서 론 1.
사면보강에 적용된 쏘일네일링 공법의 경우 전면벽체, 는 사면경사에 따라 달리 시공되기는 하지만 보통의 경우, 이상으로 완만한 경사의 사면일 경우에는 현장타설 1:0.7
콘크리트 격자블록이 사용되고 있으며, 1:0.5이하로 급경 사의 사면인 경우에는 숏크리트에 두께30cm 정도의 현장 타설 콘크리트 벽체를 합벽으로 시공하는 형태의 전면벽 체가 활용되고 있다 쏘일네일링 공법에 있어서 숏크리트.
는 굴착으로 인한 지반이완을 억제시키고 숏크리트에 작, 용하는 토압을 네일로 하중을 전이시키는 역할을 한다 이를 쏘일네일링 벽체에 적용되고 있는 합 (FHWA, 1996).
벽식 및 격자식 전면벽체로 확대하여 전면벽체의 역할을 생각해 볼 때 전면벽체는 네일과 네일 사이의 지반의 국, 부적인 안정뿐만 아니라 쏘일네일링 벽체 전체를 시스템 으로 거동할 수 있도록 벽체 전체를 일체화시켜 작용하중 을 분담시키는 보다 중요한 역할이 있다고 여겨진다 또한. 전면벽체의 강성 또는 자중에 의한 구속력으로 지반의 이
대형파괴재하시험을 통한 조립식 쏘일네일 벽체의 거동분석
Behavior Analysis of Assembling Soil Nailed Walls through Large Scaled Load Test
강 인 규† ･ 권 영 호1) ･ 박 신 영2) ･ 기 민 주3) ･ 김 홍 택4)
Kang, Inkyu ･ Kwon, Youngho ･ Park, Shinyoung ･ Ki, Minju ･ Kim, Hongtaek
ABSTRACT : Soil nailing system can be mentioned to a method of supporting as the shear strength of in-situ soils is increased by passive inclusions. In the general soil nailing system, facing walls are used in two kind of a lattice concrete block or a cast in placed concrete wall. A case of lattice concrete blocks is used in slow slopes greater than 1(V):0.7(H). Also, a case of a cast in placed concrete wall is used in steep slopes less than 1(V):0.5(H). The cast in placed concrete walls are constructed to 30 cm thick together with a shotcrete facing. In this study, the assembling soil nailing method as a new soil nailing system will be proposed. This method is assembly construction using precast concrete panels with 20 cm thick. So, the ability of construction and the quality of facings can be improved more than a conventional soil nailing system. This method can be obtained the effects that a global slope stability increase, as precast concrete panels are immediately put on cutting face after excavating a slope. In this study, confining effects of concrete panels using the assembling soil nailing system were found out by large scaled load tests. In the tests, the load-settlement relationship to an assembling soil nailing system due to the stiff facings as concrete panels appeared to be better than a typical soil nailing system with shotcrete facings.
Keywords : Large scaled load test, Concrete panel, Soil nailing, Facing wall, Facing stiffness
요 지 : 쏘일네일링 공법은 수동보강재를 이용하여 원지반의 전단강도를 증가시켜 지반을 보강하는 공법이다 쏘일네일링 공법에 . 서 전면벽체는 현장타설 콘크리트 격자블록과 현장타설 콘크리트 벽체의 가지 형태가 있으며 2 , 1:0.7 보다 완만한 사면일 경우에는 현장타설 콘크리트 격자블록이 사용되고 있다 또한 . 1:0.5 보다 급한 사면인 경우에는 숏크리트에 두께 30cm 정도의 현장타설 콘크 리트 벽체를 합벽으로 시공하는 형태의 전면벽체가 활용되고 있다 이 연구는 새로운 쏘일네일링 공법으로 조립식 쏘일네일링 공법 . 을 제안하였다 조립식 쏘일네일링 공법은 두께 . 20cm 의 공장 제작된 콘크리트 패널을 사용하여 조립식으로 시공하는 공법으로 기 존의 쏘일네일링 공법에 비해 전면벽체의 품질과 시공성을 향상시킬 수 있으며 사면 절취 후 바로 콘크리트 패널을 절취면에 부착 , 하여 전체 사면의 안정성을 증대시키는 효과가 있다 본 연구에서는 실물규모의 사면단면에 파괴재하시험을 실시하여 조립식 쏘일 . 네일링 공법에서 사용하고 있는 콘크리트 패널에 의한 전면벽체의 강성에 의한 구속효과에 의한 영향을 규명하고자 하였다 대형파 . 괴재하시험결과 숏크리트 전면벽체로 시공된 일반 쏘일네일링 공법에 비해 콘크리트 패널의 강성 전면벽체를 사용한 조립식 쏘일 네일링 공법의 경우 하중 침하 관계가 우수한 것으로 나타났다 - .
주요어 : 대형파괴재하시험 콘크리트 패널 쏘일네일링 전면벽체 벽체강성 , , , ,
† 정회원 주 브니엘컨설턴트 대표이사, ( ) (E-mail : [email protected]) 1) 정회원 한라건설 주 기술연구소 차장, ( )
한국지반환경공학회 논문집
제 권 제 호 9 4 2008 년 월 6 pp. 23～36
완을 억제시키는 등의 추가적인 역할이 있는 것으로 판단 된다 권영호( , 2002). 따라서 아직까지는 설계나 해석에 반 영되지 못하고 있으나 전면벽체의 유무 또는 강성에 따라, 쏘일네일링 벽체의 안정성에는 분명히 차이가 있다고 판 단된다.
사면보강에 적용되고 있는 쏘일네일링 공법의 경우 단, 계별로 사면절취를 하면서 지반이완을 최소화하여 쏘일네 일을 시공하는 것이 원칙이나 현장여건과 시공성 등의 문, 제로 사면전체를 절취한 상태에서 쏘일네일을 시공하는 경우가 많다 이 경우 지반이완이 상당히 진행된 상태에서. 지반보강이 이루어지기 때문에 단계별로 시공할 경우에 비해 안정성이 떨어질 것으로 예상되긴 하나 이 또한 설, 계나 해석에 반영되지 못하고 있는 실정이다 따라서 설계. 및 해석적인 차원에서 전면벽체의 강성 및 시공상황을 고 려할 수 있는 해석기법의 개발과 아울러 전면벽체의 강성 및 자중이 지반의 이완을 충분히 억제할 정도의 수준이 되 면서 단계별 시공에 문제가 없는 새로운 공법의 개발이, 필요하다고 판단된다.
본 연구에서는 전면벽체를 공장 제작된 콘크리트 패널 형태로 미리 제작하여 조립시공 함으로써 기존의 합벽식 또는 격자식 전면벽체에서 문제시되는 시공성을 개선하고, 전면벽체의 강성에 의한 구속효과와 단계별 시공으로 지 반이완을 최소화 할 수 있는 조립식 쏘일네일링 공법 강인( 규 등, 2004, 류정수 등, 2004)에 대한 검증 차원에서 실시 된 대형파괴재하시험 강인규 등( , 2006a,한라건설 주( ), 2006, 을 소개하고자 한다 또한 동일한 장소에 Kang et al., 2007) .
서 일반 쏘일네일링 벽체에 대해 실시된 대형파괴재하시 험결과 강인규 등( , 2006b, 강인규 등, 2008)와 비교하여 콘 크리트 패널이 쏘일네일링 보강벽체의 안정성에 미치는 영향을 분석하였다.
조립식 쏘일네일링 공법 2.
공법개요 2.1
조립식 쏘일네일링 공법은 공장 제작된 콘크리트 패널 을 절취면 또는 노후된 석축 등의 기존벽체에 거치한 후 천공하여 쏘일네일을 시공하고 콘크리트 패널과 절취면 사이를 시멘트 그라우팅하여 밀실하게 하는 방식으로 쏘 일네일링 공법을 하향(Top-Down) 및 상향(Bottom-Up) 방 식으로 시공이 가능하도록 개량된 공법이다 조립식 쏘일. 네일링 공법의 개요도는 그림 과 같다1 .
본 공법은 기존 쏘일네일링 공법에서 사용하고 있는 숏 크리트 전면벽체 대신 공장 제작된 강성의 콘크리트 패널
을 사용함으로써 시공시간 단축 및 품질관리 측면에서 유 리한 특징이 있으며 뒤채움 성토과정 없이 절취면에 직접, 콘크리트 패널을 붙이는 방식으로 시공함으로써 지반의 이완을 최소화할 수 있어 자립시간이 짧은 토사지반에 대 해서도 하향(Top-Down) 방식의 시공이 가능한 특징이 있 다 조립식 쏘일네일링 공법의 시공순서를 정리하면 그림. 와 같다 참고적으로 쏘일네일링 공법에 적용되고 있는
2 .
전면벽체의 유형은 표 과 같다1 .
공법의 특징 2.2
기존의 쏘일네일링 공법은 그림3(a)와 같이 단계별 굴 착→ 네일삽입 → 숏크리트 타설→ 콘크리트 벽체 두께( 와 합벽처리함으로써 시공높이 약 이내 의 제약
30cm) ( 5m ) ,
시공속도의 지연 및 경제성 등의 측면에서 문제점이 있었 다 그러나 본 공법의 경우에는 그림. 3(b)와 같이 단계별로 굴착하면서 전면벽체를 역타(Top-down)식으로 시공이 가 능하기 때문에 기존의 쏘일네일링 공법과 같은 시공상의 단점을 보완할 수 있다.
조립식 쏘일네일링 공법은 주로 절토사면의 안정화 및 자연사면의 붕괴방지와 기존 석축의 보강 등에 적용이 가 능하며 기존의 합벽식 쏘일네일링 공법과 비교해 볼 때, 다음과 같은 이점이 있다.
(1) 굴착단면이 최소화되기 때문에 삼림 녹지 등 시공장, ･ 소의 환경에 미치는 영향이 적다.
(2) 전면판을 공장 제작된 콘크리트 패널을 사용함으로써 공기 단축과 인력 감소효과를 도모할 수 있으며 품질, 관리 및 표면의 경관이 우수하다.
(3) 사면을 굴착하면서 단계별로 시공이 가능하므로 지반이 완의 최소화와 고소작업이 감소하므로 안전성이 높다.
(4) 콘크리트 패널의 중량이 커서 자중에 의한 구속효과가 크다.
그러나 조립식 쏘일네일링 공법은 다음과 같은 단점이 예상된다.
두부 보호캡
콘크리트 판넬
보강재
연직배수재
유공관 두부 보호캡
콘크리트 판넬
보강재
연직배수재
유공관
그림 1. 조립식 쏘일네일링 공법 개요도
사면 굴착
(a) (b) 콘크리트 패널 거치
천공 및 네일삽입
(c) (d) 그라우팅
두부고정작업
(e) (f) 2 단계 굴착 -
단계 거치작업
(g) 2 - (h) 시공완성
그림 2. 조립식 쏘일네일링 공법의 시공순서 한라건설 주 ( ( ), 2006)
(1) 콘크리트 패널의 두께(20cm)가 크고 중량이 크므로 작 업이 어렵다.
(2) 연직 굴착면에 대해서는 시공이 어렵다.
(3) 콘크리트 패널 조립시 중장비에 의한 정밀시공이 필요 시 된다.
표 1. 쏘일네일링 공법에 적용되고 있는 전면벽체의 유형 김홍택 등 ( , 2002)
종류 개요도 형식 적용
강성전면벽체 (hard facing)
∘ 기성 콘크리트 블록 또는 패널
∘ 현장타설 콘크리트 벽체
∘ 네일과 전면벽체가 구조적으로 서로 일체되거나 경우에 따라서 는 분리되어 시공된다.
기존구조물의 보강시
( )
유연성 전면벽체 (flexible facing)
∘ 와이어 메쉬
∘ 네일 사이의 국부적인 안정을 위 해 사용되며 네일의 설치간격, 및 지반조건에 따라 적용 여부가 결정된다.
연성 전면벽체 (soft facing)
∘ 경량의 금속망
∘ 지오그리드(geogrid)및 지 오웨브(geoweb) 등과 같 은 토목섬유
∘ 차적인 기능은 강우에 의한 지1 표면의 침식방지이며 주로 일시, 적인 지반보강이나 식생을 할 경 우에 사용한다.
전면 벽체가 없는 경우
(without facing)
∘ 네일 두부 보호용 캡
∘ 표면이 안정한 암반층의 경우 전 단저항력을 증가시키기 위해 사 용한다.
전면벽체의 강성에 따른 영향 2.3
공법에 있어서 전면벽체의 유무와 강성정 Soil Nailing
도에 따른 Soil Nailing 구조체의 파괴거동 특성과 전면벽 체의 구속효과는 그림 와 같이 정리할 수 있다 김홍택 등4 ( 그림 에서 보는 바와 같이 동일한 네일제원 및 하 2004). 4
중조건이라면 전면벽체의 강성이 증가함에 따라Soil Nail 보강토체의 가상파괴영역은 전면벽체의 구속효과로 인하 여 점점 커지며 네일에 발휘되는 마찰력은 점점 증가할,
것으로 예상된다 또한 전면벽체의 강성에 따라 발생하는. 전단력 및 휨모멘트는 벽체의 깊이방향 및 길이방향으로 발생된 상대적인 변위차에 의해 발휘되므로 전면벽체의 강성을 최대한 이용하기 위해서는 벽체의 상대적인 변위 차에 의해 허용가능한 범위내에서 크게 발생할 수 있도록 네일의 간격을 상대적으로 넓게 설치하는 것이 효과적일 수 있을 것이다.
원지반 절토
계획고
원지반 숏크리트
계획고
원지반 전면 콘크리트 벽체
(합벽시공)
계획고
원지반
계획고 절토
절토
절토 전면 콘크리트 벽체
(합벽시공)
기존의 합벽식 쏘일네일링 공법 (a)
원 지 반 절 토
계 획 고
원 지 반 절 토
계 획 고
원 지 반 콘 크 리 트 패 널
계 획 고 절 토 콘 크 리 트 패 널
조립식 쏘일네일링 공법 (b)
그림 3. 기존 공법과의 비교 강인규 등 ( , 2004)
전면벽체가 없는 경우
(a) (b) 연성 전면벽체의 경우 (c) 강성 전면벽체의 경우
그림 4. 전면벽체의 강성에 따른 Soil Nailing 구조체의 파괴거동특성 김홍택 등 ( , 2004)
대형파괴재하시험 3.
지반현황 3.1
대형파괴재하시험을 위해4.5m(길이)×3.22m(높이 규모) 의 조립식 쏘일네일링 벽체(Soil Nail 총 공9 , HD29, L=
를 시공하였으며 전면벽체는 콘크리트 패널 가
4.5m) , (1.5m(
로) 1.2m(☓ 높이 압축강도), 300MPa)로 마감하였다 시험대. 상 조립식 쏘일네일링 벽체 시공단면 및 지층단면은 그림 5와 같다.
재하시험장치 설치현황 3.2
재하시험장치는 재하하중10,000kN을 기준으로 설계하여
최대12,000kN 까지 재하할 수 있도록 설계하였으며 재하, 시험을 수행하기 위한 장비 및 수행하기 위해 설치되는 대 형파괴재하시험 장치 상세도는 그림 과 같다 또한 재하시6 . 험 장치에 대한 구체적인 제원 및 계측 개요는 표 와 같다2 . 재하시스템은 재하판 및 반력앵커 위치 선정 앵커 설→ 치 경사계 설치 재하판 설치 재하대 상부→ → → I-Beam설치 재하 Beam 지지대 설치 재하 Beam 설치 유압잭 설
→ → →
치 앵커 재하→ → Beam연결 유압잭 보정 등의 순으로 설→ 치되었으며 설치전경은 그림 과 같다7 .
계측기기 설치현황 3.3
재하시험장치는 재하하중10,000kN을 기준으로 설계하 여 최대12,000kN 까지 재하할 수 있도록 설계하였다 계. 측은 전면벽체의 강성효과를 규명할 수 있도록 계획하였 으며 계측기 설치계획은 그림 과 같다, 8 .
설치시 및 시험시 유의사항 3.4
(1) 지표면 평탄화 작업으로 수평도를 유지한다.
그림 7. 재하시스템 설치 전경
그림 8. 계측기 설치계획도 그림 5. 조립식 쏘일네일링 시공단면 및 지층단면
유압잭 Main Beam
800 900 550 4,500
550 900 800
9,000 Holding Beam
650 350
300 300 50
50
로드셀
H-Beam H-Beam
고무판(2.2 m* 4.5 m) Anchor Rod
29003001900
Support
단면도 (a)
유압잭 Main Beam
Earth Anchor
Base Plate 2000*2000*50
Holding Beam 300*305*1500 1100*350*9000, 3개
고무판 (2200*4500)
4000 4500 5600 7400
9000 2000
평면도 (b)
그림 6. 조립식 쏘일네일링 시공단면 및 지층단면
(2) 재하판 설치 및 재하장치 설치 후100kN의 하중을 재하 후 제거한다.
(3) 재하하중 지속시간: LVDT로 측정한 침하속도2mm/hr.
이내로 하되 이를 초과할 경우 시간 동안 지속한1 다 같은 시각에 대하여 하중측정장치 하중계 변형. ( ,
률계 토압계 및, ) LVDT, 경사계들을 동시에 읽는다. (4) 하중단계별로는 하중증분의 50%에 해당하는 하중 에 대하여 모든 계측기의 값을 읽고 하중증분의 에 해당하는 하중에 대해서는 침하가 안정화 100%
된 다음 변형측정 지표면 변위량 벽면 변위량 이 완( , )
표 2. 재하시험 장치제원 및 계측개요
항목 내용 비 고
시험 범위
최대 시험하중 •12,000kN/개소
재하판
•L×B = 2m×4m (두께3mm강판) 하부지반에 고무판을 설치하여 균등 하중분포 유도
재하빔
• 소요재하하중에 의한 구조설계
• 재하판과 유압잭 간에 중2 I-beam 설치하여 재하판에 균등 하중 유도
유압잭 용량 •2EA(5,000kN용량 적용)
최대용량 가능
( 6,000kN )
계측항목
• 경사계: 사면내 변위 파괴영역파악/
• 변형률계 하중계, :네일 축력 파악
• 토압계: 벽체작용하중 파악
•LVDT,하중계:하중 침하량파악-
• 광파 측량 레이저 스캐닝, : 전면부 변위
반력 앵커
• 계획 최대하중
• 공당 설계앵커력
• 앵커공수
• 앵커길이
• 천공직경
• 재료특성
• 주면마찰저항력
•12,000kN
•1,500kN
• 총 공 시공8
•21.0m(여유장: 3.0m,자유장: 10.0m,정착장: 8.0m)
•152.4mm
•KSD 7002 SWPR 7B Use 15.2mm 7φ 연선PC Strand
•1MPa
Crawler Crane 1식 Comp, Mix Plant포함
Casing Rod 6 in. 천공경: 152 mm
기타 자재 1식 패커 스페이서( , , PE ,관 시멘트 등)
재하 시험 장치
재하빔 •H×B×L=1100×350×9000mm
•3EA 최대 용량: 20,000kN
Holding Beam •H×B×L=300×305×1500 mm
•4EA 스티프너 보강
재하판 B×L=2000×4000mm t=50mm,각1 Ea
유압잭 10,000kN
(5,000kN 2EA)
• 최대용량: 20,000kN
• 제원: O.D.580 × h650
•Stroke : 200mm
•Weight : 8.5kN
하중계 5,000kN × 2개 Max. Capacity : 10,000kN
LVDT 4개 •Stroke 200mm,
•Accuracy : 0.01mm
압력계 1개 1,000kPa
자동화 계측 기기
자료수집기 1개 TDS-303, 50채널
토압계 9개 콘크리트 패널 배면에 설치
하중계 9개 네일 두부에 설치
변형률계 54개
경사계 3개소 센서( : 16 )개 • 길이: 10m
• 센서간격: 1m 변위
측량
광파 측량 • 측점: 17점
측정시기:각 재하단계시 측정 레이저 스캐닝 • 장비: ILRIS-3D(Optech, Canada)
료된 후 모든 계측기의 값을 읽는다.
(5) 하중재하용 하중계의 스트로크가 한계치에 도달한 경우에는 가해준 총 하중의50%씩 하중을 제거하여 이 될 때까지 제하한다 이때 제하하중 단계별로
0 .
모든 계측기의 값들을 측정한다.
(6) 연직변위 측정용LVDT의 스트로크가 한계치에 도달한 경우에는LVDT의 스트로크를 조정 후 다시 재하한다. (7) 사면파괴 도달시 하중이 계획된 하중으로 증가하지 않( 고 수평변위가 계속적으로 증가되는 상태 최종하중에) 대하여 변형량을 포함하여 모든 계측값들을 측정하고 가해준 총 하중의50%씩 단계적으로 하중을 제거하고 다시 재하한다 이때 제하하중 단계별로 모든 계측기. 의 값들을 측정하고 아울러 변형량 값들을 측정한다. (8) 재재하시에는 하중을 지속적으로 증가시켜 하중이 더 이상 증가하지 않을 때까지 재하하고 모든 계측 기 값들을 측정한다.
재하방법 3.5
초기하중 세팅 3.5.1
(1) 초기하중10 20kN～ 을 가하여 유압잭과 재하프레임, 재하판이 제자리를 잡도록 유도하고 재하판과 지반 사이에 있는 틈새를 제가하며 만약, 10 20kN～ 을 가 한 상태에서 변위가 크게 발생하면30 50kN～ 정도까 지 하중을 재한한 후 변위 수렴할 때까지 기다린다. (2) 변위수렴 기준은 시간 동안 하중을 지속했을 때 평1
균 2mm이하의 변위가 발생할 때까지 한다. (3) 하중과 변위가 수렴하면 초기하중과 변위량을 기록
하고 하중계와 변위계를 모두 초기화한다, .
차 하중증가 3.5.2 1
(1) 차 하중증가는1 500kN씩 회로 나누어2 1,000kN까 지 가하고 하중증가와 변위양상을 기록한다.
(2) 하중증가시의 변위발생양상과 하중유지시 수렴양상과 수렴시간을 관찰한다 침하가 크게 발생하는 경우에는. 의 측정길이 유압잭의 스트로크가 한계가 있기 LVDT ,
때문에 다음 하중단계 크기를 조정할 필요가 있다 또. 한 침하가 지속적으로 크게 발생하면 파괴가 조기에, 발생할 가능성도 높다는 것을 염두에 두어야 한다.
하중증가 3.5.3
(1) 1,000kN씩 하중을 증가시키고 매 하중단계에서 하 중을 유지시키면서 변위가 수렴할 때까지 기다린다. (2) 시간 내에1 2mm 이내로 수렴하면 다음 단계로 하
중을 증가시키고 그렇지 않으면 시간까지 기다린, 1 후에 다음단계의 하중으로 증가시킨다.
(3) 만약 초기 하중단계에서 침하가 크게 발생하면 하중, 을500kN씩 증가시키고 매 하중단계에서 하중을 유 지시키면서 변위가 수렴할 때까지 기다리도록 한다.
파괴 도달시 3.5.4
(1) 하중이 감소하거나 변위가 급격히 증가하면 그때의 하중과 변위량을 기록한다 파괴시점은 유압을 가해. 도 하중증가가 되지 않으면서 변위가 지속되는 시 점을 말하며 이후 하중제하를 시작한다, .
(2) 하중을 제하하면서 변위가 제대로 읽히면 파괴도달 시까지의 하중을 단계로 나누어 하중을 제하하고2 하중과 변위가 제대로 읽히지 않으면 그냥 하중을0 까지 제거한 다음 영점 조정한다.
와 유압잭의 스트로크가 한계에 도달하였으 3.5.5 LVDT
나 파괴되지 않은 경우
(1) 측정기기와 하중재하장치의 한계에 도달하였으나 지 속적으로 하중이 증가하는 상태이면 그 상태에서의, 하중과 변위를 측정하고 하중을 제거하여 측정기기 와 하중재하장치를 다시 초기 세팅한다 이 때 하중. 제하는 앞에서와 마찬가지로 변위가 제대로 읽히면 하중을 단계로 나누어 제하하고 하중과 변위가 제2 , 대로 읽히지 않으면 그냥 하중을 까지 제거한다0 . (2) 재재하 하중은 앞의 한계상태까지 단계로 하중을 재2
하한 후에 하중과 변위를 수렴시키고 다시 1,000kN 또는 변위가 큰 경우는 씩 하중을 재하한다
( 500kN) .
시험종료 3.5.6
시험종료는 완전히 파괴가 발생한 경우에 종료한다 파. 괴는 하중이 더 이상 증가되지 않거나 또는 변위가 너무 크게 발생한 경우로 한다.
결과분석 4.
하중단계에 따른 균열양상 분석 4.1
하중단계에 따라 육안으로 관찰된 균열양상 등의 외관 상의 변화정도를 나타내면 그림 와 같다 그림 에서 알9 . 9 수 있듯이 하중단계 0 5,600kN～ 에서는 전면부 이음부에 미세한 균열을 제외하곤 변화가 없었지만 전면부 주변지, 반의 경우 미세한 전단균열이 발생되기 시작하였다 또한. 하중단계 8,800 11,200kN～ 에서 이음부 및 주변지반의 균
열범위가 더욱 확대되면서 최대하중단계인11,200kN일 때 전면부의 뚜렷한 부풀림 및 사면전면부의 지반융기가 아 직 발견되지 않았으나 전면부 상단부에서 콘크리트 패널, 의 전단균열로 인한 파손 및 네일두부의 고정장치 손상 등 의 뚜렷한 징후가 나타나는 것으로 조사되었다.
하중 침하 곡선 분석 4.2 -
대형파괴재하시험에 의한 조립식 쏘일네일링 벽체의 하
중 침하 곡선은 그림- 10과 같으며, Mansur-Kaufmann 방법 에 의해 항복하중을 분석한 결과 조립식 쏘일네일링 벽체의 항복하중은9,500kN으로 결정되었다 그림. 10의 하중 침하- 곡선에서 하중은 개의 유압잭에 작용하는 하중의 합이며2 , 침하량은 재하판의 좌 우측 중앙부와 앞쪽과 뒤쪽 중앙부･ 에서LVDT를 각각 설치하여 측정한 침하량의 평균값이다. 선행연구 사례로 숏크리트 전면벽체를 사용하는 일반 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하시험결과 강인규 등( , 항복하중은 이며 조립식 쏘일네일링 벽체 2008) 7,300kN ,
의 경우와 함께 하중 침하 곡선을 도시하면 그림- 11과 같 다 그림. 11에서 알 수 있듯이 일반 쏘일네일링 벽체에 비 해 조립식 쏘일네일링 벽체의 항복하중이30%(= 9,500kN/
증가한 것으로 나타났다 이는 조립식 쏘 7,300kN = 1.30) .
일네일링 공법의 경우 콘크리트 패널의 강성에 의한 구속 효과로 인해 벽체의 저항성이 증가된 것으로 판단된다.
또한 조립식 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하시험 시 하중재하(loading) 및 하중제하(unloading) 과정은 시험 이 종료되기 직전까지 총 회 실시되었으며 하중제하시3 , 회복되는 침하량 탄성 침하량 과 잔류된 침하량 소성 침(= ) (=
하량 을 그림) 12(a)와 같이 정의하여 이를 분석한 결과 그 림 12(b)와 같다 그림. 12에서 가로축은 하중을 항복하중
으로 나누어 백분율로 나타낸 것이다
(=9,500kN) .
판넬이음부 균열발생 전단균열
발생
전단균열 발생
판넬이음부 균열발생
하중단계
(a) (0～5,600kN)
이음부 균열길이증가 전단균열심화
전단균열 심화
하중단계
(b) (6,400～8,000kN)
전단균열심화
및 범위확대 상단부까지 이음부균열 확대
상단부 판넬 네일두부 전단파괴
파괴
판넬 균열 발생
하중단계
(c) (8,800～1,200kN) 그림 9. 벽체내 균열 및 거동특성
그림 10. 대형파괴재하시험에 의한 하중 침하 곡선 -
그림 11. 일반 쏘일네일링 벽체의 시험결과와의 비교
그림12에서 알 수 있듯이 벽체의 탄성 및 소성 침하량 이 거의 선형적인 거동을 나타냈으며 항복하중 이상의 재, 하하중이 작용하면서 부터는 소성 침하량이 다소 증가하 는 양상을 나타냈다 이와 같은 경향은 조립식 쏘일네일링. 벽체의 저항력이 설계된 재하시스템의 용량을 초과하여 항복하중 이상으로 충분히 하중을 재하하지 못하여 파괴 상태 수준까지 하중을 재하하지 못해 소성 침하량이 거의 선형적인 거동을 나타낸 것으로 판단되며 파괴시의 거동 을 충분히 파악하지 못한 아쉬운 점이 있다.
하중단계에 따른 사면 전면부 변위 분석 4.3
광파기 측량에 의한 벽체의 발생변위 분포도를 각 하중 단계별로 요약하여 정리하면 표 과 같다 표 에서 발생3 . 3 변위비(
)및 하중비() 각 하중단계별로 전면벽 체에서 발생된 최대 수평변위()와 재하하중을 각각 벽 체높이(H=3.22m)와 하중 침하 곡선에서 결정된 항복하중- (=9,500kN)으로 나누어 무차원화시킨 무차원 변수이다. 표 에서 알 수 있듯이 수평변위는 벽체 중앙부에서 최대3 수평변위가 발생하는 경향을 나타냈다.
조립식 쏘일네일링 벽체의 경우에 대해 각 하중단계별 로 전면벽체에서 발생된 최대 수평변위와 재하하중을 각 각 벽체의 높이(=3.22m)와 하중 침하 곡선으로부터 결정된- 항복하중(=9,500kN)으로 나누어 무차원화시켜 이를 일반 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하시험결과 강인규 등( , 와 함께 도시한 결과는 그림 과 같다 선행연구사
2008) 13 .
례로 실시된 일반 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하 시험결과와 동일하게 조립식 쏘일네일링 벽체의 경우에
있어서도 벽체높이의0.3%이내의 발생변위에 대해서는 그 림9(a) 및 그림9(b)와 같이 외관상 미세한 균열이 발생하 는 등 사용상에 문제가 없는 상태로 판단되었으며 벽체높, 이의 0.3% 이상으로 수평변위가 발생될 경우에는 그림 와 같이 외관적으로 균열이 점점 확대되면서 일부 콘 9(c)
크리트 패널에서 전단파괴로 인한 인장균열도 관찰되었다.
네일 발생응력 분석 4.4
변형률계 계측결과로부터 네일에 발생하는 응력을 분석 한 결과를 정리하면 그림 14와 같다 그림. 14는 2,300kN, 및 하중재하시의 네일 발생응 4,700kN, 7,100kN 8,800kN
력을 도시한 것으로 이는 발생 변위비0.3% 이내의 사용 한계 범위내에 해당하는 하중재하단계이며 발생 변위비, 이상으로 사용한계 범위를 초과하는 하중재하단계에 0.3%
서 일부 변형률계의 계측결과가 네일의 항복응력 이상으 로 계측되어 계측결과의 신뢰성에 이상이 있다고 판단하
(a) (b)
그림 12. 탄성 및 소성 침하량 분석결과
그림 13. 하중비 발생 변위비 관계곡선 -
여 계측결과의 신뢰성에 이상이 없는 하중단계에 대해서 만 계측자료를 정리한 것이다 그림. 14에서 상단부 네일
의 경우에는 재하판
(No.1~3) 아래쪽에 바로 위치하고 있어 하중재하로 인해 네일에 휨이 발생하면서 네일 두부쪽에
는 인장응력이 발생하고 네일 끝단쪽에는 압축응력이 발 생하는 것을 알 수 있다 또한 벽체 중하부와 하단부에 설. 치된 네일의 경우에는 네일 전길이에 걸쳐 인장응력이 발 생하는 것을 알 수 있으며 재하하중이 증가함에 따라 네일,
표 3. 광파기 측량에 의한 벽체변위 분포도
재하하중 3,200kN 작용시 재하하중 4,800kN 작용시
최대수평변위
- (
) : 1.4mm 발생 변위비
- (
) : 0.04%
하중비
- (
) : 33.7%
최대수평변위
- (
) : 2.0mm 발생 변위비
- (
) : 0.06%
하중비
- (
) : 50.5%
재하하중 6,400kN 작용시 재하하중 7,200kN 작용시
최대수평변위
- (
) : 3.9mm 발생 변위비
- (
) : 0.12%
하중비
- (
) : 67.4%
최대수평변위
- (
) : 5.4mm 발생 변위비
- (
) : 0.17%
하중비
- (
) : 75.8%
재하하중 8,800kN 작용시 재하하중 11,200kN 작용시
최대수평변위
- (
) : 8.1mm 발생 변위비
- (
) : 0.25%
하중비
- (
) : 92.6%
최대수평변위
- (
) : 16.4mm 발생 변위비
- (
) : 0.51%
하중비
- (
) : 117.9%
에 발생하는 인장응력도 점차 증가하는 것으로 나타났다. 또한 일반 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하시험 결과 강인규 등( , 2008)와 비교하여 발생변위비가 동일한 경우 즉 변위발생이 동일한 수준에서 네일에 발생하는 인 장응력을 서로 비교하여 도시하면 그림 15와 같다. 그림 에서 일반 쏘일네일링 벽체 및 조립식 쏘일네일링 벽체 15
의 발생 변위비는0.12%로 동일한 경우이며 시험시 경계, 조건에 의한 영향이 적다고 판단되는 중앙부 네일에 해당 하는No. 5와No. 8에 대해 네일의 발생 인장응력을 비교
하여 도시하였다 발생 변위비가. 0.12%로 동일한 경우에 대한 재하하중은 일반 쏘일네일링 벽체의 경우 선행연구 결과 강인규 등( 2008)를 살펴보면 3,200kN으로 나타났으 며 조립식 쏘일네일링 벽체의 경우에는 표 에서 알 수 있3 듯이6,400kN으로 일반 쏘일네일링 벽체에 비해 재하하중 이 배 증가된 것을 알 수 있다 이와 같은 경향은 콘크리2 . 트 패널에 의한 벽체 강성효과로 네일에 구속효과가 발생 하여 네일에 작용하는 인장응력이 전체적으로 증가된 것 으로 판단된다 즉 그림. 15에서 알 수 있듯이 벽체의 발생
(a) No.1 (b) No.2 (c) No.3
(d) No.4 (e) No.5 (f) No.6
(g) No.7 (h) No.8 (i) No.9
그림 14. 변형률계 계측결과
네일
(a) No. 5 (a) 네일 No. 8
그림 15. 네일 발생 인장응력 비교 발생 변위비 ( 0.12% 인 경우 )
변위가 동일한 수준에서 조립식 쏘일네일링 벽체의 경우 가 벽체의 강성에 의한 구속효과로 그림 의 벽체 강성에4 따른 네일의 발생 인장응력 분포 개념도와 같이 네일의 발 생 인장응력이 일반 쏘일네일링 벽체에 비해 크게 발생됨 에 따라 조립식 쏘일네일링 벽체의 저항력이 일반 쏘일네 일링 벽체에 비해 크게 증가된 것으로 판단된다.
경사계 계측결과 4.5
경사계 계측결과를 각 하중단계별로 정리하여 도시하면 그 림 16과 같다 그림. 16에서 알 수 있듯이 하중단계4,800kN 이하에서 지중 수평변위는 미소하게 발생하였으며 하중단 계 7,200kN 이상부터는 지중 수평변위가 점차 증가하는 것을 알 수 있었다.
결 론 5.
본 연구는 전면벽체를 공장 제작된 콘크리트 패널 형태 로 미리 제작하여 조립시공 함으로써 기존의 합벽식 또는 격자식 전면벽체에서 문제시되는 시공성을 개선하고 전면 벽체의 품질 및 미관을 개선한 새로운 형태의 조립식 쏘일 네일링 공법을 소개하였으며 실물규모의 사면단면에 파괴, 재하시험을 실시하여 조립식 쏘일네일링 공법에서 사용하 고 있는 콘크리트 패널의 강성에 의한 영향을 규명하고자 하였다 이상의 연구 결과를 요약하면 다음과 같다. .
(1) 하중단계에 따라 육안으로 관찰된 외관상의 변화정도 를 살펴보면 하중단계, 0 5,600kN～ 에서는 전면부 이음 부에 미세한 균열을 제외하고 전체적으로 변화가 없었
다 또한 하중단계. 8,800 11,200kN～ 에서 이음부 및 주 변지반의 균열범위가 더욱 확대되면서 최대 하중단계 인 11,200kN일 때 상단부 콘크리트 패널의 전단파괴 및 네일두부 고정장치의 손상 등이 발생하였다.
(2) 대형파괴재하시험에 의한 항복하중을 분석한 결과 조 립식 쏘일네일링 벽체의 항복하중은 9,500kN으로 결 정되었으며 선행연구 사례로 숏크리트 전면벽체를 사, 용하는 일반 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하시 험결과 항복하중은 7,300kN으로 일반 쏘일네일링 벽 체에 비해 조립식 쏘일네일링 벽체의 항복하중이30%
증가한 것으로 나타났다 이는 조립식 쏘일네일링 공. 법의 경우 콘크리트 패널의 강성에 의한 구속효과로 인해 벽체의 저항성이 증가된 것으로 판단된다 또한. 벽체의 탄성 및 소성 침하량이 거의 선형적인 거동을 나타냈으며 항복하중 이상의 재하하중이 작용하면서, 부터는 소성 침하량이 다소 증가하는 양상을 나타냈다.
(3) 광파기 측량에 의한 벽체의 발생변위 분포를 분석한 결과 수평변위는 벽체 중앙부에서 최대 수평변위가 발 생하는 경향을 나타냈다 벽체높이의. 0.3%이내의 발생 변위에 대해서는 외관상 미세한 균열이 발생하는 등 사용상에 문제가 없는 상태로 판단되었으며 벽체높이, 의 0.3% 이상으로 수평변위가 발생될 경우에는 외관 적으로 균열이 점점 확대되면서 일부 콘크리트 패널에 서 전단파괴로 인한 인장균열도 관찰되었다.
(4) 발생 변위비 0.3% 이내의 사용한계 범위내에 해당하 는 하중재하단계에서 측정된 변형률계 계측결과 벽체 중하부와 하단부에 설치된 네일의 경우에는 네일 전길 이에 걸쳐 인장응력이 발생하는 것을 알 수 있으며 재, 하하중이 증가함에 따라 네일에 발생하는 인장응력도 점차 증가하는 것으로 나타났다.
(5) 벽체의 발생변위가 동일한 수준에서 조립식 쏘일네일 링 벽체의 경우가 벽체의 강성에 의한 구속효과로 네 일의 발생 인장응력이 일반 쏘일네일링 벽체에 비해 크게 발생됨에 따라 조립식 쏘일네일링 벽체의 저항력 이 일반 쏘일네일링 벽체에 비해 크게 증가된 것으로 판단된다.
(6) 경사계 계측결과 하중단계4,800kN 이하에서 지중 수 평변위는 미소하게 발생하였으며 하중단계 7,200kN 이상부터는 지중 수평변위가 점차 증가하는 것을 알 수 있었다.
(7) 본 연구는 조립식 쏘일네일링 벽체의 저항력이 설계된 재하시스템의 용량을 초과하여 항복하중 이상으로 충 분히 하중을 재하하지 못하여 조립식 쏘일네일링 벽체 에 대한 파괴거동을 충분히 파악하지 못한 아쉬운 점
그림 16. 경사계 계측결과
이 있으며 향후 대용량의 파괴재하시험을 통해 파괴, 거동에 대한 분석이 필요할 것으로 생각한다.
감사의 글
본 연구는 건설교통부2004년도 건설핵심기술연구사업 과제번호 핵심기술 의 지원으로 이루어진 것으 ( : 04 B01-02)
로 이에 감사드립니다.
참 고 문 헌
1. 강인규 권영호 , (2004), 조립식 쏘일네일링 공법의 개발 ,
지반 환경, 한국지반환경공학회 제 권 제 호 , 5 , 4 , pp. 35 43. ～ 2. 강인규 권영호 박신영 기민주 , , , (2006a), 조립식 소일네일링
벽체에 대한 대형파괴재하시험에 관한 연구,
한국지반환경공 학회2006
학술발표회 논문집, pp. 87 94. ～
3. 강인규 권영호 박신영 이승현 김홍택 , , , , (2008), 대형파괴재하 시험을 통한 쏘일네일 벽체의 거동분석,
한국지반환경공학회 논문집, 제 권 제 호 9 , 3 , pp. 51 60. ～
4. 강인규 류정수 권영호 이승현 박신영 , , , , (2006b), 쏘일네일링 벽체에 대한 대형파괴재하시험 사례 , 2006
가을기술발표회 설 계･시공 사례집, 한국토질및기초기술사회 , pp. 135 145. ～ 5. 권영호(2002),
전면벽체의 강성이 쏘일네일링 시스템의 안정성에 미치는 영향에 관한 연구
