1. 서 론
2. 동적원심모형 시험
2.1 LEAP (Liquefaction Experiments Analysis Project)
2.2 동적원심모형 시험
3. 수치해석 모델
3.1 해석모델의 구성 및 경계조건
3.2 지반의 구성모델
3.3 최소감쇠비
3.4 입력운동 및 경계조건
3.5 액상화 모델
3.6 포화토의 해석조건
4. 해석결과
4.1 비배수 조건
4.2 배수조건
5. 결 론
1. 서 론
지진시 느슨한 포화 사질토에서 발생하는 액상화 현상은 1964년 일본 니가타 지진이후 공학적 접근이 시작되었다고 할 수 있다. 이후 1995년도 발생한 일본 효고현 남부지진(고베지진,1995.1.17, ML 7.2)은 액상화로 인한 항만시설물 피해의 심각성을 보여준 지진으로, 일본, 미국 등의 국가에서 성능기반 내진설계를 도입하는 계기가 된 대표적인 지진이라 할 수 있다. 특히, 본 지진 이후 액상화 현상에 대한 예측 및 액상화 후 거동(Post liquefaction behavior)에 대한 연구필요성이 부각되어 지난 20여년간 관련 연구가 활발히 진행되어왔다. 우리나라에서도 지난 2017년 발생한 포항촉발지진(2017.11.15., ML5.4)의 피해사례 조사결과, 비교적 작은 규모의 지진에서도 액상화 현상이 발생함이 확인되어 관련된 연구가 진행되고 있다.
과거, 액상화 현상에 대한 접근방법은 주로 대상지반의 액상화 발생여부에 초점이 맞추어져 있었으며, 액상화 현상으로 인하여 유발되는 주변지반 및 상부구조물의 영향에 대해서는 심도 깊은 연구가 진행되지 못하였다. 이는 수치해석시 액상화모델 적용의 어려움과 함께 액상화가 발생하는 지반의 거동에 대한 정량적인 실험결과의 부족으로 인한 연구범위의 한계라고 볼 수도 있다.
내진설계 기법의 성능기반내진설계로 전환을 위해서는 지진시 지반 및 구조물의 응답에 대한 정확한 예측이 가능하여야 하며, 이를 위해서는 수치해석을 이용한 비선형 응답이력해석이 시행되어야 한다. 수치해석을 이용한 액상화해석을 시행함에 있어서 액상화 지반모델 외 추가로 고려되어야 할 사항은 지진 중 지반의 배수조건에 관한 사항이다. 지진시, 포화된 지반의 과잉간극수압 증가량이 즉시 주변으로 침투되어 소산될 경우 액상화는 발생하지 않는다고 알려져 있다. 따라서, 투수계수가 큰 자갈 등의 경우 액상화 위험이 없는 지반으로 분류하고 있다(Kramer, 1996).
이를 반영하여 수치해석을 이용한 액상화 해석과정에서 간극수의 침투를 고려한 흐름해석을 병행하는 것은 실제 액상화 현상을 가장 정확히 묘사할 수 있는 방법이라 할 수 있다. 그러나, 지금까지 발표된 많은 해석결과들은 비교적 짧은 지진하중 재하시간을 고려하여 과잉간극수압 소산을 위한 흐름해석을 시행하지 않는(비배수 해석)것이 일반적인 방법 이였으며, 이는 비교적 신뢰성 있는 결과를 제공하였다(Lee and Noh, 2016, Wang et al., 2000, Iai et al., 1998). 비배수해석으로 얻을 수 있는 또 다른 이점은 수치해석에 소요시간이 대폭 감소하는 것으로 이는 응답이력해석 과정에서 중요 고려사항이 될 수 있다.
따라서, 지금까지는 액상화 수치해석에서 지진 중 흐름해석은 시행하지 않으며 지진종료 후의 간극수압 소산과정을 별도로 분리하여 해석하는 것이 일반적인 방법이었다. 그러나, 액상화로 증가된 과잉간극수압의 소산은 지반의 유효응력 증가를 야기하여 잔류변위를 일으키는 주요원인이므로, 지진 종료시 증가된 과잉간극수압의 크기는 응답이력해석 과정에서 정확히 예측되어야 한다. 따라서, 본 논문에서는 검증된 액상화 실험결과를 이용하여 수치해석시 배수조건에 따른 액상화모델의 거동특성을 평가하는 것을 목표로 한다. 이를 위하여 포화된 사질토지반의 동적원심모형시험 결과를 기준으로 원형의 크기로 시험과 동일한 유한차분 수치모델을 구성하여 배수조건을 달리하며 평가를 실시하였다. 액상화로 인한 지반의 변형에 대한 사항은 본 논문에서는 다루지 않기로 하며, 이는 별도의 논문으로 제시할 예정이다.
2. 동적원심모형 시험
2.1 LEAP (Liquefaction Experiments Analysis Project)
LEAP(Liquefaction Experiments Analysis Project)-2017은 동적원심모형 시험이 가능한 9개의 기관이 참여하는 액상화 실험연구 프로젝트이다. 미국의 UC Davis 대학의 주도로 진행되었으며, 우리나라에서는 KAIST Geo-centrifuge center에서 참여하였다(Kutter et al., 2018). LEAP-2017에서는 공유된 Ottawa F-65모래(Bastidas, 2016)를 이용하여 모든 참여기관이 동일한 시료조성방법과 입력운동 조건하에서 동적원심모형 시험을 이용하여 액상화 현상을 재현하는 것을 목표로 하였으며, 시험결과는 모두 인터넷으로 공개되어 있다(Kutter et al., 2018). LEAP-2017은 이미 완료된 LEAP-2015(Kutter et al., 2017, Manzari et al., 2018)와 시험법은 유사하나, 액상화 후 변형에 대한 검증에 목표를 두고 진행된 차이가 있다. 본 논문에서는 LEAP-2017의 실험결과 중 KAIST Geo-centrifuge center의 결과를 사용하여 액상화 수치모델의 배수조건에 대한 검증을 실시하였다.
2.2 동적원심모형 시험
실험은 대전 KAIST에 위치한 지오센트리퓨지 실험센터에서 시행되었다. 실험은 원심가속도 40g에서 시행되었으며, 지반은 Ottawa F-65 모래를 이용하여 강성토조 내부에 상대밀도 55%, 표면경사 5°로 조성되었다. 강성토조의 내측크기는 길이, 폭, 깊이 각각 570mm × 225mm × 450mm의 크기를 가지며, 전면부는 플랙시글라스(Plexiglass)를 이용하여 제작되었다(Fig. 1). 상사법칙에 따라 원심가속도 40g 하에서 강성토조는 원형스케일로 길이, 폭, 깊이 22.8m × 4m × 9m의 크기를 나타내게 된다(Schofield, 1980).
사용된 지반재료의 토성실험결과는 Table 1과 같다. 지반은 건조모래를 사용하여 목표 상대밀도 달성이 가능한 낙사장치를 이용하여 조성되었다. 모형지반의 조성과정에서 직접 측정된 지반특성 외의 자료는 LEAP-2017프로젝트를 위해 공개된 토질실험결과(Bastidas, 2016)를 참조하여 결정되었다.
Table 1. Engineering Properties of the Ottawa F-65 Sand (Kutter et al., 2018)
| Gs | D10 (mm) | D30 (mm) | D50 (mm) | D60 (mm) |
| 2.665 | 0.13 | 0.17 | 0.2 | 0.21 |
낙사방법으로 조성된 수평지반의 경사를 스크래퍼를 이용하여 표면경사 5°로 조정하였다. 이후 점성유체인 메틸셀룰로오스(Methylcellulose) 현탁액을 이용한 포화작업이 시행되었다. 현택액은 목표 원심가속도 40g에서 물의 점성을 나타낼 수 있도록 Garnier가 제안한 상사법칙(Garnier, 2007)에 따라 중력상태의 점성은 40cSt로 결정되었다. 모형 지반의 포화작업은 다음의 절차에 따라 진행되었다. 우선, 토조의 상부를 밀폐한 상태에서 진공압으로 내부 기압을 낮춘 후, 이산화탄소를 반복주입하여 토조내 이산화탄소 포화도를 증가시켰다. 이후, 모형지반의 표면으로 점성유체를 침투시켜 마무리 되었다. 최종 포화도의 계측은 오카무라가 제안한 방법(Okamura, 2012)으로 측정되어 상대밀도 55%로 조성된 지반에 대해서 약 99.4%의 포화도를 나타내었다(Fig. 2).
포화된 모형 지반의 최종수위는 원형기준으로 강성토조 바닥면으로부터 약 6.9m 상단에 위치하였다. 지표면 변위 계측을 위하여 총 18개의 표지점(Marker)이 가로, 세로 2m간격으로 설치되어 초고속 카메라로 표지점의 변위를 추적하였다. 지반의 가속도 계측을 위해 깊이별 수평 가속도계(AH1∼AH4)가 설치되었으며, 가속도계 인근 과잉간극수압 변화 계측을 위한 간극수압계(P1∼P4)가 설치되었다. Fig. 1에 조성된 모형지반의 제원과 계측기 위치가 나타나 있다. 시료조성 및 포화작업 종료 후, 원심가속도 40g로 초기응력이 형성된 모형지반에 대해서 소형 CPT장비를 이용하여 깊이별 콘 관입저항치를 계측하였으며, 이로부터 평균 유효구속압과 지반의 최대전단탄성계수의 상관관계를 도출하였다(Kim et al., 2017a)(Fig. 3).
입력하중은 진폭이 변화하는 1Hz의 사인파를 가하였으며, 총 2회의 가진이 실시되었다. 최초 가진은 조성된 모형시료의 액상화 발생을 유도하기 위함이며, 이후의 가진은 액상화가 이미 발생한 지반의 반복하중에 대한 거동을 검토하기 위한 가진이다. 따라서, 본 논문에서는 수치해석시 액상화 모델의 배수조건 영향검토를 위해, 최초 가진에 대한 실험결과를 사용하였다. 입력운동은 토조 외벽에 설치된 가속도계(AH11, AH12)로 계측되어, 최대가속도는 약 0.17g 이였으며, 가속도 시간이력 및 주파수대역 에너지 분포는 Fig. 4와 같다.
3. 수치해석 모델
본 연구에서는 Itasca사에서 개발한 2차원 유한차분해석 프로그램인 FLAC2D Ver. 8.0을 사용하여 수치해석을 시행하였다(Itasca, 2018). 본 프로그램은 2차원 평면변형율 조건 하에서 시간영역 직접적분법을 적용, 관성력을 포함한 연속체의 외력에 대한 응답을 계산할 수 있으며, 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, 경계요소에서 재료간의 분리거동을 묘사할 수 있으며, 해석모델의 절점이 증가하여도 소요 메모리가 증가하지 않는 장점을 가지고 있다. 다만, 해석시 양해법(Explicit method)을 적용하므로 운동방정식의 해가 안정적으로 수렴하기 위한 최소시간적분간격으로 순차적인 해석을 시행하여야 한다. 이로 인하여 해석에 소요되는 시간이 길어지는 단점을 가지고 있으나, 반대로 지진과 같은 비정상상태 하중에 대하여 안정된 해석결과를 도출할 수 있는 장점이 되기도 한다(Dokainish and Subbaraj, 1988).
3.1 해석모델의 구성 및 경계조건
수치모델은 40g 원심모형시험의 원형스케일로 동일하게 구성되어, 가로 22.8m, 높이 4.9∼2.9m로 구성되었다. 수심은 2m∼4m이며, 지표면의 경사는 약 5°의 경사로 구성되었다. 정수압은 표면 수직응력으로 재하되었으며, 강성토조 내부에 모형이 구성됨에 따라, 정적 평형조건하에서 수평경계조건은 횡방향 구속조건을 적용하였다(Fig. 5).
사용된 유한차분요소의 개수는 총 3,000개 이며, 개별 요소의 최소 대각 길이는 약 0.22m로 식 (1)에 의하여 18Hz 이하의 주파수를 가지는 파동의 전파 해석이 가능함을 알 수 있다. 이로부터 수치해석 모델은 원심모형에서 입력운동으로 사용된 1Hz를 충분히 전파 가능한 모델이다.
| $$\triangle l\leq\frac\lambda{10},\;f_\max\leq\frac{\nu_s}{10\times\triangle l}$$ | (1) |
여기서, Δl : 유한차분 요소의 최소크기, λ : 지진파의 파장, fmax : Nyquist Frequency(Hz), νs : 전단파 속도
3.2 지반의 구성모델
전단파괴 이전 지반의 비선형 거동표현을 위한 총 4개의 피팅모델 중 식 (2)의 Hardin의 수정 쌍곡선 함수를 적용하였다(Hardin, 1972).
| $$\frac G{G_\max}=\frac1{1+{\displaystyle\frac\gamma{\gamma_{ref}}}}$$ | (2) |
여기서, γ : 전단변형율, γref : 참조 전단변형율(G/Gmax=0.5에 해당되는 전단변형율), G : 전단탄성계수, Gmax : 최대 전단탄성계수
Ottawa F-65모래에 대해서 기준이 되는 비선형 거동특성의 실험결과가 제공되지 않아, 사질토 지반의 대표적인 비선형 거동특성으로 알려진 Seed와 Idriss(1970)의 제안곡선 중 중간값을 기준으로 피팅을 실시하였으며, 비교 결과는 Fig. 6과 같다.
전단파괴 이후 지반의 소성흐름은 Mohr-Coulomb모델에 의해 정의되었다. 수치해석에 사용된 강도모델 및 지반정수는 Table 2와 같다. 모형시료의 조성과정에서 직접측정된 지반특성 외의 자료는 LEAP-2017프로젝트를 위해 공개된 토질실험결과(Bastidas, 2016)를 참조하여 결정되었다.
Table 2. Basic engineering properties of the soil model (Bastidas, 2016)
|
Max. shear modulus (kPa) |
Dry density (kg/m3) |
Porosity (%) |
Cohesion (Pa) |
Internal friction angle (°) |
Dilation angle (°) |
| Eqn. (3) | 1,592 | 40.1 | 0 | 24.6 | 0 |
조성된 지반의 최대 전단탄성계수는 CPT시험 결과로 얻어진 깊이별 전단파속도 주상도(Fig. 3)로부터, 정지토압 상태의 깊이별 평균유효구속압과 전단파속도의 관계를 지수함수로 식 (3)과 같이 피팅식을 제안하였다(Kim et al., 2017a). 본 해석에서는 최초 평형상태에서 구속압을 반영한 최대전단탄성계수를 재설정 후 중력하에서 최종평형상태를 도출하였다(Fig. 7).
| $$V_s=1.18\times10^4\exp\left(\frac{-0.125}{\overline{\sigma_m}+1.19}\right)-1.16\times10^4,\\G_\max=\rho V_s^2$$ | (3) |
여기서, Vs는 전단파속도, ρ는 지반의 밀도, Gmax는 최대 전단탄성계수, 은 평균유효구속압이다.
3.3 최소감쇠비
Fig. 6의 피팅결과로부터, 전단변형율 1×10-3% 미만의 전단변형율에서 전단응력-변형율은 선형탄성 거동을 나타냄을 알 수 있다. 따라서, 이 범위내에서는 반복하중에 의한 이력감쇠가 발생하지 않아야 한다. 그러나, 여러 실험결과로부터 지반은 선형탄성 범위 내에서 반복하중을 받는 경우에도 최소한의 감쇠비를 나타내는 것이 밝혀졌다(Kramer, 1996). 비선형 응답이력해석을 시행하는 경우, 실제와 다르게 최소감쇠비가 발현되지 않는 문제가 발생한다. 따라서, 이력감쇠 외 Rayleigh감쇠 등 변형율의 영향을 받지 않는 감쇠를 추가하여 최소감쇠비의 영향을 고려하여야 한다. Ottawa F-65모래의 최소감쇠비에 대한 실험결과 확보가 어려움에 따라, 본 논문에서는 중간주파수 1Hz를 가지는 2% Rayleigh감쇠를 적용하여 최소감쇠비를 재현하고 해석에 따른 고주파 잡음을 제거할 수 있도록 하였다.
3.4 입력운동 및 경계조건
동적원심모형 시험시, 강성토조 하단에서 측정된 가속도 시간이력(Fig. 4)을 수치해석 모델 최하단부 및 좌우 측면 가속도 신호기록으로 재하하였다. 이때, 측정된 가속도 시간이력은 층내운동(In-layer motion) 기록이다. 따라서, 강성토조의 하단경계조건은 입력운동의 전반사가 일어나는 강성경계조건으로, 입력운동의 형태는 가속도 시간이력으로 적용하였다(Mejia and Dawson, 2006).
3.5 액상화 모델
Finn모델로 널리 알려진 액상화 모델은 Martin 등(Martin et al., 1975)이 최초 제안한 액상화 모델과 이후 Byrne(Byrne, 1991)이 제안한 두 가지 형태의 모델이 존재한다. Martin등의 모델은 정현하중을 받는 사질토의 부피변화를 측정한 결과로 유도된 액상화 모델로, 하중반복회수와 체적변형율의 관계를 식 (4)와 같이 정의한다.
| $$\Delta\varepsilon_{vd}=C_1\left(\gamma-C_2\varepsilon_{vd}\right)+\frac{C_3\varepsilon_{vd}^2}{\gamma-C_4\varepsilon_{vd}}$$ | (4) |
여기서, γ는 전단변형율, εvd는 체적변형율, Δεvd는 반복전단하중 1회에 대한 체적변형율 변화량이며, C1, C2, C3, C4는 Fig. 8을 만족하는 모델 변수이다.
사용되는 변수는 총 4개의 변수(C1, C2, C3, C4)로 실험결과로 유도된 Fig. 8을 사용하여 결정된다.
이후, Byrne(1991)은 Martin 등 이 제안한 최초모델을 단순화 하여, 총 2개의 변수(C1, C2)만으로 거동할 수 있도록 식 (5)와 같이 재구성 하였다.
| $$\frac{\Delta\varepsilon_{vd}}\gamma=C_1\mathrm{EXP}\left(-C_2\left(\frac{\varepsilon_{vd}}\gamma\right)\right)$$ | (5) |
Byrne의 제안식에서 모델변수 C1, C2는 사질토 지반의 상대밀도 또는 표준관입시험 N치를 이용하여 식 (6)과 같이 산정 가능함에 따라 일상적으로 시행되는 지반조사 결과만으로도 충분히 액상화 모델의 사용이 가능한 장점이 있다.
| $$C_1=7600\left(D_r\right)^{-2.5}\;\;\;\;\;C_2=\frac{0.4}{C_1}\;\;\;\;\;D_r=15\left(N_1\right)_{60}^{1/2}$$ | (6) |
여기서, Dr은 상대밀도(%), (N1)60는 에너지효율 60%로 보정된 표준관입 시험치이다.
본 해석에서는 Byrne의 액상화 모델을 적용하였으며, 동적원심모형시험에서 조성된 상대밀도 55%로 산정된 모델변수 C1, C2는 각각 0.212, 0.943이다.
식 (6)의 액상화 모델변수 외 Byrne의 액상화 모델 사용시 추가로 정의하여야 할 사항은 반복한계전단변형율의 크기와 지연회수이다. 사질토는 반복한계전단변형율(Cyclic threshold shear strain)이하의 전단변형을 받는경우 부피변화(포화토의 경우 간극수압의 변화)가 발생하지 않는 것으로 알려져 있다. 반복한계전단변형율의 크기는 비틂전단실험으로 확인 가능하며(Kim and Stokoe, 1994; Choo and Kim, 2005), 일반적으로 전단변형율 1 × 10-2% 이내 영역에 위치한다. 따라서, 액상화모델에서도 반복한계전단변형율을 정의하여야 하며, 본 논문에서는 1 × 10-2%의 전단변형율을 반복한계전단변형율로 설정하였다.
양해법을 사용하는 응답이력해석은 해의 안정적인 수렴을 위하여 최소시간적분간격(식 (8))에 따라 순차적인 응답해석을 실시하게 된다. 그러나, 최소시간적분간격이 입력운동 시간간격에 비하여 작게 결정될 경우 해석과정에서 생성되는 고주파 진동으로 인하여 실제보다 많은 진동반복회수가 산정될 수 있다(Lee et al., 2018). 따라서, 진동반복회수에 따라 간극수압의 증가가 결정되는 액상화 모델을 사용하는 경우 해석과정에서 반복회수 산정절차가 통제되어야 한다. 이를 위하여 응답이력해석에서는 식 (7)의 지연회수(fflatency)를 정의하여 통제하는 방법을 취한다. 본 해석에서는 입력운동 시간간격 0.1초 이내 발생하는 진동반복의 영향을 배제하였으며, 입력운동 시간간격 0.1초와 최소시간적분간격 약 1.03 × 10-6초에 대한 지연회수는 97,000이다.
| $$ff_{latency}=\frac{\Delta t_s}{\Delta t_d}$$ | (7) |
여기서, fflatency는 지연회수, Δts는 입력운동 시간간격, Δtd는 최소시간적분간격이다.
3.6 포화토의 해석조건
- 포화토의 체적변화
포화토의 체적변화는 전단응력과 수직응력에 의한 변화로 나타난다. 이는 각각 수치해석 과정에서 액상화모델과 체적변형계수로 나타낼 수 있다. 그러나, 짧은 시간에 재하되는 하중에 대해서, 포화된 사질토는 비압축성 유체인 간극수의 영향으로 순간적으로 작용하는 인장력에 대해서 매우 큰 저항력을 보이며, 수치해석 과정에서 물의 인장력 또는 지반의 인장강도를 정의하여 이를 반영하여야 한다. 또한, 액상화 과정에서 발생하는 전단변형이 일정 크기를 넘어서는 경우, 포화토는 체적팽창(Fig. 9, C, E)에 저항하는 가상의 전단저항력이 유발된다.
Fig. 9.
Diagrammatic cross section of particulate group showing packing changes that occur during cyclic loading (Youd, 1977)
따라서, 본 해석에서는 물의 체적변형계수와 인장에 대한 저항력을 각각 Table 3과 같이 정의하였으며, 전단발생시 팽창에 대한 순간저항력을 미소점착력으로 가정하여 동해석 과정에 적용하였다.
Table 3. Properties of water for undrained behavior of soil subjected to the transient loading
|
Bulk modulus (GPa) |
Tension limit (GPa) |
Cohesion of soil in liquefaction analysis (Pa) |
| 2.15 | 10 | 300 |
- 투수계수
액상화로 인한 과잉간극수압의 증가는 간극수의 흐름을 야기하게 된다. 따라서, 액상화 과정 중 간극수의 흐름을 허용하는 배수해석을 실시하는 경우, 지반의 투수계수를 정의하여야 한다. LEAP-2017은 Ottawa F-65시료의 상대밀도에 따른 투수계수를 제공하고 있다(Bastidas, 2016). 본 논문에서는 배수해석시 투수계수 0.02cm/s를 적용하였으며, 이는 조성된 시료와 가장 유사한 상대밀도를 가지는 상대밀도 50%에 대한 투수계수 시험결과이다.
- 좌표계 및 최소시간적분 간격
지진하중 재하 전 정적해석은 오일러좌표계(Eulerian coordinate)에서 시행되었으며, 동해석은 기하학적 비선형을 고려하기 위하여 라그랑지안좌표계(Lagrangian coordinate)에서 시행되었다. 본 연구에 사용된 FLAC2D는 해의 수렴을 위하여 최소시간적분간격(Δtd)이 결정되어 적용되어야 한다. 최소시간적분간격은 양해법을 이용한 수치해석시 해석소요시간을 결정하는 가장 중요한 요소로, 개별요소의 크기는 최소시간적분간격이 과소하게 작아지는 것을 방지할 수 있도록 구성되어야 한다. 최소시간적분간격은 식 (8)과 같이 산정되며, 이는 전체 수치모델의 요소 중 가장 큰 공진주파수를 나타내는 요소에 의해 결정되며, 식 (1)의 영향을 받는다.
| $$\Delta t_{crit}=min\left[\sqrt{\frac{\Sigma M}{\Sigma k}}\right],\;\Delta t_d=\Delta t_{crit}/2$$ | (8) |
여기서, M은 유한차분 요소의 질량, k는 유한차분 요소의 강성, Δtd는 최소시간적분간격이며, Δtcrit는 양해법 적용시 해의 수렴을 위한 한계시간적분간격, 2는 최소시간적분간격 결정을 위하여 해석에 적용된 안전율이다.
본 해석에서 결정된 최소시간적분간격은 1.03 × 10-6초로, 클럭스피드 2.7GHz를 가지는 2개의 CPU를 이용하여 진동지속시간 30초 해석에 소요된 시간은 약 12시간 이었다.
4. 해석결과
본 논문에서는 액상화 수치모델을 이용한 해석과정에서 배수조건의 차이가 결과에 미치는 영향 평가를 하고자 한다. 따라서, 해석에 필요한 다른 조건은 동일하게 유지한 상태에서 배수 조건을 달리하며 해석결과를 동적원심모형 시험 결과와 비교하였다. 배수해석은 응답이력해석 과정 중 매 시간단계에서 역학평형해석(Mechanical equilibrium)에 이은 흐름해석(Flow analyis)을 시행하였다. 흐름해석시 사질토 지반의 투수계수는 0.02cm/s를 사용하였다. 결과의 비교는 원심모형시험에서 계측된 위치별 간극수압과 가속도 시간이력을 원형스케일로 직접 비교하였다. 본 논문에서는 액상화 후의 변위검토는 실시하지 않으며, 이는 별도의 연구결과로 제시할 계획이다.
4.1 비배수 조건
액상화모델을 이용한 수치해석에서 지금까지 발표된 많은 해석결과들은 과잉간극수압 소산에 대한 흐름해석을 시행하지 않는 것이 일반적인 방법 이였다. 이 방법은 과거 지진피해사례에 대한 잔류변위 평가결과 비교적 신뢰성 있는 결과를 제공하는 것으로 판단되어 왔다. 그러나, 액상화과정 중 간극수압의 변화는 현장계측자료 획득의 어려움으로 인하여 비교되지 못하였다. 본 논문에서는 앞서 기술된 원심모형시험과 비배수 수치해석결과로부터 간극수압 증가양상을 직접 비교하였으며, 그 결과는 Fig. 10과 같다.
깊이별 간극수압 비교시, 간극수압의 증가 시점, 지속시간, 증가량 모두 비배수조건에서 시행된 수치해석이 신뢰성 있는 결과를 제공함을 알 수 있다. 실험에서 간극수압 증가 후 발생하는 스파이크(spike)는 De-liquefaction현상으로 알려져 있다(Kutter and Wilson, 1999). De-liquefaction현상은 간극수의 인장에 대한 저항력이 일시적으로 소실되는 상황에서 충격파의 형태로 주변 지반에 전파된다. Fig. 11은 비배수해석으로 얻어진 수평가속도 비교결과이다. De-liquefaction에 의한 충격파 발생시간을 제외한 나머지 시간대에서 가속도 시간이력이 실험 계측결과와 일치하는 결과를 나타낸다.
4.2 배수조건
배수조건 해석은 지표면 간극수압이 정수압으로 유지되는 투수경계조건으로 시행되었다. 동해석 중 사용된 투수계수는 0.02cm/s이다. 배수해석의 간극수압 시간이력 비교는 Fig. 12와 같다. 비배수 해석과 비교시 과잉간극수압의 증가와 동시에 간극수압의 소산이 발생함을 알 수 있다. 간극수압의 증가 시점의 차이는 없으나, 최대값과 지속시간은 큰 차이가 나타난다. 따라서, Byrne모델을 적용한 액상화 해석은 비배수 조건하에서 시행하는 것이 실제에 가까운 결과를 나타낼 수 있을 것으로 예상된다. 본 논문에서 사용된 배수조건 수치해석시 간극수압의 소산은 실험에 비하여 매우 빠르게 진행되었다(Kim et al., 2017b). 따라서, 액상화 종료 후 간극수압의 소산과정은 Darcy의 법칙에 따른 간극수의 침투과정과는 다른 양상을 나타내어, 침강 후 압밀과정을 따르게 된다(Chian, 2015). 액상화 모델을 소산과정의 모델링에 대해서는 별도의 연구가 필요할 것으로 판단된다.
Fig. 13은 배수해석으로 얻어진 수평가속도 비교결과이다. De-liquefaction에 의한 충격파 발생시간을 제외한 나머지 시간대에서 가속도 시간이력이 실험 계측결과와 일치하는 결과를 나타낸다.
5. 결 론
본 논문에서는 응답이력해석을 이용한 액상화해석에서 배수조건이 미치는 영향을 살펴보았다. 수치해석모델은 LEAP-2017 동적원심모형시험의 원형스케일과 동일하게 2차원 평면변형율 조건으로 구성하였으며, Byrne이 제안한 액상화모델을 사용하여 양해법을 이용한 유한차분해석을 시행하였다. 배수조건 영향검토를 위하여 해석에 필요한 다른 조건은 동일하게 유지하며 배수 및 비배수해석결과를 각각 동적원심모형시험 결과와 비교하였다. 일반적으로 사용되는 비배수해석결과는 원심모형시험과 유사한 간극수압 증가양상을 나타내었다. 반면, 배수해석결과는 간극수압 증가와 동시에 침투에 따른 간극수압의 소산이 발생하였으며, 간극수압의 소산은 원심모형시험에서 소요된 시간에 비하여 매우 빠른속도로 진행되었다. 배수조건에 따른 가속도 시간이력의 차이는 크지 않은 것으로 나타났다. 이는 본 해석에 적용된 지반모델이 해석과정에서 유효응력 변화에 따른 탄성계수 변화를 반영하지 못하기 때문이다. 배수조건에 대한 검토결과 지반이 반복하중을 받는 동안 비배수조건을 적용하는 것이 타당한 것으로 판단되나, 액상화 후 간극수압의 소산이 시작되는 시점의 결정 등에 대해서는 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다. 본 논문에서는 배수조건 영향검토를 위하여 액상화 해석시 필요한 다른 제반조건의 영향은 고려하지 않았다. 따라서, 추후 연구를 통하여 비배수 조건하에서 간극수의 체적변형에 대한 저항 등이 지반의 거동에 미치는 영향을 검토할 필요가 있을것으로 판단된다.
