1. 서 론
2. 연구대상지역
2.1 영일만항
2.2 포항지진
3. 지반액상화 해석
3.1 2차원 유효응력 해석
3.2 수치해석 단면
4. 액상화해석 결과
4.1 응답가속도
4.2 과잉간극수압비
4.3 액상화에 의한 지반-구조물 피해
4.4 유효응력 경로 및 전단변형
5. 결 론
1. 서 론
우리나라의 경우는 21C 해양시대를 맞이하여 세계의 해운 및 항만의 물류 중심항 선점을 위해 해양･항만시설 확충사업을 경쟁적으로 추진하고 있다. 또한 최근 국내･외에서 에너지/자원개발을 위한 해양플랜트 및 해상풍력에 큰 관심을 가지고 있으며 이에 관한 많은 연구가 진행 중에 있다. 이러한 시대적 배경에서 최근 지진과 관련하여 해양구조물 안정성 문제가 대두되고 있다.
그리고 칠레, 일본, 아이티, 인도네시아, 중국 등에서 세계적으로 빈번히 발생하고 있는 지진 및 지진해일에 의해 막대한 인적･물적 피해가 발생하고 있다. 2004년 12월 26일에 발생한 규모 9.0의 인도네시아 수마트라 지진은 1900년대 이후로 세계에서 3번째로 강한 지진으로 기록되었으며, 약 약 30만명이 사망 또는 실종 되었고(KDPA, 2003), 2009년 9월 30일 남태평양의 사모아제도 부근에서 규모 8.1의 지진, 2010년 1월 12일에 발생한 규모 7.0의 아이티 지진, 2010년 2월 27일에 발생한 규모 8.8의 칠레 지진 등에 의해 지속적으로 지진에 대한 피해가 보고되고 있다. 또한, 2011년 3월 11일 일본에서 발생한 규모 9.0의 동일본 대지진은 2만명 이상의 인명피해를 가져왔으며, 10만 채의 가옥의 피해 및 저유탱크 및 원자력발전소의 폭발, 항만/해상구조물, 교량, 항공할 것 없이 모든 사회･경제활동에 막대한 피해를 가져왔다(Lee and Kim, 2011).
지진시 액상화로 인한 대표적인 피해 사례는 1964년 일본 니이가타(Niigata)에서 발생한 아파트 기울어짐과 교량 상판의 붕괴 사례이다. 그 이후 1976년 중국 탕산 대지진 시에도 액상화로 인한 건물 붕괴로 약 24만명의 주민이 사망하기도 하였으며, 2011년 뉴질랜드 크라이스 처치(Christchurch)에서 도시 전역에 걸쳐 광범위하게 액상화로 인한 지반 침하가 발생하기도 하였다(Park, 2018). 이와 같이 세계 곳곳에서 액상화로 인해 지반의 전단저항력이 상실되면서 각종 구조물이 무너지거나, 이로 인한 인명 및 재산 피해가 자주 발생하고 있다. 한편, 국내에서는 1978년 10월 홍성 지진과 2016년 9월 경주 지진으로 건물 피해 사례는 다수 발생하였으나(Park, 2018), 액상화는 발생하지 않았다. 하지만, 지난 2017년 11월 경상북도 포항시에서 발생한 5.4 규모의 지진으로 인해 도로, 공원 또는 논밭 등지에서 액상화로 인해 모래와 물이 동시에 지표면으로 분출되는 현상이 국내 처음으로 발생하였다. 일반적으로 지진같은 반복하중으로 지반의 전단변형이 발생하고, 배수가 허용되지 않은 비배수 상태에서 급격한 전단변형은 과잉간극수압이 증가하여 유효상재하중보다 커지게 되면 토립자가 서로 떨어져 물에 부유하는 상태로 액상화 현상이 발생하게 된다. 즉, 액상화로 인해 지반은 전단강도를 거의 상실하게 되어 상부구조의 손상이나 간극수의 배출로 인한 지반의 침하가 발생하게 된다(Yi, 2006).
지진시 지반 액상화에 대한 연구는 Casagrande(1936)가 최초로 한계간극비 이론으로 연구하였다. 1964년의 알레스카 지진(M9.1)이 발생한 시기에 일본에서는 Niigata 지진(M7.5)이 발생하여 액상화 피해가 심각하여 많은 연구자가 관심을 갖지기 시작하였다. Niigata 지진 피해조사 결과로부터 액상화는 주로 사질토 지반에서 발생한다는 사질이 밝혀지게 된다. 그 이후 Seed와 Idriss(1967)는 포화된 지반이 지진에 의해 발생하는 반복하중에 비배수 상태일 때 발생한다고 가정하였고, 진동삼축시험에 의해 액상화에 대한 예측식을 제안하였다(Seed and Idriss, 1971). 그 이후 Seed와 Idriss(1975)는 불규칙 지진파로써 정현파를 사용하여 액상화를 모사하는 내용의 연구를 수행하였다. Tokimatsu와 Yoshimi(1983)는 SPT 저항치인 N치를 이용하여 액상화 평가를 수행하였고, Stark와 Olson(1995)은 CPT를 이용하여 다양한 지역에 대한 액상화 평가를 수행하였다. 최근에는 Youd et al.(2001)를 포함한 수많은 지반공학자들이 액상화 예측 방법 및 보정방법 등에 대해서 연구를 수행하였다. 즉, 연구의 초기 단계에서는 현장 데이터 및 실내시험에 의해 지진과 같은 반복하중에 의한 흙의 거동에 대해서 연구를 하였다. 그리고 지난 반세기 동안 컴퓨터 기술의 발달로 연속체역학을 이용하여 유한요소해석 등에 의한 지반의 동적인 거동을 모사하는 방법들이 제안되었고 액상화 현상을 규명하는 연구들이 진행되어 왔다(Martin et al., 1975; Ishihara and Towhata, 1980; Iai et al., 1992ab; Oka et al., 1999; Yasuda et al., 1999; Elgamal et al., 2003).
액상화 관련 연구는 국내에서도 액상화에서 유효응력해석에 대한 연구가 다양한 방면으로 수행되었다. Park(2008)은 국내 매립지반을 대상으로 유효응력해석과 등가선형해석을 이용하여 액상화 평가 연구를 하였다. 이 연구에 따르면 유효응력해석은 지반의 비선형을 고려하여 과잉간극수압과 침하량을 산정할 수 있는 반면에, 지반의 비선형성을 고려하지 않고 선형적 탄성거동으로 묘사한 등가선형해석은 지반의 전단응력을 과대평가 할 수 있으며 유효응력해석보다 액상화가 일어나기 쉬운 것으로 예측되었다. Park(2009)는 간편예측법과 유효응력에 의한 지반응답해석을 통한 액상화 예측 연구를 수행하였고 그 결과 간편예측법은 유효응력 지반응답해석에 비하여 액상화 발생 가능성을 과대평가하여 예측하는 것으로 나타났으며 예측된 지층 내 과잉간극수압의 분포형상에도 상당한 차이가 있는 것으로 확인됨에 따라 간편예측법은 액상화 발생가능성의 초기 예측에는 사용될 수 있으나 보다 정확한 판단을 위해서는 고급해석이 필요하다고 판단된다. Lee and Noh(2016)는 유효응력해석을 통한 1995년 Kobe 지진시 케이슨 안벽의 거동에 대해서 평가하였고 그 결과 액상화 현상으로 인한 케이슨 배면 횡토압 증가와 지진시 기초하부 지반의 극한 지지력의 감소로 인해 케이슨 안벽의 영구변위에 영향을 미치는 것으로 나타났다. Ahn et al.(2018)은 1차원 유효응력개념의 지반응답해석을 통한 액상화 현상을 규명하고자 하였다. 여기서는 LPI(Liquefaction Potential Index)를 산정함에 있어 1차원 유효응력해석에 의해 지반응답해석을 수행하였고, 기존의 지반조사결과로 추정된 LPI와 비교하여 정확도가 향상된 것을 확인하였다.
특히, 최근 국내에서 빈번히 발생하는 지진으로 이에 대한 안정성 문제가 대두되고 있는 실정이며, 앞서 언급한 대규모 해양･항만 시설의 경우는 기능이 마비될 경우 그에 따른 경제적인 손실이 막대하기 때문에 설계 또는 건설 이후에라도 지진에 대한 해양구조물의 안정성이 확보되어야 한다. Fig. 1은 2011년의 동일본 대지진에 의해서 발생한 케이슨식 안벽의 피해를 나타내고 있다. 동 지진에 의해 후쿠시마 현 남부 해안 지역의 오나하마항에서 지진이 발생하여 많은 부두가 피해가 발생하였다. Fig. 1과 같이 케이슨 또는 시트 파일 및 뒤채움의 침하 등의 피해가 발생하였고 피해 정도는 주변 지반의 조건에 따라 차이가 있었다(Sugano et al., 2014).
본 연구에서는 2017년 11월 15일 경상북도 포항시에서 발생한 지진에 대해 영일만항의 피해에 대해 그 원인을 규명하는 것이 목적이다. 지진에 의해 케이슨식 안벽의 안정성 평가를 위해 2차원 유효응력 해석을 통해 지반내 과잉간극수압의 누적과 유효응력의 감소에 의한 케이슨 안벽의 안정성을 평가하고자 한다.
2. 연구대상지역
2.1 영일만항
영일만항은 포항제철을 통해 국내 제1의 철강도시로 성장한 포항이 물류 중심도시로의 재도약을 준비하면서 신설 중인 항만시설이다. 사업기간은 1992년에서 2020년으로 총 2조 8,000억원의 동해권의 국제물류 거점항만사업이다. Fig. 2는 영일만항을 나타내고 있으며, 2017년 11월 15일에 발생한 지진으로 영일만항에서 액상화가 의심되는 흔적(분사 등)과 더불어 케이슨식 안벽의 수평변위, 배후지의 침하 등의 피해가 발생하였다. Fig. 3에 나타낸 바와 같이 케이슨식 안벽 배후지에서 액상화로 추정되는 현상이 발생하였고 시설물에 국부적인 손상이 야기되었으나 명확한 원인 등 메커니즘은 불명확한 상태이다.
Fig. 3은 현장조사 결과를 나타내고 있다. 포항 지진 이후 긴급 정밀안전진단을 수행한 결과, 케이슨 배후지의 침하(약 10cm∼20cm), 케이슨의 수평변위(약 5cm∼15cm), 케이슨의 침하(약 10cm 이하)가 국부적으로 발생한 것이 관찰되었다. 분사된 토질은 조립질 사질토로 액상화가 발생가능한 토질로 조사되었다. Fig. 4는 액상화 현상이 발견된 배후지 부근 안벽의 단면도를 나타내고 있다. 뒤채움 재료는 매립토로써 실트질 사질토인 것으로 확인되어, 액상화가 발생할 가능성이 있는 것으로 판단된다.
2.2 포항지진
2017년 11월 15일 경상북도 포항에서 규모 5.4의 국내 2번째로 큰 지진이 발생하였다. 2016년 9월 11일에 발생한 규모 5.8의 경주지진과 비교하여 진원 깊이가 상대적으로 얕기 때문에 그 피해 또한 경주지진과 비교하여 상대적으로 큰 것으로 나타났다. 특히 포항지진으로 인해 국내에 최초로 액상화 현상이 발생하였지만 실제로 액상화에 의한 피해는 없는 것으로 보도되었다. Fig. 5는 포항지진 발생시 가속도 설치 위치를 나타내고 있다. 비교된 관측소는 총 4개로 포항구항, 포항관측소(PHA2), 청송관측소(CHS), 학계리관측소(HAK) 이다. 각 관측소는 진앙지로부터 각각 7km, 9km, 23km, 25km 떨어져 있다.
Fig. 6은 각각의 관측소에서 계측된 가속도를 나타내고 있다. 그림에 나타낸 바와 같이 진앙지로부터 가장 가까운 7km의 포항항에서는 3.25m/s2, 9km 거리의 PHA2에서 2.66m/s2이 관측되었고, HAK에서는 0.366m/s2, CHS는 0.2726m/s2로 진앙지로부터 거리가 멀어질수록 관측 가속도는 작아지는 경향이 나타났다. 현 논문에 적용된 입력하중은 포항 구항에 시추를 통한 기반암에 설치되어 있는 가속도에서 측정된 데이터이며, 실제로 영일만항과는 약 8km 떨어져 있으나, 진앙지로부터는 포항항과 영일만항의 거리는 각각 반경 6km와 7km로 이며, 이를 입력가속도로 사용하였다. 포항지진의 경우는 상대적으로 큰 지진동이 발생하여 항만 부두시설에 피해를 입힌 것으로 예상되지만, 해외 지진과 비교하였을때는 지속시간이 5초 정도로 짧은 편이다.
3. 지반액상화 해석
3.1 2차원 유효응력 해석
본 연구에서는 지반의 액상화 거동을 모사하기 위해서 FLIP(Iai et al., 1992ab)을 사용하였다. FLIP은 일본항만항공연구소(PARI)에서 해안･항만 구조물을 대상으로 지진시 지반액상화에 의한 피해 예측을 위해 개발되었다. 현재 일본 내에서 설계 및 피해의 원인규명에 가장 많이 활용되는 프로그램이다. FLIP에서는 흙의 동적인 외력에 대한 비선형의 응력-변형 거동을 예측하기 위해 다중전단메커니즘(Multiple simple shear mechanism, Iai, 1992a)을 이용하였고, 2차원 유효응력의 유한요소해석모델로 지반내 간극수를 비압축성으로, 흙골격을 탄소성체로 가정하며, 액상화로 인한 지반-구조물의 동적 상호작용을 검토하는 모델로, 원래 지진과 같은 동적인 하중이 작용할 때 액상화 등에 의한 지반-구조물 상호작용 문제를 검토하기 위하여 개발된 유한요소프로그램이다.
다중전단메커니즘에서 원형고정경계는 Fig. 7과 같이 전단변형영역에 무한의 가상스프링경계가 연결되어 있다고 가정한다. 각각의 스프링은 다양한 방향에 대한 실제의 단순 전단메커니즘이라고도 할 수 있으며, 이는 지반내에 흙의 탄소성에 관한 응력-변형률의 복잡한 관계를 잘 표현할 수 있다.
각각의 스프링 힘-변위 관계는 쌍곡선의 하중-변위 관계로 표현할 수 있다. 중심 원의 이동점에서 변형은 외력에 의해 발생한 변형(전단)을 나타내고, 이동점에 외력이 작용하여 전단응력으로 나타나게 된다. 여기서, 평면변형 상태에서의 유효응력 및 변형벡터는 식 (1), (2)와 같이 표현 할 수 있다.
| $$\left\{\sigma'\right\}^T=\left\{\sigma'_{x\;}\sigma'_y\;\tau_{xy}\right\}$$ | (1) |
| $$\left\{\varepsilon\right\}^T=\left\{\varepsilon'_{x\;}\varepsilon'_y\;\gamma_{xy}\right\}$$ | (2) |
구성방정식은 기본적으로 아래와 같이 주어진다.
| $$\left\{d\sigma'\right\}=\left[D\right]\left(\left\{d\varepsilon\right\}-\left\{d\varepsilon_p\right\}\right)$$ | (3) |
| $$\left[D\right]=K\left\{n^{(0)}\right\}\left\{n^{(0)}\right\}^T+\sum_{i=1}^IR_{L/U}^{(i)}\left\{n^{(i)}\right\}\left\{n^{(i)}\right\}^T$$ | (4) |
여기서, : 유횽응력
: 변형률
: 유효응력 증분
: 변형률 증분
: 흙입자의 다일러턴시로 발생하는 체적변형률 증분
: 반력계수
: 접선전단계수
위에서 식 (3)의 는 다일러턴시에 의한 추가 변형률증분 나타내고, 식 (5)와 같이 다일러턴시에 기인하는 체적변형률 증분으로 표현할 수 있다.
| $$\left\{d\varepsilon_p\right\}=\left\{d\varepsilon_p/2\;\;\;\;\;d\varepsilon_p/2\;\;\;\;\;0\right\}$$ | (5) |
식 (4)에서 첫 번째는 체적메카니즘을 의미하고 아래의 식으로 나타낼 수 있다.
| $$\left\{n^{(0)}\right\}^T=\left\{1\;\;\;1\;\;\;0\right\}$$ | (6) |
식 (4)의 두 번째는 다중전단메커니즘에 대해 표현한다.
각각 메카니즘은 , 는 실제의 단순 전단메커니즘으로 의미하며, 그리고 각도 방향으로 각각의 단순 전단평면이 존재한다. x축의 접선 전단계수는 복원력과 쌍곡선 응력 변형 관계에 대해 표현한다.
| $$\left\{n^{(i)}\right\}=\left\{\cos\theta_i\;\;-\cos\theta_i\;\;\;\sin\theta_i\right\}\;\left(\mathrm{for}\;i=1,\cdots,I\right)$$ | (7) |
여기서
| $$\theta_i=\left(i-1\right)\triangle\theta\;\;\left(\mathrm{for}\;i=1,\cdots,i\right)$$ | (8) |
| $$\triangle\theta=\pi/I\;\;\left(\mathrm{for}\;i=1,\cdots,i\right)$$ | (9) |
지진과 같은 반복하중에 의한 과잉간극수압은 반복적 전단작용으로 발생되는 흙의 체적변형과 간극내의 물의 체적 탄성계수로 산정되고, "+"의 다일러턴시에 의한 영향은 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 Iai et al.(1992b)가 제안한 액상화 프론트(Liquefaction Front)에 의해 설명할 수있다. 즉, 반복적 전단작용으로 지반의 유효응력이 감소하여 발생되는 cyclic mobility(반복변동) 및 지반액상화 거동을 모사할 수 있다. 이를 수식으로 표현하면 아래와 같다.
| $$\begin{array}{l}S=S_0\;\;(\mathrm{if}\;r<r_3)\\S=S2\sqrt{(S_0-S_2)+\left[(r-r_3)/m_1\right]^2}\;\;(\mathrm{if}\;r<r_3)\end{array}$$ | (10) |
여기서
| $$r_2=m_2S_0$$ | (11) |
| $$r_3=m_3S_0$$ | (12) |
| $$S_2=S_0-(r_2-r_3)/m$$ | (13) |
여기서, : 전단작용에 의한 함수
: 파괴선의 기울기
: 전단저항각()
: 상태변화 각도
: 상 변태(phase transformation)선의 기울기(, )
: 보조 파라메타(다양한 영역으로 변형되기 위한 것)
Fig. 8에서 S는 비배수상태에서 구속압에 따른 유효응력의 변화를 의미하고 r은 전단응력비를 나타낸다. 그리고 초기 평균유효응력과 축차응력은 와 로 나타낸다. 본 연구에서 적용된 모델은 비배수 상내에서 작용되는 반복적인 하중에 대해 발생하는 변형량의 증감을 표현할 수 있다. 본 연구의 유효응력해석 기법은 지진과 같은 동적인 외력으로 발생하는 지반-구조물의 상호작용 및 피해에 대한 다양한 수치해석으로 검증되었다(Iai et al., 2005; Kang et al., 2013; Kang et al., 2014; Ozutsmi et al., 2002; Sawada et al., 2000).
Fig. 8.
Schematic diagram for liquefaction front, state variable (S) and shear stress ratio (Iai et al., 1992a, 1992b)
3.2 수치해석 단면
Fig. 9는 영일만항 대표단면(Fig. 4)에 대해 액상화에 의한 피해에 대한 메커니즘을 규명하기위해 작성된 유한요소 Mesh를 나타내고 있다. 실제로 액상화를 대상으로 2차원 유효응력을 기본으로 하기 때문에 퇴적토 하부의 비액상화 층인 암반은 무시하였다. 그림에 나타낸 N1, N2, N3, N4는 케이슨 및 뒤채움 지반의 침하량 산정을 위한 출력절점의 위치를 나타내고 있으며, E1, E2, E3, E4, E5, E6는 케이슨 하부 및 뒤채움 지반내의 과잉간극수압 및 흙의 응력-변형 거동을 분석하기위한 출력 요소를 나타내고 있다.
Fig. 10은 Mun(2018)이 영일만 인근 지역을 조사한 결과로써 입도분포곡선을 나타내고 있으며, 액상화발생이 가능한 조건의 토질로 조사되었다. Table 1은 액상화 해석에 사용된 지반정수를 나타내고 있다. 지반정수는 설계시 수행한 지반조사 자료와 최근 포항지진과 관련되어 수행된 Mun(2018), Park et al.(2018)와 및 Shin(2003) 등을 참조하여 결정하였다. Table 2는 Fig. 8의 액상화프론트와 관련하여 과잉간극수압의 증가에 의한 유효응력의 소실을 모사하는 액상화 관련 입력변수(Iai et al., 1992b)를 나타내고 있다. 일본 항만기술연구소(PARI)에서 실험을 통해 N치에 대응하는 파라메타를 제안하였고 이를 이용하였다(Morita et al., 1997; Iai et al., 2000, Shin, 2003). 뒤채움지반의 경우는 N=15, 케이슨 하부의 실트질모래는 N=20으로 가정하여 산정하였다. 또한, 수치해석은 뒤채움지반과 하부지반을 액상화로 고려한 Case1과 과잉간극수압을 고려하지 않은 전웅력 개념의 경우인 Case2에 대해서 실시하였다. Case2의 경우는 액상화파라메타를 “0”으로 설정 하였다. 입력지진동은 Fig. 6(a)에 나타낸 포항항 지역내 시추공에 의한 기반암 설치된 계측된 가속도를 사용하였다.
Table 1. Soil parameters for the 2-D effective stress analysis
Table 2. Parameters of the excess pore water pressure generation model
| Type | S1 | w1 | p1 | p2 | c1 | Remarks |
| Backfill | 0.005 | 9.2 | 0.5 | 0.92 | 1.3 | N=15 |
| Silty sand | 0.005 | 23.5 | 0.5 | 0.80 | 1.0 | N=20 |
4. 액상화해석 결과
4.1 응답가속도
Fig. 11은 액상화 수치해석 결과 케이슨 상단 및 뒤채움 지반 지표면에서 응답된 가속도를 Case1과 Case2를 비교한 것이다. 그림에서 보여지는 것처럼 각 지점에서의 Case1과 Case2의 그래프는 유사한 형태를 나타낸다. Fig. 11(d)는 입력 가속도를 나타내며 포항항에서 기반암에서 계측된 가속도이다. 입력가속도는 최대 3.25m/s2으로 지속시간은 약 5초 정도로 상대적으로 짧으며, 이 지진동에 의해 Case 1의 경우는 케이슨 상단에서는 최대 1.86m/s2의 가속도가 응답되었고 큰 진동이 발생하지 않았다. 케이슨 배후지인 뒤채움에서는 최대 4.75m/s2의 가속도가 응답되었고, 입력 지진하중과 비교하여 약 1.5배 증폭한 것으로 나타났다. 입력지진파의 최대 가속도인 2.8초 이후 지반에서는 약 3.2초 정도로 약간 지연되어 크게 증폭한 것으로 나타났다. 반면에 과잉간극수압을 고려하지 않은 Case2의 경우는 케이슨 상단은 유사한 가속도 크기가 관측되었으나, 배후지 지반에서는 각각 1.85m/s2, 1.67m/s2의 가속도가 응답되어 Case1에 비교하여 크게 감소한 것을 알수 있고 최대 가속도도 약 3.0초 정도에서 응답하여 Case1보다 가속도의 전파가 빠른 것으로 나타났다. 이는 과잉간극수압을 고려하지 않은 것에서 기인한 것으로 판단된다.
4.2 과잉간극수압비
Figs. 12와 13은 과잉간극수압비에 대한 수치해석의 결과를 나타내고 있다. 과잉간극수압비는 초기유효응력과 과잉간극수압의 비로 표현하여 지반의 응력에 표현을 나타내기 때문에 물 요소의 표현은 생략하였다. 과잉간극수압비가 1인 경우는 과잉간극수압과 초기유효응력이 같아지기 때문에 유효응력이 “0(Zero)”가 되어 지반의 액상화가 발생한 것을 의미한다. 그림의 Case1 사례들에서 나타나듯이 케이슨 구조물 해측의 해저지반의 실트질 모래는 지표면에 위치하고 있어 낮은 초기유효응력 수준이기 때문에 대상 지진에 대해서 과잉간극수압비가 0.9 정도까지 도달하여 유효응력이 거의 소실되어 액상화가 발생된 것으로 간주할 수 있다. 하지만, 케이슨 구조물 해측의 해저지반의 액상화는 케이슨 구조물과 상대적으로 이격되어 있어 직접적인 피해와 관련이 없는 것으로 판단된다. 케이슨의 배후지인 뒤채움은 국부적으로 과잉간극수압이 증가하여 유효응력이 저하된 지역이 부분적으로 확인된 것을 알 수 있다. 케이슨 하부의 E3의 경우는 과잉간극수압비가 0.3 정도로 증가하였고, 뒤채움내 E4에서는 약 0.5 이상 과잉간극수압비가 증가한 것으로 나타났다. 상대적으로 깊은 위치에 있는 E5와 E6의 경우는 과잉간극수압비가 약 0.2∼0.3 정도로 증가하였다. 과잉간극수압의 증가 시기는 뒤채움 지반의 증폭이 발생된 3.1초 이후로 증가하는 것으로 나타났다. 따라서 포항지진에 의해 영일만항의 케이슨 배후지인 뒤채움에서는 국부적으로 과잉간극수압이 증가하여 유효응력이 저감된 것으로 나타났다. 케이슨 배후지의 뒤채움 지반에서 유효응력이 감소되어, 지진시 케이슨에 작용하는 수평 관성력이 증가되어 케이슨의 수평변위를 유발하였고, 케이슨 하부의 지반에서도 유효응력이 감소로 인한 지지력 저하에 따른 케이슨의 침하가 유발된 것으로 판단된다. 이는 지진과 같은 반복하중에 의해 과잉간극수압이 발생하여 유효응력이 소실되어 지지력이 감소된 것으로 판단할 수 있다. 반면에 Case2의 경우, 과잉간극수압이 “0(Zero)”으로 이 때의 변형은 지진하중에 의한 전단변형의 증가로 판단된다.
4.3 액상화에 의한 지반-구조물 피해
Fig. 14는 포항지진에 의한 케이슨 및 배후지 뒤채움 지반에서의 수평 및 침하량을 나타내고 있다. 그림에서는 N1(케이슨 상부 선단), N3, N4(배후지 뒤채움 지표면)에서의 수평변위 및 침하량을 나타내고 있다. 그림에 나타낸 바와 같이 Case 1의 경우, 케이슨의 수평변위는 약 14cm, 침하량은 3.2cm 정도로 나타난 반면에 Case2의 경우는 각각 4.2cm, 1.2cm였다. 케이슨의 수평변위는 약 3.3배 정도 차이가 났으며 두 해석에서의 변위량의 차이는 배후지반과 케이슨 하부 지반의 국부적인 유효응력소실에 따른 결과라고 판단된다. 뒤채움 지반의 경우 Case1의 경우 약 6cm∼9cm 정도 침하한 것으로 나타났으며, 이는 현장조사 결과와 유사한 결과를 나타내었다. 또한, 변위의 발생시점을 살펴보면 최대 가속도가 응답된 3.2초 이후로 수평변위 및 침하량이 크게 증가한 것으로 알 수 있다. 반면 Case2의 경우, 배후 지반이 약 1cm∼3cm 정도 침하하였다. 따라서, 케이슨 및 배후지 뒤채움 지반에서의 변형은 지진동에 의한 과잉간극수압의 증가로 인한 유효응력의 저감에 따른 결과라고 판단할 수 있다.
4.4 유효응력 경로 및 전단변형
Figs. 15과 16은 뒤채움 지반내 E1과 E4에서의 유효응력경로 및 응력-변형률곡선을 나타낸 것이다. E1은 케이슨 구조물 해측의 해저지반의 얕은 위치의 해저지반이며, 지반내 과잉간극수압비가 약 0.9까지 증가한 요소이다. 유효응력경로는 평면변형률 조건에서 많이 사용하는 p’, q’ 좌표를 이용하였다. Fig. 15에 나타낸 바와 같이 E1의 경우는 반복적인 외력에 의해 초기 상태에서 파괴선으로 이동하여 유효응력이 거의 “0(Zero)”에 근접하는 것을 알 수 있다. 이로 인해 전단변형은 0.014까지 상대적으로 크게 발생된 것으로 판단된다. 한편, Fig. 16의 E4 경우는 과잉간극수압비가 약 0.5까지 증가한 경우이며, 유효응력 경로에서 초기상태에서 반복하중에 의해 지속적으로 유효응력이 감소하였지만 지반의 파괴에는 미치지 않은 것으로 나타났다. 이와 더불어 전단변형의 경우는 0.004정도까지 발생하였다. 즉, 유효응력이 완전히 소실되어 액상화는 발생하지 않은 것으로 나타났다. 포항지진에 의해 포항항에 계측된 가속도를 살펴보면 최대값은 3.25m/s2으로 국내에서는 상대적으로 큰 값이 계측되었으나, 지진의 지속시간이 5초 정도로 해외사례와 비교하였을 때 상대적으로 짧은 특징이 있다. 이로 인해 피해가 축소된 것으로 판단된다. 더 큰 지진하중 및 지속시간이 길어지면 더 큰 피해가 발생될 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 2017년 11월 15일에 발생한 경상북도 포항시의 지진을 대상으로 영일만항의 피해에 대한 원인규명을 밝히기 위해 2차원 유효응력해석을 수행한 경과 아래와 같은 결론이 도출되었다.
(1) 포항항의 기반암에서 계측된 지진가속도(3.25m/s2)를 입력지진동으로 사용하여 응답해석을 수행한 결과, 케이슨의 상단에서는 약 1.86m/s2의 가속도가 응답된 반면에 뒤채움 지반에서는 최대 4.75m/s2의 가속도가 응답되어 약 1.5배 증폭한 것으로 나타났다.
(2) 관측된 지진동을 입력지진파로 사용하여 2차원 유효응력 해석을 수행한 결과 주로 배후지 뒤채움지반에서 과잉간극수압비가 0.5 정도까지 증가하여 국부적으로 지반의 유효응력이 감소한 것으로 나타났다.
(3) Case1의 결과로부터 반복적인 지진하중에 의해 과잉간극수압이 발생하고, 지반의 유효응력이 감소하여 케이슨의 경우 수평방향으로 약 14cm, 수직방향(침하)으로 약 3cm의 변위가 발생하였다. 뒤채움 지반의 경우 6cm∼9cm 정도 침하한 것으로 나타났다. 이는 현장조사와도 유사한 결과임이 밝혀 졌다. 반면에 과잉간극수압을 고려하지 않은 Case2의 경우는 케이슨의 수평변위와 침하량이 각각 4.2cm, 1.2cm로 작은 변위가 발생하였다.
(4) 영일만항의 경우 지진에 의한 피해는 현장조사와 수치해석 결과로부터 배후지 뒤채움 지반의 국부적인 과잉간극수압 증가에 따른 유효응력의 감소로 기인한 것으로 판단되며, 이러한 결과로부터 지진과 같은 동적인 외력에 의한 거동해석은 유효응력해석이 필요할것으로 판단된다. 또한, 현재보다 더 크고 지속시간이 긴 지진이 발생하면 더 큰 피해가 야기될 것으로 판단된다.
