한국지반공학회논문집 제29권 1호 2013년 1월 pp. 135 ～ 147 ISSN 1229-2427 http://dx.doi.org/10.7843/kgs.2013.29.1.135
침투해석을 고려한 비탈면 설계에 대한 연구
A Study on Soil Slope Stability Design Considering Seepage Analysis
김 유 성1 Kim, You-Seong 김 재 홍2 Kim, Jae-Hong 이 진 광3 Lee, Jin-Kwang 김 성 수4 Kim, Seong-Soo
Abstract
Most of slope failures are triggered by heavy rainfall during rainy season. If the rain keeps on for the season, the water content of the ground increases and its matric suction decrease, and then the safety factor of soil slope gets lower.
The change of water table level for soil slope stability dose not describe the behavior of the soil slope in real situation, hence it may be necessary to modify the design standard for slope stability in association with rain infiltration. For correct design, economical construction, and maintenance of a soil slope, unsaturated flow analysis is needed for estimation of slope instability regarding water infiltration and soil behavior on unsaturated soil slopes. The entire soil slope cannot be saturated by prolonged rainfall and wetting band depth (saturated zone) just deepens from slope surface, hence the cause of the shallow surface slide is the wetting band depth depending on rainfall duration and intensity.
Therefore, the paper presents the differences between theoretical equation and numerical analysis for wetting band depth on soil surface and its safety factor, and compares the slope stability obtained from unsaturated flow analysis with that obtained from conventional slope stability analysis.
요 지
대부분 사면파괴는 장마기간의 집중호우로 인해 발생하고 있다. 일정시간 강우가 지속되면, 지반의 함수비가 증가 되고 모관흡수력이 감소되기 때문에 사면의 안전율은 저하된다. 지하수위 변화로 해석되는 안전율 설계기준은 실제 사면에서 일어나는 현상들을 설명하기에 부족함이 많이 있기 때문에 사면의 관리, 설계, 그리고 시공하는 문제에 있어서 불포화지반의 침투거동을 정확히 예측하여 사면의 불안정성을 평가하는 것이 요구된다. 일반적으로 강우에 의해 사면전체가 포화되는 것이 아니라 강우시간이 지속됨에 따라 얕은 깊이부터 포화되고, 모관흡수력은 급격히 감소한다. 이 상태가 지속되면 지반의 강도가 감소하여 대부분 얕은 파괴 또는 표층파괴 형태로 사면붕괴가 시작된다.
본 논문에서는 전통적인 사면의 건기와 우기시 사면안정해석과 불포화지반의 침투해석을 연계한 사면안정해석을 이 론식과 수치해석의 검증을 통하여 포화토와 불포화토의 차이점을 실제 현장사면에 적용하여 비교분석하였다.
Keywords : Soil slope stability, Rain infiltration, Reinforced soil slope, Partially saturated soil, Wetting band depth
1 정회원, 전북대학교 토목공학과 교수 (Professor, Dept. of Civil Engineering, Chonbuk National University)
2 정회원, 전북대학교 토목공학과 박사후과정 (Post Doctor, Dept. of Civil Engineering, Chonbuk National University, Tel: +82-70-4060-8182, Fax: +82-63-270-2421, [email protected], 교신저자)
3 정회원, 전북대학교 토목공학과 석사과정 (Graduate Student, Dept. of Civil Engineering, Chonbuk National University) 4 정회원, 전북대학교 토목공학과 박사과정 (Graduate Student, Dept. of Civil Engineering, Chonbuk National University)
* 본 논문에 대한 토의를 원하는 회원은 2013년 7월 30일까지 그 내용을 학회로 보내주시기 바랍니다. 저자의 검토 내용과 함께 논문집에 게재하여 드립니다.
Table 1. Design standard for slope stability, South Korea (MLTMA, 2011)
구 분 기준안전율 참 조
건 기 FS > 1.5 ∙ 지하수가 없는 것으로 해석
우 기
FS > 1.2 또는 FS > 1.3
∙ 연암 및 경암 등으로 구성된 암반비탈면의 경우, 인장균열 내 지하수 포화높이나 활동면을 따라 지하수로 포화된 비탈면 높이의
심도까지 지하수를 위치시키고 해석을 수행하며 이 경우 FS=1.2를 적용
∙ 토층 및 풍화함으로 구성된 비탈면의 안정해석은 지하수위를 결정하여 해석하는 방법 또는 강우의 침투를 고려한 방법 사용 가능
∙ 지하수위를 결정하여 해석하는 경우에는 현장 지반조사 결과, 지형조건 및 배수조건 등을 종합적으로 고려하여 지하수위를 결정하고 안정해석을 수행하며, 지하수위를 결정한 근거를 명확히 기술(FS=1.2적용)
∙ 강우의 침투를 고려한 안정해석을 실시하는 경우에는 현장지반조사 결과, 지형조건, 배수조건과 설계계획빈도에 따른 해당지역의 강우강도, 강우지속시간등을 고려하여 안정해석을 실시하며, 해석시 적용한 설계정수와 해석방법을 명확히 기술(FS=1.3적용)
지진시 FS > 1.1 ∙ 지진관성력은 파괴토체의 중심에 수평방향으로 작용시킴
∙ 지하수위는 우기시 조건과 동일하게 적용실제측정 또는 평상시의 지하수위 측정
단 기 FS > 1.0 ∙ 기간 1년 미만의 단기적인 비탈면의 안정성(시공중 포함)
∙ 지하수 조건은 장기안정성 검토의 우기시 조건과 동일하게 적용
∙ 비탈면 상부 파괴범위 내에 1, 2종 시설물의 기초가 있는 경우 : 별도 검토
1. 서 론
최근 우리나라의 강우특성은 강우량이 늘고 있음에 도 강우일수는 줄어들어 집중호우 형태의 비가 내리고 있으며, 또한 대부분의 사면파괴가 이 기간에 일어나고 있다. 2011년에는 국내 81개 관측소 기준으로 토석류 41개소(50.6%), 자연사면붕괴 18개소(22.2%), 인공사면 붕괴 22개소(27.2%)로 발표되었다(Hwang, 2012).
2011년 변경 전 비탈면 설계규준은 지하수위를 사면 의 지표면까지 상승시켜 사면 안전율을 산정하고 있고 아직까지 대부분의 설계규준에 사용되고 있다. 하지만 지하수위를 상승시켜 포화지반으로 가정한 후에 안정 해석을 하는 것은 굉장히 비현실적이며 과대공사를 유 발할 수 있다. 사면에서는 지하수위 상승에 의한 영향을 거의 받지 않으며, 강우침투로 발생하는 임계 포화깊이 에 도달하여 얕은 사면파괴 또는 표층파괴가 자주 발생 하게 된다. 지표면까지 포화로 가정하는 비현실적인 보 수적 설계 규준에도 불구하고 여전히 강우에 따른 사면 의 붕괴가 빈번히 발생하고 있기 때문에 침투와 사면안 정성 해석을 통한 효율적인 설계가 이루어지도록 규준 이 변경되었다. 강우 침투를 고려한 안정해석을 실시하 는 경우에는 현장지반조사 결과, 지형조건, 배수조건과 설계계획빈도에 따른 해당지역의 강우강도, 강우지속시 간 등을 고려하여 안정해석을 실시하며, 해석 시 적용한 설계정수와 해석방법을 명확히 기술하고 안전율 1.3을 적용한다(MLTMA, 2011).
본 논문에서는 침투해석을 고려한 무한사면해석과
실제사면에 적용하여 안정해석을 수행함으로써, 가장 현장상태에 접근하는 공학적 해석을 통한 효율적인 설 계의 필요성을 강조하고자 한다.
2. 조건별 사면안정 해석
2.1 깎기 비탈면 안전율 기준
안전율은 비탈면 내부에 가정된 파괴면 또는 실제 발 생한 파괴면의 전단강도와 전단응력 비율, 저항력과 작 용하중의 비율 또는 저항 모멘트와 작용 모멘트의 비율 로 계산한다. 기준 안전율은 안정해석방법과 입력변수 가 내포하는 불확실성을 감안하여 경제성을 확보하면 서 보수적인 설계를 유도하고자 설정하였고, 장기적인 비탈면의 안정성을 확보하기 위해 제시한 기준안전율 이다(Table 1).
비록 2011년 개정에서 우기시 비탈면설계를 ‘강우의 침투를 고려한 해석을 실시하는 경우’로 제시하였지만 여전히 많은 설계회사와 현장에서는 지하수위를 지표 면에 위치하고 설계를 진행하고 있는 실정이다. 또한 몇 몇 침투해석을 실시하여 안전성을 평가한 설계에 대해 서도 부정확한 입력데이터와 해석과정의 불확실성을 많이 제시하고 있다.
2.2 해석에 사용된 무한사면과 지반특성
일반적으로 수치해석으로 사용된 프로그램은 GeoStudio
Table 2. Initial conditions for infinite slope analysis
Rainfall intensity Rainfall duration Unit weight Cohesion Friction angle Max Negative Pressure Head
× sec 30˚
Table 3. Unsaturated soil properties of weathered soil (Kim 등, 2004)
Saturated permeability (k) van Genuchten Saturated Vol. water content (Sat.VWC)
Residual Vol. water content (Res.VWC)
× sec
α
(a) Hydraulic conductivity of unsaturated soil
(b) Soil-water characteristic curve Fig. 2. Soil properties of unsaturated soil Fig. 1. Diagram of infinite slope for numerical analysis
(2012)이며 포화토와 불포화토 해석에 적용되었다. 해 석에 사용된 무한사면 경사는 1:1.5(약 34°도)이고, 사면 의 두께는 으로 가정하였다. 수치해석에 사용된 강우강도는 × sec( )이며, 최대 강 우지속시간은 16시간으로 설정하여 시간별 침투상태를 확인 할 수 있다. 지반정수 값으로는 단위중량 , 점착력 , 내부마찰각 30˚, 최대 부간극수두
(화강풍화토 기준)으로 Table 2와 Fig. 1에 나타내었다.
국내에 많이 분포하고 있는 화강풍화토의 불포화 투 수계수곡선과 함수특성곡선을 Fig. 2에 각각 표시하였 고 함수특성곡선에 사용되는 계수들은 Table 3에 나타 내었다. 강우가 지속되면서 사면의 표층부터 점차적으 로 포화되기 때문에 포화층과 불포화층으로 나누어서 사면안정해석을 수행하였다.
2.3 건기와 우기시 사면안정 해석
한계평형해석을 이용하여 무한사면의 안정해석을 건 기와 우기로 나누어 비교하였다. 기존의 해석결과를 확 인하기 위해 우기시 지하수위 적용조건은 지표면에 적
용한다고 가정하고 Fig. 3(b)에 나타내었다. 해석결과 국 토해양부(MLTMA, 2011) 비탈면 설계기준 안전율(FS=1.5) 기준 적용시에 건기시(FS=1.516)는 안정하지만 우기시 (FS=0.749)는 불안정하다는 해석결과를 Fig. 3에서 보여 주고 있다. 따라서 우기시는 보강설계가 필요하다.
(a) Dry condition(FS=1.516>1.5 OK) (b) Wet condition(FS=0.749<1.3 NG) Fig. 3. Conventional slope stability analysis (design standard before 2011)
(a) After 2hr in rainfall (wetting band depth=0.50m) (b) After 4hr in rainfall (wetting band depth=1.19m)
(c) After 8hr in rainfall (wetting band depth=2.28m) (d) After 16hr in rainfall (wetting band depth=4.30m) Fig. 4. Wetting band depth through unsaturated flow analysis in infinite slope
2.4 불포화 침투해석
침투해석 시 강우지속시간은 2.4, 4, 8, 16시간의 4가
지 조건에 따른 포화깊이를 유한요소해석으로 확인하 였다. 특히 포화상태에 가까운 간극수압 를 100%
포화로 가정하여 포화깊이를 Fig. 4에 표시하였다. 모관
(a) After 2hr in rainfall (FS=1.583>1.3 OK) (b) After 4hr in rainfall (FS=1.423>1.3 OK)
(c) After 8hr in rainfall (FS=1.277<1.3 NG) (d) After 8hr in rainfall (FS=1.141<1.3 NG)
(e) After 16hr in rainfall (FS=0.459<1.3 NG) (f) Safety factor depending on wetting band depth Fig. 5. Numerical analysis for soil slope instability caused by wetting band depth
흡수력 값의 크기는 시료의 함수특성곡선에서 알 수 있듯이 거의 포화된 체적함수비 조건과 일치하며, 화강풍화토의 공기함입치(Air-entry value)의 값은 포화 상태에서 불포화상태로 바뀌는 측정값이므로 일반적인 화강풍화토 최저의 공기함입치( ) 이하에서는 포 화상태로 가정할 수 있다(Kim, 2002; Kim et al., 2004).
불포화 침투해석결과, 시간이 지남에 따라 지표면부터 점차적으로 사면과 거의 평행하게 포화깊이가 깊어짐 을 확인할 수 있다. 해석 시 강우는 사면에 수직으로 침 투되며 지반내 초기조건으로 주었던 지하수위에서 최 대모관상승고(Max Negative Pressure Head)는 로 서 화강풍화토에 적절한 값으로 연구되었다(Kim, 2002).
Table 4. Wetting band depth and safety factor with rainfall duration
Rainfall duration Wetting band depth FS by Skempton and DeLory (1957) FS by numerical analysis
2.4hr 0.5m 2.801 1.583
4hr 1.19m 1.406 1.423
8hr 2.28m 0.922 1.141
16hr 4.3m 0.674 0.459
Fig. 6. Comparison of theoretical solution and numerical analysis in slope stability
2.5 침투깊이를 고려한 사면안정해석
불포화 침투해석결과를 고려하여 침투해석 결과값에 서 포화층이라고 구분지었던 까지 사면의 포화 깊이를 확인하고 한계평형해석을 연계하여 계산하였다 (Fig. 5). 그 결과 대부분의 파괴면이 포화된 지반에서 발생하고 있음을 확인할 수 있었다. 특히 2.4시간과 4시 간의 경우 포화깊이가 1m 이내이기 때문에 깊은 파괴형 태로 포화깊이가 사면의 안전율에 크게 영향을 미치지 못하였지만 강우지속시간이 지속되어 포화두께가 2m 이상으로 깊어지면서 파괴면의 형태가 얕은파괴일 때 최소안전율을 찾을 수 있는 결과를 얻었다. Fig. 5(c), (d) 에서 알 수 있듯이 포화층에서만 파괴가 일어날 경우, 최소안전율(FS=1.141)이 불포화층과 같이 파괴되는 안 전율(FS=1.277)보다 낮기 때문에 얕은파괴의 위험성이 매우 높아 보였다.
3. 이론식과 비교
3.1 Skempton과 DeLory(1957)의 제안식
Fig. 1과 같은 무한사면에서 포화두께와 지반물성을 적용하여 Skempton and DeLory(1957)가 제안한 무한사 면 안전율 방정식과 수치해석결과를 비교하였다. 수치 해석에서 사용한 무한사면의 지반물성과 침투해석에서 확인한 포화깊이를 이용하여 비교·분석하였다. Skempton and DeLory(1957) 제안식은 식 (1), 최소안전율 비교는 Table 4와 같다.
sin cos
′ cos tan′
(1)
여기서, ′은 유효점착력, ′는 유효 내부마찰각, 는 사 면의 경사각, 는 표층의 포화깊이, 는 습윤단위중량,
는 물의 단위중량이다.
Fig. 6에서 알 수 있듯이, 수치해석 프로그램과 Skempton and DeLory(1957)의 제안식을 사용해서 안전율을 구해 본 결과 사면의 안전율은 포화깊이의 영향을 크게 받는 것을 알 수 있었다. 강우지속시간이 2.4시간일 때의 안 전율은 상당한 차이(FS=1.583과 2.801)를 보이고 있었 지만 4시간 이후에는 제안식과 수치해석 모두 포화깊이 가 1m이상이 되면서 사면안전율이 급감하는 것을 알 수 있다.
따라서 수치해석에 의한 포화깊이 산정과 이에 따른 안전율 해석은 Skempton and DeLory(1957)의 제안식과 비교할 때 적절한 방법으로 판단된다.
3.2 Green and Ampt(1911)의 제안식
Green and Ampt(1911)의 제안식은 Darcy’s law에 근 거한 강우지속시간을 구하는 식이다. 식 (2)를 이용하여 포화깊이와 강우지속시간을 계산하고 수치해석으로 얻 었던 결과들과 비교하였다. 또한 포화두께와 지반물성 에 의한 이론적인 Skempton and DeLory(1957)제안식을 사용하여 강우지속시간에 따른 포화깊이를 계산하여 안전율을 비교하였다(Table 5, Fig. 7).
Table 5. Wetting band depth and slope stability calculated by theoretical analysis (Green and Ampt(1911); Skempton and DeLory, 1957)
Rainfall duration Wetting band depth Safety factor
0.4hr 0.2m 6.412
1.5hr 0.4m 3.403
3.0hr 0.6m 2.400
4.9hr 0.8m 1.899
7.0hr 1.0m 1.598
9.3hr 1.2m 1.397
11.8hr 1.4m 1.254
14.4hr 1.6m 1.147
17.1hr 1.8m 1.063
20.0hr 2.0m 0.996
(a) Comparison of wetting band depth due to rainfall duration (b) Comparison of safety factor depending on wetting band depth Fig. 7. Difference between theoretical solution and numerical analysis regarding wetting band depth and safety factor
∙ ln
(2)여기에서 는 초기체적함수비에서 완전 포화될 수 있는 체적함수비의 차이를 나타내며, Fig. 2(b)에서 알 수 있듯이 로 표현할 수 있다. 또한 는 포화체적 함수비, 는 초기체적함수비, 는 지하수위에서의 최 대모관상승고, 는 강우지속시간이다.
Fig. 7(a)처럼 Green and Ampt(1911)제안식을 수치해 석과 비교한 결과 강우지속시간이 길어질수록 포화깊 이 차이가 커지고 있다. 그 이유는 제안식에서 포화투수 계수를 사용하면서 모관흡수력의 크기가 수식에 계속 영향을 주고 있기 때문이다. 하지만 실제 사면은 사면표 층이 포화되면 포화투수계수 크기만큼 물의 침투가 진 행되고 모관흡수력의 작용은 불포화 상태일 때만 영향 을 준다.
Skempton and DeLory(1957) 공식에 의해 포화깊이 따른 안전율의 변화를 Fig. 7(b)에 나타내었다. 포화깊이 가 1m이상으로 깊어지게 되면 제안식과 수치해석의 결 과가 비슷하게 나타나지만, 이론식의 유도과정에서 강 우초기에 포화깊이가 작을 때는 파괴가 발생하지 않는 다는 조건 때문에 두 해석의 결과가 큰 차이를 보이고 있다.
4. 실제 사면과 비교
4.1 검토대상 사면조사
검토대상 비탈면은 도로 비탈면(전북, 무주)으로 사 면 하부로부터 약 4.2m까지는 신선한 상태의 암반이 존 재하고 있지만 상부는 붕적층이 존재하고 있어 우기시 비탈면의 파괴가 예상되므로 이에 대한 해석과 대책이
Table 6. Soil properties for case study
Unit weight Cohesion Friction angle Note
Colluvial soil 35° soil+gravel
Soft rock 40°
(a) Location of slope failure (b) Cross section of slope
Fig. 8. Muju area for case study
(a) Dry condition (FS=1.330<1.5 NG) (b) Wet condition (FS=0.552<1.3 NG) Fig. 9. Slope stability using conventional analysis (design standard before 2011)
필요하다. 지반조사에 의한 붕적토와 연암에 대한 강도 정수는 Table 6에 표시하였고, 비탈면 현황조사 자료는 Fig. 8과 같다.
4.2 건기와 우기시 사면안정 해석
한계평형해석을 이용하는 사면 안정해석은 건기와 우기로 나누어 비교하였으며, 우기시 지하수위 적용조
건은 표층에 적용한다고 가정하여 Fig. 9(b)에 나타내었 다. 국토해양부(2011) 비탈면 설계 기준 안전율(FS=1.5) 에 건기시 안전율(FS=1.330<1.5)과 우기시(FS=0.552<
1.3)로 모두 불안정하다는 결과를 얻을 수 있었다.
4.3 해당지역의 강우강도 및 강우량 산정
국토해양부가 운영하는 확률강우량을 사용하여 침투
(a) After 1hr in rainfall (b) After 3hr in rainfall
(c) After 4hr in rainfall (d) After 10hr in rainfall
Fig. 11. Unsaturated flow analysis with various elapsed time Fig. 10. Probability rainfall in muju area (http://k-idf.re.kr)
해석시 100년빈도를 기준으로 강우강도
( × sec)와 강우지속시간은 4시간이다. 이를 토대로 침투해석, 사면안정해석 및 보강을 실시하였다.
4.4 불포화 침투해석
침투해석시 강우지속시간은 1, 3, 4, 10시간의 4가지 조 건에 따른 포화깊이를 산정, 간극수압이 까지 100%
(a) After 1hr in rainfall (FS=1.316>1.3 OK) (b) After 3hr in rainfall (FS=0.854<1.3 NG)
(c) After 4hr in rainfall (FS=0.734<1.3 NG) (d) After 4hr in rainfall (FS=0.781<1.3 NG)
(e) After 10hr in rainfall (FS=0.590<1.3 NG) (f) Variation of safety factor with rainfall duration Fig. 12. Slope stability results obtained from unsaturated flow analysis
포화로 가정하고 Fig. 11에 굵은 선으로 표시하였다.
강우지속시간이 1시간일 때(Fig. 11(a))에는 사면의 경사와 평행한 모양으로 포화깊이가 깊어지고 있었지 만 3시간(Fig. 11(b)) 이후부터는 사면의 아래쪽이 먼저 포화되고 연암층은 거의 포화가 되지 않았다. 4시간 이
후의 침투경향은 불포화 붕적토층이 서서히 작아짐을 보였고(Fig. 11(c)) 지속시간이 10시간에는 붕적토 층이 모두 포화되어 연암층과의 경계부근에서 사면파괴의 가장 취약한 면을 형성한다(Fig. 11(d)).
(a) Wet condition (FS=0.552<1.3 NG) (b) Reinforcement in wet condition (FS=0.773<1.3 NG)
(c) Wet condition (FS=1.390>1.3 OK) (d) After 4hr in rainfall (FS=0.734>1.3 NG)
(e) Reinforcement for slope instability due to infiltration (FS=1.319>1.3 OK) Fig. 13. Reinforcement of Rock Anchor in conventional and unsaturated flow analyses
4.5 침투깊이를 고려한 사면안정해석
불포화 침투해석의 결과를 토대로 포화깊이를 확인 하고 한계평형해석을 이용해 사면의 안전성해석을 수 행하였다. 포화층을 보다 쉽게 구분하기 위해 서로 다른
색으로 표시하고 최소안전율을 Fig. 12에 표시하였다.
강우지속시간 1시간까지는 포화층이 얇게 형성되어 사 면파괴에 대한 영향력이 없기 때문에 건기시(FS=1.516) 와 비슷한 파괴면 형상을 보였지만 3시간후부터 포화층 의 두께가 1m이상이 넘어가면서 급격하게 안전율이 감
Table 7. Properties of Rock Anchor
Section Slope section R/A allowable strength 550 kN/EA
R/A design load 500 kN/each Bond length / angle 13.0m/downward 25°
Anchor Spacing horizontal×vertical
=3.0m×3.0m No. line/total amount 4-line/20EA
3-line/15EA
Stand A(mm2) Tension Strength Shear Capacity
Φ12.7×5EA 493.6
(kgf/mm2)
(kN/EA)
(kN/EA)
(kgf/㎟)
(kN/EA)
(kN/EA)
190 919.1 551.5 160 774.0 580.5
Table 8. Comparison of reinforcement with Rock Anchor
Anchor cost /1each Amount used
(5-row) Cost FS after
reinforcement Reduction ratio Conventional analysis about ￦1,450,000 4-line/ total 20EA ￦2,900,000 1.390 100%
Unsaturated flow analysis about ￦1,450,000 3-line/ total 15EA ￦2,175,000 1.423 75%
소되었다. 또한 침투해석에서 보여주듯이 포화되는 지 층에서 위험구역을 예측할 수 있으며 강우지속시간이 지속되면서 파괴형상과 사면의 안전율을 확인할 수 있 었다(Fig. 12).
Fig. 12는 강우가 지속됨에 따라 하단부의 포화층이 빠르게 진행되고, 흙에 자중 높아 짐에 따라 사면의 불 안정성이 증가되는 해석을 보여주고 있다. 강우지속시 간이 10시간 지속되면서 최종적으로 붕적토층이 모두 포화되었고 기존 해석 방법인 우기시 조건을 보였지만 우기시 해석결과와 불포화지반의 침투해석 이후 포화 된 사면의 해석결과는 약간의 차이를 보였다. 침투해석 을 통한 사면안정해석은 우기시(FS=0.552)보다 높은 안 전율(FS=0.590)을 나타내었다.
사면의 안정은 지하수위의 변화보다는 포화시킬 수 있는 강우강도와 강우지속시간에 의해 발생되는 포화 층의 형성이 가장 중요한 요소가 된다. 지하수위를 지표 면에 위치시켜 해석하는 우기시 설계해석으로는 현장 상황을 제대로 반영하지 못한 과대설계 또는 비효율적 인 설계가 될 수 있다.
Fig. 12(f)는 강우지속시간에 따른 안전율의 변화를 나타내고 있다. Fig. 12(f)에서 빗금친 A는 안전율의 차 이를 나타낸 것이다. A면적에서 지속시간에 따른 사면 안정성의 경향을 확인 할 수 있다. 확률강우량의 각종 통계자료(MLTMA, 2011; MLTMA-PR, 2011)에서 각 지역별로 강우강도와 지속시간을 쉽게 찾을 수 있으며 어느 지역 설계를 하던지 강우빈도에 따른 최대강우지 속시간을 얻을 수 있다. 주어진 자료를 활용해서 실용적 이고 효율적인 설계가 가능하며 지역마다 사면의 불안
정성이 다르게 해석되어져 구체적인 설계제안이 이루 어질 수 있다.
이러한 해석을 통해 가장 취약한 지점을 찾아 부분 보강설계나 최적설계를 유도할 수 있으며 최고로 불안 한 상태인 우기시 지표면까지 포화로 가정하여 결정한 보강설계보다 경제적이고 실용적인 설계가 이루어 질 것이라 판단된다.
5. 사면의 보강
사면의 장기적인 안정성 확보를 위해 보강공법에 대 한 예를 들어 경제적이고 실용적인 결과를 확인 해 보고 자 한다. 사면의 보강공법에는 계단식옹벽+Rock Anchor 공법, 비탈면 경사완화 공법, Shotcrete+Soil Nailing공법 등이 있다. 하지만 본 연구에서는 추가적인 절취작업의 어려움 등으로 인한 Rock Anchor로 보강하여 비탈면 파 괴를 억지하는 방법을 적용하였다. 따라서 기존에 설계 기준인 건기·우기시의 설계와 침투해석을 이용한 불포 화토의 설계기준을 비교해 보고자 한다.
두 가지 해석(Fig. 13(a), (d))를 Anchor 보강을 적용하 여 실시하였다. Fig. 13(d)를 보강한 결과를 우기시 에 그대로 적용했을 때(Fig. 13(b))는 안전율이 0.773으로 추가보강이 필요하였다. 추가로 보강한 결과를 Fig.
13(c)에 나타내었다. 비교 결과 침투해석을 고려한 비탈 면해석이 단순 우기시보다 높은 효율을 보였으며, 개략 적인 공사비 비교를 Table 8에 나타내었다.
비교결과 공사비는 25%의 차이를 보이고 있는 것은 사면의 최악의 상황을 고려하는 것이 아닌, 취약부분을
찾아 지반의 거동을 파악하고 보강설계를 했기 때문이 다. 비록 모든 사면의 공사비의 직접적인 비교는 불가능 하지만 지역에 따른 강우강도와, 포화깊이를 고려한 사 면안정해석이 얼마나 공학적이고 효율적인 설계인가를 강조함에 있어 부족함이 없다고 판단된다.
6. 결론 및 기대효과
(1) 수치해석과 이론식의 안전율 해석결과, 사면의 안 전율은 포화깊이에 영향을 크게 받는다. 수치해석 에 의한 결과에서 강우지속시간이 길어질수록 포화 깊이가 증가함을 자세히 확인할 수 있었으며 이론 식의 제한성을 확인하였다. 특히 포화깊이가 1m이 상으로 깊어지게 되면 안전율이 급감하며 2가지 해 석결과가 유사하게 나타남을 알 수 있었다.
(2) 국내사면 설계에 일반적으로 해석되고 있는 우기시 지하수위 조건은 강우에 의해 지하수위가 지표면까 지 상승한다고 가정한다. 따라서 사면의 활동파괴 면이 얕은 파괴보다는 심부에서 발생되는 것으로 검토되고 있지만, 불포화 침투해석 결과에 따르면 강우지속시간에 따라 포화깊이가 형성되고 얕은 파 괴가 일어나는 포화층이 확인되기 때문에 단순 지 하수위의 변화에 따른 안전율 기준만으로는 현장에 서 발생하고 있는 강우와 사면의 수리-역학적 관계 를 적절하게 해석하고 있지 않음을 알 수 있었다. (3) 실제 검토대상 사면을 해석하였을 때, 건기와 우기 시 안전율은 각각 1.330과 0.552이다. 이는 국토해 양부(2011)기준에 모두 부합하지 못해 보강이 필요 하다. 침투해석을 고려한 불포화토 설계보강을 했 을 때 얼마나 효율적인지는 비교를 통해 확인하였 다. 강우지속시간에 따라 비탈면의 취약부분을 찾 을 수 있었기 때문에 적절한 보강이 가능하며 적용
했던 실제 사면에서 침투해석 후 보강공법이 기존 보강시보다 25%의 공사비 절감을 확인할 수 있었다.
(4) 불포화 침투해석결과 강우지속시간에 따라 포화깊 이는 깊어진다. 따라서 사면을 설계하고 시공하는 단계와 기존의 사면을 관리하는 문제에 있어 침투 깊이를 정확히 예측하고 불포화토의 특성과 침투특 성을 연관지어 사면의 안정성을 해석하는 접근이 절실히 필요하다.
감사의 글
이 논문은 2012년도 정부(교육과학기술부)의 재원으 로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업 임 (No.2012R1A1A2044128).
참 고 문 헌
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(접수일자 2012. 10. 31, 심사완료일 2012. 12. 18)
