1. 서 론

풍력발전단지 설치장소가 육상에서 해상으로 점차 이동해가고 있으며, 해상풍력 발전은 유럽이 압도적이나 미국이나 중국 등으로 확대될 것으로 전망되고 있다. 이러한 세계 해상풍력 시장에서 우리나라도 세계 3대 해상풍력 강국으로 도약고자 정부주도하에 2010년부터 서남해안 해상풍력단지개발 프로젝트를 추진하고 있다. 해상풍력발전기는 바람, 파도, 그리고 조류 등에 의한 장기적 반복하중을 받기 때문에 해상풍력발전기 기초지반의 동적거동과 장단기강도가 중요한 연구대상이 되고 있다.

Goulois et al.(1985)은 반복하중을 받는 점토에 대한 평균전단응력(average shear stress, )의 효과를 연구하였고, Andersen et al.(1999)은 반복하중을 받는 구조물 하부 지반의 거동을 분석하기 위해 실내동적시험을 수행하여 평균 및 반복전단응력, 배수조건, 응력경로 등이 파괴에 도달하는 반복하중횟수와 파괴모드에 큰 영향을 준다고 보고하였다. Andersen et al.(1988)은 반복삼축 및 반복단순전단시험을 수행하여 점토 지반 위에 설치된 중력식 구조물 기초 설계 시 활용될 수 있는 지반의 동적거동에 대한 정보와 데이터베이스를 제시하였다. Andersen(2009)은 점토, 실트 그리고 모래의 동적전단강도에 대한 등고선도와 설계용 그래프를 작성하여 반복하중에 따른 지반의 거동을 설명하였다. 실험 결과분석을 통해 작성된 이 자료들은 반복하중을 받는 해상풍력기초의 설계에 사용될 수 있다. 구조물 기초 지반의 동적 전단 거동에 대한 응력 조건을 Fig. 1과 같이 표현할 수 있는데 지반은 하중을 받는 방향과 평균응력에 따라 거동이 달라지기 때문에 하중 조건에 따른 지반의 거동을 파악하는 것이 매우 중요하다. Safdar et al.(2014)은 서해안 실트질 모래에 대해 반복단순전단시험을 수행하여 200kPa과 300kPa의 구속응력 상태에 대해 설계그래프를 제안하였는데 반복전단응력비가 0일 때의 파괴시 정적전단응력비를 실험을 통해 구하지 않고 0.5로 추정한 문제 등이 있었다. 정적전단응력비는 정적시험(또는, 느린 속도의 monotonic test) 또는 낮은 수준의 반복전단응력시험을 통해 구하는 것이 원칙이다.

본 연구에서는 반복전단응력비가 0일 때의 정적전단응력비를 정적시험을 통해 구하였다. 멀지 않은 장래에 해상풍력단지 조성이 예상되는 서해안 지역에서 시료를 채취하여 반복단순전단시험을 수행하였으며, 10,000회 이상의 장기 반복하중시험을 통해 얻은 결과를 바탕으로 설계에 활용할 수 있는 응력 조건에 따른 파괴 선도(같은 반복하중 횟수에 해당하는 응력비 조합을 이은 응력비 등고선)를 제시하였다.

2. 흙의 반복거동과 파괴선도

Andersen et al.(1988)은 파괴기준에 도달했을 때의 전단변형률과 그때의 반복하중횟수를 반복전단응력비(Cyclic Stress Ratio, CSR) 및 평균전단응력비(Average Stress Ratio, ASR)에 대한 그래프로 나타낸 것을 설계그래프(Design graph)라고 표현했다. 여기서 반복전단응력비와 평균전단응력비는 식 (1)로 정의한다.

 (1)

Fig. 2(a)는 반복하중에 의한 반복 및 평균전단응력, 간극수압, 전단변형률의 변화를 보여준다. 비배수 상태에서 시료에 반복하중이 가해지면 간극수압이 발생하는데 간극수압의 증가는 시간에 따라 영구전단변형률()과 반복전단변형률()의 증가를 초래한다(Andersen, 2009). 반복전단변형률은 1회의 진동 중에 발생한 변형률 진폭이며, 영구전단변형률은 N회의 진동이 반복되는 동안 최초 시점에서부터 증가한 변형률이다(Fig. 2(b)).

Ishihara(1985)는 연구에서 액상화 초기 발생을 2.5～3.5%의 변형률 범위에 있음을 발견하고, 초기 액상화 발생을 단일진폭변형률 3%로 제안하였다. 한편 De Alba et al.(1976)은 양진폭변형률이 7.5%일 때를 파괴기준으로 정의하였고, Nielsen et al.(2012)은 해양구조물의 설계를 위해 수행된 실험으로 양진폭변형률 15%를 파괴기준으로 정의하였다. Randolph et al.(2011)은 반복단순전단시험을 이용한 변형률 등고선도를 제안하고, 정규압밀된 Drammen 점토에 대한 비대칭 반복하중이 적용된 반복단순전단시험 결과로 얻어지는 영구전단변형률() 또는 양진폭전단변형률(2)이 15%가 될 때의 하중횟수를 파괴횟수로 정의하였다. 따라서 본 시험에서는 해양구조물의 조건을 고려하여 영구전단변형률 또는 양진폭전단변형률 15%를 파괴기준으로 정의하였다.

Nielsen et al.(2012)은 설계그래프에 사용되는 반복 및 평균전단응력에 대한 정규화 파라미터(Normalizing parameter)와 정규화 방법 등을 비교하였다. Andersen et al.(1999)이 제안한 일반적인 설계그래프는 수직유효응력으로 정규화 되었지만, 수정한 설계그래프는 초기간극수압을 고려한 비배수 전단강도로 정규화를 하여 둘의 장단점을 비교하였다. 그 결과, 배수 상태 설계조건에서는 수직응력을 정규화 파라미터로 사용한 경우가 효율적이지만 비배수 상태 설계조건에서는 초기간극수압이 중요한 고려사항이기 때문에 비배수 전단강도를 정규화한 수정된 설계그래프가 효율적이라고 분석하였다. 본 연구에서는 비배수 조건이기는 하나 모래를 대상으로 한 점을 고려하여 수직유효응력()을 반복 및 평균응력에 대한 정규화 파라미터로 사용하였으며 수직유효응력으로 정규화된 값을 반복전단응력비 및 평균전단응력비로 정의하였다.

3. 반복단순전단시험

3.1 반복단순전단시험의 원리

본 시험에 사용된 시험장치는 미국의 GEOCOMP사에서 개발된 Shear Trac II-DSS 시험장비이다(Fig. 3(a)). 반복단순전단시험기는 시료의 거동을 직접전단시험보다 정확하게 재현하고 지진 시의 반복하중에 의한 동적 특성을 대변형률과 중변형률에서 보다 정확하게 측정하기 위해 개발되었다. 지반 내의 흙의 변형은 하부 지층에서부터 전달되는 수평방향 지진 전단파의 영향을 주로 받는다. 지표면이 수평인 경우, 지진이 일어나기 전에는 지표내 수평면상에 전단응력이 작용하지 않지만 지진 시에는 수평면에 작용하는 수직응력이 일정하게 유지되는 상태에서 진동하는 동안 반복전단응력이 발생한다. 반복단순전단시험은 이와 같은 응력조건에서 ASTM 기준 D6528-07에 맞게 제작된 강선보강(Wire- reinforced) 멤브레인으로 시료에 정지토압(K₀) 상태를 구현하고 시료를 구속한다. 전단응력이 적용되는 동안 시료의 높이는 일정한 체적이 유지되도록 제어되며, 수직응력의 변화는 비배수 상태에서의 간극수압의 변화와 같다고 가정한다. Fig. 3(b)는 단순전단시험의 원리를 형상화한 것이다. 시료 상부에 수직응력이 재하되고, 측면 방향으로 전단응력이 발생할 때의 전단변형률을 측정하는 것이다.

3.2 시험조건 및 시료조성

반복단순전단시험에 사용된 시료의 직경은 63.5mm, 높이 21.5mm이다. 압밀단계 이전의 초기 상대밀도는 85%이며, 압밀 후 시료의 높이 변화는 상대밀도에 큰 변화를 주지 않을 정도로 아주 작은 값이기 때문에 고려하지 않았다. 본 연구에서는 해양구조물 조건상 파도하중 주기를 고려하여 0.1Hz의 주파수를 적용하였다. 양진폭전단변형률과 영구전단변형률 15%를 파괴기준으로 적용하였다. 멤브레인 안에 얇은 철사링을 끼워 넣은 강선보강 멤브레인으로 횡방향 변위를 구속하여 K₀ 상태를 재현하고 전단응력을 가하기 전에 수직압밀응력을 적용하여 실제 지반상태를 구현하였다. 수직압밀응력은 해상풍력발전기 기초 하부에 예상되는 응력 범위 내인 200kPa로 설정하였으며 전단과정에서 시료의 높이가 변하지 않도록 충분히 시편을 압밀한 후 반복단순전단시험을 수행하였다.

해상풍력발전단지 건설이 예상되는 서해안 지역 중 새만금 지역의 시료를 채취하여 사용하였다. 서해안 해상지반에는 장시간에 걸쳐 육지에서 운반된 비교적 균등한 세립질(실트질) 모래가 퇴적되어 있다. 새만금지역 모래시료의 비중(Gs)은 2.62, 최소간극비(e_min)는 1.18, 최대간극비(e_max)는 0.74로 조사되었다. 시험에 사용된 시료의 물성치는 Table 1에, 시료의 입도분포는 Fig. 4와 같다.

Mulilus et al.(1977)과 Miura et al.(1982)은 시편 조성 방법이 지반 거동에 큰 영향을 준다고 하였으며, Kuerbis et al.(1988)은 시편을 재성형하기 위해서는 아래와 같이 다섯 가지 기준이 충족되어야 한다고 하였다. ① 원위치 지반 내에서 예상되는 밀도 범위 안에 느슨한 시료와 조밀한 시료가 생성될 수 있어야 한다. ② 시료는 균일한 간극비로 이루어져야 한다. ③ 비배수 실험을 위하여 시료는 완전하게 포화하여야 한다. ④ 시료는 입도분포와 세립분 함유량과 관계없이 입도분리(Particle size segregation)가 되지 않도록 잘 혼합해야 한다. ⑤ 시편 성형 방법은 실험으로 조사하려는 지반층이 자연적으로 조성된 방식으로 구성해야 한다. 다양한 시편 조성 방법들이 있지만, 가장 일반적으로 사용되는 시편 조성 방법은 건조 낙사법, 수중 침강법, 슬러리 침전법, 건조 침전법, 그리고 습식 다짐 등이 있다. 본 연구에서는 건조 낙사법(Air pluviation method)에 건조 진동다짐 방법(Dry tamping method)을 이용하여 시료를 조성하였다. 건조 낙사법으로 조성한 모래의 상대밀도에 영향을 미치는 주요 요인으로는 입자의 낙하높이(Vaid et al., 1988)와 침전속도(Miura et al., 1982) 등이 있다. 본 연구에서 활용한 건조낙사법은 깔때기를 통하여 몰드 안쪽으로 시료를 낙하시켜 성형하는 방법으로, 시료 직경 크기의 알루미늄관을 이용하여, 시료가 외부로 흘리지 않고 멤브레인까지 낙사할 수 있도록 하였다. 낙사된 시료를 5층으로 나누어 조성하여 동일한 밀도를 확보하였다. 상대밀도 85%에 해당하는 시료의 간극비를 계산하고 시편의 높이를 역으로 추정하여 시편을 조성하였다. Fig. 5는 멤브레인 안에 조성된 시료의 모습이다.

본 시험에 사용된 반복단순전단시험은 일정한 체적제어를 통해 시험을 수행하는 동안 실시간으로 수직유효응력을 확인하여 하중을 조절하는 시스템이다. 하중의 변화를 이용하여 간극수압을 측정하기 때문에 따로 간극수압계를 설치할 필요가 없다. 즉, 시험은 체적의 변화를 통해 간극수압을 역으로 계산하므로 시료의 포화가 필요하지 않다. 단순전단시험에서의 전단제어는 변형제어와 응력제어로 나누어진다. 변형제어는 일정한 변위 속도로 전단 하지만 실제의 지진 거동과는 차이가 나고, 응력제어는 일정한 속도로(즉, 응력이 일정한 속도로 증가 또는 감소하도록) 전단하므로 실제 상황과 비슷하게 제어할 수 있다는 장점이 있으며, 시료 조성 시 흡인력(suction)이 필요하지 않다.

4. 시험 결과 및 분석

정적 및 동적시험을 수행하였으며, 다양한 응력 조건으로 실험한 결과를 이용하여 평균 및 반복전단응력 유무 및 크기에 따른 응력 거동 차이, 1,000회 이상의 반복하중 시의 전단응력, 전단변형률, 그리고 간극수압 등의 변화를 조사하였다. 또한, 응력 조건에 따른 파괴 시의 반복하중횟수를 분석하여 결과를 곡선으로 나타내었다.

4.1 정적시험

서해안 실트질 모래로 상대밀도 85% 내외의 조밀한 지반을 조성하고 구속압을 변화시키면서 정적시험을 통하여 정적 전단파괴응력을 구하였다. Fig. 6과 같이 이 시료의 유효 내부마찰각은 32.3° 정도로 나타났다.

4.2 동적시험

다양한 평균전단응력비(0.0～0.5)와 반복전단응력비(0.2～0.7) 조건으로 총 20회 이상의 반복단순전단시험을 수행하였다(Table 2).

Fig. 7과 Fig. 8은 평균전단응력비가 0, 반복전단응력비가 각각 0.2, 0.4일 때의 응력, 변형률, 그리고 간극수압의 변화를 보여준다. 평균전단응력비가 0인 경우는 구조물의 자중 및 원위치로부터 얻어지는 전단응력과 같은 평균전단응력을 제외한 것으로, Fig. 7(a)와 Fig. 8(a)에 따르면, 평균전단응력비가 0인 경우는 비교적 좌우 대칭 형태의 반복전단변형이 주된 변형모드이며 영구전단변형은 상대적으로 작게 발생하였다. 이 결과는, 반복횟수가 증가할수록 반복전단변형률이 증가하는 모습을 보여준다. 반복전단응력비가 0.2일 때는 6,800회에서 전단변형률(영구 또는 평균)이 15%인 파괴기준에 도달하였고, 반복전단응력비가 0.4일 때는 35회에서 파괴기준에 도달하였다(Fig. 7(c), Fig. 8(c)). 이 결과에 따르면, 반복전단응력비가 증가함에 따라 파괴기준에 도달하는 데 필요한 반복하중횟수가 급격히 감소하였다. 간극수압은 반복하중이 가해진 초기에 급격히 증가하고, 그 후에는 비교적 완만히 증가하였다. 6,800 cycle 이후의 경우는 간극수압이 완만히 증가하다가 파괴기준에 도달할수록 급격한 증가를 하며, 이는 지속적인 반복하중으로 인해 급격하게 유효응력을 손실하며 파괴기준에 도달하는 것을 보여준다(Fig. 7(b), (d), Fig. 8(b), (d)).

Fig. 9와 Fig. 10은 평균전단응력비가 0.2, 반복전단응력비가 각각 0.2, 0.4일 때의 응력, 변형률, 그리고 간극수압의 변화를 보여준다. Fig. 9(a)와 Fig. 10(a)에 따르면, 평균전단응력비가 0이상인 경우는 반복횟수가 증가함에 따라 주로 영구전단변형이 증가하고 반복전단변형률은 변화가 거의 없었다. 반복전단응력비가 0.2일 때는 10,000회 이상에서 파괴기준인 전단변형률(영구 또는 평균) 15%에 도달하였고, 반복전단응력비가 0.4일 때는 68회에서 파괴기준에 도달하였다(Fig. 9(c), Fig. 10(c)). 이 결과에 따르면, 평균전단응력비가 0보다 큰 경우도 평균전단응력비가 0인 경우와 같이 반복전단응력비의 증가하면 파괴기준에 도달하는데 필요한 반복하중횟수가 급격히 감소하였다. 간극수압도 반복하중이 가해진 초기에 급격히 증가하고, 그 후에는 비교적 완만히 증가하였다(Fig. 9(b), (d), Fig. 10(b), (d)).

평균전단응력비의 영향을 분석하기 위해, Fig. 7과 Fig. 9, 그리고 Fig. 8과 Fig. 10을 각각 비교하였다. Fig. 7과 Fig. 9는 반복전단응력비가 0.2로 같으나 평균전단응력비가 각각 0과 0.2인 경우이다. 평균전단응력비가 0인 경우에는 6,800회, 0.2인 경우에는 10,000회 이상에서 파괴기준 변형률에 도달하였으나, 반복전단응력비에 비해 영향이 상대적으로 작았다. Fig. 8과 Fig. 10은 반복전단응력비가 0.4로 같으나 평균전단응력비가 각각 0과 0.2인 경우이다. 평균전단응력비가 0인 경우에는 35회, 0.2인 경우에는 68회 이상에서 파괴기준 변형률에 도달하였으며 이 경우에도 반복전단응력비에 비해 평균전단응력비의 영향이 상대적으로 작았다. 

4.3 시험결과와 파괴선도

20회 이상의 반복단순전단시험과 정적시험으로부터의 결과를 분석하여 파괴선도를 제시하였다(Fig. 11). Fig. 11(a)에서, 각 데이터 위치에 표시된 숫자들은 파괴 시 반복하중 횟수 N_f, 파괴영구전단변형률 , 파괴반복전단변형률 을 의미한다. Fig. 11(b)는 파괴선도를 보여주고 있으며 반복하중 1회에 파괴에 도달하는 반복전단응력비와 평균전단응력비의 조합부터 반복하중 10,000회 이상에서 파괴에 도달하는 응력비 조합까지 총 5개의 파괴곡선을 제시하고 있다. 반복전단응력비와 평균전단응력비의 증가에 따라 전단변형률 파괴기준에 도달하기 위한 반복하중 횟수가 감소하는 것을 보여준다. 제시된 파괴선(반복횟수에 대한 응력비 조합 등고선)들은 반복전단응력비(CSR)가 0, 평균전단응력비(ASR)가 0.63인 점에서 시작되며, 이는 매우 느린 속도의 정적전단시험을 통해 얻은 값이다(Fig. 6). Fig. 11은, 평균전단응력비가 0에 가까운 경우에는 주로 반복전단변형에 의해 파괴에 도달하나, 평균전단응력비가 증가함에 따라 반복전단변형보다는 영구전단변형에 의하여 파괴가 결정되는 것을 보여주고 있다. 본 시험 결과는 Andersen et al.(1999), Andresen et al.(2004), 그리고 Andersen(2009)이 제시한 결과와 유사한 경향을 보여주고 있다. Fig. 11(b)는 반복전단응력비, 평균전단응력비, 반복하중 횟수 등 세 가지 설계조건에서 두 가지 조건이 주어지는 경우에, 남은 한 가지 설계조건을 결정할 수 있는 아주 유용한 설계도구로 활용될 수 있다. 예를 들면, 조밀한 지반에 해당하는 구조물 기초지반에 작용하는 반복하중의 예상 횟수가 1,000이고 평균전단응력비가 0.3이라면, 구조물 기초형식과 크기 등을 조절해서 반복전단응력비가 0.25를 초과하지 않도록 설계해야 한다.

4. 요약 및 결론

서해안 해양 실트질 모래의 비배수 반복파괴 거동에 주는 평균 및 반복전단응력의 효과를 평가하기 위하여 많은 횟수의 반복단순전단시험을 수행하였으며, 그 결과는 다음과 같다.

(1)평균전단응력비가 0인 경우는 좌우 대칭형태의 반복전단변형이 주된 변형모드 이었으며 영구전단변형은 상대적으로 작게 발생하였다. 이 경우, 반복전단응력비의 증가에 따라 파괴기준에 도달하는데 필요한 반복하중횟수가 급격히 감소하였다. 간극수압은 반복하중이 가해진 초기에 급격히 증가하고, 그 후에는 비교적 완만히 증가하였다.

(2)평균전단응력비가 0이상인 경우는 반복횟수가 증가함에 따라 주로 한 방향으로만 영구전단변형이 증가하고 반복전단변형률은 거의 변화가 없었다. 평균전단응력비가 0 이상인 경우도 평균전단응력비가 0인 경우와 같이, 반복전단응력비의 증가에 따라 파괴기준에 도달하는데 필요한 반복하중횟수가 급격히 감소하였다. 간극수압도 반복하중이 가해진 초기에 급격히 증가하고, 그 후에는 비교적 완만히 증가하였다.

(3)평균전단응력비는 응력-변형률 거동 양상에는 상당한 영향을 보였으나, 반복전단응력비에 비해 파괴에 필요한 반복하중횟수 등에 대한 영향이 상대적으로 적었다.

(4)반복단순전단시험과 정적시험 결과를 분석하여 응력기반 파괴선도를 제시하였다. 제시된 파괴기준은 반복전단응력비, 평균전단응력비, 반복하중 횟수 등 세 가지 설계조건에서 두 가지 조건이 주어지는 경우에, 남은 한 가지 설계조건을 결정할 수 있는 아주 유용한 설계도구로 활용될 수 있다.