서 론
연구대상 현황
지형 및 지질
연구대상 비탈면
기존 자료 검토
비탈면 안정성 검토
비탈면 검토 단면
층리면의 강도정수
도로면에 수직된 보강을 고려한 안정성 검토 결과
층리면에 수직된 보강을 고려한 안정성 검토 결과
결 론
서 론
최근 도로 간선망 확충에 따라 전국적으로 고속도로의 경우 39개 노선에 약 6,153.5 km가 건설되어 운영중이거나 건설중에 있다(KEC, 2024). 이중, 경상계 퇴적층으로 구성된 지층을 통과하는 도로 건설에 있어, 퇴적층에 발달된 불연속면(층리, 절리)에 의해 시공중 및 공용중 비탈면의 붕괴가 빈번히 발생되고 있다(Kim, 2020).
기존 연구사례에 의하면 퇴적암 구간에 발달된 셰일 및 사암층으로 구성된 암반사면의 경우 층리면내 발달된 점토충진물의 영향으로 대규모 평면파괴가 발생되며(Han et al., 2010), 강우 유입에 의한 충전물의 강도저하 및 인장균열내 수압 작용이 주요 파괴 원인인 것으로 보고되고 있다(Kim et al., 2006).
한편, 기존 연구사례에서는 퇴적암내에 발달된 층리면에 대해 층리면의 경사를 고려한 비탈면의 안정성을 검토하고 있으나(Yu et al., 2024), 비탈면과 층리면의 방향성 차이가 있을 경우 비탈면에 수직하게 보강을 실시하고 있어 방향성 차이에 의한 보강재의 보강력 감소는 고려되지 않고 있는 실정이다.
본 연구에서는 비탈면과 층리면의 방향성 차이를 고려한 안정성 검토를 시행하였고, 시공시 층리면의 경사방향에 수직한 보강시공이 불가하므로 층리면에 수직한 단면을 작성하여 단면변화에 따른 비탈면의 안정성을 검토하였다.
연구대상 현황
지형 및 지질
본 연구 대상 위치는 경상남도 합천군 일원에 위치하며, ○○~○○간 고속국도 건설공사 제○공구에 해당된다.
본 연구대상 노선은 중생대 백악기의 연화동층(퇴적암류)을 기반암으로 형성하고 있으며, 이를 부정합으로 피복하는 상부 중생대층 및 이를 관입한 불국사 화성암류로 구성되어 있다. 주요 암종은 셰일, 사암 등으로 구성되어 있다(Fig. 1).
연구대상 비탈면
본 연구 대상 비탈면은 시공중인 비탈면으로 최대높이는 33.46 m, 연장은 140.0 m이다. 비탈면의 방향성은 34-45/182로 형성되어 있다. 연구대상 비탈면의 현황도 및 전경사진은 Figs. 2 and 3과 같다.
깎기가 진행되고 있는 비탈면에 대한 Face Mapping 결과 전반적으로 비탈면내 평면파괴를 발생시킬 수 있는 층리 및 절리가 다수 분포하고 있으며, 층리면의 경사는 비교적 저각인 11~21°, 경사방향은 165~177°로 형성되어 있다. 또한, 파괴를 발생시킬 수 있는 층리면내에 점토 충진물이 약 130~200 mm 두께로 충전되어 있는 것으로 확인되었다(Fig. 3).
기존 자료 검토
본 연구 대상 비탈면에 대한 현장 시추조사 위치 및 검토단면 계획은 Fig. 4와 같다.
본 연구 대상 비탈면에 대한 현장 시추조사결과 NCB-14구간은 G.L(-) 9.0~13.0 m구간에서 연암의 파쇄대(TCR/RQD = 20~90/0~20) 및 Core Loss구간이 확인되었다. 또한, NCB-16구간은 G.L(-) 14.1~15.3 m구간에서 연암의 파쇄대(TCR/RQD = 75/0)가 확인되었다. 시추조사 및 현장 Face Mapping결과 동일심도에서 점토충진물을 함유한 두꺼운 층리면이 위치하는 것으로 분석되었다. 시추조사 결과는 Table 1과 같다.
Table 1.
Drilling survey results
비탈면 안정성 검토
비탈면 검토 단면
연구 대상 비탈면에 대한 검토 단면은 2개 단면으로 계획하였으며, 도로에 수직된 단면을 선정하였다. 계획된 단면 형상은 Fig. 5와 같다.
비탈면 검토 단면과 비탈면내 발달된 층리면의 방향성을 투영한 결과는 Fig. 6과 같다. 방향성 투영결과 경사는 약 11°, 경사방향은 약 15° 차이를 보이고 있어 층리면 방향으로 암괴활동시 비탈면 방향과 층리면 방향의 합력방향으로 암괴하중이 작용할 것으로 판단된다.
Fig. 6의 투영도와 같이 시공시 도로에 수직방향으로 보강재가 설치되므로 실제 층리면의 방향성에 의해 파괴가 발생할 경우 방향성 차이로 인한 암괴 규모, 보강력 등에 차이를 보일 것으로 판단된다. 이에 계획된 설계보강력이 발휘될 수 있도록 비탈면 단면을 층리면의 수직방향으로 작성하면 Fig. 7과 같다.
층리면의 강도정수
퇴적암 구간에서 발생되는 비탈면의 붕괴는 주로 비탈면내에 존재하는 불연속면의 강도에 의해 좌우된다. 불연속면의 전단강도는 불연속면에 협재된 충진물의 두께와 거칠기에 따라 좌우된다고 연구(Barton, 1974)되었으며, 점토충진물에 대한 물리적 특성 및 강도특성 등이 다양하게 연구되었다(Kim et al., 2006).
불연속면의 전단강도 결정방법은 실내시험, 역해석(back analysis) 등을 통하여 산정되고 있으며, Kim et al.(2018), Jung et al.(2016) 등은 역해석을 통한 퇴적암 절취비탈면에서 층리면의 전단강도 산정 방법을 제안하였다. Min et al.(2007) 등은 충진물에 대한 직접전단시험을 통하여 전단강도를 제안하였다.
상기와 같이 점토충진물을 함유하고 있는 층리면에 대한 전단강도 산정은 일반적으로 역해석을 통하여 결정되고 있으며, 본 연구에서 적용된 설계정수는 Table 2와 같다.
Table 2.
Soil and rock properties
도로면에 수직된 보강을 고려한 안정성 검토 결과
비탈면 안정성 검토는 한계평형해석 프로그램인 Midas SoilWorks(rock module)를 이용하였으며, 검토 단면은 도로면에 수직된 단면(Fig. 5)에 대하여 해석을 실시하였다. 도로의 수직단면에 대해서는 보강재의 분력을 고려(Goodman, 2010, Enokida, 2023)하여 층리면과의 방향성에 대해 평면파괴를 발생시킬 수 있는 경사방향 0~30° 차이(KEC, 2019)에 대해 보강 경사방향을 5°씩 변경하며 해석을 실시하였다. 해석결과는 Tables 3 and 4와 같다.
Table 3.
Results of cut slope stability analysis (normal to road)
| STA. |
Difference of dip dir.* |
Anchor force (kN/ea)** | Analysis condition | Reinforcement | ||
| Dry (Fs > 1.500) | Wet (Fs > 1.200) | Seismic (Fs > 1.100) | ||||
| 3+660 | 0 | 25.00 | 2.662 | 1.981 | 1.119 |
Anchor L = 15.0~20.0 m CTC = 2.0 m (V) × 2.0 m (H) Anchor force = 25 tf/ea (2 ea) |
| 5 | 24.90 | 2.656 | 1.977 | 1.118 | ||
| 10 | 24.62 | 2.639 | 1.966 | 1.115 | ||
| 15 | 24.15 | 2.611 | 1.948 | 1.109 | ||
| 20 | 23.49 | 2.573 | 1.924 | 1.102 | ||
| 25 | 22.66 | 2.527 | 1.894 | 1.092 | ||
| 30 | 21.65 | 2.473 | 1.859 | 1.081 | ||
| 3+700 | 0 | 25.00 | 2.805 | 2.037 | 1.117 |
Anchor L = 20.0~23.0 m CTC = 2.0 m (V) × 2.0 m (H) Anchor force = 25 tf/ea (4 ea) |
| 5 | 24.90 | 2.797 | 2.033 | 1.116 | ||
| 10 | 24.62 | 2.775 | 2.019 | 1.112 | ||
| 15 | 24.15 | 2.738 | 1.996 | 1.106 | ||
| 20 | 23.49 | 2.688 | 1.965 | 1.097 | ||
| 25 | 22.66 | 2.627 | 1.927 | 1.085 | ||
| 30 | 21.65 | 2.557 | 1.883 | 1.072 | ||
Table 4.
Stability analysis results (normal to road)
경사방향차를 고려한 앵커력을 적용한 안정성 검토 결과는 Fig. 8과 같다. 평면파괴를 발생시킬 수 있는 경사방향차 30°까지 보강 경사방향 변경시 비탈면의 안전율은 약 91.2~96.6% 내외로 감소되며, 특히 경사방향차 20° 이상일 경우 지진시 비탈면의 안정성이 확보되지 못하는 것으로 분석되었다.
층리면에 수직된 보강을 고려한 안정성 검토 결과
검토 단면은 층리면에 수직된 단면(Fig. 7)에 대하여 도로면에 수직된 단면에 적용된 동일 보강조건을 적용하여 해석을 실시하였다. 해석결과는 다음 Tables 5 and 6과 같다.
Table 5.
Results of cut slope stability analysis
Table 6.
Stability analysis results (normal to bedding plane)
(STA.3+660)
(STA.3+700)
층리면에 수직한 단면에 대하여 앵커 보강을 실시한 결과 지진시 비탈면의 안정성이 확보되지 못하는 것으로 분석되었다.
도로면에 수직한 단면에 대한 경사방향 15° 보강시 앵커력 감소를 적용한 보강 검토 결과와 층리면에 수직한 단면에 대한 보강 검토 결과를 비교하면 Table 7 및 Fig. 9와 같다.
Table 7.
Comparison of slope stability
비탈면 안전율 분석 결과 STA.3+660 단면의 경우 보강력 감소시 층리면에 수직한 비탈면 보강 안전율은 도로에 수직한 보강 비탈면 안전율 대비 79.9~91.6%, STA.3+700 단면의 경우 72.0~90.4%로 감소되는 것으로 분석되었다.
따라서, 보강력 감소를 고려하여 층리면에 수직 보강시 도로에 수직 보강시보다 안전율 감소가 발생되어 층리면을 따라 발생되는 비탈면 파괴시 전반적인 비탈면의 안정성이 확보되지 못하는 것으로 분석되었다.
결 론
본 연구는 경상계 퇴적층에 발달된 층리면에 대해 보강재의 경사방향 변화시 보강력 감소를 반영한 안정성 해석을 시행하였으며, 비탈면과 층리면의 경사방향 차이에 따른 단면변화시 동일 보강조건에서 비탈면의 안정성 여부를 분석하였다.
보강재의 경사방향에 변화는 평면파괴를 발생시킬 수 있는 0~30°까지 5° 간격으로 변화시키며 비탈면의 안정성을 검토하였다. 검토 결과 비탈면의 안전율은 STA.3+660 단면의 경우 건기시 2.473~2.662, 우기시 1.859~1.981, 지진시 1.081~1.119로 보강재 경사방향에 따라 약 92.9~96.6% 내외로 안전율 감소가 발생되는 것으로 분석되었다. 또한, STA.3+700 단면의 경우 건기시 2.557~2.805, 우기시 1.883~2.037, 지진시 1.072~1.117로 보강재의 경사방향에 따라 약 91.2~96.0%의 안전율 감소가 발생되는 것으로 분석되었다.
도로면에 수직한 단면과 층리면에 수직한 단면에 대하여 동일 보강 조건을 적용하여 비탈면의 안정성을 검토한 결과 STA.3+660 단면의 경우 층리면에 수직한 단면의 안전율이 도로면에 수직한 단면의 안전율 대비 약 79.9~91.6%, STA.3+700 단면의 경우 72.0~90.4%로 약 8.4~28.0%의 비탈면의 안전율 감소가 발생되는 것으로 분석되었다.
보강재의 경사방향에 따른 안전율 분석결과 경사방향 20° 이상 변화될 경우 비탈면의 안정성이 확보되지 못하는 것으로 검토되었으며, 단면변화에 따른 안전율 분석결과 층리면에 수직한 단면을 적용할 경우 전반적인 비탈면의 안정성이 확보되지 못하는 것으로 분석되었다.
따라서, 향후 층리면이 발달된 비탈면 검토시 층리면의 경사뿐 아니라 경사방향을 고려한 보강 계획을 수립하여 보강력 감소 및 단면변화에 따른 비탈면 안정성 저하를 사전에 방지하여 시공중 및 공용중 발생될 수 있는 비탈면 붕괴를 방지할 수 있을 것으로 판단된다.
또한, 본 연구에서 제시된 비탈면 및 층리면의 방향성은 제한된 사례를 이용한 검토 자료이므로 향후 다양한 방향성을 고려한 연구가 지속적으로 필요하며, 퇴적암 비탈면 보강계획시 참고자료로 이용될 수 있을 것으로 기대된다.
