1.서 론

국내 사회기반시설물의 내진설계 개념은 건축물을 대상으로 1962년 건 축법에 선언적으로 규정되었으며 이후 1988년 [건축물의 구조기준 등에 관한 규칙]이 개정되면서 건축물에서의 내진설계가 의무화 되었다. 이를 바 탕으로 고속철도(1991), 도로교(1992), 댐(1993) 과 같이 중요 시설물에 대해서 별도의 내진설계 기준이 제정되어 해당 시설물에 대하여 내진설계 가 의무화되었다. 1995년 일본의 고베지진을 계기로 정부는 [자연재해대 책법](1996)을 개정하고 소관 부처에 내진설계기준을 설정하도록 하였다. 이에 건설교통부(현 국토교통부)에서는 내진설계 상위 개념인 내진설계기 준연구II(건설교통부, 1997)를 바탕으로 여러 부처와 산하 기관에 각 시설 물별 내진설계기준을 제정하도록 조치하였다[1].

옹벽은 모든 토목구조물 중에서 가장 기본적이고 오래된 구조물로서 중 력식, 역T형, 캔틸레버 형식의 옹벽이 주로 사용되고 있으며 국토교통부에 서는 도로옹벽표준도[2]에 옹벽의 내진설계를 예제로 제공하고 있다. 그 밖 에도 현재 도로교[3], 구조물기초[4] 및 항만 및 어항[5] 설계기준 등에서 옹벽의 내진설계를 제시하고 있으며 지속적인 개정이 이루어지고 있다. 하 지만 설계기준에 제시된 대부분의 상세규정은 관련 연구의 부족으로 인하 여 주로 IBC, AASHTO 등의 해외 설계기준을 준용해 왔으며 1997년 마련 된 내진설계기준연구II[6] 상위개념이 강제성을 갖지 않기 때문에 각각의 설계기준에 상이한 내용이 다수 존재한다.

옹벽의 내진설계에서 가장 중요한 요소는 지진 시 증가하는 횡토압이며 국내외 대부분의 기준에서는 Mononobe-Okabe 공식(이하 M-O공 식)[7,8] 및 Seed and Whitman 공식(이하 S-W 공식)[9]으로 동토압을 손 쉽게 평가 할 수 있으나, 설계지진계수(k_h) 및 동적토압의 분포 등에 대해서 는 명확히 규명이 이루어지지 않아 현재까지 활발한 연구가 진행되고 있는 실정이다. 이 외에도 지반의 지지력은 일반적인 지지력 이론(Terzaghi, Meyerhof, Hansen 등)의 상시 지지력 계수를 적용하고 있으나 동적 지지 력 계수를 적용할 시에는 국토해양부에서 제공하고 있는 옹벽 표준도에서 지지력 파괴가 발생함을 분석한 바 있다 [10].

이에 본 논문에서는 옹벽구조물 중 역T형 옹벽에 대하여 동적토압을 산 정하기 위한 국내 설계기준 현황을 분석하고 외국의 내진설계기준과 최신 연구동향을 바탕으로 향후 국내 내진설계기준의 개선방향을 제시하였다. 또한 각 기관 및 협회별 내진설계기준에 상이하게 제시되어 있는 설계지진 계수, 동적토압분포 등이 옹벽의 외적안정(Global Stability) 및 부재력에 미치는 영향을 예제를 통해 분석하였다.

2.국내외 내진설계기준 (옹벽)

2.1Mononobe-Okabe 방법

M-O 방법은 1923년 Kanto 지진 이후 Okabe[7], Mononobe and Matsuo[8] 가 제안한 지진 시 동적토압 산정 방법이다. M-O 방법은 뒤채 움 지반이 건조사질토인 중력식 옹벽을 대상으로 제안되었지만 현재 국내 외 옹벽 내진설계에서 옹벽의 형태와 상관없이 지진시 횡토압을 산정하는 방법으로 사용되고 있다. M-O 방법은 Coulomb 의 토압이론을 확장시킨 방법으로 지진 시 파괴 흙 쐐기의 관성력을 추가적인 정적 힘으로 고려하여 한계상태에서의 힘의 평형으로 지진 시 작용하는 동적 토압을 식 (1), (2)와 같이 산정하며 다음과 같은 가정사항을 갖는다.

가정 1) 벽체는 최소 주동토압이 발생할 정도로 충분한 변위가 발생한다.

가정 2) 지진 시 파괴 흙 쐐기는 동일한 가속도를 받는 강체로 가정한다.

가정 3) 뒤채움 지반은 Mohr-Coulomb 의 파괴기준을 따르며 직선의 파괴면에서 최대 전단응력이 발생한다.

여기서, γ는 흙의 단위 중량, H는 옹벽 벽체 높이, Φ는 뒤채움 지반의 내부 마찰각, δ는 흙-벽체간의 마찰각, β는 벽체의 수직 기울기, k_h는 수평 지진 계수, k_υ는 수직 지진계수, θ 는 tan^-1 (k_h/(1-k_υ))이다.

정적토압과 동적토압의 전체 크기를 제시한 M-O 방법과 달리 S-W 방 법은 식 (3), (4)와 같이 동적 토력(seismic force, 동적토압의 합)의 증가분 을 따로 분리시켜 M-O 방법을 간편화 하였다.

Coulomb 의 토압이론을 사용한 M-O 방법은 지진시 토력의 총 합력만 을 제시할 뿐 토압의 분포 및 작용점에 대해 언급하지 않은 반면에 S-W 방 법은 1g 진동대 실험을 통하여 동적토력의 작용점을 옹벽 바닥으로부터 0.6H로 평가하여 역삼각형 형태의 동적토압 분포를 제안하였으며 이후 많 은 설계기준에서 사용하고 있다.

2.2국내

2.2.1국내설계기준

구조물기초설계기준[4] 에서는 옹벽의 내진해석을 위하여 M-O방법을 사용하고 설계지진가속도(k_h=a_max/g, g=9.81m/s ² )로는 지표면 자유장 최 대가속도(PGA)로, 해당 지역의 보통암 암반 노두 설계지진계수에 그 지역 의 지반 증폭 계수를 곱하여 결정하도록 하고 있다. 통상적으로 지표면 최대 가속도는 옹벽하단 지표면을 기준으로 산정하고 있으나 이에 대한 명확한 정의가 필요한 실정이다. 정적토압의 작용점은 H/3, 동적토압의 작용점은 0.6H 로 각 분력의 조합을 이용하여 지진 시 토압 작용점을 구하고 있다. 한 편, 지진 시 옹벽의 활동, 지지력, 전도 및 전체 파괴등에 대한 안정해석을 수 행하도록 하고 있으나 자세한 내용은 언급하지 않았다.

도로교설계기준[3]에서는 지진 시 옹벽이 아닌 교대에 작용하는 동적토 압에 대하여 포함하고 있다. 독립식 교대에 대해서는 구조물기초설계기준 과 같이 M-O 방법을 이용하여 등가정적하중을 평가하고 교축방향으로 작 은 변위를 허용하는 조건에 대해 k_h를 50% 감하여 사용하고 예상할 수 있 는 변위의 상한선을 250·a_max(mm)로 제한하였다. 변위를 구속하는 교대에 대해서는 k_h를 50% 증가시켜 사용하도록 하면서 변위에 따라 경제적인 설 계가 가능하도록 하였다. 한편, 토압의 작용점은 M-O 방법으로부터 평가 된 지진 시 전체 토압을 균등분포로 보고 교대 높이의 H/2 지점에 작용하는 것으로 가정하였다. 안정해석 시에는 지진 시 발생하는 교대 자중에 의한 관 성력의 영향을 언급하면서 중력식 지지벽에 대하여 자중에 의한 관성력을 고려하도록 설명하고 있다.

2.2.2도로옹벽표준도

국토해양부에서 제공하는 도로옹벽표준도[2]는 도로교설계기준[3] 및 구조물 기초설계기준[4]을 바탕으로 작성되었다. 동적토압과 관련하여 다 소 상이한 두 기준을 바탕으로 작성되었기 때문에 동적토압의 분포 및 벽체 의 관성력에 대하여 모호한 부분이 존재한다. 역T형 옹벽 T-7 모델을 기준 으로 표준도의 계산과정을 검토한 결과 동적 토압의 크기는 M-O 방법을 이 용하여 계산한 후, 안정해석 시에는 지진 시 전체 토압의 분포는 균등분포로 가정하여 작용점을 H/2 로 사용하고 있으며 단면력 산정시에는 토압의 크 기는 삼각형 형태로 산정하지만 작용점은 일괄적으로 H/2 로 다소 높게 계 산하고 있다(Fig. 1). 벽체의 관성력에 대해서는 옹벽의 자중 관성력을 안 정해석과 단면력 평가시 모두 포함하고 있어 중력식 옹벽 뿐만 아니라 역T 형 옹벽에서도 옹벽의 관성력을 고려하고 있다. 다만, 설계지진계수를 수평 진도 2등급 0.11 g를 기준으로 k_h=0.11/2=0.055 g 로 설계하였기 때문에, 자칫 지반증폭특성이 고려되지 않은 암반 노두값을 k_h 값으로 사용하는 것 처럼 오해의 소지가 존재한다.

2.3국외

2.3.1AASHTO

AASHTO 2012[11] 에서는 최근의 연구를 바탕으로 경제적인 설계방 향으로 개선되어 있다. k_h는 지반증폭특성이 고려된 자유장 최대가속도를 사용하도록 하고 있으며 지반등급에 따라 값을 보정하도록 한다. 25~50 mm (1~2 inch) 의 변위를 허용할 때에는 k_h를 50%감하여 사용하도록 하 였으며 높이 18 m (60ft) 이상의 옹벽에 대해서는 지반-구조물 상호작용을 고려한 해석을 수행하도록 하고 있다. 지진 시 발생하는 전체 토압의 분포를 삼각형 형태로 규정하여 Fig. 2 와 같이 정적토압 과 동적토압의 작용점을 H/3 으로 명확하게 규정하고 있다. 이는 기존에 Seed and Whitman [9] 이 제안한 동적토압 작용점 0.6H 와는 상반되는 내용이며 최근 연구 결과를 바탕으로 내진설계를 좀 더 경제적으로 이끌고 있다. 한편, 옹벽의 자중 (W_w)에 의한 관성력(P_IR=k_h·W_w) 또한 안정해석 및 부재력 검토에 포함하 도록 하였으며 다음과 같은 하중조합을 모두 검토하도록 하고 있다.

조합 1 : P_AE + 0.5P_IR

조합 2 : 0.5P_AE + P_IR (단, 0.5P_AE 가 정적 토압을 초과해야 함)

여기서 P_AE 는 지진시 발생하는 전체(정적+동적) 토력의 크기이다.

2.3.2EUROCODE

Eurocode8 Part 5[12]는 옹벽의 변위 허용 기준을 300k_h (mm), 200k_h 및 고정조건으로 다양화 하면서 k_h 의 크기를 지표면 자유장 최대가속도의 50%, 66%, 100% 로 각각 보정하여 사용하고 있다. 동적토압의 작용점을 0.5H 로 가정하여 Seed and Whitman [9] 이 가정한 0.6H 보다는 다소 경 제적으로 규정하고 있다. 10m 이상 옹벽에 대해서는 k_h 산정을 위한 1차원 해석을 권장하고 있으며 옹벽 자중에 의한 관성력 영향은 따로 언급을 하지 않았다. AASHTO[11] 에 비해 Eurocode8 Part 5[12] 는 2004년 이후 개 정되지 않았기 때문에 최근 연구 동향을 반영하지 못하고 있다.

3.국내외 연구동향

Table 1 에 옹벽의 내진설계 관련하여 국내외 설계기준의 등가정적해석 에 대한 내용을 정리하였다. 기준 간 차이가 나는 부분은 지진 시 토압의 분 포 와 벽체 관성력 포함 여부, 설계지진가속도 k_h 의 산정 방법이다. 이와 관 련하여 최근까지 국내외 연구자들의 활발한 연구가 진행되고 있고 AASHTO[11] 에는 이들의 연구 결과가 반영되면서 안전하고 경제적인 내 진설계 방향을 제시하고 있다.

Nakamura[13] 는 건조사질토 지반의 중력식 옹벽에 대하여 M-O 방법 의 가정 사항이 실제 지진 시 거동과는 상이함을 원심모형실험을 이용하여 분석하였다. 지진 시 뒤채움 지반이 강체거동을 보이지 않음으로써 파괴 흙 쐐기에 동일한 가속도가 적용되지 않고(Fig. 3), 이로 인하여 동적토압이 벽체 높이에 따라 변함을 직접 계측하였다. 또한, 벽체와 뒤채움 지반간의 위상차이(Fig. 4)로 인하여 토압의 감소현상이 발생함을 보였으며 지진파 에 따라 토압의 분포가 달라질 수 있음을 평가하였다. Al Atik and Sitar[14] 은 건조사질토 지반의 U자형 옹벽에 대하여 동적원심모형실험 을 수행하였는데 동적토압의 분포는 삼각형에 가까우며 작용점 또한 Seed and Whitman[9]이 제안한 0.6H 보다는 H/3 에 가깝다고 평가하였다(Fig. 5). 또한, 뒤채움 지반과 옹벽간의 위상차로 인하여 M-O 방법이 동적토압을 과다 평가할 수 있음을 지적하였으며 옹벽 벽체의 관성력 또한 동적 토압의 발현에 상당한 영향을 끼침을 평가하였다(Fig. 6). Sitar et al.[15]는 건조 사질토를 이용하여 캔틸레버 형식의 역T형 옹벽에 대하여 동적토압을 평 가한 결과 삼각형 분포를 보이며 그 크기 또한 M-O 방법보다 현저히 작음 을 원심모형실험을 이용하여 보여주었다(Fig. 7). 또한, 국내에서도 Jo et al.[16]에 의하여 5.4m, 10.8m 역T형 옹벽의 동적토압 및 관성력 영향이 동적원심모형실험을 통하여 평가된 바 있다. 이 역시 동적토압의 분포는 역 삼각형 보다는 삼각형 형태에 가까우며 옹벽과 뒷채움재의 위상차로 인하 여 지진시 토압이 작용하지 않을 때에도 벽체의 관성력 만으로도 구조적으 로 상당한 모멘트가 발생함을 실험적으로 보고하였다(Fig. 8).

지금까지 소개된 연구사례들은 대부분 옹벽이 설치되는 하부 기초지반 을 함께 모사하여 실험을 수행하였으며 하부 기초지반의 침하가 옹벽의 변 위형상에 영향을 미칠 수 있고 이에 따른 옹벽의 회전 변위는 지진 시 동적 토 압이 주동이 아닌 수동상태로 변화될 수 있는 가능성을 갖고 있다. 이와 같은 한계점을 해결하기 위해 본 연구진은 건조사질토를 이용하여 옹벽의 바닥면 을 고정시킨 후, 벽체의 강성을 변화시키며 동적토압의 분포 및 크기에 대하 여 원심모형실험을 수행하였다[17]. 옹벽의 강성은 두께 0.224 m, 0.561 m, 1.262m 철근콘크리트(E=25 MPa) 역T형 옹벽을 대상으로 수행되었으며 강성 변화에 따른 토압의 분포, 작용점 및 크기에 대하여 벽체에서 최대 휨모 멘트가 발생할 때의 토압을 직접 계측하였다. 그 결과 동적토압의 분포는 벽 체 강성과 상관없이 역삼각형 형태보다는 삼각형 형태에 가까우며 벽체 강 성이 증가할수록 토압의 크기 및 작용점 높이가 증가하는 경향이 확인되었 다. 하지만 일반적인 옹벽 두께 0.561 m를 기준으로 토압의 크기는 Seed and Whitman [9] 이 제안한 방법을 기준으로 최대 30%의 토압크기가 계 측되었으며, 작용점은 0.5H 보다 낮은 것으로 확인되어 역삼각형 토압 및 현 행 설계기준이 동적토압 영향을 과대평가 할 수 있음을 제시하였다(Fig. 9).

옹벽의 내진설계 시 M-O 방법은 전 세계적으로 사용하고 있는 대표적 인 유사정적 방법으로 이를 이용하기 위해서는 설계지진계수(kh), 토압의 크기 및 분포에 대한 명확한 정의가 필요하며 안정 해석 시 옹벽의 관성력 또한 영향이 있음을 많은 연구사례에서 확인할 수 있었다. 지진 시 옹벽에 작용하는 동적토압의 분석은 지반-구조물 상호작용에 대하여 수치해석 모 델이 이를 완벽히 모사하기 어렵다는 단점이 있어 현재 원심모형실험을 이 용하여 전 세계적으로 많은 연구가 활발히 진행되고 있으며 AASHTO [11]에서는 Nakamura[13], Al Atik and Sitar[14] 의 연구 결과를 반영하 여 경제적인 설계를 유도하고 있다. 국내에서도 국내 내진관련 연구진들의 활발한 연구 결과를 바탕으로 경제적 내진설계기준 개정이 필요한 실정이다. 따라서 본 연구진은 경제적인 내진설계를 위하여 앞서 언급한 요소들과 관련 하여 국내 내진설계기준이 개선되어야 할 방향을 제시하고 분석해 보았다.

4.내진설계기준 개선방향

우리나라 옹벽의 내진설계 및 동적토압 산정과 관련하여 내진선진국의 최신 연구동향 및 내진설계기준을 고려하여 다음과 같이 개선이 필요한 내 진설계기준 방향을 제시하였다.

그렇지만 이 외에도 NCHRP Report 611[18] 에 따르면 설계지진계수 (k_h) 산정 시 지반의 증폭특성 및 뒤채움 지반의 위치별 가속도 분산에 따른 유효설계지진계수(effective k_h)의 필요성이 대두되고 있다. 또한 순간적 으로 큰 토압을 받는 동적토압에 대하여 이를 정적으로 적용하고 있는 유사 정적 방법의 신뢰성에 대하여 논란의 여지가 계속되고 있다. 따라서, 이에 대한 연구가 지속적으로 수행되어 우리나라에 맞는 경제적이고 안전한 옹 벽의 내진설계기준을 정립할 필요가 있다.

5.설계기준 상이에 따른 문제점 검토

위와 같이 국내외 설계기준과 연구 결과를 검토한 결과 옹벽의 내진설계 에서 M-O 방법과 같은 유사정적 해석을 수행 시 가장 중요한 요소는 1) 설 계지진가속도(k_h), 2)동적토압의 분포, 3)옹벽 자중에 의한 관성력 임을 알 수 있으며 설계기준별 다소 상이한 내용으로 현업에 혼란을 주고 있음을 알 수 있다. 이러한 설계기준의 차이가 옹벽 구조물의 지진시 외적안정 및 부재 력에 미치는 영향을 파악하기 위해 도로옹벽표준도[2]에 제시된 역T형 옹 벽 T-7 예제를 대상으로 내진설계를 수행하였다. 해석대상 옹벽의 형상과 제원은 Fig. 10, Table 2 와 같으며 평가순서는 도로옹벽표준도[2]에 명시 된 방법을 적용하였다. 옹벽이 국내 지진구역 I의 S_C, S_D 지반에 위치함을 가정하고 1000년 주기 지진에 대하여 0.154 g 의 지진가속도가 보통암 노 두에 작용하여 설계지진가속도(k_h)는 0.182 g, 0.224g 로 입력하였다. k_h, 동적토압 분포의 조합에 따라 평가한 예제의 경우는 Table 3과 같으며 각 경우에 대해서 옹벽 자중에 의한 관성력 포함 여부에 따른 결과를 함께 분석 하였다.

지진 시 외적안정평가에 관하여 4가지 경우의 해석 결과는 Table 4와 같 다. Case I, Case III, Case IV 는 각각 국내외 내진설계기준에 해당하는 조 건이며 토압 분포의 변화에 따른 영향을 파악하기 위하여 Case I 과 Case II 의 결과를 비교하였다. 우선 평가를 수행한 T-7 예제는 활동방지 key 가 설 치되어 있지 않기 때문에 1000년 지진에 대해서는 대부분 활동에 대하여 지진 시 안전율 1.2에 미치지 못함을 알 수 있다. 활동에 대해서는 설계지진 계수 k_h와 옹벽 자중 관성력만 영향을 미치고 있으며 SC 지반에 대해서는 관성력을 미포함 하는 경우 활동에 대해서도 안전한 것으로 판단하고 있다.

지진 시 옹벽의 전도는 설계지진계수 k_h 와 옹벽 자중 관성력 뿐만 아니 라 동적토압의 분포에도 영향을 받는다. 전도 안전율 1.5에 대하여 SC 지반 에 대해서는 Case I 을 제외한 모든 경우에 안전한 것으로 판정되었으며 Case II 에서는 동적토압의 작용점이 H/3 으로 낮아지면서 활동 모멘트가 감소하였기에 전도에 대해서 안전한 것으로 평가되었다. S_D 지반의 경우 k_h 를 감하여 사용하지 않은 Case I, II에서 전도에 불안전한 것으로 평가되었 다. 동적토압의 분포를 역삼각형으로 가정할 때, 즉 동적토압의 작용점을 정적토압의 경우와 달리 0.6H 로 높게 산정할 경우는 지진 시 동적토압에 의한 전도 모멘트가 과대평가되고, 동적토압의 크기가 증가할수록 작용점 에 따른 과대평가 영향이 증가한다.

옹벽자중의 관성력에 대해서는 k_h를 감하여 사용하는 경우 활동에 대하 여 상이하게 판단하는 경우가 SC 지반의 Case III 와 Case IV에서 나타났 다. 중력식 옹벽과 달리 벽체의 자중이 비교적 가벼운 역T형 옹벽에서는 지 진의 크기가 작을 때에 옹벽 자중의 관성력이 미치는 영향이 크기 때문에 우 리나라와 같이 강한 지진보다 약한 지진이 발생하는 경우에 더욱 중요한 요 소임을 알 수 있다. 그 밖에도 S_C 지반의 Case I, S_D 지반의 Case II 에 대해 서도 옹벽 자중의 관성력 포함 여부에 따라 전도 모멘트 값에 영향을 주기 때문에 전도에 대해서 상이하게 판정하고 있음을 알 수 있다.

동적 토압의 작용점 변화에 따라 옹벽 벽체에서의 부재력 변화를 살펴보 았다. 현재 도로옹벽표준도에서는 부재력 검토시 토압의 크기는 삼각형 형 태의 분포를 사용하고 있으나 작용점은 H/3가 아닌 H/2를 사용하고 있어 다소 모순적인 내용을 포함하고 있다. 따라서 본 연구에서는 토압의 분포를 삼각형으로 계산할 때에는 동적 토압의 작용점을 H/3 으로, 토압의 분포를 역삼각형으로 계산할 때에는 동적 토압의 작용점을 0.6H 로 간주하여 옹벽 벽체의 하단과 중앙부에서 단면력을 평가하였다. 단면력 집계를 위한 하중 조합은 도로옹벽표준도(2008)에서 제시한 지진시 계수하중 (횡토압, H : 1.6, 지진력, E = 1.0, 상재하중, L = 0.0) 을 사용하였으며 그 외의 과정은 동일하게 수행하였다. k_h 의 값은 외적안정시 사용했던 S_C, S_D 지반의 지표 면 PGA 값을 가감없이 그대로 이용했으며 결과는 Table 5와 같다.

벽체하단에서의 전단력은 토압의 분포와 상관없이 M-O 방법으로 평가 된 동적 토압의 크기에만 영향을 받지만 모멘트의 경우 분포에 따른 작용점 높이가 달라지면서 벽체하단에 발생하는 모멘트 크기에 영향을 받는다. 벽 체 하단 및 중앙부의 모멘트 크기는 삼각형 분포와 작용점 H/3 에 비해 도로 옹벽표준도의 결과가 S_C 지반에서 약 10%, S_D 지반에서 약 12% 과대평가 하고 있다. Seed and Whitman (1970) 이 제안한 역삼각형 형태의 토압을 적용할 경우에는 토압 분포의 영향으로 벽체하단보다 벽체 중앙에서의 토 압 분포별 차이가 증가하며 전단력에서는 약 40% 이상, 모멘트는 약 100% 의 과대평가 가능성을 보이고 있다. 이처럼 토압의 분포에 따라 단면력 평가 에서 큰 차이를 보이고 있으며, 특히 벽체 중앙에서의 값에 큰 영향을 미침 을 알 수 있다. 따라서 지진 시 작용하는 동적토압의 분포를 설계기준에서 명확히 제시해 줄 필요가 있으며 내진선진국의 설계기준 및 최근연구의 결 과에 발맞추어 동적토압의 분포를 삼각형 형태로 통일시킬 필요가 있다. 그 에 따라 도로옹벽표준도의 계산과정에서도 동적토압의 분포에 대하여 일 관성 있는 적용이 필요하다.

6.결론 및 고찰

본 연구에서는 옹벽 구조물 내진설계시 사용하는 설계요소들에 대해서 내진설계기준 현황 및 국내외 연구동향에 대해 분석하고 현행설계기준 의 적정성 검토를 수행하였다. 이를 바탕으로 설계지진계수 (k_h) 보정필요성, 동적토압의 분포 및 작용점, 옹벽 구조물의 관성력 고려에 대한 개선방향을 제시하였으며 이들이 지진 시 옹벽의 외적 안정에 미치는 영향, 동적토압의 분포가 옹벽 벽체의 부재력에 미치는 영향을 도로옹벽표준도(2008) 의 예 제해석을 통해 파악하였으며, 이에 대한 개선방향을 제시하였다.

옹벽 관련 내진설계기준의 선진화를 위해서는 우선적으로 이에 대해 국 내에 적합한 한국형 내진설계기술개발을 위한 연구가 수행되어야 하며 각 구조물을 소관하는 유관부처간의 긴밀한 협의가 필요하다. 추후 설계기준 개정 시 타 협회의 설계기준과 모순되는 점에 대해 명확히 인지한 후 이에 대한 명확한 연구 결과 및 관리가 필요할 것으로 사료된다.