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1 工學碩士學位論文 대규모절개사면의보강단계별사면거동에관한해석적연구 AnAnalyticalStudyofSlopeBehaviortoReinforcement StagesinLarge-scaleCutSlope 指導敎授 金泰亨 2006 年 8 月韓國海洋大學校大學院土木環境工學科姜基天

2 목차 ABSTRACT ⅰ 그림목차 ⅴ 표목차 ⅶ 사진목차 ⅷ 제 1 장서론 연구의배경및목적 연구범위 3 제 2 장억지말뚝의사면안정효과에대한문헌검토 수평하중을받는수동말뚝 주동말뚝과수동말뚝 수동말뚝의종류 억지말뚝에작용하는측방토압 줄말뚝에작용하는측방토압 측방토압식 굴착사면지반의지반계수 억지말뚝해석법 억지말뚝을이용한안정해석법 21 제 3 장현장계측자료검토 현장개요 지반조건 지형학적특징 지질학적특징 지층구성 지하수위 32

3 3.2.5 대표단면의선정 인장균열면현황 계측기설치현황 스트레인게이지 (Straingauge) 경사계 지하수위계 하중계 43 제 4장보강단계별계측결과분석 경사계 A-A 단면 B-B 단면 굴착에의한수평변위변화 강우에의한수평변위변화 변형률계 지하수위계 56 제 5장보강단계별사면안정해석 보강단계별사면의안정해석해석프로그램 SLOPILE(Ver3.0) 기존프로그램과의비교검토 사면보강공법의선정 사면보강공법 보강사면의안정해석 지반물성치산정 보강단계별사면안정해석 보강단계별사면의거동 69 제 6 장결론 75 참고문헌 77

4 그림 목차 그림 2.1 주동말뚝과수동말뚝 5 그림 2.2 측방변형지반속의말뚝설치도 7 그림 2.3 말뚝주변지반의소성상태 10 그림 2.4 각종말뚝의단면형상 14 그림 2.5 초기탄성계수와변형계수 15 그림 2.6 억지말뚝의사면안정도 22 그림 3.1 대상지역의평면도 26 그림 3.2 지반조사위치 29 그림 3.3 지질계통표 29 그림 3.4 개략적지층구성도 31 그림 3.5 대표단면의선정 33 그림 3.6 계측기설치평면도 37 그림 3.7 스트레인게이지설치단면도 39 그림 3.8 스트레인게이지설치평면도 39 그림 3.9 경사계설치단면도 41 그림 4.1 A-A 단면경사계변위도 45 그림 4.2 A-A 단면경사계최대변위 46 그림 4.3 B-B 단면경사계변위도 47 그림 4.4 B-B 단면경사계최대변위 48 그림 4.5 굴착에의한수평변위변화 50 그림 4.6 일일강우량에따른최대변위 (B-B 단면 ) 51 그림 4.7 상부No.37 말뚝의응력도 52 그림 4.8 하부No.51 말뚝의응력도 53 그림 4.9 상부No.17 말뚝의응력도 54 그림 4.10 하부No.23 말뚝의응력도 54 그림 4.11 말뚝의최대휨응력 55 그림 4.12 일일강우강도및지하수위변화 56 그림 5.1 SLOPILE 프로그램흐름도 57 그림 5.2 SLOPILE 프로그램의해석예 59 그림 5.3 대상사면의사면안정공법및보강순서도 63

5 그림 5.4 건기시시공단계별해석단면도 67 그림 5.5 우기시해석단면도 69 그림 5.6 보강단계별안전율변화 ( 건기시 ) 70 그림 5.7 보강단계별안전율변화 ( 우기시 ) 71 그림 5.8 상부사면의수평변위해석치및실측치 73 그림 5.9 하부사면의수평변위해석치및실측치 74

6 표목차 표 2.1 측방토압계수 과 11 표 2.2 말뚝의형상계수 ξ 14 표 2.3 지반의변형계수 (Schulte,1958) 16 표 2.4 현장시험물성치와 의관계 (Bowles,1982) 16 표 2.5 사질토의지반계수 (Poulos,1971) 17 표 2.6 해안별초기탄성계수와비배수전단강도와의관계 19 표 3.1 스트레인게이지설치현황 38 표 3.2 경사계설치현황 41 표 3.3 지하수위계설치현황 42 표 5.1 기존프로그램과의비교 61 표 5.2 해석단면의토질정수 64 표 5.3 건기시안전율 68 표 5.4 우기시안전율 69

7 사진목차 사진 3.1 인장균열면관찰위치 34 사진 3.2 A지역균열현황 35 사진 3.3 B지역균열현황 35 사진 3.4 C지역균열현황 36 사진 3.5 D지역균열현황 36 사진 3.6 스트레인게이지설치모습 40 사진 3.7 경사계설치모습 41 사진 3.8 지하수위계설치완료후모습 42 사진 3.9 하중계설치완료후모습 43

8 An AnalyticalStudy ofslopebehaviorto ReinforcementStagesin Large-scaleCutSlope Gi-ChunKang DepartmentofCivilandEnvironmentalEngineering GraduateSchoolofKoreaMaritimeUniversity Abstract The purpose of this study is to prevent a landslide by checking the behavior of slope and stabilizing piles according to reinforcement stages withusing fieldmeasurementdataobtainedfrom theslopereinforcedby the slopestability systems.toachievethisgoal,firstofal,thebehaviorofthe slope was monitored by inclinometers during slope modification. The horizontal deformation of slope gradualy increased and then rapidly decreased ata certain depth ofsliding surface.itindicatesthatthesliding surfacelocatesatthecertain depth below theground surface.according to this result,stabilizing piles were designed and instaled in this slope.to ensure the stability of the reinforced slope using stabilizing piles, an instrumentation system wasinstaled.themaximum deflection ofpileswas measured atthepilehead and thedeformativebehaviorofpileissimilarto acantileverbeam.themaximum bending stressofpileismeasured atthe soil layer.the pile above the soil layer is subjected to lateral earth pressure due to driving force ofthe slope,while pile below soillayer is subjectedtosubgradereactionagainstpiledeflection.a comparison between

9 the measured and calculated behaviorofstabilizing piles was fulfiled,and thebehaviorofslopeand stabilizing pilesaccording toreinforcementstages were observed.as a resultofthis research,the efectand applicability of stabilizing pilesand thebehaviorofslopeand stabilizing pilesaccording to reinforcementstagesinlarge-scalecutslopecouldbeconfirmedsuficiently.

10 제 1 장 서론 1.1 연구배경및목적산업화와이에따른인구의도시집중은주택및산업단지의가용용지를고갈시키고있어토지이용의효율을증대시키기위해자연사면을절취하여부지를확보하는사례가늘어나고있다. 국토의균형있는발전과효율적인개발이요구되면서전국에걸쳐건설된도로망은대부분내륙의산악지형을경유함으로서크고작은절토및성토사면을형성시키고있다. 사면증가에따라산사태및인위적인사면활동의위험도증가하고있는데이들문제는지형, 지질, 식생그리고기후등여러요인이복합적으로작용하여발생하며많은인명과재산상의피해를주고있다. 특히, 사면붕괴와관련된자연재해 ( 산사태, 옹벽붕괴, 매몰등 ) 는최근국지성집중호우를포함하여호우의집중강도가높아지는등기상학적원인에의해매년발생하고있다 ( 국립방재연구소.2002, 기상청 ). 그리고국내의산사태는자연적인원인에의한것도있으나보다심각한피해는인위적으로자연지반을절취함으로서발생되는사면평형의붕괴와관련있다. 예를들어 1993 년~2002 년의자료에의하면사면붕괴에의한사망자수가전체재해사망자수의연평균22.7% 에달하고있다. 특히 1998 년이후부터는사면붕괴로인한평균사망자비율이 22.6~36.8% 로거의자연재해로인한사망자수의 1/3 를차지하는등날로심각해지고있는실정이다. 따라서, 지반공학적입장에서의산사태재해에대한원인을규명하고그대처방안을마련하는것은인간생활측면에서매우중요하다할수있다. 대상지역의지질학적, 지형학적, 기상학적및지반공학적특성에따라차이가크므로효과적인산사태방지를위하여는각지역의특성에적합한안정대책공법을개발할필요가있다 ( 홍원표 1990). 특히우리나라에서발생되는산사태는발생원인이장마철집중강우에의한경우가대부분이고, 이로인한피해가날로증가하고있는실정이다. 즉, 연평균강우량의대부분이 6월에서 9월사이에

11 편중되어있어집중호후로인한사면붕괴나산사태의발생이빈번하다 ( 홍원표외 4인,1990, 강기천외 3인,2005, 오재일외 4인,2005, 강기천외 3인,2006). 최근에이르러우리나라에서는이러한산사태의발생을더이상방치하여둘수없는시점에도달하였다는인식을가지고각종공사에서산사태발생을예측하고그산사태를예방할수있는대책공법을연구개발하고있다. 이미주택단지조성공사, 도로건설공사, 건축물부지조성공사등에서발생된산사태의복구공사에억지말뚝, 앵커, 옹벽등의공법을적용한예도있다.( 홍원표외 2 인,1998;Hong & Park,2000). 종래의사면안정공법으로는경사면을식물이나블록으로피복하여강우에의한세굴을방지하는소규모의공법이나, 사면의구배를완만하게하는단순한공법이많이사용되었다 ( 김성환외 2인,1996). 그러나, 최근에이르러서는이들사면안정대책공법으로산사태를억지시키기에는한계가있으므로억지말뚝, 앵커, 쏘일네일링, 옹벽등으로절개사면의저항력을증대시키는적극적인공법이많이사용되고있으며이에대한설계법및해석법등이제안되기도하였다 (Hong,1999; 홍원표,1999; 홍원표 & 송영석, 2002). 특히, 억지말뚝에의한사면보강공법은중규모및대규모절개사면의보강공법으로좋은효과가있는것으로인식되어많이활용되고있는실정이다. 억지말뚝에작용하는측방토압과합리적인설계법에대한연구도계속지속되어오고있으며, 이에대한설계및시공도계속적으로시행되고있다 ( 홍원표, 1991; 홍원표 & 한중근,1993; 홍원표외 2인,1998; 홍원표 & 송영석,2002). 본연구에서는억지말뚝을이용한대규모절개사면의안정에대한연구의연장으로시공과정에서사면이불안정하여국부적인사면의붕괴혹은대규모의산사태가발생하여인명피해와재산피해를입는경우가있기때문에보강단계별사면의안정성을파악하는데그목적이있다. 즉, 사면안정해석프로그램인 SLOPILE 을이용하여절개사면의보강순서에따른사면의안정성을현장계측치와역해석을통해파악하고자한다. 본연구지역의대규모절개사면보강은 6단계로이루어지는데순서별로살펴보면하부억지말뚝, 상부억지말뚝, 하부사면굴착후쏘일네일링, 상부말뚝에 1단앵커, 성토순으로진행된다. 또한, 산

12 사태방지대책의일환으로억지말뚝공법을채택한경우의현장실험과말뚝해석 프로그램을통해말뚝이설치된사면과말뚝의상호작용에대해확인하고사면 내활동억지시스템의장기거동및사면안정효과를확인규명하고자한다. 1.2 연구범위연구내용은크게다음과같이구분할수있다. 제 2장에서는본연구의대상과관련된제반기존연구이론인수동말뚝과주동말뚝에대해설명하고말뚝이일정간격으로설치되어있는사면에서말뚝에작용하는측방토압의산정방법과이에적합한지반계수의사용을제시하고억지말뚝의안정해석법을정리검토하여보고자한다. 제 3장에서는억지말뚝공이실시된현장을대상으로현장실험결과를정리하였다. 먼저본연구의대상이된현장의개요와지반조건등현장상황을설명하고설치된계측기의종류, 설치방법그리고계측기의위치등을표시했다. 제 4장에서는이와같이설치된계측기를통해얻어지는계측결과를이용하여억지말뚝으로보강된절개사면에대한시공단계별거동과강우시거동을구분하여억지말뚝의효과, 사면의안정그리고말뚝의안정을각각검토한다. 또한제 5장에서는억지말뚝의사면안정효과를검토하기위하여말뚝해석프로그램인 SLOPILE(Ver3.0) 을활용하여단면을해석하고계측자료와비교하여사면억지말뚝의거동을측정 분석한다.

13 제 2 장 억지말뚝의사면안정효과에대한문헌검토 2.1 수평하중을받는수동말뚝 주동말뚝과수동말뚝수평력을받는말뚝은말뚝과지반중어느것이움직이는주체인가에따라그림 2.1 에도시된바와같이주동말뚝 (activepile) 과수동말뚝 (passivepile) 의두종류로대별할수있다 ( 홍원표,1983). 주동말뚝은그림 2.1(a) 에서보는바와같이말뚝이지표면상에기지의수평하중을받는경우이다. 그결과말뚝이변형함에따라말뚝주변지반이저항하게되고이저항으로하중이지반에전달된다. 이경우에있어서는말뚝이움직이는주체가되어먼저움직이게되고말뚝의변위가주변지반의변형을유발시키게된다. 한편수동말뚝은그림 2.1(b) 에서보는바와같이우선어떤원인에의하여말뚝주변지반이먼저변형하게되고그결과로서말뚝에측방토압이작용하고나아가부동지반면하의지반으로이측방토압이전달된다. 이경우에있어서는말뚝주변지반이움직이는주체가되어말뚝이지반변형의영향을받게된다. 이들두종류의말뚝의최대차이점은말뚝에작용하는수평력이주동말뚝에서는미리주어지는데비하여수동말뚝에서는지반과말뚝사이의상호작용의결과에의하여정하여지는점이다. 말뚝주변지반의변형상태및말뚝과의상호작용이대단히복잡한점을고려하면수동말뚝이주동말뚝에비하여더욱복잡한것임을알수있다 수동말뚝의종류수동말뚝을안전하게취급하기위하여는무엇보다도우선지반변형에의하여말뚝에작용하는측방토압의발생기구를규명해야할필요가있다. 지반의측방변형은여러가지원인에의하여발생될수있다. 연약지반상성토및굴착

14 등으로하중을가하거나제거하면지반은수평방향으로측방유동이발생하게될것이다. 대부분의경우, 이와같은지반의측방유동은바람직하지못한현상이기때문에가능하면측방유동이발생하지않도록유의할필요가있다. 반대로지반의측방유동을방지하기위하여말뚝을적극적으로사용하는경우도증가하고있다. 지표면 수평하중 지표면 지반반력 활동면 지반변형 지반반력 측방토압 말뚝 (a) 주동말뚝 말뚝 (b) 수동말뚝 그림 2.1 주동말뚝과수동말뚝 수동말뚝의구체적인종류를열거하면흙막이용말뚝, 사면안정용말뚝, 교대기초말뚝, 구조물기초말뚝, 황잔교기초말뚝, 근접공사에영향을받는구조물기초말뚝, 지진시수동말뚝, 사면안정용말뚝등이있다. 본연구에서는산사태등의사면붕괴를방지할목적으로사면상에말뚝을설치하는것으로, 수동말뚝이가지는수평하중에대한저항특성을적극적으로활용한경우이다. 2.2 억지말뚝에작용하는측방토압수동말뚝의거동을검토하는데있어가장중요한것은수동말뚝에작용하는측방토압의산정이다. 이유는수동말뚝을계통적으로해석하는데있어서, 말뚝및사면의안정문제를검토해야하는데, 측방토압의산정이각각의안정문제에

15 서는핵심이되기때문이다. 그러나측방토압은성토고의높이나형상, 지반의구성과역학특성및말뚝의배치와강성등여러가지요인의영향을받으므로정량적으로파악하기에는많은어려움이수반된다. 지금까지수동말뚝에작용하는측방토압에관련된많은현장계측및모형실험이행해져왔다. 이들은변형률분포를측정하여, 해석적방법으로측방토압을추정한것이대부분이다 줄말뚝에작용하는측방토압말뚝이측방변형지반속에일정한간격을가지고일렬로설치되어있는경우, 그지반이부근의상재하중등으로인하여말뚝열과직각방향으로측방변형을하게되며, 이때말뚝주변지반에는소성영역이발생되어줄말뚝은측방토압을받게된다. 일반적으로줄말뚝의설계에적용되는측방토압은단일말뚝에작용되는토압이사용되어왔지만이들이론식의근거는매우빈약하고이를토대로설계되므로사고가발생되는경우가종종있었다. 즉, 단일말뚝에작용하는측방토압을줄말뚝에적용할경우문제가있고, 말뚝의설치간격에따라말뚝주변지반의변형양상이다르게발생되므로측방토압을산정하는데어려움이있다. 또한, 소성변형이나측방유동이발생되는지반에줄말뚝이설치되어있으면지반의측방유동이수동말뚝의안정에중요한영향을미치게된다. 왜냐하면측방유동에의하여유발되는측방토압은말뚝과주변지반의상호작용에의하여결정되기때문이다. 원래이줄말뚝의전면 ( 지반변형을받는면 ) 과배면에는서로평형상태인토압이작용하고있었으나, 굴착이나뒤채움, 그리고성토등에의한편재하중으로인하여지반이이동하게되어토압의평형상태는무너지게되고말뚝은편토압을받게된다. 여기서취급하게될측방토압이란이줄말뚝의전면과배면에각각작용하는토압의차에상당하는부분에해당하는것이다 ( 홍원표, 1982a,1982b,1984;Matsuietal.,1982a). 줄말뚝에작용하는측방토압의산정식을유도하는경우에특히고려하여야할점은말뚝간격및말뚝주변지반의소성상태의설정이다. 전자에대하여는말뚝이

16 일렬로설치되어있을경우는단일말뚝의경우와달리서로영향을미치게되므로말뚝간격의영향을반드시고려하여야한다. 이말뚝간격의영향을고려하기위하여는측방토압산정식을유도할때부터말뚝사이의지반을함께고려함으로써가능하게된다. 또한, 후자의필요성에대하여는아래와같다. 즉, 일반적으로말뚝에부가되는측방토압은활동토괴가이동하지않는경우의 0인상태에서부터활동토괴가크게이동하여말뚝주변의지반에수동파괴를발생시킨경우의극한치까지큰폭으로변화한다. 따라서, 사면안정에있어서수동말뚝의설계를실시하기위하여는어떤상태의측방토압을사용하여야좋은가결정하여야만한다. 말뚝주변지반의소성상태의설정에대하여서는만약말뚝주변지반에수동파괴가발생한다고하면그때에는활동이상당히진행되어파괴면의전단저항력도상당히저하하고말뚝에작용하는측방토압은상당히크게되어말뚝자체의안정이확보되지못할염려가있는등불안한요소가많다. 따라서, 설계에사용되어야할말뚝의측방토압은지반변형의진행에의한파괴면상의전단저항력의저하가거의없는상태까지의값을사용하는것이가장합리적일것이다. X H 줄말뚝 d D 2 D 1 d Z 변형방향단면도 D 2 d D 1 평면도 그림 2.2 측방변형지반속의말뚝설치도

17 이조건을만족하는측방토압의최대치를산정하려면말뚝사이의지반이 Mohr-Coulomb 의항복조건을만족하는소성상태에있다고가정되어야한다. 이가정은사면전체의평형상태를거의변화시키지않으면서말뚝에부가되는측방토압을산정하는것을의도한다는점에서중요한의미를가진다. 일렬의말뚝이그림 2.2 와같이 H 두께의소성변형지반속에설치되어있을경 우, 측방토압산정시고려하여야할부분은그림 2.2 중에빗금친말뚝사이의지반이다. 이두개의말뚝사이지반의소성상태를확대하여표시하면그림 2.3 과같다. 즉, 말뚝주변의아칭현상에의하여그림 2.3 의빗금친부분만이소성상태에도달할경우의측방토압을산정하여야할것이다 측방토압식 이상에서열거한조건을고려하여일렬로설치된줄말뚝에작용하는측방토 압을유도정리하면식 (2.1) 과같이제안된다. p(z)= [ D 1 ( D 1 ) G 1(φ) D 2 { exp(2 ξ D 1- D 2 G D 3 (φ)- 1)+ G 2(φ) 2 G 1 (φ)} G 2 - D 1 G 1 (φ)] c+ [ D 1( D 1 ) G1(φ) exp(2ξ D 1- D 2 G D 2 D 3 (φ)) 2 - D 2 ]σ H (z) (2.1) 여기서, G 1 (φ)= N φ 1/2 tanφ+ N φ- 1 G 2 (φ)= 2tanφ+ 2N φ 1/2 + N - 1/2 φ G 3 (φ)= N φ tanφ 0 G 4 (φ)= 2N φ tanφ 0 + c 0 /c N φ= tan 2 (π/4+ φ/2) D 1 = 말뚝중심간격 D 2 = 말뚝중심간격 c, φ = 활동토괴의전단정수 γ = 활동토괴의단위중량

18 z= 지표면에서의깊이 ξ = 말뚝의형상계수 식 (2.1) 을간단히정리하면식 (2.2) 와같다. p(z)/b 0 = K p1 c+ K p2 σ H (z) (2.2) 여기서,B 0 는그림 2.3(a) 의원형말뚝인경우말뚝직경 d 이고, 그림 2.3(b) 의경우는말뚝폭 B 1 이며, σ H (z) 는말뚝전면에지반의측방유동에저항하 여작용하는토압으로주동토압을사용함이바람직하다.K p1 과 K p2 는측방토 압계수로식 (2.3) 을사용하여구할수있다. K p1= 1 1- D 2 /D 1 [ (D 1 D 2 ) G 1(φ) ( G 4 (φ) G 3 (φ) (exp(2 ξ D 1-D 2 K p2 = G 3 (φ))-1)+ G 2(φ) G 1 (φ) )- G 2(φ) G 1 (φ)] 1 1- D 2 /D 1 [ (D 1 D 2 ) G 1(φ) (exp(2 ξ D 1-D 2 D 2 G 3 (φ))- D 2 D 1 ) ] (2.3) D 2 여기서, G 1 (φ), G 2 (φ), G 3 (φ) 및 G 4 (φ) 는표 2.1 에기술된바와같으며 ξ 는말뚝형상계수로표 2.2 와같다. 점착력이 0 인사질토의경우는식 (2.2) 에 c= 0 을대입하면측방토압 p/b 0 는 σ H (z) 만의항으로다음과같이정리되어진다. p(z) B 0 = K p2 σ H (z) (2.4)

19 d Pile π Φ ( ) 0 x D σ (z) 2 H D 1 변형방향 E' A' π Φ ( - ) 4 2 D C' B C π Φ A α =( + ) 4 2 E F Pile D' B' F' (a) 원형단면말뚝 B 1 B 2 H Pile G B F D 2 σ (z) H A 0 E x α π Φ =( + ) 4 2 변형방향 D 1 A' E' B 2 H' Pile G' B' F' (b) 구형단면말뚝 그림 2.3 말뚝주변지반의소성상태

20 표 2.1 측방토압계수 K p1 과 K p2 구분 K p1 φ 0 φ=0 K p2 줄말뚝 1 [( D 1 ) G 1(φ) G 4 (φ) ( 1- D 2 /D 1 D 2 G 3 (φ) (exp(2ξ D 1-D 2 G D 3 (φ))-1) 2 + G 2(φ) G 1 (φ) )+ G 2(φ) G 1 (φ) ) 1 1- D 2 /D 1 ( 3lnD 1 D 2 + 2ξ D 1 -D 2 D 2 c 0 c) 1 1- D 2 /D 1 [( D 1 D 2 ) G 1(φ) (exp(2ξ D 1-D 2 G D 3 (φ)) 2 - D 2 D 1 ] 단일말뚝 G 2 (φ)+2ξg 4 (φ) G 1 (φ)+2ξg 3 (φ)+1 비고 G 1 (φ)= N 1/2 φ tanφ+n φ-1,g 2 (φ)= 2tanφ+2N 1/2 φ +N - φ 1/2 G 3 (φ)=n φtanφ 0,G 4 (φ)= 2N 1/2 φ tanφ 0 +c 0 /c,n φ= tan 2 (π/4+ φ/2) H형말뚝과원형말뚝의경우 φ 0 = φ, c0 = c 점성토지반의경우내부마찰각 φ 가 0 이므로측방토압은다음과같이산정된다. p(z)= cd 1 (3ln D 1 D 2 + 2ξ D 1- D 2 D 2 c 0 c )+ (D 1- D 2 )σ H (z) (2.5) 식 (2.5) 를역시 B 0 로나누어정리하면식 (2.2) 와같은형태로나타낼수있 다. 단, 이경우의측방토압계수 K p1 과 K p2 는다음과같이별도의식으로 정리되어야한다. K p1 = 1 1- D 2 /D 1 (3ln D 1 D 2 + 2ξ D 1- D 2 D 2 c 0 c ) (2.6) K p2 = 1 여기서, 식 (2.6) 중의 K p1 는식 (2.3) 에 φ= 0 를대입한결과와도일치한다. 따

21 라서측방토압계수 K p1 은식 (2.3) 으로구하되 φ= 0인점성토의경우는식 (2.6) 으로부터구하며, 측방토압계수 K p2 는식 (2.3) 만으로구할수있다. 이상에서구하여진측방토압계수 K p1 과 K p2 에단일말뚝의경우를포함하여정리하면표 2.1 과같이정리되어진다. (1) 말뚝단면형상의영향말뚝에작용하는측방토압은말뚝단면의형상에따라다르게된다. 그림 2.4 는 4가지의단면을가지는말뚝의설치도를보여주고있다. 그림 2.4(a) 는두께가얇은판이지반변형방향에수직으로놓여있는경우이다. 이경우는말뚝형 상계수 ξ(= t 0 /B 1 ) 는대단히적어 0 으로생각할수있으므로측방토압산정 식은식 (2.7)~(2.9) 와같이구하여진다. 또한, AE 와 A É 에서의전단저항 을무시하는경우에도 ξ 는 0 으로생각할수있다. p(z)= cd 1 G 2 (φ) G 1 (φ) [(D 1 D 2 ) G 1(φ) - 1]+ [D1 ( D 1 D 2 ) G 1(φ) - D2 ]σ H (z) (2.7) c= 0 인사질토의경우는 p(z)= D 1 [( D 1 D 2 ) G 1(φ) - D2 ]σ H (z) (2.8) φ= 0 인점성토의경우는 p(z)= 3cD 1 ln D 1 D 2 + (D 1 - D 2 )σ H (z) (2.9) 만약이러한얇은판이지반변형방향에평행하게놓여있다면, 말뚝의형상계수 는 B 2 /t 0 가되고 D 2 는 D 1 - t 0 가된다.

22 그림 2.4(b) 와같은정방형말뚝은 B 1 B 1 이므로, AE 는 B 1 이되고형상계수 ξ 는 1 이된다. 따라서다음의식 (2.10)~(2.12) 로나타낼수있다. p(z)= c [ D 1 ( D 1 D 2 ) G 1(φ) ( G 4 (φ) G 3 (φ) (exp(2 D 1- D 2 + G 2(φ) G 1 (φ) )- D G 2 (φ) 1 G 1 (φ)] D 2 G 3 (φ))-1) + [ D 1 ( D 1 ) G 1(φ) D 1 - D 2 (exp(2 G D 2 D 3 (φ))- D 2 ) 2 ] σ H (z) (2.10) c= 0 인사질토의경우 p(z)= [ D 1 ( D 1 D 2 ) G 1(φ) exp(2 D 1 - D 2 D 2 G 3 (φ))- D 2 ] σ H(z) (2.11) φ = 0 인점성토의경우 p(z)= cd 1 (3ln D 1 D D 1- D 2 D 2 c 0 c )+ (D 1- D 2 )σ H (z) (2.12) 그림 2.4(c) 는 Η 형말뚝의경우이며, 이경우는플랜지와웨브사이의흙이일 체로되어움직일것이예상되므로구형단면의경우와동일하게생각하여도무 방할것이다. 단, 이경우의말뚝과지반사이의점착력 c 0 와마찰각 φ 0 는지반 의점착력 c 와내부마찰각 φ 를사용할수있다. 따라서 G 3 (φ)= N φ tanφ, G 4 (φ)= 2N 1/2 φ tanφ+1 을사용하여야할것이다. 그림 2.4(d) 는그림 2.3(a) 와같이 1/2(D 1 - D 2 )tan(π/8+ φ/4) 인 (A É ) 와 AE 를지닌원형말뚝의형상계수는 1/2tan(π/8+ φ/4) 로정하는것이타

23 당할것이다. 이상의결과를정리하면표 2.2 와같다. 표 2.2 말뚝의형상계수 ξ 말뚝단면박판형정방형구형및 H 형원형 형상계수 (ξ) 0 1 B 2 /B tan(π 8 + φ 4 ) (a) (b) (c) (d) 그림 2.4 각종말뚝의단면형상 그리고설계에적용가능한측방토압력은 0에서식 (2.1)~(2.2) 로주어지는최대치까지의값이다. 즉, 활동토괴의변형과함께줄말뚝에측방토압이차츰증가되어말뚝주변지반만이소성상태가발생할때의위식으로나타내는최대치까지에달하게된다. 여기에, 이상의측방토압부가정도를나타내기위하여측압부가계수 α m 를도입하면식 (2.13) 과같이된다.

24 p m (z)= α m p(z) (2.13) 여기서, α m 은측압부가계수로 (0 α m 1) 이다 굴착사면지반의지반계수그림 2.5 에서응력-변형률곡선을나타내었는데직선OB 의기울기를초기탄성계수 (E i ) 라하고직선 OA 는변형계수라하는탄성계수이다. 이변형계수는응력최대치가 1/2 이되는점과원점을연결하는선의기울기이다. 이것은흙 이탄성체가아니므로탄성계수보다는변형계수로 E 50 또는 E s 로표현된다 ( 이 양상,1992; 허정,1992). 한편,Wu(1966) 에의하면변형계수 E s 는삼축압축시험에의한응력-변형률곡선에서 1% 의축변형에대응하는점과원점을잇는직선의기울기로정의하였다. 탄성계수는유한요소법에의한탄성해석이론에의거지반해석에사용된다. Schultze(1958) 및 Bowles(1982) 가제안한토질별변형계수와현장시험에서얻은물성치로부터변형계수를추정할수있는공식은표 2.3, 표 2.4 이다. σ B A stress σ m ax σ m ax 2 strain ε 그림 2.5 초기탄성계수와변형계수

25 표 2.3 지반의변형계수 (Schultze,1958) 토질 상태 변형계수 E s (kg/cm 2 ) 최소최대평균 사질토 조밀느슨 ,000 1,000 1, 점성토 재하시하중제거시 표 2.4 현장시험물성치와 E s 의관계 (Bowles,1982) 토질 SPT CPT 모래 ( 정규압밀된경우 ) E s = 500(N+ 15) E s = 1, N E s = (15,000~ 22,000)lnN E s = (2~4)q c E s = 2(1+ D 2 r)q c 모래 ( 과압밀된경우 ) E s= 40,000+ 1,050N E s = (6~30)q c 점토질모래 E s = 320(N+ 15) E s = (3~6)q c 자갈섞인모래 E s = 300(N+ 6) E s = (1~2)q c 실트, 점토질실트 E s = 1,200(N+ 6) 연약점토 E s = (3~8)q c 비배수전단강도 (c u ) 사용시 점 토 I p >30, 또는유기질 I p <30, 또는견고 1<OCR<2 OCR>2 E s = (100~ 500)c u E s = (500~ 1,500)c u E s = (800~ 1,200)c u E s = (1,500~ 2,000)c u

26 한편, 점성토지반의경우지반계수 E s 는식 (2.14) 와같이쓰여진다 (Peck & Davisson,1962). E s = 15c u ~95c u (2.14) 여기서,c u 는점토의비배수전단강도이다. 즉지반계수는연약한지반일경우 15c u, 견고한지반일경우는 95c u 값을사 용한다. 통상적으로식 (2.15) 와같이평균값을사용한다. E s = 40c u (2.15) 표 2.5 사질토의지반계수 E s (Poulos,1971) 밀도사용범위 (t/m 2 ) 평균치 (t/m 2 ) 느 슨 90~ 중 간 210~ 조 밀 420~ 한편, 사질토의경우는 Poulos(1971) 에의해밀도에따라표 2.5 와같이제안 되었다.Ladd(1965) 는변형계수에영향을주는요인으로써시료의양생기간이 길수록, 전단강도가클수록 E s 가크게된다고하였다. 이보고에의하면노르 웨이의정규압밀점토에대하여 E s 와일축압축시험또는베인시험에의한 c u 사이에는식 (2.16) 의관계가있다고하였다. E s = (250~500)c u (2.16)

27 여기서,c u : 비배수전단강도 (kg/cm 2 ) 渡邊 (1966) 에의하면보통 E s 는 q u 와의관계로부터식 (2.17) 과같이나타내고 있다. E s = (q u- 0.04) (2.17) 竹中은고소성해성점토의 E i 와 c u 의관계에대하여조사한결과불교란시료 일경우, E i = 210c u (2.18) 로되며이것이실제상의상한으로되고있다고하였으나미국 MIT 보고에의 하면초기탄성계수 E i 와 c u 의사이에는 E i = 1,200c u (2.19) 의관계가있다고함으로써지역별토질에따라매우큰폭을보이고있다. 한편, 우리나라서해안, 남해안해성점토의초기탄성계수와콘관입저항치와의 관계를정리하여보면다음과같다 ( 이양상,1992; 허정,1992). 우선서해안의경우초기탄성계수는 q c 의 3~24 의범위에위치하며남해안 의경우는 2.5~18 의범위에위치한다. 이들상관관계의평균치는서해안의경우 E i = 6.3q c, 남해안의경우 E i = 7.6q c 이다. 한편이들모두에대한결과는초기탄성계수는 q c 의 2.5~24 의범위이고평균치는 E i = 6.8q c 이다. 이관계를정리하면다음과같다.

28 즉, 서해안의콘저항치가 2~14kg/cm 2 로분산되어있고초기탄성계수가 20~ 50kg/cm 2 이며, 남해안은콘저항치가 2~10kg/cm 2 로분산되어있고초기탄성계수가 6~40kg/cm 2 의범위로남해안이서해안보다초기탄성계수및콘저항치가약간적어더연약한해성점토층으로형성되어있음을알수있다. 이는 Bowles(1982) 이발표한 E i = 6~8q c 의관계와비교하여볼때대략비슷한 경향을보이고있다. 또한초기탄성계수와비배수전단강도의관계를정리하면 표 2.6 과같이나타낼수있다. 표 2.6 해안별초기탄성계수와비배수전단강도와의관계 지역평균분포 서해안 E i = 148c u E i = 80~320c u 남해안 E i = 191c u E i = 50~400c u 서남해안 E i = 164c u E i = 50~400c u ( 홍원표외 2 인,1994) 2.3 억지말뚝해석법 억지말뚝공법은활동토괴를관통하여부동지반까지말뚝을일렬로설치하므로서사면의활동하중을말뚝의수평저항으로부동지반에전달시키는방법이다. 이러한억지말뚝은수동말뚝 (passivepile) 의대표적예중의하나로활동토괴에대하여역학적으로저항하는공법이다. 이공법은사면안전율증가효과가커서일본과미국등외국에서는예로부터많이사용되어오고있다. 특히일본의경우는강관말뚝을사용하여산사태를방지하려는시도가매우활발하게실시되고있다. 억지말뚝공법은타공법에비교하여지중깊은곳에까지활동이발생하는산사태의경우에서도지중에저항할수있는구조물을설치할수있다는장점을

29 가지고있다. 그러나이억지말뚝을합리적으로설계하는것은결코용이한일이아니다. 과거일본에서적절한설계법이없이억지말뚝을사용한결과실패한경우도많이보고되고있다. 이에대해억지말뚝의설계법으로우선지반의측방변형으로인하여일렬로설치된줄말뚝에작용하게될측방토압을산정할수있는이론식이제안되어있고, 이이론식을이용하여일렬의억지말뚝을설계할수있는방법이계속수정발전되어오고있는실정이다. 따라서사면안정대책공으로억지말뚝을채택할경우사면안정해석에대한억지말뚝의설계에있어서중요한요인은말뚝의안정과사면의안정이라고하는전혀다른 2종류의안정문제를유기적및계통적으로해석하여야한다는점이다. 왜냐하면, 줄말뚝을포함하고있는사면의안정문제에는말뚝자체의안정과말뚝의효과를고려한사면의안정이모두만족하여야만비로소사면전체로서의안정을확보할수있기때문이다. 종래억지말뚝의설계에있어서줄말뚝을포함하지않는사면의안정해석에있어서부족한저항력으로부터줄말뚝에의하여부가될저항력을단순히역산하여말뚝간격을정하는설계법이이용되는경우가많다. 그러나이경우줄말뚝과지반사이의상호작용이라는입장으로부터말뚝에작용하는측방토압의발생기구가검토되어있지않다. 따라서말뚝간격만을좁혀줄말뚝의숫자만늘리면안전측의설계가된다고생각된다. 그러나이것은사면의안정에대하여는안정측이됨을의미하나말뚝간격을좁힐수록말뚝에작용하는측방토압이급격히커져말뚝의안정을유지하기가불가능하게된다. 결국, 우선말뚝이파괴되고사면도전체로서안정시킬수없게된다. 또한산사태가진행되는초기상태에서는말뚝에소요의저항력이꼭발생되리라는보장은없으며, 말뚝에소요의저항력이발생될때에는이미산사태가상당히진행되어활동면의전단저항력이더욱저하되어이미줄말뚝의효과를더한다하여도사면전체안정이얻어지지않는상황이될가능성이많다고생각된다.

30 2.3.1 억지말뚝을이용한안정해석법억지말뚝설계시의 2가지중요한요인, 즉말뚝간격을보다엄밀히고려하는점및말뚝과사면양자의안정해석을보다유기적이고계통적으로행하는점에중점을두고억지말뚝이설치된사면의안정해석법을억지말뚝이설치된사면의안정과억지말뚝의안정에대해설명하고자한다. 일반적으로사면안정을위한억지말뚝의설계에있어서는그림 2.6 에도시된바와같이말뚝및사면의 2종류의안정에대하여검토하지않으면안된다. 만약활동토괴에의하여말뚝에작용하는측방토압 ( 혹은말뚝으로부터활동토괴에작용하는반력 ) 이알려져있다면우선그림 2.6(a) 에도시된바와같이말뚝의안정은수평하중을받는말뚝의해석법을응용하여검토할수있다. 이상과같이말뚝의안정성이확보되면그림 2.6(b) 에도시된바와같이줄말뚝으로부터활동토괴에작용하는수평저항력을부가하여통상의사면안정해석법을적용하여사면의안정을검토할수있다. 따라서측방토압의산정은사면안정을위한억지말뚝설계에있어서키포인트이며이값을될수록정확하게예측하는것이매우중요하다. 이는말뚝의안정과사면의안정에미치는측방토압의영향이서로상반되기때문이다. 즉앞절에서이미설명된바와같이이측방토압을실제보다도크게산정하여설계한경우, 말뚝의안정에관하여는안전측이나사면의안정에관하여는위험측이된다. 반대로측방토압을실제보다적게산정하여설계한경우에는그반대현상이발생할것이다. 억지말뚝을설치한경우는강성이좋은강말뚝을사용하는것이바람직하다. 강말뚝에도강관말뚝과 H말뚝의두종류가사용되고있다. 이들말뚝을설치할경우통상적으로항타에의하여말뚝을설치하는것은매우바람직하지못하며천공후말뚝을삽입하는공법이좋다. 이때억지말뚝은설치후영원히그기능을발휘되도록영구구조물로생각하여야한다. 따라서말뚝을삽입한후콘크리트나시멘트그라우팅으로말뚝의전길이를피복하여부식의영향을받지않도록하여주어야한다. 그러므로말뚝의휨응력은강재가받아주나단면상으

31 로는원형단면의말뚝으로생각하는것이좋다. 따라서본논문에서는말뚝은 원형말뚝으로취급하였다. 그림 2.6 억지말뚝의사면안정도 (1) 사면의안정산사태가발생하는사면에서는사면의지표경사면과활동파괴면이서로평행한무한사면의파괴형태로산사태가발생하는경우가많다. 따라서이런경우의사면안정해석법은기본적으로무한사면의사면안정해석법과동일한방법으로실시될수있다. 또한일반적으로산사태의경우는현장조사에의하여활동면이사전에알려질수있다. 따라서알려진고정된사면활동에대한사면안정해석을실시하면된다. 즉, 그림 2.6(b) 에도시된바와같이활동토괴 CADBC 에작용하는활동력 F d 와저항력 F r 을비교하므로서사면의안정이검토될수있다. 여기서저항력은활동면 CAD 를따라발휘되는전단저항력 F rs 및 AB 면에있어서의줄말뚝의반력 F rp 의합으로구할수있다. 이때,A 점에서 D점까지의활동면의전단저항력도고려하는것에대한타당성이문제가된다. 그러

32 나, 줄말뚝설치위치양측의토괴 ( 그림 2.6(b) 의 ABCA 와 ABDA) 가말뚝사이에서대부분이연속되어있으며, 말뚝에작용하는측방토압산정시말뚝주변지반만이소성상태가되도록할경우에는양측토괴가일체로거동하기때문에활동면 AD 에연한전단저항력을함께고려하여도큰오차를동반하지않을것이다. 따라서사면의안정에대한안전율 (F S ) slope 은다음과같이표현된다. (F S ) slope = F r F d = F rs+f rp F d (2.20) 만약활동파괴면이원호일경우에는다음식이이용된다. (F S ) slope = M r M d = M rs+ M rp M d (2.21) 여기서 M r 은저항모멘트,M d 는활동모멘트,M rs 는파괴면 DAC 에연한전단저항력에의한저항모멘트,M rp 는 AB 면에있어서의줄말뚝반력에의한저항모멘트이다. 식 (2.20) 및식 (2.21) 에있어서 F rs,f d 혹은 M rs,m d 는통상의사면안정해석에서의분할법에의해구하여지며,F rs 혹은 M rs 는사면활동면상부의줄말뚝에작용하는측방토압과말뚝배면의지반반력을말뚝중심간격으로나눈값을이용하여산정된다. 단, 암반활동과같이말뚝의전단에의하여파괴될 경우에는 F rs 및 M rs 가활동면위치에서말뚝에작용하는전단력을이용하여 산정된다. 식 (2.20) 혹은식 (2.21) 의안전율이소요안전율보다클경우에사면의 안정이얻어질수있다. (2) 말뚝의안정 말뚝의안정에관하여는그림 2.6(a) 에표시된바와같이활동면상의토괴에

33 의하여말뚝이 P mi (z) 의측방토압을받는다고생각하면주동말뚝에대하여 이용하는수평력을받는말뚝의해석법이적용될수있다. 단, 수동말뚝의경우는활동면상의말뚝에작용하는측방토압이분포하중이된다. 이측방토압을분포하중으로취급할경우말뚝에관한기본방정식은활동면상부와하부에대하여다음식으로표현된다 ( 한중근,1997). E p I p E p I p d 4 y 1i dz 4 = P mi (z)- E S1i y 1i (- H ' z 0) d 4 y 2i dz 4 =- E S2i y 2i ( z > 0) (2.22) 여기서 z= (z- H), i 는다층지반의각지층번호를의미하며 z 는지표면 에서부터의깊이, H 및 H ' 는각각활동면에서지표면및말뚝머리까지의거 리,L P 는말뚝길이,y 1i 및 y 2i 는각각활동면상하의각지층의말뚝의변위, E p I p 는말뚝의휨강성, E S1i 및 E S2i 는각각사면활동면상하부의각지층의지반계수이다. 파괴면상부지층의측방토압 P는각지층에구하여진말뚝 1개당의측방토압으로깊이 z에대하여 f 1i+ f 2i z의직선분포로작용한다. 식 (2.22) 에대한미분방정식해를구하면말뚝의변위에대한일반해는다음식과같이된다. y 1i = e - β 1i z (a1i cosβ 1i z + a 2i sinβ 1i z) + e β 1iz (a3i cosβ 1i z + a 4i sinβ 1i z) + (f 1i + f 2i z)/e s1i (2.23) y 2i = e - β 2i z (b1i cosβ 2i z + b 2i sinβ 2i z) + e β 2iz (b3i cosβ 2i z + b 4i sinβ 2i z)

34 여기서 a 1i, a 2i, a 3i, a 4i, b 1i, b 2i, b 3i 및 b 4i 는적분상수로말뚝의머리와선 단에서의구속조건및활동면과지층경계위치에서의말뚝의연속조건에의하여결정된다. 말뚝머리의구속조건으로는자유 ( 변위및회전가능 ), 회전구속 ( 변위만가능 ), 힌지 ( 회전만가능 ) 및고정 ( 변위와회전모두불가능 ) 의 4종류를생각할수있으며 β 1i 는 4 E S1i /4E p I p 이고 β 2i 는 4 E S2i /4E p I p 이다. 이와같은구속조건은다음과같은상태와대응시켜생각할수있다. 즉회전구속의조건은억지말뚝의두부를철근콘크리트의지중보로연결시킨경우로얻어질수있으며힌지조건은억지말뚝의두부를강재띠장으로연결시키고이지중보를앵커로말뚝두부를고정시킨경우로얻어진다. 한편고정조건은말뚝두부를철근콘크리트의지중보와앵커로말뚝두부를고정시킨경우로얻어진다. 암반파괴와같은말뚝의강성에비하여지반의강성이큰경우를제외하면일반적으로말뚝의파괴는휨응력에의하여발생된다. 따라서, 통상말뚝의안정에대한안전율 (F S ) pile 은허용휨응력 σ 와최대휨응력 σ 의비로다 alow max 음과같이구한다. (F S ) pile = σ alow / σ max (2.24) 상기와같이휨파괴를발생하지않는경우에는말뚝의전단응력에의하여다 음과같이검토할필요가있다. (F S ) pile = τ alow / τ max (2.25) 여기서, τ 는허용전단응력, τ alow 는최대전단응력이다. 위두식의안전율 max 이 1 보다클때말뚝의안정이확보될수있다.

35 제 3 장 현장계측자료검토 3.1 현장개요 본연구대상현장은강원도일원에시공된동해고속도로동해 주문진간 4 차 로확장공사 ( 제 3 공구 ) 구간이다. 연구대상사면에대한평면도는그림 3.1 과같다. Area=9,552 m2 동해 A1 P1 낙풍 1 교 P2 A1 P1 P3 주문진 동해고속도로 국도 7 호선 그림 3.1 대상지역의평면도 대상사면의시점은 Sta.No.2+730, 종점은 Sta.No 이므로사면연장은 100m 이다. 그리고, 사면의높이는 87m 이며, 사면의경사는 20~45 의범위에존재한다. 한편, 지질은주로셰일이광역변성작용에의해형성된천매암이며, 부분적으로사암및석회암이분포하고있다.

36 2001 년 4월 27 일 N1 교의 P2( 주문진방향 ) 기초시공을위한사면절토시공사차량진입도로및사면상부에총 3개소의인장균열이발생되었다. 그림 3.1 에서보는바와같이 3개소의인장균열을하부에서부터각각 Crack 1,2 및 3으로나타내었다.Crack 1은기초터파기과정에서발생된것이며,Crack 2 및 3은그당시계속적으로변위가약간씩진행되고있는상태였다. 활동토괴의규모는평면적으로사면폭이 100m, 사면높이가 87m 로서, 전체면적은약 9550m 2 정도임을알수있다. 인장균열의폭은 Crack 3의경우상부에서 30 40cm 정도이며, 최대단차는 2m 정도이다. 그리고, 측방으로는소규모골짜기를중심으로인장균열이진행되어있음을알수있다. 3.2 지반조건 지형학적특성본연구대상지역은강원도일원으로한반도의동북쪽에위치한다. 그리고, 본지역의동쪽에국도 7호선이남북방향으로지나가고있다. 그리고, 서쪽에청학산 (337m), 피래산 (753.9m) 및화산 (307.6m) 이남북방향으로형성되어있으며, 동쪽에가마봉 (383m) 및망운산 (338.4m) 이위치하고있다. 본지역의수계는낙풍천, 정동천, 주수천및옥계저수지등소지류들이수지상수계 (dendritic drainagepatern) 의특징을보인다. 본현장에서자연사면의경사방향은 N26E 방향이우세하며, 대체로사면의경사각은 21~45 o 정도를보이고, 사면활동예상부분은약 20 o 정도의구배를보이는것으로예상된다. 현재사면활동부를중심으로 3개소에서연장성을가진균열 (Crack) 을보이며, 이는과거로부터계속적으로사면활동이진행중인것으로추정된다.

37 3.2.2 지질학적특성본연구대상현장의지질은시추조사시채취된코어등으로기반암을판단하였다. 그결과평안계 (Pyeongan System) 의고방산층, 사동층, 홍점층과조선계 (Joseon System) 의석병산석회암층이분포하고있으며, 이를제4기충적층이부정합으로피복하고있다. 그림 3.2 는본현장에대한지질계통도를나타낸것이다. 본지역은고생대석탄기에서폐름기에걸쳐퇴적된평안누층군의하부지층인만항층 ( 과거에는홍점층이라칭함 ) 에해당하는퇴적암류이다. 이지역은남한에분포하는탄전중에서가장북동부에위치한소위강릉탄전에해당하는부분으로이지역의지질조사는 1962 년태백산지구지하자원조사단에의해체계적으로조사발간되었으며그후탄광을중심으로단편적으로조사된바있다. 일반적으로만항층은약 m 의두께로조선누층군의석회암층을부정합으로덮는다. 강릉탄전에서의이층은담회색~유백색, 담록색조립사암, 담록색~녹색, 회색의중립내지세립사암, 적자색, 녹회색, 암회색의셰일및실트암, 박층의탄질셰일등으로구성되어있으며수매의렌즈상의분홍및석회암을협재하기도한다. 이층은금천층에의해정합적으로피복된다. 본지역의만항층퇴적암류에비해변성작용을받아천매암질로되어있으며, 층리뿐만아니라엽리도매우잘발달되었다 지층구성그림 3.2 는시추조사를실시한위치를나타낸것이다. 그림을살펴보면총 14 회의시추조사를실시하였다. 시추조사를통하여지층분포현황을파악하였으며, 실내시험을위한시료채취도실시하였다. 그리고,1.5m 깊이별로표준관입시험을실시하였다. 시추조사결과연구대상지역의지층은상부로부터붕적토층, 풍화잔류토층, 풍화암층및연암층으로구성되어있다. 그리고, 이들지층에대한특성은다음과같다.

38 국도 7 호선 동해고속도로 그림 3.2 지반조사위치 Quaternary 신기하성층 (RecentRiverDeposits) 부정합 (Uncomformity) Triassic Permian UpperCarboniferous 고방산층 (Sandstone,Shale) 사동층 (Shale,Sandstone,Anthracite) 홍점층 (Shale,Sandstone,Limestone) 부정합 (Uncomformity) Ordovician- Cambrian 석병산석회암층 그림 3.3 지질계통표

39 (1) 붕적토층상부사면이붕괴, 또는침식되어쌓인층으로전석, 모래, 암편, 점토등으로구성되어있다. 습윤상태이며, 갈색 회색을띠고있다. 표준관입시험결과 N치가 13/30~50/3 으로상대밀도는보통조밀~매우조밀한상태이나, 자갈의분포정도에따라 N치가과대측정되는경향이있다. 분포심도는 GL(-)0.0~6.5m 이며완전누수상태이다. (2) 풍화잔류토층토사와연암이교호하는층으로서이층은천매암의차별풍화에의해형성되었다. 연직투수성은크지않을것으로판단되나수평방향으로는파쇄가심한연암층의영향으로투수성이매우큰것으로나타났다. 지표면으로부터 GL(-) m 부분은활동의예상층으로서함수비가높은편이다. 이층은입도시험결과실트섞인점토층 (CL) 으로구별할수있다. 표준관입시험결과 N 치가 13/30 50/26 로상대밀도는보통조밀 매우조밀한상태이며, 부분적으로누수현상이심한상태이다. (3) 풍화암층 CB-2 및 CB-3 위치에서나타나며습윤, 회색의천매암이상부풍화대로모래, 실트및암편등으로이루어져있으며, 표준관입시험결과 N치가 50/2 로상대밀도는매우조밀한상태이다. 풍화정도는완전풍화상태이며, 층후는 m 이다. (4) 파쇄심한연암층천매암의파쇄대로서회색 갈색을띠며시추시주로암편으로채취된다. 부분적으로풍화암대도나타나며시추시누수현상이심한상태를보인다. 채취된코아의 TCR=14 80% 이나 RQD 는평균적으로 0% 정도로파쇄가심하다. 분포심도는 GL(-) m 이다.

40 (5) 연암층회색 갈색의천매암및일부석회암으로구성되어있고, 시추시암편 주상의코아로채취된다. 채취된코아의 TCR= %,RQD 는평균적으로 50% 정도로비교적신선한편이다. 분포심도는 GL(-)23.0m 이하이다. 그리고그림 3.4 의그림은개략적지층구성도로서상부로부터붕적토층, 풍화잔류토층, 점토층, 파쇄가심한연암층, 연암층으로구성되어있다. GL 붕적토층 풍화잔류토층 점토층 상부사면의붕괴, 침식으로쌓인층으로전석, 모래, 암편, 점토등으로구성토사와연암이교호하는층상대밀도는보통조밀 ~ 매우조밀활동의예상층으로함수비가높음. GL(-) 6.5m GL(-) 12.0m GL(-) 15.5m 파쇄가심한연암층 TCR=14 14~80 80%,, RQD=0%, 파쇄가심함 GL(-) 23.0m 연암층 TCR=42.1~100%, RQD=50% 그림 11.4 개략적지층구성도

41 3.2.4 지하수위본연구대상지역에대한지하수위측정은시추작업이완료된후 24~48 시간이경과된후안정된지하수위를얻을수있도록관찰하였으며, 측정된지하수는조사지역의지하수위분포현황을파악하기위한자료로이용한다. 측정결과지하수위는지표면으로부터 G.L(-) m 에위치하는것으로조사되었다. 지하수위는상부사면부의경우연암층에분포하며하단부의경우에는자갈층내에분포하고있다. 그러나, 건기나우기등으로인한기후변화에따라지하수위변화가발생될것으로예상된다 대표단면의선정앞절에서설명된지형및지질특성, 지층구성, 지하수위등을토대로본연구에적용될대표단면을선정하였다. 대표단면은사면활동의중앙부를대상으로하였다. 그림 3.2 의지반조사위치에서사면상단부는 S-1 및 CB-1 위치, 사면중앙부는 S-2 위치, 사면하단부는 S-3 및 CB-2 위치, 도로시공구간은 S-4 및 CB-4 위치에서의시추조사결과를토대로하였다. 이상에서와같은시추조사결과를토대로대표단면을선정하였으며, 선정된대표단면은그림 3.5 와같이나타낼수있다.

42 국도 7 호선 고속도로 그림 3.5 대표단면의선정

43 3.3 인장균열면현황사면활동의이력, 범위, 이동상황을파악하기위하여육안으로구별가능한균열면에대해균열폭, 단차, 발달방향및경사를조사하였다. 사면활동토괴의이동방향은 N19W~N95E 사이에서여러방향으로나타나고있으나대표적인사면활동토괴는 N15E~N25E 범위내에서활동하고있다. 그리고, 균열폭은 0.1~0.4m, 단차 0.1~2.0m 까지위치별로심한차이를보여주고있으며, 활동면의중심에서양측방으로인장균열이진행되었다. 사진 3.1 인장균열면관찰위치 사진 3.1 은실제로관찰된균열현황을토대로인장균열면을작도한것이다. 그림에서보는바와같이크게 3개의인장균열면이발생되었다. 그리고, 그림에표시된 A,B,C 및 D지역에서자세한인장균열현황을관찰하였다. 이들의자세한인장균열현황은사진 3.2~ 사진 3.5 에나타내었다.

44 사진 3.2 A 지역균열현황 사진 3.3 B 지역균열현황

45 사진 3.4 C 지역균열현황 사진 3.5 D 지역균열현황

46 사진 3.2 는 A지역에서관찰된인장균열을나타낸것으로인장균열폭은 21cm 로조사되었다. 사진 3.3 은 B지역에서관찰된인장균열을나타낸것으로인장균열폭은 22cm 로 A지역과비슷한것으로조사되었다. 사진 3.4 는 C지역에서관찰된인장균열을나타낸것으로인장균열폭은 37cm 로매우크게조사되었다. 마지막으로사진 3.5 는 D지역에서관찰된인장균열을나타낸것으로인장균열폭은 31cm 로비교적큰것으로조사되었다. 이들인장균열면에대한실제육안관찰을통하여대상지역의사면활동이과거에서부터발생되어현재에도계속적으로진행중인것으로추정된다. 현재인장균열면은강우의유입을방지하기위해방수막으로덮어놓은상태이다. A B 3 단억지말뚝 2 단억지말뚝 1 단억지말뚝 A B 그림 3.6 계측기설치평면도

47 3.4 계측기설치현황 사면보강대책으로설치되는억지말뚝의거동및억지되는지반의거동을파악하여억지말뚝의안정성을파악하기위해억지말뚝에는스트레인게이지와경사계를그리고지반에는경사계및지하수위계를설치하였다. 설치된각종계측기들의전체현황도는그림 3.6 와같다 스트레인게이지 (Strain gauge) 스트레인게이지는 A-A 단면과 B-B 단면각각의억지말뚝에설치되었으며설치된스트레인게이지의현황은표 3.1 과같고설치단면도는각각그림 3.6 에서보는바와같다. A-A 단면의경우억지말뚝의하부는 27.0M 지중에관입되어있고하부에서 1.5m 지점을기준으로 2.0m 간격을유지하며말뚝배면 ( 사면쪽으로통칭 )13 곳, 전면 ( 고속도로쪽으로통칭 )13 곳에설치되어총 52 곳에설치되어있다.BB 단면은억지말뚝이 27.0M 지중에관입되어있으며말뚝당 2.0m 간격으로배면 13 곳에설치하여총 26 개가설치되었다. 그림 3.8 은스트레인게이지가설치된평면도이다. 말뚝에부착되는스트레인게이지는사진 3.6 과같고이때말뚝의거치는가급적스트레인게이지에충격을주지않기위해타입을배제하는방법을채택하여 Boring 후말뚝을일정깊이까지삽입하도록하였다. 표 3.1 스트레인게이지설치현황 단 면 구 분 스트레인게이지 비 고 A-A 단면 상부 S1-1( 배면 ) No.37 말뚝 S1-2( 전면 ) No.37 말뚝하부 S3-1( 배면 ) No.51 말뚝 S3-2( 전면 ) No.51 말뚝 B-B 단면 상부 S2( 배면 ) No.17 말뚝하부 S4( 배면 ) No.23 말뚝

48 27.0M 27.0M STRAIN GAUGE : 2.0M SPACE A SECTION : 13 POINT B SECTION : 13 POINT 2.0M 2.0M 1.5M 1.5M A section( 양면 ) B section 그림 3.7 스트레인게이지설치단면도 S1-1(b) S1-2(f) Inclinometer S2(b) Inclinometer 1.5m 1.5m 0.75m 0.75m strain gauge S3-1(b) S3-2(f) S4(b) STABILIZING PILE strain gauge STABILIZING PILE A-A 단면 B-B 단면 그림 3.8 스트레인게이지설치평면도

49 사진 3.6 스트레인게이지설치모습 경사계사면및말뚝의거동을파악하기위해 A-A 단면과 B-B 단면에경사계를각각설치하였으며설치된현황은표 3.2 와같다. 설치된경사계는말뚝의변위를알기위해억지말뚝내부 ( 상부말뚝 No.17, No.37, 하부말뚝 No.23,No.51) 에 1개, 지반의변위를파악할수있도록말뚝사 이지반의소성변형지반면에접하도록 1 곳에 설치되었다. 이때지반에설치된 경사계와말뚝의거리는구공동확장이론에의한외부아치와내부아치의중간지점인 0.75m 에설치하였다 ( 김동화,2001). 또한, 상부말뚝과하부말뚝의중간에 1곳을설치하여각단면별로모두 5개소를설치해서총 10 개의경사계가설치되었으며설치된단면은그림 3.9 과같다. 경사계는말뚝과지반에각각 27.0M,28.0M 관입되어있고설치모습은사진 3.7 과같다.

50 표 3.2 경사계설치현황 단면구분경사계비고 A-A 단면 B-B 단면 상부 I1-1( 지반 ),I1-2( 말뚝 ) No.37 말뚝 하부 I3-1( 지반 ),I3-2( 말뚝 ) No.51 말뚝 상부 I2-1( 지반 ),I2-2( 말뚝 ) No.7 말뚝 하부 I4-1( 지반 ),I4-2( 말뚝 ) No.23 말뚝 Inclinom eter 1.5m 0.75m A section B section STAB ILIZIN G PILE 그림 3.9 경사계설치단면도 사진 3.7 경사계설치모습

51 지하수위계사면의지하수위상승에따른영향을파악하기위해 A-A 단면,B-B 단면에각각지하수위계를설치하였으며 A-A 단면에그림 3.6 에서보는바와같이 2개소에설치하였으며 B-B 단면에도마찬가지로설치하였다. A-A 단면,B-B 단면모두하부와상부의억지말뚝에서배면으로 1m 지점에모두합하여 4개소에설치하였다. 지하수위계의설치현황은표 3.3 과같으며지하수위계의설치완료된후의모습은사진 3.8 과같다. 표 3.3 지하수위계설치현황 단면구분지하수위계비고 A-A 단면 B-B 단면 상부 w1 말뚝배면으로 1m 지점 하부 w3 말뚝배면으로 1m 지점 상부 w2 말뚝배면으로 1m 지점 하부 w4 말뚝배면으로 1m 지점 사진 3.8 지하수위계설치완료후모습

52 3.4.4 하중계하중계는상부억지말뚝에설치된영구앵커의축력을측정하여사면의안정성여부를판단할수있는데본현장에는 3단억지말뚝중 A-A 단면 No.40 에 1개, B-B 단면 No.20 에 1개를설치하여지속적으로축력을측정할수있도록하였다. 하중계설치모습은사진 3.9 와같다. 그림 3.9 하중계설치완료후모습

53 제 4 장 보강단계별계측결과분석 본장에서는전장에서설명한계측기를이용한계측결과를토대로억지말뚝이설치된대규모절개사면의보강단계별거동을살펴보고자한다. 먼저시공과정을살펴보면하부말뚝시공, 상부말뚝시공, 굴착, 쏘일네일링시공, 상부말뚝에 1단앵커시공및성토의순서로시공하였다. 그러므로본연구에서는보강단계별사면의거동에대해분석하고자한다. 그리고장기 creep 를고려하여성토10 월후의계측데이터도분석하였다본장에서는 A-A 단면과 B-B 단면에서의계측결과를이용하여억지말뚝의안정성을검토하여보고자한다. 4.1 경사계본현장의억지말뚝부근에설치된경사계는 A-A 단면과 B-B 단면에각각 4 개씩총 8개가설치되었다. 즉, 각단면별로상부와하부의억지말뚝에 1개, 말뚝과말뚝사이의지반에 1개를설치하였다 ( 표 3.2 참조 ) A-A 단면경사계I1-1 은 A-A 단면상부No.37 억지말뚝에설치된경사계이며, 그림 4.1(a) 는보강단계에따른계측결과를분석한것이다. 그림을살펴보면억지말뚝의수평변위는초기에서말뚝두부에최대변위가발생하였으며상부말뚝은굴착에대한영향을받지않고있음을확인할수있다. 그리고, 수평변위는계속적으로증가하지않고일정범위안에서탄성거동을나타내고있음을볼수있다. 앵커시공후에는말뚝두부가인장력을받게되어수평변위가크게회복됨을알수있으며, 성토후에는약 5mm 의수평변위가발생되는것으로나타났다. 경사계I3-1 은 A-A 단면하부No.51 억지말뚝내부에설치된경사계이며, 그림 4.1(b) 는보강단계에따른계측결과를분석한것이다. 그림을살펴보면경사계 I3-1 에서는수평변위가하부말뚝, 상부말뚝, 굴착단계까지는일정하게증가하지

54 만네일시공단계이후부터는증가량이 6.2mm 까지증가하는것으로나타났으며성토완료후에는 15.85mm 까지증가하는것으로나타났다. 그러나굴착이완료되고강우가없는시기에는증가되었던수평변위가다시회복되는것을볼수있다. 결국이러한현상은현재억지말뚝이탄성거동을하고있음을의미하고있다. 그리고상부말뚝, 굴착시의 (-) 로발생된변위량양이매우적은편 (5mm) 이므로계측오차이거나, 하부말뚝시공후상부말뚝시공시공사차량으로인하여발생된변위일수있다. 그이후의시공단계에서는 (+) 의변위량이발생하여올바른계측이실시되었다는것을알수있다. 수평변위 (mm) 수평변위 (mm) 붕적토 4 붕적토 풍화잔류토 깊이 (m) 8 12 풍화잔류토 점토 깊이 (m) 8 12 점토 파쇄심한연암 16 파쇄심한연암 하부말뚝 상부말뚝 상부말뚝 굴착 굴착 24 연암 네일시공앵커시공 24 연암 네일시공앵커시공 성토 성토 성토 10 개월후 성토 10 개월후 (a) 상부 No.37 말뚝의경사계 (b) 하부 No.51 말뚝의경사계 그림 4.1A-A 단면경사계변위도

55 하부말뚝에설치된경사계와상부말뚝에설치된경사계를통하여측정된보강단계에따른최대수평변위의양상이매우비슷하게나타났다. 말뚝의최대변위량이계측초기에말뚝두부에서발생하다가 GL-1.0m 로옮겨진이유는억지말뚝의두부에철근콘크리트지중보를설치함으로말뚝의변형이억제되어나타나는결과라할수있다. 한편,A-A 단면의경사계로부터측정된최대수평변위량의변화양상은그림 4.2 와같이나타낼수있다. 최대수평변위는굴착이후부터점차증가하여약 7mm 까지증가하는것을볼수있다. 그러나수평변위량은크지않으므로안정된상태에서공사가진행되었다고판단된다. 쏘일네일링시공후최대수평변위가감소한이유는하부의쏘일네일링설치로인한지반의보강과하부말뚝의지중보설치가완료됨으로서말뚝에서발생된탄성변위가회복되었기때문으로판단된다. 앵커시공이후상부말뚝은수평변위가미소하게증가하였으나, 하부말뚝은수평변위가유지하고있음을알수있다. 그리고, 성토이후발생된말뚝의수평변위는강우등에의한외적요인에의하여발생된것으로판단된다. 25 최대변위 20 최대변위 (mm) 하부말뚝시공상부말뚝시공굴착네일시공앵커시공성토성토 10 개월후 No.37 말뚝 ( 상부 ) No.51 말뚝 ( 하부 ) 보강단계 그림 4.2 A-A 단면경사계최대변위

56 4.1.2B-B 단면그림 4.3(a) 는 B-B 단면에서상부억지말뚝인 No.17 말뚝의보강단계에따른수평변위의거동을나타낸것이다. 이는억지말뚝내부에설치된경사계를이용하여측정하였으며, 억지말뚝의깊이에따른수평변위거동을측정할수있다. 그림을살펴보면보강단계에따라억지말뚝의수평변위는점차적으로증가하는양상을보이고있으며, 억지말뚝의최대수평변위는 7.4mm 로말뚝두부로부터발생되었다. 억지말뚝의수평변위형상은켄틸레버보의변형형상과매우유사하게발생하는것으로나타났다. 한편, 억지말뚝의선단에서수평변위는미소하게발생되는것으로나타났다. 이는말뚝의선단이지지층에관입되어있기때문이며, 이를통하여억지말뚝의선단조건은힌지혹은고정상태라할수있다. 수평변위 (mm) 수평변위 (mm) 붕적토 4 붕적토 풍화잔류토 깊이 (m) 8 12 풍화잔류토 점토 깊이 (m) 8 12 점토 파쇄심한연암 파쇄심한연암 상부말뚝 하부말뚝상부말뚝 굴착 굴착 24 연암 네일시공앵커시공 24 연암 네일시공앵커시공 성토 성토 성토 10 개월후 성토 10 개월후 (a) 상부 No.17 말뚝의경사계 (b) 하부 No.23 말뚝의경사계 그림 4.3 B-B 단면경사계변위도

57 그림 4.3(b) 는 B-B 단면에서하부억지말뚝인 No.23 말뚝의보강단계에따른수평변위의거동을나타낸것이다. 이는억지말뚝내부에설치된경사계를이용하여측정하였으며, 억지말뚝의깊이에따른수평변위거동을측정할수있다. 그림을살펴보면보강단계에따라억지말뚝의수평변위는점차적으로증가하는양상을보이고있으며, 성토 10 개월후까지억지말뚝의최대수평변위는 60.16mm 로말뚝부두에서발생되었다. 한편,B-B 단면의경사계로부터측정된최대수평변위량의변화양상은그림 4.4 와같이나타낼수있다. 그림에서보는바와같이 No.23 말뚝의수평변위는말뚝시공단계에서는미소한변화를보이다가굴착이진행됨에따라서급격히증가하는양상을나타내고있다. 그러나 No.7 말뚝의수평변위는 5mm 에서일정하게나타나고약간증가하는추세를보이고있다. 그리고, 성토이후발생된말뚝의수평변위는강우등에의한외적요인에의하여발생된것으로판단된다. 70 최대변위 60 최대변위 (mm) 하부말뚝시공상부말뚝시공굴착네일시공앵커시공성토성토후 10 개월 No.17 말뚝 ( 상부 ) No.23 말뚝 ( 하부 ) 보강단계 그림 4.4B-B 단면경사계최대변위

58 4.1.3 굴착에의한수평변위변화그림 4.5 는말뚝이설치된단면하부에서굴착을실시한경우배면지반에설치된경사계의수평변위를도시한것이다. 상부말뚝은굴착에대한수평변위의변화가미미했으므로여기서는제외시키고, 하부말뚝에설치된경사계만을나타낸다. 특히 No.23 말뚝의수평변위는굴착이진행됨에따라서변위의증가폭이큰반면에 N0.51 말뚝의수평변위는약 9mm 범위에서변위가변화된다. 굴착에따른시공과정을분류하면다음과같이크게 6단계로구분할수있다. ( 한국건설교통기술평가원건설교통부,2003) 1 굴착전 : 네일링시공전 2 1단계굴착 : 네일링시공없이굴착만진행됨 3 2단계굴착 :1,2 열네일링천공및삽입 4 3단계굴착 :3,4,5 열천공및삽입, 그라우팅실시 5 4단계굴착 :6,7,8 열천공및삽입, 그라우팅실시 6 굴착후 : 그라우팅양생후 그림 4.5(a) 는 No.51 말뚝의수평변위를나타낸것으로그림에서보는바와같이단계별굴착이수행됨에따라억지말뚝의수평변위가증가하는것으로나타났으며, 굴착후의변위가회복하는것을볼수있는데이것은억지말뚝이탄성거동을하고있음을알수있다. 그림 4.5(b) 는 No.23 말뚝의수평변위를나타낸것으로쏘일네일링설치전에는수평변위가 6mm 발생하였으나, 굴착이진행되고쏘일네일링이설치됨에따라서수평변위가점차로증가하여 8단까지설치가완료되기까지 30mm 의수평변위가발생된것을볼수있다. 굴착전과 1단계굴착에서는굴착에의한영향이거의없다가 2단계굴착이후부터는굴착에의한영향으로수평변위증가폭이더욱커지는것으로나타났다. 굴착이완료된후에는수평변위의증가폭이감소하고수렴되는경향을보이는것으로나타났다.

59 0 수평변위 (mm) 수평변위 (mm) 깊이 (m) 깊이 (m) 굴착전 1 단계굴착 2 단계굴착 3 단계굴착 4 단계굴착굴착후 굴착전 1 단계굴착 2 단계굴착 3 단계굴착 4 단계굴착굴착후 (a)no.51 말뚝 (b)no.23 말뚝 그림 4.5 굴착에의한수평변위변화 또한굴착면의지층구성을보면 A-A 단면 (No.51 말뚝 ) 은암석이주로보이고 B-B 단면 (No.23 말뚝 ) 은암석의비율이낮고토사가많이존재하고있기때문에 상대적으로변위발생이적은것으로사료된다 강우에의한수평변위변화 강우에의한억지말뚝의거동을살펴보기위해 B-B 단면에설치된억지말뚝의 최대수평변위를나타내었다. 그림 4.6 은 B-B 단면의억지말뚝에설치된경사계

60 I2-1 및 I4-1 로부터측정된최대수평변위량과이지역에서조사된강우량을함께도시한것이다. 그림을살펴보면강우량이많았던 A구간 (8 월7일 ) 과 B구간 (8 월31 일 ) 에서말뚝의수평변위가급격하게증가하였으나그이후수평변위의증가속도가둔화되는양상을보이는것으로나타났다.C 구간에서는상부말뚝의수평변위는거의일정한반면하부말뚝의수평변위만증가되는것으로나타났다. 이는강우의영향이아닌하부사면의쏘일네일링설치에따른굴착의영향으로판단된다.C 구간이후부터는말뚝의수평변위증가속도가감소되는경향을나타낸다. 일일강우량 (mm) A B 경과일수 (day) 강우량 ( 강릉 ) 하부 No.23 말뚝상부 No.17 말뚝 C 최대변위 (mm) 그림 4.6 일일강우량에따른최대변위 (B-B 단면 ) 4.2 변형률계사면보강단계에따른혹은강우에의한억지말뚝의휨응력을비교하여보았다.A-A 단면 ( 상부와하부모두 ) 은억지말뚝의배면과전면에스트레인게이지를각각설치하여압축응력과인장응력을동시에계산하였고,B-B 단면은억지말뚝의전면에만스트레인게이지를설치하였다. 그림 4.7 및 4.8 는 A-A 단면에

61 서의억지말뚝휨응력을나타내었으며, 그림 4.9 및 4.10 은 B-B 단면에서의억 지말뚝휨응력을나타낸것이다. 휨응력 (kg/ cm2 ) 휨응력 (kg/ cm2 ) 붕적토 4 6 붕적토 8 10 풍화잔류토 8 10 풍화잔류토 깊이 (m) 14 점토 깊이 (m) 14 점토 파쇄심한연암 파쇄심한연암 상부말뚝 굴착 상부말뚝 굴착 연암 네일시공 앵커시공 성토 성토 10 개월후 네일시공 앵커시공 성토 성토 10 개월후 연암 (a) 배면 (b) 전면 그림 4.7 상부 No.37 말뚝의응력도 그림 4.7 은 A-A 단면상부말뚝가운데 No.37 말뚝의휨응력을나타낸것이다. 그림에서보는바와같이보강단계에따라휨응력이조금씩증가하다가앵커시공후휨응력이크게증가하는것을알수있다. 그리고점토층이존재하는위치에서는휨응력이국부적으로증가하는현상을보이는것으로나타났다.

62 휨응력 (kg/ cm2 ) 휨응력 (kg/ cm2 ) 붕적토 풍화잔류토 점토 붕적토 풍화잔류토 점토 깊이 (m) 파쇄심한연암 깊이 (m) 파쇄심한연암 하부말뚝상부말뚝굴착 하부말뚝상부말뚝굴착 24 네일시공앵커시공 연암 24 연암 네일시공앵커시공 26 성토 26 성토 28 성토 10 개월후 28 성토 10 개월후 (a) 배면 (b) 전면 그림 4.8 하부 No.51 말뚝의응력도 그림 4.8 은 A-A 단면하부말뚝가운데 No.51 말뚝의휨응력을나타낸것이다. 그림에서보는바와같이굴착이진행되고쏘일네일링을시공하는단계에서말뚝의휨응력이증가하는것으로나타났으며, 말뚝두부의콘크리트지중보의설치로인하여말뚝두부의응력이억제되고있음을알수있다. 최대휨응력이발생되는깊이는대상현장의점토층이존재하는위치의부근으로나타났다. 그리고, 성토가완료된이후강우등의영향으로인하여휨응력이증가되고, 최대휨응력의발생위치도깊어지는것으로나타났다.

63 그림 4.9 는 B-B 단면상부말뚝가운데 No.17 말뚝의휨응력을나타낸것이다. 그림을살펴보면보강단계에따라억지말뚝의휨응력은점차적으로증가하는양상을보이는것으로나타났다. 그리고앵커시공후휨응력이크게증가하는것을알수있다. 최대휨응력이발생되는깊이는대상현장의점토층이존재하는위치의부근으로추정할수있다. 그림 4.10 은 B-B 단면하부말뚝가운데 No.23 말뚝의휨응력을나타낸것이다. 그림을살펴보면보강단계에따라억지말뚝의휨응력은점차적으로증가하는양상을보이고있다. 최대휨응력이발생되는깊이는대상현장의점토층이존재하는위치의부근으로나타났다. 점토층의상부토사층이측방변형으로인하여억지말뚝에측방토압이작용하고, 점토층의아래억지말뚝은암반층으로지반반력을크게받게된다. 휨응력 (kg/ cm2 ) 휨응력 (kg/ cm2 ) 붕적토 4 6 붕적토 4 6 풍화잔류토점토 8 10 풍화잔류토 깊이 (m) 점토 파쇄심한연암 깊이 (m) 파쇄심한연암 상부말뚝 굴착 하부말뚝상부말뚝굴착 네일시공 앵커시공 성토 연암 네일시공앵커시공성토 연암 28 성토 10 개월후 28 성토 10 개월후 그림 4.9 상부 No.17 말뚝의응력도 그림 4.10 하부 No.23 말뚝의응력도

64 따라서, 대상현장의경우억지말뚝의휨응력은점토층에서급격하게증가하는양상을보이는것으로나타났다. 이는점토층의상부토사층이측방변형이발생되어억지말뚝에측방토압이작용하여발생된것이다. 그리고, 억지말뚝의전면에쏘일네일링설치로인한굴착작업에의해서도억지말뚝의휨응력이증가하는것으로나타났다. 한편, 억지말뚝의수평변위와휨응력에대한계측결과를토대로사면지반내예상활동면깊이를확인할수있다. 대상사면인 B-B 단면의경우예상활동면의깊이는상부사면및하부사면에서각각 16m 및 8m 로정의할수있으며, 이는점토층의하부깊이와일치함을알수있다. 또한, 휨응력이허용휨응력인 1,333kg/cm 2 보다작기때문에안정하다고할수있다. 두단면의말뚝에작용하는최대휨응력을경과일수에따라그림 4.11 과같이나타내었다. 그림에서보는바와같이동일한말뚝에서배면과전면의최대휨응력은같은모양의거동을나타내고있으며단지말뚝의배면쪽은압축응력 (+) 을받게되고말뚝의전면쪽은인장응력 (-) 을받고있다. 경과일수초기에는휨응력의변화폭이적다가시간이경과함에따라휨응력이계속증가하고있지만우기철이끝나고이후로건기가계속되기때문에휨응력은일정하게수렴할것으로생각된다 ( 이재용,2002) 휨응력 (kg/cm 2 ) 하부No 하부No.51( 배면 ) 하부No.51( 전면 ) 상부No 상부No.37( 배면 ) 상부No.37( 전면 ) 경과일수 (day ) 그림 4.11 말뚝의최대휨응력

65 4.3 지하수위계그림 4.12 에서보는바와같이절개사면의 A-A,B-B 단면에설치된 2개의지하수위계의변화를계측하여일일강우량의변화와비교하여보았다.w3,w4 는억지말뚝배면 1m 지점에설치되었으며 2002 년 8월 29 일부터측정한값을기록하였다. 지하수위변화를일일강우강도와시간에따라나타내면그림 4.6 과같다.w3 의경우초기지하수위는 GL-18.00m 이었으나 2002 년 8월 31 일태풍루사의영향으로최대시간강우강도가강릉98mm, 누적강우량이강릉870.5mm 를기록하였을때지하수위는급격히증가하여 A-A 단면의최대수위는 GL-17.4m 를기록하고서서히줄어드는경향을나타낸다.2002 년 10 월18 일부터 20 일까지 3일간의평균 51.7mm 의강우로인해지하수위는약 30cm 가량상승했다. B-B 단면의 w4 는초기지하수위가 GL-18.00m 에서집중호우가발생한 2002 년 8월 31 일이후급격히증가하여 GL-16.3m 의최대치를기록하였으나, 그후로는 w3와는다르게지하수위가 16.6m 부근에머물러있는것을볼수있다 ( 이재용, 2002). 강릉 일일강우량 (mm) 지하수위 (m) /29 09/05 09/12 09/19 09/26 10/03 10/10 10/17 10/24 10/31 11/07 측정일자 ( 일 ) 강우량 w3(aa단면 ) w4(bb단면 ) 그림 4.12 일일강우강도및지하수위변화

66 제 5 장 보강단계별사면안정해석 5.1 보강단계별사면의안정해석해석프로그램 5.1.1SLOPILE(Ver3.0) 본해석에사용된프로그램인 SLOPILE 은말뚝효과를고려한기존의사면안정해석프로그램인 CHAMP 와 SPILE 을개선하여절 성토사면및무한사면에대한원호파괴면해석 (Felenius 방법,Bishop 간편법 ) 및평면파괴면해석이가능하도록개발한프로그램으로흐름도는그림 5.1 와같다. 시작 입력 사면의절편분활 평면파괴 사면해석법설정 원호파괴원호파괴면중심망선정 `` 가상원호파괴면가정 활동모멘트저항모멘트계산 NO 말뚝의유무 YES 말뚝의측방토압산정 강성매트릭스 측압부가계수수정 응력, 변위량계산 (Fs)pile > 1 NO YES 사면안전률계산 출력 종료 그림 5.1SLOPILE 프로그램흐름도

67 SLOPILE 은먼저가상원호활동면을기준으로활동면상부의활동토괴로부터줄말뚝에작용하는측방토압을산정하여말뚝의안정해석을실시하며, 말뚝이저항할수있는측방토압만을저항력으로활용하여사면의안전율계산에말뚝의저항력을추가시켜사면안정의기여도를평가할수있도록한다. 먼저, 해석대상사면의해석을위해전체사면을일정한분할요소로구분한후사면안정해석법을선택한다. 그리고설정된사면안정해석법에따라무한사면해석과원호파괴해석으로구분하여실행되도록하였다. 원호파괴면해석법의경우가상원호활동면의원점으로예상되는부분에원점망을작성하여원점망의각절점을중심점으로한무수한가상원호활동면에대하여사면안전율계산을반복하여최소사면안전율이구하여지는원점과가상원호활동면을찾는다. 사면안전율계산은한계평형원리에입각한절편법을사용하였고, 각각의가상원호활동면에대하여사면의활동모멘트와지반의전단저항에의한저항모멘트를계산하여기억시킨다. 말뚝이설치되어있지않으면곧바로활동모멘트와저항모멘트로바로사면안전율을계산한다. 그러나만약말뚝이설치되어있으면, 먼저줄말뚝에작용하는측방토압식을사용하여측방토압을산정한다. 그다음으로원호활동면상부의말뚝부분은활동토괴로부터측방토압을받고이측방토압에의하여발생될말뚝의수평변위에대하여, 말뚝이지반으로부터지반반력을받도록한다. 또한, 말뚝머리와선단의구속조건을고려하여말뚝의강성매트릭스를작성한다. 말뚝의휨응력과전단응력및변위량을계산하여말뚝의안전율을계산한다. 만약말뚝의안전율이소요안전율보다낮으면측압부가계수를수정하여말뚝의측방토압을줄여계산을반복한다. 이러한작업을말뚝의안전율이소요안전율이내가될때까지반복한다. 그림 5.2 는 SLOPILE 프로그램의해석예를나타낸것이다.

68 그림 5.2SLOPILE 프로그램의해석예 말뚝의안전율이소요안전율보다크게되면말뚝의안정에사용한측방토압을사용하여가상원호활동면의원점을기준으로추가적인저항모멘트를구한다. 사면안전율계산시구하였던사면파괴면에서의전단저항에의한저항모멘트에말뚝에의한저항모멘트를가산하여사면안전율을계산하여말뚝의사면안정효과를산정한다. 이러한계산작업은다른가상원호활동면에대하여도반복실시하여한원점에대한무수한가상원호활동면중최소안전율을가지는활동면과안전율을구한다. 또한이원점을원점망상의각절점으로이동시키면서동일한계산을반복한다 기존프로그램과의비교검토 SLOPILE(Ver3.0) 프로그램과현재범용적으로사용되고있는 TARREN 프로 그램및 SLOPE/W 프로그램을비교검토하고한다. 표 5.1 은 SLOPILE(Ver3.0),

69 TARLERN 및 SLOPE/W 를각각비교한것이다. SLOPILE(Ver 3.0), TARLERN 및 SLOPE/W 프로그램에서사면안정해석법은평면파괴, 원호파괴및복합파괴에대한해석이모두가능하며, 특히, SLOPILE(Ver 3.0), TARLERN 프로그램에서는사면활동면을임의로지정할수있는기능이있다. 그리고,SLOPILE(Ver 3.0),TARLERN 및 SLOPE/W 프로그램에서상재하중및지하수위를모두고려할수있도록되어있다. 앵커로보강된사면의경우 SLOPILE(Ver3.0),TARLERN 및 SLOPE/W 프로그램에서앵커의정착장에대한주면마찰력, 앵커의설치간격및설치각도를모두고려하여사면안정해석을수행할수있다. 따라서,SLOPILE(Ver 3.0), TARLERN 및 SLOPE/W 프로그램은앵커로보강된사면의안정해석에적합하다. 쏘일네일링으로보강된사면의경우 SLOPILE(Ver3.0) 및 TARLERN 프로그램에서는해석이가능하지만, SLOPE/W 프로그램에서는해석이불가능하다. SLOE/W 프로그램에서는네일의해석이가능하다고되어있으나, 실제로 SLOPE/W 프로그램상에서네일에대한입력학이존재하지않는것으로나타났다.SLOPILE(Ver3.0) 및 TARLERN 프로그램에서는네일의간격조절이가능하며, 네일에발생되는저항력의계산이가능하다. 따라서,SLOPILE(Ver3.0) 및 TARLEN 프로그램에서는쏘일네일링으로보강된사면의안정해석하는데적합하다. 억지말뚝으로보강된사면의경우 SLOPILE(Ver 3.0) 프로그램에서는해석이가능하지만, TARLEN 및 SLOPE/W 프로그램에서는해석이불가능하다. TARLEN 프로그램에서는말뚝을네일의요소로간주하여해석을수행하지만이는정확한말뚝의해석이라할수없다.SLOPILE(Ver3.0) 프로그램에서는말뚝의휨해석이가능하고, 말뚝의변형거동을알수있다. 그리고, 말뚝의간격비를조절할수있으므로, 준 3차원의해석이가능하도록되어있다. 한편, 교대기초말뚝의해석도가능하도록되어있다. 즉, 교대기초말뚝의거동, 교대변위를제어한해석등이가능하므로합리적인교대의설계가가능하다.( 송영석, 2003)

70 표 5.17 기존프로그램과의비교 구분 SLOPILE(V3.0) TARLEN SLOPE/W 개발국가 한국 프랑스 캐나다 상용성 ( 한글지원 ) WINDOW 호환성 타프로그램과연계해석 평면파괴해석 원호파괴해석 Felenius 법 Bishop 간편법 예상활동면제어가능 지하수위설정여부 침투해석가능 상재하중고려가능 억지말뚝쏘일네일링앵커교대기초말뚝 휨해석 거동해석 활동면지반반력고려 간격비고려 ( 준3차원해석 ) 네일작용력계산 수평 / 수직간격 주면마찰력고려 수평 / 수직간격 거동해석 교대변위제어 축하중고려 ( 송영석,2003)

71 5.2 사면보강공법의선정 사면보강공법앞에서언급한것처럼본연구지역에 3개소의균열지역이발생하여사면붕괴의가능성을잠재하고있고안정성확보를위해서는사면안정공법은불가피하다. 사면안정공법은그림 5.3 에서보는바와같이상부사면의억지말뚝은 1열로시공되며, 억지말뚝의두부에앵커를시공한다. 하부사면의억지말뚝은 2열로지그재그형태로시공하고굴착후쏘일네일링을시공한다. 그리고마지막으로사면하부에성토를한다. 억지말뚝의제원은단면력의보강을위하여합성말뚝 으로강관말뚝 (φ 508) 내부에 H말뚝 ( ) 을삽입하고시멘트그라우팅으로속채움을실시한다. 말뚝의길이는 26m 이고, 연암층까지설치하여소켓형태로시공되도록한다. 그리고말뚝과말뚝사이의중심간간격은 1.5m 이며, 말뚝의간격비는 0.67 로하였다. 상부사면의앵커는자유장 21m, 정착장 8m 이며, 설치각도는 30 o, 설치간격 1.5m, 강선수 7개로시공된다. 그리고억지말뚝의시공방법은주변지반의교란억제및공벽유지의문제점을보완한속파기말뚝으로시공한다. 하부사면보강토구간의도로성토시안정성확보를위하여하부억지말뚝 2열아래의사면부에쏘일네일링을설치하는것으로하였다. 쏘일네일링의길이는 12m, 설치각도는 30 o, 설치간격 1.5m 이다. 그리고보강순서는그림에서보는것과같이하부말뚝시공, 상부말뚝시공, 굴착, 쏘일네일링시공, 상부말뚝에 1단앵커시공후마지막으로성토의순서로시공하였으며장기 creep 의영향을고려하여성토10 월후의사면과억지말뚝의거동에대해서도해석하였다. 본연구에서는이보강단계별사면의거동에대해분석하고자한다. 그리고본연구에서는계측결과에따라변위가큰 B-B 단면이위험지역임을고려하여해석을실시하였다.

72 시공순서 Colluvial soils 하부말뚝시공 (2 열 ) Weathered soils Silty clay Weathered rock 2 stabilizing piles(φ508) 1 6 embankment 상부말뚝시공 (1 열 ) 5 anchoring 3 excavating and boring 굴착 ( 사면 ) Soft rock 1 stabilizing piles(φ508) 소일네일링 4 soil nailing 상부말뚝두부에 1 단앵커시공 성토 그림 5.3 대상사면의사면안정공법및보강순서도

73 5.3 보강사면의안정해석 지반물성치산정해석에사용한지반의토질정수는토사층의경우에는실내실험결과와역해석및일반적인값을참조하고암반의경우는 Hoek& Bray 경험치, 도로설계실무편람등에제안된강도정수를비교, 검토하여적용하였다. 또한사면안정해석기준 ( 한국도로공사 ) 에제시된값으로적용하였다. 해석에적용된토질정수는표 5.2 와같다. 표 5.2 해석단면의토질정수 구분지층 성 토 붕적토 풍화잔류토 점 토 파쇄심한연암 연 암 보강단계별사면안정해석본사면의안정성을검토하기위하여 SLOPILE(Ver3.0) 프로그램을이용한사면안정해석을수행하였다. 그림 5.4 는사면안정해석을위하여 SLOPILE 프로그램을이용하여대상사면을모델링한것이다. 대상사면의경우사면안정해석은상부사면과하부사면으로구분하여실시하는것이바람직하다. 왜냐하면, 상부사면의안정을위해 1열의말뚝과앵커가보강되었고, 또한, 하부사면의안정을위하여 2열의말뚝과앵커가보강되었기때문이다. 상부사면에서사면활동이발생될경우하부사면에서도연쇄적으로사면활동이발생하게될것이다. 따라서, 상부사면의사면활동에대한안정이확보되어야만하부사면의사면활동에대한안정이확보될수있다. 즉, 상부사면의안정을먼저검토한후하부사면의안정을검토하여야할것이다.

74 (1) 건기시사면안정해석은계측데이타를이용, 역해석을통해보강단계별사면거동에대해분석하기위해실시되었다. 그결과는그림 5.4 와표 5.3 과같이나타낼수있다. 표 5.3 에서보는바와같이하부사면의경우 2열의말뚝보강으로인하여사면안전율이 정도증가하며, 상부사면의경우 1열의말뚝보강으로인하여사면안전율이 정도증가하였다. 하부사면의네일시공을위한일부굴착시하부사면은활동토괴의하중경감으로인하여안전율이 정도증가하지만, 상부사면은굴착으로저항력이감소되므로안전율이 정도감소함을알수있다. 하부사면의네일시공시하부사면의안전율은 정도증가하지만, 상부사면의안전율은변화가없는것으로나타났다. 상부말뚝두부에 1단앵커시공시상부사면의안전율이 정도증가함을알수있다. 한편, 하부성토사면조성시상부사면및하부사면에서모두안전율이증가함을알수있다. 그리고성토후약 10 개월후는시간이지나면서안전율이상 하부사면이약간감소하는경향이있다. 이와같이사면보강으로인하여사면안전율은증가하며, 사면보강에따른상부사면및하부사면에서의사면안전율은일부영향이있음을알수있다. (a) 하부말뚝시공 ( 상부안전율 ) (b) 하부말뚝시공 ( 하부안전율 )

75 (c) 상부말뚝시공 ( 상부안전율 ) (d) 상부말뚝시공 ( 하부안전율 ) (e) 굴착 ( 상부안전율 ) (f) 굴착 ( 하부안전율 ) (g) 네일시공 ( 상부안전율 ) (h) 네일시공 ( 하부안전율 )

76 (i)1 단앵커시공 ( 상부안전율 ) (j)1 단앵커시공 ( 하부안전율 ) (k) 성토 ( 상부안전율 ) (l) 성토 ( 하부안전율 ) (m) 성토 10 개월후 ( 상부안전율 ) (n) 성토 10 개월후 ( 하부안전율 ) 그림 5.4 건기시시공단계별해석단면도

77 표 5.3 건기시안전율 안전율 보강순서 보강전 보강후 하부 상부 하부 상부 하부말뚝시공 (2 열 ) 상부말뚝시공 (1 열 ) 굴착 ( 하부사면 ) 네일시공 ( 하부사면 ) 상부말뚝 1단앵커시공 성토 ( 하부사면 ) 성토10 개월후 (2) 우기시본연구에서는기록적인강우에도불구하고사면지반의지하수위의상승은미소한것으로조사되었으며그리고일시적인집중호우로붕적토와아래층의풍화잔류토사이에서로다른입자에의한수막이형성되어지표수가지반에깊이유입되지못하고상대적으로공극이큰붕적토사면에서하부사면으로유출기된다고볼수있다. 그러므로본연구에서는상부사면의풍화잔류토까지포화된것을우기시로생각하였다 ( 그림5.5 참조 ). 표 5.4 에서보는바와같이하부사면의경우 2열의말뚝보강으로인하여사면안전율이 정도증가하며, 상부사면의경우 1열의말뚝보강으로인하여사면안전율이 정도증가하였다. 하부사면의네일시공을위한일부굴착시하부사면은활동토괴의하중경감으로인하여안전율이 정도증가하지만, 상부사면은굴착으로저항력이감소되므로안전율이 정도감소함을알수있다. 하부사면의네일시공시하부사면의안전율은 0.09 정도증가하지만, 상부사면의안전율은변화가없는것으로나타났다. 상부말뚝두부에 1단앵커시공시상부사면의안전율이 정도증가함을알수있다. 한편, 하부성토사면조성시상부사면및하부사면에서모두안전율이증가함을알수있다. 그리고성토후약 10 개월후는시간이지나면서안전율이상 하부사면이약간감소하는경향이있다. 이는표 5.2 와유사한안전율변화의경향을보인다.

78 그림 5.5 우기시해석단면도 표 5.4 우기시안전율 안전율 보강순서 보강전 보강후 하부 상부 하부 상부 하부말뚝시공 (2 열 ) 상부말뚝시공 (1 열 ) 굴착 ( 하부사면 ) 네일시공 ( 하부사면 ) 상부말뚝 1단앵커시공 성토 ( 하부사면 ) 성토10 개월후 보강단계별사면의거동사면안정해석프로그램인 SLOPILE 로계측데이타를활용하여보강단계별사면역해석결과는그림 5.6 와그림 57 과같이나타낼수있다. 보강후의상 하부안전율이대략 0.5 정도증가함을알수있고이는본연구구간에사용된사면안정공법이효과를충분히발휘한다고할수있다.

79 2 1.5 안전율 (Fs) 보강전 보강후 0 하부말뚝상부말뚝굴착네일시공 1 단앵커시공성토성토 10 개월후 보강단계 (a) 상부사면안전율 안전율 (Fs) 보강전 0 보강후 하부말뚝상부말뚝굴착네일시공 1 단앵커시공성토성토 10 개월후 보강단계 (b) 하부사면안전율 그림 5.6 보강단계별안전율변화 ( 건기시 )

80 2 1.5 안전율 (Fs) 보강전 보강후 0 하부말뚝상부말뚝굴착네일시공 1 단앵커시공성토성토 10 개월후 보강단계 (a) 상부사면안전율 안전율 (Fs) 보강전 0 보강후 하부말뚝상부말뚝굴착네일시공 1 단앵커시공성토성토 10 개월후 보강단계 (b) 하부사면안전율 그림 5.7 보강단계별안전율변화 ( 우기시 )

81 또한, 대상현장의경우각종계측장치를이용하여시공기간동안각종보강재및사면의안정성과거동을측정하고이에대한유지관리를실시하였다. 사면보강이완료된후 2003 년 9월경의하부및상부말뚝에서의보강단계별실측변위와 SLOPILE 을이용한보강완료후말뚝변위에대한역해석결과를서로비교하였다. 그림 5.8 및 5.9 는상부및하부말뚝의해석치및실측치와비교하여나타낸것이다. 그림 5.8(a) 는상부말뚝을나타낸것으로전체적인변형양상은유사하나해석치가실측치보다말뚝변위가크게나타났다. 사면안정해석시앵커설치로인하여말뚝두부는고정상태가되므로말뚝변위는발생하지않는것으로나타난다. 그러나, 그림 5.8(b) 에서실제말뚝두부의앵커인장시말뚝의변위는원래말뚝변위보다더크게회복하게된다. 한편, 그림 5.9 에서하부말뚝을나타낸것으로실제계측된말뚝변위와사면안정해석을통하여얻어진말뚝변위는지표면으로부터 10m 깊이까지해석치가실측치보다크게나타나며, 10m 깊이이하에서는실측치가해석치보다크게나타남을알수있다. 그리고, 말뚝에서발생되는최대수병변위는모두말뚝두부에서발생되는것을볼수있다. 또한, 초기변위량이실측치보다해석치가 20mm 정도크다. 이것은계측데이터는동년 7월부터계측한결과이며지반변위는계측기설치전부터발생되고있었다는것을의미한다. 한편, 상부말뚝및하부말뚝의변형양상은해석치와실측치가매우유사한것으로나타났다. 따라서, 본연구에서수행된사면안정해석및말뚝의거동분석은합리적으로이루어졌음을알수있다.

82 수평변위 (mm) 수평변위 (mm) 붕적토 4 붕적토 8 풍화잔류토 8 풍화잔류토 깊이 (m) 12 점토 깊이 (m) 12 점토 16 파쇄심한연암 16 파쇄심한연암 상부말뚝굴착 해석치 24 연암 네일시공앵커시공 24 연암 실측치 성토 성토 10 개월후 (a) 해석치 (b) 해석치및실측치 그림 5.8 상부사면의수평변위해석치및실측치

83 수평변위 (mm) 수평변위 (mm) 붕적토 풍화잔류토 4 붕적토 풍화잔류토 8 점토 8 점토 12 파쇄심한연암 12 파쇄심한연암 깊이 (m) 깊이 (m) 하부말뚝상부말뚝굴착 20 해석치 24 연암 네일시공앵커시공 24 연암 실측치 성토 성토 10 개월후 (a) 해석치 (b) 해석치및실측치 그림 5.9 하부사면의수평변위해석치및실측치

84 제 6 장 결론 본연구는도로시공을위한사면절개시대규모산사태가발생되어이에대한대책공법으로억지말뚝, 네일, 앵커등을적용하였다. 절개사면의보강단계별안정성을분석하기위해사면안정프로그램인 SLOPILE 을이용, 역해석을실시하여사면거동을분석하고말뚝변위에대한계측치를비교하여이를통해서얻은결과를분석고찰하였다. 이에대한결과를정리하면다음과같다. 1. 억지말뚝의수평변위는켄틸레버보의변형형상과유사하게발생되며, 말뚝두부의철근콘크리트보의설치로인하여두부의수평변위억제효과를확인할수있다. 이경우두부구속조건은회전구속상태라할수있다. 2. 억지말뚝의최대휨응력이발생되는깊이는대상지반의점토층이존재하는깊이와유사한것으로나타났다. 즉, 점토층의상부토사층에서측방변형이발생되어억지말뚝에측방토압이작용하게되고, 점토층의아래억지말뚝은지지층으로부터지반반력을크게받는다. 3. 억지말뚝의수평변위와휨응력은강우및전면지반의굴착에의해영향을받으며, 억지말뚝의수평변위가증가함에따라휨응력이증가함을알수있다. 4. 기록적인강우에도불구하고사면지반의지하수위의상승은미소한것으로조사되었고또한일시적인집중호우로지표수가지반에깊이유입되지못하고상대적으로공극이큰붕적토인경우는사면에침투하기전하부사면으로유출된다. 5. 사면안정대책공을적용한사면안정해석시 1열의억지말뚝과앵커로보강된상부사면과 2열의억지말뚝과쏘일네일링으로보강된하부사면을나누어수행하여야한다. 즉, 상부사면의사면활동에대한안정이확보되어야만하부사면의사면활동에대한안정이확보될수있기때문이다. 상부사면과하부사면으로구분하여보강단계별안정성에대한역해석결과, 사면보강으로인하여사면안전율은증가하며사면보강에따른상부사면및하부사면에서의사면안전율

85 은일부영향이있으나서로독립적으로변화한다. 6. 하부및상부말뚝에서의실측변위와이를이용하여보강단계별말뚝변위에대한역해석결과를비교한결과말뚝에서발생되는최대수병변위는모두말뚝두부에서발생되었고전체적인변형양상은실측치와유사하다. 그리고사면보강으로보강단계별안전율은증가하며사면보강에따른상부사면및하부사면에서의사면안전율은일부영향이있다. 7. 억지말뚝을이용한대규모절개사면의안정에대한연구의연장으로계측데이타를이용, 역해석을통해보강단계별사면거동에대해분석한결과시공과정에서의안정성이충분히확보되었으며본연구구간에활용된사면안정공법이충분이효과를발휘한다고볼수있다.

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