1. 서 론
2. 1-g 진동대 모형실험 프로그램
2.1 실험 개요
2.2 모형 구조물 제작 및 검증
2.3 액상화 및 비액상화 지반 조성
3. 실험 결과
3.1 자유장 지반의 가속도 및 과잉간극수압
3.2 얕은기초 건축물 하부 지반의 가속도 및 과잉간극수압
3.3 자유장 및 얕은기초 건축물 침하 메커니즘
4. 결 론
1. 서 론
액상화는 지진과 같은 급속한 진동하중 발생 시, 순간적으로 비배수 상태가 됨에 따라 느슨한 포화 사질토 내 과잉간극수압 상승으로 유효 응력이 소실되어 전단 저항력을 잃고 지반이 액체처럼 거동하는 현상이다. 이러한 현상은 사면 파괴, 라이프라인(lifeline)의 손상, 기초 파괴 등 다양한 피해를 유발한다.
건축물의 경우 액상화에 의한 과도한 침하 및 부등침하는 상부구조물의 전도를 유발하여 막대한 구조적, 경제적 손실을 초래한다. 말뚝기초로 지지되는 건축물은 깊은 지지층에 하중을 전달하므로 수변부 경사지에서의 측방유동이 동반되는 경우를 제외하면 피해 빈도가 상대적으로 낮다. 반면, 얕은기초로 지지되는 건축물은 지표면 인근에서 상부 하중을 직접 지지하므로 하부 지반의 액상화로 인한 유효응력 소실과 체적변형이 기초 하부에 집중되어 침하·기울어짐·기능 상실로 이어지기 쉽다(Cubrinovski et al., 2012; Bray and Macedo, 2017).
얕은기초의 이러한 피해는 1964년 Niigata와 Alaska, 1989년 Loma Prieta, 1995년 Kobe, 2023년 Türkiye–Syria 지진 등에서 반복적으로 보고되었다(Yoshimi and Tokimatsu, 1977; Byrne et al., 1996; Bray et al., 2024). 그러므로, 얕은기초의 액상화 피해를 예방하기 위해서는 얕은기초로 지지되는 구조물의 액상화 침하 메커니즘을 이해하고 주요 영향 인자에 의한 액상화 피해를 평가·예측할 필요가 있다.
지표면에 위치한 비액상화층(non-liquefiable crust)은 액상화 피해를 저감시키는 주요 영향 인자로 주목받고 있다. 표층 비액상화층은 지진 시 액상화를 하부의 느슨한 모래층으로 국한하여 피해를 저감한다는 현장 관측이 반복적으로 보고되고 있다(Ishihara, 1985; Cubrinovski et al., 2019). 이러한 배경으로 표층 비액상화층의 피해 저감 효과를 반영하기 위해 심도별 가중치를 적용한 액상화 평가기법들이 실무에 도입되어 널리 활용되고 있다(Iwasaki, 1981; Van Ballegooy et al., 2014; Maurer et al., 2015). 그러나, 해당 기법은 각 지층을 독립적으로 취급하여 지진 응답 중 발생하는 과잉간극수압 발생 및 소산, 간극수 흐름에 따른 층간 상호작용이 사실상 고려되지 않는 한계가 존재한다(Cubrinovski et al., 2019).
Yoshida and Finn(2000)은 자유장 조건에서 원심모형실험과 수치해석을 수행하여, 액상화 시 표층 저투수성 실트층과 하부 액상화 모래층 사이의 상호작용을 규명하였다. 연구 결과, 액상화 직후 실트층과 모래층 경계면에는 물막(water film)이 형성되었고, 시간이 경과함에 따라 배수가 진행되면서 침하가 발생하였다. Adampira and Derakhshandi(2020)는 자유장 지반을 대상으로 1-g 진동대 모형실험과 수치해석을 수행하여 표층 비액상화층 두께에 따른 액상화 침하를 비교하였다. 표층 비액상화층이 두꺼울수록 하부 모래층의 초기 유효응력이 증가하여 과잉간극수압 발생이 억제되고, 그 결과 액상화 유발 침하가 감소하였다. 다만, 해당 연구들은 자유장 조건에 한정되어 있어 얕은기초 건축물의 액상화 침하 메커니즘을 직접적으로 설명하기에는 한계가 있다.
한편, 비액상화층을 포함하는 다층지반 조건에서는 액상화에 의한 얕은기초 구조물의 지반-구조물 상호작용이 더욱 복잡하게 나타난다. 이는 비액상화층과 액상화층 사이의 투수성 및 액상화 저항력의 차이뿐만 아니라, 동일한 지반 조건에서도 구조물 형상에 따라 침하 거동이 달라지기 때문이다. 이러한 배경으로 복잡한 상호작용을 이해하기 위해 모형실험 및 수치해석을 활용한 얕은기초 액상화 평가 연구들이 활발하게 수행되어 왔다(Bray and Dashti, 2014; Tokimatsu et al., 2019; Jahed Orang et al., 2021).
Dashti et al.(2010a; 2010b)은 원심모형실험을 통해 저투수성 실트층의 존재 여부에 따른 자유장과 얕은기초 건축물의 침하 특성을 분석하였다. 액상화 침하는 대부분 진동 중 발생하였으며, 액상화층 상부에 실트층이 있는 경우 자유장 및 얕은기초의 침하 모두는 감소하였다. 다만, 이러한 저감 효과를 유발하는 층간 상호작용 및 지반–구조물 상호작용의 구체적 메커니즘은 연구 범위 내에서 충분히 규명되지 않았다.
Bray and Macedo(2017)는 액상화 침하 메커니즘을 전단 유발(shear-induced), 체적 유발(volumetric-induced), 분사 유발(ejecta-induced) 침하로 구분하고, 지반-구조물 상호작용을 고려한 전단 유발 침하 예측식을 제안하였다. 이 예측식은 표층 비액상화층을 포함한 다양한 지반 조건, 구조물 형상 및 지진 특성을 아우르는 1,308건의 수치해석 결과를 기반으로 도출되었으며, 기존 방법 대비 예측 정밀도를 크게 향상시켰다. 그러나, 해당 예측식은 침하량을 확률적 범위로 제시하며, 현장 관측과의 오차가 여전히 존재한다.
또한, 기존의 연구들은 상부구조물을 단순 질량체로 표현한 강성기초 또는 단자유도 모형으로 이상화하는 경우가 많아, 접지압 및 고유진동수 재현에만 초점을 맞추는 한계가 있다(Liu and Dobry, 1997; Adalier et al., 2003; Dashti et al., 2010a; Mehrzad et al., 2018). 그러나, 상부구조물에 의해 증폭된 관성력은 기초 가장자리 부근의 반복 전단을 통해 누적 소성변형(ratcheting)을 유발하여 침하를 가중시키므로, 보다 현실적인 다자유도 모형을 이용한 연구가 필요하다.
본 연구는 1-g 진동대 모형실험을 통해 표층 비액상화층이 자유장 및 얕은기초 건축물의 액상화 유발 침하 거동에 미치는 영향을 평가하였다. 지반–구조물 상호작용을 현실적으로 반영하기 위해 다자유도의 얕은기초 건축물 모형을 적용하였으며, 비액상화층이 없는 조건과 두께 90 mm의 비액상화층이 존재하는 조건을 동일한 지진 하중 하에 비교 분석하였다. 자유장 및 얕은기초 하부의 과잉 간극수압의 발생 및 소산 특성을 바탕으로, 침하를 (1) 진동 중, (2) 액상화층 소산, (3) 표층 비액상화층 소산의 세 단계로 구분하여 액상화 유발 침하 메커니즘을 실험적으로 규명하였다. 이를 통해 표층 비액상화층을 포함한 다층 지반의 층간 상호작용을 지반–구조물 상호작용 관점에서 통합적으로 고찰하였다.
2. 1-g 진동대 모형실험 프로그램
2.1 실험 개요
본 연구는 서울대학교의 1-g 진동대 실험장비를 이용하여 수행하였다. 장비는 유압 액추에이터를 통해 입력 지진파를 정밀 재현할 수 있으며, 전용 소프트웨어로 변위·가속도 제어 운용이 가능하다. 장비의 최대 제어 주파수는 80 Hz, 최대 제어 변위는 ±50 mm, 수용 하중은 최대 5 tf, 최대 제어 가속도는 1.0 g이다.
토조는 강성토조이며, 내부 거동을 관찰하기 위해 금속 프레임과 두께 10 mm의 투명 아크릴 벽으로 제작되었으며, 내측 치수는 2000 mm(길이) × 500 mm(폭) × 700 mm(높이)이다. 강성토조 양 측벽 내부에 두께 50 mm의 고탄성 스펀지를 부착하여 측방 변형을 허용하고 반사파로 인한 경계효과를 최소화하였다(Yang et al., 2010; Chae et al., 2021; Hwang et al., 2025).
본 모형실험의 실험조건과 단면 구성은 각각 Table 1과 Fig. 1에 제시하였다. 토조 중앙을 기준으로 좌측은 자유장, 우측은 얕은기초 건축물 조건으로 구분하였다. 실험은 표층 비액상화층이 없는 경우와 90 mm 두께의 비액상화층이 존재하는 두 조건에 대해 실험을 수행하였다. 지반은 총 600 mm 높이로 조성하였으며, 이 중 느슨한 액상화 모래층 두께는 300 mm로 고정하였다. 표층 비액상화층이 있는 조건에서는 액상화층 두께의 30%에 해당하는 90 mm 두께의 비액상화층을 조성하였다. 모형 구조물은 강성 얕은기초 형식의 3층 건물이며, 상부의 액상화 또는 비액상화층 위에 배치하였다.
Table 1.
Testing program of 1-g shaking table model tests
본 실험에서는 가속도계, 변위계(LVDT), 간극수압계의 세 가지 계측기를 사용하였다(Fig. 1). 가속도계는 지반의 깊이별 가속도와 구조물 가속도를, 간극수압계는 깊이별 과잉간극수압을 계측하는 데 이용되었다. 변위계는 지표면 및 구조물의 연직침하와 구조물 수평변위를 측정하기 위해 사용되었다.
입력 지진파는 Fig. 2에 제시한 정현파로서 최대가속도 0.15 g(국토교통부 지진구역 1, 재현주기 1000년 설계수준 조건), 진동수 10 Hz이다. 총 지속시간은 10초이며, 진폭은 4초 동안 선형적으로 증가시키고 5초 유지한 뒤 1초 동안 선형적으로 감쇠하는 램프형으로 가진하였다. 이러한 진폭과 지속시간은 느슨한 모래층에서 액상화를 유발하기에 충분함이 선행 연구에서 확인되었다(Han et al., 2011).
2.2 모형 구조물 제작 및 검증
기존에 수행된 대부분의 실험 연구는 원형 구조물을 단순 질량체로 이상화한 강성기초 또는 단자유도 시스템으로 모사하고, 주로 기초 접지압과 1차 고유진동수 재현에 초점을 두었다(Liu and Dobry, 1997; Adalier et al., 2003; Dashti et al., 2010a; Mehrzad et al., 2018). 그러나, 상부구조물이 존재하면 증폭된 가속도 응답에 따른 전도모멘트 누적으로, 동일 접지압 조건에서도 침하가 증가하는 것으로 보고되었다(Suzuki and Okumura, 2024). 한편, 다자유도 구조물은 단자유도와 달리 1차 모드뿐 아니라 여러 고차 모드에서도 공진·증폭이 발생하는 것으로 알려져 있다(Chae et al., 2022). 따라서, 다자유도 구조물에서는 이러한 복합적인 주파수 성분의 증폭이 지반–구조물 상호작용 특성을 변화시켜 액상화 침하 거동에도 영향을 미칠 수 있다.
이에 본 연구에서는 지반–구조물 상호작용을 보다 현실적으로 반영하기 위해 상부구조물을 다자유도 구조물로 제작하였다. 본 연구의 원형 구조물은 철근콘크리트 모멘트저항골조 형식의 3층 건축물로, 치수, 질량, 기둥 휨강성 등은 서울주택도시공사 건축구조지침(2019)을 기반으로 산정하였다. 상사법칙은 Iai(1989)가 제안한 제3 형태를 적용하였다. 해당 상사법칙은 액상화 거동 모사를 목적으로 한 여러 연구에서 활용되었으며, 본 연구의 목적과 실험 조건에도 적합하다고 판단하여 이를 채택하였다(Adampira and Derakhshandi, 2020; Ecemis, 2021).
실험에 사용된 모형 건축물은 250 mm(길이) × 486 mm(폭) × 291 mm(높이)의 형상으로 제작하였으며, Fig. 3에 제시하였다. 원형 구조물과의 상사 조건을 충족시키기 위해 폴리에틸렌으로 제작하였다. 해당 재료는 열 변형에 취약하고 용접이 불가능하므로 설계 치수에 맞춘 일체형 성형 방식으로 제작하였다.
Table 2는 상사법칙에 따른 원형 구조물과 모형 구조물의 제원을 정리하였으며, 두 구조물의 길이 상사비는 33이다. 폴리에틸렌은 철근콘크리트의 모든 물성을 재현하는 데 한계가 있으므로, 본 연구에서는 길이, 질량, 고유진동수 상사 확보를 우선시하고 휨강성의 일부 차이는 허용하였다. 얕은기초는 두께 6 mm 알루미늄 판으로 제작하였으며, 건축물 기둥을 기초판에 볼트로 강결 체결하여 일체 거동을 구현하였다.
Table 2.
Scaling relationships between target and model building (Iai, 1989)
본 실험에서는 건축물 동적응답의 주요 인자인 고유진동수를 원형 구조물과 일치하도록 상사법칙을 적용하여 모형 구조물을 제작하고, 해석 및 실험을 통해 이를 검증하였다. 원형 구조물의 고유진동수는 ETABS 프로그램(CSI, 2019)을 이용하여 3.2 Hz로 산정되었으며, ASCE/SEI 7-16 기준의 간이식(ASCE, 2016)을 적용한 경우 2.9 Hz로 나타났다(Table 2). 이후 모형실험에서 Sweep test를 수행한 결과, 모형 고유진동수는 22.3 Hz로 측정되었고 시간 상사비를 적용한 환산값은 3.9 Hz로 나타났다(Fig. 4). Sweep test 결과는 해석 결과 대비 약 20%의 오차를 보였으나, 두 결과 모두 설계 가속도응답스펙트럼의 가속도 일정 구간 초반에 해당하므로 동적 거동 평가에 미치는 영향은 미미한 수준으로 판단되었다.
2.3 액상화 및 비액상화 지반 조성
모형 지반의 하부 조밀한 모래층과 느슨한 액상화 모래층은 실리카 모래 7호사로 조성하였으며, 비액상화층은 점토질 모래를 사용하여 조성하였다. Table 3은 실리카 모래의 물리적 특성을 요약한 것으로, 해당 모래는 USCS 기준 SP에 해당하며, 최대 및 최소 건조단위중량은 각각 17.17 kN/m3와 12.65 kN/m3이다.
Table 3.
Physical properties of silica sand
점토질 모래는 실리카 모래와 카올리나이트를 6:4 비율로 혼합한 시료를 사용하였다. 혼합토의 비중은 2.63이며, 다짐시험 결과 최적함수비는 20%로 산정되었다. 애터버그 한계 시험을 통해 산정한 액성한계는 33.95%, 소성한계 21.33%이다.
Boulanger and Idriss(2006)에 따르면 흙의 소성지수가 8% 이상인 경우 비배수 반복하중 하에서 점토 거동을 보인다. 점토는 모래와 달리, 비배수 반복하중 조건에서 유효응력이 일정 수준까지만 감소하여 강도를 유지하는 특성을 갖는다. 본 연구에서 사용된 혼합토의 소성지수는 10.4%로 이 기준에 따라 점토 거동의 흙으로 분류된다. 예비실험을 통해 혼합토의 비액상화층 재료로서의 적합성을 검토했으며, 본 실험과 동일한 진동 조건에서 액상화가 발생하지 않음을 확인하였다.
실험단면의 지반 조성 절차는 다음과 같다. 하부 조밀한 모래층은 균질한 조성을 위해 전체 지반을 약 10 cm 두께의 층으로 나누어 0.6 g, 20 Hz 정현파를 가력하여 진동다짐을 실시하여 약 70% 상대밀도로 조성하였다. 느슨한 액상화 모래층은 토조에 물을 채운 상태에서 No.4 opening(4.75 mm)을 가진 대형 체 위에서 포화된 모래를 떨어뜨리는 수중낙사법을 이용하여 약 36% 상대밀도로 조성하였다. 수중낙사법은 액상화 모형실험에서 약 99%의 완전 포화에 가까운 느슨한 모래층을 효과적으로 구현할 수 있는 것으로 보고된 바 있다(Yegian et al., 2007; Kang and Iai, 2012).
비액상화 점토질 모래층은 함수비 15%의 습윤 상태에서 혼합토를 투입한 뒤, 최종 높이에 맞추기 위해 표면을 가볍게 누르는 방식의 습윤다짐법으로 조성하였다. 함수비 15% 조건은 예비실험을 통해 다짐 중 융기(heaving) 또는 덩어리(lump) 발생 없이, 양호한 작업성과 균질성을 확보할 수 있음을 확인하였다. 습윤다짐 과정에서 하부 느슨한 모래층의 교란 여부를 확인하기 위해 하부 모래층의 침하량을 계측하였다. 다짐과정 중 발생한 최대 침하량은 약 0.89 mm로 하부 느슨한 모래층의 교란이 미미한 것으로 판단되었다(Fig. 5).
표층 비액상화층은 점토질 모래로 조성되어 완전 포화가 어려울 수 있다. 부분 포화 상태에서는 간극 내 공기의 압축성으로 추가 체적변형이 발생하고, 초기 유효응력 증가로 인해 액상화 저항력과 과잉간극수압 발생 양상이 달라질 수 있다. 따라서, 액상화 모형실험에서 결과의 신뢰성을 확보하기 위해서는 모형 지반의 포화도 확보 및 검증이 필수적이다(Dashti et al., 2010a; Okamura and Inoue, 2012).
본 연구에서는 Okamura and Inoue(2012)를 준용하여 표층 비액상화층의 포화도를 평가하였다. 토조 바닥에서부터 지하수위를 서서히 상승시킨 뒤, 지표면 위 약 10 cm까지 수위를 올려 12 시간 유지함으로써 포화를 유도하였다. 포화도는 두 가지 방법으로 평가하였다. 첫째, 시료 채취 결과(비중 2.63, 함수비 53.63%, 간극비 1.53)를 이용해 산정한 포화도는 약 90.3%로 나타났다. 이는 동일한 대기압·1-g 조건인 Okamura and Inoue(2012)의 연구에서 보고된 포화도 87.2%를 상회하는 수준이다.
둘째, Fig. 6과 같이 수위를 점진적으로 증감시키는 동안 비액상화층에 설치된 간극수압계의 계측 결과를 이용하여 포화 상태를 검증하였다. 목표 수두(Δh = 113 mm, Δu = 1.11 kPa) 대비 실측 수압의 평균 오차는 약 1.7 mm(Δu ≈ 0.017 kPa)에 불과하였으며, 자유장 및 얕은기초 하부 지반 간극수압계 사이에서 계측 편차나 뚜렷한 응답 지연은 관측되지 않았다.
따라서, 본 실험의 표층 비액상화층은 완전 포화 상태에는 미치지 못하여 부분 포화의 영향을 완전히 배제할 수는 없으나, 지진하중 작용 시 비액상화층의 과잉간극수압 변화와 전반적인 액상화 거동을 평가하는 데에는 충분한 포화도를 확보한 것으로 판단하였다.
계측기는 지반 조성 과정의 각 단계에서 순차적으로 설치하였다. 간극수압계는 지반 조성 전 토조 바닥에 고정된 막대에 미리 부착함으로써, 액상화로 인한 지반 침하 및 토립자 이동 시에도 계측 깊이가 일정하게 유지되도록 하였다. 지중 가속도계는 지반과 일체 거동하도록 받침에 부착하여 설치하였다. 자유장 지반에 설치된 계측기는 구조물로부터 구조물 폭의 2.3배, 토조 벽으로부터 600 mm 이격하여 배치하였다. 이는 기존 연구와 비교했을 때, 지반–구조물 상호작용과 경계효과의 영향을 충분히 최소화한 이격거리로 판단되었다(Liu and Dobry, 1997; Dashti et al., 2010a; Dashti et al., 2010b; Gan and Liu, 2019).
3. 실험 결과
3.1 자유장 지반의 가속도 및 과잉간극수압
Fig. 7은 표층 비액상화층 유무에 따른 자유장의 심도별 가속도와 과잉간극수압비(rᵤ) 시간이력을 제시하며, 결과는 원형 스케일로 환산하였다. 자유장 지반응답의 경우, 하부 조밀한 모래층(A1, P1)에서는 과잉간극수압비가 대체로 0.4–0.5 수준까지 증가했으나 1.0에 도달하지 않았고, 가속도 응답의 감소는 관찰되지 않았다. 반면, 느슨한 모래층(A7, P7)에서는 진동 초기에 과잉간극수압비가 빠르게 1.0에 도달하였고, 그 전후로 가속도 응답이 급격히 저하되었다.
지표면 부근의 응답은 비액상화층 존재 여부에 따라 뚜렷한 차이가 발생하였다. 비액상화층이 없는 조건에서는 느슨한 모래층 상단(A9, P9)까지 과잉간극수압비가 1.0에 도달하여 액상화가 지표까지 발현되었다. 반면, 비액상화층이 있는 조건에서는 비액상화층 내부(A11, P11)의 과잉간극수압비는 1.0에 미치지 못하여 지표까지 액상화가 발현되지 않았다.
또한, 비액상화층의 과잉간극수압비는 진동 동안 상승하다가 감소하는 거동을 보였다. 이러한 거동은 비액상화층이 진동 중 미소변형 범위에서 체적압축되다가 변형률 증가로 상태전이선(phase transformation line)을 넘어 체적팽창으로 전이되었기 때문으로 판단된다. 비배수 조건에서 팽창 거동은 부(–)의 과잉간극수압을 유발하여 유효응력을 증가시키고, 이에 따라 지반의 강도가 회복된다. 이러한 거동은 Dashti et al.(2010b)이 수행한 액상화 원심모형실험에서 상대밀도 50% 모래 지반에서도 관찰된 바 있다.
결론적으로, 표층 비액상화층은 지진 시 액상화 발생과 강도 저하를 상부에서 억제하고, 그 영향을 하부 액상화층으로 국한한다는 기존 현장 관찰 및 연구와 정성적으로 부합한 것으로 판단되었다(Ishihara, 1985; Maurer et al., 2015; Cubrinovski et al., 2019).
3.2 얕은기초 건축물 하부 지반의 가속도 및 과잉간극수압
Fig. 8은 표층 비액상화층 유무에 따른 얕은기초 하부의 심도별 가속도와 과잉간극수압비 시간이력을 제시한다. 과잉간극수압비 산정에 사용된 초기유효응력은 지반의 초기유효응력과 건축물 무게에 의한 응력증가분을 더하여 산정하였다. 이때 건축물에 의한 응력증가분은 Jahed Orang et al.(2021)의 연구를 준용하여 2:1 응력분포법을 적용하였다.
얕은기초 하부 지반응답의 경우, 조밀한 모래층(A2, P2)에서는 모든 경우 과잉간극수압비가 0.5 이하로 유지되어 액상화에 도달하지 않았으며, 가속도 응답의 감소도 나타나지 않았다. 느슨한 모래층(A8, P8)에서 과잉간극수압비는 최대 0.87까지 증가하였으며, 가속도 진폭의 급격한 저하 또한 관찰되지 않았다.
자유장의 느슨한 모래층은 액상화가 발생했지만, 동일 심도의 얕은기초 하부에서는 액상화가 발생하지 않았다. Fig. 9는 표층 비액상화층 유무에 따른 자유장 및 얕은기초 하부 느슨한 모래층의 과잉간극수압 시간이력을 나타낸다. 표층 비액상화층이 없는 경우, 자유장(P7)과 얕은기초 하부(P8)의 느슨한 모래층에서 최대 과잉간극수압은 모두 약 45 kPa로 유사했고, 표층 비액상화층이 있는 경우에도 두 위치의 최대값은 약 65 kPa로 비슷하였다. 따라서, 얕은기초 하부에서 액상화가 억제된 것은 건축물에 의한 응력증가분으로 인한 초기유효응력 증가가 지반의 액상화 진행을 완화했기 때문으로 해석된다.
얕은기초 건축물이 위치한 지표면 부근의 응답은 표층 비액상화층 유무에 따라 뚜렷이 달랐다(Fig. 8). 비액상화층이 없는 경우, 건축물 침하 간섭을 고려하여 느슨한 모래층 상단에 간극수압계를 설치하지 못하였다. 그럼에도 느슨한 모래층 상단(A10)의 가속도 진폭이 자유장과 유사하게 감소한 점을 고려할 때, 액상화가 지표면까지 발현된 것으로 판단되었다. 반면, 비액상화층이 있는 조건에서는 비액상화층 내부(A12)에서 현저한 가속도 감소가 관찰되지 않았다. 또한, 과잉간극수압비는 1.0에 도달하지 않았으며, 진동 중 상승하다 감소로 전환되었다. 이는 자유장 결과와 동일하게 비배수 조건에서 지반의 변형률 증가로 압축거동에서 팽창거동으로 전이되면서 과잉간극수압을 감소시킨 결과로 해석된다.
3.3 자유장 및 얕은기초 건축물 침하 메커니즘
Fig. 10–12는 자유장과 얕은기초 하부 지반의 과잉간극수압비 및 침하 시간이력을 제시하며, 이를 통해 침하 메커니즘을 해석하였다. 침하 거동은 진동 중(1단계), 느슨한 액상화 모래층의 과잉간극수압 소산 단계(2단계), 그리고 표층 비액상화층의 소산 단계(3단계)로 구분하여 분석하였다.
Fig. 10은 표층 비액상화층이 없는 조건의 자유장 과잉간극수압비 및 지표 침하 시간이력이다. Fig. 10(a)는 침하 수렴까지의 전 구간, (b)는 진동 중 구간(1단계)을 확대한 결과이다. 자유장 침하는 과잉간극수압의 급격한 상승과 동시에 진동 중 대부분 발생하였으며(1단계), 진동 후에는 느슨한 모래층과 하부 조밀한 모래층의 과잉간극수압이 소산됨에 따라 침강·재압밀에 의한 침하(2단계)가 추가로 나타났다.
지진 중 포화 사질토의 응답은 비배수 조건으로 가정되지만, 본 실험 결과와 같이 진동 중 대부분의 침하가 발생하는 현상은 여러 선행 연구를 통해 확인된다(Jafarian et al., 2017; Bray and Dashti, 2014; Adampira and Derakhshandi, 2020). 이는 진동 중 수리경사가 형성되는 즉시 국부적인 간극수 이동이 시작되기 때문으로 판단된다(Dashti et al., 2010a). 특히, 액상화된 지반은 투수성이 일시적으로 증가하여 진동 중 부분배수 조건의 침하를 유발하는 체적변형을 가속시킨다(Jafarzadeh and Yanagisawa, 1995).
따라서, 본 실험에서도 표층 비액상화층이 없는 경우 액상화가 지표면까지 진행됨에 따라 느슨한 액상화 모래층 전체의 투수성 증가로 인해 대부분의 침하가 진동 중에 발생한 것으로 해석된다(Bray and Macedo, 2017).
Fig. 11은 표층 비액상화층이 있는 조건에서의 자유장 과잉간극수압비 및 지표 침하 시간이력을 보여준다. 자유장 침하는 느슨한 액상화 모래층의 과잉간극수압이 급격히 증가하는 진동 중(1단계)에도 발생하지만, 진동 종료 후에도 장시간에 걸쳐 추가로 진행되었다.
이러한 결과는 앞서 제시된 표층 비액상화층이 없는 조건(Fig. 10)과 명확히 대비되었다. 표층 비액상화층이 없는 경우 진동 중(1단계) 침하가 대부분을 차지했지만, 표층 비액상화층이 있는 경우 진동 후(2, 3단계) 침하가 우세하게 발생하였다.
표층 비액상화층이 있는 조건에서 진동 중(1단계) 침하가 감소한 주요 원인은 두 가지로 해석된다. 비액상화층의 변형률 증가에 따른 부분배수 상태의 체적팽창이 일부 작용했을 가능성이 있으며, 아울러 저투수성인 비액상화층에서 진동 중 느슨한 액상화 모래층에서 발생하는 간극수 이동을 억제한 결과로 해석된다.
진동 후에는 느슨한 모래층과 하부 조밀한 모래층의 과잉간극수압 소산(2단계)에 따른 침강·재압밀에 의한 침하가 발생하였다. 이 소산 과정에서 발생하는 상향 흐름으로 인해 비액상화층의 과잉간극수압비가 재증가한 후 다시 소산되는 현상이 관찰되었으며, 이는 표층 비액상화층 소산에 의한 추가 침하(3단계)로 이어졌다.
이러한 침하 특성은 다층 지반의 층간 상호작용에 기인한 메커니즘이며, 비액상화층이 없는 조건에서는 관찰되지 않는 중요한 거동이다. 본 결과는 액상화 침하 거동을 평가하기 위해 다층지반에서의 층간 상호작용 고려가 필수적임을 시사한다.
Fig. 12는 표층 비액상화층의 유무에 따른 얕은기초 하부의 과잉간극수압비와 기초 침하 시간이력을 제시한다. 얕은기초의 침하 거동은 자유장 조건에서 발생하는 체적 유발 침하에 더하여, 지반–구조물 상호작용에 기인하는 전단 유발 침하가 추가되는 특징을 지닌다(Bray and Macedo, 2017). 전단 유발 침하는 진동 중 기초 가장자리 부근에서의 발생하는 반복전단에 의한 누적 소성변형(ratcheting)과 하부 지반의 지지력 저하에 따른 기초의 관입 형태로 나타난다.
이러한 메커니즘으로 인해, 자유장 거동과 달리 얕은기초의 침하는 대부분 진동 중(1단계)에 집중되어 발생하였다. 진동 후(2, 3단계)에는 과잉간극수압 소산에 의한 침강·재압밀에 따른 체적 유발 침하가 일부 발생하기는 하나, 그 비중은 자유장 조건에 비해 미미하였다.
또한, 표층 비액상화층이 존재하는 조건에서 얕은기초 침하는 비액상화층이 없는 조건 대비 진동 중 침하(1단계)와 총 침하량이 모두 감소하였다. 이러한 침하 저감은 비액상화층의 체적팽창으로 부의 과잉간극수압이 형성되어 지표면 유효응력이 회복되고, 이에 따라 기초 관입에 의한 전단 유발 침하가 완화된 것으로 해석된다.
결론적으로, 본 연구 결과는 얕은기초의 액상화 침하를 평가함에 있어 표층 비액상화층을 포함하는 다층지반의 층간 상호작용을 지반–구조물 상호작용 관점에서 통합적으로 고려하는 것이 필수적임을 시사한다.
Table 4는 표층 비액상화층 유무에 따른 자유장 및 얕은기초의 침하를 진동 중(1단계)과 진동 후(2, 3단계)로 구분하여 정리한 결과를 나타낸다. 표층 비액상화층의 존재는 총 침하량의 크기뿐만 아니라 주된 침하 발생 시점에도 유의미한 영향을 미치는 것으로 확인되었다.
Table 4.
Free field and shallow foundation settlements during shaking and post-shaking
| Case | Phase | Free field | Shallow foundation |
| without non-liquefiable crust | During shaking | 0.41m (73%*) | 1.18m (94%) |
| Post-shaking | 0.15m (27%) | 0.08m (6%) | |
| Total | 0.56m | 1.25m | |
| 90 mm non-liquefiable crust | During shaking | 0.10m (47%) | 0.69m (92%) |
| Post-shaking | 0.11m (53%) | 0.06m (8%) | |
| Total | 0.21m | 0.75m |
먼저, 자유장 조건에서 비액상화층의 존재는 총 침하량을 0.56 m에서 0.21 m로 약 63% 감소시켰다. 또한, 주된 침하 발생 시점이 진동 중에서 진동 후로 전환되었다. 이는 진동 중 표층 비액상화층이 팽창함과 동시에 느슨한 모래층의 간극수 이동을 억제한 반면, 진동 후에는 느슨한 모래층과 비액상화층의 과잉간극수압소산 단계에서 침강·재압밀에 의한 체적 유발 침하가 보다 오래 지속됐기 때문이다.
얕은기초의 총 침하량은 비액상화층 존재 시 1.25 m에서 0.75 m로 약 40% 감소하였다. 이는 비액상화층에서 발생한 부의 과잉간극수압이 지표면 지반의 유효응력을 회복시킴에 따라 진동 중 침하를 저감한 결과로 해석된다.
또한, 얕은기초의 침하는 표층 비액상화층의 유무와 무관하게 자유장보다 현저히 크게 나타났으며, 침하의 대부분이 진동 중에 발생하였다. 이는 얕은기초 침하 메커니즘이 자유장과 달리, 진동 중 지반–구조물 상호작용에 따른 전단 유발 침하가 지배적이며, 진동 중 부분배수 조건 및 진동 후 침강·재압밀에 의한 체적 유발 침하의 기여는 상대적으로 미미함을 시사한다.
4. 결 론
본 연구는 1-g 진동대 실험을 통해 표층 비액상화층이 자유장 및 얕은기초 건축물의 액상화침하 거동에 미치는 영향을 규명하였다. 얕은기초 형식의 3층 구조물을 이용하여 동일 지진하중 하에 표층 비액상화층 유무에 따른 실험을 수행하였다. 계측된 과잉간극수압의 발생 및 소산 거동을 바탕으로, 침하를 진동 중(1단계), 액상화층 소산(2단계), 표층 비액상화층 소산(3단계)의 세 단계로 구분하여 침하량과 주된 침하 발생 시점을 분석하였다. 본 연구에서 얻어진 결론 및 요약은 다음과 같다.
(1) 본 모형실험 결과의 신뢰성을 높이기 위해 지반–구조물 상호작용을 현실적으로 반영하는 다자유도 구조물을 제작하였고, 수치해석 및 Sweep Test를 통해 고유진동수를 검증하였다. 또한, 표층 비액상화층 조성 시 하부 느슨한 모래층의 침하를 계측하여 조성과정에서 발생하는 교란은 미미함을 확인하였고, 시료 채취 및 단계적 수두 제어에 따른 간극수압계 결과를 통해 표층 비액상화층의 포화도는 양호함을 확인하였다.
(2) 표층 비액상화층이 존재할 때 자유장의 총 침하량은 0.56 m에서 0.21 m로 약 63% 감소하였다. 이러한 결과는 표층 비액상화층이 진동 중 미소변형 범위에서 체적압축 거동을 보이다가 변형률이 증가함에 따라 상태전이선을 넘어 체적팽창 거동으로 전이되었기 때문으로 해석된다.
(3) 자유장 침하는 비액상화층의 존재 유무에 따라 침하의 주된 발생 시점이 진동 중(1단계)에서 진동 후(2, 3단계)로 전환되었다. 비액상화층이 없을 경우 진동 후 침하 비율이 27%였으나, 비액상화층 존재 시에는 진동 후 비율이 53%로 증가하였다. 이는 비액상화층이 진동 중 느슨한 모래층의 간극수 이동을 억제하고, 표층 비액상화층 소산에 의한 추가적인 침하(3단계)가 발생했기 때문으로 해석된다.
(4) 얕은기초의 총 침하량은 비액상화층 존재함에 따라 1.25 m에서 0.75 m로 약 40% 감소하였다. 이는 비액상화층에서 발생한 부의 과잉간극수압으로 인해 지반의 강도가 회복되고, 그 결과 진동 중 전단 유발 침하가 저감되었기 때문으로 해석된다.
(5) 얕은기초의 주된 침하 발생 시점은 비액상화층 유무와 관계없이 진동 중(1단계)이 우세하였다. 비액상화층이 없을 때와 있을 때의 진동 중 침하 비율은 각각 94%와 92%로 나타났다. 이를 통해 얕은기초 침하는 진동 후 발생하는 체적 유발 침하보다 진동 중 발생하는 전단 유발 침하가 지배적인 메커니즘으로 작용함을 시사한다.
본 연구는 표층 비액상화층의 존재가 침하량뿐만 아니라 침하 발생 시점 및 지배 메커니즘에 중대한 영향을 미치는 것을 실험적으로 확인하였으며, 얕은기초 건축물의 액상화 침하 평가 시 표층 비액상화층을 포함한 다층지반의 층간 상호작용을 지반–구조물 상호작용 관점에서 통합적으로 고려해야 함을 시사한다.
한편, 본 연구에서는 표층 비액상화층의 유무에 따른 두 조건만을 대상으로 하였으므로, 비액상화층 두께 변화에 따른 침하 양상을 정량적으로 논의하기에는 한계가 있다. 또한, 실제 지반은 자연적·인위적 퇴적 작용에 의해 다양한 액상화 저항력을 갖는 층상 구조를 이루므로, 향후 연구에서는 비액상화층의 두께와 분포를 변화시키며 자유장 및 얕은기초 건축물의 액상화 거동을 비교·분석할 필요가 있다.
