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문제 정의
- 벽체의 안정성 분석을 수행하였다. 또한 현장에서 계측된 값과 예측 값, 파괴면을 비교, 분석하여 각방 법의 장단점과 적용성을 살펴보고자 한다.
가설 설정
- X : 깊이 y 지점에서의 벽체의 X 방향변위이다.
제안 방법
- 완성된 유한요소 모델링 모식도는 그림 7에 나타내었다. 王한, 표 3에 정리한 바와 같이 어스앵커의 가해지는 인장력은 구조물 기초설계기준 해설집 (2003)에 의거하여 설계된 앵커의 강선 개수 및 jacking force를 토대로 3.2절에서 언급한 등가 치환법을 이용하여 단위폭 Im 당의 하중으로 치환하여 사용하였다.
- 연속 토류벽체 구조물의 경우, 유한요소망은 수평하중형태와 벽체의 종류 및 제원(벽체길이, 벽체강성, 벽체 경계조건)에 주로 의존한다 이를 바탕으로 본 연구대상인 붕괴 토류벽 모델링에서는 최적의 유한요소망을 설정하기 위하여 유한요소 해석에 필요한 경계조건 및 범위를 각각 전면 굴착 부는 25m, 배면 경계부는 굴착깊이의 2배가 넘는 약 95m 로 하였으며, 저면부는 60m 깊이까지로 경계 범위를 설정하였다. 경계조건은 수직면에 대해서는 수평방향 변위 구속을 하였고 저면부는 수직방향 변위 구속을 하여 모델링하였다. 완성된 유한요소 모델링 모식도는 그림 7에 나타내었다.
- 본 연구에서는 정확한 해석을 위하여 붕괴 사고 현장의 시공일지를 바탕으로 H-piie과 CIP wall 시공을 시작으로 단계별 굴착을 통해 어스 앵커시공(9 단까지 반복)과 락볼트 시공(13단까지 반복)까지의 일련의 시공단계를 해석단계별로 모사하였다. 또한 지하 수위는 원 설계기준에 나타난 굴착단계별 잔류수압을 고려하여 굴착에 따라 하강하는 것으로 모델링하였다. 본 해석에서 고려한 시공단계와 지하수위는 표 4에 정리 하였다.
- 락볼트의 경우도 어스 앵커의 정착부와 마찬가지로 geogrid 모델을 사용하여 암층에 정착되도록 모델링 하였다. Geogrid 모델은 인장력에 지배를 받는 모델로 nonml stifihess가 고려되는 지반보강재(쏘일네일, 락볼트 앵커의 정착부)를 모사하기위해 주로 사용한다(Brinkgreve et al.
- 본 연구에서는 각 어스 앵커에 가해지는 서로 다른 인장력을 고려하여 하중 조건을 모델링 하였다. 표 3에 정리한 바와 같이, 어스 앵커의 인장력은 구조물 기초설계기준 해설집(2003)에 의거하여 설계된 각 어스 앵커의 강선 개수 및 jacking three를 토대로 3.
- 본 연구에서는 실제 붕괴가 발생한 현장을 대상으로탄소성 해석과 유한요소 해석을 수행하여, 벽체의 변위 및 휨모멘트 토압을 시공단계에 따라 비교하였고 각각의 방법으로 산정된 예상 활동파괴면과 실제 붕괴 현장의 파괴면을 비교 분석하였다.
- 본 연구에서는 실제 토류벽의 붕괴가 발생한 시공 현장의 대표단면을 대상으로 구조물과 지반의 상호작용을 고려하지 않은 탄소성 해석과 전단강도 감소기법에 의해 토류벽체의 상호작용을 고려한 수치해석 결과를 비교, 분석 하였으며, 특히 현장의 시공일지를 바탕으로 한 시공단계별 벽체의 안정성 해석 및 실제 파괴 면과의 비교를 통하여 각 해석 기법의 장단점 및 적용성 분석에 중점을 두었다. 이상의 분석결과로부터 다음과 같은 결론을 얻었다.
- 3, Geogroup) 를 사용하였으며, 유한요소해석은 앞서 언급한 PLAXIS 를 사용하였다. 본 연구에서는 정확한 해석을 위하여 붕괴 사고 현장의 시공일지를 바탕으로 H-piie과 CIP wall 시공을 시작으로 단계별 굴착을 통해 어스 앵커시공(9 단까지 반복)과 락볼트 시공(13단까지 반복)까지의 일련의 시공단계를 해석단계별로 모사하였다. 또한 지하 수위는 원 설계기준에 나타난 굴착단계별 잔류수압을 고려하여 굴착에 따라 하강하는 것으로 모델링하였다.
- 선정된 모델링 기법을 바탕으로 현장 조건에 따라 유한요소 해석과 탄소성 해석을 수행하여 토류벽체와 주변 지반의 안정성 분석을 수행하였다. 탄소성 해석은 상용 연속벽체 해석 프로그램인 SUNNEX(Ver.
- 실제 붕괴 현장을 최대한 반영하기 위해 설계물성 및 사고 발생 후 실시한 추가 지반조사 결과를 바탕으로 지반의 물성을 산정하였다. 특히, 본 연구의 경우 풍화토 층 하부의 암반층이 연속벽체의 안정성 해석에 중요한 영향인 자가 될 수 있으므로 정확한 암반 물성 산정을 위하여 시추 조사 결과 획득한 시편을 사용하여 Hoek-Brown(Hoek, 2002) 의 파괴기준(식 (4))을 결정하고 이를 Mohr-Coulomb 파괴기준에 적용하여 암석의 점착력, c(식 (5)) 와 내부마찰각, ©(식 (6)) 값을 산정하였다.
- and Zdravkovic, 1999). 연속 토류벽체 구조물의 경우, 유한요소망은 수평하중형태와 벽체의 종류 및 제원(벽체길이, 벽체강성, 벽체 경계조건)에 주로 의존한다 이를 바탕으로 본 연구대상인 붕괴 토류벽 모델링에서는 최적의 유한요소망을 설정하기 위하여 유한요소 해석에 필요한 경계조건 및 범위를 각각 전면 굴착 부는 25m, 배면 경계부는 굴착깊이의 2배가 넘는 약 95m 로 하였으며, 저면부는 60m 깊이까지로 경계 범위를 설정하였다. 경계조건은 수직면에 대해서는 수평방향 변위 구속을 하였고 저면부는 수직방향 변위 구속을 하여 모델링하였다.
- 이와 같은 배경에서 본 연구는 붕괴가 발생한 토류벽을 대상으로, 전단강도 감소기법을 이용한 유한요소 해석과 탄소성 해석기법을 통하여 다단계 굴착에 따른 시공단계별 벽체의 안정성 분석을 수행하였다. 또한 현장에서 계측된 값과 예측 값, 파괴면을 비교, 분석하여 각방 법의 장단점과 적용성을 살펴보고자 한다.
- 전단강도 감소기법에 의한 지반과 구조물의 상호작용 효과를 검증하기 위해 대상 사고 현장의 실제 파괴 면과의 비교, 분석을 수행하였다. 그 결과, 그림 11에 나타난 바와 같이 탄성 방법에 의한 가상 파괴면 예측은 연암층에서의 파괴 면 예측을 할 수 없기 때문에 본 현장과 같은 연암까지 파괴가 발생한 경우에는 적용에 있어 한계가 있는 것으로 나타났다.
- 토류벽체 및 어스 앵커와 락볼트 등의 구조물은 실제로 3차원 모델링이 필요하지만, 연속벽체이기 때문에 본 연구에서는 등가의 물성치를 입력하.여 이를 2차원 평면 변형률(Plane Strain) 조건으로 고려하여 해석하였다 등가의 물성치 산정은 다음의 식 (7)을 이용하여 그림 6과 같이 연속벽체의 탄성계수(E)와 단면 2차 모멘트 (I)를 단위폭 Im의 널말뚝 벽체로 치환하여 적용하였으며 락볼트와 어스 앵커의 경우도 같은 방법으로 치환하여 적용하였다.
- 본 연구에서는 각 어스 앵커에 가해지는 서로 다른 인장력을 고려하여 하중 조건을 모델링 하였다. 표 3에 정리한 바와 같이, 어스 앵커의 인장력은 구조물 기초설계기준 해설집(2003)에 의거하여 설계된 각 어스 앵커의 강선 개수 및 jacking three를 토대로 3.2절에서 언급한 등가 치환법을 이용하여 단위폭 Im 당의 하중으로 치환하여 사용하였다.
대상 데이터
- 본 연구의 해석 대상 구간은 00지역 신축 공사 현장으로, 터파기 굴착작업 중(총 40m 굴착 중 38m 굴착) 가시설 측벽이 무너지는 사고가 발생한 현장단면을 대표단 면으로 선정하였다. 그림 5와 같이 총 18.
데이터처리
- 해석과 탄소성 해석을 수행하여 토류벽체와 주변 지반의 안정성 분석을 수행하였다. 탄소성 해석은 상용 연속벽체 해석 프로그램인 SUNNEX(Ver. 5.3, Geogroup) 를 사용하였으며, 유한요소해석은 앞서 언급한 PLAXIS 를 사용하였다. 본 연구에서는 정확한 해석을 위하여 붕괴 사고 현장의 시공일지를 바탕으로 H-piie과 CIP wall 시공을 시작으로 단계별 굴착을 통해 어스 앵커시공(9 단까지 반복)과 락볼트 시공(13단까지 반복)까지의 일련의 시공단계를 해석단계별로 모사하였다.
이론/모형
- 또한 유한요소 해석의 경우, 탄소성 해석과는 달리 해석 재료 모델의 결정이 결과 산정에 중요한 영항을 주는 관계로 본 연구에서는 유한요소해석 프로그램인 PLAXIS (Ver 8, 2005)의 적용 가능 모델중에서 적절한 재료 모델을 각 부분에 적용시켰다 지반 모델은 실무에서 가장 일반적으로 사용하고 있는 Mohr-coulomb 모델을 사용하였으며, 연속벽체와 H-pile의 경우 beam 요소를 사용하여 모델링하였고, 어스 앵커의 지유장 부분은 prestress 를 고려할 수 있는 node-to-node anchor 모델을 사용하고 정착장 부분은 geogrid 모델을 사용하여 고정시켰다. 락볼트의 경우도 어스 앵커의 정착부와 마찬가지로 geogrid 모델을 사용하여 암층에 정착되도록 모델링 하였다.
- 본 연구에서는 탄소성 해석법을 적용하여 토류벽체를모델링 하기위해 그림 1과 같이 토류벽은 보요소皂 지반과 어스 앵커는 탄소성 스프링으로 모델화한 beam-column 이론을 적용하였다. 이러한 탄소성 지반상의 보 이론은 처음 Hetenyi(1946)에 의해 이론 흐』가 제안되었으며, 유한 차분법을 바탕으로 탄성 보 벽체의 각절점에 가해지는 지반과 어스 앵커의 합력을 해석하는 것이다.
- 3차원 모델링이 필요하지만, 연속벽체이기 때문에 본 연구에서는 등가의 물성치를 입력하.여 이를 2차원 평면 변형률(Plane Strain) 조건으로 고려하여 해석하였다 등가의 물성치 산정은 다음의 식 (7)을 이용하여 그림 6과 같이 연속벽체의 탄성계수(E)와 단면 2차 모멘트 (I)를 단위폭 Im의 널말뚝 벽체로 치환하여 적용하였으며 락볼트와 어스 앵커의 경우도 같은 방법으로 치환하여 적용하였다.
- 전단강도감소기법을 고려한 유한요소 해석법은 일반적으로 활동 파괴면 예측을 위한 사면안정 분석에 많이 사용되어 왔으며(Zienkiewicz, 1975; Naylor, 1982; Donald and Giam, 1988; 박연준, 1999, Won, 2005), 본 연구에서는 이러한 방법을 붕괴가 발생한 벽체의 역해석에 적용하였다. 유한요소법을 이용한 벽체안정성 해석에 서안 전율은 실제 지반의 강도를 굴착면의 파괴가 발생할 때까지 점진적으로 감소시켜가며 해석을 반복 수행하여 구할 수 있다.
- 산정하였다. 특히, 본 연구의 경우 풍화토 층 하부의 암반층이 연속벽체의 안정성 해석에 중요한 영향인 자가 될 수 있으므로 정확한 암반 물성 산정을 위하여 시추 조사 결과 획득한 시편을 사용하여 Hoek-Brown(Hoek, 2002) 의 파괴기준(식 (4))을 결정하고 이를 Mohr-Coulomb 파괴기준에 적용하여 암석의 점착력, c(식 (5)) 와 내부마찰각, ©(식 (6)) 값을 산정하였다.
- 해석에서는 한계상태를 찾기 위해, 점진적으로 전단 강도를 낮추어 가며 찾는 방법 (Incremental Search Method) 을 사용하였다. 즉, 초기 시험안전율을 1.
성능/효과
- (1) 시공단계에 따른 토류벽체의 휨모멘트 및 토압의 분포는 두 해석방법 모두 유사한 결과를 나타냈으나, 수평 변위의 경우는 전단강도 감소기법의 해석 결과와 다르게 벽체 상단에서의 탄소성 해석결과가 Omm에 근접하게 줄어드는 경향을 나타냈다. 이는 실측값과도 부합하지 않는 결과로, 탄소성 해석 자체가 지반과 구조물의 상호작용을 고려한 연속체해석이 아닌 1차원적인 해석이기 때문에 굴착단계가 진행됨에 따라 벽체 상부 해석 지점에(node) 걸리는 anchor force와 토압 등에 의한 힘의 합력이 과다하게 배면측으로 작용한 것으로 판단됩니다.
- (2) 전단강도 감소기법을 통하여 얻은 가상 파괴 면이 실제 파괴면과 거의 유사한 결과를 나타냈으며, 시공단계가 진행함에 따라 활동파괴 면이 변화하는 상호작용 효과를 명확하게 보여주었다. 반면, 탄성 해석법에 의한 활동파괴면 예측은 암반 부분의 파괴 발생을 정밀하게 예측할 수 없으며 구조물과 지반의 상호작용을 고려할 수 없어 실제 파괴면의 형상을 적절하게 반영하지 못하는 것으로 나타났다.
- (3) 이상의 해석결과를 종합하면, 사고붕괴 원인 분석과 같은 정밀한 역해석시에는 지반과 구조물의 상호작용을 고려한 전단강도 감소기법의 해석이 적절함을 알 수 있다.
- 비교, 분석을 수행하였다. 그 결과, 그림 11에 나타난 바와 같이 탄성 방법에 의한 가상 파괴면 예측은 연암층에서의 파괴 면 예측을 할 수 없기 때문에 본 현장과 같은 연암까지 파괴가 발생한 경우에는 적용에 있어 한계가 있는 것으로 나타났다. 따라서, 이런 경우에는 구조물기초설계기준 해설(p.
- 하지만, 이러한 분석 방법은 붕괴가 발생한 토류벽의 사고원인 분석 등의 역해석 수행시 벽체와 어스 앵커 및 주변 지반의 영향을 고려한 활동 파괴 면의 정확한 산정이 어렵다. 그러나 본 연구에서 고려한 전단강도 감소기법을 적용한 유한요소 해석은 연속체 해석을 수행하므로 시공단계에 따른 굴착단계와 구조물 시공으로 인한 활동파괴면의 변화정도를 자동적으로 고려할 수 있다는 장점을 가지고 있다.
- 반면, 전단강도 감소기법을 통하여 얻은 가상파괴면은 락볼트 4단까지 파괴가 발생한 실제 파괴 면과 거의 유사한 결과를 나타냈으며, 파괴면 영역에 속하는 구조물의 지지력 상실로 연속벽체의 붕괴가 발생한 것으로 나타났다. 또한 전단강도 감소기법에 의한 해석 결과는 그림 12와 같이 시공단계에 따라 최대 변형률 값 (최저 안전율)의 분포를 바탕으로 활동 파괴면 변화 양상도 파악할 수 있으므로, 정밀한 분석 결과가 필요한 사고원인 조사와 같은 역해석의 경우는 지반-구조물의 상호 거동 뿐 아니라 활동파괴 면의 예측도 가능한 전단 강도 감소기법을 고려한 유한요소해석법이 적절할 것으로 판단된다.
- ' 는 내용에 따라 가상파괴면을 재구성하면 좀더 현장 값에 가까운 형태를 얻을 수 있으나 실제 파괴면과는 형태나 크기 면에서 여전히 정확한 예측이 어려운 것으로 나타났다. 반면, 전단강도 감소기법을 통하여 얻은 가상파괴면은 락볼트 4단까지 파괴가 발생한 실제 파괴 면과 거의 유사한 결과를 나타냈으며, 파괴면 영역에 속하는 구조물의 지지력 상실로 연속벽체의 붕괴가 발생한 것으로 나타났다. 또한 전단강도 감소기법에 의한 해석 결과는 그림 12와 같이 시공단계에 따라 최대 변형률 값 (최저 안전율)의 분포를 바탕으로 활동 파괴면 변화 양상도 파악할 수 있으므로, 정밀한 분석 결과가 필요한 사고원인 조사와 같은 역해석의 경우는 지반-구조물의 상호 거동 뿐 아니라 활동파괴 면의 예측도 가능한 전단 강도 감소기법을 고려한 유한요소해석법이 적절할 것으로 판단된다.
- 효과를 명확하게 보여주었다. 반면, 탄성 해석법에 의한 활동파괴면 예측은 암반 부분의 파괴 발생을 정밀하게 예측할 수 없으며 구조물과 지반의 상호작용을 고려할 수 없어 실제 파괴면의 형상을 적절하게 반영하지 못하는 것으로 나타났다.
- 것이다. 전반적으로 두 해석기법 모두 실측값과 유사하게 굴착 심도가 깊어짐에 따라 벽체의 최대 변위량이 증가하는 경향을 나타냈으며, 변위발생량은 탄소성 해석 결과가 유한요소 해석보다 작게 나타났다. 하지만 굴착 심도 증가에 따른 벽체 두부 변위는 해석 방법에 따라 큰 차이를 나타냈다.
- 것으로 나타났다. 지하수위는 지표면 하부 11.9m 부근에 분포하고 있으며 붕괴 발생일을 전후하여 큰 변화는 없었던 것으로 계측됐다.
- 하지만 굴착 심도 증가에 따른 벽체 두부 변위는 해석 방법에 따라 큰 차이를 나타냈다. 초기 굴착 단계에서는 10mm 정도로 두 해석방법 모두 유사한 결과를 나타냈으나, 굴착 심도가 증가함에 따라 유한요소 해석결과는 지속적으로 증가하는 반면, 탄소성 해석결과는 0mm에 가깝게 줄어드는 경향을 나타냈다. 이러한 탄소성 해석 결과는 현장의 실측 변위와도 부합하지 않는 결과로 탄 연속체 해석이 아닌 1차원적인 해석이기 때문에 굴착단계가 진행됨에 따라 벽체 상부 해석 지점에(node) 걸리는 anchor three와 토압 등에 의한 힘의 합력 이 과다하게 배면 측으로 작용한 것으로 판단됩니다.
- 현장 지반조사결과 해석구간의 지층은 매립층, 퇴적층, 풍화토, 풍화암, 연암, 경암층이 연속적으로 분포하고 있으며, 경암층 내부에 파쇄가 심한 하부연암 층이 있는 것으로 나타났다. 지하수위는 지표면 하부 11.
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