Research Article

Journal of the Korean Geosynthetics Society. December 2019. 151-165
https://doi.org/10.12814/jkgss.2019.18.4.151


ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 내진성능 평가

  • 3. 내진성능 향상 효과 평가

  •   3.1 보강 방안 및 설계법

  •   3.2 토압 특성

  •   3.3 하중-변위 특성(정적 해석)

  •   3.4 시간-변위 특성(동적 해석)

  •   3.5 전단 특성

  •   3.6 시공성 및 경제성

  • 4. 고 찰

  • 5. 결 론

1. 서 론

과거와 달리 국내에서도 지진 발생 가능성이 높아지면서 기 설치된 각종 구조물의 내진성능평가와 보강이 지속적으로 증가하고 있다. 그러나, 신축 구조물에 대한 보강 방안 등에 관한 연구 및 설계 기준 등은 상세히 제시되어 있으나, 기존 구조물의 내진성능 향상을 위한 보강 방법과 방안은 아직 국한적이고, 설계 기준도 정비가 진행되고 있는 실정이다. 특히, 배면 토압 저감을 위한 보강방안으로 뒤채움재의 경량화 또는 치환공법이나 사전혼합처리토 또는 모래다짐말뚝 공법 등이 제시되어 있으나(Kwon et al., 2000), 기존 구조물 배면에 적용하기 위해서는 배면지반을 이용할 수 없고, 굴착이 동반되어야 하는 등 여러 가지 문제가 발생한다. 이에 국내 대다수 배면 지반 보강은 배면 지반 활용이 가능하고 굴착이 불필요한 저유동성 몰탈 채움이나 고압분사 몰탈채움 공법이 적용되고 있다. 그러나, 본 보강 방안에 대해서 내진성능 향상에 관한 공학적 효과와 시공성 및 경제성 등에 대한 체계적인 비교 연구 결과가 없어, 다양한 형태로 설계 및 보강되고 있다.

본 연구에서는 중력식 항만 구조물의 배면 지반보강을 위한 공법으로 적용 빈도가 가장 높은 저유동성 몰탈 채움 공법을 적용하고, 보강 방안에 대한 기존 사례 등을 참조하여 동일 단면에 대한 다양한 보강 형태에 따른 안정성과 내진성능 향상 효과를 평가하고 각 보강 방안에 대한 고찰 등을 제시 하였다. 또한, 내진성능 향상 효과, 시공성 및 경제성 등을 고려한 최적의 배면지반 보강 방안을 제시하였다.

2. 내진성능 평가

내진성능이란 지진에 대해 기존 구조물이 견딜 수 있는 정도를 나타내는데, 성능평가는 기존 구조물이 목표성능(요구성능)을 확보하고 있는지를 평가하는 것이다. 일반적인 내진성능 평가 절차는 기존 구조물의 내진그룹화를 위하여 개략적으로 수행되는 예비평가와 기존 구조물이 소요 내진성능을 확보하고 있는지를 평가하는 상세평가로 진행된다. 상세평가 단계에서 설계 지진에 대한 목표성능이 부족한 경우 지반보강을 실시하게 된다.

본 연구에서 대상으로 한 사례 단면은 퇴적층 하부를 굴착 한 후 기초 사석과 콘크리트 블록을 축조한 전형적인 중력식 항만 구조물이며 Fig. 1과 같다. 제시된 단면에 대한 평상시와 지진시의 전도, 활동, 지지력 및 원호활동에 대한 안정성을 설계기준에 의해 검토하였으며 검토 결과는 Table 1과 같다(MOF, 2017). 전도 및 원호활동에서는 안전율이 확보되나 활동 및 지지력에서는 기준안전율을 확보하지 못하였다. Table 1에 제시된 안정성 검토에서 사용된 지반 및 개량체 관련 정수는 Tables 2∼3과 같다. 해석시 일반적인 지반은 Mohr-coulomb 모델을 적용하였으며, 개량체의 경우 배치간격 및 개량율을 고려하여 점착력 및 마찰각을 적용하였다. 수위는 전면은 저수위(L.L.W; DL (±)0.000m)를 적용하고 뒤채움부는 해수의 수위 변화에 대해 뒤채움부의 수위변화가 느리며 안벽을 경계로 앞면과 배후의 수위차가 생기므로 잔류수위(R.W.L; DL (+)0.111m)를 적용하였으며 수치해석에 적용된 단면 및 경계조건은 Fig. 2와 같다. 또, 지진시 안정성 검토를 위한 설계 지반가속도(amean)는 0.130g를 적용하였다. 외적 안정성 검토결과 지진시 지지력과 활동에 대한 보강이 요구되므로 배면의 뒤채움 사석구간에 저유동성 몰탈 채움공법을 적용하는 것으로 계획하였다.

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Fig. 1.

Section for seismic performance evaluation

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Fig. 2.

Numerical Analysis Section

저유동성 몰탈 채움공법(주입공법)은 굵은 골재, 잔골재, 시멘트 및 물을 혼합하여 슬럼프 5.0cm 이하로 제작한 몰탈을 사석 내 공극에 채워 고결체를 형성하고 지중에 방사형으로 압력을 가함으로써 주변지반을 압밀 및 강화시키고 흙의 공극을 감소시켜 흙의 밀도증가 및 구조물 지지력을 증가시키는 공법으로 국내 내진 보강시 가장 일반적으로 적용되고 있다. 저유동성 몰탈 채움공법은 CGS(Consolidation Grouting System) 공법으로도 알려져 있으나 일반적인 CGS공법은 주로 지반을 강제 변위시켜 발생된 공간에 저유동성 몰탈을 주입하는 것이지만, 내진성능 보강을 위해서는 주로 사석 내 기 형성된 공극을 채우는 충전개념으로 이용되고 있다.

Table 1. Stability (Before improvement)

Item Ordinary Earthquake Slope stability
Overturning 1.91>1.2 (O.K) 1.41>1.0 (O.K) http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_T1.jpg
Sliding 1.49>1.2 (O.K) 0.97<1.0 (N.G)
Bearing capacity 1.21>1.2 (O.K) 0.73<1.0 (N.G)
Slope stability 1.34>1.2 (O.K) 1.04>1.0 (O.K)

Table 2. Design parameters (Static properties)

Item Unit weight
(kN/m3)
Internal friction
angle (°)
Cohesion
(kN/m2)
Elastic modulus
(kN/m2)
Poisson’s ratio
Concrete block 23.0 40.0 1000.0 2.35☓107 0.15
Foundation riprap(Bearing) 18.0 35.0 20.0 50,000 0.30
Foundation riprap(Slope) 18.0 40.0 - 50,000 0.30
Backfill riprap 18.0 40.0 - 50,000 0.30
Riprap protection 18.0 35.0 - 50,000 0.30
Fill(Sand)(N<30) 18.0 30.0 - 20,000 0.35
Deposit(Sand)(N>30) 18.5 33.0 - 25,000 0.34
Weathered soils 19.0 33.0 20.0 30,000 0.33

Table 3. Design parameters for low-flow mortar material

Diameter
(m)
Unit weight
(kN/m3)
Design strength
(MPa)
Allowable shear strength (kPa) Elastic modulus
(kN/m2)
Ordinary Earthquake
1.0/0.8 20.0 6.0 800 1,200 18,000,000

3. 내진성능 향상 효과 평가

3.1 보강 방안 및 설계법

항만 구조물의 안정성은 크게 활동, 전도, 지지력에 대한 안전율을 계산함으로써 판정된다. 따라서, 내진성능 보강은 지반공학적 안전율 개념(안전율=저항력/활동력)을 고려하여 저항력을 증가시키는 방법과 활동력을 감소시키는 방법을 적용할 수 있다(Cho, 2006). 활동 파괴에 대한 보강 방법으로는 토압감소, 구조물의 중량화, 신설구조물 설치, 마찰특성의 증대(매트설치 등) 등의 방법이 있으며, 지지력 증가를 위한 보강방안으로는 그랴우팅 또는 원지반 교반공법 등의 방법이 있다(Cho, 2006). 본 연구에서는 기 운영중인 구조물의 보강을 감안하여 매트설치 및 경량토 치환은 제외하였으며 실제 적용 사례를 바탕으로 보강 계획을 Fig. 3와 같이 결정하였다. Fig. 3(a)의 경우 구조물의 자중을 증가시켜 전도, 활동 및 원호활동 등의 저항력을 증가시키는 것이고, Fig. 3(b)∼(d)의 경우 활동력을 감소시키는 것이다. 특히, Fig. 3(b)의 경우 활동이 발생되지 않는 높이에서 주동파괴선까지 개량하여 구조체 배면의 토압을 감소시켜 활동력을 감소시키는 것이고, Fig. 3(c)의 경우 수동 말뚝식 개량으로 전단이 발생되는 상단에서의 토압을 개량체 근입으로 균형을 이루고자 하였다. Fig. 3(d)의 경우 개량체를 하나의 중력식 옹벽으로 간주하여 개량체 자체가 전도, 활동, 지지력에 대한 안정성을 확보하도록 하였다. Fig. 3(b)와 Fig. 3(d)의 차이점은 Fig. 3(b)의 경우 개량체의 별도 안정성보다는 기존 구조물과 함께 안정성을 확보하도록 하는 것이고, Fig. 3(d)의 경우 개량체가 개별 구조물로써의 안정성을 확보하여 활동이 발생되지 않으므로 토압이 작용하지 않는 것이다. 또한, Fig. 3(b)의 경우 말뚝식 형태라면 Fig. 3(d)의 경우 블록식(연속 중첩) 개량형태를 취한다.

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Fig. 3.

Improvement types

보강 방안별 개량 제원은 Table 1에 제시된 항목별 허용 기준을 만족하는 최소 개량범위로 선정하였다. 안정성 검토 항목은 Table 4와 같다. 토압 경감을 목적으로 하는 Fig. 3(b)에 대한 안정성 검토 방법은 일본 CDM 연구회(2005)에 제시된 방법을 적용하였다. 본 방법에 따르면 시멘트계 혼합처리공법을 이용한 기존 구조물의 배후 지반을 개량함으로써 지진시의 토압을 경감시켜 내진성능의 향상을 도모할 수 있다. 시멘트계 혼합처리공법으로 개량된 개량지반은 점착력(c)이 내부마찰각(φ)에 비해 매우 큰 재료가 되므로 설계상 점성토(c soil)로 간주하고, 지진시 토압을 저감시키는 방법으로 설계한다. 단, 토압 경감을 목적으로 했을 경우의 개량 지반의 형상은 블록식 또는 접원 중첩식을 원칙으로 한다. 이 때 개량범위는 다음과 같이 결정한다(일본 CDM 연구회, 2005).

①개량체부로부터 받는 토압, 수압 등의 외력에 의한 기존 구조물의 활동, 전도, 지지력에 대한 안정성 검토

②최소 주동 파괴면 이상까지 개량

③기존 구조물과 개량체(일체 거동)를 포함한 전체의 안정(활동의 검토)

Table 4. Stability evaluation method with the improvement types

Item Increase of resistance
force (Type 01)
Decrease of driving
force (Type 02)
Decrease of driving
force (Type 03)
Decrease of driving
force (Type 04)
Overturning Structures -
Improvement soil - - -
(Balance depth)
Struct+Improve - - -
Sliding Structures -
Improvement soil - - -
(Shear failure)
Struct+Improve - -
Bearing
capacity
Structures -
Improvement soil - - -
Struct+Improve - - -
Note) Struct.+Improve: Considering two parts into the unified structure

만약, 개량체가 종방향 간격을 갖는 경우 주동토압 작용방향(횡방향)으로는 반드시 중첩을 시행하고 관련 정수는 종방향 간격을 고려한 복합지반정수를 적용한다. 말뚝의 간격은 개량체 전단 및 원호활동을 만족하는 간격으로 하되 최대 2.5D 이내를 적용하였다. Fig. 3(c)의 경우 변위 발생시 기존 구조물에 의한 수동저항을 고려할 수 있으므로 전단설계법을 적용하였다(Fig. 4 참조). 개량체 자체의 근입장 안전율 확보를 위해 토압에 대한 순 균형깊이의 20∼30% 할증과 수동토압계수 저감(FS=1.5∼2.0, Lee(2014))법을 검토하였으나 균형깊이가 매우 작아 적용하기에 부적합한 것으로 나타났다. 이에 수동말뚝은 부동지반까지 근입하는 것을 원칙으로 하므로 가상고정점법(Kim et al, 2014)과 지반고정점법을 검토하였다. 그 결과 개량체 수평변위 Zero 점(가상고정점, Df=6.5m), 단단한 층까지의 깊이(지반고정점, Df=3.8m) 중 저유동성 몰탈 채움공법의 시공 한계 등을 고려하여 지반고정점을 최종 근입장으로 적용하였다. 수동말뚝의 간격은 개량체 전단 및 원호활동을 만족하는 간격으로 하되 최대 2.5D 이내(Hong et al, 1999의 제안범위 0.6∼0.8에서 최소 간격비 0.6)를 적용하였다. Fig. 3(d)의 경우 지중에 매설된 구조물 설계 방법을 적용하였다(Fig. 5 참조).

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Fig. 4.

Shear plane method (Han, 2015) (Type 03)

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Fig. 5.

Stability evaluation method (Type 04) (Modified MOF, 2017)

3.2 토압 특성

내진성능 향상을 위해 적용된 보강 단면에 대한 작용 토압은 아래의 식 (1)과 같이 산정하였고, 그 개념을 Fig. 6에 제시하였다. 다만, 토압이 “Negative”인 경우 작용하지 않는 것으로 하였다. 블록식 구조물 배면에서의 토압은 뒷굽이 짧을 경우임을 고려하여 Coulomb 토압이론을 적용하였다. (b)의 경우 기존 구조물에 대하여는 개량체에 의한 토압 감소효과를 고려하였고, 개량체 외부에서는 토압 감소를 고려하지 않았다. (c)의 작용 토압은 (b)와 동일하다. (d)의 경우 활동을 포함한 개량체 자체의 안정성이 확보되어 해당 부분에서는 토압이 작용하지 않는 것으로 하였다. (b), (c)와 (d)의 차이는 (d)는 개량체 자체적으로 전도, 활동, 지지력 등이 모두 만족된 개별 구조물이므로 해당 부분에서는 완전한 토압 차단효과가 있는 것으로 하였고, (b)와 (c)는 변위를 수반하기 때문에 개량체의 점착력에 따라 토압이 저감되는 것으로 하였다. 이와 같은 토압의 저감 효과는 선반식 옹벽의 작용 토압과 유사한 형태를 지니고 있음을 알 수 있다(Yoo et al., 2012).

$$p=\gamma\;・\;H\;・\;K_a-2c\;\sqrt{K_a}$$ (1)

여기서, γ : 흙의 단위중량(kPa)

H : 깊이(m)

Ka : 주동토압계수

c : 점착력(kPa) = qu/2, 간격을 갖는 복합지반의 경우 as・(qu/2) - (1-as)・crep.

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Fig. 6.

Earth pressure with improvement types

3.3 하중-변위 특성(정적 해석)

본 연구에서는 동토압(Mononobe and Matsuo,1929, and Okabe, 1926)의 작용 위치에 수평하중(=khW)을 총 3단계에 걸쳐 단계적으로 증가시켜 가면서 구조물 위치별 변위를 예측하는 유사정적 해석을 수행하였다. 해석은 지반범용 유한요소 해석 프로그램인 Plaxis V.8.2를 사용하였다. Fig. 7은 최종 하중 단계에서의 수평변위 형상(Contour)을 제시한 것이다. 전체적으로 Type 01의 변위 영향 범위가 가장 넓은 것으로 나타났다. 이로부터 본 보강 형태의 정적 변위 저감 효과가 가장 적은 것을 확인하였다.

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Fig. 7.

Quasi-static displacement characteristics with improvement types

Fig. 8은 하중 단계별 안벽 법선에서의 깊이별 수평변위를 도시한 것이다. 또한, Table 5에는 수평변위량과 구조물이 높이를 고려한 전단 변형율(d/H)을 이용하여 각 보강 방안별 변위 저감 효과를 정량적으로 평가하여 제시하였다. 검토결과 Type 03이 변위 저감효과가 가장 크게 발현되었고, Type 02와 Type 04가 유사한 변위 저감효과를 나타내었다.

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Fig. 8.

Load-displacement with improvement types

Table 5. Reducing effect of displacement

Item Increase of resistance
force (Type 01)
Decrease of driving
force (Type 02)
Decrease of driving
force (Type 03)
Decrease of driving
force (Type 04)
Max. horizontal displacement
(d, mm)
11.49 9.46 5.27 8.83
Strain (d/H, %) 0.19 0.16 0.09 0.14
Note) H: Height of structures

Fig. 9에는 수동말뚝 형태의 개량 방안(Type 03)에 대하여 개량체의 수평변위를 나타낸 것이다. 수치해석 결과 개량체는 그림에 제시된 형태와 같이 회전하여 짧은말뚝의 거동(강체)을 보이고 있다. 이는 개량체의 휨강성이 충분히 높고, 지반고정점이 말뚝의 가상고정점보다 조기 출현하여 개량체 길이가 작았기 때문이다. 이상의 결과는 개량체가 짧은 경우에도 개량체 하단이 고정된다면 변위 저감효과가 발휘될 수 있음을 나타내는 것으로 판단된다.

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Fig. 9.

Displacement of improvement soils for type 03

3.4 시간-변위 특성(동적 해석)

본 절에서는 Fig. 10(a)에 제시된 인공지진파를 기반암에 적용한 동적 시간이력 해석을 수행하였다. 동적 해석에서 활용된 지반 및 개량체 관련 정수는 아래의 Table 6과 같다. Fig. 10(b)는 구조물 최상단의 수평변위를 시간에 따라 도시한 것이다. 수치해석을 통하여 지진시 각 보강 방안별 수평변위를 예측한 결과 21.34mm∼21.74mm으로 보강 전 수평변위 23.50mm에 비하여 약 2.0mm정도의 수평변위가 감소하였다. 또한, Type 03가 가장 우수한 동적 변위 저감효과를 나타내었으나, 전체 보강방안별로는 큰 차이는 아닌 것으로 판단된다.

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Fig. 10.

Time-displacement characteristics

Table 6. Design parameters (dynamic properties)

Item Unit weight
(kN/m3)
Internal friction angle
(°)
Cohesion
(kN/m2)
Dynamic elastic modulus
(kN/m2)
Dynamic Poisson’s ratio
Concrete block 23.0 40.0 1000.0 2.88☓107 0.167
Foundation riprap (Bearing) 18.0 35.0 20.0 100,000 0.300
Foundation riprap (Slope) 18.0 40.0 - 100,000 0.300
Backfill riprap 18.0 40.0 - 100,000 0.300
Riprap protection 18.0 35.0 - 100,000 0.300
Fill (Sand) (N<30) 18.0 30.0 - 200,000 0.490
Deposit (Sand) (N>30) 18.5 33.0 - 400,000 0.480
Weathered soils 19.0 33.0 20.0 600,000 0.470

3.5 전단 특성

본 절에서는 보강 방안별 연구 대상단면의 전단파괴 특성을 평가하고자 강도감소법(SRM, Stress Reduction Method; Plaxis)과 한계평형해석법(LEM, Limit Equilibrium Method; Slope/W)을 적용하였고, 강도감소법의 파괴면과 한계평형해석에서 원호활동 파괴면의 특징을 분석하였다. 단순한 형태의 경우 두 방법의 이론적 안전율은 동일하지만, Han(2015)에 따르면 한계평행해석의 경우 말뚝식 개량체의 휨이나 회전 파괴를 평가할 수 없으므로 강도감소법도 함께 검토해야 함을 제시한 바 있다. Fig. 11은 보강 방안별 강도감소법에 의한 결과, Fig. 12은 한계평형해석법에 의한 원호활동 안정성 검토 결과를 제시한 것이다. Fig. 11의 파괴특성을 살펴보면 Type 01, 02, 04에서 개량체 하단까지 파괴면이 형성되고 서로 유사한 파괴면을 형성하였고, Type 03는 개량체 두부까지만 파괴면이 형성되는 특징을 보였다. 이로부터 Type 03가 원호활동 보강 효과가 가장 우수함을 알 수 있었다. 이와 동일한 결과가 한계평형해석에서도 도출되었다. 보강 방안별 원호활동의 안전율은 Table 7과 같이 요약된다. 본 연구 대상단면의 경우 강도감소법이 한계평형법에 비하여 안전율이 크게 산정되었으며, Type 03은 다른 보강 방안에 비하여 원호활동 파괴면이 통과하는 기초사석, 퇴적층 등의 전단강도가 증가하여 원호활동에 대한 보강효과가 가장 우수한 것으로 나타났다.

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Fig. 11.

Slope stability by strength reduction method

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Fig. 12.

Slope stability by limit equilibrium method

Table 7. Stability with the improved alternatives

Item Increase of resistance
force (Type 01)
Decrease of driving force
(Type 02)
Decrease of driving force
(Type 03)
Decrease of driving force
(Type 04)
SRM LEM SRM LEM SRM LEM SRM LEM
Ordinary 1.609 1.436 1.656 1.456 1.719 1.535 1.625 1.457
Earthquake 1.458 1.067 1.486 1.073 1.577 1.310 1.535 1.074
Note) SRM: Stress reduction method, LEM: Limit equilibrium method

Fig. 13에는 활동력 감소 방안 중 수동말뚝 형태에 대하여 개량체의 전단파괴면의 위치와 전단응력을 확인하여 제시하였다. 본 방안에 대한 설계법(Han et al., 2015)에서 제시한 바와 달리 실제 전단면은 하향 이동되어 기초사석과 원지반 경계부에서 발생하는 것으로 예측되었고, 그 때의 전단응력은 설계법에서 제시된 토압이론에 의한 것보다는 작은 것으로 나타났다. 전단면이 설계대비 하향 이동한 것은 개량체가 완전 강체가 아닌 일정 강성을 갖는 탄소성체이기 때문에 변형에 따른 것이라 판단된다. 따라서 향후 본 보강 방안에 대한 설계시 2개의 전단면에서 전단응력을 확인하여 안전측 설계를 수행할 필요가 있는 것으로 판단된다.

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Fig. 13.

Shear plane and shear stress of improved soil

개량체에서 발생될 것으로 예상되는 축차응력에 대한 해석값은 Table 8과 같다. 일반적으로 개량체의 축차응력은 quck > (σ1 - σ3를 만족해야 압축파괴에 대하여 안정하며, 4가지 보강 방안 모두 만족하는 것으로 검토되었다. 이로부터 모든 보강방안에서 개량체 압축파괴에 의한 안정성 문제는 발생되지 않는 것으로 확인되었다.

Table 8. Internal stability of the improved soil

Item Increase of resistance
force (Type 01)
Decrease of driving force
(Type 02)
Decrease of driving force
(Type 03)
Decrease of driving force
(Type 04)
Deviator stress 437.49 203.75 190.90 329.50
FS 1.45 1.24 1.48 1.96
FS (Allowable) 1.20 1.20 1.20 1.20
Note) FS=Design strength/Max. deviatoric stress (σ1 - σ3)

3.6 시공성 및 경제성

본 절에서는 보강 방안별 공학적 안정성과는 별도로 시공성 및 경제성에 대한 검토를 수행하였다. 시공성 및 경제성 평가를 위해 아래의 Fig. 14와 같이 연장 100m의 평면에 대하여 보강 설계를 수행하였다. 또한, 총 시공 본수, 길이, 공기 등을 고려한 시공성도 동시에 평가하였다. Table 9에는 그 결과를 요약하여 제시한 것으로, 경제성과 시공성 측면에서는 Type 02와 Type 03가 매우 유사한 것으로 나타났고, Type 04가 가장 불리한 것으로 나타났다. 이는 Type 04가 토압 경감을 목적으로 블록식을 적용하였기 때문으로 시공수량이 증가하게 되고 이에 따라 공사비 및 공사시간도 비례하여 증가하였기 때문이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_F14.jpg
Fig. 14.

Improvement plan with improvement types

Table 9. Economic and constructability analysis

Item Increase of resistance
force (Type 01)
Decrease of driving force
(Type 02)
Decrease of driving force
(Type 03)
Decrease of driving force
(Type 04)
Diameter (m) 1.0
(Overlab 0.2)
1.0
(Overlab 0.2)
1.0 0.8
(Overlab 0.2)
Rows (No.) 2 2 1 2
Spacing (m) Continuous 2.5 2.5 Continuous
No. (No.) 200 80 40 250
Boring
length (m)
Riprap 1,070 488 1,070 1,525
Sand 0 0 0 0
Length
(m)
Riprap 490 120 100 375
Sand 0 0 111 0
Period (months) 14.8 2.7 3.0 26.3
Cost (KRW) 237,524,000 98,389,000 95,577,000 305,705,000
Constructability 100.0% 18.5% 20.1% 177.2%
Economics 100.0% 41.4% 40.2% 128.7%
Note) Boring time=1min/m, Injection time=2min/m, Movement=10min/ea, Working time=8hr/day
Note) Boring cost-Riprap (178,000KRW/m), Sand (65,000KRW/m), Fill (83,000KRW/m), Consolidation (214,000KRW/m), Cement (71,000KRW/ton), Fine soils (28,000KRW/m3), Coarse soils (25,000KRW/m3)

4. 고 찰

자중을 증가시키고자 뒷굽 상부 및 끝단에 보강을 실시하는 경우(Type 01)는 토압을 감소시키고자 뒷굽 끝단부터 보강이 적용된 형태(Type 02∼Type 04)와 유사하여 공학적 및 경제적 효율성이 높지 않은 것으로 평가된다. 위의 Table 10은 보강방안별 가상배면 좌측 옹벽의 토체 자중을 비교 분석한 것이다. 표에 제시된 바와 같이 단위중량을 증가시켜 자중을 증가시키는 Type 01은 뒷굽을 확대하여 마찰길이를 증가시키는 것보다 효과가 적은 것으로 평가된다. 또한, 개량체의 강도가 안정성에 영향을 미치지 못하므로 상대적으로 강도가 큰 저유동성 몰탈 채움공법에서는 적용성이 떨어진다.

Table 10. Self-weight at the virtual planes with improvement types

Item Increase of resistance force (Type 01) Decrease of driving force (Type 02)
Virtual plane http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_T2.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_T3.jpg
Net area
(m2)
12.79 17.67
Self-weight (kN) 366.24 423.93
Item Decrease of driving force (Type 03) Decrease of driving force (Type 04)
Virtual plane http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_T4.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_T5.jpg
Net area
area(m2)
6.69 6.69
Self-weight(kN) 294.13 294.13

기존 구조물에 작용되는 토압을 완전히 소거하고자 지중 연속 구조물 형태로 개량하여 개량부분 자체의 안정성을 확보하는 경우(Type 04) 변위 저감 효과, 원호활동 안정성 증대 효과는 적으면서 보강량이 과대한 것으로 평가된다. 본 방안은 현재 적용되고 있는 블록식 개량과 유사한 형태지만 공학적, 시공성 그리고 경제성 측면에서 매우 불리하므로 추후 개선이 필요한 것으로 판단된다.

기존 구조물에 작용되는 토압을 감소시키는 Type 02와 Type 03 방안의 경우가 내진성능 향상효과 및 경제성이 우수한 것으로 나타난다. 다만, Type 03와 같은 수동말뚝 형태의 경우 개량체의 길이가 짧은 경우에만 경제적이면서 효율적이다. 본 사례와 달리 지반고정점이 가상고정점보다 깊은 경우는 비경제적인 보강 방안이 도출되기도 한다. 본 사례의 경우 원지반내 개량체의 길이가 약 5.0m 이상인 경우 경제성이 Type 02 대비 불리한 것으로 나타난다. 또한, 저유동성 몰탈 채움공법은 30cm마다 인발하면서 몰탈을 주입 또는 충전하므로 시공스템에 따른 비균일 단면 형성 및 개량체의 불균질성 등 기성 말뚝과 상이한 공학적 불리성을 필연적으로 가지고 있다. 이에 저유동성 몰탈 채움공법을 균일/균질한 품질의 말뚝체(구조체)로 간주하여 설계하는 방법에 대한 논란의 소지가 있다. 마지막으로 보통 N value≥15∼20회/30cm(최대 약 30회/30cm)의 실트질 모래층에서의 확장/확공 문제나 모래질 자갈층과 같은 단단한 층에서의 구근(단면) 형성 문제 등 저유동성 몰탈 채움공법의 시공한계가 있으므로 지반조건에 따라 시공성 역시 저감되는 단점을 지니고 있다.

토압을 감소시키는 방안 중 주동파괴선까지 개량하는 경우(Type 02) 지반고정점의 영향을 받지 않고, 내진성능 향상 효과, 시공성 및 경제성을 확보할 수 있었다.

다만, Type 02의 경우 개량체의 강도가 크면 복합지반의 강도가 과대하여 간격이 크게 증가하거나 점착력이 증가하여 토압이 작용하지 않는 것으로 계산될 수 있으므로 기존 사례를 바탕으로 2.5D 이내의 배치간격을 적용하거나 일정 크기의 토압을 적용하거나 개량체의 강도를 최적화 할 필요가 있다. Type 03의 경우 수평방향으로의 지반아치가 형성되지만, 아치 내부에서의 주동토압에 의해 구조물에 일정 크기의 토압이 작용할 수 있음을 주의해야 한다.

시멘트계 고화처리 공법에서 복합지반 설계법이 일반적으로 적용되고 있고, 복합지반 설계법에 의한 보강효과가 정량적으로 평가되고 있지만, 배면 토압 저감이 목적인 경우 일본 CDM 연구회(2005)일본토목연구소(2010)에 따르면 아직 불명확한 점이 많기 때문에 접원이상을 원칙으로 하고 있다. 하나의 이유는 개량체가 종방향 간격을 가질 경우 미개량 지반(뒤채움 사석)에서의 토압이 작용할 수 있기 때문이라 추정된다. 따라서, 응력분담비(개량체의 응력/미개량 지반의 응력)를 적용하여 미개량부의 토압을 산정하고, 이를 안정성 검토에 적용하는 것도 하나의 방안이 될 것이다.

본 고찰에서는 이론적 방법과 수치해석을 통해 두 방안에 대한 토압 저감 효과를 정량적으로 평가하였다. 수치해석 결과는 아래의 Fig. 15와 같다. 그림에 제시된 바와 같이 저유동 몰탈에 의한 개량 영역에서는 약 0.5배 정도의 토압이 감소하여 작용하는 것으로 예측되었다. 이는 응력분담비 2.0에 해당하는 것이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180414/images/kgss_18_04_14_F15.jpg
Fig. 15.

Earth pressure with Type 02 and Type 03

이론적인 응력분담비에서 Type 02의 경우 日本建築センタ(2002)에서 제시한 식 (2)를 이용한 결과 응력분담비는 수치해석과 유사한 약 3.1 정도로 나타났다.

$$n=\frac{E_p}{E_1}・\;\frac{\lambda_L+n_{12}}{\alpha\nu_1・\lambda_L+n_{p2}}=\frac{\sigma_p}{\sigma_1}$$ (2)

여기서, αν1=(1-ν1)(1+ν1)(1-2ν2),

λL=H1/Bp

n12 = E1/E2

np2 = Ep/E2

Ep : 개량체 탄성계수(kPa)

E1 : 미개량 지반의 탄성계수(kPa)

E2 : 블록 구조물의 단위길이당 탄성계수(kPa)

H1 : 개량지반 두께(m)

Bp : 개량체 짧은 방향 간격 적용(m)

ν1 : 미개량 지반의 포아송비

ν2 : 블록 구조물의 포아송비

Type 03의 경우 Hong et al.(2002)의 2차원 말뚝캡보법에 대한 지반아칭 효과를 수평으로 회전하고, 주동파괴선을 성토고로 적용하여 개량 영역에서의 응력분담비를 산정하면 최대 약 3.1(평균 2.1) 정도로 평가된다.

이상에서 제시한 바와 같이 수치해석 및 이론적 평가를 통해 토압 저감효과를 평가한 결과, 본 연구 단면(개량체 간격 2.5D)에서는 약 2.0정도의 응력분담비가 도출되어 미개량부에서는 약 0.5배 정도의 토압 저감효과가 있는 것으로 나타난다. 다만, 응력분담비(토압저감비)를 적용하는 경우는 말뚝식과 벽식 개량 형태에 해당하므로 이와 동일한 조건으로 복합지반 정수와 응력분담비를 적용하고도 안정성이 확보되는 경우 2열 이상 개량조건에서는 2열은 부벽식, 3열 이상은 격자식을 적용하면 시공성과 경제성이 개선될 수 있으므로 이에 대한 적용성 등 추가 연구가 요구된다.

5. 결 론

과거와 달리 국내에서도 지진 발생 가능성이 높아지면서 기 설치된 각종 구조물의 내진성능평가와 보강이 지속적으로 증가하고 있다. 국내 대다수 배면지반 보강은 배면 지반 활용이 가능하고 굴착이 불필요한 저유동성 몰탈 채움이나 고압분사 몰탈채움 공법이 적용되고 있다. 그러나, 본 보강 방안에 대한 내진성능 향상에 관한 공학적 효과와 시공성 및 경제성 등에 대한 체계적인 비교 연구 결과가 없어, 다양한 형태로 설계 및 보강되고 있다. 이에 본 연구에서는 중력식 항만 구조물의 배면 지반보강을 위한 공법으로 적용 빈도가 가장 높은 몰탈채움 공법을 적용하여, 각 보강 방안에 대하여 동일 단면으로 안정성과 내진성능 향상 효과 및 경제성 등을 분석하였다. 그 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

(1) 지진파를 적용한 동적 시간이력 해석 결과 보강 전 지진시 수평변위에 비하여 보강 후 수평변위는 감소하였으나, 정적 변위와 달리 보강방안 별 감소된 동적 수평변위는 유사한 것으로 나타났다.

(2) 지진시 보강 방안별 원호활동에 대한 안정성 검토 결과 수동말뚝형태(Type 03)가 다른 보강 방안에 비하여 안전율 증가 폭이 큰 것으로 평가되었다.

(3) 보강방안별 시공성 및 경제성에 대한 검토 결과 토압 저감형태(Type 02)와 수동말뚝형태(Type 03)의 보강방안이 시공성 및 경제성 부분에서 우수하며, 토압 제거형태(Type 04)가 시공성 및 경제성 부분에서 가장 비효율적인 것으로 나타났다.

(4) 자중을 증가시키고자 뒷굽 상부 및 끝단에 보강을 실시하는 경우(Type 01)는 토압을 감소시키고자 뒷굽 끝단부터 보강이 적용된 형태와 유사하므로 효율성이 높지 않은 것으로 나타났다.

(5) 내진성능 향상 효과, 시공성 및 경제성을 분석한 결과 수동말뚝 형태의 개량 방안(Type 03)이 가장 우수한 것으로 나타났다. 그러나, 저유동성 몰탈 채움공법에 대한 수동말뚝 설계법의 적용성 문제, 단계별 인상과 채움에 따른 개량체의 품질에 대한 불확실성, 지반고정점 또는 가상고정점 발생 심도에 대한 불확정성 및 저유동성 몰탈 채움공법의 시공한계성(경질층에서의 확장 등) 등을 고려할 경우, 본 형태는 여러 가지 제약조건이 있으므로 적용시 주의가 요구된다.

(6) 지반파괴 범위까지 저유동성 몰탈을 충전하여 토압을 감소시키는 방안(Type 02)의 경우 개량체의 품질, 지반고정점 및 시공성 등의 영향이 적고, 수동말뚝 형태의 방안과 유사한 내진성능 향상 효과, 시공성 및 경제성을 확보할 수 있는 것으로 평가되어 적용성이 높은 것으로 나타났다.

(7) 토압을 감소시키는 방안(Type 02)과 수동말뚝 형태의 개량 방안(Type 03)을 적용할 경우, 현재의 접원식 또는 블록식 개량 대비 시공성 및 경제성이 크게 개선되지만 아직까지 불명확한 점이 많으므로 안전측 설계를 위해 격자식을 적용하거나 복합지반 정수를 직접 적용한 토압과 응력분담비로부터 미개량부의 토압을 산정하여 보수적인 값을 적용하는 등의 대처가 필요하고, 이에 대한 추후 실험 및 연구 등의 검증이 필요한 것으로 판단된다.

Acknowledgements

This research was supported by the Construction Technology Research Project (Project Number : 18SCIP-B108 153-05) of Korea Agency for Infrastructure Technology Advancement under the Ministry of Land, Infrastructure and Transport of the Korean government.

References

1

CDM研究会 (2005), “CDM Q&A集(改訂版)”.

2

Cho, Y. W. (2006), A Study on Seismic Damage Cases of Harbor Structures and Reinforcement Methods, Master Thesis, Chonnam National University, pp.93-94.

3

Han, J. (2015), “Principles and Practices of Ground Improvement”, John Wiley & Sons, Inc.

4

Hong, W. P. (1999), “Computer Programs to Analyze Stability of Slopes Containing Piles”.

5

Hong, W. P. and Lee, K. W. (2002), “A Study on the Effect of Carrying Vertical Loads Over Embankment Piles”, Journal of the Korean Geotechnical Society, Vol.18, No.4, pp.285-294.

6

Kim, B. I., Han, S. J., Kim, J. S. and Kim, D. H. (2014), “The Ultimate Bearing Capacity and Estimation Method of Rigid Pile for Structures under Lateral Load”, Journal of the Korean Geotechnical Society, Vol.30, No.1, pp.75-91.

10.7843/kgs.2014.30.1.75
7

Kwon, O. S., Hwang, S. C. and Park, W. S. (2000) “Performance Evaluation of Earthquake Resistant Caisson Type Quay Walls”, Journal of the Korean Geotechnical Society, Vol.16, No.4, pp.129-139.

8

Lee, I. M. (2014), “Principle of Foundation Engineering”, CIR.

9

MOF (2017), “Design Standards and Commentaries for Port&Habour (KDS 64 00 00)”.

10

Mononobe, N. and Matsuo, H. (1929), “On the determination of earth pressures during earthquakes,” in Proceedings of the World Engineering Congress, p.9.

11

Okabe, S. (1926), “General theory of earth pressures”, Journal of the Japan Society of Civil Engineering, Vol.12, No.1, pp. 123-134.

12

Yoo, W. K., Kim, B. I., Moon, I. J. and Park, Y. S. (2012), “Comparison of the Lateral Earth Pressure on the Retaining Wall with the Relieving Platform by Model test and Numerical Analysis”, Journal of Korea Academia-Industrial cooperation Society, Vol.13, No.5, pp.2382-2389.

10.5762/KAIS.2012.13.5.2382
13

日本建築センタ (2002), 建築物のための改良地盤の設計及び品質管理指針(改訂版)-セメント系固化材を用いた深層・浅層混合処理工法-.

14

日本土木研究所 (2010), 橋台の側方移動対策ガイドライン策定に関する検討(その2), 第4174号.

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