1. 서 론

최근 기후의 불안정과 지하수의 과도한 양수, 지하공간 개발 및 지하구조물의 결함 등으로 인한 지반침하 사고가 빈번하다. 특히 지하관거의 균열이나 파괴로 인한 지반침하 사고가 다른 원인으로 발생하는 사고에 비하여 발생빈도가 높고 피해가 심각한 것으로 알려져 있다. 지중매설관의 손상은 시공 시 부주의, 노후화, 지반의 부등침하, 하수관거 연결부 결합의 불량 그리고 하중에 의한 깨짐 등에 의해 발생하며, 균열로 지하수와 함께 토사가 유입하여 지반침하로 이어진다(Choi et al., 2016).

지하관거의 구조적 안정성에 영향을 줄 수 있는 인자들에 대한 이론적 평가(Davies et al., 2001) 또는 구조물의 붕괴 그리고 구조적 안정성 향상을 위한 보강방안에 대한 수치해석적인 연구(Law and Moore, 2007)와 같이 관거 구조물 자체의 구조적 안정성에 대한 연구가 주로 이루어진 반면, 관거균열로 유도되는 지반파괴의 메커니즘 또는 파괴모드와 같이 지중관거 결함으로 비롯한 지반의 거동에 대한 연구는 미흡한 실정이었다. 지중 구조물의 손상 및 열화로 인한 지반거동에 관한 연구는 주로 터널에 대해서 진행되었으며, 이론적 해석(Davis et al., 1980; Anagnoustou and Kovari, 1997; Broere, 1998) 또는 유한요소해석에 기반한 수치해석적 연구가 주를 이루었다(Shin and Lee, 2001).

터널과 지중관거는 지중구조물로서의 유사성으로 인해 터널에 관한 연구를 바탕으로 지중관거가 야기하는 지반거동에 관한 유추가 가능하다. 하지만 이는 대규모 터널의 붕괴거동에 기초한 것으로, 도시에서 흔히 발견되는 상 ․ 하수관거로 인한 공동-함몰특성과는 차이가 있다. 그러므로 터널에 기초한 지반거동특성의 연구결과는 지중매설관 영향으로 인한 지반거동분석에 활용하는데 한계가 있다.

지중매설관의 영향에 의한 지반거동연구는 최근 국 ․ 내외에서 진행되고 있다. 공동발생은 입자의 유실로 발생되므로 연속체역학에 기초한 해석적 고찰에는 한계가 있다. 이에 따라 모형시험을 통해 관거와 지반의 상호작용 조사하는 연구(Mukunoki et al., 2009; Guo et al., 2013; Sato and Kuwano, 2015; Jeong et al., 2016; Kim et al., 2017)가 주를 이루었으며, 개별요소법을 통해 관거 균열 부근의 입자거동을 분석하는 연구가 수행되었다(Kim et al., 2017). 하지만 기존 연구는 지반-구조물 상호작용에 의한 지반함몰 분석에 초점을 맞추고 있어, 초기 입자거동에 의한 공동발생 메커니즘 조사는 미흡하다.

본 연구에서는 지하 비압력 관거의 균열이 초래하는 공동형성 및 지반함몰 메커니즘을 모형시험을 통해 규명하고자 하였다. 기존 모형시험연구에서 관거균열을 주로 토조 바닥면에 개폐가 가능한 유출구로 단순화한 방식과 달리 상사법칙에 따라 지하관거를 모사하여 모형관거에 직접 균열을 적용하였으며, 공동발생 특성에 영향을 미치는 다양한 인자를 실험조건으로 반영하였다. 이러한 점을 고려한 모형시험을 바탕으로 지하관거의 균열로 비롯하는 지반침하 및 함몰의 메커니즘을 초기단계부터 규명하고, 이를 통해 관거 균열상황에 공통적으로 적용할 수 있는 지반파괴모드를 고찰하였다.

2. 모형시험

2.1 시험장치

지중매설된 비압력 관거의 균열에 의한 지반함몰현상을 파악하기 위한 시험장치는 원형(prototype)을 실제 우수관거로 설정하고 여기에 상사성을 고려하여 제작하였다. 길이(L)축소율을 1/6로 설정하여 관거의 최소매설심도와 직경 그리고 관거 유속을 1 g 모형에 대한 상사법칙으로 결정하였다. 모형관거의 매설심도와 설정한 원형 값에 길이 축소율만큼 축소한 값으로 설정하였다. 유속의 경우, Iai et al. (2005)이 1 g 모형에 대하여 제안한 속도(L/T)에 대한 상사법칙 식 (1)에 따라 결정하였다.

 (1)

여기서, 는 속도 축소율, 은 길이 축소율이다.

따라서 모형관거 내 유속은 원형에 대하여 1/2.45 만큼 축소하여 모형관거 유속으로 적용하였다. Table 1에 원형과 모형의 규모를 비교하여 나타내었다.

Table 1. Comparison of prototype with model

모형시험의 추정영향범위를 수용할 수 있는 토조의 폭과 너비는 지하굴착 시 수반되는 지표침하에 대한 경험공식 식 (2) (Attewell et al., 1986)를 이용하여 결정하였다.

 (2)

여기서, S_v,max는 지하공간 축 상의 최대 침하량, i는 변곡점까지의 거리(i = K⋅Z₀), Z₀는 지하공간 축까지의 깊이, K는 지반계수로서 함몰형상의 너비에 대한 계수이다(O’Reilly and New, 1982). 점토지반에서 K는 0.4~0.6, 모래지반에서 K는 0.25~0.45이다.

식 (2)의 방법으로 Fig. 1과 같은 침하곡선을 나타낼 수 있다. 침하곡선 형상에 따라 토조 폭과 너비는 균열로부터 3i에 해당하는 범위를 포함할 수 있어야 한다. 시험에서 Z₀를 소요토피고에 대해 고려하면 225 mm가 되고, 지반계수 K는 기본지반재료가 사질토이며 시험조건에 따라 소량의 Kaolinite가 지반에 함유되는 것을 감안하여 0.4로 선정하였다. 이에 따라 3i는 270 mm가 되며, 토조의 폭은 여기에 여유를 두어 300 mm로 결정하였다. 또한 토조의 너비는 모형관거에 설치되는 Slit의 간격을 고려한 침하영향범위를 검토하여 680 mm로 결정하였다. 모형관거의 경우 최하단부로부터 토조 바닥면까지의 거리는 바닥면의 영향범위를 고려하여 직경의 2배의 거리인 100 mm만큼 이격하여 설치함으로써 Fig. 2와 같이 제작하였다. 관거가 설치된 토조에 시료를 채워 넣음으로써 지중관거를 모사할 수 있게 하였다(Kim, 2012).

Fig. 1.

Shape of a ground settlement due to a cavity

Fig. 2.

Schematic diagram of test apparatus (unit: mm)

2.2 시험방법 및 시험조건

2.2.1 모형지반조성

모형시험의 지반은 시험의 재현가능성을 위하여 입자의 크기가 작은 주문진표준사를 기본재료로 선정하여 조성하였다. 여기에 사질토 지반재료조건에 대한 모형지반의 투수성을 감소시키기 위하여 Kaolinite를 소량첨가하는 혼합지반조건을 추가적으로 고려하였다. 모형지반의 기본재료인 주문진표준사의 체분석 시험결과와 입도분포는 Fig. 3으로 나타내었다. 지반 조성 시, 물다짐과 다짐봉을 이용한 다짐으로 지반의 상대밀도를 80%로 설정하고 24시간동안 수침시켜 시험 지반의 상대밀도와 포화도를 균일하게 조정하였다. 이 때 모형관거의 slit은 모두 폐쇄한 상태에서 지반을 모사하였으며, 시험에 사용되는 slit은 각 시험조건에 따라 개폐가 가능하도록 만들었다.

Fig. 3.

Particle size distribution curve of Joomunjin sand

2.2.2 시험방법

시험장치의 전체배치는 Fig. 4와 같다. 모형토조에 지반조성을 완료한 후 시험케이스에 따라 지하수위와 관거유속을 설정하였다. 관거의 유속은 공압조절장치를 이용하여 1~1.5 kPa 수준을 유지하도록 하고, 모형관거에 설치된 밸브를 조절하여 유출유량을 제어함으로써 소요 유속을 결정하였다. 관거로 공급되는 물의 흐름이 목표유속에 도달하고 관내 흐름이 안정한 상태에 도달하였을 때 slit을 열어 시험을 시작하였다. 시험시작과 동시에 지반입자와 지하수가 균열을 통해 관내로 유입하였으며, 관내 흐름을 따라 관 외부로 유출되도록 하였다. 이와 같은 시험방법으로 지중 비압력 관거상태를 모사하였다. 시험과정 내내 수조 내 수위는 정수위로 유지하였으며, 토조 내 지하수위가 ‘0’이 되어 더 이상 지반파괴가 일어나지 않는 시점까지 진행하였다. 모든 시험의 지반함몰과정은 영상으로 기록하였다.

Fig. 4.

A full set of the model test equipment

2.2.3 시험조건

관거균열로 비롯되는 지반함몰현상에 대한 영향인자로 균열의 크기, 수위, 토피, 관거유속 그리고 지반재료를 시험조건으로 채택하였다. 영향인자검토는 단일인자에 대해서 독립적으로 이루어졌고, 관찰대상이 아닌 인자는 기준으로 설정된 값을 적용하는 것으로 계획하였다. 본 연구에서 수행한 시험 케이스는 Table 2와 같다.

Table 2. Test case

관거균열은 Fig. 5와 같이 균열을 모사한 개구부를 적용하여 시험수행 시 균열을 반영할 수 있도록 구성하였다. 균열 폭(W)의 1/3 보다 지반재료의 입경이 큰 경우에는 개구부에 폐색이 일어날 가능성이 있으므로(Sheldon and Durian, 2010), 주문진표준사의 평균입경(D₅₀)을 수용할 수 있는 크기인 5 × 3 mm, 5 × 4 mm, 5 × 5 mm로 균열의 크기를 설정하였다.

Fig. 5.

Applied slits to the model pipe (unit: mm)

토조 내 수위조절부에서 수위를 조절하였다. 수위영향조건은 토피고에 일치하는 50 mm와 토피고 보다 높게 위치하는 60 mm, 70 mm 로 달리하였다. 토피고 영향은 각각 50 mm, 100 mm, 150 mm 세 가지 조건에 대하여 조사하였고, 유속은 상사법칙으로 산정했던 유속 0.3 m/s에 ±0.1 m/s를 적용한 두 가지 조건을 추가하여 시험에 반영하였다. 지반조건은 주문진표준사와 Kaolinite 함량을 조절하여 표준사(100%), 표준사(90%) + Kaolinite (10%), 표준사(85%) + Kaolinite (15%) 조건으로 계획하였다.

3. 시험결과

시험시작부터 종료까지 균열로 유실되어 관거를 통해 유출된 포화상태의 지반재료를 24시간동안 노건조하고 중량을 측정하여 지반유실량을 결정하였다. 시험진행 시 지반이 함몰되는 과정이 촬영된 영상을 편집하여 지반함몰 메커니즘 및 파괴형상을 분석하였다.

3.1 초기함몰과 함몰진행양상

시험 초기 균열부근에서 토사의 이동이 관찰되었다. 토사이동은 점차 인접지반 상부와 양측으로 확대되어 지반침하가 진행되는 것으로 나타났다. 초기지반입자의 유실(즉, 관거내부로 이동)은 입자와 slit의 상대적 크기에 의해 지배되며, 이 때 입자의 유실범위는 Fig. 6과 같이 꼭지점의 각도가 안식각(repose angle, )을 이루고, slit평면과 파괴면이 이루는 각인 ()로 결정된 삼각형 영역으로 가정하였다. 안식각의 크기는 지반의 내부마찰각과의 관계로써 식 (3)을 통해 결정할 수 있다(Ghazavi et al., 2008).

Fig. 6.

Triangular shaped collapse at the early stage of the test

 (3)

여기서, 은 지반재료의 안식각, 는 지반재료의 마찰각이다.

상대밀도 80%인 주문진표준사로 조성된 지반의 내부마찰각은 로 조사되었다(Lee et al., 2008). 따라서, 본 시험지반의 안식각은 로 설정하였다.

함몰초기 지표침하가 시간경과에 따라 한계 폭이 확대되고 함몰영역이 균열 부까지 도달하며, 함몰형상은 균열로부터 지표방향으로 점차 넓어지는 깔때기 형태로 형성되었다. Fig. 7은 대표시험조건에서 시간에 따른 침하진행과정을 정면에서 촬영한 결과이고, Fig. 8은 모형토조 상부에서 촬영한 결과이다.

Fig. 7.

Progress of the surface settlement (front)

Fig. 8.

Progress of the surface settlement (top)

3.2 최종파괴모드와 영향인자분석

시험은 균열로 인한 지반함몰이 진행되지 않는 시점까지 진행되었으며, 이때의 지반함몰형상을 최종파괴모드로 정의하였다. 모든 시험조건의 파괴모드는 공통적으로 균열로부터 지표면을 점차 넓어지는 파괴형상을 나타내었다. 시험종료 시 형성된 최종파괴면과 지반유실량을 비교하여 각 인자의 영향을 분석하였다.

3.2.1 균열크기 영향검토

균열크기를 달리한 세 가지 조건의 시험수행을 통하여 관거균열의 크기가 지반함몰에 미치는 영향을 조사하였다. 시험결과는 균열크기를 지반입자의 평균입경에 대해 정규화한 결과로 Fig. 9에 나타내었다. 모형균열의 면적을 지반입자의 단면적으로 나누어 정규화 하였다. 시험종료시점까지 걸리는 시간은 세 가지 조건 모두 70초로 동일하였다. 균열의 크기가 커질수록 지반유실량은 소폭 증가하는 경향을 보였으나, 최종함몰형상은 균열크기의 증가에도 불구하고 크게 진전되지 않았다. 균열 폭이 증가함에도 붕괴면의 폭이나 지반유실량에 있어 급격한 변화가 발생하지 않은 것은 시험에 적용된 균열 폭이 3~5 mm로 1 mm의 차이를 두었으나, 이것이 지하수-지반의 유출거동의 두드러진 변화를 일으킬 만큼의 차이로서 부족했던 것으로 판단된다.

Fig. 9.

Effect of the slit size

3.2.2 지하수위 영향검토

지하수위(H_W)를 달리한 세 가지 케이스의 시험수행을 통하여 지하수위가 지반함몰에 미치는 영향을 조사하였다. 시험결과는 지하수위를 토피고(H_S)에 대하여 정규화하여 Fig. 10에 나타내었다. 토피고와 수위가 일치하는 경우(50 mm)는 시험종료까지 70초가 걸렸다. 60 mm일 경우엔 70초, 70 mm조건에서는 30초로 감소함을 보여, 지하수위가 높을수록 급격한 지반함몰이 진행됨을 확인하였다. 지하수위가 증가할수록 함몰형상이 ‘Y’형 깔때기 형상에서 ‘V’형 깔때기 형상으로 나타남을 보였다. 지하수위가 증가함에 따라 붕괴면이 넓어지긴 하지만 미미한 수준인데 반해, 지반유실량은 크게 증가하는 경향을 나타내었다. 붕괴면의 확장폭에 비해 유실량이 크게 증가한 것은 지하수위 증가로 인한 지반의 세굴이 균열기준 종방향으로 더욱 많이 진행되었기 때문인 것으로 판단된다.

Fig. 10.

Effect of the groundwater levels

3.2.3 토피고 영향검토

토피고를 달리한 세 가지 조건의 시험수행을 통하여 토피고가 지반함몰에 미치는 영향을 조사하였다. 시험결과는 토피고를 slit의 폭(5 mm)에 대하여 정규화하여 Fig. 11에 나타내었다. 시험결과 토피고가 높아질수록 시험종료시점까지 걸리는 시간이 50 mm일 경우 70초, 100 mm일 경우 98초 그리고 150 mm인 조건에서는 100초로 증가하였는데 이는 토사이동이 전달되는 거리가 늘어난 토피고 만큼 증가하기 때문인 것으로 나타났다. 토피고가 증가할수록 최종 붕괴면은 좁고 긴 형상을 나타냈으며, 지표가 높아짐에 따라 지반유실량도 크게 증가하는 경향을 나타내었다.

Fig. 11.

Effect of the ground depths

3.2.4 유속 영향검토

유속(v)을 달리한 세 가지 조건의 시험수행을 통하여 관거 내 흐름의 속도가 지반함몰에 미치는 영향을 조사하여 Fig. 12와 같이 나타내었다. 시험결과 유속이 0.2 m/s일 경우 128초, 0.3 m/s일 경우 70초 그리고 0.4 m/s인 조건에서 38초로 시험지속시간이 감소하였다. 관내 유속이 빠를수록 급격한 지반함몰을 야기하였다. 유속이 증가함에 따라 붕괴면이 소폭으로 넓어졌지만 지반유실량은 급격하게 증가하는 경향을 보였다.

Fig. 12.

Effect of the flow velocities

3.2.5 지반재료 영향검토

Kaolinite 함량을 달리한 세 가지 조건의 지반재료에 대한 시험을 수행하였고, 지반조건이 지반함몰에 미치는 영향을 조사하여 Fig. 13과 같이 나타내었다. 시험결과 지반에 Kaolinite 함량이 0%인 경우 70초, 10%인 경우 128초 그리고 15%인 조건에서는 128초로 시험종료시점까지 걸리는 시간이 증가하였다. 이는 지반 내 점토함량의 증가가 지반점착력의 증가로써 관거균열로부터 야기되는 지반침하를 지연시키는 효과를 보였다. Kaolinite 비율이 증가함에 따라 붕괴면은 좁아지며 지반유실량은 거의 일정할 정도로 경미하게 감소하는 경향을 나타내었다.

Fig. 13.

Effect of the ground composition

4. 관거균열로 인한 지반함몰 메커니즘

4.1 초기파괴모드

관거균열로 인해 유도되는 초기 지반파괴모드는 지반입자(D)와 균열(W)의 상대적인 크기에 따라 달라질 수 있다. 균열이 지반입자의 크기와 같거나 약간 큰 경우에는 Fig. 14(a)와 같은 단일입자의 연속된 유실을 추정할 수 있다. 본 연구에서는 지반입자가 균열에 비하여 매우 작은 경우(D≪W)로서 다수의 입자가 균열폭에 위치하며, 하향력을 받아서 지반입자의 유실이 야기될 것이다. 그러므로 초기 지반파괴모드는 Fig. 14(b)와 같이 균열의 크기 W를 밑변으로 하고 꼭지점의 각도는 내부마찰각의 크기를 갖는 삼각형 형태로 가정할 수 있다.

Fig. 14.

Comparison of failure mode at the early step

4.2 최종파괴모드

최종파괴모드는 관거균열로부터 지반유실이 발생하여 더 이상 진행되지 않는 상태에 도달했을 때, 붕괴면과 수평면이 이루는 침식각()의 크기로 나타낼 수 있다. 모든 시험조건으로부터 얻은 최종붕괴면을 비교하여 침식각의 형성 특성을 파악하였다. 침식각의 측정은 시험종료단계의 모형지반 형상을 바탕으로 이루어지므로, 토피고 영향에 대한 시험결과는 다른 시험결과와 분리하여 분석하였다.

4.2.1 토피고가 일정한 경우(constant H_S/W)

토피고 영향을 제외한 모든 시험조건에서의 최종붕괴면을 한 그림으로 Fig. 15(a)와 같이 나타내었다. 각 시험조건에 따라 상이한 침식각 크기를 갖는 붕괴형상을 보였다. 토피고와 지하수위가 일치하는 시험조건에서는 최종파괴모드가 ‘Y’형으로 관찰된 반면, 지하수위가 토피고 보다 높게 위치하는 경우 최종모드가 ‘V’형으로 나타났다. 최종모드의 좌, 우측 중 침식각의 편차가 비교적 작은 우측면을 대상으로 침식각의 형성범위를 측정한 결과, 침식각은 약 51° ()에서 72° ()의 범위에서 형성되었다.

Fig. 15(b)는 모든 시험조건에서 결정된 좌, 우측의 침식각을 정리한 그래프다. 토피고가 일정한 경우의 침식각은 지반의 내부마찰각에 대하여 0.8~3.0배의 분포를 보이며 대체로 큰 값을 나타내었다. 모든 침식각의 평균값()은 모형지반의 안식각()에 비해 1.57배가량 큰 결과를 보였다.

Fig. 15.

Results of angle of erosion from the constant-depth cases

4.2.2 토피고가 변화하는 경우(variable H_S/W)

토피고의 영향을 고려하는 시험의 경우, 다른 영향인자들과는 달리 조성되는 지반의 높이가 50 mm를 넘어서는 시험조건이 존재하므로, 별도로 최종모드특성을 분석하였다. 토피고 시험조건에서는 토피가 증가함에 따라 전체적인 최종 붕괴면이 좁아지는 경향을 나타내었다. 그러나 지반함몰과정에서 토피고에 관계없이 시험초기 일정한 침식각을 이루며 ‘V’자 형태로 시작된 파괴가 불연속적인 침식각 변화를 보이는 ‘Y’자 형태로 전환되어 종료되는 공통적인 메커니즘을 보였다. 최종파괴모드에서 ‘Y’자 파괴형상은 폭 B가 일정하게 유지되고 거의 수직하게 길이가 L만큼 이어지는 구간이 발생하였다. Fig. 16(a)에 불연속적으로 변하는 침식각을 고려하여 각 토피고 조건에 대해 단순화한 최종모드를 표시하였으며, Fig. 16(b)에 각 모드의 폭 (B)와 길이 (L)의 분포를 나타내었다.

모든 조건에서 공통적으로 나타나는 수직한 함몰구간을 분석한 결과, 함몰의 수직길이(L)는 모든 조건에서 토피고와 무관하게 일정한 값을 나타내었다. 함몰 폭(B)은 토피고에 따라 점진적으로 증가하는 경향을 보였으며, Slit의 폭과 나누어 다음과 같이 식 (4)로써 관계를 보였다.

 (4)

토피고 시험조건의 최종모드는 지반 상부로부터 일정한 폭과 길이를 가진 수직함몰구간과 관거균열까지 기둥형태로 이어지는 깔때기 형상으로 이루어졌다. 기둥형태구간의 폭은 대체로 Slit 폭 만큼의 크기로 나타나고, 토피고가 높아짐에 따라 소폭으로 넓어지는 경향을 보였다. 수직함몰구간과 기둥형태구간은 중간에 사선으로 연결되는 전이구간을 두고 이어졌으며, 전이구간의 붕괴면 각도는 토피고가 일정한 경우 생성되는 침식각의 범위에서 형성되었다.

Fig. 16.

Relation between angle of erosion and the ratio of ground detpth to slit width

4.3 균열을 통한 함몰진행 메커니즘

모형시험결과 영향인자에 따라 파괴진행속도 또는 최종파괴면 형상에 다소 차이가 있었지만 대체로 Fig. 17과 같은 공통된 지반파괴모드를 따르는 것을 확인하였다. 시험시작과 동시에 균열에 인접한 지반입자들은 미세하게 이동한다. 이에 따라 균열부근에서 입자의 이탈이 시작되며, 그 이완영역은 꼭지점의 크기가 안식각의 크기이고 균열 폭 길이의 밑변을 갖는 삼각형으로 가정할 수 있다. 이때, 지반이완영역으로부터 유발되는 하향력이 지반의 전단저항력을 넘어서는 시점에서 파괴가 시작되어 지표까지 기둥형상으로 이어지는 진행성 파괴로 진행되는 것으로 추정할 수 있다.

Fig. 17.

Progressive ground collapse mechanism induced by cracks in a pipe

시간경과에 따라 지반의 이완으로 발생한 함몰은 수평면과 일정한 크기의 침식각을 이루는 붕괴면을 따라 지표까지 진행하며 지하수위와 지반재료의 투수성은 파괴메커니즘에 지대한 영향을 끼친다.

토피와 지하수위가 같은 조건에서는 균열근처에서 지표로 붕괴면이 넓어질 때, 침식각이 불연속적으로 변화하는 경향을 보였다. 이것은 지반의 투수성이 커서 유실영향이 중가한데에 기인한다. 사질토지반에서는 지하수의 유출속도가 지반입자의 유출속도보다 빠르므로, 모형관거에 균열이 발생하면 지하수가 먼저 빠져나간 후 지반입자의 유출이 일어난다. 지하수가 유출된 후 진행되는 지반침식은 간극수압이 저하됨에 따라 유효응력이 증가한 영향, 즉 지반의 전단강도가 증가한 상태로서 이 경우 침식각이 불연속적으로 증가하여 ‘Y’형 함몰형상을 나타내었다. ‘Y’형 함몰의 경우 지반 상부 수직 함몰면의 길이는 대체로 유사한 반면, 폭은 점진적으로 증가하는 추세를 보였다.

지하수위가 토피고보다 높게 위치한 시험조건은 지반입자유실이 종료될 때까지 지하수가 함께 유출하므로, 불연속적인 변화가 없는 ‘V’형의 최종모드형상을 나타낸다. 또한 주문진표준사에 Kaolinite가 함유된 지반조건은 주문진표준사로만 이루어진 지반에 비하여 점성토 특성에 의해 지하수의 유출이 지연되므로, 이러한 지반조건에서 이뤄진 시험결과는 급격한 침식각 변화를 보이지 않았다.

본 연구를 통해 규명한 지반함몰 메커니즘에서의 최종파괴모드는 모래 또는 자갈로 이루어진 도로하부 보조기층에서 발생한 지중공동의 형상과 유사하여(Choi, 2016), 사질토 지반에 대하여 본 연구결과는 충분한 적용 가능성이 있다고 판단할 수 있다. 그러나, 상대적으로 투수성이 높은 사질토 지반에 기반한 함몰 메커니즘은 투수성이 낮거나 또는 비배수 조건의 지반에 대한 적용에 있어 한계를 가진다. 따라서 향후 추가연구로서 사질토 조건이 아닌 지반에서의 관거균열로 비롯하는 지반함몰 메커니즘을 규명할 필요가 있다.

5. 결 론

본 연구에서는 지하관거 균열상황을 모형시험으로 재현하여 다양한 인자에 따른 지반함몰 매커니즘을 조사하였다. 관거균열로 유발되는 지반파괴모드의 특성은 다음과 같다.

1.관거균열로 인한 지반함몰은 균열부근에서의 토사이동으로 시작되어, 시간경과에 따라 균열로부터 지표방향으로 붕괴면이 넓어지는 깔때기모양의 형태로 함몰이 진행되었다.

2.영향인자 중 균열크기, 지하수위, 관내유속에 대해서는 영향인자의 정량적 증가에 따라 지표지반함몰범위가 소폭 증가하며 지반유실량도 증가하였다. 토피고가 높아질수록 붕괴면이 좁고 길게 나타났고, 지반의 Kaolinite 함량이 증가할수록 시험종료시점까지의 시간이 지연되어 함몰진행이 억제됨을 발견하였다.

3.최종파괴모드는 유실잔여지반의 침식각으로 정의할 수 있으며, Hs/W가 증가함에 따라 침식각의 크기가 증가하여 최종파괴모드의 영역이 결정된다. 토피고가 일정한 경우에 대한 시험결과, 상대밀도 80%로 조성한 사질토 지반조건에서 Hs/W = 10으로 일정한 시험조건은 평균 침식각이 안식각의 1.57배가량 더 큰 결과를 나타내었다.

4.토피고가 일정한 시험에서 토피고와 지하수위가 일치하는 조건에서의 최종파괴모드는 ‘Y’형으로 나타나는 반면, 지하수위가 토피보다 높게 위치하는 조건에서는 ‘V’형으로 관찰되어 최종모드의 형상은 지하수위의 상당한 영항을 받는 것으로 판단할 수 있다.

5.토피고에 대한 시험조건의 경우 토피고가 변화하여도 공통적인 메커니즘을 따라 지반함몰이 발생한다. 함몰은 ‘V’형에서 ‘Y’형으로 전환되는 양상을 보이며, ‘Y’자 형의 파괴에서는 토피고 영향에 무관한 길이(L)와 토피고에 따라 점진적으로 증가하는 폭(B)을 갖는 수직함몰구간이 생성된다.

6.각각의 영향인자에 대한 시험결과, 사질토 지반에서의 최종함몰형상은 지하수의 배수조건과 토피고조건에 따라 달라짐을 확인하였다. 그러므로 본 연구에서 고려된 영향인자들은 함몰형상에 영향을 미치는 효과에 따라 배수를 촉진하는 요인(관거균열크기, 관거유속) 또는 배수를 지연 ․ 억제하는 요인(지하수위, 지반재료) 그리고 토피고조건으로 분류할 수 있으며, 각 요인들의 조합에 따라 최종파괴모드의 변화를 예상할 수 있다.

7.초기부터 최종까지의 진행성 지반함몰 메커니즘은 균열 상단부에 안식각크기의 꼭지점을 갖는 삼각형의 이완영역형성을 시작으로, 일정한 크기의 침식각을 이루는 붕괴면을 따라 지반유실이 이루어지는 과정으로 제안할 수 있다.

본 연구는 주로 투수성이 높은 사질토 지반조건에서의 함몰메커니즘 고려하여 투수성이 낮은 지반 또는 비배수 조건에 대한 적용성에 한계를 가진다. 그리고 모형시험계획에 있어 영향인자들을 독립적인 고려하였으므로, 인자 간 상호작용효과에 대한 분석도 미흡하다. 또한 비압력 관거상황에 대해서만 고려한 지반함몰 메커니즘은 압력식 관거에서의 메커니즘과는 차이가 있을 것으로 예상된다. 그러므로 향후연구로서 다양한 지반조건과 인자 간 상호작용이 지반함몰에 미치는 영향 그리고 압력식 관거상황을 고려한 메커니즘 연구를 제안할 수 있다.