Research Article

Journal of the Korean Geosynthetics Society. December 2019. 1-13
https://doi.org/10.12814/jkgss.2019.18.4.001


ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 동치환공법의 개요

  • 3. 현장지반조사 및 실내시험

  •   3.1 현장지반조사

  •   3.2 원지반의 물리적 특성

  •   3.3 암버력의 공학적 특성

  • 4. 암버력 동치환공법의 현장 적용 및 개량효과 분석

  •   4.1 암버력 동치환공법 현장실험

  •   4.2 암버력 동치환공법의 개량효과

  •   4.3 수치해석을 통한 침하량 비교

  •   4.4 동치환공법의 현장 적용성 분석

  • 5. 결 론

1. 서 론

연약지반에 성토, 제방, 구조물 등의 토목구조물을 시공하면 압밀 현상에 의해 장기압밀 침하가 발생하여 하부지반의 활동으로 인해 구조물이 붕괴될 우려가 있다. 연약지반이란 주로 점토, 실트와 같은 미세한 입자의 흙 또는 유기질토, 이탄 등으로 이루어진 토층지반으로서, 구조물을 축조할 시 구조물의 안정과 침하에 문제가 발생할 수 있다(Lee, 2007). 연약지반에 축조되는 시설물의 종류, 시공법, 공사기간 등에 따라서 연약지반을 판단하는 기준이 모두 다르다. 지지력이 작고 고압축성의 연약지반에 성토나 굴착을 진행할 경우 지반의 침하 또는 파괴가 발생하기 때문에 대책공법이 요구된다. 이러한 공학적 문제를 해결하기 위해 연약지반을 개량하는 여러 가지 공법이 개발되고 있으며, 연약지반의 조건에 따라 적합한 공법을 적용하는 것이 중요하다.

지반 내 존재하는 연약지반을 다짐 및 치환하는 공법 중 하나인 심층지반개량공법은 콘크리트 또는 철판으로 만들어진 정사각형 형상의 구조체를 10m 이상의 높이에서 낙하시켜 발생하는 충격에너지로 지반을 개량하는 공법이다. 심층지반개량공법 중에서 Menard(1975)가 개발한 동치환공법은 연약 점성토층에서 주로 사용되는데 이는 지반위에 자갈, 모래 등을 포설한 후 무거운 구조체를 수차례 떨어뜨려 점성토를 조립토로 치환하는 방법이다. 동치환공법은 매우 효율적이고 경제적이며 신속한 개량공법이다.

동치환공법은 동다짐공법이 점성토층에서 효과적이지 않기 때문에 이를 보완하기 위해 개발된 공법이다. 이 공법은 다른 연약지반 개량공법에 비하여 지반개량 후의 거동에 대한 체계적 이론과 기초자료가 부족하고, 개량효과에 대한 측정값이 적용지반에 따라 분산도가 커서 시험시공을 통해 경험적으로 시공관리가 이루어지는 실정이다.

Gambin(1979)이 연약한 해안지역에 구조물을 축조하기 위하여 동다짐공법을 실시한 이래, 이 공법에 대한 실효성이 인정되기 시작하였다. Mayne and Jones(1983)은 동다짐을 실시할 때 충격응력을 산정하는 방법에 대해 연구하였다. Qian(1986)은 지반의 응력-변형율 관계와, 경계요소법, 유한차분법을 통하여 낙하추의 근입 깊이를 예상하였다. Chow et al.(1992,1994)은 1차원 파동방정식을 바탕으로 현장의 데이터와 비교를 통해 수학적 모델을 연구하였다. Pan et al.(2002)은 동하중 모델링을 분석하여 동다짐 시공시 진동의 영향과 개량심도를 예측한 바 있다.

국내에서는 1980년대 후반이 돼서야 동다짐공법이 현장에 적용되기 시작하였다. 대규모 동다짐공법으로 2,000kN의 해머를 사용하여 약 40m의 높이에서 낙하시켜 지반개량을 한 사례가 있으며, 이보다 작은 규모의 동다짐공법들이 여러 현장에서 수행되었다. Kim et al.(1996)은 연약한 사질토 지반에 대한 동다짐공법의 개량효과를 평가하기 위하여 표면파기법를 도입하여 적용가능성을 확인하였다. Na(1997)은 준설 매립된 사질토 지반을 동다짐공법으로 시험시공하면서 중추에 가속도계를 설치하고 적외선을 사용하여 충격이 가해졌을 때 감속과 밀도를 측정하였다. 이러한 수치를 바탕으로 중추의 동적거동과 과잉간극수압의 변화를 확인하였다. Choi(2008)는 반배수성 실트질 모래지반을 대상으로 동다짐공법 설계인자의 분산특성을 몬테카를로기법을 이용하여 신뢰성해석을 실시한 결과, 지하수위의 분포심도에 따라 다소 차이는 발생하나 대부분 시공완료시 당초 예측한 값을 상회하여 개량효과가 있는 것으로 분석하였다. Kim(2011)은 성토 단계별 각 층마다 침하량을 측정하여 동다짐공법을 진행할 때 그 개량효과를 알아보고 최종 장기침하를 추정하기 위하여 지중침하계를 설치하였다. 또한 고성토 암버력 동다짐 성토지반의 특성을 알아보기 위하여 대형삼축압축시험을 실시하였으며 Duncan et al.(1980)이 제안한 쌍곡선 모델을 적용하여 시공 중 침하특성을 예상하고 이를 실제 계측치와 비교하였다. Park(2013)은 동다짐공법을 진행할 때 지층조건에 따른 개량심도와 그 효과를 평가하기 위해 10개 현장에서의 58가지 시험결과를 분석하였으며, 지반을 단일지반과 다층지반으로 분류하고 세립질, 조립질, 자갈질로 세분하여 개량심도계수와 개량계수를 평가하였다. Lee(2017)은 지하수위 상부에 실트 및 점토층을 포함한 느슨한 지반에 대해 동다짐을 적용한 사례를 바탕으로 적용 과정 및 개량 후 결과를 고찰하고, 세립토 지반 동다짐 적용 시 유의사항과 연구결과를 기술하였다. Yoo(2016)은 동치환 개량심도 결정에 필요한 토질별 지반실험계수 nR 값에 대해 도로 성토 하중을 받는 실트질 점토 지반의 현장시험결과를 이용하여 제안하였다. Kim(2018)은 실트질 점토지반을 대상으로 동치환시공과 본시공 2가지 경우에 대하여 동치환공법을 실시하였고 그 결과를 분석하였다. 그 결과 실트질 점토 지반에 동치환공법을 적용할 경우, 동다짐공법의 낙하에너지보다 1.25∼2.5배 더 증가시켜야 하는 것으로 나타났다.

한편 우리나라는 국토의 70% 이상이 산지로 이루어져 있어 터널 및 도로, 철도 공사 중에 발파암 또는 암버력 등의 건설폐기물이 필연적으로 발생하게 된다. 암버력이란 단단한 암석으로 된 지반을 깎기 또는 굴착 했을 때 발생하는 암석조각을 의미한다. 암버력은 사토처리되고 있으나 재활용할 경우 경제적 가치가 높으며 환경적 측면에도 바람직하다. 암버력을 동치환공법에 적용할 경우 건설폐기물 발생량을 줄일 수 있을 뿐 아니라 기존 치환 재료인 모래, 자갈 등의 구매비용을 절감할 수 있다. 하지만 암버력을 이용한 동치환공법은 다른 연약 지반 개량 공법과 비교하여 연구 또는 시공사례가 부족하여 개량 효과가 있는지 불명확한 상태이다. 따라서 연약지반을 암버력으로 치환할 경우 치환심도 또는 개량심도를 결정하는 데 어려움이 있다.

본 논문에서는 지반조사와 실내시험을 통하여 도출한 암버력의 공학적 특성을 이용하여 동치환공법 적용에 따른 암버력의 적용성을 평가하고자 한다. 이를 위해 암버력을 이용한 동치환공법 현장을 대상으로 현장실험, 밀도시험, 평판재하시험을 실시하여 개량효과를 확인하였다. 또한 암버력을 동치환 재료로 사용할 시 동치환에 효과적인 암버력의 입도분포 범위를 제시하고, Menard(1975)가 제안한 지반 실험계수(CDR) 값을 수정하여 제안하였다.

2. 동치환공법의 개요

점성토층이 분포한 연약지반에 대한 동치환공법의 기본원리는 다짐에너지를 이용하여 점성토 내에 발생한 간극수압을 배출하는 것이다. 점성토로 구성된 연약지반에 자갈, 모래, 쇄석 등의 재료를 포설한 뒤 중추를 높은 위치에서 낙하시켜 큰 에너지로 타격하면 포설한 재료가 지반으로 관입된다. 관입으로 인해 생성된 다짐기둥은 큰 전단저항을 발생시키고 다짐기둥 사이 토사층의 강도를 증대시키는 효과를 기대할 수 있다.

동치환공법은 연약한 매립 지역을 개량하는데 많이 쓰인다. 쇄석층으로 성토된 사질토 및 점성토 지반, 폐기물이나 잡석으로 매립된 지반 다짐에 효과적인 공법이다. 동치환공법은 시공기간이 짧고, 비교적 경제적인 공법으로 알려져 있지만 시공 계획 시 불확실한 요인이 많아 다양한 경험을 바탕으로 시공현장에 적절히 적용하는 것이 중요하다. 동치환공법의 시공계획은 개량하고자 하는 토층의 연약지반 심도 및 개량효과 등을 고려하여, 햄머의 무게, 낙하고, 타격횟수, 쇄석다짐기둥의 관입체적 및 심도, 쇄석다짐기둥 간격 등을 결정하여야 한다. 동치환공법의 점토질층에 대한 적용은 상기 기술한 사항 이외에도 계측관리를 통한 분석이 필요하며, 특히, 동치환시 발생되는 과잉간극수압의 크기 및 소산시간에 따라 정확한 공사수행이 이루어져야 한다. Fig. 1은 동치환공법의 개략적인 시공순서를 나타낸 것이다.

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Fig. 1.

Construction procedures of dynamic replacement method

지반의 입도분포에 따라 동치환 적용성이 달라지므로, 동치환공법이 적용가능 한지를 판단하기 위해서는 그 지반의 입도분포를 파악해야 한다. FHWA(1986)에서는 동치환공법의 적용조건에 대해 Fig. 2와 같이 입도분포에 따라 3가지 범위로 제시하였다. Zone-1에서 Zone-3로 갈수록 동치환에 불리한 지반이다. Zone-1은 동적다짐 적용 시 가장 좋은 효과를 나타내는 지반으로 포화도가 낮고 투수성이 커 다짐을 통하여 증가되는 간극수압이 배수되기에 좋은 조건이다. Zone-3는 점토질 토사로서, 포화된 상태에서 함수비 저감에 의해서만 지반개량이 가능한 구간이다. Zone-2는 동다짐에 효과가 적은 층과 효과가 좋은 층의 중간 영역으로 실트, 점토질 실트, 모래질 실트가 이에 해당한다.

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Fig. 2.

Grouping of soils for dynamic replacement method (modified after FHWA, 1986)

동치환공법을 적용하기 위해서는 개량심도, 중추의 무게, 낙하 높이, 타격 횟수, 다짐기둥의 간격 등을 설정하는 것이 중요하다. Menard(1975)가 제시한 개량심도는 식 (1)과 같다.

$$D=C_n\;\sqrt{WH}$$ (1)

여기서, D = 개량심도(m), Cn = 흙의 종류에 따른 상수, W = 추의 무게(kN), H = 낙하고(m)이다.

Cn은 흙의 종류에 따른 상수로 사질토의 경우 0.5, 점토의 경우 이보다 낮은 값을 적용하여 사용하고 있다. FHWA(1995)가 발표한 Cn값은 0.35∼0.6의 범위를 가지며 중추낙하기구의 효율, 지반 종류 등에 영향을 받는다.

동치환 공법에서 타격지점간의 간격과 횟수는 중요한 고려 요소이다. 타격지점의 간격(S)는 지반의 국부적인 파괴로 부등침하가 발생하는 것을 막기 위하여 실용적으로 식 (2)와 식 (3)을 사용하여 결정한다.

$$S-D_P<H_P\;\;and\;S-D_P<H$$ (2)
$$2<S/D_P<4$$ (3)

여기서, S = 타점지점 간 설치간격(m), Dp = 동치환 개량말뚝의 직경, Hp = 동치환 개량말뚝의 치환심도(m)이다.

중추의 중량(W), 낙하고(H), 타격에너지(E), 타격점의 간격(L)이 결정되면 각 타격점의 타격횟수를 식 (4)를 통하여 결정할 수 있다.

$$N_b=\frac{EL^2}{WHn}$$ (4)

3. 현장지반조사 및 실내시험

3.1 현장지반조사

연구 대상지는 남해안에 위치하며 모래질 점토층과 실트질 모래층으로 이루어진 연약지반이다. 지반개량은 터널굴착 시 발생되는 부산물인 암버력을 지층에 매립하였다. 암버력으로 이루어진 강제 치환층의 하중으로 인해 연약지반이 침하되고 간극수압의 배수가 일어나면서 고결화 되었다.

암버력으로 되메우기가 된 후의 토층의 공학적 특성을 확인하고 기반암의 위치를 확인하기 위해 시추공을 이용한 원위치 시험을 시행하였다. 시추조사는 NX(Φ=76mm) 규격으로 9공을 조사하였으며, 시추공 위치는 Fig. 3과 같다. 토층 조사결과는 Table 1과 같이 매립층, 점토 및 자갈로 구분된 퇴적층, 풍화토층, 풍화암층, 경암층 순으로 분포하고 있다. 지반고는 해수면에서부터 12.7m∼25.1m에 분포한다.

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Fig. 3.

Location of boreholes

Table 1. Soil profile of boreholes

No. Ground level
(E.L+, m)
Reclamation
layer (m)
Sedimentary soil (m) Weathered
soil (m)
Weathered
rock (m)
Hard rock
(m)
Ground water level
(G.L-, m)
Clay Gravel
BH-1 25.1 13.9 - - 4.1 8.0 - 14
BH-2 22.6 2.2 - - 7.8 5.0 - 5.6
BH-3 23.2 17.0 1.7 - 3.3 8.0 - 17
BH-4 23.2 17.0 1.7 - 3.3 1.0 - 5.0
BH-5 15.8 4.5 0.5 - 17.0 2.0 - 4.0
BH-6 12.7 7.8 - - 6.2 7.0 - 7.5
BH-7 24.4 16.4 - 2.8 0.8 3.5 1.6 7.9
BH-8 13.0 8.5 - - 6.2 5.3 - 5.2
BH-9 13.8 3.5 - 2.0 1.5 5.0 - 3.5

지층 최상부에 분포하는 매립층은 연약지반을 암버력으로 치환하기 위해 인위적으로 성토한 지층으로 지표 최상부로부터 2.2m∼17.3m의 두께로 분포한다. 퇴적층은 모래질 점토(CL)이거나 자갈섞인 점토(GC)로 구분되며, BH-4 공번에서 1.7m, BH-3번에서 1.5m의 두께로 분포한다. 풍화대층은 매우견고한 모래질 점토로 이루어진 풍화토층과 실트질 모래와 암편의 형태인 풍화암층으로 이루어져 있으며 지표로부터 2.2m∼19.2m 심도에 0.8m∼7.8m 두께로 분포하고 있다.

지층구조는 Fig. 4와 같다. 매립층은 크기 30mm∼300mm 내외의 암버력으로 구성되어 있어 N값이 다소 크게 측정되었다. 퇴적층은 모래질 점토가 1.7m, 1.5m로 일부 구간에만 분포하고 있다. 지반의 토질은 모래질 점토, 실트질 점토로 이루어져 있으나 최대 17.3m의 두께로 고성토 하였기 때문에 N값이 9이상으로 대체적으로 높다. 지하수위 범위는 지표하 3.4m∼17.0m의 범위를 보이고 있다. 각 지점별로 지형 및 표고에 따라 차이를 보여주고 있다.

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Fig. 4.

Soil profile for dynamic replacement in field

3.2 원지반의 물리적 특성

원지반의 퇴적층과 풍화대층에서 채취한 시료를 대상으로 입도분포, 액성한계, 소성한계, 직접전단시험 등을 수행하였으며 그 결과는 Table 2와 같다.

또한, 풍화암층에서의 강도정수를 파악하기 위하여 공내전단시험을 수행하였으며 비중, 흡수율, 강도에 대한 결과는 Table 3과 같다.

동치환 적용현장의 원지반토 입도분포는 Fig. 5와 같다. 입경의 크기는 10mm부터 #200체 까지 양호한 입도분포를 보인다.

Table 2. Physical characteristics of soil samples from laboratory tests

BH
No.
Depth
(m)
Soil
layer
Water content
(%)
Specific gravity
(Gs)
LL
(%)
PI
(%)
USCS
BH-4 7.0 Weathered soil 45.2 2.69 48.3 27.7 CL
BH-3 18.0 Sedimentary soil (clay) 33.7 2.68 40.3 19.2 CL
BH-7 18.0 Sedimentary soil (gravel) 20.6 2.66 32.1 10.7 GC

Table 3. Result of unconfined compression test for rock specimen

Borehole
No.
Depth
(m)
Specific gravity
(Gs)
Absorption ratio
(%)
Strength
(MPa)
BH-7 24.6∼24.7 2.74 1.48 163.47

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Fig. 5.

Result of sieve analysis for soil specimen obtained from site

3.3 암버력의 공학적 특성

암버력 시료를 연약지반 동치환공법 개량재료로 사용하기 위하여 이 연구에서는 실내시험을 통하여 암버력의 물리적, 역학적 특성을 도출하였다. 사용된 암버력은 터널공사 발파 시에 발생한 재료로 현장의 매립층 지역에서 임의 채취하였다. 암버력의 종류는 호상흑운모 편마암으로 사분법을 통해 채취한 샘플의 최대 크기는 300mm 내외이며 최소 크기는 30mm 내외였다.

입도시험은 일반적인 흙의 경우 체번호 No. 4(4.75mm)∼ No. 200(0.075mm)의 체를 선택하여 입도분석을 수행한다. 하지만 암버력과 같은 부피가 큰 시료에 대해서는 일반적으로 스케일이 표시된 종이를 이용하여 암석의 크기를 육안으로 관찰하여 분석한다. 그러나 육안으로 조사하는 방법은 개개인의 오차로 인하여 신뢰성 있는 결과를 얻을 수 없다. 본 연구에서는 무정형의 암버력 부피를 측정하여 같은 부피 구형상의 등가직경으로 환산하여 입도를 결정하였다. 환산등가직경은 Fig. 6과 같이 암버력 시료의 부피를 측정한 후 식 (5)를 이용하여 계산하였다. 암버력 시료의 부피는 원형토조에 물을 가득 채운 후 암버력 시료를 수침시켰을 때 넘치는 물의 양을 통하여 측정하였다.

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Fig. 6.

Equivalent volume of crushed rock

$$D_e=\left(V_c\frac34\frac1\pi\right)^\frac13$$ (5)

암버력은 200번체 통과율이 0 %이고, 균등계수가 1.51, 곡률계수는 1.01로 입도분포가 나쁜 자갈(GP)로 분류된다. 흡수율 및 비중시험 결과 비중은 2.69이며, 흡수율은 0.8%이다. 암버력의 실내실험 결과는 Table 4와 같다.

Table 4. Physical characteristics of crushed rock from laboratory tests

Division Specific gravity
(Gs)
Absorption ratio
(%)
Particle size (mm) USCS
D10 D30 D60
Crushed rock 2.69 0.8 45.65 56.39 68.72 GP

또한 일축압축강도시험을 통하여 암석의 강도를 측정하였다. 일축압축강도시험은 비교적 간단한 시험으로 암석의 강도를 나타내는 지표로 널리 쓰이고 있다. 시험편은 암석코어를 원주형으로 성형하였으며 시험편의 길이에 대한 직경의 비 2:1을 기준으로 직경 50mm, 높이 100mm로 설정하였다. Fig. 7은 일축압축강도 시험 전경이다.

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Fig. 7.

Test procedures for unconfined compression test

일축압축강도시험 결과 일축압축강도는 93∼172MPa, 탄성계수는 0.95×104∼2.27×104MPa, 포아송비는 0.23∼0.26의 범위를 보였다. 암석의 일축압축시험 결과는 Table 5와 같다.

Table 5. Unconfined compressive strength for crushed rock

No. Maximum loading
(kN)
Unconfined compressive strength
(MPa)
Young’s modulus
(MPa, ×104)
Poisson’s
ratio
1 117.47 93 1.13 -
2 190.27 151 1.37 0.24
3 210.57 168 2.27 -
4 127.26 101 1.48 0.26
5 215.87 172 1.70 0.23
6 145.70 116 0.95 -

본 연구에서는 암버력 치환재의 전단강도를 파악하기 위하여 대형직접전단시험을 실시하였다. 현장에서 사용하는 암버력 크기에 대한 전단강도 특성을 파악하였다. Fig. 8은 대형직접전단시험 전경을 나타낸 것이다.

대형직접시험 수행 결과 암버력의 겉보기 점착력 값은 56.3kPa∼98.6kPa의 범위를 보였으며 평균값은 78.13kPa로 나타났다. 또한, 내부마찰각 값은 47.5°∼52.64°의 값을 보였으며 평균값은 50.03°로 나타났다.

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Fig. 8.

Large scaled direct shear test for crushed rock specimen

4. 암버력 동치환공법의 현장 적용 및 개량효과 분석

4.1 암버력 동치환공법 현장실험

암버력 매립층에 대한 지반개량공법으로 지층분포와 매립층의 두께 등을 고려하여 동치환공법을 계획하였다. 개량 목표치를 설정한 후 이에 따라 개량심도, 낙하높이, 중추의 무게, 타격횟수 등을 산정하였다.

현장의 토질조사 결과 매립층의 N 값은 50회 이상으로 매우 높게 조사되었다. 자갈모래층에서는 자갈로 인해 N값이 과대하게 나오는 경향이 있으므로 최대 30으로 보고 전단 저항각을 추정하도록 권장하고 있다. 본 연구에서는 N 값을 기준에 따라 30으로 계산하였으며, 향후 구조물 축조 등을 고려하여 동치환 지반개량목표 N 값은 40으로 계획하였다. 재하 지반에 발생하는 접지압은 하중을 고려하여 357.0kPa로 설정하였으며, 장기적 Creep 현상으로 인한 지지력 저하가 예상되므로 목표 허용지지력은 400kPa로 계획하였다.

중추의 중량과 낙하 높이는 동치환 시공실적을 고려하여 중추무게 210kN, 낙하높이 5∼25m로 선정하였으며 단위면적당의 타격에너지는 단위 체적 당 타격에너지와 동치환 심도의 관계 식 (6)을 이용하여 산정하였다.

$$E_M=E_V\;D$$ (6)

여기서, EM = 타격에너지(kNm/m2), EV = 동치환 개량대상토 1m3당의 타격에너지량(kNm/m3), D = 동치환 치환심도(m)이다.

타격 횟수는 중추의 중량, 낙하 높이, 타격에너지를 종합하여 식 (7)을 이용하여 산정하였다.

$$N_b=\frac{E\times L^2}{W\times H\times n}$$ (7)

동치환공법을 이용한 현장적용 실험의 타설간격, 중추의 무게, 낙하높이, 타격회수, 타격에너지, 목표허용지지력 계산 결과는 Table 6과 같다.

Table 6. Calculated result for number of DR drops

Series Grid
(m×m)
Tamper weight
(kN)
Drop height
(m)
Number of
drops
Applied energy
(kNm/m2)
Required
total energy
(kNm/m2)
Judgement
1 8×8 210 25 18 147.7 400.0 O.K
2 8×8 210 25 17 139.4
3 6×6 210 15 14 122.5
total - 49 409.6

동치환 시공순서는 1차, 2차, 3차로 나누어 예정된 지점을 타격하여 다짐을 실시하였으며, 동치환에 의한 시공계획은 Fig. 9와 같으며 현장 시공 사진은 Fig. 10과 같다.

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Fig. 9.

Plan for dynamic replacement grid arrangement

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Fig. 10.

Field pilot test for dynamic replacement with crushed rock

4.2 암버력 동치환공법의 개량효과

동치환공법으로 시공한 후 지지력을 확인하기 위하여 현장밀도시험과 평판재하시험을 수행하였다. 현 장 밀도시험은 물치환방법을 이용했으며, 평판재하시험은 KS F 2444(2018) 규격에 따라 수행하였다.

4.2.1 현장 다짐도 시험

다짐 전과 다짐 후의 다짐도 변화를 파악하기 위하여 현장 다짐도 시험을 수행하였다. 그 결과 함수비는 감소하고 건조단위증량은 증가하였다. 다짐 전의 함수비는 평균 6.85%에서 3.05%로 3.8% 감소하였으며, 건조단위 단위중량은 18.14kN/m3에서 19.84kN/m3로 1.7kN/m3 증가하여 지지력이 증가하는 결과를 나타내었다. Table 7은 현장 다짐도 시험 결과이다.

Table 7. Results of field compaction test

Division Before dynamic replacement After dynamic replacement
Water content
(%)
Dry unit weight
(kN/m3)
Water content
(%)
Dry unit weight
(kN/m3)
1 10.8 17.65 3.3 20.92
2 2.9 18.64 2.8 18.77
Avg. 6.85 18.14 3.05 19.84

4.2.2 평판재하시험

동치환 적용 후 설계지지력 확인을 위하여 평판재하시험을 수행하였다. 침하량 측정은 다이얼게이지 4개를 대각선으로 설치하여 측정하였으며, 재하판의 크기는 직경 750mm 원형판을 사용 하였다. 시험은 응력제어방법(stress control method)에 따라 실시하였으며 설계하중의 약 3배를 5∼8단계로 나누어 단계적으로 하중을 가하였다. 또한 침하량의 측정은 하중을 재하한 후 0, 1, 2, 3, 5, 10, 15분 간격으로 측정하였으며 좌우 두 개의 다이얼 게이지로 측정한 후 평균치를 사용하였다. Fig. 11은 평판재하시험 전경을 나타낸 것이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F11.jpg
Fig. 11.

Plate bearing test after dynamic replacement

평판재하시험 수행 후 단기허용지지력은 항복하중 강도로 결정하였으며, 장기허용지지력은 항복하중의 1/2, 극한하중의 1/3, 침하량 25mm에 대한 하중의 1/1.5 등을 이용하여 결정하였다. Fig. 12는 동다짐 전후의 극한하중과 항복하중 결과 값을 나타낸 것이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F12.jpg
Fig. 12.

Ultimate bearing capacity and settlement through PBT test

평판재하시험 분석결과 동치환전 극한강도(qu.rock)는 976.96 kN/m2, 항복강도는 745kN/m2이었으나 동치환후 극한강도(qu.rock)가 1,222.31kN/m2∼1,358.81kN/m2로 평균 1,287.45 kN/m2로 나타나 설계하중 기준인 400kN/m2에 대해 만족하는 결과를 보였다. 극한하중강도 증가율은 극한하중강도 값을 식 (8)을 이용하여 도출하였다.

$$BCR(\%)=\frac{q_{u(ur)}-q_{u(rock)}}{q_{u(ur)}}\times100\%$$ (8)

Table 8에 평판재하시험결과 동치환 전, 동치환 후의 극한하중강도 값 및 극한하중강도 증가율(BCR) 산정 결과를 나타내었다.

극한하중강도 증가율은 25.15%∼39.13%의 범위를 보였으며, 평균적으로 31.82% 증가하는 것으로 나타났다.

또한 평판재하시험결과 동치환 전(Se.ur) 극한하중강도에서 약 74mm의 침하량을 보였다. 동치환 후(Se.rock)에서는 4.9mm∼5.5mm의 침하량을 보였으며 평균 5.2mm 침하하는 것을 알 수 있었다.

식 (9)를 통하여 침하량 감소율(SRR)을 도출하였으며 Table 9에 평판재하시험결과 동다짐 전, 동다짐 후의 침하량 값 및 침하량 감소율(SRR) 산정 결과를 정리하였다.

Table 8. Calculation results of bearing capacity ratio

Test
result
Bearing capacity BCR
(%)
qu.rock (kN/m2) qu.ur (kN/m2)
1 1222.31 976.66 25.15
2 1281.22 976.66 31.18
3 1358.81 976.66 39.13
Avg. 1287.45 976.66 31.82

Table 9. Calculation results of settlement reduction ratio

Test
result
Settlement SRR
(%)
Se.rock (mm) Se.ur (mm)
1 5.5 74 92.6
2 5.2 74 93.0
3 4.9 74 93.4
Avg. 5.2 74 93.0

$$SRR(\%)=\frac{Se_{(ur)}-Se_{(rock)}}{Se_{(ur)}}\times100\%$$ (9)

침하량 감소율은 92.6%∼93.4%의 범위를 보였으며 평균적으로 93.0% 감소하는 결과를 얻을 수 있었다.

4.3 수치해석을 통한 침하량 비교

현장 계측치와 해석을 통한 침하량과의 비교를 위하여 수치해석을 진행하였다. 해석은 Midas GTX NX(ver. 280)을 사용하였으며 적재층, 매립층, 풍화토층, 기반암층으로 지반을 구성하였다.

지반개량은 직경 1.0m의 동치환을 4.0m 간격으로 5.0m 치환하였으며 개량심도는 현장에서와 동일한 10m로 모델링하였다. 지반조건은 가장 취약한 상태 포화조건에서 해석하였다.

매립층은 지반 특성 변화값에 따라 변형계수 40MPa, 포아송비 0.35를 적용하였다. 동치환으로 개량된 표층은 변형계수 130MPa, 포아송비 0.35를 적용하였다. 적용된 물성값은 쇄석으로 포설된 철도 노반층의 변형계수와 포아송비를 적용한 값에 해당한다. 내부마찰각은 현장에서 확인된 N값을 이용하여 Dunham, Peck, Ohsaki방식에 따라 산정하였으며 이 중 최솟값을 적용하였다.

상부 적재하중은 45m, 적재층의 최상부 수평거리는 20m, 하부 수평거리는 130m이며 지반모델링 좌우측 수평거리는 영향범위를 고려하여 200m로 설정하였다. 좌우측 경계조건은 수평방향 변위를 구속하였으며 기반암 하부는 수평 및 수직방향을 구속하여 반무한공간의 표면에 하중을 받는 Airy stress function 모델을 적용하였다. 지층상태는 치환층, 매립층, 풍화토층, 점토층, 풍화암층, 기반암층으로 50m 깊이 까지 적용하였다. 적재시설은 공용중 외부로 이산되는 것을 방지하도록 모델링하였다. 해석모델링 조건은 Fig. 13과 같다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F13.jpg
Fig. 13.

Modeling for soft ground improvement in construction area

수치해석은 시공단계에 따라 원지반 조성, 적재하중 상치, 일정기간 방치 순서로 진행하였으며 하중단계별로 적재물의 자중에 의한 연직축의 침하량을 산정하였다.

침하량은 중앙부 지표면, 중앙부 지반개량층 하부, 지표면 사면부, 적재물 양측 끝단을 분석하였다. 그 결과 하중이 집중된 중앙부위가 가장 많이 침하되었고 측면부로 갈수록 연직변위는 점차 감소하는 경향을 나타내었다. 단기 재하시 침하량은 중앙부 지표면에서 94.2mm 발생하였으며, 적재물 사면부 끝단 지표면에서 4.9mm 발생하였다. Table 10은 시간에 따른 침하량 결과를 나타낸 것이다.

Table 10. Estimated various settlements for coal storage yard

Period Center of the dynamic
replacement (mm)
Edge of ground surface
slope (mm)
Edge of loading
slope (mm)
top bottom left right left right
Initial condition 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0 0.0
Immediately after loading 27.0 12.0 12.0 18.2 2.1 2.9
Short term settlement 94.2 50.9 47.4 72.0 0.2 4.9
Long term settlement 248.5 134.7 115.0 169.8 178.6 203.5

4.4 동치환공법의 현장 적용성 분석

4.4.1 동치환공법 적용 지반의 타격 효율

동치환에 적용된 타격에너지로 타격한 타격횟수는 다짐효과와 관계가 있으며 다짐효과는 타격지점에 가해지는 타격에너지에 따른 지반의 한계체적 변화와 밀접한 관계가 있다. 타격횟수에 따른 관입량은 비례관계를 보이며 이에 따라 지반의 융기도 비례하여 증가하였다. Fig. 14와 같이 타격횟수 10회 이상부터 총 부피는 증가하며 관입량은 점차 감소하는 경향을 보인다. 또한 타격회수 18회 이상부터는 지반의 융기가 점차 더 커지는 경향을 보였다.

예비 동치환 실험결과에 따르면 현장의 지반조건에서 동치환공법에 의한 타격횟수는 17∼18회가 적정한 것으로 나타났다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F14.jpg
Fig. 14.

Monitoring around crater after dynamic replacement

4.4.2 동치환공법에 따른 주변 지반 거동 및 원지반 침하량

동치환공법 적용시 타격으로 인한 지반거동을 측정하기 위하여 12개의 지표 변위 말뚝을 설치하였으며 타격 횟수에 따라 타격홀의 직경 및 말뚝의 지반거동을 측정하였다. Fig. 15는 타격지점에 대한 변위말뚝의 설치 모식도를 나타낸 것이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F15.jpg
Fig. 15.

Test survey peg for monitoring of heaving

다짐으로 인한 12개 말뚝이 설치된 지점의 지반거동은 타격횟수에 따라 지반고가 초기 26.31m에서 23.88m까지 감소하였다. 타격에 따른 지반변위는 Fig. 16과 같다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F16.jpg
Fig. 16.

Ground displacement with number of blows

최적의 동치환량을 확인하기 위하여 동치환에 따른 원지반의 침하량을 확인하였다. 최적의 치환량은 다짐을 통해 생성된 crater의 체적과 융기가 발생한 체적의 비로 확인하였다. 17회∼18 회 다짐 시 1개의 crater 체적은 약 23m3로 계산되었으며 융기된 체적은 1.5m3으로 확인되어, 동치환 효율은 106%로 나타났다. 동치환 공법은 중추 무게 210kN, 낙하고 5∼25m를 3단계로 구분하여 타격하였을 경우 지반의 목표 허용지지력인 qa=400kN/m2 이상의 지지력을 확보하는 것으로 나타났다.

동다짐 개량심도 산정시 동다짐 계수 Cn을 0.35∼0.4로 제시하고 있다. 이는 포화도가 낮은 점성토지반을 대상으로 동다짐공법을 적용한 경우이며 이를 동치환에 관한 지반실험계수로 환산하면 Cnr은 0.14∼0.32로 적용할 수 있다(Yoo, 2017). 암버력으로 개량된 연약지반의 경우 동치환 심도를 얻기 위해서는 낙하에너지인 중추의 무게, 낙하고에 해당하는 WH를 1.5배 이상 증가시켜야 하며, 계측을 통한 에너지 조정이 필수적이다.

이 연구에서 시험한 결과를 바탕으로 암버력 지반의 동치환공법시 지반 실험계수 CDR 값은 Table 11과 같으며, 암버력의 입도분포 범위는 현장 암버력의 입도범위를 고려하여 Fig. 17과 같이 제안하였다.

Table 11. Recommended CDR value for various types of soil for dynamic replacement method

Soil type Degree of
saturation
Recommended
CDR value
Pervious soil deposits -
granular soils
Saturated 0.4
Low 0.3∼0.5

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180401/images/kgss_18_04_01_F17.jpg
Fig. 17.

Range of particle distribution for dynamic replacement method

5. 결 론

이 연구는 연약지반 개량시 암버력 동치환공법에 의한 개량효과를 검토하고자 수행하였다. 암버력을 재활용하여 합리적인 지반보강 방안 수립하고자 실내시험 및 현장시험을 통하여 지반의 지지력과 침하량을 산정하였다. 동치환 후 현장계측과 수치해석을 통하여 연약지반의 개량효과를 검토하였으며 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 암버력 동치환공법 적용 지반에서 현장밀도시험 결과 건조단위중량이 1.1∼1.5배 증가하는 것으로 나타났다. 또한, 평판재하시험 결과 개량전과 비교하여 지지력이 평균 30% 가량 증가하는 것을 확인할 수 있었으며 허용지지력을 만족하였다.

(2) 동치환공법에 의한 침하량은 수치해석과 현장계측 결과가 유사한 경향을 보였으며 허용 침하량 100mm 기준을 만족하였다. 또한 동치환 전후의 평판재하시험 결과를 통해 개량 전과 비교하여 침하량은 약 93% 가량 감소함을 확인할 수 있었다.

(3) 동치환공법 적용시 타격횟수에 따른 관입량은 비례관계를 보였으며 타격횟수에 비해 관입 체적량이 감소할 때 지반의 융기가 증가하는 것으로 나타났다. 총타격횟수에 따른 체적량과 관입체적량이 일치할 때 최적의 관입효율을 보였다. 따라서 총 타격횟수에 따른 체적과 관입체적량과의 관계는 지반개량 확인 지표로서 활용이 가능함을 확인하였다.

(4) 암버력이 매립된 연약지반의 동치환공법 적용시 암버력은 최대입경 100mm이하, D90은 80mm이하, D15는 30mm이상의 입도범위와 0.3∼0.5 범위의 지반실험계수(CDR)를 적용할 것을 제안한다.

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