1. 서 론

최근 에너지 사용량의 지속적인 증가로 인해 각종 환경오염 물질의 종류와 산업부산물들이 늘어나고 있으며, 근래에는 폐기물의 처리 및 재활용에 대한 문제가 매우 중요시 되고 있다. 1940년대부터 추진되어 주로 콘크리트 혼화재로 활용되다가 1970년대에 석유파동으로 인해 석탄의 활용도가 증가하면서 석탄 연소 후 발생하는 석탄회에 대한 환경오염, 매립지 부족현상으로 석탄회 재활용에 관한 연구가 활발히 진행되었다(Moon, 2012).

석탄회는 크게 저회와 비회로 나누어지는데, 저회의 경우 입도가 크고 투수계수가 커 재활용 시 환경적인 문제가 제기되어 과거에는 재활용이 제한되었다. 그러나 최근 저회에 대한 연구결과 환경적인 부분에서 크게 문제가 없을 것 이라는 연구가 계속하여 발표되고 있어 앞으로 저회에 대한 사용이 급속히 증가할 것으로 예측된다. 또한 석탄회의 경우 대부분이 폐기되기 때문에 현장에서 필요한 경우 재료의 운반비만 고려하면 되는데, 대부분의 화력발전소가 해안에 위치하고 있어 준설매립 구간에 사용할 경우 공사비 저감 효과가 클 것으로 판단된다.

또한, 이러한 해안 간척의 내부 개답공사 및 해안 지역에서 시행되는 매립공사의 대부분은 해저 바닥에 퇴적되어 있는 퇴적물을 준설선을 이용한 준설을 통해 해안근처의 폰드(pond)내로 준설토와 물의 혼합물인 슬러리 상태로 펌핑하여 매립지를 조성하게 된다. 이때 바닥에 침전된 물질은 고함수비의 점토질 흙으로 준설 초기의 매립지반은 상당히 큰 고함수비 상태로 존재하게 되어 매립한 흙은 자중에 의해서 침하가 크게 발생하게 된다. 이러한 과정은 많은 시간이 소요되고, 매립지 사용 계획을 위한 흙의 안정화에 대한 계획에 큰 영향을 미치므로 매립한 준설토의 침하시간을 추정하는 것은 매우 중요하며, 최근에는 준설매립 과정에서 공기를 줄일 목적으로 고함수비의 점토질 준설토에 토사를 혼합한 혼합토 시공이 늘어나고 있다. 최근 새만금 사업 등 해안준설 매립량 수요가 증가하고 있어 해안준설토보다 시공기간과 공사비 절감의 효과를 극대화 할 수 있는 혼합토의 연구가 지속적으로 필요한 것으로 평가되어지고 있다.

최근 새만금사업 등의 해안 매립공사 수요가 많아짐에 따라 국내에서도 Moon(2012)과 Kim(2014)에 의해 준설토와 석탄회 혼합토에 대한 연구가 수행되었다. Moon(2012)의 경우 600%, 750%, 900%의 세가지 함수비와 0%, 10%, 30%, 50%의 배합비에 대해 자중압밀실험을 실시하였다. 실험결과에 따르면 초기 함수비가 높을수록 자중압밀 소요시간이 단축되었으며, 석탄회 배합량이 증가할수록 침강 및 자중압밀속도가 증가에 효과가 있다고 제시하였다. Kim(2014)는 저회와 비회의를 섞은 석탄회와 카올리나이트의 혼합토에 대해 실험하였는데, 실험결과에서 석탄회를 혼합하여 투기하면 지반의 입도가 양호해지며, 수평압밀계수 및 투수계수, 전단강도가 개선되었고, 자중압밀효과도 증가되는 것으로 분석하였다.

따라서 본 연구에서는 bottom ash와 카올리나이트를 혼합한 혼합토에 대해 일반적인 준설토의 함수비 중 중간정도의 함수비와 고함수비의 경계에 있는 800%의 함수비와 시료를 씻은 재료와 #4체 통과시료를 사용하여 실내 자중압밀실험을 실시하였다. 실험결과를 토대로 계면고, 침강압밀계수, 침강속도 특성에 대해 분석하였으며, 자중압밀 완료된 계면고 80cm의 시료에 대해 CRS 압밀실험을 실시하여 자중압밀 완료 시료의 지반의 강도특성에 대해 분석하였다. 연구 결과로 bottom ash 혼합토의 준설매립지반 적용 시 가장 적합한 투기 방안에 대해서도 분석하였다.

2. 침강 및 자중압밀이론

준설지반의 침하시간 추정은 자중압밀을 고려한 압밀이론이나 자중압밀이 일어나는 동안에 발생한 압밀응력의 증가에 의한 압밀정수를 고려하여 추정할 수가 있다. 그런데 준설매립 지반과 같이 변형이 크게 발생하는 지반은 기존의 고전적인 선형압밀이론에 의한 압밀방정식을 적용하는 것은 한계가 있다. 압밀에 관한 이론은 Terzaghi에 의해 처음으로 연구되었지만, 도입된 가정의 모순으로 인하여 초연약 점토에 적용하는 경우에는 많은 모순점을 지니고 있다. 초연약 점토에서는 외부에서 가해지는 하중의 영향없이 자중에 의해서도 압밀이 일어난다.

또한 Terzaghi의 압밀이론에서 상수로 가정했던 압밀계수, 투수계수, 체적변화계수 등이 자중압밀에서는 압밀이 진행됨에 따라 변하는 변수로 취급된다. 따라서 압밀과정 동안의 거동양상이 비선형이기 때문에 해석적인 해를 구하기가 상당히 어렵다. 이러한 문제를 해결하기 위해 Mikasa (1963), Monte and Krizek(1976)은 간극비, 투수계수, 압축계수 등의 변화와 비선형적인 유효응력-간극비 관계를 고려한 새로운 압밀이론인 유한변형 압밀이론을 제시한 바 있다. 현재까지 진행되어온 자중압밀에 관한 연구는 크게 침강단계를 포함해서 자중압밀의 거동을 살피는 방향과 침강단계를 제외하고, 자중압밀이 시작되는 시점부터를 연구의 대상으로 하는 방향으로 진행되었다.

아직도 준설토의 침강과정에 관한 정확한 이론이 정립되지 못한 상태이고, 다만 Been and Sills(1981)에 의하면 침강과정에도 약간의 유효응력이 발생하고 있다는 사실이 밝혀진 정도이다. 최근 침강단계 및 자중압밀과정을 하나로 표현할 수 있는 연구들이 진행되고 있으며, 앞으로 이에 대한 연구가 활발히 진행되어야 할 것이다.

2.1 준설토의 침강 특성

중력장 하에서 매립지 내에 투기된 현탁액은 결코 안정한 상태에 있을 수 없다. 현탁액 속의 토립자는 초기에는 입자간의 상호작용을 받지 않는 자유침강이 발생하다가 어느 정도 시간이 경과함에 따라 토립자간의 상호작용으로 인해 응집체(floc)을 형성하고, 이것들이 모여 토체를 구성하여 상부층에 물과 준설토의 경계면이 생겨 서서히 침강을 시작한다. 동시에 퇴적이 발생되며, 저부에서부터 자중압밀이 시작되어 경계면이 생긴 후 자중압밀 속도가 감소한다. 매립지에 투입된 준설토는 이수상태에서 시간경과에 따라 침강퇴적, 압밀침강(자중압밀침하) 과정을 거치는 체적감소가 있다. 해성점토를 펌프선으로 준설매립하는 경우 이수농도가 함수비 500%～2000%의 범위이며, 더욱이 해수이기 때문에 점토입자가 응집하여 매립지 내에서의 침강은 극히 짧은 시간 내에 계면침강의 형태로 된다(Moon, 2012).

Fig. 1은 침강퇴적, 압밀침강과정의 상태를 계면침강곡선에 의해 표시하고 있다. 침강형태는 Imai(1980)에 의하면 분산침강, 응집침강, 구간침강, 압밀침강 등 4가지로 구분되며, 침강의 형태를 결정하는 요인은 flocculation의 형성에 영향을 미치는 소금의 농도와 침강 속도와 침강단계의 최종 함수비에 영향을 미치는 흙의 농도 등이 있다(Kim, 2014).

2.2 준설점토의 퇴적 특성

비교적 균질하며, 세립분을 많이 함유하고 있는 준설토를 펌핑에 의해 매립지 내로 이송하는 경우 시간의 변화에 따른 퇴적형태는 토출구의 위치에서 가까운 지역에서는 조립토가 분리되면서 토립자의 중량에 의해 침강하는 현상과 투기속도에 의해 흘러가는 동안에 세립토가 입자간의 상호작용에 의해 floc을 형성하고, 이것이 침강하는 현상으로 나타난다. 그 결과 매립지반을 구성하는 입도 조성은 준설된 원지반과는 다르게 되며, 대략적으로 다음과 같이 구분할 수 있다. 즉, 폰드 내 토출구 부근에서는 입도분리 현상이 발생하고, 그로 인해 조립분이 바로 퇴적하는 반면에 그 외 지역은 해수와 혼합된 고함수비의 세립분으로 이루어지게 된다. 매립지가 평면적으로 구획화되어 있고, 구획구간에 중간 여수토가 있는 경우에는 그 하류에 있는 매립지 또는 매립 침전지는 세사가 거의 혼합되어 있지 않는 세립분으로 이루어진 지반이 형성된다. 현장에서 채취된 시료를 이용한 침강퇴적실험을 통하여 이수의 초기 높이를 변화시키면서 실험을 실시하면 다음과 같은 결과를 얻을 수 있다. 실제 준설토에 함유된 실질 토량고()과 초기 계면고()와의 관계는 식 (1)과 같다(Moon, 2012).

  (1)

여기서,  : 초기 계면고  : 토립자의 비중  : 물의 비중  : 퇴적토의 평균 간극비 : 퇴적토의 평균 간극비

실질 토량고와 초기 준설고와의 관계는 종축과 횡축을 대수눈금으로 작성하였을 때 직선적으로 변하게 되는데, 이 직선관계로부터 매립지반의 초기 준설고에 대한 실질 토량고를 구할 수 있다. 일반적으로 매립지에 투입된 준설토는 일련의 과정을 거쳐 안정된 지층을 형성한다. 준설점토의 퇴적특성에 영향을 미치는 요인은 초기 함수비, 염분비, 구성 성분, 밀도, 입자의 크기 등의 요소가 있다. 이러한 요인 중 몇몇의 경우를 제외하고는 인위적으로 조정이 가능하다. 초기 함수비가 점토의 침강거동에 미치는 영향에 관한 연구는 McRobert and Nixon(1976), Imai(1980, 1983), Tan et al.(1990) 등에 의해 이루어졌다.

McRobert and Nixon(1976)은 초기 함수비 대신 단위 부피당 토립자 중량으로 농도를 정의하면서 초기 농도에 따른 침강속도를 연구하였다. 이 연구 결과에 의하면 초기 함수비가 커짐에 따라 3가지의 침강 형태를 구분할 수 있는 영역이 뚜렷이 확인되고, 침강속도가 빨라지는 것으로 나타났다. Imai(1980)는 3가지의 일본 점토 시료를 이용하여 실험을 한 결과 초기 함수비가 증가함에 따라 침강속도는 빨라지지만 동일한 초기 함수비라 하더라도 침강속도의 차이가 있을 수 있다고 하였고, 이러한 현상은 응집도와 밀도로 인하여 발생한다고 하였다. 또한 초기 시료높이와 초기 함수비가 주어지면 침강 후의 퇴적된 시료의 높이는 식 (2)를 이용하여 구할 수 있다.

 (2)

여기서,  : 퇴적 시료고 : 초기 계면고 : 평균 함수비 : 초기 함수비 : 토립자의 비중 : 물의 비중

Tan et al.(1990)은 γ-선을 이용하여 초기 계면고를 동일하게 했을 때 초기 함수비에 따른 밀도 분포를 측정한 바 있다. 이 연구에 의하면 초기 함수비가 증가함에 따라 깊이에 따른 밀도는 감소하였으며, 초기 함수비가 300%와 400% 사이에서는 일종의 천이영역이 관찰됨을 확인하였다. 또한 동일한 염분비에서는 초기 함수비가 커짐에 따라 계면의 높이가 작아지는 즉, 밀도가 증가하는 현상을 관찰하였다.

Kim(1987)은 서해안 점토를 이용한 침강실험에서 초기 함수비가 증가함에 따라 입자의 침강속도가 증가함을 관찰하였고, 초기 함수비가 600%～1000% 사이에서 침강속도가 급격히 변화하는 구간이 나타남을 관찰하였다. 이는 초기 함수비가 증가함에 따라 입자간의 운동이 활발하게 진행될 수 있는 여건이 되어 floc을 형성하는 데 소요되는 시간이 단축되었기 때문으로 생각할 수 있다. 또한 계면의 침강에 의해 하부에서 쌓이는 퇴적량을 추정할 수 있는 실험식을 식 (3)과 같이 제안하였다.

 (3)

여기서,    : 초기 계면고 : 최종 계면고 : 최종 퇴적고

Yano et al.(1988)은 세 가지 시료에 대한 실험에서 계면의 침강속도는 함수비에 비례하여 증가되지만, 어느 특정 함수비 이상에서는 그 증가율이 커지지 않음을 관찰하여 이를 한계 함수비로 정의하였다. 준설선에 의해 준설된 매립재는 일반적인 자연지반과는 달리 염분비가 큰 특수한 지반이기 때문에 공사 이전에 실험을 통해 염분이 준설토의 퇴적특성에 어떤 영향을 줄 것인가를 예측할 필요가 있다. 일반적으로 점토의 구성성분인 점토광물은 SiO₄ 결정을 포함하고 있고, 이 결정구조는 수소결합을 하고 있다. 이 수소결합은 기하학적인 방향성을 가지고 있어 점토구조는 판형이고, 그 끝단(edge)에서는 양이온, 면(face)에서는 음이온을 띠게 된다. 따라서 염분이 증가함에 따라 물속에 녹아 있는 양이온과 쉽게 반응하여 floc을 형성하여 침강 퇴적하게 된다. 이로부터 준설토속의 염분비가 입자의 침강속도를 증진시킨다는 사실이 증명되었다.

Tan et al.(1990)은 초기 함수비를 400%와 600%로 고정하여 염분농도에 따른 계면의 침강속도를 규명한 바가 있고, 염분량에 따라 그 침강속도가 현저히 증가함을 관찰하였다. 이는 해수 중에 Na⁺, Cl^-를 비롯하여 Mg²⁺ 등의 각종 이온이 담수보다 다량 함유되어 있으며, 이러한 이온들은 점토 입자의 전하와 응집하기도 하고, 점토 입자간의 응집을 촉진하는 역할을 한다. 또한 해수속에서 점토의 응집작용은 해수의 비중이 담수보다 크므로 인한 침강지연효과를 초월하므로 해수에서의 침강속도가 담수보다 빠르게 나타나게 된다. 염분의 증가는 대체로 침강속도의 증가를 야기하지만 토립자 농도에 따라 그 정도가 현저하게 차이가 나며, 농도에 따라 특정한 염분량에서는 침강속도의 변화를 볼 수 없는 경우도 있다고 하였다.

초기 투기높이에 대한 연구는 Kynch(1952)와 Imai(1983) 등에 의해 이루어졌다. 이들 연구에서 침강속도는 시간에 관계없이 그 속도가 일정한 구간과 시간이 경과함에 따라 침강속도가 변하는 구간이 존재함을 증명하였고, 침강속도가 일정한 구간에서 동일한 밀도인 경우 침강속도는 초기 투기고에 상관없이 일정함을 보인다고 하였다. Kim(1987)은 침강이 진행됨에 따라 용기 하단에서 형성되는 퇴적층에 초기 투기높이가 어떤 영향을 주는가를 규명하였는데, 동일한 함수비에서 초기 계면고()가 변함에 따라 비가 감소하며, 이는 퇴적층의 밀도가 증가함을 의미하는 것으로 침강 완료시까지 소요시간이 길기 때문에 그 동안 하부에서는 자중압밀에 의한 밀도증가가 발생하였기 때문이라 하였다. 최근의 준설매립공사는 과거와 달리 환경문제에 따른 공사 진행상의 많은 문제에 봉착해 있다. 특히, 공사에 따른 주변 해역의 오염 문제로 인해 인위적으로 준설토의 침강을 촉진시키는 침강제가 필수적으로 사용되게 되었다. 이런 침강제는 표면이 이온화되어있는 점토입자를 응집시켜 빠른 시간 내에 침강시키는 역할을 하게 된다.

2.3 자중압밀 이론

고함수비의 초연약 점토는 외부에서 하중이 가해지지 않더라도 자중에 의해 압밀이 발생한다. 고전적인 압밀해석 이론인 Terzaghi의 이론에서는 투수계수나 압밀계수를 상수로 하고, 하중증가에 따른 체적의 변화를 일정하다고 가정하고 있다. 그러나 압밀변형이 큰 초연약 점토에서는 투수계수나 압밀계수, 체적변화계수 등이 간극비나 응력상태에 따라 비선형적인 관계를 보이므로 Terzaghi의 압밀이론은 자중압밀을 해석하기에는 그 적용성이 현저히 떨어진다. 그러므로 압밀에 대한 유한변형이론의 필요성이 제기되었고, 보편적이고 일반적인 유한변형율 압밀이론이 Mikasa(1963)와 Gibson et al.(1967) 등에 의해 제안되었다.

Terzaghi 압밀이론의 가정 중 점토는 균질하며, 완전 포화되어 있고, 토립자의 압축은 1차원이며, 물의 흐름은 점토의 압축 방향과 일치한다라는 가정을 받아들였다. 또한 토립자와 물은 비압축성이며, Darcy의 법칙이 성립한다는 가정은 받아들이고, 그 외의 함수비가 크고 변형이 큰 해성점토와 같은 초연약 점토에는 맞지 않는 가정 사항 대신 초연약점토의 실제거동에 부합되는 다음의 두 가정을 더 도입하였다. 첫째, 흙의 압축성과 투수계수는 체적비의 함수이고 시간과 관계없다. 둘째, 유효응력이 없는 soil sus-pension은 제외한다.

이렇게 나타난 Mikasa의 압밀방정식 식 (4)는 Terzaghi에 의한 것보다 실제의 압밀현상에 근접한 형태임을 알 수 있는데, Terzaghi의 압밀 방정식의 유도를 위해 가정되었던 사항에 대한 특별한 가정없이 실제의 압밀거동과 유사하게 압밀방정식에 포함하였다. 그러므로 Mikasa 압밀이론에 의하여 부적합한 가정들을 배제함으로써 large strain이 발생하는 슬러리의 압밀을 해석하는 데 종래의 방법보다 적절한 접근이 가능해졌다.

 (4)

여기서,  : 압밀비           : 원시좌표 : 압밀계수         : 체적변화계수 : 수중단위중량

Gibson et al.(1967)은 압축성과 투수성의 변화를 고려하고, Darcy 법칙을 흙골격과 간극수의 상대속도로 전환하여 포화된 얇은 점토층에 대한 1차원 유한변형률 압밀이론을 제안하였다. 또한 Gibson et al.(1981)은 초기에 충분히 자중에 의해 압밀되고, 큰 변형이 발생하는 두꺼운 점토층에 대한 유한변형 압밀이론을 발표하였다. Gibson의 압밀이론은 운동량 보존의 법칙과 연속방정식에 의해서 식 (5)와 같이 유도된다.

(5)

식 (5)는 간극비-유효응력, 간극비-투수계수의 관계에 대해 특정의 제한조건 없이 유효응력과 투수계수의 변화를 간극비의 함수로 표현함으로써 임의의 비선형 구성관계에 대하여도 적용 가능한 비선형 압밀지배방정식이며, reduced좌표로 구성식을 표현함으로써 convective 좌표로 변환이 가능할 뿐 아니라 점토층의 압밀에 의한 변형률의 크기에 제한을 받지 않는 유한 변형률 압밀 지배방정식의 형태를 지니고 있다. 식 (5)는 자중에 의한 압밀효과를 나타낸 두 번째 항과 상재하중에 의한 압밀효과를 나타내는 첫 번째 항으로 구성되어 있으며, 시료의 두께가 작은 실내 압밀실험이나 현장조건에서 상재하중의 크기가 점토층의 자중의 크기보다 큰 경우 두 번째 항을 무시할 수 있다. 압밀계수의 역할을 하는 식 (6)과 간극비와 유효응력의 관계를 나타내는 식 (7)을 상수로 가정하여 식 (8)과 같이 선형화 시킬 수 있다.

 (6)

 (7)

 (8)

2.3.1 침강･압밀 곡선에 의한 이론

국내 매립현장에서 준설물량 산정을 위한 자중압밀 종료 후의 체적변화비를 구하기 위하여 주로 Yano(1985)가 제시한 경험적인 방법을 사용하고 있다. Yano(1985)는 실내 침강･압밀 실험을 통한 침강‧압밀 곡선을 바탕으로 자중압밀 산정식을 적용하여 현장 준설 매립지반의 시간경과에 따른 자중압밀 침하량 및 체적변화비를 예측하기 위한 경험적인 방법을 제시하였다.

자중압밀에서 압밀의 구분은 유효응력의 존재 유･무이지만 실제로 이것을 측정하기는 매우 어려우므로 침강곡선에서 속도의 변화를 보고 간접적으로 구할 수 있다. 압밀의 시작점은 학자마다 다소 차이가 있지만 일반적으로 침강곡선에서 침강속도가 느려지는 변곡점으로 보고 있다. Kynch(1952)는 현탁액 상부에서 침강속도가 변곡될 때 자중압밀이 시작된다고 하였으며, McRoberts and Nixon (1976)은 경계면이 생긴 후 일정속도로 침하될 때 자중압밀이 시작된다고 하였다. 또한, Monte and Krizek(1976)는 응력이 형성되는 한계유동상태부터 압밀이 시작된다고 하였다.

Lin and Lohnes(1984)는 자중압밀은 침강실험에서 경계면이 생기고, 흙입자들이 3차원적인 격자를 형성함으로써 슬러리가 한계농도에 도달했을 때 시작한다고 하였다. Lin and Lohnes(1984)는 초기 농도가 한계농도보다 작은 고함수비에서는 한계농도에 도달하는 2차 변곡이 생기는 지점을 자중압밀 시점으로 선정하였다. 초기 농도와 고함수비로부터 결정된 한계농도를 비교하여 초기 농도가 한계 농도보다 큰 저함수비인 경우는 계면이 형성되는 즉시 자중압밀이 시작된다고 하였다.

Jung and Ryu(1979)은 침강실험을 3단계로 구분하여 제 1단계는 플록이 aggregate를 형성하면서 침강하는 침강속도가 느린 단계이며, 제 2단계는 aggregate 혹은 aggregate- network가 침강하는 속도가 빠른 단계이고, 제 3단계는 침강현상이 완료되고 자중에 의해 압밀이 일어나는 단계로 구분하였다. 자중압밀의 시점은 2단계와 3단계에서의 접선의 교점에 해당하는 시간으로 정의하였다.

Kim(1987)은 시간-침강 곡선에서 상‧하부 곡선에 접선을 그리고 만나는 점을 구하면, 그 점이 침강의 종료시점이며, 이 종료점이 자중압밀 시점으로 추정할 수 있다고 하였다. Yano(1985)는 logt-logH 곡선을 작도하여 일직선이 되는 부분을 자중압밀 시점으로 결정하였으며, 일직선이 끝나는 부분을 자중압밀 종점으로 결정하여 이를 체적비 산정에 이용하였다.

실내에서 침강실험을 실시하면 투기된 준설점토는 Fig. 2와 같이 침강퇴적, 압밀침강의 과정을 거친다. 점토이수는 우선 floc를 형성하여 청등수와 현탁액과의 사이에 명료한 계면을 만들고 등속으로 계면이 침강한다. 침강한 퇴적토는 하층에서부터 상승하고, 곧이어 현탁액의 계면과 일치하여 침강퇴적의 종료점으로 된다. 침강퇴적이 종료한 후는 자중에 의한 압밀침강이 진행하여 어떤 시점에서는 침강속도가 늦은 creep의 형태로 된다.

침강퇴적에서 압밀침강의 과정을 거친 침강조건에 있어서, 압밀침강 영역(t=～)의 계면고 H와 침강시간 t에서는 직선관계가 얻어지는데, 이를 자중압밀 산정식이라 한다.

 (9)

여기서,  : 일 때의 계면고 높이 : (min)에서 으로 되는 높이를

           나타내는 상수 : 침강압밀계수 ()

준설토 체적과 매립토 체적의 관계를 구하는 과정에서 계면고와 실질 토량고의 관계도를 작성하고, 실질 토량고에 의해 체적변화를 비교할 필요가 있다. 현장에서 채취한 시료를 이용하여 초기 높이를 변화시키면서 자중압밀 실험을 실시하면 실제 준설토에 함유된 토립자의 양으로부터 구한 실질 토량고와 계면고의 관계를 구할 수 있으며, 관계식은 식 (1)에 제시하였다.

초기 함수비가 같고 높이가 다른 다수의 이수를 침강시켜 각각 침강곡선에 나타낸 압밀침강 개시시간과 creep변형에 들어갈 때의 시간에 대한 계면고를 로 표시하면 직선적으로 변하는데, 이로부터 매립지반의 초기 계면고에 대한 실질 토량고를 구할 수  있고, 이들의 관계를 식으로 나타내면 식 (10)과 같다.

 (10)

여기서, : 계면고와 실질 토량고 그래프의 절편과 기울기

압밀침강영역에 대해서 자중압밀 시점 및 종점에 대한 는 직선관계에 있고, 자중압밀침하에서는 임의의 압밀도에 대해서도 직선관계에 있는 것을 제시하고 있다. 그러나의 직선의 기울기 B가 의 기울기보다 약간 적은 경향이 있고, H가 크게 되면의 직선과의 직선이 교차하게 되어 불합리하다. 이 이유는의 직선은 침강퇴적과정에 대해서도 퇴적고의 상승에 따라 하층에서 압밀이 진행하고 있는 것을 의미하고 있기 때문이다. 즉 계면침강현상에서 압밀 침강과정에 들어간 시간에서는 그 퇴적토의 평균 압밀도가 0을 의미하지 않는다.

체적 변화비 및 침하량의 산정은 Fig. 3과 같이 각 초기 함수비에 대하여 자중압밀 시‧종점 사이의 직선식을 통하여 구한 침강압밀계수를 curve fitting하여 각 함수비에 대한 평균 침강압밀계수를 구하고, 실질 토량고와 초기 계면고 사이에는 식 (1)의 관계가 있으므로 자중압밀 시‧종점에 해당하는 계면고에 대하여 실질 토량고를 구한다. 이 실질 토량고와 자중압밀 시‧종점에 해당하는 계면고를 대수눈금으로 plotting하였을 때 식 (10)과 같이 직선적으로 변하는데, 이로부터 현장 매립지반의 초기 높이에 따른 실질 토량고를 구할 수 있다. 또한 자중압밀 종점에서의 식 (10)을 이용하여 실질 토량고에 대응하는 최대 압밀고를 구할 수 있다.

투기 완료 시까지의 소요된 시간과 그때의 계면고 높이에 대하여 식 (9)를 이용하여을 구할 수 있으며, 산정된 과 각 함수비에 해당하는 평균 침강압밀계수를 이용하여 투기 완료 후의 각 경과시간에 대한 계면고를 구할 수 있다. 예측된 각 매립높이에 대하여 원지반 간극비와 비중값을 사용하여 투기 완료 후의 함수비를 구할 수 있으며, 또한 원지반의 체적에 대한 투기 완료 후의 각 시간에 해당하는 준설매립토의 체적으로 체적비를 구할 수 있다.

3. 실험 방법

3.1 염분비 보정

시료가 해성 점토이므로 염분이 많이 용해되어 있고 해성 점토를 노건조하여 얻은 함수비는 염분이 흙 속에 포함되어 있어 실제 값보다 작은 값을 가지므로, 바닷물 속에 포함되어 있는 염분의 농도를 측정하여 함수비를 보정한다. 염분비의 정의는 식 (11)과 같다.

 (11)

여기서,  : 염분비  : 소금의 무게 : 증류수의 무게

Fig. 4와 같이 건조 전에 흙 요소의 삼상관계를 완전 포화되었다고 가정하면, 흙 요소에서 액체 부분은 소금이 용해된 물로 채워져 있다. 고체 부분은 흙 입자로 구성되어 있으며 흙 요소와 관련된 정확한 함수비는 식 (12)와 같이 정의된다.

 (12)

흙이 건조되면 삼상관계는 소금이 용해된 순수한 물은 증발되고, 순수한 물의 무게, 는 건조되어 없어진다. 물속에 용해된 소금은 의 무게를 갖는 고체로 변화하며, 식 (13)로 나타낸다.

 (13)

노건조한 단계에서 함수비를 결정하고자 하는 경우에 흙 입자의 무게()와 소금의 무게()는 흙 입자의 무게로써 측정되고, 순수한 물의 무게는 물의 무게로써 측정되며 식 (14)와 같다.

 (14)

측정된 함수비, 은 올바른 함수비를 나타내지 않으며, 정확한 함수비는 염분비를 알지 못하는 경우에 계산할 수 없으므로 상기의 식을 조합하면 식 (15)와 같다.

 (15)

염분비 β는 해수를 가열하여 증류수의 무게를 파악함으로써 식 (12)와 같이 정의된다. 간극비도 위와 같은 방법으로 다시 정의할 수 있으며, 물이 차지하는 체적은 로 표현되고 흙 입자는 로 표현될 때 정확한 간극비는 식 (16)과 같다.

 (16)

3.2 실험 내용

카올리나이트와 bottom ash 시료의 기본물성을 파악하기 위해 비중, 액·소성, 입도실험을 실시하였다. 또한 시료의 침강특성 및 자중압밀 특성을 파악하기 위해 직경 20cm, 높이 150cm의 원통형 실험장치를 제작하여 일시투기에 의한 자중압밀실험을 수행하였다. 침강 및 자중압밀 실험방법에 대한 한국산업규격이 현재까지 정립되어 있지 않기 때문에 국내･외의 문헌연구와 실내실험사례를 참고하여 실험을 수행하였다. 시료에 대해 실험시료의 균질성을 확보하기 위하여 체가름을 실시하였으며, 교반기를 이용하여 시료를 교반하였다. 또한 염분비 보정을 실시하여 시료의 함수비를 조정하였으며, 일시투기실험의 경우 함수비 800%에 대하여 시료 높이를 80cm, 100cm, 120cm로 하여 시료를 투기하고, 압축펌프를 이용하여 실험 장치 내에서 시료가 균등하게 혼합되도록 교반한 후 압축 펌프의 작동이 멈춤과 동시에 침강 및 자중압밀실험을 실시하였다. 실험에서 적용한 800%의 함수비는 중간정도 함수비와 고함수비의 경계의 함수비로 일반적으로 준설토 투기 설계에서 많이 사용하는 함수비의 범위내에서 결정하였다. 시료는 혼합토와 카올리나이트 시료에 대해 실험하였으며, 이 과정에서 시료의 조제과정을 달리하였다. 카올리나이트를 먼저 압축 펌프를 이용하여 혼합한 후 bottom ash를 상부에서 투하하는 경우(방법1)과 카올리나이트와 bottom ash를 혼합한 후 펌프를 이용하여 혼합한 경우(방법2)에 대해 실험하였다. 또한 현장에서 채취한 bottom ash에 이물질이 있어 물로 흘려 씻은 시료와 현장에서 채취한 원시료에 대해 실험하였다. 혼합비율은 카올리나이트의 자중압밀실험에서 사용된 시료의 총중량과 동일한 중량으로 실험하였으며, 총중량에서 카올리나이트(90%)+ bottom ash(10%)시료, 카올리나이트(80%)+bottom ash(20%)시료, 카올리나이트(70%)+bottom ash(30%)시료의 3가지 혼합토를 이용하여 실험하였다. 기존의 연구에서는 석탄회와 카올리나이트만 섞어서 실험하였으나 본 연구에서는 방법1과 방법2의 방법으로 실험하였으며, 석탄회도 씻은재료와 #4체 통과시료를 이용하는 등 재료와 실험방법에서 기존의 연구와 차별을 두었다.

또한 실험하려고 하는 함수비를 제조하기 위하여 다음과 같은 방법을 이용하였다. 첫째, 실험하려고 하는 함수비()를 만들기 위하여 필요한 노건조 함수비() 를 보정한다. 둘째, 적정량의 시료 무게를 측정하여 시료의 흙 무게와 물 무게를 산정 한다. 셋째, 염분비 보정함수비에 대하여 추가할 물의 무게를 산정하여 제조하려고 하는 실험 함수비를 만든다. 시료를 실험 함수비로 조정한 후, 시료를 각 실험장치에 투기하기 전에 시료의 균질성을 확보하기 위하여 교반을 실시한다. 또한 초기 간극비를 산정하기 위하여 메스실린더를 이용하여 시료의 초기 농도를 측정하고, 투기하려는 시료의 함수비의 적정성을 판단하기 위하여 함수비를 측정한다. 본 연구에서는 모형 토조를 이용하여 일시투기에 의한 침강․자중압밀실험을 각 시료별로 실시하였으며, 실험 횟수는 총 24회를 실시하였다. 자중압밀실험 조건은 Table 1과 같다.

자중압밀이 완료된 시료에 대해 CRS 압밀실험을 실시하였으며, 실험과정은 Fig. 5와 같다. 자중압밀실험이 완료된 시료를 샘플링하여 실험기에 setting한 후 압밀을 실시하였다. 본 연구에서 사용된 CRS 실험기의 최대 작용하중은 표준압밀실험 최대하중인 1280kPa까지 하중이 작용되며, 변형은 최대 9mm까지 작용되는 실험장비를 사용하여 하중과 변형 둘 중 하나의 조건이 만족되면 실험이 종료가 되고 하중이 제거가 된다.

4. 실험결과 분석

4.1 물성실험

카올리나이트와 bottom ash의 물성실험을 실시하였으며, 실험결과는 Table 2와 같다. 카올리나이트는 고소성 점토(CH)이며, 비중 2.65, 소성지수는 29.70%, 액성한계는 60.99%였으며, bottom ash는 비중 2.31, 실트섞인 입도분포가 나쁜 모래(SP-SM)로 액･소성 결과는 N.P가 나타났다.

4.2 자중압밀실험 

4.2.1 자중압밀곡선 및 계면고 변화

Fig. 6, Fig. 7은 함수비 800%의 카올리나이트와 혼합토의 자중압밀실험 결과 중 자중압밀곡선이다. Fig. 6은 #4.75 체로 체가름실험을 실시한 시료의 자중압밀곡선이다. 계면고에 따른 카올리나이트와 혼합토의 실험결과 카올리나이트보다 최종 계면고는 낮고, 계면고 변화가 심하며, 침강속도와 침강시간도 빠르게 나타나 기존의 Moon (2012), Kim(2014)의 연구결과와 유사한 결과를 보였다. 실질토량이 같은 실험시료에서 혼합토 최종 계면고가 낮게 나타나면, 실제 준설매립 완료된 지반에서도 최종 계량고가 낮기 때문에 원하는 지반의 강도를 얻기 위한 지반의 압밀침하량이 줄어드는 효과를 얻을 수 있을 것으로 평가되며, 준설매립 초기의 강도가 크게 나타나면 연약지반에 진입하기 위한 표층처리과정에서도 효과가 있는 것을 의미한다. 따라서 bottom ash 혼합토를 사용하게 되면 지반의 초기강도와 함께 지반개량기간도 단축할 수 있었다.

Fig. 7은 bottom ash 씻은 재료의 자중압밀 실험결과이다. 역시 카올리나이트보다 최종 계면고는 혼합토가 작았으며, 침강시간과 침강속도가 빠른 것으로 나타났고, 계면고의 변화는 초기 계면고가 80cm보다 120cm에서 초기 계면고와 최종 계면고의 변화가 크게 발생되었다. 이는 고함수비일수록 입자들의 응집시간이 단축되었기 때문으로 분석된다. 또한 bottom ash 배합량이 증가할수록 침강속도가 빠르게 진행되어 압밀시간이 단축되는 기존의 연구결과와도 유사하였다.

Fig. 8에서 Fig. 10과 Table 3에서 Table 5까지는 혼합토의 계면고 변화 결과이다. 카올리나이트의 경우 투기고 80cm의 경우 초기 계면고 52.497cm, 최종 계면고 24.087cm였으며, 100cm의 경우 초기 계면고 66.175cm, 최종 계면고 30.700cm, 120cm의 경우 초기 계면고 78.288cm, 최종 계면고 34.872cm의 실험결과를 보였다. 혼합토 10%의 실험결과 초기 계면고와 최종 계면고가 카올리나이트에 비해 낮게 발생되었으며, 방법1이 상부에서 bottom ash를 투하한 후 측정하기 때문에 방법2보다 초기 계면고 및 최종 계면고가 낮게 발생되었다. Bottom ash 20%, bottom ash 30%의 실험결과 역시 방법1이 초기 계면고와 최종 계면고가 낮게 발생되어 상부에서 bottom ash를 투하하는 방법1이 bottom ash의 자유낙하 에너지에 의해 자중압밀효과가 증가되어 초기 계면고와 최종 계면고 차가 크게 발생되었다.

4.2.2 침강압밀계수

Fig. 11에서 Fig. 13, Table 6에서 Tabel 8은 투기고에 따른 초기 함수비 800%의 침강압밀계수 실험결과이다. 침강압밀계수는 시간-계면고 관계를 대수눈금으로 나타냈을 때 침강곡선에서 자중압밀 시점 와 자중압밀 종점 을 구한 후 자중압밀 직선식을 구하면, 그 기울기를 침강압밀계수라고 정의가 된다. 투기고 80cm에 대한 실험결과 카올리나이트의 침강압밀계수는 0.231이며, 혼합토의 침강압밀계수는 0.324에서 0.345로 나타나 creep 구간 도달시간이 빨라지며, 방법1이 방법2보다 값이 크게 나타났다. 투기고 100cm의 실험결과 카올리나이트의 는 0.25의 결과를 보였으며, 혼합토의 경우 0.32에서 0.36의 결과를 보여 카올리나이트에 비해 압축성 개선 효과가 클 것으로 판단되며, 씻은 재료가 씻지 않은 재료보다 침강압밀계수가 크게 발생되었다. 투기고 120cm의 실험결과 카올리나이트의 는 0.27의 결과를 보였으며, 혼합토의 경우 0.33에서 0.36의 결과를 보였다.

카올리나이트에 비해 혼합토의 경우 침강압밀계수가 크게 나타나 bottom ash를 사용하여 준설매립지반에 적용하는 경우 초기 지반개선효과 클 것으로 판단되며, 방법1이 침강압밀계수가 크게 나타나 가장 적정한 방법이었다. 또한 bottom ash는 발전소에서 이물질이 섞여서 배출되기 때문에 시료를 씻어서 이물질을 제거한 경우가 침강압밀계수가 크게 나타났다. 하지만 현장에서 적용 시 씻은 재료를 사용할 경우 비용과 시공기간이 길어지는 단점이 있어 두 시료의 결과차이는 크지 않아 씻은 재료보다 원재료 그대로를 사용하는 것이 적정하였다.

4.2.3 침강속도

Fig. 14에서 Fig. 16, Table 9에서 Tabel 11은 투기고에 따른 초기 함수비 800%의 침강속도 실험결과이다. 투기고 80cm의 실험결과 카올리나이트의 침강속도는 0.0478의 결과를 보였으며, 혼합토의 경우 평균 침강속도값은 0.0422에서 0.0551의 결과를 보였다. 혼합토의 평균침강속도 값과 카올리나이트의 침강속도는 유사하였으나 대체로 혼합토 30%이상에서만 카올리나이트의 침강속도보다 크게 나타났다. 투기고 100cm의 실험결과 카올리나이트의 침강속도는 0.0426의 결과를 보였으며, 혼합토의 경우 0.0422에서 0.0597의 결과를 보여 혼합토의 침강속도가 크게 발생되었다. 투기고 100cm 역시 혼합토가 카올리나이트에 비해 침강속도는 크게 발생되었으나 혼합비 10% 방법2에서는 카올리나이트보다 침강속도가 작았다. 투기고 120cm의 실험결과 카올리나이트의 침강속도는 0.0407의 결과를 보였으며, 혼합토의 경우 0.0442에서 0.06265의 결과를 보여 80cm, 100cm와 비교하면 카올리나이트에 비해 모든 혼합비에서 침강속도가 크게 나타났다. 이는 bottom ash는 모래의 입도를 가지고 있어 투수성이 좋고, 다공질이어서 카올리나이트와 물과의 유착현상으로 자중이 증가하게 되어 침강속도가 증가되는 것으로 분석된다.

침강속도의 실험결과 방법1이 방법2에 비해 침강속도가 크게 발생되었으며, 씻은 재료가 씻지 않은 시료에 비해 침강속도가 크게 발생되어 방법1과 씻어서 사용하는 방법의 조합이 현장준설매립지반에서 적용 시 공사기간을 단축할 수 있는 방법으로 판단되었다.

4.3 CRS 실험

Fig. 17과 Fig. 18은 카올리나이트와 혼합토의 자중압밀 완료 후의 지반강도와 크기를 비교하기 위해투기고 80cm 자중압밀 완료 시료의 CRS 압밀실험결과이다. 카올리나이트의 실험결과 실험장비의 최대 변형량인 9mm까지 약 400kPa까지 측정되어 장비의 최대압밀하중까지 측정되지 못하였다. 최대하중까지 측정되는 경우를 예측하면 약 12mm의 변형에서 최대압밀하중이 발생될 것으로 판단되며, 혼합토의 경우 카올리나이트 실험결과에 비해 작은 변형에서 최대압밀하중까지 발생되었다. Bottom ash의 혼입량이 늘어날수록 작은 변형에서 최대 압밀하중이 발생되어 혼입량이 늘어날수록 자중압밀 완료 시 지반의 초기 강도가 큰 것으로 분석되었다.

또한, 혼합토의 경우 방법1이 작은 변형에서 최대압밀하중에 도달하여 지반개량효과가 더 큰 것으로 판단되며, 실제 현장에서 표준압밀하중까지 강도를 원하는 지반의 경우 카올리나이트에 비해 혼합토가 소요지반강도에 도달되는 침하량이 작아 압밀 완료까지 압밀시간이 줄어 공사기간이 단축될 것으로 판단되었다. 혼합토의 경우 씻은 재료가 원재료보다 최대압밀하중까지 도달하는데 필요한 변형량이 작아 개량효과가 큰 것으로 판단되나 차이는 크지 않아 시료의 처리과정에 대한 비용을 고려하면 씻지 않은 시료로도 충분히 지반개량효과를 볼 수 있을 것으로 분석되었다.

5. 결 론

본 연구에서는 카올리나이트와 카올리나이트와 bottom ash를 혼합한 혼합토의 자중압밀실험 특성과 함께 CRS 압밀실험 특성을 비교 분석하였다. 연구 과정에서 현장에 혼합토를 적용하는 경우 최적의 시공방법을 제안하기 위해 여러 가지 조건에 대해 실험을 실시하였으며, 실험결과를 분석하면 다음과 같다.

(1)자중압밀실험의 계면고와 자중압밀곡선을 분석한 결과 카올리나이트에 비해 혼합토의 실험종료 계면고가 낮고, 침강시간도 빨라 자중압밀 완료 후 지반개량단계에서의 지반의 소요강도에 이르는 압밀침하량이 줄어들고, 지반의 초기 강도는 크게 증가할 것으로 판단되어 지반개량기간이 많이 줄어들 것으로 분석된다. 또한 방법1과 씻은 재료가 최종 계면고가 작게 나타났으며, 투기고가 높을수록 계면고의 변화가 크게 나타났다.

(2)카올리나이트보다 혼합토의 침강압밀계수가 크게 나타났으며, 카올리나이트를 먼저 압축 펌프를 이용하여 혼합한 후 bottom ash를 상부에서 투하하는 방법1이 카올리나이트와 bottom ash를 혼합한 후 펌프를 이용하여 혼합한 방법2에 비해, 씻은 재료가 씻지 않은 재료에 비해 침강압밀계수가 크게 나타나 현장 적용 시 자중압밀 완료 후 지반개량효과가 크게 나타났다.

(3)자중압밀실험에 의한 카올리나이트의 침강속도는 투기고가 낮은 경우 혼합토의 침강속도의 범위내에 있었으나 투기고가 높을수록 혼합토의 침강속도가 카올리나이트의 침강속도보다 크게 발생되었으며, 이는 방법1과 씻은재료가 침강속도가 커 자중압밀효과가 큰 시공방안이라 판단된다.

(4)자중압밀실험에서 방법1이 대체로 초기 계면고와 최종 계면고가 낮게 발생되어 bottom ash를 상부에서 투하하는 방법1이 자중압밀효과가 큰 것으로 분석된다.

(5)자중압밀실험 완료된 시료(투기고 80cm)의 지반개량효과를 확인하기 위해 CRS 실험을 실시한 결과 카올리나이트는 실험장비의 최대 변형하중까지 재하하는 동안 최대압밀하중에 도달하지 못하였으나 혼합토는 카올리나이트에 비해 작은 변형에서 최대압밀하중에 도달하여 지반의 개량효과가 있었다. 또한 방법1이 방법2에 비해 작은 변형에서 최대압밀하중에 도달하여 지반개량효과가 더 큰 것으로 판단되었다.

(6)카올리나이트에 비해 혼합토의 경우 침강압밀계수와 초기 침강속도가 크게 나타나 bottom ash를 사용한 준설매립의 경우 최종 자중압밀 종료까지 공사기간이 많이 줄어들었으며, 준설토를 투하 후 bottom ash를 투하하는 경우가 침강압밀계수가 크고, 최종 계면고가 낮아 가장 적정하였다.

(7)또한 bottom ash를 씻어서 이물질을 제거한 경우가 침강압밀계수와 침강속도가 컸으며, 최대압밀하중까지 도달하는데 변형량이 작게 발생되어 지반개량효과가 좋았으나 현장에서 씻은 재료를 사용할 경우 비용과 시공기간이 길어져 비경제적이므로 원재료를 사용하는 것이 적정한 것으로 판단된다.