1. 연구배경 및 필요성
1.1 절토부 옹벽의 설계기준 현황
1.2 현행 절토부 옹벽 안정성 평가의 문제점
1.3 절토부 옹벽 안정성 확보를 위한 설계 고려 방향
2. 이론적 배경
2.1 강우 침투와 지하수 흐름
2.2 배수 병목과 Darcy의 법칙
2.3 유효응력 원리와 옹벽 작용 측압
3. 절토부 옹벽의 배수조건 현황 및 문제점
3.1 국내 절토부 옹벽의 배수 설계 관행
3.2 배수에 따른 수압 미고려의 역학적 모순
3.3 옹벽 붕괴 사례 분석
4. 옹벽에 작용하는 수압 영향을 고려한 수치해석
4.1 1차원 이상 한계 조건을 활용한 수치해석 모델 및 입증
4.2 해석 조건
4.3 해석 결과
4.4 해석 결과의 공학적 해석
5. 결 론
1. 연구배경 및 필요성
1.1 절토부 옹벽의 설계기준 현황
국내 절토부 옹벽의 설계는 「국가건설기준(KDS)」 체계를 따르고 있다. 옹벽의 구조적 안정성과 관련하여 가장 직접적인 기준은 「KDS 11 80 05(콘크리트옹벽)」이며, 배면 배수와 관련해서는 「KDS 11 70 25(비탈면 배수시설)」 및 「KDS 11 70 05(비탈면설계 일반)」이 적용된다(KCSC, 2024a; KCSC, 2024b; KCSC, 2024c).
「KDS 11 80 05」에서는 옹벽의 안정성을 결정하는 핵심 외력으로 주동토압(Active earth pressure)을 제시하고 있으며, 옹벽 배면에 적절한 배수시설을 설치할 경우 ‘옹벽 배면에 수압이 작용하지 않는 것으로 가정할 수 있다’고 기술하고 있다. 다만 배수시설을 설치할 수 없거나 배수 기능이 완벽하지 않다고 판단되는 경우에 한하여 수압을 별도의 하중으로 고려하도록 예외 조항을 두고 있다.
실무 설계에서는 이 기준에 따라, 옹벽 배면에 30~50 cm 두께의 쇄석(잡석) 배수층을 형성하고 직경 50~100 mm의 PVC 배수 파이프(Weep hole)를 일정 간격(통상 2 m×2 m 패널당 1개소)으로 설치하는 것으로 설계하고 있다(KSCE, 2020; KEC, 2016). 그러나 현행 기준의 예외 조항인 ‘배수가 완전하게 되지 않을 것으로 예상되는 경우’라는 상황은 정량적인 판단기준(강우빈도, 투수성, 폐색률 등)을 제시하지 않은 모호성을 내포하고 있다. 이로 인해 실무 설계자들은 복잡한 침투해석을 피하고 표준 도면상의 배수재(쇄석 배수층 및 PVC 배수파이프) 배치만으로 ‘배수가 완벽하게 작동할 것으로 가정’하여 검토하고 있는 실정이다.
1.2 현행 절토부 옹벽 안정성 평가의 문제점
현재 국내에서 통상적으로 실시되고 있는 절토부 옹벽의 안정성 평가는 다음과 같은 문제점을 내포하고 있다.
첫째, 배수공의 유한한 통수능력에 대한 무시. 직경 50 mm의 배수 파이프와 이를 감싸는 쇄석층은 무한한 유량을 즉시 방류할 수 있는 시스템이 아니다. 오리피스 공식에 의하면 배수공을 통한 유출량은 Q = C · A · √(2 gH)로서, 그 단면적(A)과 수두(H)에 의해 엄격히 제한된다.
둘째, 배수층의 장기 막힘(Clogging) 현상 미반영. 쇄석 배수층은 시공 직후에는 이상적인 투수계수(k ≈ 10-1 cm/s)를 보장하지만, 시간이 경과함에 따라 배면 지반으로부터 미세 토립자(실트, 점토)가 빗물과 함께 씻겨 내려와 쇄석 간극을 메우는 물리적 막힘(Physical clogging) 현상이 발생한다(Palmeira et al., 2008; Rowe & Yu, 2013).
셋째, 과도 상태(Transient state) 개념의 부재. 현행 설계법은 정상 상태(Steady state)를 가정하고 있다. 즉 물이 들어오는 즉시 방류된다는 비현실적 전제에 기반한다. 그러나 실제 강우 시에는 유입량과 유출량 사이의 시간 지연(Time lag)이 불가피하게 존재하며, 이 지연 시간 동안 옹벽 내부에 축적되는 일시적 수위 상승과 그에 따른 간극수압이 구조물에 치명적인 추가 하중으로 작용한다(Yoo & Jung, 2006).
1.3 절토부 옹벽 안정성 확보를 위한 설계 고려 방향
상기 세 가지 모순을 해결하기 위해서는, 배수공이 존재한다는 사실만으로 수압을 고려하지 않는 전제를 벗어나, 다음 인자들을 정량적으로 반영하는 수리동력학적 설계 체계로의 전환이 필요하다.
1. 강우 강도와 빈도를 고려한 시간 의존적(Time-dependent) 유입 함수 Q(t)의 설정
2. 배수 시스템의 시간 열화(Time-dependent degradation)를 반영한 유효 유출 한계 함수 Q(H, k(t))의 산정
3. 연속방정식에 의한 시간에 따른 수위 변동 H(t)의 추적 및 피크 수압의 정량 산정
4. 산정된 피크 수압을 옹벽의 설계 하중 조합에 의무적으로 반영
2. 이론적 배경
옹벽 배면 토체에서의 수분 이동과 이에 따른 수압의 발생 메커니즘을 설명하기 위해, 본 연구에서는 수리학, 유체역학, 토질역학의 세 가지 역학적 원리를 결합하여 이론적 토대를 구축하였다.
2.1 강우 침투와 지하수 흐름
강우 시 배면 지반으로의 침투 현상은 불포화토역학(Unsaturated soil mechanics) 관점에서 기술된다. Richards(1931)가 정립한 바와 같이, 강우가 지표에 도달하면 지반 내 모관흡수력(Matric suction)과 중력 포텐셜의 합에 의해 수직 방향으로 침투가 진행된다. 또한 Ng & Shi(1998)의 연구에서 지적한 대로 이러한 강우 침투는 옹벽 배면 토체 내부에 일시적인 포화대를 형성하게 된다. 이렇게 형성된 포화대 내 수위 H(t)는 질량보존 법칙에 의한 다음과 같은 연속방정식으로 기술된다.
여기서, dH/dt는 단위 시간당 수위 변화율, Q(t)는 강우 패턴에 따른 시간 의존적 유입량, Q(H, t)는 현재 수위와 배수층 상태에 따른 유출량, ne는 흙의 유효 간극률(Effective porosity)이다(Todd & Mays, 2005). 본 수치해석에서는 옹벽 단위폭(1 m)당 유입되는 유량 플럭스(m2/hr)를 기준으로 물수지를 산정하였다. 저류공간의 폭(B), 배수층 두께(T=0.3 m), 유효간극률을 연속방정식의 수위 변화량 산정에 연계하였다.
2.2 배수 병목과 Darcy의 법칙
옹벽 배면에 설치된 쇄석 배수층을 통한 유출은 Darcy의 법칙에 의해 지배된다.
본 연구에서 주목하는 핵심 인자는 k의 시간 열화(Time-dependent degradation)이다. Palmeira et al.(2008)은 물리적 막힘(Physical clogging), 화학적 침전(Chemical clogging), 생물학적 막힘(Biological clogging)의 세 가지 메커니즘을 제시하였다. 한편, 배수공 자체의 통수도 Torricelli 공식에 의해 제한된다(Eq. (3)).
식에서 Qorifice 는 배수공(weep hole) 1개소를 통한 단위시간당 최대 방류한계유량이며, Cd 는 유량계수, Ahole 은 배수공의 단면적을 나타낸다.
실제 유출량은 쇄석 Darcy 유량과 오리피스 한계 유량 중 작은 값에 의해 결정된다.
2.3 유효응력 원리와 옹벽 작용 측압
옹벽 배면에 수위 H(t)가 형성되면, Terzaghi(1943)의 유효응력 원리 σ' = σ − u 에 의해 포화대 내 흙의 전단강도가 저하된다. 옹벽 작용 총 측압은 다음 Eq. (4)와 같이 주동토압과 수압의 합으로 산정된다.
수압 항(P)은 수두(H)의 제곱에 비례하므로, 수위가 옹벽 높이의 절반만 차올라도 총 측압은 토압만의 경우 대비 급격히 증가하게 된다.
3. 절토부 옹벽의 배수조건 현황 및 문제점
3.1 국내 절토부 옹벽의 배수 설계 관행
현행 실무에서의 절토부 옹벽 배수 설계는 대부분 유사한 방식을 따르고 있다. 옹벽 배면에 쇄석 배수층을 30~50 cm 두께로 수직 형성하고, 직경 50~100 mm의 PVC 배수 파이프를 최하단부에 일정 간격으로 관통 설치하는 것이 전형이다(KEC, 2016). 배후 산지 사면으로부터의 유입수량에 대한 수리학적 검토나 물수지 분석은 수행되지 않는 것이 일반적이다.
3.2 배수에 따른 수압 미고려의 역학적 모순
배수공의 통수능력은 결코 무한하지 않다. 직경 50 mm 원형 오리피스 1개의 단면적은 A = 1.96 × 10-3 m2에 불과하다. Rowe & Yu(2013)는 미세 토립자 이동이 배수재의 투수성을 수십 분의 1까지 감소시킬 수 있음을 확인하였다. 이는 단순한 설계 실무상의 편의주의적 해석문제가 아니라, 설계 기준이 제시하는 ‘배수시설 설치 시 수압을 배제할 수 있다”는 정성적 전제 자체가 자연현상에서의 강우유입량과 배수방류량 간의 양적 평형을 고려하지 못한 것을 의미한다. 즉 완벽히 시공된 표준 배수시설에서 조차 집중호우 시 필연적으로 배수지연 및 수리학적 병목을 유발하게 되며, 수압은 ‘0’이 아닌 값으로 작용하게 된다.
3.3 옹벽 붕괴 사례 분석
강우 및 배수 결함은 전 세계적으로 옹벽 붕괴의 가장 주요한 원인으로 지목된다(Koerner & Soong, 2001). 2025년 7월 16일 경기도 오산시 가장동에서 높이 약 10.1 m, 길이 338 m의 보강토/L형 복합옹벽 중 약 40 m 구간이 붕괴되어 1명 사망 및 1명 부상의 인명피해가 발생하였다. 국토교통부 사조위는 직접적 원인으로 ‘집중호우 시 상부로부터의 유입수 증가와 배수 설계 미흡으로 인한 옹벽 배면 수압의 가중’을 지목하였다(MOLIT, 2026). 해당 구간은 2018년, 2020년에도 유사 붕괴가 발생한 이력이 있다.
또한, 2022년 8월 집중호우 중 경기도 동두천시 빌라 후면 옹벽 붕괴. 배수 설비의 불충분 및 유지관리 부재로 인한 수압 형성이 원인으로 분석되었다.
이러한 붕괴사례로 부터 배수시설이 설치된 옹벽의 붕괴 메커니즘은 다음과 같다고 할 수 있다. : ① 집중호우 시 대량 유입 → ② 배수 시스템 병목 → ③ 수위 급상승 → ④ 과도 수압에 의한 전도/활동 파괴. 이는 현행 ‘수압 제로’ 가정이 극한 조건에서 성립하지 않음을 실증적으로 보여준다.
4. 옹벽에 작용하는 수압 영향을 고려한 수치해석
4.1 1차원 이상 한계 조건을 활용한 수치해석 모델 및 입증
제2장의 이론적 배경을 바탕으로, 물수지 기반 집중정수형 수치모델(Water balance-based lumped-parameter numerical model)을 개발하였다. 본 모델은 옹벽 배면 토체를 하나의 저수조로 추상화하여 연속방정식을 시간 영역에서 반복 계산하는 방식으로 구축되었다. Fig. 1은 본 연구에서 대상으로 한 절토부 옹벽의 대표적인 단면형상을 나타낸다. 경사 절토 사면 배후에 쇄석배수층(수직두께 30~50 cm)과 최하단 PVC 배수파이프(weep hole)가 배치되어 있으며, 상부 사면 배후 집수 폭 B로 부터 강우유입수 Qin(t)가 배면 토체로 침투하는 기하학적 경계조건을 시각화하고 있다.
Fig. 2는 이러한 복잡한 2차원 단면을 수리동력학적으로 단순화한 저수조 모델의 개념도이다. 강우 유입수 Qin은 지반 유효 간극률 ne 를 가진 저수조로 들어오고, 하부에서는 쇄석 배수층 Darcy 흐름 및 배수공 Orifice 흐름에 의해 Qout이 방류되며, 시간에 따른 잔류 수두 H(t)를 연속방정식으로 도출하는 수치해석적 개념 구조를 보여준다. Fig. 3은 본 연구의 수치해석 진행 절차를 나타낸 플로우차트이다. 강우 강도 및 집수폭 조건 설정으로부터 출발하여 시간 스텝별 유입 유량 Qin 산정, 쇄석 투수계수 k(t) 및 배수공 오리피스 유량 Qorifice 와의 정밀 비교를 통한 실제 유출 유량 Qout 결정, 수위 H(t)의 갱신, 그리고 Terzaghi 유효응력식 기반 주동토압 Pa 및 수압 Pw 합산을 통한 총 측압 Ptotal의 동적 산정 절차를 명확히 제시한다.
2차원 침투 유도 과정의 복잡한 물리량을 배수 경로가 가장 단축된 1차원으로 수렴시킨 본 수치 모델은 배면 유입수가 배수재와 배수공으로 가장 우회 없이 도달하는 ‘지표유출을 배제한 보수적 한계조건’을 가정한다. 즉, 침투 지연이 발생하지 않는 최상의 이상 상태에서조차 심각한 피크 잔류 수압이 측정된다면, 실제 현장의 복잡한 2차원 불포화-포화 거동과 마찰 저항 조건 하에서는 이보다 훨씬 위험한 침투 지연과 피크 압력이 유발될 것임을 알 수 있으므로 이러한 방법으로 배수조건의 문제점을 입증하고자 하였다.
4.2 해석 조건
수치해석에 적용된 입력 파라미터를 Table 1에 정리하였다. 옹벽 높이는 Hwall=6.0 m, 강우 강도는 I=80 mm/h 조건이며, 배후 집수 폭은 B=10 m를 기본 조건으로 설정하였다. 본 모델은 시간 스텝에 따른 유한차분 및 반복계산 절차를 적용하여 시간에 따른 수위 변동을 추적하였다. 또한 Darcy 유량 산정 시 동수경사 i=1(연직하향 중력배수), 배수층 흐름 단면적 T=0.3 m, 오리피스 유량계수 Cd=0.6을 적용하였다.
Table 1.
Input parameters for numerical analysis
수치해석은 배수 지연 수압에 영향을 미치는 핵심 인자를 정량화하기 위해 두 가지 시나리오로 나누어 수행하였다. 배수층의 장기적인 성능 저하를 모사하기 위해 배수조건을 초기 건전 상태, 80 % 잔존성능, 50 % 잔존성능 상태로 구분하였다.
• 해석 A (배수층 막힘 영향): 풍화토 지반 고정, 쇄석 배수층 투수계수 kgravel을 초기 건전 상태(100%, k=0.10 cm/s), 80 % 잔존성능(k=0.04 cm/s), 50% 잔존성능(k=0.01 cm/s)의 3단계로 가정하여 변화.
• 해석 B (지반 투수 특성 영향): 쇄석배수층 100 % 정상 작동 고정, 배후 지반을 사질토/풍화토/점성토의 3종으로 변화하여 지반 투수성에 따른 유입량 차이 영향 분석.
본 해석에서 배수층 막힘으로 인한 80 %, 50 %의 성능발현은 단순 투수계수의 감소율이 아닌 체적 기준의 물리적 간극 폐색을 고려하였다. 지반수리학적 거동(Rowe & Yu, 2013)에 따르면 다공성 매질의 특성상 간극 체적이 감소하면 유체의 통과 단면 마찰이 기하급수적으로 증가하므로, 이 연구결과를 고려하여 80 % 및 50 % 체적 폐색 시 투수계수가 각각 0.4 cm/s, 0.01 cm/s로 감소하는 보수적 수치를 적용하였다.
4.3 해석 결과
4.3.1 해석 A: 배수층 막힘 조건에 따른 영향
쇄석 배수층의 물리적·생물학적 막힘(Clogging) 진행에 따른 수두 상승 및 동적 측압 변동 해석 결과를 Table 2 및 Fig. 4에 나타내었다.
Table 2.
Summary of Analysis A results (drainage capacity variation)
Fig. 4는 해석 A 조건 하에서 강우 지속 시간에 따른 옹벽 배면 잔류 수두 H(t)의 변동 이력(상단 그래프)과 이로 인해 옹벽에 작용하는 총 수평 측압 Ptotal(t)의 시간적 변화(하단 그래프)를 나타낸다.
해석 결과, 배수층이 100 % 건전한 초기 상태(Normal)에서는 최대 0.60 m(옹벽 높이 6.0 m의 10 %)의 미세한 수두가 형성되며, 총 측압은 109.8 kN/m(+1.6 %) 수준으로 안정적이었다. 그러나 배수층의 장기 막힘 현상이 진행되어 통수능력이 감소하고 50 % 능력 상태(50 % Capacity, k=0.01 cm/s)에 이르면 수리학적 방류 병목 현상이 극대화된다. 이때 배면 잔류 수두는 강우 지속 후 급격히 상승하여 5.00 m의 피크 수두를 형성한다. Terzaghi 유효응력식에 의하면 수압은 수두의 제곱에 비례하여 증가하므로, 수두 5.00 m 형성 시 옹벽 하부에 가해지는 수압 합력이 급증하여 옹벽에 가해지는 총 측압은 230.7 kN/m로 급증하며, 이는 현행 기준이 반영하는 설계 하중 대비 약 2.14배(+113.6 % 초과)에 해당하는 수준이다. 쇄석 배수층이 50 % 막힌 조건에서는 피크 수두가 옹벽 높이의 83.3 %인 5.00 m까지 급등하며, 총 측압은 현행 설계 하중 대비 113.6 %를 초과하였다.
4.3.2 해석 B: 지반 투수 특성에 따른 영향(정상 배수 조건)
쇄석 배수층과 PVC 배수공이 막힘 없이 100 % 정상 작동하는 배수 조건 하에서도, 배후 지반의 투수 특성 및 집수 조건에 따라 수압이 발생하는 메커니즘을 분석하여 Table 3 및 Fig. 5에 제시하였다.
Table 3.
Summary of Analysis B results (soil permeability variation, normal drainage)
| Soil Type | k (cm/s) | n | Peak Head (m) | P (kN/m) | Exceedance (%) |
| Sand | 1 × 10-2 | 0.30 | 4.44 | 204.8 | +89.6 |
| Weathered soil | 5 × 10-4 | 0.22 | 0.60 | 109.8 | +1.6 |
| Clay | 5 × 10-6 | 0.15 | 0.01 | 108.0 | +0.0 |
Fig. 5는 배수재가 100 % 정상 기능하는 조건 하에서, 배후 지반의 투수계수에 따른 수두 상승 이력(상단)과 총 측압 이력(하단)을 비교 보여주는 그래프이다. 점성토 지반(k=5×10-6 cm/s)의 경우, 낮은 투수성으로 유입 유량 자체가 적어 수두 상승이 0.01 m 미만으로 미미하였다.
반면, 투수성이 우수한 사질토 지반(k=1×10-2 cm/s, 집수폭 B=10.0 m) 조건에서는 침투 속도가 빠르고 수평 유입 유량이 매우 크기 때문에 강우 초기부터 대량의 빗물이 옹벽 배면 쇄석층으로 집수된다. 사질토 조건에서 옹벽 배면으로 집중 유입되는 최대 빗물 유량은 0.8 m-2/hr 이고, 수위가 옹벽상단에 도달했을 때 50 mm PVC 배수공의 오리피스 방류한계는 약 23.0 m-2/hr이다. 두께 0.3 m의 쇄석 배수층을 통과하는 Darcy 최대 유량은 1.08 m-2/hr이므로 배수시스템의 수리학적 병목은 쇄석배수층에서 발생하게 된다.
결과적으로 배수시스템(쇄석층 및 배수공) 전체가 막힘없이 초기 설계대로 100 % 성능을 발휘하여도 쇄석층 자체의 투수저항으로 인해 옹벽 배면에 물이 강제로 체류되며, 이로 인해 수위는 급격하게 상승하여 옹벽 전체 높이(6.0 m)의 74.0 %에 달하는 4.44 m의 동적 피크 수두를 형성하게 된다. 이 수두 상승에 의해 옹벽에 작용하는 총 측압은 204.8 kN/m로 급증하며, 이는 현행 수압 미고려 설계 하중 대비 약 90 %(+89.6 %)를 초과하는 수치이다.
4.4 해석 결과의 공학적 해석
‘수압 제로(U=0)’ 설계 가정의 성립 여부는 배수공의 유무가 아닌, 배후 지반의 투수 특성과 집수 면적, 그리고 배수층의 장기 통수능력이라는 세 가지 수리학적 인자의 상호작용에 의해 결정된다. 특히 본 연구의 1차원 수치해석 모델은 빗물이 우회없이 배수공에 도달하는 지표 유출을 배제한 보수적 한계 조건으로 고려했음에도 불구하고 사질토 배후 지반에서 옹벽높이의 74 %에 해당하는 피크 수두가 발생하는 것으로 나타났다. 이는 현행 기준에서 언급하고 있는 ‘배수시설 가동 시 수압 배제 가능’이라는 가정이 현실적으로는 성립하기 어려움을 입증한다.
5. 결 론
본 연구에서는 절토부옹벽의 설계 시, 배수시설을 계획할 경우라도 옹벽배면에서는 상당한 동적 잔류 수압이 작용할 수 있음을 입증하기 위하여 물수지 기반 집중정수형 수치모델을 개발하고 다양한 현장 조건(배수층 잔존 성능, 지반 투수 특성)을 정량 검토하였으며, 그 결과는 다음과 같다.
(1) 절토부 옹벽 배면에 대한 수리역학적 검토 결과, 미세 토립자 유동 및 생물학적 폐색으로 쇄석 배수층의 체적 폐색이 진행되어 잔존 성능이 50 % 수준으로 저하될 경우, 총 측압은 현행 수압 미고려 설계 하중의 2.14배(+113.6 %)에 달하는 것으로 나타났다. 따라서, 표준 배수재 설치 만으로 옹벽 배면 수압을 ‘0’으로 가정하는 현행 설계 전제는 재검토되어야 한다.
(2) 쇄석 배수층과 배수공이 100 % 기능을 발휘하고 빗물이 지표유출을 배제한 채 최단 경로로 유입되는 보수적 한계 조건을 가정하였음에도, 배후 지반이 투수성이 높은 사질토인 경우 빗물 유입량이 쇄석 배수층 자체의 Darcy 투수 한계를 초과하여 옹벽높이(6.0 m)의 74 %(4.44 m)에 달하는 피크 수압이 형성되었고, 총 측압은 설계하중 대비 +89.6 % 증가하였다. 이는 PVC 배수공의 오리피스 방류 능력이 충분하더라도 쇄석 배수층의 투수저항에 의한 수리학적 병목 현상에 기인한다고 판단된다.
(3) 따라서 실무에서 완전한 배수상태를 가정하여 수압을 배제하는 오류를 방지하기 위해 설계기준의 개정이 필요하며, 배후 지반의 집수 폭, 투수계수와 같은 수리학적 연계성 및 설계 강우강도를 조합한 동적 잔류 수압 산정을 고려한 정량적 설계수압 평가 체계를 구축하여, 절토부 옹벽의 안정성을 확보할 필요가 있다고 판단된다.
