한국지반신소재학회논문집제 17 권 1 호 2018 년 3 월 pp. 95 109 J. Korean Geosynthetics Society Vol.17 No.1 March 2018 pp. 95 ~ 109 DOI: https://doi.org/10.12814/jkgss.2018.17.1.095 ISSN: 2508-2876(Print) ISSN: 2287-9528(Online) 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 Investigation of Behaviours of Wall and Adjacent Ground Considering Shape of Geosynthetic Retaining Wall 이종현 1, 오동욱 2, 공석민 3, 정혁상 4, 이용주 5 * Jong-Hyun Lee 1, Dong-Wook Oh 2, Suk-Min Kong 3, Hyuk-Sang Jung 4, Yong-Joo Lee 5 * 1 Member, Graduate Student, Department of Civil Engineering, Seoul National Univ. of Science and Technology, 232 Gounneung-Ro, Nowon-gu, Seoul 01811, Republic of Korea 2 Non-Member, Graduate Student, Department of Civil Engineering, Seoul National Univ. of Science and Technology, 232 Gounneung-Ro, Nowon-gu, Seoul 01811, Republic of Korea 3 Non-Member, Graduate Student, Department of Civil Engineering, Seoul National Univ. of Science and Technology, 232 Gounneung-Ro, Nowon-gu, Seoul 01811, Republic of Korea 4 Member, Professor, Department of Construction and Safety Engineering, Dongyang Univ., 145 Dongyangdae-Ro, Punggi-eup, Yeongju-si, Gyeongsangbuk-do 36040, Republic of Korea 5 Member, Professor, Department of Civil Engineering, Seoul National Univ. of Science and Technology, 232 Gounneung-Ro, Nowon-gu, Seoul 01811, Republic of Korea ABSTRACT Recently, GRS (Geosynthetic Retaining Segmental) wall has been widely used as a method to replace concrete retaining wall because of its excellent structural stability and economic efficiency. It has been variously applied for foundation, slope, road as well as retaining wall. The GRS wall system, however, has a weak point that is serious crack of wall due to stress concentration at curved part of it. In this study, therefore, behaviour of GRS wall according to shape of it, shich has convex and concave, are analysed and compared using Finite Element analysis as the fundamental study for design optimization. Results including lateral deflection, settlements of ground surface and wall obtained from 2D FE analysis are compared between straight and curved parts from 3D FE analysis. 요 최근보강토공법은구조적으로안정성이우수하고경제성이뛰어나콘크리트옹벽을대체하는공법으로많이사용되고있으며, 옹벽뿐만아니라기초, 사면, 도로등에그적용범위가다양하다. 그러나, 우수와같은침투수로인해전면벽에서충분한안정성을확보하지못하여붕괴, 배부름현상등의피해가발생할수있고, 특히곡선부에서는응력집중현상에의해전면벽의균열등의문제가추가적으로일어날수있다. 이는보강토옹벽곡선부에대한정확한설계기준이미흡하고부실시공을하는데원인이있다고할수있다. 따라서본연구에서는보강토옹벽의피해사례를통해문제점을파악하고유한요소수치해석을통해보강토옹벽설계를위한기초연구로서, 옹벽의형상 ( 볼록형, 오목형 ) 에따른직선부와곡선부의거동을비교 분석하였다. Keywords : Geosynthetic retaining wall system, Convex, Concave, Curved, Numerical analysis, Horizontal displacement 지 1. 서론 보강토옹벽은 1960 년대에프랑스기술자 Vidal 에의해 Received 5 Feb. 2018, Revised 14 Mar. 2018, Accepted 20 Mar. 2018 *Corresponding author Tel: +82-2-970-6523; Fax: +82-948-0043 E-mail address: ucesyjl@seoultech.ac.kr (Y. J. Lee) 개발되었으며, 그이후, 국내에도입되면서다양한토목섬유의발달과더불어성토높이의제약을받지않고우수한경제성, 수려한미관, 그리고구조적안정성에의해콘크리트옹벽을대체하는공법으로증가하고있다. 보강토옹벽공법은현재까지수많은종류의공법이제안되었고국내대다수의보강토옹벽은미연방도로국에 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 95
서제시하는지침으로, FHWA(Federal Highway Administration) 설계지침에따라한계평형해석 (Limit Equilibrium Analysis) 에근거해설계가이루어지고있다. 그러나이러한설계개념은우리나라의설계사례를검토할경우설계기준에부합되지않는것으로보고되고있다. 또한, 보강토옹벽의역학적인거동에대한이해가부족하여부적절한설계가이루어지는실정이며, 이에따른사고사례가빈번히보고되고있다 (Yoo et al., 2005). 따라서전술한외국기관의설계기준을준용하고, 또상세검토항목등이누락되어설계자마다각기다른기준을적용하고있기때문에이를보완할필요가있다 (Korean Geosynthetics Society, 2010). 또한, 보강토옹벽은활용목적에따라볼록형과오목형으로나누어지기때문에각각의형태에따라다르게적용되는기준을보완하여일관된설계기준을확립하고보강토옹벽의역학적거동을이해하여이를현장옹벽의설계및시공에반영하려는노력이필요하다. 현재국내 외에서보강토옹벽해석은 2차원평면변형률조건 (Plane Strain Condition) 으로수행되고있으나, 옹벽의형상과곡선부를포함한실제적인변형을고려한다면옹벽의수평변위, 침하량그리고곡선부에서의응력집중현상등을검토하는데에는한계가있고, 그때문에설계및시공방안에대한제시가부족하여붕괴, 전면벽체의배부름현상등의피해가발생하고있다. 보강토옹벽의곡선부에관한연구로는실내모형시험을통해보강토옹벽을오목형과볼록형으로나누어보강토옹벽의높이에따른전면벽체의변위에대한연구 (Ki et al., 2012) 와 Wong et al.(1994) 에의해보강토옹벽의파괴모드에대한연구가수행되었다. Kim et al.(1998) 은유한요소해석을통하여연구를진행하였으나, 이는현장에서발생하고있는불확실한오류에대한영향이반영되지않아실질적인수평변위발생을분석하는데부족함이있다고할수있다 (Ki et al., 2012). Jung (2017) 은 3차원수치해석을통 하여볼록형보강토옹벽의직선부와곡선부의거동을비교 분석하였으며, 상재하중의유무와뒤채움재의상대밀도에따라벽체및인접지반거동에미치는영향을분석하였다. 본연구에서는보강토옹벽의합리적인설계법을확립하기위한기초연구이자선행연구에대한추가적연구로서, 보강토옹벽의형상 ( 볼록, 오목 ) 을 3D 수치해석에서모델링하여벽체의수평변위, 침하량, 등의거동및안전율을분석하였다. 또한, 이를평면변형률조건의 2D 수치해석결과와비교 분석하였다. 2. 보강토옹벽의피해 2.1 이론적배경보강토옹벽은인장력과마찰력이큰보강재를성토체사이에수평으로삽입하여흙과보강재간의마찰력으로성토체의횡방향변위를억제해안정성을증가시키고전면을수직벽체로지지하는구조물이다. 국내에서는 1986 년에띠형보강재가도입되면서사용량이증가하기시작하였고기존콘크리트옹벽의대체구조물로그역할을하고있으나, 아직까지국내기술자들의보강토옹벽에대한인식이높지않고설계기준이통일되어있지않아현장에서크고작은문제가나타나고있다. 국내 외보강토옹벽에대한설계와시공사례를통해살펴보면보강토옹벽이붕괴되거나손상되는주된원인으로는기초지반지지력부족, 뒤채움흙의다짐불량, 배수시설미비, 부적절한뒤채움흙및배수재사용, 전면벽체시공불량등을들수있다. 이러한원인으로부터발생할수있는보강토옹벽의파괴형태로는 Fig. 1에서보는것처럼저면활동, 전도, 침하, 전반활동등의외적파괴와보강재인발, 보강재파단등의내적파괴및연결부파 (a) Sliding (b) Overturning (c) Bearing capacity (d) Pull-out rapture of geogrid (e) Tensile rapture of geogrid Fig. 1. Major failure modes of geosynthetic retaining segmental wall 96 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
괴, 전면벽체전단파괴, 상부벽체탈락등을들수있다 (Korea Ministry of Land Infrastructure and Transport, 2003). 보강토옹벽의대표적인설계법을살펴보면, FHWA (Federal Highway Administration) 방법과 NCMA(National Concrete Masonry Association) 방법이있다. FHWA는미연방도로국에서제시하는지침으로, 전면벽체의경우패널식, 블록식외에다양한형태의전면벽체가사용될수있지만 NCMA의경우미국석조협회에서제시하는설계법이기때문에콘크리트블록형태의전면벽체에만사용한다. 이에국내에서일반적인보강토옹벽을설계할경우두가지방법을유동적으로적용할수있지만비신장성보강재를사용할경우는 FHWA에국한되고국내건설공사비탈면설계기준은주로 FHWA 방법을인용했다. 이를국내에반영할경우설계및시공에반영할경우설계자마다다른기준을적용할수있는문제를야기할수있기때문에현실에적합한설계기준의제시가필요하다고판단된다. 2.2 국내보강토옹벽의피해사례 Fig. 2(a) 는전체보강토옹벽의붕괴사례로서, 고속도로 구간교대부근보강토옹벽이전반활동형태로붕괴된모습을나타내고있다. 붕괴원인으로서는설계시전반활동에대한안정성검토미흡, 우기시지표수가침투하여기초지반의지지력및전단강도약화그리고부등침하로인한벽체균열에기인한다 (Yoo et al., 2004). 다음은 2010년울산의한고등학교신축공사장의보강토옹벽의붕괴현장 (Fig. 2(b)) 을나타내고있다. 사진에서보는바와같이, 높이 20 25m 보강토옹벽의전체길이중교실과가장가까운곳 80여 m의전면벽체가토사와함께붕락되고그안에건물을지지하고있는파일또한파괴된모습을볼수있다. 지하수, 지표수의성토부침입, 설계사의설계상과실그리고성토부의균열및변이가지속적으로발생했는데도제대로조치하지않는부실시공이원인으로조사되었다. Fig. 2(c) 는보강토옹벽의침하사례로서, 강원도춘천시경춘국도입구보강토옹벽의부등침하의발생으로전면벽체가흐트러졌음을볼수있다. (a) Collapse of the entire retaining wall (Yoo et al., 2004) (b) Collapse of the entire retaining wall (c) Settlement (Korean Geosynthetics Society, 2010) (d) Crack and bugling Fig. 2. Failure case of geosynthetic retaining segmental wall in domestic 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 97
(a) Collapse of the front wall (James, 2001) (b) Collapse of the entire retaining wall (Shibuya, 2007) Fig. 3. Failure case of geosynthetic retaining segmental wall abroad 이는보강토옹벽이연성구조물로서, 어느정도부등침하에대해서는유연하게대처할수있다는사실이과대포장된점에기인하여기초지반의침하를고려하지않은부실한처리로지지력의확보가불가능했다는것을원인으로삼을수있다. 마지막으로 Fig. 2(d) 는경남산청군의한농공단지의보강토옹벽곡선부의전면벽체의배부름현상과균열을보여주고있다. 보강토옹벽의곡선부에서배부름현상과그에따라발생하는블록의균열의원인은충분한지지력이확보되지않은상태에서별도의보강조치없이옹벽을축조하는시공과곡선부에서발생하는토압은직선부의한방향과달리접선의법선방향으로작용하고자중까지더해지기때문에전면블록에서발생하는이격현상을들수있다. 것으로나타났다. 이를통해보강토옹벽의특성상블록과보강재의연결부에서충분한강도를가지도록설계가이루어져야함을알수있다 (James, 2001). Fig. 3(b) 는일본효고현의보강토옹벽붕괴사례로서, 두계곡부사이에성토를위해축조된최대높이 23m의아연도강판보강재를사용한패널식보강토옹벽의붕괴모습이다. 이옹벽은강우기간동안빗물이성토체내부로침투하였고배면배수처리미흡으로인한전반활동파괴를발생시켰으며, 붕괴구간의보강재는수평에서약 24 26도로기울어져붕괴면과일치하는경향을보였다. 조사된붕괴원인으로는 25% 이상세립분을많이함유한풍화된실트질토의뒤채움재의사용, 높이 23m의높은보강토옹벽을지지하기엔기초지반의 15 20 정도로낮은 N치값등이조사되었다. 2.3 해외보강토옹벽의피해사례 Fig. 3(a) 는북미 지역보강토옹벽의붕괴장면을보여주고있다. 본옹벽은최대높이 8.5m, 총연장 120m 의길이로시공되었고 1999년 5월집중강우시파괴가발생하였다. 파괴당시의상황을살펴보면, 옹벽의지표면의불투수층의시공이되지않은상태로서, 강우시지표수가보강토체에그대로유입이되어보강토체에유발된수평토압에저항하는저항력의상실로인해붕괴되었다. 파괴후현장조사에서검토를수행함에있어현장상황을고려조사하였을때배수는충분히되었던것으로판단하였으므로수압을고려하지않은상태로당초설계기준에대한검토를수행하였다. 조사결과, 본옹벽은내 외적안정성은만족하고있으나국부적안정성검토결과중보강재의연결강도에대한최소안전율이훨씬못미치는 2.4 피해사례를통한고찰보강토옹벽이국내에도입된후기존콘크리트옹벽의대체구조물로그역할을하고있으나현장에서크고작은문제점이나타나고있다. 보강토옹벽의대표적인피해유형별주요발생원인은 Table 1과같고흙구조물이라는특성상강우로인한지표수침투에대한대비가중요하다고할수있다. 직선부의경우기초지반이연약하거나지표수가침투하게되면부등침하로인해전면벽체에균열이발생할수있고균열이지속적으로진행되는경향을보인다. 결국전면블록이서로이격되는현상이발생할수있다. 따라서 Fig. 2(b) 와같이전면벽체에서균열이지속되어직선부약 80m의영역이결국무너지는결과를초래할수있다. 특히, 보강토옹벽배면에건물을건설할경우보강토옹 98 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
Table 1. Major causes of geosynthetic retaining wall Typical Failure mode Global/Overall failure Collapse of wall Bearing capacity and excessive settlement Bulging and crack Insufficient and unsuitable design Mainly causes Drainage system problem Using low permeability back fill material Poor compaction of back fill Bearing capacity problem Different settlement of foundation layer Poor facing wall connection 벽의붕괴와함께건물까지붕괴될수있는극단적인결과를초래할수있는위협에노출되어있다. 곡선부의경우직선부에비하여다짐공간이협소하여뒤채움구간에서다짐불량으로소요의강도를확보하지못하고보강재의인발저항력이감소하기때문에곡선부의변형을유발하게된다. 곡선부에서토압분포는직선부와는달리상대적으로복잡하고볼록형곡선부의경우전면벽체에서인장력이작용하게되어 Fig. 2(d) 처럼균열이발생하게된다. 또한, 보강토옹벽에사용되는블록은콘크리트재질로서, 인장에약한성질을가지고있기때문에벽체에토압과상재하중에따른인장력이작용하게되면균열이쉽게발생하게되고기초지반의충분한지지력이확보되지않은경우균열이연속적으로발생할수있다. 특히곡선부의균열및전면블록의이격현상을억제하기위해서는쇄석혼합토등을일반토사와혼합하여사용하고흙과보강재간의마찰력을증대시키기위하여신장성이작은보강재를사용해야한다고판단된다. 이렇게사고는인간과밀접한곳에서발생하며안전에큰영향을미치고있으므로보강토옹벽에대한획일화된설계법을제시하고주의깊게시공관리를하는등대비를철저히하여사고를미연에방지하는노력이필요하다. 3. 수치해석 3.1 모델링및물성치전술한보강토옹벽의곡선부를포함한실제적인거동에대한본연구를위해유한요소해석프로그램인 Plaxis 2D와 3D를사용하였으며, 볼록형과오목형의두가지 Case로나누어수치해석을수행하였다 (Plaxis, 2016). 보강토옹벽의벽체는실제시공과동일한콘크리트블록으로모사하였으며, 블록한개당높이및폭은 0.2m, 0.5m 로적용하였고보강재간수직간격은실제실무적인점을고려하여 0.4m로가정하였다. 따라서옹벽의전체높이는한층당 0.4m 씩 13층으로일반적인보강토옹벽의최소높이인 5m 이상을만족하는 5.2m로가정하였다 (Choi and Park, 2014). 보강재길이는 (0.6 0.8)H=4.2m이고(Lee, 2014) Elastic 모델로 100kN/m을적용하였다 (Lee et al., 2001). 또한, 벽체-성토지반, 보강재-성토지반경계면의인터페이스를고려하여강도감소계수 0.7로적용하였고벽체의근입깊이는 (0.1 0.2)H=0.6m로적용하였다 (Lee, 2014). 원지반과성토체의구성모델은지반파괴거동해석에적합한 Mohr-Coulomb 모델을, 전면벽체에는 Linear-elastic 모델을적용하였다. 수치해석의모델링은지반조건, 경계조건, 옹벽의높이, 보강재길이등모든조건을 2D와 3D 을동일하게가정하였다. 3D 수치해석의곡선부모델링에서는 90 의각도로곡률반경 6m를적용하여보강토옹벽을모사하였다. 수치해석에사용한뒤채움재는 Dense soil 로, 상대밀도 80% 을적용하였으며 (Das, 2010), 이상대밀도에따른뒤채움재의단위중량 (ϒ =15.88kN/m³) 과간극비 (e=0.712) 는기존연구를참고하여적용하였다 (Kim at el., 2012). 다짐도는식 (1)(Lee and Singh, 1971) 에의하여 R=96% 로산정되었고물성치는기존문헌을참고하여 Dense Soil에해당하는범위내의값을적용하여 Table 2 에나타내었다 (Gere, 2004; Das, 2010). 본연구에서는보강토옹벽의전체적인안전율, 벽체의수평변위, 침하량그리고기초와지표침하를분석하였으며, 뒤채움재의내부마찰각을 30 와 35 로나누어수치해석을진행하였다. Fig. 4는수치해석에사용된옹벽의단면도와평면도이고벽체수평변위와지표침하측정을위한계측지점을함께표시하였으며, Fig. 5는수치해석에적용된모델링을보여주고있다. (1) 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 99
(a) Section and measuring point of 2D (b) Plan of convex type (c) Plan of concave type Fig. 4. Cross-section, plan and measuring point Table 2. Material properties of soil and wall Classification Original ground Back fill Front Wall Constitutive model Mohr-Coulomb Mohr-Coulomb Linear-elastic Unit weight ϒ (kn/m³) Modulus of elasticity E (kn/m²) Poisson s ratio ν Friction angle ( ) Cohesion c (kn/m²) 20 15.88 23 300,000 40,000 18,420 0.33 0.3 0.1 35 35 30-50 5-100 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
(a) Section of 2D (b) 3D Modelling of convex type Fig. 5. Modelling of numerical analysis (b) 3D Modelling of concave type 3.2 시공단계및수치해석수치해석의전반적인흐름및시공단계는 Fig. 6과같이 (1) 기초터파기, (2) 콘크리트기초설치, (3) 첫째단블록설치, (4) 성토및다짐, (5) 보강재포설, (6) 선행과정 ((3), (4)) 반복작업, (7) 성토완료후하중재하방식으로정의하였으며, 이때, 성토체한단의높이는블록은 2개 (0.2 2=0.4m) 높이로정의하였고보강재포설은참고서를참고하여실제보강토옹벽의시공과정과동일한방법으로홀수층과짝수층의주보강방향을교대로포설하는것으로모델링을정의하여 (Korean Geosynthetic Society, 2010) 수치해석을진행하였다. Fig. 5에서나타내었듯이보강토옹벽의수치해석은크게 2D 해석과 3D에서의볼록형과오목형두가지분류로나누어해석을진행하였다. Fig. 4에서보는것처럼각각의보강토옹벽형상별곡선구간에서하중재하시각구간별벽체의수평변위와지표침하를측정하기위하여구간을 3가지 Point(Point A, Point B, Point C) 로나누어 2D 해석과비교하였고, 지표침하의경우벽체로부터 1m 간격으로측정하였다. 또한, 옹벽의시작점으로부터직선부는 2m간격으로, 곡선부는중간지점과곡선부최외측부분까지벽체침하와높이에따른수평변위를분석하였 다. 마지막으로, 보강토옹벽의전체적인안전율분석과기초지반의침하량을분석하였으며, 상재하중은구조물기초설계기준에서제시하는대표적인 10kN/m² 의등분포하중을재하하였다. 3.3 수치해석결과 3.3.1 안전율비교일반적으로사면안정해석시안전율의평가방법은여러가지가있으며, 이중가장보편적인방법인 2차원의한계평형해석을이용하여평가하고있다. 그러나한계평형해석은가상파괴면을따르는모든위치에서의안전율을동일한것으로간주하며, 가상파괴면을따르는모든점에서안전율이동일한경우는모든절편들이파괴직전에있는경우로서국부적인안전율은파괴면을따라서변화하므로일부절편들에서안전율은다를수있다 (Kim et al., 2006). 따라서이에대한대안으로유한요소해석등의수치해석기법을이용한사면안정해석인전단강도감소기법 (Shear Strength Reduction Technique) 을이용한안정해석을통해수치해석을수행하였다. 전단강도감소기법은흙의강도정수인 와 c 뿐만아니라인장강도가구조물의파괴가발생할때까지감소되면서안전율을계산하 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 101
Fig. 6. Construction procedure and numerical analysis for FEA (Finite Element Analysis) Table 3. Safety factor Classification 2D Safety factor = 35 = 30 2.348 1.627 는방법이다. 안전율은초기입력값이 1.0으로설정되며, 계산과정에서강도감수에따른안전율증분은 0.1이고초기조건으로계산단계는 100단계로, 필요할경우많게는 10000단계까지설정된다. 이때용인되는오차는 1% 를넘지않도록요구된다 (Plaxis, 2016). 예를들면, 초기의안전율을 1.0으로설정하고해석결과가수렴하면, 안전율을다시 1.0 간격으로증가시켜 2.0으로해석을수행하며해석에사용되는지반강도는점점감소하게된다. 만약안전율 2.0에서해석결과가수렴하지않는다면, 실제구조물의안전율은 1.0과 2.0 사이의임의값을가지게되므로초기안전율 1.0에서부터초기안전율증분인 0.1 간격으로안전율을증가시켜가며그값이수렴이될때까지해석을수행한다. 따라서앞서언급한수치해석을이용한안전율평가방법을통해보강토옹벽성토완료후하중재하시, 보강토옹벽의전체의안전율을 2D해석을통하여 Table 3에나타내었다. 그결과, 구조물기초설계기준에서제시한건 기시사면활동안전율인 1.5 이상을만족하는것으로나타났다. 하지만설계시, 실제보강토옹벽의형상에따른곡선부의실제적인거동을고려한해석에서벽체변위, 침하량등이볼록형, 오목형그리고 2D 해석의직선부와다를수있으므로 3차원적인물리적인거동을반영하는해석과설계및시공기준이필요하다고판단된다. 3.3.2 벽체수평변위 Fig. 7은 2D, 3D 수치해석을통한성토완료후하중재하시, 벽체수평변위의윤곽을보여주고있다. 보는바와같이, =30 인경우 2D 해석의경우벽체의최대수평변위는 H=5.2m 지점에서발생하였고 3D 해석을통해살펴보면, 볼록형과오목형모두지면으로부터 5.2m에서최대수평변위가발생하였다. Fig. 7(b), (c) 를살펴보면, 볼록형곡선부의수평변위가직선부에비하여크게발생하였고오목형의경우그반대의경향이나타남을알수있다. =35 인경우에는볼록형과오목형은각각 H=3.6m, 102 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
(a) 2D_ =30 (b) 3D of convex type_ =30 (c) 3D of concave type_ =30 (d) 2D_ =35 (e) 3D of convex type_ =35 (f) 3D of concave type_ =35 Fig. 7. Horizontal displacement contour (a) Convex_point A (b) Convex_point B (c) Convex_point C (D) Concave_point A (d) Concave_point B (f) Concave_point C Fig. 8. Horizontal displacement of the front wall 2.8m에서최대수평변위가발생하였으며 3가지해석모두수평변위는배부름현상의경향을나타내었다. Fig. 8은 3D 해석의볼록형과오목형의세구간 (Point A, Point B, Point C) 에서상재하중재하시, 값에따른구간별전면벽체의수평변위결과를나타낸것이다. 볼 록형의경우 =30, 35 모두곡선부중앙 (Point C) 에서가장큰수평변위가발생했으며이는 ki et al.(2012) 의모형실험연구에서보강토옹벽곡선부중앙에서최대수평변위가발생한것과본수치해석의결과가유사하게나타났다. =30 인경우볼록형곡선부중앙의최대수평 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 103
(a) Convex type (b) Concave type (c) Comparison convex with concave Fig. 9. Horizontal displacement according to distance Table 4. Displacement of active and passive states according to soil type (Canadian Geotechnical Society, 1985) Classification Rotational displacement of wall (radian) Active Passive Dense sand 0.001 0.02 Loose sand 0.004 0.06 Stiff clay 0.010 0.02 Soft clay 0.020 0.04 변위 (Point C) 는 77.7mm로 55mm인볼록형직선부 (Point A) 에비하여약 1.41배크게발생하였고, 오목형곡선부와오목형직선부보다각각 7.4배, 1.16배변위가크게발생한것으로나타났다. =35 의경우에는볼록형곡선부중앙의최대수평변위 (Point C) 는 5.43mm로 4.54mm인볼록형직선부 (Point A) 에비하여약 1.2배크게발생하였고, 오목형곡선부와오목형직선부보다각각 2배, 1.3배변위가크게발생한것으로나타났다. =30 의경우가 =35 에비하여약 14배더큰수평변위를유발하였고이는볼록형보강토옹벽에서곡선부가토압에의해상당한영향을미치고곡선부가직선부보다취약하다는것을알수있다. 또한, 오목형의경우곡선부에서벽체와성토체사이에전단저항이발생하고곡선부벽체의인접부분토압이안정된지반의토압으로전이되어지반의강도가증가하는아칭효과 (Arching Effect) 때문에곡선부의변형이억제된다고판단된다. Fig. 9(a), (b) 는상재하중재하시, 옹벽직선부의시작점으로부터높이 2m, 4m에서직선부는 2m 간격으로, 곡선부는중간지점과곡선부최외측부분까지수평거리별전면벽체의수평변위를 3D 해석으로볼록형과오목형의결과를나타낸것이고, Fig. 9(c) 는볼록형과오목형의높이 2m에서의수평변위결과를비교하여나타낸것이다. 볼록형의경우 =30 일때, 곡선부중앙에서 51.75mm, 직선부에서 40.2mm로곡선부에서직선부에비해약 29% 증가하는반면, 오목형의경우는오히려곡선부중앙으로갈수록볼록형과달리, 곡선부중앙에서최대수평변위가 9.8mm로직선부의 57.11mm보다약 83% 가작아짐을알수있다. 마찬가지로, =35 일때, 볼록형옹벽의경우곡선부중앙으로갈수록수평변위가증가하는경향을볼수있으며오목형의경우는곡선부중앙으로갈수록최대수평변위가오목형직선부대비약 31% 가작아짐을알수있다. 이는볼록형보강토옹벽에서토압이곡선부에상당한영향을미치는것으로판단되지만오목형의경우앞서언급한곡선부에서의아칭효과로인하여수평변위가줄어든다고판단된다. Fig. 10은상재하중재하시, 볼록형곡선부와오목형곡선부만의중앙부에서의전면벽체의수평변위를비교하여나타낸것이다. 상재하중재하시, =30 인경우곡선부에서형상별수평변위는볼록형의경우최대수평변위가 77.70mm로오목형 10.53mm. 에비해 7.4배정도의수평변위가더크게발생하는것으로나타났다. 마찬가지로, =35 인경우에는곡선부에서볼록형의최대수평변위가 5.43mm로오목형 2.85mm 에비해 2배정도더크게발생하는것으로나타났으며 =30 의볼록형곡선부보다 93% 작게나타났다. 이는오목형의경우아칭효과에의해인접지반의토압이안정영역으로전이되어지반의강도 104 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
Fig. 10. Horizontal displacement between convex and concave type at curved part Fig. 11. Settlement of the front wall 가증가하는반면, 볼록형의경우는성토체의자중과상재하중재하로인한주동토압과더불어측면토압이발생하기때문에힘의방향이곡선부접선의법선방향인바깥쪽으로작용하여볼록형보강토옹벽곡선부에서수평변위가많이발생하는것으로판단되며, 이는 ki et al.(2012) 의축소모형실험에서볼록형곡선부에서의수평변위가더크게발생한것과유사하게나타났다. Kim(2007) 은보강토옹벽실패사례를통해울산광역시소재의한연수원부지조성공사현장에시공된보강토옹벽의곡선부의배부름발생현상이발생과함께블록간이격현상에대해문제점을분석하였고, 충분한지지력이확보되지않은상태에서보강토옹벽을축조함으로인한침하및배부름으로블록에균열이발생한것으로판단하였다. Berg et al.(2009) 는곡선부의경우하중을받으면 90도의각도가둔각으로벌어지려는경향을가지게된다고언급하고있다. 이는본연구의수치해석에서도유사한경향이발생하였으며, 이에대해 2차원평면변형률조건 (Plane Strain Condition) 으로해석하면안되는 3차원형상을가지는특수한부분에대한설계및시공기준이필요하다고판단된다. 또한, 곡선부의경우배부름현상과지반침하에대한신중한검토가필요하며, 곡선부의변형은블록간의이격으로인해조립재및배면토유실이발생하므로그에대한대책검토가필요하다. 현재보강토옹벽의허용수평변위에대하여명확히제시된기준은없으며, Korean Geotechnical Society(1998) 에서발간한토목섬유설계및시공요령에서는보강토옹벽벽면공의시공관리와관련하여다음과같이기술하고 있다. 토목섬유보강토옹벽은일종의흙구조물이기때문에벽면변위의발생은필연적이므로, 벽면변위가허용값내에들도록관리하는것이필요하다. 지금까지의시공실적으로부터토목섬유보강토옹벽이연직선에대하여 0.03H (H= 옹벽높이 ) 또는 30cm 정도의시공오차가발생하여도구조물자체는안정한것으로평가하고있으므로이값을벽면변위의허용값으로추천하고있으며, Canadian Geotechnical Society(1985) 에서는흙의종류에따른주동및수동상태의회전변위 (y/h, y= 수평변위, H= 벽체높이 ) 를 table 4와같이제시하였다. 본연구의수치해석결과, 조밀하고주동상태로서변위가가장큰 =30 의경우볼록형의옹벽곡선부중앙에서의벽체최상단의회전변위가 0.014로안정성에는적합하게분석되었다. 3.3.3 벽체및지표침하 Fig. 11은상재하중재하시, =30 의경우옹벽의시작점부터곡선부중앙까지직선부는 2m 간격으로, 곡선부는중간지점과곡선부최외측부분까지수평거리별전면벽체의침하량을 3D 해석을통해볼록형과오목형을비교하여나타낸것이다. 그결과, 볼록형의경우곡선부중앙 (Point C) 에서의침하량은 -63.5mm가발생하였으며, 곡선부가직선부보다 40%, 시작점보다 42% 증가하여옹벽의시작점으로부터곡선부중앙으로갈수록벽체의침하량이증가하는경향을알수있다. 반면, 오목형의경우곡선부와직선부는각각 -16.12mm, -60.27mm의침하량이발생되었고이는곡선부에비하여직선부가약 3.7배더큰수치를나타내고있으며전체적으로볼록형과비교해더적 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 105
(a) 2D (Scaled up 10 times) (b) Concave type (c) Comparison convex with concave Fig. 12. Displacement vector (a) 2D (b) Convex_point A (c) Convex_point B (d) Convex_point C Fig. 13. Ground surface settlement of 2D and convex type 은침하가발생됨을알수있다. 이때 2D 해석의경우 -65.8mm의벽체침하가발생하였고볼록형곡선부와비슷한값을나타내었다. =35 의경우볼록형의경우곡선부중앙 (Point C) 에서의침하량은 -3.30mm가발생하였으며, 곡선부가직선부보다 12.2%, 시작점보다 22% 증가하여옹벽의시작점으로부터곡선부중앙으로갈수록벽체의침하량이증가하는경향을알수있다. 반면, 오목형의경우곡선부와직선부는각각 -1.59mm, -1.70mm의침하량이발생되었고이는곡선부에비하여직선부가 6.9% 더큰수치를나타내고있으며전체적으로볼록형과비교해 더적은침하가발생됨을알수있다. 이때 2D 해석의경우 -2.57mm의벽체침하가발생하였고볼록형곡선부와비교해볼때 28.4% 작은수치를보였다. Fig. 12는 =30 일때 2D 해석과 3D 해석볼록형의변위벡터를나타낸것이다. 전체적인지표침하의경향은벽체와인접해있는하향방향으로의변위벡터형성이두드러짐을알수있으며, Fig. 13은앞선변위벡터를비교하기위해상재하중재하시, 볼록형의세개 (Point A, Point B, Point C) 의구간에대해서벽체로부터내부방향 1m 간격으로지표침하를측정하여그래프로나타낸것이다. 106 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
(a) Concave_point A (b) Concave_point B (c) Concave_point C (d) Comparison convex with concave Fig. 14. Ground surface settlement of concave type Table 5. Differential settlement standard of foundation (Korea Expressway Corporation, 2007) Classification Panel type Block type Standard Total settlement 50mm, Differential settlement 1/500 Limit Differential settlement 1/200 Limit 최대지표침하의경우 =30 일때, 2D 해석에서벽체와인접한지표에서 -65.8mm의최대지표침하가발생하였으며, 볼록형의경우곡선부중앙에서벽체와인접한지표에서 -60mm의최대지표침하가발생하였다. =30 에서오목형곡선부중앙에서벽체와인접한지표침하는 -11.16mm, 직선부에서는 -58.8mm가발생하였으며이는오목형곡선부중앙의벽체인접지표침하가같은조건의볼록형지표침하량보다 81%, 오목형직선부보다 80% 작은수치이다 (Fig. 13, 14). 특히, 오목형의경우곡선부에서직선부보다전체적으로낮은침하가발생되었고볼록형의경우곡선부중앙에서가장큰침하가발생되었으며 =30 의경우가 =35 의경우보다모두벽체침하, 지표침하, 수평변위를비교하였을때, 볼록형의곡선부가직선부에비해큰경향을나타내므로볼록형곡선부가직선부와비교했을때역학적으로취약하다고판단 되며, 이러한경향은 2D 수치해석으로만해석할경우곡선부를포함한오목형과볼록형형상에따른벽체및주변지반의거동차이를반영하지못하고있어설계시신뢰성이현저하게저하될것으로사료된다. 3.3.4 기초지반침하에대한안정검토보강토옹벽은일반옹벽에비하여상대적으로큰침하에도안정성을유지할수있다. 그러나침하의가능성이큰지반에시공이되는경우에는이에대한영향을검토하여야하며옹벽의사용성을위해서과도한부등침하나횡방향변위가발생하지않아야한다. 또한. 도심지의경우에는미관적인요소도고려하여설계한다. 국내에서는한국도로공사에서 Table 5와같이보강토옹벽기초지반의부등침하 ( 침하량 / 벽체길이 = /L) 에대한기준을제시하고있으며, 본수치해석을통해상재하중재하시의 2D와 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 107
Table 6. Settlement of the foundation Settlement of the foundation(mm) Classification =35 =30 2D 1.11 1.2 3D_convex type 1.06 1.07 3D_concave type 0.4 0.8 3D 곡선부기초지반의부등침하를분석하였고 (Table 6) 제시된기준에는부합하는것으로나타났다. 4. 결론본연구는보강토옹벽의피해사례를통해문제점을파악하고, 곡선부의거동에대한기초연구로서, 보강토옹벽의곡선부와직선부의거동을정량적으로비교 분석하였다. 또한, 옹벽의형상에따라볼록형과오목형 2가지경우의변수로가정하여곡선부와직선부및주변지반의거동을 2D, 3D 유한요소수치해석을통해분석하였다. 본연구의결론은다음과같다. (1) 유한요소해석수치해석기법을통한사면안정해석인전단강도감소기법을이용하여전체적인안전율을분석한결과, =30, 35 의경우모우구조물기초설계기준에서제시하는건기시사면활동안전율인 1.5 이상을만족하였다. (2) 3D 수치해석을통해보강토옹벽의형상에따라직선부와곡선부수평변위를비교한결과, =30 일때, 볼록형형상의곡선부중앙에서가장큰변위가발생하였다. 이는오목형곡선부중앙에비해 7.4배큰수치이며, 오목형직선부의 1.16배, 볼록형직선부보다 1.41배큰변위가발생함을알수있다. (3) 벽체의높이 2m, 4m지점에서의옹벽의시작점부터수평거리에따른벽체수평변위를분석한결과, =30, 35 모두모든지점에서벽체의형상이볼록형일때오목형형상에비해더큰수평변위가발생하였고 =30 의경우옹벽높이 2m에서볼록형형상의옹벽이곡선부가직선부에비해약 29% 증가하고오목형형상의경우곡선부가직선부에비해약 83% 감소하는경향을보였다. 이는 2D 해석만으로설계를하기엔한계가있고, 실제시공에서도곡선부를포함한옹벽시공시보다더주의를요할것으로사료된다. (4) 옹벽의시작점부터 2m 간격의수평거리별로벽체침하를분석한결과, 볼록형옹벽에서오목형옹벽보다더큰침하가발생하였고 =30 의볼록형곡선부중앙에서의침하량은직선부와곡선부시작점대비각각 40.1%, 42.4% 가량큰것으로나타났다. 반면, 오목형의경우곡선부중앙에서의침하량은직선부보다작은값을나타냈으며볼록형곡선부중앙에서의침하량과비교해볼때 74% 작은값을나타냈다. 즉, 볼록형의경우곡선부로갈수록벽체침하가증가하며오목형의경우그와반대로볼록형에비하여작은경향을알수있다. (5) 지표침하의경우 =30 의볼록형형상곡선부중앙의벽체와인접한지표에서최대로발생하였다. 이는오목형곡선부가볼록형곡선부보다 80% 작고오목형직선부보다 81% 더작은지표침하가발생하는것으로나타났다. 이는볼록형의경우보강토체의자중과하중에더불어곡선부에서측면토압이발생으로인해더많은수평변위가발생되었다고판단된다. 따라서볼록형곡선부설계및시공시형상별추가적인측면토압에주의해야하고시공시실제적인곡선부의거동에초점을맞추어시공해야한다고판단된다. (6) 2D 수치해석과 3D 수치해석의비교 분석결과, 의값에관계없이볼록형곡선부에서벽체의수평변위, 벽체침하, 지표침하는보강토옹벽의형상과곡선형태에상관없이더큰수치를나타내고있다. 이는직선부의경우 2D 수치해석과유사한경향을보여주지만, 2D 수치해석의경우곡선부를고려하지못할뿐만아니라볼록형과오목형형상에따른벽체및주변지반의거동차이를반영하지못하고있어신뢰성이낮을것으로판단된다. 따라서보강토옹벽곡선부에응력집중되는현상에대해 2D 수치해석뿐만아니라벽체의형상과곡선부와직선부에따른 3차원적인물리적인거동을반영하는수치해석이필요할것으로사료된다. 이와함께수치해석을통하여안정성평가 108 한국지반신소재학회논문집제 17 권제 1 호
가수행되어야하고시공관리또한주의깊게수행되어야한다고판단된다. Acknowledgement This research was carried out with the support of the Senior Researcher Support Project (NRF-2017R1A2B201 2993, NRF-2017R1A2B2055676) among the basic research projects of the National Research Foundation of Korea. Thank you. References 1. Berg. R. R., Christpoher, B. R., and Samtani, N. C. (2009), Design and Construction of Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes Volume 1, FHWA- NHI-10-02, National Highway Institute Federal Highway Administration, Department of Transportation Washington, D.C. 2. Canadian Geotechnical Society (1985), Excavations and Retaining Structures, Canadian Foundation Engineering Manual, Part 4. 3. Choi, I. G. and Park, Y. M. (2014), Geotechnical Engineering for Filed Practice, Goomibook, pp.359-374. 4. Das, B. M.(2010), Principles of geotechnical engineering, CENGAGE Leaning, USA. pp.302-367. 5. James G. Collin (2001), Lessons Learned from A Segmental Retaining Wall Failure, Geotextiles and Geomembranes, Vol.19, pp.445-454. 6. James M. Gere (2004), SI Mechanics of materials 5th, Intervision, pp.24-26. 7. Jung, H. S. (2017) Comparison of Behaviour of Straight and Curved Mechanically Stabilized Earth Walls from Numerical Analysis Results, Korean Geosynthetics Society, Vol.16, No.4, pp.83-92. 8. Ki, J. S., Rew, W. H., Kim, S. K. and Chun, B. S. (2012) A Behavior of Curve Section of Reinforced Retaining Wall by Model Test, Korean Society of Civil Engineering, Vol.32, No.6C, pp.249-257. 9. Kim, H. T., Bang, Y. K., Park, J. Y., Choi, D. H., Lee, H. K., and Youn, K. W. (1998) Quasi-Three Dimensional Stability Analysis of the Geosynthetic-Reinforced Soil Retaining Wall System, Korean Geotechnical Soviety, Vol.14, No.4, pp. 177-201. 10. Kim, S. S. (2007), A failure case of reinforced segmental retaining wall, Korean Geosynthetics Society, Vol.6, No.2, pp.15-20. 11. Kim, Y. M., Lee, K. H. and Lim, K. S. (2006), A study on the Shear Strength Reduction Technique of Slope Stability Analysis, 2006 Korean Society of Civil Engineers Conference. 12. Kim, Y. S., Ko, H. W., Kim, J. H., and Lee, J. G. (2012), Dynamic Deformation Characteristics of Joomunjin Standard Sand Using Cyclic Triaxial Test, Journal of Korean Geotechnical Society, Vol.28, No.12, pp.53-64. 13. Korea Expressway Corporation (2007), Geosynthetic retaining segmental wall design code for highway construction. 14. Korea Ministry of Land Infrastructure and Transport (2003), Practice tips of national road construction design, pp.37-38. 15. Korean Geosynthetics Society (2010), Pracrice of reinforced soil method, CIR, pp.11-141, 187-240. 16. Korean Geotechnical Society (1998), Geotextile design and construction, pp.302-303. 17. Lee, H. M., Yoo, H. K., Seo, Y. C. and Park, Y. S. (2001) Behavoir of the Geogrid-Reinforced Slope, 2001 Geosynthetics Conference, pp.91-100. 18. Lee, I. M. (2014), Principles of Foundation Engineering, CIR, pp.277-302. 19. Lee, K. W. and Singh, A. (1971), Relative Denstity and Relative Compaction, Journal of the Soil Mechanics and Foundations Divison, ASCE, Vol.97, No.SM7, pp.1049-1052. 20. Plaxis (2016), Plaxis 3D Reference Manual, Plaxis, pp.85-90, 223-225. 21. Shibuya, S., Kawaguchi, T., Chae, J. G. (2007), Failure of Reinforced Earth as Attacked by Typhoon, Japanese Geotechnical Society, Soils and Foundation, Vol.47, No.1, pp.153-160. 22. Wong, K. S, B. B. Broms (1994), Failure modes at model tests of a geotextile reinforced wall, Geotextile and Geomembranes, Vol.13, No.6, pp.403-413. 23. Yoo, C. S., Jung, H, S., and Lee, S. W. (2004) A case study of the collapsed retaining wall, Korean Geosynthetics Socitey, Vol.3, No.2, pp.13-21. 24. Yoo, C. S., Jung, H. Y. and Jung, H. S. (2005) A case study in a rainfall induced failure of geosynthetics-reinforced segmental retaining wall, Korean Geosynthetics Society, Vol.4, No.1, pp.17-25. 보강토옹벽의형상을고려한벽체및인접지반거동연구 109