工學碩士學位論文

土留假施設 構造物의 掘鑿段階에 따른

變形豫測 및 現場計測

指導敎授 朴 春 植

2003年 2月

昌原大學校 産業情報大學院

土 木 工 學 科

李 鍾 植

工學碩士學位論文

土留假施設 構造物의 굴착단계에 따른

變形豫測 및 現場計測

Prediction of Ground Movement and Field Monitoring

on Earth Retaining Wall by Excavation Step

指導敎授 朴 春 植

이 논문을 工學碩士學位論文으로 提出함

2003年 2月

昌原大學校 産業情報大學院

土 木 工 學 科

李 鍾 植

李鍾植의 碩士學位論文을 認准함

審 査 委 員 長 장 정 욱 印

審 査 委 員 남 선 우 印

審 査 委 員 박 춘 식 印

2003年 2月

昌原大學校 産業情報大學院

Abstract

Prediction of Ground Movement and Field Monitoring on

Earth Retaining Wall by Excavation Steps

by Lee, Jong-sik

Dept. of Civil Engineering

Graduate School of Engineering

Changwon National University

Changwon, Korea

This study compared theoretical, empirical and filed monitoring

results in deformation of the earth retaining wall occurring in

each excavation step. The following show the conclusions of this

study.

(1) The theoretically predicted horizontal displacement was greater

than the measured value in general.

(2) Empirical equations showed diverse results but the result of

Pecks equation appeared to be the most similar to the

measured value.

(3) Application of measured values appropriately to the field

requires feedback analyses, which repeatedly adjust soil

parameters that were set in design.

목 차

그림 목차 ······································································································ ⅰ

표 목차 ··········································································································· ⅱ

Ⅰ. 서론

1.1 연구 목적 및 배경 ……………………………………………………… 1

Ⅱ. 이론적 고찰

2.1 널말뚝 (Sheet Pile Walls) ……………………………………………… 3

2.1.1 널말뚝의 개요 ………………………………………………………… 3

2.1.2 캔틸레버식 널말뚝 …………………………………………………… 3

2.1.3 버팀 굴착 ……………………………………………………………… 11

Ⅲ. 흙막이 계측 관리

3.1 흙막이 계측관리의 목적 및 역할 ……………………………………… 22

3.2 계측항목 ………………………………………………………………… 22

3.3 계측기 선정 및 계측위치 선정 ………………………………………… 24

3.3.1 계측기의 선택 ………………………………………………………… 24

3.3.2 계측위치의 선정 ……………………………………………………… 26

3.3.3 계측기의 일반적인 유지관리 ……………………………………… 27

3.4 현장계측 ………………………………………………………………… 28

3.4.1 흙막이 벽체의 수평변위 거동 계측 ………………………………… 28

3.4.2 지하수위 변화에 대한 계측 ………………………………………… 31

3.4.3 흙막이 벽 배면 간극수압에 대한 계측 …………………………… 32

3.4.4 인접 구조물의 기울어짐에 대한 계측 ……………………………… 33

3.4.5 H-Pile 및 버팀보의 응력변화에 대한 계측 ……………………… 34

3.4.6 버팀보의 축력 변화에 대한 계측 …………………………………… 35

3.5 지반 변위에 대한 해석적․반경험적 연구 …………………………… 37

Ⅳ. 흑막이벽의 변위에 대한 예측

4.1 해석에 사용된 SUNEX 프로그램 ……………………………………… 40

4.2 연구대상지역 ……………………………………………………………… 41

4.2.1 연구대상지역의 선정과 지반 물성치 ……………………………… 41

4.2.2 대상현장의 평면도 및 단면도 ……………………………………… 42

4.3 흙막이 벽의 변위 예측 ………………………………………………… 45

4.3.1 해석에 사용된 물성치 ………………………………………………… 45

4.3.2 SUNEX 해석에 의한 변위 …………………………………………… 46

4.3.3 경험식에 의한 변위 …………………………………………………… 46

4.3.4 경사계의 계측관리 기준 ……………………………………………… 47

4.3.5 예측 결과 ………………………………………………………………… 48

Ⅴ. 흙막이벽 변위의 현장 계측

5.1 대상지역의 계측기 설치 ……………………………………………… 49

5.2 대상지역의 계측결과 …………………………………………………… 50

5.2 대상지역의 예측치와 계측치의 결과비교 …………………………… 51

Ⅵ. 결론

참고문헌

부 록

감사의

- i -

그림 목차

그림 2.1 사질토층에 근입된 캔틸레버식 널말뚝 ……………………… 4

그림 2.2 사질토에 근입된 캔틸레버식 널말뚝 ………………………… 5

그림 2.3 점토 지반에 근입된 캔틸레버식 널말뚝 ……………………… 8

그림 2.4 굴착에 따른 변위 양상 ………………………………………… 11

그림 2.5 모래지반에서 버팀굴착과 옹벽에 대한 횡토압 비교 (δ=0)

……………………………………………………………… 12

그림 2.6 사질토지반에서 버팀굴착의 겉보기 토압분포 ……………… 14

그림 2.7 연약~중간점토지반에서 버팀굴착의 겉보기 토압분포……… 14

그림 2.8 단단한점토 지반에서 버팀굴착의 겉보기 토압분포………… 14

그림 2.9 버팀대에 걸리는 하중 결정 …………………………………… 15

그림 2.10 바닥융기에 대한 안전율 ……………………………………… 17

그림 2.11 L/B와 H/B의 값에 따른 Nc 의 값 ………………………… 19

그림 2.12 유선망 작도를 통한 파이핑에 대한 안전율 결정 ………… 19

그림 2.13 계수 m 에 대한 (2L2)/B와 B/(2L2) ………………………… 20

그림 2.14 계수 m 에 대한 최대 유출동수경사 ………………………… 21

그림 3.1 토류 구조물 시공시의 각종 계측기의 시공위치 ……………… 27

그림 3.2 경사계의 원리 …………………………………………………… 29

그림 3.3 경사계 설치 상세도 …………………………………………… 30

그림 3.4 지하수위계 설치 상세도 ………………………………………… 31

그림 3.5 간극수압계 설치 상세도 ………………………………………… 32

그림 3.6 틸트미터를 이용한 기울기 측정 상세도 ……………………… 34

그림 3.7 진동현식 변형률계의 상세도 …………………………………… 35

그림 3.8 strut에 설치된 load cell 의 상세도 …………………………… 36

그림 4.1 흙막이 벽의 평면도 ……………………………………………… 43

그림 4.2 스트럿의 단면도 ………………………………………………… 44

그림 5.1 지반의 단면도 및 경사계 설치 단면도 ……………………… 49

- ii -

표 목차

표 3.1 계측항목에 따른 계측기의 종류 ………………………………… 23

표 3.2 계측기의 종류별 특징 …………………………………………… 25

표 4.1 해석에 사용한 물성치 …………………………………………… 45

표 4.2 예측 결과 …………………………………………………………… 46

표 4.3 경험식에 의한 값 …………………………………………………… 47

표 4.4 토류벽 변위의 예측치와 계측관리기준 ………………………… 48

표 5.1 측정 결과 …………………………………………………………… 50

표 5.2 예측치와 결과치의 비교 …………………………………………… 51

표 5.3 Sunnex의 예측치와 실측치의 비교 ……………………………… 52

표 5.4 경험식과 실측치의 비교 ………………………………………… 53

- 3 -

Ⅰ. 서론

1.1 연구 배경 및 목적

최근에 이르러 국내에서는 경제성장과 함께 교통시설의 확충 및 대형구

조물의 건설이 활발하게 이뤄짐에 따라 토지활용의 극대화를 위해 대도

시의 도심지를 중심으로 기존 구조물에 인접하여 대규모의 굴착공사가

활발하게 이뤄지고 있다. 깊은 굴착시에는 주변지반 및 흙막이 벽체에서

변위가 발생하며, 특히 토류벽 뒤편의 지표의 침하 크기와 분포는 인접구

조물에 직접적인 향을 준다. 이러한 변위가 지속적으로 발생할 때에는

흙막이 벽체 뿐만 아니라 인접한 구조물의 안전성에 문제가 발생한다. 특

히 공사현장에 중요 구조물이 인접하고 있다면 비교적 작은 량의 변위라

할지라도 주변 구조물에 치명적인 향을 미칠 수 있다. 따라서 깊은 굴

착이 구조물에 인접하여 수행될 경우에는 지반 및 구조물의 변위를 예측

하여 구조물의 피해 향을 점검하는 것이 아주 중요하다.

일반적으로 굴착현장에서는 육안에 의한 관찰과 병행하여 현장계측을 실

시하고, 그 결과를 활용하여 공사의 안전성 여부를 판단하게 된다. 이때

흔히 토류벽의 변위 및 지보 축력의 크기에 대해 공사 이전의 설계 및 경

험적인 연구결과로부터 추정된 어떤 임의의 정량적인 값을 설정하고 이

값을 기준으로 안전관리를 수행하는 것이 일반적이다.

깊은 굴착 시에 주변지반의 변위를 예측하는 방법은 Peck(1969),

O`Rourke(1975), Clough & O`Rourke(1990) 등의 경험적인 방법이 이용되

고 있다. 그러나 지반 변형은 흙의 종류, 흙막이벽의 종류, 시공방법 및

- 4 -

과정, 공사기간 등에 따라 복잡하게 거동하므로 경험적인 방법에 의한 일

률적인 적용은 다소 상이한 결과를 나타낼 것이다. 근래에 이르러 수치해

석 기법이 발전되면서 지반의 변위 예측은 유한요소 및 유한차분법에 의

해 이뤄지고 있다. 그러나 이와 같은 방법도 수치모형, 토질상수 등을 어

떻게 결정하느냐에 따라 상이한 결과를 나타내기 때문에 현재에 이르기

까지 지속적인 연구가 계속되고 있다.

따라서 본 논문에서는 마산시에 위치한 건축구조물의 터파기 공사 현장

을 대상으로 흙막이벽의 굴착단계에 따른 변형에 대한 이론적 산출과 아

울러 현장계측을 통해 측정된 값을 비교, 검토하고자 한다.

- 5 -

Ⅱ. 이론적 고찰

2.1 널말뚝 (Sheet Pile Walls)

2.1.1 널말뚝의 개요

널말뚝은 소형 배의 정박시설에서 대형부두 시설까지 이르는 해안 접

안구조물을 연속벽으로 시공하는데 사용되고 있다. 다른 형태의 옹벽시

공과는 달리, 널말뚝의 시공은 현장에 존재하는 물을 제거할 필요가 없

다. 또한, 널말뚝은 버팀굴착과 같은 임시구조물을 축조하는데 사용된

다.

일반적으로 사용되는 널말뚝에는 여러 가지 형태가 있는데, 나무 널말

뚝, 기성콘크리트 널말뚝, 강재 널말뚝 등이 있다.

2.1.2 캔틸레버식 널말뚝( Cantilever Sheet Pile Wall )

캔틸레버식 널말뚝의 적절한 높이는 준설면 위로 6m 이하가 통용되고

있다. 이와 같은 경우의 널말뚝은 준설면 위의 넓은 캔틸레버보와 같이

거동한다. 캔틸레버식 널말뚝에 작용하는 횡순토압 분포의 기본원리는

<그림 2.1>에서 설명할 수 있다. 준설면 아래 사질토층에 근입된 캔틸

레버식 널말뚝은 횡방향 파괴특성을 보인다. 널말뚝은 O점을 중심으로

회전하고, 널말뚝의 양면에서의 수압은 같기 때문에 서로 상쇄되어서

단지 흙의 유효응력만을 고려한다. 역 A에서는 횡방향 토압은 주동토

압만 작용하고, 역 B에서는 널말뚝의 파괴특성 때문에 물이 차 있는

쪽은 수동토압을 받고, 반대쪽은 주동토압을 받는다. 점 O를 중심으로

- 6 -

회전한 아래쪽 역 C는 역 B와 반대로 된다. 널말뚝에 작용하는 순

토압분포는 <그림 2.1>의 (b)와 같다. 설계를 할 때는 (c)와 같은 단순한

형태로 생각하여 사용한다.

<그림 2.1> 사질토층에 근입된 캔틸레버식 널말뚝

Watertable

Zone A

Zone B

ZoneC

Sand

Dredgeline

Passivepressure

Activepressure

Activepressure

Activepressure

Passivepressure

Sand

(a) (b) (c)

(가) 사질토 지반에 근입된 캔틸레버식 널말뚝

사질토에 근입된 널말뚝의 적절한 깊이를 <그림 2.2>를 참고로 하

여 유도하면 다음과 같다.

ⅰ) z = L 1 , P 1 = γ L 1K a ─ (2.1)

ⅱ) z = L 1 + L 2 ( dredge line ) ; P 2 = ( γ L 1 + γ 'L 2 ) K a

─ (2.2)

( γ ' = γ sat - γ w = γ sub )

ⅲ) L < z < L + D

- 7 -

← ; P a = [γ L 1 + γ ' L 2 + γ '( z - L 1 - L 2 ) ]K a

→ ; PP = γ ' ( z - L 1 - L 2 ) KP

∴ P = Pa- PP

= ( γ L 1 + γ ' L 2 ) Ka- γ ' ( z- L 1- L 2 ) ( KP- Ka )

↳ P 2

= P 2 - γ ' ( z - L ) ( KP- Ka ) ─ (2.3)

( L = L 1 + L 2 )

<그림 2.2> 사질토에 근입된 캔틸레버식 널말뚝

(a) 순토압의 분포, (b) 모멘트의 분포

D

L1

L2

L

L3

L4

L5

_z

z

Mmax

Sandγøc = 0

Sandγ satøc = 0

Sandγ satøc = 0

Slope1 vertical(Kp-Ka)γ 'horizontal

G

P

Water table

Dredge line

H

F

p3 B p4

F" z'

F'

p1

p2

(a) (b)

E

D

C

A

P = 0 ; P 2 - γ ' ( z - L ) ( KP- Ka ) = 0

- 8 -

z - L = L 3 =P 2

γ ' ( KP- Ka ) ─ (2.4)

∴ slope of DEF ; vertical : horizontal = 1 : γ ' ( KP- Ka )

HB = P 3 = L 4 γ ' ( KP- Ka ) ─ (2.5)

ⅳ) z = L + D

← ; P P = ( γ L 1 + γ' L 2 + γ' D ) K P

→ ; Pa = γ' D K a

P P - P a = ( γ L 1 + γ' L 2 ) K P + γ' D ( K P - K a )

= ( γL 1 + γ' L 2 )KP+ γ' L 3 ( KP- K a ) + γ' L 4 ( K P- K a )

↳ put P 5

= P 5 + γ ' L 4 ( KP - Ka ) ─ (2.6)

for L 5 ∑F = 0

for L 4 ∑MB = 0

● ∑F = 0

( A C D E )A- ( E F H B )A+ ( F H B G )A = 0

↳ P

∴ P -12p 3L 4 +

12L 5 ( p 3 + p 4 ) = 0 ─ (2.7)

L 5 =p 3L 4 - 2 P

p 3 + p 4 ─ (2.8)

- 9 -

● ∑MB = 0

P ( L 4 + z )- ( 12 p 3L 4 ) (L 43 ) + 1

2L 5 ( p 3 + p 4 ) (

L 53 ) = 0

─ (2.9)

combining Eqs. (2.5), (2.6), (2.8) and (2.9)

L 44+ A 1 L 4

3- A 2 L 4

2- A 3L 4 - A 4 = 0 ─ (2.10)

where,

A 1 =p 5

γ' ( K P - K a ) ─ (2.11)

A 2 =8 P

γ' ( KP - Ka ) ─ (2.12)

A 3 =6 P [ 2 z γ' ( KP - Ka ) + p 5 ]

γ' 2 ( KP - Ka )2

─ (2.13)

A 4 =P ( 6 z p 5 + 4 P )

γ'2( KP - Ka )

2 ─ (2.14)

● Depth of Embedment ; D ⇒ 20% ∼ 30% increase

or K P ( design ) =KPF S

( FS ≈ 1.5 ∼ 2.0 )

● Calculation of Maximum Bending Moment

E∼ F ' : zero shear ⇒ M max : z '

P -12( z ' )

2( KP - Ka ) γ' = 0

- 10 -

∴ z '=2 P

( KP - Ka ) γ' ; E∼ F ''

M max = M F ''

= P ( z + z ' ) -12( z ' )

2( KP- Ka ) γ'․

z '3

section modulus of the sheet pile ; s =M max

σall

σ all ; allowable flexural stress of the sheet pile

(나) 점토 지반에 근입된 캔틸레버식 널말뚝

캔틸레버식 널말뚝이 비배수 점착력 c(Φ=0)를 가지는 점성토에 타

입 되는 경우가 있다. 이 때의 순 토압분포는 <그림 2.2>의 경우와는

다소 다르다. 점토에 근입되고 모래로 뒷채움한 캔틸레버식 널말뚝의

경우의 토압분포는 <그림 2.3>과 같다.

<그림 2.3> 점토 지반에 근입된 캔틸레버식 널말뚝

A

B

L1

L2

L3

L4

D

Z

P1

z1

C P1

DP2

Watertable

Dredge line F E

p6

GZ

p7H

Sandγ satøc = 0

Sandγ satøc = 0

Clayγ satøc

- 11 -

ⅰ) z = L 1 ; p 1 = γ L 1Ka

ⅱ) z = L 1 + L 2 ; p 2 = ( γ L 1 + γ' L 2 ) Ka

ⅲ) L < z < L + D

← P a = [γ L 1 + γ'L 2 + γ sub ( z - L ) ] K a - 2 c K a

→ ; PP = γ sub ( z - L ) KP + 2 c KP

( Ka , KP = 1 ∵ φ = 0 )

∴ p 6 = PP- Pa

= [γ sub ( z- L ) + 2c ] - [γL 1 + γL 2 + γ ｓｕｂ ( z- L ) ] + 2c

= 4 c - ( γ L 1 + γ ' L 2 ) ─ (2.15)

ⅳ) z = L + D

← ; PP = ( γ L 1 + γ ' L 2 + γ sub D ) + 2 c

→ ; Pa = γ sub D - 2 c

∴ p 7 = PP- Pa = 4 c + ( γ L 1 + γ ' L 2 ) ─ (2.16)

∑F = 0 ;

( ACDE )A- ( EFIB )A+ ( GIH )A = 0

ꀲ P 1

P 1 - [ 4 c - ( γ L 1 + γ ' L 2 ) ] D

+12L 4 [4 c - ( γ L 1 + γ ' L 2 ) + 4 c + ( γ L 1 +γ ' L 2 ) ] = 0

∴ L 4 =[4 c - ( γ L 1 + γ ' L 2 ) ] D - P 1

4 c ─ (2.17)

- 12 -

∑MB = 0 ;

P 1 ( D+ z 1 )- [ 4c- ( γL 1 + γ 'L 2 ) ]D2

2+12L 4 ( p 7+p 6 ) (

L 43) = 0

─ (2.18)

combining Eqs.(17) and (18)

D2[4 c- ( γL 1 + γ 'L 2 ) ] - 2DP 1-

P 1 ( P 1 + 12c z 1 )

( γL 1 + γ 'L 2 ) + 2c= 0

─ (2.19)

Dactural = 1.4 ∼ 1.6 D

● Calculation of Maximum Bending Moment

L 1 + L 2 < z < L 1 + L 2 + L 3 ; zero shear ⇒ z '

P 1 - p 6 z ' = 0

∴ z ' =P 1p 6

M max = P 1 ( z 1 + z ' ) - p 6 z '․12z '

s =M max

σall ─ (2.20)

- 13 -

2.1.3 버팀굴착( Braced Cuts )

(가) 버팀굴착의 횡토압

옹벽의 충분한 변위를 유발시키는 횡토압(lateral earth pressure)은

Rankine이나 Coulomb의 이론에 의하여 도출한 토압과 거의 일치한

다. 버팀굴착에서는 옹벽에서와 대조적으로 <그림 2.4>에 도시된 것

과 같이 다른 형태의 변위를 유발시킨다.

(a) 옹벽 (b)버팀굴착

<그림 2.4> 굴착에 따른 변위 양상

이 경우에 굴착면의 변형은 굴착심도에 따라 점차 증가한다. 변형량

은 흙의 종류, 굴착심도, 가시설 공사기술 등과 같은 여러 요인에 의

하여 좌우된다. 그러나, 굴착단면 상부에 발생되는 아주 미비한 변형

을 유발시키는 횡토압은 정지토압(at-rest pressure)에 가까울 것이다.

굴착단면 하단에는 더 큰 변형을 유발시키는 횡토압이 작용하는데,

- 14 -

이 크기는 실제적으로 Rankine의 주동토압보다 적다. 이 모든 결과를

정리하여 보면, 버팀굴착 단면에 작용하는 황토압의 분포도는 옹벽의

직선적으로 증가한다고 가정한 토압분포와 비교하면 실질적인 차이가

있다. 벽면에 작용되는 전체수평력 P는 Terzaghi(1943)의 쇄기이론 <

그림 2.5>에 의하여 이론적으로 산정할 수 있다. 파괴면은 대수나선

형으로 원호형태를 이룬다고 가정한다.

즉,

r = r 0 e θtanφ

여기서, Φ = 흙의 내부 마찰각

(a) (b)

<그림 2.5> 모래지반에서 버팀굴착과 옹벽에 대한 횡토압 비교 (δ=0)

- 15 -

(나) Peck's (1969) Pressure Envelopes

● 모래지반의 굴착

<그림 2.6>은 모래지반에서의 굴착단면에 대한 토압분포를 나타낸

것이다. 토압 Pa는 다음과 같이 표현된다.

Pa = 0.65γHKa ─ (2.21)

여기서, γ = 흙의 단위중량

H = 굴착심도

Ka = Rankine의 주동토압 계수 = tan2(45-Φ/2)

● 연약~중간 점토지반의 굴착

<그림 2.7>은 연약~중간 점토지반의 굴착단면에 대한 토압분포

를 나타낸 것이다. 이는 다음 조건에서만 적용된다.

γH C > 4

여기서, c = 비배수 점착력(Φ = 0)

γ = 점토의 단위중량

토압 Pa는 다음 중 큰 것을 사용한다.

P a = γH [1- (4cγH)] 또는 Pa = 0.3γH

─ (2.22)

- 16 -

● 단단한 점토지반의 굴착

<그림 2.8>에 도시된 단단한 점토지반의 굴착단면에 대한 토압은

다음과 같이 계산할 수 있다.

P a = 0.2γH ∼ 0.4γH ─ (2.22)

위의 식은 γH C ≤ 4 의 조건에서만 적용된다.

<그림2.6>사질토지반에서 버팀굴착의 겉보기 토압분포(peck,1669)

<그림2.7>연약~중간점토지반에서 버팀굴착의

겉보기 토압분포(peck)

<그림2.8>단단한점토지반에서 버팀굴착의

겉보기 토압분포(peck)

(다) 버팀굴착의 여러 설계 요소들의 설계

● 버팀대(strut)

버팀대에 작용하는 하중을 산정하기 위하여 단순화한 보수적인 방

법을 사용할 수 있다. 이 과정은 프로젝트에 관련된 기술자마다 차

이가 있으나, 단계적이고 일반적인 방법은 다음과 같다.

- 17 -

버팀굴착의 단면 및 평면 버팀대에 걸리는 하중산정 방법

<그림 2.9> 버팀대에 걸리는 하중 결정

① 버팀굴착면에 대한 토압분포도를 그린다(그림2.6~8 참조). 또

한 예정된 버팀대의 위치를 도시한다. <그림 2.9> (a)는 사질토

의 토압분포이다. 그러나, 이 분포도는 점토의 경우에도 사용이

가능하다. 버팀대의 위치를 A, B, C, D로 표시하 다. 널말뚝

- 18 -

(또는 엄지말뚝)들은 맨 첫 번째 상부의 것과 마지막 바닥의

것을 제외하고는 힌지라고 가정한다.

② 두 개의 단순 캔틸레버빔들(상․하부)과 그 사이에 있는 모

든 단순보들에 대한 반력을 구한다. <그림 2.9> (b)에서 이들

반력들은 A, B1, B2, C1, C2, D이다.

③ 이들 하중은 다음과 같이 계산한다.

PA = A․S

PB = ( B 1 + B 2 ) S

PC = ( C 1 + C 2 ) S

PD = D․S ─ (2.23)

S ; horizontal spacing of the struts

④ 각 위치에 설치된 버팀대가 받는 하중과 중간의 버팀조건이

결정되었으므로 이에 맞는 부재의 단면을 철근시방서를 참고

하여 선택한다.

● 널말뚝(Sheet Pile)과 띠장(Wales)의 단면계수는 다음과 같이

구한다.

S =M max

σ all(section modulus) ─ (2.24)

여기서, σall = 널말뚝 부재의 허용연성 응력

- 19 -

(라) Stability of Braced Cuts

● 점토지반에서 버팀굴착 하단면의 융기

① Terzaghi (1943)

점토지반의 버팀굴착에 있어서 굴착하단면의 융기로 말미암아

불안정한 경우가 종종 있다. Terzaghi(1943)는 바닥융기로 인한

버팀굴착의 안전율을 분석하 다. <그림 2.10>에는 이러한 경우

의 파괴면을 나타내고 있다.

<그림 2.10> 바닥융기에 대한 안전율

g e

Failuresurface

c

cf

B

c

c

a bd

H

45° 45°

c

Note: cd and cfare arcs of circleswith centers at band a, respectively

B1

0.7B

버팀굴착 바닥면의 선 bd와 af를 따라 발생되는 굴착면의 단위

길이당 연직하중은 다음과 같다.

Q = γ H B 1 - c H ( B 1 = 0.7 B )

- 20 -

q u = c N c + q N q +12γ B N γ

= c Nc+ q

( φ = 0 → Nc = 5.7, Nq = 1, N γ = 0 )

q u ( net ) = c Nc+ q - q = c Nc

∴ Q u ( net ) = c Nc․B 1 = 5.7 c B 1

F S =Q u ( ｎｅｔ )

Q=

5.7 c B 1γ H B 1 - c H

=1H (

5.7 c B 1γ B 1 - c )

=1Hꀌ

ꀘ

︳︳︳

5.7 c

γ -cB 1

ꀍ

ꀙ

︳︳︳=

1Hꀌ

ꀘ

︳︳︳

5.7 c

γ -c0.7B

ꀍ

ꀙ

︳︳︳

If D < 0.7 B

F S =1Hꀌ

ꀘ

︳︳︳

5.7 c

γ -cD

ꀍ

ꀙ

︳︳︳ ─ (2.25)

② Bjerrum ＆ Eide (1956)

F S =c NcγH

─ (2.26)

Nc 는 <그림 2.11>에서 구할 수 있다.

- 21 -

<그림 2.11> L/B와 H/B의 값에 따른 Nc 의 값

● 모래지반에서 버팀굴착 바닥의 안정성

<그림 2.12> 유선망 작도를 통한 파이핑에 대한 안전율 결정

W aterlevel

A B

W ater table W ater table

h

1

2

345

678

Im pervious layer

a

- 22 -

● critical hydraulic gradient ; i c γ

i c γ =γ 'γw

=Gs- 1

1 + e ≈ 0.9 ∼ 1.1 ( average : 1.0 )

● maximum exit gradient ; i max (exit )

i max (exit ) =

hNda ; length of the flow element at A ( or B )

∴ F S =i cγ

i max (exit ) ─ (2.27)

● Harr (1982) : L 3 = ∞

a

b

<그림 2.13> 계수 m 에 대한 (2L2)/B와 B/(2L2) (Harr, 1962)

- 23 -

a

b

<그림 2.14> 계수 m 에 대한 최대 유출동수경사 (Harr, 1962)

- 24 -

Ⅲ. 흙막이 계측관리

현대의 토목구조물은 도시화, 집화, 고속화, 정 화가 요구되고, 또한

서로 상반되는 경제성과 안정성이 절실히 필요하다. 국내에서도 지하철,

지하상가, 고층건물 등의 건설을 위해 도심지 내에서 굴착공사가 빈번하

여 이로 인한 주변건물의 피해가 발생되고 이는 심각한 사회문제로 대두

되고 있다. 따라서, 이들 조건을 모두 만족시키기 위한 정보화 시공 즉,

계측을 이용한 시공의 필요성은 급속도로 증가되고 있다.

3.1 흙막이 계측관리의 목적 및 역활

설계시의 지반조건 및 설계에 관계되는 각종 정수에 대한 정보의 부족으

로 인한 설계상의 불확실성에 대비하여 지하수위의 변화, 토류벽체의 변

위, 지반반력, 토압 및 수압의 변화, 인접지반의 침하 등을 터파기공사

중에 지속적으로 추적하여 설계치와 비교․검토를 한다. 따라서 토류구조

물 및 지반의 전반적인 거동의 경향을 알 수 있으며, 이 계측자료를 이용

하여 구조물 및 인접지반의 안전도성을 사전에 확인하고, 이에 대한 최적

의 보완시기와 방법을 강구할 수 있도록 한다.

3.2 계측 항목

흙막이 공사에 필요한 계측항목에 따른 계측기의 종류는 다음 <표 3.1>

과 같다.

- 25 -

<표 3.1> 계측항목에 따른 계측기의 종류

특성

관리 대상계측항목 측정사항 계측기

흙막이

구조물의

관리

흙막이 벽체의

계측

토압

수압

Bending stress

변형

Soil pressure meter,

piezometer, strain,

gauge, inclinometer

wale, strut,

earth anchor

등의 벽체의

지지구조물의

계측

strut, earth

anchor : 축력,

변형

wale : 변형,

국부파손

load cell

strain gauge 등

주변지반 및

인접구조물의

관리

주변지반의

변위계측배면지반의 변형

inclinometer

settlement

extensometer

인접구조물의

변위계측

구조물의 침하,

균열, 경사이동,

변위

tiltmeter

crack gauge

strain gauge

지하수위

관리

지하수위 및

간극수압 계측

지하수위 및

간극수압의 변동

water level meter

piezometer

소음 및

진동관리

소음 및 진동

계측

소음에 의한 장애

진동에 의한

인접구조물의

향

sound level meter

vibroscope

단, 계측항목은 설계도면을 표준으로 하되, 현장 여건과 상황에 따라 감

독원의 승인 하에 조정될 수 있다.

- 26 -

3.3 계측기 선정 및 계측위치 선정

3.3.1 계측기의 선택

계측기의 선택은 공사의 중요성, 계측자료의 정확성, 경제성 등의 기본

적인 조건을 먼저 고려하고, 다음과 같은 세부자료들을 고려하여 선택

해야 한다.

① 계측기의 정 도, 계측범위 및 신뢰도가 계측목적에 적합할 것

② 구조가 간단하고 설치가 간단할 것

③ 온도, 습도에 대해 향을 적게 받거나 이에 대한 보정이 간단할 것

④ 예상 변위나 응력의 크기보다 계측기의 측정범위가 클 것

⑤ 계기 오차가 적고 이에 따른 이상유무의 발견이 쉬울 것

한편 토류벽에 주로 많이 사용되는 계측기의 종류별 특성은 <표 3.2>

와 같다.

- 27 -

<표 3.2> 계측기의 종류별 특징

특징

종류설치 위치 설치 방법 용도

경사계토류벽,

배면 지반

굴착심도 보다는

깊게하고 부동층

까지 천공할 것

굴착동사 중의 인접지반의 수평변위량

과 방향을 실측하고, 이를 이용하여

토류 구조물의 각 지점의 안전성 판정

지하수위계토류벽,

배면지반

대수층까지

천공할 것

지하수위 변화를 실측하여 각종 계측

결과 분석의 기초 자료로 이용하고,

지하수위의 변화 요인 분석 및 이에

따른 대책 수립

간극수압계 배면 연약지반 연약층 깊이별

굴착공사에 따른 과잉간극수압의 변화

를 측정하여 이로 인한 토류 구조물의

안정성 검토

토압계토류벽

배면토 내

토류벽의 종류에

따름

주변지반의 하중으로 인한 토압변화를

추정하여 토류구조물의 안정성 검토

하중계strut, anchor

본체

각 단계별

굴착시 설치

strut, earth anchor 등의 축하중 변화

를 측정하여 이들 부재의 안정상태의

파악 및 하중변화의 원인규명에 이용

변형률계엄지말뚝, strut,

띠장, 각종강재,

또는 콘크리트

용접 또는

접합제

토류구조물의 각 부재와 인접구조물의

각 지점 및 타설 콘크리트 등의 응력

변화를 측정하여 이상 변형 파악 및

대책수립에 용이

tiltmeter인접구조물의

골조 또는 벽체

접착 또는

bolting

인접한 구조물에 설치하여 구조물의

경사 및 변형상태를 측정하여 그 구조

물의 안전성 판단

지중침하계토류벽 배면,

인접구조물의

주변

부동층까지 천공

인접지반의 각 지층별 침하량을 측정

하여 보강대상과 범위의 결정 및 최종

침하량의 예측

지표침하계토류벽 배면,

인접구조물의

주변

동결 심도 보다

깊게

지표면의 절대치의 침하량을 측정하여

침하량의 속도판단 및 최정침하량을

추정하여 허용치와의 비교․분석하여

안전성 판단

균열측정계 균열 부위 균열부위 양단

주변구조믈 및 지반등의 균 발생시

에 이들의 크기와 변화 상태를 정

측정하여 균열속도 등을 파악 안정유

무의 판정

진동, 소음

측정기문제 위치 필요시 측정

굴착, 발파 및 장비의 진동과 소음을

측정하여 구조물의 위험예방과 민원예

방에 활용

- 28 -

3.3.2 계측위치의 선정

현장 계측은 가능한 다양한 거동을 밝힐 수 있도록 많은 위치를 선정

할수록 좋으나 경제적인 측면에서 토류구조물 및 배면 지반의 거동을

대표할 수 있는 최소한의 위치를 선정하는 것이 가장 합리적이다. 따라

서 아래와 같은 사항들을 고려하여 계측위치를 선정한다.

① 원위치 시험 등에 의해서 지반조건에 충분히 파악되어 있는 곳

② 토류구조물의 전체를 대표할 수 있는 곳

③ 중요구조물이 인접해 있는 곳

④ 토류구조물이나 지반에 특수한 조건에 있어서 공사에 향을 미칠

것으로 예상되는 곳

⑤ 교통량이 많은 곳으로서 교통흐름의 장애가 없는 곳

⑥ 하천 주변 등 지하수가 많고, 수위의 변화가 심한 곳

⑦ 가능한 한 시공에 따른 계측기의 훼손이 적은 곳

이와 같은 조건에 따라 계측지점을 선정한 후, 가능한 각종 계측기가

동일 단면에 설치되게 배치하는 것이 중요하다. 이는 수평 변위, strut

의 변형, 주변지반의 침하, 지하수위 등이 서로 연관성이 있기 때문에

이를 종합적으로 분석함으로서 계측의 신뢰성을 높일 수 있기 때문이

다. <그림 3.1>은 토류구조물 시공시의 각종 계측기의 시공위치의 한

예를 나타낸 것이다.

- 29 -

<그림 3.1> 토류 구조물 시공시의 각종 계측기의 시공위치

3.3.3 계측기기의 일반적인 유지관리

계측기의 종류 및 형식에 따라 차이는 있을 수 있으나 일반적인 기기

관리 사항은 다음과 같다.

① 기기 제조업체에서 제공하는 사용설명서에 따라 일상점검 및 유지

관리를 철저히 실시할 것

② 단자(terminal)에 이물질이 끼거나 습기가 차지 않도록 하고 수시로

점검을 하고, 필요시 수리 및 소모성 부품을 교체할 것

③ 현장조건에 맞는 보호장치를 반드시 설치할 것

④ 충전지를 규칙적으로 점검하여 충전 및 적기에 교체할 수 있도록

할 것

⑤ 기기의 이동 및 운반 시에는 다른 일반장비와 구별을 위해 눈에 잘

띠는 색으로 칠하거나 포장을 하고, 충격을 완화시키기 위해 패드

- 30 -

등의 충격완화 장치를 설치할 것

⑥ 전자식 기기는 건조하고 청결한 상태를 유지해야 하므로 주기적으

로 보관상자 및 기기를 청소하고 건조시킬 것

3.4 현장 계측

3.4.1 흙막이 벽체의 수평변위 거동 계측

(가) 지중 수평변위 측정 목적

지하 구조물의 설치를 위하여 터파기를 하게 되면 일반적으로 터파기

방향으로 횡방향의 가설벽체 및 지반의 횡방향변위가 발생하고 이로 인

하여 지반이 함몰하게 될 우려가 있으므로 시공 중에 발생하는 횡방향

변위를 계측하여 공사의 완급을 조절해서 배면의 지반침하 및 벽체에

일어나는 응력을 검토하여 공사 중 또는 공사 후의 안전을 도모하기 위

해 설치한다. 지중에 소요깊이까지 경사계관(access tube)을 설치하고

probe를 그 관속에 어 넣어 일정간격으로 경사계관(access tube)의 경

사를 읽어 중심축에 따른 수평 변위량을 측정하여 흙막이 구조물의 연

속적인 횡방향 변위를 측정한다. 또한 다음과 같은 목적으로 이용될 수

도 있다.

① 흙막이 현장에서 엄지말뚝의 기울기 측정

② 건물 및 기존 구조물의 기울기 측정

③ earth anchor 의 천공각도 측정

- 31 -

④ 각종 계측기 설치면의 수평 및 수직도 확인

(나) 측정 원리

경사계는 계측기 제작사에 따라 외관, 기능 및 측정법에는 약간의 차

이가 있으나 원리는 동일하다.

<그림 3.2> 경사계의 원리

원리는 <그림 3.2>와 같이 서보 가속도계(servo accelerometer)원리로

서 위치감지기(position detector)의 자기장 내에 한 개의 진자(mass)가

놓여 있고 이는 중력의 작용을 받으면 중력의 작용방향으로 기울어지

게 되고 이로 인하여 위치감지기에 전류의 변화가 일어나게 된다. 이

전류가 서보 증폭기(servo-amplifier)를 통해 복원코일(restoring coil)로

- 32 -

전류가 들어오게 된다. 이때 진자의 처음은 변하려는 중력과 전자기력

을 반대 방향으로 가지게 되므로 평형이 이뤄져서 움직이지 않는다.

전류가 저항을 통과할 때의 전압을 측정할 수 있으며 이 전압은 진자

(mass)를 평형상태로 유지하려는 힘과 정비례한다. 쌍축형(biaxial

type) 경사계의 감지기 내에는 90°방향으로 각각 하나씩 가속도계가

들어 있으며 <그림 3.2>에서 보는 바와 같이 감지기(probe)는 경사계

관(acces tube) 의 홈을 따라 이동하며, 이때 감지기의 기울기는 진자

(mass)를 평형으로 유지하려는 힘과 정비례하므로 연직축으로부터의

기울기는 측정된 전압에 비례 상수를 곱하여 구할 수 있다. <그림

3.3>은 경사계의 설치 상세도를 나타낸 것이다.

- 33 -

<그림 3.3> 경사계 설치 상세도

3.4.2 지하수위 변화에 대한 계측

지하에 설치해 놓은 관측정이나 standpipe 내의 지하수위의 변동사항

을 측정하여 지하수위의 변동으로 인한 지반의 침하 및 안정문제를 검

토하기 위해 측정한다. 측정원리는 지하수면에 접촉한 물에 의한 센서

에 어스가 되어 부저가 울고 또한 램프에 불이 들어온 후, 그 때의 줄

자 눈금이 지표면 아래의 지하수위 상단 위치를 나타내게 된다.

지하수위계의 설치 상세도는 <그림 3.4>과 같다.

- 34 -

<그림 3.4> 지하수위계 설치 상세도

3.4.3 흙막이 벽 배면 지중 간극수압에 대한 계측

지반 내에 발생되는 응력은 흙입자를 통해 전달되는 압력과 물에 의한

압력으로 나눌 수 있으며, 물이 흙 속에서 정지 상태에 있거나 또한

유동할 때에 물에 의하여 발생되는 압력을 간극수압이라한다. 토목구

조물의 안정문제는 유효응력으로 평가되고, 토압측정에서 구해지는 값

은 토압과 간극수압을 합한 전응력이므로 구조물의 안정 문제를 평가

하는 유효응력을 얻기 위하여 간극수압을 측정한다.

- 35 -

<그림 3.5> 간극수압계 설치 상세도

공사 전 정상상태의 수위와 굴착, grouting 등으로 인한 수위, 수압의

변동을 측정하여 수위변화에 따른 배면지반의 거동, 인접구조물의 관

리 및 토류벽체에 미치는 향 등을 파악하기 위해 설치한다.

토층이 복잡한 경우의 간극수압계 설치 상세도(진동현식)는 <그림

3.5>와 같다.

3.4.4 인접 구조물의 기울어짐에 대한 계측

- 36 -

경사라 함은 ‘임의의 평면상에서 두 지점 사이의 고저차’ 라고 할 수

있는데 지반을 굴착하는 경우 굴착면과 연직이 되는 선은 굴착의 향

으로 인해 경사를 갖게 된다. 굴토 현장과 인접한 지반 위에 축조되어

있는 구조물은 기초의 형식, 토류 구조물의 강도 및 굴착지반의 토질

조건에 따라 서로 다른 형태의 경사를 보이게 되는데 기울기는 침하량

을 두 지점간의 거리로 나누어 계산할 수 있다.

<그림 3.6> 틸트미터를 이용한 기울기 측정 상세도

따라서, 터파기 공사시 주변 건물이나 옹벽 등에 tiltmeter를 설치하여

측정지점의 기울기를 측정하여 전술한 각종 허용기준치와 비교하여 건

물이나 기타 기 설치된 구조물의 안정을 검토하여 적절한 조치를 취하

기 위하여 실시한다. <그림 3.6>은 틸트미터를 이용한 기울기 측정 상

세도이다.

- 37 -

3.4.5 H-pile 및 버팀보의 응력변화에 대한 계측

<그림 3.7> 과 같이 토류 구조물의 지지구조체인 버팀보, 복공구간의 H-

형강(H-beam), 엄지말뚝 및 띠장 등의 표면에 부착하여 그 부재의 변형률

을 측정하여 부재에 작용하는 응력이나 휨모멘트를 구할 수 있다.

<그림 3.7> 진동현식 변형률계의 상세도

따라서, 사용 강재의 안정성 여부는 물론 인접구조물이나 지반의 거동을

유추하고, 나아가서는 추후 거동의 예측 및 보강 여부 등의 관리 기준으

로 삼기 위하여 사용한다. 한편으로 최근에는 어스 앵커의 강선에 직접

부착하여 강선의 응력, 터널의 복공(lining) 및 지지보의 변형률, 파이프

라인(pipe line)의 응력집중 및 nailing 의 축력 측정에도 사용된다.

- 38 -

3.4.6 버팀보의 축력 변화에 대한 계측

strut 축력이나 earth anchor 긴장력을 측정하여 설계치와 비교․검토

하고 배면지반 및 토류구조물의 거동과 정착부의 이상 유무 등을 파악

하여, strut 및 앵커의 전반적인 안정문제를 검토할 수 있다. 한편, rock

bolt의 축하중 측정에도 사용된다. <그림 3.8>는 strut에 설치된 load

cell 의 상세도이다.

<그림 3.8> strut에 설치된 load cell 의 상세도

- 39 -

3.5 지반 변위에 대한 해석적, 반 경험적 연구

Caspe(1966)는 대수 나선형의 활동면을 설정하고 향권 내의 토체를

일정한 띠로 나누어 토류벽의 수평변위와 지반의 포와송비(ν)를 이용하

여 굴착에 따른 인접 지표의 침하량과 분포에 대한 산정 방법을 제시하

고 있다. 결과적으로 토류벽의 수평변위와 합리적인 포와송비만 주어진

다면 굴착현장 인접지표의 침하를 계산할 수 있게 되며 역으로 구조물에

대한 최대 허용 부등침하량이 결정되면 시행착오법으로 구조물이 손상을

받을 수 있는 토류벽의 수평변위도 찾을 수 있게 되는 셈이다. Caspe방

법에서는 지하수위 저하에 따른 지반내의 유효응력 증가로 인해 침하는

별도로 계산되어야 한다는 것을 전제로 하고 있다.

한편 Harrison Kane(1966)은 Caspe의 방법에 대해 간편한 적용성과 비

교적 명쾌한 이론적 근거에도 불구하고 몇 가지 단점이 있음을 지적하고

있다. 첫째, 지반 변형량이 비교적 큰 경계로서 정의된 토류벽 뒤쪽면의

위치와 형상에 대한 가정, 둘째, 이 면과 토류벽 사이 임의점에서 흙의

수평방향 변형율의 변화를 선형으로 가정한 점, 셋째, 모든 점에서의 연

직방향 변형율(εv)과 수평방향 변형율(εh)의 관계가 Caspe가 제시한 선

형조건인 εv = ν․εh보다는 평면 변형율 조건인 εv = {ν/(1-ν)}εh

의 관계여야 한다는 점등이다. 또한 Caspe의 방법을 적용하기 위해서는

토류벽체의 수평변위량 산정이 전제되어야 하는데 실제로 배면 지표의

침하량 산정 못지 않게 토류벽 수평변위의 크기와 분포를 산정하는 것도

어려운 일임에 틀림없다.

Bowles(1988)은 Caspe의 방법을 수정하여 Caspe가 실제로 계산, 비교

했던 Peck(1943)의 Chicago 지하철 계측치를 근거로 좀 더 간편한 계산

방법을 제시하 다. 즉 추정된 토류벽의 수평 변위로부터 토류벽체가 있

- 40 -

는 위치에서의 최대지표침하량을 계산하고, 토류벽으로부터의 수평방향

거리에 따라 2차의 포물선 형태로 변화하는 침하분포를 제안하 다.

Fry(1983)등은 지반을 완전탄성 및 포화된 것으로 가정하여 트렌치 굴

착에 따른 지반의 변위를 분석한 Kyrou의 유한요소 해석결과를 지반조

건에 따라 확장시켜 다음과 같은 탄성식을 제안하 다.

수평변위 : δ h = γH2

E(C 1Kot + C 2)

연직변위 : δ v = γH2

E(C 3Kot + C 4)

─ (3.1)

여기서, γ : 흙의 단위중량, H : 트렌치 길이

E : 흙의 탄성계수, Kot : 전응력 조건 아래서의 정지토압계수

C1~C4 : 상수(트렌치 형상과 변위를 파악하고자 하는 위치에

따라 결정)

즉, 지반의 탄성계수, 측압계수, 트렌치의 기하학적 형상 등을 이용하여

트렌치 벽면으로부터 임의 지점에서 수평변위, 연직변위를 산정할 수 있

는 방법을 제시하고 있다.

지반의 변위에 대한 기존의 연구결과를 요약하면 <표 3.3>과 같다.

- 41 -

<표 3.3> 굴착시 토류벽의 최대 수평 변위에 관한 연구 결과

항 목 지반조건 토류구조물제안값 및 측정값 제안자

토류벽의 최대

수평 변위(δh.m)

단단한 점토,잔적토, 모래

널말뚝,엄지말뚝+토류판

1.0%H Peck(1969)

조 한 사질토빙적토(till)

스트러트 지보2.0%H 보다 작음

NAVFACDM-7.2(1982)

단단한 균열성 점토(stiff

fissured clays)- 0.5%H 이상

연약한 점토 지반

-0.5%H~2.0%

H

단단한 점성토잔적토, 모래

강성이 작은것부터 큰것까지 다양

0.2%HClough & O'Rourke(1990)

실트질 모래와 실트질 점토가 번갈아가며 지반을 형성

대부분 지하연속벽과 스트러트 지보

0.2%H~0.5%H

Chang Yu-Ou 등(1993)

암반을 포함한 다층 지반

강널말뚝, 지하연속벽

0.2%H이종규 등(1993)

(δv.m : 최대 지표 침하량, δh.m : 토류벽의 최대 수평 변위량,

H : 최종굴토 깊이)

- 42 -

Ⅳ. 흙막이벽의 변위 예측

4.1 해석에 사용된 SUNEX 프로그램

SUNEX는 다양한 지반조건 및 하중조건을 입력할 수 있도록 유연성

있게 되어 있고 다음과 같은 특징이 있다.

1) 같은 토층 내에서도 깊이별로 물성의 변화가 가능하다.

2) 굴착측과 배면측의 물성이 달라도 가능하다.

3) 굴착 깊이, 토층의 수, 굴착단계의 수, 지보공의 수, 부재의 분할 수

등에 제한이 없다.

4) 다양한 과재하중, 측압의 적용이 가능하다.

5) 정수압 뿐만 아니라 특수한 형태의 수압의 적용이 가능하다.

6) Rankine, Peck 토압 및 임의의 토압 적용이 가능하다.

7) 지반이 수평이 아니고, 경사진 경우를 계산할 수 있으며, 벽체와 지

반과의 마찰을 고려할 수 있다.

8) 토압의 최소치를 규정할 수 있다.

9) 지보공의 설치시는 그 전 단계에서의 변위를 초기 변위로 하여 다음

단계 계산에 적용된다.

10) Strut에 가하는 초기하중 (Jack 압축력) 적용방법이 개선되었다.

11) 반복계산에 의하여 지반의 소성상태 여부를 Check하여 토압 및

Spring상수를 보정한다.

12) 흙막이 벽에 대하여 최대저항소성 모멘트(Myield)를 입력하면 반복

계산에 의해 흙막이 벽에 대해서도 탄․소성해석을 수행한다.

- 43 -

13) 지반의 소성 변위가 고려된다(Option).

14) 굴착 후 벽체 및 Slab의 타설, 지보공의 해체 가정도 계산할 수 있

다.

15) 지표면의 침하가 Caspe 방법으로 계산한다.

16) 입력 Data는 특별한 서식에 구애받지 않는다(Free Format).

17) 매 해석 단면마다 계산결과 토압, 변위, 전단력 및 모멘트가 화면에

그래프로 나타나므로 계산과정을 Check 할 수 있으며, 필요에 따라

계산을 중지할 수 있다.

18) 계산 결과 매 단계별 토압, 변위, 전단력 및 Moment Graph를 프린

트로 출력할 수 있다.

4.2 연구대상 지역

4.2.1 연구 대상 지역의 선정과 지반 물성치

본 연구 대상지역은 마산시에 위치한 건축구조물의 터파기 공사 현장으

로 전면부에는 폭 40m의 도로가 있고, 주변에는 흙막이벽으로부터 8m

지점에 고층 건물이 있다. 본 현장은 구조물 기초 및 지하층 축조를 위

해 제자리 현장 타설 콘크리트 파일 공법(Cast In Place Pile)으로 토류벽

을 형성하고, H-Pile과 Strut을 4단으로 설치하면서 지표로부터 10.5m까

지 굴착공사를 수행한 지역이다.

때문에 주요건물이 인접해 있는 지역의 굴착시 비교적 작은 량의 변위

라 할지라도 주변 구조물에 치명적인 향을 미칠 수 있으므로 이 지역

- 44 -

을 연구 대상지역으로 선정하 다.

지반은 G.L -0.8m 정도로 성토하 고, 지층은 주로 실트질 점토층이다.

단위중량(γt)은 1.6~1.8t/m3의 범위에 있고, 점착력(c)은 1.0~2.0 t/m

2,

내부마찰각은 15~35°정도이다. 지하수위는 G.L. -2.3m 정도로 비교적

얕은 편이다.

4.2.2 대상 현장의 평면도 및 단면도

가시설 토류구조물 공사 시 굴착 단계에 따른 토류구조물의 변화를 측

정하기 위해 본 현장을 대상 지역으로 선정하 고, 대상 지반의 평면도

는 <그림 4.1>과 같다. 대상 지반이 직사각형 대칭 지반이므로 해석 단

면은 B1-B2단면과 B3-B4단면을 선정하 다.

<그림 4.2>는 B1-B2 지반의 단면도이며 G.L -10.5m 까지 굴착한다.

- 45 -

<그림 4.1> 흙막이 벽의 평면도

42,600

37,0

00

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.P구간(Ø450)

Wale300×300×10×15

사보강300×300×10×15

Coner Bracing300×300×10×15

Post Pile(6@1,800)250×250×9×14

Strut300×300×10×15

5,500 5,500 5,500 5,500 5,500 5,500

5,500

5,500

5,500

5,500

5,500

B1 B2

B3

B4

42,600

37,0

00

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.P구간(Ø450)

Wale300×300×10×15

사보강300×300×10×15

Coner Bracing300×300×10×15

Post Pile(6@1,800)250×250×9×14

Strut300×300×10×15

5,500 5,500 5,500 5,500 5,500 5,500

5,500

5,500

5,500

5,500

5,500

42,600

37,0

00

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.P구간(Ø450)

Wale300×300×10×15

사보강300×300×10×15

Coner Bracing300×300×10×15

Post Pile(6@1,800)250×250×9×14

Strut300×300×10×15

42,600

37,0

00

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.P구간(Ø450)

Wale300×300×10×15

사보강300×300×10×15

Coner Bracing300×300×10×15

Post Pile(6@1,800)250×250×9×14

Strut300×300×10×15

42,600

37,0

00

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.

P구간

(Ø45

0)

C.I.P구간(Ø450)

Wale300×300×10×15

사보강300×300×10×15사보강300×300×10×15

Coner Bracing300×300×10×15

Coner Bracing300×300×10×15

Post Pile(6@1,800)250×250×9×14

Post Pile(6@1,800)250×250×9×14

Strut300×300×10×15

Strut300×300×10×15

5,500 5,500 5,500 5,500 5,500 5,500

5,500

5,500

5,500

5,500

5,500

B1B1 B2B2

B3B3

B4B4

- 46 -

5,50

05,

500

5,50

05,

500

5,50

0

37,0

00

1,500 8,5003,000

18,000

사보강

300×

300×

10×

15

Post

Pile

(6@

1,80

0)25

0×25

0×9×

14

2,500 2,500

<그림

4.2>

stru

t단면도

5,50

05,

500

5,50

05,

500

5,50

0

37,0

00

1,500 8,5003,000

18,000

사보강

300×

300×

10×

15사보강

300×

300×

10×

15

Post

Pile

(6@

1,80

0)25

0×25

0×9×

14Po

st P

ile(6

@1,

800)

250×

250×

9×14

2,500 2,500

<그림

4.2>

stru

t단면도

- 47 -

4.3 흙막이 벽의 변위 예측

4.3.1 해석에 사용된 물성치

흙막이 벽의 변위 예측은 프로그램 SUNEX로 해석을 하여 각 굴착단계

마다 흙막이 벽의 변위를 구하 다. 해석에 사용한 물성치는 <표 4.1>과

같다.

<표 4.1> 해석에 사용한 물성치

습윤단위중량

γt(t/m3)

수중단위중량

γsub(t/m3)

점착력

c(t/m2)

내부마찰각

φ(˚)

횡방향지반

반력계수

Ks(t/m3)

매립층 1.8 0.9 0 23.0 1500

풍화토층 1.9 1.0 1.0 23.0 1500

점토층1 1.6 0.7 1.0 15.0 1000

점토층2 1.6 0.7 1.0 16.0 1000

점토층3 1.7 0.8 1.0 17.0 1000

풍화암층 1.8 0.9 2.0 35.0 23300

- 48 -

4.3.2 SUNEX 해석에 의한 변위 예측

B1-B2단면과 B3-B4단면에서의 해석 결과는 <표 4.2>와 같다.

<표 4.2> 예측 결과

B1-B2단면의 예측치(mm)

B3-B4단면의 예측치(mm)

1단 굴토 후 27.11 27.11

2단 굴토 후 76.90 77.60

3단 굴토 후 90.69 94.57

4단 굴토 후 133.60 140.34

위의 결과로 B1-B2구역에서의 최대 변위는 133.60mm, B3-B4구역에서의

최대 변위는 140.34mm이다.

4.3.3 경험식에 의한 변위

(가) Peck의 경험식

Peck의 경험식은 단단한 점토에 사용되는데 그 값은 다음과 같다.

변 위 = 1.0%H = 105mm

(나) NAVFACDA-7.2의 경험식

연약한 점토에서 주어진 경험식에서 평균치를 사용하면 다음과 같

다.

- 49 -

변 위 = 0.5%H~2.0%H

= 1.25%H = 131.25 mm

(다) Clough & O'Rourke의 경험식

단단한 점성토 및 벽체의 강성이 큰 것부터 작은 것까지 모두 적용

되는 경험식이다.

변 위 = 0.5%H = 52.5mm

위의 결과를 정리하면 <표 4.3>과 같다.

<표 4.3> 경험식에 의한 값

경험식 Peck NAVFACDA-7.2 Clough & O'Rourke

변위(mm) 105.00 131.25 52.5

4.3.4 경사계의 계측관리 기준

흙막이 벽체의 수평변위를 파악하기 위한 경사계의 계측관리 기준은 수

직거리에 대한 수평거리인 경사도로써 굴착깊이의 1/300을 허용한계로

하고 있으며, 이 값 외에 상호 연관이 되는 설계치, 변위, 수위변화, 주변

지반 침하량 및 인접구조물의 경사도에 대한 계측치를 상호 비교하여 최

종 결정한다.

그러므로 경사계의 계측관리 기준에 의한 변위는 다음과 같다.

변위 = 1300H = 35.00mm

- 50 -

4.3.5 예측 결과

위의 결과를 정리하면 다음 <표 4.4>와 같다

<표 4.4> 토류벽 변위의 예측치와 계측관리기준

SUNEX 변위 경험식

계측관리기준

B1-B2단면 B3-B4단면 Peck NAVFACDA-7.2Clough &

O'Rourke

최대변위

(mm)133.60 140.34 105.00 131.25 52.50 35.00

이상의 결과에서 보면 모든 예측치가 계측관리 기준을 초과하고 있다.

이는 시공 시 구조물의 많은 변위가 발생하므로 수직벽의 강성을 증가시

키거나 지반을 보강하여야 함을 의미한다.

- 51 -

Ⅴ. 흙막이벽 변위의 현장계측

5.1 대상지역의 계측기 설치

연구 대상지역은 지하수위가 얕고(G.L. -2.3m) 굴착지역의 토사가 불안

정할 것으로 예상되므로 굴착공사에 따른 흙막이 벽체의 지중 수평 변

위를 도출하고, 기준 변형량과 비교하여 안전성을 확보하기 위하여 <그

림 4.1>과 같이 B1, B2, B3, B4의 4개소에 경사계(Inclinometer)를 설치하

다. 변위는 0.5m 간격으로 각각의 굴착 단계마다 측정하 고, 1단계

에서는 심도 0.5m에서 측정하 고, 2, 3, 4단계에서는 5.5m 위치에서 측

정하 다.

또한, B1과 B2, B3와 B4는 각각 대칭이므로 예측치는 동일하다. 경사계

의 설치 단면 및 지반의 단면은 <그림 5.1>과 같다.

<그림 5.1> 지반의 단면도 및 경사계 설치 단면도

매립토0.8 m

풍화토

점토층2

4.3 m

점토층1

점토층3

풍화토층

6.0 m

10.0 m

14.5 m

22.0 m

경사계 H 파일

GL –18.0 m

매립토0.8 m

풍화토

점토층2

4.3 m

점토층1

점토층3

풍화토층

6.0 m

10.0 m

14.5 m

22.0 m

경사계 H 파일

GL –18.0 m

매립토0.8 m

풍화토

점토층2

4.3 m

점토층1

점토층3

풍화토층

6.0 m

10.0 m

14.5 m

22.0 m

경사계 H 파일

GL –18.0 m

- 52 -

5.2 대상지역의 계측결과

B1, B2, B3, B4의 4개소에 경사계(Inclinometer)를 설치하여 측정한 결과

는 <표 5.1>과 같고, B1-B2단면과 B3-B4단면의 결과가 동일하므로 평균치

및 최대치로 구분하 다 .

<표 5.1> 측정 결과

B1(mm)

B2(mm)

평균치(mm)

최대치(mm)

B3(mm)

B4(mm)

평균치(mm)

최대치(mm)

1단굴토 후 28.4 23.4 25.9 28.4 25.2 17.2 21.2 25.2

2단굴토 후 95.9 58.8 77.35 95.9 71.7 71.3 71.5 71.7

3단굴토 후 99.4 119.4 109.4 119.4 84.8 75.2 80.0 84.8

4단굴토 후 97.2 119.1 108.15 119.1 65.5 75.9 70.7 75.9

- 53 -

5.3 대상지역의 예측치와 측정치의 결과 비교

연구 대상 지역의 예측치와 측정치를 비교하면 <표 5.2>와 같다.

<표 5.2> 예측치와 결과치의 비교

SUNEX

변위경험식 측정치 계측

관리

기준B1-B2단면

B3-B4단면

PeckNAV-FACD-A-7.2

Clough &

O'Rourke

B1-B2단면(평균)

B1-B2단면(최대)

B3-B4단면(평균)

B3-B4단면(최대)

1단

굴토후27.11 27.11 - - - 25.9 28.4 21.2 25.2 -

2단

굴토후76.90 77.60 - - - 77.35 95.9 71.5 71.7 -

3단

굴토후90.69 94.57 - - - 109.4 119.4 80.0 84.8 -

4단

굴토후133.60 140.34 105.00 131.25 52.50 108.15 119.1 70.7 75.9 35.00

최대변위(mm)

133.60 140.34 105.00 131.25 52.50 109.4 119.4 80.0 84.8 35.00

위의 결과에서 먼저 SUNEX로 해석한 결과와 측정치를 비교해 보자.

SUNEX로 해석한 결과의 최대변위는 측정치의 평균치 및 최대치보다

각각 B1-B2단면은 25.45mm, 14.5mm, B3-B4단면은 69.64mm, 64.44mm 크

게 측정되었다. 이는 전체적으로 예측치가 실측치 보다 크므로, 실제 일

어나는 변위 보다 과대 설계되었음을 알 수 있다.

그러나, 각각의 굴착 단계에서 일어나는 변위는 B1-B2단면에서 2단 및 3

단 굴착 후의 변위는 측정치가 예상치 보다 크게 일어났다. 이는 각 구

간의 굴착단계에 있어서 지반조건과 단면이 동일하면 비슷한 측정결과가

- 54 -

나와야 하나, B1구간과 B2구간은 같은 지반조건과 단면임에도 불구하고,

B1구간의 변위가 2단계 굴착 시에는 37.1mm, 3단계 굴착 시에는 20mm

더 크게 측정된 것에서 알 수 있다.

이는 동일한 단면이라 할지라도 지반반력계수 등의 물성치를 일률적으

로 적용하 고, 사용된 물성치도 그 지반의 대표적인 값을 사용하 기

때문으로 판단된다. 때문에 좀 더 명확한 예측을 위해서는 대상 현장의

토성치를 정 하게 분석하고, 시공 중에 작용하는 하중 등을 고려해 주

어야 할 것이다.

SUNEX의 예측치와 실측치를 비교하면 <표 5.3>과 같다.

<표 5.3> SUNEX의 예측치와 실측치의 비교

B1-B2단면 B3-B4단면

sunnex변위

- 실측치(평균)

sunnex변위

- 실측치(최대)

sunnex변위

- 실측치(평균)

sunnex변위

- 실측치(최대)

1단

굴토후1.21 -1.21 5.91 1.91

2단

굴토후-0.45 -19.0 6.1 5.9

3단

굴토후-18.71 -28.71 14.57 9.77

4단

굴토후25.45 14.5 69.64 64.44

다음으로 경험식과 예측치를 비교해 보자.

경험식들은 지반의 상태 및 토류벽의 강성 등에 의해서 제안되어져 있

지만, 제안자에 따라 그 값의 크기 차이가 많이 난다. 단단한 점토층에

적용되는 Peck의 경험식에 의한 결과는 105.0mm로 B1-B2단면의 평균치

및 최대치가 각각 4.4mm, 14.4mm 정도 작게 발생하 다. B3-B4단면에서

- 55 -

는 각각 25mm, 20.2mm 많이 발생하 다.

Clough & O'Rourke의 경험식은 B1-B2단면의 평균치 및 최대치가 각각

57.2mm, 67.2mm 작게 발생하 고, B3-B4단면에서는 각각 27.8mm,

32.6mm 작게 발생하 다.

NAVFACDA-7.2의 경험식은 B1-B2단면의 평균치 및 최대치가 각각

21.85mm, 11.85mm 많이 발생하 고, B3-B4단면에서는 각각 51.25mm,

46.45mm 많이 발생하 다.

이상의 결과로 보아 대상 지반은 Peck의 경험식이 상대적으로 정확하

고, 그 값은 실측치와 조금의 차이를 보 다.

경험식과 실측치의 값을 비교하면 <표 5.4>과 같다.

<표 5.4> 경험식과 실측치의 비교

Peck - 실측치의 최대값

Clough & O'Rourke - 실측치의 최대값

NAVFACDA-7.2- 실측치의 최대값

B1-B2단면의

변위(mm)

- 14.4

(- 4.4)

- 57.2

(- 67.2)

21.85

(11.85)

B3-B4단면의

변위(mm)

25.0

(20.2)

-27.8

(- 32.6)

51.25

(46.45)

(( )안의 값은 실측치의 평균값을 뺀 값이다.)

이상에서 살펴본 바와 같이 예측치 및 실측치가 모두 계측 기준값인

35mm를 초과하고 있으므로 과도한 휨변형이 예상된다. 때문에 이 현장

에서는 2 단계 터파기시 발생된 흙막이 벽체의 과도한 휨변형으로 굴토

역을 축소하는 설계변경이 이뤄졌으며, 2차 굴토 지역에는 가설 흙막

이 벽체가 추가 시공되었다.

- 56 -

또한, 경제성 및 안전성을 고려하여 실측치의 값과 SUNEX에 의해 해

석된 값이 다소 차이가 나는 부분은 실측치를 기준으로 지반반력계수 등

의 값을 역해석을 통하여 다음단계에 적용하여, 실제 변위에 보다 가까

운 값을 추정하여야 할 것이다.

- 57 -

Ⅵ. 결론

마산시에 위치한 건축구조물의 터파기 공사 현장을 대상으로 흙막이벽의

굴착단계에 따른 변형에 대한 이론적, 경험적 산출과 아울러 현장계측을

통해 측정된 값을 비교, 검토한 결과는 다음과 같다.

1. 이론식(SUNEX 해석)에 의해서는 전체적으로 예측치가 실측치 보다 크

게 나타났다.

2. 경험식들은 지반의 상태 및 토류벽의 강성 등에 의해서 제안되어져 있

으므로 결과값에 다소 차이가 있으나, Peck의 경험식이 대상지반과 유

사하 다.

3. 시공 중 예측하지 못한 사고를 미연에 방지하고, 과도한 설계를 방지하

여 경제성을 확보하기 위해서는 각 단계의 계측결과를 토대로 다음 단

계를 예측하여 수행하여야 한다.

4. 정확한 계측관리 결과를 현장에 도입하기 위해서는 계측량과 설계 또

는 해석치를 비교하여, 설계시 설정한 각종 토질정수들을 반복 수정하여

값을 예측할 수 있도록 하는 준비과정인 역해석이 필요하다.