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매립식가물막이공법에적용된가시설설계

Study on the Design Method of Temporary Diaphragm Wall in Cofferdam(Land Reclamation Type)

1. 서론

2. 매립식 가물막이 공법

3. 가물막이 제체 안정성 검토

4. 가시설 형식 선정

5. 지하연속벽구조-지반상호거동분석

6. 지하연속벽 설계법 비교

7. 결론

1) 지반터널부 대리([email protected])2) 지반터널부 과장, P.E(미국기술사)([email protected])

3) 구조부 과장([email protected])4) 지반터널부 이사([email protected])

In general, cofferdam is temporary installed for ensuring a relatively easy construction indry season and enhancing the structural stability, allowing hydraulic structures(intake toweror waterway tunnel) to be constructed inside the cofferdam structures. Given thecharacteristics of this project, which increases the sheer volume of the previous waterwaystructures inside a deep-water level reservoir, a large-sized cofferdam shall be constructedon a temporary basis.

According to the comparison of diverse construction methods, landfill cofferdam+temporary facility work, which uses the geology of the original ground, is found to be themost optimal in terms of constructability, stability, and economic efficiency.

Cofferdam +temporary facility is planned to be constructed by 2-stage in consideration ofthe water level differences during dry season and flood season, construction sequences,and construction period.

The 1-stage landfill cofferdam will be utilized as a working space for the construction oftemporary facilities and the main structures : The 2-stage catoff Cofferdam including 1-stage landfll Cofferdam will be removed after construction of hydraulic structures.

With the recent design performances for the OODam Tunnel Construction work, thisstudy introduces the design method of temporary diagram wall, which is expected to beproper for constructing intake towers and vertical shaft in consideration of the stressdeformation rate of the cofferdam.

임형준3) 조주환4)

유동주2)

< 유신기술회보_ VOL.23

윤명준1)

09-116~131-가물막이다시 1904.1.2 22:54 페이지116 G7 JPC-ATALK 300DPI 60LPI

매립식

가물

막이

공법

매립식 가물막이공법에 적용된 가시설 설계 | 117

1. 서론

수리구조물의 건조상태 시공을 위해 일반적으로

적용되는 가물막이는 축도식의 제체만으로 안정성

을확보한이후가물막이내부에서수리구조물(취

수탑, 또는도수터널)의시공작업을수행한다. 본고

에서소개되는OO도수터널건설공사는기존의도

수관련구조물을증설하는공사로대수심의저수지

내에서공사를수행하야함으로대규모가물막이가

요구되었다.

대규모 가물막이 공사에 대한 여러 가지 공법을

비교검토한결과, 시공성, 안정성및경제성면에서

유리한원지반의지형을활용하는매립식가물막이

+ 가시설공법을선정하였다.

가물막이+가시설은갈수기와홍수기에따른수위

조건과시공순서, 공사기간을고려하여 1차가물막

이와2차가물막이를적용한2단계로계획하였다.

1차매립식가물막이는가시설과본구조물시공을

위한공간으로활용하고2차차수식가물막이는갈

수기에매립을통해형성된 1차매립식가물막이를

포함한제외지를굴착하여기타수리구조물을시공

후가물막이를철거한다.

따라서, 본고에서는OO댐최근도수터널공사에

서적용하였던설계사례를통하여가물막이제체에

대한응력-변형률거동분석에대한사례와취수탑,

연직갱시공을위한원형지하연속벽가시설의설계

법을소개하였다.

2. 매립식가물막이공법

1) 현황

가물막이는 계획홍수위, 기왕 최고수위, 단계별

가물막이의존치기간등을고려하여월류가없도록

계획하였다. 1차 가물막이 마루고는 계획홍수위에

여유고1.0m를고려하여계획하였으며, 2차가물막

이마루고는존치기간중최고수위를고려하여계획

하였다.

○ ○ ○

구분 유입부 유출부

[그림 1] 가물막이 현황

2) 가물막이 시공순서

매립식가물막이단계별축조계획은다음[그림2]와같다.


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● ● ●

③ 가물막이 2단계 축조 ④ 취수탑 가시설 및 굴착공사

•2차 축조(Dry 상태 다짐작업 실시)•2차 법면보호공 공사(2차 축조공사와 병행시공)

•취수탑 가시설 및 굴착공사•1차 가물막이 마루고 EL.112.10m

⑤ 차수공사 ⑥ 2차 가물막이 3단계 축조 및 사면보호

•차수공사 및 취수탑 병행공사•가물막이 안정화 이후 차수공사 적용

•취수탑 공사 완료(수문공사 완료, 폐쇄)•1차 가물막이 굴착 후 2차 가물막이 완료

① 기존 하상 전석 제거 및 1차 사석 축조 ② 취수탑공사를 위한 가물막이 1단계 축조

•하상 전석층 제거 및 축조(백호우+불도저) •수위를 고려한 포설계획, 1차 법면보호공 설치

[그림 2] 가물막이 시공순서

3. 가물막이제체안정성검토

1) 검토개요

첫째로 매립식 가물막이 제체에 대한 안정성을

검토하였다. Element는 평면변형 4절점 요소를

이용하여Modeling하였으며, 원지반및토사제체

는Mohr-Coulomb Model, 본가물막이사석제

체 단면을 구성하는 축조재료는 Hyperbolic

Model을 적용하여 분석하였다. 또한, 전산해석시

가물막이의 시공이력을 고려하여 축조단계별 해석

을실시하였다. 해석시적용된시공이력Modeling



○ ○ ○

Stage ① : 초기화 단계 Stage ② : 사석제체 축조단계

•가물막이 축조시 원지반상태를 Initial Stage로 간주하고해석에 적용

•사석제체를 축조하는 단계

Stage ③ : 토사제체 축조 1단계 Stage ④ : 토사제체 축조 2단계

•EL 104.4 m (유출부)까지 토사축조•본 단계까지 누적된 침하량 확인

•누적침햐량에 대하여 여성토량 반영

•이전단계와 본 단계 사이에 변위 초기화•EL 112.1m(유출부)까지최종토사축조•2단계에서 발생하는 침하량 검토•최종 축조 계획고에 대한 여성토량 반영

[그림 3] 시공단계별 Modeling

은[그림3]과같다.

2) 검토결과

가물막이축조시응력-변형률거동검토를수행

하였으며, 해석결과는다음[그림4]와같다.

가물막이시공단계별해석결과연직최대변위는1

차축조시 19.8cm, 2차 축조시 8.18cm로나타났

으며, 모델에따른결과는유입부와동일한경향을

나타내었다. 수평변위의 경우도 1차 축조시 최대

3.6cm , 2차축조시최대1.6cm로검토되었다.

해석결과 변위 기준인 가물막이 높이 1%, 약

35.7cm를 만족하므로 안정한 것으로 판단되었다.

그리고제체축조과정에서특별한가물막이의응력

집중구간은없는것으로나타났으며, 소성변형율을

검토결과국부적이고미소한수준의소성영역이분

포되어있는것으로확인되었다.


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● ● ●

[그림 4] 가물막이 제체 응력-변형 검토결과

토사제체 축조 1단계 연직변위 토사제체 축조 1단계 수평변위

•마루부 최대 연직 변위 : 19.8cm •사면부 최대 수평 변위 : 3.6cm (전면방향)

토사제체 축조 2단계 연직변위 토사제체 축조 2단계 수평변위

•마루부 최대 연직 변위 : 8.18cm •사면부 최대 수평 변위 : 1.6cm (전면방향)

종단상 응력집중 구간 확인 등가소성영역도

•응력집중 구간 없음 •소성변형율 = 0.0038 국부적 발생, 미소함



2) 가시설 형상 비교

우선, 가시설형상을결정하기위하여구형형상의

흙막이와원형형상의흙막이를비교검토하여수직

구단면형상을선정하였다.

가시설형상이구형인경우사보강재가설치되지

않은연암층이하의암반구간모서리부에응력집중

현상이 발생되며, 수직구 굴착을 위한 작업공간을

확보하기위하여Strut, 앵커, PS띠장등별도의지

보공법이필요할것으로예상된다.

이에반하여원형형상가시설을적용할경우3차

원 Arching Effect로 인해흙막이벽에작용하는

토압이감소되고 Ring Beam만으로흙막이벽체

의 지보가 가능하여 강재 사용량이 구형에 비하여

감소되어 경제성이 향상되며, 수직구 굴착을 위한

작업공간을충분히확보하므로안정성, 경제성, 시

공성면에서모두유리한원형흙막이형상을적용하

였다.

○ ○ ○

유입부 취수탑 현황 가시설 현황

유출부 취수탑 현황 가시설 현황

[그림 5] 취수탑 가시설 현황

4. 가시설형식선정

1) 현황

취수탑 가시설의 경우 수위와 맞닿아 있어 높은

수압으로인해연직굴착이불가피하고토사층이깊

어가시설형식을지하연속벽으로계획하였다.

취수탑시공시주변여건에대한간섭을배제하기

위하여계획홍수위조건에서의높은수압을가시설

안정성검토에고려하였으며, 쌓기부를포함한깊은

토사심도로대규모토압이발생하므로강성이큰벽

체를적용하였다.


5. 지하연속벽구조-지반상호거동분석

1) 개요

가시설벽체의구조-지반상호거동분석을수행

하기위하여지반과구조물의모델링과거동분석이

가능한 연속체 해석프로그램인 MIDAS-GTS를

통하여안정성평가를실시하였다.

특히, 구조물굴착심도가깊은경우벽체측면에

가해지는토압, 수압에의한측압에따라시공중과

대한변형이발생될수있으므로벽체안정성확보

여부를확인하기위하여실제하중조건을단계별로

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3) 가시설 공법 검토

엄지말뚝+목재토류판은별도의차수대책을하지

않을경우지하수및토사유출로지반침하및벽체

변형이크고, CIP공법은배면에별도의차수공법이

반드시필요하며굴착심도가깊은경우주열식벽체

형성이어렵고지하연속벽에비해강성이약하다.

따라서, 가시설공법으로지반응력변화와수압

에대한대응성이좋고단면저항력이큰지하연속벽

으로선정하여안정성및차수성을확보하였다.

● ● ●

구형 형상 가시설 원형 형상 가시설

[그림 6] 가시설 형상 비교

[그림 7] 가시설 공법 비교

지하연속벽(Diphragm wall;D-wall) 엄지말뚝 + 목재토류판 주열식 말뚝공법 (C. I. P)



○ ○ ○

지반 모델링 구조부재 모델링

[그림 8] 구조-지반 모델링

[표 1] 구조-지반 해석요소

구 분 사용요소 모델 비 고

원형벽체 Shell 요소 Elastic Model Thick Plate요소로 부재력 검토 가능

링빔 Beam 요소 Elastic Model Beam 요소로 부재력 검토 가능

지 반 Solid 요소 Elasto-Plastic Model (Mohr-Coulomb) 지반의 비선형 거동 모사

반영한상세해석을수행하였다.

2) 해석모델링

지반의탄소성거동과구조물의시공단계를고려

할수있는MIDAS-GTS를 사용하였다. 본 해석

에적용된모델링및해석요소는아래와같다.

3) 최종 굴착시 지반안정성 검토

굴착에 의한 지반의 불평형력(토압)과 지하수에

의한정수압으로벽체주변지반은배면측상부에서

벽체내측으로이동하려는경향이있으나가물막이

위치의 지형특성상 가물막이 배면측의 지형경사로

인해상대적으로상부배면측토압이크게작용하여

전면측 벽체상부에서 가물막이 전면측으로 국부적

인 수평변위가 발생하는 것으로 나타났다. 지반면

최대침하량은 가설지지 구조물의 안정조건인 벽체

높이(H)의0.5%로나타나안전한것으로판단된다.

1.2mm G.L 0.0m 가물막이 전면측으로 수평변위가 발생

0.5mm G.L 22.0m 굴착면 방향으로 수평변위가 발생

6.0mm G.L 0.0m 가물막이 표고에서 최대처짐 발생

0.00023 G.L 10.0m 벽체 외측 토사제체부분에서 소성영역이 일부 발생

[표 2] 최종 굴착시 지반안정성 검토 결과

검토항목

수평변위굴착외측방향

굴착내측방향

연직변위

소성 변형율

최대값 발생지점 비 고


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● ● ●

수평변위 수평변위 경향

굴착외측 δhmax = 1.2 mm / 굴착내측 δhmax = 0.5 mm

연직변위 소성변형율

δhmax = 6.0 mm < 178.7 mm (H×0.5%) ε= 0.00023 → 미소함

[그림 9] 지반안정성 검토결과

4) 벽체 수평변위

앞서설명한바와같이굴착에의한지반의불평

형력(토압)과 지하수에 의한 정수압으로 배면측은

벽체내측으로전면측은벽체내측으로이동하려는

경향이있으나발생수평변위가1.56mm 이내로다

소미소하여시공중벽체기능성측면에서안전할

것으로 판단된다. 심도별 벽체 수평변위를 분석한

결과 가물막이 토사제체구간에서 변위가 상대적으

로 크게 발생되며 퇴적층 아래 심도에서는 변위가

거의일정한것으로나타났다. 굴착단계별지반변위

는굴착이진행됨에따라전면측배면측모두벽체

상부변위가다소감소하는경향으로나타났으나변

화폭이미소하여유의미한경향은아닌것으로판

단된다.



○ ○ ○

굴착 1단계 굴착 2단계 굴착 3단계 굴착 4단계 굴착 5단계

가물막이 전면측 가물막이 배면측

[그림 10] 굴착단계별 수평변위

가물막이 전면측 가물막이 배면측

[그림 11] 심도별 수평변위

6. 지하연속벽설계법비교

1) 개요

지하연속벽에대해원형지하연속벽단면의강성

을산정하여연속벽의두께를결정하는유럽식방법

(Soletenche)을적용하여검토하였다. 3차원유한

요소해석법인일본식검토방법으로산정된부재력

을강성도법인유럽식검토방법과비교하여해당구

조물의안정성검토를수행하였다.


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● ● ●

[표 3] 원형 지하연속벽의 설계법 비교

구 분

FEM 해석방법

지반 경계조건

일본 설계법

전체 3D 모델링

지반계수 적용한 스프링 계수 입력

유럽 설계법

1m 단면 모델링

연속벽의 강성도 Kcyl 입력

하중 조합•자중+토압+수압•자중+토압+수압+편토압 불리한 하중 조합에 대하여 설계

•자중+토압+수압 편토압 고려하지 않음

해석결과 반영•Mx, My - 수평, 연직철근 결정•수평력 - 단면 두께 적정성 평가

•수평력 - 단면 두께 적정성 평가

3) 유럽의 지하연속벽 설계법

σr (r) = p (1- ) (1)

σθ(r) = p (1- ) (2)

여기서, Rint = 내경 ν= 프아송비

Rint = 외경 p = 외력

E = 콘크리트 탄성계수

R2ext

R2ext - R2int

R2ext

R2ext - R2int

R2int

r2

R2int

r2

[그림 12] 유럽의 지하연속벽 설계법

N= σθ(r)dr or N= p·Rext (3)∫Rext

Rint

M= σθ(r)·(r - ) dr = p [1n - ] (4)∫Rext

Rint

Rext + Rint

2Rext

Rint

R2int R2ext

R2ext - R2int

R2ext - R2int

2R2ext - R2int

2) 지하연속벽 설계법

기존의국내지하연속벽설계법은일본의설계사

례를참조하여FEM해석을실시하고, 단면을결정

하여철근량을산정하였다. 유럽의지하연속벽설계

법은보다간편하게지하연속벽의두께를결정할수

있으며, 일본과유럽의연속벽설계방법의차이는

아래표와같다.

원형단면에서의축력N은다음식(3)과같다.

원형단면에서의모멘트M은다음식(4)와같다.


일반적으로완전하게원형일경우발생하는휨모

멘트는실용적으로무시한다.

축대칭하중을받는원형연속벽의설계에서연

속벽은formation level 아래의수동토압과스트

럿이나 앵커와 같은 지지점에 의해 균형이 맞춰진

토압, 수압을받는수직빔과같은방법으로설계한

다. 연속벽의원형형태때문에원의중심으로향하

는방사상의편차는벽의원주방향의응력에의해

저항한다. 이응력은다음의식(5)로평가되는반지

름변위의함수이다.

Under Plane Stress : Kcyl = (5)

Plane Deformation : Kcyl = (6)

RingBeam Stiffness : Kcyl = (7)

Slab Stiffness : Kcyl = (8)

여기서R—

는연속벽반경의평균이며, Kcyl는연

속벽의원모양의강성도이다.

그러므로, 강성도Kcyl의 연속적인탄성수직지

지에의해직선연속벽을설계하는방법과같은방식

으로원형연속벽은설계될수있다. 연속벽의반지

름방향 reaction pressure p는 Kcyl과변위를

곱한vertical calculation으로부터구할수있다.

원방향압축력(N)은원형연속벽의외경과반력을

곱하여구할수있다.

N= pcyl·Rext (9)


○ ○ ○

E·eR2

E·e·hR2

E·eR2(1-ν2)

E·h(1-ν)R [그림 13] 원형 연속벽에 대한 스프링 강성도

4) 지하연속벽 검토

[표 4] 원형 연속벽에 대한 강성도 산정

fck(MPa) E(MPa) e(m) R(m) ν Rext(m) Rint(m)

35 28,825 0.8 7.1 0.18 7.5 6.7

Kcyl = = 470,220 kN/m3

[표 5] 링빔에 대한 강성도 산정

fck(MPa) E(MPa) e(m) R(m) ν Rext(m) Rint(m) h(m)

35 28,825 1 6.2 0.18 6.7 5.7 1

Kcyl = = 749,878 kN/m3

E·eR2(1-ν2)

E·e·hR2


원형연속벽강성도를고려한해석은산정된원형

연속벽과원형링빔에대한강성도를스프링으로적

용하여상용유한요소해석프로그램인MIDAS/civil

을통해발생변위를검토하였다.

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● ● ●

모델링 하중재하도 반력도

Rx = 206.47kN Dx = 0.8735 mm

변위도

[그림 14] 원형 지하연속벽 강성도를 고려한 해석결과

유럽식방법을이용한연속벽의부재력산정은다

음과같다.

변위를이용한축력산정은다음과같다.

N = p× R = 2,932 kN/m

p = k·Δ = 412.94 kN/m2

Δ= 0.8735mm

반력을이용한축력산정은다음과같다.

N = p× R = 2,932 kN/m

p = RX ×2(ea) = 412.94 kN/m2

원형단면의모멘트산정결과는다음과같다.

N=p [1n - ] =-21.97 kN·m

p = RX × 2(ea) = 412.94 kN/m2

또한, 일본설계법인3차원해석에대한검토결과

는다음과같다.

▷벽체검토조건

fck = 35.0 MPa

fy = 400.0 MPa

λ= 1.00

Øc = 0.65

Øv = 0.75

Rext

Rint

R2int R2ext

R2ext-R2int

R2ext -R2int

2R2int-R2ext



○ ○ ○

α= 0.80

극한모멘트Mu = 170.000KN·m

극한축력Pu = 2721.000KN

단면의두께H = 700.000mm

단위 폭 B = 1000.000mm

유효깊이D = 550.000mm

피복두께Dc = 150.000mm

작용편심e = 62.477mm

인장측철근Ast = 2026.800㎟

1단 (dc = 150mm) : H 25 @ 250mm

압축측철근Asc = 2026.800㎟

1단(dc = 150mm) : H 25 @ 250mm

▷평형상태검토

c = 600/(600+fy)*d = 330.000mm

k1 = 0.801

a = k1·c = 264.33mm

Cck=0.85·fck·B·H=20,825,000.0N

소성중심x = (Cck·H/2+fy·Asc·dc+fy·

Ast·d)/(Cck+fy·Asc+fy·

Ast) = 350.00mm

콘크리트Cc = 0.85·fck·a·b =

7,863,817.0 N

압축철근Cs = (fs-0.85·fck)·Asc=

603,019.1 N (εsc < εy → fs

= Es·εsc = 327.27 MPa )

인장철근Ts = fy·Ast = 810,720.0 N

평형축력Pb= Cc+Cs-Ts = 7,656,116.0N

평형모멘트Mb = Cc(x-a/2)+Cs(x-dc)+Ts

(d-x)=1,995,763,000.0N·mm

평형편심 eb = Mb / Pb =260.676mm

e < eb → 압축파괴영역

▷기둥강도검토

e_min = 68.469mm ≥ e= 62.477mm

편심이최소편심보다작으므로

Pn = 0.85·fck·(Ag-As) + fy·As

= 22325840.0 N

Mn = Pn·e_min = 1528635000.0 N·mm

Ø= 0.650 α= 0.800

[그림 15] 원형 지하연속벽 3차원 해석결과

Fxx, 벽체 원주방향 축력 Mxx, 벽체 원주방향 모멘트

Fxx = 2,721 kN Mxx = 170 kN·m


αØ= 11609.440KN ≥Pu= 2721.000KN

∴O.K

ØMn = 794.890KN·m ≥Mu

= 170.000 KN·m ∴O.K

▷전단력검토

작용전단력Vu = 365.000 KN

ØVc = Øv·1/6·(1+Pu/(14·Ag))·λ ·

B·D/1000 = 519.661 KN

Øv·Vc = 519.661KN≥Vu=365.000KN.

∴전단철근필요없음.

5) 3차원 해석법과 스프링 강성도법

검토결과 비교

3차원 유한요소해석을통해검토된일본식검토

방법과원형단면의스프링강성도적용을통해검토

된유럽식방법에대한부재력을비교검토하였다.

원형연속벽은시공시발생할수있는오차를고려

하여원주방향단면력검토시단면두께를 700mm

로적용하였다. 취수탑지하연속벽가시설에대하여

3차원해석법과스프링강성도법에대한비교검토

결과는다음과같다.

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● ● ●

[표 6] 해석법에 따른 결과 비교

구분 3차원 해석법 강성도법 공칭강도 검토

Fxx/N 2,721 kN 2,932 kN 11,609 kN OK

Mxx/M 170 kN-m 22 kN-m 795 kN-m OK

축력은강성도법이 2,932kN으로 3차원해석법

에비해 211kN(7.75%) 큰것으로나타났으며, 공

칭강도 11,609kN에대해안전성을확보하는것으

로검토되었다.

모멘트는 강성도법이 22kN-m로 3차원 해석결

과인 170kN-m에 비해 작은 값으로 나타났으며,

공칭강도795kN-m에대해안전성을확보하는것

으로검토되었다.

강성도법 검토결과 발생 모멘트가 3차원 해석법

보다작은원인은편토압과지층에따른토압특성을

반영할수없으므로발생하는결과로판단된다.

7. 결론

1) 대규모가시설공법으로원지반을활용한매립

식가물막이공법적용시경제성및시공성면

에서우수한장점이있다.

2) 차수공법을적용시저수지임을고려한환경친

화적인공법을적용하고, 토사층과암반층을구

분하여각각의지반조건에부합하는차수공법

을적용함으로써차수성과시공성을향상시키

는것이가능하다.

(fck)



○ ○ ○

3) 비교적완벽한차수성의확보가가능한지하연

속벽공법의설계법을조사하였으며그결과기

존의논문과같이일본식의설계접근법이타당

한것으로보이며, 3차원지반-구조물해석을

통하여변위와응력집중을확인함으로써설계

의적정성을검증할수있을것이다.

참고문헌

1. OO댐 도수터널 실시설계 보고서, 2016

2. 여수국가산단 진입도로(제3공구) 개설공사(기본, 실

시) 설계보고서 및 토질조사보고서, 2008

3. 굴착 및 흙막이 공법, 지반공학회, 2002


매립식가물막이공법에적용된가시설설계°€물막이다시-re.pdf확보하기위하여strut,...

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