유효상재압이 과압밀된 사질토의 액상화강도에 미치는 영향

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1 工學碩士學位請求論文 유효상재압이과압밀된사질토의액상화강도에미치는영향 Effect of Overburden Pressure on Liquefaction Resistance of Overconsolidated Sand 2004 年 2 月 仁荷大學校大學院 土木工學科 金旼徹 I

2 工學碩士學位請求論文유효상재압이과압밀된사질토의액상화강도에미치는영향 Effect of Overburden Pressure on Liquefaction Resistance of Overconsolidated Sand 2004 年 2 月 指導敎授 姜秉熙 이論文을工學碩士學位論文으로提出함 仁荷大學校大學院 土木工學科 金旼徹 I

3 이論文을金旼徹의工學碩士學位論文으로認定함 2004 年 2 月 主審 ( 印 ) 副審 ( 印 ) 委員 ( 印 ) II

4 요 지 본연구에서는유효상재압이정규압밀및과압밀된모래의액상화강도비 ( σ d /2 σ ' vc ) 에미치는영향에관해서연구하기위하여 3 가지의과압밀비 (1.0,2.0,3.0) 로서상대밀도가 50% 가되도록 4 가지의유효구속응력 (100,150,200,250 kpa) 을가하여등방압밀시킨공시체에반복삼축시험을수행하였다. 공시체는세립토를포함하지않는비교적균일한순수모래로서수중침강법에의해서제작하였다. 과압밀비의크기에관계없이과압밀된모래공시체는초기액상화와같은정규압밀공시체가보이는전형적인동적거동을나타내었다. 등방압밀모래공시체의액상화강도비는과압밀비가증가할수록증가하고과압밀비의크기에관계없이유효상재응력이클수록감소하였다. 또한과압밀모래의액상화강도비는정규압밀모래의액상화강도비에 (OCR) m 만큼비례하며지수 m 은유효구속응력의함수로나타났다. 유효상재응력보정계수 K σ 는유효상재응력이클수록감소하고또과압밀비가클수록감소한다. 정규압밀공시체의보정계수는 Vaid 와 Sivathayalan(Dr=59%,1996) 의연구결과와거의일치하며과압밀비가 3.0 이하인경우 Seed 와 Harder(1990) 가제안한값보다훨씬크다. 따라서 Seed 와 Harder 의보정계수는너무보수적인것으로판단된다. K σ i

5 ABSTRCT A series of cyclic triaxial tests were performed to investigate the effect of effective overburden pressure on the liquefaction ' resistance ( σ d /2 σ vc ) of isotropically consolidated sand specimen,which were normally consolidated or overconsolidated (OCR=1.0,2.0,3.0) under four different effective confining pressures (100,150,200,250 kpa). The clear uniform sand specimen which no fines were prepared by water sedimentation and all specimens have same relative density 50% after consolidation. The overconsolidated sand specimen show the same dynamic behavior of normally consolidated specimen such as initial liquefaction irrespective of the magnitude of overconsolidation ratio. The liquefaction resistance of isotropically consolidated sand specimen increases which increasing overconsolidation ratio and decreasing the effective overburden pressure for all overconsolidation ratios. The liquefaction resistance of the overconsolidated sand is function of overconsolidation ratio as a variable of OCR m and value of exponent m is found to be influenced by effective overburden pressure. The correction factor for effective overburden pressure, decreases with increasing effective overburden pressure and also increasing overconsolidation ratio. The correction factor of the normally consolidated sand(dr=50%) represents almost same as the values suggested by Vaid and Sivathayalan (Dr=59%,1996) and this correction factors for the overconsolidated sand with OCR value below 3.0 show much great than the suggested value by Seed and K σ ii

6 Harder(1990). Therefore correction factor by Seed and Harder is concluded too conservative. iii

7 목차 요지.....ⅰ Abstrct ⅱ 목차 Ⅳ 제 1 장서론 1 제 2 장문헌고찰 2.1 액상화 반복하중에대한비배수거동 과압밀된시료의거동 과압밀된시료의정적거동 과압밀된시료의동적거동 상대밀도가액상화저항에미치는영향 구속압이액상화저항에미치는영향 액상화평가 간편예측법 상세예측법 유효상재압에대한액상화강도보정계수 25 제 3 장실험 3.1 시료 시험기기 시험종류및시험방법 시험방법 공시체준비및포화 압밀 비배수반복삼축시험 40 iv

8 제 4 장실험결과및고찰 4.1 정규압밀유효상재응력의영향 과압밀유효상재응력의영향 유효상재압에대한액상화강도보정계수 72 제 5 장결론 76 참고문헌 78 v

9 제 1 장서론 액상화에대한연구는 1964 년 Niigata 지진이후본격적인평가가진행되어오면서순수한모래뿐만아니라세립분을포함한모래, 자갈을함유한모래, 보강재를포함하는모래등여러가지시료에대한액상화강도시험이실시되었다. 최근들어서도 1990 년의 Luzon(Philippines, 규모 7.8) 지진과 1998 년에발생한 Adana-Ceyhan(Turkey, 규모 5.9 ) 지진등이끊임없이발생되어지반의액상화현상을일으켰다. 이에따라액상화에대한다양한연구가절실하게되었다. 일반적인사질토지반의액상화강도에는크게상대밀도, 흙의입자구조 (fabric), 퇴적이후의시간경과 (aging), 과압밀비등과같은인자역시액상화강도에큰영향을미치는것으로나타났다 (Mullis 등, 1975; Seed 와 Peacock, 1971). 또한입도분포, 초기유효구속압, 반복축차응력, 재하속도, 초기전단응력, 시료성형방법등에따라크게달라질수있다고한다 (Amini 와 Qi, 2000). Seed 등 (1985) 은규모 7.5 인지반에서관찰되었던액상화발생여부자료를이용하여액상화발생과관련해서 SPT-N 값과반복응력비 (CSR) 와의관 계를순수모래와실트질모래에대해그래프에나타내므로서임의의 SPT -N 값을가진순수모래에서액상화가일어날수있는최소반복응력비를결정하는데필요한자료를제시하였다. Seed 와 Harder(1990) 는경사지면이나큰중량구조물을지지하고있는기초지반의경우에는초기정적전단응력과높은구속유효응력에대한영향을고려하여아래식과같이수정할것을제안하였다. ( = ( CSR) Kσ Kα CSR) σ ', α 100, 0 여기서 α 는초기정적전단응력의크기를말하며최대전단응력을최대전단응력이작용하는평면에작용하는최대수직유효응력으로나눈값으로정의되고 K σ 와 K α 는각각상재유효응력과초기전단응력에대한보정계수이다. 1

10 Kσ 와 K α 는액상화발생을 Seed 와 Idriss 의간편예측법으로평가할 시사용되어지는계수로서, 몇몇의연구자들 (Seed 등,1985 ;Seed 와 Harder, 1990) 에의해서상재유효응력이모래의액상화강도에미치는영향에대한보정계수 (crrection factor, K σ ) 로서사용할것을제안하였다. 하지만이들보정계수의값에대한실험적인타당성검토는단지몇명의연구자들에의해극히제한적으로실행되어현장의지반상태를고려하지않은일률적인보정계수가사용되어지고있는것이현실이다. Seed 와 Harder(1990) 는습윤다짐법과수중침강법등의시료에대하여다양한구속압의범위에서반복저항 (cyclic resistance) 을측정한후경험적보정계수 (empirical correction factor) K σ 를제안하였으나이보정계수는단지구속압의크기에만의존하는것이었다. 하지만 Seed 와 Harder 가제안한값은논란의여지가많았고상재유효응력의보정계수에영향을주는인자는구속압뿐만아니라다른요소도존재한다는것이밝혀졌다. 즉모래의상대밀도가 K σ 에미치는영향은 Vaid 와 Tomas(1995) 의삼축실험에의해밝혀졌으며반복단순전단시험에서도비슷한결과가나왔다 (Vaid 등,1996). 또한 Seed 와 Harder 에의해제안되어진 자료는흙의액상화저항을너무과대안전측으로해석했다는것이밝혀졌다. 이사실은 Vaid 와 Sivathaylan (1998) 의연구에서도비슷한결론이나왔다. 한편국내에서는인천국제공항, 아산만국가공업단지조성, 광양만공업단지조성등수심이얕은해안지역매립및연약지반개량을통해대규모연안구조물의건설이증가하고있는추세에있다. 따라서사질토를이용한매립지반또는, 연약지반에각종구조물을구축하는경우선행재하 (preloading) 등의상재하중을증가시켜지반을개선시킨후구조물을구축하게된다. 그러므로실제지반은구조물에대해과압밀된상태로존재한다고할수있다. 기존의연구를보면사질토지반이과압밀 (OCR=2) 된경우액상화저항강도가 30% 까지증가됨을보여주었다 (Ishihara, 1978). 또한 Chen(1998) K σ 2

11 도상대밀도와과압밀비의증가에따라액상화강도가크게증가됨을보여주었다. 그러므로해안매립지와같은연약지반에서는과압밀된경우로서액상화강도가현저하게증가하기때문에실제현장상태를고려한과압밀된상태에서액상화강도를구하는것이더경제적이고합리적이라할수있다. 따라서본연구의목적은과압밀에따른유효상재압에대한액상화강도보정계수 ( K σ ) 를구하여과압밀상태에있는현장의액상화발생평가에적용하는데있다. 그러므로본연구에서는시료의유효압밀응력을 100,150,200,250kPa 의 4 가지로정하고압밀후상대밀를각각 50% 로일치시킨후과압밀비를 1, 2, 3 으로변화시키며등방압밀반복삼축시험을실시한다. 즉일정한구속응력과상대밀도에서과압밀비에따른유효상재압에대한액상화강도보정계수 ( K ) 와의관계를밝히고자한다. σ 3

12 2 장문헌고찰 2. 1 액상화 포화된사질토가배수상태에서반복하중을받게되면체적이감소하게되나지진등의급속한하중이가해지게되면배수가허용될수있는시간적인여유가없기때문에체적의감소가바로일어나지않는다. 이렇게체적이감소하려는사질토는비배수상태에서는과잉간극수압을발생시키고, 유효응력을감소시키는응력시스템의변화를발생시키게된다. 간극수압이증가하면서유효응력은계속감소하게되고토립자상호간의저항력을잃게되며지반은액체처럼거동하게된다. 이현상을액상화 (liquefaction) 라고한다. 이액상화현상은단일재하 (monotonic loading) 와동적반복재하 (cyclic loading) 에의해모두발생될수있으며, 두경우모두지반의대규모변형또는액상화이후의침하및분사현상을수반하게되어구조물과인명에큰피해를줄수있다이러한액상화현상은유동액상화 (flow liquefaction) 와 cyclic mobil ity 로나눌수있다. 유동액상화는토체 (soil mass) 내의정적평형상태의전단응력 ( 정적정단응력 ) 이액상화상태의흙의전단저항보다큰경우에발생하는현상으로서정적전단응력과반복전단응력모두에의해서일어나며경사면에서의대규모변형은주로유동액상화에의해서일어난다. 이유동액상화는유동파괴 (flow failure) 라는결과를가져오며지진이계속되는동안이나끝난후에도발생한다. Cyclic mobility 는포화사질토가일정한함수비에서반복하중을받아서일어나는진행성연화현상 (progressive softening) 으로서정적전단응력이액상화토 (liquefied soil) 의전단강도보다적은상태에서일어나며반복전단응력에의해서일어난다. 이변형은지진이계속되는동안에점차적으로증가하면서일어나며느슨한모래와조밀한모래에서모두일어 4

13 날수있다. 이러한 cyclic mobility 는뚜렷한시작점은없지만영구변형은누적해서증가하나크기는정적응력의크기와지진동지속시간에의해서좌우된다. Cyclic mobility 는반복삼축시험에서의흙의반응으로설명할수있다. 첫째로그림 2.1(a) 에나타낸것과같이 τ sta - τ cyc > 0 이고정적전단응력과반복전단응력의합이정상상태강도 (S su ) 보다작을경우 (τ sta +τ cyc <S su ) 유효응력경로상에서좌측으로이동하여정상상태의파괴포락선에도달하나전단응력이정상상태강도보다적기때문에유동변형은발생하지않는다. 그러나강성이감소되므로매반복재하주기내에서상당한영구변형이일어나게된다. Fig. 2.1 Three cases of cyclic mobility 그림 2.1(b) 는 τ sta - τ cyc > 0 이고 τ sta + τ cyc > S su 인경우이다. 이경우도반복재하에의해서유효응력경로가왼쪽으로이동하게되어유동액상화면 (flow liquefaction surface, FLS) 에닿게되면일시적으로불안정한상태가일어난다. 이동안특히 τ sta 이유사정적전단강도 (quasi-static shear strength) 보다크게되면대단히큰영구변형이발생하게된다. 그림 2.1(c) 와같은경우는 (τ sta - τ cyc < 0, τ sta + τ cyc < S su ) 인경우이다. 이경우는매반복재하시압축과신장이작용하는응력반전 (stress 5

14 reversal) 의경우로서 Mohama 와 Dobry(1986) 에의하면응력반전의정도가클수록발생하는과잉간극수압발생률이증가한다고하였으므로유효응력경로는더빨리이동하여배수파괴포락선에접하게되고파괴포락선의압축과신장부분을따라이동한다. 이경우도상당히큰영구변형이누적발생되나유동파괴는일어나지않는다 (Kramer, 1996). 6

15 2.2 반복하중에대한비배수거동 반복하중의메커니즘을그림 2.2 에간략하게나타내었다. 점 A 는압축곡선상에서간극비 e o 를나타내는점이고, 그때포화된모래지반이임의의깊이에서갖는유효응력을 σ A 라고하면배수가허용되는조건하에서반복하중을가하게되면지반의간극비는 e 만큼감소하게된다. 그러나배수가허용되지않는다면 e o 의간극비는그대로유지되고 u 만큼의과잉간극수압이증가하면서동시에유효응력은 σ C 로감소하게된다. 반복하중횟수의증가에따라충분히많아지면간극수압은더욱증가되어과잉간극수압, u 는초기상태의지반의유효응력, σ A 와같아져서지반은액체와같은거동을보이게된다. Seed 와 Lee(1966) 가처음으로반복삼축시험기를이용하여액상화현상을이해하기위한실내시험을시작한이후느슨한포화사질토지반에서많이발생하는액상화에대해수많은연구를하였으며이들의연구결과에의하면액상화의발생은상대밀도, 압밀유효구속응력, 반복축차응력, 반복축차응력이가해진횟수, 과압밀비등에의해서크게영향을받는것으로나타났다. 특히 Lee 와 Seed(1967) 는상대밀도가흙의액상화에미치는영향을고려하여반복삼축시험을수행하였으며모든시험에서과잉간극수압이압밀유효구속응력과같아지는상태, 즉유효응력이 0 이되기시작할때를초기액상화 (initial liquefaction) 라하고, 양진폭변형률 (double amplitude axial strain) 이 20% 이상이며외력에대한저항을거의잃었을때를파괴 (failure) 로구분해서정의하였다. 실험결과에의하면느슨한모래인경우에는비교적적은회수의반복하중하에서초기액상화와파괴가거의동시에발생하였으나 ( 변형이크게발생하여초기액상화가발생함과동시에파괴가발생 ) 상대밀도가증가할수록초기액상화와파괴를발생시키는데필요한반복하중의횟수는증가하며파괴를발생시키는반복하중의횟수가초기액상화의경우보다훨씬크게나타났다. 또한동일한크 7

16 기의반복하중과상대밀도에서실험한결과, 초기액상화와파괴를발생시키는반복하중의횟수는압밀유효구속응력이클수록증가하였다. 또한동일한압밀유효구속응력에대하여반복축차응력의크기가클수록초기액상화와파괴시의반복하중의횟수는감소하였다. Ishihara(1993) 는느슨한모래공시체의경우과잉간극수압이발생하는동안또는과잉간극수압이압밀유효구속응력과같아지게되면갑작스러운강도의손실과함께무한히큰변형이발생하기때문에초기액상화는연화상태 (state of softening) 로서발생하며중간정도의밀도를갖는모래에서조밀한모래공시체의경우도마찬가지로반복하중으로인하여과잉간극수압이거의초기유효구속응력과같아지면서연화상태가일어나며약 5% 정도의양진폭축변형이발생된다고하였다. 그러나그후변형은명 Fig. 2.2 Mechanism of pore water pressure generation due to cyclic loadingin undrained condition(das, 1993) 확하게증가하지는않으며초기액상화가발생한이후일지라도공시체는 8

17 강도를완전히잃지않는다고하였다. 따라서다양한범위의밀도를갖는모래에서반복하중으로인하여발생되는불안정상태를판단하기위한기준으로서약 5% 정도의양진폭축변형률의발생또는발생된과잉간극수압이압밀유효구속응력과같아지는시점을고려하는것이일반적인관례이다. 또한실트질모래의경우에는과잉간극수압이압밀유효구속응력의약 90 ~ 95% 정도까지발생하지만연화상태를발생시키는상당한크기의반복변형이관찰되고있으므로반복삼축시험에서는 5% 의크기의양진폭축변형률이순수한모래에서세립토를포함하는모래에이르기까지반복연화상태 (state of cyclic softening) 또는액상화상태를정의하는기준으로서사용된다고하였다.(Ishihara,1993) 9

18 2.3 과압밀된시료의거동 과압밀된시료의정적거동 흙요소에작용하는응력의증가는전단강도의증가, 압축성의감소, 투수성의감소를야기하게된다. 그러나응력의감소는이와반대현상을일으킨다. 응력의감소에의해생기는변화는같은크기의응력증가로생기는변화보다더작은것이보통이다. 퇴적층이형성될때토층의높이가증가함에따라어떤특정높이에서의전응력도증가한다. 그리하여퇴적층의어느특정높이에서의흙의성질은토층형성과정에따라계속해서변하게된다. 침식등에의해흙의상재하중이감소하게되면응력도감소하게된다. 즉, 흙이경험한최대응력하에서평형이유지되고있는흙요소를정규압밀상태에있다고하며, 한때경험했던응력보다더작은응력하에서평형상태에있는흙을과압밀상태에있다고한다. Fig. 2.3 Typical stress-strain and volume change versus strain curves for CD axial compression tests at the same effective confining stress(bishop and Henkel,1962) 10

19 그림 2.3 은일반적인시료의정규압밀상태와과압밀상태의거동을보여주고있다. 여기서과압밀상태의거동은모래의조밀한거동과유사하며, 정규압밀상태의거동은느슨한경우와같은거동을보인다. 정규압밀상태에서의모래의거동은축차응력이점차증가되다가최대값또는극한값 ( σ1 σ 3 ) ult 에이르며축차응력을점차증가시킴에따라체적은점차감소하는경향을보인다. 과압밀상태에서의모래의거동은축차응력이점차증가되다가정점에이른후에는극한값 ( σ1 σ 3 ) ult 에이르게된다. 축방향응력을점차증가시킴에따라체적은처음에는약간감소되다가시료가팽창된다. 이렇게전단파괴에도달할때까지조밀한모래에전단응력이발생하면서부피가팽창하는현상을다일러턴시 (dilatancy) 라한다. 이는모래가축하중을받으면서서로맞물려있던입자들이전단응력에의하여흐트러지는현상을일으키므로체적이증가되는것이다. 이체적증가량은모래의다짐상태및구속압력의크기와관련되어있다 과압밀된시료의동적거동 반복하중하에서포화된사질토의액상화강도는반복삼축시험 (cyclic triaxial test), 반복단순전단시험 (cyclic simple shear test), 반복비틀림전단시험 (cyclic torsional test) 등에의해서많은연구가수행되었다. 이와같은연구에서사질토의액상화강도에영향을주는중요한요소로는초기구속압력 (initial confining stress), 진동의강도 (intensity of shaking), 반복횟수, 간극비나상대밀도, 시료성형방법, 과압밀비등이중요한요소로작용한다는것이밝혀졌다. 일반적으로과압밀된모래의동적강도는크게평가된다. 그러나상대밀도가증가함에따라과압밀에의한동적강도의증가는감소한다고한다. 입자의맞물림이나입자의거칠기는과압밀에의해보다효과적으로나타나고, 모래가전단되는동안수축하려는경향을보이는중대한영향을미 11

20 친다. Ishihara 등 (1978) 은모래의액상화강도가과압밀비의영향으로인해크게달라진다는것을보여주었다. 그림 2.4 는시료의과압밀비 (overconsolidation ratio :OCR) 에따른반복삼축시험결과를나타내고있다. 이것은사질토의액상화강도는과압밀비의증가에따라크게변화한다는것을나타내고있다는사실을보여준다. Fig. 2.4 Effects of overconsolidation ratio on cyclic stress ratio versus number of cycles for coarse-grained soil(ishihara et al, 1978) Ishihara 와 Tkatsu(1979) 는반복비틀림전단시험을통해정규압밀상태와과압밀상태에서액상화강도와과압밀비와의관계를식 (2.1) 과같이나타냈다. τ σ cyc ' v OC = τ OCR σ cyc ' v NC (2.1) τ cyc 여기서, ' σ v OC 와 τ σ cyc ' c NC 는각각과압밀상태와정규압밀상태에서 반복응력비를나타낸다. 등방삼축시험에서도이와같은경향이나타남을 Ogawa 등 (1969) 과 Ishihara 등 (1977) 이이미발표한바있으며 Ishihara 와 Tkatsu(1979) 는이를식 (2.1) 과같이나타내었다. 12

21 2.4 상대밀도가액상화저항에미치는영향 10 회의반복회수에서액상화를야기하는반복전단응력비 (cyclic stress ratio) 와상대밀도 (Dr) 과의관계를 Vaid 와 Sivathayalan (19 95) 는그림 2.5 에나타내었다. 그림 2.5 를보면다른모래와마찬가지로모든구속압의범위에서상대밀도가증가함에따라액상화저항 (cyclic resistance) 은증가한다. 가장느슨한모래에서상대밀도가증가함에따라증가하는액상화저항의비는가장낮은구속압인 50kP a 에서가장선명하게나타나며구속압의크기가커질수록감소한다. 느슨한모래에서각구속압에따른액상화저항값이어느일정한값에수렴하는사실은느슨한모래의액상화저항은기본적으로구속압의크기와는무관하다는사실을내포한다. 이와같은경향은반복삼축시험에서도확인된다 (Vaid and Thomas,1995). ' τ cy / σ vc N L e c Fig 2.5 Liquefaction resistance of Fraser Delta Sand in simple shear :effects of relative density and confining stress level(vaid and Sivathayalan,1995) 13

22 2.5 구속압이액상화저항에미치는영향 Vaid 와 Sivathayalan (1995) 는 10 회의반복횟수에서액상화를야기시키는데필요한반복전단응력비와여러가지상대밀도에서의구속압과의관계를그림 2.6 과같이나타내었다. 이미설명했었던바와같이구속압은가장느슨한모래 (Dr=31%) 에서는액상화저항에큰영향을미치지않는다. 그러나반복횟수 10 회에서액상화를야기하는데필요한반복전단응력비는구속압이크기가커짐에따라감소한다. 또한구속압의증가에따른액상화저항의감소는상대밀도가증가함에따라증가한다. 이러한감소의비는낮은구속압의크기에서더욱높다는사실을그림 2.6 에서확인할수있다. 이것은느슨한모래에서는구속압의증가가모래의다일러턴시성질에는거의영향이없기때문이다. 그러나조밀한모래의경우에는구속압이증가함에따라서다일러턴시특성은점차감소하고압축하려는경향을증가시킨다. D r D r e c ' τ cy / σ vc D r D r e c e c e c Fig 2.6 Liquefaction resistance of Fraser Delta Sand in simple shear: effect of confining stress level at different relative densities (Vaid and Sivathayalan,1995) 14

23 2.6 액상화평가 우리나라의내진설계시지진구역 Ⅰ,Ⅱ 에서적용하는설계지진규모는일반적으로모두리히터규모 6.5 를적용한다. 액상화평가시설계지진가속도는설계지반운동의내용에따라결정된구조물내진등급에준하여우선붕괴방지수준으로한다. 대상지반의설계지진가속도는지반계수, 중요도계수, 지역계수, 지진가속도등을고려하여산정한다. 그러나지반의지진증폭현상을고려하는지반계수에대한국내규정이준비단계에있으므로보다합리적인지진응답해석을통해지반의지진증폭현상을고려한대상지반의최대가속도를결정한다. 지진응답해석을지진규모 (M=6.5) 가유사한장주기및단주기특성을포함한 3 개이상의가속도시간이력에대해서수행한다. 대상지반의주상도와입도분포자료로부터액상화평가가필요하다고판단되면대상지반에대해지진응답해석을수행하여지진에의해발생하는전단응력을구한다. 액상화평가절차에대한흐름도는그림 2.7 과같다. 기초지반위의구조물이내진 Ⅰ등급인경우에는반드시실내시험결과를이용한지반진동특성을사용하여지진응답해석에의해서액상화전단저항응력을구하여액상화상세예측법으로서액상화를평가한다. 내진 Ⅱ등급의경우에는지진응답해석또는 Seed 와 Idriss(1971) 방법에의해서지진에의한전단응력을구하고원위치시험자료 (SPT 및 CPT) 를이용하여액상화전단저항응력을구하여액상화를평가하는액상화간편예측법에의하여평가한다. 15

24 Ι ΙΙ Fig 2.7 Flow diagram of the liquefaction analysis 16

25 2.6.1 간편예측법 액상화평가방법중에서일반적으로설계에가장많이사용되고있는방법은간편예측과상세예측이다. 특히, 간편예측은표준관입시험과입도분포와같은비교적쉽게얻을수있는지반의조건을이용하여간단하게액상화에대한판정을할수있고정밀도도비교적높기때문에많이사용되고있다. 최근연약지반에서는표준관입시험보다는높은정밀도와연속적인결과를얻을수있는현장시험으로콘관입시험이많이실시되고있기때문에, 콘관입시험의결과를액상화예측에사용하는경향도있다. ' σ vo ' σ vo τ cyc ' σ vo Κ σ Κ α τ cycl α ' σ, σ vo τ cycl τcyc Fig 2.8 Flow diagram of simplified procedure for evaluating soil liquefaction potential (Seed and Idriss,1971) 17

26 액상화지역의지반거동은해석적이나물리적으로모형화되기어려우므로 Seed 와 Idriss(1971) 의간편법에기초한그림 2.8 과같은방법을통해액상화에대한안전율을산정한다. 액상화에대한안전율은지진시발생하는지반내한점의진동전단응력비 (τ d / σ ' v ) 와액상화에대한전단저항응력비 (τ l / σ ' v ) 를비교하여산정한다. 지진력을표현한진동전단응력비 (τ d / σ ' v ) 는식 (2.2) 와같이산정한다. τ σ d ' v a =0.65 ( max ) σ g v0 r d (2.2) 여기서, a max : 액상화평가대상지반의최대지반가속도. g : 중력가속도 σ v0 : 액상화를평가하고자하는깊이의총상재압 r d : 깊이에따른감소계수 액상화전단저항응력비 (τ l / σ ) 산정시에는표준관입시험 (SPT) 결과인 N ' v 값을이용하는데유효상재압에대한보정계수 ( C ) 는아래식 (2.3) 에의 해서구한다. n 10 C n = ( ) ' σ v 0.5 (2.3) 여기서, C n : 보정계수 ' σ v : 유효상재압 (tf/ m 2 ) 식 (2.3) 의보정계수를이용하여표준관입저항치를보정한환산 N 1 식 을식 (2.4) 과같이산정한다. 18

27 N 1 = NC n (2.4) 여기서, N : 표준관입시험 (SPT) 결과 산정된환산 N 값으로부터지진규모 7.5 기준의액상화전단저항응력비를그림 2.9 를이용하여산정한다. 그림에서전단저항응력비산정시세립질함유량을고려할수있다. Fig 2.9 Relationship between cyclic stress ratios causing liquefaction and ( N 1 ) 60 values for silty sands in M=7.5 earthquakes(seed et al,1975) 산정된액상화전단저항응력비는점성토로인한흙의소성영향에대해 19

28 서식 (2.5) 에의해서보정한다. CSR M =7. 5 x F (2.5) 여기서, F : 1.0 F : (PI-10) 단 PI<10 단 PI>10 진동응력방법에있어서지진규모에대한보정계수는표 2.1 에의하여구할수있다. Table 2.1 Magnitude correction factors for cyclic stress approach Magnitude,M CSR M / M = 그림 2.9 의자료는지면이수평이고비교적얕게퇴적된경우이므로사지면이나중량구조물을지지하고있는기초지반에서는이들에대한영향을보정하기위해초기전단응력과유효연직응력에대해서아래식 (2.6) 에의해서보정을하여액상화에대한전단응력비를산정한다. 20

29 ( CSR) Kσ Kα ( ) = (2.6) CSR σ ', α 100, 0 여기서, K σ : 초기전단응력에대한보정계수 K α : 유효연직응력에대한보정계수 CSR 100,0 : 초기전단응력이 0 이고유효상재응력이 100kPa 인경우의 CSR 초기전단응력에대한보정계수 ( K σ ) 와유효연직응력에대한보정계수 ( K α ) 는그림 2.10 과그림 2.11 에나타내었다. 액상화에대한안전율은지반의액상화전단저항응력비와지진시발생하는진동전단응력비의비교를통해식 (2.7) 과같이산정함으로써액상화를평가한다. F ' v ' v τ l / σ = (2.7) τ / σ d 여기서, ' d / σ v τ : 진동전단응력비 ' l / σ v τ : 액상화전단저항응력비 F 는안전율로서 F>1.5 이면액상화에대하여안전하며 F<1.5 이면액상화상세예측이필요하다. 21

30 Fig 2.10 Variation of correction factor, K α, with initial shear/normal stress ratio (Seed and Harder,1990) Fig 2.11 Variation of correction factor, K σ, with effective overburden pressure.(seed and Harder,1990) 22

31 2.6.2 상세예측법 대상지반의액상화에대하여간편예측법에의한안전율이 1.5 보다적은경우또는내진 Ⅰ등급구조물인경우, 그림 2.12 와같이지진응답해석과실내진동삼축시험을이용하여액상화평가를수행한다. 지진에의해발생하는진동전단응력비는지진규모 (M=6.5) 가유사한장주기및단주기특성을포함한 3 개이상의가속도시간이력에대해서지진응답해석을수행하여산정하며액상화전단저항응력비는진동재하회수에따른액상화전단저항응력비특성곡선을이용하여산정한다. 액상화전단저항응력비특성곡 선은 3 개이상의진동전단응력비 ( τ ' d / σ v ) 를변화시켜수행된실내진동 삼축시험결과 ( 진동전단응력비-액상화발생진동재하횟수 ) 를토대로도시하며이때, 특성곡선에이용되는실내진동삼축시험결과는현장지반조건및지진특성등을고려한보정작업이수행되어야한다. 액상화전단저항응력비는특성곡선에서지진규모 6.5 에해당하는진동재하회수 10 회시의값으로정한다. 상세예측법평가시기준안전율은 1.0 이다. 이때, 안전율이 1.0 이상인경우, 액상화에대해안전한것으로판정하며 1.0 미만인경우, 대책공법수행및수행후지반에대한액상화재평가를실시한다. 23

32 ' τ d / σ v ' τ l / σ v ' v ' v τl / σ F = τ / σ d Fig 2.12 Flow diagram of the specific liquefaction analysis 24

33 2.7 유효상재압에대한액상화강도보정계수 대부분의모래의액상화강도에대한예측은제한되어있는실험실연구에의하여행해져왔다. 이같은연구는상대밀도, 구속압과정적전단응력이모래의액상화저항에영향을끼치는주된변수임을밝혀내었다. 과거실험실에서수행되어진액상화강도측정은초기정적전단응력이없고일정한구속압하에서결정이되어졌으나최근에는상재유효응력과초기전단응력에대한영향을보정계수 K σ, Kα 을곱하는것으로수정되어졌다 (Seed and Harder 1990). 하지만 Seed 와 Harder 가주장한보정계수의값은구속압과정적전단응력의영향을소수의모래에대한극히제한되어있는자료이다. 따라서이계수에대한세계적인적용에대한확신은그리크지않다. ' 모래의반복응력비는보통삼축시험에서는 σ d / 2σ 로, 그리고반복단 3c ' 순전단시험인경우 σ σ 로표현된다. 100kpa 의유효구속압과초기 d / vc 정적전단응력이없는평지상태에서의모래의 CSR 은참고반복저항 (reference cyclic resistance) 으로사용되며이것은 (CSR) 100, 0 으로표현된다. 삼축시험에서이상태는 σ 1c ' = σ 3c ' =100kpa 인것을말한다. 한편 Seed 와 Harder(1990) 는임의의유효구속압 ( σ ) 과정적전단응력 ( τ st ) 에서의모래의액상화저항을 (CSR) σ, α 로표현하였으며식 (2.6) 에서나타낸식에의해서산정할것을제안하였다. 식중 α 는초기정적전단응력의크기를말하며최대전단응력을최대전단응력평면에작용하는최대연직유효응력으로나눈값으로정의된다. 따라서 α 는식 (2.8) 에의하여구할수있다. τ α = 단순전단시험 (2.8a) σ st ' vc ' 1c ' 1c ' 3c ' 3c σ σ α = 삼축전단시험 (2.8b) σ + σ 25

34 여기서보정계수 K 는임의의구속압하에서 10 회의반복횟수에서액 σ 상화를야기시키는데필요한반복응력비를 100kpa 또는대기압하에서 10 회의반복횟수에서액상화를야기시키는데필요한반복응력비로나눈값으로정의하였다. 따라서 Seed 와 Harder(1990) 는정적전단응력 ( τ st ) 가 0 인평지상태에서임의의상재하중에대한액상화를일으키는반복응력비를상재하중 100kPa 일때의반복응력비를기준으로보정해줄것을제안하였으며, 그보정계수 ( K ) 의값은식 (2.9) 로나타내었다. σ ( K σ )at ' σ vc = σ 2σ d ' vc σ 2σ d ' vc at liquefaction on σ at liquefaction on σ ' vc ' vc = 100kpa (2.9) Seed 와 Harder(1990) 는습윤다짐법과수중침강법등의시료에대하여다양한구속압의범위에서반복저항 (cyclic resistance) 을측정한후보 정계수 (empirical correction factor) K σ 를그림 2.11 과같이나타내었 으나, 이보정계수는단지구속압의크기에만의존하는것이었다. 따라서 Seed 와 Harder 가제안한보정계수의그래프는논란의여지가많았으며여러연구자들에의하여유효상재압에대한액상화강도보정계수값에영향을주는인자는구속압뿐만아니라다른인자도존재한다는것이밝혀졌다, 구속압외에모래의상대밀도가 Kσ 에미치는영향을 Vaid 와 Tomas(1995) 는반복삼축실험을통하여밝혀냈다. 그리고반복단순전단시험에서도비슷한결과를확인하였다 (Vaid 등,1998). Seed and Harder 가주장한그림 2.11 의실측자료는보는바와같이너무분산되어있으며높은구속압시에적용하는보정계수의값이너무작아유효구속압이 100kPa 일때의액상화강도에비해너무나작은액상 26

35 화강도를가진다는결론이나온다. 그림 2.11 을살펴보면유효구속압이 800 kpa 일때의 K σ 는 0.44 로나타나는데이사실은유효구속압이 100 kpa 일때의액상화강도보다 800kPa 일때의액상화강도가 56% 나감소한다는사실을뜻한다. Fig 2.13 Relationship between effective overburden pressure and K σ (University of British Coumbia data,vaid and Thomas,1994) 한편그림 2.13 을보면구속압이증가함에따라 K σ 계수가감소하는경향은 Seed 와 Harder 가주장한보정계수곡선의경향과일치하나 Seed 와 Harder 의보정계수곡선처럼매우큰감소는일어나지않는다. 이연구결과는 Vaid 와 Thomas(1994) 가수년동안 British Coulumbia 대학에서연구를하여얻어진결과로서상대밀도와액상화보정계수와의관 27

36 계를밝힌것이다. Vaid 와 Thomas(1994) 의연구결과를보면상대밀도가느슨하고조밀한정도의차이에따라액상화강도보정계수의곡선이큰편차를보이므로유효상재압에따른액상화강도보정계수 K σ 는상대밀도와구속압의함수라는것을말해준다. 실제로그림 2.13 을살펴보면유효구속압 800kpa 일때가장낮은값을나타내고있는보정계수 K σ 의값은 0.77 이다. 이값은 Seed 와 Harder 가주장한유효구속압 800kPa 일때의보정계수값인 0.44 보다 75% 나큰값이다. 이결과는 Seed 와 Harder 에의해제안되어진 K σ 곡선은흙의액상화저항을평가하는데있어서너무과대하게안전측으로해석할수있다는사실을입증한다. 액상화저항에서구속압이미치는영향은 British Columbia 의 Duncan Dam 의복합적인액상화저항평가에서도조사되어졌으며그결과또한액상화강도보정계수 K σ 곡선은구속압외에흙의상대밀도에영향을받으며, 그값은일반적으로 Seed 와 Harder 의보정계수값보다대체적으로높다는결과를밝혔다. Vaid 와 Sivathayalan(1995) 은구속압을고정시킨후의액상화거동과상대밀도를고정시킨후의액상화거동을연구하여유효상재압에대한보정계수 K σ 와상대밀도와의관계를구하여그림 2.14 에나타내었다. 이결과또한그림그림 2.14 에보이는바와같이 Seed 와 Harder 가주장한 Kσ 값과상당한차이를보였다. 느슨한사질토의경우에는구속압이증가하여도보정계수 K σ 의값이거의변화가없어구속압에따른액상화강도의감소는거의없다고볼수있으나조밀한사질토일수록보정계수 Kσ 의값은느슨한사질토의액상화보정계수의값 K σ 에비하여크게 감소하였다. 특히액상화가능성이가장높은느슨한상대밀도에서모든구속압의크기에관계없이액상화강도의변화가없다는사실은 Seed 와 28

37 Fig 2.14 K σ under simple shear and triaxial stress conditions for Fraser Delta Sand( Vaid and Sivathayalan,1995) Hader 가주장한 K σ 와비교했을시주목할만한것이다. 반면에상대밀도가 75% 인조밀한경우구속압을 100kpa 에서 400kpa 까지변화시키면액상화저항이약 15% 나감소함을보였다. Vaid 와 Sivathayalan 은반복단순전단시험과반복삼축시험을실시하여삼축시험에의해구한보정계수가더욱안전측임을밝혔다. 유효상재압에따른액상화보정계수값이상대밀도가증가할수록감소하는이유는흙의다일러턴시현상으로설명할수있다. 느슨한사질토의경우는구속응력이증가하더라도모래의다일러턴시현상에는거의영향이없으므로강도의변화는적으나조밀한사질토의경우는구속응력이증가할수록다일러턴시현상이점차적으로감소하고압축되는경향이급속도로증가하기때문에강도의변화가크다. 이같은현상은그림 2.15 와그림 29

38 2.16 에서알수있다. 그림 2.15 는배수시험에서느슨한사질토의부피변형율변화를나타낸것이다. 이그림을보면구속응력이 100kPa 에서 400kPa 까지변하더라도부피변형율에는거의차이가없다. 따라서배수거동시의부피변형은비배수일때의과잉간극수압의변화로바꿔설명할수있으므로느슨한모래의강도는구속압에의한영향을크게받지않는다고할수있다. 그림 2.16 은조밀한사질토에대한배수시험시의부피변형율을나타낸것인데느슨한사질토의거동인그림 2.15 와비교하면구속응력이증가할수록체적은급속히감소하는경향을띠면서부피변형율의변화도급격히증가하고있다. 액상화와같은비배수거동으로고려해보면조밀한모래는구속응력이증가할수록다일러턴시현상이감소하고압축되는경향의증가로인하여과잉간극수압이빨리증가한다고할수있다. 따라서구속응력이증가할시의액상화강도는느슨한모래보다조밀한모래에서더많이감소한다고할수있다. Fig 2.15 Typical drained triaxial test results on loose Sacramento River Sand(Lee,1965) 30

39 Fig 2.16 Typical drained triaxial test results on dense Sacramento River Sand(Lee,1965) 31

40 제 3 장실험 3.1 시료 본연구에사용된시료는실트가포함되지않은인천지역해안의자연상의모래를사용한다. 채취한모래는 #20 체를 100% 통과하고 #200 체에모두남는모래를시료로준비하고공시체는수중침강법을사용하여성형하였다. 사용된시료의입도분포곡선은그림 3.1 과같으며, 그물리적성질은표 3.1 에나타내었다 Percent finer(%) Diameter(mm) Fig. 3.1 Grain size distribution 32

41 Table 3.1 Physical properties of sand sample Fine content (< #200 sieve, %) 0 Coefficient of uniformity,cu 1.41 Coefficient of curvature,cz 0.95 Effective size,d 10 (mm) 0.26 Average size,d 50 (mm) 0.35 Max.dry unit weight (KN/m 3 ) 15.8 Min.dry unit weight (KN/m 3 ) 13.3 Max. void ratio,e max Min. void ratio,e min Specific gravity,gs 2.67 Plasticity index USCS N.P SP 33

42 3.2 시험기기 본연구에사용된시험기는흙의반복시험및액상화관련시험을위해개발되었던시험기로서 C.K. Chan 에의해서개발된시험기이며정적및동적시험이모두가능하다. 그리고시험중에축차응력, 축변형률, 구속응력, 간극수압, 체적변형률등이시간에따라컴퓨터에자동적으로입력되고, 연직압과구속압을사용자가원하는대로제어할수있는자동화된반복하중삼축압축시험기이다. 이시험기는축차응력, 축변형률, 구속응력, 간극수압, 체적변형률을각각의트랜스듀서 (transducer) 로측정하여 PC(personal computer) 에자료를자동저장시키는자료저장부분과측정된자료값에따라다시컴퓨터에서압력을조절하는제어부분, 압력을셀 (cell) 에전달하는실행부분으로구성되어있다. 모든시험과정은초기에입력한수치에따라서컴퓨터가자동으로제어하고측정된결과를자동으로저장하는시스템이다. 그림 3.2 은자동화삼축시험기의구성을나타낸것이다. 시험기작동의흐름은그림 3.2 와같으며초기에 PC 에입력되어발생한디지털신호는 PC 본체에내장된프로세스인터페이스 (process interface) 의디지털 -아날로그컨버터 (converter) 에서아날로그신호로바뀐다. 축차응력과구속응력의전기적인신호를각각압력으로변환시키는전기 / 압력트랜스듀서에서신호를받은 CKC LOADER 에서는축차응력과구속응력의크기를제어하며, 반복응력도증감시킨다. 이와같이가해진압력에의해공시체내에발생한축차응력, 연직변위, 구속응력, 유효응력, 체적변화를각각의트랜스듀서에서아날로그신호로읽은후시그널컨디셔너 (signal conditioner) 에있는아날로그-디지털컨버터에서디지털신호로바꿔서 PC 로보내면초기치와비교하여입력한수치에도달할때까지순환하는클로즈드루프피드백 (closed loop feedback) 방식으로시험이진행된다. 34

43 35 Fig. 3.2 Composition of the automated cyclic triaxial testing system

44 3.3 시험종류및시험방법 시험방법 본연구에서는시험을 2 가지로나누어실시하였다. 첫째는공시체에유효구속압을각각 100kPa,150kPa,200kPa,250kPa 4 가지로가하여등방정규압밀시켰으며이때압밀후의상대밀도는모두 50% 로통일하였다. 4 가지의구속압으로등방정규압밀된공시체에반복전단응력을가하여각각의액상화강도를비교하였고구속압에따른액상화강도보정계수를구하였다. 둘째는공시체에최종유효구속압을각각 100kPa,150kPa,200kPa,250kPa 4 가지로가하면서과압밀비를각각 2.0 와 3.0 으로변화시켜등방과압밀시켰고이때의압밀후의상대밀도도모두 50% 로통일하였다.4 가지의구속압과 2 가지의과압밀비로등방과압밀된각각의공시체에반복전단응력을가하여과압밀상태의액상화강도와구속압에따른액상화강도보정계수를구하였다. 또한첫째시험에서시행한정규압밀상태와비교하였다. 여기에사용된시료는실트함유량이 0% 인순수모래에대해서시험하였다. 시료의성형은어떠한조건의변화에도압밀후의상대밀도가일정하게 50% 를가질수있도록초기상대밀도의범위를반복실험을통하여찾아수중침강법으로제작하였다. 또한압밀은초기정적전단응력이없는상태를재현하는등방압밀로시행하며과압밀비는각각 1, 2, 3 로하였다. 본연구에서사용한기기로는반복비배수시험시 actuator 만이사용가능하므로응력제어재하방법에의해서시험하였다. 이는반복삼축시험을수행함을나타낸다. 반복삼축시험을수행할때진동주기 (frequency) 는 ASTM(D5311) 규정에서 0.1Hz 에서 2.0Hz 사이의값으로하도록되어있으며 1.0Hz 를표준으로권장하고있으나본시험에서는 0.1Hz 로시험을하였다. 36

45 3.3.2 공시체준비및포화 본연구에서사용한공시체의성형방법은수중침강법을사용하였으며공시체의크기는직경이 50 mm, 높이가 100 mm 이다. 수중침강법은멤브레인 (membrane) 을삼축셀에고무링과함께거치시킨후에멤브레인겉에몰드 (split mould) 를고정시킨다음수침시켜시료표면에붙은공기를완전히제거시킨포화시료를재료분리가일어나지않도록파이프로연장시킨직경이 3.5mm 되는깔때기를이용하여멤브레인안으로부어넣는다. 이때미리멤브레인은 2-3cm 정도높이로물을넣어두어시료가들어가는중에시료에붙어있는공기들이수중에서분리되어제거될수있게하였다. 모든물은탈기수를사용하여초기포화도를높일수있도록하였다. 수중침강법은물로포화된상태로형성되기때문에 50% 미만의낮은상대밀도로성형하기어렵고성형후몰드를해체하거나삼축셀을조립하는과정에서발생하는작은충격에대단히민감하기때문에자립을위하여 5kPa 정도의부압을가하였다. 이때물이시료에서빠져나오는데안전한자립을위해서물이더이상빠져나오지않을정도까지기다린다. 이때반드시진공콤프레셔에연결된부압파이프는공시체몰드에연결시켜부압으로생길수있는시료의체적변화를막아야한다. 자립을위해부압처리를할때파이프를통해빠져나오는물의양을측정및기록하여매번시료성형후부압처리시배제되는물의양을비교하면공시체성형과정에서시료의크기와내부의공극생성정도에서어느정도의오차가발생하였는지판단할수있는자료로활용할수있다. 물로완전히포화된상태에서성형된시료이기때문에별도의포화과정은필요가없으나, 주의할점은물이빠져나오면서부압이생성되어있기때문에시료는초기에부의간극수압으로인한초기유효응력 ( 약 7-15kPa) 이존재한다. 그래서완전히삼축셀을조립한후시료가안전한상태가되었을때다시약 30 분동안물을일정수두로흘려넣어주어부 37

46 압을제거한다. 부압제거시간은다짐도에따라 분정도의범위가존재함을확인하였다. 그후공시체멤브레인내외부의압력차이를 2kPa 정도로하여약 60 분에걸쳐 100kPa 의배압을가하였다.Skempton 의 B 계수가 0.97 이상인것을포화로간주하였다. 다음그림 3.3 은본연구에서수중침강법으로공시체를성형하는과정을묘사한것이다. Fig 3.3 Preparation of saturated specimen by water sedimentation method 38

47 3.3.3 압밀 본연구에서는압밀후상대밀도가 50% 인한가지포화된공시체에과압밀비 (OCR) 가 1, 2, 3 이되도록최종응력단계까지단계별등방압밀을수행하였다. 이때응력은최종유효연직응력이 100kPa 인경우최대유효연직응력을 100kPa, 200kPa, 300kPa 인상태까지서서히증가시킨후과압밀비 1, 2, 3 에해당되도록최종유효연직응력을모두 100kPa 까지제하 (unloading) 하여압밀시켰다. 최종유효연직응력이 150kPa,200kPa,250kPa 인경우에도각각위에서설명한바와같이압밀을시켰다. 압밀의종료를판단하는기준은삼축셀의배수밸브를닫은후유효응력의변화가더이상없을때압밀이종료된것으로판단하며, PC 모니터상에표시되는유효응력값보다는시그널컨디셔너에표시되는전압의수치가좀더정확한값을표시하기때문에시그널컨디셔너의유효응력채널에표시되는전압의변동여부를주의깊게관찰하여압밀의종료여부를판단하였다. 즉유효응력변화가없다면과잉간극수압의변화가발생하지않는다는것을의미하므로이경우압밀이완료되었다고판단하였다. 그후최종유효연직응력인 100kPa,150kPa,200kPa,250kPa 인상태에서각각반복삼축시험을행하였다. 압밀이진행되는동안배수된물의체적을측정하여압밀이종료된후의간극비를계산하였다. 39

48 3.3.4 비배수반복삼축시험 그림 3.4 에반복축차응력이공시체에가해졌을때공시체의전단면에발생하는응력상태를 Mohr 응력원으로나타내었다. 그림 3.4(a) 는비배수상태에서공시체에 σ 3 의등방구속압을가한것이다. 이상태에서연직방향으로축차응력 σ d /2 만큼가하고횡방향으로 σ d /2 만큼빼주게되면전단면에는연직응력 σ 3, 전단응력은 σ d /2 가작용하게되는응력상태가그림 3.4(b) 와같다. 그림 3.4(c) 는전단응력이작용하는방향만바뀔뿐그림 3.4(b) 와마찬가지응력상태를나타내게된다. 반복삼축시험을수행할때간극수압과변형률의발생을보다자세히관찰하기위해진동수를 0.1Hz 만으로하였으며사용된파형은정현파 (sine 파 ) 이다. 반복축차응력은응력제어방법으로각과압밀비에따라실험하였다. 이때시그널컨디셔너의축차응력전압변화량을시간에따라확인하여정확한크기의반복축차응력이가해지고있는지를확인하였다. 본연구에서사용되는변형률에대한정의를그림 3.5 에나타내었다. 등방압밀된경우와이방압밀된경우의변형률거동은그림 3.5 와같이서로다르다. 등방압밀된경우는그림 3.5(a) 와같이양진폭변형률을사용하였다. 그림 3.5(b) 는이방압밀된경우반복변형률을포함한영구변형률을사용함을보여주고있다. 따라서본연구에서는등방압밀인경우이므로반복하중을받을때과잉간극수압이증가해서압밀시의유효구속압와같아질때를초기액상화라하며이때에액상화가발생된것으로간주하였다. 이때의양진폭변형률은 5% 이다. 40

49 Fig Stress conditions for cyclic triaxial test simulated earthquake loading condition (Seed and Lee, 1966) 41

50 ε a ε a ε P ( ε p ) Fig. 3.5 Definition of axial strain on cyclic triaxial test (Selig and Chang, 1981) 42

51 제 4 장실험결과및고찰 4.1 정규압밀유효상재응력의영향 순수한모래로성형된공시체에최종유효구속압을각각 100kPa, 150kPa, 200kPa, 250kPa 로가하여압밀후의상대밀도가모두 50% 가되도록등방정규압밀시킨후에반복전단응력을가하여실험을하였다. 비배수삼축시험의실험결과를표 4.1 에나타내었으며실험결과에서각각의공시체에대하여반복회수에대한과잉간극수압의크기, 축변형율의일반적인거동을그림 4.1 에서그림 4.4 까지나타내었다. 그림 4.1 부터그림 4.4 까지는압밀후상대밀도가 50% 를갖게끔공시체에최종유효구속압을각각 100kPa, 150kPa, 200kPa, 250kPa 의구속압으로등방압밀시킨후에반복하중에대한동적거동을나타낸것이다. 그림 4.1 은유효구속압이 100kPa 인정규압밀된모래공시체의거동으로서축변형율은초기에는거의변하지않다가반복회수약 22 회부터급격히변하기시작했고간극수압이초기유효구속압과같아지는초기액상화가발생하는양진폭축변형율은약 5% 임을보여준다. 그림 4.2 에서그림 4.4 까지는각각유효구속압이 150kPa, 200kPa, 250kPa 으로정규압밀된공시체로서유효구속압이 100kPa 인공시체와마찬가지로축변형은초기에는거의변하지않다가유효구속압이 150kPa 인경우는 40 회, 유효구속압이 200kPa 인경우는 28 회, 유효구속압이 250kPa 인경우는 78 회정도에서갑작스럽게양진폭축변형율이크게나타났다. 과잉간극수압의크기도유효구속압의 100% 에도달하여초기액상화가일어났다. 그림 4.5 에서는각유효구속압에서의반복전단응력비와반복회수와의관계를나타내었다. 그림 4.5 에의하면등방압밀된공시체에서는유효구속압이증가할수록액상화를일으키는반복전단응력비는감소함을알수있다. 이러한결과는앞에서설명하였던그림 2.15 와그림 2.16 의실험결과 (Lee,1965) 를통하여설명할수있다. 이것은유효속압의크기는다르나동일한상대밀도가되도록압밀된공시체에전단응력을가하면큰 43

52 유효구속압으로압밀시킨공시체가낮은유효구속압으로압밀된공시체보다체적이감소하려는경향이증가한다는사실을말한다. 배수거동에서유효구속압이증가함에따라체적이감소하려는성질이증가한다는사실은액상화와같이비배수거동을하는실험에서는과잉간극수압이증가하는경향이커진다는것을의미하므로유효구속압이증가함에따라액상화강도가감소한다는결과는합당하다할수있다. 이같은결과는 Vaid 와 Thomas(1995) 의자료에서도나타났으며 Vaid 와 Stedman(2001) 의실험결과와도일치함을확인하였다. 또한그림 4.5 에서각각의구속압에서반복회수가 10 회일때액상화를야기시키는데필요한반복전단응력비값을찾아그림 4.6 에나타내었다. 그림 4.6 을보면액상화를일으키는반복전단응력비는구속압이 100kPa 인경우에는 0.186, 구속압이 150kPa 인경우에는 0.178, 구속압이 200kPa 인경우에는 0.171, 구속압이 250kPa 인경우에는 이다. 이결과를분석해보면구속압 100kPa 일때의반복전단응력비를기준으로, 유효구속압이증가함에따라액상화강도가감소하는데구속압이 100kPa 에서 50kPa 씩증가함에따라감소하는액상화강도의비는낮은구속압에서크다. 다시말하면 150kPa 일때의액상화강도 은 100kPa 일때의액상화강도 보다 10% 정도감소하였고, 200kPa 일때의액상화강도 은 150kPa 일때의액상화강도 보다약 5% 감소하였으며, 250kPa 일때의액상화강도 은 200kPa 일때의액상화강도 보다약 3.5% 감소하였다. 이같은결과는그림 2.6 의 Vaid 와 Sivathayalan(1996) 의실험자료에서도비슷한경향이나왔음을확인하였다. 44

53 Table 4.1 Summary of test result of cyclic loading triaxial tests for normally consolidated specimen (OCR=1) B value Effective consolidation stress ' σ vc (kpa) ' σ hc (kpa) Relative density Dr(%) Before consolidation After consolidation Cyclic deviator stress, σ d (kpa) Cyclic stress ratio ' ( σ d /2σ vc ) Number of cycles at liquefaction

54 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Axial strain,εa (%) Time(sec.) (a) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.1 Typical results of cyclic triaxial test for normally consolidated sand ( σ =100kPa, CSR=0.1825, OCR=1.0) ' vc 46

55 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) Axial strain, εa(%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.2 Typical results of cyclic triaxial test for normally consolidated sand ( σ =150kPa, CSR=0.170, OCR=1.0) ' vc 47

56 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) Axial strain,εa(%) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (b) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.3 Typical results of cyclic triaxial test for normally consolidated sand ( σ =200kPa, CSR=0.170, OCR=1.0) ' vc 48

57 90 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) 5 Axial strain,εa(%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.4 Typical results of cyclic triaxial test for normally consolidated sand ( σ =250kPa, CSR=0.156, OCR=1.0) ' vc 49

58 0.19 Cyclic stress ratio σ d/2σ'vc σ'vc 100kpa σ'vc 150kpa σ'vc 200kpa σ'vc 250kpa Number of cycle,nc Fig.4.5 Effect of confining pressure on liquefaction resistance of normally consolidated sand (Dr=50%,OCR=1.0) Cyclic stress ratio at 10 cycles σ d/2σ'vc Confining stress,σ' vc (kpa) Fig.4.6 Cyclic stress ratio for liquefaction at 10 cycles versus confining pressure for normally consolidated sand (Dr=50%,OCR=1.0) 50

59 4.2 과압밀유효상재응력의영향 순수한모래로성형된공시체에과압밀비가 2.0,3.0, 이되도록하면서최종유효구속압을 100kPa, 150kPa, 200kPa, 250kPa 로가하여압밀후의상대밀도가모두 50% 가되도록등방과압밀시킨후에반복전단응력을가하여실험을하였다. 이때과압밀비가 2.0 이면서최종유효구속압이 100kPa 인경우로공시체를등방과압밀시킬시에는최대유효구속압을 200kPa 까지증가시켰다가최종유효구속압을 100kPa 로낮추었으며, 최종유효구속압이 150kPa 인경우에는최대유효구속압을 300kPa 까지증가시켰다가최종유효구속압을 150kPa 로낮추었다. 유효구속압이 200kPa, 250kPa 인경우에도위에서설명한바와같이실험을수행하였으며과압밀비가 3.0 인경우도위에서설명한바와같다. 비배수삼축시험의실험결과중과압밀비가 2.0 인경우를표 4.2, 과압밀비가 3.0 인경우에는표 4.3 에나타내었다. 과압밀비가 2.0 인각각의공시체에대하여반복회수에대한과잉간극수압의크기, 축변형율의일반적인거동을그림 4.7 에서그림 4.10 까지나타내었으며과압밀비가 3.0 인경우의일반적인동적거동은그림 4.12 부터그림 4.15 까지나타내었다. 압밀후상대밀도가 50% 이고 OCR 이 2 및 3 인그림 4.7 과그림 4.12 를보면각각반복전단응력비 와 으로다르다. 그러나축변형율의거동을살펴보면과압밀비와반복전단응력비와상관없이초기에는거의변형이일어나지않다가각각반복회수 55 회와 13 회정도에서갑작스럽게양진폭축변형율이크게나타나약 5% 에도달했고, 과잉간극수압의크기도유효구속압의 100% 에도달하여초기액상화가일어났다. 따라서과압밀된시료라할지라도일반적인동적거동은정규압밀된시료와같다는사실을알수있다. 하지만동적인강도는정규압밀된시료보다과압밀된시료가더커진다는사실을그림 4.17 에서그림 4.20 에서확인할수있으며이를그림 4.21 에요약하여나타내었다. 그림 4.22 에서그림 4.25 까지는상대밀도가 50% 인순수한모래의과압밀비에따른액상화강도의차이를나타낸것이다. 순수한모래에서는유효 51

60 구속압에상관없이과압밀비의증가에따라액상화강도가전체적으로크게증가하였다. 그림 4.11 과 4.16 은과압밀비가 2.0 와 3.0 일때각각의유효구속압에따른액상화강도를나타내었다. 이러한과압밀된공시체에서도그림 4.5 에나타낸등방압밀된공시체와마찬가지로유효구속압이증가할수록액상화강도가감소하는경향을보였다. 그러나유효구속압이증가함에따라감소하는액상화강도의크기는과압밀비가클수록더욱커진다는사실을그림 4.21 에서알수있다. 일반적으로조밀한시료가느슨한시료보다구속압이증가함에따라체적이증가하려는경향은더많이감소한다. 이와같은모래의다일러턴시현상은그림 2.15 와그림 2.16 에서이미설명하였다. 과압밀된시료는일반적으로조밀한시료의거동과비슷하다. 따라서동일한상대밀도로압밀되었다면과압밀된시료가정규압밀된시료보다유효구속압이증가함에따라액상화강도가더크게감소한다는실험결과는합당하다할수있다. 그림 4.21 을그림 2.6 과비교해보면과압밀비가큰시료는상대밀도가높은시료의경향과비슷하고정규압밀인경우의시료는상대밀도가 59% 인시료의경향과비슷하다는것을확인할수있다. Ishihara 와 Takatsu(1979) 는정규압밀상태와과압밀상태에서과압밀에따른액상화강도와의관계를식 (2.1) 과같이나타내었다. 식 (2.1) 에의하면모래의액상화강도는과압밀비의평방근에비례하여증가함을나타내고있다. 그림 4.22 에서그림 4.25 까지는식 (2.1) 과본시험에서나타난과압밀비의증가에따른액상화강도를비교한그림이다. 식 (2.1) 은반복비틀림전단시험자료에의한식으로서본시험에서나타난등방압밀삼축실험에서나타난결과보다크게나타나는것을볼수있다. 그림 4.26 에서는각구속압에서과압밀비의증가에따른액상화강도를비교하여나타내었다. 여기서과압밀된시료의액상화강도비는정규압밀된시료의액상화강도비값에 OCR m 을곱해준값과같다고가정하면지수 m 값은구속압이 100kPa 일때 m=0.23, 150kPa 일때 m=0.20, 200kPa 일때 m=0.19, 52

61 250kPa 일때 m=0.19 로나타난다. 즉지수 m 값또한구속압이증가함에따라조금씩감소하는경향을보이고있다. 하지만구속압이 200kPa 이상시에는지수 m 값은 0.19 로거의같은값을나타내었다. 이결과를그림 4.27 에나타내었다. Ogawa(1973) 은반복삼축시험을통한상대밀도 55% 의과압밀비가 5.0 인모래의강도는정규압밀상태보다약두배정도증가됨을보였고, Seed 와 Peacock(1971) 도반복단순전단시험을통해비슷한시험결과를밝혔다. Ishihara 등 (1978) 은두가지의순수모래 (clean sand) 를이용하여과압밀비가 2.0 인모래의액상화강도는정규압밀된모래의액상화강도보다약 30% 정도증가됨을시험을통해나타냈다. 53

62 Table 4.2 Summary of test result for cyclic loading triaxial tests for overconsolidated specimen (OCR=2) B value Effective consolidation stress ' σ vc (kpa) ' σ hc (kpa) Relative density Dr(%) Before consolidation After consolidation Cyclic deviator stress, σ d (kpa) Cyclic stress ratio ' ( σ d /2σ vc ) Number of cycles at liquefaction

63 Table 4.3 Summary of test result for cyclic loading triaxial tests for overconsolidated specimen (OCR=3) B value Effective consolidation stress ' σ vc (kpa) ' σ hc (kpa) Relative density Dr(%) Before consolidation After consolidation Cyclic deviator stress, σ d (kpa) Cyclic stress ratio ' ( σ d /2σ vc ) Number of cycles at liquefaction

64 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) 5 Axial strain,εa (%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.7 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =100kPa, CSR=0.210, OCR=2) ' vc 56

65 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) Axial strain,εa (%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.8 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =150kPa, CSR=0.193, OCR=2) ' vc 57

66 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) Axial strain,εa(%) Excess pore pressure Δu(kpa) Number of cycle, Nc (b) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.9 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =200kPa, CSR=0.195, OCR=2) ' vc 58

67 150 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) 5 Axial strain, εa(%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.10 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =250kPa, CSR=0.186, OCR=2) ' vc 59

68 0.24 Cyclic stress ratio σ d/2σ'vc σ'vc 100kpa σ'vc 150kpa σ'vc 200kpa σ'vc 250kpa Number of cycle, Nc Fig.4.11 Effect of confining pressure on liquefaction resistance of overconsolidated sand (Dr=50%,OCR=2) 60

69 60 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) 10 Axial strain, εa(%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.12 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =100kPa, CSR=0.240, OCR=3) ' vc 61

70 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Axial strain, εa(%) Time(sec.) (a) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.13 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =150kPa, CSR=0.206, OCR=3) ' vc 62

71 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) 5 Axial strain, εa(%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.14 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =200kPa, CSR=0.205, OCR=3) ' vc 63

72 120 Cyclic deviator stress σ d(kpa) Time(sec.) (a) 5 Axial strain, εa(%) Number of cycle, Nc (b) Excess pore pressure Δu(kPa) Number of cycle, Nc (c) Fig.4.15 Typical results of cyclic triaxial test for overconsolidated sand ( σ =250kPa, CSR=0.202, OCR=3) ' vc 64

73 0.26 Cyclic Stress Ratio σ d/2σ'vc σ'vc 100kpa σ'vc 150kpa σ'vc 200kpa σ'vc 250KPa Number of cycles, Nc Fig.4.16 Effect of confining pressure on liquefaction resistance of overconsolidated sand (Dr=50%,OCR=3) 65

74 0.26 Cyclic stress ratio σd/2σ'vc OCR 1 OCR 2 OCR Number of cycle, Nc Fig.4.17 Effect of overconsolidation ratio on liquefaction resistance of the isotropically consolidated sand (σ'vc=100kpa) Cyclic stress ratio σd/2σ'vc OCR OCR OCR Number of cycle, Nc Fig.4.18 Effect of overconsolidation ratio on liquefaction resistance of the isotropically consolidated sand (σ'vc=150kpa) 66

75 0.24 Cyclic stress ratio σd/2σ'vc OCR 1 OCR 2 OCR Number of cycle,nc Fig.4.19 Effect of overconsolidation ratio on liquefaction resistance of the isotropically consolidated sand (σ'vc=200kpa) Cyclic stress ratio σd/2σ'vc OCR 1 OCR 2 OCR Number of cycle,nc Fig.4.20 Effect of overconsolidation ratio on liquefaction resistance of the isotropically consolidated sand (σ'vc=250kpa) 67

76 0.260 Cyclic stress ratio at 10 cycles σ d/2σ'vc OCR1 OCR2 OCR Confining stress,σ' vc (kpa) Fig.4.21 Cyclic stress ratio for liquefaction at 10 cycles versus confining pressure for istropically consolidated sand 68

77 Cyclic stress ratio at 10 cycles σ d/2σ'vc Ishihara and Takatsu Exeperimental results OCR Fig.4.22 Comparison of the experiment and Ishihara & Takatsu equation for σ'vc=100kpa Cyclic stress ratio at 10 cycles σ d/2σ'vc Ishihara and Takatsu Exeperimental results OCR Fig.4.23 Comparison of the experiment and Ishihara & Takatsu equation for σ'vc=150kpa 69

78 Cyclic stress ratio at 10 cycles σ d/2σ'vc Ishihara and Takatsu Exeperimental results OCR Fig.4.24 Comparison of the experiment and Ishihara & Takatsu equation for σ'vc=200kpa Cyclic stress ratio at 10 cycles σd/2σ'vc Ishihara and Takatsu Exeperimental results OCR Fig.4.25 Comparison of the experiment and Ishihara & Takatsu equation for σ'vc=250kpa 70

79 Cyclic stress ratio at 10 cycles σ d/2σ'vc σ'vc=100kpa σ'vc=150kpa σ'vc=200kpa σ'vc=250kpa OCR Fig.4.26 Effect of overconsolidation on cyclic stress ratio at liquefaction by effective vertical stress 0.24 Value of exponent,m Confining pressure,σ'vc(kpa) Fig.4.27 Relationships between value of exponent and confining pressure 71

80 4.3 유효상재압에대한액상화강도보정계수 액상화반복응력비는일반적으로모래의액상화가능성을평가하는데사용되어진다. 여기서보정계수 K 는임의의구속압하에서 10 회의반복 σ 횟수에서액상화를야기시키는데필요한반복응력비를 100kpa 또는대기압하에서 10 회의반복횟수에서액상화를야기시키는데필요한반복응력비로나눈값으로정의하였다. 따라서 Seed 와 Harder(1990) 는정적전단응력 ( τ st ) 가 0 인즉평지상태 (level ground condition) 에서임의의상재하중에대한액상화반복응력비 ( CSR ) 을상재하중 100kPa 일때의액상화반복응력비 ( CSR ) 를기준으로보정해줄것을제안하였으며, 그보정계수 ( K ) 의값은식 (2.9) 로나 타내었다. Seed 와 Harder(1990) 는습윤다짐법과수중침강법등의시료에대하여다양한구속압의범위에서반복저항 (cyclic resistance) 을측정한후경험적인보정계수 (empirical correction factor) K σ 를그래프로나타내었으나. 이보정계수는단지구속압의크기에만의존하는것이었다. 최근들어현재사용되어지고있는 Seed 와 Harder(1990) 의액상화강도보정계수는일률적인값으로너무과대안전측이라는주장이제기되고있다. 구속압외에모래의상대밀도가 K σ 에미치는영향을 Vaid 와 Tomas(1995) 는반복삼축실험을통하여밝혀냈다. 그리고반복단순전단시험에서도비슷한결과가나온다는것을확인하였다 (Vaid et al,1998). 이연구에서는조밀한모래가느슨한모래보다구속응력이증가함에따라액상화강도가더많이감소한다는사실을밝혀냈으나아주조밀한모래지반일지라도 Seed 와 Harder 의보정계수보다는크다는사실을밝혀냈다. 본연구는과압밀에따른구속응력이액상화강도에미치는영향을밝히기위하여압밀후상대밀도를 50% 로고정하고실험을실시하였다. 표 4.4 에 Seed 와 Harder(1990) 의보정계수와상대밀도를고려한 Vaid 와 Sivathalayan(1996) 의보정계수의값을정리하여나타내었으며본연 σ 72

81 구결과도함께비교하여수록하였다. 이때 Vaid 의보정계수의값은본시험의상대밀도인 50% 와가장유사한 59% 와나타내었다. 유효상재압에따른액상화강도보정계수의비교결과는그림 4.28 에나타내었다. 본실험의결과중상대밀도가 50% 인정규압밀공시체의보정계수곡선은그림 2.14 에나타나있는 Vaid 의상대밀도 59% 의보정계수곡선과거의일치한다. 과압밀비가 3 인보정계수의곡선은유효상재압에대한액상화강도보정계수를상대밀도에대하여연구한 Vaid (1995) 의그림 2.14 와비교해보면상대밀도 72% 인조밀한모래의곡선과유사하다. 따라서압밀후상대밀도가 50% 인느슨한지반일지라도과압밀비가높을수록 K σ 값은정규압밀된시료보다더욱낮은값을갖는다는것을본연구를통하여알수있으며과압밀비가커질수록조밀한지반의액상화강도보정계수곡선과비슷해진다는결론을내릴수있다. 한편본연구의결과와 Vaid 의연구결과를보면기존의 Seed 와 Harder 의보정계수곡선은너무과대안전측임을확인할수있다. 즉 Seed 와 Harder 의보정계수는유효상재압에따른액상화강도의감소를너무크게본것이라할수있다. 따라서이결과를이용하여내진설계에적용하기에는너무나큰경제적손실이일어날수있다고사료된다. 굳이 Seed 와 Hader 의보정곡선을설명하자면구속응력이증가함에따라액상화강도의감소가가장커지는아주조밀하고과압밀된지반에대한실험결과로설명할수있겠다. 유효상재압에대한보정계수는아직까지는정량화하기에는무리가있으므로광범위한범위의상대밀도, 유효구속응력,K0 값과 OCR 에대해서연구가계속되어야할것으로본다. 73

82 Table 4.4 Summary of test result for cyclic loading triaxial test (isotropically consolidated sand, Dr=50%) O C R Effective consolidation stress ' σ vc = (kpa) σ ' hc Cyclic stress ratio required to cause liquefaction in 10 stress cycles Measured results Correction factor( K ) Vaid and Sivathayalan (Dr=59%,1996) σ Seed and Harder (1990)

83 Fig.4.28 Variation of correction factor K σ by overconsolidation ratio 75

84 제 5 장결론 본연구에서는과압밀시료의등방압밀삼축시험조건에서반복하중이 작용할때모래의액상화강도비 ( σ /2 σ ' vc ) 를비교하고액상화강도보 d 정계수를비교하는데있다. 이를위해등방압밀반복삼축시험을실시하여과압밀비의차이에의한액상화강도차이를살펴보았고유효구속압밀응력의차이에의한액상화강도차이를검토하였다. 두가지시험방법을유효구속압밀응력 100kPa,150kPa,200kPa,250kPa 4 가지에서압밀후상대밀도를 50% 로맞추고, 과압밀비를 1.0,2.0,3.0 으로변화시키면서시험을실시하였다. 연구결과는다음과같다. 1. 상대밀도 50% 인순수모래는과압밀비에따라액상화강도비가크게증가됨을알수있었다. 2. 동일한상대밀도로압밀된시료의액상화강도비는유효구속응력이증가함에따라감소한다. 3. 동일한상대밀도로압밀된시료이더라도구속압이증가함에따라감소되는액상화강도감소의비는과압밀된시료가정규압밀된시료보다크다. 4. 현재사용중인 Seed 와 Harder 의보정계수 ( K σ ) 는조밀하고과압밀비가큰사질토에는적합할것으로보이나중간정도이거나느슨한상대밀도를가지고정규압밀된사질토의액상화강도를보정하기에는너무과대안전측이된다고사료된다 5. 유효상재압에대한보정계수 K σ 는과압밀비가클수록감소한다. 76

85 6. 과압밀모래의액상화강도는정규압밀모래의액상화강도의 OCR m 에비례한다. 지수 m 은 OCR 이 3.0 이하인범위에서는 0.23 ~ 0.19 이고 OCR 이클수록감소하는경향을보인다. 77

86 참고문헌 1. 오세호, 과압밀된실트질모래의액상화거동, 인하대학교석사학위논문, 2001, pp 지반공학회 (1997), 진동및내진설계, 구미서관, pp 황대진, 실트를포함하는모래질흙의액상화강도에관한연구, 대한토목학회논문집, 제 13 권, 제 2 호, 1993, pp.243 ~ Amini,F. and Qi,G.Z., Liquefaction testing of stratified silty sands,journal of the Geotechnical Engineering,ASCE,Vol.126,No. March,2000,pp.208~ Chen, Yao-Chung., Effects of OverConsolidation on Steady State Line and Liquefaction Resistance of a Marine Sand, Proceeding of the Eighth International Offshore and Polar Engineering Conference Montreal, Canada, May 24-29, 1998, pp. 566 ~ Castro, G. and Poulos, S. J., Factors affecting liquefaction and cyclic mobility, Journal of the Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 118, No. GT.1977, pp Das, B. M., Puri, V.K., Prakash, Shamsher Liquefaction of silty soils, Earthquake Geotechnical Engineeing, Balkema, Vol. 2, 1999, pp Ishihara, K., Liquefaction and flow failure during earthquake, Geotechnique, Vol. 3, No. 3,1993, pp. 351~

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88 16. Mahmood, A., and Mitchell, J. K., Fabric property relationships in fine granular material Clays and clay minerals, Vol. 22, Nos. 5/6, 1974, pp. 397~ Mitchell, J. K., Fundamentals of Soil Behavior, John Wiley and Sonc, Inc., Mohamad, R. and Dobry, R., Undrained Monotonic and Cyclic Triaxial Strength of Sand, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol.112, No.10, 1986, pp Mulilis, G. R., Finn, W.D.L., and Seed, H, B. The Effective of Sample Preparation on the Cyclic Stress-Strain Behavior of Sands. Reprt No.EERC 75-18, Earthquake Engineering Research Center of California, Berkeley, July, Nematnasser, S. and Takahashi, K., Liquefaction and Fabric of Sand, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 110, No. 9, Sept, 1984, pp Oda, M., The Mechanism of Fabric Changes During Compressional Deformation of Sand, Soils and Foundations, Japan Society of Soil Mechanics and Foundation Engineering, June, Pillai, V. S., and Byrane, P. M., Effect of Overburden Pressure on Liquefaction Potential of Foundation Soils at 80

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90 29. Vaid, Y. P., and Chern, J. C., Effects of static shear on resistance to liquefaction, Soil and Foundations, Vol. 23, No. 1, 1983, pp. 47~ Vaid, Y. P. and Sivathayalan, S., Static and Cyclic Liquefaction Potential of Fraser Delta Sand in Simple Shear and Triaxial Tests, Journal of Can. Geotechnical, 1996, pp Vaid, Y. P. and stedman, J.D., Confining stress and shear effects in cyclic liquefaction, Journal of Can. Geotechnical, 1996,pp Vaid, Y. P. and Thomas, J., Liquefaction and postliquefaction behavior of sand, Journal of Can. Geotechnical, 1996,pp

91 감사의글 11 명의대학원입학동기들과지반연구실에들어온지가엊그제같은데벌써졸업이라는시간이다가왔습니다. 진정한토목기술자가되기위해대학원을선택했던저로서는많은아쉬움이남는시간들이었습니다. 점점나태해져가는제자신에대한실망과혈기왕성한 20 대의삶을보내기에는연구실이라는공간이너무좁지않았나생각이듭니다. 하지만언제나학문에대한열정과제자에대한따스한관심을보내주셨던강병희교수님께진심으로감사의마음을전하고싶습니다. 저희들을가르치실때에는진정한학자이시었으며고민을상담할때에는옆집에사는마음씨좋으신할아버님이아니었던가생각이듭니다. 언제나교수님을보면서교수님이지니고계셨던끝없는학문에대한열정을본받으려노력하고싶었습니다. 그리고항상저희들에게따끔한질책과사회를보는눈을길러주셨던윤여원교수님께도진심으로감사의마음을전해드리고싶습니다. 항상저의밝은미래를위해아낌없는지원을해주셨던어머님, 아버님께이루말할수없는감사의마음을전하고싶습니다. 그리고힘들때항상내옆에있어주었던나의애인동주에게도고마움을전하고싶습니다. 학생인저를만나속상한일도많았지만항상자신보다나를생각해주었던동주에게앞으로는행복한일만을만들어주고싶습니다. 내가방황할때에도나를믿어주었고내가슬플때에도항상나를위로해주었던동주에게진심으로사랑한다는말도전하고싶습니다. 그리고제주도고등학교진짜친구들이었던종헌, 지홍, 원민, 경훈, 형택, 승령, 영호, 현권에게도고마움을전하고싶습니다. 특히인천에서같이생활했던종헌이에게는미안함과아쉬움이더많이남습니다. 만나면둘중누가죽던지끝까지술잔을기울이며나누웠던우정은평생잊지못할것입니다. 83

92 연구실후배인한성질하는동현이! 그동안저의심한장난에도아랑곳하지않고항상웃음으로맞아주었던점진심으로고맙다고말하고싶습니다. 그리고늦게나마학문에대한열정으로대학원에입학하신동호형에게도아쉬운마음을전하고싶습니다. 항상성실하신모습이인상깊었던것같습니다. 그리고연구생이었던뺀질이철환, 어리버리의자왕준우, 정말착한승훈, 파악못할인간근수에게도파이팅을외쳐주고싶습니다. 마지막으로 2 년동안좋은일, 궂은일다해가며미운정, 고운정다든우리열한명의동기들에게도고마움을전하고싶습니다. 별명을쓰기시작하면열개도넘어갈종기, 밤에만나타나는민이, 너무밝히는정말웃긴선배연원이형, 암흑속의마왕승영이형, 웬만한건다할줄알지만잘하는건하나도없는용주, 항상남을돕는착한마음의낙중, 묵묵히자기할일잘하는제주도후배장혁, 꺽다리영천, 덩치에안맞게귀여운우리의현식이, 권력의핵심에서우리를조종했던천하장사재관, 마지막으로항상나이가제일어려무시만당했던예의없는아이재성, 그리고온갖내시다바리들어주던상효에게도고마움을전하고싶습니다. 마지막으로저희취직을기원하시며절에서삼천배까지하셨던미래의장인, 장모님인동주어머님, 아버님께도진심으로감사의마음을전하고싶습니다. 대학원에서의경험을토대로그리고여러분들의사랑을기반으로앞으로계속발전하는민철이의모습을보여드릴것을약속하며이만감사의글을마칠까합니다. 제가사랑하는모든사람이행복하기를. 84