1. 서론

단지 조성이나 도로, 철도 등과 같은 사회기반시설 건설 시 유효활용부지의 확보를 위한 옹벽구조물이 필연적으로 발생하게 된다. 1990년대 중반까지 국내 옹벽시장의 대부분은 콘크리트옹벽이 점유하고 있었으나, 현장의 시공 공정이 복잡하고 벽체의 규모와 중량이 커서 양호한 지반이 아니면 말뚝기초 등으로 기초를 보강해야 하는 등의 단점이 있어 1980년대 초에 국내에 도입된, 우수한 시공성과 경제성 및 경관성을 갖고 있는 보강토옹벽으로 급속도로 대체되고 있다(KGS, 2007).

보강토옹벽은 성토재료와 성토재료 사이에 포설된 보강재 및 전면벽체가 일체화되어 외력이나 토압에 저항하는 구조물로서, 현대적인 보강토옹벽은 1960년대 초 프랑스의 Henri Vidal이 개발한 Terre Armee 공법에서 시작되었다고 볼 수 있으며, 이 공법에서는 보강재로 아연도강판을 사용하고 조립식 콘크리트 패널을 전면벽체로 사용하였다(Vidal, 1963). 그 이후 1975년에는 성토재료와의 마찰력 증진을 위해 돌기형 아연도강판이 개발되어 보강재로 사용하였으며(Ingold, 1982), 1976년과 1979년에는 각각 영국에서 토목섬유인 띠형(strip type) 합성섬유 제품과 지오그리드가 개발, 적용되면서 보강토옹벽의 사용이 급격히 증가되었다.

국내에서는 1980년에 아연도강판을 보강재로 사용한 패널식 보강토옹벽이 처음 적용되었으나, 아연도금 기술 부족에 따른 보강재의 장기적인 부식과 성토재료 선정 및 시공관리 등의 문제로 인해 크게 활성화되지 못하였으며, 이후 1986년에 띠형 섬유보강재를 사용하는 패널식 보강토옹벽(Websol system)이 도입되면서 보강토옹벽의 사용량이 증가하기 시작하였고, 1994년에 고강도 지오그리드를 보강재로 사용한 블록식 보강토옹벽의 도입을 기점으로 본격적으로 활성화되기 시작하였다(Cho, 2018). 현재, 국내에서는 블록식 전면벽체와 지오그리드 보강재를 적용한 보강토옹벽이 전체 시장의 70% 이상을 점유하고 있으며, 띠형 보강재를 적용한 패널식 보강토옹벽이 나머지 시장의 대부분을 점유하고 있는 것으로 평가되고 있다.

국내에서 띠형 섬유보강재를 대상으로 한 연구를 살펴보면, Kim and Lee(1996)가 인발시험을 통해 화강풍화토 내의 세립자 함유율이 띠형 보강재의 겉보기 마찰계수에 미치는 영향을 평가하였고, Jeon et al.(2003)은 실내 크리프시험을 수행하여 직접적으로 띠형 섬유보강재의 설계인자를 도출하고자 하였으며, Lee et al.(2011b)은 현장시험 및 계측결과를 바탕으로 인발지지저항 효과가 고려된 강재스트립 보강재를 적용한 강재틀 보강토옹벽의 안정성 및 거동특성을 평가하였다. 또한, Lee et al.(2010)은 접힘홈이 형성된 띠형 섬유보강재를 대상으로 크리프시험, 내시공성시험, 내구성시험 등의 장기 성능평가시험을 수행하여 보강재의 장기설계인장도 산정을 위한 강도감소계수를 산정하였으며, Lee et al.(2011a)은 일련의 실내인발시험을 수행하여 수동저항부를 형성시킨 띠형 섬유보강재의 인발저항특성을 평가하였다.

최근 국내에서는 이러한 연구성과를 토대로 하여 적용된, 띠형 섬유보강재 폭 중간에 접힘홈이 형성되어 있어 반폭으로 접어서 효율적으로 블록형 전면벽체에 체결시킬 수 있는 블록식 보강토옹벽이 시공성과 경제성이 입증되면서 활발히 현장에 사용되고 있으며, 또한, 시공성이 우수한 띠형 섬유보강재의 확장을 위한 기술개발이 시도되고 있다. 본 연구에서는 이러한 기술개발의 일환으로, 다양한 여건의 국내현장에 대한 적용성 증대와 패널식 전면벽체가 많이 사용되고 있는 해외 시장으로의 진출을 위하여 개발된 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽(패널식 전면벽체에 접힘홈이 형성된 띠형 섬유보강재를 효과적으로 적용)에 대하여 두 군데의 현장 적용 및 계측을 수행하여 구조적 안정성을 평가하였다. 본 현장계측에서는 개발된 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽에 대해 시공 중 및 완료 후에 발생하는 전면벽체의 수평변위, 띠형 섬유보강재의 인장변형 및 전면벽체 패널에 작용하는 수평토압을 측정하고 분석하였다.

2. 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽의 구성

새로운 형태의 패널식 보강토옹벽은 Fig. 1에 보인 바와 같이 접힘홈이 형성된 띠형 섬유보강재를 패널식 전면벽체에 매립된 C형 삽입구를 통해 직접 연결함으로써 보다 일체화된 구조를 형성시키는 공법이다. 띠형 섬유보강재를 반폭으로 접어 패널에 매립되어 있는 C형 삽입구 내부에 밀착시켜 연결함으로써, 보강재의 뒤틀림과 연결부의 느슨함을 방지할 수 있으며, 벽체와 토체의 강성 차이로 인해 발생되는 연결부의 응력집중을 완화시킬 수 있다. 또한, 성토층에서는 보강재를 전폭으로 펼친 후 지그재그 형태로 포설함으로써, 마찰저항력에 ‘∩’형 수동저항부의 지지저항력이 부가되어 인발에 대한 저항력을 향상시킬 수 있다.

Fig. 1.

Schematic view of the new style of panel-type reinforced earth wall

3. 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽의 현장 적용 및 계측

새로운 형태의 패널식 보강토옹벽의 구조적 안정성 및 현장 적용성을 평가하기 위하여 제2영동고속도로 동여주IC 인근 생태터널 접속부와 팔용터널 인접부 등 2개소 현장에 시공된 보강토옹벽을 대상으로 현장계측을 수행하였다. 시공된 보강토옹벽의 최대 높이는 제2영동고속도로 현장 및 팔용터널 현장이 각각 15m 및 12m이고, 두 현장 모두 직사각형 콘크리트 패널과 접힘홈이 형성된 띠형 섬유보강재를 적용하였다.

3.1 띠형 섬유보강재와 콘크리트 패널

보강토옹벽 시공에 사용된 띠형 섬유보강재는 H사 제품으로, Fig. 2에 보인 바와 같이 고강도 폴리에스테르(polyester) 섬유 다발 외부에 폴리에틸렌(polyethylene) 수지로 압출 피복되어 있다. 또한, 보강재의 중심부는 길이방향으로 접힘홈이 형성되어 있기 때문에 반폭으로 접어 전면벽체에 직접 체결할 수 있도록 하여 전면벽체와 보강재 사이의 연결강도를 향상시킬 수 있는 구조를 갖고 있다. 띠형 섬유보강재의 폭은 약 70mm이며, 두께 변화(1.6∼4.0mm)에 따라 단위폭 당 15∼90kN 범위의 인장강도를 나타낸다.

보강토옹벽 시공에 사용된 콘크리트 패널은 Fig. 1에서 보여주듯이 패널 내부에 보강재 연결을 위한 플라스틱 재질의 C형 삽입구가 매립되어 있으며, 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽은 접힘홈이 형성된 띠형 섬유보강재를 반폭으로 접어 C형 삽입구를 통과시키는 연결방식을 채용하고 있어, 패널과 보강재가 일체화된 구조를 형성한다. 따라서, 패널의 이탈이나 배부름을 경감시킬 수 있고, 기존 금속재를 이용한 연결방식에 비해 부식 등의 우려가 없으며, 보강재를 반폭으로 접어 연결하는 구조여서 콘크리트 패널과 성토체의 강성차에 의해 발생하는 연결부의 응력집중을 완화시킬 수 있는 장점이 있다. 현장에 적용된 콘크리트 패널은 W1.8m⨯H1.5m⨯T0.145m 크기의 직사각형 패널이다.

Fig. 2.

Geosynthetic strip reinforcement used for construction of reinforced earth walls

3.2 뒤채움재료

제2영동고속도로 보강토옹벽 시공현장에서는 뒤채움재료로 국내에 널리 분포되어 있는 양질의 화강풍화토를 사용하였으며, 기본 물성시험과 다짐시험(D다짐) 결과, 현장 자연함수비 8.58%, 비중 2.63이고, 최대건조밀도 18.0kN/m³, 최적함수비 12.5%, 통일분류법상 SW로 평가되었다. Fig. 3에서는 제2영동고속도로 현장에 적용한 뒤채움재료의 입도분포곡선을 보여준다. 한편, 팔용터널 현장의 경우에는 양질의 토사 수급이 어려워 현장에서 발생한 터널 암버럭(직경 100mm 이하)을 토사와 혼합하여 뒤채움재료로 사용하였다.

Fig. 3.

Grain size distribution curve of backfill material (2nd Yeongdong Expressway site)

3.3 현장 시공 및 계측

Fig. 4에서는 FHWA(Elias et al., 2001) 규정에 의해 시공된 팔용터널 현장에서의 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽 시공모습을 보여주는데, 뒤채움재는 D다짐 95%에 상당하는 다짐도로 다짐하였으며, 보강재는 수직간격 0.75m, 수평간격 0.45m로 설치하였다. Table 1에서는 두 현장에서 보강토옹벽의 시공 중 및 시공 후의 거동 및 안정성을 평가하기 위하여 수행한 현장계측 항목을 보여주며, Fig. 5에서는 두 현장에서의 계측기 및 보강재 설치위치를 보여준다.

Fig. 4.

Construction of the TieRect panel-type reinforced earth wall (Palyong Tunnel site)

Table 1. Installed location of instrumentation devices for field monitoring

Fig. 5.

Cross-sectional view with measurement point

Table 1과 Fig. 5에서 보듯이 제2영동고속도로 현장에서는 전면벽체에 작용하는 수평토압, 전면벽체의 기울기, 보강재의 인장변형을 측정하기 위하여, 토압계 3개, 경사계 3개, 변형률계 21개 등 총 27개의 계측기가 설치되었으며, 현장 여건상 직접적인 벽체 수평변위의 측정이 용이하지 않아 구조물경사계를 설치하여 기울기 변화를 측정하는 것으로 계획하였다. 한편, 팔용터널 현장에서는 토압계 3개, 변위핀 7개, 변형률계 30개 등 총 40개의 계측기가 설치되었다.

현장계측에 사용된 토압계는 전기저항식으로 측정용량 100kPa, 직경 20cm이며, 토압계를 철재상자에 고정시켜 반력을 얻는 방식으로 콘크리트 패널 배면에 설치하였다. 수평변위 측정을 위한 변위핀은 콘크리트 패널에 전동드릴로 구멍을 내어 설치한 후 시멘트 풀로 고정시켰으며, 중량의 추가 달린 고강도 낚시줄을 변위핀에 매달아 벽체 하단까지 내려뜨리는 방법으로 수평변위를 측정하였다(팔용터널 현장). 또한, 구조물경사계는 측정용량이 ±5°이고, 콘크리트 패널에 전동드릴로 구멍을 낸 후 나사를 돌려 고정하는 방법으로 설치하였다(제2영동고속도로 현장). 띠형 섬유보강재의 인장변형률을 측정하기 위하여 사용한 변형률계는 게이지 길이 5mm의 소성게이지로 10만 strain까지 측정이 가능하며, 보강재 상부면의 부착지점을 편평하게 처리한 후, 스트레인게이지 전용접착제로 접착시키고 방수를 위해 우레탄 수지 및 방수테이프를 이용한 2중 방수처리를 하는 방식으로 설치하였다. Fig. 6에서는 현장계측 장비의 설치모습을 보여준다.

Fig. 6.

Installation of instrumentation

4. 현장계측 결과 및 분석

제2영동고속도로 현장은 보강토옹벽 시공 초기부터 시공 완료 후 상부 성토사면 조성까지 약 2개월간 현장계측을 수행하였으며, 고속도로 개통으로 인해 전면벽체 시공 완료 후 30일(상부 성토사면 조성 후 8일)이 경과한 시점에서 계측을 완료하였다. 또한, 팔용터널 현장은 보강토옹벽 시공 완료 후 87일(도로 건설을 위한 1.5m 높이의 상부 성토사면 조성 후 30일)까지 현장계측을 수행하였다.

4.1 전면벽체에 작용하는 수평토압

Fig. 7(a)와 Fig. 8(a)에서는 각각 제2영동고속도로 현장과 팔용터널 현장에서의 보강토옹벽 시공 중 및 시공 완료 후 경과시간에 따라 발생된 벽체 높이별 수평토압의 계측결과를 뒤채움 성토높이와 함께 보여주는데, 두 현장 모두 유사한 경향을 나타내었다. Fig. 7(a)와 Fig. 8(a)에서 보듯이, 토압계 설치 초기에는 성토높이 증가에 따라 전면벽체에 작용하는 수평토압이 급격히 증가하는 것을 알 수 있으며, 이는 토압계 설치 이후에 실시한 뒤채움흙의 포설 및 다짐 작업에 의한 영향으로 판단된다. 또한, 수평토압은 벽체 하단에서 가장 크고 상단으로 갈수록 점차 작아지며, 보강토옹벽의 시공이 진행됨에 따라 서서히 증가하다가 점차 수렴해가는 경향을 보인다. 특히, 시공 완료 직후부터는 보강토체가 안정화되어 토압이 일정하게 수렴하는 경향을 보인다.

한편, Fig. 7(b)와 Fig. 8(b)에서는 각각 두 현장에서의 보강토옹벽 시공 완료 직후 측정된 벽체 높이별 수평토압 분포를 이론적인 Rankine 토압과 함께 보여준다. Fig. 7(b)와 Fig. 8(b)에서 보듯이, 계측토압과 이론토압을 비교하면, 계측토압이 이론토압의 2/3 이하 수준으로 나타나 두 현장의 보강토옹벽은 모두 매우 안정한 상태를 유지하고 있음을 확인할 수 있다.

Fig. 7.

Lateral earth pressure according to wall height (2nd Yeongdong Expressway site)

Fig. 8.

Lateral earth pressure according to wall height (Palyong Tunnel site)

4.2 전면벽체의 수평변위

Fig. 9에서는 제2영동고속도로 현장의 보강토옹벽에 대하여 벽체저면으로부터 5.25m(T1), 8.25m(T2) 및 9.75m(T3) 위치에 설치한 경사계 측정 결과를 경과시간 및 뒤채움 성토높이와 함께 나타내었다. Fig. 9에서 보듯이, 보강토옹벽 시공 중에는 장비운영 등의 외부요인으로 인하여 경사계 계측값이 다소 변동하고 있으나, 시공 완료 이후에는 안정화되어 기울기가 감소하는 경향을 보이고 있다.

Fig. 9.

Measurement result of inclination of wall facing (2nd Yeongdong Expressway site)

또한, 측정된 각변위를 수평변위로 환산하여 전면벽체의 높이에 따른 수평변위 분포형태를 살펴보면 벽체 중앙부에서 수평변위가 크게 나타나며, 계측된 최대 각변위(1/117)를 수평변위로 환산하면 76.9mm로서 옹벽높이(H=15m)의 0.5%(0.005H) 정도이다. 이러한 최대수평변위는 경험적으로 통용되고 있는 허용수평변위(0.03H)와 국토해양부 제정 ‘건설공사 보강토옹벽 설계, 시공 및 유지관리 잠정지침(2013)’에서의 전도 관리기준인 옹벽 상단부의 허용수평변위(H/200)를 만족하고 있음을 알 수 있다.

Fig. 10에서는 팔용터널 현장의 보강토옹벽에 대하여 전면벽체 전면부에 설치한 변위핀의 계측결과를 보여주는데, 그림에서 D1∼D7은 각각 벽체 저면으로 부터 3m, 4.5m, 6m, 7.5m, 9m, 10.5m, 12m 지점에 설치한 7개의 변위핀을 의미하며, 시간경과에 따른 벽체의 수평변위 측정 결과가 성토높이와 함께 도시되어 있다. Fig. 10에서 보듯이, 벽체의 수평변위는 모든 측정위치에서 설치 초기에 빠르게 증가하다가 성토높이가 증가하면서 수렴하는 경향을 보이며, 보강토옹벽의 시공이 완료된 이후에는 증가가 거의 없는 것으로 나타났다. 즉, 보강토옹벽의 수평변위는 벽체 시공 중에 대부분 발생하였고, 시공이 완료되면서 안정화되었음을 알 수 있다.

또한, 전면벽체의 높이에 따른 수평변위 분포형태를 보면 제2영동고속도로 현장과 유사하게 벽체의 상부와 하부보다는 벽체 중앙부에서 수평변위가 크게 나타나는 전형적인 배부름형태를 보여주고 있음을 알 수 있다. 보강토옹벽의 시공이 완료된 후 87일 경과 시까지의 최대수평변위는 52.6mm로서 옹벽높이(H=12m)의 0.44%(0.0044H) 정도를 보여주고 있어, 경험적으로 통용되고 있는 허용수평변위(0.03H)와 ‘건설공사 보강토옹벽 설계, 시공 및 유지관리 잠정지침(2013)’에서의 허용수평변위(H/200)를 만족하고 있음을 알 수 있다.

Fig. 10.

Measurement result of horizontal displacement of wall facing (Palyong Tunnel site)

4.3 띠형 섬유보강재의 인장변형

Fig. 11에서는 제2영동고속도로 현장의 보강토옹벽에서 시공 중 및 시공 완료 후 띠형 섬유보강재에 작용하는 인장특성을 평가하기 위하여, 벽체 저면으로부터 8단 및 14단 보강재에 부착된 변형률계로부터 측정된 인장변형률값을 경과시간에 따라 나타내었으며, Fig. 12에서는 팔용터널 현장의 보강토옹벽에서 벽체 저면으로부터 3단, 5단, 7단 및 13단 보강재에 부착된 변형률계로부터 측정된 인장변형률값을 경과시간에 따라 나타내었다.

Fig. 11.

Tensile strain of reinforcements according to construction stage (2nd Yeongdong Expressway site)

Fig. 12.

Tensile strain of reinforcements according to construction stage (Palyong Tunnel site)

Fig. 11 및 Fig. 12에서 보듯이 보강재에 유발되는 인장변형률은 시공 중에 벽체 높이가 증가할수록 점차 증가하다가 시공이 완료되면서 일정한 값에 수렴하는 경향을 보이고 있으며, 대체로 벽체에 가까운 위치에서의 인장변형률값이 더 크게 나타났다. 또한, 보강재의 인장변형 특성은 전면벽체로부터 떨어진 거리에 따라 다소의 차이는 있지만, 인장변형률 1% 이하로 비교적 일정한 경향을 보이고 있으며, 벽체 높이별로도 큰 차이는 보이지 않고 있다. 이론적으로는 벽체 하단으로 갈수록 더 큰 수평토압이 작용하게 되어 벽체 하단에 위치한 보강재에 더 큰 인장력이 발현되어야 하나, 설계 시 이러한 사항을 고려하여 벽체 하부로 갈수록 인장강도가 큰 보강재를 포설하였기 때문에, 인장변형률 측정값이 벽체높이별로 크게 차이가 나지 않는 것으로 판단된다.

한편, 두 현장의 보강토옹벽에서 띠형 섬유보강재에 발생한 최대 인장변형률은 0.96∼0.98%로 확인되었다. 일반적으로 보강토옹벽의 설계 시에 적용하는 토목섬유보강재의 장기설계인장강도에 해당하는 인장변형률이 3∼6% 정도인 것을 감안하면, 보강재에 유발된 인장변형률은 매우 작은 것을 알 수 있다. 따라서, 두 현장의 보강토옹벽은 안전한 상태를 유지하고 있으며, 설계 시 사용한 설계방법은 상당히 안전측임을 알 수 있다.

5. 결론

본 연구에서는 접힘홈이 형성된 띠형 섬유보강재를 패널식 전면벽체에 매립된 C형 삽입구를 통해 직접 연결함으로써 보다 일체화된 구조를 형성시킨 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽의 현장 적용성 및 구조 안정성을 평가하기 위하여 두 개소 현장을 대상으로 현장계측을 수행하였다. 현장계측에서는 보강토옹벽의 시공 중 및 완료 후에 발생하는 전면벽체의 수평변위와 띠형 섬유보강재의 인장변형, 전면벽체에 작용하는 수평토압 등을 측정하고 분석하였다. 연구결과를 분석, 요약하면 다음과 같다.

(1) 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽의 전면벽체에 작용하는 수평토압은 벽체 높이에 관계없이 옹벽 시공이 진행됨에 따라 서서히 증가하다가 시공 완료 후에는 일정하게 수렴하는 경향을 보이며, 보강토 옹벽 시공 완료 직후 측정된 벽체 높이별 수평토압 분포를 살펴보면 최대 수평토압이 이론적인 Rankine 토압의 2/3 이하 수준으로 나타나 두 현장의 보강토옹벽은 모두 매우 안정한 상태를 유지하고 있음을 확인할 수 있다.

(2) 벽체의 수평변위는 옹벽 시공 중에 대부분 발생하고, 시공이 완료되면 안정화 상태를 나타내며, 벽체 높이별 수평변위 분포를 살펴보면 벽체의 상부와 하부보다는 벽체 중앙부에서 수평변위가 크게 나타나는 전형적인 배부름형태를 보여주고 있다. 또한, 발생된 최대 수평변위는 두 현장 모두 보강토옹벽 높이의 0.5% 이하 수준으로, 경험적으로 통용되고 있는 허용수평변위(0.03H)와 ‘건설공사 보강토 옹벽 설계, 시공 및 유지관리 잠정지침(2013)’에서의 허용수평변위(H/200)를 만족하고 있음을 알 수 있다.

(3) 보강재에 유발되는 인장변형률은 시공 중에 벽체 높이가 증가할수록 점차 증가하다가 시공이 완료되면서 일정한 값에 수렴하는 경향을 보이며, 대체로 벽체에 가까운 위치에서 보다 큰 인장 변형률값을 보여준다. 또한, 두 현장에서 발생된 보강재의 최대 인장변형률은 0.96∼0.98% 정도로서, 설계시 반영되는 장기설계인장강도에 해당하는 인장변형률인 3∼6% 보다 매우 작게 나타나 안정된 값을 보여주고 있다.

(4) 결론적으로, 두 개소 현장에서 수행한 새로운 형태의 패널식 보강토옹벽에 대한 현장계측 결과, 벽체작용 토압, 수평변위 및 보강재 인장변형이 모두 허용치 이내로 분석되었다. 이는 현재 두 현장 보강토옹벽이 모두 안정한 상태를 유지하고 있음을 의미하며, 현행 보강토옹벽 설계법이 상당히 안전측임을 확인할 수 있다.