Research Article

Journal of the Korean Geotechnical Society. 31 December 2019. 135-145
https://doi.org/10.7843/kgs.2019.35.12.135

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 대상구간과 지반 모델링

  •   2.1 검토 대상구간

  •   2.2 대상구간의 지반 모델링

  • 3. 지진 시나리오 결정

  • 4. 수치해석 모델링

  • 5. 증폭특성 분석

  •   5.1 지반 모델에 따른 응답특성 분석

  •   5.2 위치별 응답특성 분석

  •   5.3 모델 차이를 이용한 가속도 분석

  • 6. 결 론

1. 서 론

비탈면 붕괴는 크게 내적요인과 외적요인으로 분류할 수 있다. 내적요인은 토층 깊이, 경사도, 흙의 전단강도 등의 지질 및 지형의 특성이며, 외적요인은 강우, 지진 등의 외력이 발생한 경우이다(Varnes, 1978; Keefer, 1984). 지진의 경우 진원 및 전달되는 기반암의 지진동을 예측할 수 없기에 지진동을 대표하는 값에 대한 경험적 평가법이 사용된다(Ambraseys and Menu, 1988; Jibson, 2007). 불규칙한 지진동의 특성의 대푯값은 최대가속도(PGA), 최대속도(PGV), Arias 계수(I), 고유주기(Tp), 스펙트럼 가속도(SaT=1.0) 등이 있으며, 이중 최대지반가속도는 대상구간의 증폭특성을 반영하는 가장 대표적인 값이다(Strenk, 2010).

비탈면의 경우 파괴토체 내의 증폭특성을 반영한 수평등가가속도(horizontal equivalent acceleration, HEA)기반의 안정성 평가법이 적용되고 있다(FEMA, 2003; MOLIT, 2016). 이때 HEA는 비탈면에서 발생하는 토층뿐만 아니라 기하학적 증폭특성이 반영되지만 경험적으로 결정한 활동면에 따라 달라질 수 있다. 비탈면에의 응답특성 분석은 Coupled와 Decoupled 방법으로 나눌 수 있다. Coupled 방법은 파괴에 대한 설정 없이 영구변위를 산정하는 방법이고, Decoupled 법은 파괴토체 내부의 응답특성을 HEA로 치환한 후 이를 통해 영구변위 혹은 안정성을 평가한다.

Rathje and Bray(2001)는 쌓기 비탈면의 응답을 계산하기 위한 1차원 Coupled 해석기법을 제안하였으며, 이를 통해 토체의 응답을 계산할 수 있다. Bray and Travasarou(2007)는 1차원 Coupled 해석법을 적용하여 제방 및 매립지의 영구변위 경험식을 제안하였다. 하지만 이 방법은 활동면에 대한 설정을 고려할 수 없다는 단점 때문에 모든 비탈면에 적용하기가 쉽지 않다. Makdisi and Seed(1978)는 활동면을 고려하기 위해 제방 높이에 따른 깊이별 최대가속도를 제시하고, 이를 기반으로 한 수평 변위 경험식을 제안하였다. 이 방법은 Decoupled방법으로 활동면을 고려할 수 있다는 장점을 가지고 있다. Lee et al.(2015)는 한계평형해석에서 얻어진 활동면을 기반으로 무한사면의 HEA와 영구변위 산정법을 제안하였고, 이는 기반암의 기록만을 사용하는 변위 경험식보다 정확도가 높다. 하지만 모든 지진에 대하여 한가지 활동면을 적용하였기에 파괴특성에 따른 HEA는 아니다.

지진시 전파되는 진동의 불확실성으로 인해 비탈면의 예상 활동면 결정은 여전히 쉽지 않다(Huang et al., 2018). 따라서, 본 연구에서는 Decoupled 방법의 활동면 결정을 위해 소성모델을 적용한 2차원 평면변형률 조건의 동적 수치해석을 수행하였다. 이때 12개의 지진 시나리오의 최대 기반암 가속도(PGArock)를 동일하게 스케일링하고 이벤트별로 달라지는 활동면의 차이와 응답특성을 비교하였다.

2. 대상구간과 지반 모델링

2.1 검토 대상구간

대상 구간은 경주에 위치한 지점으로 국도 설치를 위해 자연사면을 절취하여 만들어진 인공사면이다. 이 사면은 국내 비탈면설계기준(MOLIT, 2016)에 따라 1:1.0~1:1.5의 구배가 적용되었다. 본 연구에서 사용된 단면은 Park et al.(2018)의 연구에서 수행된 비탈면을 적용하였으며, Fig. 1에 도시하였다.

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Fig. 1.

Target slope (Park et al., 2018)

2.2 대상구간의 지반 모델링

대상 구간의 정적 물성 및 동적물성은 Table 1에 정리하였고, 토사의 동적곡선은 Darendeli(2001)의 모델을 적용하였다. Darendeli(2001) 곡선은 깊이별 구속압 조건을 고려 할 수 있는 동적곡선으로 유효응력, 소성지수, 반복하중 주파수, OCR의 4가지 변수로 지반의 동적특성을 잘 반영하는 것으로 알려져 있다. 본 연구에서는 유한차분해석 프로그램인 Flac v.7(Itasca, 2011)을 사용하기에 Darendeli(2001) 모델을 바로 적용할 수 없다. 따라서 프로그램에 내장된 S자형 곡선인 시그모이드 함수(sigmoidal curve)를 Darendeli(2001) 곡선과 유사하게 매칭 하였다. 적용된 시그모이드 함수(Itasca, 2011)는 아래와 같다:

Table 1. Material properties (Park et al., 2018)

Material Vs (m/s) Cohesion (kPa) Friction angle (°) Density (kN/m3)
Soil 150 5.88 34.5 15.88
Weathered rock 560 19.0 33.7 20.0
Bed rock 1,000 100.0 50 23.0

$$G_m=\frac a{1+exp\left(-\left(\log(\gamma)-x_0\right)/b\right)}$$ (1)

여기서 Gm은 전단탄성계수, γ는 전단변형, x0, a, b는 S자형 곡선을 위한 피팅변수이다. 본 연구에서 사용된 x0, a, b는 각각 -1.75, -0.58, 1이다. 소성변형을 모사하기 위해 시그모이드 함수와 Mohr-Coulomb 모델을 결합하였고, 이때 소성 거동은 ψ=0을 적용하여 non-associate flow rule을 따르게 하였다. 본 논문에서는 앞서 언급된 시그모이드 함수의 비소성모델은 sig-associate flow rule model(SA모델)로, MC모델이 결합된 소성모델은 non-associate flow rule model(NA모델)이라 칭하였다.

3. 지진 시나리오 결정

지진에 대한 증폭특성 및 안정성 평가는 사용되는 지진파에 영향을 받기 때문에 국내 지진환경에 상응하는 입력지진파 선정이 중요하다. 과거부터 국내에서 설계 시 사용된 Hachinohe와 Ofunato 지진파의 경우 지진원과 전파 경로에 대한 고려 없이 사용되고 있다. Hachinohe 지진파는 실제 Tokachi-oki 지진(1968.5.16.)의 관측자료이며, 이 지진의 정보는 모멘트 규모(Mw) 8.3, 심도 26km, 복합 혹은 대각선이동단층으로 보고되었다(USGS, 2009). Ofunato 지진파는 Miyagi 지진(1978.6.12.)의 관측자료이며, 심도 44km, 복합 단층의 움직임을 보인 해저지진이다(Seno et al., 1980). 두 지진은 해저지진으로 최근 국내에서 피해를 유발한 9.12지진(약칭: 경주지진, 2016.9.12., ML=5.8), 포항지진(2017.11.15., ML=5.4)과는 차이가 있다. 따라서 국내 지진환경에 부합하는 지진 시나리오를 선정하기 위해서 규모(M), 진원으로부터의 이격거리(R), 지진원의 특성 등의 고려가 필요하겠다.

본 연구에서는 국내에서 최근 발생한 9.12(경주)와 포항지진과 유사한 규모의 지진을 수집하였으며, 수집된 기록의 규모 범위는 5~7이다. 이격거리(R) 20km 미만의 지진파 10개, R ≥ 20km 인 관측기록 2개를 지진 시나리오로 선정하였다(Table 2). 이때 지진원의 단층정보를 고려하지 않았기에 본 연구에서는 정단층과 역단층, 복합단층을 모두 적용하였다. 수집된 지진파는 기반암 기준의 기록이며 PGArock을 0.2g로 스케일링한 후 적용하였다. Table 3은 입력된 지진파의 대푯값을 정리하였다.

Table 2. Input motions

No. EQ name Year Station name M Fault Rrup (km) Vs30 (m/sec)
1 Loma prieta 1989 Gilroy array 1 6.93 Reverse oblique 9.64 1428
2 Hollister 1974 Gilroy array 1 5.14 Strike slip 10.5 1428
3 Northridge 1994 Wonderland ave. 6.69 Reverse oblique 20.29 1222
4 Kobe (Japan) 1995 Kobe uni 6.9 Strike slip 0.92 1043
5 Coyote lake 1979 Gilroy Array 1 5.74 Strike slip 10.7 1428
6 Loma prieta 1989 Los gatos 6.93 Reverse oblique 5.02 1070
7 Tottori (Japan) 2000 SMNH 10 6.61 Strike slip 15.59 967
8 San fernanda 1971 Pasadenaold 6.61 Reverse 21.5 969
9 Tottori (Japan) 2000 OKYH07 6.61 Strike slip 15.23 940
10 9.12 (Gyeongju, Korea) 2016 MKL 5.8 - 13 - 
11 Pohang (Korea) 2017 PHA2 5.3 - 9 -
12 Whittier narrows 1987 Pasadena 5.99 Reverse oblique 6.78 969

Table 3. External factor of Input motions at Scaled PGA=0.2g

No. PGV (m/s) PGD (m) I (m/s) SaT=0.1 (g) SaT=1.0 (g) TP (sec)
1 0.162 0.039 0.247 0.537 0.053 0.197
2 0.057 0.003 0.094 0.731 0.012 0.094
3 0.184 0.028 0.324 0.381 0.219 0.145
4 0.200 0.100 0.337 0.280 0.260 0.416
5 0.185 0.050 0.232 0.493 0.157 0.088
6 0.465 0.147 0.415 0.218 0.536 0.994
7 0.187 0.130 0.362 0.355 0.091 0.210
8 0.125 0.013 0.324 0.400 0.148 0.269
9 0.196 0.246 0.700 0.429 0.099 0.073
10 0.048 0.004 0.100 0.329 0.018 0.029
11 0.092 0.023 0.109 0.502 0.153 0.057
12 0.079 0.008 0.218 0.474 0.061 0.345

4. 수치해석 모델링

동적 수치해석을 수행하기 위해서는 전달되는 진동이 필터되지 않도록 격자 설정이 필요하기에 Kuhlemeyer and Lysmer(1973)가 제안한 요소 크기보다 작게 모델링하였다. 적용된 요소 길이는 0.5m로 최대 25Hz 까지 필터 되지 않도록 하였다. 동적해석 수행전 정적해석 단계를 우선적으로 수행해야 하기에 하부 및 측면 경계는 구속(fix)조건을 설정하고, Ko=1 조건으로 응력상태를 모사하였다. 정적해석에 적용된 구속조건은 동적해석 단계에서는 점성댐퍼 및 자유장 경계 조건으로 변경한다. 하부 경계조건은 반사파를 생성되지 않도록 Lysmer and Kuhlemeyer(1969)가 제안한 점성댐퍼를 설정하였다. 점성댐퍼는 무한한 경계를 효과적으로 모사할 수 있기에 동해석의 하부경계로 적용할 수 있다(Park et al., 2010). 측면 경계조건의 경우 자유장 효과를 모사하기 위해 동적 응답을 강제로 적용하는 자유장 경계(free field)를 적용하였다. 대상구간의 자연사면은 무한사면처럼 연장되나 검토하고자 하는 영역만을 모델링하였다. 이때 동적해석시 자유장 경계조건을 적용할 경우 처음과 끝 부분의 격자(i=1 and imax)는 직각 사각형으로 구성해야 하므로, 비탈면의 상하단은 가상의 수평선을 연장하였다.

실제 지반 감쇠는 진동 주파수의 영향을 받지 않으나 동적해석에서 미소변형률은 Rayleigh 감쇠로 설정하므로 진동 주파수의 영향을 최소화하는 fmfn을 선택해야 한다(Park et al., 2010). 토층의 fmfnKwok et al.(2007)이 제시한 토층의 1차와 5차 mode를 사용하였고, 암반은 fmfn을 각각 1차 모드 주파수와 지진파의 탁월주파수를 적용하였다(Park et al., 2013).

모델링된 격자망과 경계조건, 분석 집중구간은 Fig. 2에 도시하였다. 이때 선정된 분석 집중구간(A, B, C, D, E)은 인공사면의 소단과 자연사면의 경사가 바뀌는 지점으로 기하학적 형상에 따라 진동이 중첩되어 다른 곳보다 크게 증폭될 것이다.

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Fig. 2.

Modeling and Section

5. 증폭특성 분석

본 장에서는 비탈면의 토층을 SA와 NA모델로 모델링하고, 적용된 모델에 따른 응답특성을 비교하였다.

5.1 지반 모델에 따른 응답특성 분석

앞서 선택된 12개 지진파를 적용한 결과로 지반의 구성모델에 따른 위치별 최대가속도(PGA)를 Fig. 3에 도시하였으며, 이때 1:1선을 통해 두 모델의 응답 차이를 비교하였다. 두 모델의 응답은 대부분 큰 차이를 보이지 않았으나, A-C 구간의 일부 사례에서 SA모델의 응답이 NA모델보다 크게 계산되는 것으로 나타났다. 이에 대한 응답차이를 분석하기 위해 Loma Prieta 지진(No. 1 이벤트)에 대하여 증폭이 가장 크게 발생한 사면 정상(Top)에서의 계산된 수평 방향의 변위와 가속도 시간이력을 Fig. 4에 도시하였다. 이때 변위는 기반면(j=1)을 기준으로 한 상대변위이고, 추가로 지반을 탄성모델의 해석 결과도 함께 비교하였다. 탄성모델과 SA모델의 경우 상대변위가 커졌지만 다시 0에 수렴하는 반면 non-associated flow rule을 따르는 NA모델의 경우 급격한 상대변위가 발생한 이후 0으로 돌아가지 않는다. 영구변위는 4초 전후로 급격히 증가하는 것으로 계산되었으며, 이 구간에서의 가속도 응답특성은 앞선 모델들과 차이를 보였다. 이는 비탈면의 내적 저항력보다 큰 관성력의 작용으로 파괴면의 전단변형률의 급격히 증가하면서 생긴 응답이다.

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Fig. 3.

Comparison of PGA with SA model and NA model

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Fig. 4.

Response of Loma Prieta earthquake (No.1 event) at Section A (=slope top)

A 구간에서 4초 전후로 급격한 변화를 보이는 이유를 정확히 분석하고자 깊이별 전단응력-변형률 곡선을 Fig. 5에 도시하였으며, 이는 0~5초까지의 거동이다. 탄성모델과 SA모델의 전단응력과 전단변형률의 관계는 입력된 곡선에 따라 변화하는 반면, NA모델은 4.07초부터 4.23초 까지 급격한 소성변형이 발생하는 것으로 나타났다.

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Fig. 5.

Stress-strain curve for 5 seconds in Section A

Fig. 5의 결론을 바탕으로 Fig. 4의 가속도 시간이력을 재분석 할 경우, 하부 토층에서 항복응력 이상으로 응력전달이 되지 않기 때문에 상대변위 발생시 NA모델의 지표면 가속도는 탄성모델이나 SA모델보다 작다. 또한 지표 하부 1m 지점에서는 항복응력 도달 전에 소성변형이 발생하는데, 이는 하부에서 발생한 대변형으로 비탈면의 쓸림이 발생하였기 때문이다. 추가로 NA모델의 소성변형이 발생한 이후 비탈면의 경사 반대 방향으로 작용한 관성력에서 다른 모델보다 더 큰 PGA 응답을 보였다. 이는 비탈면의 대변형이 이후 변화된 응력상태에 따른 결과로 파악된다.

5.2 위치별 응답특성 분석

비탈면의 움직임을 확인하기 위하여 4개의 지진파에 대한 수평방향 상대변위 등고선(contour)과 PGA 주상도를 Fig. 6에 도시하였다. 육안으로 파악할 경우 0.05cm이상의 상대변위가 발생할 때 원호파괴와 유사한 움직임이 확인되었다. Fig. 6d는 전체적으로 상대변위가 1cm 미만으로 계산되었으며, 자연사면 부분(=상부 영역)에 원호파괴형태의 움직임이 확인되었다. 이때 SA모델과 NA모델의 토층 깊이별 PGA가 유사한 것으로 나타났다. Fig. 6a, b and c 사례에서는 깊이별 수평방향 PGA에 차이가 나타났으며 토사 전체영역에서 쓸려 내림(sliding)이 확인되었다. Fig. 6b and c의 경우 E, D구간보다 A-C구간에서 더 큰 PGA와 상대변위가 발생하였다.

앞서 계산된 상대변위와 모델에 따른 가속도차이를 기반으로 활동면 분석결과를 Table 4에 정리하였다. 이때 수평방향의 상대변위가 0.05cm 이상일 경우를 활동면으로 가정하였다. 표에 정리된 Total, Upper zone, Upper zone II는 각각 전체(토사전체), 상부(자연사면), 상부 II(첫번째 소단~자연사면)영역의 파괴를 의미한다. Fig. 6b와 같이 전체적으로 상대변위가 0.05cm 이상 나타났지만 다른 구간보다 상부에 더 큰 변위가 발생함을 보였기에 Total & Upper Zone이라 정의하였다. 이과 같은 개념으로 Fig. 6의 a, c, d의 움직임을 각각 ‘Total’, ‘Total & Upper Zone II’, ‘Upper Zone’이라 정리하였다. Table 4에 정리된 결과를 도식화하지 않았지만, PGV, PGD, I, Sa, Tp, 모두 크기에 따른 활동면의 구분이 쉽지 않은 것으로 나타났다. 따라서 지진에 대한 활동면의 영역 설정은 쉽지 않기에 전체영역뿐만 아니라 추가로 상부영역까지 고려하는 것이 적절하다.

Table 4. Calculated permanent displacement at surface and failure type

No. Failure type PGD (cm)
E section D section C section B section A section
1 Total 0.71 0.75 1.01 0.90 0.91
2 Upper zone 0.15 0.20 0.30 0.30 0.30
3 Upper zone 0.17 0.23 0.32 0.32 0.32
4 Upper zone 0.15 0.14 0.25 0.25 0.24
5 Total & Upper zone 0.46 0.79 1.17 1.13 1.14
6 Total 2.41 2.45 2.40 2.43 2.32
7 Total & Upper zoneⅡ 0.96 1.24 1.65 1.57 1.59
8 Total & Upper zone 0.89 0.92 1.27 1.24 1.23
9 Total & Upper zoneⅡ 1.09 3.94 > 5.00 > 5.00 > 5.00
10 Upper zone 0.05 0.05 0.11 0.13 0.14
11 Upper zone 0.09 0.09 0.13 0.12 0.11
12 Total 0.35 0.40 0.50 0.49 0.51

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Fig. 6.

Horizontal relative displacement and PGA column for seismic motions : (a) No.1, (b) No.5, (c) No.7 (d) No. 10

SA모델과 NA모델의 구역별 응답스펙트럼을 Fig. 7에 도시하였다. 0.5sec이하의 주기에서는 증폭이 이루어진 것을 확인할 수 있으며, 입력지진파의 우세 주기에 따라 위치별 응답에는 차이가 있는 것으로 나타났다. No.5와 No.10은 0.1sec 이하의 단주기가 우세한 지진파로 1소단과 2소단(section D와 E)에서 크게 증폭하는 것으로 나타났다. 사면 Top에서의 증폭은 0.1~0.5sec 주기 영역에서 크게 계산되었다. 또한, No.10을 제외하고 Top 부분에서는 두 모델간의 스펙트럴 가속도의 차이가 분명하게 나타났다. 앞서 뚜렷한 파괴를 보인 No.1, 5, 7의 0.1~0.5sec 주기 영역에서 NA모델의 응답은 SA모델보다 스펙트럴 가속도가 작게 계산되었고, 0.1sec 이하 영역에서는 더 크게 계산되었다. 이는 항복 파괴이후 발생되는 비탈면의 쓸려 내림 효과인 것으로 파악되며, 이 영향으로 특히 하단부의 응답특성은 단주기 성분이 더 크게 증가하였다.

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Fig. 7.

Response spectrum at surface

5.3 모델 차이를 이용한 가속도 분석

PGA주상도와 상대변위를 산출하여도 비탈면의 예상 활동면을 결정이 여전히 쉽지 않지만 모델별 가속시간이력 그래프(Fig. 4)를 통해 상대변위가 증가할 때의 가속도의 차이가 발생함을 확인하였다. 비탈면의 파괴면을 정확히 산정하려면 전단응력-변형률 곡선을 이용할 수 있지만 전체 시간영역에서 이를 제대로 파악하기 쉽지 않기에 모델간의 가속도 차이를 이용하였다. 이와 같은 방법은 소성변형 발생시 전달되는 가속도 차이가 발생하는 점을 이용하기에 비탈면의 쓸려 내림의 움직이는 구간을 추정하기 용이할 것으로 사료된다. 두 모델간의 가속도 차이를 분석시 사용된 식은 아래와 같다:

$$\Delta=a_{SA}-a_{NA}$$ (2)

여기서 Δ는 가속도 차로 단위는 g이고, aSAaNA는 각각 SA모델에서 계산된 가속도와 NA모델에서 계산된 가속도이다. Δ > 0이면, 소성변형이 발생한 것이다. No. 7과 No. 10 이벤트일 때 기반면과 기반면 상부의 토층에서의 차이를 각각 Fig. 8과 Fig. 9에 도시하였다. 기반면 위의 지층에서 두 이벤트 모두 소성변형이 나타났음을 확인하였고, 위치별 크기에 차이를 보였다. No.10 이벤트의 경우 1cm 미만의 상대변위가 발생하였기에 소성변형이 없을 것이라 보였지만 A-C구간에 뚜렷한 차이를 보였다. 이는 Fig. 6d과 비교하면 0.05cm 상대변위 형상의 결과와 비슷하다. 또한 Fig. 8과 Fig. 9를 통해 쓸려 내림을 주도했던 영구변위 발생 주요 시간대를 파악할 수 있다.

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Fig. 8.

Acceleration difference between NA and SA for No.7 event

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Fig. 9.

Acceleration difference between NA and SA for No.10 event

6. 결 론

본 연구에서는 입력지진파에 따른 비탈면의 응답과 활동면 분석을 위해 2차원 평면변형률 조건의 동적 수치해석을 수행하였다. 이를 통해 도출된 결론은 다음과 같다.

(1) 비탈면 지반에 탄성 혹은(SA) 비선형 모델을 적용할 경우 지진시 전달되는 동적 응력에 비례하여 지반의 변형이 발생하지만, 소성변형이 발생하지 않기에 영구변위를 모사할 수 없다. 따라서, 지진시 비탈면의 응답 분석시 파괴에 의한 움직임을 고려해야 하기에 NA모델을 적용한 해석이 요구된다.

(2) 지진시 지반을 소성(NA) 모델로 적용할 경우, 소성변형으로 인해 상부로 전파되는 진동은 비소성모델과 큰 차이를 보이는 것으로 나타났다. 이는 비탈면에 전달된 응력이 항복점에 도달한 경우 항복응력보다 더 큰 응력은 상부로 전달되지 않기 때문이다. 결국, 소성변형에 따른 응답특성은 지반의 대변형 발생 여부에 따라 달라진다.

(3) 본 연구에서 수행된 비탈면의 경우 이벤트에 따라 위치별 상대변위 움직임이 크게 달라지는 것으로 나타났다. 따라서, 입력지진을 기준으로 한 응답특성을 정의하기보다는 영구변위를 발생시키는 진동에 대한 특성값 도출이 필요할 것으로 보인다.

(4) 지진시 비탈면의 활동면은 기반면 지진파의 대푯값을 기반으로 설정하기 쉽지 않기에 부분영역과 전체영역을 구분하여 설정하는 것을 권장하는 바이다. 따라서, HEA의 계산시 지진특성별로 달라지는 활동면에 대한 고려가 반드시 필요하겠다.

(5) 영구변위가 발생할 때의 응답은 SA모델의 최대 가속도보다 크진 않으나 고주파수 진동이 생성되는 것으로 나타났다. 또한 모델간의 가속도 차이를 통해 예상되는 활동면의 위치 및 영구변위의 상관성을 유추할 수 있을 것으로 파악되었다. 따라서, SA와 NA모델 비교를 통한 지진시 비탈면 응답에 대한 추가적인 연구가 필요할 것으로 사료된다.

Acknowledgements

이 연구는 지진・지진해일・화산감시 및 예측기술 개발 과제(과제번호 1365002988)의 일환으로 수행되었습니다.

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