Research Article

The Journal of Engineering Geology. June 2020. 131-145
https://doi.org/10.9720/kseg.2020.2.131


ABSTRACT


MAIN

  • 서 론

  •   연구의 배경 및 목적

  •   선행연구 분석

  • 교대 측방유동의 판정방법

  •   기존 경험식에 의한 판정

  •   Slope/W의 원호활동 안전율(F.S)에 의한 판정

  •   MIDAS/GTS를 이용한 수치해석에 의한 판정

  • 도로 성토하부 연약지반의 현장조사

  •   연구대상 지역의 토질특성

  • 연약지반 설계정수

  • 측방유동에 따른 연약지반 안정성 검토

  •   경험식에 따른 안정성 검토

  •   성토하중과 전단강도(이론식)에 따른 안정성 검토

  •   성토하중과 전단강도의 관계

  •   성토하중과 전단강도의 관계

  •   원호활동에 따른 측방유동 검토

  • 측방유동에 따른 교대기초의 거동 분석

  •   DCM 배면 보강길이에 따른 말뚝기초의 수평변위

  •   DCM 배면 보강길이에 따른 말뚝기초의 수평변위

  • 결 론

서 론

연구의 배경 및 목적

지반의 측방유동은 연약지반 상에 옹벽이나 교대를 설치하고 뒷채움을 수행하는 경우, 구조물 전면부와 배면부의 성토차로 편차토압이 발생하여 연약지반의 하부에서 횡방향의 압력을 받아 유동하는 현상이다.

측방유동이 발생하는 연약지반에 말뚝기초와 같은 지하구조물이 설치되어 있으면 지하구조물은 유동지반으로부터 측방토압을 받는다. 이로 인하여 지하 구조물에 과잉 휨응력, 변위, 전단응력 등으로 인한 문제가 발생한다.

공용 중에 유지관리비용이 소요된 경우를 대상으로 하여 교대의 측방유동(수평변위) 실태조사를 수행하였고, 총 125개 교량에서 문제가 있는 것으로 파악되었으나(Choi, 2017), 현실적으로 측방토압을 받는 연약지반의 공학적인 특성을 완벽하게 파악하거나 설계단계에서 측방유동의 특성을 정밀히 분석하기까지 여전히 많은 기술적, 경제적인 한계가 발생하고 있다. 이러한 문제점을 보완하기 위해서는 시공 시 현장계측을 이용하여 설계단계에서 예측하지 못한 지반거동을 파악하거나, 사전 설계 시 수치해석을 통하여 시공단계별 거동상태에 대한 예측이 필요하다 하지만 현재 우리나라 설계기준이나 설계 시방서 등에서는 측방유동을 정량적으로 평가할 수 있는 판정기준이나 평가방법 등이 구체적으로 규정되어 있지 않은 상태로 설계 시 검토하기에는 어려운 실정이다.

따라서 본 연구에서는 측방유동을 보강하는 여러 가지 방법 중 측방변형억제공법인 DCM(deep cement mixing) 공법을 적용하여 보강길이에 따라 국내 ‧ 외 말뚝기초 수평변위 기준에 대한 분석과 측방유동으로 인한 성토단계별 교대 말뚝기초의 수평거동 특성에 관하여 분석하였으며, 이러한 연구결과를 바탕으로 유사 교대 측방유동 사례에 대한 설계 시 예방적 조치 및 DCM 공법 보강에 대한 검토 자료로 활용하고자 하는데 목적이 있다.

선행연구 분석

측방유동에 의한 변형 거동은 재하시점부터 한계하중까지의 거동과 그 이후부터 극한하중까지의 거동, 그리고 극한하중 이후의 장기 배수거동의 3단계의 순서를 따라 발생된다. Tavenas et al.(1979)은 무처리 연약지반 상 성토구간에 대한 현장계측결과를 토대로 연약지반의 침하량과 측방유동량 관계를 성토초기단계와 성토완료단계, 공사완료 후 장기방치단계의 3단계에 대해 관계식을 제시하였다.

Tschebotarioff(1973)는 전단변형이 시작되는 시점의 성토하중을 한계하중으로 규정하고, 그 이후부터는 연약지반에 측방변위량이 급격한 증가경향을 나타낸다고 하였다. 또한 토고의 증가에 따라 증가되는 상재압이 연약지반의 비배수 전단강도의 3배가 되면 연약지반에 전단변형이 발생되기 시작함을 표시하고 있으며, 5.14~7.95배가 되면 전단파괴가 발생함을 예측할 수 있는 이론식을 제시하였다.

측방유동의 판정식에 대해서 사면안정 해석을 통하여 Marche and Chapuis(1974)가 성토규모와 연약지반의 사면안전율로부터, 사면선단부의 측방변형규모를 개략적으로 구할 수 있었으며, Franke(1977)는 측방유동이 발생되지 않기 위한 사면의 소요 안전율은 연약지반의 Consistency와 관련이 있다 하였다.

측방유동을 받는 말뚝기초의 연구로는 1903년 일본 Nigata의 철도공사 시 산사태 방지책으로 나무말뚝을 사용한 이래 Ito et al.(1979)에 의하여 콘크리트말뚝과 강관말뚝을 사용하여 측방유동을 억제한 연구결과를 발표하였다. De Beer and Wallays(1972)는 성토하중을 받고 있는 지반의 활동파괴에 대한 안전율과 말뚝의 사용에 의한 측방유동의 저항효과가 증가함을 제시하여 수동말뚝에 대한 간편한 해석법을 설명하였다.

국내에서 측방유동에 대한 연구는 1990년대부터 관심을 갖기 시작하였으며, 대부분 측방유동에 대한 거동을 규명하고 모형실험결과를 비교분석한 연구가 수행된 바 있다(Hong and An, 1991; An, 1993; An and Hong, 1994; Hong and Han, 1994). 또한 연약지반 상의 도로 성토에 따른 측방변위 특성을 규명하기 위한 수치해석 및 계측관리에 따른 규준에 대한 연구가 수행된 바 있다(Kwon, 1996; Shin, 2000).

최근 측방유동 보강사례에 대한 분석으로는 Jung et al.(2016)이 고속국도 교량에서 측방유동을 PHC 말뚝과 경량성토로 분석하였으며, Lee and Lee(2012)는 EPS(expandable poly-styrene)로 뒷채움된 조건에서의 실내실험결과, 교대부 최대수평변위가 약 95% 감소하는 것으로 확인하였다. Lee and Lee(2012)는 압성토와 어스앵커로 분석하였으며, Han et al.(2010)은 낙동강 하구지역의 사례연구로 측방변형억제공법이 효과적임을 확인하였다.

이론식에 대한 측방유동 연구의 경우 발생 예측 과정을 Hong and Kim(2012)이 성토하중에 따라 비배수점착력의 관계를 이용하여 제시하였으며, Yang and Song(2011)은 비소성실트지반의 측방유동에 관한 예측을 정적 및 동적 직접전단시험기로 수행하여 추정식을 제안하였고, Kang et al.(2009)은 압밀이론에 의한 침하량과 현장계측 침하량의 차이를 통해 측방유동 침하량을 산정하였다.

실내모형실험에 대한 측방유동 연구의 경우 1 g 가속도가 반영되는 원심모형실험으로 연구를 진행하였으며, Yu and Kim(2011)은 완속 및 급속 성토를 실내모형실험으로 수행하여 급속 성토 보다 완속 성토 시공 시 측방유동량은 매우 작은 것을 확인하였다.

Yu et al.(2010)은 원심모형과 수치해석 결과를 비교하였으며, 대책공법으로 압성토 공법이 비교적 안정한 공법임을 확인하였다. Heo et al.(2007)은 SCP(sand compaction pile) 공법을 원심모델링으로 분석하였으며, SCP 및 EPS 적용 시 효과적으로 측방유동을 방지할 수 있다고 발표하였다.

연약지반에 성토가 계획되는 교대의 경우는 비탈면 활동으로 인한 측방유동과 더불어 말뚝의 연직 및 수평변위에 대한 안정성 확보가 이루어져야 한다. 국내 ‧ 외 연구동향을 살펴보면 대부분 연약지반의 측방유동을 판정하거나 예측하는 연구는 비교적 많은 연구자들에 의해서 수행되어 왔으나, 측방유동이 예측이 되는 경우 측방유동이 말뚝기초에 미치는 수평 변형거동 및 현장 보강사례에 관한 연구는 미미한 실정이다. 또한 보강사례 연구 대부분 압성토 및 SCP, GCP(gravel compaction pile) 공법에 관한 연구는 진행되어 왔으나, 본 연구에서 적용하고자 하는 DCM 공법에 관한 보강사례 및 보강에 따른 말뚝기초의 수평 거동에 대한 연구는 미미한 실정이다.

교대 측방유동의 판정방법

경험식에 의한 교대측방유동 판정법은 판정기준에 의하여 배면 성토하중과 점성토의 비배수전단강도와의 관계와 교대 구조물의 이동량이나 지표침하량에 관한 판정으로 나뉜다. 또한 상재압과 비배수전단강도의 상관관계 또는 사면지반의 안정수를 이용하면 측방 유동지반의 교대 말뚝기초의 측방이동 가능성을 간편하게 평가할 수 있다.

기존 경험식에 의한 판정

일본도로공단은 75개 교대의 성토고와 연약층의 두께 그리고 연약층의 점착력 각각 요인을 분석한 결과로부터 측방이동지수인 F값을 도입하고 있다. 식 (1)과 같이 각종 교대를 조사하여 변형이 확인된 것은 F값이 0.004 미만인 경우라고 판단하였다. 따라서 F값에 의한 판정에서는 F값이 0.004 이상이면 측방이동의 위험이 없는 것으로 판단하고 있다.

$$F=\frac c{\gamma_th}\frac1H$$ (1)

여기서, c는 연약지층의 점착력(kN/m2), γt는 성토재의 단위체적중량(kN/m3), h는 성토고(m), H는 연약층의 두께(m)이다. Fig. 1은 측방유동지수 F값을 판정하기 위한 표준단면도이다.

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Fig. 1.

Standard of cross-sectional diagram of F-value.

일본의 건설성토목연구소에서 제시한 측방이동판정지수 I값에 의한 방법이 있다. 식 (2)와 같이 I값이란 성토고와 연약층의 두께, 연약층의 점착력, 교대의 길이 등을 분석하여 얻는 측방이동 판정치이다. 측방이동과 I값의 상관관계는 I값이 1.2보다 작은 경우는 변형이 확인되지 않는다. 따라서 I값이 1.2 미만이면 측방이동의 위험이 없는 것으로 한다.

$$I=\mu_1\mu_2\mu_3\frac{\gamma H}c$$ (2)

여기서, μ1은 연약층의 두께에 관한 보정계수(μ1=D/L), μ2는 말뚝자체 저항폭에 관한 보정계수(μ2=b/B), μ3은 교대길이에 관한 보정계수(μ3=D/A)이다. Fig. 2는 측방유동지수 I값을 판정하기 위한 표준단면도이다.

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Fig. 2.

Standard of cross-sectional diagram of I-value.

Slope/W의 원호활동 안전율(F.S)에 의한 판정

국내 건설현장에서 수집된 43개 교대의 측방이동 실측자료에 관한 분석을 통해 교대 말뚝기초의 측방이동을 간편하게 평가하는 방안을 제안하였다. 기존의 경험적 지수를 이용한 측방이동판정법으로만 교대의 측방이동 여부를 판단하는 것은 교대의 안정성 측면에서 바람직하지 않다. 측방유동지반 상 교대 말뚝기초보다 안전한 설계를 위해서는 소요사면안전율(교대 말뚝기초의 사면안정 기여효과 미반영 시 1.5 반영한 경우 1.8)을 기준으로하여 측방이동 발생여부를 판단해야 함을 입증하였다.

MIDAS/GTS를 이용한 수치해석에 의한 판정

유한요소법에 근거한 MIDAS GTS 프로그램의 재료 및 응력-변형 구성모델은 시공단계해석에 적용하기 적합하며, 그 외 다양한 해석법을 제공한다. 특히 성토에 의한 교대측방유동 혹은 부등침하에 대한 안정성 검토해석에도 적용할 수 있다. 또한 MIDAS GTS의 경우 말뚝 설치 방법에 따라 부과된 응력과 변위 조건을 도입할 수 있으며, 지반 내에 설치된 말뚝의 경우에는 응력분포에 미치는 영향도 고려할 수 있다.

도로 성토하부 연약지반의 현장조사

본 연구에서는 서해안에 위치한 현장사례로서 해당 교대의 인근지역 3곳에서 지반조사를 수행하여 연약지반 상하부로 연약지반 특성 및 지층구성을 확인하고 측방유동에 따른 교대 말뚝기초의 거동에 대하여 분석하였다.

연구대상 지역의 토질특성

매립층은 현 지표를 이루고 있는 지층으로써 3.0 m의 층후로 분포하고 있으며, 구성성분은 자갈섞인 실트질모래로 이루어져 있다. 표준관입시험 결과 N치는 3/30~5/30 (회/cm)로 느슨한 상태로 분석되었으며, 암갈색으로 습윤상태이다.

퇴적층(점토)은 비, 바람, 유수등의 물리적작용에 의해 형성된 지층으로써 26.3 m의 층후로 분포하고 있으며, 구성성분은 실트질점토로 이루어져 있고, 22.5~29.3 m 구간에서 압밀된 점토층이 확인되었다. 표준관입시험 결과 N치는 0/30~11/30 (회/cm)로 연경도는 매우연약~연약한 상태로 분석되었으며, 암회색으로 포화상태이다.

퇴적층(모래)는 4.3 m의 층후로 분포하고 있으며, 구성성분은 자갈섞인 모래로 이루어져 있고, 암회색의 포화상태이다. 표준관입시험 결과 N치는 7/30~31/30 (회/cm)로 느슨~조밀한 상대밀도가 확인되었다.

연암층은 전체 시추공에서 분포하고 있으며, 육안관찰에 의한 암상태는 심한풍화에서 보통 풍화이고 암강도는 약함에서 보통 강함의 강도를 나타냈다.

Table 1은 지층구성을 나타낸 것이다.

Table 1.
Stratum composition
Stratum Classification Depth (m) N-value (TCR/RQD)
Burried layer Silty sand 0.0~3.0 3/30~5/30
Sedimentary layer Silty clay 3.0~29.3 0/30~11/30
Sand 29.3~33.6 7/30~31/30
Soft rock layer Tuff 33.6~34.6 -

연약지반 설계정수

지반조사 분석 결과, 연약지반 심도는 대부분 0~25.0 m 이상으로 분포하는 것으로 분석되었으며, 추가 지반조사 중 BH-1의 경우 교대 배면에 위치하여 지반조사를 수행하였으므로 가장 신뢰성이 있는 결과이나, SB-2-1 구간이 교대배면 가운데 부분이므로 SB-2-1 시추주상도의 결과로 단면을 설정하였다.

Fig. 3은 SB-2-1과 BH-1의 시추주상도를 나타낸 것이다.

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Fig. 3.

Boring log.

기존 지반조사 및 실내시험 결과를 비교해 본 결과 부분적으로 BH-1의 점착력 등이 과대하게 분석되어 적용 설계지반정수는 2개의 지반조사 Data와 최초 시행된 지반조사로 총 3개의 지반조사 결과의 평균값을 연약지반 설계정수로 사용하여 ○○ 1교의 측방유동에 대한 안정성 판정을 검토하였다.

측방유동에 대한 안정성 해석 시 적용된 연약지반 설계정수는 Table 2와 같다. Up은 상부 연약지반을 나타내고 있으며, Down은 하부 연약지반의 설계정수를 나타내었다.

Table 2.
Design integer for soft ground
Classification γt (kN/m3) c (kN/m2) ° Cc Cv (cm2/sec) Note
SB-2 18.66 14.83 0.971 0.22 7.237 × 10-3 Up
18.44 18.27 1.009 0.25 2.583 × 10-3 Down
17. 08 (SB-2-1) 18.02 17.61 0.971 0.22 7.237 × 10-3 Up
17.45 21.19 1.009 0.25 2.583 × 10-3 Down
18. 10 (BH-1) 17.61 28.10 1.010 0.32 5.840 × 10-3 Up
16.96 43.00 1.201 0.49 2.133 × 10-3 Down
Results 18.10 20.18 0.991 0.27 6.539 × 10-3 Up
17.62 27.49 1.105 0.37 2.358 × 10-3 Down

측방유동에 따른 연약지반 안정성 검토

경험식에 따른 안정성 검토

측방유동지수(F)에 의한 검토결과

일본 도로공단에서 75개 교대사례를 대상으로 수량화 이론에 의한 요인 분석을 실시하고 교대이동에 상관성이 높은 요인을 조합한 지수(F) 검토결과, 검토 지반의 측방유동 가능성이 검토되었다.

Table 3은 DCM 보강에 따른 측방유동지수(F)의 검토결과이다.

Table 3.
Results of review of lateral flow of F-value
c (kN/m2) γt (kN/m3) H (m) D (m) F (×10-2 m-1) Result
20.18 19.0 8.83 21.4 0.56 0.56 < 4 ∴ N.G

측방유동지수(I)에 의한 검토결과

측방유동에 관련된 교대, 말뚝기초 및 지반에 관한 요인을 고려하며, 교대의 측방유동이 지반구조물의 안정문제에 깊은 관련이 있으므로 성토의 안정계수를 기본으로 보정계수를 활용 측방유동의 유무를 판정한 결과, 검토 지반의 측방유동 가능성이 검토되었다.

Table 4는 DCM 보강에 따른 측방유동지수(I)의 검토결과이다.

Table 4.
Results of review of lateral flow of I-value
c (kN/m2) γt (kN/m3) μ1 μ2 μ3 I Result
20.18 19.0 0.629 0.244 4.756 6.07 6.07 > 1.2 ∴ N.G

성토하중과 전단강도(이론식)에 따른 안정성 검토

연약지반에 도로성토를 실시할 경우 성토하중이 비교적 짧은 시간에 재하되므로 연약지반의 안전성은 장기안전성보다 단기안전성이 더 위험하다. 이때 연약지반의 배수상태는 비배수상태로 취급할 수 있다. 따라서 연약지반의 비배수전단강도가 성토하중을 지탱할 수 있는지 여부를 검토하여야할 사항이다.

여기서 비배수전단강도는 성토하중을 재하하기 전의 초기강도에서부터 시작하여 성토시공 중에 강도가 점차증가 될 것이다. 따라서 연약지반의 비배수전단강도는 초기강도와 증가된 강도에 대하여 모두 검토하였다.

식 (3)은 단계별 성토하중에 따른 강도증가율 및 압밀도를 고려한 연약지반의 전단강도 증가에 대한 식이다.

$$\Delta c=m\Delta pU_t$$ (3)

여기서, c는 증가강도(kN/m2), co는 초기강도(kN/m2), Δc는 강도증가량(kN/m2), m은 강도증가율(m=cu/p'), Δp는 성토하중(p=γh), Ut는 시간 t에 대한 압밀도이다.

압밀도에 따른 연약지반 강도증가율(m) 결정

본 검토에서는 안전측으로 검토하기 위하여 가장 낮은 Skempton의 방법 중 상부지반 강도증가율(m)을 고려하여 단계성토에 따른 연약지반 강도증가를 결정하였다. 강도증가율의 경우 연약지반 단계 성토에 따라 연약지반 강도증가율을 고려하면 Table 5와 같다. 여기서 LL(liquid limits)은 액성한계, PL(plastic limits)은 소성한계이며 USCS(unified soil classification system)는 통일분류법이다.

Table 5.
Results of strength increase of soft ground
Classification Depth (m) LL (%) PL (%) USCS Intensity increase rate (m)
SB-2-1 3.0~4.0 56.4 27.3 CH 0.21
15.0~16.0 57.5 24.6 CH 0.20
BH-1 5.0~5.8 40.5 18.1 CL 0.18
16.0~16.8 58.6 34.6 CH 0.24

단계성토에 따른 압밀도 분석

단계성토에 따른 압밀도 분석을 통하여 Table 6과 같이 압밀도를 구하였다. 여기서 U는 압밀도(percent consolidation)이며, B는 쌓기기간, N은 방치기간이다. 잔류침하량 10 cm 이하로 나타나 허용침하량 이내로 압밀됨을 확인하였으며, 단계별 압밀도를 확인하였다.

Table 6.
Analysis of pressure density according to step-by-step
Height (m) Stage 1 Stage 2 Stage 3 Sum
5.00 m 2.50 m 1.33 m 8.83
Suspense date of soft ground (day) B N B N B N 800 day
100 300 50 200 27 123
Accumulate settlement (m) 0.91 1.15 1.25 1.25
U (%) 69.78 88.48 96.37 96.37
Remain settlement (m) 1.30 - 1.25 = 0.05 < 0.10 m → O.K

성토하중과 전단강도의 관계

단계별 성토하중에 따라 압밀이 진행되면서 연약지반 강도증가가 높아지므로 강도증가율 및 압밀도를 이용하여 연약지반 강도증가에 따른 비배수전단강도 증가를 식 (3)에 적용하여 Table 7과 같이 계산하였다. 초기 비배수전단강도에 비해 단계성토별 비배수전단강도는 약 1.1~1.8배 증가하였으며, 1단계 성토 시 가장 높은 1.4~1.8배 증가함을 나타내었다. 이는 1단계 성토 시 가장 높은 성토고 높이(5 m)에 따라 압밀되어 나타난 결과로 판단되며, 2단계, 3단계 시 비배수전단강도의 증가는 1.1~1.3배로 나타났다.

Table 7.
C value considering step-by-step soil and strength increase
Classification Initial cohension 1 step 2 step 3 step
SB-2-1 Up layer (kN/m2) 17.61 31.53 40.36 45.33
Down layer (kN/m2) 21.19 34.45 42.86 47.59
BH-1 Up layer (kN/m2) 28.10 40.03 47.60 51.86
Down layer (kN/m2) 43.00 58.91 69.00 74.84

성토하중과 전단강도의 관계

성토하중이 연약지반의 비배수전단강도의 3배 이상이 되면 전단변형이 시작된다고 하였으며 성토하중이 비배수전단강도의 5.14배 이상이 되면 전단파괴가 시작된다고 하였다. 결국 성토하중이 연약지반의 비배수전단강도의 3배 이전에는 탄성변형을 보이다가 3배가 넘을 때 전단변형이 발생되기 시작한다면 이때의 성토하중은 항복하중(yielding load)에 해당함을 의미한다. 반면에 전단파괴가 시작되는 5.14cu에 해당하는 성토하중은 극한하중(ultimate load)을 의미한다.

Fig. 4과 같이 SB-2-1의 경우 초기단계에서는 평균 4.94, BH-1의 경우 초기단계에서는 평균 3.87로 전단변형 기준인 Py=3.0cu보다는 크게 나타나서 전단파괴는 발생하지 않았으나 전단변형은 일어날 수 있음을 확인하였다.

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Fig. 4.

Relation of bank load and shear strength.

원호활동에 따른 측방유동 검토

원호활동 검토결과, Fig. 5와 같이 1단계 성토 시 안전율은 1.313, 2단계 성토 시 안전율은 1.164, 3단계 성토 시 안전율은 1.119, 공용 시 안전율은 1.042로 모두 기준안전율인 교대 말뚝기초의 사면안정 기여효과 미반영 시 1.5를 만족하지 못하는 것으로 검토되어 이론식 및 경험식과 동일하게 측방유동 가능성이 있으므로 대책공법의 적용이 필요한 것으로 검토되었다.

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Fig. 5.

Results of slope/W.

측방유동에 따른 교대기초의 거동 분석

본 연구에서는 DCM 간격 2.0 m × 1.1 m를 기본으로 DCM 보강길이를 20 m, 60 m, 80 m로 변경하여 국내 ‧ 외 말뚝기초 수평변위를 기준으로 성토단계별 교대의 측방유동을 분석하였다. 기본조건의 해석 모델링은 교대의 높이 12.5 m, 교대 길이는 4 m이고, 말뚝 설계는 강관말뚝(508 mm, t = 12 mm) 길이 34 m, 강재등급은 STK490을 적용하였다. Fig. 6은 교대부 보강 계획 종단면도이다.

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Fig. 6.

Strengthening plan for abutment section end-plane.

DCM 배면 보강길이에 따른 말뚝기초의 수평변위

국내에서는 말뚝기초의 수평변위 허용변위량을 15 mm, 50 mm 기준을 두고 있으나 50 mm 변위는 과다한 것으로 보아 15 mm 기준을 준수하고 있으며, 국외에서는 대부분 38 mm 기준까지 허용기준으로 확인하였다.

따라서 말뚝기초의 수평변위의 기준(15 mm, 38 mm, 50 mm)을 따라 교대 배면의 DCM 보강길이(20 m, 60 m, 80 m)를 결정하여 보강길이에 따른 교대 배면 침하량 및 말뚝기초의 수평변위를 분석하고자 하였다.

무처리 시 최대 수평변위는 31.8 m 부근에서 4.63 cm의 수평변위가 발생하였으며, 이는 국내 최소기준인 15 mm 이상, 국외 최소기준인 38 mm 이상의 변위를 나타내어 연약지반의 보강이 필요한 것으로 판단된다.

교대 배면 DCM 20 m 보강 시 수평변위는 29.7 m 부근에서 3.26 cm의 수평변위가 발생하였으며, 교대 배면 DCM 60 m 보강 시 수평변위는 21.1 m 부근에서 1.67 cm의 수평변위가 발생하였고, 교대 배면 DCM 80 m 보강 시 수평변위는 23.3 m 부근에서 1.45 cm의 수평변위가 발생하였다. 교대 배면 DCM 20 m, 60 m, 80 m 보강 시 수평변위는 국내 최소기준인 15 mm 이상, 국외 최소기준인 38 mm 이하로 검토되었다.

DCM 보강길이 변화에 따른 말뚝기초의 수평거동 분석 결과, 치환길이가 길어짐에 따라 말뚝기초에 미치는 수평변위는 감소하는 것으로 나타났으며, 국내 기준 적용 시 20 m로 시공성 및 경제성을 고려하여 합리적인 설계방법이 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 7은 말뚝기초 깊이에 따른 수평변위를 나타낸 것이다.

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Fig. 7.

Horizontal displacement according to pile length.

DCM 배면 보강길이에 따른 말뚝기초의 수평변위

DCM 20 m 보강 후 상부성토재료 변경에 따른 말뚝기초의 수평거동 분석 결과, 경량성토재료를 사용할 경우 1.49 cm로 국내 최소기준인 15 mm 이내로 확보됨을 확인하였다. 그러나 경량성토 및 ESP의 경우 부력에 취약하므로 현장조건을 고려하여 적용해야 한다.

DCM 60 m 보강 후 상부성토재료 변경에 따른 말뚝기초의 수평거동 분석 결과, 일반성토재료 중 단위중량이 낮은 재료를 사용할 경우 1.49 cm로 국내 최소기준인 15 mm 이내로 확보됨을 확인하였다. 그러나 단위중량이 낮은 재료의 경우 철저한 시공다짐, 원호활동에 대한 안정성을 확보한 후 적용해야 될 것으로 판단된다.

DCM 80 m 보강 후 상부성토재료 변경에 따른 말뚝기초의 수평거동 분석 결과, 모든 성토재료에서 국내 최소기준인 15 mm 이내로 확보됨을 확인하였다. 이는 시공성 및 경제성이 상당히 낮으므로 현장조건을 고려하여 합리적인 설계가 필요하다.

따라서 성토재료의 하중을 조절하여 시공 시 측방유동에 대한 말뚝기초의 수평변위를 효과적으로 제어할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 8은 성토재료에 따른 말뚝기초의 수평변위를 나타내었다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kseg/2020-030-02/N0520300202/images/kseg_30_02_02_F8.jpg
Fig. 8.

Horizontal displacement of pile foundation by fill material.

결 론

본 연구에서는 측방유동을 보강하는 여러 가지 방법 중 측방변형억제공법인 DCM 공법을 적용하여 보강길이에 따라 국내 ‧ 외 말뚝기초 수평변위 기준에 대한 분석과 측방유동으로 인한 성토단계별 교대 말뚝기초의 수평거동 특성에 관하여 분석하였으며, 결과를 정리하면 다음과 같다.

(1) 단계별 성토하중에 따른 압밀도를 분석하여 연약지반 강도증가율을 고려한 비배수전단강도 산정 시 비배수전단강도는 초기에 비해 성토단계별 약 1.1~1.8배 증가하였으며, 이를 고려하여 측방유동에 대한 안정성을 검토해야 될 것으로 판단된다.

(2) 경험식에 따른 측방유동 검토결과, 측방유동지수 F, I 모두 측방유동 가능성이 있는 것으로 확인하였으며, 이론식에 따른 측방유동성 평가한 결과, 1단계 성토 시 측방유동에 의한 전단파괴와 2단계, 3단계 성토 시 전단변형이 나타날 수 있음을 확인하여 측방유동 가능성이 있는 것으로 검토되었다.

(3) 측방유동에 의한 원호활동 검토 시 이론식 및 경험식에서 분석한 바와 같이 기준안전율이 미확보 되어 측방유동에 대해 불안정한 것으로 나타나 설계 단계에서의 종합적 예측과 그에 따른 보강 방안이 절실함을 알 수 있다.

(4) DCM 공법으로 보강길이에 따라 말뚝기초의 수평변위에 대한 수치해석 검토결과, 국내 말뚝기초 수평변위의 최소 허용기준인 15 mm 이하의 변위를 만족시키기 위해서는 과대설계가 요구되어지며, 시공성 및 경제성에 불리하므로 현장조건에 따라 국외 말뚝기초 수평변위 허용기준인 38 mm도 고려해야 될 것으로 판단된다.

(5) 대부분 말뚝기초의 수평변위가 점토층과 사질토층의 경계면 부근에서 수평변위가 급격하게 나타났다. 이는 다층지반의 효과(layer effect)를 고려한 해석 시 비유동 층으로 말뚝을 지지하는 역할을 하는 사질토층의 지지력이 실제깊이에 의한 지지력보다 작게 산정되어 변위가 더 커지게 되어 점토층과 사질토층의 경계에서의 말뚝변위가 급격하게 발생한 것으로 분석되었다.

(6) 측방유동 설계 시 간략법으로 원호활동만을 검토하는 경향이 있으나 이는 성토하중에 의한 교대 하부 말뚝기초의 수평변위에 관한 위험요소를 고려하지 않은 설계방법으로 이론식 및 원호활동 검토와 유한요소 해석을 이용한 교대 하부 말뚝기초의 수평변위에 대한 검토가 필요할 것으로 판단된다.

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