1. 서 론
2. 공법의 개요
2.1 압성토 공법
3. 연구대상지역 및 실내실험
3.1 연구대상지역
3.2 실내실험
4. 실험결과
4.1 가속도계 매설깊이 별 PGA 분석 결과
4.2 입력지진파에 따른 실내모형의 SA분석 결과
5. 결 론
1. 서 론
폐기물매립지에 관한 연구는 Sowers(1973)이 폐기물 매립지반의 침하 특성에 관하여 연구를 수행하였으며, 이후, Yen and Scanlon(1975), Rao et al.(1977), Edil et al.(1990)이 매립지의 침하 특성에 관한 연구를 수행하고자 매립이 완료된 폐기물매립지에 대한 침하량 측정을 수행해나갔다. Landva and Clark(1990)는 폐기물 성토 시 지반 공학적 특성에 관한 연구를 수행하였고, Morris and Woods(1990), Bjarngard and Edgers(1990)은 폐기물매립지의 침하 계측자료 및 실내 실험 등을 근거로 매립지의 안정화 속도 및 장기 침하량을 산정하기 위하여 많은 침하모델이 지반 공학적인 근거하에 제안되었다.
또한, Baek et al.(2006), Baek(2007), Baek et al.(2007)은 Yoshikuni의 탄-점성 압밀이론을 축대칭 조건의 수평방향 배수를 허용한 연직배수재로 개량된 지반에의 적용을 위해 3차원 조건으로 확장하고 실내 모형시험을 통한 이론의 적용성과 현장계측 결과를 이용한 적용성을 검증한 바 있다.
폐기물매립지를 재활용하기 위한 대책공법에 관한 연구로 Cheon et al.(1996)은 고결 공법을 사용하여 지반 강도 개량 효과를 분석한 연구를 수행하여 대책공법별 일축압축강도 증진 효과를 주장하였는데, Geocrete시멘트, Slag시멘트, 보통 포틀랜드 시멘트, 생석회 순으로 우수하다고 하였다.
또한, 매립지의 차수 시스템과 관련한 연구로 Lee and Oh(2010)는 매립지의 지오멤브레인 차수 시스템의 안정성 평가를 위하여 현장 추적자(로다민 WT)시험을 실시하여 손상 여부를 판단하고, 인장강도 시험을 하여 조성 당시 시방기준 및 현행 폐기물관리법에 적정하게 항복 인장강도가 유지하고 있다고 판단하였다.
이처럼 폐기물 매립지반에 관한 연구를 많이 지속적으로 수행되었으나, 지반공학 측면에서 내진설계 개정 이후에 대한 매립지 내 성토사면에 대한 검증은 수행되지 않았다. 개정된 내진설계 또한 현장실험을 통한 1차원 지반응답해석의 검증만 수행되기 때문에 본 연구에서는 실내 실험을 통한 폐기물매립지의 동적거동 특성을 확인하고, 실제 지반에서 압성토 보강에 따른 지반의 거동 특성을 확인하고자 하였다.
폐기물 매립지의 경우 폐기물 매립시설 내진설계 기준 연구(Ministry of Environment, 2001)를 시작으로 폐기물 매립지에 대한 내진설계가 반영되었으나, 이후 폐기물관리법 시행규칙이 개정되면서(Ministry of Environment, 2018) 개정된 내진설계 기준을 반영하기 시작하였다. 이 시기에 기초, 항만 및 어항, 비탈면 등에 관한 법률 또한 개정되면서 지진·화산재해대책법에 따른 내진성능 확보의 최소요건이 규정되었다. 국내 매립지의 경우 대부분의 내진설계 기준이 2018년 이전 기준을 반영하고 있어, 내진성능수준과 개별시설물에 대한 검토가 명확히 수행되지 않은 상태이다. 개정 전 내진설계기준의 경우, 평균재현주기, 위험도 계수, 지반의 분류 등을 구분하여 검토를 수행하여야 한다. 2017년 경주지진 이후 내진설계에 대한 기준이 개정되면서 이에 관한 내용을 반영하여 검토하여야 한다.
본 연구에서는 개정된 내진설계기준(Ministry of Environment, 2018)을 반영하여 연구 대상 지역인 폐기물매립지의 내진 안정성 검토를 수행하고자 하였다. 검토의 신뢰성을 확보하기 위하여 1g진동대 시험을 이용한 축소모형지반의 최대지반가속도(Peak Ground Acceleration, 이하 PGA)를 확인하고 1차원 지반응답해석 프로그램을 이용하여 실내 실험의 신뢰성을 검증하였다. 매립지 내 성토사면의 안정성 검토의 경우 산정된 수평 지진계수를 이용하여 내진설계기준에 따른 매립지 내 성토사면의 안정성을 확인하였다.
2. 공법의 개요
2.1 압성토 공법
압성토 공법은 연약지반 상에 흙 쌓기를 할 때 지지력이 부족하여 과도한 침하를 일으키거나 흙 쌓기부 측방에 융기가 발생할 우려가 있는 경우, 융기가 예상되는 부위에 성토 하중을 미리 가하여 균형을 유지시키는 공법이다. 이 공법은 비교적 넓은 용지와 충분한 쌓기 재료를 필요로 하지만, 용지 취득이 쉽고 저렴하게 쌓기 재료를 구할 수 있는 경우, 원리가 단순하고 신뢰성이 높으며, 시공 또한 간편한 장점이 있다.
압성토 공법의 응용은 성토체 공사에서 가도 등이 있거나 흙댐과 같은 큰 성토의 소단은 바로 압성토의 역할을 한다고 볼 수 있다. 압성토의 길이와 폭은 성토 본체의 높이(H)와 관련이 있다. 압성토의 높이는 한계성토고(그 지반에서 활동을 일으키는 한계의 성토높이)를 초과해서는 안 될 것이며, 일반적으로 성토 본체의 (1/3) H를 한계로 하고 압성토의 폭은 2H 정도이다.
Fig. 1은 압성토 공법의 모식도를 나타낸 것이다.
3. 연구대상지역 및 실내실험
3.1 연구대상지역
본 연구 대상지역은 전라남도 여수시 소호동 인근의 대절토부 옹벽 시공현장으로 총 5단계의 패널식 옹벽 시공이 예정중이며, 현재 2단계 시공 완료 후 3단계 시공이 예정중이다. 3단옹벽 시공중 2단옹벽 벽체에서 누수 및 상부 인장균일이 발생하여 그에 다른 원인을 분석하고자 하였다.
Fig. 2(a)는 연구대상지역 위치도를 나타낸 것이고, Fig. 2(b)는 본 연구대상지의 폐기물매립지 전경을 나타낸 것이다.
3.2 실내실험
3.2.1 유압 서보 1g 진동시험기
Fig. 3은 본 연구에서 사용한 진동시험 장비이며 주요 제원은 Table 1에서 나타내었다. 가진기 본체의 크기는 3000(L)×1000(B)×500(H)mm 이며 가진 테이블의 크기는 2000×600(L×B)mm, 허용재하중량은 1.5t이다. 스토크는 최대 200mm(±100mm) 이며 실린더와 스토크에 내장형 비접촉식 변위 센서(20mm)가 부착되어있다. 유압서보는 380V 모터로 210bar 압력을 이용해 실린더는 최대 10tf까지 출력되며, 1축 변위 제어방식으로 구성되어 있다.
Processor Controller를 이용하여 변위제어 프로세스를 입력하면, 유압펌프에서 Servo Actuator를 통해 유압을 동하중으로 변환시켜 가진한다. 가진 시 Actuator에 내장된 비접촉식 변위 센서가 발생 변위를 계측하며 이를 Processor Controller로 다시 읽으며 Input wave를 제어한다. 이를 통하여 가진 판 위에 설치한 모형 및 실 규모 구조물의 변위, 가속도, 간극수압 등을 계측할 수 있다.
Table 1.
Subsurface distribution according to ground survey locations and depths
| Classification | Equipment specifications |
| Table size | 2000×600mm |
| Maximum acceleration | 1.0g |
| Full payload | 1.8tonf |
| Stroke | 200mm(±100mm) |
| Maximum capacity at dynamic | 5.1tonf |
3.2.2 실험수행모델
Fig. 4는 실내 실험에 사용된 시료의 입도분포 곡선을 나타낸 것이다. Table 2는 실내모형 실험에 사용된 시료의 물성값을 나타낸 것이다.
Table 2.
Subsurface distribution according to ground survey locations and depths
| Classification | # | ||||
| Topsoil and subsoil | 2.63 | 1.56 | 30.5 | 15.4 | SM |
| ML | 2.65 | 1.23 | 35.3 | 55.6 | CL |
| SW | 2.63 | 1.58 | 16.5 | 0.0 | SW |
실험 수행에 앞서 진동대의 제원 및 제반 시험조건을 고려한 상사 법칙을 적용하여 원형의 1/40 크기로 모델링하였으며, 압성토는 10m, 15m를 구현하고 경사는 원지반 경사와 평행하게 적용하였다. 무 보강, 압성토 10m 보강, 압성토 15m 보강의 3가지 모형 사면을 조성하였다. Table 3은 사면의 조성 높이와 실내실험상 보강 연장을 나타낸 것이다.
입력 지진파는 대표적인 단주기파와 장주기파인 Ofunato파, Hachinohe파와 최근 국내에 발생한 Gyeongju지진파를 입력하였고 추가로 인공지진파를 사용하였다. 3가지의 축소모형을 조성 후 4가지의 입력 지진파를 입력하여 총 12Case의 동적 모형 시험을 시행하였다. Table 3은 시험수행모델을 나타내었고, Fig. 5는 입력 지진파를 나타내었다.
Fig. 6은 각 실험 Case 별 지반조성 단면과 가속도계 매설 위치를 나타낸 것이다.
실험을 수행한 연구대상지역의 검토 단면은 1단 소단을 가지는 매립지 단면으로 그림 3.13은 가속도 센서의 분석 위치에 따른 비교 열을 나타낸 것이다. 1열 센서의 경우 매립지 안쪽으로 상재하중이 큰 곳이며, 2열 센서의 경우 1소단 안쪽의 가속도 증폭을 확인하기 위함이다. 마지막으로 3열 센서는 1소단 끝단 하부의 가속도도 증폭을 확인하기 위함이다.
Table 3.
Subsurface distribution according to ground survey locations and depths
3.2.3 축소모형 조성
Fig. 7은 실내실험 조성 과정을 나타내 것이다. 축소모형 사면 높이에 맞춰 1/40 스케일로 조성하고자 하였으며, 모형 사면의 높이 50cm까지 조성되었다. 모형 사면의 하부는 풍화토 지반을 구현하고자 하였고, 하부 풍화토 지반조성 후, 가속도 매설위치도에 따라 하부에 가속도계 3개를 매설하였다.
진동대실험의 특성상 벽체의 반사파 영향이 있기 때문에 이를 최소화 할 수 있는 연성토조로 실험을 수행하였다. 연성토조는 2000(L)×600(B)×600(H)mm의 크기로 강성토조와 저판 단면은 동일하나 높이는 여러 층으로 분할하여 제작하였다. 각 층은 45mm두께, 층 간격 5mm로 총 12층 구성이며 각 층마다 분할 수평거동이 이루어지고 마찰면을 최소화 할 수 있도록 층간 볼베어링이 조립되어 있다. 층 당 최대 수편변위는 5mm이며 분할 층의 상하 연결을 위하여 측면 벽체에 4개의 상하 연결 조립부를 구성하였고, 각 조립부의 연결부품들은 알루미늄파이프로 연결되어 일체화시키고 small ball-bearing을 통하여 파이프와 조립부의 마찰면을 최소화 하였다. 연성토조의 재질은 알루미늄이며 저판에 4개구의 배수구가 있고 변위 축의 수직방향 벽체에는 평상시나 지반조성 시 각 층을 일체화하여 고정시킬 수 있는 고정막대 거치대를 부착하였다.
중간층은 연약 점성토층을 포설하였고, 풍화토층과 동일하게 점성토층 최상부에 가속도계 3개를 매설하였다. 상부는 검토 단면과 같이 하부 풍화토를 조성한 후, 가속도계를 매설하고, 중심부에 연약 점성토를 조성한 후, 2열 가속도계를 매설하였다. 상부는 1단 소단과 2단 소단을 조성하여 현장 여건과 유사하게 모형을 조성하였다.
최상부는 성토층을 조성하였으며, 사면의 1단 소단 상부와 2단 소단 상부에 계측기를 각 1개씩 매설하였다.
4. 실험결과
4.1 가속도계 매설깊이 별 PGA 분석 결과
Fig. 8과 Table 4는 보강을 수행하지 않은 모형지반에 대한 깊이별 PGA를 나타낸 것이다. 4개 입력지진파 중 인공지진파에 의한 증폭비가 가장 높게 확인되었으며, Hachinohe파에서 가장 작은 증폭비를 확인하였다. 이는 단주기 특성이 강한 인공지진파의 영향이 크게 반영된 것으로 확인되며, 평균적으로 1열에서는 34.40%, 2열에서는 34.01%, 3열에서는 32.22%의 증폭이 발생하였다. 1열에서 지진동의 발생 시 증폭이 가장 크게 발생하였으며, 이는 계측기의 위치가 사면 선단부에 위치하고, ACC9번의 경우 상재하중의 영향이 없는 연약한 지반 조건을 유지하고 있어서 지진 발생 시 가장 취약한 것으로 판단된다.
Table 4.
Comparison of amplification rates based on PGA analysis - Unreinforced
Fig. 9와 Table 5는 압성토가 10m 보강된 모형지반에 대한 깊이별 PGA를 나타내 것이다. 평균적으로 1열에서는 12.45%, 2열에서는 33.61%, 3열에서는 22.05%의 증폭이 발생하였다. 10m 보강 시에는 2열에서 지진동의 발생 시 증폭이 가장 크게 발생하였으며, 무 보강일 때와 비교하였을 때 1열에서 증폭이 21.95% 감소하였으며, 2열에서는 0.4% 감소하였고 3열에서는 10.17% 감소하였다. 이는 모형지반의 상부에 위치하는 ACC9, ACC8, ACC5번이 압성토의 영향을 받아 상재하중에 의한 지반 내 구속응력의 증가로 인한 원인으로 판단된다. ACC9번의 경우 계측기 상부에 하중이 재하되는 것은 아니지만 압성토로 인한 수평 응력의 감소로 가속도 증폭이 감소함을 확인할 수 있다. 보강에 따라 증폭율이 감소한 것은 확인되었으나, 단주기 성분이 강한 인공지진파에서는 여전히 4개 지진파 중 가장 강한 증폭이 나타난 것을 확인할 수 있다.
Table 5.
Comparison of amplification rates based on PGA analysis - 25cm reinforcement
Fig. 10과 Table 6은 압성토가 15m 보강된 모형지반에 대한 깊이별 PGA를 나타낸 것이다. 평균적으로 1열에서는 25.36%, 2열에서는 23.86%, 3열에서는 16.29%의 증폭이 발생하였다. 15m 보강 시에는 1열에서 지진동의 발생 시 증폭이 가장 크게 발생하였으며, 무 보강일 때와 비교하였을 때 1열에서 증폭이 9.05% 감소하였으며, 2열에서는 10.15% 감소하였고 3열에서는 15.93% 감소하였다. 이는 압성토 10m 보강과 마찬가지로 모형지반의 상부에 위치하는 ACC8, ACC5번이 압성토의 영향을 받아 상재하중에 의한 지반 내 구속응력의 증가와 압성토 보강으로 인한 ACC9번의 수평 응력의 감소로 가속도 증폭이 감소함을 확인할 수 있다. 3열의 경우 압성토 보강의 연장에 따라 증폭율이 감소한 것으로 확인되며, 무보강 및 25cm 보강 보다 현저히 낮은 증폭율을 확인하였다.
Table 6.
Comparison of amplification rates based on PGA analysis - 37.5cm reinforcement
4.2 입력지진파에 따른 실내모형의 SA분석 결과
Fig. 11은 Ofunato지진파 가진 시 실내 실험 결과에 대한 SA그래프를 나타낸 것이다. 보강 전 SA결괏값은 하부 0.181g, 중심부 0.202g, 상부 0.237g로 확인되었으며, 압성토 15m 보강에서 SA결괏값은 하부 0.180g 중심부 0.202g 상부 0.230g로 확인되었다. 하부대비 상부에서의 SA증폭비는 무 보강 시 31.10%, 압성토 15m 보강에서 27.37%를 보였으며, 보강 후 가속도 증폭이 3.73% 정도 낮아지는 것을 확인하였다.
Fig. 12는 Hachinohe지진파 가진 시 실내 실험 결과에 대한 SA그래프를 나타낸 것이다. 보강 전 SA결괏값은 하부 0.114g, 중심부 0.123g, 상부 0.157g로 확인되었으며, 압성토 15m 보강에서 SA결괏값은 하부 0.111g 중심부 0.121g 상부 0.142g로 확인되었다. 하부대비 상부에서의 SA증폭비는 무 보강 시 37.45%, 압성토 15m 보강에서 28.00%를 보였으며, 보강 후 가속도 증폭이 9.45% 정도 낮아지는 것을 확인하였다.
Fig. 13은 경주지진파 가진 시 실내 실험 결과에 대한 SA그래프를 나타낸 것이다. 보강 전 SA결괏값은 하부 0.225g, 중심부 0.310g, 상부 0.313g로 확인되었으며, 압성토 15m 보강에서 SA결괏값은 하부 0.240g 중심부 0.271g 상부 0.311g로 확인되었다. 하부대비 상부에서의 SA증폭비는 무 보강 시 39.19%, 압성토 15m 보강에서 29.54%를 보였으며, 보강 후 가속도 증폭이 9.65% 정도 낮아지는 것을 확인하였다.
Fig. 14는 인공지진파 가진 시 실내 실험 결과에 대한 SA그래프를 나타낸 것이다. 보강 전 SA결괏값은 하부 0.393g, 중심부 0.441g, 상부 0.564g로 확인되었으며, 압성토 15m 보강에서 SA결괏값은 하부 0.389g 중심부 0.410g 상부 0.477g로 확인되었다. 하부대비 상부에서의 SA증폭비는 무 보강 시 43.61%, 압성토 15m 보강에서 22.61%를 보였으며, 보강 후 가속도 증폭이 21.00% 정도 낮아지는 것을 확인하였다.
5. 결 론
본 연구에서는 개정된 내진설계기준을 반영한 폐기물매립시설의 내진설계 기준에 따른 기존 매립지의 내진 안정성을 확인하고자 실내 실험과 수치해석을 통한 안정성 검토를 수행하고자 하였다.
개정된 매립시설의 내진설계 기준에 맞는 1차원 지반응답해석와 지진재해도에 따른 설계 지진하중을 고려하여 수치해석을 수행하고자 하였으며, 수치 해석상 보강 효과에 대한 안정성 검토 결과는 실내 실험을 통한 각 입력 지진파별 증폭 비를 통하여 그 경향성을 확인하고자 하였다. 본 연구를 통해 도출된 결론은 다음과 같다.
1.1g 진동대를 활용한 가속도계 매설 깊이별 PGA 분석결과, 10m와 15m 보강 시 무 보강 대비 지진파의 증폭율이 낮게 나타나며, 특히 15m 보강 시에는 10m 보강 대비 지진파의 증폭이 더욱 감소하였다. 이는 모형지반의 상부에 위치하는 ACC9, ACC8, ACC5번이 압성토의 영향을 받아 상재하중에 의한 지반 내 구속응력의 증가로 인한 원인으로 판단되며, ACC 9번의 경우 압성토 보강으로 인한 수평 응력의 감소로 가속도 증폭이 감소함을 확인할 수 있다.
2.수평 방향으로의 지진파별 PGA 분석을 통해, 지반의 하부에서는 지진파의 큰 증폭이 발생하지 않음을 확인하였다. 이는 입력된 지진동이 예상대로 효과적으로 전달되었다는 것을 의미한다. 또한, 사면 중심부에서의 분석 결과, 보강을 진행할수록 지진파의 증폭율이 감소하는 현상을 확인하였다. 이는 성토재의 보강이 지진파의 증폭을 효과적으로 줄여 지반구조물의 안정성을 증진시키는 역할을 하는 것으로 판단된다.
3.실내 실험 결과에 따른 SA결괏값 분석 결과, 하부대비 상부에서의 SA증폭비는 Ofunato지진파의 경우 무 보강 시 31.10%, 압성토 15m 보강에서 27.37%, Hachinohe지진파에서 무 보강 시 37.45%, 압성토 15m 보강에서 28.00%, 경주지진파에서 무 보강 시 39.19%, 압성토 15m 보강에서 29.54%, 인공지진파에서 무 보강 시 43.61%, 압성토 15m 보강에서 22.61%의 경향을 보였다. 4개 지진파에서 전체적으로 최소 3.7% ∼ 최대 21.0%의 가속도 증폭 감소를 확인하였다.
