1. 서 론
2. 중공블록의 보강효과 거동인자
3. 실내모형실험
4. 보강재로써의 중공블록 보강효과 분석
4.1 하중-침하 분석
4.2 중공블록을 설치한 원지반의 응력분포 분석
4.3 중공블록의 구속효과 분석
5. 결 론
1. 서 론
국내의 협소한 유용가능한 부지 면적을 고려하면, 국토 개발은 새로운 건설부지 확보 차원에서 서해안과 남해안에서 준설 및 매립공사가 대부분이다. 이러한 연약지반에 도시 단지를 구성하는 공사에서 지반 침하나 기초의 지지력 감소 등 문제가 발생하고 있다. 특히, 연약지반에서 구조물의 자중이 작을 경우 공사비나 공사규모를 확대할 때 경제적인 문제로 인해 말뚝기초보다는 지반개량을 통해 얕은 기초를 활용하는 사례가 늘어나고 있다. 연약지반 개량공법은 개량 원리에 따라 첨가재료를 활용하는 지반개량 공법과 모래, 자갈 등의 양질의 재료를 활용하는 치환 공법 그리고 시멘트 모르타르를 이용한 그라우팅 공법 등이 있다. 중공블록 기초공법(hollow modular concrete block reinforced foundation)은 Fig. 1(a)과 같이 얕은 기초 하부의 연약지반을 혼합쇄석(crushed rock)으로 굴착치환하고 육각형의 벌집모양을 형상화하여 본뜬 콘크리트 중공블록을 보강재로 설치하는 공법으로 인위적인 층상지반을 형성하여 얕은 기초의 지지력 증가와 침하량을 감소시키는 지반보강 기초공법이라 할 수 있다. 중공블록의 거동특성으로는 중공블록 내벽에 채워진 흙 입자의 횡 방향 구속하의 축 하중에 의한 내주면마찰력(inner skin friction force) 증가로 인한 보강효과(reinforcement effect)와 굴착치환재인 혼합쇄석과의 결합으로 인한 복합적인 거동에 의해 지지력 증가와 침하량 감소효과를 갖는 것으로 가정할 수 있다. 그러나, 현재까지 단순현장실험을 통해 중공블록을 활용한 얕은 기초의 보강효과를 단편적으로 확인하였을 뿐, 이에 대한 거동특성 규명에 대한 연구는 아직 부족한 실정이다.
중공블록은 Fig. 1(b)와 같이 육각형의 벌집구조를 형상화하여 제작된 콘크리트 블록으로, 최소한의 재료로 최대한의 공간을 확보하여 기하학적으로 가장 경제적인 구조임과 동시에 하중을 균형 있게 배분하는 안정적인 구조체이다. 중공블록의 형상과 유사한 보강재로는 토목섬유를 3차원 형태로 제작한 지오셀(geocell)과 비교할 수 있다(Fig. 2(a)). 지오셀은 단위 셀(cell)안에 조립토를 채워서 압축특성 및 지지력을 증가시키는 보강재로 활용되고 있다. Korner(1990)는 지오셀에 의한 표면구속효과는 지반보강에 효과가 있고, 모래지반에 지오셀을 설치하고 셀 내부를 모래로 채우면 143kPa을 지지하고 비구속 모래지반에서는 80kPa를 지지한다고 제시하였다. Bathurst amd Karpurapu(1993)은 지오셀의 지반보강 기전이 지오셀 벽의 내부에 채워진 흙 입자의 횡방향 이동을 억제하여 지반 내부에 구속응력을 가한 것과 같은 효과를 발휘하고, 지반의 전단강도를 증가시키는 것으로 제안하였다. Zhou and Wen(2008)은 Fig. 2(b)와 같이 하중이 작용하였을 경우 셀 내부에는 채움재의 마찰력과 횡방향 구속력이 작용하며, 셀 간의 구속력으로 인하여 토립자의 이동이 제한되고 이로 인한 종방향 구속력이 증대하는 것을 확인하였다. 지오셀의 구속력은 셀 간의 횡방향 간섭에 의해 발생되나, 이와 다르게 중공블록은 콘크리트로 제작되어 채움재의 구속응력에 의해 변형되지 않으므로, 지오셀 상호간에 팽창을 억제하며 발생되는 수평 응력 분산효과보다는 단위 중공 내부에서 구속효과를 발생시킬 것으로 예상할 수 있다. 또한, 지오셀의 재질은 고밀도 폴리에틸렌(HDPE)이며, 두께는 1∼2mm로 상부 하중을 두께에 걸쳐 선단에 발생하는 응력은 발생하지 않는다. 한편, 중공블록의 콘크리트 두께는 50mm로 상부하중으로부터 콘크리트부에서 선단응력 또한 발생할 것으로 예상할 수 있다. 중공블록의 콘크리트부의 선단응력과 속채움 흙의 구속으로 수평응력에 의한 내벽의 전단강도 또는 내주면마찰력 증가로 인한 지지력 상승효과는 개단말뚝의 폐색효과(plugging effect)와도 유사성을 갖는 것으로 볼 수 있다.
개단말뚝은 선단부가 개방된 상태로 관입되는 강관말뚝으로, 폐색효과는 지반에 관입되면서 말뚝 속으로 흙이 밀려들어가면서 선단부가 막히는 현상이다. 관입이 진행될수록 말뚝 내부의 관내토는 폐색현상에 의해 부분 폐색상태 또는 완전 폐색상태 거동을 나타낸다(Paikowsky, 1989). 완전 폐색상태일 때 개단말뚝의 지지력은 폐단말뚝의 지지력에 근접하며, 폐색정도에 따라 관입특성 및 지지력 정도가 달라지는 특징이 있다(Ko, 2015). 개단말뚝의 지지력 성분은 Fig. 3(a)과 같이 외주면마찰력(Qout), 말뚝 순단면적의 선단 지지력(Qtoe), 내주면마찰력(Qin)으로 구분할 수 있다(Yamahara, 1964). Fig. 3(b)의 내주면마찰력은 관내토가 폐색됨에 따라 아칭효과가 발생하면서 관내토의 수평응력이 증가하며, 이는 폐색정도가 클수록 내주면마찰력이 증가하여 개단말뚝의 지지력에 영향을 미친다(Paikowsky, 1990). 개단말뚝의 폐색효과와 공통적으로 발생하는 거동특성을 중공블록의 보강효과 분석에 반영하여 고려할 수 있다. 중공블록은 기초의 직하부에 설치되어 상단이 구속된 상태로, 내부에는 흙 입자로 채워 폐색상태를 형성하고 상대적으로 높은 수직 응력으로 인해 중공블록의 하단에 수동블록아치(passive convex arches)가 형성되어 아칭 응력이 발생하며, 이는 내주면마찰력의 증가와 관련이 있을 것으로 가정하였다.
중공블록과 형상적으로 유사성을 갖는 지오셀과 개단말뚝에서 보강효과를 발휘하는 인자는 중공 내부에서의 흙 입자 채움으로 횡방향 구속이 발생하고 내벽과 수평응력사이에 발생하는 전단강도 증가와 중공블록 폐색 면적과 콘크리트 두께에 따른 선단 지지응력으로 구분할 수 있다.
이와 같이 문헌조사를 통해 도출한 거동인자에 대해 실험적 분석이 필요하며, 이에 본 연구에서는 단위 중공블록을 이용한 실내 평판재하시험 결과를 분석하여 보강효과를 파악하고자 한다. 실내 평판재하시험은 원형모형토조에 원지반을 모래로 조성하고 단위 중공블록을 설치하여 중공 내부의 모래 채움/비채움 조건을 구분하여 수행하였다. 그리고 하중재하시 중공블록 내부에 수직, 수평 토압계를 설치하여 응력을 측정하였고 내부 구속력에 의해 발생되는 내주면마찰력에 의한 보강효과를 분석하였다. 또한, 중공블록 하부의 원지반에 수직토압계를 설치하여 콘크리트 두께에서 발생하는 선단에 작용하는 응력분포를 분석하였다.
2. 중공블록의 보강효과 거동인자
지오셀은 지반보강 시스템의 하나로 얕은 기초 지지력 공식을 이용하며, 개단말뚝은 깊은 기초로써 상부구조 규모, 지반 조건 등에 따라 활용 차이는 구분되지만, 지오셀과 개관말뚝은 내부의 토립자 구속에 의한 내주면마찰력을 고려한다는 점에서 공통된 거동인자를 갖고 있다.
Koerner(1990)는 지오셀의 전단강도 특성을 반영하여 셀 구조와 속채움 흙 사이에서 하중재배치의 복잡한 3차원 상호작용이 나타나 셀 벽면의 저항으로 전단강도가 증가하고 이를 지오셀에 의한 표면구속효과로 나타나는 것으로 설명하였다. Koerner(1990)는 여러 구속시스템에 대한 연속기초의 지지력에서 상재하중/높은 밀도상태인 지반에 대한 지지력 공식을 식 (1)과 같이 제안하였다. 이 식은 Fig. 2(b)와 같이 지오셀의 지지력 발생의 원인중 하나인 지오셀 벽과 구속된 흙의 전단강도를 적용하여 나타낸 것이다. 하지만 해당 지지력 공식은 기초의 면적과 밀도의 변화에 따른 지지력 상승효과를 충분히 반영하지 못한다(Lee, 2002).
여기서, qu는 극한지지력을 나타내고, c는 점착력, q는 상재하중(=γq∙Dq), γq는 지오셀 내의 흙의 단위중량, Dq는 지오셀의 높이, B는 하중이 작용하는 시스템의 폭, γ은 파괴영역내의 흙의 단위중량을 나타낸다. 또한, Nc, Nq, Nr는 지지력계수, ζc, ζq, ζr는 형상계수, τ는 지오셀 벽과 구속된 흙의 전단강도(=σh·tanδ), σh는 지오셀 내의 수평응력(=σv·Ka), σv는 연직응력을 나타내고, Ka는 Rankine의 주동토압계수, δ는 흙과 셀벽 사이의 접촉 전단저항각을 나타낸다.
지오셀과 같이 중공블록의 내부 벽과 구속된 흙의 전단강도를 통한 지지력 발생과 더불어 중공블록 콘크리트 두께에서 발생하는 선단 지지력에 대해서도 고려할 필요가 있다. 말뚝의 지지력 방정식은 선단지지력(Qend)과 주면지지력(Qshaft)으로 나타낸다. 개단말뚝 폐색효과를 고려하는 경우에는 Fig. 3(a)와 식 (2)와 같이 외주면마찰력(Qout), 말뚝 순단면 지지력(Qtoe)과 폐색효과에 의한 지지력(Qplug)의 각 구성요소가 독립적이라고 가정하였다. 완전폐색상태일 경우 선단지지력은 폐색효과에 의한 지지력(Qbase)과 말뚝 순단면 지지력(Qtoe)의 합한 값으로 가정하였다. 부분폐색상태의 선단지지력은 내주면마찰력(Qin)에 폐색면적의 선단지지력(Qbase)을 더한 값으로 가정하고 있다. 다만 말뚝의 극한지지력 방정식은 흙과 말뚝 사이의 전단강도와 선단 지지력을 추정치로 계산하는 한계를 갖고 있다(Ko, 2015).
여기서, Qult은 극한지지력, Qout은 외주면 마찰력, Qtoe은 말뚝 순단면의 선단지지력, Qplug은 페색면적의 선단지지력이다.
중공블록의 중공 내부에서 하중 재하시 발생되는 내부 구속력에 의한 전단강도 증가는 개단말뚝과 유사한 폐색효과로 인한 지지력 증가와 콘크리트 두께에서의 선단 지지력이 발현될 것으로 가정할 수 있다. 하지만 중공블록의 내부 벽면과 흙 입자의 전단강도 추정을 위한 수직 응력, 수평응력과 선단에서 작용하는 응력에 대한 분담율은 아직 규명되지 않은 상태이다. 그러므로 본 연구에서는 중공블록 내부의 구속력에 의한 수직응력, 수평응력과 콘크리트의 선단 응력에 대한 하중 분담율을 분석하여 중공블록의 보강효과를 분석하고자 한다.
3. 실내모형실험
중공블록 기초공법은 연약지반을 강성 재료인 혼합쇄석으로 굴착치환하고 치환층에 보강재인 중공블록을 설치한 공법이며, 거동특성으로는 중공블록 내부 속채움과 내벽 사이에 발생하는 전단강도 영향과 혼합쇄석으로 인위적은 층상지반을 조성하여 복합거동을 유발하는 것으로 가정하였다. 실내모형실험에 사용된 모래의 기본물성을 파악하기 위하여 흙의 함수비 시험(KS F 2306), 흙의 밀도 시험(KS F 2308), 흙의 입도 시험(KS F 2302), 흙의 다짐 시험(KS F 2312)과 직접전단시험(KS F 2342)을 수행하였고, Table 1은 실험에 사용된 모래의 물리적 특성을 나타낸 것이다. 모래의 최적함수비(ωopt)는 9.4% 이고 최대건조단위중량(γdmax)는 1.69g/cm3, 통일분류법(united soil classification system)에 의해 SP로 분류되며 입도분포가 불량한 모래이다. 직접전단시험은 실내모형실험과 동일하게 모래의 건조단위중량 1.65g/cm3(상대밀도 85%)으로 모사하여 수행하였다. 모래의 직접전단시험을 통해 겉보기점착력(c)은 4.92kPa, 내부마찰각(∅)은 33.44°이며, Fig. 4와 같이 모래와 콘크리트 사이의 직접전단시험 결과 겉보기점착력(c')은 15.92kPa, 전단저항각(δ)은 26.34°이다. Kulhawy(1983, 1991)는 모래와 콘크리트 접촉면에 대한 전단저항각을 모래-기성콘크리트(매끈한 콘크리트)일 경우 내부마찰각의 0.8∼1.0, 모래-현장타설 콘크리트(거친 콘크리트)는 내부마찰각의 1.0으로 제안하였다. 본 연구의 모래-콘크리트 전단저항각은 모래 내부마찰각의 0.79이며, 중공블록은 기성 콘크리트 제품으로써 Kulhawy이 제안한 전단저항값과 유사한 것으로 나타났다.
Table 1.
Geotechnical properties of sand used in laboratory model test
실험에 사용된 원형모형토조(circular steel box)는 Fig. 5와 같이 직경 1,000mm, 높이 1,200mm의 원통형 강철 토조로 2개의 H빔으로 반력보를 구성하였다. 모래로 조성된 원지반은 100mm 깊이 별로 층 다짐을 실시하여 건조단위중량 1.65g/cm3의 약 85% 상대밀도로 조성하였다. 재하하중에 따른 연직하중은 유압잭에 연결된 디지털 게이지로 측정하였으며, 0.01mm의 정밀도를 갖는 2개의 LVDT를 재하판의 양방향에 설치하고 데이터로거에 연결하여 측정하였다.
Fig. 6(a)와 같이 콘크리트로 제작된 육각형의 중공블록 직경(diameter)은 원형면적 환산시 약 250mm이며, 콘크리트부의 두께(concrete width)는 50mm이고, 중공부 직경(hollow diameter)은 약 150mm, 높이(height)는 150mm이다. 평판재하시험은 직경 300mm의 원형재하판을 일반적으로 사용하지만, 중공블록의 직경이 250mm이므로 원형재하판 사용시 지반 표면에 간접영향이 발생되므로, Fig. 6(b)와 같이 중공블록과 동일한 형상의 직경 250mm의 육각재하판을 사용하였다.
시험방법은 얕은기초 평판재하시험 방법(KS F 2444)에 따라 실내실험을 수행하였다. 초기 재하하중은 5kN으로 중공블록 재하판의 단면적 환산시 92.4kN/m2 이며, 침하량이 재하판 지름의 10% 초과 하거나 지지력이 소실될 때까지 단계별 균등하게 증가시켰다.
중공블록의 보강효과 분석을 위한 실내실험 조건은 다음 Fig. 7과 같다. Fig. 7(a)은 모래지반(A), Fig. 7(b)은 중공블록을 설치하고 중공내부 비채움 조건(A-1-N), Fig. 7(c)은 중공블록의 내부 채움 조건(A-1-F)으로 실험을 수행하였다. 그리고 Fig. 7(d)는 중공블록 내부의 구속응력을 측정하기 위하여 중공블록 내부에 수평, 수직 토압계를 설치하였다. 또한, 중공블록 하부의 원지반에도 수직 토압계를 설치하여 선단응력 분포와 모형토조 벽면에 수평 토압계를 설치하여 경계면 효과에 대해 측정하였다.
4. 보강재로써의 중공블록 보강효과 분석
4.1 하중-침하 분석
Fig. 8은 모래지반 실험조건 A, 중공블록을 설치한 실험조건 A-1-F(내부 채움), A-1-N(비채움)에 대한 평판재하시험 결과인 하중-침하곡선을 나타낸 것이다. Table 2는 하중-침하곡선의 결과를 실험 조건별 항복하중, 극한지지력과 안전율을 적용한 허용지지력을 나타낸 것이다. 실험조건 A는 원지반의 지지력으로 하중-침하곡선에서 곡률반경이 크게 변화되는 지점에서의 항복하중은 253kPa이고, 최종침하량 23.24mm에서의 극한지지력은 300kPa이다. 허용지지력은 극한지지력의 안전율 3.0을 고려한 100kPa과 항복하중의 안전율 2.0을 나눈 126.5kPa 중 최소 값인 100kPa 이다. 중공블록을 보강한 모래지반의 실험조건 A-1의 경우 중공 내부 채움, 비채움 조건에 따라 극명한 차이를 나타내었다. 중공블록 비채움 조건 A-1-N의 경우 하중 3단계에서 급격한 침하가 발생하여 지지력을 상실하는 관입전단파괴가 발생한 것으로 나타났다. 그러나, 중공블록 채움 조건 A-1-F에서는 하중 6단계까지 항복점이 나타나지 않고, 선형적 증가를 유지하여 하중 10단계까지 진행하였다. 최종 하중 10단계에서 극한지지력은 924kPa, 침하량은 9.96mm이며, 극한지지력 안전율 3.0을 고려한 허용지지력은 308kPa로 원지반 실험조건 A 대비 약 3 배 이상의 보강효과가 발생하였다.
Table 2.
Results of bearing capacity test on sand installed hollow modular concrete block
| Test |
Yield load (kPa) | Bearing capacity (kPa) |
Settlement (mm) | ||
| Ultimate | Allow | ||||
| A (Sand) | 253 | 300 | 100 | 23.24 | |
| A-1 | A-1-N | - | 277 | 92 | 31.62 |
| A-1-F | - | 924 | 308 | 9.96 | |
모래지반에 중공블록을 보강한 경우, 중공 내부의 채움 여부에 따라 보강효과는 뚜렷한 차이가 나타났다. 중공블록 비채움 조건 A-1-N의 경우, 재하하중이 콘크리트부에 작용하면서 중공블록의 빈 중공부로 흙 입자가 침하량만큼 올라오면서 관입이 발생하는 거동을 보인다. 특이점으로 비채움 조건이지만 하중 2단계까지는 지지력이 발휘된 것은 중공블록의 콘크리트 두께에 의한 선단지지력으로 고려할 수 있다. 중공블록 채움 조건인 A-1-F의 경우의 중공 내부 채움재는 수평방향과 상단이 재하판으로 구속된 상태이며, 재하하중으로 인해 중공블록의 콘크리트를 관입시키면서 중공 내부의 흙 입자들이 조밀해지면서 구속응력이 발생한다. 하중이 중공블록에 작용할 때, 중공블록의 중공부 하단에서 폐색효과로 수직응력(σv(hollow))이 발생하고 수평방향이 구속상태인 내부 흙은 정지상태에서 수평응력(σh(hollow))이 내부 벽에서 전단강도(τ)를 증가시키는 내주면마찰력이 중공블록 콘크리트의 관입을 억제하여 선단 응력(σvc(con'c))이 감소하게 된다. 이를 통해 지지력 증가와 침하량 감소효과를 발생시키는 거동특성을 Fig. 9와 같이 가정하였다. 이에 보다 정확한 분석을 위하여 중공블록을 설치한 원지반의 응력 분포 특성과 중공블록 내부에 수직, 수평 토압계를 설치하여 측정한 결과를 분석하여 중공블록의 구속효과에 의한 거동특성을 분석하였다.
4.2 중공블록을 설치한 원지반의 응력분포 분석
중공블록을 설치한 원지반의 응력분포를 분석하기 위해 Fig. 7(d)과 같이 토압계를 설치한 모래지반에서 시작하중 5kN부터 단계적으로 2kN씩 증가하여 최종 25kN 하중단계까지 수직응력을 측정하였다. 먼저, 재하판 폭에 따른 모형토조 벽면에서의 경계면 효과는 모형토조 벽면에서 측정한 수평토압(Δσx)과 재하압력(q)의 비로 검토하였다. 25kN의 하중에서 z/r = 0.0에 해당하는 깊이에서 Δσx/q = 0.007, z/r = 0.6에 해당하는 깊이에서 Δσx/q = 0.012로 나타나 모형토조에에 미소한 영향을 미치지만 경계면 효과는 무시할 수준으로 판단된다.
Fig. 10의 수직응력 측정 결과는 중공블록 하단부를 응력 작용 기준점으로 설정하고 토압계 설치 깊이(z)/재하판 반지름(r)에 대한 수직응력(Δσ)/재하압력(q) 값의 변화로 나타내었다. Fig. 10(a)는 중공부 정중앙에 토압계를 설치한 위치의 응력증가량이고, Fig. 10(b)는 콘크리트부 하단에 토압계를 설치한 위치의 응력증가량을 나타낸 것이다. Fig. 10(a)의 중공부 응력증가량 경향을 보면, z/r = 0, z/r = 0.6 그리고 z/r = 1.2로 깊어질수록 응력이 증가하는 상반된 경향을 보이며, z/r = 1.2부터 z/r = 2.4, z/r = 3.6으로 깊어질수록 Boussinesq(1883)의 응력증가 곡선은 재하판의 중심점(x/r = 0 일 때)에서의 응력증가 분포 곡선과 유사한 경향을 나타내었다(Das, 2008). Fig. 10(b)에서 콘크리트와 맞닿게 설치된 토압계에서는 중공블록과 동시거동으로 접지응력 측정되지 않았다. 하지만 Boussinesq의 응력증가 곡선과 매칭할 경우 z/r에 따른 응력증가량과 수렴하는 경향을 보이고 있으므로, 이를 고려하여 콘크리트부 접지응력은 재하압력과 동일하다고 가정하였다.
Fig. 11은 동일한 수평위치에 설치된 토압계의 수직응력을 재하하중 5kN, 9kN, 15kN, 21kN과 25kN이 작용할 때 깊이에 따른 응력분포를 나타낸 것이다. Fig. 11(a)은 중공블록의 접지된 위치에서의 접지응력이고 콘크리트부의 하부 원지반의 수직응력은 Boussinesq의 응력증가 경향을 고려하여 접지면적의 응력은 재하압력과 동일하게 수정하여 나타내었다. Fig. 11(b)은 Fig. 10의 z/r = 0.6에 해당하는 깊이에서의 응력분포이고, Fig. 11(c)은 z/r = 1.2의 깊이에서 측정한 응력분포, Fig. 11(d)은 z/r = 2.4에 해당하는 깊이에서의 응력분포를 나타낸 것이다.
Fig. 11에서 나타나듯이 중공블록 콘크리트부의 접지면적에서 가장 큰 응력이 나타나며 선단지지력으로 발휘된다. 또한, 중공블록 중공부에서도 수직응력이 측정되고 z/r = 1.2의 깊이부터 응력이 수렴하며, 이는 중공부 내부의 구속력이 재하압력에 의한 중공블록의 관입을 억제함과 동시에 침하감소와 지지력이 증가하는 효과를 발휘하는 것으로 볼 수 있다. 이와 반대로 Fig. 11의 (b)와 (c)에서는 중공블록의 중공부 또는 재하판 중심점(x/r = 0)에서 구속력에 의해 측정된 수직응력과 다르게 재하판 중심점에서 수평거리 200mm(x/r = 1.6)의 위치에 구속력이 작용하지 않는 상태에서 측정된 수직응력은 25kN 재하하중시 z/r = 0.6에 해당하는 깊이에서 1.2kPa, z/r = 1.2의 깊이에서는 9.5kPa로 상대적으로 매우 작은 값이 측정되었다. 이를 통해 중공블록의 중공부(x/r = 0) 내부가 비구속 조건에서는 실험조건 A-1-N과 같이 관입전단파괴가 발생될 것으로 판단할 수 있다.
중공블록을 설치한 원지반의 응력 분포를 측정한 결과에서 특이점으로는 Fig. 10(a)과 같이 z/r이 증가함에 따라 Δσ/q이 감소되지 않고 z/r = 1.2 깊이까지 증가하는 경향을 들 수 있다. 콘크리트부에서의 접지응력은 Boussinesq 응력증가 경향과 유사성을 띄고 있으므로 Δσ/q = 1의 성립이 가능하여 접지응력을 재하압력과 동일하게 적용이 가능하였다. 하지만 중공부에서의 응력증가 경향은 상반된 결과를 나타냄으로써 중공부 접지면의 수직응력은 Δσ/q = 1이 성립되지 못하는 것으로 볼 수 있다. 개단말뚝에서 완전폐색상태일 경우, 폐단말뚝과 유사한 거동을 나타내고 전체 선단면적으로 선단지지력을 평가한다. 그러므로 중공블록 또한 내부를 완전히 채움으로써 완전폐색상태로 예상하였으나, 중공부 선단면에서 수직응력이 감소된 값이 측정되어 완전폐색상태보다는 부분폐색상태인 것으로 볼 수 있다. 이에 위 절에서 가정한 중공부에서 형성된 수동아칭블록은 폐색 또는 부분폐색 상태에서 관입시 상대적으로 큰 수직응력이 형성되어 아칭응력이 발생하고 중공블록 내부에서 내주면마찰력 증가와 관련이 크다고 볼 수 있다. Paikowsky(1990)와 Jeong and Ko(2016)는 폐색말뚝에서 극한하중상태일 때 내주면마찰력은 말뚝 선단부근 일부의 관내토 범위에서 집중적으로 발현되는 특징을 파악하였다. 즉 중공블록 선단에서 높은 내주면마찰력은 중공블록 내부의 구속에 의해 발생되고 이는 중공부 선단의 수직응력과 높은 관계성을 갖는 것으로 볼 수 있다. 그러므로 중공블록의 내부 구속효과에 대한 분석을 통해 위의 원인에 대하여 파악이 가능할 것으로 판단된다.
4.3 중공블록의 구속효과 분석
중공블록은 콘크리트로 제작되어 중공 내부 흙 채움시 수평방향은 구속되므로 내부 흙 입자는 정지 상태로 볼 수 있다. 구속으로 수평방향 변형이 발생되지 못할 경우에 수평응력의 증가량(Δσh)은 식 (3)과 같이 나타낼 수 있다. 정지토압계수(K0)는 선형-탄성, 등방성 및 균질 재료에 대한 Hooke의 법칙을 사용하여 포아송비(v)로 추정 또는 Jaky(1948)의 경험식을 이용하여 모래의 내부마찰각을 구할 수 있다.
여기서, Δσh는 수평 응력, Δσv는 수직 응력, 또는 1-sin∅는 정지토압계수, v는 포아송비, ∅는 내부마찰각이다.
중공블록의 구속효과는 하중재하시 콘크리트의 선단응력과 중공내부에서 발생하는 구속응력의 분담 비율을 분석하여 나타내고자 한다. 중공블록은 모래보다 강성이 크므로 하중재하시 변형이 작은 콘크리트에 더 큰 연직응력이 분담하게 되고 중공블록의 중공 내부의 채움재가 나머지 응력을 분담한다. Fig. 9와 같이 재하판에 하중 Q가 작용하면 재하판과 접촉면인 중공블록 콘크리트 상단에서는 하중을 받아 지반으로 관입을 하게 되면서 콘크리트 선단에서 응력(σvc(concrete))이 발생한다. 그리고 중공블록 내부에서는 구속효과로 중공부 수직응력(σv(hollow))과 모래입자와 내부 벽면에 수평응력(σh(hollow))이 작용하여 전단강도(τ)발생하고 각각의 응력이 작용하는 면적에서는 일정하다고 가정하여 식 (4)와 같이 나타내었다. 중공블록의 외주면마찰력의 경우, 근입깊이에 따라 작용하며, 중공블록의 깊이 150mm의 외주면마찰력은 미소한 값이므로 본 연구에서는 고려하지 않았다.
여기서, Q는 재하하중, σv(con'c)는 콘크리트 선단 응력, Avc는 콘크리트 선단 면적, σv(hollow)는 중공부 수직응력, Av는 중공 면적, τ(=σhtanδ)는 전단강도, σh는 내부 벽면에 작용하는 수평응력, δ는 모래-콘크리트 전단저항각, Ah는 내부 벽면 면적이다.
Fig. 12(a)는 Fig. 7(d)에서 중공블록 내부의 수직 및 수평 응력을 측정하기 위해 설치한 토압계를 확대한 모식도이다. Fig. 12(b)는 재하하중을 5kN부터 40kN까지 8단계에 따른 수직 및 수평응력의 측정 결과를 나타낸 그래프이다. 재하하중 증가에 따라 측정된 중공블록 내부 구속에 의한 수직응력과 수평응력은 선형적 증가를 나타내고 있다. Fig. 13은 재하하중에 따른 정지토압계수를 나타낸 것으로, 정지토압계수는 식 (3)을 이용하여 측정된 수평응력과 수직응력의 비(σh(hollow)/σv(hollow))로 나타낸 것이다. 재하하중이 증가하면서 정지토압계수는 감소하는 경향을 보이고 있다. Kumar and Madhusudhan(2010)는 건조 모래의 포아송비는 상대밀도와 유효 구속 압력이 증가함에 따라 감소하는 경향을 확인하였다. Fig. 14는 Hooke의 법칙의 정지토압계수를 포아송비로 나타낸 그래프에서 재하하중이 증가함에 따라 포아송비는 재하하중 5kN에서 0.415에서 재하하중 40kN에서는 0.369로 감소하는 경향을 나타나는 것을 확인하였다. 재하하중이 증가함에 따라 중공부의 구속된 흙 입자에서 구속응력이 증가하고 이로 인해 포아송비가 감소하는 경향을 확인하였고 이를 통해 중공블록 내부에 구속효과가 작용하는 것으로 판단할 수 있다.
개단말뚝의 폐색효과를 고려한 지지력 공식은 말뚝 관입시 부분폐색일 경우 관내의 내주면마찰력과 말뚝의 순단면 선단지지력을 고려하고, 완전폐색일 경우 말뚝의 순단면 선단지지력과 폐색효과에 의한 선단지지력으로 폐색정도에 따라 구분하여 제안하고 있다. 이와 다르게 중공블록의 경우 개단말뚝처럼 관입시 발생되는 폐색효과가 아닌 중공내부에 흙을 채운상태에서 하중에 의해 발생되는 중공부에 구속효과를 유발시키는 차이점이 있다. 본 논문에서는 중공블록의 구속효과를 고려한 하중 분담비율을 분석하기 위해 식 (4)을 이용하여 계산하였고 Table 3과 같은 결과를 도출하였다.
Table 3.
Results of calculating load concentration of hollow modular concrete block (unit: kN)
Table 3에서 나타나듯이 식 (4)을 이용하여 계산한 결과, 재하하중과 근사치에 가까운 값이 계산되었다. 재하하중 40kN을 기준으로 콘크리트부의 선단에서 재하하중의 65%를 분담하고, 중공블록 구속력에 의한 수직응력은 16.7%이고 수평응력은 18.3%로 재하하중의 35%를 분담하는 것으로 나타났다. 재하하중 증가에 따른 경향을 보면, 중공블록 중공부의 선단면적의 응력은 17.4%에서 16.7%로 일정하게 유지되고 있는 것과 다르게 중공블록 수평응력이 작용한 내벽의 전단강도 또는 내주면마찰력은 23.3%에서 18.3%로 감소하는 것으로 나타났다. 내주면마찰력의 감소는 중공블록 콘크리트부의 접지응력이 59.3%에서 65%로 증가하는 것과 반비례적인 관계를 갖는다고 할 수 있다. 재하하중이 증가할수록 중공블록 내부 흙의 정지토압계수와 포아송비가 감소하고 이에 따라 내주면마찰력 또한 감소한다. 이와 반대로 중공블록 콘크리트부에 작용하는 접지응력의 증가는 재하하중이 증가함에 따라 침하가 발생되는 원리로 볼 수 있다. 다만, 내주면마찰력 감소와 접지응력이 반비례 상관성을 갖고 있고, 이는 하중-침하곡선에서 급격한 침하로 인한 항복이 발생되지 않고 선형적인 거동을 나타내는 것과 관련이 있을 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 중공블록이 보강재로써 갖는 보강효과를 파악하기 위해 모래를 원지반으로 조성하여 중공블록을 설치하고 중공부 내부 흙 채움/비채움 조건으로 평판재하시험을 수행하였다. 중공블록 흙 채움조건에서 중공 내부와 원지반에 토압계를 설치하고 수직응력과 수평응력을 측정하여 모래지반에서 응력분포 특성과 중공블록의 구속효과에 대하여 분석하였다. 이에 본 연구에서는 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
(1) 중공블록을 보강한 경우, 중공 내부 흙 채움/비채움 조건에 따라 극명한 차이를 나타내었다. 중공블록 내부 비채움 조건에서는 재하하중시 급격한 침하가 발생하여 지지력을 상실하는 관입전단파괴가 발생하였다. 그러나 중공블록 채움 조건에서는 관입전단파괴가 발생하지 않고 원지반 대비 약 3배 이상의 보강효과를 나타내었다.
(2) 중공블록의 콘크리트부와 중공부 선단면적에서 재하하중에 의한 수직응력 분포를 측정하였다. 중공블록 콘크리트부 선단 접지면에서 동시거동으로 수직응력이 측정 안 된 것을 제외하면 Boussinsesq의 응력증가량과 유사한 경향을 나타내었다. 반면에 중공부 선단면의 z/r = 1.2의 깊이까지 수직응력이 증가하다 콘크리트 수직응력과 수렴하는 결과를 나타내었고 이는 중공블록 내부의 구속효과에 의해 내주면마찰력과 관련이 있을 것으로 판단하였다.
(3) 중공블록의 구속효과에 의한 모식도를 바탕으로 중공블록 콘크리트부의 선단 응력 (σvc(concrete))과 중공부 구속효과에 의한 수직응력(σv(hollow)) 그리고 수평응력(σh(hollow))이 작용한 내벽의 내주면마찰력(τ)에 대한 관계식을 제안하였다. 중공블록 내부에 구속응력에 의한 수직응력과 수평응력을 측정하여 해당 관계식으로 계산한 결과 재하하중에 근사한 값이 도출되었다.
(4) 관계식의 계산결과를 바탕으로 중공블록의 콘크리트부에서 작용하는 접지응력은 재하하중의 65%이고, 중공부 단면에 작용하는 구속 수직응력은 약 16.5%이고, 내주면마찰력은 18.5%로 분담하는 것으로 나타났다. 이를 통해 중공블록의 구속효과는 재하하중의 35%를 분담하는 것을 확인하였다.
(5) 본 연구를 통해 중공블록이 보강재로써 하중이 중공블록에 작용할 때, 중공블록의 중공부 하단에서 구속효과로 수직응력(σv(hollow))이 발생하고, 수평방향이 구속상태인 내부 흙은 정지상태에서 수평응력(σh(hollow))이 내부 벽에 전단강도(τ)를 증가시키는 내주면마찰력이 발생하고, 중공블록 콘크리트의 관입을 억제하여 선단 응력(σvc(con'c))이 감소하는 거동특성을 확인하였다.
본 연구는 모래지반에서 단일 중공블록을 이용하여 실내모형실험을 통해 보강재로써의 거동특성을 분석하였다. 혼합쇄석으로 치환한 지반위에 중공블록을 설치한 경우에는 쇄석과의 결합으로 보다 복합적인 거동특성을 나타낼 것으로 예상되며, 본 연구의 결과를 활용하여 혼합쇄석치환지반에서 단일 중공블록을 이용한 추가연구가 필요하다. 또한, 중공블록 기초공법은 혼합쇄석 치환지반 위에 보강재로 군집된 중공블록을 시공하는 공법으로, 기초의 폭에 비례하여 작용하는 재하압력 크기에 따른 혼합쇄석치환 깊이 변화와 군집된 중공블록 내부에 작용하는 구속력의 변화 등 추가적인 거동특성 파악을 위해 현장재하시험 및 수치해석을 활용하여 추가 연구를 수행할 계획이다.
