A Comparative Study on Connection Strength Evaluation Methods of Wall Facing-Geosynthetics using the Design Case

설계사례를 이용한 전면 벽체 /보강재의 연결강도 평가방법에 관한 비교 연구

A Comparative Study on Connection Strength Evaluation Methods of Wall Facing-Geosynthetics using the Design Case

한 중 근¹ Han, Jung-Geun 신 주 옥³ Shin, Ju-Oek 이 광 우^5* Lee, Kwang-Wu

홍 기 권² Hong, Ki-Kwon 조 삼 덕⁴ Cho, Sam-Deok

ABSTRACT

The connection strength between wall facing and geosynthetics should be evaluated by experimental method in the design of reinforced earth wall. However, the evaluation result of connection strength using the typical design method, FHWA(1996) and NCMA(1997), is excessively because of a safety factors. Therefore, this study is conducted in connection strength test between wall facing and geosynthetics, then the test result is applied to the design case by NCMA, FHWA and Soong

& Koener(1997). The results confirmed that the evaluation method by Soong & Koener, which is used ultimate connection strength by connection strength test in allowable connection strength, is satisfied with stable in design.

요 지

블록식 보강토옹벽의 설계 시 국부적 안정성 평가에 있어서 실험적 방법을 통한 전면블록과 보강재 사이의 연결강도에 대한 특성을 평가해야 한다. 그러나 NCMA 및 FHWA에서 제안하고 있는 연결강도 평가방법을 적용할 경우에는 다소 보수적인 평가결과 나타나게 된다. 따라서 본 연구에서는 전면블록과 지오그리드 보강재 사이의 연결강도 시험을 수행하였다. 또한 시험결과를 NCMA, FHWA 및 Soong & Koerner가 제안한 평가방법에 의해 블록식 보강토옹벽 설계사례에 적용하였다. 그 결과, Soong & Koerner에 의해 제안된 연결강도 시험으로부터 얻어진 극한연결강도를 허용연결강도로서 적용하여도 설계 시 요구되는 안정성을 만족하는 것으로 나타났다.

Keywords : Reinforced earth wall, Geosynthetics, Connection strength, Evaluation method 한국토목섬유학회논문집 제8권 2호 2009년 6월 pp. 21 ∼ 29

J. Korean Geosynthetics Society Vol.8 No.2 June. 2009 pp. 21 ~ 29

1 정회원, 중앙대학교 건설환경공학과 부교수 (Member, Associate Professor, Dept. of Civil & Environmental Engrg., Chung-Ang Univ.) 2 학생회원, 중앙대학교 일반대학원 토목공학과 박사과정 (Student Member, Graduate Student, Dept. of Civil Engrg., Chung-Ang Univ.) 3 학생회원, 중앙대학교 일반대학원 토목공학과 석사과정 (Student Member, Graduate Student, Dept. of Civil Engrg., Chung-Ang Univ.) 4 정회원, 한국건설기술연구원 지반연구실 책임연구원 (Member, Research Fellow, Geotechnical Engrg. & Tunnelling Research Division, Korea Institute

of Construction Technology)

5* 정회원, 한국건설기술연구원 지반연구실 연구원 (Member, Researcher, Geotechnical Engrg. & Tunnelling Research Division, Korea Institute of Construction Technology, E-mail: [email protected])

1. 서 론

블록식 보강토옹벽의 설계 시 안정성 검토는 외적안정, 내적안정, 국부적 안정 및 전체사면활동 안정으로 구분된 다. 그 중 국부적 안정에 있어서 전면벽체와 지오그리드 보강재 사이의 연결부 파괴는 전면벽체의 균열 및 과도한

수평변위를 유발시키고, 이로 인한 구조물 붕괴의 원인이 된다. 그러나 국내에서는 보강토옹벽이 뒤채움재와 보강 재 및 벽체가 일체가 되어 외력이나 토압에 저항하는 구조 물임에도 불구하고, 주로 사용되는 블록식 보강토옹벽에 대한 설계 및 시공 시 블록과 지오그리드 보강재 사이의 연결방법에 대한 검토가 충분히 이루어지지 않은 상태로

① 블록 ② 수직하중 적용 패드 ③ 수직하중 재하판

④ 수직하중 재하장치 ⑤ 보강재 ⑥ 받침대

⑦ 클램프 ⑧ 스크류 잭 ⑨ 변위 측정장치

그림 1. 연결강도 시험장비의 개략도(NCMA, 1997)

(a) 인장력-변위 관계 곡선

(b) 연결강도-수직력 관계 곡선

그림 2. 연결강도 시험결과를 활용한 연결강도 평가 곡선(NCMA, 1997) 현장에 적용되는 사례가 발생하고 있다. 따라서 연결부의 시공불량으로 인한 전면블록의 균열 및 과도한 수평변위 등의 문제가 종종 나타하고 있는 실정이다. 또한 일련의 실험적 방법을 통하여 전면블록과 보강재 사이의 연결특 성을 고려해야 하지만, 일부에서는 연결강도 평가가 제대 로 이루어지지 않고 있어 보강토옹벽 구조물의 붕괴 및 국 부적인 파괴의 원인 중 하나로 대두되고 있다. 이와 같이 전면벽체와 보강재의 연결부 파괴를 방지하기 위해서는 전면벽체를 형성하는 블록과 보강재의 적절한 조합방식 및 실험을 통한 명확한 안정성 평가가 이루어져야 한다.

보강토옹벽의 설계 시, 국부적 안정을 위하여 전면벽체 와 보강재 사이의 연결강도를 평가하기 위한 실험적 방법 으로는 NCMA(1997)의 SRWU-1 시험법과 FHWA(1996) 의 연결강도 시험법이 있으며, 평가에 있어서 가장 중요한 사항은 실내시험 시 실제 현장의 완벽한 재현과 동시에 평 가결과에 반영되는 설계인자들의 정확한 평가이다. 특히, FHWA에서 제안하고 있는 연결강도 평가방법은 평가결 과에 영향을 미치는 다양한 설계인자들을 NCMA의 평가 법보다 충분히 고려하도록 제안하고 있다. 이에 Soong &

Koerner(1997)는 4종류의 보강재를 대상으로 연결강도를 평가한 결과, NCMA와 FHWA가 제안한 연결강도 평가결 과가 보수적인 것으로 분석하였고, 새로운 안전율 적용방 법을 제안하였다.

본 연구에서는 블록식 보강토옹벽의 설계 시, 연결강도 평가결과의 합리적인 설계반영을 위하여 전면벽체와 지오 그리드 보강재의 연결강도 시험을 수행하였으며, 시험결 과를 바탕으로 NCMA, FHWA 및 Soong & Koerner가 제 안한 평가방법에 의해 연결강도 평가결과를 설계사례에 반영하여 그 결과를 비교 ․ 분석하였다.

2. 연결강도 평가방법

2.1 NCMA의 연결강도 평가법(SRWU-1)

NCMA에서 제안하고 있는 SRWU-1 시험법은 보강재 와 전면블록 사이의 연결강도를 결정하는 방법으로서, 기 본적인 시험원리는 현장상태와 동일한 조건으로 실물 모 형시험을 수행하여 현장시험 결과와 유사한 결과를 얻는 것이다. 즉, 전면벽체와 연결된 보강재 사이의 인장력에 따른 변위를 통하여 연결강도 결정에 필요한 설계 정수를 얻는다. 이 때 적용되는 설계법은 파괴 시 극한강도에 안 전율을 고려하는 극한강도 설계법과 특정한 변형이 유발 되는 것을 허용하여 연결강도를 평가하는 공용강도 설계 법이 있다.

시험 시 사용되는 보강재 폭은 최소 36inch(910mm)로 하고, 전면블록과 보강재의 연결 및 블록의 배열은 앞서 언급한 바와 같이 현장과 동일한 조건으로 한다. 시험 중 재하하중은 재하판을 이용하여 전달하며, 재하판과 최상 단 블록 사이에 고무매트를 설치하여 하중이 블록 상단에 서 균등하게 분포되도록 한다. 시험순서는 다음과 같다.

(1) 하단블록 설치 후 블록배면에 뒤채움흙을 포설하고, 현장과 같은 밀도로 다짐

(2) 보강재를 수평하게 하여 블록과 클램프에 연결(블록 배면과 클램프 사이간격은 최소 8inch(203mm)) (3) 상단블록 설치 후 블록배면에 뒤채움흙을 포설하고,

현장과 같은 밀도로 다짐 (4) 상단블록 위에 재하 장치를 설치

(5) 상단블록에 수직하중을 일정하게 재하(재하하중의 범위는 현장에서 야기되는 하중조건을 고려하여 설정) (6) 보강재에 예비 인장력을 가하고, 변위를 ‘0’으로 설 정(예비 인장력은 극한 연결강도의 10% 또는 290/m 중 작은 값을 초과하지 않도록 적용)

(7) 인장변위는 분당 10%의 변형이 지속되도록 인장력 적용

(8) 인장 하중, 변위 및 보강재의 변위를 기록

(9) 시험은 보강재 파괴, 블록과 보강재의 연결부 및 블 록의 파괴가 일어날 때까지 지속

(10) 시험 횟수는 동일한 수직하중에서 최소 3번 이상 반 복 수행하며, 시험결과의 차이가 중간 값보다 ±10%

이상이면 재시험 실시

시험 결과는 그림 2에서 보는바와 같이 인장력-변위 관 계(그림 2(a))를 활용하여 연결강도-수직력 관계(그림 2(b))를 나타낸 연결강도 평가 곡선에 이용되며, 이를 통 하여 연결강도 설계정수인 _, _를 산정하게 된다.

설계 시 반영되는 장기 설계허용 연결강도는 극한강도 설계법의 경우, 식 (1) 및 식 (2)에서 나타낸 바와 같이 극 한연결강도에 안전율을 적용하여 평가한다.

_≤_{}_{}_≤_ (1)

_{} ___ (2)

여기서, _{}= 장기 설계허용 연결강도()

_{}= 블록/보강재 사이의 극한연결강도

()

_= 보강재의 최대 유발인장력()

_= 보강재의 설계인장강도()

_= 각 보강재 포설 높이가 고려된 블록에 의한 수직하중()

_= 안전율(=1.5) _, _= 연결강도 설계정수

한편, 설계 내구년수 동안에 허용되는 변형을 고려하여 연결강도를 평가하는 공용강도 설계법은 전면블록과 보강 재 사이의 최대 허용변형을 3/4inch(19mm)로 제안하고 있다. 즉, 수직하중 변화에 따른 인장변형이 3/4inch(19 mm) 일 때 인장 저항력을 측정하여 연결강도를 평가하는 방법으로서 식 (3)과 식 (4)를 통하여 안정성을 평가한다.

_



_≤_ (3)





 ′__′_ (4)

여기서, _ = 공용성에 근거한 장기 설계허용 연결강도 ()



= 3/4inch(19mm) 변형에서의 연결 강도()

_ = 보강재의 설계인장강도()

′_, ′_ = 3/4inch(19mm) 변형에서의 연결 강도 설계정수

2.2 FHWA(1996)의 연결강도 평가법

FHWA에서는 연결강도 평가시험에 사용되는 보강재의 폭을 최소 750mm, 최대 1000mm로 하고, 시험 시 보강재 에 적용되는 예비 인장력은 1.1로 하여 시험을 수행하도록 제안하고 있다. 그리고 시험결과를 이용하여 보강재 파단 에 의한 연결강도 감소계수와 인발에 의한 연결강도 감소 계수를 산출하여 식 (7)과 같이 허용연결강도를 평가한다.

___ (5)

___ (6)

여기서, _ = 파단에 의한 연결강도 감소계수

_ = 연결부 파단 시 보강재 단위 폭 당 작 용 하중

_ = 광폭인장강도(ASTM D 4595)

_ = 인발에 의한 연결강도 감소계수

_≤_{ }

_×_× 

_×_

≤_×_ (7)

(a) 보강재/뒤채움재 균등침하 (b) 보강재의 국부적 비대칭변형 (c) 보강재의 국부적 대칭변형 그림 3. 보강재의 변형 형상

그림 4. 보강재의 변형 형상에 따른 변형율 그림 5. 속채움 골재의 입도분포곡선

여기서, _ = 허용연결강도

_ = 보강재의 극한인장강도

_ = 내구성 감소계수

_ = 크리프 감소계수

2.3 Soong & Koerner(1997)의 연결강도 평가법

전면벽체와 보강재의 설계연결강도는 보강재의 극한연 결강도에 안전율을 적용하여 결정하지만, 이론적으로 보 강재와 전면벽체 사이의 인장응력은 매우 작은 것으로 나 타나고 있다. 따라서 Soong & Koerner는 장ㆍ단기적으로 보강토옹벽의 연결강도에 영향을 미치는 여러 요인들을 고려하여 보강재의 변형을 그림 3에서 보는 바와 같이 세 가지 변형 형상으로 구분하였으며, 보강재의 변형 형상에 따른 평균 변형률을 그림 4와 같이 나타내었다.

이를 바탕으로 총 4가지(Nonwoven geotextile, Woven geotextile, High density polyethylene geogrid, Polyester geogrid) 보강재를 활용하여 변형률-인장력 관계와 각 보 강재의 변형에 따른 연결저항을 산정하였으며, 설계연결 강도의 산정을 위한 극한연결강도의 적용안전율이 0.73～

1의 범위인 것을 확인하였다. 따라서 Soong & Koerner는 기존 연결강도 평가방법이 극한연결강도에 안전율을 1.5

로 적용하는 것은 실제 블록/보강재 연결부에 작용할 수 있는 수평토압을 고려할 때 너무 과도하기 때문에 안전율 을 1로 적용하여 허용연결강도로 사용할 것을 제안하였다.

3. 전면블록/지오그리드 보강재의 연결강도 시험

본 연구에서는 블록식 보강토옹벽의 설계 및 각각의 연 결강도 평가방법의 비교․분석을 위하여 보강토옹벽용 콘 크리트 블록 및 지오그리드 보강재의 연결강도 시험을 수 행하였다.

3.1 실험재료

연결강도 시험에 사용된 콘크리트 블록의 크기는 가로×

세로×높이가 각각 460×440×200mm이고, 속채움 재료는 보강토옹벽의 배수재로 널리 쓰이고 있는 화강암을 파쇄 한 쇄석으로서 통일분류법에 의하면 입경이 균등한 자갈 로 판명되었으며, 입도분포곡선은 그림 5에서 보는바와 같다.

한편, 연결강도 평가결과를 블록식 보강토옹벽의 설계 에 반영하기 위하여, 시험 시 적용된 지오그리드 보강재는 고강도 폴리에스테르 섬유를 폴리프로필렌 수지로 피복하

표 1. 지오그리드 보강재의 공학적 특성

지오그리드 종류 지오그리드 A 지오그리드 B 지오그리드 C 지오그리드 D

인장강도 kN/m) 생산자 제시 60 80 100 150

광폭인장시험(ISO 10319) 결과 62.10 85.84 103.2 160.88

크리프 감소계수 (_) 1.67 1.67 1.67 1.67

시공성 감소계수 (_) 1.00 1.00 1.00 1.00

설계인장강도(_) - 31.15 - 58.39

표 2. 연결강도 시험 내용

평가항목 변화인자 변화값 기타 실험조건

연결강도

블록 종류

콘크리트

전면블록 ∘ 수직력 : 9.8, 14.7, 19.6, 29.4, 34.3, 39.3, 49.0, 61.3, 73.6, 85.8, 98.1 kN/m

∘ 인장 속도 : 20 mm/min

∘ 지오그리드 시료 폭 : 0.8 m 보강재

종류

지오그리드 B 지오그리드 D

(a) 하단블록 거치, 골재 속채움 후 (b) 상단블록 거치 및 골재 속채움 지오그리드 포설

(c) 수직하중 재하 (d) 보강재 파단에 의한 실험종료

그림 6. 전면 블록/ 지오그리드 보강재의 연결강도 시험과정

여 띠 형태의 스트립을 제조한 후, 제조된 스트립을 격자 형태가 되도록 경·위 방향으로 입체교차(평직조직)시켜 교 차점을 용착하는 방식으로 제조되었다. 지오그리드 보강 재의 공학적 특성은 표 1에 보는바와 같고, 본 연결강도 시험에서는 지오그리드 B 및 D에 대하여 수행되었다.

3.2 실험 장치 및 방법

본 연구에서 사용된 연결강도 시험장비는 블록, 쇄석 및 지오그리드 등이 포설되는 토조, 인발장치, 그리고 클램프 장치 등으로 구성되어 있다. 또한 연결강도 시험시 인장방

그림 7. 연결강도 평가곡선(Geogrid B) 그림 8. 연결강도 평가곡선(Geogrid D) 표 3. 연결강도 정수 산정결과

보강재 종류 보강재 포설 높이 극한연결강도(_)에 대한 설계정수 공용성을 고려한 연결강도(



)에 대한 설계정수

_() _() ′_() ′_()

지오그리드 B 5.6m 이하 30.5 9 18.5 6

5.6m ～ 11m 16.1 25 10.1 16

지오그리드 D 5.6m 이하 29.6 16 17.1 14

5.6m ～ 11m 20.3 26 9.5 25

향의 전면벽에는 간격 2.0cm 정도의 슬리트(slit)가 있어 지오그리드가 자유롭게 인발될 수 있도록 되어 있다. 토조 의 상부에는 재하판을 포함하는 수직하중 재하장치가 토 조내에 균등한 수직하중을 가압할 수 있도록 하였다. 인발 장치는 토조내 지오그리드를 일정한 속도로 인발하거나 블록을 전단하고, 인발 및 전단력 측정할 수 있도록 되어 있다.

연결강도 시험은 표 2에 나타낸 바와 같이 설계조건에 맞춰 각 보강재에 작용하는 수직하중을 고려하여 9.8, 14.7, 19.6, 29.4, 34.3, 39.3, 49.0, 61.3, 73.6, 85.8, 98.1kN/m로 변화시키면서 수행하였으며, 시험과정은 그 림 6에서 보는바와 같다.

3.3 실험 결과

지오그리드 B와 지오그리드 D에 대한 연결강도 시험결 과를 바탕으로 그림 7 및 그림 8에서 보는바와 같이 연결 강도 평가곡선을 도식화 하였으며, 연결강도 평가 시 반영 되는 설계정수를 표 3에 나타내었다. 각각의 평가곡선에 서 확인된 바와 같이 전면블록/지오그리드 보강재 사이의 연결강도는 수직하중 증가에 따라 증가하고, 일정한 하중

단계 이후에는 그 증가율이 감소하는 경향으로 나타났으 며, 이를 바탕으로 수직하중-연결강도 관계가 두 개의 직 선으로 표현될 수 있는 것을 확인하였다. 이는 전단키나 전단핀을 사용하는 블록/보강재 연결방식이 블록/블록 및 블록/지오그리드의 마찰특성에 크게 의존하기 때문인 것 으로 판단된다. 한편, 수직하중이 작은 경우에서 연결강도 가 작게 나타나는 원인은 수직하중이 작을수록 블록 내에 위치한 지오그리드의 인발이 증대되기 때문이다.

4. 블록식 보강토옹벽의 설계사례를 통한 연결 강도의 안정성 평가

각각의 연결강도 평가방법의 비교․분석을 위하여 그림 9에서 보는바와 같이 블록식 보강토옹벽의 설계사례에 평 가결과를 반영하여 연결강도에 대한 안정성 평가를 수행 하였다.

4.1 NCMA(1997)의 평가방법에 의한 연결강도 평가결과

NCMA(1997)에서 제안하고 있는 연결강도 평가방법은 극한강도 설계법의 경우, 1.5의 안전율을 반영한 장기 설

그림 9. 블록식 보강토옹벽의 설계 단면도

표 4. NCMA(1997)의 평가방법에 의한 연결강도 안정성 평가결과 (단위 : kN/m)

보강재 종류 최대 유발인장력 (_) 안정성 평가 장기 설계허용 연결강도 (_{}) 안정성 평가 보강재의 설계인장강도 (_)

Geogrid B

Tmax4 19.10 ≮ Tcl(4) 18.12 < 31.15

Tmax5 22.91 ≮ Tcl(5) 20.31 < 31.15

Tmax6 23.16 ≮ Tcl(6) 22.50 < 31.15

Tmax7 22.17 < Tcl(7) 24.14 < 31.15

Geogrid D

Tmax12 32.88 < Tcl(12) 33.02 < 58.39

Tmax13 35.02 ≮ Tcl(13) 34.03 < 58.39

Tmax14 37.16 ≮ Tcl(14) 35.04 < 58.39

Tmax15 32.60 < Tcl(15) 36.05 < 58.39

Tmax16 41.08 ≮ Tcl(16) 36.72 < 58.39

표 5. 파단에 의한 연결강도 감소계수(_)와 인발에 의한 연결강도 감소계수(_) 산정결과

파단에 의한 연결강도감소계수(_) 인발에 의한 연결강도감소계수(_)

CRu4 0.32 CRs4 0.14

CRu5 0.35 CRs5 0.29

CRu6 0.39 CRs6 0.31

CRu7 0.42 CRs7 0.32

CRu12 0.31 CRs12 0.21

CRu13 0.32 CRs13 0.22

CRu14 0.33 CRs14 0.23

CRu15 0.34 CRs15 0.24

CRu16 0.34 CRs16 0.24

계허용 연결강도가 보강재의 설계인장강도보다 작거나 같 고, 최대 유발인장력보다 크도록 제안하고 있다. 따라서 이를 고려하여 연결강도를 평가한 결과, 표 4에서 보는바 와 같이 부분적으로 보강재의 파단이 발생 가능한 것을 확

인할 수 있었다.

4.2 FHWA(1996)의 평가방법에 의한 연결강도 평가결과

2.2절에 나타낸 바와 같이 FHWA(1996)에서는 허용연 결강도가 보강재의 극한인장강도에 인발을 고려한 연결강 도 감소계수(_)를 반영하여 산정된 결과(_×_) 보다 작거나 같고, 연결부 유발인장력보다는 크도록 제안 하고 있다.

따라서 표 5에 나타낸 파단에 의한 연결강도감소계수 (_)를 반영한 허용연결강도와 _×_ 값을 산정하 여 안정성을 평가하였다. 표 6에서 보는 바와 같이 허용연 결강도는 연결부 유발인장력에 비해 매우 작게 산정되었 으며, 상부로부터 4단, 14단 및 16단의 경우에는 _×

_값이 연결부 유발인장력보다 작게 나타남으로서, 모 든 보강재의 파단 가능성이 매우 큰 것으로 확인되었다.

이는 앞서 언급한 바와 같이 FHWA(1996)의 연결강도 평 가법이 파단에 의한 연결강도 감소계수(_), 내구성 감

표 6. FHWA(1996)의 평가방법에 의한 연결강도 안정성 평가결과 (단위 : kN/m) 보강재 종류 연결부 유발인장력 (_) 안정성 평가 허용연결강도 (_) 안정성 평가 _×_

Geogrid B

To4 15.95 ≮ Tac4 9.86 ≮ 12.28

To5 19.67 ≮ Tac5 11.06 ≮ 24.78

To6 20.61 ≮ Tac6 12.25 ≮ 26.53

To7 19.95 ≮ Tac7 13.14 ≮ 27.85

Geogrid D

To12 32.47 ≮ Tac12 17.98 ≮ 34.43

To13 35.21 ≮ Tac13 18.53 ≮ 35.75

To14 38.01 ≮ Tac14 19.08 ≮ 37.07

To15 34.08 ≮ Tac15 19.62 ≮ 38.38

To16 42.86 ≮ Tac16 19.99 ≮ 39.26

표 7. Soong & Koerner(1997)가 제안한 평가방법에 의한 연결강도 안정성 평가결과 (단위 : kN/m) 보강재 종류 NCMA 기준에 근거한

최대 유발인장력

FHWA 기준에 근거한 최대 유발인장력

안정성 평가

연결강도 시험에 의해 산정된 극한연결강도 (_{ ∙})

Geogrid B

Tmax4 19.10 Tmax4 20.33 < _{ ∙  27.18}

Tmax5 22.91 Tmax5 24.38 < _{ ∙ } 30.46

Tmax6 23.16 Tmax6 24.87 < _{ ∙ } 33.75

Tmax7 22.17 Tmax7 23.60 < _{ ∙  36.21}

Geogrid D

Tmax12 32.88 Tmax12 34.98 <  ∙  49.53

Tmax13 35.02 Tmax13 37.26 <  ∙  51.05

Tmax14 37.16 Tmax14 39.54 <  ∙  52.56

Tmax15 32.60 Tmax15 34.85 <  ∙  54.08

Tmax16 41.08 Tmax16 43.34 <  ∙  55.09

소계수(_) 및 크리프 감소계수(_) 등의 연결강도에 영향을 미치는 다양한 인자들을 충분히 고려하고 있기 때 문에 매우 보수적인 결과가 나타난 것으로 판단되었다.

4.3 Soong & Koerner(1997)의 평가방법에 의한 연결강도 평가결과

NCMA(1997)와 FHWA(1996)의 연결강도 평가결과가 모두 안정성을 만족하지 않는 것으로 나타난 것은 안정성 평가시 반영되는 안전율 1.5가 과도했기 때문이며, 특히 FHWA의 경우의 결과에서는 영향 요소에 따라 소요 안전 율을 각각 적용했기 때문에 매우 보수적으로 산정된 것으 로 확인되었다. 이 결과는 전면벽체와 보강재의 연결강도 결정에 있어서 기존에 적용하는 안전율 1.5는 실제 연결부 에 작용하는 수평토압을 고려할 때 과도하게 적용되어지 고 있다는 Soong & Koerner(1997)의 연구결과와 부합한 다. 따라서 Soong & Koerner(1997)가 제안한 연결강도 평 가방법에 따라 본 설계사례를 적용하였다.

표 7에서 보는바와 같이 시험에 의해 산정된 극한연결 강도는 NCMA 및 FHWA의 평가법에 의해 산정된 보강 재의 최대 유발인장력보다 최소 25%에서 최대 66%까지 크게 나타났다. 즉, 연결강도 시험결과로부터 얻어진 극한 연결강도를 설계 시 요구되어지는 연결강도로 적용하여도 안정성을 만족하는 것으로 나타났다.

5. 결 론

본 연구에서는 블록식 보강토옹벽의 설계사례를 이용 하여 전면벽체와 지오그리드 보강재 사이의 연결강도 시 험결과를 바탕으로 NCMA, FHWA 및 Soong & Koerner 가 제안한 연결강도 평가방법을 통해 결과를 비교․분석하 였으며, 그 결과를 요약하면 다음과 같다.

(1) NCMA의 평가방법에 의한 연결강도 평가결과, 부분 적으로 보강재의 파단이 발생 가능한 것으로 확인되 었으며, FHWA에서 제안한 평가방법을 적용한 경우

에는 모든 평가대상의 보강재가 파단발생이 가능한 것으로 나타났다. 이와 같이 각각의 설계기준을 만족 하기 위해서는 과도한 안전율이 적용되어야 함을 확 인하였다.

(2) Soong & Koerner가 제안한 연결강도 평가방법을 적용 한 결과를 NCMA와 FHWA에 연결강도 평가방법에 의한 결과와 비교 ․ 분석한 결과, 연결강도 시험으로부터 얻어진 극한연결강도를 허용연결강도로서 적용하여도 설계 시 요구되는 안정성을 만족하는 것으로 나타났다.

(3) 블록식 보강토옹벽의 설계를 위한 연결강도 평가 시, 연결강도 시험에 의한 극한연결강도를 허용연결강도

로 적용하되 구조물의 중요도 및 시공성을 바탕으로 1～1.5 사이의 합리적인 안전율을 고려하는 것도 바 람직할 것으로 사료된다.

참고문헌

1. FHWA (1996), Mechanically Stabilized Earth Walls and Rein- forced Soil Slopes Design and Construction Guidelines.

2. NCMA (1997), Design Manual for Segmental Retaining Walls.

3. Te-Yang Soong & Robert M. Koerner (1997), “On the Required Connection Strength of Geosynthetically Reinforced Walls”, Geotextiles and Geomembranes, Vol.15, pp.385-392.

(논문접수일 2009. 4. 24, 심사완료일 2009. 6. 20)