문헌조사에 근거한 부직포 보강토옹벽의 거동에 관한 연구
A Study on the Deformation Behavior of Nonwoven Geotextiles Reinforced Soil Walls Based on Literature Reviews
원 명 수1* Won, Myoung-Soo 노 재 균3 Roh, Jae-Kune
김 태 완2 Kim, Tae-Wan 김 형 완4 Kim, Hyoung-Wan
ABSTRACT
To understand the deformation behavior of nonwoven geotextiles(NWGT) reinforced soil wall, analyses of load-elongation properties, soil-reinforcement interface friction, laboratory model tests, and field cases throughout literature reviews are being studied in this paper. According to the analyses results, the stiffness and tensile strength of NWGT is increased in proportion to confinement pressures, and the interface shear strength at soil-NWGT appeared to be stronger than soil-geogrid interface.
The deformation at the beginning of loading on NWGT reinforced soil wall is larger than geogrid reinforced soil wall, but the wall deformation with NWGT is smaller than the wall of geogrid after passing some loading point in laboratory model tests. Case analysis results have shown that the facing of NWGT reinforced soil wall should be rigid enough to be used as a permanent wall, and NWGT and in-situ poor soil can be used for reinforcement and backfill respectively if the wall is constructed as pre-reinforced soil body and with post-facing that has a full-height rigid concrete.
요 지
이 논문에서는 부직포로 보강된 옹벽의 거동에 대한 이해를 돕기 위해 문헌연구를 통해 부직포의 하중-인장특성과 흙-보강재 경계면에서의 마찰특성, 실내모형실험 및 현장사례 등을 분석하였다. 분석결과 부직포는 구속압에 비례하여 강성과 인장강도 가 증가하고, 흙-보강재 경계면에서의 전단강도는 지오그리드보다 큰 것으로 나타났다.
모형보강토옹벽 실험결과 부직포로 보강된 옹벽의 재하초기 변형은 지오그리드로 보강된 옹벽보다 크나 어느 시점을 지나면 지오그리드로 보강된 옹벽보다 작게 나타났다. 사례분석결과 부직포로 보강된 보강토옹벽이 영구 구조물로 사용되기 위해서는 전면벽체의 강성이 충분히 커야하고, 선 보강토체 후 일체형 현장 타설 콘크리트 전면벽체 구축시스템에 의해 옹벽을 구축할 경우 보강재로 부직포, 뒤채움재로 현지발생 불량토의 활용이 가능하고, 연약지반상에도 적용이 가능한 것으로 나타났다.
Keywords : Nonwoven geotextile, Reinforced soil, Geosynthetic reinforced soil wall, Wall, Facing 한국토목섬유학회논문집 제9권 1호 2010년 3월 pp. 21 ∼ 30
J. Korean Geosynthetics Society Vol.9 No.1 March. 2010 pp. 21 ~ 30
1* 정회원, 지반이엔씨(주) 대표이사 (Member, President/PhD., Jiban Engineering and Construction Co., LTD., E-mail: [email protected]) 2 정회원, 평화지오텍(주) 지반공학부 차장 (Member, Deputy General Manager, Dept. of Geotechnical Engineering, Pyonghwa Geotec Co., LTD.) 3 정회원, (주)선구엔지니어링 지반공학부 부장 (Member, General Manager, Dept. of Geotechnical Engineering, SunKoo Engineering & Consultants Co., LTD.) 4 비회원, (합)군장종합건설 토목부 부장 (Non-Member, General Manager, Dept. of Civil Engineering, Kun-Jang Construction Joint-Venture Corporation)
1. 서 론
보강토옹벽 뒤채움재(흙)로 현지발생 불량토 활용의 필 요성이 대두됨에 따라 토목섬유 보강재로 배수성을 갖고 있는 부직포가 점차 주목을 받고 있다. 토목섬유 보강토옹
벽의 보강재로 지오그리드가 일반적으로 적용되고 있으나 부직포는 지오그리드에 비해 흙-보강재 경계면에서의 마 찰력이 크고 배수성을 갖고 있으며 가격이 저렴한 장점 등 을 갖고 있는 것으로 보고되고 있다(원명수 등, 2006; Bueno 등, 2005; Guler와 Ocbe, 2003; Won과 Kim, 2007). 다수
의 연구자들(김유성 등, 2006, 2009; 원명수 등, 2009; 조 용성 등, 2006; Bueno 등, 2005; Guler와 Ocbe, 2003;
Tatsuoka 등, 1997; Won과 Kim, 2007)은 영구구조물 보 강재로 부직포의 사용이 가능한 것으로 보고하고 있다. 김 유성과 원명수(2001)에 의하면 부직포는 구속압에 비례하 여 강성이 커지고, Bueno 등(2005)에 의하면 준공 후 보강 토 구조물 내에 매설된 부직포의 인장변형 및 크리프 변형 은 미미한 것으로 보고하고 있다. Guler와 Ocbe(2003)는 인위적으로 옹벽의 상부지표면에 물을 침투시켜 관찰한 결과 침투수의 대부분은 설치된 상부 첫 번째 부직포를 통 해 배수되고 보강토 내의 전단강도 감소는 미미한 것으로 보고하고 있다. 김유성 등(2009)과 Tatsuoka 등(1997)은 보강토체와 벽체를 분리하여 시공하는 선 보강토체(흙+보 강재) 후 전면벽체 구축시스템인 단계시공에 의한 일체형 콘크리트 강성벽체를 갖는 보강토옹벽의 경우는 보강재로 부직포와 뒤채움재로 고함수비의 점성토 활용이 가능하 고, 구조적으로도 안정한 것으로 보고하고 있다. 이와 같 은 많은 연구 및 적용사례에도 불구하고, 실무자들의 경우 부직포는 지오그리드나 직포에 비해 신율이 크기 때문에 영구 구조물 보강재로 적용을 기피하는 경향이 있다. 이는 부직포의 역학적 거동특성과 보강토의 원리에 대한 이해 부족에서 기인된 것으로 생각된다.
이와 같은 배경 하에 이 연구의 목적은 문헌조사에 의한 사례분석을 통해 부직포의 역학적 거동과 부직포로 보강 된 보강토옹벽 거동 특성의 이해를 돕고, 영구 구조물 보 강재로 부직포의 사용 및 현지발생 불량토의 활용이 가능 함 등을 규명하는데 있다.
2. 부직포의 역학적 거동특성 2.1 하중-인장 특성
보강토옹벽의 설계 및 해석시 보강재의 인장강도와 변 형계수는 중요한 매개변수이고, 이들은 보강재의 하중-인 장특성에 의해 결정된다. 보강재의 하중-인장특성은 일반 적으로 광폭인장시험(ASTM D 4595) 또는 그래브법(Grab method)(KS K 0743)으로부터 구하나, 이들 시험은 대기 조건에서 수행되므로 흙에 의한 구속조건을 받고 있는 실 제현장 조건과는 다르다. 다수의 연구자들에 의하면 부직 포의 경우는 타 보강재에 비해 흙에 의한 구속압을 받게 되면 하중-인장 특성은 크게 변하고, 구속압의 크기에 비
례하여 강성과 인장강도가 증가하는 것으로 보고하고 있 다(방윤경 등, 2001; 김유성과 원명수, 2001; Leshchinsky와 Field, 1987; McGown 등 1982).
McGown 등(1982)이 세계 최초로 구속조건 하에서 보 강재의 하중-인장 특성을 결정하기 위한 시험장치(In-soil load-elongation test apparatus)를 개발한 후, 많은 연구자 들에 의해 구속조건 하에서 광폭인장시험을 수행하기 위 한 다양한 시험장치가 개발되었으나, 현재까지 보편적으 로 이용되는 시험 장치는 없는 상태이고, 연구자들 마다 시험장치를 독자 개발하여 이용하고 있다.
그림 1은 다수의 연구자들에 의해 수행된 대기･구속조 건에서 부직포의 하중-인장 곡선 특성을 나타내고 있다.
그림 1은 구속압에 비례하여 부직포의 강성과 인장강도가 증가함을 보여주고 있다. McGown 등(1982)에 의하면 구 속압이 0kPa(대기조건)에서 100kPa로 증가할 경우 변형 률 5%에서의 변형계수는 20kN/m에서 40kN/m로 2배 증 가하고, Leshchinsky와 Field(1987)의 경우는 구속압이 0kPa(대기조건)에서 207kPa로 증가할 경우 부직포의 인 장강도는 7kN/m에서 15kN/m로 2배 이상 커지고, 변형률 5%에서의 변형계수는 40kN/m에서 200kN/m로 5배 증가 하고, 김유성과 원명수(2001)의 경우는 구속압이 0kPa에 서 70kPa로 증가할 경우 부직포의 인장강도는 32kN/m에 서 54kN/m로 증가하고, 변형률 5%에서의 변형계수는 50kN/m에서 520kN/m로 10배 정도 커지는 것으로 나타 나고 있다.
따라서, 부직포의 경우 대기조건에서 수행된 하중-인장 곡선 결과는 흙에 의해 구속압을 받고 있는 실제조건을 과 소평가하는 경향이 있고, 구속압에 비례하여 부직포의 인 장강도와 변형계수(강성)가 크게 증가함을 알 수 있다.
2.2 흙-보강재 경계면에서의 마찰력
직접전단시험은 흙/보강재 경계면에서의 마찰시험(Soil -geosynthetic interface friction tests)을 수행하고 해석하 기에 가장 간편한 시험으로 알려져 있다. ASTM D 5321 은 직접전단장치를 사용하여 흙/보강재 경계면에서의 마 찰특성을 결정하는 것을 표준으로 하고 있다.
그림 2~그림 4는 흙-보강재 경계면에서 마찰특성을 규명 하기 위해 Won 등(2008)에 의해 사용된 대형 직접전단시험 장치와 시험결과를 나타내고 있다. 사용된 대형 직접전단시 험장치의 전단상자 내부 제원은 30cm×30cm×15cm(가로×
(b) Leshchinsky와 Field(1987)
(a) McGown 등(1982) (c) 김유성과 원명수(2001)
그림 1. 대기･구속 조건하에서 부직포의 하중-인장 특성
(a) 대형직접 전단시험 장치 (b) 대형 전단상자 내 시료 셋팅
그림 2. 대형적접 전단시험 장치 및 시료 셋팅(Won 등, 2008)
세로×높이 부피=13,5000cm3)이고, 전단상자 하부에는 인 장강도가 50kN/m인 부직포와 지오그리드 등으로 각각 감싼 나무블록(29.8cm×29.6cm×5.6cm)을 삽입하고 전단상자 상부에는 흙을 다짐, 배치하여 시료를 완성하고, 12시간 이 상 시료를 압밀시킨 후 전단시험은 변형률 제어방식으로 0.5 mm/min의 전단변형속도로 수행한 것으로 보고하고 있다.
흙/보강재 경계면에서의 마찰력은 그림 3에 나타낸 바와 같이, 수직응력 200kPa, 300kPa의 경우초기에는 흙/지오그 리드가 흙/부직포보다 전단응력이 크게 나타나나, 전단변위
7mm정도를 기점으로 흙/부직포의 경우가 흙/지오그리드보 다 전단응력이 크게 나타나고 있다. 수직응력 50, 100kPa 단 계에서도 그림 3과 유사한 현상이 나타나, 흙/보강재 경계면 에서의 전단강도는 표 1과 그림 4에 나타낸 바와 같이, 흙/부 직포 경계면에서의 전단력이 흙/지오그리드보다 크게 나타 났다. 표 1에서 접촉효율은 흙-보강재 경계면에서의 전단강 도를 흙만의 전단강도로 나눈 비를 의미한다.
보강토 구조물은 흙/보강재 경계면에서 발달된 마찰력에 의해 유도된 보강재의 인장력에 의한 구속압으로 지지되고,
(a) 수직응력 200kPa (b) 수직응력 300kPa 그림 3. 흙-보강재 경계면에서의 전단응력-변위 관계(Won 등, 2008)
표 1. 흙/보강재 경계면에서의 전단강도정수 및 접촉효율(Won 등, 2008)
구 분 전단강도정수 접촉효율
점착력(kPa) 마찰각(°) 점착력 효율계수 마찰각 효율계수
흙/흙 54.8 29.1 - -
흙/부직포 38.3 28.1 0.699 0.966
흙/지오그리드 30.0 27.7 0.547 0.951
그림 4. 흙/보강재 Mohr-Coulomb 파괴포락선(Won 등, 2008) 그림 5. 모형보강토옹벽 단면도(Won 등, 2008)
보강재가 파괴되지 않는 범위 내에서 흙/보강재 경계면에서 의 마찰력이 클수록 보강효과가 크고 구조적으로 안정하게 되는 것으로 알려져 있다. 따라서, 인장시험결과 부직포는 구 속압에 비례하여 강성 및 강도가 크게 개선되고, 전단시험결 과 흙/보강재 경계면에서의 전단강도가 지오그리드보다 크 게 나타나므로 보강토옹벽 보강재로 활용될 수 있고, 구조적 으로도 안전함을 추론할 수 있다. 다만, 부직포의 경우는 신율 이 크고, 전단시험결과에 나타난 바와 같이 변형초기에 발휘 되는 인장력이 작으므로 초기 구조물의 변형이 허용되는 경 우 매우 유용한 보강재로 활용될 수 있을 것으로 생각된다.
3. 실내 모형보강토옹벽의 거동분석
그림 5~그림 8은 Won 등(2008)에 의해 수행된 일련의 모형보강토옹벽 단면도 및 하중재하시 수직, 수평변위를 나타내고 있다. 그림 5와 6에 나타낸 바와 같이, 모형보강 토옹벽은 길이 100cm, 폭 50cm, 높이 60cm인 모형토조 내에 길이 60cm, 폭 50cm, 높이 50cm로 축조되었으며, 이때 보강재의 길이는 벽 높이(H)의 0.7H(35cm), 수직간 격은 0.1H(5cm), 그리고 하중재하는 벽면으로부터 0.3H 떨어진 곳에 위치하고, 사용된 재료의 특성은 표 2와 3과 같다. 표 2와 3에 나타낸 바와 같이, 뒤채움재는 통일분류
(a) Case 1 (b) Case 2 (c) Case 3 그림 6. 일련의 모형보강토옹벽 배치도(Won 등, 2008)
그림 7. 모형보강토옹벽 재하하중-침하량 관계(Won 등, 2008) (a) 하중재하 300kPa
(b) 하중재하 1,000kPa
(c) 하중재하 2,000kPa
그림 8. 하중재하시 모형보강토옹벽 벽면에서의 수평변위 (Won 등, 2008)
법으로 CL로 분류되는 점성토를 사용하였고, 보강재는 지 오그리드와 부직포를 각각 사용하였다.
그림 6~그림 8에서 Case 1은 무보강토옹벽, Case 2는 부 직포로 보강된 옹벽, Case 3는 지오그리드로 보강된 옹벽을 의미한다. 그림 7에 나타낸 바와 같이, 수직변위 즉 침하량의 경우 무보강토옹벽은 재하하중 300kPa부근에서 극한하중 상태를 나타내고 있으나 부직포와 지오그리드로 보강된 보 강토옹벽의 경우는 재하하중 2,500kPa에 도달하여도 극한 하중 상태를 나타내고 있지 않아, 토목섬유로 보강된 보강효 과가 현저함을 알 수 있다. 재하하중 초기에는 지오그리드로 보강된 옹벽에서 부직포로 보강된 옹벽보다 수직변형이 작 게 나타나고 있으나, 2,000kPa 부근에서는 그 경향이 현저 하게 둔화되고 2,500kPa 에서는 오히려 부직포보다 크게 나 타났고 있다. 그림 8에 나타낸 바와 같이, 수평변위 경우도 수 직변위와 비슷한 경향을 보여주고 있다. 무보강토옹벽의 극 한상태인 300kPa재하시 무강토옹벽과 부직포, 지오그리드 로 보강된 보강토옹벽 벽면에서의 최대 수평변위는 각각 벽 높이의 2.8, 0.06, 0.014%로 나타나, 보강효과가 현저함을 알 수 있다. 1,000kPa재하시는 지오그리드로 보강된 옹벽이 부 직포의 경우보다 수평변위가 작게 나타나고 있으나, 2,000 kPa에서는 부직포로 보강된 옹벽이 지오그리드의 경우보다 작게 나타나고 있다. 이러한 현상은 직접전단시험에서 나타
표 2. 모형보강토옹벽 뒤채움재로 사용된 흙의 특성(Won 등, 2008) 최대건조밀도
(kN/m3)
최적함수비 (%)
점착력 (kPa)
마찰각 (°)
액성한계 (%)
소성한계
(%) 비중 통일분류
18.39 15.81 54.8 29.1 30 22 2.67 CL
표 3. 모형보강토옹벽 보강재로 사용된 토목섬유의 특성(Won 등, 2008)
재 료 설 명 두께
(mm)
광폭인장시험 결과
변형계수(kN/m) 인장강도(kN/m)
폴리에스테르 표면이 거친 면상의 부직포 3 38 35
폴리에스테르 공칭의 크기가 22±2mm인 정방형 격자 지오그리드 0.5 307 43
표 4. Snailback 옹벽 높이 및 사용된 재료 특성(Allen 등, 2002) 옹벽
높이 (m)
상 부 비탈면 높이(m)
뒤재움재 보강재(부직포)
단위중량 (kN/m3)
설계
∅(°)
직접전단
∅(°) 제품명 중량
(gf/m2)
형태/
폴리머
인장강도 (kN/m)
2.9m 0.9 21.2 34 38 Fibretex 420 420 NW-NP-GT/PP 19.0
여기서,
￭ NW-NP-GT = Nonwoven Needlepunched Geotextile; ￭ PP = Polypropylene
그림 9. 세계 최초 보강재로 부직포를 이용한 Snailback Wall 횡단면도(Allen 등, 2002)
난 흙-토목섬유 경계면에서의 전단응력-전단변위와 유사하 다. 이는 어느 정도 변형을 허용하는 보강토 구조물 보강재로 부직포가 유용하게 활용될 수 있고 부직포로 보강된 구조물 이 지오그리드로 보강된 구조물보다 파괴강도가 클 수 있음 을 의미한다.
4. 현장사례 분석
4.1 현장사례 I
표 4와 그림 9는 1974년 미국에서 최초의 보강토 옹벽
이자 세계 최초 보강재로 부직포를 이용하여 구축된 Snail- back 옹벽의 개략적인 제원과 사용된 재료의 특성 및 대표 횡단면을 나타내고 있다. Snailback 옹벽은 표 4와 그림 9에 나타낸 바와 같이 보강재로 사용된 부직포의 인장강 도는 19.0kN/m이고, 부직포의 수직 배치 간격과 포설 길 이는 각각 0.22~0.28m와 3.0m이며, 중첩 랩핑된 부분의 길이는 1.5m이다. Snailback 옹벽의 경우는 부직포로 랩 핑하는 형식으로 옹벽을 구축한 후 벽면을 숏크리트로 마 무리하였다.
Allen 등(2002)에 의하면 보강재로 사용된 부직포의 인 장강도가 19.0kN/m로 아주 작았음에도 불구고 Snailback 옹벽은 25년 동안 훌륭하게 공용된 것으로 보고하고 있다.
Allen 등(2002)은 25년간 공용된 Snailback 벽면을 관찰한 결과 심각한 변형이나 균열 등은 나타나지 않았으며, 계측 된 데이터는 없지만 숏크리트 타설 후 벽체의 변형은 거의 발생하지 않은 것으로 보고하고 있다. Snailack 옹벽은 부 직포로 보강된 보강토 구조물이 영구적으로 안전하게 공 용될 수 있음을 보여주는 하나의 좋은 사례이다.
4.2 현장사례 II
이 사례는 2005년 Tatsuoka 교수의 전북대하교 초청 강 연시 발표한 자료중 일부를 정리한 것이다. 그림 10~그림 12는 선 보강토체(보강재+뒤채움재) 후 전면벽체 구축시
(a) 게비언을 8cm shotcrete로 보강 (b) 불연속 패널로 보강 (c) 부직포로 뒤채움재 랩핑 그림 10. 보강재로 부직포를 사용하여 구축한 시험시공 옹벽 횡단면(Tatsuoka, 2005)
(a) 게비언을 8cm shotcrete로 보강 (b) 불연속 패널로 보강 (c) 부직포로 뒤채움재 랩핑 그림 11. 시험시공 보강토옹벽의 변형(Tatsuoka, 2005)
그림 12. 시험시공 후 보강재와 뒤채움재 상태(Tatsuoka, 2005) 스템인 단계시공에 의한 일체형 강성벽체를 갖는 보강토
옹벽(GRS-RW system with a Full-Height Rigid Facing) 연구 개발 과정에 수행된 실물 시험시공 보강토옹벽으로 서 보강재로는 부직포를, 뒤채움재로는 점성토를 사용하 였다.
보강토옹벽 전면벽체의 효과를 규명하기 위해 그림 10 과 같이 벽체의 형태가 다른 3개의 옹벽을 구축하였다. 그 림 10(a)은 보강재로 게비언(흙을 담은 마대)을 감싸 구축 된 연성의 옹벽 전면을 8cm두께의 숏크리트로 보강한 경 우이고, 그림 10(b)는 게비언(Gabion) 없이 보강재로 감싸 구축한 옹벽 전면을 분리형 콘크리트 패널로 마무리한 경 우이고, 그림 10(c)는 보강재로만 뒤채움재를 감싸 벽면을 마무리한 경우이다.
보강재로 뒤채움재만 감싼 벽면의 경우 그림 11(c)에 나 타낸 바와 같이 옹벽 구축 후로부터 2개월이 경과된 후 20cm이상의 과도한 수직, 수평변위가 발생하여 보강토옹 벽 전면을 압성토로 보강하였다. 그러나, 숏크리트와 콘크
리트 패널로 구축된 옹벽의 경우는 그림 11(a)와 (b)에 나 타낸 바와 같이 옹벽 구축 후로부터 8년이 경과한 후 발생 된 최대 침하량은 10cm이고, 벽면에서의 최대 수평변형은 2cm미만으로 양호한 거동을 나타내고 있다. 그림 12는 8 년 동안 옹벽의 거동을 관찰한 후 내부 상태를 파악하기 위해 횡단면을 절취한 상태를 나타내고 있다. 그림 12에 나타낸 바와 같이 뒤채움재로 점성토를 사용하고 보강재
그림 13. 보강토옹벽 대표 횡단면도(김유성 등, 2009) 로 신율이 큰 부직포를 사용하였음에도 보강토체 내부에 는 어떠한 파괴 징후도 나타나지 않고 있다. 이 사례는 보 강토옹벽 벽체의 중요성을 나타내는 좋은 연구 사례이다.
즉, 영구 보강토구조물로 사용되기 위해서는 전면벽체가 충분한 강성을 가져야함을 의미한다.
Tatsuoka(2005)는 콘크리트 패널보다는 부직포로 게비 언을 감싸고 숏크리트로 보강한 경우가 시공성이 좋은 것 으로 보고하고 있다. 그는 숏크리트는 미관이 좋지 못하고 영구 구조물로는 강성이 부족하고, 콘크리트 패널은 시공 이 떨어지는 것으로 보고하고 있다. Tatsuoka(2005)는 이 연구결과를 교훈으로 보강토체 구축 후 전면벽체를 구축 하는 단계시공에 의한 현장타설 일체형 콘크리트 강성벽 체를 갖는 보강토옹벽을 개발하였다. 그가 개발한 옹벽은 현재 일본철도국 공식 성토옹벽으로 채택되어 철도구조물 등에 활발하게 적용되고 있다.
4.3 현장사례 III
이 사례는 국부적인 활동 및 인장균열의 피해가 발생된 비탈면을 보강토옹벽으로 복구한 경우이다.
그림 13~그림 15는 Tatsuoka 등(1997)과 김유성 등 (1999)의 연구결과를 응용하여 개발된 선 보강토체 후 전 면벽체 구축시스템인 보강토옹벽의 구성, 보강재 배치, 구 축과정 및 구축 후 전경 등 일련의 과정을 나타내고 있다. 보강재로 사용된 부직포의 특성과 옹벽의 제원은 표 5와 6과 같고, 보강재의 배치간격은 그림 13에 나타낸 바와 같 다. 터파기 시 나타난 지반상태는 그림 14(a)에 나타낸 바 와 같이 학교부지경계(그림 13)를 기점으로 하부 비탈면
은 느슨한 사질토이고 비탈면 하부는 연약한 점성토로 구 성되었으며 배면은 물로 포화될 경우 전단강도가 감소되 는 경향이 있은 화강풍화토인 것으로 나타났다.
적용된 보강토옹벽은 선 보강토체 후 벽체 구축시스템 이므로 인장신도(율)가 105%정도로 큰 부직포를 영구구 조물 보강재로 활용할 수 있는 이점을 갖고 있다. 즉, 부직 포와 지지틀 그리고 잡석을 이용하여 연성의 벽체를 구축 하고 변형이 수렴됨 후 현장 콘크리트 타설 일체형 강성벽 체를 구축하기 때문에 초기 임시 연성벽체의 변형이 구조 물의 안정성과 미관에 미치는 영향이 미미하게 되는 것이 다. 그림 14(i)와 (k)는 이러한 원리를 잘 나타내고 있다.
그림 14는 비탈면 피해복구공법으로 적용된 보강토옹벽 의 구축과정을 나타내고 있다. 그림 14(a)는 터파기 후 기 초지반의 상태를 나타내고 있다. 터파기 후 드러난 기초지 반은 세립분을 많이 함유한 연약지반으로 부분적으로 유 기질토가 분포하고, 비탈면 배면에서는 지하수의 유출이 관찰되었다. 이러한 기초지반에 잡석 포설 외에는 별도의 보강없이 보강토옹벽을 구축하였다. 뒤채움재는 현지발생 토를 사용하였으며, 일부 부족분은 외부에서 반입하였다.
현지발생토량의 1/3정도가 세립분이 많고 함수비가 높은 점성토이고 나머지는 화강풍화토인 것으로 나타났다. 기 초저부로부터 보강 1층 하부는 100%포화에 가까운 상태 에서 구축되었으며, 보강 1~2층은 이로 인해 성토 및 다짐 시 스폰지 현상이 나타났고 부분적으로 성토 표면까지 물 이 올라오는 경우도 있었으나, 보강 3층부터는 안정된 상 태를 나타내었다. 그림 14(c)는 보강 1층 하부가 물에 잠긴 상태를 보여주고 있다. 그림 14(d)~(i)는 L자형 강재 지지 틀 설치, 보강재 포설, 잡석 및 뒤채움재 포설, 다짐 등이 일련의 반복과정에 의해 보강토체가 구축되는 과정을 나 타내고 있다. 그림 14(j)는 계획 성토고까지 보강토체를 구 축한 후 거푸집을 설치하고 현장 타설 콘크리트 일체형 강 성벽체 구축하는 과정을 나타내고 있으며, 그림 14(k)는 일련의 과정에 의해 구축된 보강토옹벽 전경을 보여주고 있다. 그림 15는 보강토와 RC옹벽의 장점을 접목시켜 선 보강토체 후 벽체시스템으로 안전하게 구축된 보강토옹벽 의 전경을 나타내고 있다.
이 현장은 선 보강토체 후 벽체시스템의 이점을 이용하 여 보강재로 부직포와 뒤채움재로 현지발생 불량토를 활 용하여 보강토옹벽이 안전하게 구축될 수 있음을 보여준 하나의 좋은 사례이다.
(a) 기초지반 상태 (b) 현지발생불량토 활용 (c) 하부 보강 1층 수위상태
(d) 지지틀 설치 (e) 보강재 포설 (f) 보강재 랩핑 및 뒤채움재 포설
(g) 뒤채움재 다짐 (h) 보강재 반복 포설 (i) 단계성토
(j) 거푸집 설치 및 콘크리트 타설 (k) 준공 후 보강토옹벽
그림 14. 보강토옹벽 구축과정(김유성 등, 2009)
그림 15. 보강토옹벽 준공 후 전경 사진(김유성 등, 2009)
5. 결론
이 논문에서는 부직포의 역학적 특성과 보강토옹벽 보 강재로 부직포와 뒤채움재로 현지발생 불량토(점성토)의 활용이 가능함을 문헌연구 사례분석을 통해 규명하였다.
이 연구결과로부터 도출한 주요 결론은 다음과 같다.
(1) 부직포는 흙에 의한 구속압을 받을 경우 강성과 인장 강도가 증가하고, 흙-보강재 경계면에서의 전단강도 는 지오그리드보다 큰 것으로 나타났다.
(2) 모형보강토옹벽 실험결과 보강토옹벽의 외적거동은
직접전단시험에 의한 흙-보강재 경계면에서의 전단응 력-전단변위 관계와 유사하고, 부직포로 보강된 옹벽 의 재하초기 변형은 지오그리드로 보강된 옹벽보다 크나 어느 시점을 지나면 지오그리드로 보강된 옹벽 보다 작게 나타났다.
(3) 사례분석결과 부직포로 보강된 보강토옹벽이 영구 구 조물로 사용되기 위해서는 전면벽체의 강성이 커야하 며, 선 보강토체 후 일체형 현장 타설 콘크리트 전면벽 체 구축시스템에 의한 옹벽을 구축할 경우 보강재로 부직포, 뒤채움재로 현지발생 불량토의 활용이 가능한 것으로 나타났다.
참고문헌
1. 김유성, 원명수, 김영신, 최정호 (2009), “보강토 RC옹벽 시공사례”, 한국토목섬유학회 2009년 가을학술발표 논문 집, pp.133-140.
2. 김유성, 원명수, 서세관, 라쥬 베이쥬 (2006), “직접전단시 험을 이용한 점성토-토목섬유 경계면 전단강도 특성에 관 한 연구”, 한국토목섬유학회 가을 학술발표회 논문집, pp.
155-160.
3. 김유성, 원명수 (2001), “구속압 하에서의 토목섬유 인장 특성에 관한 연구”, 대한토목학회 논문집, 제21권, 제2-C 호, pp.131-140.
4. 김유성 등 (1999), 경제성을 고려한 연직사면 성토공법의 최적화에 관한 연구, ‘96사항 제3차년도 최종보고서, 건설 교통부.
5. 방윤경, 이준대, 전영근 (2001), “토목섬유 인장력에 미치 는 구속응력의 영향에 관한 연구”, 대한토목학회 2001년 학술발표회 논문집, pp.1-4.
6. 원명수, 권오현, 김영신, 방윤경 (2009), “철도구조물 적용 을 위한 보강토옹벽 벽체시스템과 단계시공의 효과에 관 한 연구”, 한국지반공학회 2009년 가을학술발표 논문집, pp.359-366.
7. 원명수, 이용안, 김유성 (2006), “보강토옹벽의 장기거동 분석에 관한 연구”, 한국지반공학회 논문집, 제22권, 8호
pp.33-42.
8. 조용성, 구호본, 이춘길 (2006), “부직포를 활용한 급경사 녹화보강토공법의 적용 가능성에 관한 연구”, 대한토목학 회논문집, 제26권, 제4-C호, pp.239-245.
9. Allen, T.M., Bathurst, R.J., and Berg, R.R. (2002), “Global level of safety and performance of geosynthetic walls: an historical perspective”, Geosynthetics International, Vol.9, Nos.5-6, pp.395-450.
10. Bueno, B.S., Benjamim, C.V.S., and Zornberg, J.G. (2005),
“Field Performance of a Full-Scale Retaining Wall Reinforced with Nonwoven Geotextiles”, ASCE Conf. Proceedings of the Sessions of the Geo-Frontiers 2005 Congress Austin, Texas, USA, pp.166-174.
11. Guler, E. and Ocbe, C. (2003), “Centrifuge and full scale models of geotextile reinforced walls and sevral case studies of segmental retaining walls in Turkey”, Emirates Journal for Engineeing Research, Vol.8, No.1, pp.15-23.
12. Leshchinsky, D. and Field, D.A. (1987), “In-Soil Load Elon- gation, Tensile Strength and Interface Frictrion of Non-Woven Geotextiles.” Geosynthetics’87, New Orleans, pp.238-249.
13. McGown, A., Andrawes, K.Z., Kavir, M.H. (1982), “Load- Extension Testing of Geotextiles Confined In Soil.” Second International Conference on Geotextiles, Vol.3, pp.793-798.
14. Tatsuoka, F. (2005), “Geosynthetic-reifnorced soil retaining walls as important permanent structures”, 전북대학교 초청 강연 세미나.
15. Tatsuoka, F., Tateyama, M., Uchimura, T., and Koseki, J.
(1997), “Geosynthetic-reifnorced soil retaining walls as im- portant permanent structures”, 1996-1997 Mercer Lecture, Geosynthetics International, Vol.4, No.2, pp.81-136.
16. Won, M.-S. and Kim, Y.-S. (2007), “Internal deformation behavior of geosynthetic-reinforced soil walls”, Geotextiles and Geomembranes, Vol.25, pp.10-22.
17. Won, M.-S., Kim, Y.-S., and Lee, K.-J. (2008), “A study on the deformation behavior of laboratory geosynthetics reinforced soil walls”, Geosynthetics Asia 2008 Proceedings of the 4th Asian Regional Conference on Geosynthetics in Shanghai, China, pp.291-294.
(논문접수일 2009. 11. 30, 심사완료일 2010. 2. 9)
