선택한 단어 수는 입니다.
최소 단어 이상 선택하여야 합니다.
최소 단어 이상 선택하여야 합니다.
선택한 단어 수는 30입니다.
최대 10 단어까지만 선택 가능합니다.
최대 10 단어까지만 선택 가능합니다.
문제 정의
- 본 논문에서는 서남해안 지역의 실트질모래 지반을 대상으로 버켓기초의 압입저항력에 대하여 연구하였다. 원심모형실험을 통해 중간조밀한 실트질모래 지반에서버켓기초의 길이와 스커트벽체 두께를 달리하여 압입 저항력을 평가하였으며, 이를 바탕으로 지반의 응력증가 효과를 고려한 저항력 산정을 위한 변수 산정 방안을 도출하였다.
제안 방법
- , 2013b)에서 수행하였으며, 원심중력가속도는 70g에서 재하를 실시하였다. 50 kN 용량의 로드셀을 모델과 수직액추에이터 사이에 장착하여 하중을 측정하였으며, 모델의 선단이 지표면과 약 10mm 이격된 상태로 설치하고 실험 중력가속도에 도달한 상태에서 관입 이전 영점 조정을 실시하여 모델과 연결장치 등의 자중이 반력 측정값에서 배제되도록 하였다. 변위는 액추에이터에 부착된 타겟을 비접촉식 레이저변위계로 측정하였다.
- 관입속도는 기존의 연구(Senders, 2008)에서 실트(k ≒ 1.0× 10-7m/s)와 모래지반(k ≒ 1.0 × 10-6m/s)에서 0.05～0.3mm/s의 관입 속도를 적용하였음을 고려하여 0.05mm/s로 실시하여 배수상태의 저항력이 측정되도록 하였다.
- 원심모형실험을 위한 모형지반은 내경 900mm의 실린더형 강재 토조에 깊이 450mm로 조성하였다. 기중건조시킨 시료를 최적함수비로 조정하고 층당 50mm씩 모형지반 조성용 해머로 층다짐을 실시하여 조성하였으며, 조성된 모형지반 표면으로부터 소량의 물이 약 12시간 이상 스며들면서 포화가 이루어지도록 하였고, 실험중 지표면이 물에 잠긴 상태가 유지되도록 하였다. 사용된 시료는 새만금지역에서 채취된 자연시료이며, 서남해 해상풍력 대상지(http://www.
- 이러한 경향은 모형지반 조성시 해머를 사용한 동다짐에 의해 지반에 집중된 응력이 중력가속도의 증감이 반복됨에 따라 점차 이완되어 발생하는 것으로 추정된다. 따라서, 층다짐으로 조성된 상태와 각재하시점의 상대밀도는 다소 변화하였으나, 본 논문에서는 지표면의 높이 변화를 계측하여 전체 깊이에 대한 평균적인 상대밀도를 기준으로 대표값을 산정하였으며, 모형지반 1의 경우 65%, 모형지반 2의 경우 60%로서 중간조밀한 상대밀도에서 재하를 수행하였다. 식 (9)를 사용하여 각 모형지반의 최대내부마찰각을 산정하면 각각 37.
- 원심모형실험을 통해 중간조밀한 실트질모래 지반에서버켓기초의 길이와 스커트벽체 두께를 달리하여 압입 저항력을 평가하였으며, 이를 바탕으로 지반의 응력증가 효과를 고려한 저항력 산정을 위한 변수 산정 방안을 도출하였다. 또한, 버켓기초의 길이와 두께에 따른 압입 거동 변화, 입력 변수에 따른 산정 결과의 변화와 선단과 주면저항력의 비율에 대하여 분석하였다.
- 50 kN 용량의 로드셀을 모델과 수직액추에이터 사이에 장착하여 하중을 측정하였으며, 모델의 선단이 지표면과 약 10mm 이격된 상태로 설치하고 실험 중력가속도에 도달한 상태에서 관입 이전 영점 조정을 실시하여 모델과 연결장치 등의 자중이 반력 측정값에서 배제되도록 하였다. 변위는 액추에이터에 부착된 타겟을 비접촉식 레이저변위계로 측정하였다. 재하시스템 개요도를 Fig.
- 본 논문에서는 강재를 사용한 버켓기초를 대상으로 하여 t가 1m 보다 매우 작고, Nγ/Nq 값의 범위를 고려할 때 대부분의 깊이에서 σ′v,in – σ′v,out ≥ 2tγ′Nγ/Nq에 해당되므로 식 (5)를 적용하였다.
- 본 연구에서 스커트벽체의 두께와 토사 입경의 비(t/D50)는 14 ~ 26의 범위로서 선단저항력에 영향을 미치는 범위로 판단하였으며, 유효두께(teff = t+D50)를 산정하여 적용하였다(Gui and Bolton, 1998).
- 서남해지역의 중간조밀한 실트질모래 지반에서 버켓기초 스커트벽체의 압입저항력을 원심모형실험을 통하여 평가하였다. 스커트벽체의 주면저항력에 의한 지반의 응력증가 효과를 고려하는 Houlsby와 Byrne(2005)의 방법을 사용하여 h/D ≤ 1.
- 모델의 상판에는 직경 약 3mm로 4개의 배수구를 천공하여 관입시 버켓기초 내부에 과도한 간극수압이 발생하는 것을 방지하였다. 스커트벽체의 두께(t)는 제작상의 편차로 인하여 목표규격(tnom)과 비교하여 다소 큰 것으로 나타났으며, 각 모델에서 4개 위치에서 두께를 측정하여 평균값을 분석에 사용하였다(Table 1). Table 1에서 각 재하 결과에 대한 표기는 SJ(Skirt jacking), 토조 번호(1 or 2), tnom(1 or 2mm), L/D(0.
- 05mm/s로 실시하여 배수상태의 저항력이 측정되도록 하였다. 실험 중력가속도에서 약 20분 이상 유지 후 재하를 실시하였으며, 재하 이후에는 감속하여 정지시킨 상태에서 모델, 재하 및 계측장치의 위치를 변경한 후 재가속하여 실험을 수행하였다.
- 원심모형실험은 KOCED 지오센트리퓨지실험센터(Kim et al., 2013b)에서 수행하였으며, 원심중력가속도는 70g에서 재하를 실시하였다. 50 kN 용량의 로드셀을 모델과 수직액추에이터 사이에 장착하여 하중을 측정하였으며, 모델의 선단이 지표면과 약 10mm 이격된 상태로 설치하고 실험 중력가속도에 도달한 상태에서 관입 이전 영점 조정을 실시하여 모델과 연결장치 등의 자중이 반력 측정값에서 배제되도록 하였다.
- 본 논문에서는 서남해안 지역의 실트질모래 지반을 대상으로 버켓기초의 압입저항력에 대하여 연구하였다. 원심모형실험을 통해 중간조밀한 실트질모래 지반에서버켓기초의 길이와 스커트벽체 두께를 달리하여 압입 저항력을 평가하였으며, 이를 바탕으로 지반의 응력증가 효과를 고려한 저항력 산정을 위한 변수 산정 방안을 도출하였다. 또한, 버켓기초의 길이와 두께에 따른 압입 거동 변화, 입력 변수에 따른 산정 결과의 변화와 선단과 주면저항력의 비율에 대하여 분석하였다.
- 17m에 해당한다. 토조 1에서는 두께(tnom) 1mm이고, 형상비(L/D)가 0, 0.33, 0.67, 1.0인 4개의 모델에 대하여 재하를 실시하였고, 스커트가 없는(L/D =0) 모델은 본 논문의 결과 분석에서는 제외하였으며, 토조2에서는 두께(tnom) 2mm이고, 형상비가 1.0인 모델을 사용하여 2회 재하를 실시하였다(Fig. 6, Fig. 7). 모델의 상판에는 직경 약 3mm로 4개의 배수구를 천공하여 관입시 버켓기초 내부에 과도한 간극수압이 발생하는 것을 방지하였다.
대상 데이터
- 모델은 강재를 사용하여 제작하였으며, 실험의 효율성을 위하여 한 토조당 다수의 재하를 실시하되, 각 재하 결과의 간섭이 미미할 것으로 판단되는 크기로 모델의 직경을 선정하였다. 모델의 직경은 73.
- 기중건조시킨 시료를 최적함수비로 조정하고 층당 50mm씩 모형지반 조성용 해머로 층다짐을 실시하여 조성하였으며, 조성된 모형지반 표면으로부터 소량의 물이 약 12시간 이상 스며들면서 포화가 이루어지도록 하였고, 실험중 지표면이 물에 잠긴 상태가 유지되도록 하였다. 사용된 시료는 새만금지역에서 채취된 자연시료이며, 서남해 해상풍력 대상지(http://www.kowp.co.kr/)와 인접한 해상 시추시료와 비교하여 입도분포와 광물 성분비율 등 전반적으로 유사한 물성을 가진 것으로 파악되었다. 통일분류법상 실트질모래(SM)로 분류되었으며, 입도분포는 53%의 모래와 47%의 실트로 이루어져 있다.
- 원심모형실험을 위한 모형지반은 내경 900mm의 실린더형 강재 토조에 깊이 450mm로 조성하였다. 기중건조시킨 시료를 최적함수비로 조정하고 층당 50mm씩 모형지반 조성용 해머로 층다짐을 실시하여 조성하였으며, 조성된 모형지반 표면으로부터 소량의 물이 약 12시간 이상 스며들면서 포화가 이루어지도록 하였고, 실험중 지표면이 물에 잠긴 상태가 유지되도록 하였다.
데이터처리
- 2장에서 소개된 Houlsby와 Byrne(2005)의 방법을 사용하여 압입저항력을 예측한 결과를 실험결과와 비교하였으며(Fig. 12(b), Fig.
이론/모형
- 스커트벽체 외부에 대한 수평토압계수는 API(2000)의 개단 항타 강관말뚝에 대한 제안과 White 등(2000)의 개단 압입말뚝(press-in pile)에 대한 현장실험 연구 결과를 참고하여 Kout = 0.8을 적용하였다. 다만 강관말뚝에 대해서는 원지반의 수직응력(σ′v0)에 대하여 수평토압계수를 적용하는 것이 일반적인데 반해(Randolph, 2003; API, 2011), Houlsby와 Byrne(2005)의 방법에서는 증가된 수직응력에 대하여 수평토압계수를 적용하므로 같은 Kout값을 적용하더라도 수평토압은 더 크게 고려된다.
- 스커트벽체의 주면저항력에 의한 지반의 응력증가 효과를 고려하는 Houlsby와 Byrne(2005)의 방법을 사용하여 h/D ≤ 1.0 구간에 대하여 실험 결과와 유사한 압입저항력을 도출할 수 있었다.
성능/효과
- (1) 버켓기초의 길이가 증가함에 따라 압입시 내부지반의 융기량은 감소하여 tnom = 1mm이고 L/D = 1.0인 경우 내부지반의 지표면이 침하된 상태에서 버켓상판과 지반이 접촉되었으며, 스커트벽체의 두께가 증가함에 따라 융기량은 증가하였다.
- (2) 지반의 응력증가 효과를 고려할 때 외부 지반에 대한 수평토압계수(Kout)는 0.8, 내부 지반에 대한 수평토압계수(Kin)는 1.05～1.1를 적용하여 원심모형 실험 결과와 유사한 압입저항력을 산정할 수 있었으며, 내부 지반에 대한 수평토압계수는 기존의 압입말뚝에 대한 제안식보다 12～15% 큰 값으로 나타났다.
- (3) 지반의 응력증가 효과를 고려하지 않을 경우 압입 저항력이 응력증가를 고려할 때의 0.55～0.70배 정도로 과소하게 산정되어 L/D가 기존의 항타 강관 말뚝에 비해 상대적으로 작은 버켓기초의 경우 내부와 외부에 대하여 응력증가를 고려하는 것이 필요한 것으로 판단된다.
- (4) 본 연구의 조건에서 버켓기초의 압입저항력은 선단의 상재하중에 의한 지지력(Qtip,Nq)이 가장 큰 비율을 차지하였고, 스커트벽체 내부의 마찰저항력(Qs,in)이 관입깊이가 증가함에 따라 급속하게 증가하였다.
- (b))와 비교하여 수직 및 수평응력의 증가와 무관한 Qtip,Nγ를 제외하면 각 저항력 항목이 작게 평가되는 것으로 나타났으며, 총 저항력의 비율(V′stress not increased/V′stress increased)은 깊이에 따라 감소되며 관입깊이가 매우 얕은 경우(h/D 0.5인 구간에서 감소 추세가 심화되는 것으로 나타났다(Fig. 14).
- 67인 경우는 다소 작게 나타났다. L/D가 0.67인 모델의 스커트벽체 두께가 다른 모델들에 비하여 두껍지 않고 다른 모델과 동일한 공정으로 제작되었으며 육안 관찰 결과 표면의 거칠기에 특별한 차이가 없는 것으로 보아 지반의 불균질성이 측정값의 차이를 유발한 주요 원인인 것으로 판단하였다. L/D가 0.
- 각 저항력 항목 중에서는 선단의 상재하중에 의한 지지력(Qtip,Nq)이 가장 큰 비율을 차지하고, 선단의 자중에 의한 지지력((Qtip,Nγ)은 미미한 것으로 나타났으며, 스커트 내부의 마찰저항력(Qs,in)이 응력증가를 고려함에 따라 크게 증가되며 깊이에 따라 급격하게 증가되는 것으로 나타났다.
- 느슨～조밀한 상대밀도 범위에 대하여 직접전단실험을 실시하여 토사의 최대내부마찰각, 그리고 실험에 사용된 버켓기초 모델과 유사하게 가공된 강판과 토사간의 경계면 마찰각을 구한 후, 경계면 마찰각과 최대내부마찰각의 비율(δ/∅′peak)을 산정한 결과 0.69로 나타났다.
- )는 관입 중 발생한 버켓 내부 지반표면의 융기량과 관계되는 것으로 이해할 수 있다. 두께 tnom = 1mm에 대한 결과에서 스커트 길이가 짧은 경우 융기가 발생하였으나, 길이가 증가함에 따라 융기량은 감소하여 L/D= 1.0인 경우 침하가 발생한 것으로 나타났다(Fig. 10(a)).
- 석션 버켓기초의 자중관입 깊이를 설계할 때 압입저항력이 실제보다 작게 산정될 경우에는 설계시 예상한자중관입깊이보다 적게 관입되어 석션관입시 문제가 발생할 수 있다(Houlsby and Byrne, 2005). 따라서, 별도의 실험결과가 가용하지 않을 경우, 중간조밀한 실트질모래의 압입저항력 설계시에는 본 연구의 결과 중 상한측인 Kin = 1.1을 적용할 수 있다고 판단되며, 내부마찰각과 팽창각을 산정할 수 있을 경우에는 Lehane과 Gavin(2001)의 제안식을 15% 증가시켜 적용할 수 있을 것으로 판단된다(식 (10)).
- 7). 모델의 상판에는 직경 약 3mm로 4개의 배수구를 천공하여 관입시 버켓기초 내부에 과도한 간극수압이 발생하는 것을 방지하였다. 스커트벽체의 두께(t)는 제작상의 편차로 인하여 목표규격(tnom)과 비교하여 다소 큰 것으로 나타났으며, 각 모델에서 4개 위치에서 두께를 측정하여 평균값을 분석에 사용하였다(Table 1).
- 본 연구에서 사용된 새만금지역의 실트질모래에 대하여 100～400kPa 범위의 구속압(σ′3)에서 삼축압축실험(CD)을 실시하여 상대밀도(Dr)에 따른 최대내부마찰각(∅′peak) 변화를 산정한 결과(Fig. 5), 상대밀도와 최대내부마찰각의 관계식은 식 (9)와 같고, 한계상태내부마찰각(∅′cs)은 35.5°로 나타났다.
- 층다짐으로 조성된 모형지반은 원심모형실험시 중력가속도의 증가 및 감소에 따라 지표면이 침하 및 융기하였으며, 동일한 모형지반에 대하여 중력가속도의 증감이 반복됨에 따라 재하시 지표면의 높이는 점차 증가하는 경향을 보였다. 이러한 경향은 모형지반 조성시 해머를 사용한 동다짐에 의해 지반에 집중된 응력이 중력가속도의 증감이 반복됨에 따라 점차 이완되어 발생하는 것으로 추정된다.
- 11에 나타내었다. 토조 1에서 tnom = 1mm로 실험된 결과들에 비해 토조 2에서 tnom = 2mm로 실험된 결과들이 상대밀도가 다소 낮음에도 불구하고 큰 저항력을 나타내 스커트벽체의 두께가 증가되어 압입저항력이 증가된 것을 알 수 있다. 토조 1의 경우 L/D가 0.
후속연구
- , 2000; Lehane and Gavin, 2001), 버켓기초와 같이 직경은 크고 길이는 상대적으로 짧은 경우에 대해서는 자세하게 다루어지지 않았다. Houlsby와 Byrne(2005)는 모래지반에서 자중관입 및 석션관입 단계에서 스커트벽체의 마찰저항에 의한 지반의 응력증가 효과를 고려한 저항력 산정 방법을 제시하고, 적절한 파라미터를 선정하여 문헌에 제시된 현장실험과 실내실험 결과에 부합하는 결과를 도출하였으나, 저항력 산정 결과는 스커트벽체 내부와 외부의 마찰저항력 산정을 위해 사용되는 수평토압계수 및 경계면 마찰각과 같은 변수들에 크게 의존하므로 추가 연구의 필요성을 제기하였다.
- 또한 h2값이 tnom = 1mm인 경우 스커트의 길이보다 크게 나타났으나, tnom = 2mm인 경우 스커트의 길이와 유사하게 평가되었다. 이는 두께가 증가한 경우 압축성이 감소한 결과로 판단되나, 지반의 융기량이 컸던데 반해 압축성이 감소된 결과로서 원인 및 경향에 대해서는 추가의 연구가 필요한 것으로 판단된다.
※ AI-Helper는 부적절한 답변을 할 수 있습니다.