1. 서 론

심층혼합처리공법은 각종 제방 및 연약지반, 해안지역의 하부지반 내에 고화된 개량체를 조성하는 지반개량공법으로 현장에서 요구되는 소요강도의 확보를 위해 안정재를 첨가하여 원지반에 개량체를 조성함으로써 실제 현장에 적용할 경우 원가 절감 및 공기 단축 효과를 얻을 수 있고, 예상되는 소요 지반강도를 확보할 수 있으므로 육상, 하천 및 해안지역 등의 여러 조건에서 적용할 수 있다. 또한 타 공법과는 다르게 저진동 및 저소음이고, 지반교란이 적은 상태에서 원지반 활용이 양호하며, 시공시의 환경성 문제를 해소하는데도 크게 도움이 될 수 있기 때문에 최근에 많이 사용되고 있는 추세이다. 국내에는 1985년 일본에서의 S.E.C(Special Earth Concrete) 공법을 기술도입 후 부산 수영 하수처리장공사에 처음 사용한 후 현재는 육상과 해안지역의 제방, 연약지반, 벽체 등의 지반개량에 적극 사용되고 있지만 설계 및 시공에 있어 외국 기준에 많이 의존하고 있는 상황이다. 심층혼합처리공법에 관해 Terashi와 Tanaka(1981, 1983), Terashi 등(1979, 1980, 1983a, 1983b)은 석회와 시멘트 혼합처리토의 공학적 특성을 연구하여 실내시험 절차를 제안하였고, 일본 지반공학회에 의해 1990년에 표준화되어 실용화 되었다. Pendola 등(1969)과 Moh 등(1970)은 시멘트량, 함수비, 다짐밀도, 양생온도, 입도 등이 압축강도에 미치는 영향을 연구하였고, George(1968)는 시멘트량, 양생조건 및 다짐밀도 등에 의한 균열발생의 영향인자에 대하여 연구를 수행하였다.

Kim 등(2003)은 흙의 강도를 증진시키기 위해서 사용하는 소일시멘트의 강도를 증가시키기 위해서 무기질 고화제를 섞은 소일시멘트의 일축압축강도와 휨 인장강도를 측정하는 실험을 수행하였고, Jeong 등(2008)은 통계적 방법을 이용하여 설계기준강도와 현장강도 및 실내강도와의 관계를 설정하여 강도비를 제안하였다. 또한 심층혼합처리공법에서 설계기준강도와 변형계수에 관해 Yang 등(2000)이 연구를 수행하였으며, Chun 등(2000)은 연약지반에 대한 시멘트계 고화재의 혼합적용 시 고화재의 개량효과를 파악하여 토질조건 및 시공조건을 고려한 대상 공시체에 대하여 일축압축강도를 얻었다. 또한 Park 등(2014)은 지반조건, 양생조건, 안정재 조건에 따른 심층혼합시료의 실내강도특성에 대한 연구를 수행하였다. 하지만 국내외에 심층혼합처리공법에서의 다양한 시료조건 및 양생조건, 안정재 배합비 등에 관한 탄성계수를 분석한 연구가 거의 이루어지지 않았다.

따라서 본 연구에서는 실내시험을 통해 심층혼합처리공법의 안정성을 확보하기 위하여 다양한 지반조건에 대하여 안정재 혼합비에 따른 심층혼합시료의 실내 강도 특성과 탄성계수의 상관관계를 연구하여 각 지반조건에서의 적절한 강도발현과 공법 적용에 따른 경제적인 설계 및 시공이 이루어지도록 적절한 혼합비를 제시하고, 각 조건에 대한 탄성계수의 활용을 제시하고자 한다.

2. 시험조건 및 배합조건

2.1 시험조건

실내시험에서 사용된 재료는 점토는 SiO₂ 50%와 Al₂O₃ 35.0% 이상의 카오린 점토, 모래는 #200 체가름 후 남는 낙동강사, 자갈은 19.0mm∼4.75mm 사이의 깬 자갈을 사용하였고, 안정재는 분말도 4,300cm²/g 이상의 특수시멘트 45%, Slag 47%, 무수석고 8%로 구성되어 있는 안정재를 사용하였다. 또한 심층혼합 시료의 강도측정을 위한 공시체 제작은 지름 10cm, 높이 20cm의 크기의 몰드에 램머 무게 2.5kgf을 낙하높이 30cm로 한층 당 25회 다지고, 3층으로 최대한 다져 제작하여(A다짐시험) 온도 20°C와 습도 90% 이상의 습윤상태로 7일과 28일 동안 양생을 하였다. 각 공시체의 양생 후 1.0mm/min의 변형속도로 일축압축시험을 수행하여 강도특성을 파악하였다.

2.2 배합조건

안정재 혼합비에 따른 압축강도의 특성을 알아보기 위한 심층혼합 시료의 배합은 지반조건에 따라 자갈은 0%, 20%, 40%, 60%로 변화시켰고, 모래와 점토는 0%, 10%, 20%, 30%, 40%, 60%, 80%, 100%로 변화시켰으며, 안정재는 재료중량에 대하여 현장에서 많이 사용되는 8%, 10%, 12%, 14%의 혼합비로 결정하였고, 안정재 8%, 10%, 12%, 14%는 160kg/m³, 200kg/m³, 240kg/m³, 280kg/m³의 단위체적당 중량으로 나타낼 수 있다. 지반의 혼합비에 따라 점토와 자갈 50% 이상의 함유량은 점토 및 자갈질로, 그 이외는 모래질로 토질상태를 대표적으로 나타낼 수 있고, 안정재는 일반적으로 현장에서 많이 사용되는 혼합비를 기준으로 결정하였다. 또한 함수비는 다짐시험을 실시하여 포화도 100%일 때의 함수비로 결정하였다. 이와 같은 함수비 기준은 지하수위 아래의 함수비 조건의 동일한 기준을 제시할 수 있고, 모든 배합조건에서 배합에 따른 공시체 제작이 될 수 있도록 하기 위함이다. 또한 공시체는 지반조건 20가지 경우의 8%, 10%, 12%, 14% 안정재를 혼합한 80가지 경우에 대하여 7일 및 28일 양생기간별로 두 개씩 총 320개의 공시체를 제작하였다. Table 1에는 혼합비에서 변화되는 조건을 나타내었고, Table 2에는 토질조건에 따른 혼합비를 나타내었다.

Table 1. Change factors of mixing ratio

Table 2. Mixing ratio for soil type

3. 시험결과 및 분석

3.1 일축압축시험 결과

각 공시체에 대한 실내 일축압축시험 결과, 재령별 강도는 Table 3에 나타내었고, 접선탄성계수(secant elasticity modulus)와 할선탄성계수(tangent elasticity modulus)는 Table 4에 나타내었다. 여기서 탄성계수는 원점에서 피크 강도의 1/2인 점에까지의 직선을 연결한 기울기를 할선탄성계수, 피크 강도의 1/2인 점에서 접선을 그어 기울기를 구한 것을 접선탄성계수라 정의하였다. Fig. 1은 Table 3∼4를 도식화 한 것으로 그 결과에서 안정재 혼합비가 증가할수록 강도 및 탄성계수는 대체적으로 증가하는 경향을 나타내었고, 탄성계수는 자갈 및 모래의 구성비가 증가할수록 증가하는 경향을 나타내었지만 자갈은 그 자체의 강도지배 효과에 의해 그 경향이 일률적이지는 않았고, 모래의 구성비가 증가할수록(점토 구성비가 감소) 증가경향은 뚜렷하였다.

Table 3. Axial compressive strength by curing time of 7 and 28 days

Table 4. Elasticity modulus by curing time of 7 and 28 days

Fig. 1.

Strength and elasticity modulus by each specimen

각 공시체별 단위중량 및 함수비에 따른 일축압축시험 결과를 Fig. 2에 나타내었다. Fig. 2(a)∼(c)에서 단위중량이 증가할수록(자갈질 및 모래질 함유량이 많아질수록) 강도 및 탄성계수가 증가하는 경향을 나타내었고, 함수비가 증가할수록(점토함유량이 많아질수록) 강도 및 탄성계수가 감소하는 경향을 Fig. 2(d)∼(f)에서 알 수 있다.

Fig. 2.

Strength and elasticity modulus by unit weight and water content

3.2 재령에 따른 특성

Fig. 3(a)의 재령에 따른 강도결과에서 장기강도는 초기강도보다 43% 정도 증가하는 것으로 나타났다. 그리고 (c)와 (d)에서 할선탄성계수는 14%, 접선탄성계수는 19% 증가하는 것으로 나타났고, 접선탄성계수가 할선탄성계수보다 25% 정도 크게 나타나는 것을 (b)에서 알 수 있다. 이와 같이 탄성계수의 재령에 따른 증가가 비교적 적은 이유는 응력-변형률 관계가 비교적 다양한 형태로 나타났기 때문이다. 즉 초기변형률에서 깨끗한 쌍곡선 형태 혹은 변형률이 커짐에 따라 응력이 증가하는 경향을 나타나지 않은 시료(예를 들면 S자 모양의 그래프 등)가 초기 상태에서 간혹 나타나 간극이 많은 암반의 응력-변형률 그래프 같은 형태가 있어 접선탄성계수가 할선탄성계수보다 크게 나타났기 때문이다. 따라서 초기변형률의 영향으로 접선탄성계수가 할선탄성계수보다 크게 나타났기 때문이다.

Fig. 3.

Strength and elasticity modulus by curing time

3.3 안정재 혼합비에 따른 특성

안정재 혼합비 증가에 따른 심층혼합시료의 강도특성을 알아보기 위하여 안정재 혼합비 8%에 대한 강도, 할선탄성계수, 접선탄성계수를 Fig. 4와 같이 정규화하여 그 특성을 파악하였고, 그 결과를 Table 5에 나타내었다. 재령 7일 강도는 34%, 80%, 141%로 증가하였고, 재령 28일 강도는 38%, 82%, 168%로 증가하였다. 안정재 혼합비가 증가할수록 강도는 크게 증가하였다. 또한 할선탄성계수는 33MPa, 55MPa, 70MPa, 접선탄성계수는 37MPa, 69MPa, 90MPa씩 증가하는 것으로 나타나 안정재가 2% 증가할 때마다 약 20∼30MPa 정도로 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 4.

Normalization for stabilizer 8%

Table 5. Properties by stabilizer content increase

3.4 지반구성비에 따른 특성

3.4.1 지반종류에 따른 특성

지반종류별 안정재 혼합비의 영향을 알아보기 위하여 Fig. 5에 안정재 혼합비에 따른 평균 강도 및 탄성계수를 나타냈다. 점토질 지반은 강도증가가 크게 발생하지 않았고, 모래질 지반은 일정한 강도증가를 나타내었다. 또한 자갈질 지반은 안정재 14%에서 갑자기 증가하는 경향을 나타내었다. 이것은 모래질 지반과 자갈질 지반은 점토질 지반에 비해 안정재 양이 어느 정도 많아지면 세멘테이션 효과가 크게 나타나 강도 증가가 일어나기 때문이라고 판단된다. 탄성계수는 모든 지반에서 비교적 일정하게 증가하는 경향이 나타나지만 특히 자갈질 지반은 재령에 따른 차이가 많이 발생하는 것을 알 수 있다. 이와 같은 현상은 점토질 지반은 안정재 혼합효과가 모래질과 자갈질에 비해 현저하게 떨어지기 때문 인 것으로 그 원인을 판단할 수 있다. 또한 자갈질 지반의 자갈 자체의 강도 지배효과에 의해 강도 및 탄성계수 발현 특성이 비교적 불규칙적으로 나타났다.

Fig. 5.

Properties by ground condition

Table 6과 Fig. 6에는 안정재 증가에 따른 강도 및 탄성계수를 안정재 8%에 대하여 정규화하여 강도증가 효과를 나타내었다. 강도와 탄성계수의 증가효과는 점토질과 자갈질이 비슷하게 나타났고, 모래질에서 비교적 크게 발생하는 것으로 나타났다. 점토질의 강도증가효과는 비교적 낮은 상관성을 나타내었고, 자갈질 지반과 유사하게 안정재 혼합비 12%까지는 비교적 낮은 증가비를 나타내다가 14%에서 크게 증가하는 것으로 나타났다. 탄성계수는 강도와 유사한 증가효과를 보였고, 점토질과 자갈질은 약 20MPa로 증가하였으며, 모래질은 30MPa로 안정재 증가에 따라 일정하게 증가하는 것으로 나타났다.

Table 6. Properties by stabilizer content increase

Fig. 6.

Normalization for stabilizer 8% by ground condition

3.4.2 모래함유량에 따른 특성

강도 증가효과가 가장 두드러지게 나타나는 모래질 성분에 대하여 영향을 알아보기 위하여 모래함유량이 0%, 20%, 40%, 60%, 80%(점토함유량 100%, 80%, 60%, 40%, 20%)로 구성된 Case1 5 공시체에 대한 특성을 Fig. 7과 같이 분석하였다. 모래함유량이 증가할수록 지수적으로 증가하는 경향을 보였고, Fig. 7(a)에서 강도는 안정재 혼합비와 재령이 증가할수록 증가하는 경향을 보였다. 또한 탄성계수는 안정재 혼합비와 재령이 증가할수록 모래함유량에 따라 증가하는 경향이 크게 나타나는 것을 Fig. 7(b)∼(c)에서 알 수 있다.

Fig. 7.

Properties by sand content

3.5 강도에 따른 탄성계수 특성

강도와 탄성계수의 관계를 Fig. 8과 같이 나타내었다. 또한 지반종류별 강도와 탄성계수의 실내기준을 Table 7과 같이 나타내었다. 점토질 지반의 강도와 탄성계수의 관계에서 할선탄성계수와 접선탄성계수가 유사한 관계를 나타내었다. 이는 점토질 시료의 경우 응력-변형률 곡선이 비교적 양호하게 나타나 할선탄성계수와 접선탄성계수가 유사한 관계를 나타내었다고 판단된다. 한편 모래질의 할선탄성계수와 자갈질의 할선탄성계수가 유사한 관계를, 모래질의 접선탄성계수와 자갈질의 접선탄성계수가 유사한 관계를 나타내었다. 이는 앞에서 언급한 바와 같이 모래질 흙과 자갈질 흙의 경우 초기변형률에서 깨끗한 쌍곡선 형태 혹은 변형률이 커짐에 따라 응력이 증가하는 경향을 나타나지 않은 시료가 초기 상태에서 간혹 나타나 간극이 많은 암반의 응력-변형률 그래프 같은 형태가 있어 접선탄성계수가 할선탄성계수보다 크게 나타났기 때문이다. 따라서 초기변형률의 영향으로 접선탄성계수가 할선탄성계수보다 크게 나타났기 때문이다.

Fig. 8.

Strength and elasticity modulus relation

Table 7. Laboratory design criterion stabilizer content

		Laboratory design criterion by stabilizer content
		8%	10%	12%	14%
Strength (kPa)	Clay	700	900	1100	1700
	Sand	2500	4100	6000	8800
	Gravel	4000	5300	6300	10200
Esec (MPa)	Clay	60	90	100	120
	Sand	110	170	190	210
	Gravel	130	170	190	230
Etan (MPa)	Clay	70	100	130	140
	Sand	150	200	230	270
	Gravel	190	250	260	300
*Strength result of Park et al. (2014)

4. 결 론

본 연구는 심층혼합시료의 실내시험을 통해 재령, 안정재 혼합비, 지반구성비에 따른 강도 및 탄성계수 특성을 파악하였고, 현장에 활용 가능한 실내기준을 제시하였다.

(1) 안정재 혼합비 8%∼14% 범위 내에서 모래성분 10% 증가함에 따라 탄성계수의 증가는 약 25.3∼35.3% 증가하였으며, 자갈성분 10% 증가함에 따라 탄성계수의 증가는 약 23∼27.5% 증가하였다.

(2) 재령에 따라 장기강도(재령28일)는 초기강도(재령7일)보다 43% 정도 증가하는 것으로 나타났고, 할선탄성계수는 14%, 접선탄성계수는 19% 증가하는 것으로 나타났으며 접선탄성계수가 할선탄성계수보다 25% 정도 크게 나타났다.

(3) 안정재가 일정하게 증가할수록 단기강도(재령7일)보다는 장기강도(재령28일)가 일정한 비로 증가하는 경향이 뚜렷하였고, 점토질 시료의 경우 탄성계수는 안정재가 2% 증가할 때마다 약 17∼25MPa 정도로 증가하는 것으로 나타났으며, 모래질 시료의 경우 탄성계수는 안정재가 2% 증가할 때마다 약 23∼50MPa 정도로 증가하는 것으로 나타났으며, 자갈질 시료의 경우 탄성계수는 안정재가 2% 증가할 때마다 약 28∼39MPa 정도로 증가하는 것으로 나타나 모래질 시료가 안정재 혼합비의 증가에 대한 영향을 가장 많이 받았다.

(4) 자갈질 지반은 안정재 14%에서 갑자기 증가하는 경향을 나타내었고, 탄성계수는 모든 지반에서 비교적 일정하게 증가하는 경향을 나타내었지만 자갈질 지반은 재령에 따른 차이가 많이 발생하였다.