1. 서 론

최근 도시 인프라의 고밀화와 친환경 건설에 대한 요구가 증가하면서 구조적 안정성뿐만 아니라 생태성, 경관성 및 시공성을 함께 확보할 수 있는 옹벽 형식의 필요성이 커지고 있다. 식생블록 옹벽은 콘크리트 블록을 적층하여 벽체를 형성하고 전면에 토양과 식생을 도입하는 구조물로서, 도시 녹지 확보, 생태환경 복원 및 경관 개선 등의 장점이 있다. 또한 모듈식 조립구조를 적용하므로 시공이 비교적 간편하고 손상된 블록을 개별적으로 교체할 수 있어 유지관리 측면에서도 활용성이 높다.

식생블록 옹벽은 현장타설 콘크리트 옹벽과 달리 개별 블록을 적층하여 축조하기 때문에 블록의 자중과 접촉면에서 발휘되는 마찰저항 및 전단 접합요소에 의해 안정성이 확보된다. 따라서 블록 접촉면에서는 토압과 상재하중의 작용에 따라 상대변위, 국부적인 미끄러짐 및 접촉 분리와 같은 불연속 거동이 발생할 수 있다. 이러한 거동은 벽체 전체가 하나의 연속된 구조체로 거동하는 일체식 옹벽과 구별되는 블록식 옹벽의 주요 구조적 특성이다.

그러나 기존의 식생블록 옹벽 안정성 검토에서는 벽체 전체를 하나의 중력식 구조물로 가정하고 활동, 전도 및 지지력에 대한 안전율을 산정하는 방법이 주로 적용되어 왔다. 이러한 일체거동 가정은 전체적인 외적 안정성을 평가하는 데에는 간편하지만, 블록 간 접촉면의 전단변형과 상대거동을 직접적으로 반영하기 어렵다. 특히 상부 블록은 상재되는 연직하중이 작아 접촉면에서 발휘되는 마찰저항이 상대적으로 작으므로, 일체거동을 가정할 경우 상부 블록의 저항성능을 실제보다 크게 평가할 가능성이 있다. NCMA(1997, 2009)와 Korea Construction Standards Center(2021)에서도 블록식 및 보강토옹벽의 안정성 확보를 위해 블록 접촉면과 전단 연결부의 저항성능을 검토하도록 제시하고 있어, 블록 간 전단특성을 반영한 해석의 필요성이 강조된다.

블록식 옹벽의 안정성과 관련된 연구는 구조해석, 접촉면 전단특성, 토압 산정 및 붕괴원인 분석을 중심으로 수행되어 왔다. Bathurst et al.(2000)은 실규모 보강토옹벽 시험을 통해 벽체의 변형과 보강재 거동을 분석하고, 구성요소 사이의 상호작용이 구조물의 전체 거동에 미치는 영향을 검토하였다. 국내에서는 Oh et al.(2003)이 식생블록 옹벽의 구조적 안전성을 분석하고 보강설계기법을 제시함으로써 식생블록 구조의 안정성 평가와 보강 필요성을 검토하였다.

블록 접촉면의 역학적 특성과 관련하여 Lee and Kim(2008)은 콘크리트 블록 접촉면에 대한 직접전단시험을 수행하고, 연직하중에 따른 전단저항력과 겉보기 마찰각 등의 전단강도 매개변수를 제시하였다. 특히 블록 사이에 고무패드와 전단키를 설치하면 단순 블록–블록 접촉조건보다 전단저항력이 크게 증가하는 것으로 나타나, 전단키와 접촉조건이 블록식 옹벽의 안정성을 지배하는 주요 인자임을 확인하였다. 이러한 시험 결과는 블록 접촉면의 거동을 수치해석에 반영하기 위한 기초자료로 활용할 수 있다.

옹벽에 작용하는 토압과 안정성 평가방법에 관한 연구도 지속적으로 수행되었다. Kim et al.(2014)은 중력식 구조물의 형상에 따른 주동토압 산정방법을 비교하고, 구조물의 배면 형상과 토압이 작용하는 조건을 고려한 설계방법을 제안하였다. Choi et al.(2016)은 뒤채움흙의 내부마찰각과 Rankine법, Coulomb법 및 시행쐐기법 등의 토압 산정방법에 따라 철도교대의 안정성과 부재력이 달라질 수 있음을 제시하였다. 이들 연구는 옹벽 안정성 평가에서 토압의 크기와 작용방향뿐만 아니라 토압 산정방법의 선택도 중요한 설계요인임을 보여준다.

한편, Kim et al.(2013)은 블록식 보강토옹벽의 붕괴사례를 분석하여 뒤채움흙의 다짐 불량, 기초지반의 지지력 부족, 보강재 설치조건 및 배수시설의 결함 등이 구조물의 안정성을 저하시키는 주요 원인임을 제시하였다. 이는 블록식 옹벽의 안정성이 구조계산뿐만 아니라 블록 간 연결상태, 배수조건 및 시공 품질의 영향을 함께 받는다는 것을 의미한다. 최근에는 Singh et al.(2024)이 개별요소법을 이용하여 중력식 옹벽과 뒤채움흙의 변형 및 응력전달 과정을 입자 수준에서 분석하는 등, 옹벽과 지반의 불연속 거동을 직접적으로 모사하려는 연구도 수행되고 있다.

기존 연구를 종합하면 식생블록 옹벽의 구조적 안정성, 블록 접촉면의 전단특성, 토압 산정방법 및 붕괴원인에 관한 연구는 각각 수행되어 왔으나, 직접전단시험에서 도출된 블록 접촉면의 전단특성을 수치모델에 적용하고 기존 일체거동 해석과 정량적으로 비교한 연구는 상대적으로 부족하다. 또한 옹벽 높이와 경사, 상재하중 및 전단키 설치조건을 함께 고려하여 저항모멘트, 변위 및 활동 안전율의 변화를 종합적으로 평가할 필요가 있다.

이에 본 연구에서는 Lee and Kim(2008)의 직접전단시험에서 도출된 블록 접촉면의 전단강도 매개변수를 이용하여 인터페이스 요소의 전단특성을 설정하고, 이를 3차원 유한요소해석에 적용하였다. 식생블록 옹벽을 하나의 연속된 구조체로 가정한 일체형 모델과 개별 블록 사이의 상대거동을 고려한 인터페이스 모델을 각각 구성하고, 옹벽 높이에 따른 저항모멘트와 수평변위를 비교하였다. 또한 시행쐐기법을 적용하여 옹벽 경사 1:0.1∼1:0.5와 상재하중 0kPa 및 10kPa 조건에서 일체거동과 개별거동에 대한 활동 안전율을 산정하였다. 블록–블록 접촉조건과 블록–패드–키–블록 접촉조건을 비교하여 전단 접합요소가 활동 안정성에 미치는 영향도 분석하였다.

본 연구의 목적은 블록 접촉면의 전단특성을 고려하지 않는 일체거동 가정의 한계를 규명하고, 식생블록 옹벽의 실제 불연속 거동을 반영할 수 있는 합리적인 안정성 평가방법을 제시하는 데 있다. 연구 결과를 바탕으로 옹벽 높이, 경사, 상재하중 및 전단키 설치조건을 주요 설계변수로 제시하고, 블록식 옹벽의 설계와 안정성 검토에 인터페이스 거동을 반영하기 위한 기초자료를 제공하고자 한다. 다만 본 연구에서는 블록 접촉면의 구조적 거동에 중점을 두었으며, 식생 뿌리의 결속에 따른 보강 효과는 검토범위에서 제외하였다.

2. 식생블록 옹벽의 구조 및 접촉면 전단특성

2.1 식생블록 옹벽의 구조적 특성

식생블록 옹벽은 공장에서 제작된 콘크리트 블록을 일정한 경사로 적층하여 벽체를 형성하고, 블록 내부 또는 전면에 토양과 식생을 도입한 자립식 구조물이다. 일반적인 현장타설 콘크리트 옹벽과 달리 개별 블록의 조립을 통해 시공되므로 현장조건에 대한 적용성이 높고, 손상된 블록을 부분적으로 교체할 수 있어 시공과 유지관리가 비교적 용이하다.

식생블록 옹벽은 구조적 안정성뿐만 아니라 배수성, 환경성, 시공성, 유지관리성 및 경관성을 함께 확보할 수 있다는 특징이 있다. 블록 내부의 식생공간과 블록 사이의 공극은 배수경로로 활용될 수 있으며, 전면 식생은 도시 녹지 확보와 생태환경 복원 및 경관 개선에 기여한다. 식생블록 옹벽의 주요 특성은 Table 1에 정리하였다.

식생블록 옹벽은 블록 자중과 기초지반의 마찰저항뿐만 아니라 블록 접촉면에서 발휘되는 전단저항에 의해 안정성이 확보된다. 옹벽 배면에는 뒤채움흙에 의한 토압이 작용하며, 블록 내부에 채워지는 토양과 식생은 구조물의 자중과 배수조건에 영향을 미친다. 식생블록 옹벽의 일반적인 단면 구성은 Fig. 1과 같다.

Fig. 1

Cross-section of a vegetated block retaining wall

개별 블록은 식생이 정착할 수 있도록 내부에 개구부가 형성되어 있으며, 상·하부 블록 사이에는 상대변위를 억제하기 위한 고무패드와 전단키를 설치할 수 있다. 고무패드는 블록 접촉면의 불균일성을 완화하고 접촉면적을 확보하는 역할을 하며, 전단키는 블록의 설치 홈에 결합되어 수평방향 상대변위에 기계적으로 저항한다. 본 연구에서 검토한 식생블록의 형상, 주요 치수 및 접합부 구성은 Fig. 2에 나타내었다.

Fig. 2

Configuration and dimensions of the vegetated retaining wall block

식생블록 옹벽은 개별 블록이 반복적으로 적층되는 이산체 구조이므로 블록 사이에 강결조건이 형성되지 않는다. 이에 따라 토압이 작용하면 블록 접촉면에서 미세한 미끄러짐과 회전이 발생하고, 이러한 상대거동이 벽체 상부로 갈수록 누적될 수 있다. 특히 상부 블록은 상재되는 연직하중이 작아 접촉면에서 발휘되는 마찰저항이 상대적으로 작으므로 하부 블록보다 수평변위와 분리 가능성이 커질 수 있다.

식생블록 옹벽의 안정성은 옹벽 높이, 벽면 경사, 블록의 형상과 자중, 뒤채움흙의 물성, 상재하중 및 블록 접촉면의 전단저항 특성에 의해 결정된다. 또한 배수 불량으로 배면 수압이 증가하거나 뒤채움흙의 다짐이 충분하지 않은 경우에는 토압과 변위가 증가하여 구조적 안정성이 저하될 수 있다. 따라서 식생블록 옹벽의 안정성 평가는 전체 벽체에 대한 활동, 전도 및 지지력뿐만 아니라 개별 블록 접촉면에서 발생하는 전단거동을 함께 고려해야 한다.

2.2 블록 접촉면의 전단저항 특성

블록식 옹벽의 개별거동을 합리적으로 평가하기 위해서는 블록 접촉면에서 발휘되는 전단저항력을 정량적으로 산정해야 한다. 블록 접촉면의 전단저항력은 블록의 표면 거칠기, 연직하중, 마찰특성 및 전단키와 같은 접합요소의 설치 여부에 따라 달라진다. 특히 블록 상부에 작용하는 연직하중이 증가하면 접촉면의 마찰저항도 증가하므로 블록단별 전단저항력에 차이가 발생한다.

Lee and Kim(2008)은 콘크리트 블록 접촉면의 전단특성을 규명하기 위해 블록–블록 조건과 블록 사이에 고무패드 및 전단키를 설치한 조건에 대해 직접전단시험을 수행하였다. 시험 결과, 연직하중이 증가함에 따라 최대 전단저항력도 점진적으로 증가하였으며, 고무패드와 전단키를 설치한 조건의 평균 최대 전단하중은 블록–블록 조건보다 약 1.3∼2.4배 크게 나타났다. 최대 전단저항력에 대응하는 전단변위는 대부분 약 20mm 부근에서 발생하였다.

전단력–변위 관계는 최대 전단저항력에 도달한 이후 점진적으로 감소하면서 일정한 잔류 전단강도를 유지하는 형태로 나타났다. 블록–블록 조건에서는 접촉면의 마찰저항이 전단거동을 지배하지만, 고무패드와 전단키를 설치한 조건에서는 마찰저항과 함께 전단키의 기계적 구속효과가 발휘된다. 이에 따라 최대 전단저항력에 도달한 이후에도 전단키와 설치 홈의 맞물림에 의해 일정 수준의 잔류 전단저항이 유지되는 것으로 판단된다.

분리형 블록 접촉면에서 발휘되는 단위 폭당 전단저항력은 NCMA(1997, 2009)에서 제시한 식 (1)과 같이 산정할 수 있다. 식 (1)은 연직하중에 의해 발휘되는 마찰저항과 연직하중이 작용하지 않는 조건에서도 발휘되는 겉보기 최소 전단저항력의 합으로 블록 접촉면의 전단저항력을 나타낸다.

여기서, au : 블록 사이의 겉보기 최소 전단저항력(kN/m)

W : 블록 접촉면에 작용하는 연직하중(kN/m)

λu : 블록 사이의 겉보기 마찰각(°)

직접전단시험에서 산정된 접촉조건별 전단강도 매개변수는 Table 2와 같다. 블록–블록 조건에서는 겉보기 최소 전단저항력과 겉보기 마찰각이 각각 1.7kN/m와 27.6°로 산정되었다. 블록–패드–키–블록 조건에서는 각각 20.9kN/m와 26.0°로 산정되었다.

고무패드와 전단키를 설치한 경우 겉보기 마찰각은 블록–블록 조건보다 다소 감소하였으나, 겉보기 최소 전단저항력은 약 12.3배 증가하였다. 이는 전단키가 블록의 설치 홈과 맞물려 상대변위에 기계적으로 저항함으로써 연직하중에 의한 마찰저항 외에 추가적인 전단저항을 제공하기 때문이다. 따라서 전단키는 단순히 접촉면의 마찰을 증가시키는 부속요소가 아니라 블록 사이의 하중전달 경로를 형성하고 개별 블록의 활동을 억제하는 주요 구조요소로 평가할 수 있다.

본 연구에서는 Table 2의 전단강도 매개변수와 직접전단시험에서 도출된 전단력–변위 관계를 이용하여 블록 접촉면의 인터페이스 특성을 설정하였다. 이를 통해 옹벽 전체를 하나의 구조물로 가정한 일체형 모델과 개별 블록의 상대거동을 고려한 인터페이스 모델을 구성하고, 접촉면의 전단특성이 식생블록 옹벽의 저항모멘트, 변위 및 활동 안정성에 미치는 영향을 검토하였다.

3. 수치해석 방법 및 모델링

3.1 해석 개요

본 연구에서는 블록 접촉면의 전단특성이 식생블록 옹벽의 구조적 거동에 미치는 영향을 평가하기 위해 3차원 유한요소해석을 수행하였다. 수치해석은 옹벽 전체를 하나의 연속된 구조체로 가정한 일체형 모델과 개별 블록 사이에 인터페이스 요소를 적용한 인터페이스 모델로 구분하였다. 두 모델에서 산정된 저항모멘트와 수평변위를 비교하여 블록 간 상대거동을 고려하지 않는 기존 해석방법의 적용성을 검토하였다.

해석대상은 사질토 지반에 설치된 식생블록 옹벽으로 설정하였으며, 옹벽 배면에는 2m 두께의 뒤채움흙을 적용하였다. 옹벽 높이는 3∼7m로 변화시켰고 벽면 경사는 1:0.5로 설정하였다. 옹벽 높이에 따른 블록단수는 실제 블록 높이와 적층조건을 기준으로 결정하였으며, 각 높이에서 동일한 블록 형상과 접촉조건을 적용하였다.

식생블록 옹벽에 작용하는 주요 하중은 블록의 자중과 뒤채움흙에 의한 토압으로 구분하였다. 자중은 블록의 단위중량과 형상을 고려하여 모델에 직접 적용하였으며, 토압은 뒤채움흙의 단위중량, 내부마찰각, 벽면마찰각 및 옹벽 경사를 고려하여 산정하였다. 자중과 토압에 의한 거동을 각각 분석함으로써 하중조건별 수평방향 및 연직방향 휨모멘트의 분포 특성을 검토하였다.

수치해석의 주요 검토항목은 블록단별 저항모멘트, 옹벽 저부 및 상부의 수평변위, 옹벽 높이에 따른 변위 증가율로 설정하였다. 저항모멘트는 일체형 모델과 인터페이스 모델에서 산정된 값을 블록단별로 비교하였으며, 수평변위는 옹벽 저부와 최상부에서 각각 산정하였다. 이를 통해 블록 접촉면의 상대변위가 옹벽 전체의 변형과 사용성에 미치는 영향을 평가하였다.

3.2 검토조건

수치해석 모델은 원지반, 뒤채움흙, 콘크리트 블록 및 고무패드로 구성하였다. 원지반과 뒤채움흙은 단위중량, 점착력 및 내부마찰각을 적용하여 토압을 하중조건으로 모사하였다. 콘크리트 블록은 압축강도, 탄성계수, 포아송비 및 단위중량을 적용하였으며, 고무패드는 탄성계수, 포아송비 및 단위중량을 이용하여 모델링하였다.

뒤채움흙과 원지반의 강도정수는 대상 지반조건을 대표할 수 있는 값을 적용하였으며, 콘크리트 블록과 고무패드의 물성은 사용 재료의 일반적인 물성과 시험자료를 기준으로 설정하였다. 수치해석에 적용한 지반 및 구조재료의 입력물성은 Table 3에 정리하였다.

원지반과 뒤채움흙은 자중 및 토압의 작용에 따른 변형을 모사할 수 있도록 모델링하였으며, 콘크리트 블록은 개별 블록에 발생하는 휨모멘트와 변위를 산정할 수 있도록 구조요소로 구현하였다. 재료별 물성은 일체형 모델과 인터페이스 모델에 동일하게 적용하여 두 해석 결과의 차이가 블록 접촉면의 모델링 조건에 의해서만 발생하도록 하였다.

3.3 블록 접촉면 모델링

일체형 모델에서는 인접한 블록 사이에 상대변위와 분리가 발생하지 않는 것으로 가정하였다. 이에 따라 블록 접촉면의 절점과 자유도를 연속적으로 연결하여 전체 벽체가 하나의 구조물로 거동하도록 모델링하였다. 이 조건에서는 상부 블록에 작용하는 하중이 블록 접촉면의 전단저항과 관계없이 하부 블록으로 연속적으로 전달된다.

인터페이스 모델에서는 개별 블록을 각각 독립된 구조요소로 구성하고, 인접한 블록 사이에 인터페이스 요소를 적용하였다. 인터페이스 요소는 블록 접촉면에서 발생하는 전단변형과 상대 미끄러짐을 허용하면서 접촉면의 전단저항력을 전달하도록 설정하였다. 이에 따라 토압이 작용할 때 각 블록에서 발생하는 상대변위와 전단변형이 벽체 전체의 거동에 반영되도록 하였다.

블록 접촉면의 전단특성은 Lee and Kim(2008)의 직접전단시험 결과를 이용하여 설정하였다. 전단력–변위 곡선의 초기 기울기를 이용하여 접촉면의 전단강성을 산정하고, 이를 블록 접촉면적과 요소조건에 적합한 전단스프링 강성으로 환산하였다. 또한 접촉면에서 발휘될 수 있는 최대 전단저항력은 식 (1)과 Table 2에 제시된 겉보기 최소 전단저항력 및 겉보기 마찰각을 이용하여 결정하였다.

블록–블록 접촉조건은 전단키가 설치되지 않은 상태를 나타내며, 접촉면의 마찰저항이 전단거동을 지배하도록 설정하였다. 블록–패드–키–블록 접촉조건에서는 고무패드에 의한 접촉과 전단키의 기계적 구속효과를 함께 반영하였다. 전단저항력이 한계값에 도달하기 전에는 인터페이스 요소의 전단강성에 따라 전단력이 증가하고, 한계값에 도달한 이후에는 블록 사이의 상대 미끄러짐이 발생하도록 모델링하였다.

일체형 모델은 블록 접촉면에서 상대변위가 발생하지 않으므로 벽체의 전체적인 변형이 연속적으로 나타난다. 반면 인터페이스 모델은 각 접촉면에서 발생하는 미세한 전단변위가 누적되므로 옹벽 상부로 갈수록 수평변위가 증가할 수 있다. 이러한 모델링 차이를 통해 일체거동 가정이 블록단별 저항모멘트와 상부 변위를 과대 또는 과소평가하는지를 검토하였다.

3.4 수치해석 수행 절차 및 해석 모델링

식생블록 옹벽과 주변 지반의 3차원 수치해석 모델은 Fig. 3과 같이 구성하였다. Fig. 3(a)는 구조해석 수행 절차 흐름도이며, Fig. 3(b)는 개별 블록과 블록 접촉면의 인터페이스 요소를 적용한 3차원 해석모델을 나타낸다.

Fig. 3

3D Numerical model

해석영역의 하부 경계는 기반암 조건을 모사하기 위해 수평 및 연직방향 변위를 구속하였다. 측면과 배면 경계는 옹벽의 하중에 의한 변형이 해석경계의 영향을 최소한으로 받도록 옹벽에서 충분히 이격하여 설정하였다. 또한 지반 측면에서는 경계면에 수직한 방향의 변위를 구속하고, 연직방향 변위는 허용하여 지반 자중에 의한 초기 응력상태가 형성되도록 하였다.

수치해석은 초기 지반조건 설정, 자중 재하 및 토압 적용 순서로 수행하였다. 먼저 원지반과 뒤채움흙의 자중에 의한 초기 응력상태를 형성한 후 식생블록 옹벽의 자중을 적용하였다. 이후 뒤채움흙에 의해 발생하는 토압을 단계적으로 재하하여 블록별 휨모멘트와 수평변위를 산정하였다.

자중에 의한 휨모멘트와 토압에 의한 휨모멘트는 각각 수평방향과 연직방향으로 구분하여 분석하였다. 수평방향 휨모멘트는 옹벽의 전도와 블록의 수평거동에 직접적인 영향을 미치는 주요 부재력으로 평가하였다. 연직방향 휨모멘트는 블록 형상과 계단식 적층구조에 의해 코너부 및 연결부에 발생하는 국부적인 거동을 검토하는 데 활용하였다.

변위는 옹벽 저부와 최상부에서 산정하였으며, 일체형 모델과 인터페이스 모델의 수평변위를 비교하였다. 또한 옹벽 높이별 상부 변위를 허용변위 기준인 H/200과 비교하여 구조적 안전성뿐만 아니라 사용성을 함께 평가하였다. 해석 결과는 블록단별 저항모멘트와 옹벽 높이별 변위로 구분하여 분석하였다.

4. 수치해석 결과 및 분석

4.1 저항모멘트 특성

4.1.1 블록단별 저항모멘트

식생블록 옹벽의 블록 접촉면 모델링 조건에 따른 구조적 거동을 비교하기 위해 일체형 모델과 인터페이스 모델에서 발생하는 휨모멘트를 분석하였다. Fig. 4는 높이 5m, 경사 1:0.5인 옹벽에서 자중과 토압에 의해 발생한 수평방향 및 연직방향 휨모멘트의 분포를 나타낸다.

Fig. 4(a)에 나타난 자중에 의한 수평방향 휨모멘트는 옹벽 상부에서 하부로 갈수록 증가하였으며, 기초부와 하부 블록에 집중되는 분포를 보였다. 이는 상부 블록의 자중이 하부로 누적되면서 하부 블록에서 전도에 저항하는 모멘트가 크게 발생하기 때문이다. 반면 Fig. 4(b)의 자중에 의한 연직방향 휨모멘트는 수평방향 휨모멘트보다 작았으며, 블록의 배면 상부 코너와 하부 모서리에서 국부적으로 발생하였다.

Fig. 4(c)의 토압에 의한 수평방향 휨모멘트는 벽체 전체 높이에 걸쳐 발생하였으며, 토압의 누적과 블록 간 하중전달에 따라 하부로 갈수록 증가하는 경향을 나타냈다. 자중에 의한 모멘트가 주로 기초부와 하부 블록에 집중된 것과 달리 토압에 의한 모멘트는 중·상부 블록에서도 비교적 뚜렷하게 나타났다. Fig. 4(d)의 토압에 의한 연직방향 휨모멘트는 전체적인 크기는 작았으나, 옹벽의 계단식 형상과 배면 경사의 영향으로 배면 하단 코너와 블록 연결부에 국부적으로 집중되었다.

Fig. 4

Horizontal and vertical bending moments due to self-weight and earth pressure (H = 5m)

일체형 모델과 인터페이스 모델에서 산정된 블록단별 저항모멘트는 Table 4에 비교하였다. 여기서 A는 블록 접촉면의 상대거동을 고려한 인터페이스 모델의 저항모멘트이고, B는 식생블록 옹벽 전체를 하나의 구조체로 가정한 일체형 모델의 저항모멘트이다. A/B는 일체형 모델에 대한 인터페이스 모델의 저항모멘트 비율이며, B/A는 일체형 모델이 인터페이스 모델의 저항모멘트를 어느 정도 크게 평가하는지를 나타내는 과대평가 배율이다.

Table 4에 나타난 바와 같이 모든 블록단에서 일체형 모델의 저항모멘트가 인터페이스 모델보다 크게 산정되었다. 최상단인 9단에서 인터페이스 모델과 일체형 모델의 저항모멘트는 각각 0.791과 3.237로 산정되었으며, 일체형 모델의 저항모멘트는 인터페이스 모델의 약 4.09배로 나타났다. 인터페이스 모델의 저항모멘트는 일체형 모델의 약 24.4%에 불과하여 두 모델 사이의 차이가 가장 크게 발생하였다.

상부 블록은 상재되는 연직하중이 작아 접촉면에서 발휘되는 마찰저항과 구속력이 상대적으로 작다. 인터페이스 모델에서는 이러한 접촉조건이 반영되어 블록 사이의 상대변위와 회전이 발생하지만, 일체형 모델에서는 접촉면의 상대거동이 완전히 구속된다. 이에 따라 일체형 모델은 상부 블록의 실제 저항성능을 크게 평가하는 것으로 나타났다.

하부로 갈수록 상부 블록의 자중이 누적되어 접촉면에 작용하는 연직하중과 마찰저항이 증가하므로 두 모델 사이의 차이는 점차 감소하였다. 최하단인 1단에서 인터페이스 모델과 일체형 모델의 저항모멘트는 각각 48.416과 71.911로 산정되었다. 인터페이스 모델의 저항모멘트는 일체형 모델의 약 67.3%였으며, 일체형 모델의 과대평가 배율은 약 1.49배로 감소하였다.

이러한 결과는 일체거동 가정에 따른 저항모멘트의 과대평가가 모든 블록단에서 동일하게 발생하는 것이 아니라, 연직하중과 접촉면 구속력이 작은 상부 블록에서 더욱 크게 발생한다는 것을 보여준다. 따라서 식생블록 옹벽의 안정성을 합리적으로 평가하기 위해서는 전체 벽체의 저항모멘트뿐만 아니라 블록단별 접촉조건과 하중전달 특성을 함께 고려해야 한다.

4.1.2 옹벽 높이에 따른 저항모멘트

옹벽 높이에 따른 저항모멘트의 변화를 평가하기 위해 높이 3∼7m의 식생블록 옹벽에 대해 동일한 경사와 접촉조건을 적용하여 해석하였다. 옹벽 높이별 자중 및 토압에 의한 저항모멘트와 블록단별 기여율은 Table 5에 정리하였다.

자중에 의한 수평방향 저항모멘트는 옹벽 높이가 증가함에 따라 비선형적으로 증가하였다. 옹벽 높이가 3m에서 7m로 증가할 때 저항모멘트는 약 17.6배 증가하였으며, 이는 옹벽 높이의 증가에 따라 블록 자중과 모멘트 팔길이가 함께 증가하기 때문이다. 따라서 자중은 식생블록 옹벽의 전도에 저항하는 주요 요소로 작용하는 것으로 나타났다.

자중에 의한 수평방향 저항모멘트는 모든 옹벽 높이에서 기초부와 하부 블록에 집중되었다. 높이 3m인 옹벽에서는 하부 1∼2단이 전체 저항모멘트의 약 72%를 담당하였으며, 상부 4∼5단의 기여율은 약 10%였다. 높이 4m인 옹벽에서는 하부 1∼3단의 기여율이 약 78%로 나타난 반면, 상부 5∼7단의 기여율은 약 9%에 그쳤다. 높이 7m인 옹벽에서도 하부 1∼5단이 전체 저항모멘트의 약 76%를 담당하였으며, 최상부 9∼13단의 기여율은 약 6%로 나타났다.

자중에 의한 연직방향 저항모멘트는 수평방향 저항모멘트보다 작았으며, 옹벽 높이와 관계없이 수평 띠 형태의 분포를 보였다. 상대적으로 큰 값은 배면 상부 코너와 하부 모서리에서 국부적으로 발생하였다. 따라서 연직방향 저항모멘트는 옹벽의 전체적인 전도 안정성보다 블록의 코너부와 연결부에서 발생하는 국부적인 거동을 평가하는 항목으로 판단된다.

토압에 의한 수평방향 휨모멘트는 자중에 의한 저항모멘트와 달리 벽체 전체 높이에 걸쳐 발생하였다. 옹벽 높이가 증가할수록 토압의 크기와 작용범위가 증가하면서 중·상부 블록에서 발생하는 휨모멘트의 영향도 커졌다. 따라서 높이가 큰 식생블록 옹벽에서는 기초부와 하부 블록의 자중뿐만 아니라 중·상부 블록의 접촉면 전단저항과 연결성능을 함께 확보해야 한다.

토압에 의한 연직방향 휨모멘트는 수평방향 휨모멘트보다 작았으나, 배면 하단 코너와 블록 연결부에서 비교적 뚜렷하게 나타났다. 이는 옹벽의 계단식 적층형상과 배면 경사에 의해 토압의 일부가 국부적으로 전달되기 때문이다. 연직방향 휨모멘트가 집중되는 코너부와 연결부에서는 블록 형상, 전단키의 배치 및 접촉면적을 고려한 상세설계가 필요하다.

저항모멘트 해석 결과를 종합하면 자중에 의한 수평방향 저항모멘트는 기초부와 하부 블록에 집중되므로 기초부 자중과 하부 블록의 접촉성능이 전도 안정성을 좌우한다. 반면 토압에 의한 수평방향 휨모멘트는 중·상부 블록에서도 크게 발생하므로 전단키와 블록 간 인터록을 통해 하중전달 성능을 확보해야 한다. 또한 뒤채움흙의 배수성능을 확보하여 간극수압의 증가를 방지하고, 상재하중을 적절히 관리하여 벽체에 작용하는 토압을 저감할 필요가 있다.

4.2 수평변위 특성

4.2.1 접촉면 모델링 조건에 따른 변위

블록 접촉면의 상대거동이 식생블록 옹벽의 변위에 미치는 영향을 평가하기 위해 일체형 모델과 인터페이스 모델의 수평변위를 비교하였다. 인터페이스 모델의 블록 접촉부는 블록–패드–키–블록으로 구성하고 직접전단시험에서 도출된 전단특성을 적용하였다. 토압은 시행쐐기법으로 산정하였으며, 옹벽 높이 3∼7m와 경사 1:0.5 조건에서 해석을 수행하였다.

Fig. 5는 높이 5m인 식생블록 옹벽에 토압이 작용할 때 일체형 모델과 인터페이스 모델에서 발생한 수평변위 분포를 나타낸다. Fig. 5(a)는 옹벽 전체를 하나의 구조체로 가정한 일체형 모델의 변위이고, Fig. 5(b)는 개별 블록 사이에 인터페이스 요소를 적용한 모델의 변위이다.

Fig. 5

Displacement distributions for different interface conditions

일체형 모델에서는 옹벽 저부와 상부의 수평변위가 각각 6.140mm와 6.141mm로 산정되어 벽체 전체에서 거의 동일한 변위가 발생하였다. 이는 블록 접촉면의 상대변위가 구속되어 벽체가 하나의 강체와 유사하게 거동하기 때문이다.

인터페이스 모델에서는 옹벽 저부의 수평변위가 6.140mm로 일체형 모델과 동일하게 나타났으나, 상부 변위는 23.117mm로 증가하였다. 인터페이스 모델의 상부 변위는 일체형 모델의 약 3.76배로, 블록 접촉면에서 발생하는 미세한 미끄러짐과 전단변형이 상부로 갈수록 누적된 결과로 판단된다.

일체형 모델은 블록 간 상대거동을 고려하지 않으므로 저부와 상부의 변위를 거의 동일하게 평가하였다. 이러한 해석은 식생블록 옹벽의 전체적인 이동량을 평가하는 데에는 적용할 수 있으나, 접촉면의 변위 누적으로 발생하는 상부 블록의 변형과 이탈 가능성을 과소평가할 수 있다. 반면 인터페이스 모델은 개별 블록의 상대변위와 회전을 허용하므로 블록식 옹벽의 불연속적인 변형 특성을 보다 현실적으로 나타내는 것으로 판단된다.

4.2.2 옹벽 높이에 따른 변위

옹벽 높이에 따른 저부 및 상부 수평변위와 일체형 모델 대비 인터페이스 모델의 변위 증가배율은 Table 6에 정리하였다. 변위에 대한 사용성은 본 연구에서 적용한 허용변위 기준 H/200과 비교하여 평가하였다.

일체형 모델에서는 모든 옹벽 높이에서 저부 변위와 상부 변위가 거의 동일하게 나타났다. 높이 3m인 옹벽의 저부 및 상부 변위는 모두 2.486mm였으며, 높이 7m인 옹벽에서도 각각 10.669mm와 10.671mm로 산정되었다. 이는 옹벽 높이가 증가하더라도 벽체 내부에서 상대변위가 발생하지 않고 전체 블록이 연속된 구조체로 거동하기 때문이다.

인터페이스 모델에서는 모든 옹벽 높이에서 상부 변위가 저부 변위보다 크게 나타났다. 높이 3m인 옹벽의 상부 변위는 7.899mm로 일체형 모델보다 약 3.18배 증가하였다. 높이 4m와 5m에서는 각각 13.416mm와 23.117mm로 산정되어 일체형 모델의 약 3.26배와 3.76배로 증가하였다.

높이 6m인 옹벽의 인터페이스 모델 상부 변위는 23.845mm로 일체형 모델의 약 2.75배였으며, 높이 7m에서는 46.342mm로 증가하여 약 4.34배의 최대 증가배율을 나타냈다. 변위 증가배율은 옹벽 높이에 따라 단조롭게 증가하지는 않았으나, 모든 높이에서 인터페이스 모델의 상부 변위가 일체형 모델보다 크게 산정되었다. 이는 블록 접촉면에서 발생하는 변위의 크기가 옹벽 높이뿐만 아니라 연직하중에 따른 전단저항과 블록단별 하중 재분배의 영향을 함께 받기 때문이다.

허용변위 기준 H/200을 적용한 결과, 높이 3m, 4m, 5m 및 6m인 옹벽은 허용변위 기준을 만족하였다. 높이 5m인 옹벽의 상부 변위는 23.117mm로 허용변위 25.0mm의 약 92.5%에 도달하여 변위에 대한 여유가 크지 않은 것으로 나타났다.

높이 7m인 옹벽의 상부 변위는 46.342mm로 허용변위 35.0mm를 약 11.342mm 초과하였다. 이는 허용변위의 약 132.4%에 해당하며, 높이가 증가할수록 블록 접촉면에서 누적되는 상대변위가 사용성에 중요한 영향을 미칠 수 있음을 보여준다.

수평변위 해석 결과를 종합하면 일체형 모델은 블록 접촉면의 상대거동을 구속하므로 식생블록 옹벽 상부의 변위를 과소평가할 가능성이 있다. 특히 높이가 큰 옹벽에서는 블록 사이의 미세한 전단변위가 상부로 갈수록 누적되어 허용변위를 초과할 수 있다. 따라서 식생블록 옹벽의 사용성을 합리적으로 평가하기 위해서는 인터페이스 모델을 적용하고, 상부 변위가 큰 경우 전단키의 구속성능 강화, 블록 맞물림 개선, 벽면 경사 완화 및 옹벽 높이 제한 등의 대책을 검토해야 한다.

5. 시행쐐기법에 의한 활동 안정성 평가

5.1 검토방법 및 해석조건

옹벽의 활동 안정성은 벽체에 작용하는 수평토압과 블록 및 기초면에서 발휘되는 전단저항력의 관계에 의해 결정된다. 따라서 활동 안전율을 합리적으로 산정하기 위해서는 뒤채움흙의 파괴형상과 벽체에 작용하는 주동토압을 적절하게 평가해야 한다. 본 연구에서는 식생블록 옹벽의 활동 안정성을 검토하기 위해 시행쐐기법을 적용하였다.

Rankine법과 Coulomb법은 토압을 비교적 간단하게 산정할 수 있으나, 벽체의 계단식 형상과 다양한 경사를 갖는 식생블록 옹벽의 기하학적 특성을 반영하는 데에는 한계가 있다. 시행쐐기법은 옹벽 배면에 형성될 수 있는 여러 파괴쐐기를 가정하고, 각 파괴면에서 힘의 평형조건을 만족하는 토압을 반복적으로 산정하는 방법이다. 산정된 토압 중 가장 큰 값이 발생하는 파괴각을 임계 파괴면으로 결정함으로써 옹벽에 작용하는 주동토압을 평가한다.

시행쐐기법에서는 뒤채움흙의 자중, 상재하중, 내부마찰각, 벽면마찰각, 옹벽 경사 및 파괴면 경사를 고려하여 토압을 산정하였다. 뒤채움흙의 파괴각을 단계적으로 변화시키면서 각 쐐기에 작용하는 힘의 평형조건을 검토하고, 옹벽에 가장 불리한 토압이 발생하는 조건을 활동 안정성 평가에 적용하였다.

검토대상은 높이 H=3.25m인 식생블록 옹벽으로 설정하였다. 뒤채움흙의 내부마찰각은 30.0°, 벽면마찰각은 23.33°, 단위중량은 20.0kN/m³를 적용하였다. 옹벽 경사는 1:0.1∼1:0.5로 변화시켰으며, 상재하중은 0kPa과 10kPa으로 구분하였다. 시행쐐기법에 적용한 기본조건은 Table 7과 같다.

Table 7의 조건을 기준으로 각 옹벽 경사에서 임계 파괴면과 주동토압을 산정하였다. 경사 1:0.5인 기준단면에서 토압면과 연직선이 이루는 각도는 -5.711°로 산정되었으며, 다른 경사에서도 동일한 방법으로 임계 파괴각을 결정하였다. 산정된 토압의 수평분력은 각 블록의 활동력으로 적용하고, 연직분력은 블록 접촉면에 작용하는 연직하중에 포함하였다.

5.2 일체거동 및 개별거동의 평가방법

식생블록 옹벽의 활동 안정성은 벽체 전체가 하나의 구조물로 거동하는 일체거동과 각 블록이 독립적으로 거동하는 개별거동으로 구분하여 평가하였다. 이를 통해 기존의 일체거동 기반 검토방법과 블록 접촉면의 전단특성을 고려한 검토방법 사이의 차이를 비교하였다.

일체거동 조건에서는 식생블록 옹벽 전체를 하나의 중력식 구조물로 가정하였다. 옹벽 전체에 작용하는 수평토압을 활동력으로 적용하고, 블록 전체의 자중, 기초면의 마찰저항 및 전단키에 의한 저항을 활동저항력으로 고려하였다. 일체거동 안전율은 전체 활동저항력을 전체 수평활동력으로 나누어 산정하였다.

개별거동 조건에서는 각 블록이 인접 블록과 독립적으로 활동할 수 있는 것으로 가정하였다. 각 블록에 작용하는 토압의 수평분력을 활동력으로 적용하고, 블록 접촉면에서 발휘되는 전단저항력을 활동저항력으로 적용하였다. 블록 접촉면의 전단저항력은 식 (1)과 Table 2의 겉보기 최소 전단저항력 및 겉보기 마찰각을 이용하여 산정하였다.

개별거동 검토는 전단키가 설치되지 않은 블록–블록 조건과 고무패드 및 전단키가 설치된 블록–패드–키–블록 조건으로 구분하였다. 블록–블록 조건에서는 접촉면의 마찰저항이 활동에 저항하는 주요 요소로 작용한다. 블록–패드–키–블록 조건에서는 접촉면의 마찰저항과 함께 전단키의 기계적 구속력이 추가적으로 발휘되는 것으로 고려하였다.

활동에 대한 기준 안전율은 FS≥1.5로 설정하였다. 산정된 안전율이 1.5 이상이면 활동에 대해 안정한 것으로 평가하고, 1.5 미만이면 옹벽 경사 조정, 상재하중 저감 또는 전단키 보강 등의 대책이 필요한 것으로 판단하였다.

5.3 활동 안정성 평가 결과

5.3.1 상재하중의 영향

상재하중이 작용하지 않는 0kPa 조건에서 옹벽 경사와 접촉조건에 따른 활동 안전율은 Table 8과 같다. 일체거동과 개별거동을 각각 적용하였으며, 개별거동은 블록–블록 조건과 블록–패드–키–블록 조건으로 구분하였다.

상재하중 0kPa 조건에서는 모든 옹벽 경사와 접촉조건에서 활동 안전율이 기준값인 1.5 이상으로 산정되었다. 가장 작은 안전율은 경사 1:0.1의 블록–블록 개별거동 조건에서 산정된 1.550이었다. 동일한 경사에서 일체거동과 블록–패드–키–블록 개별거동의 안전율은 각각 1.811과 2.678로 나타났다.

옹벽 경사가 1:0.1에서 1:0.5로 완만해짐에 따라 일체거동 안전율은 1.811에서 3.468로 증가하였다. 블록–블록 개별거동의 안전율은 1.550에서 3.234로 증가하였으며, 블록–패드–키–블록 개별거동의 안전율은 2.678에서 5.427로 증가하였다. 따라서 상재하중이 작용하지 않는 조건에서는 모든 검토단면이 기준 안전율을 만족하였으나, 급경사 조건에서는 블록 접촉상태에 따라 안전율의 여유가 크지 않은 것으로 나타났다.

상재하중 10kPa 조건에서 산정된 활동 안전율은 Table 9와 같다. 상재하중이 작용하면 옹벽 배면의 토압과 수평활동력이 증가하므로 모든 경사와 접촉조건에서 안전율이 감소하였다.

경사 1:0.1에서 일체거동과 블록–블록 개별거동의 안전율은 각각 1.430과 1.321로 산정되어 기준 안전율을 만족하지 못하였다. 반면 블록–패드–키–블록 개별거동의 안전율은 2.085로 나타나 동일한 경사에서도 전단 접합요소를 적용하면 활동 안정성이 확보되는 것으로 나타났다.

경사 1:0.2에서는 일체거동 안전율이 1.575로 기준을 만족하였으나, 블록–블록 개별거동 안전율은 1.460으로 기준에 미달하였다. 이는 일체거동 가정에서는 안정한 것으로 평가되는 단면이 블록 접촉면의 상대거동을 고려하면 불안정한 것으로 판정될 수 있음을 보여준다. 블록–패드–키–블록 조건의 안전율은 2.358로 산정되어 전단키 적용에 따른 안정성 향상효과가 확인되었다.

경사 1:0.3∼1:0.5에서는 모든 거동조건에서 활동 안전율이 1.5 이상으로 산정되었다. 그러나 동일한 경사에서도 블록–블록 개별거동 안전율은 일체거동 안전율보다 낮게 나타났으므로, 상재하중이 작용하는 조건에서는 전체 옹벽에 대한 활동 검토뿐만 아니라 개별 블록의 활동 가능성도 함께 평가해야 한다.

5.3.2 일체거동과 개별거동의 차이

전단키가 설치되지 않은 블록–블록 조건에서는 모든 경사에서 개별거동 안전율이 일체거동 안전율보다 낮게 산정되었다. 상재하중 0kPa 조건에서 블록–블록 개별거동 안전율은 일체거동 안전율의 약 0.86∼0.93배였으며, 상재하중 10kPa 조건에서는 약 0.92∼0.93배로 나타났다.

블록–블록 조건에서 일체거동 안전율이 상대적으로 크게 산정된 것은 전체 벽체를 하나의 구조물로 가정하면서 개별 블록 접촉면에서 발생할 수 있는 미끄러짐과 분리를 고려하지 않았기 때문이다. 특히 급경사 조건에서는 블록 접촉면의 전단저항력이 충분히 발휘되지 못하므로 일체거동과 개별거동의 차이가 크게 발생하였다. 이는 제4장에서 일체형 모델이 인터페이스 모델보다 저항모멘트를 크게 산정한 결과와도 일치한다.

반면 블록–패드–키–블록 조건에서는 개별거동 안전율이 일체거동 안전율보다 높게 산정되었다. 상재하중 0kPa 조건에서는 개별거동 안전율이 일체거동 안전율의 약 1.48∼1.57배였으며, 상재하중 10kPa 조건에서는 약 1.46∼1.57배로 나타났다.

고무패드와 전단키가 설치되면 블록 접촉면의 겉보기 최소 전단저항력이 증가하고, 전단키와 블록 설치 홈의 맞물림에 의한 기계적 구속효과가 추가된다. 이에 따라 개별 블록의 활동저항력이 크게 증가하여 일체거동으로 산정한 전체 활동 안전율보다 높은 값을 나타낸 것으로 판단된다.

이러한 결과는 일체거동 가정이 항상 안전율을 과대평가하거나 과소평가하는 것이 아니라 블록의 접촉조건에 따라 평가 결과가 달라질 수 있음을 보여준다. 전단 접합요소가 없는 블록–블록 조건에서는 일체거동 가정이 활동 안전율을 과대평가할 수 있으므로 반드시 개별거동 검토를 병행해야 한다.

5.3.3 전단 접합요소의 영향

블록–패드–키–블록 조건과 블록–블록 조건의 개별거동 안전율을 비교한 결과, 전단키의 설치에 따른 안정성 향상효과가 모든 경사와 상재하중 조건에서 확인되었다. 상재하중 0kPa 조건에서 블록–패드–키–블록 접촉면의 활동 안전율은 블록–블록 조건보다 약 1.63∼1.73배 증가하였다.

상재하중 10kPa 조건에서도 블록–패드–키–블록 조건의 활동 안전율은 블록–블록 조건보다 약 1.58∼1.68배 증가하였다. 상재하중이 증가하여 수평활동력이 커지는 경우에도 전단키의 기계적 구속효과가 유지되어 활동 안정성을 향상시키는 것으로 나타났다.

전단키는 블록의 설치 홈과 맞물려 블록 사이의 수평방향 상대변위에 직접 저항한다. 따라서 전단키는 단순히 접촉면의 마찰을 증가시키는 요소가 아니라 상·하부 블록 사이의 하중전달 경로를 형성하는 구조요소로 판단된다. 전단키의 형상, 설치 위치, 재료강도 및 블록 설치 홈과의 결합조건은 블록식 옹벽의 활동 안정성을 결정하는 주요 설계변수로 고려해야 한다.

5.3.4 옹벽 경사의 영향

옹벽 경사가 1:0.1에서 1:0.5로 완만해질수록 모든 접촉조건에서 활동 안전율이 지속적으로 증가하였다. 벽면 경사가 완만해지면 옹벽의 자중에 의한 저항효과가 증가하고, 토압의 수평분력에 대한 저항조건이 개선되기 때문이다.

상재하중 0kPa 조건에서 블록–블록 개별거동의 안전율은 경사 1:0.1에서 1.550이었으나, 경사 1:0.5에서는 3.234로 증가하였다. 블록–패드–키–블록 조건에서도 안전율이 2.678에서 5.427로 증가하여 약 2배의 차이를 나타냈다.

상재하중 10kPa 조건에서 블록–블록 개별거동의 안전율은 경사 1:0.1에서 1.321, 경사 1:0.2에서 1.460으로 기준에 미달하였다. 경사 1:0.3 이상에서는 안전율이 1.672∼2.466으로 산정되어 기준을 만족하였다. 블록–패드–키–블록 조건은 모든 경사에서 기준 안전율을 만족하였으며, 경사가 완만해질수록 안전율이 2.085에서 4.144로 증가하였다.

옹벽 경사는 식생블록 옹벽의 활동 안정성을 지배하는 주요 설계변수로 확인되었다. 특히 상재하중이 작용하고 전단키가 설치되지 않은 경우에는 급경사 구간에서 활동 안전율이 기준에 미달할 수 있다. 따라서 옹벽의 최소 허용경사는 상재하중과 블록 접촉조건을 함께 고려하여 결정해야 하며, 현장여건상 급경사 적용이 필요한 경우에는 전단키 설치와 접촉면 보강을 병행해야 한다.

6. 결 론

본 연구에서는 식생블록 옹벽을 개별 블록 단위로 모델링하여 3차원 유한요소해석과 시행쐐기법을 병행 적용하고, 기존 일체거동 가정과 블록 접촉면의 상대거동을 고려한 해석 결과의 차이를 정량적으로 비교하였다. 본 연구에서 도출된 주요 결론은 다음과 같다.

1) 높이 5m인 옹벽에서 일체형 모델의 저항모멘트는 인터페이스 모델보다 최상단에서 4.09배, 최하단에서 1.49배 크게 산정되었다. 따라서 블록식 옹벽의 안정성 평가에는 블록 접촉면의 상대거동을 반영해야 한다.

2) 인터페이스 모델의 상부 변위는 일체형 모델보다 최대 4.34배 증가하였다. 높이 7m인 옹벽에서는 상부 변위가 허용기준 H/200을 약 32.4% 초과하여 사용성 검토 시 인터페이스 거동의 고려가 필요한 것으로 나타났다.

3) 블록–블록 조건의 개별거동 안전율은 일체거동의 약 0.86∼0.93배였으나, 블록–패드–키–블록 조건에서는 약 1.46∼1.57배로 증가하였다. 일체거동 가정의 적용성은 블록 접촉조건에 따라 달라지므로 개별거동 검토를 병행해야 한다.

4) 고무패드와 전단키의 적용으로 활동 안전율은 블록–블록 조건보다 상재하중 0kPa에서 약 1.63∼1.73배, 10kPa에서 약 1.58∼1.68배 증가하였다. 전단키는 블록 간 하중전달과 상대변위 억제에 중요한 구조요소로 판단된다.

5) 옹벽 경사가 완만해질수록 활동 안전율은 증가하였다. 상재하중 10kN 조건에서는 경사 1:0.2 이하의 블록–블록 개별거동 안전율이 기준값 1.5에 미달하므로 상재하중과 접촉조건을 고려한 최소 경사 설정이 필요하다.

본 연구 결과는 기존 일체거동 해석에 블록 접촉면의 전단특성과 개별거동에 대한 검토를 추가할 필요가 있음을 보여준다. 다만 단일 블록 형상과 정적하중 조건을 대상으로 하였으므로, 향후 다양한 접촉조건에 대한 실규모 시험과 현장계측을 통해 적용성을 검증할 필요가 있다.