2.1. 실험장치

본 연구에서 사용된 원심모형시험기는 Fig. 1에서 보는 것 과 같이 보 형태의 원심모형시험기로서, 회전반경 5.0 m, 유효 반경 4.5 m 크기의 시험기로 최대 2,400 kg의 모형하중을 100 g까지 가속이 가능한 장비를 사용하였다. 시험 모형은 회전팔 의 끝단 ESB(Equivalent Shear Beam) 토조안에 설치하였다. 자연상태의 지반은 반무한의 경계를 가지나, 원심모형시험에 서는 유한의 경계를 가질 수 밖에 없으므로, 지반의 강성과 동 일한 강성을 가지도록 ESB 박스의 알루미늄 프레임 벽체의 단면을 조정하여 프레임 벽체가 지반과 등가의 강성을 가지 도록 제작하여, 자연 지반의 경계조건을 모사하고자 하였다.

Fig. 1.

Centrifuge test equipment components

또한, 구조물과 지반에 지진에 의한 거동분석을 위해 Fig. 1(b)와 같은 2차원 진동대를 사용하였다. 진동대는 전기제어- 유압방식의 진동대로, 실제 자연상태의 복합지진을 모사하기 위한 수평방향 2차원 진동 모사가 가능하다. 원심모형실험기 는 유압전원공급장치와 제어시스템으로 구성되며, 계측시스 템은 원심모형시험기의 중앙에 설치하여, 장비와 함께 회전 하도록 설치하였다. 특히, 센서에서 계측된 데이터를 전기적 노이즈 없이 수집하기 위하여 FORJ(Fiber Optic Rotary Joint) 에 의한 광통신방식으로 데이터를 수집하였다(^{Shin, 2013}).

2.2. 원심모형 내진보강 구조물 제작

본 연구에서는 내진보강 대상으로 ^{Kim and Shin(2011)}이 수행한 Fig. 2(a)와 같이 수도권에 소재하고 있는 실제 지하역 사 구조물의 단면을 선정하였으며, 상사비 1/60을 적용하여 축소모형 시험체를 Fig. 2(b)와 같이 제작하였다. 축소모형 실 험의 용이성을 위해 알루미늄판을 사용하여 상판, 중간 슬래 브 2개, 바닥판, 측벽 2개, 기둥 3개로 총 9개로 구성하였으며, 모형의 폭 296.6 mm×높이 279.1 mm×길이 484 mm의 개착식 지하역사를 구성하였으며, 사용된 구조물의 상세 제원은 Table 1과 같다.

Fig. 2.

Full- and down-scaled models of three-story underground station (^{Kim and Shin 2011})

본 연구에서는 내진보강을 위하여 강도 및 강성 증진 기법 을 선정하여 개착식 지하역사의 측벽과 기둥의 강성을 보강 재로 20% 향상시켰으며, 보강 전·후에 의한 내진성능의 성능 평가를 수행하고자 하였다. 축소모형의 보강단면을 결정하기 위해 식 (1)과 같이, 강성으로 구성된 상사법칙을 이용하여 도 출하였다(^{Stone et al., 1991}).

여기서, E_m은 축소모형의 탄성계수, I_m은 축소모형의 단면 2차모멘트, E_p은 원형구조물의 탄성계수, I_p는 원형구조물의 단면 2차모멘트, 1/N는 상사비이다.

보강 전·후 축소모형은 동일한 재료인 알루미늄을 사용하 였고, 강성증가를 통한 보강을 위해서 원형 구조물과의 강성 비에 따라 축소모형의 단면 2차 모멘트를 20% 증가하였다. 식 (1)에 의해 Table 2와 같이 단면 모형의 측벽과 기둥의 두께를 보강하였다.

2.3. 원심모형 시험체의 지반 설계

본 연구에서 선정한 지하역사 현장의 지반은 표준관입시험 을 통해 Table 3와 같이 깊이에 따른 N값을 측정하였다. 이를 통해 지하역사는 풍화암을 기반으로 건설되었으며, 표준관입 시험 N값을 통해 ^{Zen et al.(1987)}이 제안한 전단파속도 식 (2) 에 따라 추정하였다.

여기서, V_s는 지반의 전단파속도(m/s), N은 표준관입시험 에 의한 N값이다.

^{Zen et al.(1987)} 식에 의해 유도된 지반 깊이별 전단파 속도 주상도는 Fig. 3에서 보는 것과 같다. 또한, 본 연구에서는 내 진 보강 전후의 지하역사의 동적 거동을 비교하기 위하여 Kim 과 Shin의 원심모형모델과 같은 시험조건으로 수행하였 다(^{Kim and Shin 2011}).

Fig. 3.

Shear wave velocity profile of the ground(^{Kim and Shin 2011})

Fig. 4에서 보는 것과 같이 ESB 박스에 원심모형 구조물을 넣고 낙사법을 이용한 자동낙하장치를 통해 모형지반을 모사 하였다. 낙사법은 낙사 높이 및 모래입자의 낙하속도를 조절 하여 조성지반의 밀도를 조절하는 방법으로, ^{Miura et al.(1982)} 와 ^{Lo et al.(1993)} 제안된 균질한 모래지반을 조성하는 방법이 다. 본 연구에서는 모형지반을 모사하기 위해 규사(Silica sand) 를 이용하였다. 규사를 이용한 지하역사 모형지반의 공진주 시험(Resonant column test)를 수행하여, 실제 깊이 및 밀도에 따른 전단파 속도의 변화를 Fig. 3과 같이 추정하였다. 또한, 동일상대밀도로 조성된 규사지반을 60 g 원심가속 조건에서 벤더엘리먼트시험(Bender element testing)수행하여 Fig. 3과 같이 깊이별 전단파 속도를 구하였다. 이는 본 연구의 모형 지 반 조건이 현장 조건을 잘 모사한 것임을 확인할 수 있다.

Fig. 4.

Construction of simulated ground using equipment(^{Shin, 2013})

2.4. 원심모형 실험

개착식 지하역사 구조물은 실제 기반암 위에 건설되므로, 이를 모사하기 위해 강성이 높은 ESB박스 바닥면을 기반암으 로 가정하였으며, 축소모형은 ESB박스 바닥면에 접착제로 부착하여 고정하였다. 지진하중 재하 시, 평면 변형률 조건과 길이방향의 무한대임을 모사하기 위해 ESB박스 길이방향 490 mm에 끝까지 매설하였으며, 모형구조물의 양 끝은 마찰계 수가 거의 없는 테프론판으로 마감하였다(^{Kim and Shin 2011}).

구조물의 변형 및 지반의 거동을 측정하기 위해 Fig. 5와 같 이 가속도계 및 변형률게이지를 부착하여 측정하였다. ESB 박스와 접촉하는 경계면의 영향을 가능한 배제하기 위해 계 측 센서는 구조물의 중앙에 부착하였다.

Fig. 5.

Test Specimen and locations of measurement sensors

개착식 지하역사에 작용하는 지진하중 모사를 위해 사용되 는 입력 지진파는 상사법칙에 따라, 지진 가속도 수준은 N배, 지진 지속 시간 1/N배, 지진 주파수 성분 N배를 적용하였다. 본 연구에서는 내진보강 전 시험체 구조물의 거동 비교분석 을 위하여, Fig. 6와 같이 ^{Kim and Shin(2011)}에서 사용한 장 주기의 Kobe지진파와 단주기의 Northridge지진파를 입력지 진파로 선정하였으며, 축소모형에 맞게 지진파를 변환하였 다. Kobe 지진의 경우에는 높은 수직가속도의 성분으로 인해 액상화 및 구조물의 구조적 피해를 발생시킬 수 있는 반면, Northridge 지진파의 경우, 비교적 양호한 지반상태에서 발생 한 지진으로, 단주기 성분이 강하고 장주기 성분은 약한 경향 을 보이고 있다(^{Nishiyama et al., 1999}; ^{Kim and Shin 2011}; ^{Shin, 2013}).

Fig. 6.

Converted earthquake wave for centrifuge test (1/60 scale) (^{Kim and Shin 2011})

3.1. 지반 및 지하역사 구조물의 변위

내진 보강된 지하역사 구조물의 거동을 검토하기 위하여, 본 연구에서는 선정한 내진보강 지하역사 축소모형에 대해 Kobe지진파와 Northridge지진파를 6단계의 수준으로 비례적 으로 조절하여 순차적으로 가진하여 원형모형실험을 수행하 였다.

Fig. 7과 같이 내진보강된 지하역사 구조물과 지반의 변위 를 구하기 위하여, ESB 상자와 축소모형에서 계측된 가속도 값을 2번 적분하여 변위를 계산하였다. 또한, ESB 상자의 최 하단(기반암) 변위를 기준으로 각 위치에서의 상대변위를 구 하였다. 국내 내진설계기준(KBC 2009)에 의하면 내진 1등급 에 대한 가속도 계수가 0.154 g임으로, 본 연구에서 검토하고자 하는 상대변위는 6단계의 입력지진파 가속도중 내진 1등급 가 속도 계수에 가까운 값인 Kobe지진 0.14 g, 0.173 g과 Northridge 지진 0.156 g에 대한 구조물 및 지반의 상대변위를 검토하였 다(^{Kim and Shin 2011}). 또한, 도시철도 시설물 내진설계기준 의 성능목표에서 기능수행 단계인 경우 최대 가속도 0.11g를 고려함에 따라, Fig. 8(a)의 Kobe지진 0.116 g에 대해 검토하 였다.

Fig. 7.

Relative displacement-time history of Kobe Earthquake 0.14 g

Fig. 7은 Kobe지진 0.14 g의 구조물 높이별 변위시간이력 을 나타내고 있으며, 지진파 감소에 따라 각 구조물에서 반응 하는 변위도 감소하며, 구조물의 상부일수록 진동폭이 커지 는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 8에서 보는 것과 같이, 지반과 보강된 지하역사 구조물 의 상대변위가 유사한 것을 확인할 수 있으며, 이는 지반 속의 지하역사에 지진이 가해지면, 지반과 유사하게 거동하는 것 을 확인할 수 있었다. 또한, Fig. 8(a)에서 보는 것과 같이, 기반 암에 작용하는 지진파의 가속도 수준이 증가할수록 지반과 지하역사 구조물의 상대변위는 증가하였으며, 지표면으로 갈 수록 상대변위는 증가하는 것을 확인할 수 있었다. 이는 특성 주파수를 가진 진동은 지표면에서 크게 증폭되어 지반 및 구 조물의 상대변위가 증가하기 때문이며 이는 지반증폭은 지반 의 형태 및 종류 등에 따라 상이해지므로, 현장지반 조건을 고 려한 모형실험의 모사가 필요한 것을 확인할 수 있다. Fig. 8(b) 은 Northridge지진에 의한 상대변위로 Fig. 8(a)의 Kobe지진에 의한 상대변위에 비해 1.95배, 3.80배 작게 발생한 것을 확인 할 수 있다. 이는 동일한 지반조건임에도 불구하고, 상대변위 결과가 상이한 것은 내진보강 전의 지하역사의 구조물의 거 동과 같이 지진파의 주기특성으로 인해 장주기인 Kobe지진 이 더 큰 피해가 발생 가능한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 8.

Relative displacement for retrofitted underground station

Fig. 9은 ^{Kim and Shin(2011)}의 내진보강 전 지하역사 구조 물의 원심모형 실험결과와 함께 비교하여, 내진보강 전․후의 지하역사 구조물의 상대변위를 고찰하였다. 내진보강전의 구 조물 변위를 비교하기 위하여 Kobe지진의 가속도수준 0.116 g 에 대해 추가적으로 검토하였다. Kobe지진에 대하여, 내진보 강이 적용된 지하역사 구조물 상단부의 변위에 대해 일반 지 하역사 구조물에 비해 55%의 보강효과가 발생한 것을 확인할 수 있었다. 그러나 Northridge지진에 대해서는 내진보강에 의 해 지하역사 구조물 상단부의 상대변위가 16.8% 보강효과가 발생하였다. 이는 Kobe지진이 단주기인 Northridge지진에 비 해 높은 수직가속도와 장주기성분을 가지고 있으며, 근거리 지진에서 발생하는 펄스형태의 지반운동을 함으로써 큰 에너 지를 내포하는 특성을 가지기 때문이다.

Fig. 9.

Comparison of relative displacement between retrofitted and non-retrofitted stations

이로 인해, 무보강된 구조물에서 Northridge지진에 비해 Kobe지진에서 상대적으로 큰 변위가 발생되었으며, Kobe지 진에 대해 내진보강이 적용된 구조물에서는 현저한 보강효과 가 발생한 것을 확인할 수 있었다.

3.2. 지하역사의 구조적 거동

내진보강된 지하역사 구조물에 지진파에 의해 발생되는 응 력분포를 검토하기 위해 식 (3)과 같이 변형률 값을 바탕으로 단위길이당 모멘트를 산정하였다(^{Kim and Shin, 2011}).

여기서, M은 휨모멘트, ε_out과 ε_in은 구조물 외부와 내부에 발 생하는 변형률, E은 구조물의 탄성계수, t는 구조물의 두께, ν 는 구조물의 프아송비, b는 구조물 단위 길이당 폭을 의미한다.

보강된 지하역사의 측벽, 기둥, 슬래브에서의 정·부 최대 모멘트를 Kobe지진과 Northridge지진의 가속도수준 0.116g, 0.156g에 대해 각각 검토한 결과는 Fig. 10과 같다. 지진의 방 향성으로 인해, 모멘트는 구조물을 중심으로 하여 정·부 양방 향 대칭적인 경향을 보이고 있으며, 이는 보강 전후 지하역사 에서 동일한 경향으로 거동함을 확인할 수 있었다(^{Kim and Shin, 2011}). Figs. 10(a)와 (d)에서 보는 것과 같이, 중앙 기둥에 서는 중앙부에 비해 상단에서 모멘트가 크게 발생하였으며, 이 는 상대적으로 기둥의 지하 2층 높이에서는 모멘트가 적게 발 생한 것을 확인할 수 있다. 이는 지하 2층 높이 기둥과 연결되 는 슬래브로 인해 모멘트 분배가 이뤄졌기 때문이다. Kobe지 진이 Northridge지진에 상부에서 발생된 모멘트가, 정·부모멘 트별로 2.15배, 1.62배 크게 발생한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 10.

Moment distribution of underground station second story

Figs. 10(b), (e)와 같이, 측벽에서도 대체적으로 상부로 올 라갈수록 지하역사 구조물에 발생하는 모멘트가 크게 발생한 것을 확인할 수 있다. 더불어, 측벽에서 발생한 모멘트가 기둥 및 슬래브에서 발생한 모멘트에 비해 1.706배~7.56배 크게 나 타난 것을 확인할 수 있다. 이는 지진 발생시, 측벽 구조물에 서 큰 변형이 가능하며, 측벽 구조물의 내진보강은 다른 부재 에 비해 필연적인 것을 확인할 수 있다.

지하 1층 바닥 슬래브에서 발생한 모멘트는 Figs. 10(c), (f) 와 같다. 슬래브의 양 끝단에서의 모멘트는 중앙의 기둥과의 접합부보다 1.21배에서 4.17배 크게 발생하는 것을 확인할 수 있다. 이는 중앙 기둥에 의해 슬래브의 모멘트 분배가 발생한 반면, 측벽과 연결되는 슬래브에서는 상대적으로 지진에 의 한 변형 가능성이 높아짐을 알 수 있다. Northridge지진에 비 해 Kobe지진에 의해 발생되는 슬래브의 모멘트는 1.47배에서 1.82배 더 크게 발생하였다.

^{Kim and Shin(2011)}에서 수행한 보강 전 지하역사의 측벽 및 기둥의 모멘트 거동과 본 연구에서 수행한 내진보강에 의 한 측벽 및 기둥의 모멘트 거동을 각 지진파에 대해 비교하면 Fig. 11과 같다. Fig. 11(a)에서 보는 것과 같이 Kobe지진파가 Fig. 11(b)의 Northridge지진파에 비해 상대적으로 모멘트의 변형이 크며, 이는 내진보강 설계시 지진파가 주요설계인자 가 됨을 알 수 있다. 내진보강에 의한 측벽이 기둥에 비해 더 큰 모멘트를 받는 것을 확인할 수 있다. 내진보강효과에 대하 여 일반 및 내진설계에 따른 측벽과 기둥의 모멘트 거동 변화 율을 Table 4와 같이 계산하였으며, 이를 통해 각 지진파에 대 한 내진보강 효과를 검토하고자 하였다. 모멘트 거동에 대한 측벽의 내진보강효과에 대해, Northridge 지진파의 경우에는 대체적으로 측벽의 상하부에서 큰 보강효과가 나타나는 경향 이 있으나, Kobe 지진파의 경우에는 측벽의 상하부에서 큰 보 강효과가 나타났다. 즉, Kobe 지진파에 의한 내진보장효과는 Northridge 지진파에 비해 벽체에 대한 보강효과가 높다는 것 을 확인할 수 있었다. 이는 Kobe 지진과 같이 높은 수직가속 도와 장주기 성분을 가지고 있는 지진파에 대해서는 내진설 계에 의한 모멘트 거동의 보강효과가 상대적으로 크게 발생될 것으로 판단된다. 또한, 기둥에 대한 모멘트 거동에 대한 보강 효과에 대해서는 각 지진파에 대하여 기둥과 슬래브의 접합부 에서 큰 내진 보강효과가 발생하는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 11.

Comparison of moment distribution between retrofitted and non-retrofitted stations

Table 4.

Seismic retrofitted effects of side wall and column

		Retrofitted effect (%)		Location
		Kobe	Northridge
Side Wall	①	64.9	56.8
	②	19.6	0.0
	③	51.7	30.3
	④	58.2	24.0
	⑤	41.8	10.5
	⑥	87.7	64.6
Column	①	64.0	67.9
	②	90.0	42.8
	③	96.1	85.3
	④	96.7	89.8
	⑤	54.3	38.2
	⑥	65.7	57.9