1. 서 론
2. 말뚝기초의 지진시 수평 거동
3. 실규모 지진파를 이용한 수치해석
3.1 수치해석 개요
3.2 해석 조건 및 케이스 선정
3.3 실규모 설계지진파의 적용
3.4 하부지반 및 말뚝기초의 동적 특성값
4. 조건별 수평저항 깊이 특성
4.1 저항 깊이의 예비 분석
4.2 강관말뚝의 분석 결과
4.3 PHC말뚝의 분석 결과
4.4 현장타설말뚝의 분석 결과
5. 결론 및 제언
1. 서 론
다양한 자연재해 중에서 지진은 발생되는 규모와 불가항력의 조건으로 우리에게 수많은 피해를 발생시키는 대표적인 재해 중 하나이며, 최근 증가되는 지진으로 인명과 재산 피해가 심각하게 발생되고 있다. 내진해석은 지진에 대한 구조물의 안정성을 평가하고 지진발생시 효율적으로 저항하도록 하는 필수적인 설계의 요소이며. 이러한 과정을 통해 인명과 재산을 보호하고 구조물의 장기적인 내구성을 확보하는 중요한 과정이다. 말뚝기초는 지반의 불안정성이나 약한 지반에서 구조물의 하중을 안전하게 지지하기 위해 널리 사용되는 깊은기초 형태로서, 지진시 안전성 확보를 위해 말뚝기초 내진설계는 신중히 고려되어야 한다. 깊은기초의 형태는 다양하나, 주로 설계에 가장 많이 사용되는 기성말뚝(강관말뚝, PHC말뚝 등)과 현장타설말뚝이 주를 이루고 있으며, 지진에 대한 해석방법도 활발히 연구가 수행 되어져 왔다.
Lee et al.(2017)은 내진설계기준의 수평지반반력계수(kh) 산정 현황을 분석하여 국내 kh 산정 시 중력식 안벽의 높이 및 허용 변위량에 따른 최대지반가속도 선정 위치와 보정계수 세분화 등과 같은 개선방향을 제시하였고, Kim et al.(2020)은 3차원 유한차분 프로그램을 사용하여, 다양한 지반의 전단파 속도에 따라 동적수치해석을 수행한 결과로부터 동적 p-y 곡선을 도출하여 동적 수평지반반력계수를 계산하는 데 필요한 보정계수(α)를 산정하고, 보정계수(α)는 기존 도로교 설계기준(KGS, 2015)에 제시된 획일적인 값(α = 2)이 아니라 지반의 전단파 속도와 구속압에 매우 큰 영향을 받는 것으로 평가하였다. 또한, Song et al.(2022)은 풍화지반에 근입된 단말뚝의 동적 거동을 분석하기 위해 Mohr-Coulomb, Finn 모델을 적용하여 원심모형실험 결과와 검증을 수행하고 전반적으로 지하수위가 존재하는 경우가 건조한 경우보다 더 큰 말뚝의 수평변형을 나타냈으며, 깊은 심도에서부터 그 차이가 크게 발생하는 것으로 확인하였다. 그리고 Yang et al.(2020)은 지진에 대한 고려는 없었지만, 대구경 현장타설말뚝의 수평지반반력계수를 평가하고, 수평저항 깊이(1/β)와 최대 모멘트의 발생위치(zm)의 관계를 조사하고자 대구경 현장타설말뚝에 대한 현장시험과 비선형 해석을 수행하여 말뚝의 수평지지력은 경험식을 통한 산정결과에 따라 최대 190% 정도 차이를 보였으며, 말뚝의 수평거동에 대한 영향범위와 최대 모멘트의 발생위치의 관계는 지반조건에 따라 선형적 관계인 것으로 평가하였다.
대부분의 기존 연구에서는 수평지반반력계수(kh)와 이를 보정하는 계수의 특성을 분석하거나, 재평가된 수평지반반력계수를 이용한 말뚝의 수평저항 깊이(1/β)의 관계를 조사하였으나, 실제 지진의 동적특성을 고려되는 실규모 지진파를 이용하여 지반-구조물 상호작용을 고려한 동해석을 수행하고, 이를 통해 지진시 말뚝이 저항하는 수평저항 깊이(1/β) 특성에 관한 연구는 다소 부족한 것으로 보인다.
본 연구에서는 설계시 통상적으로 적용되는 경험식(Chang, Broms 등)을 기반으로 한 지진시 수평저항 깊이(1/β)가 실제 지진하중을 고려할 경우 어떠한 변화를 나타내는지를 기존 경험값과 비교·분석하였다. 이를 통해 말뚝기초의 내진설계시 수평저항 깊이를 재평가하였으며, 특히 실제 지진하중에 따른 깊이의 변화 특성을 중점적으로 규명하였다.
2. 말뚝기초의 지진시 수평 거동
말뚝의 수평저항을 검토하기 위하여 대표적으로 사용되어 오는 종래 경험식으로 Chang 방법(1937)과 Broms 방법(1964)이 이용되어 졌다. 이는 말뚝에 대한 수평거동은 하부지반이 탄성지반에 지지된 탄성체 빔이라는 가정 조건으로부터 분석이 가능(Prakash and Sharma, 1990)하며 이중 Broms 방법은 말뚝 두부에 작용하는 횡방향 하중에 의해 말뚝 몸체에 작용하는 최대 횡방향 토압은 Rankine 토압이론으로 구한 값의 2~3배에 이른다는 원리로부터 제안되었다. Chang 방법은 지반의 탄성계수를 일정한 것으로 가정하여 말뚝의 거동을 예측하는 관계식을 제안하였으며, 이 방법은 국내 도로교 설계기준의 방법이기도 하다(KGS, 2015). Jeon and Kim(2013)은 말뚝의 하중-변위에 대한 정보를 주지 않는 Broms 방법은 구조적으로 분명한 해를 제시하나, 변위에 대한 정보가 없고, 매우 보수적인 값을 제안하고 있다고 제안하였다. 따라서, 이 방법은 말뚝의 횡방향 설계시 피해야 할 방법이며, 하중-변위관계를 선형으로 제시하는 지반반력법의 Chang 방법이 지반의 탄성계수를 합리적으로 예측하고 일정한 변위의 범위 내에서 적용할 수 있다고 제안한 바 있다(Jeon and Kim, 2013).
위에서 제안하는 말뚝기초의 수평저항 검토 방법 중 탄성지반반력법의 수평지지력 기본이론은 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다.
여기서, 는 특정 위치의 파일 길이(말뚝의 선단부의 경우, = L), 는 말뚝의 수평변위(horizontal displacement of pile), EI는 말뚝의 휨강성(flexural rigidity of pile)을 의미하며, 식 (1)로 부터 말뚝의 수평거동은 말뚝 재료의 휨강성(EI)과 지반의 특성(kh)에 크게 좌우됨을 알 수 있고, 휨강성(EI)과 지반특성(kh)으로 관계된 식 (2)로 수평지지력 최대인자인 수평저항 깊이(1/β)가 계산되어 진다.
이때, 고려되는 주요 인자인 수평지반반력계수는 수평지지력 및 수평저항 깊이와 밀접한 관계가 있으며, Table 1과 같이 제안하고 있다. 경험식은 각 각의 제안자들에 의하여 지반의 특성이 반영된 수평반력계수를 이용하여 계산되며, Table 1에서 보는 바와 같이 일반설계(상시, α : 1)와 내진설계(지진시, α : 2)로 구분하고(KGS, 2015; KCSC, 2018), 지진시 수평지반반력계수를 2배로 적용하여 구조물의 내진해석을 평가하고 있다(Table 1).
Table 1.
Horizontal subgrade reaction coefficient, kh
| Proposer | Equation |
| Bowles (1988) | kh = (1 ~ 1.3) × Es |
| Chen (1978) | kh = C × Es / D |
| where, C = 3.0 (Sand) ; C = 1.6 (Clay) | |
| Hukuoka (1966) | kh = 0.691 N 0.406 × 104 |
| KGS (2015) | kh = 1.208·(α·Es) × 1.10·D – 0.310·(Ep·Ip)-0.103 |
| where, α = 1.0(Normal condition) ; α=2.0(Earthquake condition) | |
| Vesic (1961) | kh = Es / (D·(1-μ2) |
다만, 이러한 수평지반반력계수는 이전의 경험식을 이용하여 결정되나, 지진시 고려되는 보정계수 2배의 값은 과거 보수적인 연구에 의한 경험적 설계값으로 사용되어 온 것이 현실이다. 단순한 조건이 아닌 지진이 발생하는 경우 말뚝과 주변 지반은 복잡한 상호작용을 나타내고, 지반의 강성 및 감쇠 특성은 말뚝의 동적 응답에 큰 영향을 미친다. 반대로 말뚝의 거동 또한 주변 지반의 응답에 영향을 줄 수 있고, 지반도 말뚝의 동적 거동으로 추가적인 하중을 받게 되는 상호 연관성이 있다. 기존의 말뚝기초 동적해석은 지반의 다양성을 반영하는 데에 어려움이 있으며, 지반의 다차원 동적모델이 필요한 실정이다. 지반-구조물 상호작용(Soil-Structure Interaction, SSI) 해석방법의 접근은 지진으로 발생된 동적하중으로 구조물의 응답을 정밀하게 평가할 수 있는 것으로 알려져 있다(Stewart et al., 2012).
3. 실규모 지진파를 이용한 수치해석
3.1 수치해석 개요
Jimenez(2019)에 의하면 Mohr - Coulomb 모델은 탄성영역에서 전단계수의 감소를 고려하지 않기 때문에, 동적 변형의 증가에 따른 감쇠로 인해 에너지가 소산되거나, 전단계수의 감쇠와 같이 실제 지진에 의하여 지반이 항복할 때는 적용이 제한될 수 있다. 이와 같이 Mohr - Coulomb 모델은 동적상태의 응력 - 변형 이력 곡선을 정확하게 재현하지는 못한다는 단점이 있으나, 일반적으로 흙의 거동을 모델링할 수 있게 사용되며, 지반공학분야에서는 단순화된 평면변형(plane strain) 가정으로 공동의 확장, 제방 및 비탈면의 안정성, 기초의 지지력과 같은 문제를 해석하는데 적용되고 있다.
본 연구에서는 유사 정적 하중 기반의 기존 경험식과 실지진파를 적용한 수평저항 깊이(1/β) 특성을 비교·분석하고자 SSI를 이용한 직접해석법(유한요소법, FEM)을 이용하였다. 하부지반은 Mohr-Coulomb 파괴기준을 적용하되, 지반의 비선형성을 반영하기 위해 2차원 등가선형 재료 특성을 적용하였고, 교대 및 말뚝기초는 선형 탄성 보 요소(beam element)로 모델링하였다. 또한, MIDAS NX 데이터베이스의 검증된 변형률에 따른 전단계수(shear modulus, G) 및 감쇠비(damping ratio)의 비선형 변화 곡선을 활용하여(MIDAS IT, 2024) 해석의 신뢰성을 확보하였다. 내진해석을 위해 국내외 주요 지진파를 선정하여 응답스펙트럼을 통한 적합성을 재검증하였고, 각 각의 모델 특성에 따라 고유치 해석으로 최대 질량 참여율을 결정한 후, 실규모 지진파 적용에 따른 지진시 거동을 분석하기 위하여 직접적분법(Direct Intergration Method)을 이용한 시간이력해석을 실시하였다.
3.2 해석 조건 및 케이스 선정
말뚝 길이별 해석 조건은 지반의 특성에 따라 영향을 받는다. 실제 하부지반에서 확인되는 지층은 단일지층으로 이루어지지 않는 복합지반으로서 다양한 N값이 나타난다. 다만, 이러한 복합지반을 선형적 변화에 대한 해석 조건별로 적용하기에는 케이스가 광범위하게 선정되므로 일정 지반에 대한 추세나 변화를 검토하기 위해서는 해석 조건을 단순화할 필요가 있다. 이에 지층 조건은 대표적으로 조우될 수 있는 연약 점토층과 중간정도의 모래층으로 단순화하여 구분하고 표준관입저항값(SPT) 기준으로 점토층(N = 6), 모래층(N = 20)을 대표값으로 선정하였다.
또한, 유사정적에 의한 수평저항 깊이를 결정하기 위하여 경험적 이론식으로 말뚝이 수평에 저항하는 최소 길이를 검토하였으며(Table 2), 기성말뚝 및 현장타설말뚝에 대한 길이별 해석조건을 결정하고 Fig. 2에 정리하였다.
Table 2.
Classification of pile length condition
| Pile length condition | Clay | Sand | Remarks |
| Short pile | βL ≤ 2.25 | ηL < 2.0 | and 수 |
| Medium pile | 2.0 ≤ ηL ≤ 4.0 | ||
| Long pile | βL > 2.25 | ηL > 4.0 |
말뚝의 길이가 수평저항 깊이에 미치는 영향을 명확히 파악하기 위해 유사정적 해석 결과를 기준으로 말뚝 길이 조건을 구분할 수 있도록, 점토층의 경우 짧은 말뚝과 긴 말뚝의 경계로서 기성말뚝은 8m, 현장타설말뚝은 26m로 분류하였으며, 모래층은 짧은 말뚝, 중간 말뚝 그리고 긴 말뚝 경계로 기성말뚝은 3m, 5m, 8m, 현장타설말뚝은 8m, 16m, 26m로 구분하였다(Fig. 2).
이에, 본 연구에서는 지반 특성에 따라 말뚝 길이 조건을 세분화하였으며, 실제 구조물에서 상부 하중을 지지하기 위해 말뚝이 깊은 지층까지 관입되는 상황을 고려하여, 기성말뚝은 길이 5m, 8m, 15m, 25m, 현장타설말뚝은 10m, 25m, 40m 조건으로 구분하여 수치해석을 수행하였다. 단일화 지층 암반 하부로부터 지진 에너지가 전파될 수 있도록 지지층을 구성하고 지반 강성의 구속 효과를 고려하기 위하여 하부와 측면에 탄성경계를 적용한 고유치 해석을 우선 수행하여 최대 관성력을 유발하는 모드 1, 2 순위를 선정하였다.
이후, 지진의 물리적 파동에너지를 흡수할 수 있는 점성경계를 지반모델의 측면(Cs = ρ⋅Vs⋅As, ρ : 지반밀도, Vs : 전단파 속도, As : 측면접촉 단위면적)과 하부(Cp = ρ⋅Vs⋅Ap, : 하부접촉 단위면적)에 단위길이 당 조건으로 적용하여 이용한 시간이력해석을 수행하였다(Fig. 3). 말뚝기초 재료의 형태, 부재의 직경, 기초 길이 및 지층의 구성 상태에 따라, 각 각의 해석 케이스별 조건을 적용한 해석 검토 단면은 Fig. 3과 Table 3과 같다.
Table 3.
Numerical analysis case
3.3 실규모 설계지진파의 적용
국내외 지진에 따른 피해 정도와 내진설계시 고려되는 지진자료들을 종합하여 본 연구에서 적용되는 입력지진파는 주로 생성되는 구조물 위치 및 설계 규모의 빈도, 지반의 분류 등을 고려(KDS 17 10 00; KCSC, 2018)하여 일반적으로 국내 내진설계에서 제시하고 있는 내진 1등급 구조물을 고려하여 I구역에 1,000년 재현주기를 적용하여 0.154g의 PGA를 고려하였고(Fig. 4), 국외 지진파에는 막대한 피해를 불러와 내진의 연구 목적을 위해 크게 이슈화되어, 기존의 여러 연구에 적용되고 있는 Loma Prieta지진(USGS, 1989), Northridge지진(USGS, 1994), Kobe지진(JMA, 1994), Chi-Chi지진(CWA, 1999) 4개의 지진파와 국내 지진파에는 최근에 발생한 경주지진(KMA, 2016), 포항지진(KMA, 2017) 2개의 지진파를 국내 내진 1등급의 지반운동 수준으로 규모를 맞추어 적용하였다. 또한, 인공지진파는 KDS 17 10 00 : 2018 내진설계 일반(KCSC, 2018)에서 정한 내진 1등급을 기준으로 생성하여 설계응답스펙트럼에 부합되도록 오차범위는 10% 이내로 제한하여 생성하였다(Table 4).
Table 4.
Application of real scale earthquake
3.4 하부지반 및 말뚝기초의 동적 특성값
내진설계를 위해서는 지반의 동적물성값을 결정하여야 하며, 이는 보통 지구물리탐사 기법(다운홀, 비파괴시험 등)을 이용하여 얻어지게 된다. 동적물성값은 지반의 상세한 거동을 예측하기 위한 필수 인자이나, 샘플 채취와 추가적인 실험이 동반되는 한계가 있고, 정적 물성치에 비해 측정이 어려우며 고가의 장비가 필요하게 된다. 또한, 동적 지반 특성 측정에 사용되는 장비와 기술은 한계를 가질 수 있으며, 특정 상황에서 정확한 결과를 획득하는 것에 어려움이 있는 것으로 알려져 있다(Min et al., 2023). 본 연구에서는 대표적인 점토층 및 모래층의 지반 특성값을 반영하기 위하여 국외 Imai(1977), Seed et al.(1983), Jafari et al.(2002), Anbazhagan et al.(2012) 등의 수 많은 연구자들이 제안한 전단파 속도(Vs)와 N값의 상관관계에 대하여 점토층 및 모래층에 대하여 비교 분석하였다(Fig. 5). 해석의 지반 모델링 특성값에 사용되는 점토층과 모래층의 동적 특성값 경우 각각의 제안자들이 제시한 상관 관계식의 평균값을 적용한 결과를 식 (3), (4)에 나타내었다.
여기서, N : 표준관입시험의 타격 횟수(blow count)
Vs : 토층의 전단파 속도
전단파 속도(Vs)는 지반의 강성을 나타내는 중요한 지표로서, 지반 분류에 따라 가속도 계수를 조정하는데, 연약지반일수록 지진파 증폭 경향을 반영하여, 견고한 지반에 비해 최대 2.0배~2.5배까지 가속도 계수를 변화하여 적용하도록 하고 있다. 전단파 속도는 압축파 속도(compressional wave velocity, Vp)와 함께 현장에서 다양한 지구 물리탐사 기법들을 적용하여 측정할 수 있는 체적파이며 전단파 속도는 대상 지반의 밀도를 고려하여 전단탄성계수를 산정할 수 있다(Sun et al., 2012). 지반 전단파 속도(Vs)와 표준관입저항값의 상관관계에 대한 연구결과를 토대로 식 (3), (4)를 이용하여 동적해석에 필요한 전단탄성계수 파라미터를 결정하였으며, 콘크리트 기초와 하부 암반(연암 이상)은 구조물기초설계기준 해설(2018)에서 제시하고 있는 특성값을 참고하여 Table 5에 나타내었다. 또한, 사용되는 강관말뚝, PHC말뚝, 현장타설말뚝의 특성값은 설계시 고려되는 대표 특성값을 이용하였으며, Table 6에 요약하였다.
Table 5.
Soil parameters for seismic analysis
Table 6.
Pile parameters for seismic analysis
4. 조건별 수평저항 깊이 특성
4.1 저항 깊이의 예비 분석
대상 지층별 조건에 따라 모래층과 점토층으로 구분하고, 말뚝 재료로 구분된 기성말뚝의 강관말뚝, PHC말뚝 그리고 현장타설말뚝 길이별 조건에 대해 기성말뚝은 각 5m, 8m, 15m, 25m, 현장타설말뚝은 15m, 25m, 40m로 구분하여 말뚝의 전단력 및 모멘트가 가장 크고 깊게 발생되는 위치를 시간이력해석 결과로 분석하여 선정하였다. 실제 발생되는 지진파의 경우 최대 지표면가속도(PGA)의 값이 클수록 말뚝의 전단력 및 모멘트가 크게 작용하는 것으로 나타났다.
여기서, 최대 지표면가속도 크기와는 무관하게 지진파가 짧은 시간 순간적으로 수평 방향으로의 모드 전환시(방향 이동), 말뚝의 재료 및 흙의 전단저항에 크게 영향을 미치는 것으로 나타났다(Fig. 6 (b), (c)). 지진의 속도는 체적파(body wave)가 빠르나 피해를 가져오는 것은 표면파(surface wave)이며 지진이 도착 후, 일정시간 뒤에 도착하는 파(Fig. 6 (a))의 급격한 변화(Rayleigh wave, Love wave)가 순간적인 동적하중의 증폭으로 피해를 초래하는 절대적인 큰 힘으로 작용한다는 것을 확인할 수 있었다.
적용된 전체 지진파중 가장 많은 에너지 영향을 주는 지진파는 대만의 ChiChi 지진파(28초~31초 구간)로 확인되었으며, 최대 수평저항 깊이 산정에 대한 개략적 과정을 Table 7에 나타내었다.
Table 7.
Process for seismic analysis results
해석 결과는 말뚝 재료별 특성으로 분류하였으며 대표 결과를 Fig. 7과 Table 8에 정리하였다. 또한, 종래 사용 되어왔던 기존 경험식 값의 편차와 직경비, 휨강성비 및 길이에 따른 수평저항 깊이(1/β) 특성을 분석하여 그 결과를 Fig. 8~10, Table 9~11에 요약하였다.
Table 8.
Horizontal resistance (1/β) result of seismic analysis for each case
4.2 강관말뚝의 분석 결과
각 지층에 대한 강관말뚝 Φ508mm - t9mm, Φ609mm - t12mm 2종류의 말뚝 길이별 수평저항깊이(1/β)의 검토 결과는 Fig. 8과 Table 9와 같다. 여기서, t는 강관말뚝의 두께이다.
Table 9.
Horizontal resistance (1/β) result of Steel pile
4.3 PHC말뚝의 분석 결과
각 지층에 대한 PHC말뚝 Φ500mm - t80mm의 경우, Φ600mm - t90mm 2종류의 말뚝 길이별 수평저항 깊이(1/β)의 검토 결과는 Fig. 9와 Table 10과 같다. 여기서, t는 PHC말뚝 벽두께이다.
Table 10.
Horizontal resistance (1/β) result of PHC pile
4.4 현장타설말뚝의 분석 결과
현장타설말뚝 직경별 Φ1,000mm, Φ1,500mm, Φ2,000mm, Φ3,000mm 총 4종류의 말뚝 길이별 수평저항 깊이(1/β)의 검토 결과는 Fig. 10과 Table 11과 같다.
Table 11.
Horizontal resistance (1/β) result of drill shaft
각 각의 특성에 따른 분석 결과, 대구경 및 강성이 높은 말뚝일수록 직경비(L/D)와 휨강성(EI/L)이 수평저항 깊이(1/β)를 지배하는 주요 인자임을 확인하였으며, 이는 지반반력계수(kh)의 토질 특성에 따른 값의 범위(400N~1,200N, Schmartmann, 1970)와 말뚝 재료별 휨 강성의 차이에 따른 결과로 추측된다.
5. 결론 및 제언
본 연구에서는 강관말뚝, PHC말뚝 그리고 현장타설말뚝에 대하여 실규모 지진파를 이용한 시간이력해석법을 실시하여 각 각의 지층 및 말뚝 특성에 따른 수평저항 깊이(1/β)의 변화 특성을 분석하였으며, 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
(1) 각 지층의 강도 특성을 고려한 수평저항 깊이(1/β)는 강관말뚝의 경우 점토층 0.8~5.9배, 모래층 1.3~9.3배의 편차를 보였고, PHC말뚝의 경우 점토층 0.9~4.9배, 모래층 1.3~9.0배 증가하는 경향을 보임에 따라 지진 발생시 경험식에서 제시하는 깊이보다 깊은 심도까지 수평에 대해 저항하는 경향을 나타내었다. 또한, 현장타설말뚝의 경우 점토층 0.3~3.9배 증가, 모래층 0.6~5.2배 증가하는 경향을 나타내었다. 말뚝이 짧은 경우 지표면 부근의 얕은 범위에서 수평력에 저항하고, 길이가 긴 말뚝일 경우 깊은 심도까지 수평하중이 분산되어 저항하는 것으로 확인되었으며, 말뚝 길이의 측면에서는 비교적 경험식과 유사한 저항 양상을 나타내었다.
(2) 최대 수평저항 깊이(1/β)는 경험식에 비해 강관말뚝의 경우 9.3배, PHC말뚝의 경우 9.0배, 현장타설말뚝의 경우 5.2배의 큰 차이를 보이는 것으로 나타났다. 현장타설말뚝의 경우, 짧은 말뚝과 긴 말뚝 조건인 26m를 고려한다면 굉장히 큰 차이를 보이는 것으로 평가할 수 있다. 결국, 지진 발생시 말뚝의 수평저항 깊이(1/β)는 경험식에 따라 말뚝 상단의 일부만 저항하는 것이 아니라, 말뚝의 직경비(L/D)에 비선형적으로 상향 비례하는 경향을 보이는 것으로 나타났으며, 결국, 말뚝기초의 내진설계시 지반 및 말뚝 강성조건에 따라 실제로 수평저항 깊이(1/β)가 크게 달라질 수 있으며, 기존 경험식에 비해 증가시켜 평가하여야 함을 알 수 있었다.
(3) 국내·외 지진파 총 7종의 실규모 지진파를 이용한 시간이력해석을 수행한 결과, 수평저항 깊이(1/β)는 지진파의 최대가속도(Peak Ground Acceleration, PGA)의 강도보다는 파의 체적변화(P파, S파의 방향성)에 의한 순간적 횡방향 에너지 파형 이동(지진파의 방향 굴절 및 이동 순간 속도)이 크게 영향을 미치는 것으로 나타났으며, 표면파(Rayleigh, Love wave) 도착 시 발생하는 수평방향 모드 전환과 이에 따른 지반-말뚝 간 상대변위의 급격한 증가가 말뚝기초의 수평저항 안정성에 영향을 미치는 것으로 나타났다.
(4) 지반 특성별 점토층과 모래층의 경향은 미소한 차이를 보였으나, 비교적 유사한 결과가 나타났다. 경험식에서는 수평저항 깊이(1/β)에 관여하는 지반 특성인 수평지반반력계수(kh)와 말뚝 특성인 휨강성(EI)에 따라 달라지지만, 말뚝 길이(L)와는 무관하게 되어있어 수치해석 결과와는 매우 상이한 것으로 분석되었다. 또한, 수평저항 깊이(1/β)는 직경비(L/D)가 증가할수록 비선형적으로 증가하고, 휨강성비(EI/L)가 증가할수록 반비례적으로 감소하는 경향을 나타내었다.
(5) 국내에서 실시되는 대부분의 말뚝기초 수평 내진설계는 지진하중을 직접적으로 고려하기보다, 간접적으로 고려되는 유사정적해석의 경험적 설계법에 의존하는 실정이다. 이에, 실규모 지진파와 지반-말뚝 동적특성을 고려한 시간이력해석을 실시한 결과, 수평저항 깊이(1/β)는 뚜렷한 비선형적 거동 특성을 보임에 따라, 정성적 추세식과 함께, 말뚝의 직경비 및 휨강성비 등의 특성을 변수로 이용하여 지진시 말뚝기초 수평저항 깊이(1/β)를 보다 직관적으로 추정할 수 있을 것으로 판단된다. 결국, 기존의 보수적인 방법에서 벗어나, 현재 발전된 기술을 이용한 다양한 해석적 평가로서의 접근이 필요한 요소라 사료된다.
