본 연구에서는 최근 보강토 옹벽의 보강재와 시공법에 대한 국산화에 대한 요구로 전면벽체나 토목섬유 등을 대체할 수 있는 공법에 대한 개발 수요가 많아짐에 따라 경제적이고, 안정한 블록식 보강토 옹벽의 개발을 실시하고, 새롭게 고안된 블록식 보강토 옹벽에 대해 수치해석을 실시하여 거동특성에 대해 분석하였다. 제안된 보강토 옹벽은 첫째, 블록에 전단키를 두어 벽체를 일체화 하였으며, 둘째, 이론적인 파괴면에 보강재를 집중적으로 시공하여 전단 파괴면을 보강함으로써 옹벽의 안정성을 만족시키는 공법이다. 블록식 옹벽의 거동 특성을 분석하기 위해 해석에서 보강재의 사용 요소는 cable 요소와 strip 요소에 대해 수치해석을 실시하였으며, 보강재 길이, 간격, 블록의 일체화의 조건을 변화하여 해석하였다. 이러한 조건으로 해석한 결과 파괴면만 보강하는 경우보다 전면 벽체 블록과 체결을 위해 긴 보강재를 설치하는 경우가 보강효과를 증가시키고, 변위를 많이 구속할 수 있는 것으로 판단되었으며, 전면 벽체와 체결과 함께 일체화를 고려하기 위해 전단키를 설치하는 경우가 벽체를 개별요소로 해석한 경우보다 변위 구속효과가 있었다. 또한, 긴 보강재를 1간격과 2간격으로 시공한 경우의 발생 변형량은 AASHTO의 시공중 허용 발생변형량에 비해 작게 발생되어 본 연구에서 제안한 공법은 구조물의 중요도에 따라 보강재의 간격을 달리하여 현장에 적용할 수 있는 안정한 공법으로 판단된다.
본 연구에서는 최근 보강토 옹벽의 보강재와 시공법에 대한 국산화에 대한 요구로 전면벽체나 토목섬유 등을 대체할 수 있는 공법에 대한 개발 수요가 많아짐에 따라 경제적이고, 안정한 블록식 보강토 옹벽의 개발을 실시하고, 새롭게 고안된 블록식 보강토 옹벽에 대해 수치해석을 실시하여 거동특성에 대해 분석하였다. 제안된 보강토 옹벽은 첫째, 블록에 전단키를 두어 벽체를 일체화 하였으며, 둘째, 이론적인 파괴면에 보강재를 집중적으로 시공하여 전단 파괴면을 보강함으로써 옹벽의 안정성을 만족시키는 공법이다. 블록식 옹벽의 거동 특성을 분석하기 위해 해석에서 보강재의 사용 요소는 cable 요소와 strip 요소에 대해 수치해석을 실시하였으며, 보강재 길이, 간격, 블록의 일체화의 조건을 변화하여 해석하였다. 이러한 조건으로 해석한 결과 파괴면만 보강하는 경우보다 전면 벽체 블록과 체결을 위해 긴 보강재를 설치하는 경우가 보강효과를 증가시키고, 변위를 많이 구속할 수 있는 것으로 판단되었으며, 전면 벽체와 체결과 함께 일체화를 고려하기 위해 전단키를 설치하는 경우가 벽체를 개별요소로 해석한 경우보다 변위 구속효과가 있었다. 또한, 긴 보강재를 1간격과 2간격으로 시공한 경우의 발생 변형량은 AASHTO의 시공중 허용 발생변형량에 비해 작게 발생되어 본 연구에서 제안한 공법은 구조물의 중요도에 따라 보강재의 간격을 달리하여 현장에 적용할 수 있는 안정한 공법으로 판단된다.
In this study, more economical than conventional reinforced soil retaining walls, we compared the behavior characteristic about the safety block type numerically for reinforced retaining wall. In this study, reinforced soil retaining wall, first, was integrated a wall putting shear key on the blocks...
In this study, more economical than conventional reinforced soil retaining walls, we compared the behavior characteristic about the safety block type numerically for reinforced retaining wall. In this study, reinforced soil retaining wall, first, was integrated a wall putting shear key on the blocks. Second, construction reinforcement focused on the theoretical failure surface was satisfied with the stability of a retaining wall reinforced by a shear plane. when analyzing, element of using reinforcement was carried out a numerical analysis for the cable element and the strip element, and they were analyzed under the conditions according to the stiffener length, distance, with or without shear key. Analysis for the integration of the front wall was reinforced soil retaining walls by installing a larger displacement shear key confinement effect, if reinforced construction and reinforcement with 1 interval and 2 interval, the failure surface was bigger displacement constraints. Generating a deformation amount was smaller than the generation amount of deformation accrued during construction of AASHTO so that it was stable.
In this study, more economical than conventional reinforced soil retaining walls, we compared the behavior characteristic about the safety block type numerically for reinforced retaining wall. In this study, reinforced soil retaining wall, first, was integrated a wall putting shear key on the blocks. Second, construction reinforcement focused on the theoretical failure surface was satisfied with the stability of a retaining wall reinforced by a shear plane. when analyzing, element of using reinforcement was carried out a numerical analysis for the cable element and the strip element, and they were analyzed under the conditions according to the stiffener length, distance, with or without shear key. Analysis for the integration of the front wall was reinforced soil retaining walls by installing a larger displacement shear key confinement effect, if reinforced construction and reinforcement with 1 interval and 2 interval, the failure surface was bigger displacement constraints. Generating a deformation amount was smaller than the generation amount of deformation accrued during construction of AASHTO so that it was stable.
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문제 정의
따라서 본 연구에서는 최근에 시공이 많이 늘어나고 있는 블록식 보강토 옹벽의 파괴거동 특성을 분석하여 안정적이면서 경제적인 시공이 가능한 블록식 보강토 옹벽에 대한 거동 특성을 수치해석을 이용하여 연구를 수행하였으며, 기존의 블록식 보강토 옹벽에 대한 특징을 극대화한 보강토 옹벽의 거동특성을 분석하기 위해 블록과 보강재 포설방법에 대한 조건을 변경한 해석결과를 비교하여 옹벽의 안정성을 분석하였다.
본 연구에서는 보강재 요소와 보강량에 따라 파괴면 형상이 달라지기 때문에 해석을 단순화하기 위해 무보강 시 발생되는 파괴면인 이론식(45+Φ/2)의 파괴면에 보강을 실시하여 거동특성을 분석하였다.
가설 설정
Table 2는 뒷배면지반과 블록, 보강재의 해석에 적용된 물성치로 본 연구에서는 보강재 포설방식에 따른 거동특성을 분석하였기 때문에 지반 정수와 보강재 물성치는 Table 2와 같이 가정하였다. 블록은 콘크리트의 일반적인 물성치이며, 뒷배면 지반은 배수가 원활한 보강토 옹벽 뒷채움재 기준에 부합되는 지반의 물성치로 이론적 파괴면 계산을 간단히 하기 위해 마찰각은 40°를 적용하였다.
현재 보강토 옹벽의 안정해석을 위하여 여러 가지 파괴형상이 제안되어 있다. 그 중 프랑스의 중앙도로연구소에서는Rankine의 이론을 이용할 것을 주장하였으며, Fig. 2와 같이 파괴면을 가정하였다. 이러한 파괴면은 인장변형이 있는 보강재로 보강된 보강토 옹벽을 시공한 경우로 Rankine의 주동토압과동일한 파괴면이 형성된다.
또한 Schlosser (1978)는 보강토 구조물에서 벽체에 인접한 위치에 있는 보강재에서는 인장력이 작게 발생되며, 일정한 거리 뒤에서 최대 인장력이 발생하게 된다고 보았다. 따라서 보강재에 발생하는 인장력 중 최대값을 가지는 위치를 지반의 파괴영역으로 가정하여 주동영역과 저항영역을 구분하였으며, 벽면 또는 구조물 상단의 수평변위가 0인 조건을 적용하면 연직 성토 자유면에 직교하게 된다. 벽면하단을 지나는 대수나선형의 파괴면을 가정하면 Fig.
블록은 콘크리트의 일반적인 물성치이며, 뒷배면 지반은 배수가 원활한 보강토 옹벽 뒷채움재 기준에 부합되는 지반의 물성치로 이론적 파괴면 계산을 간단히 하기 위해 마찰각은 40°를 적용하였다. 또한 보강재는 8% 신율의 50kN의 보강재를 적용하였으며, FLAC 프로그램의 cable 요소와 strip 요소의 점착강도과 전단강성도 Table 2와 같이 가정하였다. 해석 단면은Fig.
제안 방법
또한 해석에 사용된 보강재는 FLAC 2D 프로그램의 cable 요소와 strip 요소를 이용하여 해석을 하였다. FLAC 프로그램에서 cable 요소는 신율이 고려되지 않지만 strip 요소는 신율이 고려되어 실제 신장성 보강재인 지오그리드를 더 확실히 묘사할 수 있는 재료로 판단되어 FHWA에서 제안한 cable 요소의 해석과 함께 strip 요소로 추가 해석을 하여 결과를 비교 분석하였다.
11은 cable 요소로 현행 설계기준에 부합되는 보강재 수직간격으로 단면을 형성한 해석결과이다. Table 3은 cable 요소와 strip 요소의 발생변위와 최대변위 발생지점을 정리한 결과이며, 보강재의 길이는 옹벽 높이의 50%(0.5H), 70%(0.7H),100%(1.0H)에 대해 해석하였다. 0.
두요소의 경우 기존의 Yoon (2014)의 연구결과 cable 요소의 경우 비신장성 재료의 파괴면을 보였고, strip 요소의 경우 신율을 고려할 수 있으며, 수직 보강량을 각층마다 시공한 경우에도 신장성 재료의 파괴면을 보이는 연구결과에 따라 두 요소의 거동특성이 다를 것으로 판단하여 모든 조건에 대한 안정성 분석을 위해 두 요소 모두에 대해 해석하였다. 따라서 strip 요소는 신장율을 고려할 수 있는 재료로 신율은 8%로 하였고, 벽체 블록의 일체화 분석 시 전단키에 발생하는 응력을 분석하여 최대 적용하중을 분석하여 일체화 유·무를 평가하였다.
따라서 strip 요소는 신장율을 고려할 수 있는 재료로 신율은 8%로 하였고, 벽체 블록의 일체화 분석 시 전단키에 발생하는 응력을 분석하여 최대 적용하중을 분석하여 일체화 유·무를 평가하였다.
보강토 옹벽의 벽체는 블록을 하나의 강체 블록으로 보고interface 요소를 이용한 해석과 새롭게 고안된 블록의 해석을 토대로 블록이 하나의 일체화된 구조물로 거동하는 경우의 두 가지 조건에 대하여 해석하였다. 또한 해석에 사용된 보강재는 FLAC 2D 프로그램의 cable 요소와 strip 요소를 이용하여 해석을 하였다. FLAC 프로그램에서 cable 요소는 신율이 고려되지 않지만 strip 요소는 신율이 고려되어 실제 신장성 보강재인 지오그리드를 더 확실히 묘사할 수 있는 재료로 판단되어 FHWA에서 제안한 cable 요소의 해석과 함께 strip 요소로 추가 해석을 하여 결과를 비교 분석하였다.
본 연구에서 보강토 옹벽의 해석은 벽체의 조건과 뒷배면의 보강방안에 따른 조건으로 해석을 실시하였으며, 벽체 전면에서 발생되는 변위 값을 기준으로 보강토 옹벽의 안정성을 평가하였다. 보강토 옹벽의 벽체는 블록을 하나의 강체 블록으로 보고interface 요소를 이용한 해석과 새롭게 고안된 블록의 해석을 토대로 블록이 하나의 일체화된 구조물로 거동하는 경우의 두 가지 조건에 대하여 해석하였다. 또한 해석에 사용된 보강재는 FLAC 2D 프로그램의 cable 요소와 strip 요소를 이용하여 해석을 하였다.
본 연구에서 제안한 보강토 옹벽 공법은 보강재를 이론적 파괴면에 추가로 설치함으로써 보강재를 필요한 부분에 포설하고, 불필요한 부분에 포설량을 최대한 줄여 경제성과 시공성 및 공사기간을 단축하는 공법으로 최근 한계상태 설계의 개념이 전 토목구조물에 적용되고 있는 추세로 성능은 유지하면서 안정적인 공법인 본 연구 대상 옹벽의 수요가 앞으로 많아질 것으로 기대된다. 본 연구 대상 공법은 기존 공법에 비해 경제적인 공법으로 주변 구조물의 중요도에 따라 Fig. 6과 같이 2가지 조건으로 분석하였다. Fig.
본 연구에서 보강토 옹벽의 해석은 벽체의 조건과 뒷배면의 보강방안에 따른 조건으로 해석을 실시하였으며, 벽체 전면에서 발생되는 변위 값을 기준으로 보강토 옹벽의 안정성을 평가하였다. 보강토 옹벽의 벽체는 블록을 하나의 강체 블록으로 보고interface 요소를 이용한 해석과 새롭게 고안된 블록의 해석을 토대로 블록이 하나의 일체화된 구조물로 거동하는 경우의 두 가지 조건에 대하여 해석하였다.
본 연구에서는 블록에 전단키를 설치한 경우와 파괴면을 보강한 경우의 조건으로 보강토 옹벽의 시공단계 수치해석을 실시하였으며, 해석 결과를 비교 분석한 결과는 다음과 같다.
0)을 이용하여 보강토 옹벽의 거동 특성을 분석하였으며, FHWA (2003)에서 제안한 해석방법을 이용하여 해석하였다. 본 연구의 보강토 옹벽은 보강재가 1간격 및 2간격으로 포설되어 일반적인 보강토 옹벽의 보강재 포설방법과 달라 3차원적으로 분석되어야 하나 3차원 해석은 해석방법이 명확히 제시되고 검증이 된 해석방법이 없어 해석방법이 명확히 제시되어 있고, 해석 결과에 대한 검증을 추가로 실시하지 않아도 되는 2차원 해석방법을 적용하였다. 또한 일반적으로 3차원 해석을 실시하게 되면 아칭 효과로 2차원 해석에 비해 발생 변위가 줄어들어 과다한 해석 결과에 대한 분석이 현장 적용 실적이 없는 보강토 옹벽의 거동 분석에 적합한 방법으로 판단되어 2차원 해석을 실시하게 되었다.
5와 같다. 블록들과의 결속과 보강재와 블록의 결속에 대한 보완 역할을 기대할 수 있는 전단키를 이용하여 상하 및 좌우 블록을 결속하여 보강토 옹벽 전면벽체를 일체화 하였다. 보강재와 블록은 전단키로 결속을 시키며, 전단키보다 홈의 치수가 더 커 홈에 결속 시 보강재의 파단을 막아주고, 전단키보다 홈이 더 커 유격이 있는 구간은 배수재 역할을 하는 블록 뒷배면에 시공되는 사석 골재로 채워 넣어 결속을 강화하게 된다.
10)프로그램을 이용하여 실제 블록 크기로 모델링하였으며, 블록이 3단으로 시공된 경우에 대해 중앙에 위치한 블록에 하중을 가하여 블록이 파괴에 이르는 하중까지 해석을 실시하였다. 이 해석 결과를 이용하여 전단키 효과를 분석하고, 작용하중크기를 분석하여 일체화 효과를 분석하였다.
7과 같이 가정하였다. 해석은 보강재를 설치하지 않은 무보강 상태와 일반적으로 설계기준에 부합되는 보강토 옹벽의 단면에 대해 해석하였으며, 이론적인 파괴면만 보강한 경우, 파괴면 보강과 함께 1간격과 2간격으로 긴 보강재를 보강한 경우에 대해 해석하였다.
데이터처리
또한 일반적으로 3차원 해석을 실시하게 되면 아칭 효과로 2차원 해석에 비해 발생 변위가 줄어들어 과다한 해석 결과에 대한 분석이 현장 적용 실적이 없는 보강토 옹벽의 거동 분석에 적합한 방법으로 판단되어 2차원 해석을 실시하게 되었다. 블록의 전단키 효과를 검증하기 위한 해석에서는 ABAQUS (Ver.6.10)프로그램을 이용하여 실제 블록 크기로 모델링하였으며, 블록이 3단으로 시공된 경우에 대해 중앙에 위치한 블록에 하중을 가하여 블록이 파괴에 이르는 하중까지 해석을 실시하였다. 이 해석 결과를 이용하여 전단키 효과를 분석하고, 작용하중크기를 분석하여 일체화 효과를 분석하였다.
9(a)와 같이 가운데 위치한 블록에 하중을 재하하였으며, 상하좌우의 블록 외측은 변위를 구속하여 모델링하였다. 해석 프로그램은 ABAQUS(ver. 6.10)을 이용하여 모델링하였으며, 블록에 하중 증가시켜 콘크리트의 허용응력 값을 기준으로 파괴하중을 찾았다.
이론/모형
해석은 2차원 해석 프로그램인 FLAC(ver.5.0)을 이용하여 보강토 옹벽의 거동 특성을 분석하였으며, FHWA (2003)에서 제안한 해석방법을 이용하여 해석하였다. 본 연구의 보강토 옹벽은 보강재가 1간격 및 2간격으로 포설되어 일반적인 보강토 옹벽의 보강재 포설방법과 달라 3차원적으로 분석되어야 하나 3차원 해석은 해석방법이 명확히 제시되고 검증이 된 해석방법이 없어 해석방법이 명확히 제시되어 있고, 해석 결과에 대한 검증을 추가로 실시하지 않아도 되는 2차원 해석방법을 적용하였다.
성능/효과
(1) Cable 요소로 보강토 옹벽의 시공 단계해석을 실시한 경우 현 설계기준에서 제시한 보강재 길이에 미치지 못하면 strip 요소에 비해 변위는 크게 발생되었으나 보강재 길이가 설계기준을 만족하면 strip 요소보다 변위가 작게 발생되었다. 또한 이론적 파괴면만 보강한 경우에는 무보강 상태의 해석결과에 비해 보강 효과가 크지 않았으며, 신율이 고려된 strip 요소가 cable 요소에 비해 변위가 크게 발생되었다.
(2) 블록에 전단키를 설치한 경우 약 2.3MPa의 작용하중에서 재료의 허용응력을 초과하여 블록이 파괴되었으며, 이 결과는 10m 옹벽에 보강재가 설치되지 않은 경우를 가정하더라도 블록의 전단키는 파괴되지 않을 것으로 판단된다.
(3) 일반적인 보강토 옹벽의 보강재 길이 증가에 따른 발생 변위 감소는 cable 요소가 컸으며, 설계기준 이상의 보강재 길이에서 cable 요소는 변위가 수렴하였으나, strip 요소는 계속 감소하였다. 또한 블록에 전단키를 설치하면 cable 요소는 2배, strip 요소는 4배 변위 감소효과가 있어 구조물의 중요도에 따라 허용변위 이내에서 두 가지 방법 모두 현장 적용이 가능하였다.
(4) 최대 변위 발생지점은 일반적인 보강토 옹벽은 옹벽하부 0.6H~0.7H에서 발생되었으며, 파괴면만 보강한 경우는 0.7H~0.9H, 1간격, 2간격으로 블록 해석을 실시한 경우 0.6H, 전단키를 설치한 경우 0.7H~0.85H 지점에서 최대변위가 발생되어 최대변위 발생지점은 일반적인 보강토 옹벽보다 상부에 위치하였다.
(5) 해석 결과를 종합하면 파괴면만 보강하는 경우보다 1간격 혹은 2간격으로 긴 보강재를 포설하는 것이 변위 감소 효과가 있었으며, 블록에 전단키를 설치한 경우가 변위구속이 더욱 크게 발생되었다. 1간격, 2간격 시공에 따른 발생 변위는 AASHTO의 시공 중 발생 변위량에 비해 작게 발생되어 1간격, 2간격으로 포설된 보강토 옹벽은 안정한 공법으로 판단되었다.
1H 보강 시 약 615mm가발생되었다. 0.3H의 경우 약 493mm의 변위가 발생되어 블록을 개별요소로 해석한 경우 strip 요소가 변위가 많이 감소되었으며, 블록을 일체화한 해석에서는 cable 요소가 무보강에 비해 변위가 감소되었다. 파괴면만 보강을 실시하더라도 변위가 많이 감소되어 보강효과가 있었으나 변위가 다소 과다하게 발생되어 구조적으로는 불안하였으며, 파괴면 발생은 보강재 포설된 구간과 벽체 사이에 발생되었다.
0H)에 대해 해석하였다. 0.5H의 길이로 시공한 경우변위는 약 11.62mm발생되었으며, 0.7H이상의 보강재가 포설되는 경우 약 9.20mm의 변위로 수렴되었다. 해석결과 발생된 변위는 현행 설계기준에서 보강재의 포설 길이로 제시한 0.
(5) 해석 결과를 종합하면 파괴면만 보강하는 경우보다 1간격 혹은 2간격으로 긴 보강재를 포설하는 것이 변위 감소 효과가 있었으며, 블록에 전단키를 설치한 경우가 변위구속이 더욱 크게 발생되었다. 1간격, 2간격 시공에 따른 발생 변위는 AASHTO의 시공 중 발생 변위량에 비해 작게 발생되어 1간격, 2간격으로 포설된 보강토 옹벽은 안정한 공법으로 판단되었다. 하지만 본 연구는 수치해석에 국한된 결과로 향후 실제 시공 혹은 모형실험 등으로 옹벽의 거동특성을 명확히 분석할 필요가 있었다.
7H의 보강재를 포설한 경우는 최대 약 34mm정도 발생하였다. 1간격과 2간격 모두 보강토 옹벽 10m의 허용변위에 미치지 못하는 결과로 최대변위발생지점은 0.6H지점에서 최대 변위가 발생하여 파괴면만 보강한 경우보다 하부에서 최대변위가 발생되었다. 발생파괴면은 1간격의 경우 전단변형율은 벽체 뒷배면에 넓게 분포 되었으며, 2간격은 이론적 파괴면 주위에 전단변형율이 크게 분포되었다.
(3) 일반적인 보강토 옹벽의 보강재 길이 증가에 따른 발생 변위 감소는 cable 요소가 컸으며, 설계기준 이상의 보강재 길이에서 cable 요소는 변위가 수렴하였으나, strip 요소는 계속 감소하였다. 또한 블록에 전단키를 설치하면 cable 요소는 2배, strip 요소는 4배 변위 감소효과가 있어 구조물의 중요도에 따라 허용변위 이내에서 두 가지 방법 모두 현장 적용이 가능하였다.
7H의 보강재를 시공을 하게 되면, 변위가 감소하여 허용변위 이내로 발생되어 안정한 공법으로 나타났다. 또한 블록을 개별요소로 모델링한 경우보다 일체화한 경우가 가장 안정하였으며, 파괴면만 보강하는 것보다 블록도 전단키에 의해 일체화하는 것이 안정하였다.
(1) Cable 요소로 보강토 옹벽의 시공 단계해석을 실시한 경우 현 설계기준에서 제시한 보강재 길이에 미치지 못하면 strip 요소에 비해 변위는 크게 발생되었으나 보강재 길이가 설계기준을 만족하면 strip 요소보다 변위가 작게 발생되었다. 또한 이론적 파괴면만 보강한 경우에는 무보강 상태의 해석결과에 비해 보강 효과가 크지 않았으며, 신율이 고려된 strip 요소가 cable 요소에 비해 변위가 크게 발생되었다.
18의 해석결과 1간격의 경우 최대 약 42mm, 2간격은 약 78mm 정도 발생되었다. 발생 변위는 허용변위 이내였으나 일반적인 보강토 옹벽의 변위에 비해 4배에서 7배정도 크게 발생되었다. 최대변위 발생지점은 0.
3H의 경우 약 411mm가 발생되었다. 보강을 하지 않은 해석 결과보다 블록을 개별요소로 모델링하고 보강재 길이 0.1H를 적용한 경우 약 8mm 감소되었고, 0.3H의 길이로 보강한 경우는 약 101mm감소되었다.
본 연구에서 제안된 보강토 옹벽의 해석결과를 종합하면 AASHTO 기준에서 제안한 시공단계 중 일반적인 변위량(0.7H의 포설량, 133mm)과 비교하면 파괴면만 보강한 경우는 변위량을 초과하였으며, 1간격 및 2간격으로 0.7H의 보강재를 시공을 하게 되면, 변위가 감소하여 허용변위 이내로 발생되어 안정한 공법으로 나타났다. 또한 블록을 개별요소로 모델링한 경우보다 일체화한 경우가 가장 안정하였으며, 파괴면만 보강하는 것보다 블록도 전단키에 의해 일체화하는 것이 안정하였다.
블록을 일체화한 Fig. 19의 해석결과 1간격은 약 11mm, 2간격은 약 16mm 발생되어 1간격이 일반적인 보강토 옹벽의 발생변위와 유사하였으나 2간격의 경우 발생 최대변위는 일반적인 보강토 옹벽의 변위보다 약 60%정도 크게 발생되었다. 1간격, 2간격 해석결과 발생된 변위는 허용변위이내였으며, 최대변위발생지점은 0.
1간격의 발생 변위량은 일반적인 보강토옹벽의 변위량과 유사하였으며, 허용변위 이내의 결과를 보였다. 최대변위 발생지점은 파괴면만 보강한 경우 0.8H~0.9H의 위치에서 발생되었으나 1간격, 2간격으로 보강한 경우에는 0.75H~0.8H지점에서 최대 변위가 발생되어 긴 보강재를 설치하면 최대 변위 발생지점이 낮아지는 것으로 분석되었다. 발생파괴면은 블록을 개별요소로 모델링한 경우보다 전단변형율값이 넓게 분포되었다.
후속연구
본 연구에서 제안한 보강토 옹벽 공법은 보강재를 이론적 파괴면에 추가로 설치함으로써 보강재를 필요한 부분에 포설하고, 불필요한 부분에 포설량을 최대한 줄여 경제성과 시공성 및 공사기간을 단축하는 공법으로 최근 한계상태 설계의 개념이 전 토목구조물에 적용되고 있는 추세로 성능은 유지하면서 안정적인 공법인 본 연구 대상 옹벽의 수요가 앞으로 많아질 것으로 기대된다. 본 연구 대상 공법은 기존 공법에 비해 경제적인 공법으로 주변 구조물의 중요도에 따라 Fig.
1간격, 2간격 시공에 따른 발생 변위는 AASHTO의 시공 중 발생 변위량에 비해 작게 발생되어 1간격, 2간격으로 포설된 보강토 옹벽은 안정한 공법으로 판단되었다. 하지만 본 연구는 수치해석에 국한된 결과로 향후 실제 시공 혹은 모형실험 등으로 옹벽의 거동특성을 명확히 분석할 필요가 있었다.
참고문헌 (16)
BS8006 (1995), Code of Practice for Strengthened/Reinforced Soils and Other Fills, British Standard Institution, London, pp.1-98.
Chew, S. H. and Mitchell, J. K. (1994), "Deformation Evaluation Procedure for Reinforced Soil Walls", The Forth International Conference on Geotextile, Geomembranes and Related Products, Singaqpore 5-9, pp.171-176.
Christopher, B. R., Gill, S. A., Giroud, J. P., Juran, I., Schlosser, G., Mitchell, J. K. and Dunnicliff, H. (1990), Reinforced Soil Structure: Vol.II Summary of Research and System Information, U.S. Department of Transportation, FHWA Report #FHWA-RD-89-043.
Elias, V., Barry, R. and Christopher, B. R. (1997), Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes, Design and Construction Guidelines, FHWA Report, No.FHWA-SA-96-071, Washington, D.C., USA.
Elias, V., Christopher, B.R. and Berg, R.R. (2001), Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforced Soil Slopes Design and Construction Guidelines, Publication No.FHWA-NHI-00-043, U.S. DoT, FHWA.
Garg, D. H. and Ohashi, H. (1983), Mechanics of Fiber Reinforcement in Sand, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 109(8), pp.823-826.
Hausmann, M. R. and Lee, K. L. (1978), Rigid Model Wall with Soil Reinforcement, Proceedings of ASCE Symposium on Earth Reinforcement, Pittsburgh, pp.400-427.
Hong, S. W. (1985), A Study of Geotextile and Reinforced Earth Methods, KICT Research Report.
KGS (1998), 토목섬유 설계 및 시공요령, pp.424(In Korean).
KGSS (2007), 토목섬유의 특성 평가기법 및 활용, pp.345-346(In Korean).
Saran, S., Talwar, D. V. and Prakash, S. (1979), "Earth Pressure Distribution ons Retaining Wall with Reinforced Earth Backfill". International Conference on Soil Reinforcement, Paris I.
Schlosser (1978), "La Terre Amee Historique Development, Actuel and Futur", Proceedings Symposium. Soil Reinforced Stabilizing Technology, NSWSIT/NSW, pp.5-28.
Sim, J. S. (2012), A Model Test Study on the Behavior of Reinforced Earth Retaining Wall Considering Earthquake Magnitude and Reinforcement Length , Ph.D Thesis, The University of Suwon.
Sim, T. B. (2010), Behavior of Reinforced Retaining wall with Passive Resistance, Master, Ajou University.
U.S. Department of Transportation FHWA, (2003), Effects of Geosynthetic Reinforcement Spacing on the Behavior of Mechanically Stabilized Earth Walls, FHWA-RD-003-048.
Yoon, W. S., Park, J. K., Joo, W. Y., Chae, Y. S. (2014), A Study on the Characteristics of Failure Surface of the Reinforced Earth Retaining Wall Using Numerical Analysis, KGS Fall National Conference 2014.
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