중생대 퇴적암에서 점토가 충전된 층리면의 전단강도 추정

1. 서 론

합천~창녕간 고속도로는 지체구조상 중생대 백악기 퇴적암이 주로 분포하고, 이를 관입한 불국사 화강암류와 중성 및 산성 암맥과 제4기 충적층이 분포한다. 노선에 분포하는 쇄설성 퇴적암은 퇴적 시기에 따라 입자의 크기 및 방향, 광물학적 및 화학적인 요소의 변화에 의해 층리라는 면구조의 특성을 띠고, 이러한 층리면을 따라 대규모 평면파괴가 자주 발생한다(유병옥, 2002).비탈면 붕괴는 내·외적인 다양한 요인에 의해 발생하나, 퇴적암은 층리면의 전단강도가 비탈면 안정성에 큰 영향을 미치므로 층리면의 전단강도를 정확히 산정하는 것이 매우 중요하고, 설계 단계에서 정확한 전단강도를 산정하는 것은 매우 어려운 과제이다.

Goodman(1970)은 일련의 시험을 통해서 절리 충전물의 중요성을 검증하였는데, 인공적으로 만든 톱니형 절리면에 파쇄 시킨 운모를 입혀서 충전물 두께의 증가에 따라 전단강도 감소 경향을 연구하였고, Barton(1974)은 암석과 충전물을 포함하고 있는 불연속면의 전단강도 값을 제안하였으나 전단강도에 가장 큰 영향을 미치는 불연속면의 거칠기, 충전물의 종류와 두께에 대한 구체적인 언급이 없어 실무에 적용하기 어려운 부분이 많다.

국내 퇴적암 지역에서 발표된 논문의 대부분은 비탈면 붕괴가 발생한 이후 역해석 방법 등에 의해 전단강도를 추정하였으나, 시공단계에 붕괴되지 않은 비탈면에서 불연속면내 점토 등의 충전물 관찰될 경우 전단강도를 추정하는 것은 설계자 입장에서 매우 난해하고 때로는 설계자마다 상이한 결과를 도출하기도 한다.

노선과 인접한 중생대 백악기 퇴적암 지역에서 비탈면 붕괴사례 및 특성 등을 조사하고, 노선의 시공 중 암반비탈면 안정성 검토를 위해 설계에 적용된 불연속면의 전단강도의 문제점 및 개선방향을 분석하고, 시공단계에 붕괴되지 않은 비탈면에서 점토가 충전된 경우 층리면의 전단강도를 추정하는 방법과 현장사례를 기술하고자 한다.

2. 붕괴사례 및 특성

중생대 백악기 퇴적암으로 노선과 인접한 고령, 진주, 의령, 창녕, 마산, 사천 지역에서 시공 중 또는 준공이후 붕괴사례를 [표 1], [그림 2], [그림 3]과 같이 조사하여 분석하였다.

표 1. 인접구간 붕괴사례         

조사된 붕괴사례는 대부분 평면파괴가 발생하였고, 전체 14개소 중 10개소(71.4%)에서 붕괴면의 경사방향이 091~180°(대부분 100~140°분포), 남동방향으로 붕괴가 발생하여 지질도상 층리의 경사방향과 일치하는 것으로 나타났다.

붕괴면의 층리 경사각은 10~33°으로 지질도상 층리의 경사인 5~20°와 유사한 것으로 나타났다.붕괴원인으로 층리면내 점토 등의 충전물에 의한 영향이 큰 것으로 조사되었고, 충전물 협재시 불연속면의 전단강도는 역해석을 통해 산출한 결과 점착력은 3.40~30.0kN/㎡(평균=12.6kN/㎡), 내부마찰각은 10~30°(평균=15.4°)로 나타난다.

조사된 붕괴사례 외 노선의 종점측에 남북으로 위치한 구마고속도로는 과거 1990년 중·후반에 시공 중 또는 준공한 이후에 층리의 경사방향이 도로방향으로 향한 하행측 비탈면에서 동남방향으로 대규모 평면파괴가 많이 발생하였다. 또한, 셰일의 차별풍화로 의한 세편화 및 표면 유실이 발생하고, 셰일층 상부에 수직절리가 발달된 사암이 낙석 등으로 전도파괴 유형의 비탈면 붕괴가 많았다.기존 붕괴사례 및 문헌조사 등을 통해 중생대 백악기 퇴적암으로 구성된 비탈면의 붕괴특성 및 시공단계에서 비탈면 안정성 검토 시 중점 고려사항은 다음과 같다.

노선 비탈면 붕괴특성 및 중점 고려사항

o 노선의 지질도상 층리의 경사방향은 90~150°으로 발달하여 있으므로 노선의 비탈면 경사방향을 고려시 붕괴 위험성이 높은 순서는 터널 종점부 배면비탈면 > 북측비탈면(함양방향) > 남측비탈면(울산방향) > 터널 시점부 배면비탈면 순서로 위험하다.

o 층리의 경사방향이 비탈면 경사방향과 유사하고 층리면내 미고결 점토나 대규모 단층점토 및 층리면내 용수가 관찰될 경우 대규모 평면파괴 사례가 많다.

o 셰일은 지표면 노출 시 풍화가 빨라 암편화되고 강우에 의해 원호파괴 가능성이 있으며, 셰일과 사암이 호층으로 이루어진 경우 셰일이 먼저 차별풍화를 받고 상부에 수직절리가 발달한 사암이 블록파괴 및 낙석 등이 발생한다.

o 퇴적암의 붕괴원인은 층리면내 점토 등의 충전물에 의한 영향이 크므로 시공단계에서 Face Mapping시 충전물의 종류 및 연장, 두께 등에 대한 조사와 검토가 매우 중요하고, 기존 자료조사 결과 불연속면의 전단강도는 대부분 역해석 등에 의해 추정하였다.        

3. 설계 문제점 및 개선방향

합천 창녕간 고속도로 설계 시 암반비탈면 안정성 검토를 위한 불연속면의 전단강도는 기존 문헌자료 및 적용사례, 시추코아에 대한 절리면 전단시험 및 암석시험, 지표지질조사(암반의 불연속면 특성), Barton의 제안식 등에 의한 산정방법 등을 비교·검토하여 [표 2]와 같이 점착력은 19.0~30.0kN/㎡(평균=23.14kN/㎡), 내부마찰각은 27.9~33.2°(평균 =29.61°)로 설계되었다.

설계에 적용된 불연속면의 전단강도는 지반조사 및 실내·외 시험의 한계 등으로 불연속면내 충전물의 영향을 고려하지 못한 값이므로 층리면과 비탈면의 경사방향이 유사해도 불연속면의 내부마찰각(평균=29.61°)이 층리의 경사각(5~20°)보다 커서 평사투영 해석상 평면파괴 가능성 없는 것으로 나타나므로 시공단계 검토 시 전단강도 적용에 주의가 필요하다.

국내 고속도로 현장에서 암종별 역해석 기법에 의해 붕괴면의 전단강도를 추정한 결과, [표 3], [그림 4]와 같이 퇴적암에서 불연속면의 전단강도는 점착력 0.0~25kN/㎡(평균=20kN/㎡), 내부마찰각 10~17°(평균=16°)로 설계에 적용된 전단강도(평균값 : C=23.14kN/㎡, ø=29.61°)와 큰 차이를 나타낸다.(유병옥, 2002)따라서, 노선의 설계에 적용된 불연속면의 전단강도 적용의 문제점과 시공단계에 비탈면 안정성 검토 시 개선방향은 다음과 같다.

노선 설계의 문제점 및 개선방향

o 설계에 적용된 불연속면의 전단강도 값은 불연속면내 충전물의 영향을 고려하지 않은 값이므로 시공단계에서 비탈면 안정성 검토는 불연속면내 충전물이 없는 경우에만 제한적으로 참조하여 적용하는 것이 적정하다.
o 시공단계에 붕괴되지 않은 퇴적암 비탈면에서 불연속면내 충전물이 있는 경우 전단강도 추정은 불연속면의 거칠기, 충전물의 종류 및 두께 등에 의한 영향이 크므로 이를 고려해야 하고, 인접한 지역의 붕괴사례 및 붕괴규모, 붕괴형태, 충전물의 역학적 특성 등을 종합적으로 검토하여 전단강도를 추정하여야 한다.        

4. 불연속면의 전단강도

시공단계에 붕괴가 발생하지 않는 비탈면에서 점토 등의 충전물 관찰시 절리면의 거칠기(JRC), 충전물의 종류 및 충전율의 영향을 고려한 전단강도 추정 방법은 기존 연구결과를 참고하여 전단강도를 추정한다.(암석특성에 따른 절토비탈면 구배결정 기준 연구, 2000, 한국도로공사)기존 연구는 길이 1m, 폭 30cm 정도에 암괴 블록시료를 이용하여 절리면의 거칠기(JRC=7~12), 충전물의 종류(모래질, 모래질+점토, 점토)에 따라 충전율 두께(충전율=f/a=0~200%)를 변화시켜가며 불연속면의 내부마찰각을 실험한 결과는 [그림 5]와 같다.

충전물이 없는 경우(충전율, f/a =0%)에 내부마찰각은 최대값을 나타내고, 충전율(f/a)이 25% 이하에서는 급격히 작아지는 경향을 보이며, 25%~150% 까지는 완만하게 변화하다가 150% 이상에서는 일정한 값으로 수렴한다. 연구결과를 토대로 충전물의 종류 및 충전율에 따라 내부마찰각 감소율은 [표 4]와 같이 추정할 수 있다.

표 4. 충전물의 종류, 충전율에 따른 내부마찰각 감소율         

따라서, 시공단계에 불연속면내 충전물 종류와 충전율을 고려한 내부마찰각 산정방법은 페이스 맵핑(Face Mapping)을 통해 불연속면내 충전물이 관찰되는 구간을 찾아 절리면의 거칠기 및 압축강도, 연직응력 등을 조사하여 식 (1)과 같이 충전물이 없는 경우에 불연속면의 최대마찰각 을 먼저 구한다.

여기서, JRC : 절리면의 거칠기            

JCS : 절리면의 압축강도            

Φr : 잔류마찰각            

σn : 연직응력

최대마찰각 을 구한 후 [표 4]를 참조하여 불연속면내 충전물 종류와 충전율을 고려하여 마찰각 감소율을 결정하고, 최종 내부마찰각 은 식 (2)과 같이 구할 수 있다.

점착력 추정은 과거에 활동 또는 붕괴가 발생된 곳이 존재한다면 활동면상의 붕괴규모 및 형상으로 역산할 수 있지만, 붕괴가 발생되지 않은 경우 토질조사 및 실내시험 결과, 경험적인 방법, 설계자가 현장조건에 맞는 해석 등을 통해 추정할 수밖에 없다.

5. 현장사례

OO터널 종점부 배면비탈면은 중생대 백악기 퇴적암인 흑색셰일과 암회색의 사암층이 분포하고, 비탈면 좌측부는 계곡부에 의한 붕적토층이 분포하며 함양방향과 울산방향 몬티클 구간은 단층에 의한 영향으로 단층풍화대가 존재한다.

비탈면의 최대높이는 34.3m, 비탈면의 경사방향과 경사는 112°와 40~63°, 층리의 경사방향과 경사는 100°와 14°으로 터널 상부에 연장성이 긴 층리면이 관찰되고, 층리면내 점토 충전물이 5~10mm 이상으로 관찰되어 평면파괴 가능성이 높은 것으로 조사된다.

따라서, 불연속면의 내부마찰각 추정은 페이스 맵핑(Face Mapping)을 통해 절리면의 거칠기(JRC)는 Profile gage에 의해 JRC는 2, 절리면의 압축강도는 슈미트헤머 반발력을 측정하여 일축압축강도(JCS)로 환산한 결과 JCS는 13,800kN/㎥, 잔류마찰각은 여러 암석에 대한 기본마찰각(Barton, 1973)을 참고하여 셰일의 잔류마찰각( )은 27°, 연직응력( )은 798.5kN/㎥을 적용한 결과, 충전물이 없는 경우 불연속면의 최대마찰각( )은 29.48°으로 산정된다.

검토비탈면에 대한 충전율(f/a)을 조사한 결과, 충전율이 150%이상으로 점토 충전물이 있는 경우 불연속면의 내부마찰각은 [표 4]를 참고하여 5°로 산정된다.

붕괴되지 않은 비탈면에서 점착력 추정은 점토 충전물에 대한 토질조사 및 역학시험 자료가 없어 상기와 같은 방법으로 산정된 내부마찰각 5°을 고정하고, 원지반에 대한 역해석과 절취된 시공단면에 대한 안정해석 등을 통한 비탈면 조건을 고려하여 점착력을 추정한다.

역해석시 활동면의 붕괴형태 및 규모는 인접한 퇴적암 지역의 붕괴사례 및 특성을 분석하고, 페이스 맵핑(Face Mapping)을 통해 층리면의 위치 등을 조사하여 [표 5]와 같이 Case1과 Case2 형태의 평면파괴로 가정하였다. Case1과 Case2는 다시 건기와 우기로 나누어 4가지 Case(Case1-1, Case1-2, Case2-1, Case2-2)로 역해석을 실시하고, 원지반 상태에서 비탈면은 붕괴가 발생되지 않아 역해석시 안전율(Fs)은 1.0을 약간 상회하도록 점착력을 추정한다.

역해석 결과, Case1-1은 건기시 안전율 1.009일 때 점착력 35kN/㎡, Case1-2는 우기시 안전율 1.010일 때 점착력 46kN/㎡으로 산정되었고, Case2-1은 건기시 안전율 1.000일 때 점착력 27kN/㎡, Case2-2는 우기시 안전율 1.010일 때 점착력 36kN/㎡으로 산정된다.

표 5. 역해석에 의한 점착력 추정

역해석에 의해 산정된 불연속면의 전단강도를 절취가 완료된 비탈면(비탈면경사 1:0.5~1.2)에 적용하여 검토한 결과, [표 6]과 같이 Case1-1은 점착력 35kN/㎡일 때 건기시 안전율 0.987, 우기시 안전율 0.740, 지진시 안전율 0.749로 해석되었고, Case1-2는 점착력 46kN/㎡일 때 건기시 안전율 1.187, 우기시 안전율 0.902, 지진시 안전율 0.902로 해석된다.

표 6. 비탈면 안정 해석결과         

Case2-1은 점착력 27kN/㎡일 때 건기시 안전율 1.036, 우기시 안전율 0.856, 지진시 안전율 0.787로 해석되었고, Case2-2는 점착력 36kN/㎡일 때 건기시 안전율 1.265, 우기시 안전율 1.055, 지진시 안전율 0.961로 해석된다.

대책공법으로 앵커공법을 설계축력 300KN으로 동일하게 적용하여 해석한 결과 [표 8]과 같이 Case1-1은 7단, Case1-2는 5단, Case2-1은 3단, Case2-2는 2단으로 보강이 필요하다.

표 7. 대책공법(영구앵커) 보강재 제원         

표 8. 대책공법(영구앵커) 적용시 비탈면 안정 해석결과         

이러한 일련의 해석결과를 토대로 설계자가 비탈면의 시공 상태와 절취 후 공기 중에 노출기간, 비탈면의 이상 징후 유무, 인접구간 붕괴사례 및 대책공법 등을 종합적으로 비교·분석하여 전단강도를 추정하여야 한다.

예를 들어 현 절취비탈면은 건기 조건으로 약 6개월 이상 동절기와 해빙기를 지나는 동안 비탈면의 이상 징후가 발생되지 않아 [표 6]에서 건기시 안전율이 1.0이하로 해석된 Case1-1(건기 안전율=0.987)의 전단강도를 적용하는 것은 과다 설계가 될 수 있다.

또한, 퇴적암에서 기존 붕괴사례의 대부분은 층리면에 점토가 충전된 우기 조건에서 붕괴가 많이 발생되므로 Case2-1과 같이 건기 조건에서 추정한 전단강도 값을 적용하는 것도 불합리 할 수 있다.

따라서, Case1-2와 Case2-2와 같이 우기 조건에서 전단강도를 추정한 Case에서 인접구간의 붕괴사례 및 규모, 공사비 등을 설계자가 종합적으로 고려하여 전단강도를 추정하여야 한다.

6. 결 론

1) 합천-창녕 고속도로 노선과 인접한 중생대 백악기 퇴적암 지역에서 붕괴사례 및 특성을 조사한 결과 퇴적암에 발달한 층리면을 따라서 평면파괴 유형이 많고, 이 경우 층리면내 충전물에 의한 비탈면 붕괴가 많은 것으로 조사되었다.

2) 설계에 적용된 불연속면의 전단강도는 충전물의 영향을 고려하지 않은 값이므로 충전물이 없는 경우에만 제한적으로 참조하여 적용하고, 충전물이 있는 경우 불연속면의 전단강도는 불연속면의 거칠기, 충전물의 종류 및 두께 등에 대한 상세조사와 역해석 등을 통해 전단강도를 추정하는 방법을 제시하였다.

3) 존 연구결과를 토대로 불연속면내 점토 등의 충전물이 있는 경우 전단강도를 추정하는 방법을 제시하였으나, 이러한 연구는 제한된 실험결과를 이용하였으므로 불연속면의 거칠기와 충전물의 종류, 두께 등의 상관관계에 대한 지속적인 연구가 필요하다.

4) 한편, 퇴적암에서 층리면의 다양한 상태(층리의 경사, 충전물 두께, 충전물 거칠기, 충전물 강도 등)에 따른 연구와 충전물(점토 등)에 대한 현장조사 및 역학시험 등을 통해 본문에서 제시한 전단강도 값과 비교·분석하므로 합리적인 전단강도 값을 추정할 수 있을 것이다.

참고문헌
1. 한국도로공사 도로연구소, 암석특성에 따른 절토비탈면 구배결정 기준 연구, 2000, p.147-155
2. 유병옥, 2002, 붕괴사면에서 역해석 기법에 의한 활동면의 전단강도 추정, 한국지반공학회, p.256-259
3. Goodman, R. E. The deformability of joints. In Determination of the In-site Modulus of Deformation of Rock, American Society for Testing and Matereals Special Technical Publications, Number 477, 1970, pp.174-196
4. Baton N., 1974, A review of a new shear strength of filled discontinuities in rock. Norwegian Geotechnical Institute Publication No. 105, 1974, p.38.        

D.E.W(Double Enlargement Wedge) 지압식 영구앵커의 내진성능 평가

1. 서론

D.E.W 지압식 영구앵커는 압착그립으로 PS강연선 선단을 결속시키고 압착 그립부를 이중쐐기 형태의 내부 앵커체 선단에 강결 시킨 후 강연선 긴장 시 이중쐐기 형태의 내부앵커체가 슬라이딩 되면서 이중쐐기의 기계적 작동에 의해 2개의 편체로 구성된 외주면 앵커체가 확장되면서 천공홀 벽면에서 발생되는 지압력을 이용해서 설계앵커력을 유지하는 기술로 행정안전부로부터 방재신기술 제 94호로 지정된 공법이며 본 기술의 개요를 [그림 1]에 나타내었다.

2. 수치해석에 의한 D.E.W 지압식 영구앵커의 내진성능 평가

최근 국내에서도 지진 발생빈도가 급증하여 지진 시 재해 발생 위험성이 커지고 있다. 이에 본 D.E.W 지압식 영구앵커의 동적거동 특성분석을 통해 내진 저항성능에 대해 확인하였다. 내진성능평가는 D.E.W 지압식 영구앵커와 기존 마찰식 영구앵커의 내진저항성을 지반가속도 변화에 따른 동적 시간이력 해석으로 확인하였다. 모델링 경계조건은 지반구조물의 동적운동이 해석 경계면의 강성에 영향을 받지 않도록 점성 경계조건을 적용하여 지반의 반무한성을 고려하였으며 [그림 2]에 앵커 모델링 결과를 도시하였다.

동적거동 해석 시에는 초기 고유치 해석을 실시하여 지반의 고유진동 주기를 확인하였으며 이를 통해 지반의 지진 가속도를 증가시키며 앵커에 가해진 인장력이 소실되는 순간까지의 앵커거동을 파악하였다. 마찰식 앵커에서는 지진 가속도에 대한 저항이 거의 없으나 D.E.W 지압식 영구앵커의 경우 정착장에 지압력이 작용하여 정착장 주변지반에 변위가 나타난다. [그림 3]에 0.1g의 지진 가속도를 입력한 경우 지반에 가해지는 앵커체 변위를 도시하였다.

지진 가속도가 0.0g에서부터 0.01g씩 증가 할 때 앵커의 인장력 변화에 있어서 앵커는 초기에 인장력으로 지진을 구속하고 있으나 지반에 지진이 발생하게 되면 점차 인장력을 상실한다.

마찰식 영구앵커는 D.E.W 지압식 영구앵커 보다 더 급격히 인장력이 소실되지만 D.E.W 지압식 영구앵커는 일정 가속도 까지 인장력을 발휘하는 것으로 분석된다. 즉 기존기술인 마찰식 영구앵커는 0.1g를 넘어가면서 급격히 인장력을 상실하나 D.E.W 지압식 영구앵커는 0.19g까지 인장력을 유지하므로 지진과 같은 지반진동에 충분한 내진 저항성을 가지고 있는 것으로 판단된다. 결국 국내 내진설계 기준상 가속도 계수가 0.154g 이므로 기존 마찰식 영구앵커는 이러한 기준 이하에서 인장력이 소실되지만 D.E.W 지압식 영구앵커는 0.19g까지도 인장력을 유지하고 있으므로 내진 저항성이 우수한 것으로 판단된다. [그림 4]에 지진가속도가 0.0g에서 부터 0.01g씩 증가 할 때 앵커의 인장력 변화를 도시하였다.

3.  내진 안정성 평가실험

지진과 같은 재해 발생 시 D.E.W 지압식 영구앵커의 내진성능에 대한 실증적 확인을 위해 앵커공법 별 진동저항 특성을 D.E.W 지압식 앵커와 국내에서 통용되고 있는 마찰식 앵커를 대상으로 현장 실험시공을 통해 기술의 성능검증을 수행하였다. 실험방법은 발파를 통하여 인공 지반진동을 발생시켜 D.E.W  지압식 앵커와 기존공법인 마찰식 앵커의 지반진동에 따른 설계앵커력의 감소율을 측정하여 비교, 분석하였으며, 본 실험에서는 D.E.W 지압식 앵커의 내진 안정성 확인을 위하여 지진과의 연관성에 관한 분석을 실시하였다. 

3.1 발파실험 개요

실험은 한국건설기술연구원의 경기도 연천군에 위치한 연구원 부지에서 수행하였다. 실험대상 앵커공법은 기존기술인 마찰식 앵커 4공과 D.E.W 지압식 앵커 4공으로 구성하였다. 앵커의 시공이 끝난 이후 그라우트가 완전히 양생되도록 7일 동안의 양생기간을 거친 이후에 인공발파 실험을 실시하였다. 발파공 간의 거리는 3m로 설정하였으며 앵커의 설치위치는 발파공 No.4에서 가장 가까운 거리를 4m로 설정하고 이후 3m의 간격으로 하였다. 마찰식 앵커와 지압식 앵커간의 간격은 3m이며 중간지점에 진동계를 4개소에 설치하여 각각의 구간에서의 진동속도를 계측하였으며 실험에 사용된 모든 앵커에 대해 하중계를 설치하였다.

실험에 사용한 화약은 다이너마이트의 일종인 뉴마이트(Ø 50mm)를 사용하였으며 실험발파는 총 4단계에 걸쳐 실시하였다. [그림 5]에 발파 실험용 앵커 배치도 및 현장 전경, [그림 6]에 발파실험 단계별 절차를 도시하였다.

3.2 발파 실험결과 분석

발파진동에 대한 안정성 평가는 다음과 같이 분석되었다. 1차 발파에서는 마찰식 앵커와 지압식 앵커가 큰 차이를 보이지 않지만 2차 발파 이후부터 최종 발파까지 마찰식 앵커에서의 정착하중 감소율이 지압식 앵커와 비교하여 점차 증가하는 경향을 보였다.

특히 가장 크게 차이가 나는 T-1 구간에서의 누적감소율을 분석해보면 [그림 7(a)]와 같이 지압식 앵커의 경우 약 7%의 하중감소율이 나타났으며 [그림 7(b)]와 같이 마찰식 앵커의 경우 약 26%의 하중감소율이 나타난 것으로 분석되었다. 반복적인 발파에 따른 진동에 대한 저항성에서는 지압식 앵커가 마찰식 앵커보다 2배 이상 하중감소율이 작은 것을 알 수 있었다. 진동속도에 따른 하중 감소율을 [그림 7]에 나타내었다.

4. 결론

D.E.W 지압식 앵커와 마찰식 앵커의 지진에 대한 저항성에 대하여 분석해 보면 다음과 같다. 규모 4의 경우 진동속도 2cm/s, 규모 5의 경우 8cm/s, 그리고 규모 6의 경우 12cm/s 정도에 해당한다고 할 수 있다. 마찰식 앵커의 경우 4차 발파 후에 측정한 규모 4.5 이상의 진동속도 5cm/s에서 5.7cm/s까지 구간의 하중 감소율이 5%로 크게 나타났으며, 지압식 앵커의 경우에는 하중감소율이 1%로 상대적으로 작게 측정되었다.

경주지진에서 발생한 최고 진동속도인 규모 5 이상의 9.5cm/s에서 규모 6이상의 23.4cm/s 까지의 구간에서 하중 감소율을 비교해보면, 지압식 앵커의 경우 3%, 마찰식 앵커의 경우 10%의 감소율이 나타났으며, 따라서 규모 6 이상의 지진이 발생하는 경우에는 지압식 앵커가 마찰식 앵커보다 지진 발생시 3배 이상 하중감소율이 작은 것을 확인하므로서 D.E.W 지압식 영구앵커의 내진성능이 우수함을 실험적으로 규명하였다.