博士士士學士學學位學位位論位論論文論文文文

(1)

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(2)

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(3)

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(4)

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2008年年年 12 年 12 12月 12 月月日月日日日

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朝鮮鮮鮮鮮大大大大學學學學校校校校大大大學大學學院學院院院

(5)

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A

AABBBSSSTTTRRRAAACCCTTT

제1장 서 론 ···1

1.1연구목적 및 배경 ···1

1.2연구동향 ···2

1.3연구방법 및 범위 ···6

제2장 지반의 측방유동 메카니즘 ···9

2.1연약지반의 측방유동 ···9

2.2측방유동 가능성의 판정법 ···15

2.2.1구미의 판정기준 ···15

2.2.2일본의 판정기준 ···17

2.3한계하중 및 극한하중 ···21

2.4측방유동압의 해석법 ···23

2.5측방유동의 안정관리방법 ···26

2.5.1정성적인 안정관리법 ···27

2.5.2정량적인 안정관리법 ···29

2.6오염지반의 측방유동 ···31

2.6.1오염물질의 종류와 특성 ···31

2.6.2오염물질의 이동과 해석법 ···34

2.6.3오염물질과 지반거동 ···39

(6)

제3장 측방유동을 위한 모형실험 및 수치해석 ···41

3.1모형실험 ···41

3.1.1실험장치의 제작 ···41

3.1.2실험방법 ···42

3.2수치해석 ···44

3.2.1MIDAS/GTS 프로그램 소개 ···44

3.2.2수치해석 순서 및 모델링 ···46

제4장 실트지반의 측방유동 분석 ···50

4.1연약한 실트지반의 측방유동 ···50

4.1.1지반특성 ···50

4.1.2재하조건에 따른 변위량의 분포 ···58

4.1.3한계하중 및 극한하중 ···84

4.1.4측방유동압 ···89

4.1.5안정관리방법 ···94

4.2오염된 실트지반의 측방유동 ···99

4.2.1지반특성 ···99

4.2.3한계하중 및 극한하중 ···135

4.2.4측방유동압 ···141

4.2.5안정관리방법 ···146

4.3모래섞인 실트지반의 측방유동 ···151

4.3.1지반특성 ···151

4.3.3한계하중 및 극한하중 ···180

(7)

4.3.4측방유동압 ···185

4.3.5안정관리방법 ···189

제5장 결과분석 및 고찰 ···195

5.1지반특성 ···195

5.2재하조건과 변위량 분포 ···197

5.3한계하중 및 극한하중 ···198

5.3.1한계하중 ···198

5.3.2극한하중 ···199

5.4측방유동압 ···201

5.5안정관리방법 ···204

제6장 결 론 ···206

참고문헌 ···208

(8)

<

<T T TA A AB B BL L LE E E L L LI I IS S ST T T> > >

Table2.1Proposedequationofcriticalsurchargeandultimatesurchargeinclay····23

Table2.2Classificationofthepollutant···32

Table3.1Materialmodeland stressdeformation composition modelofMIDAS /GTS program···45

Table3.2GroundanalysistypeofMIDAS/GTS program···46

Table3.3ConsolidationanalysisprocedureofMIDAS/GTS program Analysisby stages···47

Table4.1.1Physicalpropertiesofmodelsoil···51

Table4.1.2SoilmodulusofsoftsiltEs···55

Table4.1.3LateralcoefficientofsoilreactionKh ···56

Table4.1.4Increasingvalueofundrainedcohesion ···56

Table4.1.5SoilconstantofuseinFEM ···59

Table4.1.6Measuredmaximum deflectionbymodeltest···71

Table 4.1.7 Comparison of ultimate surcharge and surcharge with allowable deflection···74

Table4.1.8Theoreticaldeflectionatcriticalsurcharge···79

Table4.1.9Theoreticaldeflectionatq=0.20kg/cm²···82

Table4.1.10Theoreticaldeflectionatultimatesurcharge ···83

Table4.1.11Criticalsurchargeofmodeltests···86

Table4.1.12Comparisonofcriticalsurcharge ···86

Table4.1.13Ultimatesurchargeofmodeltests ···87

Table4.1.14Comparisonofultimatesurcharge ···88

Table4.1.15Comparisonofmaximum lateralflow pressure ···90

Table4.1.16 Comparison ofultimate surchargeand failurecriterion by control diagram···98

(9)

Table4.2.2Constituentelementscompoundofmodelsoils···104

Table4.2.3SoilmodulusofsoftsiltEs···106

Table4.2.4LateralcoefficientofsoilreactionKh···106

Table4.2.5Increasingvalueofundrainedcohesion···106

Table4.2.11Theoreticaldeflectionatultimatesurcharge ···134

Table4.2.13Comparisonofcriticalsurcharge ···137

Table4.2.14Ultimatesurchargeofmodeltests···139

Table4.2.15Comparisonofultimatesurcharge···139

Table4.2.16Comparisonofmaximum lateralflow pressure···141

Table4.3.2SoilmodulusofsoftsoilEs···156

Table4.3.3LateralcoefficientofsoilreactionKh···156

Table4.3.4Increasingvalueofshearstrength···157

(10)

Table4.3.10Theoreticaldeflectionatultimatesurcharge···179

Table4.3.12Comparisonofcriticalsurcharge···182

Table4.3.13Ultimatesurchargeofmodeltests···183

Table4.3.14Comparisonofultimatesurcharge ···184

Table4.3.15Comparisonofmaximum lateralflow pressure ···185

(11)

< < <F F FI I IG G GU U UR R RE E E L L LI I IS S ST T T> > >

Fig1.1Processofresearchperformance···8

Fig2.1Patternofthelateralflow andfailureinsoftsoilsbyembankment···10

Fig2.2Thepatternoflateralsoilflow byTavenas···11

Fig2.3Profileofdeformationinsoilsunderembankment···12

Fig2.4Patternoflateralflow indoublelayersoils···13

Fig2.5Strengthinclaylayerversusembankmentheight···15

Fig2.6Maximum horizontaldisplacementmeasuredinsoftsoils···16

Fig2.7Canadianmethod···17

Fig2.8Methodbydecisionvalueoflateralflow···18

Fig2.9Methodbycalculationoflateralflow index···19

Fig 2.10 Calculation method to safety factorby resistance in circularsliding surface···21

Fig2.11Criticalsurchargeandultimatesurcharge···22

Fig2.12LateralpressuredistributionbyTschebotarioff···24

Fig2.13Lateralpressuredistributionfrom themeasureddeflection···25

Fig2.14Effectofelapsetimeonsettlements···27

Fig2.15Effectofelapsetimeonsurfacedisplacements···28

Fig2.16Controldiagram by(Sv-Ym)···29

Fig2.17Controldiagram by(q/Ym-q)···30

Fig2.18Controldiagram by(Sv-Ym/Sv)···31

Fig 2.19 Modeldiagram showing the degree ofpenetration ofDNAPL and LNAPL intogroundwatertable···33

Fig2.20GroundwaterpollutionofLNAPL withsolution···35

Fig2.21Influenceofdispersionanddelayaction···36

(12)

Fig2.22Advectionanddispersionactionsofcorrectpollutant···38

Fig3.1Frontview ofmodeltestapparatusunit···41

Fig3.2Thephotographduringmodeltest···43

Fig3.3Displacementofparticlesinsoilsbymodeltest···43

Fig3.4FrameworkofMIDAS/GTS program···45

Fig3.5Analysisflow chartMIDAS/GTS program···47

Fig3.6Decisionphysicalpropertiesofmodifiedcam-claymodel···48

Fig3.7ConsolidationanalysismodelmeshofMIDAS/GTS program···49

Fig3.8ConsolidationanalysisresultsillustrationofMIDAS/GTS program···49

Fig4.1.1Grainsizedistributioncurveofmodelsoils···50

Fig4.1.2Plasticitychartofmodelsoils···51

Fig 4.1.3 Relations between wet density,void ratio,consistency index and compressionindextomoisturecontent···52

Fig 4.1.4 Relations between wetdensity,soilmodulus,consistency index and compressionindextovoidratio···53

Fig 4.1.5 Relations between undrained cohesion,compression index and soil modulustoconsistencyindex ···53

Fig 4.1.6 Relations between undrained cohesion and compression index to soil modulus···54

Fig4.1.7Relationsbetweenstressandstrainofsoilsbyqu-test ···55

Fig4.1.8Relationsbetweenstrengthincreaseandundrainedcohesion···57

Fig4.1.9Relationsbetweensurchargeandelapsetime···58

Fig4.1.10SettlementinMLo000···59

(13)

Fig4.1.16LateraldeflectionsinMLo000···62

Fig4.1.22HeavinginMLo000···64

Fig4.1.28Profilesofsettlementsbyqcr···67

Fig4.1.29Profilesoflateraldeflectionsbyqcr···68

Fig4.1.30Profilesofheavingsbyqcr···68

Fig4.1.31Profilesofsettlementsbyq=0.20kg/cm²···69

Fig4.1.32Profilesoflateraldeflectionsbyq=0.20kg/cm²···70

Fig4.1.33Profilesofheavingsbyq=0.20kg/cm²···70

Fig4.1.34Profilesofsettlementsbyqult···72

Fig4.1.35Profilesoflateraldeflectionsbyqult···72

Fig4.1.36Profilesofheavingsbyqult···73

Fig 4.1.37 Relations between the surcharge with allowable deflection and qult diagram···74

Fig4.1.38Relationsbetweenundrainedcohesionandtheratioofeachdeflection···75

(14)

Fig 4.1.39Thedepth ofhappening ofmaximum lateraldeflection with increase

ofundrainedcohesion···76

Fig 4.1.40 The position ofhappening ofmaximum heaving with increase of undrainedcohesion···77

Fig4.1.41Relationsbetweenmaximum lateraldeflectionanddepthofhappening····78

Fig4.1.42Relationsbetweenmaximum heavingandpositionofhappening···79

Fig4.1.43Comparisonsoftestedandtheoreticaldeflectionbyqcr···80

Fig4.1.44Comparisonsoftestedandtheoreticaldeflectionbyq=0.20kg/cm²····82

Fig4.1.45Comparisonsoftestedandtheoreticaldeflectionbyqult···84

Fig4.1.46Relationsbetweensurchargeandsettlement···85

Fig4.1.47Relationsbetweensurchargeandlateraldeflection···85

Fig4.1.48Relationsbetweensurchargeandheaving···85

Fig4.1.49Relationsbetweenundrainedcohesionandcriticalsurcharge···87

Fig4.1.50Relationsbetweenundrainedcohesionandultimatesurcharge···89

Fig 4.1.51 Relations between undrained cohesion and maximum lateralflow pressure ···90

Fig 4.1.52 Relations between ultimate surcharge and maximum lateralflow pressure···91

Fig4.1.53Distributionshapeoflateralflow pressure(MLo000,MLo020)···92

Fig4.1.54Distributionshapeoflateralflow pressure(MLo080,MLo100)···92

Fig4.1.55Depthdistributionoflateralflow pressure ···94

Fig4.1.56Controldiagramsby(Sv-Ym)···95

Fig 4.1.57 Relations between maximum settlementand maximum heaving by (Sv-Hv)···95

Fig 4.1.58Relationsbetween maximum lateraldeflection andmaximum heaving by(Ym-Hv)···96

(15)

Fig4.1.59Controldiagramsby(q/Ym-q)···97

Fig4.1.60Controldiagramsby(Sv-Ym/Sv)···98

Fig 4.1.61 Comparison ofultimate surcharge and failure criterion by control diagram···99

Fig4.2.2Plasticitychartofsoilsofmodelsoils···100

Fig 4.2.5 Relations between undrained cohesion,compression index and soil modulustoconsistencyindex···103

Fig4.2.7Relationsbetweenstressandstrainofsoilsbyqu-test ···105

Fig4.2.8Relationsbetweenstrengthincreaseandundrainedcohesion···107

Fig4.2.10SettlementsinMLP000···109

Fig4.2.18LateraldeflectionsinMLP000···112

(16)

Fig4.2.26HeavinginMLP000···115

Fig4.2.39Profilesofheavingsbyq=0.20kg/cm²···122

(17)

Fig 4.2.44 Relations between the surcharge with allowable deflection and qult

diagram···126

Fig4.2.45Relationsbetweenundrainedcohesionandtheratioofeachdeflection····127

Fig 4.2.46Thedepth ofhappening ofmaximum lateraldeflection with increase ofundrainedcohesion···128

Fig 4.2.47 The position ofhappening ofmaximum heaving with increase of undrainedcohesion···129

Fig4.2.51Comparisonsoftestedandtheoreticaldeflectionbyq=0.20kg/cm²··133

Fig4.2.56Relationsbetweenundrainedcohesionandcriticalsurcharge···138

Fig4.2.57Relationsbetweenundrainedcohesionandultimatesurcharge···140

Fig 4.2.58 Relations between undrained cohesion and maximum lateralflow pressure ···142

Fig4.2.60Distributionshapeoflateralflow pressure(MLP040,MLP060)···143

Fig4.2.61Distributionshapeoflateralflow pressure(MLP120,MLP140)···144

Fig 4.2.64 Relations between maximum settlementand maximum heaving by (Sv-Hv)···147

(18)

Fig 4.2.65Relationsbetween maximum lateraldeflection andmaximum heaving

by(Ym-Hv)···148

Fig4.3.2Plasticitychartofsoilsofmodelsoils···152

Fig 4.3.5 Relations between undrained cohesion,compression index and soil modulustoconsistencyindex···154

Fig4.3.7Relationsbetweenstressandstrainofsoilsbyqu-test···156

Fig4.3.8Relationsbetweenstrengthincreaseandshearstrength···157

Fig4.3.10SettlementsinMLS000···159

Fig4.3.15LateraldeflectionsinMLS000···161

(19)

Fig4.3.20HeavinginMLS000···163

Fig4.3.30Profilesoflateralheavingsbyq=0.20kg/cm²···169

Fig4.3.35Relationsbetweenshearstrengthandtheratioofeachdeflection·173 Fig 4.3.36Thedepth ofhappening ofmaximum lateraldeflection with increase ofshearstrength···174

Fig 4.3.37 The position ofhappening ofmaximum heaving with increase of shearstrength···175

(20)

Fig4.3.41Comparisonsoftestedandtheoreticaldeflectionbyq=0.20kg/cm²··178

Fig4.3.46Relationsbetweenshearstrengthandcriticalsurcharge···183

Fig4.3.47Relationsbetweenshearstrengthandultimatesurcharge···184

Fig4.3.48Relationsbetweenshearstrengthandmaximum lateralflow pressure···186

Fig4.3.50Distributionshapeoflateralflow pressure(MLS000,MLS020)···187

Fig4.3.51Distributionshapeoflateralflow pressure(MLS060,MLS080)···188

Fig4.3.54Controldiagramsby(Sv-Hv)···190

Fig4.3.55Controldiagramsby(Ym-Hv)···191

Fig 5.1Relationsbetween strength increaseandundrained cohesion(MLo,MLP, MLS)···196

Fig 5.2 Relationsbetween undrained cohesion and criticalsurcharg(MLo,MLP, MLS)···199

(21)

Fig5.3Relationsbetweenundrainedcohesionandultimatesurcharge(MLo,MLP, MLS)···200 Fig 5.4Relationsbetween criticalsurchargeand ultimatesurcharge(MLo,MLP,

MLS)···201 Fig5.5Relationsbetweenultimatesurchargeandmaximum lateralflow pressure (MLo,MLP,MLS)···202 Fig5.6Depthdistributionoflateralflow pressure(MLo,MLP,MLS)···203

(22)

기기기 호호호

α :유동압계수,증분비율 α_l :종분산지수

α_t :횡분산지수 β :보정계수 c :점착력 C :용존농도 Cc :압축지수 Cs :팽창지수 cu :비배수전단강도 Dl :분산계수 Dt :분산계수 e :간극비 Es :지반계수

ε₅₀:변형계수 ε_h :측방변형율 ε_v :연직변형율 F :측방유동지수 HS:모래층 두께 Hv:융기량

I :측방유동판정치 Ic :컨시스텐시지수 Ip :소성지수

κ :등방성 과-압밀(팽창)선의 기울기 K :다공질매체의 투수계수

Kh:수평방향 지반반력계수

M :p'-q평면에서 한계상태선의 기울기 ML:저소성 실트

(23)

MLP :오염된 실트지반 MLS :모래섞인 실트지반 m :강도증가율

n :다공질매체의 공극률 Pmax :최대측방유동압

σ_H :수평토압 q :하중강도 qcr :한계하중 qu :일축압축강도 qult :극한하중

γ :단위체적중량 γ_d :건조단위체적중량 γ_t :전체단위체적중량 s :전단강도

Sc :압밀침하량 Se :탄성침하량 SM :실트질 모래 Sv :침하량,전체침하량 Sr :포화도

μ :보정계수

ν :비적



 :침투유속

vx* :수평방향 평균침투유속 vy* :수직방향 평균침투유속

ω :함수비 WL :액성한계 Ym :측방변위량

Γ :p'이 1.0인 한계상태에서의 비적 λ :정규압밀선의 기울기

(24)

A A

ABBBSSSTTTRRRAAACCCTTT

AAA SSStttuuudddyyyooonnnttthhheeeLLLaaattteeerrraaalllFFFlllooowww ooofffSSSiiillltttSSSoooiiilllsss bbbyyyMMMooodddeeelllTTTeeesssttt

An,Ki-Mun

Advisor:Prof.Ahn,Jong-Pil,Ph.D.

DepartmentofCivilEngineering GraduateSchoolofChosunUniversity

Thisstudymadetheloadingunitforthemodeltestandconductedthemodel loadingtestrelatedtolateralflow asincreasingloadby0.05kg/cm².Samplefor themodeltestwaspreparedwithconstantincreaseoftheamountofcontained wateronsoftsoilandpollutantsandsandweremixedandpreparedbyconstant ratioonsiltsoil.Asaresultofmeasuringsettlement,lateraldisplacement,heaving andplasticdeformationvaluesthroughmodeltest,comparingtheresultsofnumerical analysisobtainedfrom using finiteelementanalysisprogram(MIDAS/GTS)and comparing to and analyzing the prior theoretical equations, the following conclusionswereobtained.

Asitwasfoundthatsoftsiltsoil,pollutedsiltsoil,andsiltsoilmixedwith sand showed similartrend in measured and estimated valuesaccording to the increase of shear strength, reliability of estimated values was confirmed.

Settlementin distribution ofdisplacement based on loading condition was extended as the amount of contained water and pollutants increased, the maximum settlementwas occurred atthe centerofthe loading platform,and

(25)

the maximum lateraldisplacement descended toward the depth and showed trend to extend.The maximum heaving position was occurred nearby the center,andthedisplacementwaslargerinnumericalanalysisthaninmeasured value.

As generalmanagementstandard values of2.5cm ofsettlement,1.5cm of lateraldisplacementand 1.0cm ofheaving approached permissibledisplacement underultimate surcharge,itshowed validity ofgeneralmanagementstandard values.But,managementstandardvaluesofpollutedsiltsoilsweresmallerthan permissibledisplacementunderultimatesurchargeanditwasconsideredthatit isnecessarytopayattentiontoestimatepermissibledisplacement.

Criticalsurcharges ofmeasured value ofMLo,MLP and MLS soils were estimated as 4.14cu,3.06cu,and 4.20s,also those ofnumericalanalysis were estimated as 3.87cu,2.52cu,and 3.43s.The criticalsurcharge of MLS soils showed as the largestvalue.Itwas judged thatitbecame gradually stable resultthatsoftsiltsoilscontain thesand.Thatmeanscriticalsurchargesby the numericalanalysis showed smaller value than the criticalsurcharge of measurevalueanditwasjudgedthatthenumericalanalysiswasmorestable.

AlsoultimatesurchargesofmeasuredvalueofMLo,MLPandMLSsoilswere estimated as 9.53cu,5.94cu,and 9.78s,also those ofnumericalanalysis were estimatedas8.77cu,4.88cu,and7.40s.MLPsoilsfosteredplasticity ofsoilrapid due to increase ofpollutants,and itcaused thatthe bearing surcharge was lower.Itwas judged thatitbecame gradually stable resultthatMLS soils containthesand.Ultimatesurchargesbythenumericalanalysisshowedsmaller valuethantheultimatesurchargeofmeasuredvalueanditwasjudgedthatthe numericalanalysiswasmorestable.

Maximum lateralflow pressure(Pmax)underthe ultimate surcharge ofMLo, MLP and MLS soils showed similar trend to values obtained in formula

(26)

suggestion by Matsui․Hong and lateralflow pressure on surface was Pmax/3 and itwas the same as Poulos's distribution type.The depth ofmaximum lateralflow pressurewasfoundat0.33H～0.38H ofmeasuredvalueand0.25H～

0.33H ofnumericalanalysis,andthemaximum lateralflow pressurepositionby numericalanalysiswasrising towardsurface.Andthedepthofmaximum later flow pressureatMLo,MLP and MLS wasrising toward surfacecompared to thatofcomplextypeandPoulos.

Since the ultimate surcharge of MLo, MLP and MLS soils showed considerably similarvaluesto thatofexisting management,itwasfound that existing managementmethod can be applied to practice.But,siltsoils mixed with the sand showed that ultimate surcharge from Matsuo․Kawamura (Sv-(Ym/Sv) management had smaller values than from relations with surcharge-settlement(q-Sv)anditwasmorestable.

(27)

제제제111장장장 서서서 론론론

1.1연구목적 및 배경

국토의 효율적이고 균형적인 발전을 위하여 지반이 양호한 지역뿐만 아니라 지 반이 연약한 지역에서도 새로운 공간개발이 진행되고 있다.국내에서는 서해안 고 속도로 건설공사,영종도 신공항 건설공사 등 대단위 연약지반 관련 국책사업이 진 행되었으며,시공과정 중 연약지반상의 제방 성토시 침하 및 측방변위 발생으로 인 하여 많은 문제가 발생되었다.국내외에서 성토제방 축조시 연약지반내의 응력변화 로 인하여 제방의 안정성 및 구조물 기초에도 치명적인 영향을 주는 연약지반내의 침하 및 측방변위 양상에 대하여 많은 연구가 진행되고 있다.

또한 사회의 발전에 따라 늘어나는 생활오폐수나 산업폐수 및 축산폐수,쓰레기 매립장에서 나오는 오염물과 수많은 자동차에서 나오는 폐유를 완벽하게 처리하지 못해 발생하는 환경오염 및 생태계 파괴가 커다란 문제로 제기된다.그 외에도 한 가지 더 심각한 문제는 이러한 오염물질이 지반으로 유입되면서 흙의 물리적 성질 인 일축압축강도,비배수전단강도,지반계수,지반반력계수,압축지수 등의 변화에 직접적인 영향을 미치기 때문에 한번 오염된 토양은 복원하는 데 긴 시간과 많은 비용이 소모된다.

연약지반과 오염물질이 함유된 오염지반의 공학적 성질은 매우 복잡한 특성을 가지고 있으며,지반의 강도가 작고 특히 심도가 클 때는 침하나 측방유동과 같은 변형이 크게 발생되므로,안정적이고 경제적으로 설계하고 관리하기 위해서는 해당 되는 연약지반과 오염지반의 공학적 성질을 정확히 분석하여야 하며 지반개량시 필요한 제반 대책들이 충분히 강구되어야 한다.

연약지반이나 오염지반 위에 성토를 실시하거나 교대나 안벽 등과 같은 구조물 을 설치하게 되면 배면 매립토에 의한 편재하중이 발생하고,지반내의 응력이 증가 하여 간극수압이 변화할 뿐 아니라 부피가 감소하면 지반의 침하가 발생한다.또한

(28)

간극수압이 소산되기 전에 하중이 증가하면,지반내의 과잉간극수압이 증가하게 되 어 수평방향으로 이동하려는 압력이 작용하게 된다.이에 따라 지반에는 수평적인 측방변위가 발생하고,지표면에는 융기현상이 발생하다가 결국에는 전단파괴가 발 생하여 구조물의 안정을 위태롭게 한다.이러한 연약지반의 소성적인 측방변형현상 을 측방유동이라고 한다.

본 연구에서는 모형실험용 재하장치를 제작하고,재하하중을 0.05kg/cm²씩 증가 시켜 가면서 측방유동에 관련된 모형실험을 각각 실시하였다.모형실험에 필요한 시료는 연약한 실트지반에 대하여 함수량을 일정하게 증가시키면서 조성하였고,또 한 실트지반에 오염물질과 모래를 혼합하여 조성하였다.

모형실험을 통하여 연약한 실트지반과 오염된 실트지반 및 모래섞인 실트지반의 침하량,측방변위량,융기량 등의 소성변형값을 실측하고,유한요소해석 프로그램 (MIDAS/GTS)을 이용하여 구한 수치해석 결과를 비교하였다.

모형실험을 통하여 측방유동의 발생기구,변위량 분포,한계하중 및 극한하중의 결정,측방유동압의 크기 및 안정관리에 대한 실제의 적용성 등을 검토하고,연약 한 실트지반과 오염된 실트지반 및 모래 섞인 실트지반의 측방유동에 대한 특성을 비교․분석하여 구조설계시 구조물이 받게 되는 피해를 예측하여 연약한 실트지반 과 오염된 실트지반 및 모래섞인 실트지반의 변형에 대한 안전설계를 도모하고자 하는 데 연구의 목적이 있다.

1.2연구동향

연약지반상의 측방변위에 대한 연구는 1960년경부터 본격적으로 연구가 시작되 었다.지금까지 연약지반의 변형과 거동에 대한 연구로는 Coulomb이 전단강도의 기본공식을 발표한 이래 Tayler가 비배수삼축시험으로 일정조건하에서 간극수압의 측정을 이용한 유효응력경로를 발표하였으며,Bjerrum 등은 전단 중에 발생하는 간극수압을 통해서 응력변형 특성을 유효응력경로로 유도하였다.

Tschebotarioff(1973)는 연약한 점성토지반 위에 하중을 재하했을 경우 지반의

(29)

측방변형의 문제를 제안한 바 있다.

Peck(1969)은 점성토 지반속의 토류말뚝에 작용하는 토압을 사변형분포로 제안 하였다.과잉간극수압은 성토중앙 하부지반에서 최대값을 나타내고,시간의 경과에 따라 감소하며,측방변위의 시간의존성에 대하여 발표하였다.

1970년대에 컴퓨터를 이용한 유한요소방법이 활발히 진행되었으나,컴퓨터 자체의 용량과 속도 부족,수치해석기법상의 문제를 이유로 만족할 만한 성과를 보이지 못하 였다.

Tavenas(1979,1980)는 다수의 현장실험결과를 이용하여 측방유동의 발생기구와 침하량 및 측방유동량의 관계에 대하여 분석하였다.또한 실측치와 계산치를 상호 비교․분석하고 측방변위량의 분포상태 및 크기를 산정할 수 있는 제안식을 발표 하여 측방유동의 이론적인 체계를 정립한 바 있다.

시바타․세키구치(紫田․關口)등은 1980년과 1982년에 시험성토의 관측결과를 이용하여 연약지반의 변형에 대한 거동을 조사하고,탄점소성해석을 통한 이론적인 접근을 시도하여 파괴를 사전에 예측할 수 있는 방법을 제안하였다.

MatsuiandHong(1982)등은 연약한 점토지반속의 수동말뚝에 작용하는 측방유 동압을 말뚝간격 및 주변지반의 소성상태를 고려하여 계산하는 이론식을 제안하였다.

홍원표,안종필(1991)등은 교대기초말뚝의 거동에 관한 연구 논문을 대한토질공 학회논문집에 수록하였다.

이광신(1993)은 해안 점성토에서 소성지수를 이용한 Cam clay model의 토질계 수 결정에 관한 기초적 연구를 대한토목학회 학술발표회에서 발표하였다.

오염지반의 변형 거동에 대하여는 정하익(1994,1995)등이 발표한 ‘오염지반 및 지하수의 정화기술’,‘폐기물 매립지 차수재 개발의 연구’,‘김포매립지의 쓰레기의 전단특성’이 있다.

1996년에는 한국건설기술연구원에서 ‘김포매립지 쓰레기의 전단특성 분석’보고서를 발표하였다.

권호진,박준범,박규홍(1996)은 지반오염물질의 특성과 정화(1)에 관한 연구 논 문을 대한토목학회지에 수록하였다.

(30)

신은철,이재범(1997)은 원유로 오염된 지반의 역학적 특성에 관한 연구 논문을 한국지반공학회논문집에 수록하였다.

Landva는 압밀시험을 통해 압밀비를 산정하였으며,그 결과 압밀비가 오래된 매 립장의 경우에는 0.2,목재폐기물로 구성된 매립장의 경우에는 0.4에 가깝게 나타남 을 알 수 있었다.이 수치는 습지제방 하부에 놓인 오래된 이탄퇴적층에서 얻은 평 균치인 0.5와 비슷한 수치이다.

Yen은 현장계측에 의한 매립지반의 침하율은 매립층 평균 경과시간의 증가에 따 라 침하율은 감소하지만 약 6년이 지난 후의 침하율은 일정한 값으로 수렴하며,매 립깊이가 깊을수록 침하율은 매립기간에 관계없이 증가하지만,매립깊이가 30m이상 이 되면 호기성 환경이 혐기성 환경으로 변함에 따라 매립깊이에 따른 침하율의 변 화에 거의 영향이 없는 것을 알아냈다.그리고 매립완료기간이 빠를수록 침하 완료 시점이 빨라지며 침하과정이 20년 이상 지속되는 지반공학적인 문제를 제기하였다.

Dodt는 15년 이상 된 기존 매립지에 재하 된 부가하중으로 인한 투기지역 침하특 성과 주변 매립지반의 침하특성을 관측하여 초기하중으로 인한 투기지역의 1차 침하 는 매우 빠르며,장기적 침하는 상대적으로 작게 일어남을 알아냈다.여기서 1차 침 하는 1～2개월 사이에 일어난다는 Sowers의 이론이 합당함을 발견하였으며,부가매 립지역의 침하거동은 점성토의 1차 및 2차압밀의 거동과 비슷하다고 주장하였다.

한편,Rao는 현장계측과 실내실험을 통하여 자연폐기물과 그라우팅 된 폐기물매 립장의 침하특성을 규명하기 위하여 초기단위중량을 변화시키면서 수행한 결과 가 정용 쓰레기의 침하특성은 응력이력과 초기단위중량,하중증가율,상재하중에 영향 을 받으며,그라우팅으로 보강된 폐기물 매립장에서 전체침하량은 줄어들지만,장 기적 침하에는 그라우팅이 크게 영향을 미치지 못함을 밝혀냈다.Sowers와 Moris 등에 의해 일반 토질에 적용하는 침하방정식을 매립지반의 침하량산정에 적용하려 는 노력이 계속되었으나,매립지반에 적용함에 있어서 중요하고도 어려운 문제는 매립물질의 물리적 특성에서 신뢰성이 확보되는 초기간극비를 구할 수 있느냐이다.

Sowers가 매립지반에 적용이 가능한 1차 압축지수와 2차 압축계수가 초기간극비 에 비례한다는 가정하에 매립지반 조건에 따라 상한선과 하한선을 제안하였는데

(31)

이것은 사용자의 경험에 따라 달라진다는 단점이 있다.

Yen과 Rao등이 제안한 침하예측모델 등은 일반적인 경우에 적용하기 어려우며, Zimmerman의 제안식은 수식의 복잡성으로 인해 실제에 적용하는 데 문제가 있다.

매립지반의 안정을 예측하기 위한 여러 사람들의 연구와 제안식들이 있지만 실 제 적용하는 데 많은 문제가 있으므로 침하에 영향을 미치는 모든 요소를 포함하는 일정기간의 실측결과를 바탕으로 실측결과와 부합되는 모델을 찾아서 침하를 예측 하는 것이 바람직할 것이다.

안종필 등은 1998년에서 2008년까지 오염된 연약지반의 변위량 분포에 관한 연 구 및 쓰레기 침출수와 염료로 오염된 실트지반의 측방유동에 관한 연구 등 다수 의 연구논문을 학회논문집 및 학술발표회에 발표하였다.

김영수,김기영(2001)등은 K0정규 압밀 점토에 대한 수정 Cam-Clay모델 계수의 적용성 검토에 관한 연구 논문을 2001년 대한토목학회 학술발표회 논문집에 발표 하였다.

이송,김태훈(2003)은 저소성 점토의 수정 Cam-clay모델 적용성에 관한 연구를 한국지반공학회논문집에 수록하였다.

이송,강대원(2004)는 연약지반상에 측방유동을 받는 교대말뚝기초의 거동분석 관한 연구를 한국철도학회논문집에 수록하였다.

한편 지반조건과 성토지반의 시공속도 및 배수 조건 등을 달리한 다양한 종류의 측방유동과 관련된 모형실험이 실시되고 있으며,박상범(2004)은 모형실험을 통해 연약지반과 오염지반의 지지력 결정 및 측방변형 거동과 안정관리 방법에 대해 분 석한 바가 있다.

근래에 있어서는 연약지반의 변형해석에서 복합적인 성질과 비선형적 변형-시간 의 관계를 고려한 유한요소해석이 행해지면서 연약지반에 대한 변형해석뿐만 아니 라 환경적인 문제까지 고려된 연구가 활발히 진행되고 있다.

(32)

1.3연구방법 및 범위

연약한 실트지반과 오염된 실트지반 및 모래섞인 실트지반의 측방유동 거동을 연구하기 위하여 모형실험 및 수치해석을 실시하였다.모형재하실험 결과로부터 얻 어진 변위량 분포를 통하여 연약한 실트지반과 오염된 실트지반 및 모래섞인 실트 지반에 대한 측방유동거동을 살펴보고 기존 이론식 및 수치해석결과와 비교․분석 하였다.

모형실험에 사용한 시료로는 전남 화순군 춘향면에서 채취한 육성실트를 사용하 였다.

연약한 실트지반(MLo로 표기)의 측방유동 분석에 사용된 6가지의 시료는 함수비 30.06%를 기본함수량으로 하고,매 시험 단계마다 함수량을 각각 20%씩 점차 증가 시키면서 조제하여 모형실험을 실시하였다.

첫 번째 시료는 자연지반 상태의 함수량으로 하고(MLo000로 표기),두 번째 시료 는 함수량을 20% 증가(MLo020)시키고,세 번째 시료는 함수량을 40% 증가(MLo040) 시키는 등 매 시험단계마다 20%씩 증가하여 100%(MLo100)까지 증가시킨 6가지의 연약한 실트지반 시료를 실제의 지반 조건에 가장 유사하게 재성형하여 토조 안에 조성하였다.

오염된 실트지반에 사용된 오염물질은 생활오폐수와 공장폐유 및 축산폐수,분 뇨,쓰레기 침출수,염료를 혼합한 복합오염물질을 자연지반 상태의 함수비 46.84%

를 기준으로 매 시험 단계마다 복합오염물질을 20%씩 증가시킨 반면에 함수량은 20%씩 감소시키면서 다음과 같이 조제하였다.

첫 번째 시료는 복합오염물질을 혼합하지 않은 자연지반 상태의 함수비 46.84%를 기준으로 하였으며(MLP000),두 번째 시료는 함수량을 20% 감소,복합오염물질을 20% 증가(MLP020),세 번째 시료는 함수량을 40% 감소,복합오염물질을 40% 증가 시켰다(MLP040).매 시험단계마다 함수량 20%씩 감소,복합오염물질을 20%씩 증가 하여 140%(MLP140)까지 증가시킨 8가지의 시료를 실제의 오염지반 조건에 가장 유 사하게 재성형하여 모형지반을 조성하였다.

(33)

모래섞인 실트지반에 대한 모형실험에 필요한 시료는 실트 2/3와 모래 1/3을 혼 합한 실트지반(MLS)으로서 함수비 24.41%를 기본함수량으로 하고,매 시험 단계마 다 함수량을 각각 20%씩 점차 증가시키면서 조제하여 모형실험을 실시하였다.첫 번째 시료는 자연지반 상태의 함수량으로 하고(MLS000),두 번째 시료는 함수량을 20% 증가시키고(MLS020),세 번째 시료는 함수량을 40% 증가(MLS040)시키는 등 매 시험 단계마다 20% 증가하여 80%(MLS080)까지 증가시킨 5가지의 시료를 실제 의 지반 조건에 가장 유사하게 재성형하여 모형지반을 조성하였다.

여기서 연약한 실트지반과 모래섞인 실트지반의 기본함수량을 기준으로 함수량 을 20%씩 증가시키고,오염된 실트지반의 기본함수량을 기준으로 오염물질을 20%

씩 증가시킨 이유는 각각의 지반에 대한 함수량과 오염물질이 증가할수록 변화되 는 지반의 거동을 알아보기 위한 것으로,임의적으로 20%를 정하여 증가시켰다.

Fig 1.1은 연약한 실트지반과 오염된 실트지반 및 모래섞인 실트지반에 대한 측 방유동의 전반적인 연구수행과정을 나타낸 것이다.

(34)

실트지반의 측방유동 메카니즘

연약한 실트지반의 측방유동 (MLO, 6가지)

재하조건에 따른 변위량의 분포 (실측치와 수치해석 비교)

측방유동압의 산정

안정관리방법의 검토

결과분석 및 고찰

결 론

모래섞인 실트지반의 측방유동 (MLS, 5가지) 오염된 실트지반의 측방유동

(MLP, 8가지)

한계하중과 극한하중의 결정 (실측치와 수치해석 비교)

Fig1.1Processofresearchperformance

(35)

제 제

제222장장장 지지지반반반의의의 측측측방방방유유유동동동 메메메카카카니니니즘즘즘

2.1연약지반의 측방유동

일반적으로 연약지반은 함수비가 높고 압축강도가 작은 점토나 실트 및 유기질 토 등의 지반으로 구성되어 있으며,공극비와 압축성이 큰 반면에 전단강도와 투수 성이 작기 때문에 성토나 구조물 등 축조시 지반의 안정과 변형에 대해 큰 문제를 발생시키는 것이 보통이다.지금까지 이러한 연약지반에 성토를 한다든지 구조물을 건설할 경우에는 지반침하와 지지력 및 원호활동에 대한 안정성의 평가가 주된 검 토대상이었다.

일본토질공학회(日本土質工學會 1986,1994)에서는 연약지반에 성토를 실시하거 나 교대 및 잔교 등의 구조물을 설치하고 뒤채움하거나 굴착하므로써 편재하중이 작용하게 되면,지중의 응력이 증가하고 간극수압이 증가하여 토립자가 측방으로 소성변형을 일으키어 측방유동을 유발하게 된다.이러한 원인에 의하여 발생한 측 방유동은 구조물이나 지반에 과다한 변형을 일으키거나 파괴를 유발하는 경우가 많다.

Peck이 1969년에 연약지반의 측방유동에 관한 문제를 처음으로 거론한 이후에 DeBeer(1972),Tschebotarioff(1973),Tavenas(1979)등에 의해 현장계측과 수치해 석은 이론적인 연구가 아닌 연구체계가 정립되기 시작하면서 오늘에 이르게 되었 다.국내에서도 최근 들어 구조물의 측방유동으로 인한 피해사례와 문제가 많이 발 생하면서 그에 대한 관심이 집중되고 있으나,국내 여건에 맞는 적절한 이론이 확 립되지 않았으며 기술축적도 부족한 상태이다.따라서 연약지반의 측방유동의 거동 에 대한 정확한 예측과 지반의 안정관리를 위한 설계기준의 마련이 절실하게 요구 되어지고 있는 실정이다.

본 장에서는 연약지반에서 발생할 수 있는 측방유동의 원인과 발생기구,지지력 결정,측방유동압,측방유동의 예측과 안정관리 등의 제반 사항과 설계기준 등에

(36)

대해 고찰하여 보고자 한다.

연약지반에서 성토나 구조물에 의한 편재하중이 작용하는 경우 지지지반의 압밀 촉진과 간극수압의 소산으로 인해 토립자가 외측으로 유동하면서 전단강도가 감소 하는 현상을 측방유동이라 한다.Fig 2.1과 같이 연약지반위에 편재하중이 작용하 면 하부지반은 재하에 의한 응력이 증가하고 간극수압의 변화로 인하여 체적이 수 축되면서 탄성변형에 의한 침하가 발생한다.그러나 간극수압의 소산에 필요한 충 분한 시간이 지나기도 전에 지속적으로 하중이 증가하면 지반속의 과잉간극수압이 증가하면서 소성평형의 상태로 변하게 된다.측방유동압이 작용하여 토립자의 강도 저하와 간극수압의 소산에 의한 지반의 저항력의 감소로 인하여 토립자의 소성화 에 의한 외향적인 측방변위가 발생되고 지표면에는 융기현상이 발생한다.지반은 침하량에 비하여 측방변위량 및 지표면 융기량이 증가하고 결국에는 지반의 활동 에 따른 전단파괴가 유발되어 지반 및 구조물의 안정이 위태롭게 된다.

embankment

heaving

sliding circle lateral deflection

settlement soft layer

Fig2.1Patternofthelateralflow andfailureinsoftsoilsbyembankment

Tavenas(1979,1980)등은 재하기간 중 및 그 이후의 방치기간을 포함한 전기간 에 걸친 점토지반의 변형거동을 Fig 2.2와 같이 재하시점으로부터 한계하중까지의 실질배수거동(OA)과 그 이후부터 극한하중까지의 실질비배수거동(AB)및 장기배 수거동(BC)의 3단계로 나누어서 설명하였다.

재하초기(OA)에서는 어느 정도 과압밀배수상태에 있는 지반은 하중의 증가에

(37)

따라 간극수압의 소산은 없고 응력경로가 K0의 상태로 접근하면서 측방변위는 미 소하여 탄성적인 침하가 인식되어 진다.재하의 종료가 가까워지면 유효응력이 증 가하여 비배수정규압밀상태로 이전된다.압밀항복응력을 초과하게 되면 토립자가 항복하여 압축성이 급증하고,침하량과 같은 비율 정도로 측방변위량의 급격한 증 가에 따라 지반의 소성화가 촉진되면서 측방변형 및 지표면의 융기가 발생하게 되 며,측방유동의 대부분이 이 구간에서 발생하게 된다.또한 하중의 증가 없이 장기 간의 시간이 경과하면(BC)압밀이 진행되어 측방변위량은 침하량보다 더 작게 된 다고 하였다.

critical surcharge

ultimate surcharge A

B

C 0

lateral deflection(Y )

settlement(S )

m

v

Fig2.2Thepatternoflateralsoilflow byTavenas

성토의 중심선 아래의 임의 깊이 z에서의 미소요소의 변형율형태를 개략적으로 나타내면 Fig2.3과 같이 나타낼 수 있다.성토 중심선 아래의 각 요소의 연직변형 율을 연약층의 두께 H에 대해서 적분하면 지표면침하량이 구해지며,측방변형율성 분으로 부터 성토사면 선단아래의 임의의 길이에서의 최대측방변위는 다음 식(2.1) 과 같이 결정된다.

  

 ∙ _ (2.1)

(38)

B/2 B/2

Sv

H

ε

_v y

ε

h

Fig2.3Profileofdeformationinsoilsunderembankment

반무한 탄성지반에 대한 응력분포의 해를 이용하여 비배수조건에서의 측방변형 율 εh=0으로 되는 궤적을 구하면 다음 식(2.2)와 같다.

(2.2)

여기서,X=수평좌표,Z=연직좌표이고,a=천단폭/2이며,b=부폭/2이다.

시바타․세키구치(紫田․關口 1982,1987)등은 연약지반 위에 성토할 경우에 실 제지반의 거동을 탄소성 혹은 탄점소성/다차원 압밀해석한 연구의 결과,많은 경우 에 점토지반의 측방변형은 재하완료 후의 방치기간 중에 재하면 중앙부의 침하와 연계되어 성토 외측을 향해서 발달한다고 결론을 내렸다.이러한 방치기간 중의 유 효응력의 증가에 따른 측방변위의 경시적인 증가를 비배수크리프현상과 같은 다차 원적인 압밀변형의 일부분으로 볼 수 있다고 하였다.

측방유동을 일으키는 작용을 하는 것은 재하에 의한 지반의 전단응력이고 저항 인자는 주로 점토의 비배수강도이므로,정규압밀점토 재하판의 자유단부근에서는 지반의 비배수전단저항의 감소로 인하여 측방유동이 발생하기 쉽지만,깊이가 증가 할수록 전단응력의 감소와 비배수강도의 증가로 인해서 유동량이 감소하게 된다.

(39)

Fig2.4와 같은 2층지반의 측방유동 패턴의 모식도와 같이 표층에 압축성이 작은 경질지층이 존재하게 되면 측방유동은 하부의 연약점토층의 압밀과 지표면에 발생 된 침하의 횡단형상에 의해서 크게 지배된다.경계면의 마찰저항에 의한 구속으로 측방유동량은 감소하여 경계면 부근에서 최대값을 갖는 삼각형상의 측방변위분포 를 나타낸다고 하였다.그림 2.4와 같은 모래층의 변형거동을 탄성보로 생각하고 실측에 근거한 수정을 가하여 측방변위 식을(2.3)과 같이 제안하였다.

_ 

 ∙ _∙ _

_

 (2.3)

여기서,__



_

는 지표에 대한 임의 점의 침하횡단구배,Hs는 상부 모래층의 두께이다.

sand layer

at finish time

soft clay layer

hard layer

after long time H H

(Y )^m

s

Fig2.4Patternoflateralflow indoublelayersoils

일본토질공학회(日本土質工學會 1979,1994)에서 지반의 측방유동에 대한 변위량 을 침하량과 기초의 주변저항 및 유동층의 두께 등을 이용한 연속방정식을 이용하 여 식(2.4)와 같이 계산하였다.

_{ }  

_∙ 

(2.4)

(40)

여기서,A는 재하면적,L은 기초의 주변길이,H는 유동층의 두께,α는 침하량의 분포형태에 대한 계수이며,보통 (0.4～0.6)정도의 값을 이용한다.

이나다․아까이씨하리(稻田․赤石․張 1977)은 성토 사면선단으로부터 거리 L(m)에서의 평균적인 수평변위(Y0)를 식(2.5)와 같이 나타내었다.측면지반에의 유 동에 대한 영향범위는 성토폭,지반강도 등에도 영향을 받지만 연약층 두께의 약 3 배의 거리에까지 영향을 미치는 것으로 보고,일반적으로 성토 사면선단에서 기존 구조물까지의 거리는 연약층의 두께 이상이 필요하다고 하였다.

_     _

 ^ (2.5)

여기서,q는 성토 하중강도(t/m²),D는 연약층의 두께(m),qu는 일축압축강도 (t/m²)이며,Y0의 단위는 (cm)이다.

일본도로협회(日本道路協會 1985)에서는 일반국도 및 고속도로의 성토에 대한 사 면선단 주변지반의 수평이동량(Ym)과 융기량(Hv)및 주변지반의 영향범위(L)를 식 (2.6),식(2.7)으로 산정하였다(日本土質工學會 1989).

Ym=Hv=β․Sv (2.6)

L=η․H (2.7)

여기서,Sv는 성토중앙에 대한 최종 전침하량,H는 연약층의 두께,β는 (0～0.2) 정도,η는 (1.0～2.0)정도이다.

Suzuki는 일본의 11개소 시험성토를 관측하여 분석한 결과 전체의 측방변위량의 60%는 성토기간 동안에 발생하고,최대측방변위는 토층두께의 (0.1～0.4)깊이에서 발생한다고 하였다.또 실험관측 및 회귀분석을 종합한 결과 한계하중상태에서의 최대측방변위량은 최대변위량의 (0.72～0.73)에 해당되는 것으로 제안하였다.이와 같이 측방유동은 연약층의 두께와 기초의 크기에 많은 영향을 받게 되는 것을 알 수 있다.

(41)

2.2측방유동 가능성의 판정법

연약지반 사면에 성토나 뒷채움 등으로 편재하중을 작용시킬 경우에 사면지반의 심각한 측방유동이 발생할 것인가의 여부를 먼저 판단할 필요가 있다.즉 사면지반 의 측방변형에 대한 가능성 여부를 판단할 필요가 있다.사면지반의 측방변형에 대 한 가능성 여부를 판단할 수 있는 간편한 방법으로 다음의 경험적 방법을 이용할 수 있다.

2.2.1구미의 판정기준

1.Tschebotari off의 방법

Fig2.5는 비배수전단강도에 대하여 연약지반 위에 성토할 수 있는 한계성토고를 나타내고 있다.

10 20 30 40

0

100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000

0 1 2 3 4 5

very soft soft medium

15m

10m

5m

h=p/r ; r=120ib/ft³ =1.92 ton/㎥

A p =7.95c A

p =5.14c 2.35 1.76

B p =3.0c 1.18

0.59

sq ua re s h e a r fa il u re s t ri p

start o f she ar

d e f o rm ati o n 3

F 3

3 2

1 2 2 1

4>

3 1

m m

y

embankment height(h;m)

undrained shear strength(c ;ib/ft² )u

pressure(p;kgf/㎤)

Fig2.5Strengthinclaylayerversusembankmentheight

(42)

연약지반의 비배수 전단강도에 대하여 연약지반 위에 성토할 수 있는 최대 높이인 한계성토고를 결정하기 위하여 Fig 2.5를 이용할 수 있다.즉 성토고의 증가에 따 라 증가되는 상재압력(p=γh)이 연약지반의 비배수전단강도의 3배가 되면(py=3c) 전단변형이 발생하게 됨을 예측할 수 있다.

2.Oteo의 방법

Oteo는 Marche에서의 변수 R과 성토규모를 나타내는 H/B와의 관계를 20여개의 현장실측치로부터 얻어 Fig 2.6과 같이 정리하였으며,또한 Tournier의 이론곡선과 F.E.M의 값도 함께 Fig2.6에 표시하였다.이 결과로부터 R과 H/B는 대략 그림 중 의 굵은 실선으로 표시된 영역의 범위에서 발생되고 있다고 할 수 있다.따라서 성 토규모가 결정되면 Fig 2.6을 이용하여 예상되는 최대측방유동량을 예측할 수 있을 것이다.

0 0.04 0.08 0.12 0.16 0.20 0.24

0 0.5 1.0 1.5 2.0

( H / B ) nondmensional displacement favor.R R = δ o E

qB

tourmier(1972) measured values

F. E. M average line of measured values

s

Fig2.6Maximum horizontaldisplacementmeasuredinsoftsoils

3.Canada의 방법

Canada및 미국내의 약 90여 개소의 지지말뚝을 갖는 교대․교각의 변형에 대한 조 사 사례를 검토하여,교량 교각의 연직변위와 수평변위의 관계를 Fig 2.7과 같이 정리

(43)

하였다.Sv<50mm 및 Ym<25mm 이면 유지 관리상의 문제가 없으며(C),50mm≤Sv≤ 100mm 및 25mm≤Ym≤50mm 이면 어느 정도 변형이 있으며(B),Sv>100mm 및 Ym>50mm 이면 유지관리상의 문제가 있다(A)고 판정한다.

그림 중의 ○,△는 유지관리상의 문제가 없는 경우이며,●,▲는 유지관리와 보수의 필요가 있는 경우이다.

0.001 0.01 0.1 1.0 10.0

0.01 0.1 1.0 10.0

0.001

1 3 10 25 50 100 250 500 1000

vertical deflection(ft) vertical deflection(mm)

lateral deflection(ft)

C B A

lateral deflection(mm)

Fig2.7Canadianmethod

2.2.2일본의 판정기준

1.일본건설성 토목연구소의 방법

1)측방유동판정치에 의한 방법

일본건설성 토목연구소(建設省土木硏究所 1981)등이 제36회 토목학회 년차학술 강연회에서 제안한 방법이다.지반의 측방유동은 흙 구조물의 안정문제와 관련이

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1.Tschebotari off의 방법

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1.일본건설성 토목연구소의 방법

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