[논문]원심모형시험을 이용한 케이슨 안벽의 지진시 거동에 대한 수치해석 검증

이진선; 박태정; 이문교; 김동수

doi:10.7843/kgs.2018.34.11.57

원심모형시험을 이용한 케이슨 안벽의 지진시 거동에 대한 수치해석 검증
Verification of the Numerical Analysis on Caisson Quay Wall Behavior Under Seismic Loading Using Centrifuge Test 원문보기

韓國地盤工學會論文集 = Journal of the Korean geotechnical society, v.34 no.11, 2018년, pp.57 - 70

이진선 (원광대학교 토목환경공학과) , 박태정 (원광대학교 토목환경공학과) , 이문교 (KAIST 건설 및 환경공학과) , 김동수 (KAIST 건설 및 환경공학과)

초록
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본 논문에서는 항만구조물의 성능기반 내진설계 도입을 위해서 액상화를 포함하는 비선형 유효응력해석기법의 검증을 실시하였다. 중력식 케이슨안벽의 지진시 거동에 대해서 수치해석의 결과는 동적원심모형시험의 결과와 원형스케일로 직접 검증되었다. 중력식 안벽의 모형은 강성토조내에 지진시 과잉간극수압의 증가가 발생하는 포화 사질토 지반위에 조성되었으며, 원심가속도 60g하에서 높이 10m, 폭 6m의 케이슨 안벽을 묘사할 수 있다. 원심모형시험의 원형스케일과 동일하게 2차원 평면 변형율 조건하에서 비선형 유효응력 수치해석 모델을 구성하였다. 지반의 비선형 거동모델과 함께 Byrne의 액상화 모델을 사용하였으며, 경계요소를 적용하여 안벽과 지반의 분리거동을 묘사하였다. 검증결과, 안벽의 잔류변위를 포함하여 지반 및 안벽의 수평가속도와 안벽기초 하부 사질토 지반의 과잉간극수압 증가양상 모두 유사한 결과를 나타내었다.

Abstract ▼ AI-Helper

In this study, verification of the nonlinear effective stress analysis is performed for introducing performance based earthquake resistance design of port and harbor structures. Seismic response of gravitational caisson quay wall in numerical analysis is compared directly with dynamic centrifuge test results in prototype scale. Inside of the rigid box, model of the gravitational quay wall is placed above the saturated sand layer which can show the increase of excess pore water pressure. The model represents caisson quay wall with a height of 10 m, width of 6 m under centrifugal acceleration of 60 g. The numerical model is made in the same dimension with the prototype scale of the test in two dimensional plane strain condition. Byrne's liquefaction model is adopted together with a nonlinear constitutive model. Interface element is used for sliding and tensional separation between quay wall and the adjacent soils. Verification results show good agreement for permanent displacement of the quay wall, horizontal acceleration at quay wall and soil layer, and excess pore water pressure increment beneath the quay wall foundation.

주제어

표/그림 (20)

그림 Fig. 1. Typical failure mechanism of caisson quay wall and quay crane after earthquake
그림 Fig. 2. Experimental model setup for dynamic centrifuge test
그림 Fig. 3. Measurement system installation profile (Model scale, Dimensions in cm)
그림 Fig. 4. Dimensions of the numerical model
그림 Fig. 5. Interface behavior used in the numerical analysis
표 Table 1. Input parameters for the numerical analysis
그림 Fig. 6. Shear modulus and damping ratio fitting results of dry silica sand
표 Table 2. Engineering properties of the silica sands
그림 Fig. 7. Updated the maximum shear modulus distribution after static equilibrium (Unit, Pa)
그림 Fig. 8. Shear wave velocity of silica sand with confining pressure
표 Table 3. Mathematical fitting function models for nonlinear cyclic behavior of soil in FLAC analysis
그림 Fig. 9. Incremental Volumetric Strain Curves (Martin et al., 1975)
그림 Fig. 10. Changes of volumetric strain as increasing number of cycles (Itasca, 2013)
표 Table 4. Engineering parameters of silica sand
그림 Fig. 11. Diagrammatic cross section of particulate group showing packing changes that occur during cyclic loading (Youd, 1977)
그림 Fig. 12. Forces acting on a typical waterfront retaining wall (Bellezza et al., 2009)
그림 Fig. 13. Step by step analysis following construction stage
그림 Fig. 14. Comparison of the horizontal acceleration history for the major points
그림 Fig. 15. Comparison of the porewater pressure history for the major points
그림 Fig. 16. Comparison of the permanent displacement of the quay wall

AI 본문요약
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문제 정의

그러나, 수치해석을 통한 지진응답의 예측은 해석자의 기술적 이해도와 해석기법이 가지는 한계에 따라 상이한 결과를 보임에 따라, 적용에 앞서 수치해석기법에 대한 검증이 선행되어야 하며, 검증을 위해 사용되는 자료로는 실지진 피해사례 또는 동적원심모형 시험이 사용될 수 있다. 아직까지 우리나라에서는 수치해석의 검증을 위한 중력식 안벽의 유의미한 지진피해 자료를 확보하기 어려움에 따라, 본 연구에서는 동적원심모형 시험을 이용한 검증을 우선 목표로 하였다. 이를 위하여, 중력식 케이슨 안벽에 대해서 동적원심모형 시험을 시행하였으며 모형실험의 원형(Prototype)에 대한 2차원평면변형율 수치해석을 시행하여, 그 결과를 동적원심모형 시험의 결과와 직접 비교 검증하였다.

제안 방법

수치모델은 60g 원심모형시험의 원형스케일로 동일하게 구성되어, 가로 34m, 높이 15m로 구성되었다. 강성토조 내부에 모형이 구성됨에 따라, 정적 평형조건하에서 수평경계조건은 횡방향 구속조건을 적용하였다. 해수면으로 인한 정수압은 경계면 분포하중으로 안벽전면부와 준설면에 작용하도록 구현되었다(Fig.
완성된 시험모형에 원심가속도를 재하 후, 미소가진을 재하하여 계측시스템을 평가를 우선 실시하였다. 그 후 입력지진 최대가속도 크기를 증가시키며 총 11회 연속된 가진을 가하였다. 수치해석은 최초 재하된 지진하중 크기인 최대입력지진 가속도 0.
체적팽창량과 Cyclic Mobility의 크기는 사질토의 팽창각에 영향을 받게 되며, 실제 팽창각의 크기는 전단변형율에 따라 변화하는 특성을 나타낸다. 그러나, 본 논문에서 적용된 Byrne모델과 Mohr-Couomb모델은 비선형 팽창각에 의한 Cyclic Mobility의 발현이 불가능함에 따라, 이를 재현하기 위하여 기초면 하부지반의 점착력 1.7kPa을 추가하여 이를 묘사하였다. 수치해석에서 Cyclic Mobility를 실제에 가깝게 재현하기 위한 더 복잡한 액상화 모델이 존재하나, 실제 적용시 모델변수의 선정에 어려운 단점을 가지고 있다.
해석에 사용된 실리카 모래지반의 해석변수를 Table 4에 정리하였다. 단, 본 해석에서는 액상화 이후 간극수압의 소산과정은 묘사하지 않음에 따라, 지진하중이 재하되는 과정의 비배수 해석만 시행하였다.
단계별 해석 종료 후 지중응력증가로 발생하는 과잉간극수압의 소산을 위하여 정상상태 침투해석을 시행하였다.
듀랄루민 플레이트로 구성된 중력식 안벽은 계측된 총 중량과 부피로 산출된 밀도를 가지는 균질한 탄성재료로 모델링 되었다. 사용된 밀도와 전단탄성계수 및 체적변형계수는 각각 19.
원심모형시험에 사용된 실리카 모래는 구속압에 따라 전단탄성계수가 달라지는 특성을 나타낸다. 따라서, 본 연구에서는 지진하중 재하 전 포화된 실리카 모래의 정적평형상태에서의 유효구속압에 따라 최대 전단탄성계수를 재설정하는 과정을 시행하였다. Fig.
본 연구에 사용된 FLAC2D 프로그램은 시간영역 양해법을 이용한 시간적분을 시행함에 따라, 비선형 문제에 대해서 해의 수렴을 위하여 최소시간적분간격(Δtd)이 결정되어 적용되어야 한다.
본 연구에서는 Itasca사에서 개발한 2차원 유한차분해석 프로그램인 FLAC2D를 사용하여 수치해석을 시행하였다. 본 프로그램은 2차원 평면변형율 조건 하에서 시간영역 직접적분법을 적용, 관성력을 포함한 연속체의 외력에 대한 응답을 계산할 수 있으며, 지반 내 지하수 침투해석을 동시에 해석할 수 있는 장점을 가지고 있다.
지반은 과거에 겪어온 응력이력에 따라 향후 거동형태가 달라지므로 완성된 지반구조물의 정확한 거동 예측을 위해서는 시공단계에 따른 응력변화이력을 재현하여야 한다. 본 연구에서는 지진하중 재하 전 토조내안벽모형의 설치과정을 따라 총 4개의 시공단계로 구분하여 Fig. 13과 같이 시공단계별 해석을 시행하였다.
본 연구에서는 Itasca사에서 개발한 2차원 유한차분해석 프로그램인 FLAC2D를 사용하여 수치해석을 시행하였다. 본 프로그램은 2차원 평면변형율 조건 하에서 시간영역 직접적분법을 적용, 관성력을 포함한 연속체의 외력에 대한 응답을 계산할 수 있으며, 지반 내 지하수 침투해석을 동시에 해석할 수 있는 장점을 가지고 있다. 또한, 재료 및 기하비선형, 비정상하중 및 대변형 문제를 강성행렬(Global stiffness matrix)을 구성하지 않고 풀이하여, 해석모델의 절점이 증가하여도 소요 메모리가 증가하지 않는 장점을 가지고 있다.
그 후 입력지진 최대가속도 크기를 증가시키며 총 11회 연속된 가진을 가하였다. 수치해석은 최초 재하된 지진하중 크기인 최대입력지진 가속도 0.153g에 대하여 검증을 실시하였다.
수치해석의 검증은 원심모형시험의 시간이력 계측결과에 대하여 원형 스케일로 시행되었다. 검증에 사용된 자료는 위치별 수평가속도, 간극수압 그리고 안벽의 영구(잔류)변위이다.
실험에 사용된 실리카 모래의 공학적 특성은 Table 2와 같이 원심모형시험에서 조성된 상대밀도에 상응하도록 산정되어 수치모델에 적용하였다.
토조의전면부는 플랙시글라스(Plexiglass)로 제작되어 초고속카메라를 이용한 변위확인이 가능토록 제작되었다. 안벽 하부 원지반층은 상대밀도 85%를 목표로 낙사방법을 이용하여 조성되었으며, 토조의 폐합 후 진공 가압과정과 이산화탄소 주입과정을 10회 반복하여 간극 내 이산화탄소 포화도를 증가시켰다. 지반의 포화과정은 점성유체(Methycellulose)를 이용하여 목표 중력가속도 하에서 물의 점성이 재현되도록 진공압 상태에서 진행되었다.
안벽과 지반모델 사이에 경계요소를 적용하여 케이슨안벽의 전단력에 의한 슬라이딩과 인장력으로 인한 분리거동이 가능하도록 하였다. 경계요소의 거동은 수직방향으로 압축력만 전달되며, 전단방향으로 완전탄성-완전소성 거동을 하도록 정의된다(Fig.
완성된 시험모형에 원심가속도를 재하 후, 미소가진을 재하하여 계측시스템을 평가를 우선 실시하였다. 그 후 입력지진 최대가속도 크기를 증가시키며 총 11회 연속된 가진을 가하였다.
15는 계측위치별 과잉간극수압 시간이력의 비교를 나타내고 있다. 원심모형 실험시 뒷채움 지반은 목표포화도에 도달하지 못함이 확인됨에 따라, 수치해석에서 액상화 모델은 기초면 하부지반에만 적용되었다. 비교 결과, 안벽 전면부 준설면을 제외하면 실험결과와 유사한 간극수압 증가양상이 수치해석을 통하여 재현됨을 알 수 있다.
원심모형시험에 사용된 강성토조로 인하여 수평방향으로 전파되는 지진파의 전반사가 발생함에 따라, 수치 모델은 이에 상응하도록 좌우 측면의 경계면과 바닥면에 동일한 가속도 시간이력을 재하 하였다. 최하단 부 입력지진 경계조건 또한, 계측된 가속도 시간이력이 직접 재하될 수 있도록 강성암반 경계조건을 적용하였다.
비선형 유효응력해석의 도입에 앞서 해석기법에 대한 검증이 우선되어야 한다. 이를 위하여, 본 논문에서는 동적 원심모형 시험의 결과를 이용한 해석의 검증을 실시하였다. 특히, 지진시 지반의 간극수압 증가를 고려하기 위하여 액상화 모델인 Byrne모델을 적용하여 간극수압, 안벽의 잔류변위, 그리고 지반 및 안벽의 가속도 시간이력을 비교 검토하였다.
안벽 하부 원지반층은 상대밀도 85%를 목표로 낙사방법을 이용하여 조성되었으며, 토조의 폐합 후 진공 가압과정과 이산화탄소 주입과정을 10회 반복하여 간극 내 이산화탄소 포화도를 증가시켰다. 지반의 포화과정은 점성유체(Methycellulose)를 이용하여 목표 중력가속도 하에서 물의 점성이 재현되도록 진공압 상태에서 진행되었다. 조성된 지반의 포화도는 약 99%로, Okamura와 Inoue(2012)가 제안한 방법에 따라 측정되었다.
74kN/m³로 계산되어 실제 현장에서 시공되는 케이슨의 등가 단위중량과 유사한 수치를 나타내었다. 지진하중은 토조 하단부에 작용되었으며, 실험 중 안벽과 지반의 응답은 레이저 센서, 가속도계, 토압계, 간극수압계, 초고속 카메라 등으로 상세히 계측이 진행되었다(Fig. 3). 입력지진파는 Ofunato지진파(1978.
원심모형시험에 사용된 강성토조로 인하여 수평방향으로 전파되는 지진파의 전반사가 발생함에 따라, 수치 모델은 이에 상응하도록 좌우 측면의 경계면과 바닥면에 동일한 가속도 시간이력을 재하 하였다. 최하단 부 입력지진 경계조건 또한, 계측된 가속도 시간이력이 직접 재하될 수 있도록 강성암반 경계조건을 적용하였다. 그러나, 강성암반 경계조건은 반무한 탄성암반 경계조건에 비하여 수치해석과 계측기록간의 차이로 발생하는 오차가 누적될 수 있는 단점을 가지고 있다(Mejia and Dawson, 2006).
이를 위하여, 본 논문에서는 동적 원심모형 시험의 결과를 이용한 해석의 검증을 실시하였다. 특히, 지진시 지반의 간극수압 증가를 고려하기 위하여 액상화 모델인 Byrne모델을 적용하여 간극수압, 안벽의 잔류변위, 그리고 지반 및 안벽의 가속도 시간이력을 비교 검토하였다. 검토결과, 기초면 하부지반의 간극수압 증가는 실험과 수치해석에서 유사한 증가양상을 나타냄을 알 수 있었다.

대상 데이터

수치해석의 검증은 원심모형시험의 시간이력 계측결과에 대하여 원형 스케일로 시행되었다. 검증에 사용된 자료는 위치별 수평가속도, 간극수압 그리고 안벽의 영구(잔류)변위이다. 계측 지점의 위치와 수치해석 그리고 원심모형시험에서 계측된 수평가속도 시간이력의 비교는 Fig.
포화된 사질토가 비배수 상태에서 인장력을 받는 경우, 간극수는 체적변형에 대한 저항력을 발현함에 따라, 이를 물의 인장력 또는 지반의 인장력으로 표현되어야 한다. 본 연구에서는 물의 인장에 대한저항력 10GPa를 적용하였다.
본 연구에서는 실제크기(높이 10m, 폭 6m)의 중력식 안벽을 대상으로 실험을 실시하였다. 실험은 대전 KAIST에 위치한 지오센트리퓨지 실험센터에서 시행되었다.
비배수 상태에서 포화된 지반의 체적변화에 따른 간극수압 변화를 수치해석에서 반영하기 위해서는 간극수의 밀도, 체적변형계수 그리고 비배수 인장에 대한 저항강도가 정의되어야 한다. 사용된 물의 체적변형계수는 2.15GPa이다. 포화된 사질토가 비배수 상태에서 인장력을 받는 경우, 간극수는 체적변형에 대한 저항력을 발현함에 따라, 이를 물의 인장력 또는 지반의 인장력으로 표현되어야 한다.
사용된 밀도와 전단탄성계수 및 체적변형계수는 각각 19.74kN/m3, 1.4 × 1010kN/m2, 1.8 ×1010kN/m2이다.
수치모델은 60g 원심모형시험의 원형스케일로 동일하게 구성되어, 가로 34m, 높이 15m로 구성되었다. 강성토조 내부에 모형이 구성됨에 따라, 정적 평형조건하에서 수평경계조건은 횡방향 구속조건을 적용하였다.
본 연구에서는 실제크기(높이 10m, 폭 6m)의 중력식 안벽을 대상으로 실험을 실시하였다. 실험은 대전 KAIST에 위치한 지오센트리퓨지 실험센터에서 시행되었다. 실험은 원심가속도 60g에서 시행되었으며, 중력식 안벽을 포함하는 항만의 모형은 내부길이, 폭, 높이 0.
실험은 원심가속도 60g에서 시행되었으며, 중력식 안벽을 포함하는 항만의 모형은 내부길이, 폭, 높이 0.65m× 0.305m × 0.48m인 강성토조 내에 조성되었다.

데이터처리

아직까지 우리나라에서는 수치해석의 검증을 위한 중력식 안벽의 유의미한 지진피해 자료를 확보하기 어려움에 따라, 본 연구에서는 동적원심모형 시험을 이용한 검증을 우선 목표로 하였다. 이를 위하여, 중력식 케이슨 안벽에 대해서 동적원심모형 시험을 시행하였으며 모형실험의 원형(Prototype)에 대한 2차원평면변형율 수치해석을 시행하여, 그 결과를 동적원심모형 시험의 결과와 직접 비교 검증하였다. 본 연구에서 시행된 검증의 방법과 절차는 향후 성능기반 내진설계의 실무도입에 있어서 현업기술자들에게 해석을 위한 주요지침으로 사용될 것으로 기대된다.

이론/모형

, 2004)에따라 결정될 수 있다고 보고 되었다. 그러나, 상기 동수압은 무한한 수평 수면에 대해서 유도된 수압으로, 본 논문에서 사용된 유한한 경계 실험조건의 동수압 크기는Wener와 Sundquist(1949)가 제안한 식에 따라 Westergaard(1933) 제안식의 60% 크기로 안벽 전면부에 부가질량으로 적용되었다.
FLAC2D에서 지반의 전단탄성계수 감소특성은 기본적으로 제공되는 4가지 피팅모델로 적용가능하다(Table 3). 본 해석을 위한 피팅결과는 (Fig. 6)과 같으며, 4가지 모델 중 실험결과와 가장 근접한 결과를 나타내는 Model2(Sigmoidal-3)모델을 적용하였다.
실리카 모래지반의 전단파괴 이전 응력-변형율 거동은 비선형 피팅모델에 따라 거동하며, 반복하중에 대해서는 Masing법칙에 의한 거동을 나타내도록 하였다. 전단변형율 증가에 따른 실리카모래의 전단탄성계수 감소 특성은 공진주/비틂전단 시험으로부터 획득 되어, 유효구속압에 상응하는 감소곡선이 선별적으로 적용되었다.
3). 입력지진파는 Ofunato지진파(1978.6.12. ML 7.4, recorded at Miyagi-ken Oki)를 원형으로 한 파형을 사용하였다. 조성된 지반의 상대 밀도는 기초면 하부지반 83%, 뒷채움 지반 50%로 조성되었으며, 목표 포화단위중량은 19.
전단파괴 기준은 유효 구속압에 따른 강도변화가 고려될 수 있도록 Mohr-Coulomb모델을 적용하였다.
지반의 포화과정은 점성유체(Methycellulose)를 이용하여 목표 중력가속도 하에서 물의 점성이 재현되도록 진공압 상태에서 진행되었다. 조성된 지반의 포화도는 약 99%로, Okamura와 Inoue(2012)가 제안한 방법에 따라 측정되었다. 반면, 안벽배면의 뒷채움 지반은 토조 상부가 개방된 상태에서 목표 수위까지 점성유체를 채운 후 낙사 방법으로 조성됨에 따라, 뒷채움 지반의 경우 포화도 측정이 불가하였으며, 진공 및 이산화탄소 치환과정이 생략됨에 따라 완벽한 포화가 이루어지지 않았을 것으로 판단된다(Kim et al.
지진하중 재하 전 정적해석은 오일러좌표계(Euleriancoordinate)에서 시행되었으며, 동해석은 대변형에 따른 기하학적 비선형을 고려하기 위하여 라그랑지안좌표계(Lagrangian coordinate)에서 시행되었다. 본 연구에 사용된 FLAC2D 프로그램은 시간영역 양해법을 이용한 시간적분을 시행함에 따라, 비선형 문제에 대해서 해의 수렴을 위하여 최소시간적분간격(Δt_d)이 결정되어 적용되어야 한다.

성능/효과

특히, 지진시 지반의 간극수압 증가를 고려하기 위하여 액상화 모델인 Byrne모델을 적용하여 간극수압, 안벽의 잔류변위, 그리고 지반 및 안벽의 가속도 시간이력을 비교 검토하였다. 검토결과, 기초면 하부지반의 간극수압 증가는 실험과 수치해석에서 유사한 증가양상을 나타냄을 알 수 있었다. 안벽의 잔류변위 또한 원심모형시험에서 계측된 결과와 매우 유사한 결과를 나타내었다.
2차원 평면변형율 해석시 최소시간적분간격은 식 (8)과 같이 산정되며, 이는 전체 수치 모델의 요소 중 가장 큰 공진주파수를 나타내는 요소에 의해 결정된다. 따라서, 본 연구에서는 0.5m 크기의 격자로 모델링된 콘크리트 케이슨에 의해서 최소 시간간격이 계산되었다.
안벽의 잔류변위 또한 원심모형시험에서 계측된 결과와 매우 유사한 결과를 나타내었다. 마지막으로 깊이별 수평 가속도의 시간이력 또한 일치하는 결과를 나타냄을 알 수 있었다.
원심모형 실험시 뒷채움 지반은 목표포화도에 도달하지 못함이 확인됨에 따라, 수치해석에서 액상화 모델은 기초면 하부지반에만 적용되었다. 비교 결과, 안벽 전면부 준설면을 제외하면 실험결과와 유사한 간극수압 증가양상이 수치해석을 통하여 재현됨을 알 수 있다. 과잉간극수압 증가정도가 완벽히 일치하지 않는 이유는 원심모형 시험에서 조성된 지반의 포화도 차이에 기인하는 것으로 사료된다.
14와 같다. 비교결과 수평가속도 이력은 실험과 수치해석이 비교적 잘 일치함을 알 수 있다.
13g에서 활동이 발생할 수 있는 중량으로 듀랄루민 플레이트를 결합하여 제작되었다. 시험에 사용된 안벽모형은 중공상태로, 단일재료로 폐색된 등가의 단위중량은 19.74kN/m³로 계산되어 실제 현장에서 시공되는 케이슨의 등가 단위중량과 유사한 수치를 나타내었다. 지진하중은 토조 하단부에 작용되었으며, 실험 중 안벽과 지반의 응답은 레이저 센서, 가속도계, 토압계, 간극수압계, 초고속 카메라 등으로 상세히 계측이 진행되었다(Fig.
4, recorded at Miyagi-ken Oki)를 원형으로 한 파형을 사용하였다. 조성된 지반의 상대 밀도는 기초면 하부지반 83%, 뒷채움 지반 50%로 조성되었으며, 목표 포화단위중량은 19.3kN/m³이다.

후속연구

그러나, 수치해석을 통한 지진응답의 예측은 해석자의 기술적 이해도와 해석기법이 가지는 한계에 따라 상이한 결과를 보임에 따라, 적용에 앞서 수치해석기법에 대한 검증이 선행되어야 하며, 검증을 위해 사용되는 자료로는 실지진 피해사례 또는 동적원심모형 시험이 사용될 수 있다. 아직까지 우리나라에서는 수치해석의 검증을 위한 중력식 안벽의 유의미한 지진피해 자료를 확보하기 어려움에 따라, 본 연구에서는 동적원심모형 시험을 이용한 검증을 우선 목표로 하였다.
본 논문에서 적용된 해석절차와 액상화 모델은 일반적인 지반조사 방법과 표준관입 시험치 만으로도 모델변수의 결정이 가능하므로, 시간영역 비선형 수치해석을 이용한 중력식 케이슨안벽의 성능기반 내진설계기법의 도입은 별도의 추가 지반조사절차 없이 현업적용이 가능할 것으로 기대된다.
이를 위하여, 중력식 케이슨 안벽에 대해서 동적원심모형 시험을 시행하였으며 모형실험의 원형(Prototype)에 대한 2차원평면변형율 수치해석을 시행하여, 그 결과를 동적원심모형 시험의 결과와 직접 비교 검증하였다. 본 연구에서 시행된 검증의 방법과 절차는 향후 성능기반 내진설계의 실무도입에 있어서 현업기술자들에게 해석을 위한 주요지침으로 사용될 것으로 기대된다.

질의응답

핵심어	질문	논문에서 추출한 답변
	중력식 안벽이란 무엇인가?	중력식 안벽은 콘크리트의 자중으로 토압에 저항하는 구조로, 대형 컨테이너 선박의 부두 접안을 위해 시공되는 구조물이다. 중력식 안벽의 상단부에는 컨테이너의 하역을 위한 안벽크레인이 설치되는 것이 일반적이다(Fig.
	강성암반 경계조건의 단점은 무엇인가?	최하단 부 입력지진 경계조건 또한, 계측된 가속도 시간이력이 직접 재하될 수 있도록 강성암반 경계조건을 적용하였다. 그러나, 강성암반 경계조건은 반무한 탄성암반 경계조건에 비하여 수치해석과 계측기록간의 차이로 발생하는 오차가 누적될 수 있는 단점을 가지고 있다(Mejia and Dawson, 2006).
	항만구조물의 성능기반 내진설계 도입으로 해결할 수 있는 문제는 무엇인가?	안벽크레인은 중력식 안벽의 상단부와 뒷채움 매립부 말뚝기초 두부에 설치된 레일에 의하여 지지되어 수평 이동이 가능하도록 설치되는 것이 일반적인 설계방법이다. 따라서, 지진시 증가되는 동토압 또는 액상화로 인한 횡력의 증가는 중력식 안벽의 영구변위를 유발하게 되어, 이로 인한 안벽크레인 지점간 이격거리 증가로 지진 후 운영에 문제가 발생하게 된다.

참고문헌 (20)

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저자의 다른 논문 :

표제어: PCR

동의어: Packet Collision Rate

용어 설명 출처 목록 (6)

용어 설명: PCR은 세균 특이성이 있는 primer를 이용하여 적은 수의 세균이 있을지라도 쉽게 검출할 수 있는 유용한 방법이며, 이를 이용하여 구강 내 치면세균막이나 타액에서 직접 세균을 검출할 수 있게 되었다[8].

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