2.1 해석 개요

국내 저층 RC 필로티 구조물의 약층(Soft story)을 구성하는 수직 저항요소의 특성이 비탄성 거동 및 편심거리 변화에 미치는 영향을 정량적으로 평가하기 위해 변수 해석을 수행한다. 해석을 위한 주요 변수로는 층 전체에 대한 벽체의 강도 분담률(Wall-to-total strength ratio, S)과 강성 분담률(Wall-to-total rigidity ratio, R), 평면 형상비(Aspect ratio, AR), 그리고 벽체 위치(Wall placement, W)로 설정한다. 이러한 변수 조합을 바탕으로 해석 모델을 구성하여 구조물의 비탄성 거동 특성을 분석하고자 한다.

2.2 기본 구조물 모델 설정

본 연구의 기본 구조물 모델(Basic structure model)은 포항 지진 당시 피해가 보고된 저층 RC 필로티 구조물의 일반적인 평면 및 수직 구조 특성을 반영하여 설정하였다. 대상 구조물은 4층 RC 필로티 구조물로 가정하였으며, 개방형 1층과 상대적으로 강성이 큰 상부층 사이의 수직 강성 불연속으로 인해 지진 시 손상과 변형이 1층에 집중되는 거동 특성을 고려하였다. 이에 따라 본 연구에서는 상부 3개 층의 개별 부재 비선형 거동을 직접 모사하기보다는, 질량 요소로 단순화하였다.

1층은 동일한 강성과 강도를 가지는 4개의 기둥과 편심 배치된 코어 벽체로 구성하였다. 이는 하부층 수직부재의 강성 및 강도 분포가 비탄성 비틀림 응답과 강성중심 이동에 미치는 영향을 명확히 평가하기 위한 설정이다. 각 층 바닥은 슬래브의 면내 강성이 충분히 크다고 가정하여 강체 다이아프레임(Rigid diaphragm)으로 모델링하였으며, 이에 따라 동일 층 내 절점들이 평면 내 병진변위와 회전변위를 공유하도록 하였다.

또한 보 요소는 탄성으로 모델링하였다. 이는 보의 비선형 거동에 의한 영향을 배제하고, 1층 기둥 및 벽체의 항복과 강성 저하가 구조물의 비틀림 응답에 미치는 영향을 집중적으로 분석하기 위함이다. 따라서 본 모델은 보-기둥 접합부 손상, 상부층 부재의 비선형 거동, 슬래브 면내 변형을 상세히 평가하기 위한 정밀 해석 모델이 아니라, 1층 비틀림 지배 거동과 강성중심 이동 특성을 분석하기 위한 단순화 해석 모델로 정의된다. 본 모델의 기본 형상과 주요 배치는 Fig. 1에 나타내었으며, 기본 모델의 형상 조건은 기존 실험 및 해석 연구에서 사용된 저층 RC 필로티 구조물 모델을 참고하여 설정하였다.

Fig. 1. Basic structure model

2.3 변수 설정

해석 모델의 전체 층 강성 및 강도는 형상비별 기본 구조물 모델과 동일하게 유지하되, 구조물 전체성능에 대한 벽체의 강도 분담률(S), 강성 분담률(R), 벽체 위치(W)를 주요 변수로 설정한다. 기둥의 성능은 구조물 전체 성능에서 벽체 기여분을 제외한 잔여 성능을 기둥 개수에 따라 균등 분배하여 산정한다. 이때, 강도 분담률(S)은 0.4, 0.5, 0.6의 세 수준, 강성 분담률(R)은 0.7, 0.8, 0.9의 세 수준으로 구성하여 역학적 변수 조합에 따른 거동차이를 분석하고자 한다. 단, 모든 부재는 축력에 의한 선행 파괴나 취성적인 전단 파괴가 발생하지 않고 휨 거동이 지배되도록 충분한 전단강도를 확보하는 것으로 가정한다. 여기서, 벽체의 강성 분담률(R) 및 강도 분담률(S)은 식 (1)과 식 (2)로 산정할 수 있다.

$R_{total}$ : 구조물 전체 횡강성

$S_{total}$ : 구조물 전체 횡강도

$R_{wall}$ : 벽체 횡강성

$S_{wall}$ : 벽체 횡강도

평면 형상비(AR)는 평면의 폭(B) 대비 길이(L)의 비(L/B)로 정의된다. 국내 저층 RC 필로티 구조물의 일반적인 평면 특성을 반영하기 위해, 코어 벽체 단면은 고정한 상태에서 기둥 수 및 경간을 증가시켜 평면을 확장하는 방식을 적용하며, 평면 형상비(AR)는 1(정방형), 2, 3의 세 수준으로 설정한다. 또한, 벽체 위치(W)는 평면 장변 길이(L)를 기준으로 단부(W0), L/6, L/3 지점에 배치하여 벽체 배치에 따른 편심의 영향을 고려하고자 하며, 벽체 배치 예시를 Fig. 2에 나타낸다.

Fig. 2. Example of wall location

각 해석 모델에 대한 최대변위비, 편심률 및 탄성 강성중심을 Table 1에 나타내었다. 여기서 Max. dis. ratio는 탄성해석 결과로부터 산정한 층 평균변위에 대한 층 최대변위의 비를 의미한다. Ecc. ratio는 편심률을 의미하며, 구조물의 횡강성과 비틀림 강성의 관계로부터 산정한 비틀림 반경에 대한 편심거리의 비로 정의된다. C.R은 각 수직부재의 탄성강성을 기준으로 산정한 초기 강성중심의 X방향 좌표를 의미한다. 탄성해석 단계에서는 부재의 강도 특성이 반영되지 않으므로, Table 1에는 평면 형상비(AR), 강성 분담률(R) 및 벽체 위치(W) 조합에 따른 결과를 제시하였다. 해석 모델의 표기법은 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3. Model notation according to analysis variables

본 연구에서 설정한 모든 해석 모델은 국내를 비롯하여 일본, 미국, 유럽 등 주요 내진 설계 기준에서 제시하는 비틀림 비정형 판정 기준 (최대 변위비 1.2∼1.4 이상, 편심률 15∼30% 이상)을 상회하도록 구성된다. 이는 국내 비틀림 비정형 저층 RC 필로티 구조물의 실질적인 특성을 반영하고, 비틀림 거동이 지배적인 조건하에서 나타나는 비탄성 거동 특성 및 강성중심 이동 특성을 파악하기 위함이다.

2.4 해석 방법

각 변수 해석 모델의 비탄성 거동 및 내진 성능을 평가하기 위해 3차원 비선형 해석 프로그램인 CANNY^{(Li, 2009)}를 이용하여 1방향 비선형 정적해석(Push-over analysis)을 수행한다. 평면상 비대칭성이 존재하는 Y방향으로 횡하중을 단조 가력하며, 구조물 질량중심에서 목표변위를 점진적으로 증가시키는 변위 제어 방식을 적용한다. 해석의 종료 시점은 층고(h = 3,000 mm)에 대한 층간변형각(Interstory-drift ratio) 1/50 rad에 해당하는 층 평균 변위 60 mm에 도달하는 시점으로 설정한다. 해당 변위 수준은 구조물이 중대한 손상 상태에 도달하는 한계 상태를 대표한다.

2.5 해석 이력 모델

본 연구에서는 Fig. 1에 나타낸 기본 구조물 모델을 바탕으로 1방향 정적해석 모델을 구성하였다. 주요 수직부재의 비선형 거동을 모사하기 위해 집중 소성 힌지 모델(Lumped plasticity hinge model)을 적용하였으며, 기둥 및 벽체의 양단부에는 휨 스프링(Flexural spring)을 배치하여 휨 균열, 휨 항복 및 항복 이후의 비탄성 거동을 모사, 부재 중앙부에는 전단 스프링(Shear spring)과 축 스프링(Axial spring)을 배치하여 전단 및 축방향 거동을 독립적으로 고려하였다.

휨 및 전단 스프링의 하중-변위 관계는 균열 이후의 강성 변화와 항복 이후의 비선형 응답을 반영할 수 있도록 삼선형 형태의 골격곡선으로 이상화하였다. 이를 통해 1층 수직부재의 항복 및 강성 저하가 전체 구조물의 병진-비틀림 연성 응답과 강성중심 이동에 미치는 영향을 분석할 수 있도록 하였다.

각 부재의 휨, 전단 및 축 거동을 정의하는 주요 모델링 계수는 Table 2에 정리하였으며, 골격곡선의 주요 파라미터는 Fig. 4에 나타내었다. 본 연구에서 적용한 모델링 계수는 ^{Jeon et al. (2020)}의 비틀림 비정형 RC 구조물 진동대 실험 및 해석 연구를 참고하여 선정하였다. 해당 선행연구에서는 본 연구와 유사한 비틀림 비정형 저층 RC 필로티 구조물을 대상으로 실험 결과와 해석 결과를 비교하였으며, 기둥 및 벽체의 휨⋅전단 비선형 거동을 재현하기 위한 계수 체계의 적용성이 검토된 바 있다.

Fig. 4. Definitions of backbone curve parameters

Table 2에서 $\alpha$는 균열 또는 항복 이후의 초기 강성 저하 정도를, $\beta$는 항복 이후 2차 강성 저하 정도를 나타낸다. 본 연구에서는 휨 거동에 대해 항복 이후 잔류 휨저항과 2차 강성을 고려하였고, 전단 거동에 대해서는 균열 이후 급격한 강성 저하 특성이 반영되도록 관련 계수를 설정하였다.

3.1 층 전단력-층간변형각 관계

각 변수 모델의 층 전단력-층간변형각 관계 그래프를 Fig. 5에 나타낸다. 구조물 전체 강성 대비 벽체 강성 분담률(R)이 0.8인 모델을 대표 예로 선정하여, 평면 형상비(AR), 강도 분담률(S), 그리고 벽체 위치(W)에 따른 거동 특성을 비교하였다. 각 그래프에 나타낸 붉은 실선(Ultimate capacity)은 층 내 모든 수직 부재가 항복한다고 가정했을 때, 순수 병진 거동에 의해 발현되는 이론적 상한 강도를 의미한다. 따라서 해석을 통해 도출된 구조물의 최대 저항 내력과 이 이론적 상한 강도의 차이는 비틀림 회전 거동으로 인한 내력 저하의 영향으로 파악할 수 있다.

Fig. 5. Floor shear force - Interstory drift relationships

평면 형상비(AR) 1인 모델 중 벽체 위치(W) 0, 강도 분담률(S) 0.6 모델은 이론적 상한 강도 대비 약 20% 낮은 하중 수준을 보였다. 반면 해당 모델을 제외한 나머지 모델의 최대 내력은 벽체 위치 및 강도 분담률과 관계없이 이론적 상한 강도와 유사한 수준을 나타내었다. 이는 평면 형상비가 작은 경우, 편심에 의해 발생하는 약측 기둥과 강측 벽체간 발생하는 변위차가 작아 시스템 전체가 일체화 거동을 나타내어 비틀림 영향이 제한적이며, 시스템 전체의 강도 발현 수준이 높음을 나타내었다. 반면, 형상비가 커질수록(AR= 2, 3) 강성중심에서 약측 기둥까지의 거리가 멀어지므로 동일한 층간변형각에서도 약측 기둥에 발생하는 변위가 증폭되었다. 이로 인해 강측 벽체가 충분한 내력을 발휘하기 이전에 약측 기둥이 조기 항복하거나 한계 상태에 도달하게 되어, 구조물 전체의 강도 발현이 저해되는 것으로 판단된다.

모든 평면 형상비 조건에서 벽체의 강도 분담률(S)이 커질수록 구조물 전체의 최대 저항 내력은 감소하는 경향을 보였다. 강도 분담률이 상대적으로 낮은 S-0.4 모델은 전체 구조물 강도에 대한 벽체의 저항 기여분 및 벽체와 기둥의 강도 불균형이 작아, 횡력 저항시 각 부재가 가진 내력을 최대한으로 발휘하여 시스템 전체의 내력이 이론적 상한 강도에 근접하는 수준을 나타내었다. 반면, 강도 분담률이 높은 S-0.6 모델은 전체 강도에서 벽체의 저항 기여분이 크게 설정되어, 벽체가 최대 내력에 도달하기 전 상대적으로 강도가 낮고 변위 요구량이 약측 기둥에 손상이 집중되었다. 이로 인해 약측 기둥의 조기 파괴 메커니즘이 전체 구조물의 내력 저하를 유발하는 것으로 확인되었다.

벽체가 평면 외곽(W0)에서 질량 중심 방향에 가까운 위치에 배치되어 편심이 감소할수록, 강도 분담률(S) 변화에 따른 최대 내력 차이는 감소하는 경향을 보였다.

벽체 위치(W)가 0인 최대 편심 모델은 강도 분담률 및 평면 형상비에 따른 내력 저하가 나타났다. 이는 비틀림 회전 거동에 따른 추가 변위가 약측 부재에 집중되어 시스템의 조기 파괴를 유발하기 때문이다. 반면 편심이 최소화된 벽체 위치(W) L/3 모델은 모든 강도 분담률 조건에서 구조물 전체 내력이 이론적 최대 내력과 유사한 수준을 나타내었다. 이는 편심이 감소함에 따라 부재별 변위 불균형이 완화되고, 그 결과 수직 저항 부재의 항복이 비교적 균등하게 발현되었기 때문으로 판단된다.

3.2 평면 회전각-층간변형각 관계

각 변수별 해석 모델의 평면 회전각-층간 변형각 관계를 Fig. 6에 나타낸다. 3.1절과 동일하게 벽체 강성 분담률(R) 0.8 모델을 대표 예로 평면 형상비(AR), 강도 분담률(S), 벽체 위치(W)에 따른 비틀림 거동을 비교하였다.

Fig. 6. Floor rotational angle – Interstory drift relationships

벽체 위치에 따른 평면 회전각 관계를 보면, 모든 평면 형상비 모델에서 벽체 위치(W) L/6 모델이 질량중심으로부터 더 큰 편심거리를 가지는 W-0 모델과 비교하여 평면 회전각이 크게 발생하였다. 일반적인 설계 관점에서 벽체가 질량 중심과 가까이 위치하면 편심량이 감소하여 비틀림 거동이 완화될 것으로 예상하지만, 본 해석 결과는 이와 다른 경향을 보였다.

이는 다음과 같은 물리적 메커니즘으로 해석된다. 구조물의 비틀림 저항 능력은 강성중심으로부터 각 저항 요소(벽체 및 기둥)가 떨어진 거리, 즉 모멘트 팔길이의 제곱에 비례한다. 벽체가 평면의 단부에서 질량중심 방향으로 이동함에 따라 편심거리는 감소하나, 비틀림 강성에 기여하는 벽체의 모멘트 저항 팔길이가 함께 감소하게 된다. 이는 결과적으로 편심의 감소 효과 보다 비틀림 강성 저하가 더 지배적으로 작용하여 회전각이 증폭되는 거동이 나타난 것으로 판단된다. 이러한 현상은 평면 형상비에 따라 차별화된 양상을 보였다. AR1의 정방형 모델이 AR3 모델과 비교하여 이러한 비틀림 강성 저하에 더 민감하게 반응하여 급격한 회전각 상승을 나타내었다.

반면, 형상비가 큰 모델은 외곽에 배치된 기둥들이 형성하는 모멘트 저항 팔길이가 상대적으로 길어, 벽체의 위치 이동에 따른 전체 시스템의 비틀림 강성 저하를 보완하는 것으로 판단된다. 강도 분담률(S)이 0.6인 모델은 비탄성 구간에서의 평면 회전각 기울기가 증가하였다. 이는 비틀림 강성이 저하된 상태에서 상대적으로 약한 외곽 기둥들이 조기에 항복하여 평면의 비틀림 저항 능력이 급격하게 저하되었기 때문인 것으로 판단된다.

필로티 구조물 설계시 단순히 편심량을 줄이기 위해 벽체를 내부로 이동시키는 것이 항상 안전측의 평면 계획이 아니며, 시스템 전체의 비틀림 저항 성능과 편심량을 함께 고려하여야 함을 확인하였다. 이는 벽체 위치 변화가 편심거리뿐만 아니라 비틀림 저항에 기여하는 모멘트 팔길이와 전체 비틀림 강성을 동시에 변화시키기 때문이며, 따라서 벽체 위치에 따른 응답은 편심거리와 비틀림 강성의 상호작용으로 해석하는 것이 타당하다.

3.3 부재의 항복 순서 및 강성중심 이동

비탄성 단계에서의 강성중심(CR)은 각 해석 스텝에서 산정되는 부재별 등가 횡강성을 바탕으로 평가하였다. 기둥 및 벽체의 횡방향 저항은 휨 거동과 전단 거동이 함께 작용하여 형성되므로, 본 연구에서는 각 부재의 휨강성과 전단강성을 직렬합하여 등가 횡강성을 산정하였다. 이후 산정된 등가 횡강성을 각 수직부재의 강성 기여도로 보고, 해당 부재의 X방향 위치를 함께 고려하여 강성중심 좌표를 계산하였다. 이 과정에서 균열, 항복 및 강성 저하가 발생한 부재는 등가 횡강성이 감소하므로 강성중심 산정에 대한 기여도가 작아지며, 상대적으로 강성을 유지하는 부재의 영향이 증가한다. 따라서 본 연구에서의 비탄성 강성중심은 초기 탄성 강성에 의해 결정되는 고정된 위치가 아니라, 부재별 휨 및 전단 강성의 변화에 따라 해석 스텝별로 변화되는 값으로 정의된다.

구조물에 가해지는 횡하중이 증가함에 따라 부재들이 순차적으로 항복하면서 변화하는 강성중심(CR)의 X방향 좌표를 Fig. 7에 나타낸다. 강성 분담률(R) 0.8 및 평면 형상비(AR) 1, 2, 3 모델을 대표 예로 선정하여 강도 분담률(S) 및 벽체 위치(W)에 따른 해석 결과를 비교하였다.

Fig. 7. Shift of the center of rigidity during nonlinear response

탄성 상태에서 구조물의 강성중심은 부재별 탄성 강성 및 배치에 따라 결정되므로, 동일한 형상비 및 강성 분담률을 가지는 모델은 초기 강성중심이 동일하다. AR1-W0, AR2-W0 모델은 강도 분담률(S) 0.4인 경우 벽체가 기둥보다 선행 항복하였다. 벽체가 항복함에 따라 벽체의 강성이 저하되어 강성중심은 질량중심 방향(편심거리 감소)으로 크게 이동하였다. 이후 기둥이 항복함에 따라 강성중심은 다시 외측으로 이동하여 새로운 평형 위치를 형성하였다.

강도 분담률(S) 0.5, 0.6 모델은 기둥이 벽체보다 선행 항복하는 거동을 보였다. 기둥의 항복 및 한계 상태에 도달함에 따라 시스템 내 기둥의 강성 기여도가 상실되고, 그 결과 강성중심은 탄성 상태보다 더욱 외측(벽체 방향)으로 이동하는 결과를 나타내었다. 특히 강도 분담률(S) 0.6 모델은 기둥이 한계 상태에 도달하는 동안 벽체는 탄성 상태를 유지하여 강성중심이 더욱 외측으로 이동하였다.

벽체 위치가 질량중심에 가까운 WL/6 및 WL/3 모델은 초기 탄성 강성중심 또한 W0의 모델과 비교하여 질량중심에 가깝게 형성되었다. 이 모델에서는 주로 기둥의 선행 항복이 발생하였으며, 강성중심의 이동 폭이 상대적으로 작게 나타났다. 이는 벽체가 질량 중심에 근접한 위치에 배치된 경우 특정 부재의 항복이 전체 구조물의 강성 균형에 미치는 영향, 즉 모멘트 팔 길이 감소 효과가 제한되기 때문이다. 이러한 결과로 벽체 위치가 질량중심에 근접할수록 비탄성 단계에서 강성중심의 변화량이 감소함을 확인하였다.

이와 같이 벽체가 선행 항복하는 경우에는 강성중심이 질량중심 방향으로 이동하여 편심이 감소하는 안전측 거동을 보였으며, 기둥이 선행 항복하는 경우에는 강성중심이 외측으로 이동하여 비틀림 응답이 증폭될 가능성이 있음을 확인하였다. 이러한 경향은 강도 분담률이 증가할수록, 벽체위치가 외곽에 위치할수록 더욱 심화되었다.

3.4 비틀림 모멘트-변위 관계

Fig. 8에는 강성 분담률(R) 0.7, 강도 분담률(S) 0.5인 모델을 대상으로 세 가지 산정 방식에 따른 비틀림 모멘트를 비교한 결과를 나타낸다. 비교 방식은 다음과 같다 : 1) 초기 탄성 강성 중심 기반의 편심거리 e(elastic), 2) 현행 설계기준의 비틀림 증폭 계수 및 우발편심을 적용한 편심거리 e(KDS), 3) 비탄성 단계의 강성 중심 이동을 고려한 편심거리 e(shift), 각 편심거리로 산정한 비틀림 모멘트이다. e(KDS) 산정시, 우발편심은 해당 방향 평면길이의 5%로 적용하였으며, 비틀림 증폭계수는 Table 1에 제시된 최대변위비를 기준값 1.2로 나눈 후 제곱하여 산정하였다.

Fig. 8. Comparison of torsional moments : KDS procedure vs. CR shift method

W0 모델(편심이 큰 조건)에서는 e(shift)로 산정된 비틀림 모멘트가 KDS 기준치와 유사하거나 이를 상회하는 것으로 나타났다. 이는 현행 기준의 비틀림 증폭계수 및 우발편심을 적용하더라도 비탄성 거동에 따른 편심 증폭 현상을 반영하지 못해, 설계시 비안전측이 될 가능성을 시사하였다.

반면, 벽체 위치가 질량 중심에 가까워질수록(편심이 감소할수록) KDS 기준에 의한 비틀림 모멘트가 상대적으로 크게 산정되는 경향을 보였다. 평면 형상비(AR)가 1인 정방형 평면에서는 세 방식의 결과가 유사했으나, 평면 형상비가 증가함에 따라 산정 방식 간의 편차가 확대되었다. 전반적으로 KDS 기준은 세 방식 중 가장 보수적인 설계값을 제시하고 있었으나, 특정 조건(편심이 큰 경우)에서는 비탄성 단계의 편심 증폭을 과소 평가할 수 있음을 확인하였다.

3.5 탄성 편심거리에 대한 비탄성 편심거리 비

Fig. 9에는 벽체 위치(W), 강성 분담률(R), 강도 분담률(S), 평면 형상비(AR)를 고려한 탄성 편심거리($e_{elastic}$)에 대한 비탄성 편심거리($e_{plastic}$) 비(이 하, 편심거리 비, Eccentricity ratio)를 나타낸다. 모든 형상비 조건에서 WL3 모델의 강도 분담률(S) 0.6, 강성 분담률(R) 0.7 조건에서 최대 편심거리 비를 나타내었다.

Fig. 9. Inelastic eccentricity ratio from nonlinear analysis

평면 형상비가 증가함에 따라 각 형상비별 최대 증폭비는 1.5에서 2.5의 값을 나타내었다. 이는 비틀림 비정형 구조물은 비탄성 단계에서 발생하는 실제 편심이 초기 탄성 편심의 약 2.5배 이상 커질 수 있음을 의미한다.

강도 분담률(S)의 증가는 편심거리 비의 증가로 이어졌다. 이는 벽체의 강도 기여도가 높을수록(강도 불균형이 심화될수록) 기둥의 선행 항복으로 강성 중심이 외측 방향으로 급격히 이동하면서 편심거리가 확대되기 때문이다.

반면, 벽체 위치가 외곽(W-0)에 위치하고, 강성 분담률(R)이 큰 모델은 편심거리 비가 1에 근접한 수준을 나타내었다. 이는 탄성 편심과 비탄성 단계의 편심이 유사한 수준임을 의미한다. 이러한 모델은 초기 탄성 편심이 이미 크게 형성되어 있어, 비탄성 단계에서 강성중심의 추가적인 이동량이 전체 비율에 미치는 영향이 상대적으로 제한적이기 때문이다. 또한 벽체가 외측에 위치할수록 모멘트 저항 팔의 길이가 커져 시스템 전체의 비틀림 저항 성능이 우세하게 작용한 결과로 해석된다.

즉, 벽체 위치는 질량중심과의 거리 및 모멘트 저항 팔의 길이를 직접 결정하는 물리적 특성이므로, 벽체 위치별 편심거리 비의 분포 특성이 유사한 경향을 나타내었다. 향후 추가적인 해석 자료가 확보될 경우, 벽체 위치를 고려한 비탄성 편심거리 비 식으로 정량화할 수 있을 것으로 판단된다.

현행 정적 탄성 강성중심 기반의 비틀림 모멘트 산정 방식은 부재의 탄성 강성에만 의존하므로, 실제 파괴모드를 지배하는 부재별 강도 분담률의 영향을 반영하지 못하는 한계가 있다. 본 연구 결과는 벽체 위치, 강성 분담률 및 강도 분담률에 따라 비탄성 편심 증폭의 정도가 달라질 수 있음을 보여주었다. 따라서, 구조물의 실질적인 비틀림 모멘트에 대한 안전성을 확보하기 위해서는 이와 같은 변수를 반영할 수 있는 비탄성 편심거리 비 개념의 도입 필요성을 검토할 필요가 있다.