1. 서 론
2. 보강토 옹벽 피해현황 및 복구방법
2.1 보강토 옹벽 피해현황
2.2 보강토 옹벽 복구방법
3. 수치해석
3.1 모델링
3.2 수치해석 결과
4. 기존 피해 보강토 옹벽 복구
5. 결 론
1. 서 론
보강토 옹벽은 보강재, 전면벽체 그리고 뒤채움 흙 등 크게 3가지로 구성된다. 보강토 옹벽은 보강재의 종류와 전면벽체의 형식에 따라 다양한 형태로 분류되고, 기존 보강콘크리트 옹벽에 비해 시공의 간편성과 미적인 우수성으로 인해 일반화 되고 있다. Do et al.(2018)에 의하면 약 1,000개의 보강토 옹벽이 고속도로에 공용중이고, 설계 및 시공 단계에 적용되어 향후 수년 내에 고속도로에 추가로 건설될 개소 수는 약 1,000개 이다. 또, 고속도로에 시공된 옹벽의 75%이상이 보강토 옹벽이다(Do et al., 2017).
보강토 옹벽이 일반화됨에 따라 피해사례 또한 증가하고 있다. 다수의 연구자들(Han et al., 2005; Hong et al., 2016; Lee et al., 2018; Won et al., 2013; You and Jung, 2006)에 의하면 보강토 옹벽의 피해원인은 주로 설계 또는 시공 부주의와 집중강우 등의 복합작용에 의한 것으로 보고하고 있다. 보강토 옹벽은 좁은 부지의 효율적인 활용을 위해 구축되므로 피해 발생 시 보강 및 복구가 곤란하고 사용자의 불편이 가중된다. 최근 들어 게릴라성 집중강우 등에 의한 보강토 옹벽의 피해사례가 종종 발생됨에 따라 피해 옹벽의 보강 및 복구 방안에 대한 사회적 관심이 날로 커지고 있다.
Hong et al.(2016)은 붕괴피해가 발생된 식생블록 보강토 옹벽에 대한 복구방안으로 가시설(앵커+Hpile+토류판)을 설치하고, 배면 땅깎기에 의한 피해옹벽제거 후 블록식 보강토 옹벽으로 재시공하여 피해 옹벽을 복구한 사례에 대해 연구하였다. 또, Hong et al.(2014)은 진행성의 전면블록의 변형과 전체사면안정이 우려되는 블록식 보강토 옹벽에 대해 지지력 및 전체사면에 대해 안정성을 확보할 수 있도록 옹벽 상부의 배면 지표면에 5열의 마이크로파일(직경 150mm, 두께 2.9mm)을 1m∼2m간격으로 풍화암까지 보강하는 방안을 제시한 바 있다. Kim et al.(2013)과 Won et al.(2012)은 지오그리드 파단으로 붕괴가 발생된 보강토 옹벽에 쏘일네일링과 보강콘크리트(RC) 전면벽체로 보강하여 복구하는 사례를 연구하였다. 지금까지의 연구는 주로 피해옹벽 복구에 적용된 한 가지 안에 대해 전체사면안정해석에 국한된 경향이 있다.
이와 같은 배경 아래, 본 연구에서는 피해가 발생된 보강토 옹벽에 대해 쏘일네일링과 보강콘크리트 전면벽체로 복구하는 안과 피해 보강토 옹벽 제거 후 재시공하는 하는 안에 대해 Plaxis 2D를 이용하여 일련의 수치해석을 수행하였다. 수치해석 결과를 근거로 피해 옹벽 복구에 적용한 사례를 소개하여 향후 피해 옹벽 복구 및 노후화된 옹벽의 유지관리에 유용한 자료를 제공하고자 한다.
2. 보강토 옹벽 피해현황 및 복구방법
2.1 보강토 옹벽 피해현황
Table 1과 Fig. 1과 Fig. 2는 본 연구 대상 블록식 보강토 옹벽의 기본정보와 위치 그리고 대표 횡단면도를 나타내고 있다. 공장부지 경계에 구축된 보강토 옹벽의 최대높이는 9.7m이고, 전면블록에서 공장건물까지의 이격거리는 9∼11m이고, 준공한지는 약 9년이 경과한 상태이다. 옹벽의 전면에는 공장 진입도로가 위치하고, 배면에는 공장이 위치한다. 지오그리드의 포설길이는 3.5∼4.3m이고, 이는 옹벽 높이의 36∼44%이다. 보강토 옹벽이 준공된 후부터 Fig. 3과 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 배면의 침하와 인장균열 그리고 전면블록이 전도되는 피해가 지속적으로 관찰되었다. 전도에 의한 전면블록의 각기울기는 일반적인 건물의 구조적 손상이 예상되는 한계인 1/150보다 2∼4배 정도 큰 1/87∼1/38로 조사되었다. 따라서, 옹벽 구조물은 시각적으로도 구조적으로도 위험한 상태로 판단된다.
Table 1. Basic information of the damaged GRS wall
| GRS wall | Geogrid | |||
| Height (m) | Length (m) | Tensile Strength (kN/m) | Length (m) | Vertical Spacing (m) |
| 3.9~9.7 | 80.0 | 60, 80, 150 | 3.5~4.3 | 0.6~1.2 |
Fig. 3과 Fig. 4는 옹벽 배면의 침하와 인장균열 그리고 전면블록의 전도 피해 상태를 나타내고 있다. Fig. 2는 보강토 옹벽의 대표 횡단면도이다. 옹벽 배면으로부터 4.3m이격된 곳에 가시설이 위치하고 있다. 가시설은 H-Pile+토류판으로 추정되나 앵커의 설치와 옹벽 구축과정에서의 제거여부는 명확하지 않고, 옹벽 저부로부터 가시설 상단까지의 높이는 4.4m이다. 가시설을 기점으로 옹벽의 높이를 재산정하여 설계한 것으로 추정된다. 즉, 가시설 위로의 옹벽 높이를 적용하여 Fig. 2와 같이 보강재를 배치한 것으로 추정된다. 그 결과 옹벽 높이의 중간에서 지오그리드 보강재의 수직간격은 1.2m로 과도하게 이격되었고, 옹벽 상부의 지오그리드는 주동영역에 배치되어 인발파괴에 대한 설계기준을 충족시키지 못하게 되었다. 이러한 상태에서 옹벽 상부에서 운행하는 중장비 차량하중 등으로 인해 진행성으로 추정되는 배면 침하와 인장균열 그리고 전면블록이 전도되는 피해가 발생된 것으로 생각된다. 따라서, 연구대상 보강토 옹벽에서의 배면 침하와 인장균열 그리고 전면블록의 전도 피해는 보강토의 원리와 이해 부족에 의한 설계부실에 의해 기인된 것으로 판단된다.
2.2 보강토 옹벽 복구방법
보강토 옹벽의 시공공정은 단순하지만, 준공 후로부터 사용중 피해가 발생하게 되면 보강 및 복구가 곤란하고, 복구공사 규모가 커지는 경향이 있다. 일반적으로 피해 보강토 옹벽의 복구 방법으로는 재시공(Hong et al., 2016)과 쏘일네일링과 RC 전면벽체를 보강하는 안(Kim et al., 2013; Won et al., 2012) 등이 적용되고 이다. 본 연구에서도 Table 1과 Fig. 5에 나타낸 바와 같이 쏘일네일링과 RC 전면벽체를 보강하는 안과 피해 보강토 옹벽제거 후 재시공하는 방법으로 배면침하와 전면블록에서 전도피해가 발생된 보강토 옹벽의 복구방법을 검토하였다. 여기서, Case 1은 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축하는 방법 그리고 Case 2는 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고 보강토 옹벽으로 재시공한 경우를 의미한다. Case 1에서 쏘일네일링의 길이는 8m이고, 배치는 종방향으로 6단이고 수평간격은 1.6m이다. Case 2에서 보강재인 지오그리드의 길이는 일률적으로 옹벽의 높이(H)인 9.7m(=1H)로 포설하였다. Case 2에서 지오그리드의 포설길이는 9.7m로, 기존 보강토 옹벽에서의 지오그리드 길이 3.5∼4.3m보다 2.7∼2.2배 길게 포설하여 인발에 대해 충분한 안정성을 확보하도록 하였다.
Table 3은 기존 피해 보강토 옹벽과 Case 1과 Case 2 옹벽에서의 파단과 인발에 대한 내적안정검토를 나타내고 있다. 기존 피해 옹벽의 경우는 파단과 인발에 대해 설계기준을 충족시키지 못하는데 비해, Case 1과 Case 2는 모두 파단과 인발에 대해 안정한 것으로 나타났다. 파단에 대해서는 Case 1이 Case 2보다 안전율이 크고, 인발에 대해서는 Case 2가 Case 1보다 안전율이 크게 나타났다. 이는 쏘일네일링의 인장강도와 지오그리드의 포설 길이의 차이에 의한 것으로 판단된다. Case 1은 쏘일네일링의 보강효과로 파단에 대한 안전율이 증가하였고, Case 2는 지오드리드의 포설 길이 효과로 인발에 대한 안전율이 향상된 것으로 판단된다. 본 연구에서는 Case 1과 Case 2에 대해 수치해석을 수행하여 보다 안정적인 외적거동을 나타내는 안을 적용하여 기존 피해 보강토 옹벽을 복구하도록 하였다.
Table 2. Rehabilitation methods of the damaged GRS wall
Table 3. Internal stability of the GRS wall (H=9.7m)
3. 수치해석
3.1 모델링
모델링은 실제 시공조건을 재현하도록 단계별로 시뮬레이션 하였다. Fig. 6과 Fig. 7는 모렐링의 최종단계를 나타내고 있다. Case 1의 경우는 기존 피해 옹벽 상태 → 쏘일네일링 보강 → RC 전면벽체 구축 → 상재하중재하, Case 2는 기존 피해 옹벽 상태 → 기존 피해 옹벽 제거 → 옹벽 재시공 → 상재하중재하 단계로 시뮬레이션 하였다. 여기서, 옹벽 배면의 상재하중은 중차량 운행과 야적 등을 고려하여 20kPa을 적용하였다. Case 2의 경우는 매 전면블록과 지오그리드의 포설 단계를 고려하여 실제 시공조건에 가깝게 모델링하였다.
원지반과 뒤채움 흙은 Mohr-Coulomb모델을, RC 전면벽체와 모르타르 전면블록은 Linear elastic 모델을 적용하였다. 그리고, 지오그리드와 쏘일네일링은 축 강성으로 인장력만 고려하였다. 지층의 구분은 편의상 일률적으로 지오그리드 보강토체는 뒤채움 흙 그리고 그 외의 지반은 원지반으로 가정하였다. 수치해석에 사용된 지반정수는 Table 4에 정리하였다.
Table 4. Material properties of soil and wall facing
3.2 수치해석 결과
3.2.1 보강토 옹벽의 거동
Fig. 8은 보강토 옹벽 배면에 20kPa의 상재하중재하 후 전체변위벡터를 나타내고 있다. Case 1은 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링과 RC 전면벽체를 보강한 경우이고, Case 2는 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고, 지오그리드를 옹벽 높이인 9.7m길이로 포설하여 재시공한 경우이다. Case 1에서의 변위벡터는 주로 지오그리드 끝단과 원지반과 성토지반의 경계부 사이에서 국부적으로 발생하고, 최대변위벡터는 11.80mm로 나타났다. Case 2에서의 변위벡터는 주로 전면블록에서 원지반과 성토지반의 경계부 사이 전반에 걸쳐 발생하고, 최대변위벡터는 Case 1보다 8배 큰 98.93mm로 나타났다. 변위벡터의 경우 Case 1은 지오그리드 끝단 배면에서 국부적으로 발생하는 데 비해 Case 2는 지오그리드 보강토체 전반에 걸쳐 발생하고 있다. Case 2의 경우 재시공되는 보강토체의 단계성토에 의한 누적변위벡터로 인해 의해 Case 1보다 크게 발생된 것으로 판단된다.
Fig. 9는 보강토 옹벽 전면벽체에서의 수평변위를 나태고 있다. 여기서, Case 1_3rd는 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축한 후의 수평변위, 그리고 Case 1_4th는 옹벽배면에 20kPa재하 후의 수평변위를 의미한다. Case 2_3rd는 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고 재시공한 보강토 옹벽에서의 수평변위, 그리고 Case 2_4th는 재시공한 옹벽배면에 20kPa재하 후의 수평변위를 의미한다. 전면벽체에서의 수평변위는 Case 1의 경우 일체형 RC 전면벽체에 의해 직선의 형태로 발달하고, Case 2의 경우는 단계성토에 의한 누적변위에 의해 아치형태로 발달한 것으로 판단된다. Case 1_3rd과 Case 1_4th에서의 최대수평변위는 각각 옹벽 높이의 0.039%와 0.097%인 3.81mm와 9.46mm로 나타났다. 그리고 Case 2_3rd와 Case 2_4th에서의 최대수평변위는 각각 옹벽 높이의 0.473%와 0.528%인 45.91mm와 51.31mm로 나타났다. 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링과 RC 전면벽체를 구축한 옹벽에서의 수평변위가 지오그리드의 길이를 3.5∼4.3m(0.36∼0.44H)에서 9.7m(1H)로 확장하여 재시공한 옹벽에서보다 현저하게 작게 발생하고 있다. 이는 기존 피해 보강토 옹벽에 추가로 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축한 효과에 의한 것으로 판단된다.
3.2.2 전단강도 감소기법에 의한 안정검토
본 연구에서는 Plaxis 2D프로그램을 이용하여 전단강도 감소기법에 의한 보강토 옹벽의 전체사면 안정성을 검토하였다. Fig. 10은 Case 1과 Case 2의 옹벽 배면에 20kPa의 하중이 재하된 경우의 전체사면 안전율을 나타내고 있다. 기존 피해 보강토 옹벽에 추가로 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축한 Case 1에서의 안전율은 2.263 그리고 기존 피해 보강토 옹벽을 제거하고 재시공한 Case 2의 경우는 안전율이 2.045로 나타났다. 기존 피해 보강토 옹벽에 추가로 보강한 쏘일네일링과 RC 전면벽체의 효과에 의해 Case 1에서의 안전율이 Case 2에서 보다 크게 나타난 것으로 판단된다.
4. 기존 피해 보강토 옹벽 복구
수치해석 결과로만으로 판단할 경우 Case 1이 Case 2보다 안정적인 거동을 하는 것으로 나타났다. 따라서, 본 연구에서는 수치해석 결과를 근거로 기존 피해 보강토 옹벽에 추가로 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축하여 전도피해가 발생된 기존 피해 옹벽을 Fig. 5(a)와 같이 보강하도록 제안하였다. Fig. 11은 본 연구에서 제안한 Case 1의 방법으로 기존 피해 보강토 옹벽에 쏘일네일링을 보강하고 현장타설 RC 전면벽체를 구축하는 과정과 구축 후의 전경을 보여주고 있다.
5. 결 론
본 연구에서는 설계부실로 인해 배면침하 및 전면블록의 전도피해가 발생된 보강토 옹벽의 보강방안에 대해 일련의 수치해석을 수행하였다. 보강으로는 기존 피해 옹벽에 쏘일네일링을 보강하고 RC 전면벽체를 구축하는 방법(Case 1)과 기존 피해 옹벽을 제거하고 재시공하는 방법(Case 2)으로 검토하였다. 재시공한 보강토 옹벽(Case 2)에서 지오그리드의 길이는 9.7m로 기존 피해 보강토 옹벽에서의 3.5∼4.3m보다 약 2.5배 길게 포설하여 인발에 대해 충분히 안정하도록 하였다. 기존 피해 보강토 옹벽 보강방안에 대한 연구로부터 도출한 주요 결론은 다음과 같다.
(1) 기존 보강토 옹벽의 배면 침하와 전면블록의 전도 피해는 지오그리드 길이를 옹벽 높이의 36∼44%인 3.5∼4.3m로 짧게 배치한 설계부실에 기인된 것으로 추정된다. 전도에 의한 전면블록의 각기울기는 일반적인 건물의 구조적 손상이 예상되는 한계인 1/150보다 2∼4배 정도 큰 1/87∼1/38로 조사되어, 옹벽 구조물은 시각적으로도 구조적으로도 위험한 상태로 판단된다.
(2) 내적안정검토 결과, 기존 피해 보강토 옹벽의 경우는 파단과 인발에 대해 설계기준을 충족시키지 못하는데 비해, Case 1과 Case 2는 모두 파단과 인발에 대해 안정한 것으로 나타났다. 파단에 대해서는 Case 1이 Case 2보다 안전율이 크고, 인발에 대해서는 Case 1이 Case 2보다 안전율이 작게 나타났다. 이는 쏘일네일링의 인장강도 효과와 지오그리드의 포설 길이 효과에 의한 것으로 판단된다.
(3) 수치해석 결과 최대변위벡터는 Case 1의 경우는 11.80 mm, 그리고 Case 2는 98.93mm로 나타났다.
(4) 기존 피해 보강토 옹벽 보강 직후와 배면에 20kPa 재하 후 전면벽체에서의 최대수평변위의 경우 Case 1에서는 각각 3.81mm와 9.46mm, 그리고 Case 2에서는 각각 45.91mm와 51.31mm로 나타났다.
(5) 전단강도 감소기법에 의한 보강토 옹벽의 전체사면안정 안전율의 경우 Case 1은 2.263 그리고 Case 2는 2.045로 나타났다.
(6) 따라서, 본 연구에서는 옹벽의 외적 변형거동과 전체사면안정에서 보다 안정적인 거동을 나타내는 Case 1로 기존 피해 보강토 옹벽을 보강하도록 하였다.
