Unconfined Compressive Strength of Cemented Sand Reinforced with Short Fibers

地 盤 工 學

大 韓 土 木 學 會 論 文 集

第28卷 第4C 號·2008年 7月 pp. 213~220

단섬유를 사용한 시멘트 혼합토의 일축압축강도 특성

Unconfined Compressive Strength of Cemented Sand Reinforced with Short Fibers

박성식*·김영수**·최선규***·신시언****

Park, Sung-Sik

·

Kim, Young-Su

·

Choi, Sun-Gyu

·

Shin, Shi-Eon

···

Abstract

A study on cemented sand reinforced with short fibers was carried out to improve its unconfined compressive strength and brittle behavior. Nak-dong River sand was mixed with Portland cement and polyvinyl alcohol (PVA) fibers. A PVA fiber widely used for concrete reinforcement is randomly distributed into cemented sand. Nak-dong River sand, cement and fibers with optimum water content were compacted in 5 layers and then cured for 7 days. The effect of fiber reinforcement rather than cementation was emphasized by using a small amount of cement. Weakly cemented sand with a cement/sand ratio less than 8%

was fiber-reinforced with different fiber ratios and tested for unconfined compression tests. The effect of fiber ratio and cement ratio on unconfined compressive strength was investigated. Fiber-reinforced cemented sand with 2% cement ratio showed up to six times strength to non-reinforced cemented sand. Because of ductile behavior of fiber-reinforced specimens, an axial strain at peak stress of specimens with 2% cement ratio increases up to 7% as a fiber ratio increases. The effect of 1% fiber addition into 2% cemented sand on friction angle and cohesion was analyzed separately. When the fiber reinforcement is related to fric- tion angle increase, the 8% of applied stress transferred to 1% fibers within specimens.

Keywords :cemented sand, short fiber, unconfined compressive strength

···

요 지

시멘트로 고결된 사질토의 일축압축강도와 취성적인 거동을 개선하기 위하여 단섬유를 사용한 혼합토에 관한 연구를 수행 하였다. 낙동강 모래에 포틀랜드시멘트와 콘크리트 보강재로 많이 사용되고 있는 폴리비닐알코올 섬유를 무작위로 보강하였 다. 낙동강 모래에 시멘트와 섬유를 최적함수비로 잘 섞은 다음 5층 다짐으로 공시체를 만든 후 7일간 양생시켰다. 적은 양의 시멘트를 혼합하여 시멘트의 고결효과보다는 섬유의 인장력으로 인한 보강효과에 중점을 두었다. 8% 이하의 시멘트비 를 가진 약하게 고결된 혼합토에 섬유비를 다르게 공시체를 제작하여 일축압축시험을 실시하였다. 섬유비와 시멘트비에 따른 일축압축강도의 특성을 비교하였으며, 일축압축강도는 시멘트비가 2%인 경우 섬유비의 증가에 따라 최대 6배까지 증가하였 다. 섬유의 인장력으로 공시체의 연성이 증가하여 최대응력 시의 축변형률이 시멘트비가 2%인 경우 섬유비에 따라 최대

7%

정도 증가하였다. 시멘트비가 2%인 혼합토에 1%의 섬유 보강으로 인한 효과를 마찰각의 증가와 점착력의 증가로 분리 하여 해석하였으며, 마찰각의 증가로 해석한 경우 섬유로 전달되는 응력은 수직응력의 8% 정도로 계산되었다.

핵심용어

:

고결모래, 단섬유, 일축압축강도

···

1.

서 론

시멘트로 고결된 사질토는 시멘트 함유량에 따라 흙의 압 축강도를 상당히 증가시킬 수 있으나, 철근콘크리트에서 철 근과 같이 인장력을 발휘하는 물질이 없기 때문에 급작스런 파괴가 발생할 수 있다. 철근콘크리트에서 철근과 같은 원리 를 이용한 보강토에 관한 초기 연구는 흙에 metal strips을 수평방향으로 일정 간격을 두고 층층이 매설하여 이것이 인 장력을 받도록 하였다(Schlosser와 Long, 1974). 취성파괴를

보이는 시멘트 혼합토에 보강토 원리를 도입하여 일정한 방 향을 가지지 않고 무작위로 단섬유를 섞으면 재하 시 흙과 섬유사이의 결합(점착력)과 마찰로 인하여 섬유가 인장력을 발휘하여 지반의 강도와 지지력이 증가한다. 이와 같은 보강 토는 기초지반 및 연약지반의 보강, 옹벽 뒷채움재, 도로 및 철도의 성토노반, 기층재료 등으로 사용될 수 있다. 국외 여 러 연구자들이 평판재하시험(Consoli 등, 2003a, 2003b), 실 내 CBR시험(Al-Refeai와 Al-Suhaibani, 1998; Kumar 등,

1999; Yetimoglu

등, 2005), 실내모형실험(Wasti와 Butun,

*정회원·교신저자·원광대학교 공과대학 토목환경도시공학부 전임강사 (E-mail : [email protected])

**정회원·경북대학교공과대학건설공학부토목공학전공교수

***경북대학교공과대학건설공학부토목공학전공석사과정수료

****정회원·경북대학교 공과대학 건설공학부 토목공학전공 박사과정 수료

1996),

일축압축시험(Freitag, 1986; Kumar 등, 1999; Tang 등, 2007), 삼축시험(Al-Refeai와 Al-Suhaibani, 1998;

Consoli

등, 1998; Maher와 Ho, 1993), 그리고 직접전단시

험(Tang 등, 2007; Yetimoglu와 Salbas, 2003) 등을 통하 여 앞서 언급한 섬유의 보강효과를 입증하였다. 국내에서는 일축 및 삼축시험을 이용하여 조삼덕과 김진만(1995), 송창 섭과 임성윤(2002) 그리고 목영진 등(2005)이 합성섬유를 보 강한 섬유 혼합토에 관한 연구를 수행하였다. 단섬유를 무작 위로 혼합한 섬유 혼합토에 대한 기존 연구는 주로 사질토 에 자연섬유 혹은 폴리프로필렌과 같은 알카리성에 약한 인 공섬유를 이용한 연구가 주를 이루었으나, 본 연구에서는 시 멘트와 친화성이 좋은 폴리비닐알코올(polyvinyl alcohol,

PVA)

섬유를 사용하였다. 박성식 등(2007)은 시멘트비가 4%

인 사질토에 PVA섬유를 혼합하여 섬유의 혼합 또는 보강위 치에 따른 일축압축강도 특성에 관한 연구를 수행하였다.

PVA

섬유의 보강 여부에 따라 보강한 경우(섬유비는 1%)가 최대 2배 정도의 강도 증가를 보였다. 그리고 동일한 양의 섬유가 보강되었을 때 섬유가 한쪽으로 집중된 경우보다 전 체적으로 분산된 경우가 약 1.5배 정도의 강도 증가가 발생 하였다.

본 연구에서는 시멘트 혼합토에 섬유비를 달리하여 공시체 전체에 무작위로 섬유를 분산 보강한 다음, 일축압축시험을 실시하여 섬유비에 따른 강도의 변화를 연구하였다. 낙동강 모래에 네 종류(2, 4, 6, 8%)의 시멘트비와 다섯 종류(0,

0.3, 0.6, 1, 1.5%)

의 섬유비를 이용하여 시멘트비와 섬유비

가 일축압축강도 및 강성에 미치는 영향을 연구하였다.

2.

실험재료 및 공시체 제작

2.1

실험재료

본 연구에서 사용한 모래는 낙동강 지류인 성주지역의 강 바닥에서 채취하였다. 현장에서 채취한 모래를 건조시킨 뒤 체가름 시험으로 200번체와 10번체 사이의 시료를 선택하였 다. 낙동강(또는 성주) 모래는 실리카질 모래로 입도분포곡선 은 그림 1과 같으며, 모래의 성분과 전자현미경사진은 박성 식 등(2007)을 참조하기 바란다. 시멘트는 비중 3.14인 국내

S

사의 보통포틀랜드시멘트를 사용하였다. 섬유 혼합토 연구 에 가장 많이 사용된 섬유는 폴리프로필렌 섬유이지만, 이 섬유는 물보다 가벼워 물에 뜨는 단점이 있다. 본 연구에서 는 최근 시멘트 보강재로 가장 많이 사용되고 있는 PVA 섬유를 사용하였다. PVA 섬유는 고강도, 고탄성률의 우수한 물리적 특성을 가지며 이외에도 열안정성, 내약품성, 내후성 등이 우수하기 때문에 산업용 섬유로서 널리 사용되고 있다.

특히 PVA 섬유는 비중이 1.3으로 물보다 약간 큰 것이 특 징이며, 시멘트와 접착성이 매우 우수하고 내알칼리성이 높 기 때문에 콘크리트 및 시멘트 보강재로 아주 적합하다.

PVA

섬유의 특징 및 제조방법 등에 관한 더 자세한 사항은 최수명(2002)을 참조하기 바란다. 시멘트 보강재로 사용되고 있는 몇몇 PVA 섬유 중에서 본 연구에 사용한 RECS100L

(

그림 2)은 공시체 내에서 고르게 잘 분산되며(박성식 등,

2007),

이 섬유의 직경은 0.1mm, 길이는 12mm, 인장강도

는 110kg/mm

²,

그리고 탄성률은 2,500kg/mm

²

이다.

2.2

공시체 제작방법

일축압축시험을 위한 공시체 제작은 표준다짐방법을 이용 하였으며, 직경 70mm, 높이 140mm의 시료를 5층으로 나 누어 각 층 사이의 분리가 생기지 않고 충분한 다짐이 되도 록 제작하였다. 양쪽으로 분리할 수 있는 몰드, 표준다짐방 법과 동일한 다짐에너지를 가하기 위한 낙하추 및 낙하 시 안내역할을 하는 높이 300mm의 몰드 연결기를 이용하였 다. 제작에 사용한 몰드와 햄머 사진을 비롯한 자세한 시료 제작방법은 박성식 등(2007)을 참조하기 바란다. 공시체 제 작에 사용한 건조모래에 대한 시멘트와 섬유의 비율은 다음 과 같이 정의하였다. 시멘트비(cement ratio) ρ

c

와 섬유비

(fiber ratio)

ρ

f

는 건조모래의 무게를 기준으로 다음과 같이

각각 정의하였다.

(1)

여기서 W

c

와 W

f

는 각각 시멘트와 섬유의 무게이며, W

s

는 건조모래의 무게이다. 본 실험에서 사용한 시멘트비 ρ

c

는 2,

4, 6, 8%

이며, 섬유비 ρ

f

는 0, 0.3, 0.6, 1, 1.5%이다. 2%

ρ

_c W_c W_s

--- 100 %

× ( )

=

ρ

_f W_f

W_s

--- 100 %

× ( )

=

그림

1.

성주모래의 입도분포곡선

그림

2. PVA

섬유

RECS100L(

직경

0.1mm)

이상의 섬유비를 사용한 경우 섬유와 모래의 혼합이 잘 이 루어지지 않았다. 섬유비를 건조모래의 무게가 아닌 체적으 로 비교할 경우 모래의 비중이 섬유의 약 2배이므로 체적으 로 정의한 섬유비는 ρ

f

값의 약 2배 정도가 된다. 일축압축 시험은 표 1과 같이 시멘트비 ρ

c

에 따라 A(2%), B(4%),

C(6%), D(8%)

시리즈 네 종류로 구분하였다. 최적함수비는

시멘트비에 관계없이 약 14%로 나타났으며 이 값을 시료제 작에 이용하였다. 공시체 제작 후 양생에 따른 건조수축 및 균열은 섬유의 인장효과로 억제됨으로 몰드를 바로 분리하 였으며, 7일 동안 약 25

^oC

정도로 항온 습윤조건에서 양생 하였다.

3.

일축압축시험 결과 및 분석

실험은 먼저 네 종류의 시멘트비(2, 4, 6, 8%)로 나누며, 각각의 시멘트비에 대하여 다섯 종류의 섬유비(0, 0.3, 0.6,

1, 1.5%)

로 구성되었다. 일축압축시험 재하속도는 1%/min로

분당 1.4mm씩 재하하였다.

3.1

섬유비에 따른 일축압축강도 특성

섬유의 보강 정도 즉 섬유비에 따른 일축압축강도의 영 향을 분석하기 위하여 본 실험에서는 시멘트비를 일정하게 고정시킨 다음 섬유비를 달리하여 공시체를 만든 후 일축 압축시험을 실시하였다. 섬유의 보강여부에 따른 강도의 영 향을 비교하기 위하여 섬유가 전혀 포함되지 않은 공시체 도 제작하였다. 그림 3~그림 6에 시멘트비가 각각 2, 4,

6, 8%

인 A, B, C, D시리즈의 결과를 정리하였다. 즉 시

멘트비가 동일한 경우에 섬유비가 0, 0.3, 0.6, 1, 1.5%

로 증가할 때 응력-변형률 관계를 나타내고 있다. 그림 3~

그림 6의 네 시리즈의 결과가 일관성 있게 섬유비가 0%에 서 1.5%로 증가하였을 때 일축압축강도도 155kPa에서

938kPa(A

시리즈), 296kPa에서 1134kPa(B시리즈), 444kPa

에서 1842kPa(C시리즈), 760kPa에서 2328kPa(D시리즈)로 각각 증가하였다.

그림 3~그림 6의 결과에서 나타난 일축압축강도를 식

2(a)

와 같이 정의한 일축압축강도비 R로 계산하여 그림 7에 섬유비에 대한 관계로 나타내었다. 시멘트비가 동일한 경우 표

1.

일축압축시험 종류 및 결과

실험종류 시멘트비

(%)

섬유비

(%)

단위중량

¹⁾

(g/cm³)

일축압축강도

(kPa)

축변형률 at peak

stress (%) A-0

2

0 1.816 155 1.07

A-1 0.3 1.797 188 1.83

A-2 0.6 1.782 390 3.21

A-3 1 1.775 548 4.29

A-4 1.5 1.729 938 8.28

B-0

4

0 1.891 296 1.11

B-1 0.3 1.878 414 2.35

B-2 0.6 1.872 646 3.17

B-3 1 1.854 860 4.78

B-4 1.5 1.812 1134 7.18

C-0

6

0 1.893 444 1.10

C-1 0.3 1.880 574 2.13

C-2 0.6 1.877 794 3.18

C-3 1 1.847 1254 4.93

C-4 1.5 1.826 1842 9.03

D-0

8

0 1.895 760 1.17

D-1 0.3 1.884 1132 3.08

D-2 0.6 1.823 1350 4.47

D-3 1 1.803 1740 5.27

D-4 1.5 1.752 2328 7.30

1)

양생전 공시체의 전체단위중량

그림

3.

시멘트비는

2%

로 동일하고 섬유비가 각각 다른

(A

시리즈

)

일축압축시험 결과

섬유비의 증가에 따라 일축압축강도비가 선형으로 증가하는 경향을 보였다. 이와 같은 경향은 네 종류의 시멘트비에 유 사하게 나타났다. 동일한 시멘트비를 가진 공시체에서 섬유 를 보강하지 않은 경우와 최대로 보강한 경우의 일축압축강 도를 비교하기 위하여 일축압축강도비의 최대값인 R

max

를 아 래의 식 (2b)와 같이 정의하였다. 시멘트비가 2, 4, 6, 8%

로 증가할 때 R

max

는 각각 600, 400, 400, 300%로 감소하 였다. 즉 시멘트비가 증가할수록 일축압축강도비의 최대값인

Rmax

는 감소하였다.

(2a)

(2b)

Rmax

값에서 나타난 것처럼 시멘트비가 2%로 상대적으로 낮 은 경우 섬유 보강으로 인한 강도 증가효과가 가장 높았다.

하지만 구속압이 영인 일축압축 상태에서 시멘트비가 8%로 높은 경우 시멘트의 고결력이 상대적으로 강하기 때문에 섬 유 보강으로 인한 강도 증가효과가 감소하였다. 시멘트비가

4%

와 6%인 경우 R

max

값은 2%와 8% 중간 정도의 고결력 으로 R

max

값은 뚜렷한 차이를 보이지 않았다. 결과적으로 과도한 시멘트의 혼합은 섬유 보강으로 인한 일축압축강도 증가에 도움이 되지 않으며 섬유 보강효과를 저하시킬 수 있다.

표 1에 시리즈별로 실험 결과를 요약하였으며, 실험에서 얻은 최대응력과 그 시점에서의 축변형률을 비교하였다. 최 대응력에 도달했을 때의 축변형률은 섬유를 무보강(섬유비 ρ

f=0%)

한 경우 1% 정도이지만, 섬유비가 증가함에 따라 점 차 증가하여 섬유비가 1.5%일 경우 7~9%까지 증가하였다.

섬유를 보강하지 않은 경우 축변형률 1% 정도에서 최대응 력에 도달한 후에 축변형률 2% 정도에서 영에 가까운 급작 스런 응력저하현상이 나타나 취성적인 거동을 보였다. 하지 만 각 시리즈 내에서 섬유비가 증가할수록 최대응력에 도달 한 후에 응력-변형률 곡선이 감소하는 경향이 상대적으로 완 만하게 변하는 연성파괴(ductile failure)가 나타났다. 그림 8 은 섬유비가 0%인 경우와 1%일 때의 파괴 모습을 보이고 있다. 섬유가 보강되지 않은 경우의 파괴형태는 상단에서 하 단까지 거의 일직선에 가까운 파괴면이 발생하였으나, 섬유 비가 1%로 보강된 경우는 수평방향에서 반시계 방향으로

65^o

에서 70

^o

정도의 사이에서 파괴면이 형성되었다. 각 시리 즈 내에서 섬유비의 증가에 따른 연성파괴로의 전환은 시멘 트비가 낮은 2%에서 가장 뚜렷하였다. 하지만 시멘트비가

8%

인 경우에는 섬유비의 증가에 따른 파괴모드의 변화가 나

R q_uρ

f=0 0.3 0.6 1 1.5%, , , ,

( )

q_uρ

f=0%

( )

--- 100 %

× ( )

=

R_max q_uρ

f=1.5%

( )

q_uρ

f=0%

( )

--- 100 %

× ( )

=

그림

4.

시멘트비는

4%

로 동일하고 섬유비가 각각 다른

(B

시리즈

)

일축압축시험 결과

그림

5.

시멘트비는

6%

로 동일하고 섬유비가 각각 다른

(C

시리즈

)

일축압축시험 결과

그림

6.

시멘트비는

8%

로 동일하고 섬유비가 각각 다른

(D

시리즈

)

일축압축시험 결과

그림

7.

무보강한 경우의 일축압축강도에 대한 보강한 경우의 일축

압축강도비

타나지 않았으며, 섬유비와 관계없이 취성파괴(brittle failure) 를 보였다. 그림 9는 최대응력의 1/2지점을 기준으로 계산한 할선탄성계수(E

50)

를 나타내고 있다. E

50

은 시멘트비가 동일 한 경우에 섬유비에 따라 크게 차이가 없었으며 이러한 경 향은 섬유비가 0%인 경우를 제외하였을 때 더욱 뚜렷하게 나타났다.

3.2

시멘트비에 따른 일축압축강도 특성

그림 10~그림 14는 섬유가 무보강된 경우를 포함한 각각 의 섬유비가 다른 경우이다. 즉 하나의 섬유비에 대하여 시 멘트비가 2, 4, 6, 8%로 증가함에 따른 응력-변형률 관계를 나타내고 있다. 그림 10~그림 14의 결과는 시멘트비가 증가 함에 따라 모두 일관성 있게 최대응력도 증가하였으나, 최대 응력에 도달하는 축변형률은 거의 일정하였다. 섬유비가 동 일한 경우에 시멘트비는 최대응력에 도달하는 축변형률에 크 게 영향을 미치지 못하였다. 그림 10~그림 14의 응력-변형 률 곡선에서 최대응력이 나타난 지점을 X로 표시하였으며, 섬유비 ρ

f=0%

인 경우 축변형률이 평균값으로 1.11%에서, ρ

f=0.3%

는 2.44%에서, ρ

f=0.6%

은 3.39%에서, ρ

f=1%

는

4.82%

에서, ρ

f=1.5%

는 7.95%에서 최대응력에 도달하였다.

그림 15는 할선탄성계수(E

50)

를 나타내고 있으며, 섬유비가 동일한 경우에는 시멘트비에 따라 점차 증가하는 경향을 보 였다.

4.

단섬유의 보강효과 및 이론

섬유의 인장력을 이용한 섬유 혼합토에 관한 연구는 본 연구와 같이 실험적 연구가 주를 이루고 있다. 그림 16은 시멘트비가 2%인 공시체에서 섬유의 보강여부에 따라 얼마 정도의 강도 증가가 발생하는지를 p{=(σ

1+σ3)/2}

− q{=(σ

1

−

σ

3)/2}

다이아그램을 이용하여 마찰각과 점착력으로 각각 표

현하였다. 그림 16에서 사용한 실험 자료는 본 연구 결과(○

과 □로 표시)에 본 실험과 동일한 공시체를 사용한 배수삼 그림

8.

섬유비가

0%(

왼쪽

)

와

1%(

오른쪽

)

일 때의 파괴모습

그림

9.

섬유비와 할선탄성계수의 관계

그림

10.

섬유비는

0%

로 동일하고 시멘트비가 각각 다른 일축압 축시험 결과

그림

11.

섬유비는

0.3%

로 동일하고 시멘트비가 각각 다른 일축 압축시험 결과

그림

12.

섬유비는

0.6%

로 동일하고 시멘트비가 각각 다른 일축

압축시험 결과

축시험 결과(●과 ■로 표시)(정문걸, 2007)를 추가하였다.

그림 16에서 섬유를 보강하지 않은 경우(Line A)의 마찰각 은 41

^o,

점착력은 59kPa로 나타났으며, 1%의 섬유를 보강 한 경우(Line B)의 마찰각은 47

^o,

점착력은 134kPa로 증가 하였다.

Gray

와 Ohashi(1983), Hausmann(1976), Schlosser와 Long

(1974)

그리고 Yang(1972)과 같은 몇몇 연구자가 그림 16

과 같은 섬유로 인한 보강효과를 이론적으로 설명하고자 하 였다. Ingold(1982)는 이와 같은 이론을 잘 정리하여 다음 과 같이 크게 세 가지로 설명하였다. (i) 마찰각 증가 이론

과 (ii) 점착력 증가 이론은 보강토체 내의 수평응력 감소 효과를 마찰각 및 점착력의 증가로 간주하는 방식이다.

Hausmann(1976)

은 결과적으로 유사한 Sigma모델과 Tau모

델을 토대로, Schlosser와 Long(1974)는 각각 독자적으로 점착력 이론을 발표하였다. (iii) 구속응력 증가 이론(Yang,

1972)

은 수평방향으로 삽입된 보강재가 받는 인장력이 결국

흙으로 전달되는데 이 힘을 구속응력으로 간주하는 방식이 다. 이와 같은 이론의 기초가 된 실험은 사질토로 만든 원 형 공시체에 수평 방향으로 삽입된 판 형태의 보강재를 사 용한 삼축시험이다. 하지만 시멘트를 혼합한 모래를 사용한 본 연구는 점착력이 없는 사질토와 다르며 더욱이 무작위로 단섬유를 사용하였으므로 앞서 언급한 이론을 직접 적용하 기 어렵다. 따라서 본 연구에서는 앞서 언급한 이론에서 도 출한 식을 이용하여 섬유의 보강효과를 계산하기보다는 수 평응력이 감소하여 마찰각과 점착력이 증가한다는 기본 개 념을 이용하여 증가한 마찰각과 점착력을 계산하였다.

시멘트 혼합토에 섬유를 무작위로 보강했을 때 보강된 섬유 가 마찰에 의하여 흡수한 수평력이 얼마인지 즉 섬유가 얼마 정도의 응력을 분담하는지를 먼저 계산하였다. 그림 17은 그 림 16을 Mohr-Coulomb의 파괴기준인

τ^{= c +}σ^tanφ

의 형태로 변형한 다음 두 공시체가 수직응력이 1994kPa일 때 동시에 파괴에 도달했다고 가정하여 응력원을 그렸다. 그림 17에서 섬유가 보강되지 않은 경우(Circle A)와 섬유가 1% 보강된

(Circle B)

경우의 응력원을 기준으로 점착력을 영으로 가정하

여 파괴포락선을 다시 그리면 그림 18(a)의 Line A'와 Line

B'

가 된다. 두 공시체에서 1%의 섬유 보강효과는 그림 18(a) 처럼 수평응력

σr

의 감소로 인한 마찰각의 증가로 해석할 수 있다. 이 때 감소한 수평응력

σr

은 그림 17로부터 153kPa 정 도의 수평응력이 감소한 것으로 계산된다. 여기서 혼합토와 섬 유의 마찰계수 f는 식 (3)으로부터 0.08로 계산되어 작용하는 수직응력의 8% 정도가 혼합토와 섬유 사이의 마찰력으로 흡 수되었다고 해석할 수 있다. 그리고 그림 18(a)와 같이 마찰각 은 섬유 보강으로 44

^o

에서 55

^o

로 11

^o

가 증가하였다.

σr= f

·

σν (3)

153 = f

·1994

∴f=0.08 그림

13.

섬유비는

1%

로 동일하고 시멘트비가 각각 다른 일축압

축시험 결과

그림

14.

섬유비는

1.5%

로 동일하고 시멘트비가 각각 다른 일축 압축시험 결과

그림

15.

시멘트비와 할선탄성계수의 관계

그림

16.

시멘트비가

2%

일 때 섬유 보강으로 인한 마찰각 및

점착력 증가

섬유 보강으로 인한 결과를 앞 단락에서는 마찰각의 증가 로 해석하였으나, 여기서는 점착력의 증가로 해석하였다. 그 림 16에서 점착력은 섬유비 1%의 보강으로 59kPa에서

134kPa

로 증가한 것으로 나타나지만, 이 값은 마찰각의 증

가도 포함된 결과이다. 수직응력이 일정할 때 수평응력의 감 소로 파괴되는 상태인 Rankine의 주동토압 이론을 이용하여 섬유 보강 전후에 마찰각은 41

^o

로 변하지 않는다고 가정하 고 보강 후의 강도 증가를 점착력만의 증가로 그림 18(b)의

Line A

와 Line B''와 같이 해석하였다. 이때 증가된 점착력

은 아래의 Rankine 주동토압 이론인 식 (4)를 이용하여 구 하면 다음과 같다. 먼저 Rankine의 주동토압 계수 K

a

는 마 찰각 41

^o

를 이용하여 tan

²(45^o

−φ/2)와 같이 구할 수 있다.

즉 K

a

는 tan

²(45^o

−41

^o/2)

즉 0.208이다. 따라서 증가된 점착 력은 230kPa로 계산되며, 이 값은 섬유 보강 전의 점착력인

59kPa

의 약 4배에 해당하였다.

(4)

∴c = 230kPa

5.

결 론

자연상태의 흙은 압축에는 상당히 강하지만 인장에는 취약 하다. 흙 속에 단섬유와 같은 보강재를 혼합할 경우 단섬유 가 발휘하는 인장력으로 강도가 증가한다. 본 연구에서는 약 하게 고결된 시멘트 혼합토에 단섬유를 보강한 공시체의 일 축압축시험을 실시하여 섬유비와 시멘트비가 일축압축강도에 미치는 영향을 분석하였으며, 다음과 같은 결론을 얻었다.

1.

섬유비가 0, 0.3, 0.6, 1, 1.5%로 높아질수록 일축압축강 도가 최대 6배까지 증가하였으며, 섬유비의 증가에 따라 최대응력이 발휘되는 축변형률도 증가하였다.

2.

섬유를 보강하지 않은 경우의 일축압축강도에 대한 보강 한 경우의 일축압축강도의 비 즉 일축압축강도비의 최대 값은 시멘트비가 2, 4, 6, 8%로 증가할수록 각각 약

600, 400, 400, 300%

로 감소하였다. 따라서 과도한 시멘

트의 혼합은 섬유 보강효과인 일축압축강도의 증가를 저 하시킬 수 있다.

3.

시멘트비가 2, 4, 6, 8%로 높아질수록 일축압축강도는 증가하지만 최대응력에 도달하는 축변형률의 범위는 크게 변하지 않았다.

4.

탄성계수는 시멘트비가 동일한 경우 섬유비에 따라 크게 차이가 없었으나, 섬유비가 동일한 경우 시멘트비가 증가 하면 탄성계수도 증가하였다.

5.

시멘트비가 2%인 혼합토에 섬유비 1%로 보강한 공시체 의 섬유 보강효과를 점착력을 영으로 가정하고 수평응력 의 감소로 인한 마찰각의 증가로 해석할 때 마찰각은 보 강 전보다 11

^o

증가하였다(혼합토와 섬유의 마찰계수로 표 현하면 0.08에 해당한다). 섬유 보강으로 인한 마찰각의 변화를 무시했을 때 1%의 섬유 보강으로 발생하는 점착 력은 보강 전보다 약 4배 정도 증가하였다.

감사의 글

이 논문은 2007년도 원광대학교의 교비 지원에 의해 수행 되었으며 이에 감사드립니다.

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_a=

σ

_νK_a–2c K_a

c

σ

_νK_a–

σ

a

2 K_a

--- 1994 0.208

( ) 205

– 2 0.208 ---

= =

그림

17.

시멘트비가

2%

일 때 섬유 보강으로 인한

Mohr- Coulomb

파괴 포락선의 변화

그림

18.

시멘트비가

2%

일 때 섬유 보강으로 인한

Mohr- Coulomb

파괴 포락선

. (a)

마찰각 증가 이론에 기초

한 해석

, (b)

점착력 증가 이론에 기초한 해석

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(

접수일: 2008.2.1/심사일: 2008.3.12/심사완료일: 2008.6.4)