1) Ph. D. Candidate, Department of Architecture and Civil Engineering, Korea University 2) Senior Director, Denver Korea E&C
현장시험과 공동팽창이론을 통한 CGS 공법의 적용성 평가
Study on Applicability of CGS Method based on Field Experiments and Cavity Expansion Theory
정 현 석
1)
･ 서 석 현2)
･ 최 항 석3)
･ 이 효 범†
Hyun-Seok Jung ･ Seok-Hyun Seo ･ Hangseok Choi ･ Hyobum Lee
Received: October 18
th, 2018; Revised: October 24
th, 2018; Accepted: January 7
th, 2019
ABSTRACT : Grounds of the western coast of the Korean Peninsular are mostly composed of soft and cohesive soils, and it is necessary to carry out soil improvement before construction. The CGS (Compaction Grouting System) method has been commonly applied for the purpose of not only improving soft ground but also serving as the pile foundation of a bridge. In this paper, the CGS method was applied to the Incheon International Airport facility site, which consists of reclaimed landfill and soft clay soil, so as to evaluate the applicability of this soil improvement method to soft clay ground formations. Futhermore, results of construction were intensively studied along with a series of field experiments and theoretical consideration. The cone penetration tests were performed to assess the ground improvement effect of the CGS method. Consequently, the application of CGS method led to an increase in soil strength enough to be used as the pile foundation to support the bridge at the site. In addition, the size of the upper grout-bulb was estimated by adopting the cavity expansion theory and compared with that of actual grout bulb exhumed in the field.
Therefore, it is proved that the cavity expansion theory can be utilized to predict and evaluate the improvement of soft ground.
Keywords : CGS method, Ground improvement, Cavity expansion theory, Field experiment, Improvement effect
요 지 : 국내 서해안 지역은 대부분 퇴적된 연약점성토로 이루어져 있으며, 구조물을 시공하기 전에 현장에 적합한 지반개량 공법 의 적용이 필요하다. 본 연구에서는 CGS(Compaction Grouting System) 공법의 적용성을 파악하기 위하여 매립토 및 연약점성토로 이루어진 인천국제공항시설 현장에 공법을 적용하였다. CGS 공법은 현장 성토부의 지반개량 효과를 얻기 위함뿐만 아니라 교대의 말뚝기초 역할을 위해 적용되었으며, 본 공법의 지반개량 효과를 파악하기 위하여 공법 적용 전･후 지반의 개량 효과를 콘 관입시험 을 수행함으로써 비교 분석하였다. CGS 공법의 적용 결과 현장지반의 전반적인 강도 증대 효과를 얻을 수 있었으며, 이는 현장 교대의 하중을 충분히 견딜 수 있는 것으로 파악되어 말뚝기초로의 역할과 지반개량공법으로써의 CGS 공법의 적용성을 검증하였 다. 또한 공동팽창이론을 적용하여 상부 구근의 크기 예측을 수행하였으며, 시공 후 상부구근 육안 확인을 통하여 시공 후 구근예측 에 있어 공동팽창이론의 적용 가능성을 평가하였다.
주요어 : CGS 공법, 지반개량, 공동팽창이론, 현장시험, 개량 효과 Journal of the Korean Geo-Environmental Society
20(2): 19～28. (February 2019) http://www.kges.or.kr
ISSN 1598-0820 DOI https://doi.org/10.14481/jkges.2019.20.2.19
1. 서 론
국토의 지리적 특성상 국내의 하천들은 동쪽에서 서쪽으 로 흐르며 토립자들을 운반하게 되며, 운반된 미세한 토립 자들은 퇴적되어 서해안지역의 연약한 점토층을 이루게 된 다. 상대적으로 동･남해안에 비해 지리적 요점을 지닌 서해 안은 많은 인프라 구축 수요에 의하여 현재는 상부의 매립 지반이 혼재된 연약지반을 형성하게 되었다(한국지반공학 회, 2005). 특히, 서해안 영종도 지역에 입지하고 있는 인천 국제공항의 경우, 추가로 공항시설 확장 시 현장에 적합한 지반개량 공법의 적용이 불가피하다. 인천국제공항 부지의
지반조건은 상부 연약층의 두께가 다른 지역에 비해 두껍 고, 불규칙하게 퇴적되어 있어 시설물 시공에 주의가 필요 하며, 더욱이 현재 인천국제공항은 24시간 운용 중이므로 시공성･경제성･효율성뿐만 아니라 시공 현장과 항공기 경 로의 간섭을 고려하여 지반개량 공법을 선정해야 한다.
CGS(Compaction Grouting System) 공법은 저유동성 몰 탈을 주입하여 주변 원지반의 압축･다짐 및 압밀 촉진 효과 를 기대함으로써 지반을 개량하는 공법이다. 몰탈 주입 시, 정적인 지반보강을 가능케 하여 시공 시 소음이 적고 비배 출 압입주입방식으로 건설폐기물인 슬라임처리가 필요하지 않아 상대적으로 저소음･친환경적이라는 장점이 있다. CGS
Table 1. Comparison between CGS method and other methods Improvement
method CGS method SCP method JSP method EPS method
Construct ability
- Applicable equipment height (3.0m) does not interfere with obstacle limitation surface height (19.8m) - Easy to move in soft ground for
application of small equipment compared to other methods
- Applicable equipment height (38.0m) interferes with obstacle limitation surface height (19.8m) - Only night work is
available
- Applicable equipment height (16.0m) does not interfere with obstacle limitation surface height (19.8m) - Additional rod connection
are needed
- Applicable equipment height does not interfere with obstacle limitation surface height (19.8m) - Complicated and long
construction period (Preceding load + PBD method)
Characteristics
- Small equipment - Continuous construction
- Homogeneous improvement quality - Shear strength of ground increase - No slime generated
- General and settled method
- Non-homogeneous improvement quality - Shear strength of ground
decrease - Slime generated
- Maintenance cost generated
Economic
feasibility ○ ◎ △ △
Comprehensive
suitability ◎ ○ △ △
Fig. 1. Conceptual diagram of CGS method
공법은 일반적으로 항만 내진보강, 방파제 증축보강, 연약지반개량, 지반 액상화 방지, 도심지 공동충전 등에 적용되며 국내에서도 공법의 적용이 보편화 되고 있는 추세이다. 그러 나 현재 CGS 공법의 설계 및 시공은 주로 경험에 의존하여 지반개량 특성을 파악하고 있으며, 이론적 연구를 통한 지반 개량 특성파악에 대한 기준 확립이 필요한 실정이다.
CGS 공법의 적용성 평가를 위하여 연약한 점성토 및 실트 질 모래로 구성된 인천국제공항 부지의 공항도로시설 시공 현장에 CGS 공법을 적용하였다. 현재 상용되는 지반개량공 법인 SCP(Sand Compaction Pile) 공법, 고압분사 공법, EPS (Expanded Poly-Styrol) 공법 등과 CGS(Compaction Grouting System) 공법을 비교한 결과, 소규모 장비로 고도에 제약이 없어 시공성이 탁월하고, 개량체 자체의 강도가 크며, 복합 지반으로 지반 강도증대 효과가 우수한 CGS 공법이 인천국 제공항 공항시설 연결도로 현장의 연약지반개량 공법으로 우선적으로 고려되었다. CGS 공법이 적용된 현장에서의 타 공법과의 적용성을 비교한 결과를 Table 1에 나타내었다.
성토를 통한 선행하중 재하 및 CGS 공법, PBD(Plastic Board Drain) 공법이 동시에 적용되어 성토부 연약지반의 개량이 수행되었고, 교량 교대기초 또한 CGS 공법을 적용 하여 시공이 수행되었다. 본 연구에서는 공법 수행 후 지반 개량 효과를 파악하기 위하여 콘 관입시험을 수행하여 지반 개량 효과를 분석하고 공법의 지반개량에 있어서의 적용성 을 검증하였다. 또한 시공 완료 후 굴착을 통하여 실제 상부 구근 크기를 측정하였고, 실제 주입압에 따른 공동팽창이론 의 이론해와 비교함으로써 그 적용의 한계점을 제시하였다.
이를 통해 CGS 공법의 지반개량 효과 및 공동팽창이론의 CGS 공법 개량 후 구근 크기 예측에 있어서의 공동팽창이 론의 적용성을 평가하였다.
2. CGS에 의한 지반개량 원리
2.1 CGS 공법의 개념
CGS 공법은 낮은 슬럼프치의 저유동성 몰탈을 개량을 목 적으로 지반에 주입함으로써 원지반을 방사방향으로 다짐 및 압밀하여 강도 및 투수계수 등의 지반 특성 증진을 목표 로 하는 공법이다. 주입한 그라우트를 고결시키므로 정적 비배출 치환공법으로 분류되며 고결체 자체 또한 충분한 강 도를 발현하게 되므로 말뚝기초의 역할을 하기도 한다(Chun
& Yeo, 2003; Chun & Choi, 2003; Shin et al., 2010; 천병 식, 2011). 주입 시 지반을 다짐･압밀하는 CGS 공법의 개념 도가 Fig. 1에 나타나 있다.
주입재료는 입경 10mm 이하의 석분과 점성이 있는 화강 풍화토에 시멘트를 혼합하여 현장 슬럼프치 5~7cm 이하의 몰탈을 적용한다. 일반적인 주입공 배치는 정방형의 사각형
Fig. 2. Ideal schematic view of grout bulb growth for analytical solution
이나 삼각형 배치가 보편적이며 주입공의 간격은 보통 1.0~
3.0m이나 시공목적에 따라 다르게 적용한다. 몰탈의 주입은 계획심도까지 천공 후 단계별로 약 30cm씩 주입과 인발을 반복하여 목표하는 지반개량 효과를 얻게 된다. 주입 방향에 따라 하부에서 상부로 주입하는 상향식 주입(Bottom-up)과 상부에서 하부로 주입하는 하향식 주입(Top-down) 방법으 로 나뉘며, 일반적으로 전자는 육･해상 연약지반개량, 액상 화 방지 등의 내진성 도모 등에 사용되며 후자는 구조물의 부등침하 및 구조물 복원 등에 적용된다.
2.2 지반 방사방향 압축 메커니즘
저유동성의 그라우팅재를 통해 공동팽창을 일으켜 주변 지반을 다짐･압밀하는 CGS 공법의 근간은 지반의 방사방 향 압축 메커니즘이다. 일반적인 지반의 방사방향 압축 메 커니즘은 다음과 같은 여러 선행 연구자들에 의해 연구되었 다. Brown & Waner(1973)는 주입 그라우팅과 주변 지반에 뚜렷한 경계면이 있다고 가정하였으며, 실제 지반에서 주입 은 불규칙하게 일어나지만 균등한 지반에서는 구형 또는 원 주형으로 일어나게 된다고 하였다. 또한, 주입재에 의한 팽 창은 흙-그라우팅 경계면의 방사방향 및 접선방향의 응력 을 증가시켜 종국에는 전단파괴, 소성변형 등을 일으키게 된다고 하였다. Graf(1969, 1992)는 지표면 하의 보어홀에 대하여 그라우팅 주입에 의한 팽창으로 인해 그라우팅 상부 원뿔형의 전단파괴면이 형성되므로, 다짐 그라우팅의 효과 는 지반의 전단강도와 그라우팅 시공 위치에 따라 달라짐을 밝혔다. Vesic(1972)은 소성구간의 부피팽창을 고려하여 구 형 공동에서의 팽창에 대한 일반해를 제시하였으며, Yu &
Houlsby(1991)는 체적팽창이 존재하는 지반을 선형탄성-완 전소성(linear elastic-perfect plastic) 모델로 가정하여 유한 변형 조건에서 팽창공 주변의 응력 및 변위에 대한 이론해 를 제시하였다.
CGS 공법을 이해하는데 있어 기본적인 그라우팅의 지반 압축원리는 균질하고 등방성의 토체 내부에서의 구형 또는 원주형 공동의 팽창이다(Cater et al., 1986; El-Kelesh et al., 2001). 일반적인 지반방사방향 압축 이론해는 기본적으로 다음의 3가지 가정하에 전개된다. 첫째, 지반은 균질하고 등방성인 탄소성연속체이며, Mohr-Coulomb 파괴규준에 따 라 항복이 일어나기 전까지 탄성거동을 한다. 둘째, 그라우 트 주입으로 발생한 공동의 형상은 구형이며, 공동 생성 시 주변 지반은 교란되지 않는다. 마지막으로 지반과 그라우팅 주입재 사이에는 뚜렷한 경계면이 존재하여 그라우팅재는 지반으로 침투하지 않는다. 이상적인 구형 공동에 그라우트 재가 주입되어 팽창이 일어나는 형상이 Fig. 2에 나타나 있
다. 주입 시작 전 공동의 반경은
이며, 등방의 초기유효응 력
가 작용하고 있다. 그라우팅 주입에 의하여 공동 내의 균일한 내부압력
가 작용하기 시작하면 공동의 반경은 모 든 방향으로
에서
로 증가하게 된다.
는 그라우트 압 력에 의하여 소성평형이 유발되는 주변 지반의 반경을 의미 한다. 그라우트 주입이 완료되면, 최종적으로 지반은 탄소성 경계면을 기준으로 평형상태를 이루게 된다. 이에 따라 공동 의 팽창과정은 구면극좌표
로 나타낼 수 있으며, 대 칭조건(
)에 의하여
과
로 평형관계를 나타내면, 소성영역에서 요소의 평형조건에 의해 공동 중심에서
만 큼 떨어진 부분의 평형방정식은 Eq. (1)과 같으며, Eq. (1)의 편미분방정식을 기본으로 하여 공동팽창이론이 전개된다.
(1)이때, Mohr-Coulomb 파괴규준에 의해 항복조건은 다음 과 같다.
cot cot
(2)여기서,
sin sin
(3)
일때 경계조건은
(4)주입된 그라우팅에서 주변 지반 다짐･압밀의 효과는 가
압된 그라우팅의 부피에 의존한다. 또한, 주입된 일정량의 그라우팅재의 주변 지반 다짐･압밀효과를 평가하기 위해서 는 영향범위 산정이 선행되어야 한다.
Vesic(1972)은 3차원 구형의 공동형상에 대하여 Eq. (5) 와 같이 공동의 부피변화는 탄성영역의 부피변화와 소성영 역의 부피변화 합과 같다고 가정하였다.
∆
(5)이때,
∆
: 소성구간의 평균 체적변형률
: Lame의 해에 의한 탄소성경계면에서의 반경 방향 변위
(6) 이때,
는
일 때
값이다. 위 조건에서 Eq. (1)과 (2) 및 경계조건 Eq. (4)을 고려하 면 미분방정식 (1)의 해는 Eq. (7)과 같으며,
는 Eq. (8)과 같이 나타낼 수 있다. cot sinsin cot
(7) cot sinsin cot
(8) 이때,
에서 응력의 평형조건을 고려하여 소성영역 의 범위를 다음과 같이 정의하였다.
(9) ∆
(10) 여기서,
은 그라우트 주입에 의한 강성지수를 의미하며 지반의 전단탄성계수와 초기 전단강도의 비이다. Yu & Houlsby(1991)는 팽창성이 존재하는 탄소성 지반 에 대하여 공동팽창 이론해를 제시하였다. 공동팽창 이론해 인 압력-팽창 곡선 유도에 사용되는 지반정수는 탄성계수, 포아송비, 점착력, 내부마찰각 및 체적팽창각, 초기지중응 력(
,
,
,
,
,
)이다. 이때, 이론해 산정에 추가적으로 유도되는 지반정수는 Eq. (11)~(19)와 같다.
(11)
(12) sin cos
(13) sin sin
(14) sin sin
(15)
(16)
(17) exp
(18)
(19)이를 통하여 탄성거동을 나타내는 한계압력인
보다 작 은 압력
에 대해서는 Eq. (20)을 통하여 계산한다.
(20)소성구간의 거동을 나타내는
보다 큰 압력에 대해서는 Eq. (21)을 통하여 계수
을 산정한다.
(21) 이때, 무한급수 형태의 Eq. (22)를 이용하여 계수
을 구한다. ∞
(22) 여기서,
i f
(23)
Table 2. Site investigation results (bridge-1 & 2, refer Fig. 3)
Core No. Soil layer Depth (m) Thickness (m) Soil type N value (blows/cm)
BH-4 (Bridge-1)
Landfill 0.0~2.3 2.3 Silty sand with gravel 15/30~16/30
Reclamation 2.3~5.5 3.2 Silty sand with gravel 7/30~9/30
Sedimentation
5.5~21.0 15.5 Sandy silt 3/30~10/30
21.0~23.0 2.0 Silty clay 7/30~8/30
23.0~26.0 3.0 Sandy silt 22/30~45/30
26.0~29.0 3.0 Silty clay 10/30~11/30
29.0~32.0 3.0 Sandy silt 27/30~32/30
32.0~38.0 6.0 Silty clay 9/30~39/30
Weathered soil 38.0~40.0 2.0 Silty sand 50/29~50/12
Weathered rock 40.0~45.0 5.0 Crushed silty sand 50/10~50/2
BH-5 (Bridge-1)
Landfill 0.0~4.7 4.7 Silty sand with gravel 8/30~13/30
Reclamation 4.7~13.0 8.3 Silty sand with gravel 14/30~50/1
Sedimentation
13.0~22.0 9.0 Sandy silt 5/30~24/30
22.0~30.5 8.5 Silty clay 6/30~44/30
30.5~33.8 3.3 Sandy silt 11/30~30/30
33.8~36.5 2.7 Silty clay 9/30~13/30
36.5~41.0 4.5 Silty sand 16/30~42/30
Weathered soil 41.0~44.0 3.0 Silty sand 50/30~50/17
Weathered rock 44.0~49.0 5.0 Crushed silty sand 50/10~50/3
BH-1 (Bridge-2)
Landfill 0.0~2.7 2.7 Silty sand with gravel 17/30~22/30
Reclamation 2.7~3.9 1.2 Silty sand with gravel 26/30
Sedimentation 3.9~29.0 25.1 Sandy silt 3/30~28/30
29.0~31.0 2.0 Silty sand 30/30
Weathered soil 31.0~36.0 5.0 Silty sand 33/30~50/20
Weathered rock 36.0~41.0 3.0 Crushed silty sand 50/10~50/2
BH-2 (Bridge-2)
Landfill 0.0~3.1 3.1 Silty sand with gravel 38/30~50/20
Reclamation 3.1~5.0 1.9 Silty sand 3/30~4/30
Sedimentation
5.0~9.0 4.0 Silty clay 2/30~4/30
9.0~23.0 14.0 Sandy silt 4/30~26/30
23.0~29.0 6.0 Silty sand 32/30~41/30
Weathered soil 29.0~32.0 3.0 Silty sand 21/30~26/30
Weathered rock 32.0~37.0 5.0 Crushed silty sand 50/9~50/2
BH-3 (Bridge-2)
Landfill 0.0~2.5 2.5 Silty sand with gravel 37/30~50/25
Reclamation 2.5~4.0 1.5 Silty sand with gravel 50/10
Sedimentation 4.0~12.0 8.0 Silty clay 3/30~4/30
12.0~30.5 18.5 Sandy silt 5/30~38/30
Weathered soil 30.5~34.0 3.5 Silty sand 50/28~50/15
Weathered rock 34.0~39.0 5.0 Crushed silty sand 50/10~50/2
최종적으로 Eq. (22)로 얻어진 계수를 통하여 초기공동 에 대한 공동팽창비
는 Eq. (24)와 같이 나타낼 수 있으 며 이를 통해 공동팽창의 이론해인 압력-팽창 곡선을 얻을 수 있다.
(24)3. CGS 공법 현장시공
3.1 현장 시공조건
CGS 공법이 적용된 현장은 인천국제공항 공항시설 연결 도로 현장으로, 항공기 경로의 간섭으로 인하여 지반개량에 있어 대형장비의 적용이 불가능한 현장이다. 따라서 타 지 반개량 공법에 비해 장비의 하중이 크지 않고 고도가 낮아 24시간 작업이 가능한 CGS 공법이 연약지반개량공법으로 적용된 구간이다. CGS 공법이 적용된 인천국제공항 부지는 상대적으로 다른 층에 비하여 상부 연약지반의 두께가 두꺼
(a) Construction field plan (bridge section-1) (b) Construction field plan (bridge section-2)
(c) Fence diagram (bridge section-1) (d) Fence diagram (bridge section-2) Fig. 3. Construction field plans and fence diagrams
운 것으로 조사되었으며, 그 두께가 위치에 따라 불규칙하 다는 특징을 가지고 있다.
CGS 공법이 적용된 인천국제공항 부지의 교량-1구간, 교 량-2구간에 대한 시추조사 결과가 Table 2에 나타나 있다. 지 반은 크게 인위적으로 매립한 성토층, 매립층과 해수의 영향 으로 형성된 퇴적층, 하부로는 모암이 풍화되어 잔적된 풍화 토, 풍화암의 순으로 구성되어있다. 성토층과 매립층의 경우 대부분 실트질 모래로 이루어져 있으며, 3/30의 작은 N값부 터 50/1의 큰 N값까지 느슨한 모래에서 조밀한 모래로 다양 하게 분포하고 있다. 또한, 실트와 점토로 이루어진 퇴적층은 2/30의 작은 N값부터 44/30의 큰 N값까지 매립층과 마찬가 지로 연약한 점토에서 단단한 점토까지 다양하게 나타난다.
3.2 현장 시공
현장시공은 교량-1구간 및 교량-2구간에 걸쳐 진행되었 으며, 교량-1구간에는 교량 기초, 교량-2구간에는 교량기초 및 토공부 시공을 수행하였다. 도로 토공구간에서는 성토를
통한 선행하중 공법, PBD 공법과 함께 CGS 공법이 적용되 었으며 교량 교대기초구간에서는 CGS 공법을 통한 연약지 반개량뿐만 아니라 개량체 자체의 말뚝기초 역할을 목적으 로 시공되었다. 인천국제공항의 부지는 불규칙한 심도를 지 닌 매립층 및 연약층이 다수 분포하고 있기 때문에 실제 지 반조사 결과 역시 보링 위치에 따라 매립층 및 연약층의 두 께가 상이하게 나타났다. 따라서 CGS 그라우팅의 목표 심 도를 30m가량으로 충분히 설계･시공 하였다. 예비검토를 토대로 목표 형성 구근크기는 1.2m로 설계되었고, 현장 성 토구간은 선행하중 공법과 사각형 배치의 PBD 간격(1.5~
2.0)⨯(1.5~2.0)m 및 토공부 사면안정을 위한 CGS 그라우 팅 3.0⨯3.0m 간격으로 시공되었다. 교량-1 기초구간은 CGS 그라우팅 2.2⨯2.2m 간격으로 시공되었으며, 교량-2 기초구 간은 CGS 그라우팅 2.1⨯2.1m 간격으로 시공되었다. 이때, 교량 기초구간의 지지력은 개량지반을 원지반과 개량체로 이루어진 복합지반으로 가정하여 산정하였다. 시공 현장의 평면도 및 지층구조가 Fig. 3에 나타나 있다.
Fig. 4. Cone penetration test result (cone resistance)
Table 3. Soil properties input in cavity expansion theory (Yu &
Houlsby, 1991) Elastic modulus
(MPa)
Poisson’s ratio
Cohesion (kPa)
Unit weight (kN/m
3)
30 0.35 5 19
Friction angle (°)
Dilation angle (°)
Initial diameter, a
0(cm)
32 0, 15, 30 8.89
4. CGS 개량 효과 검증
구근의 형상 및 CGS 공법의 지반개량 효과를 검증하기 위하여 시공이 완료된 지반에 콘관입시험을 수행하였다. 콘 관입시험은 형성 구근 사이 지반을 대표하는 지점에서 수행 되었고 수행 위치는 Fig. 3(a) 에 나타나 있다. 개량효과를 나 타내기 위하여 시공 전･후 심도에 따라 측정된 콘관입저항 력을 Fig. 4에 나타냈다. 콘관입시험 결과 시공 전에 비하여 심도에 따른 콘관입저항력이 전반적으로 증가한 모습을 보 여준다. 심도별 콘관입저항치는 평균 7MPa로, 인천국제공 항 공항 전문시방서 기준(2009)에 따라 육상공사 시 현장강 도 계수 1/2을 반영한 CGS 공법 적용의 목표치 4MPa을 충 분히 상회하였으므로 고결체 형성으로 인한 압밀･다짐 작 용으로 개량 정도가 충분함을 알 수 있다. 이는 그라우트 주입으로 형성된 몰탈 구근에 의한 지반의 보강효과뿐만 아 니라 주변 지반의 다짐효과에 의하여 원지반의 강도가 증가 한 것으로 사료된다. 그러나 측정된 콘관입저항력 데이터의 불규칙성 및 불연속성은 지반의 상대적으로 큰 공극의 존재 에 따른 편중된 주입으로 인한 균질하지 못한 구근의 형성 과 공법이 적용된 현장 지반인 매립지의 특성상 잡석의 존 재에 기인한 것으로 판단된다.
5. 공동팽창이론의 적용성 평가
CGS 공법 적용에 의한 구근 확장을 공동팽창이론을 통해
이론적으로 규명하기 위해 앞 절에서 언급한 Yu & Houlsby (1991)의 이론해를 적용하여 상부 구근의 크기를 예측하고 이를 실측치와 비교하였다. Yu & Houlsby(1991)는 공동팽 창이론의 유도에서 지반을 선형탄성-완전소성 재료로 가정 하고 지반재료의 소성포텐셜함수가 항복함수와 다르다는 가 정하에 비연합유동법칙(Non-associated flow rule)을 적용하 였다. 이를 통하여 최종적으로 내부마찰각, 체적팽창각, 점 착력이 존재하는 지반에서의 유한변형률의 공동팽창에 대 하여 주변 지반의 응력, 변위에 대한 이론해를 제시하였다.
앞 절에서 소개한 Vesic(1972) 이론해는 콘관입시험의 콘계 수 및 깊은 기초의 지지력 계수를 도출하기 위한 해로써 압 축성 지반에서 3차원 구형의 공동형상에 대하여의 이론해 이다. 그러나 CGS 공법의 경우 실제 실린더 형상의 보링 후 케이싱을 설치하여 0.3m~0.6m 가량씩 인발하며 방사방 향으로 그라우트 주입이 이루어지기 때문에 2차원 수직 평 면변형률 조건으로 가정할 수 있다. 따라서 2차원 조건 적 용이 가능한 Yu & Houlsby(1991)의 이론해를 적용하는 것 이 적합하다고 판단된다. 특히, 본 논문에서는 고압의 비유 동성 몰탈 주입에 따른 주변 지반에 큰 변형이 발생하는 CGS 공법에서의 공동팽창이론의 적용성을 평가하는 것에 그 목적이 있으므로 유한변형률 문제에 대한 이론해인 Yu
& Houlsby(1991)의 해를 적용하였다.
이론해의 적용을 위해 사전 현장 조사 결과를 통해 얻어 진 토질정수를 반영하여 결과 도출에 사용하고 그 값들을 Table 3에 나타냈다. 2차원 수직 평면변형률의 조건을 반영 하기 위하여 Eq. (12)~(20)을 이용하여 추가적으로 산정되 는 지반정수를 구한 후 탄성구간과 소성구간으로 나누어 Eq.
(21)과 (22)의 계수를 산정하였다. 최종적으로 Eq. (25)를 통하여 지반 정수에 따른 압력-팽창 곡선을 도출하였다. 이 때,
의 경우 1을 사용하여 이론해의 적용성 판단을 위해 가정한 2차원 원통형 수직 평면변형률 조건을 반영하였다.형성된 구근의 크기를 육안으로 확인하기 위하여 Fig. 5 와 같이 대표 3개 지점에 대하여 굴착작업을 수행하였다.
굴착 깊이는 구근의 크기를 육안으로 확인이 가능한 지표면 하부 5m 내외 구간으로 선정하였다. CGS 공법이 적용된 현 장의 상부구간은 사전 지반조사 결과 5~10m 두께의 실트
Fig. 5. Grout-bulb excavation and its size measurement
Fig. 6. Analytical solution of cavity expansion (Yu & Houlsby, 1991)
Table 4. Measured and calculated injection pressure with different dilation angle (3m)
Depth
Dilation angle
(°)
Back-analyzed dilation angle
(°)
Measured injection pressure (kPa)
Calculated injection pressure (kPa)
3m 0
9.28 881.2
666.9
15 1037.0
30 1517.7
질 모래의 성토층 및 매립층이 존재하는 것으로 조사되었 다. 굴착 후 육안으로 확인한 결과, 평균 지름이 2m로 구근 이 형성되어 초기 굴착공 크기(NX, 8.89cm)에 비하여 약 22.5배의 구근 크기 증가를 나타내었다. 이는 설계단계에서 의 목표 구근 크기인 1.2m를 초과하는 것으로 나타나 지반 치환율에 있어서의 설계치를 만족하는 것으로 보인다.
본 논문에서는 대표적인 Yu & Houlsby(1991)의 공동팽 창이론을 적용하여 그라우팅 주입에 따른 구근 확장 예측에 있어 이론해 적용 시 각 지반정수에 대하여 사전 민감도 분 석을 수행하였다. 이론해 산정에 있어 지반정수의 민감도 분석결과 체적팽창각(
), 탄성계수(
), 내부마찰각(
), 푸 아송비(
), 점착력(
) 순으로 입력 값이 클수록 공동의 팽창 정도가 작게 나타났다. 따라서, 이론해를 통한 지반 내 형성 된 대략적인 구근 크기의 예측 시 위 나열된 순으로 지반정 수 산정과 입력에 주의를 기울여야 한다는 것을 의미한다.Fig. 6은 현장 상부 지반의 물성치를 입력한 Yu & Houlsby (1991)의 해에 대한 도표로써 민감도가 가장 큰 변수인 체 적팽창각을
=0°, 15°, 30°로 달리하여 나타냈다. 구근의 실측값과 비교하기 위하여 3m 깊이에 대하여 주입압력(
)에 따른 초기 공동크기(
)와 팽창 공동크기(
)의 비가 도 시되어 있으며, 전반적으로 체적팽창각(
)값이 증가함에 따 라 동일 압력에서 구근의 팽창 정도가 작아지는 경향을 나 타낸다. 대표 굴착 구간에서 이론해와의 비교에 사용된 깊 이는 3m이며 해당하는 심도에서 측정된 주입압의 크기는 881.2kPa로 나타났다.체적팽창각(
) 값에 따른 22.5배 증가에 해당하는 주입 압력은 Yu & Houlsby(1991)의 공동팽창이론해에 의하여 모든 체적팽창각(
)에서 한계 주입압력(
)보다 조금 적게 산정되었으며 산정된 주입압력을 실제 계측된 주입압력과 함께 Table 4에 나타내었다. 체적팽창각(
)에 따른 산정된 소요 주입압력은 실제 주입된 압력인 881.2kpa 에 해당하는 체적팽창각(
) 9.28°를 기준으로 체적팽창각(
)이 커질수 록 큰 오차를 나타냈다. 이는 체적팽창각(
)에 따라 소요 구근에 필요한 주입압의 예측범위가 크게 달라짐을 보여준 다. 또한 정확한 지반정수 산정이 선행된다면 측정된 주입 압과 공동팽창이론을 통한 역해석으로 목표 지반의 주입압 범위를 이론적으로 예측할 수 있을 것으로 사료된다.이때 체적팽창각(
)이 과소하게 예측된 경우, 22.5배 구 근팽창을 위한 주입압이 과대평가된 구간으로 판단되며, 공 동팽창이론의 구근크기의 과대평가는 작은 고결체의 형성 으로 인한 실제 공법의 기대효과를 저해할 수 있다. 체적팽 창각(
)이 과다하게 예측된 경우 22.5배의 구근 확장을 위 한 주입압이 실제 주입압을 초과한다는 것을 의미하며 공동 팽창이론의 구근크기를 과소하게 예측하였다. 공동팽창이 론의 적용에 따른 구근크기의 과소평가는 시공 시 예측치보 다 큰 공동팽창을 야기할 수 있으며 이는 도심지 시공 시 주변지반의 과다변형을 일으켜 지반 융기로 인한 주변 구조 물에 문제를 일으킬 수 있다.공동팽창이론을 통한 구근 확장 예측에 있어 과대평가 또는 과소평가가 발생하는 주된 원인은 흙과 그라우팅 주입 재 사이에는 뚜렷한 경계면이 존재한다는 공동팽창이론의 기본 가정에서 기인하는 것으로 사료된다. 실제 그라우팅재 주입 시 그라우트재와 지반사이 뚜렷한 경계면이 형성되지 않고 큰 공극을 가진 지반 사이로 어느 정도 침투가 발생하 게 되므로 고결체 크기의 예측 시 침투깊이만큼 예상 구근
크기에 대한 보정이 필요하다. 침투깊이는 주입 시 압력에 따른 그라우트재 동수경사, 그라우트재의 점도, 다공질 지 반의 간극특성 등에 따라 변하게 되며, 폐색층이 형성된 이 후 침투깊이는 일정한 값에 수렴하게 된다. 특히 폐색층 형 성 이전의 주입압은 침투로 인하여 전체 주입압이 경계면에 작용하지 않게 되어 실제로는 경계면에 실측 주입압력보다 작은 압력이 작용되는 구간이 존재하게 된다.
본 논문에서 그라우팅 주입을 수행한 지반의 비균질성 (heterogeneity) 또한 이론해를 통한 예측의 오차 원인이 되 었다. 특히 사석과 공동이 다수 분포하고 있어 큰 공극이 불규칙하게 나타나는 지층의 경우 초기지중응력이 상대적 으로 작은 부분으로 그라우팅이 예상보다 과다하게 주입되 고 큰 부분으로는 주입이 되지 않아 정확한 구근의 형상과 그 영향을 더욱 예측하기 힘들게 한다.
또한 공동팽창이론은 주입에 따른 지반 변형의 연속적 과정을 모사한 해가 아니다. 즉, 초기 공동 상태의 지반과 팽창과정 중에 있는 지반은 엄밀히 다른 토질정수를 가지고 있으므로 토질 정수값에 민감한 공동팽창이론의 해에 대한 오차를 발생시켰을 것이다. 따라서 그라우트재의 지반침투 현상을 고려하여 이론해를 보정하거나 수치해석을 적용하 여 주입과정에 따른 지반변형에 대한 상세한 모사 등의 예 측보완이 필요할 것으로 사료된다.
6. 결 론
본 연구에서는 CGS 공법을 실제 연약지반과 매립지반이 발달한 현장에 적용해보고 콘관입시험을 수행함으로써 그 개량효과를 파악하였다. 또한 공법적용에 따른 개량 정도 예측에 있어 공동팽창이론을 적용해 보고 그라우팅 구근 형 성 예측에 있어 이론해를 적용할 때 일반적인 현장 지반조 사 결과에서 도출되는 지반정수 반영 시 유의점과 이론해 적용의 한계점을 제시하였다. 연구 결과는 다음과 같이 요 약할 수 있다.
(1) CGS 공법의 지반개량 효과 파악을 위해 공법이 적용된 두 개의 인접한 그라우트 구근 사이의 대표 1개소에서 콘관입시험을 수행하여 콘관입저항력을 측정하였다. 결 과적으로 깊이에 따른 평균 콘관입저항력은 해당 지반 의 목표 값인 4Mpa를 상회한 7Mpa로 나타나 공법의 충분한 지반개량효과를 보여주었다.
(2) 실제 굴착을 통해 주입된 그라우트 구근의 직경은 881.2 kPa의 압력이 적용된 3m 깊이에서 약 2m로 측정되었 다. 초기 공동 크기(NX, 8.89cm)에 비해 22.5배 증가된
그라우트 구근 확인을 통하여 다짐 및 압밀에 의한 지 반개량 공법인 CGS 공법의 적용 가능성을 나타내었다.
(3) Yu & Houlsby(1991)의 이론해의 지반정수에 따른 민 감도 분석결과 체적팽창각(
), 탄성계수(
), 내부마찰 각(
), 푸아송비(
), 점착력(
) 순으로 지중 그라우팅 구 근 팽창예측에 크게 영향을 미치는 것으로 파악되었다.(4) 적용된 공동팽창이론은
=9.28°를 기준으로 구근 크기 의 과대평가 및 과소평가를 나타내었고 공동팽창이론 을 통한 구근크기 예측 시 산정된 지반정수들에 대한 정확한 분석이 필요할 것이다. 특히 체적팽창각의 경우 큰 오차의 원인이 되므로 주의하여 반영해야 한다.(5) 상대적으로 지반 내 큰 공극으로의 그라우트재의 침투 현상을 수치해석적으로 고려한다면 CGS 공법에서의 공 동팽창이론의 적용성은 더욱 커질 것으로 보인다.
감사의 글
본 연구는 국토교통부 건설기술연구사업(지반함몰 발생 및 피해저감을 위한 지반 안정성 평가 및 굴착･보강 기술 개발, 16SCIP-B108153-02)의 지원으로 수행되었으며 국토 교통과학기술진흥원 연구기획담당, 한국건설기술연구원 책 임연구원, 덴버코리아이엔씨(주) 실무진에게 깊은 감사를 드립니다.
References
