1. 서 론

도심지에서 수행되는 굴착공사는 주변 구조물 및 지하 매설물과의 근접성으로 인해 굴착 과정에서 발생하는 지반 및 흙막이벽의 거동을 면밀히 검토할 필요가 있다. 특히 흙막이벽의 과도한 변형은 굴착부의 안정성을 저하시킬 뿐만 아니라 배면 지반의 침하와 인접 구조물의 변형을 유발하여 안전사고와 경제적 손실을 초래할 수 있으므로, 이에 대한 적절한 예측과 관리가 요구된다.

지하 굴착 시, 토사와 지하수의 유입을 차단하고 인접 구조물을 보호하기 위해 가설 흙막이 구조물이 설치된다. 이러한 구조물 설계에서 가장 중요한 요소 중 하나는 측방토압이다. 측방토압은 흙막이벽의 변형과 지반-구조물 간 상호작용에 의해 결정되며, 지반 조건, 굴착 깊이, 벽체 강성, 구속 조건 및 시공 방법 등의 다양한 요인에 영향을 받는다. 따라서 정확한 측방토압 산정은 매우 어려운 문제이며, 이를 해결하기 위한 Terzaghi, Peck, Tschebotarioff 등의 선행 연구가 있다.

과거에는 엄지말뚝과 버팀보를 이용한 흙막이벽이 주로 사용되었고, 이에 대한 측방토압 분포는 Terzaghi and Peck(1948, 1967), Tschebotarioff(1951, 1973)의 경험식을 통해 산정되었다. 그러나 최근 굴착 구간 작업 공간 확보를 위해 앵커 지지 방식의 흙막이벽 사용이 증가하고 있으며, 이에 따른 측방토압 연구도 일부 진행되고 있다(Xanthakos 1991). 국내에서는 버팀보 지지 흙막이벽에 적용된 측방토압 분포가 앵커 지지 흙막이벽 설계에 그대로 적용되고 있어 이에 대한 재검토가 요구된다.

본 연구는 제주도 지역의 독특한 지질특성을 고려하여 앵커 지지 흙막이 구조물 설치 현장에 대한 계측 자료를 수집·분석하였다. 이를 바탕으로 흙막이벽에 작용하는 측방토압 분포를 산정하고, 기존 설계법의 한계를 보완하여 합리적이고 경제적인 설계 기법을 제시하는 것을 목적으로 한다. 본 연구 결과는 향후 도심지 굴착공사 시 보다 안전하고 효율적인 시공 관리 및 설계 기준 마련에 기여 할 것으로 기대된다.

2. 굴착에 따른 흙막이벽체의 거동이론

연성벽체는 강널말뚝이나 흙막이판 공법과 같이 토압에 의하여 힘이 일어나기 쉬운 흙막이벽으로 전체 토압분포는 강성벽체의 옹벽 둥에서 삼각형 토압분포와는 상당히 다른 분포를 보이며, 그 형태가 불규칙할 뿐만 아니라 그 분포와 크기가 흙의 강성과 강도, 버팀대의 변위량과 항복정도, 벽체의 시공방법과 순서, 벽체의 강성둥에 좌우되기 때문에 이론식에 의해서 간단히 결정될 수 없어 실측한 결과에 근거한 경험적 토압 분포를 보이고 있다. 몇 가지 대표적인 이론을 정리 하면 다옴과 같다.

2.1 Terzaghi and Peck 이론

Terzaghi and Peck은 엄지말뚝이나 강널말뚝을 각 단 버팀대 지점의 위치로 분할한 단순보로 간주하여 지점의 반력을 구하며 최상단의 버팀대 지점 반력은 그 단 버팀대 설치 위치까지를 하나의 보로 간주하여 그 지점반력을 구한다. Terzaghi and Peck은 이러한 각 단의 버팀대에 작용하는 실측치로부터 산정하여 흙막이 벅체에 작용하는 측압분포를 경험에 의한 방법으로 최초로 제안하였고 1967년에 수정 제안하였다(Fig. 1).

Fig. 1.

Modified lateral earth pressure distribution by Terzaghi and Peck (1948, 1967).

2.2 Tschebotarioff의 방법

사질토 지반에 대한 Tschebotarioff의 측방토압 분포는 Terzaghi and Peck의 토압분포와 비교해서 그다지 큰 차이는 없지만 충분한 안전율을 가지고 있다. 그러나 점토지반에 대해서는 자신의 버팀보와 실측결과로부터 Terzaghi and Peck의 토압분포는 굴착깊이가 얄은 경우는 과대하게 산정된다고 반론을 제기하고 삼각형 분포를 제안하였다(Fig. 2).

Fig. 2.

Lateral earth pressure distribution by Tschebotarioff (1973).

2.3 흙막이 벽체의 해석법

흙막이벽의 구조해석의 경우 과거에는 수계산이 가능한 관용적인 해석법이 주를 이루었지만, 수치해석기술과 컴퓨터의 발전으로 흙과 구조물의 상호작용을 보다 정밀하게 묘사할 수 있게 되었다. 아래 표는 흙막이 벽의 해석법 종류에 대해서 나타내었다(Table 1).

3. 현장조건과 계측

3.1 현장 개요

본 연구에서는 어스앵커(Earth Anchor) 지지 흙막이벽이 시공된 2개의 현장을 대상으로 수평변위에 대하여 현장계측 결과와 경험적 예측방법에 의한 결과를 비교하였다(Fig. 3).

Fig. 3.

Soil layer and retaining wall construction in field cases.

(1) A현장의 최종 굴착깊이는 8.24 m이다. 흙막이벽은 H파일과 토류벽으로 구성되었으며, 4.0 m의 근입깊이로 H파일(300 × 300 × 10 × 15)과 토류판(T=80 mm) 으로 시공되었으며, 3단의 어스앵커로 지지하였다. 지층구조는 자갈섞인실트층, 연암층, 실트질모래층, 연암층, 클링커층, 연암층, 클링커층, 연암층, 클링커층의 지층구조를 나타내고 있다.

(2) B현장의 최종 굴착깊이는 5.91 m이다. 흙막이벽은 H파일과 토류벽으로 구성되었으며, 4.0 m의 근입깊이로 H파일(300 × 300 × 10 × 15)과 토류판(T=80 mm) 으로 시공되었으며, 2단의 어스앵커로 지지하였다. 지층구조는 자갈섞인실트층, 연암층, 클링커층, 연암층, 클링커층, 연암층, 자갈섞인실트층, 연암층, 클링커층, 연암층의 지층구조를 나타내고 있다.

3.2 현장 계측 결과

최종굴착단계에서 지중수평변위계의 계측값에 의한 흙막이벽의 수평변위를 계측 하였으며, A현장의 수평변위는 연암층 사이에 분포하고 있는 클링커층(G.L(-)4.13 m)에서 2.93 mm로 가장 크게 발생하였으며, 최대 수평변위가 발생한 클링커층의 상부 연암층에서의 수평변위와 유사한 크기를 보였다. B현장의 수평변위는 상부 연암층(G.L(-)0.5 m)에서 2.52 mm로 가장 크게 발생하였다.

현장계측 결과로부터 어스앵커로 지지 된 흙막이벽의 수평변위 발생 경향은 암반사이 위치하는 클링커층에서 가장 큰 변형이 발생 하는 것으로 확인되었으며, 이는 지층 사이에 분포한 연암에서 발생하는 수평변위와 유사한 것을 알 수 있었다(Table 2).

4. 수평변위 예측 및 비교

4.1 수평변위 예측

흙막이벽의 실측된 수평변위와 경험적 측방토압 산정 방법에 의해 예측된 수평변위를 비교하기 위해 GeoX 프로그램으로 탄소성해석에 의한 예측 수평변위를 산정하였다. 이때, 예측 수평변위는 Rankine 토압과 경험적 측방토압 산정식(Terzaghi & Peck 수정측방토압, Tschebotarioff 측방토압)을 적용하였다.

해석에 적용된 지반정수는 지반조사에 의해 확인된 N값를 이용하여 문헌자료 나 설계사례에 보수적인 수치를 인용하였다(Table 3). 그리고 퇴적층 및 클링커층에 대한 지반반력 계수는 후쿠오카 방법으로 추정하여 적용하였다. Table 4는 해석에 적용된 지반정수를 요약한 것이다.

4.2 수평변위 비교

각 현장에서의 흙막이벽 수평변위에 대한 실측결과와 예측결과를 Table 5와 같이 비교하였다.

(1) A현장 :Rankine 토압, Terzaghi & Peck 수정측방토압, Tschebotarioff 측방토압에 의해 산정된 최대 수평변위는 약 26.99 mm ~ 31.14 mm 수준인 것으로 평가되었다. 그리고 각각의 예측 수평변위 및 경향은 유사한 것을 알 수 있었으나, 실제 계측결과의 최대 수평변위인 2.93 mm와는 큰 차이를 보이고 있다(Fig. 4, Fig. 6, Table 5).

Fig. 4.

Analysis models - site A.

(2) B현장 : Rankine 토압, Terzaghi & Peck 수정측방토압, Tschebotarioff 측방토압에 의해 산정된 최대 수평변위는 약 2.78 mm ~ 9.47 mm 수준인 것으로 평가되었다. 그리고 각각의 예측 수평변위 및 경향은 유사한 것을 알 수 있었으나, 실제 계측결과의 최대 수평변위인 2.52 mm 와는 유사한 값을 보이지만 실제 설계값 보다는 작은 변위를 나타내고 있다(Fig. 5, Fig. 6, Table 5).

Fig. 5.

Analysis models - site B.

Fig. 6.

Comparison between predicted and measured values.

실측값 중 최대 변위가 발생하는 심도에서 각각의 설계값을 비교하여 보면 A현장은 계측값이 예측값의 821.16 ~ 962.80% 수준의 값을 나타내며, B현장은 계측값이 예측값의 10.32 ~ 272.22% 수준의 값을 나타낸다.

B현장은 계측값이 예측값의 10.32 ~ 272.22% 수준의 값을 나타낸다. 이는 일부 Rankine 토압으로 설계 시 예측값보다 계측값이 크게 나타나지만 이는 흙막이 벽 상부(G.L(-)0.5 m)의 측정값으로 계측기 설치에 따른 특정 값으로 판단된다.

가시설 흙막이 구조계산 프로그램(MIDAS GEOX)에 의한 수평 변위 결과와 동일한 단계에서의 실제 시공 시 계측관리(지중경사계)를 통해 얻은 흙막이 벽체의 수평 변위 결과는 큰 차이를 보이고 있다(Table 6, Table 7).

이와 같이 상이한 수평 변위 결과가 나타나는 주된 이유는 설계 시 적용한 지반 강도정수가 실제 지층 조건보다 보수적으로 적용되었기 때문으로 판단되며, 다층구조를 갖는 지층에서의 프로그램 모의는 좀 더 다양한 연구가 필요하며, 다층구조에 맞는 경험식의 적용이 필요하다.

5. 결 론

최근 제주도에서는 굴착에 따른 흙막이벽과 배면지반의 변형거동을 조사하기 위하여 현장계측을 통하여 시공관리를 실시하는 사례가 증가하고 있으나 굴착공사 시 합리적인 시공관리를 실시하는 것에 대한 객관적인 지표는 매우 부족한 실정이며, 현장계측을 이용한 흙막이벽의 변형이나 굴착배면지반의 안정성을 판단하는 연구도 전무한 실정이다.

따라서, 본 연구에서는 내륙지역과 상이한 지질특성을 갖는 제주도의 굴착현장을 중심으로 앵커지지 흙막이구조물 설계 시 반영된 흙막이벽에 작용하는 측방토압분포모의결과와 현장 계측자료의 비교·분석 결과는 다음과 같다.

(1) 2개 현장의 최종굴착 단계에서 수평변위량을 계측한 결과 흙막이 벽체의 강성이 크거나 지반 상태가 양호하고, 터파기고가 낮으며, 지하수위의 영향을 고려하지 않은 굴착공사는 수평변위가 적게 나타나는 것을 알 수 있었다.

(2) 현장계측에 의한 수평변위량을 수치해석상의 예측치와 비교한 결과 전반적으로 유사한 변형의 형태를 보이지만, 최대변위 발생위치 등에서 변위량의 상당한 차이를 보이고 있으며, 이 결과는 MIDAS GeoX 프로그램의 해석방법인 탄소성모델의 한계 또는, 해석 시 사용되는 지반정수들이 개략적으로 산정한 토질정수들을 사용하거나 문헌에 나타난 암반의 역학적 특성 등으로 추정되었기 때문이라 판단되며, 향후 수치해석을 통한 변위량 예측시에는 해석프로그램의 신중한 선택과 실내시험 및 현장시험을 통한 신뢰성 있는 지반정수들이 사용되어져야 할 것이다.

(3) 본 연구논문에 적용된 2개 현장의 현장계측결과와 수치해석을 통한 예측 결과를 지반조건, 흙막이벽체의 종류별로 분류한 여러 가지 기존 제안들과 비교, 분석한 결과 기존의 경험식이 보수적인 것으로 나타났다.

본 연구에서는 제주도 내 지하 굴착 현장 2개소를 선정하여 현장계측치와 수치해석을 통한 예측변위량과의 차이점과 연관성을 현장 사례별로 분석, 비교하였다. 이에 다음과 같은 결과를 얻었다. 본 연구에서는 건축물 터파기 공사 현장에서의 실제 계측관리 자료를 이용하여 제주도 지반에 설치된 가시설 흙막이의 수평변위 특성을 검토하였다. 검토 결과, 설계 단계 시 구조계산에 의한 수평 변위와는 상이한 수평 변위 특성을 보였으며, 이는 제주도 지층 특성을 고려하지 않고 보수적인 설계로 인한 결과라고 판단된다. 따라서, 향후 자갈 및 전석이 함유된 퇴적층과 클링커층에서의 현장 계측관리 자료를 분석하여 제주도 지층에 적합한 강도정수 및 제주 실정에 맞는 측방토압의 도출이 필요하다고 판단된다.