구조계획에 따라, 같은 필로티 형식의 건물이라도 지진에 의한 각 부재의 거동이 다르게 나타날 수 있다.

    이에 본 연구에서는 비선형동적해석을 통해 계단실의 위치가 다른 두 필 로티 건물의 지진 거동을 확인하였다. 연구를 위해 국내 필로티 형식의 다가구 주택 중, 계단실이 한쪽 구석에 몰려있는 평면과 가운데에 있는 평면을 선택 하였다. 해석모델은 변형이 1층에 집중되는 것을 고려하여, 벽체와 기둥의 비선형 속성을 1층 부재에만 입력하였다. 특히, 기둥의 단부 비선형 속성 입 력을 위해 지배거동 (휨 또는 전단)을 확인하고, 이에 따라 모멘트 힌지 또는 전단 힌지를 입력하였다. 비선형동적해석은 포항 관측소에서 계측된 지진 파를 이용하여 수행하였다. 해석 결과를 통해, 두 건물에서의 1층 수직부재의 거동 차이를 비교하고 그 이유를 분석하였다.

    2. 대상건물

    포항지진에 의한 필로티형 다가구 주택 1층 수직부재의 거동을 확인하 기 위하여 Fig. 4와 같이 두 개의 대상건물을 가정하였다. 1층에는 기둥 및 계단실 벽체가 있고, 주거용 공간으로 사용되는 2층부터는 모두 벽체로 이 루어져있다. 두 건물의 층수는 4층, 지상높이는 총 12.2 m, 필로티 층인 1층 층고는 3.2 m로 동일하게 가정하였다. 이들은 모두 편심코어형 건물이지만 코어 (계단실)의 위치를 다르게 하였다. 계단실이 평면의 한쪽 구석 (Corner) 에 몰려있는 대상건물을 COR이라 하고 (Fig. 4(a)), 계단실이 평면의 한쪽 면 가운데 (Middle)에 위치하는 건물을 MID라 한다 (Fig. 4(b)). 이러 한 계단실의 위치는 구조적인 이유가 아니라 해당 건물 대지의 형상에 좌우 되는 것으로 판단된다. 따라서 본 연구에서도 이를 반영하여, COR과 MID의 평면 형상, 즉 대지의 가로와 세로 길이에 차이를 두었다. 대상건물의 기둥 단면 및 벽체 두께, 철근 상세는 이번 포항지진에서 육안으로 관찰된, 손상된 부재들을 참고하였고 COR과 MID의 모든 부재 크기 및 상세는 동일한 것 으로 가정하였다. Table 1은 두 대상건물의 부재 사이즈 및 철근 상세를 나 타낸 것이다. 이때, 기둥의 철근비는 1.9%, 벽체의 수직·수평철근비는 최소 철근비에 가까운 0.26%이다. 보는 0.3 m × 1.0 m로 가정하였다.

    3. 비선형동적해석

    3.1 해석모델 작성

    대상건물에 대한 비선형동적해석을 수행하기 위하여, Perform-3D [7]를 이용해 3차원 비선형 해석모델을 작성하였으며 이를 Fig. 5에 나타내었다. 재료의 공칭강도는 콘크리트와 철근 각각 21 MPa, 400 MPa로 가정하였다. 비선형 속성을 정의하기 위한 부재의 재료강도는 ‘공동주택 성능기반 내진 설계 지침’ (이하 지침) [8]을 따랐다. 기대강도계수는 지침을 따라 콘크리 트와 철근 각각 1.2와 1.1을 사용하였으며 이에 따른 기대강도는 각각 25.2 MPa, 440 MPa이다. 각 부재의 휨 강성은 콘크리트 균열의 영향을 반영하기 위하여 유효강성을 적용하였다. 이를 위해 ASCE 41-13 [9]을 참고하였으며 보와 벽체의 유효강성계수는 각각 0.3과 0.5를 적용하였고 기둥은 축력비에 따라 0.3에서 0.7 사이를 직선보간하여 구한 유효강성계수를 적용하였다. 예상 중력하중의 조합은 1.0DL+0.25LL로 입력하였으며 고정하중 및 활 하중은 Table 2에 나타내었다. 건물의 질량은 각 층의 질량중심에 집중질 량으로 입력하였다. 초기 감쇠율은 지침에 따라 2.5%로 입력하였다. 해석 모델의 1차모드에 대한 고유주기는 Table 3에 나타내었다.

    앞서 언급했듯이, 필로티형 건물의 비선형 거동은 1층에 집중되는 점을 고려하여 각 부재의 비선형 속성은 1층에만 입력하였으며 2층 이상의 벽체 및 보는 모두 탄성으로 입력하였다. ASCE 41-13에서는 기둥의 비선형 속 성을 정의하기 위해 전단철근상세와 전단능력의 비율 (Shear capacity ratio) 에 따른 조건을 결정한다 (Table 4). 전단능력의 비율은 휨 항복에 의한 요 구 전단력 (VP)과 기둥의 전단강도 (VO)의 비이다. VP는 My/ (L/2)로 구하였 고 이때 항복모멘트강도 (My)는 기둥의 최대 모멘트강도 (Mn)에 0.96을 곱 한 값이다. Mn은 해당 기둥의 PM 곡선에서 얻은 모멘트 강도이며 Fig. 6과 같이 구하였다. 기둥 길이, L은 1층 상부의 보에 의해 기둥 길이가 짧아지는 것을 고려하여 층고 (3.2 m)에서 보의 깊이 (1.0 m)를 뺀 2.2 m로 하였다. 이를 이용하여 산정한 VP/VO가 1.0보다 작으면 즉, 기둥에서 전단파괴가 발 생하기 전에 휨 항복이 발생하면 조건 1 또는 2 (휨 지배)로 분류된다. 그러나 VP/VO가 1.0보다 큰 기둥은 휨 항복 이전에 전단파괴가 먼저 발생하게 되 므로 조건 3 (전단지배)으로 분류된다. Fig. 7은 이러한 기둥조건에 따른 FEMA 곡선의 차이를 나타낸 것이다. 본 연구에서는 포항지진 피해에서 드 러난 것과 같이, 기둥의 전단철근은 모두 90° 후프철근을 사용한 것으로 가 정하였다. 또한 결정된 기둥 조건에 따라 단부의 힌지 모델을 달리 하였다. 여기에서 사용된 힌지 모델은 Perform-3D의 FEMA Hinge와 V2-V3 Shear Hinge이다. 조건 2인 기둥에 대해서는 FEMA Hinge를 사용하여 휨 항복 후의 변형능력을 고려할 수 있다. 그러나 COR 및 MID의 모든 기둥이 조건 3인 것으로 나타났기 때문에 본 연구에서는 조건 3인 기둥의 비선형 속성에 V2-V3 Shear Hinge를 사용하여 전단강도-전단변형 관계를 입력 하였다. 전단에 의해 파괴가 지배되는 기둥은 전단파괴 이후 변형능력이 없기 때문에, 전단강도를 초과하는 요구력이 작용하면 능력이 매우 급격히 떨어 지도록 모델링하였다. 이때, 기둥의 전단강도 (VC)는 1 / 6 f c k b d 로 계산하 였고, 철근의 전단강도 (VS)는 Asfyd/s로 계산하였다. 여기서 fck와 fy는 각각 콘크리트와 철근의 공칭강도이며, b는 기둥의 폭, d는 유효깊이, As와 s는 전단철근의 단면적과 철근간격이다.

    벽체는 휨과 전단거동을 나타낼 수 있는 Perform-3D의 Shear Wall Element를 사용하였다. 벽체의 단면은 Fiber 요소를 사용하여, 휨에 대한 비선형 속성을 반영하였다. Fiber 요소에는 재료의 비선형 속성이 사용되 며, 기대강도를 적용한 콘크리트와 철근의 응력-변형률 관계는 지침을 참고 하여 정의하였다. 벽체의 전단거동 특성은 탄성으로 입력하였으며 전단탄 성계수, GC는 0.4EC를 사용하였다.

    3.2 지진파

    포항지진의 진앙은 북위 36.10도, 동경 129.37도인 포항시 북구 북쪽 6 km 지역인 것으로 파악되었다. 본 연구의 비선형동적해석에 사용한 지진파 는 진앙 인근의 주요 관측소 중, 진앙으로부터 9.3 km 떨어진 곳에 위치한 기상청 (KMA)의 포항 (PHA2) 관측소에서 계측된 지진파이다. Fig. 8에는 포항 관측소와 진앙, 그리고 대상건물의 위치를 나타내고 진앙에서부터 관 측소 및 대상건물의 거리를 표시하였다. 이를 통해 알 수 있듯이 대상건물은 포항 관측소에 비해 진앙과의 거리가 가깝다. 그러나 본 연구의 해석에는 지 진파의 수평방향 성분인 E-W와 N-S 성분만을 고려하였고 이를 보정하지 않고 그대로 해석에 사용하였다. Fig. 9에는 계측된 지진파의 수평성분 시간 이력을 나타내었다. E-W 성분과 N-S 성분의 PGA (Peak Ground Acceleration) 는 각각 0.283 g, 0.246 g이다. Fig. 10에는 KBC2016 [8]에 따라 산 정한 재현주기 2400년 최대예상지진 (Maximum Considered Earthquake, MCE)에 대한 스펙트럼 및 이에 대한 2/3 수준인 설계응답스펙트럼 (Design Earthquake, DE)과 계측 지진파에 대한 응답스펙트럼을 함께 나타 내었다. PHA2의 응답스펙트럼에서 초반 이외에 약 0.5초 부근에서 Sa가 크 게 나타나는 것은 관측소의 위치에 따른 지형증폭효과 (Topographic amplification)에 의한 것으로 판단된다.

    KBC에 따른 스펙트럼 산정을 위해 사용된 지역계수는 0.22 g, 지반조 건은 SD, 보통암 깊이는 20 m 미만이다. 계측된 지진파의 최대 스펙트럼가 속도는 E-W 성분, N-S 성분 각각 0.637 g, 0.671 g이다. MCE 스펙트럼과 DE 스펙트럼의 최댓값은 각각 0.748 g, 0.498 g이다. Fig. 10를 살펴보면, 계측된 지진파의 수평방향 두 성분 모두 단주기 영역에서 DE 스펙트럼을 초과하는 것으로 보인다. 하지만 DE 스펙트럼을 기준으로 포항 지진이 국내 내진 설계 기준을 초과했다고 보기는 어렵다. KBC에서는 2400년 재현주 기인 MCE를 기본으로 하면서 MCE의 2/3 수준에 대해 등가정적해석법을 사용하여 탄성으로 설계하고 있기 때문이다. 설계지진 수준을 MCE의 2/3 로 하는 것은 경제성과 경험적인 안전율 등을 고려한 결과로, MCE 수준의 지진이 발생하더라도 건물이 갖는 여유가 1.5배 정도 있을 것으로 간주하였기 때문이다 [11]. 따라서 실제 발생한 지진과 현행 기준의 설계지진 크기를 비 교할 때는 MCE를 사용하는 것이 바람직하다. 이러한 관점에서 볼 때, 포항 지진은 일부 주기 영역을 제외하면 KBC의 지진 수준에 미치지 못했다고 볼 수 있다.

    3.3 비선형동적해석 결과 및 토의

    3.3.1 해석결과

    해석 시, 지진파는 E-W 성분과 N-S 성분을 동시에 가하였으며, 대상건 물의 X, Y 방향에 대해 각 성분을 번갈아 수행하였다. 즉, 하나의 대상건물 에 대하여 두 번의 해석을 수행하고 그 중 최대응답을 이용하여 대상건물 간의 성능을 비교하였다. 비교 항목으로는 층간변위각, 기둥 및 벽체의 전단력을 사용하였다. 먼저 1층 층간변위각을 Table 5에 정리하였다. 각 대상건물에 서 층간변위각 결과는 벽체와 가장 먼 기둥에서 구하였다. 따라서 COR에 서는 C2 기둥, MID에서는 C3 기둥의 층간변위각 결과를 정리하였다.

    Table 5를 통해 COR의 층간변위각이 MID에 비해 크게 나타났음을 알 수 있다. 이는 계단실 위치에 따른 각 대상건물의 비틀림 거동 차이에서 기 인한 것으로 판단된다. 특히, MID의 층간변위각은 방향별로 큰 차이가 없 는 것과 달리, COR의 X방향 및 Y방향의 층간변위각은 거의 2배 가까이 차 이나는 것을 확인할 수 있다. 이것은 COR의 경우, 질량중심과 강성중심의 차이가 Y방향에 비해 X방향에서 더 크기 때문에, X방향의 편심 거리가 길 어지고 이에 따라 Y방향으로 더 큰 변형이 생기기 때문이다. 반면 MID는 평면의 형태도 COR에 비해 덜 장방형이며 계단실 벽체도 평면의 한쪽 면 가운데에 있기 때문에 상대적으로 질량중심과 강성중심의 차이가 작아 비 틀림도 덜 발생하였다. Fig. 11은 두 대상건물에서 발생한 평면 비틀림의 차 이를 보여준다. 이러한 비틀림 거동의 차이로 인하여 기둥 및 벽체의 전단 요구량도 다르게 나타났다.

    Table 6은 각 대상건물의 기둥에서의 요구전단 (Demand)과 전단강도 (Capacity)의 비율을 나타낸 것이다. 이때, 기둥의 전단 속성은 전단강도를 초과한 요구력이 작용할 경우 능력이 급격히 감소하도록 모델링하였기 때 문에, 각각의 기둥 부재에는 전단강도를 초과하는 전단력이 작용할 수 없다. 따라서 전단 DCR (Demand Capacity Ratio)이 1.0이면 해당 기둥은 전단 파괴된 것이며, 이 경우 표에 음영 표시를 하였다. Table 6을 통해 확인할 수 있듯이, COR은 DCR이 1.0이 되어 전단파괴가 발생한 기둥들이 존재하였 다. 여기에서 전단파괴 된 기둥들 (C1~C4, C6)은 다른 기둥 (C5, C7~C9)에 비해 구석에 있는 계단실 벽체로부터 비교적 떨어진 위치에 있으며, 벽체에 서 멀면 멀수록 변위가 크기 때문에 전단파괴도 더 빨리 발생하였다. 또한 변형능력이 없는 기둥의 전단 속성 때문에 하나의 기둥에서 전단파괴가 발 생하면 횡하중이 다시 분배되고 이에 따라 기둥의 연쇄적인 전단파괴가 발 생하였다. 반면, MID에서는 동일한 전단지배 기둥임에도 불구하고 DCR 이 1.0 미만으로, 전단파괴가 발생하지 않았다. 이는 MID가 COR에 비해 비틀림이 크지 않아 기둥에 작용하는 요구력이 작았기 때문이다. 그러나 각 대상건물 1층의 또 다른 수직부재인, 벽체의 전단거동은 이와 다른 양상을 보였다.

    Table 7은 COR과 MID의 1층 벽체들에 대한 전단 DCR을 나타낸 것이 다. 표를 살펴보면, 대상건물에 상관없이 DCR이 모두 1.0을 초과하였다. 전 단에 대해 비선형 모델로 작성된 기둥과 달리, 벽체는 전단을 탄성으로 모델 링했기 때문에 DCR이 1.0을 넘는 결과가 얻어졌다. 내진성능평가의 개념 으로 보면 두 건물 모두, 벽체는 전단성능을 만족하지 못한다. 그러나 본 연 구에서는 COR과 MID의 벽체 전단 DCR 차이에 주목하였다. MID는 기 둥에서 전단파괴가 발생하지 않은 대신 벽체의 전단 DCR이 COR에 비해 크게 나타났다. COR은 과도한 평면 비정형으로 인해 지진 거동 시 평면 비 틀림과 기둥의 파괴로 에너지를 흡수하지만 MID는 상대적으로 높은 정형 성으로 인해 강성이 큰 벽체에 지진 하중이 집중되었기 때문이다. 이러한 MID의 높은 벽체 DCR의 결과를 Fig. 3이 잘 보여주고 있다.

    3.3.2 논의

    KBC2016 [10]의 0505.5.2.3에는 압축부재에 사용되는 띠철근 상세에 대한 규정이 있다. 이에 따라 기둥 주철근의 순간격이 150 mm 이상 떨어진 경우에는 크로스타이와 같은 추가적인 띠철근을 배치하여야 한다. 또한, 이 조항에 대한 해설에 따르면, 연속된 2개의 주철근마다 최소 1개 이상은 띠 철근으로 감싸야 한다. 그러나 Fig. 12에서 볼 수 있듯이, 포항지진으로 인해 파괴된 기둥들에는 주철근 전체를 감싸는 띠철근만 있었으며 크로스타이는 없었다. 또한, 띠철근은 대략 300 mm 간격으로 배근되어 있었다. 기둥 단면 의 크기가 400 × 600 mm이고, 주철근은 D19, 띠철근은 D10인 것을 고려 하면 300 mm 간격 자체는 보통모멘트골조의 띠철근 수직간격 기준인 주 철근 지름의 16배 (304 mm), 띠철근 지름의 48배 (480 mm), 기둥 단면의 최소 치수 (400 mm) 중 가장 작은 값인 304 mm 보다 작기는 하지만 크로 스타이의 부재는 띠철근량 자체를 절대적으로 부족하게 만드는 요인으로 작용한다. 그러나 앞서 3장에서, 이러한 기둥의 파괴가 전단에 의해 지배될 것으로 예상되고 특히 비틀림이 큰 건물에서는 기둥의 전단파괴가 발생하여 건물 전체의 능력이 저하되는 것을 확인하였다. 따라서 기둥의 전단파괴가 발생한 COR에 대하여, 크로스타이만 추가 배치하거나 크로스타이 추가 및 전단철근 간격을 조밀하게 했을 경우의 부재 거동을 추가적으로 확인하였다. 이를 각각 COR-A와 COR-B로 표현하였다. COR-A는 COR의 기둥 띠철 근 수직간격 (300 mm)을 그대로 두고, 크로스타이에 대한 규정을 만족하 도록 모든 기둥에 크로스타이를 추가한 것이다. COR-B는 전단지배거동으 로 분류되는 기둥들을 휨지배 기둥으로 바꾸기 위하여 전단철근 간격을 100 mm로 줄이고 크로스타이를 배치한 것이다. 이는 특수모멘트골조 기 둥의 상세조건을 만족하는 수준이다. COR과 COR-A, COR-B의 기둥 배 근 상세는 Table 8에 정리하였다.

    COR-A와 COR-B의 기둥 비선형 속성을 정의하기 위하여 기둥의 조건 을 결정하였고 이를 위해 계산한 전단요구량 비율의 예를 Table 9에 나타내 었다. 크로스 타이만 추가 배치한 COR-A는 COR과 마찬가지로 기둥의 조 건이 3으로 분류되었다 (Vp/Vo>1.0). 이에 기둥 단부 비선형 속성은 V2- V3 Shear Hinge를 사용하였다. COR-B는 전단철근 간격이 100 mm로 줄 어들면서 전단강도가 크게 증가하였으며 이에 따라 Vp/Vo가 1.0보다 작아 져, 모든 기둥이 조건 2가 되었다. 따라서 COR-B의 기둥 단부 속성은 FEMA Hinge를 사용하였다. 이를 위해서는 기둥의 항복 및 최대 모멘트강도와 각 각에 해당하는 회전각을 산정해야한다. Perform-3D에서는 기둥의 축력-모멘트 상관곡선을 입력하면 축력에 따라 항복모멘트가 계산되므로, 기둥 단면과 상세에 따른 PMM 곡선을 입력하였다. 최대모멘트강도와 항복모 멘트강도의 비율은 0.96으로 입력하였다. 변형능력은 ASCE 41-13의 모 델링 파라메터를 이용하여 결정하였다.

    이와 같이 작성된 해석모델에 대해, 앞선 방법과 동일하게 비선형동적해 석을 수행하고 그 결과를 확인하였다. Tables 1011, 12에 각각 층간변위 각, 기둥의 전단 DCR, 벽체의 전단 DCR을 정리하였다. 이때, 결과 비교가 용 이하도록 COR의 결과도 함께 나타내었다. 해석결과에서 눈에 띄는 점은, COR과 COR-A의 결과가 거의 동일하다는 것이다. 이는 COR-A의 기둥 이, COR에 비해 전단강도가 조금 증가했더라도 여전히 조건 3 (전단지배) 이므로 지진에 대한 거동 자체는 큰 차이가 없기 때문인 것으로 보인다. 따 라서 COR-A와 같이 필로티형 건물의 기둥 띠철근 상세를 현행 기준에 부 합하도록 배근하였다 하더라도, 기둥의 전단강도가 휨 강도에 비해 낮은 수 준이어서 휨 항복 이전에 전단으로 먼저 파괴될 수 있다. COR-B의 층간변 위각은 다른 두 건물과 같이, X방향 보다 Y방향의 층간변위각이 더 크게 나 타났다. 그러나 값의 크기는 다른 두 건물에 비해 작았다. 이것은 기둥의 전단 파괴 유무에 따라 다르게 나타나는 것으로, 기둥에서 전단파괴가 발생하면 변형에 저항할 수 없기 때문에 COR 및 COR-A의 층간변위각이 COR-B 보다 큰 것이라 판단된다. COR-B의 기둥은 부재가 휨에 의해 먼저 항복할 수 있는 충분한 전단강도를 가졌기 때문에 전단에 대하여 탄성으로 거동한 다. 이때, 일부 기둥이 휨에 대해 항복하였고 대부분의 지진 하중이 계단실 벽 체로 집중되어 벽체의 전단 DCR은 COR-B에서 가장 컸다.

    4. 결 론

    본 연구에서는 포항 관측소에서 계측된 수평방향 지진파를 이용하여 계 단실의 위치가 다른 두 필로티형 다가구 주택의 지진 거동을 해석적으로 확 인하였다. 이를 위해 계단실이 각각 평면의 구석 및 가운데에 있는 건물을 가정하여 3차원 비선형동적해석을 수행하였다. 각 건물의 기둥 및 벽체의 단면과 철근 상세는 포항지진에 의한 실제 피해 사례를 토대로 가정하였다. 해석모델은 포항지진에서 나타난 필로티형 다가구 주택의 피해 현상을 잘 모사하였다. 먼저, 계단실 벽체가 한쪽 구석에 위치한 건물은 평면이 비틀 리면서 벽체에서 멀리 떨어진 기둥에서 전단파괴가 발생하였다. 계단실 벽 체가 가운데에 있는 건물은 평면의 비틀림이 상대적으로 작아서 기둥은 파 괴되지 않았으나 벽체의 전단 DCR이 크게 나타났다. 따라서 벽체만으로 보면, 계단실이 한쪽 구석에 위치한 건물에 비해 상대적으로 더욱 취약할 수 있다.

    비틀림이 큰 경우에는 기둥이 매우 취약하다. 기둥의 휨 파괴를 유도하 기 위해서는 먼저 충분한 전단강도를 보유하도록 하여야 한다. 필로티 건물 의 경우, 현행 기준의 일반적인 띠철근 상세 규정만으로는 파괴가 전단에 지 배되는 기둥이 되어 취성파괴가 발생할 위험이 크다. 따라서 평면 비정형이 큰 필로티 건물의 경우에는 기둥 띠철근의 간격을 기존에 비해 감소시킬 필 요가 있다. 그러나 기둥이 충분한 내력을 보유하게 되면 벽체의 전단 DCR은 증가한다. 따라서 이 경우에는 전단벽이 취약할 수 있다. 결론적으로 필로 티형 건물을 설계할 때 계단실의 위치에 따라 기둥과 벽체가 충분한 성능을 확보할 수 있도록 구조설계자의 세심한 주의가 필요하다.

    / 감사의 글 /

    2017년도 강원대학교 대학회계 학술연구조성비로 연구하였음 (관리번호- 520170126).

    Figure

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    Failure of piloti-type buildings during past earthquakes

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    Shear failure in first story columns

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    Shear crack in first story walls

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    First floor plan of buildings

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    Analytical model of buildings

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    An example of PM interaction diagram

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    FEMA curves according to column condition

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    Location of the epicenter & station

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    Ground motions from pohang earthquake

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    Response spectrum

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    Difference in torsion between buildings

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    Shear failure of column

    Table

    Reinforcement details of columns & walls

    Gravity load for analysis (kN/m2)

    Fundamental period

    Columns condition in ASCE 41-13 [9]

    First Story drift ratio of buildings

    Column DCR for shear of COR & MID

    Shear wall DCR of COR & MID

    Column details of COR, COR-A, COR-B

    Shear capacity ratio of columns

    First story drift ratio of buildings

    Column DCR for shear of COR, COR-A, COR-B

    Wall DCR for shear of COR, COR-A, COR-B

    Reference

    1. YooCH , KimTW , ChuYR . Seismic Performance Evaluation of SmaLsize PiLoti-type Reinforced Concrete Buildings using Nonlinear Dynamic Analysis. Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea.2016; 20(4):191-199.
    2. KimDH , KimTW , ChuYR . CoLapse Probability of a Low-rise Pilotytype Building Considering Domestic Seismic Hazard. Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea.2016; 20(7):485-494.
    3. Chi-ChiRMS . Taiwan Earthquake (Event report). Risk management solutions, Inc. c2000.
    4. DanishK , ArunAR . Nonlinear Seismic Analysis of Masonry Infill RC Buildings with Eccentric Bracings at Soft Storey Level. Scinece Direct. World multidisciplinary civil engineering-architecture-urban planning symposium 2016 (WMCAUS 2016). Procedia Eng.2016; 1619-17.
    5. ReportPEER . Preliminary Reconnaissance Report on Building Damage (2016 Kumamoto earthquake). Pacific Earthquake Engineering Research Center (PEER)2016; 7-10.
    6. EmrahE . Assessment of Current Nonlinear Static Procedures on the Estimation of Torsional Effects in Low-rise Frame Buildings. Scinece Direct. Eng. Struct.2008; 302548-2558.
    7. CSI. Perform-3D, Nonlinear Analysis and Performance Assessment for 3D Sturctures. user guide version 5. Berkeley. CA: Computers and Structures Inc. c2011.
    8. AIK. Guidelines for Performance-based Seismic Design of Residential Buildings.2016; 13-33.
    9. ASCE. Seismic Evaluation and Retrofit of Existing Buildings (ASCE/SEI 41-13). American Society of Civil engineers, Reston, Virginia. c2013.
    10. AIK. KBC 2016, Korean Building Code-structural. Seoul, Korea; codestructural. c2016.2016;
    11. BSSC. NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and Other Structures (FEMA 450). 2003 Edition. Part 2: Commentary. The Building Seismic Safety Council. 2003;317-330.