1. 서 론
2. 이론적 배경
2.1 Modified Cam-Clay(MCC) Model
2.2 GPR 탐사
3. 굴착현장 주변 지반거동 분석
3.1 해석 단면 및 모델링
3.2 지반 물성치 평가
3.3 해석결과 및 분석
4. 굴착현장 주변 GPR 탐사
5. 결론 및 고찰
1. 서 론
최근 도심지에서의 대규모 굴착이 이루어지는 과정에서 주변 건물에 피해를 주어 이에 대한 민원 및 보상 문제로 어려움을 겪는 경우가 빈번하게 나타나고 있으며, 일부 건물이 붕괴하여 인명 및 재산에 많은 손실을 가져오고 있다. 현재 굴착공사 주변의 지반함몰을 예측 및 평가하기 위한 위험인자를 탐지할 수 있는 기술은 미흡한 실정이며, 이러한 지반함몰 원인을 비파괴탐사방법으로 탐지할 수 있는 방법에는 대표적으로 지표투과레이더(GPR) 탐사, 전기비저항 탐사, 표면파 탐사 등을 들 수 있다. 그 중에서 GPR탐사는 깊이가 얕은 대상의 구조를 높은 분해능으로 탐사하는 방법이다. 도로 밑의 매설 관로나 공동 탐사 또는 다짐도 조사, 터널의 배면 공동 탐사 등과 같이 구조물을 유지･관리하기 위한 비파괴 검사 방법으로 많이 이용된다. 또한 정밀 지반 조사 단계에서 암반 속 파쇄대나 단층 조사 등에 응용하기도 한다. 그 밖에 콘크리트 속 철근의 위치, 토질 조사, 고고학 조사, 토양 오염 또는 지하수 조사 등에 적용 가능하다(Korean Society of Earth and Exploration Geophysicists, 2011). 현재 GPR 탐사를 이용한 지하수위 심도 및 변화 등에 관한 연구(Endres et al., 2000; Hargey and Müller, 2000; Lu and Sato, 2004; Pyke et al., 2008; Kuroda et al., 2009; Kim and Kim, 2013)는 활발하게 수행되고 있다.
대한민국에서 지하개발 시 지반침하 사고의 주요 원인은 KISTE(2010)에서 분석한 결과 지반조사 불충분, 가시설 구조체의 불안정, 지하수 흐름변화의 관리 미흡 등이 대부분을 차지하였으며, 그중에서도 대규모 건축물 기초터파기 공사 시 무분별한 지하수 방출, 공사 중 피압대수층의 교란에 따른 지하수 이동 등으로 인한 주변지반의 지하수 흐름 급변 발생으로 인하여 대규모 지반침하 사고가 발생하는 것으로 나타났다. 이에 중앙정부에서는 지하안전관리에 관한 특별법을 제정하여 2018년 1월 1일부터 시행되고 있다. 이 법에서는 일정규모의 깊이(10m～20m이내, 20m이상)에 대해 터파기 공사 시 지하안전영향평가를 실시하여 터파기 공사에 의한 주변지반의 침하를 사전에 예방하고 있다. 하지만 지하개발 사업이 연약지반 등에 수행되는 경우 지하안전법에 규정된 최소 굴착깊이 10미터 이상(소규모 지하안전영향평가 대상사업의 경우) 또는 20미터 이상(지하안전영향평가 대상사업의 경우)이 아닌 10미터 이하에서도 지반침하가 발생할 수 있으며, 이는 지하안전에 위험을 초래 할 수 있다. 특히 점토, 실트, 해성토 등의 연약지반과 같은 지반조건에서 지반침하에 미치는 영향은 크게 작용할 수 있어, 지지력이 약한 연약지반 등에 지하개발 사업이 수행되는 경우 지하안전법에서 규정한 굴착깊이는 부적절할 수 있다(Han, 2018). 따라서 이 연구에서는 연약지반에서의 지반굴착 시 나타날 수 있는 지하수 흐름변화에 대해 수치해석적 기법을 이용하여 주변지반의 거동을 분석하고, 비파괴탐사기법인 GPR 탐사를 실시하여 지반함몰을 평가하기 위한 위험인자에 대해 고찰하였다.
2. 이론적 배경
2.1 Modified Cam-Clay(MCC) Model
현재까지 제안된 압밀이론을 고찰하여 보면 Terzaghi 이론과 Biot 이론으로 크게 구분할 수 있다. Terzaghi는 비교적 얇은 점토층에 재하면적이 넓은 경우와 같이 1차원 압밀에 의한 침하를 이론적으로 정리하여 제안한 반면, Biot(1941)는 압밀이론을 지반의 응력-변형률 관계를 지배방적식으로 하는 3차원 압밀의 이론을 전개하였다. 이것은 이론상 Terzaghi의 이론에 비하여 완전하지만, 압밀방정식이 미지수로써 과잉간극수압과 변위의 양자를 포함한 연립편미분방정식으로 되기 때문에 수학적 해를 구하기가 어렵게 되어있다. 그러나 최근에는 유한요소기법의 발달로 복잡한 경계조건을 갖는 미분방정식의 해가 가능해짐에 따라 Biot 압밀론의 가치가 재평가 되고 있다.
점토의 거동을 매우 명확하게 표현하기 위해 Roscoe and Schofield(1963) 등은 한계상태개념을 도입하여 Cam- Clay 모델을 제안하였다. 한계상태이론에서 흙의 상태는 세 가지 매개 변수로 나타낼 수 있다.
1) Mean effective stress(volumetric stress) (p')
2) Deviatoric stress(shear stress) (q)
3) Specific volume (v)
유효체적응력(p')은 체적변형을 일으키는 성분이며, 축차응력(q)은 전단변형을 일으키는 성분이다. 이러한 유효체적응력(p')과 축차응력(q)은 3축시험(Triaxial Compression Test)시 시료에 가해지는 주응력(𝜎1, 𝜎2, 𝜎3)을 가지고 Eq. (1), (2), (3)과 같이 산정할 수 있다.
| $$p'=\frac13(\sigma'_1+\sigma'_2+\sigma'_3)$$ | (1) |
| $$\begin{array}{l}q=\frac1{\sqrt2}\sqrt{(\sigma'_1-\sigma'_2)^2+(\sigma'_2-\sigma'_3)^2+(\sigma'_3-\sigma'_1)^2}\\\end{array}$$ | (2) |
| $$\begin{array}{l}\upsilon=1+e\\\end{array}$$ | (3) |
일반적인 점토 지반의 압력에 대한 부피 변화량의 관계를 Fig. 1과 같이 정규압밀선(normal consolidation line)과 과압밀선(over-consolidation line) 개념을 이용해서 나타낼 수 있다. 과압밀선은 팽창선(swelling line)이라고도 하며, 작용된 응력(하중)의 증가는 응력 상태가 과압밀선을 따라 정규압밀선으로 이동하게 된다. 추가적인 응력증가로 두 선의 교차점을 통과하면 응력상태가 정규압밀선을 따라 내려가며, 이는 탄성-소성경화 모델의 응력-변형률 곡선과 유사한 특징을 보인다고 말할 수 있다. 즉 Fig. 2와 같이 과압밀선은 초기 선형 탄성구간으로 정규압밀선은 소성경화구간으로 대응시킬 수 있다.
하중을 받고 있는 흙이 전단파괴에 이르면 주응력비가 일정한 값이 되고 그때 유효응력과 체적의 변화 없이 전단변형만 무한히 발생하는 상태로 이어진다. 즉 한계상태에서 흙은 체적변화가 없이 전단변형이 증가하면서 파괴가 일어나게 된다. 구속압력이 다양한 상태에서 파괴시 응력을 p'-q 평면에 표시하면 Fig. 3과 같이 배수시험(drained test)과 비배수시험(undrained test) 모두 원점을 통과하는 한 직선상에 놓인다. 이것을 한계상태선(Critical State Line)이라고 하며, 임의의 점토에 대하여 유일하게 정의되는 곡선이다. 흙이 한계상태에 도달하면 모든 응력경로는 한계상태선에 수렴하게 되며, 점토가 항복하는 동안의 응력-변형율 거동을 Eq. (4)와 같이 나타낼 수 있다.
| $$\begin{array}{l}\\\frac{q^2}{p'^2}+M^2(1-\frac{p'_c}{p'})=0\end{array}$$ | (4) |
이 모델(MCC)은 탄소성 등방재료의 성질을 갖는 연약한 점토에 대한 배수 및 비배수 거동을 설명할 수 있다. 하지만 점토의 변형거동에 있어서 과압밀된 점토와 같이 강성이 큰 토질재료의 연화변형률 거동은 표현이 불가하고 경화변형률 거동에 대해서 설명할 수 있다. 또한 압밀의 크리프적 성질과 변형의 시간의존성은 포함하지 않고 있다.
2.2 GPR 탐사
GPR 탐사는 10MHz～1GHz 주파수 대역의 전자기파 펄스를 이용하여 천부 지하구조를 파악하는 기법이다. 이 방법은 다른 탐사법에 비해 상대적으로 짧은 파장의 전자기파를 사용하므로 분해능이 높으며, 매질간 유전율 차이에 의한 전자기파의 반사와 회절현상 등을 측정하고 이를 해석하여 지질구조를 파악한다. GPR 탐사는 특히 건조한 사암이나 역암 등의 구조에서는 전자기파는 쉽게 투과하여 상대적으로 높은 탐사 적용성을 갖는 반면 점토층에서는 높은 전기전도도 때문에 전자기파의 심도에 따른 감쇠 역시 커서 GPR 탐사의 적용이 어렵다.
GPR 탐사에서 사용하는 10MHz～1GHz의 고주파 대역은 전도전류에 비해 변위전류가 우세한 전파영역 속하게 되며, 이 경우 전자기장의 거동은 파동방정식의 지배를 받는다. 전파영역에서 GPR파의 거동특성 중에서 주된 관심은 감쇠도와 속도이다. 평면 전자기파를 가정할 경우 전파영역에서 감쇠상수(𝛼, [dB/m])와 위상상수(𝛽, [rad/m])는 다음 Eq. (5), (6)과 같다.
| $$\alpha=\frac\sigma2\frac\mu\varepsilon$$ | (5) |
| $$\beta=\omega\mu\varepsilon$$ | (6) |
여기서 σ는 전기전도도(S/m), ε은 유전율(F/m), μ는 투자율(H/m), ω는 각 주파수이다. 따라서 GPR파는 매질의 전도도가 클수록, 유전율이 작을수록 감쇠가 심하며 주파수와는 무관하다. 그러나 100MHz 이상의 고주파 대역에서는 소위 이완효과에 의하여 감쇠상수가 급격히 증가하므로 100MHz 이상의 주파수를 사용하는 GPR 탐사기기의 가탐심도는 급격히 작아진다.
GPR 전파의 속도는 지하를 구성하는 암석의 투과율이 진공에서의 값과 같다(𝜇=𝜇0)고 가정하면 GPR 전파 속도는(v, [m/ns])을 다음 Eq. (7)과 같이 정의할 수 있다.
| $$\upsilon=\frac c{\sqrt{\varepsilon r}}=\frac{0.3}{\sqrt{\varepsilon r}}$$ | (7) |
GPR파의 전파속도는 주파수에 무관하며 단지 유전율에 좌우됨을 알 수 있다. 이때 𝜀r=𝜀/𝜀0로 상대유전율, c는 진공에서의 전자기파의 속도 0.3m/ns이며, GPR파의 파장(λ, [m])은 다음 Eq. (8) 같다.
| $$\lambda=\frac\upsilon f=\frac{300}{\varepsilon_rf}$$ | (8) |
여기서, f의 단위는 MHz이다. 지하를 구성하는 암석의 상대 유전율은 3～30의 범위 내의 값을 가지므로 GPR파의 전파속도는 0.06～0.175m/ns 이며, 물의 상대유전율은 80으로 다른 물질에 비해 대단히 크다. 따라서 지하 매질 내에 분포하는 수분의 함량은 레이다파의 거동에 커다란 영향을 미친다.
GPR파의 감쇠요인은 대략 3가지가 있다. 첫째, GPR탐사에서 사용하는 송신 안테나는 점원이므로 송신원에서 90°의 원뿔 형태로 전파된다. 따라서 송신 안테나로부터 거리가 증가함에 따라 신호의 크기는 1/r의 비율로 감소한다. 둘째, 감쇠상수에 의하여 에너지의 일부가 열로 변환되면서 신호의 크기가 감쇠하며 이를 흡수라 한다. 셋째, 경계면에서 발생하는 GPR파의 반사 및 투과에 의한 에너지 손실이 있다. 수직입사를 가정할 때 반사계수는 다음 Eq. (9)와 같다.
| $$k=\varepsilon_1-\frac{\varepsilon_2}{\varepsilon_1}+\varepsilon_2$$ | (9) |
여기서, 𝜀1, 𝜀2는 경계면 양쪽에서의 상대유전율이다. 따라서 각종 지질 잡음(미세균질포함)이 많은 지역의 경우, GPR 탐사의 가탐심도가 작아진다.
GPR의 분해능은 시간적으로 인접한 두 반사 신호를 구분하는 능력이다. 따라서 분해능은 주파수의 함수이다. GPR 탐사에서 사용되는 송수신 안테나는 일정한 주파수 대역 내의 신호만을 방사 또는 수신하도록 제작되어 있으며, 이러한 주파수 대역을 안테나의 대역폭이라고 한다. 또한 최대 반응을 나타내는 주파수를 안테나의 중심주파수라 한다. 따라서 안테나마다 고유의 중심주파수가 있으며, 대부분의 GPR 탐사기기는 중심주파수와 대역폭이 같도록 설계되어 있다.
탐지 가능한 물체의 최소크기를 분해능이라고 하는데 이것은 토양에 따라 달라지며, 1파장 길이(𝜆l)의 절반 값을 말하며, 분해능을 향상시키기 위해서는 중심주파수가 커야한다. 그러나 중심주파수가 높아지면 분해능은 향상되지만 GPR탐사에서 감쇠가 커서 가탐심도가 작아진다는 양면성이 있어, 대상체의 개략적인 심도 및 유전율에 대한 정보가 없을 경우에는 분해능보다는 가탐심도를 우선하여 안테나를 선정하는 것이 유리하다. GPR파의 속도는 유전율의 함수이므로 분해능은 매질에 따라 달라짐을 유의하고, 주파수의 하한은 분해능에 의해 결정되며, 상한은 가탐심도 및 지질잡음의 크기에 좌우 된다(Table 1).
3. 굴착현장 주변 지반거동 분석
3.1 해석 단면 및 모델링
OO 굴착현장의 지반조건을 살펴보면 지표면으로부터 G.L -4.8m까지 분포된 점토질 모래(Clayey Sand, SC)는 점토성분이 많이 함유되어 있는 연약한 퇴적층으로 나타났다. 그 아래의 실트질 모래(SM)는 G.L -10.7m까지 분포되어 있으며, 매우 조밀한 상태의 풍화토로 나타났고, 그 아래에는 풍화암층이 분포하였다(Fig. 4 참조).
OO 굴착현장의 시공순서는 케이싱 천공 후 PHC 말뚝을 근입을 반복 시공하여 흙막이 벽체를 완성한다. 그 후 띠장(Wlae), 스트럿(Strut)등을 설치하고 단계별 굴착을 실시한다.
OO 굴착시 지하수위 저하로 인한 주변지반이완영역을 분석하기 위해 유한요소해석(MIDAS Information Technology Co., Ltd., 2015)을 실시하였다. 지반의 수치해석에서는 원래 반 무한체인 해석영역을 굴착현장 주변으로 한정시켜야 한다. 따라서 굴착시 지하수위 저하로 인한 변위나 응력의 변화가 거의 없는 위치에서 해석경계를 정의 하여야 한다. 본 연구에서는 수평경계면 조건을 굴착깊이의 약 3.5배, 연직 경계면 조건은 굴착깊이의 약 4.5배를 적용하였다. 지반 전체요소는 회전이나 이동과 같은 거동이 일어나지 않도록 하였으며, 좌우경계에 위치한 절점에 대해서 X 방향 자유도를 구속하였고, 바닥경계에 위치한 절점에 대해서는 X, Y 방향 자유도를 구속하였다(Fig. 5 참조).
유한요소해석에서 요소망의 크기와 수는 해석결과에 영향을 미치는데 탄성변형구간에서는 그 영향이 미미하나 탄성변형을 넘어선 구간에서는 큰 영향을 미치는 것으로 알려져 있어 주의를 기울여야 한다. 요소망의 크기를 결정하는 것은 유한요소해석 시간에 큰 영향을 주므로 본 연구에서는 거동변화가 큰 영역, 즉 굴착현장과 그 인접 지반 영역에서는 요소망 크기를 0.3m로 세분화하였으며, 응력의 변화가 거의 없는 위치에서는 요소망 크기를 1m로 하여 Fig. 5와 같이 요소망을 분할하였다.
수치해석은 시공단계 해석으로 수행하였다. 현장의 시공단계는 매우 복잡하고 가변적이기 때문에 해석에서는 이를 단순화 하여 비중이 큰 시공단계를 중심으로 해석을 수행하였다. 이 연구에서는 시공단계를 6단계로 구분하였는데 첫 번째 단계에서는 원지반 조건상태, 두 번째 조건에서는 벽체시공, 세 번째 조건에는 1단굴착 및 스트럿 설치, 네 번째 조건에는 2단 굴착 및 스트럿 설치, 다섯 번째 조건에는 3단 굴착 및 스트럿 설치, 마지막 단계에서는 최종굴착 순으로 구분하였다.
점토지반에서의 체적변화는 간극수압의 변화로 인하여 발생된 수두차에 의해 흙 속에서 물이 흘러나가면서 압밀이 발생한다. 따라서 점토지반의 체적변화를 고려하기 위해서는 압밀을 고려한 해석이 필요하다. 본 연구에서는 점토지반에서의 간극수압 변화로 인한 압밀을 고려하기 때문에 Modified Cam Clay 모델을 사용하여 압밀을 고려한 모델링을 실시하였다.
3.2 지반 물성치 평가
유한요소해석을 실시하기 위하여 적용된 지반 물성치는 실내시험과, 현장시험을 통하여 산정하였다. 실내시험은 함수비, 입도, 비중, 액성한계, 소성한계 시험을 실시하였으며, 현장시험은 표준관입시험, 현장투수시험, 공내재하시험, 공내전단시험, 피에조콘시험을 실시하여 투수계수, 변형계수, 점착력, 내부마찰각, 과압밀비 등을 산정하여 지반의 물성치 선정에 고려하였다(Table 2 참조).
Table 2. Estimated initial parameters of soils and materials
점토지반의 물성치는 보통 1차원 압밀실험으로부터 얻어지며, 간극비(e)에 대한 log10(p)의 그래프로부터 압축지수(Cc)와 재압축 지수(Cr)를 얻을 수 있다. 압축지수와 재압축 지수는 정규압밀선 기울기(𝜆)와 과압밀선 기울기(𝜅)로 부터 Eq. (10), Eq. (11)와의 관계를 갖는다.
| $$\lambda=\frac{C_c}{\ln(10)}$$ | (10) |
| $$\kappa=\frac{C_r}{\ln(10)}$$ | (11) |
본 연구에서는 NAVFC(1971)에서 제안된 경험식 Eq. (12)을 이용하여 압축지수(Cc)를 산정하였으며, 재압축 지수(Cr)의 값은 압축지수(Cc)의 5～10% 범위 내에서 산정하였다.
| $$C_c=1.15(e_0-0.35)$$ | (12) |
여기서, e0는 지반의 초기간극비 이다.
한계상태선의 기울기(M)은 3축압축시험으로부터 유효 전단 저항각(배수시험에 의한 전단 저항각)과의 관계를 통해서 Eq. (13)과 같이 추정할 수 있다.
| $$M=\frac{6\sin\phi}{3-\sin\phi}$$ | (13) |
수치해석에서 지반거동을 정확히 예측하기 위해서는 신뢰성 높은 지반 특성치들이 요구되는데 간접적으로 추정된 지반 특성치들을 이용한 수치해석에는 신뢰성 높은 결과를 도출하기 어렵다. 따라서 지반 물성치의 민감도 분석을 통해 신뢰성 있는 지반 특성치를 추정하였다. 민감도 분석을 위해 지반 특성치를 Table 3과 같이 변화시켜 역해석을 실시하였다.
Table 3. Changes of clayey sand parameters for the sensitivity analysis
| Soils | K (cm/sec) | M | |
| Clayey sand | Case 1 | 0.0005 | 0.1, 0.3, 0.5, 0.7, 1 |
| Case 2 | 0.0002, 0.0003, 0.0005 0.001, 0.003, 0.007 | 0.7 | |
추정된 지반의 물성치를 이용하여 유한요소 해석을 실시하였으며, 그 결과를 Fig. 6, Fig. 7에 나타내었다. Case1의 해석 결과(Fig. 6), 한계상태선의 기울기가 증가할수록 굴착현장 주변의 지반 침하량은 크게 나타났다. 또한 굴착현장 내부의 지하수 유출량은 한계상태선의 기울기가 증가할수록 크게 나타났으며, 굴착현장과 멀리 떨어진 거리에서는 지하수위는 천천히 떨어지는 것을 알 수 있었다. 이는 한계상태의 기울기(M)가 중가 할수록 연화(softening)가 뚜렷하게 나타나고, 첨두 강도와 잔류 강도의 차이가 크게 나타나기 때문인 것으로 생각되었다.
Case2의 해석 결과(Fig. 7)는 투수계수가 커질수록 굴착바닥면 내부의 지하수 유출량은 증가는 것을 알 수 있으며, 굴착현장 주변의 지반 침하량도 크게 나타났다. 또한 간극수압 소산 속도의 증가로 지하수위가 급격히 떨어지는 것을 알 수 있었다.
3.3 해석결과 및 분석
점토에 대한 물성치 평가를 위한 민감도 분석한 결과로부터 점토에 대한 한계상태선의 기울기 및 투수계수의 값을 조정하여 재해석한 결과, 점토층의 한계상태선의 기울기(M) 0.7과 투수계수(k) 0.0005cm/sec를 사용하는 것이 합리적인 적으로 판단되었다(Fig. 8, Fig. 9 참조).
굴착 단계별 지반침하 결과를 Fig. 8(a)에 나타내었다. 굴착 1단계에서는 지반침하는 크게 발생하지 않으며, 지하수위도 저하되지 않았다. 하지만 굴착 3단계에서는 굴착 부지에서 5m 범위 내에 지반침하가 크게 발생하였으며, 굴착 마지막 단계에서는 급격히 지반침하가 발생되는 것을 알 수 있었다. 굴착 마지막 단계에서의 지반침하는 Fig. 8(a)와 같이 0.7m까지 발생하였으며, 현장에서 측정된 지반침하는 Photo 1과 같이 최대 0.85m의 굴착 부지에서 2m 범위 까지 나타났다. 이는 수치해석 결과와 비교적 유사한 경향을 보이는 것으로 판단되었다.
굴착 단계별 지하수위 변화 결과를 Fig. 8(b)에 나타내었다. 굴착 1단계에서는 굴착깊이가 지하수위 보다 낮아 지하수위 변화는 없었으며, 굴착 2단계, 3단계에서는 굴착 부지 20m 범위 밖에서는 지하수위 변화는 미비한 것으로 나타났다. 현장에서 실측한 지하수위 자료와 수치해석 결과를 비교한 결과 Fig. 9에 보이는 바와 같이 비교적 유사한 경향을 나타내었다. 하지만 굴착 마지막 단계에서 수치해석에서는 지하수 유출량의 증가로 지하수위가 급격히 저하가 되었으나, 현장에서는 굴착 마지막 단계에서 굴착 내부 방수처리를 통해 지하수의를 어느 정도 유지하였다. 따라서 수치해석 결과로부터 해석결과를 굴착 3단계와 마지막 단계를 보정하여 수치해석 결과에 반영하였다.
4. 굴착현장 주변 GPR 탐사
중심 진동수가 500MHz 정도인 높은 진동수의 안테나를 사용할 경우에 탐사깊이는 지하의 전기비저항에 따라 달라지나 보통은 최대 2～3m 정도이다. 이 경우 지하수면 아래에 존재하는 이상체를 탐지하기 어려울 가능성이 높은데, 이는 지하수면에서 상당량의 에너지가 반사되어 그 아래로 전파되는 전자기파의 에너지가 상대적으로 약해지기 때문이다. 특히 전기비저항이 낮은 점토지반, 습지 등에서는 지하 깊은 곳에서의 반사 신호를 수신하기 어려울 가능성이 아주 높아서 지하 깊은 곳의 이상체를 탐지하는 것이 매우 어려워진다. 전기비저항이 높은 지반에서 중심 진동수가 100MHz 이하인 낮은 안테나를 이용하면 10m 이상의 깊이까지 탐사가 가능하다. 그러나 이 경우에는 1m 미만의 깊이에 있는 이상체를 판독하기 어려운 경우가 많으며, 이는 얕은 곳에서의 반사파가 송신 안테나에서 수신안테나로 직접 전파된 직접파에 묻혀 식별하기 어렵기 때문이다. 따라서 본 연구에서는 중심 주파수 250MHz를 이용하여 연약한 퇴적층을 반사법에 의한 방법으로 탐사를 실시하였다. 반사법은 Fig. 10과 같이 송신기와 수신기를 일정한 간격으로 고정시킨 후 일정한 간격(X)으로 이동 시키면서 조사하는 방법이다.
굴착 시공전 GPR 탐사를 실시하여 지반의 상태를 파악하였다. GPR 탐사결과, Fig. 11과 같이 유전율이 다른 지층 약 G.L -1.0m에서 경계면의 반사파를 획득하였으며 그 아래는 전기비저항이 낮은 점토층이 G.L -1.7m 까지 유전율이 다른 경계면의 반사파를 획득하였다. 그 아래는 지하수면이 지표아래 G.L -2.5m에 분포하고 있어 전자기파가 지하수면을 통과함에 따라, 전자기파의 감쇠가 심하게 일어나는 것으로 나타났다.
굴착 시공 완료 후 GPR 탐사를 실시하여 지반의 상태를 파악하였다. GPR 탐사결과, Fig. 12와 같이 지층에서 약 G.L -0.5m 아래는 유전율이 다른 경계면의 반사파를 획득하였으며 그 아래는 전기비저항이 낮은 점토층이 G.L -1.1m 까지 유전율이 다른 경계면의 반사파를 획득하였다. 굴착 공사 완료 후 Fig. 9의 지하수면을 살펴보면 굴착현장에서 인접한 곳은 지표아래 약 G.L -7m에 위치하고 있으나, 굴착현장에서 약 20m이상 떨어진 곳에서는 Fig. 8(b)의 수치해석 결과로부터 지하수면이 지표아래 약 G.L -5m에 분포하는 것으로 나타났다. 굴착 시공 전 GPR 탐사(Fig. 11(b)) 결과, 지하수위면 아래는 전자기파의 감쇠가 심하게 일어나 전자기파가 투과하지 못하여 지하수면을 예측할 수 있었으나 굴착 시공 후 지하수 저하에 따른 지하수면의 위치(Fig. 12(b))는 정확히 예측하지 못하였다. 이는 전기비저항이 대체로 낮은 점토층이 두꺼워 전자기파의 감쇠가 심하게 일어나 지하수면 위 점토층(G.L -4m～-5m)에서 전자기파가 감쇠되는 것으로 나타났다.
굴착 시공 전･후의 GPR 탐사 결과(Fig. 11, Fig. 12)를 비교한 결과 연약한 퇴적층의 두께는 0.5m 압축하였으며, 그 아래 전기비저항이 낮은 점토층도 0.1m 압축하였다. 이는 지하수 저하로 인해 간극수압이 감소하게 되어 지반내 간극률의 변화로 인한 지반변형이 발생한 것으로 나타났다.
지층의 전기적 특성을 측정하기 위하여 심도 2.0m까지 터파기를 실시하였다. 상부층의 전기적 특성은 지표 아래의 0.5m, 1.25m, 2.0m 위치에서 측정을 하였으며 측정을 위한 TDR센서는 GS3을 사용하였다. GS3 센서는 미국의 Decagon사에서 제조 하였으며, 체적함수비와 전기전도도의 값을 동시에 측정할 수 있다(Photo 2 참조).
Decagon Devices, Inc.(2016)가 실험에 의해 제안한 유전상수(𝜀)와 체적함수비(VWC)의 관계를 Eq. (14)에 적용하여 체적함수비를 산정하였다.
| $$VWC(\frac{m^3}{m^3})=5.89\times10^{-6}\times\varepsilon^3-7.62\times10^{-4}\times\varepsilon^2+3.67\times10^{-2}\times\varepsilon-7.53\times10^{-2}$$ | (14) |
지표아래 전기적 특성은 Table 4와 같이 측정하였다. 측정된 점토질 모래의 #1의 위치는 #2, #3위치에 비해 점토 함량이 작아 유전상수는 크게 나타나는 것을 알 수 있었으며, Han and Yoo(2017) 실험에 의해서 증명한 불포화 상태의 조립한 모래의 유전상수와 전기전도도의 값과 유사한 값을 나타내었다. 또한 동일한 점토질 모래에 대해서 #2의 위치는 #3 위치에 비해 점토 입자의 이중충(double layer) 두께가 상대적으로 증가하면서 유전상수는 감소하는 것으로 나타났다(Lambe, 1958).
Table 4. Electrical properties of clayey sand
| Ground layer properties | No | Depth | Constan dielectric | Volumetric water content (%) | Conductivity (mS/m) |
| Clayey sand | #1 | 0.5 m | 12.2 | 27.0 | 1.2 |
| Clay | #2 | 1.25 m | 10.3 | 22.8 | 2.7 |
| #3 | 2.0 m | 11.5 | 25.5 | 3.0 |
굴착 완료 후 GPR 탐사 결과(Fig. 12)와 현장에서 측정한 지층의 전기적 특성(Table 4)을 비교한 결과 유사한 경향을 보였으며, 지표아래 약 G.L -0.5m의 위치에서는 매립층, 그 아래 G.L -1.2m의 위치에서는 전기비저항이 상대적으로 낮은 점토가 분포되어 있으며, 그 아래의 위치에서는 전기적특성이 다른 점토가 분포되어 있는 것으로 판단되었다.
5. 결론 및 고찰
본 연구에서는 굴착 현장에서 지하수흐름 변화에 따른 주변 지반에 미치는 영향을 수치해석을 통해 분석하였으며, GPR탐사를 실시하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
(1) 연약한 점토층에서 개착식 굴착공사로 인하여 지하수위의 흐름변화(4.5m 저하)는 지반내 간극률의 변화로 인한 지반변형(0.7m 침하)이 발생하였으며, GPR 탐사결과 상부 점토층의 체적변형은 약 0.6m 정도 발생한 것으로 나타났다.
(2) 개착식 굴착공사에 있어서 지반침하는 여러 가지 요인에 따라 발생 할 수 있으며, 특히 연약지반 조건일 경우에는 지하수위 흐름 변화에 큰 영향을 받는 것으로 나타났다. 종합적으로 지하안전법에서 제시하고 있는 굴착깊이에 따른 지하안전영향평가 규모 결정은 근본적인 원인 해결을 위한 한계가 있는 것으로 판단된다. 따라서 지반침하가 발생가능성이 있는 연약한 지반존재, 지하수의 흐름의 급격한 변화가 예상되는 구간 등 지하안전영향평가 대상 규모결정에 개선이 필요할 것으로 생각된다.
(3) 전기비저항이 낮은 점토층에서 GPR 250MHz의 전자기파는 4m～5m까지 투과가 가능하였으나, 지하수면(G.L -2.5m)이 존재할 경우에는 전자기파의 감쇠가 심하게 일어나 그 아래는 투과하지 못하는 것으로 나타났다.
