Dynamic Active Earth Pressure of Gabion-Geotextile Bag Retaining Wall System Using Large Scale Shaking Table Test

1) Graduate Student, Department of Civil & Environmental Engineering, Incheon National University

진동대 실험을 이용한 게비온-식생토낭 옹벽 시스템의 동적주동토압 산정

Dynamic Active Earth Pressure of Gabion-Geotextile Bag Retaining Wall System Using Large Scale Shaking Table Test

김 다 빈¹⁾･ 신 은 철²⁾･ 박 정 준^†

Da Been Kim ･ Eun Chul Shin ･ Jeong Jun Park

Received: October 3^rd, 2019; Revised: October 23^rd, 2019; Accepted: November 12^th, 2019

ABSTRACT : This study was conducted to characterize shearing strength of geotextile bag, connecting materials and gabion. A large- scale shaking take tests were conducted to assess kinetic characteristics of gabion-geotextile bag retaining wall. Based on the results of large-scale shaking table test, dynamic characteristics of gabion-geotextile bag retaining wall structure against acceleration, displacement, and earth pressure were also analyzed. The increments of dynamic active earth pressure were determined to be (0.376-0.377)_ at 1:0.3 slope and (0.154-0.44)_ earthquake acceleration, and (0.389-0.393) at 1:1 slope, suggesting that the increments tend to rise as the slope decreases.

Keywords : Geotextile bag system, Large scale shaking table test, Dynamic active earth pressure, Flexible retaining wall

요 지 : 본 연구에서는 게비온-식생토낭 옹벽에 대한 동적 특성을 평가하기 위해서 실대형 진동대 실험 시 토조 내부에 포설되는 흙과 식생토낭, 연결재, 게비온 등의 전단특성을 규명하고, 이 결과를 이용하여 실대형 진동대 실험을 수행하였다. 또한, 식생토낭 벽체의 기울기, 지반가속도 등의 실험조건으로 실대형 진동대 실험을 실시하여 가속도, 변위, 토압에 대한 게비온-식생토낭 옹벽 시스템의 동적 특성을 분석하였다. 결과, 1:0.3 기울기에서는 지진가속도가 (0.154-0.44)_일 때, 동적주동토압의 작용점은 저면으로 부터 (0.376-0.377)인 것으로 나타났다. 1:1 기울기에서는 (0.389-0.393)으로 나타나 기울기가 완만할수록 동적주동토압의 작용 점은 높은 것으로 나타났다.

주요어 : 식생토낭, 게비온, 실대형 진동대 실험, 동적주동토압, 연성옹벽 Journal of the Korean Geo-Environmental Society

20(12): 15～26. (December 2019) http://www.kges.or.kr

ISSN 1598-0820 DOI https://doi.org/10.14481/jkges.2019.20.12.15

1. 서 론

우리나라는 국토의 70% 이상이 산지로 이루어져 있어 산 악지에 송전탑, 철도, 도로 등을 시공하게 되면 절토사면이 형성되어 이에 따른 사면의 안정성 확보가 중요한 문제로 대두되고 있다. 또한, 과거에 발생한 주요 지진으로는 1968 년 동해지진(규모 5.4), 1978년의 속리산지진(규모 5.2), 1978 년 홍성지진(1978년) 등이 기록되었으며, 최근에는 2016년 경주 지진(규모 5.8), 2017년 포항지진(5.4) 등으로 많은 인명과 구 조물 피해가 발생되어 지진에 대한 국가적 관심이 높아졌다.

식생토낭 옹벽은 연결재 및 녹화 기술이 접목된 친환경 사면 보강 공법으로 콘크리트옹벽, 판넬식 및 블록식 옹벽 공법 등에 비해 시공성과 경제성이 우수하여 하천 또는 해 안에서 침식방지 구조물이나 제방축조 시 재해복구를 위해 사용하였다(Heibaum, 1999). 또한, 식생토낭 자체의 식생녹

화 및 식생의 발아로 구조적 안정성, 자연친화적, 유지관리 가 간단한 장점을 가지고 있다. 산악지, 하천제방, 도로 등 에 비교적 낮은 높이의 옹벽을 축조할 때 사용되는 식생토 낭은 토목섬유 컨테이너 공법을 이용한 것으로 식생토낭과 식생토낭 사이에 연결재를 설치하여 시공한다. 연결재는 식 생토낭과 부재면 사이 마찰특성에 영향을 주어 식생토낭 옹 벽의 거동에 영향을 미치는 요인으로 작용한다.

현재 식생토낭 옹벽 구조물은 2∼3m의 비교적 낮은 높 이로 시공되며, 계획고가 높은 지역에서는 게비온 등을 조 합함으로서 기술자들의 경험과 판단에 의존한 설계 및 시공 이 이루어지고 있다. 때로는 3m보다 높게 식생토낭 옹벽이 시공되고 있어서 지진 발생으로 옹벽의 파괴 거동을 예측할 수 없는 상태가 된다. 국내의 내진설계 기준은 콘크리트옹 벽, 보강토옹벽 등에 대한 기준은 제시되어 있으나, 식생토 낭 옹벽에 대한 내진설계는 기존의 강성옹벽 기준에 따르도

록 명시되어 있어 지진 시 식생토낭 옹벽의 실제 거동에 대 하여 예측하기 어려운 문제가 있다.

본 연구에서는 게비온과 식생토낭으로 시공된 연성 옹벽 의 동적 거동을 분석하였다. 일방향 진동하중을 적용할 수 있는 실대형 규모의 진동대를 사용하여 게비온-식생토낭 옹벽 시스템의 거동을 모사하였다. 실대형 진동대 실험 시 모형토조 내부에 포설되는 흙과 식생토낭, 연결재, 게비온 등의 전단특성을 파악하기 위하여 대형 직접전단시험을 실 시하였다. 또한, 실대형 진동대 실험을 통하여 El-Centro, Hachinohe의 역사지진파와 인공지진파를 이용하여 식생토 낭으로 구성된 모형지반을 모사한 후 0.154_∼0.44_의 지 반가속도를 적용하여 옹벽의 동적거동을 분석하였다. 실대 형 진동대 실험을 통해 가속도, 변위, 토압에 대한 게비온- 식생토낭 옹벽 시스템의 동적 특성을 분석하였다.

2. 이론적 배경

지진 시 옹벽구조물에는 정적토압 외에도 동적토압이 발 생한다. 동적토압은 추가적으로 발생되는 수평하중으로서 구조물의 안정성에 영향을 주며, 뒤채움 지반의 거동, 기초 지반, 벽체의 유연성 및 관성력, 지진파 등에 영향을 받는다 (Anderson et al., 2008).

Mononobe & Matsuo(1929)는 비점성토에 대하여 Coulomb 의 흙쐐기 이론을 수정한 동적토압이론을 발표하였다. Richards

& Elms(1979), Chang(1981), Elms & Richards(1991)는 지 진이 발생하게 되면 옹벽이 진동의 영향으로 벽체변위를 유 발하게 된다는 점에 착안하여 Dubrova(1963)의 가설을 적 용한 동적토압 이론식을 유도하였다.

Sherif et al.(1982), Bolton & Steedman(1982)은 1g 진동 대 실험을 통하여 정적평형상태의 조건을 고려한 Mononobe- Okabe 방법이 동적 토력을 적절하게 평가함을 제시하였다.

Al Atik & Sitar(2010)는 높이 5.67m U자형 캔틸레버 형식 옹벽에 대하여 동적원심모형실험과 수치해석을 수행하여 벽체 관성력과 동적토압간의 위상차를 확인하였으며, 토압 의 분포는 삼각형 분포임을 관찰하였다. 이는 동적토압의 작용점이 정적토압과 같이  부근임을 나타낸다. 한편 Kim et al.(2003), Yoon et al.(2005)은 중력식 안벽 및 옹벽 에 대하여 1g 진동대 모형실험을 수행하여 구조물의 관성 력이 동적 토압에 미치는 영향을 분석하였다. 그 결과 구조 물의 관성력과 뒤채움재가 벽체에 미치는 동적토압간의 위 상차이로 인하여 실제 옹벽에 작용하는 동적토압은 이론에 의한 동적 토력보다 작게 발생하였으며, Mononobe-Okabe 방법으로 산정한 동적 토력을 상한 값으로 평가하였다.

Nakamura(2006)는 높이 9m의 중력식 옹벽에 대해 동적 원 심모형실험을 수행하여 옹벽의 관성력과 뒤채움재의 동적토 압 사이에 위상차가 존재하며, 이는 지진가속도 방향과 옹벽 의 관성력이 반대방향으로 작용하기 때문으로 평가하였다.

뒤채움재의 동적토압과 벽체의 관성력간의 위상차를 유발하 여 대부분의 동적토압은 정적토압을 넘지 못함을 제시하였다.

Green et al.(2008)은 유한차분법에 의한 수치해석을 실시 한 결과, 지진하중 초기에는 역 T형 옹벽의 전면 방향으로 변위가 발생하게 되면 옹벽 배면에서 형성되는 흙 쐐기 형태 의 파괴로 인하여 옹벽의 배면방향으로 변위가 구속되고, 이 로 인하여 옹벽이 추가적으로 받는 동적토압은 주동방향으 로만 작용하는 하중에 가깝다고 평가하고 있다. 이는 옹벽의 유연도에 영향을 받으며 이로 인하여 동적 토압이 Mononobe- Okabe 방법보다는 크게 작용함을 수치해석방법으로 나타내 었다. 또한, 역 T형 옹벽의 저판 끝부분 지점에서 발생하는 수직 가상면의 동적 토압은 옹벽의 외적 안정성을 평가하는 토압이다. Mononobe-Okabe 방법과 유사하게 삼각형 분포이 나 벽체 안정성을 평가하기 위한 동적토압은 이와 달리 균등 한 분포를 보이고 있어 하중 작용점이 더 높게 위치한다고 평가하였다. 결과적으로 벽체 안정성에는 토압의 크기보다 옹벽 벽체 하단부의 모멘트가 좌우하고 있음을 알 수 있다.

Jung et al.(2010)은 옹벽의 동적토압 산정을 위한 탄성이론 식을 제안하였으며 매개변수 연구를 통하여 유연도 감소에 따라 동적 토압이 감소하며 작용점 위치도 낮아지는 것으로 평가하였다. 또한, 제안된 탄성 이론식에 따르면 Mononobe- Okabe 방법이 옹벽에 작용하는 동적토압을 과소평가할 수 있다고 제안하였다.

옹벽에 작용하는 동적토압을 산정하는 방법 중 Mononobe 이론은 Coulomb 이론을 수정한 이론으로써 비점성토에 적 용할 수 있다. 지진이 발생하였을 때 동적 주동토압과 동적 수동토압은 Eq. (1)～(5)로 표현할 수 있다.

_ _  _^ (1)

_ _  _^ (2)

_

sin^cossin

_±^sin sinsin sin    

^

sin^ 

(3)

_

sin^cossin

_±^sinsinsinsin  

^

sin^  

(4)

Table 1. Physical properties of soil samples Sampling area Coefficient of uniformity

()

Coefficient of gradation ()

Nature water content (, %)

Specific gravity

() USCS

Bongjae Mt. 8.53 1.12 17.7 2.64 SW

Seunghak Mt. 8.07 0.87 16.13 2.59 SP

Munhak Mt. 7.16 0.83 19.67 2.58 SP

Namdong Cmpl. 9.97 0.91 21.67 2.73 SP

Test sample 8.28 1.11 18.50 2.71 SW

Range 7.16∼9.97 0.83∼1.12 16.13∼21.67 2.58∼2.73

Fig. 1. Grain size distribution curve of backfill soil

  tan^





여기서, _는 동적토압, 는 뒤채움 성토면의 경사각, _

는 동적주동토압, 는 벽면의 마찰각, _는 동적수동토압,

는 흙의 내부마찰각, 는 동적주동토압계수이다. 는 수평지진가속도계수(=), _는 동적수동토압계수, 

는 연직지진가속도계수(), _는 흙의 단위중량, 는 중 력가속도, 는 벽체의 높이, _는 수평지진가속도, 는 벽 체배면의 경사각, _는 연직지진가속도이다.

Seed & Whitman(1970)은 벽체가 연직이고 뒤채움이 수 평인 건조한 비점성토에 대하여 Eq. (6)과 같은 간편한 계 산법을 제안하였다. 최대 동적주동토압 는 초기의 정적 및 동적주동토압의 증분을 합한 것과 같다.

 _∆_ _^∆_ (6)

여기서, 는 초기의 정적주동토압, ∆는 동적주동 토압 증가분, 는 초기의 정적주동토압계수를 나타낸다.

동적주동토압의 증분은 벽체의 정점으로부터  거리에 떨어져 있는 흙 쐐기에 작용하는 관성력을 Eq. (7)과 같이 나타낼 수 있으며, 동적주동토압의 증분 ∆_의 작용점은 저면으로부터 에 작용한다.

∆_≃^{ }^^ (7)

3. 식생토낭 벽체의 전단 특성

3.1 다짐특성

Table 1은 여러 지역에서 채취한 흙 시료의 물리적 특성 결과이고, Fig. 1은 입도분포곡선을 나타낸 것이다. 자연함

수비는 16.13%∼21.67%의 분포를 보이고, 비중은 2.58∼

2.73, 통일분류법으로 입도분포가 좋은 흙(SW) 또는 입도 분포가 나쁜 흙(SP)로 분류된다. 일반적으로 진동대 실험에 이용되는 시료는 입자가 굵은 모래질 흙을 사용하여 뒤채움 지반을 구성한다. 따라서, 본 연구에서는 타지역에서 채취 한 흙의 입도분포와 유사한 인천지역의 흙 시료를 채취하여 식생토낭 옹벽의 다짐, 전단, 진동대실험 등에 사용하였다.

일반적으로 옹벽을 시공할 때 뒤채움지반의 다짐이 충분 히 이루어지지 않으면 뒤채움 지반의 지지력이나 우수 침투 에 의한 토압증가로 인하여 옹벽의 안정성에 큰 문제를 야 기할 수 있다. 현행 규정에서는 부등침하나 토사유출에 대 한 안정성 확보를 위해 뒤채움지반의 상대다짐도가 95% 이 상 되도록 명시하고 있다.

식생토낭은 현장에서 발생되는 유용토를 토낭 내부에 채 움 하여 옹벽의 벽체를 구성할 재료로 사용한다. 흙을 감싸 는 식생토낭은 부직포로 이루어져 내부에 채움되어 있는 흙 을 구속하며, 재료의 특성상 힘을 가하면 변형을 일으키는 성질의 연성구조이기 때문에 다짐을 하지 않으면 벽체의 안 정성을 저하시킨다. 실제 시공 시 장비의 접근이 용이하고 시공성이 좋은 조건을 갖는 현장에서는 뒤채움지반과 식생 토낭의 다짐이 충분히 이루어지지만, 도서 산간지역과 같은 현장조건에서는 다짐장비의 진입이 곤란하고 식생토낭을 시공할 때에도 인력이 직접적으로 투입되어 다짐관리가 매 우 어렵다.

(a) Unit weight with compaction blow (b) Unit weight of compaction rod Fig. 2. Results of compaction test

Fig. 3. Schematic of large-scale direct shear tester Shin et al.(2017)은 식생토낭의 현장실험 적용을 위해 실 내실험을 통하여 식생토낭의 다짐특성에 관한 연구를 수행 하였다. 현장실험에 적용한 대상지반과 동일한 흙을 이용하 여 실대형 진동대 실험에 적용하여 동일한 지반조건으로 구 성하고, 다짐봉으로 3∼4회의 다짐을 실시하여 Fig. 2와 같 이 결과를 나타내었다.

3.2 전단특성 3.2.1 실험방법

식생토낭의 접촉면에 대한 마찰특성을 알아보기 위하여 대형 직접전단시험을 실시하였으며, 대형직접전단시험기의 모식도는 Fig. 3과 같다. 대형직접전단시험기의 구성은 상 부와 하부 상자로 구분되어 있고, 각 상자의 크기는 300mm

× 300mm, 높이는 200mm이다. LVDT를 수직하중의 작용 지점과 전단 상자의 하부에 설치하여 연직 및 수평변위를 측정하였다. 실험에서 측정되는 변위 및 전단력 값은 TDS- 530 모델의 데이터 로거를 통해 실시간으로 전송된다. 실험 시 수평변위는 1mm/min의 속도로 제어하였고, 수직응력은 50kPa, 100kPa, 150kPa의 조건으로 각각 재하하였다.

식생토낭 사이에 연결되는 연결재는 기능과 형태에 따라 매우 다양한 형태로 제품화 되어있다. 식생토낭으로 설치되 는 연성옹벽은 콘크리트옹벽과 같은 강성옹벽과 다르게 일 체식 시스템이 아니다. 이러한 특성 때문에 지진이 발생하 였을 때 작용하는 동적토압에 의해 식생토낭이 부분탈락, 붕괴, 전도될 위험이 있어서 연결재를 삽입하여 일체거동을 할 수 있도록 해야 한다.

3.2.2 실험결과

Fig. 4의 결과를 보았을 때, 식생토낭과 흙 사이의 전단강 도는 마찰각보다는 흙과 식생토낭 사이의 점착력으로 강도 가 발현되고, 게비온과 흙 사이의 전단강도는 마찰각의 증 가로 발현되었다. 또한, 식생토낭과 식생토낭 사이의 전단 특성은 흙과 토낭 사이의 점착력 보다 감소하였지만, 지오 텍스타일의 마찰저항 때문에 내부마찰각은 커진 결과를 보 였다. 토낭과 토낭 사이에 연결재를 설치하였을 때의 전단 특성은 연결재를 설치하지 않았을 때보다 지오텍스타일과 연결재의 연결강도 증가로 인하여 내부마찰각이 증가하였 다. 따라서, 이러한 전단특성 결과가 반영된 게비온과 식생 토낭을 복합시공하면, 벽체에 작용하는 모멘트력을 감소시 켜 벽체에 안정성을 확보할 수 있다.

4. 진동대 모형 실험

4.1 실험개요

내진성능을 평가하기 위하여 실시한 진동대 실험은 1g 진동대를 이용하여 식생토낭 옹벽의 기울기, 지반가속도 수 준, 지진파 등의 변수를 고려하였다. 상대적으로 진폭이 크

(a) Geobag - Soil (b) Geobag - Geobag (c) Geobag – Connecting materials - Geobag

(d) Gabion - Soil (e) Geobag - Gabion (f) Geobag - Connection materials - Gabion Fig. 4. Cohesion and internal friction angle by material

(a) GBSB1-0.3 (b) GBSB1-1.0

Fig. 5. Schematic of model ground with slope of geotextile bag 고 피해가 큰 장주기파인 Hachinohe파와 내진안정 해석에

서 많이 사용되는 El-Centro파, 그리고 설계응답스펙트럼을 이용하여 인공지진파를 생성한 지반운동수준을 증가시켜가 며 진동대 실험을 수행하였다. 그러나, 상사법칙의 적용을 위하여 식생토낭과 토낭사이에 놓여지는 연결재를 축소하 게 되면 연결재 상부에 제작된 쇠뿔모양의 돌기도 축소되어 실제 옹벽구조물의 전단 거동을 모사하기 어려워 실규모 크 기로 실험을 진행하였다.

지반운동의 수준은 사회기반시설의 중요도에 따라 지진 구역계수의 Z값은 0.11, 위험도 계수는 재현주기 2400년에 해당하는 2.00을 반영하여 0.22를 적용하였다. 옹벽의 파 괴거동을 확인하기 위하여 지반운동 수준은 0.22_를 기준 으로 각각 70%, 100%, 150%, 200%를 증폭하여 입력지진 파를 조정하였다.

게비온-식생토낭 옹벽 시스템이 적용될 대상지역이 송전 탑 등이 설치될 산악지역의 시공조건을 고려하여 최대 옹벽 의 기울기 조건을 1:0.3으로 하였으며, 기울기가 완만한 비 탈면에 식생토낭 옹벽의 시공을 위해 연결재가 설치될 수 있는 기울기 조건으로 1:1 등의 두 가지 경우로 선정하였다.

또한 배수시설의 중요도와 옹벽을 높게 축조할 대상지역을 위하여 게비온을 이용한 복합시공형태로 실험조건을 선정 하였다. Fig. 5는 게비온-식생토낭 옹벽 시스템에 대한 진동 대 실험 조건을 모사한 것으로서 GBSB는 Gabion과 Soil-Bag 을 표현한 것이며, 0.3과 1.0은 각각 기울기를 나타낸 것이다.

4.2 실험 방법

진동대 실험을 진행하면서 식생토낭 옹벽의 동적 거동을 평가하기 위해 지진가속도에 따른 변위, 토압, 가속도를 측

(a) Installation of gabion (b) Installation of horizontal and vertical earth

pressure gauge (c) Compaction of backfill soils

(d) Laying up of bag (e) Determination of relative compaction (f) Installation of accelerometer and displace- ment beating points

Fig. 6. Installation process of geotextile bag system within the soil box 정하였다. 진동대의 크기는 3m 길이의 정방형이고, 모형토

조는 폭 1m, 길이 2.5m, 높이 2.3m의 크기이며, 진동대 실 험과 같이 수백분의 1초로 동적하중이 작용하는 구조물에 는 LVDT의 설치가 어렵고 LVDT가 직접 구조물에 맞닿게 되면서 정확한 측정이 어렵다. 따라서, 본 실험에서는 비접 촉식 비디오 신율계를 사용하여 보다 정밀하게 변위를 관측 하였다. 비접촉식 비디오 신율계의 오차는 최대 0.01mm이 고 최대 400Hz의 다측점 모니터링이 가능하다. 토압계는 직경 50mm이며, 최대 200kPa까지 측정되며, 식생토낭과 뒤채움재가 접촉하는 면에 작용하는 수평토압을 측정하기 위해 옹벽 배면에 설치하였다. 가속도계는 벽체에 작용하는 가속도와 뒤채움지반에 작용하는 가속도를 동시에 측정할 수 있다.

Fig. 6은 식생토낭과 게비온의 복합시공의 방식으로 각 각 기울기는 1:0.3(GBSB1-0.3), 1:1(GBSB1-1.0)의 조건이 다. 게비온과 식생토낭의 복합시공 조건은 Fig. 6(a)과 같이 벽면의 마찰을 줄이고자 2중층의 멤브레인 및 비닐을 부착 한 후 게비온을 구성하는 격자망을 조립하여 250mm 이하 의 쇄석을 채워 넣었다. 이때, 게비온의 형태가 최대한 변 하지 않도록 강성의 봉을 게비온의 틀 바깥부분에 설치하 였다. Fig. 6(b)는 게비온의 배면과 뒤채움 흙의 경계면에서 흙이 유실되지 않도록 부직포로 감싸준 후, 토압계를 설치 한 전경을 나타낸 것이다. 복합시공의 경우 또한 다짐봉을 이용하여 식생토낭과 뒤채움부분의 상대다짐도가 80% 이 상 확보되도록 Fig. 6(c)와 Fig. 6(d)과 같이 다짐을 실시하

고, 식생토낭을 쌓아 올린다. Fig. 6(e)과 Fig. 6(f)과 같이 모래치환법을 이용하여 건조단위중량을 측정하고, 지반을 조성한 후 광학카메라를 이용하여 실시간 녹화 및 변위 측 정을 위하여 각각의 게비온과 식생토낭마다 타점을 설치하 였다.

4.3 실험 결과

4.3.1 가속도 및 변위

Fig. 7과 Fig. 8은 각각 GBSB1-0.3, GBSB1-1.0일 때 옹 벽에 작용하는 지반가속도에 대하여 식생토낭 옹벽의 높이 에 따른 최대가속도와 증폭율을 나타낸 것이다.

기울기가 GBSB1-0.3인 복합식 식생토낭 옹벽에 단주기 El-Centro 지진파가 적용된 경우, 지반가속도 0.154g, 0.22g, 0.33g, 0.44g에서 입력가속도 대비 최대가속도는 각각 96%

∼164%, 80%∼149%, 91%∼120%, 87%∼123%의 증폭율 을 보였다. 장주기 Hachinohe 지진파가 적용된 경우, 입력 가속도 대비 최대 가속도는 각각 96%∼164%, 80%∼149%, 91%∼120%, 87%∼123%의 증폭율을 보였다. 인공지진파 의 경우, 입력가속도 대비 최대 가속도는 각각 115%∼204%, 109%∼211%, 100%∼213%, 102%∼209%의 증폭율을 나 타내었다. 최대가속도 위치는 세 가지의 지진파 조건 모두 옹벽의 상부인 0.75∼0.95 지점에서 최대가속도가 측정 되었다.

GBSB1-1.0인 식생토낭 옹벽에 단주기 El-Centro 지진파 가 적용된 경우, 지반가속도 0.154g, 0.22g, 0.33g, 0.44g에

(a) El-Centro seismic wave

(b) Hachinohe seismic wave

(c) Artificial seismic wave

Fig. 7. Maximum acceleration with height of geotextile bag retaining wall (GBSB1-0.3)

서 입력가속도 대비 최대가속도는 각각 55%∼132%, 65%

∼117%, 65%∼130%, 82%∼130%의 증폭율을 보였다. 장 주기 Hachinohe 지진파가 적용된 경우, 입력가속도 대비 최 대 가속도는 각각 96%∼164%, 80%∼149%, 91%∼120%, 87%∼123%의 증폭율을 보였다. 인공지진파의 경우, 입력 가속도 대비 최대 가속도는 각각 77%∼179%, 78%∼166%, 79%∼184%, 83%∼185%의 증폭율을 나타내었다. 최대가속 도 위치는 세 가지의 지진파 조건 모두 옹벽의 상부인 0.75

∼0.95 지점에서 최대가속도가 측정되었다.

게비온-식생토낭 복합식 옹벽은 동적주동토압이 작용하 는 범위를 포함하는 0.5이다. 게비온과 복합식 식생토낭

옹벽은 게비온이 설치되어있는 0.5 부근까지 최대가속도 가 줄어들거나 유지되고, 식생토낭이 시작되는 0.5부터 상 부까지 최대가속도가 급격히 증가하는 경향을 보였다. 게비 온의 경우 식생토낭과는 다르게 하나의 구조체로 동적토압 에 대한 영향을 받기 때문에 식생토낭만을 시공하여 식생토 낭 옹벽을 구성하였을 때보다 저면으로부터 같은 높이의 옹 벽에 작용하는 관성력이 더 작기 때문인 것으로 판단된다.

요약하면, 첫째로 게비온-식생토낭 옹벽의 하단부에서는 벽면과 뒤채움지반 사이에서 위상차는 발생하지 않았다. 위 상차가 발생하지 않은 것은 지진가속도에 의해 벽면과 뒤채 움지반과의 거동이 일치하기 때문이다. 그러나 옹벽 상부로

(a) El-Centro seismic wave

(b) Hachinohe seismic wave

(c) Artificial seismic wave

Fig. 8. Maximum acceleration with height of geotextile bag retaining wall (GBSB1-1.0)

Fig. 9. Upper retaining wall acceleration-earth pressure time history curve

갈수록 위상차이가 발생하였다. Fig. 9에 나타낸 바와 같이 옹벽 상단부는 벽체와 뒤채움지반의 구속이 없고, 자중의 영향이 작아져서 옹벽의 상부로 갈수록 더 큰 가속도가 측 정된 결과이다. 둘째로, 게비온 복합식 식생토낭 옹벽 저면 으로부터 게비온이 설치되어있는 0.5까지 최대가속도는 감소하거나 유지되는 경향을 보이며, 0.5부터 상부까지는 다시 급격히 증가하는 경향을 보인다. 또한 기울기가 완만 한 1:1의 경우, 게비온과 식생토낭이 접합하는 0.5 지점에 서 최대가속도가 현저하게 감소하는 경향을 나타났다. 이것 은 기울기가 1:0.3일 때 동적토압과 벽체가 이루는 각이 기 울기가 1:1일 때보다 작기 때문인 것으로 판단된다. 셋째로

Table 2. Lateral earth pressure with height of retaining wall Height of retaining wall

(h/H)

Lateral earth pressure (kPa) GBSB1-0.3 GBSB1-1.0 Note

1 0 0

Jaky :   

Coulomb : ′  ,   ,     

0.94 1.22566 0.1495

0.72 3.7276 3.5848

0.5 5.0459 5.2996

0.28 6.6224 6.8397

0.06 4.2539 5.0602

Fig. 10. Lateral earth pressure with height of retaining wall 옹벽의 기울기가 완만해짐에 따라 최대가속도의 증폭율은 작아진다. 게비온 복합식 식생토낭 옹벽은 식생토낭과 게비 온의 마찰효율계수가 식생토낭과 식생토낭의 마찰효율계수 보다 크고 기울기가 완만해질수록 뒤채움지반에 하중 분담 율이 증가하여 마찰력이 증대되기 때문이다.

지진 시 발생하는 식생토낭 옹벽의 변위는 옹벽 전면방 향의 변위, 배면방향의 변위, 실험 종료 후 발생된 최종변위 등 세 가지로 구분하여 평가하였다. 결과, El-Centro지진파, Hachinohe지진파, 인공지진파가 적용된 GBSB1-0.3과 GBSB1- 1.0의 두 가지 경우 모두 실험 중에는 게비온으로 이루어진 벽체에서는 뒤채움 방향으로 미소한 변위가 일어난 것을 확 인하였다. 게비온 부분이 뒤채움의 방향으로 변위가 발생하 였다는 것은 뒤채움지반의 방향으로 동적토압이 작용할 때, 게비온에서 발생하는 관성력이 더 해져서 관성력이 큰 상태 에서 다시 옹벽방향으로 동적토압이 발생함에 따라 일어난 현상으로 분석된다.

4.3.2 토압

Fig. 10과 Table 2는 모형토조에 게비온과의 복합식 식생 토낭 옹벽을 구성한 후 옹벽배면에 작용하는 수평토압을 나 타낸 것이다. Coulomb(1776)의 주동토압 이론식과 Jaky(1948) 의 정적토압 이론식을 도시하여 GBSB1-0.3, GBSB1-1.0인

경우의 수평토압분포를 나타내었다.

Fig. 10에서 Jaky의 수평토압은 내부마찰각 30도의 정지 토압계수를 이용하여 수평토압을 산정한 것이고, Coulomb 의 수평토압은 상단으로부터 저면의 0.5지점까지 뒤채움 지반의 경사()가 -17°(1:0.3), -45°(1:1.0)로 계산하고 0.5 지점부터 저면까지는 가 0°인 경우로 계산하였고, 벽면과 뒤채움 사이의 벽면마찰각을 내부마찰각의 2/3으로 하여 수평토압을 계산하였다.

식생토낭에 작용하는 수평토압은 식생토낭 옹벽의 기울 기와 상관없이 저면으로부터 약 0.3지점에서 최대이고, 0.3_로부터 하부로 갈수록 수평토압이 급격히 감소하며 옹 벽의 상부로 갈수록 수평토압의 크기가 점차적으로 감소하 는 경향을 보인다. GBSB1-1.0인 경우, 0.3 지점에서 기울 기 1:0.3, 1:1에서 각각 6.62kPa, 6.84kPa를 나타내어 기울 기가 완만할수록 작용하는 최대수평토압이 증가한다. 또한 1:0.3의 경우 옹벽의 최상부로부터 0.72 사이의 응력분포는 Jaky의 정지토압을 일부 상회하는 것으로 나타났다.

게비온을 설치하지 않았을 때보다 옹벽 배면부에 작용하 는 토압의 분포가 크게 나타나는 것은 게비온 벽체와 뒤채 움 토사 사이에 발생하는 토압이 이루는 각도가 90°에 근접 함에 따라 토압의 분포가 크게 나타난 것으로 분석된다. 또 한, 게비온 자체의 자중으로 인하여 변위가 거의 발생하지 않음으로써 그로 인한 반발력으로 벽체에 작용하는 토압의 크기가 크게 측정된 것으로 분석된다. 또한, Mohr-Coulomb 의 주동토압은 벽체와 뒤채움지반이 이루는 경사가 커질수 록 옹벽배면에 작용하는 수평토압을 매우 과소하게 평가하 였다. 배면에서 작용하는 수평토압의 크기는 경사각이 클수 록 이론식에 부합하지 않으며, 수평토압을 산정할 때, 경사 각의 영향을 무시해도 좋을 것으로 판단된다.

Fig. 11(a)∼Fig. 11(d)는 GBSB1-0.3 조건에서 옹벽 높이 에 대한 동적수평토압을 지진가속도별로 나타낸 것이고, Fig.

11(e)∼Fig. 11(h)는 GBSB1-1.0 조건에서 옹벽 높이에 대한 동적수평토압을 나타낸 것이다. GBSB1-1.0은 모든 조건에 서 Mononobe-Okabe의 이론식보다 동적토압은 저면으로부 터 0.5 지점까지는 작게 나타내고, 0.5부터 상부지점까

(a) 0.154g (GBSB1-0.3) (b) 0.22g (GBSB1-0.3)

(c) 0.33g (GBSB1-0.3) (d) 0.44g (GBSB1-0.3)

(e) 0.154g (GBSB1-1.0) (f) 0.22g (GBSB1-1.0)

(g) 0.33g (GBSB1-1.0) (h) 0.44g (GBSB1-1.0)

Fig. 11. Dynamic lateral earth pressure with earthquake acceleration and height of retaining wall

지는 크게 나타났다. 반면 기울기가 1:0.3이고 지진가속도 가 0.44g인 경우에는 저면으로부터 0.5 지점에서 상부까 지는 Mononobe-Okabe의 이론식과 비슷한 경향을 보인다.

또한 완만한 경사의 게비온-식생토낭 옹벽의 조건에서 Mononobe-Okabe의 이론식과 흡사하게 나타났다. 이러한 결

과는 Mononobe-Okabe의 이론식이 비교적 기울기가 급한 옹벽에 대해서는 동적토압에 의한 응력증가에 대해 잘 반영 하지만, 기울기가 완만한 벽체를 갖는 옹벽에 대해서는 이 론식 적합하지 않다고 판단된다.

Fig. 12는 게비온 복합식 식생토낭 옹벽에 대하여 도해법

(a) _ (b) _

Fig. 12. Action point of load using a graphic solution method

을 이용하여 동적주동토압과 증가분의 작용점을 나타낸 것 이다. 각각의 지진파를 도시하고 회귀분석한 결과, GBSB1- 0.3에서는 지진가속도가 0.154g∼0.44g일 때, 동적주동토압 의 작용점은 저면으로부터 0.376H∼0.377H인 것으로 나타 났다. GBSB1-1.0에서는 0.389H∼0.393H으로 나타나 기울 기가 완만할수록 동적주동토압 의 작용점은 높은 것으 로 나타났다. 동적주동토압 증가분의 작용점은 회귀분석식 에 의해 GBSB1-0.3인 경우 0.428∼0.578로 분석되었고, GBSB1-1.0인 경우 0.450∼0.590로 나타나 Seed and Whitman이 제안한 0.6보다 작은 결과 값을 보인다. 식생 토낭 옹벽과 함께 게비온을 설치하였을 때, 동적토압의 증 가분의 작용점이 높은 것은 연성옹벽인 식생토낭 옹벽이 지 진가속도에 의해 관성력을 받을 때 강성옹벽보다 유연도가 높아 상부벽체의 움직임이 좀 더 유동적으로 거동하기 때문 인 것으로 분석된다.

동적주동토압과 증가분의 작용점은 기울기의 변화에 따 라 증가하였고, 동적주동토압의 작용점은 하부로 감소하는 경향을 나타내어 게비온 자체의 자중에 의한 것으로 판단된 다. 즉 동적주동토압의 작용점은 지진에 의한 동적주동토압 증가분보다 정적상태의 주동토압에 영향을 받고, 게비온 설 치 시 정적상태의 주동토압의 작용점이 높아지기 때문에 결 과적으로 지진 시 동적주동토압의 작용점은 정적상태의 주 동토압의 작용점에 근접하게 된다.

지진 시 벽체에 작용하는 토력은 벽체의 모멘트를 발생 시키고, 이 토력의 작용점이 높을수록 옹벽을 전도시키려는 모멘트의 크기는 커진다. 지진 시 옹벽의 안정성을 확보하 기 위해서는 동적토압이 발생하는 작용점의 위치를 낮춰줄 필요성이 있다. 게비온을 식생토낭 옹벽에 하단부에 설치하 였을 때, 안정성에 미치는 효과는 크다.

5. 결 론

게비온-식생토낭 옹벽 시스템에 대하여 지진 시 발생하 는 동적하중에 의한 벽체의 거동을 분석하기 위해, 식생토 낭과 게비온, 연결재의 재료적 특성 파악을 위한 대형직접 전단시험, 식생토낭 옹벽에 대한 실대형 진동대실험과 수치 해석을 실시하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 재현주기 2400년 붕괴방지 수준인 0.22g을 기준으로 0.154g∼0.44g을 적용한 진동대 실험결과, 실험 중 발 생하는 상대변위는 ±5mm 이내로 발생하였으며, 실험 종 료 후에는 1mm 이내로 거의 변위가 발생하지 않았다.

(2) 진동대 실험결과, 게비온-식생토낭 옹벽의 하단부에서 는 벽면과 뒤채움지반 사이에서 위상차는 발생하지 않 았다. 위상차가 발생하지 않은 것은 지진가속도에 의해 벽면과 뒤채움지반과의 거동이 일치하기 때문이다. 그 러나 옹벽 상부로 갈수록 위상차이가 발생하였다. 옹벽 상단부는 벽체와 뒤채움지반의 구속이 없고, 자중의 영 향이 작아져서 옹벽의 상부로 갈수록 더 큰 가속도가 측정된 결과이다.

(3) 식생토낭 벽체의 기울기는 정적상태의 주동토압, 지진 시 동적주동토압 증가분의 작용점에 영향을 미친다. 기 울기가 완만할수록 정적상태의 주동토압 작용점은 높 아지고 동적주동토압 증가분은 작용점은 낮아진다.

(4) 식생토낭 옹벽 시공 시, 동적토압이 작용하는 높이까지 게비온을 복합시공하면, 옹벽 자체에 작용하는 관성력을 감소시키고 벽체에 작용하는 동적토압에 의한 작용점을 낮춰 벽체에 작용하는 모멘트력을 감소시킬 수 있다.

(5) 식생토낭과 게비온으로 시공된 연성 옹벽의 동적 거동 에 관한 연구를 종합하면 기울기에 상관없이 극한의 지 진하중에서도 상당히 안정적인 거동특성을 보인다. 향

후 다양한 옹벽의 높이, 뒤채움지반의 보강의 유무, 지 하수위, 충분한 뒤채움길이, 수직지진하중 등을 고려한 연구를 추가적으로 수행하여 보다 합리적인 식생토낭 옹벽의 설계가 이루어질 수 있도록 해야 한다.

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