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문제 정의
- 3H 이상을 확보하는 경우에는 보강재 길이를 %辺로 고려할 수 있도록 하고 있다. 본 연구에서는 경험적 근거에 기반한 FHWA 설계기준의 타당성 검토의 일환으로 BTB 옹벽의 하중지지 메카니즘을 검토하고 보강재 길이에 따른 거동 메카니즘 고찰을 위해 축소모형실험을 수행하였다. 본 고에서는 실험 장치 및 결과를 제시하였으며 상재하중 재하 조건에서의 보강재 길이에 따른 BTB 옹벽의 거동 특성 메커니즘을 고찰하였다.
- 본 연구에서는 경험적 근거에 기반한 FHWA 설계기준의 타당성 검토의 일환으로 BTB 옹벽의 하중지지 메카니즘을 검토하고 보강재 길이에 따른 거동 메카니즘 고찰을 위해 축소모형실험을 수행하였다. 본 고에서는 실험 장치 및 결과를 제시하였으며 상재하중 재하 조건에서의 보강재 길이에 따른 BTB 옹벽의 거동 특성 메커니즘을 고찰하였다.
- 본 연구에서는 BTB 보강토 옹벽의 거동 메커니즘 및 보강재 길이에 따른 하중지지 특성을 고찰하기 위해 FHWA 기준에서 제시하고 있는 모델을 토대로 축소모형을 제작하여 모형실험을 수행하였다. 그 결과를 요약하면 다음과 깉다
가설 설정
- 반면 그림 2(b)의 보강재가 서로 중첩되어 포설되는 경우는 배면토 내의 응력이 상호 중첩되는 현상을 보이게 되며, 옹벽의 구조 설계는 별개 구조체로 해석되나 뒤채움 흙에 의한 주동토압은 고려하지 않는다. 또한, 좌.
제안 방법
- 우 전 모형 옹벽을 축조하였으나 W=L7H의 경우 보강재가 중첩되어 설치되지 않아 좌.우 대칭조건이 형성되므로 우측 반단면에 대한 실험을 수행하였다.
- 모형옹벽 축조시 측면 아크릴 벽체와 상부하중 반력 판에는 프레임을 설치하여 휨변형이 억제될 수 있도록 하였다. 모형옹벽의 전면벽체는 규격 단면의 길이 80mm, 높이 40mm인 스틸 사각파이프로 제작하였으며, 블록마다 두 개소에 구멍을 뚫어 전단키(shear key)가 설치될 수 있도록 하였다.
- 모형옹벽의 전면벽체는 규격 단면의 길이 80mm, 높이 40mm인 스틸 사각파이프로 제작하였으며, 블록마다 두 개소에 구멍을 뚫어 전단키(shear key)가 설치될 수 있도록 하였다. 한편, 모형옹벽 축조시 시공 단계에서 측면 변형(배부름)이 발생하지 않도록 30mm 두께의 아크릴 평면판을 제작하여 모형옹벽시공 중 벽체 변위를 구속하였다.
- 모형옹벽의 전면벽체는 규격 단면의 길이 80mm, 높이 40mm인 스틸 사각파이프로 제작하였으며, 블록마다 두 개소에 구멍을 뚫어 전단키(shear key)가 설치될 수 있도록 하였다. 한편, 모형옹벽 축조시 시공 단계에서 측면 변형(배부름)이 발생하지 않도록 30mm 두께의 아크릴 평면판을 제작하여 모형옹벽시공 중 벽체 변위를 구속하였다. 모형옹벽의 축조시 모형 벽체와 벽면 사이에서의 모래 유실을 방지하기 위해 건설 마감재료인 문풍지를 설치하였으며 벽 마찰을 최소화 하였다.
- 한편, 모형옹벽 축조시 시공 단계에서 측면 변형(배부름)이 발생하지 않도록 30mm 두께의 아크릴 평면판을 제작하여 모형옹벽시공 중 벽체 변위를 구속하였다. 모형옹벽의 축조시 모형 벽체와 벽면 사이에서의 모래 유실을 방지하기 위해 건설 마감재료인 문풍지를 설치하였으며 벽 마찰을 최소화 하였다. 그림 3(c)은 축조 완료된 모형옹벽을 나타내고 있다.
- 모형옹벽의 뒤채움은 주문진 표준사를 사용하여 조성하였다. 사용된 표준사에 대한 입도분포 실험 후(그림 4) 통일분류법(USCS)에 의한 분류결과 SP로 분류되었으며 그림 5의 강사장치를 이용하여 강사높이 1.
- 사용된 표준사에 대한 입도분포 실험 후(그림 4) 통일분류법(USCS)에 의한 분류결과 SP로 분류되었으며 그림 5의 강사장치를 이용하여 강사높이 1.0m를 유지하며 강사한 후 토조 벽면을 타격하는 방법으로 일정한 타격에너지를 가하여 상대밀도 70%의 뒤채움지반이 조성되도록 하였다. 모형 뒤채움 지반에 대한 전단 강도 정수는 몰드와 부압을 이용하여 시편조성 후 삼축 압축 실험(CD 실험)을 통해 결정하였으며 그 결과 38° 정도로 산정되었다(그림 6).
- 0m를 유지하며 강사한 후 토조 벽면을 타격하는 방법으로 일정한 타격에너지를 가하여 상대밀도 70%의 뒤채움지반이 조성되도록 하였다. 모형 뒤채움 지반에 대한 전단 강도 정수는 몰드와 부압을 이용하여 시편조성 후 삼축 압축 실험(CD 실험)을 통해 결정하였으며 그 결과 38° 정도로 산정되었다(그림 6).
- 한편, 모형 보강토옹벽에 축조시 사용된 보강 재로는 파단 시 변형율이 12%, 파단강도 40kN/m인 PET 재질의 지오 그리드를 사용하였으며(그림 7) 가능한 한 보강재의 강성을 줄이기 위해 인장방향 스트랜드 수를 절반으로 줄이는 방법으로 지오그리드의 인장강도 및 축 강성을 반으로 감소시켰다.
- 모형옹벽의 상재하중 재하에는 단순재하하중(continuous monotonic loading, CML), 지속하중(sustained loading, SL)및 반복하중(cyclic loading, CL)의 구현이 가능한 유압 재하 장치를 사용하였으며(그림 8) 로드셀 및 변위/변형율 측정 장치등의 계측센서, 시스템 컨트롤 박스, 데이터 수집장치 및 저장장치로 구성된 데이터 수집 장치를 활용하여 계측을 수행하였다. 표 은 실험시 사용한 시험 장치의 주요 특징을 정리하고 있다.
- 실험 중 옹벽의 거동을 확인하기 위해 다양한 항목에 대한 계측을 수행하였다. 즉, 50mm 용량의 LVDT로 벽체 변위를, 200mm 용량의 내부변위계로 재하판 침히를, 200kN 용량의 로드셀로 유압재하장치의 수직하중을 측정하였으며, 지오그리드에 부착된 스트레인게이지를 이용하여 변형률을 측정하였다.
- 실험 중 옹벽의 거동을 확인하기 위해 다양한 항목에 대한 계측을 수행하였다. 즉, 50mm 용량의 LVDT로 벽체 변위를, 200mm 용량의 내부변위계로 재하판 침히를, 200kN 용량의 로드셀로 유압재하장치의 수직하중을 측정하였으며, 지오그리드에 부착된 스트레인게이지를 이용하여 변형률을 측정하였다. 즉, 계측장치 배치는 그림 9에서 보이는 바와 같이 LVDT의 경우 우측 벽체에 벽체 하단부로부터 0.
- 즉, 50mm 용량의 LVDT로 벽체 변위를, 200mm 용량의 내부변위계로 재하판 침히를, 200kN 용량의 로드셀로 유압재하장치의 수직하중을 측정하였으며, 지오그리드에 부착된 스트레인게이지를 이용하여 변형률을 측정하였다. 즉, 계측장치 배치는 그림 9에서 보이는 바와 같이 LVDT의 경우 우측 벽체에 벽체 하단부로부터 0.34H, 0.52H, 0.70H, O.88H(여기서, H=모형 옹벽 높이) 지점에 설치하였으며, 스트레인 게이지는 각 층 보강재에 블록 배면에서 5cm 이격된 위치에서부터 4개씩 일정 간격으로 설치하였다. 한편, 모형 옹벽 재하시 뒤채움영역에 사진계측이 가능한 타켓을 설치하고 카메라 촬영 및 분석을 통해 다양한 하중 단계에서의 변위장을 분석할 수 있도록 하였다.
- 88H(여기서, H=모형 옹벽 높이) 지점에 설치하였으며, 스트레인 게이지는 각 층 보강재에 블록 배면에서 5cm 이격된 위치에서부터 4개씩 일정 간격으로 설치하였다. 한편, 모형 옹벽 재하시 뒤채움영역에 사진계측이 가능한 타켓을 설치하고 카메라 촬영 및 분석을 통해 다양한 하중 단계에서의 변위장을 분석할 수 있도록 하였다. 즉, 시공 과정 중 옹벽의 내부거동 특성을 관찰하기 위한 사진계즉용 포인트 타겟은 블록 측면에 각 1개씩과 수직높이 5cm 간격으로 배치하였으며, 염색사는 옹벽 배면 뒤채움흙에 5cm 간격으로 포설하였다.
- 한편, 모형 옹벽 재하시 뒤채움영역에 사진계측이 가능한 타켓을 설치하고 카메라 촬영 및 분석을 통해 다양한 하중 단계에서의 변위장을 분석할 수 있도록 하였다. 즉, 시공 과정 중 옹벽의 내부거동 특성을 관찰하기 위한 사진계즉용 포인트 타겟은 블록 측면에 각 1개씩과 수직높이 5cm 간격으로 배치하였으며, 염색사는 옹벽 배면 뒤채움흙에 5cm 간격으로 포설하였다. 각종 데이터의 수집은 TDS -303 데이터로거를 이용하였다.
- 본 실험에서는 보강재의 길이에 따른 BTB 옹벽의 하중 지지 특성 고찰에 주안점을 두고 보강재 길이를 매개변수로 하였다. 즉、보강재 간격은 16cm(0.
- 하였다. 즉、보강재 간격은 16cm(0.18H)로 유지히-고 보강재 길이(L)를 22cm(0.25H), 33cm(0.375H), 36cm (0.4H), 44cm(0.5H), 53cm(0.6H), 61cm(0.7H)로 변화 시켜 실험을 수행하였다. 앞서 기술한 바와 같이 W=1.
- 이러한 일련의 과정은 크게 모형옹벽 축조 단계와 하중 재하 단계로 구분되는데 "모형벽체 블록 설치 ==> 강사 => 타켓설치, 염색사 포설 "今 보강재 포설, 로 이어지는 일련의 과정을 거쳐 모형옹벽을 축조하였으며 모형옹벽 축조 완료 후에는 Imm/min의 변위제어 방식으로 하중을 재하하였다. 이때 상재하중은 모형옹벽 뒤채움 구간 상부 단면과 동일한 제원을 갖는 재하판(두께 10 mm 강판)을 이용하여 재하하였다.
- 본 연구에서는 모형토조를 사용하여 축소 모형 실험을 수행하였다. 모형토조 제원은 길이 1.
대상 데이터
- 모형토조 제원은 길이 1.8m, 높이 1.2m, 폭 0.80m이며, 옹벽 높이는 토조의 높이를 고려하여 0.88m 로 조성하였으며 옹벽의 폭은 FHWA 설계기준을 고려하여 W=1.0H 및 1.7H를 대상으로 하였다(그림 3). 그림 3에서와 같이 W=1.
- 즉, 시공 과정 중 옹벽의 내부거동 특성을 관찰하기 위한 사진계즉용 포인트 타겟은 블록 측면에 각 1개씩과 수직높이 5cm 간격으로 배치하였으며, 염색사는 옹벽 배면 뒤채움흙에 5cm 간격으로 포설하였다. 각종 데이터의 수집은 TDS -303 데이터로거를 이용하였다.
- 이러한 일련의 과정은 크게 모형옹벽 축조 단계와 하중 재하 단계로 구분되는데 "모형벽체 블록 설치 ==> 강사 => 타켓설치, 염색사 포설 "今 보강재 포설, 로 이어지는 일련의 과정을 거쳐 모형옹벽을 축조하였으며 모형옹벽 축조 완료 후에는 Imm/min의 변위제어 방식으로 하중을 재하하였다. 이때 상재하중은 모형옹벽 뒤채움 구간 상부 단면과 동일한 제원을 갖는 재하판(두께 10 mm 강판)을 이용하여 재하하였다.
성능/효과
- 7H 로 증가함에 따라 침하량이 22mm로 감소하는 경향을 보이고 있다. 한편, L < 0.5H에서는 q- 6„ 곡선이 이 항복점을 보이고 비선형의 관계를 보이고 있는데 반해 0.5丑에서는 거의 선형의 괸계를 보이고 있어 본 실험에서의 모형 옹벽 제원 및 하중조건에서 보강재의 길이 L = 0.5H 이상 확보시 하중지지력이 크게 증가함을 알 수 있다.
- 5丑를 기점으로 모형 옹벽의 하중 지지력이 급격히 저하되는 경향을 관찰할 수 있다' 한편, W=1.7H의 결과를 나타내고 있는 그림 12(b)에서도 유사한 경향을 관찰할 수 있는데 하중 수준이 작은 30kPa 단계에서는 W=L0H와 마찬가지로 보강재 길이변화에 따라 그 차이가 10mm 이내로 나타나 비교적 큰 차이를 나타내고 있진 않으나 하중수준이 증가할수록 보강재 길이변화에 따라 침하량은 민감하게 반응하여 전반적으로 Z = O.5H를 기점으로 모형 옹벽의 하중 지지력이 급격히 저하되는 경향을 관찰할 수 있다.
- 이와 같은 결과는 앞에서 기술한 FHWA 기준에서 구분하고 있는 BTB옹벽 폭에 따른 Case I고} Case Ⅱ의 하중 지지 특성이 서로 상이함을 보여주는 것으로서 죄-우 옹벽이 충분히 떨어져 보강재 중첩이 없는 Case I 의 경우에는 보강재 길이변화에 따라 옹벽의 거동 특성이 비교적 큰 영향을 받게 됨을 알 수가 있었다. 반면 좌.
- 것이다. 여기서 관찰할 수 있는 바와 같이 W=L0H인 경우와 1.7H 인 경우 모두 보강재 길이와는 관계없이 모든 실험 조건에서 벽체변위는 옹벽 상부 V3H 지점에서 최대값이 발생하는 경향을 관찰할 수 있으며, 보강재 길이에 따른 벽체 변위의 차이는 하중수준이 증가할수록 커지는 경향을 보이고 있다. 특히 두 경우 모두(W=L0H, 1.
- 0H 조건에 비해 현저히 큰 것으로 나타났다. 즉, L=0.5H에서 0.6H로 증가 시 하중수준 120kFa일때 벽체변위가 8mm 이상의 차이를 보여 약 27%의 변위감소가 발생한 반면 W=1.0H 조건에서는 동일한 조건에 16% 정도만이 감소한 것으로 나타나나 W=1.7H 조건이 보강재 길이변화에 따라 옹벽의 거동이 민감하게 반응하는 경향을 보이고 있다. 이는 앞서 기술한 바와 같이 FHWA 기준에서 구분하고 있는 BTB옹벽 폭에 따른 Case I과 Case Ⅱ의 거동 특성이 서로 싱-이함을 보여주는 것으로서 좌.
- 6H인 조건에 있어 하중재하 최종 단계에서의 촬영한 사진으로 나타내고 있으며 이로 부터 기설치한 타켓의 영상분석을 수행하여 도시한 변위 벡터를 그림 18에 나타내었다. 사진상에 나타난 염색사의 이동 경로와 타켓 이동 결과를 분석하여 얻어진 파괴메카니즘을 관찰해보면, 전반에 걸쳐 보강재 길이와 관계없이 주동파괴면이 형성되는 경향을 관찰할 수 있었으며 L=0.4H 및 O.5H 조건보다 월등히 큰 하중을 재하한 L=0.6H 조건의 경우에는 다층의 주동파괴면이 발생하는 것으로 관찰되었다. 이러한 결과에 근거할 때 개별 옹벽과 유사하게 다루고 있는 Case Ⅱ에 해당하는 W=1.
- 6H 조건의 경우에는 다층의 주동파괴면이 발생하는 것으로 관찰되었다. 이러한 결과에 근거할 때 개별 옹벽과 유사하게 다루고 있는 Case Ⅱ에 해당하는 W=1.7H 의 결과에서도 개별옹벽의 경우와 유사한 파괴면을 관찰할 수 있어 FHWA 설계기준은 적절한 것으로 나타났다. 그림 19와 20은 W늰.
- 5H인 경우에는 좌.우 옹벽의 보강토체 내에 X자 형태의 파괴 면이 발달해 있어 일반 개별옹벽과는 구분되는 파괴 메커니즘을 보이는 것으로 나타났다. 이러한 경향은 충분한 배면토 영역이 형성되지 않고 주동파괴면이 중복되는 W=1.
- 7H의 거동 메카니즘과 싱叫함을 나타내는 것으로서 단일옹벽과는 다른 파괴 메카니즘이 옹벽의 거동을 좌우함을 알 수 있다. 사진판독으로 부터 유추된 파괴면 유형은 그림 20에서와 같이 변위 벡터 및 보강토체 내에 포설된 보강재의 변형율 분포를 종합한 결과를 토대로 유추한 파괴면 유형과 매우 유사하였다. 즉, 그림 20에서는 보강재 길이가 0.
- (1) 좌.우 옹벽의 보강재가 중첩되는 BTB옹벽에 대한 하중 지지 특성은 벽체변위 및 보강재 변형율, 파괴면 각도 등 일반옹벽과 유사한 거동을 보이는 것으로 니타났다.
- (3) FHWA 기준에서 제시하는 Case【(일반옹벽 준舍 조건, 실험조건 W=1.가!)에 있어서는 L=0.6H 이상 확보 시 보강재 길이에 따른 거동의 차이가 그다지 크지 않았으며 Case 11(보강재 중첩조건 실험조건 W=1.0H)의 경우 보강재의 길이가 L=0.5H 이하에서는 하중 지지력이 급격히 저하되는 양상을 보이는 것으로 나타났다.
- (4) 배면토 영역이 형성되지 않고 주동파괴면이 중복되는 W=1.0H의 파괴메카니즘은 보강재 길이에 따라 V자 혹은 X자 형태의 파괴면이 형성되어 단일 옹벽과는 다른 파괴메카니즘이 옹벽의 거동을 좌우함을 알 수 있었으며 단일옹벽과 유사하게 다루고 있는 Case Ⅱ에 해당하는 W=L7H에서는 단일 옹벽의 경우와 유사한 형태의 파괴면이 관찰되었다.
후속연구
- 6H 범위에서 임의 하중에서의 벽체 변위가 현저할 차이를 보이고 있어 옹벽이 개별옹벽과 유사하게 거동하는 경향을 보이고 있다. 이러한 경향은 BTB 옹벽의 경우 옹벽의 폭(W)에 따라 가상파괴면 중첩여부가 달라지고 따라서 거동이 상이함을 보이는 결과로서 향후 추가 연구가 필요하나 본 연구결과에 근거할 때 FHWA 설계기준에서 구분한 개별옹벽 거동 여부를 구분한 설계 조건은 대체로 적당한 것으로 판단된다.
- 이러한 경향으로 볼 때, FHWA 설계기준에서 구분 한보 강재가 Case I에 대한 설계시에는 아래와 같은 파괴 메카니즘을 고려하여 내적 안정성 확보를 위한 보강재포설 조건을 설정하여야 할 것으로 판단되며 향후 이 부분에 대한 구체적인 연구를 수행할 예정이다.
- 현재옹. 벽의 폭에 따라 설계조건을 구분한 FHWA 설계기준은 적정한 것으로 판단되며 각 설계조건에 대한 보강재 포설길이에 대해서는 추가적인 연구가 필요한 것으로 판단된다.
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