1. 서 론

지진시 지반면위에 위치한 구조물은 구조물의 고유주기에 의하여 응답특성이 변화하게 된다. 따라서, 내진설계에 적용되는 설계응답스펙트럼은 구조물 고유의 동적특성인 구조물의 주기와 감쇠비를 고려하도록 구성되어 있다. 이러한 설계응답스펙트럼을 이용하여 구조물의 내진설계를 실시할 경우 우선, 설계대상 구조물의 공진주파수를 파악하여야 한다. 이때, 일반적으로 지표면에 위치한 구조물은 하부 지반과의 경계조건에 의하여 공진주파수의 변화가 발생하게 되므로 하부 지반을 연직 및 수평자유도를 가지는 선형스프링과 회전 자유도를 가지는 rocking스프링으로 모델링한 주파수영역 선형해석으로부터 구조물의 공진주파수를 결정하여 지진시 발생하는 관성력을 결정하는 것이 일반적인 방법이다(건설도서, 1999). 그러나, 위와 같은 해석기법은 다음과 같은 오류가능성을 내포하고 있다. 우선, 여러 설계기준에서 제공되고 있는 설계응답스펙트럼은 기초면이 고정단인 단자유도 구조물의 지진시 응답을 표현하게 되므로 지반의 비선형동적거동특성으로 인하여 하부지반 경계조건의 변화가 발생되는 구조물의 지진시 주기연장(period lengthening)을 정확하게 반영하고 있다고 보기 어려우며, 구조물과 지반사이의 경계면에서 발생하는 마찰 활동, 전도와 같은 복잡한 동적거동 및 구조물과 지반거동의 위상차이로 인한 구조물 응답의 상쇄 또는 증폭효과를 현실성있게 도출하지 못하게 된다. 마지막으로, 지표면까지 도달된 지진파(자유장 응답 스펙트럼)가 구조물 기초면으로 전달시 파동의 반사, 굴절 등으로 인하여 변화되는 현상을 고려하지 못하는 단점이 있다(Kim & Stewart, 2003).

따라서, 상기 문제를 규명하기 위해서 동적 원심모형시험기법을 이용한 연구가 시행되었다. Lee et al.(2010)은 7개의 서로다른 공진주파수를 가지는 1자유도 얕은기초 구조물에 대해서 동적원심모형을 통하여 지진응답특성을 계측하였으며, 실험결과를 바탕으로 Kim et al. (2010)은 경계요소를 가지지 않는 OpenSees 프로그램(Kim et al. 2010)을 이용하여 수치적으로 실험을 재현하였다. 이와 유사한 연구로 Rayhani and Naggar(2008)는 얕은기초 육면체 구조물에 대해서 동적원심모형시험과 FLAC-3D를 이용하여 거동특성을 분석한 바 있다. Rayhani와 Naggar는 수치해석시 지반의 비선형성 뿐만아니라 구조물-지반사이의 경계요소 사용에 따른 거동특성의 차이로 구조물의 응답이 크게 변화함을 제시하였다.

이와 같이 지반면위에 위치하는 구조물의 지진시 응답은 구조물외 지반, 그리고 지반과 구조물의 경계면에서 발생하는 동적거동특성으로 결과가 달라짐에 따라 세가지 재료의 동적 응답을 동시에 고려할 수 있는 동적 원심모형시험기법 또는 비선형 수치해석을 통하여 규명하여야 한다. 그러나, 동적원심모형시험의 경우 시험으로 재현 가능한 구조물의 크기 및 지층의 깊이가 한계가 있으며, 결과 분석을 위한 계측자료의 획득에 있어서도 일정부분 제한사항이 뒤따르게 된다. 수치해석의 경우 해석모델의 크기를 선정함에 있어서 비교적 자유로운 반면 해석기법 및 재료의 동적 구성모델에 따른 사용조건 및 제한사항을 명확히 숙지하여 사용하여야만 정확한 결과를 도출할 수 있다. 따라서, 수치해석프로그램을 이용한 구조물-지반의 동적거동해석을 위해서는 해석결과에 대한 검증이 반드시 필요하게 된다.

이에 따라, 본 연구에서는 부지증폭현상과 구조물-지반 경계면 거동을 동시에 묘사 가능한 시간영역 비선형 수치해석 프로그램을 선정하여, 동적원심모형 시험결과로 획득된 얕은기초 구조물의 지진시 거동특성을 재현하기 위한 모델링 기법을 검증하고자 한다. 이를 위하여 Itasca사에서 개발된 유한차분해석프로그램인 FLAC-3D ver. 5.00을 이용하였으며, 실제 실험에 사용된 원형(prototype)을 가능한 범위내에서 정밀하게 모델링하여 불확실성을 가지는 요소를 제거하고 나머지 변수를 제어하는 방법을 적용하였다. 이를 위하여 우선, 지반의 비선형 부지응답특성에 대한 검증을 실시하였으며, 2개의 서로 다른 공진주파수를 가지는 1자유도 얕은 기초 구조물에 대한 실험결과를 바탕으로 수치해석 검증을 실시하였다. 본 연구에서 검증절차를 통하여 신뢰성이 확보된 수치해석프로그램 및 모델링 기법을 이용할 경우 향후 유사한 구조물 및 지반조건에 대한 지진시 거동 해석이 가능할 것으로 판단된다.

2. 동적 원심모형 시험

2.1 지반의 구성과 통제운동

원심모형시험은 KOCED 지오센트리퓨지 실험센터에서 수행되었다. 지반은 등가전단보(equivalent shear beam, ESB)박스 내부에 조성되었으며 상대밀도 85%, 단위중량 15.21kN/m3, 내부마찰각 43°인 건조상태의 규사를 이용하여 사질토 지반을 묘사하였다(Kim et al., 2012). 내부마찰각은 동일한 밀도에서 조성된 건조 모래 시편에 대하여 삼축압축시험을 수행하여 획득하였다. 원심가속도 20g 및 40g에서 획득된 깊이별 전단파속도 주상도는 구속압에 따라 증가하는 형태로 Fig. 1(a)와 같으며, 규사의 동적 비선형 특성은 Fig. 1(b), (c)와 같이 나타난다. 전단파속도 주상도는 동적 원심모형 실험 가속 도중 벤더엘레먼트 어레이를 통하여 계측된 결과이고, 동적 비선형 특성은 동일한 밀도에서 조성된 건조 모래 시편에 대하여 공진주시험을 수행하여 획득한 결과로, 자세한 계측 절차 및 결과는 Lee et al.(2010) and Lee et al.(2013)에 기술되어 있다. 본 논문에서 수치해석 검증에 사용된 시험은 20g의 원심가속도 상태에서 수행되었으며, 통제운동에 사용된 지진파는 Northridge지진(이름: 미국, Northridge, 01/17/94; 스테이션: Pacoima dam, upper left abut 104(CDMG station24207))이 ESB박스 하단에 작용하도록 적용되었다.

2.2 상부구조물의 제원과 하부지반 조건

상부구조물은 원심가속도 20g 하에서 Fig. 2와 같은 제원을 재현할 수 있도록 제작되었다. 상부 구조물은 하부 고정단 경계조건 하에서 각각 공진주기가 0.085초, 1.0초를 나타내며, 얕은 기초의 밀도는 상부 구조물의 고정단 경계조건을 재현하기 위하여 하부지반의 밀도와 동일하도록 중공 듀랄루민 박스로 제작되었다. 하부지반은 수평방향 반무한 지반을 묘사하기 위한 ESB박스(폭 × 너비 × 높이 : 0.49m × 0.49m × 0.6m)내에 조성되었으며, 원심가속도 20g 하에서 폭과 너비가 9.8m, 깊이가 12m인 지반을 재현하게 된다.

실험시 계측은 구조물과 지반에서 가속도 계측이 동시에 이루어 졌으며 지반의 경우 구조물 하부(foundation array) 및 지표면 자유장(free field array)에서 깊이별 계측이 이루어 졌다. 세부적인 계측 위치는 Fig. 3에 나타나 있다. 실험 절차 및 결과에 대한 자세한 사항은 Lee et al.(2010) and Kim et al.(2012)에 상세히 기술되어 있다.

3. 비선형 유한차분해석

본 연구에서는 지진시 지반의 비선형 거동을 포함한 얕은기초 구조물의 응답특성을 살펴보기 위하여, 동적 해석시 시간영역 양해법(explicit method)을 사용하는 유한차분해석프로그램인 FLAC-3D를 사용하였다. 해석에 사용된 컴퓨터는 Intel사의 Xeon X5690(3.47GHz) 2기를 탑재하도록 구성하였다. 지반은 육면체 솔리드 요소(solid element)로 한변의 최대크기(Δl)는 지진파의 파장(λ)를 고려하여 식 (1)과 같이 결정된다(Kuhlemeyer and Lysmer, 1973).

 (1)

본 연구에서는 solid요소의 최대 모서리 길이를 60cm로 지반을 격자 모델링함에 따라, 최소 127m/sec의 전단파속도(vs)를 가지는 상부층에서 21Hz의 이하의 지진파가 전파 가능도록 구성하였다. 이는 본 해석에 사용된 Northridge지진파의 에너지대역을 충분히 전달할 수 있는 주파수이다. 해석에 사용된 솔리드 요소는 약 4,000～6,000개 이다.

3.1 하부지반의 수치 모델링 및 경계조건

Fig. 1에 나타난 지반의 비선형성 거동특성은 Hardin- Drnevich모델(Hardin and Drnevich, 1972)을 이용하여, 깊이별 구속압에 따라 정의되어, 재료 비선형성에 의한 반복 감쇠인 hysteretic damping으로 표현될 수 있도록 정의하였다. 동적 수치해석에서 지진파의 통제운동지점은 지표면으로부터 전파되는 연직하향 반사파의 무한전파가 가능한 반무한 탄성암반(compliant base)과, 전반사가 발생하는 강체암반(rigid base)의 두가지 형태로 정의 가능하다. 반무한 탄성암반으로 정의시, 통제운동은 입사파로 정의하여야 하며, 강체암반으로 정의시에는 통제운동지점에서의 입사파와 반사파의 합인 층내운동(in-layer motion)으로 정의되어야 한다(Mejia and Dawson, 2006). 본 연구에서 재현하고자 하는 원심모형시험의 ESB박스는 최 하단부가 상부지반보다 큰 강성을 가지는 강체암반과 유사한 형태로 제작되고, 계측되는 가속도 이력이 층내운동임에 따라, 수치모델링시 강체암반으로 하부 경계조건을 정의하고 통제운동은 ESB박스 최하단부에서 계측된 층내운동 가속도 이력을 사용하였다. 수평방향 경계조건은 모델경계면에서 지진파의 소산을 묘사하기 위하여 무한요소인 자유장요소(free field element)를 사용하였으며, 원심모형시험에서 자유장요소에 해당되는 ESB박스의 거동특성은 Lee et al.(2013)에 자세히 설명되어 있다. FLAC-3D에 사용되는 자유장 요소는 Lysmer and Kuhlemeyer(1969)에 의하여 시간영역 양해법에 의한 수치적분이 가능하도록 연직, 수평 dash pot을 가지고 있다.

3.2 상부구조물의 수치 모델링

얕은 기초를 가지는 구조물은 두가지 구조요소와 육면체 솔리드 요소로 구성되었다. 먼저 중공 얕은 기초는 지반면과의 마찰에 따른 거동을 묘사하기 위하여 지반과 접촉하는 경계면에서 coulomb-slider 거동이 가능한 쉘 요소인 라이너 요소(liner element)를 사용하였다(Table 1). 라이너 요소는 플레이트 거동이 가능한 DKT-CST(discrete Kirchhoff triangle-constant strain triangle) 쉘로 구성되며, 인접 지반요소와 안정적인 상호거동을 위하여 중앙부 절점이 없도록 사선(diagonal)형태로 구성하였다. 반면, 기둥부는 휨에 의한 거동을 정확히 표시할 수 있도록 교차사선(cross diagonal)형태로 구성하였으며, 상부질량은 육면체 솔리드요소로 모델링 되었다. 상부질량과 기둥부 쉘의 연결상세는 구조부재의 절점과 솔리드요소의 절점사이가 강결 되도록 Fig. 4와 같이 구성하였다.

본 연구에서 사용된 수치해석프로그램인 FLAC-3D는 구조요소의 감쇠로 Rayleigh 감쇠, local 감쇠, combined local 감쇠의 세가지를 제공하고 있다. Rayleigh감쇠의 경우, 구조물의 수치해석시 대각행렬의 구성이 용이하도록 정의된 고전적인 감쇠비로써, 구조물의 주파수에 따라 감쇠비의 크기가 달라지는 단점을 가지고 있다(Fig. 5). 또한, 양해법을 이용한 시간영역 해석에서 Rayleigh감쇠를 강성에 비례하여 적용할 경우 안정된 수치적분을 위한 시간간격이 식 (2)와 같이 급격하게 감소하게 되는 단점이 발생한다(Belytschko, 1983).

 (2)

여기서, Δtβ :강성비례 Rayleigh 감쇠 적용시 수치적분시간간격의 크기

    ωmax : 구조물의 최대 공진주파수

 : 한계감쇠비

따라서, 본 연구에서는 시간간격 감소로 인한 해석시간 지연을 방지하고 주파수에 따른 감쇠비 변화를 제거하기 위하여 구조요소에 대해서 combined local damping을 적용하였다. 구조물의 감쇠비는 SDOF1, SDOF2에 대해서 half-power bandwidth법으로 측정하였으며 각각 0.9%, 2.1%의 감쇠비가 측정되었다. combined local damping은 식 (3)과 같이 절점 속도에 반대방향으로 각 요소의 질량을 부가하고 제거하는 방법으로 작용하도록 구성되어 있다(Itasca, 2011).

 (3)

여기서,  : ‘l’번째 요소에서의 ‘i’방향으로 작용하는 감쇠력

      α    : local damping coefficient = πD(여기서, D는 감쇠비)

 : ‘l’번째 요소에서의 ‘i’방향으로 작용하는 불균형력(out of balance force)

      sign : 부호규약 (+, -, 0)

 : ‘l’번째 요소에서의 ‘i’방향으로 작용하는 속도

라이너 요소의 경우, 인접 솔리드요소와의 경계면 거동을 정의하기 위하여 법선 및 접선방향 지반반력 계수, 그리고 벽마찰각이 정의되어야 한다. 지반반력 계수는 경계면에서의 수직방향으로의 과도한 변형을 방지하기 위하여 안전율 10을 적용하여, 식 (4)와 같이 계산가능하다(Itasca, 2011). 또한, 동적거동시 대변형 거동을 묘사하기 위하여 라이너 요소의 절점의 위치를 해석단계별로 갱신 가능한 라그랑지안 좌표계를 적용하여, 인접 경계면 거동을 정의하도록 하였다. 본 연구에서 적용된 경계요소의 물성치는 식 (4)에 기초 인접지반의 Gmax, Kmax값을 적용할 경우 Table 2와 같이 계산가능하다.

 (4)

여기서, kn, ks : 각각 수직, 접선 방향 스프링 상수(단위 : F/L3)

    K   : 솔리드 지반요소의 체적탄성계수

    G   : 솔리드 지반요소의 전단탄성계수

    Δzmin : 솔리드 지반요소의 최소 모서리 길이

3.3 양해법(Explicit Method)에 의한 시간적분

본 연구에 사용된 유한차분 해석프로그램인 FLAC-3D는 동적해석시 시간영역에서 양해법에 의한 시간적분을 실시하게 된다. 이로부터, 시간 이력에 따른 지반의 비선형성 및 구조물의 기하학적 비선형 거동에 대한 고려가 가능하다. 이러한 해석이 안정적으로 시행되기 위해서는 단계별 최소 시간간격을 매우 짧게 설정하여야 한며, 안전율 2.0을 적용시 식 (5)와 같이 계산가능하다(Itasca, 2012). 동적해석에 소요되는 전체 시간은 최소시간간격에 좌우되며 식 (5)로 부터, 강성이 큰 재료를 매우 작은 크기의 요소로 모델링 하였을 경우 최소시간간격이 급격히 작아지게 되어 전체 해석시간이 지연되는 것을 알 수 있다.

, (5)

여기서, Δtd : 시간영역 수치적분을 위한 시간간격(안전율 2.0 적용시)

      Δtcrit : 시간영역 수치적분을 위한 최소 시간간격

      Cp  : 압축파 속도

      Amaxf : 유한차분 요소의 표면적

      V  : 유한차분 요소의 부피

또한, 최소시간간격은 식 (2)에서 언급한 바와 같이 강성비례 Rayleigh감쇠를 적용할 경우에도 감소하게 된다. 본 해석에서 적용된 최소 시간간격은 철재 상부질량요소에서 계산된 최소 시간간격인 약 2.5×10-6초 이며, 구조물이 없는 자유장 해석의 경우 최소 시간간격은 약 7.4×10-5초 이다. 총 해석에 소요된 시간은 각각 약 4,832과 30분으로 이는 해석에 사용된 컴퓨터의 사양에 따라 좌우되는 수치이다.

4. 해석결과

본 논문에서 사용된 수치모델은 원심모형실험의 원형을 모델링 함에 따라, 해석결과는 원형스케일로 변환된 원심모형실험결과와 비교하였다. 따라서, 본 논문에서 제시하고 있는 결과치는 모두 원형의 거동을 나타내고 있다. 우선, 엄밀한 수치해석을 위하여 동적 해석을 시행하기 이전에 정적인 상태에서 전체모델이 중력가속도에 대한 평형을 이루어야 한다. 정적인 평형상태에서 중력(1g)에 의한 지표면 자유장의 침하량은 약 5.5mm가 발생하였으며, 구조물의 정적인 변위와 기초의 침하량은 무시할 정도의 수준이다(Fig. 6). 동적해석단계에서는 지진하중에 의한 지반 및 구조물의 대변형 해석을 위해서 오일러 좌표계를 적용한 정적평형상태의 모델을 라그랑지안 좌표계로 변환하여 해석을 시행하였다.

4.1 지표면 자유장 응답비교

본 연구에서는 시간영역 비선형 수치해석 프로그램의 거동특성 검증을 위하여, 원심모형시험결과와 더불어 등가선형해석 프로그램인 SHAKE91해석 결과를 사용하였다. SHAKE해석에 적용된 지반의 동적 물성치는 FLAC-3D에 적용된 것과 동일하며, 2.1절에 기술된바와 같다. 통제운동으로 사용된 최대가속도 0.11g를 가지는 입력지진인 Northridge지진에 대하여, 원심모형시험과 해석방법에 따른 지표면 자유장의 가속도 응답이력곡선 및 응답스펙트럼은 각각 Fig. 7, Fig. 8과 같다.

원심모형 시험결과와 비교시, FLAC-3D 및 SHAKE해석 공히 원심모형시험결과를 비교적 정확히 묘사 가능함을 알 수 있다. 그러나, 주파수대역 응답곡선의 경우 수치해석에 지반의 비선형성에 의한 반복 감쇠인 hysteretic damping만을 적용하였을 경우 동적원심모형시험에서 계측된 스펙트럼에 비하여 0.2～0.4 초 대역의 에너지가 크게 발생함을 알 수 있다. 이는 20g에서 시행된 원형지반의 공진주기가 식 (6)과 같이 약 0.254초로 계산됨에 따라 공진주기 대역의 지진에너지가 통제운동지점을 고정단(강체암반)으로 모델링하는 수치해석에서 하향전파되는 반사파의 전반사로 인한 공진효과가 발생하여 ESB 박스 하부로 반사파의 소산이 일부 발생하는 동적원심 모형시험에 비하여 공진주기 대역에서의 에너지 증폭현상이 발생하는 것을 알 수 있다(Fig. 9).

따라서, ESB박스의 하단으로 발산되는 에너지 소산을 지층에서 발생하는 추가적인 감쇠비로 수치모델하기 위하여 지반에 약 12%의 combined local damping을 적용할 경우 동적원심모형에서 계측된 에너지와 유사하게 분포함을 알 수 있다. 이는 원심모형 시험결과를 비교적 정확히 재현하기 위하여 임의로 산정된 수치이다.

 (6)

여기서,  : 하부지반 등가 전단파속도(m/s), 189m/s

 : 하부지반층의 두께, 12m

지표면 최대가속도(PGA, peak ground acceleration)의 경우 등가선형해석인 SHAKE91해석의 결과치가 크게 발생하나, 최대가속도의 값은 등가선형해석의 경우 등가전단변형율(, Idriss and Sun, 1992)의 크기에 따라 좌우됨에 따라 유동적인 값으로 판단하여야 한다. 또한, FLAC-3D에서 지반의 동적 비선형 거동 특성을 hysteretic 감쇠를 이용하여 효과적으로 재현 가능함을 알 수 있다. 상기 결과를 통하여 KOCED 동적원심모형시험장치는 ESB박스 하단부를 통하여 일부 하향 반사파의 에너지 소산이 발생하고 있음을 알 수 있으며, 수치 해석시 전 주파수대역에서 일정한 감쇠비를 보이는 12% combined local damping을 반복이력 감쇠와 함께 적용할 경우 ESB박스 하단부를 통한 에너지 소산효과를 고정단 경계조건으로 재현 가능함을 알 수 있다.

4.2 얕은 기초 구조물 응답비교

두 개의 서로 다른 공진주기를 가지는 얕은 기초 구조물의 비선형 수치해석 결과로 얻어진 지반 및 구조물의 가속도 시간이력을 원심모형시험결과와 비교하여 Fig. 10과 Fig. 11에 도시하였다.

가속도 시간이력은 원심모형시험에서 계측된 구조물기초 하부지반, 지표면자유장, 상부질량, 기초상면 연직가속도와 수평가속도를 비교하였다. 통제운동은 Northridge지진이며 최대가속도의 크기는 각각 0.150g, 0.243g이다. 시간영역 가속도 이력의 비교로부터 hysteretic감쇠와 combined local 감쇠 및 coulomb-slider경계요소를 적용한 시간영역 비선형유한차분 해석의 경우 구조물 상부, 기초면에서의 지진응답을 비교적 실제거동과 유사하게 재현 가능함을 알 수 있다. 일부 시간이력에 차이가 발생되는 원인은 ESB박스 하단의 에너지 소산정도에 따라 지표면 자유장의 해석결과가 실험결과와 완벽하게 일치하지 않으므로 인하여 구조물의 응답 또한 차이가 발생하는 것으로, 지반의 이력감쇠에 추가로 약 12%의 combined local damping을 적용하여 해결 가능함을 알 수 있다(Fig. 12).

시간영역 가속도이력과 더불어 Fig. 12와 Fig. 13에 각각의 가속도이력곡선에 대한 응답스펙트럼을 도시하였다. 응답스펙트럼의 비교로부터 시간영역 비선형유한차분 해석의 경우 구조물 및 지반응답의 주파수성분 또한 실험과 유사한 결과를 도출할 수 있음을 알 수 있다. 입력지진과 지표면 자유장의 가속도스펙트럼 분석을 통하여 지반내에서 지진파의 전파로 인하여 발생하는 부지증폭효과를 효과적으로 해석할 수 있음을 알 수 있으며(Fig. 12(C)), 지표면 자유장과 구조물기초의 가속도스펙트럼이 일치하는 것으로부터 본 실험 및 해석에 적용된 구조물의 지반구조물 상호작용 효과는 크지 않음을 알 수 있다(Fig. 12(B)). 특히 공진주기 1초인 SODF2 구조물의 경우(Fig. 13(A)) 상부질량 가속도는 입력지진의 에너지대역이 아닌 1초에서 비교적 큰 에너지 분포를 나타내는데, 이는 가진 시간 및 종료 후 자유진동으로 발생한 진동에 기인하며, 단주기 지진에너지의 대부분은 구조물을 통하여 전파됨에 따라 소산됨을 알 수 있다.

이는 비교적 연성구조물 상부에 큰 질량이 놓이게 됨에 따라 발생한 현상으로 지진에 의한 가진 도중 Fig. 14와 같이 상부질량은 비교적 단주기 성분인 입력지진에 의한 지반의 변위에 큰 영향을 받지 않기 때문이다.

동적 원심모형시험의 경우 지진시 발생하는 잔류변위, 기초의 접지압 등을 모형에서 계측하는 것은 계측기의 해상도, 계측점 수의 제약, 토압 측정의 난이성 등의 문제로 인하여 집중적인 거동 측정은 매우 어려운 사항이다. 그러나 동적원심모형시험으로 검증된 수치해석을 적용할 경우 구조물의 잔류변위, 기초의 접지압 등을 효과적으로 예측 가능하며, Fig. 15에 수치해석으로부터 얻어진 지진시 얕은기초 바닥면에서 발생하는 잔류침하와 접지압의 변화를 도시하였다. Fig. 15는 지진시 얕은기초는 접지압의 절대치 변화보다는 변화율에 따라 침하가 증가함을 알 수 있으며, 침하로 인하여 기초 측면에서 발생하는 주면마찰력으로 인하여 접지압은 감소하게 됨을 나타내고 있다.

5. 결 론

본 논문에서는 얕은기초형식의 단자유도 구조물의 지진응답특성을 비선형 시간영역 수치해석프로그램으로 효과적으로 재현하기 위한 검증을 실시하였다. 해석결과의 검증을 위하여 동적원심모형시험을 수행하였으며 서로 다른 공진주파수를 가지는 두 개의 구조물에 대해서 최대 입력가속도가 다른 입력지진에 대한 검증을 실시하였다.

검증결과 모든 경우에 대해서 지반의 비선형성에 따른 지반의 부지응답, 구조물의 동적거동특성과 구조물-지반간의 지진파의 전달 메커니즘을 효과적으로 재현할 수 있음을 가속도 시간이력 및 주파수대역 응답스펙트럼을 통하여 알 수 있었다. 또한, 강성비례 Rayleigh감쇠를 사용하지 않고 지반의 hysteretic 감쇠 및 구조부재의 combined local 감쇠를 적용하여 해석시간의 증가 없이 효과적으로 지진시 구조물-지반의 거동을 재현할 수 있었다. 이때, ESB 박스를 적용한 동적원심모형시험의 경우 수치해석과의 통제운동 지점의 경계조건 불일치로 발생하는 지반의 공진현상을 주의 깊게 살펴볼 필요가 있으며 통제운동 지점을 강체암반으로 모델링하는 경우 적절한 combined local damping을 적용하여 ESB박스 하단으로 소산되는 에너지를 재현할 수 있음을 확인하였다.

향후 본 연구에서 제안된 수치해석 모델링 기법을 통하여 동적 원심모형 실험으로 적용이 어려운 대형구조물 및 계측이 어려운 지진시 구조물의 잔류변위, 작용 토압 등을 효과적으로 유추할 수 있음을 알 수 있었으며, 여러 조건에 의해서 동적응답이 변화하는 구조물-지반의 상호작용 연구에도 효과적으로 적용될 수 있을 것으로 사료된다.