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문제 정의
- 본 연구는 국내의 초연약지반에 적용 가능한 지지력 개선효과에 미치는 보강재의 강성도의 영향 평가가 가능한 지지력 산정방법을 제안하는 것을 목적으로 하고 있으며 이를 위하여 직포, 지오그리드, 강봉(대나무 대채재료)을 이용한 실내모형실험을 수행하였다.
제안 방법
- 강봉은 7톤 습지도저의 무한궤도(폭 0.55m, 길이 3.0m)와 대나무 망 현장타설 폭 0.5m×0.5m을 상정하여 강봉 망을 0.1m×0.1m로 제작하였다(그림 2 참조).
- 모형토조 크기는 길이 2000mm, 높이 1000mm, 폭 500mm이며, 수치해석을 통한 경계조건을 조사하여 결정하였다. 본 실내모형실험에서는 최대 100mm까지 측정가능하며 오차범위 1/100mm 변위를 측정할 수 있는 자기저항식 변위계(LVDT)와 연약지반 표층처리재의 정성적인 거동을 실시간으로 측정하기 위하여 최대측정범위는 200mm로 오차범위가 1/100mm인 비접촉 변형율게이지(Laser Displacement Transducer)를 이용하였다. 변위계 설치 간격은 예비실험을 통해 결정하였으며 이를 이용하여 성토체 중앙부의 침하와 인접지반의 연직변위를 측정하였다.
- 본 실내모형실험에서는 최대 100mm까지 측정가능하며 오차범위 1/100mm 변위를 측정할 수 있는 자기저항식 변위계(LVDT)와 연약지반 표층처리재의 정성적인 거동을 실시간으로 측정하기 위하여 최대측정범위는 200mm로 오차범위가 1/100mm인 비접촉 변형율게이지(Laser Displacement Transducer)를 이용하였다. 변위계 설치 간격은 예비실험을 통해 결정하였으며 이를 이용하여 성토체 중앙부의 침하와 인접지반의 연직변위를 측정하였다. 또한 8개의 Strain gage를 사용하여 표층보강재의 인장변형율을 측정하였다.
- 변위계 설치 간격은 예비실험을 통해 결정하였으며 이를 이용하여 성토체 중앙부의 침하와 인접지반의 연직변위를 측정하였다. 또한 8개의 Strain gage를 사용하여 표층보강재의 인장변형율을 측정하였다. 그림 3에 제작한 실내 모형시험 장치의 계통도, 그림 4에 보강재의 표층거동 분석을 위한 LVDT의 위치 및 Strain gage의 위치를 나타내고 있다.
- 본 연구에서는 점토지반의 함수비를 120%(약 3LL)로 조절하여 목표높이(80cm)까지 타설하고, 표층보강재를 거치시켰다.
- 표층보강재의 구속방법은 완전구속, 부분구속조건의 2가지 조건으로 실시하였다. 보강재의 단부에 T=23.
- 먼저 제1모터를 이용하여 재하속도 400mm/min로 각 단계별 하중의 ±1.0kgf까지 재하시킨 후, 제2모터를 이용하여 재하속도 0.1mm/min로 각 단계별 하중의 ±0.01kgf까지 재하를 실시하였다.
- 재하방법은 실제 현장에서의 급속시공(비배수조건)을 모사하기 위하여 급속하중을 기본으로 하며, 2개의 모터를 이용하였다. 먼저 제1모터를 이용하여 재하속도 400mm/min로 각 단계별 하중의 ±1.
- 01kgf까지 재하를 실시하였다. 각 단계의 재하가 완료된 후 15분경과 시에 차기 하중을 증가시키는 방법으로 점토지반의 중앙에서 단계적으로 하중을 재하시켰다. 각 단계별의 재하시간은 예비모형실험을 통해 결정하였고, 하중 증가 없이 침하가 지속적으로 진행되는 하중을 극한하중(Ultimate load)으로 정의하여 극한하중에서 각각의 실험을 종료하였다.
- 각 단계의 재하가 완료된 후 15분경과 시에 차기 하중을 증가시키는 방법으로 점토지반의 중앙에서 단계적으로 하중을 재하시켰다. 각 단계별의 재하시간은 예비모형실험을 통해 결정하였고, 하중 증가 없이 침하가 지속적으로 진행되는 하중을 극한하중(Ultimate load)으로 정의하여 극한하중에서 각각의 실험을 종료하였다. 실험 종료 후에는 본 연구에서 제작한 교반기를 이용하여 토조안에서 직접 교반시킨 후 차기 시험을 실시하였다.
- 각 단계별의 재하시간은 예비모형실험을 통해 결정하였고, 하중 증가 없이 침하가 지속적으로 진행되는 하중을 극한하중(Ultimate load)으로 정의하여 극한하중에서 각각의 실험을 종료하였다. 실험 종료 후에는 본 연구에서 제작한 교반기를 이용하여 토조안에서 직접 교반시킨 후 차기 시험을 실시하였다. 표 4에 실시한 실내모형실험 조건을 나타내고 있다.
- 또한 ②실내모형실험으로부터 얻어진 설계파라미터를 이용한 지지력은 연성재료에 있어서는 실험값과 거의 동일한 값을 나타내는데 비해 강봉 망은 현저히 적은 값을 나타내는 것을 알 수 있다. 이것은 강봉 망의 강성도 효과를 고려하지 않은 것에 원인이 있는 것으로 사료되며 본 연구에서는 식 (4)와 같이 식 (3)의 제 2항에 보강재의 강성도 효과를 나타내는 강성도 계수를 제안하였다.
- 지지력개선효과에 미치는 보강재의 강성도의 영향을 평가하기 위하여 보강재의 재료 특성이 서로 다른 직포, 지오그리드, 강봉을 이용하여 보강재의 단부 구속조건을 달리한 실내모형실험을 수행하였다. 본 연구에서 얻은 결론은 다음과 같다.
- 본 연구에서는 平尾(1997)가 제안한 방법으로 재하판의 단부와 최대융기위치를 연결하는 가상원을 상정하여, 현의 길이 L(m), 현과 수평면과 이루는 각을 ∅(deg), 점토 지반의 최대융기량을 △Hmax(m), 재하판단부와 최대융기량이 발생하는 위치까지의 수평거리를 H(m)로 하여 기하학적으로 식 (1)과 식 (2)를 이용하여 현의 길이 L(m)과 융기망의 반경 r(m)을 구하였다.
대상 데이터
- 본 연구에서는 전라남도 광양항에서 채취한 해성점토를 실내모형실험의 모형지반에 사용하였다. 채취한 시료는 불순물을 제거한 후 재성형하여 실험에 사용하였고, 시료를 대상으로 물리적 특성과 역학적 특성을 조사하기 위해 각종 토질시험을 실시한 결과 광양 점토시료는 비중 2.
- 본 연구에서 제작한 실내모형실험기는 모형토조, 재하장치, 계측장치로 구성되어 있다. 모형토조 크기는 길이 2000mm, 높이 1000mm, 폭 500mm이며, 수치해석을 통한 경계조건을 조사하여 결정하였다. 본 실내모형실험에서는 최대 100mm까지 측정가능하며 오차범위 1/100mm 변위를 측정할 수 있는 자기저항식 변위계(LVDT)와 연약지반 표층처리재의 정성적인 거동을 실시간으로 측정하기 위하여 최대측정범위는 200mm로 오차범위가 1/100mm인 비접촉 변형율게이지(Laser Displacement Transducer)를 이용하였다.
- 본 연구에서 제작한 실내모형실험기는 모형토조, 재하장치, 계측장치로 구성되어 있다. 모형토조 크기는 길이 2000mm, 높이 1000mm, 폭 500mm이며, 수치해석을 통한 경계조건을 조사하여 결정하였다.
성능/효과
- 본 연구에서는 전라남도 광양항에서 채취한 해성점토를 실내모형실험의 모형지반에 사용하였다. 채취한 시료는 불순물을 제거한 후 재성형하여 실험에 사용하였고, 시료를 대상으로 물리적 특성과 역학적 특성을 조사하기 위해 각종 토질시험을 실시한 결과 광양 점토시료는 비중 2.65, 액성한계(LL) 45.9% 및 소성지수(PI) 24.2%이며, 통일분류법의 분류기준에 의하면 CL로 분류되는 것으로 확인되었다. 표 1에 물성시험결과를 나타내었다.
- 직포와 지오그리드A는 단부 구속응력이 증가하면 재하응력의 증가에 따른 경사각 θ 의 증가 정도가 감소하는데 비해 강성도가 큰 강봉 망은 구속조건에 따른 차이가 확인되지 않았다.
- 그림으로부터 지오그리드A, B, C 모두 재하응력의 증가에 따른 경사각 θ 의 증가정도는 거의 동일한 것을 알 수 있으며, 본 연구에서 실시한 재하응력 14tf/m2 까지는 경사각 θ 의 증가정도는 인장강도에 의존하지 않는 것으로 평가되었다.
- 이로써 본 연구에서 사용한 직포와 지오그리드의 θ는 西林(1980)에 의해 제안된 범위안에 포함되는데 비해 강봉 망은 제안된 범위보다 작은 값을 나타내는 것으로 평가되었다.
- 본 연구에서 사용된 직포와 지오그리드는 연성재료로 θ는 점토지반의 비배수전단강도에 의존하며 西林(1980)가 제안한 θ의 범위에 포함되는 것으로 평가되었다.
- 또한 그림 15(b), 16(b), 17(c)는 지지력에 미치는 각각의 지지력 항의 감도정도를 분석하기 위하여 재하응력과 q1/q, q2/q, q3/q, q4/q 와의 관계를 나타낸 것이다. 그림 15(a), 16(a), 17(a)로부터 Yamanouchi 제안식으로 산정한 지지력q는 재하응력의 증가와 함께 거의 같은 값의 증가 정도를 보이다가 극한하중에 이르렀을 때 재하응력보다 작은 지지력 값을 나타내며 파괴에 이르는 모형실험 결과를 거의 정확히 표현하고 있는 것을 알 수 있다. 또한 그림 15(b), 16(b), 17(c)로부터 직포, 지오그리드A, 강봉만 모두 재하응력 0.
- 그림 15(a), 16(a), 17(a)로부터 Yamanouchi 제안식으로 산정한 지지력q는 재하응력의 증가와 함께 거의 같은 값의 증가 정도를 보이다가 극한하중에 이르렀을 때 재하응력보다 작은 지지력 값을 나타내며 파괴에 이르는 모형실험 결과를 거의 정확히 표현하고 있는 것을 알 수 있다. 또한 그림 15(b), 16(b), 17(c)로부터 직포, 지오그리드A, 강봉만 모두 재하응력 0.4tf/m2 까지는 지지력 항 중 점착력으로 인한 지지력 항(q1)의 효과가 가장 크고, 재하응력 0.4tf/m2 이후부터 성토하중에 의해 지반이 침하 또는 융기되려고 할 때 보강재에 인장력이 발생되어 경사방향의 인장력으로 인해 발생되는 지지력 항(q2)의 효과가 급격히 증가되어 지지력의 약 70%이상을 차지하는 것을 알 수 있다. 이러한 결과는 보강재의 종류(지오그리드, 강봉) 및 구속조건(완전구속, 부분구속)에 무관하게 거의 동일한 경향을 나타내었다.
- 그림으로부터 ①경험적인 설계방법을 이용한 지지력은 모든 시료에 있어 실험을 통해 얻어진 지지력보다 작은 값을 나타내며 과소평가되는 것을 알 수 있다. 또한 ②실내모형실험으로부터 얻어진 설계파라미터를 이용한 지지력은 연성재료에 있어서는 실험값과 거의 동일한 값을 나타내는데 비해 강봉 망은 현저히 적은 값을 나타내는 것을 알 수 있다. 이것은 강봉 망의 강성도 효과를 고려하지 않은 것에 원인이 있는 것으로 사료되며 본 연구에서는 식 (4)와 같이 식 (3)의 제 2항에 보강재의 강성도 효과를 나타내는 강성도 계수를 제안하였다.
- 1. 직포와 지오그리드A는 단부 구속응력이 증가하면 재하응력의 증가에 따른 경사각 θ 의 증가 정도가 감소하는데 비해 강성도가 큰 강봉 망은 구속조건에 따른 차이가 확인되지 않았다.
- 3. 직포와 지오그리드의 θ 는 점토지반의 비배수전단강도에 의존하며 西林(1980)가 제안한 θ 의 범위에 포함된다.
- 2. 지오그리드A, B, C 모두 재하응력의 증가에 따른 경사각 θ 의 증가정도는 거의 동일하며, 본 연구에서 실시한 재하응력 14tf/m2 까지는 경사각 θ 의 증가정도는 인장강도에 의존하지 않는 것으로 평가되었다.
- 이로써 재하응력의 증가에 따른 경사각 θ 의 증가정도는 직포와 같은 연성재료는 보강재 구속조건에 크게 의존하며, 강성도가 큰 재료는 구속조건에 의존하지 않는 것으로 평가되었다.
- 4. 재하응력 0.4tf/m2 까지는 지지력 항 중 점착력으로 인한 지지력 항(q1)의 효과가 가장 크고, 재하응력 0.4tf/m2 이후부터 성토하중에 의해 지반이 침하 또는 융기되려고 할 때 보강재에 인장력이 발생되어 경사방향의 인장력으로 인해 발생되는 지지력 항(q2)의 효과가 급격히 증가되어 지지력의 약 70%이상을 차지하는 것으로 평가되었다.
- 5. 선행하중 23.0kgf로 부분구속하여 실시된 실내모형실험결과, 직포는 인장력에 의한 전단저항효과가 차지하는 비율 q2/q가 78%, 지오그리드A는 81%, 강봉 망은 91%로, q2/q는 강성도에 의존하는 것으로 평가되었다.
- 6. 본 연구에서 제안한 보강재의 강성도가 지지력효과에 미치는 영향을 고려한 지지력 산정방법은 실험을 통해 얻은 결과를 거의 정확히 추정하는 것으로 평가되었다.
후속연구
- 향후 강성도 계수에 대해선 여러 가지 실험을 이용한 검증이 필요할 것으로 사료된다.
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