J. Korean Soc. Hazard Mitig Search

CLOSE


J. Korean Soc. Hazard Mitig. > Volume 22(3); 2022 > Article
일체형 교대의 완충구간 강성 변화에 따른 수평 지반반력계수 평가

Abstract

The buffering zone, which can control the stiffness of the backfill material, is applied at the integral abutment (IA) to reduce the horizontal earth pressure on the abutment and decrease the residual settlement at the transition zone. Numerical analyses are performed to evaluate the horizontal subgrade reaction modulus based on the stiffness change in the buffering zone. A 1 m section from the back of the abutment is set as the buffering zone, and materials such as sandy soil, gravel, and cement-mixed gravel are applied differently. By implementing the buffering zone, the passive and active coefficients of the horizontal subgrade reaction decrease by 28% and 31% at the height of 6.8 m. respectively. Hence, the possibility of adjusting the horizontal subgrade reaction of the IA by changing the stiffness of the buffering zone is confirmed.

요지

교대에 작용하는 수평토압 저감 및 접속부 잔류침하 저감이 가능한 일체형 교대(Integral Abutment, IA)에 대하여 뒤채움 재료의 강성을 조절할 수 있는 완충구간을 적용하였다. 수치해석을 통하여 완충구간의 강성변화에 따른 IA의 수평 지반반력계수를 평가하였다. 교대 배면으로부터 폭 1 m의 구간을 완충구간으로 설정하고 사용 재료를 사질토, 일반자갈, 시멘트 처리된 자갈로 다르게 적용하였다. 완충구간의 적용으로 인하여 수동은 최대 28%, 주동은 최대 31%의 수평 지반반력계수의 감소를 보였다. 이를 통하여 완충구간의 강성 변화를 통한 IA의 수평 지반반력에 대한 조절 가능성을 확인할 수 있었다.

1. 서 론

교대와 접속부를 토목섬유 보강재와 철근망으로 보강하여 연결하는 일체형 교대(Integral Abutment, IA)는 교대 배면의 수평토압을 저감하여 교대 및 기초의 슬림화가 가능하며 접속부의 잔류침하 저감이 가능한 기술이다. 교대 구조 슬림화를 통한 초기 건설 비용을 줄일 수 있다는 장점이 있어 최근 해외철도에서는 Fig. 1과 같은 교대와 접속부를 일체화한 구조를 운영선에 적용하고 있다(Tatsuoka et al., 2016). 일체형 교대 접속부에 관한 연구는 국내에서는 주로 수치해석에 의하여 수평토압 저감효과(Kim et al., 2017), 수동 지반반력계수 평가(Kim and Kim, 2020), 온도 변형량 평가(Kim, Kim, Kim et al., 2021) 등에 대한 연구가 수행되었다. 국외의 연구로는 Watanabe et al. (2002)은 진동 테이블에서의 지진하중 모형 시험을 수행하였으며, Tatsuoka et al. (2014)은 실대형 교대-접속부 일체형 구조물에 대한 하중재하 시험을 수행한 바 있다. Skinner and Rowe (2005), Kim and Laman (2010) 등의 연구에서 수치해석을 통한 교대의 거동 평가가 수행되었다.
Fig. 1
Concept Drawing of IA
kosham-2022-22-3-7gf1.jpg
IA의 설계 시 열차의 시제동 하중, 지진 등의 수평하중에 대한 교대와 접속부의 변형은 철도의 유지보수 및 안전성에 밀접하게 관련되어 주요 설계인자로 작용하므로 수평 지반반력계수의 평가는 매우 중요하다. 또한, IA의 수평 지반반력계수의 조절이 가능하다면 현장 환경에 따라 설계 및 시공에서의 유연성을 가질 수 있을 뿐 아니라, 향후 일체형 교량(Integral Bridge, IB) 개발 시 교량 상부구조의 온도신축에 대한 대응 성능을 향상시킬 수 있을 것이다. IA의 수평 지반반력계수의 조절을 위해 교대 배면에 완충구간을 구성할 수 있다. 완충구간은 뒤채움보다 강성이 낮은 재료 혹은 다짐 방법을 이용하여 교대 변위를 흡수할 수 있는 구간을 교대배면에 구성하는 방식이다. 한국철도기술연구원에서는 Fig. 2와 같이 완충구간을 구현한 1/2 스케일의 IA에 대한 수평재하시험을 통하여 수평지반반력계수를 평가한 바 있다(Kim, Kim, Choi et al., 2021). 그러나 현장에서 완충구간 조성 시 발생할 수 있는 IA의 거동에 관한 연구는 찾아보기 힘들다. 본 논문에서는 IA의 완충구간 적용 및 강성에 따른 수평 지반반력계수의 변화를 분석하였다. IA의 교대 배면에 완충구간을 두고 사용재료의 강성변화에 의한 수평 지반반력계수를 수치해석을 통해 평가하였다. 교대의 뒤채움 재료로 사용되는 시멘트 처리된 자갈 외에 사질토와 일반 자갈을 완충구간에 적용함에 따라 변화하는 IA의 수평거동을 분석하였다.
Fig. 2
Horizontal Loading Test of IA (Kim, Kim, Choi et al., 2021)
kosham-2022-22-3-7gf2.jpg

2. 본 론

2.1 완충구간을 포함한 일체형 교대구조

IA는 교대와 접속부가 보강재로 연결되어 일체화 거동을 하는 구조로 교대와 접속부의 거동이 서로 밀접하게 연관되어 있다. 따라서 교대 배면에 Fig. 3과 같이 완충구간을 설치하고 뒤채움의 강성을 조절하면 수평하중에 의한 교대의 변형을 흡수하고 작용하는 응력을 저감하여 교대의 슬림화가 가능하게 된다. 완충구간 영역을 시멘트 처리된 자갈에 비해 강성이 낮은 사질토나 일반 자갈을 사용하고, 그 뒷부분을 시멘트 처리된 자갈로 뒤채움하여 수평하중 작용 시 일반적인 접속부보다 낮은 수평 토압을 발생시켜 교대 발생 응력 저감을 유도할 수 있다.
Fig. 3
Concept Drawing of Buffering Zone at IA
kosham-2022-22-3-7gf3.jpg

2.2 수치해석 개요

IA의 완충구간 강성에 따른 교대의 수평 거동을 분석하기 위하여 유한요소해석을 수행하였다. Fig. 4와 같이 직접기초 형식의 높이 8 m의 교대와 접속부를 풍화암 지반 상에 시공하는 것을 가정하여 모델링하였다. 교대 배면은 시멘트 처리된 자갈로 뒤채움하고, 교대 배면에서 폭 1 m 구간은 완충구간을 설치하여 강성변화에 따른 교대의 수평 거동을 평가할 수 있도록 하였다. 교대, 완충구간, 뒤채움, 원지반 등은 15 Node, Plane stain 요소를 이용하여 모델링하였다. 지반 및 사용 재료의 물성값은 설계사례에서 일반적으로 쓰이는 범위의 값을 적용하였으며 Table 1에 정리하였다.
Fig. 4
Cross Section of Analysis Model
kosham-2022-22-3-7gf4.jpg
Table 1
Input Parameters for Analysis
Materials Models Unit Weights (kN/m3) Cohesions (kPa) Friction angles (°) Elastic Moduli (MPa) Poisson’s ratios
Upper subgrade Mohr-Coulomb 19 1 35 80 0.3
Lower subgrade Mohr-Coulomb 19 20 25 60 0.33
Gravel Mohr-Coulomb 20 1 40 80 0.25
Cement mixed gravel Mohr-Coulomb 21 50 40 120 0.2
Buffering zone 1 (Sandy soil) Mohr-Coulomb 19 1 35 30 0.3
Buffering zone 2 (Gravel) Mohr-Coulomb 20 1 40 80 0.25
Buffering zone 2 (Cement mixed gravel) Mohr-Coulomb 21 50 40 120 0.2
Weathered rock Mohr-Coulomb 21 30 33 200 0.3
Soft rock Mohr-Coulomb 23 300 35 1,800 0.28
Reinforced concrete Linear elastic 24.5 - - 30,000 0.2
Reinforcement Geogrid J = 2,000 kN/m (Design tensile strength = 100 kN)
완충구간은 교대 배면에서 폭 1 m의 구간을 재료를 변경하여 구성하였다. 완충구간의 재료는 뒤채움에 사용되는 흙 재료인 (1) 사질토, (2) 자갈, (3) 시멘트 처리된 자갈(완충구간 미설치)의 3가지 케이스로 가정하여 설정하였다. 보강재는 접속부 구간임을 고려하여 연직간격 30 cm로 설치하였다. 짧은 보강재 길이는 2.5 m로 교대 높이의 40% 이상 되도록 설치하였고, 긴 보강재는 1단, 5단, 9단, 13단, 17단의 높이에 각각 10.5 m, 9.0 m, 7.5 m, 6.0 m, 4.5 m의 길이로 배치하여 교대의 수평 변위에 저항할 수 있도록 하였다. 보강재의 스프링 계수 J는 설계 인장강도 100 kN/m의 지오그리드를 가정하여 2,000 kN/m를 적용하였다. 상재하중은 궤도하중과 교량하중을 적용하였다. 궤도하중은 Korea Railway Network Authority (2016)의 설계하중을 준용하여 15 kPa 등분포 하중을 적용하였다. 교량하중은 설계사례로부터 경간길이 35 m의 교량을 고려하여 450 kPa의 등분포 하중을 교좌면에 적용하였다.
수평하중 재하 단계는 Table 2와 같다. 수치해석에서 과다한 변형 및 파괴가 발생하지 않는 최대 수평하중(Step 10 하중)을 먼저 산정하고, 이를 10 단계로 나누어 하중단계를 구성하였다. 수동 지반반력계수 산정 시에는 교대 배면 방향으로 등분포하중을 25 kPa씩 증가시켜 250 kPa까지 재하하였고, 주동 지반반력계수 산정 시에는 교대 외측 방향으로 등분포하중을 10 kPa씩 증가시켜 100 kPa까지 재하하였다. 전체 해석 케이스를 정리하면 Table 3과 같다.
Table 2
Loading Steps
Loading steps Horizontal overburden pressure
Passive Active
Step 1 25 kPa 10 kPa
Step 2 50 kPa 20 kPa
Step 3 75 kPa 30 kPa
Step 4 100 kPa 40 kPa
Step 5 125 kPa 50 kPa
Step 6 150 kPa 60 kPa
Step 7 175 kPa 70 kPa
Step 8 200 kPa 80 kPa
Step 9 225 kPa 90 kPa
Step 10 250 kPa 100 kPa
Table 3
Analyses Cases
Cases Loading directions Materials of buffering zone
P-1 Passive (→) Sandy soil
P-2 Gravel
P-3 Cement mixed gravel
A-1 Active (←) Sandy soil
A-2 Gravel
A-3 Cement mixed gravel

2.3 결과 분석

2.3.1 수동 수평 지반반력계수

Fig. 5는 완충구간의 변형계수를 30, 80, 120 MPa로 변화시킨 3케이스에 대하여 교대 배면 방향으로 등분포하중을 재하한 결과를 수평 하중-변위 곡선으로 나타낸 그래프이다(P-1, P-2, P-3 케이스). 수평 변위는 교대 높이 0.0, 3.4, 6.8 m에서 산정하여 높이에 따른 지반반력계수의 변화도 관찰할 수 있도록 하였다. 해석결과 산정 위치가 높을수록, 완충구간의 변형계수가 작을수록 수평 변위가 크게 발생하였다. P-1, P-2, P-3 케이스에서 최대 수평 변위는 교대 높이 6.8 m에서 각각 40.63, 33.18, 28.36 mm로 산정되었다. 교대의 수평변위는 완충구간이 없는 경우와 비교하여 완충구간의 재료를 사질토를 사용하는 경우 43%, 자갈을 사용하는 경우 17%의 수평 변위 증가를 보였다.
Fig. 5
Horizontal Pressure-Displacement Curve (Passive Cases)
kosham-2022-22-3-7gf5.jpg
수평 하중-변위 곡선으로부터 수동 수평 지반반력계수를 평가하였다. 수평 하중-변위 곡선을 선형으로 가정하고 회귀분석을 통해 얻어진 추세선의 기울기로 Table 4와 같이 수동 수평 지반반력계수를 산정하였으며 결정계수(R2) 0.97 이상으로 높은 상관관계를 보였다. 수동 수평 지반반력계수는 완충구간 미설치 시 9,365~20,712 kN/m3의 범위에 있는 것으로 평가되었으며, 완충구간의 설치에 따라 사질토 완충구간은 6,716~19,106 kN/m3, 자갈 완충구간은 8,168~20,150 kN/m3로 감소하는 것으로 나타났다.
Table 4
Modulus of Passive Horizontal Subgrade Reaction (kN/m3)
Heights P-1 P-2 P-3
0.0 m 19,106 (8% ↓) 20,150 (3% ↓) 20,712
3.4 m 10,236 (20% ↓) 11,759 (8% ↓) 12,816
6.8 m 6,716 (28% ↓) 8,168 (13% ↓) 9,365
수치해석의 적정성을 검증하기 위하여 WSDOT (2013)에서 제안한 Eq. (1)를 이용하여 등가 스프링 강성을 산정하고 이를 수평지반반력계수로 환산하였다. 산정결과 8,372 kN/m3으로 케이스 P-2의 높이 6.8 m와 유사한 값을 보여 수치해석의 신뢰성을 확인하였다.
(1)
Keff=PpFwHw
여기서, Keff : 등가 선형 할선강성계수, Pp : 수동토압, Hw : 교대의 높이(= 8 m), Fw : 흙이 극한 상태 압력에 도달하기 위한 변위의 크기, Δ/H (= 0.01)
Fig. 6은 산정 높이에 따른 수동 수평 지반반력계수를 나타낸 그래프이다. 완충구간 적용에 따른 수동 수평 지반반력계수의 감소는 높이 0.0, 3.4, 6.8 m에서 각각 3~8%, 8~20%, 13~28%로 높이가 낮을수록 완충구간 적용에 따른 수동 수평 지반반력계수 감소 효과가 작았다.
Fig. 6
Modulus of Passive Horizontal Subgrade Reaction According to Heights
kosham-2022-22-3-7gf6.jpg

2.3.2 주동 수평 지반반력계수

Fig. 7은 교대 외측 방향으로 등분포하중을 재하하여 해석한 결과를 수평하중-변위 곡선으로 나타낸 그래프이다(A-1, A-2, A-3 케이스). 수동 해석케이스와 마찬가지로 해석결과 산정 위치가 높을수록, 완충구간의 변형계수가 작을수록 수평변위가 크게 발생하였으며, A-1, A-2, A-3 케이스에서 최대 수평변위는 교대 높이 6.8 m에서 각각 68.79, 65.51, 35.26 mm로 산정되었다. 완충구간의 적용으로 인하여 수평변위가 증가하였으며 완충구간의 재료를 사질토를 사용하는 경우 95%, 자갈을 사용하는 경우 86% 수평 변위 증가를 보였다. 수동 수평 지반반력계수 해석과는 다르게 완충구간의 재료에 따른 수평 변위의 차이는 작았다. 이는 완충구간의 뒤채움 재료에서 인장에 의해 항복이 먼저 발생하여 보강재에 의한 저항이 수평 변위 발생에 지배적인 영향을 미쳤기 때문으로 판단된다.
Fig. 7
Horizontal Pressure-Displacement Curve (Active Cases)
kosham-2022-22-3-7gf7.jpg
주동 수평 지반반력계수의 결과 분석에서는 수평 하중-변위 곡선이 하중 50 kPa에서 변곡점이 발생하는 형태를 보인다. 이로 인해 전체 곡선을 선형으로 가정하고 지반반력계수를 산정할 경우 결정계수(R2) 0.84 이하로 상관성이 떨어졌다. 따라서, 수평 하중-변위 곡선 초기 하중재하 50 kPa까지의 결과로 회귀분석을 통해 주동 수평 지반반력계수를 산정하였다. Table 5는 산정된 주동 수평 지반반력계수로, 결정계수 0.93 이상의 높은 상관관계를 보였다. 주동 수평 지반반력계수는 완충구간 미설치시 6,041~19,652 kN/m3의 범위에 있는 것으로 평가되었으며, 완충구간의 설치에 따라 사질토 완충구간은 4,144~16,134 kN/m3, 자갈 완충구간은 4,291~16,544 kN/m3로 감소하는 것으로 나타났다. 교대의 외측 수평 변위에 대한 저항은 보강재 및 교대의 역할이 지배적이므로 완충구간의 재료에 따른 주동 수평 지반반력계수의 차이는 크지 않았다. Fig. 8은 산정 높이에 따른 주동 수평 지반반력계수를 나타낸 그래프이다. 완충구간 적용에 따른 주동 수평 지반반력계수의 감소는 높이 0.0, 3.4, 6.8 m에서 각각 16~18%, 25~27%, 29~31%로 높이가 낮을수록 완충구간 적용에 따른 주동 수평 지반반력계수 감소 효과가 작았다.
Table 5
Modulus of Active Horizontal Subgrade Reaction (kN/m3)
Heights A-1 A-2 A-3
0.0 m 16,134 (18% ↓) 16,544 (16% ↓) 19,652.4
3.4 m 7,126 (27% ↓) 7,372 (25% ↓) 9,800.38
6.8 m 4,144 (31% ↓) 4,292 (29% ↓) 6,041.46
Fig. 8
Modulus of Active Horizontal Subgrade Reaction According to Heights
kosham-2022-22-3-7gf8.jpg

3. 결 론

본 논문에서는 완충구간을 적용한 일체형 교대 접속부의 수평 하중에 대한 거동을 분석하고 수평 지반반력계수를 산정하기 위하여 수치해석을 수행하였다. 완충구간 재료를 사질토, 자갈, 시멘트 처리된 자갈을 적용하여 완충구간의 강성에 따른 수평 지반반력계수를 평가한 결과는 다음과 같다.
(1) 수평 하중 재하에 따른 일체형 교대의 수평 변위는 교대 배면과 외측 방향 모두 높이가 높을수록 크게 나타났다. 또한, 교대 하부에서 수평 지반반력계수가 크게 나타났으며, 이는 기존 교대와 유사한 거동을 보였다.
(2) 수동 수평 지반반력계수는 완충구간의 사용재료에 따라 크게 변화하는 반면, 주동 수평 지반반력계수는 일정 수준 이하로 탄성계수가 낮으면 사용재료의 영향을 작게 받는 것으로 나타났다. 이는 일체형 교대에서 교대 외측으로 변위가 발생할 시 보강재의 인장력에 의한 영향이 지배적으로 작용하기 때문인 것으로 판단된다.
(3) 1 m 폭의 완충구간의 뒤채움 사용재료 변경으로 수평지반반력계수는 감소하였으며, 이러한 감소 경향은 높이가 높을수록 크게 나타났다. 강성이 상이한 재료의 완충구간 적용으로 일체형 교대의 수평 지반반력계수의 조절이 가능한 것으로 확인하였다.
완충구간의 수평 지반반력 조절 성능은 일체형 교량 개발 시 교량 상부구조의 온도신축에 대한 접속부의 변위 흡수 능력 향상에 기여할 수 있을 것으로 예상된다. 추후 실대형 시험 등의 후속 연구를 통하여 실제 현장의 적용성을 확보할 것으로 기대된다.

감사의 글

본 연구는 한국철도기술연구원 주요사업(EPDM 패드 침목을 적용한 자갈궤도 장수명화 기술개발, PK2204B1I)의 연구비 지원으로 수행되었습니다.

References

1. Kim, D.S, and Kim, U (2020) Evaluation of passive soil stiffness for the development of integral abutments for railways. Journal of Korean Society of Hazard Mitigation, Vol. 20, No. 4, pp. 13-19.
crossref pdf
2. Kim, D.S, Kim, M.C, Choi, I.Y, Kim, T.H, Ahn, S.J, and Kim, U.J (2021) Development of ZSR (zero settlement railroad) technology. KRRI Research No. 2021-560, Korea Railroad Research Institute.

3. Kim, D.S, Kim, M.C, Kim, T.H, and Park, Y.K (2021) Analytical evaluation of integral railroad bridge with reinforced transition. Journal of Korean Society for Urban Railway, Vol. 9, No. 2, pp. 917-927.
crossref
4. Kim, U.J, Jeong, R.G, and Kim, D.S (2017) Evaluation of behaviors in abutment transition zone depending on constrution orders and number of piles. Journal of the Korea Academia-Industrial cooperation Society, Vol. 18, No. 1, pp. 1-7.
crossref
5. Kim, W, and Laman, J.A (2010) Numerical analysis method for long-term behavior of integral abutment bridges. Engineering Structures, Vol. 32, No. 8, pp. 2247-2257.
crossref
6. Korea Railway Network Authority (2016) Railway design standard for roadbed. Korea Railway Network Authority.

7. Skinner, G.D, and Rowe, R.K (2005) Design and behaviour of a geosynthetic reinforced retaining wall and bridge abutment on a yielding foundation. Geotextiles and Geomembranes, Vol. 23, No. 3, pp. 234-260.
crossref
8. Tatsuoka, F, Tateyama, M, Koda, M, Kojima, K.I, Yonezawa, T, Shindo, Y, and Tamai, S.I (2016) Research and construction of geosynthetic-reinforced soil integral bridges. Transportation Geotechnics, Vol. 8, pp. 4-25.
crossref
9. Tatsuoka, F, Tateyama, M, Koseki, J, and Yonezawa, T (2014) Geosynthetic-reinforced soil structures for railways in Japan. Transportation Infrastructure Geotechnology, Vol. 1, No. 1, pp. 3-53.
crossref pdf
10. Watanabe, K, Tateyama, M, Yonezawa, T, Aoki, H, Tatsuoka, F, and Koseki, J (2002) Shaking table testson a new type bridge abutment with geogrid reinforced cement treated backfil. Proc. of 7th International Conference on Geosynthetics Society, Swets &Zeitlinger, Vol. 1, pp. 119-122.

11. WSDOT (2013) Abutment participation as part of earthquake resisting system. Washington State Department of Transportation.



ABOUT
ARTICLE CATEGORY

Browse all articles >

BROWSE ARTICLES
AUTHOR INFORMATION
Editorial Office
1010 New Bldg., The Korea Science Technology Center, 22 Teheran-ro 7-gil(635-4 Yeoksam-dong), Gangnam-gu, Seoul 06130, Korea
Tel: +82-2-567-6311    Fax: +82-2-567-6313    E-mail: master@kosham.or.kr                

Copyright © 2022 by The Korean Society of Hazard Mitigation.

Developed in M2PI

Close layer
prev next