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문제 정의
- 이를 통하여 궤도 하부 흙노반 재료의 포화도에 따른 전단탄성계수(G)-전단변형률(γ)의 통합예측모델 수립 가능성을 검토하였으며 아래와 같은 결론을 도출할 수 있었다.
제안 방법
- 10은 4개 공구의 흙노반 재료에 대한 중형공진주 시험결과 중 각 함수비 대역별(OMC 및 OMC±2%) 전단탄성계수(G) 감소곡선을 식 (4)의 Rollins(1998) 예측식과 비교하여 도시한 것이다. Rollins의 예측식에 사용되는 변수 중 최대전단탄성계수(Gmax)는 각 흙노반 재료에 대한 중형공진주시험으로부터 획득한 결과값을 적용하였으며, 각 구속압(7.5, 15, 30kPa)에서 가장 큰 값을 이용하여 전단변형률 변화에 따른 전단탄성계수 감소곡선의 변화를 추정한 것이다. 본 시험 결과 값이 Rollins의 예측식으로부터 획득한 전단탄성계수에 비하여 큰 것을 확인할 수 있었다.
- 이때 비틀림력은 코일과 자석의 상호작용에 의해 생기는 전자기적 힘에 의해 유발되는 것이다. 가진시 비틂력에 의해 발생하는 변위측정을 위해 가속도계를 이용하였다.
- 노상토의 연중함수비 변화폭이 최적함수비를 기준으로 ±2%로 밝혀진 바[11]있어 최적함수비(OMC) 및 최적함수비 대비 ±2% 조건에서 최대건조단위중량(γd-max)의 95%이상인 시편을 각각 만들어 공진주시험을 실시하였다.
- 여기서 가진판(Drive Plate)의 질량관성모멘트는 가진판의 모양이 매우 복잡하고 자석 및 가속도계, 균형추와 나사구멍이 있기 때문에 계산을 통하여 구하기가 매우 어렵다. 따라서 본 연구에서는 Top Cap의 지름과 높이가 같고 각각 다른 직경(D = 10mm, 16mm, 18mm, 22mm, 30mm, 35mm)을 가진 총 6개의 알루미늄 금속시편 및 3개의 추가질량체(Added Mass)를 제작하여 공진시험을 실시, 가진판(Drive Plate)의 질량관성모멘트(Io)를 구하였다. 시험결과를 이용하여 공진주파수의 변화에 따른 가진판(Drive Plate)의 질량관성모멘트 회귀식(식 (8))을 산정하였다.
- 공진주 시험기의 시스템을 구성하는 장비들은 Table 1과 같다. 먼저 몸체는 가진판(Drive plate) 및 변위를 측정하는 가속도계 등으로 구성되어 있으며, 구속압 재하방식은 압축공기를 이용하여 흙시료에 구속압을 가하였고 시험 중 시스템의 이상유무를 확인할 수 있도록 아크릴로 제작된 구속실(Pressure cell)과 압축공기를 보내는 Air compressor 및 압력을 조절하는 Regulator로 구성하였다. 가진시스템은 가진판 코일-자석시스템 및 신호발생기(Function generator)로 구성되어 흙시료에 비틀림력을 가하는 역할을 한다.
- 본 연구에서는 국내 고속철도 현장에서 사용되는 흙노반 재료를 이용하여 OMC 및 OMC±2%에서 95%이상의 다짐도로 시편을 제작한 후 구속압 수준별 중형 공진주시험을 실시하였다.
- 본 연구에서는 궤도하부구조 흙노반 재료의 응력~변형률 관계에 입각한 탄성계수 예측모델 수립을 최종 목적으로 먼저 국내 고속철도 건설현장에서 직접 채취한 흙노반 재료를 이용, 흙노반 깊이별 구속압 효과를 고려하여 최적함수비(OMC) 및 최적함수비±2%에서 각각 제작된 화강풍화토 계열 흙시편에 대해 궤도 흙노반이 경험할 것으로 예상되는 구속압 7.5, 15, 30kPa으로 중형공진주시험(Mid-size Resonant Column Test; MRCT)을 실시하였다.
- 79라고 밝힌 바 있다. 본 연구에서는 시편상부반지름의 0.79배 되는 지점에서 구한 전단변형률을 사용하였다.
- 축차응력이 가해지지 않는 공진주 시험에서는 시험 시 시편에 가해지는 손상은 무시할 수 있을 정도이므로 하나의 시편으로 모든 구속응력단계에서 시험을 실시하는 단계별 시험법(Staged testing)을 채택하였다. 시편을 공진주 시험기 가압실 내에 설치하고 시험준비가 완료되면 단계별 구속압(7.5, 15, 30kPa)을 가한 후 시험을 수행하였다. 이때 시편과 좌대가 경화될 수 있도록 시편의 양단부에 석고를 발라 충분히 양생시켜 시험하였다.
- 시험 결과를 바탕으로 전단변형률 크기 변화에 따른 전단탄성계수의 변화를 추적, 조사하였으며 이로부터 포화도(S)~전단탄성계수(G)~전단변형률(γ) 특성관계 수립 가능성을 분석, 검토하였다.
- 5, 15, 30kPa)을 가한 후 시험을 수행하였다. 이때 시편과 좌대가 경화될 수 있도록 시편의 양단부에 석고를 발라 충분히 양생시켜 시험하였다.
- 5, 15, 30kPa으로 중형공진주시험(Mid-size Resonant Column Test; MRCT)을 실시하였다. 이로부터 각 현장별 재료의 정규화 전단탄성계수(G/Gmax) 감소곡선을 획득하였다. 시험 결과를 바탕으로 전단변형률 크기 변화에 따른 전단탄성계수의 변화를 추적, 조사하였으며 이로부터 포화도(S)~전단탄성계수(G)~전단변형률(γ) 특성관계 수립 가능성을 분석, 검토하였다.
- 중형공진주 시험기를 이용한 흙노반 재료의 동적특성 시험을 위하여 먼저 Table 3과 같이 실제 궤도하부지반이 경험하는 지반조건을 반영할 수 있도록 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS를 이용하여 상부 흙노반이 경험하는 구속압을 결정하고 시험을 실시하였다[10]. 노상토의 연중함수비 변화폭이 최적함수비를 기준으로 ±2%로 밝혀진 바[11]있어 최적함수비(OMC) 및 최적함수비 대비 ±2% 조건에서 최대건조단위중량(γd-max)의 95%이상인 시편을 각각 만들어 공진주시험을 실시하였다.
- 노상토의 연중함수비 변화폭이 최적함수비를 기준으로 ±2%로 밝혀진 바[11]있어 최적함수비(OMC) 및 최적함수비 대비 ±2% 조건에서 최대건조단위중량(γd-max)의 95%이상인 시편을 각각 만들어 공진주시험을 실시하였다. 축차응력이 가해지지 않는 공진주 시험에서는 시험 시 시편에 가해지는 손상은 무시할 수 있을 정도이므로 하나의 시편으로 모든 구속응력단계에서 시험을 실시하는 단계별 시험법(Staged testing)을 채택하였다. 시편을 공진주 시험기 가압실 내에 설치하고 시험준비가 완료되면 단계별 구속압(7.
- 궤도하부구조를 구성하는 흙노반 재료의 변형계수(탄성계수, E)는 응력의존적 물성값이다. 흙노반과 같은 성격인 도로포장 하부 노상토의 회복탄성계수(MR)는 축차응력이 증가함에 따라 회복탄성계수(MR)가 감소하고, 구속응력의 영향이 상대적으로 적어 도로포장 설계법인 AASHTO 설계법[2]에서는 체적응력과 전단응력(Octahedral shear stress 또는 축차응력)을 고려하여 최적함수비 조건에서 식 (1)과 같은 회복탄성계수(MR) 구성모델을 제안, 반영하였다.
대상 데이터
- 전단변형률의 변화에 따라 전단탄성계수(G)와 주파수응답곡선의 폭과 자유진동 감쇠곡선을 이용하여 감쇠비(D)를 구할 수 있다. 본 연구에 사용된 공진주시험기는 Fig. 2와 같이 Stokoe방식의 고정단-자유단 시험기를 기본 모델로 하여 중형크기(D=10cm, L=20cm)의 시료를 시험할 수 있게 제작한 시험기이다.
성능/효과
- (1) 포화도(S)가 증가할수록 최대전단탄성계수(Gmax)가 감소하는 경향을 보였다. 즉 철도궤도하부 시공시 현장에서의 함수비 증가는 급격한 탄성계수의 감소가 발생하므로, 현장에서는 초기 OMC 및 다소의 습윤측 다짐후 OMC 대비 건조측으로 유지되도록 유도 하는 것이 우수한 궤도노반의 상태를 유지관리하기에 유리할 것으로 판단된다.
- (2) 포화도(S)가 증가할수록 정규화전단탄성계수(G/Gmax)는 대체적으로 증가하는 경향을 보였다. 즉, 건조측 일수록 정규화전단탄성계수의 저감율이 크고, 습윤측으로 갈수록 저감율이 작아지며, 변형률 수준이 작을 경우 정규화전단탄성계수에 미치는 포화도의 영향이 작다는 것을 알 수 있다.
- (3) 건조측에서는 초기의 최대전단탄성계수(Gmax)는 크지만 한계변형률인 10-3%를 기준으로 그보다 큰 전단변형률 수준에서는 포화도에 의한 영향이 작을 것이며 그보다 작은 전단변형률 수준에서는 포화도의 영향이 커져서 전단탄성계수의 저감율이 급격히 커져 전단탄성계수의 감소를 초래할 것으로 판단된다.
- (4) 포화도가 낮은 상태의 건조측에서부터 포화도가 높은 습윤측으로 함수비가 증가할수록 최적함수비 대비 전단탄성계수(Gs/Gopt)는 감소하는 경향을 보였다. 또한 저변형률에서부터 중간변형률영역(10-5%~10-3%)에서는 함수비 증가에 따른 최적함수비 대비 전단탄성계수(Gs/Gopt) 감소 경향이 뚜렷하게 보인다.
- B 및 C, D 현장 3개소의 흙노반을 동일 구속압 조건에서 살펴보면 미소하나 구속압 30kPa일때 OMC-2%에서 시편의 전단탄성계수가 가장 크게 발현되었다. 반면 A 현장의 흙노반 재료는 구속압 15, 30kPa에서 이와 다른 경향을 보였으며 이는 최적함수비에 해당하는 포화도가 다른 시편에 사용한 흙재료에 비하여 다소 높은 것에 연유하는 것으로 판단된다.
- 001) 포화도에 의한 영향이 적다는 것을 알 수 있다. 건조측에서는 초기의 최대전단탄성계수(G/Gmax)는 크지만 한계 변형률인 10-3%를 기준으로 그보다 작은 전단변형률 수준에서는 포화도에 의한 영향이 적을 것이며 그 이상에서는 포화도의 영향이 커져서 전단탄성계수의 저감율이 급격히 커져 전단탄성계수의 감소를 초래할 것으로 판단된다. 다만, 저감율은 전단변형률의 크기와 밀접한 관계가 있으므로 궤도하부 각 층위에서의 변형률 크기를 정밀하게 측정하고 수치해석을 통해 보완, 분석할 필요가 있다.
- 구속압 7.5, 15, 30kPa별 최대전단탄성계수(Gmax)의 크기는 저변형률에서 큰 차이를 보였으며 고변형률로 갈수록 이러한 차이는 감소하는 경향을 파악할 수 있었다. 또한 전단변형률이 중간변형률 수준이 될 경우 최적함수비(OMC)에서의 전단탄성계수보다 건조측(OMC-2%)의 전단탄성계수 감소율이 두드러지는 경향을 보였으며 습윤측(OMC+2%)에서는 전단탄성계수 감소율이 작아지는 경향을 보였다.
- 포화도가 낮은 상태의 건조측에서부터 포화도가 높은 습윤측으로 함수비가 증가 할수록 최적함수비 대비 전단탄성계수(Gs/Gopt)는 감소하는 경향을 보였다. 또한 저변형률에서부터 중간변형률 영역(10-5%~10-3%)에서는 함수비 증가에 따라 최적함수비 대비 전단탄성계수(Gs/Gopt) 감소 경향이 뚜렷하게 보이나, 고변형률 영역인(10-1%)에서는 감소하는 경향은 나타나지만 그 감소율이 매우 작다는 것을 알 수 있다.
- 5, 15, 30kPa별 최대전단탄성계수(Gmax)의 크기는 저변형률에서 큰 차이를 보였으며 고변형률로 갈수록 이러한 차이는 감소하는 경향을 파악할 수 있었다. 또한 전단변형률이 중간변형률 수준이 될 경우 최적함수비(OMC)에서의 전단탄성계수보다 건조측(OMC-2%)의 전단탄성계수 감소율이 두드러지는 경향을 보였으며 습윤측(OMC+2%)에서는 전단탄성계수 감소율이 작아지는 경향을 보였다.
- 반면 A 현장의 흙노반 재료는 구속압 15, 30kPa에서 이와 다른 경향을 보였으며 이는 최적함수비에 해당하는 포화도가 다른 시편에 사용한 흙재료에 비하여 다소 높은 것에 연유하는 것으로 판단된다. 또한 함수비 OMC+2%에서는 OMC-2% 및 OMC에서 보다 크게 전단탄성계수가 감소하는 경향을 보였으며 OMC-2%에서는 감소의 정도가 매우 작았으며 이러한 현상은 모든 흙노반재료에서 동일하게 나타났다.
- 5, 15, 30kPa)에서 가장 큰 값을 이용하여 전단변형률 변화에 따른 전단탄성계수 감소곡선의 변화를 추정한 것이다. 본 시험 결과 값이 Rollins의 예측식으로부터 획득한 전단탄성계수에 비하여 큰 것을 확인할 수 있었다. 저변형률에서 Rollins가 제시한 예측식으로 계산된 전단탄성계수 값은 최대전단탄성계수(Gmax) 값의 약 83%정도인 것을 알 수 있다.
- 4 및 Table 4는 포화도 변화에 따른 구속압별 최대전단탄성계수(Gmax)의 변화를 나타낸 것이다. 전체적으로 포화도가 증가함에 따라 최대전단탄성계수가 감소하는 것을 알 수 있다. 즉 최적함수비에 대한 현장에서의 함수비 증가는 급격한 탄성계수의 감소가 있다고 판단된다.
- )가 감소하는 경향을 보였다. 즉 철도궤도하부 시공시 현장에서의 함수비 증가는 급격한 탄성계수의 감소가 발생하므로, 현장에서는 초기 OMC 및 다소의 습윤측 다짐후 OMC 대비 건조측으로 유지되도록 유도 하는 것이 우수한 궤도노반의 상태를 유지관리하기에 유리할 것으로 판단된다.
- )는 대체적으로 증가하는 경향을 보였다. 즉, 건조측 일수록 정규화전단탄성계수의 저감율이 크고, 습윤측으로 갈수록 저감율이 작아지며, 변형률 수준이 작을 경우 정규화전단탄성계수에 미치는 포화도의 영향이 작다는 것을 알 수 있다.
- 포화도가 증가할수록 정규화전단탄성계수(G/Gmax)는 대체적으로 증가하는 경향을 보였다. 즉, 건조측일수록 정규화전단탄성계수(G/Gmax)의 저감율이 크며, 습윤측으로 갈수록 저감율이 작아졌다. 또한 변형률 수준이 작을 경우(γ=0.
- 최적함수비(OMC)에서 판단할 경우, 10-3% 변형률대비 10-1% 변형률에서는 전단탄성계수 감소율이 약 43~50%에 달하였으며 이보다 큰 변형률(10-2%)에서는 그 감소율이 약 10~11%정도였다. 반면 건조측(OMC-2%)에서 판단할 경우, 10-3% 변형률대비 10-1% 변형률에서는 전단탄성계수의 감소율이 약 50~53%에 달하였으며 이보다 큰 변형률(10-2%)에서는 그 감소율이 약 19~22% 정도였다.
- 9313범위에 속하여 대체적으로 높은 상관성을 보였다. 포화도가 낮은 상태의 건조측에서부터 포화도가 높은 습윤측으로 함수비가 증가 할수록 최적함수비 대비 전단탄성계수(Gs/Gopt)는 감소하는 경향을 보였다. 또한 저변형률에서부터 중간변형률 영역(10-5%~10-3%)에서는 함수비 증가에 따라 최적함수비 대비 전단탄성계수(Gs/Gopt) 감소 경향이 뚜렷하게 보이나, 고변형률 영역인(10-1%)에서는 감소하는 경향은 나타나지만 그 감소율이 매우 작다는 것을 알 수 있다.
- 5는 공진주 시험결과를 이용하여, 포화도에 따른 정규화 전단탄성계수(G/Gmax) 변화를 구속압 및 전단변형률 수준에 따라 나타낸 것이다. 포화도가 증가할수록 정규화전단탄성계수(G/Gmax)는 대체적으로 증가하는 경향을 보였다. 즉, 건조측일수록 정규화전단탄성계수(G/Gmax)의 저감율이 크며, 습윤측으로 갈수록 저감율이 작아졌다.
후속연구
- 다만, 이러한 결과는 4개공구에서 취득한 제한적인 흙노반 재료에 대한 시험결과로서 좀 더 많은 흙노반 재료에 대해 전반적인 시험을 시행할 경우, 포화도를 고려할 수 있는 전단탄성계수(G) - 전단변형률(γ) 감소곡선 예측식을 개발할 수 있을 것이다.
- 다만, 저감율은 전단변형률의 크기와 밀접한 관계가 있으므로 궤도하부 각 층위에서의 변형률 크기를 정밀하게 측정하고 수치해석을 통해 보완, 분석할 필요가 있다. 또한, 실제 흙노반이 경험하는 응력조건과 변형률 수준뿐만 아니라 다양한 흙노반 재료에 대한 시험이 추가로 필요하다.
- 이러한 구성모델 특성은 도로분야의 연구결과이지만 궤도 하부를 구성하는 흙노반 재료의 거동특성을 이해하는데 시사하는 바가 크며, 궤도 노반의 경우에도 유사한 변형특성을 겪게 되는 것을 고려할 때 함수비, 체적응력, 축차응력 등을 반영한 적합한 모델의 구성이 가능할 것이다.
- 정확한 전단탄성계수 감소곡선 예측식 개발을 위해서는 국내 흙노반 재료에 대한 광법위한 추가시험과 궤도노반에 대한 수치해석이 필요하다. 이러한 예측식은 사질성 특징과 조립성의 특징을 모두 띠고 있는 국내 재료 특성을 적절히 반영할 수 있어야 할 것으로 판단된다.
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