地 盤 工 學
大 韓 土 木 學 會 論 文 集第31卷 第2C 號·2011年 3月 pp. 75~82
강재지주 전면판 보강토 옹벽의 안정성 평가
Stability Analysis of Reinforced Retaining Wall with Steel Supported Face
김기일*·김병일**·이영생***·이순호****
Kim, Ki Il·Kim, Byoung Il·Lee, Yeong Saeng·Lee, Soon Ho
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Abstract
Recently, a new reinforced retaining wall with light steel support face has been developed. In this study, full size in-situ test is carried out to investigate the stability of the new reinforced retaining wall. The lateral displacement of wall, lateral earth pressure, and settlement of the reinforced retaining wall are measured in the full size test. And numerical analysis by 3-D finite element method is also carried out to compare the test results with those of the analysis. From the full size in-situ test, the max- imum lateral displacement of wall is 46mm(0.009H) and the maximum settlement is 21.5mm. And comparing these values with those of numerical analysis, it is confirmed that the new reinforced retaining wall with light steel support face is stable and applicable.
Keywords : reinforced retaining wall, steel support face, full size in-situ test, finite element method
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요 지
최근 콘크리트 블록을 전면판으로 주로 사용하고 있는 기존의 블록식 보강토 옹벽과는 달리 경량의 강재를 지주로 이용하 여 전면판의 자중을 감소시켜 안정성을 높이고 시공이 쉬운 보강토 공법이 개발되었다. 이 연구에서는 새로 개발된 보강토 옹벽의 안정성을 확인하기 위해 실제 크기의 현장시험을 수행하여 전면판에 발생하는 수평변위, 수평토압, 그리고 옹벽의 침 하량 등을 계측기를 이용하여 측정하였다. 또한, 3차원 수치해석을 수행하여 현장시험결과와 수치해석결과를 비교 분석하였 다. 현장계측결과 전면판 최대수평변위는 46mm(0.009H), 최대침하량은 21.5mm로 나타나 FHWA 기준을 만족하는 것으로 나타났다. 또한 현장계측결과를 수치해석결과와 비교·분석한 결과 새로운 보강토 공법은 충분한 안정성을 확보하는 것으로 나타났다.
핵심용어 : 강재지주, 보강토 옹벽, 현장시험, 수치해석
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1. 서 론
보강토 옹벽은 구조체로서 횡토압을 받는 개념으로 생각되 는 일반적인 콘크리트 옹벽과는 달리 배면 지반에 보강재를 삽입하여 보강토가 작용토압에 저항하도록 하는 개념의 옹 벽이다(김병일 등, 2009). 이러한 보강토 옹벽은 1990년대 초에 보급되어 기존 콘크리트 옹벽을 대체하며 빠르게 성장 하였으며, 특히, 블록식 보강토 옹벽은 경제성 안정성, 수려 한 미관 및 시공의 간편성뿐만 아니라 조립식 전면 블록의 특성상 열악한 현장 여건 하에서도 복잡한 형태의 옹벽을 조성할 수 있다는 장점으로 인해 시공되는 사례가 증가하고 있다(유충식 등, 2005). 그러나 콘크리트 블록을 이용한 블 록식 보강토 옹벽은 기초지반 변형이나 급격한 수압상승에 의해 블록의 균열 또는 붕괴가 발생하며, 전면판으로 콘크리
트 블록을 사용하고 있어 자연친화적이지 못하고(조용성 등, 2006), 식생블록의 경우 제한된 공간만 부분식생이 가능하여 식물고사와 같은 문제점이 발생하고 있다. 최근 이러한 문제 점을 극복하기 위해 경량의 강재지주를 이용한 보강토 옹벽 이 개발되었다. 경량의 강재지주를 이용한 이 공법은 익스펜 디드메탈(expanded metal)로 이루어진 메쉬형태의 전면판, 전면판을 지지하는 경량 강재지주, 뒤채움재, 그리고 보강재 등으로 구성된다. 강재지주 보강토 옹벽의 기초부는 쇄석 포 설 후 다짐을 실시하며, 전면판은 메쉬형태의 익스펜디드메 탈(expanded metal)과 경량의 강재지주로 조성된다. 이 공법 은 필요한 높이만큼 일시에 조립·설치한 후 단계별로 보강 재를 설치하여 시공하며, 전면판에 식생매트를 부착하여 전 면녹화를 이룰 수 있는 특징이 있어, 콘크리트 사용을 배제 하여 친환경적인 공법이라 할 수 있다.
*정회원·명지대학교 토목환경공학과 석사과정 (E-mail : [email protected])
**정회원·교신저자·명지대학교 토목환경공학과 교수 (E-mail : [email protected])
***정회원·경기대학교 토목공학과 교수 (E-mail : [email protected])
****(주)경호엔지니어링 상무 (E-mail : [email protected])
이 연구에서는 콘크리트 블록을 사용하지 않고 경량 강재 지주와 메쉬형태의 익스펜디드메탈(expanded metal)을 이용 한 새로운 보강토 옹벽의 안정성을 파악하기 위해 계측기를 부착한 실제 크기의 현장시험을 실시하였으며, 또한 MIDAS/
GTS 3D 프로그램을 이용한 수치해석을 수행하여 현장시험 결과와 비교 분석하였다.
2. 시험에 사용된 흙 및 재료
2.1 시험에 사용된 흙
원지반 및 뒤채움 흙의 물리적·역학적 특성을 파악하기 위하여 액·소성한계시험(KS F 2303, 2304), 비중시험(KS F 2308), 입도시험(KS F 2302, 2309), 직접전단시험(KS F 2343) 및 다짐시험(KS F 2312)을 실시하였다. 원지반과 뒤채움 흙은 체분석 시험결과 통일분류법(USCS)상 각각 SM( 실트질 모래), SW-SM(입도분포가 양호한 실트질 모래) 으로 나타났으며, 입도분포곡선은 그림 1과 같다. 이 흙의 물리적·역학적 특성을 정리하면 표 1과 같으며, 시험시공 에 사용된 뒤채움 흙에 대한 체분석 결과를 건설공사 비탈 면설계기준(건설교통부, 2006)에서 추천하는 뒤채움 흙의 입도분포와 비교한 결과 뒤채움 흙은 적합한 것으로 평가되 었다.
2.2 시험에 사용된 재료
강재지주 보강토 옹벽은 익스펜디드 메탈(expanded metal) 로 이루어진 메쉬형태의 전면판, 전면판을 지지하는 경량 형 강지주, 뒤채움 흙, 보강재(지오그리드)로 구성되어 있다. 표 2 는 시험에 사용된 재료의 특성을 정리하여 나타낸 것이며, 그림 2는 시험시공에 사용된 전면판과 지오그리드를 나타낸 것이다.
3. 현장시험
3.1 개요
강재지주 보강토 옹벽의 거통특성을 파악하고 안정성을 검 토하기 위해 수원에 위치한 00대학교 내 다짐공정을 실시하 지 않은 성토사면에서 실제 크기의 현장시험을 실시하였다.
그림 3은 현장시험이 실시된 부지의 모습과 강재지주 보강 토 옹벽 시공완료 후 모습을 나타낸 그림이다. 그림 4는 시 공된 보강토 옹벽의 전면도 및 측면도를 나타낸 것이며, 그 림 5는 강재지주 보강토 옹벽의 시공순서를 보여준다. 전면 판의 구성은 그림 4(a)와 같이 세로지주 간격을 381mm로 하여 익스펜디드 메탈(expanded metal)과 결합하였으며, 시 공된 전면판의 높이는 5.2m이다. 또한, 식생에 필요한 수분
표 1. 원지반·뒤채움 흙 특성
구 분 비중
(Gs) 점착절편
(c, kN/m
2) 전단저항각
( φ,
o) 최적함수비
(OMC, %) 최대 건조단위중량
( γ
dmax, kN/m
3) 소성지수
(PI) 통일분류
(USCS)
원지반 2.695 12.3 38.9 10.2 19.8 NP SM
뒤채움 2.674 1.5 37.7 11.0 19.5 NP SW-SM
그림 1. 원지반·뒤채움 흙 입도분포곡선
그림 2. 전면판과 지오그리드: (a) 전면판, (b) 지오그리드 표 2. 재료특성
구 분 재 질 규 격 비 고
지주 일반구조용
압연강재
41 ×41mm, 두께 2.6mm
아연부착량 600g/m
2이상 보강재 고정대 41 ×25mm,
두께 2.6mm 전면판 익스펜디드메탈 두께 3.2mm,
폭 4.0mm
보강재 고분자 폴리머 20 ×20mm 경사 인장신도 10.5%
위사 인장신도 12.8%
그림 3. 현장시험 전·후: (a) 시험부지 전경, (b) 시험시공 완료
후 3개월
과 일조량을 고려하여 전면판 기울기는 1:0.2로 시공하였으 며, 시공완료 3개월 후 그림 3(b)와 같이 전면녹화를 이루었 다. 그림 4(b)에서 보는 것처럼 보강재는 4m의 길이로 10 단을 시공하였다. 보강재의 수직간격은 옹벽 높이 1.91m(5단) 까지는 0.41m이며, 이후 0.62m의 간격으로 설치하였다. 또 한, 보강재 고정대(가로지주)인 루프 C형강에 보강재를 감아 상부 뒤채움 흙의 자중에 의해 보강재가 이음부에서 뽑혀나 가지 않도록 그림 5(d)와 같이 시공하였다.
3.2 현장계측 3.2.1 계측장비
실제 크기의 현장시험에 사용된 계측장비는 그림 6과 같 다. 그림 6(a)와 같이 전면판 하부에 작용하는 연직응력의 크기를 측정하기 위해 지주하단에 하중계를 매설하였으며, 전면판에 작용하는 토압을 측정하기 위해 진동현식 토압계 를 그림 6(b)와 같이 전면판 뒷면에 부착하였다. 또한, 전면 판에 발생하는 수평변위를 측정하기 위해 그림 6(c)와 같이
측량용 반사타겟을 전면판 중심에 높이별로 8개를 부착하여 측정하였으며, 침하량을 측정하기 위해 그림 6(d)와 같이 보 강토체 상단 2m, 4m 위치에 침하판에 강봉 연결 후 측량 용 반사타겟을 설치하여 측정하였다. 표 3은 강재지주 보강 토 옹벽의 계측항목 및 설치위치를 정리하여 나타낸 것이다.
3.3 현장계측결과 3.3.1 전면판 수평변위
그림 7은 시공완료 후 91일까지 측정된 전면판의 수평변 위를 정리하여 나타낸 것이다. 일반적으로 블록식 보강토 옹 벽의 수평변위는 벽체 중간높이에서 가장 큰 변위가 발생하 는 것으로 알려져 있으나(김진만 등, 1997), 강재지주 보강 토 옹벽은 그림 7에서 보는 것처럼 전면판 상부에서 변위가 가장 크게 발생하는 것으로 나타났으며, 최대 수평변위는 전면판 상단에서 46mm(0.009H), 전면판 하단에서 33mm (0.006H) 가 발생하였다. 이러한 최대 수평변위는 미연방도로 국(FHWA, Federal Highway Administration)의 지침(Elias 그림 4. 강재지주 보강토 옹벽의 전면도 및 측면도
그림 5. 강재지주 보강토 옹벽 시공순서: (a) 터파기 및 기초층 다짐, (b) 전면판 조립 및 거치, (c) 뒤채움 흙 성토 및 다짐, (d) 보
강재 및 식생매트 설치
등, 1999, 2001)에서 제시하는 허용변위인 50mm와 높이에 따른 허용변위 기준인 0.03H(156mm)의 약 29%로 나타나 수평토압에 대해 충분히 안전성을 확보한 것으로 판단된다.
또한, 그림 7에서 보는 바와 같이 시공완료 후 34일까지 수 평변위량은 옹벽 상단에서 40mm, 옹벽 하단에서 28mm로
최대 수평변위의 85% 정도까지 발생하였는데, 이것은 그림 8 에서 보는 것처럼 보강토체의 침하량이 증가하는 35일까지 는 수평변위가 증가하고 침하가 안정화되는 시공완료 후 35 일 이후부터는 수평변위량이 급격히 감소하는 것과 관련이 있는 것으로 생각된다. 또한, 시공초기에 잦은 강우가 내린 것도 원인의 한 가지인 것으로 판단된다.
3.3.2 연직침하량
시험 시공된 보강토체의 침하량은 옹벽 상단에서 각각 2m, 4m 떨어진 위치에 침하판을 설치하여 측정하였는데 그 결과 는 그림 8과 같다. 그림 8에서 보는 것처럼 옹벽 상단 4m 에서는 최대 11mm의 침하량이 발생했으며, 옹벽 상단 2m 에서는 최대 21.5mm의 침하량이 발생되었다. 이러한 결과는 미연방도로국(FHWA, Federal Highway Administration)의 지침(Elias 등, 1999, 2001)에서 제안하는 25mm를 넘지 않 는 것으로 나타나 매립지반 위에서도 충분히 안정성을 확보 할 수 있다고 판단된다.
그림 6. 계측장비: (a) 하중계, (b) 수평토압계, (c) 침하계, (d) 수평변위용 반사타겟
표 3. 계측항목 및 설치위치
평가항목 사용장비 계측기 설치 위치
벽체하부 연직응력 하중계 지주 하면에 설치
수평토압 토압계 보강토체 하단으로부터 1.07, 1.91, 3.17, 4.43m 지점
수평변위 Total Station 보강토체 하단으로부터 1.07, 1.49, 1.91, 2.54, 3.17, 3.8, 4.43, 5.06m 지점
침하량 Total Station 보강토체 상단으로부터 2m, 4m 지점
그림 7. 전면판 수평변위 변화
그림 8. 보강토체 침하량
3.3.3 전면판 수평토압
그림 9는 현장시험에서 측정한 전면판에 작용하는 수평토 압 분포를 정리하여 나타낸 것이다. 보강토체의 침하가 진행 되는 시공완료 후 21일까지는 수평토압이 증가하는 것으로 나타났다. 또한, 침하량이 수렴하는 계측 34일에는 수평토압 의 분포양상이 전면판 하단에서 크게 나타나며, 침하량이 거 의 발생하지 않는 시공완료 후 58일 이후에는 전면판 중심 부에서 최대 수평토압 5.67kN/m
2이 계측되었다. 또한, 전면 판 하단에 측정된 수평토압은 2.94~4.9kN/m
2으로 나타났다.
이것은 Rankine 주동토압으로 구한 옹벽 하단 작용토압인 24.6kN/m
2의 10~20%로 나타나 현장시험에 작용된 보강재 설치간격을 증가시켜도 토압 및 전면판의 안정성은 크게 문 제가 없을 것으로 판단되며 이러한 결과는 감소량이 다르긴 하지만 Rankine 토압이론에 비해 심도에 따라 약 30.8%
(4.5m) 및 46.1%(9.5m) 토압감소를 보인 변요셉 등(2010) 의 연구결과와 유사한 경향을 보이는 것으로 나타났다.
4. 수치해석
4.1 수치해석 조건
강재지주 보강토 옹벽의 거동특성을 파악하기 위해 MIDAS /GTS 3D 를 이용하여 수치해석을 실시하였다. 표 4는 수치해 석에 사용된 물성치를 정리한 것이다. 시험시공에 사용된 지 오그리드는 현장시험과 동일하게 4.0m의 포설길이(L)로 모 델링하였으며, 전면판(expanded metal)은 열연강판 또는 코 일을 소재로 제조된 변위를 허용할 수 있는 연성의 재료임 을 고려하여 설정하였다. 현장시험에는 지오그리드의 고정
및 전면판의 자립을 위해 루프 C형강을 설치하여 전면판을 고정하였으나, 수치해석에서는 유사한 ㄷ-형강을 사용하여 나 타내었다.
4.2 모델링(modeling) 및 해석방법
이 연구에서 수행한 강재지주 보강토 옹벽의 3차원 수치 해석에서 대상지반은 Mohr-Coulomb 모델을 선택하였으며, 전면판은 plate 요소, 형강지주는 beam 요소로 모델링하였다.
그림 10은 모델링(modeling)이 끝난 후의 보강토 옹벽을 나 타낸 것이다. 현장시공시 보강토 옹벽이 단계별로 토압 및 변위가 누적되므로 수치해석시 이러한 현장거동과 동일하게 묘사하기 위해 시공단계해석 방법을 적용하였으며, 설계에 주로 사용되는 마찰쐐기법(Tie-Back Wedge Method)에 적용 되는 Rankine 주동토압과 수치해석에서 얻은 토압특성을 비 교하고자 하였다. 마찰쐐기법은 토목섬유 보강토 옹벽 설계에 널리 사용되고 있는 방법으로 대표적인 방법으로는 Bonaparte 등 방법(1987), Broms 방법(1978), Collin 방법(1986) 등이 있다. 시공단계 해석순서는 초기조건(원지반) 해석 후 변위를 초기화 하였으며, 이후 현장시험시공과 똑같이 터파기 후 해 석, 전면판 설치 및 되메우기, 단계별 뒤채움 흙 성토 및 보강재 설치 순으로 실시하였다.
4.3 수치해석결과 4.3.1 수평변위
그림 11은 강재지주 보강토 옹벽 시공완료 후 수평변위 수치해석결과를 나타낸 것이다. 그림 11에서 보는 것처럼 전 면판에 발생하는 수평변위는 옹벽 하단부에서 상단부로 갈 그림 9. 전면판 수평토압 변화
표 4. 수치해석에 사용된 물성치
지반분류 탄성계수
(E, kN/m
2) 포아송비
( ν) 단위중량
( γ, kN/m
3) 점착절편
(c, kN/m
2) 전단저항각 ( φ,
o)
원지반 29,400 0.3 19.0 12.3 38.9
뒤채움흙 29,400 0.3 20.9 1.5 37.7
지오그리드 196,000 0.3 5.9 - -
전면판(expanded metal) 196,000 0.3 5.9 - -
가로지주 2.06 ×10
70.3 76.4 - -
세로지주 2.06 ×10
70.3 76.4 - -
그림 10. 강재지주 보강토 옹벽의 모델링
수록 증가하다가 약 4.7m 높이에서 줄어드는 것으로 나타났 으며, 최대 수평변위는 약 4.7m 높이에서 1.24mm로 나타 났다.
4.3.2 연직침하량
그림 12는 옹벽 시공완료 후 연직침하량 수치해석결과를 나타낸 것이다. 그림 12에서 보는 것처럼 보강토체에 발생하 는 연직침하량은 중심에서 최대로 발생하며, 중심에서 좌·
우측으로 갈수록 연직침하량이 감소하는 대칭형으로 나타났 다. 최대 연직침하량은 보강토체 상단에서는 약 3.03mm, 하 단에서는 1.45mm가 발생하는 것으로 나타났다.
4.3.3 수평토압 분포
그림 13은 옹벽 시공완료 후 수평토압 수치해석결과를 나 타낸 것이다. 그림 13에서 보는 것처럼 보강토체에 발생하는 수평토압 분포는 옹벽 상단에서 가장 작으며, 옹벽하단으로 갈수록 증가하여 높이 약 0.56m에서 최대 수평토압 47kN/
m
2가 발생하며 옹벽 상단으로 올라갈수록 점점 감소하는 것 으로 나타났다.
4.3.4 보강재 응력
그림 14는 옹벽 시공완료 후 보강재에 발생하는 인장응력 의 수치해석결과를 나타낸 것이다. 그림 14에서 보는 것처럼 3 단 보강재(지오그리드)에 작용하는 최대 인장응력은 17.6kN/
m
2, 5 단 보강재(지오그리드)에 작용하는 최대 인장응력은 14.1kN/m
2, 7 단 보강재(지오그리드)에 작용하는 최대 인장응 력은 7.7kN/m
2, 9 단 보강재(지오그리드)에 작용하는 최대 인 장응력은 12.0kN/m
2인 것으로 나타났다. 대부분의 보강재가 전면판에서 약 1.2m 떨어진 위치에서 최대 인장응력을 나타 내는 것으로 나타났으며, 3m 이후에는 압축응력을 받는 것 으로 나타났으나 보강재에서 압축응력을 받는 부분은 보강 재 면적의 3~5% 정도에 불과했다.
4.4 수치해석과 현장계측결과의 비교 4.4.1 수평변위
그림 15는 현장계측 결과와 수치해석에서 얻어진 전면판 에 발생하는 수평변위 결과를 비교하여 나타낸 것이다. 현장 시험시 계측한 결과는 시공완료 후 1, 2, 7, 10, 19, 34, 49, 58, 91 일의 결과를 표시하였으며, 수치해석 결과는 시공 단계해석 완료 후의 전면판에서 발생하는 변위이다. 수치해 석결과 최대 수평변위가 옹벽바닥으로부터 약 4.8m 높이에 서 1.24mm가 발생하였으며 이 결과는 시공완료 후 1일에 전면판 상·하단에 발생하는 수평변위인 1~2mm와 유사한 것으로 나타났다. 이러한 결과는 복합보강토옹벽 시스템에 대한 조현수(2007)의 연구결과(수치해석 : 7.58mm, 계측 : 8.21mm) 에 비해 상대적으로 작은 값을 보였지만 두 연구결 과 모두 수치해석 결과와 현장계측 결과가 유사한 결과를 보였다. 수평변위 증가량 변화는 현장계측결과와 수치해석결 그림 11. 수치해석결과 얻어진 수평변위
그림 12. 수치해석결과 얻어진 연직침하량
그림 13. 수치해석결과 얻어진 수평토압
그림 14. 수치해석결과 얻어진 보강재 인장응력
과 모두 옹벽 상단으로 갈수록 수평변위가 증가하는 것으로 나타났다. 또한, 수치해석결과 수평변위 증가량 변화는 현장 계측결과와 같이 옹벽 상단으로 갈수록 수평변위가 증가하 는 것으로 나타났으며, 최대 수평변위량이 발생하는 옹벽높 이 4.8m 이후부터는 수평변위가 감소하는 것으로 나타났는 데 이러한 결과는 보강토 옹벽 모델링시 옹벽 높이 5.2m 이후에는 배면에 뒤채움을 실시하지 않고 전면판의 높이를 약간 길게 모델링한 결과로 판단된다. 또한, 시공완료 후 91 일과 수치해석결과가 큰 차이를 보이는 것으로 나타났는데 수치해석결과는 시공직후의 값으로, 현장시공이후 강우로 인 한 수압발생 및 시간흐름과 함께 발생하는 추가적인 변형 등이 포함되지 않았기 때문으로 판단된다.
4.4.2 연직침하량
그림 16은 옹벽 상단에서부터 깊이 2m, 4m 지점에서의 수치해석결과와 옹벽중심에서 계측한 현장에서의 침하량을 비교하여 나타낸 것이다. 수치해석결과 시공완료 후 옹벽 상 단에서부터 깊이 2m 지점에서의 침하량은 약 2mm로 나타 나 시공완료 후 1일 결과인 2.5mm와 비슷하게 나타났다.
그러나 수치해석으로부터 얻은 옹벽 상단에서부터 깊이 4m 지점에서의 침하량은 1.8mm로 시공완료 후 1일 결과인
0.5mm 와 차이를 보이는 것으로 나타나 수치해석 결과에 비 해 현장계측침하량이 상대적으로 작은 값을 나타냈으며 이 러한 결과는 조현수(2007)의 연구결과와 유사한 경향(수치해 석 : 19mm, 계측 : 8mm)을 보이는 것으로 나타났다. 한편, 수치해석결과와 시공완료 후 1일 결과에 비해 시공완료 후 91 일의 침하량 차이가 많은 것으로 나타났는데 이것은 마찬 가지로 수치해석결과는 시공직후의 값으로 실제 시공현장에 서 발생한 잦은 강우로 인한 침하, 추가적인 하중 변화 및 보강체 자체의 침하 등이 포함되지 않았기 때문이다. 현장시 험시 기초의 다짐공정을 실시하지 않은 것도 침하량 차이가 큰 이유 중의 하나인 것으로 판단된다.
4.4.3 수평토압 분포
그림 17은 현장계측결과와 수치해석결과의 수평토압을 비 교하여 나타낸 것이며, Rankine 주동토압에 의해 계산된 토 압도 함께 나타내었다. 그림 17에서 보는 것처럼 현장계측결 과는 옹벽 높이에 따라 큰 차이가 없는 데 비해 수치해석결 과와 Rankine 토압은 옹벽 상단에서 하단으로 갈수록 커져 옹벽 높이 3m 이하에서는 현장계측결과와 차이가 있다. 또 한 수치해석결과는 Rankine 토압에 비교할 때 옹벽 높이 2m 이상에서는 Rankine 주동토압과 비교적 유사한 값을 나 타내나, 2m 이하에서는 Rankine 주동토압보다 더 큰 결과 를 보여주고 있다. 옹벽 하단으로부터 높이 3m까지 현장계 측결과와 수치해석결과가 큰 차이가 나타나는 이유는 전면 판에 토압계를 부착하여 측정한 계측방법과 다르게 수치해 석에서는 토체 내에 발생하는 수평토압이기 때문인 것으로 판단된다.
5. 결 론
강재지주 보강토 옹벽의 현장시험을 수행하고 현장계측결 과와 수치해석결과를 비교 및 분석하여 얻은 결과를 정리하 면 다음과 같다.
1. 전면판의 최대 수평변위는 상단에서 43mm(0.009H)로 나 타났는데 이 값은 허용 수평변위 기준인 0.03H(156mm) 의 약 29%로 나타났으며, FHWA 기준인 최대 50mm보 그림 15. 수치해석과 현장시험의 수평변위 비교
그림 16. 옹벽 중심에서의 침하량 분석
그림 17. 수치해석과 현장시험의 수평토압 비교
다도 작기 때문에 수평토압에 대해 충분히 안정하다고 판 단된다.
2. 옹벽 상단으로부터 2m 높이에 설치된 침하계에서는 최대 11mm 정도의 침하량이 발생했으며, 4m 높이에 설치된 침하계에서는 21.5mm 정도의 침하량이 발생했다. 이 침 하량은 FHWA의 지침에서 제안하는 침하량인 25mm보다 작게 나타나 안정하다고 판단된다. 한편, 시공완료 후 91 일에 측정한 수평변위와 침하량이 수치해석결과와 큰 차 이를 보이는 이유는 수치해석결과는 시공직후의 값으로 실 제 시공현장에서 발생한 잦은 강우로 인한 침하, 시간흐름 과 함께 발생하는 추가적인 변형 등이 포함되지 않았기 때문이다.
3. 계측기간 동안 전면판 최하단에서 측정된 수평토압은 2.94
∼4.9kN/m
2이고, Rankine 주동토압으로 구한 옹벽 바닥면 작용토압인 24.6kN/m
2의 10~20%로 나타나 현장시험에 적용된 보강재 설치간격을 증가시켜도 토압 및 전면판의 안정성은 크게 문제가 없을 것으로 판단된다.
4. 친환경 옹벽체를 조성하기 위해 수분과 일조량을 고려하 여 옹벽 전면판의 기울기를 1:0.2로 설정하여 시공한 결 과 전면판에 전면녹화를 이루어 현장에 친환경 옹벽체 조 성이 가능한 것으로 나타났다.
참고문헌
