한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 5 ~ 17 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 Experimental Evaluation of the Moment Capacity of a Railway Electric Pole Foundation Adjacent to a Fill Slope 이수형 1 Lee, Su-Hyung 이성진 2 Lee, Sung-Jin 이일화 3 Lee, Il-Wha Abstract The moment responses of electric pole foundations for a railway were investigated using real-scale load tests. Large overturning moments were applied to two circular rigid piles with a 0.75 m diameter and a 2.5 m embedded depth; the circular rigid piles were installed in an actual railway embankment fill. Two different loading directions-toward the fill slope and toward the track -were applied to evaluate the influence of the fill slope on the moment capacities of the foundations. It was found that the failure of the foundations that were constructed according to Korean railway practices exhibited a sudden overturning pattern without any significant pre-failure displacement. The moment capacity toward the fill slope was less than the moment capacity toward the track by 30%. From the test results, the geometry factor (K), which accounted for the reduction of the moment capacity, due to the fill slope, was 0.7. Moment capacities determined from the load tests were compared with those predicted from three existing design methods, and their applicability was discussed. 요 지 철도선로에설치되는전철주기초의모멘트에대한거동을파악하기위한실물재하시험을수행하였다. 현행시공방법에따라현장타설방식으로설치된직경 75cm, 깊이 2.5m의원형전철주기초 2본에대하여실제조건과동일한모멘트위주의하중을가하여기초의파괴모멘트를확인하였다. 성토사면이기초의저항모멘트에미치는영향을평가하기위하여사면방향과사면반대방향으로각각모멘트를가하였다. 국내설계기준에따라성토지형에설치된전철주기초는파괴이전까지는변위가거의발생하지않다가급격한전도로파괴되는취성거동을보이는것을규명하였다. 성토사면의영향으로기초의파괴모멘트가 30% 정도감소하는것으로평가되었으며, 이를토대로전철주기초설계에서사면의영향을고려하기위한지형계수 (K) 로 0.7을제안하였다. 또한실물재하시험결과로나타난파괴모멘트를국내외설계방법의저항모멘트산정결과와비교함으로써그적합성을평가하였다. Keywords : Circular rigid pile, Electric pole foundation, Fill, Moment capacity, Railway, Real-scale load test, Slope 1 정회원, 한국철도기술연구원선임연구원 (Senior Researcher, Korea Railroad Research Institute, Tel: +82-31-460-5399, Fax: +82-31-460-5025, geoxlee@krri.re.kr, 교신저자 ) 2 정회원, 한국철도기술연구원선임연구원 (Senior Researcher, Korea Railroad Research Institute) 3 정회원, 한국철도기술연구원선임연구원 (Senior Researcher, Korea Railroad Research Institute) * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 5
1. 서론우리나라철도는 1970년대초반부터전기에의하여열차가구동되는전철화가시작되었으며, 2009년현재전체철도선로거리 3,434km의 56.4% 인 1,938km의노선이전철화되어있다 (Korea Rail Network Authority, 2009). Korea Rail Network Authority(2009) 에의하면국내철도의전철화율은지속적으로증가하여 2015년에는전노선의 73% 에달하여, 향후 1,000km 이상의노선이전철화될것으로예측된다. 또한 Korea Transport Institute & KRTC(2009) 에의하면 2019년까지 1,596.3km 구간을전철화하는계획을국가적으로수립중에있다. 따라서철도의전력시설물에대한합리적인설계및시공을통하여국가적인예산의절감이필요한실정이다. 철도선로의전철화를위해서는전력공급을위하여선로를따라가공전선 (overhead catenary) 을가선해야하며, 이를위해서는선로연변에 Figure 1과같은전철주와이를지지하는기초가설치되어야한다. 전철주기초는일반적으로짧은강체말뚝 (short rigid pile) 형태로수직하중보다는주로수평하중에의하여발생하는매우큰모멘트에대하여전도 (overturning) 가발생하지않도록설계되어야한다. 따라서일반적인기초설계와달리철도전철주기초의설계에서는기초와지반사이의 수동토압분포를예측하여기초가저항할수있는모멘트를합리적으로산정하는것이중요하다. 아직까지짧은강체말뚝의전도에대한저항모멘트산정법에대해서확실하게규명된이론이없기때문에현재전철주기초설계에는주로축소모형시험이나원심모형시험결과를통한경험적인방법들이적용되고있다 (Balfour Beatty Construction Ltd., 1986; Broms, 1964; Hansen, 1961; UIC/ORE, 1957, Dickin and Nazir, 1999). 이들모형시험의결과는크기효과나응력수준과관련된문제로실제크기기초의저항모멘트산정에적용하기에는한계가있다. 따라서보다합리적이고정확한전철주기초의저항모멘트산정을위해서는실제크기의기초에대한재하시험이반드시필요하다. 그러나수평하중에비하여상대적으로매우큰모멘트를기초에재하하기위해서는재하점의기초에대한이격거리를실제에가깝게크게해야한다. 따라서일반적으로수행되는횡방향재하시험이아닌실제전철주를설치하고전철주상부에수평하중을재하하는특수한시험이필요하다. 또한철도선로의경우 Figure 1과같이성토지반에많이건설되므로, 대부분전철주기초의저항모멘트는인접한사면의영향을받게되며이를합리적으로고려하는것이매우중요하나현재는경험적인계수에의존한설계가이루어지고있다. 본논문에서는실제전철주기초의저항모멘트를합리적으로평가하기위하여실물재하시험을수행하였다. 성토지반에위치한철도선로에 2개의실제크기전철주를설치하고, 모멘트위주의실제와가까운하중조건으로기초의전도파괴가발생하는하중까지재하하였다. 특히 2개의동일한전철주기초에대하여각각사면방향과사면반대방향 ( 선로방향 ) 으로재하함으로써기초의저항모멘트에대한사면의영향을명확히규명할수있도록하였다. 시험결과를토대로현재전철주기초설계에서사면의영향을고려하기위하여적용하고있는지형계수를새롭게제안하였다. 2. 국내전철주기초의설계및시공현황 2.1 전철주기초에작용하는하중의특성 Fig. 1. Schematics of Loads acting on a Pole Foundation of Railroad 철도선로에설치되는전철주는선로의곡선반경 (R) 에따라 20m~60m 간격으로배치되며따라서전철주하 나는 20~60m 길이의전선및이를고정하기위하여부 6 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Table 1. Types of loads acting on a pole foundation (Korea Rail Network Authority, 2004) Horizontal Vertical Types of Loads Wind Horizontal tension at a curved section Self-weight Ice Details Wind pressure against electric cable Wind pressure against pole (vertical to railroad) Wind pressure against pole (Horizontal to railroad) Wind pressure for beam (Horizontal to railroad) Horizontal tension at the standard temperature Horizontal tension at -5[ ] Horizontal tension at the minimum temperature Electric cables Beams Poles Auxiliarly parts Workers Ice on electric cables Table 2. Examples of loads acting on a pole foundation for pole span distance 50 m and radius of curvature (R) 1000 m Horizontal Types of loads Load (kn) Moment (kn m) Vertical 11.63 5.40 Horizontal tension 2.11 15.56 Wind 6.96 45.01 (a) Rectangular concrete foundation (b) Circular concrete foundation Fig. 2. Types of electric pole foundations in Korean railroad 착되는구성품에작용하는각종하중 ( 자중, 풍하중, 전선의장력등 ) 을지지하여야한다 (Figure 1). Table 1은철도설계편람 (Korea Rail Network Authority, 2004) 에서전기철도구조물의설계를위하여제시한전철주에작용하는하중의종류를나타낸것이다. Table 2는선로의곡선반경이 1,000m로전철주가 50m 간격으로설치된경우에전철주기초의상부에작용하는하중및모멘트를계산한예로, 작용하는수평및수직하중에비하여상당히큰회전모멘트가작용하는것을알수있으며, 특히풍하중에의한모멘트가 70% 정도의매우큰비중 을차지하는것을알수있다. 이러한원인은가장큰비중을차지하는전선에작용하는수평하중이전철주기초로부터 7m 이상떨어져작용하기때문이며, 따라서전철주기초는매우큰회전모멘트를저항하여전도 (overturning) 가발생하지않도록설계되어야한다. 2.2 전철주기초의형태현재국내전철주기초는 Figure 2와같이사각형과원형의두가지형태로설계및시공되고있다. 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 7
(a) Boring machine operating on railroad (b) Excavated hole for a foundation Fig. 3. Construction method for circular concrete foundation 사각형기초는전통적으로시공되던기초형태로서기계굴착과인력굴착을병행하여설치되며작용하중이크거나지반이연약한개소에주로적용되고있다. 기본적으로는소요깊이까지완전히굴착하고거푸집을제작한후, 콘크리트양생이완료되면기초주변지반을굴착하여거푸집을완전히제거한후되메우는방식으로시공되어야하지만, 실제현장에서는공벽을유지할수있는수준의깊이까지만거푸집을설치하고하부는거푸집없이콘크리트를굴착지반에직접현장타설하는방법이주로적용되고있다. 사각형기초의크기는철도설계편람 (Korea Rail Network Authority, 2004) 에제시된폭 900mm~1,400mm, 근입깊이 1,800mm~3,200mm 의기초가적용되고있다. 원형기초는경부고속철도건설에처음도입되기시작하였으며굴착장비를이용한기계화된시공이가능하다. Figure 3a에나타낸철도선로를운행할수있는굴착장비를이용하여 75cm 직경의구멍을정해진깊이까지굴착한후콘크리트를현장타설하는방법에의하여시공되고있다. 2.3 전철주기초의설계 2.3.1 국내전철주기초의설계방법철도설계편람 (Korea Rail Network Authority, 2004) 에제시된전철주기초저항모멘트산정방법은일본에서개발된경험적인방법을적용하고있다. 이방법에서는지지력이양호한지반조건에대하여간편식을사용하도록되어있으며, 지반조건이불명확하거나연약지반인경우에는각종지반조사를통해지반특성을파악하고해당조사에적합한경험식을적용하여기초의저항모 Table 3. Values of strength factors (S 0) (Korea Rail Network Authority, 2004) Maximum loads Maximum load for ordinary operations for a storm Stable ground Deformable ground 1.2 1.0 0.75 멘트를산정한후소정의안전율을적용한다. 지반의지 지력측정을필요로하지않는양호한지반에대해서는 아래의식 (1) 을적용하여허용저항모멘트를산정한다. tf m (1) 여기서, M a : 허용저항모멘트 ( 기초면중심점에서 ) K : 지형계수 f : 형상계수 S 0 : 강도계수 D : 기초근입깊이 (m) d : 기초직경 (m) 식 (1) 에서강도계수 (S 0 ) 는설계하중조건에따른지 반조건을고려하기위한계수로서 Table 3 의값을적용 한다. 형상계수 (f) 는기초의형태와흙막이거푸집의사용 여부에따른기초재료와흙사이의마찰강도차이를고 려하기위한계수로서 Table 4의값을적용한다. 지형계수 (K) 는성토사면또는측구에의한지형적인 영향을고려하기위한계수로서다음의 Table 5 에제시 한값을적용한다. 이경우기초로부터측구나사면까지 의이격거리 (L) 가기초폭 (d) 보다작은경우해당계수 를적용하게된다. 성토지반에설치된경우성토사면방 8 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Table 4. Values of shape factors (f ) (Korea Rail Network Authority, 2004) Shape Crushed stones Circular concrete Rectangular concrete T shape Form conditions Without a form With a form Without a form With a form Without a form With a form Pouring just after excavation Shape factor 0.6 0.75 1.0 0.9 1.1 1.0 1.4 Table 5. Values of geometry factors(k) (Korea Rail Network Authority, 2004) Geometry Loading direction K Plain or cut 1.0 향으로모멘트가작용하는경우와그반대편 ( 선로방향 ) 으로모멘트가작용하는경우각각지형계수를 0.6과 1.0으로적용하고있다. 이는기초가사면으로부터기초폭보다작은거리로이격되었을때사면의영향에의하여저항모멘트가 40% 감소하는것을의미한다. 해당지형계수는일본에서사용되는값으로, 프랑스의지형계수에대하여일본과프랑스의토질차이를고려하여결정되었으며, 쉽게붕괴하지않는양호한흙으로성토된경우에대한것이다. Fill 1.2 0.6 1.0 2.3.2 국외전철주기초설계방법프랑스 (Korea TGV Consortium, 1995) 와독일 (Kiessling et al., 2009) 의경우는 Figure 4와같이기초에작용하는토압분포를가정하여기초의저항모멘트를산정한다. 전철주기초의최대저항모멘트는 Figure 4의토압분포에서힘과모멘트에대한평형방정식을고려하여산출한작용토압이지반의한계토압을초과하는경우의모멘트로결정하고있다. 한계토압은프랑스의경우지반조건에상관없이 0.25MN/m 2 로가정하고있으며, 독일의경우는아래의식 (2) 와같이따라깊이에따라선형으로증가하는것으로가정하고있다. (a) Germany (Kiessling et al., 2009) (b) France (Korea TGV Consortium 1995) Fig. 4. Assumptions for the distributions of soil pressures acting on a foundation 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 9
Condition 1, 2 Condition 1 > 0.8m Condition 2 < 0.8m Condition 3 Condition 4 Fig. 5. Geometry conditions of German design method (Kiessling et al, 2009) MN m (2) 여기서 는한계토압, z는지표로부터의깊이이다. 이와같이두방법모두한계토압을지반조사결과로부터구한지반정수를근거로산출하고있지않으며일률적인값을적용하고있다. 이는전철주기초가비교적일정한조건에맞추어조성된철도노반에설치되어특정수준이상의지반조건이보장되므로설계의편의를위하여대표적인값을일괄적으로적용하고있는것으로판단된다. 프랑스와독일의방법은토압분포를가정하고한계토압과비교하여저항모멘트를산정하는방식은동일하지만, 두방법의토압분포는상당한차이를나타내고있으며, 특히프랑스의경우는기초저면이받는토압도저항모멘트산정에고려하고있다 (Figure 4). 독일의경우기초가성토지반위에설치되는경우다음의 Figure 5와같은지형구분에따라기초가사면의모서리에서 0.8m 이내에설치되는경우기초의저항모멘트를 20% 감소키는방법을적용하여설계한다. 따라서독일의경우는국내기준형태의지형계수로 0.8을적용하고있다고할수있다. 프랑스의경우는지형조건을고려하기위하여 Table 6과같은계수를적용하고있다. 성토지형의경우기초의중심이사면으로부터 1.6m보다크게이격된경우 1.3, 작게이격된경우 1.0의지형계수를적용하고있다. 따라서성토사면의영향으로저항모멘트가 23% 정도감소되는것으로평가하고있으며, 국내기준의형태로환산하면지형계수로 0.77(1.0/1.3) 을적용하고있다고할수있다. 10 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Table 6. Geometry factors for French design method (Korea TGV Consortium, 1995) Geometry Sections Moment + K Moment - 모멘트 Moment d <= 1.60m Fill 1 1 1/1> 1/1>Slope>1/3 경사도 >1/3 h 모멘트 Moment d > 1.60 m Fill 1.3 1 1/1> 1/1>Slope>1/3 경사도 >1/3 h 모멘트 Moment Plain 1.3 1 경사도 Slope 1/3 <=1/3 h 6m > 이상 6m 모멘트 Moment d<=1.60m Cut 1.5 높이 >=0.80m Height 0.8m 경사도 Slope > > 1/3 1/3 h 3. 전철주기초실물재하시험 3.1 시험개요및기초의시공본연구에서는실제조건에가까운하중재하를통해실제크기전철주기초의파괴를확인하는재하시험을수행하였다. 특히 Figure 6과같이성토사면에근접하여 설치된동일한조건의기초 2본에대하여각각성토사면방향과반대방향으로지형조건을변화시켜재하함으로써, 성토사면이기초의저항모멘트에미치는영향을명확히파악하는것이본시험의주된목적이다. 기초는 Figure 3에나타낸한국철도시설공단의굴착장비를이용하여, 직경 75cm의원형기초를 2.5m 깊이로 2본시공하였으며, 이때기초중심이성토사면으로 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 11
Foundation section (a) Loading against a fill slope (b) Loading toward a fill slope Fig. 6. Type of tests according to loading directions 부터 80cm 이격되게하였다 (Figure 6). 지표위기초상부에는변위측정을위한기준점확보를위하여가로, 세로 100cm, 두께 20cm의정사각형콘크리트구조체를설치하였다. Table 7. Results of ground investigations LFWD Dynamic cone penetration test Test type Elastic modulus DCP Index Internal friction angle (MPa) (cm) (degree) Results 134 1.3 39.8 3.2 시험위치및지반조건재하시험은경부고속철도고모차량기지의인입용철도선로에서수행되었다. 전철주기초가설치된위치는약 3m 높이로성토된선로이다. 해당지역의성토에는고속철도설계기준 (Korea Rail Network Authority, 2005) 에서고속철도선로의상부노반으로적용가능한재료로분류된 GP-GM( 실트및모래섞인입도불량한자갈 ) 이사용되었다. 지반의강성및강도는 LFWD(Light Falling Weight Defletometer) 와동적콘관입시험기 (Dynamic Cone Penetrometer, DCP) 를이용한현장시험을통해평가하였다. LFWD 는자유낙하시킨추로인해발생하는에너지, 하중, 지반침하사이의관계를이용하여지반강성을평가하는장비로서크기가작고이동이간편하기때문에차량이접근하기곤란한철도선로에서많이적용되고있다. 본연구에서사용된장비는 Dynatest의 Keros Prima100 Portable FWD이다. 동적콘관입시험은 78.4N의해머를 575mm의높이에서낙하시켜직경 20mm의원추를타격하여관입되는길이를측정함으로써지반의강성및강도를평가하는방법으로서, 본연구에서사용한장비는미국 Kessler의장비로현장시험시관입깊이는 500mm 이상을기준으로하였다. Table 7은재하시험을위하여설치된기초의주변지반에대하여수행한 LFWD와동적콘관입시험의결과로서 10회이상의시험결과를평균한값이다. Table 7에제시된내부마찰각은 1회타격당콘의관입깊이인 DCP Index(DCPI) 로부터 Mohammadi 등 (2008) 이제시한아래의식 (3) 을이용하여산정하였다. (degree) (3) 고속철도설계기준 (Korea Rail Network Authority, 2005) 에서는상부노반강성조건으로연직방향재압축변형계수 (E v2) 가 80MPa 이상이되도록규정하고있으며, 해당재하시험부지는 LFWD로산정된연직방향탄성계수가 134MPa로이러한조건을만족하는것으로평가되었다. 3.3 재하조건실제하중조건을모사하기위하여 Figure 7과같이강철케이블을전철주에연결하고크레인을이용하여인장하였다. 재하위치는일반적인전철선위치 ( 레일상면으로부터약 7m) 를고려하여기초로부터높이가 8m인곳으로결정하였다. 전철주에전달되는하중은 Figure 7과같이케이블에 12 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Crane load cell Foundation (a) Schematics of loading method (b) On-site view for the loading method Fig. 7. Loading method using a crane (a) Side view (b) Plan view Fig. 8. Locations of LVDT 장착된로드셀을이용하여측정하였다. 로드셀은 50kN 까지측정이가능한제품을사용하였다. 하중은기본적으로크레인의인장하중을단계별로 0.5kN씩증가시키는방법으로재하하였다. 크레인을통한정확한하중조절이어렵기때문에측정된하중을확인하며크레인하중을서서히증가시켰으며 0.5kN 이상하중이증가하면하중증가를멈추고계측된값이안정될때까지하중을유지하였다. 하중재하시에는모멘트- 회전각곡선을실시간으로작성하여기초의거동을파악하였으며, 기초의파괴가충분히발생할정도까지하중을재하하여기초의파괴모멘트를확인할수있도록하였다. 3.4 변위계측방법작용모멘트에따른기초의변위를측정하기위하여 6개의전자식변위계 (LVDT, Linear Variable Differential Transformer) 를설치하였다. 사용된 LVDT 는일본 KYOWA 사의스트레인게이지형제품 (DTH-A-50) 으로최대 50mm 까지측정가능한센서이다. Figure 8과 Figure 9는전자식변위계의설치위치를나타낸것으로하중작용방향에대하여전면부는기초상면에 2개, 기초측면에 2개씩 4개를설치하였고, 후면부에는기초상면과측면에각각 1개씩설치하였다. 기초상면부의전자식변위계는기초의수직변위측정을통한회전각을산정을위하여 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 13
Fig. 9. LVDTs for the measurements of foundation displacements 설치하였으며, 기초측면부의전자식변위계는기초의수평변위를측정하기위하여설치하였다. 4. 시험결과및분석 4.1 파괴거동 Figure 10은시험결과로나타난기초머리에작용하는모멘트에대한회전각곡선이다. 사면방향으로재하한경우와사면반대방향인선로방향으로재하한경우모두파괴이후에급격한회전각의증가와함께모멘트가감소하는취성거동을나타내었다. Figure 11은 Dickin & Laman(2003) 이조밀한사질토에대한원심모형시험결과로제시한원형기초의회전각-모멘트곡선으로, 뚜렷한파괴하중이발생하지않고회전각의증가에따라모멘트가지속적으로증가하는현상이나타났으며, 이 Fig. 10. Moment-rotation curves from the field load tests 경우전철주의사용성을확보할수있는특정회전각 (2 ) 에서의모멘트를저항모멘트로규정하고있다. 그러나본연구의실물재하시험에서는모멘트의증가에따라급격히회전각이증가하는파괴모멘트가극명하게나타났다. 이러한파괴거동의차이는모형실험에서실제국내철도현장의성토재료, 다짐도, 응력수준등의지반조건을적절히구현할수없기때문인것으로판단된다. 2005년철도설계기준이개정된이후철도노반은본시험이수행된고모보수기지에적용된수준의재료및다짐도로조성되고있으므로, 일반적인철도선로에설치된전철주기초는본실물재하시험의결과와유사하게특정모멘트에서급격한기초의전도가발생하는취성거동의파괴를보일것으로예상된다. Fig. 11. Moment-rotation curves from the centrifuge model tests (Dickin and Laman, 2003) 14 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Table 8. Failure moments and design capacities obtained from the load tests Failure moments from field load Design moment capacities (kn m) tests (kn m) Korean method French method German method Against track 215.5 47.7(4.3) * 92.3(2.2) * 77.6(2.7) * Toward track 290.1 79.5(3.6) * 120.1(2.4) * 97.0(3.0) * * Safety factors obtained from the failure moments 4.2 설계방법별저항모멘트의평가 실물재하시험결과에서회전각이급격히증가하면서모멘트가감소하는현상이발생하였으므로기초의파괴가발생하는모멘트의명확한산정이가능하였다. 사면방향으로재하한경우 205.7kN m, 선로방향으로재하한경우는 290.1kN m로각각기초의파괴모멘트가산정되었다. Table 8은재하시험결과로산정된기초의파괴모멘트와국내외설계방법으로산정한기초의저항모멘트를비교하여정리한것이다. Table 8의괄호안에는각설계방법에의하여산정된저항모멘트를재하시험결과로산정된파괴모멘트와비교하여산정한안전율을나타내었다. 프랑스와독일의설계방법은각각 2와 3에가까운안전율을나타내었으며, 하중재하방향에따라비교적일관된안전율을보여서지형의영향이적절하게반영되고있는것으로평가되었다. 반면국내설계방법의경우는안전율이 4에가까운값으로상대적으로보수적인설계가이루어지고있는것을알수있으며, 하중재하방향에따른안전율의차이도 0.7 정도로크게나타나지형의영향도과대평가하고있는것으로평가되었다. 그러나비교적일관된결과를나타낸프랑스와독일의설계방법도가정된토압분포등이매우상이하므로, 각방법에적용되고있는저항모멘트산정이론의적합성에대한명확한평가는불가능하였다. 따라서향후파괴시기초면에작용하는토압분포의측정이가능한재하시험을수행하고, 그결과를토대로한보다합리적인기초의저항모멘트산정이론의개발이필요하다. 4.3 발생수평변위파괴가발생하기직전까지발생한수평변위는사면방향으로재하한경우와반대방향으로재하한경우에대하여각각 0.98mm, 1.17mm로 1mm 전후의매우작은값을나타내었다. 따라서파괴하중이전사용하중수준 Fig. 12. Horizontal displacement after the foundation failure 에서의기초에발생하는수평변위는전철주의사용성에전혀영향을미칠수없는정도인것으로평가되었으며, 철도선로에설치된짧은강체말뚝의지지력검토에서수평변위는상대적으로설계시중요고려대상이아닌것으로판단된다. 이는일반적인중간길이이상의횡방향말뚝에서수평변위가매우중요한설계요소인것과상반된다. 파괴이후에는 Figure 12와같이재하반대방향의기초측면부에지반과기초사이에큰간격이발생하였으며, 3cm 이상의큰잔류수평변위가발생하여기초의사용성이완전히상실되는것으로나타났다. 이러한결과로부터국내철도선로에설치된전철주기초의경우사용하중에서의변위보다는, 기초의전도파괴에대한저항모멘트를가장중요한설계요소로선정해야한다는것을알수있다. 4.4 지형계수 (K) 의평가 Table 9는국내외설계방법의성토지형에서사면영향고려방법의적합성을평가하기위하여산정한지형계수로, Table 8에제시된사면방향으로재하한경우의파괴또는저항모멘트를선로방향으로재하한경우의값으로나누어구한것이다. 즉사면의영향을고려하기위하여기초의저항모멘트를얼마나감소시켜야하는지그정도를나타낸값이다. 실물재하시험을통한성토사면에근접한철도전철주기초의저항모멘트평가 15
Table 9. Comparison of geometry factors between field load test and design method Design moment capacity Failure moments from field load tests Korean method French method German method Geometry factor (K) 0.71 0.60 0.77 (1/1.3) 0.80 재하시험결과로산정된지형계수는 0.71로사면의영향으로기초의파괴모멘트가 29% 감소하는것으로나타났다. 프랑스와독일의경우는각각 0.77과 0.8로재하시험결과보다다소큰지형계수를적용하고있다. 반면국내에서는재하시험의결과나국외의방법보다작은 0.6을지형계수로적용하고있다. 따라서현재국내에서적용하고있는설계방법은상대적으로보수적인것으로판단되며, 본연구의실물재하시험결과나국외설계기준을반영하여성토지반에서사면의영향을고려하기위한지형계수를상향조정하여 0.7로적용하는방안이적합한것으로판단된다. 그러나해당지형계수는국내의철도선로에설치된전철주기초에적합한것으로, 다른적용분야에대해서는본연구와같은실물재하시험을통해적절한지형계수를평가하는것이반드시필요하다. 또한사면이기초의저항모멘트에미치는영향은기초의사면으로부터의이격거리, 사면의경사, 기초의깊이및형상, 지반의다짐정도등에따라변화하므로향후이와관련된해석적인연구도함께수행되어야할것이다. 5. 결론본연구에서는실물재하시험을통해철도선로에설치된전철주기초의파괴거동을파악하고성토사면이저항모멘트에미치는영향을규명하고자하였으며, 다음과같은결론을도출하였다. (1) 성토지형에건설된철도선로에서현재시행되고있는시공방법에따라 2본의원형기초와전철주를시공하였다. 모멘트위주의실제하중조건을재현한실물재하시험을수행하였으며, 사면방향과사면반대방향으로각각기초가완전히파괴될때까지재하함으로써사면이전철주기초의저항모멘트에미치는영향을명확히평가할수있도록하였다. (2) 고속철도설계기준에의하여건설된성토지형의철도선로에서, 전철주기초는사용하중수준에서는회전이나변위가거의발생하지않다가파괴로인해 급격히전도되는형태로거동하는것이규명되었다. 따라서전철주기초에대해서는일반말뚝기초의횡방향변위를고려한안정성평가방법과는다른전도파괴를전제로한지지력관점의안정성평가가필요하다. (3) 실물재하시험결과로부터산정된파괴모멘트를통해국내외설계방법의적합성을평가하였다. 국내에서적용하고있는경험적인방법은전철주기초의저항모멘트를안전율 4 정도로보수적으로평가하고있는것으로나타났다. 독일과프랑스에서사용되고있는방법으로는각각안전율 2와 3 정도의비교적일관된저항모멘트산정이가능하였으나, 두방법에서가정하고있는기초에작용하는토압분포는상당한차이가있다. 따라서향후전철주기초에대한합리적인설계방법의개발을위해서는파괴시기초면에작용하는토압분포를규명하기위한추가연구가필요하다. (4) 성토사면방향으로재하한경우그반대방향인선로방향으로재하한경우에비해파괴모멘트가 30% 정도감소하는것으로나타났다. 현행설계방법에서사면에의한저항모멘트감소효과로국내방법은 40%, 프랑스와독일방법은각각 23% 와 20% 정도를예측하고있다. 본연구에서는실물재하시험통해이러한지형의영향을실제적으로평가하였으며, 그결과를토대로국내철도노반에서사면의영향을고려하기위한지형계수로 0.7을적용하는것을제안하였다. 감사의글본연구는국토해양부미래도시철도기술개발사업 무가선저상트램에너지인프라개발 (11PURT-B053833-03) 과제의연구비지원에의해수행되었습니다. 16 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
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한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 19 ~ 29 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 Skin Friction Mobilized on Pack Micropiles Subjected to Uplift Force 홍원표 1 Hong, Won-Pyo 조삼덕 2 Cho, Sam-Deok 최창호 3 Choi, Chang-Ho 이충민 4 Lee, Choong-Min Abstract Pack micropiles were recently developed to improve pile capacity of general micropiles. Pack micropiles were made by warping thread bar or steel pipe of general micropile by geotexlile pack and grouting inside the pack with pressure. According to the pressure, the boring hole could be enlarged. A series of pile uplift tests were performed on three micropiles. Two out of the three piles were the pack micropiles and the other was the general micropile, in which a thread bar was used in the boring hole. According to the pressure applied to the pack micropiles, the diameter of boring hole was enlarged from 152 mm to 220 mm. Unit skin friction mobilized on side surfaces of micropiles increased with displacement of pile head and reached on a constant value, which represents that the relative displacement between piles (or thread bar) and soils was reached on critical state. And the uplift resistance of pack micropile was higher than that of general micropile. Two reasons can be considered: One is that the frictional surface increases due to enlarging diameter of boring holes and the other is that the unit skin friction could increase due to compressing effect of surrounding soils by soil displacement as much as the enlarging volume of boring hole. The compression effect appeared at deeper layer rather than surface layer. The unit skin friction mobilized on micropiles with small diameter was higher than the ones on large bored piles. 요 지 일반마이크로파일의저항성능을개선시키기위해최근에토목섬유을활용한팩마이크로파일이개발되었다. 팩마이크로파일은일반마이크로파일의강봉이나강관을토목섬유팩으로감싸고주입재와주입압을토목섬유팩내부에가하여제작한다. 이주입압에의하여천공직경이크게확대된다. 동일한한지반속에설치된세개의마이크로파일을대상으로일련의말뚝인발시험을실시하였다. 세말뚝중두개는팩마이크로파일였고나머지하나는강봉을사용한일반마이크로파일이였다. 토목섬유팩에적용된주입압에의하여팩마이크로파일의경우천공직경이 152mm에서 220mm으로확대되었다. 마이크로파일의주면에서발달하는단위주면마찰력은말뚝두부의인발변위량의증가와함께서서히증가하여한계상태에도달한한계변위량에서수렴치에도달한다. 팩마이크로파일의인발저항력은일반마이크로파일의인발저항력보다크게나타난다. 이와같은팩마이크로파일의인발저항력을증대시킬수있는원인으로는크게두가지를생각할수있다 ; 첫째는마이크로파일에설치한토목섬유팩내주입압으로마이크로파일의단면적을증대시키므로말뚝주면의마찰저항면적을증대시킬수있기때문이고, 둘째는마이크로파일의단면이확대될때확대되는부분의체적만큼의토사가주변지반을압축시켜말뚝과지반사이의마찰저항력을증대시킬수있기때문이다. 1 정회원, 중앙대학교사회기반시스템공학부교수 (Professor, School of Civil & Environmental Engineering, Urban Design & Study Chung-Ang Univ., Tel: +82-2-820-5258, Fax: +82-2-822-8722, wphong@cau.ac.kr, 교신저자 ) 2 정회원, 한국건설기술연구원선임연구위원 (Senior research Fellow, Korea Institute of Construction Technology) 3 정회원, 한국건설기술연구원수석연구원 (Senior researcher, Korea Institute of Construction Technology) 4 비회원, 중앙대학교대학원토목공학과석사과정 (Graduate student, Dept. of Civil Engineering, Chung-Ang Univ.) * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 19
이압축효과는지표면부근보다깊은지층에서크게나타났다. 말뚝주면에서발휘되는단위주면마찰력은말뚝의 직경이작은경우가더크게발휘된다. 즉마이크로파일의주면에서발달되는단위주면마찰력은대구경현장타설말뚝 의주면에서발달되는단위주면마찰력보다크게나타난다. Keywords : Geotextile, Load transfer, Micropile, Pack, Pile uplift test, Skin friction, Uplift force 1. 서론일반적으로마이크로파일은직경이 300mm 이하의소구경말뚝으로서 1950년대초에이탈리아에서처음으로개발된이래주로건물의유지, 보수및증축을위한기초의보강공법에많이사용되었다 (Mascardi, 1982; Littlejohn, 1993). 독일표준시방서 (DIN-4218) 에서는소구경현장주입콘크리트 ( 혹은모르타르 ) 말뚝이라하여 Small diameter injection piles(cast-in-place concrete piles and composite pile) 로하였다 (DIN, 1983). 가장일반적인마이크로파일의직경은 120mm~250mm이며길이는 5m부터수십미터에이른다. 마이크로파일은용도와시공방법에따라 Rootpile, Tubfix-Micropile, Pali Radice, Needle-pile 혹은 Gewi-pile 등으로다양하게불린다 (Koreck, 1978; Cadden et al., 2004). 마이크로파일은천공홀내부에삽입된고강도강봉, 강관및철근의강성에의해높은축하중을지지하면서, 천공직경을최소화한말뚝공법이다. 소구경천공에의해시공되므로어떠한지반조건이나작업조건에서도용이하게사용할수있는유리한점이있다. 국내에서마이크로파일에대한연구는 1988년서울시영등포역선상역사기초공으로사용하기위한설계및시공기술에관한제반문제점을연구하면서시작되었다고할수있다 (Korea Sociaty of Civil Engineering, 1988). 또한 Hong, W. P.(1995) 는마이크로파일을사면안전용억지말뚝으로적용하기위한설계법을연구한바있다. 그밖에도울진원자력발전소터빈실기초와극동방송국기초보강에적용된사례가있다 (Korea Sociaty of Civil Engineering, 1988). 한편, 이러한마이크로파일이지하수위가높은해안가에인접하여설치되어있으면마이크로파일은해수지하수에의한높은양압력에저항할수있는인발말뚝으로설계시공하여야할것이다 (Choi, Y. S. 2010). 또한팽창성지반에설치된구조물의융기에저항하기 위한인발말뚝으로마이크로파일을설치하기도한다. 그밖에도전력송신탑이풍하중, 빙하중및전선의파단에의하여전도될때큰인발력이작용하게된다. 이경우마이크로파일은압축력뿐만아니라인발력에대하여도안전하게설계되어야한다 (FHWA, 2000, 2005; Hong et al, 2010). 이와같이양압력이큰경우나, 수평력을크게받는구조물의기초말뚝은인발력을받게되므로극한인발력에저항할수있도록마이크로파일을설계시공하여야한다 (Misra and Chen, 2004; Misra et al. 2007). 지금까지이러한인발하중을받는마이크로파일의연구도서서히진행되어왔다 (Han and Ye, 2006; Huang et al., 2007) 소구경말뚝인마이크로파일은마찰면적이말뚝단면적보다보통 100배이상됨으로재료강도가말뚝지지력결정에지배적요인이되기쉽다. 특히상대적으로적은콘크리트단면적에비해철근의이음부는최대설계철근량보다커질가능성도있다. 가장중요한인발저항력요소인마이크로파일과지반사이의단위주면마찰력은일반적으로대구경현장타설말뚝과지반사이의단위주면마찰력보다상당히커질수있다. 이러한단위주면마찰력의증가요인으로는고압식시멘트-모르타르주입으로인한말뚝직경및단면적의확대, 고압모르타르그라우팅으로주변지반이다져지는압밀압축효과로인한주변지반의강도증가, 정지토압이상의수평토압의작용등을들수있을것이다. 특히사력층이나풍화암층이상의지반에서는고압모르타르주입제가주변지반과일체시키는작용을함으로서주변지반보강효과을크게할수있다고하겠다. 이들일반마이크로파일의저항성능을개선시키기위해최근에토목섬유를활용한팩마이크로파일이개발되었다 (Choi et al., 2008; Ministry of Land, Transport and Maritime Affairs, 2008; Korea lustitute of Construction Techndogy, 2009, Choi et al., 2009). 팩마이크로파일은일반마이크로파일의강봉이나강관을토목섬유팩으로감싸고주입재와주입압을토목섬유팩내부에가하여 20 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
제작하며이주입압에의하여천공직경이크게확대된다. 본연구에서는토목섬유팩을활용한마이크로파일의인발저항능력의증대효과와인발하중전이효과를조사하기위해팩마이크로파일에대한말뚝인발시험을실시하고그결과를분석하고자한다. 두개의팩마이크로파일과한개의강봉형일반마이크로파일에스트레인게이지를부착한후말뚝인발시험을실시하여인발하중이지반에전이되는과정에서발휘되는말뚝축하중과단위주면마찰력을계측고찰하고자한다. 이들마이크로파일의계측결과를서로비교함으로써팩마이크로파일의성능을규명할수있을것이다. 2. 현장개요및말뚝인발시험 2.1 현장개요 트질모래층, 풍화토, 풍화암, 기반암으로구성되어있는하부지층으로내려갈수록 N치가 22를시작으로 50이상의단단한지반특성을보이고있다. 2.2 마이크로파일마이크로파일의극한인발력및심도별하중전이특성을파악하기위하여말뚝인발시험을수행하였다. 현장시험에서는두종류의마이크로파일이사용되었으며이들마이크로파일의측면도와단면도는 Figure 2와같다. 하나는 Figure 2(a) 에도시된바와같이팩마이크로파일 (A1 및 A2 말뚝 ) 이고다른하나는 Figure 2(b) 에도시된바와같이일반마이크로파일 (A3 말뚝 ) 이다. 이들마이크로파일은 8.3m의길이를가지며실트질모래층내에관입되었다. 마이크로파일의인발시험을실시한현장의지층구성은 Figure 1에서보는바와같이상부로부터매립토층, 실트질모래층, 풍화토층, 풍화암층, 기반암층순으로이루어져있다. 즉지표면에서심도 4.5m까지는매립토층을이루고있으며, 실트질모래층은 4.5m~13.5m까지분포하고있다. 또한지표면으로부터심도 13.5m~16.8m 까지는풍화토와풍화암이분포하고있으며, 풍화대아래에는기반암이존재하고있다. 지표면에서 9m 심도까지의상부지층은 N치가 0~10인연약한특성을보이고있다. 그러나 9m 심도아래는실 Side veiw Fig. 1. Soil profile Cross section (a) Pack Micropile (A1, A2) (b) General micropile (A3) Fig. 2. Side view and cross section of piles 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 21
우선일반마이크로파일 A3는 Figure 2(b) 에서보는바와같이통상적으로많이사용하는마이크로파일로직경 152mm의케이싱드릴및케이싱을이용하여회전수세식방법으로천공후내부에직경 50mm의강봉파일체를삽입하고주입하면서케이싱을제거하여제작설치된일반마이크로파일이다. 한편팩마이크로파일 A1과 A2는 Figure 2(a) 에서보는바와같다. 이들말뚝은우선 A3와동일한방법으로천공하고토목섬유팩으로감싼직경 82.5mm, 두께 11mm 의강관을천공내에삽입하고주입재로충진한후가압하여주변지반에밀착팽창시킴으로서말뚝직경과단면적을확대시키는공법으로제작설치된팩마이크로파일이다. 팩마이크로파일 A1과 A2에사용한강관은일반마이크로파일 A3의강봉과단면적이거의동일하게선택하여사용하였다. 주입압을가할때는강관내부에선단에서 4.5m 위치에에어팩커를설치하여이를지지로강관주면에마련된구멍을통해그라우트재가밀려나갈수있게하였다. 이때토목섬유팩내부주입압이너무크면토목섬유가찢어지므로내부주입압은 1100~1300kN/m 2 를넘지않게조절가압하여마이크로파일의직경을 220mm까지확장시켰다. 가압후강관내에어팩커를제거하고강관의나머지부위에주입제를충진시켜토목섬유팩마이크로파일을제작하였다. A1 말뚝과 A2말뚝은 1.2m 거리를두고설치하였다. Fig. 3. Loading process on A1 micropile Fig. 4. Loading process on A2 micropile 2.3 재하방법 인발압력장치는계획최대하중의 120% 이상의가압능력이있어야하고, 계획하중단계에따라말뚝의변위량및재하장치의변형에따라가압능력이변하지않는 Jack을사용하였다 (ASTM, 1994). 본현장에서는인발재하시험시 1MN Jack을사용하였다. 시험방법은재하대와시험말뚝을연결한후상부에설치된유압잭의유압을이용하여하중을재하, 감하, 재부하의과정을하중계획에따라수행하였다. 일정간격깊이로말뚝에설치된스트레인게이지의하중전이센서를이용하여지반의깊이별축하중을측정하였다. 최대인발하중은 A1, A2 마이크로파일의경우설계하중 (300kN/ 본 ) 의 200%(600kN) 로하였고 A3마이크로파일의경우는 177%(530kN) 인발하중을가하였으며, 4 Cycle 방식으로하중계획에의하여재하시험을수행하였다. 각마이크로파일에대한인발하중과하중유지시간에 Fig. 5. Loading process on A3 micropile 대한하중계획은각사이클별로 Figure 3에서 Figure 5 까지에정리되어있다. A1 및 A2 마이크로파일에가한인발하중재하과정은 Figure 3과 Figure 4에서보는바와같이거의동일하다. 다만제 4 Cycle의감하과정에서약간의차이를두어감하과정의거동차이를비교하여보았다. 한편 A3 마이크로파일의경우는 Figure 5에서보는바와같이인발저항력의부족으로제 4 Cycle에서 A1, A2 마이크로파일보다낮은하중을가하였다. 그러나제 3 Cycle까지 22 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
의재하과정은팩마이크로파일 A1, A2 말뚝과동일하다. 2.4 계측계획마이크로파일의인발시험을실시하면서하중전이거동을관찰하기위하여말뚝본체강관및강봉에스트레인게이지를부착하였다. 말뚝본체강관및강봉에일정간격으로부착된스트레인게이지의계측값과말뚝단면의탄성계수를통해인발하중작용시말뚝의중심축에작용하는축하중을측정할수있다. 즉 A1, A2, A3 마이크로파일은두부에서 1.2m 깊이위치부터파일선단의방향으로 70cm마다간격으로한단면에두개씩도합 20개의스트레인게이지를부착하여마이크로파일이인발될때하중전이거동을측정할수있도록 하였다. 스트레인게이지를부착할위치는연삭하여면처리를정밀하게실시한후스트레인게이지를부착한다. 스트레인게이지를부착한후마이크로파일시공과정에서스트레인게이지의손상및침수를반지하기위해 4 중의보호및방수처리를한다. 사용된스트레인게이지는 Tokyo Sokkikenkyujo( 사 ) 에서생산된 2-wire System 90 2-element Cross Stacked Type이다. 3. 마이크로파일의축하중거동마이크로파일을통하여인발하중이지반에전달되는하중전이거동을관찰하기위하여설치된스트레인게이지로측정된값에의거하여내부강관의축하중분포를도시 (a) 1 st cycle (b) 2 nd cycle (c) 3 rd cycle (d) 4 th cycle Fig. 6. Behavior of axial force on A1 micropile 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 23
하면 Figure 6에서 Figure 8에도시된바와같다. 단, 부착한스트레인게이지중일부는측정치가불안정한상태로나타나서일부측정치는배제하고정리하였다. 우선팩마이크로파일 A1말뚝의축하중은제 1 Cycle 에서제 4 Cycle에대하여 Figure 6(a)~(d) 에도시되어있다. 이그림에의하면인발하중이증가할수록마이크로파일에발달하는축하중은증가하고있음을알수있다. 또한축하중은말뚝두부에서말뚝선단으로갈수록거의선형적으로감소하여말뚝선단에서는미소한량의축하중만작용하고있음을알수있다. Figure 7(a)~(d) 는팩마이크로파일 A2말뚝의축하중거동을제 1 Cycle에서제 4 Cycle까지에대하여정리한결과이다. 이시험결과도 A1마이크로파일과동일한거동을보이고있다. 한편일반마이크로파일 A3말뚝의경우는 Figure 8(a)~(d) 에서보는바와같이깊이 4m 아래의실트질모래층에서말뚝축하중이 A1, A2 팩마이크로파일에비교하여작게나타났다. 이는팩마이크로파일의경우는가압토목섬유팩의효과에의하여실트질모래층에서도하중전이가많이발생되었으나일반마이크로파일에서는상부매립층지반에서의하중전이만크게발생하였고하부실트질모래층에서는하중전이가크게발생되지못하였음을의미한다. 4. 주면마찰력특성 4.1 단위주면마찰력거동 Figure 9(a)~(c) 는 A1, A2, A3 마이크로파일에서측 (a) 1 st cycle (b) 2 nd cycle (c) 3 rd cycle (d) 4 th cycle Fig. 7. Behavior of axial force on A2 micropile 24 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
(a) 1 st cycle (b) 2 nd cycle (c) 3 rd cycle Fig. 8. Behavior of axial force on A3 micropile (d) 4 th cycle (a) A1 micropile (b) A2 micropile (c) A3 micropile Fig. 9. Distribution of unit skin friction mobilized on pile shaft with depth 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 25
정된축하중으로부터환산한단위주면마찰력의깊이별분포도이다. 여기에도시된단위주면마찰력은각말뚝에실시된인발시험에서 Figure 7~Figure 8에도시된각 Cycle별로측정된축하중중각 Cycle의마지막인발하중즉최대인발하중이작용할때발생된축하중에의거산정된값이다. 즉 A1마이크로파일의경우제 1 Cycle의마지막최고인발하중이 140kN이며제 2 Cycle 에서제 4 Cycle까지의최고인발하중은각각 300kN, 440 kn, 및 600kN의측정결과만도시하였다. 단위주면마찰력은 Figure 6~Figure 8에도시된축하중도에서인접한깊이의축하중측정치의차이를그사이의해당말뚝표면적으로나눈평균마찰력이다. Figure 9의결과에의하면단위주면마찰력의크기는인발하중이커질수록크게나타나고있음을알수있다. 즉인발 하중이커지면말뚝과지반사이의단위표면마찰력이점차크게발달함을알수있다. 이는지반에전달되는하중의크기도점점커짐을의미한다고할수있다. 동일한특성을가지는팩마이크로파일 A1, A2 말뚝에발달하는단위주면마찰력의최대치는비슷하게나타나고있다. 다만발생위치는약간씩차이가있다. 또한팩마이크로파일의단위주면마찰력은토목섬유팩을사용하지않는일반마이크로파일보다크게나타나고있다. 4.2 지층별단위주면마찰력 Figure 10은말뚝인발시험에서측정된두부인발변위량에따라마이크로파일의주면에발달된단위주면마찰력을지층별로검토해본결과이다. 즉 Figure 1에의 (a) Pack Micropiles (b) General Micropiles Fig. 10. Relation between unit skin friction and pile head displacement 26 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
하면현장시험이실시된지반은지표상부 4.5m깊이까지매립토층이분포되어있고그아래실트질모래층이분포되어있으므로이들두개층에대하여각각검토해본다. 우선팩마이크로파일 A1 및 A2의두마이크로파일에대하여매립토층과실트질모래층에속하는각각의심도에서측정한축하중으로부터산정한모든단위주면마찰력을 Figure 10(a) 에도시하였다. 모든단위마찰력최대값의포락선은그림중도시한실선과같다. 즉단위마찰력이점차발달하여최대로발달하였을때발휘되는단위주면마찰력이라할수있을것이다. 이결과에의하면매립토층에서는말뚝두부변위량이 30mm에도달하였을때단위주면마찰력은 150kN/m 2 에수렴하고있음을보여주고있으며실트질모래층에서는말뚝두부변위가 50mm에이를때단위주면마찰력의수렴치는 170kN/m 2 에이르렀음을보여주고있다. 한편토목섬유팩을사용하지않은일반마이크로파일인 A3의경우는 Figure 10(b) 에서보는바와같다. 이그림속에참고로 Figure 10(a) 의팩마이크로파일에서구한추세선을함께도시하였다. 이결과에의하면우선매립토층의경우는팩마이크로파일의결과와거의일치하고있다. 따라서매립층에는토목섬유팩의효과가미미함을보여주고있다. 이는매립층이비교적지표면부분에위치하고있어토목섬유팩의주입압효과가그다지크게발휘되지않은것으로생각된다. 한편실트질모래층의경우는일반마이크로파일에서발달한단위주면마찰력이팩마이크로파일에서발달한단위주면마찰력보다작게나타나고있음을알수있다. 즉팩마이크로파일의경우는단위주면마찰력의수렴치는 170kN/m 2 으로발휘되고있으나토목섬유팩을사용하지않는일반마이크로파일에는최대 150kN/m 2 정도의단위주면마찰력밖에발달하지않았다. 이는팩마이크로파일에서는주입제와주입압을적용하여마이크로파일의직경을확대시킬경우말뚝주면에는단위주면마찰력증대효과가있었음을의미한다. 일반마이크로파일이설치된실트질모래층에서는말뚝두부변위가 80mm에도달하기까지는단위주면마찰력이충분히발달하지못하고있음을보여주다가 80mm 두부변위에서수렴치에접근하였다고할수있다. 즉말뚝주면에서마찰저항력이아직충분히발달하지못하고계속발달하는과정에있다고할수있을것이다. 그러나토목섬유팩을사용하여단면을확대시킨경 우는실트질모래주변토목섬유팩내부그라우트주입 재의가압효과에의해주변지반이압축다져졌고이로 인한단위주면마찰력이증대되었다고생각된다. 따라 서토목섬유팩의효과는지표면부근에서는적고깊이 가깊은위치에서크게나타남을보여주고있다고할 수있다. 한편 Figure 11은 Figure 1과유사한하상퇴적층지반 에설치된직경 1.8m 길이 19.7m 의대구경현장타설말 뚝의단위주면마찰력을조사한결과이다 (Hong et al., 2005). Figure 11에의하면모래층에서설치된대구경 현장타설말뚝의단위주면마찰력은 40kN/m 2 정도로발 달하였음을알수있다. 그러나이지층과유사한실트 질모래층에설치된마이크로파일의단위주면마찰력은 Figure 10 에서보는바와같이 150~170kN/m 2 정도로 발달하였음을알수있다. 따라서마이크로파일에서발 달하는단위주면마찰력이대구경현장타설말뚝에서발 달하는단위주면마찰력보다큼을알수있다. 이러한차이가발생한원인은크게두가지를고려 할수있다. 먼저말뚝의단면적대비마찰면적의차이 에의한영향을들수있을것이다. 즉마이크로파일은 단면적대비마찰면적이크기때문에마찰력의역할이 대구경말뚝보다크게발휘될수있음을들수있다. 다음으로는말뚝과지반사이에서의전단속도의차 이에의한영향을들수있을것이다. Figure 10 의마이 크로파일은인발시험에대한결과이므로압축하중에 대한시험결과인 Figure 11 의대구경현장타설말뚝의 Fig. 11. Unit skin frictions on cast-in-situ piles (Hong et al., 2005) 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 27
경우보다말뚝과지반사이에서의전단속도가훨씬빨랐을것으로생각된다. 일반적으로전단속도가빠르면전단강도는크게측정된다. 5. 고찰팩마이크로파일 A1, A2 말뚝의특징은내부강관을토목섬유팩으로감싸고주입압을가함으로서천공벽에 1300kN/m 2 이내의수평압력을가하는점을들수있을것이다. 이수평압력은말뚝주면에수직응력에비례하는전단저항력을증대시킬수있는기능을가지게함으로서인발저항력혹은압축저항력을증대시키게하는목적을가지고있다. 그러나이수평압력은주입압을가하는시공단계에서는큰수평응력을발생시켜천공직경을확대시키는데는분명히기여하였으나장기적으로는직경확대후에는소멸되어결국원지반에서의응력상태즉 K o 응력상태에도달할것이다. 결국이런과정을거치면서얻을수있는효과는마이크로파일의단면적확대효과와주면지반압축효과의두가지로크게구분할수있을것이다. 우선마이크로파일의단면적확대에의한마찰면적확대효과에대하여고찰하여보면, 팩마이크로파일은통상적으로사용되는일반마이크로파일 ( 직경 155mm) 에토목섬유팩을감싸고그라우트주입제과주입압으로 220mm까지직경을확대시킨마이크로파일이다 (Figure 2(b) 마이크로파일단면도참조 ). 결국이로인하여말뚝단면적은두배로늘어났고마찰면적은 40% 늘어나는효과를얻을수있었으므로마이크로파일의인발저항력을크게증대시킬수있었다. 또한단면적이늘어나면단면적대비마찰면적의비는감소하게된다. 예를들면직경 152mm의강관지지형일반마이크로파일은단면적대비마찰면적의비가 207 배가되나직경 220mm의복합지지형토목섬유팩마이크로파일은 146배가된다. 이비율이높을수록마이크로파일의인발저항력의지배적요인은말뚝의재료강도가되기쉽다. 이경우말뚝의인발저항력은마찰저항력보다는재료강도에의하여결정된다. 따라서마이크로파일의단면적이커지면재료강도에의한파괴메커니즘보다는주면마찰력에의한파괴메커니즘의가능성이높아질수있다. 다음으로는주변지반의압축효과를들수있다. 토목 섬유팩내부그라우트주입압에의하여천공직경이 152 mm에서 220mm까지확대되므로확대된부분의체적만큼의토사는주변지반으로밀려나게된다. 이밀려난토사는주변지반을압축시키고수평응력을증대시키므로마찰저항력을증대시키는데기여하게될것이다. 결국이러한마찰저항력의증대는말뚝의인발저항력을증대시키는데기여하게될것이다. 6. 결론보강재주위에토목섬유팩을감싸고그속에주입압을가한팩마이크로파일의말뚝인발시험을일반마이크로파일의말뚝인발시험과비교하여그효과를비교검토하여보았다. 인발하중을받는이들마이크로파일의주변에발달하는마찰력을현장시험을통하여관찰한결과에대한고찰을통하여얻은결론을정리하면다음과같다. (1) 마이크로파일의주면에서발달하는단위주면마찰력은말뚝두부의인발변위량의증가와함께서서히증가하여한계상태에도달한한계변위량에서수렴치에도달한다. 이한계변위량은마이크로파일의종류에무관하게지층의종류에따라다르게나타난다. (2) 신개념을도입한팩마이크로파일의인발저항력은통상적으로사용하는강관지지형일반마이크로파일의인발저항력보다크게나타난다. 이러한결과의원인으로는마이크로파일의단면적확대효과와주면지반압축효과를들수있다. (3) 팩마이크로파일의토목섬유팩내주입압이주변지반을압축시키는효과는지표면보다깊은지층에서크게나타난다. 즉매립토층에서는팩마이크로파일과일반마이크로파일모두단위주면마찰력의수렴치가동일하였다. 그러나매립토층아래에있는실트질모래층에서는팩마이크로파일의단위주면마찰력수렴치가일반마이크로파일에대한단위주면마찰력의수렴치보다크게발휘되었다. (4) 말뚝주면에서발달하는단위주면마찰력은말뚝의직경이작은경우가더크게발달한다. 즉마이크로파일의주면에서발휘되는단위주면마찰력은대구경현장타설말뚝의주면에서발휘되는단위주면마찰력보다크게나타난다. 이러한차이가발생한원 28 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
인으로는두종류의말뚝에대한단면적대비마찰면적의차이에의한영향과말뚝과지반사이에서의전단속도의차이에의한영향을들수있다. 감사의글이논문은 2010년도정부 ( 교육과학기술부 ) 의재원으로한국연구재단의기초연구사업지원을받아수행된것임 (20100320) 을밝히며동지원에감사의뜻을표한다. 참고문헌 1. ASTM (1994), Standard Test Methods for Deep Foundations Under Static Axial Tensile Load, The Annual Book of ASTM Standards D 3689, CD-Rom, Soil and Rock(1). 2. Cadden, A., Gomez, J., Bruce, D., and Armour, T. (2004), Micropiles: recent advances and trends, Deep Foundation, pp.140-165. 3. Choi, C., Goo, J., Lee, J. H., Cho, S. D., and Jeong, J. H. (2008), Development of New Micropiling Technique and Field Installation, Korean Geotechnical Society Spring National Conference, March 27, pp.571-578.(in Korean) 4. Choi, C., Goo, J, Lee, J. H., and Cho, S. D. (2009), Development of new micropiling method enhancing frictional resistance with geotextile pack, Proc. of 9th International Workshop for Micropiles, London, May 11. 5. Choi, Y. S (2010), A Study on Pullout Behavior of belled tension piles Embeded in Cohesiveless Soils, Master s thesis, Chung-Ang University, pp.1-14 6. DIN (1983), Small Diameter Injection Piles(Cast-in-Place Concrete Piles and Composite Pile), DIN-4128, April, pp. 2-7. 7. FHWA, (2000), Micropile Design and Construction Guidelines, Publicatoin No. FHWA-SA-97-070. 8. FHWA, (2005), Micropile Design and Construction, NHI-05-039, pp.7-1-7-28. 9. Han, J, and Ye, S. (2006), A field study on the behavior of micropiles in clay under compression or tension, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 43, pp19-29. 10. Hong, W. P. (1995), A Study on stabiliizing Methods for Landslide Control by Micropile, A Research Paper, Chung-Ang University.(in Korean) 11. Hong, W. P., Yea, G. G., and Lee, J. H. (2005), Evaluation of Skin Friction on Large Drilled Shaft, Journal of Korean Geotechnical Society Vol.21, No.1, pp.93-103.(in Korean) 12. Hong, W. P., Hong, S., Lee C. M., and Kim, J. H. (2010), Model tests to evaluate uplift capacity of micropiles in sand, roceedings of the 9 th Japan/Korea Joint Seminar on Geotechnical Engineering, Edited by Ken-chi Tokdia. Kazuhiro Oda, Japan, pp 175-183 13. Huang, Y., Hajduk E. L., Lipka D. S., and Adams, J. C. (2007), Micropile load testing and installation monitoring at the cats vehicle maintenance facility, GSP 158 Comtemporary Issues in Deep Foundations, Geo-Denver 2007 : New Peaks in Geotechnics. 14. Korea Society of Civil Engineering(1988), Research of Micropile study on Design and Construction Technology, A Research Paper. (in Korean) 15. Korea Institute of Construction Technology(2009), Research of Composite Supported Micopile Method, A Research Paper. (in Korean) 16. Koreck, H. W. (1978), Small diameter bored injection piles, EMAP CONSTRUCT LIMIT Volume 11 Issue number 4, pp.14-20. 17. Littlejohn, G. S. (1993), Soil Anchorages, in Underpinning and Retention, Edited by S. Thorburn and G. S. Litteljohn, Published by Blakie Academic and Professional, pp.84-156. 18. Mascardi, C. A. (1982). Design criteria and performance of micropiles, Symposium on Recent Developments in Ground Improvement Techniques, Bangkok, 29 Nov.-3 Dec. 19. Ministry of Land, Transport and Maritime Affairs (2008), Retrofit and Rehabilitation of Urban Building Structure R&D, A Research Paper, A01, pp.93-99. (in Korean) 20. Misra, A., and Chen, C. (2004), Analytical solution for micropile design under tension and compression, Geotechnical and Geological Engineering, Vol. 22, pp.199-225. 21. Misra, A., Roberts, L. A., Oberoi, R., and Chen, C.-H. (2007), Uncertainty analysis of micropile pullout based upon load test results, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, Vol. 133, No.8, pp.1017-1025. ( 접수일자 2011. 9. 9, 심사완료일 2012. 5. 4) 인발력을받는팩마이크로파일의주면마찰력 29
한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 31 ~ 38 장기압밀시험에의한광양항점성토의응력이력특성연구 A Study on the Characteristics of Stress History of Kwang-Yang Port Clayey Soil Based on the Long-term Consolidation Test 김진영 1 Kim, Jin-Young 류승석 2 Ryu, Seung-Seok 백원진 3 Baek, Won-Jin 심재록 1 Shim, Jae-Rok 오종신 2 Oh, Jong-Shin 김승곤 2 Kim, Seong-Gon Abstract In this present study, the long-term consolidation tests were performed using the remolded Kwang-Yang port clayey soil to clarify the effect of stress history and over-consolidation ratio (OCR) on the long-term consolidation characteristics of the soft clayey soil. For the over-consolidated state clayey soils, in case OCR exceeds 1.5, there are no great differences of secondary consolidation settlement and final settlement even if OCR increases from 2.0 to 3.0. Therefore, it has been understood that the value of OCR applied on the field site to reduce the secondary consolidation settlement and the final settlement is about 1.5. In addition, in order to investigate the relationship between the pre-loading period and the characteristics of long-term consolidation behavior obtained from the test results using the remolded Kwang-Yang port clayey soils, the influence on long-term consolidation behavior was not large though the pre-load was unloaded with the consolidation degree 70~80% exceeded. 요 지 본연구에서는재성형한광양항점성토를이용하여응력이력과 OCR이연약점성토의장기압밀특성에미치는영향을규명하기위해표준압밀시험기를개조하여장기압밀시험을수행하였다. 과압밀상태의점토시료에대해, OCR이 1.5를초과한경우, 이차압밀및최종침하량은 OCR이 2.0에서 3.0으로증가함에도큰차이를보이지않았으며, 이로부터이차압밀과최종침하량을저감하기위해현장적용 OCR은 1.5로나타났다. 더욱이선행하중재하기간과장기압밀거동특성사이의관계를알아보기위해광양항재성형점토를이용한실험결과로부터압밀도 70~80% 를초과하여재하하중을제거하여도장기압밀에미치는영향은크지않은것으로나타났다. Keywords : Long-term consolidation, Overconsolidation ratio, Pre-loading period, Secondary consolidation, Stress history 1. 서론 최근급속한산업발달과국토의효율적인이용을위해, 구조물의대형화와축초위치가양호한양질지반에 서점차해안, 항만, 매립지등으로확대되고있는추세이다. 또한국가경제발전의거점이되는공항, 항만, 공단부지등대단위기반시설을수용하기위한해안지역준설 매립으로대규모부지조성이증가되고있는추세 1 정회원, 전남대학교지역 바이오시스템공학과박사과정 (Graduate Student, Dept. of Rural & Bio-Systems Engrg. Chonnam National Univ.) 2 정회원, 전남대학교토목공학과박사과정 (Graduate Student, Dept. of Civil Engrg. Chonnam National Univ.) 3 정회원, 전남대학교지역 바이오시스템공학과부교수 (Member, Associate Professor, Dept. of Rural & Bio-Systems Engrg., Chonnam National Univ., (Tel: +82-62-530-2151, Fax: +82-62-530-2159, bwj215@jnu.ac.kr, 교신저자 ) * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. 장기압밀시험에의한광양항점성토의응력이력특성연구 31
이다. 이와같은대규모부지의대부분이퇴적지반상에위치하게되며, 이러한퇴적지반에서는많은공학적문제점을가지고있으나특히시공성, 경제성, 공용후의안정성과관련된가장큰문제로대두되는것이점성토지반의침하문제이다. 최근들어구조물의대형화와더불어연약지반상에구조물건설증가로사회기반시설물의안정성및유지관리, 건설비용의감액관점에서연직배수공법을병행한사전압밀공법에의한지반개량이활발히행해지고있다. 그러나연약점성토지반에서의침하와관련된문제로서압밀침하는점토의낮은투수계수로 1차압밀과유효응력이일정한상태에서장기간에걸쳐발생하는이차압밀이있다. 그러나현장에서의압밀해석은 Terzaghi(1948) 의탄성압밀이론을이용한경험식이주로이용되고있으며 2차압밀을고려할수없다. 따라서구조물축조후의공용하중에의한잔류침하 (2차압밀포함 ) 로인한유지관리에막대한경비가소요된다. 이와같은점토의압밀침하와관련된기존의연구에서탄성압밀이론은국외연약지반변형특성과관련하여토질역학의이론을정립한 Terzaghi(1948) 의 1차원탄성압밀이론과선행압밀하중의결정, 재하기간등을파라메타로한복수의압축곡선군으로표현한시간효과와이차압밀현상을통일적으로표현할수있는 Bjerrum(1967) 등이연구를시행하였으며, 그후점토의유변학적모델을이용한점토의시간의존성거동을지연탄성으로정의한 Taylor(1948), 점-소성모델에기초한 Adachi & Oka (1982) 의점-탄- 소성모델로서크리프 (creep) 현상에관한연구가행해졌다. 그러나이들이론들은정규압밀상태에서의변형특성을다루고있다. 선행재하와같은과압밀이력을받은점토에대한연구로서, 中野 (1966) 는점토층의배수면측에서는정규압밀영역으로되어정 (+) 의간극수압발생으로침하가진행되고, 비배수면측에서는과압밀영역으로되어부 (-) 의간극수압이발생함으로써공시체의흡수팽창에의해부상이발생한다고제안하였으며, 선행재하후에발생하는침하량을산정하였다. Olson and Lade(1979) 등은점토층을여러층으로분할하여재하 제하과정의해석을행하고, Terzaghi 이론에서고려할수없었던제하의영향과대변형률, 불균일변형률의영향을고려할수있도록하였다. 또한재하에따른정규압밀영역과과압밀영역을고려하여침하량의산정을행한점토는무응력상태이외에서는항상항복하고있다고가정한모델을제안한 Kutter & Sathialingam (1992), 점토를점성액체 (Maxwell 액체 ) 로가정하여유 변학적모델을제안한 Yoshikuni(1994) 의 1차원탄-점성압밀이론, Isotach법칙에근거한 Imai(2003) 의 1차원압밀이론이제안되어져왔다. 그러나이들과압밀상태에대한이론들도과압밀비의변화특성에따른장기압밀특성에대한실험결과와의적용성검증에대해서는그다지다루어지지않았다. 한편, Fukuzawa & Kuriihara (1991) 는과압밀비 (OCR) 와반발비 ( ) 가선형적인관계를가진다고보고하였으며, Kamao et. al.(1995) 은자신들의연구결과와 Fukuzawa & Kuriihara(1991) 의연구결과를함께분석하여 OCR과 PI와반발비가선형적인관계를가진다고보고하였다. 따라서본연구에서는광양항에서채취한해성점토를재성형한균일점토를이용하여과압밀비를변화시킨실내실험을수행하여과압밀비와최종침하량과의관계를명확히하고자하였다. 또한현장에서지반개량시일반적으로적용되고있는 OCR=1.5를대상으로선행하중제거시기를결정하기위한선행하중재하기간 ( 방치기간 ) 의차이에따른압밀도와잔류침하발생량과의관계를실내시험결과를이용하여비교 / 분석하고현장에적용가능한하중제거시기에적합한압밀도와과압밀비를제안하고자하였다. 2. 사용재료및실내실험방법 2.1 공시체작성및물리적특성본연구에서는동일조건하에서의압밀특성을파악하기위해균일한재성형점토시료를작성하여사용하였다. 재성형점토시료의작성방법은광양항준설매립현장에서채취한점성토를이물질제거를위해 0.42mm 체로체가름한점성토를액성한계의 2배 (90%±5%) 의함수비로장시간교반하여대형토조 (220mm 1,200mm 600mm: 폭 길이 높이 ) 에투입하였다. 투입이완료된후, 토조내의점성토의안정화를위해 4일간방치하여자중압밀을통해안정화시키고, 초기점성토시료의교란의영향을최소화하기위해 0.05kgf/cm 2, 0.1kgf/cm 2, 0.2kgf/cm 2 을재하한후, 최종압밀하중단계인 0.4kgf/cm 2 의압밀하중을실제지반과같은안정화된균일점토제작을위해약 90일간재하하였다 (0.4kgf/cm 2 의최종압밀하중을선정한이유는정규압밀상태의심도 9m의평균유효상재하중에상당하는값을선정하였으며, 90일간의재하는현장에서 1차압밀이종료된안정된점토가 32 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
얻어지는재하시간 (Kim, 2011 참조 ) 을이용하여선정한것이다 ). 압밀종료후의시험용시료제작을위해블록으로분절하여각시료의함수비변화를방지하기위해랩과호일로도포한후, 파라핀으로도포하여항온상태에서보존하였다. 본연구에서사용한실내시험용해성점토의물리특성을나타낸것이 Table 1이다. 본연구에서는이물질제거를위해 0.42mm 체로체가름한점성토를사용하였으며, 원지반점토의물성과비교하여조개껍질등의이물질과모래질토의제거로인해액성한계와소성지수가약간증가함을알수있다. 그러나원지반토와물성에큰차이가없음을알수있다. 2.2 응력이력에따른장기압밀시험방법본연구에서는최종압밀하중단계에서의간극수압소산과정을살펴보기위해, 표준압밀시험장치를개조하여압밀셀바닥면에서간극수압을측정할수있도록간극수압센서를장착하였으며, 최종하중단계이외의단계에서는간극수압측정용밸브를개방하여양면배수로 압밀을진행하고최종압밀단계에서밸브를폐쇄하여간극수압을측정할수있도록하였다. 본연구에서수행한압밀시험의정규압밀상태에대한하중재하방법과실험결과는참고문헌 (Kim, 2011) 을참고하기바란다. 과압밀상태에대한장기압밀특성을알아보기위해 Table 2에나타낸바와같이동일최종하중단계에대한정규압밀상태와과압밀상태의거동특성을비교하기위하여 Case 1-1 1-3의실험을수행하고과압밀비의차이에따른거동특성을비교하기위하여나머지조건에대한장기압밀시험을수행하였다. 최종하중단계이전의각단계별재하-제하시간은 24시간을표준으로하였으며, 최종하중단계는충분한 2차압밀거동이나타나는 14일이상을재하하였다. 또한연약지반개량시주로사용되는선행재하공법과관련한실내시험방법으로선행하중 (OCR=1.5) 재하후의방치기간 ( 압밀도 U=25, 35, 50, 70, 80, 90, 100%: U= St/Sf 100%) 에따른공용하중재하시의이차압밀거동특성을명확히하기위해 Table 3에나타낸하중재하방법으로장기압밀시험을수행하였다. Table 1. The physical properties of marine clay for laboratory test Liquid Limit (%) Plastic Limit (%) Plasticity Index Specific Gravity Percent finer by 0.074 mm Remarks 43.33 29.79 13.54 2.68 83.54% original ground clay 46.91 31.19 15.72 2.69 87.3% 0.42mm passing sample Table 2. Loading patterns of over-consolidated states Initial Cons. Pres. Unloading Cons. Applied Pres. Overcons. Ratio (kg/cm 2 ) Pres.(kg/cm 2 ) (kg/cm 2 ) (OCR) Remarks Case 1-1 1.6 - - NC Case 1-2 3.2 1.0 Case 1-3 6.4 2.0 Case 2-1 3.2 1.0 Case 1-2 Case 2-2 3.52 1.1 Case 2-3 3.84 1.2 1.6 3.2 Case 2-4 4.16 1.3 Case 2-5 4.8 1.5 Case 2-6 6.4 2.0 Case 1-3 Case 2-7 8.0 2.5 Case 2-8 9.6 3.0 Table 3. Loading patterns by difference of degree of consolidation Initial Cons. Pres. (kg/cm 2 ) Unloading Cons. Pres. (kg/cm 2 ) Applied Pres. (kg/cm 2 ) Overcons. Ratio (OCR) Degree of Cons. (U, %) Case 3-1 25 Case 3-2 35 Case 3-3 50 Case 3-4 4.8 1.6 3.2 1.5 70 Case 3-5 80 Case 3-6 90 Case 3-7 100 장기압밀시험에의한광양항점성토의응력이력특성연구 33
Figure 1은본연구에서사용한개조된표준압밀시험기를나타낸것으로표준압밀시험기의하부에간극수압계를장착하여밸브의개폐로배수 / 비배수를조절할수있다. 3. 실내시험결과및고찰 의차이는있으나압축지수에는큰차이가나타나지않음을알수있다. 또한최종압밀하중인 3.2kgf/cm 2 의하중단계에서의선행하중재하기간 ( 방치기간 = 압밀도증가 ) 이길어질수록약간의간극비감소가있으며, 이는재하기간의경과에따른압밀진행의영향이라고할수있다. 3.1 과압밀영역에서의압축곡선 3.2 과압밀비변화에따른장기압밀특성 Figure 2는압밀이력에따른압축곡선의차이를알아보기위해 (a) 정규압밀상태와과압밀상태의비교를위한것이며, (b) 는과압밀영역 ( 초기하중 1.6kgf/cm 2 ) 에서 OCR을 1.0~3.0까지변화시킨경우에대한압축곡선을나타낸것으로초기간극비에약간차이는있으나, 압축지수에는큰차이가나타나지않음을알수있다. Figure 3는과압밀이력을가진 OCR=1.5에대한제하압력 1.6kgf/cm 2 에서하중방치기간의차이에따른 e-logp 곡선을나타낸것으로이결과또한초기간극비에약간 과압밀영역에서 OCR의차이에따른압밀특성을비교하기위해수행한시간-침하곡선을나타낸것이 Figure 4이다. 그림에서알수있는것처럼동일한최종압밀하중 (3.2kgf/cm 2 ) 이적용되었으나제하이력을갖지않는정규압밀 (NC1->1) 과과압밀이력을갖는결과와비교한결과, 응력이력에따른 OCR의증가와더불어과압밀영역에서최종침하량및장기압밀침하량이크게감소함을알수있다. Figure 5는제하이력을가진과압밀영역에서의 OCR의 loading plate consolidation ring pore water ressuremeter Fig. 1. Schematic diagram of rebuilded standard consolidation apparatus Fig. 3. e-logp curves by difference of loading periods (a) Comparison of NC and OC states (b) Comparison of the difference of OCR Fig. 2. Compression curves on the over-consolidated states 34 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
차이에따른장기압밀침하량의거동특성을명확히하기위해 OCR을 1.1~3.0까지변화시킨시간-침하곡선을나타낸것이다. 그림에서 OCR이 1.5를초과하면 OCR의증가에따른이차압밀량및최종침하량에큰차이를나타내지않았다. 본연구에서와같이해성점토를재성형한점토에대한적용가능한 OCR의크기는 1.5정도로설정하여도장기적인허용침하에는큰차이가없을것으로판단된다. 이를현장에적용하기위해서는물리특성 ( 초기간극비, 함수비, 소성지수등 ) 변화에따른다양한시험이수행되어져야할것이다. 또한그림에서이차압밀개시후침하량이주기적으로침하 팽창 ( 감소 ) 침하의과정을반복하고있다. 이원인은공시체와압밀링과의주면마찰에대한영향이있을수있으나, 초기에충분한그리스의도포로주면마찰에대한영향을최소화한점을고려할때, K0 압밀조건에따라측방의변위가구속된상태에서시간경과에따른정 (+) 과부 (-) 의다이레탄시의주기발생으로인한과잉간극수압의소산, 발생과정이반복되어유효응력의증가, 감소가함께이루어지고있는것으로판단할수있다. 이러한결과는 24시간재하후 1차압밀이종료되었다고판단되는 2,000분이후의간극수압소산곡선을통해서도간극수압의소산과발생이주기적으로반복되고있는결과로부터도알수있다 (Figure 6). 이와같은결과는정규압밀영역에대한실험결과에서도동일한결과가얻어졌다 (Kim, 2011). 또한기존의 Baek et. al, (2004) 의논문에서는연직배수재로개량된점토지반의요소실험에서공시체내부에매입한자석을이용한수평변위측정결과로부터장기압밀시험시의수평변위의반복적인변형에대해서나타냈으며, 이결과도압밀후반부의시간-수평변위관계가반복적인파형을나타냄을제시하였다. 그의제안에따르면, 수평방사방향의흐름에따라배수재부근에서는압밀초기에간극수압이소산되고 Fig. 4. S-logt curves by difference of OCR Fig. 5. S-logt curves by difference of OCR (OC states) Fig. 6. Dissipation of pore water pressure on OC states 장기압밀시험에의한광양항점성토의응력이력특성연구 35
비배수면에서는시간과더불어압밀이진행되므로등변형률조건하에서배수면과비배수면의간극수압소산의지연에따른부의다이레턴시발생에기인한것으로나타내고있다. 그러나아직까지명확한메카니즘에대한결론은제시되지않았다. 다만, 그는주기변화에따른온도, 센서에미치는전압차, 인간활동에따른영향등을배제한시험결과를통해서도동일한경향을나타냄을제시하고있다. 향에의한간극수압의발생또는유효응력완화현상에의한유요응력의감소시에팽창과정을거치고, 다시점토골격이안정화를진행하며유효응력이증가되어침하가진행되는과정을반복하고있는것으로판단된다. 4. 응력이력을받은점성토지반의압밀거동예측 4.1 과압밀이력과최종침하량과의관계 3.3 하중재하기간에따른압밀특성 Figure 7(a), (b) 는선행하중재하기간을정규압밀상태에서 24시간재하시의최종압밀침하량을이용하여침하 -시간관계로부터계산한하중재하기간에대해최종압밀하중 3.2kgf/cm 2 에서침하-시간곡선을나타낸것이다. Figure 7(a), (b) 에서알수있는것처럼, 하중재하기간 ( 압밀도 ) 이증가할수록최종침하량및이차압밀침하량이감소함을알수있다. 그러나압밀도가 70 80% 를초과하면큰차이는없음을알수있다. 또한 Figure 7(b) 에서알수있는것처럼, 이차압밀과정에서는침하-팽창-침하를반복하며서서히침하가진행됨을알수있다. 전술한바와같이, 압밀과정중의부의다이레이탄시의영 과압밀비에따른침하-시간곡선으로부터, 과압밀상태에대한 1차압밀종료시점으로예상되는 2,000분재하후와압밀종료시점 30,000분에서의압밀속도 ( S/ t) 를비교하기위해각각의과압밀비에대한침하량과시간과의관계를나타낸것이 Table 4이다. 표에서알수있는것처럼과압밀비가증가할수록침하속도가미소하나마감소하고있음을알수있다. 이로부터과압밀비를크게하면장기에걸친잔류침하량의감소에도기여함을알수있다. Figure 8은과압밀이력을받은점토시료를기준으로하여각각의 OCR에서의최종침하량과의비를정리한것으로 OCR에따른최종침하량이크게감소됨을알수있다. 이를 3차식으로근사시켰을경우, Sf (OCR) /Sf (OCR=1.0) = (a) S-lot curves (b) S-t curves (End of primary) Fig. 7. S-logt curves by pre-loading period (OCR=1.5) Table 4. Relation between OCR and settlement rate at end of primary Over-Consolidation Ratio 1.0 1.1 1.2 1.3 1.5 2.0 2.5 3.0 consolidation 2,000 0.168 0.150 0.146 0.144 0.140 0.129 0.117 0.107 time (min) 30,000 0.237 0.211 0.195 0.186 0.170 0.148 0.134 0.123 ( S/ t ) (mm/min) 2.464 x 10-6 2.178 x 10-6 1.750 x 10-6 1.500 x 10-6 1.071 x 10-6 6.780 x 10-7 6.070 x 10-7 5.710 x 10-7 36 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
-0.1722x 3 +1.1615x 2-2.6403x+2.6325을이용해임의의 OCR 에대한최종침하량을추정할수있을것으로판단된다. Figure 9는초기압밀하중이동일한정규압밀상태의최종장기압밀침하량을기준으로각각의 OCR에서의최종침하량과의비를정리한것으로 OCR의변화에따라침하량이크게감소됨을알수있다. 이때의근사식은 Sf (OCR)/Sf (OCR=1.0)=-0.0341x 3 +2298x 2-0.5223x+0.5208을이용해정규압밀상태의점토에대해개량하고자하는선행재하하중을결정시에 OCR의변화에따른최종침하량을추정할수있을것으로판단된다. 4.2 압밀도와최종침하량과의관계 Figure 10은표준압밀시험법에제시된각단계별하중재하시간인선행하중 24시간재하시의침하량을기준 ( 압밀도 100% 에해당 : Sf (u=100) ) 으로각선행하중재하기간 ( 압밀도변화 : Sf (u) ) 에따른최종침하량과의비 (Sf (u) /Sf (u=100)) 를계산한결과를나타낸것이다. 그림에서알수있는바와같이압밀도가증가할수록최종침하량은 선형적으로감소하는경향을나타내고있으며, 압밀도 U=70% 를초과한시점에서최종침하량이압밀도 100% 로하였을경우의잔류침하량이 20% 정도를나타냄을알수있다. 이들결과로부터현장에서의선행하중재하기간을압밀도 70~80% 부근에서제거하여도장기압밀침하에미치는영향은미미할것으로판단된다. 다만, 본연구는광양항해성점토를재성형한점토에대해수행된결과를검토한것으로다양한현장에적용하기위해서는물리특성 ( 초기간극비, 함수비, 소성지수등 ) 의변화에따른추가시험이수행되어져야할것이다. Figure 11은압밀도의변화에따른침하곡선의변화양상을살펴보기위해하중재하기간의차이에따른압밀도의차이와 s-logt 곡선에서구한이차압밀계수 (Ca= ( s/ logt) 의관계를나타낸것으로선행압밀하중재하기간의증가와더불어 ( 압밀도의증가 ) 이차압밀계수도선형적으로감소하고있음을알수있다. 또한이차압밀계수와압밀도의변화가좋은상관성을나타내고있으므로현장적용시의선행하중재하기간및허용잔류침하량과압밀도의설정에활용이가능할것으로판단된다. Fig. 8. Relation between OCR and final settlements (basis of OC clay) Fig. 9. Relation between OCR and final settlements (basis of NC clay) Fig. 10. Relation between the degree of consolidation and final settlements Fig. 11. Relation between the pre-loading period (degree of consolidation) and the coefficient of secondary consolidation 장기압밀시험에의한광양항점성토의응력이력특성연구 37
5. 결론 참고문헌 본연구에서는광양항재성형점토시료를이용하여과압밀상태에대한 OCR의크기에따른압밀특성과선행하중재하기간과압밀특성의관계를규명하기위한개조된표준압밀시험기를이용한장기압밀시험을수행하고, 과압밀비와최종침하량과의관계및하중재하기간에따른압밀도와최종침하량과의관계를분석한결과를요약하면다음과같다. 1) 응력이력의차이가압축곡선 e-logp 곡선의압축지수에미치는영향은미미한것으로나타났다. 2) 과압밀영역에대한실험결과, OCR의증가와더불어최종침하량및이차압밀침하량이크게감소되며, 현장에서의적용가능한 OCR의크기는 1.5 정도로설정가능함을알았다. 3) 실내시험결과를이용하여, OCR에따른최종침하량에대한근사식으로서 Sf (OCR) /Sf (OCR=1.0) =-0.1722x 3 +1.1615x 2-2.6403x+2.6325을이용해임의의 OCR에대한최종침하량을추정할수있을것으로판단된다. 4) 선행압밀하중재하기간이증가할수록최종침하량및이차압밀침하량이감소하고, 선행하중재하기간의압밀도 70~80% 도달시에하중을제거하여도장기압밀에미치는영향은크지않았다. 본연구에서얻어진결과는광양항재성형점토를이용한장기압밀시험에서얻어진결과로현장적용을위해서는다양한물리특성변화에따른추가실험을실시할필요가있을것으로판단된다. 1. Kim, J. Y. (2011), Charanteristics of 1D-Consoliation for Soft Clay Ground based on a Elasto-Vsicsous Model, Master Thesis, Chonnam National University. 2. 中野坦. (1969), サーチャージ工法に関する一考察, 土質工学会誌, Vol.14, No.5, pp.39-43. 3. Adachi, T. and Oka, F. (1982), Constitutive equations for normally consolidated clay based on elsto-viscoplasticity, Soils and Foundations, Vol.22, No.4, pp.57-70. 4. Baek, W. J. and Moriwaki, T. (2004), Internal behavior of clayey ground improved by vertical drains in 3D consolidation process, Soils and Foundations, Vol.44, No.3, pp.25-37. 5. Bjerrum, L. (1967), Engineering geology of Norwegian normally consolidated marine clays as related to settlements of buildings, Geotechnique, Vol.17, pp.81-118. 6. Fukuzawa, E. and Kurihara, H. (1991), Field measurements of long-term settlement, Tchi-to-Kiso, JSSMFE, Series 403, Vol.39, No.8, pp.103-117. 7. Kamao, S., Yamada, K., and Aita, K. (1995), Characteristics of long- term resettlement of soft ground after removal of the pre -load, Proceedings of International Symposum on Compression and Consolidation of Clayey Soil (IS-Hiroshima 95), Hiroshima, Balkema, pp.75-78. 8. Imai, G., Tanaka, Y. and Saegusa, H. (2003), One-dimensional consolidation modeling based on the isotache law for normally consolidated clays, Soils and Foundations, Vol.43, No.4, pp.173-188. 9. Kutter, B. L. and Sathialingam, N. (1992), Elastic-visco plastic modeling of the rate-dependent behaviour of clays, Geotechnique, Vol.42, No.3, pp.427-441. 10. Olson, R. E. and Ladd, C. C. (1979), One dimensional consolidation problems, Proc. ASCE, Vol.105, No.GT1, pp.11-33. 11. Taylor, D. W. (1948), Fundamentals of soil mechanics. John Wiley & Sons, pp.208-249. 12. Terzaghi, K. and Peck, R. B. (1948), Soil mechanics in engineering practice, John Wiley and sons. 13. Yoshikuni, H. and Kusakabe, O., Hirao, T. & Ikegami, S. (1994), Elasto-viscous modeling of time dependent behaviour of clay, Proc. of the 13th ICSMFE, New Delhi, Vol.1, pp.417-420. 14. Yoshikuni, H. and Okada, M., Ikegami, S. & Hirao, T. (1995), One-dimensional consolidation analysis based on an elasto-viscous liquid model, Proc. of the International Symposium on Compression and Consolidation of Clayey Soils, IS-Hiroshima 95, Vol.1, pp.233-238. ( 접수일자 2011. 9. 30, 심사완료일 2012. 6. 4) 38 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 39 ~ 52 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 Development of Automated Monitoring System for Soft Ground Settlement Based on Hole Senor 전제성 1 Jeon, Je-Sung 이근호 2 Lee, Keun-Ho 윤동구 3 Yoon, Dong-Gu Abstract Magnetic sensing system and automated monitoring system based on digital hall sensor for ground settlement are developed to change traditional method for monitoring surface settlement and underground settlement by manual type and to overcome technical limits of existing automated settlement monitoring system. It's possible to monitor surface settlement and underground settlement with multi-points at the same time in a single hole with NX size. It was possible to verify technical confidence and stability by several case studies of soft ground improvement project. 요 지 연약지반계측에있어, 원거리측량에의한지표침하측정및수동방식의층별침하측정방식을탈피하고기존자동침하계측기술의한계를극복하고자, 디지털홀센서를이용한자력감지시스템및원위치지반침하자동계측시스템을개발하였다. 본연구를통한개발시스템은지표침하와다수층별침하를 NX 규격의단일시추공내에서동시에측정할수있다. 개발시스템의실제연약지반개량현장적용및기존수동계측결과와의비교, 분석을통해그기술검증및안정성을확인할수있었다. Keywords : Automated settlement monitoring, Digital hall sensor, Ground settlement monitoring, Hall effect, Soft ground 1. 서론일반적인설계단계에서의연약지반장기압밀침하예측은, 제한된위치와심도에서의지반조사수행, 현장및실내시험을통한대표압밀특성치산정, 지층조건과배수조건에대한단순화및이를통한예측단면과해석조건의확정, 이상화된압밀이론적용을통한최종시간별압밀침하예측등의과정으로수행된다. 이러한일련의과정에서발생하는이론및기술오류로인해연약지반의압밀거동을설계단계에서정확히예측하는것은현실적으로매우어려운일이라할수있다. 연약지반의압밀거동예측은설계단계에서의확정설계개념이아닌, 장기간지반개량중의실제압밀침하데이터를취득하고이를이용하여향후압밀침하거동을재예측하는방식으로수행되고있다. 이때가장중요한기술적부분은신뢰성있는압밀침하데이터의연속적 1 정회원, 인덕대학교건설정보공학과조교수 (Member, Assistant Professor, Dept. of Construction Information Eng., Induk University, Tel: +82-2-950-7586, Fax: +82-2-950-7599, jsjeon@induk.ac.kr, 교신저자 ) 2 정회원, ( 주 ) 호승이앤씨대표이사 (Member, President, Hoseung Engineering Corporation) 3 정회원, ( 주 ) 해외기술공사전무이사 (Member, Executive Director, Korea Consultants International Corporation) * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 39
취득을위한현장계측및이를이용한계측관리라할수있다. 대부분의연약지반침하계측은수동계측방식으로수행되고있으나, 과거부터수동계측방식의단점을보완하고계측관리의연속성및신뢰성을향상시키기위한대안으로서자동계측에대한필요성제시및관련연구가수행되었다 ( 한영철등, 1995; 이강운등, 2004; Bo et al., 2005). 본연구에서는연약지반개량시의지반침하계측기술을대상으로, 실제현장사례를통한기존수동계측방식의문제점및현자동계측기술의한계점을분석하였다. 이에대한대안으로서홀센서기반의지반침하자동계측시스템을개발하였으며, 개발시스템을준설매립에의해형성된초연약지반개량현장등에적용함으로써개발기술의검증및실용화연구를수행하였다. 2. 기존의지반침하계측 2.1 자동침하계측의필요성연약지반개량시, 시간별압밀도분석및장래침하거동예측을위해수행되는주요계측항목은지표침하및지반내임의심도에대한층별침하와간극수압등을들수있다. 그러나, 국내대부분의연약지반개량현장에서는장래침하거동분석및압밀도판정등에있어지표침하위주의계측관리를수행하고있는것이현실이며, 지표침하는철제침하판을지표면에설치하고수동으로그레벨을측량하는방식으로대부분수행되고있다. 이강운등 (2004) 은중량의침하판무게및상부성토에따른침하봉연결작업에기인한작업성저하와 측량오차, 측정자의관측오차, 경제성등의측면에서기존수동계측의문제점을지적하였다. 초기의낮은전단강도및고함수비특성을보이는연약지반은지반개량공사중상부성토, 연직배수재타입등의각종시공내용으로인해잦은융기와전단변형등의지반변형을수반하게된다. 연약지반침하계측결과에서이러한전단변형을제거하여순수압밀침하를선별하는것은장래침하거동예측및압밀도판정에있어매우중요한부분이다. 그러나, 주 1~2회정도주기로지반침하를측정하는기존수동계측방식으로는이러한분석이불가능하며, 수동계측주기의단축은과도한인건비상승의경제적요인으로인해현실적으로불가능한것도사실이다. Jeon 등 (2008) 은준설매립연약지반에대한지반개량사례를이용하여, 지반침하계측결과분석, 압밀특성치재산정및압밀재해석수행등을포함하는장래침하거동예측에관한연구결과를발표하였다. 연구대상지역은준설매립에의해형성된 OO지역지반개량현장으로서, 원지반점토층과준설매립층이각각 10m에달하는, 대략 20m 층후의연약지반이다. 대상현장에서는지반개량이상당기간진행된시점에서당초설계시의예측침하량을대략 1.2m 이상상회하는과다지반침하가발생하였다. 이현장의지반침하계측은지표면에설치된침하판을이용한수동계측방식으로수행되었으며, Fig. 1 은적용된침하판사양및 0.8m 두께의 1차쇄석포설이완료된후의침하봉현황이다. Fig. 2는각구간별 (P1, P2) 특정위치에서의지표침하계측결과를나타낸다. Fig. 2 의 P1구간계측결과를살펴보면, 동일구간내 3개의계측지점이 30m 내외의근접지점이지만, 각각의지반침하 Fig. 1. Surface settlement plate and its tilting due to shear deformation of ground 40 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
계측결과는최대 1.7m 이상큰차이를보이고있음을알수있다. 이러한결과는각지점별로상이한압밀거동을보이기때문이아니며, 지반개량초기에집중된단계별성토및 PVD 타설등의상부시공영향으로인한전단변형에서그원인을찾을수있고, 이는 Fig. 1의사진에서와같이일부배수층시공후기설치된침하봉의변형상태를통해확인할수있음을언급하였다. 압밀기간중신뢰성있는압밀도판정과장래침하거동예측을위해서는이러한지반침하계측결과로부터전단변형을제거한순수압밀침하량추출하고이를정확하게분석하는과정이매우중요시된다. 그러나, 본지역과같이주 1회측정주기의수동계측결과에는 1주일간의다양한전단변형과압밀침하가복합적으로포함되어있는바, 이계측결과로부터적정압밀침하량을추출하는것은현실적으로한계를가질수밖에없다. 즉, 실시간으로발생하는전단변형을적절하게보정하여신뢰성있는압밀침하량을추출하기위해서는계측주기단축이필수적이나, 기존수동계측방식에서는과다한인건비상승및시공지연등을이유로그적용이불가능하다. 연약지반침하계측에있어, 기존의수동계측방식은시공영향등으로인한전단변형보정에필요한계측주기단축에한계가있다. 또한레벨측량에의한수동계측은현장시공여건및기상변화에따라측정이불가한경우가발생할수있으며, 측량시기준점을침하영향이없는대상부지외곽에설치함으로인한측량시간증가와오차누적등의기술적문제점을내포하고있다. 이러한이유에서연약지반침하과정에대한연속적모니터링및계측결과의신뢰성확보를위한자동침하계측의필요성이대두되었다. 이러한지반침하자동계측방식은지반개량후의장기유지관리계측으로별도조치없 이전환이가능한장점도있다. 2.2 기존의자동침하계측기술분석지반정보및설계인자등에있어많은불확실성을내포하고있는터널, 댐, 제방, 사면등의지반공학구조물은확정설계가아닌실거동을근거로한지속적분석과대책수립등이매우중요한과정으로인식되고있으며, 이러한목적에서신뢰성있고효율적인지속적계측관리가요구된다. 앞서언급된기존수동계측방식의기술적, 운용상문제점을극복할수있는대안으로서자동계측기술의필요성이인식되고있는가운데, 연약지반지반개량과정중의계측관리에있어서도자동계측방식이도입되고있다. Campanella 등 (1994) 은연약지반변형에대한자동계측을위해케이싱내부에는경사계를설치하고외부에는지중침하용스파이더에마그네틱을부착하여임의시간에서의연약지반수직침하와수평변위를자동계측할수있는 SID 시스템을개발하였다. 이시스템은향후미국립연구회산하의교통연구위원회 (TRB) 주관의지반공학계측관련연구과제에적용및응용되었다 (Machan 등, 2008). 그러나, 이당시의자동계측은실시간모니터링및전송등의개념이아닌, 특정시간에여러위치별계측값들을자동으로취득하는형식의제한적자동화방식이었다. IT 및센싱기술의발달과더불어, 최근에는지반공학분야에있어실시간모니터링및전송등을포함하는자동계측기술로인해공간좌표, 간극수압, 지반내수평변위, 응력등의실시간변화를장소와시간의제약없이취득할수있게되었다. 이러한자동계측기술의적용은대상구조물외부또는지반내특정위치에고정된센서를 Fig. 2. Monitoring results of surface settlement for soft ground (Jeon et al., 2008) 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 41
통해가능하지만, 연약지반의침하계측과같이지반내 센서의위치가실시간으로변화하는경우는그적용에 한계가있는것도사실이다. 최근지반공학분야에서는정밀도향상및 Multi-antenna 등에의한경제성확보등을포함한 GPS 기술을활용하여, 사면, 댐, 방파제등의외부변위자동계측과분석에대한연구및기술적용이활발히시도 (Xiu-feng 등, 2004; Grosso 등, 2007; TASCI, 2008) 되고있다. 임은상등 (2008) 은댐시설물을대상으로 3차원레이져스캐닝기법을적용하여포인트개념의변위계측이아닌일정면적에대한 3차원공간좌표계측을수행하였고, 이를이용하여댐체의외 부변위거동분석및안정성검토를수행하였다. 그러나, GPS 기술을이용한변위계측은외부에노출된특정지 점의공간적변위계측이며, 수직변위에대한정확도가 20mm 내외인점을고려할때연약지반의지표침하계측 에는그적용에한계가있고, 층별침하는측정이불가능 하다. 3 차원레이져스캐닝기술도외부변위에그적용 대상이제한되어있으며, 현장에서의임의영역별 3차원공간좌표취득및이미지접합등의결과처리과정에 상당한노력과시간이소요되므로연약지반침하계측 Multi-Antena Switch GPS Antena 적용에는한계가있다. 연약지반의지표침하와층별침하에대한자동계측방법으로서, 기존국내외현장에일반적으로적용되었던기술은와이어의길이변화감지를이용한매립형침하계및침하셀의수두차감지를이용한액상침하계등이라할수있다. Fig. 4는매립형침하계를이용한지반침하계측개념을나타낸것으로서, 지반침하에따른정착와이어의길이변화량을감지해최종적인지반침하량을산정하는방식이다. 지반침하가발생함에따라와이어는침하량만큼풀리 (pulley) 에감기게되며, 감긴와이어의양은로터리포텐셔미터 (rotary potentiometer) 를통해전압신호로변환되거나, 기계적기어방식을통해변위로환산되어최종적인지반침하량값으로기록된다. 그러나이러한방식의매립형침하계를지반내임의심도에대한층별침하측정에적용하기위해서는과다한지반굴착이요구되므로, 매립형침하계의적용은지표침하에제한되는단점이있다. 최근에는포텐셔미터를지반내임의심도에정착시켜그길이변화를측정하는방식도개발되어적용되고있으나, 모든매립형침하계에는, 연약지반상부시공중흔히나타나는수평변위및히빙발생시의지반변위도와이어의변화량으로감지되어최종적인지반침하에반영되는기술오류의한계가있다. Bo 등 (2005) 은싱가폴창이공항건설공사시, 준설매립으로형성된초연약지반의지층내지반침하를계측 Fig. 3. Monitoring of surface deformation by using GPS and 3D-laser scanner Fig. 4. Settlement measurement system by using draw-wire and rotary potentiometer 42 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
하는데있어, Fig. 5와같은액상침하계방식의자동계측기술을적용하였다. 액상침하계는지반내임의위치에수두압을측정할수있는진동현방식의센서를설치하고, 침하가발생하지않는지반외곽기준점에수조를설치한후, 이수조와센서를튜브와케이블로연결하여시스템을구성하게된다. 수조와센서를연결하는튜브는유체로채워지게되며, 지반침하에따른추가유체의보충은기준점에설치된수조를통해이루어진다. 지반침하가발생하면기준점과센서사이의수두값에변화가생기게되며, 이를감지하여최종적인지반침하량을산정하게된다. 그러나, 이러한기존진동형방식의액상침하계는온도와습기에대한민감성및주파수 -변형률간의비선형성, 주파수출력방식에따른반응속도저하, 과다한전력소모량등의문제점을내포하고있다. 이강운등 (2004) 은이러한문제점을보완하고자, 지반침하에따른수두값감지를위하여기존진동현식센서대신전기식반도체소자를이용하였는데, 기준점에서의수조설치및튜브연결, 액체충전등의전체적인시스템은기존방식과유사하게구성되어있다. 그러나, 센서의종류와관계없이액상침하계는매립형침하계와마찬가지로지표또는표층인근의침하측정에그적용이제한된다. 또한, 넓은면적의지반개량시기준점이측정지점과상당히떨어져있으므로, 기준점과측정점의센서를연결하는튜브포설을위하여상당거리에대한일정심도이상의지반굴착이필요하게되고, 최종포설된튜브의길이도상당하게된다. 이는상부성토시공등으로인한튜브파손및튜브네기포발생으로인한측정수두값의정확도저하등의문제점을발생시킬수있다. Li 등 (2006) 은연약지반층별침하에대한자동계측을위하여, 기존수동계측방식과같이임의심도에원형스파이더마그넷을설치하되, 지반침하에따른마그넷위치를감지하는데있어, 기존의인력방식이아닌자동 기계방식으로감지센서가부착된와이어를내리고올리는방법을사용하였다. 이는자동화계측이라기보다는기존수동방식에서부분적편의성을개선한계측방법이라판단된다. 즉, 지반침하에대한기존자동계측방식은과다한부대시공필요성에기인한시공성저하및정밀도저하, 측정오류등의기술한계를내포하고있는것이사실이며, 이로인해그필요성은인식되지만대부분의현장에서는과거수동방식으로지반침하를측정하고있는것이현실이다. 3. 지반침하자동계측시스템개발 3.1 Hall effect sensor 홀효과 (hall effect) 란, 자기장속의도체에자기장직각방향으로전류가흐르게되면, 자기장과전류모두에직각방향으로전기장이나타나는현상으로서, Edward Hall(1879) 에의해발견되었다. Fig. 6에서보듯이, 자력이없는얇은반도체에전류가흐르고있다면이전류는균일한흐름을보이게되며별도의전위차는발생하지않는다. 그러나, 이전류흐름조건에자력이작용하게되면, 전류에는로런츠힘이발생하게되고이힘은전류의흐름을왜곡시켜결과적으로두지점간의전위차를발생시키게된다. 홀센서 (hall sensor) 는이러한홀효과원리를이용한 Fig. 5. Settlement measurement system by using liquid settlement gauge Fig. 6. Hall effect principle 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 43
센서로서, 외부자력에비례하여전압신호를출력하게되며, 기계분야에서는테이프레코더, 자기디스크의자기헤드등자력의위치나회전을감지또는자기장의세기를감지하는용도로사용되어왔다. 디지털홀센서는기존아날로그방식에슈미트트리거회로 (schmitt trigger circuit) 를추가하여최종적인디지털출력방식을구현하였으며, 최종출력결과는자력감지여부에대한 ON 및 OFF 방식으로처리되도록고안되었다. 본연구에서는지반내에서지반침하와함께자력의위치변화를감지하는데있어디지털홀센서를적용하였다. 연구에이용된디지털홀센서는 Fig. 7과같은홀엘리먼트와증폭출력체계를갖도록설계되었으며, 본연구에사용된홀센서는고감도자기센서로서, chip-on -chip 구조를사용하여높은출력전압을실현하였으며, 신뢰성향상을위해전극막은증착공정으로제조되고리드프레임과의연결에는금와이어가사용되었다. 으로회로기판에집적하고, 회로기판주위의특정심도에층별침하마그넷및지표에플레이트마그넷을설치하게된다. 지반침하가발생하면, 그침하량만큼마그넷의위치는아래로이동하게된다. 마그넷의이동에따라자력감지출력신호를보내는홀센서의고유번호가변경되게되며, 출력신호를발생시키는각센서의절대위치변화를분석하여최종적인각기간별지반침하량을평가하게된다. 자력감지시스템은영구자석의두께와거리에비례하여자력위치를감지하게되며, 최적의자력감지를위해 Fig. 10에서와같이영구자석을 2.0mm~4.0mm 범위내에서여러가지두께로가공한후각크기별자력감지실내시험을수행하였다. 영구자석의두께가 3.0mm 이 3.2 홀센서기반의자력감지및자력발생시스템 본연구에서는임의고정된위치에서의자력감지를위해디지털홀센서를적용하였으며, 이러한홀센서를이용하여 2.5mm 수준의지반침하분해능확보및저전력소모의자력감지시스템을개발하였다. 디지털홀센서는실리콘홀소자와증폭회로가하나의기판위에 Fig. 8과같이집적되어있어자력감시시 ON, 자력미감지시 OFF 의결과를출력하게되고, 이러한특성을이용하여영구자석이내장된스파이더마그넷의위치변화를감지하며최종적인침하량을측정하도록고안되었다. Fig. 9와같이, 고유번호가지정된홀센서를일정간격 Fig. 7. Hall element and digital output hall effect sensor Substrate Hall sensor Fig. 8. Integrated circuit board with digital hall sensor 44 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Fig. 9. Monitoring of grounding settlement using integrated hall sensor 상인경우에서는모두기준값대비측정값이계단식으 로불일치하는현상을살펴볼수있었으며, 2.0mm 두께 에서는일부영역에서부분적불일치현상이발생하였 다. 기준값과실측값의상호일치성이가장우수한경우 를선정하였으며, 이를통해최적자력감지조건의자석두께를 2.3mm로결정하였다. 이러한영구자석을지표침하측정용플레이트와지중층별침하측정용스파이 (a) magnet with thickness (b) plate magnet (c) spider magnet 더에일체형으로장착한플레이트마그넷및스파이더 마그넷을고안하였다. 3.3 원위치지반침하자동계측시스템 본연구에서는지표및지반내임의심도에홀센서기반의자력감지시스템을위치시키고각위치별시스템을상부데이터로거에연결하는방식의단일홀설치식일체형지반침하자동계측시스템을개발하였다. 지반침하자동계측시스템은 Fig. 11에서와같이, 기본적으로상부지표침하와함께실시간자력위치를송출하는 1플레이트마그넷, 지반내임의심도에설치되어층별침하에대한실시간자력위치를송출하는 2스파이더마그넷, 지반내임의의원하는위치에자력발생장치를설치하기위한 3간격유지로드, 각위치별로지반침하에따른실시간자력위치감지를위한 4홀센서기반의자력감지시스템, 전체시스템이설치되며지반변형에따른시스템보호기능을담당하는고강도 5가이드파이프, 각심도별자력감지시스템으로부터송출되는자력의디지털신호를감지하여최종지반침하량을산정하는 6데이터처리장치, 전원공급및통신장치등을포함하는 7상부시스템운영장치등으로구성되었다. Fig. 12는지반침하자동계측시스템을통한지표 (d) standard and reading value during tests Fig. 10. Integrated magnetic generation system 침하와임의심도별층별침하를측정하는개념을나타낸것으로서, ON 출력신호를보내는홀센서의고유번호판정을통해각센서의절대위치를파악할수있으며, 이를통해각심도별지반침하량을평가할수있다. 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 45
이러한전체적인지반침하자동계측시스템은일반적인 NX규격의단일시추공에일체식으로설치가가능하다. 즉, 지표침하와층별침하를동시에포함하는시스템으로서, 별도의원거리기준점이필요없는관계로기존의기준점시공과연결작업등에소요되는관련부대 시공이대폭간소화되고, 단일시추공내에지표침하와임의심도별층별침하를동시에시공할수있어시공성및시공속도, 경제성, 운용관리상의효율성등이매우높다할수있다. 가이드파이프 성토층 연약층 1 플레이트마그넷 홀센서기반의자력감지시스템 성토층 간격유지로드가이드파이프홀센서기반의자력감지시스템 플레이트마그넷 간격유지로드 침하층 간격유지로드 연약층 2 스파이더마그넷 스파이더마그넷 가이드파이프 풍화암 기준점마그넷 침하층 홀센서기반의자력감지시스템 Fig. 11. Automated ground settlement monitoring system 디지털신호출력 ( 초기 ) 디지털신호출력 ( 변위 ) 간격유지로드 간격유지로드 가이드파이프침하자동측정장치 플레이트 M 성토층 침하층 OFF 1 OFF 2 ON 3 OFF 4 OFF 5 OFF 6 OFF 7 가이드파이프침하자동측정장치성토층플레이트 M 침하층 침하 침하 OFF 1 OFF 2 OFF 3 OFF 4 OFF 5 OFF 6 ON 7 침하량 간격유지로드 간격유지로드 스파이더 M 가이드파이프침하층침하자동측정장치 OFF 1 OFF 2 ON 3 OFF 4 OFF 5 OFF 6 OFF 7 가이드파이프스파이더 M 침하자동측정장치침하층 침하 OFF 1 OFF 2 OFF 3 OFF 4 OFF 5 OFF 6 ON 7 침하량 Fig. 12. Assessment of ground settlement with developed monitoring system 46 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
3.4 실용성및내구성확보를위한시스템개선 4. 현장적용및검증 본연구를통한지반침하자동계측시스템을직접현장에적용하는데있어, 시공성및내구성측면의추가개선이필요하였는데, 많은지반침하가예상되는곳에서의자력감지체길이증가로인한설치시어려움및장기간지중센서의안정적기능유지를위한자력감지체방수가가능큰문제점으로대두되었다. 이러한문제점을극복하고자, 본연구에서는지반침하자동계측시스템의현장설치시, 손쉬운현장운반및시공을도모할수있도록개별자력감지체를현장에서손쉽게임의길이로연결하여다양한현장지층조건에맞도록시공할수있는다연장현장조립형시스템을 Fig. 13과같이개발하였다. 한편, 자력감지체가지하수위하에서장기간그기능을유지하는데있어방수처리는현실적으로가장중요한부분이며, 본연구에서는자력감지체보호및수밀성확보를위하여실리콘엘라스토머를적용하고이에대한별도탈기처리를통한고밀도충진기술을구현하였다. 실리콘엘라스토머 (silicon elastomer) 는 -60~300 의넓은범위에서탄성등의물성변화가거의없으며, 내후성, 내유성, 내열성, 수밀성등이우수한재료이다. 별도고안된진공장치를이용하여실리콘엘라스토머내부의공기를제거한후, 이를자력감지체내부에충진함으로서자력감지체전체에대한강성및수밀성극대화를유도하였다. 본연구를통한단일홀설치식일체형지반침하자동계측시스템을실제연약지반개량현장에적용하여그시공성및기술검증을수행하였다. 실제적용사례언급에앞서, 본연구개발품은현장시공과정은 Fig. 14와같다. 4.1 여수국가산업단지 6블럭연약지반개량현장본현장은남해안해성점토를준설매립하여형성된초연약지반으로서, 원지반점토층이 15.5m 층후로분포하고있으며, 그상부에준설매립층이 9.5m 층후로분포하고있다. 연직배수재배치간격은 1.0m이며, 상부의최종성토고는 2.35m로서단계별재하가수행되었다. 연직배수공법에의한연약지반개량공사가수행되는현장내에 Fig. 15와같은 50m 50m 규모의별도시험시공구간을 2개소 (TS-1, TS-2) 선정한후, 개발된자동지반침하계측시스템을이용한실시간지표침하및 3개심도에대한층별침하를측정하였다. 이와함께동일지점에대한기존수동계측방식의지반침하계측을동시에수행하였으며, 계측결과비교및분석을통해개발기술의신뢰성검증을수행하였다. 2개소 (TS-1, TS-2) 에대하여 NX 규격의지반천공후, 자동지반침하계측시스템과케이블을설치하였다. 지표면및 GL-8.65m, GL.-13.63m, GL.-19.68m, GL.-26.68m 지점에플레이트마그넷및스파이더마그넷을설치하였으며, 해당위치에자력감지체를설치하였다. 데이터 측정, 통신부 방수장치 개별감지체센서부 ( 자력감지-1) 개별감지체간연결시스템개별감지체센서부 ( 자력감지-2) 선단인식부 연결고정및방수장치연결소켓및센싱처리 Fig. 13. Connection of each magnetic monitoring system 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 47
① 보호관내 자력감지체 삽입 ② 센서 및 연결 가이드 조립 ③ 센서 연결가이드 연결 ④ 지반천공 및 심도확인 (NX) ⑤ 가이드 파이프 설치 ⑥ 스파이더 마그넷 조립 ⑦ 층별침하 스파이더 마그넷 설치 ⑧ 각 마그넷 설치위치 재확인 ⑨ 간격유지로드 및 자력감지체 준비 ⑩ 간격유지로드 설치 ⑪ 자력감지체 설치 및 연결 ⑫ 현장 방수처리 ⑬ 지표침하 플레이트 마그넷 설치 ⑭ 상부 데이터 처리시스템 설치 ⑮ 최종 설치 전경 Fig. 14. Install procedure for automated ground settlement monitoring system 로거 및 전원공급, 낙뢰방지, 자동 계측결과 전송 등을 침하 계측결과를 나타낸 것으로서, 지표침하의 경우 기존 위한 상부 로거함은 Fig. 17과 같이 설치하였다. 실시간 수동 측량방식에 의한 계측결과를 동시에 나타내었다. 자동 측정된 데이터는 로거에 자동 저장되며 RS-485 통 단, 기존의 수동계측 방식은 그 적용지점이 지표면에 한 신방식 및 CDMA 무선 모뎀을 이용하여 전송되는 방식 정되는 바, 자동계측 시스템의 지표면 결과와의 비교, 을 적용하였고, 전원공급은 인근 집수정에서 직접 분기 분석을 수행하였다. 한 전원을 사용하였다. Fig. 18은 총 626일 동안의 지표침하 및 심도별 층별 48 한국지반공학회논문집 제28권 제6호 결과에서 알 수 있듯이, 본 연구를 통한 자동 지반침하 계측시스템 및 기존의 수동계측방식에 의한 지표침하
결과가유사하게나타났으며, 각심도별층별침하결과도이론적예측경향과유사하게나타남을확인할수있다. 일부구간에서자동지반침하계측시스템에의한계측데이터가누락된것을확인할수있는데, 이는현장침수로인하여인근집수정으로부터의전원공급이중단된시기이며, 전원공급이후에는기존의데이터누락 과관계없이안정적인지반침하계측이가능하였다. 300일경과시점부근에서는현장침수가지속된후, 자력감지체의방수기능에문제가발생하여상당기간계측이불가능하였다. 그러나본개발시스템은특정심도의자력감지체에고장이발생하더라고상시교체가가능하며, 교체후에는지속적인안정적자동계측이가능 Fig. 15. Test bed in Yeosu national industrial complexes (6-block) Fig. 16. Install view of automated ground settlement monitoring system 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 49
한장점을가지고있다. 본현장적용을통해자력감지체의방수기능보완필요성이제기되었으며, 이를위해앞서언급된탈기처리의실리콘엘라스토머를자력감지체에주입하는방식을고안하게되었다. 4.2 여수국가산업단지 4블럭연약지반개량현장앞서언급된현장인근의 4블럭에도자동지반침하계측시스템을적용하여압밀침하계측을수행하였다. 원지반점토층이 5.5m 층후로분포하고있으며, 그상부에준설매립층이 10.0m 층후로분포하고있다. 1개소에대하여지표침하및 GL-4.5m, GL-12.4m, GL-17.1m 지점의층별침하를총 422일에걸쳐 2시간주기로측정하였다. 본현장의경우는안정적전원공급을위하여태양전지판을사용하였으며, 데이터취득및전송은기존 6블럭현장과동일한형식을적용하였다. Fig. 19는지표면및각심도별층별침하결과를나타낸것으로서, 최종지표침하량은 2.6m 가량발생하였고, 선단지층에서는별도의압밀침하가발생하지않았으며연약층내두심도에서도이론적으로타당한경향의압밀침하가발생하는것을알수있다. 초기의성토시공영향으로인해지표면및 GL-4.5m 지점에서는순간침하및히빙이발생한것을알수있으며, 상부시공의영향이 GL-12.4에는미치지않는것을확인할수있다. 본현장과같이 2시간정도의짧은주기에대한지반거동계측결과를이용하면전체지반거동에서전단변형과압밀침하를효과적으로구분하는것이가능하며, 이는자동지반침하계측의큰장점으로판단된다. 4.3 OO지역신항연약지반개량현장남해안 OO지역신항준설토투기장하부의연약지반 개량현장을대상으로자동지반침하계측시스템을이 용한압밀침하를측정하였다. 연약지반은대략 37m 전 후의층후로분포하고있으며, 최대 4.6m 재하성토및 연직배수공법을통한지반개량이수행되었다. 현장내 1 개지점을대상으로지표침하및지중 3개심도에대한 층별침하를자동계측방식으로측정하였다. 자동지반 침하계측시스템설치및데이터처리, 전송방식등은 기존과동일하다. 본현장에서는초기지반변형으로인한자력감지체파손을방지하기위하여기존의플라스틱 Fig. 17. Organization of ground settlement monitoring system Table 1. Existing ground settlement monitoring system by manual type 항목 사양 비고 침하판 재질 : 강철판 규격 : 600 600 6mm 침하봉 보호관 재질 : 스테인레스스틸 규격 : 외경 25mm, 길이 1.0m 재질 : ABS Pipe 규격 : 내경 80mm, 길이 1.0m Fig. 18. Ground settlement by automated monitoring system and existing survey method 50 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
Fig. 19. Ground settlement by automated monitoring system in Yeosu NIC (4BL) Fig. 20. Ground settlement by automated monitoring system in OO area 가이프파이프대신고강도스테인레스가이드파이프를사용하였다. 지표침하측정을위한플레이트마그넷을 DL+2.0m 지점에설치하고스파이더마그넷을 DL-16.9m, DL-25.9m, DL-34.9m 지점에설치하였다. Fig. 20은 1시간주기로자동계측된지반침하결과를나타낸것으로서각심도및성토이력을고려할때전기간에걸쳐안정적데이터취득이가능하였음을알수있다. 5. 결론연약지반계측에있어, 기존의수동계측방식은원거리측량기준점및작업자숙련도에의한측량오차, 현장여건및기상변화에따른데이터취득곤란, 지표침하와층별침하장치의개별설치, 인건비상승과관련된계측빈도단축한계등의단점을내포하고있으며, 현재국내에적용되고있는국내외자동계측방법들도지표침하에만그적용이제한되는적용한계, 정밀도및내구성과관련된센서자체의기술한계, 원거리기준점설치시요구되는과도한지반굴착, 매설튜브의파손및기포생성에기인한기술오류등의단점이있는것이현실이다. 본연구에서는디지털홀센서를이용한자력감지시스템및원위치지반침하자동계측시스템을개발하였으며그주요내용은다음과같다. 자력감지시스템의경우, 고유번호가지정된디지털홀센서를회로기판에일정간격으로집적한후, 각센서에서주위의자력발생유무를실시간출력하게하고, 그 변화를판정하여최종적인지반침하량을평가하도록하였다. 실내시험을통해최적자력감지조건의자석두께를 2.3mm로결정하였으며, 이러한영구자석을일체형으로가공한플레이트마그넷과스파이더마그넷을개발하여지표침하및층별침하시적용하였다. 자력감지시스템을기본으로간격유지로드, 가이드파이프, 플레이트마그넷, 다수의스파이더마그넷, 데이터처리장치및통신장치등을종합하여 Fig. 11과같은실시간지반침하자동계측시스템을개발하였다. 본시스템은별도의기준점없이지표침하와다수층별침하를동시에측정할수있는원위치지반침하자동계측시스템으로서시공성및시공속도, 경제성, 운용관리상의효율성등이매우높다고할수있으며, 필요시손쉽게재설치가가능한장점이있다. 연약지반개량이진행되는 3개현장을대상으로지반침하자동계측시스템을적용한결과, 모든현장에서장기간안정적지반침하데이터를취득할수있었으며, 동일지점에대한수동계측결과와도매우유사한결과를얻을수있었다. 현장적용과정을통해압밀침하량이매우크게발생하는현장의경우, 자력감지시스템을임의길이로현장에서연결할수있도록개선하였으며, 탈기된실리콘엘라스토머충진을통해방수성능과내구성도향상시킬수있었다. 참고문헌 1. 연약지반기술위원회 (2004), 연약지반연구및기술동향, 한국지반 홀센서기반의연약지반자동지반침하계측시스템개발 51
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한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 53 ~ 61 Bacteria 를이용한실트와모래의고결화에따른탄산칼슘확인 Verification of Calcium Carbonate by Cementation of Silt and Sand Using Bacteria 박경호 1 Park, Kyung-Ho 김대현 2 Kim, Dae-Hyeon Abstract The purpose of this study is to understand the mechanism of cementation of soil induced by bacteria. In order to understand the mechanism of cementation of soft soils treated with bacteria, six types of specimens(not treated, Normal concentration bacteria treatment, High concentration bacteria treatment, Supernatant high concentration bacteria treatment, Double high concentration bacteria treatment, and 25% Specimen high concentration bacteria treatment) were made. Scanning Electron Microscope (SEM), EDX and X-ray diffraction (XRD) analyses were performed on the soft silt and loose sand specimens. Compared with the normal bacteria concentration treated specimen, a clearer cementation between particles was observed in the 25% specimen high bacteria concentration treated specimen. On the basis of the preliminary results, it appears that microbial cementation can occur in the soft soil. 요 지 본연구의목적은연약지반에대한미생물의고결화메커니즘을확인하기위함이다. 연약지반에대한미생물의고결화메커니즘을확인하기위해서 6가지미생물조건 ( 무처리, 일반농도처리, 고농도처리, 상층액처리, 2X 고농도처리, 25% 시료고농도처리 ) 으로실험되어졌다. 전자현미경 (SEM, EDX) 과 X선분석회절기 (XRD) 를이용하여실트질시료와느슨한모래시료의분석을수행하였으며, 일반농도처리시료에비교하여 25% 시료고농도처리시료에서입자와입자사이에탄산칼슘이더욱명확히관찰되어졌다. 이러한연구결과를바탕으로연약지반에대한미생물고결화반응을확인할수있었다. Keywords : Bacteira, Calcium Carbonate, Cementation, Scanning Electron Microscope (SEM), X-ray Diffraction (XRD) 1. 서론 1.1 연구배경및목적최근급속한산업발전에따른국가기간산업의양적, 질적확대로인하여부지의확보가용이하지않은실정 이다. 이에효율적인토지이용을위하여그동안건설부지로고려치않았던느슨한사질토나연약한점성토로구성된연약지반의개량에대한관심이상당히높아지고있다. 국내에서는연약지반및해안준설매립지반을기초지반으로활용하여시공하는공사현장이증가하고있는 1 정회원, 조선대학교토목공학과박사과정 (Member, Graduate student, Dept. of Civil Engrg., Chosun Univ.) 2 정회원, 조선대학교토목공학과조교수 (Member, Assistant Prof., Dept. of Civil Engrg., Chosun Univ., Tel: +82-62-230-7607, Fax: +82-62-220-2687, dkimgeo@chosun.ac.kr, 교신저자 ) * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. Bacteria 를이용한실트와모래의고결화에따른탄산칼슘확인 53
추세인데, 연약지반및준설매립지반은초기지지력이낮고, 함수비가높아기초지반으로사용하는데많은어려움이있다. 연약지반개량공법으로시멘트나약액등화학약품을이용하여지반을고결화시키는주입공법등이주로사용되어왔으나, 이산화탄소배출및지하수오염등환경문제에대한구체적인해결방안을제시하지못하고있다. 교토의정서에의하여우리나라는 2차의무감축대상국이될가능성이높음에따라이산화탄소를감축할수있는방안을마련해야하는데, 2010년시멘트통계연보 Korea Cement Association, 2011) 에따르면국내시멘트생산량은약 48,000톤으로 1톤의시멘트를생산하기위해서약 0.9톤의이산화탄소가배출되는것으로나타났다. 따라서이산화탄소를줄이고시멘트및약액을대체할수있는친환경신소재를이용한연약지반개량공법이절실히필요하다. 본연구에서는미생물을연약지반에적용하여미생물의반응을통해탄산칼슘 (CaCO 3 ) 을생성시켜흙입자와흙입자간의공극을채워줌으로써연약지반의고결화특성을살펴보았고, 이러한반응의결과를이용하여연약지반개량공법의환경적인측면에서도긍정적인효과를나타낼수있도록기여하고자하는데목적을두고있다. 1.2 선행연구미생물을이용한흙의고결화 (Cementation) 에관한연구는국내 외소수의연구자들에의해서연구가진행되어졌다. 국내에서는 Kim 등 (2010) 이국내최초로연약지반에순수한미생물을이용하여강도를증진시키는연구를하였으며, 국외에서는미국, 호주, 네덜란드등에서 Mitchell 등 (2005) 과 Dejong 등 (2006) 이미생물의크기와시료의입경크기에따른적용성등을분석하여연약지반에강도를증진시키는연구를진행하였고, Whiffin 등 (2007) 과 Paassen 등 (2009) 은미생물을그라우팅에접목시킨 Bio-grout에대한연구를진행하였다. 국내 외의선행연구를살펴보면다음과같다. 1.2.1 국내선행연구지반공학분야에서국내최초로순수한미생물의고결화강도를확인하기위한첫번째시도로조선대학교 Kim 등 (2010) 이연구를진행하였다. Kim 등 (2010) 은미 생물고농도의조건을통해탄산칼슘의침전을높이는방법을개발함으로서 미생물을이용한연약지반의고결화방법 이라는미생물고결화특허 (Kim et al., 2011) 를국내에서최초로등록하였다. 그리고무처리시료와일반농도처리시료, 고농도처리시료의혼합시험을통해육안상으로고결화를비교할수있는강도를얻었으며, 이를통해연약지반의미생물고결화가능성정도를확인할수있었다 (Kim, 2011). 1.2.2 국외선행연구미생물학분야로는 Stock-Fischer 등 (1999) 이미생물로유발된탄산칼슘침전은 ph 8.3에서시작된다고언급하였으며, 탄산칼슘침전이증가하는비율은 ph 9이상에서발생된다고하였다. 탄산칼슘의형성은미생물의대사활성결과로서발생하며, 인접환경의 ph를상승시킴을확인할수있었다. 건축공학분야로는 Ramakrishnan 등 (1998) 과 Ramachandran 등 (2001) 이콘크리트구조물의균열을보강하기위한재료로서미생물이이용되어졌다. 각각의시멘트와미생물 (B. paseurii) 현탁액을모래시료에결합하여공시체를제작하였으며, 인공적인압력을가하여공시체에인공균열이생성되어졌다. 이러한균열은미생물현탁액으로보강되어졌으며, 28일후균열부분의 SEM 조사를통해탄산칼슘 (CaCO 3 ) 의존재를확인하였고, 미생물이 7.6 10 2 (cells /cm 2 ) 일때압축강도가높음을확인할수있었다. 지반공학분야로는공극의차수효과를확인하기위하여 Ferris 등 (1996) 이투수성이높은수로에서미생물과반응용액으로탄산칼슘을침전시켜수로의투수성을줄이는방법을연구하였으며, Dejong 등 (2006) 은모래를이용하여무처리된모래시료, 석고로처리된모래시료, 미생물로처리된모래시료에대해여각각입자간의고결화정도를확인하고자모래공시체의상대밀도 35% 로맞추어실험이실시되어졌으며, 석고로처리된모래시료및미생물로처리된모래시료는강도분석하기위해삼축압축시험위강도를수행하였다. 시험결과, 미생물로처리된모래시료에서며칠사이에감지할수준의고결화가발생하였으나, 주기적인주입과시험방법이복잡하여현장적용성에있어어려움이있음을확인할수있었다. 미생물을그라우팅에접목시킨연구는 Whiffin 등 (2007) 이 PVC 원기둥 (66mm 지름, 5m 길이 ) 속에동일한 54 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
밀도로모래시료 (D60/D10=1.64) 를채워미생물주입시험을수행하였다. 시험결과, 탄산칼슘의침전이 5m 모래기둥전반에걸쳐서생성이되어졌으나, 주입구부분에서시료의깊이가깊어질수록탄산칼슘침전의양은감소되었고, 이에따라추정식으로구하였던강도또한감소되는문제점을확인할수있었다. Paassen 등 (2009) 은바이오그라우팅의현장적용성을검토하고자모래시료 (D60/10=1.6) 와모래시료 (D60/ D10=1.64) 를각각사용하여 0.9m 1.1m 1m의컨테이너박스에모래를채워주입시험을수행하였다. 시험결과, Manual Cone Penetration Test를통하여표면에서 50kg /cm 2 보다높은강도를나타냈으나, 가운데부분의탄산칼슘침전은미미하였고미생물용액이흐르는부분에탄산칼슘이많이발견되어주입공법의효과가감소함을알수있었다. 또한호기성미생물의특성상공기가닿지않는부분은강도가증가되지못하는결과를확인할수있었다. 2. 흙의고결화특성 2.1 흙의고결화 (Cementation) 개념흙의고결화 (Cementation) 는흙의강도가증가하는일련의과정이며, 퇴적물이퇴적암으로진행되어지는과정또한장기적인고결화과정으로볼수있을것이다. 이러한고결화는공극을통하여고결물 (Cement) 이라부르는고형물질들이공극내에침전되어입자와입자사이의결합력을증가시켜주는것이다. 인공적인고결작용은대표적으로그라우팅공법등이있다. 비배수그라우팅의중요한특성은자연성질을이용한것이며, 비배수그라우팅방법은흙퇴적물의원상태를유지하면서지반보강을하는방법이다. 화학적그라우팅은보통 10-1 10-4 cm/sec 범위의침투성을가진토양을처리하는데사용된다 (Leonard et al., 1963). 빈공간을중합된겔로채움으로써전단강도를증가시키게되었으며, 이는흙의안정성을증가시킴과동시에침하로인한붕괴가능성을줄이고, 흙입자를고정시키는결과를가져온다. 2.2 탄산칼슘생성과정 B. paseurii 균은요소 (Urea) 및영양배지 (Nutrient Broth) 를통해요소분해효소 (Urease) 를함으로서 2 개의암모니 아 (NH 3 ) 와이산화탄소 (CO 2 ) 를생성한다. 미생물과요소의반응을나타내는식으로다음과같다 ( 식 1). (1) 미생물의요소분해효소를통해생성된 2 개의암모니 아 (NH 3 ) 는물 (2H 2 O) 과반응하여 2개의암모늄 (2NH + 4 ) 과 2개의수산화이온 (2OH - ) 을생성한다. 암모니아와물과 반응을나타내는식으로다음과같다 ( 식 2). (2) 이때 2 개의수산화이온 (2OH - ) 은각각나뉘어이산화 탄소 (CO 2 ) 와칼슘이온 (Ca 2+ ) 과반응하게되는데이산화 탄소 (CO 2 ) 와수산화이온 (OH - ) 이결합하여탄산수소이 온 (HCO 3 - ) 이된다 ( 식 3). 그리고염화칼슘 (CaCl 2) 을수 용액화하여생성된칼슘이온 (Ca 2+ ) 은탄산수소이온 (HCO 3 - ) 과나머지수산화이온 (2OH - ) 과결합하여탄산 칼슘 (CaCO 3) 생성한다. 미생물을이용한탄산칼슘 (CaCO 3) 침전의전체반응식은다음과같다 ( 식 4). (3) (4) 탄산이온 (CO 3 2- ) 은물과반응시세가지상태로존재 할수있다. 즉, 탄산이온 (CO 2-3 ), 탄산수소이온 (HCO - 3 ), 탄산 (H 2 CO 3 ) 로각각존재할수있으며, 미생물로인해 발생되는탄산칼슘침전은탄산염반응에따라다르게 발생한다 (Ramakrishnan et al., 2001). 미생물반응을통해서생성된탄산칼슘 (CaCO 3 ) 은지 반내의공극을채워입자간의결합력을높여지반의 고결화 (Cementation) 가형성된다. Figure 1 은각각의식 을탄산칼슘생성과정및흙입자에침전되는모습의 Cycle 을도식화한것이다 (Kim et al., 2011). 3. 미생물고결화특성을규명하기위한실내시험 본연구에서는사용되어진미생물은생명자원센터에서 KCTC 3558의 B. pasteurii 미생물균을분양받아 30 에서 180rpm의쉐이킹인큐베이터에서배양되어졌으며, 그배지의조성은 Nutrient Broth 8g/L, Urea 20g/L로구 Bacteria 를이용한실트와모래의고결화에따른탄산칼슘확인 55
성하였다. 순수한미생물을이용하여연약지반의성질을개선하고, 강도증가정도를실내시험을통해확인하기위해포켓관입시험기를통해일축압축강도를수행하였으며, 탄산칼슘생성을확인하기위하여전자현미경 (SEM) 분석및 XRD 시험을수행하였다. 또한물성시험을실시하여시료를구분하였으며, 최대건조단위중량 (r d(max)) 및최적함수비 (OMC) 를결정하였고, 탄산칼슘 (CaCO 3 ) 생성을위해서 0.75M의염화칼슘 (CaCl 2 ) 수용액을첨가하여재령 7일에따른고결정도를확인하였다. 3.1 흙의고결화실내시험본연구에사용된모래는주문진표준사를사용하였으며, 실트시료는국내에널리분포하고있는화강풍화토계열의시료로사용하였다. 시험시료는 No.10 체를통과한시료를사용하였으며, 시료의물리적성질을파악하기위해한국공업규격에준하여비중 (KS F 2308), 체가름 (KS F 2309), 입도 (KS F 2302), 다짐시험 (KS F 2312) 을수행하였다. Fig. 1. Creation processes of CaCO 3 (Dejong et al., 2010) Fig. 2. Sieve analysis and Compaction curves for soils used in the study (Kim, 2011) Table 1. Properties of soils used in the study (Kim, 2011) Classification G s # 200(%) r (d max) (g/cm 3 ) OMC(%) LL(%) PL(%) SP 2.67 2.4 1.608 14.9 N.P N.P ML 2.67 64.3 1.328 11.6 23.3 N.P 56 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
본연구에서는주문진표준사와화강풍화토계열시료에각각미생물을첨가하여고결화 (Cementation) 가능성을살펴보았다. 3.2 시험시료배합비본연구에사용된모래시료의배합비는다짐시험을통해얻어진최적함수비 14.92% 기준으로미생물용액및염화칼슘수용액을첨가했으며, 느슨한모래의상태를재현하기위하여상대밀도 40% 를맞추어시험을수행하였다. 실트시험시료배합비는다짐시험을통해얻어진최적함수비 11.6% 기준으로미생물용액및염화칼슘수용액을첨가했으며, 상대다짐도 (R c ) 70% 를맞추어시험을수행하였다. 4. 시험결과및고찰 4.1 흙의고결화 미생물반응시험결과를살펴보면, Figure 3은무처리, 고농도처리, 25% 시료고농도처리모래시료를 30 의인큐베이터에넣은후고결화의모습을나타낸것이다. 무처리시료의경우시료가굳어지지않았음을확인할수있었으며, 고농도처리시료의경우미세하게응집효과가나타났으나강도측정을할수있을만큼의지력이존재하지않았다. 반면에 25% 시료고농도처리시료의경우느슨한모래지반이넓은분포로단단한모래층을이루고있음을확인할수있었으며, 포켓관입시험기로압력을가한결과 5.0kg/cm 2 의강도에저항할수있는단단한모래층으로굳어져있음을확인할수있었다. 4.2 전자현미경 (SEM) 분석결과 4.2.1 SEM 분석결과모래의무처리경우 Figure 4를살펴보면, 입자의표면에어떠한침전물도생기지않았고매우매끈한모습을볼수있다. 그리고일반농도처리, 고농도처리, 상층액처리, 2X고농도처리에서는육안으로확인할수있는 Table 2. Mixing ratio of test specimen (Park, 2011) Specimen Treatment method (after 7days) Soil (g) SP ML Calcium chloride solution (ml) Bacteria solution (ml) Water (ml) No treatment 317.32 - - 48 Normal concentration bacteria treatment 317.32 24 24 - High concentration bacteria treatment 317.32 24 24 - Supernatant high concentration bacteira treatment 317.32 24 24 - Double high concentration bacteira treatment 317.32 24 24-25% Specimen high concentration bacteria treatment 79.33 24 24 - No treatment 185.6 - - 22 Normal concentration bacteria treatment 185.6 11 11 - High concentration bacteria treatment 185.6 11 11-25% Specimen high concentration bacteria treatment 46.4 11 11 - Fig. 3. Change of specimens due to microbial reaction experiment Bacteria 를이용한실트와모래의고결화에따른탄산칼슘확인 57
만큼의 미세한 조각들이 존재함을 확인 할 수 없었으나, 함으로 미생물의 생장이 어려워 탄산칼슘이 거의 생성 다음과 같이 표시된 부분에서 Ca의 함유량이 많이 검출 되지 않은 것으로 판단된다. 그러나 25%시료고농도처 되었고, 전체적인 부분을 EDX로 분석하였을 때 Ca의 리에서 EDX와 XRD분석을 통하여 SEM상으로 확인이 함유량이 확연히 차이가 있음을 알 수 있다. 특히 25% 어렵던 고결화의 가능성을 보았다. 시료고농도처리에서는 무처리에서 볼 수 없었던 모래 입 자 표면 위에 하얀 알갱이들이 붙어 있음을 명확히 확인 4.2.2 EDX 분석 결과 할 수 있다. 이러한 알갱이는 미생물 반응으로 생성되는 모래의 경우 Figure 6과 같이 무처리에서는 거의 나타 나지 않은 Ca 양에 비해 일반농도처리를 사용할 경우 약 정육각형 모양의 탄산칼슘이라고 할 수 있다. 실트의 무처리 경우 Figure 5를 살펴보면, 무처리와 7%, 고농도처리를 사용할 경우 약 15%의 효과를 나타 마찬가지로 일반농도처리 및 고농도처리에서 육안 상 내었고, 25%시료 고농도처리에서는 약 25% 이상의 칼슘 으로 입자 주위에 특별히 생성된 알갱이가 없는 것을 함유량을 생성할 수 있음을 실험을 통해서 나타내었다. 확인할 수 있다. 이는 미생물이 공극사이를 자유롭게 이 실트의 경우 Figure 7과 같이 칼슘의 함유량이 무처리 동 하기위해서는 0.06 0.1μm의 흙 입자의 크기가 필요 와 비교하였을 때 미생물 작용이 거의 이루어지지 않았 No treatment Normal concentration bacteria treatment High concentration bacteria treatment Supernatant high concentration bacteira treatment Double high concentration bacteira treatment 25% Specimen high concentration bacteria treatment Fig. 4. SEM analysis result of sand (after 7days) No treatment Normal concentration bacteria treatment High concentration bacteria treatment Fig. 5. SEM analysis result of silt (after 7days) 58 한국지반공학회논문집 제28권 제6호 25% Specimen high concentration bacteria treatment
No treatment Normal concentration bacteria treatment High concentration bacteria treatment Mineral Content(%) Mineral Content(%) Mineral Content(%) Si 91.56 Si 81.79 Si 40.09 Al 5.76 Cl 5.73 Cl 15.95 K 1.66 Al 4.81 Al 12.59 Ca 1.02 Ca 6.84 Ca 14.78 Supernatant high concentration bacteira treatment Double high concentration bacteira treatment 25% Specimen high concentration bacteria treatment Mineral Content(%) Mineral Content(%) Mineral Content(%) Si 67.07 Si 63.22 Si 42.99 Cl 10.91 Cl 11.42 Cl 18.14 Al 8.16 Al 12.92 Al 5.21 Ca 12.05 Ca 10.33 Ca 26.72 Fig. 6. EDX analysis result of sand (after 7days) No treatment Normal concentration bacteria treatment Mineral Content(%) Mineral Content(%) Si 48.06 Si 41.57 Al 27.72 Al 25.84 K 3.69 K 3.94 Ca 1.48 Ca 2.58 High concentration bacteria treatment 25% Specimen high concentration bacteria treatment Mineral Content(%) Mineral Content(%) Si 46.94 Si 44.15 Al 25.41 Al 24.95 K 5.13 K 5.68 Ca 3.24 Ca 5.43 Fig. 7. EDX analysis result of silt (after 7days) Bacteria 를이용한실트와모래의고결화에따른탄산칼슘확인 59
Table 3. XRD analysis result of sand (after 7days) Treatment methods of bacteria Compound Name Chemical Formula No treatment Normal concentration bacteria treatment High concentration bacteria treatment Supernatant high concentration bacteira treatment Double high concentration bacteira treatment 25% Specimen high concentration bacteria treatment Quartz Si O 2 Microcline, ordered K Al Si 3 O 8 Albite, ordered Na Al Si 3 O 8 Quartz Si O 2 Microcline, ordered K Al Si 3 O 8 Calcium Sodium Aluminum Silicate Ca 0.8 Na 0.2 Al 1.8 Si 2.2 O 8 Albite, ordered Na Al Si 3 O 8 Quartz Si O 2 Microcline, ordered K Al Si 3 O 8 Albite, ordered Na Al Si 3 O 8 Calcium Silicate Oxide Ca 3 Si O 5 Quartz Si O 2 Microcline, ordered K Al Si 3 O 8 Albite, ordered Na Al Si 3 O 8 Anorthite, ordered Ca Al 2 Si 2 O 8 Quartz Si O 2 Microcline, ordered K Al Si 3 O 8 Albite, ordered Na Al Si 3 O 8 Calcium Sulfate Ca SO 4 Quartz Si O 2 Microcline, ordered K Al Si 3 O 8 Calcite, syn CaCO 3 Table 4. XRD analysis result of silt (after 7days) Treatment methods of bacteria Compound Name Chemical Formula No treatment Normal concentration bacteria treatment High concentration bacteria treatment 25% Specimen high concentration bacteria treatment Quartz Si O 2 Albite, disordered Na (Si 3 Al) O 8 Illite K(Al 4 Si 2 O 9 (OH) 3) Quartz, syn Si O 2 Albite, calcian, ordered (Na, Ca) (Si, Al) 4 O 8 calcium aluminium silicate K(Al 4 Si 2 O 9 (OH) 3) Illite Ca Al 2 Si 2 O 8 Quartz, syn Si O 2 Albite, calcian, ordered Ca Al 2 Si 2 O 8 calcium aluminium silicate (Na, Ca) (Si, Al) 4 O 8 Illite K(Al 4 Si 2 O 9 (OH) 3) Quartz, syn Si O 2 Albite, calcian, ordered Ca Al 2 Si 2 O 8 calcium aluminium silicate (Na, Ca) (Si, Al) 4 O 8 Illite K(Al 4 Si 2 O 9 (OH) 3) 다고볼수있다. 그러나 25% 시료고농도처리에서약 6% 의차이를보이면서느슨한모래의일반농도처리정도의 Ca 함유량을가지게되었다. 이는실트질에서도고결화의가능성이있으며, 최적화된미생물처리조건을만족시켜실험을진행한다면느슨한모래처리와같이눈에띌만한효과적인결과를가져올수있을것이다. 4.3 X-회절분석 (XRD) 결과본실험에서는모래무처리, 일반농도처리, 고농도처리, 상층액처리, 2X고농축처리, 25% 시료고농도처리그리고실트무처리, 일반농도처리, 고농도처리, 25% 시료 고농도처리 7일차에대해 XRD 분석을실시하였다. Table 3과 Table 4를살펴보면 Ca의계열은여러광물들과결합력이좋고변질이되기쉬운물질이므로흙속에있는여러광물과혼합되어아래와같은결과를얻게되었다. 그러나 25% 시료고농도처리과정에서는확실한탄산칼슘 (CaCO 3 ) 이존재하였고, 이는흙입자속에탄산칼슘이많이녹아들어가있다는증거가된다. 5. 결론본연구는모래시료와실트시료에미생물용액과염화칼슘용액을첨가하여탄산칼슘의생성과흙의고 60 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
결화특성을살피고자하였다. 무처리및일반농도처리, 고농도처리, 상층액처리, 2X고농도처리, 25% 시료고농도처리에대해기초물성을파악하였고, 전자현미경 (SEM, EDX) 분석및 X-회절분석 (XRD) 시험을통해메커니즘을확인하였으며, 다음과같은결론을얻었다. (1) 미생물의고결화정도확인을위해전자현미경 (SEM) 으로분석한결과, 모래의경우입자와입자간에탄산칼슘입자가생성되었음을표면검사결과를통해확인하였으며, 이러한입자는 EDX에서나타난 Ca 광물함유량증가와일치한다. 실트의경우 EDX에서나타난것같이 Ca 광물함유량은증가하였으나, 그양이미미함을알수있다. 따라서미생물이생장하기위해서는입자와입자사이의공극이필요함으로공극이작은실트질에서는탄산칼슘이거의생성되지않은것을확인할수있었다. (2) X-회절분석 (XRD) 로분석한결과, 모래및실트무처리에서는 Ca 계열의광물이생성되지않았으며, 기타처리에서는 Ca의계열의특성상다른광물과결합력이좋고, 변질이되기쉬운물질이므로흙속에있는다른광물과혼합되어 CaCO 3 가아닌광물로나타나게되었다. 그러나모래 25% 시료고농도처리에서흙속에존재하는 CaCO 3 을확인할수있었다. (3) 미생물고결의효율을높이고자시료의양을 75% 로줄인 25% 시료고농도처리 7일시험결과, SEM, EDX, XRD 분석을이용하여 CaCO 3 을확인하였고, 이를통하여순수한미생물을이용한흙의고결화를이루게되었다. 감사의글본연구는한국연구재단기초연구사업 (No. 2012-0003673) 지원으로수행되었으며, 이에깊은감사를드립니다. 참고문헌 1. Dejong, J. T., Fritzges, M. B., and Nüsslein, K. (2006). Microbially Induced Cementation to Control Sand Response to Undrained Shear., Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, Vol. 132, No.11, pp.1381-1392. 2. Dejong, J. T., Mortensen, B. M., Martinez, B. C. and Nelson, D. C. (2010). Bio-mediated Soil Improvement. Journal of Ecological Engineering, Vol.36, pp.197-210. 3. Ferris, F. G., Stehmeier, L. G., Kantzas, A., and Mourits, F. M., (1996). Bacteriogenic Mineral Plugging. Journal of Canadian Petroleum Technology, Vol.35(8), pp.56-61. 4. Kim, D. H., Kim, H. C., and Park, K. H. (2010), Possibility of Cementation of Soft Soil using Bacteria, Korean Geotechnical Society Fall National Conference, Gyeonggi, Korea, pp. 379-391. 5. Kim, D. H., Kim, H. C., and Park, K. H. (2011a), Cementation of Soft Ground using Bacteria, CERTIFICATE OF PATENT, 10-1030761, pp.1-47. 6. Kim, D. H., and Park, K. H. (2011b), Creation of CaCO 3 and Cementation of Soil using Bacteria, Korean Geotechnical Society Spring National Conference, Gyeonggi, Korea, pp.661-671. 7. Kim, H. C. (2011), Discovering Cementation Characteristcs of Soil using Bacteria, Master Thesis, Chosun University. 8. Korea Cement Association (2011), 2010 Cement Statistical Yearbook, Korea Cement Association, pp.5-7. 9. Leonard, M. W., and Moller, K. (1963). Grouts and Drilling Muds in Engineering Practice, Butterworth Publishers, London, pp.156-163. 10. Mitchell, J. K., and Santamarina, J. C. (2005). Biological Considerations in Geotechnical Engineering. Journal of Geotechnical and Geoenviromental Engineering, Vol.131, No.10, pp.1222-1233. 11. Paassen, L. A., Harkes, M. P., Zwieten, G. A., Zon, W. H., Star, W. R. L., and Loosdrecht, M. C. M., (2009). Scale Up of Biogrout: A Biological Ground Reinforcement Method. Proceedings of the 17th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, pp.2328-2333. 12. Park, K. H. (2011), Strength Improvement of Soft Ground with Microbial Reaction, Master Thesis, Chosun University. 13. Ramakrishnan, V., Bang, S. S., and Deo, K. S., (1998). A Novel Technique for Repairing Cracks in High Performance Concrete Using Bacteria. Proceedings of International Conference on High-Performance High-Strength Concrete, Perth, Australia, pp.597-618. 14. Ramakrishnan, V., Ramesh, K. P., and Bang, S. S., (2001). Bacteria Concrete. Proceedings of SPIE International Society of Optical Engineering, Melbourne, Australia, pp.168-176. 15. Stocks-Fisher, S., Galinat, J. K., and Bang, S. S., (1999). Microbiological Precipitation of CaCO 3. Soil Biology and Biochemistry, Vol.31, pp.1563-1571. 16. Whiffin, V. S., Paassen, L. A., and Harkes, M. P., (2007). Microbial Carbonate Precipitation as a Soil Improvement Technique. Geomicrobiology Journal, Vol.24, pp.1-7. ( 접수일자 2011. 12. 1, 심사완료일 2012. 6. 4) Bacteria 를이용한실트와모래의고결화에따른탄산칼슘확인 61
한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 63 ~ 70 저강도강우시절토사면의흡인력분포와안정성에대한투수계수의효과 Effect of Hydraulic Conductivity on Suction Profile and Stability of Cut-Slope during Low Intensity Rainfall 마무드칼리드 1 Khalid Mahmood 김진만 2 Kim, Jin Man Abstract The authors discuss the effect of hydraulic conductivity on the suction profile and stability of a typical cut-slope subjected to low intensity rainfall. The initial suction value above the ground table in the unsaturated zone is assumed to be 15 kpa. The uncoupled approach of finite element and limit equilibrium method is used to evaluate the stability of the cut-slope at different elapsed times of rainfall. The finite element seepage analysis shows that the soil in the unsaturated zone always remains unsaturated during the course of low intensity rainfall. Furthermore, the slope stability remains practically unchanged so long as the wetting front remains in the unsaturated zone but it decreases noticeably when the wetting front reaches and elevates the ground water table level. 요 지 저강도강우상태에서투수계수가일반적인절토사면의흡인력분포와안정성에어떤영향을주는지를평가하였다. 지하수면위의불포화지층의초기흡인력을 15 kpa로가정하였다. 강우지속시간증가에따른절토사면의안정성을평가하기위해유한요소법과한계평형법을사용하였다. 유한요소침투해석결과, 저강도강우상태에서는불포화지층이계속해서불포화상태로유지되는현상을보였다. 또한, 침윤선 (wetting front) 이불포화지층에남아있는경우에는사면의안정성에사실상변화가없었으나, 침윤선 (wetting front) 이지하수면에도달하는경우에는지하수면이높아짐에따라사면안정성이크게저하되었다. Keywords : Hydraulic conductivity, Low intensity rainfall, Saturated-unsaturated cut-slope, Slope stability 1. Introduction The infiltration of rainfall increases the water content in the unsaturated slope, and reduces the resulting shear strength, and thus causes instability to slope. Several studies including (Brand 1992; Rahardjo H. 2002; Pradel and Radd 1993; Wang and Sassa 2003) show that the infiltration capacity and the subsequent change in matric suction are affected by several external and intrinsic factors. The external factor includes climatic conditions such as the rainfall duration and rainfall intensity while the intrinsic factors include the coefficient of permeability, 1 비회원, Post Doctoral Candidate, Dept. of Civil Engineering, Pusan National University, Busan, Korea 2 정회원, Member, Associate Professor, Dept. of Civil Engineering, Pusan National University, Busan, Korea, Tel: +82-51-510-2349, Fax: +82-51-513-9596, jmkim@pusan.ac.kr, 교신저자 * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. 저강도강우시절토사면의흡인력분포와안정성에대한투수계수의효과 63
water retention characteristics, and strength properties. Among the intrinsic factors the hydraulic conductivity is the most important factor that can directly affect the rainfall infiltration. The previous study by Lee (Lee et al., 2005) showed that the redistribution of matrix suction is a key factor in the design of a specific slope. However, it does not consider the effect of the hydraulic conductivity. Mahmood (Mahmood et al., 2012) showed that the stability of a simple single-sloped embankment slope during a rainfall can be evaluated better on the basis of unsaturated soil mechanics. The purpose of the present study is to evaluate the effect of the hydraulic conductivity and especially vertical conductivity on the pore-water pressure profile and ultimately on the stability of the three-sloped cut slope during a low intensity rainfall. The low intensity rainfall is applied in order to insure complete infiltration in the unsaturated cut-slope. The applied low rainfall intensity is further discussed in the text of the paper. 2. Example Problem 2.1 Geometry and finite element discretization of cutslope The geometry and finite element discretization of threesloped cut slope is shown in Fig. 1. A constant suction value of 15 kpa and hydrostatic pore-water pressure is assumed above and below the horizontal water table, respectively. For simplicity the rainfall is only applied at the top of slope. Section A'A' is used to evaluate the volumetric water content and pore-water pressure at differently selected times of rainfall. 2.2 Saturated-unsaturated seepage analysis and hydraulic conductivity The saturated-unsaturated seepage analysis in this study is conducted using the finite element program (Seep/W). In the finite element seepage model the flow of water in the two-dimension for transient case can be defined as: where k x, k y are the coefficient of permeability in the x and y directions, respectively; H is the hydraulic head; q, the applied boundary flux; ρ, the density of water; and m, the specific water capacity. The specific water capacity is defined as: (1) (2) where θ w is the volumetric water content; u a, the pore air pressure; u w, the pore-water pressure; and (u a -u w ), the matric suction. For the saturated zone, as the volumetric water content is constant, Eq. 2 becomes zero. In case of the unsaturated zone, the hydraulic conductivity coefficient and the volumetric water content are the functions of the matric (a) Geometry Fig. 1. Cut-slope (b) FE discretization 64 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
suction. The curve that defines the relationship between volumetric water content and matric suction is called soil water characteristic curve (SWCC). In the present case this SWCC is established using the method proposed by Fredlund and Xing (1994). The parameters used for this method are given in Table 1. The SWCC for the weathered soil is shown in Fig. 2. There is no need to establish SWCC for weathered rock as it remains saturated in this study. According to Boumans (1976), the value of K r for average (or radial) flow can be computed from the geometric, or logarithmic, mean of K h (horizontal direction) and K v (vertical direction) as follows: (3) log log log (4) In this paper the average hydraulic conductivity is evaluated based on Eq. 3. For a known SWCC it is possible to estimate the hydraulic conductivity curve based on the Fredlund and Xing (1994) method, if the saturated hydraulic conductivity value is known. The weathered soil saturated hydraulic conductivity in the present case is assumed to be 1 10-4 m/s. It is assumed that for the case of K v=k x the hydraulic conductivity is 100% and the hydraulic conductivity reduces to 70.7%, 31.6% and 22.4% respectively for K v=0.5k x, K v=0.1k x and K v=0.05k x. The 100% (70.7%) is taken as high and that of 31.3% (22.4%) is taken as low. The hydraulic conductivity curves are shown in Fig. 3. In this study a rainfall with intensity 3.5 10-6 m/s that lasts for a period of 84 h is assumed. According to Mein and Larson (1973) if the rainfall intensity is less than the saturated hydraulic conductivity then there will be complete infiltration. The rainfall intensity in this case is lower Table 1. SWCC properties for weathered soil Material Weathered soil Saturated volumetric water-content 0.441 Air entry value, a (kpa) 10 *Fredlund and Xing, (1994) parameter, m 1 *Fredlund and Xing, (1994) parameter, n 1 *m and n have been assumed Fig. 2. SWCC for weathered soil 저강도강우시절토사면의흡인력분포와안정성에대한투수계수의효과 65
Fig. 3. Hydraulic conductivity curves Table 2. Strength properties for weathered soil and weathered rock Material Weathered soil Weathered rock Unit weight, (kn/m 3 ) 18.8 19.8 Cohesion, (kn/m 2 ) 34.9 41.8 Friction angle, ( o ) 27.8 27.8 φ b, ( o ) 31.5 31.5 than the lowest saturated hydraulic conductivity and thus complete infiltration is assumed. 2.3 Failure criterion and material properties The stability analysis in this study is conducted based on the modified Mohr-Coulomb failure criteria that is defined as tan tan (5) where (σ n -u a ) is the net normal stress; (σ a -u w ) is the matric suction and; φ b, the angle expressing the rate of increase in shear strength relative to matric suction. The weathered soil and weathered rock properties are those used in the paper of Lee et al. (2005) and are given in Table 2. The slope stability results in this study have been evaluated probabilistically i.e., in term of reliability indexes. In geotechnical engineering it has been well established that, the soil medium is usually heterogeneous and its engineering properties such as the strength parameters c and φ vary. In this study the weathered soil deposit is considered as statistically homogeneous which means that, the strength parameters has one mean and one coefficient of variation within the soil deposit. The detailed description of statistical homogeneity can be found in the work of Kim (2001). In this study the two strength parameters c and φ are considered as random variables having the coefficient of variation (COV) of 0.2 and 0.1 respectively. These COV values have been selected from the paper of Mahmood et al., (2012). The unit weight in this study is considered as a deterministic value. 66 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
3. Results and Discussion 3.1 Initial condition In this study the initial state is set up by providing a constant suction value of 15 kpa above the ground water table in the unsaturated zone. Furthermore, below the ground water table the pore-water pressure linearly increases with depth based on the hydrostatic stress law. 3.2 Transient seepage analysis The rainfall infiltration increases the volumetric water content in the unsaturated zone. This change in the volumetric water content thus affects the suction profile in the unsaturated zone. Fig. 4a shows the volumetric water content while Fig. 4b shows the pore-water pressure profile for different hydraulic conductivities. These profiles have been evaluated at section A'A' of Fig. 1a at different time of rainfall. According to Fig. 4a, at the same depth the volumetric water content is higher for the low conductivity than the high hydraulic conductivity. Thus at the same depth the matric suction is lower for the low hydraulic conductivity than for the high conductivity. Furthermore, during the same time of rainfall the wetting front for the low hydraulic Fig. 4. (a) Volumetric water content profile; (b) Pore-water pressure profile 저강도강우시절토사면의흡인력분포와안정성에대한투수계수의효과 67
conductivity (31.6%, 22.4%) is shallower than that of the high hydraulic conductivity. From Fig. 4 it can be noticed that at the end of rainfall, the depths of wetting fronts for the low hydraulic conductivity 31.6% and 22.4% are 6 m and 5 m respectively from the top of the slope. In case of the high hydraulic conductivities (100%, 70.7%), it can be seen from Fig. 4 that the wetting front reaches the water table at the end of 66 hours of rainfall. At the end of rainfall, it seems that the water table has elevated up to a certain depth and has produced full saturation above the water table. This saturation thus creates a positive pore-water pressure that changes the pressure considerably after 84 hours of rainfall. According to Green and Ampt (1911), the soil above the wetting front is fully saturated, while it remains at the initial water content below the wetting front. In their model, the flow of water in the saturated zone is controlled by gravity and the matric suction effect. However, It can be seen from Fig. 4 that the soil above the wetting front is still partially saturated. In other words, the water phase in the unsaturated zone is not continuous, thus the gravity term does not contribute to the infiltration capacity. The only term is then matric suction that contributes to the infiltration capacity. In the unsaturated zone, the infiltration capacity in the vertical direction can be defined according to the relationship proposed by Gavin and Xue (2008). (6) where i y is the infiltration capacity in vertical y direction and; S y is the matric head suction values at y depth. The second term in Equation 6 on the right hand side is defined as the hydraulic gradient due to suction. Equation 6 shows that the infiltration capacity is controlled by the unsaturated hydraulic conductivity and the suction gradient. Figure 4 shows that the wetting front depth increases initially for all hydraulic conductivities but for 22.4% and 31.6% it reaches a depth of 5 m and 6 m respectively at the end of rainfall. In case of hydraulic conductivities 100% and 70.7%, it progressively moves below to the water table. Figure 4b shows that in case of high hydraulic conductivities the unsaturated soil shows little saturation as the rainfall continues. Also, the unsaturated hydraulic conductivity K v that controls the flow of water to the ground water table is higher for higher hydraulic conductivities. 3.3 Slope stability analysis The stability modeling procedure in Slope/W can be defined in terms of three different components: (1) definition of the geometry; (2) definition of the soil strength properties; and (3) definition of pore-water pressure in soil slope. Seep/W and Slope/W are integrated codes denoting that the geometry and pore-water pressure at any selected time of rainfall defined in Seep/W can be used in Slope/W. In this study the slope stability is evaluated using an uncoupled approach of the finite-element seepage-analysis (Seep/W) and the limit-equilibrium analysis (Slope/W). The safety factor of the cut-slope at different times of rainfall is evaluated using the Morgenstern-Price method with the same grid and radius for the critical slip surface. The slope reliability index is calculated as: where β is the reliability index; μ F the mean safety factor; and σ F the standard deviation of the safety factor. The reliability index along with the mean factor of safety (μ F ) at different times of rainfall for the different hydraulic conductivities is shown in Fig. 5. Fig. 5. Reliability index of cut-slope in term of rainfall duration (7) 68 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
The reliability index of the unsaturated embankment is 6.5 before the start of the rainfall. It can be inferred from this figure that the reduction in the reliability index is small for low hydraulic conductivities (31.6% and 22.4%) up to 84 hours of rainfall. For high hydraulic conductivities (100% and 70.7%) the reduction is small up to 36 hours of rainfall but becomes noticeable after that. As discussed in Section 4.2, for this low-intensity rainfall, there is always suction in the unsaturated zone when the wetting front moves through the unsaturated slope. For high hydraulic conductivities, the wetting front depth increases somewhat, but at the same time, the suction profile above the wetting front for low conductivities is somewhat more saturated. The decreased suction strength thus compensates for greater wetting front depth and gives almost the same reliability index for all hydraulic conductivities up to 36 h. At 84 h of rainfall, the wetting front passes through a depth of 6 m and 5 m for low hydraulic conductivities (31.6% and 22.4%) and thus, the reduction in reliability index is smaller. At 84 h the wetting front that has already reached the ground water table for high hydraulic conductivities (100% and 70.7%) causes significant change in the pore-water pressure profile. This causes a relatively larger reduction in the reliability index for high hydraulic conductivities. 4. Conclusion The conclusions drawn from this study are summarized as follows. A uniform rainfall whose intensity is lower than the saturated hydraulic conductivity affects the volumetric water content and the suction profile. During this low intensity rainfall, as the wetting front moves, the soil in the unsaturated zone does not saturate fully and remains partially saturated. The infiltration capacity in the case when the soil is unsaturated is exclusively controlled by the suction gradient and unsaturated hydraulic conductivity. This study shows that these two factors are higher for high hydraulic conductivities than for low conductivities and the wetting front is deeper for high conductivities. Therefore in case of high conductivities, the rainwater reaches the ground water table in a relatively short time and causes significant effects on the pore-water pressure profile. The reduction in the reliability index after the rainfall is insignificant when the hydraulic conductivity is low. This is because the wetting front does not reach the water table, and the soil in the unsaturated zone remains unsaturated, thus making the slope stable. For high hydraulic conductivities, the reduction in the reliability index is insignificant up to 36 hours rainfall but becomes notable around 66 hours and 84 hours. This is because during the first 36 hours, the wetting front remains in the unsaturated zone, and therefore, the soil in this zone remains unsaturated and provides stability to the slope. After 36 hours the wetting front reaches the water table, and around 66 and 84 hours the water table is elevated, because of which the stability of the slope is reduced. Acknowledgement This research was supported by Basic Science Research Program through the National Research Foundation of Korea (NRF) funded by the Ministry of Education, Science and Technology (No. 2011-0014592). References 1. Boumans, J. H. (1976). Drainage calculations in stratified soils using the anisotropic soil model to simulate hydraulic conductivity conditions. In: J. Wesseling (ed.), Proceedings of the international drainage workshop. ILRI Publication 25, Wageningen, pp. 108-123. 2. Brand, E. W. (1992). Slope stability in tropical areas. Proceedings of the 6th International Symposium on Landslides, Christchurch, New Zealand, V. 1, pp. 2031-2051. 3. Fredlund, D. G., Rahardjo, H. (1993). Soil mechanics for unsaturated soils. Wiley, New York 4. Fredlund, D. G., Xing, A. (1994). Equations for the soil-water characteristic curve. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 31(3), pp. 521-532. 5. Freez, R. A., Cherry, J. A. (1979). Groundwater. Prentice-Hall, Inc, New Jersey, pp 604 6. Gavin, K., Xue, J. (2008). A simple method to analyze infiltration into unsaturated soil slopes. Computers and Geotechnics, Vol. 35(2), pp. 223-230. 7. Green, W. H., Ampt, C. A. (1911). Studies on soil physics: flow of air and water through soils. J. Agric. Sci., Vol. 4, pp. 1-24. 8. Kim, J. M. (2001). Probabilistic approach to evaluation of earth- 저강도강우시절토사면의흡인력분포와안정성에대한투수계수의효과 69
quake induced permanent deformation of slopes. PhD thesis, University of California Berkeley USA. 9. Lee, S. R., Kim, Y. K., Choi. J. Y. (2005). Application of unsaturated soil parameters to slope design against rainfall infiltrationinduced instability. Proceedings of International Conference on Problematic Soils, Eastern Mediterranean University, Famagusta, N. Cyprus, pp. 175-182. 10. Mahmood, K., Ryu Jeong Ho, Jin, Man Kim, Effect of anisotropic conductivity on suction and reliability index of unsaturated slope exposed to uniform antecedent rainfall. Journal of Landslide, Accepted on March 8th 2012. 11. Mein, R. G., Larson, C. L. (1973). Modeling infiltration during a steady rain. Water Resour. Res, Vol. 9(2), pp. 384-394. 12. Pradel, D., and Radd, G. (1993). Effect on permeability on surficial stability of homogeneous slopes. J. Geotech. Eng., ASCE, Vol. 119(2), pp. 315-332. 13. Rahardjo, H., (2000). Rainfall-induced slope failures. Research Report. No. NSTB 17/6/16, Nanyang Technological University., Singapore 14. Wang, D., and Sassa, K. (2003). Pore-pressure generation and movement of rainfall induced landslide: Effect of grain size and fine-particle content. Engineering Geology, Vol. 69. pp. 109-125. ( 접수일자 2012. 3. 17, 심사완료일 2012. 6. 12) 70 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
한국지반공학회논문집제 28 권 6 호 2012 년 6 월 pp. 71 ~ 79 해수가고결모래의양생및강도에미치는영향 Effect of Sea Water on Curing and Strength of Cemented Sand 박성식 1 Park, Sung-Sik 이준우 2 Lee, Jun-Woo Abstract Sand compaction pile and stone column replacement methods have been commonly used for improving soft ground in the nearshore. Recently, DCM (Deep cement mixing) method, which can harden soft clays by mixing with cement, is more popularly used in such soft ground improvement. Sandy soils also exist in the seashore. Therefore, in this study, the effect of salinity in sea water and curing methods on the strength of cemented sand was evaluated in terms of unconfined compressive strength (UCS). The sand was mixed with five different cement ratios and distilled water or sea water, and then compacted into a cylindrical specimen. They were cured for 3 days under sea water for DCM construction condition and air cured for onshore curing condition. When a specimen was cured under sea water without confinement, it was easily collapsed due to initiation of cracks. When the cement ratio and curing method were the same, the UCS of the specimen without sea water was at maximum 3.5 times higher than those with sea water. The sea water used for mixing sand had more influence on strength reduction than the sea water used for curing. When the cement ratio was the same, the UCS of air-cured specimen was at average 2 times higher than those of water-cured specimen, regardless of water used. 요 지 해안지역의연약지반을개량하기위한지반개량공법으로가장많이사용되었던모래다짐말뚝공법이나사석치환공법은최근거의사용되지않으며, 대신시멘트로연약점토를강제교반시켜고형화시키는 DCM(Deep Cement Mixing) 공법이많이사용되고있다. DCM공법이주로적용되는해안지역에는점토이외에모래와같은사질토도존재하므로본연구에서는해수에포함된염분과양생방법이시멘트로고결된모래의일축압축강도에어떤영향을미치는지연구하였다. 다섯종류의시멘트비를사용하여다짐방법으로공시체를제작한다음 3일동안양생시켜일축압축시험을실시하였다. 혼합수로해수또는증류수를사용한다음해상에서이루어지는 DCM공법을고려하여공시체를해수에수침시켜양생하였다. 또한육상조건과비교하기위하여증류수로수중양생하거나대기중양생도실시하였다. 혼합수로해수를사용한다음구속압이없는상태로해수에서수중양생할경우공시체에여러균열이발생하여고결력이발현되지않았다. 시멘트비와양생방법이동일한경우, 혼합수와양생수로해수를사용한공시체의일축압축강도는해수를사용하지않은공시체보다최대 3.5배정도낮게나타났다. 또한공시체의수중양생시사용한양생수보다는공시체제작시사용한혼합수에염분이포함될경우강도저하에더큰영향을미쳤다. 시멘트비가동일한경우, 사용한물에관계없이대기중양생한공시체의강도가수중양생한공시체보다평균 2배정도높게나타났다. Keywords : Cemented sand, Curing, Sea water, Unconfined compressive strength 1 정회원, 경북대학교건축토목공학부토목공학전공조교수 (Member, Assistant Prof., Dept. of Civil Engrg., Kyungpook National Univ., Tel: +82-53-950-7544, Fax: +82-53-950-6564, sungpark@knu.ac.kr, 교신저자 ) 2 비회원, 경북대학교건축토목공학부토목공학전공석사과정 (Graduate student, Dept. of Civil Engrg., Kyungpook National Univ.) * 본논문에대한토의를원하는회원은 2012년 12월 31일까지그내용을학회로보내주시기바랍니다. 저자의검토내용과함께논문집에게재하여드립니다. 해수가고결모래의양생및강도에미치는영향 71
1. 서론해안항만시설공사나연안지역개발시연약지반처리공법으로주로모래다짐말뚝공법 (Sand Compaction Pile, SCP) 이많이사용되었으나, 최근에는모래가격상승과모래채취에따른환경문제로인해시멘트를사용하는심층혼합처리공법 (DCM공법: Deep Cement Mixing Method) 이주로사용되고있다 (Jung et al.,, 2006; Jeong, 2010). DCM공법은시공과정중시멘트가해상으로유출될수있으므로시멘트로인한환경영향평가를비롯하여현장흙의균등한혼합이어려우므로높은설계강도를얻기위한높은시멘트비설정이반드시필요하다. Lee 등 (2007) 은소형 DCM 타설장비를이용한모형실험을실시하여분사방식, 교반속도, 날개각도등에대한최적의교반조건을제시하고자하였다. 해상에서시공되는 DCM공법에는혼합수로담수가아닌해수를주로사용하며담수를사용하더라도슬러리상태의시멘트가염분이포함된해안흙과같이교반되거나해수가시멘트로개량된지반내로유입되면서해수에포함된염분이시멘트수화작용과고결토의강도발현에어떠한영향을미칠수있다. Mateos와 Davidson(1961) 은 Ottawa모래에석회와플라이애쉬그리고염분 1% 를섞은혼합토의일축압축강도가염분을섞지않은경우보다증가한다는결과를얻었다. Marks 와 Haliburton(1972), Drake와 Haliburton(1972) 은석회로처리한점토질흙의강도는염분의양이증가함에따라강도가증가하지만적정치를넘으면강도는오히려감소한다고하였다. Ozier와 Moore(1977) 도석회로처리한점토에서염분이 1% 포함된경우보다 3% 포함된경우의강도가낮아적정치이상의염분은강도를저하시킨다는기존연구결과와유사한결론을얻었다. 이들연구자는그이유로과도한양의염분은시멘트질의겔에서재결정되면서포졸란반응으로생성된결정구조를교란시키기때문으로판단하였다. Kim(2011) 은염분이포함된고화준설토에대한일축압축시험을실시하여염분이포졸란반응에영향을미쳐일축압축강도를저하시킨다는연구결과를발표하였다. 그리고염분이점토나혼합토의강도에미치는영향은단기간양생에서는큰변화가없지만장기간양생하였을경우큰영향을미친다는연구결과도발표되었다 (Jung and Lee, 1991). 한편일본 DCM 기술매뉴얼 ( 연안기술연구센터 2008) 에는연안점토를시멘트로고화시킬경우혼합수 로담수나해수를사용하여도강도에는별차이가없기때문에해수를사용하는것이경제적이라고언급하고있다. Ahn(1997) 은염수로포화된모래와벤토나이트에대한삼축압축시험을실시하였으며, 실험결과점착력은증가하지만내부마찰각은변하지않는것으로나타났다. 이와같이흙에염분이포함될경우흙의종류, 염분함량, 고결제종류등에따라흙의강도가증가하거나또는감소한다는서로다른연구결과가발표되었다. 해수가시멘트고결토의강도에미치는영향은대부분점토에관한실험연구이다. 하지만해안지역에는점토질흙뿐아니라사질토로된지반도많이존재하므로이에대한연구도필요하다. 또한일본 DCM 기술매뉴얼에서는양생방법으로습윤양생을표준으로제시하고있지만, 실제해상공사에서시멘트고결토의양생조건은수중양생과유사하다. 따라서본연구에서는소량의시멘트를혼합한모래에혼합수로해수를사용하여다짐방법으로공시체를제작한다음해수에 3일동안수침시켜수중양생하였다. 육상조건과비교하기위하여혼합수와양생수로증류수를사용한다음대기중양생도실시하였다. 양생이완료되면일축압축시험을실시하여해수에포함된염분과양생방법이시멘트고결모래의일축압축강도에미치는영향에대하여비교, 분석하였다. 한편양생시간에따른시멘트고결토의강도변화는본연구에서고려하지않았다. 2. 공시체제작및양생방법 2.1 실험재료콘크리트와같이서로다른재료를혼합하여고결시킨복합재료의품질을평가하는가장일반적인방법은복합재료의일축압축강도를평가하는것이다. 일축압축시험은간단하고빠를뿐아니라저렴하고신뢰할만한실험방법으로시멘트혼합토에대한많은연구결과가축적되어있기도하다 (Consoli et al., 2007). 본연구에서는낙동강모래에고결제로초속경시멘트를사용하여일축압축시험용공시체를제작하였다. Figure 1과같이약간모난형태를하고있는낙동강모래는대구시달성군인근낙동강유역에서채취하였으며, 0.85-0.25mm 사이의비교적균등한입도를가지도록체가름하여입도분포곡선은 Figure 2와같다. 낙동강모래의최대건조밀도와최적함수비는 1.61g/cm3과 14% 이다. 해수가고 72 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
100% 정도이다. 공시체제작에서혼합수로증류수또는해수를사용하여모래와시멘트를비빈다음성형몰드와램머 (rammer) 를사용하여 5층으로나누어직경 5cm, 높이 10cm의공시체를제작하였다. 다짐에사용한램머의직경은 4.7cm이고무게는 1kg이며, 저다짐방법 (under compaction)(ladd, 1978) 으로최종적으로다짐이완료되었을시에층당높이가 2cm되도록공시체를제작하였다. Fig. 1. SEM photo of Nakdong River sand 2.3 양생방법 Fig. 2. Grain size distribution curve of Nakdong River sand 결모래의강도에미치는영향을비교적빠른시간내에분석하기위하여도로, 교량긴급보수에사용되는비중이 3.14이고 3시간에 7일강도발현이가능한국내 S사의초속경시멘트를사용하였다. 2.2 공시체제작방법시멘트비 (cement ratio, CR) 는일반적으로건조된모래의무게에대한시멘트의무게로다음과같이정의하였다. W CR = W c s 100(%) (1) 양생방법으로초기에는몰드를분리한다음공시체만수조에넣고양생시킨결과증류수에서양생된공시체와는달리해수에서양생시킨공시체는 Figure 3과같이균열이여러곳에서발생하면서공시체가파괴되었다. 특히시멘트비가 4% 인경우고결이제대로이루어지지않아수중양생중붕괴되었다. 하지만시멘트비가 8% 인공시체는 Figure 3(a) 와같이 3일수중양생후자립이가능하였으나, 일부균열이발생하였다. 상대적으로시멘트가많이포함된시멘트비 12% 와 16% 인공시체는수화작용에필요한물을더많이해수로부터유입하면서 Figure 3(b) 및 3(c) 와같이상부에더많은균열이발생하였으며, 수분이증발하면서균열사이에백태가생성되었다. 이와같은결과로부터해안지역에서구속압이낮은상태의모래를비교적높은시멘트비로고결시킬경우에는균열발생으로인한강도저하와변형이발생할수있으므로이를충분히설계에반영할필요가있다. 최종적으로본연구에서는몰드를분리하지않고공시체를구속한상태에서 3일동안수중양생하는방법을선택하였다. 실제 DCM 시공현장에서는상부일부토사를제외하고는대부분의깊이에서일정한구속압이작 여기서 W c 는시멘트의무게, W s 는건조된모래의무게이다. 본실험에사용한시멘트비는 4, 8, 12, 16, 20% 이다. 모래에소량의시멘트를혼합할경우최대건조밀도는증가하더라도최적함수비는크게변하지않는다는 Jeong(2006) 의연구결과를참고하여낙동강모래로제작한시멘트혼합토의최적함수비는모두 14% 로가정하였다. 시멘트비가 16% 인경우의물 / 시멘트비는약 Fig. 3. Cracks generation of underwater cured specimens without mold (cement ratios 8, 12, 16%) 해수가고결모래의양생및강도에미치는영향 73
용하고있으며, 수평방향변위또한발생하지않는 K 0 상태로볼수있으므로성형몰드를체결한상태로양생하는것이보다적절할것으로판단되었다. 또한바다와인접한연안지역흙에는염분이일부포함되어있으며수중이아닌대기중양생조건과유사하므로증류수와해수로고결토를제작한다음대기중에서 3일동안양생시켜일축압축시험을실시하였다. 3. 일축압축시험결과및분석 3.1 함수비및건조밀도 Table 1과 2는본연구에서제작한공시체의종류로 시멘트비, 건조밀도등각종실험조건을비교하고있다. Table 1에있는실험은수침상태로 3일동안양생시킨공시체이며, Table 2에있는실험은 3일동안대기중양생시킨공시체이다. 시멘트비증가에따라비중이높은시멘트양이증가하므로건조밀도는각각의시멘트비에따라 1.55, 1.60, 1.65, 1.70, 1.75g/cm 3 로설정하였지만, 양생후건조밀도는양생방법에따라약간차이가발생하였다. 수중양생한공시체의함수비는일반적으로시멘트비가증가할수록감소하는경향을보였다. 이것은시멘트비가증가할수록모래입자사이에더많은수화물이생성되면서투수성이낮아져공시체내로유입되는물의양이감소하였기때문으로판단되며, 기존연구결과와도유사하다 (Park et al., 2009). 하지만대기중에서 Table 1. Test conditions and results of underwater cured specimens Test ID Cement ratio (%) Mixing water Curing water Dry density (g/cm 3 ) Water content(%) Unconfined compressive strength (kpa) Axial strain at Peak strength (%) CR4-W-1 Distilled water Distilled water 1.54 15.7 341 0.62 CR4-W-2 4 Distilled water Sea water 1.52 17.3 405 0.73 CR4-W-3 Sea water Sea water 1.53 17.6 407 0.77 CR8-W-1 Distilled water Distilled water 1.6 15.7 1515 0.96 CR8-W-2 8 Distilled water Sea water 1.59 16.3 1251 1.46 CR8-W-3 Sea water Sea water 1.59 15.0 428 1.10 CR12-W-1 Distilled water Distilled water 1.66 13.8 3130 1.24 CR12-W-2 12 Distilled water Sea water 1.72 12.6 2421 1.62 CR12-W-3 Sea water Sea water 1.65 14.7 1095 2.13 CR16-W-1 Distilled water Distilled water 1.70 13.9 5722 1.14 CR16-W-2 16 Distilled water Sea water 1.69 12.0 5223 1.70 CR16-W-3 Sea water Sea water 1.71 14.2 2336 2.50 CR20-W-1 Distilled water Distilled water 1.71 14.1 10123 1.56 CR20-W-2 20 Distilled water Sea water 1.68 13.8 8881 1.37 CR20-W-3 Sea water Sea water 1.75 12.0 6700 1.97 Table 2. Test conditions and results of air cured specimens Test ID Cement ratio (%) Mixing water Dry density (g/cm 3 ) Water content(%) Unconfined compressive strength(kpa) Axial strain at Peak strength(%) CR4-A-1 Distilled water 1.54 1.9 927 0.82 4 CR4-A-2 Sea water 1.57 2.1 629 0.70 CR8-A-1 Distilled water 1.63 2.6 2832 1.08 8 CR8-A-2 Sea water 1.63 2.5 1693 1.50 CR12-A-1 Distilled water 1.66 3.36 4556 1.30 12 CR12-A-2 Sea water 1.67 2.99 2580 1.75 CR16-A-1 Distilled water 1.71 4.26 7989 1.58 16 CR16-A-2 Sea water 1.72 4.3 4986 1.50 CR20-A-1 Distilled water 1.76 4.9 11434 1.75 20 CR20-A-2 Sea water 1.76 4.7 6438 1.86 74 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
양생한경우에는이와반대로시멘트비가증가할수록함수비가증가하는경향을보였다 (Park et al., 2009). 3.2 일축압축강도 Figure 4는 Table 1에있는수중양생한공시체의일축압축시험결과이며, 표에서 Mixing water는혼합수이고 Curing water는수중양생에사용한물인양생수이다. 동일한시멘트비를가진공시체의종류는 (i) 혼합수와양생수모두증류수를사용한경우, (ii) 혼합수는증류수이고양생수는해수인경우, (iii) 혼합수와양생수모두해수를사용한경우로세종류이다. Figure 4(a) 와 4(b) 는증류수를혼합수로사용한공시체의결과로 Figure 4(b) 의해수에서양생한공시체의일축압축강도가 Figure 4(a) 의증류수에서양생한공시체의일축압축강도보다시멘트비 4% 를제외하고모두낮게나타났다. 하지만일축압축강도의감소정도는크지않았으며시멘트비가 8% 에서 20% 로증가함에따라각각 17, 23, 9, 12% 정도감소하였다. Figure 4(c) 는혼합수와양생수모두해수를사용한공시체의실험결과로시멘트비가 4% 일때는다른공시체와강도차이가거의나타나지않았다. 하지만 Figure 4(c) 에서시멘트비 8, 12, 16, 20% 인공시체의일축압축강도는수중양생한세종류의공시체중에서가장낮게나타났으며, 특히양생수는해수로동일하지만혼합수가증류수인공시체의강도 (Figure 4(b)) 보다 66, 55, 55, 25% 정도로비교적크게감소하였다. 이것은혼합수에포함된염분이시멘트수화작용을지연또는방해시키기때문으로판단되며 (Mindess et al., 2003), 4% 를제외하면시멘트비가증가할수록강도감소율은낮아지는경향을보였다. Figure 5는 Table 2에있는대기중에서양생한공시체의일축압축시험결과이다. 수중양생한공시체와유사하게시멘트비에관계없이혼합수로해수를사용한공시체의일축압축강도가증류수를사용한경우보다상당히낮게나타났으며, 각각의시멘트비에대하여증류수를사용한공시체보다각각 32, 40, 43, 38, 44% 정도감소하였다. 한편, Figure 4와 5를비교하면혼합수가동일한경우대기중양생한공시체의일축압축강도가수중양생한공시체보다전반적으로높게나타났으나, 시멘트비가증가함에따라그증가율은점점감소하는경향을보였다 ( 예 : 혼합수로증류수를사용한경우증가율은 172, 87, 46, 40, 13% 이고, 혼합수로해수를사용한 Fig. 4. Result of unconfined compression tests on underwater cured specimens 해수가고결모래의양생및강도에미치는영향 75
경우증가율은 55, 296, 136, 113, -4% 이다 ). 그리고시멘트비가증가함에따라공시체제작및양생에사용한물과양생방법에관계없이일축압축강도는증가하는경향을보였다. 해수에포함된염분이일축압축강도에미치는영향을분석하기위하여대기중에서양생한공시체의 XRF (X-ray Fluorescence) 성분분석을실시하였으며, 결과는 Table 3과같다. 시멘트의주성분은 CaO를비롯하여 Al 2 O 3, SiO 2, Fe 2 O 3 이므로각각의공시체에포함된이들화합물의양을비교할경우, 증류수를사용한공시체에는 85.65% 이고해수를사용한경우는 82.62% 로증류수를사용한공시체에 3% 정도더많이포함되어있었다. 해수에포함된황산염 (SO 4) 은수화반응물질인에트린자이트 (ettringite) 의결정화를연장시켜콘크리트 28일강도를저하시키는물질로알려져있으며 (Mindess et al., 2003), 해수를사용한공시체에서황 (S) 성분이 2% 이상더많이포함되어있으므로산화물의일종인황산염도많이존재하여강도가낮게나타난것으로판단된다. 3.3 탄성계수및파괴형상 Figure 6(a) 와 6(b) 는수중양생한경우와대기중양생 한공시체에대한탄성계수 (Elastic modulus) 를비교하고있다. 탄성계수의대략적인범위는 100-700MPa 정도이며, 혼합수나양생수그리고양생조건에관계없이시멘트비에따라증가하는경향을보였다. 일축압축강도와마찬가지로수중양생한공시체의경우혼합수와양생수모두해수를사용한경우가가장낮은값을보였으며, 모두증류수를사용한경우가가장높은값을보였다. 유사한조건의수중양생한공시체와대기중양생한공시체의탄성계수를비교하면다음과같다. 혼합수로증류수를사용하여대기중양생한공시체의경우모두증류수를사용하여수중양생한공시체보다 20-76% 정도높게나타났으며, 시멘트비가증가함에따라증가율은감소하였다. 한편혼합수로해수를사용하여대기중양생한공시체의경우에도모두해수를사용하여수중양생한공시체보다 15-168% 정도증가하였으나, 시멘트비증가에따른뚜렷한경향은나타나지않았다. 양생과정중해수에포함되어있는황산나트륨과시멘트의수산화칼슘이반응하는과정에서생성되는에트린자이트는공시체의팽창을일으켰으며, 특히해수를혼합하여해수에서양생한공시체는상부가약간볼록하게되었다. Figure 7은혼합수와양생수로모두해수를사용한다음수중양생시킨공시체의일축압축시 Fig. 5. Result of unconfined compression tests on air cured specimens Table 3. Results of XRF on air cured specimen with cement ratio 20% Components (%) Mixing water CaO Al 2O 3 SiO 2 Fe 2O 3 MgO SO 3 K 2O TiO 2 Cl P 2O 5 Distilled water 29.6 11.1 41.84 3.11 0 9.10 3.8 0.65 0.53 0.15 Sea water 40.89 9.20 28.50 4.03 0.64 11.48 2.82 0.69 1.42 0.18 76 한국지반공학회논문집제 28 권제 6 호
험전과후의모습으로시멘트비가가장낮은 4% 와가장높은 20% 를비교하고있다. 시멘트비가낮은경우에는모래색깔로인하여공시체가전체적으로약간붉은색을띠지만시멘트비가높은경우에는다량의시멘트로인하여진한푸른색을띠었다. 공시체의파괴는대부분상부에서미세균열이발생하면서아래쪽으로전파되는경향을보였다. Figure 7(b) 의파괴모습에서시멘트비가낮은경우응력-변형률이연성거동을보이면서국부적으로다수의균열이발생하였으나, 시멘트비가높은경우공시체가급작스럽게파괴되는취성거동으로소수의균열이공시체의아래위로길게발달하면서파괴되는경향을보였다. 4. DCM 설계기준강도고찰일본 DCM기술매뉴얼 ( 연안기술연구센터, 2008) 에의하면 DCM공법에서공시체의설계기준강도는다음식 (2) 와같이나타낼수있다. quck = γ λ q u (2) 여기서 q uck 는설계기준강도 (kgf/cm 2 ), q ul 는실내배합일축압축강도 (kgf/cm 2 ), 는현장강도계수 (=2/3), 는 q uf / q ul (=1.0, 4축이상의해상인경우 ), q uf 는현장일축압축강도 (kgf/cm 2 ). 여기서 DCM 장비가 4축이상인경우 가 1이므로현장일축압축강도와실내배합일축압축강 Fig. 6. Comparison of elastic modulus of (a) underwater cured specimen and (b) air cured specimen (a) Before testing (cement ratio 4% at left specimen, cement ratio 20% at right specimen) (b) After testing (cement ratio 4% at left specimen, cement ratio 20% at right specimen) Fig. 7. Specimens before and after testing 해수가고결모래의양생및강도에미치는영향 77