1. 서론
2. 봉합에 의한 토목섬유매트(Geotextile mat) 인장강도 해석
3. 지오텍스타일 보강에 의한 지지력 유한요소해석
4. 봉합인장강도 증가에 따른 응력증가분(∆σz) 분석
5. 결론
1. 서론
서해안과 남해안에 넓게 분포되어 있는 연약지반은 농경지나 산업단지 지역을 확보하기 위하여 준설토 매립과 투기를 많이 시행하고 있다. 투수계수가 너무 작기 때문에 압밀이 느리고 함수비가 매우 커서 지반 지지력이 약할 뿐만 아니라 침하 또는 부등침하가 장기적으로 발생하여 전단파괴로 진입 장비들의 붕괴와 함몰 등의 문제점들이 야기되고 있다. 이러한 연약지반을 개량하고 보강하기 위해 지오텍스타일 활용이 증대되고 전단파괴를 예방하기 위해 봉합에 의한 인장강도가 중요시되고 있다. 아직은 국내･외에서 토목섬유매트 재질에 대한 연구가 활발히 진행되고 있으나 연약지반 보강용 봉합인장강도 향상을 위한 연구가 부족하다. 도로의 토목섬유 설계 시 주응력 방향이 아닌 경우 50% 이상의 봉합강도를 인정하고 있지만 넓은 연약지반 부지 조성의 경우 지오텍스타일 봉합 부위의 강도를 원단강도의 50%를 적용하고 있는 추세이다. 토목건설용 고분자 재료는 많은 분야에서 지오텍스타일 사용이 우세하지만 Geomembrane, Geogrid의 사용량도 늘고 있으며 봉합에 대한 필요성도 증가하고 있다. 또한, 토목섬유 복합재료를 사용하는 경우도 시공현장에서 여전히 증가하고 있다(An et al., 2009; Yuu et al., 2007).
An et al.(2009)은 지오그리드의 접점강도를 유한요소해석과 실내시험으로 검증하여 방향성에 대한 인장강도의 크기를 확인하였다. Jeon et al.(2008)은 지오텍스타일 튜브의 봉합거동을 이론적인 연구와 실험을 통하여 효율적인 봉합구조와 합리적인 설계 강도의 결정에 대해 고찰하였다. 봉합사의 강도가 유사한 경우 봉합형태가 봉합인장강도에 주요한 영향을 미치며, 봉합 이후 봉합사의 긴장상태도 실험 중에 영향을 미치고 있음을 확인하였다. Yuu et al.(2007)는 지오텍스타일 튜브의 장기설계허용강도는 구조의 취약한 부분의 최대강도를 기준으로 결정하고, 튜브의 설계강도는 원단의 인장강도보다는 봉합강도를 기준으로 설정하는 것이 타당하다고 주장하였다. 또한, 봉합인장강도가 지오텍스타일의 시공에서 얼마나 중요한 인자인지 확인해 주었다(Yuu et al., 2008).
따라서 본 연구에서는 토목섬유매트의 새로운 봉합적용법의 개발과 사용의 증대를 위한 여러 연구를 비교분석하여 지오텍스타일에 봉합 인장강도를 향상시켰을 때 지지력에 대한 영향을 유한요소해석 프로그램을 통해 비교 분석할 것이다.
2. 봉합에 의한 토목섬유매트(Geotextile mat) 인장강도 해석
일반적으로 연약지반에서 시공 장비의 주행성(trafficability) 검토를 위해서는 적용되는 방법은 Yamanouchi의 반경험적 방법과 Meyerhof의 지지력 공식에서 유도한 방법이 있다. Fig. 2는 시공장비의 주행성 검토할 수 있는 Yamaouchi 방법을 도식화하여 보여주고 있다. 본 방법은 복토두께에 따른 장비의 분포하중 및 복토하중에 의해 원지반상에 작용하는 하중의 크기와 토목섬유의 인장력을 고려한 원지반 지지력의 크기를 비교하는 방법이다.
토목섬유보강 효과를 고려한 기초지반의 지지력 평가모델은 Fig. 2와 같으며 원지반의 지지력에 영향이 미소한 부분들을 무시하면 식 (1)과 같이 표현된다.
| $$q_u=\frac1{F_S}\cdot\left(1+\frac Hb\right)\cdot\left(5.3\cdot c_u+\frac{2\cdot T_a\cdot\sin\theta}b\right)$$ | (1) |
여기에서 Fs 안전율, cu 준설매립층의 비배수 전단강도, d 복토층 두께, b 시공장비의 접지폭, Ta 시공시 손상을 고려한 토목섬유의 허용인장강도, θ 보강재와 수평면이 이루는 각(≈15°) 이다.
Yamanouchi 경험식과 달리 원지반 내의 이질층을 고려하며 지지력을 이용한 토목섬유 인장력을 계산할 수 있는 수식으로 Meyerhof 방법을 사용할 수 있다. 기존 Meyerhof의 얕은기초 지지력 공식을 수정하여 토목섬유의 인장력을 수식에 포함시켜 지지력과 함께 식 (2)와 같이 유도할 수 있다.
연약 점성토가 하부에 존재하고 상부에 사질토가 존재하는 이질 지반에 대한 지지력 검토식으로 Meyerhof 수식(2)을 사용된다. 토목섬유의 인장력을 고려할 수 있도록 Yamanouchi의 경험적인 수식을 변형된 공식이다.
여기에서 Fs 안전율, B 장비하중의 작용폭, L 장비하중의 작용 길이, cu 준설토의 비배수 전단강도, γ 복토층의 단위중량, H 복토층 두께, Ks 펀칭전단계수, 𝜙 복토층의 내부마찰각, θ 보강재와 수평면이 이루는 각, Ta 시공 시 손상을 고려한 토목섬유의 허용인장강도이다. 수식에 사용된 펀칭전단계수는 Meyerhof(1974)가 내부마찰각에 따른 Ks 값의 변화들을 제안했던 Table 1과 같다.
Table 1. Punching shear factors with the soil friction angle (Meyerhof, 1974)
| Soil friction angle (𝜙°) | 20 | 25 | 30 | 35 | 40 | 45 | 50 |
| Punching shear factor (Ks) | 1.89 | 2.22 | 3.06 | 4.45 | 6.95 | 11.12 | 19.15 |
토목섬유의 허용인장력 검토를 위해서 토목섬유 설치 시 및 물리적･화학적 손상 등에 의해 인장강도가 저하되며 사용목적에 따른 영향인자별 적용 안전율을 적용한다. 다음 수식 (3)에 제시된 포설시 손상, Creep 영향에 의한 손상, 화학적 손상, 생물학적 손상으로 4가지 손상에 대한 안전율로 토목섬유 허용인장강도를 감소시켜 계산한다.
| $$T_{allow}=T_{ult}\left(\frac1{Fs_{ID}\times Fs_{CR}\times Fs_{CD}\times Fs_{BD}}\right)$$ | (3) |
여기에서 Tallow 허용인장강도, Tult 극한인장강도, FsID 포설시 손상에 대한 안전율, FsCR creep에 대한 안전율, FsCD 화학적 분해에 대한 안전율, FsBD 생물학적 분해에 대한 안전율 이다. 보강목적으로 사용되는 토목섬유의 지지력 산정시 일반적으로 봉합 및 포설시 손상 조건에 대한 안전율을 적용하며 장기적인 크리프, 화학적, 생물학적 안전율은 무시하는 경우가 많다. 이는 연직 배수재를 타설한 후에는 일반적으로 토목섬유의 인장력을 고려지 않기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 포설시 손상에 대한 안전율 2.0 및 설계 변형률에 대한 안전율 등을 고려하여 토목섬유에 대한 전체 안전율은 4.0을 적용하여야 한다.
따라서 토목섬유의 봉합에 대한 인장강도를 적절하게 계산하고 연약지반에 진입할 수 있는 장비주행성을 평가해야한다. 수식 (3)에서 제시한 토목섬유의 허용인장강도의 크기를 산정할 수 있으며 이러한 크기를 봉합인장강도로 적용하여 연약지반 위에 놓인 토목섬유매트의 안정성을 계산할 수 있을 것이다.
본 연구에서 적용한 수치해석에서는 보유하고 있는 상용프로그램의 입력데이터의 제한적인 사용으로 위 2가지 방법의 수식을 이용한 결과와는 비교하지 못하였다. 연약지반 개량을 위한 시공 시 진입하는 장비들의 주행성 평가를 위하여 향후 시공으로 손상되는 토목섬유 허용인장강도와 비교하기 위해 재료의 물리적 특성을 빔(beam) 재료 특성으로 대체하여 본 연구의 수치해석을 수행하였다.
과거의 토목섬유 매트는 넓은 폭으로 만들어왔지만, 오늘날의 토목섬유매트는 제한된 폭 인 4∼6m로 제작되고 있다. 따라서 더 큰 면적을 포설하기 위해서는 토목섬유매트끼리의 봉합이 필요하다. 실제로 봉합부위는 공장에서 봉합되거나 또는 현장에서 봉합되어 포설하게 된다. 일반적으로 공장에서 봉합되어 넓은 연약지반에 인장강도를 증대시키기 위해 포설하지만, 봉합부위의 품질 때문에 실제로는 작업 중에 직접 봉합을 하고 있는 것이 현실이다(Gerard, 1994). 봉합부위는 지오텍스타일 구조에서 가장 약한 고리를 형성하므로 봉합방법에 대해 철저히 비교 분석을 해야 한다. 이와 관련해서 토목섬유매트의 인장파괴는 접합부위의 특정부위에서 항상 발생한다. 그러한 인장파괴나 접합기술이 설계여건을 충족하지 못하면 토목섬유매트의 손상과 파괴의 원인을 발생시킬 것이다.
지오텍스타일은 일반적으로 직포(woven geotextile)를 사용하여 포설하고 있으며 봉합 방법들은 Table 2와 같다. 문헌에 따르면 overlap seams는 실내실험에서 60%, 현장에서 90%까지 강도를 발휘할 수 있다. 국외에서 사용하는 방법들이지만 prayer seams는 원단강도의 20%, staple seams는 원단강도의 25∼70% 강도를 발휘한다. 봉합인장강도를 가장 증진시키는 봉합기술 butterfly seams는 staple seams의 변형된 방법으로 원단강도의 90%까지의 높은 강도를 발휘할 수 있고 우수한 결합 특성을 가지고 있다. 또한, 봉합기술인 cap seams는 overlap seams의 변형된 방법으로 비슷한 강도를 발휘할 수 있다(Table 2).
Table 2. Geotextile Fabric Comparison (Gerard, 1994)
3. 지오텍스타일 보강에 의한 지지력 유한요소해석
지지력이 약한 연약지반을 개량하기 위해 지오텍스타일을 포설하여 장비를 진입시킬 수 있는 지지력을 확보하여야 한다. 본 연구에서는 지반의 지지력을 계산하기 위하여 상재하중에 의한 응력증가분을 확인하여 지오텍스타일의 인장강도 증가에 따른 지지력 향상을 확인하고자 하였다. 연약지반에 포설되는 지오텍스타일은 폭이 대략 4∼6m 정도이기 때문에 넓은 연약지반에 포설하기 위해서 봉합이 필요하다. 지오텍스타일의 원단강도의 50% 인장강도로 봉합부위를 계산하고 있는 현재의 시공규정에 의해 봉합인장강도는 장비가 진입할 수 있는 중요한 요인이 된다.
본 연구에서 해석한 상용프로그램의 지반과 지오텍스타일의 재료정보는 Table 3에 표시되어 있다. 수치해석의 입력조건의 한계 때문에, 봉합인장강도 50%에서 80%까지 증가하는 것을 모사하기 위하여 재료의 관성모멘트 값을 향상시켜 강도향상에 따른 응력증가분을 계산하였다. 유한요소해석을 이용하여 지오텍스타일을 지반 내에 설치하여 100kPa 상재하중에 의한 응력증가분이 어떻게 감소하고 있는지 확인하고자 상용프로그램을 Fig. 4와 같이 경계조건을 결정하였다(GeoStudio, 2016). 일반적으로 지오텍스타일을 연약지반 위에 포설하고 그 위에 양호한 모래질 흙을 타설하여 장비가 진입하기 때문에 Fig. 4와 같이 지표면 밑 1m 지점에 토목섬유가 설치된다. 상재하중에 의한 지반거동을 현장과 유사하게 묘사하기 위해서, 좌･우측 경계조건은 수직변위만을 허용하며, 바닥면 경계조건은 수직과 수평변위를 고정시킨다(Leshchinsky, 2004).
Table 3. Physical parameters of materials
Fig. 5는 연약지반 지표면에 장비가 진입하는 100 kPa 상재하중을 적용시킬 때 수직변위를 보여주고 있다. 빨간색으로 변형된 메쉬(deformed mesh)로 실제 스케일의 100배정도 크게 확대하여 수직변위가 전체 지반에 표시되고 있다. 지오텍스타일 윗부분 지반과 아래 부분의 수직변위가 많은 차이를 보여주고 있다. 상재하중이 가해지고 있는 지표면에서는 최대 0.0205m의 수직변위가 발생하고 있으나, 지오텍스타일을 보강 후에는 대략 10배 정도 작은 수직변위가 지오텍스타일 아래 지반 내에서 발생하고 있음을 알 수 있다. Fig. 6은 Fig. 5에서 타원으로 표시한 부분을 확대하여 지오텍스타일의 윗부분과 아랫부분의 수직변위 분포 차이를 자세히 보여주고 있다. 확대된 contour 결과는 지표면 위 장비진입에 필요한 지지력을 확보하기 위하여 지오텍스타일의 보강효과를 확인할 수 있다(Fig. 6).
기존 상용프로그램에서 지오텍스타일의 봉합인장강도를 해석하기에는 입력자료(input data)의 제한성 때문에 본 연구에서 수행한 유한요소해석 프로그램에서는 지오텍스타일 관성모멘트를 증가시켜 봉합인장강도 향상에 따른 지지력 증대효과를 대체하여 비교･분석하였다.
Figs. 7∼10은 지표면에 상재하중 100kPa를 재하시켜 지반내의 응력증가분을 대칭적으로 확인할 수 있는 유한요소해석을 수행한 것이다. Fig. 7은 지오텍스타일을 설치하지 않고 지반내의 응력증가분을 확인한 결과이다. 수치적으로 표기된 부분은 수직응력(kPa)을 나타내고 있으며 깊이가 깊어지면서 점점 응력이 감소하고 있다. 지오텍스타일을 설치한 Figs. 8∼10은 설치한 재료의 강도를 높여가면서 지반내의 응력증가분이 감소하는 경향을 확인하고자 관성모멘트를 증가시켜 그에 대한 차이점을 비교하였다. 지오텍스타일의 봉합강도가 설계정수의 중요한 인자라고 문헌에서 언급한 것처럼 봉합인장강도 향상이 응력증가분의 감소를 분명히 확인할 수 있다(Yuu et al., 2007; Yuu et al., 2008). Figs. 8∼10에서는 지오텍스타일이 설치된 위치에서 윗부분의 응력과 아랫부분의 응력에 대한 차이를 보여주고 있다.
봉합인장강도가 상승하여 달라지는 응력증가분의 감소를 확인하기 위하여 4가지의 수직응력 비교분석을 수행하였다. 대칭적인 해석으로 지형조건을 나누었기 때문에 중앙 축을 중심으로 응력증가분을 비교하여 그래프로 확인해 보았다.
4. 봉합인장강도 증가에 따른 응력증가분(∆σz) 분석
지반내의 응력증가분은 지오텍스타일의 설치로 인해 많은 응력이 갑자기 감소하는 경향을 확인할 수 있었다. Fig. 11에서 지반 깊이 14m에 지오텍스타일 설치 위치를 표시하였고, 이 위치를 기준으로 갑자기 응력증가분이 감소하다가 증가하는 변화량을 확인되었다. 지반 내에 무보강을 기준으로 봉합인장강도를 50, 60, 70, 80%까지 상승시키면서 지반 지지력이 강화되고 있다. 지오텍스타일 원단강도의 50% 강도를 봉합인장강도로 인정하는 현재 시공기준으로는 진입 장비의 제한적인 하중과 경제적인 손실이 점점 커져가고 있다. 수치해석으로 얻은 그래프의 예측 결과는 50%의 봉합인장강도를 80%까지 향상시킨다면 지반 내의 지지력 증가분은 최대 30kPa까지 저감시킬 수 있을 것을 판단된다.
5. 결론
본 연구에서는 국내외 토목섬유매트(geotextile mat)의 봉합방법과 인장강도 비교를 통해 최적의 봉합기술에 대한 경향을 파악하였으며, 토목섬유매트의 인장강도 향상이 지반 지지력의 증가율에 많은 영향을 끼치고 있음을 확인할 수 있었다. 특히 현장에서는 butterfly seams를 이용하여 토목섬유매트의 봉합 인장강도를 최대한 발휘할 수 있는 봉합기술 개발이 필요할 것으로 판단된다.
(1) 국내외 토목섬유매트의 봉합방법과 봉합인장강도 비교를 통해 최적의 봉합기술에 대한 방법을 파악하였다. 원단강도 216.1kN/m인 직포섬유(woven geotextile)를 다양한 봉합방법으로 비교할 때, butterfly seam 방법의 봉합인장강도는 194.5kN/m 로 원단강도의 90% 까지 지지력을 발휘할 수 있었다. 현장에서 공기단축과 시공편의를 위해 일반적으로 50∼60%정도 봉합인장강도를 발휘하는 overlap seam 방법으로 이루어지고 있기 때문에 지지력 증대를 위해 봉합인장강도를 향상시킬 수 있는 기술 개발이 필요할 것으로 판단된다.
(2) 지오텍스타일을 지반 내에 포설한 뒤 상재하중에 의한 수직 변형률을 측정한 결과, 지오텍스타일 위 지반과 아래지반의 수직 변형률은 대략 10배 정도의 차이가 발생하고 있음을 확인할 수 있었다.
(3) 장비진입을 가정한 100kPa 상재하중으로 지반 내 응력증가분을 비교할 때, 무보강에서 봉합인장강도 80% 으로 증가한다면 최대 35kPa의 응력증가분을 감소시킬 수 있었다. 또한, 기존 원단강도의 50% 봉합인장강도에서 접합기술 개발로 인해 80%로 증가된다면 지오텍스타일 포설 바로 아랫부분에서 대략 30kPa 까지 지반의 지지력을 증가시키는 것으로 분석된다.
