1. 서 론
2. 성토체 Creep 침하거동
2.1 Creep 침하
2.2 Creep 계수
2.3 수치해석을 이용한 Creep 거동 분석
3. 지하수위 변화에 따른 침하거동
3.1 지하수위 조사
3.2 지하수위 변화에 따른 침하거동 분석
4. 동결융해 반복에 따른 침하거동
4.1 해석 방법
4.2 동결융해 변화에 따른 침하거동 결과
5. 결 론
1. 서 론
고속철도의 콘크리트 궤도는 자갈도상에 비해 주행 안정성이 우수하지만 침하가 발생하는 경우 유지보수가 어렵고 비용이 많이 드는 문제가 있어 장기적인 침하를 철저히 관리하는 것이 필요하다.
성토체 장기침하 원인인 고성토 Creep 침하는 양질의 재료를 충분히 잘 다짐하여도 성토고의 0.1%~0.5%까지 압축침하가 발생하며, 10m 이상 고성토 구간은 콘크리트 도상의 허용잔류침하량 기준치인 30mm를 초과할 확률이 높아 성토체의 장기 Creep 거동으로 인한 침하량 평가는 반드시 필요하다.
본 논문은 고속철도의 성토 구간에서 발생하는 침하원인을 분석하고 침하거동을 예측하여 효과적인 침하 대책 방안 제시가 목적이다.
KGS(2020)는 호남고속철도 노반 안정성에 관한 연구를 수행하여 노반에 발생한 침하현황을 파악하고 원인을 분석하여 노반 침하거동 예측 및 안정적인 운영을 위한 대책을 제안하였다.
지반의 습윤화 과정에서 발생하는 Wetting Collapse는 지하수위 상승, 강우 또는 기타 수리적 조건의 변화로 지반의 응력 상태가 변화하는 것이며, 성토재료의 특성과 현장조건을 정확히 이해하고 설계에 반영하여야 한다.
Lee et al.(2008)은 이러한 문제를 심층적으로 분석하기 위해 모래, 자갈, 암석 등 4가지 쌓기 재료를 대상으로 대형 오이도미터(oedometer) 실험을 통해 최초 수침 시 발생하는 Wetting Collapse 특성을 분석하였다. 지하수위 상승이 성토체에 미치는 영향을 정량적으로 평가하고 각 재료의 압축 및 침하특성을 도출하였다.
Kim et al.(2015)은 지하수위 저하에 따른 수치해석 결과와 실측자료를 비교하여 허용잔류침하량을 만족하기 위한 사질토 변형계수 범위를 제시하였다.
본 논문은 Soft soil creep 모델을 활용하여 성토 높이, 성토 재료 및 방치기간(3개월)에 따른 장기침하 거동을 수치적으로 해석하였다. 지하수위 변동에 따른 성토체 거동 분석을 위해 성토고 8m를 기준으로 원지반 지하수위 GL.0m에서 GL.-10m까지 감소하다 GL.0m까지 회복하도록 하였으며, 원지반의 변형계수 증가와 시간변화에 따른 침하량을 산정하였다. 겨울철 온도 변화에 따른 융해 및 동결작용에 의한 성토체의 침하거동을 파악하기 위해 동결융해 적용 깊이는 지역별 동결심도를 참고하여 0.5m, 1.0m, 1.5m를 적용하였고 동결융해 온도하중 적용은 200일이고, 최저 -20℃에서 최고 10℃로 5회 반복하여 온도변화에 따른 침하량을 산정하였다.
2. 성토체 Creep 침하거동
2.1 Creep 침하
Creep 침하란 흙 구조의 점성저항에 의하여 발생하는 시간 의존적인 체적변형으로 시간에 따라 장기간에 걸쳐 발생된다. 일반적인 Creep 거동은 Fig. 1과 같이 시간에 따른 변형률로 나타낼 수 있다.
흙의 Creep 과정은 처음에는 시간에 따라 변형률 속도가 지속적으로 감소하여 1차 Creep이 발생하는 A 지점에 도달한다. 이후 시간이 경과함에 따라 시료의 변형이 선형적으로 증가하는 2차 Creep가 진행된다. 3차 Creep는 시료의 변형이 갑자기 크게 발생하는 변형곡선이다.
일반적으로 작용하중과 함수조건이 불변일 때 Creep 침하량은 log t와 선형 관계를 갖는 것으로 알려져 있으며(Charles, 2008), 상부 작용 응력의 영향을 무시할 수 있을 때의 Eq. (1)과 Eq. (2)를 이용하여 Creep 침하량을 예측할 수 있다.
Creep 계수는 시간에 따라 감소하며, 지반조건에 따라 다르나, Goodger & Leach(1990)는 성토체의 장기적인 침하가 자중에 의해 최소 10년 이상 지속될 수 있다고 제시하였다. 양질의 재료를 사용하고 충분히 다진 경우에도 성토체의 압축침하가 발생할 수 있으며, 일본은 성토체 높이의 0.1%~0.3%(JICA, 2015), 독일은 0.2%~0.5%(Charles, 2008)까지 발생한다고 기술하였다.
2.2 Creep 계수
Creep 침하를 평가하기 위해서는 재료조건, 응력조건, 시공조건 등 다양한 현장 여건을 고려한 Creep 계수가 요구되며, 신뢰성 높은 설계 결과를 도출하기 위해서는 각종 실내 실험이나 연구문헌 등을 통해 획득한 Creep 계수를 활용하여 설계 시 구간별 장기 Creep 침하량을 평가할 필요가 있다.
Kim et al.(2024)은 호남고속철도 인근 현장의 흙을 사용하여 세립분 함유량을 A군 9.4%, B군 및 고화토는 24.8%로 국내 기준인 25% 이하에 맞추었으며, 고화토는 풍화토 B군에 고화재 4%를 혼합하여 제조하였다.
Kim(2020)의 연구에 따르면 시멘트 혼합토의 침하와 특성에 대한 평가 결과 시멘트 함량이 3% 이상일 경우 흙의 세립분 함량이 40% 수준이어도 철도 상부 노반 강성 품질 기준인 80MPa을 충족할 수 있는 것으로 나타났다.
현장조건과 유사한 환경에서 실내 대형장기압밀 Creep 실험 등을 실시하고 원지반 풍화토(A군, B군) 및 고화토(안정 처리된 B군)의 장기 Creep 침하 특성에 관한 이론 및 사례 고찰을 통해 적정한 Creep 계수를 산정하였다(Table 1). 산출된 Creep 계수는 Creep 계수별(A군, B군, 고화토) 수치해석 시간 종속성 입력치에 반영하였다.
Table 1.
Creep coefficient by material (Kim et al., 2024)
Division | Creep coefficient (β) |
A group | 0.0420 |
B group | 0.0734 |
Firming agent soil | 0.0584 |
Creep 계수는 성토체 침하거동을 예측하는 데 핵심적인 역할을 한다. 경험식 및 수치해석 Soft soil creep 모델의 정확성은 Creep 계수 설정에 크게 의존하므로 Creep 계수는 실험 데이터를 바탕으로 신중히 정의해야 한다.
현재 국내 Creep 계수 산정을 위한 실내실험은 많이 이루어지지 않고 있지만 추후 지역별, 세립분 함유량별, 다짐도 등에 따른 장기 Creep 실험 데이터가 축적되고 각요소별 Creep 계수 범위가 제시된다면 실내실험을 통하지 않고도 현장 성토재료에 따른 Creep 침하거동 평가를 수행할 수 있을 것이다.
2.3 수치해석을 이용한 Creep 거동 분석
성토체 Creep 침하 거동을 명확히 수치화하기 위해 MIDAS NX 2023 R1(V340)을 이용하여 2차원 수치해석을 수행하였다.
성토체 장기침하 원인을 파악하기 위해 성토고(2~14m), Creep 계수(세립분 함량), 방치기간(3개월)을 변수로 설정하여 Soft soil creep 모델을 적용한 수치해석을 수행하였으며, 궤도생애주기 60년을 기준으로 침하량을 분석하였다.
Soft soil creep 모델은 주로 유한요소법(Finite Element Method, FEM)에서 사용되며, 지반의 압밀 및 장기침하를 평가할 때 유용하고, 1차 압밀과 2차 압축을 함께 고려하며, 이를 통해 총침하량의 시간경과 효과를 정밀하게 분석할 수 있다.
전체 변형률 속도는 Eq. (3)과 같이 탄성 거동에 의한 변형률과 시간 종속성을 가지는 Creep 변형률의 합으로 표현된다. Creep 변형률은 시간 의존성을 갖는 소성 변형률, 즉 점소성 변형률로 생각할 수 있다. 상위 첨자 e와 c는 각각 탄성과 Creep을 의미한다.
2.3.1 해석 방법
성토체 하부 원지반은 매립층과 풍화토이고, 침하량은 성토체 자체 침하만을 산정하였다. 하부 원지반은 Mohr-Coulomb 모델, 성토체는 Soft soil creep 모델을 적용하였다.
수치해석 모델링은 Fig. 2와 같으며, 경계조건으로 하부는 연직 및 수평방향 변위를 구속하였고, 좌우측은 수평방향 변위를 구속하였다. 하중은 자중만 적용하여 시간에 따른 성토체 Creep 변위량을 산출하였다.
원지반 적용 후 변위 초기화(null) 단계를 설정하였으며, 이후 성토체를 묘사한 후 즉시침하를 확인하고 다시 초기화를 진행하였다. 다음단계에서는 Creep 침하거동을 분석하기 위해 60년을 1년 단위로 Creep 침하에 대한 해석을 수행하였다.
수치해석에 적용된 물성치는 KNR(2024)에서 수행한 호남고속철도 나주역 인근 지역의 광주송정~순천 철도건설공사 지반조사보고서에 제시된 값을 적용하였다(Table 2). 적용된 물성값은 문헌자료, 경험식, 기존 적용사례 등을 참고하고, 현장 및 실내 시험 결과를 비교·분석하여 산정된 값이다.
Table 2.
Engineering properties of soil (Kim et al., 2024)
2.3.2 방치기간 미 적용시 Creep 해석 결과
국내 설계기준 허용 잔류 침하량은 궤도 시공 완료 후를 기준으로 열차하중 침하와 잔류침하의 합 30mm이다. 여기서 열차하중에 의한 침하는 5mm이며 잔류 침하량은 25mm를 넘지 않아야 한다.
A군은 Fig. 3과 같이 성토고 8m에서 21mm 침하가 발생하여 궤도생애주기 60년 허용기준인 30mm를 만족하는 것으로 검토되었으며, 성토재료별 Creep 침하 결과는 Fig. 4에 나타내었다.
B군은 성토고 6m에서 26mm 침하가 발생하였으며, 고화토는 성토고 8m에서 30mm 침하가 발생하여 궤도생애주기 60년 허용기준인 30mm와 근사한 값이 나타났다. Fig. 4의 점선은(30mm)은 허용기준치를 나타내며, 성토 높이별 침하량은 Table 3, 침하비는 성토고에 대한 침하량 비율로 Table 4와 같다.
Table 3.
Settlement by group
Table 4.
Settlement ratio by group
Height of embankment (m) | Group A (%) | Group B (%) | Group B(Fa) (%) |
2 | 0.18 | 0.32 | 0.26 |
4 | 0.22 | 0.39 | 0.31 |
6 | 0.25 | 0.44 | 0.35 |
8 | 0.27 | 0.47 | 0.37 |
10 | 0.28 | 0.50 | 0.40 |
12 | 0.30 | 0.52 | 0.41 |
14 | 0.31 | 0.54 | 0.43 |
2.3.3 결과 분석
수치해석 결과 성토고가 높을수록 침하량이 증가하는 일반적인 경향이 나타났으며, 성토고 8m에서 A군(세립분 10%)은 21.45mm, B군(세립분 25%)은 37.74mm, 고화토(B군 고화제 4%)는 29.93mm의 침하가 발생하였다.
안정 처리된 B군(고화토) 성토고 8m 이상은 허용기준치를 만족하기 어려우므로 최대 성토고는 8m 이하로 적용할 것을 제안한다.
A군, B군 및 고화토 모두 1년 이내에 초기 침하량이 상당히 크게 발생했으며, 약 60년의 궤도 생애주기 동안 최종 Creep 침하량의 57~59% 값이 산정되었다. 이러한 결과는 최종 성토 이후 방치기간의 중요성을 의미하며, 충분한 방치기간을 적용하는 것이 Creep 침하를 감소시킬 수 있음을 의미한다.
최대 높이 14m에서 최종 침하량은 A군 42.8mm, B군 75.11mm, 고화토 59.65mm로 산정되었으며, Kim et al.(2024)이 실내 대형장기압밀 Creep 실험을 통해 산출된 재료별 Creep 계수 Table 1과 유사한 값을 나타내었다.
KGS(2020)는 호남고속철도 안정성 보고서에 따르면 성토체 자체 침하가 나타난 지점의 평균 성토고는 7.95m이며, 평균 침하량은 27.28mm가 발생하였다고 제시하였고, 이는 고화토 8m의 침하량 29.93mm인 수치해석 결과와 근사한 침하량을 나타내고 있다.
JICA(2015)에 의하면 양질의 재료와 함께 충분히 잘 다진 경우에도 각각 성토고의 0.1%~0.3%까지 성토체 압축침하가 발생한다고 제시하였다. A군 수치해석결과 침하높이에 따른 침하비율 0.18%~0.31%은 JICA가 제시한 결과와 유사함을 알 수 있었다.
Goodger & Leach(1990)에 의하면 자중에 의한 성토체의 장기침하는 최소 10년 이상 지속적으로 발생하며, 모래 및 자갈을 잘 다졌을 경우 성토체 높이의 최대 0.5%까지 발생한다고 제시하였다. B군 세립분 25% 수치해석결과 침하높이에 따른 침하비율은 0.32%~0.54%로 산정되었으며, 고화토(B군 고화제 4%) 수치해석 결과 침하 높이에 따른 침하비율은 0.26%~0.43%로 산정되어 Goodger & Leach(1990)의 연구 결과와 유사하였다.
추후 세립분 함유량에 따른 성토체 압축침하량 산정 시 세립분 함유량이 10% 이하면 JICA(2015) 제시안, 25% 이하는 Goodger & Leach(1990)가 제시한 기준 준용이 가능함을 알 수 있다.
2.3.4 방치기간 3개월 적용 시 Creep 해석결과
A군은 Fig. 5와 같이 성토고 14m에서도 24mm 침하가 발생하여 궤도생애주기 60년 허용기준치인 30mm를 만족하는 것으로 검토되었으며, 3개월 방치기간에 따른 성토재료별 Creep 침하 산정 결과는 Fig. 6에 나타내었다.
B군은 성토고 10m에서 28mm, 고화토는 성토고 12m에서 27mm 침하가 발생하였다. 성토 높이별 침하량은 Table 5, 침하비는 성토고에 대한 침하량 비율로 Table 6과 같다.
Table 5.
Settlement by group (3 months)
Table 6.
Settlment rate by group (3 months)
Height of embankment (m) | Group A (%) | Group B (%) | Group B(Fa) (%) |
2 | 0.10 | 0.18 | 0.14 |
4 | 0.12 | 0.22 | 0.17 |
6 | 0.14 | 0.24 | 0.19 |
8 | 0.15 | 0.26 | 0.21 |
10 | 0.16 | 0.28 | 0.22 |
12 | 0.16 | 0.29 | 0.23 |
14 | 0.17 | 0.30 | 0.23 |
2.3.5 결과 분석
수치해석 결과 성토고가 높을수록 침하량이 증가하는 일반적인 경향이 나타났으며, 성토고 10m에서 A군(세립분 10%)은 16mm, B군(세립분 25%)은 28mm, 고화토(B군 고화제 4%)는 22mm의 침하가 발생하여 허용기준치를 만족하였다.
방치기간 미적용 대비 초기 침하량은 A군, B군 및 고화토 모두 1년 이내의 초기 침하량이 약 70% 감소하는 것으로 나타났으며, 최종침하량은 55%~56% 감소하는 것으로 검토되었다. 이는 최종 성토 후 방치기간의 중요성을 의미한다. 따라서 Creep 침하 방지를 위해서는 성토 이후 최소 방치기간 3개월 적용이 필요할 것으로 판단된다.
방치기간 3개월을 적용한 성토고에 따른 침하비는 A군 0.10%~0.17%, B군 0.18%~0.30%, 고화토(B군 고화제 4%) 0.14%~0.23%로 산정되어 JICA(2015)에서 제시한 0.1%~0.3%와 유사함을 알 수 있다.
3. 지하수위 변화에 따른 침하거동
3.1 지하수위 조사
지하수위는 지하수면의 고도(Elevation)로써 국가 및 지역지하수관리관측망(관정)의 지하수위 측정으로 알 수 있으며, 대한민국 수준원점(EL.±26.6m)을 기준으로 한다.
지하수위를 결정하는 방법은 강우강도를 이용한 침투해석, 국가 및 지역지하수관리관측망, 하천관리지리정보시스템 및 국가수자원관리종합시스템을 이용할 수 있다.
지하수위 변화에 따른 성토체 침하거동을 파악하기 위해 국가지하수관리관측망 자료를 분석하여 호남고속철도 통과 지역인 공주, 논산, 익산, 정읍, 장성지역의 지하수위 변화를 확인하였고, 가장 큰 변화를 보인 공주탄천지역 2020년 지하수위 최대 변동량(4.42m)을 Fig. 7에 제시하였다. 봄철 농번기(3~6월)에 지하수 사용량 증가로 인해 지하수위가 낮아지며, 여름철 우기(7~9월)는 강수량 증가로 인해 지하수위가 상승하는 경향을 나타내고 있다.
3.2 지하수위 변화에 따른 침하거동 분석
3.2.1 지하수위 변화에 따른 침하거동 결과
지하수위 변화량에 따른 성토체 침하량을 정량적으로 규정하기 위해 MIDAS NX 2023 R1(V340)를 이용하여 2차원 수치해석을 실시하였다. 해석단면은 성토고 8m를 기준으로 원지반 지하수위 GL.0m에서 GL.-10m까지 감소하다가 GL.0m까지 회복하도록 묘사하였다. 감소시간은 봄철 농번기(3~6월) 100일, 여름철 우기(7~9월) 강수량 증가 100일 및 속도는 2m 변화에 20일을 적용하였다. 해석모델은 Fig. 8과 같으며, 적용된 물성값은 Table 7과 같다.
Table 7.
Engineering properties of soil
Division |
Total unit weight (kN/m3) |
Cohesion (kPa) |
Friction angle (°) |
Deformation coefficient (MPa) |
Poisson’s ratio |
Embankment material | 19.0 | 15.0 | 28.0 | 30 | 0.35 |
Subsoil layer | 18.0 | 7.0 | 27.0 | 10~50 | 0.34 |
원지반이 사질토인 경우 지하수위 변동에 따른 지반의 침하량을 분석하였다. 사질토 침하에 가장 큰 영향을 미치는 인자는 지반의 변형계수로 KNR(2022)에서 제시된 Eq. (4)을 이용하여 산출하였으며, 원지반 침하의 주요 매개변수로 설정하였다.
3.2.2 지하수위 변화에 따른 침하거동 결과
원지반의 변형계수를 10,000kPa~50,000kPa 값을 적용하였으며, 최대 침하는 변형계수 10,000kPa에서 74.67mm, 최소 침하는 변형계수 50,000kPa에서 26.98mm로 산정되었다. 원지반 변형계수에 따른 침하량 차이는 지하수위 저하로 발생한 유효응력 증가에 따른 탄성침하이다.
Fig. 9는 변형계수 10,000kPa 해석 결과이고, Fig. 10은 지하수위 변화에 따른 침하량으로 지하수위 감소에 따라 침하량은 증가하여 지하수위가 회복될수록 침하는 감소하는 경향을 나타낸다. 따라서 변형계수가 감소할수록 침하량은 증가함을 알 수 있다.
수치해석 결과 지하수위 10m 하강 시 원지반 변형계수는 40,000kPa 이상에서 침하기준 30mm를 만족하는 것으로 검토되었다.
침하량을 호남고속철도 공주탄천지역 지하수위 최대 변동량(4.42m)을 적용하면 변형계수 10,000kPa(N값 5)에서 32.17mm 침하가 발생한다. 이는 고속철도 콘크리트 궤도 잔류침하기준 30mm를 만족하지 못하는 값이며, 변형계수 15,000kPa(N값 15)인 경우 23.63mm 침하가 발생하여 허용잔류침하량 기준을 만족하였으며, 12,500kPa(N값 10)일 경우 Fig. 10 에서 결과를 유추하면 지하수위 5m 하강 시 30.51mm가 발생하여 허용잔류침하량을 초과하는 것으로 검토되었다.
Kim et al.(2015)은 지하수위 저하에 따른 침하량 분석결과 지하수위 6.2m 하강 시 수치해석결과 및 실측결과를 고려했을때 허용잔류침하량을 만족하려면 원지반의 N값은 16 이상 되어야 한다고 기술하였다.
기존 연구사례 및 지하수위 변화에 따른 침하거동 평가 결과 허용잔류침하량 기준을 만족하는 N값은 15 이상이 되어야 하며, 지하수위 변화에 의한 침하 안정성을 확보하려면 사질토는 N값 15 이상이 필요할 것으로 판단된다.
지하수위 하강 이후 원지반 지하수위 복원 시에는 수치해석결과 침하가 복원되는 것으로 검토되었지만, 이는 지반이 비교적 회복가능한 범위 내에서 변형되었을 경우이다. 오랜 시간 동안 지속된 침하나 지하수위의 극단적 하강 시에는 성토재의 입자 재배열에 따른 비탄성 침하를 초래할 가능성이 크며, 이 경우 지하수위가 상승하더라고 침하는 복원되지 않는다.
지하수위 하강으로 인한 침하량은 일반적으로 압밀 침하량에 비해 작아 설계 시 별도로 고려되지 않는 경우가 많으며, 고속철도 콘크리트 궤도와 같이 허용잔류침하량이 30mm인 경우 지하수위 하강으로 인해 허용값을 초과할 가능성이 있다.
고속철도 설계에 있어 지하수위 변화에 따른 침하를 반영하는 것이 중요하며, 이를 통해 고속철도 성토체 구조물의 안정성을 확보할 수 있다고 판단된다.
4. 동결융해 반복에 따른 침하거동
4.1 해석 방법
겨울철 온도 변화에 따른 융해 및 동결작용에 의한 성토체의 침하거동을 파악하기 위해 MIDAS NX 2023 R1(V340)를 이용하여 2차원 수치해석을 실시하였다. 해석단면은 성토고 8m 기준이며, 동결융해 적용 깊이는 지역별 동결심도를 참고하여 0.5m, 1.0m, 1.5m를 적용하였다. 동결융해 온도하중 적용은 200일이고, 최저 -20°에서 최고 10°로 5회 반복하는 것으로 해석하였다. 해석모델은 Fig. 11과 같다.
성토체 및 원지반은 Mohr-Coulomb 모델을 적용하여 시공단계별 해석을 수행하였다. 원지반 성토 후 변위 초기화(null) 단계를 적용하고 온도하중 -20°를 20일 적용 1단계 온도하중 10°를 20일 적용 2단계를 총 5회 반복 적용하는 시공단계해석을 진행하였다. 절점온도를 입력하면 요소에서 초기온도와의 차이에 의한 하중이 계산되며, 이에 따른 변위가 발생되며, 동결심도 0.5m, 1.0m, 1.5m 적용에 따른 성토체 침하거동 평가를 수행하였다.
4.2 동결융해 변화에 따른 침하거동 결과
수치해석 결과는 Fig. 13과 같으며, 동결심도 1.5m, 1.0m 및 0.5m에서 성토체 침하는 각각 0.1mm, 0.06mm 및 0.03mm로 산정되었다. 따라서 온도하중 적용을 통한 수치해석 결과 동결융해에 대한 침하량 변화는 미비한 것으로 판단되었다. Fig. 12는 동결융해 변화에 따른 침하량이며, 동결융해 심도가 깊어짐에 따라 침하량은 증가하고, 낮아질수록 침하는 감소하는 경향이 나타났다.
성토체의 동결융해에 대한 영향을 좀 더 명확히 파악하기 위해서는 실험적 연구와 추가적인 다양한 수치해석 반영이 필요할 것으로 판단된다. 계절별 성토체의 전단강도 실험 및 압축실험, 동결해빙실험, 온도 변화에 따른 역학적 거동을 석할 수 있는 수치해석이 추후 이루어진다면 동결융해에 따른 성토체 침하거동 분석을 좀 더 정확히 파악할 수 있다고 판단된다.
5. 결 론
본 연구는 고속철도 성토 구간에서 Creep 침하의 거동을 예측하기 위해 Soft soil creep 모델을 활용하여 수치해석을 수행하였다. 이를 통해 성토체의 침하 거동을 평가하고, 지하수위 변화 및 동결융해에 따른 성토체 침하 영향을 분석한 결과는 다음과 같다.
(1) 세립분 함유량이 높은 성토재료는 Creep 침하가 발생할 확률이 높으며, 특히 10m 이상의 고성토 구간에서는 콘크리트 도상의 허용잔류침하량(30mm)을 초과하는 것을 확인하였다.
(2) 고속철도의 안정적인 운행을 위해서는 최대 성토고 8m와 최소 방치기간 3개월이 소요됨을 확인하였다.
(3) 세립분 함유량에 따른 성토체 압축침하량 산정 시 세립분 함유량이 10% 이하면 JICA(2015), 25% 이하는 Goodger & Leach(1990) 기준과 유사함을 확인하였다.
(4) 사질토에서 지하수위 변화에 의한 침하 안정성을 확보하려면 N값이 15 이상이 필요하다.
(5) 온도하중 적용을 통한 수치해석 결과 동결융해 심도가 깊어짐에 따라 침하량은 증가하고, 심도가 낮아질수록 침하는 감소하는 경향을 확인하였다.
본 연구는 침하 거동을 최소화하기 위해 성토재의 세립분 함유량 제한 및 성토체에 대한 충분한 다짐을 제안하였다. 또한 추가로 방치기간 동안 압밀이 충분히 이루어지도록 하여 고속철도의 안정성을 보장할 수 있는 성토 구조의 설계를 제안하였다. 특히 고성토 구간에서 Creep 침하의 장기적 거동을 예측할 수 있도록 각 침하 요인에 따른 수치해석을 통해 실무에서의 적용 가능성을 높였다.