1. 서 론

도심지 개발이 지속됨에 따라 약 20m 이상의 대심도 지하굴착이 확대되고 있으나, 적용 가능한 공법으로는 CIP공법(Cast In place Pile)이나 Slurry Wall(D-Wall)공법 등으로 국한되어 있다. CIP공법의 경우 심도가 증가함에 따라 수직도 오차로 인해 말뚝간 중첩이 불리해지고, 콘크리트 말뚝 품질이 감소하는 본질적 문제가 있다. Slurry Wall의 경우 현재까지 적용할 수 있는 심도가 가장 깊지만, 대심도에 따른 벽체 두께 증가 시 현실적으로 시공 가능한 두께가 제한되어 있고, 기반암 등의 굴착이 매우 어렵다는 문제점을 가지고 있다. 또한, 차수성이 우수한 것으로 알려져 있지만 판넬과 판넬의 시간차 시공에 따른 조인트부에서의 누수가 지적되고 있어 추가 차수공을 설치하는 경우가 많다.

벽강관 연속벽(SPW: Steel Pipe Sheet Pile Wall)의 경우, 국내·외 항만 구조물에서 많이 적용되어 공학적 우수성이 검증되었지만 육상 구조물이나 흙막이 벽체로서는 대심도가 아닌 경우 경제성 측면에서 불리하여 많이 적용되지 못했다. 일본의 경우 2002년 Yumeshima Tunnel에서 직경 1.5m, 최대 길이 53.0m, 굴착심도 23.0m의 흙막이 벽으로 적용된 사례가 있다(Nakagawa et al., 2004). 또한, 국내의 경우 육상에서의 활용을 위해 You et al.(2012)에 의해 벽강관말뚝공법의 경제성 분석이 진행되었고, 그 결과 Tokyo Bay Bridge 현장 및 을숙도대교를 대상으로 벽강관말뚝공법이 현장타설말뚝공법에 비해 경제적 타당성을 확보할 수 있는 것으로 제시되었다. 또한, 최근 KPHA(2022)에 의해 고강도 내해수강 적용 벽강관말뚝 설계 예제 및 평가 기준이 제시된 바 있고, OO소각로 공사에서 직경 812.8mm, 길이 35.0m의 벽강관이 흙막이 벽으로 적용되는 등 점진적으로 사례가 증가하고 있다. 본 연구에서는 대규모 편토압 조건에서 적용성이 검증된 벽강관말뚝공법을 대심도 굴착을 위한 흙막이 벽체로서 적용한 탄소성보 해석과 유한요소 해석 그리고 최적화 설계 사례를 제시하여 추후 관련 설계 시 활용될 수 있도록 하였다.

2. 벽강관말뚝 흙막이공법

2.1 공법 개념

벽강관말뚝공법이란 이음부(Connector, Junction)가 설치된 강관말뚝을 주열식으로 서로 연결하고, 이음부에는 그라우트 등의 차수재를 충진하여 원형, 사각형 등의 다양한 형태의 폐쇄 단면을 구축함으로써 일련의 흙막이 벽체를 구성하는 연속 구조물이다(Tamura et al., 2006). 본 공법은 지중에 연속벽체를 형성하는 것으로 강관말뚝의 기능도 가지고 있어 연직지지력이 크고, 쉬트파일 연속벽에 비하여 단면계수가 매우 크므로 수평저항력이 크고, 이음부를 그라우팅하여 차수성까지 가진 우수한 공법이다. 이와 더불어 최근 고강도 내해수강이 개발되어 적용됨에 따라 해수환경에서 일반강 대비 내식성이 40% 향상되어 부식두께를 줄일 수 있고, 항복강도가 380MPa로서 일반 구조용 강관이나 강관말뚝에 많이 사용하는 275MPa 대비 고강도이므로 두께 절감이 가능하여 경제성이 증대되고 있다.

일반적으로 벽강관말뚝은 안벽이나 해상교량 기초 등을 시공하기 위하여 뒤채움이나 지반굴착 전에 지반에 근입되어 사용된다. 이러한 벽강관말뚝은 이음부 내부의 흙을 제거하고 시멘트밀크나 콘크리트와 같은 충진재를 채워서 누수를 방지하여 차수벽으로서의 기능을 수행하도록 한다. 일반적으로 적용되는 P-P형 이음부의 경우 차수성에 의문이 제기되는 바(Inazumi et al., 2011), 본 연구에서 적용한 이음부는 인장하중과 전단하중에 대한 저항력이 우수하며, 단단한 지층에 근입 시 진동에 의한 손상을 저감할 수 있고, 내부의 흙 제거 및 충진재를 용이하게 채워 넣어 차수성능을 향상시킨 C-Y형을 적용하였다. Fig. 1에는 본 연구에서 적용된 이음부의 인장실험 전경과 결과를 제시하였다. 그림에서와 같이 기존 P-P형 대비 C-Y형은 2점지지 방식으로 인장강도가 약 2배 이상 크게 개선되었고, 인장 시 강성이 우수하여 변형도 작은 것으로 평가되었다.

Fig. 1

Tensile tests of SPW connectors

2.2 대심도 흙막이공법에서의 적용성 고찰

흙막이공법은 선정 공법의 종류에 따라 흙막이 구조물 및 인접 구조물의 안정성에 미치는 영향이 매우 크고, 공법에 따라 경제성이나 시공성이 결정되므로 본 연구에서 대상으로 하는 대심도 굴착에 적용 가능한 벽체 형식만을 검토하였다.

본 연구에서는 대심도 흙막이 벽으로 적용가능한 지하연속벽(Slurry wall), 주열식 현장타설벽(CIP), 벽강관 연속벽(SPW) 등을 선정하였다. Fig. 2는 동일 방법과 설계 조건(굴착심도, 지층조건 및 지반정수)에 대하여 적용가능한 각 공법별 제원을 제시하였고, 해당 제원을 바탕으로 분석하였다. 상세 결과는 지면관계상 생략하였다.

분석 결과, 지하연속벽공법의 경우 차수성이 우수하고 시공 실적이 많으나 연암층에서의 시공성이 급감하거나 불가능한 것으로 조사되었다. 또한 대심도 조건에서 변위 안정성 확보를 위한 최소 벽체 두께가 1.5m로 검토되었지만, 해당 제원은 시공실적이 미미하거나 시공 시 품질확보 가능성이 낮은 것으로 조사되었다. 특히, 시공 사례가 다수인 벽체 폭 1.2m를 기준으로 대상 단면에 대하여 상세 안정성을 검토한 결과, 벽체의 휨응력이 확보되지 않는 것으로 나타나 지하연속벽공법은 적용할 수 없는 것으로 평가되었다.

Fig. 2

Application section with earth retaining wall

주열식 현장타설벽 공법의 경우 1열로는 안정성이 확보되지 않았고, 다열 중첩식을 적용해야 하며 최소 3열 이상이 요구(3열 적용 시 벽체 폭 약 2.8m)되었다. 이에 안정성이 확보되는 3열 CIP공법에 대한 계획을 수립하였으나 부지점유 면적이 매우 커서 부지 경계 이탈 및 추후 건축물 외벽 시공 시 간섭이 예상되었고, 대구경 다열 중첩에 따른 시공성과 품질이 불확실 하였다(Fig. 3(a), (b)).

Fig. 3

Case of wall defect and repair (MOLIT, 2022 etc.)

마지막으로 벽강관말뚝 연속벽의 경우 공장 제작제품으로 벽체의 품질이 균일하고, Vibro Combo Hammer와 천공기(T4 등)를 이용하여 천공과 동시에 근입하므로 연암층에서의 시공성 및 차수 신뢰도가 위의 두 공법 대비 높았다. 특히 대심도 지반굴착의 경우 휨강도가 큰 부재가 요구되는데 적용된 벽강관의 경우 기존 강재 대비 허용응력(허용 휨응력 : 기존 190MPa, 본 과업 적용 말뚝 230MPa)이 커 구조적으로 우수하고 부식에도 유리하다. 또한 시공 중 벽체 누수나 결함이 발생하더라도 용접, 덧댐 시공 등으로 확실한 보수가 가능한 장점이 있다(Fig. 3(c)).

또한, 지하연속벽, 주열식 현장타설벽, 벽강관 연속벽(SPW: 일반 벽강관, H-SPW: 고강도 벽강관, H-SCPW: 고강도 콘크리트 채움 벽강관) 등의 공학적 성능을 정량적으로 비교하였고, 그 결과를 Fig. 4에 제시하였다. 굴착 시 벽체의 수평변위에 큰 영향을 미치는 휨강성(EI)은 다열 중첩식 현장타설벽 공법(Multi-CIP; A-CIP)이 벽체 두께가 두터워 가장 우수하였지만, 허용 휨응력은 벽강관말뚝이 타 공법에 비해 매우 큰 것으로 평가되었다. 따라서 벽강관 연속벽이 변위를 허용(순응)하면서 허용 휨응력이 매우 커 흙막이 벽체 측면에서 공학적으로 가장 우수한 것으로 판단된다.

Fig. 4

Engineering characteristics of earth retaining wall

이상과 같이 벽강관말뚝공법이 시공성, 차수성, 유지관리성, 공학적 특성 측면에서 우수하고, 콘크리트 채움시 단면 성능이 크게 향상되어 우수한 휨강성 확보가 가능하므로 본 연구에서의 흙막이공법으로 선정되었다(Fig. 5).

Fig. 5

Steel pipe sheet pile wall applied as earth retaining wall

3. 설계 사례

3.1 설계 조건

3.1.1 대상 단면

본 연구에서는 OO시 주상복합 신축공사 중 흙막이 공사의 사례를 제시하였다. 적용 단면은 Fig. 6과 같다. 흙막이 벽체는 단면성능과 구조물 시공 후 인발할 수 없는 조건 등을 고려하여 콘크리트 채움 벽강관말뚝을 적용하였고, 코너부의 경우 보강파일을 1본 추가 설치하여 뒤틀림을 최소화하였으며, 각 굴착면의 중앙부에도 보강파일(Fig. 6(b) 참조)을 추가로 설치하여 휨강성을 증가시켜 수평변위의 감소효과를 발현하도록 하였다(Kim et al., 2019). 다만, 보조공법으로 적용된 보강 파일은 2차원 해석에서는 고려할 수 없어 부재력 및 변위 검토 시 적용하지 않았다.

흙막이 벽체의 길이는 37.76m를 적용하였으며, 1.6~1.8m 간격으로 버팀보를 설치하도록 하였다. 중간말뚝의 설치 간격은 1.7m(횡방향 3.0m)를 적용하였다. 또한, 띠장 및 버팀보는 HPS(High Performance Steel)공법을 적용하였으며, 흙막이 벽은 고강도 벽강관(SKY500)을 적용하였다. 지층 조건 등 상세 제원 등을 Fig. 6에 제시하였다.

Fig. 6

Plan of earth retaining wall with SPW

3.1.2 설계 정수

본 연구에서 적용된 설계 지반정수는 Table 1과 같다. 적용된 설계 지반정수는 사례 및 표준관입시험 N값으로부터 경험적 방법으로 결정하였다.

벽강관말뚝에 콘크리트를 속채움하여 휨강성(EI)을 증가시킨 합성벽체를 적용하였으므로 합성벽체의 탄성계수는 강(벽강관말뚝)과 콘크리트(속채움) 모두를 고려하였다. 이때, “EI_{벽강관말뚝}+EI_{채움콘크리트}=EI_합성벽체”의 개념을 적용하였고, 합성벽체의 탄성계수(E)는 휨강성(EI)/단면 2차모멘트(I)로 산정하였다(Choi et al., 2018). 또한, 단면계수는 Z합성벽체=Z콘크리트채움강관×100D벽강관+B이음부방법을 적용하여 산정하였다(Hwang, 2010). 이상과 같은 과정 및 결과를 통해 구조체(벽체) 설계정수를 결정하였고, 이를 Table 2에 제시하였다.

Table 2.

Design wall parameters

Item		Steel pipe sheet pile (Hollow)	Filling concrete	Composite wall
Wall	Section
	Dimension	∙Steel (Ø=1,200, t=14mm) ∙C-Y Connector	∙Concrete Ø=1,172	∙Steel filled with concrete
	Elastic modulus (E, kN/m2/m)	2.10×108	3.43×107	4.99×107
	Area (A, m2/m)	4.07×10-2	0.7466	0.7873
	Inertia moment (I, m4/m)	6.36×10-3	6.54×10-2	7.04×10-2
	Section modulus (Z, m3/m)	1.07×10-2	0.1094	0.1174
	Flexural rigidity (EI, kN·m2/m)	1.33×106	2.24×106	3.58×106

3.2 탄소성보 해석

탄소성보 해석은 지반을 탄소성 스프링으로 모델링하여 초기 토압을 가하여 발생하는 변위를 계산하고, 그 변위에 상응하는 지반의 탄소성 상태를 평가하고 토압을 보정하여 다시 변위를 계산하는 반복과정을 통하여 벽체의 변위, 응력 및 지보재의 반력을 계산하는 방법으로 주로 탄소성보 해석 프로그램을 이용하여 해석하고 있다. 본 연구에서는 국내에서 가장 많이 사용되고 있는 GeoXD를 이용하였다.

탄소성보 해석은 Fig. 7과 같은 반단면 조건으로 해석하였고, 시공단계별 부재력 및 변위를 검토하여 흙막이 구조물의 안정성을 검토하였다. 굴착 깊이는 28.26m이고, 흙막이 벽체는 37.76m로 9.5m를 근입하였고, 총 14단의 버팀보를 적용하였으며, 굴착 배면의 지하수위는 설계 지하수위(GL-0.7m)를 적용하였다. 또한, 대심도 굴착에 수반하는 수평변위 증가를 억제하고자 선행하중을 적용하였고, 해석 시 버팀보 1~5단은 300kN, 버팀보 6~14단은 500kN을 재하였다.

Fig. 7

Section of elasto-plastic analysis

시공단계별 해석결과를 토대로 벽강관말뚝이 적용된 흙막이 벽체의 거동을 검토하였다(Table 3~Table 4). 전체 시공단계 중 전단력은 버팀보 9단 해체 및 구조물/되메우기 시공단계(Table 3), 휨모멘트는 굴착 20.7m(버팀보 12 설치 전) 시공단계에서 가장 큰 것으로 나타나 이를 제시하였다(Table 4). 변위, 전단력, 모멘트 등은 굴착 20.7m(버팀보 12 설치 전)에서 발생되었던 최대 변위점(최종 버팀보 부근), 최대 전단력점(굴착저면 부근), 최대 모멘트점(최종 버팀보 부근) 등이 해체 시에도 유지되었고, 해당 위치에서의 시공 시 주의가 필요함을 나타냈다. 참고로 해당 위치는 계측 계획 수립 시 중점관리 위치로 지정하였다.

Table 3.

Max. shear force step (after Strut 9 removal and backfill construction)

Soil layer and excavation condition	Displacement	Shear force	Bending moment

Table 4.

Max. moment force step (excavation 20.7m, before Strut 12 construction)

Soil layer and excavation condition	Displacement	Shear force	Bending moment

3.3 유한요소 해석

탄소성보 해석법은 토압을 외력으로 작용시켜 버팀보의 반력과 흙막이 벽체의 응력 및 변형을 계산하는 방법이다. 그러나, 유한요소 해석법은 토압을 사용하는 대신 응력-변형률 구성방정식을 이용하여 지반의 탄소성 강도 특성과 구조물 및 지지구조의 탄소성 강성을 고려함으로써 지반-구조물 상호작용을 고려한 응력-변형 거동을 평가한다. 본 연구에서는 국내에서 널리 사용되고 있는 PLAXIS V.20 프로그램을 이용하였다.

벽강관말뚝 벽체와 지반과의 상호 거동을 표현하기 위해서는 대상지반 및 벽강관말뚝의 거동을 정확히 나타낼 수 있는 응력-변형률 관계가 필수적으로 요구되며, 지반 및 흙막이 구조물의 합리적인 모델링 및 해석에 필요한 제반 정수들의 정확한 추정이 해석 결과의 신뢰성에 큰 영향을 미치게 된다.

이에 본 연구에서는 벽강관말뚝 벽체의 경우 축강성과 휨강성을 갖는 탄성 Plate 요소, 지반은 탄소성 Mohr-Coulomb 모델을 적용하였고, 벽면마찰 특성을 고려할 수 있도록 벽강관말뚝과 지반과의 접합부에 Interface 요소를 적용하여 실제 거동을 구현하고자 하였다.

유한요소 해석을 위한 모델링도는 아래 Fig. 8과 같다. 굴착측은 변위의 영향이 미치지 않는 범위까지 확대하였으며, 좌측 및 우측은 수평방향 변위를 구속하였다. 또한, 굴착 후 구조물 슬래브 시공 시 기둥 및 벽의 위치를 고려하여 연직 및 수평방향 변위를 구속하도록 경계조건을 설정하였다. 시공 단계는 탄소성보 해석과 동일하게 총 14단의 버팀보를 설치하고 최종 굴착 후 구조물을 시공하는 것으로 적용하였다.

Fig. 8

Section of FEM analysis

유한요소 해석결과 중 흙막이 벽체의 변위 및 응력, 버팀보 등의 응력 등 관련 부재력은 이후 절에서 탄소성보 해석 결과와 비교 분석하여 제시하였고, 본 절에서는 변위를 제시하였다(Fig. 9).

Fig. 9

Results of FEM Analysis 1 (Displacement, after structure construction)

Fig. 9에 제시된 바와 같이 연직변위 및 수평변위는 단계별로 누적되기 때문에 구조물 시공완료 단계에서 가장 큰 것으로 확인되었으며, 모두 허용치 이내(총 침하=50mm, 부등침하=25mm, 수평변위=0.2%H=56.52mm)로 확인되었다. 특히, Fig. 10과 같이 인접 구조물(Building 1, Building 2) 구간의 총 침하, 각변위 및 부등침하 역시 허용기준을 만족하는 것으로 검토되었다.

Fig. 10

Results of FEM Analysis 2 (Differential settlement, and angular displacement, after structure construction)

3.4 탄소성보 해석과 유한요소 해석 결과 비교

본 연구에서는 대심도 지반굴착임을 고려하여 설계 적정성 검토를 위해 탄소성보 해석 및 유한요소 해석 결과를 상호 비교하여 검증하고자 하였다. 검증 항목으로는 변위, 흙막이 벽체 및 버팀보에서의 발생 부재력을 선정하였고, 각각 흙막이 벽체의 최대 전단력 및 모멘트가 발생하는 단계에 대하여 비교하였다.

3.4.1 최대 전단력 발생 단계

최대 전단력이 발생하는 버팀보 9단 해체 및 구조물/되메우기 시공단계에서의 흙막이 벽체에 대한 변위 및 부재력 검토 결과 두 가지 해석방법 모두 허용기준을 만족하는 것으로 검토되었다(Table 5). 참고로 버팀보의 압축응력, 휨응력, 전단응력 또한 허용기준을 만족하는 것으로 나타났다. 심도별 수평변위의 경우 탄소성보법에서 더 깊은 심도에서 최대값을 예측하는 경향을 보이지만, 최대값은 매우 유사하였다. 전단력의 경우 두 해석 방법이 동일 심도에서 최대값을 예측하였다. 벽강관 흙막이벽에서 발생되는 휨 모멘트의 경우 대체로 유사하지만 근입 부분에서는 유한요소 해석 결과가 더 큰 값이 예측되었다. 수평강성만을 고려하는 탄소성보 해석과 달리 유한요소 해석의 경우 근입부분의 수평강성과 연직강성 그리고 지반-구조물 상호 작용 등을 모두가 고려하였기 때문인 것으로 판단된다.

Table 5.

Max. shear force step (after Strut 9 removal and backfill construction)

Soil layer and excavation condition	Displacement	Shear force	Bending moment

3.4.2 최대 모멘트 발생 단계

최대 모멘트가 발생한 굴착(20.7m) 및 버팀보 12단 시공 전 단계에서의 흙막이 벽체에 대한 변위와 부재력 검토 결과 두 가지 해석방법 모두 허용기준을 만족하는 것으로 검토되었다(Table 6). 버팀보 또한 압축응력, 휨응력, 전단응력에 대한 허용기준을 만족하는 것으로 평가되었다. 두 방법에 대한 결과는 최대 전단력 발생 단계와 유사한 예측을 나타냈다.

탄소성보 해석법과 유한요소 해석법을 이용하여 흙막이 구조물의 안정성을 검토한 결과, 두 결과는 큰 차이를 보이지 않는 것으로 확인되었다. 이를 정량적인 수치로 비교하여 Table 7에 제시하였다. Table 7에 비교된 값은 전체 단계 중 각 항목별 최대값에 대한 비교치이다. 두 방법간에는 정량적 수치가 유사한 것으로 나타났고, 모두 흙막이 벽체, 버팀보에 대한 안정성을 확보하는 것으로 검토됨에 따라 본 설계가 적정했던 것으로 판단된다.

Table 6.

Max. moment force step (excavation 20.7m, before Strut 12 construction)

Soil layer and excavation condition	Displacement	Shear force	Bending moment

3.5 최적화 설계 1(벽강관 두께)

벽강관말뚝의 경우 강재를 사용하기 때문에 두께가 증가할수록 단면성능은 개선되지만 중량 증가에 따른 경제성은 급감한다. 따라서, 벽강관의 사용량을 절감하여 경제성을 확보하는 최적화 설계를 진행하였다. 이때, 동일 직경(D1,200mm)에서 가장 두꺼운 두께인 22mm 중공형의 경우 경제성이 불리하고, 무거운 중량의 벽강관 인양을 위한 시공장비 운용 측면에서도 불리함을 확인하였다. 이에 본 연구에서는 가장 얇은 두께인 14mm에서 최적화를 진행하였다.

최적화 시 고려한 제1안은 전 심도 콘크리트 속채움된 벽강관 조건, 제2안은 최소 근입장 1.5m 벽강관 관입과 이후 근입장 안전율 확보를 위한 중간 H-Pile 설치, 제3안은 최소 근입장 1.5m 벽강관 관입과 근입장 안전율 확보를 위한 그라우트 채움 H-Pile 설치, 제4안은 근입장 4.5m 벽강관 관입과 이후 근입장 안전율 확보를 위한 중간 H-Pile 설치 조건이다(Table 8). 벽체 특성이 전 심도 동일한 제1안과 달리 제2안, 제3안, 제4안의 경우 특정 심도 이하에서는 벽체 성능이 변화되는 변단면 조건에 해당한다.

최적화 설계 결과, 제2안과 제4안의 경우 근입장 안전율 확보를 위한 H-Pile 설치 시 연암 내 500mm 천공이 필요하여 추가 장비가 요구되고, 천공 중 발생되는 공저 슬라임 제거에 기술적 한계가 있음을 알 수 있었다. 제2안이 시공속도 및 경제성 측면에서 유리한 것으로 판단된다.

Table 8.

Optimized design 1 (wall thickness)

Item	Alternative 1	Alternative 2	Alternative 3	Alternative 4
Con cept	SPW (14t)+Filling concrete	SPW (14t)+Filling concrete +Embedded H-Pile	SPW (14t)+Filling concrete +Embedded H-Pile	SPW (14t)+Filling concrete +Embedded H-Pile
Sec tion
Dimension	SPW 37.8m, 14t	SPW 29.8m, 14t, H-Pile 37.8m	SPW 29.8m, 14t, H-Pile 37.8m	SPW 32.3m, 14t, H-Pile 37.8m
Construction	SPW → Filling concrete	SPW (Eq. 1), Drilling & H-pile install (Eq. 2) → Filling concrete	SPW → H-Pile, Filling concrete	SPW → Filling concrete
Velo city	2 piles/day	3 piles/day	2 piles/day	2 piles/day
Cost	110%	100%	112%	112%

3.6 최적화 설계 2(근입길이, 정상성 검토)

다단 버팀보 흙막이 벽은 정역학적으로 안정한 구조로써 굴착저면이 히빙(Heaving)이나 보일링(Boiling)에 대하여 안전하고, 흙막이 구조 해석결과 벽체에 작용하는 모멘트가 벽체의 저항모멘트보다 작고(근입장 FS=1.0 이상), 변위가 허용변위보다 작으면 안전하다고 간주한다(CIRIA, 2003; KRNA, KR C-06040, 2020). 또한, KGS(2018)는 굴착저면의 지지층이 풍화암 이상의 단단한 지반으로 구성되어 있는 경우 히빙과 파이핑에 대한 안정성 검토를 생략할 수 있다고 제시하였다. 그러나, 국내 실무에서는 보수적 설계나 지하안전영향평가의 수월한 통과 등을 이유로 관행적으로 근입장 안전율 확보하는 설계를 하여 과대 설계가 지적되곤 한다. 이에 본 연구에서는 근입깊이 최적화를 진행하였다.

일반적인 근입깊이에 대한 계산방법은 최하단 버팀보 위치에서 주동측압과 수동측압의 모멘트에 대한 평형을 고려한 극한평형법을 적용하지만, 탄소성보 해석으로 설계하는 경우 탄소성보법을 적용하는 것이 바람직하다(Hwang, 2010). 그러나 대부분의 설계 기준에는 극한평형법만을 수록하고 있고, 탄소성보법에 의한 근입깊이 결정법은 제시되어 있지 않다.

탄소성보법을 사용하여 근입깊이를 결정할 경우, 근입깊이에 따른 변위나 부재력 등의 변화가 미미한 깊이까지 근입시켜야 한다. 본 방법의 경우 근입부 선단에 탄성영역이 존재하는 것을 확인하여야 한다. 탄성영역을 규정하는 것은 흙막이 벽의 안정성뿐만 아니라 경제성을 고려하는 방법이기 때문이다. 이와 같은 탄성영역에 대한 검토방법의 하나로 ‘정상성 검토’가 있다(Hwang, 2010). 정상성 검토로 산정하는 근입깊이는 흙막이 벽체의 변위나 부재력, 버팀보 반력 등이 급격히 변하지 않고 동시에 허용치를 초과할 우려가 없는 위치를 의미한다.

본 연구에서는 극한평형법으로 결정된 흙막이 벽의 근입깊이가 연암 내 약 9.5m로 과대하여 정상성 검토를 통해 근입깊이 최적화를 진행하였다. 이때 검토한 근입깊이는 일반적인 기준에서 제시되고 있는 연암 최소 근입깊이 1.5m, 특성깊이 1/β=4.5m, 균형깊이(모멘트 비=1.0)=7.0m로 하여 공학적 타당성을 확보하였다. 검토 결과 L=1.5m와 4.5m에서는 수평변위 및 부재력 등에서 허용치를 초과하였고, 이론적 균형깊이에서는 큰 변화없이 안정성을 확보(정상성)하는 것으로 검토 되었다(Table 9~Table 10). 또한, 표에 제시된 바와 같이 근입깊이 변화에 따른 흙막이 벽체의 변위나 부재력의 변화보다는 해석방법에 따른 차이가 더 큰 것으로 나타나 근입길이를 최적화해도 이론적으로 문제가 없는 것으로 평가되었다.

Table 9.

Optimized design 2 (embedded depth, member force, max. shear force)

Soil layer and excavation condition	Displacement	Shear force	Bending moment

Table 10.

Optimized design 2 (embedded depth, member force, max. moment)

Soil layer and excavation condition	Displacement	Shear force	Bending moment

유한요소 해석을 통해 주변지반 변위 및 구조물 안정성도 평가하였고, 그 결과를 Table 11에 제시하였다. Table 11에는 극한평형법의 모멘트비=1.2도 함께 제시하였고, 정상성이 확보되는 경우 인접지반 변위나 구조물 안정성에도 큰 변화가 없는 것을 확인하였다. 이상과 같은 결과로부터 최종 근잎깊이는 최적화 후인 7.0m를 적용하였다.

Table 11.

Optimized design 2 (displacement)

Before optimization (embedded L=9.5m)			After optimization (embedded L=7.0m)
Max. settlement	Dif. settlement	Ang. displacement	Max. settlement	Dif. settlement	Ang. displacement
26.0 < 50.0mm ∴O.K	5.7~17.1 < 25.0mm ∴O.K	1/2,919~1/1,505 < 1/300 ∴O.K	26.4 < 50.0mm ∴O.K	5.0~16.1 < 25.0mm ∴O.K	1/3,295~1/1,601 < 1/300 ∴O.K

4. 결 론

도심지 지하 개발이 지속됨에 따라 대심도 지반굴착이 확대되고 있고, 대규모 편토압에 대하여 공학적으로 우수한 벽강관말뚝을 적용한 흙막이공법의 적용 사례가 증가하고 있다. 이에 본 연구에서는 대규모 지반굴착 조건에서 흙막이 벽체로 벽강관말뚝이 적용된 사례를 분석하였다. 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

1) 대심도 지반굴착의 경우 휨강도가 큰 부재가 요구되는데 고강도 내해수강 벽강관의 경우 기존 강재 대비 허용응력이 커 구조적으로 우수하고, C-Y형 이음부를 적용한 경우 기존 P-P형 대비 2점지지 방식으로 인장강도가 약 2배 이상 큰 것으로 측정되었다.

2) 지반굴착 시 벽체의 수평변위에 큰 영향을 미치는 휨강성은 두께가 두터운 다열 중첩식 현장타설벽 공법(Multi-CIP)이 우수하였고, 허용 휨응력은 강재가 사용되는 벽강관말뚝이 타 공법에 비해 매우 큰 것으로 평가되었다. 따라서, 벽강관 연속벽이 동일 수평변위에 대하여 허용 휨응력이 매우 커 대심도 흙막이 측면에서 우수한 것으로 판단된다.

3) 휨강성과 허용응력이 우수한 벽강관말뚝이 적용되었지만 대규모 편토압 조건에서의 대규모 굴착임을 고려하여 탄소성보 해석 및 유한요소 해석을 실시하고 상호 비교하였다. 두 결과는 큰 차이를 보이지 않는 것으로 확인되었다. 또한, 변위나 부재력 등 각 항목별 발생 최대값에 대해서도 두 방법간에는 정량적 수치가 유사한 것으로 나타나 향후 설계 시 모든 방법이 활용될 수 있는 것으로 확인되었다.

4) 공사 완료 후, 인발이 용이하지 않는 흙막이공법에 벽강관 말뚝을 적용 할 경우 경제성 확보를 위해서는 동일 직경에서 가장 두꺼운 두께인 22mm의 중공형보다는 가장 얇은 두께인 14mm에 콘크리트를 속채움하는 방법이 적합한 것으로 나타났다.

5) 극한평형법으로 결정된 흙막이 벽의 근입깊이가 연암 내 과대하여 정상성 검토를 통해 근입깊이를 최적화하였다. 탄소성보 및 유한요소 해석 결과, 모멘트비로 결정되는 극한평형법에서의 이론적 균형깊이에서 변위나 부재력이 큰 변화없이 안정성을 확보(정상성)하는 것으로 나타났다. 따라서, 굴착저면이 히빙이나 보일링에 대하여 문제가 없는 풍화암 이상의 지반인 경우 탄소성보법의 정상성 검토를 통한 근입길이 결정이 추가적인 경제성을 확보할 수 있는 것으로 나타났다.

본 논문은 주로 수치해석 결과를 활용하였으므로 향후 실제 현장에서의 거동에 관한 연구가 지속될 필요가 있다.