1. 서 론

쇄석다짐말뚝(Granular compaction pile, 이하 GCP)은 유럽에서 최초 개발된 연약지반 개량공법으로 점토로 구성된 연약지반 및 실트질 또는 느슨한 사질토지반의 개량을 목적으로 한다. 이 공법은 1930년대 프랑스에서 유기질 지반을 개량하기 위해 최초로 적용되었으며, 일반적으로 연약지반의 압밀촉진에 의해 지반의 강도증진을 위해 사용된다. 최근에는 SCP(Sand compaction pile, 이하 SCP)공법의 모래 수급문제를 대체하기위한 대안 공법으로 적용빈도가 증가하는 추세이다(Lee J. E., 2019). GCP 공법은 쇄석이나 모래와 같은 조립토로 구성된 말뚝이 연약지반을 10∼35%가량 치환하여 복합지반을 형성함으로써 지지력, 전단강도를 증가시키며, 압밀침하시간을 단축시키고 침하량을 저감시킬 수 있는 공법이다(Lee, C. H. et al., 2005). 일반적인 연약지반 개량공법으로는 배수촉진, 선행재하, 준설 및 고결공법 등 여러 가지 공법들이 적용되어 왔으나, Fla ash와 같이 압축성이 크고 입도분포가 균등하며, 점토크기의 입도를 갖는 물리적 특성을 살펴볼 때 침하촉진에 의한 개량방법보다 SCP 또는 GCP공법에 의해 복합지반을 형성하여 전단강도를 증가시키는 방법이 효과적으로 볼 수 있다. Barksdale and Bachus(1983)의 보고에 의하면 GCP공법의 개념은 프랑스에서 군사시설을 대상으로 처음 적용되었으며, 이후 1938년 독일에서 임의 심도의 비점착 지반에서 다짐이 가능한 장비가 개발된 이후 1960년대 쇄석을 채움재로 사용하기 시작하였다. 연약지반에서 GCP의 거동 특성과 관련된 이론들은 Houghes et al.(1975)의 연구를 시작으로 지난 30여년 동안 미국과 유럽을 중심으로 이론･실험적으로 이루어졌으나 현재 이론에 의한 시공보다 시공기술자에 의한 경험적인 시공이 이루어지는 것이 현실이다(Lee, J. E., 2019). 국내에서 GCP공법은 1990년대 들어와서 시험시공 및 연구결과가 발표되기 시작하였는데, Chung, C. H.(1993)는 국내 건설현장에서 원지반과 GCP시공구간의 평판재하시험을 실시하여 단일GCP의 극한지지력을 이론식과 비교한 바 있다. Lee, Y. J.(1996)는 Ranjan et al.이 제시한 지지력계산 방법 검토를 통해 새로운 지지력 공식을 제시한 후 Ranjan et al.의 지지력공식과 비교한 바 있다. Chun. B. S. et al.(2000)은 모형토조 실험을 통해 GCP와 SCP의 침하량을 비교･분석하였는데 GCP설치시 침하량은 SCP대비 약 20% 저감효과와 평판재하시험 결과를 통해 지지력 증가를 보고하였다.

각종 Plant 시설 등에서 발생하는 Fly ash는 콘크리트 혼화재, 시멘트 원료 등으로 재활용되고 있으나 그 물량은 국내기준으로 약 25%정도에 그치며 대부분 매립되고 있는 실정이다. 현재까지 국내에서 Fly ash 매립지에서의 지반개량 사례가 전무하나 건설규모의 확대와 양질의 부지확보가 점차 곤란해짐에 따라 함에 따라 향후 Fly ash 매립지역에서 안정적이고 경제적인 지반개량 방안의 제시가 점차 요구될 것으로 판단된다.

따라서 본 연구에서는 Fly ash로 매립된 연약지반 개량을 목적으로 GCP를 시공한 사례를 기반으로 지지력 및 침하량을 이론식에 의해 평가한 후 평판재하시험 및 콘 관입시험을 실시하여 Fly ash매립지반에서의 적용성을 평가하고자 한다.

2. GCP공법의 기본 이론

2.1 등가원주(Unit cell)

GCP의 삼각형 배치에서 각각의 GCP 인접지반에 영향을 주는 면적은 규칙적인 육각형 형태이지만, 등가원 개념으로 표현이 가능하고, GCP 유효등가직경(D_e)은 배치간격(s)과 배치구성에 따라 상이함으로 식 (1) 및 식 (2)와 같다.

여기서, D_e : GCP의 유효등가직경

s : GCP의 중심간 간격

GCP의 중심간격 s는 배치간격으로 하나의 GCP와 영향면적 지반을 둘러싼 D_e를 가지는 등가원통내의 영역을 등가원주라(Unit cell)이라 한다. 등가원주의 주변지반의 전단응력은 0이고 GCP주변에 대칭적으로 위치한 마찰력이 0인 강성의 외벽을 갖는 원기둥 모양으로 개념화 할 수 있다. GCP 영향면적에 대한 쇄석으로 치환한 면적의 비가 치환율(A_s)이며, 식 (3), 식 (4)와 같이 나타낼 수 있다.

여기서, A_s : GCP의 면적

A : 등가원주 내부의 총면적

A_c : 주변지반의 면적(A-A_s)

D : 다져진 GCP의 직경

C₁ : π/4(삼각형배열), $\pi /2\sqrt{3}$(4각형배열)

2.2 응력집중

GCP의 강성은 주변지반의 강성보다 크기 때문에 적용된 하중의 큰 부분이 GCP로 전이되는데 점토의 압밀처럼 시간 의존적 하중전이는 주변지반의 침하감소와 추가적인 부마찰력의 발현으로 인해 원지반으로부터 GCP로 전이된다(Ministry of Oceans and Fisheries, 2001). 등가원주 내부의 수직응력 분포는 식 (5)와 같이 응력분담비로 표현할 수 있다.

여기서, σ_s : GCP의 응력

σ_c : 주변지반의 응력

2.3 극한지지력

GCP의 파괴형태는 대부분 벌징파괴(Bulging failure)이며, GCP를 지지하는 수평 구속압은 극한수동저항으로 표현한다. 대다수의 이론은 연약한 흙으로 둘러진 단일 GCP의 극한지지력을 추정하기 위해 제안되었는데 초기 거동해석에 대한 대부분의 해석은 GCP와 주변지반 모두 파괴된다고 가정한다. GCP를 지지하는 측방구속응력(σ₃)는 일반적으로 GCP의 팽창에 대한 주변지반의 극한 수동저항으로 GCP를 파괴상태로 가정하므로 최대수직응력(σ₁)은 식 (6)과 같이 GCP의 수동토압계수(K_p)와 측방구속응력(σ₃)을 곱한 것으로 표현할 수 있으며, GCP의 극한지지력 산정을 위한 방법들을 요약하면 다음과 같다.

여기서, Ø_s : GCP의 전단저항각(°)

Vesic(1972)은 흙의 전단저항각과 점착력을 포함하는 지반의 초기거동을 원통의 공동확장 이론으로 설명하였는데, 원통은 탄성 또는 소성을 지니고 무한히 길다는 가정을 하였다. 이로 인해 지지력 감소가 예상되는 소성영역은 고려되지 않았으며, 주변지반에 의해 발생되는 최대측방저항(σ₃)에 수동토압계수를 고려하여 식 (7)과 같이 제안하였다.

여기서, c_u : 주변지반의 비배수전단강도

$F_c^{\text{'}},F_q^{\text{'}}$ : 공동확장계수(Cavity expansion factor)

q_ave :　등가파괴심도에서의 등방응력

(=(σ₁+σ₂+σ₃)/3)

Hughes and Withers(1974)는 GCP의 팽창파괴를 Pressure meter test의 팽창거동과 동일한 것으로 보고 식 (8)과 같이 극한지지력 산정식을 제시하였다.

여기서, σ_r0 : 초기 유효방사응력

E_c : 점성토 지반의 탄성계수

ν : 점성토 지반의 포아송비

2.4 침하량

Priebe(1976)은 GCP로 개량된 지반의 침하를 예측하기 위해 단위 셀 모형을 이용했으며 다음과 같은 가정을 하였으며, 식 (9)와 같이 침하량 예측식을 제안하였다.

① GCP는 삼축응력상태에서 소성변형 상태이다.

② 단위 셀 속의 흙은 탄성재료로 이상화된다.

③ 쇄석과 주변지반의 연직침하는 동일하다.

④ 두 재료는 균등한 응력이 가해진다.

⑤ 쇄석기둥은 강성층에 선단 지지한다.

여기서, S_t :　GCP로 개량된 지반의 침하량

S_u : 개량 전 지반의 침하량(S_u=σl/E_c)

σ : 작용하중

l : 연약층 두께

E_c : 연약층 점토의 탄성계수

n : 침하량 개량개수

침하량 계수(n)는 원지반의 포아송비, 쇄석의 전단저항각, 면적치환율 등을 고려하여 식 (10)과 같이 나나낼 수 있다.

여기서, F : $\frac{1-{\mu }^2}{1-\mu -2{\mu }^2}·\frac{(1-2\mu )(1-a_s)}{1-2\mu +a_s}$

Table 2. Condition of Plate bearing test 3. 현장개요 및 지반개량 평가방법

3.1 개요

본 연구의 사례현장은 인도 최대주인 Lucknow에서 남동쪽으로 약 400km에 위치한 Utta Pradesh주 Sonebhadra지구에 위치하고 있으며, 660MW급 2호기 석탄화력 발전소 건설 현장이다. 현장 일부구간에서 발견된 Fly agh층의 지반개량을 위해 시추조사 2회, 시험터파기 1회, 콘 관입시험(Cone penetration test, 이하 CPT)을 GCP 시공 전･후 각각 5회, 평판재하시험(Plate bearing test; PBT)을 시험시공구간 1개소, 본시공 구간에서 단일말뚝과 무리말뚝으로 구분하여 각각 1개소씩 실시하였다.

3.2 Fly agh 매립지역 지반조사

Fig. 1은 시추조사 결과로 Fly ash가 원지반에서 GL(-)5.5m∼10.0m에 분포하고, 지하수위는 원지반 하부 GL(-)5.5m∼8.0m에 존재하였으며, 시추조사와 함께 표준관입시험(Standard penetration test, 이하 SPT)을 실시한 결과 Fly ash층의 N값은 8/30∼26/30으로 Silt/clayed silt층과 유사한 값을 보였다. 원지반 강도정수는 CPT 및 직접전단시험, 삼축압축시험(UU Test)에 의해 결정하였으며, Fig. 2는 심도별 평균 콘 저항값(q_c)을 나타낸 것으로 Fly ash층의 q_c는 50.99tonf/m²∼209.94tonf/m²(0.5∼2.0Mpa)로 나타났다. 또한 CPT시험의 결과는 Fly ash 매립지반의 GCP 시공 길이 판단 자료로 활용하였으며, Table 1은 GCP설계에 사용된 토질정수를 요약한 것이다. GCP의 지지력 및 침하량 해석에 사용된 프로그램은 GCP 범용 프로그램인 GeoLogismiki Co. ltd.의 Stone C로 등가원주개념, 말뚝 배치간격, 기초형상 및 응력집중을 고려할 수 있으며, 지지력 이론 및 탄성이론 등을 적용하여 개량된 지반의 강도정수, 지지력, 말뚝 중심부 및 외곽부의 침하량 계산이 가능하다.

Fig. 1.

Results of SPT and borehole investigation

Fig. 2.

Average eCPT plot of before ground improvement

Table 1. Soil parameters of soft ground

3.3 시공현황

쇄석다짐말뚝은 상부지반에 구조물 기초가 직접 접하는 부분에서는 Fig. 3과 같이 직경이 800mm로 말뚝간 중심간격 2.2m의 삼각형 배열로 시공하였으며, 상부구조물의 기초가 직접 접하지 않는 부분에는 액상화 등의 위험요소를 고려하여 다소 느슨한 2.7m간격으로 시공하였다. GCP의 시공길이는 지반조사 결과를 토대로 원지반 상부에서 10.0∼12m의 길이로 시공하였다.

Fig. 3.

Disposition and Construction Section of GCP

3.4 재하시험

Fly ash매립지역에 시공된 GCP의 지지력을 확인하기위한 방법으로 평판재하시험을 실시하였다. 시험방법은 현지 시험규정인 India Standard IS 5284-2003에 따라 Initial single column load test(이하 ILT)와 Routine group column load test(이하 RLT)로 각각 진행하였다.

ILT 방법은 GCP의 침하량과 하중의 상관관계를 이용하여 지지력을 평가하는 시험시공 말뚝(Initial pile)으로 Fig. 4와 같이 단일 GCP에 대해서 수행하며, RLT방법은 시공이 완료된 GCP의 품질확인을 위해 실시하는 실험으로 Fig. 5와 같이 무리말뚝을 대상으로 한다. 여기서, 구조물 기초가 건설되는 구간(본시공 구간)에서는 실험결과의 객관성을 확인하고자 단일 GCP와 그룹 GCP로 구분하여 각각 1회씩 시행하였는데, 본시공 구간에서의 재하하중은 말뚝의 파손을 방지하기 위해 RLT방법을 적용하였다. 한편, 시험시공 구간에서는 ILT방법을 적용하였다. Table 2는 각 시험별 하중선정 결과를 나타낸 것으로 등가유효(D_e) 영향범위를 선정하여 개별말뚝 및 무리말뚝 당 시험하중 및 최대하중을 선정하였다. 설계하중 이상의 항복하중 또는 극한하중을 적용하지 않은 이유로는 본 실험이 설계지지력의 검증과 시공된 GCP의 시공건전성 확인을 목적으로 하기 때문이다.

Fig. 4.

Schematic diagram of Plate bearing test (Single column lead test)

Fig. 5.

Schematic diagram of Plate bearing test (Group column lead test)

ILT의 하중재하 방법은 유압 Jack을 이용하여 각 하중 단계별 설계하중의 20%씩 Table 2의 시험하중까지 증가시켰으며, RLT는 설계하중의 20%씩 증가시켜 침하량이 수렴하는 시점 또는 시간당 0.2mm 이하의 침하량을 나타내는 경우에 다음 하중단계로 넘어가는 순서로 진행하였다. 하중재하는 ILT는 총 10단계, RTL은 총 12단계로 단계재하 하였으며, 두 경우 모두 최대하중 이후 20%씩 하중을 모두 제하(Unloading)한 후 시험을 종료하였다.

Table 3. Soil parameter and bearing capacity of after improvement 4. 개량효과분석

4.1 극한지지력

Fig. 6은 Stone C Program해석에 입력된 Model로서 4.63m의 정방형 기초에 GCP를 2.2m 간격으로 배치하고 Tabla 1의 개량되기 전 원지반(Fly ash 및 Clay silt층) 토질정수를 사용하여 GCP 시공 이후의 개량된 각 지층의 토질정수를 Table 3과 같이 얻을 수 있었다. 이후 개량된 토질정수를 이용하여 극한지지력을 계산하였을 때 GCP로 개량된 지반의 극한지지력은 49.6tonf/m²이며, 안전율 3을 고려한 허용지지력은 16.5tonf/m²으로 설계하중 15.0tonf/m²을 상회하는 것으로 나타났다. GCP시공에 따라 Clay silt층의 Fly ash층의 전단강도는 증가하였는데, Fly ash층은 시공시 다짐 및 복합지반 형성에 따른 전단저항각의 증가를 원인으로 볼 수 있다. 한편 GCP의 시공길이가 Clay silt층까지 시공됨에 따라 Clay silt층의 점토성분이 GCP의 사실성분으로 치환됨에 따라 점착력은 감소한 반면 전단저항각이 크게 증가하여 전단강도를 개선시킨 것으로 판단된다.

Fig. 6.

Analysis model in STONE C program

4.2 침하량

Fig. 7은 Priebe의 침하량 산정방법을 적용하여 개량전･후의 침하량을 심도별로 나타낸 것으로 Fly ash로 매립된 지층의 개량효과는 표층부에서 최대 약 4cm이상 개선되었다. Table 4는 개량된 지반 상부에 상부구조물을 축조되었을 때 기초의 중심부와 외곽부를 구분한 침하량을 나타낸 것으로 기초의 중심부에서 약 40mm, 외곽부에서 약 18mm가량 침하량이 감소하는 것으로 나타났다.

Fig. 7.

Comparison of settlement before and after GCP Installation by STONE C

Table 4. Comparison of settlement in before and after improvement by Stone C

4.3 재하시험 결과

단일말뚝시험은 시험시공구간 1개소, 시공구간(Working pile) 2개소에서 진행하였다. Fig. 8은 각 시험별 하중-침하관계를 나타낸 것으로 시험시공구간의 단일말뚝 PBT-IS는 시험하중 95ton(21.67tonf/m²)에서 3.32mm의 침하량을 보였으며, 구조물기초구간의 단일말뚝 PBT-WS는 시험하중 72ton(17.18tonf/m²)에서 3.16mm의 침하량을 나타냈다. 구조물기초 구간에서 무리말뚝시험인 PBT-WG는 최대하중 240ton(19.09tonf/m²)에서 11.4mm의 침하되는 것으로 나타났다. 이를 India Standard IS 1888-1982에 의한 식 (11)의 기초 및 평판의 크기를 고려한 침하량으로 환산하여 요약하면 Table 5와 같다.

여기서, B : 기초의 크기

B_p : 평판의 크기

S_p : 평판의 침하량

S_t : 기초의 환산침하량

Fig. 8.

Result of plat bearing capacity test

Table 5. Result of settlement by Plate bearing test

평판재하시험의 침하량을 실제 기초의 침하량으로 환산한 결과 무리말뚝의 경우 11.9mm 단일말뚝의 경우 3.7mm∼3.9mm의 침하가 발생하여 모두 침하 기준치를 만족하는 것으로 나타났다. 여기서 무리말뚝의 침하량이 단일말뚝의 침하량보다 약 3배가량 크게 나타났는데 이는 단일말뚝의 등가원주 크기의 평판을 사용한 반면 무리말뚝 시험의 경우에는 3개의 GCP의 등가원주면적 보다 작은 평판을 사용한 결과에서 기인된 것으로 판단된다.

4.4 지반개량 효과 분석

Fly ash로 매립된 지반에서 GCP시공에 따른 지반개량 효과를 분석하고자 시험시공 전･후 CPT를 각각 5회 실시하였다. Fig. 9는 시공전･후의 지층별 관입저항치(q_c)를 나타낸 것으로 GCP시공에 따른 Fly ash지반의 강도는 약 250%∼500%가량 개량된 것을 확인할 수 있었다. 이것은 GCP시공에 따라 주변 Fly ash층이 조밀해 짐에 따라 주변지반의 밀도 증가와 전단저항각이 증가하여 강도증가에 기여한 것으로 판단된다.

Fig. 9.

Variation of cone resistance value for before and after improvement by CPT

5. 결 론

본 연구에서는 Fly ash로 매립된 지반에서 GCP를 적용하여 지반개량 효과 및 기초지반으로서의 활용성을 해외 현장사례를 통해 확인하고자 하였다. CPT 및 시추조사를 통해 Fly ash층 및 원지반의 공학적 특성을 확인하였으며, 이론식을 기반으로 한 STONE C 프로그램을 이용해 GCP시공시 전단강도 개선효과 및 지지력, 침하량을 예측하였다. 이와 함께 시험시공 및 본 시공 구간에서 평판재하시험을 실시한 결과 다음과 같은 결과를 얻을 수 있었다.

(1) 이론식을 기반으로 한 STONE C 해석 결과 GCP시공에 따라 Fly ash층의 전단강도는 복합지반 형성 및 다짐에 의해 크게 향상된 것으로 나타났으며, GCP중심부의 예측된 침하량은 개량전 65.2mm에서 21.4mm로 약 300%가량 개선되는 것으로 나타났다. 또한 평판재하시험 결과 설계하중에 대한 환산 침하량이 3.9mm∼11.9mm로 허용침하량 40mm 이내에 만족하는 것으로 나타났다.

(2) STONE C 해석에 의한 GCP시공 후 허용지지력은 16.5tonf/m²으로 설계하중 15.0tonf/m²을 상회하는 것으로 나타났으며, 평판재하시험을 통해 지지력 및 침하를 평가한 결과 시험하중 72ton∼240ton에 대해 침하량은 모두 허용침하량 이내로 평가되어 구조물 기초지반으로서의 적합함을 확인할 수 있었다.

(3) 시공 전･후 CPT를 각각 5회 실시한 결과 GCP시공 후 콘관입저항(q_c)은 심도에 따라 약 250%∼500% 개량된 것으로 나타났다. 이것은 GCP시공에 의한 복합지반 형성과 주변지반의 밀도가 증가함에 따른 결과로서 Fly ash매립지에서 GCP에 의한 지반개량 효과가 우수함을 알 수 있었다.