1. 서 론

현재의 건설공사는 구조물의 대형화, 고층화됨에 따라 지하구조물 공사 역시 깊은 굴착 심도를 요구하고 있다. 따라서 가시설 흙막이 공법들 역시 깊어지는 굴착 심도에 의해 보조 공법과 복합적으로 사용하여 안정성을 확보하고 있다. IER은 배면지주를 설치함으로써 전면지주에 작용하는 토압을 효과적으로 분산시키고 전도에 대한 안정성을 높여 가시설의 구조적인 안정성을 증대시킨 공법이다(Yoo et al., 2016). 현재 IER은 현장실험(Seo et al., 2015) 및 여러 현장에 적용(Seo et al., 2016)되어 그 안정성과 시공성이 입증되었다. 하지만 지반이 좋거나 암반에 근입된 경우에는 수평변위 억제 효과가 매우 크게 나타나지만, 지반이 느슨하거나 연약할 경우에는 6.0～7.0m의 굴착 심도에서 자립이 가능하다. 그래서 더 깊은 심도의 굴착과 이에 따른 안정성을 확보하기 위해서는 다른 공법과 병행하여 적용 할 필요성이 있다. 따라서 더 깊은 심도의 굴착을 위해서는 IER과 다른 공법을 함께 적용한 복합형 IER의 안정성에 대한 연구가 필요하다.

IER에 병용 가능한 가시설 보강방법인 소일네일링 공법은 사면의 안정 및 지반의 변위를 억제 시키는 공법으로써 인장, 전단 응력 그리고 휨모멘트 등에 저항할 수 있는 보강재를 지반 내에 일정한 간격으로 삽입하여 원지반의 전단 및 활동 저항력을 증가시키는 공법이다. 본 연구에서는 IER과 소일네일링 공법을 함께 적용한 복합형 IER의 안정성을 확인하고자 실내모형실험과 3차원 유한요소해석을 실시하였다. 실내모형실험은 모형 IER의 배면에 예상파괴면을 기준으로 소일네일의 길이와 설치높이를 다르게 하여 복합형 IER의 수평변위 감소 효과를 분석하였다. 그리고 실내모형실험과 동일한 조건으로 3차원 유한요소해석을 실시하여 IER과 복합형 IER의 굴착에 따른 거동을 비교･분석하였다. 또한, 지반 조건은 느슨한 사질토 지반과 조밀한 사질토 지반으로 실제 현장 크기의 복합형 IER의 소일네일 간격과 길이의 조건을 다르게 하여 3차원 유한요소해석을 실시하였고, 수평변위 결과로부터 복합형 IER의 수평변위 감소 효과와 경제성과 안정성이 최적이 되는 간격과 길이를 제안하였다. 최적의 간격과 길이를 적용하여 굴착 시 IER의 변위가 크게 증가하는 굴착 심도 이전의 굴착 단계에서부터 소일네일을 설치하여 굴착에 따른 수평변위 흙막이벽의 안전 관리기준인 수평변위 H/300(H:굴착심도)를 기준으로 IER과 복합형 IER의 굴착 가능 깊이 차이를 비교･분석함으로써 복합형 IER의 적용성을 평가하였다.

2. IER의 개요

2.1 IER의 특징(Jeong et al., 2013)

IER의 특징은 크게 5가지로 구분될 수 있다. 첫 번째, 전면지주를 경사로 설치함으로써 연직굴착 보다 Fig. 1(A) 만큼의 흙 무게가 경감되어 토압이 감소되는 효과가 발생한다. 두 번째, Fig. 1(D)와 같이 전면지주와 배면지주를 강결함으로 인한 측방 변위의 억제효과가 있다(Yoo et al., 2016). 세 번째, Fig. 1(E)와 같이 배면지주를 설치함으로써 지반과의 마찰저항으로 인한 앵커링(Anchoring) 효과가 발생하여 구조적으로 안정을 더 해준다. 네 번째, 배면지주의 억지말뚝 역할로 인한 전면지주의 토압 감소 효과가 있다. 마지막으로, Fig. 1(F)와 같이 지반이 연약할 경우 별도의 앵커를 설치하여 보강을 할 수 있는 구조로 되어 있다.

Fig. 1.

Conceptual drawing of IER structure (Jeong et al., 2013)

2.2 선행연구 결과

Seo et al.(2012)은 모래지반에서의 실내모형실험을 통해서 파괴되는 굴착 깊이를 기준으로 배면지주를 설치한 경우의 수평변위 결과를 비교하여 배면지주를 설치함으로써 수평변위는 약 10%만 발생하였고, 굴착은 1.82배 더 가능한 것으로 분석하여 배면지주의 설치로 인한 수평변위의 감소 효과와 안정성이 크게 증가하는 것을 입증하였다. Jeong et al.(2013)은 점토지반에서의 실내모형실험을 통해서 파괴되는 굴착 깊이를 기준으로 배면지주를 설치한 경우의 수평변위 결과를 비교하면 1열 흙막이인 경우와 비교하여 배면지주를 설치함으로써 수평변위는 약 43%가 발생하였고, 굴착은 1.47배 더 가능한 것으로 분석되어 점토지반에서도 역시 배면지주의 설치로 인한 수평변위의 감소 효과와 안정성이 증가하는 것을 입증하였다. Yoo et al.(2016)은 IER의 두부를 강결과 힌지로 조건을 다르게 연결하여 IER의 역학적 특성을 수치해석과 실내모형실험을 통해 확인하였다. 수치해석과 실내모형실험 결과 두부 연결 방법을 강결로 하였을 경우 최대수평변위가 두부 연결이 힌지인 경우에 비해서 약 12%와 약 11% 감소하는 것으로 각각 분석되어 두부 연결 방법을 강결로 하였을 경우 힌지인 경우 보다 구조적으로 더 안정한 것으로 분석되었다. 상기 기존의 IER의 실내모형실험에서 파괴되는 굴착 깊이는 Rankine(1857)의 소성평형상태에 대한 벽체의 회전변위에서 모래지반은 조밀한 모래의 범위인 0.0005～0.001의 평균값인 0.00075, 점토지반은 연약한 점토인 경우의 0.02를 기준을 적용하여 산정하였다. 하지만 본 연구에서는 Rankine(1857)의 소성평형상태를 굴착 가능 깊이를 의미하는 파괴규준으로 이용하지 않고 실제 국내 현장에서 적용하고 있는 흙막이벽의 안전 관리기준에 따라서 단계 굴착에 의해서 발생하는 최대수평변위가 H/300(H:굴착심도)일 때를 파괴규준으로 적용하였다.

3. 실내모형실험

3.1 실험장치 및 지반재료

Fig. 2는 본 연구에 적용된 평면변형률 모형토조를 나타낸 것이며, 모형토조의 내부제원은 길이 1700mm, 높이 760mm, 폭 410mm이며, 지반은 주문진 표준사로 조성하였다. 주문진 표준사의 물리･역학적 특성은 Table 1과 같다. 사질토는 Fig. 3(a)와 같이 밀도에 따라 역학적 특성이 매우 민감하게 변하기 때문에 밀도를 일정하게 유지하여 지반을 조성하여야 한다. 따라서, 본 연구에서는 모형토조 및 모래뿌리기 장치가 설치된 높이를 고려하여 낙하고를 1.2m로 유지하여 강사법(Park, 2003)으로 밀도가 일정하게 되도록 지반을 조성하였다. 이때의 건조밀도는 1.603g/cm³, 내부마찰각은 39.4°, 상대밀도는 84.5%이다.

Fig. 2.

Side view and front view of plane strain soil tank

Fig. 3.

Friction angle and relative density relative to dry density for Jumunjin standard sand

Table 1. Properties of Jumunjin standard sand

3.2 실험 조건 및 종류

IER 모형은 Fig. 4(a)와 같이 목재를 사용하여 제작하였다. 실제 1열 흙막이의 흙막이벽은 H-pile과 흙막이판으로 구분되어 있지만 본 연구에서는 구분하여 제작하지 않고 일체화된 목재판으로 벽체를 제작하여 실험하였다. Fig. 4(b)와 같이 전면 및 배면지주의 연직길이는 700mm이고, 전면지주의 폭은 모형토조와 전면지주 사이에 마찰이 발생하지 않게 모형토조의 내부 폭(410mm) 보다 양쪽이 1mm씩 작은 408mm로 제작하였으며, 굴착 시 전면지주의 양쪽 끝 부분에 모래가 새지 않도록 모형토조의 벽면과 전면지주 사이를 그리이스(grease)를 도포하였다. 소일네일의 설치는 Fig. 5(a)와 같이 수평간격은 50mm, 수직간격은 100mm로 지반과 평행이 되도록 설치하였다. 소일네일은 Fig. 5(b)와 같이 직경 1mm의 철사에 지반과의 마찰을 위해 모래를 접착하여 제작을 하였고, 평균 직경은 측정결과 약 4mm이다. 또한, 소일네일의 길이는 실험 종류에 따라 200mm와 400mm로 다르게 제작하였다.

Fig. 4.

Model IER structure

Fig. 5.

Arrangement and type of model soil nails

실제 모형토조 실험은 상사성을 고려하여 실시하여야 하지만, 본 연구에서는 IER과 소일네일을 보강한 복합형 IER의 차이를 소일네일의 길이와 설치높이를 다르게 하여 수평변위 결과로 단순 비교 검토함으로써 경향성을 확인하였다.

Table 2는 수직으로 설치된 전면 지주에 수직면에서 10° 경사지게 설치된 배면지주를 가진 IER에 소일네일을 설치할 때의 실험 조건을 정리한 것이다. 실험은 Fig. 6과 같이 예상파괴면을 기준으로 소일네일의 길이와 설치높이를 다르게 하여 총 4 종류이다. 가상파괴면의 각도는 주동토압 발생 시의 가상파괴면의 각도인 45°+ϕ/2에 직접전단시험 결과로부터 얻어진 내부마찰각 39.4°를 적용하여 64.7°이다.

Table 2. Types and conditions of model tests

Note: Sh, Horizontal interval spacing of soil nails; Sv, Vertical interval spacing of soil nails *Dicription of test name: N, without soil nail; SN, with soil nail; 600 and 300, soil nail installation height from the bottom (mm); 400 and 200, soil nail length (mm)

Fig. 6.

Description of model test types

3.3 실험 방법

먼저 Fig. 7과 같이 평면변형률 모형토조에 IER을 설치하고, 모래뿌리기 장치를 수평방향으로 좌･우로 이동시켜 포설되는 모래층 마다 밀도의 차이가 발생하지 않도록 한 층의 두께는 1～2cm, 낙하고는 1.2m로 유지하여 지반을 조성하였다. 모형 IER을 미리 설치하고 지반을 조성하는 실험 여건상 굴착 후 소일네일을 삽입하는 것이 어렵기 때문에 소일네일의 설치 위치까지 모래를 포설 후 소일네일을 설치하고 그 위에 다시 모래를 포설하는 방법으로 실험을 진행하였다. 단계 굴착은 굴착 과정에서 굴착 도구의 영향으로 변위가 최대한 발생하지 않도록 얇은 판을 이용하여 전면지주가 있는 위치에서 배면지주의 반대 방향으로 여러 번 굴착하여 최종 약 5cm까지 굴착하였고, 각 굴착 단계의 종료 시 마다 변위가 수렴하는 것을 기준으로 하여 Fig. 8의 1/100mm의 계측이 가능한 다이얼게이지를 이용하여 전면지주 상부의 좌･우 수평변위를 계측하였으며, 계측한 좌･우 수평변위의 결과를 평균하여 굴착 깊이에 따른 수평변위를 분석하였다. 각 실험은 과다한 수평변위가 발생하여 전면지주가 전도되어 파괴가 발생한 굴착 단계에서 실험을 종료하였고, 파괴가 발생하기 이전의 굴착 단계를 최종 굴착 깊이로 결정하였다.

Fig. 7.

Model IER structure integrated with soil nails in sandy ground

Fig. 8.

Installation of dial gauges

3.4 실험종류별 수평변위

Fig. 9는 실험 종류별로 다이얼게이지를 이용하여 측정한 좌･우측의 벽체 선단의 굴착에 따른 수평변위의 관계 그래프를 나타낸 것이다. 실험 결과를 보면, IER 모형의 배면 지반에 소일네일을 설치한 복합형 IER인 경우의 실험들이 IER과 비교하여 수평변위가 감소되는 경향을 나타내는 것을 알 수 있다.

Fig. 9.

Lateral displacement of front support relative to the excavation depth (Model tests)

4. 실험 결과 분석

4.1 소일네일 설치 유･무에 따른 전면지주의 거동 분석

Table 3은 굴착에 의해 수평변위가 발생하여 비교가 가능한 굴착 깊이인 30～50cm 일 때, 소일네일을 설치하지 않은 IER을 기준으로 하여 복합형 IER인 경우의 수평변위와 수평변위 억제율을 정리한 것이다. 소일네일을 이용하여 지반을 보강하였을 경우(SN 600-400) 수평변위는 89.74～93.01%(평균 91.55%) 감소하여 소일네일의 설치로 인해 수평변위가 매우 크게 감소하는 것으로 분석되었다.

Table 3. Lateral displacement restraint rate of retaining wall showing reinforcement effect induced by soil nails

*Dicription of test name: N, without soil nail; SN, with soil nail; 600, soil nail installation height from the bottom (mm); 400, soil nail length (mm)

4.2 소일네일 길이에 따른 전면지주의 거동 분석

Table 4는 수평변위가 비교 가능하고 수평변위비의 차이가 크지 않은 굴착 깊이인 30～45cm 일 때, 소일네일이 설치되지 않은 IER을 기준으로 설치된 소일네일이 모두 가상파괴면을 포함하는 경우(SN 600-400)와 모두 포함하지 않은 경우(SN 600-200)의 복합형 IER의 수평변위와 수평변위 억제율을 정리한 것이다. 그 결과, 소일네일이 모두 가상파괴면을 포함하여 설치된 경우(SN 600-400) 수평변위는 89.7～91.7%로 평균 91.2% 감소하여 수평변위 감소 효과가 매우 크게 나타났고, 모두 포함하지 않은 경우(SN 600-200)에도 수평변위는 55.0～60.4%(평균 57.5%) 감소하는 것으로 분석되어 소일네일의 설치로 인한 전단 및 활동 저항력이 증가하는 것으로 분석되었다.

Table 4. Lateral displacement restraint rate of retaining wall showing reinforcement effect according to the length of soil nails

*Dicription of test name: N, without soil nail; SN, with soil nail; 600, soil nail installation height from the bottom (mm); 400 and 200, soil nail length (mm)

4.3 소일네일 설치높이에 따른 전면지주의 거동 분석

Table 5는 수평변위의 비교가 가능하고 수평변위비의 편차가 크지 않은 굴착 깊이인 30～45cm 일 때, 소일네일이 설치되지 않은 IER을 기준으로 소일네일의 설치높이를 100mm 간격으로 바닥에서부터 600mm 높이까지 설치한 경우(SN 600-400)와 300mm 높이까지 설치한 경우(SN 300-400)의 수평변위와 수평변위 억제율을 정리한 것이다. 결과를 보면, 600mm 높이까지 소일네일을 설치한 경우의 수평변위는 89.7～91.7%(평균 91.2%) 감소하였고, 300mm 높이까지 소일네일을 설치한 경우의 수평변위는 58.3～61.5%(평균 59.8%) 감소하는 것으로 분석되어 배면지반 전체에 소일네일을 설치하였을 때 보다 수평변위의 감소 효과는 작게 발생하였지만, 일정 굴착심도의 하부에 소일네일을 설치하더라도 활동면에 대한 저항력이 발생하여 수평변위의 감소 효과가 발생하는 것으로 판단된다.

Table 5. Lateral displacement restraint rate of retaining wall showing reinforcement effect according to the installation height from the bottom for soil nails

Dicription of test name: N, without soil nail; SN, with soil nail; 600 and 300, soil nail installation height from the bottom (mm); 400, soil nail length (mm)

3차원 유한요소해석

5.1 3차원 유한요소해석의 개요

본 연구에서는 복합형 IER의 굴착에 따른 거동을 분석하고자 수치해석 방법 중 가장 범용적으로 사용되고 있는 유한요소법을 사용하였다. 해석을 위해 사용된 프로그램은 Plaxis 3D이고, Plaxis 3D는 먼저 x축-y축 방향으로 좌표를 입력하여 2차원 요소망을 작성하고 z방향의 좌표를 입력하여 3차원 요소망을 생성한다. 따라서 본 해석에서는 x-y평면이 굴착 지반의 평면이 되고, z방향이 심도가 되도록 요소망을 작성하였다. 유한요소해석의 과정은 Fig. 10과 같이 (a) 초기응력 분포해석, (b) IER 시공, (c) 단계 굴착, (d) 소일네일 시공, (e) 흙막이판 설치의 순서로 하였고, (c), (d), (e)의 과정을 반복하여 (f) 최종 굴착 깊이까지 굴착을 수행하였다.

Fig. 10.

Construction procedure of IER integrated with soil nails in 3D FE analysis

5.2 설계정수

본 연구의 3차원 유한요소해석에 적용된 지반정수는 여러 문헌(Das, 1983; Dunham, 1954; Meyerhof, 1956; Roy E. Hunt, 2005; Terzaghi et al., 1948)에 제시되어 있는 값들을 참고하여 Table 6과 같이 실내모형실험의 지반정수는 건조밀도 1.603g/cm³, 내부마찰각 39.4°, 상대밀도는 84.5%를 기준으로 산정하였고, 현장의 지반정수는 N치 10의 느슨한 사질토 지반과 N치 40의 조밀한 사질토 지반으로 가정하여 산정하였다. 그리고 실내모형실험의 IER 모형에 사용된 부재들의 설계정수는 Table 7과 같이 합판(Beech plywood)의 물성은 Maciej et al.(2012)에서 제시하고 있는 값들의 평균값을 적용하였다. 또한, 실제 현장에서 적용되고 있는 IER의 H-pile은 300×300×10×15의 규격을 사용하였고, 흙막이판은 일반적으로 사용되고 있는 목재의 종류인 미송(Douglas fir)을 적용하였으며, H-pile과 흙막이판의 물성은 Gere J. M. et al.(2017)에서 제시하고 있는 값의 평균값을 적용하였다. 그리고 소일네일은 일반적으로 사용되고 있는 이형철근 D25의 규격을 적용하였다.

Table 6. Soil parameters used in 3D FE analysis using Mohr-Coulomb model

Table 7. Properties of IER integrated with soil nails used in 3D FE analysis using Linear elastic model

5.3 실내모형실험과 3차원 유한요소법의 비교 및 분석

5.3.1 모델링

3차원 유한요소해석 프로그램을 이용하여 실내모형실험과 3차원 유한요소해석의 수평변위 결과로부터 IER과 복합형 IER의 굴착에 따른 거동 특성을 비교하였다. 지반은 실내모형실험과 같은 크기로 Geometry 요소, 전면지주와 배면지주는 Plate 요소로 하여 Fig. 11과 같이 모델링 하였다. 소일네일은 실내모형실험과 동일하게 수평방향 간격은 50mm, 수직방향 간격은 100mm로 지반과 평행하게 설치하였다. 그리고 3차원 유한요소해석의 수평변위는 실내모형실험과 동일하게 전면지주의 상단 두부의 수평변위 결과들을 평균하여 사용하였다.

Fig. 11.

3D FE analysis of model tests

5.3.2 실내모형실험과 3차원 유한요소해석의 결과 및 분석

Fig. 12는 실내모형실험의 수평변위 결과와 3차원 유한요소해석의 수평변위 결과를 비교한 그래프이다. 그 결과, 실내모형실험에서는 파괴가 일어나기 직전의 굴착 심도에서 수평변위가 크게 증가하는 경향을 나타내었지만 3차원 유한요소해석에서는 실내모형실험과 비교하여 수평변위가 크게 증가하지 않는 것으로 분석되었다. 그 이유는 모형실험과 3차원 유한요소해석 모델에서는 상대밀도가 높은 경우 파괴가 일어나기 전에는 응력-변형률 곡선이 유사하지만 파괴 이후에는 모형실험의 경우 지반의 전단강도가 급격히 감소하는 반면 3차원 유한요소해석에서는 Mohr-Coulomb Model에 따라서 전단 강도가 일정하게 유지되기 때문이다. 하지만 수평변위가 크게 증가하는 굴착심도 이전의 굴착 단계까지는 IER과 복합형 IER의 수평변위가 비슷한 결과를 보이는 것으로 나타나 3차원 유한요소해석의 방법이 실내모형실험의 굴착에 따른 거동을 적절히 잘 반영하고 있는 것으로 분석되었다.

Fig. 12.

Lateral displacement of front support relative to the excavation depth in model tests and their 3D FE analysis

Fig. 13은 IER과 복합형 IER의 굴착 깊이에 따른 배면지반의 파괴 형태를 비교한 것이다. IER의 경우에는 55cm 굴착 후에 변위가 크게 발생하여 배면지반에 파괴면의 형태가 명확하게 나타났지만, 소일네일을 설치한 복합형 IER의 경우에는 배면지반에 파괴면의 형태가 명확하게 나타나지 않기 때문에 동일한 55cm 굴착 후에도 변위의 발생이 크지 않은 것으로 분석되어 소일네일의 설치로 인한 수평변위 억제효과가 발생하는 것으로 판단된다.

Fig. 13.

Shear strain of soil element in ground after excavations of 35 cm and 55 cm with/without soil nails

5.4 실제 현장의 3차원 유한요소해석 결과 및 분석

5.4.1 모델링

앞서 분석한 실내모형실험을 3차원 유한요소해석한 결과로부터 3차원 유한요소해석의 방법이 IER과 복합형 IER의 굴착에 따른 거동을 적절히 반영하는 것을 알 수 있었다. 이 결과로부터 실제 현장 크기의 지반 및 부재들의 설계정수를 적용하여 복합형 IER의 최적의 소일네일 간격과 길이를 분석하였다. 여기서, 지반은 Geometry 요소, H-pile은 Beam 요소, 흙막이판은 Plate 요소로 하여 Fig. 14(a)와 같이 모델링 하였다. 소일네일은 현장에서 일반적으로 그라우팅 주입 능률을 고려하여 최소 15°를 기준으로 하고 있어 15°로 하여 소일네일을 설치하였고, 설치 간격은 Fig. 14(b)와 같이 수평방향 간격은 수직방향 간격의 2배가 되도록 하여 분석을 하였다.

Fig. 14.

3D FEM modeling of construction site

5.4.2 소일네일 설치 간격에 따른 거동 분석

Fig. 15는 느슨한 사질토 지반과 조밀한 사질토 지반에서 소일네일의 설치 간격을 다르게 하여 굴착에 따른 최대수평변위 결과를 정리한 것이다. 여기서, 굴착에 따라 전면지주에서는 배부름현상이 발생되기 때문에 수평변위가 가장 크게 발생되는 지점의 수평변위인 최대수평변위 결과를 적용하였다. 그 결과, Table 8과 같이 굴착 깊이는 7.0m이고, 소일네일의 길이는 굴착 깊이와 동일한 7.0m일 때의 최대수평변위 결과를 보면 느슨한 사질토 지반과 조밀한 사질토 지반에서 최대수평변위가 최대 각각 80.5%와 77.4%로 감소하여 소일네일을 설치한 복합형 IER에서 수평변위가 크게 감소하는 것으로 분석되었다. 그리고 Fig. 15와 같이 소일네일의 설치 간격은 지반 조건에 관계없이 수평방향×수직방향 간격이 1.5m×0.75m일 때 최대수평변위의 감소 효과가 가장 큰 것으로 분석되었다.

Table 8. Maximum lateral displacement restraint rate of retaining wall showing reinforcement effect according to the arrangement of 7.0 m long soil nails in 3D FE analysis

Fig. 15.

Maximum lateral displacement of front support relative to the excavation depth according to the arrangement of 7.0 m long soil nails in 3D FE analysis

5.4.3 소일네일 길이에 따른 거동 분석

느슨한 사질토 지반과 조밀한 사질토 지반에서 소일네일이 굴착심도 7.0m와 동일한 길이인 7.0m일 때를 1.0L로 하고 이것을 기준으로 소일네일의 길이를 변화시켜 굴착에 따른 최대수평변위 결과를 Fig. 16과 같이 정리하였다. 그 결과, 느슨한 사질토 지반과 조밀한 사질토 지반 모두 소일네일의 길이가 1.0L 이상의 길이에서는 최대수평변위 변화는 거의 발생하지 않았고, 0.86L 이하에서부터 최대수평변위는 점차 증가하는 것으로 분석되어 소일네일의 최소 설치 길이는 0.86L 이상으로 하는 것이 가장 효과적인 것으로 분석되었다.

Fig. 16.

Maximum lateral displacement of front support relative to the excavation depth according to the length of soil nails in 3D FE analysis

5.4.4 최적의 소일네일 설치 방법

7.0m 굴착 후 Fig. 17(a)와 같이 높이별 각각의 A-A, B-B, C-C에 설치된 소일네일에 작용하는 인장력을 Fig. 17(b)와 같이 정리하였다. 결과를 보면, 하부(C-C)에 설치된에 소일네일에 인장력이 가장 크게 발생하는 것을 볼 수 있다. 그래서 하부의 지반에 소일네일을 설치하여 지반을 보강하는 것이 수평변위 감소에 더 효과적일 것으로 판단하고, 앞서 분석한 소일네일 최적의 설치간격인 1.5m(S_h)×0.75m(S_v)와 최소 설치 길이인 0.86L을 적용하여 Fig. 18과 같이 단계 굴착 시 IER의 변위가 크게 증가하는 굴착 깊이에서부터 소일네일을 설치하고 3차원 유한요소해석을 실시하였다. 이 결과를 Fig. 19와 같이 굴착에 따른 최대수평변위 그래프로 정리하고, 단계 굴착에 의해 발생하는 최대수평변위가 실제 국내 현장에서 적용하고 있는 흙막이벽의 안전 관리기준인 최대수평변위가 H/300(H:굴착심도)가 될 때를 파괴규준으로 적용하고 이것을 기준으로 복합형 IER의 굴착 가능 깊이를 비교･분석 하였다. 그 결과, IER의 하부에 소일네일을 설치를 하더라도 지반 보강에 의한 수평변위 감소 효과가 발생하는 것을 볼 수 있고, 소일네일을 최대수평변위가 크게 증가하는 굴착 단계에 설치하여 지반을 보강할 경우에는 Table 9와 같이 느슨한 지반은 1.12배, 조밀한 지반 1.46배 더 깊은 굴착이 가능하고, 최대수평변위가 크게 증가하기 이전의 굴착 단계에 소일네일을 설치할 경우에는 느슨한 지반은 1.71배, 조밀한 지반은 1.60배 더 굴착 가능한 깊이가 증가하는 것으로 분석된다. 그 이유는 최대수평변위가 발생한 경우에는 굴착 배면 지반에 소성 거동이 상당히 진행되어 소일네일이 흙 무게를 지탱해야 하지만 최대수평변위가 발생하기 전에는 배면지반이 소일네일과 일체가 되어서 배면 토압을 효과적으로 분산시켜 주기 때문이다. 그러므로 지반의 변위가 크게 증가하기 이전의 굴착 단계에 소일네일을 이용하여 지반을 보강하는 것이 수평변위를 감소시키는 데 효과적인 것으로 판단된다. 또한 Fig. 20과 같이 7.0m 굴착 후 전면지주의 거동 형태를 보면, 최대수평변위가 발생하기 전에 소일네일을 설치하였을 때와 배면지반의 상부 0.5m의 위치에서부터 소일네일을 모두 설치하였을 때의 거동이 소일네일을 설치하지 않았을 때와 비교하여 지반의 조건에 상관없이 수평변위의 감소 효과가 크게 나타나는 것을 볼 수 있고, 전면지주에서 발생한 수평변위는 최대수평변위가 발생하기 전에 소일네일을 설치하였을 때와 배면지반의 상부 0.5m에서부터 소일네일을 모두 설치하였을 때 비슷한 경향을 나타내는 것으로 분석되어 최대수평변위가 발생하기 전에 소일네일을 설치하는 것이 수평변위를 억제시키는데 효과적이고 경제적인 것으로 판단된다.

Table 9. Excavation depth ratio of retaining wall showing the reinforcement effect according to the depth installing 6.0 m long soil nails

6. 결 론

Fig. 17.

Installation locations of soil nails and tension forces acting on soil nails of A, B, and C rows after excavation of 7.0 m

Fig. 18.

Installation procedure of soil nails in 3D FEM model

Fig. 19.

Maximum lateral displacement of front support relative to the excavation depth according to the depth installing 6.0 m long soil nails

Fig. 20.

Lateral displacement of the front wall installed in loose sand and dense sand according to the installation depth of soil nails at the excavation depth of 7.0 m

본 연구에서는 IER에 소일네일링 공법을 적용한 복합형 IER의 안정성을 확인하고 효율적인 설치방법을 제안하고자 실내모형실험과 3차원 유한요소해석을 실시하고 분석 하였으며, 결론은 다음과 같다.

(1)실내모형실험 결과, 복합형 IER인 경우 IER과 비교하여 수평변위가 약 92% 감소하는 것으로 분석되어 소일네일을 설치함으로써 지반의 전단 및 활동 저항력 증가로 인한 수평변위가 감소 효과가 크게 발생하는 것으로 분석되었다.

(2)실내모형실험의 모델을 3차원 유한요소해석 결과, 수평변위가 크게 증가하기 전의 굴착 단계까지는 IER과 복합형 IER의 수평변위가 실내모형실험의 수평변위와 비슷한 결과를 보이는 것으로 나타나 3차원 유한요소해석의 방법이 실내모형실험의 굴착에 따른 거동을 적절히 잘 반영하고 있는 것으로 분석되었다.

(3)실제 현장 크기의 복합형 IER을 3차원 유한요소해석한 결과, 소일네일의 설치간격은 수평방향×수직방향 간격이 1.5m×0.75m, 길이는 0.86L일 때 경제성과 안정성이 최적인 결과가 발생하는 것으로 분석되었다.

(4)소일네일 설치간격과 길이를 최적의 설치조건으로 3차원 유한요소해석을 실시한 결과, 느슨한 지반은 1.71배, 조밀한 지반은 1.60배 더 굴착 가능 깊이가 증가하는 것으로 분석되어, 더 깊은 심도의 굴착이 필요할 경우 복합형 IER을 적용하고 변위가 크게 증가하기 이전의 굴착 깊이에서부터 소일네일을 설치하여 지반을 보강할 경우 효율적으로 더 깊은 굴착이 가능할 것으로 판단된다.

(5)본 연구에서는 실내모형실험과 3차원 유한요소해석만으로 복합형 IER의 수평변위 감소 효과에 대해 분석을 하였다. 하지만, 실제 현장에 직접 적용하고 계측된 결과를 바탕으로 비교･분석하여 실제 복합형 IER의 구조물에 대한 거동의 연구가 더 필요할 것으로 판단된다.