1. 서 론
지반의 액상화(Liquefaction) 현상은 포화된 느슨한 사질토 지반에서 진동 및 지진과 같은 충격에 의해 유효응력을 소실하는 것을 의미한다. 지반의 유효응력 소실 메커니즘은 진동에 의해 입자들이 재배열되며 지반의 수축을 유발하는 힘에 의해 과잉간극수압의 증가를 유발하게 된다. 국외의 경우 액상화 사례는 1964년 일본 니가타(Niggata)를 시작으로 1971년 미국의 산 페르난도(San Fernando), 1975년 중국의 하청(Haicheng), 1976년 중국의 탕산(Tangshan), 1989년 미국의 로마 프리에타(Loma Prieta), 1999년 대만의 치치(Chi-Chi), 2011년 뉴질랜드 크리스트처치(Christchurch) 등 전 세계적으로 약 10,000회 가량 보고되었다(Maurer et al., 2017). 국내의 경우 2017년 포항 지진의 진앙지 인근에서 액상화 사례가 보고되었다. 액상화의 발생은 지반의 측방 유동, 지반 내 매설물의 부상, 구조물의 침하 등 다양한 사회적 피해를 수반할 수 있으므로 액상화에 대한 적절한 평가 및 보강이 필요하다(Yoo et al., 2019).
액상화의 평가는 현장시험 및 실내시험을 통한 평가 방법으로 구분된다(Ishihara, 1993; Youd and Idriss, 2001). 현장시험의 경우 SPT, CPT, 전단파속도를 활용한 간이 평가법 등이 존재한다. 실내시험의 경우 대표적으로 반복삼축압축시험(Cyclic Triaxial test) 및 반복단순전단시험(Cyclic Simple Shear test)이 활용된다. 이 중 반복삼축압축시험의 경우 반복단순전단시험과 달리 등방압밀 조건을 재현할 수 있기 때문에 시료의 구속 조건에서 비교적 신뢰도가 높다고 평가된다. 액상화의 평가 방법은 해당 지반의 액상화 발생 가능성을 판단하는 것을 의미하며 대체적으로 안전율 평가를 기본으로 한다. 액상화 안전율 평가는 과잉간극수압, 응력, 변형률 등에 대해 이루어진다(Seed and Idriss, 1971). 위와 같은 값들을 활용하여 대상 지반의 안전율 평가를 통해 액상화 발생 가능성을 판단한다.
액상화에 영향을 주는 요인으로는 입도 분포, 흙의 소성, 상대밀도, 과압밀비, 구속조건 등 다양한 인자들이 존재한다. 입도 분포의 경우 불량한 입도 분포를 보이는 사질토에서 액상화 발생가능성이 높으며, 입도 분포가 양호한 흙은 세립분 함량에 따라 발생하는 점성 효과로 토립자 간 결속력이 증가하여 파괴 가능성이 낮아진다. 입자가 큰 자갈의 경우 투수성이 매우 높기 때문에 비배수 상태로 존재하기 어려우며 과잉간극수압도 빠르게 소산된다(Seo, 2018). 이러한 특성으로 기존의 연구자들은 지역별 액상화 발생 가능성에 대한 다양한 입도 분포 범위를 제시하였다(Tsuchida, 1970; Iwasaki, 1986; Terzaghi et al., 1996). 흙의 소성은 세립분 함량과도 밀접한 연관을 갖는다. 일반적으로 액상화 현상은 포화된 느슨한 사질토 지반에서 주로 발생하나 Lee and Fitton (1968)의 연구에 따르면 지반의 세립분이 비소성(NP)의 특성을 갖거나 점토 함량이 있는 지반에서도 액상화 발생 가능성이 있다고 보고되었다(Lee and Fitton, 1968). 세립분 함량에 따른 기존 연구자들의 의견은 동일한 간극비에서 실험한 결과, 세립분 함량이 증가할수록 초기에는 액상화 저항 강도가 감소하나 일정 경계값을 기준으로 이후에는 액상화 저항 강도가 증가한다고 보고되었다(Ling, 1992; Koester, 1994). 낮은 함량의 세립분의 경우, 과잉간극수압 증가에 따라 입자의 재배열을 유도할 수 있으나 높은 함량의 세립분의 경우, 점성의 증가로 토립자의 결속력을 증진시키기 때문에 위와 같은 반비례적인 현상이 관찰된 것으로 판단된다. 이러한 현상에 대해 선행 연구자들은 각각의 흙의 소성에 따른 액상화 가능성을 제시하였다(Ishihara and Koseki, 1989; Prakash and Sandoval, 1992; Polito, 2001; Seed et al., 2003; Bray and Sancio, 2006). 흙의 소성에 따른 액상화 발생 가능성에 대한 정리는 Table 1과 같다.
Table 1
Summary of Liquefaction Criteria Based on Plasticity
| Liquefaction criteria based on plasticity | Reference | ||
|---|---|---|---|
| Susceptible to liquefaction | Potentially liquefiable | Non liquefiable | |
| LL < 25 and PI < 7 | 25 < LL < 35 7 < PI < 10 | LL > 35 and PI > 10 | Polito (2001) |
| LL ≤ 37 and PI ≦ 12 | LL ≤ 47 and PI ≦ 20 | LL > 47 and PI > 20 | Seed et al. (2003) |
| wc/LL > 0.85 and PI ≦ 12 | wc/LL > 0.8 12 < PI < 20 | PI > 20 | Bray and Sancio (2006) |
상대밀도의 경우 상대밀도가 증가할수록 지반의 액상화 저항 강도가 증가한다. 상대밀도가 증가함에 따라 입자가 조밀하게 배열되어 있기 때문에 지반의 유효응력을 소실하여도 변형에 그친다고 보고되었다(Kim and Seo, 2009). 과압밀비의 경우 선행압밀응력과 현재 받는 응력의 비로 나타내며 기존에 수행된 연구에 따르면 과압밀된 모래일수록 액상화 저항 강도는 증가한다고 보고되었다(Ishihara et al., 1975). 구속조건의 경우 유효구속압이 증가할수록 액상화 저항강도가 증가된다고 보고되었다. 이는 구속압이 증가함에 따라 입자의 마찰력이 증가하는 것으로 판단된다(Seed and Lee, 1996). 본 연구에서는 반복삼축시험 기반 인천 지역의 두 가지 흙 시료에 대해 액상화에 주요한 원인 중 입도 분포 및 흙의 소성을 고려하여 액상화 발생 가능성을 분석하였다.
2. 시험 재료 및 방법
본 연구에서는 인천 지역 두 가지의 흙 시료를 대상으로 반복삼축시험을 수행하여 액생화 발생 가능성을 평가하였다. 본 장에서는 연구에 활용된 시료 및 반복삼축시험 방법에 대해 기술하겠다.
2.1 토질 시료
활용된 인천 지역 두 가지의 시료(Soil A, Soil B)는 각각 심도 3.5-9.0 m 및 2.0-8.0 m에서 채취되었다. Fig. 1은 반복삼축시험에 활용된 시료의 입도분포곡선을 나타낸다. 입도 분포 곡선에 따르면 Soil A는 통일분류법상 SW, Soil B는 SP에 해당하나 유사한 입도 분포를 보인다. 반복삼축시험을 위해 대상 시료는 직경 70 mm, 높이 140 mm로 재성형하였다. 또한, 활용된 시료의 최소건조단위중량 및 최대건조단위중량 값을 활용하여 상대밀도를 계산하였다. 본 연구에서 활용한 상대밀도는 50, 60%로 중간 다짐 정도에 해당할 수 있도록 시료를 조성하였다. 해당 시료에 대한 기초 물성 결과는 Table 2와 같다.
2.2 반복삼축시험 장비
본 연구에서 활용된 반복삼축시험 장비는 영국 GDS instruments의 반복삼축시험기(GDS Enterprise Level Triaxial Testing System)를 활용하였다. 본 연구 장비의 구성은 높은 정확성을 갖는 전자기계식 액츄에이터(Actuator), 액츄에이터 및 로드셀에 하중을 전달할 수 있는 램(Ram), 수중에서 활용이 가능한 로드셀(Load cell), 셀 내 시료 거치를 위한 상 하부 거치대 및 받침대, 셀압(Cell pressure) 및 배압(Back pressure)을 가할 수 있는 주사기 펌프, 데이터 수집을 위한 간극수압계 및 변형률계, 데이터 전송을 위한 소프트웨어 및 PC로 구성되며 본 실험에서 활용된 반복삼축시험기의 모식도는 Fig. 2와 같다.
2.3 반복삼축시험 과정
반복삼축시험의 과정은 시료 준비, 시료 포화, 축하중 재하의 순서로 구성되며 각 시험 과정에 대한 설명은 아래와 같다. 시료 준비 과정은 결정된 상대밀도에 따라 시료를 5층 다짐하여 조성한 뒤 성형된 시료에 멤브레인을 감싼 뒤 셀 내에 거치시킨다. 이후 시료에 물을 주입하여 포화 시킨다. 포화 상태의 확인은 Skepton의 B 계수를 측정하여 0.95 이상의 값이 산출될 때까지 반복적으로 물을 주입한다. 시료의 포화 완료 후, 셀압과 배압의 차이를 원하는 100 kPa의 유효 구속응력으로 설정한 뒤 시료가 체적 변형을 하지 않을 때까지 유지하였다. 이후 체적 변형이 수렴하며 이 때 1차 압밀이 종료되었다고 가정하였다. 이후 정현파 형태의 반복축차응력을 재하하였으며 주기는 반복하중을 안정적으로 재하할 수 있는 0.1 Hz를 사용하였다. 반복축차응력의 재하횟수가 200회 또는 시료의 양 축 방향 변형률이 10%를 초과하면 시험을 종료하였다. 또한, 동일한 시료에 대해 응력 제어를 기반으로 축차하중을 변화하면서 3회 이상 반복 시험을 수행하였다. 본 연구에서 수행된 반복삼축하중시험의 조건은 Table 3과 같다.
3. 시험 결과
본 연구에서 수행된 반복삼축시험의 결과는 재하 횟수에 따른 축 방향 변형률, 과잉간극수압 및 변형률-응력 이력곡선, 응력 경로를 포함한다.
3.1 재하 횟수에 따른 변형률 및 과잉간극수압의 변화
Fig. 3은 재하 횟수에 따른 축 방향 변형률의 변화를 나타낸다. 모든 경우에서 재하 횟수가 증가할수록 축 방향 변형률이 증가하는 경향을 보이며 인장 축에서 더 높은 변형률을 보인다. 또한, 동일 시료에서 축차응력이 증가할수록 더 적은 재하 횟수에서 높은 축 방향 변형률을 보인다. Figs. 3(a), (b) 및 (c), (d)는 시료별 상대밀도에 따른 축 방향 변형률의 차이를 나타낸다. Soil A 상대밀도 50%의 경우 축차응력이 30, 40, 50 kPa일 때 각각 액상화 발생 재하 횟수는 37, 26, 3회였으나 상대밀도 60%인 경우 165, 31, 7회로 증가하는 경향을 보인다. 또한, Soil B 상대밀도 50%의 경우 위와 동일한 축차응력에서 각각 액상화 발생 재하 횟수는 114, 50, 10회였으나 상대밀도 60%인 경우 200회 이상, 127, 6회로 증가하는 경향을 보인다. 이와 같은 결과는 상대밀도가 증가할수록 입자 간 조밀하게 배열되어 있기 때문에 상대적으로 액상화에 저항 강도가 증가한 것으로 판단된다. 반면에 50 kPa의 높은 축차응력에서는 상대밀도가 증가하여도 비교적 액상화 저항하는 특성이 두드러지지 않았다. 이는 상대밀도 증가에 의해 증진된 흙의 액상화 저항강도에 비해 축차하중이 높기 때문이다. Fig. 4는 재하 횟수에 따른 과잉간극수압의 변화를 나타낸다. 모든 경우에서 과잉간극수압은 축 방향 변형률과 마찬가지로 재하 횟수 증가에 따라 증가하는 경향을 보인다. 이는 비배수 상태에서 하중이 재하됨에 따라 흙 입자 사이에 존재하는 물이 하중을 받기 때문이다. 또한, 동일한 시료에서 축차응력이 증가함에 따라 과잉간극수압의 증가분이 커진다. 또한 과잉간극수압이 유효 구속응력 값보다 커지는 경우에 흙의 전단강도를 소실하며 액상화가 발생되는 것을 확인할 수 있다.
3.2 응력-변형률 거동
Fig. 5는 반복삼축시험의 응력-변형률 거동을 나타낸다. 모든 경우에서 반복하중이 재하함에 따라 축 방향 변형률이 증가하고 이력 곡선에서 기울기가 감소하는 경향을 보인다. 이력 곡선에서의 기울기는 시료의 강성을 의미하므로 반복하중이 재하함에 따라 시료의 강성이 감소하는 것을 확인할 수 있다. 시료의 강성이 감소하는 이유는 과잉간극수압 증가에 의해 흙 입자 간 결속력을 잃어 강도를 소실하기 때문으로 판단된다. Fig. 6은 반복삼축시험의 응력 경로를 나타낸다. 모든 경우에서 유효응력 경로는 축차하중이 재하함에 따라 과잉간극수압의 증가로 인해 감소하는 경향을 보인다. 또한, 초기 축차하중이 재하될 때는 비교적 점진적으로 응력이 감소하는 것을 확인할 수 있으나 액상화가 발생하기 전에 급격하게 응력이 감소하는 액상화 상태전환 시점(Phase change point)이 관찰되었다.
3.3 반복전단응력비(CSR)
Fig. 7은 Soil A 및 B의 축 방향 변형률 10% 기준 재하 횟수에 따른 반복전단응력비를 나타낸 결과이다. 분석 결과, 동일한 재하 횟수에서 상대밀도가 증가할수록 반복전단응력비가 증가하는 것이 확인되었다. 또한, 동일한 상대밀도에서 Soil A에 비해 Soil B의 반복전단응력비가 크다. 국내 해양수산부 내진설계 기준에 액상화 저항 강도는 재하 횟수 10회 시의 반복전단응력비를 사용하고 있다. 해당 반복전단응력비 산출을 위해서 추세선을 활용하여 값을 산출하였다. 상기 기준에 의거하여 Soil A의 액상화 저항강도는 상대밀도가 50, 60%일 때 각각 0.220, 0.246으로 계산되었으며 Soil B의 경우 0.242, 0.255로 계산되었다. 따라서, 동일한 상대밀도에서 Soil B의 액상화 저항강도가 Soil A에 비해 크다는 것을 확인하였다.
4. 액상화 발생 가능성
본 연구에서 수행된 시료의 반복삼축시험 결과를 통해 입도 분포 및 소성에 입각하여 액상화 발생 가능성을 분석하였다.
4.1 입도 분포에 입각한 액상화 발생 가능성
Fig. 8은 Iwasaki (1986)의 선행 연구에서 획득된 액상화 발생 가능성이 있는 입도 분포 곡선과 본 연구에서 활용된 시료의 입도 분포 곡선을 비교한 결과이다. 분석 결과, 본 연구에서 활용된 시료는 모두 액상화에 취약한 Zone B에 포함된다. 따라서, 본 연구에서 수행된 반복삼축시험 결과에 기반하여 액상화 발생 가능성이 높은 N-CSR 값을 나타낸 것으로 판단된다.
4.2 흙의 소성에 입각한 액상화 발생 가능성
Fig. 9는 Seed et al. (2003)의 선행 연구에서 획득된 흙의 소성에 따른 액상화 발생 결과 및 본 연구에서 활용된 시료의 소성을 반영한 액상화 기준을 의미한다. Soil A 및 B의 액성한계는 25.81, 26.18%로 유사한 값을 나타낸다. 반면에 소성지수의 경우 2.77, 10.75%로 액성한계에 비해 큰 차이를 나타낸다. 두 시료의 액⋅소성 값은 모두 액상화에 취약한 범위에 포함되어 있고, U-Line 아래에 위치한다. 하지만, Soil A는 A-Line 아래에 위치한 반면, Soil B는 A-Line 위에 위치하여 A에 비해 높은 압축성을 나타낸다. 따라서. Soil A는 B에 비해 액상화 현상이 비교적 쉽게 관찰될 것으로 판단된다. 위와 같은 원인으로 선행 문헌 및 본 연구에서 수행된 반복삼축시험 결과와 동일한 경향이 도출된 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 반복삼축시험을 활용하여 인천 지역 두 가지 시료의 액상화 발생 가능성을 평가하였다. 액상화 발생 가능성 평가를 위해 반복전단응력비 기반 액상화 저항 강도를 산정하였다. 또한, 시료의 입도 분포 및 소성 특성에 입각한 액상화 발생 가능성에 대한 분석을 수행하였으며 연구의 결론은 아래와 같다.
(1) 두 가지 시료(Soil A 및 B)에 대해 반복삼축시험을 수행한 결과 반복 재하 횟수 증가에 따라 과잉간극수압이 증가하며 발생한 과잉간극수압의 증가량이 흙의 유효 구속압력에 도달할 때 흙은 유효응력을 소실하는 액상화가 관찰되었다. 또한, 시료의 상대밀도가 증가할수록 액상화에 대한 저항성이 큰 것을 확인하였다. 입자 간 조밀하게 배열되어 있어 액상화 발생에 저항된 것으로 판단된다.
(2) 반복전단응력비를 활용하여 액상화 저항 강도를 산정한 결과 Soil A에 비해 Soil B가 더 높은 값을 보인다. 해당 결과 분석을 위해 입도 분포 및 흙의 소성에 입각하여 분석한 결과, 입도 분포의 경우 두 시료 간 명확한 차이가 관찰되지 않았다. 반면에 흙의 소성에 입각하여 분석한 결과, 흙의 소성지수가 높은 Soil B에서 비교적 액상화가 늦게 관찰되었다. 이는 두 시료 간 소성지수 값의 차이에 의해 액상화 저항강도의 차이가 난 것으로 판단된다.
(3) 선행 연구에 따르면 흙의 소성에 비해 입도 분포에 입각한 액상화 발생 가능성의 평가가 주를 이룬다. 그러나 본 연구에서의 결과는 보다 신뢰성 높은 액상화 발생 가능성 평가를 위해 흙의 소성 또한 고려가 필요함을 시사한다.
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