1. 서 론
2. SCW 공법
2.1 거동특성
2.2 설계기준 및 산정식
3. ESCW 공법의 응력 산정식
3.1 ESCW 공법 개요
3.2 최대편심량
3.3 임계각도 및 굴착직경
4. 사례검토
5. ESCW 수치해석
6. 결 론
1. 서 론
최근 고층 및 대규모 구조물의 시공을 위한 대규모의 기초공사가 수행되고 있으며, 공기단축 및 고품질의 흙막이 가시설 설치를 위한 새로운 기술에 대한 요구와 중요성이 점차 커지고 있다. 흙막이 공법 중 하나인 Soil-cement wall(SCW) 공법은 계획심도까지 천공 시 시멘트 유액과 지반 토사를 혼합하여 벽체를 형성한 후 일정 간격으로 H형강과 같은 강재를 삽입하여 흙막이 벽체를 형성하는 공법이다. 별도의 토류벽을 재설치할 필요가 없어 공기단축이 가능하고, 높은 차수성과 균일한 직경의 연속된 차수벽을 형성할 수 있는 장점이 있어 현장에서 이용도가 증가하고 있다.
흙막이벽과 SCW공법에 대한 관심과 함께 해외 뿐만 아니라 국내에서도 관련 연구가 수행되고 있다. Kim et al.(2019)은 세 가지 다른 점토지반의 점착력 및 탄성계수에 대한 매개변수 해석을 통해 격벽형 중력식 2열 합성소일벽(BSCW)공법을 분석하였다. Seo and Chung(2023)은 부스팅 계열 알고리즘 앙상블 모델을 이용하여 시공 중 흙막이 벽체 변형을 예측하는 모델을 구축하였고, 이에 따른 학습모델 생성 및 성능을 평가하였다. Hong and Kim(2014)은 지반에서 발생하는 지반아칭을 규명하기 위해 트랩도어 모형실험을 수행하였고, 연직토압의 변화 관찰로 확인하였다.
적절한 설계법이나 해석법이 확립되지 않은 SCW공법에 대해 Kim(2023)은 현업에 적용되고 있는 SCW공법의 국내외 설계식에 대한 적정성 평가를 수행하였다. 횡토압에 의한 아치형성 이론 및 파괴거동을 고찰하여 응력을 저감시키고 현장배합강도를 낮추거나, 효과적인 보강재 설치가 가능하도록 합리적인 설계법의 대안을 제시하였다. 이에 대한 후행연구로, 현업에 적용되는 SCW공법의 설계식에 대한 검토를 수행하고 횡토압에 의한 아치형성 이론 및 파괴거동을 고찰하여 휨파괴가 발생하지 않는 심재의 한계간격에 대해 분석하였다(Kim et al., 2023). 또한 굴착 최외단면에 심재가 삽입되어 휨파괴가 발생하지 않고 아치효과를 극대화 할 수 있는 ESCW(Eccentric steel inclusion Soil Cement Wall)공법을 제안하고, 도해법 및 계산식에 따른 SCW와 ESCW공법의 응력비교를 통해 ESCW의 우수성을 확인하였다.
본 연구는 앞선 연구에서 제안된 ESCW공법에 대한 응력 산정식을 최대편심량, 임계각도 및 굴착직경 산정식 제시를 통해 확립하고, 특정 사례를 통한 SCW 공법과의 응력 비교검토를 수행하고자 한다. 또한 ESCW공법을 평가하기 위한 추가적인 방법으로 SCW와 ESCW의 수치해석모델을 정립하고, 유한요소해석을 통한 비교 검토를 수행하고자 한다.
2. SCW 공법
2.1 거동특성
대표적인 연약지반 처리공법으로 알려진 소일시멘트벽체(SCW)공법은 1991년 발표된 Taki&Yang의 연구결과를 바탕으로 기본적인 이론이 정립되었으며, Fig. 1은 횡토압 작용시 유한요소법을 이용한 소일시멘트 내부블록의 응력분포를 나타낸다(Taki and Yang, 1991).
보강된 부재 사이의 소일시멘트는 인접 보강재와 면적만큼의 수평응력에 저항하고 재분배하기 위해 전형적인 흙막이벽체의 판과 유사하다고 볼 수 있다. 보강재 간격에 대한 해석은 소일시멘트 내부의 전단력과 압축응력의 평가가 포함되며, 휨과 전단파괴에 대한 안전성을 확보하도록 보강재의 간격이 결정된다(Pearlman and Himick, 1993). 파일과 같은 구속조건 사이에서 성토되는 흙의 아치효과는 하중이 가해질 때 휨 파괴가 발생하지 않도록 구속된 부재로 전달하며 단계별 거동을 통해 파괴로 이어진다. Yoshinari and Kunitoh(1988)는 소일시멘트 벽체 단면의 내하력 특성을 파악하기 위해 실규모 모형실험으로 수평하중시험을 수행하여, 가상 포물선형의 아치가 형성되는 거동특성과 전단파괴 발생을 증명하였다.
Fig. 2는 배면에 토압이 작용할 때 최종 파괴에 이르기까지의 균열 발생 상황과 그 때의 하중을 나타낸다. 전면에는 점차 휨응력이 증가하며 초기에 중앙부의 휨응력이 커지면서 균열이 발생하고 점점 지점부로 힘이 분산되면서 아치효과로 지지되다가 단부쪽에서 전단파괴에 이르는 형태로 파괴된다. 이때의 소일시멘트 전단강도는 압축강도의 1/3과 유사한 결과를 보인다.
2.2 설계기준 및 산정식
가설흙막이 설계기준(KDS 21 30 00)에 따르면 소일시멘트벽체에 작용하는 축력은 H형강 간격을 지간으로 하는 아치에 작용하는 등분포하중에 의한 것으로 보고 해석하도록 하고, 전단력은 H형강 순간격을 지간으로 하는 보로 계산하도록 하고 있으며, 허용압축응력은 소일시멘트 일축압축강도의 1/2, 허용전단응력은 일축압축강도의 1/3을 적용하도록 하고 있다(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, Temporary Earth Retaining Design Standards, 2022). 일본건축학회의 ‘흙막이부재의 설계시공지침’(Architectural Institute of Japan, 2017)과 일본재료학회의 ‘소일믹싱월(SMW)설계시공지침(The Society of Materials Science, Japan, 2002)은 동일한 규정이며, 다양한 H-pile제원과 굴착공 치수를 기초로 응력해석에 따른 가상의 포물선함수를 가정하고 반복절차를 통해 시산한 결과표를 제공하고 있다. 가상의 포물선아치를 산형아치로 대체하는 간편법을 설계요령으로 선택할 수 있도록 하고 있다. 소일시멘트의 소요압축강도를 설계를 통해 확정하면, 현장에서 배합강도 실험을 수행하여 소요강도 이상을 확보하는 방식으로 시공되고 있다(Wakabayashi, 1990). Fig. 3은 횡토압 작용시 발생하는 아치와 전단검토 모델을 나타낸다.
Fig. 4는 가상아치의 높이()와 축력()의 자유도를 나타낸다. Eq. (1)과 같이 수평력 및 수직력 을 통해 압축응력을 계산할 수 있다.
여기서, 은 축력, 는 작용하중, 는 아치 높이, 은 H-pile 중심 간격, 는 축력이 가해지는 단면적, 는 축응력을 나타낸다.
전단력에 대한 검토는 Fig. 3과 같이 H-Pile 플랜지 끝단에서 전단이 발생하고 Eq. (2)와 같이 전단응력을 산출할 수 있다.
여기서, 는 전단력을, 는 전단응력을 나타내며, 는 벽체 깊이와 아치 두께 를 곱함으로써 계산된다.
SCW벽체의 전단강도는 일축압축강도의 1/3을 사용하므로 , 으로 부터 Eq. (3)과 같이 변환될 수 있다.
여기서, 는 전단력, 는 횡토압, 은 토압이 가해지는 길이를 나타낸다.
가상아치법의 경우 평형조건을 만족할 때 까지 반복검토를 통해 아치의 높이를 결정하므로, 표에 제시되지 않은 보강재의 간격이나 재원을 적용할 경우 어려움이 있다. 토압의 작용으로 형성되는 가상아치의 작용력이 복부판과 플랜지의 모서리가 구속조건으로 형성되는 압축부재로 보아 간단한 트러스 모델로 변경하여 기하적으로 쉽게 계산할 수 있는 방법이 간편법이며, 국내에서도 흔히 사용되는 수정법도 간편법에 기초하고 있다. 가상의 포물선아치가 산형아치로 간소화된 간편법의 응력계산 개념을 Fig. 5에 나타내었다. 는 굴착공의 겹침길이를. 는 H-pile 중심과 H-pile이 없는 굴착공 중심과의 거리를, 는 H-pile 플랜지 끝단 사이 간 거리를, 는 간편법에서의 아치 각도, 는 아치 두께를 나타낸다.
간편법과 동일하나 스트레칭 상수를 도입하여 안전율 높인 것으로 평가받는 수정법이 국내에서는 빈번하게 적용되고 있으며, 아치의 두께와 높이에 대한 산정식을 Table 1에 비교하였다.
Table 1.
Comparison of arch thickness and height calculation formula
현업에 적용되는 3가지의 산정법의 특성에 대한 비교결과, 소일시멘트 강도가 축력에 지배될 경우 간편법을 사용하면 강재의 플랜지 폭이 커질수록 값이 커지는 가상아치법과의 차이를 줄이기 위한 방법으로 아치높이(f)를 ±상수로 스트레칭하여 적용할 수 있으며, 값이 작을수록 수평력을 감소시켜 압축응력이 작게 산출된다. 횡토압이 작용하여 전단파괴로 진전하기 전 소일시멘트에 아치효과로 인한 압축영역이 지지력을 충분히 발휘하려면 아치의 높이가 클수록 유리하다. 다만, 대부분은 심재가 굴착공의 중심에 위치할 때로 가정한 산정법이므로 지지력을 높이기 위해서는 강재가 굴착 최외단면에 밀착되어 시공되어야 하고 이에 따른 합리적인 검토방법도 요구된다.
3. ESCW 공법의 응력 산정식
3.1 ESCW 공법 개요
기존의 SCW공법은 굴착공이 겹쳐져 오목한 형태가 있는 땅콩모양을 기준으로 제시된 설계법이다. 편평한 직벽형태의 굴착을 위해서는 저심도 굴착일 경우 DSM(Deep soil mixing)공법의 다양한 굴착장비 활용이 가능하나, 심도가 깊어 오거장비를 사용할 경우 편평한 형태로 굴착하기 어렵다. ESCW(Eccentric steel inclusion soil cement wall)공법은 Fig. 6과 같이 오거 장비로 굴착하고, 축 샤프트에 덧붙여진 밴드가 2차적으로 굴착면을 긁어내는 직벽형 굴착을 통해 오목한 부분을 없애는 형태로 시공이 가능하다. 장착된 밴드의 크기에 따라 굴착직경을 크게 할 수 있을 뿐만 아니라 심재(H-pile)를 삽입할 때 절취면에 최대한 밀착시킬 수 있는 장점이 있다(Yang et al., 2021).
3.2 최대편심량
ESCW 공법의 응력은 벽체에 가해지는 수직력, 수평력 및 전단력으로부터 산정되며, 이 힘들을 결정하기 위해 필요한 최대 편심량, 임계각도 및 굴착직경을 산정하는 식을 제안하여 ESCW 공법의 응력 산정식을 확립하고자 한다. 두 제안식 모두 기존 SCW의 간편법 적용을 전제로 산정하였으며, 먼저 최대 편심량 계산식을 살펴보고자 한다.
기존 SCW의 경우 간편법으로 편심량을 계산할 경우 땅콩모양 오목부로 인해 편심량이 작으며 이는 최대 정지면 위치가 된다. 휨파괴 발생 없이 아치효과를 유지할 수 있는 심재의 한계간격 검토를 위한 Taki and Yang(1991)과 Eurocode2(2004)의 식을 살펴보면, 편심이 없을 경우에는 유사한 결과를 보였지만, 편심을 고려할 경우, Taki & Yang 식은 한계간격을 편심량의 2배만큼 감소시켜 저항력을 감소시키는 결과를 보였다. SCW 공법은 일반적으로 Fig. 7과 같이 굴착공 중심에 심재가 설치되며 편심이 작으므로 e=0으로 설계가 가능하여 Taki & Yang과 Eurocode2 식의 적용이 가능하다. 하지만 ESCW는 굴착면 최외단에 심재를 설치하여 상대적으로 편심(e)크게 고려하는 것이 장점인 공법이므로, Taki & Yang의 식을 그대로 적용할 수는 없다.
심재의 중심과 소일시멘트벽체 사이의 최대편심량 계산을 위한 일반식을 검토해보면 SCW공법은 Fig. 8(a)와 같이 최외단인 땅콩모양 오목부를 정지면으로 했을 때의 최대 편심량을 산정한다. 땅콩모양 오목부보다 큰 편심을 시공하면 휨 파괴 시 초기 균열을 제공하는 원인이 되므로, 최외단 정지면이 비워지지 않는 최대편심, 즉 굴착원끼리 만나는 점을 기준으로 심재와의 편심량을 산정한다. 따라서, SCW에 대한 최대편심량 계산 일반식은 Eq. (4)와 같다.
여기서, 는 굴착직경, 는 H-pile간의 거리, 는 H-pile의 높이를 나타낸다.
ESCW의 최대편심량 계산식은 Fig. 8(b)의 CASE1 및 (c)의 CASE2 경우로 산정하였다. Fig. 8(b)는 최외단에서 10mm를 굴착면으로 가정한 일반적인 경우로, 최소한의 면고르기를 고려하였고, 이에 따른 계산식은 Eq. (5)와 같다.
Fig. 8(c)는 굴착공 곡선부와 맞닿는 면까지 심재를 설치할 경우로, 편심이 상대적으로 CASE1의 일반적인 경우보다 작게 적용된다. 이에 따른 계산식은 Eq. (6)과 같이 제안할 수 있다.
여기서, 는 H-pile 플랜지 너비를 나타낸다.
현장에서는 연속굴착 및 교반 후 H-pile이 시공되는 일반구간은 CASE1으로 적용하고, 마감부나 단차부, 모서리부 등에는 CASE2 개념을 적용할 수 있다. 기존 공법과의 비교평가 연구에는 CASE1에 따른 계산식이 사용되었다.
3가지 계산식을 적용하여 심재 H-300×300×10×15, 굴착직경 550mm, 심재간격 900mm를 적용했을 경우에 따른 최대 편심량은 Table 2와 같으며, ESCW의 CASE1에서 가장 큰 편심량 115mm로 계산된다.
Table 2.
Comparison of eccentricity of SCW and ESCW
| Method | SCW |
ESCW (general case) |
ESCW (special case) |
| Eccentricity (mm) | 8.11 | 115 | 80.49 |
3.3 임계각도 및 굴착직경
앞서 제시된 최대편심량과 함께 H-plie 플랜지 폭의 크기에 따라, 제원에 따른 최대간격을 제한하는 방식의 일반식, 즉 임계각도 및 굴착직경 산정식을 제시하고자 하며, 단면력 산정에 요구되는 가상아치의 각도와 두께의 계산을 위해 도해적인 방법으로 수식을 제시하였다.
간편법에서의 전단력(N)과 압축력(Q) 계산은 Eq. (7)로 각각 산정된다.
여기서, 는 횡토압, 토압이 가해지는 길이, 는 간편법에서의 아치 각도를 나타낸다.
ESCW의 경우 심재의 제원과 굴착직경에 따른 영향외에도 심재의 편심배치에 따라 값이 영향을 받으므로 산정식에 반드시 고려되어야 한다. Fig. 9는 편심에 따른 값 설정개념을 나타낸다. 심재가 정지면쪽에 편심 배치될 때, 심재 복부판 중심과 가상의 산형아치가 이루는 각도를 , 굴착직경을 최대로 확장시킬 있는 범위를 설정하기 위해 플랜지의 끝선과 이루는 한계각을 로 정의하였다.
일반적으로 사용되는 H-pile의 종류와 굴착 직경을 고려한 표준형태의 경우, 는 편심(e)을 고려한 직경과 굴착공의 간격을 각각 , 로 두면 Eq. (8)로 계산할 수 있다. 여기서 는 굴곡공의 직경을, 는 최대 확장가능한 굴착공 직경을 의미한다.
H-pile 플랜지 상단에 작용하는 횡토압은 가상아치 또는 산형아치로 인한 압축력 형성에 영향을 미치지 않으므로 심재의 플랜지 끝단과 이루는 각도를 최대각 로 볼수 있고 Eq. (9)와 같이 구할 수 있다.
여기서, 는 H-pile의 높이, 는 H-pile의 너비, 는 플랜지 두께를 나타낸다.
따라서, 축력산정시 이면 값을 적용하고, 이면 한계값 를 최종 값으로 사용할 수 있다. H-pile의 플랜지폭(B)이 넓은 경우와 같이 한계각 가 보다 클 때, 한계각에 따른 굴착직경 확대 임계치인 a 값만큼 굴착직경을 증가시킬 수 있다. 굴착직경의 최상단면(배면토와 접하는면)이 압축력의 시작점이므로 가상아치의 높이가 높으면 처짐에 수반되는 부가응력발생이 줄어 횡토압에 대한 저항력이 높아진다.
최대 굴착직경 와 배면측 확대길이 임계치 a값은 Eq. (10)으로 계산할 수 있다.
여기서, 는 H-pile 간의 간격, 는 굴착직경을 나타낸다.
Table 3은 심재 H-300×300×10×15, 굴착직경 550mm, 심재간격 900mm를 적용했을 경우 앞서 제시한 식에 따라 계산된 편심(e)와 굴착직경 확대 임계길이(a)를 나타낸다. e값이 증가하면 a값은 감소되며 길이를 합하면 일정한 값으로 수렴된다. 정지면 끝부분에 심재가 설치될 수록 한계각도와 유사해진다. 편심이 없을 때(e=0), e+a는 일정하다는 개념에 기초하여 한계각에 따른 굴착직경 확대 임계치인 a를 일정한 상수로 설정하면 심재의 편심(e)이 달라질 경우 a값도 변하게 되며, 현장에서 확대굴착 하거나 시공오차 발생시 a값을 넘지 않도록 관리하는 것이 필요하다.
4. 사례검토
간편법으로 계산한 SCW의 산정식과 비교하여 ESCW는 두가지 검토조건이 추가 되었다. 첫 번째는 절취면의 최소화한 최대편심(e)위치를 산정하여 횡토압작용으로 가상아치에 발생하는 압축응력을 감소시도록 심재의 편심배치 위치를 결정할 수 있다. 두 번째는 심재의 상부 플랜지 작용하는 토압은 가상아치형성에 기여하지 못하므로 상부 플랜지의 끝부분과 복부판 중심이 이루는 각도를 가상 산형아치 형성의 최대각으로 제한된다. 이를 반영하여 현업에 적용되는 다양한 크기의 H-pile 제원에 대해 간편법에 기초한 ESCW공법으로 응력을 산출하였고, 최대토압(10.291t/m2)은 Fig. 10의 강원도 속초시 교동의 청초호 생활숙박시설 신축 지하굴토 흙막이 공사 사례를 참조하였다. 벽체 두께, H-pile 크기 및 H-pile간의 간격 변화에 따라 편심 및 임계각도가 산정되며, 이에 따른 축응력 및 전단응력 결과는 Table 4에 나타내었다. Series No. 30-39와 같이 플랜지 폭이 커질경우 가 되므로 한계값 가 가상아치의 축력산정에 사용되었다.
Table 4.
Stresses calculated by ESCW method according to H-pile dimension
SCW공법과 ESCW공법의 응력을 비교한 Fig. 11에 따르면, ESCW공법의 압축응력은 평균 17%, 전단응력은 평균 32%가 SCW보다 감소된 결과를 보였다.
소일시멘트의 배합강도 결정을 위한 설계응력은 산정된 응력에 안전율이 적용되며, Fig. 12와 Fig. 13에 나타낸 바와 같이 SCW일때는 총 39CASE 중 29CASE(약 74%), ESCW는 21CASE(약 54%)가 전단응력에 지배되는 것으로 나타났다.
Fig. 14는 배합강도를 결정하는 설계응력을 비교한 그래프이다. 모든 강재에서 ESCW의 응력이 SCW보다 낮은 응력을 보였고 평균 26.0%의 배합강도를 저감할 수 있는 것으로 나타났다. 이는 ESCW의 경우가 H-pile의 편심배치에 따른 아치높이 증가와 아치효과의 증대로 낮은 응력이 발생하기 때문이며, 배합강도의 저감으로 시멘트의 사용량 감소를 기대할 수 있다.
5. ESCW 수치해석
ESCW공법을 평가하기 위한 추가적인 방법으로 유한요소해석을 통한 SCW와 ESCW공법의 비교 검토를 수행하였다. 이를 위해, Nishanthan et al.(2018)에 따른 모델을 이용하여 해당 연구 결과와 SCW 유한요소해석 결과를 먼저 비교 검증하였으며, 이를 바탕으로 SCW와 ESCW공법의 유한요소해석을 수행하였다. 모델의 형상과 치수는 Fig. 15와 같다.
소일시멘트 벽체의 직경은 0.90m, 벽체 간 중심거리는 0.65m이며, 탄성계수는 일축압축강도의 100배 값인 200MPa이 적용되었다. H형강의 크기 및 탄성계수는 각각 W30x108(H-757.7x266.1x13.8x19.3mm), 304,565kN/m2이며, H형강 간의 거리는 1.30 m이다.
지반의 경우, Fill, bay mud, marine sand 및 colluvium으로 이루어져 있으며, 굴착된 지반을 따라 높이 18.3m의 벽체가 설치되어 있다. 지반 물성치의 경우, Nishanthan et al.(2018)의 연구에 따라, 아래 Table 5와 같이 적용되었다. 지반 물성치를 살펴보면, Fill, Bay mud 및 Marine sand는 각각 다른 재료적 특성을 보이나, Collluvium의 경우 Marine sand와 비슷한 특성을 보이고 있다. 따라서 배면토에 따른 소일시멘트 벽체의 거동을 살펴 보기 위해 Collluvium은 제외한 Fill, Bay mud 및 Marine sand의 3가지 배면토만을 고려하여 해석을 수행하였다.
Table 5.
Material properties of soil layers
구조해석을 위해, Abaqus 프로그램을 이용한 3차원 유한요소해석을 수행하였으며(Abaqus, 2011), 소일시멘트와 지반의 응력-변형률 거동을 고려하기 위해 Mohr-coulomb plasticity model이 적용되었다. 본 모델의 경우, H형강-소일시멘트, 지반-소일시멘트 및 소일시멘트-소일시멘트 사이에 접촉면이 발생하게 되고, 접촉면은 interaction 옵션 중 surface to surface contact이 사용될 수 있다. 접촉 모델의 경우 접촉면 수가 증가할수록 연산 처리되어야 할 비선형 해의 수가 증가하게 되므로 해석시간이 증가하게 되고 해석 모델의 수렴이 어려워진다. 따라서 해석모델에 적합한 접촉요소를 정립하고 이를 통한 해석결과의 수렴성이 고려되어야 한다. 이를 위해 본 모델에서는 소일시멘트-소일시멘트는 일체형으로 모델링하여 일체거동 시키고, H형강-소일시멘트와 지반-소일시멘트 사이의 접촉면에 contact을 적용하였다. H형강과 소일시멘트 사이 접촉면의 경우, Rough 마찰식과 No slip 조건을 위한 infinite elastic slip stiffness를 적용하여 H형강과 소일시멘트의 분리에 따른 심각한 컨버전스 문제를 회피하도록 하였다. 지반과 소일시멘트 사이의 접촉면 역시도 No slip 조건을 적용하여 하중 재하에 따른 분리를 피하도록 하였다.
경계조건의 경우, Fig. 16과 같이 양 측은 pinned으로, 강재 하단은 fixed로 설정하였다. 강재 하단을 pinned로 설정할 경우, H형강의 강도발현이 제대로 발휘되지 않아 H형강의 삽입 효과를 적용할 수 없으므로, fixed 경계조건을 설정하였다. 3차원 모델이기 때문에 Z-방향에 대해 평행한 경계조건을 길이방향 양 단면에 적용하였으며, 이에 따라 Nishanthan et al.(2018)에 의한 2차원 모델 결과를 본 연구의 3차원 모델로 구현하여 해석하여도 같은 결과의 도출이 가능하다.
SCW와 ESCW 모델의 3차원 모델링 형상은 Fig. 17과 같으며, SCW 모델과 Nishanthan et al.(2018)의 연구 결과에서의 응력비교는 Fig. 18과 같다. S11(수평방향 평면응력), S22(수직방향 평면응력)및 S12(전단응력) 응력에 결과를 비교하였으며, 비교 결과 유사한 응력 흐름을 보이는 것으로 나타났다.
SCW와 ESCW 모델의 주응력에 대해 Fig. 19와 같이 비교 검토하였다. 응력분포의 경우 H형강 하부 플랜지와 소일시멘트가 인접한 지점에서 시작하여 아치의 형태를 이루며, 최대 및 최소 응력은 그 부분에서 발생한다. ESCW공법의 경우 기존의 SCW공법보다 아치 형상의 높이가 높게 나타난 것을 알 수 있다. 이에 대한 영향으로 Table 6과 같이 모든 응력 결과는 ESCW의 경우가 10~30% 정도 작게 나오는 것을 알 수 있다. 처짐에 따른 두 모델의 형상은 Fig. 20과 같다. 처짐이 발생되는 형상이 SCW 모델의 경우가 더 큰 것을 보여주고 있으며, Table 6과 같이 응력의 결과와 마찬가지로 처짐의 경우에도 ESCW 모델에서 33~46% 정도 줄어든 것을 알 수 있어, ESCW 공법이 토압 저항성과 안정성에 대해 더 효율적인 것을 알 수 있다.
6. 결 론
본 연구에서는 최대편심량, 임계각도 및 굴착직경 산정식 제시를 통해 ESCW 공법의 응력 산정식을 확립하였고, 사례를 통한 SCW 공법과의 응력 비교검토를 수행하였다. 또한 ESCW 공법의 수치해석을 통한 해석적 연구를 수행하였고, 본 논문을 통한 결론은 다음과 같다.
(1) ESCW 공법의 응력 산정식을 위해 기존 SCW 간편법 적용을 전제로 하여 최대편심량, 임계각도 및 굴착직경에 따른 산정식을 제안하였다. 최대편심량의 경우 최외단에서 10mm를 굴착면으로 가정한 일반적인 케이스와 굴착공 곡선부와 맞닿는 면까지 심재를 설치한 특별 케이스의 2가지로 식을 제안하였다. 기존 SCW 및 ESCW의 2가지 케이스에 대한 최대편심량을 비교한 결과 ESCW의 일반적인 케이스에서 가장 큰 편심량을 갖는 결과를 보였다.
(2) 단면력 산정을 위한 가상아치의 각도와 두께의 계산을 위해 도해적인 방법으로 임계각도 및 굴착직경 산정식을 제시하였다. 가상의 산형아치가 심재 복부판 중심과 이루는 각도 및 플랜지의 끝선과 이루는 한계각을 정의하였고, 이 각도값의 비교를 통해 최종 임계각도가 결정되었다. 편심이 증가하면 임계길이 a는 감소되며 이 둘을 합하면 일정한 값으로 수렴되었다. 편심이 없을 때, e+a는 일정하다는 개념에 기초하여 한계각에 따른 굴착직경 확대 임계치인 a를 일정한 상수로 설정하면 심재의 편심(e)이 달라질 경우 a값도 변하게 되므로, 현장에서 a값을 넘지 않도록 관리하는 것이 필요하다는 결론을 얻었다.
(3) 특정사례를 통해 SCW 간편법과 ESCW 산정식의 응력 비교 검토를 수행하였고, 39개의 케이스에 대한 축응력과 설계응력이 계산되었다. 39개의 케이스 중 SCW는 29개의 케이스(74%), ESCW는 21개 케이스(54%)가 전단응력에 지배되는 것으로 나타났으며, 소일시멘트의 배합강도 결정을 위한 설계응력은 ESCW의 응력이 SCW보다 낮아 평균 26%정도의 배합강도의 저감이 가능한 결과를 얻었다.
(4) 유한요소해석을 통한 SCW와 ESCW 공법의 비교검토가 수행되었다. H형강 하부 플랜지와 소일시멘트가 인접한 지점에서부터 아치가 시작되는 아치형상의 응력분포를 보였으며, SCW보다 ESCW의 경우가 더 높은 아치 형상을 나타내었다. 이로 인해 아치효과에 대한 영향이 커져 ESCW의 발생 응력이 10~30%정도 더 작은 결과를 보였다. 발생 처짐의 경우에도 ESCW의 처짐이 33~46% 정도 더 작게 발생하여 토압 저항성과 안정성에 대해 더 효율적인 것으로 판단되었다.
(5) 본 연구에서는 수치해석을 위해 해외 사례에 따른 연구모델과의 비교 검증을 수행하였으나, 소일시멘트벽체에 대한 한국형 수치모델이나 검증에 대한 연구가 아직은 미비하기 때문에 추후에 이에 대한 연구가 필요할 것으로 사료된다.
