1. 서 론

자립식 흙막이란 굴착 공사에서 버팀보나 앵커 등의 지보공을 사용하지 않고 계획 심도까지 굴착하는 공법이다. 지보공의 설치·해체 과정이 없어 굴착 구역 내 시공성이 좋은 반면, 외력에 대하여 흙막이 벽 근입부의 지반저항에만 의존하는 공법이므로 보다 신중한 안정성 검토, 고품질 흙막이 벽체의 시공 및 신뢰성 높은 품질관리가 요구된다.

연직교반혼합처리 연속벽에 의한 자립식 흙막이 공법은 시멘트계 고화재에 의한 지반개량체를 흙막이 벽으로 이용하는 공법으로, 일반적인 쉬트파일벽, 현장타설 콘크리트벽(CIP, D-Wall 등) 등에 비해 차수성이 우수하며, 경제성이 뛰어나고, 공사기간도 크게 단축할 수 있다. 이에 굴착 깊이 약 3.0~6.0m 정도의 공사 등 최근 국내·외에서 트렌처(Trencher) 방식의 연직교반혼합처리공법(Fig. 1 참조) 등을 활용한 연속벽체 형식의 자립식 흙막이 공법이 지속적으로 확대 적용되고 있다. 그러나, 관련 설계법이나 해석법에 관한 연구가 미흡하여 여러 가지 제안 방법들이 혼용되어 적용되고 있는 실정이다.

본 연구에서는 연직교반혼합처리공법을 활용한 연속벽체 방식의 자립식 흙막이 공법에 관하여 국내·외 설계법을 조사하여 모래와 점토로 구성된 대상 단면에 적용하여 그 결과를 분석하였다. 또한, 동일 단면에 대하여 시공단계 및 다양한 배수 조건을 구현한 수치해석 등과 비교 분석하여 각 설계법 및 해석법의 특징과 적정성을 평가하였다. 단순화된 지층 조건과 개량 조건에 대하여 설계법과 해석법을 활용한 매개변수 연구를 수행하여 각 변수별 효과와 특징을 제시하였다.

Fig. 1

Vertical mixing method of continuous wall type

2. 이 론

2.1 설계법

심층혼합처리공법(Deep Cement Mixing)과 같이 연직교반혼합처리(Vertical Dig and Deep Cement Mixing)를 이용한 원지반 시멘트 고화처리 개량체를 흙막이 벽으로 적용할 때의 일반적인 설계 절차는 다음과 같다. 먼저, 개량 사양을 가정한다. 개량 사양이라 함은 ① 개량체의 높이, ② 개량체의 폭, ③ 개량체의 설계기준강도를 의미한다. 이후 내적안정 검토에서는 개량체에서 발생하는 내부응력(압축응력, 전단응력, 인장응력)과 개량체의 허용 강도를 비교한다(Table 1). 또한 상재하중, 토압과 수압 등에 의한 외력에 대하여 전도, 활동, 지지력, 원호활동 등의 외적안정성(Table 2)을 확보하도록 설계해야 한다(Civil Engineering Research Center, 2004; 이하 CERC). 이때, 외적안정은 개량체 저면(선단) 기준으로 안정성을 검토하고, 내적안정은 굴착면을 기준으로 검토한다.

국내·외에서 제안된 지반개량체 방식의 자립식 흙막이 공법에 관한 설계법은 크게 3가지로 조사된다. 첫째는 일반적인 중력식 옹벽과 같은 이론적 토압을 이용하는 방법(Rankine법), 둘째는 이론토압과 정지토압 등을 활용한 CERC 방법(일본, 2004), 셋째는 이론적인 수동토압에 안전율을 고려한 Han의 방법(미국, 2015)이다. 상세 내용은 관련 문헌을 참고할 수 있다. 추가적으로 쉬트파일 공법과 동일하게 탄성이론을 이용한 Chang의 방법이 국내·외에 적용된 적이 있으나 벽체에 발생하는 응력이나 변위를 적절하게 평가할 수 없다는 단점 등으로 근래에는 사용하지 않고 있다(Jeong et al., 2006).

각 설계법에서 안정성 검토는 대체로 동일하지만 가장 큰 차이점은 Table 3과 같다. 여기서, 방법 2의 경우 Terashi et al.(1989)의 원심모형실험에 근거한 방법으로, 개량지반에 작용하는 토압은 외적안정 계산 시 안전율이 클 경우 정지토압에 가까워야 한다는 결과를 고려하였다. 본 방법은 일본에서 일반적으로 적용되는 방법으로 알려져 있다(Nakamura et al., 2014).

Lee(2014)에 따르면 점성토의 토압은 복잡하므로 유효토압+수압 또는 전응력 토압 중 불리한 토압을 적용하는 것이 바람직함을 제시한 바 있다. 위의 Table 3에 제시된 각 설계법을 배수 거동과 관련 토압으로 연관지어보면 방법 1은 완전 비배수로 전응력 해석의 토압, 방법 3은 완전 배수로 유효 토압과 수압을 별도로 고려하는 유효응력 해석, 방법 2는 이론토압과 정지토압을 선별 적용하는 복합 배수와 유사한 것으로 평가된다.

2.2 수치해석

지반굴착 공사에서 흙막이 벽 및 주변 지반의 변위량 예측은 매우 중요하다. 일반적인 설계법은 외력에 대한 힘의 균형에 소정의 안전율을 고려하여 개량체의 형상이나 강도를 결정하고 있기 때문에 변형량에 관한 정보는 제공되지 않는다. 즉, 개량체는 안정되어 있어 파괴되지 않지만, 어느 정도의 변위가 발생 할지는 알 수 없기 때문에 주변 지반이나 근접 구조물에 허용 변위량이 규정되어 있는 경우는 적용할 수 없다. 따라서 흙막이 벽의 변위, 주변 지반의 변위, 인접 구조물의 변위 등이 중요한 경우 수치해석이 요구된다.

흙막이를 포함한 지반굴착에 대한 수치해석으로는 탄소성보 해석법과 유한요소해석법을 활용 할 수 있다. 탄소성보법의 경우 주로 지보재를 사용한 일반적인 흙막이 벽체(H-Pile 토류판, Sheet Pile, CIP, D-Wall)에 대하여 사용이 용이하며, 본 연구에서와 같은 지반개량체 방식의 자립식 흙막이 벽에는 적용 사례가 미미하다. 이에 본 연구에서는 지반공학에서 일반적으로 이용하는 PLAXIS V.20을 활용한 유한요소 수치해석을 수행하였다.

본 연구 수치해석에서의 외적안정성은 전도(편심거리), 지지력(지반응력), 원호활동(강도감소법)에 대하여 검토하였고, 내적안정성은 압축, 전단, 휨(인장)에 대하여 평가하였다(Table 4).

3. 설계 및 해석 조건

3.1 설계

본 연구에서는 OOO 산업단지 내 건축물 축조를 위한 흙막이 설계 사례 단면과 관련 설계 정수를 활용하였다. 지층 조건은 상부 모래와 하부 점토로 구성된 조건(이하 지층 조건 1), 상부 점토와 하부 모래로 구성된 조건(이하 지층 조건 2)을 고려하였고, 굴착 심도는 5.75m를 적용하였다. Fig. 2는 본 연구에서 적용된 대상 단면이다. 여기서, 원호활동 안정성 확보를 위해 굴착면과 인접한 벽체는 장벽(D=1.0m, L=25.0m)을 적용하였고, 착저층은 원지반 풍화토로 하였다.

Fig. 2

Design sections

3.2 해석

실제 현장에서의 흙막이 벽의 거동과 벽체 내부의 응력 상태는 유한요소해석을 활용하면 비교적 정확하게 평가할 수 있다. 본 연구에서는 연직교반혼합처리공법을 적용한 지반개량체 방식의 자립식 흙막이 공법 특성에 적합한 설계법, 구체적으로는 지반의 강도와 개량체의 강성 등을 고려한 합리적인 설계법의 평가를 위해 유한요소해석을 수행하였다.

흙막이 가시설의 해석에 있어 굴착 및 되메움이 비교적 단기간에 걸쳐 진행되므로 흙막이 배면에 점성토가 있는 경우, 일반적으로 비배수 거동 해석을 수행한다. 그러나, 최근 구조물의 대형화 등으로 장기간의 흙막이가 요구되는 경우도 빈번히 발생한다. 또한, 일반적인 흙막이 가시설의 경우 활동력인 주동토압이 단기가 장기보다 크고, 저항력인 수동토압이 장기가 단기보다 크므로 단기가 더 위험측인 것으로 알려져 있으나, 독일 굴착위원회(German Geotechnical Society, 2006)나 Kim et al.(2020)은 점성토의 경우 과잉간극수압의 발생과 소산 등의 거동이 복잡하므로 단기 안정성과 장기 안정성 모두 확인할 필요가 있다고 제시하였다. 이에 본 연구에서는 완전 비배수 거동 해석(단기), 굴착 중 비배수 거동 및 공사 중 최종 과잉간극수압 소산 해석(비배수 굴착 후 장기 배수 거동 해석), 완전 배수 거동 해석(장기)을 모두 수행하여 그 결과를 설계법과 비교 검토하였다.

본 연구에서 적용한 수치해석 단면과 유한요소해석 조건은 Fig. 3과 같고, 해석 메쉬는 굴착부의 중앙을 대칭축으로 굴착 영역의 절반을 모델링하였다.

Fig. 3

Numerical analysis conditions (Example: Soil layer 1)

3.3 지반정수

본 해석에서 지반은 탄성완전소성 모델인 Mohr-Columb의 파괴규준을 적용하였다. 본 모델과 관련 지반정수는 설계 사례를 바탕으로 적용하였고(Table 5), 일부 장벽 개량체로 개량된 지반의 경우 복합지반법을 이용한 설계정수를 산정하여 적용하였다(Kim et al., 2021). 연속벽체 방식의 연직교반혼합처리 개량체(V-DCM)는 전체 개량(As=100%)이면서 전 심도 일괄교반혼합 방식이므로 개량체(연속벽) 설계정수를 그대로 적용하였고, 굴착면측에 적용된 장벽의 경우 일반 2축식 심층혼합처리(S-DCM) 방식임을 고려하여 개량율(D=1.0m, 중첩=0.1m, As=84%)에 해당하는 복합지반 지층 특성을 반영하였다. 이때 개량체는 모두 Mohr-Columb 모델을 적용하였고, Table 6은 관련 정수를 제시한 것이다.

4. 설계 및 해석 결과

4.1 설계 결과

상부 모래와 하부 점토로 구성된 지층 조건(굴착 배면 사질토 우세)에 대한 각 설계법별 계산 결과를 요약하면 Table 7과 같다. 동일한 설계조건에 대해 대체로 방법 2가 가장 보수적인 평가 결과를 제시하였는데, 이는 주동토압과 정지토압 중 큰 값을 설계 외력으로 적용하기 때문이다.

상부 점토와 하부 모래로 구성된 지층 조건(굴착 배면 점성토 우세)에서 굴착 깊이 5.75m에 대한 설계 결과를 요약하면 Table 8과 같다. 본 조건의 경우 대체로 방법 1과 3의 경우 유사한 결과를 도출하였다. 모든 방법이 대상 단면에 대해 안정한 것으로 평가하였고, 방법 2가 타 방법에 비해 가장 보수적인 안정성을 평가하였다.

이상에서 제시한 결과는 추가 장벽 등의 영향으로 특정 방법이 보수적인 결과를 제공함을 알 수 있었지만 어떤 방법이 적정한지를 평가하기는 어려웠다. 이에 실제 조건의 구현(흙막이 벽의 강도 및 강성, 배수 조건, 시공 단계 등)이 가능한 유한요소해석을 수행하였고, 이하에서는 그 결과를 분석하였다.

4.2 해석 결과

4.2.1 지층 조건 1(모래)

1) 완전 비배수 거동

자립식 흙막이 벽은 별도의 지보재가 없으므로 해석 단계는 원지반에서 흙막이 벽체를 시공한 후 내부 토사를 1회에 모두 굴착하였으며, 이후 배면에 공사하중을 재하하는 조건으로 해석하였다.

Table 9에 제시한 바와 같이 본 조건의 경우 연직변위는 배면의 경우 침하되고, 굴착면의 경우 융기되며, 융기량에 비해 침하량이 큰 것으로 나타났다. 또한, 최대 수평변위는 굴착측으로 27.0cm가 발생하였다. 수평변위가 굴착측으로 발생되는 것은 굴착시 제거된 지반에 해당하는 하중만큼의 구속하중이 제거되었기 때문이다.

또한, Table 9에는 개량체의 수평변위로 인해 발생되는 벽체 두부와 선단간의 상대변위 그리고 그로 인한 개량체 무게 중심에서의 편심거리를 산정하여 제시하였고, 전도에 대한 안정성 평가 기준인 X=B/6과 비교하였다. 내적안정성 평가를 위해 굴착면을 기준으로 축차응력의 최대값(σ₁-σ₃), 전단응력(τ_mob), 최소 주응력(σ₃′)을 추출하여 최대값을 분석하였다.

해석결과 개량체 근입부에서의 최대 지반반력은 878.5kPa, 개량체 내부에서의 축차응력의 최대치는 899.0Pa로 예측되었고, 허용 압축강도 1,000kPa미만으로 압축응력에 대한 안정성을 확보하는 것으로 나타났다. 최대 전단응력은 85.9kPa로 허용 전단강도 500kPa을 초과하지 않으므로, 개량체는 전단응력에 대한 안정성을 확보하는 것으로 평가된다. 개량체의 휨 인장파괴는 전단면인 굴착 저면부에서 발생하므로 해당 심도에서의 안정성을 검토하는 것이 적절하다. 굴착 저면부에서의 인장응력은 19.0kPa이며, 허용 인장강도 150kPa미만으로 나타났으며, 개량체의 인장파괴에 대한 안정성을 확보하는 것으로 평가된다.

Table 9.

Analysis results (Soil layer 1)

Vertical displacement contour	Horizontal displacement contour	Eccentricity (cm), Stress (kPa)
δy=Backfill side 13.58cm (↓) Excavation side 12.59cm (↑)	δhmax=27.0cm (→) δhead=22.8, δend=26.9cm	e=-2.06≦B/6=66.6 σvmax=878.5 (σ1-σ3)max=899.0 τmob=85.9 σ3′=19.0

본 연구에서는 굴착 완료 단계에서의 원호활동 안정성을 평가하고자 일반적인 한계평형해석(SLOPE/W)과 유한요소를 활용한 강도감소해석(PLAXIS V.20) 결과를 서로 비교하였다. Table 10에 제시된 바와 같이 한계평형해석의 경우 장벽 개량체 선단을 통과하는 대원호 파괴를 나타내는 반면, 강도감소해석의 경우 내부 흙막이 벽체 선단을 기준으로 한 원호파괴 형상으로 평가하였다.

Table 10.

The results of circle sliding analysis

Limit equilibrium analysis	Shear strength reduction analysis
F.S=1.201	F.S=1.237

2) 완전 배수 거동

원지반에 흙막이 벽체를 시공한 후 배수 조건으로 내부 토사를 1회에 모두 굴착하였으며, 이후 배면에 공사하중을 동일한 배수 조건으로 재하한 해석을 수행하였다. 일반적인 결과는 위의 완전 비배수 거동과 유사하여 지면 관계상 요약하여 Table 12에 제시하였다.

3) 비배수 굴착 후 장기 배수 거동

개량체에 작용하는 외력은 완속 시공(굴착)에 따른 배수 거동을 하는 경우보다 급속 시공에 따른 비배수 거동을 하는 경우 더 크다. 그러나, 개량체 및 지반의 변위는 지반내 과잉간극수압이 모두 소산된 배수 조건에서 가장 크다. 일반적인 굴착 공사의 경우 굴착 중 비배수 거동, 이후 공사중 과잉간극수압 소산에 따른 배수 거동을 보이는 경우가 있다. 본 조건에 대한 시공단계별 해석 결과를 Table 11에 요약하여 제시하였다. 모든 단계에서 배수 해석과 같이 외적·내적안정성을 확보하는 것으로 나타났다.

Table 11.

Analysis results (Soil layer 1)

Items	Vertical displacement contour	Horizontal displacement contour	Eccentricity (cm), Stress (kPa)
Immediately after excavation	δy=Backfill side 13.58cm (↓) Excavation side 12.59cm (↑)	δhmax=24.32cm (→)	Final conditions e=-3.67≦B/6=66.6 σvmax=549.0 (σ1-σ3)max=589.5 τmob=80.8 σ3′=26.7
Long period after excavation	δy=Backfill side 23.72cm (↓) Excavation side 25.75cm (↑)	δhmax=33.04cm (→) δhead=33.0, δend=25.7cm

Table 12의 경우 지층 조건 1에 대한 모든 설계법과 해석법에서 대상 단면의 외적안정성(방법 2와 방법 3의 경우 지지력만 불안정)과 내적안정성이 확보된 것을 보여주고 있다. 수치해석만을 분석하면 사질토가 우세한 경우 완전 비배수조건에서 지반반력이 가장 크고, 원호활동 안정성도 높게 예측되었다. 완전 배수와 복합 조건은 유사한 결과를 도출하였다.

4.2.2 지층 조건 2(점토)

지층 조건 1과 흙막이 벽체 및 굴착 조건이 동일하지만, 배면이 점성토가 우세한 경우에 대하여 해석하였다. 이때 원지반에 흙막이 벽체를 시공한 후 비배수 조건에서 내부 토사를 1회에 모두 굴착하였으며, 이후 배면에 공사하중을 비배수 조건으로 재하한 해석 결과는 Table 13과 같다.

해석 결과 내적안정성의 경우 개량체 근입부에서의 최대 지반반력은 856.4kPa, 축차응력의 최대치는 937.5kPa로 허용 압축강도 1,000kPa보다 낮게 평가되었다. 개량체 전단면에서의 최대 전단응력은 72.0kPa로 허용 전단강도를 초과하지 않았고, 굴착 저면부에서 발생하는 인장응력은 14.8kPa로 허용 인장강도 미만으로 나타났다. 따라서 개량체는 압축, 전단, 인장에 대한 내적안정성을 모두 확보하는 것으로 평가된다.

Table 13.

Analysis results (Soil layer 2)

Vertical displacement contour	Horizontal displacement contour	Eccentricity (cm), Stress (kPa)
δy=Backfill side 7.64cm (↓) Excavation side 13.61cm (↑)	δhmax=14.76cm (→) δhead=11.2, δend=14.6cm	e=-1.71≦B/6=66.6 σvmax=856.4 (σ1-σ3)max=937.5 τmob=72.0 σ3′=14.8

지층 조건 1과 달리 외적안정성을 나타내는 편심거리가 “Negative” 값을 보여, 상부보다는 굴착저면에서의 수평변위가 더 큰 것으로 나타났고, 배면측으로의 회전 즉, 원호활동 형태의 변위 거동을 나타냈다.

추가적으로 지층 조건 1과 같이 완전 배수, 비배수 굴착 후 장기 배수 거동에 대한 해석도 수행하였으며, 그 결과를 Table 14에 요약하여 제시하였다. Table 14로부터 모든 설계법과 해석법에서 대상 단면의 외적안정성과 내적안정성이 확보된 것으로 확인되었다. 설계법보다 해석법에서 압축응력이 큰 것으로 예측되었다. 이는 원호활동과 지지력 안정성 확보를 위해 설치한 장벽 개량체에 응력이 집중되었기 때문이다. 일반적인 단면 즉, 하부 추가 개량체(장벽)가 없는 경우는 이와 같은 응력집중이 발생하지 않을 것으로 예상된다. 이는 이후 제시된 “5. 설계법 매개변수 연구”에서 확인되었다. 본 조건에서 한계평형해석법에 의한 원호활동 안정성이 강도감소법에 의한 안전성보다 크게 나타나 설계 시 주의가 필요할 것으로 판단된다. 또한, 수치해석만을 분석하면 점성토가 우세한 경우 배수 조건에 큰 영향을 받지 않고 대체로 유사한 결과를 예측하였다.

지층 조건별로 살펴보면 지지력이 확보되는 경우에 배면이 모래인 경우보다 점토인 경우 흙막이 벽체의 소요 폭은 감소하는 것으로 나타났다. 이는 점착력에 의한 토압 감소 효과(외력 감소)가 설계 및 해석에 반영되기 때문이라 판단된다.

5. 매개변수 연구

5.1 조건

지반개량체 방식의 자립식 흙막이 벽에 관한 설계법과 해석법의 일반화된 특징을 도출하기 위해 원호활동과 지지력을 확보할 수 있는 지층 조건 및 단순화된 개량 형태(Fig. 4)로 변경한 후 개량체 폭을 변경하면서 내적안정성과 외적안정성 등을 평가하였다.

Fig. 4

Section of parametric study

5.2 결과

먼저, 수치해석 결과 Table 15에 제시된 바와 같이 굴착폭이 증가할수록 강도감소법에 의한 전체 안정성은 증가하였고, 지반반력은 감소하였다(외적안정성). 내부응력의 경우 굴착폭에 따라 압축과 전단응력 역시 감소하였다. 인장응력의 경우 굴착면을 기준으로 두 가지 지층 조건 모두 폭 4.0m까지 인장응력이 발생하였다. 특히, 지층 조건 1(모래)의 경우 폭 3.5m에서 개량체 선단과 원지반의 경계부에서 큰 인장응력이 발생하였다.

Fig. 5에는 개량체 두부(Point A)와 개량체 선단(Point B)에서 측정된 수평변위를 개량체 폭에 따라 제시하였다. Fig. 5(a)의 경우 굴착측으로의 변위(A>B)가 발생하는 강성 옹벽과 같이 일반적인 변위 형태인 반면 Fig. 5(b)의 경우 굴착측으로의 변위가 아닌 두부에서의 변위가 더 작고, 선단에서의 변위가 큰 것으로 예측되었다. 이는 개량체 배면 지반이 모래인 경우 전도 형태의 회전, 점토인 경우 과잉간극수압 생성과 소산 그리고 침하에 따른 원호활동 형태의 회전 특징을 보이기 때문이다.

Fig. 5

Horizontal displacement of the vertical wall width after excavation

이상의 수치해석 결과를 종합하면, 배면 지반이 모래 조건인 경우 안정성을 만족하는 최소 폭 3.5m, 변위와 인장응력이 수렴하는 것을 고려하면 최적 폭은 4.0m 이상으로 판단된다. 또한, 배면 지반이 점토인 경우 최소 폭은 3.0m 이상인 것으로 판단된다.

본 단면에 대하여 각 안정성 검토 항목별 설계결과와 해석결과를 비교하면 Fig. 6~7과 같다. 방법 1이 타 방법에 비해 외적안전성(전도, 활동, 지지력)을 높게 평가하였고, 방법 2가 가장 보수적인 결과를 제시하였다. 또한, Fig. 6(d)로부터 내부응력인 압축응력은 일정 폭 이상이 되면 모든 설계 및 해석법에서 유사한 결과를 도출하였고, 전단응력은 해석법 대비 설계법이 낮게, 인장응력은 크게 산정하였다. 결론적으로 Fig. 7과 Table 16을 기준으로 하면 방법 1은 B=4.0m, 방법 2는 B=5.0m, 방법 3은 B=5.0m가 최소 폭인 것으로 판단된다. 수치해석에서 안정성이 확보되는 최소 폭이 3.5m임을 고려하면 방법 1이 유사하다. 그러나, 방법 1의 경우 수치해석에서 안정성이 확보되지 않는 벽체 폭=3.0m를 대부분의 항목에서 안정한 것으로 평가하였으므로 적용 시 주의가 요구된다. 또한, 방법 2보다는 방법 3이 외적안정성을 높게, 내부응력은 낮게 산정하는 경향을 보이는데, 이로부터 방법 3이 높은 허용 안전율(FS=1.5)을 적용한 것이 타당함을 확인할 수 있었다.

Fig. 6

Comparison of results by design and analysis method (Soil layer 1, Sand)

Fig. 7

Evaluation results with the design method (Soil layer 1, Sand)

Fig. 8~9는 개량체 배면이 점착력을 가진 점성토가 우세한 조건으로 모래가 우세한 조건과 동일하게 방법 1에서 모든 외적안정성이 높게 평가되었고, 내부응력은 낮게 평가되었다. 본 단면의 경우 수치해석에서는 최소 폭이 3.0m 이상이면 모든 안정성이 확보되는 것으로 확인되었다. 특히, Fig. 8의 압축응력에서 개량체 폭이 3.5m 이하로 좁은 경우 수치해석과 달리 모든 설계법에서 큰 압축응력이 작용하는 것으로 평가된다. 이는 설계법의 경우 흙막이 벽체를 강체로 가정하여 회전 중심점에 압축응력 즉, 지반반력이 집중되는 것으로 계산하는 것과 달리 수치해석은 강도와 강성을 고려한 탄소성체로 간주하여 개량체와 지반의 상대적 변위를 허용하기 때문으로 판단된다.

Fig. 8

Comparison of results by design and analysis method (Soil layer 2, Clay)

결론적으로 Fig. 9와 Table 17을 기준으로 하면 방법 1은 B=4.0m, 방법 2는 B=4.5m, 방법 3은 B=4.5m가 최소 폭인 것으로 판단된다. 단, 수치해석에서 안정성이 확보되는 최소 폭이 3.0m임을 고려하면 모든 방법이 수치해석보다 보수적인 결과를 도출하였다. 이는 수치해석의 경우 흙막이 벽체 배면의 지반 특성(점착력, 낮은 강성)과 흙막이 벽체의 강도와 강성 등을 고려할 수 있고, 굴착으로 인해 발생된 배면 점토에서의 과잉간극수압 소산, 이로 인한 배면 침하로 인한 원호활동 형태의 회전파괴 현상을 고려하였기 때문이다.

Fig. 9

Evaluation results with the design method (Soil layer 2, Clay)

연직교반혼합처리공법의 개량체는 압축강도에 비해 인장강도가 작다. 지층 조건 1에 대하여 개량체 폭을 3.0m부터 증가시키면서 개량체에서의 인장응력인 최소 주응력 σ₃′의 분포 상태를 평가하였다. 개량체 폭 3.0m에서는 지반의 파괴가 발생하여 해석 및 인장응력을 도출하지 못하였고, Fig. 10에는 폭 3.5m부터 제시하였다. 그림에 제시된 바와 같이 개량체 내의 인장응력 보다는 원지반과의 경계면 부근에서 큰 인장응력이 발생하였다. 특히, 개량체 폭 3.5m의 경우 개량체와 지반간의 경계면에서 개량체 허용 인장강도 150kPa에 근접한 인장응력이 발생하였다(Fig. 10(a)). 이는 개량체 회전으로 인하여 해당 경계부에서 원지반과의 분리가 발생 될 수 있음을 나타낸다. 따라서, 폭 3.5m는 외적안정성은 확보되지만 안전 여유(Safety margin)가 없어 적용 시 주의가 요구된다. 또한, Fig. 10으로부터 일정 폭 이상이면 인장응력의 크기는 크게 변화하지 않거나 압축응력이 발생한다는 것을 알 수 있다. 이는 개량체 자중의 증가에 따른 회전 저항성의 증가 때문이다. 이상과 같은 결과는 점토의 경우에서도 유사하였다.

이상의 결과로부터 설계법이 해석법보다 보수적인 설계 결과를 제공함을 알 수 있었다. 이는 설계법의 경우 개량체의 수평이동을 고려하지 못하고 끝단을 중심으로 한 강체의 회전만을 고려하고, 흙막이 벽체와 배면 지반 간의 강도, 강성 등을 포함한 상호작용에 의한 효과 등을 고려하지 못하기 때문이다.

Fig. 10

Tensile stress contour within vertical wall (Soil layer 1, Sand)

6. 결 론

본 연구에서는 연직교반혼합처리공법으로 형성되는 원지반 시멘트고화처리 연속벽체 방식의 자립식 흙막이 공법의 국내·외 설계법을 조사하고, 다양한 배수 조건을 고려한 수치해석 결과와 비교 분석하여 각 설계법 및 해석법의 특징 등을 제시하였다. 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

(1) 국내·외에서 제안된 지반개량체 방식의 자립식 흙막이 공법에 관한 설계법은 크게 3가지로 조사되었다. 동일한 설계조건에 대해 방법 1(전응력 해석)의 경우 가장 높은 안정성을 평가하는 것으로 나타났고, 방법 2가 가장 보수적인 결과를 도출하였다. 개량체 내부에서 발생되는 응력의 경우 방법 2와 방법 3(유효응력 해석)이 유사한 결과를 도출하였다. 또한, 동일 단면에 대하여 수치해석 시 적용한 배수 조건에 따른 최종 흙막이 벽체의 내부응력과 수평변위는 배면 토질 조건과 배수 조건에 따른 영향을 받았다.

(2) 흙막이 벽체 배면이 점착력이 없는 모래가 우세한 토질인 경우, 모든 설계법에서 수치해석보다 보수적인 최소 폭을 산정하였고, 그 중 방법 1이 가장 좁은 폭을 제시하였다. 방법 2와 방법 3은 적용 토압과 배수 조건이 다르지만 적용 허용 안전율이 1.2, 1.5로 상이하여 최종 설계 결과는 유사한 결과를 제공하였다.

(3) 흙막이 벽체의 배면이 점착력을 가진 점토인 경우, 모든 설계법이 수치해석보다 보수적인 결과를 도출하였고, 수치해석에서는 좁은 폭의 개량으로도 자립이 가능한 것으로 평가하였다. 이는 수치해석의 경우 흙막이 벽체 배면의 지반 특성(점착력, 낮은 강성)과 흙막이 벽체의 강도와 강성 등을 고려할 수 있고, 굴착으로 인해 발생된 벽체의 수평이동과 배면 점토에서의 과잉간극수압 소산에 따른 배면 침하를 고려하기 때문이다.

(4) 본 연구 결과를 고려할 때, 현재의 설계는 수치해석 등으로 검증을 병행하는 경우 이론토압을 적용하는 방법 1, 수치해석적 검증을 생략하는 일반적인 설계에서는 보수적인 결과를 제공하는 방법 2 또는 방법 3, 수치해석만으로 설계하는 경우 개량체에서 발생되는 인장응력이 수렴 또는 최소화되는 방향으로 진행해야 할 것으로 판단된다.

본 연구에서 조사 및 적용된 설계법의 경우 연직교반혼합처리공법을 이용한 개량체를 중력식 옹벽과 같은 강체로 간주한 것, 교반혼합 방식이 다름에도 불구하고 심층혼합처리공법의 설계법을 적용한 것에는 한계가 있으므로 향후 이에 대한 지속적인 검증 연구가 필요하다.