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문제 정의
- 본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 국내 현장의 시험시공 사례를 통해 분석하였다. 먼저 본 공법에 대한 이해를 돕기 위해 공법에 대한 개괄적 설명과 기본적인 설계개념을 기술하였다.
- 외적 안정은 보강재 외부로 발생하는 파괴면에 대한 안정성을 검토한다. 대구경 소일-시멘트 보강재 공법에서도 일반적인 소일 네일링 공법 설계 시와 마찬가지로 보강재가 설치된 지반 전체가 중력식 옹벽(gravity wall)과 같이 거동한다고 가정하고 전도(overturning), 활동(sliding), 지지력(bearing capacity) 등에 대한 안전율 검토를 수행한다.
- 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 수행하였다.
- 굴착현장에 대한 수치해석 시 역해석으로 산정한 물성치를 적용해서 예측한 배면지반 변위는 현장 계측 결과와 유사한 것으로 나타난 바 있다(Hashash 등, 2010). 따라서 본 연구에서는 벽체의 수평변위 계측 결과를 기준으로 지반 물성치를 재산정하고 수치해석을 수행하여 배면지반의 변위발생 양상을 평가하였다.
- 본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 교반체를 토류벽(혹은 사면) 보강재로 시공하는 공법에 대한 실증 연구결과를 기술하였다. 본 공법을 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 분석하기 위하여 9.
가설 설정
- 그러나 소일네일링은 일반적으로 직경이 100 mm 내외인 반면, 대구경소일-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) 그라우팅을 수행하여 형성한 재료보다 휨강성 및 전단저항이 우수하다.
- 외적 안정은 보강재 외부로 발생하는 파괴면에 대한 안정성을 검토한다. 대구경 소일-시멘트 보강재 공법에서도 일반적인 소일 네일링 공법 설계 시와 마찬가지로 보강재가 설치된 지반 전체가 중력식 옹벽(gravity wall)과 같이 거동한다고 가정하고 전도(overturning), 활동(sliding), 지지력(bearing capacity) 등에 대한 안전율 검토를 수행한다. 그리고 사면 전반 활동에 대한 안정성(overall stability)검토 역시 필요하다.
- 해석은 벽체 S.C.W를 고려하는 경우와 고려하지 않는 경우에 대해서 실시하였으며, 벽체 고려 시에는 S.C.W를 일정한 전단강도를 갖는( Ø=0 ) 토체로 가정하였고, 다소 보수적으로 일축압축 시험 결과의 약 1/4인 2.5 MPa를 전단강도(c)로 입력하였다.
- W 벽체는 H-pile 강재와 Soil Cement의 합성부재를 고려하여 판형(Plate) 요소로 모델링하였다. 그리고 대구경 소일-시멘트 보강재는 심재인 철근과 주변부 콘크리트가 일체 거동을 하는 합성부재로 가정하여 지오그리드(geogrid)로 모델링하였다. 현장 조건을 사실적으로 반영하기 위하여 수치해석 시 굴착과정을 현장과 동일하게 5단계로 구분하고 각 단계별로 지반 굴착과 보강재 설치 과정을 모사하였다.
제안 방법
- 본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 국내 현장의 시험시공 사례를 통해 분석하였다. 먼저 본 공법에 대한 이해를 돕기 위해 공법에 대한 개괄적 설명과 기본적인 설계개념을 기술하였다. 그리고 9.
- 먼저 본 공법에 대한 이해를 돕기 위해 공법에 대한 개괄적 설명과 기본적인 설계개념을 기술하였다. 그리고 9.8 m 굴착 중 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용한 토류벽에 발생한 수평변위, 토압, 배면지반의 침하 거동을 현장계측 및 수치해석을 통하여 평가하고, 이를 기존 공법을 적용한 토류벽의 일반적인 거동과 비교하여 굴착공사에 적합한 성능을 나타낸 조건 및 향후 보완해야할 사항 등을 제시하였다.
- 대구경 소일-시멘트 보강재는 심층혼합공법의 교반기술을 응용하여 직경 300-600 mm 소일-시멘트 교반체를 사면 중에 특정한 각도(일반적으로 20°)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 철근, 시멘트 밀크, 소일-시멘트의 3층 구조를 형성한다. 그림 1은 대구경 소일-시멘트 보강재의 구조를 나타낸다.
- , 인장재로 SD300 D35 철근을 사용하여 직경 400 mm 소일-시멘트 보강재를 시공하였다. 보강재의 극한 인발저항력을 확인하기 위하여 시공 전, 현장에서 소일-시멘트를 교반하고 28일 양생한 후 인발시험을 수행하였다. 인발시험은 앵커와 동일한 인발시험 장치로 보강재가 인발될 때까지 하중 재하(loading) 및 제하(unloading)를 반복하는 방식으로 수행하였다.
- 보강재의 극한 인발저항력을 확인하기 위하여 시공 전, 현장에서 소일-시멘트를 교반하고 28일 양생한 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, 보강재에 설치한 SD300 D35 철근의 항복 인장강도가 281.
- 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, 보강재에 설치한 SD300 D35 철근의 항복 인장강도가 281.2 kN임을 고려하여 반복재하의 최대 인발하중은 240 kN으로 결정하고 240 kN에서 개량체가 인발되지 않을 경우에는 인발시점까지 하중을 증가시켰다.
- 소일-시멘트 보강재의 휨저항 및 전단저항을 파악하기 위하여 일축압축시험을 실시하였다. 일축압축시험은 시공 전 현장에서 시료를 채취하고 소일-시멘트 공시체 6개를 제작하여 3개는 양생 7일 후에, 나머지 3개는 양생 28일 후에 시험을 실시하였다.
- 굴착과정은 5단계로 하여 각 단계별로 굴착 후 직경 400 mm 소일-시멘트 보강재를 근입깊이 4 m, 타설각도 20°로 하여 총 5단을 수평간격 1.35 m로 시공하였다.
- 대구경 소일-시멘트 보강재는 소일 네일링에 비해 단위길이 당 인발저항력이 크기 때문에, 소일 네일링과 동일한 길이로 설치할 경우 과다 설계가 되어 상대적으로 보강길이를 작게 하는 것이 굴착 시 필요한 안정성을 확보하기 위한 최적설계가 될 것이다. 따라서 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 보다 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 공법을 변경하는 방안으로 시공을 진행하였다.
- 38 H로 시공하였다. 이는 다소 위험한 설계가 될 수 있기 때문에, 안정성 확보를 위해 굴착 단계별로 계측결과를 모니터링하면서 만일 벽체의 변위가 과다하게 발생하면 공법을 변경하는 방안으로 시공을 진행하였다. 굴착과정은 5단계로 하여 각 단계별로 굴착 후 직경 400 mm 소일-시멘트 보강재를 근입깊이 4 m, 타설각도 20°로 하여 총 5단을 수평간격 1.
- 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 굴착단면을 전술한 설계개념으로 안정검토를 수행하였다. 안정검토는 보강재의 휨 및 전단 저항을 합리적으로 고려할 수 있는 한계평형해석 프로그램인 Talren 4를 사용하여 굴착 단계별로 벽체배면에서 파괴면을 유도하여 검토하고 최종단면에 대해서는 벽체배면 외에도 벽체하부로 파괴면을 유도하여 전반활동에 대한 안전율을 검토하였다.
- 대구경 소일-시멘트 보강재를 적용한 굴착단면을 전술한 설계개념으로 안정검토를 수행하였다. 안정검토는 보강재의 휨 및 전단 저항을 합리적으로 고려할 수 있는 한계평형해석 프로그램인 Talren 4를 사용하여 굴착 단계별로 벽체배면에서 파괴면을 유도하여 검토하고 최종단면에 대해서는 벽체배면 외에도 벽체하부로 파괴면을 유도하여 전반활동에 대한 안전율을 검토하였다. 물성은 지반조사 자료와 시험결과를 근거로 산출한 현장의 설계물성을 입력하였고 보강재의 휨 및 전단 저항은 양생 7일 압축강도 결과를 근거로 하였다.
- 안정검토는 보강재의 휨 및 전단 저항을 합리적으로 고려할 수 있는 한계평형해석 프로그램인 Talren 4를 사용하여 굴착 단계별로 벽체배면에서 파괴면을 유도하여 검토하고 최종단면에 대해서는 벽체배면 외에도 벽체하부로 파괴면을 유도하여 전반활동에 대한 안전율을 검토하였다. 물성은 지반조사 자료와 시험결과를 근거로 산출한 현장의 설계물성을 입력하였고 보강재의 휨 및 전단 저항은 양생 7일 압축강도 결과를 근거로 하였다. 입력한 지반물성은 표 1에 정리하였다.
- 대구경 소일-시멘트 교반체로 보강한 토류벽 공법의 굴착 시 거동을 분석하기 위하여 현장계측을 실시하였다. 현장계측은 굴착 중 발생하는 벽체의 변위, 벽체에 작용하는 토압, 인접 지반의 변위를 측정하기 위하여 그림 7과 같이 지중경사계 1개, 지하수위계 1개, 하중계 3개, 지표침하계 3개를 설치하고 3일 간격으로 값을 측정하였다.
- 대구경 소일-시멘트 교반체로 보강한 토류벽 공법의 굴착 시 거동을 분석하기 위하여 현장계측을 실시하였다. 현장계측은 굴착 중 발생하는 벽체의 변위, 벽체에 작용하는 토압, 인접 지반의 변위를 측정하기 위하여 그림 7과 같이 지중경사계 1개, 지하수위계 1개, 하중계 3개, 지표침하계 3개를 설치하고 3일 간격으로 값을 측정하였다.
- 최종 굴착을 완료한 후 측정한 하중계 결과를 Peck(1969)과 Tshebotarioff(1973)가 제시한 굴착 시 연성벽체에 작용하는 경험적 토압분포와 함께 그림 10에 나타내었다. 경험적 토압분포 계산 시, 흙의 단위중량 및 마찰각은 원설계 물성으로 토층 두께에 따른 중량 평균을 계산하여 사용하였으며, 하중 계측결과는 보강재 간의 수평간격을 고려하여 단위 길이에 대한 토압으로 변환하였다. 하중 계측결과와 경험적 토압분포를 비교하면 최종굴착 완료 후 벽체에 작용하는 하중은 경험적 토압 보다 약간 작은 값을 나타내고 있으며, 분포형태는 Tshebotarioff(1973)가 제시한 토압 분포와 유사하다.
- 도심지 굴착 시 배면지반에 발생하는 변위는 매우 중요한 고려 사항이다. 현장에서 배면지반에 설치한 지표침하계는 개수와 위치의 한계가 있었기 때문에, 지반 변위 거동 분석을 위해 수치해석을 병행하였다. 지반조사 자료만으로는 수치해석으로 굴착 시 지반 거동을 예측하기 매우 어려우며, 현장계측과 수치해석 결과를 비교한 역해석으로 산정한 지반물성치를 수치해석에 적용하는 방법으로 굴착 거동을 합리적으로 평가할 수 있다(Finno와 Calvello, 2005).
- 그리고 대구경 소일-시멘트 보강재는 심재인 철근과 주변부 콘크리트가 일체 거동을 하는 합성부재로 가정하여 지오그리드(geogrid)로 모델링하였다. 현장 조건을 사실적으로 반영하기 위하여 수치해석 시 굴착과정을 현장과 동일하게 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.
- 굴착 중 배면지반의 거동을 분석하기 위하여 공사 경계면밖에 설치한 지표침하계 측정 결과와 수치해석 결과를 통하여 굴착에 의해 발생한 지반의 침하량을 평가하였다. 굴착완료 후 측정한 지표 침하계 결과와 수치해석으로 계산된 배면지반 침하분포를 그림 12에 비교하였다.
- 본 논문에서는 대구경 소일-시멘트 교반체를 토류벽(혹은 사면) 보강재로 시공하는 공법에 대한 실증 연구결과를 기술하였다. 본 공법을 적용한 토류벽의 굴착 시 거동을 분석하기 위하여 9.8 m 깊이의 도심지 굴착현장에서 시험시공을 실시하였으며, 굴착단계 별 벽체의 거동 및 굴착에 의해 발생한 인접 지반의 침하량을 계측 및 수치해석을 통해서 분석하였다. 분석 결과는 다음과 같이 요약할 수 있다.
- 소일-시멘트 보강재의 휨저항 및 전단저항을 파악하기 위하여 일축압축시험을 실시하였다. 일축압축시험은 시공 전 현장에서 시료를 채취하고 소일-시멘트 공시체 6개를 제작하여 3개는 양생 7일 후에, 나머지 3개는 양생 28일 후에 시험을 실시하였다. 일축압축시험은 한국산업규격에 제시되어 있는 흙의 일축압축시험 규정(KS F 2314)에 따라 수행하여 매분 1%의 압축변형이 생기는 비율로 실시하였다.
대상 데이터
- 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 m까지는 매립층, 3-6.
- 8 m이고 지하수위는 지하 6 m에 위치하였다. 지반조사 결과에 따르면 시험시공 구간의 지층구성은 0-3 m까지는 매립층, 3-6.5 m까지는 퇴적층(실트질 모래), 6.5-10.5 m까지는 풍화잔류토, 10.5 m 하부는 연암이다. 표준관입시험결과, SPT N값의 범위가 퇴적층에서는 4-10, 풍화잔류토에서는 20-50로 나타났다.
- 본 연구에서는 흙-시멘트 배합비 350 kg/m3, 인장재로 SD300 D35 철근을 사용하여 직경 400 mm 소일-시멘트 보강재를 시공하였다. 보강재의 극한 인발저항력을 확인하기 위하여 시공 전, 현장에서 소일-시멘트를 교반하고 28일 양생한 후 인발시험을 수행하였다.
- 시험시공 현장은 S.C.W(Soil Cement Walls)를 벽체로 하고 5단계로 굴착하는 공법으로 설계된 현장이었으며, 본 연구를 위하여 S.C.W 배면지반 중 일부구간(약 9 m 정도)을 대구경 소일-시멘트 교반체를 시공하였다.
데이터처리
- 수치해석은 상용 유한요소해석 프로그램인 PLAXIS 8을 이용하여 수행하였다. 수치해석 시 지반의 모든 토층은 MohrCoulomb 모델으로, S.
이론/모형
- P, 지중연속벽)를 먼저 시공하고 단계 별로 굴착하면서 보강재를 설치한다. 따라서 본 공법을 이용한 굴착공사 시 토류벽, 띠장 등의 구조설계는 일반적인 굴착설계 시와 동일하게 탄소성(elasto-plastic)법으로 검토하여 수행한다.
- 일축압축시험은 시공 전 현장에서 시료를 채취하고 소일-시멘트 공시체 6개를 제작하여 3개는 양생 7일 후에, 나머지 3개는 양생 28일 후에 시험을 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.
- 수치해석은 상용 유한요소해석 프로그램인 PLAXIS 8을 이용하여 수행하였다. 수치해석 시 지반의 모든 토층은 MohrCoulomb 모델으로, S.C.W 벽체는 H-pile 강재와 Soil Cement의 합성부재를 고려하여 판형(Plate) 요소로 모델링하였다. 그리고 대구경 소일-시멘트 보강재는 심재인 철근과 주변부 콘크리트가 일체 거동을 하는 합성부재로 가정하여 지오그리드(geogrid)로 모델링하였다.
성능/효과
- 1) 주면(perimeter)이 크기 때문에 단위길이 당 인발저항력이 크다. 2) 소일 네일링에서 철근 삽입 후 (중력식/가압식) 그라우팅을 수행하여 형성한 재료보다 휨강성 및 전단저항이 우수하다. 3) 타설 시 심층혼합공법으로 배면 지반을 소일시멘트로 치환하여 지반을 개량하는 효과를 기대할 수 있다.
- 2) 소일 네일링에서 철근 삽입 후 (중력식/가압식) 그라우팅을 수행하여 형성한 재료보다 휨강성 및 전단저항이 우수하다. 3) 타설 시 심층혼합공법으로 배면 지반을 소일시멘트로 치환하여 지반을 개량하는 효과를 기대할 수 있다. 반면 소일-시멘트는 천공면적이 넓기 때문에 상대적으로 많은 재료가 필요하고, 교반을 위한 특수한 장비가 필요하며 배합비 및 강도를 도출하기 위한 실내시험이 추가적으로 필요하다는 단점이 있다.
- 5 m 하부는 연암이다. 표준관입시험결과, SPT N값의 범위가 퇴적층에서는 4-10, 풍화잔류토에서는 20-50로 나타났다.
- 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 28일 강도의 평균은 12.51 MPa로 나타났다. 양생 7일 후 강도가 28일 강도의 약 75%이기 때문에, 필요한 수준의 강도를 약 7일 내에 발현할 수 있는 것으로 판단된다.
- 따라서 벽체의 고려 여부는 안정검토에 매우 중요한 사항이다. 일반적으로 소일 네일링은 하중을 지지하는 구조체로서 기능을 하기 힘든 숏크리트(shotcrete)로 전면을 시공하기 때문에 해석 시 벽체를 고려하지 않지만, 본 현장에서는 S.C.W를 지중 근입벽체로 시공한 후 굴착하면서 보강재를 시공하기 때문에 벽체를 고려해서 산정한 안전율을 고려하는 것이 합리적인 것으로 판단하였다. 따라서 벽체를 고려하여 굴착 단계별로 벽체배면에서의 활동에 대한 안전율을 검토한 결과, 최소 안전율은 2.
- W를 지중 근입벽체로 시공한 후 굴착하면서 보강재를 시공하기 때문에 벽체를 고려해서 산정한 안전율을 고려하는 것이 합리적인 것으로 판단하였다. 따라서 벽체를 고려하여 굴착 단계별로 벽체배면에서의 활동에 대한 안전율을 검토한 결과, 최소 안전율은 2.56(5단 굴착 후 보강재 설치전)으로 나타났다. 최종단면에 대한 전반활동 안전율은 근입벽체를 고려해서 해석하면 2.
- 56(5단 굴착 후 보강재 설치전)으로 나타났다. 최종단면에 대한 전반활동 안전율은 근입벽체를 고려해서 해석하면 2.66으로 산정되었으며, 벽체가 없는 경우 1.10으로 나타나 근입된 S.C.W. 벽체가 전반 활동에 대한 안전율을 크게 향상시키는 것으로 나타났다. 파괴면이 소일-시멘트 보강재를 지나는 경우 보강재에 작용하는 최대 인발력은 최대 213 kN로 산정되었으며, 이를 인발시험결과와 비교하면 보강재는 내적 안정을 만족하는 것으로 판단된다.
- 벽체가 전반 활동에 대한 안전율을 크게 향상시키는 것으로 나타났다. 파괴면이 소일-시멘트 보강재를 지나는 경우 보강재에 작용하는 최대 인발력은 최대 213 kN로 산정되었으며, 이를 인발시험결과와 비교하면 보강재는 내적 안정을 만족하는 것으로 판단된다.
- 외적 안정검토는 벽체와 보강된 토체 부분을 중력식 옹벽으로 고려하고 검토를 수행하였으며, 전도에 대한 안전율은 1.59, 활동에 관한 안전율은 2.68로 나타났다. 내적 및 외적 안정검토 결과, 산정된 안전율은 가시설 토류벽에서 계측 모니터링과 병행할 경우 허용 가능한 안전율로 판단하였다.
- 68로 나타났다. 내적 및 외적 안정검토 결과, 산정된 안전율은 가시설 토류벽에서 계측 모니터링과 병행할 경우 허용 가능한 안전율로 판단하였다.
- 8 H 길이에서는 모든 보강재가 활동에 대한 보강 역할을 수행했을 것으로 판단되며, 이 경우 H/500 - H/300보다 작은 변위가 발생하였다. 굴착심도에 따른 수평변위의 증가 경향은 보강재 길이가 굴착심도의 약 0.45 H(3.72/8.3)인 8.3 m 깊이까지는 일정하게 증가하는 것으로 나타나, 소일 네일링에 비해 보강재 길이가 상대적으로 짧은 길이 범위에서도 유사한 성능을 나타내는 것으로 분석되었다. 그러나 보강재 길이가 0.
- 따라서 최종 굴착단계에서 급격히 증가한 수평변위에는 최종단계 중 발생한 지하수위 저하 및 배수공(weep hole) 설치 후 발생한 지하수의 흐름으로 인하여 토사가 유출되고 혹은 배면지반과 소일-시멘트 보강재 간 마찰력이 저하되었을 가능성의 영향 역시 중요한 것으로 생각된다. 따라서 본 공법을 지하수위 하부에 적용할 경우, 지하수 및 토사 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 일반적인 굴착공사에서 허용하는 수준에 있을 것으로 판단된다.
- 하중 계측결과와 경험적 토압분포를 비교하면 최종굴착 완료 후 벽체에 작용하는 하중은 경험적 토압 보다 약간 작은 값을 나타내고 있으며, 분포형태는 Tshebotarioff(1973)가 제시한 토압 분포와 유사하다. 경험적 토압분포는 굴착 시 연성벽체에 발생하는 변위 및 아칭(arching)에 의한 토압 재분배 현상을 고려하여 제시한 값이므로, 대상 현장의 토류벽에 일반적인 굴착현장과 유사한 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.
- 그림 11은 수치해석으로 굴착 시 벽체에 발생한 수평변위를 계산한 결과와 현장계측 결과를 비교한 것이다. 4.8 m 굴착단계까지 수치해석 결과는 수평변위를 현장 계측결과보다 훨씬 크게 예측함을 확인할 수 있다. 굴착 시 인접지반변위를 합리적으로 예측하기 위해서는 지반 강성의 미소변형률 영역 비선형성(small-strain nonlinearity)을 고려해야 하지만(Jardine 등, 2005), 본 연구의 수치해석에서 사용한 Mohr-Coulomb 모델은 이를 고려하지 못하기 때문에 변형률이 작은 경우에는 실제 변위와의 차이가 필연적으로 발생하게 된다.
- 배면지반에 발생하는 변위의 최대값은 최종 굴착단계에서 발생할 것이므로, 배면지반의 변위 분석을 위해서는 최종단계의 수치해석 결과와 현장계측 결과의 차이가 중요하다. 굴착단계가 진행될수록 수치해석 결과는 현장계측 결과와 유사하게 나타났으며 8.3 m 굴착단계에서는 현장계측 결과와 분포는 다소 다르지만 최대 수평변위가 거의 동일하게 나타났다. 따라서 8.
- 3 m 굴착 이후 단계에서는 수치해석이 현장의 벽체 및 지반 거동을 적절히 모사한다고 평가할 수 있다. 그리고 수치해석 결과 최종 굴착완료 후 벽체에 발생한 수평변위의 최대값은 23.7 mm (H/410) 정도로 나타났는데, 이를 통해 현장에서 최종 굴착단계에서 계측된 급격한 변위증가에는 설계 외적요인(예: 지하수의 유출)도 있음을 유추할 수 있다.
- 수치해석 결과로 계산한 부등침하 각변위는 1/500 보다 약간 작은 정도이며, 이는 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 수치해석 결과에 의하면 본 공법에서는 보강벽체 뒷부분 지반 변위에 가장 주의해야 할 것으로 판단된다.
- 그리고 수치해석에 의하면 배면지반의 침하량은 소일-시멘트 보강재를 따라 선형에 가깝게 증가하다가 보강벽체 뒤에서 침하가 최대로 발생하는 것으로 나타났다. 따라서 수치해석 결과에 의하면 본 공법에서는 보강벽체 뒷부분 지반 변위에 가장 주의해야 할 것으로 판단된다.
- 1. 대구경 소일-시멘트 보강재 길이가 약 0.45 H가 되기까지는 보강재 길이 비율에 따라 벽체에 발생하는 수평변위가 굴착심도에 따라 일정하게 증가하였으며, 0.45 H에서 최대 수평변위가 H/550 정도로 나타나 기존 공법과 유사한 거동을 나타내었다. 보강재 길이가 그 이하인 최종 굴착단계(0.
- 2. 지하수위 하부에서는 소일-시멘트 시공 시 지하수와 함께 토사가 유출되기도 하였으며, 이는 배면지반의 거동 및 보강재와 지반 사이에 발휘되는 인발저항력에 영향을 줄 수 있을 것으로 생각된다. 따라서 지하수위 하부에서 본 공법을 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 연성벽체에 대한 기존의 경험적 토압분포와 유사하였으며, 따라서 벽체에 발생한 변위가 일반적인 굴착공사에서 발생하는 범위 내에 있다고 판단된다.
- 4. 수치해석 결과, 굴착에 의해 배면지반에 발생한 최대침하량은 0.2%Hc(Hc: 최종 굴착심도) 정도로 평가되었으며, 이는 기존 공법을 적용했을 경우 배면지반에 발생하는 최대 침하량의 범위 0.15%Hc - 0.30%Hc 내에 있다. 부등침하 각변위는 일반적인 구조물에 대한 각변위 기준을 만족하는 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 토류벽의 경우와 유사한 것으로 나타났다. 그러나 이는 특정 현장에 대한 결과이기 때문에 본 논문의 내용을 지반조건이 상이하거나 깊은 굴착 현장에 적용하기 위해서는 반드시 추가적인 연구가 필요할 것이다.
후속연구
- 그러나 소일-시멘트 보강재를 도심지 굴착공사에 적용한 경우 벽체 및 인접지반의 거동을 연구한 사례는 아직 국내외에서 보고된 바 없다. 따라서 향후 근접시공 시 본 공법을 적절하게 활용하기 위해서는 굴착현장 적용을 통한 실증연구 및 검증이 필수적이다.
- 8 H 길이로 설계하여 안정성을 확보한다(FHWA, 1998). 대구경 소일-시멘트 보강재는 소일 네일링에 비해 단위길이 당 인발저항력이 크기 때문에, 소일 네일링과 동일한 길이로 설치할 경우 과다 설계가 되어 상대적으로 보강길이를 작게 하는 것이 굴착 시 필요한 안정성을 확보하기 위한 최적설계가 될 것이다. 따라서 본 연구에서는 대구경 소일-시멘트 보강재 공법을 적용할 경우, 가능한 보강길이의 감소 범위를 평가하고자 최종 굴착 시(굴착심도 9.
- 45 H 이상인 경우 굴착 시 발생한 변위 및 토압이 소일 네일링과 같은 기존 공법을 적용한 토류벽의 경우와 유사한 것으로 나타났다. 그러나 이는 특정 현장에 대한 결과이기 때문에 본 논문의 내용을 지반조건이 상이하거나 깊은 굴착 현장에 적용하기 위해서는 반드시 추가적인 연구가 필요할 것이다.
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