서 론
폐기물 매립지와 관련된 연구는 Sowers(1975)가 매립지 지반의 침하 특성을 규명하면서 시작되었으며, 이후 Yen and Scanlon(1975), Rao et al.(1977), Edil et al.(1990) 등이 매립이 완료된 폐기물매립지를 대상으로 침하량을 측정하고 침하 거동을 분석하였다. Landva and Clark(1990)은 폐기물이 성토될 때 나타나는 지반 공학적 특성을 연구하였으며, Morris and Woods(1990), Bjarngard and Edgers(1990)은 매립지에서의 침하 계측 결과와 실내 실험을 기반으로 장기 침하량과 안정화 속도를 예측하는 여러 침하 모델을 제안하였다.
국내에서는 Kim et al.(1993)이 폐기물 매립지의 도로 부지 활용 가능성을 평가하기 위해 동다짐 공법 적용 사례를 발표하였다. 이후 Nam et al.(1995), Lee et al.(1995), Kim and Lee(1996), Kim et al.(1997), Yoon and Yoon(1997) 등이 폐기물 매립지에서의 굴착 및 재활용 가능성을 검토하는 연구를 수행하였다. Park(2016)은 매립지의 지반공학적 특성을 규명하고 토질기초공학적 관점에서 평가를 진행하였다. 또한, Shin and Lee(2016)은 소다회 생성 과정에서 형성된 매립지의 압밀 특성에 대한 연구를 수행하였다.
폐기물 매립지의 내진설계 관련 연구는 환경부(ME, 2001)가 폐기물 매립시설의 내진설계 기준을 수립하면서 본격적으로 시작되었으며, 이후 폐기물관리법 시행규칙 개정(ME, 2018)에 따라 내진설계 기준이 변경되었다. 더불어 기초 구조물, 항만 및 어항, 비탈면 등의 설계 기준이 개정되면서, 지진 ‧ 화산재해대책법을 기반으로 한 내진성능 확보 기준이 마련되었다. 그러나 현재 국내 폐기물 매립지의 내진설계 기준은 대부분 2018년 이전의 기준을 따르고 있어 개별 시설물의 내진성능을 명확하게 검토하는 과정이 부족한 실정이다. 기존 내진설계 기준에서는 지반의 분류, 위험도 계수, 평균 재현주기 등을 고려하여 설계가 이루어졌으나, 2017년 경주지진 이후 개정된 기준을 반영하여 내진 성능을 재평가할 필요성이 대두되었다.
본 연구는 2018년 개정된 환경부의 내진설계 기준을 기반으로 대상 폐기물 매립지의 내진 안전성을 평가하였다. 신뢰도 있는 분석을 위해 1g 진동대 시험을 통해 축소 모형 지반에서 최대 지반 가속도(peak ground acceleration, PGA)를 계측하였으며, 실내 실험 결과의 타당성을 확보하기 위해 1차원 지반응답해석 프로그램을 병행하여 적용하였다. 아울러, 매립지 내 성토 사면에 대한 안정성 검토는 산출된 수평 지진 계수를 바탕으로 내진설계 기준을 반영하여 수행되었다.
공법의 개요
압성토 공법
압성토 공법은 연약 지반 위에 성토할 경우 지지력 부족으로 과도한 침하가 발생하거나 측방 융기의 위험이 있을 때, 예상되는 융기 위치에 사전에 성토 하중을 가해 지반의 평형을 유도하는 공법이다. 이 방식은 일정 규모의 부지와 충분한 성토재를 요구하지만, 부지 확보가 용이하고 저비용으로 성토재를 조달할 수 있는 조건에서는 시공이 간단하고 공법 자체의 신뢰성이 높다는 장점을 가진다. 특히 폐기물 매립지의 경우, 지반 보강을 위해 천공을 수행하면 덮개막 손상 및 내부 오염물질의 유출 가능성이 존재하므로, 본 연구에서는 이러한 위험을 회피할 수 있는 압성토 공법을 적용하고자 하였다. Fig. 1은 해당 공법의 개념도를 제시하고 있다.
지반조사 및 실내실험
개요
본 연구 대상지역은 전라북도 ○○시 인근의 폐기물매립지로 총 3공구의 매립구간이 있으며, 1, 2 공구는 매립이 완료된 상태, 3공구는 매립이 진행중인 현장이다.
Fig. 2는 본 연구의 대상지역인 전라북도 ○○시 인근 지역에 대한 위치도를 나타낸 것이다.
지반조사
표준관입시험은 중량 64.0 kg의 해머를 76 cm 높이에서 자유 낙하시켜 Rod의 선단에 부착된 Split Spoon Sampler가 45 cm 관입 되는데 소요되는 타격 횟수를 15 cm마다 구분하여 측정하였다. 타격 횟수 N값은 초기의 15 cm 관입에 소요되는 타격 횟수는 예비타격으로 간주하여 제외하였으며 나머지 30 cm 관입에 소요되는 타격 횟수를 N치로 표기하였다. 한편, 타격 횟수가 50회를 초과하는 경우에는 50회 타격 시의 관입 심도를 기록하였다. 표준관입시험 과정에서 채취된 교란시료 중 일부는 현장에서 육안에 의한 흙의 분류와 실내 토성시험에 사용하였다.
Fig. 3은 표준관입시험 및 다운홀테스트 전경을 나타낸 것이다.
시설물의 내진안정성평가를 위해서는 지반의 전단파속도를 측정해야 하며, 현장에서 연구대상지반의 전단파속도를 측정하는 방법으로 다운홀테스트를 수행하였다. 다운홀테스트의 경우 지반조사 수행 시, 동일 위치에 수신기를 삽입하여 탄성파의 발생과 도달시간을 측정하는 과정으로 본 연구에서는 매립지 내 3개의 성토사면 중 1개소에 대한 전단파속도를 측정하였다.
지반조사 결과
표준관입시험 결과
표준관입시험은 중본 조사지역에서는 3개소에 대해 시추조사를 실시하였으며, 조사 결과 확인된 지층은 Table 1과 같이 상부로부터 성토층, 퇴적층 그리고 풍화대인 풍화토와 풍화암의 순서로 구성되어 있다.
Table 1.
Subsurface distribution according to ground survey locations and depths
다운홀테스트 결과
본 현장 부지에 대해 다운홀테스트를 실시하였으며, 이를 이용하여 구조물의 동적응답해석을 위한 지반의 전단파속도(Vs)와 동적물성치를 산출하였고, 그 결과를 토대로 지반의 분류결과 지반의 분류(KDS 41 17 00)를 실시한 결과, 지반의 등급은 S4(깊고 단단한 지반)로 확인되었다.
Fig. 4는 BH-1번공의 다운홀테스트 결과를 나타낸 것이다.
실내실험
1g 진동대
Fig. 5는 본 연구에서 사용된 1g 진동대 시험 장비를 나타내며, 주요 사양은 Table 2에 정리되어 있다. 가진기의 본체 크기는 3,000(L) × 1,000(B) × 500(H) mm이며, 가진 테이블의 크기는 2,000 × 600(L × B) mm로 설계되었고, 최대 허용 재하 중량은 1.5 t이다. 가진기 스트로크는 최대 200 mm (±100 mm)이며, 실린더와 스트로크에는 비접촉식 변위 센서(측정 범위: 20 mm)가 장착되어 있다. 유압 서보 시스템은 380 V 전기모터를 기반으로 210 bar의 압력을 사용하며, 최대 10 tf의 출력이 가능한 1축 변위 제어 방식으로 구성되어 있다.
Table 2.
Specifications of 1g shaking table
| Classification | Equipment specifications |
| Table size | 2,000 × 600 mm |
| Maximum capacity at dynamic | 5.1 tonf |
| Stroke | 200 mm (±100 mm) |
| Full payload | 1.8 tonf |
| Maximum acceleration | 1.0 g |
시험은 Processor Controller를 통해 변위 제어 입력을 설정하고, 유압 펌프에서 발생한 압력을 서보 액추에이터가 동하중으로 변환함으로써 이루어진다. 이때 액추에이터에 탑재된 비접촉식 센서를 통해 발생 변위를 계측하고, 그 값을 Processor Controller가 실시간으로 수신하여 입력파형을 제어한다. 이러한 시스템을 통해 가진 판 위에 설치된 모형 또는 실제 규모 구조물의 변위, 가속도, 간극수압 등의 다양한 물리량을 정밀하게 계측할 수 있다.
실험수행모델
Fig. 6은 실내 실험에 사용된 시료의 입도분포 곡선을 나타낸 것이고, Table 3은 실내모형 실험에 사용된 시료의 조성 높이와 물성값을 나타낸 것이다.
Table 3.
Material properties of experiment test soil
| Classification | (kg/cm2) | (%) | #200 (%) | ||
| Topsoil and subsoil | 2.63 | 1.56 | 30.5 | 15.4 | SM |
| Cohesive soil | 2.65 | 1.23 | 35.3 | 55.6 | CL |
| Weathered soil | 2.63 | 1.58 | 16.5 | 0.0 | SW |
실험에 앞서 진동대 장비의 사양 및 시험 조건을 고려하여 상사 법칙을 적용하였으며, 이에 따라 실제 지반을 1/40 비율로 축소한 모형을 구성하였다. 압성토 보강은 각각 10 m 및 15 m를 구현하였고, 사면 경사는 원지반의 기울기를 그대로 반영하여 설정하였다. 실험에서는 무보강, 10 m 보강(모형사면 기준 25 cm), 15 m 보강(모형사면 기준 37.5 cm)의 세 가지 조건에 대해 모형 사면을 조성하였으며, 각 보강 연장에 대한 세부 사항은 Table 4에 정리되어 있다.
Table 4.
Experimental model case
지진파 입력은 대표적인 단주기 및 장주기 특성을 갖는 Ofunato파, Hachinohe파, 그리고 최근 국내에서 발생한 경주 지진파를 포함하였으며, 추가적으로 인공지진파도 실험에 활용되었다. 총 세 가지의 축소 모형에 대해 네 종류의 입력 지진파를 각각 적용하여, 총 12개의 동적 모형 시험을 수행하였다. Fig. 7은 본 연구에서 사용된 지진파의 입력 파형을 제시하고 있다.
실험을 수행한 연구대상지역의 검토 단면은 1단 소단을 가지는 매립지 단면으로 Fig. 8은 가속도 센서의 분석 위치에 따른 비교 열을 나타낸 것이다. 1열 센서의 경우 매립지 안쪽으로 상재하중이 큰 곳이며, 2열 센서의 경우 1소단 안쪽의 가속도 증폭을 확인하기 위함이다. 마지막으로 3열 센서는 1소단 끝단 하부의 가속도도 증폭을 확인하기 위함이다.
모형사면 조성
Fig. 9는 본 연구에서 수행한 실내 실험의 모형 사면 조성 과정을 나타낸 것이다. 실험은 축소모형의 사면 높이를 기준으로 1/40 축척을 적용하여 조성되었으며, 최종적으로 모형 사면은 약 50 cm 높이로 구성되었다. 사면의 하부는 풍화토 지반을 구현하도록 설계되었으며, 풍화토 조성 후에는 가속도계 설치 위치도에 따라 총 3개의 가속도계를 하부에 매설하였다.
중간층에는 연약한 점성토를 포설하고, 동일한 방식으로 점성토 최상부에 추가적으로 3개의 가속도계를 설치하였다. 상부는 실제 단면 형상을 반영하여 하부 풍화토층 조성 후 가속도계를 매설하고, 중심부에 연약 점성토를 추가로 조성하여 2열 가속도계를 매설하였다. 또한, 상부 사면은 1단 및 2단 소단 형상으로 조성되어 실제 현장 조건과 유사한 형태를 재현하였다.
마지막으로 최상부에는 성토층을 시공하였으며, 사면의 1단 소단과 2단 소단 상부에 각각 1개의 계측기를 추가로 매설하여 전체 계측 체계를 완성하였다.
1g 진동대 시험 결과
Fig. 10은 보강이 적용되지 않은 모형 지반에서 깊이에 따른 최대지반가속도(PGA)를 분석한 결과를 보여준다. 네 가지 입력 지진파 중 인공지진파에 의한 가속도 증폭이 가장 크게 나타났으며, 반면 Hachinohe파에서는 가장 낮은 증폭비가 확인되었다. 이는 인공지진파가 단주기 성분이 강하여 지반의 응답에 큰 영향을 미친 것으로 해석된다. 평균 증폭률은 1열에서 34.40%, 2열에서 34.01%, 3열에서 32.22%로 나타났으며, 1열의 경우 가장 높은 증폭이 발생하였다. 이는 해당 계측기가 사면의 선단부에 설치되어 있으며, 특히 최상부 상단 선단부에 위치한 ACC9번은 상재하중의 영향을 받지 않는 연약한 지반 조건에 위치하고 있어 지진 하중에 가장 취약한 지점으로 작용했기 때문으로 판단된다.
Fig. 11은 압성토를 10 m 길이로 보강한 모형 지반(모형사면 기준 25 cm)의 깊이별 최대지반가속도(PGA) 측정 결과를 제시한 것이다. 평균 증폭률은 1열에서 12.45%, 2열에서 33.61%, 3열에서 22.05%로 나타났다. 이 중 2열에서 가장 큰 지진동 증폭이 확인되었으며, 무보강 상태와 비교해 보면 1열은 21.95%, 2열은 0.4%, 3열은 10.17% 각각 감소한 것으로 분석되었다. 이러한 결과는 모형 상부에 설치된 ACC9, ACC8, ACC5 계측기들이 압성토 보강에 따라 지반 내 상재하중 증가로 인해 구속 응력이 강화되었기 때문으로 해석된다. 특히 ACC9번 계측기의 경우, 직접적인 하중이 작용하지 않음에도 불구하고 압성토에 의해 수평 응력이 완화되어 가속도 증폭이 줄어든 것으로 나타났다. 전반적으로 보강 효과로 인해 지진파 증폭률이 감소한 경향을 보였으나, 단주기 성분이 지배적인 인공지진파에서는 여전히 상대적으로 높은 증폭이 발생함을 확인할 수 있었다.
Fig. 12는 압성토를 15 m까지 보강한 모형 지반(모형사면 기준 37.5 cm)에서 깊이에 따른 최대지반가속도(PGA) 결과를 나타낸 것이다. 평균적으로 1열에서는 25.36%, 2열에서는 23.86%, 3열에서는 16.29%의 가속도 증폭이 확인되었으며, 이 중 1열에서 가장 높은 증폭률이 나타났다. 무보강 조건과 비교할 때, 1열에서는 9.05%, 2열은 10.15%, 3열은 15.93% 각각 증폭률이 감소하였다. 이러한 경향은 10 m 보강 시와 유사하게, 모형지반 상부에 위치한 ACC8 및 ACC5 계측기에서 압성토에 의한 상재하중 증가로 지반 내 구속응력이 상승함에 따라 발생한 것으로 판단된다. 또한, ACC9 계측기의 경우 보강으로 인해 수평 응력이 완화되어 가속도 증폭이 줄어든 것으로 분석된다. 특히 3열에서는 보강 길이 증가에 따른 뚜렷한 감쇠 효과가 확인되었으며, 무보강 또는 10 m 보강에 비해 현저히 낮은 증폭률을 보였다.
수치해석 결과
개요
본 장에서는 개정된 내진설계 기준에 따른 내진 안정성 검토를 확인하기 위한 설계지진 하중의 도출 방법과 도출된 데이터를 통한 매립지 내 성토 제방의 안정성 검토를 확인하고자 하였다.
1차원 지반응답해석
1차원 지반응답해석기법은 모든 지층의 경계가 수평하며 지반의 응답은 기반암으로부터 수직 전파되는 수평전단파에 지배받는다는 가정을 기본으로 한다. 지진파 전파는 3차원 현상이지만 1차원 해석기법은 실제로 여러 사례에 있어서 지진 시 지표면 자유장 운동을 비교적 잘 예측하는 것으로 알려져 있다(Idriss and Seed, 1968).
1차원 지반응답해석은 해석 영역에 따라 주파수 영역과 시간영역으로 구분된다. 주파수 영역 해석은 입력 물성이 적으며 계산이 빠르다는 장점을 가지고 있지만 지반 거동은 선형 탄성이라고 가정된다. 하지만, 지진동 시 지반은 비선형 거동에 따라 큰 영향을 받으며 이를 사실적으로 모사하는 것은 매우 중요하다. 주파수 영역에서 이러한 지반의 비선형 거동을 고려하기 위하여 제안된 방법이 등가선형해석기법이며, 시간영역에서는 이를 비선형해석을 통하여 모사한다.
비선형해석은 추가로 과잉간극수압의 발생 여부 모사에 따라 전응력 및 유효응력해석으로 구분된다. 등가선형해석은 과잉간극수압을 모사할 수 없으므로 전응력 해석이다. 본 연구에서는 시간영역에 따른 비선형해석을 수행하였으며, 1차원 지반응답해석 프로그램은 Deepsoil(ver 7.0)을 사용하여 그 결과를 확인하였다.
Table 5.
Input parameters
Fig. 13과 Fig. 14는 보강 전 ‧ 후에 따른 1차원 지반응답해석 결과를 SA분석을 통해 나타낸 것이다.
사면안정해석
지반의 물성값은 다음 표와 같이 건축물 부지, 매립지 1공구, 매립지 2공구, 매립지 3공구로 나누어 산정하였다. 단위중량을 포함한 점착력, 내부마찰각 등의 물성값은 지반조사 시 수행한 SPT 시험 결과를 바탕으로 흙의 성질과 N치에 따른 지반물성 문헌값을 적용하였다.
Fig. 15는 보강 전 ‧ 후에 따른 사면안정해서 검토를 위하여 원지반의 지층특성을 나타낸 것이다. 입력 물성값은 Table 3에 나타낸 1차원 지반응답해석에 사용된 물성값을 적용하였다.
Fig. 16과 Fig. 17은 보강 전 ‧ 후에 따른 사면안정해석 결과를 나타낸 것이다. 압성토 15 m 보강 시 성토사면의 안정성 검토를 나타낸 것이다. 보강 후 사면의 안전율은 건기 시 1.46에서 2.64, 지진 시 0.77에서 1.35로 상회되는 것을 확인하였다. 압성토 적용 시 사면 하부 연약지반의 깊은 파괴에 대한 파괴영역이 완화된 것으로 확인할 수 있다.
결 론
본 연구는 개정된 내진설계 기준을 적용하여 기존 폐기물 매립시설의 내진 안정성을 평가하고자, 실내 모형 실험과 수치해석을 병행하여 검토를 수행하였다.
내진설계 기준에 따라 1차원 지반응답해석을 실시하였으며, 지진재해도 기반의 설계 지진하중을 반영하여 수치모델을 구축하였다. 이후, 보강에 따른 안정성 변화는 각 입력 지진파에 대한 실내 실험 결과와의 비교를 통해 보강 효과의 경향성을 파악하고자 하였다.
이러한 연구 과정을 통해 도출된 주요 결론은 다음과 같다.
(1) 1g 진동대를 이용한 실내 실험 결과, 가속도계 매설 깊이에 따른 최대지반가속도(PGA)를 분석한 결과, 압성토를 10 m 및 15 m 보강한 경우 모두 무보강 상태에 비해 지진파 증폭률이 낮게 나타났다. 특히 15 m 보강 조건에서는 10 m 보강 대비 증폭률이 더욱 감소하는 경향을 보였다. 이러한 결과는 모형 지반 상부에 설치된 ACC9, ACC8, ACC5 계측기들이 압성토의 영향으로 인해 지반 내 구속응력이 증가한 것에 기인한 것으로 판단된다. 이 중 ACC9 계측기의 경우에는 직접적인 하중은 작용하지 않지만, 압성토 보강으로 인한 수평 응력 감소가 지진파 증폭 억제에 영향을 준 것으로 분석된다.
(2) 각 입력 지진파에 따른 실내 실험과 1차원지반응답해석의 SA결괏값 분석 결과, 보강 전 최소 2.47%~최대 8.17%의 오차율을 보였으며, 보강 후 최소 3.48%~최대 11.12%의 오차율을 보였다. 실내 실험의 경우 축소모형 사면이 존재하기에 수평모형지반에 대한 검증을 수행하는 1차원 해석과 일부 차이가 있을 수 있으나, 전반적으로 낮은 오차율을 확인할 수 있었다.
(3) 매립지 1, 2, 3공구에 대한 사면안정해석의 경우 1차원 지반응답해석을 이용하여 도출된 수평 지진계수를 반영하였으며 해석결과, 매립지, 1, 2공구에서는 사면에 대한 안정성이 확보되었으며, 매립지 3공구의 경우 기준안전율 미달의 결과를 확인하였다. 이는 개정된 내진설계 기준에 따라 1차원 지반응답해석의 수평지진계수가 행정구역상의 수평지진계수보다 더 보수적인 수치로 인한 결과로, 매립지 3공구의 보강이 필요한 것으로 확인되었다.
(4) 매립지 3공구의 압성토 보강에 따른 수치해석 검증 결과, 압성토 10 m, 15 m 보강 시 기준안전율을 모두 상회하는 결과를 확인하였다. 보강 후 사면의 안전율은 건기 시 1.46에서 2.64, 지진 시 0.77에서 1.35로 상회되는 것을 확인하였으며, 압성토 10 m 보강과 큰 차이를 보이지 않았다. 마찬가지로 압성토 적용 시 사면 하부 연약지반의 깊은 파괴에 대한 파괴영역이 완화된 것으로 확인할 수 있다.
