1. 서론
2016년의 구마모토 지진을 비롯하여 2011년의 도호쿠 지방 태평양 연안 지진(동일본 대지진), 2009년 스루가만 지진, 2007년 노토반도 지진 및 2004년 니가타현 츄에츠 지진 발생시 절토 비탈면부에 건설된 도로성토에 큰 피해가 발생하였으며(NILIM and PWRI, 2004, 2011; NILIM, PWRI and BRI, 2008; CNE, 2009), 이러한 현상은 계곡지형에 건설된 도로성토에서 특히 현저하게 나타났다. 이는 지하수의 침투가 일어나기 쉬운 지질학적 형상에 기인한 것으로 보이며, 도로성토의 붕괴는 교통 두절에 따른 물류⋅수송의 마비로 인해 2차적인 피해를 유발하므로 재난 및 안전관리의 관점에서 대단히 중요한 사안이라고 할 수 있다.
이러한 가운데, 한반도에서도 지진에 대한 위험성이 점증하고 있는 상황이다. 실질적 피해가 보고된 지진 중 최근에 발생한 지진은 2016년 9월 12일 저녁 8시 32분에 경북 경주시 남남서쪽 약 8km 지역에서 발생한 M5.8의 지진으로(약 50분 전에 발생한 M5.1의 지진에 대한 본진), 1978년 계기 관측 이래 우리나라에서 발생한 지진 중 최대의 규모를 기록하였다(KMA, 2016a). Figs. 1과 2는 계기관측이 시작된 1978년부터의 우리나라의 지진 발생 추이를 나타내고 있다. 여기서, 아날로그 관측이 시행된 1978년부터 1998년까지는 평균 19.2회의 지진이 발생하였으며 디지털 관측이 시행된 1999년부터는 평균 47.6회의 지진이 발생하여 지진 발생빈도가 계속적으로 증가하고 있음을 확인할 수 있다. 또한, 연도별 지진 발생빈도에 대한 선형회귀분석(Linear regression) 결과, 상관계수(R2) 약 0.72의 양의 상관관계를 나타내고 있어 이러한 경향을 뒷받침하고 있다(Fig. 2; KMA, 2016b).
Fig. 1
Trend of Occurrence Frequency of Earthquake in Korea (Replotted Based on Data from KMA(2016b))
Fig. 2
Trend of Total Occurrence Frequency of Earthquake in Korea (Replotted Based on Data from KMA(2016b))
따라서, 지진 발생시 도로성토의 붕괴를 방지하고 변형을 최소화하기 위해서는 지진시 도로성토의 변형거동에 대한 배수공에 효과에 대하여 고찰하고, 이에 근거하여 적절한 배수설비를 설계하는 것이 대단히 중요하다고 하겠다. 최근, 다수의 연구자들이 원심모형실험을 통해 수분이력을 고려한 불포화 성토의 동적안정성을 고찰하고자 하였다(Hayashi et al., 2002; Matsuo et al., 2002; Ohkawa et al., 2008). 공학적 관점에서 기반 구조물인 도로성토의 침하량은 대단히 중요한 문제이므로, 이러한 연구들의 목적은 주로 변형량에 대한 함수비 증가의 영향을 구명하는 것이었다. 그러나, 불포화 도로성토의 동적 안정성을 합리적으로 평가하고 효과적인 보강방안을 제시하기 위해서는 변형모드의 구명이 중요하며, 이에 대한 연구는 현재까지도 미진한 실정이다 (Doi et al., 2010; Lee et al., 2011; Lee et al., 2014; Higo et al., 2015; Lee et al., 2016). 특히, 이러한 도로성토의 내진성 향상을 위한 배수공의 효과를 원심모형실험을 통하여 검증한 사례는 세계적으로도 극히 제한된 실정이다.
본 연구에서는 불포화 도로성토의 내진 안정성에 대한 배수공의 효과를 구체화하기 위한 동적 원심모형실험을 수행하였다. 동적하중은 50G의 원심가속도를 부가한 상태에서 이루어졌으며 변위, 간극수압, 가속도 및 화상해석(Lee et al., 2014)으로부터 산출된 변위벡터 및 변형율 분포를 통하여 배수공을 설치한 불포화 도로성토의 동적 거동을 고찰하였다.
2. 원심모형실험
2.1 원심모형실험 장비
본 연구에서는 일본 Kyoto University 산하 방재연구소(DPRI, Disaster Prevention Research Institute)의 원심모형실험 장비를 이용하였다. 본 장비의 실험용량은 24G-ton으로, 최대 원심가속도는 정적 및 동적조건에 대하여 각각 200G 및 50G이며 모델의 허용 최대하중은 120kg(진동대 설치시 100kg)이다. 또한, 유효회전반경(회전축으로부터 모델 중심까지의 거리)은 2.5±0.05m이다. 원심모형실험에서 적용되는 상사비를 Table 1에 나타내었다(Schofield, 1980).
Table 1
Similarity Rules in the Centrifugal Model Test (Schofield, 1980)
| Properties | Size of model | Size of soil particle | Soil density | Stress | Displacement | Strain | Time (Consolidation and infiltration) |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| Scale factors (model/prototype) | 1/N | 1 | 1 | 1 | 1 | 1/N | 1/N2 |
2.2 실험 시료
본 실험에서는 Yodogawa 제방사를 눈의 크기가 2.0mm인 체로 거른 시료를 사용하였다. 본 Yodogawa 제방사는 일본 간사이(Kansai) 지역에서 제방 보수용으로 사용하고 있으며, 통일분류법상 SM으로 분류된다. 본 시료의 물리적 특성을 Table 2에 나타내었으며, 입도분포곡선 및 다짐곡선을 각각 Figs. 3(a)와 3(b)에 도시하였다.
2.3 배수공의 설계
도로성토의 배수설비에는 지하 배수공과 표면 배수공 등이 있다. 여기서, 지하 배수공은 성토 내의 지하수위 저하를 목적으로 하며, 표면 배수공은 물을 측구로 유도함을 목적으
로 설치한다. 지하 배수공에는 성토의 저부에 설치되는 기반 배수층(Base drainage) 및 소단에 설치되는 수평 배수층(Horizontal drainage) 등이 있으며(Fig. 4 참조), 본 연구에서는 도로성토의 높이가 5.0m로서 소단을 두지 않으므로 기반 배수층만을 설계하여 실험에 적용하였다(Fig. 5 참조). 기반 배수층의 길이는 비탈면 선단부와 비탈면 어깨부간 수평거리의 절반을 하한으로 하여 이보다 길게 설치하며, 그 두께는 0.5m 이상이 되도록 규정하고 있다(Fig. 4; JRA, 2010). 본 연구에서는 이를 만족하는 최소한의 크기로서 배수공의 길이를 5.0m, 두께를 0.5m로 설정하였다. 배수공은 침투류 및 기초지반으로부터의 모관상승을 감소시키기 위하여 도로성토 비탈면 선단부 바로 아래에 설치되었다.
2.4 배수공을 설치한 도로성토 모형의 조성
배수공을 설치한 불포화 도로성토의 구성 및 계측기의 위치를 Fig. 5에 나타내었다. 본 도로성토 모형은 계곡부 절토사면상에 건설한 편성토를 상정한 것으로, 1장에서 밝힌 바와 같이 지하수의 침투가 일어나기 쉬운 계곡지형의 절토 비탈면부에 건설된 도로성토에 지진 발생시 큰 피해가 발생하였음에 근거한다. 가속도계, 간극수압계 및 레이저 변위계를 각각 “A”, “P” 및 “L”로 표시하였다. 본 실험에서는 진자형 가속도계(정육면체형, 길이 6mm)와 이중 다이어프램 방식의 간극수압계(직경 8mm, 높이 6mm)를 사용하였다. 배수공을 모사하기 위하여, 먼저 3호 규사를 2mm 및 0.85mm 망목의 체를 이용하여 체가름한 후, 0.85mm의 체에 남은 규사를 활용하여 배수공을 제작하고자 하였다. 배수공의 재료는 세립분에 의한 막힘 현상(clogging)이 발생하지 않으며((D15)F/(D85)S<5) 충분한 투수성((D15)F/(D15)S>5)을 유지하여야 한다(JRA, 2010). 여기서, 아랫첨자 F와 S는 각각 배수공의 재료(drain filter) 및 도로성토를 구성하는 흙 시료(soil material)를 의미한다. 배수공의 재료에 대한 D50과 D15는 각각 1.30mm 및 0.97mm이다(Fig. 6 참조). 따라서, 본 실험에서 사용된 체가름된 3호 규사는 다음의 Eqs. (1) 및 (2)와 같이 전술한 배수공 재료의 조건을 만족한다.
배수공을 설치한 도로성토 모형의 제작과정을 Fig. 7에 나타내었다. 본 실험에서 사용된 모형토조는 알루미늄으로 제작되었으나, 실험중 도로성토 모형의 변형을 관측하기 위하여 전면은 폴리카보네이트 플라스틱(polycarbonate plastic)제의 스크린으로 구성하였다. 본 모형은 산악지역과 같은 경질 지반상에 도로성토가 건설된 상황을 상정하고 있다. 이는 과거의 지진에서 절토와 성토의 경계부상에 건설된 도로성토가 더욱 큰 피해를 입었던 사실에 착안한 것이다 (e.g., NILIM, PWRI and BRI, 2008). 기초지반의 폭과 두께는 각각 45cm, 6cm이며, 성토의 천단부 폭은 5cm, 높이는 10cm, 길이는 15cm이다. 성토의 기울기는 1:1.8로 적용하였다 (JRA, 2010). 본 연구에서 적용된 원심가속도가 50G이므로, 실규모로 환산시 천단부의 폭은 2.5m, 높이는 5m, 길이는 7.5m가 된다. 기초지반의 경우, 폭과 두께는 각각 22.5m, 3m로 환산된다.
시료는 규정된 초기함수비에 따라 물을 혼합하여 조성한다. 이후, 8층에 걸친 다짐을 통하여 모형 도로성토를 제작한다. 기초지반과 성토는 각각 3층(두께: 30mm, 15mm, 15mm) 및 5층(두께: 20mm로 동일)으로 다져진다. 여기서, 다짐 시에 기초지반 최상층의 일부분에 알루미늄 막대로 지지된 직립벽을 이용하여 배수공을 설치하기 위한 공간을 확보하였다. 이 직립벽을 제거하고 상술한 바와 같이 체가름한 규사를 공중낙하법에 의해 본 공간에 투입한 후 최대의 밀도가 되도록 다져 넣었다. 배수공의 밀도는 1.332 g/cm3이다. 이 때, 배수공으로 흘러들어오는 간극유체를 배제하기 위하여 배수공으로부터 모형 토조의 좌측 경계부 슬릿에 이르는 구간에 대해 비닐 배수로를 설치한다. 모형 도로성토의 다짐도(Dc)는 91%(ρd=1.675g/cm3)이며, 각 층에 대한 흙의 체적 및 무게로 관리된다. 시료의 함수비는 15.0%이며, 도로성토 모형의 제작 중 발생하는 증발에 따른 초기함수비의 감소(약 1%∼1.5%)로 인해 도로성토의 함수비는 침투 개시 시점에 최적함수비인 13.7%에 근접한 상태가 된다. Lee et al. (2014)는 본 시료에 대하여 다짐시험용 몰드에 91%의 다짐도(Dc)와 47%∼80%의 각각 다른 포화도를 갖는 Yodogawa 제방사의 시편을 조성하였으며, 이 시편들에 대해 텐시오미터(tensiometer)를 이용하여 석션을 측정하였다. 이 때의 초기간극비(e0) 0.589와 함수비 15.0%, 비중(Gs)
2.661로부터 포화도(Sr)는 67.8%로 평가되며, 이 결과로부터 모형 도로성토에 작용하는 석션은 도로성토 모형 제작 중 발생하는 증발을 고려하지 않더라도 최소 약 3kPa임이 확인되어 불포화 상태임이 명확하다.
2.5 침투류의 모사
2.5.1 석션에 대한 상사법칙
석션(Suction)은 불포화토의 역학적 성질을 논하기 위한 중요한 관건이다. Heibrock and Rezzoug(1998)과 Garnier (2001)는 원심장에서의 모관 상승(Capillary rise)에 대한 고려 방법을 제시하였다. 연직의 원통형 튜브 내에서 유체의 모관 상승고 hc는 다음의 Eq. (3)으로 주어진다.
여기서 T는 유체의 표면장력이며, ρ는 유체의 밀도, g는 중력 가속도이다. 또한, r은 모관 반경이다. r로 표현되는 간극의 크기가 모관 상승고 hc에 비하여 충분히 작아 원심가속도에 의한 중력이 모관 압력에 큰 영향을 미치지 못하는 경우, 메니스커스의 모양은 크게 달라지지 않는다. 다시 말해 T, ρ 및 r에 대한 상사법칙은 일치한다. 따라서, 흙의 입경이 충분히 작을 때 모관 상승고에 대한 상사비는 1/N(N: 원심가속도)이 된다. 모관 상승에 대한 상사비를 검증하기 위하여 Rezzoug et al. (2000)은 1G에서 40G의 원심가속도 범위에서 Congleton 모래(D10=0.08mm; D50=0.12mm)를 이용하여 모관 상승고 측정을 위한 컬럼 테스트(Column test)를 실시하였다. 실험 결과, 실대형(Prototype) 환산 모관 상승고는 원심가속도와 독립적임을 확인하였다. 본 연구에서 사용된 Yodogawa 제방사는 0.28mm의 D50과 26%의 세립분 함유율을 가지며, 50G의 원심가속도는 40G보다는 다소 크나, 큰 차이는 아닌 것으로 사료된다. 따라서, 50G의 원심장에서 Yodogawa 제방사의 석션은 1G상에서 측정된 값과 유사할 것으로 판단된다. 단, 해당 연구는 향후 더 큰 원심가속도에서의 적용성에 대한 검증이 요구된다.
2.5.2 간극유체
본 연구에서는 물을 간극유체로 사용하였다. 침투와 동적하중을 동시에 고려하는 NG장의 원심모형실험에서는 일반적으로 물의 N배의 점성을 갖는 유체를 사용한다. 이는 침투거동과 동적거동의 상사법칙 차이를 보상하기 위함이다(Lee et al., 2014). 이러한 점성유체로서 메토로즈(Metolose) 수용액 등이 사용된다. 흙이 완전히 포화된 경우, 강도 및 강성과 같은 흙의 역학적 특성은 메토로즈 수용액의 영향을 받지 않는다고 알려져 있다(Dewoolker et al., 1999). 그러나 불포화 조건에서는 석션이 메토로즈 수용액의 영향을 받게 된다. 상술한 식 (3)과 같이 모관 상승고로서 표현되는 석션은 표면장력에 비례하는데, 20°C에서 0.2%의 농도를 갖는 메토로즈 수용액(SM100 사용시; Shin-Etsu Chemical Co., Ltd. 제조)의 표면장력은 54×10-3N/m으로 나타나며(Shin-Etsu Chemical Co., Ltd., 2007), 이는 물의 표면장력인 72.75× 10-3N/m에 비해 약 74% 수준으로 작은 것이다(National Astronomical Observatory, 2001). Ko and Dewoolker(1999) 또한 메토로즈 수용액의 사용에 따른 표면장력의 저하 문제를 지적하였으며, Okamura and Tamamura(2011)는 물의 40배 점성을 갖는 메토로즈 수용액의 모관 상승고가 물보다 작게 나타남을 보고하였다. 즉, 점성 유체인 메토로즈 수용액을 사용하는 경우 불포화토의 역학적 거동에 직접적 영향을 미치는 석션이 작아지게 되며, 본 연구에서 물을 간극유체로 사용한 것은 불포화 도로성토에 작용하는 석션을 합리적으로 구현하기 위함이다. 이처럼 물을 간극유체로 사용하는 경우, 상사법칙에 의해 NG의 원심장에서 투수계수는 N배로 커지게 된다. 27%의 세립분과 1.675g/cm3의 건조밀도를 갖는 Yodogawa 제방사의 포화투수계수는 4.79×10-6m/sec이며, 이는 50G 원심장에서 2.40×10-4m/sec가 된다. 이는 자연상태에 존재하는 도로성토의 투수계수 범위 내에 있다. 예를 들면, 2009년 스루가만 지진시 피해를 입은 도로성토의 재료로 사용된 역질토의 투수계수는 3.67×10-4m/sec이었으며, 풍화이암의 투수계수는 7.99×10-9m/sec였다(Nakamura et al., 2010). Yodogawa 제방사보다 적은 세립분함유율을 갖는 Edosaki 모래의 투수계수는 61%의 상대밀도(다짐도 88.70%)에서 3.90×10-5m/sec였으며, 80%의 상대밀도(다짐도 93.96%)에서 1.70×10-5m/sec였다(Yoshizawa et al., 2009). 단, 본 실험에서는 침투영역을 가시화하기 위하여 물에 Uranine 색소(Fluorescein sodium, Yellow No. 202)를 0.2%의 농도로 희석하여 사용하였으며, 본 수용액은 회전형 점성계(RION사 제작, VT-03F)에 의한 측정 결과, 물과 거의 동일한 점성을 갖는 것으로 확인되었다.
2.5.3 침투류 구현을 위한 장비
Fig. 5에서 나타낸 바와 같이, 모형토조의 벽과 도로성토 모형의 계면으로 물이 흐르는 것을 최소화하기 위하여 슬릿(Slit)은 Model scale로 약 3mm 돌출되어 있다. 여기서부터 특별한 언급이 없는 한, 모든 치수는 실대형(Prototype)으로 서술한다. 본 연구에서는 수위조절 탱크(Water-level adjustment tank)의 수위를 6.75m로 설정하였다. 모형토조 우측 벽면에 아래로부터 1.5m, 3m 및 4.25m 높이에 설치된 3개 슬릿의 밸브를 개방하며, 본 벽면에 도로성토 모형보다 큰 투수계수를 갖는 부직포를 설치하여 침투시작과 함께 부직포가 즉각적으로 포화되도록 하였다. 따라서, 도로성토 모형 우측에서의 수위는 수위조절 탱크의 수위와 거의 같게 된다.
간극유체로 사용되는 물은 모형토조와 도로성토의 계면으로 흘러나갈 가능성이 크다. 따라서, 이를 방지하기 위해 2mm 두께의 겔 시트(Gel sheet)를 모형토조의 바닥에 설치하고 각 코너부에 퍼티(Putty)를 부착하였다. 또한, 모형토조의 벽면 전체에 대하여 실리콘 그리스를 도포하였다. 이와 함께, 세립분에 의한 슬릿의 막힘(Clogging)을 방지하기 위하여 도로성토 모형과 슬릿이 설치되어 있는 모형토조의 벽면 사이에 부직포를 설치하였다. 이러한 간극유체 누출 방지방안은 모형토조의 좌측 및 우측에 동일하게 적용되었으며, 자세한 사항은 Lee et al. (2016)을 참조한다.
2.5.4 간극유체 침투 과정
도로성토 모형 제작 및 계측기 설치를 완료한 후에 모형토조를 진동대 위에 설치한다. 물 공급 탱크(water supply tank)에는 2,000mL(Model scale)의 물을 준비하였다. 우측 벽면의 3개 슬릿 및 좌측 벽면의 2개 슬릿의 밸브를 개방함과 동시에 모든 계측이 시작된다. 이 때, 침투는 1G 중력장에서 시작된다. 이후 원심모형실험장치를 가동하며, 원심가속도는 50G에 도달한다. 본 원심모형실험에서 50G에 도달하는 시간은 약 12분(Model scale)이며, 간극수압 측정치 및 비디오 카메라로 촬영한 영상을 통해 모형 도로성토의 침투 거동을 관찰할 수 있다. 물 공급 슬릿의 밸브는 실험 종료시까지 개방된다.
2.6 실험 과정
2.5.4절에서 언급하였듯이, 도로성토 모형을 조성한 후 침투가 개시된다. 원심가속도가 50G에 도달한 이후에도 물 공급 탱크의 수위는 수위계에 의해 지속적으로 모니터링되며, 본 탱크가 완전히 비게 될 때 동적하중을 부가한다. 이와 같은 실험 과정은 Lee et al. (2016)과 동일하다. 동적하중으로서 본 연구에서는 1Hz의 진동수(Model scale로 50Hz)를 갖는 테이퍼형 정현파(Tapered sinusoidal wave)가 사용되었으며, 지속시간은 30초(Model scale로 0.6초)이다. 변위제어형 진동대에 대한 입력파형을 Fig. 8(a)에 도시하였으며, 진동대에서 측정된 가속도파형을 Fig. 8(b)에 나타내었다. 여기서부터 입력파형은 진동대에서 측정된 가속도파형으로 정의하도록 한다. 본 파형의 최대 진폭은 379gal이다. 침투과정 및 동적과정에서의 Sampling rate는 Model scale로 각각 100밀리초 및 0.2밀리초이다. 이는 실대형(Prototype) 기준으로 각각 5.0초 및 0.01초에 상당한다. 입력파형의 지속시간 및 진동수는 탁월주기의 측면에서 내륙 직하형 지진과 유사한 특성을 갖는다. 1995년에 발생한 효고현 남부지진(Hyogoken-Nanbu earthquake)시 JR 타카토리(Takatori)역에서 측정된 탁월주기는 1∼2초였으며, 본진(main shock)의 지속시간은 약 20초였다(Sakai, 2009).
3. 실험 결과
3.1 침투 과정
침투 과정 중의 간극수압 시각력을 Fig. 9에 나타내었다. P1에서의 간극수압이 가장 먼저 증가하고, 이후 P2가 증가하기 시작한다. 이후, P5에서의 간극수압이 증가한다. 한편, 비탈면 선단부 바로 아래의 P3 및 기초지반 좌측 부분의 P4에서의 간극수압의 증가량은 각각 2.5kPa 및 1.7kPa로 나타났다. 이러한 증가량은 P1, P2 및 P5에서의 증가량보다 훨씬 작은 것이다. 또한, P6에서의 간극수압은 약 1.0kPa로 나타났는데, 이러한 계측 결과는 배수공이 도로성토 비탈면 선단부로의 침투를 억제하고 있음을 시사한다. 간극수는 배수공으로 흐르며, 이후 좌측 경계부의 바닥으로부터 1.5m 높이에 위치한 슬릿으로 흐른다. 따라서, P3에서의 간극수압은 P4에서보다 약간 크게 나타난다. 여기서, 2.4절에서 밝힌 바와 같이 침투가 발생하기 전에는 도로성토 모형에 석션이 작용할 것으로 판단되나, 본 간극수압계에서는 부(-)의 간극수압을 감지하지 못하고 있다. 이는 본 간극수압계가 세라믹 디스크 등이 아닌 망사형 필터가 부착되어 있어 공기침입치(AEV, air entry value)가 0이기 때문으로 사료된다(Lee et al., 2014).
정수압 가정에 따라 간극수압으로부터 계산된 수두를 Fig. 10에, 침투 과정 종료 시점에 촬영한 화상에 침투영역 최상부 유선을 나타내는 적색 점선 및 간극수압으로부터 계산된 수두를 표시하여 Fig. 11에 나타내었다. 간극수압계 P6에서 약 1.0kPa의 간극수압을 측정하였으나, 실제로 염색수는 간극수압계 P6의 위치에 도달하지 않았을 것으로 사료된다. 이는 간극수압계가 도로성토 내에 설치되기 전 물에
의해 포화되며, 간극수압계 내의 물의 높이가 모델 스케일로 약 3mm로서 이는 실대형 기준으로 1.5kPa의 간극수압에 상당하기 때문이다. 이와 함께, P6에서의 간극수압 시각력으로부터 원심가속도의 상승에 따라 간극수압이 증가하나 원심가속도가 50G에 도달한 이후의 간극수압 변화는 미소함 또한 이를 뒷받침한다. Fig. 11에서 흑색 점선의 원으로 표시된 바와 같이 P6의 위치에서 염색수는 확인되지 않으며, 이는 간극수압계 P6에서 계측된 간극수압 거동과도 일치하는 것이다. 또한, 간극수압으로부터 계산된 수두가 침투영역 최상부 유선과 상응하지 않으므로, 간극수는 간극공기가 갇혀 있으며 부분적으로 포화된 침투영역 내를 흐르는 것으로 사료된다.
침투 과정 중의 변위는 Fig. 12에 나타낸 바와 같이 천단부의 침하량은 34.2mm로 나타났으며, 비탈면 선단부에서의 연직변위는 하방향으로 22.4mm가 발생하였다. 또한, 비탈면 선단부의 수평변위는 우측 방향으로 26.4mm가 발생하였다.
3.2 동적 과정
전술한 Fig. 12는 레이저 변위계로 측정한 변위를 나타내고 있다. 천단부의 침하량은 183.3mm로 나타났으며, 비탈면 선단부에서의 연직변위는 상방향으로 4.7mm, 수평변위는 좌측 방향으로 134.1mm가 발생하였다.
화상해석 결과를 Fig. 13에 나타내었다. 변위벡터의 분포로부터 천단부에서는 침하가 발생하며 그 변위는 성토부에서 최대로 나타나고 있다. 비탈면 선단부의 변위는 좌측 방향 및 미소하게 상방향으로 발생한다. 성토 비탈면에서 변위는 심부로 갈수록 커지는 경향을 보인다. 전단변형율 분포로부터, 전단변형율의 집중대가 도로성토 심부에 나타남을 확인할 수 있다. 비탈면 선단부에서의 전단변형율 또한 크게 나타나나 그 절대값은 전단변형율의 집중대에 비해서는 작다. 큰 체적압축변형율이 천단 하부 및 기초지반 좌측 부분에서 관찰되며, 비탈면 선단부에서는 미소한 체적압축이 관찰된다. 한편, 체적팽창변형율이 비탈면 표면부, 비탈면 어깨부, 천단부 및 기초지반 표면부에서 확인된다. 특히, 비탈면 어깨부에서의 체적팽창변형율이 크게 나타난다.
Fig. 14는 가속도 응답 및 입력 진동에 대한 증폭율을 나타내고 있다. A2에서의 가속도 응답의 진폭은 입력 진동과 유사하며, A1의 최대 진폭은 A2의 1.27배로 나타났다. 또한, 기초지반 표면부 및 비탈면 선단부에 소재하는 A3, A4 및 A5에서 큰 가속도 응답이 관찰되었다.
간극수압의 시각력을 Fig. 15에 나타내었다. 동적 과정 중 P1에서 26kPa의 최대 간극수압이 관찰되었다. 그러나 동적 과정 종료 후의 간극수압 증가량인 과잉간극수압은 동적 과정 전과 비교했을 때 2kPa에 불과하다. P2, P3 및 P4의 과잉간극수압 또한 매우 작게 나타나 이와 유사한 경향을 보인다. 성토부 내의 P5 및 P6에서 계측된 간극수압의 변화량 또한 미소하였다.
실험 종료 후의 함수비 분포를 Fig. 16에 나타내었다. 20%를 넘는 높은 함수비가 우측 경계부 인근에서 관찰되었으며, 같은 곳에서 큰 체적압축변형율이 발생한다. 이와 유사하게 좌측 경계부 인근에서도 높은 함수비가 나타났으며, 이곳 또한 체적압축변형율이 관찰된다. 한편, 배수공 위쪽에서의 함수비는 16%∼17% 수준으로 다른 곳에 비하여 작게 나타난다. 배수공 직하부의 함수비는 19.8%로 크게 나타나며, 이는 간극수가 배수공으로 흘러 들어와 배수공 직하부로 흘러 나가기 때문으로 판단된다.
3.3 배수공을 설치한 불포화 도로성토의 변형 모드
Fig. 17은 배수공을 설치한 불포화 도로성토의 동적 과정 중의 변형 모드를 나타낸다. 천단부는 침하하며 천단 하부에서는 큰 체적압축을 동반한 큰 전단변형율이 관찰된다. 이와 함께, 전단변형율은 A-A’선으로 나타낸 바와 같이 성토부의 심부 및 기초지반으로 집중된다. 비탈면 선단부에서는 좌측방향으로의 수평변위와 상방향으로의 미소한 연직변위가 관찰된다. 기초지반의 좌측 부분은 미소한 침하를 동반하며 좌측 방향으로 변위가 발생한다. 비탈면 선단부에서는 작은 체적압축을 동반한 전단변형율이 발생한다. 기초지반의 좌측 부분에서는 큰 체적압축변형율이 관찰된다.
4. 고찰
Fig. 18은 배수공 설치 여부에 따른 도로성토의 변위, 전단변형율 및 체적변형율의 변화를 고찰하기 위해 Lee et al. (2016)의 연구결과와 함께 도시한 것이다. 이로부터, 배수공을 설치한 도로성토의 변위는 배수공을 설치하지 않은 도로성토에 비해 변위가 훨씬 작게 나타남을 알 수 있다. 이는 간극수압의 거동과 큰 연관이 있다. 배수공을 설치한 도로성토에서 동적 하중에 의해 발생하는 간극수압의 증가량은 모든 위치에서 1∼2kPa로 매우 작다. 즉, 배수공은 도로성토, 특히 비탈면 선단부로의 침투를 상당부분 감소시키며, 이는 불포화 도로성토의 골격응력 및 강성의 감소를 억제하게 된다. 그러나, 큰 체적압축을 동반한 전단변형율의 집중은 배수공을 설치하지 않는 경우와 마찬가지로 천단 하부에서 발생한다. 또한, 기초지반 좌측 부분에서의 변형율의 절대값은 배수공을 설치하지 않은 경우와 유사하다.
Fig. 18
Comparison of Displacement, Shear Strain and Volumetric Strain Between Road Embankments without and with Drain
다음으로, 천단 하부로부터 기초지반의 저부에 이르는 전단변형율 집중대에서의 전단변형율 및 천단 하부에서의 체적압축변형율 각각의 절대치는 배수공을 설치하지 않은 도로성토에 비해 배수공을 설치한 도로성토에서 더욱 작게 나타나고 있음을 확인할 수 있다. 이와 함께 비탈면 및 기초지반부의 표면부는 물론, 비탈면 선단부에서의 전단변형율의 절대치 또한 배수공을 설치한 도로성토에서 작게 나타나며, 이에 상응하여 체적팽창, 즉 정(+)의 다일레이턴시 또한 작게 나타난다. 배수공을 설치한 도로성토에서는 비탈면 선단부에서 체적압축이 관찰된다. 배수공의 설치 여부에 따른 도로성토 거동의 모식도를 Fig. 19에 나타내었다.
Fig. 20은 배수공 설치 여부에 따른 가속도 응답 및 입력 진동에 대한 증폭율을 비교하고 있다. 이로부터, 도로성토의 가속도 응답은 배수공을 설치한 경우가 그렇지 않은 경우에 비해 작게 나타남을 알 수 있다.
Fig. 20
Comparison of Acceleration Responses Between Road Embankments without and with Drain (Without Drain: Lee et al., 2016)
5. 결론
본 연구에서는 배수공을 설치한 불포화 도로성토에 대한 침투 및 지진시 거동을 동적 원심모형실험을 통하여 검토하여 도로성토의 안정성에 대한 배수공의 효과를 고찰하였다. 본 연구로부터 얻어진 결론은 다음과 같다.
1) 배수공이 설치된 도로성토의 변형 모드는 배수공이 설치되지 않은 도로성토와 유사하다. 그러나 배수공 설치시의 침하량, 천단 하부로부터 저부에 이르는 전단변형율 집중대에서의 전단변형율의 절대값 및 천단 하부에서의 체적압축 모두 배수공 미설치시보다 작게 나타났다. 이와 함께, 비탈면 및 기초지반부의 표면부는 물론, 비탈면 선단부에 대한 전단변형율의 절대값 또한 배수공을 설치한 경우 더욱 작게 나타나며, 이에 상응하여 체적팽창, 즉 정(+)의 다일레이턴시 또한 더욱 작게 나타난다. 배수공을 설치한 도로성토의 비탈면 선단부에서는 체적압축 경향이 확인되었다.
2) 상기의 결과들에 근거하여, 배수공은 도로성토, 특히 비탈면 선단부에 대한 물의 침투를 상당부분 감소시키며, 이는 불포화 도로성토의 골격응력 및 강성의 감소를 방지함이 확인되었다. 이것이 배수공을 설치한 도로성토의 변위 및 변형율이 배수공을 설치하지 않은 도로성토에 비해 작게 나타나는 이유가 되며, 이를 통해 배수공을 설치한 도로성토의 내진성이 향상됨을 확인하였다.
배수공을 설치한 도로성토의 변형 모드는 배수공이 도로성토로의 물의 침투를 완전히 방지하기에는 그 길이가 충분하지 않았기 때문에 비탈면 표면부에서의 전단변형율 및 비탈면 선단부에서의 체적압축 경향을 제외하고는 배수공을 설치하지 않은 도로성토와 유사하게 나타난 것으로 보인다. 본 연구에서 적용된 배수공의 길이는 설계기준을 만족시키는 최소한의 수준이다. 따라서, 실제 시공시에 도로성토로의 물의 침투를 충분히 방지하기 위하여 배수공을 비탈면 선단부에서 천단 저부까지 설치한다면, 도로성토의 내진성 향상에 일층 기여할 것으로 판단된다.
불포화 도로성토에 대하여 침투 및 동적조건을 고려한 원심모형실험은 세계적으로도 그 사례가 희소한 실정이다. 따라서, 현재는 기초적인 연구의 수행을 위해 현장조건의 시료를 사용하고 있으나, 향후 입자의 크기 효과를 고려하여 입도를 조정한 시료를 사용함으로써 연구의 완성도를 제고할 필요가 있다고 사료된다.
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