Research Article

Journal of the Korean Geosynthetics Society. September 2020. 35-44
https://doi.org/10.12814/jkgss.2020.19.3.035


ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 기존 연구의 고찰

  •   2.1 측방유동의 메커니즘

  •   2.2 성토지반의 안정관리

  • 3. 실내모형실험

  •   3.1 모형지반 및 DCM 개량체

  •   3.2 모형실험장치

  •   3.3 실험방법 및 내용

  • 4. 실험결과 및 분석

  •   4.1 무보강 지반의 거동

  •   4.2 개량체 형식에 따른 지반의 거동

  • 5. 결 론

1. 서 론

연약한 해성 점성토 지반에 도로나 제방, 방파제와 같은 토목 구조물을 축조할 경우 연약지반은 과도한 침하 및 변형이 발생하게 된다. 즉, 연약 점성토 지반에 편재하중이 작용하게 되면 지반에서는 연직 변위인 침하현상이 발생함과 동시에 이로 인해 지반 중에 수평 변위인 측방변형이 발생하게 된다. 이때 연직 변위인 침하 현상은 주로 지반 상에 축조된 토목 구조물의 안정성에 영향을 미치게 되지만 지반 중에서 발생되는 측방변형은 인접한 지하구조물이나 기 설치된 연약지반 개량체의 변형을 야기시켜 안정성에 영향을 미치게 되며 그 발생량이 과도할 경우 지중 구조물의 파괴까지 초래할 수 있다.

이러한 연약지반의 측방변형 현상을 측방유동 또는 소성유동이라고 일컫기도 하는데 이는 연약지반 상에 하중이 증가하여 어느 시점에 이르게 되면 과잉간극수압이 급증하여 지반의 강도가 저하되고 소성영역이 확대되어 점차 소성평형상태로 이전되는 현상으로 정의한다. 즉, 과잉간극수압의 소산에 필요한 충분한 시간이 지나기 전에 재하하중을 지속적으로 증가시키면 지반 내의 과잉간극수압이 증가하게 되어 측방 유동압(Lateral flow pressure)이 발생되고 이로 인해 측방유동현상이 발생하게 된다. 이와 같은 측방유동에 의한 연약지반 및 연약지반 상 구조물의 피해사례는 국내외에서 다수 보고되고 있다(Hong et al., 2001a; 2001b).

상재하중으로 인한 연약 점성토 지반의 과도한 침하 및 측방 유동으로 인한 피해를 최소화하기 위하여 대표적으로 적용되는 보강 공법에는 성토지지말뚝공법이 있다. 성토지지말뚝공법은 주로 연약층을 관통하여 지지층에 관입시켜 상재하중을 지지하게 함으로써 상재하중으로 인한 연약 점성토 지반의 침하 발생을 저감시키게 하며 이로 인해 측방유동 발생량을 최소화할 수 있다. 성토지지말뚝공법은 사용되는 말뚝의 재료와 시공방법에 의해 여러 가지로 나눌 수 있는데 최근 우리나라에서는 경제성과 시공성을 고려하여 DCM공법이 주로 적용되고 있는 추세이다.

DCM 공법은 시멘트나 석회 등의 개량재를 원지반과 혼합하여 고화 처리하는 기술로써 원지반의 역학적 특성이나 물리적 특성을 개선하여 지반의 지지력을 증대시킴으로써 지반의 변형 및 침하를 방지하는 공법이다. 즉 본 공법에서 사용되는 시멘트 및 석회 등의 고화제와 원지반의 토립자 및 물과의 화학반응에 의한 반응 생성물질들이 원지반의 토립자 간 결합력을 증대시켜 지반의 강도가 증가되며, 반응생성물에 의한 간극의 충진 및 밀실화에 의해 투수계수가 감소되는 효과를 얻을 수 있다. DCM 공법은 일종의 혼합처리공법으로 지반 심도 20m를 넘는 심층까지 개량할 수 있는 심층혼합처리(Deep Soil Mixing Method)의 병행기술로 구분 지을 수 있다. 한편, DCM 공법은 그 개량 형식에 따라서 말뚝식, 벽식, 격자식 등으로 구분하여 시공하기도 하는데 적용 현장의 개량 목적이나 원지반 조건, 시공성과 경제성 등을 고려하여 최적의 형식을 선택하는 것이 중요하다.

본 연구에서는 연약지반에 설치된 DCM 개량체의 개량효과를 개량형식에 따라 정량적으로 비교하기 위하여 일련의 실내모형실험을 수행하였다. 즉, 무보강 및 3종류의 DCM 개량체 형식에 대한 상재하중 재하에 따른 지반 거동을 재현하고, 지반의 침하량 및 측방변위량을 분석함으로써 DCM 개량형식에 따른 연약지반의 거동을 평가하였다.

2. 기존 연구의 고찰

2.1 측방유동의 메커니즘

Leroueil et al.(1990)은 측방유동에 의한 연약지반 변형거동의 과정을 Fig. 1과 같이 재하시점부터 한계하중까지의 거동(OA)과 그 이후부터 극한하중까지의 거동(AB), 그리고 극한하중 이후의 장기 배수거동(BC)의 3단계의 순서를 거치는 것으로 설명하였다. 재하초기(OA)에는 간극수압의 소산이 없는 K0 상태로 탄성적인 침하만이 인식되어 지고, 하중의 증가에 따라 유효응력이 증가하여 어느 한계치를 넘게 되면(AB) 토립자가 항복하여 압축성이 급증함과 더불어 측방 변위량의 증가가 시작된다고 하였으며, 대부분의 측방유동은 이 구간에서 발생된다고 하였다. 이와 같이 지반이 탄성의 상태에서 소성의 상태로 바꿔지는 시점의 응력을 한계하중으로 규정할 수 있다. Tschebotarioff(1973)는 전단변형이 시작되는 점의 응력을 한계하중으로 규정하고, 그 이후부터는 측방 변위량이 급격한 증가경향을 나타낸다고 하였다. 이러한 한계하중은 점성토 지반의 비배수 전단강도를 기준으로 정의하고 편재하중이 한계하중을 초과할 경우 측방유동의 가능성이 있다고 판정한다. 또 소성평형의 상태에서 지반의 침하량과 측방 변위량이 극단적으로 증대하여 국부적인 활동파괴를 나타낼 때의 하중을 극한하중으로 규정하였다.

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Fig. 1.

Relationship of settlement and lateral displacement on soft ground (Leroueil et al., 1990)

한계하중 및 극한하중은 지반의 탄성평형과 소성평형상태에서의 재하중과 지반의 전단저항의 관계로부터 이론제안식과 실험결과에 의해서 결정할 수 있으며, Table 1은 기존에 제안된 한계하중과 극한하중의 산정식을 나타낸 것이다. 여기서, cu는 점토의 비배수강도, B는 재하폭, H는 토층의 두께이다.

Table 1.

Theoretical formulas on calculation of critical surcharge and ultimate capacity (Ahn & Hong, 1994)

Proposer Critical surcharge Ultimate capacity qcr/qult
Meyerhof
Tschebotarioff
JHI
Jahy
Terzaghi 1
Fellenius
Terzaghi 2
Prandtl
Darragh
qcr=(B/2H+π/2)cu
qcr=3.00cu
qcr=3.60cu
qcr=3.14cu
qcr=3.81cu
-
qcr=3.81cu
-
qcr=4.00cu
qult=8.30cu
qult=7.95cu
qult=7.30cu
qult=6.28cu
qult=5.71cu
qult=5.52cu
qult=5.30cu
qult=5.14cu
-
-
0.38
0.49
0.50
0.67
-
0.72
-
-

2.2 성토지반의 안정관리

연약지반에 구조물을 설치하거나 성토를 시공할 경우 침하와 측방변위가 발생하는데, 이는 성토하중으로 인한 지반의 압밀 및 전단이 복합적으로 작용함에 기인한다. 일반적으로 지반이 비배수 조건에서 전단이 탁월한 경우에는 불안정 상태가 되고, 배수조건에서 압밀이 전단보다 탁월하면 지반은 안정화가 된다.

측방유동은 성토하중의 크기, 재하속도, 지층구성, 연약층의 두께 및 지반의 전단강도 등에 의해 그 발생양상이 달라지기 때문에, 수치해석 등에 의한 예측기법은 신뢰성이 적고 한계가 있을 수밖에 없다. 따라서 시공시 현장계측을 통한 안정관리가 필수적이다. 연약지반상 성토시 현장계측을 통한 안정관리 방법은 성토저면 중앙부의 침하량(sv)과 성토사면선단부 하부지반의 최대 측방변위량(ym) 및 성토하중(q)을 이용하여 지반의 소성파괴를 예측하는 방법으로, 침하량 또는 측방변위량이 어느 일정값에 근접하거나 어느 비율 이상으로 되면 불안정하거나 파괴되는 것으로 예측한다. 즉, 측방유동을 예방하기 위해서는 성토지반과 측방변형의 관계에 대한 평가가 중요하게 작용하며, 이와 관련한 다양한 연구가 수행된 바 있다.

Tominaga & Hasimoto(1974)는 성토 중앙부의 침하량 sv와 성토법면 선단부의 수평변위량 ym 사이의 관계를 도시하여 얻은 그래프에서 변곡점 이후의 기울기 즉, 측방변위량과 침하량의 증분비율 α2(Δym/Δsv)가 0.7 이상이거나 변곡점 이전의 증분비율(α1)에 0.5를 합한 값보다 크게 되면 불안정한 것으로 판정하였다. Matsuo & Kawamura(1977)는 일본에서 일어난 성토파괴 사례를 조사하여 파괴시의 침하량 sv와 ym/sm의 관계로부터 지반의 소성파괴를 예측하는 방법을 제안하였고, 위험하다고 판단되면 성토를 중단하고 계측곡선이 규준선으로 부터 충분히 멀어질 때까지 방치할 것을 권하였다.

Sekiguchi & Shibata(1982)는 수평변위의 절대량보다는 시간당 변위량이 안정성에 더 큰 영향을 준다는 점에 착안하여, 성토중 측방변위속도 Δym/Δt의 한계치가 2∼3 cm/day 정도 된다는 사실을 알았다. 따라서 이 값을 넘지않도록 성토속도를 잘 조절하여 안정관리를 수행할 것을 제안하였다. Teparaksa(1994)는 약 20m두께의 방콕점토 지반상에 축조된 도로성토에 대한 계측자료로부터 Bishop 방법으로 구한 사면안전율과 Rhv(=ym/sv)의 관계를 분석하여, 성토의 안정관리기준으로서 사면안전율을 1.2로 설정할 경우 Rhv가 대략 0.5이내가 되도록 제어함으로써 안정된 성토를 수행할 수 있다고 하였다.

3. 실내모형실험

본 연구에서는 다양한 형식으로 적용된 DCM 개량체에 의한 연약지반의 침하거동 특성을 평가하기 위해 모형실험이 수행되었다.

3.1 모형지반 및 DCM 개량체

모형실험을 위해 조성된 연약지반은 카올린(Kaolin) 점토를 사용하였고, 배수용 샌드매트와 연성기초 조건을 만족시키기 위한 상부제체는 표준사를 사용하였다. 점토와 표준사의 물리적 특성은 각각 Table 2와 Table 3에 나타낸 바와 같고, 점토는 통일분류법에 의해 소성과 압축성이 큰 점토로 분류되었다.

Table 2.

Physical properties of clay

Gs Cc Wn (%) S (%) eo
2.70 0.87 90 100 2.16
Table 3.

Physical properties of sand

Gs emax emin D10 D30 D60 Cu Cg
2.64 0.87 0.58 0.17 0.30 0.63 3.71 0.84

한편, 본 모형실험에서는 Fig. 2와 같이 균질한 시료배합을 위한 진공 시료 배합기를 사용하였다. 시료 배합 시에 배합기 내를 진공상태로 유지할 수 있도록 진공펌프를 장착하고 진공상태를 확인할 수 있도록 압력게이지를 토조 외부에 설치하였다. 또한 균질한 시료의 배합을 위해 배합스크류는 정회전 및 역회전과 함께, 회전 속도를 제어할 수 있도록 하였으며, 배합된 시료는 공기압을 이용하여 토조 내부로 압송할 수 있도록 하였다.

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Fig. 2.

Vacuum equipment for soil mix

Fig. 3은 모형실험에 적용된 말뚝식, 벽식, 격자식 DCM 모형 개량체의 배치도 및 형상을 각각 나타낸 것이다. 모형 개량체의 제작에 사용한 재료는 현장의 DCM 비중(약 2.85)과 유사한 비중 값을 갖는 재료인 알루미늄(비중 2.8)을 사용하였으며, 개량체 표면과 원지반과의 마찰특성을 근사하게 모사하기 위해 시멘트 페이스트를 도포하였다. 또한 현장 DCM 개량체의 단면 형상을 모사하기 위해서 각 모형 개량체 단면의 모서리를 절삭하여 소정의 곡률반경을 갖도록 하였고, DCM 개량체 형식에 따른 연약지반의 거동을 비교·분석하기 위해 동일한 치환율을 적용하였다.

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Fig. 3.

DCM Column Model

3.2 모형실험장치

Fig. 4는 실내 모형실험장치와 개요를 나타낸 것으로서, 연약지반의 거동을 반단면 대칭으로 모사할 수 있도록 제작되었다. 토조는 폭 0.15m, 가로 0.75m, 높이 0.7m이며, 토조의 각 면은 두께 0.02m의 투명 아크릴 재질로 조립 및 해체가 가능하다. 또한 전면부에는 투명 메쉬 판넬을 부착하여 지반 변형을 관찰할 수 있게 하였고, 모든 벽면 내부에는 마찰의 영향을 줄이기 위해 오일과 비닐 랩을 부착하였다. 모형토조 하부 외벽에는 배수와 계측을 위한 연결 홈을 제작하였으며, 누수에 의한 영향을 배제시키기 위하여 고무팩커와 실리콘 방수제를 이중으로 설치하였다. 특히, 막대한 중량의 토조를 흙 시료의 교란 없이 안정적으로 운영하기 위하여 공기압을 이용한 토조 회전 시스템 장치를 적용하였다(Fig. 5). 모형실험 중에는 실시간으로 동영상 촬영을 실시하여 지반의 변형을 모니터링 하였다. 그리고 실험 중 발생되는 모형지반의 침하량 측정을 위하여 재하 중심축에 LVDT를 설치하였다.

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Fig. 4.

Equipment for model tests

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Fig. 5.

Operation of soil box

3.3 실험방법 및 내용

Fig. 6에서 보는 바와 같이, 다양한 형식의 DCM 개량체가 적용된 연약지반의 거동 특성 평가를 위한 실험과정을 요약하면 다음과 같다.

먼저, 모형지반 조성을 위하여 준비된 시료를 함수비 90%가 되도록 진공상태에서 충분히 배합하고, 토조 내부 벽면의 마찰을 최소화하기 위하여 오일을 도포한 후, 비닐랩을 부착한다. 그리고 토조 내부 바닥에 모래를 포설한 후, 일정한 다짐을 가하여 5cm(2.5cm × 2회)의 모래층을 형성하고 배수재 (부직포)를 설치한다. 모래층 포설 후 그 상부에 90%의 함수비로 배합된 점토 시료를 30cm 높이로 충진한 후, 개량체를 삽입한다. 이때 개량체 상단 2cm는 상부의 모래층에 관입될 수 있도록 설치하며 개량체 삽입 후 토조 내 간극이 발생하지 않도록 다짐을 실시한다. 점토시료와 개량체의 설치가 완료된 후, 그 상부에 모래층 10cm를 포설하는데, 이 때 하부 모래층과 마찬가지로 2.5cm씩 나누어 다짐을 실시한다. 모형지반 조성이 완료되면, 지반변형을 관측하기 위한 메쉬를 설치하고, 쇄석을 이용하여 모래층 상부에 성토구조물을 형성시킨다. 마지막으로 성토체에 단계별 하중을 가하면서, 지반변형 상태를 관측한다.

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Fig. 6.

Test procedure

모형실험은 개량체를 적용하지 않은 무보강의 경우와 개량 형식(말뚝식, 벽식, 격자식)에 따른 DCM 개량체로 보강한 경우에 대하여 각각 소정의 단계 하중재하를 상정하여 총 30회의 실험을 실시하였다. 단계하중 증분은 1단계에서 재하 장치의 하중(9.03kPa)으로 재하된 경우를 제외하고 2단계에서부터 모형지반의 파괴가 발생할 때 까지 모든 단계에서 2.96kPa의 크기로 수행하였다. 모형실험의 종류와 실험 조건은 Table 4에서 보는 바와 같다.

Table 4.

Test cases

DCM
layout type
Loading
stage
Pressure increment
(kPa)
Total surcharge
(kPa)
Non improvement 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.96
4 2.96 17.92
5 2.96 20.88
6 2.96 23.84
Pile type 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.96
4 2.96 17.92
5 2.96 20.88
6 2.96 23.84
7 2.96 26.81
Wall type 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.96
4 2.96 17.92
5 2.96 20.88
6 2.96 23.84
7 2.96 26.81
Grid type 1 9.03 9.03
2 2.96 11.99
3 2.96 14.96
4 2.96 17.92
5 2.96 20.88
6 2.96 23.84
7 2.96 26.81
8 2.96 29.77
9 2.96 32.73
10 2.96 35.70

4. 실험결과 및 분석

다양한 형식으로 적용된 DCM 개량체에 의한 연약지반의 거동 특성을 평가하기 위해 수행된 모형실험 결과를 분석하였다.

4.1 무보강 지반의 거동

Fig. 7(a)는 모형지반에 대한 재하부 지표면의 시간에 따른 침하거동을 나타낸 것이고, 침하량은 재하 축에 설치한 연직변위계(LVDT)로 측정한 결과이다. 모든 재하 단계에 의한 침하량의 경시 변화는 초기의 급속한 침하 발생 후 시간이 흐를수록 일정한 값에 수렴해 가는 것을 알 수 있었다. 1단계에서는 약 10mm의 침하가 발생된 반면에, 2단계 하중 재하에서는 침하량이 미미하게 관측되었다. 또한 3단계 재하 시 약 13mm의 침하가 발생되었는데, 이는 미성토 구간에 지반 융기현상이 동시에 관측되어 모형지반에 소성파괴가 발생된 것으로 판단되었다. 그리고 지반 파괴 후 4단계 재하 시에는 약 5mm의 상대적으로 작은 침하가 발생되었으나 5단계와 6단계의 하중재하에 의해 모형지반의 침하량은 점점 증가하며 6단계 종료 시점에서 급격한 침하가 발생하여 전반적 원호활동파괴가 발생하는 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 7(b)는 모형지반의 깊이에 따른 측방변위 분포를 분석한 결과로서, 측방변위는 그 크기가 가장 크게 나타나고 있는 성토부 끝단의 직하부에 대한 심도별 값으로 나타내었다. 모든 재하 단계에서 z/H가 0.23인 심도에서 가장 큰 측방변위를 나타냈으며, 3단계 재하부터는 지반의 활동파괴로 기인하여 상대적으로 큰 측방변위가 관측되었다. 이러한 사실로부터 무보강의 경우에서는 z/H가 0.23인 심도에서 측방유동압이 가장 크게 발생되었음을 예측할 수 있었다. 한편 모든 하중 단계에 대하여 z/H가 0.7인 심도를 경계로 하여 그 이상의 심도에서는 모형지반의 측방변위가 발생되지 않고 있음을 알 수 있었다.

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Fig. 7.

Behavior of soft ground without DCM column

4.2 개량체 형식에 따른 지반의 거동

4.2.1 말뚝식 DCM 개량체로 보강된 지반의 거동

Fig. 8(a)에서 보는 바와 같이, 하중재하 5단계까지는 3mm이내의 적은 침하량을 보이고 있으며 6단계 하중 재하에서 약 6mm의 침하량이 발생되고 7단계에서 극단적인 침하량의 증가가 발생되었다. 그리고 Fig. 8(b)와 같이 측방변위를 분석한 결과, 하중 재하 4단계까지는 최대 측방변위가 약 5mm이하의 작은 값을 보였지만, 5단계부터는 10mm 이상의 값을 나타내고 있으며 최종단계인 7단계에서는 30mm이상의 큰 측방변위를 나타내었다. 또한 하중 재하 3단계까지는 무보강의 경우와 마찬가지로 z/H가 0.23인 심도에서 가장 큰 측방변위가 발생하였지만, 4단계부터는 z/H가 0.15인 심도에서 가장 큰 측방변위를 나타내었다. 이는 말뚝식 개량체에 의한 측방유동 억지효과로 인해 지중의 변형 형상이 무보강의 경우와 상이해졌음을 의미한다. 한편 모든 하중 단계에 대하여 무보강의 경우와 마찬가지로 z/H가 0.7인 심도를 경계로 하여 그 이상의 심도에서는 모형지반의 측방변위가 발생되지 않고 있음을 알 수 있었다.

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Fig. 8.

Behavior of soft ground with DCM column of pile type

4.2.2 벽식 DCM 개량체로 보강된 지반의 거동

Fig. 9(a)에서 보는 바와 같이, 말뚝식 보강의 경우와 마찬가지로 하중재하 5단계까지는 3mm이내의 적은 침하량을 보였지만, 6단계 하중 재하에서 약 7mm의 침하량이 발생되었고, 7단계에서 극단적인 침하량의 증가가 나타났다. 그리고 Fig. 9(b)에 나타낸 바와 같이, 말뚝식 DCM 보강의 경우와 달리 벽식 보강의 경우에서는 하중 재하 6단계까지도 최대 측방변위가 9mm이하의 작은 값을 보였지만, 모형지반의 활동파괴가 예측되는 7단계에서 약 28mm의 측방변위가 발생되었다. 이러한 사실로부터 벽식 DCM 보강의 경우가 말뚝식 보강의 경우보다 측방유동에 대한 억지효과가 양호하다는 것을 확인할 수 있었다. 또한 말뚝식 보강의 경우와 마찬가지로 z/H가 0.15인 심도에서 가장 큰 측방변위가 발생되었다. 한편 모든 하중 단계에 대하여 무보강과 말뚝식 보강의 경우와 달리 z/H가 0.46인 심도를 경계로 그 이상의 심도에서는 측방변위가 발생되지 않고 있음을 알 수 있었다. 이러한 사실로부터 벽식 개량체의 측방변위 억지효과가 더욱 크게 발휘되어 상재하중에 의한 지반 변형의 범위를 축소시키고 있음을 예측할 수 있었다.

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Fig. 9.

Behavior of soft ground with DCM column of wall type

4.2.3 격자식 DCM 개량체로 보강된 지반의 거동

Fig. 10(a)는 재하부 지표면의 시간에 따른 침하거동을 나타낸 결과로서, 말뚝식과 벽식 보강의 경우와 달리 하중재하 7단계까지 3mm이내의 적은 침하량을 보이고 있으며 8단계 하중 재하에서 약 6mm, 9단계에서 약 10mm의 침하량이 발생된 것을 알 수 있었다. 또한 실험의 최종단계인 10단계에서 순간적으로 극단적인 침하량의 증가가 발생되었다.

지반의 깊이에 따른 측방 변위 분포를 Fig. 10(b)에 나타내었다. 하중 재하 6단계까지 발생된 최대 측방변위는 벽식 보강의 경우와 유사하게 발생하였지만, 7단계에서는 약 13mm의 변위가 발생되어 벽식 보강의 경우보다 측방유동 억지효과가 큰 것으로 확인되었다. 또한 하중재하 8단계와 9단계에 걸쳐 약 23mm의 큰 측방변위가 발생하였으며, 지반의 극단적 펀칭파괴가 발생된 10단계에서는 그 이상의 측방변위 증가는 거의 발생되지 않았다.

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Fig. 10.

Behavior of soft ground with DCM column of grid type

한편 가장 큰 측방변위가 발생한 심도를 살펴보면, z/H가 0.38에서 0.46의 범위로 말뚝식이나 벽식 보강의 경우보다 깊은 심도에서 발생되었는데, 이는 무보강의 경우보다도 깊은 심도이다. 또한 측방변위는 토조의 저면까지 깊게 발생되고 있는데, 이러한 사실로부터 격자식 개량체는 말뚝식과 벽식 개량체와는 달리 개량체 저면을 중심으로 비교적 전도되지 않는 형상으로 측방유동 억지효과를 발휘하고 있다고 판단되었다.

5. 결 론

본 연구에서는 연약지반에 설치된 DCM 개량체의 형식에 따른 연약지반 거동 특성을 정량적으로 비교‧검토하기 위하여 실내모형실험을 수행하였으며, 그 결과를 요약하면 다음과 같다.

(1) 모형지반에 대한 성토하중 재하시험 결과 무보강의 경우에는 작은 하중 증가에도 침하가 급격히 발생한 반면에, DCM 개량체가 적용된 경우에는 상대적으로 적은 침하가 발생하였다. 또한 DCM 개량 형식에 따라서 격자식, 벽식, 말뚝식의 순으로 동일한 하중에 대한 침하 발생이 적게 나타나는 것을 알 수 있었다.

(2) 상재하중 증가에 따른 지반의 측방유동 거동을 분석한 결과, 무보강의 경우에는 작은 하중 증가에도 불구하고 측방변위가 크게 발생되었다. 그러나 DCM 개량체가 적용된 경우에는 상대적으로 적은 측방유동이 발생되었으며, 동일한 하중조건에 대한 측방유동 발생량은 말뚝식, 벽식, 격자식의 순으로 나타남을 확인하였다.

(3) 상재하중 증가에 따른 지반의 최대 측방변위가 발생된 심도(z/H)는 무보강이 0.23, 말뚝식 0.15, 벽식 0.15, 격자식 0.42로 관측되었다. 또한 측방변위가 발생된 최대 심도(z/H)는 무보강이 0.70, 말뚝식 0.70, 벽식 0.46, 격자식 0.95인 것으로 확인되었다. 이러한 사실로부터 상재하중에 의한 지반 변형의 범위는 무보강에 비해 벽식, 말뚝식의 순으로 축소되지만, 격자식의 경우는 그 발생량이 작더라도 범위는 오히려 확대됨을 알 수 있었다.

References

1

Ahn, J. P. and Hong W. P. (1994), "A study on the behavior of deformation in soft soils subjected to lateral flow", Journal of the Korean Geotechnical Society, Vol.10, no.2, pp.25-40.

2

Hong W. P., Song, Y. S., and Cho, Y. R. (2001a), "Evaluation for Lateral Movements of Bridge Abutment on Soft Ground", Journal of the Korean Geotechnical Society, Vol.17, no.4, pp.269-278.

3

Hong W. P., Song, Y. S., Shin, D. S., and Son, K. M. (2001b), "Stability of Bridge Abutments on Soft Ground Undergoing Lateral Flow", Journal of the Korean Geotechnical Society, Vol.17, no.4, pp.199-208.

4

Leroueil, S., Magnan J.P., and Tavenas, F. (1990), "Embankments on soft clays", Ellis Horwood.

5

Matsuo, M. and Kawamura, K. (1977), "Diagram for construction control of embankment on soft ground", Soils and Foundations, Vol.17, No.3, pp.37-52.

10.3208/sandf1972.17.3_37
6

Sekiguchi, H. and Shibata, T. (1982), "Problems on numerical analyses of lateral flow of foundations under embankment construction", Tsuchi-to-Kiso, JSSMFE, Vol. 30, No. 5, pp. 47-54 (in Japanese).

7

Teparaksa, W. (1994), "Newly developed toe-grouted bored piles in soft Bangkok clay: performance and behavior", Proc. of the Intl. Conf. on Design and Construction of Deep Foundation, FHWA, Orlando, USA, pp.1337-1351.

8

Tominaga and Hashimoto (1974), "On the Embankment Control Through the Field Measurement of Lateral Movements", The Japanese Geotechnical Society, No.830, pp.43-51.

9

Tschebotarioff, G. P. (1973), "Foundations, retaining and earth structures", McGraw-Hill Kogakusha, Ltd., pp.400-410.

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