Original Articles

Journal of Bio-Environment Control. October 2021. 287-294
https://doi.org/10.12791/KSBEC.2021.30.4.287

ABSTRACT


MAIN

  • 서 론

  • 재료 및 방법

  •   1. 심층혼합처리공법

  •   2. 지반조사

  •   3. 수치해석 모델

  •   4. 허용지지력 및 침하량 산정 이론식

  • 결과 및 고찰

  •   1. 지반조사 결과

  •   2. 이론해

  •   3. 수치해석 결과

서 론

국내 국가관리 간척지는 약 30천ha 규모이며, 수출원예단지와 일반원예단지 계획 면적은 각각 2,936ha, 2,943ha 수준이다. 농식품부는 간척지를 활용한 규모화 시설 농업을 통해 수출경쟁력 강화 정책을 설정하였으며(Seo, 2019), 대표적인 시설원예단지로 화옹지구(화성), 이원지구(태안), 고흥지구(고흥), 새만금간척지 등을 선정하였다(Choi 등, 2014). 이 가운데 새만금간척지 원예단지의 조성 규모는 1,487ha 수준이다(새만금위원회, 2021).

시설농업 측면에서 매립지로 조성된 간척지 원예단지 규모화를 위해서는 경제성, 구조안전성을 동시에 만족하는 온실기초 설계기준을 확립하는 것이 필요하다(Lee 등, 2020). 간척지 연약지반의 경우, 기초를 보강하지 않고 구조물을 축조하기에는 지반의 작은 전단강도로 인해 부동침하 등 상부 구조물을 충분히 지지하지 못하고 지반 변형으로 많은 피해가 우려된다(Yoo 등, 2012).

이러한 우려로 인해, 기 조성된 이원지구, 화옹지구 원예단지의 경우 고가의 PHC(prestressed high-strength concrete) 파일 기초가 시공되었다. 이와 같이 연약지반 특성을 고려한 원예단지 시공사례 및 실증 연구가 미비하여 고사양의 PHC 파일 기초가 적용되고 있다(Yu 등, 2014, Choi 등, 2015b). PHC 파일을 대체하기 위해 나무말뚝(Song 등, 2016) 및 스파이럴(헬리컬) 기초(Choi 등, 2015b, Yum 등, 2017) 등 일부 기초 연구가 진행되었으나, 구조적 안전성을 검증하기에는 부족한 실정이다.

본 연구에서는 PHC 파일 기초를 대체하기 위하여, 고속도로, 해안지반에 주로 시공되고 있는 지반개량공법 중(KIPA, 2005), 다짐공법의 경우 두꺼운 매립층에 적용하기 어려운 단점으로 고결공법중의 하나인 심층혼합처리공법 적용에 따른 허용지지력 및 침하량 산정을 통하여 온실기초 공법으로써의 적용 가능성을 검토하고자 한다. 온실기초 설계시 요구되는 허용지지력 및 침하량 산정을 위하여 Terzaghi, Meyerhof, Hansen 이론을 적용하여 통하여 허용지지력을 산출하고, Schmertmann 이론을 통해 침하량을 산정하였다. 허용지지력, 침하량 산정을 위해 필요한 토양의 물리적 특성은 새만금간척지 1공구 원예단지 현장시험 및 실내시험을 통해 물성치를 산출하였다. 추가적으로, MIDAS GTX NX 프로그램의 Mohr-coulomb 재료 정의를 통해 이론식으로 산출된 허용지지력 및 침하량에 대하여 수치해석 검증을 수행하였다. 본 논문은 추후에 진행될 심층혼합처리공법의 실증시험 결과를 사전에 예측하기 위한 연구에 초점을 두고 있다.

재료 및 방법

1. 심층혼합처리공법

심층혼합처리공법(Deep Cement Mixing, DCM)은 연약지반층에 시멘트 등의 고화재를 주입하고 혼합 교반함으로써 개량체 기둥을 형성하는 공법이다(Han 등, 2019). 심층혼합처리공법 적용에 따른 온실기초 구성은 Fig. 1(a)1(b)와 같이 직경 800mm를 기본 조건으로 하였으며, 말뚝의 위치는 2×2 배열로 구성하였다. 콘크리트 매트는 온실기초 배치간격을 고려하여, 3×3m, 4×4m, 5×5m, 6×6m 조건으로 검토하였다. 심도의 경우 표준관입시험 결과를 토대로 3-7m 범위로 설정하였다. 이는 온실 기초 폭과 길이의 1-2배수 범위이다.

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Fig. 1

Cross section and layout of DCM method.

2. 지반조사

군산시 옥구읍 어은리에 위치한 새만금간척지 농생명용지 1공구에 대한 지반조사를 진행하였다. 조사항목으로 표준관입시험(SPT), 공내재하시험, 공내전단시험 등을 수행하였다. Fig. 2와 같이 시추조사에 사용된 시추기는 한신 Power-4000이며, 공내재하시험은 LLT(Lateral Load Test), 공내전단시험은 BST(Borehole shear test) 방식을 적용하였다. 표준관입시험은 표준해머(64kg)에 의해 낙하고 76cm의 조건으로 자유낙하시켜 관입 깊이를 측정하고 15cm씩 3단계 시행하여, 시료(Sample)를 30cm 관입하는데 필요한 타격횟수를 N치로 하였다(Lee, 1991). 공내재하시험은 Mono-cell방식으로, 지반변형 특성 분석을 위해 재하(Loading)-제하(Unloading)을 반복하고 압력-변형량 곡선을 통해 탄성계수를 산출한다.

(1)
E=(1+υ)×Rm(P/R)

식 (1)은 탄성계수 산출식으로, E는 탄성계수, P는 압력, 변형량은 시추공의 반경R, υ는 포와송비, Rm R0 +△R/2이다. 공내전단시험은 기초 설계에 중요인자인 지반의 점착력(Cohesion, C) 및 내부마찰각(Friction angle, φ)을 산정하기 위해 시추공내에서 진행되는 직접전단시험이다. 시추공내 전단기와 연결된 로드를 지상에서 끌어당기는 수직력(Shear stress)를 가하여 파괴시 전단응력을 산정한다. 측정된 수직, 전단응력을 근거로 점착력과 마찰각을 산정하였다(Kim 등, 1997).

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Fig. 2

Test procedure of SPT and LLT test method.

3. 수치해석 모델

심층혼합처리공법의 지지력 및 침하량에 대한 검증을 위하여, 3차원 유한요소해석 프로그램MIDAS GTX을 사용하였으며, 연약지반의 비선형성(Nonlinearity)을 고려하기 위하여 Mohr-Coulomb 재료를 정의하고 해석을 수행하였다. 도출된 해석 값과 이론식으로 계산된 허용지지력, 침하량에 대해 상대 비교하였다.

Fig. 3은 해석에 사용된 수치해석 모델로 경계조건, 하중조건, 지하수위 등을 나타내고 있다. 침하량 계산을 위해 100 kN/m2 하중을 혼합처리공법 상부에 부여하였다. 하중의 경우 ‘97년 한국형 유리온실 표준설계도에 명시된 온실의 지내력 기준은 50kN/m2 이지만(Lee 등, 2020), 최근 온실의 시스템 고도화에 따른 고정하중 증가 및 국토교통부 건축물의 구조기준 등에 관한 규칙 제4절 기초의 구조기준의 모래 또는 점토 지반의 장기 응력에 대한 허용지내력 기준 100kN/m2을 고려하였다. 지지력 해석의 경우 지반-시공-변위 순서로 시공단계세트를 정의하였다. 지지력의 경우 강제변위에 따른 반력 값을 산출하고, 수렴성 검토를 위하여 강제변위 180mm까지 해석을 수행하였다. 지하수위의 경우 강우시 지하수위 변화를 고려하여 지표에 적용하여 포화된 토층으로 가정하였다.

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Fig. 3

Boundary contions in analysis.

Table 1은 해석에 사용된 원지반과 보강체 물성치를 나타내고 있다. 지반의 물성치는 현장, 실내 시험 결과를 토대로 작성하였으며, 보강체는 관련 혼합처리공법의 물성치를 준용하였다(Kim 등, 2016). 일반적으로 지반의 물성치는 실내시험, 경험적 추정 방식을 통해 1차적으로 산정하고 문헌자료를 참고로 최종적인 지반설계정수를 산정하지만, 본 논문에서는 추후에 진행될 심층혼합처리공법의 실증 시험결과를 사전에 예측하기 위한 연구에 초점을 두고 있다.

Table 1.

Physical properties of reclaimed soil and reinforcement (Kim 등, 2016).

Allowable compressive strength
(kN/m2)
Specific weight
(kN/m3)
Cohesion
(kN/m2)
Modulus of elasticity
(kN/m2)
Internal friction angle
(ø)
Reclaimed soil - 16.0 3.2 7,800 26.1
Reinforcement 400 19.0 30 300,000 35.0

4. 허용지지력 및 침하량 산정 이론식

본 연구에서 검증하고자 하는 심층혼합처리공법의 허용지내력과 침하량은 Terzaghi, Meyerhof, Hansen의 지지력 산정식 및 Schmertmann의 탄성 침하량 산정식을 적용하였다. 응력분담비 2, 허용지지력 산출을 위한 안전율은 3.0을 적용하였다(Choi 등, 2015a). 온실기초 허용지지력(유리온실)은 100kN/m2로 가정하였으며, 침하량은 Terzaghi와 Peck이 제안한 것을 근거로 25.4mm로 설정하였다(Jung 등, 2010). Terzaghi의 지지력 산정식은 다음과 같다(Terzaghi 등, 1996).

(2)
Qult=αCNc+γ2DfNq+βγ1BNr
(3)
Nq=a2/(2cos2(45+φ/2)
(4)
a=exp(0.75π-φ/2)tanφ
(5)
Nc=(Nq-1)cotφ
(6)
Nr=2(Nq+1)tanφ/1+0.4sin(4φ)

여기서, 식 (2)의 Qult는 극한 지지력(kN/m2), C는 기초하중면 하부의 지반의 점착력(kN/m2), B는 기초의 최소폭(원형기초에서는 직경), Df는 기초의 근입깊이(m), γ1는 기초저면 하부 지반 흙의 단위중량(kN/m3), γ2는 기초저면 상부 지반 흙의 단위중량(kN/m3), α, β는 기초의 형상계수(정사각형의 경우 각각 1.3, 0.4적용) 이며, 식 (2), (3), (4), (5), (6)의 Nc, Nq, Nr 는 지지력계수를 나타낸다. Meyerhof 지지력 산정식은 식 (7)과 같다(Meyerhof, 1963).

(7)
Qult=C·Nc·sc·dc·ic+q·Nq·sq·dq·iq+0.5·γ1·B·Nr·sr·dr·ir
(8)
Sc=1+0.2Kp(B/L),Sq=Sr=1+0.1Kp(B/L),Kp=tan2(45+φ/2)
(9)
dc=1+0.2Kp(Df/B),dq=dr=1+0.1Kp(Df/B)
(10)
ic=iq=(1-φ/90)2,ir=(1-θ/φ)2,θ=tan-1(V/H)
(11)
Nc=(Nq-1)cotφ,Nr=(Nq-1)tan(1.4φ),Nq=exp(πtanφ)tan2(45+φ/2)

여기서, Sc, Sq, Sr 는 기초의 형상계수, ic, iq, ir 는 기초의 경사계수, dc, dq, dr는 기초의 깊이계수, Nc, Nq, Nr 는 지지력 계수를 나타낸다. Hansen 지지력 산정식은 식 (12)와 같다(Hansen, 1970)

(12)
Qult=c·Nc·sc·dc·ic·bc·gc+q·Nq·sq·dq·iq·bq·gq+0.5·γ1·B·Nr·sr·dr·ir·br·gr
(13)
Sc=1+(B/L)(Nq/Nc),Sr=1-0.4(B/L),Sq=1+(B/L)sinφ
(14)
dc=1+0.4tan-1(Df/B);Df>B,dq=1+2tanφ(1-sinφ)2tan-1(Df/B);Df>B=1+0.41(Df/B);DfB,=1+2tanφ(1-sinφ)2(Df/B);DfB
(15)
ic=iq-(1-iq)/(Nq-1),ir=[1-(0.7H)/(V+BLcacot)]a2,iq=[1-(0.5H)/(V+BLcacot)]a2
(16)
gc=1-β/147,gr=gq=(1-0.5tan)5
(17)
bc=1-η/147,br=exp(-2.7ηtanφ),bq=exp(-2.0ηtanφ)
(18)
Nc=(Nq-1)cotφ,Nr=1.5(Nq-1)tanφ,Nq=exp(π·tanφ)tan2(45+φ/2)

여기서, gc, gq, gr는 경사면의 접지계수, bc, bq, br는 경사면의 선단계수를 나타낸다. 세가지 이론식을 적용하여, 극한지지력을 산출하고 안전율 3.0을 고려하여 가장 작은 값을 허용지지력으로 결정한다. Schmertmann의 침하량 산정식은 식 (19)와 같고, Terzaghi & Peck이 제안한 25.4mm를 근거로 침하량 허용 여부를 판단하였다.

(19)
S=C1·C2·P·Σ(Iz/E)·Z

여기서, C1는 기초 근입깊이 보정계수, C2는 지반의 Creep 보정계수, △P는 기초에 작용하는 순하중(kN/m2), △Z는 각 토층의 두께(m), IZ는 변형영향계수, E는 탄성계수(kN/m2)을 나타낸다.

결과 및 고찰

1. 지반조사 결과

Table 2는 새만금간척지 농생명용지 1공구 5지점에 대한 표준관입시험 결과와 토질 분포에 대하여 나타내고 있다. 심도 1-7m범위는 매립층으로 실트 섞인 세립질 모래(Silty sand)로 구성되어있고, 퇴적층은 7-31m까지 고르게 분포 되어있다. 그 밑단에는 풍화토와 풍화암층으로 구성되어있고, 풍화토는 BH-5위치에서만 발견되었다. 혼합처리공법에 대한 검증을 위해 N치 값이 낮은 BH-2 위치를 대상으로, N치 10내외인 심도 6-7m 지점의 공내재하시험, 공내전단시험을 통해 확보된 물리적 특성은 Table 1과 같다. 지하 수위의 경우 표토에서 2m 수준에서 나타났다. 새만금 농생명용지의 경우 일반적으로 풍화암이 40m 내외에서 조사되는 것과 비교하여 상대적으로 심도가 낮게 분포되는 것을 확인할 수 있었다.

Table 2.

Results of geological layer and standard penetration test (unit: penetration No./cm).

Depth (m) BH-1 BH-2 BH-3 BH-4 BH-5 Soil stratum
1 14/30 9/30 9/30 20/30 15/30
2 14/30 9/30 13/30 26/30 20/30
3 13/30 7/30 10/30 29/30 27/30
4 25/30 7/30 26/30 22/30 36/30 Buried layer
5 32/30 7/30 34/30 20/30 40/30 (Silty sand)
6 34/30 7/30 35/30 15/30 43/30
7 28/30 17/30 35/30 20/30 39/30
8 12/30 26/30 25/30 22/30 32/30
9 7/30 34/30 6/30 18/30 25/30
10 7/30 21/30 13/30 27/30 28/30
11 12/30 12/30 18/30 29/30 27/30
12 17/30 12/30 20/30 36/30 27/30 Deposit layer
13 25/30 11/30 29/30 29/30 26/30 (Silty sand)
14 27/30 13/30 34/30 42/30 27/30
15 32/30 14/30 36/30 46/30 21/30
16 50/10 17/30 35/30 33/30 21/30
17 19/30 36/30 16/30 14/30
18 23/30 32/30 23/30 11/30
19 25/30 24/30 24/30 12/30
20 31/30 14/30 32/30 29/30
21 39/30 11/30 38/30 50/21
22 37/30 12/30 35/30 36/30
23 35/30 17/30 35/30 50/19 Weathered soil layer
24 37/30 16/30 40/30 50/10 (Silty sand)
25 35/30 25/30 40/30 50/6
26 37/30 32/30 42/30 50/3
27 50/8 50/30 42/30 50/3 Weathered rock layer
28 50/27 43/30 50/2 (Granite gneiss)
29 50/28 44/30 50/2
30 50/10 39/30
31 50/5 41/30
32 50/4 50/28
33 50/2 50/20
34 50/11
35 50/7

2. 이론해

Table 3은 직경 800mm에 폭(B), 길이(L) 변화에 따른 허용지지력과 침하량 산출 결과이다. 폭과 길이가 3m인 경우 혼합처리공법의 배치간격은 1.5m가 되고, 6m인 경우 3.0m가 된다. 치환율은 5.6-22.4% 수준이었고 저치환율과 연약지반 특성을 고려한 안전한 설계를 위해 응력분담비는 2.0를 적용하였다(Song 등, 2011)

Table 3.

Calculation result of allowable bearing capacity and settlement of DCM foundation method.

Case Depth
(m)
B
(m)
L
(m)
Allowable Bearing Capacity (kN/m2) Settlement (mm) Replacementratio
(%)
Evaluation
(Terzaghi) (Meyerhof) (Hansen) (Schmertmann)
A-1 3 3m 3m 337 390 273 11.39 22.4 O.K
A-2 3 4m 4m 233 267 179 22.77 12.6 O.K
A-3 3 5m 5m 194 221 144 34.92 8.1 N.G
A-4 3 6m 6m 178 203 128 47.22 5.6 N.G
B-1 4 3m 3m 337 390 273 6.74 22.4 O.K
B-2 4 4m 4m 233 267 179 16.95 12.6 O.K
B-3 4 5m 5m 194 221 144 28.77 8.1 N.G
B-4 4 6m 6m 178 203 128 41.15 5.6 N.G
C-1 7 3m 3m 337 390 273 3.95 22.4 O.K
C-2 7 4m 4m 233 267 179 7.24 12.6 O.K
C-3 7 5m 5m 194 221 144 15.99 8.1 O.K
C-4 7 6m 6m 178 203 128 27.21 5.6 N.G

허용지지력은 모든 조건에서 가장 낮은 값을 나타내는 Hansen 이론 해를 기준으로 만족 유무를 검토하였다. 폭, 길이 4m 기준으로 허용지지력은 179kN/m2, 침하량은 기초 심도가 3m인경우 22.77mm, 4m인경우 16.95mm, 7m인경우는 7.24mm의 결과를 보였다. 폭과 길이가 5m, 6m인 조건에서 대부분 허용지지력은 만족하는 반면 침하량 기준 25.4mm를 초과하는 결과를 보였다. 혼합처리공법의 배치 간격이 넓을수록 온실기초 시공비를 절감할 수 있기에, 배치 간격과 심도를 동시에 고려한 기초 선정이 필요하다. 시공비 절감, 구조안전성 측면에서 심도는 3m 이상, 폭과길이는 3-4m 범위의 콘크리트 독립기초 시공이 적절할 것으로 보인다. 추가적으로 저 치환율이 10%이상(Han 등, 2016)인 점을 고려하여 고결체의 지반개량효과를 나타내기 위해 폭, 길이 3-4m 범위를 기준으로 콘크리트 기초를 설계하는 것이 타당하다고 판단된다.

3. 수치해석 결과

Table 3의 조건 중에 콘크리트 독립기초 설계로 가장 타당할 것으로 판단되는 A-2, B-2, C-2의 조건에서의 해석을 수행하였다. Table 4는 각 조건에서의 허용지지력, 침하량 해석 결과를 보여준다. 허용지지력은 이론치 대비 94.4% 수준으로 높은 수준의 신뢰도를 보였고, 침하량은 이론치 대비 21.2-34.6% 수준의 침하량을 나타냈다. Mohr-coulomb 비선형 재료 정의에 따라, Fig. 4와 같이 변위를 180mm까지 증가시키며 수렴성을 검증하였다. 강제 변위에 따라 기초에 작용하는 반력을 기준으로 산정하였으며, 169kN/m2에서 수렴하는 것을 확인 할 수 있었다. Table 4의 콘크리트 기초의 폭과 길이가 동일할 경우 허용지지력이 같고, 온실기초 심도가 깊을수록 침하량을 억제하는 효과가 있음을 확인할 수 있었다. 이론식과 같이 심도에 따른 선형적인 침하 억제효과는 나타나지 않았으며, 온실기초 심도가 3m에서 4m로 연장될 경우 침하 억제효과는 크지 않는 것으로 확인되었다.

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Fig. 4

Bearing capacity of DCM method.

Table 4.

Analysis results of bearing capacity and settlement of DCM method.

Allowable Bearing Capacity (kN/m2) Settlement (mm)
Calculation A-2 179 (100%) 22.77 (100%)
B-2 16.95 (100%)
C-2 7.250 (100%)
Numerical analysis (FEM) A-2 169 (94.4%) 4.829 (21.2%)
B-2 4.827 (28.5%)
C-2 2.732 (37.7%)

Acknowledgements

본 논문은 농촌진흥청 공동연구사업(과제번호: PJ01558602)의 지원에 의해 이루어진 것임.

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