1. 서 론
2. 수평 지보재와 어스앵커
2.1 수평 지보재 특성
2.2 어스앵커의 특성
2.3 수평 지보재 대체 앵커의 특성
2.4 수평 지보재 대체 앵커의 시스템
3. 수평 지보재 대체 앵커의 안정성 분석
3.1 해석 개요
3.2 단계별 해석 방법
4. 해석 결과 및 안정성 평가
4.1 2차원 굴착단계 해석 결과
4.2 정착장 길이에 따른 평가
4.3 벽체 수평변위 및 배면 지표침하량 평가
4.4 현장 계측 결과를 활용한 현장 적용성 평가
5. 결 론
1. 서 론
도시화와 지하공간 개발의 확대에 따라 도심지에서는 제한된 부지 내에서 안정적이고 경제적인 굴착을 수행할 수 있는 흙막이 공법의 중요성이 증가하고 있다. 지하 굴착공사에서는 굴착 과정에서 발생하는 토압과 지반 변형으로 인해 흙막이 벽체의 수평변위, 배면 지표침하 및 인접 구조물 손상이 발생할 수 있으므로, 굴착단계별 구조물과 지반의 거동을 적절히 제어하는 것이 중요하다(Clough & O’Rourke, 1990).
가시설 흙막이 공법에는 엄지말뚝 토류벽, CIP, 지하연속벽, Sheet pile 등 다양한 벽체 형식이 적용되며, 벽체의 안정성을 확보하기 위해 수평 지보재 또는 어스앵커와 같은 지보 방식이 함께 사용된다(Oh & Jo, 2004). 수평 지보재는 굴착 내부에서 벽체를 직접 지지할 수 있어 안정성 확보에 유리하지만, 굴착 공간을 점유하여 장비 운용과 후속 구조물 시공에 간섭을 유발할 수 있다. 또한 다단 설치 시 공정이 복잡해지고, 장지간 조건에서는 좌굴 및 띠장부 모멘트 집중에 대한 검토가 필요하다(Lim et al., 2009).
어스앵커 공법은 굴착 내부 공간을 상대적으로 적게 점유한다는 장점이 있으나, 앵커 정착장이 부지 외부 지반으로 확장될 수 있어 인접 대지, 구조물 기초 및 지하 매설물과의 간섭 문제가 발생할 수 있다. 특히 도심지 굴착 현장에서는 부지 경계가 협소하고 지중 매설물이 복잡하게 분포하므로, 일반적인 경사형 어스앵커의 적용이 제한되는 경우가 많다. 이에 따라 부지 경계 내에서 지보력을 확보하면서도 굴착 내부 공간 점유를 최소화할 수 있는 대체 지보 방식에 대한 검토가 필요하다.
본 연구에서 검토한 수평 지보재 대체 앵커는 띠장에 설치되는 가이드 브라켓, 지반 내 정착체 및 인장재를 이용하여 흙막이 벽체를 지지하는 공법이다. 이 공법은 앵커 인장재의 방향을 전환하여 도입된 긴장력을 띠장으로 전달하고, 정착체를 통해 지반 내에서 반력을 확보함으로써 수평 지보재의 기능을 앵커 시스템으로 대체하는 것을 목적으로 한다(Gu et al., 2019).
따라서 본 연구에서는 수평 지보재 대체 앵커가 적용된 흙막이 벽체를 대상으로 굴착단계별 안정성 해석을 수행하였다. 2차원 평면변형률 조건에서 단계별 굴착 및 앵커 긴장력 도입을 모사하였으며, 벽체 수평변위, 배면 지표침하량, 앵커 설치각, 정착장 및 자유장 길이, 긴장력(jacking force)의 영향을 검토하였다. 굴착 단계가 진행됨에 따라 토압 분포, 앵커 반력 및 벽체 변위가 지속적으로 변화하므로, 실제 시공 과정을 반영한 단계별 해석을 통해 각 단계에서의 안정성을 검토할 필요가 있다. 이를 통해 수평 지보재 대체 앵커의 굴착단계별 거동 특성과 안정성 확보 조건을 분석하고자 하였다.
2. 수평 지보재와 어스앵커
가시설 흙막이 공법에 적용되는 대표적인 지지 방식은 Fig. 1에 나타낸 바와 같이 수평 지보재 방식과 어스앵커 방식으로 나눌 수 있다. 이러한 지지 방식은 지하 굴착 과정에서 발생하는 능동토압을 흙막이 벽체가 단독으로 부담하지 않도록 하고, 지지 부재를 통해 하중을 외부 지반이나 구조체 내부로 분산·전달함으로써 굴착 구간의 안정성을 확보하는 역할을 한다.
2.1 수평 지보재 특성
수평 지보재(Strut) 시스템은 흙막이 벽체 내부에 띠장과 버팀보를 설치하여 토압을 지지하는 대표적인 내부 지지 방식이다. 이 공법은 도심지의 심굴착이나 인접 구조물과의 이격이 부족한 현장에서 널리 활용되며, 시공 안정성이 높고 계측관리가 용이하다는 장점이 있다. 그러나 내부 작업 공간을 점유하므로 장비 운용과 하부 구조 시공에 제약이 따르고, 다단 설치 시 공기 증가와 유지관리 복잡성 문제가 발생할 수 있다. 또한 부재의 축력, 좌굴 길이, 단면 특성에 따라 구조 안정성이 좌우되므로 충분한 해석과 검토가 필요하며, 이를 개선하기 위해 프리스트레스 띠장 및 탄소섬유 보강 기법 등이 제안되고 있다(Lim et al., 2009).
2.2 어스앵커의 특성
어스앵커는 흙막이 구조물 외측의 안정한 지반에 인장재를 천공 및 그라우팅으로 정착시켜 인장력으로 벽체를 지지하는 대표적인 외부 지지 공법이다. 이 공법은 굴착 내부 공간을 거의 점유하지 않아 장비 운용과 지하구조물 시공에 유리하며, 깊은 굴착이 필요한 도심지 공사에 널리 활용된다. 반면 안정한 정착 지반 확보가 필수적이며, 도심지에서는 인접 구조물 기초, 지하매설물, 부지 경계와의 간섭으로 인해 적용에 제약이 따른다(Shin et al., 2023). 또한 구조적 성능은 정착부 부착력, 인장재 강도, 그라우트 품질 등에 의해 좌우되므로 장기 부식, 인발력 저하, 슬립 등의 문제를 방지하기 위해 품질 검증과 계측관리가 필요하다(Jung et al., 2017).
2.3 수평 지보재 대체 앵커의 특성
수평 지보재와 어스앵커는 활용성이 높은 지보 기술이지만 명확한 한계를 가진다. 수평 지보재는 굴착 내부 공간을 차지하고, 반복적인 설치로 인해 공정이 지연될 수 있으며, 좌굴 위험과 띠장부 모멘트 집중으로 인해 구조적 효율성이 저하될 수 있다. 또한 어스앵커는 대상 부지 외부의 지하 공간을 침범할 가능성이 있으며, 설치각 제한으로 인해 수직에 가까운 하중전달 조건에서는 적용상 제약이 발생할 수 있다.
일반 어스앵커가 경사 정착장을 따라 인장력을 전달하는 것과 달리 수평 지보재 대체 앵커는 가이드 브라켓으로 인장재의 방향을 전환하여 정착체–인장재–가이드 브라켓–띠장으로 하중을 전달한다. 이를 통해 고각으로 부지 경계 내에 설치가 가능하며, 굴착공간 점유와 지하매설물 간섭을 줄일 수 있다.
본 연구에서는 이러한 기존 지보 방식의 한계를 보완하기 위해 수평 지보재 대체 앵커를 대상으로 안정성 해석을 수행하였다. 수평 지보재 대체 앵커는 띠장에 설치되는 가이드 브라켓, 지반 내에 매설되는 소형 말뚝형 정착체, 그리고 이 두 요소를 연결하는 인장재로 구성된다. 가이드 브라켓은 앵커 인장재를 안정적으로 정착하고 전달하중을 띠장에 효과적으로 분산하는 역할을 수행하며, 정착체는 지반 내에 반력체로 작용하여 흙막이 구조물의 안정성을 확보한다.
Fig. 2와 같이 가이드 브라켓은 띠장에 설치되어 인장재의 방향을 전환한다. 지반 내에서 수직 또는 이에 근접한 방향으로 배치된 인장재는 브라켓에 설치된 풀리를 통과하면서 수평 방향으로 전환되며, 이 과정에서 발생한 긴장력은 띠장 중앙부로 전달된다. 이에 따라 본 연구에서 검토한 수평 지보재 대체 앵커는 굴착 내부 공간의 점유를 최소화하면서 부지 경계 내에서 필요한 지보력을 안정적으로 확보할 수 있는 특징을 가진다.
정착체는 흙막이 벽체 배면 지반에 수직 또는 일정한 경사를 두고 설치되며, 인장재와 연결되어 앵커 하중에 대한 반력체로 기능한다. 인장재에 초기 긴장력이 도입되면 정착체–인장재–가이드 브라켓–띠장으로 이어지는 하중전달 경로가 형성되고, 이를 통해 흙막이 벽체의 수평 변위를 제어할 수 있다. 따라서 본 수평 지보재 대체 앵커는 긴 경사 정착장을 요구하는 일반 어스앵커와 달리 협소한 부지 조건에서도 적용 가능한 지보 방식으로 평가될 수 있다.
2.4 수평 지보재 대체 앵커의 시스템
수평 지보재 대체 앵커 시스템은 연결부, 자유장 및 정착장으로 구성된다. 연결부는 흙막이 벽체와 앵커 인장재가 연결되는 구간으로 가이드 브라켓을 통해 긴장력이 작용하여 앵커 시스템에 초기 긴장력이 도입되는 부분이다. 이때 도입된 긴장력은 인장재를 통해 자유장을 거쳐 정착장으로 전달된다.
자유장은 인장재가 지반과 직접 부착되지 않은 상태로 배치되는 구간으로, 연결부에서 도입된 인장력을 정착장까지 전달하는 역할을 한다. 이 구간의 인장재는 쉬스관 등에 의해 보호되며, 앵커의 변형 특성 및 하중전달 거동에 영향을 미칠 수 있다. 정착장은 인장재와 그라우트가 주변 지반과 일체화되는 구간으로, 부착응력을 통해 앵커 하중이 지반으로 전달된다.
Fig. 3은 수평 지보재 대체 앵커의 설치각 범위를 나타낸 것이다. 일반적인 어스앵커는 통상 30°±10° 범위에서 설치되지만 해당 앵커 시스템은 원통형 가이드를 이용하여 45°에서 90°까지의 설치각을 구현할 수 있도록 구성된다. 이에 따라 본 연구에서는 45°~90° 범위의 설치각 조건을 대상으로 앵커 설치각 변화가 굴착단계별 벽체 거동과 안정성에 미치는 영향을 검토하였다.
3. 수평 지보재 대체 앵커의 안정성 분석
3.1 해석 개요
흙막이 설계에서 앵커 설치각은 토압에 의해 발생하는 반력의 수평분력과 하중전달 조건에 영향을 미치므로, 본 연구에서는 굴착단계별 안정성 평가를 위해 앵커 설치각, 정착장 길이, 자유장 길이 및 긴장력을 주요 검토 조건으로 설정하였다. 앵커 설치각은 고각 설치 조건을 고려하여 45°~85° 범위에서 검토하였으며, 90° 조건은 수직 설치에 가까운 한계 조건으로 추가 확인하였다.
해석은 일반적인 흙막이 설계에서 적용되는 2차원 평면변형률 조건으로 수행하였다. 정착장으로 전달되는 전이하중은 2차원 해석에서 프리스트레스 하중(prestress load)으로 등가 적용하여, 앵커 하중이 벽체에 작용하는 조건을 모사하였다.
해석 결과는 굴착단계별 벽체 수평변위, 배면 지표침하량, 앵커 반력 및 벽체 모멘트를 중심으로 검토하였다. 특히 벽체 수평변위는 계측관리기준과 비교하여 안정성을 평가하였으며, 적용한 계측관리기준은 Table 1에 나타내었다.
Table 1.
Horizontal displacement control criteria
| Horizontal displacement (mm) | 1/500H | 1/300H | 1/200H |
| Control stage | Primary control | Secondary control | Tertiary control |
| Assessment level | Attention | Warning | Danger |
국내 설계기준 및 관련 지침인 「KDS 11 60 00 앵커 설계기준」, 「KCS 21 00 00 가설공사표준시방서」 및 「지하안전영향평가서」에 따르면, 토사층의 정착장은 최소 4.0 m 이상으로 하고 정착부는 가상파괴면 외측에 위치하도록 한다. 자유장은 가상파괴면으로부터의 이격조건을 만족하면서 최소 4.0 m 이상으로 하며, 앵커 설치각은 수평면에 대하여 20° 이상으로 규정하고 있다. 본 연구에서는 이를 고려하여 설치각 45°~85°를 주요 검토 범위로 설정하고, 90°는 한계조건으로 적용하였다. 정착장 길이는 최소 요구 길이인 4.0 m를 중심으로 2~6 m 범위에서 설정하여, 최소 요구 길이보다 짧은 조건과 긴 조건에서 벽체 거동 변화를 비교하고자 하였다. 자유장 길이는 정착부가 가상파괴면 외측에 위치하도록 7~10 m 범위로 설정하였으며, 이를 통해 자유장 길이 변화에 따른 안정성 변화를 검토하였다. 긴장력은 수평 지보재 대체 앵커의 지보 효과가 벽체 변위 제어에 미치는 영향을 검토하기 위해 100~200 kN 범위로 설정하였다.
수치해석은 지반공학용 유한요소해석 프로그램인 PLAXIS 2D Ultimate 2023을 사용하여 수행하였다. 굴착단계별 지반 및 구조물의 거동 변화를 반영하기 위해 시공 단계별 해석(Stage Construction) 방식과 전단강도 감소기법(c-φ reduction method)을 적용하여 한계 상태 및 안전율을 산정하였다.
3.1.1 해석단면 선정 및 모델링
도심지 굴착 시공현장의 조건을 반영하여 Fig. 4와 같이 해석단면을 설정하였다. 엄지말뚝의 총 길이는 13.0 m로 설정하였으며, 선단부 1.0 m를 암반층에 근입시켜 지지력을 확보하도록 모델링하였다. 최대 굴착 깊이는 10.0 m이며, 굴착은 총 3단계로 구분하여 수행하였다. 앵커는 굴착 깊이를 고려하여 1단 1.0 m, 2단 3.0 m, 3단 7.0 m 위치에 설치하였고, 각 굴착 단계에서는 해당 앵커 설치 위치보다 0.15 m 하부까지 굴착하여 앵커 반력이 발휘될 수 있도록 하였다.
해석모델에서 엄지말뚝은 beam 요소로 모델링하였고, 띠장과 브라켓 연결부는 각각 별도의 구조 요소로 구성하였다. 브라켓 연결부는 2차원 평면변형률 조건에서 곡선형 beam 요소로 단순화하여 모델링하였다.
3.1.2 하중조건 및 경계조건
본 해석에서는 연결부에서 발생할 수 있는 하중 손실을 고려하여, 정착장에 전달되는 전이하중을 앵커 요소의 프리스트레스 하중으로 등가 적용하였다. 굴착단계별 해석에서는 각 단계의 굴착 깊이에 따라 지반을 순차적으로 제거하고, 해당 단계에서 앵커 하중을 도입하였다. 경계조건은 하부 경계와 수평 경계로 구분하여 설정하였다. 해석영역은 굴착으로 인한 경계부 영향이 해석 결과에 미치는 영향을 최소화하기 위해 최종 굴착심도 10.0 m를 기준으로 하부 경계를 25.0 m로 설정하였으며, 수평 방향 경계는 자유장과 정착장 길이 및 배면 지반의 변형 범위를 고려하여 24.0 m로 설정하였다. 하부 경계는 수평 및 수직 변위를 구속하였고, 측면 경계는 수평 변위를 구속하고 수직 변위는 허용하였다.
3.1.3 재료 물성
본 해석에서는 지반의 탄소성 거동을 모사하기 위해 Mohr-Coulomb 모델을 적용하였으며, 엄지말뚝, 띠장 및 앵커 등 주요 구조 부재는 선형탄성체로 정의하였다. 지반조건은 조밀한 지반과 느슨한 지반으로 구분하였고, 각 재료의 단위중량, 점착력, 내부마찰각, 탄성계수 및 포아송비 등을 입력하였다. 수치해석에 적용된 주요 재료 물성값은 Table 2에 나타내었다. 지반 재료는 배수 조건으로 설정하였으며, 앵커 설치각, 정착장 및 자유장 길이, 긴장력 변화를 주요 해석변수로 하여 지반-벽체 시스템의 거동을 비교·분석하였다. 지하수위 및 지하수위 변화에 따른 간극수압 변화와 침투력의 영향은 본 해석 범위에 포함하지 않았다.
Table 2.
Material parameters for analysis
3.2 단계별 해석 방법
본 해석은 2차원 평면변형률 조건에서 수행하였으며, 가시설 흙막이 구조물의 굴착단계별 안정성 평가를 위한 해석 절차는 다음과 같다.
① 현 지반의 초기응력
지반의 초기응력은 자중에 의해 형성되는 응력 상태를 기준으로 산정하였다. 수직응력()은 Eq. (1)과 같이 지반의 단위중량과 깊이에 따라 선형적으로 증가하는 것으로 가정하였으며, 수평응력()은 Eq. (2)와 같이 수직응력에 측압계수()를 곱하여 산정하였다.
여기서, = 단위중량(kN/m3),
= 깊이(m),
= 측압계수
② 엄지말뚝 벽체의 등가 탄성계수 산정
현장에서는 일반적으로 엄지말뚝과 토류판으로 구성된 흙막이 벽체가 사용된다. 본 해석에서는 모델링을 단순화하고 해석 효율을 높이기 위해 이를 단일 연속벽체로 치환하였다. 이때 엄지말뚝의 배치 간격을 고려하여, Fig. 5와 같이 단위 폭 1.0 m에 해당하는 등가 벽체로 환산하였으며, 등가 벽체의 탄성계수는 엄지말뚝의 단면적과 배치 간격을 반영하여 Eq. (3)을 통해 산정하였다.
여기서, = 엄지말뚝의 탄성계수(kPa),
= 엄지말뚝의 단면2차모멘트(m4),
= 단위폭 1m당 엄지말뚝의 개수,
= 치환된 벽체의 탄성계수(kPa),
= 벽체의 단면2차 모멘트(m4)
③ 벽체와 지반 사이의 경계면
벽체와 지반 사이의 상호작용은 PLAXIS 2D에서 제공하는 접촉면 요소(Contact Interface)를 이용하여 모델링하였다. 해당 요소는 구조물과 지반 사이에서 발생할 수 있는 미끄러짐 및 분리 거동을 모사하기 위한 것으로, 접촉면에 작용하는 응력이 탄성 범위를 초과할 경우 소성 전단 거동이 발생하도록 설정하였다.
경계면의 전단강도는 지반 자체의 강도보다 작게 평가될 수 있으므로 강도감소계수 를 적용하여 산정하였다. 는 구조물 형식에 따라 Table 3과 같이 적용되며, 본 해석에서는 벽체와 지반 사이의 마찰 특성을 고려하여 = 0.67을 사용하였다. 이를 통해 실제 지반–구조물 접촉면에서 발생하는 마찰 저항을 보다 현실적으로 반영하고자 하였다. 또한 접촉면의 점착력 과 내부마찰각은 Eq. (4) 및 Eq. (5)를 이용하여 산정하였다.
Table 3.
Selection criteria for values
여기서, = 구조물-지반 경계면의 점착력(kPa),
= 주변 지반의 점착력(kPa),
= 구조물-지반 경계면의 내부마찰각(°),
= 주변 지반의 내부마찰각(°),
= 강도감소계수(0.5~1.0)
④ 시공단계 모델링
실제 굴착 시공 과정을 반영하기 위해 단계별 시공해석을 수행하였다. 해석 단계는 Table 4와 같이 현장 시공 순서를 고려하여 구성하였으며, 엄지말뚝 시공 후 1단 굴착 및 1단 앵커 설치를 수행하였다. 이후 동일한 방식으로 2단 및 3단 굴착과 앵커 설치 과정을 순차적으로 모사하였으며, 최종 굴착 완료 후 전단강도 감소기법을 적용하여 안전율을 산정하였다. 각 시공단계에 따른 해석 모델의 형상은 Fig. 6과 Table 4에 나타내었다.
Table 4.
Modeling of construction stages
이러한 단계별 해석은 실제 시공 순서와 굴착에 따른 지반 응력 변화를 반영하도록 구성하였다. 각 굴착 단계에서는 앵커 긴장력 도입에 따른 반력 발생과 띠장–브라켓–엄지말뚝으로 이어지는 하중전달 특성을 검토하였다. 또한 배면 지반의 침하와 벽체 수평변위 변화를 함께 분석하여 굴착단계별 가시설 구조물의 안정성 및 주요 부재의 거동 특성을 평가하였다.
⑤ 전체 안정성 검토(안전율 해석)
굴착 해석에서 전체 안정성은 전단강도 감소법(Shear Strength Reduction, SSR)을 이용하여 평가하였다. 전단강도 감소법은 지반의 강도정수인 점착력 c와 내부마찰각 ϕ를 일정 비율로 감소시키며, 반복 해석을 수행하고, 해석모델이 한계상태에 도달하는 시점의 시험안전율()을 산정하는 방법이다. 본 연구에서는 Eq. (6) 및 Eq. (7)과 같이 점착력과 내부마찰각을 단계적으로 감소시켜 굴착 단계별 전체 안정성을 검토하였다.
Fig. 7은 원지반의 파괴포락선과 시험안전율()에 의해 저감된 파괴포락선을 나타낸 것이다. 전단강도 감소법에서는 점착력과 내부마찰각을 일정 비율로 감소시키며, 해석을 반복 수행하고, 해석모델이 한계상태에 도달하는 시점의 을 전체 안정성에 대한 최소 안전율로 평가한다.
본 해석에서는 전단강도 감소법을 적용하여 한계상태에 도달하는 안전율을 산정하였다. 해석은 초기 시험안전율 =1.0에서 시작하였으며, 해석 결과가 수렴하는 경우 시험안전율을 단계적으로 증가시키는 방식으로 수행하였다. 먼저 0.2 간격으로 시험안전율을 증가시키며, 해석을 수행하고, 수렴하지 않는 범위가 확인되면 해당 범위 내에서 1.2부터 0.1 및 0.02 간격으로 증가시키며, 해석을 수행하였다.
점진적 안전율 해석은 시험안전율의 증가 간격이 해석 프로그램의 허용오차 ε보다 작아질 때까지 반복적으로 수행되며, 이때 수렴된 해석 결과를 전체 안정성에 대한 안전율로 판단한다. 또한 안정성이 확보되지 않는 경우에는 전단 파괴가 발생할 수 있는 경로를 확인하기 위해 전단 변형률 분포를 검토한다. 이를 통해 구조물과 지반에서 형성될 수 있는 잠재 파괴면(Failure surface)을 예측할 수 있다.
⑥ 외적 안정성 검토(활동 파괴면 예측)
외적 안정성 검토는 구조물 자체의 안정성뿐만 아니라 사면 활동 안정성 및 지지력 등 지반–구조물 상호작용을 포함하여 전체 시스템의 안정성을 평가하는 과정이다. 전단강도 감소기법(SSR)을 적용하면 전단 변형률이 집중되는 영역을 시각적으로 확인할 수 있으며, 시공단계별로 발생하는 주요 변형 영역을 연결함으로써 잠재적인 활동 파괴면을 예측할 수 있다.
Fig. 8은 전단강도 감소해석을 통해 예측된 파괴면의 예시를 나타낸 것이다. 활동 파괴면은 일반적으로 정착장 하부에서 외부 사면 방향으로 발달하는 경향을 보이며, 굴착 심도가 증가할수록 사면 활동에 대한 위험성도 커질 수 있다.
4. 해석 결과 및 안정성 평가
해석 결과는 굴착 단계별 벽체 수평변위, 지반 변위, 앵커 반력 및 벽체 모멘트를 중심으로 검토하였으며, 벽체 수평변위는 계측관리기준과 비교하여 안정성을 평가하였다. 앵커 설치각 90° 조건에서는 수렴 가능한 해석 결과를 얻지 못하였으므로 안전율, 벽체 수평변위 및 배면 지표침하량을 산정하지 않았으며, 해당 결과는 X로 표기하였다. 이는 설치각이 수직에 가까워질수록 벽체에 작용하는 수평 지지력이 감소하여 변위 제어 및 전체 안정성 확보가 어려워졌기 때문으로 판단된다. 따라서 90° 조건은 실제 설계 적용 조건이 아닌 고각 앵커의 거동 한계를 검토하기 위한 한계조건으로 설정하였다.
4.1 2차원 굴착단계 해석 결과
본 연구에서는 2차원 평면변형률 해석을 통해 굴착단계별 벽체 거동과 앵커 하중전달 특성을 검토하였다. 이 중 Fig. 9와 Table 5는 앵커 설치각 변화에 따른 하중전달 경향을 확인하기 위한 비교 결과를 나타낸 것이다.
Table 5.
Load transfer results from 2D analysis
Fig. 9의 해석 결과, 앵커 설치각 45°~60° 구간에서는 축력 변화가 크지 않은 것으로 나타났다. 이는 해당 구간에서 앵커 인장력이 비교적 안정적으로 전달되는 것을 의미한다. 반면 설치각이 증가할수록 축력 변화가 점차 커지는 경향을 보였으며, 고각 설치 조건에서는 하중전달 효율과 벽체 지지효과를 함께 검토할 필요가 있는 것으로 판단된다.
Fig. 10에 나타난 2차원 해석 결과, 벽체의 최대 휨모멘트는 약 200 kN·m로 나타났으며, 최대 수평변위는 약 37 mm로 산정되었다. 수평변위는 굴착 단계가 진행될수록 점차 확대되는 경향을 보였으며, 이는 굴착에 따른 배면 지반의 응력 재분포와 앵커 지지 효과의 변화에 의한 것으로 판단된다. 따라서 본 연구에서는 2차원 평면변형률 해석 결과를 바탕으로 굴착단계별 벽체의 휨모멘트와 수평변위를 검토하고, 계측관리기준과 비교하여 안정성을 평가하였다.
4.2 정착장 길이에 따른 평가
Table 6과 Table 7은 정착장 길이에 따른 벽체 수평변위와 배면 지표침하량을 나타낸 것이다. 해석 결과, 앵커 설치각이 증가할수록 벽체 수평변위는 전반적으로 증가하였다. 정착장 길이 2 m 조건에서는 45°에서 45.6 mm, 85°에서 100.7 mm로 증가하였고, 정착장 길이 4 m 조건에서도 45°에서 34.9 mm, 85°에서 93.8 mm로 증가하였다.
Table 6.
Wall displacement and backfill settlement for bonded lengths of 2 m and 3 m
Table 7.
Wall displacement and backfill settlement for bonded lengths of 4 m and 6 m
정착장 길이가 증가할수록 동일한 설치각 조건에서 벽체 수평변위는 일부 감소하였으나, 배면 지표침하량은 대부분 약 34~41 mm 범위로 나타났으며, 정착장 길이 변화에 따른 차이는 크지 않은 것으로 나타났다.
Table 6과 Table 7에 나타난 바와 같이, 정착장 길이를 증가시키더라도 4 m 이상에서는 벽체 수평변위 저감 효과가 제한적으로 나타났다. 이는 일정 수준 이상의 정착력이 확보된 이후에는 정착장 길이 증가가 벽체 거동에 미치는 영향이 크지 않음을 의미한다. 따라서 본 해석 조건에서는 정착장 길이보다 앵커 설치각이 벽체 변위 거동에 더 주요한 영향을 미치는 것으로 판단된다.
4.3 벽체 수평변위 및 배면 지표침하량 평가
최소 안전율 F.S.=1.3을 만족하는 조건에서 정착장 길이에 따른 벽체 수평변위와 배면 지표침하량을 검토하였으며, 그 결과는 Table 8과 Table 9에 나타내었다. 해석 결과, 앵커 설치각이 증가할수록 벽체 수평변위는 전반적으로 증가하는 경향을 보였고, 특히 80° 이상의 고각 조건에서 변위 증가가 뚜렷하게 나타났다. 정착장 길이가 증가할 경우 동일한 설치각 조건에서 벽체 수평변위는 일부 감소하였으나, 배면 지표침하량은 대부분 약 40~49 mm 범위로 나타나 정착장 길이에 따른 차이는 크지 않았다.
Table 8.
Wall displacement and ground settlement for bonded lengths of 2 m and 3 m
Table 9.
Wall displacement and ground settlement for bonded lengths of 4 m and 6 m
Table 8과 Table 9에 나타난 바와 같이, 최소 안전율을 만족하는 조건에서도 앵커 설치각이 증가할수록 벽체 수평변위가 증가하는 경향이 확인되었다. 특히 80° 이상의 고각 조건에서는 정착장 길이를 증가시키더라도 수평변위 저감 효과가 제한적으로 나타났다.
Table 1의 3차 수평변위 관리기준인 50 mm와 비교하면, 설치각 45° 조건에서는 모든 정착장 길이에서 관리기준을 만족하였다. 설치각 50° 조건의 경우 정착장 길이 2 m에서는 50.8 mm로 관리기준을 소폭 초과하였으나, 정착장 길이 3 m 이상에서는 50 mm 이하로 나타나 관리기준을 만족하였다. 반면 설치각 55° 이상에서는 정착장 길이 증가에도 불구하고 대부분 관리기준을 초과하였으며, 특히 80° 이상의 고각 조건에서는 벽체 수평변위가 크게 증가하여 변위 관리 측면에서 불리한 것으로 나타났다. 따라서 최소 안전율을 만족하더라도 벽체 수평변위 관리기준을 함께 검토할 필요가 있다.
Fig. 11은 긴장력 변화에 따른 벽체 수평변위와 배면 지표침하량을 나타낸 것이다. 해석 결과, 앵커 설치각이 증가할수록 벽체 수평변위는 증가하는 경향을 보였으며, 긴장력이 증가할수록 동일한 경사각 조건에서 벽체 수평변위는 감소하였다.
특히 긴장력이 100 kN인 경우, 앵커 설치각이 증가함에 따라 벽체 수평변위가 44.7 mm에서 270.1 mm까지 크게 증가하였다. 반면 긴장력이 150 kN인 경우에는 38.1 mm에서 197.0 mm로 나타나, 긴장력 증가에 따라 벽체 변위가 저감되는 것을 확인할 수 있다. 이는 앵커에 도입되는 긴장력이 증가할수록 벽체에 작용하는 지보 효과가 향상되기 때문으로 판단된다.
따라서 고각 설치 조건에서는 앵커의 설치각뿐만 아니라 적정 긴장력의 확보가 벽체 수평변위 제어에 중요한 영향을 미치는 것으로 판단된다.
Fig. 12는 자유장 길이에 따른 벽체 수평변위와 배면 지표침하량을 나타낸 것이며, 주요 수치는 Table 10과 Table 11에 정리하였다. 해석 결과, 앵커 설치각이 증가할수록 벽체 수평변위는 전반적으로 증가하는 경향을 보였으며, 특히 80°~85°의 고각 조건에서 변위 증가가 뚜렷하게 나타났다. 자유장 길이 변화에 따른 벽체 수평변위와 배면 지표침하량의 차이는 일부 조건에서 확인되었으나, 설치각 변화에 따른 차이에 비해 상대적으로 작게 나타났다.
Table 10.
Wall displacement and ground settlement for free lengths of 7 m and 8 m
Table 11.
Wall displacement and ground settlement for free lengths of 9 m and 10 m
Table 10과 Table 11에 나타난 바와 같이, 자유장 길이 변화에 따른 수평변위 및 배면 지표침하량의 차이는 일부 조건에서 확인되었다. 그러나 자유장 길이 증가에 따른 변위 저감 경향은 모든 설치각 조건에서 일관되게 나타나지는 않았으며, 전반적으로 설치각 변화에 따른 차이가 더 크게 나타났다. 따라서 본 해석 조건에서는 자유장 길이보다 앵커 설치각이 벽체 변위 및 배면 지표침하 거동에 더 주요한 영향을 미치는 것으로 판단된다.
또한 Table 1의 수평변위 관리기준과 비교하면, 자유장 길이를 증가시키더라도 고각 설치 조건에서는 관리기준을 만족하기 어려운 것으로 나타났다. 따라서 자유장 길이 조정만으로는 벽체 수평변위 제어에 한계가 있으며, 설치각 조건을 함께 고려할 필요가 있다. 한편 배면 지표침하량은 정착장 및 자유장 길이 변화에 따른 차이는 크지 않았으나, 전반적으로 표에 제시한 침하 관리기준 25 mm를 초과하는 것으로 나타났다. 따라서 실제 적용 시 벽체 수평변위뿐만 아니라 배면 지반 침하에 대한 계측관리도 함께 수행할 필요가 있다.
이상의 해석 결과를 종합하면, 수평 지보재 대체 앵커의 안정성 확보를 위해서는 최소 정착장 길이와 자유장 길이를 만족하는 것이 중요하다. 정착장과 자유장 길이를 증가시킬 경우 일부 조건에서 변위가 감소하였지만, 전체적으로는 설치각과 긴장력 변화가 변위에 더 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다. 따라서 설계 시에는 최소 요구 길이를 만족하는 범위에서 시공성 및 현장 조건을 고려한 길이 설정이 필요하다. 또한 긴장력은 벽체 수평변위 제어에 직접적인 영향을 미치므로, 지반의 허용 인발저항력 범위 내에서 적정 수준으로 적용할 필요가 있다.
이러한 결과를 공법적 측면에서 살펴보면 수평 지보재 대체 앵커는 기존 수평 버팀보 공법과 달리 굴착 내부 공간을 점유하지 않고, 일반 어스앵커 공법에서 요구되는 배면 정착공간의 제약을 줄일 수 있는 특징을 갖는다. 본 해석 결과에서도 적정 설치각과 긴장력 조건에서는 벽체 수평변위가 계측관리기준 이내로 제어될 수 있는 것으로 나타나, 제한된 도심지 굴착 조건에서 공간 확보와 벽체 거동 제어를 동시에 고려할 수 있는 대안으로 판단된다.
4.4 현장 계측 결과를 활용한 현장 적용성 평가
본 연구에서는 수치해석 결과의 타당성을 검토하기 위해 수평 지보재 대체 앵커 공법이 적용된 실제 현장의 계측 결과와 해석 결과를 비교하였다.
대상 현장은 전라북도 군산에 위치한 A 공동주택 신축공사 현장이며, Fig. 13과 같이 설계 단면에 따라 토류판 구간과 S.C.W 구간으로 구분하여 시공되었다. 현장 변위는 지중경사계를 이용하여 계측하였으며, 각 구간에서 발생한 벽체 수평변위를 수치해석 결과와 비교하였다. 또한 굴착고 대비 최대 수평변위의 비를 산정하여 해석 결과와 현장계측 결과의 변위 발생 수준을 함께 검토하였다. 현장계측 결과와 수치해석 결과의 비교는 Fig. 14에 나타내었다. 비교 결과, 토류판 구간과 S.C.W 구간 모두에서 해석 최대 수평변위가 현장계측 최대값보다 크게 산정되었다. 토류판 구간의 경우 해석 결과는 심도 7.5 m에서 최대 수평변위 24.28 mm를 보였으며, 계측 결과는 심도 4.0 m에서 최대 수평변위 8.14 mm로 나타났다. S.C.W 구간에서는 해석 결과가 심도 8.0 m에서 최대 수평변위 24.21 mm를 나타냈고, 계측 결과는 심도 4.0 m에서 최대 수평변위 7.99 mm로 나타났다.
깊이별 변위 분포를 살펴보면, 현장계측값은 해석값보다 작은 범위에서 발생하였으나 굴착 심도 증가에 따른 변위 발생 양상은 전반적으로 유사하게 나타났다. 특히 해석 결과가 현장계측값보다 크게 산정된 것은 수치해석이 실제 벽체 수평변위를 안전측으로 평가하는 경향을 보인 것으로 판단된다. 따라서 본 해석모델은 수평 지보재 대체 앵커가 적용된 굴착 현장의 벽체 수평변위 발생 경향과 안정성 검토에 활용 가능할 것으로 판단된다.
5. 결 론
본 연구에서는 수평 지보재 대체 앵커를 적용한 흙막이 벽체를 대상으로 굴착단계별 안정성 해석을 수행하였다. 2차원 평면변형률 조건에서 단계별 굴착 및 앵커 긴장력 도입을 모사하였으며, 벽체 수평변위, 배면 지표침하량 및 안전율을 중심으로 안정성을 검토하였다. 또한 현장계측 결과와 수치해석 결과를 비교하여 해석모델의 적용 가능성을 평가하였다. 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
(1) 수평 지보재 대체 앵커 시스템은 가이드 브라켓, 인장재 및 지반 내 정착체로 구성되며, 도입된 긴장력은 정착체–인장재–가이드 브라켓–띠장으로 전달되는 구조를 가진다. 이를 통해 굴착 내부 공간 점유를 줄이면서도 흙막이 벽체에 필요한 지보력을 확보할 수 있는 것으로 판단된다.
(2) 굴착단계별 해석 결과, 굴착 심도가 증가함에 따라 벽체 수평변위와 배면 지표침하량은 전반적으로 증가하는 경향을 보였다. 또한 앵커 설치각이 증가할수록 벽체 수평변위가 증가하였으며, 특히 80° 이상의 고각 설치 조건에서는 변위 증가가 뚜렷하게 나타났다. 따라서 고각 앵커 적용 시에는 굴착단계별 벽체 수평변위 검토가 중요한 것으로 판단된다.
(3) 정착장 및 자유장 길이에 따른 검토 결과, 길이가 증가할수록 일부 조건에서 벽체 수평변위와 배면 지표침하량이 감소하는 경향을 보였으나, 그 차이는 크지 않았다. 특히 일정 길이 이상에서는 추가적인 변위 저감 효과가 제한적으로 나타나, 정착장 및 자유장 길이는 최소 요구 조건을 만족하는 범위에서 시공성 및 현장 조건을 고려하여 설정할 필요가 있다.
(4) 긴장력 변화에 따른 검토 결과, 긴장력이 증가할수록 동일한 경사각 조건에서 벽체 수평변위가 감소하는 경향을 보였다. 이는 앵커에 도입되는 긴장력이 벽체 변위 제어에 효과적으로 작용함을 의미하며, 고각 설치 조건에서는 적정 긴장력 확보가 안정성 향상에 중요한 인자로 판단된다.
(5) 현장계측 결과와 수치해석 결과를 비교한 결과, 토류판 구간과 S.C.W 구간 모두에서 깊이별 변위 발생 양상은 전반적으로 유사하게 나타났다. 다만 수치해석에서 산정된 최대 수평변위는 현장계측값보다 크게 나타나, 본 해석모델이 수평 지보재 대체 앵커 적용 현장의 최대 벽체변위를 다소 보수적으로 평가하는 경향을 보이는 것으로 확인되었다. 그러나 하중전환부의 3차원 거동, 브라켓·풀리·인장재 간 접촉 및 마찰 특성, 앵커의 횡방향 설치간격, 국부 구조안정성 및 깊이별 변위 분포에 대해서는 추가적인 검증이 필요하다.
이상의 결과로부터 수평 지보재 대체 앵커 시스템은 제한된 도심지 굴착 현장에서 내부 작업 공간을 확보하면서도 흙막이 벽체에 필요한 지보력을 제공할 수 있는 대안 공법으로 활용 가능성이 있는 것으로 판단된다. 주요 설계변수 중 앵커 설치각과 긴장력은 벽체 수평변위 및 배면 지표침하에 상대적으로 큰 영향을 미치는 것으로 나타났으며, 정착장과 자유장 길이는 최소 요구 조건을 만족하는 범위에서 현장 여건과 시공성을 고려하여 설정할 필요가 있다. 또한 현장계측 결과와의 비교를 통해 본 해석모델이 벽체의 최대 수평변위를 안전측으로 평가하는 경향을 확인하였다. 다만 본 연구에서는 2차원 평면변형률 조건을 적용하고 앵커의 하중전달 과정을 단순화하여 모사하였으므로, 실제 구조물에서 발생할 수 있는 공간적 하중분담과 국부적인 구조거동을 충분히 반영하는 데 한계가 있다. 향후에는 브라켓 설치부의 응력 집중, 하중전환부의 3차원 거동, 브라켓 부재의 국부 항복 및 좌굴, 접합부 안정성 등을 고려한 3차원 수치해석과 상세 구조해석을 수행하여 수평 지보재 대체 앵커 시스템의 설계 적용성과 구조적 안전성을 추가로 검증할 필요가 있다.
