서론

쏘일네일링 공법은 국내외 많은 연구를 통하여 여러 가지 형태로 개선된 쏘일네일링 공법이 제안되어있으며, 실제 공사 현장에도 많이 적용되고 있다. 이러한 개선된 쏘일네일 공법들의 우수성은 주로 인발거동특성이 기존의 쏘일네일보다 우수한 것으로 규명되었으나, 많은 경우 쏘일네일 보강재 자체의 경제성이나 추가적인 공정으로 인하여 초기 형태의 쏘일네일에 비하여 경제성 및 시공성이 떨어지는 단점이 있다. 이러한 이유로 현재 개발된 많은 형태의 쏘일네일 공법이 적용에 제약을 받고 있다.

이론적으로 쏘일네일 구근체의 크기가 증가할수록 보강효과도 증가하게 되는데 경제적인 효과를 고려하였을 때 적정수준의 구근체 크기는 일반적으로 안정성 해석을 통해서 결정하게 된다. 또한 근입 깊이가 증가함에 따라 천공 비용 등의 시공비용이 증가하게 된다.

보강재와 지반의 마찰력 증가를 통하여 지반 또는 구조물 보강이 이루어지며 시공방법 또한 지반을 천공하고 그 심부에 보강재인 강봉, 철근 또는 강선 등을 삽입하며 천공홀 내에 삽입된 심재와 천공홀 사이의 공간은 시멘트 밀크와 같은 그라우팅재를 주입 또는 충진 하여 양생하는 점에서 유사한 공정으로 진행된다(Shim et al., 2012). 즉, 보강공법이 사용목적, 역학적 원리와 프리스트레스의 유무 등에 따라 다르게 적용되고 있지만 공통적으로 보강재를 삽입한 후에 그라우팅 작업을 실시하는 공정이 포함되어 있다(Lee et al., 2010).

Armour et al. (2000)은 그라우팅 기술은 가압방법, 가압순서, 그라우팅 재료 및 그라우팅 장치 등의 변화에 따라 그라우팅 공법을 주입방식에 따라 중력식 그라우팅, 압력식 그라우팅 및 압력재주입식 그라우팅 등으로 분류하고 있다.

본 연구에서는 사질토 지반과 화강풍화토 지반에서의 보 강구근체의 인발저항력에 따른 지반의 변위를 측정하였으며, 보강재와 구근체 직경 변화에 따른 인발 저항력 거동특성에 관한 연구이다.

지반내에서의 쏘일네일의 저항

Fig. 1에 나타낸 사면보강을 위한 쏘일네일 공법 적용 시 쏘일네일의 작용에 대한 모식도이다(Kim et al. (2009)). 토체의 자중에 의한 활동에 저항하기 위하여 쏘일네일은 마치 가상파괴면 바깥쪽으로 설치된 앵커와 같은 저항을 하게 된다. 그러나 앵커의 경우 설치 초기에 앵커의 강선에 축력을 주어 사면이 활동하기 전에 보강력이 작용하는 반면, 쏘일네일의 경우에는 사면이 활동할 때 보강효과가 나타나게 된다. 이러한 이유로 일반적으로 앵커를 주동보강재 쏘일네일을 수동보강재라 한다.

Fig. 1.

The pattern of resistance of soil nail to the activity of slope.

사면 활동에 대한 보강은 크게 보강재의 전단력을 이용한 보강과 보강재의 인장력을 이용한 보강이 있으며, 쏘일네일은 전면판의 설치 여부에 따라 전자와 후자로 계산된다. 일반적으로 쏘일네일은 인장력을 이용한 보강재로 많이 쓰이며, 인장보강재로써의 쏘일네일의 저항력의 산출은 식 (1)과 같다.

쏘일네일의 저항력   (1)

여기서,

T_R : 쏘일네일의 항복강도

Q_s : 지반-그라우트의 마찰력

L_e : 쏘일네일의 유효길이(가상파괴면 바깥쪽 쏘일네일의 길이)

D : 천공경

식 (1)과 Fig. 2는 쏘일네일의 주된 저항은 그라우트-지반 사이의 마찰저항이다.

Fig. 2.

Resistance pattern of soil nail in ground.

지반 조건별 보강구근체 크기에 따른 해석 경향분석

수치해석 개요

수치해석은 지반공학 문제에 적용할 경우 선행되어져야 할 단계는 해석대상 지반 및 기타 구조물을 수치모형화(Numerical Modeling) 하는 문제이다. 여기서 모형화 하는 것은 지반을 적절한 종류의 요소로 분할하고 경계조건을 부여하는 과정을 일컫는다. 수치해석 결과는 모델링 방법에 따라 해석결과에서 많은 차이를 보이므로 모델링 과정에서 신중을 가해야 한다. 지반의 모델링에서 중요시되는 사항은 요소의 크기 및 배열의 설정이다. 수치해석에 있어서 경제성을 고려하지 않고 해석결과의 정확성만을 고려한다면 요소의 크기는 작을수록 그리고 배열은 균일할수록 바람직하다고 할 수 있다. 그러나 수치해석에서 절점 수에 따라 요구되는 해석시간은 기하급수적으로 증가하기 때문에 이러한방법은 바람직하지 않다. 따라서 예비해석을 수행하여 대상문제에 적합한 요소의 크기를 설정하여야 하며, 구근체 크기 변화에 따른 지반 내 영향범위 변화와 동일 조건에서 조반의 조건을 변화시켜 지반 내 응력변화를 확인 하는 것이바람직하다. 본 논문에서는 수치해석 프로그램인 MIDAS GTS NX를 이용하여 사질토, 화강풍화토 지반조건에 따른 보강재 및 구근체의 크기를 변화 시켜 인발하중 10 kN, 15 kN, 20 kN, 25 kN 따른 지반 심도에 대한 변위를 분석 하였다.

해석적용 물성치 및 경계조건

지반 물성치, 구근체 및 보강재 물성치는 기존 문헌 Geotechnical Survey Manual (2006). 및 설계 기준을 참고하여 물성치의 기준을 산정하였다. 수치해석에 적용된 물성 값은 Table 1과 같다.

수치해석에 적용된 모델타입은 사질토, 화강풍화토 지반은 Mohr-coulomb, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm는 Elastics, 구근체 Ø75 mm, Ø100 mm, Ø150 mm Elastics 각 모델의 적용된 타입은 Table 2와 같다.

수치해석 경계조건은 지반 하부 x축은 x, y, z변위에 대하여 고정조건을 주었으며 y축에는 x, z변위에 고정조건을 설정하였다. 구근체와 구성 지반 사이에는 인터페이스 설정을 적용하였다. An et al. (2016). 해석에 적용한 경계조건은 Fig. 3과 같다.

Fig. 3.

Boundary condition.

해석 위치는 네일의 위치에서 약 10 cm 떨어진 지반 심도 0 cm에서 구근체 70 cm 심도까지의 변위를 측정 하였다. 지반 조건은 사질토, 화강풍화토를 사용 하였으며, 쏘일네일의 인발하중은 10 kN, 15 kN, 20 kN, 25 kN을 적용하였다.

보강구근체 인발 해석 결과

현장에서 보편적으로 가장 많이 사용하는 보강재 D29 mm와 천공 직경 Ø100 mm를 대표적으로 해석 결과를 제시하였다. 사질토 지반 인발하중 15 kN, 화강풍화토 지반 인발하중 20 kN으로 인발 할 경우 지반 내 영향 범위의 결과는(Fig. 4~Fig. 5)와 같이 알 수 있다.

Fig. 4.

Sandy soil, pullout load 15 kN D29 mm Ø100 mm Displacement result.

Fig. 5.

Weathered granite soil, pullout load 20 kN D29 mm Ø100 mm Displacement result.

구근체 직경 변화에 따른 심도-변위 결과

사질토 지반과 화강풍화토 지반에서의 인발하중 10 kN, 15 kN, 20 kN, 25 kN에 따른 보강재와 구근체 직경 변화에 따른 심도-변위를 분석하였다. 사질토 지반에서는 인발하중이 20 kN에서 Pull-out이 발생하여 하중 15 kN과 20 kN을 비교 분석 하였으며, 화강풍화토 지반에서는 인발하중이 25 kN에서 pull-out이 발생하여 인발하중 20 kN과 25 kN의 결과를 비교하였다.

사질토 지반에서 인발하중 15 kN에 따른 보강재 D29 mm에서의 구근체 직경 변화에 심도 별 변위 그래프 결과 Ø75 mm에서 0.000551 m로 최대 변위가 발생 하였으며, Ø150 mm에서는 0.000117의 최소 변위가 나타났다(Fig. 6). 보강재 직경 별 변위 증가율은 Table 3과 같다.

Fig. 6.

Sandy soil, pullout load 15 kN D29 mm Displacement graph by stiffener diameter.

사질토 지반에서 인발하중 20 kN에 따른 보강재 D29 mm에서의 구근체 직경 변화에 심도 별 변위 그래프 결과 Ø75 mm에서 10.633 m로 최대 변위가 발생 하였으며, Ø150 mm에서는 0.25 m의 최소 변위가 나타났다(Fig. 7). 보강재 직경 별 증가율은 Table 4와 같다.

Fig. 7.

Sandy soil, pullout load 20 kN D29 mm Displacement graph by stiffener diameter.

사질토 인발해석 결과 인발하중의 증가로 인한 변위는 증가하는 양상을 나타내며, 사질토 지반의 경우 인발하중 20 kN 이상일 때 pull-out이 발생한다. 따라서 보강재와 구근체의 직경과 하중 증가로 인한 양상은 직경이 증가할수록 변위는 감소, 하중이 증가할수록 변위는 증가하므로 현장에 서 보편적으로 사용하는 보강재 D29 mm를 대표적으로 Table 5와 하중에 따른 최대, 최소 변위 값으로 나타냈다.

화강풍화토 지반에서 인발하중 20 kN에 따른 보강재 D29 mm 에서의 구근체 직경 변화에 심도 별 변위 그래프 결과 Ø75 mm에서 0.000551 m로 최대 변위가 발생 하였으며, Ø150 mm에서는 0.000117 m의 최소 변위가 나타났다(Fig. 8). 보강재 직경 별 증가율은 Table 6과 같다.

Fig. 8.

Weathered granite soil, pullout load 20 kN D29 mm Displacement graph by stiffener diameter.

화강풍화토 지반에서 인발하중 20 kN에 따른 보강재 D29 mm 에서의 구근체 직경 변화에 심도 별 변위 그래프 결과 Ø75 mm에서 10.633 m로 최대 변위가 발생 하였으며, Ø150 mm에서는 0.25 m의 최소 변위가 나타났다(Fig. 9). 보강재 직경 별 증가율은 Table 7과 같다.

Fig. 9.

Weathered granite soil, pullout load 25 kN D29 mm Displacement graph by stiffener diameter.

화강풍화토 인발해석 결과 인발하중의 증가로 인한 변위는 증가하는 양상을 나타내며, 사질토 지반의 경우 인발하중 25 kN 이상일 때 pull-out이 발생한다. 따라서 보강재와 구근체의 직경과 하중 증가로 인한 양상은 직경이 증가할수록 변위는 감소, 하중이 증가할수록 변위는 증가하므로 현장에서 보편적으로 사용하는 보강재 D29 mm를 대표적으로 Table 8과 하중에 따른 최대, 최소 변위 값으로 나타냈다.

보강재 직경 변화에 따른 심도-변위 결과

구근체 Ø100 mm에 따른 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm로 보강재를 증가 시켜, 사질토 지반과 화강풍화토 지반에서의 인발하중에 따른 심도-변위 값을 비교 분석하였다.

사질토 지반 인발하중 15 kN, 구근체 Ø100 mm, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm 심도별 변위 해석 결과 D25 mm Ø100 mm의 최대 변위는 0.00043 m, D29 mm Ø100 mm 0.00039 m, D32 mm Ø100 mm 0.00035 m로 측정되었다(Fig. 10).

Fig. 10.

Sandy soil, pullout load 15 kN Bulb diameter displacement graph.

사질토 지반 인발하중 20 kN, 구근체 Ø100 mm, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm 심도별 변위 해석 결과 D25 mm Ø100 mm의 최대 변위는 7.4608 m, D29 mm Ø100 mm 7.0459 m, D32 mm Ø100 mm 6.23758 m로 측정되었다(Fig. 11).

Fig. 11.

Sandy soil, pullout load 20 kN Bulb diameter displacement graph.

화강풍화토 지반 인발하중 20 kN, 구근체 Ø100 mm, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm 심도별 변위 해석 결과 D25 mm Ø100 mm의 최대 변위는 0.00022 m D29 mm Ø100 mm 0.00021 m, D32 mm Ø100 mm 0.00021 m로 측정되었다(Fig. 12).

Fig. 12.

Weathered granite soil, pullout load 20 kN Bulb diameter displacement graph.

화강풍화토 지반 인발하중 25 kN, 구근체 Ø100 mm, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm 심도별 변위 해석 결과 D25 mm Ø100 mm의 최대 변위는 0.00221 m, D29 mm Ø100 mm 0.000417 m, D32 mm Ø100 mm 0.00081 m로 측정되었다(Fig. 13).

Fig. 13.

Weathered granite soil, pullout load 25 kN Bulb diameter displacement graph.

보강구근체 직경에 따른 인발 해석 결과

사질토 지반에서 인발하중 15 kN에 대한 보강구근체 직경 별 최대변위 분석 결과 Table 9와 같다.

보강재 직경 변화에 따른 변위 측정 결과 변위의 값은 점점 감소하는 양상을 나타나며 Ø75 mm에 따른 Ø100 mm 감소율과, Ø100 mm에 따른 Ø150 mm 감소율은 Table 10과 Fig. 14와 같다.

Fig. 14.

Sandy soil pull out 1.5 ton Reinforced bulb diameter displacement graph.

화강풍화토 지반에서 인발하중 20 kN에 대한 보강 구근체 직경 별 변위 분석 결과 Table 11과 같다.

보강재 직경 변화에 따른 변위를 측정한 결과 변위의 값은 점점 감소하는 양상을 나타나며 Ø75 mm에 따른 Ø100 mm 감소율과, Ø100 mm에 따른 Ø150 mm 감소율은 Table 12와 Fig. 15와 같다.

Fig. 15.

Weathered granite soil pull out 2.0 ton Reinforced bulb diameter displacement graph.

사질토 지반에서 인발하중 15 kN 대한 보강 구근체 직경별 변위 분석 결과 Table 13과 같다.

구근체 Ø75 mm, Ø100 mm, Ø150 mm 직경을 증가 하여 보강재의 따른 최대 변위를 측정한 결과 변위의 값은 점점 감소하는 양상을 나타나며, 구근체 Ø150 mm, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm의 변위 값은 비슷하다. 보강재 D25 mm에 따른 D29 mm 변위 감소율과, D29 mm, 따른 D32 mm 변위 감소율은 Table 14와 Fig. 16과 같다.

Fig. 16.

Sandy soil pull out Load 15 kN Bulb stiffener Diameter displacement graph.

화강풍화토 지반에서 인발하중 20 kN 대한 보강 구근체 직경 별 변위 분석 결과 Table 15와 같다.

구근체 Ø75 mm, Ø100 mm, Ø150 mm 직경을 증가 하여 보강재의 따른 최대 변위를 측정한 결과 변위의 값은 점점 감소하는 양상을 나타나며, 구근체 Ø150 mm, 보강재 D25 mm, D29 mm, D32 mm의 변위 값은 비슷하다. 보강재 D25 mm에 따른 D29 mm 감소율과, D29 mm, 따른 D32 mm 감소율은 Table 16과 Fig. 17과 같다.

Fig. 17.

Weathered granite soil pull out Load 15 kN Bulb stiffener Diameter displacement graph.

인발해석 분석

쏘일네일 공법의 보강효과는 인발에 의한 저항력이 지배적이기 때문에 그라우팅 쏘일네일 공법의 거동을 분석하기 위해서는 인발거동 분석이 선행되어야 한다. 따라서 유한요소해석을 통해 그라우팅 쏘일네일의 인발거동을 분석하였으며 본 연구의 그라우팅 쏘일네일의 적용성에 대한 검증을 수행하였다.

보강구근체 인발해석 결과, 인발하중의 증가할수록 변위는 증가하는 양상을 나타냈으며, 인발하중에 관계없이 심도 -0.7 m에서 가장 낮은 변위가 발생하였다. 사질토 지반과 화강풍화토 지반의 인발하중에 따른 보강재 D29 mm, 구근체 Ø100 mm 변위를 증가량으로 분석 한 결과 인발하중이 10 kN에서는 약 30.51% 증가하였고, 인발하중 15 kN에서는 65.11%, 인발하중 20 kN과 25 kN에서는 약 99% 이상으로 사질토 지반에서 변위 값이 높게 나타났다. 사질토 지반은 화강풍화토 지반에 비해 해석 적용 물성치가 낮아 지반과 탄성체로 작용 하는 구근체 사이의 주면마찰력이 낮아 변위 값이 높게 측정 되었다. 즉 보강구근체가 화강풍화토 지반에서 인발됨에 따라 내부 주면에서 완전히 미끄러지지 않아 상대변위가 적게 발생한다. 사질토 지반과 화강풍화토 지반의 보강구근체, 구근보강재 별 최대 변위 값을 분석한 결과 보강구근체에서는 보강재 직경이 증가할수록 변위 값이 감소하는 양상을 보이며, 보강재 D25 mm에서 D29 mm로 증가할 경우 변위 값이 급격히 감소하다가(약 3%~20%) D29 mm에서 D32 mm로 증가할 경우 완만하게 감소(0.8%~10%)하는 경향을 알 수 있었다. 구근보강재에서는 구근체 직경이 증가할수록 변위 량이 감소하지만 Ø100 mm에서 Ø150 mm로 증가할 때 변위 값이 Ø150 mm에서 비슷한 변위 값을 보인다.

이에 따라 보강재 D29 mm 구근체 Ø100 mm 이상 적용하는 것이 경제적으로 적당하다고 판단된다.

결론

본 연구에서는 MIDAS GTS NX 프로그램을 이용하여 지반 조건과 보강재 및 구근체 직경을 변화 시키며, 상부에서 70 cm 심도까지의 변위를 측정하였다. 쏘일네일 시공 시 지반 조건에 따른 보강재, 구근체, 크기 변화를 결정할 수 있는 기초자료로 활용하고자 한다.

(1) 보강재, 구근체 부피 증가에 따라 변위는 감소하는 양상을 보이며, 보강재 D32 mm 구근체 Ø150 mm일 때 가장 작은 변위가 발생하고 보강재 D25 mm Ø75 mm일 때 가장 큰 변위가 발생하였다.

(2) 심도 별 변위 측정 결과 인발하중을 10 kN~20 kN의 하중에서는 심도별 변위가 -0.6 m에서 일정하게 감소하는 반면 인발하중 25 kN 심도 -0.6 m 지점에서 급격하게 감소하는 경향을 알 수 있었다.

(3) 구근체 직경에 따른 보강재(D25 mm, D29 mm, D32 mm)별 변위 비교 결과, 사질토 지반에서는 보강재 D25 mm에서 D290 mm로 증가할 경우 약 37%~50%, 구근체 D29 mm에서 D32 mm로 증가할 경우 약 54%~70%의 감소율을 나타났으며, 화강풍화토 지반에서는 보강재 D25 mm에서 D29 mm로 증가할 경우 약 11%~14%, 보강재 D29 mm에서 D32 mm로 증가할 경우 약 17%~20%의 감소율을 알 수 있었다.

(4) 보강재 직경에 따른 구근체(Ø75 mm, Ø100 mm, Ø150 mm)별 변위 비교 결과, 사질토 지반에서 구근체 Ø75 mm에서 Ø100 mm로 증가할 경우 약 7%~20%, 구근체 Ø100 mm에서 Ø150 mm로 증가할 경우 약 3%~10%의 감소율을 나타났으며, 화강풍화토 지반에서 구근체 Ø75 mm에서 Ø100 mm로 증가할 경우 약 3%~7%, 구근체 Ø100 mm에서 Ø150 mm로 증가할 경우 약 0.8%~2%의 감소율을 알 수 있었다.

(5) 보강재에 따른 구근체 변위 감소율 분석 결과 구근체는 D29 mm에서 D32 mm의 변위 량이 완만하게 감소하는 경향을 알 수 있으며, 구근체에 따른 보강재 변위 감소율 분석 결과 Ø100 mm에서 Ø150 mm로 증가 할 때 변위 값이 거의 일치한다. 따라서 보강재 D29 mm 구근체 Ø100 mm 이상 적용하는 것이 경제적으로 적당하다고 판단된다.

(6) 향후 경제적인 쏘일네일 시공방법에 대한 상세한 분석을 위하여 보강재와 구근체의 길이, 부피를 증가시켜 다양한 지반 조건에서의 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다.