1. 서 론

2017년 11월 15일 경상북도 포항시 북구 북쪽 8 km 지역에 규모 5.4 지진이 발생함에 따라 인근 지역에 위치한 필로티구조, 아파트, 학교 등 건축물의 피해가 발생하였으며, 특히 학교 건축물은 피해가 심각하였다[1]. 국내의 많은 철근콘크리트 학교 건축물은 1980년대에 건설되었으며, 내진설계 규정이 1988년에 처음 제정됨에 따라 내진설계가 적용되지 않았다. 특히 2005년 이전까지는 5층 이하의 학교 건축물이 내진설계 의무 대상에서 제외되었기 때문에, 대부분(약 95.5%)의 학교 건축물이 내진설계가 적용되지 않았다[2]. 이러한 학교 건축물은 내진설계 기준의 부재로 인해 지진에 취약하다[3,4]. Fig. 1에서 보여주듯이, 주요 구조 부재에 현재 설계 기준에 비해 직경이 작은 전단철근이 넓은 간격으로 배치되어 있으며, 90도 띠철근 사용과 겹침 길이 부족으로 인해 낮은 횡저항 성능이 나타났다[5,6]. 이와 더불어, 설계 당시 중력 하중만을 고려한 설계로 인해 약기둥-강보(weak columnstrong beam, WCSB) 시스템을 갖추고 있다. 이러한 WCSB 시스템은 지진 발생 시 기둥에서 먼저 항복이 발생하여 특정 층에 손상이 집중되는 연층 현상(soft-story mechanism)이 발생할 수 있으며, 건축물의 갑작스러운 붕괴 가능성이 높아질 수 있다[7].

Kim et al.[8]은 국내 비내진 상세 철근콘크리트 건축물의 실태조사를 통해 300 mm 간격의 넓은 띠철근과 90도 갈고리 같은 비내진 철근 상세를 가진 철근콘크리트 기둥의 내진성능과 거동 특성을 분석하였다. 실험 결과, 축력비가 작은 실험체를 제외한 모든 실험체에서 휨 항복 후 전단파괴가 발생하는 것을 확인하였다. 또한, Woo and Lee[9]은 접합부에 전단철근이 없고 보의 스터럽 간격이 넓은 비내진 상세 철근콘크리트 보-기둥 접합부의 지진 거동을 분석하였다. 실험 결과, 비내진 상세를 가진 내부 접합부의 경우 보에서 발생하는 전단 변형률이 내진 상세를 가진 접합부에 비해 약 두 배로 산정되었으며, 외부 접합부는 전단 보강근과 정착 방향의 차이로 인해 내진성능이 각각 10~20% 감소하고, 연성은 약 27% 감소하는 것으로 나타났다. 이러한 연구 결과로 비내진 상세를 가진 철근콘크리트 부재가 지진에 취약함이 확인되었다. 최근 국내에서 지진 발생 빈도가 증가하고 학교 건축물의 피해 사례가 보고되면서, 지진취약 상세를 가진 학교 건축물의 거동 특성에 대한 분석이 필요성이 부각되고 있다. 과거에도 학교 건축물을 대상으로 한 다양한 실험 연구들이 수행된 바 있어, 이러한 분석의 중요성을 강조하고 있다[10-15].

본 연구의 목적은 2층 실물 규모의 학교 건축물에 대한 정적반복가력 실험을 통해 지진취약 철근콘크리트 학교 건축물의 횡 저항 성능을 조사하는 것이다. 이를 위해 정적반복가력 실험을 바탕으로 실험체의 육안 조사 및 하중-변위 이력 거동 분석을 통해 건축물의 파괴 양상과 강도 저감 시점을 확인 하였으며, 층간변위비와 철근 변형률의 관계를 분석하였다.

2. 실험 개요

2.1 실험체 상세

본 연구에서의 대상 건축물은 1980년도 학교 교사 표준설계도(국교 80-92-가, 문교부)의 배면부 골조이며[16], 층고와 경간은 각각 3,300 mm 그리고 4,500 mm이다. Fig. 2는 실험체 입면도와 주요 구조 부재 단면 상세를 나타낸 것이다. 2층 골조 실험이 가능한 최대 실험 하중, 가력 범위, 양중 무게 등을 충족시키기 위해 층고 2,150 mm 그리고 경간 2,950 mm로 실험체를 제작하였다. 기둥의 단면 크기는 350 mm × 400 mm 그리고 보 단면 크기는 190 mm × 450 mm이다. 콘크리트 압축강도는 16.5 MPa, 지름 16 mm의 주철근 항복강도 470 MPa 그리고 지름 10 mm의 전단철근 항복강도는 491 MPa이다. 기둥의 형상비(L/D)는 3.04, 주철근비(ρ_l)는 0.011 그리고 전단철근비( ρ_t)는 0.004이다.

본 연구에서는 실험 결과 분석 전 주요 구조 부재별 파괴유형을 검토하였다. 파괴유형은 비선형 정적 Pushover 해석을 통해 도출된 전단요구곡선(Shear demand curve)과 기준의 식에 따라 산정된 전단성능곡선(Shear capacity curve)을 비교하여 구분하였다. 전단성능곡선과 전단요구곡선 두 곡선이 만나지 않는다면 휨파괴가 발생한 것으로 판정하고, 두 곡선이 만난다면 전단파괴가 발생한 것으로 판정한다[17]. 식 (1)과 식 (2)는 본 연구에서 각각 기둥과 보-기둥 접합부의 파괴유형을 정의하기 위해 사용한 전단성능(Shear capcity, V_cap) 식이다. 식 (1)은 ASCE(American Society of Civil Engineers) 41-23에 정의되어 있다[18].

여기서, k값은 변위 연성도<2 경우 1.0, 변위 연성도≥6 경우 0.7 그리고 2≤변위 연성도<6 경우 선형으로 변화하며, A_υ는 s 거리 내의 전단철근의 총 단면적(mm²), f_y는 철근의 설계기준항복강도(MPa), d는 기둥의 유효 깊이(mm), s는 전단철근의 간격(mm), λ는 경량 콘크리트인 경우 0.75 그리고 일반 콘크리트인 경우 1, f′_c는 콘크리트의 압축강도, M/Vd는 설계하중 하에서 기둥의 모멘트에 대한 전단력과 유효깊이의 최대비로 2와 4사이의 값을 사용, N_u는 단면에 수직한 축하중으로 인장력인 경우는 0(N)이다. A_g는 기둥의 전체 단면적(mm²)이다.

식 (2)는 학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼에 정의되어 있으며[19], 보-기둥 접합부의 전단성능은 식 (2)에 결정되었다.

여기서, γ는 접합부 강도 산정 계수 그리고 A_j 는 접합부 유효 횡단면적으로 접합부 깊이인 골조 방향의 기둥 단면 치수와 접합부 너비의 곱이다. 접합부 너비는 골조 직각방향의 기둥 단면 치수, 보폭과 접합부 깊이의 합 그리고 기둥 측면에서 보의 부재 방향 축까지 수직거리 중 작은 값의 두 배 중 최소값을 사용하여야 한다. 본 연구의 보-기둥 접합부에서 기둥 단면 치수는 350 mm, 접합부 너비는 190 mm 그리고 접합부 강도 산정 계수는 1층 접합부의 경우 직교보가 없고 횡보강근 간격이 기둥 내부의 단면치수 1/2보다 넓은 외부 접합부이므로 6이다.

전단요구곡선은 1층 기둥과 외부 접합부를 실험체와 동일한 상세의 Fiber 요소로 모델링하여 비선형 정적 Pushover 해석을 통하여 산정하였다. 전단성능곡선과 전단요구곡선의 비교를 통하여 실제 실험 전 RC 기둥은 휨파괴가 될 것으로 예측되었으며, 보-기둥 접합부는 층간변위비 1.68%에 도달 후 전단파괴가 발생할 것으로 예측되었다.

2.2 하중 가력 계획

Fig. 3은 실험 Setup을 나타낸 것이다. 실제 기존 골조에 가해지는 축하중과 동일하게 337.5 kN을 배분하여 각각의 기둥에 168.8 kN으로 Fig. 3(a)에서의 연직하중 가력 프레임을 이용하여 일정하게 가력하였다.

횡 하중은 실험체의 1차 모드를 모사하기 위해 Fig. 3(a)에서의 횡하중 분할용 프레임의 2/3 지점에 가력하여 2층 바닥과 3층 바닥에 1:2로 하중을 분배하였다. 가력 변위는 Fig. 4와 같으며, 액추에이터 가력 지점(3,585 mm) 을 기준으로 실험체 높이에 대한 변위비로 3 Cycle로 초기 4 Step까지는 변위비 0.25%씩 증가시키고 이후 가력은 총 9 Step 동안 최대 3%까지 순차적으로 증가시켜가며 가력하였다.

2.3 계측 계획

Fig. 5(a)는 계측 장비를 나타낸 것이다. 주요 계측 장비로는 연직 하중과 액추에이터, 2층 및 3층 바닥에 가해지는 하중과 변위를 측정하기 위한 하중계와 변위계가 설치되어 있다, 또한, 철근 변형률 측정을 위한 스트레인 게이지를 Fig. 5(b)에서 확인할 수 있으며, 각 스트레인게이지는 1층 기둥 하부 철근(S1), 1층 기둥 상부 철근(S2), 1층 보 하부 철근(S3), 1층 보-기 둥 접합부 보 상부 철근(S4), 2층 기둥 하부 철근(S5), 2층 기둥 상부 철근 (S6), 2층 보-기둥 접합부 상부 철근(S7) 그리고 2층 보 하부 철근(S8)에 위치하였다.

3. 실험 결과

3.1 육안 조사

Fig. 2에서 나타낸 것과 같이 실험체는 주요 구조 부재 유형 및 위치에 따라 각각 명명되었다. 명칭은 총 3개의 문자로 구성되며, 첫 번째 글자는 주요 구조 부재가 위치한 층을 나타내며, ‘1’은 1층 그리고 ‘2’는 2층을 의미한다. 두 번째 글자는 주요 구조 부재의 유형을 나타내며, ‘C’는 기둥(Column) 그리고 ‘J’는 보-기둥 접합부(Joint)를 의미한다. 마지막 글자는 위치를 나타내며, ‘L’은 왼쪽(Left) 그리고 ‘R’은 오른쪽(Right)을 의미한다. 예를 들어, 1CR은 1층 오른쪽에 위치한 기둥을 의미하며, 2JL은 2층 왼쪽에 위치한 보- 기둥 접합부를 의미한다.

Fig. 6은 최종 가력 이후 학교 건축물 대상 2층 철근콘크리트 골조 실험체의 균열 및 파괴 양상을 나타낸 것이다. 1층과 2층 모두 보에서는 거의 균열이 나타나지 않았다. 3 Step(가력 변위비 0.75%)에서 1CR에 최초로 휨 균열이 발생하였으며, 최종 가력 이후, 각 부재의 균열 및 파괴 양상은 다음과 같다. Fig. 6(a)의 1CR에서는 대각선 및 수직 균열 추가 발생과 함께 균열의 확장으로 인해 콘크리트의 박락이 관찰되었다. Fig. 6(b)의 1JL에서는 접합 부에서 대각선 균열이 발생하였고, 보-기둥 접합부 모서리에서 대각선 균열(전단 균열)의 확장으로 철근이 노출될 정도로 심각한 콘크리트 박락이 관찰 되었다. Fig. 6(c)의 2CR에서는 주철근 방향을 따라 발생한 수직 균열이 관찰되었다. Fig. 6(d)의 2JL에서는 접합부의 대각선 균열과 보와 기둥이 벌어지면서 모서리에서 발생한 균열이 관찰되었다.

3.2 이력 거동 분석

Table 1은 학교시설 내진성능평가 및 보강 매뉴얼에 따라 철근콘크리트 모멘트골조의 성능수준별 변위 한계를 나타낸 것이다[19]. 성능수준은 거주 가능(immediate occupancy, IO), 인명안전(life safety, LS) 그리고 붕괴 방지(collapse prevention, CP) 3단계로 나뉘며, 비내진설계 골조의 변위 한계 값은 내진설계 골조의 70%로 제한하고 있다. Fig. 7은 비내진설계 골조의 성능수준별 변위 한계와 함께 전단력과 층간변위비의 관계를 보여준다.

Fig. 7(a)는 밑면 전단력과 1층 층간변위비의 관계를 나타내었으며, Fig. 7(b)는 3층 바닥 가력 하중과 2층 층간변위비의 관계를 나타내었다. Fig. 7(a)에서 1층 정방향의 경우 층간변위비 1.67%에서 최대 강도 207 kN을 기록하였다. 최대 강도 207 kN에 도달한 이후 비내진설계 골조 기준으로 CP 수준 내에서 강도 저감이 시작되어 마지막 9 Step(가력 변위비 3%)에서는 최대 강도의 79%까지 저감을 보였다. 현재 건축구조기준에 따르면 학교 시설은 내진1등급으로 분류되며[20], 기본설계지진의 1.2배에 해당하는 1400년 재현주기 지진 발생 시 최소성능목표는 LS 수준으로 제시되고 있다 [19]. 해당 실험체는 비내진설계 골조 기준으로는 LS 수준을 만족하는 것으로 보인다. 그러나 비내진설계된 기존 건축물의 내진성능을 현재의 내진설계 기준으로 평가하기 위해 내진설계 골조의 성능수준별 변위한계를 실험체에 적용한 결과, LS 수준(≤2.0%) 내에서 강도 저감이 발생한 것으로 나타났으며, 이는 해당 골조는 현재 기준의 최소성능목표에 만족하지 못하는 것을 의미한다. 또한, 실험체의 보에는 손상과 변형이 거의 없어 보가 Rigid하 게 거동하므로 전체 구조 시스템에서 기둥이 주요 변형 저항 요소로 가정하여, Fig. 8에서 ASCE 41-23 기반의 V_cap과 Fig. 7(a)의 이력 곡선과 비교하였다[18]. 전단력은 상층부에서 하층부로 내려가면서 누적되므로 가장 큰 전단력을 받는 1층 이력 곡선만을 비교하였다. 여기서 이력 곡선은 정방향 포락선으로 단순화하여 나타내었다. 두 곡선의 비교 결과 급격한 전단파괴는 발생하지 않는 것으로 나타났다. 포락선을 바탕으로 해당 실험체의 항복은 0.6%에서 발생하였으며, 연성도는 5.8(3.51%/0.6%)로 조사되었다.

3.3 변형률 분석

본 연구에서는 기둥과 보-기둥 접합부의 철근 변형률과 층간변위비의 관계를 통해 정적반복가력에 따른 철근 변형률의 거동을 Fig. 9에서 분석하였다. 실험체의 1층과 2층 모두 보에서는 손상이 없었으므로, Fig. 5(b)의 보 하부 철근은 분석 대상에서 제외하였다. 각 철근의 변형률은 정방향과 부방향 변형률의 절대값 중 최대값을 Step별로 나타내었으며, 비내진설계 골조 기준 성능수준별 변위 한계를 함께 나타내었다. 실험에서 변위를 단계별로 증가시켰을 때 철근의 변형률이 항복 이전에 일정한 수준에 머무르거나 감소하는 현상은 실험체에 작용하는 외력이 철근에 전달되지 않기 때문이다. 이러한 현상은 특정 부재에 응력이 집중되어 소성힌지가 형성됨에 따라 다른 부재의 철근에서 나타날 수 있다. 또한 철근과 이를 둘러싼 콘크리트 사이 부착파괴에 의하여 마찰력 저하에 따른 일체화 거동이 저하됨에 따라 부재의 강성, 강도 등의 횡 저항 성능의 저감에 영향을 미칠 수 있다[6].

Fig. 9(a)에서 S1은 변위비가 증가함에 따라 철근 변형률이 철근 항복 변형률()에 도달한 이후 급격히 증가하는 것으로 나타났다. 그러나 S2, S4 그리고 S5는 철근의 항복 변형률에 도달하기 이전에 CP 수준에서 철근 변형률이 저하가 나타났으며, S6과 S7은 CP 수준 이후에서 철근 변형률이 저하가 나타났다. 이는 1층 기둥의 하부(Fig. 2의 1CL)에서 조기에 소성힌지가 형성됨에 따라 하중이 실험체 전체에 균일하게 분배되지 않았기 때문으로 사료된다. 또한 S2와 S5에서 나타난 CP수준에서 발생된 항복 이전 철근 변형률의 감소 현상은 Fig. 6의 (b)와 (c)에 제시된 균열 패턴(수직 균열)과 함께 살펴봤을 때 주철근의 부착파괴가 발생된 것으로 보인다.

현재 내진설계 기준으로 평가하기 위해 내진설계 골조 기준으로 비교한 결과 LS 수준(≤2.0%)에서 특정 기둥에 소성힌지 형성(응력집중) 및 부착 파괴가 발생한 것으로 나타났다. 따라서 LS 수준에서 소성힌지 내응력 집중 및 부착파괴 발생은 목표성능 도달 이전에 건축물의 조기 파단에 영향을 미칠 것으로 예상된다.

4. 결 론

본 연구는 2층 실물 규모의 지진취약 상세를 보유한 학교 건축물을 대상으로 정적반복가력 실험을 통해 해당 구조물의 횡 저항 성능 및 부착파괴 효과를 조사하였다. 본 연구에 대한 결론은 다음과 같다.