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문제 정의
- 즉, 벌징효과로 인해 모형 전면 블록이 회전하게 되고 이로 인하여 하중재하로 인한 보강토체 의 침하가 벽체와 가까울수록 더 크게 발생되면서 보강재의 인장변형에 영향을 미쳤기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 본 논문에서는 이러한 전면 블록의 회전 현상에 의한 영향이 거의 없는 것으로 판단된 벽체 배면으로부터터 30cm 떨어진 지점에서의 계측 결과를 고찰하였다.
- 이에 본 연구에서는 뒤채움 흙으로 화강풍화토를 사용하고, 보강재로는 지지 저항 특성을 발휘할 수 있는지 오그리드를 사용한 경우에 대한 일련의 모형실험을 수행하여, 상재 하중 크기 및 보강재 포설 간격 변화가 보 강토 옹벽의 변형 거동에 미치는 영향을 평가하고자 한다.
제안 방법
- Im 높이의 모형 보강 토 옹벽 축조가 완료된 이후에 전면변위 억제 판을 해체하고 0.5kg/cm2〜2.5kg/cm2까지 5단계의 하중을 재하하면서 계측을 수행하였다. 이때 벽체 변위의 원활한 측정을 위하여 변위계(LVDT) 거치 대를 제작하였다.
- 그림 5는 본 실험에서 사용한 다짐 장비 실물사진이다. 그림 5에 보인 다짐 장비를 이용하여 다짐 횟수 및 방법을 변화시키면서 수차례의 예비다 짐 실험을 실시하고 들 밀도시험을 통해 다짐도를 측정하는 방법으로 90% 이상의 다짐도를 형성할 수 있도록 하는 다짐 방법을 결정하였다. 모형 옹벽 축조 시 뒤채움 흙의 다짐 방법으로 우선 람마를 사용하여 토조 전면을 2회 다짐하고, 람마 다짐 시 이완된 성토 흙 상부의 다짐과 지오 그리드 포설을 위한 성토 층 평탄화를 위해 소형 손다짐기 를 사용하여 추가로 다짐 하중을 가하였다.
- 모형 옹벽 축조 시 뒤채움 흙의 다짐 방법으로 우선 람마를 사용하여 토조 전면을 2회 다짐하고, 람마 다짐 시 이완된 성토 흙 상부의 다짐과 지오 그리드 포설을 위한 성토 층 평탄화를 위해 소형 손다짐기 를 사용하여 추가로 다짐 하중을 가하였다. 다짐 작업 후에는 들 밀도시험을 통해 지반의 다짐 상태를 확인하였다.
- 모형토조는 내부치수가 100cmxl40cmx 100cm로서 전면이 개방된 형태로 제작하였고, 개방된 단면을 보강하기 위하여 강재 토조보강 프레임을 4단으로 설치하였다. 또한 모형토조 전면은 토조 안의 지반 거동을 관측할 수 있도록 10mm 두께의 투명 아크릴판으로 제작하였다. 한편, 모형 보강 토 옹벽 축조 시에 발생되는 벽체 벽 위를 억제하기 위하여 두께 10mn의 목재 합판과 스크류 장치 (screws stroke)로 벽체 고정장치를 제작하여 사용하였다.
- 벽체 변위 측정을 위한 변위계는 그림 1에 나타낸 바 있는 LVDT 거치대를 이용하여 모형 전면 블록 중앙부의 변위를 측정할 수 있도 록 설치하였고, 토압 계는 그림 4에 보인 바와 같이 각각의 전면 블록에 매설하였다. 또한 스트레인 게이지는 그림 4에 나타낸 바와 같이 5단 포설한 각 단 보강재에 벽 체배 면으로부터 5cm, 10cm, 20cm, 30cm, 40cm, 50cm 및 60cm 떨어진 지점에 총 30개를 부착하였다. 한편, 7단 보강의 경우 스트레인 게이지는 옹벽 하단에서부터 1단(토조 바닥으로부터 7.
- 모형 보강 토 옹벽 축조 시 뒤채움 재의 다짐도를 약 90%로 일정하게 하기 위하여, 뒤채움 토사의 함수비를 17±1%로 조정하였고, 현장용 소형 다짐 장비인 람마와 소형 손 다짐기를 사용하여 매회 동일한 방법으로 다짐 작업을 수행하였다. 그림 5는 본 실험에서 사용한 다짐 장비 실물사진이다.
- 그림 5에 보인 다짐 장비를 이용하여 다짐 횟수 및 방법을 변화시키면서 수차례의 예비다 짐 실험을 실시하고 들 밀도시험을 통해 다짐도를 측정하는 방법으로 90% 이상의 다짐도를 형성할 수 있도록 하는 다짐 방법을 결정하였다. 모형 옹벽 축조 시 뒤채움 흙의 다짐 방법으로 우선 람마를 사용하여 토조 전면을 2회 다짐하고, 람마 다짐 시 이완된 성토 흙 상부의 다짐과 지오 그리드 포설을 위한 성토 층 평탄화를 위해 소형 손다짐기 를 사용하여 추가로 다짐 하중을 가하였다. 다짐 작업 후에는 들 밀도시험을 통해 지반의 다짐 상태를 확인하였다.
- 모형 보강 토 옹벽 축조를 위한 실험 장치는 그림 1에 도시한 바와 같이 모형토조, 토조보강 프레임, 전면블 록, 전면변위 억제판, LVDT 거치대 등으로 구성되어 있다. 모형토조는 내부치수가 100cmxl40cmx 100cm로서 전면이 개방된 형태로 제작하였고, 개방된 단면을 보강하기 위하여 강재 토조보강 프레임을 4단으로 설치하였다. 또한 모형토조 전면은 토조 안의 지반 거동을 관측할 수 있도록 10mm 두께의 투명 아크릴판으로 제작하였다.
- 그림 4는 지오 그리드 보강재를 5단 포설한 모형 보강 토 옹벽의 계측기 설치 위치이다. 벽체 변위 측정을 위한 변위계는 그림 1에 나타낸 바 있는 LVDT 거치대를 이용하여 모형 전면 블록 중앙부의 변위를 측정할 수 있도 록 설치하였고, 토압 계는 그림 4에 보인 바와 같이 각각의 전면 블록에 매설하였다. 또한 스트레인 게이지는 그림 4에 나타낸 바와 같이 5단 포설한 각 단 보강재에 벽 체배 면으로부터 5cm, 10cm, 20cm, 30cm, 40cm, 50cm 및 60cm 떨어진 지점에 총 30개를 부착하였다.
- 보강 토 옹벽 배면에 작용하는 상재 하중의 크기와 보 강재 포설 단수가 보강 토 옹벽의 거동특성에 미치는 영향을 고찰하기 위하여, 보강재를 포설하지 않은 경우와 지오 그리드 보강재를 5단, 7단 및 9단 포설한 경우에 대한 모형실험을 수행하였다. 본 실험에서 lm 높이의 모형 보강 토 옹벽 축조 시에는 전면 벽체의 변형이 발생하지 않도록 하였으며, 모형 보강 토 옹벽 축조가 완료된 이후에 전면 벽체 변형억제 장치를 해체하고 5단계의 등분 포하중을 재하하면서 보강토옹벽의 거동을 계측하였다.
- 모형실험 결과 상재 하중으로 인한 보 강재의 인장변형률 측정 결과를 그림 9에 나타내었다. 본 모형실험 시 벽채배면으로부터 5cm, 10cm, 20cm, 30cm, 40cm, 50cm 및 60cm 떨어진 지점에서의 보강재 인장변형을 측정하였으며, 그림 9에는 30cm 지점에서의 보강재 인장변형률 측정 결과를 재하 하중에 따라 나 타내었다.
- 보강 토 옹벽 배면에 작용하는 상재 하중의 크기와 보 강재 포설 단수가 보강 토 옹벽의 거동특성에 미치는 영향을 고찰하기 위하여, 보강재를 포설하지 않은 경우와 지오 그리드 보강재를 5단, 7단 및 9단 포설한 경우에 대한 모형실험을 수행하였다. 본 실험에서 lm 높이의 모형 보강 토 옹벽 축조 시에는 전면 벽체의 변형이 발생하지 않도록 하였으며, 모형 보강 토 옹벽 축조가 완료된 이후에 전면 벽체 변형억제 장치를 해체하고 5단계의 등분 포하중을 재하하면서 보강토옹벽의 거동을 계측하였다. 등 분포하중은 본 실험에서 보강재와 전면 블록의 결속을 위해 사용한 고정블록의 두께가 3cm인 점을 고려하여, 벽체로부터 4cm 떨어진 위치에 0.
- 상재 하중 및 보강재 포설 간격이 보강 토 옹벽의 거동에 미치는 영향을 평가하기 위해, 화강풍화토 뒤 채움재와 지오 그리드 보강재를 사용하여 Im높이의 모형 보강 토 옹벽을 축조(모형 옹벽 축조 시 벽체 변위 발생 억제)한 후, 2.5kg/cm2까지 0.5kg/cm25] 등분포흐卜중을 순차적으 로 재하하면서 일련의 계측을 수행하였다. 연구 결과 얻은 결론은 다음과 같다.
- 5kg/cm2까지 5단계의 하중을 재하하면서 계측을 수행하였다. 이때 벽체 변위의 원활한 측정을 위하여 변위계(LVDT) 거치 대를 제작하였다. 본 변위계 거치대는 변위계의 설치높 이를 임의로 조정할 수 있다.
- 전면 블록은 고강도 합성수지를 이용하여 높이 X 폭 X 두께를 200rnmx200tnmx50mm, 143mmx200mm x50mm 및 lllmmx200mmx50mm의 3종류로 제작하여 각각 5단, 7단 및 9단 보강 토 옹벽을 축조할 수 있도록 하였다. 전면 블록과 보강재의 결속을 위하여 50mmx200mmx30mm (높이X폭X두께) 크기의 고정블록을 제작하였으며 전면 블록과 볼트로 체결할 수 있도록 하였다.
- 한편, 모형 보강 토 옹벽 축조 시에 발생되는 벽체 벽 위를 억제하기 위하여 두께 10mn의 목재 합판과 스크류 장치 (screws stroke)로 벽체 고정장치를 제작하여 사용하였다. 전면 블록은 고강도 합성수지를 이용하여 높이 X 폭 X 두께를 200rnmx200tnmx50mm, 143mmx200mm x50mm 및 lllmmx200mmx50mm의 3종류로 제작하여 각각 5단, 7단 및 9단 보강 토 옹벽을 축조할 수 있도록 하였다. 전면 블록과 보강재의 결속을 위하여 50mmx200mmx30mm (높이X폭X두께) 크기의 고정블록을 제작하였으며 전면 블록과 볼트로 체결할 수 있도록 하였다.
- 하중재하에 따른 벽체 수평 변위 발생은 하중재 하 후 대략 10분 정도에 수렴하는 것으로 나타나, 각하 중단 계별로 15분 동안 하증을 재하하였다. 하중재하시 토압 계와 변위계(LVDT)를 이용하여 전면 벽체의 수평 변위 및 벽체에 작용하는 수평토압을 측정하였고, 스트레인 게이지를 부착하여 보강재의 인장변형을 측정하였다 사용된 토압 계는 직경이 50mm, 최대용량은 2.5kg/cm2 이고, 변위계(LVDT)는 최대 측 정변 위가 200mm이며, 스 테레인 게이지는 길이가 5mm인 소성 게이지로서 최대 10% 변형까지 측정이 가능하다.
- 또한 모형토조 전면은 토조 안의 지반 거동을 관측할 수 있도록 10mm 두께의 투명 아크릴판으로 제작하였다. 한편, 모형 보강 토 옹벽 축조 시에 발생되는 벽체 벽 위를 억제하기 위하여 두께 10mn의 목재 합판과 스크류 장치 (screws stroke)로 벽체 고정장치를 제작하여 사용하였다. 전면 블록은 고강도 합성수지를 이용하여 높이 X 폭 X 두께를 200rnmx200tnmx50mm, 143mmx200mm x50mm 및 lllmmx200mmx50mm의 3종류로 제작하여 각각 5단, 7단 및 9단 보강 토 옹벽을 축조할 수 있도록 하였다.
대상 데이터
- 모형 보강 토 옹벽 축조를 위한 실험 장치는 그림 1에 도시한 바와 같이 모형토조, 토조보강 프레임, 전면블 록, 전면변위 억제판, LVDT 거치대 등으로 구성되어 있다. 모형토조는 내부치수가 100cmxl40cmx 100cm로서 전면이 개방된 형태로 제작하였고, 개방된 단면을 보강하기 위하여 강재 토조보강 프레임을 4단으로 설치하였다.
- 본 모형실험에서는 뒤채움 흙으로 화강풍화토를 사용하였다. 흙 시료의 입도 분포곡선은 그림 2에 나타내었다.
- 본 연구에서 보강재로는 축소모형실험인 점을 감안 하여 비교적 인장강도가 작은 지오그리드를 사용하였 다. 본 지오 그리드는 고강도 폴리에스테르(polyester)사 를 제직하여 격자 모양의 원단으로 만든 후 PVC로 코팅하여 제조한 결합형 연성 지오 그리드이다.
성능/효과
- (1) 상재 하중 증가에 따른 벽체 수평 변위는, 무보강의 경우 0.5kg/cm2 재하시 0.8H(여기서, H는 보강토옹 벽 높이) 지점에서 최대 수평 변위가 발생하고 하중 단계가 증가할수록 최대 수평 변위 발생지점이 점차 모형 옹벽 하단으로 내려가는 경향이 나타난 반면에, 지오 그리드 보강 토 옹벽의 경우는 재하 하중 및 보강재 포설 단수와 무관하게 0.7H 지점에서 최대 수평 변위 및 최대 보강재 인장변형이 발생하였다.
- (2) 하중 단계 증가에 따른 수평 변위는 재하 하중이 커질 수록 수평 변위 증가율이 커지는 비선형적인 거동을 보이는 것으로 나타났으며, 이는 보강재의 인장 변 형률이 증가할수록 인장변형 증분 계수가 감소하기 때문인 것으로 판단된다.
- (3) 모형 보강토옹벽의 최대 수평변위는 보강재 포설단수가 많아질수록 비선형적으로 감소하며, 최대 수평변위 감소율은 재하 하중이 작을수록 더 큰 것으로 나타났다. 또한 보강재 포설단수에 따른 최대 수평변위 감소율은 포설단수가 증가할수록 일정한 값에 수렴해 가는 비선형적인 거동을 보이고 있으며, 이러한 결과로부터 보강재 포설단수를 증가시켜도 보강토 옹벽의 보강효과가 증가하지 않게 되는 한계 포설 단수가 존재함을 추론할 수 있었다.
- (4) 재하 하중이 클수록 보강재 포설단수 증가에 따른 최대 수평변위 감소율의 증가량이 더 큰 것으로 나타나, 보강재 포설단수가 보강토옹벽의 수평변위 감소에 미치는 영향은 재하 하중 및 벽체변위가 클수록 더 커짐을 알 수 있었다.
- (3) 모형 보강토옹벽의 최대 수평변위는 보강재 포설단수가 많아질수록 비선형적으로 감소하며, 최대 수평변위 감소율은 재하 하중이 작을수록 더 큰 것으로 나타났다. 또한 보강재 포설단수에 따른 최대 수평변위 감소율은 포설단수가 증가할수록 일정한 값에 수렴해 가는 비선형적인 거동을 보이고 있으며, 이러한 결과로부터 보강재 포설단수를 증가시켜도 보강토 옹벽의 보강효과가 증가하지 않게 되는 한계 포설 단수가 존재함을 추론할 수 있었다.
- 보강재 포설 단수가 보강 토 옹벽 벽체 수평 변위에 미치는 영향 가 존재함을 추론할 수 있다. 또한 재하 하중이 클수록 보강재 포설 단수 증가에 따른 최대 수평 변위 감소율의 증가량이 더 큰 것으로 나타나, 보강재 포설 단수가 보강 토 옹벽의 수평 변위 감소에 미치는 영향은 재하 하중 및 벽체 변위가 클수록 더 커짐을 알 수 있다.
- 보강재 인장변형 측정 결과, 스트레인 게이지 설치위 치가 벽체에서 멀어질수록 보강재 인장변형률이 작게 측정되는 경향이 나타났으며, 이러한 경향은 보강재 설치 위치가 보강 토 옹벽 상단으로 올라갈수록 더 큰 것으로 나타났다. 이와 같이 보강 토 옹벽 상단으로 갈수록 벽체에 가까운 위치에 설치한 스트레인 게이지 측정값이 더 크게 나타나는 원인은, 상재 하중에 의한 벽체 수평 변 위가 그림 6에 나타난 바와 같이 측정 위치에 따라 모형 보강 토 옹벽 하단부에서 가장 작고 0.
- 7H 부근에 포설된 보강재에서 최대 인장변형률이 측정되었다. 즉, 5단 보강의 경우 4단 보강재에서 최대 인장변형률이 측정되었고, 7단 및 9단 보강의 경우에도 0.7H에 인접한 지점에 포설된 보강재에서 비교적 큰 인 장변형이 발생하였다.
후속연구
- 보강재의 초기 변형계수를 반영한 Christopher의 예측법은 상재 하중으로 인한 보강재 인장변형 및 벽체변 위가 미소한 경우에는 합리적일 수 있으나, 벽체 변위가 커질수록 예측 오차가 커질 수 있을 것으로 판단된다. 따라서 보다 합리적인 벽체 수평 변위의 예측을 위해서는 보강재 인장변형 증분 계수를 반영함으로써 상재 하중의 증가에 따라 벽체 수평 변위가 선형적으로 증가한다는 Christopher 등(1993)의 연구 결과를 보완할 필요가 있을 것으로 판단된다.
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