1. 서 론
2. 설계 사례 및 고찰
2.1 실내배합시험
2.2 설계
3. 시공 사례 및 고찰
3.1 선천공(Pre-boring)과 물주입
3.2 슬러리 토출방식(인발/관입 주입)
3.3 시공 시 착저기준
3.4 선단고화와 시멘트 주입량
4. 품질관리 사례 및 고찰
4.1 품질관리 기준강도
4.2 코어링 위치
4.3 TCR과 RQD
4.4 샘플링(코어 선별)
5. 결 론
1. 서 론
연약지반상의 구조물 시공이 증가하면서 하부 지반의 개량을 위해 연직배수공법(Plastic board drain, 이하 PBD), 다짐말뚝공법(Sand compaction pile, 이하 SCP; Gravel compaction pile, 이하 GCP), 심층혼합처리공법(Deep cement mixing, 이하 DCM) 등의 적용이 증가하였다. 일반적으로 공기에 여유가 있는 경우 가장 경제적인 PBD공법이 적용되고 있고, SCP나 GCP의 경우 천연 모래나 골재 등의 수급이 어려워 점차 적용 빈도가 감소하는 추세이다. 이에 개량기간이 짧고, PBD공법과 같이 기성 제품인 시멘트를 자유롭게 공급받으면서 보강 효과가 우수한 DCM 공법의 적용이 지속적으로 증가하고 있다.
DCM 공법은 시멘트와 물을 혼합한 슬러리를 주입하면서 교반날개로 강제 교반혼합하여 지중에 쏘일시멘트개량체를 조성하는 공법으로 최근에는 환경 영향이 적은 시멘트 등을 사용한 친환경 공법이라 할 수 있다. 본 공법은 주로 유럽과 일본에서 개발되어 발전되어 오던 공법이지만, 국내 대규모 공사에서의 적용 사례가 급격히 증가하면서 설계 및 시공 능력이 크게 발전하였고, 해외에서도 국내 건설업체가 대규모 공사를 시행하는 등 유럽과 일본의 기술 수준과 대등한 위치에 있다고 할 수 있다.
그러나, DCM 공법에 대한 시공 기술은 급격하게 증가하였음에도 불구하고, 설계 방법 및 기준, 품질관리 방법과 기준 등은 주로 일본의 방법과 기준을 그대로 적용해 왔던 실정이다. 따라서, 국내 시공 기술에 적합한 설계 방법이나 기준이 모호하거나, 일본의 설계 기준 중 가장 보수적인 방법만을 적용하거나, 국내에 적용하기에 문제가 있음에도 불구하고 그대로 적용되고 있는 경우가 많았다. 이에 본 연구에서는 저자들의 다양한 국내외 경험과 사례를 바탕으로 현재 국내에서 설계 및 시공되고 있는 DCM 공법에 대한 설계, 시공 및 품질관리에 대한 현 기술에 대한 평가와 고찰을 수행하였고, 추후 DCM 공법의 발전을 위한 추후 개선 사항들을 제시하였다.
2. 설계 사례 및 고찰
2.1 실내배합시험
2.1.1 실내배합강도 산정(단면적 보정)
시멘트혼합처리토의 일축압축시험은 일반 토질역학시험에 준하여 수행된다. 그러나, 시멘트혼합처리토를 일반 콘크리트로 간주하는 경우도 많다. 이와 같은 시각이 일축압축강도에 대한 단면적 보정을 실시하지 않아야 되는 것으로 귀결된다. 본 연구에서 수행한 여러 시멘트혼합처리토는 약 1.5~3.0% 내외의 변형율에서 파괴된다(Fig. 1(a)). 이와 달리 콘크리트는 약 0.003%에서 파괴된다. 시멘트혼합처리토의 파괴변형율(εf)이 매우 작다면 단면적 보정이 필요 없을 것이다. Fig. 1(b)는 단면적 보정 전과 후의 일축압축강도에 대한 결과를 나타낸 것이다. 단면적 보정 후 강도는 파괴변형율과 보정 전 강도의 함수로 나타나는데 아래의 식 (1)과 같다. 따라서, 시멘트혼합처리토의 보정 후 강도는 파괴변형율이 클수록 감소하므로 반드시 단면적 보정을 해야 한다.
여기서,Corrected UCS:Corrected unconfined compressionstrength
Uncorrected UCS:Uncorrected unconfined compression strength
εf:Strain at failure
2.1.2 설계 시멘트량 산정(외삽법, 내삽법)
실내배합시험의 궁극적인 목적은 소요 실내배합강도(qul)에 해당하는 시멘트량을 결정하는 것이다. 일반적인 실내배합시험은 약 4개∼5개 정도의 시멘트량에 대하여 실시한다. 시멘트량을 결정하는 방법으로는 크게 내삽법(Interpolation)과 외삽법(Extrapolation)이 있고, 내삽법에는 다시 추세선법(Regression line)과 2점 보간법(2 Point line)이 있다. 추세선법은 시멘트 함량과 강도간의 관계가 1차 선형적인 관계라 가정하여 산정하는데 지반 불확실성 및 실험 오차 등이 개선될 수 있다. 2점 보간법은 실내배합강도를 만족하는 인접 구간 시멘트량만을 적용하므로 정확도가 높을 수 있다.
Fig. 2는 하나의 사례를 제시한 것으로, Fig. 2(a)와 Fig. 2(b)의 차이는 회귀분석 시 직선성이 떨어지는 구간을 제외한 회귀분석과 전체 데이터에 대한 회귀분석의 차이이다. Fig. 2(a)는 잘못된 회귀분석으로 결정되는 시멘트량은 실제와 많은 차이가 발생할 수 있음을 보여준다. 또, Fig. 2(b)의 시멘트량 350kg/m3을 실험하지 않았다면 외삽법을 적용해야 하는데 실제 실험결과를 고려할 경우 외삽법은 적용 시 주의가 필요함을 알 수 있다. 소요기준강도가 낮거나 높은 경우 시멘트량은 추세선법 또는 2점 보간법 단독 적용 시 강도 급변 구간(2점간)이 존재하므로 기준강도를 만족하지 못하는 시멘트량이 선정될 수 있다.
2.1.3 물-시멘트비(W/C) 산정
시멘트 슬러리 제작을 위해 적용되는 W/C의 경우 설계 시 0.8∼1.0, 시공 시 1.0∼1.2를 선호한다. W/C가 작은 경우 일축압축강도가 높게 측정되어 소요 시멘트량이 적어 설계 측면에서는 작은 값을 적용하려는 경향이 높고, 시공 측면에서는 W/C가 높아야 작업성(Workability)이 좋기 때문에 높은 값을 적용하려 한다. 여러 문헌을 참조하여도 W/C의 결정 방법은 기존 사례를 참조할 뿐 명확한 선정 기준은 제시되지 않았다.
본 연구에서는 하나의 사례를 제시하였다(Table 1). W/C별 직접 실내배합시험을 수행하면서 시료와 슬러리 혼합 시 작업성을 평가하였고, 직관적으로 시료의 혼합 품질과 작업성이 높을 것으로 판단되는 W/C를 쉽게 찾을 수 있었다. Table 1은 실내배합시험 결과 중 각 시멘트량별 일축압축시험 결과에 대한 표준편차를 분석한 것으로 W/C를 0.8에서 1.0으로 증가시킬 경우 표준편차는 116∼179% 정도 크게 개선될 수 있음을 보이고 있다. 따라서, 실내배합시험에서의 작업성과 일축압축강도의 표준편차를 고려한 W/C 산정법도 하나의 대안이라 판단된다.
Table 1.
Standard deviation of UCS with W/C and cement contents
|
Cement contents (kg/m3) | Standard deviation (kPa) | ||
| W/C=0.8 | W/C=1.0 | Improved ratio (%) | |
| 200 | 185.5 | 119.0 | 156 |
| 240 | 196.4 | 109.5 | 179 |
| 280 | 193.1 | 118.0 | 164 |
| 320 | 192.7 | 166.6 | 116 |
2.2 설계
2.2.1 설계법(복합지반 설계법과 구조체 설계법의 구분)
DCM은 복합지반 설계법과 구조체 설계법을 적용할 수 있다. 일본의 경우 개량형식에 따라 설계법을 구분 적용하는 경향이 있지만(말뚝식은 복합지반, 접원 이상의 격자식과 블록식은 구조체), 국내의 경우 개량율이 매우 높은 블록식 또는 매우 낮은 말뚝식에서도 복합지반과 구조체 설계법이 혼용되어 적용되고 있다. 또한, 설계법의 구분을 위한 적용 경계가 모호하다.
구조체 설계법의 가정은 개량체가 서로 중첩되어 폐합된 구조(격자식, 블록식)를 갖고, 하중 작용시 개량체 전체가 일체화된 거동을 할 것으로 예상하여 하나의 구조체로 간주하는 것이다. 즉, 구조체 설계법은 개량율과 상관없이 일체화된 거동을 가정하여 기존의 말뚝 설계법이나 옹벽 등의 설계법을 이용하므로 비교적 논란의 소지가 없다. 그러나, 개방된 구조(벽식, 말뚝식)를 갖는 개량 형식에 적용할 수 있는 복합지반 설계법의 기본은 개량체와 미개량 지반이 동일한 거동 즉, 균등침하(균등 변형)를 전제로 하기 때문에 응력구근(Stress bulb)이 서로 중첩되어야 한다. 기초공학에서 군말뚝의 영향은 2.5D를 기준으로 한다. 만약 아래의 Fig. 3에 제시된 바와 같이 2.0∼2.5D를 기준으로 할 경우 직경, 중첩폭 등에 따라 설계법의 경계가 변화됨을 알 수 있다.
Fig. 3에서 제시한 바와 같이 말뚝의 응력 영향범위를 2.0∼2.5D(D=1,000mm)로 간주한다면, 응력중첩이 발생되지 않아 단말뚝으로써 거동을 하는 개량율은 12.6∼19.8% 이하가 된다. 즉, 약 20.0% 이하에서는 단일말뚝으로 거동하므로 단일말뚝 설계법 즉, 구조체 설계법을 적용한다. 무리말뚝의 최대 응력구근이 중첩되기 시작하면서 완전 접원형태가 되는 범위는 최대 25.6∼34.9%이다. 개량율이 78.5%가 되면 개량체가 직접 중첩되게(접원) 된다. 접원하는 개량체는 일체화 거동을 하므로 하나의 구조체 즉, 대형 피어(Pier)로 간주할 수 있을 것이다. 이 경우는 구조체적 설계법을 적용할 수 있을 것이다. 마지막으로 개량율 25.6∼34.9% 이상 78.5% 이내인 경우 응력구근은 모두 중첩되지만, 개량체는 접원되지 않는다. 본 영역이 복합지반 설계법을 적용하는 구간이라 판단된다. 이와 유사하게 일본의 DCM 매뉴얼 등을 참조해 보면, 말뚝식의 경우 30∼50% 이상을 적용해야 복합지반적 거동을 한다고 제시되어 있다(Civil Engineering Research Center, 2004). 국내의 경우 개량체 배치간격을 기준으로 2.5D 이내에서만 복합지반 설계법을 적용하기도 하였다(Samsung E&C, 2018). 따라서, 개량체 직경과 응력 중첩 등을 고려한 설계법의 적용이 요구된다.
2.2.2 설계기준강도와 허용압축강도
구조물기초설계기준해설(Korean Geotechnical Society, 2015)에 따르면 말뚝의 경우 재료의 장기 허용압축강도는 설계기준강도의 최대 25%까지 적용한다고 제시되어 있다. 허용압축강도가 설계기준강도에 안전율을 도입한 개념임을 간주한다면 안전율은 4.0임을 알 수 있다. DCM 설계는 보통 안전율 3.0을 적용한다.
일반적인 허용응력 설계법은 “부재응력(사용하중에서 가장 불리한 상태) ≤ 허용응력(재료강도/안전율)”로 설계한다. 본 개념을 기본으로 하면 허용압축강도는 내적 안정성 검토를 위한 기준치를 의미하는 것이지 설계 지반정수가 아니다. Table 2에 국내외 설계기준강도, 허용압축강도 및 지반정수 산정식을 요약하여 제시하였다. Table 2에 제시된 바와 같이 국내의 경우 강도정수를 허용압축강도로부터 산정하고, 탄성계수는 설계기준강도로부터 산정하는 등 오류가 발견된다. 또 허용압축강도로 산정된 강도정수를 사용하여 원호활동과 같은 안정성 검토를 수행하는데, 이와 같은 경우 각 항목별로 별도의 안전율이 중복 적용되는 문제점을 갖기 때문에 적용 시 주의가 필요한 것으로 판단된다.
국내외 사례를 살펴보면 2축 또는 4축을 말뚝식 형태로 개량하거나 1축 개량이라도 벽식으로 개량하는 경우가 다수 있다. 이와 같이 중첩이 있는 말뚝식이나 벽식의 경우 허용압축강도 산정 시 적용되는 α계수는 말뚝체의 안정처리토를 중첩시켜 개량체를 형성할 경우 미처리 부분을 보정하기 위한 계수이다. β는 시공 시 발생되는 중첩면의 강도와 개량체 강도의 비로 선 시공 개량체와 결합시키기 까지의 시간간격, 처리장비의 교반능력, 슬러리의 토출방법 등에 따라 다르며 일반적으로 0.8∼0.9를 적용한다. 즉, 허용응력 산정 시 적용되는 α와 β는 개량체의 강도 저감계수이다. α와 β 계수가 강도저감을 나타내기 위한 것이라면, 장비 중첩만이 있는 다축 말뚝식 개량 또는 시공 중첩만 있는 단축 벽식 개량인 경우 α와 β 계수는 설계기준강도 산정 시에 적용되어야 한다(Table 3). 다만, 아래의 방법으로 설계기준강도를 결정한 경우 현장 품질관리를 위한 기준강도는 위의 Table 2에 제시된 값 즉, α와 β 계수가 적용되지 않는 값이 되어야 하므로 적용 시 주의가 요구된다.
또한, 위의 Table 2에 제시된 구조체 설계법을 개량체가 개별 거동을 하는 저개량율(응력중첩이 발생하지 않는 경우, 약 20% 이하) 조건에 적용하는 경우 원호활동을 포함한 수치해석 시 등가의 지반(복합지반)이 아닌 개별 말뚝과 미개량 원지반으로 각각 구성된 것으로 해석해야 할 것이다. 본 설계법에 대한 자세한 내용은 Shin et al.(2014), Kim et al.(2018)의 참고문헌을 참조하기 바란다.
Table 2.
Design strength and ground properties with design methods
Table 3.
Design strength and ground properties with design methods for pile type
2.2.3 강도저감계수
시멘트 혼합처리공법의 경우 주로 말뚝식, 접원식, 중첩식 개량을 적용하는데 중첩식의 경우 이를 고려하기 위해 강도저감계수를 적용한다. 중첩식에 대한 강도저감계수의 적용과 문제점은 다음과 같이 설명할 수 있다. Table 4에 제시된 바와 같이 현재의 설계법을 적용할 경우 엇갈림 시 전단저항(α1)에 개선이 없거나(Type 1과 Type 2) 취약한 개량체(Type 1과 Type 3)가 되는 것으로 평가된다. 그러나, 엇갈림 단면을 기준으로 보면 개량 단면적이 동일하거나 증가하고 단면2차모멘트, 미개량부가 적어 단면성능은 더 우수할 것으로 예측되지만, 현행 기준을 적용할 경우 압축력이 지배적인 조건(α2)에서만 우수한 것으로 평가된다(Samsung E&C, 2016). 이에 대한 추가 연구 및 설계기준 검토가 요구된다.
또한, 강도계수(γ)는 육상(0.5)과 해상(1.0)에 대하여 각각 적용하는데, 해상의 경우 고품질 개량이 가능한 전용선을 기준으로 강도계수가 제안되었다. 국내의 경우 해상공사에서 항내나 조수 간만의 차가 큰 경우 평바지(Flat barge)에 크레인 또는 파일드라이버를 조립한 조합선을 이용하는 경우가 많다. 이와 같은 경우는 고품질의 개량체 조성이 가능한 전용선과는 다른 육상 장비를 활용하므로 강도계수(γ) 적용 시 해상 또는 육상 어느 값을 적용해야 하는지 고찰해 볼 필요가 있다.
Table 4.
Strength reduction factor with DCM arrangement(α)
2.2.4 응력분담비
복합지반설계법에서 개량지반의 안정성 평가를 위한 침하량 산정 시 응력분담비(n)를 적용하게 된다. 이 때 응력분담비는 과거의 사례로부터 약 10.0~20.0 정도를 관행적으로 적용한다. 그러나, 응력분담비는 작용 하중, 강도, 치환율, 개량체 특성, 지반 특성 등 여러 가지 요인에 영향을 받고, 여러 산정 방법이 제안되어 이용되고 있다. 실험적, 이론적 및 경험적 방법에 의한 응력분담비 산정방법이 Table 5와 같이 많은 연구자에 의해 제안되었으나 국내에서는 실제 적용 사례가 많지 않다(상세 내용은 각 참고문헌을 참고). 다만, Han(2019)의 경우 저개량율 조건에서는 관행적인 값(10~20)보다는 지반 아칭효과를 고려한 3차원 소성각법으로 산정한 값이 적정함을 제시한 바 있다.
Table 5.
Calculation of stress concentration ratio
| Method | Research | Formula |
| Composite method (1D) | Civil Engineering Research Center (2004) | |
| Composite method (2D) | Japan Building Center (2010) | |
| Ground arch method | Carlsson (1987) | |
|
3D plastic method (ALLiC) | Japan Civil Engineering Research Institute (2007) |
Note 1) mvc: Coefficient of volume compressibility of unstabilized soil, mvs: the coefficient of volume compressibility of the stabilized soil, Es: Elastic modulus of soil, Ec: Elastic modulus of column, νs: Poisson’s ratio of soil, νc: Poisson’s ratio of column, s; Spacing, a; Diameter, P: Stress of column, Psoil: Stress of soil
본 연구에서는 Table 6과 같은 조건에 대하여 위에 제시된 여러 방법으로 응력분담비를 산정해 보았다. 가정 개량율에 대하여 기존사례, 지반아칭이론, 소성각법 등을 통해 획득한 응력분담비는 Table 7과 같다. 일반적으로 적용되는 값보다 매우 크다는 것을 알 수 있다. 따라서, 심층혼합처리 공법을 설계하는 경우 관행적인 값을 적용하기 보다는 설계 조건을 반영한 응력분담비 중 보수적인 값을 적용하되 경제적인 시공이 될 수 있는 값을 적용하는 것도 필요함을 알 수 있다.
Table 6.
Calculation conditions of stress concentration ratio
3. 시공 사례 및 고찰
3.1 선천공(Pre-boring)과 물주입
견고한 점성토 지반 또는 원지반 함수비가 낮은 점성토를 DCM으로 개량하고자 하는 경우 관입속도나 관입능력 등이 현저히 저하된다. 국내에서는 이에 대한 대안으로 물만 주입하는 선천공을 실시한 후 재차 관입하는 2 Cycle 시공을 시행하기도 한다. 여기서 첫 번째 관입 시 물을 주입하게 되면 기존 실내배합시험에서 사용한 원지반 점성토의 함수비보다 증가되는 문제가 발생한다.
본 연구에서는 식 (2)를 활용, 실제 물 주입량을 고려하여 계산된 함수비 변화를 산정하였고, 실제 물주입시에도 함수비 변화량은 크지 않아 큰 문제가 발생되지 않았던 사례를 제시하였다(Halla E&C, 2015). Table 8∼9에 제시한 바와 같이 원지반 평균 함수비가 37%에서 43%로 약 6% 증가하지만 원지반 함수비 분포폭(25%∼47%) 이내임을 알 수 있었다. 다만, 본 사례와 달리 원지반 함수비 분포폭을 벗어나는 경우도 있을 수 있음을 밝혀 둔다.
여기서, Ws=Weight of soil solid, γt=Unit Weight of soil, e=Void ratio, V=Volume
Table 8.
Conditions of water injection
|
Area (A, m2) |
Specific gravity (Gs) |
Unit weight (γw, kN/m3) |
Injection flow (l/min) |
Penetration rate (m/min) | Water flow (l/m) |
| 3.024 | 2.70 | 10.3 | 480 | 2.00 | 240 |
Table 9.
Variation of water content with water injection during pre-boring
3.2 슬러리 토출방식(인발/관입 주입)
슬러리 토출구가 최하부에 있고, 교반날개가 상부에 있는 롯드를 사용하면서 인발토출방식(관입, 인발 시 토출 및 교반)을 적용하는 경우 하부에서 토출을 시행하면서 상부에서 교반날개가 회전교반하는 방식이 되므로 토출된 슬러리의 교반이 불가능하다(Fig. 4(a) 참조). 그럼에도 불구하고 인발 시 토출을 적용하는 경우도 경험하였다. 본 연구에서 인발 시 토출을 계획하는 경우를 조사한 결과, 주입 시멘트량이 많은 경우 관입 및 인발 주입을 통한 소요 펌프 용량 감소 또는 시공속도 증가를 목적으로 하거나, 다소 견고한 지반 또는 함수비가 낮은 서해안 점토에서 롯드 인발이 어려운 경우에 적용하는 것으로 나타났다. 그러나, 이를 개선한 상/하부 토출이 가능한 롯드가 개발되어 적용 사례가 증가하고 있으므로(Fig. 4(b)), 추후 설계 및 시공 시 토출 방식에 대한 규정이 명확하게 제시되어야 할 것으로 판단된다.
3.3 시공 시 착저기준
시공 시 착저기준은 설계 착저기준에서의 표준관입시험 N치와 동일한 심도에서의 전류(저항)치 그리고 관입속도를 근거로 설정한다. Fig. 5는 동일 장소에서 수행된 시공 결과를 제시한 것이다. 관입속도와 전류치를 기준으로 하는 경우 크레인 타입(A 타입)과 파일드라이버 타입에 따라 그리고 시공 장비의 오퍼레이터의 조작에 따라 변화될 수 있음을 보여준다. 또한, 물을 주입할 때와 시멘트 슬러리를 주입할 때 전류 즉 저항이 다름을 알 수 있다. 즉, 물을 주입하는 경우 슬러리 주입 대비 약 1.6배 정도 낮은 전류가 측정되므로 전류를 활용한 착저 기준 선정 시 이를 고려하여야 함을 알 수 있다.
동일한 지층이라 하여도 관입속도를 빠르게 하면 저항은 증가하거나, 회전속도(RPM)를 증가시키면 저항은 증가한다. 또, 국내 장비의 경우 저항이 크게 증가하면 RPM을 자동으로 감소시키는 장치가 구비된 경우가 많다(Fig. 5(b)에서는 크레인 타입). 따라서, 관입속도, 전류 및 회전속도 등의 착저기준에 더하여 추가적인 장치가 있어야 할 것으로 판단된다.
3.4 선단고화와 시멘트 주입량
착저층에서의 선단고화를 위해 주로 “W”형태의 2 Cycle 개량을 실시한다(Fig. 6(a)). 문제는 2 Cycle 시 주입되는 시멘트량이 대부분의 설계에서 산출되지 않는다는 것이다. 저자의 경험에 비추어 볼 때, 이와 같은 문제를 해결하기 위해 시공 시에는 단위 길이당 주입량을 줄여서 개량체 본당 총 주입량을 동일하도록 조절하기도 한다. 개량체의 길이가 길어서 선단고화 시멘트량(약 2.0m)이 차지하는 비율이 적은 경우 감소시킨 시멘트량은 큰 문제가 되지 않는다. 그러나, Fig. 6(b)와 같이 길이가 짧은 경우 단위 길이당 감소시킨 시멘트량(200kg/m3→170kg/m3)은 상당히 증가한다. 이는 현장에서 발현되는 개량체의 강도가 크게 감소하는 것으로 직결되므로 반드시 설계 요구 시멘트량이 주입될 수 있도록 해야 한다.
4. 품질관리 사례 및 고찰
4.1 품질관리 기준강도
DCM에 관한 현장 품질관리를 위해서는 관리기준치인 기준강도가 명확히 제시되어야 한다. 심층혼합처리토의 강도로는 실내배합강도(qul), 현장강도(quf), 설계기준강도(quck)가 도출되는데(식 (3)), 실제 현장에서의 관리기준치는 설계기준강도이다. 위에서 제시한 현장강도(quf=λ･qul)는 가상의 Dummy 수치(현장에서 발현될 것으로 예상되는 평균 강도)라는 것을 이해해야 하는데, 수많은 경우 현장강도를 요구하는 사례가 많다. 이는 아마도 “현장”이라는 용어 때문에 발생되는 오해라 판단된다. 콘크리트를 참조하면, 배합강도, 호칭강도 또는 공칭강도(시멘트혼합처리토의 현장강도), 설계기준강도 중 설계기준강도가 품질관리 기준이 되는 것을 참조하면 쉽게 이해될 것으로 판단된다.
여기서, γ=Field strength factor, λ=Ratio of UCS
또한, 국외의 경우 품질관리 기준을 살펴보면 통계학적 관리가 자주 수행되고 있다(Kitazume and Terashi, 2013). Fig. 7에는 결정론적 방법(국내)과 통계학적 품질관리 개념을 육상과 해상 조건에 대하여 설계기준강도 750kPa에 대하여 도식적으로 제시한 것이다(Hyundai E&C, 2015). 국내의 경우 시공이 완료되지 않은 상태에서 표준편차가 계속 변화되는 상황에서 불량률을 적용한다는 것이 어려워 모두 설계기준강도 이상이 나오도록 요구하기도 한다(Daewoo E&C, 2018). 그럼에도 불구하고 통계학적 품질관리는 각 구조물마다의 불량률을 고려할 수 있기 때문에 향후 관련 기준에 제정되어야 할 것이다.
4.2 코어링 위치
하나의 원형 개량체를 중심으로 생각할 때, 코어 채취 위치는 교반 롯드 직경을 제외한 외부가 바람직하다. 일반적으로 원의 중심에서 코어 채취를 하는 것이 좋을 것으로 생각하는 경우가 많지만, 해당 부분은 교반 롯드의 중심으로 관입, 인발 시 외곽으로 밀렸다가 제 위치로 들어온 경우이며, 일정 정도의 공동이나 일정 부분 교반 효율이 저감될 수 있다. 이에 대하여 일본 기준(Civil Engineering Research Center, 2004)에서는 명확하게 D/4이내라 제시하고 있으나, 국내 설계기준 또는 시방서에는 명시되어 있지 않다.
설계기준강도 산정방법과 함께 고려하면, 현행 설계기준상 중첩부에서의 강도 저감계수 등이 고려되지 않는 순수 개량부분의 강도가 설계기준강도(품질관리 기준강도)라 제시되어 있으므로 중첩부(시공) 역시 코어링을 실시해서는 안된다. 만약 중첩부에서 채취한 코어라면 품질관리 기준은 강도저감계수(β)가 고려된 값을 별도 적용해야 하는 번거로움이 있다. 또한, 코어링시 시추기의 수직도 유지가 매우 어렵다는 것을 고려해야 한다. 본 연구에서는 교반롯드 직경, 중첩부, 시추 경사 오차 등을 고려하여 Fig. 8과 같이 1축 개량체의 경우 D/4~2D/4(최적 1.5D/4), 다축 개량체의 경우 D/4로 최적의 위치를 제안하였다.
4.3 TCR과 RQD
코어링시 TCR(Total core recovery)과 RQD(Rock quality designation)를 품질관리 기준으로 선정하는 경우가 많다. TCR과 RQD는 개량지반의 특성 뿐만 아니라 시추 장비 오퍼레이터의 숙련도에 따라 큰 영향을 받는다. 하나의 예로 동일 시추공에서 동일 장비를 사용하였음에도 불구하고 한 오퍼레이터는 TCR>85%을 채취하였고, 다른 오퍼레이터는 코어 채취를 실시하지 못한 경험도 있다. 또한, 코어를 채취하였지만 아래 Fig. 9(a)와 같이 코어링 시 발생된 균열(Crack)으로 인하여 실험이 거의 불가능한 경우도 있었다.
시추 시 발생된 균열은 RQD 산정 시 고려하지 않는데, 일반적인 암반의 경우 절리와 인공 균열은 쉽게 판별되지만 시멘트혼합처리토의 경우 판별이 쉽지 않다. 오히려 교반과 불교반의 경계를 절리로 판정해야 하는 경우도 있다(Fig. 9(c) 참조). 교반과 불교반의 경계는 크게 두 가지 형태로 나타나는 것으로 판단된다. 실제 교반되지 않은 점토 덩어리(Mud ball) 또는 점토 층(Layer)이 육안으로 구별되거나 시추 중 사용되는 물에 의해 손실되어 균열 형태로 나타나는 경우이다.
암반공학에서 TCR은 불연속면의 수보다는 불연속면의 풍화상태 또는 불연속면 사이에 있는 암석의 풍화정도에 좌우되는 값이라 알려져 있다. 이를 DCM과 연관시키면 불교반된 점토층의 연경도에 좌우되는 값이라 할 수 있다. 이로부터 DCM의 TCR은 교반된 길이와 불교반된 길이의 지표라 간주할 수 있다.
이상에서 설명한 바와 같이 TCR과 RQD는 다양한 인자들에 의해 영향을 받는데, 특히 심층혼합처리토의 경우 시추 중 발생되는 균열과 협재된 불교반 점토의 구분이 어려운 경우 RQD는 큰 의미가 없다. 따라서 개량체의 일축압축강도에 대한 품질관리와 더불어 TCR 정도만을 고려하는 일본 건축센터 기준이 더 적합할 것으로 판단된다. Kitazume and Terashi(2013)의 품질관리 기준(TCR, RQD)을 국내에 적용할 경우 매우 엄격한 기준치가 될 수 있다(Table 10 참조). 추가적으로 국내의 경우 채취되는 코어의 직경이 5.0cm이고, 1회당 코어의 길이는 3.0m이다. 그러나, 일본을 비롯한 수많은 나라에서는 직경 6.0cm, 샘플러의 길이 1.0m를 사용하기도 한다. Kitazume and Terashi(2013)의 연구를 살펴보면 직경 6.0cm, 코어 1.0m의 TCR과 RQD가 더 양호한 경우가 많으므로 일본의 TCR 기준치도 국내에서는 보수적일 수 있음을 예상할 수 있다.
Table 10.
TCR and RQD standards
| Item | TCR | RQD | |
| 1~3m run | Total | ||
| FHWA (2013) | Over 80~85% | 85~90% Over | 50~70% Over |
| Japan Building Center (2010) | Over 85% | 90% Over | - |
| Kitazume and Terashi (2013) | - | 100% | 90% Over |
4.4 샘플링(코어 선별)
품질관리를 위한 코어링이 완료되면 일축압축시험을 수행하기 위해 국부적인 위치에서 코어를 선별해야 한다. 그러나 실제 일축압축시험을 수행하기 위해서는 직경의 2배(예, 10cm) 이상의 시료가 요구되므로 TCR이나 RQD가 작은 경우, 선별할 수 있는 코어에 상당한 제약이 따르고, 실제 수많은 엔지니어들이 상태가 양호한 코어(강도가 클 것으로 예상되는 코어)만을 선별하려는 경향이 있다. 따라서, 실제 일축압축강도는 대부분 큰 쪽으로 측정되는 경향이 있다.
Fig. 10(a)의 경우 TCR이 높은 쪽에서 선별된 코어를 나타내며, Fig. 10(b)의 경우 교반 품질이 불량하여 TCR이 낮은 쪽에서 선별된 코어다. 두 결과는 상당한 편차가 있으므로 코어 선별시 해당 개량체의 대표성(Representative sample)과 전체 개량체의 무작위성(Randomness sample)을 나타낼 수 있는 코어의 선별이 매우 중요함을 알 수 있다.
5. 결 론
본 연구에서는 국내외 사례를 바탕으로 DCM 공법에 대한 설계, 시공 및 품질관리에 대한 평가와 고찰을 수행하였고, 추후 DCM 공법의 발전을 위한 추후 개선 사항들을 제시하였다. 본 연구의 결론은 다음과 같이 요약할 수 있다.
(1) 실내 일축압축시험에서는 축방향 압축으로 인한 횡방향 팽창이 발생하여 단면적이 증가하는데, 단면적 보정 후 강도는 보정 전 강도보다 항상 작고 파괴변형율이 클수록 감소하므로 반드시 보정해야 한다. 설계 시멘트량 산정시 잘못된 회귀분석으로 결정되는 시멘트량은 실제와 많은 차이가 발생할 수 있고, 외삽법은 특별한 주의가 필요하다.
(2) 개방 형식(말뚝식, 벽식)의 DCM 설계시 약 78% 이상이 되면 개량체가 직접 접원 또는 중첩되는데, 중첩된 개량체는 일체화 거동을 하므로 구조체적 설계법을 적용할 수 있다. 개량율 25.6∼34.9% 이상, 약 78% 이내인 경우 개량체는 중첩되지 않지만, 응력구근은 항상 중첩되므로 본 영역에서는 복합지반 설계법을 적용할 수 있다. 또한, 약 20.0% 이하에서는 개량체와 응력구근 모두 중첩되지 않기 때문에 단일말뚝으로 거동하므로 구조체 설계법을 적용하되 등가지반(복합지반)으로의 환산이 아닌 개개 말뚝으로 간주하여야 한다.
(3) 허용압축강도는 안정성 검토를 위해 안전율이 적용된 기준치를 의미하는 것이지 설계 지반정수가 아니며, 허용압축강도로부터 산정된 강도 정수를 사용하여 원호활동 등의 안정성을 검토한 후 각 항목에 대한 안전율을 추가 적용하는 것은 과대설계 우려가 있다.
(4) 함수비가 낮거나 견고한 점성토 등에 대하여 물을 주입하는 선천공이 예상되는 경우 함수비 변화를 고려한 배합시험을 선 시행하는 것이 공학적으로 타당하지만, 선 시행되지 않았지만 계산된 함수비가 원지반 대비 증가량이 크지 않은 경우 기존 결과를 사용하여도 큰 문제는 발생하지 않을 수 있음을 확인하였다. 개량길이 대비 선단처리 길이의 비율이 높은 경우 시공 시 단위길이당 설계 시멘트량이 주입될 수 있도록 선단고화 처리 방식을 반영한 총 시멘트량 산정이 요구된다.
(5) 품질관리를 위한 개량체 코어링 시 롯드 직경, 중첩부, 시추 경사 등을 고려할 경우 1축 개량체는 D/4∼2D/4(최적 1.5D/4), 다축 개량체는 D/4 지점이 최적인 것으로 평가되었다. 심층혼합처리토의 TCR과 RQD는 다양한 인자들에 의해 영향을 받는데, 시추 중 발생되는 균열과 협재된 불교반 점토의 구분이 어려운 경우 RQD는 큰 의미가 없으므로 품질관리를 위한 항목으로 개량체의 일축압축강도와 더불어 TCR을 고려하는 기준이 국내 실정에 더 적합할 것으로 판단된다.
(6) 개량체의 품질관리를 위한 기준으로는 설계기준강도를 적용하되, 전체가 설계 기준강도를 넘도록 하기 보다는 통계학적 품질관리 등을 통해 유연한 관리가 될 수 있어야 하고, 각 구조물마다의 불량률을 고려할 수 있는 통계학적 관리법이 관련 기준에 정립되어야 한다.
