시론 06 한국 지반공학 발전에 대한 소고 정충기 기술기사 Macro-Element법에 의한 수직배수공법의 FEM해석기법 김하영 08 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 12 서영교, 이광열, 하광수,

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2 Vol. 28, No 임 원 회 장연수(동국대) 김동민((주)한국종합기술) 신은철(인천대) 강휴택(동부ENG) 김동수(한국과학기술원) 김제경((주)경동기술공사) 박병수(강원도립대학) 박정순(한국건설교통기술평가원) 장 부 회 장 이 감 사 사공명(한국철도기술연구원) 안기문((주)시원이앤씨) 여규권(삼부토건(주)) 유한규(한양대) 이광세(서울시) 이우진(고려대) 장용채(목포해양대) 정승용(지구환경전문가그룹) 한성재(GS건설) 고경환(삼성물산(주)) 사 김동수(대림산업(주)) 이광열(동서대) 구호본(KICT) 김명학(인제대) 김진만(KICT) 박영목(영남대) 김성환(한국도로공사) 정상섬(연세대) 권오균(계명대) 김민호(삼성물산(주)) 남궁상(쌍용건설(주)) 박영호(현대건설기술연구소) 문상조((주)유신) 김낙영(한국도로공사) 김재권(경기철도주식회사) 남현우((주)서영엔지니어링) 박인준(한서대) 박준범(서울대) 석재덕(대림산업(주)) 안상로(한국시설안전공단) 옥동민((주)대우건설) 윤길림(한국해양연구원) 이규환(건양대) 이익효(전남대) 전석원(서울대) 정충기(서울대) 황제돈((주)에스코컨설턴트) 채영수(수원대) 방윤경((주)일신이앤씨) 송창섭(충북대) 안태봉(우송대) 유길환(동부건설(주)) 윤여원(인하대) 이성진((주)에이스지오) 이형원(SK건설) 전성곤(여주대학) 조창구(포스코건설) 백승철(안동대) 신승목((주)새길이엔시) 양태선(김포대학) 유충식(성균관대) 윤태국(한국시설안전공단) 이승호(상지대) 장범수(한국시설안전공단) 전영근(한국토지주택공사) 최용규(경성대) (가나다순) 편집위원회 담당부회장 김성환(한국도로공사) 위 원 장 이우진(고려대) 간 위 사 원 김낙영(한국도로공사) 김범주(동국대) 김영상(전남대) 김윤태(부경대) 김제경((주)경동기술공사) 김종민(세종대) 배경태((주)대우건설) 사공명(한국철도기술연구원) 우상백(평화지오텍(주)) 윤찬영(강릉원주대) 이성진(한국철도기술연구원) 이용주(서울과학기술대) 이철주(강원대) 정경한((주)도담이앤씨) 정영훈(경희대) 채광석(GS건설(주)) 김영근(삼성물산(주)) 기민주(한라건설) 김규선(삼성물산(주)) 김동현((주)삼보기술단) 김영석(한국건설기술연구원) 김재관(SK건설(주)) 김주형(한국건설기술연구원) 김창용(한국건설기술연구원) 김태형(한국해양대) 김태훈((주)대우건설) 문 용(삼성물산(주)) 박부성(쌍용건설(주)) 박재현(한국건설기술연구원) 박수용((주)KER) 박시삼(GS건설(주)) 박인준(한서대) 박종배(한국토지주택공사) 박진석(롯데건설(주)) 백 용(한국건설기술연구원) 송병웅((주)다산컨설턴트) 신동훈(한국수자원공사) 신호성(울산대) 양태선(김포대) 여규권(삼부토건(주)) 윤여원(인하대) 윤희정(홍익대) 이석원(건국대) 이승원(현대건설(주)) 이용희(한국전력연구원) 이재국((주)경동기술공사) 이처근((주)나노지오이엔씨) 임진순(두산건설(주)) 정재형(한국건설기술연구원) 조성한(GS건설(주)) 주광수(현대건설(주)) 진영지(한국건설기술연구원) 최창호(한국건설기술연구원) 발 행 처 4 地 盤 전 화 전 송 단법인 한국지반공학회 사 ( ) 서울특별시 서초구 서초동 서초월드 오피스텔 1201호 (02) , (02) kgssmfe@chollian.net 발 행 인 편 집 인 편집부장 담 당 인 쇄 처 인 쇄 발 행 월간/비매품 (가나다순) 장연수 이우진 책임간사 우상백 강현옥 박소영 (주)씨아이알 02)

3 시론 06 한국 지반공학 발전에 대한 소고 정충기 기술기사 Macro-Element법에 의한 수직배수공법의 FEM해석기법 김하영 08 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 12 서영교, 이광열, 하광수, 김태형 말뚝의 횡방향 지지력 설계방안 전경수, 김낙영 23 지반공학 해설노트 31 압밀계수와 압밀속도 윤찬영 함께하는 지반여행 34 Q&A 조완제 지반 즐겨찾기 국제학술회의 소식 39 해외매거진 소개 51 국내 외 신간도서 안내 47 논문집 개요 소개 55 우리들의 시간 위원회 소식 58 회원동정 62 광 고 에너지플랜트기술위원회 2012년 봄 학술세미나 30 회비 납부 안내 38 국제지반공학회(ISSMGE) 회원 가입안내 Vol.27, No.12 5

4 시 론 Opinion 한국 지반공학 발전에 대한 소고 정 충 기 우리학회 영문논문집 전담이사 서울대학교 건설환경공학부 교수 한국지반공학회가 탄생한지 벌써 30 여 년을 헤아립니다.. 그 세월의 흐름 과 함께 아니 그보다도 빠르게 우리 학회는 성장하였습니다. 작년 12월 회원 수가 8,700여명에 이르렀으며, 봄, 가을로 진행되는 학술발표회의 참석자 수 와 발표 논문 수 그리고 25개에 이르는 기술위원회, 지역특별위 및 연구회 등 외형적으로 국내 건설분야의 전문학회로는 최대 규모라고 짐작됩니다. 얼마 전 학회에서 준비 한 연간계획표를 보면, 2012년도에 학회 행사, 회의 등이 진행되는 날이 100일이 넘는 것으로 나타났습니다. 휴일을 제외하면 거의 이 틀에 하루 꼴로 지반공학회 활동이 이루어지고 있습니다. 국제 학술활동도 활발하여, 한국-일본 그리고 한국-카자흐스탄 공동학술 발표회가 매년 개최되고 있으며, 미국, 인도 등 많은 국가와도 MOU 체결을 통한 학술적 교류 기반이 구축되었습니다. 작년에는 30 여 개국에서 300명 이 넘는 인원이 참석한 IS-Seoul이 성공적으로 개최되어 우리나라 지반공학 의 위상을 높였으며, 올해에도 IGS-Incheon 2013과 JS-Seoul 2012 등의 국제학술행사가 개최될 예정입니다. 이러한 국제적 위상 제고에 힘입어 지반 공학 분야의 가장 큰 행사인 ICSMGE의 2017년 개최를 신청할 정도로 국제 화에 큰 발 돋음을 하였습니다. 학회의 활동에 더하여 회원들 개인의 국제적 연구 역량도 크게 증진되어, 국제적 논문집과 유명 국제학술발표회에 발표되는 논문 수도 지난 10 년 동 안 기하급수적으로 증가하였습니다. 최근 우리나라뿐 아니라, 전세계적으로 유행처럼 퍼져나가고 있는 정량적 연구 업적 지상주의에 힘입은 바도 있지 만, 회원들의 능력과 자신감 그리고 국제화에 대한 필요성이 결부되어 나타 난 현상이라고 생각됩니다. 이제 학회 차원에서는 또 다른 도약을 준비를 할 시기가 도래한 것 같습니 다. 외연 확대 보다는 내실화와 함께, 현재 학회가 추구하는 국제화를 양적인 관점을 넘어서 우리나라 지반공학 분야의 국제적 Visibility를 높여야 할 때 입니다. 이를 위해서는 대내적으로 현재 진행 중인 학회 활동의 효율성을 점 검하여, 필요하다면 학회의 운영 조직을 내실있는 운영이 가능하도록 개편 할 가능성을 열어 두는 것이 필요합니다. 또한 대한토목학회 및 타 유관학회 와 연계하여 활동이 중복되지 않도록 하면서, 시너지효과를 얻을 수 있는 공 6 地 盤

5 조체제 구축도 본격화할 때 입니다. 이를 통해 학회 관련 중복 업무를 해소함으로써, 회원들이 본연의 연구 및 기술 개발 등에 보다 집중할 수 있게 하고, 최근 건설업계의 어려움에서 기인한 학회 운영의 애로 사항의 해소에도 도움 이 될 수 있을 것으로 봅니다. 이를 위해서는 학회 내 소통이 원활히 되도록 다양한 창구가 열려 있는 것이 필요합니 다. 회원으로부터 자발적으로 의견이 개진될 수 있도록 하는 것이 중요합니다. 대외적으로는 대규모 국제학술발표 회 유치도 당연히 필요하지만, 학회 차원에서 국제학회의 조직위 활동에 적극 참여하면서 국제적 연구 활동을 회원 들에게 적극 홍보하고, 참여토록 유도하는 것이 중요할 것으로 봅니다. 물론 이러한 사항들은 현재에도 실시 중이지 만, 이제는 외연 확대 보다는 내부 결속력과 내실을 충실히 하면서 체계적으로 진행하는 방안을 생각할 필요가 있다 고 봅니다. 학회의 경쟁력은 기본적으로 회원 개인의 능력에 크게 좌우됩니다. 많은 회원들의 적극적인 활동이 더욱 필요한 시점이고, 특히 국제적인 연구활동이 중요합니다. 일부 회원들의 노력으로 국제 지반공학회에서 우리의 위상이 제 고되고 있지만, 이제는 많은 회원들의 보다 적극적인 활동이 필요하다고 생각됩니다. 단순한 학회 참석과 논문 발표 에서 벗어나, 저명한 연구소 및 대학 등과의 공동 세미나 개최 등의 학술 교류와 인적 교류를 통한 실질적 공동연구 가 활성화될 필요가 있습니다. 또한 국제학회 및 산하 기술위원회 등에 집행부로서의 참여가 중요합니다. 이와 함께 Impact가 높은 성과의 도출과 이에 대한 국제적인 홍보 등도 앞으로 우리가 해야 할 일이라고 생각합니다. 이제는 Visibility가 있는 국제 활동이 중요하다고 생각합니다. 20년 전 제가 학회 활동을 처음 시작할 무렵이 생각납니다. 규모는 작았지만, 따뜻한 사랑방 같은 분위기가 느껴 졌습니다. 20년 후에는 또 다른 발전된 학회의 모습을 기대합니다. 국제화된 학술발표회와 논문집 그리고 원활한 소통과 활발한 토론으로 지반공학의 연구와 기술을 선도하는 학회의 모습, 그리고 외형과 내실이 조화를 이룬, 모든 회원이 만족하는, 그리고 따뜻한 감성이 흐르는 학회가 이어지기를 기대해 봅니다 Vol.28, No.3 7

6 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.8~11 Macro-Element법에 의한 수직배수공법의 FEM해석기법 김 하 영 삼성물산(주) 건설부문 T.A.팀 전문위원 1. 개요 유한요소해석에 있어서 흙과 물의 연성문제를 다 루는 방식은 Christian방법(Christian, 1968)과 Sandhu방법(Sandhu and Wilson, 1969)이 널리 알 려져 있다. Christian방법은 요소중심에 수두를 대표 시키는 방법이며, Sandhu방법은 절점에 수두를 대표 시키는 방법이다. 과잉간극수압이 체적변형율의 구속 력으로 정의된다는 점에서는 요소중심에 수두를 대표 시키는 Christian방법이 자연스럽다. 또한 Christian 방법은 수두를 요소중심에 대표시키기 때문에 수두 를 절점에 대표시키는 Sandhu방법보다 자유도가 줄 어들어 메모리절약과 계산속도가 빨라지는 효과가 있다. 따라서 지반의 유한요소해석 프로그램에서는 Christian방법이 널리 이용되고 있다. 그러나, 지반개량이 이루어진 경우에는 연성문제 를 다루기는 더욱 어렵게 된다. 배수공법 타설간격이 1~2m내외의 경우가 대부분이기 때문에 Mesh생성 에 문제가 생기고, 수치해석상의 한계에 직면하게 되 는 경우가 발생하게 된다. 따라서 수직배수공법을 표 현하는 방법으로 수직배수공의 배수효과를 개량구 역에 큰 투수계수를 부여하는 Mass Permeability 법( 吉, 1979)이 주로 이용되고 있다. 그러나 Mass Permeability법은 지표면부근에서 과잉간극수압속 도가 과대하게 빠르고, 지반심부에서는 느리게 평가 되는 경향이 있어 과잉간극수압 소산 과정의 재연에는 한계가 있다. 세끼구치 등( 등, 1986)은 이러한 기존의 문제 점을 해결할 수 있고, 연직배수공법의 3차원적인 효과 를 2차원 평면변형율 조건에서 충실하게 표현할 수 있 는 Macro- Element Method를 개발하였다. 히라타 등( 平 田 등, 2009, 2010)은 Macro-Element Method 를 보다 범용성 있게 확장하여, 복잡한 경사 지반, 정 삼각형 배치 및 웰 레지스턴스 등를 고려할 수 있게 8 地 盤

7 Macro-Element법에 의한 수직배수공법의 FEM해석기법 그림 1. 각요소의 간극수압 자유도( 등, 1986) 그림 2. 연직배수공의 과잉간극수압분포( 등, 1986) 하였다. 향후 수직배수공법의 FEM해석에 Macro- Element방법의 많은 이용이 기대된다. 현재 국내에서는 본 기법이 거의 이용되고 있지 않 는 실정이며, Mass Permeability법이 주로 이용되 고 있다. 본 기사에서는 세끼구치 등(1986)의 Macro- Element법의 기본적인 정식화 과정을 소개한다. 2. Macro-Element법 평면변형율 압밀해석에서 샌드드레인, 샌드콘펙션 파일, PBD공법 등 수직배수공법의 집배수효과를 충 실하게 고려할수 있는 Macro-Element법을 이하에 정리한다. 세끼구치 등(1986)은 Macro-Element의 인접요소가 Macro-Element인 경우를 기본 Macro- Element라 칭하고, 인접요소가 통상의 요소(지반개 량이 이루어지지 않은 요소)인 경우를 천이 Macro- Element라 칭하였다. 여기에서는 기본 Macro- Element의 정식화를 설명한 후에 천이 Macro- Element를 설명한다. 2.1 기본 Macro-Element의 정식화 ( 등, 1986) 세끼구치 등은 離 散 化 수법으로 요소중심에 수두값 을 대표시키는 아까이,다무라법( 赤 井 田 村, 1978)을 이용하였다. 그림 1과 같은 절점 1~4를 갖는 유한요소 에 대하여 간극수의 연속조건식은 다음과 같다. (1) 여기에서 Δv :체적변형율증분, Δt : 시간증분, Q : 4개의 경계면으로부터의 유출 수량이다. 간극수의 유동법칙으로 Darcy법칙(Q = kia)을 이 용하면, 수량 QΔt는 절점1~4을 갖는 중심요소의 대 표간극수압 P w 와 그 주변요소의 대표간극수압 P wi 를 이용하여 다음과 같이 나타낼 수 있다. (2) 여기에서 β i (i = 1~4)는 i방향의 유출계수, S y 는 각 요소의 깊이방향 길이이다. 경계선 14(절점 1과 4의 연결선)을 가로지르는 방향 의 유출계수 β i 는 구체적으로 다음과 같이 표현된다. (3) 여기에서 k h 와 k h1 는 각각 중심요소와 인접요소1 의 수평방향 투수계수, S z 는 흐름에 수직한 방향의 요 소폭, γ w 는 물의 단위체적중량, d 1 는 중심요소의 도심 Vol.28, No.3 9

8 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.8~11 으로부터 경계선 14까지의 수직거리,l 1 는 중심요소 도심과 인접요소1의 도심과의 거리이다. 직경 2a의 수직배수재가 격자형으로 피치 S x = S y 로 타설되었다고 가정하면, 기본 Macro-Element는 그 중심에 1개의 수직배수재 (직경2a, 길이S z )를 갖으 며, 이는 평면 S x x S y, 높이 S z 의 각주가 된다. 수치적 으로는 S y = S x 이다. 인접하는 3개의 Macro-Element내의 과잉간극수압 분포를 모식화하면 그림 2와 같다. 각 요소내에서는 수 직 배수재를 향하여 방사상의 간극수 흐름이 발생한다. 시간증분 Δt에 1개의 수직배수재 (직경2a, 길이 S x, 투수성=무한대)를 통하여 배출되는 수량을 Q VD Δt 로 하면, 드레인 외주 (r = a)의 동수구배는 다음과 같다. 식 (7)에서 분포함수 f(r)에 Barron에 의한 등변형율 샌드드레인 문제의 고유함수를 적용한다. (8) 식 (8)에서 f(a) = 0, 즉, 드레인내에서는 수두손실이 없고, 과잉간극수압이 발생하지 않는 것으로 가정하 고 있다. 격자배열 (S x = S y )의 수직배수에 대하여 임의의 1 개에의 유출계수 를 구체적으로 구하면 다음과 같다. (9) (4) 식 (2)로부터 유추하면 1개의 Macro-Element내에 1개의 수직드레인이 존재하는 효과는 다음과 같이 표 현할 수 있다. (5) 여기에서 n = b/a이다. 정리하면, 체적변화량은 요소경계면으로부터의 간 극수의 유출량과 수직배수공에 의한 간극수의 유출량 의 합이므로 다음과 같이 표현할 수 있다. 여기에서, β VD 는 수직배수재에의 유출계수, S y 는 Macro-Element의 깊이방향 길이, P w 는 평균과잉간 극수압으로 다음과 같이 나타낼 수 있다. 여기에서 (6) 는 유효집수반경이다. 수직배수재 주변의 과잉간극수압 P w 의 분포특성을 다음과 같이 표현한다. (10) 기본Macro-Element의 요소경계에서는 식 (8)의 요소내의 과잉간극수압 분포함수가 유효집수반경위 치 (r = b)에서 f (b) = 0이다. 이 조건으로부터 2개의 Macro-Element간을 가로지르는 수평방향의 흐름은 생기지 않는다 고 해석하여, 식 (4)의 요소경계의 유출 계수는 다음의 조건을 넣을 수 있다. β 1 = β 3 = 0 (11) (7) 2.2 천이 Macro-Element의 정식화( 등, 1986) 10 地 盤

9 Macro-Element법에 의한 수직배수공법의 FEM해석기법 수직배수재 타설영역은 일반적으로 유한하기 때문 에, 미개량부와의 경계부근의 취급에는 주의가 필요 하다. 즉, 개량부와 미개량부의 경계를 횡단하는 간극 수 흐름의 기여를 고려할 필요가 있다 (그림 3참조). 그 림 3중에 절점 1~4을 갖는 천이 Macro-Element에 주목하여 그 대표과잉간극수압 P w 를 같은 요소의 중 앙의 높이 (S z /2), 그리고 개량부와 미개량부의 경계선 부터 거리c만큼 내측에 들어간 점에 할당한다. 여기에 서 c=(b-a)/2 이고, a는 수직배수재의 반경, b는 수직 배수재의 유효집수반경이다. 개량부와 미개량부의 경계선 23을 횡단하는 간극수 흐름의 연속조건으로부터, 천이Macro-Element의 유출계수 β 3 는 다음과 같이 표현된다. (12) 3. 맺은말 (13) 세끼구치 등(1986)의 Macro-Element법은 FEM 적용성이 우수하고, 지반개량 지반의 간극수압 소산 과정을 예측하는데 유효한 수법이다. 최근에는 지반 의 경사, 배수재의 타설배치, 웰레지스턴스, 진공압밀 등을 고려할 수 있게 보다 범용성 있는 기법으로 확장 되었다( 平 田 등, 2009, 2010). 본 기법이 많은 수치해 석 프로그램에 도입되어, 수직배수재 타설지반의 고 도의 예측이 가능할 수 있기를 기대한다. 여기에서, k h 는 천이Macro-Element중의 점토질 의 투수계수, k h3 는 인접한 미개량부를 구성하는 점 토의 투수계수이다. 즉, 위와 같이 좌측이 미개량부에 접하는 천이 Macro-Element에 있어서는 기본Macro-Element 에서는 0으로한 유출계수 β 3 의 기여를 식 (12)로 대 체하면 된다. 또한 우측이 미개량부에 접하는 천이 Macro-Element의 경우는 다음의 유출계수를 고려 하면 된다. 1. Christian, J. T. : Undrained stress distribution by numerical method, Proc. ASCE, Vol. 96, SM6, pp , Sandhu, R. and Wilson, E. L.: Finite element analysis of flow in saturated porous media, Proc. ASCE, Vol. 95, EM3, pp , 赤 井 浩 一 田 村 武 : 塑 性 構 成 式 による 多 次 元 密 の 値 解 析 土 木 論 文 報 告 集 No. 269, pp , 平 田 昌 史 藤 山 哲 生 竹 山 智 英 飯 塚 敦 太 田 秀 樹 : HPMを 用 いた 土 / 水 連 成 有 限 要 素 解 析 における 水 頭 の 空 間 離 散 化 土 木 用 力 論 文 集 Vol.12, pp , 平 田 昌 史 水 英 樹 福 田 淳 山 田 耕 一 川 井 田 : 張 マク ロ エレメント 法 を 用 いたバㅡチカルドレㅡン 打 設 地 盤 のFEM 解 析 土 木 用 力 論 文 集 Vol.13, pp , 口 秀 雄 柴 田 徹 藤 山 朗 山 口 博 久 : 局 部 載 荷 を 受 けるバㅡ チカル ドレㅡン 打 設 地 盤 の 形 解 析 第 31 回 土 質 工 回 シン ポジウム 論 文 集 pp , 吉 洋 : バㅡチカルドレㅡン 工 法 の 設 計 と 施 工 管 理 技 報 出 版 pp , 그림 3. 천이 구간의 간극수압 흐름( 등, 1986) Vol.28, No.3 11

10 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.12~22 해저지반과 해저케이블 매설 (Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 서 영 교 이 광 열 하 광 수 김 태 형 한국해양대학교 해양공학과 부교수 LS전선 해저시공사업팀 팀장 LS전선 해저시공사업팀 차장 한국해양대학교 건설공학과 부교수 1. 해저케이블 매설 해저케이블이란 육지와 섬 또는 대륙간 바다를 사이 에 두고 격리된 두 지점 사이의 전력, 또는 통신을 전 송하기 위해 해저에 부설되는 것이다. 최근 들어 전 세 계적으로 수천 km의 해저 케이블이 새로 매설되고 있 다. 국내에서는 1990년 후반부터 해저케이블 포설을 시작으로 매년 부설 규모가 증가하고 있는 추세이다. 그림 1은 해남-제주간(제1연계선)과 진도-제주간 (제2연계선) DC 250KV 해저케이블 건설 노선을 나타 낸다. 제2연계선은 현재 건설 중으로 해저 101.3km 와 육상 11.6km 케이블이 설치될 예정이다. 이 사업 은 정부의 제3차 전력수급기본계획에 포함돼 추진되 는 것으로 설치공사 완료 후 송전용량 200MW 씩 2회 선 총 400MW의 전력을 제주에 공급할 예정이다(LS Cable, 2010). 해상풍력에서도 해저케이블이 매설되고 있다. 현재 그림 1. 진도~제주간 해저케이블 건설사업 위치도 (LS Cable, 2010) 12 地 盤

11 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 그림 2. 해상풍력에서 해저케이블 매설 그림 3. 우리나라 주변 해저지반 분포도 풍력발전의 효율을 고려해서 대형화 추세가 지배적이 다. 하지만 대형화에 따라 설치장소의 한계, 소음, 설 치/운반, 시각적인 위압감 등의 문제가 발생되고 있어 육상풍력보다는 해상풍력을 선호하고 있는 추세이다. 해상풍력의 경우 위에 언급된 문제들을 해결할 수 있 을 뿐만 아니라 방대한 설치장소를 활용할 수 있고 육 상보다 해상의 경우 바람이 주기적이고 강하기 때문이 다. 이와 같은 이유로 대규모 해상풍력발전 단지가 전 세계적으로 계획 및 건설되고 있다(산업자원부, 2007; 지식경제부, 2010; 한국에너지기술평가원, 2011). 해상에 해상풍력발전 설비가 완공된 후 필수적으로 요구되는 중요한 부분 중 하나가 해저케이블의 매설이 다. 해상에 건설된 해상풍력발전 설비들과 해상변전 소간, 해상변전소와 육지변전소간 연결을 통해 해상 풍력으로 발전된 전기의 수송에 꼭 필요하기 때문이다 (그림 2). 해저케이블 매설은 여러 가지 요소들을 고려해야 한 다. 먼저 케이블 매설지역의 해양환경조건과 해저지 반조건이다. 해양환경 조건에는 바람, 강수, 기온, 해 면기압과 같은 기상조건과 조위, 조류, 파랑에 대한 해 상조건이 포함된다. 이중 해상조건이 매설에 더 큰 영 향을 주는 요소로 볼 수 있다. 해저지반조건은 매설의 성능에 직접 관련되는 부분이다. 왜냐하면 해저지반 의 종류에 따라 굴착의 가능성이 크게 좌우되기 때문 이다. 우리나라의 해저지반의 경우 매우 연약한 점토 질 지반으로부터 암반까지 다양한 형태로 존재하고 있 고, 물리적 역학적 특성 값의 변화폭이 매우 큰 특징을 가지고 있다. 그림 3은 우리나라 인근의 해저지반 분 포도로 R(바위), S(모래), M(펄), C(점토), G(자갈) 등 지반이 다양하게 분포되어 있음을 알 수 있다. 이와 같 은 지반의 변동성때문에 우리나라 근해에서 케이블 매 설시 해저지반에 대한 세밀한 검토와 분석이 이루어져 야하는 이유이다(이중우 등, 2010). 해저케이블 매설에 있어 또한 고려해할 것은 매설기 문제이다. 현재 해저케이블 매설에 사용할 수 있는 매 설기는 전 세계적으로 약 5 종류에 20여기가 사용되고 있다. 대부분 Oil & Gas 분야의 해저 파이프라인 매설 용으로 제작되어 수심의 낮고 탁도가 불량하고 해저지 반 분포가 다양한 지역에서 케이블을 매설하기에는 효 율과 안전성에 측면에서 위험요소를 가지고 있다. 예 를 들어, Water jet형식을 취하고 있는 매설기의 경우 점성토의 경우에는 토질의 비배수전단강도에 따라 굴 착속도가 결정되며, 비점성토의 경우에는 점성토에 비하여 낮은 분사압력이 요구되지만 굴착면의 붕괴를 방지하기 위한 기술이 요구되는 단점을 가지고 있다. 이 형식은 암반에는 적용할 수 없으므로 암반에는 기 계식커터형태의 매설기가 필요하다. 마지막으로 해저케이블 매설에 있어 고려해야 할 것 은 선박의 앵커이다. 앵커중에서 매설 해저케이블에 최대 위해 앵커는 안강망용 앵커로 끌려 묻히면서 앵 커 역할을 하는 drag-embedment형이다. 그림 4는 안강망용 앵커가 끌리면서 해저지반에 묻히는 형태 Vol.28, No.3 13

12 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.12~22 그림 4. 앵커 침투 상태 및 변화 예 (앵커 고정 후/끌어 당긴 후) 의 한 예를 보여주는 것으로 해저케이블의 손상을 방 지하기 위해서는 이에 대한 대책이 필요함을 알 수 있 다. 보통 우리나라 해역에서 조업하는 안강만 어선의 크기를 고려해 볼 때 1.5톤 정도 앵커가 사용되는 앵커 중 가장 큰 종류이다. 다만 특정 도면이나 규격품으로 제작되는 것이 아니고 수요자의 요구에 의하여 제작되 기 때문에 앵커의 제원이나 중량은 약간씩 다를 수 있 다. 그림 4는 그 중 대표적인 안강망용 앵커이다. 해저 케이블이 이들 앵커의 침투로부터 안전을 확보하기 위 해서는 일정 깊이이상으로 해저지반에 매설되어야 하 며, 매설이 불가능한 경우에서 rock berm과 같은 보 호구조물이 설치되어야 한다. 이와 같이 해저케이블 매설에서 고려해야 할 사항은 해양환경조건, 해저지반조건, 매설기, 앵커 등이다. 해 저케이블의 정확한 설계, 시공, 유지관리를 위해서는 위 모든 요소에 대한 상호 관련된 분석이 이루어져야 할 것이다. 하지만 본 기사에서는 지반공학적 측면에 서 검토 대상을 해저지반과 앵커로 한정하고자 한다. 2. 해저지반의 특성 및 조사방법 2.1 우리나라 해저지반의 특성 우리나라 주변해역은 서해와 남해의 대륙붕과 동해 분지로 이루어져 있으며, 생성시기, 지형 및 수심은 복 잡 다양한 분포형태를 보여주고 있다. 또한, 해저 퇴적 물의 분포도 공급원과 조류 등의 영향을 매우 복잡한 형태를 나타내고 있다(박용안과 공우석, 2001). 서해안의 경우 중국대륙의 황하, 양자강을 통해서 연간 16억 톤의 쇄설물이, 그리고 한반도의 압록강, 한 강, 대동강, 금강, 영산강을 통해서도 상당량의 퇴적물 (주로 조립질)이 연안류, 해류 및 파랑에 의하여 운반, 침적되어 서해 중앙부, 중국대륙연안부에서 동지나해 에 이르는 해역과 한반도 서 남해연안에 세립질 퇴 적물이 넓게 발달되어 분포하고 있다. 표층 1cm의 퇴 적물의 경우 한반도의 서 남해연안과 외해쪽에는 각 각 실트, 점토와 모래가 쉽게 분포되어 있으며, 북부 의 사질토와 남부 및 중국대륙에 가까운 서부의 세립 질 퇴적물이 뚜렷이 구분되어 이에 따라 함수비, 간극 비, 유기물 함유량 등의 성질들도 뚜렷이 달라진다. 깊 이 150cm 내외의 퇴적물의 경우 남쪽으로 갈수록 실트 보다 점토함유량이 증가(50% 이상)하며, 점토질 실트 에서 실트질 점토로 변하고 전반적으로 실트의 입경 이 크며, 비교적 토질역학적으로 안정된 상태를 보이 고 있다. 서해안 연안의 지층구조는 조수간만의 차에 따라 다른데 서해안 중 조수간만의 차가 심한 김포, 반 월, 아산 등에서는 실트질 모래 또는 모래질 실트가 풍 화암 바로 위에 퇴적되어 있는 곳이 많고, 그 위에 실트 질 점토층이 놓인다. 이 두층을 합한 두께는 30m까지 이르는 곳이 대부분이며, 그 경계는 분명하지 않은 곳 이 많고, 실트질 점토는 다른 연안의 점토에 비해 입자 14 地 盤

13 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 가 크다. 군산, 목포 등 서해안 남쪽은 조수간만의 차 가 훨씬 작은 탓으로 실트질 점토층은 더욱 연약하며, 그 두께는 약 20m에 이른다. 이 점토층 아래에는 얇은 두께의 자갈층과 풍화암층이 계속된다. 남해안의 경우 해수면 하강시 퇴적된 잔류 사질 퇴 적물로 덮여 있고, 퇴적물이 조류가 강한 섬 주변의 암 반 노출지역에서 떨어진 곳에 두껍게 퇴적되어 있다 (30 60m). 세립질 퇴적물은 중국대륙의 황하가 주공 급원이며, 연안해류에 의해서 제주도 남서쪽까지 운 반되어 잔류 사질 퇴적물로 덮혀져 있다. 표층 1cm의 퇴적물은 섬들 주변과 수로내의 일부지역을 제외하고 는 거의가 점성토 및 사질토로 구성되어 있고, 상부 퇴 적층은 서해안에서 남해안을 따라 흐르는 연안류에 의 한 세립 퇴적물 유입, 조류에 의한 공급, 중국 양자강 에서 흘러온 부유 퇴적물 및 섬진강 등의 하천에서 유 출된 퇴적물의 유입 층에 의해 퇴적된 것으로 알려져 있다. 남해안 연안의 지층구조는 중력 작용에 의해 퇴 적되었다고 추정되는 자갈 및 전석층이 풍화암층 위 에 놓이고, 여수에 이르기까지 거의 공통적이다. 실트 질 점토층의 두께는 부산항에서는 15m, 마산, 여수 등 지에서 대략 10m로 조사되었으며, 자갈 및 전석층의 두께는 최대치가 2 3m에 지나지 않는다. 낙동강 하 구와 광양만(섬진강 하구)의 지층 구조는 제철소 입지 선정을 위해 광범위하게 조사되었다. 이 두 하구의 지 층구조의 특징은 약 10m 두께의 실트질 점토층 위에 10 20m 두께의 느슨한 모래층(세사)이 퇴적되어 있 다. 특히, 낙동강 하구는 실트질 점토층이 퇴적되기 이 전에 상당히 깊은 모래층(최대 60m)이 존재하고 있다. 이와 같이 점토층이 모래층 사이에 샌드위치처럼 끼워 서 형성된 것은 우리나라 하구 지층 구조의 특징이다. 동해안 연안의 지층구조는 대단히 연약한 실트질 점 토층이 상층에 놓이며, 이층 아래에는 모래층 또는 모 래 섞인 자갈층이 함께 존재한다. 특히, 강릉 및 속초 지방의 실트질 점토층은 유기질을 많이 함유하고 있으 며 액성한계와 함수비가 대단히 높다. 모래층 또는 모 래 섞인 자갈층은 해수면의 상승이 동해안의 급격한 하천의 수류작용으로 운반되어 형성된 것으로 추정된 다. 이층 아래는 모암이 풍화되어 이루어진 풍화암층 이 있다. 2.2 해양지반 조사방법 해저지반의 경우 그 성질과 특성을 파악하는데 있어 육상지반에 비해 훨씬 많은 제약을 받는다. 그래서 조 사 범위, 획득 시료 수가 절대적으로 부족하다. 해저케 이블 매설을 위한 해양지반조사방법으로는 콘관입시 험(CPT), 토우베인 및 포켓관입시험, 실내시험을 위 한 고성능코아시추(HPC)와 피스톤코아시추(PC)가 주 로 사용된다. 이들 시험을 통해 해저지반에 대한 지층 및 조성, 물리적 역학적 특성이 규명된다 (LS Cable, 2010). 콘관입시험(CPT) 결과를 이용하여 퇴적층 구분, 토 질상태, 점성질(펄질) 퇴적물의 비배수 전단강도, 조립 질 퇴적물의 상대밀도 및 내부마찰각 등이 산출된다. 표 1은 진도-제주간(제2연계선) 일부에서 진행된 콘 관입시험 결과로 상부에는 주로 느슨한 모래층이 존재 하고 하부로 갈수록 지층이 점점 단단해지는 것을 알 수 있다. 토오베인시험과 포켓관입시험은 고성능시추코어에 대해 현장에서 이루어지는 시험이다. 고성능시추코어 는 실내에서 흙에 대한 입도분석을 비롯하여 밀도, 공 극율, 함수비, 에터버그리밋, 비배수전단강도 등이 측 정된다. 피스톤코아시추는 고성능시추코아를 보완하 는 목적으로 실시된다. 피스톤코아는 현장 상황을 고 려하여 배럴길이 4m 이상으로 시료를 채취한다. 모 든 현장시험과 실내시험 결과를 종합해 위치 및 깊이 에 따른 지반의 특성을 파악한다. 일반적으로 해저지반은 하부로 내려갈수록 상부 하 중에 의해 굳은 지층이 발견된다. 그리고 동일한 지층 으로 분류되는 층이라고 하더라도 서로 다른 입경과 강도 특성을 보이고, 동일 깊이에 위치한 지층이라 하 더라도 퇴적이력에 따라 서로 다른 강도 특성을 보이 Vol.28, No.3 15

14 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.12~22 표 1. 진도-제주간 제2연계선 일부 노선 콘관입시험(CPT) 결과 (LS Cable, 2010) 16 地 盤

15 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 고 특징을 갖고 있다. 또한 해저지반의 물리적 특성을 나타내는 데는 육 상의 흙과 같이 입도 조성, 흙입자의 비중, 컨시스턴 시 한계, 유기물 함유량, 함수비, 밀도, 간극비 등을 이 용한다. 이중 입도분포, 비중, 컨시스턴시 한계, 유기 물 함유량은 교란된 시료를 이용하여 비교적 간단하게 구할 수 있다. 단, 이것을 구할 때 간극 속의 염분의 영 향에 대해서 다음의 두 가지를 고려해야 한다. 첫 번째 로 흙입자의 비중이나 함수비 시험에 있어서 염분량의 영향이다. 즉, 건조한 시료 속의 염분을 무시할 것인가 아닌가로 그 값이 약간 다르게 된다. 두 번째로 점성토 의 경우에 해수 속의 이온이 흙입자 상호 작용력에 영 향을 주기 때문에 염분의 처리의 방법으로 컨시스턴시 특성이나 입도시험 결과가 달라진다. 염분의 처리에 대해서는 시험법에 규정되어 있지 않기 때문에 시험자 의 판단에 맡긴다. 3.1 실내실험 본 실내실험은 실제 5톤, 10톤, 15톤의 무게를 가 지고 있는 앵커를 대상으로 하여 수심 10, 20, 30, 40, 50m 깊이에 투하되었을 때 앵커의 침투깊이를 산정 하기 위한 것이다. 조건상 원형(prototype) 크기의 실 험이 실제적으로 불가능하여 Froude상사법칙을 적용 한 1/50 모델을 이용한 실내실험이 이루어졌다. 표 2, 3은 시험결과이다(박한일 등, 2010). 상대밀도 35%를 갖는 모래지반의 경우 최대 앵커 침투 깊이가 60cm로 산정되었고, 전단강도 2kPa를 갖는 점토지반의 경우 침투깊이가 125cm로 산정되었다. 본 실험결과는 투 묘에 의한 앵커 침투깊이만 산정된 것으로 끌림을 고 려할 경우 약간 침투깊이가 증가될 것으로 판단된다. 3.2 앵커의 해저지반 침투깊이: 실증실험 3. 앵커의 해저지반 침투 두 번에 걸쳐 안강망용 앵커에 대한 실증실험도 실 시되었다. 1차는 1994년 제1연계선 해남-제주간 노 표 2. 모래지반(상대밀도 35%)에서 앵커의 지반 침투깊이 모델앵커무게 (kg) 주문진 표준사 모델수심 모델침투깊이(cm) 앵커무게 * 수심 침투깊이(m) (cm) 최소 최대 (ton) (m) 최소 최대 Vol.28, No.3 17

16 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.12~22 표 3. 점토지반(전단강도 2kPa)에서 앵커의 지반 침투깊이 모델앵커무게 (kg) 카올린점토 모델수심 모델침투깊이(cm) 앵커무게 * 수심 침투깊이(m) (cm) 최소 최대 (ton) (m) 최소 최대 표 4. 제1연계선 실증실험 결과((주)한국해양기술, 1994) 위치 퇴적물 상태 상태 침투깊이 (cm) 고운모래가 섞인 침니(굳은 상태) (silt with fine sand(hardened)) 자갈과 조개껍질이 섞인 보통 모래 (medium sand with pebble and shell debris) 고운모래가 섞인 뻘 (silty clay mud with fine sand) 고운모래가 섞인 침니 (silt with fine sand) 고운모래가 섞인 침니 (silt with fine sand) 고운모래와 보통모래가 섞여 있음 (fine and medium sand) 투묘직후 stock: 30 fluke: 15 닻고정후 stock: 32 fluke: 17 끌어당긴후 stock: 20 fluke: 85 투묘직후 stock: 18 fluke: 20 닻고정후 stock: 18 fluke: 21 끌어당긴후 stock: 19 fluke: 78 투묘직후 fluke: 120 닻고정후 fluke: 122 끌어당긴후 fluke: 125 투묘직후 fluke: 210 닻고정후 fluke: 212 끌어당긴후 fluke: 215 투묘직후 fluke: 180 닻고정후 fluke: 182 끌어당긴후 fluke: 185 투묘직후 stock: 20 fluke: 40 닻고정후 stock: 21 fluke: 42 끌어당긴후 stock: 5 fluke: 地 盤

17 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 선에서 실시되었고((주)한국해양기술, 1994), 2차는 현재 공사중인 제2연계선 진도-제주노선에서 실시되 었다((주)한국해양과학기술, 2007). 1차 실증실험(제1연계선)은 실제 조업중인 안강망 어선을 이용하여 부드러운 토질과 기타 모래의 토질에 서 여섯 번 투묘하여 실측조사와 수중사진과 폐쇄식 비디오 촬영으로 침투 깊이가 산정되었다. 실측 조사 는 앵커 투하직후, 고정직후 및 끌어당긴 뒤의 결과가 기록되었다. 2차 실증실험은 제2연계선에서 총 8지점에 대해 실험이 실시되었다. 시험에 사용된 안강망 앵커의 제 원과 선박은 표 5와 같다. 실험 결과 지반 특성에 따 라 차이가 있으나 stock 보다는 fluke가 더 깊게 침투 하는 것으로 나타났는데 이것은 fluke의 형태에서 기 인된 것으로 판단된다. 앵커 투하 직후 fluke는 63~ 145cm 정도까지 침투가 발생되고 앵커를 끌어 당기 면 100~212cm 까지 침투 깊이가 증가하는 것으로 나 타났다. 시험 결과 침투깊이는 시험 지점의 지반특성 에 따라 많은 차이가 있는 것으로 나타났다(표 6) 3.3 토질 vs. 선박무게 제8th International Conference on Insulated Power Cables에서 발표된 논문인 On the Optimum 표 5. 실험에 사용된 안강망 선박 및 앵커 제원 구분 앵커 안강만 선박 장비 중량 : 1.5톤 stock : 3.2m(한쪽 1.6m) fluke : 2.4m(한쪽 1.2m) shank : 5.0m 톤수 : 69톤 추진기 : 500HP 길이 : 23.86m 선폭 : 6.8m 표 6. 제2연계선 실증실험 결과 ((주)한국해양과학기술, 2007) 지점 토질특성 구분 낙하 후 침투깊이(cm) 끌어당김 후 A-1 SM stock fluke A-2 GM stock fluke A-3 GM stock fluke A-4 CL stock fluke A-5 SM stock fluke A-6 SW stock fluke A-7 SP stock fluke A-8 SM stock fluke Vol.28, No.3 19

18 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.12~22 다. 모래의 경우(그림 5에서 2번) 선박크기 10,000ton 에서 100,000ton 증가함에 따라 침투깊이가 2m에서 3m로 증가가 이루어져 큰 변화는 없는 것을 알 수 있 다. 3.4 지반강도 vs. 어선종류 범례 1: Mud, 2: Sand, 3: Sand, 4: Hard ground, 5: Sand, Danforth/Moorfast anchor, 6: Sand, Stockless anchor 그림 5. 토질 vs. 앵커 침투깊이 vs. 배 종류 Burial Depth of Submarine Power Cables(Worzyk et al.(2011)) 에서 선박의 중량과 흙의 종류에 따른 침 투깊이를 제시되었다(그림 5). 이 그림에서 볼 수 있듯 이 흙의 종류에 따라 서로 다른 침투깊이를 보여주는 것을 볼 수 있다. 예를 들어, 점토(mud)의 경우 선박 크기 10,000ton 정도에서는 약 2~3m 정도의 침투깊 이를 보이고, 모래의 경우 그 상태에 따라 약 1.5~2m 정도의 침투깊이가 발생됨을 알 수 있다. 또 한가지 본 그림에서 중요한 것은 선박의 크기가 커짐에 따라 앵 커의 침투깊이가 계속 증가하는 것은 아니라는 것이 Hoshina and Featherstone(2001)는 1999년에 만들어진 ETA Joint Industry Program의 Design Criteria for Cable Protection by Burial" 및 1997년 San Fransico에서 개최된 SubOptic'97에서 발표된 Threats to Submarine Cable(Shapiro et al.) 에 근 거하여 어선의 종류 및 지반조건에 따른 매설 깊이를 아래의 표 7 및 그림 6에 제시하였다. 이 표와 그림에 서 알 수 있듯이 지반조건과 어선의 종류에 따라 서로 다른 매설깊이를 제시하고 있음을 알 수 있다. 또한, 일반 어선의 경우 지반의 강도에 상관없이 약 2.5m 이 하의 매설깊이를 제시하고 있어 이 깊이 이상의 매설 은 시공성과 경제성 측면에서 이점이 없다는 것을 알 수 있다. 3.5 지반강도 vs. 앵커무게 2006년 10월 BWEA28에서 Georg Balog(Nexans, 표 7. 흙의 전단강도와 위해요소에 따른 해저케이블 추천 매설 깊이 Threat Trawl boards, beam trawls, scallop dredges Hard ground Soft-firm soils Very soft-soft soils (clay>72kpa, rock) (sand, gravel clay 18-72kPa) (mud, silt, clay 2-18kPa) <0.4m 0.5m >0.5m Hydraulic dredges <0.4m 0.6m N/A Stow net fishing anchors N/A 2.0m >2.0m Ships' anchors up to 10,000 DWT (50% of world fleet) Ships' anchors up to 100,000 DWT (95% of world fleet) <1.5m 2.1m 7.3m <2.2m 2.9m 9.2m 20 地 盤

19 해저지반과 해저케이블 매설(Geotechnical Aspects of Submarine Cables) 그림 6. 흙의 전단강도 vs. 매설깊이 그림 7. 지반의 연경도 vs. 침투깊이(1ton 이하 앵커) 그림 8. 지반의 연경도 vs. 침투깊이(1ton 이상 앵커) 그림 9. BPI vs. 침투깊이 Norway)에 의해 발표된 Potential cost savings on submarine cables 에 제시된 지반강도에 따른 앵커 침투깊이는 다음 그림 7, 8과 같다. 1ton 앵커의 경우 매우 연약한 지반에서 약 1.25m 이내의 침투깊이를 보여주고 있다. 앵커의 무게가 15ton인 경우 연약한 지반에서 침투깊이는 약 4m 정도 발생함을 알 수 있 다. 이 두 그림은 분명하게 지반의 강도에 따라 앵커 침 투깊이가 서로 다르다는 것을 보여준다. 3.6 Burial Protection Index (BPI) vs. 매설심도 San Fransisco에서 Mole et al. (1997)은 그들의 논문 Cable Protection Solutions Through New Installation and Burial Approaches 에서 처음으로 지반의 전단강도, 앵커와 같은 위해요소 등을 고려하 여 매설심도와 관련된 BPI (Burial Protection Index) 를 제시하였다. BPI 값은 다음의 3개의 지수로 분류된 다. BPI 1: 일반적인 어구(fishing gear)와 같은 요소에 대한 케이블 매설깊이 BPI 2: 약 2톤 앵커와 같은 위해요소에 대한 케이블 매설깊이 BPI 3: 큰 선박에서 발생하는 위해요소에 대한 케이 블 매설깊이 그림 9에서 볼 수 있듯이 지반의 종류에 따라 그리 Vol.28, No.3 21

20 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.12~22 고 앵커와 같은 위해 요소의 무게에 따라 매설깊이가 서로 다름을 알 수 있다. 사의 안정성, 경제성 측면에서 있어 매우 중요한 요소이 므로 이 부분에 대한 지반공학자들의 관심이 요구된다. 4. 결론 해저케이블 매설에서 고려해야할 사항은 여러 가지 가 있으나 본 기사에서는 해저지반조건, 앵커와 관련 된 내용이 주로 검토되었다. 먼저 우리나라의 해저지 반의 특성을 간략하게 정리하였으며, 해저지반의 특 성을 파악할 수 있는 시험법을 현재 공사가 진행중인 진도-제주간(제2연계선) 공사에서 적용된 방법을 중 심으로 소개하였다. 지반조건과 여러 위해요소에 따 른 매설 깊이 산정에 대해서는 진도-제주간(제2연계 선) 공사에서 실시된 실내모형실험과 실증실험 결과 가 소개되었다. 그 외 기존 외국문헌에 소개된 자료를 근거로 지반조건 및 선박의 중량에 따른 침투깊이, 어 선의 종류 및 지반조건에 따른 매설깊이, 지반강도 및 앵커무게에 따른 침투깊이, Burial Protection Index (BPI)에 따른 매설심도에 대한 내용도 함께 소개되었 다. 이들 결과를 종합해 보면 우리나라의 주변의 해저지 반은 생성시기, 지형 및 수심은 복잡 다양한 분포형태 를 보여주고, 해저 퇴적물의 분포도 공급원과 조류 등 의 영향을 매우 복잡한 형태를 나타내고 있음을 알 수 있었다. 동일한 지층으로 분류되는 층이라고 하더라 도 서로 다른 입경과 강도 특성을 보이고, 동일 깊이에 위치한 지층이라 하더라도 퇴적이력에 따라 서로 다른 강도 특성을 갖고 있어 각 지반별 적정 매설심도가 서 로 다를 수 있을 가능성이 매우 높은 특성을 가지고 있 다. 실내실험, 실증실험, 외국문헌 결과를 보면, 지반 의 종류 및 강도와 앵커와 같은 위해요소에 따라 매설 심도와 앵커의 침투깊이가 서로 다르다는 것을 알 수 있다. 해저케이블 매설공사는 해상에서 이루어지는 많은 위험을 안고서 이루어지는 작업 중 하나로 위해 요소를 고려한 지반조건별 적합한 매설심도 선택은 공 1. 박용안, 공우석 (2001), 한국의 제4기 환경, 서울대학교 출판부, pp 박한일, 서영교, 김태형 (2010), 선박앵커의 해저지반 침투깊이 산정 보고서, 한국해양공학회 3. 산업자원부 (2007), 신 재생에너지 RD&D 전략 이중우, 국승기, 정대득, 양상용, 김태형 (2010), 모바일하버 운 영을 위한 국내 무역항 후보지 분석, 한국항해항만학회지, 제34 권, 제10호, pp (주)한국해양기술 (1994), 제주-육지간 해저케이블 보호공사 실 증시험 보고서 6. (주)한국해양과학기술 (2007), HVDC 제주연계 해저케이블 경 과지 선정 보고서 7. 지식경제부 (2010), 신 재생에너지 백서 한국에너지기술평가원 (2011), 발전전략보고서 - 풍력 9. LS Cable (2010), 진도-제주간 직류연계 건설사업 해양경과지 조사 보고서 10 T. Worzyk, J. Karlstrand, (2011), " On the Optimum Burial Depth of Submarine Power Cables", 8th Int. Conf. on Insulated Power Cables, France 11. R. Hosina and J. Featherstone (2001), "Improvements in Submarine Cable Systeme Protection", SubOptic'2001, Kyoto, Japan 12. J. Featherstone, A. Cronin, M. Kordahi, and S. Shapiro (2001) "Recent trends in Submarine Cable System Faults", SubOptic'2001, Kyoto, Japan 13. B. Georg, (2006), "Potential cost savings on submarine cables", BWEA28, Glasgow 14. P. Mole, J. Featherstone and S. Winter, (1997), " Cable Protection Solutions Through New Installation abd Burial Approaches" 22 地 盤

21 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.23~29 말뚝의 횡방향 지지력 설계방안 전 경 수 한국도로공사 초장대교량 사업단 사무국장 김 낙 영 한국도로공사 도로교통연구원 연구개발실 수석연구원 1. 서론 내진 설계, 교대 등 횡방향 하중을 많이 받는 경우 말 뚝 횡방향 지지력 설계는 말뚝의 수량을 결정하는 중 요한 요인이 된다. 기초의 설계는 상부 구조에서 발생 하는 작용력에 대하여 말뚝 자체가 구조적으로 안전해 야하며, 지반의 지지력이 상부구조에서 발생하는 하 중에 충분히 저항할 수 있어야 한다. 특히 횡방향 거동 은 비선형 거동을 보이고 있어 뚜렸한 파괴점을 찾는 것이 매우 어려우나 과거 횡방향 거동을 선형으로 예 측하거나 뚜렷한 파괴점에 대하여 안전율을 적용하여 횡방향 지지력을 구하려는 설계법을 아직도 고수하여 국내 설계수준의 발전이 없고 지나치게 보수적인 설계 를 수행하고 있는 것이 현실이다. 이를 개선하기 위하 여 횡방향 이론에 대한 올바른 이해에 바탕을 두어 말 뚝의 횡방향 설계를 수행해야하며, 합리적인 설계를 위하여는 말뚝 자체의 파괴하중은 상부하중을 고려한 말뚝 몸체에 대한 안정성으로 검토되어야 하며, 특히 설계를 좌우하는 핵심인자인 횡방향 변위는 말뚝과 지 반의 상호작용을 고려하여 검토해야 한다. 2. 말뚝의 횡방향 해석 이론 말뚝의 횡방향 지지력을 구하는 이론은 토압론에 근거하여 말뚝의 극한지지력을 구할 수 있는 Brinch Hansen의 방법(1961) 및 Broms의 방법(1964) 등 이 있으며, 작용하중에 대한 말뚝의 변위관계를 구 할 수 있는 지반반력법 및 탄성법 등이 있다. Brinch Hansen의 방법(1961)은 단말뚝에 대하여만 적용할 수 있다는 단점이 있으나, 층상의 지반에 대해 내부마 찰각과 점착력을 모두 고려할 수 있다는 장점도 있다. Broms의 방법(1964)은 사질토 및 점성토에 대하여만 적용할 수 있으며, 장말뚝 및 단말뚝에 대하여 극한 하 중을 구할 수 있다. 대표적인 지반반력법으로는 p-y 해석법을 들 수 있으며, 지반의 각 층에 대한 성질을 고 Vol.28, No.3 23

22 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.23~29 려할 수 있고 지반의 비선형성도 고려할 수 있다. 탄 성법은 지반반력법에서 고려할 수 없는 지반의 연속성 을 고려하여 지반을 탄성연속체로 가정하고 말뚝의 거 동을 해석하는 방법이다. Brinch Hansen 및 Broms 방법은 말뚝 재료의 항복하중이나 지반의 파괴 하중만 을 고려하여 유도한 평형방정식으로 횡방향 지지력을 산출하는 방법으로 하중에 따른 말뚝의 변위를 예측할 수 없으며, 지반의 파괴하중도 기준에 따라 달라질 수 있으나 이를 무시하고 있으며, 상부 구조물에 따라 변 위를 고려하여 설계해야하는 경우에 적용할 수 없는 단점이 있다 Broms(1964) 방법 Prakash(1962)는 말뚝 두부에 작용하는 횡방향 하 중에 의해 말뚝 몸체에 작용하는 최대 횡방향 토압은 Rankine 토압이론으로 구한 값의 2~3배에 이른다는 것을 밝혔으며, 이를 근거로 Broms(1964)는 파괴시 발생하는 토압은 그림 1과 같이 Rankine의 수동토압 의 3배와 같고 횡방향 토압은 말뚝의 모양과 무관하다 고 가정하였다. Broms는 말뚝의 단위길이당 가정한 지반의 지지력 P를 식 (2.1)와 같이 제안하였다. 여기서, P: 횡방향 극한 지지력 D: 말뚝의 직경 γ : 흙의 단위중량 z : 심도 K p : Rankine의 수동토압계수 두부자유 장말뚝 그림 2에서와 같이 최대 모멘트 지점인 f에서 소성 힌지가 발생한다고 가정하여 횡방향 하중과 말뚝에서 발생하는 최대모멘트(M max )와의 관계를 식 (2.2)과 같이 제안하였고, 말뚝에 축방향 하중이 작용하지 않 는 경우에는 말뚝이 소성변형을 일으키는 항복모멘트 (M yield )와 횡방향 하중과의 관계를 식 (2.3), (2.4)와 같이 제시하였다. (2.2) (2.3) (2.4) (2.1) 두부고정 장말뚝 그림 1. 횡방향 하중을 받는 말뚝의 변위 및 토압분포 (Broms, 1964) 그림 2. 두부 자유 장말뚝 거동 (Broms, 1964) 24 地 盤

23 말뚝의 횡방향 지지력 설계방안 2. 말뚝은 무한히 길다. 3. 지반의 탄성계수는 깊이에 대하여 일정하다. 4. 수동토압 p는 변위에 비례한다. (p=-es y) 가정 4에서 다음과 같은 미분방정식을 구할 수 있다. 윗식에서 β을 다. 라 하면 일반해는 다음과 같 그림 3. 두부 고정 장말뚝 거동 (Broms, 1964) 그림 3은 두부가 고정된 장말뚝의 거동을 도시한 것 으로 2개의 소성힌지가 발생되는 것을 알 수 있다. 지 표면 아래 f 깊이와 최대 부의 모멘트가 작용하는 말뚝 두부 바닥면에서 말뚝단면의 항복응력에 도달할 때 소 성힌지가 발생한다. 최대 모멘트 작용점(f)과 횡방향 하중(P)은 식(2.5)와 (2.6)과 같이 구할 수 있다. 여기서 x= 일 때 y=0인 조건을 대입하면 A와 B 는 0이어야만 하므로 y는 다음과 같은 식으로 나타낼 수 있다. (2.7) (2.6) (2.5) 위에서 β는 원전에서 이며, 여기서 E s 는 지반의 탄성계수이다. 도로교 표준 시방서(1996)에서 는 Chang의 방법을 이용하여 말뚝의 횡방향 거동에 관한 관계식을 제안하였으며, 다만 β값만을 다음과 같 이 가정하였다. (2.6) β = (2.8) 2.2 Chang의 방법 Chang(1937)은 지반의 탄성계수를 일정한 것으로 가정하여 말뚝의 거동을 예측하는 관계식을 제안하였 으며, 이 방법은 도로교설계기준의 방법이기도 하다. Chang(1937)이 제안한 횡방향 거동 예측이론의 가정 은 다음과 같다. 1. 말뚝의 상단이 고정될 수 있도록 기초에 충분히 관입되어 있다. 여기서, 이고 a값은 표 2.1과 같이 변형계수를 구하는 각 시험법에 따라 달라 진다. 두부가 자유단인 경우 말뚝에 작용하는 횡방향 하중 과 변위와의 관계는 식 (2.9)와 같다. (2.9) Vol.28, No.3 25

24 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.23~ p-y 해석법 (2.10) 일명 p-y해석법은 지반반력법의 일종으로 지반의 거동을 비선형으로 모사할 수 있는 것이 가장 큰 장점 이다. 지배방정식은 식 (2.10)과 같다. 지반반력은 지반의 심도, 재하면적 및 모양, 전단강 도 그리고 하중반복횟수 등에 따라 다르다. 그림 4및 5 는 이러한 가정을 토대로 하여 구한 말뚝의 변위 및 각 표 1. 변형계수(E0)와 a값(도로교 표준 시방서, 1996) 각 시험법에 의한 변형계수(E0) (kg/cm 2 ) a(평상시) 지름 30cm의 강체원판에 의한 평판재하시험을 반복시킨 곡선에서 구한 변형계수의 1/2 1 보링공 내에서 측정한 변형계수 4 1축 또는 3축 압축시험에서 구한 변형계수 4 표준관입시험의 N값에서 E0=28N으로 추정한 변형계수 1 그림 4. 각 깊이별 p-y곡선 및 말뚝변위(Reese, 1977) 그림 5. 사질토지반의 대표적인 p-y 곡선 그림 6. 극한 지반지지력과 깊이 관련 계수(Reese, 1977) 26 地 盤

25 말뚝의 횡방향 지지력 설계방안 깊이별 p-y곡선을 보여주고 있다. 지반의 심도별 지 반반력계수의 변화 및 횡방향 변위에 따라 변하는 비 선형관계를 모사할 수 있다. 또한 그림 6과 같이 반복 하중으로 인한 지지력변화를 모사할 수 있어 동적하중 으로 발생하는 횡방향 지지력 감소현상에 대한 모사가 가능하다. 3. 재하시험결과와 비교 3.1 재하시험 곡선을 통한 말뚝의 극한 하중 횡방향 재하시험은 말뚝의 휨강성 및 지반의 지지력 에 영향을 받으며, 말뚝의 변위와 지지력은 그림 7및 8 과 같이 말뚝의 재질의 종류에 관계없이 비선형 거동을 한다. 그림 7은 약 40mm 까지 재하시험을 한 경우로 횡방향 하중을 제거하여도 잔류 변형이 약 5~12mm 정도로 말뚝 재질이 파괴되지 않았음을 알 수 있으며, 그림 8은 직경 1m의 단일 현장타설말뚝을 지상 4m에 서 극한 하중까지 재하하여 말뚝을 파괴시킨 경우로 약 90mm이후에 말뚝이 파손되었음을 알 수 있으며, 말 뚝이 파손되기 위하여는 직경의 약 10%의 변위가 발생 한 것을 알 수 있다. 따라서 도로교설계기준의 15mm 또는 말뚝 직경의 1% 기준은 말뚝의 횡방향 변위를 선 형으로 예측하는 Chang(1937)의 방법의 한계를 극복 하기 위한 매우 보수적인 기준임을 알 수 있다. 3.2 횡방향 허용하중 횡방향 지지력 산정기준은 McNulty(1956)가 제 안한 6.4mm 기준과 도로교 설계기준에서 제안한 15mm 또는 직경의 1% 중 작은 값을 선정하는 기준중 국내에서는 도로교 설계기준을 적용하고 있다. 그러 나 이러한 기준은 모두 횡방향 말뚝의 비선형 거동을 예측하지 못하고 선형 예측으로 인한 한계를 극복하기 위한 기준으로 보수적인 예측 결과를 보여주고 있다. 또한 AASHTO에서 제안하고 있는 38mm 기준도 적 용가능한 기준임을 알 수 있다. 그림 9및 그림 10은 재 하시험과 도로교 설계기준 및 p-y 해석 방법을 비교 한 것을 보여주고 있으며, 도로교 설계기준은 지반의 탄성계수를 7N으로 가정하고 구한 β2를 이용하여 구 한 예측치가 재하시험 결과에 비하여 보수적인 결과를 나타내고 있음을 알 수 있고, p-y 해석은 말뚝 두부의 변위에 관계없이 보수적인 결과를 나타내고 있음을 알 수 있다. 이는 신뢰도기반 설계시 p-y 해석을 하는 경 우 저항계수를 1로 사용하는 것이 타당하다는 것을 보 여주는 것이다. Broms(1964) 방법을 적용하는 경우 금강대교 현장은 11.7t, 서해대교 현장은 13.1t의 극한 하중을 구할 수 있었으며, 여기에 국내에서 통상 적용 하는 안전율 3을 적용하는 경우 허용하중이 금강대교 현장은 3.9ton, 서해대교현장은 4.4ton으로 나타나고 있어 기존의 방법중에서 가장 보수적인 결과를 보여주 고 있다. 이를 요약하면 표 2와 같다. 그림 7. 말뚝의 횡방향 시험 결과(이장덕, 2009) 그림 8. 현장타설말뚝 횡방향재하시험 결과(전경수,2009) Vol.28, No.3 27

26 기술기사 한국지반공학회지 Vol.28, No.3 pp.23~29 그림 9. 재하시험 및 예측결과 (금강대교)(전경수, 2000) 그림 10. 재하시험 및 예측결과 (서해대교)(전경수,2000) 표 2. 재하시험 및 예측결과 비교(15mm 변위기준) (단위: ton) 구분 시험결과 p-y해석 Chang(1937)의 방법 Broms (평균) Reese API (E=7N적용) (1964) 방법 금강대교 (35%) 10.1(45%) 14.0(62%) 3.9(17%) 서해대교 (56%) 5.3(63%) 4.5(54%) 4.4(52%) 4. 말뚝 횡방향 설계를 위한 제언 4.1 횡방향 지지력 산정 기초의 안정성은 상부구조물에 유해한 피해를 주지 않을 정도의 변위내에서 결정되어야 한다. 지층은 깊 이가 깊어질수록 강성이 커지는 것이 일반적이므로 연 직지지력의 경우 연약한 지층에 근입되는 경우 이외에 는 지지력이 확보되면 대부분 지층의 침하량은 허용 치 내에 존재한다. 이러한 이유에서 도로교 설계기준 (1996)에서는 연직방향의 침하량이 검토항목에서 제 외하고 있다. 말뚝의 횡방향 변위는 상부 토층의 강성 에 의해 지지력이 크게 좌우되며 횡방향 변위는 말뚝 의 파괴 수준까지 도달하지 않아도 상부구조물에 유해 한 영향을 줄 수 있다. 따라서 말뚝의 하중-변위에 대 한 정보를 주지않는 Broms(1964) 방법은 구조적으로 분명한 해를 쉽게 제시한다는 장점은 있으나 변위에 대한 정보를 제시하지 않고 매우 보수적인 값을 제시 하고 있어 말뚝의 횡방향 설계시에는 피해야할 방법이 다. Chang(1937)의 방법은 하중-변위관계를 선형으 로 제시한다는 단점이 있으나 지반의 탄성계수를 합리 적으로 예측하고 일정한 변위범위내에서 적용할 수 있 다. 시간영역의 내진 설계시 지반의 스프링을 구할 때 유용하게 사용될 수 있으며, 상부에 연약지반이 존재 하여 변위가 크게 발생되는 경우에는 스프링 계수 산 정시 별도의 검토가 필요하다. p-y 해석 방법은 변위 에 관계없이 실제 거동과 유사한 거동을 예측하므로 발생한 변위에 대한 구조적 안정성을 검토하면 합리적 인 값을 제시하고 있으므로 국내 설계에서도 이 방법 을 적용하는 것이 바람직하다고 판단된다. 이는 일본 이외의 대부분 선진국에서 말뚝의 횡방향 설계시 p-y 해석을 적용하는 이유이기도 하다. 4.2 횡방향 변위 기준 상부 구조물의 하중을 지지하는 말뚝은 말뚝의 두부 인 연결부에서 최대 모멘트가 발생하므로 말뚝의 재료 적 파괴에 대한 안정성은 말뚝 두부에서 검토하고, 횡 방향 지지력은 작용하중에 대한 변위를 예측하여 상 부구조물의 안정성을 검토해야 한다. 도로교 설계기 28 地 盤

27 말뚝의 횡방향 지지력 설계방안 준에서는 말뚝의 두부변위를 15mm 또는 말뚝직경의 1% 중 큰 값을 제시하고 있으나, 이는 말뚝의 횡방향 변위를 직선으로 예측하는 문제점을 보완하기 위하여 경험적으로 제시한 기준으로 다양한 형식의 기초 설 계를 제한하는 원인이 되고 있다. 특히 푸팅을 시공하 지 않고 말뚝과 기둥부위를 연속시공하는 단일 현장타 설말뚝의 경우 말뚝부와 기둥부에서 큰 강성차이 없이 연성거동을 하므로 말뚝 및 푸팅을 시공하는 경우를 고려하여 작성된 도로교설계기준을 적용하는 것은 타 당하지 않으며, p-y 해석과 같은 방법으로 변위를 예 측하고 이 추가 변위를 고려하여 상부의 하중과 함께 구한 최대 모멘트가 부재의 허용치내에 있다면 구조적 으로 안정한 것으로 설계할 수 있다. 푸팅을 사용한 경 우에도 말뚝의 변위를 p-y 해석을 통하여 구하고 상 세한 구조해석을 수행하지 않는다면 AASHTO설계기 준인 38mm를 적용할 수 있다고 판단된다. 5. 결언 선진국은 현재 신뢰도 기반 설계기준에 의해 중요 구조물 설계를 수행하고 있으나, 국내에 말뚝의 횡방 향 설계는 구조적인 거동에 대한 이해를 통한 합리적 인 설계보다는 모든 규정을 만족해야 제3자에게 지적 받지 않는다는 보수적인 자세에서 Broms(1964) 방법 과 같은 방법이 아직도 설계시 적용되고 있다. 이러한 설계관행은 기초의 지나친 과다 설계를 유도해 예산낭 비는 물론 국외 진출시 경쟁력 상실의 원인이 되기도 한다. 횡방향 설계시에는 다양한 층상의 지반의 공학 적 성질을 고려할 수 있으며, 말뚝의 비선형 거동에 대 한 예측이 가능한 p-y 해석을 수행하는 것이 현재로 써는 가장 합리적이라고 판단되며, 새로이 제정된 도 로교 설계기준 한계상태 설계법 에서도 횡방향 해석 시 p-y 해석법을 제시하고 있으며, Broms(1964) 방 법은 기술되어 있지 않다. 합리적인 구조물 기초 설계 를 위하여는 지반 및 구조물의 거동 특성을 이해하는 설계가 되도록 노력해야 하며, 문구적 해석에 의한 설 계기준 적용이 아니라 구조물 거동과 예측식의 이론적 배경 이해에 바탕을 두어 설계를 수행하여야 국제적으 로 경쟁력있는 설계를 할 수 있을 것이다 전경수(2000), 풍화암에 근입된 현장타설말뚝의 연직 및 횡 방향 지지거동 분석 서울대학교 박사학위논문, pp129~ 전경수 등(2009). 사각 프리스트레스트 말뚝기둥 일체형 교각 개발 한국도로공사 3... American Petroleum Institute(1987), Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Platforms, API Recommended Practice 2A(RP 2A), seventeenth Edition Broms, B. B.(1964), Lateral Resistance of Piles in Cohesionless Soils, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, ASCE, Vol.90, No. SM3, pp.123~ Chang, Y. L.(1937), Discussion on Lateral Pile Loading Tests by Feagin, Transaction. ASCE, pp.272~ Matlock, H. and Reese, L. C.(1960), Generalized Solutions for Laterally Loaded Piles, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, ASCE, Vol.86, No.SM 5, Proceeding. Paper 2626, pp.63~ Reese, L. C., Cox, W. R., and Koop, F. D.(1974), Analysis of Laterally Loaded Piles in Sand, Paper No.OTC 2080, Proceedings, fifth Annual Offshore Technology Conference, Houston, Texas, pp.474~ Reese, L. C.(1975), Analysis of Laterally Loaded Piles, Software Documentation, Geotechnical Engineering Software Activity, Report No. D-75-7, University of Colorado Computing Center, Boulder, Colorado Reese, L. C. and Welch, R. C.(1975), Laterally Loading of Deep Foundations in Stiff Clay, Journal of the Geotehnical Engineering, ASCE, Vol.101, No.GT.7, pp.633~ Vol.28, No.3 29

28 한국지반공학회 에너지플랜트기술위원회 2012년 봄 학술세미나 한국지반공학회 에너지플랜트 기술위원회에서는 다음과 같이 봄 학술세미나를 개최하고자 합니다. 관심 있는 회원 여러분들의 많은 참여 부탁드립니다. 일 시 : 2012년 5월 10일 (목) 13:30-18:00 장 소 : 서울 동부금융센터(테헤란로) 대강당 주 제 : 해양/에너지 플랜트분야의 지반공학 참 가 비 : 정회원 20,000원, 비회원 30,000원, 학생회원 10,000원(논문집 포함) (논문집 별도 구입 - 10,000원) 13:30 ~ 등록 14:00 ~ 14:20 에너지플랜트기술위원회 위원장 인사 에너지플랜트기술위원회 전임위원장 축사 한국지반공학회 회장 축사 사회 : 최창호 박사 초청강연 I 사회 : 김태형 교수 14:20 ~ 14:50 원전 냉각수 계통 구조물 수직구 공사를 위한 대구경 해상 RCD 적용 사례 임대성(삼보이엔씨 기술연구소) 14:50 ~ 15:20 발전소 부지 지질 지반 조사 / 신현조(KEPCO E&C) 15:20 ~ 15:50 LNG 지상탱크의 말뚝기초설계 및 내진성능검토 / 장지호(GS건설 기술연구소) 15:50 ~ 16:10 Coffee break 초청강연II 사회 : 배경태 박사 16:10 ~ 16:40 3MW 해상풍력 기초구조물 설계, 시공 및 평가 / 변철진(두산중공업) 16:40 ~ 17:10 해상플렌트 Logistics / CDS 인더스트리 17:10 ~ 17:40 해상 자켓설치 공정과 파일 모니터링 / 김대학(한국에스지에스(주) 부설 유니콘기술연구소) 17:40 ~ 18:00 질의 및 응답 봄 학술세미나 준비위원회 위 원 장 권오순 총 무 김대학, 배경태, 우종현, 유무성, 최창호 논 문 김경철, 김태형, 윤희정, 최재순, 추연욱 행 사 김근수, 박종식, 서경범, 심재욱, 채광석 홍 보 김성수, 문병재, 손성곤, 양기석, 조성원, 조성한 30 地 盤

29 지반 공학 노트 압밀계수와 압밀속도 윤 찬 영 강릉원주대학교 토목공학과 조교수 1. 들어가며 연약지반은 주로 점성토로 이루어져있고, 이러한 연 약지반 개량 설계에서 가장 중요한 것은 압밀침하량과 압밀속도이다. 본 강의노트에서는 압밀속도와 압밀계 수의 관계에 대해서 생각해보고자 한다. 점성토의 압 밀속도를 나타내는 물성치는 압밀계수로서, 압밀계수 가 크면 압밀속도가 빠르고, 압밀계수가 작으면 압밀 속도는 느린 특성을 보인다. 압밀계수가 지수(index) 가 아니고 계수(coefficient)로 정의되는 것은 흙의 고 유한 특성이 아니고, 동일한 흙에 대해서도 응력이력, 교란, 현재 응력 등 여러 가지 인자에 의하여 변화하기 때문이다. 압밀계수는 또한 다음식과 같이 투수계수 와 체적압축계수의 함수이다. k C v = v (1) γ w m v 사실 압밀계수는 그 자체로서 어떤 물리적 의미를 갖는 계수가 아니고 압밀이론을 풀어내기 위하여 미소 한 변형하에서 변화하지 않는 상수로 가정한 것이다. 식(1)에서 만약 지반내 응력이 증가한다면 간극비가 감소하면서 투수계수는 감소하고 체적압축계수도 감 소하므로 압밀계수의 변화량은 실제로 매우 적거나 거 의 없을 것이다. 그렇다면 동일한 압밀계수를 갖는 지 반은 동일한 압밀속도를 가지는가? 이에 대하여 간단 한 예를 들어 압밀계수와 압밀속도에 대해서 생각해보 도록 하겠다. 2. 동일한 압밀계수를 갖는 지반에 대한 간단한 예 동일한 압밀계수를 갖는 4가지 경우의 지반조건을 다음과 같이 간단히 가정해보았다. 가정된 조건은 실 Vol.28, No.3 31

30 지반 공학 노트 그림 1. 동일한 압밀계수를 갖도록 단순화한 4가지 지반조건 제 지반조건이 아니고 해석상의 편의를 위하여 매우 간단히 가정된 경우임을 미리 밝혀둔다. 먼저 식 (1)과 같은 압밀계수에 대하여 물의 단위중 량이 1이므로 'Soil A'는 투수계수와 체적압축계수를 모두 1로 가정하면 1이라는 압밀계수를 갖는다. 마찬 가지로 10의 투수계수와 10의 체적압축계수를 갖는 Soil B를 가정하면 역시 압밀계수는 1로 동일하다. 이 러한 Soil A와 Soil B를 배치하는 순서에 따라서 다음 그림 1과 같이 동일한 압밀계수를 갖는 4가지 경우를 가정할 수 있다. 그림 1에서 Case (i)은 투수계수가 작 은 Soil A가 배수면쪽에 위치한 경우이고, Case (ii)는 투수계수가 큰 Soil B가 배수면쪽에 위치한 경우이며, Case (iii)과 (iv)는 각각 Soil A와 Soil B로만 이루어진 균질한 지반이다. 4가지 경우 모두 압밀계수는 1로 동 일하다. 이 지반조건에 대하여 여러 가지 측면에서 분석이 가 능하지만 압밀속도에 대한 것만 살펴보도록 하겠다. 1)압밀이론을 이용한 분석 1차원 압밀이론에 따르면 동일한 압밀계수를 가지 고 있으므로 4가지 경우 모두 동일한 압밀속도를 가진 다. 따라서 동일한 시간에 지반 내 간극수압 분포 및 압 밀도는 동일하다. 단, 침하량은 Soil B의 압축성이 Soil A의 10배이므로 Case (iv)가 Case (iii)의 10배 이고, Case (i)과 (ii)는 Case (iii)의 5.5배가 될 것이다. 2) 투수계수와 체적압축계수를 개별적으로 고려한 해석 하지만 이 4가지 경우에 대하여 투수계수와 체적압 축계수를 개별적으로 고려하여 해석을 실시하면 이론 해와는 다른 결과를 얻게 된다. 해석결과를 시간계수 에 따라 지반내 간극수압분포로 도시하면 그림 2와 같 다. 균질한 지반으로 이루어진 Case (iii)과 (iv)는 전형 적인 1차원 압밀에서의 간극수압 분포를 보이고, 압밀 속도 역시 이론해와 동일하다(그림 2 (b)). 투수계수가 큰 Soil B가 배수면쪽에 위치한 Case (ii)는 배수면 쪽 에서 간극수압이 빠르게 소산되면서 전체 지반의 압밀 속도를 촉진시키는 역할을 하고 있다(그림 2 (a)). 반면 에 투수계수가 작은 Soil A가 배수면쪽에 위치한 Case (i)은 배수면 쪽에서 간극수압이 느리게 소산되면서 전 체 지반의 압밀속도를 지연시키는 역할을 하고 있다. 이러한 결과는 최종침하량으로 정규화된 침하량(그림 3)과 비배수면에서의 간극수압 소산(그림 4)에서도 마 찬가지로 나타난다. 결과적으로 모두 동일한 압밀계 수를 가지고 있음에도 불구하고, 실제 압밀속도는 배 수면 근처 지반의 투수계수에 지배적 영향을 받는다. 3. 결론 많은 연구자 혹은 실무자 들이 압밀계수를 압밀속도 32 地 盤

31 압밀계수와 압밀속도 그림 2. 시간계수에 따른 지반내 간극수압 분포 그림 3. 최종침하량으로 정규화된 침하량 그림 4. 비배수면에서의 간극수압 변화 를 나타내는 척도로 생각하고 있다. 하지만 앞서 살펴 본 예와 같이 동일한 압밀계수를 갖더라도 압밀속도는 달라질 수 있다. 매우 균질하고 이상적인 경우에 한하 여 동일한 압밀계수를 가지면 압밀속도도 같다고 이야 기할 수 있겠지만, 실제 현장에서 접하게 되는 불균질 한 지반에서는 압밀계수를 압밀속도로 간주해서는 안 될 것이다. 특히 균질한 지반이라도 압밀이 진행됨에 따라 위치별 압밀속도의 차이에 따라 압밀속도가 빠른 배수면 근처의 지반에서는 투수계수와 체적압축계수 의 감소율이 크고, 배수면에서 멀리 떨어질수록 투수 계수와 체적압축계수의 감소율이 작아지므로 배수면 근처에서의 작은 투수계수가 압밀과정에서 압밀속도에 영향을 줄 수 있다. 따라서, 단순히 압밀계수에 근거하 여 이론적 계산으로 산정한 압밀속도 혹은 압밀시간은 큰 오차가 발생할 수 있음을 염두해 두어야 할 것이다. 이상의 지반공학 노트는 Pyrah(1996)의 논문을 참 고하여 정리한 것임을 밝히며, 더욱 자세한 내용을 확 인하고 싶은 분은 원문을 참고하시길 바란다. 1. Pyrah, I. C. (1996), One-dimensional consolidation of layered soils, Geotechnique, Vol. 46, No. 3, pp Vol.28, No.3 33

32 함께하는 지 반 여 행 Q&A Q & A 지반공학적 문제에 대한 답을 드립니다. Q 일반적으로 흙의 강성은 그 비선형성에 의해 변형률이 작을수록 크게 나타나게 됩니다. 그렇다면 미소변형 구간에서의 큰 강성을 고려하는 것보다 큰 변형률 하에서 측정되는 작은 강성을 적용하여 지반 변형을 예측하는 것이 보다 안전측의 설계가 아닌가요? A 조 완 제 단국대학교 토목환경공학과 조교수 (jei0421@dankook.ac.kr) 단순히 생각하면 작은 값을 쓰기 때문에 안전 측이 라고 생각할 수 있다. 하지만, 실제 지반 거동을 생각 한다면 굴착현장에 근접한 지반의 변형시 위험 측의 결과가 나오는 경우도 있다. 다음 그림은 Hight and Higgins (1995)의 굴착 후 배면의 침하 거동을 나타낸 그림으로 음영 처리된 구간이 실제 계측한 결과이다. 일반적인 예측 결과는 이보다 큰 침하를 예측하였으므 로, 전체 침하량에 대해서는 보수적인 예측을 한다고 할 수 있겠으나, 부등 침하에 대해서는 그 각 변위가 예 측 결과에서는 위험 측의 결과를 나타낸다고 할 수 있 다. 일반적으로 흙의 강성은 그 비선형성으로 인하여 낮 은 변형률 영역에서 크게 나타나고, 큰 변형률 영역에 서 작게 나타난다. 90년대 이후 영국과 일본에서 중점 적으로 연구하던 미소변형 영역에서의 강성에 관한 연 구는 경제적인 설계를 위하여 낮은 변형률 영역에서의 강성을 해석에 적용하여야 한다라기 보다는 실질적인 구조물에 의한 하중에서 발생하는 지반의 변형률을 고 려하여 공용상태에서의 강성을 적용하자는데 그 목표 가 있다. 그림 1. 굴착 배면의 침하 거동 (After Hight and Higgins 1995) 34 地 盤

33 함께하는 지 반 여 행 Q&A (a) 지하 4층의 깊은 굴착시 전단 변형률 분포 (after Atkinson and Sallfors, 1991) (b) 예측 결과와 실제 현장 계측된 19m 깊이의 굴착 뒷면에서의 침하 프로파일 비교 (Hight and Higgins, 1995) 그림 2. 현장 계측된 공용상태에서의 변형률 이러한 목표는 성능기반설계와도 밀접한 관계가 있 는데, 지반 공학에서의 성능기반설계는 어떠한 지반 에 가해진 동적 및 정적 하중에 대하여 지정된 성능 목 표를 달성할 수 있도록 설계하는 방법을 의미한다. 여 기서 지정된 성능 목표란, 발생된 변위 혹은 응력의 수 준 혹은 최대 가속도, 발현된 강도 및 극한 상태 등을 들 수 있다. 지반의 물성치를 성능평가 (performance evaluation) 와 연계하기 위해서는 지반구조물에 따라 어떠한 성 능 변수 (performance parameter)들이 더 관련이 있 는지에 대한 정의가 필요하다. 예를 들어, 얕은 기초 에 대해서는 전체 혹은 부등 침하량, 횡방향 변위, 구 조물의 회전각과 같은 요소들을 들 수 있다. 또한 준수 되어야할 성능에서는 단순히 극한상태에서의 공용성 (serviceability) 뿐만 아니라 앞서 언급한 영향인자들 에 대한 성능이 만족하지 못하였을 경우의 비용까지도 고려해야 한다. 비용에 대한 고려는 지반공학적인 부 분을 넘어서기 때문에 본 제안서에서는 극한상태에서 의 공용성에 초점을 맞추고자 한다. 대부분의 지반구조물의 공용성은 그 발생 변위에 크 게 영향을 받기 때문에 지반구조물의 시공 및 공용하 중 하에서의 발생할 수 있는 변위의 정확한 예측이 중 요하다. 지반구조물의 정확한 거동 분석을 위해서는 공용하중 하에서의 대상지반의 정확한 거동을 모사할 수 있어야한다. 90년대 이후 다양한 지반해석 프로그 램들의 등장으로 인하여 지반구조물의 시공 그리고 공 용하중 하에서의 지반거동이 모사되어 설계에 반영되 고 있으나, 다양한 지반의 특성을 모두 고려하기에는 부족한 부분이 많다. 1989년 Burland에 의해 실제 공용하중 하에서의 변형률의 크기가 지반의 파괴와 항복시의 변형률보 다는 상당히 작다는 것이 알려지면서, 기초침하, 도 심지 굴착 등 여러 가지 지반의 변형문제, 즉 지반구 조물의 성능과 관련된 해석을 함에 있어 미소 변형 률에서의 강성이 중요한 요소임이 널리 인식되고 있 다 (Burland 1989; Atkinson and Sallfors 1991; Tatsuoka and Shibuya 1991). 또한 하중이 정적 혹 은 동적, 어떤 방식으로 유발되던 변형률의 크기가 지 반의 거동을 예측하는 중요한 변수임이 확인되었다 (Atkinson and Sallfors 1991; 김동수 등 1996). 이와 같이 지반 정역학과 동역학에서 다루는 변형의 구분이 모호해지면서 지반의 응력-변형 거동을 비선형 강성 을 고려하여 매우 미소한 변형 (<0.001% ), 미소변형 (0.001% 0.1%) 그리고 대변형 (>0.1%)으로 분류하 고 있다 (Atkinson and Sallfors 1991) Vol.28, No.3 35

34 함께하는 지 반 여 행 Q&A (a) 이상화된 지반재료의 강성 감쇠곡선 (after Atkinson and Sallfors 1991) (b) 비배수 삼축압축시 나타난 Bothkennar 점토의 탄성계수 감쇠 곡선 (Matthews et al, 2001) 그림 3. 흙의 비선형 강성 특성 일반적으로 현장계측으로 얻은 공용하중 상태에서 의 지반 변형률은 최대 10-2 % 10-1 %를 보이고, 이 때의 지반의 응력-변형률 거동이 그림 2와 같이 비선 형거동 특성을 보이므로 굴착의 변위 및 기초 침하 해 석시 지반이 겪는 미소변형률 구간의 비선형 특성을 적절히 반영하는 값을 적용하여야 한다. 이러한 연구 결과를 토대로 미소변형률 구간의 흙 의 거동에 대한 관심이 증가 되면서 1990년부터 미소 변형 영역에 대한 실험적 이론적 연구가 이루어 졌 으며 이와 관련된 국내외 연구 현황은 다음과 같다. 1989년 Burland에 의해 공용하중 하에서의 현장에 서의 계측된 변형률이 기존의 연구된 항복이나 파괴 시를 기준으로 하였던 변형률보다 상당히 작다는 연 구결과 이후 영국과 일본을 중심으로 많은 연구가 이 루어졌다. 기본적으로 점성토 기반의 지역이 많은 영 국은 과압밀 점성토인 London 점토와 정규압밀 점성 토인 Bothkennar 점토를 중심으로 많은 연구가 수 행되어 왔고, 일본의 경우 점성토보다는 사질토를 중 심으로 많은 연구가 수행되어 왔다. 미국 역시 영국과 마찬가지로 점성토에 대한 연구를 중심으로 하고 있 으며 MIT를 중심으로 Boston 점성토에 대한 미소변 형 연구가 시작되었으며, Northwestern 대학 또한 Chicago 점성토에 대한 연구를 하고 있다. 현장에서 획득된 미소변형에 대한 특성을 실내시 험을 통해 획득하려는 노력이 행하여졌고 이를 통해 실내시험 기법의 많은 발전이 있었다. 기존의 삼축 시험기의 오차를 줄이기 위한 노력과 그 정확도와 정 밀도를 높이기 위한 연구가 수행되었고, 이태리, 일 본, 영국에서 각각 삼축시험기의 셀 안에 시료의 변위 를 측정할 수 있는 계측기를 설치하였다(Tatsuoka 등 1997; Lo Presti 등 1994; Kuwano 1999). 계 측기 또한 기존의 LVDT 뿐만 아니라 LDT 및 작은 inclinometer로 많은 발전을 해왔으며 이와 더불어 시 료에 가해지는 힘을 측정하는 load cell을 셀 내부로 이 동시켜 셀의 부싱과의 마찰에 대한 오차를 제거하였 다. 또한 실내시험의 결과의 검증을 위하여 현장시험 결 과와의 비교 연구도 진행되었는데, 표준관입시험과 같은 기존의 현장 시험들은 시험 과정에서 대변형률 을 유발하기 때문에 기존의 시험 장비가 아닌 기존의 시험 장비에 동적 물성치 측정 장치를 추가한 Seismic CPT 혹은 물리탐사 기법 중의 하나인 Cross Hole Seismic 시험을 통하여 현장에서의 매우 작은 변형 률 구간에서의 최대전단탄성계수를 획득하고 이를 실 36 地 盤

35 함께하는 지 반 여 행 Q&A (좌) 벤더엘리먼트 시험과 scpt 시험 결과 비교 (우) 미소변형 삼축시험 결과와 scpt 시험 결과 비교 그림 4. 실내시험과 현장시험 비교 내시험 결과와 비교하였다 (Sully and Campanella 1995; Cho and Finno 2010). 특히 Cross Hole Seismic 시험의 경우 현장에서 의 강성 이방성을 측정할 수 있으므로 3 방향의 벤 더 엘리먼트가 장착된 삼축시험 결과와 비교가 가능 하였다. 이러한 과정에서 흙의 직교 이방성 (cross anisotropy)을 뒷받침하는 결과가 발표되었으며 (Jovicic 과 Coop 1998), 많은 연구 결과가 양질의 불 교란 시료로 시험한 경우 현장 시험의 값과 실내 시험 의 결과가 매우 유사함을 나타내었다 (Smith 등 1992; Clayton과 Heymann 1999; Matthews 등 2001; Gasparre 등 2007). 미소변형 강성에 대한 관심이 높아지면서 미소변형 영역에서의 강성에 영향을 미치는 인자들을 정의하기 위한 실험적 연구도 수행되었다 (Atkinson과 Sallfors 1991; Tatsuoka 등 1997; Santagata 등 2005). 그러 한 연구결과 영향인자들은 시료 교란, 현재의 응력상 태와 응력이력, 응력경로의 방향과 역전, 이방성 그리 고 에이징(aging)과 크리프(creep)로 한정되었다. 각 각의 영향요소들에 대한 연구가 활발히 진행 중에 있 다. 1. 김동수, 박재영, 이원택(1997), 공내재하시험기를 이용한 미소변 형 전단탄성계수 측정, 한국지반공학회 논문집, 제 13권, 제4호, Atkinson, J.H. and Sallfors, G. (1991). Experimental determination of stress-strain-time characteristics in laboratory and in situ tests. Proceedings of the 10th European Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Florence, Vol. 3, Burland, J.B. (1989). 'Small is beautiful' - the stiffness of soils at small strains: Ninth Laurits Bjerrum Memorial Lecture. Canadian Geotechnical Journal 26, Cho, W. and Finno, R.J., "Stress-strain Response of Block Samples from Compressible Chicago Glacial Clays" Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 136(1), Clayton, C.R.I., and Heymann, G. (1999). Stiffness of geomaterials from small strain triaxial and field geophysical tests. Proceedings of the Second International Symposium on Pre-failure Deformation Characteristics of Geomaterials, Vol.28, No.3 37

36 함께하는 지 반 여 행 Q&A Torino, Vol. 1, Hight, D.W., and Higgins, K.G. (1995). An approach to the prediction of ground movements in engineering practice: Background and application. Proceedings of First International Conference on Pre-Failure Deformation Characteristics of Geomaterials, Sapporo, Vol. 2, Gasparre, A.; Nishimura, S.; Minh, N. (2007) Characteristics of the London Clay from the Terminal 5 site at Heathrow Airport. Geotechnique, Vol.57 No.1, Jovicic, V., and Coop, M.R. (1998). The measurement of stiffness anisotropy in clays with bender element tests in the triaxial apparatus. Geotechnical Testing Journal, ASTM, Vol. 21, No. 1, Kuwano, J.Nakamura, Y.Hashimoto. (1999). Anisotropy of small-strain stiffness and creep of Toyoura sand under various stress conditions. Soil Mechanics and Geotechnical Engineering - Asian, Vol.1, Lo Presti, D. C. F. (1995). A Modified Commercial Triaxial Testing System for Small Strain Measurements: Preliminary Results on Pisa Clay. Geotechnical testing journal, Vol.18 No Matthews, M.C., Clayton, C.R.I., and Own, Y. (2000). The use of field geophysical techniques to determine geotechnical stiffness parameters. Geotechnical Engineering, Proceedings of the Institution of Civil Engineers, Vol. 143, January, Santagata, M., Germaine, J. T., and Ladd, C. C. (2005). "Factors affecting the initial stiffness of cohesive soils." J. Geotech. Geoenv. Eng., 131(4), Smith, P.R., Jardine, R.J., and Hight, D.W. (1992). Yielding of Bothkennar clay. Geotechnique, Vol. 42, No. 2, Sully, J.P. and Campanella, R.G. (1995). Evaluation of in situ anisotropy from crosshole and downhole shear wave velocity measurements. Geotechnique, Vol. 45, No. 2, Tatsuoka, F., Jardine, R.J., LoPresti, D., DiBenedetto, H., and Kodaka, T. (1997). Theme Lecture: Characterizing the prefailure deformation properties of geomaterials. Proceedings of the 14th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Hamburg, 회비 납부 안내(지로 및 온라인) 학회 사무국에서는 연중 수시로 학회비를 수납하고 있사오니, 홈페이지에 로그인 하시어 연회비 및 미납회비 확인 후 납부하여 주시기 바랍니다. 회원여러분의 적극적인 협조를 부탁드리며, 문의사항이 있으면 사무국으로 연락하여 주시기 바랍니다. 은행 무통장(타행) 입금 : 국민은행 계좌번호 : 예금주 : (사)한국지반공학회 카드결제 : 홈페이지 하단 회비납부 로 들어가서 결제하시기 바랍니다. (본인정보필수) 지로용지 기입시 유의점 - 지로 장표상의 금액과 납부자 관련정보(회원번호, 성명, 납입금 종류 등)는 흑색볼펜으로 글씨체는 정자로 표기해 주시기 바랍니다. - 납부금액란에는 정확한 위치에 정자로 아라비아 숫자만 기입합니다. 납부금액 앞뒤에 특정기호(, -, * 등)를 표시 할 수 없습니다. 지로용지가 필요하신 분은 지반공학회 사무국( /박소영)으로 전화주세요 38 地 盤

37 International Conference & Symposium U.S. EPA Hardrock Mining Conference 2012 Date: Mar 03-05, 2012 Venue: Denver, CO Website: th G.A. Leonards Lecture : "Understanding Soil Properties and Behavior - Recent Developments" Date: Apr 13, 2012 Venue: Purdue University, West Lafayette, IN Website: bourdeau@ecn.purdue.edu Liquefaction State-of-the-Art Forum: Consequences and Mitigation Date: Apr 19, 2012 Venue: Sheraton St. Louis City Center Hotel and Suites, St. Louis, MO Website: staff@dfi.org Annual Kansas City Geotechnical Conference 2012 Date: Apr 20, 2012 Venue: Overland Park, KS Website: mschmitz@tsi-engineering.com Earth and Space Conference 2012 Date: April 15-18, 2012 Venue: Pasadena, CA., USA USSD 32nd Annual Meeting and Conference Date: April 23-27, 2012 Venue: New Orleans, Louisiana, USA PDCA's 16th Annual International Conference and Expo 2012 Date: Apr 25-27, 2012 Venue: Albuquerque, NM Website: David C. Sego Symposium - Celebrating 33 Years of Teaching and Research; Date: Apr 26-27, 2012 Venue: Timms Centre, University of Alberta, Edmonton, AB Website: sally.petaske@ualberta.ca Vol.28, No.3 39

38 Seventh International Conference on Case Histories in Geotechnical Engineering and Symposium in Honor of Clyde Baker Date: Apr 29- May 4, 2012 Venue: Wheeling (Chicago) Illinois Website: Deadline for Abstract Submission: April 15, Williamsburg Geotechnical Conference Date: Apr 30- May 2, 2012 Venue: Williamsburg Lodge Website: GeoAmericas 2012 Date: May 2-5, 2012 Venue: Lima, Peru Website: 16th Nordic Geotechnical Meeting, NGM 2012 SGI Date: May 9-12, 2012 Venue: Copenhagen, Denmark Website: SuperPile 2012 Date: May 16-17, 2012 Venue: Portland, OR, USA Website: ITA World Tunnel Congress 2012 Date: May 18-23, 2012 Venue: Bangkok, Thailand Website: Geotechnical instrumentation for field measurements Date: May 22-24, 2012 Venue: Bangkok, Thailand Website: Geo-Congress 2012 Date: May 22-25, 2012 Venue: Stieltjesweg, Delft, The Netherlands Website: Fifth International Symposium on Contaminated Sediments: Restoration of Aquatic Environment Date: May 23-25, 2012 Venue: Montrél, Québec, Canada Website: callforpapers.frm The 17th Annual Great Lakes Geotechnical/Geoenvironmental Conference Date: May 24, 2012 Venue: Case Western Reserve University, Cleveland, OH Website: EUROCK ISRM European Regional Symposium - Rock Engineering and Technology Date: May 28-30, 2012 Venue: Stockholm,Sweden eva.friedman@svebefo.se 40 地 盤

39 Second International Conference on Performance-Based Design in Earthquake Geotechnical Engineering Date: May 28-30, 2012 Venue: Conference Center TAORMINA (ITALY) Website: TC 211 International Symposium & Short Courses "Recent Research, Advances & Execution Aspects of GROUND IMPROVEMENT WORKS" Date: 30 May - 1 June 2012 Venue: Crowne Plaza Brussels, Brussels, Belgium Website: carine.godard@bbri.be ISSMGE - TC 211 Symposium - Recent Research, Advances and Execution Aspects of Ground Improvement Works Date: May 30-Jun 01, 2012 Venue: Brusseels, Belgium Website: carine.godard@bbri.be 12th Baltic Sea Geotechnical Conference Date: May 31-Jun 2, 2012 Venue: Rostock, Germany Website: bsgc@interplan.de 11th International Symposium on Landslides/2nd North American Symposium on Landslides Date: Jun 2-8 Venue: Banff, Alberta, Canada Website: 7th EUROGEO - EUROpean Congress on Regional GEOscientific Cartography and Information Systems Date: Jun 12-15, 2012 Venue: Bologna, Italy Website: 7th Seminar on Special Foundations Engineering and Geotechnics 1st Foundation Industry and Geotechnics Fair Date: Jun 18-21, 2012 Venue: Sao Paolo, BR Website: sefe7@acquacon.com.br Grouting Fundamentals & Current Practice June 18-22, 2012 Date: Jun 18-22, 2012 Venue: Colorado School of Mines, USA Website: kieffer@tugraz.at 2nd European Conference on Unsaturated Soils (E-UNSAT 2012) Date: Jun 20-22, 2012 Venue: Naples, Italy Website: eunsat2012@mgmcongress.org 46th US Rock Mechanics / Geomechanics Symposium American Rock Mechanics Association(ARMA) Date: Jun 24-27, 2012 Venue: Chicago, IL Website: Symposium on Dynamic Testing of Soil and Rock: Field and Laboratory Date: Jun 28-29, 2012 Venue: Sheraton San Diego Hotel & Marina San Diego, CA Website: Vol.28, No.3 41