(1)진동대 실험을 이용한 우물통기초 케이슨 안벽의 내진성능 평가 Evaluation of Seismic Performance of Open Caisson Quay Walls by Shaking Table Tests 한진태*․김성렬**․김명모*** Han, Jin Tae․Kim, Sung Ryul․Kim, Myoung Mo. 1. 서 론 1995년 고베 지진에 의하여 항만의 중력식 안벽 구조물에 막대한 피해가 발생한 이후로, 국내에서도 항만 구조물의 내진설계에 대한 관심과 필요성이 증대되고 있다. 중력식 안벽 구조물의 합리적이고 경제적인 내진 설계를 위하여 다양한 내진보강공법이 제안되어 왔는데, 이러한 공법을 실무에 적용하기 위해서는 각 공법의 내진성능을 평가하는 것이 필요하다. 본 연구에서는 중력식 안벽 저면에 원형의 우물통기초를 부착하여, 안 벽 저면의 지지력 확보가 곤란한 경우에 적용할 수 있는 우물통기초 케이슨 안벽구조물을 제안하였고, 제안 된 내진안벽에 대해 진동대 실험을 수행하여 내진 성능을 평가하였다. 또한, 배면 지반 개량 공법인 자갈 뒤 채움과 경량재 치환 공법의 내진 성능 평가를 위한 진동대 실험도 추가적으로 수행하였다.. 2. 진동대 실험 준비 계획 및 절차 시험에 이용된 진동대는 최대 테이블 가속도 1g, 최대 상재하중 5ton의 이축 진동대로서, 진동대 위에 길 이 195cm, 폭 44cm, 높이 60cm의 토조를 설치한 후 시험을 수행하였다. 그림 1은 진동대 실험을 수행한 4가지의 실험 단면을 보여준다. Case 1은 보강안벽의 내진성능 평가를 위 해 비교 대상으로 실험한 무보강 안벽단면으로서, 진동 방향의 안벽 폭은 18cm이다. Case 2는 직경 18cm, 근입길이 7.5cm, 두께 2.3mm인 원통형 기초를 무보강 안벽 저면에 고정시킨 우물통기초 케이슨 안벽 단면이 다. Case 3은 Case 2의 단면에 배면 지반 개량 공법인 자갈 뒤채움 및 경량재 치환공법을 적용한 단면이다. 경량재 치환공법은 뒤채움 지반상부의 흙을 단위중량이 낮은 경량 재료로 치환함으로써 벽체에 작용하는 배 면토압을 감소시켜 안벽의 안정성을 증진시키는 공법으로서, 이전의 실험결과(김성렬 등, 2000)에서 우수한 내진 성능을 보여주었다. Case 4는 Case 2의 실험단면에서 우물통기초의 근입길이를 2배로 증가시킨 실험단 면으로서 Case 2의 실험결과와 비교하여, 우물통기초 근입길이 변화에 따른 내진 성능 향상 효과를 분석하였 다. 3. 모형 벽체는 철제 강성벽체로서, 안벽의 단위 중량은 2.4t/m 이다. 진동 직각 방향의 안벽 폭은 42cm로서, 안벽과 토조 벽면 간에 약 1cm정도의 간격을 유지하여 벽체와 토조 사이의 마찰력 발생을 감소시켰으며, 이 틈에는 스티로폼을 부착하여 과잉간극수압의 소산 및 모래의 유입을 방지하였다. 배면 지반과 접하는 안벽의 배면판과 벽체 본체 사이에는 3개의 로드셀을 삼각형 형태로 벽체 상부에 1개, 하부에 2개를 설치하여 뒤채 움 지반과 벽체의 동적 상호작용에 의하여 발생하는 배면 동적 작용력을 측정하였다. 모형 지반 조성에 이용 된 모래는 주문진 표준사로서 평균 유효입경 D50은 0.32mm, 균등계수는 1.53 그리고 비중은 2.66이다. 그리고 3. 3. 최대 건조밀도와 최소 건조밀도는 1.66t/m 과 1.40t/m 이다. Case 3의 경량재 치환공법에 이용된 경량재는 포 * 정회원․서울대학교 지구환경시스템공학부 박사과정․E-mail: [email protected] - 발표자 ** 정회원․서울대학교 지구환경시스템공학부 박사 후 과정․공학박사․E-mail: [email protected] *** 정회원․서울대학교 지구환경시스템공학부 교수․공학박사․E-mail: [email protected]. 4138. (2) 3. 화단위중량이 1.25t/m 이고 입도는 대략 직경 1cm로 균일하며, 지반조성이 완료된 후 뒤채움 지반의 일부를 제거하고 설치하였다. 조밀한 하부층은 가속도 크기 0.4g, 20Hz의 정현파로 약 1분 동안 진동대로 진동을 가하여 매우 조밀하게 조성하였다. 뒤채움 지반은 지표면위의 수위를 5cm로 일정하게 유지하면서 젖은 모래를 투하하여 조성하였 다. 이렇게 조성된 하부 지반과 뒤채움 지반의 상대밀도는 각각 약 84%와 약 71%로 나타났다. 본 실험에서는 지반 내의 과잉간극수압의 발생양상 및 크기를 분석하기 위해 간극수압계 8개, 지반의 액 상화 발생 여부 및 지반증폭현상 분석 그리고 안벽의 가속도를 측정하기 위해 가속도계 9개, 모형 안벽의 변 위를 계측하기 위해 LVDT 3개를 이용하였다. 진동대 입력파는 진동수 5Hz, 지속시간 5초인 정현파로서, 동 일한 실험체에 대하여 진폭을 0.1g, 0.2g, 0.3g로 점차 증가시켰다. 표 1은 본 실험 단면의 미끄러짐 및 회전에 대한 등가정적해석의 결과를 보여준다. 우물통기초의 근입길 이가 증가할수록 미끄러짐 안전율은 증가하였지만, 회전에 대한 안전율은 감소하였다가 증가하는 경향을 보 여준다. Case 1 (무보강 안벽). Case 2 (우물통기초 근입길이 7.5cm). Case 3 (Case 2 + 배면지반개량). Case 4 (우물통기초 근입길이 15.0cm). 그림 1. 4가지 종류의 시험단면 표 1. 안벽 폭(B)과 우물통기초 근입길이(L) 변화에 따른 우물통기초 케이슨 안벽의 등가정적해석 결과 (입력가속도 크기 0.2g). 무보강 안벽(Case 1). B(cm) 18.0. L(cm) 0. FS(sliding) 1.07. FS(overturning) 1.67. 우물통기초 케이슨 1 (Case 2) 우물통기초 케이슨 2 (Case 4). 18.0. 7.5. 1.91. 1.37. 18.0. 15.0. 2.63. 1.46. 3. 진동대 시험 결과 및 분석 본 절에서는 뒤채움 지반 내의 과잉간극수압 반응과 벽체 배면에 작용하는 배면 동적 작용력 그리고 안 벽중심에서의 횡방향 변위 반응을 분석하여 우물통기초 케이슨 안벽의 내진 성능을 분석하였다. 3.1 뒤채움 지반에 발생한 과잉간극수압 반응 그림 2는 입력가속도 크기가 0.2g일 때, 뒤채움 지반에서의 과잉간극수압비 등고선을 보여준다. 과잉간극 수압비는 과잉간극수압 값을 그 깊이에 작용하는 수직유효응력으로 나눈 값으로서 뒤채움 지반에 설치된 총 7개의 간극수압계 측정값을 이용하여 구하였다. 이 때, 입력 값으로 이용된 과잉간극수압은 지진동 후 각 간 극수압계에서 측정된 과잉간극수압의 최대값이다. Case 3의 굵은 사선은 자갈 뒤채움재와 경량재의 설치 경. 4139. (3) 계를 나타낸다. 무보강 안벽단면(Case 1)과 우물통기초의 근입길이를 변화시킨 단면들(Case 2, Case 4)의 경우 배면 지반 내에 발생한 과잉간극수압비의 최대값이 0.80∼0.95로 비슷하며, 발생 경향 또한 유사한 것으로 나타났다. 그 러나 자갈 뒤채움 및 경량재 치환 공법을 적용한 단면(Case 3)의 경우 벽체에 인접한 자갈 뒤채움재 내에서 발생한 최대 과잉간극수압비는 0.06으로서 과잉간극수압 발생이 매우 억제되었다. 이것은 뒤채움 지반 상부 에 설치한 경량재의 직경이 커서 과잉간극수압의 소산이 원활하게 이루어졌기 때문으로 판단된다. Case 1 (무보강 안벽). Case 2 (우물통기초 근입길이 7.5cm). 20.00. 20.00. Wall 10.00. 0.00 0.00. 10.00. 20.00. 30.00. 40.00. 50.00. 60.00. 70.00. 80.00. Wall 10.00. 0.00 0.00. 90.00 100.00 110.00. Case 3 (Case 2 + 배면지반개량). 20.00. 30.00. 40.00. 50.00. 60.00. 70.00. 80.00. 90.00 100.00 110.00. Case 4 (우물통기초 근입길이 15.0cm). 20.00. 20.00. Wall 10.00. 0.00 0.00. 10.00. 10.00. 20.00. 30.00. 40.00. 50.00. 60.00. 70.00. 80.00. 90.00 100.00 110.00. Wall. 10.00. 0.00 0.00. 10.00. 20.00. 30.00. 40.00. 50.00. 60.00. 70.00. 80.00. 90.00 100.00 110.00. 그림 2. 뒤채움 지반의 과잉간극수압비 등고선 (입력가속도 크기 0.2g) 3.2 안벽 배면에 발생한 동적 작용력 반응 그림 3은 입력가속도 크기 0.2g에서 안벽 배면에 작용하는 배면 동적 작용력과 벽체 관성력의 시간이력을 나타낸다. 배면 동적 작용력은 진동중 벽체와 벽체 배면 지반 그리고 간극수 사이의 상호작용으로 발생하는 힘으로서 안벽의 배면판에 설치한 3개의 로드셀을 이용하여 측정하였다. 이 배면 동적 작용력은 실험 전 로 드셀의 측정값을 0으로 초기화시킨 후 측정한 값으로서 정적인 힘은 포함되어 있지 않다. 동적 작용력의 (+) 값은 벽체에 작용하는 힘이 초기 정적인 상태보다 증가함을 의미하고, (-)값은 초기 정적인 상태보다 감소함 을 의미한다. 그림 3을 살펴보면, 우물통기초를 설치한 경우(Case 2∼Case 4)가 무보강 안벽의 경우(Case 1) 보다 배면 동적 작용력의 진폭이 감소하였는데 이것은 우물통기초의 저항력으로 인하여 안벽의 진동중 변위 가 감소하면서 배면 지반과 벽체간의 상대적 변위 차이가 감소하였기 때문으로 판단된다. 또한, 관성력과 배 면 동적 작용력은 180°의 위상각을 갖고 있다. 즉, 관성력이 증가할 때 동적 작용력은 감소하고, 관성력이 감 소할 때 동적 작용력은 증가한다(김성렬 등, 2003). 이것은 관성력과 동적 작용력이 동일한 방향으로 작용한 다는 등가정적 설계법의 가정과 상치되는 결과로서 현재의 설계가 보수적으로 이루어지고 있음을 알 수 있 다.. 4140. (4) Case 2 (우물통기초 근입길이 7.5cm). 20 15 10 5 0 -5 -10 -15 -20. 동적작용력 & 벽체관성력(kg). 동적작용력 & 벽체관성력(kg). Case 1 (무보강 안벽) 벽체관성력 동적작용력. 0. 1. 2. 3. 4. 5. 20 15 10 5 0 -5 -10 -15 -20. 6. 벽체관성력 동적작용력. 0. 1. 2. 시간(초). 20 15 10 5 0 -5 -10 -15 -20. 벽체관성력 동적작용력. 1. 2. 3. 4. 5. 6. Case 4 (우물통기초 근입길이 15.0cm). 4. 5. 6. 동적작용력 & 벽체관성력(kg). 동적작용력 & 벽체관성력(kg). Case 3 (Case 2 + 배면지반개량). 0. 3 시간(초). 시간(초). 20 15 10 5 0 -5 -10 -15 -20. 벽체관성력 동적작용력. 0. 1. 2. 3. 4. 5. 6. 시간(초). 그림 3. 진동시 안벽의 관성력, 동적 작용력 시간이력 (입력가속도 크기 0.2g) 3.3 안벽 중심에서의 횡방향 변위 반응 입력 가속도 크기가 0.1g인 경우에는 모든 단면에서 변위 결과가 계측기 오차 범위 이내로서 변위가 거의 발생하지 않았으며, 입력 가속도 크기가 0.2g 이상인 경우 변위가 발생하기 시작하였다. 표 2는 각 실험단면 에서 발생한 횡변위량, 침하량, 그리고 회전각의 최대값을 보여준다. 입력 가속도 진폭이 0.2g인 경우 우물통 기초 근입길이가 15.0cm인 우물통기초 케이슨 안벽(Case 4)의 횡변위량이 1.76mm로서 가장 작았으며, 입력 가속도 진폭 0.3g인 경우에는 지반 개량 공법을 적용한 단면(Case 3)의 횡변위량이 10.47mm로 가장 작게 발 생하였다. 그림 4는 안벽의 최종 잔류 횡변위량을 각 실험 단면별로 나타내었다. 기초의 근입길이가 15.0cm인 우물 통기초 케이슨 안벽(Case 4)에서 발생한 횡변위량은 무보강 안벽(Case 1)에 비하여 입력가속도 진폭 0.2g인 경우 약 54%, 입력가속도 진폭 0.3g인 경우 약 51% 감소하여 우물통기초 케이슨 안벽의 내진 성능이 우수함 을 확인하였다. 그러나, 기초 근입길이가 7.5cm인 우물통기초 케이슨 안벽(Case 2)에서 발생한 횡변위량은 입력가속도 진폭 0.2g인 경우 무보강 안벽(Case 1)보다 다소 증가하였다. 이것은 수동토압의 최대값이 발휘 되기 위해서는 벽체의 횡변위가 벽체 높이의 0.016∼0.045배 정도까지 발생하여야 하지만 (Fang, 1991) 실제 안벽의 횡변위량이 작아서 우물통기초 전면 흙에 의한 수동토압이 충분히 발휘되지 않았고, 그림 3에서 알 수 있듯이 우물통기초 안벽의 관성력이 무보강 단면의 경우보다 컸기 때문으로 판단된다. 또한, 표 1의 등가 정적해석 결과에서도 알 수 있듯이 Case 2 단면의 회전에 대한 안전율이 무보강 안벽보다 작기 때문에, 실제 실험에서도 무보강 안벽보다 회전이 크게 발생하여 안벽 중심에서의 횡변위량 역시 증가한 것으로 판단된다. 그림 5를 보면 우물통기초의 근입길이가 증가함에 따라 회전에 대한 안전율은 감소하다가 다시 증가하는 경 향을 보여준다. 즉, 우물통기초의 설치에 의하여 미끄러짐에 대한 안전율은 증가하여도, 안벽의 회전은 무보 강안벽에 비해 크게 발생할 수 있음을 의미한다. 따라서, 우물통기초 케이슨 안벽의 등가정적해석을 수행할 경우에는 우물통기초 전면 흙의 수동토압 산정과 안벽의 회전에 대하여 주의를 기울여야 할 것으로 판단된 다. 자갈 뒤채움재와 함께 경량재로 배면 지반을 개량한 단면(Case 3)에서 발생한 횡변위량은 무보강 안벽 (Case 1)에서 발생한 횡변위량에 비해 입력가속도 진폭이 0.2g인 경우 약 29%, 입력가속도 진폭이 0.3g인 경 우 약 68% 감소하였으며, 추가적인 배면 지반 내진 보강 공법을 적용하지 않은 우물통기초의 근입길이가 7.5cm인 우물통기초 케이슨 안벽(Case 2)보다 입력가속도 진폭이 0.2g인 경우 약 50%, 입력가속도 진폭이 0.3g인 경우 약 47% 감소하여, 배면 지반의 내진 보강 공법이 우수함을 확인하였다. 이것은 자갈 뒤채움재 및 입경이 큰 경량재가 배수재 역할을 하여 안벽에 인접한 뒤채움 지반의 과잉간극수압 발생이 크게 억제되 었고, 경량재 치환으로 안벽 배면에 작용하는 전체 작용력이 감소되었기 때문으로 판단된다. 또한, 우물통기 초의 근입길이가 충분히 확보되지 않더라도 추가적인 배면 지반 내진 보강공법을 적용한다면, 내진 성능을. 4141. (5) 향상시킬 수 있음을 확인하였다. 표 2. 우물통기초 케이슨 안벽 중심에서의 횡변위량, 침하량, 회전각의 최대값 횡변위량 (mm). 구분. 침하량 (mm). 회전각(도). 0.2g. 0.3g. 0.2g. 0.3g. 0.2g. 0.3g. Case 1 (무보강). 3.80. 32.26. 1.48. 5.42. 0.25. 0.82. Case 2 (우물통기초 1) Case 3 (우물통기초 1+G+L). 5.45 2.70. 19.64 10.47. 2.45 1.11. 8.38 4.96. 0.45 0.32. 3.19 2.37. Case 4 (우물통기초 2). 1.76. 15.81. 0.45. 5.34. 0.16. 2.26. 4. 35 0.2g 0.3g. 3. 25 20 15. Sliding Overturning. 3.5. 안전율. 횡변위량(mm). 30. 2.5 2 1.5. 10. 1. 5. 0.5 0. 0 Case 1 (무보강). Case 2 (S1). Case 3 (S1+G+L). 0. Case 4 (S2). 0.1. 0.2. 0.3. 0.4. 0.5. 0.6. 0.7. 0.8. 근입길이/안벽높이. 그림 4. 횡변위량의 비교. 그림 5. 우물통기초 근입길이에 따른 미끄러짐과 회전에 대한 등가정적해석 안전율. 4. 결 론 본 연구에서는 일련의 진동대 실험을 실시하여, 신형 내진 중력식 안벽인 우물통기초 케이슨 안벽의 내진 성능을 분석하였다. 본 연구로부터 얻어진 결론은 다음과 같다. 1. 우물통기초의 근입길이가 15.0cm인 우물통기초 케이슨 안벽(Case 4) 중심에서 발생한 횡변위량은 무보강 안벽(Case 1)보다 입력가속도 진폭 0.2g인 경우 약 54%, 입력가속도 진폭 0.3g인 경우 약 51% 감소하여 우물통기초 케이슨 안벽의 내진 성능이 우수함을 확인하였다. 2. 입력가속도 진폭 0.2g인 경우 우물통기초 근입길이가 7.5cm인 우물통기초 케이슨 안벽(Case 2)에서 미끄 러짐에 대한 등가정적해석 안전율이 무보강 안벽보다 증가함에도 불구하고 횡변위량은 무보강 안벽(Case 1)보다 다소 증가하였다. 이것은 우물통기초 전면 흙에서의 수동토압이 충분히 발휘되지 않았고, 안벽의 회전에 대한 등가정적해석 안전율이 무보강 안벽보다 작아서 회전이 크게 발생하였기 때문으로 판단한다. 3. 우물통기초 케이슨 안벽에 자갈 뒤채움재와 함께 경량재 치환공법을 적용한 단면(Case 3)에서 발생한 횡 변위량은 추가적인 배면 지반 개량 공법을 적용하지 않은 단면(Case 2)보다 입력가속도 진폭이 0.2g인 경 우 약 50%, 입력가속도 진폭이 0.3g인 경우 약 47% 감소하여, 본 지반 개량 공법의 내진 성능 향상 효과 가 우수함을 확인하였다. 이것은 지반개량으로 인한 배수효과와 경량재에 의한 토압 감소 효과 때문에 벽 체 배면에 작용하는 배면 작용력이 감소하였기 때문이다.. 4142. (6) 감사의 글 이 연구는 해양수산부의 ‘안벽구조물의 실용적 내진보강기법 개발’ 연구용역의 일환으로 수행되었으며, 해 양수산부의 지원에 깊이 감사드립니다.. 참고문헌 1. 김성렬, 박영호, 권오순, 김명모 (2000), “안벽 구조물의 내진성 평가를 위한 진동대 시험”, 한국지반공학회 논문집, Vol. 16, No. 5, pp.75-81. 2. 김성렬, 권오순, 김명모 (2003), “지진시 중력식 안벽에 작용하는 하중성분의 모델링”, 한국지반공학회 논문 집, Vol. 19, No. 2, pp.1-15. 3. 한진태, 황재익, 이용재, 김명모 (2003), “L형 케이슨 안벽 구조물의 내진성 평가를 위한 진동대 시험”, 한 국지진공학회 춘계학술발표회, 제7권, 제1호, pp.148-156. 4. Fang, H. Y. (1991), Foundation Engineering Handbook, Van Nostrand Reinhold.. 4143. (7)
