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1 저작자표시 - 비영리 - 변경금지 2.0 대한민국 이용자는아래의조건을따르는경우에한하여자유롭게 이저작물을복제, 배포, 전송, 전시, 공연및방송할수있습니다. 다음과같은조건을따라야합니다 : 저작자표시. 귀하는원저작자를표시하여야합니다. 비영리. 귀하는이저작물을영리목적으로이용할수없습니다. 변경금지. 귀하는이저작물을개작, 변형또는가공할수없습니다. 귀하는, 이저작물의재이용이나배포의경우, 이저작물에적용된이용허락조건을명확하게나타내어야합니다. 저작권자로부터별도의허가를받으면이러한조건들은적용되지않습니다. 저작권법에따른이용자의권리는위의내용에의하여영향을받지않습니다. 이것은이용허락규약 (Legal Code) 을이해하기쉽게요약한것입니다. Disclaimer

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3 공학박사학위논문 굴착공사에서소단이가설흙막이벽체변위 거동에미치는영향 Effects of Berm on the Displacement Behavior of Temporary Earth Retaining Wall During Excavation 지도교수 김태형 2015 년 12 월 한국해양대학교대학원 토목환경공학과 이명한

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5 목 차 List of Tables v List of Figures viii Abstract xiv 제 1 장서론 1.1 연구배경 연구목적 연구범위 연구구성 5 제 2 장선행연구자료고찰 2.1 실내실험 버팀대지지벽체모형토조실험 캔틸레버벽체모형토조실험 수치해석 점토지반에서소단의효과 지하연속벽에서소단의효과 소단의크기에따른흙막이벽의변위 캔틸레버벽체에서소단의효과 현장사례 매립지가시설사례 20 i

6 2.3.2 건축현장사례 결과고찰 실내실험결과고찰 수치해석결과고찰 현장사례결과고찰 35 제 3 장현장계측 3.1 현장상황과조사및시험결과 현장상황 조사및시험결과 현장계측 계측기설치 계측관리기준치 소단에따른계측결과 결과고찰 소단의기하형상과벽체변위 소단의기하형상과버팀대축력 57 제 4 장수치해석 4.1 수치해석프로그램 개요 지반정수산정을위한역해석 61 ii

7 4.2 해석조건및결과 소단형상과굴착깊이변화에따른변위 지반정수및변형계수변화에따른변위 결과고찰 소단의기하특성과지반물성치에따른회귀식 수치해석값과회귀식에의한계산값비교분석 계측값, 수치해석값, 회귀식값비교분석 92 제 5 장소단기능의판단 5.1 소단의기능 NAVFAC이제시한소단기능판단방법 JGS 소단기능판단방법 가상지지점에의한소단기능판단 소단저변과벽체교점이용법 ( 교점법 ) Zero모멘트발생점이용법 ( 모멘트법 ) Lohemeyer에의한방법 ( 마찰각법 ) 벽체주변흙의주동및수동변위에의한소단기능판단 결과고찰 적정소단폭검토 소단기능판단모식도 115 iii

8 제 6 장결론 117 참고문헌 120 부록 123 감사의글 129 iv

9 List of Tables Table 2.1 Laboratory model test results 10 Table 2.2 ANOVA b 27 Table 2.3 Model Summary b 27 Table 2.4 Coefficients a 28 Table 2.5 Wall characteristics effected by volume of berm 32 Table 2.6 Maximum wall displacement according to berm volume ratio, excavation step and soil type 33 Table 2.7 Displacement and bending moment of wall according to excavation step 35 Table 3.1 Summary of sampling survey results 38 Table 3.2 Distribution depth of each soil layer (unit : m) 38 Table 3.3 Results of standard penetration test 39 Table 3.4 Results of borehole test 40 Table 3.5 Results of borehole shear test 40 Table 3.6 Measurement control standard 42 Table 3.7 Displacement according to berm geometric shape and excavation depth 52 v

10 Table 3.8 ANOVA b 53 Table 3.9 Model Summary b 54 Table 3.10 Coefficients b 54 Table 3.11 Summary of observation and regression result 56 Table 3.12 Strut axial force according to excavation depth 57 Table4.1Weathered soil (SM) parameters used in design and calculated by back analysis in case of 5.2m bermed excavation 61 Table 4.2 Parameters considered in numerical analysis 64 Table 4.3. Calculated results of maximum lateral displacement according to berm width, berm slope, and excavation depth 66 Table 4.4 Considered soil properties of weathered soil layer (SM) 68 Table 4.5 Results of maximum lateral displacement according to soil parameters and excavation depth 70 Table 4.6 Considered shear strenght parmeters of weathered soil layer(sm) 74 Table 4.7 Effect of cohesion on the maximum lateral displacement 75 Table 4.8 Effect of friction angle on the maximum lateral displacement 77 Table 4.9 ANOVA b 82 vi

11 Table 4.10 Model summary(f) 82 Table 4.11 Coefficients a 83 Table 4.12 Paired samples correlations 86 Table 4.13 Paired samples test 86 Table 4.14 Calculation results of numerical and regression equation 87 Table 4.15 Displacement results of observed, numerical and regression (Slope=1:0.2, =27, c=4 ) 93 Table 5.1 Virtual resistance location based on Lohmeyer method 106 Table 5.2 Determination of berm function considering excavation depth, berm width, and berm slope 116 vii

12 List of Figures Fig. 1.1 Typical bermed excavation profile at the certain stage (Yang and Park, 1998) 2 Fig. 2.1 Test procedure of strut supported retaining wall in soil tank test (Yang and Park, 1998) 8 Fig. 2.2 Variation of lateral displacement after installation of 3rd level strut depending on berm volume (Yang and Park, 1998) 9 Fig. 2.3 Configuration of geometry of bermed excavation (Youssef, 2003) 10 Fig. 2.4 Computed and observed wall and soil movement at St. Louis (1ft=0.305m) 11 Fig. 2.5 Computed and observed wall and soil movements at San Francisco 12 Fig. 2.6 Dimensionless settlement versus percentage passive wedge remaining; 30ft excavation,, 13 Fig. 2.7 Dimensionless settlement versus percentage passive wedge remaining; 50ft excavation,, 13 viii

13 Fig. 2.8 Effect of berm on displacement and bending moment of retaining wall 15 Fig. 2.9 Effect of berm on lateral displacement, bending moment, and shear stress 16 Fig Maximum lateral displacement of wall in sand (a) excavation step 8 and (b) excavation step 9 17 Fig Maximum lateral displacement of wall in clay (a) excavation step 8 and (b) excavation step 9 18 Fig Deflection factors versus berm to wall height ratio with different top berm widths 19 Fig Geometry of bermed wall with soil profile and excavation steps with berm (Ishii et al., 1994). 21 Fig Deflections and moments of wall supported with strut 22 Fig Berm size and soil profile at 15.5m in excavation depth 23 Fig Predicted wall deflection according to berm widths 25 Fig Histogram of regression standardized residual 29 Fig Normal P-P plot regression standardized residual 30 Fig Comparisons between experiment and regression data 31 Fig Wall characteristics effected by volume of berm 32 ix

14 Fig Maximum wall displacement according to volume of berm 34 Fig Displacement and moment of wall according to excavation step 35 Fig. 3.1 Boring locations 37 Fig. 3.2 Location of measurement gauges 41 Fig. 3.3 Bermed excavation situation at the site 43 Fig. 3.4 Cross-sectional diagram of 5.2m bermed excavation at the site 44 Fig. 3.5 Results of measured inclinometer to excavation depth with different berm widths 45 Fig. 3.6 Measured maximum horizontal displacement to berm width in case of 5.2m excavation 46 Fig. 3.7 Output graph for time-load cell 48 Fig. 3.8 Output graph of strain gauge 51 Fig. 3.9 Displacement according to berm geometric shape and excavation depth 52 Fig Histogram of regression standardized residual 55 Fig Normal P-P plot of regression standard residual 55 Fig Summary of observation and regression result 57 Fig Strut axial force according to excavation depth 58 Fig. 4.1 Flowchart of program 60 x

15 Fig. 4.2 Observed data of lateral displacement with different soil parameters in case of bermed excavation 5.2m ( ) 62 Fig. 4.3 Comparison of maximum lateral displacement between measured and back analysis with different soil parameters in case of bermd excavation 5.2m 63 Fig. 4.4 Cross-sectional diagram of step-wise bermed excavation at the site 64 Fig. 4.5 Modeling used in numerical analysis in case of berm slope 1:0.2 and berm width 2m with different excavation depths 65 Fig. 4.6 Results of maximum lateral displacement according to berm width, berm slope, and excavation depth 67 Fig. 4.7 Results of maximum lateral displacement ratio according to soil parameters and excavation depth 72 Fig. 4.8 Effect of cohesion (c) on the maximum lateral displacement 79 Fig. 4.9 Effect of internal friction angle ( ) on the maximum lateral displacement 80 Fig Histogram of regression standardized residual 84 Fig Normal P-P plot regression standardized residual 84 xi

16 Fig Scatter diagram with numerical and regression output 92 Fig Displacement results of observed, numerical and regression 94 Fig. 5.1 Force polygon and decision of passive resistance in determination of active earth pressure (NAVFAC, 1986) 96 Fig. 5.2 Culmann method for determination of passive resistance of berm (NAVFAC, 1986) 97 Fig. 5.3 Function of berm based on the virtual resistance location (Yang and Park, 1998) 98 Fig. 5.4 Function of berm based on the height of berm (H) (Yang and Park, 1998) 99 Fig. 5.5 Function of berm based on the excavation height (h) and passive failure line (Yang and Park, 1998) 100 Fig. 5.6 Function of berm based on the lateral forces (Yang and Park, 1998) 101 Fig. 5.7 Function of berm based on the force equilibrium between lateral and shear resistance (Yang and Park, 1998) 101 Fig. 5.8 Function of berm based on the virtual resistance location 103 Fig. 5.9 Function of berm based on the zero moment method in case of berm slope 1: xii

17 Fig Function of berm based on Lohemeyer method 107 Fig Measurement locations of passive displacement of berm and active displacement of backfill 108 Fig Passive displacement of berm and active displacement of backfill at excavation depth 5.2m with different berm slopes and widths 110 Fig Passive displacement of berm and active displacement of backfill at excavation depth 7.4m with different berm slopes and widths 111 Fig Passive displacement of berm and active displacement of backfill at excavation depth 10.2m with different berm slopes and widths 112 Fig Berm function decision diagram considering excavation depth, berm width and berm slope 116 xiii

18 Effects of Berm on the Displacement Behavior of Temporary Earth Retaining Wall During Excavation Lee, Myoung Han Department of Civil and Environmental Engineering Graduate School of Korea Maritime and Ocean University Abstract Together with the wall stiffness, a berm has the role of determining the stability of a temporary retaining wall during excavation. Especially in the case of a deeper excavation, the role of berm is very important. In this study, the measurement data, obtained from the temporary retaining wall in the bermed excavation site in urban and the numerical analysis results, were used to investigate the effects of berm's volume (width and slope), excavation depth and ground property on the maximum horizontal displacement of the temporary retaining wall. The measurement data indicated that the berm was effectively restrained to the wall displacement. The wall displacement varied to the excavation depth and berm's volume (width and slope). That is, as the excavation depth increased and the berm volume decreased, the wall displacement increased. xiv

19 The finite element program (MIDAS GeoXD) was used to estimate the effect of berm on the displacement of the wall in detail. As a result of numerical analysis, it was found that the berm is effectively restrained to the wall displacement, which is the same result as the measurement data. The maximum wall displacement increased as the slope increased (steeper) and as the berm width decreased. In the case of the same berm condition, the wall displacement restrained as the ground property was better. As the excavation depth increased, to get the same effect of berm, the volume of berm needed to be increased. A regression equation of wall displacement, with 93% of determination coefficient (R 2 =0.938), was constructed using the measurement data. An another regression equation with 70% of determination coefficient (R 2 =0.700) was also constructed using the numerical analysis results considering berm's volume (width and slope), soil property and excavation depth. A function of berm was evaluated using three methods; intersection point method, moment method, and friction angle method. The intersection point method took the virtual resistance location as the intersection between berm base and wall. This method overestimated the function of berm when the excavation depth increased. The moment method took the virtual resistance location as the first point of zero moment below the excavation base. It underestimated the function of berm when the excavation depth increased. The friction angle method took the virtual resistance location as the Lohemeyer's method. Compared to other two methods, this method reasonably well-estimated the function of berm. In addition, based on the results of intersection point method and friction angle method, new equations, which can estimate the berm xv

20 width required to maintain the wall-stability during excavation, were proposed. These equations are so simple and can be used in practice easily. A function of berm was also evaluated by comparison between the passive displacement of the berm and the maximum wall displacement. Both displacements were calculated using FEM program. If the passive displacement of the berm is larger than the wall displacement, the berm has no function of resistance of the wall. In addition, to decide the berm function, a decision diagram was proposed as functions of berm width, berm slope, and excavation depth. This diagram was drawn based on the comprehensive analysis of numerical analysis data. The regime was divided into three regimes as two boundary lines, upper line with berm slope 1:05 and lower line with berm slope 1:1.0. The berm function presented good in the bottom regime, intermediate in the middle regime, and bad in the top regime. KEYWORDS: Berm, Excavation, Temporary retaining wall, Maximum lateral displacement, Berm function, Regression equation xvi

21 제 1 장서론 1.1 연구배경일반적으로적용되는흙막이벽체공법의종류로는 H-pile+ 토류벽, CIP, SCW (Soil Cement Wall), 널말뚝, 지하연속벽등이있다. 그런데이들흙막이벽체공법을이용한굴착공사에서사고가빈번하게발생되고있다. 이러한사고는지반이갖는불확실성, 설계, 계측및과굴착등시공관리의오류등에의해발생하는것으로알려져있다 (Seong et al., 2011; Liu et al., 2012). 흙막이벽체를설치하고지반을굴착하면벽체에는변형이발생된다. 특히도심지구조물근접굴착시과도한굴착으로인하여배면지반및흙막이벽체에는큰변형이발생된다. 과굴착은흔히버팀대설치위치보다더깊게굴착하는행위이다. 일반적으로버팀대를설치를위한최소굴착깊이에도달했을때신속하게버팀대를설치해야한다. 하지만공기단축이나시공장비의작업편의상더많은굴착행위가버팀대설치전에이루어지고있다. 이런경우벽체의과도한변형을억제하기위해실무에서는굴착측에어느정도의소단 (berm) 을두어시공하고있다. 국내에서는도심지버팀굴착공사시에버팀대설치예정위치에서 2.5m 3.5m 정도더굴착된상태에서버팀대를설치해가는것이일반적이다 (Fig. 1.1). 이는현장에서굴착및버팀대설치작업을위해중장비가필요로하는작업공간을확보하기위함인데, 이러한경우과도한굴착으로인하여발생하는지반및흙막이구조물의큰변형을억제하기위해서현장에서는소단이현장여건에맞게적절하게활용하고있다. 소단은굴착후지지구조물이설치되기전흙막이벽체의강성과더불어굴착벽체의안정성을좌우하는역할을한다. 특히굴착지반이느슨하거나연약한경우소단의역할은상당히중요한데일반적인토사층에서 1:1이상 ( 물성이좋은토사층에서는 1:1.5 이상을추천하고, 물성이나쁜흙 1

22 에서는 1:2 또는 1:2.5) 을유지하는것이바람직한것으로알려져있다. 굴토면적이넓은경우에는소단을설치할수있으나이경우에는소단상단의폭은과굴착심도의 3배이상이필요한것으로알려져있다 (Korean Geotechnical Society, 2002). 실무에서는소단의벽체변형억제효과를가상수동붕괴선, 벽체내외의힘의평형, 소단폭과높이의관계등을이용한경험적방법을사용하여판단하거나 (NAVFAC, 1986; Japanese Geotechnical Society, 1998), 실제현장여건이반영된계측이나수치해석 (Daly and Powrie, 2001; Youssef, 2003; Andrew and William, 2008; Li et al., 2012; Wu and Duan, 2014) 을이용하여소단의기능을판단하고있다. 하지만이들연구결과를환경여건이서로다른현장에적용하는데는한계가있는것으로알려져있다 (Cho, 1997; Yang, 2000). 따라서실무현장에서이용하기쉽도록소단이벽체변위에미치는영향에대한기준을제시하는연구가필요한실정이다. Fig. 1.1 Typical bermed excavation profile at the certain stage (Yang and Park, 1998) 2

23 1.2 연구목적본연구의목적은가설흙막이굴착공사에서소단이가설흙막이벽체변위거동에미치는영향을파악하는것으로구체적으로다음과같은세가지연구목적이있다. 1) 소단의기하학적형상및굴착깊이에따른벽체변위 2) 지반정수및변형계수에따른벽체변위 3) 가상지지점과수동변위에따른소단기능판단 ( 평가 ) 기존연구와다른점은물성이좋은풍화토지반에서현장의실제공사상황을최대한반영하여소단의폭과경사등을선정하여연구에적용한것이가장큰차이점이다. 기존의많은연구는연약점성토나연약사질토에대해집중되었으며소단의경사를최소 1:1 이상을취하고있는경우를주고려대상으로하였다. 하지만실제도심지공사 ( 특히지하차도공사와같은현장 ) 에서는작업공간이협소하여문헌에제시된경사 1:1 이상을확보하기가쉽지않다. 3

24 1.3 연구범위일반적으로소단의기능은흙막이벽체의강성및단부조건, 버팀방법, 굴착속도, 시공순서, 소단규모의폭과경사 ), 지반물성, 굴착심도등에좌우된다. 본연구에서는이들요소를다고려할수없어소단규모, 지반물성변화, 굴착심도를주연구요소로한정하였다. 수집한선행연구자료와사례현장의계측자료및수치해석자료를서로비교분석하여소단규모, 지반물성변화, 굴착심도에따른벽체변위에미치는소단의영향을분석하였다. 즉, 굴착에따른소단의폭과경사의변화, 굴착으로인한가설벽체및소단주변지반의물성변화, 그리고소단규모와지반물성이동일조건에서굴착심도가벽체변위에미치는영향을규명하였다. 아울러소단규모, 지반물성, 굴착심도요소간의서로의상관관계도규명하였다. 굴착공사에서는공기단축측면에서흙막이벽근방에소단을남겨놓은상태에서중앙부를먼저굴착하는경우가있다. 이경우흙막이벽의변형과응력, 버팀대의축력에대해과도한변화를주지않는적정한규모를가진소단의크기로시공할필요가있다. 여기서적정한규모의소단의결정은쉬운문제가아니다. 그러므로소단의역할을손쉽게판정할수있는방법이필요한데본연구에서는가상지지점과소단의수동변위를이용한평가법을제시하였다. 4

25 1.4 연구구성본연구는다음과같이총 6장으로구성된다. 제 1장은소단을이용한굴착시벽체변위와관련된본연구의배경, 연구내용및목적, 그리고구성을설명한다. 제 2장은국내외기존연구자료를실내실험, 수치해석, 현장사례로묶어정리한부분이다. 기존연구는주로흙막이구조물및지반의변형을억제할수있는효율적인소단과관련된연구이다. 실내실험은모형실험연구이고, 수치해석은다양한지반조건및경계조건에대해여러해석프로그램을이용한해석연구이고, 현장사례는특수한지반및시공조건에서소단을이용한굴착시벽체의변위가많이발생된시공사례로구성된다. 또한실내실험, 수치해석, 현장사례에대한분석을통해소단이벽체변위에미치는경향을파악하였다. 제 3장은본연구대상현장의현장계측자료특히, 벽체변위결과를정리및분석한부분으로현장의지형및지질상황, 지반조사결과내용을포함하고있다. 현장굴착지반이실트질모래인풍화토에서굴착시소단의규모에따라벽체변위경향이어떻게변화되는지보여준다. 굴착에따른계측결과에대한분석을통해소단의기하형상과굴착깊이에따른벽체변위간의관계를다중선형회귀식으로제시하였다. 제 4장은흙막이가시설해석프로그램인 Geo-x (ver. 3.5) 를사용하여단계별굴착시가설벽체변위에미치는소단의영향을좀더세부적으로파악하였다. 현장의상황을고려하여소단높이 2.5m에대해소단폭 (1, 2, 3, 4m) 과경사 (1:1, 1:0.5, 1:0.2) 를변화시켜수치해석을수행하였다. 해석결과에대한분석을통해소단의기하특성과지반물성치에따른회귀식을제시하고, 계측값, 수치해석값, 회귀식값간의비교분석이이루어졌다. 제 5장에서는소단의역할을가상지지점과소단의수동변위를가지고판단하였다. 가상지지점은 3 가지방법 1) 소단의아랫변과벽체의교점 5

26 ( 교점법 ), 2) 모멘트법, 3) Lohemeyer법 ( 마찰각법 ) 으로산정되었으며, 이들방법에기본한개선된적성소단폭산정식이제안되었다. 소단의기능은또한소단의수동변위와벽체변위를비교하여판정하였다. 소단의수동변위가가시설벽체변위보다크면소단의기능이없는것으로판정하는것이다. 또한본연구현장의상황이고려된소단기능판정모식도도제시되었다. 제 6장은본연구에서도출된결과에대해서술하였다. 6

27 제 2 장선행연구자료고찰 2.1 실내실험 버팀대지지벽체모형토조실험 Yang and Park (1998) 은토조를이용한모형실험을진행하였다. 아래그림과같이굴착을완료한후평균기울기 1:1.4 정도로높이 15cm 소단의형상을유지하면서소단의전체적인크기를점차축소시켰다 (Fig. 2.1). 소단의폭은 33, 28, 24, 19, 14, 9, 5, 0cm 로점차감소되면서형상이사다리꼴에서삼각형모양으로바뀌게된다. 모형실험은지보공이없는자립식흙막이경우와총 3단의버팀대가설치된경우에소단의효과를알아보기위해실시하였다. 토조내지반은주문지표준사를전기모터로작동하는토사포설기를사용하여형성하였다. 흙막이벽은 3mm 두께의아크릴판을사용하고하단부는자유단조건으로설정하였다. 계측은부재의응력을측정의어려움, 그리고비용상의문제등으로변위계를이용한변위측정을중심으로진행되었다. Fig. 2.1의단개별실험과정은다음과같다. (a) : G.L.(-5cm) 굴착후지표면과동일한높이에 1단버팀대설치단계 (b) : 소단크기를변화시켜굴착을진행하여 G.L.(-20cm) 까지굴착진행 (c) : 2단버팀대설치전까지굴착 (d) : 2단버팀대설치후잔여소단제거 (e) : 3단버팀대설치전까지굴착 (f) : 4단버팀대설치전까지굴착. 실험완료 모형실험결과흙막이구조물및지반의변형을억제할수있는효율적인소단이존재함을확인하였다 (Fig. 2.2). 이그림은 3단버팀대설치후굴착을진행함에 (Fig. 2.1 (f)) 따른벽체변위를나타낸것이다. 일정한굴착깊이에서소단의단위길이당체적이감소함에따라흙막이벽의수평 7

28 변위가증가하는경향을보였다. 특히 3단버팀대하부에서소단의체적이어느크기이하로줄어듬에따라 ( 소단의형상이사다리꼴에서삼각형으로변화, 참고 Fig. 2.1(f)) 흙막이벽의수평변위가급속하게증가하는것을확인하였다. Fig. 2.2의변위양상 4, 3, 2, 1을보면그경향을분명하게알수있다. 또한소단의형상은삼각형모양보다는사다리꼴모양이굴착으로인한벽체변위억제에훨씬효과적인것을알수있다 (Yang and Park, 1998). Fig. 2.1 Test procedure of strut supported retaining wall in soil tank test (Yang and Park, 1998) 8

29 Fig. 2.2 Variation of lateral displacement after installation of 3rd level strut depending on berm volume (Yang and Park, 1998) 캔틸레버벽체모형토조실험 Youssef (2003) 는소단지지캔틸레버벽체의유한요소해석결과를검증하기위해모래를이용한모형토조실험을실시하였다. 사용된토조의크기는 250mm 1200mm 600mm로지반과토조면과의경계면효과를충분히최소화시킬수있는크기이다. 사용된벽체는 1.5mm 금속판 (Im=2.8125E-10m3/m) 으로길이는 595mm이다. 모래는 No.16번체를통과하고 No.200번체보다작은세립분은제거하였다. 벽체의변위는 2개씩쌍으로 4개의다이얼게이지를통해상부에서측정하였다 (Fig. 2.3). 실험은삼각형모양의상부폭이없는소단의경사와높이에따른벽체의변위를측정하는것으로진행되었다. 9

30 Fig. 2.3 Configuration of geometry of bermed excavation (Youssef, 2003) 측정결과 (Table 2.1) 소단의경사가완만할수록소단의높이가높을수록벽체의변위가효율적으로감소됨을알수있었다. 또한모래의내부마찰각이증가할수록벽체의변위가감소된것으로나타났다. 하지만내부마찰각의효과는소단의규모가커질수록 ( 높이가높이지고경사가완만해질수록 ) 미비함을보여주었다. Table 2.1 Laboratory model test results (Youssef, 2003) Displacement (cm) h b / H m Internal friction angle (32 ) Internal friction angle (36 ) 0.2 1: : : : : : : : :

31 2.2 수치해석다양한지반조건에설치된다양한흙막이벽체구조물에서소단의효과를보기위해수치해석연구가많이수행되었다 (Clough and Denby, 1977; Potts et al., 1992) 점토지반에서소단의효과 Clough and Denby (1977) 는연약-중간정도굳기의점토에서굴착공사시가설지보공으로이용된소단의효과를정량화한결과를유한요소해석을통한사례연구를통해제시하였다. 유한요소해석기법의타당성을확인하기위해 2개현장의측정치가사용되었으며수치해석결과와측정치는비교적잘일치하는것으로나타났다 (Fig. 2.4, Fig. 2.5). Fig. 2.4는 St. Louis 현장이고, Fig. 2.5는 San Francisco 현장이다. Fig. 2.4 Computed and observed wall and soil movement at St. Louis (1ft=0.305m) (Clough and Denby, 1977) 11

32 Fig. 2.5 Computed and observed wall and soil movements at San Francisco (Clough and Denby, 1977) 해석결과를무차원도표형식으로각각제시하면 Fig. 2.6 및 Fig. 2.7과같다. 결과를보면소단의크기가클수록흙막이구조의움직임및배면지표의침하를감소시킨다는것을알수있다. 그러나소단의효과는소단의크기에만지배되는것이아니라벽체의강성, 굴착깊이, 흙막이벽의단부조건, 흙의전단강도등에의해서도영향을받는다. 안정수와예측변위의관계로부터소단의효과는안정수 ( ) 에크게영향을받는다는것을알수있다. 는굴착저면에서비배수전단강도이다. 낮은안정수 ( < 3) 범위에서소단의크기를증가시킬때지반의변위가약간감소한다. 중단단계의안정수 ( = 3 ~ 4.5) 범위에서는지반의변위는크게감소한다. 그러나높은안정수 ( > 4.5) 이상에서는지반의변위가어느정도감소하기는하지만소단아래부분심층변위때문에오히려변위가크게발생하여결과적으로소단의효과는약해진다고하였다. 12

33 Fig. 2.6 Dimensionless settlement versus percentage passive wedge remaining; 30ft excavation,, (Clough and Denby, 1977) Fig. 2.7 Dimensionless settlement versus percentage passive wedge remaining; 50ft excavation,, (Clough and Denby, 1977) 13

34 2.2.2 지하연속벽에서소단의효과 Potts et al. (1992) 은단단한점토지반에지하연속벽이근입된경우에대해해석을실시하였다. 본해석은다양한형태의소단을남겨놓고굴착을수행한후상부에지보공을설치하고나중에소단을제거하는공정을기준으로한것이다. 예상했던것처럼소단의크기가클수록변위는더욱억제되는경향을나타냈다. 해석된가장큰소단 ( 굴토되는전체양의 30%) 은약 60% 의효율을나타내고있다. 여기서굴토되는전체양의 30% 의의미는굴착하기전소단없이흙막이벽상부에버팀대만있는경우가 100% 를기준으로한소단의체적이다. 60% 의효율은소단이없는경우변위를기준으로산정된값이다. Fig. 2.8(c) 는완전히지보공이설치된경우의최대휨모멘트에대해정규화하여소단체적에대한벽체의최대휨모멘트를나타내고있다. 이것은최대모멘트중가장작은값을주는최적의소단이존재한다는것을보여준다. 높이 2.5m와 5m 사이의소단의경우, 굴착바닥근처지반의움직임, 최종단계에서벽체의변위형상, 벽체의휨모멘트등을지배하는것은소단의기하하적형상이아니라체적이라는것을밝혔다. 소단높이가 2.5m 미만이면동일한체적의소단들도상이한벽체변위와휨모멘트를나타낸다. 14

35 Fig. 2.8 Effect of berm on displacement and bending moment of retaining wall (Potts et al., 1992) 소단의크기에따른흙막이벽의변위 Yang and Park (1997) 은유한요소프로그램으로소단의크기에따른흙막이벽의변위에대해수치해석을수행하였다. Fig. 2.9는소단의크기에따른흙막이벽의변위및부재력에대한수치해석결과이다. 소단의평균높이는약 3m 이고소단의폭을변화시키면서소단의전체크기에따른거동을분석하였다. 결과를보면소단의단위길이당체적이증가함에따라흙막이벽의수평변위는감소하는경향을띄고있지만 10m 3 /m 정도의소단크기를기준으로하여변위의증강이뚜렷하게달라지고있음을알 15

36 수있다. 흙막이벽체에작용하는최대휨모멘트나전단력은소단이있는경우가소단이없는경우보다모두작은결과를보인다. 본해석결과를볼때단단한지반에서굴토가이루어질때적절한크기의소단을이용한다면지반및토류구조물의변위를상당히억제할수있음을알수있다. Fig. 2.9 Effect of berm on lateral displacement, bending moment, and shear stress (Yang and Park, 1997) 또한 Yang and Park (1997) 은유한차분프로그램인 FLAC을이용하여사질토와점성토지반을대상으로소단에대한평가를수치해석을통해알아보았다. 총 9단계에걸쳐굴착을모사하였는데 1단계는버팀대가없는자립식흙막이상태이고 2단계부터 9단계까지는 8단의버팀대가설치되었다. 버팀대설치간격은 2.5m를선택하였다. 수치해석결과굴착으로인한변위를억제하는데에점성토지반보다는사질토지반에서소단의효과가큼을밝혔다. 중간 ~ 촘촘한사질토 16

37 지반에서흙막이벽의수평변위는소단의단위길이당체적이감소함에따라증가하는경향을보이고 6 ~ 8 m 3 /m 정도의소단크기를기준으로변위의증감이뚜렷하게달라지는것을밝혔다 (Fig. 2.10). 점성토의경우사질토의경우와마찬가지로소단의크기가증가함에따라벽체의수평변위가감소하는경향을보였으나, 사질토의경우처럼변위의증감이뚜렷하게달라지는효율적인소단의존재를확인하기는어려운것으로나타났다 (Fig. 2.11). Fig Maximum lateral displacement of wall in sand (a) excavation step 8 and (b) excavation step 9 (Yang and Park, 1997) 17

38 Fig Maximum lateral displacement of wall in clay (a) excavation step 8 and (b) excavation step 9 (Yang and Park, 1997) 캔틸레버벽체에서소단의효과 Youssef (2003) 는유한요소프로그램인 PLAXIS을이용하여소단이캔틸레버벽체의변위와안정에미치는영향을사질토지반에대해검토하였다. 지반은 15절점삼각형모델을사용하였으며벽체는 5절점 beam요소로모델화하였다. 지반과벽체사이는강도감도계수를사용한 interface model을 5절점에적용하였다. 소단의효과는그규모와형태에의해영향을받음을밝혔다. 소단은높이가클수록, 경사가완만할수록벽체의변위를효과적으로감소시킨다. 또한소단의상부폭이클수록벽체의변위가감소되는것도밝혔다 (Fig. 2.12). ABAQUS를이용한 Wu and Duan (2014) 의연구에서도유사한결과가도출되었다. 18

39 (a) Geometry of bermed wall (b) Deflection factors versus berm to wall height ratio Fig Deflection factors versus berm to wall height ratio with different top berm width (Youssef, 2003) 19

40 2.3 현장사례본연구의대상현장을포함하여국내외의여러현장에서도소단을이용함으로써흙막이벽체의수평변위를상당히억제한사례를종종찾아볼수있다 (Ko et al., 1997; Clough and Denby, 1977; Potts et al., 1993; Liao and Lin, 2009, Ying, 2010; Park and Sho, 2013). 그러나소단의역할을과신하거나효율적으로적용하지못하여벽체에과도한변형이발생된사례도존재한다 (Ishii et al., 1994; Liao and Lin, 2009; Park and Kim, 2015). 특히두터운연약점토층이존재하거나굴착현장이강과근접하여강수위에영향을받는지역, 압밀이더디고압밀에의한강도증가를기대하기어려운지층의경우에소단의기능이제대로발현되지못하는것으로알려져있다 (Park and Kim, 2015) 매립지가시설사례 Fig. 2.13은실제공사에서잔류소단을단계적으로굴착하여소단의크기가흙막이구조물의거동에주는영향을실측한것이다 (Ishii et al., 1994). 공사부지는요코하마시매립지에위치하고있다. 지반은 Fig. 2.13에서보는바와같이지표면으로부터 G.L.-12m 까지는 N치 5 ~ 10의점토이고, G.L. -19m 까지는 N치 10 30정도의자갈, 가는모래, GL.-20m 저면에는 N치 5정도의점토질실트가퇴적되어있다. 굴착평면은약 90m 90m의정방형으로최종굴착깊이는 G.L m 이다. 흙막이벽은 soil cement ( 벽두께 550mm, 응력재 H @450) 으로 G.L.-23m까지근입되어있다. 버팀대는 3단강재를사용하였다. 20

41 (a) Soil profile and strut supported wall (b) Excavation steps Fig Geometry of bermed wall with soil profile and excavation steps with berm (Ishii et al., 1994) 21

42 잔류소단의굴착에따른흙막이벽변위와휨모멘트의깊이별분포를 Fig. 2.14에나타내었다. 그림에서흙막이벽으로부터잔류소단경사면까지의수평거리가 6.5m ( 선행굴착깊이 ( 소단높이 ) 의 2.0배 ) 이상인경우 (steps 1, 2, 3) 에는소단을굴착하여도흙막이구조물의거동에는거의변화가없음을알수있다. 그후더욱굴착을진행하면소단의굴착에따라흙막이벽의변위와모멘트가서서히증가하지만 (steps 4, 5) 소단경사면까지수평거리가 2.0m ( 선행굴착의 0.6배 ) 가되는 step 5의굴착이종료될때까지의흙막이구조물에미치는굴착의영향은비교적적다. 흙막이벽의변위와모멘트가급격이증가하는것은 step 6의굴착이종료되는소단을완전히제거한단계이다. 이것은본현장의경우흙막이벽으로부터소단폭이 2.0m 정도로작아도변위억제효과가어느정도효과적으로발휘된것을의미한다. 이것은본공사부지의굴착바닥면아래의지반이 creep변형이적고비교적양호한지반이었다는점에기인한다고생각된다. Fig Displacement and moment of wall supported with strut (Ishii et al., 1994) 22

43 2.3.2 건축현장사례본사례는건축현장으로흙막이벽체공법은 Slurry Wall (Thick. 800mm) 이고흙막이지지공법은슬래브지지 [S.P.S(Strut as Permanent System) 공법 ] 에의한 Top-Down 방식을취하는현장이다 (Fig. 2.15, Park and Kim, 2015). 굴착깊이에상관없이동일한규모의소단 ( 폭 5m, 높이 3.5m) 를가지고굴착진행중소단의기능이제대로발휘되지못하여벽체변위가관리기준치를초과한사례이다 (Park and Kim, 2015). Fig Berm size and soil profile at 15.5m excavation depth (Park and Kim, 2015) 23

44 이현장의최종굴착계획심도는 20.35m 인데굴착심도약 15.5m에서지상1층바닥슬래브타설을완료하고지하1층바닥버팀시공, 지하2층바닥버팀중에운동장의지표면에인장균열이관찰되었으며경사계수평변위가 mm 발생되어공사가중지되었다. 적용된관리기준은 1차 90mm, 2차 112.5mm이다 ( 굴착심도 22.5m, H/200 기준 ). 15.5m 이전굴착단계에서동일한규모의소단을두고굴착공사시벽체변위가관리기준치를초과하는사례는발생되지않았다. 문제가생긴굴착심도에는연약퇴적층지반 ( 실트질점토, 자갈섞인점토 2/30< N <18/30) 으로하부피압대층의영향으로압밀진행이더디고압밀에의한강도증가를크게기대하기어려운지층이다. 이지층에 1:1 경사를가진높이 3.5m 폭 5m의소단은스스로자립하기어렵고소단자체가굴착영역중앙측으로이동변위하게되어벽체를지지하는효과는크게떨어져벽체변위가크게발생된것으로볼수있다. 게다가굴착영역내의토사에서새어나오는물의흐름및고임으로인해지반이더욱약화되게되어굴착내부로의벽체변위는지속되게되며이러한현상이계측결과에서도그대로반영되어관리기준치를초과하게된것이다. 본현장과같이가설벽체가아닌영구벽체인 slurry wall을적용하는경우에도소단의효과를고려하여흙막이벽체를계획할경우소단의역할이매우중요함을보여준다. 특히본현장처럼지층이연약한함수비가높은실트질점토는사면의자립이안되기때문에소단의역할을기대하기어려운것이현실이다. 따라서, 굴착깊이가깊어짐에따라소단의규모확대와사면의경사완화, 굴착영역내의토사에대해굴착전에미리함수비를저하시킬수있는방안이마련되어야할것이다. Fig. 2.16은당현장에소단폭을 5m에서 7.5m로확대시벽체변위의감소를보여주는수치해석결과이다. 24

45 (a) Maximum wall displacement mm with 5m in berm width (b) Maximum wall displacement 85.37mm with 7.5m in berm width Fig Predicted wall displacement according to berm widths (Park and Kim, 2015) 25

46 2.4 결과고찰 실내실험결과고찰 Table 2.1의실험결과를이용하여소단의비탈기울기 (1:m) 와굴착고비 ( ) 및내부마찰각에따른벽체변위결과를고찰하고자회귀분석을하였다 ( 채서일등, 2004; 정충영과최이규, 2009). (1) 다중선형회귀식다중선형회귀분석은주어진설명변수 ( 독립변수 ) 집합 p ( ) 에대하여, 종속변수 y값을예측하기위하여사용된다. 다중선형회귀방정식에서종속변수와설명변수집합 사이의상관관계는다음식 (2.1) 로나타내어진다. 식 (2.1) 여기서 : 는상수항, 그리고 에서 는설명변수 에관련된계수이다따라서, 다중선형회귀식은단순선형회귀식을확장한개념으로설명변수가 개가있는경우로생각할수있고, " 선형 " 이란용어는다중선형회귀식에서종속변수 y가설명변수를이용한선형조합과직접적으로관련되기때문이다. (2) 회귀식산정 ANOVA ( 분산분석 ) 분석결과귀무가설 (Ho) 에서 를회귀계수라하면 Ho : ( 기울기가 0이다 ) 에대하여 Table 2.2와같이유의확률 (p) 가 0.000으로기각된다. 따라서벽체변위 y는소단높이비 (Depth ratio), 소단경사 (Berm slope) 및내부마찰각 (Friction angle) 으로이루어진회귀식으로표시할수있으며입력법 (Enter) 으로검토한결과 은 Table 2.3에나타난바와같이 0.881로나타나회귀식의설명력이좋은것으로나타났다. 26

47 회귀식은 Table 2.4 의계수를이용하여다음과같이나타내었다. 벽 체변위는소단높이비가클수록, 즉소단의높이가높을수록, 소단경사가 완만할수록, 내부마찰각이클수록감소함을보여주고있다. 식 (2.2) 여기서 Table 2.2 ANOVA b Model Sum of Squares df Mean Square F Sig. 1 Regression Residual a Total a. Predictors: (Constant), Friction_angle, Berm_slope, Depth_ratio b. Dependent Variable: Displacement Table 2.3 Model Summary b R R Square Adjusted R Square Std. Error of the Estimate Durbin-Watson.939a a. Predictors: (Constant), Friction_angle, Berm_slope, Depth_ratio b. Dependent Variable: Displacement 27

48 Table 2.4 Coefficients a Model Unstandardized Coefficients Standardized Coefficients B Std.Error Beta t Sig. Collinearity Tolere nce VIF (Constant) Depth_ratio Berm_slope Friction_angle a. Dependent Variable: Displacement (3) 회귀분석기본가정관찰자료를선형방정식에적용시켜설명변수와종속변수간의관계를모형화하기위하여다중회귀분석을시도하였다. 이해석을사용할때는다음과같은몇가지의가정이필요하다. - 정규분포가정 ( P-P도표 ) - 다중공선성문제 (Multicollinearity Problem) 부재가정 ( 공차한계또는 VIF를이용하여검증. VIF= 1/ 공차한계, VIF<5, 또는 10 이하 ) - 자기상관부재가정 (Durbin-Watson 검정 ) ( 가 ) 정규분포가정 (P-P도표) Fig 히스토그래프와 Fig P-P표준화된잔차의빈도가거의정규분포곡선과잘일치하고잔차의기대분포와관측분포가거의직선상에분포하므로정규분포가정을만족시켜주는것으로나타났다. ( 나 ) 다중공선성문제 (Multicollinearity Problem) 부재가정다중공선성부재문제 (absence of multicollinearity problem) 는공선성통 28

49 계량 (collinearity statistics) 에의해검정할수있다. Table 2.4에서분산팽창요인 [(variance inflation factor (VIF)] 란두가지통계량을보여주고있다. 경험상, 허용오차값이 0.2 ( 또는 VIF < 5) 보다크면다중공선성문제의정황은없는것을보여준다. VIF = 1 < 5이므로이가정은만족시켜주는것으로결론내릴수있다. ( 다 ) 자기상관부재가정 (Durbin-Watson 검정 ) Durbin-Watson의통계치 (D) 가 1.871로서회귀분석에의한잔차 (residuals) 에자기상관관계계수 ( ) 는다음식에의하여 식 (2.3) = 로서자기상관관계가없음을보여준다. Fig Histogram of regression standardized residual 29

50 Fig Normal P-P plot regression standardizes residual 30

51 (4) 실험값과회귀식비교실험에의한값과회귀식에의한값을비교하여도시하면다음 Fig. 2.19과같다. Fig. 2.19에나타난바와같이회귀식은실험값을잘나타내고있다. (a) Friction angle 32 (b) Friction angle 36 Fig Comparisons between experiment and regression data 31

52 2.4.2 수치해석결과고찰 (1) 소단체적 ( 소단크기 ) 이벽체에미치는영향 Fig. 2.9의값을정리하면 Table 2.5 및 Fig. 2.20과같다. 소단이벽체에미치는역학적영향 ( 여기서는휨모멘트와전단력 ) 은소단의체적이 5m 3 /m 까지는체적비에비례하여휨모멘트와전단력이감소하나그이후에는약간의증가후수렴되는현상을보인다. 한편벽체의변위는소단의체적이약 7m 3 /m정도까지는소단의체적에비례하여크게감소시키는영향을미치다가그이후에는수렴하는경향을나타내고있다. 이에따라벽체의역학적및변위안정을위한소단의체적은 7m 3 /m정도가최적으로보인다. Table 2.5 Wall characteristics effected by volume of berm Item Maximum area ratio to lateral displacement Maximum lateral displacement ratio Maximum bending moment ratio Maximum shear force ratio Volume of berm (m 3 /m) Fig Wall characteristics effected by volume of berm 32

53 (2) 소단체적비, 굴착단계및지반특성이벽체변위에미치는영향 Fig. 2.10과 Fig. 2.11의값을정리하면 Table 2.6 및 Fig. 2.21과같다. FLAC 수치해석결과에서와같이소단이굴착으로인한변위를억제하는데에점성토지반보다는사질토지반에서소단의효과가큼을다시한번알수있다. 사질토지반에서 6 ~ 8 m 3 /m 정도의소단크기를기준으로변위의증감이뚜렷하게달라지는것을알수있다. Table 2.6 Maximum wall displacement affect according to berm volume ratio, excavation step and soil type Volume of Sand (cm) Clay (cm) berm (m 3 /m) Step 8 Step 9 Step 8 Step

54 (a) sand (b) clay Fig Max wall displacement according to volume of berm 34

55 2.4.3 현장사례결과고찰 Fig. 2.14에서 Step 2, Step 5 및 Step 6에서최대변위를정리하면 Table 2.7 및 Fig. 2.22와같다. Table 2.7 및 Fig 2.22에나타난것처럼굴착깊이가증가함에따라벽체변위및모멘트가증가함을보여주고있다. Table 2.7 Displacement and moment according to wall excavation step Step Displacement Moment Step Step Step Fig Displacement and bending moment of wall according to excavation step 35

56 제 3 장현장계측 3.1 현장상황과조사및시험결과 현장상황 (1) 지질개요본지역일원은백악기경상계신라통의화산암류를기저부로하고상부를불국사관입암류및마산암류가이를관입하고있다. 고기수계를따라제 4기충적층이이들을피복하고있다. 현장은신라통안산암질암류를기저부로하고동으로화강섬록암및미문상화강암이이를관입하고, 서로마산암류아다멜라이트가기저부를관입하고있고제 4기충적층으로피복된지질로구성되어있다. (2) 현장개요현장구역은주거지역으로상가, 학교및아파트가밀집해있다현장계측은도심지지하차도굴착현장으로지반조사결과이현장의지층은상부로부터매립층, 풍화토, 풍화암순으로형성되어있다. 이현장에서는소단을이용하여 5.2m, 7.4m, 10.2m 굴착이지반물성이좋은풍화토층 ( 실트질모래 ) 에서진행되었다. 현장에적용된소단의경사는문헌 (Korean Geotechnical Engineering, 2002) 에서제시한 1:1 경사대신 1:0.2의급한경사를가진소단을 2.5m 높이로두고시공이진행되었다. 소단폭의변화에따른최대수평변위계측은 H-Pile 시공후굴착전가시설벽체에서약 2m 이격하여설치된지중경사계를사용하여주 2회의빈도로계측을수행하였다. 계측결과는먼저관리기준치, 소단규모의영향, 현장의지반특성과관련하여분석하였다. 36

57 3.1.2 조사및시험결과 (1) 시추조사현장에서총 1, 2, 3 시추가실시되었으며 (Fig. 3.1) 현장지반의분포현황및구성지반의물리적역학적특성을파악하기위해조사를실시하였다. Fig. 3.1 Boring locations 현장의지층분포상태는상부로부터매립층, 퇴적층, 풍화토층, 풍화암층 의순으로분포하고있으며, 각시추공별지층개요및토층의두께는 Table 3.1 과 Table 3.2 와같다 37

58 Table 3.1 Summary of sampling survey results Boring No. Soil layer Depth (m) 1 Soil classification (USCS) N value 0.0~3.5 Silty sand 7/30~17/30 Fill 3.5~4.6 sandy gravel 32/30 Weathered soil 4.6~8.0 Silty sand 50/13~50/11 Weathered rock 8.0~17.0 Silty sand 50/8~50/4 2 3 Fill 0.0~3.8 Silty sand 16/30~50/7 Weathered soil 3.8~10.5 Silty sand 32/30~50/17 Weathered rock 10.5~15.0 Silty sand 50/8~50/7 Fill 0.0~4.2 Silty sand 6/30~7/30 Sedimentary 4.2~5.5 sandy gravel 50/6 Weathered soil 5.5~8.0 Silty sand 50/24~50/14 Weathered rock 8.0~15.0 Silty sand 50/8~50/4 Table 3.2 Distribution depth of each soil layer (unit : m) Soil layer Boring No. Fill Sedimentary Weathered soil Weathered rock Total depth : nonexistence 38

59 (2) 표준관입시험 본시험은 KS F 2318 의규정에의한 Split Barrel Sampler 및부대장비 를사용하여실시하였고, 시험결과는 Table 3.3 과같다. Table 3.3 Results of standard penetration test Soil layer Boring No. Fill Sedimentary Weathered soil Weathered rock 1 7/30~32/30-50/13~50/11 50/8~50/4 2 16/30~50/7-32/30~50/17 50/8~50/7 3 6/30~7/30 50/6 50/24~50/14 50/8~50/4 - : nonexistence (3) 공내재하시험이시험은시험하고자하는심도까지 Sonde를삽입한후가압장치에서 Sonde 외부에부착된고무튜브를팽창시키고, 이때발생하는공벽의변위를측정하여변위-응력곡선으로부터변형계수와탄성계수를산출하였다. 시험결과 Table 3.4와같이풍화토의변형계수는 67.1 ~ MPa 정도로나타났고, 탄성계수는 75.5 ~ MPa 정도로나타났다. 풍화암의경우변형계수는 ~ MPa, 탄성계수는 ~ 303.9MPa 정도로나타났다. 39

60 Table 3.4 Results of borehole test Boring No. Depth (GL,-m) Deformation modulus (MPa) Elastic modulus (MPa) Soil layer Test method Weathered soil PMT Weathered rock PMT Weathered soil PMT Weathered rock PMT Weathered soil PMT Weathered rock PMT (4) 공내전단시험시험결과 Table 3.5와같이풍화토의점착력은 ~ 26.77kPa 정도로나타났고, 내부마찰각은 ~ 정도로나타났다. 풍화암의경우점착력은 ~ kpa, 내부마찰각은 ~ 정도로나타났다. Table 3.5 Results of borehole shear test Boring No. Depth (GL,-m) Cohesion (kpa) Internal friction angle ( ) Soil layer Test method Weathered soil BST Weathered rock BST Weathered soil BST Weathered rock BST Weathered soil BST Weathered rock BST 40

61 3.2 현장계측 계측기설치현장의소단연구구간은버팀대가설치되는구간으로굴착깊이와소단의규모에따른벽체를포함함지지구조물의거동변화를알아보기위해지중경사계, 지하수위계, 하중계 ( 스트럿 ), 하중계 ( 앵커 ), 변형률계, 지표침하계, 휨변위계를설치하였다. 소단관련계측이중점적으로이루어진부분의자료와위치도는 Fig. 3.2와같다. 계측기 (a) Site image I V L S L S W I V 101 동 (b) Detail drawing Fig. 3.2 Location of measurement gauges 41

62 3.2.2 계측관리기준치현장의계측관리기준치는 Table 3.6과같이설정하여적용하였다. 지중경사계의경우근접시공구간과기타구간으로나누어 1차와 2차관리기준을적용하였다. 근접시공구간은굴착심도의 0.2%, 기타구간은 0.5% 를 2차관리기준으로하고이의 80% 를 1차관리기준으로적용하고있다. 또한, 7일간연속증가량을기준으로 4mm ( 근접시공구간 ), 10mm ( 기타구간 ) 인경우를관리기준으로설정하여관리를하였다. 하중계 (strut) 의경우 Jack 용량 100tf를기준으로관리하였으며, 변형률계는부재허용응력의 70% 를 1차, 120% 를 2차관리기준으로적용하였다. Table 3.6 Measurement control standard Inclinometer Item 1st 2nd Remarks near construction area the rest areas H (0.16% of excavation depth) 0.004H (0.4% of excavation depth) 0.002H (0.2% of excavation depth) 0.005H (0.5% of excavation depth) Load cell(strut) 70 tonf 100 tonf Load cell (anchor) upper limit lower limit Strain gauge +5 tonf (+10%) -5 tonf (-10%) less than 70% of allowable stress of member +10 tonf (+20%) 4mm (7 days consecutive increment) (based on design report) 10mm (7 days consecutive increment) (based on design report) Jack's capacity (based on design report) -10 tonf (-20%) less than 120% of allowable stress of based on design report member Surface settlement 20mm 25mm - Water level meter - - qualitative analysis - 42

63 3.2.3 소단에따른계측결과 5.2m 굴착에대한현장의소단을이용한시공현황은 Fig. 3.3와같고, 소단시공단계의모식도는 Fig. 3.4과같다. 실제많은현장에서는소단의경사를문헌 (Korean Geotechnical Engineering, 2002) 에서제시한경사로형성하지않고 1:1 또는이보다급한경사로소단을형성한다. 본현장은상당히경사가급한 1:0.2의소단을 2.5m 높이로두고시공이진행되었다. 본절에서분석된계측자료는지중경사계, 하중계, 변형율계로획득된자료들이다. 지표침하와지하수위변화는크게발생되지않아제외하였다. Fig. 3.3 Bermed excavation situation at the site 43

64 지중경사계 Inclinometer 4.0m 1.0m 1.0m 1.0m 1.0m Soil(SM) 4.8m 5.2m 2.5m Water proof grouting (P.C.F. 차수 GROUTING method) 1000 (P.C.F공법) Φ1,000 C.T.C. 800 C.T.C 800 H-Pile +Timber lagging H C.T.C Weathered rock Fig. 3.4 Cross-sectional diagram of 5.2m bermed excavation at the site (1) 지중경사계소단폭의변화및굴착깊이에따른지중경사계를이용한최대수평변위계측결과는 Fig. 3.5와같다 (Kwanglim Engineering Co. Ltd., 2015). 지중경사계는 H-Pile 시공후굴착전가시설벽체에서약 2m 이격하여설치되었으며, 주 2회의빈도로계측을수행하였다. Fig. 3.5를보면계측값이 5.2m 굴착깊이에서관리기준치 20.8mm 보다훨씬작은 4.1mm ( 소단폭 1m 조건에서 ) 가발생된것을알수있다. 이것은굴착깊이가 5.2m로비교적낮은편이고풍화토가비교적물성이좋은특성 (32/30 < N < 50/14) 을가지고있기때문이다. 전체적인변위경향은소단폭이짧아질수록수평변위는증가하는경향을보이고, 최대수평변위가발생하는위치도소단폭이좁아짐에따라윗방향으로이동하는것을알수있다 (Fig. 3.6). 이것은소단폭이좁아짐에따라토압을받는벽체를지지하는소단의역할이감소하고벽체가그 44

65 역할을대신하기때문에벽체상부쪽에서변위가크게발생되는것으로 판단된다. (a) 5.2m (b) 7.4m (c) 10.2m Fig. 3.5 Results of measured inclinometer to excavation depth with different berm widths 45

66 Fig. 3.6 Measured maximum horizontal displacement to berm width in case of 5.2m excavation (2) 하중계지중경사계계측이이루어진동일한지점 (6k+200) 의버팀대에설치된하중계측정결과 Fig. 3.7에나타낸것처럼축력은 ~ 51.16tf로측정되었다. 모두관리기준이내의축력이발생하는것으로나타나관리가잘이루어지고있음을알수있다. 전체적인경향을보면굴착깊이가깊어짐에따라그리고소단의폭이좁아짐에따라축력이증가하는경향을보이는것을알수있다. 13.6m 굴착고에서소단폭에다른축력변화를보면지중경사계자료와직접적인비교는할수없지만소단역할과관련해서유사한경향이발생되고있음을알수있다. 46

67 (a) 1st level strut (b) 2nd level strut 47

68 6 (c) 3rd level strut (d) 4th level strut Fig. 3.7 Output graph of time-load cell 48

69 (3) 변형률계지중경사계계측이이루어진동일한지점 (6k+200)) 의버팀대에설치된변형률계를통해계산된응력을 Fig. 3.8에나타냈다. 변형률계의경우현장에서온도변화에따른영향을정확하게고려하기어려워계측값에약간의오차가포함되어있을것으로판단된다. 계산된응력은 ~ kgf/cm² 로나타나관리기준이내에있음을알수있다. 전체적인경향은굴착깊이가깊어짐에따라그리고소단폭이좁아짐에따라인장응력이증가하는경향을보인다. 이와같은결과는버팀대에설치된하중계자료와잘일치하는경향을보이고소단역할과관련해서유사한경향이발생되고있음을간접적으로알수있다. 49

70 (a) 1st level strut (b) 2nd level strut 50

71 (c) 3rd level strut (d) 4th level strut Fig. 3.8 Output graph of strain gauge 51

72 3.3 결과고찰 소단의기하형상과벽체변위고찰 (1) 소단기하형상및굴착깊이에따른벽체변위소단의기하학적현상 (berm width) 및굴착깊이에따른 Fig. 3.5 Fig. 3.6을이용하여벽체변위를정리하면 Table 3.7 및 Fig.3.9과같다. Table 3.7 Displacement according to berm width and excavation depth Berm width Excavation depth 5.2 m 7.4 m 10.2 m 1 m 4.12 mm 5.40 mm 8.30 mm 2 m 3.40 mm 4.05 mm 6.91 mm 3 m 3.00 mm 5.51 mm 4 m 2.00 mm 4.12 mm Fig. 3.9 Displacement according to berm width and excavation depth 52

73 (2) 소단기하형상과굴착깊이에따른벽체변위회귀식 ( 가 ) 회귀식유도소단의기하형상과굴착깊이에따른벽체변위간의관계를다중선형회귀식은 Table 3.8에나타난바와같이유의확률 (sig=0.0) 이유의수준 ( =0.0) 보다작으므로회귀계수가영 (zero) 라는귀무가설이기각되므로성립한다. 또한회귀식의설명력은 Table 3.9에서와같이 92.8% 이며회귀식은 Table 3.10에나타난계수를이용하면다음과같이표시할수있다. 식 (3.1) 여기서 Table 3.8 ANOVA b Model Sum of Squares df Mean Square F Sig. Regression a 1 Residual Total a. Predictors: (Constant), Exca_depth, Berm_width b. Dependent Variable: Displacement 53

74 Table 3.9 Model Summary b R R Square Adjusted R Square Std. Error of the Estimate Durbin-Watson.963a a. Predictors: (Constant), Exca_depth, Berm_width b. Dependent Variable: Displacement Table 3.10 Coefficients b Model Unstandardized Coefficients Standardized Coefficients Collinearity t Sig. B Std.Error Beta Tolerence VIF (Constant) Berm_width Exca_depth a. Dependent Variable: Displacement ( 나 ) 회귀식기본가정만족검토 1 정규분포가정 (P-P도표) Fig 히스토그래프와 Fig P-P표준화된잔차의빈도가거의정규분포곡선과잘일치하고잔차의기대분포와관측분포가거의직선상에분포하므로정규분포가정을만족시켜주는것으로나타났다. 54

75 Fig Histogram of regression standardized residual Fig Normal P-P plot of regression standardized residual 55

76 2 다중공선성문제 (Multicollinearity Problem) 부재가정다중공선성부재문제 (absence of multicollinearity problem) 는공선성통계량 (collinearity statistics) 에의해검정할수있다. Table 3.10에서분산팽창요인 [(variance inflation factor (VIF)] 은 VIF =1 <5 로서 ( 또는허용오차값 >0.2 ) 다중공선성문제의정황은없는것을보여준다. 따라서이가정은만족시켜주는것으로결론내릴수있다. 3 자기상관부재가정 (Durbin-Watson 검정 ) Table3.9에서 Durbin-Watson의통계치 (D) 가 2.381로서회귀분석에의한잔차 (residuals) 에자기상관관계계수 ( ) 는식 (2.3) 에의하여 = 0.19로서자기상관관계가거의없음을보여준다. (3) 계측값과회귀식에의한계산값비교분석계측값과회귀식에의한계산치를정리하면 Table 3.11 및 Fig. 3.12과같다. Fig. 3.12에나타난바와같이계측값과회귀식에의한값은잘일치하고있음을알수있다. Table 3.11 Summary of observation and regression results Bern width Excavation depth (m) Observed Calculated Observed Calculated Observed Calculated

77 Fig Summary of observation and regression results 소단의기하형상과버팀대축력 Fig. 3.8에서소단폭 1m, 2m, 3m 및 4m에대하여버팀대1단 버팀대4단에서의축력의변화를정리하면 Table 3.12 및 Fig. 3.13와같다. Table 3.12 및 Fig. 3.13에나타난것처럼소단의폭이감소할수록축력이증가함을보이는데이는소단폭의축방향지지역할을잘보여준다. Table 3.12 Strut axial force according to excavation depth Step Bern width (m) Step Step Step Step

78 Fig Strut axial force according to excavation depth 58

79 제 4 장수치해석 4.1 수치해석프로그램 개요 Midas GeoXD는편리하고차별화된작업환경의사용자인터페이스구현이가능하고굴착문제에대한유한요소해석수행이가능하다. 다양한 FEM 재료모델, 고차요소및 Interface 요소가제공되고다양한흙막이벽체 (H-pile, Sheet pile, D-wall, C.I.P, S.C.W) 과다양한지보재 (Strut, Raker, Earth Anchor, Soil Nailing, Tie Rod, Rock Bolt, Top down, Slab) 를해석에서구현가능하다. 그외다음과같은특징을가지고있다. - 비대칭구조의다양한단면모델기능및전단면해석 - 자립식구조의해석및설계 - 인접구조물의침하안정성검토에대한엄밀해석및관용법제공 - 근입깊이및지반안정성 (Boiling, Heaving) 검토 - Seepage 해석및지반보강공법해석 - 흙막이벽체와지보재에대한다양한매개변수해석 - 흙막이구조부재 ( 복공고려 ) 의설계기능 - 설계계산서및해석보고서생성기능 - 종단계획도면자동생성기능 Midas GeoXD의계산수행절차를요약하면 Fig. 4.1과같다. 59

80 Fig. 4.1 Flowchart of program 60

81 4.1.2 지반정수산정을위한역해석다양한경우에대한변위계산해석을하기위해서는지반정수산정이우선되어야한다. 따라서본절에서는 GeoXD프로그램을이용하여 3장에서계측된변위결과를역해석해서지반정수를산정하였다. 해석에서지반은 Mohr Coulomb 모델사용하였으며, 흙막이벽체및버팀대와중앙말뚝등의구조체는 beam요소로시공간격을고려하여모델링하였으며, 시공단계는흙막이벽체설치후단계별굴착및버팀대를설치하는것으로설정하였다. Fig. 4.2은현장계측결과이며 Fig.4.3는점착력, 내부마찰각, 변형계수를변화시켜역해석한결과실제변위와다르게소단폭 2m를기준으로변위가거의수렴하는결과를보인다. 이것은해석에서지반영역을좀더세분화해서지반정수를적용하지못했기때문이다. 역해석의목적이벽체변위에미치는소단의영향을파악하기위한지반정수산정이므로두값의경향차이는무시하였다. 실제발생된수평변위 (Fig. 4.3) 와유사한결과는 Table 4.1에정리한것과같이점착력 4.0 ) 내부마찰각 27, 변형계수 30,000 ) 의지반정수조건에서발생되는것으로나타났다 Table 4.1 Weathered soil (SM) parameters used in design and calculated by back analysis in case of 5.2m bermed excavation Item Unit weight, ( ) Cohesion, c ( ) Friction angle, ( ) Elastic modulus, E ( ) Design ,000 Back analysis ,000 61

82 Fig. 4.3 은지반의점착력, 내부마찰각, 탄성계수가각각 4, 27, 30,000 인경우소단폭에따른 5.2m 굴착시발생된변위와비교한 결과이다. Fig. 4.2 Observed data of lateral displacement with different soil parameters in case of bermed excavation 5.2m (c: 4, : 27, : 30,000 ) 62

83 Max. lateral displacement(mm) Exca. 5.2m measured Exca. 5.2m w c=3, phi=28, E=32000 Exca. 5.2m w c=4, phi=27, E=30000 Exca. 5.2m w c=5, phi=28, E=25000 Exca. 5.2m w c=4, phi=28, E= Berm width(m) Fig. 4.3 Comparison of maximum lateral displacement between measured and back analysis with different soil parameters in case of bermed excavation 5.2m 4.2 해석조건및결과 소단형상과굴착깊이변화에따른변위 Table 4.1의 5.2m 굴착시역해석으로산정된지반정수를가지고 5.2m 굴착깊이를포함하여본현장에서진행될다음단계굴착 (7.4m, 10.2m) 시벽체변위에영향을미치는소단의영향을소단의기하학적특성과지반정수조합에대하여분석하였다. 현장의상황을고려하여소단높이 2.5m에대해 Table 4.2과같이소단폭 (1, 2, 3, 4m) 과경사 (1:1, 1:0.5, 1:0.2) 를변화시켜수치해석을수행하여최대수평변위를산정하였다. 각굴착단계별소단의형태에대한단면도는 Fig. 4.4과같고, 경사 1:02를가진폭 2m의소단의영향을파악하기위해해석에사용된모델은 Fig. 4.5와같고해석결과를요약하면 Table 4.3 및 Fig. 4.6과같다. 63

84 Table 4.2 Parameters considered in numerical analysis Parameter Berm depth Berm width Berm slope Case :1.0 1:0.5 1: m 1.0m 1.0m 1.0m 1.0m 1 st level strut I C.T.C Kingpost H C.T.C st level strut Soil(SM) 5.2m 2.5m 2 nd level strut 5.2 m 5.2m excavation 굴착 3 rd level strut 7.4 m excavation Weathered rock H-Pile +Timber lagging H C.T.C m excavation Fig. 4.4 Cross-sectional diagram of step-wise bermed excavation at the site 64

85 (a) Excavation depth : 5.2m (b) Excavation depth : 7.4m (c) Excavation depth : 10.2m Fig. 4.5 Modeling used in numerical analysis in case of berm slope 1:0.2 and berm width 2m with different excavation depths 65

86 Table 4.3. Calculated results of maximum lateral displacement according to berm width, berm slope, and excavation depth SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Displacement (mm)

87 (a) (b) (c) Fig. 4.6 Results of maximum lateral displacement according to berm width, berm slope, and excavation depth 67

88 4.2.2 지반정수및변형계수변화에따른변위 (1) 지반정수고정 ( 변형계수변동 ) 소단의역할은흙의종류에따라서도그기능에차이가있다. Clough and O'Rourke (1990) 에따르면연약 중간정도굳기의점토지반보다는사질토와같은단단한지반에서소단이지보공을보조하는역할이뚜렷한것으로알려져있다. 소단의지반물성은굴착시굴착하단면의로부터물의유입과기계장비등에의한지반의교란의영향으로변화된다. 지반물성변화시소단의기능을검토하기위하여굴착구간에해당하는풍화토층의강도정수와변형계수를변화시켜가설벽체의수평변위량을해석하였다. 분석을위해 Table 4.4에주어진지반정수를이용하였고, 분석된결과는 Table 4.5 및 Fig. 4.7과같이나타났다. Fig. 4.7에서나타난것처럼소단을 4m에서 1m 까지 1m 간격으로감소함에따라최대수평변위량은 2.88mm에서 4.04mm 로증가하는것으로나타났다. Table 4.4 Considered soil properties of weathered soil layer (SM) Case Lower strength Strength used back analysis Strength used design stage Higher strength Unit weight, Elastic Cohesion, c Friction angle, modulus, E ( ( ) ( ) ) ( ) , , , ,000 68

89 풍화토에대하여 Table 4.4에서주어진지반물성조건으로해석한결과 Fig. 4.7과같이지반정수값과변형계수값이작아질수록최대수평변위증가량이크며, 지반정수가높을수록변위량이감소하는것으로나타났다. Clough and O'Rourke (1990) 의연구결과와일치하는것으로단단한지반일수록소단이지보공을보조하는역할이뚜렷함을의미한다. 지반정수가설계값보다작은역해석및낮은물성의경우소단상부폭에따라변위가변화되면, 특히 2m이내의기울기변화가 2m이후보다더큰것으로나타났다. 하지만지반정수가높은물성인경우소단폭에따른변위의변화는거의없는것으로나타났다. 69

90 Table 4.5 Results of maximum lateral displacement according to soil parameters and excavation depth SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm)

91 Table 4.5 Results of maximum lateral displacement according to soil parameters and excavation depth (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm)

92 Max. lateral displacement (mm) Max. lateral displacement (mm) Exca. 5.2m w lower strength Exca. 5.2m w strength obtained from back an. Exca. 5.2m w strength used in design stage Exca. 5.2m w higher strength Berm width(m) (a) Exca. 7.4m w. lower strength Exca. 7.4m w strength obtained from back an. Exca. 7.4m w strength used in design stage Exca. 7.4m w higher strength Berm width(m) (b) Max. lateral displacement (mm) Berm width(m) (c) Exca. 10.2m w lower strength Exca. 10.2m w strength obtained from back an. Exca. 10.2m w strength used in design stage Exca. 10.2m w higher strength Fig. 4.7 Results of maximum lateral displacement ratio according to soil parameters and excavation depth 72

93 (2) 변형계수고정 (c 및 변화 ) 소단을형성하는지반의점착력과내부마찰각변화가벽체수평변위량에미치는영향을평가하기위해서변형계수는 30,000 로고정하고지반정수는 Table 4.5와같은조건에서해석을실시하였다. 소단의높이와폭은각각 2.5m와 1:0.2이다. 이해석은점토지반과사질지반에서지반물성변화에따른소단의기능을알아보기위함이다. 먼저점토지반의경우내부마찰각을 0으로두고점착력을 20 ~ 50 으로변화시켰으며, 사질지반의경우점착력을 0 으로두고내부마찰각을 23 ~ 29 로변화시키는경우에대하여소단의폭과굴착깊이를변화시켜해석한결과는 Table 4.6 및 Fig. 4.8과같다. 해석결과점착력변화시 (Fig. 4.7(a)) 점착력이 20 일경우소단의영향을크게받는것으로나타났으며, 점착력이증가함에따라소단의영향을작게받는것으로나타났다. 점착력이 40 이상일경우소단의영향이미미하였다 (Fig. 4.8(b) and (c)). 점착력을 0으로두고내부마찰각을변화시킨경우 Table 4.7 및 (Fig. 4.9(a)) 굴착심도가낮을수록소단폭에따른최대수평변위량의변화가크게나타났으며, 굴착깊이가깊어질수록소단폭에따른변위량차이는감소하였다 (Fig. 4.9(b) and (c)). 점착력만을고려한경우에비해소단폭에따른변위량의변화가작게나타나민감도측면에서점착력이내부마찰각보다큰것으로나타났다. 73

94 Table 4.6 Considered shear strength parameters of weathered soil layer (SM) Case Cohesion, c ( ) Internal friction angle, ( ) 20 0 Clayey soil Sandy soil

95 Table 4.7 Effect of cohesion c on the maximum lateral displacement SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm)

96 Table 4.7 Effect of cohesion on the maximum lateral displacement (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm)

97 Table 4.8 Effect of friction angle on the maximum lateral displacement SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm)

98 Table 4.8 Effect of friction angle on the maximum lateral displacement (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm)

99 Max. lateral displacement (mm) Max. lateral displacement(mm) Max. lateral displacement(mm) Exca. 5.2m w c=20, phi=0 Exca. 5.2m w c=30, phi=0 Exca. 5.2m w c=40, phi=0 Exca. 5.2m w c=50, phi= Berm width(m) (a) Berm width(m) (b) Exca. 7.4m w c=20, phi=0 Exca. 7.4m w c=30, phi=0 Exca. 7.4m w c=40, phi=0 Exca. 7.4m w c=50, phi= Berm width(m) (c) Exca. 10.2m w c=20, phi=0 Exca. 10.2m w c=30, phi=0 Exca. 10.2m w c=40, phi=0 Exca. 10.2m w c=50, phi=0 Fig. 4.8 Effect of cohesion on the maximum lateral displacement 79

100 Max. lateral displacement(mm) Max. lateral displacement(mm) Max. lateral displacement(mm) Berm width(m) (a) Exca. 5.2m w c=0, phi=23 Exca. 5.2m w c=0, phi=25 Exca. 5.2m w c=0, phi=27 Exca. 5.2m w c=0, phi=29 Exca. 7.4m w c=0, phi=23 Exca. 7.4m w c=0, phi=25 Exca. 7.4m w c=0, phi=27 Exca. 7.4m w c=0, phi= Berm width(m) (b) Exca. 10.2m w c=0, phi=23 Exca. 10.2m w c=0, phi=25 Exca. 10.2m w c=0, phi=27 Exca. 10.2m w c=0, phi= Berm width(m) (c) Fig. 4.9 Effect of internal friction angle( ) on the maximum lateral displacement 80

101 4.3 결과고찰 소단의기하특성과지반물성치에따른회귀식 (1) 회귀식제안 Table 4.3 Table 4.8의자료를통합하여회귀식을유도하였다. ANOVA ( 분산분석 ) 분석결과귀무가설 (Ho) 에서 를회귀계수라하면 Ho : ( 기울기가 0이다 ) 에대하여 Table 4.9와같이유의확률 (p) 가 0.000으로기각된다. 따라서벽체변위 는소단폭, 굴착깊이, 소단경사, 점착력, 내부마찰각으로이루어진회귀식으로나타내었으며단계입력법 (step wise) 으로검토한결과 Table 4.10과같이 은 0.746로나타나회귀식의설명력은약 75% 로좋은것으로나타나 Table 4.11의계수들은이용하여다음과같은회귀식을제안하였다. 식 (4.1) 여기서 단계입력법으로회귀식을유도한결과벽체변위에가장큰상관관계를 가지는변수는굴착깊이, 그다음소단폭, 점착력, 내부마찰각및소단 경사로나타났다. 81

102 Table 4.9 ANOVA b Model Sum of Squares df Mean Square F Sig. Regression a 1 Residual Total a. Predictors: (Constant), Fric_angle, Exca_depth, Berm_width, Slope, Cohesion b. Dependent Variable: Displacement Table 4.10 Model Summary(f) Mo del R R Square R Square Change Change Statistics F Change df1 df2 Sig. F Change Durbin- Watson 1.491(a) (b) (c) (d) (e) a Predictors: (Constant), Exca_depth b Predictors: (Constant), Exca_depth, Berm_width c Predictors: (Constant), Exca_depth, Berm_width, Cohesion d Predictors: (Constant), Exca_depth, Berm_width, Cohesion, Fric_angle e Predictors: (Constant), Exca_depth, Berm_width, Cohesion, Fric_angle, Slope f Dependent Variable: Displacement\ 82

103 Table 4.11 Coefficients a Model Unstandardized Coefficients Standardized Coefficients t Sig. Collinearity B Std.Error Beta Tolerance VIF (Constant) Berm_width Exca_depth Slope Cohesion Fric_angle a. Dependent Variable: Displacement (2) 회귀분석기본가정 ( 가 ) 정규분포가정 Fig 히스토그래프상에잔차의빈도가왼쪽으로치우쳐있고, Fig. 4.11에나타난 P-P표준화된잔차도 y축 0을기준으로산포되어있어, 완전한정규분포와는차이가있으나그외의가정들은잘만족시켜주고있으므로정규분포가정을만족시켜주는것으로가정하여도좋을것으로판단하였다. 83

104 Fig Histogram of regression standardized residual Fig Normal P-P plot regression standardized residual 84

105 ( 나 ) 다중공선성문제 (Multicollinearity Problem) 부재가정다중공선성문제부재 (absence of multicollinearity problem) 는공선성통계량 (collinearity statistics) 에의해검정할수있다. Table 4.11에서분산팽창요인 [(variance inflation factor (VIF)] 란두가지통계량을보여주고있다. 경험상, 허용오차값이 0.2 ( 또는 VIF = 2.477< 5) 보다크면다중공선성문제의정황은없는것을보여준다. 따라서이가정은만족시켜주는것으로결론내릴수있다. ( 다 ) 자기상관부재가정 (Durbin-Watson 검정 ) Durbin-Watson의통계치 (D) 가 Table 4.10에서 0.580로서회귀분석에의한잔차 (residuals) 에자기상관관계계수 ( ) 는다음식 (2.3) 에의하여 = 0.71로서자기상관관계가있는것으로나타났다. 모든가정을만족시켜주지는못하지만설명력이약 75% 로높고 paired t 검정결과수치해석결과와회귀식에의한값은유의수준 5% 에서동일한값으로보아도좋은것으로나타나회귀식을만족시켜주는것으로판단하였다. (3) Paired t 검정수치해석결과와수치해석결과를이용한회귀식에의한값의일치여부를 paired t 검정을한결과 Table 4.12 및 Table 4.13에나타난것처럼 수치해석과회귀식에의한벽체변위는같다 라는귀무가설 ( ) 이유의수준 5% ( =0.05<p=0.996) 에서수락됨으로두값은잘일치함을보여준다. : 수치해석과회귀식에의한벽체변위는같다. ( 수치해석과회귀식에의한벽체변위의차이는영 (zero) 이다.) 85

106 Table 4.12 Paired samples correlations N Correlation Sig. Pair 1 Numerical & Regression Table 4.13 Paired samples test Paired Differences Mean Std. Deviati on Std. Error Mean 95% Confidence Interval of the Difference Lower Upper t df Sig. (2-taile d) Pair 1 Numerical - Regression 수치해석값과회귀식에의한계산값비교분석벽체변위에대한수치해석결과와수치해석결과를이용한회귀식에의한계산결과를정리한 Table 4.14를이용하여 Fig. 4.12와같이산포도로나타내었다. 벽체의변위가음 (-) 는의미가없으므로수치해석결과약 3mm 이하에서는회귀식에의한값이 (-) 이므로무의미하고, 수치해석값이약 10 mm까지는회귀식에의한값이크고, 그이상에서는수치해석값이크게나타났다. 86

107 Table 4.14 Calculation results of numerical and regression equation SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm) Numer. Reg

108 Table 4.14 Calculation results of numerical and regression equation (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm) Numer. Reg

109 Table 4.14 Calculation results of numerical and regression equation (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm) Numer. Reg

110 Table 4.14 Calculation results of numerical and regression equation (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm) Numer. Reg

111 Table 4.14 Calculation results of numerical and regression equation (continued) SN Berm width (m) Exca. depth (m) Berm slope Cohesion c ( ) Fric. angle ( ) Displace. (mm) Numer. Reg

112 Fig Scatter diagram between result of numerical and regression 계측값, 수치해석값및회귀식값비교분석 3장의계측자료, 계측자료를이용한회귀식 ( ), 수치해석자료및 수치해석자료를이용한회귀식 ( ) 에의한벽체변위값을정리하면 Table 4.15과 Fig. 4.13와같다. 당연하겠지만 Fig. 4.13에나타난것처럼 는계측값을이용하여산정하였기때문에계측값과잘일치하고, 또 한 는수치해석결과를이용하였기때문에수치해석결과와잘일치 함을보여주고있다. 전체적으로계측값은수치해석값보다작게나타남을보여주고있다. 이이유는수치해석값은벽체에발생할변위가즉시반영되는반면에계측값은어느정도시간이경과되어야지반의변위가계측기에영향을미치기때문으로판단된다. 92

113 Table 4.15 Displacement results of observed, numerical and regression (Slope=1:0.2, =27, c=4 ) 93

114 Fig Displacement results of observed, numerical and regression 94

115 제 5 장소단기능의판단 5.1 소단의기능굴착공사에서흙막이벽근방에소단을남겨놓은상태에서중앙부를먼저굴착하는경우흙막이벽의변형과응력, 버팀대의축력에대해과도한변화를주지않기위해적정한규모를가진소단을시공할필요가있다. 여기서적정한규모의소단의결정은쉬운문제가아니다. 실무에서는소단의벽체변형억제효과를도해법, 가상수동붕괴선, 벽체내외의힘의평형, 소단폭과높이의관계등을이용한경험적방법이사용되고있다. NAVFAC (1986) 과 Japanese Geotechnical Society (JGS) (1998) 에서제안한방법들은다음과같다 NAVFAC이제시한소단기능판단방법소단을이용하여연성벽체의저항을증가시킬수있다. 소단의수평저항은소단의상부면까지포함하는전체소단토체라는데는의문점이있다. 보통은소단토체보다작은값이소단의수평저항으로만작용한다. NAVFAC DM-7에서소단이연성벽체의토압에작용하는저항력을해석법과도해법을통해결정하였다. (1) 해석법수개의시행파괴면에대해흙쐐기의힘의평형을형성하고각시행파괴면에대해수평저항값을각각도시한다. 곡선으로부터얻어진수평저항값중최소값이그소단에대한전체수동토압이다. 근사적인해석법은소단을등가사면으로대체하고적정한수동토압계수를적용한다. 95

116 Fig. 5.1 Force polygon and decision of passive resistance in determination of active earth pressure (NAVFAC, 1986) 여기서, P p : ( 수동 ) 저항토압, W : 토괴의중량, C : 점착저항력 θ: 연직선과흙막이벽이이루는각도 δ: 벽마찰각 φ: 흙의내부마찰각 β: 임의가상파괴면이수평면과이루는각도 (2) 도해법 (Culmann법) 조립토의수평저항을평가하기위한도해법은다음과같은절차에따라진행되며이를통해소단의수동저항값및분포를개략적으로결정할수있다 (Fig. 5.2). 1 소단을축척에맞게그린다. 2 점 O를중심으로수평선아래로각도 φ만큼회전시켜 OX를긋는다. 96

117 3 점 O를중심으로 OX아래로각도 (α+δ) 만큼회전시켜 OY를긋는다. 4 점 O로부터가상의파괴면을지나는선을긋는다 ( 소단표면과의교차점은 a, b, c) 5 각쐐기의중량을계산한다. 6 선 OX 따라편리한축적으로각파괴쐐기의중량을나타낸다. 7 각파괴쐐기에대해 OX상에표시된각중량위치로부터 OY와평행하게각파괴면까지선을긋는다 ( 필요에따라외삽법적용 ) 8 위 7로부터교차점들을연결하는완만한곡선을그으면 Culmann선이된다. 이 Culmann선에 OX와평행하게접선을긋는다. 9 접점 F를지나 OY와평행한선을그어 OX 선과교차하는 W F 를찾는다. 선분 FW F 의길이가중량축적으로수동저항값 P P 가된다. 10 수동저항값의직각성분은 P N =P p cosδ이다. 11 흙막이벽에대한토압분포는삼각형분포로가정한다. Fig. 5.2 Culmann method for determination of passive resistance of berm (NAVFAC, 1986) 97

118 5.1.2 JGS 소단기능판단방법 Japanese Geotechnical Society (JGS) (1998) 에서는소단의효과에대한평가를그동안의경험및현장측정예를이용하여제시하였다. 소단의기능을판단할수있는방법으로일본지반공학회에서제안한방법을정리하여몇가지를소개하면다음과같다. (1) 가상지지점으로부터수동파괴선에의한검토가상지지점을선택하는방법으로 1 소단높이 ( 소단의아랫변과벽체의교점 ), 2 제 1부동점, 3 벽체하단등이다 (Fig. 5.3). 이방법의단점은토질별가상지지점선택이쉽지않은반면일단가상지지점이정해지면손쉽게소단의역할을판단할수있다는장점을가지고있다. Fig. 5.3 Function of berm based on the virtual resistance location (Yang and Park, 1998) 98

119 (2) 특성계수에의한방법특성계수 1/β와소단폭 (B) 의비교에의해소단의효과를판단하는방법이다. 식 (5.1) 여기서, k h : 수평지반반력계수 D : 말뚝직경 EI : 말뚝의휨강성 (3) 소단높이 (H) 에의한방법 식 (5.2) 여기서, 2H 단단한지반 3H 는연약한지반 Fig. 5.4 Function of berm based on the height of berm (H) (Yang and Park, 1998) 99

120 (4) 소단윗면까지의굴착깊이 (h) 에의한방법 1 굴착깊이 (h) 만고려 (Fig. 5.4 참조 ) 식 (5.3) 2 굴착깊이 (h) 와수동파괴선의조합 (Fig. 5.5 참조 ) 이고 tan 단단한지반식 (5.4) 이고 tan 연약한지반 Fig. 5.5 Function of berm based on the excavation height (h) and passive failure line (Yang and Park, 1998) (5) 굴착측지반반력에의한방법 (Fig. 5.6 참조 ) 식 (5.5) 여기서, P R : 흙막이 beam-spring 모델에의한지반반력 S u : 지반의전단저항 100

121 Fig. 5.6 Function of berm based on the lateral forces (Yang and Park, 1998) (6) 측압과굴착측지반의전단저항평형에의한방법 (Fig. 5.7 참조 ) 식 (5.6) 여기서, P : 측압의합계 R = C L + W tanφ F s = 안전율, 단연약지반에서는적용하지않는다. Fig. 5.7 Function of berm based on the force equilibrium between lateral and shear resistance (Yang and Park, 1998) 101

122 5.2 가상지지점에의한소단기능판단이절에서는일본지반공학회 (1998) 가제시한가상지지점개념을이용하여소단의기능을판단해보았다. 그결과는현장실측자료및수치해석자료를이용하여분석되었다. 가상지지점은 1) 소단의아랫변과벽체의교점, 2) zero 모멘트법, 3) Lohemeyer법을이용하여결정하였다 소단저변과벽체교점이용법 ( 교점범 ) 소단의저변 ( 아랫변 ) 과벽체의교점을가상지지점으로보고수동파괴선 ( ) 을그려소단의기능을판단하는방법이다. 이방법은가상지지점을쉽게결정할수있다는장점이있다. 산정된가상지지점으로부터본연구대상현장의풍화토의내부마찰각 φ을 30 로가정하여 ( 역해석결과점착력 4kPa, 내부마찰각 27 ) 수동파괴선을작도하였다. Fig. 5.8은굴착깊이에따른수동파괴선과소단을실제축척 (scale) 으로함께도시한것으로소단의상부폭이좁아질수록수동파괴선안쪽범위에소단이위치하게되어소단이벽체를지지하는기능이감소되는것을알수있다. 즉활동선의내측에소단이위치하게되면, 소단의효과가저감된다. 소단의아랫변과벽체의교점을가상지지점으로가정하고수동파괴선을이용하여소단의기능을판단하는본방법의한가지특징적인것은굴착깊이에따른소단의벽체지지기능의변화가없다는것이다. 3장의계측결과와 4장수치해석에볼수있었던굴착깊이에따른소단의기능의감소를본방법으로는판단이어렵다는것을알수있다. 102

123 fig. 5.8 Function of berm based on the virtual resistance location 103

124 5.2.2 Zero모멘트발생점이용법 ( 모멘트법 ) 이방법은 Table 4.2의해석조건에따라계산된수치해석결과를이용하였다. 굴착시굴착저면아래모멘트가 0이되는첫번째지점을가상지지점으로보고수동파괴선 ( ) 을그려소단의기능을판단하는방법이다. 모멘트가완전히 0이되는지점을가상지지점으로선택하지않은이유는완전히 0이되는지점은굴착깊이로부터너무깊게위치하고있어수동파괴선을이용한소단평가가불가능하기때문이다. 가상지지점산정을위해먼저각굴착단계별벽체의모멘트를산정하였다 (Fig. 5.9에서검은원으로표시 ). 그림에서보는바와같이굴착깊이가 5.2m로부터 7.4m, 10.2m로깊어짐에따라가상지지점의위치가굴착깊이별로약간씩깊어지는것을알수있다. 산정된가상지지점에동일한축척으로소단과수동파괴선을겹쳐도시한결과는 Fig. 5.9과같다. 소단의상부폭이좁아질수록수동파괴선안쪽범위에소단이위치하게되어소단이벽체를지지하는기능이감소되는것을알수있다. 소단의아랫변과벽체의교점을가상지지점으로선정해서소단의기능을판단한앞절의 5.2.1에서는볼수없었던굴착깊이에따른소단의벽체지지기능의변화를볼수있다. 즉굴착깊이가깊어짐에따라소단의기능이감소되는것을알수있다. 하지만굴착깊이 10.2m 에서는소단상부폭이가장넓은 4m 인경우에도수동파괴선안쪽에소단이위치하고있어소단의기능이전혀없는것으로나타났다. 이것은소단의기능이다소과소평가되는결과로보인다. 104

125 Fig. 5.9 Function of berm based on the zero moment method in case of berm slope 1:

126 5.2.3 Lohemeyer에의한방법 ( 마찰각법 ) 흙막이구조물이모래지반에설치된경우 Lohmeyer는내부마찰각 φ에따라가상지지점위치를 Table 5.1과같이추정하였다. 앞의두방법과같이본현장의풍화토의내부마찰각을 30 가정하여 ( 역해석결과점착력 4kPa, 내부마찰각 27 ) 0.08h를적용하여굴착깊이 5.2m, 7.4m, 10.2m에따른각각의가상지지점을산정하였다. Table 5.1 Virtual resistance location based on Lohmeyer method Virtual resistance location x φ Excavation depth (h) 5.2m 7.4m 10.2m 0.25 h h h 30 x = h 35 이렇게결정된가상지지점에서수동파괴선 ( ) 과소단을동일한축척으로그리면 Fig. 5.10과같다. 앞의두방법에의한분석에서와마찬가지로소단의상부폭이좁아질수록수동파괴선안쪽범위에소단이위치하게되어소단이벽체를지지하는기능이감소되는것을알수있다. 가상지지점이굴착깊이가깊어짐에따라증가하여굴착깊이에따른소단의벽체지지기능의변화도볼수있다. Zero 모멘트에의한분석에서와같이굴착깊이가깊어짐에따라소단의기능이약화되는것을알수있다. 그리고굴착깊이 10.2m 에서도어느정도소단이기능을발휘하고있는것으로나타나앞의두방법 ( 소단의아랫변과벽체의교점, zero 모멘트법 ) 에비해소단기능의판단이훨씬합리적임을알수있다. 106

127 Fig Function of berm based on Lohemeyer method 107

128 5.3 벽체주변흙의주동및수동변위에의한소단기능판단소단의역할은벽체에서발생된최대수평변위와소단의수동변위를비교하여판단할수있다. 만약아래관계와같이소단의수동변위가벽체의변위보다크면소단이벽체를지지해주는기능을상실한것으로볼수있다. 소단지반의수동변위 > 벽체의최대수평변위식 (5.7) 본절에서는 Table 4.2 조건에따른수치해석을통해소단지반의수동변위와벽체의최대수평변위를비교하여소단의기능을분석하였다. 이를위해 Fig. 5.11에서와같이벽체를기준으로전후 0.5m 떨어진 4개의위치 (2, 3, 4, 5) 를설정하여소단의규모에따라른각각벽체, 주동측지반 ( 배면 ), 수동측지반 ( 소단 ) 의변위량을산정하였다 m Berm 2.5m Fig Measurement locations of passive displacement of berm and active displacement of backfill 108

129 Figs. 5.12, 5.13, 5.14에서기호안이채워진것 (solid) 은소단측지반에서수동변위를의미하고, 비워진 (empty) 기호는주동측벽체배면지반에서변위를나타낸다. 그림에서점선은소단상부폭 1m 경사 1:02인조건에서벽체에서발생된최대수평변위를나타낸다. Fig. 5.12는굴착깊이 5.2m시변위를나타낸것으로소단상부폭이 1m 와 2m, 경사가 1:0.2 및 1:0.5인경우소단측지반의수동변위가벽체의변위를초과하여소단의기능이미비한것을알수있다. 소단의경사가완만한경사 1:1인경우소단상부폭 2m에서도벽체지지기능을유지하고있음을알수있다. Fig. 5.13과 Fig. 5.14는각각굴착깊이 7.4m와 10.2m에해당되는변위를나타낸것이다. 굴착깊이 5.2m의경우와마찬가지로소단상부폭이 1m와 2m, 경사가 1:0.2 및 1:0.5인경우소단측지반의수동변위가벽체의변위를초과하여소단의기능이약한것을알수있다. 소단의경사의영향도비슷하게나타났다. 한가지더추가적인사실은굴착깊이가깊어짐에따라 10.2m 굴착에서는소단의기능이감소하여소단상부폭 3m에서도벽체의변위보다소단측지반의변위가크게나타났다. 이것은굴착깊이가깊을수록소단의규모를증가시켜야그기능이확보된다는것을의미한다. 109

130 2 0.5m Berm 2.5m (a) Berm slope 1: m Berm 2.5m (b) Berm slope 1: m Berm 2.5m (c) Berm slope 1:1.0 Fig Passive displacement of berm and active displacement of backfil at excavation depth 5.2m with different berm slopes and widths 110

131 2 0.5m Berm 2.5m (a) Berm slope 1: m Berm 2.5m (b) Berm slope 1: m Berm 2.5m (c) Berm slope 1:1.0 Fig Passive displacement of berm and active displacement of backfill at excavation depth 7.4m with different berm slopes and widths 111

132 2 0.5m Berm 2.5m (a) Berm slope 1: m Berm 2.5m (b) Berm slope 1: m Berm 2.5m (c) Berm slope 1:1.0 Fig Passive displacement of berm and active displacement of backfill at excavation depth 7.4m with different berm slopes and widths 112

133 5.4 결과고찰 적정소단폭검토 소단저변과벽체교점이용법 ( 교점법 ), Zero 모멘트발생점이용법 ( 모멘트법 ) 및 Lohemeyer 에의한방법 ( 마찰각법 ) 등가상지지점에의한 소단기능평가결과 3 가지방법의차이는벽체에서수동파괴선의시작점을 어디에잡느냐의문제로나타났다. 교점법은현장실무자가사용하기에는 간편하나소단의기하학적특성이동일하다면굴착깊이에관계없이소단 의벽체변위저항기능의크기가동일함을보여주고있어실제현상을나 타내는데무리가있어보인다. 모멘트법은수치계산을수행한이후에라야 소단기능의크기를알수있으므로현장에서실무적으로사용하기에는전 문적인지식이요구되는문제가있는것으로나타났다. 마찰각법은현장 기술자가소단기능을판단하기위해실무적으로사용하기에상대적으로 편리한것으로보인다. 따라서이절에서는현장계측자료, 교점법, 마찰각법등을종합적으로 고려하여현장실무자가사용하기에편리한적정한소단폭을산정할수있 는식 (5.8) 을제시하였다. tan tan 여기서 굴착깊이 굴착저면에서가상지지점까지거리 소단높이 높이계수 소단폭 식 (5.8) 식 (5.8) 에서첫번째항목 ( ) 는현장계측자료 (3.2 절참조 ) 에해당 되며, 두번째항목 은교점법에해당되고 (5.2.1 절참조 ), 113

134 세번째항목 tan 은교점법과마찰각법의복합에해당 (5.2.1절과 절참조 ) 되며, 그리고이항목에다굴착고 ( ) 를고려한것이마지막네번째항목이다. 안타깝게도높이계수 ( ) 는확정을하지못한계수로추후연구를통해결정해야한다. 이식의활용은각항목으로소단폭을산정하여그중가장큰값을선택하면된다. 식 (5.8) 은현재제시된교점법이굴착깊이에관계없이소단의기하학적현상이동일하다면소단의벽체변위저항기능이동일하므로여기에수동저항선이연직선과이루는각도를굴착깊이가증가함에따라증가시키는방법을고려하였다. 또한식 (5.8) 은대체로현장에서토류벽을시공할경우소단을고려해야하는지반은주로어느정도마찰각을가지고있으므로마찰각을이용하여가상지지점 ( ) 을고려하도록하였다 (Table 5.2 이용 ). 예를들어일반풍화토의경우내부마찰각은 정도이므로가상지점은내부마찰각 를이용하여계획굴착저면에서가상지지점까지의깊이를 0.13h (h는굴착높이 ) 라할수있다. 또한굴착깊이 ( ) 가증가함에따라소단폭도증가되어야하므로이점도식 (5.8) 에고려하였다. 114

135 5.4.2 소단기능판단모식도 Fig Fig. 5.14에서굴착깊이, 소단폭과소단경사와안정 ( 소단지반의수동변위 > 벽체의최대수평변위 ) 에대한결과를정리하면다음 Table 5.2와같다. 이것을그림으로도시하면 Fig. 5.15와같다. Table 5.2 및 Fig. 5.15에나타난바와같이굴착깊이가 5.2m에서 7.4m, 10.2m로대략수직방향의버팀대간격약 2.5m 정도씩증가함에따라소단의경사가 1:1을유지할경우소단이기능을발휘하기위해서는소단의폭은각각 2m, 3m, 4m로증가하는것으로나타났다. 이는소단폭은복공판설치를위한주형보를제외한버팀대차수 ( 지표로부터 1차, 2차순 ) 와유사한경향 [( 소단폭 (m)= 굴착고 (m)/2.5] 을보여주는것으로나타났다. 또한동일한기하학적조건아래에서소단의경사가 1:0.5에서 1:1사이를유지할경우대체로소단의기능은중간 (intermediate) 을나타내고, 소단의경사가 1:0.5이상일경우에는소단의기능이나쁜 (bad) 것으로나타났다. 이소단기능판단도를사용하는데있어주의해야할점은이것으로소단이기능을잘하고있나없나를판단하는것이지, 소단으로지지되는흙막이벽체의안정 ( 또는불안정 ) 을직접적으로판단할수없다. 115

136 Table 5.2 Determination of berm function considering excavation depth, berm width, and berm slope Excavation depth Berm width Berm slops (s) Function H=5.2m H=7.4m H=10.2m 2m 이상 3m 이상 4m 이상 1:0.5 < S Intermediate 1:1.0 < S Good 1:0.5 < S Intermediate 1:1.0 < S Good 1:0.5 < S Intermediate 1:1.0 < S Good Fig Berm function decision diagram considering excavation depth, berm width, and berm slope 116

137 제 6 장결론 소단이가설흙막이벽체변위거동에미치는영향을파악하고자기존연구, 현장계측및수치해석자료를이용하여소단의기하학적특성, 지반정수및가상지지점과벽체변위관계등을분석하여다음과같은결론을얻었다. 1. 기존연구분석결과소단이벽체의변위에미치는영향은소단체적에따라변화되는것으로나타났다. 벽체의변위는소단체적에비례하여감소하다가어느체적이후에는수렴하는경향을나타내고있어최적의소단체적이토질별로존재하는것으로나타났다. 예를들어사질토의경우, 벽체의역학적및변위안정을위한최적의소단체적은 7m 3 /m정도인것으로나타났다. 2. 연구대상현장의지반에서계측된결과굴착깊이, 소단폭, 경사에따라벽체의변위가변화됨을알수있다. 굴착깊이가깊을수록, 소단폭이짧을수록, 경사가급할수록벽체의수평변위는증가하는경향을보였다. 이것은소단이가시설벽체의수평변위를억제하는데효과가있음을의미한다. 또한소단폭이감소할수록축력이증가함을보이는데이것또한소단의축방향지지역할을잘보여주는증거이다. 3. 수치해석결과소단폭이좁아질수록소단의기능이약화되는것으로나타났다. 소단의경사가완만한경우는급한경우에비해소단의기능이약간더발휘되는것으로나타났다. 굴착깊이가깊어짐에따라소단의기능은약화되어벽체지지기능이제대로발현되지않는것으로나타났다. 이것은굴착깊이가깊을수록소단의규모를증가시켜야그기능이확보된다는것을의미한다. 4. 현장계측자료를이용하여벽체변위에대한예측회귀식을유도하였 117

138 다. 이회귀식은약 93% (R 2 =0.938) 의설명력을가지는것으로나타났다. 또한수치해석결과를이용하여소단의기학학적특성과지반정수를이용하여벽체의최대변위를예측할수있는회귀식도유도하였다. 이회귀식은약 75% 의설명력을가지는것으로나타났다. 5. 벽체변위예측회귀식에서가장큰상관성을미치는요소는굴착깊이로나타났고그다음소단폭, 점착력, 내부마찰각그리고소단경사순으로나타났다. 6. 소단저변과벽체교점이용법 ( 교점법 ), Zero모멘트발생점이용법 ( 모멘트법 ) 및 Lohemeyer에의한방법 ( 마찰각법 ) 등의방법으로산정된가상지지점과수평파괴선을이용하여소단의기능을살펴보았다. 교점법은굴착깊이에따른소단의벽체지지기능의변화가없어굴착깊이가깊은위치에서소단의기능이다소과다하게판단하고, 모멘트법에의해산정된가상지지점을이용한경우, 교점법에서는볼수없었던굴착깊이에따른소단의벽체지지기능의변화를볼수있으나굴착깊이가깊은위치에서소단의기능을너무과소평가하는결과를나타냈다. 마찰각법의경우다른두방법에비해적정하게소단의기능을표현하는것으로나타났다. 7. 현장계측자료, 교점법및마찰각법등을종합적으로분석하여현장실무자가사용하기에편리한적정한소단폭을산정할수있는식을제안하였다. 8. 수치해석결과를이용하여소단의역할을벽체에서발생된최대수평변위와소단의수동변위를비교하여판단할수있다. 즉, 소단의수동변위가벽체의변위보다크면소단이벽체를지지해주는기능을상실한것으로볼수있다. 소단상부폭이작아지면소단지반의수동변위가벽체의변위를초과하여소단의기능이약화되는것으로수치해석에서나타났다. 118

139 9. 벽체의최대수평변위와소단의수동변위결과를종합적으로분석하여개략적으로굴착깊이와소단폭의관계를도출하여소단의기능을판정할수있는그래프를제시하였다. 소단의경사가 1:1이하일경우소단의기능이잘발휘되고있고, 1:0.5에서 1:1사이를유지할경우대체로중간정도기능을보이고 1:0.5이상일경우에는불안정한기능을하는것으로표현된다. 119

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143 부록 단계별소단굴착에따른축력, 변위, 전단력, 모멘트경향 (a) 소단상부폭 1m (b) 소단상부폭 2m 123

144 (c) 소단상부폭 3m (d) 소단상부폭 4m Fig. 굴착깊이 5.2m 시소단의효과 ( 경사 1:0.2) 124

145 (a) 소단폭 1m (b) 소단폭 2m 125

146 (c) 소단상부폭 3m (d) 소단상부폭 4m Fig. 굴착깊이 7.4m 소단의효과 ( 경사 1:0.2) 126

147 (a) 소단폭 1m (b) 소단폭 2m 127

148 (c) 소단상부폭 3m (d) 소단상부폭 4m Fig. 굴착깊이 10.2m 소단의효과 ( 경사 1:0.2) 128