서 론

연구배경

토목 및 건축공사 수행시 토지의 활용성을 높이기 위해 터파기를 수행하여 흙막이 가시설을 설치하는 공사가 일반화 되고 있다.

흙막이 가시설공법은 크게 흙막이 벽체공법과 흙막이 지지공법으로 구분할 수 있으며, 전자는 직접 토압과 수압을 지지하며, 후자는 Strut, Earth anchor, Nail공법 등으로 토압을 균등하게 지지하여 굴착시 흙막이 가시설 전체의 안정성을 확보토록 한다. 또한 흙막이 벽체공법은 재료특성과 벽체의 개수성 및 차수성으로 구분할 수 있으며, 재료의 특성에 따른 구분은 철근콘크리트를 이용한 CIP (Cast In Place Pile)공법 및 Slurry공법, Soil-Cement를 이용한 SCW(Soil Cement Wall)공법, 목재를 이용한 토류판 공법, Steel을 이용한 U type Sheet Pile 또는 철판공법 등이 있다. 그리고 개수성 벽체공법으로는 목재 또는 강재 토류판이 사용되며, 차수성 벽체공법에는 CIP공법, SCW공법, Slurry공법, Steel Sheet Pile공법 등이 있다.

Sheet Pile공법은 Sheet Pile을 맞물려 연속타입 함으로써 영구적 또는 일시적 벽체를 만들어 배면의 토압과 수압을 저항하게 함으로써 흙막이 토류벽 및 차수벽의 역할을 할 수 있는 흙막이 벽체공법이다. Sheet Pile공법 중 국내외의 토류벽체 공사현장의 적용사례를 보면, 재질 및 제작과정에 따라 Steel Sheet Pile, Plastic Sheet Pile, FRP Sheet Pile로 대별되며 여러 재료 및 형상으로 시공되고 있다. 흙막이 토류벽체에 대하여 시공성과 경제성을 확보하기 위하여 Plastic 재질을 이용한 Sheet Pile에 대한 연구가 필요하게 되었다. 따라서, 본 연구에서는 Fig. 1과 같이 Steel Utype Sheet Pile공법에 적용되는 Steel 재료를 Plastic Sheet Pile로 대체하고 H-Pile과 Plastic Sheet Pile을 결합하여 흙막이 가시설의 토류벽체를 형성하는 시공방법을 연구하였다.

Fig. 1.

Application example of Plastic Sheet Pile.

흙막이 공법에 대한 연구는 주로 지반굴착 시 흙막이 벽체에 작용하는 토압과 굴착에 따른 지반거동, 인접건물에 미치는 영향 등에 관한 연구가 주로 수행되었다.

Bowles (1988)은 연성벽체에서 단계별 굴착시 발생하는 변형거동과 토압분포를 제시하였고, 굴착에 따라 주변지반의 변형을 예측하고 굴착 인접건물에 대한 영향을 검토하는 방법으로는 이론적 방법(Caspe, 1966), 계측결과를 이용하는 방법(Peck, 1969; Mana and Clough, 1981), FEM (Finite Element Method) 해석결과를 이용하는 방법(Fry and Rumsey, 1983), 경험에 의한 방법(Bauer, 1984; Clough and O'Rourke, 1990) 등 많은 방법이 제안되었으나, 제안한 학자에 따라서 큰 해석결과의 차이를 보이고 있다. 현재 우리나라에서는 수치해석에 의한 탄·소성해석 수행시 이론적인 방법인 Caspe (1966)의 해법을 가장 많이 활용하고 있다.

흙막이 벽체의 최대 수평변위에 대한 연구는 지속적으로 이루어져 왔으며 그 중 Clough and O'Rourke (1990)은 견고한 점토, 잔류토 및 모래지반의 경우에 대해 벽체의 최대 수평변위와 굴착깊이 사이의 관계를 연구하여 평균적으로 벽체의 수평변위는 굴착심도의 약 0.2% 정도이며, 평균적으로 굴착심도의 0.15%정도 최대침하가 발생하였고 이러한 최대지표침하량은 벽체 최대변위의 75%정도에 해당된다고 보고하였다. 최근에는 YU et al. (2010)이 특허출원 및 최신의 기술동향을 조사 분석한 결과 흙막이 벽체의 강성을 증대시키고 차수성을 향상시키려는 연구가 활발히 진행되고 있음을 확인하였다.

여기서는 본 연구에서 제안하고자 하는 Plastic Sheet Pile과 H-Pile을 이용한 유사 연구와 강성차이에 의한 응력전이 현상을 중심으로 정리하였다.

Kang (1997)은 Sheet Pile에 H-Pile을 결합하여 합성형 강널말뚝 공법이라 명하고 현장시험시공을 통해 설계치와 현장 계측값을 비교하여 합성형 강널말뚝 설치간격에 따른 H-Pile의 규격을 제시하였으며, Seo (2010)는 버팀보 지지방식의 일반 Sheet Pile과 H-Pile로 보강된 보강 Sheet Pile의 흙막이 벽체에서 흙막이 벽체에 작용하는 측방토압의 분포를 제안하고 굴착면과 인접하여 수평변위 감소효과가 있음을 발표하였다.

Cho et al. (2015)은 차수가 요구되는 현장에 Steel Sheet Pile을 적용하려고 하나 풍화암 등의 지반조건으로 인해 Steel Sheet Pile의 항타관입성의 제한이 있을 때, HPile로 보강된 Steel Sheet Pile 흙막이 벽체를 적용하기 위한 수치해석 및 실험적 연구를 수행하여 Steel Sheet Pile을 H-Pile로 보강한 S/H복합파일의 거동을 규명하였다.

흙막이 벽체의 강성차이에 의한 응력전이와 관련하여 Hong (1994)는 측방변형 지반속에 일정한 간격으로 설치되어 있는 줄말뚝에 편재하중으로 인해 말뚝이 토압을 받을 경우 말뚝주변의 아칭현상에 의하여 단일말뚝보다 큰 토압을 받게 된다고 하였다. 즉, 말뚝간격비(D2/D1)가 감소할수록 측방토압이 증가하며 원형말뚝보다 구형 또는 H형 말뚝에서 측방토압이 크게 작용한다고 하였고, Cho (2014)도 수치해석 결과 Steel Sheet Pile과 H-Pile 연결부재에 작용하는 평균응력 분담비를 확인한 결과 2.4~5.0으로 H-Pile이더 큰 응력을 분담하였으며, 강판벽체의 두께가 증가할수록 평균응력분담비가 작아져 Sheet Pile의 응력분담이 증가하는 경향을 나타낸다고 보고하였다.

상기의 수치해석적 연구는 Cho et al. (2015)의 연구를 제외하면 거의 대부분이 두 개 또는 그 이상의 부재를 하나의 등가부재로 환산하여 해석하는 2차원 해석이 주류를 이루고 있으며, Steel과 Plastic 재료가 결합된 복합거동 해석은 거의 전무한 상태이다.

따라서, 본 연구에서는 차수가 요구되는 현장에 Steel HPile과 Plastic Sheet Pile을 결합한 HCS공법을 사용하여 지하수위 아래 흙막이 가시설 벽체공법으로 적용하는 방법을 제안하고자 한다. 이를 위해 흙막이 부재조건과 근입심도, 굴착심도 등을 변화시킨 매개변수적 3차원 수치해석을 실시하고 HCS공법 부재 거동 분석을 통하여 제안 공법의 안정성 및 흙막이 벽체의 거동과 적용타당성을 검증하고자 하였다.

연구목적 및 범위

외국의 시공사례를 보면 하천 및 물이 많은 지역에서는 Steel Sheet Pile이 아닌 Plastic Sheet Pile을 이용하여 하천정비, 환경오염 방지, 저류시설 및 차수시설 등에 적용하고 있으며, 국내에서도 최근 들어 상기 분야에 점차적으로 시공이 증가되고 있는 추세에 있다. Plastic Sheet Pile은 부식에 대한 우려가 없으며 유해물질 용출이 없어 영구적이다. 유럽에서는 30년 이상 영구 차수벽용으로 사용되어 효능이 검증된 것으로 내환경성과 경제성이 우수한 것으로 보고되고 있다.

엄지말뚝인 Steel H-Pile사이에 Plastic Sheet Pile을 결합하여 토류벽체 즉, 두 개의 상이한 부재를 연결하여 복합거동을 하도록 함으로써 토류벽체를 시공하는 방법과 3차원 수치해석을 시행하여 제안공법의 안정성과 흙막이 벽체의 거동을 확인 및 연구하고자 한다. 이와 같이 H-Pile 사이에 Plastic Sheet Pile로 결합된 흙막이 벽체를 본 연구에서는 HCS공법(H-Pile Connection Plastic Sheet Pile)이라고 명명하였다. 본 연구는 HCS공법의 거동을 파악하기 위하여 토류벽의 거동에 영향을 미치는 변수들에 대한 광범위한 3차 원 수치해석을 실시하였다. 본 연구에서 적용하는 Plastic Sheet Pile은 배면지반의 토압 및 수압을 보다 효율적으로 저항하기 위하여 단면의 형상을 평면이 아닌 모자형태의 Hat Sheet Pile이며 단면과 제원은 Table 1과 같다.

Plastic Sheet Pile은 배면지반의 토압 및 수압이 작용할 때 Steel 및 철근콘크리트보다는 강성이 작아 단독 부재로는 사용하기에 다소 제한이 있다. Fig. 2에서 나타낸 바와 같이 굴착 중 Plastic Sheet Pile의 성능을 보강하고자 굴착단계별로 H-Pile과 H-Pile 사이에 각형강관을 일정간격으로 설치하여 Plastic Sheet Pile의 단면 강성을 증대시켜 배면 토압 및 수압을 효율적으로 저항하도록 하였으며, 이 각형강관은 연성부재인 Plastic Sheet Pile의 시공정밀도 향상을 위한 간격재 역할도 함께 수행하도록 고안되었다.

Fig. 2.

Concept drawing of HCS method with Steel Square Pipe installed.

흙-구조물 상호작용을 고려한 유한요소 해석법

각 시공단계별 굴착완료 및 지보재 설치 후의 토압분포는 토류벽체의 안정에 필수불가결한 것이지만 보다 불리한 Case는 다음 단계 지보재를 가설하기 위해 지반굴착을 진행 중인 공정이 될 것이다. 이 경우의 토압분포는 잘 알려져 있지 않을 뿐 아니라 토류벽체의 변위에 좌우될 것이므로 벽체의 해석방법에 따라 달라지게 된다.

흙과 구조물 상호작용을 고려한 대표적인 방법은 유한요소법(Finite Element Method)이다. 이 해석방법은 토류벽체와 지반을 동시에 고려하여 해석함에 따른 여러가지 제한조건이 있지만, 가설 토류벽체 뿐만 아니라 주변지반과 인접구조물의 거동까지도 함께 파악할 수 있다는 장점이 있다. 유한요소법의 해석 모델은 Fig. 3과 같이 지반을 삼각형 또는 사각형 탄소성 요소로 분할하고, 흙막이 토류벽체와 버팀 지보공은 Frame요소로 시뮬레이션 한다. 시공 단계별 해석 순서는 굴착 전의 초기응력(Initial Stress)을 계산하고, 굴착되는 부분을 제거하여 제거되는 지반요소가 받고 있던 응력의 방향을 전환시켜 굴착 경계면에 굴착 등가응력으로 작용시킨다. 이에 따른 지반과 흙막이벽체의 응력과 변형을 굴착과 지보재 설치 순서에 따라 구하는 방법이다.

Fig. 3.

Example of finite element analysis model.

3차원 수치해석시 적용된 프로그램은 국내 마이다스아이티사에서 개발한 범용유한요소해석 프로그램인 MIDASGTX NX로 지반의 구성모델은 Mohr-Coulomb, Plastic Sheet Pile 및 H-Pile은 탄성모델로 하여 각각 Geometry 요소와 Shell, Beam요소로 모델링하여 해석하였다. 매개변수로는 Plastic Sheet Pile의 규격 3종류, H-Pile 규격 2종류로 부재종류를 변화시켰고, 지층조건, H-Pile의 근입심도, H-Pile의 설치간격, 굴착조건 등을 변화시킨 80개의 경우에 대해 수치해석을 실시하였다.

해석결과로부터 HCS Pile의 부재력 변화 및 변위거동을 분석하고, H-Pile과 Plastic Sheet Pile의 최적 조합을 제안함으로써 실무설계에서 쉽게 접근할 수 있는 방법을 제시하였다.

Plastic Sheet Pile 및 HCS 공법 소개

Plastic Sheet Pile의 특징

Plastic Sheet Pile은 제방보호, 토양유실 보호벽 등 종래의 Steel Sheet Pile이나 콘크리트벽 등을 대체하기 위해 개발된 것으로 경질의 PVC에 여러 가지 개선제를 첨가하여 내화학성, 내풍화성을 강화한 것이다. 기존의 Steel Sheet Pile에 비해 약 20%이상 저렴하고 시공시 경량으로 취급이 쉽고 시공장비가 소형으로 경제적이며 재활용 Plastic을 사용함으로 친환경적이다. 생산 공정이 미리 제작된 금형에 의하여 압출 성형함으로 다양한 모양과 색상을 구현하며 조경현장과 결합하면 우수한 공간연출이 가능하다. Fig. 4는 Plastic Sheet Pile의 다양한 형태와 색상을 보여주고 있다.

Fig. 4.

Plastic Sheet Piles with various shapes and colors.

Plastic Sheet Pile은 경질 PVC (Hard Polyvinyl Chloride)를 주원료로 하고 내화학, 내풍화, 내온도, 내충격성을 강화하기 위해 온도안정제, 자외선안정제, 충진제, 색소 등을 첨가한다. 배합과정에서 PVC에 자외선감소제인 카본블랙이나 이산화티타늄을 써서 자외선을 흡수하거나 산란시켜 자외선이 PVC 내부로 침투하는 것을 막는다.

Table 2와 Fig. 5는 Plastic Sheet Pile의 물리적 특성을 나타내며, 강재(Steel)에 비해 밀도는 1/5~1/6수준, 극한인장 강도는 1/10 수준이며, 탄성계수는 1/80 수준으로 강재에 비해 상대적으로 연성부재로 볼수 있다.

Fig. 5.

Schematic plot of the stress-strain curve for both steel and PVC.

HCS 공법의 특징

HCS 공법은 Steel H-Pile과 Plastic Sheet Pile을 결합한 방법으로 굴착 전 벽체형성공법 중 CIP, SCW, Steel Utype Sheet Pile공법 등을 대체할 수 있는 공법이다. 기존의 벽체공법의 재질과 시공방법을 변경하는 공법으로 굴착 전 벽체형성에 의한 완벽한 차수가 가능하고 Plastic Sheet Pile의 재사용으로 인한 경제성을 도모할 수 있다.

HCS 공법에서 H-Pile과 Sheet Pile을 결합하기 위하여 Fig. 6과 Fig. 7에서와 같이 H-Pile 플렌지부에 가이드판을 설치하여 삽입공간을 확보하도록 하였다. 이 삽입공간을 이용하여 H-Pile과 Plastic Sheet Pile이 결합된다.

Fig. 6.

H-Pile that has the insertion space of Plastic Sheet Pile.

Fig. 7.

Drawing of the combination of H-Pile and Plastic Sheet Pile.

H-Pile 사이의 Plastic Sheet Pile은 기존의 U type이 아닌 Hat Sheet Pile의 형상을 하고 있다. 기존 U type Sheet Pile은 결합부(Interlocking)의 위치가 도심 중앙부에 있으나 Hat type의 결합부는 도심외곽에 위치하고 있어 역학적으로 유리한 구조이다. HCS 공법의 시공순서는 Fig. 8과 같이 가이드판이 설치된 H-Pile을 천공 후 근입하고 그 사이의 Sheet Pile을 순서적으로 근입하면서 벽체가 완성되도록 하였다.

Fig. 8.

Construction flow chart of HCS method.

Plastic Sheet Pile의 주요 특징으로 탄성계수가 철보다 1/80~1/100, 인장강도 1/10 수준이어서 변형에는 다소 취약하다. plastic sheet pile변형을 보완하기 위하여 Fig. 9와 같이 굴착심도에 따라 굴착 단계별로 1.0~2.0 m의 간격으로 간격재(각형강관)를 설치하면서 Plastic Sheet Pile을 보강하였다.

Fig. 9.

Drawings with spacers (Steel Square Pipe) installed in Plastic Sheet Pile.

HCS공법의 H-Pile은 흙막이 벽체에 대한 근입장을 확보하기 위해 일정간격(1.5~2.0 m)으로 천공하여 H-Pile을 근입시키고 Plastic Sheet Pile은 연속벽체로서의 차수벽 및 토류벽 역할을 하도록 H-Pile과 결합하여 시공한다. 따라서 이 두 부재는 배면측 토압에 의해 Plastic Sheet Pile과 H-Pile이 일체화 거동을 하게 된다. 연성체인 Plastic Sheet Pile은 매우 느슨한 사질토나 매우 연약한 점성토 지반에서는 자체강성만으로 원지반 압입이 가능하나, 일반적인 토사지반 조건에서는 Fig. 10과 같이 P.S.P와 동일단면을 가지는 스틸가이드(Steel Guide)을 사용하여 원지반에 압입시키기도 한다.

Fig. 10.

Steel guide for installation Plastic Sheet Pile at normal stiffness soil.

HCS공법에 대한 3차원 수치해석

3차원 수치해석 조건

본 장에서는 Steel H-Pile (이하 H-Pile)과 Plastic Sheet Pile (이하 P.S.P)을 결합한 HCS 공법의 거동을 확인하기 위하여 3차원 유한요소법을 활용한 수치해석을 수행하고 이를 분석하였다. 해석Case-1은 HCS공법 구성 부재의 규격 및 설치간격별 매개변수해석이고, 해석Case-2는 굴착심도 변화에 따른 수치해석이며, 해석Case-3는 H-Pile의 근입심도 변화에 따른 3차원 수치해석이다.

이와같이 부재조건과 매개변수 변화에 따른 해석 조건을 정리하여 Table 3에 나타 내었다.

지반조건

HCS공법의 거동을 수치해석적으로 알아보기 위하여 굴착 전 토사지반에 설치 가능한 Plastic Sheet Pile과 토사층은 물론 풍화암 전체에 대하여 시공이 가능한 H-Pile의 특징을 고려할 수 있도록 토사 및 풍화암 2가지 지층조건으로 구성하였고, 토사층의 경우 일반적으로 HCS공법이 차수가 필요한 하천 및 해안가 등에 주로 적용된다는 것에 착안하여 느슨한 사질토(N≒10)로 적용하였으며, 각 지층의 지반정수는 국내외 문헌, 설계사례 등을 참조하여 Table 4와 같이 적용하였다.

Plastic Sheet Pile, H-Pile 및 간격재(각형강관) 제원

본 연구에서 적용된 Plastic Sheet Pile은 PS7 (460×131.5×7t), PS9 (473×133.5×9t), PS11 (473×135.5×11t) 3종류, H-Pile은 H-250×250×9×14 (H250), H-300×200×9×14 (H300) 2종류, 간격재는 150×80×4.5 t 1종류를 대상으로 수행하였고, 결과분석 그래프에 적용된 기호의 의미는 Table 5와 같다. Plastic Sheet Pile의 항복강도(f_y)는 42.0 MPa이므로 장기허용응력(f_a)은 0.6×f_y= 25.2 MPa, 단기허용응력(f_a)은 1.5×f_a (장기) = 37.8 MPa을 해석에 적용하였고, H-Pile SS400의 항복강도(f)는 235 MPa이므로 장기허용응력(f_a)는 0.6×f_y ą 140 MPa, 단기허용응력(f_a)은 1.5×f_a (장기) = 210 MPa을 해석에 적용하였으며, 간격재(각형강관) SPSR400의 항복강도(f_y)는 245 MPa이므로 장기허용응력(f_a)는 0.6×f_y= 147 MPa, 단기허용응력(f_a)은 1.5×f_a (장기) = 220.5 MPa을 해석에 적용하였다.

구성모델 및 요소 격자망

본 연구에 적용된 수치해석 프로그램은 마이다스아이티사의 Midas GTS NX이며, 수치해석에 적용된 지반의 구성모델은 Mohr-Coulomb model이고 Plastic Sheet Pile, H-Pile 및 간격재(각형강관)은 Elastic model을 적용하였다. 또한, 지반은 Geometry 요소로 구성하였고 Plastic Sheet Pile은 Shell(Plate) 요소, H-Pile 및 간격재는 Beam 요소로 모델링하였으며, 흙-Plastic Sheet Pile, 흙-H-Pile 및 흙-간격재와 같이 서로 다른 재료의 경계면에는 경계면요소(Interface Element)를 사용하여야 하나, 본 연구의 목적은 차수가 요구되는 지반에서 목재 및 강재 토류판의 문제점을 해결하기 위하여 HCS공법을 적용하여 지반굴착에 따른 공법 구성 부재의 안정성 거동을 보기 위함이므로 경계면 요소는 사용하지 않고 단순화하여 수치해석을 실시하였다. Fig. 11은 수치해석에 적용된 지반의 Geometry와 Plastic Sheet Pile의 Shell 요소, H-Pile 및 간격재의 beam요소 모델링 결과를 나타낸 것이다.

Fig. 11.

Geometry of ground and FEM mesh for numerical analysis.

HCS 공법 부재 변화에 따른 매개변수 분석

 부재 규격 및 설치간격별 매개변수 해석(Case-1)

해석조건은 토류벽 자립성 확보를 위해 H-Pile을 풍화암 4.0 m에 근입 시키고, 토류벽체 전면부 굴착에 따른 부재의 거동을 명확하게 확인하기 위해 자립식 토류벽체 구조에서는 다소 큰 굴착심도인 4.0 m 적용하였으며, 상기 조건하에 서 HCS공법 구성 부재들의 규격 및 설치간격을 변경하면서 3차원 수치해석을 수행하였다. 수치해석은 Plastic Sheet Pile 규격 3종류(PS7, PS9, PS11), H-Pile 규격 2종류(H250, H300) 및 설치간격 3종류(1.2d, 1.6d, 2.0d), 간격재 (각형강관)규격 1종류 및 설치간격 4종류(0.0d, 1.0d, 1.5d, 2.0d)로 변경하면서 총 72조건에 대하여 해석을 수행하였다.

Fig. 12에 H-Pile의 설치간격에 따른 최대부재력을 Plastic Sheet Pile과 H-Pile 규격별로 분석하여 나타내었다. Fig. 12(a)는 간격재 간격 1.0D의 결과를 나타낸 그래프로 그림에서와 같이 H-Pile의 설치간격이 증가함에 따라 Plastic Sheet Pile의 모멘트가 증가하는 경향을 보이고 있으나, Plastic Sheet Pile 모멘트 증가 경향은 H-Pile 규격과 관계없이 유사한 경향을 나타내었다. 또한, 설치된 H-Pile 규격이 커짐에 따라 Plastic Sheet Pile 모멘트는 미미하지만 감소하는 것으로 나타났고, Plastic Sheet Pile의 규격이 PS7에서 PS11로 커짐에 따라 Plastic Sheet Pile의 모멘트가 약 41.93~137.90% 크게 나타났으나 그 값은 미미하였으며, 이때 H-Pile의 모멘트는 0.01% 감소하여 H-Pile 모멘트 중 일부를 Plastic Sheet Pile이 부담하는 것을 알 수 있었다.

Fig. 12.

Moment of Plastic Sheet Pile and H-Pile according to the H-Pile spacing.

Fig. 12(b)는 간격재 간격 1.0D의 결과를 나타낸 그래프로 그림에서와 같이 H-Pile 설치간격 증가에 따라 H-Pile 모멘트가 증가하는 경향을 보이고 있다. H-Pile 모멘트는 Plastic Sheet Pile과 달리 설치간격 증가에 따라 모멘트의 증가량이 규격별로 다르게 나타나고 있으며, H-Pile 규격이 커질수록 Plastic Sheet Pile 규격이 작아질수록 H-Pile 모멘트는 증가하는 경향을 보이고 있다. 이러한 이유는 H-Pile의 설치간격이 증가함에 따라 P.S.P와 H-Pile 복합체의 강성이 감소하게 되며, 이로 인해 변위와 모멘트가 증가하기 때문에 발생되는 결과이다.

Plastic Sheet Pile과 H-Pile의 모멘트 분담 비율을 분석하기 위하여 Plastic Sheet Pile에 작용하는 모멘트를 H-Pile에 작용하는 모멘트로 나눠 정규화한 식 (1)의 부재할당모 멘트비율을 H-Pile 및 간격재 설치간격별로 Fig. 13에 나타내었다. Fig. 13(a)는 간격재 간격 2.0D의 결과를 나타낸 그래프로 그림에서와 같이 H-Pile 설치간격에 따라 조합된 부재별로 모멘트 할당 비율은 H-Pile 설치간격이 넓어질수록 부재할당모멘트 비율이 증가하는 경향을 보이는 것으로 분석되었으며, Fig. 13(b)에서 보는 바와 같이 간격재 설치간격이 넓어질수록 부재할당 모멘트 비율은 증가하는 경향을 보이며 간격재(각형강관) 설치간격 1.0m일 때 H-Pile 설치간격에 따른 부재할당모멘트는 유사하나 간격재 설치간격이 넓어질수록 H-Pile설치간격에 따른 부재할당모멘트는 증가하는 것으로 나타나 Plastic Sheet Pile이 분담하는 모멘트가 증가하는 것으로 분석되었다.

Fig. 13.

Moment ratio according to the H-Pile spacing and Steel Square Pipe spacing.

이러한 결과로 볼 때, H-Pile의 설치간격과 관계없이 Plastic Sheet Pile과 H-Pile 규격의 조합에 따라 부재의 모멘트 비율이 결정되며, 이는 Plastic Sheet Pile 또는 HPile 어느 한 부재가 먼저 항복하여 파괴되지 않고, 두 부재가 동시에 항복에 도달할 수 있는 Plastic Sheet Pile과 HPile 규격의 조합이 정해질 수 있는 것으로 판단된다.

Fig. 14는 벽체의 수평변위에 따른 최대 배면침하와 각변위를 비교한 결과이다. Fig. 14(a)와 같이 벽체의 수평변위와 지반의 침하를 비교한 결과 벽체의 수평변위 증가에 의해 배면지반 침하가 선형적으로 증가하는 양상을 보이며, Fig. 14(b)의 벽체 수평변위에 기인한 배면지반 침하에 의해 발생하는 각변위 또한 대부분 동일한 경향으로 수평변위가 증가함에 따라 각변위의 분모가 감소하므로 각변위는 증가하는 경향을 보였다. 이와같이 Plastic Sheet Pile 및 HPile 규격이나 H-Pile 설치간격 등의 변화에 의해 P.S.P와 H-Pile 복합체의 강성이 증가함에 따라 벽체의 변위가 일정하게 감소하는 경향을 나타내므로 자립식 흙막이에 있어 HCS공법의 강성증가로 벽체의 변위 제어가 가능할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 14.

Maximum settlement of backfill and angular displacement according to lateral displacement of wall.

Fig. 15에 간격재(각형강관)의 설치간격에 따른 최대부재력을 Plastic Sheet Pile과 H-Pile 규격별로 분석하여 나타내었다. Fig. 15(a)는 H-Pile 간격 2.0D의 결과를 나타낸 그래프로 그림에서와 같이 간격재의 설치간격이 증가함에 따라 Plastic Sheet Pile의 횡방향 모멘트(M_yy)가 증가하는 경향을 나타내었다. 또한, Plastic Sheet Pile의 규격이 PS7에서 PS11로 커짐에 따라 Plastic Sheet Pile의 모멘트가 약 280.83~304.15% 크게 증가하는 것으로 나타 났으며, 이때 간격재 모멘트는 0.51~2.75% 미소하나 증가하는 것으로 나타났다.

Fig. 15.

Moment of Plastic Sheet Pile and Steel Square Pipe according to the Steel Square Pipe spacing.

Fig. 15(b)는 H-Pile 간격 1.6D의 결과를 나타낸 그래프로 그림에서와 같이 간격재 설치간격 증가에 따라 간격재 모멘트가 증가하는 경향을 보이고 있다. 이러한 이유는 간격재의 설치간격이 증가함에 따라 P.S.P와 간격재 복합체의 강성이 감소하게 되며, 이로 인해 변위와 모멘트가 증가하기 때문에 발생되는 결과이다.

또한, H-Pile 규격의 따른 Plastic Sheet Pile 및 간격재의 모멘트는 유사한 것으로 나타남에 따라 H-Pile 규격은 Plastic Sheet Pile 및 간격재의 모멘트에 미치는 영향이 미미한 것을 알 수 있었다.

 굴착심도 변화에 따른 매개변수 해석(Case-2)

본 절에서는 토류벽 자립성 확보를 위해 H-Pile을 풍화암 4.0 m에 근입 시키고, 토류벽체 전면부 굴착심도에 변화에 따른 부재의 거동을 확인하기 위해 굴착심도를 2.0~5.0 m로 변경하면서 3차원 수치해석을 수행하였다. 수치해석은 Plastic Sheet Pile 규격 1종류(PS9), H-Pile 규격 1종류 (H250) 및 설치간격 1종류(1.6d), 간격재 규격 1종류 및 설치간격 1종류(1.5d) 및 굴착심도 4가지 등 총 4개 조건에 대하여 해석을 수행하였다.

Fig. 16은 굴착심도에 따라 각 부재에 작용하는 최대모멘트와 최대전단력을 나타낸 그래프이며, Fig. 16(a)에서 알 수 있듯이 굴착심도가 증가함에 따라 Plastic Sheet Pile과 H-Pile의 모멘트는 증가하여, 두 부재 모두 증가 경향이 선형에 가깝게 나타났다. 굴착심도 2.0 m 조건과 비교하여 굴착심도 5.0 m의 최대모멘트 증가비율값이 Plastic Sheet Pile은 3.69배, H-Pile은 6.47배로 H-Pile이 다소 높게 분석되었는데 이는 굴착심도가 증가함에 따라 부재내 응력전달이 Plastic Sheet Pile 보다 H-Pile이 다소 크게 작용하는 경향으로 판단된다. 굴착심도에 따른 Plastic Sheet Pile과 H Pile의 전단력은 Fig. 16(b)에서와 같이 선형에 가깝게 증가하는 경향을 보이고 잇으며, 전단력은 Plastic Sheet Pile과 H-Pile이 유사한 경향으로 증가되고 있음을 알 수 있다.

Fig. 16.

Maximum moment and shear force according to Excavation height <PS9-H250_1.6d-Steel Square Pipe_1.5d>.

 H-Pile 근입심도 변화에 따른 거동분석(Case-3)

본절에서는 토류벽체 전면부 굴착에 따른 부재의 거동을 명확하게 확인하기 위해 자립식 토류벽체 구조에서는 다소 큰 굴착심도인 5.0 m 적용하였으며, 상기 조건하에서 H-Pile의 풍화암 근입심도를 2~5 m로 변경하면서 3차원 수치해석을 수행하였다. 수치해석은 Plastic Sheet Pile 규격 1종류 (PS11), H-Pile 규격 1종류(H300) 및 설치간격 1종류(1.2d), 간격재(각형강관)규격 1종류 및 설치간격 1종류(2.0d) 및 HPile 근입심도 4가지 등 총 4개 조건에 대하여 해석을 수행하였다.

Fig. 17에 H-Pile의 근입심도가 증가함에 따른 Plastic Sheet Pile과 H-Pile의 부재력을 도시하였다. Fig. 17에서 보는 바와 같이 H-Pile의 근입심도가 증가함에 따라 모멘트는 증가하는 경향을 보이나 전단력은 감소하는 경향을 나타나나 그 차이가 미미하므로 부재력은 거의 변화가 없는 것으로 나타났다. 이러한 경향은 현재 검토된 H-Pile의 근입조건이 비교적 안정적인 조건이므로 근입심도의 변화가 부재력 및 변위에 큰 영향을 주지 못하는 것으로 판단된다. 따라서, H-Pile의 근입심도를 안정성이 확보되는 수준 이상으로 증가시켜도 흙막이 안정성에는 큰 효과가 없을 것으로 사료된다.

Fig. 17.

Maximum moment and shear force according to embedded depth of H-Pile <PS11-H250_1.2d-Steel Square Pipe_2.0d>.

HCS공법 최적조합 검토

이와같이 Plastic Sheet Pile, H-Pile 및 간격재(각형강관)에 작용하는 부재력(전단력, 모멘트) 및 변위를 부재 규격 및 설치간격, 굴착심도, H-Pile 근입심도 등에 따라 각 부재의 거동을 검토하였다. 이러한 검토 결과로부터 HCS공법이 합리적인 흙막이 공법으로 적용되기 위해서는 Plastic Sheet Pile, H-Pile 및 간격재의 작용응력이 허용응력을 초과하지 않는 범위내에서 유사한 응력비(=작용응력/허용응력)을 보일 때 안정성과 경제성이 모두 확보되는 공법이라 할 수 있을 것이다. 즉, Plastic Sheet Pile에 하중이 집중되어 발생응력이 허용응력에 근접하지만 H-Pile의 발생응력이 미미하여 여용력(=허용응력-발생응력)이 상당히 크게 나타난다거나, 반대로 H-Pile에 하중이 집중되어 발생응력이 허용응력과 유사해지나, Plastic Sheet Pile 발생응력이 허용응력에 비해 크게 작은 경우에는 비합리적인 공법이라 할 수 있다. 이러한 경향은 Plastic Sheet Pile과 간격재와의 응력분석에서도 동일하게 적용할 수 있다. 따라서, Plastic Sheet Pile, H-Pile 및 간격재의 발생응력이 허용응력에 비슷한 비율로 근접하는 부재조합이 HCS공법의 최적조합이라 할 수 있을 것이다.

Fig. 18에 Case-1의 해석결과를 바탕으로 Plastic Sheet Pile의 응력비와 H-Pile의 응력비를 Plastic Sheet Pile 규격을 기준으로 도시하였다.

Fig. 18.

Stress ratio according to HCS member category.

Fig. 18(a)에서 보여주는 바와 같이 HCS공법에서 H-Pile 250×250×9×14 (H250)을 적용하는 경우 H250의 응력비와 Plastic Sheet Pile 473×133.5×7 t (PS7)의 응력비가 가장 근접하게 나타났고, H-Pile 300×200×9×14 (H300)을 적용하는 경우 H300의 응력비와 Plastic Sheet Pile 473×133.5×9 t (PS9)의 응력비가 가장 근접하게 나타나 주어진 하중에 의해 거의 동시에 각각의 허용응력에 도달하는 가장 경제적인 조합으로 나타났다. 따라서, 본 연구에서는 HCS공법의 합리적이고 경제적인 최적의 부재조합을 다음과 같이 제안하고자 한다.

① Plastic Sheet Pile 473×133.5×7 t (PS7) & H-Pile 250×250×9×14 (H250)

② Plastic Sheet Pile 473×133.5×9 t (PS9) & H-Pile 300×200×9×14 (H300)

결 론

본 논문에서는 H-Pile에 기존의 토류판 또는 토류판+차수 그라우팅 대용으로 사용가능한 Plastic Sheet Pile과 연성벽체인 Plastic Sheet Pile의 시공시 간격유지 및 보강기능의 간격재(각형강관)를 결합한 토류벽체 시스템인 HCS공법을 개발하고 그의 거동을 분석하기 위한 연구를 수행하였다. 일정한 간격으로 설치되는 H-Pile 및 간격재와 평면적 연속성을 갖는 Plastic Sheet Pile의 토압에 대한 거동분석을 위해, 3차원 유한요소해석(FEM)을 수행하였다. 연구결과 HCS공법 구성 부재들의 거동을 확인하였고, 부재 최적 조합을 제안하였으며, 상세한 결론은 아래와 같다.

1. HCS공법은 굴착 후 토류판을 설치하는 H-Pile+토류판 공법과는 달리 H-Pile과 토류판 역할을 하는 Plastic Sheet Pile을 선시공한 후 토류벽체 전면부를 굴착하는 공법으로 굴착 후 토류판 설치시까지 토류벽체 시스템의 불안정한 요소를 제거하여 기존 H-Pile+토류판에 비해 토류벽체 안정성 측면에서 우수한 공법이며, 특히 수리시설물이나 해안구조물 등과 같이 차수가 요구되는 구간에 적용시 H-Pile+토류판 공법에 적용되는 차수그라우팅이 불필요한 공법이다.

2. HCS공법에 적용되는 Plastic Sheet Pile의 경우 기존의 토류판(목재 or 강재)에 비해 상대적으로 저중량 자재로 운반성 및 시공성이 양호하며, 공사현장이 수변지역에 위치하여 있고, 장기간 설치가 필요한 토류시설물에 적용시 지하수 및 우수에 의한 부식 우려가 없는 공법이다.

3. HCS공법에 적용되는 자재(H-Pile, Plastic Sheet Pile, 간격재)의 규격, 설치간격, 굴착심도 및 H-Pile 근입심도 등을 매개변수로 한 3차원 수치해석 결과 강성차이가 큰 부재 적용에 따른 지반의 상대변형 발생과 이 상대변형으로 인한 응력(토압)전이 즉 Arching현상으로 인해 Plastic Sheet Pile에 작용하는 토압의 상당부분이 H-Pile과 간격재로 이동하여 Plastic Sheet Pile의 발생응력과 변형은 미소한 것으로 분석되었다.

4. HCS공법에 관한 3차원 수치해석의 변위 검토결과 P.S.P와 H-Pile 및 간격재로 구성된 복합체의 강성이 증가함 에 따라 벽체의 변위가 일정하게 감소하는 경향을 나타내므로, 시공여건에 따른 HCS공법의 강성조정으로도 토류벽체의 변위 제어가 가능할 것으로 검토되었다. 즉, 기존의 HPile+토류판의 대체공법으로 HCS공법 적용이 가능할 것으로 판단된다.

5. HCS공법에 대한 3차원 수치해석 결과를 활용하여 각 부재가 동시에 허용응력에 도달하거나 거의 유사한 응력비(=발생응력/허용응력)를 갖는 합리적이고 경제적인 최적의 부재조합 아래와 같이 선정하였다.

 ① Plastic Sheet Pile 460×131.5×7 t (PS7) & H-Pile 250×250×9×14 (H250)

 ② Plastic Sheet Pile 473×133.5×9 t (PS9) & H-Pile 300×200×9×14 (H300)

위에서 언급한 결론과 같이 본 연구를 통하여 P.S.P, HPile 및 간격재(각형강관)를 조합한 복합체의 거동양상을 확인할 수 있었으며, 확인된 연구결과를 통해 향후 HCS공법을 합리적이고 안정하며, 경제적으로 적용하는 데 활용 가능하리라 판단된다.

본 연구는 연성재료인 Plastic Sheet Pile의 적용성에 근거한 지반조건(느슨한 사질토, N치≒10), 버팀이 없는 자립식 토류시스템과 이를 고려한 굴착심도 및 근입심도, 그리고 수치해석시 다수의 가정조건으로 인하여 해석적 제약이 내포되어 있다. 따라서, HCS공법의 상세설계 및 거동규명에 있어 보다 많은 연구와 분석이 추가되어야 할 것이다.