지오그리드감쌈쇄석기둥공법의장단기하중지지특성...

지오그리드 감쌈 쇄석기둥 공법의 장 단기 하중 지지 특성 유한요소해석을 통한 고찰-･ 5

지오그리드 감쌈 쇄석기둥 공법의 장 단기 하중 지지 특성･유한요소해석을 통한 고찰-

Short- and Long-term Load Carrying Capacity of Geogrid-encased StoneColumn - A numerical investigation

이 대 영1 Lee, Dae-Young 송 아 란

2 Song, Ah-Ran

김 선 빈3 Kim, Sun-Bin 유 충 식

4 Yoo, Chung-Sik

Abstract

The stone column method is widely used in Europe as an alternative to conventional pile foundations. Several benefitsof using the stone column method include sound performance, low cost, expediency of construction, and liquefactionresistance among others. Recently, geosynthetic-encased stone column approach has been developed to improve its loadcarrying capacity through increasing confinement effect. Although such a concept has been successfully applied inpractice, fundamentals of the method have not been fully explored. This paper presents the results of an investigationon the load carrying capacity of geogrid-encased stone column using a series of 2D finite element analyses. A parametricstudy was then conducted for influencing factors such as effect of geogrid encasement, encasement length, geogridstrength, among others. The results of the analyses indicated improved short- and long-term load carrying capacity ofthe geogrid-encased stone column method has advantages over the conventional stone column method without encasing.

요 지

유럽등지에서연약지반개량또는제방기초로서적용되는쇄석기둥공법은일반적인파일기초의대안공법으로경제

성및시공성측면에서효율적이며 액상화방지에도효과가있는것으로알려져있다 또한최근들어서는더욱발전된, .형태의 지오그리드 보강 쇄석기둥 공법에 관한 연구가 활발히 진행되고 있는 실정이다 이와 관련하여 본 논문에서는.지오그리드 보강 쇄석기둥 공법의 성토하중에 대한 쇄석기둥의 하중지지 특성을 고찰하기 위해 차원 유한요소해석을2수행하였고 지오그리드보강효과 지오그리드강성 지오그리드감쌈깊이등 영향인자에대한매개변수 연구를수행하, , ,였다 해석결과로부터 지오그리드 보강은 쇄석기둥 공법의 장 단기 하중지지 특성 개선시켜 주는 것으로 나타났다. ･ .

Keywords : Finite element method, Geogrid encaemnt, Soft clay, Stone column

1 정회원 한국건설기술연구원 선임연구원, (Member, Senior Researcher, Department of Geotechnical Engrg., Korea Institue of Construction Technology)2 성균관대학교 토목환경공학과 석사과정 (Graduate Student, Dept. of Civil & Environ. Engrg., Sungkyunkwan Univ.)3 성균관대학교 토목환경공학과 박사과정 (Graduate Student, Dept. of Civil & Environ. Engrg., Sungkyunkwan Univ.)4 정회원 성균관대학교 토목환경공학과 교수 교신저자, (Member, Prof., Dept. of Civil & Environ. Engrg., Sungkyunkwan Univ., [email protected], )

* 본 논문에 대한 토의를 원하는 회원은 년 월 일까지 그 내용을 학회로 보내주시기 바랍니다 저자의 검토 내용과 함께 논문집에 게재하여 드립니다2008 2 29 . .

한국지반공학회논문집 제 권 호 년 월23 8 2007 8 pp. 5 16～

서 론1.

최근 들어 산업의 발달로 인한 철도 도로 항만구조, ,

물의 확충 등 인프라 구축으로 인해 국토 개발의 필요

성이 날로 증가하고 있다 특히좁은 국토면적과 삼면이.

바다로 둘러싸인 국내 지형적 특성상 해안 및 내륙 연

6 한국지반공학회논문집 제 권 제 호23 8

약지반의활용을통한효율적인국토이용이절실한실정

이다 그러나 연약지반에성토 및 상부 구조물로 하중이.

재하되는경우압밀침하및과도한전단변형등이유발되

므로 이를 적절히 대처하기 위해서는 연약지반 개량 및

기초구조물 보강공법의 적용이 필수적이라 할 수 있다.

연약지반에 철도 도로 항만시설물 성토구조물 등을, , ,

건설하는 경우 연약지반을 개량하는 다양한 공법들이

사용되고 있으나 양질의 모래 공급 부족에 따른 환경문

제로 인해 대체 재료로써 조립토 말뚝 및 쇄석기둥에

대한 관심이 증가하고 있다 연약지반 처리 공법으로 쇄.

석기둥 공법은 지반의 지지력 증가 액상화 방지 등 여,

러 장점이 있는 공법이지만 상부 구조물 하중에 의한

팽창파괴에 취약한 문제점이 발생한다 최근 독일 등 유.

럽 일부 국가에서는 이러한 기존의 연약지반 처리공법

의 단점을 보완하기 위하여 토목섬유를 이용하여 기둥

을 형성하고 모래 또는 쇄석을 채워 복합지반을 형성함

으로써 팽창파괴를 방지하고 침하 감소및 지지력을 증

가시키는 연구가 활발히 진행되고 있다(Al-Joulani 1995;

특히지오그리Kempfert et al. 2002; Alexiew et al. 2003).

드감쌈쇄석기둥(Geogrid-encased Stone Column, GESC)

공법은 쇄석이나 자갈과 같은 조립재로 채워진 기둥을

고강도 지오그리드로 감싸 쇄석에 구속응력을 증가시

켜 줌으로 인해 쇄석기둥의 강도증진 및 변형을 감소시

켜 지반 및 구조물 보강이 가능한 공법으로 도로지반,

사면 성토제방 교대기초 해상구조물 기초 암거 하수, , , , ,

관거 철도노반 대규모 오일탱크 및 플랜트 기초 연약, , ,

지반 보강 등에 광범위하고 효율적으로 적용될 수 있다

이러한 토목섬유를 이용하여 모래기(Al-Joulani 1995).

둥을 감싸 연약지반을 보강하는 연구는 주로 공법GEC

에 국한되어 있으며 독일 및 유럽 등에서 공법에, GEC

대한 시공사례 및 설계방안이 마련되어 있다(Reithel et

그러나 쇄석을 채움재al, 2002; Brokemper et al, 2006).

로 하고 고강도 지오그리드로 감싸 보강하는 공GESC

법에 대한 설계방안 및 시공실적은 전무한 실정이다.

이에 본 연구에서는 지오그리드 감쌈 쇄석기둥(GESC)

공법의 설계 반영을 위한 연구차원에서 의 장단기GESC

하중지지특성을고찰하고자하였다 이를위해점토지반.

을대상으로유한요소해석에의한매개변수연구를수행

하였으며 그결과를종합하여기존쇄석말뚝과지오그리,

드감쌈쇄석기둥의장 단기하중지지특성비교및지오･그리드 강성감쌈깊이에 따른 거동특성을 평가하였다/ .

공법의 기본개념2. GESC

연약지반개량공법으로주로사용되는모래및쇄석기

둥 공법은 상부 구조물 및 성토하중 재하시 그림 에1(a)

서와 같이쇄석기둥 상부 에서 팽창파괴2D 3D (bulging～가 발생하며 이로인한 과도한 침하 및 지지력 감failure)

소는 구조물의 안정성에 영향을 미치게 된다(Hughes

이러한and Withers, 1974; Barksdale and Bachus, 1983).

쇄석기둥의 횡방향 변형을 억제하기 위해 고강도의 토

목섬유로 쇄석기둥을 감싸 보강하여 줌으로써 지반의

구속력을 증가시켜 쇄석기둥의 지지력 증가로 인한 침

하감소 공법에 대한 연구가 진행되고 있으며 지오그리,

드 감쌈 효과는 쇄석기둥의 횡방향 변형을 억제시켜줌

에 따라 효율적이고 경제적인 보강을 위해서는 쇄석기

쇄석기둥 벌징파괴(a) (Barksdale and Bachus,1983) 보강개념(b) GESC (Al-Joulani 1995)

그림 지오그리드 보강여부에 따른 쇄석기둥 파괴형태1.


둥의 최적 감쌈 깊이 범위를 제시하였다 이대영 등( ,

2006; Murugesan et al, 2006).

공법의 기본 개념은 그림 와 같이 지오그GESC 1(b)

리드로 쇄석기둥을 감싸 지오그리드 인장강도에 의한

구속효과로 인해 쇄석기둥의 강도증가를 유도하는 반

면 변형을 감소시켜 벌징파괴를 억제함으로써 상부 재

하하중에 효율적으로 저항하는데 초점이 맞추어진 공

법이다 또한 공법은 고강도 지오그리드의 강성효. GESC

과로 인해 쇄석 폐콘크리트 재생골재 등 다양한 입도, ,

의 재료를 사용 할 수 있으며 부직포로 모래기둥 전체,

를 보강하는 기존의 공법과는 달리 쇄석기둥의 상GEC

부 팽창파괴 영역만을 부분적으로 보강할 수 있는 장점

이 있다 이러한 장점으로 인해 공법은 기존의 토. GESC

목섬유 보강공법에 비해 토목섬유의 보강 범위를 축소

시킬 수 있으며 기존의 공법에 비해서도 설치간격을 줄,

여 줌으로써 경제적이고 효율적인 시공이 가능하다.

유한요소해석3.

해석모델링3.1

해석대상3.1.1

본 연구에서는 국외 쇄석기둥 시공 사례 외(Alamgir ,

외 와 를1996; Brokemper , 2006; Kempfert Raithel, 2002)

참고하여 현장에서 일반적으로 쇄석기둥이 시공되는

조건을 고려하였다 본 해석에서 고려한 시공 조건은 그.

림 와 같이 연약지반의 개량을 위해 직경 의 쇄석2 0.8m

기둥이 깊이 하부의 지지층까지 근입되는 경우를10m

대상으로 하였으며 쇄석기둥 보강용 지오리드의 두께,

는 로 선정하였다 하중재하는 지반의 압밀 및 제1.0mm .

방성토의 시공을 고려하여 연약지반 전반에 성토되는

경우를 고려하였으며 지오그리드 보강효과를 고려하기

위해 성토 직후 및 시공완료 후의 장 단기 하중지지 특･성에 관한 해석을 수행하였다 고려대상 조건은 그림. 2

에 보이는 바와 같이 전체 단위셀 면적에 성(Unit cell)

토고 의 자중이 재하되도록 하였다10m .

모델링3.1.2

해석에 사용된 프로그램은 범용 유한요소 해석 패키

지인 를 사용하였다 는 토목ABAQUS 6.4-1 . ABAQUS

및 기계 등 다양한 분야에 적용되는 범용프로그램으로

서 특히 지반공학분야에서 다양한 흙의 구성모델을 제

공하고 소성거동 모사에 대한 알고리즘이 효율적인 프

로그램으로 알려져 있다 또한 지반구조물의 항복 후 거.

동 평가에 효과적이며 응력간극수압 연계해석 알고리-

즘을 채택하고 있다는 장점이 있다.

해석영역의 모델링에 있어서 해석의 편의상 쇄석기

둥과 지오그리드는 원지반에 매입된 상태인 것으로 간

주하였으며 쇄석기둥과 주변지반의 영향범위는 단위셀

개념을 바탕으로 쇄석기둥 중심축을 기준으로 단면1/2

C

Stone column

Clay

Geogrid

D=0.8m

s

w

Ac

Ae

0.4m1.2m

H=10m

그림 고려대상 조건2.


에 대한 축대칭 모델링을 하였다 쇄석기둥은 치환율.

삼각형 배치로 시공하는 조건을 대상으로 하여 측10%,

면경계는 중심으로부터 거리에 위치하도1.5D(=1.2m)

록 모델링 하였다 원지반 및 쇄석기둥의 이산화에는.

축대칭 절점 가감적분 응력간극수압 연계 고체요소4 -

를 적용하였으며 지오그리드는 쇄석기둥의(CAX4RP) ,

구속효과를 모사하기 위하여 축대칭 절점 멤브레인 요2

소 을 적용하여 모델링하였다 멤브레인 요소는(MAX1) .

휨강성없이 평면상에 유발되는 힘의 전달이 필요한 부

분에 적용이 가능한 요소이다 그림 은 해석에 적용한. 3

유한요소 모델을 보여주고 있다.

변위에 대한 경계조건으로는 중심축과 영향반경 측

면은 수평방향으로의 변위를 구속하였으며 바닥면은

연직방향의 변위를 구속하였다 수리적 경계조건으로.

측면 및 하부경계에는 초기조건으로 부여한 수압이 일

정하게 유지되도록 하였으며 아울러 연계해석 과정에,

서 하중재하시 지표 및 쇄석기둥을 통하여 배수되도록

하중 재하단계에서 지표의 각 절점 간극수압은 으로“0”

하였으며 쇄석기둥은 점토층과의 투수계수 차이로 물,

의 흐름이 발생하도록 모델링하였다.

재료 모델링에 있어서 점토지반은 MCC(Modified

모델을 적용하여 침하와 압밀에 관한 연약지Cam-Clay)

반의특성이모사되도록하였다 본해석에사용한. MCC

모델은 와 가 이론을 수정Roscoe Burland(1968) Cam-Clay

하여 타원형의 항복궤적 을 갖도록 제안한(Yield locus)

모델이다 식 은 모델의항복면을정의한식으로. (1) MCC

여기서 ′은선행압밀하중, 는 ′의응력비를나타내

고 은 한계상태 기울기로 점토 고유의 변수이다M .

′′

(1)

모델은 개의 변수로 정의되며 이들 변수 중MCC 5

Plastic slope , Elastic slope 는 그래프의 기울기e-lnp

를 나타내는 것으로 압밀이론에서의 , 에 해당하는

변수로 볼 수 있으며 점토층의 발생 침하량과 관계가

있다 인 과. Critical state stress ratio M Initial yield surface

C

Stonecolumn

Clay

Geogrid

180kPa

u=100kPa

Hc=10m

0.5D=0.4m1.5D=1.2m

그림 해석모델링 및 유한요소망3.

Plastic slopede

d(lnp) =−λ

=−κelastic slope

ded(lnp)

e1 : locates initial consolidation state, by the intercept of the plastic line with lnp=0

e, v

oids

ratio

ln p (p=effectuve pressure stress) a pc p

Critical state lineK=1.0 =0.5

=1.0 β

βt

곡선(a) e-lnp (b) yield surface

그림 모델 변수의 정의4. MCC


로 표시되는size 은 그림 에 보이는 바와 같이4 MCC

의 항복면을 정의하는 변수로 은 점토층의 파괴시 내M

부마찰각으로 산정할 수 있으며, 는 점토층의 응력상

태와 간극비의 관계로 하중이력특성을 결정하는 변수

이다.

본 해석에서 점토지반은 표 에 나타낸 바와 같이 정1규압밀점토지반의 특성을 갖도록 하였다 그림 는 대. 5

상현장에 대하여 원지반의 압밀특성을 나타낸 것으로

곡선을 통해 원지반이 정규압밀점토임을 확인할e-logP수 있으며 로 보강하지 않은 경우 하중재하시 압, GESC

밀침하는 가량 발생하고 압밀 완료시까지는 시공1.2m

후 일정도의 시간이 필요한 것으로 나타났다 한편700 .쇄석기둥은 항복규준을 따르는 비연계Mohr-Coulomb

탄소성 재료로 가정하였으며 지오그리(non-associated) ,

드와 성토재는 탄성거동을 하는 것으로 간주하였다 하.중은 성토고 의 성토재를 자중재하 하였으며 성토10m ,

하중의 시공기간은 일로 하중은 시간에 따라 점진적30

으로 재하되도록 모델링하였다.

해석조건3.2

본 연구에서 고려한 장 단기 고려조건은 응력간극수-･압 연계해석을 통해 시공직후와 시공 후의 조건으로 분

리하여결과를분석하였다 초기지하수위는연약지반의.

지표에 위치한 것으로 간주하여 성토에 대한 시공을 모

델링하였으며단기조건은성토가완료되는시점으로 장,

기는이후성토로발생된과잉간극수압이완전히소산되

는 시점을 기준으로 하였다 표 과 표 는 해석에 적용. 1 2한대상지반및대상조건의역학적 수리학적특성을나･타내고 점토지반과 쇄석기둥의 물성치는 Schweiger &

의 논문을 참고하여 산정하였다 아울러 원Pande(1986) .지반 점토의 비배수 전단강도에 따른 지오그리드의 임

10 100Pressure (kPa)

0.75

0.80

0.85

0.90

0.95

1.00

1.05

Voi

d ra

tio, e

∆e=0.2

0 200 400 600 800Time (days)

1600

1200

800

400

0

Settl

emen

t (m

m)

Clay layer

곡선(a) e-logP 압밀침하곡선(b)

그림 원지반의 압밀특성5.

표 대상지반의 역학적 수리학적 특성1. ･구분

단위중량

(kN/m3)

M e투수계수

(cm/sec)

점토층 20 0.2 1 30 0.02 0.3 1 1.0×10-7

표 대상조건의 역학적 수리학적 특성2. ･구분

단위중량

(kN/m3)

변형계수

(kPa)포아송비

점착력

(kPa)

내부마찰각

(deg)

팽창각

(deg)

투수계수

(cm/sec)

Stone column 20 80,000 0.3 10 42 42 1.0×10-3

Fill 18 15,000 0.3 - - - -

Geogrid 1 J=2,000kN/m 0.3 - - - -


계강성을 도출하기 위해 표 와 같이 추가 해석을 수행2

하였으며 그 결과를 분석하였다.

결과분석 및 고찰4.

쇄석기둥 공법의 보강 효과4.1

점토지반에 쇄석기둥을 적용함으로써 얻을 수 있는

효과는 크게 두가지로 분석될 수 있다 첫 번째는 쇄석.기둥에 의한 하중지지효과이며 두 번째는 쇄석기둥의

간극에 의한 배수재로서의 효과이다 그림 은 하중. 6 8～재하에 따른 쇄석기둥 및 지반에 발생하는 침하경향을

보여주고 있다 하중재하시 침하경향을 살펴보면 무처.

리 지반의 경우 침하량은 가량 발생하였으1.5D(1.23m)

며 쇄석기둥 공법시 의 침하량이 발생하는, 0.75D(0.6m)결과를 알 수 있다 이러한 결과로부터 쇄석기둥 적용시.

쇄석기둥을 적용하지 않은 무처리지반에 비해 침하량

을 로 감소시켜 지반 보강효과가 있음을 알 수 있었1/2다 한편 무처리 지반에서의 침하는 시공직후 전체 침하.

량의 가 발생하고 시공이후에도 압밀이 계속되면서67%

나머지 침하량이 발생하게 되며 수렴하기까지 일 정100도가 소요된다 쇄석기둥이 배수재의 역할을 하는 경우.

엔 침하량 수렴에는 일 정도가 소요되며 시공직후 전50

체 발생 침하량의 가 발생하여 전체 침하량은 물론84%시공이후의 추가적인 침하량 또한 감소한다 이러한 결.

과는 시간에 따른 압밀효과에 의한 것으로 하중재하로

유발된 과잉간극수압의 소산시간과 연관된다 그림 에. 9보이는 바와 같이 무처리 지반에서는 로 재하하110kPa

중의 대부분이 과잉간극수압으로 발생하고 서서히 감

소하는 데 비해 쇄석기둥 적용시의 과잉간극수압은

이하로 작게 발생하고 소산도 빠른 속도로 진행된10kPa

다 이처럼 쇄석기둥공법은 침하감소와 배수효과를 얻.

을 수 있지만 건물 등 수직하중 재하시 쇄석기둥에는

횡방향 변형이 발생하게 된다 이러한 쇄석기둥의 단점.

인 횡방향 변형을 억제하기 위해 쇄석기둥의 횡방향 변

형이 발생하는 주변을 인장강도를 갖는 토목섬유로 감

싸 벌징파괴에 대한 저항력을 증진시켜 동일한 조건보

다 효율을 높일 수 있는 방안이 요구된다.

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2Distance from center (m)

2.0

1.5

1.0

0.5

0.0

Settl

emen

t (D

tim

es) Ground condition

Soft groundSC-w/o geogrid

SC Clay

0.5D (D=diamater of SC)

1 10 100 1000Time (days)

1600

1200

800

400

0

Settl

emen

t (m

m)

Ground conditionSoft groundSC-w/o geogrid

Under Construction End of Construction

그림 거리에 따른 지표침하6. 그림 시간에 따른 침하8.

0 20 40 60 80 100 120Horizontal Displ. (mm)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)

Ground conditionSoft groundSC-w/o geogridHori. Displ.

SC

1 10 100 1000Time (days)

0

40

80

120

Exce

ss p

ore

pres

sure

(kPa

)

Ground conditionSoft groundSC-w/o geogrid


그림 깊이에 따른 수평변위7. 그림 시간에 따른 과잉간극수압 경향9.


단기하중 지지특성4.2

성토제방 하부의 연약지반에 적용된 공법의 단GESC

기하중 지지특성을 평가하기 위해 성토시공 완료직후

의 단기조건하에서 지지특성을 분석하였다 그림 은. 10

지오그리드 감쌈여부에 따른 응력발생을 나타낸 것으

로 무보강시 대비 지오그리드 보강시의 쇄석응력은 증

가하고 점토에 작용하는 연직응력은 감소되는 것으로,

나타났다 이때 무보강시의 응력집중비 는 보강. (n) 1.82,

시는 로 계산되어 지오그리드 보강시 배정도 쇄3.06 1.7석의 응력분담 효율이 증가하는 것으로 나타났다 또한.

점토에서 유발되는 연직응력의 감소는 지반의 침하량

에도 영향을 미치게 되며 그림 에 나타난 바와 같이10쇄석과 점토지반에서의 침하량 차이는 크지 않지만 지,

오그리드 감쌈여부 및 지오그리드 강성에 따라 침하량

발생결과는 달라질 수 있다 그림 은 지표에서 재하하. 11중으로 인해 발생되는 지표침하를 나타내고 있는데 무,

보강시침하량은 발생하지만강성0.63D(493mm) 4000kN/m

의 지오그리드로 보강시 로 지오그리드0.31D(225mm)

보강시 이상의 침하감소효과를 얻을 수 있다 이러50% .

한 결과를 통해 지오그리드 보강은 쇄석기둥에 구속력

을 증가시켜 쇄석기둥의 강성 증가를 통한 응력 분담효

율 증가와 침하감소효과가 나타남을 알 수 있다.

그림 는 지오그리드 강성의 증가에 따른 침하감소12율을 나타낸 것으로 지오그리드의 강성이 증가함에 따

라 침하감소율은 점진적으로 증가하고 있지만 침하 감

소율 이하에서 수렴하고 있는 결과를 보여주고 있60%다 이러한 결과로부터 지오그리드 강성으로 인한 수평.

저항력은 쇄석기둥의 허용변형율 이내에서 강도발현

이 효율적이며 지반조건에 따른 지오그리드의 적정강,성을 적용하는 것이 경제적인 설계측면에서 중요한 인

자임을 알 수 있다 따라서 본 해석 조건에서 경제적인.

적정 지오그리드 강성은 일 때 가장 효율적일1000kN/m것으로 판단된다.

그림 는 지오그리드의 감쌈조건 및 지오그리13 15～드의 강성에 따른 쇄석기둥의 변형특성과 지오그리드

의 변형률에 대한 결과를 나타내고 있다 무보강시 쇄석.

기둥의 수평변위는 로 깊이 위치에서 최대43.6mm 1.5m

로 발생하며 지오그리드 감쌈시의 수평변위는 강성에

따라 로 무보강시보다 수평변위를 이상7 25mm 40%～감소시켜주는 것으로 나타났다 또한 지오그리드 감쌈.

효과는 쇄석기둥의 하부보다는 횡방향 변형의 영향이

크게작용하는 깊이 까지의 영역에서 보다 크게 나타6m

나고 있다 깊이에 따른 지오그리드의 변형률은 수평변.

위 발생과 유사한 경향을 보인다 이러한 경향은 수평변.위 발생은 쇄석기둥의 변형과 관련되며 지오그리드는,

수평방향 인장력으로 쇄석기둥의 변형을 억제하는 역

할을 하기 때문으로 볼 수 있다 따라서 지오그리드의.변형률이 인장파단시의 변형률 이상으로 발생하게 되


0

40

80

120

160

200

Ver

tical

stre

ss (k

Pa) w/o geogrid

J=2000kN/m

SC Clay


그림 거리에 따른 연직응력 단기10. ( )


1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0

Settl

emen

t (D

tim

es)

SC Clay


J=4000kN/mJ=2000kN/mJ=1000kN/mJ=500kN/mw/o geogrid

그림 거리에 따른 지표침하 단기11. ( )

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000Geogrid stiffness (kN/m)

0

20

40

60

80

100

Settl

emen

t red

uctio

n ra

tio (%

)

Short-term

그림 지오그리드 강성에 따른 침하감소율 단기12. ( )


면감쌈에의한보강효과를기대할 수없기 때문에적용

하는 지오그리드의 인장파단이 발생하지 않는 변형률

하에서 최소한의 강성을 갖는 지오그리드를 적용이 요

구된다 그림 는 지오그리드 보강 유무에 따른 쇄석기. 15

둥의 변형으로 지오그리드 보강시 성토 후에도 쇄석기

둥의 형상이 유지되고 침하와 쇄석기둥의 수평변위 발

생을 효과적으로 제어할 수 있음을 확인할 수 있다.

장기하중 지지특성4.3

지오그리드 강성에 따른 영향4.3.1

지반의 장기거동 분석은 시공완료 이후를 대GESC

상으로 하였다 그림 과 은 성토하중 재하시 발생된. 16 17

과잉간극수압이 완전히 소산되어 더 이상 압밀이 발생

하지 않는 시점에서의 지표에서의 연직응력과 지표침

하를 나타낸 것이다 연직응력은 시공직후의 단기거동.

과 마찬가지로 지오그리드 보강시 응력분담효과로 인

해 쇄석의 응력이 증가하고 지반에 발생하는 응력이 감

소하는 경향을 보이고 있으며 단기거동시와 정량적인,

0 20 40 60 80 100Horizontal Displ. (mm)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)

Geogrid stiffnessw/o geogridJ=500kN/mJ=1000kN/mJ=2000kN/mJ=4000kN/m

Hori. Displ.

SC

그림 쇄석기둥의 수평변위 단기13. ( )

0 2 4 6 8 10 12 14Geogrid strain (%)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)

Geogrid StiffnessJ=500kN/mJ=1000kN/mJ=2000kN/mJ=4000kN/m

그림 지오그리드 변형률 단기14. ( )

Stonecolumn

44mm

12mm

61mm 36mm

(a) w/o geogrid (b) J=2000kN/m

그림 쇄석기둥의 변형15.


0

40

80

120

160

200

Ver

tical

stre

ss (k

Pa) w/o geogrid

J=2000kN/m

SC Clay


그림 거리에 따른 연직응력 장기16. ( )


1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0

Settl

emen

t (D

tim

es)

SC Clay


J=4000kN/m

J=2000kN/mJ=1000kN/m

J=500kN/m

w/o geogrid

그림 거리에 따른 지표침하 장기17. ( )


차이는 크지 않은 것으로 분석되었다.

그림 에서 볼 수 있듯이 지표침하는 하중재하 후에17도 간극수압이 소산되는 시간동안 압밀이 진행되기 때

문에 정량적으로 단기거동시의 침하량보다 가5 20%～량 증가하나 지오그리드 강성 증가에 따라 무보강시에,비해 침하를 감소시켜주는 것을 알 수 있다20 60% .～그림 은 쇄석기둥 중심에서의 시간에 따른 침하발18

생을 도시한 그림으로 시공완료 이후에도 침하량이 증

가하다가 수렴하는 경향을 보이고 있다 앞서 장 단기. ･지표침하 발생량에 차이가 있는 원인을 이와 같은 시간

에 따른 변화에서 찾을 수 있으며 침하량이 수렴하기까,지의 시간은 지오그리드 감쌈 유무와 강성에 따라 달라

지는 것으로 분석된다 그림 는 수렴된 침하량을 분석. 19

하여 지오그리드 강성에 따른 침하감소율로 나타내었

다 단기거동시와 유사하게 지오그리드 강성. 1000kN/m

정도를 침하감소율과의 변곡점으로 볼 수 있으며 시공,

완료 후에도 추가적인 침하가 발생함에도 불구하고 장

기거동시 침하감소율은 단기거동시보다 증가한다.

지반에서 쇄석기둥의 깊이에 따른 수평변위는GESC

단기 거동시와 유사하게 로 발생하나 무보강7 30mm～시의 수평변위는 로 시공직후보다 증가하였57mm 30%

다 쇄석기둥의 수평변위 발생은 지오그리드에 인장력.

을 유발하여 그림 에 보이는 바와 같이 지오그리드21변형률도 시공직후보다 가량 증가하였다 이러8 20% .～한 결과를 통해 장기거동시 지표 침하 및 쇄석기둥의

변형이 크게 발생함으로 지오그리드 보강으로 인한 효

과가 크게 나타남을 알 수 있으며 압밀 로 인한 변형을,

고려하여 쇄석기둥의 강성을 고려하여 보강을 하여야

함을 알 수 있다.그림 는 시간에 따른 과잉간극수압 소산경향을 보22

이고 있다 시간에 따라 점진적으로 성토가 진행됨에 따.

라 과잉간극수압이 점진적으로 증가하는 경향을 볼 수

있으며 발생된 간극수압은 쇄석기둥을 통해 배수되기,

때문에 성토 완료시 최대 로 성토하중에 비해 상당6kPa

히 작게 발생한다 공법은 쇄석기둥의 배수 효과. GESC로 성토완료 후 압밀이 완료되는 시간단축에 효과적이

1 10 100Time (days)

800

600

400

200

0

Settl

emen

t (m

m)



그림 시간에 따른 침하경향18.

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000Geogrid stiffness (kN/m)

0

20

40

60

80

100

Settl

emen

t red

uctio

n ra

tio (%

)

Long-term

그림 지오그리드 강성에 따른 침하감소율 장기19. ( )

0 20 40 60 80 100Horizontal Displ. (mm)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)


Hori. Displ.

SC

그림 쇄석기둥의 수평변위 장기20. ( )

0 2 4 6 8 10 12 14Geogrid strain (%)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)

Geogrid StiffnessJ=500kN/mJ=1000kN/mJ=2000kN/mJ=4000kN/m

그림 지오그리드 변형률 장기21. ( )


며 이는 지오그리드가 쇄석기둥의 변형을 억제하여 쇄,석기둥의 배수효과를 유지시키기 때문으로 분석된다.

그림 은 점토지반에서 발생되는 추가적인 유효응력23

을시간에 따라 도시한 것으로성토에따른시공중유효

응력이 증가하다가 시공완료 후에는 일정하 수렴하는

경향을 보이고 있다.

감쌈깊이에 따른 영향4.3.2

지오그리드의 쇄석기둥 감쌈깊이에 따른 영향을 파

악하기 위해 강성 의 지오그리드로 상부에서2000kN/m

부터 깊이까지의 감쌈깊이를 변화시켜가며3m, 5m, 7m결과를 분석하였다 그림 는 깊이에 따른 쇄석기둥에. 24

서의 수평변위를 나타낸 것으로 부분적인 보강시 감쌈

부분에서는 전체보강 경우와 유사한 수준의 수평변위

가 발생하나 보강되지 않은 영역은 보강시를 제외하7m

고는 최대 수평변위가 무보강시보다 크게 나타나 지오

그리드 감쌈을 적용함에도 쇄석기둥의 벌징파괴 방지

에는 효과가 미흡한 것으로 분석된다 이러한 이유로는.

지반이 연약한 경우 지오그리드 보강부위에서는 횡방

향 변형을 억제시켜 주지만 보강하지 않은 부위에서 횡

방향 변형이 발생하게 되므로 지반조건에 따라 감쌈깊

이에 따른 효과가 다르게 나타나므로 지반특성을 고려

하여 적용하여야 함을 알 수 있다 한편 거리에 따른 지.

표침하는 감쌈깊이에 따라 무보강시와 전체보강 조건

사이에서 쇄석기둥과 점토지반 모두의 전반적인 차이

를 보이고 있으며 감쌈조건은 무보강시와 유사한, 3m

침하량이 발생하여 침하량 감소에 영향을 주지 못하는

것으로 분석되며 감쌈조건은 강성의 지, 7m 1000kN/m오그리드로 전체 보강시와 근사한 침하경향이 나타났

다 이러한 경향은 대상현장의 연약층의 두께가 깊어서.

지지층까지 전체감쌈을 하지 못하는 경우 지오그리드

강성을 증가시켜서 지표침하 발생량을 제어하는 데 활

용될 수 있다.

그림 은 지오그리드 감쌈 깊이에 따른 지오그리드26의 변형율을 나타내고 있는데 지오그리드는 감쌈영역

과 감싸지 않은 영역의 경계부분을 제외하고는 변형률

이 전체보강시 이내로 발생하며 변형률은 최대 로4.3%감쌈깊이에 따른 차이는 거의 보이지 않는다 부분보강.

1 10 100Time (days)

0

2

4

6

8Ex

cess

por

e pr

essu

re (k

Pa)



그림 시간에 따른 과잉간극수압22.

1 10 100Time (days)

0

30

60

90

120

Incr

emen

tal e

ffec

tive

stre

ss (k

Pa)



그림 시간에 따른 연직응력의 증가경향23.

0 20 40 60 80 100 120Horizontal Displ. (mm)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)

Geogrid Encasementw/o geogrid3m (3.75D)5m (6.25D)7m (8.75D)10m (1.00D)

Hori. Displ.

SC

그림 깊이에 따른 수평변위24.


1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0

Settl

emen

t (D

tim

es)

SC Clay


10m (1.00D)

7m (8.75D)

5m (6.25D)3m (3.75D)

w/o geogrid

J=1000kN/m J=2000kN/m

그림 거리에 따른 지표침하25.


시 감쌈영역과 감싸지 않은 영역의 경계부분에서 지오

그리드가 쇄석기둥의 변형으로 인해 휘어지기 때문에

이 위치에서 최대 유발인장력이 발생하게 되며 전체보

강시의 최대 유발인장력보다 증가하는 것으17 34%～로 나타났다 하단부분의 지오그리드를 제외한 나머지.

영역은 전체 보강시의 유발인장력 이내로 나타나 지오

그리드 자체의 감쌈깊이에 따른 영향의 차이는 크지 않

은 것으로 파악되며 감싸지 않은 영역에 대한 쇄석기둥,

의변위및 침하문제에 대해 주의를 기울여야 할것으로

판단된다.

결 론5.

본 연구에서는 지오그리드로 보강한 쇄석기둥(GESC)

공법의 설계적용을 위한 연구차원에서 의 장 단GESC ･기 하중지지 특성을 고찰하였다 이를 위해 점토지반을.대상으로 유한요소해석을 통해 시공직후 및 압밀 완료

후의 시간에 따른 장 단기 조건과 지오그리드 보강유･

무 지오그리드 강성 쇄석기둥의 감쌈깊이에 따른 매, ,

개변수 연구를 수행하였다 다음은 그 결과를 요약하고.있다.

(1) 쇄석기둥은 자체로서 하중지지효과가 있으나 쇄석

기둥 상부에 응력집중으로 인해 벌징파괴가 발생한

다 쇄석기둥을 지오그리드로 감싸 보강한 경우 지.

오그리드의 인장응력이 쇄석기둥에 구속효과를 발

휘하여 벌징파괴를 억제함으로써 침하감소와 하중

지지력의 증진 효과를 유도한다.

(2) 단기 거동시 공법은 지오그리드 강성증가에GESC따라 쇄석기둥 지반에 비해 의 침하감소20 50%～효과가 있으며 장기 거동시에도 강성에 따라, 20～

침하감소효과가 있음에 따라 공법이 연60% GESC약성토지반의 장기 거동의 안정성에 효과가 있음을

알 수 있다.

(3) 연약지반내에 적용된 공법은 장 단기 검토시GESC ･성토완료 후 압밀이 완료되는 시간단축에 효과적이

며 이는 쇄석기둥재료의 배수효과 및 지오그리드가,

쇄석기둥의 변형을 억제하여 쇄석기둥의 배수효과

를 유지시키기 때문으로 판단된다.

(4) 장 단기 거동시 모두 지오그리드의 강성이 증가함･에 따라 침하감소율이 증가하는 것을 알 수 있으며,지오그리드 강성 에서 침하감소율이 점J=1000kN/m

차 수렴함에 따라 본 해석 조건에서 경제적인 적정

지오그리드 강성은 일 때 가장 효율적일1000kN/m것으로 판단된다 따라서 경제적인 설계를 위해서.

는 지반조건에 따른 지오그리드의 적정 강성을 산

정하는 것이 필요하다.(5) 초 연약 지반이나 지반의 연약층이 깊은 경우 지오

그리드의 감쌈깊이가 충분치 않은 경우는 보강효과

를얻기어려운 것을알수 있으며 지오그리드감쌈,으로 인한 보강효과를 얻기 위해서는 지반조건을

고려한 감쌈깊이를 산정하여야 한다.

감사의 글

본 연구는 년 건설교통부가 출현한 고강도 지오2005

그리드 보강 공법의 실용화 연구과제번Stone Column (호 에 의한 것이며 연: C105A1000017-05A0300-01700)

구비 지원에 감사드립니다.

0 2 4 6 8 10 12 14Geogrid strain (%)

10

8

6

4

2

0D

epth

(m)

Geogrid Encasement3m (3.75D)5m (6.25D)7m (8.75D)10m (1.00D)

그림 지오그리드 변형률26.

0 20 40 60 80 100 120Geogrid tensile force (kN/m)

10

8

6

4

2

0

Dep

th (m

)

Geogrid Encasement3m (3.75D)5m (6.25D)7m (8.75D)10m (1.00D)

그림 지오그리드 유발인장력27.


참 고 문 헌

1. 이대영 송아란 유충식 지오그리드 보강, , (2006), “ Stone Column의 파괴메카니즘 및 지지력 특성축소모형실험을 통한 고찰- ”, 한국지반공학회논문집 제 권 제 호, 22 , 10 , pp.121-129.

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7. Brokemper, D., Sobolewski, R., and Alexiew, D. (2006), “Designand construction of geotextile encased columns supporting geogridreinforced landscape embankments; Bastions Bijfwal Houten in

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8. Barksdale, R. D. and Bachus, R. C. (1983), “Design and construc-tion of stone column”, Volume I, FHWA/RD-83/026.

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접수일자 심사완료일( 2006. 4. 25, 2007. 7. 16)

다운홀 기법에서 신뢰성 있는 도달시간 정보 산출 방법에 대한 고찰 17

다운홀 기법에서 신뢰성 있는 도달시간 정보 산출 방법에 대한 고찰

A Study of Obtaining Reliable Travel Time Informationin Downhole Seismic Method

방 은 석1 Bang, Eun-Seok 이 세 현

2 Lee, Sei-Hyun

김 종 태3 Kim, Jong-Tae 김 동 수

4 Kim, Dong-Soo

Abstract

Downhole seismic method is widely used for obtaining shear wave velocity profile of a site because it is simpleand economical. Determining accurate travel time of shear wave is very important to obtain reliable result in downholeseismic method. In this paper, comparison study of various travel time determination methods was performed. Numericalstudy and model chamber test were performed for effective comparison study. Signal traces were acquired by performingdownhole test at each numerical simulation and soil box test. Travel time data for each signal traces were determinedby using six different methods and VS profiles were evaluated. Comparing travel time data and VS profiles with thereference value, the first arrival picking method proved to be ambiguous and unreliable. Other methods also did notalways provide accurate results and the magnitude of error was dependent on the signal to noise ratio. Cross-correlationmethod proved to be the most adequate method for the field application and it was verified additionally with field data.

요 지

지반의 전단파 속도 주상도를 도출하는데 있어 다운홀 기법은 하나의 시추공을 이용하고 간단한 지표면 가진원을

사용하므로 매우 경제적이다 그러나 실험을 통해 획득한 신호에서 전단파 성분의 도달시간 정보를 정확히 도출하지.못할 경우 최종 결과의 신뢰성이 떨어지게 된다 따라서 다운홀 기법에 있어 최종 결과의 신뢰성을 높이기 위해 도달.시간 정보의 결정 방법에 대한 고찰은 매우 중요하다 본 논문에서는 총 가지 방법을 이용하여 다운홀 시험을 통해. 6획득한 신호에서 도달시간 정보를 획득 비교하고자 하였으며 각 방법에 대한 효율적인 비교 및 검증을 위하여 유한요,소 해석 및 실내 모형 토조 시험을 수행하였다 유한요소 해석을 이용한 검증에서는 모델의 입력치와 실내 모형. ,토조에서는 벤더 엘리먼트 시험 결과와의 비교를 통해 각 방법의 오차정도를 비교해 보았다 초동 추정 방법의 결과는.다른 방법에 비해 오차정도가 매우 컸다 다른 방법들 또한 획득 파형의 특성에 따라 오차 정도가 달랐으며 정확한.값을 제공하지 못하는 것을 볼 수 있었다 그 중에서 상호상관법이 적용성이 가장 뛰어난 것으로 판단되었으며 현장.시험 데이터를 이용한 추가적인 검토를 통해 확인할 수 있었다.

Keywords : Chamber test, Downhole seismic method, HWAW, Numerical analysis, Travel time

1 정회원 한국지질자원연구원 지반안전연구부 선임연구원, (Member, Senior Researcher, Geotechnical Engineering Division, KIGAM)2 정회원 한국과학기술원 건설 및 환경공학과 박사과정, (Member, Graduate Student, Dept. of Civil and Environmental Engrg., KAIST)3 정회원 한국과학기술원 건설 및 환경공학과 박사과정, (Member, Graduate Student, Dept. of Civil and Environmental Engrg., KAIST)4 정회원 한국과학기술원 건설 및 환경공학과 교수 교신저자, (Member, Prof., Dept. of Civil and Environmental Engrg., KAIST, [email protected], )




서 론1.

지반의 전단파 속도는 지진에 의한 지반의 거동에 가

장 큰 영향을 주는 지반 물성이다 지반의 전단파 속도.

는 지진 뿐만 아니라 실생활에서 발생하는 교통하중 진,

동기초등의여러가지진동에의한주변영향등을예측

하는데사용되고 있다 와(Taniguchi Sawada, 1979; Woods

와 전단파 속도는 동적문제 뿐만 아니라Jedele, 1985). ,

굴착 진행 중 굴착면의 변위 및 주변 지반의 침하 예측,

기초로 지지된 구조물 하부 지반의 정적 변형 문제에도

중요한 변수로 작용되고 있다 등(Burland , 1977; Stokoe

등 전단파 속도, 2004). (VS 는 현장 지반의 입자구조의)

밀도및응력상태를잘대변하는값이므로사질도지반의

다짐 평가 및 점성토 지반의 압밀에 의한 개량효과를

평가하는데도적용이 가능하다 과(Kim Park, 1999; Youn

등 또한 전단파 속도를 이용하여 지반 특성치와, 2005). ,

상관식을 도출하거나 설계 정수와 직접적으로 관계를

맺는 연구가 활발하게 이루어지고 있다 등(Wei , 1996;

등 이와 같이 전단파 속도는 지반의 전반적Sun , 2006).

인 특성을 평가하는데 있어 중요한 변수로 사용되고 있

으며 적용 대상이 점점 다양해지고 있다 지반의 전단파.

속도 주상도를 획득하기 위하여 다양한 현장 탄성파 탐

사가 적용되고 있으며 더욱 경제적으로 그리고 신뢰성

있는 결과를 도출하기 위하여 많은 연구가 국내외에서

진행 중에 있다.

다운홀 기법은 하나의 시험공과 간단한 지표면 가진

원을 사용하므로 경제적이고 결과의 신뢰도 또한 높은

편이여서 현업에서 가장 널리 사용되고 있는 현장 탄성

파 탐사기법 중 하나이다 다운홀 기법 수행 과정은 일.

반적으로 세 단계로 구분된다 첫 번째 단계는 현장 시.

험을 통한 신호 획득이며두 번째단계는 획득한신호로

부터 도달시간 정보의 결정 그리고 마지막 단계는 도달,

시간 정보로부터 지반의 전단파 속도 주상도를 도출하

는것이다 세단계모두최종결과의신뢰성을보장하기.

위해 중요하며 각단계의수행에있어이전단계의결과

물에 크게 영향을 받는다 따라서 해석 기법에서의 입력.

값인 도달시간 정보가 정확하지 않을 경우 잘못된 최종

결과를 도출하게 된다 그러므로 다운홀 기법에서 두 번.

째 단계인 획득 신호로부터 도달시간 정보를 결정하는

단계 또한 매우 중요하며 이에 대한 고찰이 요구된다.

다운홀 기법에서는 동일 가진원 위치에서 시추공 내

에 깊이를 달리하여 연속적으로 실험을 수행하므로 트

리거 지점으로부터 전단파 성분의 초동 지점까지의 직

접 도달시간 뿐만 아니라 연속적인 측점에서의 도달시

간 차이 정보도 입력 값으로 사용이 가능하다 그러므로.

다운홀 기법에서 도달시간 정보 획득 방법으로 초동 추

정 방법 외에 두 지점 사이(first arrival picking method)

의 도달시간 차를 구하는 방법들의 적용이 가능하다 크.

게전체신호에서 어느한 지점을기준으로 하는 방법과

전체신호를이용하는방법들로구분되며어느한지점을

기준으로 하는 방법에는 극대점 이용 기법(peak to peak

교차점이용방법 등이있method), (cross-over method) 으

며 전체 신호를 이용하는 방법들로는 상호상관법(cross-

스펙트럼 분석법correlation method), (spectrum analysis)

등이 적용되어 왔다 과(Larkin Taylor, 1979; Campanela

와 최근에는Stewart, 1992; Baziw, 1993; Crice, 2002).

기법HWAW(Harmonic Wavelet Analysis of Waves) (Park

과 등과 같은 시간주파수 해석을 통해 두Kim, 2001) -

신호의 도달시간차를 도출하는 기법도 소개되었다.

도달시간 정보 획득을 위한 방법으로 이와 같이 여러

가지 방법이 소개되어 왔지만 다운홀 기법에서는 이 중

에서 초동 추정 방법이 가장 널리 이용되고 있다 다른.

방법에 비해 단순하며 적용하기 쉽기 때문이다 하지만. ,

여러 가지 원인으로 인해 초동이 불분명한 경우가 많아

도출된 도달시간 정보의 정확성을 확신하지는 못한다.

따라서본논문에서는여러가지 도달시간 정보획득방

법들에 대한 비교 및 검증 연구를 수행하여 초동 추정

방법의 문제점에 대해 고찰하여 보고 다운홀 기법에 적

합한 도달시간 정보 산출법에 대해 실질적인 적용성 측

면에서 고찰하고자 하였다 신뢰성 있는 비교 연구를 위.

해 수치해석 및 모형 토조 실험을 활용하였다 동일한.

신호에 대해서 가지 방법들을 적용하여 도달시간 정보6

를 각각 획득하여 보았으며 전단파 속도 주상도 또한

도출하여 비교하였다 현장 적용성의 실질적 평가를 위.

해 다운홀 시험 수행을 통해 획득한 깊이별 신호 또한

이용하였다 이러한 연구를 통해 각각의 도달시간 정보.

결정법의 장단점을 파악하고 다운홀 기법에 적합한 도

달시간 결정법에 대해 고찰해 보고자 하였다.

정확한 도달시간 정보 획득의 중요성2.

일반적으로 현장 시험을 통해 획득한 파형을 이용하

여 전단파 성분의 도달시간 정보를 획득할 때 다운홀

기법의 특성상 획득신호가 불량한 경우가 많으며 이는


곧 잘못된 초동정보 산출로 이어지게 된다 시험 심도가.

깊지 않을 경우 가진원으로부터 감지기까지의 거리가

가까우므로 근접장 효과 에 의해 전단(near field effect) 파

도달시점이 압축파의 영향에 의해 왜곡될 수 있다. 또

한시험심도가깊어질수록주주파수(dominant frequency)

는 낮아지게 되고 신호 대 잡음비(signal to noise ratio,

가 작아지게 되므로 초동 추정은 더욱 어렵다S/N) .

주어진 모델에 대해 계산된 이론적 도달시간으로 다

운홀 해석 기법 을 적용하여 전단(data reduction method)

파 속도 주상도를 도출한 결과를 그림 에 모델값과1(a)

비교하여 도시하였다 이론적 도달시간은 떨어진 가. 3m

상의 지표면 가진원으로부터 각 시험심도까지의 도달

시간 정보를 의 법칙에 근거한 굴절 경로를 고려하Snell

여계산한것이다 굴절경로법. (refracted ray path method,

만이 모델과 동일한 결과를 주고 있는데 탄성파의RRM)

이동은 의 법칙에 근거하여 굴절되어 전파되므로Snell

결과 해석에 있어서도 굴절 경로법이 가장 정확한 결과

를 제공하게 된다 등 획득한 신호에서 초동(Kim , 2004).

을 정확히 추정하지 못한 상황을 모사하기 위하여 획득

한 이론적 도달시간 정보에 각각의 깊이별로 오차를 포

함시켰다 실제와 유사하게 모사하기 위하여 랜덤함수.

에의해각 깊이별로첨가되는오차 정도는설정된최대

크기 범위 내에서의 다르게 하였다 여기서 최대 크기의.

범위는 획득 신호의 양호도 정도가 다른 것을 의미하게

되며 최대 오차 정도를 범위±0.10ms, ±0.25ms, ±0.50ms

로하여총 세트의오차가포함된도달시간 정보를 제3

작하였다 이렇게 산출된 도달시간 정보를 이용하여 굴.

절 경로법으로 도출한 전단파 속도 주상도를 그림 1(b)

에지반모델과비교하여도시하였다 깊이별오차가. 0.10

이내로 포함된 도달시간 정보를 이용할 경우 모델과ms

유사한 결과를 보여주는 것을 볼 수 있으나 그 이상의

오차가 존재할 경우는 깊이별로 전단파 속도의 증감이

심하여모델값과상이한것을볼수있다 전단파속도가.

깊이별로 증감이 반복되는 현상은 굴절 경로법으로 실

제 현장 실험 결과를 해석할 시에도 종종 발생해 왔던

것으로 최종적인 전단파 속도 주상도 결정에 있어 상당

한어려움이있어왔다 이러한사실로미루어보아굴절.

경로법을 적용하여 신뢰성 있는 전단파 속도 주상도를

도출하기 위해서는 최소한 단위까지는 도달시간0.1ms

정보를 정확하게 획득하여야 한다는 것을 알 수 있다.

유한요소 해석을 통한 도달시간 정보 획득 방3.법의 비교

기존에 는 분석적 신호Sanchez-Salinero(1987) (analy-

를 이용하여 도달시간 정보 획득 연구를 한tical signal)

사례가 있다 하지만 분석적 신호는 지중 차원 상에서. 3

가진에 의한 특정 거리에서의 이상적 신호이므로 크로

0

5

10

15

20

25

30

35

0 200 400 600Shear Wave Velocity (m/s)

Dep

th (m

)

ModelIMMIMRRM

0

5

10

15

20

25

30

35

0 200 400 600Shear Wave Velocity (m/s)

Dep

th (m

)

Model0.10ms0.25ms0.50ms

단위 정확도의 데이터(a) 0.01ms(100k sampling) 깊이별 오차 첨부한 데이터(b)

그림 오차가 첨부된 데이터를 이용한 다운홀 해석 기법의 적용 간접법 수정간접법 굴절 경로법1. (IM : , MIM : , RRM : )


스홀 기법에 국한된다 그러므로 본 연구에서는 지표면.

가진원을 사용하는 다운홀 기법을 모사하고자 유한요

소 해석을수행하였다 해석 프로그램은. ABAQUS Stan-

를 사용하였다 그림 에 해석에 사용된 개의 수치dard . 2 2

모델을 도시하였으며 각 층의 두께 및 전단파 속도를

표 에 표기하였다1 . 차원 모델은 가진원 거리를 로2 0m

한 것으로 순수하게 도달시간 도출 방법들을 비교할 수

있다 절점 평면 변형률 요소 를 이용하였으며. 4 (CPE4)

모델 경계에서의 반사파를 줄이기 위하여 모델 경계에

무한요소 를 첨부하였다 또한 실(Infinite Element, IE) . ,

제 다운홀 기법과 동일한 상태로 모델링하기 위해 차3

원 모델을 구성하였다 절점 요소 를 사용하였. 8 (C3D8)

으며 모든 모델 경계면에 있어서 무한요소를 첨부하였

다 탄성파 전파 특성을 모델링할 경우 적합한 요소의.

크기는 최소 파장의 배 이하이어야 하며 계산 간격은0.2

요소내통과 시간의 에서 배사이가 적합한것으로1/10 1

알려졌다 등 따라서요소크기를 차원모(Zerwer , 2002). 2

델의 경우 로 차원 모델의 경우 로 충분히 작0.1m 3 0.2m

게 결정하였으며 계산 간격은 한 요소를 이동하면서 10

번 이상의계산이수행되어정확한계산이이루어지도록

로 설정하였다0.01ms .

각 모델에 있어 가상 감지기 위치에서 획득한 깊이별

탄성파 신호를 그림 에 도시하였다 획득된 파형의 주3 .

0.5m1.0m1.5m2.0m2.5m3.0m3.5m4.0m4.5m5.0m5.5m6.0m6.5m7.0m7.5m

0 40Travel Time (msec)

Testing Depth

Trigger 20

First Arrival

First Peak

Cross Over

First Arrival

First Peak

Cross Over

8.0m8.5m9.0m9.5m

차원 모델(a) 2

1.0m

2.0m

3.0m

4.0m

5.0m

6.0m

7.0m

0 40Travel Time (msec)

Testing Depth

Trigger 20

First Arrival

First Peak

Cross Over

First Arrival

First Peak

Cross Over8.0m

9.0m

차원 모델(b) 3

그림 다운홀 모의 실험 수치해석을 통한 깊이별 획득 파형3.

400m/s

Infinite Element, IE

IE IE

4 Node Plane Strain Element

200m/s

600m/s

3m

3m

6m

Backward Shot Forward Shot

400m/s

Infinite Element, IE

IE IE

4 Node Plane Strain Element

200m/s

600m/s

3m

3m

6m

Backward Shot Forward Shot

차원 모델(a) 2

Source

Borehole Forward Shot

Backward Shot

Infinite Element

Infinite Element

3m3D 8Node Element

Source

Borehole Forward Shot

Backward Shot

Infinite Element

Infinite Element

3m3D 8Node Element

차원 모델(b) 3

그림 도달시간 정보 획득 방법 비교 연구를 위한 다운홀 모의 시험2.

수치해석 모델

표 수치해석 결과와 이론적 도달시간 정보와의 비교1.

차원 모델2 차원 모델3

가진원 거리 0m 3m

시험 간격

최종 심도( )0.5m (9.5m) 1m (9m)

Layer No.두께

(m)

전단파 속도

(m/s)

두께

(m)

전단파 속도

(m/s)

1 3 200 3 200

2 3 600 3 300

3 4 400 4 250


주파수 영역이 다른 것은 유한요소 해석에서 노드의 크

기가 서로 다르기 때문이다 전단파 성분의 이동이 육안.

으로 뚜렷하게 인식이 되며 모델 입력치를 반영하며 전

단파성분이동의기울기가바뀌는것을관찰할수있다.

이러한 신호를 이용하여 가지 방법을 통해 깊이별 도6

달시간 정보를 각각 획득하였으며 전단파 속도 주상도

를 도출하였다 그 결과를 모델 입력치와 비교를 해 봄.

으로써 각각의 도달시간 결정 방법을 비교 검증하였다.

초동 추정 방법3.1

육안에의한초동추정(first arrival picking method, FA)

은 획득한 파형에서 실질적인 전단파 성분의 도달시점

을 직접적으로 추정하는 것이므로 개념적으로 확실하게

도달시간 정보를 도출할 수 있다 유한요소 해석을 통해.

획득한깊이별탄성파신호에서육안으로전단파성분의

초동을 파악하여 보았으며 그림 에 상향 화살표로 표3

기하였다 유한요소해석에서는이상적으로가진을하였.

으므로 획득한 신호상에서 압축파 성분이 크게 나타나

지 않으나 가진원 근처의 얕은 심도에 있어서는 근접장

성분이 관찰 되었다 따라서 육안 판단의 기준은 근접장.

효과에 의한 신호 이후에 전단파 성분이 도달되었다고

판단되는 곳을 추정하였다 깊이가 깊어짐에 따라 근접.

장 영역과 전단파 성분이 구분되어져 가므로 전단파 성

분의 도달시점을 파악하기가 용이해지는 것을 볼 수 있

다 각모델에대해서획득한시험깊이별도달시간정보.

를 표 와 표 에 각각 기재하였다 다운홀 기법에서 각2 3 .

층의 전단파 속도는 도달시간차 정보와 밀접하게 관련

되어 있으므로 도달시간 정보 비교 항목을 도달시간차

정보로 통일하였다 이론적 도달시간 정보는 차원 모. 2

델의 경우 가진원 거리가 이므로 차원 상의 이동시0m 1

간이 되므로 모델의 입력치를 바탕으로 계산되었으며

차원모델의경우굴절경로를고려하여지표면가진원3

으로부터 각 시험심도까지의 도달시간 정보를 계산하였

다 전반적으로 초동 추정에 의해 산출된 도달시간 정보.

는이론적도달시간과상당한차이가나는것을볼수있

으며 최대값이 차원 모델에서는 차원 모델에2 0.76ms, 3

서는 에 이르는 것을 볼 수 있다1.71ms .

표 차원 모델에서 수치해석 결과와 이론적 도달시간 정보와의 비교2. 2

구간

(m)

이론적

도달

시간차

(msec)

수치해석 결과(msec)

육안인식

(FA)

극대점

(PP)

교차점

(CO)

상호상관법 스펙트럼

분석법

(CPS)

HWAW윈도우 무

(CC)

윈도우 유

(CC_W)

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

0 0.5 2.5 2.67 0.17

0.5 1.0 2.5 2.61 0.11 2.5 0.00 2.72 0.22 2.67 0.17 2.64 0.14 2.55 0.05 2.59 0.09

1.0 1.5 2.5 2.53 0.03 2.55 0.05 2.63 0.13 2.63 0.13 2.57 0.07 2.50 0.00 2.55 0.05

1.5 2.0 2.5 2.26 -0.24 2.66 0.16 2.6 0.10 2.69 0.19 2.58 0.08 2.55 0.05 2.58 0.08

2.0 2.5 2.5 2.27 -0.23 2.34 -0.16 2.71 0.21 2.65 0.15 2.60 0.10 2.53 0.03 2.57 0.07

2.5 3.0 2.5 1.74 -0.76 2.52 0.02 2.24 -0.26 2.55 0.05 2.39 -0.11 2.53 0.03 2.56 0.06

3.0 3.5 0.83 1.21 0.38 0.8 -0.03 0.9 0.07 0.90 0.07 0.90 0.07 0.86 0.03 0.90 0.06

3.5 4.0 0.83 1.24 0.41 0.91 0.08 0.91 0.08 0.88 0.05 0.91 0.08 0.85 0.01 0.89 0.06

4.0 4.5 0.83 0.84 0.01 0.92 0.09 0.89 0.06 0.86 0.03 0.85 0.02 0.83 0.00 0.89 0.06

4.5 5.0 0.83 0.89 0.06 0.85 0.02 0.78 -0.05 0.82 -0.01 0.83 0.00 0.82 -0.01 0.84 0.00

5.0 5.5 0.83 0.88 0.05 0.8 -0.03 0.85 0.02 0.82 -0.01 0.84 0.01 0.80 -0.03 0.80 -0.03

5.5 6.0 0.83 1.03 0.20 0.79 -0.04 0.78 -0.05 0.82 -0.01 0.79 -0.04 0.81 -0.03 0.81 -0.02

6.0 6.5 1.25 1.11 -0.14 1.19 -0.06 1.2 -0.05 1.25 0.00 1.22 -0.03 1.24 -0.01 1.25 0.00

6.5 7.0 1.25 1.16 -0.09 1.21 -0.04 1.24 -0.01 1.23 -0.02 1.23 -0.02 1.25 0.00 1.26 0.01

7.0 7.5 1.25 1.16 -0.09 1.22 -0.03 1.2 -0.05 1.24 -0.01 1.21 -0.04 1.24 -0.01 1.25 0.00

7.5 8.0 1.25 1.15 -0.10 1.28 0.03 1.24 -0.01 1.25 0.00 1.26 0.01 1.25 0.00 1.26 0.01

8.0 8.5 1.25 1.33 0.08 1.25 0.00 1.25 0.00 1.27 0.02 1.27 0.02 1.27 0.02 1.28 0.03

8.5 9.0 1.25 1.33 0.08 1.23 -0.02 1.23 -0.02 1.27 0.02 1.26 0.01 1.26 0.01 1.27 0.02

9.0 9.5 1.25 1.35 0.10 1.22 -0.03 1.21 -0.04 1.26 0.01 1.23 -0.02 1.25 0.00 1.26 0.01


극대점 이용 방법3.2

유한요소해석을통해획득한깊이별탄성파신호상에

서전단파성분의첫극대점을이용하여도달시간정보를

도출 하여보았으며그림(peak to peak method, PP) 에점3

으로그기준점을표기하였다 극대점이용방법은. 전단파

성분의직접도달시간을직접적으로도출하지는못하지만

이전깊이의신호와의도달시간차이를획득함으로써구

간속도를도출하는정보로사용할수있다 전단파성분의.

첫극대점을기준으로할경우기준점이명확하기때문에

결과가 객관적이며 압축파 성분 및 근접장 성분에 의한

간섭효과를배제할수가있다 표 와. 2 표 의이론적도달3

시간과의비교결과를보면부분적으로큰오차가존재하

지만육안으로초동을추정한결과보다는전반적으로오

차가 작은 것을 볼 수 있다.

교차지점 이용 방법3.3

획득한 깊이별 탄성파 신호상에서 좌우 타격신호의

전단파 성분의 첫 교차지점을 이용하여 도달시간 정보

를 도출 하여 보았으며 그림 에(cross-over method, CO) 3

그 기준점을 세로 직선으로 표기하였다 교차지점 이용.

방법은 극대점 이용 방법과 동일하게 전단파 성분의 직

접 도달시간을 도출하지는 못하지만 이전 깊이 신호와

의 도달시간 차이를 획득함으로써 구간 속도를 도출하

는 정보로 사용할 수 있다 전단파 성분의 첫 교차지점.

을 기준으로 할 경우도 기준점이 명확하기 때문에 객관

적으로결과를도출할수 있으며압축파성분에의한 간

섭효과를 배제할 수가 있다 표 와 표 을 보면 부분적. 2 3

으로 약간의 오차가 존재하지만 모든 깊이에 대해서 오

차가 그다지 크지 않으며 최대 오차가 인 것을0.26ms

볼 수 있다.

상호상관법3.4

이웃한 위 아래 시험 깊이에서 측정된 두 신호의 전･단파 성분 도달시간 차이를 상호상관법(cross-correlation

을 이용하여 도출하여 보았다 상호상관method, CC) .

법은 식 과 같이 표현되며 그림 에 상호상관법을(1) 5

이용하여 도달시간 정보를 도출하는 과정을 도시하

였다.

∞

∞

(1)

따라서 여기서 획득한 값은 두 신호의 도달시간 차이

정보가 된다 압축파에 비해서 전단파 성분의 에너지가.

클 경우에는 전체 신호를 그대로 이용하여도 무방하나

두신호의 파형 형태가 크게 차이가 나거나전단파성분

의에너지가 다른 성분에 비해 작을 경우전단파 성분으

로추정되는 구간 외에다른구간을 시간영역윈도우잉

을 통해 제거한 상태에서 상호(time domain windowing)

상관법을 적용하는 것이 바람직하다 본 연구에서는 이.

러한 시간영역윈도우에의한효과를알아보기위해동

일한 신호에대해윈도우적용전후에대한도달시간정

보를 모두 산출하여 보았다 이론적 도달시간과의 비교.

결과를 보면 부분적으로 약간의 오차가 존재하지만 전

표 차원 모델에서 수치해석 결과와 이론적 도달시간 정보와의 비교3. 3

구간

(m)

이론적

도달

시간차

(msec)

수치해석 결과(msec)

육안인식 극대점 교차점상호상관법 스펙트럼

분석법HWAW

윈도우 무 윈도우 유

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

도달

시간차오차

0 1 15.81 15.9 0.09

1 2 2.20 1.6 -0.60 1.65 -0.55 15.9 0.09 2.45 0.25 2.2 0.00 2.00 -0.20 2.45 0.25

2 3 3.19 2.2 -0.99 3.15 -0.04 2.1 -0.10 2.80 -0.39 2.8 -0.39 2.34 -0.85 2.81 -0.38

3 4 1.49 1.1 -0.39 2.7 1.21 2.95 -0.24 1.85 0.36 1.7 0.21 1.55 0.06 1.83 0.34

4 5 2.39 4.1 1.71 2.15 -0.24 1.65 0.16 2.25 -0.14 2.5 0.11 2.31 -0.08 2.36 -0.03

5 6 2.72 2.85 0.13 2.85 0.13 2.55 0.16 2.80 0.08 2.8 0.08 2.58 -0.14 2.75 0.03

6 7 3.64 3.65 0.01 3.35 -0.29 2.55 -0.17 3.65 0.01 3.7 0.06 3.46 -0.18 3.67 0.03

7 8 3.72 3.1 -0.62 3.9 0.18 3.75 0.11 3.60 -0.12 3.6 -0.12 3.49 -0.23 3.73 0.01

8 9 3.77 3.4 -0.37 3.85 0.08 3.65 -0.07 3.20 -0.57 3.7 -0.07 3.42 -0.35 3.29 -0.48


반적으로 오차가작은 것을 볼수있으며 윈도우를적용

하였을 경우가 전반적으로 오차가 줄어드는 것을 확인

할 수 있다 수치해석을 통해 획득한 신호는 이상적이므.

로윈도우에대한효과가그다지크지않으나 실제신호

에 있어서는 압축파 및 반사파 등의 잡음에 의해 주된

전단파 성분만의 도달시간 차이 정보를 정확하게 획득

하기 힘들어진다.

스펙트럼 분석법3.5

스텍트럼 분석법 은 크로(Spectral Analysis Method)스 파워 스펙트럼 의 주파(Cross Power Spectrum, CPS)수별 위상차 정보를 이용하는 기법으로 표면파 기법 중

SASW 기법에서(Spectral Analysis of Surface Waves)실험분산곡선 도출시 이용되고 있다 등(Stokoe , 1994).두 신호에 대한 크로스 파워 스펙트럼을 계산하고 위

상전개를 통해 주파수별 실제 위상( 을 획득한)

뒤 식 를 통해 도달시간차를 주파수별로 산정할 수(2)있다.

(2)

그림 의 두 신호에 대해 크로스 파워 스펙트럼을 수4행한 결과를 그림 에 도시하였으며 상부는 위상차5(a)정보 하부는크기정보이다 실제위상차정보를획득하, .기 위하여 위상차 정보를 전개한 것이 그림 이다5(b) .위상각 전개시 적절한 매스킹 작업을 통해서(masking)

에서 로 표현된 위상차 정보의 점프수를 정확-180° 180°히 추정해야지만 실제 위상차 정보의 도출이 가능하다.그림 의위상차 정보를 이용하여 주파수별 도달시간5(c)차 정보를 도출한 결과를 보면 적절한 매스킹을 수행하

지 않아 주파수 근처에서 값이 발산하는 것을 볼200Hz

수 있다그림 내 저주파 대역에서 적절( before masking).한 매스킹을 통해 올바른 위상차 정보를 도출하게 되면

주파수별로 유사한 도달시간차 정보를 획득할 수 있게

된다그림내 지반이분산특성( after masking). (dispersive을 보이는 경우 동일 지반에서도 주파수characteristics)

별로 탄성파의 이동 속도가 다르게 되지만 주파수별로

속도를 산정하는 것은 실용적인 측면에서 무의미하며

일반적으로 대표 도달시간차 정보를 사용한다 따라서.본 연구에서는 크로스 파워 스펙트럼의 크기 정보에서

최대크기의 배이상되는영역을주된에너지영역으0.2로 설정하고 설정된 주파수 영역 내에서의 도달시간 정

보를 가중치 평균하는 방식으로 대표 도달시간 정보를

획득하였다 표 와 표 의 도출된 결과를 보면 전반적. 2 3으로 오차가 적은 것을 볼 수 있다 하지만 정확한 결과.

Signal No.1

Signal No.2

CrossCorrelation

Timewindowing

그림 상호상관법의 이용 일례 좌측은 원시데이터 이용 결과 우측은4. ( ,

주된 전단파 성분 영역에 대해 윈도윙한 데이터 이용 결과)

Masking

크로스파워스펙트럼을 이용한 주파수별 위상차 및 크기 획득(a)

After Masking

Before Masking

위상전개를 통한 실제 위상차 도출(b)

After Masking

Before Masking

*

Trav

el T

ime

Del

ay (m

s)

1

-1

2

주파수별 도달시간차 도출(c)

그림 스펙트럼 분석법을 이용한 도달시간차 도출 과정5.


를 획득하기 위해서는 적절한 매스킹 작업을 선행하여

야 하므로 자동화가 어려우며 현장 적용성이 떨어진다

고 판단되었다.

기법3.6 HWAW

과 의해 소개된 하모닉 웨이블릿 파분Park Kim(2001)

석법 은(Harmonic Wavelet Anlaysis of Waves, HWAW)

지반의 전단파 속도 주상도를 도출하기 위한 표면파 기

법에 적용되어 연구되고 있지만 시간주파수 분석을 통-

해 주파수별로 두 신호의 도달시간 차 정보를 도출하는

방식이므로 적용 대상이 다양하다고 할 수 있다박형춘(

등 스펙트럼 분석법과 비교하여 볼 때 에너지가, 2005).

최대인 지점을 이용한다는 점에 있어서 분석하고자 하

는 주된 파성분전단파 성분외의 잡음압축파 반사파( ) ( ,

등에 대한 영향이 적다 또한 매스킹 과정이 요구되지) .

않으므로 도달시간 정보를 산출하는데 있어 전문가적

인 판단을 요구하지 않아 자동화가 가능하다는 장점이

있다 그림 의 두 신호에 대한 하모닉 웨이블릿을 이용. 4

한 시간주파수 해석 결과를 그림 에 도시하였으며- 6(a)

주파수별로 에너지가 최대인 지점을 표기하였다 이 지.

점을 이용하여 두 신호간의 도달시간차 정보를 그림 6

와 같이 획득하게 된다 앞 절의 스펙트럼 분석법과(b) .

동일하게 각 파형에 대해 주파수 영역에서 주된 에너지

영역을 설정하고 설정된 주파수 영역 내에서 각 주파수

성분의 에너지에 대해 가중치를 주어 도달시간 정보를

평균하는 방식을 취하였다 표 와 표 의 결과를 보면. 2 3

전반적으로 오차가 거의 없는 것을 볼 수 있다 하지만.

해석 시간이타기법에 비해오래걸리는 편이므로 실용

성 측면에서는 불리하다.

해석 결과의 비교 및 고찰3.7

차원 모델에 대한 수치해석 비교 연구 결과를 그2

림 에 정리하였다 그림 에 이론적 도달시간과의7 . 7(a)

도달시간 차이 즉 오차 정도를 도시하였으며 그림,

에 이러한 도달시간 정보를 이용하여 굴절 경로법7(b)

으로 도출된 전단파 속도 주상도를 도시하였다 그림.

에는 차원 모델에 대한 결과를 동일한 방식으로 정8 3

리하였다 또한 각 모델에 있어서 각 방법에 대한 최. ,

대 오차 평균 오차 및 오차 평균을 표 에 요약하여, % 3

정리하였다 전반적으로 육안 인식을 통한 초동 추정.

방법은 오차가 매우 크며 이는 결과적으로 전단파 속

도 주상도가 모델과 상이하게 도출되는 것으로 이어

졌다 수치해석을 통한 이상적인 신호에서도 초동의.

정확한 추정이 어려웠으므로 실제 신호에서는 더욱

힘들 것이라 판단된다 그리고 어느 하나의 기준점을.

이용하는 방법에 비해 전체 신호를 이용FA, PP, CO

하는 방법CC, CPS, HWAW 이 더욱 정확한 결과를

제공하는 것을 볼 수 있다(CC_ 는 시간 영역 윈도W

우잉 적용 결과 하나의 기준점을). 이용하는 방법들은

Time (sec) Time (sec)

각 신호의 시간 주파수 해석 결과(a) -

Trav

el T

ime

Del

ay (m

s)

1

0.5

Frequency (Hz)

주파수별 도달시간차 획득(b)

그림 기법 이용 방법6. HWAW

표 각 모델에 있어 수치해석 결과의 이론적 도달시간에 대한 오차4.

비교

적용기법 모델종류

도달시간 기준(ms)

최대

오차

평균

오차

오차%

평균

초동 추정차원 모델2 1.50 0.76 33.94

차원 모델3 1.71 0.60 23.43

극대점 이용차원 모델2 0.68 0.12 3.51

차원 모델3 1.21 0.34 17.15

교차점 이용차원 모델2 0.21 0.05 2.36

차원 모델3 0.23 0.13 5.18

상호상관법

윈도윙( )

차원 모델2 0.55 0.11 3.33

차원 모델3 0.39 0.13 5.08

스펙트럼

분석법

차원 모델2 0.22 0.09 2.88

차원 모델3 0.84 0.26 8.63

기법HWAW차원 모델2 0.24 0.09 2.62

차원 모델3 0.55 0.17 7.41


오차가 크게 발생하는 지점이 있으며 도출된 전단파

속도 주상도의 증감현상이 존재하는 것을 볼 수 있다.

전체 신호를 이용하는 방법은 하나의 기준점을 이용

하는 방법에 비해 오차가 작으며 도출된 전단파 속도

주상도 또한 모델값과 비교하여 볼 때 유사한 결과를

도출하고 있는 것을 볼 수 있다 즉 탄성파에 있. , 어서

전단파 성분의 이동은 특정 주파수 대역을 가지는 에

너지의 이동이므로 어느 한 점을 기준으로 하는 방법

으로는 정확하게 측정하기 어려운 것으로 판단된다.

반면 전체 신호를 이용하는 방법들은 특정 주파수 대,

역에 있어서의 에너지 이동에 대한 평균적인 도달시간

차를 산출하므로 더욱 안정적이며 신뢰성 있는 결과

0

2

4

6

8

10

-1 -0.5 0 0.5 1Travel Time Difference (ms)

Dep

th (m

)

FAPPCOCCCC_WCPSHWAW

도달시간 오차 비교(a)

0

2

4

6

8

10

0 200 400 600 800Shear Wave Veocity (m/s)

Dep

th (m

)

ModelFAPPCO

0

2

4

6

8

10


Dep

th (m

)

ModelCC_WCPSHWAW

전단파 속도 주상도 좌측은 하나의 기준점을 이용 방법 결과 우측은 전체 신호를 이용하는 방법 결과(b) ( , )

그림 차원 모델에 대한 결과 비교 초동 추정 방법 극대점 이용 방법 교차점 이용 방법 상호상관법 시간영역7. 2 (FA : , PP : , CO : , CC : , CC_W :

윈도윙 적용 상호상관법 스펙트럼 분석법 기법, CPS : , HWAW : HWAW )


를 도출하는 것으로 판단이 된다.

토조 실험을 통한 도달시간 정보 획득 방법의4.비교

수치해석을 통해 획득한 파형은 다분히 이상적이므

로 이러한 파형을 이용하여 실용적 측면에서 각 방법에

대한 비교 연구를 수행하기에는 부족함이 있다 그러므.

로실제지반에서다운홀실험을 통해획득한파형을이

용하여 고찰해 보는 것이 필요하다 하지만 실제 현장에.

서는 수치해석에서와 같이 검증하기 위한 정해를 알기

가 힘들다 검증용 비교자료로 크로스홀 기법 결과를 활.

용하는 것이 가장 신뢰성이 높다고 인식되어 있으나 크

로스홀 기법 또한 층상구조가 수평하지 않거나 시험공

0

2

4

6

8

10

-2 -1 0 1 2Travel Time Difference (ms)

Dep

th (m

)

FAPPCOCCCC_WCPSHWAW

도달시간 오차 비교(a)

0

2

4

6

8

10


Dep

th (m

)

ModelFAPPCO

0

2

4

6

8

10


Dep

th (m

)

ModelCC_WCPSHWAW

전단파 속도 주상도 좌측은 하나의 기준점을 이용 방법 결과 우측은 전체 신호를 이용하는 방법 결과(b) ( , )

그림 차원 모델에 대한 결과 비교8. 3


영향 등에 의해 잘못된 결과를도출할수 있으므로검증

이 어렵다 따라서 실내 토조를 이용하여 도달시간 정보.

획득 방법의 비교 연구를 수행하였다 토조내 지반 조성.

시 각 깊이별로 속도계를 매설하는 방식을 통해 일반적

인 다운홀 시험에서 발생할 수 있는 시험 지점의 오류

및 시추공 영향을 없앤 상태에서 양질의 신호를 획득할

수 있다 또한 토조 내의 지반에서 벤더 엘리먼트 실험.

을 수행함으로써 비교적 정확한 검(bender element test)

증용 자료를 획득할 수 있다.

검증용 실내 토조에 대한 모식도를 그림 에 도시하9

였다 토조의 크기는 가로 세로 높이 이. 1m×1m×1.2m( × × )

며 깊이 간격으로 수평 방향 성분의 속도계10cm 10Hz

를 매설하였다 또한 크로스홀 방식의 벤더 엘리먼트 실.

험을 위해 간격으로 벤더 엘리먼트를 설치한 벤더10cm

봉 개를 설치하였다 벤더 엘리먼트 실험 수행시 지반2 .

입자의 움직임 방향을 다운홀 기법에서와 동일하게 하

고자 압전 소자를 좌우 방향으로 가진하고 감진하도록

설치하였다 토조내 지반은 토조 상부에 설치된 낙사 장.

치를 이용하여 수평적으로 균등하게 조성하였으며 주

문진 표준사를 이용하였다 낙사 회에 정도 지반. 1 10cm

이 조성되도록 하였으며 낙사를 지속적으로 실시하여

약 정도 높이로 지반을 조성하였다1m .

벤더 엘리먼트 실험을 통해 획득한 깊이별 파형을 그

림 과 같으며 추정되는 전단파 성분의 도달 시점을10

상향 화살표로 표기하였다 벤더 엘리먼트 실험에서는.

근접장 영향으로 인하여 전단파 성분의 도달 시점을 정

확하게 추정하기 어려운 경우가 많으나 본 토조 실험에

서는 가진지점과감지 지점의거리가가진주파수에비

해비교적길기때문에근접장 영향이적어 비교적정확

하게 전단파 성분의 도달시점을 추정할 수 있었다 토조.

내 전단파 속도는 구속압에 의한 효과만 작용되어 깊이

에 따라 점차적으로 증가할 것이며 심도에 따라 전단파

성분의도달시점이서서히빨라지는것으로보아계획한

바대로 지반이 잘 조성되었다고 판단된다.

다운홀 모의 실험을 수행하여 깊이별 파형을 획득하

였다 가진원으로부터 감지기까지의 거리가 짧기 때문.

에 근접장 영향을 줄여주고 도달시간 정보 획득에 유리

하도록 소형의 지표면 가진원 및 소형 해머를 사용하여

최대한 가진 주파수를 크게하였다 가진원 거리를. 10cm

및 로 달리하여 시험을 수행하였으며 각 가진원 거20cm

리당 회를 실시 총 개의 깊이별 파형을 획득하였다2 , 4 .

가진원 거리별로 획득한 파형 일례를 그림 에 도시하11

였다 수치해석 수행을 통해 획득한 파형과 비교하여 볼.

때근접장성분이 더욱관찰이 되며 토조벽면에서반사

SandG1

G2

G3

G4

G5

G6

G7

G8

G9

B1

B2

B3

B4

B5

B6

B7

B8

B1

B2

B3

B4

B5

B6

B7

B8

S1 S2

1m

1m

0.1m

검증용 토조의 구성 속도계 벤더(a) (G: , B: ) 토조 내 지반 조성 과정 낙사방식(b) ( )

그림 검증용 토조 개요도 및 지반조성 과정9.


된파들또한감지되는것을관찰할수있다 이러한 개. 4

의 깊이별 획득 파형을 이용하여 가지 방법을 통해 도6

달시간 정보를 결정하였다 또한 이를 이용하여 굴절 경.

로법으로 전단파 속도 주상도를 도출하여 보았다 그림.

에 벤더 엘리먼트 실험 결과와 함께 각각의 도달시간12

정보 획득 방법별로 결과를 비교하여 도시하였다.

육안인식에 의한 초동 추정 방법은 개의 파형에 대4

한 결과들의 분산이 다른 기법에 비하여 심한 것을 볼

수 있다그림 이는 동일한 지반에서 같은 가진원( 12(a)).

위치에서 동일하게 실험한 것이라고 할지라도 초동 추

정 방법은 도달시간 정보를 결정할 때마다 다른 값이

도출될 가능성이 있음을 의미한다 다른 방법들을 이용.

한결과는 비교적유사한형태를보이며 특히 동일가진

원 위치에서의 결과에서는 거의 동일함을 알 수 있다.

스펙트럼 분석법을 제외하고는 벤더 엘리먼트 실험 결

과와 거의 유사한 결과를 도출 하는 것을 볼 수 있다.

스펙트럼 분석법은 토조 결과 해석시 획득 파형에 대한

복잡한매스킹과정이요구되었으며이에따라상당부

분의 주파수 영역에서 데이터를 상실하였다 이러한 이.

유로 정확한 도달시간 정보를 획득하지 못한 것으로 판

단된다 교차점 이용 방법에 있어서는 하부 지점에 있어.

서 속도가 약간 작게 도출되는 것을 볼 수 있는데 이는

심도가 깊어질수록 획득 파형에서 주주파수 성분이 저

주파 성분으로 이동하게 되며 교차점이 불명확해져 도

달시간 정보를 실제보다 좀 크게 산출하였기 때문이다.

전체 파형을 이용하는 방법에 있어서 하부 측점의 결2

과가 벤더 엘리먼트 결과와 약간 다르게 산정된 것을

볼 수 있는데 이는 토조 벽면 등의 반사파로 인한 것으

로 판단된다 본 토조를 통한 비교 연구에 있어서는 극.

대점 이용방법이 전반적으로 가장 정확한 값을 도출하

고있으며결과의반복성도뛰어난것으로판단이되었으

며하부지점의결과를제외하면상호상관법이나 HWAW

기법을 적용한 결과 또한 신뢰성 있는 결과를 도출하였

다고 판단이 된다.

현장 획득 자료에 대한 적용5.

본 절에서는 실제 현장 데이터를 이용하여 도달시간

결정법에 대해 비교하여 보았다 현장 시험 데이터에 의.

한 결과는 단순히 도출된 도달시간 정보의 정확성에만

결정되는 것이 아니라 정확한 시험 심도의 설정 지반의,

횡방향불균질성등여러가지현장상황이반영된다 따.

라서현장시험데이터를이용하여서는도달시간결정법

에 대해 정확하게 비교 및 평가하기는 힘들지만 최종

결과를 합리적으로 도출하는데 가장 적합하고 실용적

측면에서 유리한 기법에 대해 고찰해 보고자 하였다 그.

림 에 도시한 깊이별 파형은 충청남도 홍성 소하천13

부지에서 다운홀 시험을 통해 획득한 것이다 하천 둑의.

Trigger

0.25m

0.35m

0.45m

0.55m

0.65m

0.85m

0.95m

0 0.001 0.002 0.003 0.004

Travel Time (ms)

그림 토조내에 설치된 벤더 엘리먼트를 통해 획득한 깊이별 파형10. 가진 위치(a) 10cm

가진 위치(b) 20cm

그림 토조내 속도계를 이용하여 수행한 다운홀 시험의 깊이별 획11.

득 파형


성토체 평가를 위해 수행한 것으로 까지 시험을12.91m

수행하였다 방향로드 방식의 감지기 시스템을 사용하.

였으며 노이즈 제거 상태가 불량하여 심도가 깊어질수

록 획득한 신호의 상태가 양호하지 못한 것을 알 수 있

다 각각의 도달시간 정보 결정법으로 결정된 전단파 속.

도 주상도들을 그림 에 시추 주상도와 치와 비14 SPT-N

교하여 도시하였다 치 형상으로 미루어 보아 본. SPT-N

부지는 깊이에 따라 전단파 속도가 서서히 증가하는 지

반으로추정할수있다 시험심도의부정확성에의해증.

감현상이 있을 수 있지만 획득된 전단파 속도의 깊이별

변화 형상은 잘못된 도달시간 정보 결정에 의한 것이

주된 것으로 판단이 된다 전체 신호를 이용하는 방법에.

있어서는 전체적으로 유사한 결과를 도출한 것으로 보

이지만 한 점을 이용하는 방법에 있어서는 결과가 서로

달랐으며 특히 초동 추정 방법에 의한 결과는 깊이별

증감 현상이 두드러졌다 또한 교차점 이용 방법은 토. ,

조 결과에서도 그 특성이 볼 수 있었던 것처럼 심도가

깊어질수록전단파 속도를낮게평가하는것을볼수있

다 이는 획득한 신호 상에서 상부에 비해 하부의 주파.

수대역이저주파로옮겨진것에의한것으로그림 에13

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0 100 200 300 400Shear Wave Velocity (m/s)

Dep

th (m

)

S20_#1S20_#2S10_#1S10_#2Bender

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00


Dep

th (m

)

S20_#1S20_#2S10_#1S10_#2Bender

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00


Dep

th (m

)

S20_#1S20_#2S10_#1S10_#2Bender

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00


Dep

th (m

)

S20_#1S20_#2S10_#1S10_#2Bender

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00


Dep

th (m

)

S20_#1S20_#2S10_#1S10_#2Bender

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00


Dep

th (m

)

S20_#1S20_#2S10_#1S10_#2Bender

(a) (b) (c)

(d) (e) (f)

그림 토조 실험 정보를 이용한 전단파 속도 주상도 도출 결과 초동 추정 방법 극대점 이용 방법 교차점 이용 방법 상호상관법12. (a) , (b) , (c) , (d) ,

스펙트럼 분석법 기법(e) , (f) HWAW

0.04 0.08 0.12 0.160.0

1.91

Travel Time (sec)

Testing Depth (m)

2.412.913.413.914.414.915.415.916.416.917.417.918.418.919.419.91

10.4110.9111.4111.9112.4112.91

그림 다운홀 현장 시험 수행을 통해 획득한 깊이별 신호 홍성 소하13. (

천 부지)


서 확연히 확인할 수 있다.

그림 은 평택 서해대교 부지에서 다운홀 시험을15

통해 획득한 깊이별 신호로써 사의 감지Geostuff BHG

기를 사용한 것이다 신호 획득 장비는. Geomatrix 사의

으로 아날로그 입력 해상도가 이고StratavisorNZ 24bit

중첩기능이 있어 최종 시험 심도인 까지 획득 신호33m

의 양호도가 매우 우수한 것을 볼 수 있다 그림 에. 16

굴절 경로법 적용을 통해 도출된 전단파 속도 주상도를

시추 주상도와 값과 비교하여 도시하였다 획득SPT-N .

신호가 매우 양호함에도 불구하고 각 도달시간 결정법

에 따라 그 결과가 상이하였으며 깊이별 속도의 증감

이매우심하였으며초동 추정에의한결과가특히두드

러지는 것을 확인 할 수 있다 전체 신호를 이용하는 방.

법의 경우에는 개의 방법에 의한 결과가 유사한 것을3

볼 수 있다 하지만 심도 근방에. 16m-20m 있어 속도의

증감이매우심한것을알수있다 이는시. 험 심도에 의

한 오차나 해당 층이 풍화토에서 풍화암으로 전이되는

구역이므로 횡방향 불균질성 등에 의한 것으로 판단이

된다.

실질적으로 다운홀 시험에 있어 여러 가지 오류의 원

인이 존재하기 때문에 굴절 경로법으로 시험 간격별 전

단파 속도를 자세하게 도출하기에는 무리가 있다 도달.

시간 정보오류의보정을통해합리적인전단파속도주

상도를 도출하기 위한 방편으로 평균 굴절 경로법방은(

석 등 이 소개된 바 있으며 평균 굴절 경로법으로, 2006)

0

2

4

6

8

10

12

14


Dep

th (m

)

FAPP_upPP_dwCO

0

2

4

6

8

10

12

14


Dep

th (m

)

CCCPSHWAW

Drill Log&

SPT-N

Fill

Alluvial

5

3

12

23

27

31

42

46

22

ResidualSoil

9

그림 도달시간 도출 방법별 도출된 전단파 속도 주상도의 비교 홍성 소하천 부지14. ( )

0.06 0.12 0.18 0.240.0

1

Travel Time (sec)

Testing Depth (m)

23456789

10111213141516171819202122232425262728293031

3332

그림 다운홀 현장 시험 수행을 통해 획득한 깊이별 신호 평택 서해15. (

대교 부지)


도출된 전단파 속도 주상도를 그림 에 도시하였다 합17 .

리적인 비교를 위하여 평균 굴절 경로법 적용을 위한

R2값 및 최소층 두께 기준은 모두 동일한 상태로 결과

를 도출하였다. 평균 굴절 경로법은 도달시간 오차에 의

한보정을해 주지만기존도달시간정보의양호도에의

존적이다 따라서 평균 굴절 경로법을 통해 도달시간 정.

0

5

10

15

20

25

30

35

0 300 600 900 1200 1500Shear Wave Veocity (m/s)

Dep

th (m

)

FAPPCO

0

5

10

15

20

25

30

35


Dep

th (m

)

CCCPSHWAW

SoftRock

Drill Log&

SPT-N

Fill8

50/28

50/1750/18

5

50/2738/30

50/11

WeatheredSoil

WeatheredRock

그림 굴절 경로법으로 획득한 전단파 속도 주상도의 비교 평택 서해대교 부지16. ( )

0

5

10

15

20

25

30

35


Dep

th (m

)

FAPPCO

SoftRock

Drill Log&

SPT-N

Fill8

50/28

50/1750/18

5

50/27

38/30

50/11

WeatheredSoil

WeatheredRock

0

5

10

15

20

25

30

35


Dep

th (m

)

CCCPSHWAW

그림 평균 굴절 경로법으로 획득한 전단파 속도 주상도의 비교 평택 서해대교 부지17. ( )


보오류가 보정된뒤에도초정추정에의한방법결과는

비정상적인증감이존재하는것을볼수있다 전체신호.

를이용하는방법의결과는서로유사한것을볼수있다.

심도가 깊어질수록 전단파 속도가 서서히 증가하는 형

상으로 결정되었으며 풍화암층에서 속도가 증가하여 층

이 구분됨을 유추할 수 있도록 해주고 있다.

요약 및 결론6.

본 논문에서는 다운홀 기법 해석 과정에 있어 신뢰성

있는 도달시간 산출 방법에 대해 수치해석 실내 토조,

실험 현장 실험 결과를 이용하여 고찰하여 보았으며 다,

음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 육안 인식을 통한 초동 추정 방법은 압축파의 영향

및 근접장 효과로 인하여 정확한 추정이 어렵고 그

기준이 모호하므로 해석자의 주관적 판단에 따라

결과가 달라지며 신뢰성 있는 결과를 도출하지 못

하는 것으로 판단되었다.

(2) 극대점 이용 방법 및 교차점 이용 방법은 하나의 기

준점을 이용하므로 파형이 왜곡된 특정 심도에서

큰 오차를유발할 수있다 특히 교차점이용방법은.

시험 심도가 깊어질수록 획득 파형의 주파수 대역

이 저주파로 이동하므로 도달시간 정보를 실제보다

과대평가 할 수 있다.

(3) 상호상관법 스펙트럼 분석법 기법은 전체, , HWAW

신호를 이용하므로 전체적인 전단파 성분의 이동

시간을 신뢰성 있게 도출하고 있다고 판단되었다.

상호상관법 적용 시에는 시간 영역 윈도우잉을 적

용하는 것이 더욱 정확한 결과를 도출하는 것으로

나타났다.

(4) 스펙트럼 분석법은 도달시간 결정시 파형의 양호도

에따라적절한매스킹과정이요구되었으나 HWAW

기법은 도달시간 결정시 해석자의 판단이 요구되지

않으므로더욱유리한것으로판단되었다 단. , HWAW

기법은 다른 방법에 비해 해석 시간이 오래 걸리는

단점이 있었다.

(5) 본 연구에서는 결과의 신뢰성 측면이나 결과 도출

의 자동화 가능 여부 및 간편성 등의 실용적인 측면

에서 상호상관법이 다운홀 기법에서 도달시간 정보

를 결정하는 방법으로 가장 적합한 것으로 판단이

되었다.

(6) 적절한 도달시간 결정법으로 신뢰성 있는 도달시간

정보의 산출이 어느정도 가능하지만 항상 그렇지는

못하므로 도달시간 정보 오차를 적절히 보정해 주

는 해석 기법을 적용함으로써 이러한 문제를 극복

하는 것이 바람직하다.

감사의 글

본 연구는 건설교통부가 출연하고 한국건설교통기술

평가원에서 위탁시행한 년도 건설핵심기술연구개2004

발사업 핵심기술 과 한국지질자원연구원 기본(04 B01-04)

사업인 지하정밀 영상화 융합기술 개발 의 일환으로“ ”

수행된 것이며 이에 감사드립니다.

참 고 문 헌

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접수일자 심사완료일( 2006. 6. 28, 2007. 7. 18)

모래지반에서 비배토 테이퍼말뚝의 연직거동 특성 35

모래지반에서 비배토 테이퍼말뚝의 연직거동 특성

Axial Behavior of Non-Displacement Tapered Piles in Sand

백 규 호1 Paik, Kyu-Ho

이 준 환2 Lee, Jun-Hwan

김 대 홍3 Kim, Dae-Hong

Abstract

It is known that the response of piles is affected by the shape of pile as well as soil conditions. In order to investigatethe characteristics of the axial responses and bearing capacities of non-displacement tapered and cylindrical piles in sands,12 model pile load tests using a calibration chamber were conducted on model tapered and cylindrical piles, whichwere specially manufactured to measure the base and shaft load capacities independently. Results of the model testsshowed that the shaft load of tapered piles continuously increased with pile settlement, whereas the shaft load ofcylindrical piles reached ultimate values at a settlement equal to 4% of pile diameter. Therefore, taper piles have greatershaft loads than cylindrical one at the same settlement. It is also observed that the total load capacity of tapered pilesis lower than cylindrical piles for dense sand but is greater than that of cylindrical piles for medium sand. The ultimateunit base resistance of tapered piles was greater than that of cylindrical piles for lateral earth pressure ratio greaterthan 0.4, and the shaft resistance was greater than that of cylindrical piles irrespective of lateral earth pressure ratio.

요 지

말뚝의 거동특성은 지반조건 뿐만 아니라 말뚝의 형상에 의해서도 영향을 받는 것으로 알려져 있다 본 논문에서는.비배토 테이퍼말뚝과 원통형말뚝의 연직거동과 지지력 특성을 조사하기 위해서 선단지지력과 주면마찰력을 분리해서

측정할 수 있는 모형말뚝과 가압토조를 이용해서 총 회의 모형말뚝시험을 실시하였다 시험결과 원통형말뚝의 주면12 .하중은 말뚝 직경의 에 해당하는 침하량에서 극한치에 도달하였다 반면 테이퍼말뚝의 주면하중은 말뚝이 침하함4% .에 따라 계속 증가하는 경향을 보였으며 원통형말뚝의 주면하중보다 상당히 큰 것으로 나타났다 그리고 조밀한, .지반에서는 테이퍼말뚝의 전체지지력이 원통형말뚝보다 작은 반면 상대밀도가 보통인 지반에서는 테이퍼말뚝의 전체

지지력이 원통형말뚝보다 큰 것으로 나타났다 테이퍼말뚝의 단위 극한선단지지력은 지반의 토압계수가 보다 클. 0.4때 원통형말뚝보다 컸으며 테이퍼말뚝의 단위 극한주면마찰력은 지반의 토압계수와는 무관하게 원통형말뚝보다 큰,것을 알 수 있었다.

Keywords : Axial behavior, Base load capacity, Calibration chamber test, Shaft load capacity, Tapered pile

정회원 관동대학교 토목공학과 교수 교신저자1 , (Member, Prof., Dept. of Civil Eng., Kwandong Univ., [email protected], )정회원 연세대학교 사회환경시스템공학부 부교수2 , (Member, Associate Prof., Dept. of Civil and Environmental Eng., Yonsei Univ.)정회원 한국전력공사 전력연구원 선임연구원3 , (Member, Senior Researcher, KEPRI/KEPCO)




서 론1.

말뚝의 거동 특성은 말뚝이 설치된 지반의 응력상태

와 상대밀도 같은 지반조건과 설치방법 뿐만 아니라 말

뚝의 형상에 따라서도 달라진다 현재까지 많은 연구자.

들은 말뚝기초의 경제성 향상을 위해서 일정한 지반조

건 하에서 말뚝의 형상 변화를 통해서 말뚝의 지지력을

극대화하기 위한 연구를 수행해 왔다 그 결과 테이퍼.

형태나 계단식 테이퍼형태 의 현장(tapered) (step-tapered)

타설말뚝이 개발되어 오래동안 사용되어 왔으며 국내,

에서도 말뚝의 선단부를 확대시킨 선단확대말뚝(belled

이나 말뚝 주면에 나선형의 돌기를 형성해서 주면pile)

마찰력을 증대시킨 나선돌기말뚝과 같은 다양한 형태

의 말뚝이 개발되었다 신민호 등(McCarthy 1998, 1996,

백규호 1997).

한편 구조물에 가해지는 하중이 말뚝을 통해서 지반

의 지지층에 전달되는 과정을 살펴보면 말뚝에 가해지,

는 연직력과 수평력 그로 인한 발생하는 모멘트의 크기,

는 말뚝의 두부에서 가장 크고 말뚝의 선단에 가까워질

수록 점차 감소하게 된다 특히 송전선을 하나의 기둥으.

로 지지하는 강관주 철탑 의 경우에는 단 본의(one pole)

말뚝이 철탑을 지지하는 상태에서 송전선에 가해지는

장력이나 풍하중에 의해 매우 큰 크기의 수평력과 모멘

트가 기초의 상부에 작용하게 된다한국전력 따( 2006).

라서 말뚝에 전달되는 각종 하중요소의 분포와 그에 필

요한 말뚝의 소요단면을 고려할 때 말뚝의 두부에서 단

면이 가장 크고 선단으로 갈수록 단면이 작아지는 테이

퍼말뚝 이 말뚝의 구조적인 안정성과 경제(tapered pile)

성 측면에서 가장 유리하다고 할 수 있다(Zil’berberg

그러나and Sherstnev 1990; El Naggar and Wei 1999).

테이퍼말뚝에 대한 연구결과가 충분치 못하고 관련 설

계기준이 정립되지 않은 탓에 현재까지 테이퍼말뚝의

현장 시공사례는 극히 드문 실정이다.

현재까지테이퍼말뚝의거동에관한연구는사질토지

반에 타입된 테이퍼말뚝의 연직지지력이 원통형말뚝보

다 크다는 의 현장시험 결과가 보고된 이Norlund(1963)

후에 몇몇 연구자들에 의해 매우 제한적으로 이루어져

왔다 와 와. Wei El Naggar(1998), El Naggar Wei(1999), El

와 는 가압토조와 원심모형시험기를Naggar Sakr(2000)

이용한 모형시험을 통해서 느슨한 모래지반에 매입된

테이퍼말뚝의 전체지지력과 단위 주면마찰력은 동일조

건에 설치된 원통형말뚝보다 크고 말뚝의 테이퍼 각도,

가 커질수록 테이퍼말뚝의 단위 주면마찰력이 더욱 커

지는 것을 밝혀냈다 그리고 등 의 연구결과. Sakr (2004)

에 따르면 조밀한 모래지반에 타입된 테이퍼말뚝의 전

체지지력과 단위 주면마찰력 단위 선단지지력은 동일,

조건에 있는 원통형말뚝보다 큰 것으로 나타났다 또한.

모래지반에 타입된 테이퍼말뚝의 전체지지력은 원통형

말뚝보다 정도 크고 그로 인해 기초공사에서200-250% ,

원통형말뚝을 테이퍼말뚝으로 대체함으로써 기초 공사

비를 대폭 절감한 사례가 보고되기도 하였다(Zil’berberg

와 Sherstnev 1990).

이상과 같이 테이퍼말뚝의 거동 특성과 관련해서 현

재까지 수행된 연구의 대부분은 매우 제한된 범위 내에

서만 이루어짐으로써 관련 연구결과가 충분하지 않은

상태이다 즉 비배토 테이퍼말뚝의 거동에 대한 연구는. ,

느슨한 모래지반이나 불포화 점성토에서만 이루어졌고,

타입된 테이퍼말뚝의 거동 연구는 조밀한 모래지반에

서만 이루어져 왔다(Norlund 1963, Rybnikov 1990, Wei

와 와 등El Naggar 1998, El Naggar Sakr 2000, Sakr

그 결과 말뚝의 테이퍼 각도와 지반조건이 테이2004).

퍼말뚝의 거동 특성에 미치는 정성적 정량적 영향도 정,

확하게 규명되지 않고 있으며 그로 인해 현재까지 테이,

퍼말뚝의 지지력을 산정할 수 있는 합리적인 설계기준

도 정립되어 있지 않은 상태이다.

본 논문에서는 모래지반에 현장타설된 테이퍼말뚝의

연직거동과 지지력 특성을 조사하기 위하여 가압토조

를 이용해서 다양한 지반조건 하에서 모형말뚝시험을

수행하였다 그리고 일반적으로 사용되고 있는 원통형.

말뚝과의 비교를 통해서 테이퍼말뚝의 거동 특성을 분

석하기 위해서 원통형말뚝에 대한 모형말뚝시험도 병

행하였다 이러한 모형시험을 통해서 지반의 수평응력.

과 연직응력 상대밀도가 테이퍼말뚝의 연직거동과 지,

지력에 미치는 영향을 분석하였고 원통형말뚝과 테이,

퍼말뚝의 거동을 비교함으로써 모래지반에서 테이퍼말

뚝의 연직거동 특성을 조사하였다.

실내모형시험2.

모형지반 조성과 말뚝 설치2.1

모형말뚝시험을 위한 모형지반은 그림 과 같이 직경1

이 이고 높이가 인 가압토조에 대기중에775mm 1250mm

서 건조된 주문진 표준사를 다양한 방법으로 살포함으


로써 조성하였다 시험에 사용된 모래의 균등계수. (Cu)

와 곡률계수(Cc 는 각각 와 이었고 통일분류법) 1.24 0.97 ,

에 의해 로 분류되었다 모래의 비중SP . (Gs 은 이었) 2.63

으며 최대 및 최소 간극비는 각각 과 으로, 0.948 0.596

측정되었다.

모형지반은 모래상자 에서 유출되는 모래의(hopper)

양과 낙하고를 조절해서 지반의 상대밀도를 조절하는

낙사법 을 이용해서 조성하였으며 지반(raining method) ,

의상대밀도는보통상태와조밀한상태로구분하여 55%

와 로 하였다 모형지반의 균질성을 확보하기 위해86% .

모래상자에서 유출된 모래는 번과 번 체로 구성된8 10

모래분산망 을 통과하도록 하였고 모래의(sand diffuser) ,

회 낙하로 인한 모형지반의 조성높이는 로 제한1 10cm

하였다 모형지반의 높이가 에 도달했을 때 토조에. 60cm

설치된 가이드프레임을 이용해서 시험말뚝을 연직으로

유지한상태에서모형지반의중앙부에 가량압입함5cm

으로써 모형말뚝의 선단부가 지반과 완전히 밀착되도록

하였다 시험말뚝의 거치가 끝난 후에 나머지. 높65cm

이의 모형지반을 조성하였으며 모형말뚝의 최종 관입,

깊이는 가 되도록 하였다 따라서 말뚝의 설치에70cm .

따른 주변지반의 응력변화를 고려할 때 본 모형시험의

말뚝은 비배토말뚝을 재현한 것으로 생각할 수 있다 이.

상과 같은 방법으로 모형지반을 조성한 후에 가압토조

의 바닥과 측면에 설치된 고무막 에 압축공(membrane)

기를 시간동안 가함으로써 모형지반을 소정의 응력17

상태로 압밀시켰다.

시험말뚝2.2

본 논문에서는 지반조건에 따른 테이퍼말뚝의 거동

변화를 조사하고 테이퍼말뚝과 원통형말뚝의 지지력

특성을 비교하기 위하여 그림 와 같이 직경 의2 60mm

원통형말뚝과 평균직경이 이고 말뚝의 주면이58.7mm

연직으로부터 만큼 기울어진 테이퍼말뚝을 시험말뚝1°

으로 사용하였다 시험말뚝의 전체 길이는 이며. 900mm ,

말뚝의 하중전이분포를 측정하기 위하여 전체 말뚝길

이 중 지반에 매입될 부분에 대해서만 말뚝의700mm

길이방향으로 개 위치에 대칭으로 총 개의 스트레인9 18

게이지를 부착하였다 그리고 말뚝의 하중전이분포가.

말뚝 선단부에서 심하게 변하는 것을 고려해서 말뚝의

선단부에서는 스트레인게이지의 설치간격을 좁게 하였

고 모든 스트레인게이지 전선들은 게이지가 설치된 지,

점에서 곧바로 말뚝 내부로 유입되어 말뚝 두부에 설치

된구멍을통해서 데이터로거 에연결되었다(data logger) .

한편 기존의 연구결과에 따르면 테이퍼말뚝은 원통,

형말뚝에 비해 전체지지력에서 주면마찰력이 차지하는

비중이 상당히 크고 말뚝의 침하에 따른 주면마찰력의

변화도 원통형말뚝과 매우 다른 것으로 알려져 있다(El

LateralMembrane

CompressedAir

BottomMembrane

Compressed Air

Test Pile

1250mm

775mm

700mm

그림 가압토조의 형상과 제원1.

404050

100

100

100

100

100

20

700

200

Strain Gauges

1o

Hole forLead Wires

Silicone Seal

46.0

71.3 60.0

All dimensions in mm

그림 모형말뚝의 구조와 제원2.


와 등 따라서 테이퍼말뚝Naggar Sakr 2000, Sakr 2004).

의 거동 특성을 정확히 분석하기 위해서는 말뚝의 지지

력을 선단지지력과 주면마찰력으로 분리해서 측정하는

것이 필요하다 이를 위해 모형시험에 사용된 모든 시험.

말뚝의선단에는그림 과 같이직경이 작은 강봉에 개3 4

의 스트레인게이지를 대칭으로 부착해서 제작된 하중

계 를 설치함으로써 재하시험 중에 말뚝의 선(load cell)

단에 작용하는 하중을 직접 측정할 수 있도록 하였다.

그리고 말뚝의 선단에 작용하는 하중이 말뚝의 주면으

로 전달되는 것을 방지하기 위해서 말뚝 본체와 하중계

간에 의 간격을 두었으며 이 공간은 실리콘으로3mm ,

밀봉하였다.

시험방법2.3

모형말뚝시험은 표 에 정리된 바와 같이 응력상태와1

상대밀도가 다른 개의 지반조건에서 테이퍼말뚝과 원6

통형말뚝에 대한 재하시험을 수행함으로써 총 회 수12

행되었다 표의 첫번째 열에 보이는 시험명에서 첫번째.

문자는 모형지반의 상대밀도를 의미하는 것으로 와H M

은 각각 DR 와 의 상태를 나타낸다 그리고 두=86% 55% .

번째와 세번째 문자는 각각 모형지반에 가해진 연직응

력과 수평응력의 수준을 의미하는 것으로 가 가L, M, H

리키는 응력수준은 표의 세번째와 네번째 열에 나타나

있다 표와 같이 지반의 연직응력과 수평응력이 테이퍼.

말뚝의 거동에 미치는 영향을 알아보기 위하여 DR=86%

의 지반에서 수평응력을 로 고정시키고 연직응39.2kPa

력을 가지 상태로 변화시키거나 연직응력을 로3 98.1kPa

고정시키고 수평응력을 가지 상태로 변화시키면서 총3

회의 모형시험을 수행하였다 그리고 지반의 상대밀10 .

도에 따른 테이퍼말뚝의 거동 변화를 조사하기 위하여

지반의 연직응력과 수평응력을 각각 과98.1kPa 39.2kPa

로 고정시킨 상태에서 지반의 상대밀도를 에서86%

로 변화시키면서 회의 모형시험을 실시하였다55% 2 .

모형지반에 설치된 시험말뚝에 대한 연직재하시험은

시험말뚝의 두부가 말뚝 평균직경의 약 에 해당하40%

는 내외로 침하할 때까지 계속되었다 재하시험이24mm .

수행되는 동안 말뚝에 가해진 전체하중은 시험말뚝의

두부에 설치된 하중계에 의해 측정되었으며 말뚝의 침,

하량은 말뚝 두부에 대칭으로 설치된 개의 에 의2 LVDT

해 측정되었다 말뚝의 선단에 작용하는 하중은 말뚝 선.

단에 부착된 하중계에 의해 직접 측정되었으며 주면에,

작용하는 하중은 전체하중과 선단하중의 차이로 계산

되었다.

말뚝의 극한지지력은 말뚝재하시험에서 얻어진 하중

침하량 곡선으로부터 구해졌으며 말뚝 두부의 침하량- ,

이 말뚝 평균직경의 에 도달했을 때 말뚝의각 부분10%

에가해진하중을 극한전체및 선단지지력과극한주면

마찰력으로 간주하였다 따라서 직경이(Weltman 1980).

인원통형말뚝은말뚝 두부의침하량이 에 도60mm 6mm

달했을 때 말뚝에 가해지는 하중을 그리고 테이퍼말뚝

은 말뚝의 두부가 평균직경의 에 해당하는10% 5.87mm

만큼 침하했을 때 말뚝에 가해지는 하중을 극한지지력

으로 하였다 이처럼 일정한 침하량에서 말뚝의 극한지.

지력을 결정하는 파괴기준을 원통형말뚝에 적용하면

말뚝 선단부와 주면부의 직경이 동일하므로 선단지지

력과 주면마찰력에 동일한 기준이 적용되어 어떠한 문

제도 발생하지 않는다 그러나 말뚝의 길이방향으로 직.

경이 달라지는 테이퍼말뚝에 이러한 파괴기준을 적용

Pile Toe

Silicone Seal

Lead Wires

PipeStrain Gauge

그림 말뚝 선단에 부착된 하중계 상세도3.

표 모형시험이 수행된 지반조건1.

시험명 상대밀도(%) 연직응력(kPa) 수평응력(kPa) 토압계수, K0

HLL 86 55.9 39.2 0.7

HML 86 98.1 39.2 0.4

HHL 86 147.1 39.2 0.27

HMM 86 98.1 68.6 0.7

HMH 86 98.1 98.1 1.0

MML 55 98.1 39.2 0.4


하면 말뚝의 두부 및 선단부의 직경과 평균직경이 모두

다르기 때문에 말뚝에 일정한 파괴기준을 적용하더라

도 실질적으로는 주면마찰력과 선단지지력이 다른 파

괴기준에 의해 결정되는 문제가 발생한다 즉 테이퍼말.

뚝의 극한 전체지지력을 말뚝 평균직경의 에 해당10%

하는 침하량에서 결정하고 이때의 전체지지력을 주면,

마찰력과 선단지지력으로 분리하면 주면마찰력은 전체

지지력과 마찬가지로 말뚝 평균직경의 에 해당하는10%

침하량에서 결정되지만 선단지지력은 말뚝 선단직경을

기준으로 할 때 선단직경의 보다 큰 침하량에서 결10%

정된다 따라서 말뚝이 침하함에 따라 말뚝의 선단부에.

작용하는 하중이 커지는 것을 고려할 때 동일한 파괴기

준을 원통형말뚝과 테이퍼말뚝에 적용하더라도 말뚝의

선단직경을기준으로 할때 침하량 수준이더 큰테이퍼

말뚝의 지지력이 원통형말뚝보다 과대평가될 수 있다.

그러나 현실적으로 이러한 문제를 해결할 수 있는 대안

이 존재하지 않기 때문에 테이퍼말뚝과 원통형말뚝의

거동을 비교하는 대부분의 연구에서는 본 연구와 마찬

가지로 원통형말뚝과 테이퍼말뚝에 동일한 파괴기준을

적용해서 말뚝의 극한 선단지지력과 주면마찰력을 결

정하고 있다.

시험결과 및 분석3.

하중 침하곡선3.1 -

그림 와 는4 5 DR 일 때 지반의 연직응력과 수평=86%

응력에 따른 말뚝의 거동 변화를 나타낸 것이다 그림에.

서 범례에 사용된 개의 문자 중 첫번째 것은 말뚝의4

종류 원통형말뚝 테이퍼말뚝를 나타내고 나머(C: , T: ) ,

지 세 개의 문자는 절에서 설명한 바와 같이 각각 지2.3

반의 상대밀도와 연직 및 수평응력의 수준을 나타낸다.

그림 와 에서 보듯이 원통형말뚝의 주면하중은4(a) 5(a)

말뚝의 두부가 말뚝 직경의 만큼 침하했을 때 극한4%

치에 도달하였으며 극한 주면마찰력은 지반의 연직응,

력과는 무관하고 지반의 수평응력과는 비례관계에 있

는 것으로 나타났다 반면 테이퍼말뚝은 침하량이 말뚝.

평균직경의 에 해당하는 에 도달할 때까지도40% 24mm

주면하중이 극한치에 도달하지 않고 말뚝이 침하함에

따라 계속 증가하였으며 지반의 연직응력이나 수평응,

력이 커지면 극한 주면마찰력도 증가하는 경향을 보였

다 그리고 말뚝의 침하량이 동일할 때 테이퍼말뚝의 주.

면하중은 동일 조건의 원통형말뚝보다 컸으며 말뚝의,

침하량이 커질수록 테이퍼말뚝과 원통형말뚝의 주면하

중 차이는 커지는 것으로 나타났다 따라서 원통형말뚝.

0

5

10

15

20

25

0 3 6 9 12Shaft Load (kN)

Settl

emen

t (m

m)

C-HLLC-HMLC-HHLT-HLLT-HMLT-HHL

주면하중(a)

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20Base Load (kN)

Set

tlem

ent (

mm

)


선단하중(b)

0

5

10

15

20

25

0 6 12 18 24Total Load (kN)

Set

tlem

ent (

mm

)


전체하중(c)

그림 4. DR 인 지반에서 연직응력에 따른 말뚝의 거동변화=86%


의 주면마찰력은 지반의 수평응력에만 영향을 받고 선

단지지력은 수평 및 연직응력 모두에 영향을 받는다는

사실과 말뚝이 침하하면 주면하중은 곧바로 극한치에

도달하고 선단하중은 계속 증가한다는 사실을 고려할

때 테이퍼말뚝의 주면마찰력은 그림 과 같이 경사진6

주면의 연직성분에 작용하는 마찰력 성분(Qs,z 과 주면)

의 수평성분에 작용하는 압축지지력 성분(Qb,z 으로 구)

성되어 있음을 시험결과로부터 확인할 수 있었다.

테이퍼말뚝의 선단하중은 그림 및 에서와 같4(b) 5(b)

이 지반의 연직응력과 수평응력에 따라 증가하였으며,

동일조건의 원통형말뚝에 비해서 상당히 작게 측정되

었다 이러한 말뚝의 형태별 선단하중 차이는 테이퍼말.

뚝의 선단 면적이 원통형말뚝보다 약 가량 작았기40%

때문이다 그리고 조밀한 지반에서 테이퍼말뚝의 전체.

하중은 그림 와 에서 보듯이 말뚝의 침하 초기4(c) 5(c)

에는 원통형말뚝에 비해 약간 작았지만 말뚝이 침하함

에 따라 원통형말뚝의 전체하중에 근접하는 것으로 나

타났다.

반면 테이퍼말뚝의 단위 선단하중은 그림 과 같이7

동일조건에 있는 원통형말뚝보다 큰 것으로 나타났다.

이것은 원통형말뚝과 테이퍼말뚝의 선단하중이 서로

다른 상대침하량즉 말뚝의 직경에 대한 침하량의 비( , )

에서 결정되었기 때문으로 판단된다 즉 본 연구에서는.

동일한 침하량에서 원통형말뚝과 테이퍼말뚝의 선단하

중을 비교하였지만 이러한 침하량을 말뚝 선단직경을,

기준으로 하는 상대침하량으로 전환하면 동일 침하량

일지라도 테이퍼말뚝의 상대침하량이 원통형말뚝보다

크게 된다 따라서 말뚝의 선단하중은 상대침하량28% .

이 커질수록 커진다는 사실을 고려할 때 상대적으로 더

0

5

10

15

20

25

0 4 8 12 16

Shaft Load (kN)

Set

tlem

ent (

mm

)

C-HMLC-HMMC-HMHT-HMLT-HMMT-HMH

주면하중(a)

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20

Base Load (kN)

Set

tlem

ent (

mm

)


선단하중(b)

0

5

10

15

20

25

0 6 12 18 24 30

Total Load (kN)

Settl

emen

t (m

m)


전체하중(c)

그림 5. DR 인 지반에서 수평응력에 따른 말뚝의 거동변화=86%

Qb Qb

Qs,z

Qb,z

Qs,z Qs,zQs,z

Qb,z

Qt Qt

그림 원통형말뚝과 테이퍼말뚝의 하중지지 메커니즘 비교6.


큰 상대침하량에서 선단하중이 결정된 테이퍼말뚝의

단위 선단하중이 원통형말뚝의 경우보다 큰 것이다.

그림 은8 DR 이고연직과수평응력이각각=55% 98.1kPa

과 인 지반에 설치된 테이퍼말뚝과 원통형말뚝39.2kPa

의 하중침하량 곡선을 나타낸 것이다 이 경우에도 테- .

이퍼말뚝은 원통형말뚝과 달리 침하가 진행될수록 주

면하중이 계속 증가하는 경향을 보였으며 동일 침하량,

에서 원통형말뚝보다 큰 주면하중을 갖는 것으로 나타

났다 그리고 선단하중은 선단 면적이 작은 관계로 원.

통형말뚝보다 조금 작았지만 그림 에서 보듯이 테8(b)

이퍼말뚝의 단위 선단하중은 원통형말뚝의 경우보다

큰 것으로 나타났다 반면 테이퍼말뚝의 전체하중은.

DR 의 경우와 달리 원통형말뚝의 전체하중을 능가=86%

하였으며 말뚝의 침하량이 커질수록 테이퍼말뚝과 원,

통형말뚝의 전체하중 차이는 더욱 벌어졌다 이처럼 지.

반이 조밀한 경우에는 테이퍼말뚝의 전체지지력이 원

통형말뚝보다 작은 반면 지반의 조밀도가 보통인 경우

에는 원통형말뚝보다 커지는 것은 말뚝의 전체하중에

서 선단하중과 주면하중이 차지하는 비율이 지반의 상

대밀도에 따라 달라지기 때문이다 즉 조밀한 지반에서.

는 전체하중에서 선단하중이 차지하는 비율이 더 크기

때문에 선단하중 성분이 큰 원통형말뚝의 전체하중이

테이퍼말뚝보다 크게 된다 반면 지반의 상대밀도가 작.

아지면 전체하중에서 주면하중이 차지하는 비율이 커

지므로 상대적으로 주면마찰력 성분이 큰 테이퍼말뚝

의 전체하중이 원통형말뚝보다 커지는 것이다 지반의.

0

5

10

15

20

25

0 2 4 6 8Unit Base Load (MPa)

Set

tlem

ent (

mm

)


0

5

10

15

20

25

0 2 4 6 8Unit Base Load (MPa)

Settl

emen

t (m

m)


연직응력 변화(a) 수평응력 변화(b)

그림 7. DR 인 지반에서 지반응력에 따른 단위 선단하중의 변화=86%

0

5

10

15

20

25

0 3 6 9 12 15

Load (kN)

Settl

emen

t (m

m)

C-TotalC-ShaftC-BaseT-TotalT-ShaftT-Base

0

5

10

15

20

25

0 1 2 3 4

Unit Base Load (MPa)

Set

tlem

ent (

mm

)

C-MML

T-MML

하중 침하량 관계(a) - 단위 선단하중 침하량 관계(b) -

그림 8. DR 의 지반에서 말뚝의 거동 특성=55%


상대밀도에 따른 선단하중과 주면하중의 하중분담비율

변화는 절에서 보다 자세히 언급하였다3.2 .

주면마찰력과 선단지지력의 하중분담비3.2

그림 는 지반조건에 따라 테이퍼말뚝과 원통형말뚝9

의 극한 전체지지력에서 선단지지력과 주면마찰력이 차

지하는 비율의 변화를 나타낸 것이다 그림 에서 보. 9(a)

듯이 원통형말뚝의 경우 지반의 연직응력이 증가함에

따라 선단지지력의 하중분담비는 증가하고 주면마찰력

의 하중분담비는 감소하였다 그러나 테이퍼말뚝의 경.

우에는 원통형말뚝과 달리 연직응력이 커짐에 따라 선

단지지력의 하중분담비는 감소하고 주면마찰력의 하중

분담비는 증가하였다 그리고 와 와. Wei El Naggar(1998)

와 의 연구결과와 마찬가지로 원통El Naggar Wei(1999)

형말뚝은 선단지지력의 하중분담비가 더 반면 테이퍼

말뚝은 주면마찰력의 하중분담비가 더 큰 것을 확인할

수 있었다 또한 그림 와 같이 지반의 수평응력이. 9(b)

증가하면 원통형말뚝의 경우에 선단지지력의 하중분담

비가 감소하고 주면마찰력의 하중분담비는 증가하지만,

테이퍼말뚝의 선단지지력과 주면마찰력의 하중분담비

는 각각 와 로 거의 일정하게 유지되었다57% 43% .

한편 지반의 상대밀도가 에서 로 증가하면55% 86%

그림 와 같이 원통형말뚝과테이퍼말뚝 모두에 대해8(c)

서 선단지지력의 하중분담비는 증가하고 주면마찰력의

하중분담비는 감소하였다 원통형말뚝의 경우. DR=55%

의 지반에서 선단지지력과 주면마찰력의 하중분담비는

비슷하였으나 DR 의 지반에서는 선단지지력의 하=86%

중분담비가 주면마찰력의 분담비보다 배 큰 것으로1.7

나타났다 그리고 테이퍼말뚝의 경우에는 주면마찰력의.

하중분담비가 선단지지력의 하중분담비에 비해 지반의

상대밀도에 따라 까지 큰 것으로 나타났다 따라30-70% .

서 DR 의 지반에서는 주면마찰력의 하중분담비가=55%

크기 때문에 상대적으로 주면마찰력이 더 큰 테이퍼말

뚝의 지지력이 원통형말뚝보다 크게 되고, DR 의=86%

지반에서는 선단지지력의 하중분담비가 크기 때문에

상대적으로 선단지지력이 큰 원통형말뚝의 전체지지력

이 테이퍼말뚝보다 크게 됨을 알 수 있다.

원통형말뚝과의 지지력 비교3.3

그림 은 지반조건에 따른 원통형말뚝과 테이퍼말10

뚝의 지지력 요소간 비의 변화를 나타낸 것이다 그림.

와 같이 조밀한 지반에서 테이퍼말뚝의 주면10(a), (b)

마찰력은 지반의 응력상태와 무관하게 체적이 동일한

원통형말뚝보다 항상 크지만 전체지지력과 선단지지력

은 항상 작은 것으로 나타났다 그리고 테이퍼말뚝과 원.

통형말뚝의 전체지지력 차이는 지반의 연직응력이 증

가할수록 더욱 커졌으나 지반의 수평응력이 증가함에,

따라서는 점차 감소하는 경향을 보였다 또한 그림.

에서 보듯이 지반의 연직응력과 수평응력이 각각10(c)

30

45

60

75

90

40 70 100 130 160

Vertical Stress (kPa)

Rat

io o

f Qb a

nd Q

s to

Qt (

%) C-Base

T1-BaseC-ShaftT1-Shaft

DR=86%, ¬h0=39.2kPa

연직응력(a)

30

45

60

75

90

30 50 70 90 110

Horizontal Stress (kPa)

Rat

io o

f Qb a

nd Q

s to

Qt (

%) C-Base


DR=86%, v0=98.1kPa

수평응력(b)

30

45

60

75

90

40 55 70 85 100Relative Densitive (%)

Rat

io o

f Qb a

nd Q

s to

Qt (

%) C-Base


v0=98.1kPa, h0=39.2kPa

상대밀도(c)

그림 지반조건에 따른 선단지지력과 주면마찰력의 하중분담비9.


과 일 때 테이퍼 각도가 인 테이퍼말98.1kPa 39.2kPa 1°

뚝의 주면마찰력은 지반의 상대밀도와 무관하게 원통

형말뚝보다 정도 컸으나 선단지지력은 지반의 상30% ,

대밀도에 따라 원통형말뚝의 에 불과하였다 전56-80% .

체지지력의 경우에는 DR 에서 테이퍼말뚝의 전체=55%

지지력은 체적이 동일한 원통형말뚝의 였으나106% ,

DR 에서는 원통형말뚝의 에 불과하였다 따라=86% 83% .

서 말뚝의 단위체적당 지지력을 고려할 때 테이퍼말뚝

은 상대밀도가 작은 지반에서 더 효과적인 것으로 나타

났다.

그림 은 지반조건에 따른 원통형말뚝과 테이퍼말11

뚝의 단위 면적당 지지력 비이하 단위 지지력 비로( 함)

를나타낸것이다. DR 인지반의연직응력이=86% 55.9kPa

에서 로 커질 때 원통형말뚝에 대한 테이퍼말147.1kPa

뚝의 단위 주면마찰력 비는 108%에서 까지 증가145%

했지만 단위 선단지지력 비는 에서 까지 감소122% 85%

하였다 그리고. DR 인 지반의 수평응력이=86% 39.2kPa

에서 로 증가할 때 원통형말뚝에 대한 테이퍼말98.1kPa

뚝의 단위 주면마찰력 비는 에서 로 감소한145% 110%

반면 단위 선단지지력 비는 에서 까지 증가하85% 132%

20

60

100

140

180

220

40 70 100 130 160


Bear

ing

Cap

acity

Rat

io o

f Tap

ered

to C

ylin

dric

al P

ile (%

)

BaseShaft

Total

DR=86%, h0=39.2kPa

60

100

140

180

220

40 70 100 130 160


Uni

t Bea

ring

Cap

acity

Rat

io o

fTa

pere

d to

Cyl

indr

ical

Pile

(%) Base

Shaft

DR=86%, h0=39.2kPa

연직응력(a) 연직응력(a)

20

60

100

140

180

220

30 50 70 90 110


Bear

ing

Cap

acity

Rat

io o

f Tap

ered

to C

ylin

dric

al P

ile (%

)

BaseShaft

Total

DR=86%, v0=98.1kPa

60

100

140

180

220

30 50 70 90 110


Unit B

earin

g Cap

acity

Rati

o of T

aper

ed to

Cylin

drica

l Pile

(%)

Base

Shaft

DR=86%, v0=98.1kPa

수평응력(b) 수평응력(b)

20

60

100

140

180

220

40 55 70 85 100

Relative Density (%)

Bear

ing

Cap

acity

Rat

io o

f Tap

ered

to C

ylin

dric

al P

ile (%

)

Base

Shaft

Total

v0=98.1kPa, h0=39.2kPa

60

100

140

180

220

40 55 70 85 100


Uni

t Bea

ring

Cap

acity

Rat

io o

fTa

pere

d to

Cyl

indr

ical

Pile

(%) Base

Shaftv0=98.1kPa, h0=39.2kPa

상대밀도(c) 상대밀도(c)

그림 지반조건에 따른 원통형말뚝과 테이퍼말뚝간 지지력 비의10.

변화

그림 지반조건에 따른 원통형말뚝과 테이퍼말뚝간 단위지지력 비11.

의 변화


였다 또한 지반의 연직과 수평응력이 각각 과. 98.1kPa

일 때 테이퍼말뚝의 단위 주면마찰력은 지반의39.2kPa

상대밀도와 무관하게 원통형말뚝보다 정도 큰 것으33%

로 나타났다 그러나 단위 선단지지력의 경우. DR=55%

인 지반에서는 테이퍼말뚝이 원통형말뚝보다 크지36%

만 DR 의 지반에서는 원통형말뚝보다 약 작은=86% 15%

것으로 나타났다.

말뚝 형상에 따른 지지력 변화3.4

그림 는12 DR 인 지반에서 원통형말뚝에 대한=86%

테이퍼말뚝의 지지력 비와 단위 지지력 비를 모형지반

에 가한 연직응력에 대한 수평응력의 비로 정의되는 토

압계수(Ko 에 대하여 나타낸 것이다 그림 와 같이) . 12(a)

테이퍼말뚝의 주면마찰력은 항상 원통형말뚝보다 컸으

나 전체지지력과 선단지지력은 지반의 응력상태와 무,

관하게 항상 원통형말뚝보다 작았다 그러나 지반의. Ko

가 커짐에 따라 테이퍼말뚝의 모든 지지력 요소들은 점

차 원통형말뚝의 지지력 요소에 근접하는 경향을 보였

다 그리고. Ko가 에서 까지 커짐에 따라 원통형0.27 1.0

말뚝에 대한 테이퍼말뚝의 단위 주면마찰력 비는 142%

에서 로 감소하였으나 단위 선단지지력의 비는108%

에서 로 증가하였다 특히 테이퍼말뚝의 단위85% 136% .

주면마찰력은 지반의 Ko와 무관하게 항상 원통형말뚝

보다 크지만 단위 선단지지력은 Ko 인 경우에만 원>0.4

통형말뚝보다 큰 것으로 나타났다.

결 론4.

본 논문에서는 모래지반에 설치된 비배토 테이퍼말

뚝의 연직거동과 지지력 특성을 조사하기 위하여 가압

토조를 이용해서 테이퍼말뚝과 원통형말뚝에 대한 모

형말뚝시험을 수행하였다 모형시험은 지반의 응력상태.

와 상대밀도가 다른 개의 지반상태에서 수행되었고6 ,

테이퍼말뚝과 원통형말뚝의 지지력 요소들을 비교하기

위하여 모든 모형말뚝은 전체지지력을 선단지지력과

주면마찰력으로 분리해서 측정할 수 있도록 제작하였

다 총 회의 모형말뚝시험을 통해서 얻어진 결론은 다. 12

음과 같다.

(1) 원통형말뚝의 주면하중은 말뚝 두부가 직경의 4%

만큼 침하했을 때 극한치에 도달했으나 테이퍼말뚝

의 주면하중은 말뚝이 평균직경의 에 해당하는40%

만큼 침하했을 때에도 말뚝이 침하됨에 따라 계속

증가하는 경향을 보였다.

(2) 원통형말뚝의 주면마찰력은 지반의 수평응력과 상

대밀도에만 영향을 받는 반면 테이퍼말뚝의 경우에

는 지반의 연직응력과 수평응력 상대밀도 모두가,

주면마찰력에 영향을 미치는 것으로 나타났다.

(3) 상대밀도가 인 지반에서 테이퍼말뚝의 전체지86%

지력은 체적이 동일한 원통형말뚝보다 작았지만

인 지반에서는 원통형말뚝보다 큰 것으로 나타55%

났다 따라서 말뚝의 단위 체적당 지지력을 고려할.

때 테이퍼말뚝은 조밀한 지반보다 느슨한 지반에서

더 효과적인 것으로 판단된다.

(4) 테이퍼말뚝의 주면마찰력은 동일조건에 있는 동일

체적의 원통형말뚝에 비해 상당히 컸다 그리고 테.

이퍼말뚝의 전체지지력에 대한 주면마찰력의 비율

은 지반의 연직응력이 커지고 상대밀도가 작을수록

증가하였으나 수평응력의 변화에 대해서는 크게 영

향을 받지 않았다.

20

60

100

140

180

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2

K0

Bea

ring

Cap

acity

Rat

io o

fTa

pere

d to

Cyl

indr

ical

Pile

(%) Base

Shaft Total

DR=86%

지지력 비(a)

70

100

130

160

190

0.0 0.3 0.6 0.9 1.2

K0

Uni

t Bea

ring

Cap

acity

Rat

io o

fTa

pere

d to

Cyl

indr

ical

Pile

(%)

Base Shaft

DR=86%

단위 지지력 비(b)

그림 지반의 토압계수에 따른 원통형말뚝과 테이퍼말뚝간 지지력12.

비의 변화


(5) 말뚝의 근입심도와 체적이 동일한 경우 선단 면적

의 차이로 인해 테이퍼말뚝의 선단지지력은 항상

원통형말뚝보다 작았으며 지반의 연직응력이 작아,

지거나 수평응력이 커질수록 그리고 상대밀도가 작

아질수록 원통형말뚝과의 선단지지력 차이는 감소

하였다.

(6) 선단지지력의 경우와 달리 테이퍼말뚝의 단위 선단

지지력은 오히려 원통형말뚝보다 큰 것으로 나타났

다 이것은 두 말뚝의 선단지지력이 모두 말뚝 평균.

직경의 에 해당하는 약 의 침하량에서 말10% 6mm

뚝 선단에 작용하는 하중으로 결정되었지만 이것을

말뚝의 평균직경이 아닌 선단지지력과 관련되는 선

단직경의 관점에서 보면 원통형말뚝의 단위 선단지

지력은 말뚝 직경의 에 해당하는 침하량에서 결10%

정된 반면 테이퍼말뚝은 말뚝 선단직경의 에12.8%

해당하는 침하량에서 단위 선단지지력이 결정되었

기 때문으로 판단된다.

(7) 지반의 토압계수가 커짐에 따라 원통형말뚝에 대한

테이퍼말뚝의 주면마찰력 비는 감소하였고 선단지

지력 비와 전체지지력 비는 증가하는 경향을 보였

다 특히 테이퍼말뚝의 주면마찰력과 전체지지력은.

원통형말뚝의 지지력 값에 근접하는 경향을 보였다.

(8) 테이퍼말뚝의 단위 주면마찰력은 지반의 응력상태

와 무관하게 항상 원통형말뚝보다 컸으며 단위 선,

단지지력은 토압계수가 이상인 지반에서만 원0.4

통형말뚝보다 크게 나타났다.

감사의 글

본 논문은 한국전력공사 전력연구원의 지원 하에 수

행된 가공송전용 강관주 철탑기초 설계기준 수립 에“ ”

대한 연구결과 중 일부로 상기 기관의 연구비 지원에,

감사드립니다.

참 고 문 헌

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접수일자 심사완료일( 2006. 10. 25, 2007. 8. 28)

준설매립지반의 액상화 간편예측 개선에 관한 연구 47

준설매립지반의 액상화 간편예측 개선에 관한 연구

Improvement Scheme of Simplified Liquefaction Potential Evaluationfor a Dredged and Reclaimed Ground

정 민 형1 Jung, Min-Hyung 김 주 현

2 Kim, Ju-Hyun

정 상 국3 Jeong, Sang-Guk 이 송

4 Lee, Song

Abstract

In this study, the analysis of density characteristics of some dredged and reclaimed ground sites, which is necessaryfor liquefaction evaluation of a dredged and reclaimed ground, was conducted. From analyzing a simplified liquefactionpotential evaluation using SPT-N values which have been applied as domestic earthquake-resistant design criterion,improvement scheme is suggested. Based on the analysis result of density characteristics, it was found out that the relativedensity and the intial N-value ranged respectively 40~50% and 5~8. In the case of applying Liao & Whitman’s equationto correct effective overburden pressure, liquefaction resistance of the upper ground that is relatively weaker than thatof lower ground is overestimated. So, Skempton’s equation is recommended. And the N value with depth which is

applied for design process should be estimated by the exponential equation, ′.

요 지

본 연구는 사질토로 준설매립된 지반의 액상화 평가를 위해 반드시 요구되는 초기 밀도특성을 분석하였고 국내,내진 설계기준에서 제시한 을 이용한 액상화 간편예측 방법의 문제점을 분석하여 개선방안을 제시하였다 기존SPT-N .시공사례를 토대로 매립 직후 준설매립지반의 밀도특성을 분석한 결과 상대밀도와 초기 값은 대체로 각각, N 40~50%,

의 범위에 분포하였다 액상화 간편예측에 있어서 유효상재압 보정의 식은 항상 지진에 취약한5~8 . Liao & whitman상부층이 하부층보다 액상화 저항응력이 크게 산정되어 식의 적용이 추천된다 또한 설계단계에서 준설매립Skempton . ,

지반의 심도별 값을 산정할 경우에는 유효응력에 따른 값의 변화를 나타내는 누승함수N , N ′를 이용하여

액상화 간편예측을 실시할 것을 추천한다.

Keywords : Correction effective overburden pressure, Initial N value, Liquefaction potential evaluation, Liquefaction

resistance

1 정회원 서울시립대학교 토목공학과 박사과정, (Member, Graduate Student, Dept. of Civil Engrg., The Univ. of Seoul)2 정회원 알지오이엔씨 차장 공학박사, , (Member, Deputy General Manager, Ph.D, R-geo E&C Co. Ltd)3 정회원 송원대학 토목계열 교수, (Member, Prof., Dept. of Civil Engrg., Songwon College)4 정회원 서울시립대학교 토목공학과 교수 교신저자, (Member, Prof., Dept. of Civil Engrg., The Univ. of Seoul, [email protected], )



서 론1.

최근 우리나라는 서 남해안을 중심으로 해안의 도서･지역이나 연안의 공유수면을 매립하여 대규모 부지를

조성 항만 및 공항 등의 부지개발이 꾸준히 이루어지고,

있다 보통 준설매립시 도로 및 단지 등에 매립 지반의.

사용성을 고려하여 사질 계열의 흙을 준설매립재료로

사용하는 경우가 빈번하게 발생하고 있다 그러나 준.


설매립의 특성상 매립 후 불균질 지층을 형성하며 매우

느슨한 상태로 놓여있게 된다 따라서 지진에 대해 매. ,

우 취약한 상태에 놓이게 되므로 액상화 발생 가능성,

여부에 대해 반드시 평가해야 된다 이 때 액상화 발생. ,

가능성이 높은 지반으로 평가될 경우 후속 공정으로 동

다짐 바이브로 플로테이션 및 모래다짐말뚝 등의 대책,

공법을 적용하게 된다.

액상화 가능성을 간단한 자료로 평가하는 액상화 간

편예측법은 가 반복삼축시험과 현장Seed & Idriss(1971)

시험을 통해 액상화 평가방법 절차를 제안한 이래, Seed

등 은 값을 이용한 간편예측 도표를 제시하(1985) SPT-N

였다 그 이후에 를 포함한 명이. Youd & Idriss(2001) 21

참가한 워크숍에서 세립분 함유량이 이하인 조건에5%

대해서 액상화 저항응력비에 대한 하한계값으로 를0.05

적용하도록 한 수정 도표를 제시하였다 또한. , Iwasaki

등 은 진동삼축시험을 토대로 평균입경(1978) , D50과 세

립분 함유량 기준을 고려한 간편식을 제시하였다40% .

이 때 액상화 안전율은 지진시의 전단응력비와 지반의

액상화 저항응력비를 비교함으로써 산정하게 되며 지,

진시 발생하는 전단응력비는 설계가속도와 동적특성치

를 토대로 한 지진응답해석을 통하여 산정하게 된다 이.

때 지진응답해석은 주로 을 많이 이용한다, SHAKE 91 .

현재 값을 이용한 액상화 간편예측법은SPT-N CPT,

전단파속도를 이용한 방법들 보다는 설계단계에서 적

용빈도가 훨씬 높은 실정이다 이와 같은 원인은 원지반.

상태를 평가하기 위한 가장 기초적이면서도 광범위하

게 수행되는 시험이 바로 표준관입시험이기 때문이라

할 수 있다 그러나 위에서 언급한 바와 같이 사질토로. ,

준설매립된 지반에 대한 액상화 발생 가능성을 평가할

경우 실제 시공이 이루어지기 전의 설계단계에서는 매,

립 완료된 지반의 특성에 대해 기존의 시공사례들을 토

대로 초기밀도 및 초기 값들을 가정해야 되는 경우가N

빈번하게 발생하게 된다 특히 국내 설계 여건상 그 평.

가에 있어 사질토로 준설매립된 지반의 밀도 특성 및

그와 밀접하게 연관된 값은 합리적인 근거 자료SPT-N

없이 설계에 적용되어 이를 토대로 액상화 간편예측을

실시하고 있는 실정이다.

따라서 본 연구에서는 준설매립지반의 밀도특성에,

대해 국내외의 기존시공사례를 토대로 밀도특성 및 심

도별 초기 값에 대한 분석을 실시하여 적용방법을 제N

안하였다 또한 값 을 이용한 액. , SPT-N (Seed et al, 1985)

상화간편예측시실시되는 값에 대한 유효상재압보정N

방법의문제점을분석하여 개선방안을 제시하고자한다.

준설매립지반의 초기밀도 분석2.

준설매립지반의 액상화 발생가능성을 평가하기 위해

서는 매립이 완료된 직후의준설매립지반의 초기밀도를

평가하는 것이 매우 중요하다 준설매립은 수면아래의.

지반을굴착하여물과토립자가혼합된상태로배사관을

통해매립지역으로이송하여 부지를조성하는공법으로,

준설매립에의해조성된지반의초기밀도분포는매립방

법에따라상이하게나타난다 보통의준설매립현장에서.

주로 이용하는 매립공법으로써는 그림 의 수중모래포1

설공법인수중 공법과Hopper Dumping 공Hydraulic Fill

법이 대표적으로 적용되고 있다.

상대밀도2.1

매립방법에따른상대밀도분포에대해국내시공사례

공법(a) Hopper Dumping 공법(b) Hydraulic Fill

그림 대표적 준설매립방법1.


로제시되어있는자료는극히적은상태이므로 해외시,

공시 제시된 준설매립 직후의 상대밀도 특성에 대해 소

개하고자한다 에의해홍콩준설매립. Shen & Lee(1994)

현장기준으로 제시된 상대밀도는 시공방법에따라 수상

교통다짐에 의해 상대밀도 수중80%, Hopper Dumping

공법에 의해 상대밀도 수중 공35 65%, Hydraulic Fill～법에 의해 상대밀도 범위에서 분포하는 것으25 55%～로 나타났다 이를 통해 수중 공법보다. Hydraulic Fill

공법에의해조성된준설매립부지의상Hopper Dumping

대밀도가대략 정도크게산정되는것을알수있다10% .

이를 토대로 대부분의 경우 수중 방법을Hydraulic Fill

통해 준설매립을하고있는국내 실정을 감안한다면 국,

내준설매립지반의초기상대밀도가상당히낮게분포할

것이라는 것을 예측할 수 있다 또한. , NAVFAC(1982)의

에서는 이하의 비소성 세립분Design Manual 7-2 15%

또는 이하의 소성 세립분이 함유된 매립재료를10%

공법에 의해 투기할 경우 별도의 다짐공Hydraulic Fill ,

법 적용 없이 정도의 상대밀도가 얻어지는 것50 60%～으로 제시되어 있다.

해외 준설매립현장의 심도별 값 분포 분석2.2 N

다음 표 은 일본의 네 준설매립현장에서 실측결과를1

토대로 하여 일본항만기술연구소에서 제시한 값의 적N

용범위를 나타내고 있다 준설투기 방법에 따른 차이는.

있으나 대체적으로 값은 의 범위에서 분포하는, N 2 10～것을 알 수 있다 특히 국내의 경우는 준설투기에 의해. ,

조성된 부지에 대한 상대밀도 또는 값에 대한 적용범N

위가 아직까지 제시되어 있지 않은 실정이다 따라서. ,

기존 준설매립현장에서 실측된 값을 분석하여 적용N ,

범위를 제시한 일본항만기술연구소 의 추천 값(PHRI) N

은 매립지반의 액상화 평가 또는 노상 노체로서 이5 8～･용될 경우 초기 특성값을 산정할 때 활용가치가 높을

것으로 판단된다.

유메시마항 일본(1) ( )

일본 유메시마항을 조성은 해저토사를 하상에서 직

접 투기하는 방법으로 매립이 이루어졌다 심도 까지. 8m

는 방법을 그 이하는Hydraulic Fill , Hopper Dumping

방법을 적용하였다 그리고 매립재료는 통일분류법상. ,

에 해당되는 준설토가 투기되었다 지하수위는SM . 4.5m

에 위치하는 것으로 평가되었고 수상조건에서의 값은, N

범위에서 수중조건에서의 값은 범위에10 14 , N 8 10～～서분포하였는데 이는 수중에서 흙입자의 느린퇴적현,

상과 의영향이부족하기때문으로Hydraulic Compaction

분석되었다 등 또한(Turnbull , 1973). , Hopper Dumping

방법을 적용한 경우 평균 값의 범위가 로, N 10 15～방법보다 밀도증가 측면에서 유리한 것으Hydraulic Fill

로 나타나 앞서 언급한 상대밀도 특성과 유사한 결과를,

나타내고 있다.

버지니아 신항 미국(2) ( )

미국 버지니아 신항을 조성하기 위해 약 두께의9m

준설매립이 이루어졌다 지하수위는 심도 에 위치하. 1m

며 준설 매립재료는 연구대상이 되는 통일분류법상의,

에 해당되었다 심도별 값의 분포 범위는 이SM . N 5 12～며 역시 심도가 깊어질수록 값이 증가하는 경향을 나, N

타냈다 등(Mayne , 1984).

홍콩 준설매립현장(3)

준설매립이후 심도별 지반특성을 파악하기 위하여,

West Kowloon(CSI), Tin Shui Wai(TSW), Tseung Kwan

의 곳에서 표준관입시험이 실시되었다 준설O(TKO) 3 .

매립토의 두께는 각각 지하수위는 각각25m, 6m, 16m,

에 위치하였다 매립재료의 세립분 함유율9.5m, 4m, 4m .

은 미만으로 통일분류법상 로 입도분포가 매우5% SW

양호하지만 액상화저항에 대해서는 불리한 조건의 입도

분포를 보였다 수상조건에서의 값 분포는 수. N 15 35,～중조건에서의 값 분포는 범위로 전체적으로 심N 5 40～도별 값의 편차가 큰 결과를 나타냈다 등N (Shen , 1994).

국내 준설매립현장의 심도별 값 분포 분석2.3 N

준설투기방법에 의해 조성된 초기 부지의 상태가 심

도에 따라 어떠한 값 분포 경향을 보이는지 파악하기N

위하여 국내 준설매립현장 인천 송도신도시 군장신항, ,

컨테이너 부두 배후부지 조성공사 부산동파제 및 서방,

표 준설매립지반의 심도별 값의 범위 등1. N (Iwasaki , 1978)

지 역 값N

항Yokohama 0 5～항Toyoma 2 9～

항MOT 5

항Kawasaki 8 10～일본항만기술연구소(PHRI) 5 8～


파제 축조공사 영종도에서 실시된 실측결과를 조사하,

였다.

인천 송도신도시(1)

지표면으로부터 최상부에 형성되어 있는 준설매립층

평균 매립두께는 약 이며 통일분류법상 또는10m , SP

으로 분류되었고 지하수위는 지표면으로부터 평균SM ,

내외에 위치하였다 표준관입시험에 의한 심도별2m . N

값은 의 범위로 매립특성은 대체적으로 느슨하거3 12～나 보통인 상태로 평가되었다송도신도시 건설공사지( -

반개량 다짐관리 연구보고서, 2003).

군장신항 컨테이너 부두 배후부지 조성공사(2)

군장신항 남측안벽 컨테이너 부두 배후부지 조성공

사를 위해 준설매립이 실시되었다 평균 매립두께는 대.

략 지하수위는 약 에 위치하며 준설토는 송9m, 1 2m ,～도지역과 마찬가지로 통일분류법상 또는 으로 분SP SM

류되었다 그림 에 나타낸 것과 같이 표준관입시험. 3(b)

이 구역에서 간격으로 기반암까지 실시되었다4 1.5m .

표준관입시험에 의한 심도별 값은 의 범위로 대N 3 10～체적으로 느슨한 상태에 놓여있다 송도지역의 경우는.

확실하게 심도에 따라 값이 증가하는 모습을 보이지N

않지만군장지구의경우는상당히뚜렷하게심도가증가

하면서 값이 증가하는경향을보였다군장신항컨테이N (

너 부두 배후부지 조성공사동다짐 종합보고서- , 2005).

부산신항 동방파제 및 서방파제(3)

부산신항의 방파제 시공을 위하여 준설매립 공사가

시행되었고 시공 직후 동방파제 지역과 서방파제 지역,

에 대하여 표준관입시험을 실시하여 초기 매립특성을

조사하였다 각각의 방파제마다 다시 구역으로 나누어. 4

표준관입시험을 실시하였으며 이 구역들의 평균 매립,

두께는 이고 준설 매립재료는 통일분류법상9 15m ,～로 분류되었다 군장신항의 경우와 마찬가지로 심도SP .

가 깊어질수록 값의 증가 경향이 뚜렷하였고 심도별N ,

값은 정도의 범위에서 분포하는 것으로 나타나N 5 10 ,～이 역시 군장신항의 경우와 비슷한 분포를 특성을 보였

다 그림 와 그림 에 나타낸 심도별 값 분포는. 3(c) 3(d) N

지하수위 아래에서 측정된 결과이다부산신항 동 서방( ･파제 축조공사 확인조사 보고서, 2002).

영종도 지반공학 야외시험장(4)

김동수 등 은 영종도에 야외시험장을 설치하여(1999)

준설매립으로 조성된 지반을 유압해머다짐으로 개량한

후 다양한 실험을 통하여 사질토지반의 개량효과를 평,

가하였다 본 논문에서는 준설매립 직후의 초기특성에.

초점이 맞추어져 있으므로 개량 전의 특성에 대해 나타,

냈다 개량 전 심도별 값은 지하수위 를 기준으. N 4 5m～로그 이하는 상당히 낮은값을 보였으나 그 이상의, 2m

정도는 모세관 현상에 의한 겉보기 이 작용하여Suction

높은 값을 보인다고 하였다 지하수위 이하에서 값은. N

0

4

8

12

16

20

0 5 10 15 20

N-Value

Dep

th (

m)

Y umes h ima Por t

V i rg in ia Ne wpor t

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40 50

N-Va lue

Dep

th (

m)

W e s t Kow loon

T in S hu i W a i

Ts eung Kwan O

일본과 미국(a) 홍콩(b)

그림 깊이에 따른 심도별 값 분포 해외사례2. N ( )


대체적으로 심도에 따라 약간 감소하는 값의 경향을N

나타냈다.

초기 값 및 상대밀도 분석 결과2.4 N

심도에 따른 초기 값에 대한 분석에서 대체적으로N

국외의 시공현장은 값의 편차가 상당하였으나 대체N ,

적으로 심도가 깊어지면서 값이 커지는 경향을 보였N

다 국내의 경우는 그 값의 분포도 일정한 경향을 나타.

내었으며 심도에 따른 값은 대체적으로 그 증가의 경, N

향이 뚜렷이 나타났다 본 연구에서는 심도에 따른 초기.

상대밀도를 산정하기 위하여 상대밀도와 값과의 상관N

관계를 이용하였다.

값을 이용한상대밀도산정에 관한초기연구에서는N

값을이용하여 상대밀도를 직접 산정하는 방법을이용N

하였다 이후에 실내시험을 바탕으로 한 연구를 통해서. , ,

값은 유효상재압에 의해 크게 영향을 받는다는 것을N

알 수 있었다 따라서 와 는. , Gibbs Holtz(1957) Calibration

를 기준으로 값과 유효상재압을 이용Chamber Tests , N

하여 상대밀도를 산정하는 식을 제시하였다 이 식은 낮.

0

2

4

6

8

10

12

14

0 5 10 15 20N-Va lue

Dep

th (

m)

Type-1Type-2

지하수위

0

2

4

6

8

10

0 5 10 15 20 25

N-Value

Dep

th (

m)

A-BlockB-BlockC-BlockD-Block

송도 신도시(a) 군장 신항(b)

0

3

6

9

12

15

18

0 5 10 15

N-Value

Dep

th (

m)

EB-AEB-BEB-CEB-D

0

3

6

9

12

15

0 5 10 15

N-Value

Dep

th (

m)

WB-AWB-BWB-CWB-D

0

2

4

6

8

10

0 10 20 30 40

N-Value

Dep

th (

m)

Line 1 (Center )

Line 2 (Center )

Line 3 (Center )

부산 동방파제(c) 부산 서방파제(d) 영종도 야외시험장(e)

그림 깊이에 따른 값 분포 국내사례3. N ( )


은 지반심도에서 상대밀도에 따른 값을 작게 산정하N

게 됨으로 비교적 안전한 해석결과를 도출하며 특히 상,

대밀도가 높지 않은 경우에 적합한 식으로 알려져 있다.

식 은 와 가 대상 심도에서의 유효(1) Gibbs Holtz(1957)

수직응력을 토대로 규명한 상대밀도와 값과의 상관관N

계를 나타내고 있다.

′

(1)

여기서 는 표준관입저항값 값을 나타내며, NSPT N ,′ 는

유효상재압을 나타낸다 이 때 유효상재압의 단위는. ,

kg/cm2이다.

국내 개 현장에서 실측된 값을 기준으로 식 을5 N (1)

이용하여 심도에 따라 산정된 상대밀도는 그림 와 같4

다 또한 표 에 나타낸 바와 같이 통계분석을 통하여. , 2 ,

상대밀도의 평균 및 표준편차는 각각 으로 산41.8, 11.3

정되었다 그림 는 상대밀도에 따른 확률밀도함수를. 5

나타내며 이를 통해 매립 직후의 초기 상대밀도는 대, ,

체로 사이에서 분포함을 알 수 있다40 50% .～한편 국내 개 현장에서 측정된 심도별 값 분포와, 5 N

통계분석 결과를 각각 그림 표 에 나타내었으며 심6, 3 ,

도별 값에 대한 평균 및 표준편차는 각각 로N 6.0, 3.5

산정되었다 그림 은 값에 따른 확률밀도함수를 나타. 7 N

내며 이롤 통해 매립 직후의 초기 값은 사이에, N 5 8～서 분포함을 알 수 있다 따라서 통일분류법상 나. , SP

으로 분류되는 준설 매립재료를 이용하여 준설매립SM

된지반의액상화평가 즉간편및상세예측을수행하는,

데 있어서 지반의 초기 매립특성을산정할 때 통계분석,

을실시한결과 초기 값은 상대밀도, N 5 8, 40～～ 가50%

유용하게 활용될 수 있을 것으로 판단된다.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 20 40 60 80 100

Re la tive Dens ity (%)

Dep

th (

m)

그림 깊이에 따른 상대밀도 분포4.

표 심도에 따른 상대밀도에 대한 통계분석2.

평균 표준편차 분산신뢰수준

(95.0%)

41.8 11.3 126.7 2.0

0.00

0.01

0.02

0.03

0.04

0 20 40 60 80 100


PD

F

Mean : 41.8S t. Dev : 11.3

그림 상대밀도에 따른 확률밀도함수 분포5.

0

4

8

12

16

0 5 10 15 20

N-Va lue

Dep

th (

m)

부산신항 서방파제

부산신항 동방파제

인천 송도

군장 신항

영종도

그림 깊이에 따른 값 분포6. N

표 심도에 따른 값에 대한 통계분석3. N

평균 표준편차 분산신뢰수준

(95.0%)

6.0 3.5 12.1 0.6


국내 액상화 간편예측의 문제점 및 개선방안3.

유효상재압 보정에 대한 분석3.1

값의 유효상재압에 대한 보정방법은N Seed, Liao &

등 여러 연구자들에 의해 제시되어Whitman, Skempton

있지만 그림 에 나타낸 바와 같이 대기압 이하의, 8 1bar

응력조건에서 대략 배까지 유효상재압 보정계1.5 2.5～수 CN의 편차가 매우 크게 발생되는 것을 알 수 있다.

여기서 에 의해 제안된 보정계수는 대부분이, Skempton

실내시험 데이터를 기준으로 제시된 반면에 그 외의 다,

른 연구자들에 의한 값은 현장 데이터를 기준으로 제시

되었다.

특히 국내액상화간편예측에적용되는, Liao & Whitman

의 식 는 다른 보정식들과 비교할 때 산정식이(1986) (2)

간단하지만 표층에서 값이 과다하게 보정되는 경향, N

을 나타내므로 이 식을 적용할 경우 표층부에서 액상화,

저항응력비가 상대적으로 크게 산정되는 결과를 초래

하게 된다 국내 항만 및 어항설계 기준 에서는 액. (2005)

상화 평가 대상 심도가 이상이면 액상화 평가를 생20m

략하는 것으로 되어있는데 이는 대상 심도가 깊어질수,

록 구속압이 크게 작용하여 액상화 발생가능성이 낮아

지는 경향을 반영한 것으로 판단된다.

′

(Liao & Whitman, 1986) (2)

여기서, 보정계수= , ′ 유효상재압= (tf/m2)

그림 는 식과9 Liao & Whitman(1986) Skempton(1986)

식을 비교하여 나타낸 것이며 그 중에서도, Skempton

식은 정규압밀된 세립질 모래에 대한 식 을 이(1986) (3)

용하였다 두 식은 이상의 응력조건에서는 비교. 0.5bar

적 적절한 값을 나타내며 과압밀된 모래에 대해서도 적,

용 가능한 것을 알 수 있다 한편 식은. , Skempton(1986)

지표에서 상한값이 이지만 식2 , Liao & Whitman(1986)

은 상부층에서 그 값이 커지는 문제로 인하여 보다3m

얕은 심도에 대해서는 일률적으로 상한값 을 적용하2.0

도록 하고 있다 모든 응력조건에서 식. Skempton(1986)

이 식 보다 작은 값을 나타내며Liao & Whitman(1986) ,

식이 이하의 심도에서 상한Liao & Whitman(1986) 3m

0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

0 5 10 15 20 25

N-value

PD

F

Mean : 6S t. Dev : 3.5

그림 값에 따른 확률밀도함수 분포7. N

0 1.00.5 1.5 2.0 2.50

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.0

Peck, et al., 1974(34)

Liao and Whitman,

1986(33)

Skempton, 1986(31): Coarse sands

Skempton, 1986(31): Fine sand

Skempton, 1986(31): O.C. sands

Seed, 1979(35): Dr=50%

Seed, 1979(35): Dr=70%

Vert

ical

Stres

s, σ

/P

- vo

a

SPT Overburden Correction Factor, CN

그림 유효상재압에 따른 보정계수8. , CN의 비교(Cornell University,

EL-6800, Research Project 1493-6, 1990)

그림 추천된9. CN값과 과압밀 모래에 대한 데이터의 비교(Liao &

Whitman, 1986)


값을 두는 것을 감안하면 이러한 경향은 지표에 가까울,

수록 더욱더 현저함을 알 수 있다.

실제 설계단계에서는준설투기에 의해조성될부지의

초기밀도특성 즉 상대밀도또는 값은 실측결과가, SPT-N

없으므로 기존시공 사례 등을 참고하여 액상화 발생 가,

능성을 평가하는 절차를 일반적으로 따르고있다 이 때.

준설매립지반의 초기 값은 절에서 언급한 바와 같N 2.4

이 중 한 값을 선정하여 전 심도에 대해 일률적으5 8～로 적용하고 있다 이러한 적용은 유효상재압에 대한 보.

정 후 액상화 반복저항응력비를 산정할 경우 대기압,

기준으로 하부층은 상대적으로 액상화 발생가능성1bar

이 높고 상부층은 액상화 발생가능성이 낮게 나타나는,

경향을 나타내며 이러한 경향은, Liao & Whitman(1986)

식을 이용하여 유효상재압에 대한 보정을 실시할 경우

더욱 현저하게 나타난다.

따라서 본 연구에서는 간편예측법에 의한 액상화 반,

복저항응력비 산정에 있어서 식, Liao & Whitman(1986)

대신 식 중 정규압밀된 세립질 모래에Skempton(1986)

적용하는 식 을 유효상재압 보정에 적용할 것을 제안(3)

하고자 한다 다음은 흙의 응력이력 및 입경에 따라 유.

효상재압 보정계수를 산정하는 식을 나Skempton(1986)

타내고 있다.

′

정규압밀된( 세립질 모래) (3)

′

정규압밀된( 조립질 모래) (4)

′

과압밀된( 모래) (5)

유효상재압 보정에 대해 식과Liao & Whitman(1986)

식을 비교분석하기 위하여 부산신항Skempton(1986) 2-3

단계컨테이너부두축조공사에대한준설매립지반을대

상으로매립심도 지역에대한액상화발생가능성을20m

검토하였다 그림 는 준설토의 입도분포곡선으로. 9 #200

체 통과량은 범위에서 분포하며 양호한 사1.0 20.0% ,～질토 에서부터 빈입도인 세립질 사질토(SW) (SP-SM)가

대부분으로 액상화 현상이 발생하기 쉬운 조건을 가지

고 있는 것으로 검토되었다 지하수위는 대략 로. 1.0m

매립층내에 분포하고 있다.

그림 는 초기 값에 대해 와 을 기준으로11 12 N 5 8～하여 심도에 따라 두 식을 적용하여 산정된 액상화,

저항응력비와 안전율을 나타내고 있다 두 식의 차이.

는 지표면에 가까울수록 큰 차이를 보이며 Liao &

Whitman(1986)식이 식에 비해 액상화Skempton(1986)

저항응력비 및 안전율에 있어서 최대 배 정도 크게1.5

평가되었다 구체적으로 값 를 적용했을 때. N 5 , Liao &

식은 상부로부터 까지는 액상화에Whitman(1986) 2m

대해 안정한 것으로 판정되었지만 식, Skempton(1986)

은 모든 층에 대하여 액상화 상세예측이 필요한 것으로

검토되었다.

실제적으로 식은 앞에서 언급Liao & Whitman(1986)

한 바와 같이 상부층에서 그 값이 커지는 문제로 인하,

여 보다 얕은 심도에 대한 상한값으로 이 제안되3m 2.0

었으며(Cornell University, EL-6800, Research Project

그 이후에 워크숍에서1493-6, 1990), NCEER/NSF Youd

외 인 은 액상화 간편예측시 상한& Idriss 19 (2001)

값을 이 보다 더 낮추어 을 적용하도록 제안하였1.7

다. 이에 반하여 정규압밀된 세립질 모래의 Skempton

식은 최대값을 갖는 지표에서도 유효상재압 보(1986)

정계수의 최대값이 이므로 특별히 값의 제한을 둘2.0 ,

필요가 없다.

따라서 현재까지 국내의 설계기준에서는, Liao &

식을적용할경우 유효상재압보정계수에Whitman(1986) ,

대해특별히상한값을제한하고있지않으므로지진에상

대적으로취약한상부층에서의액상화반복저항응력비가

매우 크게 산정되는 결과를 현재 그대로 반영하고 있는

실정이다 따라서 값을이용한액상화간편예측시. , SPT-N

적용되는유효상재압보정에대해 식을Skempton(1986)

적용할 것을 추천한다.0

20

40

60

80

100

0.01 0.1 1 10 100입경 (mm)

통과

율 (

%)

A-1

A-2

A-3

A-4

A-5

그림 준설토의 입도분포곡선10.


매립지반 밀도특성에 대한 분석3.2

의 방법에 의한 준설매립지반의 액상Seed et al(1983)

화 간편예측을 실시할 때 값이 반드시 필요하지, SPT-N

만 앞서 언급한 것과 같이 설계단계에서 준설매립된, ,

지반의 심도별 값 분포를 사전에 파악하는 것은 현실N

적으로 많은 어려움이 따르게 된다.

현재 국내에서는준설매립지반에 대한액상화간편예

측을수행할경우 의어느한가지 값을심도별로, 5 8 N～

일률적으로 적용하여보정된 값을기준으로 액상화반N

복저항응력비를 산정하는 방법을 따르는데 이와 같은,

평가방법은 항상 지표면에 가까운 층이 심층보다 액상

화 발생시 보다 안정한 것으로 평가되는 문제점을 지니

게된다 이와 같은문제점을개선하기위하여 그림 의. , 6

국내 준설매립현장의 심도별 값 분포를 분석하였다N .

이때 심도에 따른 값이 증가하는 경향을 나타내면서, N ,

결정계수 R2값이 가장 높게 산정되도록 분산된 값들N

에 대해 필터링하여 누승함수식 을 산정하였(6) 다.

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0.0 0.1 0.2 0.3

반복저항응력비 (CRR)

Dep

th (

m)

L iao&Whitm an

Skem pton

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 1 2 3

안 전 율 (F.S )

De

pth

(m

)

L ia o&W h itma n

S ke mp ton

그림 반복저항응력비 와 안전율 의 비교분석11. (CRR) (FS) (N=5)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0.0 0.1 0.2 0.3

반복저항응력비 (CRR)

Dep

th (

m)

L iao&Whitm an

Skem pton

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 1 2 3 4

안전율 (F.S )D

ep

th (

m)

L ia o&W h itma n

S ke mpton

그림 반복저항응력비 와 안전율 의 비교분석12. (CRR) (FS) (N=8)


′ (6)

식 은 지하수위의 일반화를 위하여 심도를 유효응(6)

력의 항으로 대체하였고 식 의 적용성을 검증하기, (3)

위하여 절의 대상지반에 대해 일률적인 값 적용과, 3.3 N

유효응력과 값의 누승함수식 적용을 비교하여 액상화N

안전율을 산정한 결과를 그림 에 나타냈다14 .

준설매립지반의 밀도특성 즉 값을 크게 평가, SPT-N

할수록 표층부에서의 액상화 안전율은 더 크게 평가되,

었으며 이러한 경향은 식 보다, Skempton(1986) Liao &

식을 적용한 경우 더욱더 두드러지게 나Whitman(1986)

타났다.

한편 일률적인 값을 적용하여 안전율을 산정한 경, N

우와 비교할 때 누승함수식을 적용한 경우는 심도에 따,

른 액상화 안전율의 편차가 크게 나타나지 않았다 이와.

같은 결과를 분석해보면 실제 준설투기에 의해 조성된

부지의 현장상태를 고려할 경우 유효상재압 효과 때문,

에 심도가 깊어질수록 값이 증가하는 경향을 나타내N

지만 매립지반의 심도별 상대밀도는 거의 동일한 값을,

갖게 된다 따라서 심도에따른일률적 값적용은 지반. N

상부층에서 상대밀도를 과다하게 평가함으로써 액상화

저항력 또한 과다평가한다고 할 수 있다 따라서 이와. ,

같은 실제 준설매립지반의 밀도특성을 합리적으로 반

영하기 위하여 값을 이용한 액상화 간편예측을, SPT-N

수행할 경우 실측 결과를 토대로 산정된 누승함수식의,

적용을 추천한다.

결 론4.

본 연구에서는 준설매립지반의 액상화 평가를 위해,

매립지반의 초기밀도특성을 기존 국내외 시공사례를

토대로 분석하였고 국내 설계 여건을 고려하여 국내 내,

진설계기준에 제시된 액상화 간편예측 방법에 대한 개

선방안을 다음과 같이 제시하였다.

0

4

8

12

16

0 4 8 12 16

유효 응력 σ'(t/m2)

N-Value

y = 1.35x0.7 5

그림 유효응력에 따른 값의 변화13. N

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 1 2 3 4 5

안전율 (F.S)

De

pth

(m

)

N-σ 누승식

N=5

N=8

N=10

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 1 2 3 4

안전율 (F.S)

De

pth

(m

)

N-σ 누승식

N=5

N=8

N=10

(a) Liao & Whitman 보정식 이용 (b) Skempton 보정식 이용

그림 누승함수식과 기존 적용방법에 대한 비교14.


(1) 기존시공사례를 토대로 매립 직후 준설매립지반의

밀도특성에 대해 통계분석을 실시한 결과 매립방,

식에 따른 차이는 있지만 대략의 초기 값과 상대, N

밀도는 각각 범위에서 분포하였다5 8, 40 50% .～～(2) 식을 적용하여 액상화 간편Liao & Whitman(1986)

예측을 수행할 경우 지진 발생시 상대적으로 취약,

한 상부층에서의 액상화 반복저항응력비가 매우 크

게 산정되는 경향을 나타내므로 이와 같은 문제점,

을 개선하기 위하여 값에 대한 유효상재압 보정에N

있어서 상부층과 하부층의 편차가 크게 나타나지

않는 식을 적용할 것을 추천한다Skempton(1986) .

(3) 설계단계에서 값을 이용하여 준설매립지반SPT-N

의 액상화 간편예측을 수행할 때 실측결과를 토대,

로 산정된 유효응력에 따른 값의 변화를 나타내는N

누승함수, ′의 적용은 유용할 것으로

판단된다 본 논문에서 제시된 누승함수식은 원지.

반 조건이 아닌 준설매립방법에 의해 조성된 지반

조건을 기준으로 통일분류법상 등 비교적SW, SM

세립분 함유량이 적은 지반에 대해 적용되어야 할

것이다.

(4) 액상화 상세예측에 수행되는 반복삼축시험 결과에

의한 각각의 상대밀도와 세립분 함유량에 따라 산

정된 액상화 반복저항응력비의 데이터베이스를 구

축하여 값에 의한 액상화 간편예측 방법과, SPT-N

같이 액상화 발생가능성을 간편하게 평가할 수 있

는 방법이 향후 지속적인 연구를 통하여 제시되어

야 할 것이다.

현재 국내에서는 항만공사가 활발하게 진행되고 있

으므로 시공 전 후의 지반물성값에 대한 데이터베이스, ･를 확보하여 차후 유사한 항만공사가 있을 경우 이를

설계 자료로 활용하여 내진설계의 신뢰성을 향상시키

는 방안이 필요할 것이다.

참 고 문 헌

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접수일자 심사완료일( 2006. 11. 6, 2007. 8. 22)

실내 삼축시험과 개별요소법 을 이용한 사질토 직교 이방 탄성 특성의 미시역학적 비교 분석(DEM) 59

실내 삼축시험과 개별요소법 을 이용한(DEM)

사질토 직교 이방 탄성 특성의 미시역학적 비교 분석

Comparative Study on Cross-anisotropic Elasticity of Granular Soils Basedon Lab-scale Triaxial Experiment and Discrete Element Analysis

정 영 훈1 Jung, Young-Hoon

이 재 훈2 Lee, Jae-Hoon

정 충 기3 Chung, Choong-Ki

Abstract

The comparative study using the lab-scale experiment and the discrete element analysis is attempted to analyze thecross-anisotropic elasticity of granular soils. The lab-scale experiment consists of the small stress-controlled triaxial cyclictests and the bender element tests. In the discrete element analysis the simulations of lab-scale cyclic tests are conductedin the various directions. Good agreement between the experimental data and the simulation on the elastic propertiesin the axial and shear directions confirms the usefulness of the discrete element method. The comparative analysis ofthe difference in the experimental data and the simulation of radial cyclic tests shows that the discrete element methodcan successfully be used to check the reasonable magnitude of each measurement in the experiments.

요 지

사질토의 직교 이방 탄성계수를 실험적 방법과 개별 요소법을 이용하여 측정하고 결과를 정량적으로 비교분석하였-다 실내 시험에서는 미소 응력 제어 반복재하시험과 벤더 엘리먼트의 측정 결과를 조합하여 탄성 특성을 구하였으며. ,개별 요소법에서는 실내 시험 방법과 상응하는 반복재하시험을 모사하였다 축 방향 및 전단방향에 관련된 탄성 특성.의 비교 결과는 제한된 조건에서도 개별 요소법이 복잡한 실내 시험 과정을 모사할 수 있음을 보여주었다 방사 방향.재하시험 결과에서 나타난 두 방법 간 차이의 비교 분석 결과는 개별 요소법이 실내 시험으로 구한 개별 측정치의

정량적 타당성을 확인하는데 충분히 활용될 수 있음을 보여준다.

Keywords : Bender element test, Discrete element method, Elasticity, Granular soils

1 정회원 노스웨스턴대학교 토목공학과 박사후연구원, (Member, Post-doctoral Fellow, Dept. of Civil and Environmental Engrg., Northwestern Univ.,교신저자[email protected], )

정회원 서울대학교 지구환경시스템공학부 석사과정2 , (Member, Graduate Student, School of Civil, Urban and Geosystem, Seoul National Univ.)정회원 서울대학교 지구환경시스템공학부 교수3 , (Member, Prof., School of Civil, Urban and Geosystem, Seoul National Univ.)


서 론1.

미소변형률 영역에서 흙의 변형 거동에 대한 관심이

확대되면서 실내 시험에서 다양한 측정 방법을 통해,

사질토의 직교이방탄성 특성(cross-anisotropic elasticity)

을규명하고자 하는 연구가 활발히 진행되고 있다 예를.

들어 와 는 미소 응력을 제어하여Hoque Tatsuoka(1998)

작은 크기의 응력변형률 곡선을 구하고 이로부터 탄-



성계수 및 포아송비를 측정하였고 와, Viggiani Atkinson

는 벤더 엘리먼트 를 이용하여 측(1995) (bender element)

정된 시료의 전단파 속도를 이용하여 전단 탄성계수를

구하는 방법을 제시하였다 이외에도 두 개 이상의 시험.

장비를 이용하여 개별적으로 얻은 측정결과를 조합하

거나 삼축 압축 시험기에 설치(Chaudhary et al. 2004),

된 연직 및 방사 방향 및 벤더 엘리먼트로부터LVDT

구한 정적 및 동적 측정치를 동시에 사용하여(Kuwano

직교 이방 탄성계수를 구하는 방법이and Jardine 2002)

발표되었다.

하지만 앞서 언급한 방법을 이용하여 구한 직교이방

탄성계수의측정치가물리적으로타당한값인지또는동

일한시료에대해각기다른방법으로구한탄성계수가

모두 같은 값을 제시하는지 구체적으로 검증된 사례는

찾아보기힘들다 특히탄성계수의이방성에관련해서는.

서로 상반된 실험 결과가 제시되고 있다. Bellotti 등

과 와 는등방압상태에서(1996) Fioravante Capoferri(2001)

파와 파속도로사질토의강성을측정할경우수평방P S

향강성이연직방향보다크다고하였지만 유사한방법으,

로준비된사질토시료에대한 와Hoque 의Tatsuoka(1998)

실험에서는 수평 방향보다 연직 방향의 탄성계수가 더

크게 평가되었다 와 는 이러한 이방. Yimsiri Soga(2002)

성과 관련된 차이가 서로 상이한 측정치로부터 직교이

방 탄성계수를 유도하기 위해 도입된 해석 상 가정의

차이에 의해 나타날 수 있음을 지적한 바 있다 그러나.

시료의 외부 경계면에 대한 간접적인 측정치만을 다루

는 실내 시험에서 시료의 정확한 탄성 특성을 평가하기

에는 현실적인 한계가 있다 사질토의 탄성적 특성 특. ,

히 이방적 탄성 특성은 미시적 수준의 입자 배열 및 접

촉 상태에 의해 결정된다는 점에서 미시적 입자 특성으,

로부터거시적인응력변형률거동을 계산할 수 있는 개-

별 요소법 을 사용하는 것은 현(discrete element method)

재실내시험이 내포하는한계를해결할 수있는타당한

방법일 것이다 따라서 탄성 거동에 대한 본질적인 메커.

니즘을 이해하고 상이한 실내 시험 방법의 측정 정확도

에대한판단기준을얻기위해서는 개별 요소법을이용

하여 비교분석할 필요가 있다- .

본 연구에서는 사질토의 직교 이방 탄성계수 측정에

대한 새로운 접근 방법을 모색하기 위해 기존의 실험적

방법과 개별 요소법의 해석적 방법으로 구한 탄성 특성

을 심층적으로 비교분석하고자 하였다 실험적 접근에- .

서는 주문진 표준사에 대해 미소 응력 제어 반복재하시

험과 벤더 엘리먼트 시험을 조합하여 직교 이방 탄성

특성을 구하였고 일관된 비교 분석을 위해 개별 요소법,

에서는삼축 응력 상태에 놓인 가상 입상체 시료에대해

수행된 실내 시험의 재하 방법을 최대한 가깝게 재현하

여 탄성 특성을 측정하였다 두 개의 상이한 방법으로.

구한 탄성계수 및 포아송비의 결과를 미시역학적 관점

에서 비교분석하였고 이를 통해 시험 결과 해석 시 도- ,

입된 가정 조건 이방성의 관점에서 바라본 탄성 특성과,

관련 재하 방법의 타당성 등을 검토하였다.

삼축 시험기를 이용한 탄성 특성의 측정2.

삼축 시험기를 이용하여 사질토의 직교 이방 탄성계

수 및 포아송비를 측정하였다 시험에 사용한 재료는 주.

문진 표준사이며 재료 물성치는 표 에 정리하였다 삼1 .

축 시험에 사용한 시편은 건조 모래를 사용하여 정해진

간극비를 만족시키도록 제작하였다.

탄성 계수 측정 시험은 그림 에 도시한 바와 같이1

등방 및 이방 압밀 응력 경로 상의 특정 응력 상태에

대해 실시하였다 등방 압밀 응력 경로에 대해서는 총.

회의 탄성계수 측정 시험을 실시하였으며 수평방향11 ,

과 축방향 응력비가 를 유지하는 이방 압밀 응력 경0.5

로에서는 회의 탄성계수 측정 시험을 실시하였다 탄10 .

성계수측정 시험은시료가목표응력상태에도달하면

재하를 멈추고 시간 가량의 크립 과정을 거쳐1 (creep)

시료의 상태가 안정된 후 실시하였다 탄성계수 측정 시.

험은 축방향과 방사방향 미소 응력 제어 반복 재하 시

험 그리고 축 방향과 개의 수평 방향 벤더 엘리먼트, 2

시험으로 구성된다(bender element) .

그림 에 보인 바와 같이 축방향 및 방사방향 반복2

표 사용 시료의 물성치1.

통일 분류 비중간극비 입도분포

구성광물emax emin e0 D50 Cu Cc

SP 2.65 0.992 0.596 0.690 0.56 1.53 0.95 석영(quartz)

emax 최대 간극비= ; emin 최소 간극비= ; e0 초기 간극비= ; D50 평균 입경= (mm); Cu 균등계수= ; Cc 곡률계수=


재하 시험에서 미소 변형률을 측정하기 위해서 삼축 시,

험 시료면에 축 방향 및 방사 방향 국부 측정 를LVDT

부착하였다 축 방향 는 셀 내부 시료 거치 시 오. LVDT

차를 배제하기 위해서 시료 면의양쪽에 두개를부착하

였으며 축방향 변형률은 두 개의 에서 측정된 값, LVTD

의 차이가 허용범위 이내일 경우 평균값을 사용하였다.

허용범위는 와 및 등Hoque Tatsuoka(2004) Santagata

의 실험 결과를 참고하여 두 개의 축방향 변형률(2005)

로 구한 축 방향 강성즉 연직 방향 탄성계수( , Ev 의 차)

이가 를 넘지 않도록 설정하였다 반복재하시험에15% .

서는 약 의 응력을 축 방향 또는 수평 방향으로±8kPa

제어하였으며 그림 은 등방압 의 응력 상태에, 3 200kPa

서 실시한 축 방향 응력 제어 반복 재하 시험의 결과와

이를 이용한 탄성계수 Ev 및 포아송비 vvh 산정의 예를

보여준다.

그림 에 보인 바와 같이 발진기와 수신기로 구성된2

벤더엘리먼트는시료의축방향으로한쌍 그리고시료,

중앙부에 각도를 달리하여 두 쌍을 수평으로 설치하였

다 시료의 탄성 특성이 직교 이방 탄성. (cross-anisotropic

을 따른다고 가정한다면 축 방향의 벤더 엘리elasticity)

먼트는 Gvh를 두 개의 수평 방향 벤더엘리먼트는, Ghv와

Ghh를 측정하게 된다 직교 이방 탄성론에서. Ghv는 Gvh와 동일한 값이지만 실제 실험의 측정치에서는 대개 약,

간의 차이가 나타난다 축 방향의 경우 벤더엘리먼트는.

하부 좌대 와 상부 캡 내부에 삽입되어 있(pedestal) (cap)

어 시료의 상하단에 직접 접촉하게 되며 수평 방향의- ,

경우 시료 멤브레인 에 작은 구멍을 내어 벤(membrane)

더엘리먼트 팁 을 시료에 직접 삽입한 후 실리콘 접(tip)

0 40 80 120 160 200 240p' (kPa)

-40

0

40

80

120

160

200

q (k

Pa)

Laboratory testDEM

K = σ'h/σ'v = 0.5

K = σ'h/σ'v = 1.0

그림 탄성계수 측정 응력 경로1.

그림 삼축 시험 시료 면에 부착된 국부측정 와 벤더 엘리먼트2. LVDT

-0.003 -0.002 -0.001 0 0.001 0.002 0.003Axial strain, εa (%)

-12

-8

-4

0

4

8

12

Stre

ss in

crem

ent,

dσa (

kPa)

Εv = 350MPa

축변형률 축응력 곡선(a) -

-0.003 -0.002 -0.001 0 0.001 0.002 0.003Axial strain, εa (%)

-0.0012

-0.0008

-0.0004

0

0.0004

0.0008

Rad

ial s

train

, εr (

%)

νvh = 0.37

축변형률 방사변형률 곡선(b) -

그림 응력 제어 반복재하시험의 응력 변형률 곡선 실내 시험3. - ( )


착제를 이용하여 벤더엘리먼트를 멤브레인에 고정시켰

다 두 쌍의 수평 방향 벤더엘리먼트는 시료 중앙부의.

수평면에서 서로 직교하도록 설치하였다 각 방향의 전.

단 탄성계수는 벤더 엘리먼트 시험을 통해 측정한 전단

파 속도를 이용하여 다음과 같이 구할 수 있다.

2)()( ijssij VG ρ= (1)

여기서 ρs는 측정 시 시료의 전체 밀도, i는 전단파의 전

달 방향, j는 전단파의 진동 방향이다 벤더 엘리먼트 시.

험에서 전단파 속도는 입력 파형 신호와 수신된 신호

간의 시간차와 전단파 전달 거리의 비로 구할 수 있다.

본연구에서는 벤더엘리먼트팁간의직선거리를전단

파 전달 거리로 가정하였으며 신호 간의 시간차는 입력,

및 수신 파형의 최대 전압치 간 시간차로 구하였다 입.

력 신호 파형은 주파수 와 의 전압차를 가지는2kHz 14V

사인파 를 이용하였다(sine wave) .

직교 이방 탄성계수는 와 이 제Kuwano Jardine(2002)

안한 방법을 이용하여 평가하였다 삼축 응력 상태에서.

축 방향 및 방사 방향 응력변형률 관계는 직교 이방 탄-

성론에 따라 다음의 식과 같이 표현할 수 있다.

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡−−−

=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

r

a

hhhvvh

hhvv

r

a

dd

EEEE

dd

''

/)1(//2/1

σσ

ννν

εε

(1)

여기서 Ev와 Eh는연직및수평방향의탄성계수(Young’s

modulus), vvh는 연직 방향 압축에 의해 발생한 수평 방

향 변위의 포아송비, vhv는 수평 방향 압축에 의해 발생

한 연직 방향 변위의 포아송비, vhh는 수평 방향 압축에

의해 발생한 또 다른 수평 방향 변위의 포아송비, σ 'a와

εa는 축 방향 유효응력과 변형률, σ 'r와 εr는 방사수평( )

방향 유효응력과 변형률이다 응력변형률 관계의 대칭. -

조건을 만족시키기 위해 탄성계수와 포아송비는 다음

의 식을 만족해야 한다.

h

hv

v

vh

EEνν

=(2)

특정 응력 상태에서 축 방향 미소 응력 제어 반복 재

하 시험을 실시하면 Ev와 vvh를 구할 수 있다.

a

av d

dE

εσ '

=, a

rvh d

dεε

ν −=(3)

유사한 방법으로 삼축 시험 셀 내부 압력을 조절하여

방사 방향 응력, σ 'r을 제어하면 다음과 같은 관계를 얻

을 수 있다.

hv

h

a

r Edd

νεσ

2'

−=,

AE

dd

hh

h

r

r =−

=νε

σ1

'(4)

미소 응력 반복재하시험에서 응력변형률 관계는 선-

형으로 나타나며 이를 탄성 거동이라고 가정한다면 식,

과 로부터(3) (4) Ev와 vvh 그리고 Eh와 vhh의 조합 A를 구

할 수 있다 여기서 시료의 수평면에 대해 설치된 벤더.

엘리먼트로 측정한 Ghh의 결과를 이용하면 Eh와 vhh를

구할 수 있다. Ghh와 Eh는 직교 이방 탄성론에 근거하여

다음과 같은 관계가 있으며

)1(2/ hhhhh EG ν+= (5)

식 를 식 에 대입하면(5) (4) Eh와 vhh는 다음의 식으로

구할 수 있다.

)2/(4 hhhhh GAAGE += , (6a)

)2/()2( hhhhhh GAGA +−=ν (6b)

따라서 식 와 및 축 방향으로 설치된 벤더(3), (5) (6)

엘리먼트 시험 결과로 측정한 Gvh를 포함하면 직교이방

탄성계수 및 포아송비 즉, Ev, Eh, Gvh, Ghh, vvh와 vhh를

모두 구할 수 있다.

개별요소법을 이용한 탄성 특성의 측정3.

개별 요소법 은 입자(discrete element method, DEM)

간의 접촉 거동을 수치적으로 모사하고 이로부터 입상

체의 평균적인 응력 및 변형률의 변화를 구하는 기법

이다 개별요소법의 해석에서는 일반적으로 과. Cundall

이제시한외연적유한차분해석절차Strack(1979) (explicit를 사용하게 되며 입자 위치의finite difference scheme) ,

변화를 추적하기 위해 뉴턴의 제 법칙과 접촉점에서의2

힘변위 관계를 반복적으로 계산하게 된다 개별 요소법- .에서 접촉에 의한 입자의 변형은 전체 입상체(particle

의 변형에 비해 매우 작으며 따라서 입상체assembly)

의 변형은 강체로 가정한 개별 입자의 이동에 의해 주

로 발생한다고 가정한다 개별 입자의 이동을 계산하.

기 위해서특정 시간에서 강체입자 간가상의 중첩거리


를 접촉변위 로 간주(overlapping) (contact displacement)

하며 접촉력 접촉변위 관계식을 이용하, (contact force)-여 불균형력 를 계산한다 이후 뉴(out-of-balance force) .

턴의 제 법칙을 이용하여 불균형력에 대한 입자 가속도2

를 계산하고 시간 증분에 대해 적분하여 새로운 입자

변위 증분을 구한 후 입자의 위치를 갱신하게 된다 이, .

러한 계산 과정을모든 접촉 입자에 대해 실시하면특정

시간에서의 입상체 변형을 계산할 수 있다 각 시간 단.계에서의 해석이 끝나면 통계적인 방법을 이용하여 입

상체의 평균 응력 및 변형률을 산정하며 이로부터 거시

적인 입상체의 평균 응력변형률 거동을 파악할 수 있-다 본 연구에서는 이 포트란 으로 작. Kuhn(2006) (fortran)

성한 차원 입상체 개별 요소법 코드를 윈도우 환경에3

맞게 컴파일하여 사용하였다.개별요소법 해석에서 필요한 입력치는 입상 시료를

구성하기 위한 개별 입자의 위치 정보와 접촉력접촉변-

위 관계를 규정하는 접촉 강성 모델(contact stiffness을 포함한 입자의 물리적 성질이다 해석에 사용model) .

한 입상 시료의 크기와 입자 물성치는 표 에 정리하였2

다 입상 시료는 실내 실험에 사용한 주문진 표준사의.입도 분포와 가깝도록 구형 입자의 반경 분포를 조정한

개의 입자를 이용하여 제작하였다 통계적으로10,000 .

균질한 입자 분포를 만들기 위해 먼저 초기 간극비를

만족하는 정방형 입상체의 크기를 정하고 정해진 크기,

에 대해 차원 난수를 발생시켜 입자의 위치를 정하였3

다 이후 마찰을 제거한 상태에서 약간의 경계면 변위를.주어 입자의 위치 및 접촉 상태를 안정시켰다 그림 는. 4

위의 과정을거쳐제작된입상시료의초기상태를보여

준다.접촉 강성 모델 은 접촉면에(contact stiffness model)

수직한 방향의 강성 kn과 접촉면의 접선 방향 강성 kt으

로 정의된다 일반적으로 접촉 수직 강성. kn은 이상적인

탄성 구체의 접촉에서도 접촉력에 대한 비선형식(Hertz

으로 표현되지만 본 연구에서는 개별요소법 코드1882) ,상의한계로인해 의비선형모델에대한등가선형Hertz

접촉 강성을 구하여 사용하였다 그림 에서 보인 바와. 5

같이두개의탄성구체의접촉이발생할때, Hertz(1882)의 식은 다음과 같다.

3/1

2*89

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

Erf

g

nnδ (7a)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= *8

3Erf

a gn

(7b)

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= 2

2*

024

g

n

rEf

pπ (7c)

여기서 δn은 수직방향 접촉변위, fn은 수직방향 접촉력,

rg는 입자의 반경, a는 접촉면의 반경, p0은 접촉압의 최

대값 그리고, E*는 입자의 등가 탄성계수이며 입자의 전

표 가상 입상 시료의 조건2.

입자의 개수 개10,000

입자의 반경0.16mm(10%), 0.27mm(50%),

0.33mm(40%)

초기 시료의 크기 1.2cm × 1.2cm × 1.2cm

초기 간극비 0.69

입자 간 접촉 마찰각 도26.5

접촉 수직 강성 8.06 × 104N/m

접촉 접선 강성 8.06 × 104 N/m

경계면 종류 주기 경계면(Periodic boundary)

그림 가상 입상 시료 초기 상태4. ( )

그림 모델의 탄성 구체 접촉5. Hertz


단탄성계수 Gg와 포아송비 vg를 이용하여 다음과 같이

정의된다.

)1/(*ggGE ν−= (8)

주문진 표준사의 주 구성 광물은 석영 이며(quartz) ,

석영의 전단탄성계수와 포아송비(Gg 와=30GPa vg=0.17;

참조를http://www.tosohquartz.com/engineering3.html ) 이

용하면 E* 이다 수직 방향의 접=30GPa/(1-0.17)=36GPa .

촉 강성 kn은 식 를 미분하여 다음과 같이 구할 수(7a)

있다.

3/12* )3( Erfddfk gn

n

nn ==

δ (9)

식 에서(9) kn은 접촉력 fn에 따라 비선형적으로 변하

지만 등가의 선형 접촉 강성을 구하기 위해 입상체에서,

발생한 접촉력의 평균값을 이용하였다 식 을 조합하. (7)

면 p0와 fn을 접촉변위 δn에대한 식으로 나타낼 수 있다.

g

n

rEp δπ

*

04

=(10a)

( )g

ngn rrpf δπ 2

034

=(10b)

본 연구에서 사용한 입상 시료의 초기 배열 상태에서

δn / rg의 평균값은 10-5으로 측정되었고 이 값을 식, (9)

와 에 대입하면 수직 접촉 강성은(10) kn=8.06×104N/m

이다 접선 접촉 강성. kt는 수직 접촉 강성과 동일하다고

가정하였다 입자의 밀도는 석영의 밀도인. 2.2×103kg/m3

을 이용하였으나 주어진 시간 증분 단계에 대해 준정적,

상태를 만족하는 해석을 실시하기 위해서(quasi-static)

입자 밀도는 1.563×107kg/m3으로 조정되었다 조정된. 입

자 밀도는 입자에 작용하는 힘변위또는 응력변형률- ( - )

관계에는 영향을 주지 않지만 가속도와 속도의 경우 밀,

도 증가비만큼 크기가 감소하게 된다(Thornton 2000).

하지만 동적 영향을 무시한 준정적 해석에서는 힘변위-

결과만을 다루게 되므로 입자 밀도의 조정은 해석 결과

에 영향을 주지 않는다 해석에서 사용한 시간 증분. dt

는 초이다1 .

개별요소법을 이용하여 직교 이방 탄성계수 및 포아

송비을 구하기 위해 실내 시험에서의 미소 응력 제어

반복재하시험 과정을 수치적으로 모사하였다 먼저 입.

상체의 경계면에 의 속도로 재하하여 입상 시10kPa/sec

료의 응력 상태가 반복재하시험을 실시하기 위한 응력

상태에 도달하도록 하였다 이후 축 방향의 경우 입상.

시료의 면에 수평 방향의 경우 면과 면그림1-2 , 2-3 1-3 (

참조에 수직 응력을 의 속도로 제어하여4 ) 0.05kPa/sec

미소 응력 제어 반복재하시험을 실시하였다 응력 제어.

사이클은 실내 시험 보다 약간 작은 의 응력을 가±5kPa

하였다 두 경우의 주어진 반복 응력은 선형 탄성영역에.

속하는 매우 작은 크기이므로 이로부터 발생할 수, 있는

거동 차이는 무시할 수 있다 그림 은 등방압. 6 200kPa

에서 축 방향으로 실시한 반복재하시험의 해석 결과 및

이를이용한 Ev와 vvh의산정예를보여준다 전단탄성계.

수 Gvh와 Ghh의 경우 실내 시험에서는 국부적으로 전단,

파를발생시키는벤더엘리먼트시험을통해그값을구

하였으나 개별요소법에서는각경계면의전단응력, σ12,

σ13 및 σ23을 각각 독립적으로 조절하는 미소 전단응력

반복재하시험을통해구하였다 개별요소. 법을 이용한 축

방향 수평 방향 그리고 각 전단방향 반복재하시험의 결,

-0.002 -0.001 0 0.001 0.002Axial strain, εa (%)

-8

-4

0

4

8

Stre

ss in

crem

ent,

dσa (

kPa)

Ev = 347 MPa

축변형률 축응력 곡선(a) -

-0.002 -0.001 0 0.001 0.002Axial strain, εa (%)

-0.0004

-0.0002

0

0.0002

0.0004

0.0006

0.0008

Rad

ial s

train

, εr (

%)

νvh = 0.309

축변형률 방사변형률 곡선(b) -

그림 으로 모사한 응력 제어 반복재하시험의 응력 변형률6. DEM -

곡선


과를 앞서 설명한 와 의 해석 방법Kuwano Jardine(2002)

에적용하고이로부터 직교 이방탄성계수를 모두산정

하였다.

개별 요소법을 이용하여 탄성계수 및 포아송비를 측

정한 응력점의 위치는 그림 에 도시하였다 등방 응력1 .

경로의 경우 평균 주응력 p의 값이 이상인 경우' 100kPa

개별 요소법 해석이 가능하였고 이방 응력 경로의 경우,

p이 이상인 경우에만 해석이 가능하였다 낮은' 120kPa .

구속압에 대해 미소 응력 조절 반복재하시험을 개별 요

소법으로 모사할 경우 입자 변형 수준에서의 수치적 불

안정성이 입상체의 거시적 응력변형률 결과를 왜곡시-

키는 현상이 나타나 신뢰성 있는 결과를 얻을 수 없었,

다이재훈( , 2005).

이방적 탄성계수 측정에 대한 미시역학적 분석4.

실내 시험과 개별요소법의 측정 결과 비교4.1

그림 은 실내 시험과 개별 요소법으로 구한 영 탄성7

계수 의 변화를 보여준다 등방 응력(Young’s modulus) .

상태에서 실내 시험으로 구한 Ev는 Eh보다 큰 값을 보이

며 등방압 증가에 따라 점차 차이가 커져 에, p’=200kPa

서 약 의 차이를 보인다 이방 응력 상태에서는 연50kPa .

직수평 응력 간의 차이로 인해- Ev와 Eh의 차이는 더욱

크게 나타난다 개별 요소법으로 구한. Ev는 등방 및 이

방 응력 상태에서 실내 시험의 Ev와 일치한다 개별 요.

소법의 Eh는실내 시험의 결과와 달리 등방응력 상태에

서 개별 요소법의 Ev와 일치하며 이방 응력 상태에서는,

실내시험의 결과에서 나타난 것처럼 Ev보다 작은 값으

로 증가하지만 실내 시험의 Eh와 비교할 때 약 의50kPa

차이가 발생한다.

그림 은 실내 시험과 개별 요소법으로 구한 전단 탄8

성계수의 변화를 보여준다 전단 탄성계수. Gvh와 Ghh에

대한 개별요소법 해석은 실내 시험 결과를 비교적정확

하게 예측한다 등방 응력 경로에 대해서 실내 시험과.

개별 요소법의 Gvh와 Ghh는 서로 큰 차이 없이 등방압에

따라 증가하며 이방 응력 경로에서는 영 탄성계수의 변,

화 양상과 유사하게 연직 방향의 전단 탄성계수 Gvh가

0 40 80 120 160 200 240p' (kPa)

050

100150

200250

300

350400

You

ng's

mod

ulus

(MPa

)

Ev (test)Eh (test)Ev (DEM)Eh(DEM)

등방 응력 경로(a) (K=1.0)

0 40 80 120 160 200 240 280p' (kPa)

050

100150200250300350400450

You

ng's

mod

ulus

(MPa

)

Ev (test)Eh (test)Ev (DEM)Eh (DEM)

이방 응력 경로(b) (K=0.5)

그림 실내 시험 및 개별요소법으로 구한 영 탄성계수의 변화7.

0 40 80 120 160 200 240p' (kPa)

0

20

40

60

80100

120

140

160

Shea

r mod

ulus

(MPa

)

Gvh (test)Ghh (test)Gvh (DEM)Ghh (DEM)


0 40 80 120 160 200 240 280p' (kPa)

0

50

100

150

200

Shea

r mod

ulus

(MPa

)

Gvh (test)Ghh (test)Gvh (DEM)Ghh (DEM)


그림 실내 시험 및 개별요소법으로 구한 전단 탄성계수의 변화8.


수평 방향의 전단 탄성계수 Ghh 보다 큰 값으로 증가한

다 수평방향의 탄성계수 변화를 살펴본다면 앞서 설명.

한 Eh의 경우 개별요소법과 실내시험의 결과가 상당한

차이를 보였지만 Ghh에 대해서는 개별 요소법과 실내

시험 결과가 서로 잘 일치한다 개별 요소법에서는 전단.

응력 반복재하시험으로 전단 탄성계수를 구하므로 실

내 시험의 전단파를 이용한 벤더 엘리먼트 시험과는 재

하 방법 상 차이가 있음에도 불구하고 개별 요소법 해,

석치가 실내 시험의 값과 일치한다는 점은 전단 탄성계

수의 평가에 있어서 동적 측정 방식과 정적 측정 방식

간에 큰 차이가 없음을 의미한다.

그림 는 실내 시험 및 개별 요소법으로 구한 포아송9

비의변화를보여준다 등방및이방응력경로에서실내.

시험의 vvh는 의 범위의 값을 가지며 등방 응력0.3~0.45 ,

경로에서는 p의증가에따라약간감소하는경향을보인'

다 개별요소법으로예측한. vvh의값은실내시험으로측

정한 포아송비의분포범위에놓인다 이는 앞서 설명한.

Ev와함께개별요소법을이용한축방향반복재하시험이

실내 시험에서 나타난 거동을 매우 정확하게 모사함을

보여준다. vvh는식 를 통해결정되므로(2) , vvh와 vhv의 차

이는 Ev와 Eh의 차이와 같다 따라서 등방 응력 경로에.

대해서 개별 요소법으로 평가한 vhv는 vvh와 거의 동일한

값으로 나타나며 이방응력경로에 대해서는, Eh의 결과

에서나타난것과유사하게개별요소법의 vhv가실내시

험의 vhv보다큰값을보인다 포아송비. vhh는개별요소법

과 실내 시험의 결과에서 서로 큰 차이를 보였다 실내.

시험에서는등방및이방응력경로에서 내외의작은0.1

값으로 평가되었지만 개별 요소법의경우등방 응력 경,

로에 대해 vhh는 vvh와 vhv보다 약간작은 이방 응력0.28,

경로에서는 vhv보다 약간 작은 의 값에서 변하였다0.25 .

비교 결과를 정리해 보면 축 방향 반복재하시험으로,

구한 Ev와 vvh 그리고 전단응력 반복재하시험으로 구한,

Gvh와 Ghh의개별요소법결과는실내시험결과와정량적

으로 일치하며 이는 제한된 숫자의 입자와 이상화된 선,

형접촉모델을이용했음에도불구하고개별요소법해석

이복잡한실내시험과정을성공적으로모사할수있음

을보여준다 하지만수평방향의반복재하시험결과와전.

단 탄성계수를 이용하여 구한 Eh와 vhh의 경우 실내시험

결과와 개별 요소법 해석 결과는 상당한 차이를 보인다.

이방성비 차이에 대한 고찰4.2

Eh와 vhh의 결과에서 나타난 개별 요소법과 실내 시험

의 차이는 시료의 이방성 관점에서 자세히 다룰 필요가

있다 먼저 등방 응력 경로의 실내 시험에서. Eh가 Ev에

비해 낮게 측정되는 것은 시료 성형 과정 중 축 방향(i)

으로의 다짐에 의해 연직 방향 탄성계수(Ev 가 수평 방)

향 탄성계수(Eh 보다 큰 값을 가지게 되고 이후 등방압)

재하에서 이 차이가 계속 유지되어 시료가 이방성을 유

지하고 있기 때문이거나 실제 시료의 상태와 상관, (ii)

없이 기기또는측정상의 오차로인해나타난현상이라

고 설명해야 한다 하지만 시료 성형 중 다짐 과정만으.

로 Ev와 Eh의 차이를 모두 설명하는 것은 무리가 있다.

만약 시료가 다짐 과정에 의해 실제로연직 방향과수평

방향 강성의 이방성이 발생했다면, Ev와 Eh 뿐만 아니라

전단 탄성계수 Gvh와 Ghh에서도 등방압 하에서 차이가

발생해야 하겠지만 그림 에 보인 바와 같이 두 방향8(a)

의 전단탄성계수는 실질적으로 동일한 값이다 따라서.

영 탄성계수의 결과에 대해서는 시료가 이방성을 띄게

되며 전단 탄성계수의 결과에 대해서는 시료의 상태가

등방인 물리적 모순이 발생한다 하지만 이러한 실내 시.

0 40 80 120 160 200 240 280 320p' (kPa)

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

Pois

son'

s rat

io

νvh (test)

νhh (test)

νhv (test)

νvh (DEM)

νhh (DEM)

νhv (DEM)


0 40 80 120 160 200 240 280 320p' (kPa)

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

Pois

son'

s ra

tio

νvh (test)

νhh (test)

νhv (test)

νvh (DEM)

νhh (DEM)

νhv (DEM)


그림 실내 시험 및 개별요소법으로 구한 포아송비의 변화9.


험 결과만으로 어떤 결과가 실제 시료의 상태를 말하고

있는 지 판단하기는 매우 어렵다.

그림 에서는실내시험과 개별요소법으로 구한탄성10

계수비의변화를등방및 이방응력경로에 대해정리하

였다 등방압에 대한 개별 요소법의 탄성계수비. Eh / Ev와 Ghh /Gvh의 값은 모두 에 근사하면서 시료의 상태1.0

가 등방임을 일관되게 보여주며 실내시험의, Ghh / Gvh값과 유사하게 변하고 있다 이방 응력 경로에 대해서도.

Eh / Ev와 Ghh /Gvh의 개별 요소법 결과는 서로 큰 차이를

보이지 않으며 실내시험의 Ghh /Gvh 값과 역시 유사하게

변하고 있다 개별 요소법에서는 초기 등방 상태를 수치.

적으로 만족하는 시료를 사용하였으므로 실내 시험의

시료 상태와는 차이가 있지만 개별 요소법의 결과는 등,

방 및 이방 응력 경로에서 Eh / Ev와 Ghh / Gvh가 상호 간

에 큰 차이가 없음을 보여준다.

실내 시험에서 발생한 이방성비의 차이는 상대적으

로 낮게 평가된 Eh의 값에 기인한다 수평 방향 탄성계.

수 Eh는 삼축 응력 상태에서 직접 구할 수 없으므로 식

을 통해 방사 방향 재하시험 결과와 전단탄성계수(6)

Ghh의 조합으로 구해야 함은 이미 앞서 설명하였다 그.

림 은등방및 이방응력경로에서방사방향 반복재하11

시험으로 구한 A의 변화를 보여준다 개별 요소법와 실.

내 시험의 결과를 비교하면 등방 응력 경로에 대해서는

이방 응력 경로에서는 의 큰 차이가발200MPa, 100MPa

생함을 알 수 있다 즉. Eh에서 나타난 개별 요소법과 실

내 시험 결과 간의 불일치 등방 응력 상태의 실내 시험,

결과에서나타난 Eh / Ev의이방성 그리고, Eh와 함께 A의

값을 사용하여 구한 실내 시험의 vhh가 에 가까운 매우0

작은 값으로 평가된 점 모두 실내시험의 방사방향 반복

재하시험으로 구한 A가 상대적으로 매우 작게 평가되었

기 때문이다 즉 실내시험시 방사방향의 응력변형율. , -

관계(dσ’r / dεr 에 실험적 오차가 내재되었기 때문이다) .

개별요소법의경우이상화된경계조건에대해각경계

면의응력을직접조절할수있으므로재하방법에있어서

축방향과방사방향간의차이는없다 하지만실내시험.

의방사방향반복재하시험은이론상축방향응력이일정

한상태에서시료수평면의작용응력을제어하는단순한

시험이지만 삼축시험기구조상실제이러한압력제어,

를매우작은응력범위까지정확하게모사하기는어렵다.

즉 삼축시험기에서축방향의응력을일정한값으로유,

지하기위해서는시료의모든면에작용하는삼축셀(cell)

압력과축방향응력을동시에조절해야하는데 이를미,

소한응력까지자동제어하여정확하게구현하기가매우

어렵다 이러한점은실내시험에서축방향응력만을조.

절하는축방향반복재하시험과방사방향재하시험의오

차 수준이 서로 동일하지 않을 수 있음을 의미한다.

0 40 80 120 160 200 240p' (kPa)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

A =

dσ'

r/dε r

(MPa

)

K=1.0 (test)K=1.0 (DEM)K=0.5 (test)K=0.5 (DEM)

그림 등방 및 이방 응력 경로에서 의 변화11. A

0 40 80 120 160 200 240p' (kPa)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

Mod

uli r

atio

Eh/Ev (test)Ghh/Gvh (test)Eh/Ev (DEM)Ghh/Gvh (DEM)


0 40 80 120 160 200 240p' (kPa)

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

Mod

uli r

atio

Eh/Ev (test)Ghh/Gvh (test)Eh/Ev (DEM)Ghh/Gvh (DEM)


그림 실내 시험 및 개별요소법으로 구한 탄성계수비 변화10.


직교 이방론에 근거하여 실내 시험으로부터 탄성계

수와 포아송비를 평가할 때 개별 실내 시험 측정치 즉,

연직 방향과 방사 방향의 재하로 구한 탄성계수와 전단

파 속도로부터 구한 전단탄성계수의 측정치가 정량적

으로 각각 타당한 값이며 측정치를 조합하기 전 서로,

상응한 지 확인할 필요가 있다 이러한 점에서 병행된.

개별 요소법의 결과는 실내 시험 결과의 정량적 판단

기준을 제공할 수 있다 특히 실내 시험에서 미소 응력.

제어 시험이내포할수 있는 오차와 이에 따른 수평방향

탄성계수의 영향 그리고 시료의 실제 이방성에 대해서,

는 이를 정밀하게 구현할 수 있는 실험 장비 또는 방법

의 개발과 함께 향후 추가 연구가 필요할 것이다.

결 론5.

사질토의직교이방탄성계수측정에대한새로운접근

방법을모색하기위해실험적방법과개별요소법의해석

적 방법을 동시에 적용하고 이를 통해 얻은 탄성 특성을

비교분석하였다 주문진표준사를이용한실내시험에서- .

는축방향및방사방향의미소응력제어반복재하시험

과축방향및수평방향의벤더엘리먼트시험을다양한

등방및이방응력상태에서실시하였고측정된결과를조

합하여직교이방탄성계수를유도하였다 개별요소법해.

석을 위해 실내 시험의 시료 상태와 근접한 가상의 입상

시료를제작하였고 이를이용하여실내시험방법과동일,

한미소응력제어반복재하시험을실시하였다 개별요소.

법에서는실내시험의벤더엘리먼트시험과달리전단탄

성계수를 미소 전단 응력 제어 시험을 통해 구하였다.

실내 시험과 개별 요소법의 비교 분석은 최종 평가된

직교 이방 탄성계수 및 포아송비에대해 이루어졌다 축.

방향 반복재하시험으로 구한 Ev와 vvh 그리고 전단응력,

반복재하시험으로 구한 Gvh와 Ghh의개별요소법결과는

실내 시험 결과와 정량적으로 일치하였으며 제한된 숫,

자의입자와이상화된선형접촉모델을이용하였음에도

불구하고 개별 요소법 해석이 복잡한 실내 시험 과정을

성공적으로 모사할 수있음을확인하였다 특히실내시.

험과개별요소법에서서로다른재하방법을택한전단

탄성계수의 결과는 서로 일치하며 이는동적측정 방식,

과 정적 측정 방식 간의 차이가 크지 않음을 보여준다.

하지만 Eh와 vhh의경우실내시험과개별요소법에서서

로큰차이가발생하였으며시료의이방성평가에큰영

향을주었다 이와관련된실내시험과개별요소법의비.

교분석결과는방사방향미소응력제어반복시험결과

의차이가최종적으로 Eh와 vhh의측정에영향을주고있

음을보여준다 본연구결과는이방적탄성계수및포아.

송비를 구할 때 이론적 가정에 근거하여 다양한 측정치

를 조합할 필요가 있는 경우 개별 측정치가 정량적으로

타당하며 서로 상응한 값인지 확인할 필요가 있음을 보

여주며 이러한 점에서 개별 요소법을 병행하여 사용한,

다면 사질토의 직교 이방적 탄성 특성을 미시역학적 관

점에서 보다 정확하게 평가할 수 있음을 확인하였다.

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접수일자 심사완료일( 2006. 11. 8, 2007. 8. 27)

모래지반에서 테이퍼 각도가 테이퍼말뚝의 연직거동에 미치는 영향 69

모래지반에서 테이퍼 각도가 테이퍼말뚝의 연직거동에 미치는 영향

Influence of Taper Angle on Axial Behavior of Tapered Piles in Sand

백 규 호1 Paik, Kyu-Ho

이 준 환2 Lee, Jun-Hwan

김 대 홍3 Kim, Dae-Hong

Abstract

Axial behavior of tapered piles is affected by taper angle, stress state of soils, soil frictional angle and pile-soil interfacefriction angle. In this paper, a series of model pile load tests were performed using a calibration chamber in order toinvestigate the effect of taper angle on the axial response of cast-in-place tapered piles in sand. According to resultsof the tests, as taper angle of piles increased, the shaft load capacity of piles increased but its base load capacity decreased.The unit base load capacity of piles increased with increasing taper angle for medium sand but decreased for densesand. The ratio of shaft to total load capacity increased with increasing taper angle and with decreasing relative densityof soils. The test results also showed that total load capacity per unit pile volume increased with increasing taper anglefor medium sand, but it decreased for dense sand. Therefore, it can be stated that tapered piles are economically morebeneficial for medium sand than for dense sand.

요 지

테이퍼말뚝의 연직거동은 지반의 응력상태와 내부마찰각 말뚝의 벽면마찰각 말뚝의 테이퍼 각도에 영향을 받는, ,다 본 논문에서는 테이퍼 각도가 말뚝의 연직거동에 미치는 영향을 조사하기 위해서 가압토조를 이용한 모형말뚝시.험을 실시하였다 시험결과에 따르면 말뚝의 테이퍼 각도가 커질수록 주면마찰력은 커지고 선단지지력은 감소하였으.나 단위 선단지지력의 경우 보통 상대밀도의 지반에서는 말뚝의 테이퍼 각도에 비례해서 증가하였으나 조밀한 지반,에서는 테이퍼 각도에 따라 감소하였다 그리고 말뚝의 전체지지력에 대한 주면마찰력의 비율은 테이퍼 각도가 커짐.에 따라 그리고 지반의 상대밀도가 작아짐에 따라 증가하는 경향을 보였다 또한 말뚝의 단위 체적당 전체지지력은.지반이 느슨할 때는 테이퍼 각도에 따라 증가했지만 조밀한 지반에서는 테이퍼 각도에 따라 감소하였다 따라서 테이.퍼말뚝은 조밀한 지반보다는 느슨한 지반에서 더 경제성이 있는 것으로 나타났다.

Keywords : Axial response, Calibration chamber test, Taper angle, Tapered pile

정회원 관동대학교 토목공학과 교수 교신저자1 , (Member, Prof., Dept. of Civil Eng., Kwandong Univ., [email protected], )정회원 연세대학교 사회환경시스템공학부 부교수2 , (Member, Associate Prof., School of Civil and Environmental Eng., Yonsei Univ.)정회원 한국전력공사 전력연구원 선임연구원3 , (Member, Senior Researcher, Korea Electric Power Research Institute)


서 론1.

말뚝은 구조물의 자중과 구조물에 작용하는 하중을

지반의 지지층에 전달하는 역할을 하는 것으로 구조적,

인 특성상 두부에 가장 큰 하중이 가해지고 말뚝의 선

단에 가까워질수록 말뚝을 통해서 전달되는 하중의 크



기는 작아진다 이러한 말뚝의 하중전이특성을 고려할.

때 두부에서 단면이 크고 선단으로 갈수록 단면이 작아

지는 테이퍼말뚝이 말뚝의 구조적인 안정성과 경제성

측면에서 우수한 것으로 평가되고 있다 와(El Naggar

와 이처럼 테이퍼Wei 1999, Zil’berberg Sherstnev 1990).

말뚝은 여러가지 측면에서 많은 장점을 갖고 있으나 테

이퍼형말뚝의 지지력과 거동 특성에 대한 연구의 부족

과 합리적인 설계기준의 부재로 인하여 테이퍼말뚝이

현장에 적용된 사례는 매우 제한적인 실정이다.

현재까지수행된테이퍼말뚝에관한연구의 대부분은

대형 토조나 원심모형시험기를 이용한 모형시험이나 실

대형 현장시험을 통해서 이루어져 왔다. Norlund(1963)

와 와 와D’Appolonia Hribar(1963), Zil’berberg Sherstnev

은 현장시험을 통해서 사질토 지반에 설치된 테(1990)

이퍼말뚝은 원통형말뚝보다 큰 지지력을 갖고 말뚝에,

가해지는 하중의 상당부분이 주면마찰력에 의해 지지

됨을 보고하였다 그리고 등 과 와. Robinsky (1964) Wei El

와 와Naggar(1998), El Naggar Wei(1999), El Naggar

는 이와 동일한 결과가 느슨한 모래지반에Sakr(2000)

매입된 테이퍼말뚝에도 적용됨을 모형시험을 통해서

규명하였다 특히 와 와. El Naggar Wei(1999) El Naggar

와 는 느슨한 모래지반에 매입된 테이퍼말뚝Sakr(2000)

의 단위 주면마찰력이 테이퍼 각도가 커질수록 증가함

을 보고하였고 등 의 연구결과에 따르면 조, Sakr (2004)

밀한 모래에 타입된 테이퍼말뚝의 단위 선단지지력도

말뚝의 테이퍼 각도가 커질수록 증가하는 것으로 나타

났다 그리고 테이퍼 각도에 따른 테이퍼말뚝의 단위 주.

면마찰력 증가는 말뚝 관입 시 말뚝 주변지반이 방사방

향으로 밀림에 의해 지반의 내부마찰각이 증가하거나

구속응력이 증가하기 때문으로 보고되고 있다(Norlund

와 등 그러나1963, Ladanyi Guichaoua 1985, Sakr 2004).

이러한 연구결과의 대부분은 테이퍼말뚝이 느슨한 모래

지반에 매입되거나 조밀한 모래지반에 타입된 경우에

대한 것들로 현재까지 다양한 상대밀도를 갖는 모래지,

반에 매입되거나 타입되었을 때 테이퍼 각도가 말뚝의

거동에 미치는 영향에 관한 연구는 진행되지 못하였다.

본 연구에서는 말뚝의 테이퍼 각도가 모래지반에 매

입된 비배토 테이퍼말뚝의 거동에 미치는 영향을 조사

하기 위해서 가압토조를 이용한 모형말뚝시험을 수행

하였으며 모형시험은 상대밀도가 와 인 모형, 55% 86%

지반에서 진행되었다 특히 테이퍼말뚝의 주면마찰력과.

선단지지력은 테이퍼 각도에 따라 크게 달라진다는 기

존의 연구결과를 고려해서 시험에 사용된 모든 모형말

뚝은 전체지지력을 선단지지력과 주면마찰력으로 분리

해서 측정할 수 있도록 제작하였다 이러한 방법으로 수.

행된 모형말뚝시험의 결과에 근거해서 말뚝의 테이퍼

각도가 테이퍼말뚝의 선단지지력과 주면마찰력에 미치

는 영향 즉 테이퍼 효과와 함께 모래지반의 상대밀도에,

따른 테이퍼 효과의 변화 등이 조사되었다.

실내모형시험2.

시험말뚝2.1

모형말뚝시험에서는 말뚝의 테이퍼 각도가 테이퍼말

뚝의 연직 거동에 미치는 영향을 조사하기 위하여 그림

과 같이 원통형말뚝과 함께 테이퍼 각도가 다른 두개1

의 테이퍼말뚝이 사용되었으며 모든 시험말뚝은 지반,

에 매입되는 부분의 체적이 동일하도록 하였다 그 결과.

원통형말뚝의 직경은 로 하였고 테이퍼 각도가 각60mm

각 와 인 테이퍼말뚝 과 의 평균직경은 각1° 1.5° (T1 T2)

각 와 로 결정되었다 시험말뚝의 전체58.7mm 59.8mm .

길이는 였고 테이퍼말뚝은 지반에 매입되는 선900mm ,

단부 에 대해서만 테이퍼 형태로 가공되었다 모700mm .

형시험에 사용된 종류의 시험말뚝에 대한 제원은 표3

과 같다 그리고 재하시험이 진행되는 동안 말뚝의 하1 .

중전이분포를측정하기 위해서 지반에 매입되는 700mm

부분의 말뚝에 대해서는 말뚝의 길이방향으로 개 위치9

에 총 개의 스트레인게이지를 대칭으로 부착하였다18 .

한편 와 와 등 백규, El Naggar Sakr(2000) Sakr (2004),

404050

100

100

100

100

100

20

700

200

Strain Gauges

1o

Hole forLead Wires

Silicone Seal

46.0

71.360.0

All dimensions in mm

1.5o

41.9

77.7

C T2T1

Hole forLead Wires

Cover Plate

그림 모형말뚝의 구조와 재원1.


호 등 의 연구결과에 따르면 테이퍼말뚝의 경우(2007)

전체지지력에서 선단지지력과 주면마찰력이 차지하는

비율이 현장에서 일반적으로 사용하는 원통형말뚝의

경우와 크게 다른 것으로 나타났다 따라서 테이퍼말뚝.

의 지지력 특성을 정확히 규명하기 위해서는 말뚝의 전

체지지력을 선단지지력과 주면마찰력으로 분리해서 측

정하는 것이 필요하다 이를 위해 모형시험에 사용된 모.

든 시험말뚝의 선단부에 그림 와 같이 직경이 작은 원2

형 강봉에 개의 스트레인게이지를 대칭으로 부착해서4

제작한 하중계 를 설치함으로써 재하시험 중(load cell)

에 말뚝의 선단지지력을 직접 측정할 수 있도록 하였다.

그리고 말뚝의 선단에 작용하는 하중이 주면마찰력으

로 전이되는 것을 방지하기 위해서 하중계와 말뚝 본체

간에 의 간격을 두었고 이 부분은 실리콘으로 채3mm ,

워졌다.

모형지반 조성2.2

모형지반은대기중에서 건조된주문진표준사를이용

해서 그림 과 같이 직경이 이고 높이가3 775mm 1250mm

인 가압토조에 조성되었다 지반조성에 사용된 주문진.

표준사는 비중(Gs 이 이고 최대 및 최소간극비가 각) 2.63

각 과 이었으며 균등계수와 곡률계수는 각각0.948 0.596 ,

와 으로 측정되었다 그리고 통일분류법에 의해1.24 0.97 .

서는 로 분류되었다SP .

모형지반은 낙사법 에 의해 상대밀도(raining method)

가 와 인 상태로 조성되었으며 회에 씩55% 86% , 1 10cm

총 회에 걸쳐 조성을 완료하였다 모형지반이 만13 . 60cm

큼 조성되었을 때 시험말뚝이 토조의 중앙부에 거치되

었으며 이때 말뚝 선단부가 모형지반과 완전히 밀착되,

도록 하기 위해서 시험말뚝을 모형지반에 정도 압5cm

입시켰다 그 후 나머지 높이의 모형지반을 이전. 65cm

과 동일한 방법으로 조성하였으며 지반조성이 완료되,

었을 때 시험말뚝의 최종 관입깊이는 였다 지반조70cm .

성이 완료된 후 가압토조의 바닥과 측면에 설치된 고무

막 에 압축공기를 시간 동안 가해서 모형(membrane) 17

지반을 소정의 응력상태로 압밀시켰다.

시험방법2.3

모형말뚝시험은 표 와 같이 지반의 연직응력과 수평2

응력이 과 이고 상대밀도가 와98.1kPa 39.2kPa 55% 86%

인 가지 지반조건에서 원통형말뚝 과 테이퍼 각도가2 (C)

와 인 개의 테이퍼말뚝 과 을 이용해서 회1° 1.5° 2 (T1 T2) 6

를 수행하였다 표에 보이는 시험명에서 첫번째 문자인.

과 는모형지반의 상대밀도를의미하는 것으로 각각M H

표 모형말뚝의 치수1.

말뚝명직경(mm)

테이퍼 각도(°) 지반에 매입된 길이

(mm)

지반에 매입된 체적

(cm3)선단 지표면 평균

C 60.0 60.0 60.0 0 700 1319.5

T1 46.0 71.3 58.7 1.0 700 1289.8

T2 41.9 77.7 59.8 1.5 700 1315.1

Pile Toe

Silicone Seal

Lead Wires

PipeStrain Gauge

그림 말뚝 선단부 상세도2.

LateralMembrane

CompressedAir

BottomMembrane

Compressed Air

Test Pile

1250mm

775mm

700mm

그림 가압토조의 형상과 재원3.


DR 와 를나타내고 두번째와세번째 문자는 모=55% 86% ,

형지반에 가해진 연직응력과 수평응력의 수준을 의미하

는 것으로 은M σvo 을 은=98.1kPa L σho 을 나타=39.2kPa

낸다.

시험말뚝에 대한 연직재하시험은 말뚝의 두부가 평

균직경의 약 에 해당하는 내외로 침하될 때까40% 24mm

지 진행되었다 재하시험이 진행되는 동안 말뚝의 전체.

지지력은 시험말뚝의 두부에 설치된 하중계(load cell)

에 의해 측정되었고 말뚝의 하중 단계별 침하량은 시험,

말뚝의 두부에 대칭으로 설치된 개의 에 의해 측2 LVDT

정되었다 말뚝의 선단지지력은 말뚝 선단에 부착된 하.

중계에 의해 직접 측정되었고 말뚝의 주면마찰력은 전,

체지지력과 선단지지력의 차이로 계산되었다 그리고.

시험말뚝에 부착된 스트레인게이지를 포함해서 모형시

험에 사용된 모든 계측기들은 재하시험 직전에 초기화

되었으며 모든 결과는 데이터로거 를 이용, (data logger)

해서 얻어졌다.

시험결과 및 분석3.

하중 침하 곡선3.1 -

그림 는 연직응력과 수평응력이 각각 과4 98.1kPa

이고 상대밀도가 와 인 지반에서 테이39.2kPa 55% 86%

퍼 각도가 말뚝의하중침하 거동에 미치는 영향을나타-

낸 것이다 그림의 범례에 사용된 개의 문자 중 첫번째. 4

는 말뚝의 종류 원통형말뚝 테이퍼 각도가 인(C: , T1: 1°

테이퍼말뚝 테이퍼 각도가 인 테이퍼말뚝를, T2: 1.5° ) ,

그리고 데시 이후에 사용된 세 개의 문자는 모형지반(-)

의 상대밀도와 응력상태를 나타낸다 절 참조 그림(2.3 ).

에서 보듯이 원통형말뚝은 직경의 만큼 침하했4(a) 4%

을 때 주면마찰력이 극한상태에 도달함으로써 말뚝의

침하량에 대한 지지력 증가율로 정의되는 주면마찰력

의 강성도 는 이었다 반면 테이퍼말뚝은 말뚝(stiffness) 0 .

이 평균직경의 에 해당하는 만큼 침하했을 때에도40%

주면마찰력의 강성도가 보다 컸으며 말뚝의 테이퍼0 ,

각도가 커질수록 주면마찰력의 강성도는 증가하는 것

표 지반조건과 시험말뚝의 종류2.

시험명 상대밀도(%) 연직응력(kPa) 수평응력(kPa) Ko 시험말뚝

MML 55 98.1 39.2 0.4 C, T1, T2

HML 86 98.1 39.2 0.4 C, T1, T2

0

5

10

15

20

25

0 3 6 9 12

Shaft Load (kN)

Set

tlem

ent (

mm

)

C-MMLT1-MMLT2-MMLC-HMLT1-HMLT2-HML

주면마찰력(a)

0

5

10

15

20

25

0 4 8 12 16Base Load (kN)

Set

tlem

ent (

mm

)


선단지지력(b)

0

5

10

15

20

25

0 5 10 15 20Total Load (kN)

Settl

emen

t (m

m)


전체지지력(c)

그림 테이퍼 각도에 따른 말뚝의 하중 침하량 변화4. -


으로 나타났다 이러한 말뚝의 형태별 주면마찰력의 거.

동 차이는 원통형말뚝과 테이퍼말뚝의 지지력 메커니

즘 차이로 설명될 수 있다 즉 원통형말뚝의 주면마찰력.

은 순수하게 마찰력 성분으로만 구성된 반면 테이퍼말

뚝은 경사진 주면의 연직성분에 작용하는 마찰력 성분

과 수평성분에 작용하는 압축지지력 성분으로 주면마

찰력이 구성되기 때문이다 그리고 테이퍼 각도가 커질.

수록 테이퍼말뚝의 주면마찰력에서 압축지지력 성분이

차지하는 비율이 높아지기 때문에 주면마찰력의 하중-

침하 거동이 일반적인 원동형말뚝의 주면마찰력에 대

한 거동보다는 선단지지력의 거동에 더 가까워지는 것

으로 판단된다.

테이퍼말뚝의 선단지지력에 대한 강성도는 그림 4(b)

와 같이 말뚝의 테이퍼 각도가 커질수록 감소하였고 이,

러한 경향은 지반의 상대밀도가 커질수록 더욱 분명하

게 나타났다 이러한 시험결과는 말뚝의 체적과 관입깊.

이가 일정할때 테이퍼 각도가커짐에따라말뚝의선단

면적이 감소하고 백규호 등 의 연구결과와 같이, (2007)

지반의 상대밀도가 커질수록 전체지지력에서 선단지지

력이 차지하는 비중이 커지기 때문으로 생각된다.

한편 기존의 연구결과 와, (Wei El Naggar 1998, Sakr

등 에 따르면 느슨한 지반에 매입되거나 조밀한2004)

지반에 타입된 테이퍼말뚝의 경우 전체지지력의 강성

도는 동일조건의 원통형말뚝보다 크고 이러한 경향은,

말뚝의 테이퍼 각도가 커짐에 따라 더욱 뚜렷해지는 것

으로 나타났다 그러나 본 모형시험의 결과에 따르면 테.

이퍼 각도가 테이퍼말뚝의 전체지지력에 대한 강성도

에 미치는 영향은 지반의 상대밀도에 따라 달라지는 것

으로 나타났다 그림 에서 보듯이. 4(c) DR 인 지반에=55%

서 테이퍼말뚝의 전체지지력에 대한 강성도는 원통형

말뚝보다 클 뿐만 아니라 말뚝의 테이퍼 각도가 커질수

록 전체지지력에 대한 강성도도 커지는 경향을 보였다.

그러나 DR 의 지반에서는 테이퍼말뚝의 전체지지=86%

력에 대한 강성도가 원통형말뚝보다 작았으며 테이퍼,

각도가 커질수록 전체지지력에 대한 강성도 또한 감소

하는 것으로 나타났다

극한지지력3.2

모형말뚝에 대한 정재하시험의 결과로부터 말뚝의

극한지지력을 결정하기 위해서 본 연구에서는 말뚝의

두부가 평균직경의 에 해당하는 만큼 침하했을 때10%

를 극한상태로 간주하는 파괴기준을 사용하였다 따라.

서 원통형말뚝은 두부가 만큼 침하했을 때 그리고6mm

테이퍼말뚝 과 는 말뚝의 두부가 각각 와T1 T2 5.87mm

만큼 침하했을 때 말뚝의 각 부분에 작용하는5.98mm

하중을 극한지지력으로 하였다.

그림 는 지반의 상대밀도별로 테이퍼 각도에 따른5

말뚝의 지지력 변화를 나타낸 것이다 그림에서 보듯이.

말뚝의 주면마찰력은 지반의 상대밀도와 무관하게 말

뚝의 테이퍼 각도가 커질수록 증가하지만 선단지지력

은 테이퍼 각도에 따른 선단면적의 감소로 인해 선단지

지력이 감소하는 경향을 보였다 반면 전체지지력의 경.

우 DR 의 지반에서는 말뚝의 테이퍼 각도가 커질=55%

수록 증가하지만 DR 의 지반에서는=86% DR 일 때=55%

와는 달리 말뚝의 테이퍼 각도가 커짐에 따라 전체지지

력이 감소하는 것으로 나타났다 이러한 시험결과는 테.

이퍼 각도가 커질수록 말뚝의 전체지지력이 커진다는

기존의 연구결과 와 등(Wei El Naggar 1998, Sakr 2004,

0

3

6

9

12

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Taper Angle (o)

Ultim

ate

Load

Cap

acity

(kN

) BaseShaftTotal

v0=98.1kPa, h0=39.2kPaDR=55%

(a) DR 의 경우=55%

0

4

8

12

16

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Taper Angle (o)

Ultim

ate

Load

Cap

acity

(kN

) BaseShaft

Total

v0=98.1kPa, h0=39.2kPaDR=86%

(b) DR 의 경우=86%

그림 테이퍼 각도에 따른 극한지지력 변화5.


와Rybnikov 1990, Norlund 1963, Zil’berberg Sherstnev

와 일부 상반되는 것으로 지반의 상대밀도에 따1990) ,

라 말뚝의 전체지지력에서 선단지지력과 주면마찰력의

비중이 달라지는 데서 그 원인을 찾을 수 있다 백규호.

등 의 연구결과에 따르면 지반이 조밀해질수록 전(2007)

체지지력에서 선단지지력의 비중이 커지고 지반이 느

슨할수록 주면마찰력의 비중이 커지는 것으로 나타났

다 따라서. DR 의 지반에서는 테이퍼 각도에 따른=55%

전체지지력의 변화가 주면마찰력의 경향을 따르고

DR 인 지반에서는 선단지지력의 경향을 따르기 때=86%

문으로 판단된다.

주면마찰력과 선단지지력의 하중분담률3.3

그림 은 지반의 상대밀도별로 말뚝의 전체지지력에6

서 선단지지력과 주면마찰력이 차지하는 비율로 정의

되는 하중분담률이 말뚝의 테이퍼 각도에 따라 어떻게

변하는가를 나타낸 것이다 시험결과에 따르면 말뚝의.

테이퍼 각도가 커짐에 따라 전체지지력에서 주면마찰

력의 하중분담률은 증가하고 선단지지력의 하중분담률

은 감소하였다 이것은 지반에 매입되는 말뚝의 관입깊.

이와 체적이 일정할 때 말뚝의 테이퍼 각도가 증가하면

선단 면적은 감소하고 주면 면적은 증가하며 주면에 작

용하는 압축지지력 성분이 커져서 말뚝의 선단지지력

은 감소하고 주면마찰력은 커지기 때문으로 판단된다.

그리고 말뚝의 테이퍼 각도가 일정하더라도 지반의 상

대밀도가 작을수록 주면마찰력의 하중분담률은 커지고

선단지지력의 하중분담률은 작아지는 것을 확인할 수

있었다.

단위 지지력3.4

그림 은 지반의 상대밀도별로 말뚝의 테이퍼 각도에7

따른 단위 주면마찰력과 단위 선단지지력의 변화를 나

타낸 것이다 그림 에서 보듯이 말뚝의 단위 주면마. 7(a)

찰력은 지반의 상대밀도와 무관하게 말뚝의 테이퍼 각

도가 커질수록 증가하였으며 이러한 시험결과는 현재,

까지 크게두 가지 요인에 의해 발생하는것으로 보고되

고 있다 그 중 첫 번째는 테이퍼말뚝이 침하하면서 주.

변지반을 방사방향으로 밀어내서 주변지반이 다져지게

되고 그로 인해 주변 지반의 내부마찰각이 증가하기 때

문에 주변마찰력이 증가한다는 것이다(Norlund 1963).

그리고두번째는테이퍼말뚝의침하에의한주변지반의

방사방향압축으로인해지반의수평방향구속응력이증

가하게되고그로인해테이퍼각도에따라말뚝의주면

마찰력이 커진다는 것이다 와(Ladanyi Guichaoua 1985,

20

40

60

80

100

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Taper Angle (o)

Rat

io o

f Qb a

nd Q

s to

Qt (

%) Base

Shaft

DR=86%

DR=55%

�v0=98.1kPa, �h0=39.2kPa

그림 테이퍼 각도에 따른 선단지지력과 주면마찰력의 하중분담률6.

10

20

30

40

50

60

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Taper Angle (o)

Uni

t Sha

ft Lo

ad C

apac

ity (k

Pa)

v0=98.1kPa, h0=39.2kPaDR=86%

DR=55%

단위 주면마찰력(a)

0

1

2

3

4

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Taper Angle (o)

Uni

t Bas

e Lo

ad C

apac

ity (M

Pa)

v0=98.1kPa, h0=39.2kPaDR=86%

DR=55%

단위 선단지지력(b)

그림 테이퍼 각도에 따른 단위 선단지지력과 단위 주면마찰력의 변화7.


와Kodikara Moore 1993).

한편 말뚝의 테이퍼 각도에 따른 단위 선단지지력의,

변화는 그림 와 같이 지반의 상대밀도에 따라 그 경7(b)

향이 달라졌다. DR 의 지반에서는 테이퍼말뚝의 단=55%

위 선단지지력이 원통형말뚝보다 컸으며 테이퍼 각도,

가 와 인 말뚝 과 의 결과만을 비교할 때는1° 1.5° T1 T2

약간 다른 결과가얻어질 수있지만 테이퍼 각도가 인0°

원통형말뚝에 대한 결과를 포함해서 시험결과를 전체

적으로 보면 말뚝의 테이퍼 각도가 커질수록 단위 선단

지지력도 함께 증가하는 경향을 보였다 반면. DR=86%

의 지반에서는 테이퍼말뚝의 단위 선단지지력이 원통

형말뚝보다 작았으며 말뚝의 테이퍼 각도가 커질수록,

단위 선단지지력이 감소하는 경향을 보였다 이러한 시.

험결과는 말뚝의 설치방법은 다르지만 DR 의 모래=90%

지반에서 테이퍼 각도가 커질수록 지반에 타입된 테이

퍼말뚝의 단위 선단지지력도 함께 커진다는 등Sakr

의 연구결과와 상반되는 것이다(2004) .

그림 은 테이퍼 각도에 따른 말뚝의 단위 체적당 전8

체지지력의 변화를 보인 것이다 일반적으로 말뚝기초.

를 시공하는데 소요되는 기초 공사비는 지반에 매입되

는 말뚝의 체적과 직접적인 관계가 있기 때문에 말뚝의

테이퍼 각도에 따른 단위 체적당 전체지지력의 변화는

테이퍼말뚝의 경제성을 판단하는 참고자료로 활용될

수 있다 그림에서 보듯이. DR 의 지반에서는 테이=55%

퍼말뚝의 단위 체적당 전체지지력이 말뚝의 테이퍼 각

도에 비례해서 증가했지만 DR 의 지반에서는 테이=86%

퍼 각도에 비례해서 감소했다 그리고 이러한 시험결과.

에 근거할 때 비배토 테이퍼말뚝의 경우 느슨한 지반에

서는 원통형말뚝보다 경제성이 뛰어나지만 조밀한 지

반에서는 원통형말뚝보다 경제성이 떨어지는 것으로

나타났다.

결 론4.

본 논문에서는 말뚝의 테이퍼 각도에 따른 테이퍼말

뚝의 연직거동과 지지력의 변화를 조사하기 위하여 가

압토조를 이용해서 모형말뚝시험을 수행하였다 모형시.

험은 응력상태는 일정하고 상대밀도만 와 로55% 86%

다른 두 종류의 모형지반에서 모형 원통형말뚝과 테이

퍼 각도가 다른 두 개의 모형 테이퍼말뚝을 이용해서

총 회를 수행하였다 모형시험으로부터 얻어진 결론은6 .

다음과 같다.

(1) 말뚝이 침하함에 따라 원통형말뚝의 주면마찰력은

침하 초기에 극한치에 도달하였으나 테이퍼말뚝의

주면마찰력은 말뚝이 침하함에 따라 계속 증가하였

다 그리고 말뚝의 침하량에 대한 지지력의 변화를.

강성도로 정의할 때 테이퍼 각도가 커짐에 따라 말

뚝의 주면마찰력에 대한 강성도는 증가하였으나 선

단지지력에 대한 강성도는 감소하는 경향을 보였다.

(2) 지반의 상대밀도와 무관하게 말뚝의 테이퍼 각도가

커질수록 주면마찰력은 증가하고 선단지지력은 감

소하였다 반면 전체지지력의 경우에는 지반의 상.

대밀도에 따라 다른 결과를 보여서, DR 의 지=55%

반에서는 테이퍼 각도가 커짐에 따라 전체지지력이

증가한 반면 DR 의 지반에서는 감소하는 경향=86%

을 보였다.

(3) 테이퍼 각도가 커짐에 따라 전체지지력에서 주면마

찰력이 차지하는 하중분담률은 증가하고 선단지지

력의 하중분담률은 감소하였다 그리고 테이퍼 각.

도가 일정할 경우 지반의 상대밀도가 커질수록 선

단지지력의 하중분담률은 커지고 주면마찰력의 하

중분담률은 감소하는 것으로 나타났다.

(4) 말뚝의 테이퍼 각도가 커짐에 따라 단위 주면마찰

력은 지반의 상대밀도와 상관없이 증가하였다 반.

면 단위 선단지지력의 경우 DR 의 지반에서는=86%

테이퍼 각도에 따라 감소하였고 DR 의 지반에=55%

서는 증가하는 경향을 보였다.

(5) 테이퍼말뚝의 단위 체적당 전체지지력은 DR=55%

의 지반에서는 테이퍼 각도에 비례해서 증가했지만

DR 의 지반에서는 테이퍼 각도에 따라 감소하=86%

0

2

4

6

8

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

Taper Angle (o)

Tota

l Lo

ad C

apac

ity p

er U

nit

Pile

Vol

ume

(MN

/m3 )

Ηv0=98.1kPa, Ηh0=39.2kPa DR=55%

DR=86%

v0 h0

그림 테이퍼 각도에 따른 말뚝의 단위 체적당 전체지지력 변화8.


였다 따라서 말뚝의 단위 체적당 지지력 측면에서.

말뚝의 경제성을 평가할 때 테이퍼말뚝은 조밀한

지반보다 느슨한 지반에서 경제성이 더 뛰어난 것

으로 나타났다.

감사의 글

본 논문은 한국전력공사 전력연구원의 연구비 지원

에 의해 수행된 가공송전용 강관주 철탑기초 설계기준“

수립 연구 의 결과 중 일부로 상기 기관의 연구비 지원” ,

에 감사드립니다.

참 고 문 헌

1. 백규호 이준환 김대홍 모래지반에 현장타설된 테이퍼, , (2007), “말뚝의 연직거동 특성”, 한국지반공학회논문집 제 권 제 호, 23 , 8 ,pp.35-45.

2. D’Appolonia, E. and Hribar, J. A. (1963), “Load Transfer inStep-Tapered Piles”, J. of Soil Mech. and Found. Eng. Div.,ASCE, Vol.89, No.SM6, pp.57-77.

3. El Naggar, M. H. and Wei, J.Q. (1999), “Axial Capacity ofTapered Piles Established from Model Tests”, Canadian Geotech.J., Vol.36, pp.1185-1194.

4. El Naggar, M. H. and Sakr, M. (2000), “Evaluation of AxialPerformance of Taper Piles from Centrifuge Tests”, CanadianGeotech. J., Vol.37, pp.1295-1308.

5. Kodikara, K. K. and Moore, I. D. (1993), “Axial Response ofTapered Piles in Cohesive Frictional Ground”, J. of Geotech. Eng.Div., ASCE, Vol. 119, pp.675-693.

6. Ladanyi, B. and Guichaoua, A. (1985), “Bearing Capacity andSettlement of Shaped Piles on Permafrost”, 11th Int. Conf. on SoilMech. and Found. Eng., Vol.4, pp.1421-1427.

7. Norlund, R. L. (1963), “Bearing Capacity of Piles in Cohesionlesssoils”, J. of Soil Mech. and Found. Eng. Div., ASCE, Vol.89,No.SM3, pp.1-34.

8. Robinsky, E.I., Sagar, W.L. and Morrison, C.F. (1964), “Effect ofshape and volume on the capacity of model piles in sand”,Canadian Geotechnical J., Vol.1, pp.189-204.

9. Rybnikov, A. M. (1990), “Experimental Investigation of BearingCapacity of Bored-Cast-In-Place Tapered Piles”, Soil Mech. andFound. Eng., Vol.27, No.2, pp.48-52.

10. Sakr, K., El Naggar, M. H. and Nehdi, M. (2004), “Load Transferof FRP Composite Tapered Piles in Dense Sand”, Canadian Geotech.J., Vol.41, pp.70-88.

11. Wei, J. and El Naggar, M. H. (1998), “Experimental Study ofAxial Behavior of Tapered Piles”, Canadian Geotech. J., Vol.35,pp.641-654.

12. Zil’berberg, S.D. and Sherstnev, A.D. (1990), “Construction ofCompaction Tapered Pile Foundation”, Soil Mech. and Found.Eng., Vol.27, No.3, pp.96-101.

접수일자 심사완료일( 2006. 11. 10, 2007. 8. 17)

부산지역 점토의 비배수전단강도 평가를 위한 콘계수 해석 및 평가CPT 77

부산지역 점토의 비배수전단강도 평가를 위한

콘계수 해석 및 평가CPT

Analysis and Evaluation of CPT Cone Factorfor Undrained Shear Strength Estimation of Pusan Clay

박 영 환1 Park, Young-Hwan 김 민 기

1 Kim, Min-Ki

김 창 동2 Kim, Chang-Dong 이 준 환

3 Lee, Jun-Hwan

Abstract

In order to estimate undrained shear strength and evaluate cone factors, various in-situ and laboratory test resultsat new harbor construction area near Pusan were analyzed. To evaluate Nk values and equation applicable in Korea,measured and theoretical cone factors were compared based on the test results. For comparison, various analyticalsolutions were adopted and used. Adopted methods include cavity expansion solutions of Baligh (1975) and Yu (1993)and steady state solutions of Teh and Houlsby (1991) and Yu et al. (2000). According to the result of comparison,cavity expansion solutions were found to be reasonable for the CPTu-based undrained shear strength evaluation.

요 지

본 연구에서는 선정된 부산 신항만 공사 지역의 연약 점토층을 대상으로 비배수전단강도 값을 분석하고 적용을CPT위한 콘계수의 변화특성 및 영향인자를 비교분석하고자 한다 이를 위해 다양한 현장시험과 실내시험 결과를 분석하.였으며 현장시험에서 구해진 콘계수와 실내시험에서 얻어진 결과를 토대로 한 이론적인 콘계수와의 비교를 통해,해당 현장에 가장 적합한 이론식을 선정하고자 한다 본 연구에서 사용된 이론식은 와 의 공동. Baligh(1975) Yu(1993)확장 이론과 와 등 의 정적 상태 해석법이 사용되었으며 공동 확장 해석법이 현장Teh and Houlsby(1991) Yu (2000) ,시험을 통해 측정된 콘계수와 부합하는 결과를 나타내었다.

Keywords : Cavity expansion solutions, Cone factor, Steady state solutions

1 연세대학교 토목공학과 석사과정 (Graduate Student, Dept. of Civil Engrg., Yonsei Univ.)주 이사2 ( )EJTECH (Director of Geotechnical Design Division, EJTECH Co., Ltd.)정회원 연세대학교 토목공학과 부교수 교신저자3 , (Member, Associate Prof., Dept. of Civil Engrg., Yonsei Univ., [email protected], )



서 론1.

대부분의 점토질 지반의 문제에서 가장 중요한 두 가

지 지반 특성치는 비배수전단강도와 압밀 관련 물성치

라 할 수 있다 이 중 비배수전단강도는 응력 이력 및.

시험 종류 등 다양한 인자에 의해 영향을 받게 되며 압,

밀 거동에 따른 유효응력의 변화와도 연관되어 상당히

복잡한 변화 특성을 보이고 있다 점토질 흙의비배수전.

단강도를 측정하기 위해서는 일반적으로 비교란 시료

채취를 통한 삼축압축시험과 일축압축시험 등과 같은

실내 시험이나 현장베인시험과 같은 원위치 현장시험

등이 이용될 수 있다 실내시험의 경우 시료채취에 따른.

교란도가 시험결과에 많은 영향을 미치게 되며 대상 심

도가 깊을 경우 시료교란의 정도는 증가하는 것이 일반


적인현상이라할수있다 베인시험의경우현장적용을.

통해지반의교란을 최소화할수 있어비교적신뢰성이

높은 시험방법으로 간주되고 있으나 심도가 증가함에,

따라 베인의 관입과 비틈 과정에 많은 어려움과 오차를

수반하게 된다 이에 반해 콘관입시험. (Cone penetrate

은 시험 방법 및 절차가 간소하고 지반교란을test : CPT)

최소화할 수 있어 비교적 신뢰성이 높은 시험방법으로

간주된다 특히 간극수압의 측정이 가능한 피에조콘시. ,

험 은 점토질 지반의 특성파악에(Piezocone test : CPTu)

매우 효과적이다 결과를 이용한 점토지반의 비배. CPTu

수전단강도 su의 추정은 다양한 방법이 제안되었으나,

통상 콘저항치CPT qc와 비배수전단강도 su와 연관된

콘계수 Nk또는 콘 부등단면적과 간극수압 보정에 따른

콘저항치 qt에 의한 콘계수 Nkt를 이용하는 방법이 가장

일반적이라고 할 수 있다(Meyerhof, 1961; Vesic, 1972;

Baligh, 1975; Teh and Houlsby, 1991; Yu and Mitchell,

콘계수의 평가를 위해서 다양한 이론적 모델이1998).

제안되어 왔으며 제안된 모델들은 극한지지력공식에,

근거한 방법 공동확장해석(Bearing capacity analysis),

변형률경로해석에 근거한 정(Cavity expansion analysis),

상상태해석 그리고유한요소법과유(Steady state analysis),

한차분법과같은수치해석(Numerical analysis)(Meyerhof,

1961; Vesic, 1972; Baligh, 1985; Yu and Mitchell, 1998)

등의 가지 범주로 크게 구분될 수 있다4 .

각 방법들은 이론적인 엄밀해를 제시하고 있으나 방,

법별 콘계수의 차이가 크게 나타나며 지배인자인 강성,

지수(G/su 의 결정 역시 전단탄성계수 를 산정하는 방) (G)

법이 여러 가지이고 비배수전단강도를 산출하는 과정

에서 비교란 시료를 사용하기에 많은 불확실성을 포함

하고 있다 위에서 언급한 바와 같은 방법의 경우 흙의.

특성 등을 정확하게 반영하기 어려우며 또한 경험적인, ,

방법을 통하여 산정된 콘계수가 넓은 범위로 분포되거

나 아무 조건없이 단순 제시되는 경우에는 동일 지역이

나 지역에 따라 다른 흙의 공학적 특성불균질성 등과( )

기준 비배수전단강도 산정 시험방법에 따라 콘계수가

다르게 나타나므로 실제 사용하기에는 어려움이 따른

다 박용원 등 이와 같은 제한점을 극복하기 위해.( , 2003)

소성지수와 과압밀비를 고려하여 콘계수의 정확도를

높이기 위한 연구장인성 등 와 현장베인시험 결( , 2001)

과를 보정하는 방법김민석 등 등 국내의 연구도( , 2006) ,

다양한 방면에서 시도되었다.

본 논문에서는 연약점토지반에서 수행된 일련의 시

험결과를 토대로 다양한 이론해의 정확도에 초점을 맞

추어 콘계수를 비교 분석하고자 한다 이를 위해 본 연.･구에서는 국내의 대표적인 연약점토층인 부산 지역의

점토층을 선정하였고 대상 지반에서 수행된 각종 시험,

결과들을 분석하였다 분석된 결과를 토대로 결과. CPTu

와 측정된 비배수전단강도를 통해 콘계수를 산정하고

자 하며 각 경우에 있어서 이론해와 비교분석하고자, ‧한다.

콘계수 결정을 위한 이론식2.

이론해2.1

의 콘저항치CPTu qt에 의한 포화 점토의 비배수전단

강도 su는 다음과 같이 정의될 수 있다 등(Lunne , 1985).

(1)

여기서, su 비배수전단강도= ; qt 부등면적비를 사용한 수=

정 간극수압에 따른 콘저항치CPTu ; σv0 콘 선단= (Cone

위치에서의 전 상재응력tip) ; Nkt 피에조콘계수이다 식= .

은 비배수 조건에 따른 내부 마찰각 인 경우 극(1) =0 ,Φ한 지지력 공식으로부터 직접 유도될 수 있다 깊은 관.

입상태를 가정하였을 경우 근사적으로 비배수 상태에

서 Nkt는 지지력 계수 Nc에 상응하는 값으로 간주될 수

있다 얕은 기초에서. Nc는 제안된 바와 같이(Terzaghi,

정도의 값을 나타내며 깊은 기초에서는1943) 5.7 , Nc=9

가 통용되어 왔다 말뚝의 관입과정과(Meyerhof, 1951).

콘의 관입과정이 유사하나 Nkt값을 동일하게 로 사용9

하는 데에는 무리가 있으며, Nkt값에 대한 여러 연구에

서는 일반적으로 보다 큰 범위의9 Nkt값이 현장시험결

과에서 관찰되고 있다(Yu and Mitchell, 1998; Su and

Liao, 2002).

앞에서 살펴본 극한지지력해석에 의한 방법(Bearing

외에도capacity analysis) Nkt값의 추정을 위해 지금까지

다양한 방법들이 제안되어 왔다 여기에는 공동확장해.

석 정적상태해석(Cavity expansion analysis), (Steady state

그리고 수치해석적 방법analysis), (Numerical analysis)

등이 포함된다 전통적인 극한 지지력해석에 의한 방법.

은 지지력 공식에서 직접 유도되기 때문에 다른 방법들

에 비해 해석과정이 간편하여 일반 설계자들에게 친숙

한 방법으로 받아들여질 수 있다 지지력 해석에 의한.


방법에서는 지반 내에 원통형 관입체를 가정하고 지지

력 공식의 Nc값에 깊이계수와 형상계수를 반영함으로써

Nkt값을 결정할 수 있다 기존의 연구 결과에 따르면 극.

한지지력해석에 의한 방법을 통해 구해진 Nkt값은 대부

분 에서 정도의범위를보이는것으로나타나고있다9 11

(Meyerhof, 1961; Houlsby and Wroth, 1982; Koumoto

에 의해 지적된and Kaku, 1982). Yu and Mitchell(1998)

바와 같이 지지력 공식에 의한, Nkt값은 콘 관입 과정의

강도와 기하학적 특성에만 기초하여 흙의 압축성은 고

려하지 않아 근사적 해로 간주될 수 있다.

공동확장이론과 변형률경로법에 근거한 정상상태해

석은 실질적인 콘 관입 과정을 고려하여 점토의 강도와,

압축성의 영향을 반영하고 있으므로 보다 엄밀해에 근

접한 방법으로 생각할 수 있다(Vesic, 1972; Ladanyi and

Johnson, 1974; Baligh, 1975, 1985; Teh and Houlsby,

등 등 공동확장이론과1991; Salgado , 1997; Yu , 2000).

정상상태해석에 의한 일반적인 Nkt의 공식은 다음과 같

이 나타낼 수 있다.

･

(2)

여기서 상관계수 전단탄성계수, a, b= ; G= ; su 비배수전=

단강도이다 각 방법에 따른 와 의 대표적인 값은 표. a b

과 같다 전단탄성계수 와 비배수전단강도1 . G su의 비

(G/su 는 통상 문헌에서 강성지수로 언급되기도 한다) .

식 에서 보는 바와 같이(2) , Nkt값은 상관계수 와 값에a b

따른 강성지수의 단독함수로 정의되어 결정될 수 있다.

그림 은 강성지수에 따른1 Nkt값의 변화추이를 나타

내고 있다 그림 에 적용된. 1 Nkt값의 이론해는 공동확장

이론에 따른 와 의Vesic(1972), Baligh(1975) Yu(1993)

방법과 정상상태해석방법에 해당하는 와Baligh(1975)

의 방법이 사용되었다 또한 비교Teh and Houlsby(1991) .

를위해지지력공식접근방법에의한통상적인 Nkt값의

범위를 함께 도시하였다 그림 에서 볼 수 있듯이 지지. 1

력 공식 방법을 제외한 전체적인 강성지수에 따른 Nkt값

의 추세는 그림 에서 나타난 모든 방법에서 유사1 한 것

으로 나타나고 있다 이는 모든 이론식이 식 와 같은. (2)

로그형 함수로 주어지기 때문에 어느 정도 예상되는 결

과라 할 수 있다 그러나. , Nkt값의 크기를 비교해 보았을

때 각 방법에 따른, Nkt값은 상당한 차이를 나타내고 있

음을 알 수 있다 최저 범위의. Nkt값을 보인 Vesic(1972)

방법과 최고 범위의 Nk값을 보인 방법은 동Baligh(1975)

일한 공동확장해석의 범주에 포함되나 강성지수에 따,

라 전반적으로 정도의 차이가 있었으며 나머지9-10 ,

에 의한Baligh(1975), Teh and Houlsby(1991), Yu(1993)

결과는 최저와 최고 범위 사이에 Nkt값이 존재한다 이.

와 같은 결과는 각 방법들이 이론적 엄밀성을 나타냄에

도 불구하고 실제 지반의 비배수전단강도의 측정을 위

해서는 많은 불확실성과 제한점을 포함하고 있음을 의

미하고 있다.

응력변화에 따른 강성지수의 변화2.2

그림 을 통해 대부분의 이론해들이 강성지수가 증1 ,

가함에 따라 Nkt값이 증가하는 특성을 나타내고 있으나,

동일한 강성지수를 가정할 경우, Nkt값은 서로 다름을

보았다 이뿐 아니라 일관성을 가진 강성지수를 결정하.

는 문제 역시 각 방법에서 구체적인 방법론은 제시되지

않았기 때문에 강성지수를 결정하는 과정 자체가 실무

적용에 있어 고려되어야할 중요한 불확실성으로 간주

될 수 있다 강성지수의 결정시 비배수전단강도. su값을

유효응력에 따른 강도 증가율을 통해 구한다고 가정하

면 강성지수를 구하는데 있어서 가장 어려운 문제는 전

표 이론식별 상관계수1.

해석방법 저자 a b

공동확장해석

Vesic(1972) 3.90 1.33

Baligh(1975) 12.0 1.00

Yu(1993) 9.23 1.16

정적상태해석

Baligh(1985) 1.51 2.00

Teh and Houlsby(1991) 1.25 1.84

등Yu (2000) variable 2.00 그림 강성지수1. (G/su 의 함수로 표현된 다양한) Nkt값의 비교


단탄성계수 의산정이라할수있다 등 의G . Marika (2005)

재성형된 보스턴블루클레이(Resedimented Boston Blue

를 대상으로 한 연구에 의하면 점토질 지반의 초Clay) ,

기 강성계수는 다음과 같은 관계를 가진다.

･･′ (3)

여기서 간극비, e= ; ′ 유효수직응력이다 탄성론에 의= .

하면 전단탄성계수 는 탄성계수 로부터 구해질 수G E

있으므로 식 에 기초하여 유효수직응력과 강성지수(3)

의 관계를 도시하면 그림 와 같다 그림 에서 볼 수2 . 2

있듯이 유효수직응력이 인 경우 강성지수는, 25.48MPa ,

의 값을 보이지만 유효수직응력이 증가하22.84 , 100MPa

는 동안 강성지수는 감소하여 의 값을 나타내6.67 16.17

었다 즉 유효수직응력이 증가하는 초기에 강성지수의. ,

감소 범위가 크며 유효수직응력이 증가할수록 강성지

수의 감소폭은 작아짐을 알 수 있다 그림 에서 나타나. 2

는 이러한 결과는 동일한 지반이라 할지라도 대상 깊이

가 변하면 강성지수도 변하기 때문에 Nkt값 또한 깊이에

따라 변화할 수 있으며 유효수직응력의 크기가 작을수,

록 그 변화의 폭은 커진다는 것을 뜻하므로 강성지수의

산정 자체가 Nkt값의 결정에 큰 불확실 요소로 작용한다

는 점을 알려주고 있다.

대상지반 및 시험결과3.

본 절에서는 국내 연약점토층에서 콘계수 적용을 위

한 이론해를 평가하기 위해서 현장 시험을 통해 얻은

실측 Nkt값과 선정된 이론식에 의해 계산된 Nkt값 사이

의 비교분석을 수행하고자 한다 본 연구에서는 부산지.

역 신항만 건설공사를 위해 수행된 현장 및 실내 시험

결과를 사용하였다부산지방해양수산청 현장지( 1999).

반은 두 개의 다른 층으로 나눌 수 있으며 상부층은 부,

드러운 해저층으로 하부층은 단단한 암반층으로 볼 수,

있다 상부층은 깊이 정도까지 분포되어 있으며. 30-35m

퇴적 실트질 점토 지반으로 구성되어 있다 상부층이 해.

수면 아래에 존재하고 있으므로 전체 지반은 완전 포화

상태로 간주될 수 있으며 상부 지층에서 하부 암반 지,

층 부근에 부분적으로 얇은 모래층과 부서진 조개껍질

등이 포함된 입상층이 전반적으로 관찰되었다.

그림 은 채취된 시료를 통해 얻어진 아터버그 시험3

결과를 나타내고 있다 대부분의 흙은 현장의 시험결과.

에 따라 체를 이상 통과하고 통일분류법에No.200 90% ,

따라 와 로분류될 수있는것으로 나타났다 실내CH CL .

시험을 위해 총 개의 시추공에서 동일한 간격으로 비18

교란 시료가 채취되었으며 동시에 회의 현장베인시, 110

험 과 개의 피에조콘 시험(FVT: field vane test) 18 (CPTu)

이 각 시추공의 위치에서 실시되었다 비교란 시료의 채.

취에는 타입의 직경 인치 박벽 튜브가 사용되었으NX- 3

며 채취된 비교란 시료를 이용하여 기본 물성 시험 압, ,

밀 시험 비압밀 비배수 삼축압축시험 과 일축, (TX-UU)

압축시험 등을 포함한 다양한 실내 시험이 수행되(UCC)

었다.

그림 는 각 시험 위치에서 채취된 시료를 통해 얻어4

진 각종 물성치의 깊이별 분포를 나타내고 있다 그림.

에서 볼 수 있듯이 함수비와 총 단위 중량은 비교적4 ,

균일한 값을 보이고 있으며 함수비의 경우 단, 50-70%,

위 중량의 경우 15.5-16.5KN/m3의 범위임을 알 수 있다.

간극비는 정도로 현장의 지반 상태가 압축성이1.3-2.2

매우 높음을 나타내고 있다 또한 유효 상재압. ′과선

행압밀하중 ′의 깊이별 분포를 통해 시험 현장의 점,

토는 근사적으로 정규압밀 상태임을 알 수 있다.

현장 지반에서의 비배수전단강도 su를 측정하기 위해

서 다양한 종류의 시험결과가 적용되었으며 본 연구에, ,

그림 유효수직응력의 변화에 따른 강성지수의 변화2.그림 시험 지반의 아터버그 시험 결과3.


서는 현장베인시험 비압밀 비배수 삼축압축시험(FVT),

일축압축시험 의 결과가 사용되었다(TX-UU), (UCC) .

그림 는 와 에서 얻어진 깊이별 비배5 FVT, TX-UU UCC

수전단강도 su값의 분포를 나타내고 있다. FVT, TX-UU

와 에서 얻어진 비배수전단강도UCC su값은 깊이가 증

가함에 따라 증가하는 경향을 보인다 이는 현장의 지반.

이 정규압밀상태에 부합됨을 보여준다고 할 수 있다 또.

한 각 실험의 상관계수, (R2값이 는) FVT 0.8497, TX-UU

는 그리고 는 로 의 결정계수의0.6797, UCC 0.8041 , FVT

값이 큰 것으로 나타나고 있다.

그림 은 깊이에 따른 현장에서의 결과를 나타6 CPTu

내고 있다 그림 에서도 볼 수 있듯이 깊이에 따라 선. 6 ,

단저항 qt값은 선형적으로 증가하고 있어 그림 에서의5

결과와 마찬가지로 현장의 지반상태가 정규압밀상태임,

을 알 수 있다.

콘계수의 비교4.

현장시험결과에 의한 콘계수4.1

현장의 비배수전단강도 su값을 산정하기 위해 FVT,

와 를 이용한 다양한 시험이 수행되었으며TX-UU UCC ,

본 연구에서는 이들 시험결과를 통해 콘계수의 변화 특

성을 분석하고자 한다 이를 위해 각 시험 결과에서 얻.

어진 비배수전단강도 su값과 결과에 근거로 하여CPTu

Nkt값을 산정하였으며 이에 필요한 전응력 은 깊이별

로 채취된 비교란 시료로부터 얻어진 단위 중량 에 기

초하여 산정하였다.

그림 은 와 를 통해 측정된 비배수7 FVT, TX-UU UCC

전단강도 su값으로부터 계산된 Nkt값의 깊이별 분포와

각 시험별 확률분포 곡선을 보여주고 있다 세가지 시험.

결과 Nkt값은 최소 에서 최대 의범위를 가지고 있다5 35 .

표 는 를 통해 측정된 비배수전단2 FVT, TX-UU, UCC

강도 su값으로부터 계산된 Nkt값의 평균 최빈값 중간값, ,

과 표준편차를 나타내고 있으며 표 에서 보는 바와 같, 2

이 실측에 의한 Nk값의 평균과 표준편차가 에서 가FVT

그림 시험 지반의 깊이에 따른 물성치 분포4.

(R2 = 0.8497)

(R2 = 0.6797)

(R2 = 0.8041)

0

5

10

15

20

25

30

0 20 40 60 80su (kPa)

Dep

th (m

)

FVT TX-UU UCC

FVT

TX-UU

UCC

그림 시험 방법에 따른 비배수전단강도의 깊이별 분포5.

0 10 20 30 40fs (kPa) Rf (%)

0 2 4 6 8

u(kPa)0 500 1000

0

5

10

15

20

25

30

0 1 2 3 4 5qt (MPa)

Dep

th (m

)

그림 시험 지반의 콘관입시험결과6.

표 시험 방법별2. Nkt확률분포곡선의 특성

종 류 Nkt,FVT Nkt,UCC Nkt,TX-UU

평 균 14.469 15.353 20.111

최빈수 13.139 11.981 17.647

중간값 13.736 15.244 18.389

표준편차 3.2650 4.8718 7.6749


장 작고 에서 가장 크게 나타남을 알 수 있다TX-UU .

또한 각 방법별 평균, Nkt값도 다르게 나타나고 있어 콘,

계수의 적용 시 비배수전단강도 평가를 위한 대상시험

방법에 따른 고려가 필요함을 의미하고 있다.

현장시험결과를 통한 피에조 콘계수와 이론식에 의4.2한 콘계수의 비교

시험결과로부터 측정된 Nkt값과 이론해를 통해 계산

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40

Nkt

Dep

th (m

)

FVT

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40

Nkt

Dep

th (m

)

TX-UU

0

5

10

15

20

25

30

0 10 20 30 40

Nkt

Dep

th (m

)

UCC

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.180 10 20 30 40

Nkt

Prob

.Dist

ribu

tion

FV T

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.180 10 20 30 40

Nkt

Prob

.Dist

ribu

tion

UCC

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0.1

0.12

0.14

0.16

0.180 10 20 30 40

Nkt

Prob

.Dist

ribu

tion

TX-UU

그림 각 시험별 측정된7. Nkt값의 깊이별 분포 및 확률분포 곡선


된 Nkt값의 비교분석을 위해 와 의Baligh(1975) Yu(1993)

공동 확장 해법과 와 등Teh and Houlsby(1991) Yu (2000)

의 정상상태해석에 의한 방법이 채택되었다 채택된 이.

론식들에 의해 이론적인, Nk값을 계산하는데 필요한 강

성 지수 G/su값은 다음과 같이 결과를 통해 결정되UCC

었다 에서. UCC 비배수 조건을 가정하면 전단탄성계수,

는 다음과 같이 나타낼 수 있다G .

･

(4)

여기서 전단탄성계수, G= ; E50 강도에서의 탄성계=50%

수; 비배수조건에서의 포아송비 이다= (=0.5) . E50값은

에서 얻어지는 응력변형률 곡선으로부터 구할 수UCC -

있으므로 값 또한 식 를 통해 결정할 수 있다 여기, G (4) .

서 구해진 전단탄성계수 값과 그림 에서 나타낸 비배G 5

수전단강도 su값의 비로부터 강성지수를 산출하였으며,

표 에 나타낸 상관계수 값을 통해 각 방법에 대한1 a, b

Nkt값을 선정하였다.

그림 은 그림 에서 나타낸 비배수전단강도8 5 su값과

식 에서 얻어진 값을 이용하여 계산된(4) G G/su값과 각

이론식으로부터 계산된 Nkt값의 깊이에 따른 분포를 보

여주고 있다 그림 에서 보듯이 시험결과로 얻어진. 8

G/su값은 대부분 이하의 값을 나타냄을 알 수 있다38 .

와 등 의 정상상태해석Teh and Houlsby(1991) Yu (2000)

Baligh (1975)

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40

Calculated Nkt

Mea

sure

d N

kt

FVTTX-UUUCC

Teh & Houlsby (1991)

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40

Calculated Nkt

Mea

sure

d N

kt

FVTTX-UUUCC

Yu (1993)

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40

Calculated Nkt

Mea

sure

d N

kt

FVTTX-UUUCC

Yu et al. (2000)

0

10

20

30

40

0 10 20 30 40

Calculated Nkt

Mea

sure

d N

kt

FVTTX-UUUCC

그림 계산에 의한9. Nkt값과 측정된 Nkt값의 방법에 따른 분포

0 5 10 15 20 25Nkt

Baligh (1975) Teh & Houlsby (1991) Yu (1993) Yu et al. (2000)

0

5

10

15

20

25

30

0 20 40 60 80

G/su

Dep

th (m

)

그림 강성지수8. (G/su 와 이론식에 의해 계산된) Nkt값의 깊이에 따른

분포


을 통해 계산된 Nkt값은 의 범위를 나타내고 있으며2-8 ,

와 의 공동확장이론을 통해 계산Baligh(1975) Yu(1993)

된 Nkt값은 의 범위를 나타내고 있다 그림 에 나11-16 . 7

타난 측정된 Nkt값과 비교했을 때 현장 시험을 통해 얻,

어진 Nkt값은 주로 정도의 범위에 분포하기 때문10-20

에 공동확장이론이 측정된, Nkt값에 가장 근접한 결과를

보여주고 있음을 알 수 있다.

그림 는 동일한 시료에 대해 각 방법별로 계산된9 Nkt

값과 와 에서 측정된FVT, TX-UU UCC Nkt값의 분포를

나타내고 있다 이들 사이의 차이의평균은. Baligh(1975)

는 는 는4.413, Teh and Yu(1993) 5.652, Houlsby(1991)

그리고 등 은 로각각산정되었다10.853 Yu (2000) 11.758 .

이를 통해 확인할 수있듯이 공동확장이론을통해 계산,

된 Nkt값이 정상상태해석을 통해 계산된 Nkt값보다 좋은

분포를 보여주며 공동확장이론 중에서도, Baligh(1975)

을 이용한 결과가 를 사용한 결과 보다 측정된Yu(1993)

Nkt값과의 차이가 적었다.

이와 같은 결과는 에 의한 공동확장 이론Baligh(1975)

해가 국내 연약점토층에 비교적 적합한 이론해임을 나

타내고 있으나 이는 강성지수의 산정이 일축압축시험,

에 근거한 결과임을 주시하여야 한다 앞서 언급된 바와.

같이 전단탄성계수의 결정은 많은 불확실성을 포함하

고 있으며 그 값 또한 일정하지 않으므로 선정 기준에,

따른 Nkt값의 이론해는 달라질 수 있다.

결 론5.

본 연구에서는 국내의 대표적인 연약 점토 지반이라

할 수 있는 부산지역의 연약점토층에 대해서 비배수전

단강도 su를 결정하는데 필요한 Nkt값을 산정하기 위해

이제까지 제시된 많은 연구결과와 이론식에 기초하여

해당 지반에서 측정된 Nkt값에 대하여 비교 및 검토를

수행하였다 이를 위해 와 의 공동. Baligh(1975) Yu(1993)

확장 이론과 와 등 의Teh and Houlsby(1991) Yu (2000)

정적 상태 해석법을 비교 이론식으로 선정하였으며 각,

이론식으로부터 산정되는 Nkt값과 현장 및 시험결과로

부터 실제 측정된 Nkt값을 비교 및 분석하였다 이를 통.

해 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) 본 연구를 위해 선정된 부산 지역의 연약 점토층에

서 실시한 와 에서 측정된FVT, UCC TX-UU Nkt값의

평균은 각각 그리고 로 나타14.469, 15.353, 20.111

났으며 표준편차는 그리고, 3.2650, 4.8718, 7.6749로

나타났다.

(2) 비배수전단강도는 일반적으로 지반의 고유물성치

처럼 사용되고 있으나 측정방법에 따라 다르며 본,

연구에서 사용된 비배수전단강도는 에 의한 결FVT

과가 상관계수(R2 값이 가장 높았다 또한 측정에) . ,

의한 각 실험 방법 별 Nkt값의 분포에서도 에FVT

의한 결과가 표준 편차값이 가장 작았다.

(3) 강성지수 G/su값을 통해 콘계수 Nkt값을 구하는 문

제에 있어 지금까지 많은 이론식들이 제시되었으나,

각각의 방법에 따라 도출되는 Nkt값에는 많은 차이

가 존재할 수 있으며 강성지수, G/su값 또한 동일한

지반에서 깊이에 따른 유효응력의 변화에 따라 달

라질 수 있다.

(4) 강성지수를 산정하는 경우 결과에 따른UCC E50값

에 기초한 전단탄성계수를 기준으로 하였으며 측,

정된 Nkt값과의 비교에서 공동확장이론을 사용한

이론식이 측정된 Nkt값에 가장 근접한 Nkt값을 제시

해 주는 이론식임을 알 수 있었다 그러나 이러한.

결과는 강성지수 G/su값 결정에 사용된 방법이 UCC

임을 주지하여야 하며 시험 방법이 다른 경우 신뢰,

성의 차이와 각 이론식별 결과의 차이 또한 상이할

것으로 판단된다.

감사의 글

본 연구는 건설교통부 주관 년도 지역특성화 연“2005

구개발 사업 해안 매립 공간 확보기술 의 과제로 수행: ”

되었으며 이에 감사드립니다, .

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접수일자 심사완료일( 2006. 12. 14, 2007. 8. 6)

대심도 풍화대층에서 터널의 지반거동 및 보강방법NATM 87

대심도 풍화대층에서 터널의 지반거동 및 보강방법NATM

Ground Behavior and Reinforcing Methodsof NATM Tunnel through Deep Weathered Zone

천 병 식1 Chun, Byung-Sik

송 승 훈2 Song, Seung-Hoon

안 정 환3 An, Jung-Whan

Abstract

This study analyzed ground settlement and ground stress depending on tunnel excavation and the ground reinforcinggrouting methods for double line road tunnel through deep weathered zone. Diameter of double line road tunnel wasapproximately 12m and umbrella arch method and side wall reinforcing grouting were applied. The ring-cut splitexcavation method and CD-cut excavation method for excavation method were applied. Analyses of failure rate andvertical stress ratio show that the tunnel for which the height of the cover (H) was higher than four times the diameter,can be considered a deep tunnel. Comparisons of various excavation and ground reinforcement methods showed thatCD-cut method results in lower surface and crown settlement, and lower failure rate than that obtained by Ring-cutsplit method. In addition, the side wall reinforcing grouting resulted in reduction of tunnel displacement and settlement.

요 지

본 연구에서는 대심도 풍화대에 시공되는 차로 도로터널을 기준으로 터널의 굴착방법과 지반보강그라우팅에 의한2지반변위 및 지반응력의 분석을 통하여 최적의 시공방안을 찾고자 하였다 터널 직경은 약 를 적용하였으며 상부. 12m ,강관다단그라우팅 및 측벽 보강그라우팅을 적용하였다 검토된 굴착방법은 링컷 굴착방법과 중벽분할 굴착방법이다. .터널 천단의 소성율과 연직응력비를 분석한 결과 풍화대지반에 굴착되는 터널에서 토피고 가 터널직경 의 배, (H) (D) 4이상일 경우 대심도 터널로 판단할 수 있었다 해석결과 중벽분할 굴착방법이 링컷 굴착방법에 비하여 대심도(H>4D) .풍화대 터널에서 안정성이 높은 굴착방법으로 판단할 수 있었다 또한 측벽 보강그라우팅 실시로 터널 내공변NATM . ,위 및 침하 발생을 억제할 수 있었다.

Keywords : CD-cut method, Deep tunnel, Ring-cut split method, Side wall reinforcing grouting, Weathered zone

정회원 한양대학교 토목공학과 교수 교신저자1 , (Member, Prof., Dept. of Civil Engrg., Hanyang Univ., [email protected], )금호건설 대리2 (Assistant manager, Kumho Engrg. & Construction)정회원 주 동호 지반공학부 이사3 , ( ) (Member, Director, Geotechnical Division, Dongho Co., Ltd)


서 론1.

현재 국내의 대부분의 터널은 록볼트 숏크리트 강, ,

지보 등의 지보재로 굴착 즉시 보강을 하는 공법NATM

으로 시공되고 있다 이러한 공법은 지반이 양호. NATM

한 경우에는 일반적인 지보재로도 충분한 지보효과를

기대할 수 있으나 굴착대상 지반이 연약한 경우 터널의,

천단부 및 막장을 굴착 전에 보강하여 터널의 안정성



을 도모하여야 한다.

터널굴착에따른굴진면의안정성을확보하는방안으

로는 터널단면을 분할하여 굴착하면서 지보를 설치하는

분할굴착법과 굴진면의 강도와 차수성을 강화하는 지반

보강법을 들 수 있다 전통적으로는 인력과 소형장비를.

이용한 소단면 분할굴착공법이 많이 적용되어 왔으나,

최근에는 갱내 작업의 기계화와 지반보강 기술의 발전

으로 지반보강공법이 선호되고 있다 즉 터널굴착에 있. ,

어 갱내 대형장비의 작업 효율성 면에서도 갱내 작업공

간이 확보되어야 하므로 굴착단면의 크기를 유지하면서

굴진면을 안정시킬 수 있는 보강공법을 적용하는 것이

유리한 경우가 많다남기천 등 최용기( , 2002; , 2003).

이러한 굴진면 보강공법에는 굴착면의 천단을 따라

보강하는 포어폴링 파이프루프 다단그라우팅 강, , FRP ,

관다단그라우팅 등을 들 수 있는데 현재 가장(RPUM) ,

많이 시공되는 공법은 차수와 보강효과를 동시에 얻을

수 있는 강관보강형 이다 강관다단그라우팅은RPUM .

천단부에 강관을 삽입하고 삽입된 관의 내측에서 주변,

지반에 그라우트를 주입함으로써 관과 주입재에 의한

형태의 아치보를 형성시키고 주입재에 의해Umbrella ,

주변지반의 강도를 증진시키는 보강공법으로 년대1970

중반 이탈리아에서 개발되어 국내의 경우 년대 초에80

지하철 일부구간에 시공된 이래 공법에서 연약NATM

대구간의 보강공법으로 일반화되었다.

굴진면 전방을 굴착 전에 보강 후 터널을 굴착할 때

주변지반의 거동을 판단할 수 있는 방법은 등Peck

과 가 연구한 굴진면 안정(1972), Chambon Corté(1990)

의 평형해석에 근거한 안정지수로 판별할 수 있는 간편

법 와 및 이후 여러 연구자들, Broms Bennermark(1967)

이 시도한 모형실험법 등 의 차원적으로 실, Lo (1990) 3

제 형태와 유사하게 모형화가 가능하고 시공단계를 고

려할 수 있는 수치해석방법 등이 있다.

본 연구에서는 수치해석을 통하여 풍화대에 시공되

는 터널의 심도를 변수로 하여 지표 및 터널 천단부의

연직응력의 변화를 분석하고 대심도의 기준을 제시하

고 적절한 대심도 풍화대 터널의 굴착방법 및 보강방법,

을 찾고자 하였다.

수치해석2.

터널 갱구부나 지반조건이 열악한 토사 및 암반터널

공사에서터널의안전한공사를위하여일반화되어있는

공법을적용하여 수치해석을실시하였다RPUM . RPUM

의 보강범위는 로 검토하였으며 터널 측벽부의 보180° ,

강과 무보강으로 구분하여 해석을 수행하였다 또한 굴. ,

착방법은 링컷굴착과 중벽분할 굴착공법을 적용하고,

굴진면의 압출변위 및 천단침하 지표침하의 거동특성,

을 분석하여 최적의 굴착방법을 선정하도록 하였다.

수치해석 프로그램2.1

본연구에서는변위법을사용하여외력에대한연속체

내부절점의변위를우선적으로구하고 후처리과정에서,

변형률과응력을순차적으로계산해나가며해석을수행

하는 프로그램을 사용하였다PENTAGON . PENTAGON

프로그램은 해석과정의 초기단계 에서 초기(initial stage)

응력상태를 해석하고 굴착단계 에서(construction stage)

굴착으로 변화되는 경계조건 및 굴착면을 따라 불평형

절점하중을 계산하며 첨가 또는 제거되는 요소와 물성

변화를 입력한다 그리고 하중단계 에서는 요. (load stage)

소하중 절점하중과 이전 단계에서 계산한 불평형 절점,

하중을 입력시켜 응력을 계산한다.

해석조건2.2

본 해석에서는 차로 도로터널을 기준으로 터널직경2

를 적용하여 유한요소해석을 실시하였다 지반D=12m .

의 경계조건은 터널 상부에서는 지표까지로 하며 터널,

의 좌우측면 및 하부에서는 해석경계를 터널직경 를(D)

기준으로 각각 이상이 되도록 하여 응력 및 변4D, 3D

위의 발생이 해석경계로 인한 오차 발생을 최소화하였

다 터널 굴진면 방향으로는 굴착방법과 상부보강그라.

우팅에 따른 영향을 확인하기 위하여 터널직경의 배인3

를 해석영역으로 하였다3D .

지반상태는하나의균질한지반풍화대으로가정하였( )

으며 상부보강그라우팅의 보강재는 요소로 모델, Frame

링하고보강된지반은강화된지반물성치를적용하였다.

경계조건은 좌 우의 경계에서 상 하로 이동되며 하, ,･부의 경계부에서 좌 우로만 이동할 수 있도록 하고 종,･방향의 시작단면과 끝단면에서는 앞 뒤로의 이동을 방･지하도록 각 요소마다 를 설치하였다 하부의 좌Roller . ･우측 끝 절점은 고정되며 나머지 절점에 대해서는, X,

방향으로 이동이 가능하고 회전에 대해 구속을 갖Y, Z

는 경계조건을 설정하였다 숏크리트와 상부 보강재의.


경계조건은 모든 방향의 변위가 자유롭고 및 축의X Y

회전에 대해 자유조건으로 설정하였다.

지반강도 정수 및 지보재의 물성2.3

본 수치해석에 적용된 풍화대의 지반강도정수 및 지

보재의 물성 및 제원은 표 및 표 와 같다 지반의 물1 2 .

성치는 기존설계사례와 문헌상의 자료를 참조하여 설

정되었다.

해석심도2.4

풍화대에 시공되는 터널의 대심도 기준을 제시하기

위하여 록볼트와 숏크리트로 시공되는 일반적인 NATM

공법 및 굴착방식으로 상하반단면 분할굴착공법을 적

용하여 수치해석을 수행하였다.

토피고를 터널직경 를 기준으로 에서 까지D 1D 10D

변화시키면서 지표 및 터널 천단 지반의 침하량 연직응,

력 및 소성율을 분석하였다그림 침하량 및 연직응( 1).

력은 토피고에 따라 직선적인 변화를 보였으나그림(

소성율과 초기응력1(a), (b)), ( 에 대한 응력) ( 을 나)

타내는 응력비( 는 토피고가 증가함에 따라 수렴하)

는 형태로 나타났다.

따라서 대심도의 기준은 소성율 및 응력비가 수렴하,

는 심도인 로 설정하여 본 해석에서는 대심도에3D 4D～해당하는 토피고 를 적용하였다5D .

표 지반강도정수1.

구 분탄성계수

(E, tf/m2)

단위중량

(, tf/m3)

내부마찰각

( ,Φ °)점착력

(c, tf/m2)

풍 화 대 30,000 2.1 33 3.0

보강풍화대 90,000 2.1 38 4.5

표 지보재의 물성 및 제원2.

구 분탄성계수

(E, tf/m2)

규 격

(mm)

길 이

(m)

설치간격

(m)

천공각도

(°)숏크리트 500,000 t=200 - - -

강 관 20,000,000 =60, t=4Φ 12 횡 종0.5( )/6.0( ) 10°

토피고-수직변위

-25.0

-20.0

-15.0

-10.0

-5.0

0.01 2 3 4 5 6 7 8 9 10

수직변위:지표(mm)

-100.0

-80.0

-60.0

-40.0

-20.0

0.0 수직변위:터널천단(mm)

지표 터널천단

토피고-연직응력

-10.0

-8.0

-6.0

-4.0

-2.0

0.01 2 3 4 5 6 7 8 9 10

연직응력:지표(t/㎡)

-150.0

-120.0

-90.0

-60.0

-30.0

0.0 연직응력:터널천단(t/

㎡)

지표 터널천단

심도에 따른 침하량(a) 심도에 따른 연직응력(b)

토피고-소성율

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

100.01 2 3 4 5 6 7 8 9 10

소성율:지표(%)

20.0

30.0

40.0

50.0

60.0

70.0

소성율:터널천단(%)

지표 터널천단

토피고-응력비

0.90

0.92

0.94

0.96

0.98

1.001 2 3 4 5 6 7 8 9 10

응력비:지표(t/㎡)

0.59

0.60

0.61

0.62

0.63

0.64

응력비:터널천단(t/㎡)

지표 터널천단

심도에 따른 소성율(c) 심도에 따른 연직응력비(d)

그림 심도에 따른 지반 및 터널의 거동1.


해석변수 및 해석순서2.5

본연구에서는대심도풍화대지반에시공되는 NATM

터널의 최적 시공방법을 찾기 위하여 표 과 같이3 굴착

방법 및 보강방법에 대하여 수치해석을 실시하였다 굴.

착방법은 링컷 굴착과 중벽분할 굴착방법으로 구분하였

으며 보강방법은 상부보강그라우팅, (RPUM, Reinforced

을 기본으로 하고 측벽보강Protective Umbrella Method)

표 굴착 및 보강방법별 해석조건3.

구 분

굴착방법 보강방법

링컷굴착

(Ring Cut)

중벽분할굴착

(CD Cut)

상부보강

(Up Reinforce)

측벽보강

(Down Reinforce)

RU ◉ ◉RUD ◉ ◉ ◉CU ◉ ◉CUD ◉ ◉ ◉

표 해석순서4.

해석모델 해석 모식도

RU

링컷굴착

+

상부보강

①

②

③③

②

①4m

10m

6m 6m

RUD

링컷굴착

+

상부 측벽 보강( )

①

②

③③

②

①

6m

4m

10m

측벽보강

6m 6m

CU

중벽분할굴착

+

상부보강

좌측

굴착①

③③

②

①6m

10m

6m 6m

②

우측굴착①

③③

②

①

10m

6m 6m

②

CUD

중벽분할굴착

+

상부 측벽 보강( )

좌측

굴착①

③③

②

①

6m

6m

10m

측벽보강

6m 6m

②

우측굴착 ①

③③

②

①

6m

10m

측벽보강

6m 6m

②


그라우팅의 적용 여부에 따라 구분하였다.

해석은 상부보강 터널굴착 지보재 설치의 순서로, ,

수행하였으며 각 해석모델에 따른 굴착 및 지보재 설,

치의 순서는 표 와 같다 우선 초기지반상태를 모형화4 .

한 후 상부보강을 실시한다 상부보강 완료 후 굴착과.

지보재 설치를 반복한다 링컷 굴착방법을 적용할 경우.

링컷굴착 후 간격을 두고 벤치를 굴착하며 하부 반4m ,

단면은 벤치와 의 이격거리를 두고 굴착한다 또한10m .

측벽 보강을 적용하는 경우 하부반단면 굴착 이전6m

에 측벽 보강이 이루어지도록 하였다 중벽분할 굴착방.

법을 적용할 경우 시공간격인 마다 좌측굴RPUM 6m

착 후 우측굴착 이후 상부보강 순으로 수행하고 하부, ,

반단면 굴착 및 측벽보강은 링컷 굴착방법 적용시와 동

일하게 시행한다 그림 에서는 모형화된 해석조건을. 2

나타내었다.

해석결과3.

터널굴진면의 위치는 링컷 굴착방법과 중벽분할 굴

착방법에 따라 차이가 있으나 크게 차굴착 차굴착1 , 2 ,

차굴착으로 구분하여 결정하였다 링컷굴착방법인3 . RU

및 에서 차굴착은 링컷굴착 차굴착은 벤치굴착RUD 1 , 2 ,

차굴착은 하부반단면 굴착으로 하였으며 중벽분할 굴3 ,

착방법인 및 에서는 차굴착 차굴착 차굴CU CUD 1 , 2 , 3

착을 각각 좌측상부굴착 우측상부굴착 하부반단면굴, ,

착으로 구분하였다.

굴진거리는 굴진면까지의 거리로 굴착전은 굴착, (-),

후는 로 표기하였다(+) .

지반변위3.1

지표침하는 차 굴착 모두 중벽분할 굴착방법을1~3

적용할 경우 링컷 굴착방법에 비하여 가량 작13~17%

게 나타났다 차굴착에 의한 굴진면이 측점을 통과하. 2

기까지는 차굴착인 링컷굴착과 좌측상부굴착으로 인1

하여 침하량에 차이가 발생하지만 차굴착으로 상부반2

단면이 모두 굴착되어 발생하는 지표침하량은 굴착방

법에 따라 차이가 없는 것으로 나타났다 그러나 굴착. ,

이 계속 진행되어 하부반단면 굴착이 진행되면 중벽분

할 굴착방법이 링컷 굴착방법에 비하여 가량 지표13%

침하가 작게 발생하였다.

측벽을 보강함에 따라 굴착방법에 관계없이 측벽을

보강하는 차굴착 이후 지표침하가 감소하였으며 굴착2 ,

을 진행함에 따라 보강효과도 증가하였다 링컷 굴착방.

법 및 중벽분할 굴착방법 모두 약 의 보강효과를 보4%

였다.

천단침하는 지표침하와 비슷한 경향으로 나타났다.

즉 중벽분할 굴착방법을 적용하면 링컷 굴착방법에 비,

하여 차굴착시 침하량이 작게 발생하나 상부반1 24% ,

단면을 모두 굴착하는 차굴착에 따라 발생하는 천단침2

하량은 차이가 나타나지 않았다 또한 하부반단면을 굴.

착하는 차굴착으로 링컷 굴착방법보다 중벽분할굴착3

방법이 작은 천단침하를 보였다5% .

측벽을 보강함에 따라 굴착방법에 관계없이 측벽을

보강하는 차굴착 이후 천단침하가 감소하였으며 굴착2 ,

을 진행함에 따라 보강효과도 증가하였다 링컷 굴착방.

법 및 중벽분할 굴착방법 모두 약 의 보강효과를 보3%

였다.

측벽변위는 지표 및 천단침하와는 달리 중벽분할굴

링컷굴착 의 해석모델링(a) (RU, RUD) 중벽분할굴착 의 해석모델링(b) (CU, CUD)

그림 해석모델링2.


표 굴착진행에 따른 지반변위5. 단위( : mm)

구 분 측 정 시 점 RU RUD CU CUD

지표침하

링컷 좌측 굴착 통과시( ) 1.699 1.699 1.410 1.410

벤치 우측 굴착 통과시( ) 2.621 2.600 2.619 2.585

하부반단면 굴착 통과시 5.276 5.067 4.658 4.484

하부굴착 굴진면 통과시0.5D 7.378 7.075 6.397 6.101

천단침하

링컷 좌측 굴착 통과시( ) 5.583 5.583 4.245 4.245

벤치 우측 굴착 통과시( ) 16.385 16.331 16.436 16.305

하부반단면 굴착 통과시 25.397 24.872 24.496 24.013

하부굴착 굴진면 통과시0.5D 28.136 27.231 26.611 25.813

측벽

내공변위

링컷 좌측 굴착 통과시( ) 0.590 0.590 0.530 0.530

벤치 우측 굴착 통과시( ) 0.344 0.375 2.465 2.598

하부반단면 굴착 통과시 4.254 2.346 3.843 3.003

하부굴착 굴진면 통과시0.5D 10.034 5.604 10.383 8.306

주) RU 링컷굴착방법 상부보강: + RUD 링컷굴착방법 상부 측벽 보강: +( + )

CU 중벽분할굴착방법 상부보강: + CUD 중벽분할굴착방법 상부 측벽 보강: +( + )

차 굴 착1 차 굴 착2

-8

-6

-4

-2

0

-10 -5 0 5 10 15 20 25

굴진거리(m)

지표침하량(mm)

RU RUD

CU CUD

굴착전 굴착후

-8

-6

-4

-2

0

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15

굴진거리(m)

지표침하량(mm)

RU RUD

CU CUD

굴착전 굴착후

지표침하(a) 지표침하(d)

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

-10 -5 0 5 10 15 20 25굴진거리(m)

천단침하량(mm)

RU RUDCU CUD

굴착전 굴착후

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15

굴진거리(m)

천단침하량(mm)

RU RUDCU CUD

굴착전 굴착후

천단침하(b) 천단침하(e)

-5

0

5

10

15

-10 -5 0 5 10 15 20 25

굴진거리(m)

측벽내공변위(mm)

RU RUD

CU CUD

굴착전 굴착후

-2

-1

0

1

2

3

4

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15

굴진거리(m)


RU RUDCU CUD

굴착전 굴착후

측벽변위(c) 측벽변위(f)

링컷굴착 상부보강RU : +

중벽분할굴착 상부보강CU : +

링컷굴착 상부보강 측벽보강RUD : + +

중벽분할굴착 상부보강 측벽보강CUD : + +

그림 터널굴착에 따른 지반변위3.


착을 적용하는 경우 전체적으로 더 큰 변위량이 나타났

다 상부반단면을 모두 굴착하는 차굴착시 배 가량 크. 2 7

게 나타났으며 하부반단면 굴착이 계속 진행됨에 따라,

정도 큰 측벽변위를 보였다3% .

측벽을 보강함에 따라 측벽내공변위가 감소하였으며,

링컷 굴착방법은 약 중벽분할 굴착방법은 약44%, 22%

의 보강효과를 보이므로 측벽보강효과는 링컷 굴착방

법이 더 우수함을 알 수 있었다.

지중응력3.2

터널굴착으로 인하여 발생하는 차원적인 지중응력3

을 분석하였으며 터널 횡방향으로 작용하는 지중응력,

을 수평응력 중력방향을 연직응력 터널 굴진면방향의, ,

지중응력을 종방향응력으로 정의하였다 단계별로 굴착.

되는 지중응력 , , 의 변화를 초기 지중응력

에 대한 응력비( 는 그림 와 같다) 4 .

천단부의 연직응력은 터널굴착에 따른 응력해방과

종방향 아칭효과로 인하여 굴진면이 측점에 도달하기

이전에는 약간 증가하다가 굴진면이 통과하는 시점에

서 추가 굴착구간까지 급격히 감소하고 측점 통과5m ,

후 수렴된다 천단부를 한번에 굴착하는 링컷굴착을 적.

용할 경우가 절반씩 분할굴착하는 중벽분할굴착방법에

비하여 빠른 단계에서 연직응력이 감소하고 최종단계,

차 굴 착3 굴진면 통과시 지반변위

-10

-8

-6

-4

-2

0

-10 -5 0 5 10 15 20 25

굴진거리(m)

지표침하량(mm)

RU RUD

CU CUD

굴착전 굴착후

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

링컷(좌측)굴착 벤치(우측)굴착 하부반단면굴착 최종굴착

지표

침하

량(m

m)

RU

RUD

CU

CUD

굴진면통과시 굴진면통과시 굴진면통과시 0.5D 통과시

지표침하(g) 지표침하(j)

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

-10 -5 0 5 10 15 20 25굴진거리(m)

천단침하량(mm)

RU RUD

CU CUD

굴착전 굴착후

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

링컷(좌측)굴착 벤치(우측)굴착 하부반단면굴착 최종굴착천

단침

하량

(mm)

RU

RUD

CU

CUD


천단침하(h) 천단침하(k)

-5

0

5

10

15

-10 -5 0 5 10 15 20 25

굴진거리(m)


RU RUD

CU CUD

굴착전 굴착후

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

12.0


측벽

내공

변위

(mm)

RU

RUD

CU

CUD


측벽변위(i) 측벽변위(l)





그림 터널굴착에 따른 지반변위 계속3. ( )


에서 20kN/m2 정도 많이 감소하며 측벽의 보강효과는,

두드러지지 않았다.

천단부의 수평응력은 링컷 굴착방법이 중벽분할 굴

착방법에 비하여 응력증가량이 크게 발생하였다 터널.

상부 굴착시 벤치를 남겨두는 링컷 굴착방법은 상부의

좌측과 우측을 분할굴착하는 중벽분할 굴착방법에 비

하여 천단의 연직응력이 수평응력으로 변이가 큰 것으

로 판단된다.

측벽부의 수평응력은 굴진면이 측점을 통과하기 이

전부터 통과후 까지 계속적으로 증가하다 하부반단면

굴착이 진행되면서 감소하는 경향을 보인다 하부반단.

면 굴착이전까지는 링컷 굴착방법이 중벽분할굴착방법

에 비하여 큰 수평응력이 작용하나 하부반단면 굴착이

후에는 오히려 수평응력이 더 작아졌다 측벽을 보강한.

경우 두 굴착방법 모두 응력증가량이 작게 나타났다.

연직응력은 굴착에 따라 계속 응력이 증가하는 양상

을 보인다 차굴착인 하부반단면 굴착이전까지는 측벽. 3

보강효과가 거의 나타나지 않지만 차굴착이 진행되면3

서 측벽보강이 이루어진 경우 연직응력의 증가량이 작

아진다 굴착방법에 따른 차이는 미소하며 중벽분할굴. ,

착의 경우 연직응력은 20~30kN/m2가량 작게 나타났다.

측벽의 종방향응력은 연직응력과 유사하게 굴착이

진행될수록 증가하는 경향을 보였다 하부반단면을 굴.

착하는 차굴착 이후부터 보강효과가 나타나 응력증가3

량이 감소하였다 중벽분할굴착방법을 적용한 경우 차. 3

굴착 이전에는 링컷 굴착방법에 비하여 작은 종방향응

력을 보이나 차굴착 이후에는 차이가 미소하였다, 3 .

전방코아부의 연직응력은 굴착이 진행될수록 터널

굴착방법과 상관없이 응력이 증가하였다 중벽분할굴착.

의 경우 종방향 아칭영향으로 전방코어 굴착 이전까지

연직응력이 증가하였으며 링컷굴착의 경우에는 차 링, 1

컷 굴착면이 코어부를 통과하기 이전에는 종방향 아칭

천단부 지중응력 측벽부 지중응력 전방코아부

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2


천단

부 연

직응

력비

(σy/σ

i)

RU

RUD

CU

CUD


0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6


측벽

부 연

직응

력비

(σy/σ

i)

RU

RUD

CU

CUD


0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

굴착0.6D이전 굴착0.4D이전 굴착0.2D이전 굴착직전

전방

코어

부 연

직응

력비

(σy/σ

i)

RU

RUD

CU

CUD

연직응력(a)

0.90

0.95

1.00

1.05

1.10

1.15

1.20


천단

부 수

평응

력비

(σx/σ

i)

RU RUD CU CUD


1.00

1.10

1.20

1.30

1.40

1.50


측벽

부 수

평응

력비

(σx/σ

i)

RU

RUD

CU

CUD


1.00

1.10

1.20

1.30

1.40


전방

코어

부 수

평응

력비

(σx/σ

i) RU

RUD

CU

CUD

수평응력(b)

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0


천단

부 종

방향

응력

비(σ

z/σ

i) RU

RUD

CU

CUD


0.8

0.9

1.0

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5


측벽

부 종

방향

응력

비(σ

z/σ

i)

RU

RUD

CU

CUD


0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

1.1

1.2


전방

코어

부 종

방향

응력

비(σ

z/σ

i) RU RUD

CU CUD

종방향응력(c)





그림 터널굴착에 따른 주변지반의 지중응력4.


의 영향을 받아 응력이 증가하지만 통과 이후에는 상부

의 토압이 제거되므로 응력이 감소하였다.

굴진면 전방 코어부의 수평응력은 측벽보강 유무에

따라 차이가 거의 발생하지 않는 것으로 보아 굴진면

전방에는 측벽보강의 효과는 없는 것으로 판단된다.

종방향응력은 측벽보강에 의한 영향을 받지 않는 것

으로 나타났으며 굴착방법에 따라 굴진면이 측점에 도,

달하는 순간의 응력변이 양상이 상이하였다 중벽분할.

굴착의 경우 코어의 굴착 직전에 응력이 증가하나 링컷

굴착의 경우 차 벤치굴착으로 인하여 종방향 응력이2

감소하였다.

결 론4.

본 연구에서는 대심도 풍화대에 시공되는 차로 도로2

터널을 기준으로 터널의 굴착방법과 지반보강그라우팅

에 의한 지반변위 및 지중응력의 분석을 통하여 최적의

시공방안을 찾고자 하였다 차로 도로터널의 직경은. 2

약 를 적용하였으며 풍화대에 시공되는 터널의 기12m ,

본적인 보강공법으로 터널천단부에 강관다단그라우팅

을 적용하였다 굴착방법은 차굴착 링컷굴착 차굴. 1 : , 2

착 벤치굴착 차굴착 하부반단면굴착으로 구분되는: , 3 :

링컷굴착방법과 차굴착 좌측상부굴착 차굴착 우1 : , 2 :

측상부굴착 차굴착 하부반단면 굴착으로 구분되는, 3 :

중벽분할굴착방식으로 검토하였으며 결론을 정리하면

다음과 같다.

(1) 터널 천단의 소성율과 연직응력비를 분석한 결과,

풍화대 지반에 굴착되는 터널에서 토피고 가 터(H)

널직경 의 배 이상일 경우 대심도 터널(D) 4 (H > 4D)

로 판단된다.

(2) 중벽분할 굴착방법을 적용할 경우 링컷 굴착방법에

비하여 지표 침하는 천단 침하는 가량13~17%, 5%

작게 나타났으나 측벽 변위의 경우에는 약 정, 3%

도 크게 나타났다.

(3) 천단부의 연직응력은 굴착방식에 따라 초기에 천단

부의 굴착이 많이 진행되는 링컷 굴착의 경우 굴착

직후 응력 감소량이 크게 발생하였으나 최종 단계

에서는 중벽분할 굴착방식과 큰 차이가 발생하지

않았다.

(4) 측벽부의 수평응력은 하부반단면 굴착이전까지는

링컷 굴착방법이 중벽분할 굴착방법에 비하여 큰

수평응력이 작용하나 하부반단면 굴착이후에는 오

히려 수평응력이 더 작아졌다.

(5) 하부측벽보강을 실시할 경우 두가지 굴착방법 모두

천단침하는 약 지표침하는 약 감소하였다3%, 4% .

측벽변위는 링컷 굴착방법의 경우 중벽분할44%,

굴착방법에서는 감소하여 측벽보강 효과가 가22%

장 크게 나타났으며 측벽 보강효과는 링컷 굴착방,

법이 중벽분할 굴착방법에 비하여 양호한 것으로

나타났다 따라서 하부보강을 실시하여 터널의 내. ,

공변위 및 침하 발생을 억제하는 것이 바람직할 것

으로 판단된다.

(6) 상기의 해석결과를 정리하면 상부 또는 측벽부 지,

반보강에 따른 지반변형은 감소하는 것으로 나타났

으며 굴착방법에 대해서는 링컷 굴착방법보다는 중

벽분할 굴착방법이 지반변형 및 지중응력 측면에서

유리한 것으로 나타났다.

(7) 본 연구에서 토압계수로 를 적용하였으나 토K=0.5

압계수의 차이에 따라 굴착방법에 따른 지반거동은

본 연구결과와 상이할 수 있으므로 향 후 대심도 풍

화대에 대한 토압계수의 재정립이 필요할 것으로

판단된다.

참 고 문 헌

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회논문집 제 권 제 호, 4 , 3 , pp.185-193.2. 최용기 (2003), 굴진면 보강에 의한 토사터널의 종방향 아칭 효과,

건국대학교 공학박사 학위논문, pp.5-35.3. Broms, B. and Bennermark, H. (1967), Stability of clay at verticalopenings, Swedish Geotechnical Institute Publication, No.16, pp.71-94.

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접수일자 심사완료일( 2007. 1. 7, 2007. 8. 21)

에 따른 점토차수재의 특성pH 97

에 따른 점토차수재의 특성pH

Effect of pH Level on the Characteristics of a Landfill Clay Liner Material

정 수 정1 Jung, Soo-Jung

김 태 형2 Kim, Tae-Hyung

이 용 수3 Lee, Yong-Su

Abstract

In this study, experiments are conducted to find out the effect of waste leachate on landfill clay liner system. Tensiletest, hydrometer analysis and crack pattern test were conducted on sand-bentonite mixtures with different pH valuesof water. The tensile strength of specimen compacted with pH 9 of water is smaller than that of specimen compactedwith for pH 3 and 6 of water. That is, the higher the pH value, the smaller the tensile strength, because a higher pHsolution decreases flocculation phenomenon. The percent finer also increased with high pH value in particle sizedistribution of fine grained soil (<0.075 mm), because the velocity of particles settling decreases. This trend becomesthe clearer as the content of bentonite, becomes the larger, because the higher pH value decreases flocculation structureof fine soils. The results of the crack pattern tests also showed the effect of pH values of water.

요 지

본 연구에서는 폐기물 매립지에서 점토차수재에 한 폐기물 침출수의 영향에 해 알아보고자 모래벤토나이트-혼합토를 사용하여 인장시험 비중계분석 균열패턴 관찰을 실시하였다 인장시험 결과 의 혼합수를 사용하여, , . , pH 9다짐한 공시체의 인장강도는 의 혼합수로 다짐한 공시체의 인장강도보다 작게 나타났다 다시 말해 인장강pH 3, pH6 . ,도는 높은 에서 감소하며 이것은 가 증가할수록 면모화현상이 감소하기 때문이다 또한 비중계분석에서는 가pH pH . pH증가할수록 토립자의 침강속도가 느려져 세립자의 함유량이 높게 나타났다 이것은 가 증가함에 따라 점토 입자의. pH면모구조가 감소하기 때문이며 이러한 경향은 벤토나이트의 함유량이 증가할수록 더욱 뚜렷하게 나타났다 균열패턴.관찰 결과에서도 의 영향을 확인할 수 있었다pH .

Keywords : Clay liner, Crack, pH, Sand-bentonite mixture, Waste leachate

정회원 한국시설안전기술공단 연구원1 , (Member, Researcher, Korea Infrastructure Safety & Technology Corporation)2 정회원 한국해양대학교 건설환경공학부 조교수, (Member, Assistant Prof., Division of Civil and Environmental Engrg., Korea Maritime Univ., [email protected],교신저자)정회원 한국해양대학교 토목환경공학과 석사과정3 , (Member, Graduate student, Dept. of Civil Engrg., Korea Maritime Univ.)


서 론1.

산업사회의 고도 성장과 량 소비문화의 발달 그리,

고 인구의 도시 이동으로 인한 거주지역의 밀집화 등으

로 폐기물의 발생량이 해마다 증가되고 폐기물의 종류

도 다양화되고 있다 이러한 증가추세에 있는 폐기물은.

도시환경과 자연생태에 막 한 영향을 초래하고 있기

때문에 고도의 용량 처리기술이 요구되지만 현재까



지의 기술로는 문제 해결이 어려운 실정이다 폐기물의.

처리기술은 일반적으로 재활용 소각 매립의 세 가지, ,

형태가 있는데 그 중에서 양적인 측면에서 보면 매립처

리하는 양이 소각재를 포함하여 전체 폐기물 발생량의

에 이른다장연수 이광열80% ( , , 2006).

폐기물 매립장은 특별한 차폐시설 및 배수 처리시설

이 없이 투기 매립될 경우 지반오염을 일으키는 주오염

원이 된다 이를 방지하기 위하여 미국의 경우 와. HDPE

같은 인공 합성 차수재와 다진 흙점토 차수재를 복합하

여 일반 쓰레기 매립장은 세트 유해 폐기물 매립장은1 ,

세트로 시공하도록 하고 있으며 하부 차수재와 비슷한2

구조의 최종 복토시설을 설치하여 강우가 쓰레기 내로

침입 침출수화하는 것을 최소화하도록 하고 있다 폐기, .

물 매립장의 바닥부 차수시설 및 복토층 차수시설은 매

립지에서 가장 중요한 시설로서 매립 상 폐기물의 종

류 유해정도에 따라 최적의 차수구조체계를 설계하며,

국가별로 설치기준과 환경보호에 한 정책에 따라 다

양한 차수방법을 채택하고 있다 국내폐기물관리법에는.

일반폐기물 매립장의 경우 지정폐기물의 경우2.0mm(

이상의 합성차수재를 겹 이상 포설하고 하부2.5mm) 1

에 투수계수 10-7 이하의 점토벤토나이트 등의cm/sec ․차수재를 지정폐기물의 경우 이상을 포설하0.5m( 1.0m)

도록 되어 있다환경부 합성차수재 상부에( , 1999, 2001).

는 투수계수 10-2 두께 이상의 침출수 집배cm/sec, 30cm

수층을 시설하여 발생한 침출수를 신속히 배재하는 동

시에 합성차수재 층을 보호하도록 하였다 이러한 매립.

장의 구조는 과거의 차폐시설 없이 처리하던 것보다 진

일보한 것이기는 하지만 아직도 해결하여야 하는 다음

과 같은 문제점이 있다.

매립된 폐기물은 화학오염물을 포함하는 침출수를

발생시키고 이러한 오염원은 확산현상 등을 통하여 외

부로 빠져나가게 되어 점토차수재에 영향을 미치게 된

다 또한 매립지 차단시스템에서 균열이 발생하게 되면.

그 기능이 상실되어 오염원이 유출되기도 한다 그림. 1

은 매립지 차단시스템에서의 균열 발생으로 인하여 유

발되는 지반오염에 하여 지적한 의 논문Allen(2001)

이다 이 같은 문제는 이들 매립지를 건설할 때 매립지.

전체구조물의 안정에 한 검토는 충분히 이루어졌지

만 차단재로 사용된 세립토의 균열에 한 검토와 오염,

원이 세립토에 미치는 영향을 충분히 고려하지 않았기

때문이다.

최근에는 폐기물 매립장의 차수시스템으로 토목섬유

를 이용한 형태의 를 많이 시공하고 있는 추세이Liner

다 하지만 이러한 인공섬유의 경우 화학물질에 한 저.

항력이 약하고 시공 시 작업 부주의에 의한 “Wrinkle”

현상이 발생되기 쉽다 또한 아직까지 현장 시공특성을.

고려한 접합성 평가에 한 특별한 규정이나 평가방법

이 구체화되어 있지 않은 실정이라 토목섬유를 차수시

스템으로 사용한다하더라도 오염원의 유출을 완전히

차단하기는 힘들다한국지반공학회( , 2004).

점토차수재의 품질관리에 있어서 주요 영향 인자는

흙의 종류 점토의 함량 및 입경분포 그리고 점토의 소,

성 등이다 흙은 오염물의 성분에 따라 강도 특성 및 흙.

의 구조와 조성상태가 변질될 수 있는데(Ogata et al.,

은 모래와 벤토나이트의 혼1982), Desai and Ahn(1995)

합토에 을 추가한 흙에 하여 강도시험을 수행하NaCl

여 흙의 강도가 변화하는 것을 나타낸 바 있다장연수( ,

이광열 오염된 간극수는 전기전도도 부피변화, 2006). , ,

압축성 그리고 전단강도에까지 영향을 미치게 되어 모

든이온을제거한 순수한 물일 경우와는다른흙의거동

을 일으킨다는 것은 이미 알려진 바이다(Evan and Fang,

1986; Naik, 1986; Meegoda and Rajapkse, 1993; Fernandez

또한 최근 알려진 바에 의하면 유and Quigley, 1988). ,

기성 폐기물의 농도가 높을 경우 점토차수재는 이중층

의 수축으로 인하여 투수성의 증가가 발생하는 것으로

보고 있으며 낮은 농도에서의 장기적인 안정성도 충분

히 입증되지 않았다장연수 이광열( , , 2006).

또한 매립장에 매립되는 폐기물은 간극비와 압축성

이 크기 때문에 매립이 진행되는 동안뿐만 아니라 매립

이 완료된 후에도 상당기간 동안 침하가 지속적으로 발

생한다 매립된 폐기물은 형상 및 특성이 불규칙하기 때.

그림 매립지 차단시스템의 균열 그림 수정1. (Allen, 2001 )


문에 국부적으로 간극비나 압축성이 다양한 것이 일반

적이다 이러한 경우에는 최종복토층에 균열이 발생하.

며 이로 인하여 지표면이 파손되거나 원래의 표면경사

를 유지하지 못하게 되어 부등침하량이 크게 발생함에

따른 상부구조물의 붕괴를 유발할 수 있다 뿐만 아니라.

폐기물에 포함된 셀룰로오스 전분 단백질 등이 여러, ,

미생물들의 작용으로 인하여 용해 가능한 물질이나 가

스로 변하게 되는데 이로 인하여 고형폐기물의 부피가

감소하고 구조가 파괴되면서 최종복토층에서 불규칙적

인 침하 및 균열 등이 발생한다그림( 2).

본 연구에서는 이 같은 현상을 규명하기 위하여 오염

된 침출수의 성분과 농도에 한 문헌조사를 실시하pH

였다 특히 에 한 점토차수재의 영향을 중점적으. , pH

로 파악하였다 서로 다른 농도를 가지는 혼합수를. pH

사용하여 다짐된 점토차수재의 균열을 파악하고자 간

단한 방법으로 인장강도를 산정하였다 또한 차수기능.

을 하도록 하는 세립분의 오염원에 따른 입도분포 변화

를 알아보고자 비중계분석을 실시하였으며 마지막으로,

온도변화에 따른 균열생성을 분석하고자 자연 상태에

서의 균열패턴을 관찰하여 이 결과들을 종합함으로서

오염원 특히 에 한 점토차수재의 특성을 파악하고pH

자 한다.

폐기물 오염원의 종류와 특성2.

매립된 폐기물에서는 각종 오염물질이 존재하는 침

출수가 발생하게 된다 폐기물의 성분을 동반한 침출수.

는 성분에 따라 환경오염의 정도와 우려기준이 다른데,

폐기물

자연지반

3% 경사

매립지 복토

폐기물

자연지반

매립지 복토

지표 물웅덩이잠재적인 균열

침하 전(a) 침하 후(b)

그림 최종복토층의 균열 및 파손2.

표 일반폐기물 매립지 내부 침출수의 성분조성과 농도1. pH (Naylor et al., 1978)

결정요소

(Determinant)

고형 폐기물 매립장

(USEPA, 1973)

(mg/L)

생활쓰레기 매립장

(Kunkel and Shade, 1976)

(mg/L)

생활쓰레기 매립장

(Eavison, 1969)

(mg/L)

알칼리성(CaCO3) Nil-20,850 7,000-7,800 1,400-6,400

BOD(5 day) 9-54,610 13,800-16,800 21-340

COD Nil-89,520 46,600-2,400 -

총 유기성 탄소 - 9,250-10,300 -

칼슘(Ca) 5-4,080 2,230a 40-690

마그네슘(Mg) 16.5-15,600 727a

70-308

나트륨(Na) Nil-7,700 1,440a 390-1,600

칼륨(K) 2.8-3,700 680a 240-800

염소(Cl) 34-2,800 1,325-1,375 360-1,800

황산(SO4) l-1,826 265-411 10-350

암모니아 질소(NH3N) Nil-1,106 336-340 140-990

위기성 질소 - 22-33 8-40

총 용존량 Nil-42,276 5,661-6,086 -

철(Fe) 0.2-5,500 1,510a

9-72

pH 3.7 - 8.5 5.8 - 6.2 6.3 - 8.2a평균값


일반폐기물 매립지와 산업폐기물 매립지에서 발생하는

폐기물의 성분은 다음의 표 와 같다 표 의 일반폐1, 2 . 1

기물 매립지 침출수의 경우 고형폐기물 매립장에서 발

생되는 침출수가 생활폐기물 매립장에서 발생되는 침

출수보다 부분의 성분 농도의 값이 큰 폭의 범위를

가졌으며 의 성분이 다량 함유되어 있었K, Mg, Ca, Na

다 또한 고형폐기물 매립장에서 발생되는 침출수의. pH

는 의 범위를 가졌으며 생활 쓰레기 매립장의 경우3 9∼범위의 를 가졌다 산업활동에 의해 발생되는5 8 pH .∼

폐기물인 산업폐기물의 경우는 산업활동 주체의 형태

에 따라 조성성분이 아주 다양하게 나타나는데 표 에2

제시된 여러 가지 철강산업폐기물 침출수의 성분을 보

표 산업폐기물 침출수의 성분조성과 농도2. pH (Philipp et. al., 1986)

성분 프랑스 미국 독일 오스트리아 남아프리카 일본 영국 이태리

슬러지BF

pH 7.6 5 8.37 7.65 7.30 8.0 7.5 5

As(mg/L) - <0.5 <0.01 0.01 <0.01 <0.01 - <0.01

Cd(mg/L) <0.05 0.33 <0.01 0.01 <0.01 <0.01 <0.05 0.04

Cr(total) <0.05 <0.1 <0.04 <0.01 <0.05 <0.05 <0.05 <0.05

Ni(mg/L) <0.05 <0.1 <0.04 <0.01 <0.01 <0.01 <0.05 0.10

Pb(mg/L) <0.05 290.0 0.09 0.04 <0.01 0.05 0.57 <0.01

Zn(mg/L) 6.8 2600 0.61 0.89 0.86 0.39 1.7 2580

탈황 슬래그

pH 6.45 5 10.86 11.02 10.2 10.0 9.3 5

As(mg/L) - <0.05 <0.01 <0.01 <0.01 <0.01 - 0.01

Cd(mg/L) <0.05 <0.05 <0.01 <0.01 <0.01 <0.01 <0.05 <0.05

Cr(total) <0.05 <0.1 <0.04 0.01 <0.05 0.01 <0.05 <0.05

Ni(mg/L) 90.0 - 0.04 0.09 0.09 1.64 - 1036

Pb(mg/L) 7.4 - <0.02 0.01 <0.05 0.07 0.07 16.0

Zn(mg/L) <0.05 0.7 0.02 <0.01 <0.01 0.20 0.20 9.0

용광로 분지

pH 12.50 5 12.59 12.52 - 12.8 11.7 5

As(mg/L) - <0.05 <0.01 0.02 - <0.01 - 0.20

Cd(mg/L) <0.05 0.05 <0.01 0.02 - <0.01 <0.05 0.04

Cr(total) 31.4 17.0 31.0 71.0 - 29.9 16.0 4.0

Ni(mg/L) <0.05 <0.1 <0.04 <0.01 - <0.01 <0.05 0.33

Pb(mg/L) 13.3 <0.1 16.0 23.6 - 1.5 11.2 <0.01

Zn(mg/L) 3.05 <0.1 3.5 4.3 - 0.03 3.1 184.0

정제 슬래그

pH 11.9 5 12.57 12.18 11.50 12.5 11.0 5

As(mg/L) - <0.05 <0.01 0.01 <0.01 <0.01 - 0.06

Cd(mg/L) <0.05 <0.05 <0.01 <0.01 <0.1 <0.01 <0.05 0.08

Cr(total) <0.05 <0.1 <0.04 <0.01 <0.5 0.04 <0.05 0.08

Ni(mg/L) <0.05 <0.1 <0.04 <0.01 <0.1 <0.01 <0.05 <0.01

Pb(mg/L) <0.05 0.1 0.38 <0.01 <1.0 0.01 <0.05 <0.01

Zn(mg/L) <0.05 <0.1 0.13 <0.01 <0.1 0.05 <0.05 <0.02

콘버터 분진

pH 11.87 5 11.75 12.25 11.80 11.5 - -

As(mg/L) - 0.06 <0.01 0.06 <0.05 <0.01 - 0.02

Cd(mg/L) 0.05 0.22 <0.01 0.03 <0.05 <0.01 - <0.01

Cr(total) 68.0 45.0 69.0 170.0 84.8 54.2 - 36.0

Ni(mg/L) <0.05 5.2 <0.04 <0.05 0.07 0.01 - 0.11

Pb(mg/L) <0.05 0.1 0.45 5.4 <0.1 0.04 - <0.01

Zn(mg/L) <0.05 24.0 <0.02 <0.05 <0.01 0.04 - <0.02


면 유해중금속들인 이 포함되어 있음을Cr, Cd, Pb, As

확인할 수 있었다 또한 미국과 이태리의 경우를 제외하.

고는 개의 철강산업폐기물의 침출수가 높은 염기pH(

성 성향을 가짐을 알 수 있었다 이처럼 폐기물은 종류) .

와 지역에 따라 구성하는 물질이 매우 다양하며 구성

성분의 함유량도 국부적으로 큰 차이를 보인다 이들 다.

양한 성분들이 점토 차수재에 미치는 영향을 개별적으

로 모두 분석하고 이를 복합적으로 검토하는 것은 매우

어려우므로 본 연구에서는 에 한 점토차수재의 영pH

향만을 파악하는 것으로 제한하였다.

시 험3.

시료준비3.1

본 연구에서는 폐기물매립지점토차수재로 많이사용

되는 벤토나이트 혼합토를 사용하였다 벤토나이트는.

국내 회사인 동양벤토나이트에서 제조한 벤토나이트로

서 몬트모릴로나이트 함유량이 이(montmorillonite) 80%

상인 것으로 선택하였다 모래는 일반 토질시험에서 주.

로 사용되는 압축강도시험용 주문진표준사(KSL5100)를

사용하였다 시료는벤토나이트중량혼합비율이. 5%, 10%,

가 되도록 균질하게 혼합하여 준비하였으며 시료15% ,

의 특성은 표 과 그림 에서 보는 바와 같다 차수재의3 3 .

설계에 있어 가장 중요한 것은 침출수의 누출을 억제하

기 위하여 투수계수 1 × 10-7를 확보할 수 있는cm/sec

저투수성의 재료선정인데 선택된 세 가지의 혼합토 모

두가 법에서 규정하고 있는 차수재의 투수계수와 유사

하게 나타났다.

오염원에 따른 점토차수재의 특성을 파악하기 위하

여 본 연구에서는 를 다르게 조정한 혼합수를 사용하pH

였다 사용된 혼합수의 는 일반폐기물 매립장에서 발. pH

생되는 침출수의 범위를 참고로 하여 의 가pH 3, 6, 9 3

지로 준비하였다 를 조정하기 위해서 먼저 증류수에. pH

를 첨가하여 가 되도록 조절한 후NaOH pH 9 , HNO3를

조금씩 가해 의 혼합수를 만들어 사용하였다pH 6, pH 3 .

시험방법3.2

인장강도시험3.2.1

본 연구에서는 다져진 점토차수재의 하중재하에 따

른 균열 특성을 파악하고자 간단한 방법으로서 다짐된

혼합토의 인장강도를 측정하였다 인장강도 측정을 위.

한 시험장치로는 김찬기 등 이 일축관입시험(2005) (UP)

을 이론적 실험적 측면에서 개선하여 제안한 개량일축

관입시험기(Improved Unconfined Penetration test, IUP

를 사용하였다 개량일축관입시험기는 눈금 표시가test) .

되어있는 밑판을 제작하여 공시체와 디스크의 정렬을

용이하게 하였을 뿐만 아니라 미끄럼 마찰 응력집중, ,

등을 제거하였다.

본 인장강도 시험 장치의 방법은 다음과 같다 먼저.

시료를 최적함수비 조건에서 다짐 으로 공A (KS F 2312)

시체를 준비한다 단위중량 계산을 위하여 준비된 공시.

체 무게를 측정한다 인장시험기에 같은 직경의 두 개의.

디스크를 아래와 윗부분의 에 설치한 후 디Load frame ,

스크 중심과 공시체의 중심이 모두 일직선상에 정렬되

도록 두 디스크 사이에 공시체를 놓는다 공시체가 올려.

표 모래 벤토나이트 혼합토의 특성3. -

Mixing

Rate

Compaction Atterberg Limit#200(%) Gs

Coefficient of

Permeability(cm/sec)USCS

O.M.C(%) Liquid Limit Plastic Limit

5% 1.59 17.1 N.P 5.00 2.61 9.78×10-7 SP-SC

10% 1.61 17.6 30.48 16.93 10.00 2.58 1.97×10-7 SP-SC

15% 1.62 18 47.31 22.88 15.00 2.57 2.91×10-9 SC

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0.0010.0100.1001.00010.000

Grain size, D (mm)

Perc

ent f

iner

(%)

sand 95% + bentonite 5%sand 90% + bentonite 10%sand 85% + bentonite 15%

그림 시료의 입도분포곡선3.


진 밑판을 수평을 유지하며 위로 올려주어 공시체의 윗

면과 의 윗부분에 설치된 디스크 면이 거의Load frame

맞닿도록 하며 공시체의 아랫면 역시 아랫부분의 디스

크 면과 거의 맞닿도록 설치한다 공시체 및 시험기기가.

준비되면 분당 연직변형 재하속도를 달리하여 시험기

기를 작동시킨다 본 연구에서는 오염정도에 따른 인장.

강도 특성을 알아보기 위하여 서로 다른 농도를 가pH

지는 물 을 혼합수로 사용하여 공시체를 제(pH 3, 6, 9)

작하였다 개량일축관입시험장치는 기기를 작동시키는.

재하속도와 하중재하디스크의 크기에 따라 인장강도가

다르게 나타나는 것을 확인한 바 있다정수정 등( , 2006).

본 연구에서는 선행연구결과정수정 등 와( , 2006) ASTM

규정에 따라 의 재하속도와 의 직0.1 1.0%/min 25.4mm∼경 크기의 디스크로 시험을 실시하였다 인장강도 측정.

을 위한 시험은 표 와 같은 내용으로 수행되었다4 .

비중계분석3.2.2

점토차수재가 저투수성기능을 하기 위해서는 세립분

의 입도분포 파악이 매우 중요하다 오염된(<0.075m) .

폐기물 침출수로 인한 점토차수재의 입도 변화를 알아

보기 위하여 를 다르게 조정한 혼합수를 사용하여 비pH

중계분석 을 실시하였다 비중계분석(ASTM D 422-63) .

은 물 속으로 가라앉는 흙 입자의 침강원리를 근거로

하는 것으로 토립자의 크기별 함유량을 의 법칙, Stokes

에 따라 침강속도를 이용하여 구한다 비중계분석은 벤.

토나이트 중량혼합비율을 로 조절한 모5%, 10%, 15%

래벤토나이트 혼합토를 각각 의 조정한 혼합- pH 3, 6, 9

수에 하여 실시하였으며 수행된 비중계시험내용은

표 와 같다4 .

균열패턴 관찰3.2.3

폐기물의 화학적 작용에 의하여 매립지 차단시스템

내부의 온도는 상승하게 되는데 이로 인한 건조 균열이

표 시험 목록4.

Tensile Strength Test

Content of bentonite(%) pH Rate of strain(%/min)

5

3 0.1, 0.5, 1.0

6 0.1, 0.5, 1.0

9 0.1, 0.5, 1.0

10

3 0.1, 0.5, 1.0

6 0.1, 0.5, 1.0

9 0.1, 0.5, 1.0

15

3 0.1, 0.5, 1.0

6 0.1, 0.5, 1.0

9 0.1, 0.5, 1.0

Hydrometer Analysis and Crack Pattern Test

Content of bentonite(%) pH

5 3, 6, 9

10 3, 6, 9

15 3, 6, 9

밑판(b)

하중 프레임(a) 디스크(c)

그림 개량일축관입시험기4. (Improved Unconfined Penetration test)


발생하게 된다 이러한 온도변화에 따른 균열 양상을 간.

접적으로나마 확인하기 위하여 이 제안한 균Fang(1997)

열패턴시험을 실시하였다그림 시험방법은 다음과( 5).

같다 벤토나이트 중량혼합비 의 모래벤. 5%, 10%, 15% -

토나이트 혼합토를 략 정도씩 준비한다 각50 100g .∼각의 혼합토를 의 혼합수를 사용하여 액성한pH 3, 6, 9

계 의 함수비로 분 이상 충분히 반죽한(ASTM 4318-98) 5

다 그 다음 반죽된 시료를 유리판에 일정한 두께로 얇.

게 펴 이상의 상온에서 시간 자연 건조시킨 후20 48℃

사진 촬용을 하여 균열의 모양과 특성을 관찰하였다 수.

행된 균열패턴 시험의 목록은 비중계시험 목록과 같다

표( 4).

결과 및 고찰4.

인장강도4.1

서로 다른 의 혼합수를 사용하여 벤토나이트 혼합pH

비율 인 각각의시료에 하여 인장강도측정5, 10, 15%

결과는 그림 과 같다 그림 에서 보면 모래벤토나이6 . 6 -

트 혼합토의 인장강도는 벤토나이트 혼합비율이 증가할

수록 점점 커지는 것을 알 수 있다 또한 벤토나이트 함.

유량이 인 혼합토에서는 그 영향이 미비하나 벤토나5%

이트 함유량 의 혼합토에서는 혼합수의 에10%, 15% pH

따라 인장강도가 변화하는 것을 확인할 수 있다 이러한.

에 한 영향은 세립분인 벤토나이트의 함유량이 증pH

가할수록확실하게나타났다 에 한영향이가장뚜. pH

렷하게 나타난 벤토나이트 혼합비율 의 혼합토의15%

경우를 살펴보면 혼합토의 인장강도는 가 증가할수pH

록 조금씩 감소하여 나타남을 알 수 있다 일반적으로.

흙의 가 증가 할수록 면모화현상이 감소하게 된다pH .

점토 입자 구조의 면모화는 입자의 면과 모서리가 결

합하여 입자덩어리를 형성하는 것으로 의 값이 작을pH

수록 발달되는구조이다 이유는혼합수에 수소 이온. H+

의농도가높으면점토입자표면의음전하와잘결합하여

Glass Plate

A trace of boundary of wet mud paste

(origing wet soil pad)

Dry Mud Pad(Soil specimen after

dried)

건조 후 시료(a)

1/20"

Glass Plate

Dry Mud Pad

건조 후 시료의 종단면(b)

그림 균열패턴 관찰 방법5. (Fang, 1997)

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25

0.1 1Rate of Strain (%/min)

Ten

sile

Str

engt

h (㎏

/㎠)

pH 3pH 6pH 9

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25


Ten

sile

Str

engt

h (㎏

/㎠)

pH 3 pH 6 pH 9

0.00

0.05

0.10

0.15

0.20

0.25


Ten

sile

Str

engt

h (㎏

/㎠)

pH 3 pH 6 pH 9

벤토나이트 혼합토(a) 5% 벤토나이트 혼합토(b) 10% 벤토나이트 혼합토(c) 15%

그림 에 따른 인장강도 변화6. pH


입자간반발력인적어전체적으로이산화보다는면모화

하려는경향이강해지기 때문이다 그 외 점토의 분산전.

기이중충의 두께가 얇을수록 전해질 농도가 높을수록,

발달된다 입자의 면과 모서리가 결합된 면모화 구조에.

서는 인장에 한 저항이 커 인장강도가 크게 나타남을

알 수 있다 에 한 인장강도 변화는. pH 가Naik(1986)

지적한 농도에 따른 전단강도와는 다른 경향을 보이pH

는데 이것은 전단과 인장의 작용 메카니즘의 차이에 의

한 것으로 사료된다.

비중계 분석4.2

로 조절한 혼합수를 사용하여 벤토나이트pH 3, 6, 9

혼합비율 인 각각의 시료에 하여 비중5%, 10%, 15%

계분석을 실시한 결과는 다음 그림 과 같다 각각의 모7 .

든 혼합토는 서로 다른 의 혼합수에 따라 실제의 입pH

도분포와 다르게 변화하여 나타났다 이 같은 에 따. pH

른 영향은 세립분인 벤토나이트가 많이 함유된 혼합토

일수록 뚜렷하게 나타남을 알 수 있다 그림 에서 보면. 7

각각의 모든 시료에서 혼합수의 가 증가함에 따라 크pH

기가 작은 입자의 함유율이 높게 나타났다 흙의 가. pH

증가하게 되면 토립자의 면모화구조가 이산구조로 변

하게 되어 침전도에 있어서 분산화경향을 증가시킨다.

이로 인하여 토립자의 침강속도가 느려진다 따라서 침.

강속도에 의해 토립자의 크기를 결정하게 되는 비중계

분석에서는 가 증가할수록 작은 입자의 함유율이 높pH

은 것으로 나타나는 것임을 알 수 있다 벤토나이트의.

중량혼합비율이 인 혼합토에서는 에 따른 경향이5% pH

일정하게 나타나지 않았는데 이것은 흙 시료 중 세립분

의 양이 매우 적어 다소 오차가 생긴 것으로 추정된다.

이와 같은 점토 입자의 입도분포 변화는 흙의 투수성을

변화시키므로 추후에 동일한 시료에 하여 를 달리pH

한 혼합수를 사용하여 투수시험을 수행하여 투수기능

의 변화를 확인할 예정이다.

균열패턴 관찰4.3

자연상태에서 시간 건조시킨 균열패턴 관찰결과는48

그림 에서 보는 바와 같다 각각의 혼합토는 벤토나이8 .

트의 혼합비율이 증가할수록 균열이 보다 크고 뚜렷하

게 나타났다 이것은 물에 의한 영향을 많이 받는 벤토.

나이트의 함량이 많아졌기 때문이며 물에 의한 벤토나

이트 입자의 팽창과 수축의 비율이 동일하지 않기 때문

이다 반죽할 때 사용된 혼합수의 에 따라 균열의 경. pH

향이 인장시험 비중계분석과 비슷할 것으로 기 하였,

으나 명확한 구분을 할 수 있을 정도의 균열의 경향이

다르지는 않음을 알 수 있다 다만 입자의 면과 모서리.

가결합된면모화 구조의 점토 입자에서보다큰 균열이

발생될 것으로 예상된다.

본연구에서는세립토의함유량이 인혼합토의5 15%～에따른인장강도 입도분포 균열패턴에미치는영향pH , ,

을 확인하였다 하지만 인근지역이나 매립지 현장의 흙.

0

3

6

9

12

15

0.0010.010.1Grain Particle Size (mm)

Perc

ent F

iner

by

Wei

ght (

%)

pH 3 pH 6 pH 9

0

3

6

9

12

15


Perc

ent F

iner

by

Wei

ght (

%)

pH 3 pH 6 pH 9

0

3

6

9

12

15


Perc

ent F

iner

by

Wei

ght (

%)

pH 3 pH 6 pH 9

벤토나이트 혼합토(a) 5% 벤토나이트 혼합토(b) 10% 벤토나이트 혼합토(c) 15%

그림 에 따른 세립분의 입도분석 변화7. pH


을토취하여매립장차수재로사용하는경우차수재의저

투수성기능을확보하기위해서는세립토의함량이 39～이상이 요구되는데한국지반공학회50% ( , 세립분2004)

의 함유량이 많아질수록 오염원 에 따른 영향을 많(pH)

이 받는 것으로 보아 실제 점토차수재가 오염원에 의해

받는 영향은 본 연구결과보다 더욱 클 것으로 사료된다.

이와 같은 입자구조의 변화는 흙의 구조와 관련된 많은

변수예를 들면 전단강도 인장강도 압축 압밀 투수( , , , , ,

등에 영향을 미치게 되어 그 값을 변화시키게 된다 그) .

러므로 순수한 물이 아닌 다양한 오염성분의 오염된 물

과 접하게 되는 지반환경구조물의 안정성을 판단할 때

에는 전단강도에 근거한 구조물전체에 한 검토뿐만

아니라 이러한 오염원의 영향에 해서도 충분히 고려

되어야 할 것으로 판단된다.

결 론5.

본 연구에서는 폐기물 매립지의 오염원에 따른 점토

차수재의 특성 변화를 파악하고자 점토차수재로 많이

사용되는 벤토나이트 혼합토를 이용하여 를 달리한pH

혼합수에 한 인장시험 비중계분석 균열패턴 관찰을, ,

실시하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 혼합수의 가 증가함에 따라 인장강도가 조금씩pH

감소하여 나타나는데 이는 흙 입자의 면모화구조의

감소에 의한 것으로보인다 이러한 에 따른 차이. pH

는 벤토나이트 혼합비율이 많아짐에 따라 크게 나

타남을 확인할 수 있다.

(2) 세립분 의 입도분포는 가 증가함에 따(<0.075m) pH

라 크기가 작은 입자의 함유율이 높게 나타나며 이

러한 경향은 벤토나이트 혼합비율이 많아짐에 따라

벤토나이트 혼합토(a) 5% (pH 3) 벤토나이트 혼합토(b) 5% (pH 9)

벤토나이트 혼합토(c) 10% (pH 3) 벤토나이트 혼합토(d) 10% (pH 9)

벤토나이트 혼합토(e) 15% (pH 3) 벤토나이트 혼합토(f) 15% (pH 9)

그림 간극수의 변화에 따른 균열모양의 비교8. pH


확연히 나타남을 알 수 있다 이것은 가증가할수. pH

록 입자의 면모화구조가 감소하여 이에 따라 침강

속도가 느려진 것에 의한 것임을 알 수 있다.

(3) 세립분의 함유량이 증가할수록 균열 모양이 보다

크고 뚜렷하게 나타났으나 균열에 한 혼합수의,

영향을 분명하게 구분하기는 어려웠다pH .

(4) 인근지역이나 매립지 현장의 흙을 토취하여 차수재

로 사용하는 경우 저투수성 기능을 확보하기 위해

서 세립토의 함량이 이상이 요구되는데39 50%～세립분의 함유량이 많아질수록 오염원 에 따른(pH)

영향을 많이 받는 것으로 보아 실제 점토차수재가

오염원에 의해 받는 영향은 본 연구 결과 보다 더욱

클 것으로 사료된다.

감사의 글

이 논문은 년 정부교육인적자원부의 재원으로2004 ( )

한국학술진흥재단의 지원을 받아 수행된 연구임(KRF-

또한 이 연구에 참여한 연구자는2004-205-D00170). 2｢단계 사업팀 의 지원비를 받았음BK21 WIS ｣ .

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접수일자 심사완료일( 2007. 1. 8, 2007. 8. 6)

풍화암에 근입된 현장타설말뚝의 저항계수 산정 107

풍화암에 근입된 현장타설말뚝의 저항계수 산정

Resistance Factors for Drilled Shafts Embedded in Weathered Rock

윤 홍 준1 Yoon, Hong-Jun

정 성 준2 Jung, Sung-Jun

김 명 모3 Kim, Myoung-Mo

Abstract

Load and Resistance Factor Design (LRFD) method is being used increasingly in geotechnical design practiceworldwide, and is expected to completely replace the current Allowable Stress Design (ASD) method in the near future.LRFD has advantages over ASD in that it allows the design of superstructures and substructures at a consistent reliablelevel by quantification of failure probability based on reliability analysis. At present, resistance factors for cast-in-placepiles embedded in rocks are determined by AASHTO only for the intact rock conditions. In Korea, however, most ofthe bedrocks in which piles are embedded are heavily weathered. Thus, this study will try to determine the resistancefactors of heavily weathered rocks (so-called intermediate geo-materials). To this aim, reliability analysis was carriedout to evaluate the resistance factors of cast-in-place piles embedded in intermediate geo-materials in Korea. Pile loadtest data of 21 cast-in-place piles of 4 construction sites were used for the analysis. Depending on the method whichcalculates the pile capacities, the resulting resistance factors ranged between 0.1 and 0.6.

요 지

하중저항계수설계법 은 세계적으로 지반공학적 설계의 실무에서 사용이 증가하고 있으며 머지않아 현재의(LRFD)허용응력설계법 을 완전히 대체할 것으로 예상된다 하중저항계수설계법은 신뢰도해석 을 바(ASD) . (Reliability analysis)탕으로 파괴확률을 정량화하여 상부구조물과 하부구조물을 일관된 신뢰도 수준으로 설계할 수 있게 하는 장점을

가지고 있다 현재 암반에 근입된 현장타설말뚝의 저항계수는 단지 무결암 상태일 경우에 대하여 에 의해. AASHTO제시되어 있다 그러나 국내의 경우 말뚝이 근입되는 대부분의 기반암은 심하게 풍화되어 있다 따라서 본 연구에서는. , .풍화암흔히 에 대한 저항계수를 산정하고자 하였다 이를 위해 국내 풍화암에 근입된 현장타설말뚝의 저항계수( IGM) .를 산정하기 위하여 신뢰도 해석을 수행하였다 개 현장에서 수행된 본의 재하시험자료가 분석에 사용되었으며. 4 21 ,말뚝지지력을 계산하는 방법에 따라 저항계수는 의 범위 내에서 산정되었다0.1 0.6～ .

Keywords : Code calibration, Load and resistance factor design, Reliability analysis, Rock socketed pile

정회원 한국도로공사 대리1 , (Member, Assistant Manager, Korea Highway Corporation)2 정회원 서울대학교 지구환경시스템공학부 박사과정, (Member, Graduate Student, Dept. of Civil, Urban & Geosystem Eng., Seoul National Univ.)3 정회원 서울대학교 지구환경시스템공학부 교수 교신저자, (Member, Prof., Dept. of Civil, Urban & Geosystem Eng., Seoul National Univ., [email protected], )


서 론1.

최근 범세계적으로 구조와 지반공학 분야에서 설계,

시 허용응력설계법 으로부터(Allowable Stress Design)

한계상태설계법 으로 전환하려는 노(Limit State Design)

력이 전개되어 왔다 그 결과로 지반공학 분야에서 한. ,



계상태설계법중하중저항계수설계법의적용은세계적인

추세가되고있으며 우리나라에서도하중저항계수설계법,

으로전환하려는작업이진행중에있다 하중저항계수설.

계법은 신뢰도해석 을 바탕으로 파괴(Reliability analysis)

확률을정량화하여상부구조물과하부구조물을일관된신

뢰도수준으로설계할수있게하는장점을가지고있다.

그러나 에서제시한암반에근입된AASHTO LRFD(2004)

현장타설말뚝의저항계수는일반적으로무결암암반에근

입된 말뚝에 대한 것으로서 국내 지반에 많이 분포되어,

있는 풍화암에 근입된 말뚝에는 사용할 수가 없다.

따라서 본 연구에서는 개소 현장의 총 개 시험말4 21

뚝에 대한 말뚝재하시험자료와 그 시험현장의 암반물

성치를 수집하여 풍화암에 근입된 말뚝을 위한 저항계

수를 산정하고자 하였다 저항계수 산정을 위해서는 하.

중계수 하중과 저항에 대한 편향계수 목표신뢰도지수, ,

가 필요하다 그러나 하중에 대한 편향계수에 비해 저항.

에 대한 편향계수는 많이 알려져 있지 않으며 또한 지,

반 특성상 내재된 불확실성이 상부 구조물에 비해 상당

히 큰 편이므로 저항에 대한 편향계수의 정확한 측정은

어려운 일이라 할 수 있다.

현장타설말뚝에 대한저항계수산정은자료수집의어

려움 등으로 인해 연구실적이 미비한 실정이다. Barker

등 은암반에근입된현장타설말뚝의전체지지력에(1991)

대한저항계수를산정한결과 말뚝길이가 인경우목, 10m

표신뢰도 지수( 에 대하여 와) 2.5, 3.0 Horvarth Kenney

방법은 각각 와(1979) 0.73, 0.59, Carter Kulhawy(1987)

방법은 각각 을 제안하였다 또한0.56, 0.43 . AASHTO

에서는 주면지지력과 선단지지력에 대한LRFD(2004)

저항계수를 분리하여 제시하였는데 주면지지력에 대한,

와 의 방법에 대하여 저항계수를Horvath Kenny(1979)

로 제안하였다0.65 .

본 연구에서는 하중계수 및 하중에 대한 편향계수를

에서제시한값을이용하였다 또한AASHTO LRFD(2004) . ,

저항의편향계수를구하기위해서실측지지력과추정지지

력을각각산정하였다 그리고하중과저항의통계분포는.

대수정규분포로가정하였다 재하시험으로부터얻은말뚝.

의 실측지지력을 주면과 선단지지력으로 분리 산정하기,

위하여변형률계및변형봉을설치한말뚝에서는하중전이

시험결과를이용하여분리하였고 계측기를부착하지않,

은나머지시험말뚝에대해서는수치해석방법으로역해

석을 수행하여분리하였다 그리고 추정지지력은일반적. ,

으로 사용하는 지지력 공식을 이용하여 산정하였다.

또한 하중저항계수설계법의 저항계수 산정에 필요,

한 목표신뢰도 지수를 결정하기 위하여 현행 허용응력,

설계법에 대한 신뢰도수준을 통계적 방법으로 산정하

였으며 그 결과를 기존 문헌과 비교하여 목표신뢰도지,

수를 결정하였다.

통계적 변수 측정2.

지지력2.1

재하시험으로부터 구한 실측지지력2.1.1

본 연구에서는 총 부지에서 수행된 개 시험말뚝에4 21

대한 재하시험 자료를 이용하여 풍화암에 근입된 현장

타설말뚝의 저항계수를 산정하였다 표 은 시험현장의. 1

암반상태와 말뚝지름 그리고 풍화암 근입깊이를 나타,

낸다 부지의 암반상태는 완전 풍화 중간정도 풍화되. 4 ～었다 시험말뚝의 지름은 의 범위내에 있고 근. 0.4-1.5m ,

입깊이는 의 범위를 가진다0.2-9m .

동탄현장과 남항대교현장에서는 주면과 선단D( ) N( )

지지력으로 분리 산정하기 위하여 하중전이 시험결과를

이용하였고 서해대교현장과 금강대교현장에서는, S( ) K( )

하중전이 시험을 수행하지 않아 수치해석 방법으로 역

해석을 수행하여 분리 산정하였다 이러한 과정을 이용.

하여 계산된 극한지지력을 측정 지지력이라고 정의하였

표 시험현장의 암반상태와 말뚝지름 및 풍화암 근입깊이1.

현장명 말뚝 개수 암반의 풍화도와 암종 풍화암 근입부 치수(mm)

현장K- 7 중간 심한 풍화 화강편마암~ ,지름 : 400

근입깊이 : 200~2,000

현장S- 7 심한 극심한 풍화 화강편마암~ ,지름 : 400

근입깊이 : 3,000~9,000

현장N- 2 심한 극심한 풍화 화산각력암~ ,지름 : 1,500

근입깊이 : 5,000

현장D- 5 중간 심한 풍화 편마암~ ,지름 : 1,000

근입깊이 : 2,500


다 재하시험결과 단위선단지지력상대변위. , - ( 곡선)

을확인해보면 그림 과같이대부분의경우극한선단, 1

지지력을확인하지못하고탄성변위범위의침하가발생

하는설계하중의확인만으로재하시험을종료하였다 따.

라서 대부분의, 재하시험이 극한상태에 이르지 않았기

때문에 암반에 근입된 말뚝의 극한선단지지력을 측정하

는 것이 불가능하였다 그리하여 명백한 극한지지력이. ,

나타나지 않을 경우 권오성 이 제안한 선단변위, (2004)

에서 곡선의 기울기인할선선단접지압계수20mm q-w ()

와 선단지지력과의 상관성을 이용하여 선단지지력을 추

0

1000

2000

3000

4000

5000

0 2 4 6 8 10 12Displacement (mm)

Bas

e re

sist

ance

(kPa

)

남항대교 현장(a) N( )

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 3 6 9 12 15Displacement (mm)

End

bea

ring

res

ista

nce

(kPa

)

동탄 현장(b) D( )

그림 단위선단지지력 상대변위1. - ( 곡선 권오성) ( , 2004)

표 재하시험으로부터 얻은 실측지지력2.

현장명 말뚝 구분 주면지지력(kPa) 선단지지력(MPa)

현장K- 1)

지름( =0.4m)

1(MX)2)

362 -

2(MX) 542 11.05)

4(MX) 692 12.8

5(MX) 1095 10.45)

6(MX) 1312 12.95)

7(MX) 1465 12.6

현장S- 1)

지름( =0.4m)

3(CX)3) 428 6.8

4(CX) 155.3 7.25)

5(CX) 187.2 4.7

현장N-

지름( =1.5m)

P1(upper)(CX) 254 -

P1(lower)(MX) 330.1 9.9

P2(MX) 354.8 10.75)

현장D-

지름( =1.0m)

2(lower)(HX)4)

670 13.35)

2(upper)(CX) 510 -

3(lower)(HX) 711.1 -

4(upper)(HX) 407 -

4(lower)(MX) 1136.7 15.05)

5(lower)(MX) 1399.3 15.85)

1) 수치해석 방법으로 역해석을 수행하여 분리 산정한 주면지지력과 선단지지력:2)

중간정도의 풍화도MX : ,3)

CX 완전 풍화도: ,4)

심한 풍화도HX :5) 그림 에 제시되어 있는 극한선단지지력과 할선선단접지압계수 사이의 상관성을 이용하여 얻은 선단지지력: 1

qmax = 3.6669Ln(kb) - 10.243R2 = 0.8708

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 100 200 300 400 500 600 700

kb (MPa/mm)

qmax

(Mpa

)

그림 2. 와 의 관계


정하였다 즉 극한값을확인한 개 말뚝재하시험결과인. , 5

극한선단지지력과 그 때의 할선선단접지압계수와의 상

관도를 그림 와 같이 도시하였다 그리고 극한값을 확2 . ,

인하지못한경우에는위의상관성을이용하여간접적으

로극한선단지지력을추정하였다 표 에각현장의재하. 2

시험으로부터 얻은 실측지지력 값을 정리하였다.

지지력 공식을 이용한 추정 지지력2.1.2

각현장의암반물성값은실내시험(uniaxial compressive

과 현장시험test, point load test) (NX boring, sampling,

으로부pressuremeter test, and observation of rock cores)

터 측정되었으며 주면과 선단지지력을 산정하기 위한,

암반 물성 값을 각각 표 과 에 정리하였다3 4 .

위의암반물성값을이용하여 개말뚝에대한주면과, 21

선단의 극한지지력을 산정하였다 이러한 과정을 이용하.

여 계산된 극한지지력을 추정 지지력이라고 정의하였다.

주면지지력을산정하기위하여 Horvath and Kenny(1979),

과같은 지Rowe and Armitage(1987), FHWA IGM(1999)

지력공식이적용되었으며 선단지지력을산정하기위하,

여 Zhang and Einstein(1998), Carter and Kulhawy(1988),

표 주면지지력을 산정하기 위한 지반물성 값3.

현장명 말뚝 No.

1)

(MPa)

2)

(MPa)

3)

(MPa)

3)

(MPa)

j 4)

(Em/Ei)

j 4)

(Eur/Ei)

3)

(MPa)

RQD

(%)RMR

현장K-

지름( =0.4m)

1 (MX) 56.7 54600 - - - - - 0 25

2 (MX) 56.7 54600 - - - - - 0 25

4 (MX) 84.7 71300 887.2 2280 0.012 0.032 - 37 33

5 (MX) 55.5 41500 169.5 650 0.004 0.016 - 55 38

6 (MX) 55.5 41500 169.5 650 0.004 0.016 - 55 38

7 (MX) 57 62400 - 860 - 0.014 - 49 33

현장S-

지름( =0.4m)

3 (CX) 15.6 - 61.9 162.1 - - 5.6 0 7

4 (CX) 15.7 - 56.7 162.5 - - 5.9 0 7

5 (CX) 15.7 - 56.7 162.5 - - 5.9 0 7

현장N-

지름( =1.5m)

P1(upper) (CX) 78.7 - 105.6 283 - - 8.4 0 9

P1(lower) (MX) 78.7 - 150.7 336 - - 15.3 20 25

P2 (MX) 78.7 - 150.7 336 - - 15.3 20 25

현장D-

지름( =1.0m)

2(lower) (HX) 47.8 20100 195.5 905.2 0.010 0.045 33.2 0 22

2(upper) (CX) 47.8 20100 118.5 676.1 0.006 0.034 13.5 0 22

3(lower) (HX) 47.8 20100 170.2 973.5 0.008 0.048 - 0 22

4(upper) (HX) 47.8 20100 294 1202.7 0.015 0.060 23.0 9 31

4(lower) (MX) 47.8 20100 583.5 1931.6 0.029 0.096 - 40 42

5(lower) (MX) 47.8 20100 931.5 2748 0.046 0.137 - 52 45

1) 암반시편의 일축압축강도: , 2) 초기할선 탄성계수: ,

3) , , 공내재하시험의 변형계수 탄성계수 한계압 암체계수: , , , 4) j : (Em/Ei, Eur/Ei)

표 선단지지력을 산정하기 위한 지반물성 값4.

현장명 말뚝 No.

(kPa/mm)

(MPa)

(MPa)

(MPa)

(MPa)

j

(Em/Ei)

j

(Eur/Ei)

(MPa)

RQD

(%)RMR

현장K-

지름( =0.4m)

2 (MX) 328.9 56.7 54600 548.4 2810 0.010 0.051 - 23 25

4 (MX) 438.2 84.7 71300 - - - - - 37 33

5 (MX) 277.9 55.5 41500 - - - - - 45 38

6 (MX) 549.4 55.5 41500 - - - - - 45 38

7 (MX) 653.1 57 62400 - - - - - 31 33

현장S-

지름( =0.4m)

3 (CX) 136.3 36.1 - 111 619 - - 10.4 0 7

4 (CX) 117.8 17.3 - 57.8 191 - - 7.3 0 7

5 (CX) 72.2 15.7 - 57.8 162.5 - - 7.3 0 7

현장N-

지름( =1.5m)

P1 (MX) 299.0 78.7 - 150.7 336 - - 15.3 20 25

P2 (MX) 144.3 78.7 - 150.7 336 - - 15.3 20 25

현장D-

지름( =1.0m)

2 (HX) 610.5 47.8 20100 203.5 905.2 0.010 0.045 - 0 22

4 (MX) 988.4 47.8 20100 834.5 2752 0.042 0.096 - 40 42

5 (MX) 1218.2 47.8 20100 931.5 2748 0.046 0.137 - 52 45


표 주면지지력과 선단지지력을 산정하기 위하여 이용된 지지력 공식5.

지지력 구성 설계방법 주면지지력과 선단지지력 변 수 비 고

주면

Horvath and Kenny(1979)

암석시편의 일축압축강도 매끄러운 공벽

Rowe and Armitage(1987)

암석시편의 일축압축강도 매끄러운 공벽

암석시편의 일축압축강도 거친 공벽

FHWA IGM(1999) ′ ′ 단위중량 지하수위, ,

표준관입시험의 값N비점성 IGM

암석시편의 일축압축강도 점성 IGM

선단

Zhang and Einstein(1998) 암석시편의 일축압축강도

Carter and Kulhawy(1988)

암석시편의 일축압축강도,

암반 특성치

LCPC SETRA(1985) 공내재하시험 결과암반:

토사:

표 주면지지력에 대한 실측지지력 추정지지력 편향계수6. , ,

현장 말뚝 No. 실측지지력(kPa)추정지지력 편향계수(kPa) /

H&K R&A(S) R&A(R) IGM(N) IGM(C)

현장K-

1(MX) 362384

0.941299

0.281732

0.21244

1.48--

2(MX) 542384

1.411299

0.421732

0.31244

2.22--

4(MX) 692508

1.362098

0.332797

0.25242

2.8510383

0.07

5(MX) 1095551

1.991844

0.592458

0.45242

4.523089

0.35

6(MX) 1312551

2.381844

0.712458

0.53242

5.422466

0.53

7(MX) 1465548

2.671857

0.792476

0.59243

6.04--

현장S-

3(CX) 428313

1.37681

0.63909

0.47238

1.80--

4(CX) 155.3314

0.49684

0.23911

0.17238

0.65--

5(CX) 187.2314

0.60684

0.27911

0.21239

0.78--

현장N-

P1(upper)(CX) 254384

0.661531

0.172041

0.12279

0.91--

P1(lower)(MX) 330.1451

0.731796

0.182395

0.14282

1.17--

P2(MX) 354.8451

0.791794

0.202395

0.15279

1.27--

현장D-

2(lower)(HX) 670384

1.741193

0.561590

0.42265

2.531431

0.47

2(upper)(CX) 510384

1.331193

0.431590

0.32266

1.92943

0.54

3(lower)(HX) 711.1384

1.851193

0.601590

0.45265

2.691256

0.57

4(upper)(HX) 407414

0.981286

0.321715

0.24265

1.542009

0.20

4(lower)(MX) 1136.7517

2.201605

0.712140

0.53266

4.273300

0.34

5(lower)(MX) 1399.3551

2.541711

0.822282

0.61265

5.284643

0.30

note) H & K: Horvath and Kenny(1979)

매끄러운 공벽R & A(S): Rowe and Armitage(1984),

거친 공벽R & A(R): Rowe and Armitage(1984),

비점성IGM(N): FHWA IGM(1999), IGM

점성IGM(C): FHWA IGM(1999), IGM


지지력 공식이 적용되었다 주면지LCPC SETRA(1985) .

지력과 선단지지력을 구하기 위하여 필요한 변수와 식,

그리고 적용한계를 각각 표 에 정리하였다5 .

저항의 편향계수2.1.3

저항에 대한 편향계수의 통계값을 파악하기 위하여

실측지지력과 추정지지력을 산정하였다.

표 과 에 각 현장의 실측지지력 추정지지력과 편6 7 ,

향계수를 주면지지력과 선단지지력에 대하여 각각 정

리하였다 그리고 표 에 각 방법에 대한 평균과 표준편. 8

차 그리고 변동계수를 정리하였다.

표 에서 제시한 편향계수 분포의 평균8 , ( 은 추정)

표 선단지지력에 대한 실측지지력 추정지지력 편향계수7. , ,

현장 말뚝 No. 실측지지력(MPa)추정지지력 편향계수(MPa) /

Z&A C&K LCPC(S) LCPC(R)

현장K-

2(MX) 11.015.9

0.69

4.62

2.38

-

-

-

-

4(MX) 12.830.5

0.42

6.90

1.86

-

-

-

-

5(MX) 10.422.8

0.46

4.52

2.30

-

-

-

-

6(MX) 12.922.8

0.57

4.52

2.85

-

-

-

-

7(MX) 12.620.5

0.61

4.64

2.72

-

-

-

-

현장S-

3(CX) 6.8-

-

-

-

11.2

0.61

18.2

0.37

4(CX) 7.2-

-

-

-

7.8

0.92

12.6

0.57

5(CX) 4.7-

-

-

-

7.8

0.60

12.6

0.37

현장N-

P1(lower)(MX) 9.919.7

0.50

6.41

1.55

16.1

0.61

26.0

0.38

P2(MX) 10.719.7

0.54

6.41

1.67

16.1

0.66

26.0

0.41

현장D-

2(lower)(HX) 13.312.0

1.11

1.13

11.75

-

-

-

-

4(lower)(MX) 1521.5

0.70

3.89

3.85

-

-

-

-

5(lower)(MX) 15.823.9

0.66

3.89

4.06

-

-

-

-

note) Z & A: Zhang and Einstein(1988)

C & K: Carter and Kulhawy(1988)

토사LCPC(S): LCPC SETRA(1985),

암반LCPC(R): LCPC SETRA(1985),

표 편향계수의 평균 표준편차 변동계수8. , ,

지지력 구성 설계방법 말뚝개수 평균() 표준편차 변동계수() 비 고

주면

H & K(1979) 18 1.44 0.70 0.49

R & A(1984)18 0.46 0.22 0.48 매끄러운 공벽

18 0.34 0.17 0.48 거친 공벽

IGM(1999)9 0.37 0.17 0.45 점성 IGM

18 2.63 1.73 0.66 비점성 IGM

선단

Z & E(1988) 10 0.63 0.19 0.31

C & K(1988) 10 3.50 3.02 0.86

LCPC(1985)5 0.42 0.08 0.20 암반

5 0.68 0.14 0.20 토사


지지력에 대한 실측지지력의 비로 정의되므로 실측지

지력에 대한 추정지지력의 과대예측 또는 과소예측 여

부를 알 수가 있다 만약. , 이 이라면 실제 지지력값1

과 같은 추정지지력을 예측한 것이며 보다 작으면 실, 1

제지지력보다 과대예측을 보다 크다면 실제지지력에, 1

대하여 과소예측을 하는 것이다 표 에서 보는 것처럼. 8

주면지지력의 경우, Hovath and Kenny(1979), FHWA

방법은 실제 지지력을 과소예측noncohesive IGM(1999)

하며, Rowe and Armitage(1984), FHWA cohesive IGM

방법은 과대 예측하는 결과를 보였다 선단지지(1999) .

력의 경우 방법은 실제 지지, Carter and Kulhawy(1988)

력을 과소예측 하며, Zhang and Einstein(1988), LCPC

방법은 과대 예측하는 결과를 보였다 또SETRA(1985) .

한 평균분포의 분산정도를 평가하는 변동계수, ()

는 표준편차와 평균의 비로서 정의되며, 가 낮다

면 경제적으로 더욱더 효율적인 설계가 가능함을 반영

한다.

목표 신뢰도 지수3.

허용응력설계법의 신뢰도 지수3.1

현재 국내에서 사용 중인 허용응력설계법에 대한 신

뢰도수준을 파악하기 위하여 실무에서 적용되고 있는,

전체 안전율의 신뢰도 지수를 검토하였다 신뢰도 지수.

는 전체안전율 하중비(FS), ( 하중 통계적 변수), ,

저항 통계적 변수의 함수로서 신뢰성 해석기법 중 일계

이차모멘트분석법(First Order Second Moment; FOSM)

으로 산정하였다 에 의하여 사하중. FOSM 활하중,

저항, 이 각각 독립이며 대수정규분포를 따른다고,

가정하면 신뢰도 지수는 다음과 같이 표현된다, .

(1)

여기서, 사하중의 편향계수:

활하중의 편향계수: 사하중의 변동계수: 활하중의 변동계수:

이 중 하중통계적 변수는 상AASHTO LRFD(2004)

부구조편에서 제시하는 값을 사용하였고 저항 통계적,

변수는 자료에 대한 편향계수 분포에 근거하여 설정된

값을 사용하였다 실무에 적용되고 있는 안전율의 일반.

적인 범위는 이므로 본 연구에서는 안전율2 3 , 2, 2.5,～에 대하여 신뢰도 분석을 수행하였다 하중비는 시공3 .

재료와 교량 경간길이에 의존하나 하중비, ( 와 신)

뢰도지수( 와의 관계그림 에서 보이는 것처럼 하중) ( 3)

비의 영향은 신뢰도지수에큰 영향을미치지않는것을

알 수가 있다 따라서 본 연구에서는. AASHTO LRFD

에서 사용되는 장대교량에 적용 가능한 하중비(2004) 2

의 값을 적용하였다.

표 안전율에 따른 현장타설말뚝의 신뢰도 지수9.

지지력 구성 설계방법신뢰도 지수

비 고=2.0 =2.5 =3.0

주면

H&K 1.78 2.22 2.58

R&A-0.48 -0.04 0.32 매끄러운 공벽

-1.08 -0.64 -0.28 거친 공벽

IGM-0.93 -0.47 -0.09 점성 IGM

2.22 2.57 2.86 비점성 IGM

선단

Z&E 0.36 0.96 1.46

C&K 2.07 2.36 2.59

LCPC-0.84 -0.09 0.53 암반

0.78 1.53 2.15 토사

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4

QD/QL

β

F.S=2.0F.S=2.5F.S=3.0

그림 하중비와3. 의 관계


허용응력설계법의 신뢰도 지수를 NCHRP 507(2004)

에서 적용한 차모멘트법인 방법에 의해 평가하2 FOSM

였으며 그 결과는 표 와 같다 표 에서 보는 것처럼9 . 9

계산되어진 신뢰도지수는 지지력공식에 따라 다르며

이는 같은 안전율을 사용함에도 불구하고 설계방법에

따라 신뢰도 수준의 차이가 있음을 알 수가 있다 따라.

서 각 방법에 대한 저항계수를 다르게 산정해야 함을

확인하였다.

또한 표 에서 보듯이 경우에 따라서 신뢰도지수가, 9

음의 값을 가진다 신뢰도 지수에 대한 음의 값은 저항.

편향계수의 평균이 매우 작고 저항의 변동계수가 매우

클 경우 나타난다.

표 에 제시된 주면과 선단지지력의 전체안전율에 대9

하여 으로 산정된 신뢰도지수를 도시한 결과는FOSM

그림 과 같다 그림에서 나타내는 것처럼 허용응력설3 . ,

계법의 전체안전율이 증가할수록 신뢰도 지수도 증가

하는 것을 알 수가 있다 주면지지력에서는. Rowe and

방법이 선Armitage(1984), FHWA cohesive IGM(1999) ,

단지지력에서는 방법이LCPC SETRA for rock(1985)

낮은 신뢰도지수를 가지는 것을 확인하였다 현행 허용.

응력설계법에 대한 신뢰도지수의 범위는 주면지지력과

선단지지력의 경우 각각 의 범-1.08 2.86, -0.84 2.59～～위에 분포한다.

목표 신뢰도 지수의 결정3.2

는 항타말뚝에 대하여 파괴확률이Meyerhof(1970)

1×10-3과 1×10-4

에 해당하는 목표 신뢰도 지수 과 의3 3.6

값을 제안하였으며 은 무리말뚝에 대하, Wu, et al.(1990)

여 파괴확률 5×10-5에 해당하는 대략 의 값을 제안하였4

다 또한 은 해안구조물의 깊은기초에. Tang, et al.(1990)

대하여 파괴확률 1×10-1 1×10～ -3에 해당하는 의1.4 3.0～

값을 제안하였으며 는 말뚝 유형에, Barker et al.(1991)

따라 표 과 같이 목표신뢰도지수를 제안하였다 최근10 . ,

에서는 말뚝 캡 당 개 이상의NCHRP Report 507(2004) 5

말뚝에 대해서는 말뚝으로 정의하여 의redundant 2.33

목표신뢰도 지수를 제안하였으며 그 이하의 말뚝에 대,

해서는 말뚝으로 정의하여 의 값을 제nonredundant 3.0

안하였다 문헌연구를 통한 신뢰도지수의 범위는 최소.

에서 최대 의 값을 가진다1.4 4.0 .

따라서 현행 허용응력설계법에 대한 신뢰도수준과,

문헌연구결과를 종합하여 본 연구에서는 목표신뢰도지

수의 범위를 와 으로 결정하였다2.5 3.0 .

저항계수의 결정4.

현장타설말뚝의 저항계수4.1

방법을 이용하여 위에서 결정한 목표 신뢰도FOSM

지수 와 에 대한 저항계수를 산출하였다 표 에2.5 3.0 . 11

하중통계적 변수 저항통계적 변수 그리고 목표신뢰도, ,

지수를이용하여저항계수를 산정한결과를 정리하였다.

표에서보는것처럼 신뢰도 지수가 인경우 인경, 3.0 , 2.5

우와 비교하여 저항계수가 더욱 작아짐을 알 수가 있다.

-2.0

-1.0

0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

1.5 2 2.5 3 3.5 4FS

β

H & KR & A(S)R & A(R)IGM(C)IGM(N)

-2.0

-1.0

0.0

1.0

2.0

3.0

1.5 2 2.5 3 3.5 4FS

β

Z & EC & KLCPC(R)LCPC(S)

주면지지력(a) 선단지지력(b)

그림 방법에 의해 계산된 신뢰도지수와 안전율의 관계4. FOSM

표 목표 신뢰도 지수10. (Barker, et al., 1991)

기초 형식

확대기초 3.0 to 3.5

현장타설말뚝 2.5 to 3.0

항타말뚝 군항( ) 2.0 to 2.5


또한 산정된 저항계수의 범위는 일반적으로, 0.1-0.6의

범위를가지고있다 이중에서. , Rowe and Armitage(1988)

와 방법은 거의 에 가까FHWA cohesive IGM(1999) 0.1

운 아주 작은 저항계수를 산정하였다 그 이유는 표 에. 8

서 보는 것처럼 위의 지지력 공식들이 실제 지지력을,

과대 예측하였기 때문이다.

에 제시되어 있는 비교적 신선AASHTO LRFD(2004)

암반에 근입된 현장타설말뚝에 대한 Horvath and Kenny

의 저항계수는 본 연구에서의 같은 목표신뢰도지(1979)

수 범위 에서 로 제시되어 있으며 본 연구(2.5 3.0) 0.65 ,～에서의 저항계수보다 약 큰 것을 알 수32.6 71.1(%)～있다 이는 본 연구 시험부지의 말뚝근입부 암반이 풍화.

되어 실측지지력이 과대 예측되었기 때문인 것으로 판

단된다.

결 론5.

본 연구에서는 풍화암에 근입된 현장타설말뚝의 저

항계수를 산정하기 위하여 신뢰성 분석을 수행하였다.

본 연구결과 다음의 결론을 도출하였다.

(1) 현행 기초설계기준인 허용응력설계법의 전체안전율

에 대한 신뢰도지수를 방법에의2.0, 2.5, 3.0 FOSM

해 검토하였으며 분석결과 신뢰도 지수는, , -1.24～의 범위를 가지는 것을 확인하였다2.86 .

(2) 저항에 대한 통계적 변수는 국내 재하시험 자료에

근거하여 산정하였다 현행 허용응력설계법에 대한.

신뢰도수준을 통계적 방법으로 산정하였고 문헌연,

구와의 비교를 통하여 결정한 목표 신뢰도 지수 2.5

와 에 대한 저항계수는 의 범위를 가지3.0 0.1 0.6～는 것으로 산정되었다.

(3) 본 연구의 신뢰성 분석에 이용된 재하시험 데이터

수가 적어 저항계수 산정에 큰 영향을 미칠 것으로

판단되며 양질의 데이터가 축척되면 앞으로 더욱,

더 신뢰성 높은 저항계수를 산정할 수 있을 것으로

판단된다.

감사의 글

본 연구는 건설교통부 건설기술기반구축 연구2005

과제 기초구조물 설계를 위한 저항계수 결정 연“LRFD

구 및 서울대학교 안전하고 지속가능한 사” SIR BK21(

회기반건설사업단의 연구비 지원에 의해 수행되었으)

며 이에 감사드립니다.

참 고 문 헌

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4. Carter, J. P., and Kulhawy, F. H. (1987), “Analysis and design offoundations socketed into rock”, Research Report 1493-4, Geotech-nical Engineering Group, Cornell University, Ithaca, New York.

5. Carter, J. P. and Kulhawy, F. H. (1988), “Analysis and design ofdrilled shaft foundations socketed into rock”, Report EL-5918,Electric Power Research Institute, Palo Alto, California.

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7. LCPC-SETRA (1985), “Regles de justificaton des fondations surpieux a partir des resultats des essais pressiometriques”, Ministre

표 풍화암에 근입된 현장타설말뚝의 저항계수11.

지지력 구성 설계방법 =2.5 =3.0 비 고

주면

Horvath and Kenny(1979) 0.49 0.38

Rowe and Armitage(1984)0.15 0.12 매끄러운 공벽

0.12 0.09 거친 공벽

FHWA IGM(1999)0.14 0.11 점성 IGM

0.60 0.43 비점성 IGM

선단

Zhang and Einstein(1988) 0.31 0.26

Carter and Kulhawy(1988) 0.51 0.34

LCPC SETRA(1985)0.26 0.23 암반

0.43 0.37 토사


de L’Urbanisme du logement et des Transports, Paris. (in French)8. Meyerhof, G. (1970), “Safety Factors in Soil Mechanics”, CanadianGeotechnical Journal, Vol.7, No.4, pp.349-555.

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10. O’Neill, M., Townsend, F., Hassan, K., Buller, A., and Chang, P.(1996), “Load Transfer for Drilled Shafts in Intermediate Geo-material”, FHWA-RD-95-172, FHWA.

11. Rowe, R. K. and Armitage, H. H. (1987), “A design method fordrilled piers in soft rock”, Canadian Geotechnical Journal, Vol.24,pp.126-142.

12. Tang, W. Woodford, D., and Pelletier, J. (1990), “PerformanceReliability of Offshore Piles”, Proceedings of the 22nd AnnualOffshore Technology Conference. May 7-10, Houston, TX, PaperNo. OTC 6379, Offshore Technology Conference, Richardson,TX, Vol.3, pp.299-308.

13. Wu, T., Tang, W., Sangrey, D., and Baecher, G. (1989), “Reliabilityof Offshore Foundations-State of the Art”, Journal of GeotechnicalEngineering, Vol.115, No.2, pp.157-178.

14. Zhang, L. and Einstein, H. H. (1988), “End bearing capacity ofdrilled shafts in rock”, Journal of Geotechnical and GeoenvironmentalEngineering, Vol.124, No.7, pp.574-584.

접수일자 심사완료일( 2007. 1. 12, 2007. 7. 6)

인공신경망 기반의 한계상태함수를 이용한 사면의 신뢰성해석 117

인공신경망 기반의 한계상태함수를 이용한 사면의 신뢰성해석

Reliability Analysis of Slopes Using ANN-based Limit-state Function

조 성 은1 Cho, Sung-Eun

변 위 용2 Byeon, Wi-Yong

Abstract

Slope stability analysis is a geotechnical engineering problem characterized by many sources of uncertainty. Someof them are connected to the uncertainties of soil properties involved in the analysis. In this paper, a numerical procedurefor integrating commercial finite difference method into probabilistic analysis of slope stability is presented. Since thelimit-state function cannot be expressed in an explicit form, the ANN-based response surface method is adopted toapproximate the limit-state function and the first-, second-order reliability method and the Monte Carlo simulationtechnique are used to calculate the probability of failure. Probabilistic stability assessments for a hypothetical two-layerslope and the Sugar Creek embankment were performed to verify the application potential to the slope stability problems.The examples show the successful implementation and the possibility of the extension of the proposed procedure tothe variety of geotechnical engineering problems.

요 지

사면안정해석은 지반물성의 불확실성을 포함한 많은 불확실한 요인을 내포하는 지반공학적 문제이다 본 연구에서.는 상업용 유한차분해석 프로그램을 이용하여 확률론적 사면안정해석을 수행할 수 있는 절차를 제시하였다 이 경우.한계상태함수가 명시적인 형태로 표현되지 않기 때문에 한계상태함수를 근사화하기 위하여 인공신경망기법을 활용한

응답면기법을 이용하였으며 파괴확률을 구하기 위해 일차 및 이차신뢰도법과 을 이용하였다Monte Carlo simulation .제안된 절차의 적용성을 검토하기 위하여 층 지반의 사면과 제방사면에 대한 확률론적 사면안정해석을2 Sugar Creek수행하였다 해석결과는 제안된 절차의 적정성과 다른 다양한 지반공학 문제로의 확장 적용의 가능성을 보여준다. .

Keywords : Artificial neural network, Probabilistic analysis, Response surface method, Slope stability

정회원 한국수자원공사 수자원연구원 선임연구원 교신저자1 , (Member, Senior Researcher, Korea Institute of Water and Environment, [email protected], )정회원 삼성엔지니어링 대리2 , (Member, Assistant Manager, Samsung Engrg. Co., Ltd.)


서 론1.

통상 사면의 안정에 대한 해석은 안전율을 계산함으

로써 수행된다 그러나 안전율은 위험도 에 대한 일. (risk)

관된 척도를 주지는 않는다 즉 동일한 안전율을 가진. ,

사면일지라도 지반 물성의 변동정도에 따라 다른 위험

도를 주게 되므로 안전율에 의한 안정성 평가는 경험

에 의지하게 되는 측면이 있다.

기존의 결정론적 사면안정 해석의 경우 불확실성을

정량적으로 고려하지 않고 주관적 판단에 의한 보수적

인 강도정수 및 설계기법을 통하여 고려하나 이러한 보

수적인 설계가 파괴에 대한 안전을 보장하지는 않는다

는 사실은 경험적으로 잘 알려져 있다 등(El-Ramly ,

따라서 최근 들어 물성의 변동을 고려하여 사2002).



면의 파괴확률을 평가하려는 확률론적 접근이 시도되

고 있으나 현장기술자들의 확률이론에 대한 이해 부족

과 적용에 대한 자료부족 등으로 인하여 지반공학 분야

에서는 실제로 널리 적용되지는 못하고 있는 실정이다.

사면의확률론적해석은 주로 한계평형법을 바탕으로

신뢰지수와 파괴확률을 구함으로써 수행되어 왔다김형(

배 등 장연수 등 확률론적 해석을 위해주, 2002; , 2002).

로 결정론적 임계단면이 고려되었지만 일반적으로 최,

소신뢰지수를 나타내는 파괴면이 결정론적 임계파괴면

과 일치하지 않으므로 지반변수의 불확실성을 고려했

을 때 최대 파괴확률을 갖는 확률론적 임계파괴면을

구하기 위한 연구가 수행되었다 과(Hassan Wolff, 1999;

등 와Bhattacharya , 2003; Low, 2003; Li Lumb, 1987).

최근들어 유한요소법이나 유한차분법 같은 수치해석

기법을 활용한 사면안정해석기법이 적용되고 있지만 확

률론적 해석에의 적용은 아직 미미한 실정이다. Griffiths

와 은 탄소성 유한요소법과 랜덤필드 이론Fenton(2004)

을 사용한 확률론적 사면안정해석을 수행하였으며 Xu

와 는 유한요소법과 일차신뢰도법Low(2006) (first-order

을 연계한 해석을 수행하였다reliability method, FORM) .

복잡한 실제문제의 경우에는 유한요소법이나 유한차

분법 등의 수치해석적 방법에 의해 구조물의 거동을 평

가해야 한다 이런 경우에는 한계상태함수가 수치해석.

결과에 의해 내재적으로 표현되므로 파괴확률을 구하기

위해서 이나 이차Monte Carlo simulation FORM, SORM(

신뢰도법 등의 방, second-order reliability method) 법을

적용하면 한계상태함수를 계산하는데 많은 노력이 소

요된다 따라서 계산량을 감소시키기 위하여 파괴확률.

이 큰 설계점 부근의 선택된 점들에서의(design point)

계산결과만을 이용하여 연립방정식을 풀거나 회귀분석

을 통하여 한계상태면을 일차 혹은 이차의 다항식으로

근사화하는 응답면기법(response surface method)이 사

용되었다허정원등 그러나전통적인응답면기법( , 2006).

은 변수의 전영역에 대하여 응답면을 구하거나 랜덤변,

수의수가많고변동성이큰경우여전히많은계산량이

필요하므로 인공신경망(artificial neural networks, ANN)

이론을이용한응답면기법이적용되었다인공신경망이론

을이용한응답면기법에대한기존연구(Hurtado 등, 2001;

등 등 등 는Papadrakis , 1996; Deng , 2005; Gomes , 2004)

대부분구조분야의신뢰성해석에대한적용이다. Hurtado

등 은 신경망의 종류 학습기법(2001) , 및 샘플링 방법 등

을 비교 연구하였으며 등 은 기존의 다양Gomes (2004)

한 응답면기법과의 비교연구를 수행하였다.

사면안정해석을 위하여 와 는 유한요소Xu Low(2006)

법을 이용한 강도감소법과 다항식을 이용한 응답면기법

을연계하여 해석에 적용한바 있으나 파괴확률FORM ,

계산에가장큰영향을미치는한계상태함수의값이 인0

설계점 근처의 값을 활용하지 않고 설계점에서 멀리 떨

어진 점을 이용하여 한계상태면을 구성함으로써 한계상

태함수의 비선형성이 큰 경우에는 정확성을 보장할 수

없는 단점이 있다 지반공학분야에서 을 이용한 응. ANN

답면기법과연계된신뢰성해석은 와Goh Kulhawy(2005),

등 에 의해 적용된 바 있다Deng (2003) .

실무에서 사면안정해석은 주로 한계평형법 유한요,

소법 유한차분법 등의 수치해석기법을 바탕으로 개발,

된 상업용 프로그램을 이용하여 해석되고 있으나 사면,

안정해석을 신뢰성해석과 연계할 경우 한계상태함수가

명시적으로 표현되지 않기 때문에 실제 한계상태함수

를입력랜덤변수들로표현되는응답면으로근사화할필

요가있다 따라서 본연구에서는상업용프로그램을이. ,

용한 해석자료로부터 인공신경망이론을 이용하여 응답

면을 구성하고 이를 바탕으로 및FORM, SORM Monte

을 이용하여 사면의 신뢰성해석을 수행Carlo simulation

하는 방법을 제안하였다 본 연구에서 사용한 방법은 변.

수의 전영역에 대하여 응답면을 구하거나 랜덤변수의,

수가 많고 변동성이 커서 한계상태함수의 비선형성이

큰 경우에도 데이터 수를 늘려가면서 응답면을 적절하

게 구성할 수 있는 일반적 적용이 가능한 방법이다.

강도감소법에 의한 사면안정 해석2.

강도감소법 은 사면이 한(strength reduction technique)

계상태에도달할때까지재료의강도를점진적으로줄여

가면서 안전율을계산하는 기법으로 주로 유한요소법이

나유한차분법에적용되어지며많은연구자들에의해적

용된 바 있다 등 와(Zienkiewicz , 1975; Ugai Leshchinsky,

와 이때 안전율은 다음과 같1995; Griffiths Lane, 1999).

이 정의된다.

(1)

(2)

시도 안전율 을 이용하여 사면파괴가 일어날 때


까지 점착력 와 내부마찰각 를 감소시키며 해석을 수

행하며 사면의 초기 상태가 불안정하면 점착력 와 내

부마찰각 를 한계상태에 도달할 때까지 증가시킨다.

강도감소법이 적용된 상업용 해석 프로그램에는 FLAC,

등이 있다 유한차분 해석 프로그램인PHASE, PLAXIS .

에서는 안전율을 결정하기 위해 등FLAC Dawson (1999)

에 의해 제안된 방법이 사용된다 강도감소법bracketing .

은 한계상태법에 의한 사면안정해석법에 비해 계산에

많은 노력이 소요되어 널리 사용되지는 못해왔지만 복

잡한 기하학적 조건 재료조건 및 하중조건의 경우에도, ,

특별한 가정절편사이에 작용하는 힘 파괴면없이 안전( , )

율을 구할 수 있고 해석 결과로 변위 응력 간극수압, ,

등 한계평형법에서 얻을 수 없는 유용한 정보를 얻을

수 있는 장점이 있다 특히 근래 들어 컴퓨터 기술과. ,

수치해석기법의 발달에 힘입어 점점 활용도가 넓어지

고 있는 추세이다 일반적으로 강도감소법에서 안전율.

에 팽창각 탄성계수 및 사용되는 요소의(dilation angle),

수 등은 크게 민감하지는 않는 것으로 알려져 있다

등 한계평형법과 강도감소법은 각각 장(Cheng , 2006).

점과 단점을 가지고 있어 어느 방법이 더 우수하다고

단정지을 수는 없으며 상호 보완적인 도구로 사용되어

지는 것이 바람직하다 강도감소법에 대한 장점 및 단.

점 상업용 프로그램에 따른 비교 등은 등, Cheng(2006)

에 의해 상세하게 제시되었다.

강도감소법은 파괴면의 가정 없이 해석을 수행할 수

있으므로 확률론적 해석에 적용하는 경우에 확률론적

임계단면의 결정과정 없이 파괴확률을 계산할 수 있는

장점이 있다.

신뢰성해석3.

신뢰성해석 문제는 종종 기본 랜덤변수들로 이루어

진 벡터 로 정식화 된다 랜덤변수들에.

의해 한계상태를 나타내는 한계상태함수 가 정의

되며 한계상태는 설계변수의 공간에서 안전과 파괴의

경계즉( , 를 정의한다 이때 파괴확률은 다음) .

과 같이 표현되는 다차원 적분식으로 정의된다.

≦ ≦

(3)

여기서, 는 기본 랜덤변수들

의 결합확률밀도함수(joint probability density function)

이며 파괴영역에 대하여 적분을 수행한다 대부분의 실, .

제 문제의 경우 한계상태함수를 나타내는 기본 랜덤변,

수들의 결합확률밀도함수를 정의하고 물리적 거동을 나

타내는복잡한 적분영역에 대하여 차의 다중적분을 수

행하는것은거의불가능하다 따라서 식 을계산하기. (3)

위하여 같은 기법이나Monte Carlo simulation simulation

혹은 같은 간략화 방법을 사용한다FORM SORM .

사면안정해석의 경우 한계상태함수는 식 와 같이(4)

정의할 수 있다 이때 식 는 내재적인 형태. (4) (implicit)

를 취하므로 응답면기법을 사용하여 명시적인(explicit)

형태의 ′ 로 근사화할 수 있다.

(4)

여기서, 는 안전율이며 은 사면의 기능수행에 관

한 임계안전율파괴의 경우 이다( 1.0) .

한계평형법을 이용하는 사면안정해석에 대한 신뢰성

해석은 한계상태함수가 내재적인 형태를 취하고 지역

해를 가지고 있으므로 적용에 주의를 요한다 이에 비해.

강도감소법을 사용하는 경우에는 한계상태함수가 내재

적인 형태를 취하지만 해석과정에서 파괴면이 자동적

으로 결정되므로 예외적인 특별한 경우를 제외하고는

지역해에 빠질 염려가 없는 장점이 있다.

일차 및 이차신뢰도법3.1

일차및이차신뢰도법은구조물의성능을평가하는수

단으로널리사용되어져왔으며이론적인내용은 Madsen

등 과 등에 의해 제시되(1986), Der Kiureghian Liu(1986)

었다 신뢰성해석은관심대상인각변수를평균 표준편. ,

차 및 확률분포로 표현되는 불확실한 양으로 취급한다.

식 의 일차신뢰도 평가는 랜덤변수(3) 를 비상관 표

준 정규 변수 로 변환하는 변환함수를 적용하여 수행

한다 표준정규 공간에서 확률밀도는 원점 주위로 회전.

대칭을 이루며 원점으로부터 반경 혹은 접선 방향으로

의 거리에 따라 기하급수적으로 감소한다 따라서 원점.

으로부터 최단거리인 한계상태면 위의 점인 설계점

(design point) 가 표준정규공간에서 가장 파괴가능성

이 크며 한계상태면은 이점에서 근사화된다.

≦ ≈ (5)

여기서, 는 원점에서 설계점까지의 거리로 정의되는

신뢰도지수 이고(reliability index) 는 표준정규누적분


포함수이다.

이와 같이 파괴확률을 구하기 위하여 한계상태함수

를 설계점에서 선형으로 근사화하는 은 한계상태FORM

함수가 설계점에 가까운 영역에서 비선형이 심하지 않

으면 식 을 식 로 적절하게 근사화할 수 있다(3) (5) .

신뢰도해석을 수행하는 과정에서 부산물로 랜덤변수

들의 상대적인 중요도를 계산할 수 있으며 설계점에서,

한계상태면에 수직한 벡터의 요소들은 표준정규 공간

에서 각각의 랜덤변수의 설계점에서 선형화된 한계상

태함수의 변동에 대한 기여정도를 나타낸다.

∇ (6)

한계상태함수의 비선형성이 크거나 입력변수의 변화

정도가 크게 되면 한계상태곡면은 설계점 부근에서 큰

곡률을 가지게 된다 이런 경우 일차 신뢰도법은 오차를.

갖게 되므로 이차 신뢰도법의 적용이 필요하게 된다

등(Der Kiureghian , 1987).

과 해석을위해 와FORM SORM Haukaas Der Kiureghian

에 의해 개발된 기반의 신뢰성해석 프로(2001) Matlab

그램인 FERUM(Finite Element Reliability Using Matlab,

과 을 이용하http://www.ce.berkeley.edu/FERUM) Matlab

여 구성한 모델을 연계하여 사용하였다ANN .

3.2 Monte Carlo simulation

은 식 을 계산하기 위하여Monte Carlo simulation (3)

확률변수들의 확률분포특성이 반영된 난수를 발생하여

표본집단을 생성한 후 한계상태식을 계산하고 이 과정,

을 충분한 수만큼 반복하여 파괴확률을 추정하는 방법

이다 에서 샘플링은 샘. Monte Carlo simulation Random

플링 기법이나 샘플링 기법에 의해 수Latin hypercube

행된다 샘플링은 표본들이 모집단 전체의 경. Random

향을 정확하게 나타낼 수 있도록 주어진 확률분포로부

터 무작위로 추출하는 방법이다 샘플링 기법. Random

은 샘플이 충분히 많은 경우에 쉽게 적용할 수 있는 장

점을 가지고 있으나 모델을 평가하는데 많은 시간과 비

용이 소요되는 경우에는 적용에 문제가 있다.

샘플링 기법은 누적확률분포를 동등Latin hypercube

한 확률간격으로 나누고 각 간격에서 확률변수(random

를무작위추출하는계층화랜덤variable) (stratified-random)

샘플링 기법이다 따라서 보다 작은 수의 샘플링으로 확.

률분포의 넓은 영역을 망라할 수 있는 효율적인 샘플링

기법이다 본 연구에서는 랜덤변수들의 공간적 상관성.

을 고려한 샘플링을 수행해야하므로 에 의해Stein(1987)

제안된 방법을 적용하였다.

인공신경망 이론4.

인공신경망 이론은 인간의 뇌 구조에서 학습되고 축

적되는 기존 지식의 운용체계를 모사한 컴퓨터 모델로

최근 지반공학 분야에서도 다양한 문제에 적용되고 있

다 등 등(Ghaboussi , 1991; Goh, 1994; Goh, 1995; Juang ,

1999).

모델의구축과정은크게훈련단계ANN (training phase)

와 검증 단계 로 나눌 수 있다 먼저 이미(testing phase) .

알고 있는 입력과 결과를 이용하여 뉴런들 간의 연결강

도 를 조정하는 훈련 단계를 통하여 신경망 모델(weight)

은 주어진 자료들을 일반화할 수 있는 연결강도를 스스

로 학습하게 된다 그리고 훈련 과정을 통하여 구축된.

모델을 이용하여 학습에 사용되지 않은 입력값을 입력

하여 구한 예측값과 실험값을 비교함으로써 구성된 모

델을 검증한다.

인공신경망 모델의 구축4.1

모델은 자료들을 제공받는 입력층ANN (input layer),

입력과 출력 사이의 복잡한 관계를 나타내는 은닉층

그리고 출력층 으로 나누어(hidden layer), (output layer)

진다 실제 출력은 사용된 전달함수에 따라 달라질 수.

있으며 전달함수는 선형 또는 비선형 함수로 뉴런이 해

Hidden layer Output layer

Xn

X3

X2

X1

Input layer

Error Propagation

1

2

3

1

2

3

1

5

…

…

Factor of safety

그림 모델 구조1. ANN


결하고자 하는 문제에 관해 어떠한 조건을 만족하는 방

식으로 선택된다 또한 인공신경망 모델을 구성하는 것.

은 각 뉴런들의 연결강도와 임계값을 정의하는 것으로

뉴런의 입력과 출력 관계가 어떠한 특정 조건을 만족하

도록 하는 학습 규칙 에 의해 조정된다 그(lerning rule) .

림 은입력층과은닉층그리고출력층으로구성된1 ANN

모델의 구조를 나타내고 있으며 그림 는 널리 사용되2

고 있는 전달 함수를 보여주고 있다.

모델에 사용된 학습규칙4.2 ANN

다양한 모델중에서퍼셉트론학습규칙ANN (perceptron

과 알고리즘은learning rule) LMS(least mean square)

단일층의 퍼셉트론 네트웍을 훈련시키기 위해 개발되

었는데 이는 단지 선형분리구분문제(linearly separable

classification 만을 풀 수 있다는 단점이 있었problems)

다 따라서 이러한 단점을 극복하기 위하여 다층 네트.

웍 이 개발되었으나 이러한(multilayer network) network

을 학습시킬 수 있는 알고리즘을 개발할 수는 없었다.

이후 년대에들어서역전파알고리즘1980 (backpropagation

이 개발됨으로써 현재까지는 역전파 알고리algorithm)

즘으로 훈련되어지는 다층 퍼셉트론이 가장 널리 사용

되는 모델이다ANN .

역전파 알고리즘은 다층 퍼셉트론의 전개에 따른 연

결강도 및 임계값들에 관한 해를 반복적으로 구하는 일

반적인 방법이다 작은 학습율이 사용되는 경우에 아주.

안정적인 최속 강하법에 속하지만 수렴속도가 나빠지

는 단점을 가지고 있다 이러한 단점을 줄이고 성능을.

높이기 위하여 모멘트 항의 추가 가변적인 학습율의 적,

용이 이루어졌다 이러한 연결강도 및 임계값들의 해를.

얻기 위한 다른 방법들은 아주 복잡한 알고리즘을 포함

하고 있으며 이들은 대부분 뉴톤 방법을 근거로 하고

있다 하지만 실제 적용에 있어서는 뉴톤 방법과 최속.

강하법의 절충형에 속하게 된다.

역전파 알고리즘에 의해 훈련된 모델은feed-forward

패턴 인식 분류 그리(pattern recognition), (classification)

고 사상 문제에서 간단하고 강력한 모델이다(mapping) .

또한 모델은 필요로 하는 정확도를 가지고 한 유ANN

차원공간 으로부터다른공간까(finite dimensional space)

지를 예측하는 함수를 근사화할 수 있으며 단일 은닉층

만으로도 적정한수의 뉴런이 존재한다면 함수근사화가

충분한 정도로 가능함이 증명되었다 등(Hornik , 1989).

본연구에서는한계상태함수에대한함수근사(function

를 위한 모델을 구축하고 역전파approximation) ANN

알고리즘 을 이용하여 학습(backpropagation algorithm)

을 수행하였다.

한계상태함수를 정확하게 근사화하기 위해 필요한

샘플링 점의 수는 랜덤변수의 수와 고려되는 문제의 비

선형성에 따라 달라진다 그러나 샘플링 점의 선택에 대.

한 명확한 지침이나 이론은 없으며 다항식을 사용하는

전통적인 응답면기법의 경우 몇몇 방법들이 제안되어

있다 와 평균(Haldar Mahadevan, 2000). , 와 표준편차,

를갖는랜덤변수들로표현되는한계상태함수를 ANN

을이용하여근사화하는경우모델훈련을위한데이타는

보통 ± 영역에서 랜덤변수의 확률분포를 고려하

여 랜덤하게 샘플링하거나 등분포(uniform distribution)

를 가정하여 랜덤하게 샘플링한다 그러나 와. Hurtado

는 샘플링이 충분하게 조밀하게 된다면 변Alvarez(2001)

수의 분포는 훈련결과에 크게 영향을 미치지 않으므로

등분포를 고려하여 가능한 조밀하게 샘플링할 것을 추

천하고있다 본연구에서는평균값을중심으로. ±의

영역에서 등분포를 고려하여 변수들을 랜덤하게 샘플

(a) (b) (c)

그림 모델에 사용된 전달함수2. ANN


링하였다.

그림 은 제안된 확률론적 사면안정 해석기법의 전반3

적인 흐름을 나타내고 있다.

예제해석5.

본절에서는 제안된 해석기법의 적용성을 검토하기

위해 예제해석을 수행하였다 한계상태함수 근사화를.

위한 모델의 훈련및 검증을 위하여 해석으ANN FLAC

로부터 구한 안전율 값들을 이용하였다 모델을. ANN

구성하기 위하여 입력층과 출력층의 뉴런 수 은닉층의,

수 그리고 은닉층 안의 뉴런 수를 결정해야 한다 그러.

나 효과적인 훈련과 정확한 예측을 위한 은닉층의 수와

은닉층 안의 뉴런 수를 결정하는 방법에 대한 결론은

존재하지 않으므로 은닉층의 수와 은닉층 안의 뉴런 수

를 바꿔가면서 반복적인 시행착오를 통해 결정하였다.

예제 층 지반의 사면5.1 1: 2

본예제에서는그림 와같은지표면과평행한하부지4

반위에존재하는사면의해석을수행하였으며상부층의

점착력 하부층의 점착력 및 내부마찰각을 랜덤변수로,

고려하였다 단위중량은결정론적변수로. 19을 사

용하였다 실제 자연상태의 지반의 경우 강도정수들 간.

의 상관관계에 대하여 알려진 바가 많지 않으며 실용상,

강도정수 , 는 서로 독립이라고 가정할 수 있으므로

와 변수들간의 상관성은 고려하지 않았(Li Lumb, 1987)

다 표 은사용된지반물성의평균과변동계수를나타낸. 1

다 확률론적 해석은 랜덤변수의 확률분포가 정규분포.

및 대수정규분포(normal distribution, Case 1) (log-normal

인 가지 경우를 고려하였다distribution, Case 2) 2 .

사면의 강도정수(, , 와 안전율) ( 의 관계를)

나타내는 내재적인 함수를 명시적인 함수로 근사화하

기 위하여 여러 모델을 고려한 결과 입력층에 개 은닉3 ,

층에 개 그리고 출력층에 개의 뉴런으로 구성된3 1 3-3-1

구조를 가지는 모델을 구성하였다 모델구축을 위ANN .

한훈련데이터 개및 검증 데이터 개를25 10 ±범

위에서 랜덤하게 생성하고 해석을 통하여 안전율FLAC

을 계산하였으며 구축된 인공신경망 모델을 사용하여

확률론적 해석을 수행하였다 그림 은 학습 및 검증 결. 6

과를 나타내고 있으며 모델이 적절하게 학습되었음을

알 수 있다 그림 는 랜덤변수들의 평균값에서의 해. 5(a)

석결과를 나타내는 것으로 파괴면은 하부층을 통과하

는 것으로 나타났으며 안전율은 으로 계산되었다1.60 .

입력물성의 확률분포는 변수 의 평균 와 표준편

차 로 표현된다 무차원의 변동계수. (= 를)

랜덤변수 설정 및 확률론적 특성 정량화∘한계상태함수 정의∘

응답면 구성을 위한 자료 생성∘랜덤변수에 대응하는 안전율-

한계상태함수 근사화를 위한 모델 구축ANN∘모델의 학습 및 검증- ANN

확률론적 해석 수행∘- FORM, SORM, Monte Carlo simulation

사면안정 해석

강도감소법-

그림 제안된 확률론적 사면안정 해석기법의 흐름도3.

15m 18.28m 15m

9.14m

6.1m

21

그림 예제 해석영역 과4. 1: (Hassan Wolff, 1999)

표 예제 사면의 물성치1. 1:

구분 평균 변동계수

점착력, (kPa) 38.31 0.2

점착력, (kPa) 23.94 0.2

내부마찰각, (°) 12 0.1

평균점에서의 파괴양상(a) (=1.60)

설계점에서의 파괴양상(b) (=1.0)

그림 예제 안정해석 결과5. 1:


정의하면 대수정규분포의 경우 변수의 대수값은 정규

분포를 따르게 되며 평균과 표준편차는 다음과 같이 계

산된다.

(7)

(8)

표 는 확률론적 해석 결과를 나타낸 것으로 정규분2

포를 가정한 경우가 대수정규분포를 가정한 경우보다

파괴확률이 더 크게 계산되었다 해석된 민감도 계수에.

의하면 상부층의 점착력의 변동이 사면의 파괴확률에

미치는영향이 가장 큰 것으로 나타났다. FORM, SORM

및 의 해석결과가 비슷하게 나타Monte Carlo simulation

났다 그림 는 의 해석결과 구해진 한계상태. 5(b) FORM

면상( 의 가장 파괴확률이 높은 물성의 조합을=1.0)

나타내는 설계점에서의 사면안정해석 결과를 나타내는

것으로 두 경우에 대하여 동일한 설계점이 계산되었으

며 상부층과 하부층의 경계에서 파괴가 발생하는 것으

로 나타났다.

그림 과 그림 은 정규분포 및 대수정규분포를 가8 10

학습결과(a) (r=1.0) 검증결과(b) (r=1.0)

그림 예제6. 1: ± 데이터의 학습 및 검증결과

표 예제 사면안정에 대한 신뢰성해석 결과2. 1:

민감도 신뢰지수 파괴확률

FORM SORM FORM SORMMonte

Carlo

정규 분포 Case 1 -0.9991 0.0369 0.0219 2.1885 2.2040 0.0143 0.0138 0.0138

대수 정규분포 Case 2 -0.9997 0.0193 0.0114 2.8119 2.8345 0.0025 0.0023 0.0022

그림 예제 의 수렴7. 1: Monte Carlo simulation (Case 1) 그림 예제 안전율의 확률분포8. 1: (Case 1)


정한 경우의 에서 얻은 안전율의Monte Carlo simulation

분포를 나타낸 것으로 안전율의 평균은 비슷하게 계산

되었으나 분산은 다르게 나타나고 있다 그림 과 그림. 7

는 의 수렴도를 나타내며 파괴9 Monte-Carlo simulation

확률이 일정한 값으로 수렴하고 있음을 알 수 있다.

표 은 문헌에 제시된 다른 방법들과의 해석 결과를3

비교한 것으로 사용된 사면안정해석 방법과 확률론적

해석 방법이 다른 것을 고려하면 제안된 방법이 적절한

결과를 주는 것으로 판단된다.

예제 제방 사면5.2 2: Sugar Creek

본 예제에서는 고려되는 랜덤 변수의 수가 많고 변동

성이 큰 경우의 적용성을 검토하기 위해 등White (2005)

에 의해 보고된 그림 과 같은 사면에 대한 해석을 수11

행하였다 지반조사에 의한 물성치는 표 와 같다 하부. 4 .

층의 전단강도가 상대적으로 상부 층의 전단강도보2 3

다 현저하게 커서 안정해석 결과에 영향을 미치지 않으

므로 상부 층의 단위중량 내부마찰각 점착력 등 총3 , ,

개의 랜덤변수를 고려하였다 물성치의 통계적 분포에9 .

대한 정보는 평균 및표준편차 외에는알려진것이없으

므로 대수정규분포를 가정하였다 평균값에서의 안정해.

석 결과는 그림 와 같이 파괴면이 층을 통과12(a) H.W.S

하는 것으로 계산되었고 안전율은 로 계산되었다1.57 .

그림 예제 의 수렴9. 1: Monte Carlo simulation (Case 2)

그림 예제 안전율의 확률분포10. 1: (Case 2)

표 예제 다른 방법에 의한 결과와의 비교3. 1:

방법 신뢰지수 파괴확률 (%)

과Case 2: Hassan Wolff(1999)

-MVFOSM2.869 -

등Case 2: Bhattacharya (2003)

방법 비원호파괴면-Spencer ,2.861 -

Case 1: Crum(2001) 2.23 1.29

와 응답Case 1: Xu Low(2006)-

면기법, FEM(PLAXIS)2.18 1.46

응Case 1: Xu and Low(2006)-

답면기법 방법 비원호, Spencer ,

파괴면

2.06 1.97

14.6m

5m

85m 15m

13m

3m3m

6m

28m

Compacted fill

Highly weathered shale

Alluvium

Moderately weathered shaleSlightly weathered shale

그림 예제 해석영역 등11. 2: (White , 2005)

표 예제 사면의 물성치 대수정규분4. 2: Sugar Creek embankment (

포 등, White , 2005)

Soil (°) (kPa) ()

Compacted fill 12.0 0.2 29 0.22 20.4 0.08

Alluvium 16.5 0.21 33.0 0.62 19.0 0.11

Highly weathered shale 12.8 0.38 33.2 0.60 20.0 0.1

Moderately weathered shale 21.6 0.44 97 1.38 20.0 0.1

Slightly weathered shale 23.3 0.48 675 1.86 21.0 0.10

평균점에서의 파괴양상(a) (=1.57)

예제 설계점에서의 파괴양상(b) 2: (=1.0)

그림 예제 안정해석 결과12. 2:


평균값을 중심으로 랜덤하게 생성한 물성치에 대하여

사면안정해석을 수행하여 모델에 대한 훈련 데이ANN

터 개 및 검증 데이터 개를 생성하였다 훈련 모델160 40 .

은 은닉층 수가 개이며 첫 번째 및 두번째 은닉층의2

뉴런수는 각각 개로 사용된 전달함수는9 , logsig, tansig

함수이다 그림 은 학습 및 검증 결과를. 13 나타내고 있

으며 많은 변수에도 안전율을 적절하게 근사화하고 있

음을 알 수 있다 표 는 구성된 모델을 이용하여. 5 ANN

확률론적해석을 수행한 결과를 나타내고 있다 계산된.

민감도 계수에 의하면 층의 전단강도의 변동이H.W.S

사면의 파괴확률에 미치는 영향이 가장 큰 것으로 나타

났다 및 의 해석결과는. SORM Monte Carlo simulation

비슷하게 나타났으나 의 결과는 약간의 차이를FORM

보였다 그림 와 그림 는 의. 14 15 Monte-Carlo simulation

수렴도 및 안전율의 분포를 나타내고 있다 위의 결과로.

부터 변수의 갯수가 많고 변동성이 큰 경우에도 제안된

방법을 적용하여 확률론적 해석을 수행할 수 있음을 알

수 있다.

학습결과(a) (r=1.0) 검증결과(b) (r=0.987)

그림 예제13. 2: ± 데이터의 학습 및 검증결과

표 예제 사면안정에 대한 신뢰성해석 결과5. 2: (Sugar Creek embankment)

Sensitivity

FORM SORM FORM SORMMonte

Carlo

Compacted Fill 0.1983 -0.0379 -0.1261

1.8691 2.0012 0.0308 0.0227 0.0233Alluvium 0.0070 -0.3016 -0.2743

Highly weathered shale 0.0949 -0.6713 -0.5634

그림 예제 의 수렴14. 2: Monte Carlo simulation 그림 예제 안전율의 확률분포15. 2:


결 론6.

본연구에서는상업용해석프로그램을이용하여확률

론적사면안정해석을수행할수있는절차를제시하였다.

명시적인 형태로 표현되지않는 한계상태함수를 근사화

함으로써 사면의 신뢰성해석에 요구되는 계산량을 줄이

기 위하여 을 이용한 사면안정해석으로부터 얻은FLAC

자료에 대해 인공신경망기법을 적용하여 응답면 모델을

구성하였다 구성된모델로부터파괴확률을구하기위해.

일차 신뢰도법 이차신뢰도법(FORM), 및(SORM) Monte

을 이용하였다 예제해석을 통하여 제Carlo simulation .

안된 절차의 적용성을 검토하였으며 제안된 방법은 확

률론적 해석을 수행하는데 유한차분법 유한요소법 한, ,

계평형법 등 다양한 상업용 프로그램의 결과를 활용할

수 있으므로 다른 다양한 지반공학 문제로의 확장 적용

이 가능할 것으로 판단된다 추후 다양한 지반공학 문제.

로의 적용성을 향상시키기 위해서는 모델을 이용ANN

하여 응답면을 구성하는데 필요한 샘플링 점을 효율적

으로 결정하기 위한 방법이 연구되어야할 것이다.

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접수일자 심사완료일( 2007. 2. 2, 2007. 7. 20)

Appendix

인공신경망 구조

본 연구에서는 식 과 를 사용하여 의(A.1) (A.2) [-1, 1]

범위에 놓이도록 입력과 을 정규화하였다 또한 식target .

을 이용하여 출력층의 자료 변환된 결과를 다시 원(A.3)

래의 결과로 변환하였다.

(A.1)

(A.2)

(A.3)

여기서 입력자료= , 출력자료= , 정규화된 입력자=

료, 정규화된 출력자료= , 최소값을 갖는 입력=

자료, 최대값을 갖는 입력 자료= , 목표출력=

값들 중에서 최소값, 목표출력값들 중에서 최대=

값이다.

예제 의 경우에 대하여 구조를 가지는 모1 3-3-1 ANN

델은 다음 식으로 표현될 수 있다.

×× (A.4)

여기서 는 입력층과 은닉층 사이의, A weight matrix, B

는 은닉층에 대한 는 은닉층과 출력층 사bias vector, C

이의 는 출력층에 대한 이다weight matrix, D bias vector .

그리고 사용된 전달함수는 다음과 같다.

, (A.5)

입력벡터 는 다음과 같이 주어진다.

(A.6)

구성된 인공신경망 모델의 와 는 표 과weight bias A.1

같다.

표 A.13 예제 구성된 인공신경망 모델의 와1: weight bias

A

1.9118 -0.9993 -0.3722

B

1.3526

-0.0738 -0.2189 -0.1314 0.0780

-1.1233 -0.0398 0.4827 -0.5414

C 0.5224 -2.1280 -0.2529 D -0.2834

예제 의 경우에 대하여 구조를 가지는2 9-9-9-1 ANN

모델은 다음 식으로 표현될 수 있다.

×× ×(A.7)

여기서 는 입력층과 첫 번째 은닉층 사이의, A weight

는 첫 번째 은닉층에 대한 는 첫matrix, B bias vector, C

번째 은닉층과 두 번째 은닉층 사이의 weight matrix, D

는 두 번째 은닉층에 대한 는 두 번째 은닉bias vector, E

층과 출력층 사이의 는 출력층에 대한weight matrix, F

이다 예제 과 마찬가지로 와 는 변bias vector . 1 weight bias

수의 개수와 뉴런 수에 대응하는 행렬들로 정의되며 사

용된 전달함수는 다음과 같다.

(A.8)

세립분 함유량에 따른 준설토의 침강 및 자중압밀특성 129

세립분 함유량에 따른 준설토의 침강 및 자중압밀특성

The Characteristics of Sedimentation and Self-Weight Consolidation forDredged Soil Depending on Fines Content

이 범 준1 Lee, Bum-Jun

이 무 철2 Lee, Moo-Cheol

이 송3 Lee, Song

Abstract

In order to analyze the effect of fines content on sedimentation and self-weight consolidation characteristics of dredgedsoil, a series of self-weight consolidation tests with different fines content were conducted. From the experimental testresults on dredged soils, it was found that the coefficient of sedimentation and consolidation is correlated with watercontent. And it is related to fines content as well. So, in this study, correlation between fines content and the coefficientof sedimentation and consolidation has been proposed. And it is expected that the coefficient of sedimentation andconsolidation can be estimated by the percentage of fines content.

요 지

준설토의침강및자중압밀특성에대한세립분함유량의영향에대해분석하기위하여세립분함유량을각각달리한

실내자중압밀시험을수행하였다 준설토에대한 실내시험 결과에서 실내자중압밀시험으로부터얻어진침강압밀계수.는 함수비와 관계가 있다는 것을 알게 되었다 또한 침강압밀계수가 세립분 함유량에 의존적이라는 사실 역시 알(Cs) .

수있었다 따라서본연구에서는 수행한실내자중압밀시험결과를바탕으로세립분함유량과침강압밀계수와의관계. ,를 제안 하였으며 이를 이용하여 차후에 세립분 함유량을 이용하여 침강압밀계수를 추정할 수 있을 것으로 기대한다.

Keywords : Coefficient of sedimentation and consolidation, Fines content, Sedimentation, Self-weight consolidation

정회원 서울시립대학교 토목공학과 박사과정1 , (Member, PhD Candidate, Dept. of Civil Engrg., Univ. of Seoul)정회원 서울시립대학교 토목공학과 박사과정2 , (Member, PhD Candidate, Dept. of Civil Engrg., Univ. of Seoul)정회원 서울시립대학교 토목공학과 교수 교신저자3 , (Member, Prof., Dept. of Civil Engrg., Univ. of Seoul, [email protected], )


서 론1.

산업의 발달 및 인구의 증가와 함께 한정된 국토의

효율적인 활용과 부족한 용지의 확충을 위한 해안 준

설 매립이 활발히 진행되고 있다 또한 국내 지역적 특.･성상 화물의 중간 집하지로서의 이점을 활용하고자 항,

만건설 사업이 활발하게 진행되어 이에 따른 준설 및

매립공사가 많이 이루어지고 있다.

이러한 매립에 가장 이상적인 재료는 투수성이 좋고

압축성이 작은 쇄석이나 산토 해성모래 등이 되겠으나,

재료의 구입이 점점 더 어려워지고 그 가격 또한 상승

하고 있으며 최근에는 자연경관 훼손 생태계 파괴 등, ,

의 환경적인 문제가 대두됨에 따라 물량확보가 용이한

준설점토가 매립재로 주로 사용되고 있다.

준설토를 이용한 매립에 있어서 가장 중요한 것은 준

설토의 침강 및 압밀 특성을 파악하는 것이다 압밀이.



얼마나 빨리 종료되는가를 나타내는 침강압밀계수를

실내자중압밀 시험을 통해 산정하여 실제 준설매립시

자중압밀의 종료시점을 추정할 수 있는 것이다 침강압.

밀계수는 시간경과에 따른 계면고의 변화를 통하여 준

설매립지반의 침하량과 체적비를 예측할 수 있는 전체

투기 해석방법을 통하여 산정할 수 있다(Yano, 1985).

이러한 준설토의 특성을 파악하기 위해서는 각 준설

토에 대한 실내실험이 선행되어야 하나 각 시료에 대해

매번 실험을 실시하는 것은 시간과 비용의 측면에서 비

합리적인 이유가 된다.

따라서본 연구에서는 토출구로부터거리별입도분포

를 고려하기 위하여 준설토의 세립분 혼합비율을 각각

달리하여실내침강및자중압밀시험을실시하였고압밀

종료후준설퇴적토의퇴적특성과그변화양상을관찰하

였다 시험결과로부터 세립분 함유량과 침강압밀계수와.

의 관계를 유추해 보았으며 이를 이용하여 차후의 다른,

준설매립 현장에 대한 실내 침강 및 자중압밀시험시 원

지반의 세립분 함유량만을측정하여 준설토의 침강압밀

계수 예측을 가능하게 하는데 연구의 목적이 있다.

시험방법 및 시험시료2.

시료 특성2.1

시험시료는 통일분류법상 계열의 준설점토와CL SP

계열의 사질토를 혼합하여 함수비 에 맞는600%, 1000%

시료를 염분을 고려하여 제조하였다 모래와 실트를 포.

함한 점토의 구분을 와 통일분류법에서 규정AASHTO

한 로 구분 했으며 시험에 사용된 모래는0.074mm , #200

체를 이용하여 잔류한 시료만을 이용하였다 염분비는.

의 범위를 갖는 서해안 지역의 일반적인0.020 0.030∼염분비의 평균치인 로 고려하였으며 시험함수비0.025 ,

는 와 로 하여 실시하였다 시험시료에 대한600% 1000% .

물성시험결과와 입도분포를 각각 표 과 그림 에 나타1 1

내었다 이 두 가지 시료를 원하는 세립분 함유량으로.

맞추기위해 중량배합을 실시하여실험시료를만들었다.

시험 기구 및 방법2.2

준설토의 침강 및 자중압밀 특성을 파악하기 위하여

그림 와 같은 투명한 아크릴로 이루어진 직경2 20cm,

높이 로 단위로 분리가 가능한 을150cm 10cm Column

제작하였다 하부에서는 시료를 시험 직전에 교반할 수.

있도록 압축펌프를 연결할 수 있도록 제작하였다 시험.

은 가 제안한 전체투기에 의한 자중압밀시험법을Yano

이용하였으며 절차는 다음과 같다.

준설토를 균질하게 교반 후 건조시켜 함수비를 측정

한다 측정된 함수비는 해수를 이용하였기 때문에 염분.

비를 고려하여 함수비 보정을 실시한 후 시험함수비로

시료를 제조하였다 시험함수비로 조정한 후 투기시료. ,

의 균질성을 확보하기 위하여 교반을 실시하고 제조된

시험 함수비의 신뢰성 및 초기 간극비를 판단하기 위하

여 제조된 시료의 함수비를 다시 한번 측정한다.

시험시료제작이완료되면제작된시료를각전체투기

높이별로투기한후시험을실시하기전에초기간극비가

전체높이에대해일정하도록 하부의밸브와압축Column

펌프를연결하여압축공기를주입해시료교반을실시한

다 충분한 교반을 실시한 후 압축공기의 주입을 멈추고.

동시에침강및자중압밀시험을실시한다 투기된시료의.

침강및자중압밀특성을관찰하기위하여초기 일동안2

은계면고를세밀하게측정하고그이후로는 일주기로1

표 시료의 물성치1.

구 분 GsLL

PI

Cu

CcD50 체 통과율#200 USCS

준설점토 2.7239.5

16.8- - 99.2% CL

모래 2.65 -4.19

0.950.67mm 2.7% SP

0

20

40

60

80

100

0.0010.010.1110

G R A I N S I Z E ( m m )

PERCENT FINER(%)

S a nd

Dredge d C la y

그림 시험에 이용된 준설점토와 모래의 입도분포1.


계면고를 측정한다 그림 에서처럼 계면고가 시간축에. 3

평행하게 거동을하는것을확인한후시험을종료Creep

하여 각 층별 함수비 및 단위중량을 측정한다.

시험 결과3.

함수비에 따른 침강압밀곡선3.1

세립분 함유량과 함수비를 달리하여 제조된 총 가40

지의 준설토를 전체투기 방법으로 투기한 후 침강자중

압밀 곡선을 도시하였다 유효응력의 존재 유무가 자중.

압밀의 시 종점을 구분하는 가장 정확한 방법이기는 하･지만 실제로 이것을 측정하기는 매우 어렵기 때문에 침

강곡선에서 속도의 변화를 보고 간접적으로 구하게 된

다 곡선에서 침강이 종료되어 자중압밀이 시작되고 끝.

나는 두개의 변곡점을 각각 자중압밀 시점과 종점으로

구분하고 선형적으로 계면고가 감소되는 자중압밀부분,

의 기울기인 침강압밀계수 를 산정하였다(Cs) 3)(Yano).

1 0 * 5 =

5 0 c m

1 0 0 c m

2 0 c m

1 0 * 5 =

5 0 c m

1 0 0 c m

2 0 c m

(a) Schematic (b) Photograph

그림 시험장치2.

0

20

40

60

80

100

120

1 10 100 1000 10000 100000

Elapsed time (min)

Heig

ht

(cm

)

600%

1000%

시점

시점

0

20

40

60

80

100

120

1 10 100 1000 10000 100000

Elapsed time (min)

Heig

ht

(cm

)

600%

1000%

시점

시점

세립분 함유량(a) 20% 세립분 함유량(b) 30%

그림 침강자중압밀 곡선4.

침강시간 log t

계면고

H

침강퇴적과정 압밀침강과정 초기계면고

현탁액

하부퇴적면

상등수

퇴적토

log H = log h1 - Cs · log t

H0

Ht0

Ht100

t0 t100

Ht100 (creep)

그림 침강자중압밀 곡선3.


그림 는 대표적으로 세립분 함유량 와 일 때4 20% 30%

의 실험함수비에 따른 침강 및 자중압밀곡선을 나타낸

것이다.

시험결과로부터 의 방법에 의해 자중압밀 시 종Yano ･점을 추정한 결과 기존의 연구결과들과 동일하게 동일,

한 초기 높이에서 함수비가 높을수록 자중압밀의 시 종･점이 빨리 나타나는 경향을 보여주었다 이는 시험한 모.

든 에서 동일하게 나타났으며 함수비가 높을수록case

자중압밀은 더 빨리 진행됨을 의미한다.

세립분 함유량에 따른 침강압밀계수3.2

시험함수비 와 에 대해 산정한 침강압밀600% 1000%

계수를 세립분 함유량에 따라 비교해본 결과 세립분 함,

유량과 침강압밀계수의 관계를 음 의 기울기의 차 곡(-) 3

선식으로 유도할 수 있었다 세립분 함유량. 50% 60%∼에서 최대 침강압밀계수가 산정되었으며 이는 세립분,

함유량이 내지는 정도밖에 포함되어 있지 않은5% 10%

경우에는 준설토 대부분이 조립분이기 때문에 상대적

으로 무거운 조립분은 투기 초기에 침강이 종료되고 그

후에 적은양의 세립분만이 천천히 압밀진행되기 때문

인 것으로 판단된다 또한 세립분이 워낙 적기 때문에.

세립분 자체자중의 영향도 작아 압밀침강이 더딘 것으

로 추정된다 즉 세립분 함유량이 정도로 아주 낮은. , 5%

경우는 준설토의 거동 자체가 조립토의 거동으로 봐도

무관하며 자중압밀에 의한 침하량 자체가 워낙 작아 높,

은 세립분을 포함한 준설토의 자중압밀 후의 침Creep

하량 정도로 해석해도 무관할 것으로 판단된다.

시험값을 이용하여 그림 의 와 같은 회귀곡선을5 (b)

그렸으며 세립분 함유량과 침강압밀계수와의 관계를,

다음과 같은 상관식으로 유도할 수 있었다 함수비.

에서는600% y = 4E-07x3 - 9E-05x2 + 0.0048x + 0.0996,

함수비 에서는1000% y = -1E-07x3 - 2E-05x2 + 0.003x

로 유도되었으며 상관식에서 와 는 각각 침+ 0.1285 , y x

강압밀계수와 세립분 함유량을 나타낸다 분산정도를.

나타내는 결정계수 R2이 함수비 일 때600% 0.9525,

일 때 값을 나타내어 본 상관식이 유용함을1000% 0.966

알 수 있다.

세립분 함유량에 따른 침강속도3.3

실제 준설매립시 투기된 준설토의 침강속도가 수위

의 증가속도보다 커야만 준설 슬러리가 침강되지 못한

상태에서 여수토로 월류되지 않고 침강이 발생할 수 있

다 침강속도는 침강압밀곡선에서 투기시점부터 침강종.

료시점까지의 시간에 따른 계면고 변화를 통해 산정할

수 있다 즉 침강압밀 곡선의 침강부분 기울기가 바로. ,

침강속도가 된다 시험을 통하여 세립분 함유량의 증가.

에 따라 침강속도가 감소됨을 알 수 있었다 세립분 함.

유량 에서는 세립분 함유량의 증가에 따라 침5% 40%～강속도가 확연하게 감소됨을 보였으나 세립분 함유량

이상에서는 세립분 함유량 증가에 따른 침강속도의40%

감소폭이 크지는 않았다 다음 그림 은 침강압밀 곡선. 6

의 침강부분의 기울기를 나타낸 것이고 이 기울기가 침,

강속도를 의미한다 동일한 세립분 함유량에 대하여 함.

수비에 따른 침강속도를 나타낸 것으로서 그림에서 보,

면 에서의 침강속도 보다 에600% 0.1421cm/min 1000%

서의 침강속도 가 더 빠름을 알 수 있다0.2158cm/min .

즉 고 함수비일수록 침강속도가 빠른 것이다 또한 그, . ,

림 은 세립분 함유량에 따른 침강속도의 변화를 나타7

R2 = 0.9525

R2 = 0.966

0.1

0.15

0.2

0.25

0 20 40 60 80 100

세립분 함유량(%)

침강

압밀

계수

, Cs (cm/min)

함수비 600%

함수비 1000%

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0 20 40 60 80 100


침강

압밀

계수

, Cs(cm/min)

함수비600%

함수비1000%

시험값(a) (Test data) 회귀곡선(b) (Regression curve)

그림 세립분 함유량에 따른 침강압밀계수5.


낸 것이다 세립분 함유량이 적을수록 고함수비일수록. ,

침강속도가 빠름을 알 수 있다.

시험 결과값을 상관식으로 표현한 결과 분산정도를,

나타내는 결정계수 R2이 함수비 인 경우600% 0.9675,

인 경우는 의 높은 신뢰도를 지니고 있는1000% 0.9253

것으로 나타났다.

세립분 함유량에 따른 자중압밀특성3.4

침강 및 자중압밀 시험의 결과를 토대로 산정된 자중

압밀시 종점 시의 계면고와 자중압밀 완료 이후 계면고･가 거동을 시작하여 일정하게 유지될 때의 높이Creep

를 비교하였다.

y = -0.1421x + 119.54

40

60

80

100

120

140

0 100 200 300 400 500 600

경과시간, t (min)

계면

고, H (cm)

y = -0.2158x + 116.62

0

20

40

60

80

100

120

140

0 60 120 180 240 300 360 420 480

경과시간, t (min)

계면

고, H (cm)

세립분 함유량 초기함수비(a) 40%, 600% 세립분 함유량 초기함수비(b) 40%, 1000%

그림 함수비에 따른 침강속도의 산정6.

R2 = 0.9675

R2 = 0.9253

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 20 40 60 80 100


침강

속도

, Vss (cm/min)

함수비 600%

함수비 1000%

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 20 40 60 80 100


침강

속도

, Vss(cm/min)

함수비600%

함수비1000%


그림 세립분 함유량에 따른 침강속도7.

R2 = 0.974

R2 = 0.9896

0

20

40

60

80

100

0 20 40 60 80 100


자중

압밀

시점

높이

(cm)

함수비 600%

함수비 1000%

0

20

40

60

80

100

0 20 40 60 80 100


자중

압밀

시점

높이

(cm)

함수비600%

함수비1000%


그림 세립분 함유량에 따른 자중압밀시점의 계면고8.


세 가지 경우 모두 그 거동은 유사한 형태로서 세립,

분 함유량에 따라 비선형적인 관계를 갖는 것으로 판단

되었다.

함수비에 따른 계측 시점의 계면고를 비교하면 기존

의 연구 결과와 마찬가지로 실질토량이 더욱 많은 저함

수비인 경우가 고함수비인 경우에 비해 그 계면고가 높

은 것으로 나타났다 세립분 함유량에 따른 계면고의 비.

교 결과 더 높은 계면고를 나타냈다 이는 세립분 함유, .

량이 적은 경우는 세립분이 비소성 준설토의 거동을 지

배하는 요소가 아니나 세립분이 많이 함유되어 있는 경,

우는 준설토의 거동을 지배하는 인자는 세립분으로서

세립분의 함유량에 따라 발생하는 자중압밀과 자중압

밀 이후의 거동에 따른 것으로 판단된다Creep .

결 론4.

본 연구에서는 준설토의 퇴적 및 자중압밀특성을 파

악하기 위하여 준설토의 전체건조시료 중 세립분 혼합

비율을 각각 에서 까지 단위로 달리 제조하5% 100% 5%

여 전체투기방법으로 침강 및 자중압밀 시험을 실시하

였다 함수비에 따른 침강압밀계수와 세립분 함유량에.

따른 침강압밀계수를 예측 비교 하였으며 세립분에 따, ,

른 침강속도 및 자중압밀 시 종점의 계면고와 거Creep･동 시의 계면고 양상을 비교하여 상관식으로 표현하였

다 시험결과에 대한 각 조건의 결론을 요약 정리하면. ,

다음과 같다.

(1) 동일 세립분 함유량을 갖는 준설토의 자중압밀시험

결과 함수비가 높을수록 침강압밀계수가 크게 나,

타났다 이것은 같은 입도분포를 갖는 준설토의 경.

우에서도 함수비가 높을수록 침강자중압밀이 더 빨

리 진행된다는 것을 의미한다.

(2) 동일 함수비를 갖는 준설토의 자중압밀시험 해본

결과 세립분 함유량 에서 최대 침강압밀, 50% 60%～계수가 산정되었으며 음 의 기울기를 갖는 차 곡, (-) 3

선식으로 세립분 함유량과 침강압밀계수와의 관계

R2 = 0.9832

R2 = 0.9797

0

10

20

30

40

50

60

0 20 40 60 80 100


자중

압밀

종점

높이

(cm)

함수비 600%

함수비 1000%

0

10

20

30

40

50

60

0 20 40 60 80 100


자중

압밀

종점

높이

(cm)

함수비600%

함수비1000%


그림 세립분 함유량에 따른 자중압밀종점의 계면고9.

R2 = 0.9873

R2 = 0.9923

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100


최종

계면

고(cm)

함수비 600%

함수비 1000%

0

5

10

15

20

25

30

35

0 20 40 60 80 100


최종

계면

고(cm)

함수비600%

함수비1000%


그림 세립분 함유량에 따른 최종계면고10.


를 유도할 수 있었다.

(3) 세립분 함유량의 증가에 따라 침강속도가 감소됨을

알 수 있었다 세립분 함유량 에서는 세립. 5% 40%～분 함유량의 증가에 따라 침강속도가 확연하게 감

소됨을 보였으나 세립분 함유량 이상에서는 세40%

립분 함유량 증가에 따른 침강속도의 감소폭이 크

지는 않았다 이는 세립토에 비해 상대적으로 무거.

운 조립토는 투기직후 바로 침강되지만 나머지 세

립토는 응집에 의해 천천히 침강되기 때문인 것으

로 판단된다.

(4) 산정된 자중압밀 시 종점 시의 계면고와 자중압밀･완료 이후 계면고가 거동을 시작하여 일정하Creep

게 유지될 때의 높이를 비교한 결과 세 가지 경우,

모두에서 저함수비인 경우가 고함수비인 경우에 비

해 계면고가 높게 나타났으며 세립분 함유량이 증,

가함에 따라서도 계면고가 높게 나타났다.

향후 본 논문을 바탕으로 좀 더 다양한 투기높이와

염분비에 대해서 다양한 실내시험을 실시하여 그에 따

른 강도 특성 및 자중압밀 특성을 평가하여 상관도를

표현한다면 앞으로의 준설 매립 공사의 시간적 경제적,

절약에 큰 도움이 되리라 판단된다.

참 고 문 헌

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접수일자 심사완료일( 2007. 2. 8, 2007. 8. 7)

삼축셀에서 해성점토의 등방 및 압밀소요 시간Ko 137

삼축셀에서 해성점토의 등방 및 압밀소요 시간Ko

Required Time for Isotropic and Ko Consolidationof Marine Clay in Triaxial Cell

이 경 준1 Lee, Kyeong-Jun

임 종 철2 Im, Jong-Chul

정 두 회3 Jung, Du-Hwoe

Abstract

Isotropic (instant loading) and Ko (gradual increase loading) consolidation tests were conducted in triaxial testequipment using cylindrical sample (5.0 cm in diameter and 10.0 cm in height) on two marine clay deposits. The durationof primary consolidation was estimated by two curve fitting methods using measured strain. A differential equation ofconsolidation for drainage in the radial and vertical direction was solved by the implicit finite difference scheme. Theresults of two curve fitting methods were compared with the numerical solutions to evaluate the appropriate axial loadingrate of Ko consolidation and the primary consolidation periods. In addition, primary consolidation periods of the sampleswith a diameter of 35 mm and a height of 70 mm were calculated. The relation of radial and vertical consolidationcoefficients is also presented.

요 지

부산 신항과 평택항 인근 지역의 해성 퇴적 점토 시료직경과 높이 각각 를 대상으로 삼축 셀에서( : 5.0cm, 10.0cm)등방 압밀순간하중 재하 및 압밀점증하중 재하시험을 수행하였다 시료의 압밀진행정도를 평가하기 위해 시험( ) Ko ( ) .과정에서 측정된 축 압축 및 체적변형률을 이용하여 두 방법으로 회귀분석을 수행하였으며 또한 등방 및 압밀, Ko시험 결과를 근사 해석하기 위해 연직과 방사방향 압밀 지배방정식을 음적 유한 차분 기법으로 수치해석 하였다.시험결과에 대한 회귀분석 결과와 수치해석 결과를 토대로 두 지역 해성퇴적 점토에 대한 등방 및 압밀 시험의Ko차 압밀 소요시간과 압밀에 대한 적합한 재하율을 산정하였으며 그리고 직경 높이 시료에 대해서는1 Ko , 3.5cm, 7.0cm수치해석을 통해서 이러한 평가를 수행하였다 또한 시료의 압밀시험결과와 수치해석 결과를 비교하여 연직과 방사. ,방향 압밀계수의 근사적인 관계도 제시하였다.

Keywords : Axial loading rate, Curve fitting method, Implicit finite difference scheme

정회원 주 동아지질 상무1 , ( ) (Member, General Manager, Dong-A Geological Engrg. Co., LTD)정회원 부산대학교 토목공학과 교수 교신저자2 , (Member, Prof., Pusan National Univ., [email protected], )정회원 부경대학교 건설공학부 부교수3 , (Member, Associate Prof., Pukyong National Univ.)


서 론1.

삼축 셀에서 비배수 전단시험을 위한 시료의 준비는

포화 및 압밀의 과정으로 이루어진다 시료의압밀시 압.

밀압력에 의해 차 압밀이 이루어진 후 크리프 변형이1

동반되는 차 압밀은 진행되지 않는 것이 바람직하다2 .



차 압밀이 진행될수록 시료 내 의사과압밀의 영향으로2

응력이 증가되고 그 결과 비배수 전단시 정점강도가 크

게 나타난다 점증하중을 가해서 압밀을 수행할 때. Ko

재하시간은 재하율에 의해 결정된다 만약 압밀계수가.

낮은 시료에 높은 재하율을 적용하면 시료 내에서 발생

하는 전단응력에 의해 예상치 못한 전단변형이 야기되

어 시험이 원활하게 수행되지 않는 일이 발생할 수 있

다 본 연구에서는 이러한 문제점들을 방지하는 측면에.

서 등방 및 압밀에소요되는 시간과 압밀에 적합Ko Ko

한 재하율을 평가하고자 한다.

연약한 해성점토 퇴적층은 퇴적환경 및 지역에 따라

흙의 구성성분이 다르고 압밀특성도 크게 차이가 있다.

부산 신항 인근의 해성 점토 퇴적층에는 고압축성의 점

토가 그리고 평택항 인근 퇴적층에는 저압축성 점토가

많이 분포한다 본 연구에서는 두 지역에서 채취한 점토.

시료를 이용하여 삼축 셀에서 압밀 후 비배수 전단Ko

시험 및 등방압밀 후 비배수전단시험 을 수(CAU) (CIU)

행하였으며 시험과정의 또는 등방압밀시험 결과를Ko

이용하여 본 연구를 수행하였다.

시료의압밀은배압포화이후자연시료에대한표준압

밀시험으로부터 평가된 선행압밀압력의 배 배 또1.5 , 2.5

는 배 정도에 해당하는 등방압밀압력4 (′ 또는 연직압)밀압력(′ 시험을 작용시켜 수행하였다 등방압밀, Ko ) .은 일반적으로 소요 셀압을 순간 하중처럼 작용시키며

압밀이진행되는과정에서배압관을통하여압밀에의한

간극수가배출되며 시험과정에서간극수배출량과시료,

의 축 방향 변위 및 셀압을 측정하게 된다 등방압밀이.

진행되는정도는축방향변위및간극수의배출량의시

간 기록을 이용하여 곡선 근사법 으(curve fitting method)

로예측하는기법이일반적으로이용되고있으며점토의

압밀특성에 따라 압밀소요시간에 차이가 있다.

압밀을 수행하는 경우에는 점증하중을 재하하며Ko

점토의 압밀특성 및 점증하중의 크기에 따라 압밀 소요

시간에상당한차이가발생한다 압밀진행정도는일. Ko

반적으로등방압밀의 경우와같이축방향변위및간극

수의 배출량의 측정 자료를 이용하여 평가하게 된다.

본연구에서는시료의압밀진행정도를평가하기위해

일반적인 곡선 근사법 이외에 연직과 방사 방향의 과잉

간극수압소산에관한압밀지배방정식을이용하여음적

유한차분해법으로 근사계산하였다 압밀 지배(implicit) .

방정식은순간또는점증하중이재하되는경우를고려하

였으며 수치해석에 사용된압밀계수는 표준압밀시험 결

과에서산정된압밀압력별연직압밀계수와기존의연구

결과를 참조하여 방사방향 압밀계수를 가정하였다.

삼축셀에서수행한등방 및 압밀시험과압밀해석Ko

결과로부터 순간하중에 의한 등방압밀과 점증하중에,

의한 압밀시 목표하는 압밀압력에 대해 정규압밀에Ko

소요되는 시간을 평가하였으며 압밀 시에는 가능한Ko

응력경로와 근접하여 압밀이 진행되는 점증하중의Ko

크기재하율를 평가하였다 또한 간극수압 소산에 관( ) . ,

한 수치해석 결과로부터 자연 퇴적점토의 연직 및 방사

방향 압밀계수의 적합한 상관관계를 제시하였다.

점증하중 재하시 압밀 지배방정식의 유한 차분2.해석

절점망 구성 초기 및 경계조건2.1 ,

본 연구에 사용된 시료는 직경 높이 의 원5cm, 10cm

주형이며 계산을 위한 절점망의 구성은 원주형 시료의

대칭성을 감안하여 시료 중심으로 절단한 평면의 면1/4

적에 대해 반경 방향으로 개 길이방향으로 개의 절6 , 11

점을 부여하였다.

점증하중의 재하시 초기 과잉간극수압은 시료가 포화

되었다고 간주하고 삼축 조건의 탄성거동에 대한 A=1/3

을 적용하여 식 로서 산정하였다(1) .

△△△△ (1)

5cm

10cm

5cm

그림 시험 시료의 해석 구간1.


계산을 위한 경계조건은 압밀시 시료가 여과지와 다

공석에 접촉하는 구간은 자유배수 경계조건을 그리고

시료 중앙부는 도함수 경계조건을 적용하였다.

압밀지배 방정식의 유한차분근사2.2

점증하중이 재하되는 경우의 간극수압 소산에 관한

압밀 지배방정식은 압밀압력 작용시 동수경사에 의한

압밀 시료의 배수가 여과지와 다공석을 향하여 이루어

지므로 연직과 방사방향에 관한 식 로 나타내었다(2) .

(2)

여기서, , q0 압밀압력: , t0 재하시간:

압밀 지배방정식의 근사해석을 위해 식 의 차분연(3)

산자를 이용한다.

,

,

(3)

동등한 차의 오차 항을 갖는 차분연산자를 이용하여2

수치해의 안정성이 확보되는 음적 기법의 차분 방정식

을 전개하면 식 와 같다(4) .

･

･

･ (4)

식 에서 은 재하시간 동안의 점증하중으로 수치(4) R

해석시 전체 절점에 일정 값을 부여하고 는 가중치인, θ데 로 두고 편의상 식 의 상수를 도입하여 정리하1/2 (5)

면 식 과 같이 된다(6) .

･ ,

･ , ･ (5)

(6)

식 식 와 같이 도함수 경계조건을 적용한다(7) (9) .～

경계절점에서

, (7)

경계절점에서

, (8)

및

경계절점에서

및 (9)

임의 시간의 과잉간극수압 는 식 의 행렬식으(u) (10)

로부터 산정된다.

ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍA ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ･ ㆍ = ㆍㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍㆍ ㆍ ㆍ ㆍ ㆍ A ㆍ ㆍ ㆍ

(10)

2.5cm

u=0

u=0

∂u

∂z=0

∂u

∂r=05c

mΔr

Δz

r(i)

z(j)

Δr=0.5cm

Δz=0.5cm

그림 절점 분할 및 배수 경계조건2.


여기서, , , ,

임의 시간에 계산된 과잉간극수압을 이용하여 시료

전체에 대해 적분하고 초기과잉간극수압과 대비하여

임의시간의 평균 압밀도를 산정한다.

등방 및 압밀시험3. Ko

시험 절차 및 시험시료의 토질특성3.1

등방 및 압밀 시험은 미국의 회사에서Ko Geocomp

제작한 완전 자동 삼축 시험 장비를 이용하여 배압포화,

압밀 전단의 일련의 시험 과정 중에서 수행되었다 배, .

압포화는 범위에서 다단계로 시료에 작용50 350kPa～하는 배압을 증가시켜 값이 가능한 이상이 되도B 0.96

록 수행하였다 등방압밀은 순간 재하 그리고 압밀. Ko

은 임의로 의 단계 점증하중을 재하하1 20kPa/min. 1～

여 수행하였다임종철( , 2005).

시험에 이용된 해성 퇴적점토는 부산 신항 및 평택항

인근의 해안 지역에서 채취하였으며 주요 물성은 표 1

과 같다 시험결과 중 압밀항복응력은 표준압밀시험 결.

과를 방법으로 평가한 값이다Casagrande .

표준압밀시험에 의한 압축곡선 압밀단계별 평균압,

밀압력에 대해 법으로 평가한 연직압밀계수를 각각

그림 그림 에 나타내었다3, 4 .

등방 및 압밀 실험 결과3.2 Ko

압밀시험은압밀과정에서반경방향의변형률이발Ko

생되지 않는 조건 즉 축변형률과 체적변형률이 동일하,

게되도록시험과정에서측정되는두변형률을이용하여

셀압과축력이조정된다 압밀시하중재하는선행압. Ko

밀압력의 또는 배로 설정된 연직압밀압력을1.5, 2.5 4.0

적정한 재하율로 단계에 걸쳐 점증재하 하였다 등방1 .

및 압밀시배수조건은시료의상 하부다공석판과시Ko ･료 주변의 여과지에서 간극수가 자유 배수된다.

등방 및 압밀시험결과를 이용하여 차 압밀종료Ko 1

표 두 지역 해성 점토시료의 주요 토질특성1.

구분 자연함수비(%) 단위중량(kN/m3) 액성한계(%) 소성지수 압밀항복응력(kPa)

당진nbh-47(3.0m) 39.04 17.657 42.8 22.0 94.1

당진nbh-19(2.5m) 47.86 16.946 52.5 31.9 78.5

당진dbh-13(9.0m) 34.36 18.398 50.5 29.9 191.2

대산bb-6(3.5m) 34.91 18.290 43.8 26.4 155.0

용원bh-3(7.0m) 65.93 15.681 75.8 44.0 47.1

용원bh-3(11.0m) 62.63 15.730 83.2 53.6 63.7

가덕도g-1(5.0m) 99.42 14.171 109.4 71.5 32.4

가덕도g-2(5.0m) 89.12 14.740 103.0 66.5 32.4

표준압밀시험의 압축곡선

0.2

0.7

1.2

1.7

2.2

2.7

1.0 10.0 100.0 1000.0 10000.0

압밀압력(kPa)

간극

비

당진nbh47(3m) 당진dbh13(9m)당진nbh19(2.5m) 대산bb6(3.5m)가덕g1(5m) 가덕g2(5m)용원bh3(11m) 용원bh3(7m)

그림 표준 압밀시험 결과에 의한 압축곡선3.

표준압밀시험의 수직압밀계수(√t법)

1.E-04

1.E-03

1.E-02

1.E-01

1.0 10.0 100.0 1000.0 10000.0

평균압밀압력(kPa)

Cv(

cm

2 /sec)

당진nbh47(3m) 당진dbh13(9m)

당진nbh19(2.5m) 대산bb6(3.5m)

가덕g1(5m) 가덕g2(5m)

용원bh-3(11m) 용원bh-3(7m)

그림 4. 법으로 산정한 연직 압밀계수


시간은두 방법의곡선근사법으로 평가하였다 첫번째. ,

측정된 체적변형률과 대수눈금에 의한 압밀시간의 관계

방법를 이용하고 두 번째 분 범위의 일정(log t ) , 1 10～한 시간증분(△ 차이에 대한 체적 변형률) (εε)점을 축 ε와 ε에 대해 작도한 후 ε ε인

선과의교점직선회귀을구하여평가하였다45° ( ) (Asaoka,

등1978; Jamiolkowski , 1985).

그림 그림 에는부산신항인근지역가덕도 점토5, 6 ( )

시료의 차압밀종료시간의평가를위한시험결과분석1

예를 나타내었고 및 등방 압밀의 시험조건 및 차, Ko 1

압밀 종료시간을 평가하여 표 와 표 에 나타내었다2 3 .

평택항인근 점토시료의 압밀 시험의 주요결과는Ko

그림 그림 에 그리고 등방압밀 시험의 주요 결과7 10～는 그림 그림 에 나타내었다 그림 에는 압밀11, 12 . 7 Ko

시험시 점증 재하율 로 재하 후 일정(2, 10, 20kPa/min.)

시간의 압밀을 수행한 시험의 연직 재하하중과 압밀시

간의 관계를 그림 에는 압밀 시험동안의 유효 최소 주, 8

응력의 변화를 그리고 그림 에는 압밀동안의 체적변형9

률또는 축변형률의 변화 관계를 나타내었다 그림 에( ) . 8

나타낸 바와 같이 압밀시 큰 점증 재하율로 재하 종Ko

료후 압밀이 진행되는동안유효최소주응력이 감소한

다 이것은 삼축 장비가 압밀동안 측정된 체적변형. Ko

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

log(t)

εv(

%)

등방g1(5m,160kPa) 등방g1(5m,75kPa)

Kog1(5m,160kPa) Kog1(5m,75kPa)

그림 법에 의한 차 압밀 체적변형률 산정 예5. log t 1

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

0 5 10 15 20 25

ε v(t-1)

εv(

t)

등 방 g1 (5 m,1 6 0 kP a) 등 방 g1 (5 m,7 5 kP a)

Ko g1 (5 m,16 0 kP a) Ko g1 (5 m,7 5 kP a)

εv ( t)=εv ( t-1 )

`

그림 직선회귀에 의한 차 압밀 체적변형률 산정 예6. 1

0100

200300

400

500600

700800

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

t (min.)

연직

재하

하중

(kPa)

당진 nbh19(2.5m) σ1'=200kPa 당진nbh13(9m)σ1'=490kPa

대산bb6(3.5m)σ1'=600kPa 대산bb6(3.5m)σ1'=400kPa

그림 압밀시 점증재하7. Ko

0.0

50.0

100.0

150.0

200.0

250.0

300.0

350.0

400.0

0.0 100.0 200.0 300.0 400.0 500.0

t (min.)

σ₃

'

당진nbh19(2.5m)σ₁'=200kPa 당진nbh13(9m)σ₁'=490kPa

대산bb6(3.5m)σ₁'=600kPa 대산bb6(3.5m)σ₁'=400kPa

그림 압밀시험 동안의 유효 최소8. Ko ′ 주응력 변화

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

12.0

14.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0log t(min.)

εv(

%)

당진nbh19(2.5m)σ₁'=200kPa 당진nbh13(9m)σ₁'=490kPa

대산bb6(3.5m)σ₁'=600kPa 대산bb6(3.5m)σ₁'=400kPa

그림 압밀시험 동안의 체적변형률의 변화9. Ko

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

10.0

12.0

14.0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

log t(min.)

εv(

%)

당 진 nbh47(3m)σ₃ =390kPa 당 진 nbh47(3m)σ₃ =240kPa

당 진 nbh19(2.5m)σ₃ =200kPa 당 진 nbh19(2.5m)σ₃ =100kPa

당 진 nbh19(2.5m)σ₃ =50kPa 당 진 nbh13(9m)σ₃ =680kPa

당 진 nbh13(9m)σ₃ =490kPa 대 산 bb6(3.5m)σ₃ =600kPa

그림 등방 압밀시험의 축변형률10.


률과 축변형률이 동일하도록 조정할 때 삼축 셀 내부의

측압을 제어하면서 나타나는 현상으로 압밀이 종료Ko

되면 유효 최대 및 최소 주응력이 일정하게 된다 따라.

서 그림 의점증재하 이후큰 값에서 작은값으로수렴8

하는 유효 최소 주 응력의 큰 값은 시료내 실제의 유효

응력은 아니다 그림 에는 등방압밀시험동안 측정된. 10

축변형률을 각각 나타내었다.

부산신항 인근 점토시료의 압밀시험의주요 결과Ko

는 그림 그림 에 그리고 등방압밀 시험의 주요11 13～결과는 그림 에 나타내었다 그림 에는 압밀 시14 . 11 Ko

험시 점증 재하율 로 재하 후 일정(1, 2, 5, 10kPa/min.)

표 평택항 인근의 액성한계 해성점토의 등방 및 압밀시험 결과2. 40 50% Ko～

구분

시험시료의

액성한계(%)

소성지수/

압밀

압력

(kPa)

압밀

방식

재하율 및

재하시간

분( )

법log t 직선회귀법

차압밀 종료시간1

분( )

대응하는 축 체적/

변형률(%)

극한체적변형률

(%)

대응하는

압밀시간 분( )

당진nbh

-47(3.0m)

42.8/

22.0

390 등방 순간재하 35.5 3.16/11.15 10.8 27.0

240 등방 순간재하 31.6 2.13/7.16 7.0 24.0

당진nbh

-19(2.5m)

52.5/

31.9

200 등방 순간재하 41.7 2.3/9.34 9.8 90.0

100 등방 순간재하 89.1 1.49/7.5 7.7 120.0

50 등방 순간재하 31.6 0.57/3.33 3.7 107.0

200 Ko2kPa/min.

분95131.8 9.18 9.3 146.0

당진nbh

-13(9.0m)

50.5/

29.9

680 등방 순간재하 24.0 2.89/11.0 11.0 24.0

490 등방 순간재하 15.8 2.38/9.25 9.65 28.0

490 Ko2kPa/min.

분240275.4 7.83 8.0 266.0

대산bb-6

(3.5m)

43.8/

26.4

600 등방 순간재하 26.9 3.66/11.95 12.0 28.0

600 Ko20kPa/min.

분3039.8 10.65 11.1 60.0

400 Ko10kPa/min.

분3958.9 7.43 7.5 65.0

0

5

10

15

20

25

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3

log t(min.)

εv(

%)

가덕g1(5m) σ1'=75kPa 가덕g1(5m)σ1'=120kPa

가덕g2(5m)σ1'=160kPa(10kPa/min.) 가덕g2(5m)σ1'=160kPa(5kPa/min.)

가덕g2(5m)σ1'=160kPa(2kPa/min.) 용원bh3(11m)σ1'=380kPa

용원bh3(7m)σ1'=250kPa

그림 압밀시험 동안의 체적변형률의 변화13. Ko

0

4

8

12

16

20

24

0 0.5 1 1.5 2 2.5

log t(min.)

εv(

%)

가덕g1(5m) σ₃=75kPa 가덕g1(5m)σ₃=120kPa

용원bh3(11m)σ₃=280kPa 용원bh3(11m)σ₃=180kPa

용원bh3(7m)σ₃=200kPa

그림 등방 압밀시험의 축변형률14.

0

100

200

300

400

500

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450t (min.)

연직

재하

하중

(kP

a)





그림 압밀시 점증재하11. Ko

0

50

100

150

200

250

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

t (min.)

σ₃

'





그림 압밀시험 동안의 유효 최소12. Ko ′ 주응력 변화


시간 압밀을 수행한 시험의 연직 재하하중과 압밀시간

의 관계를 그림 에는 압밀 시험동안의 유효 최소 주, 12

응력의 변화를 그리고 그림 에는 압밀동안의 체적변13

형률또는 축변형률의 변화 관계를 나타내었다 그림( ) .

에서 압밀시 점증 재하율이 큰 경우 압밀이 진행12 Ko

되는 과정에서 유효 최소 주응력이 감소하는 것으로 나

타나는데 이는 전술한 평택항 인근 점토 시료의 시험결

과와 유사한 경향을 나타낸다 그림 에는 등방압밀시. 14

험동안 측정된 축변형률을 나타내었다.

압밀 소요 시간의 비교4.

과잉간극수압 소산 해석 결과4.1

자연퇴적점토층구조의치밀정도또는점토층내부

에 투수성흙의 존재 여부에따라 등Jamiolkowski (1983)

에 의하면 점토 퇴적층의 수평과 연직 투수계수 비

( 는 정도이며 등 의 역해석) 1 15 Bergado (1992)～결과에 의하면 현장과 실내시험에 의한 수평 및 연직

압밀 계수 비는 각각 및1.5 4.0≒ ～ 인 것으로 보고되고 있다1.3 12.0 .≒ ～또한 차원 압밀 중 하중방향과 배수방향이 직각을 이, 1

루는 경우에 대해서는 의 관계를 나타내므

표 부산신항 인근의 액성한계 해성점토의 등방 및 압밀시험 결과3. 80 110% Ko～

구분

시험시료의

액성한계(%)

소성지수/

압밀

압력

(kPa)

압밀

방식

재하율 및

재하시간

분( )

법log t 직선회귀

차압밀1

종료시간

분( )

대응하는

축 체적/

변형률(%)

극한체적변형률

(%)

대응하는

압밀시간

분( )

가덕 g1

(5.0m)

109.4/

71.5

75 등방 순간재하 104.7 5.52/13.14 14.05 분 이상182

75 Ko1kPa/min.

분65109.6 11.16 12.5 분 이상200

120 등방 순간재하 87.1 6.97/17.14 18.7 분 이상184

120 Ko1kPa/min.

분110177.8 16.12 16.7 230.0

160 등방 순간재하 112.2 8.9/21.1 22 184.0

가덕 g2

(5.0m)

103.0/

66.5

160 Ko10kPa/min.

분1563.1 17.89 19.8 127.0

160 Ko5kPa/min.

분3089.1 18.94 20.3 158.0

160 Ko2kPa/min.

분75131.8 18.03 19.05 216.0

용원

bh-3

(11.0m)

83.2/

47.4

280 등방 순간재하 77.6 6.22/19.29 20.1 126.0

180 등방 순간재하 83.2 5.05/15.64 16.4 136.0

380 Ko2kPa/min.

분185239.9 21.57 21.8 265.0

용원

bh-3

(7.0m)

75.8/

44.0

200 등방 순간재하 72.4 5.42/15.15 15.5 97.0

250 Ko2kPa/min.

분120144.5 15.86 16.5 223.0

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.500.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

3.50

4.00

4.50

5.00단위(kPa)

시료의 폭방향(cm)

시료의

길이방향

(cm)

그림 시료내 잔류간극수압 분포 계산 예15.

0.0

10.0

20.0

30.0

40.0

50.0

60.0

0.0 100.0 200.0 300.0 400.0

Ko 압밀시간(분)

잔류

과잉

간극

수압(k

Pa)

절점(3,3) 절점(6,11)

그림 시료내 임의 절점의 잔류 과잉간극수압 변화16.


로 음적 유한 차분법으로 수행한 과잉간극수압의 소산

해석에 적용한 방사 및 연직 방향의 압밀계수비는 이러

한 연구 자료를 참조하여 적용하였다.

과잉간극수압소산해석결과중부산신항인근해성점

토 심도 의 압밀시임의시간의잔류과잉간(BH-3, 11m) Ko

극수압 분포 해석결과를 그림 그림 에 나타내었다15, 16 .

등방 및 압밀 소요시간4.2 Ko

직경 높이 의 원주형으로 제작된 해성점토5cm, 10cm

시료의 등방 및 압밀시험 결과에 법과 직선회귀Ko log t

분석법을 적용해서 압밀중인 시료의 평균 압밀도를 산

정하였으며 이를 과잉간극수압 소산해석을 통해서 평,

가한 평균 압밀도와 비교하고자 한다 그 결과의 일부.

내용을 그림 그림 에 나타내었다 각 그림의 범17 24 .～례에서 축 변형률 은 법의 해석결과이고 극한“ ” log t “

체적 변형률 은 직선회귀분석결과이며 그리고 나머지” ,

범례는 수치계산을 이용한 압밀 해석에 적용된 방사방

향과 연직 압밀계수의 관계를 나타낸 것이다 또한 표.

와 표 에 두 방법의 회귀분석 결과 및 수치해석 결과4 5

를 요약하여 나타내었다 표 는 액성한계. 4 42% 53%～소성지수 범위의 평택항 인근 해성점토 시료( 22 32)～그리고 표 는 액성한계 소성지수5 76% 110%( 44 72)～～

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 20 40 60 80 100

time(min.)

Uav

축변형율 (cr=2*cv) (cr=3*cv) (cr=4*cv)

(cr=6*cv) (cr=8*cv) (cr=10*cv) 극한변형율

그림 당진 점토17. nbh19(2.5m) (′ 압밀해석결과의 비교=200kPa)

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 30 60 90 120 150

time(min.)

Uav

축변형율 (cr=6*cv) 극한변형율 (cr=4*cv) (cr=2*cv)

그림 당진 점토18. nbh19(2.5m) (Ko ′ 재하율=200kPa, 2kPa/min.)

압밀해석결과의 비교

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 10 20 30

t (min.)

Uav

축변형률 (cr=cv) (cr=2*cv)

(cr=4*cv) (cr=6*cv) 극한체적변형률

그림 대산 점토19. bb6(3.5m) (′ 압밀해석결과의 비교=600kPa)

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 20 40 60 80

t (min.)

Uav

축변형률 (cr=2*cv) (cr=4*cv)


그림 대산 점토20. bb6(3.5m) (Ko ′ 재하율=600 kPa, 20kPa/min.)

압밀해석결과의 비교


범위의 부산신항 인근 해성점토 시료에 대한 자료이다.

직경 높이 시료의 압밀시험에 대한 회귀5cm, 10cm

분석 결과와 수치해석 결과의 비교를 통해서 구한 연직

과 방사방향 압밀계수의 관계를 이용하여 직경 3.5cm,

높이 시료에 대해서 수치계산에 의한 압밀해석을7.0cm

수행하였으며 그 결과는 표 와 표 에 나타내었다4 5 .

액성한계 소성지수 범위의 평택43% 53%( 22 32)～～항 시료에 대해 등방압밀을 수행하는 과정에서 측정된

축변형률을 이용하여 법의 곡선회귀법으로 차 압log t 1

밀 예상 시간을 평가하면 약 분 정도 이다 일정16 89 .～시간 간격의 체적변형률 측정 자료를 이용하여 직선회

귀법으로 차 압밀 예상 시간을 평가하면 약 분1 24 120～정도 이다 직선회귀법을 이용한 결과와 유사한 간극수.

압소산에 관한 수치해석결과는방사및 연직방향압밀

계수의 관계가 ≒～× 범위로 나타난다 수치.

해석결과에서 차압밀 소요 시간은 시료내 잔류과잉1

간극수압이 완전히 소산되는 경우 즉 평균 압밀도가,

에 도달하는 시간을 적용하는 대신 임의로100% U=98%

에 도달하는 소요 시간을 채택하였다 그 이유는 수치해.

석에서는 미소한 잔류 과잉간극수압이 상대적으로 긴

시간에걸쳐소산될뿐 아니라계산오차의영향및미소

한 잔류 간극수압이 실질적으로는 공학적 의미가 작은

점을 감안하였다 수치해석 결과 시료의 평균 압밀도가.

에 도달하는 시간은 약 분 분직경U=98% 16 104 ( 3.5cm,～높이 시료 약 분 분 정도이다7.0cm : 9 47 ) .～

압밀을재하율 의점증재하에의해수Ko 2 20kPa/min～행하고점증재하종료후소요되는 차압밀예상시간을1

평가하였다 측정된 축변형률에서 법의 곡선 회귀법. log t

을적용한결과에의하면약 분정도이며 일정시10 36 ,～간간격의체적변형률측정자료에직선회귀법을적용한

결과에의하면약 분정도이다 직선회귀법으로평26 51 .～가한결과와유사한간극수압소산에관한수치해석결과

는방사및 연직방향압밀계수의관계가 ≒～×범위로나타난다 시료의평균압밀도가 에도달하. U=98%

는시간은점증재하하중종료후약 분직경0 33 ( 35mm,～높이 시료 약 분 분이 소요된다70mm : 0 11 ) .～액성한계 소성지수 범위의 부76% 110%( 44 72)～～

산신항 시료에 대해 등방 압밀을 수행하고 측정된 축변

형률을 이용하여 법의 곡선 회귀법으로 차 압밀log t 1

예상 시간을 평가하면 약 분 정도 이다 일정72 112 .～시간 간격으로 측정한 체적변형률을 이용하여 직선 회

귀법으로 차 압밀 예상 시간을 평가하면 약 분1 97 184～정도 이다 직선회귀법의 평가결과와 유사한 간극수압.

소산에 관한 수치 해석결과는 방사 및 연직방향 압밀계

수의 관계가 ≒～× 범위로 나타난다 수치해.

석결과시료의평균압밀도가 에도달하는소요시U=98%

간을 산정하면 약 분 분직경 높이80 168 ( 3.5cm, 7.0cm～시료 약 분 분 정도 이다: 43 83 ) .～

압밀을 재하율 의 점증재하에 의해Ko 1 10kPa/min～수행하고 점증재하 종료 후 소요되는 차 압밀 예상 시1

간을 평가하였다 측정된 축변형률에 법의 곡선회. log t

귀법을 적용한 결과에 의하면 약 분 정도이며25 68 ,～일정 시간 간격으로 측정한 체적변형률에 직선회귀법

을 적용한 결과에 의하면 약 분 정도이다 직선80 141 .～

표 평택항 인근 해성 점토의 등방 및 압밀 시험결과와 해석결과의 비교4. Ko

구분

차 압밀 예상시간 분1 ( ) 과잉간극수압 소산해석결과


시료 직경( : 5cm,

높이 의 에: 10cm) U=98%

대응하는 시간 분( )

근사적인 방사 및

연직 압밀계수관계

시료 직경( : 3.5cm,

높이 의 에: 7cm) U=98%

대응하는 시간 분( )

당진nbh

-47(3.0m)

35.5 27.0 30.0 cr 6c≒ v 14.0

31.6 24.0 25.0 cr 6c≒ v 11.0

당진nbh

-19(2.5m)

41.7 90.0 64.0 cr 4c≒ v 30.0

89.1 120.0 104.0 cr 2c≒ v 47.0

31.6 107.0 73.0 cr 2c≒ v 35.0

131.8 146.0 128.0 cr 4c≒ v 106.0

당진nbh

-13(9.0m)

24.0 24.0 19.0 cr 2c≒ v 13.0

15.8 28.0 16.0 cr 3c≒ v 9.0

275.4 266.0 240.0 cr 1 10c≒ ～ v 238.0

대산bb-6

(3.5m)

26.9 28.0 24.0 cr 4c≒ v 14.0

39.8 60.0 41.0 cr 4c≒ v 34.0

58.9 65.0 54.0 cr 3c≒ v 43.0


회귀법으로 평가한 결과와 유사한 간극수압 소산에 관

한 수치 해석결과는 방사 및 연직방향 압밀계수의 관계

가 ≒～× 범위대부분( ≒× 로 나타난)

다 수치해석결과 시료의 평균압밀도가 에 도달. U=98%

하는 시간은 점증 재하하중 종료 후 약 분직경33 113 (～높이 시료 약 분 분이 소요된다3.5cm, 7.0cm : 7 49 ) .～

두 지역의 해성점토는 표 에 나타낸 바와 같이 아터1

버그 한계가 크게 차이가 나며 일반적으로 액성한계가

클수록 고압축성이다 점토 퇴적층은 형성과정에 의해.

층리면의직각방향으로투수성이매우낮은반면층리면

방향으로물이쉽게흐르는구조로된다 두지역점토에.

대한 과잉간극수압 소산의 근사해석결과와 직선회귀법

의 압밀해석결과가 유사하게 되는 경우의 방사 및 연직

방향압밀계수의관계를전술한표 및표 에나타내었4 5

다 그결과액성한계와소성지수가크게다른두지역의.

압밀계수 관계를 요약하면 액성한계 소성지43% 53%(～수 범위의 평택항 인근 점토는22 32)～ ≒～×그리고 액성한계 소성지수 범위76% 110%( 44 72)～～의 부산신항 인근 점토는 ≒×관계를 보인다 이.

러한 압밀계수의 관계는 압밀시험에서 더욱 뚜렷하Ko

게 나타나며 실트에 비해서 판형상의 점토광물을 많이,

함유한 고압축성 점토가 저압축성 점토에 비해 수평과

연직 투수계수 비( 가 높다) .

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 30 60 90 120 150

time(min.)

Uav

축변형율 (cr=4*cv) (cr=6*cv)

(cr=8*cv) (cr=10*cv) 극한체적변형율

(cr=5*cv)

그림 용원 점토23. bh3(11m) (′ 압밀해석결과의 비교=280kPa)

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 50 100 150 200 250 300

time(min.)

Uav

축변형율 (cr=6*cv) (cr=8*cv)

(cr=10*cv) 극한체적변형율

그림 용원24. bh3(11m)(Ko ′ 압밀해석결과의 비교=380kPa)

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 20 40 60 80 100

t (min.)

Uav

축변형률 (cr=4cv) (cr=6*cv)


그림 가덕 점토21. g1(5m) (′ 압밀해석결과의 비교=75kPa)

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

0 50 100 150

t (min.)

Uav

축변형률 (cr=4*cv) (cr=6*cv)


그림 가덕 점토22. g1(5m) (Ko ′ 재하율 압밀=75kPa, 1kPa/min.)

해석결과의 비교


결 론5.

본 연구에서는 삼축 셀에서 등방 및 압밀을 실시Ko

하는 경우 적합한 차 압밀 소요시간을 적용하여 불필1

요한 크리프 변형이 발생되지 않게 하고 또한 점증재하,

에 의한 압밀시 적합한 재하율에 의해 시료의 압밀Ko

이 원활하게 진행되는 방법을 제안하였다.

연구를위해압밀특성이크게다른두지역의해성점

토를 대상으로 자연 퇴적지반의 선행압밀압력의 약 1.5,

또는 배에 해당하는 등방 또는 연직 압밀압력으2.5 4.0

로 삼축 셀에서 등방 및 압밀 시험시료 치수 직경Ko ( :

높이 을 수행하였다 압밀해석을 위해 측정5cm, 10cm) .

된 축변형률과 체적변형률을 이용한 회귀분석과 압밀지

배방정식에 대한 수치해석 기법을 제안하였다 또한 직. ,

경 높이 의 시료에 대한 수치해석 결과를3.5cm, 7.0cm

별도로 괄호【 안에 표기하였으며 압밀진행정도에 크】게 영향을 끼치는 방사 및 연직방향 압밀계수의 관계를

연경도가 크게 다른 두 지역의 점토에 대해 규명하였다.

본 연구의 결과를 요약해서 정리하면 다음과 같다.

(1) 액성한계가 소성지수 범위인43% 53%( 22 32)～～평택항 인근 지역 해성점토에 순간하중을 적용해서

등방압밀을 수행하면 차 압밀 소요 시간은 약1 16

분 약 분 분 정도이고120 9 47 , 10 20kPa/min～【～】～의 재하율로 압밀을 수행하면 점증재하 후 약Ko

분 약 분 정도의 압밀 방치시 차 압밀이 종30 10 1【】

료된다 점토의 방사 및 연직방향 압밀계수의 관계.

는 ≒～×로 평가되었다.

(2) 액성한계가 소성지수 범위인76% 110%( 44 72)～～부산신항인근지역해성점토에순간하중을적용해

서등방압밀을수행하면 차압밀소요시간은약1 80

분 분 약 분 분 정도이고184 43 83 , 1 2kPa/min～【～】～의 재하율로 압밀을 수행하면 점증재하 후 약Ko

분 약 분 정도의 압밀 방치시 차 압밀이110 50 1【】종료된다 점토의 방사 및 연직방향 압밀계수의 관.

계는 ≒×로 평가된다.

참 고 문 헌

1. 임종철 (2005), 토질공학의 길잡이 도서출판 새론, , pp.296-317.2. Asaoka, A. (1978), “Observational procedure of settlement prediction”,Soils and Foundations, Vol.18, No.4, pp.87-101.

3. Jamiolkowski, M., Lancellotta, R., and Wolski, W. (1983), “Pre-compression and speeding up consolidation”, General Report, SpecialSession 6, Proc. 8th Europe Conf. Soil Mech. and Found. Eng'g.'Helskinki, Vol.3, pp.1201-1226.

4. Jamiolkowski, M., Ladd, C.C., Germaine, J.T. and Lancellotta, R.(1985), “New developments in field and laboratory testing of soils”,Theme Lecture, Proc. 11th Intl. Conf. Soil Mech. and Found.Eng'g., San Francisco, pp.57-153.

5. Bergado, D.T., Enriquez, A.S., Sampaco, C.L, Alfaro, M.C. andBalasubramaniam, A.S. (1992), “Inverse analysis of geotechnicalparameters on improved soft Bangkok clay”, J. Gectech. Eng’g.Div., ASCE, Vol.118, No.7, pp.1012-1030.

접수일자 심사완료일( 2007. 3. 16, 2007. 7. 10)

표 부산신항 인근 해성점토의 등방 및 압밀시험 결과와 해석결과의 비교5. Ko

구분

차 압밀 예상시간 분1 ( ) 과잉간극수압 소산해석결과


시료 직경( : 5cm,

높이 의: 10cm)

소요 시간 분U=98% ( )

근사적인 방사 및

연직 압밀계수관계

시료 직경( : 3.5cm,

높이 의: 7cm)

소요 시간 분U=98% ( )

가덕 g1

(5.0m)

104.7 분 이상182 140.0 cr 6cv≒ 69.0

109.6 분 이상200 173.0 cr 6cv≒ 113.0

87.1 분 이상184 168.0 cr 6cv≒ 83.0

177.8 230.0 204.0 cr 6cv≒ 144.0

112.2 184.0 136.0 cr 8cv≒ 66.0

가덕 g2

(5.0m)

63.1 127.0 112.0 cr 10cv≒ 58.0

89.1 158.0 143.0 cr 8cv≒ 79.0

131.8 216.0 170.0 cr 8cv≒ 101.0

용원bh-3

(11.0m)

77.6 126.0 90.0 cr 5cv≒ 43.0

83.2 136.0 102.0 cr 6cv≒ 48.0

239.9 265.0 218.0 cr 6cv≒ 192.0

용원bh-3

(7.0m)

72.4 97.0 80.0 cr 6cv≒ 43.0

144.5 223.0 170.0 cr 6cv≒ 136.0

매립재로서 포항지역 이암의 유용성에 관한 연구 149

매립재로서 포항지역 이암의 유용성에 관한 연구

A Study on the Availability of Pohang’s Mudstone as a Reclamation Material

이 규 환1 Lee, Kyu-Hwan

정 대 석2 Jung, Dae-Suck

양 태 선3 Yang, Tae-Sun

Abstract

Recently, the selection of procurement material for reclamation or road at Pohang area is getting harder. so, it isattempted that mudstones are used for road base material and harbor reclamation. But there is no example that usemudstone to reclamation and the features of the reclaimed land using mudstones have not been made clear yet. Wewill make clear these features-especially the water absorption and softening, slaking behavior and the geologicalmechanism, so we will obtain the method to forecast a land subsidence and a decline of land strength. In this study,we examined the adaptedness judgment of mudstones as a reclamation material for road basis material or harborreclamation material through the laboratory test and pilot test.

요 지

최근 들어 포항지역에서 매립이나 도로성토를 위한 양질의 재료 취득이 점점 더 어려워지고 있다 따라서 이암을.도로나 항만 등의 공사에서 성토재료나 매립재로 활용하려는 시도가 진행되고 있다 그러나 이암을 매립재로 활용한.예가 없으며 또한 이암을 이용한 매립지반의 거동 특성에 대해 명확하게 밝혀지지는 않았다 이암을 매립재료로, .활용하기 위해서는 이암의 흡수 연화 슬레이킹등의 거동특성을 파악하여 향후 발생할 수 있는 침하나 강도저하등에, ,대한 명확한 정보를 파악해야 한다 그러나 이에 대한 이암의 공학적 특성이 명료하지가 않다 본 연구에서는 이암을. .도로 기초나 항만 등의 성토나 매립재료로 사용시 그 적합성을 실내시험과 시험시공을 통해 파악코자 하였다.

Keywords : Mudstone, Slaking behavior, Reclamation, Softening, Water absorption

정회원 건양대학교 건설시스템공학과 조교수 교신저자1 , (Member, Assistant Prof., Dept. of Civil System Engrg., Konyang Univ., [email protected], )정회원 중부대학교 토목공학과 부교수2 , (Member, Associate Prof., Dept. of Civil Engrg., Jungbu Univ.)정회원 김포대학 건설정보과 부교수3 , (Member, Associate Prof., Dept. of Civil Engrg., Kimpo Univ.)


서 론1.

국내에서도 포항지역을 중심으로 이암지반에서 도로

나 항만 기초공사 등의 토목공사가 날로 증가하고 있,

다 최근 들어 도로나 항만 등의 토목공사에서 양질의.

매립재료를 취득하기 어렵기 때문에 이암을 성토재나

매립재로 활용하려는 시도가 일부 진행되고 있다.

이암 셰일 등의이질암은 점토를 주성분으로한 퇴적암,

의 일종으로 풍화 작용을 받은 후에는 흙과 유사한 공

학적 성질을 보이는 특징을 가지고 있다 이러한 이암은.

주로 대구 경북지역에 분포한다 이와 같은 이암 지반.

에서 토목 공사시 강도 저하에 따른 사면붕괴 문제라든

지 지반조사시 연암으로 판정되어 골재원으로 채택되

었다가 실제 시공시에 급격한 강도 저하나 토사화 등



의 문제가 발생하여 재료원을 변경한 예가 종종 발생하

고 있다 이와 같이 이암 재료를 이용하여 토목공사를.

하는 경우 그 재료의 특성상 작업이 어려울 뿐만 아니,

라 성토나 매립재료로 이용하는 경우 장기 침하특성등,

의 공학적 성질의 불확실성 때문에 대규모인 토목공사

에서는 일반적으로 사용하지 않았다.

일본의 경우 일부지역에서 재료원의 부족현상으로,

그 지역에 풍부한 이암을 재료원으로 사용하려는 연구

가 시도되고 있으나 아직도 그 공학적 특성을 명확히

밝혀지는 못하였다 따라서 일부 성토나 매립 재료로 사.

용하는 경우 혼합처리 공법 등의 지반 개량공법과 함께

사용되고 있다 이암 셰일과 같은 암반은 외관상 단단. ,

하게 보이는 경우가 많아 초보자들이나 비전문가들에

의한 지질 조사시 착오하기 쉽고 토사보다는 경도가 높

아 야외지질 조사시 강도가 과대평가 되는 경향이 있다.

따라서 화강암류 지반에 대한 경험이 풍부한 국내 지질

조사자 들이나 토목기술자들에게 가장 오판하기 쉬운

암종에 해당된다 이러한 이유로 이암을 이용하여 항만.

매립재로 사용한 시공 경험은 국내에서는 없으며 해외

에서도 극히 일부분을 제외하고는 거의 전무한 실정이

다 따라서 이암을 성토나 매립재로 활용하는 경우 그. ,

재료적 특성으로 인하여 많은 문제가 발생할 가능성이

매우 크므로 선정된 재료에 대한 공학적 특성 분석을

통하여 재료로서의 타당성 여부를 충분히 검토 한 후에

사용 유무를 결정해야 한다.

본 연구에서는 이암을 이용하여 도로 기초나 항만 매

립재료로 사용토록 설계되어 있는 과업에서 매립재료

로서의 이암을 적정성 여부를 실내시험 및 현장시험을

통하여 규명하고자 하였다.

포항지역 이암의 특성2.

포항지역에는 일명 제 기층이라고 불리는 퇴적 이암3

층이 넓게 분포되어 있다 특히 이 일대의 지층은 양산. ,

과 울산을 가로지르는 주향이동단층에 의한 함몰지에

조류에 의해서 운반 퇴적된 해성퇴적지반이다 지층 구.

성은 주로 연약지반 잔적토층 풍화암층 및 연암층으로, ,

되어 있으며 연암층은 혈암과 이암이 교호적으로 나타

나지만 이암이 휠씬 우세한 편이다 이암은 특유의 슬레.

이킹 현상이발생할가능성이많은데이와같은 슬레이

킹 현상에 의해 이암지역에 시공된 구조물의 경우 지반

침하문제 등으로 피해가 일어난 사례들이 많다.

포항지역에 분포하는 이암의 경우 위치와 심도에 따,

라 고결된 이암과 미 고결된 이암이 혼재되어 분포하고

있어 그 공학적 성질도 매우 복잡하다 특히 이암을 도.

로기초재료나 항만 매립재로 활용하려고 하는 경우에

는 미고결암과 고결암이 혼재되어 사용됨으로 그 공학

적 특성은 더욱더 복잡해진다고 볼 수 있다.

포항지역 이암시료에 대한 이영휘 등의 연구에(1993)

따르면 각 시험시료마다 광물분석시험 결과는 약XRD

간 차이가 있으나 각 구성광물 성분의 함유율에서 미소

한차이가있을뿐다른위치에서시추된 시험시료들간

의 화학성분에는 큰 차이가 없는 것으로 나타났다 즉. ,

포항지역에 분포하는 이암은 그 구성광물의 성분은 비

슷하지만 채취지역과 채취심도에 따라 이암의 공학적

성질이차이가큰것으로나타나고있다 이는포항지역.

의이암이채취위치나 깊이에따라서고결정도가 다르

기때문으로판단된다 즉 고결된이암층과미고결이암. ,

층이 반복적으로 불규칙 적으로 복잡하게 분포 되어 있

는 복잡한 지층구조를 형성하고 있음을 알 수 있다.

시추시료 분석3.

매립재료원으로 사용될 토취장 부지에서 실행된 보

오링 주상도와 시추에서 얻어진 시료를 분석하여 보았

다 토질조사 보고서에 제시된 시추 주상도에 의하면 표.

토층잔류토층풍화암층연암층의 순서로 지층이 구성- - -

되어 있다 미고결 이암의 특성상 지중에서는 치나. N

등 암반의 특성을 나타내는 값들이 상당히TCR, RQD

양호하게 나타나지만 미고결 이암이 시추되어 지표상

에 들어나게 되면 실제 지반조사에서 연암으로 판정된

암석들도 급격히 강도가 저하하거나 물과 접촉하면 연

약화 되는 특성이 있다 토취장 시추 시료에 대한 분석.

결과 깊이에 따라 이암의 강도 특성이 매우 달라지는

경향을 보이는 것을 파악할 수 있었다 깊이에 따라 암.

석의 강도가 증가하는 일반적인 지층 형상과는 달리 상,

하부에 걸쳐 고결정도가 다른 암이 서로 교호하여 존재

하는 것을 확인 할 수 있었다.

그림 은토취장 예정부지의시추된 시료상자로심도1

에 따라 고결정도의 차이가 커서 보오링 주상도에는 연

암으로 분류되어 있으나 물을 흡수하면 바로 미립화 되

어 토사화 되는 고결정도가 상당히 약한 이암에서부터

고결정도가상당히큰이암까지혼재되어분포되어있다.


실내시험4.

토취장 예정구역의 이암시료에 대한 매립재로서의

적정성 여부를 판단하기 위하여 비중시험 액 소성시, ･험 흡수율시험 점하중 강도시험 등을 비롯한 일련의, ,

실내시험을 수행하였으며 그 결과는 다음과 같다.

물성 및 액소성 시험4.1

채취시료에 대한 기본 물성시험결과 함수비는 33.9～비중은 액성한계는 소69.1%, 2.67 2.70, 59.7 94.5%,～～

성지수는 로 나타났으며 통일분류법상 점16.2 37.7%～토 및 모래 섞인 실트 로 분류되었다 토취장 예정(MH) .

구역의 시료상자에서 샘플링한 시료에 대해 노건조 후

손과 해머를 이용하여 분쇄한 후 체를 이용하여 씻#200

기 시험을 한 결과 가지 시료 모두 체 통과율이3 #200

이상으로 나타났다 또한 체 잔류시료를 가지95% . , #200

고 노 건조한 후 육안과 냄새로 관찰한 결과 유기질의

재 성분이 다량 함유되어 있었다 표 은 토취장 부지에. 1

서 채취한 시료를 이용한 액소성 시험결과이다, .

침수 붕괴시험4.2

이암의 붕괴 상황의 관찰을 위해서 침수 붕괴 시험을

하였다 침수붕괴 시험방법은 토취장에서 채취된 이암.

을 비이커에 닮아 의 노건조기에서 시간 건조110 24℃시킨 후 시간 침수 시킨다 이과정이 사이클로 같은, 24 . 1

공정을 사이클 되풀이 하여 각 사이클 종료시의 붕괴5

상황을 관찰하였다 고결정도가 약한 시료의 경우 수침.

후 바로 토사화 되는 현상을 나타내어 사이클을 되풀이

그림 포항 토취장 부지 시추시료1. 00

그림 수침 전후의 이암시료2.

표 액 소성 시험1. ･위치 공번 심도(M) 주상도 분류 액성 한계 소성 지수 비고

포항 단지00 B-2 12 연암 63.4 34.5

유기질 함유포항 단지00 B-4 9.5 연암 60.2 33.5

포항 단지00 B-16 15.5 연암 59.6 31.2

포항 단지00 BH-52 25 연암 50.1 24.6

포항 단지00 BH-52 29 연암 51.3 26.1


할 수 가 없었다 비교적 고결정도가 양호한 시료의 경.

우 바로 토사화는 되지 않았으나 사이클이 반복되면서

균열이 발생하고 조각으로 분리되는 현상을 관찰 할 수

있었다 그림 는 수침전후의 이암시료로 토사화 현상. 2

이 빠르게 나타나고 있음을 관찰 할 수 있었다.

흡수율 시험4.3

흡수율이란 암석시료의 간극에 물이 어느 정도 침투,

하는가를 나타내는 것이며 암석의 기본적인 물성의 하

나이다 암석시료가 흡수할 수 있는 최대의 물량이 그.

시료의 실질부분의 질량에 대하여 어느 정도인가를 나

타내는 비율을 말한다 경암의 흡수율은 이하이며. 10%

신선하고 치밀한 암석에서는 에도 달하지 않는 경우1%

가 많다 따라서 풍화에 따라 흡수율은 증가한다 연암. .

에서는 수 부터 정도에 도달하며 상당히 변화한% 60%

다 대략적으로 암석 종류에는 관계없이 흡수율이. 5%

이상으로 되면 강도는 낮고 특히 이상이 되면 대, 10%

단히 작게 된다.

토취장 표층에서 채취된 개의 시료에 대한 흡수율8

시험 결과 모두 흡수율이 를 상회하였으며 그 중50% 2

개 시료는 수침 후 바로 토사화 되는 현상을 보여 주었

다 표 는 토취장 예정부지에서 채취된 이암시료에 대. 2

한 흡수율시험 결과로 보오링 주상도 상에서는 전부 이

암으로 분류가 되었지만 흡수율은 이상으로 크게40%

나타났다 흡수율은 암석의 풍화정도에 따라 그 정도가.

달라지지만 풍화가 심한 경우 수침과 동시에 암석이 간

극속으로 물을 흡수하면서 기포발생과 함께 토사화되

는 현상을 보였다 풍화정도가 심한 경우에는 약 일 경. 3

과 후에 시험 막대로 휘져었을때 입자처럼 분리되었다.

풍화 정도가 심하지않은 암편도건조습윤 반복에의해

약 일 경과 후에는 암석의 표면이 많이 연약화 되어30

손톱으로 표면을 긁었을 때 실트나 점토질 입자들이 분

리됨을 관찰할 수 있었다.

분석4.4 SEM

그림 는 토취장 절취면의 표층시료를 이용하여3(a)

촬영을 한 사진으로 시험샘플은 석영질 광물을 함SEM

유한 암색이 밝은 갈색을 띄고 있고 비교적 단단한이암

이다 그림 는 토취장 지역의 대부분을 차지하고 있. 3(b)

는 이암으로 지반조사 보오링공 에서 채취한B-2(12.5m)

샘플을 이용하였다 대표적인 미고결 이암으로 보오링.

주상도상 연암으로 판정되어 있지만 강도가 상당히 작

고 손으로도 파쇄 되는 점토가 주성분인 시료를 이용하

였다 이미지 분석에서도 알 수 있듯이 점토광물. SEM

(a) (b) (c)

그림 이미지3. SEM

표 이암시료에 대한 흡수율 시험2.

위치 공번 심도(m) 주상도 분류 함수비 흡수율 비고

산업단지00 B-2 12 연암 23.7 44.5 수침 후 일1

경과 후 관찰시

조각분리

산업단지00 B-4 9.5 연암 19.7 43.5

산업단지00 B-16 15.5 연암 3.6 41.2

산업단지00 BH-52 25 연암 7.0 40.6 수침 후 일경과1

후 형태유지산업단지00 BH-52 29 연암 6.2 36.1


에서 일반적으로 나타나는 판상의 구조형태를 보여주

고 있다 그림 는 시추 주상도상 잔류토층으로 분류. 3(c)

된 에 협제해 있는 맥암층으로 점하중 시험을3.4 4.2m～통한 환산 일축압축 강도가 약 600kg/cm2

정도로 상당히

강도가 양호한 암석으로 이미지에서도 그 구성이SEM

매우 조밀함을 알 수 있다.

매립 재료원으로서의 문제점5.

지반조사 결과 토취장 지역에 존재하는 이암은 포항

지역에 풍부하게 존재하는 신생대 제 기 퇴적 이암으3

로굴착된 후이암쇄석의퇴적물은 흡수에의해연화하

고 최종적으로 점토화 하는 경향을 보여 주었다 이러한.

현상을 슬레이킹 현상이라고 한다 이 현상에 의해 매립.

지반은 지반침하나 강도저하를 일으킬 수 있기 때문에

매립 직후에 연약 지반으로 변화되는 경우가 있다 그.

결과 구조물의 기반이 되는 지반이 불안정하게 되어 구

조물의 안전성 심각한 영향을 초래 할 수 있다.

일본에서도 매립재료의 고갈로 이암을 매립재료로

활용하려는 연구와 일부 매립재로서 사용하고 있지만

현재까지도 이암을 주체로 하는 매립지반의 거동 지지,

력 변형 특성에 관한 연구는 거의 전무한 상태이다 굴, .

착된 이암은 파쇄암석의 집합체로서 존재하고 매립 성·

토시에 파쇄된 암석과 세립토가 혼합되어 존재하게 된

다 따라서 그림 와 같이 이암을 이용한 매립지반은 파. 4

쇄암석과 세립토의 혼합체 파쇄 이암의 흡수 연화 현상,

이 뒤얽히는 소위 이중 구조 때문에 그 거동은 더욱더

복잡하게 된다.

그림 의 이암의 이중구조에 나타난 것과 같이 이암4

과 같이 점토성분을 많이 함유한 암석은 습한 환경에

놓이거나 건조 습윤의 반복 작용에 의해 고결력이나 강,

도가 급격히 저하된다 따라서 이암을 성토재나 매립재.

로 활용시 암석의 내구성 문제로 인하여 많은 문제가

발생할 가능성이 상당히 크다 특히 시공실적도 없고. ,

검증되지 않아 공사 후 상당한 문제를 일으킬 가능성이

큰 재료를 매립재료로 사용할 경우 매립재료원 변경에

따른 단점보다 더 큰 위험을 감수해야만 한다 따라서.

이암의 매립재로의 적정성 여부에 대한 충분한 연구와

시험시공 등을 통한 검증을 거쳐 성토재나 매립재로서

의 적정성 여부를 규명하여 매립재료로의 선택 유무를

판단해야 한다.

시험시공6.

매립재료의 시방기준6.1

과업대상 현장에서 매립재료로서의 적합성 유무를

판단하기 위해 시방서에 나타난 매립재료의 물리적 공,

학적 성질에 대한 대표적인 시방조건 살펴보면 첫째,

흙쌓기에 사용할 재료는 활성이 없는 무기질의 흙이라

야 하며 유해한 물질이 없어야 하고 살수해서 다졌을,

때 공극이 없이 충분히 다져질 수 있는 것이라야 한다.

무기질의 흙은 유기질의 무게로 이하인 흙을 말한다2% .

둘째 액성한계 미만 소성한계 미만 건조밀도, 50% , 25% ,

1.5t/m3이상 간극률 미만인 흙을 사용하며 흡수성, 42% ,

팽창성및압축성이큰 흙과부식물을함유한흙등을사

용해서는 안 되는 것으로 명시되어있다 일반적으로적.

용되는 성토재료로서의 시방기준은 다음 표 과 같다3 .

그림 이암의 이중구조4.


성토 및 다짐6.2

포항지역 이암이 가지고 있는 물리적 공학적 특성으

로 인하여 이암을 매립재료나 도로의 노상이나 노체 재

료로 활용하기 위한 목적으로 사용한 예가 거의 전무하

다 그러나 대단위 항만 매립공사에서 매립재료원 취득.

의 한계 공사기간에 제한 등의 문제로 인하여 과업 대,

상지역에서 인접한 지역에 풍부한 이암을 매립재료로

활용하기 위한 방안으로 국내 최초로 이암을 이용한 시

험성토를 하였다 표 는 매립토로 사용된 재료에 대한. 4

실내 토성시험 결과와 시방에서 제시된 기준치를 나타

내고 있다 표 에서 알 수 있듯이 토취장재료의 최대. 4

치수와 통과 분은 시방 기준을 만족하고 있다0.08mm .

그러나 시방에서 제시된 소성지수 이하의 기준은 만족4

하지 못하고 있었다.

그림 는 성토제로 사용된 시료에 대한 체가름 시험5

결과로 가장 큰 체는 채를 사용하였다 그림 에75mm . 5

서 알수 있듯이 입도 분포가 양호한 시료를 사용하여

시험매립을 하였다.

그림 에서와 같이 이암 재료를 이용한 시험시공은6

폭에 대해 실시하였다 또한 도로 노상 노체12m 40m . , ,⨯

표 매립재료의 시방기준3.

구 분 시방서

매립토 노상 노체

재료최대치수 이하300mm 이하100mm 이하150mm

다짐 후의 건조밀도

체 통과분5mm(No.4 ) 25~100%

체 통과분0.08mm(No.200 ) 이내15% 0~25%

체 통과분중 체 통과분5mm 0.08mm 50%

소성지수 미만4 이하10 이하20

수정 C.B.R 이상10 이상5

구간A 구간B 구간C 구간D 40m

3m 3m 3m 3m 진입방향

성토전경(a) 다짐계획(b)

그림 시험성토 계획6.

표 매립재료의 시험결과4.

구 분 매립토

설계 시험 1 시험 2 시험 3 시험 4 시험 5

재료최대치수 이하300mm 104.6 115.5 105.4 147.9 125.1

통과분0.08mm 이내15% 12.17% 9.11% 9.20% 8.44% 14.54%

소성지수 미만4 26.91 24.66 26.61 19.66 18.47

체 가 름 곡 선

0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

8 0

9 0

1 0 0

75 5337.5 19 9.

54.76 2

0.84

0.42 0.

3

0.105

0.074

체 크 기 ( m m )

가적

통과

율(%)

그림 성토제의 체가름 시험5.


재료로의 적합성을 판단하기 위해 그림 와 같이 개6(b) 4

의 구간으로 나누어 다짐을 실시한 후 현장 들 밀도 시

험을 통하여 성과 분석을 하였다 구간별 다짐조건과 현.

장밀도 시험결과는 다음 표 와 같다5 .

구간별 현장 밀도시험 결과 다짐부위의 다짐도가 노

체 노상 가 확보될 수 있는 다짐횟수와 시방90%, 95%

의 다짐두께를 확보할 수 있는 포설두께로 시험 성토하

여 분석한 결과 노체의 경우 다짐횟수 회 다짐두께15 ,

노상의 경우 다짐횟수 회 다짐두께 로 나30cm, 20 , 20cm

타났다 그러나 시험시공 구역의 노체구간을 진동로울.

러로 층 다짐을 한 후 들밀도 시험을 하여 만족한 결과

를 얻었으나 그림 및 에 나타난 것과 같이 우천 후7 8

다짐표면에 스펀지 현상이 발생하였으며 백호로 다짐

구간에서 스펀지 현상이 발생 한곳을 치환하려고 굴착

한결과표면의 물을모두흡수한상태로 다짐이풀어진

현상을 파악할 수 있었다 즉 다짐 직후에는 노체나 노. ,

상토로서 만족할 만한 결과를 나타냈지만 이암 매립토

에 물이 침투한 후 이암특유의 공학적인 특성으로 인하

여 노체나 노상토로 부적합한 성질을 나타냄을 알 수

있었다.

침하결과6.3

사석으로 매립한 지반에서의 침하량 산정은 다음 식

과 같이 의 제안식을 이용하여 구하(1) Buisman-de Beer

는 경우가 일반적이다 이 경우 이암을 사석으로 고려. ,

하여 매립후 다짐지반에서 실시한 표준관입시험치를

이용하여 구한 예측 침하량이 약 로 나타나 컨테11.5cm

이너 부두의 허용 침하량이 임을 감안할 때 별도5.0cm

의 지반개량이 필요함을 알 수 있었다.

⋅

′⋅⋅′

′′ (1)

식 에서 은 표준관입시험결과치(1) N , ′는 원지반의

유효응력, ′은 유효응력 증가분 는 토층두께를 나, H

타낸다.

층두께를 나타낸다.

다짐층 ×

××

(2)

비다짐층 ×

××

(3)

전체침하량 다짐층 비다짐층 (4)

표 다짐조건과 현장밀도 시험5.

구 간

구 분구간A 구간B 구간C 구간D

진동롤라 회( ) 10 15 20 25

함수비(%) 52.60 51.46 51.05 53.88

건조밀도(t/m3) 0.990 1.000 1.079 1.087

다짐도(%) 89.5 90.4 97.6 98.3

다짐두께(cm) 30 30 30 30

표면관찰 양호 양호 양호 양호

그림 노체 다짐 구간 비온후 상태7. 그림 노체 다짐구간 비온후 스폰지현상8.


이암의 경우 물리적 역학적 특성 때문에 장기침하문

제가 발생한다 국내에서도 김교원 등에 의한 이. (2002)

암의 크리프 현상에 대한 연구 결과가 있지만 아직도

이암의 장기침하 거동에 대한 정확한 예측은 어려운 상

태이다 그림 는 위치에서 측정된 이암 매. 9 No.7 + 10.0

립재의 침하를 촉진시키기 위한 성토 및 침하판 설치

단면도를 나타낸 것으로 성토고의 결정은 컨테이너 야

드 와 기타지역으로 구분하여 압성토의 재하 높이(C.Y)

를 산정하였다.

그림 은 성토후 침하량 측정을 위한 침하판 설치10

장면이다 시험시공현장에서 침하량 계측은 개의 지점. 3

을 선정하여 실시하였다.

그림 은 이암을 이용한 시험 매립구간중11 NO.7+10

위치에서 약 일간 측정한 침하량 측정 결과를 보여153

그림 성토 및 침하판 설치 단면도9. 그림 침하판 설치10.

북측호안 매립구간 침하 현황(계측 No.1)00신항(1-1단계) 건설공사

2 0 0 6 년 2 0 0 7 년

11월 12월 1 월 2월 3월

20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 1 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 20 20 21 23 23 24 25 26 27 28 29 2 23 26 30 6 12 15 22 26 8 16 23

0mm 침하판설치 DL (+)0.259

10mm

20mm 노체

30mm 노체DL (+)1.45

40mm

50mm 노상

60mm

70mm

80mm

90mm

100mm

110mm 계측침하판 위치

120mm X:290,006.681

130mm Y:239,086.381

140mm 수심 : DL (-)6.1

150mm 노상DL (+)2.465

160mm 노상상단이(+)2.45

170mm

180mm

190mm

200mm 재하성토1.8m

210mm

220mm

230mm DL (+)4.266

240mm

250mm

260mm

270mm

280mm

290mm

300mm

310mm

320mm 재하성토2.8m

330mm

340mm

350mm

360mm

370mm

380mm

390mm 재하성토완료 DL (+)7.102

400mm

410mm

420mm

430mm

440mm

500mm

구분

13

27 30

6771

76 79 8187 90 92

96 96 96100102103 105107108

142142142142147

160

385

398

408415415416416

43

432429

429

429

429429

427425

426

41

419

10496

177

246

419

419

419

420

423420420 424

424

그림 침하량 측정결과11.


주고 있으며 현재 시험시공구간에서 지속적으로 침하

량측정을진행 중에있다 이기간동안발생한총침하.

량은 약 정도로 식 을 적용하여 산정한 침하량43cm (1)

보다도 매우 크게 침하량이 발생하였다 이때 발11.5cm .

생한 총 침하량은 성토층다짐층과 비다짐층의 침하량( )

을 합한 값이다.

그림 의 침하량 측정결과에서와 같이 치를 이용11 N

한 예상 침하량보다 실측 침하량이 상당히 크게 나타났

지만 재하성토 완료 이후 약 개월간의 침하계측 결과3

에서 성토 완료 후에는 침하량이 점점 작게 발생되어

일정한 값에 수렴하였다.

그러나 이암의 매립재료로의 적합성을 판단하기 위

해서는 장기적인 침하거동과 재하시험등을 통한 보완

연구가 선행되는 경우 매립재료로 활용하는 것도 타당

성 유무를 결정해야 한다고 본다.

결 론6.

본 연구에서는 포항지역을 이암을 가지고 실내시험

및 시험성토를 하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 포항지역에 분포하는 이암은 그 구성광물의 성분은

비슷하지만 고결된 이암층과 미고결 이암층이 불규

칙적으로 복잡하게 분포되어 있음을 알 수 있었다.

따라서 특정지역과 특정심도에서 채취된 이암의 시

험결과를 가지고 포항지역 전체 이암의 물리적 공

학적 특성을 대표하기는 매우 어렵다고 판단된다.

(2) 포항지역의 이암을 도로나 항만의 성토나 매립재료

로 사용하는 경우 국부적인 위치에서 얻은 시험결,

과보다는 전체적인 경향을 나타낼 수 있는 토취장

영역 전 심도에 대한 샘플링 자료 등을 가지고 매립

재료로서의 적합성 유무를 판단해야 한다.

(3) 현재까지 나타난 이암 매립재에 대한 시험시공 결

과 이암 매립지반의 침하량 산정을 위해 사석매립,

시 사용되는 침하량 산정식을 적용할 수 없고 새로

운 산정식을 개발해야 함을 알 수 있었다.

(4) 이암을 매립 후 다짐시험을 통해서 노체나 노상재

료로서 시방기준을 만족하는 것으로 나타났으나 우

천으로 인해 물이 흡수되는 경우 스펀지 현상등 다,

짐도가 현격히 감소하는 것으로 나타났다.

(5) 이암재료의 경우 성토 후 시방기준 이상의 침하를,

허용할 수 있는 구조물을 제외하고는 이암매립 성

토재료에 대한 관찰을 통하여 매립재로서의 적합성

여부에 대한 검증 후 매립재로의 사용이 요구된다.

특히 이암을 매립재료로 사용하는 경우 장기 침하,

특성에 대한 규명이 어려우므로 이에 대한 지속적

인 연구가 요망된다 이에 국내에서는 처음으로 시.

행된 이암을 이용한 시험시공 현장에 대한 지속적

인 연구 관찰을 통하여 이암의 활용성을 높이고자

한다.

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접수일자 심사완료일( 2007. 5. 3, 2007. 8. 28)

섬유의 보강 형태에 따른 섬유 시멘트 혼합토의 일축압축강도특성- 159

섬유의 보강 형태에 따른 섬유 시멘트 혼합토의 일축압축강도특성-

Unconfined Compressive Strength of Fiber-reinforced Cemented Sandsby Fiber Reinforcement Form

박 성 식1 Park, Sung-Sik

김 영 수2 Kim, Young-Su

이 종 천3 Lee, Jong-Cheon

Abstract

The behavior of fiber-reinforced cemented sands (FRCS) was studied to improve a brittle failure mode observed incemented sands. Nak-dong River sand was mixed with ordinary Portland cement and a Polyvinyl alcohol (PVA) fiber.A PVA fiber is widely used in concrete and cement reinforcement. It has a good adhesive property to cement anda specific gravity of 1.3. A PVA fiber has a diameter of 0.1 mm that is thicker than general PVA fiber for reinforcedcement. Clean Nak-dong River sand, cement and fiber at optimum water content were compacted in 5 layers giving55 blows per layer. They were cured for 7 days. Cemented sands with a cement/sand ratio of 4% were fiber-reinforcedat different locations and tested for unconfined compression tests. The effect of fiber reinforcement form and distributionon strength was investigated. A specimen with evenly distributed fiber showed two times more strength than not-evenlyreinforced specimen. The strength of fiber-reinforced cemented sands increases as fiber reinforcement ratio increases.A fully reinforced specimen was 1.5 times stronger than a specimen reinforced at only middle part. FRCS behaviorwas controlled not only by a dosage of fiber but also by fiber distribution methods or fiber types.

요 지

취성적인 파괴를 보이는 시멘트 혼합토의 역학적 특성을 개선하기 위하여 단섬유를 사용한 섬유시멘트 혼합토에-관한 연구를 수행하였다 낙동강 유역에서 채취한 모래 보통포틀랜드시멘트 그리고 최근 콘크리트와 시멘트 보강재로. ,많이 사용되고 있는 폴리비닐알코올 섬유를 사용하였다 섬유는 시멘트와 접착성이 매우 우수하며 비중이(PVA) . PVA으로물보다약간 큰것이특징이며 시멘트 보강재로사용되고있는일반 섬유보다는다소직경이큰 의1.3 PVA 0.1mm

섬유를 사용하였다 깨끗한 낙동강 모래에 시멘트와 섬유를 최적함수비로 잘 섞은 후 층으로 나누어 층당 회PVA . 5 55다짐하여 공시체를 만든 후 일간 양생시켰다 모든 공시체의 시멘트 혼합율은 로 동일하지만 섬유의 혼합위치를7 . 4%다르게 시료를 제작하여 일축압축시험을 실시하였다 강도시험에서 섬유의 보강 형태와 위치에 따른 일축압축강도의.특성을 비교하였으며 동일한 양의 섬유가 균일하게 보강된 경우의일축압축강도가 그렇지않은경우보다 약 배 증가, 2하였다 층당 섬유 혼합율이동일할 경우 섬유 보강율이증가함에따라일축압축강도도 증가하였으며 전층이보강되었. ,을 때의 일축압축강도는 중간층만 보강된 경우보다 배 이상 강도가 증가하였다 섬유시멘트 혼합토 거동에서 섬유1.5 . -의 혼합율과 섬유가 골고루 잘 분산되도록 하는 방법 또는 분산이 용이한 섬유를 선택하는 것이 중요하였다.

Keywords : Cemented sand, Distribution, Fiber-reinforced, Unconfined compression test

1 정회원 원광대학교 공과대학 토목환경도시공학부 전임강사, (Member, Full-time Lecturer, Division of Civil, Environmental & Urban Engrg., Wonkwang Univ.,교신저자[email protected], )

정회원 경북대학교 공과대학 건설공학부 토목공학전공 교수2 , (Member, Prof., Dept. of Civil Eng. Kyungpook National Univ.)정회원 원광대학교 공과대학 토목환경도시공학부 겸임교수3 , (Member, Adjunct Prof., Division of Civil, Environmental & Urban Engrg., Wonkwang Univ.)




서 론1.

흙은 철근 및 콘크리트와 같은 다른 토목재료와 달리

쉽게 분리될수 있으며 외력을받았을때 흙입자상호간

에 쉽게 변위가 발생한다 이와 같은 흙의 단점을 보완.

하기 위하여 흙이나 모래에 시멘트 또는 석고와 같은

고결 유발제를 섞은 혼합토에 관한 연구가 국내에서 활

발히 진행 중이다송창섭과 임성윤 김기영 등( , 2002a; ,

이우진 등 정우섭 시멘트 또는 석고2005; , 2006; , 2007).

혼합토는 흙 입자간의 고결현상으로 건조시 흙의 체적

변화를 감소시키거나 강도를 증가시키므로 기초지반 및

연약지반의보강 옹벽뒤채움재 도로및철도의성토노, ,

반 기층재료등으로사용할수있다 대부분의연구자들, .

이 흙에 소량의 포틀랜드시멘트를 혼합하여 시료를 제

작하였으며 일축압축시험 실내 시험 삼축시험 등, , CBR ,

의 실내시험을 이용하여 혼합토의 강도 및 투수성 등의

공학적 성질을 연구하였다(Saxena and Lastrico, 1978;

Clough et. al., 1981; Acar and El-Tahir, 1986; Abdulla

시멘트 혼합토는 시멘트 혼합율에and Kiousis, 1997).

따라 흙의 압축강도를 상당히 증가시킬 수 있으나 소성,

변형이 거의 일어나지 않고 급작스런 파괴취성파괴가( )

발생하는 단점이 있다 삼축압축시험에서 시멘트 혼합.

토의 전단거동은 파괴점에 도달한 이후에 시멘트로 인

한 고결을 소실하므로 일반모래와 유사한 잔류강도 및

거동을 보인다.

연약지반 위에 성토를 할 경우와 옹벽 뒷채움시에 일

정한 방향으로 토목섬유를 근입하면 흙과 토목섬유 경

계면에서 발생하는 마찰력으로 수평변위가 억제되어

흙의 지지력을 증진시킨다 이와 같은 띠모양으로 흙에.

삽입된 토목섬유는 다짐이 불량할 경우 근입방향을 따

라 미끄러짐 현상으로 인한 파괴면이 형성될 수 있다.

따라서 일정한 방향을 가지지 않고 무작위로 섞은 단섬

유 를 이용하는 경우가 점차 늘어나고 있다(staple fiber) .

조삼덕과 김진만 송창섭과 임성윤 목영(1995), (2002b),

진 등 은 점토나 사질토의 강도 및 인장력 증가 그(2005)

리고 균열을 감소시키기 위하여 짧은 합성섬유폴리프(

로필렌 폴리에스테르를 혼합한 섬유 혼합토에 관한 연, )

구를 수행하였다 와 는 섬유 혼합율 전. Maher Ho(1994) ,

단면에 대한 섬유방향 섬유강도 등이 섬유 혼합토 강도,

에 크게 영향을 미친다는 연구결과를 발표하였다 단섬.

유를 이용한 섬유 혼합토는 주로 사질토에 자연섬유갈(

대 혹은 폴리프로필렌과 같은 인공섬유를 혼합한 연구)

가주로이루어져왔다 이와 같은 단섬유형태의합성섬.

유를추가적으로시멘트혼합토에혼합하면섬유의인장

력이 발휘되어 앞서 언급한 시멘트 혼합토의 취성 파괴

를 방지하거나 보강토체의 지지력을 증가시킬 수 있다.

흙의 압축강도와 인장력을 모두 증가시킬 수 있도록

섬유와 시멘트를 사질토에 혼합한 섬유시멘트 혼합토-

에 관한 연구는 국외에서 몇몇 연구자(Consoli et al.,

1 에 의하여 시작되었다 그 이998; Maher and Ho, 1993) .

전까지는 시멘트 혼합토와 섬유 혼합토에 관한 연구가

각각분리되어이루어져왔다 년 와. 1993 Maher Ho(1993)

가 처음으로 오타와모래에 시멘트를 혼합한 후에 무작

위로 유리섬유를 섞어 정적 및 동적 삼축시험을 실시하

였다 섬유량이 많을수록 섬유길이가 길수록 압축 및 인.

장강도가 증가하였으며 섬유를 혼합함으로 액상화에,

대한 저항력도 증가하였다 등 은 실트질. Consoli (1998)

모래에 비중이 인 유리섬유와 포틀랜드시멘트를 사2.62

용하였다 코팅을 하지 않은 일반 유리섬유는 시멘트와.

같은 알카리성에 약하며 물보다 배 이상 무거운 유리, 2

섬유를 물시멘트와 슬러리 형태로 재성형할 경우 유리-

섬유는 물시멘트와 분리현상이 발생한다- .

본 논문에서는 일축압축시험을 이용하여 시멘트 혼

합토와 섬유 혼합토의 장점을 모두 활용한 섬유시멘트-

혼합토에 관한 연구를 수행하였다 점토 또는 자연상태.

의 흙에 시멘트와 물을 혼합한 소일시멘트보다는 공시

체 제작이 용이한 깨끗한 모래를 주재료로 미만의10%

소량의 시멘트와 섬유를 섞은 혼합토에 관한 연구에 중

점을 두었다 현장에서 대량으로 섬유를 혼합할 경우 섬.

유가 골고루 분산되지 않고 어느 한 부분으로 집중될

수 있다 이와 관련하여 시멘트 혼합토에서 섬유의 보강.

정도나 위치에 따른 혼합토의 강도에 관한 연구는 보고

되지 않았다 본 논문에서는 동일한 시멘트 혼합율을 가.

진 시멘트 혼합토에서 섬유의 보강율과 혼합율에 따른

일축압축강도의 영향을 분석하였다.

실험에 사용한 재료2.

모래와 시멘트2.1

본 연구에서 사용한 시멘트 혼합토의 원재료는 낙동

강유역의 성주지역에서 채취하였으며 성주모래라 부른

다 현장에서 약 정도의 표토를 제거한 후 채취한. 1m

모재료를 실험실로 운반한 후에 점토성분을 제거하기


위하여 번체를 이용하여 물로 씻어 모래주위의 점토200

성분을 모두 제거한 후에 다시 건조하였다 건조된 모래.

를 다시 번 체로 통과시켜 직경이 이하인 시료10 2mm

를 사용하였다 본 실험에서 사용한 성주모래의 입도분.

포곡선은 그림 과 같으며 표 은 선을 이용한 성분1 , 1 X

분석 결과를 나타내고 있다 이 분석결과에 의하(XRF) .

면 성주모래는 실리카이산화규소가 이상인 실리( ) 76%

카질 모래이며 전자현미경사진은 그림 와 같다, 2 .

윤길림과 김병탁 은 굴패각을 모래의 고화재로(2006)

사용하기 위한 고화성능평가를 연구하였다 등. Ismail

은 탄산칼슘을 주성분으로 하는 파쇄성이 높은(2002)

모래에 석회 석고 포틀랜드시멘트와 같은 고화재의 종, ,

류에 따른 혼합토의 거동을 비교하였다 등. Ismail (2002)

의 연구결과에 의하면 석회와 석고를 사용한 시료는 취

성파괴를 보이며 그 이후에 체적이 더욱 감소하는 경향

을 보였으나 포틀랜드시멘트를 사용한 혼합토는 연성,

파괴를 보이며 파괴 이후에 경화현상과 체적이 팽창하

는경향을보였다 이와같이고화재의종류에따른거동.

의 차이는 공시체에 사용한 부서지기 쉬운 모래와 고화

재사이의강도차이 때문인 것으로 판단된다 시멘트 혼.

합토에대한다양한연구결과를비롯하여시료의혼합성

이나현장적용성등을고려해볼때구입이용이한시멘

트가 고화재로 적합하였다 본 실험에서는 비중. 인3.15

국내 사의 보통포틀랜드시멘트를 사용하였으며 건조S ,

모래에 대한 시멘트 혼합율은 로 모든 시료가 동일하4%

다 정우섭 은 성주모래에 시멘트 혼합율을 달리하. (2007)

여 한국산업규격 흙의 다짐 시험 방법이하KS F2312 (

표준다짐방법이라함중에서 다짐방법을 이용하여 각‘ ’ ) D

각의 시멘트 혼합율에 대한 최대건조밀도와 최적함수비

를 구하였다 시멘트 혼합율이 일 경우 성주모래의. 4%

최적함수비는 약 이며 그 결과는 그림 과 같14% 3 다.

섬유2.2

섬유 혼합토 연구에서 가장 많이 사용된 섬유는 폴리

100 10 1 0.1 0.01Grain size (mm)

0

20

40

60

80

100

Perc

ent f

iner

(%)

Sungju sand

그림 성주모래의 입도분포곡선1.

그림 성주모래의 전자현미경사진2.

표 성주모래의 성분분석 결과1.

Classification SiO2 Al2O CaO K2O Na2O Fe2O3 MgO P2O5 TiO2

Content (%) 76.62 12.37 1.65 4.19 2.88 1.98 - - 0.28

16

17

18

19

6 10 14 18 22

Water content(%)

Dry

den

sity(

kN/m

3 )

시멘트 혼합율=0%

시멘트 혼합율=4%

Zero-air-void curve(Gs=2.67)

Sr=72.5% Sr=75.8%

그림 성주모래의 다짐특성 정우섭3. ( , 2007)


프로필렌 섬유이다 이 섬유는 물보다 가벼우며 알카리.

성에 약하며 내구성이 부족하다는 단점이 있다 본 연구.

에서는 최근 시멘트 보강재로 가장 많이 사용되고 있는

폴리비닐알코올 섬유를 사용하(Polyvinyl alcohol, PVA)

였으며 그림 는 제품명이 이라는 섬, 4 RECS100L PVA

유 사진이다 최수명 은 섬유의 특징 및 제조. (2002) PVA

방법에 대하여 자세히 소개하였으며 그 특징은 다음과,

같다 여러 합성섬유 중에서 토목재료로 섬유는 고. PVA

강도 고탄성률의 우수한 물리적 특성을 가지며 이외에,

도 열안정성 내약품성 내후성 등이 우수하기 때문에, ,

산업용 섬유로서 널리 사용되고 있다 섬유는 나일. PVA

론 폴리에스터에 비해 건열수축률이 낮아서 우수한 형,

태안정성을 나타내며 열안정성이 좋은 것으로 잘 알려,

진 레이온보다 더욱 안정하다 특히 시멘트와의 접착성.

그리고 내알칼리성이 높기 때문에 콘크리트 및 시멘트

보강재로 아주 적합하다.

시료성형방법 및 섬유의 분산도실험3. PVA

모래에 섬유를 혼합할 경우 간단하게 손으로 섞는 방

법이 있다 섬유와 모래를 섞을 때 두 재료 사이의 이질.

감으로 연구자들이 많은 어려움을 겪었으며 효율적인,

섬유혼합방법은 아직 개발되지 않았다 박영곤 은. (1999)

와 가 사용한 장비와 유사한 기계를 이Maher Ho(1994)

용하여 섬유와 모래를 혼합하였다 이 기계는 실험실용.

소형 콘크리트믹서와 유사하나 하나의 축을 따라 연속

적으로 이어지는 나선형의 날을 장착하고 있다.

본 실험에서는 손을 이용하는 방법과 전기 교반기를

이용하는 방법 등 시행착오적으로 섬유와 모래의 혼합

방법을 달리하여 적절한 방법을 찾았다 먼저 섬유를 건.

조한 모래와 혼합해 보거나 섬유를 물에 넣고 분산시킨,

후에 건조한 모래와 섞어 보았다 최종적으로 시멘트와.

모래를 최적 함수비인 로 비빈 후에 섬유를 뿌리고14%

다시 손으로 비벼서 재료를 혼합하였다 비교적 굵은 섬.

유를 사용하였으므로 섬유혼합과정에서 발생하는 섬유

의 뭉침이나 쏠림현상은 적었으며 이로 인한 시멘트 혼,

합토의 강도에 미치는 영향을 최소화하기 위하여 섬유

와 섬유를 분리하는 작업을 모래와 섞는 과정에서 반복

적으로 실시하였다.

공시체 제작방법3.1

현장에서채취한흙과시멘트를혼합한흙시멘트공시

체를 제작할 경우 를 이용한다 하지만 깨끗한KS F2329 .

모래를소량의시멘트와혼합할경우에적절한다짐시험

방법은 제시되지 않았다 박영곤 은. (1999) 의Ladd(1978)

저다짐 개념을 이용하여 섬유 혼합토(under compaction)

의 공시체를 제작하였으나 밑부분의 다짐도가 불량하

여 표준다짐방법을 이용하였다 본 실험에서도 표준다.

짐방법을 이용하였으며 직경 높이 의 시, 70mm, 140mm

료를 층으로 나누어 각층 사이의 분리가 생기지 않고5

충분한 다짐이 되도록 제작하였다 그림 과 같이 양쪽. 5

으로 분리할 수 있는 몰드 표준다짐방법과 동일한 다짐,

에너지를 가하기 위한 낙하추 및 낙하시 안내역할을 하

는 높이 의 몰드 연결기를 이용하였다300mm .

그림 섬유 직경4. PVA RECS100L( 0.1mm)

그림 공시체 제작에 사용한 몰드와 햄머5.


공시체 제작에 사용한 건조모래에 대한 시멘트와 섬

유의 비율은 다음과 같이 정의하였다 시멘트 혼합율. ρc

는 건조모래를 기준으로 다음과 같이 정의하였다.

(%)100WW

s

cc ×=ρ

(1)

여기서 Wc는 시멘트의 무게이며, Ws는 건조모래의 무

게이다 본 실험에 사용한 시멘트 혼합율. ρc는 이다4% .

공시체에 포함된 섬유량은 두 가지 방법 즉 섬유 혼

합율로 표현하였다 건조모래와 공시체 전체에 사용한.섬유 무게를 기준으로 정의한 섬유 혼합율은 ρf1이라 하

며 건조모래와 각층에 사용한 섬유 무게를 기준으로 정,

의한 섬유 혼합율은 ρf2이다 이들 섬유 혼합율은 다음.식으로 표현할 수 있다.

(%)100WW

(%)100WW

s

2f2f

s

1f1f ×=ρ×=ρ

(2)

여기서 Wf1은 공시체 전체에 사용한 섬유 무게이며, Wf2

는 각층에 사용한 섬유 무게이다 실험은 공시체 전체에.

사용한 섬유량이 일정한 경우(ρf1이 일정와 각층에 사)용한 섬유량이 일정한 경우(ρf2가 일정로 나누어 실시)

하였다 따라서 실험은. ρf1이 인 경우 시리즈와1% (T ) ρf2

가 인 시리즈 두 종류로 구성되었다 시리즈는0.2% (E ) . T공시체 전체에 대한 섬유 혼합율 ρf1이 로 동일하나1% ,

섬유를 혼합한 각층에 대한 섬유 혼합율 ρf2는 섬유 보

강층의 숫자에 따라 개층 보강 개층 보강1%(1 ), 0.5%(2 ),개층 보강 개층 보강로 각각 다르다0.33%(3 ), 0.2%(5 ) .

하지만 시리즈는 섬유를 포함한 각층에 대한 섬유 혼E

합율 ρf2는 로 모두 동일하나 공시체 전체에 대한0.2% ,섬유 혼합율 ρf1는 개층 보강 개층 보강0.2%(1 ), 0.4%(2 ),

개층 보강 개층 보강로 각각 다르다 시0.6%(3 ), 1%(5 ) . T

리즈와 시리즈에서 섬유를 포함하지 않은 층의E ρf2는

이다0% .

공시체 제작 후 양생에 따른 건조수축 및 균열은 섬

유의 인장효과로 억제됨으로 몰드를 바로 분리하였으

며 약 정도로 일동안 항온습윤양생을 실시하였, 25 7℃다 송창섭과 임성윤 그리고 정우섭 에 따. (2002a) (2007)

르면 시멘트함량이 미만일 경우에는 양생기간에 관6%계없이 일 양생강도가 최대강도와 유사하였다 따라서7 .

일간 양생시킨 후에 일축압축시험을 실시하여 섬유의7 ,

보강 및 혼합 정도가 일축압축강도에 미치는 영향을 연

구하였다 이에 앞서 섬유종류에 따른 섬유의 분산도 혹.

은 모래와 비빔성이 좋은 섬유를 선택하기 위하여 섬유

의 분산 정도를 비교하였다.

섬유의 분산효과비교3.2 PVA

본 실험에서는 직경 길이를 비롯한 인장강도가 각각,다른 섬유를 이용하여 어떤 섬유가 모래와 혼합이PVA

잘 되는지를 비교하였다 비교방법은 일축압축시험 공.

시체를 제작한 후에 이를 다시 층으로 잘라서 각층에5포함된 섬유량이 일정한지를 비교하였다 공시체에 사.

용한 시멘트와 섬유 혼합율은 각각 와 이며 앞 절4% 1%

에서 설명한 대로 손으로 재료를 혼합하였다 표 와 같. 2이성질이다른세종류의섬유를서로비교하였으며이

섬유는 일본에서 수입된 섬유이다 본 실험에서는PVA .

각기 다른 섬유를 이용하여 어떤 섬유가 시멘트 혼합토

에 가장 골고루 분산되는지를 조사하였다 각층에 포함.

된 섬유의 양을 계산하기 위하여 모래와 시멘트로부터

섬유를 분리해야 한다 공시체를 물에 침전시킬경우섬.유의 비중이 약 이므로 물에 뜨지 않아 모래와 분리1.3

가 불가능하다 본논문에서는 물보다 휠씬 무거우며. 비

중이 약 인 사염화탄소1.6 (Carbon Tetrachloride/carbon를 사용하여 섬유를 부유시킴으로 모래로부터chloride)

분리하려 하였으나 액체 속에서 섬유와 모래의 엉킴현,

상으로 분리가 잘 이루어지지 않았다 따라서 물로 시멘.트를 씻어낸 다음 모래와 섬유를 건조시킨 후에 모래로

부터 섬유를 집게로 하나씩 분리하였다.

각층에서사용된모래에서분리된섬유의양을공시체

높이에 따라 섬유와 건조모래의 비로 세 종류의 섬유에

대하여그림 에도시하였다 공시체전체에대한섬유비6 .

는 로 제작하였으나 각층의 분리과정에서 약간의1%흙이 유실되어 의 경우는 각층에 포함된 섬유비REC15

의 평균이 보다 약간 높게 나왔다 본 실험에서 얻어1% .

진 결과는 그림 에 나타난 것처럼 직경이 약6(b) 0.1mm인 이 가장 고르게 배치됨을 알 수 있었다RECS100L .

는시멘트보강재로주로사용되는섬유이나이와REC15

표 폴리비닐알코올 섬유의 종류 및 특징2.

섬유 종류 직경(mm) 섬유길이(mm) 인장강도(kgf/mm2)

REC15 0.04 12 160

RECS100L 0.10 12 110

RFS400 0.20 18 100


같은 섬유를 모래와 혼합할 경우 섬유자체가 너무 가늘

고 점성이 없는 모래에 잘 분산되지 않아 본 연구에는

적합하지않았다 하지만직경이약 인. 0.1mm RECS100L

섬유는 비교적 일정하게 모래에 잘 분산되었다 따라서.

비빔성및분산성이제일좋은것으로판단된 RECS100L섬유를 이용하여 섬유시멘트 혼합토를 제작하였다- .

섬유의 보강 형태에 따른 일축압축강도의 영향4.

섬유의 보강 형태에 따른 일축압축강도의 영향을 분

석하기 위하여 본 실험에서는 표 에 나타난 것처럼 섬3

유의 보강 위치를 달리하여 공시체를 만든 후 일축압축

시험을 실시하였다 일축압축시험 재하속도는. 1%/min

즉 분당 씩 재하하였다 섬유의 보강 위치는 그림1.4mm .

0

2.8

5.6

8.4

11.2

14

0 0.5 1 1.5 2

Fiber content (%)

Heig

ht, H

(cm

)

REC15

0

2.8

5.6

8.4

11.2

14

0 0.5 1 1.5 2

Fiber content (%)

Heig

ht, H

(cm

)

RECS100L

0

2.8

5.6

8.4

11.2

14

0 0.5 1 1.5 2

Fiber content (%)H

eig

ht, H

(cm

)

RFS400

(a) REC15 (b) RECS100L (c) RFS400

그림 섬유 종류에 따른 높이별 섬유의 분산도6. PVA

70 mm

140 mm

Fiber-reinforced cemented sand

Cemented sand

Layer 1

Layer 2

Layer 3

Layer 4

Layer 5

(a) Case 1 (b) Case 2

(c) Case 3 (d) Case 4 (e) Case 5

그림 섬유의 보강층이 다른 공시체 제작방법7.


에 표시한 것처럼 공시체를 등분하여 가장 아랫부7(a) 5

분인 층을 기준으로 윗방향으로 층으로 구분1 2, 3, 4, 5

하였으며 무늬가 있는 부분은 섬유를 혼합한 층을 나타,낸다 그림 에 나타난 것처럼 모든 층에 섬유를 보강한. 7

경우 를 포함하여 다섯 경우로 나누었다(Case 5) . Case

은 섬유를 공시체의 중간부분에만 보강하였으며 층1 (3만 보강 는 양끝단과 중간부분을 보강하였으며), Case 4

층 보강 이와 반대의 경우는 이다 층(1, 3, 5 ), Case 2 (2, 4

보강 은 보강되지 않은 층이 연속적으로 회 이). Case 3 3어지며 양끝단만을 보강하였다 층 보강 섬유의 보(1, 5 ).

강유무에 따른 강도의 영향을 비교하기 위하여 섬유가

전혀 포함되지 않은 공시체도 제작하였다 섬유가 혼합.되어 보강된 정도에 따른 강도의 영향을 나타내기 위하

여 섬유 보강율 af를 다음과 같이 정의하였다.

AA

a ff = (3)

여기서 Af는 그림 에서 무늬가 있는 부분으로 섬유가7혼합된 층의 면적을 나타내며 는 공시체 전체의 면적, A

이다.

시리즈의 일축압축시험결과4.1 T

그림 은 섬유가 보강되지 않은 경우와 시리즈의 결8 T

과를 나타내고 있다 섬유없이 시멘트만 혼합한 경우그. (

림 에 로 표시에 시료가 축변형률 약 에8 No fiber ) 1.3%서 일축압축강도 를 보였다 양끝단만을 섬유로440kPa .

보강하였을 경우 에는 공시체면적의 에 해당하(T-3) 60%

는 보강되지 않은 층이 중간부분으로 집중되어 있으므

로 일축압축강도는 섬유가 보강되지 않은 경우와 크게

차이점을 나타내지 않았다 는 두 층만 보강을 하였. T-2

으나 전층을 보강한 와 유사한 거동을 보였다 전층T-5 .에 섬유가 보강된 경우에는 축변형률이 약 일 때 가3%

장 큰 일축압축강도인 를 나타내고 있다 와894kPa . T-2

양끝단만을 보강한 경우 를 제외하면 섬유 보강율(T-3)(af 이 크질수록 일축압축강도가 증가하며 최대강도에) ,

도달하는 축변형률도 증가하였다 그러나 시리즈는 공. T

시체 전체에 포함된 섬유 혼합율(ρf1 은 로 동일하지) 1%만 각층에 포함된 섬유 혼합율(ρf2 은 각기 다르므로 섬)

유가 보강된 층의 범위즉 보강율을 가지고 직접 비교하

는 것은 어렵다 공시체 전체에 동일한 양의 섬유가 사.

표 일축압축시험 종류 및 결과3.

종류섬유 보강층의

분포상황

섬유가 포함된

층에 대한 각층당

섬유비, ρf2시료 전체에

대한 섬유비,

ρf1일축압축강도

(kPa)

할선탄성계수

(MPa)

No Fiber 섬유없음 섬유없음 섬유없음 440 37

T-1 Layer 3 1% 1% 609 31

T-2 Layer 2, 4 0.5% 1% 880 37

T-3 Layer 1, 5 0.5% 1% 481 34

T-4 Layer 1, 3, 5 0.33% 1% 741 35

T-5 All layers 0.2% 1% 894 40

E-1 Layer 3 0.2% 0.2% 530 47

E-2 Layer 2, 4 0.2% 0.4% 609 45

E-3 Layer 1, 5 0.2% 0.4% 461 37

E-4 Layer 1, 3, 5 0.2% 0.6% 696 35

E-5 All layers 0.2% 1% 857 41

0 1 2 3 4 5Axial strain (%)

0

200

400

600

800

1000

Unc

onfin

ed c

ompr

essi

ve st

ress

(kPa

)

No fiberT-1T-2T-3T-4T-5

그림 섬유가 없는 공시체와 시리즈의 일축압축시험결과8. T


용되었지만 섬유를 골고루 보강시킨 경우 가 섬유(T-5)

를 양단부로 집중시킨 경우 보다 강도가 약 배 증(T-3) 2가하였다.

그림 의 응력변형률 곡선은 초기의 낮은 응력구간8 -

과 그 이후에 급격한 응력증가와 함께 최대강도에 이르

는 부분으로 구분된다 초기부분은 일축압축시험에서.

양단에 있는 섬유 혹은 표층부분의 다짐부족으로 발생

하였다 최대강도의 지점에서 할선탄성계수. 1/2 (Secant이하 탄성계수라함를 계산하였으며Elastic Modulus)( ‘ ’ ) ,

표 에 나타난 것처럼 탄성계수는 대략 사이3 31~40MPa

의 값평균값은 을 가진다( 35MPa) .그림 는 섬유가 없는 공시체가 파괴된 이후의 모습9

을 나타내고 있다 전층에 걸쳐서 크랙이 발생하였다. .

그림 와 같이 전층에 섬유를 보강하였을 경우에는10(e)그림 와 같은 크랙은 발생하지 않았다 그림 부터9 . 10(a)

까지 보는 것처럼 섬유가 포함되지 않은 층에서 먼10(d)

저 크랙이 발생하여 파괴되었다.

시리즈의 일축압축시험결과4.2 E

그림 은 섬유가 보강되지 않은 경우와 시리즈의11 E

결과를 나타내고 있다 시리즈는 섬유의 보강 위치가. E

시리즈와 동일하나 보강된 층의 섬유비는 표 의 세T , 3

번째 칼럼에 나타난 것처럼 작다 응력변형률 관계는. -

시리즈와 아주 유사한 경향을 보였으나 최대강도와T ,

그때의 축변형률이 시리즈보다 다소 작았다 양끝단만T .

보강된 은 처럼 섬유가 보강되지 않은 경우와 유E-3 T-3

사한 강도를 보였다 각층에 포함된 섬유량은 로. 0.2%

동일하므로 섬유의 보강 정도에 따른 강도의 변화를 비

교하였다 과 같이 보강되지 않은 중간부분으로 파. E-3

괴가 집중되는 경우는 비교대상에서 제외하였다 섬유.

가 보강된 층의 개수에 따라 섬유 보강율 af는 개층0.2(1

보강 개층 보강 개층 보강 전층 보강), 0.4(2 ), 0.6(3 ), 1.0( )

이다 그림 는 무보강시의 일축압축강도를 기준으로. 12

섬유 보강율에 따른 일축압축강도의 증가율을 나타내

고 있으며 시리즈의 섬유 보강율이 증가할수록 강도, E

도 그림 의 실선처럼 점차적으로 증가하였다 섬유가12 .

전층에 걸쳐 골고루 분산된 경우 즉 섬유 보강율이 1.0

일 경우 일축압축강도는 섬유 보강층이 없는 경우보다

배정도 증가하였다2 .

시리즈의 탄성계수는 사이의 값평균값E 35~47MPa (

은 을 가지며 시멘트 혼합율이 동일한 시리즈41MPa) T

보다는 약간 크게 나타났다 각각의 시리즈에서 동일한.

보강 정도를 가진 경우예 과 에 층당 섬유 혼합( : T-1 E-1)

율이 작은 시리즈의 탄성계수가 전반적으로 크게 나타E

났다 하지만 섬유가 보강되지 않은 경우의 탄성계수는.

시리즈와 시리즈의 중간 값인 을 나타내므로T E 37MPa

(a) T-1 (b) T-2 (c) T-3 (d) T-4 (e) T-5

그림 섬유로 보강된 시멘트 혼합토를 사용한 시리즈 실험의 파괴 이후의 모습10. T

그림 섬유가 없는 시멘트 혼합토의 파괴 이후의 모습9.


탄성계수는 섬유의 보강유무와 관계없이 비교적 일정

함을 알 수 있었다 그림 은 시리즈의 파괴형상을. 13 E

나타내고 있으며 시리즈와 유사하게 섬유가 보강되지, T

않은 층에서 크랙이 많이 발생하였다.

시리즈와 시리즈의 비교4.3 T E

그림 부터 그림 는 섬유보강조건은 동일하나14 18

각층에 포함된 섬유 혼합율이 다른 시리즈와 시리T E

즈를 서로 비교하였다 그림 의 경우는 전층. Case 5( 18)에 동일한 양의 섬유가 보강된 공시체이므로 유사한

거동을 보였다 층과 층을 보강한 의 경우그. 2 4 Case 2 (

림 는 섬유량의 증가로 일축압축강도가 상당히 증15)가하였으며 그 시점에서의 축변형률도 에서 로, 2% 3%

크게 증가하였다 즉 는 보다 섬유량이 배 많. T-2 E-2 2.5

으며 강도가 약 이상 증가하였다 이와는 대조적50% .으로 과 과 와 는 각층에 포함T-1 E-1, T-3 E-3, T-4 E-4

된 섬유량의 증가로 발생하는 강도증가는 아주 작았

다 따라서 섬유의 보강 형태에 따라 섬유 혼합율이 강.도증가에 미치는 영향은 다를 수 있다 일축압축강도.

가 발현되는 축변형률은 각층당 섬유량이 많은 시리T

즈의 경우가 상당히 크게 나타났는데 이는 섬유량의,증가로 인하여 혼합토 속에서 인장된 섬유에 의한 혼

합토의 수평변형 구속효과가 증가하기 때문으로 판단

된다 동일한 보강 형태를 가진 경우 공시체 제작에 포.함된 섬유 혼합율이 일정량 이상이면 일축압축강도에

미치는 영향은 작아지고 최대강도에 도달하는 축변형

률은 섬유 혼합율 증가에 따라 지속적으로 증가함을

알았다 섬유시멘트 혼합토에서 섬유 보강에 따른 강. -

도 증가는 섬유 혼합율과 보강율이 복합적으로 강도에

영향을 미치는 것으로 나타났다.

0 1 2 3 4 5Axial strain (%)

0

200

400

600

800

1000

Unc

onfin

ed c

ompr

essi

ve st

ress

(kPa

)

No fiberE-1E-2E-3E-4E-5

그림 섬유가 없는 공시체와 시리즈의 일축압축시험결과11. E

y = e0.7109x

1

1.5

2

2.5

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1

섬유 보강율

강도

증가

율

층당 섬유 혼합율=0.2%



층당 섬유 혼합율=1%

층당 섬유 혼합

율이 0.2%로 동일한 경우의 추

세선

그림 섬유 보강율 및 층당 섬유 혼합율에 따른 강도증가율12.

(a) E-1 (b) E-2 (c) E-3 (d) E-4 (e) E-5

그림 섬유로 보강된 시멘트 혼합토를 사용한 시리즈 실험의 파괴 이후의 모습13. E


결 론5.

본 논문에서는 흙의 압축강도를 증가시키는 시멘트

혼합토와 흙의 인장력을 증가시키는 섬유 혼합토의 장

점을 이용한 섬유시멘트 혼합토에 관한 연구를 수행하-

였다 모래를 주재료로 하여 실내시험용으로 제작하는.섬유시멘트 혼합토에서 손으로 섬유를 섞는 방법이 가-

장 효과적으로 섬유를 골고루 분산시켰다 시멘트 보강.

재로 주로 사용되는 섬유보다는 다소 직경이 큰PVA정도의 섬유가 모래와 잘 섞이며 섬유시0.1mm PVA -

멘트 혼합토 공시체 제작에 적합하였다 동일한 시멘트.

혼합율을 가진 공시체에서 섬유의 보강 형태와 위치를

달리하여 일축압축시험을 실시하였으며 다음과 같은,

결론을 얻었다.

(1) 공시체 전체에 대한 섬유 혼합율이 동일한 경우(T

시리즈 섬유가 골고루 분산된 경우의 일축압축강),

도가 로 그렇지 않은 경우의 에 비하894kPa 481kPa여 약 배정도 증가하였다2 .

(2) 섬유 보강층당 섬유 혼합율이 동일한 경우 시리(E

즈 섬유 보강율이 증가함에 따라 일축압축강도도),증가하였으며 전층이 보강되었을 때의 일축압축강,

도는 로 중간층만 보강된 경우의 보857kPa 530kPa

다 배 이상 강도가 증가하였다1.5 .(3) 섬유 보강 형태가 동일한 경우예 과 각( : T-1 E-1),

층에 섬유가 이상 보강이 되면 강도 증가는0.2%

섬유 보강 형태에 따라 차이가 있지만 일반적으로

작았다 하지만 최대강도에 도달하는 축변형률은.

섬유 보강 형태에 관계없이 섬유 혼합율의 증가에

따라 정도 증가하였다0.5~1% .(4) 섬유 혼합율에 관계없이 섬유 보강이 공시체의 양

단부로 몰릴 경우 섬유로 인한 보강효과는 일축압

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 1 2 3 4 5Axial Strain (%)

Unc

onfin

ed c

ompr

essi

ve st

ress

(kPa

)

No fiberE-1T-1

그림 과 의 일축압축응력 변형률 곡선14. E-1 T-1 -

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000


Unc

onfin

ed c

ompr

essi

ve st

ress

(kPa

)

No fiberE-2T-2


0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000


Unc

onfi

ned

com

pres

sive

stre

ss (k

Pa)

No fiberE-3

T-3


0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000


Unc

onfi

ned

com

pres

sive

stre

ss (k

Pa)

No fiberE-4T-4


0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000


Unc

onfin

ed c

ompr

essi

ve st

ress

(kPa

)

No fiberT-5E-5



축강도를 기준으로 미미하였다.

(5) 시멘트혼합율이 인섬유시멘트혼합토의탄성계4% -수는 섬유 혼합율에 따라 크게 영향을 받지 않았다.

감사의 글

일축압축시험장비사용을 허락해 주신 연 엔지니어링

에 감사드립니다 실험을 도와준 경북대학교 건설공학.부의 최선규와 박장호에게 감사드립니다.

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접수일자 심사완료일( 2007. 5. 4, 2007. 8. 17)

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