地 盤 工 學 大 韓 土 木 學 會 論 文 集
第31卷 第2C 號·2011年 3月 pp. 65~74
대구경 소일-시멘트 교반체로 보강한 토류벽의 굴착 시 거동 분석
Excavation Behavior of an Earth Retaining Wall Supported by Large Diameter Soil-cement Blocks
김영석*·주진현**·조용상***
Kim, YoungSeok·Choo, Jinhyun·Cho, Yong Sang
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Abstract
This paper presents an analysis of excavation behavior of an earth retaining wall supported by large diameter soil-cement blocks at a field trial site. The concept and design philosophy of the large soil-cement block reinforcement are described first.
The wall behavior during sequential excavations up to 9.8 m is analyzed based on the measured lateral wall movements and earth pressures. The settlements of adjacent ground are examined by field measurements and inverse numerical analysis. The results indicate that, when the lengths of the soil-cement blocks were over 0.45 H (H: wall height), the displacements and the earth pressures induced by the excavations were similar to those supported by conventional methods such as soil nailing.
Keywords : retaining wall, excavation, soil-cement, reinforcement, soil nailing
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요 지
본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 교반체를 보강재로 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 현장 시험시공 결과를 통해 분석 하였다. 먼저 대구경 소일-시멘트 교반체 공법에 대한 설명 및 기본 설계개념을 기술하였다. 공법을 9.8 m 굴착 현장에 적 용하면서 굴착 단계별 벽체의 거동을 수평변위 및 하중 계측자료를 바탕으로 분석하였으며, 굴착에 의해 발생한 인접지반의 변위를 침하 계측 및 수치해석을 통해 평가하였다. 분석 결과, 대구경 소일-시멘트 교반체로 보강된 벽체는 보강재 길이가 0.45 H (H:벽체 높이) 이상인 경우 변위 및 토압 발생 거동이 소일 네일링과 같은 기존 공법으로 지지된 토류벽과 유사한 것으로 나타났다.
핵심용어 : 토류벽, 굴착, 소일 시멘트, 지반 보강, 소일 네일링
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1. 서 론
구조물이 밀집한 도심지 지역에서의 공사가 증가함에 따라 인접지반의 공간이 충분하지 않은 근접시공의 수요가 증가 하고 있다. 토류벽의 근접시공 시에는 벽체의 안정성을 확보 하기 위해 필요한 지반에 비해 배면지반이 협소한 경우가 종종 발생하기 때문에, 최근 이러한 문제점을 해결하기 위한 새로운 공법들이 연구되고 있다(Park 등, 2009).
근접시공을 위한 토류벽 공법 중 하나로 심층혼합공법 (deep mixing)을 응용하여 소일-시멘트 교반체를 토류벽 및 사면에 보강재로 시공하는 공법이 개발된 바 있다(Porbaha 등, 1998). 직경이 큰 소일-시멘트는 단위길이 당 인발저항 력이 소일 네일링(soil nailing)과 같은 기존 보강재들에 비 해 크기 때문에 근접시공에 유리할 수 있다는 원리로 개발 된 것이며, 일본에서 이를 협소한 철도사면 현장에서 적용한
사례가 보고된 바 있다(RTRI, 2005). 그러나 소일-시멘트 보강재를 도심지 굴착공사에 적용한 경우 벽체 및 인접지반 의 거동을 연구한 사례는 아직 국내외에서 보고된 바 없다.
따라서 향후 근접시공 시 본 공법을 적절하게 활용하기 위해 서는 굴착현장 적용을 통한 실증연구 및 검증이 필수적이다.
본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 국내 현장의 시험시공 사례를 통 해 분석하였다. 먼저 본 공법에 대한 이해를 돕기 위해 공 법에 대한 개괄적 설명과 기본적인 설계개념을 기술하였다.
그리고 9.8 m 굴착 중 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용한 토류벽에 발생한 수평변위, 토압, 배면지반의 침하 거 동을 현장계측 및 수치해석을 통하여 평가하고, 이를 기존 공법을 적용한 토류벽의 일반적인 거동과 비교하여 굴착공 사에 적합한 성능을 나타낸 조건 및 향후 보완해야할 사항 등을 제시하였다.
*정회원·한국건설기술연구원 기반시설연구본부 지반연구실 연구위원 (E-mail : [email protected])
**정회원·교신저자·한국건설기술연구원 기반시설연구본부 지반연구실 전임연구원 (E-mail : [email protected])
***삼성물산(주) 건설부문 TA팀 차장 (E-mail : [email protected])
2. 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 토류벽 공법 2.1 대구경 소일-시멘트 보강재
대구경 소일-시멘트 보강재는 심층혼합공법의 교반기술을 응용하여 직경 300-600 mm 소일-시멘트 교반체를 사면 중 에 특정한 각도(일반적으로 20o)로 타설하고 교반체 중심에 인장용 재료로 철근을 설치한 것이다. 이 때 보강재 중심에 설치하는 인장용 재료의 부착력을 충분히 확보하기 위하여, 철근 주위에 압축강도가 높은 시멘트 밀크를 주입하여 철 근, 시멘트 밀크, 소일-시멘트의 3층 구조를 형성한다. 그림 1은 대구경 소일-시멘트 보강재의 구조를 나타낸다. 대구경 소일-시멘트 보강재의 시공절차는 그림 2와 같다.
본 공법은 심층혼합처리 공법과 마찬가지로 교반기계로 보 강재를 시공하기 때문에 시공품질이 일정하고 우수하며, 시 공 정보를 기계적으로 기록하기 때문에 품질관리 면에서도 우수하다. 굴착공사에서는 시공품질(workmanship)이 매우 중 요한 영향인자이기 때문에 일정 수준 이상의 균질한 품질로
보강재를 시공하는 것은 본 공법의 큰 장점이 될 수 있다.
그리고 보강재 설치 시 굴착토를 배출하지 않고 원지반을 그 대로 소일-시멘트로 치환하여 보강재로 적용하기 때문에 시 공 시 원지반 교란이 적으며, 천공을 통해 공벽을 형성시키 지 않기 때문에 지반 내에 응력 이완이 발생하지 않는다.
이러한 특징은 상부가 도로나 철도 등으로 공용 중인 지반 에 보강이 필요한 경우 본 공법의 장점이 될 수 있다.
기본적으로 대구경 소일-시멘트 보강재는 소일 네일링과 동일한 원리로 토류벽(혹은 사면)을 보강한다. 그러나 소일 네일링은 일반적으로 직경이 100 mm 내외인 반면, 대구경 소일-시멘트 보강재는 직경이 300-600 mm로 크기 때문에 소일 네일링에 비해 다음과 같은 역학적인 장점을 갖는다.
1) 주면(perimeter)이 크기 때문에 단위길이 당 인발저항력이 크다. 2) 소일 네일링에서 철근 삽입 후 (중력식/가압식) 그 라우팅을 수행하여 형성한 재료보다 휨강성 및 전단저항이 우수하다. 3) 타설 시 심층혼합공법으로 배면 지반을 소일- 시멘트로 치환하여 지반을 개량하는 효과를 기대할 수 있다.
반면 소일-시멘트는 천공면적이 넓기 때문에 상대적으로 많 은 재료가 필요하고, 교반을 위한 특수한 장비가 필요하며 배합비 및 강도를 도출하기 위한 실내시험이 추가적으로 필 요하다는 단점이 있다. 그러나 이러한 단점에도 불구하고 대 구경 소일-시멘트 교반체는 사면 혹은 토류벽의 배면공간이 협소하여 보강재의 단위길이 저항력이 크게 요구될 경우 기 존 공법들에 비해 장점이 있다.
2.2 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 토류벽 설계 개념 대구경 소일-시멘트 보강재는 소일 네일링 공법과 마찬가 지로 대상 사면을 보강토 옹벽화하는 공법으로 생각할 수
그림 2. 대구경 소일-시멘트 보강재의 시공 절차 그림 1. 대구경 소일-시멘트 보강재의 구조
있으며, 따라서 소일 네일링에 대한 설계지침(예: FHWA, 1998; CIRIA, 2005) 등을 참고하여 본 공법의 기본 설계개 념을 설명할 수 있다. 즉, 설계 시에는 소일 네일링 공법과 같이 내적 안정(internal stability) 및 외적 안정(external stability)을 고려하여 현장에 시공할 최적의 보강재 단면을 결정한다.
내적 안정은 보강재가 설치된 내부로 파괴면이 형성될 때 파단(structural failure), 인발(pullout) 등의 파괴 모드에 대 한 보강재의 안정성을 고려한다. 벽체 배면에서의 주동 파괴 면은 보강재의 강성 특성에 따라 다르게 나타나며, FHWA (1998) 등이 제안하는 강성 보강재 설치 시 예상 파괴면을 고려하여 검토하는 것이 합리적인 방법으로 판단된다. 소일 네일링의 경우 내적 안정 계산 시 인발저항력만 고려하는 것이 일반적이나, 대구경 소일-시멘트 보강재는 재료의 특성 상 휨 및 전단 저항의 역할이 소일 네일링에서 보다 훨씬 중요할 것으로 예상되기 때문에 가능하면 Talren 4 등 한계 평형해석(limit equilibrium analysis) 프로그램에 포함된 보 강재의 휨 및 전단 저항을 고려하는 방법으로 내적 안정을 검토하는 것이 합리적일 것이다.
외적 안정은 보강재 외부로 발생하는 파괴면에 대한 안정 성을 검토한다. 대구경 소일-시멘트 보강재 공법에서도 일반 적인 소일 네일링 공법 설계 시와 마찬가지로 보강재가 설 치된 지반 전체가 중력식 옹벽(gravity wall)과 같이 거동한다 고 가정하고 전도(overturning), 활동(sliding), 지지력(bearing capacity) 등에 대한 안전율 검토를 수행한다. 그리고 사면 전반 활동에 대한 안정성(overall stability)검토 역시 필요 하다.
일반적으로 소일 네일링 공법은 선굴착 후 자립해 있는 지반에 보강재를 설치하고 숏크리트(shotcrete)로 전면벽체를 시공하는 반면, 대구경 소일-시멘트 보강재는 지중 근입벽체 (예: 엄지말뚝과 토류판, S.C.W, C.I.P, 지중연속벽)를 먼저 시공하고 단계 별로 굴착하면서 보강재를 설치한다. 따라서 본 공법을 이용한 굴착공사 시 토류벽, 띠장 등의 구조설계 는 일반적인 굴착설계 시와 동일하게 탄소성(elasto-plastic)법 으로 검토하여 수행한다.
도심지 굴착공사에서는 안정성 외에도 인접지반에 발생하 는 변위 역시 매우 중요하다. 굴착 시 배면지반 변위는 탄 소성법 혹은 유한요소법(finite element analysis)과 같은 수 치해석을 통해서 파악할 수 있으며, 과다한 변위가 발생하지 않도록 설계해야 한다. 탄소성법보다는 유한요소법에 의한 결과가 굴착 시 실제 토류벽의 거동과 유사한 것으로 판단 되기 때문에(정상섬과 김영호, 2009), 합리적인 변위예측 및 설계검토를 위해서는 탄소성법에만 의한 검토보다는 유한요 소해석을 추가적으로 실시하는 것이 권장된다.
3. 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 토류벽의 거 동 분석을 위한 현장 시험시공
본 연구에서는 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용한 토류벽의 거동 특성을 분석하고 이를 토대로 합리적인 설계 및 시공 방안을 제시하기 위하여, 실제 도심지 굴착현장의 일부 단면에 공법을 적용하고 계측 및 수치해석을 수행
하였다.
3.1 현장 개요
시험시공 현장은 서울시 00 아파트 재개발 현장으로, 최종 굴착심도는 9.8 m이고 지하수위는 지하 6 m에 위치하였다.
지반조사 결과에 따르면 시험시공 구간의 지층구성은 0-3 m 까지는 매립층, 3-6.5 m까지는 퇴적층(실트질 모래), 6.5-10.5 m까지는 풍화잔류토, 10.5 m 하부는 연암이다. 표준관입시험 결과, SPT N값의 범위가 퇴적층에서는 4-10, 풍화잔류토에 서는 20-50로 나타났다.
3.2 보강재의 극한 인발저항력 및 일축압축강도
본 연구에서는 흙-시멘트 배합비 350 kg/m3, 인장재로 SD300 D35 철근을 사용하여 직경 400 mm 소일-시멘트 보 강재를 시공하였다. 보강재의 극한 인발저항력을 확인하기 위하여 시공 전, 현장에서 소일-시멘트를 교반하고 28일 양 생한 후 인발시험을 수행하였다. 인발시험은 앵커와 동일한 인발시험 장치로 보강재가 인발될 때까지 하중 재하(loading) 및 제하(unloading)를 반복하는 방식으로 수행하였다. 시험의 인발하중 재하단계는 80 kN에서 시작하여 40 kN 간격으로 단계별 최대 인장하중을 증가시키는 것으로 하였으며, 보강 재에 설치한 SD300 D35 철근의 항복 인장강도가 281.2 kN 임을 고려하여 반복재하의 최대 인발하중은 240 kN으로 결 정하고 240 kN에서 개량체가 인발되지 않을 경우에는 인발 시점까지 하중을 증가시켰다.
인발시험 결과, 그림 3과 같이 대구경 소일-시멘트 보강재 의 극한 인발저항력은 264 kN로 나타났다. 보강재의 단위 주면마찰력은 52.5 kN/m2로 산정되었으며, 이는 FHWA (1998)에서 제시한 보통 조밀한 모래, 실트질 모래/모래질 실 트(medium dense sand and silty sand/sandy silt)에서 소 일 네일링이 발휘하는 마찰력 범위인 50-75 kN/m2 내에 있 다. 현장 지반 조건은 실트질 모래와 유사하므로, 교반 공법 에 의한 소일-시멘트 보강재의 단위 주면마찰력 범위는 소일 네일링과 유사한 것으로 판단된다. 따라서 소일-시멘트 보강 재와 소일 네일링의 단위길이 당 인발저항력 차이는 직경에 비례할 것으로 생각된다.
소일-시멘트 보강재의 휨저항 및 전단저항을 파악하기 위 하여 일축압축시험을 실시하였다. 일축압축시험은 시공 전
그림 3. 대구경 소일-시멘트 보강재 인발시험 결과
현장에서 시료를 채취하고 소일-시멘트 공시체 6개를 제작하 여 3개는 양생 7일 후에, 나머지 3개는 양생 28일 후에 시 험을 실시하였다. 일축압축시험은 한국산업규격에 제시되어 있는 흙의 일축압축시험 규정(KS F 2314)에 따라 수행하여 매분 1%의 압축변형이 생기는 비율로 실시하였다. 일축압축 시험 수행 결과 양생 7일 강도의 평균은 9.4 MPa, 양생 28 일 강도의 평균은 12.51 MPa로 나타났다. 양생 7일 후 강 도가 28일 강도의 약 75%이기 때문에, 필요한 수준의 강도 를 약 7일 내에 발현할 수 있는 것으로 판단된다.
3.3 시험시공 정보 및 안정검토
시험시공 현장은 S.C.W(Soil Cement Walls)를 벽체로 하 고 5단계로 굴착하는 공법으로 설계된 현장이었으며, 본 연 구를 위하여 S.C.W 배면지반 중 일부구간(약 9 m 정도)을 대구경 소일-시멘트 교반체를 시공하였다.
그림 4와 같이 소일 네일링이 설치된 토류벽 배면지반의 파괴면은 하부 벽체로부터 시작되어 상부에서는 벽체에서 0.3-0.35 H (H: 벽체 높이) 거리의 지반까지 대수 나선형으 로 형성되며, 일반적으로 소일 네일링은 저항영역(resistant zone)에 충분히 정착할 수 있도록 0.6-0.8 H 길이로 설계하 여 안정성을 확보한다(FHWA, 1998). 대구경 소일-시멘트 보강재는 소일 네일링에 비해 단위길이 당 인발저항력이 크 기 때문에, 소일 네일링과 동일한 길이로 설치할 경우 과다 설계가 되어 상대적으로 보강길이를 작게 하는 것이 굴착 시 필요한 안정성을 확보하기 위한 최적설계가 될 것이다. 따라 서 본 연구에서는 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용할 경우, 가능한 보강길이의 감소 범위를 평가하고자 최종 굴착 시(굴착심도 9.8 m) 보강재의 길이가 소일 네일링의 일반적 길이인 0.6-0.8 H 보다는 작고, 예상파괴면인 0.3-0.35 H 보 다 큰 0.38 H로 시공하였다. 이는 다소 위험한 설계가 될 수 있기 때문에, 안정성 확보를 위해 굴착 단계별로 계측결과를 모니터링하면서 만일 벽체의 변위가 과다하게 발생하면 공 법을 변경하는 방안으로 시공을 진행하였다. 굴착과정은 5단 계로 하여 각 단계별로 굴착 후 직경 400 mm 소일-시멘트 보강재를 근입깊이 4 m, 타설각도 20o로 하여 총 5단을 수
평간격 1.35 m로 시공하였다. 그림 5는 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 굴착 단면도이다.
대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 굴착단면을 전술한 설계개념으로 안정검토를 수행하였다. 안정검토는 보강재의 휨 및 전단 저항을 합리적으로 고려할 수 있는 한계평형해 석 프로그램인 Talren 4를 사용하여 굴착 단계별로 벽체배면 에서 파괴면을 유도하여 검토하고 최종단면에 대해서는 벽 체배면 외에도 벽체하부로 파괴면을 유도하여 전반활동에 대 한 안전율을 검토하였다. 물성은 지반조사 자료와 시험결과 를 근거로 산출한 현장의 설계물성을 입력하였고 보강재의 휨 및 전단 저항은 양생 7일 압축강도 결과를 근거로 하였 다. 입력한 지반물성은 표 1에 정리하였다. 해석은 벽체 S.C.W를 고려하는 경우와 고려하지 않는 경우에 대해서 실 시하였으며, 벽체 고려 시에는 S.C.W를 일정한 전단강도를 갖는( ) 토체로 가정하였고, 다소 보수적으로 일축압축 시험 결과의 약 1/4인 2.5 MPa를 전단강도(c)로 입력하였다.
그림 6은 5단 굴착 및 보강재 설치를 완료한 후 (최종단 면)에 벽체를 고려한 경우와 고려하지 않은 경우의 계산된 파괴면 및 안전율을 비교하고 있으며, 벽체를 고려하지 않는 경우 안전율(0.96)이 벽체를 고려한 경우(2.85)의 약 1/3으로 산정된다. 따라서 벽체의 고려 여부는 안정검토에 매우 중요 한 사항이다. 일반적으로 소일 네일링은 하중을 지지하는 구 조체로서 기능을 하기 힘든 숏크리트(shotcrete)로 전면을 시 공하기 때문에 해석 시 벽체를 고려하지 않지만, 본 현장에 서는 S.C.W를 지중 근입벽체로 시공한 후 굴착하면서 보강 재를 시공하기 때문에 벽체를 고려해서 산정한 안전율을 고
φ 0=
그림 4. 소일 네일링이 설치된 토류벽에서의 파괴면과 소일 네일 링의 거동 개념 (FHWA, 1998)
그림 5. 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 굴착 단면도
표 1. 안정검토에 적용한 지반 물성 (원설계 정수) 구분 단위중량 γt
(kN/m3) 마찰각 φ
(Deg) 점착력 c
(kPa) 적용 N 값
매립층 17.0 27 0 8
퇴적층 18.0 27 0 10
풍화잔류토 19.0 30.5 12 30
연암 24.0 38 60 -
려하는 것이 합리적인 것으로 판단하였다. 따라서 벽체를 고 려하여 굴착 단계별로 벽체배면에서의 활동에 대한 안전율을 검토한 결과, 최소 안전율은 2.56(5단 굴착 후 보강재 설치 전)으로 나타났다. 최종단면에 대한 전반활동 안전율은 근입 벽체를 고려해서 해석하면 2.66으로 산정되었으며, 벽체가 없는 경우 1.10으로 나타나 근입된 S.C.W. 벽체가 전반 활 동에 대한 안전율을 크게 향상시키는 것으로 나타났다. 파괴 면이 소일-시멘트 보강재를 지나는 경우 보강재에 작용하는 최대 인발력은 최대 213 kN로 산정되었으며, 이를 인발시험 결과와 비교하면 보강재는 내적 안정을 만족하는 것으로 판 단된다.
외적 안정검토는 벽체와 보강된 토체 부분을 중력식 옹벽
으로 고려하고 검토를 수행하였으며, 전도에 대한 안전율은 1.59, 활동에 관한 안전율은 2.68로 나타났다. 내적 및 외적 안정검토 결과, 산정된 안전율은 가시설 토류벽에서 계측 모 니터링과 병행할 경우 허용 가능한 안전율로 판단하였다.
4. 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 토류벽 공법 의 거동 분석
4.1 현장 계측을 통한 굴착 시 벽체 수평 변위 및 토압 분석
대구경 소일-시멘트 교반체로 보강한 토류벽 공법의 굴착 시 거동을 분석하기 위하여 현장계측을 실시하였다. 현장계 그림 6. 최종 단면에 대한 한계평형해석 결과
측은 굴착 중 발생하는 벽체의 변위, 벽체에 작용하는 토압, 인접 지반의 변위를 측정하기 위하여 그림 7과 같이 지중경 사계 1개, 지하수위계 1개, 하중계 3개, 지표침하계 3개를 설치하고 3일 간격으로 값을 측정하였다.
굴착 시 현장에서 지중경사계로 측정한 벽체의 수평변위를 단계 별로 그림 8에 나타내었다. 벽체의 수평변위를 계측한 결과, 보강재를 4단까지 설치한 8.3 m 굴착단계까지 발생한 벽체의 최대 수평 변위는 약 15 mm로 이는 굴착심도를 고 려하면 약 H/550(H: 굴착심도)이다. 일반적으로 굴착공사에 서 발생하는 벽체의 최대 수평변위 범위가 H/500에서 H/300 임을 고려하면, 8.3 m 굴착단계까지 벽체는 허용 가능한 변 위로 수평토압을 적절하게 지지하였다고 판단할 수 있다.
그러나 4단 보강재 설치 후 최종 굴착단계에서는 벽체의 수평변위가 이전 경향에 비해 급격하게 증가하였다. 이러한 예외적인 변위 증가의 원인을 알아보기 위해서는 우선 소일 -시멘트 교반체의 보강 원리를 살펴볼 필요가 있다. 벽체 배 면에 시공된 소일-시멘트 교반체의 보강 원리는 파괴면의 위 치에 따라 보강개념 혹은 변위 억제를 위한 지보개념으로 작용할 수 있다. 파괴면 바깥쪽까지 위치한 보강재는 인발저 항력을 발휘하여 소일 네일링 혹은 마찰 앵커와 유사한 원 리로 주동쐐기(active wedge)의 활동을 보강하게 된다. 반면 파괴면 안쪽에 위치한 보강재는 활동에 대한 보강 효과는 없지만, 대구경 소일-시멘트가 토압에 의해 벽체에 발생하는 수평변위를 억제하는 지보 역할을 할 수 있다.
일반적으로 파괴면은 대수 나선형으로 형성되기 때문에 본 현장과 같이 최종 단계에서 보강재의 길이가 0.38 H인 경우 굴착 단계가 진행될수록 상단의 보강재들이 토체의 활동에 대한 보강보다는 파괴면 안쪽에서 벽체변위 억제의 역할을 하는 보강재로 전환될 것이다. 그림 9는 굴착심도와 보강재 길이 비율의 변화에 따른 수평변위 발생 변화양상을 나타낸 것이다. 소일 네일링의 일반적 설계 범위인 0.6 H - 0.8 H 길 이에서는 모든 보강재가 활동에 대한 보강 역할을 수행했을 것으로 판단되며, 이 경우 H/500 - H/300보다 작은 변위가 발생하였다. 굴착심도에 따른 수평변위의 증가 경향은 보강 그림 7. 토류벽의 거동 분석을 위한 현장 계측기 배치도
그림 8. 굴착 단계 별 벽체의 수평 변위 계측 결과
재 길이가 굴착심도의 약 0.45 H(3.72/8.3)인 8.3 m 깊이까 지는 일정하게 증가하는 것으로 나타나, 소일 네일링에 비해 보강재 길이가 상대적으로 짧은 길이 범위에서도 유사한 성 능을 나타내는 것으로 분석되었다. 그러나 보강재 길이가 0.38 H로 감소하는 최종단계에서는 대부분의 소일-시멘트 보 강재들이 파괴면 안쪽에 위치하게 되어 활동면 보강이 아닌 지보의 역할만 수행하게 되면서 굴착심도에 따른 수평변위 증가 경향이 급격히 변화한 것으로 판단된다.
그러나 최종단계에서 발생한 수평변위는 굴착심도에 대한 보강재 길이 비율의 감소를 고려하더라도 경향이 지나치게 급변하였는데, 따라서 다른 원인의 영향도 있는 것으로 생각 된다. 실제로 현장에서 5단 소일-시멘트 보강재 설치를 위한 선행 보링 시 지하수와 함께 일부 토사가 유출됨을 확인하 였다. 따라서 최종 굴착단계에서 급격히 증가한 수평변위에 는 최종단계 중 발생한 지하수위 저하 및 배수공(weep hole) 설치 후 발생한 지하수의 흐름으로 인하여 토사가 유 출되고 혹은 배면지반과 소일-시멘트 보강재 간 마찰력이 저 하되었을 가능성의 영향 역시 중요한 것으로 생각된다. 따라 서 본 공법을 지하수위 하부에 적용할 경우, 지하수 및 토 사 유출을 방지하고 소일-시멘트 교반체를 보호하는 것이 중요한 것으로 판단된다. 지하수에 의한 토사 유출 영향이 없었을 경우 최대 수평변위를 수치해석으로 예측한 결과, 23.7 mm(H/410)로 나타났다(수치해석에 대한 설명은 다음 절에서 자세히 기술하였다). 결론적으로 대상 현장과 같이 보강재의 길이가 약 0.45 H 정도이면서 벽체를 고려한 한계 평형해석 결과 나타난 안전율이 약 2.85 정도를 나타내었을 경우 굴착 시 토압에 의해 벽체에 발생하는 수평변위는 일 반적인 굴착공사에서 허용하는 수준에 있을 것으로 판단된다.
최종 굴착을 완료한 후 측정한 하중계 결과를 Peck(1969) 과 Tshebotarioff(1973)가 제시한 굴착 시 연성벽체에 작용 하는 경험적 토압분포와 함께 그림 10에 나타내었다. 경험적 토압분포 계산 시, 흙의 단위중량 및 마찰각은 원설계 물성 으로 토층 두께에 따른 중량 평균을 계산하여 사용하였으며, 하중 계측결과는 보강재 간의 수평간격을 고려하여 단위 길 이에 대한 토압으로 변환하였다. 하중 계측결과와 경험적 토 압분포를 비교하면 최종굴착 완료 후 벽체에 작용하는 하중 은 경험적 토압 보다 약간 작은 값을 나타내고 있으며, 분
포형태는 Tshebotarioff(1973)가 제시한 토압 분포와 유사하 다. 경험적 토압분포는 굴착 시 연성벽체에 발생하는 변위 및 아칭(arching)에 의한 토압 재분배 현상을 고려하여 제시 한 값이므로, 대상 현장의 토류벽에 일반적인 굴착현장과 유 사한 변위 수준 및 토압 재분배 현상이 발생하였다고 결론 지을 수 있다. 따라서 본 공법을 사용하는 경우 토압 고려는 다른 공법들과 마찬가지로 굴착단계 진행 중에는 Rankine의 주동토압을, 굴착을 완료한 경우에는 연성벽체에 작용하는 경험적 토압분포를 고려하면 적절할 것이다.
4.2 계측과 수치해석을 통한 굴착 시 배면지반의 변위 분석
도심지 굴착 시 배면지반에 발생하는 변위는 매우 중요한 고려 사항이다. 현장에서 배면지반에 설치한 지표침하계는 개수와 위치의 한계가 있었기 때문에, 지반 변위 거동 분석 을 위해 수치해석을 병행하였다. 지반조사 자료만으로는 수 치해석으로 굴착 시 지반 거동을 예측하기 매우 어려우며, 현장계측과 수치해석 결과를 비교한 역해석으로 산정한 지 반물성치를 수치해석에 적용하는 방법으로 굴착 거동을 합 리적으로 평가할 수 있다(Finno와 Calvello, 2005). 굴착현 장에 대한 수치해석 시 역해석으로 산정한 물성치를 적용해 서 예측한 배면지반 변위는 현장 계측 결과와 유사한 것으 로 나타난 바 있다(Hashash 등, 2010). 따라서 본 연구에서 는 벽체의 수평변위 계측 결과를 기준으로 지반 물성치를 재산정하고 수치해석을 수행하여 배면지반의 변위발생 양상 을 평가하였다.
그림 9. 굴착심도와 보강재 길이 비율에 따른 수평변위 증가 경향
그림 10. 최종굴착 완료 후 벽체의 수평토압 측정 결과
수치해석은 상용 유한요소해석 프로그램인 PLAXIS 8을 이용하여 수행하였다. 수치해석 시 지반의 모든 토층은 Mohr- Coulomb 모델으로, S.C.W 벽체는 H-pile 강재와 Soil Cement의 합성부재를 고려하여 판형(Plate) 요소로 모델링하 였다. 그리고 대구경 소일-시멘트 보강재는 심재인 철근과 주변부 콘크리트가 일체 거동을 하는 합성부재로 가정하여 지오그리드(geogrid)로 모델링하였다. 현장 조건을 사실적으 로 반영하기 위하여 수치해석 시 굴착과정을 현장과 동일하 게 5단계로 구분하고 각 단계별로 지반 굴착과 보강재 설치 과정을 모사하였다. 역해석은 설계 지반정수를 초기값으로 설정하고 실시하였으며, 변위가 비정상적으로 증가한 최종 굴착단계의 결과는 비교 대상에서 제외하였다. 역해석을 통 해 산정한 수치해석 물성치를 표 2에 정리하였다. 역해석으 로 산정한 강도정수를 N값으로 산정한 설계정수(표 1)와 비 교하면, 대부분의 값들이 설계정수와 유사하였으나 역해석 결과 매립층 및 퇴적층의 마찰각은 큰 차이가 있는 것으로 나타났다.
그림 11은 수치해석으로 굴착 시 벽체에 발생한 수평변위 를 계산한 결과와 현장계측 결과를 비교한 것이다. 4.8 m 굴착단계까지 수치해석 결과는 수평변위를 현장 계측결과보 다 훨씬 크게 예측함을 확인할 수 있다. 굴착 시 인접지반 변위를 합리적으로 예측하기 위해서는 지반 강성의 미소변 형률 영역 비선형성(small-strain nonlinearity)을 고려해야 하 지만(Jardine 등, 2005), 본 연구의 수치해석에서 사용한 Mohr-Coulomb 모델은 이를 고려하지 못하기 때문에 변형률 이 작은 경우에는 실제 변위와의 차이가 필연적으로 발생하 게 된다. 이는 수치해석 시 비선형 강성 모델(예: PLAXIS 의 hardening soil model)을 사용함으로써 개선할 수 있지 만, 본 현장과 같이 지반의 비선형 변형특성에 대한 시험결 과가 없는 경우에는 지반을 Mohr-Coulomb 모델으로 고려 하는 것이 더 합리적이다(Whittle, 2009).
배면지반에 발생하는 변위의 최대값은 최종 굴착단계에서 발생할 것이므로, 배면지반의 변위 분석을 위해서는 최종단 계의 수치해석 결과와 현장계측 결과의 차이가 중요하다. 굴 착단계가 진행될수록 수치해석 결과는 현장계측 결과와 유 사하게 나타났으며 8.3 m 굴착단계에서는 현장계측 결과와 분포는 다소 다르지만 최대 수평변위가 거의 동일하게 나타 났다. 따라서 8.3 m 굴착 이후 단계에서는 수치해석이 현장
의 벽체 및 지반 거동을 적절히 모사한다고 평가할 수 있다.
그리고 수치해석 결과 최종 굴착완료 후 벽체에 발생한 수 평변위의 최대값은 23.7 mm (H/410) 정도로 나타났는데, 이 를 통해 현장에서 최종 굴착단계에서 계측된 급격한 변위증 가에는 설계 외적요인(예: 지하수의 유출)도 있음을 유추할 수 있다.
굴착 중 배면지반의 거동을 분석하기 위하여 공사 경계면 밖에 설치한 지표침하계 측정 결과와 수치해석 결과를 통하 여 굴착에 의해 발생한 지반의 침하량을 평가하였다. 굴착 완료 후 측정한 지표 침하계 결과와 수치해석으로 계산된 배면지반 침하분포를 그림 12에 비교하였다. 수치해석으로 산정한 배면지반의 침하양상은 벽체에서 약 0.5 H 거리까지 침하량이 증가하다가 침하량이 감소하여 약 3 - 4 H 거리에 표 2. 역해석으로 산정한 수치해석 시 지반 및 토류구조물 물성치
구분 단위중량 γt
(kN/m3) 마찰각 φ
(Deg) 점착력 c
(kPa) 탄성계수 E
(MPa) 포아송비 ν
매립층 17.0 35 10 18 0.30
퇴적층 17.0 20 0 10 0.30
풍화잔류토 19.0 33 15 100 0.30
연암 20.0 37 50 3,000 0.27
구분 EA
(kN/m)
EI
(kNm2/m) 단위중량 w
(kN/m/m) 포아송비 ν
S.C.W 1.23E6 1.97E4 0.48 0.30
소일-시멘트
보강재 8.67E5 7.24E3 2.64 0.30
그림 11. 벽체의 수평변위 계측결과와 수치해석 결과 비교
서 침하가 발생하지 않는, 굴착 시 일반적으로 배면지반에 발생하는 침하 양상(Xanthakos, 1979) 및 이를 모사한 수치 해석의 패턴(Potts and Zdravkovic, 2001)과 동일하다. 수치 해석 결과 침하량은 계측결과보다 다소 크게 나타났지만 거 리에 따른 변위의 경향은 계측 결과와 유사하게 나타났다.
따라서 지반에 실제로 발생한 침하량은 수치해석 결과보다 다소 작았을 것이며 수치해석이 실제 배면지반의 전반적인 거동을 적절히 모사했다고 간주할 수 있다.
수치해석에 의하면 굴착에 의해 배면지반에 발생한 최대침 하량은 약 20 mm로 평가되었으며 이는 0.2%Hc(Hc: 최종 굴착심도) 정도이다. Seo 등(2010)이 서울 도심지 지반에서 수행한 굴착공사들을 연구한 결과에 의하면, S.C.W 및 지중 연속벽 벽체를 시공한 후 버팀보 및 앵커로 지지하며 굴착 중 배면 지반에 발생한 최대 침하량의 범위는 0.15%Hc- 0.30%Hc로 나타났다. 따라서 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 굴착 시 배면지반의 침하거동은 기존 공법을 적용했 을 경우와 유사하다고 판단할 수 있다. 수치해석 결과로 계 산한 부등침하 각변위는 1/500 보다 약간 작은 정도이며, 이 는 일반적인 구조물에 대한 각변위 기준을 만족한다(Bjerrum, 1963). 그리고 수치해석에 의하면 배면지반의 침하량은 소일 -시멘트 보강재를 따라 선형에 가깝게 증가하다가 보강벽체 뒤에서 침하가 최대로 발생하는 것으로 나타났다. 따라서 수 치해석 결과에 의하면 본 공법에서는 보강벽체 뒷부분 지반 변위에 가장 주의해야 할 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 교반체를 토류벽(혹은 사면) 보강재로 시공하는 공법에 대한 실증 연구결과를 기술 하였다. 본 공법을 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 분석하 기 위하여 9.8 m 깊이의 도심지 굴착현장에서 시험시공을 실시하였으며, 굴착단계 별 벽체의 거동 및 굴착에 의해 발 생한 인접 지반의 침하량을 계측 및 수치해석을 통해서 분 석하였다. 분석 결과는 다음과 같이 요약할 수 있다.
1. 대구경 소일-시멘트 보강재 길이가 약 0.45 H가 되기까지 는 보강재 길이 비율에 따라 벽체에 발생하는 수평변위가 굴착심도에 따라 일정하게 증가하였으며, 0.45 H에서 최대 수평변위가 H/550 정도로 나타나 기존 공법과 유사한 거
동을 나타내었다. 보강재 길이가 그 이하인 최종 굴착단계 (0.38 H)에서는 깊이에 따른 변위 증가 경향이 이전과 달 리 급격히 증가하여 최종적으로 약 H/220의 수평변위가 발생하였다. 이는 보강재 길이 비율 변화에 따른 보강 원 리 변화 및 지하수의 영향이 복합적으로 작용한 것으로 판단된다.
2. 지하수위 하부에서는 소일-시멘트 시공 시 지하수와 함께 토사가 유출되기도 하였으며, 이는 배면지반의 거동 및 보 강재와 지반 사이에 발휘되는 인발저항력에 영향을 줄 수 있을 것으로 생각된다. 따라서 지하수위 하부에서 본 공법 을 효과적으로 적용하기 위해서는 토사 유출을 방지하고 교반체와 지반 사이의 마찰력 손실을 최소화할 수 있도록 시공법 개선이 필요하다.
3. 하중 계측결과, 굴착 완료 후 벽체에 작용하는 토압은 연 성벽체에 대한 기존의 경험적 토압분포와 유사하였으며, 따라서 벽체에 발생한 변위가 일반적인 굴착공사에서 발 생하는 범위 내에 있다고 판단된다.
4. 수치해석 결과, 굴착에 의해 배면지반에 발생한 최대침하 량은 0.2%Hc(Hc: 최종 굴착심도) 정도로 평가되었으며, 이는 기존 공법을 적용했을 경우 배면지반에 발생하는 최 대 침하량의 범위 0.15%Hc- 0.30%Hc 내에 있다. 부등침 하 각변위는 일반적인 구조물에 대한 각변위 기준을 만족 하는 1/500 보다 약간 작은 정도로 나타났다.
5. 본 연구의 시험시공 결과에서는 대구경 소일-시멘트 교반 체의 길이가 0.45 H 이상인 경우 굴착 시 발생한 변위 및 토압이 소일 네일링과 같은 기존 공법을 적용한 토류 벽의 경우와 유사한 것으로 나타났다. 그러나 이는 특정 현장에 대한 결과이기 때문에 본 논문의 내용을 지반조건 이 상이하거나 깊은 굴착 현장에 적용하기 위해서는 반드 시 추가적인 연구가 필요할 것이다.
감사의 글
본 연구는 한국건설기술연구원 및 삼성물산(주) 건설부문 의 연구비 지원을 받아 수행되었습니다. 본 논문의 현장적용 연구는 삼성물산(주) 건설부문 및 일본 테녹스 규슈 사의 도 움으로 수행되었으며 이에 깊이 감사드립니다.
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(접수일: 2010.10.6/심사일: 2010.11.9/심사완료일: 2011.1.15)
