A Case Study on the Reinforcement of Existing Damaged Geogrid Reinforced Soil Wall Using Numerical Analyses

(1)

수치해석을 이용한 기존 피해 보강토 옹벽의 보강에 관한 사례 연구

A Case Study on the Reinforcement of Existing Damaged Geogrid Reinforced Soil Wall Using Numerical Analyses

원명수

¹

*, 란쿠얀크리스틴

²

, 최정호

³

, 하양성

⁴

Myoung-Soo Won

¹

*, Christine P. Langcuyan

²

, Jeong-Ho Choi

³

, Yang-Seong Ha

⁴

1

Member, Associate Professor, Dept. of Civil Engineering, Kunsan National University, 558 Daehakro, Gunsan, Jeollabugdo 54150, Republic of Korea

2

Nonmember, PhD Student. Dept. of Civil and Environmental Engineering, Kunsan National University, 558 Daehakro, Gunsan, Jeollabugdo 54150, Republic of Korea

3

Member, Official, Dept. of Facility, Jeollabukdo office education, 111 Hongsan-Ro Wansan-gu Jeonju, Jeollabukdo 55065, Republic of Korea

4

Nonmember, Official, Busan Regional Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 67 Cholyangjungro, Donggu, Busan 48814, Republic of Korea

ABSTRACT

There have been often cases of collapse for geogrid reinforced soil (GRS) retaining wall. Hence, social interest in the reinforcement and restoration of the collapsed GRS wall is increasing day by day. However, there are only few researches.

For this reason, a series of numerical analyses using the Plaxis 2D program was conducted in this study to analyze the suitable reinforcement methods that can be applied on the existing damaged GRS wall caused by overturning of the modular blocks facing and the surface settlement at the backfill as the results from the design failure. The restoration plan used in this study is composed of two cases: (Case 1) soil nailing reinforcement and reinforced concrete (RC) wall facing construction on the existing damaged GRS wall; and (Case 2) removal of the entire damaged GRS wall and then reconstruction. The results on the internal stability of the GRS wall show that Case 1 obtained a greater safety factor than Case 2 for tensile force while Case 2 had a greater safety factor than Case 1 for pullout failures. Case 1 was found to be more stable than Case 2 in terms of the global slope safety by shear strength reduction method and the external deformation behavior by numerical analysis. In this study, the existing damaged GRS wall which was reinforced using Case 1 method shows more stable external behavior.

요 지

보강토 옹벽이 붕괴되는 사례가 종종 발생되면서, 붕괴된 옹벽의 보강 및 복구에 대한 사회적인 관심은 날로 커지고 있으나 이에 대한 연구는 미미한 경향이 있다. 이와 같은 배경 아래, 본 연구에서는 Plaxis 2D프로그램을 이용한 일련의 수치해석을 수행하여 설계부실로 전면블록의 전도와 배면 침하 피해가 발생된 기존 보강토 옹벽을 복구할 수 있는 방안에 대한 사례연구를 수행하였다. 복구방안으로는 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링과 보강콘크리트(RC) 전면벽체를 보강하는 방안(Case 1)과 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고 재시공하는 방안(Case 2)으로 검토하였다. 보강토 옹벽의 내적안정검토결과는 파단에 대해 서는 Case 1이 Case 2보다 크고 인발에 대해서는 Case 2가 Case 1보다 안전율이 크게 나타났다. 수치해석에 의한 외적거동과 전단강도감소법에 의한 전체사면안정 안전율은 Case 1이 Case 2보다 안정적으로 나타났다. 본 연구에서는 보다 안정적인 외적거동을 나타내는 Case 1로 기존 피해 보강토 옹벽을 보강하도록 하였다.

Keywords : GRS wall, Soil nailing, Geogrid, Wall facing, Overturning, Reinforcement

한국지반신소재학회논문집 제19권 1호 2020년 3월 pp. 75 ∼ 82

J. Korean Geosynthetics Society Vol.19 No.1 March 2020 pp. 75 ~ 82

DOI: https://doi.org/10.12814/jkgss.2020.19.1.075 ISSN: 2508-2876(Print) ISSN: 2287-9528(Online)

Received 13 Mar. 2020, Revised 24 Mar. 2020, Accepted 25 Mar. 2020

*Corresponding author

Tel: +82-63-469-4753; Fax: +82-63-469-7434 E-mail address: [email protected] (M. S. Won)

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1. 서 론

보강토 옹벽은 보강재, 전면벽체 그리고 뒤채움 흙 등 크게 3가지로 구성된다. 보강토 옹벽은 보강재의 종류와 전면벽체의 형식에 따라 다양한 형태로 분류되고, 기존 보 강콘크리트 옹벽에 비해 시공의 간편성과 미적인 우수성 으로 인해 일반화 되고 있다. Do et al.(2018)에 의하면 약 1,000 개의 보강토 옹벽이 고속도로에 공용중이고, 설계 및 시공 단계에 적용되어 향후 수년 내에 고속도로에 추가로 건설될 개소 수는 약 1,000개 이다. 또, 고속도로에 시공된 옹벽의 75%이상이 보강토 옹벽이다(Do et al., 2017).

보강토 옹벽이 일반화됨에 따라 피해사례 또한 증가하 고 있다. 다수의 연구자들(Han et al., 2005; Hong et al., 2016; Lee et al., 2018; Won et al., 2013; You and Jung, 2006) 에 의하면 보강토 옹벽의 피해원인은 주로 설계 또 는 시공 부주의와 집중강우 등의 복합작용에 의한 것으로 보고하고 있다. 보강토 옹벽은 좁은 부지의 효율적인 활용 을 위해 구축되므로 피해 발생 시 보강 및 복구가 곤란하 고 사용자의 불편이 가중된다. 최근 들어 게릴라성 집중강 우 등에 의한 보강토 옹벽의 피해사례가 종종 발생됨에 따 라 피해 옹벽의 보강 및 복구 방안에 대한 사회적 관심이 날로 커지고 있다.

Hong et al.(2016) 은 붕괴피해가 발생된 식생블록 보강 토 옹벽에 대한 복구방안으로 가시설(앵커+Hpile+토류판) 을 설치하고, 배면 땅깎기에 의한 피해옹벽제거 후 블록식 보강토 옹벽으로 재시공하여 피해 옹벽을 복구한 사례에 대해 연구하였다. 또, Hong et al.(2014)은 진행성의 전면 블록의 변형과 전체사면안정이 우려되는 블록식 보강토 옹벽에 대해 지지력 및 전체사면에 대해 안정성을 확보할 수 있도록 옹벽 상부의 배면 지표면에 5열의 마이크로파 일(직경 150mm, 두께 2.9mm)을 1m∼2m간격으로 풍화 암까지 보강하는 방안을 제시한 바 있다. Kim et al.(2013) 과 Won et al.(2012)은 지오그리드 파단으로 붕괴가 발생 된 보강토 옹벽에 쏘일네일링과 보강콘크리트(RC) 전면 벽체로 보강하여 복구하는 사례를 연구하였다. 지금까지 의 연구는 주로 피해옹벽 복구에 적용된 한 가지 안에 대

해 전체사면안정해석에 국한된 경향이 있다.

이와 같은 배경 아래, 본 연구에서는 피해가 발생된 보 강토 옹벽에 대해 쏘일네일링과 보강콘크리트 전면벽체로 복구하는 안과 피해 보강토 옹벽 제거 후 재시공하는 하는 안에 대해 Plaxis 2D를 이용하여 일련의 수치해석을 수행 하였다. 수치해석 결과를 근거로 피해 옹벽 복구에 적용한 사례를 소개하여 향후 피해 옹벽 복구 및 노후화된 옹벽의 유지관리에 유용한 자료를 제공하고자 한다.

2. 보강토 옹벽 피해현황 및 복구방법 2.1 보강토 옹벽 피해현황

Table 1 과 Fig. 1과 Fig. 2는 본 연구 대상 블록식 보강 토 옹벽의 기본정보와 위치 그리고 대표 횡단면도를 나타 내고 있다. 공장부지 경계에 구축된 보강토 옹벽의 최대높 이는 9.7m이고, 전면블록에서 공장건물까지의 이격거리 는 9∼11m이고, 준공한지는 약 9년이 경과한 상태이다.

옹벽의 전면에는 공장 진입도로가 위치하고, 배면에는 공 장이 위치한다. 지오그리드의 포설길이는 3.5∼4.3m이고, 이는 옹벽 높이의 36∼44%이다. 보강토 옹벽이 준공된 후 부터 Fig. 3과 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 배면의 침하와 인장균열 그리고 전면블록이 전도되는 피해가 지속적으로 관찰되었다. 전도에 의한 전면블록의 각기울기는 일반적

Table 1. Basic information of the damaged GRS wall

GRS wall Geogrid

Height (m) Length (m) Tensile Strength (kN/m) Length (m) Vertical Spacing (m)

3.9~9.7 80.0 60, 80, 150 3.5~4.3 0.6~1.2

Fig. 1. Damaged GRS wall location plan view

(3)

인 건물의 구조적 손상이 예상되는 한계인 1/150보다 2∼

4 배 정도 큰 1/87∼1/38로 조사되었다. 따라서, 옹벽 구조 물은 시각적으로도 구조적으로도 위험한 상태로 판단된다.

Fig. 3 과 Fig. 4는 옹벽 배면의 침하와 인장균열 그리고 전면블록의 전도 피해 상태를 나타내고 있다. Fig. 2는 보 강토 옹벽의 대표 횡단면도이다. 옹벽 배면으로부터 4.3m 이격된 곳에 가시설이 위치하고 있다. 가시설은 H-Pile+토 류판으로 추정되나 앵커의 설치와 옹벽 구축과정에서의 제거여부는 명확하지 않고, 옹벽 저부로부터 가시설 상단

까지의 높이는 4.4m이다. 가시설을 기점으로 옹벽의 높이 를 재산정하여 설계한 것으로 추정된다. 즉, 가시설 위로 의 옹벽 높이를 적용하여 Fig. 2와 같이 보강재를 배치한 것으로 추정된다. 그 결과 옹벽 높이의 중간에서 지오그리 드 보강재의 수직간격은 1.2m로 과도하게 이격되었고, 옹 벽 상부의 지오그리드는 주동영역에 배치되어 인발파괴에 대한 설계기준을 충족시키지 못하게 되었다. 이러한 상태 에서 옹벽 상부에서 운행하는 중장비 차량하중 등으로 인 해 진행성으로 추정되는 배면 침하와 인장균열 그리고 전 면블록이 전도되는 피해가 발생된 것으로 생각된다. 따라 서, 연구대상 보강토 옹벽에서의 배면 침하와 인장균열 그 리고 전면블록의 전도 피해는 보강토의 원리와 이해 부족 에 의한 설계부실에 의해 기인된 것으로 판단된다.

2.2 보강토 옹벽 복구방법

보강토 옹벽의 시공공정은 단순하지만, 준공 후로부터 사용중 피해가 발생하게 되면 보강 및 복구가 곤란하고, 복구공사 규모가 커지는 경향이 있다. 일반적으로 피해 보 강토 옹벽의 복구 방법으로는 재시공(Hong et al., 2016)과 쏘일네일링과 RC 전면벽체를 보강하는 안(Kim et al., 2013;

Won et al., 2012) 등이 적용되고 이다. 본 연구에서도 Table 1 과 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 쏘일네일링과 RC Fig. 2. Typical cross sectional view of the damaged GRS wall

(No. 4+0.0)

Fig. 3. Surface settlement and tensile cracks at the back of the damaged GRS wall

Fig. 4. Overturning of the damaged GRS wall facing

(a) Case 1. Soil nailing and RC facing reinforcement without backfill excavation

(b) Case 2. Reconstruction of GRS wall with backfill excavation and filling

Fig. 5. Typical cross sectional view of rehabilitation methods

(4)

전면벽체를 보강하는 안과 피해 보강토 옹벽제거 후 재시 공하는 방법으로 배면침하와 전면블록에서 전도피해가 발 생된 보강토 옹벽의 복구방법을 검토하였다. 여기서, Case 1 은 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축하는 방법 그리고 Case 2는 기존 피해 보 강토 옹벽을 제거하고 보강토 옹벽으로 재시공한 경우를 의미한다. Case 1에서 쏘일네일링의 길이는 8m이고, 배치 는 종방향으로 6단이고 수평간격은 1.6m이다. Case 2에서 보강재인 지오그리드의 길이는 일률적으로 옹벽의 높이 (H) 인 9.7m(=1H)로 포설하였다. Case 2에서 지오그리드 의 포설길이는 9.7m로, 기존 보강토 옹벽에서의 지오그리 드 길이 3.5∼4.3m보다 2.7∼2.2배 길게 포설하여 인발에 대해 충분한 안정성을 확보하도록 하였다.

Table 3 은 기존 피해 보강토 옹벽과 Case 1과 Case 2 옹벽에서의 파단과 인발에 대한 내적안정검토를 나타내고 있다. 기존 피해 옹벽의 경우는 파단과 인발에 대해 설계 기준을 충족시키지 못하는데 비해, Case 1과 Case 2는 모 두 파단과 인발에 대해 안정한 것으로 나타났다. 파단에

대해서는 Case 1이 Case 2보다 안전율이 크고, 인발에 대 해서는 Case 2가 Case 1보다 안전율이 크게 나타났다. 이 는 쏘일네일링의 인장강도와 지오그리드의 포설 길이의 차이에 의한 것으로 판단된다. Case 1은 쏘일네일링의 보 강효과로 파단에 대한 안전율이 증가하였고, Case 2는 지 오드리드의 포설 길이 효과로 인발에 대한 안전율이 향상 된 것으로 판단된다. 본 연구에서는 Case 1과 Case 2에 대해 수치해석을 수행하여 보다 안정적인 외적거동을 나 타내는 안을 적용하여 기존 피해 보강토 옹벽을 복구하도 록 하였다.

3. 수치해석 3.1 모델링

모델링은 실제 시공조건을 재현하도록 단계별로 시뮬 레이션 하였다. Fig. 6과 Fig. 7는 모렐링의 최종단계를 나 타내고 있다. Case 1의 경우는 기존 피해 옹벽 상태 → Table 2. Rehabilitation methods of the damaged GRS wall

Cases Rehabilitation methods

Case 1 Soil nailing and RC facing reinforcement without backfill excavation Case 2 Reconstruction of GRS wall with backfill excavation and filling

(in which, geogrid length is 9.7 m (=1 H))

Table 3. Internal stability of the GRS wall (H=9.7 m)

Height

above based wall (m)

Geogrid Existing damaged wall Case 1 Case 2

Tensile strength

(kN/m) Length

(m)

Tensile force (F.S＞1.5)

Pullout failure (F.S＞2.0)

Soil Nailing

Pullout failure (F.S＞2.0)

Geogrid

Pullout failure (F.S＞2.0) Height above

based wall (m)

Length (m)

Tensile strength

(kN/m)

Length (m) 0.4 150.0 4.3 1.682 14.903

1.0 8.0

2.135 17.086 150.0 9.7 1.682 37.578

1.0 150.0 4.3 2.093 15.824 2.657 18.542 150.0 9.7 2.093 42.506

1.6 150.0 4.3 2.231 14.172 2.831 17.067 150.0 9.7 2.231 40.966

2.2 150.0 4.3 2.058 10.788

2.8 8.0 2.535 13.306 150.0 9.7 2.058 34.000

3.0 150.0 4.3 1.974 7.715 2.433 10.131 150.0 9.7 1.974 28.058

3.8 150.0 4.3 1.787 4.894

4.4 8.0

2.078 6.834 150.0 9.7 2.498 30.136

4.4 - - - 150.0 9.7 3.213 33.935

5.0 80.0 3.5 1.116

(N.G) 0.284

(N.G) 1.827 2.555 80.0 9.7 1.637 28.088

5.8 80.0 3.5 1.649 N.G

6.0 8.0 2.573 3.096 80.0 9.7 1.649 22.956

6.6 80.0 3.5 1.967 N.G 3.068 3.692 80.0 9.7 1.967 21.623

7.4 60.0 3.5 1.827 N.G

7.6 8.0 3.423 4.573 60.0 9.7 1.827 20.418

8.2 60.0 4.0 2.399 N.G 4.496 6.006 60.0 9.7 2.399 19.461

9.0 60.0 4.0 2.778 N.G 9.2 8.0 6.000 8.562 60.0 9.7 2.778 15.186

(5)

쏘일네일링 보강 → RC 전면벽체 구축 → 상재하중재하, Case 2 는 기존 피해 옹벽 상태 → 기존 피해 옹벽 제거

→ 옹벽 재시공 → 상재하중재하 단계로 시뮬레이션 하였 다. 여기서, 옹벽 배면의 상재하중은 중차량 운행과 야적 등을 고려하여 20kPa을 적용하였다. Case 2의 경우는 매 전면블록과 지오그리드의 포설 단계를 고려하여 실제 시 공조건에 가깝게 모델링하였다.

원지반과 뒤채움 흙은 Mohr-Coulomb모델을, RC 전면 벽체와 모르타르 전면블록은 Linear elastic 모델을 적용하

였다. 그리고, 지오그리드와 쏘일네일링은 축 강성으로 인 장력만 고려하였다. 지층의 구분은 편의상 일률적으로 지 오그리드 보강토체는 뒤채움 흙 그리고 그 외의 지반은 원 지반으로 가정하였다. 수치해석에 사용된 지반정수는 Table 4 에 정리하였다.

3.2 수치해석 결과

3.2.1 보강토 옹벽의 거동

Fig. 8 은 보강토 옹벽 배면에 20kPa의 상재하중재하 후 전체변위벡터를 나타내고 있다. Case 1은 기존 피해 보강 토 옹벽에 쏘일네일링과 RC 전면벽체를 보강한 경우이고, Case 2 는 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고, 지오그리드 를 옹벽 높이인 9.7m길이로 포설하여 재시공한 경우이다.

Case 1 에서의 변위벡터는 주로 지오그리드 끝단과 원지반 과 성토지반의 경계부 사이에서 국부적으로 발생하고, 최 대변위벡터는 11.80mm로 나타났다. Case 2에서의 변위 벡터는 주로 전면블록에서 원지반과 성토지반의 경계부 사이 전반에 걸쳐 발생하고, 최대변위벡터는 Case 1보다 8 배 큰 98.93mm로 나타났다. 변위벡터의 경우 Case 1은 지오그리드 끝단 배면에서 국부적으로 발생하는 데 비해 Case 2 는 지오그리드 보강토체 전반에 걸쳐 발생하고 있 다. Case 2의 경우 재시공되는 보강토체의 단계성토에 의 한 누적변위벡터로 인해 의해 Case 1보다 크게 발생된 것 으로 판단된다.

Fig. 9 는 보강토 옹벽 전면벽체에서의 수평변위를 나태 고 있다. 여기서, Case 1_3rd는 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축한 후의 수평 변위, 그리고 Case 1_4th는 옹벽배면에 20kPa재하 후의 수평변위를 의미한다. Case 2_3rd는 기존 피해 보강토 옹 벽을 제거하고 재시공한 보강토 옹벽에서의 수평변위, 그 리고 Case 2_4th는 재시공한 옹벽배면에 20kPa재하 후의 Fig. 6. Case 1: Modeling of the rehabilitation method using

soil nailing and RC facing without backfill excavation

Fig. 7. Case 2: Modeling of the rehabilitation method by reconstruction of GRS wall with backfill excavation

Table 4. Material properties of soil and wall facing

Parameter Original ground Back fill Mortar block Concrete

Material model Mohr-Coulomb Mohr-Coulomb Linear elastic Linear elastic

Unit weight

(kN/m³) 19 19 21 25

Cohesion

(kPa) 30 10 - -

Friction angle

(°) 33 30 - -

Young’s Modulus (kPa) 40,000 30,000 100,000 21,000,000

Poisson’s ratio 0.33 0.33 0.15 0.15

(6)

수평변위를 의미한다. 전면벽체에서의 수평변위는 Case 1 의 경우 일체형 RC 전면벽체에 의해 직선의 형태로 발달 하고, Case 2의 경우는 단계성토에 의한 누적변위에 의해 아치형태로 발달한 것으로 판단된다. Case 1_3rd과 Case 1_4th 에서의 최대수평변위는 각각 옹벽 높이의 0.039%와 0.097% 인 3.81mm와 9.46mm로 나타났다. 그리고 Case

2_3rd 와 Case 2_4th에서의 최대수평변위는 각각 옹벽 높 이의 0.473%와 0.528%인 45.91mm와 51.31mm로 나타났 다. 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링과 RC 전면벽체 를 구축한 옹벽에서의 수평변위가 지오그리드의 길이를 3.5 ∼4.3m(0.36∼0.44H)에서 9.7m(1H)로 확장하여 재시 공한 옹벽에서보다 현저하게 작게 발생하고 있다. 이는 기 존 피해 보강토 옹벽에 추가로 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축한 효과에 의한 것으로 판단된다.

3.2.2 전단강도 감소기법에 의한 안정검토

본 연구에서는 Plaxis 2D프로그램을 이용하여 전단강 도 감소기법에 의한 보강토 옹벽의 전체사면 안정성을 검 토하였다. Fig. 10은 Case 1과 Case 2의 옹벽 배면에 20kPa 의 하중이 재하된 경우의 전체사면 안전율을 나타내고 있 다. 기존 피해 보강토 옹벽에 추가로 쏘일네일링을 보강하 고 RC 전면벽체를 구축한 Case 1에서의 안전율은 2.263 그리고 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고 재시공한 Case 2 의 경우는 안전율이 2.045로 나타났다. 기존 피해 보강토 옹벽에 추가로 보강한 쏘일네일링과 RC 전면벽체의 효과 에 의해 Case 1에서의 안전율이 Case 2에서 보다 크게 나 타난 것으로 판단된다.

(a) Total displacements at Case 1 after surcharge load

(b) Total displacements at Case 2 after surcharge load Fig. 8. Total displacements at Case 1 and Case 2 after

surcharge load of 20 kPa

Fig. 9. Horizontal displacement at the wall facing of Case 1 and Case 2 after surcharge load

(a) Global slope stability at Case 1 after surcharge load (F.S=2.263)

(b) Global slope stability at Case 2 after surcharge load (F.S=2.045)

Fig. 10. Global slope stability at Case 1 and Case 2 after

surcharge load

(7)

4. 기존 피해 보강토 옹벽 복구

수치해석 결과로만으로 판단할 경우 Case 1이 Case 2보 다 안정적인 거동을 하는 것으로 나타났다. 따라서, 본 연 구에서는 수치해석 결과를 근거로 기존 피해 보강토 옹벽 에 추가로 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축하 여 전도피해가 발생된 기존 피해 옹벽을 Fig. 5(a)와 같이 보강하도록 제안하였다. Fig. 11은 본 연구에서 제안한 Case 1 의 방법으로 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링 을 보강하고 현장타설 RC 전면벽체를 구축하는 과정과 구축 후의 전경을 보여주고 있다.

5. 결 론

본 연구에서는 설계부실로 인해 배면침하 및 전면블록 의 전도피해가 발생된 보강토 옹벽의 보강방안에 대해 일 련의 수치해석을 수행하였다. 보강으로는 기존 피해 옹벽 에 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축하는 방법 (Case 1) 과 기존 피해 옹벽을 제거하고 재시공하는 방법 (Case 2) 으로 검토하였다. 재시공한 보강토 옹벽(Case 2) 에서 지오그리드의 길이는 9.7m로 기존 피해 보강토 옹벽 에서의 3.5∼4.3m보다 약 2.5배 길게 포설하여 인발에 대

해 충분히 안정하도록 하였다. 기존 피해 보강토 옹벽 보 강방안에 대한 연구로부터 도출한 주요 결론은 다음과 같다.

(1) 기존 보강토 옹벽의 배면 침하와 전면블록의 전도 피 해는 지오그리드 길이를 옹벽 높이의 36∼44%인 3.5∼

4.3m 로 짧게 배치한 설계부실에 기인된 것으로 추정 된다. 전도에 의한 전면블록의 각기울기는 일반적인 건물의 구조적 손상이 예상되는 한계인 1/150보다 2∼

4 배 정도 큰 1/87∼1/38로 조사되어, 옹벽 구조물은 시각적으로도 구조적으로도 위험한 상태로 판단된다.

(2) 내적안정검토 결과, 기존 피해 보강토 옹벽의 경우는 파단과 인발에 대해 설계기준을 충족시키지 못하는데 비해, Case 1과 Case 2는 모두 파단과 인발에 대해 안 정한 것으로 나타났다. 파단에 대해서는 Case 1이 Case 2 보다 안전율이 크고, 인발에 대해서는 Case 1이 Case 2 보다 안전율이 작게 나타났다. 이는 쏘일네일링 의 인장강도 효과와 지오그리드의 포설 길이 효과에 의한 것으로 판단된다.

(3) 수치해석 결과 최대변위벡터는 Case 1의 경우는 11.80 mm, 그리고 Case 2는 98.93mm로 나타났다.

(4) 기존 피해 보강토 옹벽 보강 직후와 배면에 20kPa 재 하 후 전면벽체에서의 최대수평변위의 경우 Case 1에 서는 각각 3.81mm와 9.46mm, 그리고 Case 2에서는 각각 45.91mm와 51.31mm로 나타났다.

(5) 전단강도 감소기법에 의한 보강토 옹벽의 전체사면안 정 안전율의 경우 Case 1은 2.263 그리고 Case 2는 2.045 로 나타났다.

(6) 따라서, 본 연구에서는 옹벽의 외적 변형거동과 전체 사면안정에서 보다 안정적인 거동을 나타내는 Case 1 로 기존 피해 보강토 옹벽을 보강하도록 하였다.

Acknowledgements

This research is supported by Education & Human Resource Program through the National Research Foundation of Korea (NRF) funded by the Ministry of Education and Brain Korea 21 PLUS, and this research is funded by research project of Korea Railroad Network Authority. Authors would like to express our thanks for the support.

(a) Cast-in-place RC facing after soil nailing reinforcement

(b) Completed wall after soil nailing reinforcement and RC facing construction

Fig. 11. Existing damaged GRS wall reinforcement by Case 1

method

(8)

References

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