한국토목섬유학회논문집제 4 권 4 호 2005 년 10 월 pp. 23 ~ 37 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 Experimental Investigations of Combination Effects of Installation Damage and Creep Deformation on Long-Term Design Strength of Geogrids *1 조삼덕 Cho, Sam-Deok *2 이광우 Lee, Kwang-Wu *2 오세용 Oh, Se-Yong *4 이도희 Lee, Do-Hee Abstract The factors affecting the long-term design strength of geogrid can be classified into factors on creep deformation, installation damage, temperature, chemical degradation and biological degradation. Especially, creep deformation and installation damage are considered as main factors to determine the long-term design strength of geogrid. Current practice in the design of a reinforced soil structures is to calculate the long-term design strength of a geosynthetic reinforcement damaged during installation by multiplying the two partial safety factors, RF ID and RF CR. This method assumes that there is no evaluation of synergy effect between installation damage and creep deformation of geogrids. This paper describes the results of a series of experimental study, which are carried out to assess the combined effect of the installation damage and the creep deformation for the long-term design strength of geogrid reinforcements. A series of field tests was carried out to assess installation damage of various geogrids with respect to different fill materials, and then creep tests are conducted to evaluate the creep deformation of both undamaged and damaged geogrids. The results indicated that the tensile strength reduction factors, RF, considering the combined effect between the installation damage and the creep deformation is less than that calculated by the current design method. 요 지 지오그리드의장기설계인장강도는크리프변형, 시공시손상및환경적요인 ( 온도, 화학적손상, 생물학적손상 ) 에영향을받는다. 특히, 크리프변형및시공시손상이가장크게영향을미치는요인으로서반영된다. 보강토구조물에대한대부분의현행설계법에서는, 이들영향요인을각각산정하여이를장기인장강도산정에반영하고있다. 즉, 이러한방법에서는지오그리드의시공중손상과크리프변형의복합효과가장기설계인장강도산정에어떤영향을미치는가에대한검토가되어있지않다. 본연구에서는지오그리드의시공중손상과크리프변형의복합효과가지오그리드의장기인장강도산정에영향을미치는영향을평가하기위한일련의실험적연구를수행하였다. 다양한지오그리드를대상으로성토흙종류에따른현장내시공성시험을수행하였고, 지오그리드원시료와시공중손상을입은시료를대상으로한크리프시험을수행하였다. 연구결과두영향인자의복합효과를고려하여산정한지오그리드의인장강도감소계수가현행설계법에의해산정된감소계수보다작은것으로나타났다. Keywords : Geogrids, Long-term design strength of goegrid, Installation damage, Creep deformation *1, (Research Fellow, Geotechnical Eng. Research Dept., KICT) *2 (Researcher, Geotechnical Eng. Research Dept., KICT) *3-6 (Director, DAEWOO E&C) 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 23
1. 서론 1979년영국에서개발된지오그리드는우수한강도특성과현장적용성으로인해연약지반보강, 성토사면보강, 보강토옹벽등다양한토목현장에서보강재로서폭넓게활용되고있다. 그러나이러한용도로영구토목구조물에적용된지오그리드에대한현장적용기간이그다지길지않기때문에장기간현장에적용된지오그리드보강재의내구성에관해서는아직까지불확실성이존재하고있다. 시간경과에따른지오그리드보강재의공학적특성 ( 특히인장강도 ) 저하정도는시공시손상 (installation damage), 크리프 (creep), 온도, 화학용액, 미생물등과같은요인에의해영향을받으며, 특히시공시손상과크리프변형에의한영향이가장크다. 따라서지오그리드의시공시손상및크리프특성을평가하기위한연구가전세계적으로활발히수행되고있다 (Austin, 1997; Cazzuffi et al., 2001; Watn and Chew, 2002; Jeon et al., 2002; Kaliakin & Dechasakulsom, 2002; Sawicki, 1999). 현행보강토구조물설계법에서는지오그리드보강재의장기설계인장강도산정시지오그리드의장기간안정에영향을줄수있는여러인자들에대한인장강도감소계수를안전율개념으로반영하고있다. 그러나이들인장강도감소계수를영향인자별로각각산정하고있는실정이어서각영향인자상호간의복합효과를반영하지못하고있으며, 이는비경제적인설계의원인이되고있다. 따라서최근토목섬유보강재의장기설계인장강도에크게영향을미치는크리프와시공시손상의복합효과를규명하기위한실험적연구가시도되고있다. Pinho-Lopes et al.(2002) 와 Greenwood(2002) 는지오그리드등의토목섬유보강재에대한일련의실험적연구를통해, 시공성강도감소계수 (RF ID ) 와크리프강도감소계수 (RF CR ) 의곱으로산정되는현행설계법상의장기설계인장강도감소계수는이들두영향인자의복합효과를고려한인장강도감소계수를다소과대평가함을확인하였다. 그러나이러한복합효과는보강재의종류및시공조건에따라그영향정도가달라질수 있다. 본연구는크게두부분으로나누어수행되었다. 우선, 성토재종류에따른지오그리드내시공성을평 가하기위하여, 현재국내에서보강토구조물축조시 사용되고있는다양한종류의지오그리드를대상으 로국내의보강토구조물시공조건을고려한일련의 현장내시공성시험을수행하고, 다음으로내시공성 시험에사용된일부지오그리드에대해서는일련의 크리프시험을수행하여지오그리드의장기설계인장 강도에미치는시공시손상과크리프의복합효과를 평가하였다. 2. 보강재의장기설계인장강도산정법 일반적으로토목섬유보강재의인장특성은크리 프 (creep), 시공시손상 (installation damage), 온도, 화학용액, 미생물등과같은환경적인요인에의해 영향을받는다. 따라서보강재의장기설계인장강도 산정을위해서는보강재의허용인장변형과크리프 특성, 시공시손상등가능한모든강도저하요인을 고려하여야한다. 실제대부분의설계법 (BS8006, 1995; FHWA, 1996 등 ) 에서는보강재의장기간안정에영 향을줄수있는여러인자들을반영하고있다. 보강재의장기설계인장강도산정방법으로는일반 적으로보강재의장기간안정에영향을줄수있는 여러인자들에대한보강재의인장강도감소계수를 적용하는방법이주로사용되고있다. 토목섬유보강 재의장기설계인장강도, T d 는식 (1) 과같이나타낼 수있다 (FHWA, 1996). 여기서, T ult RF (1) = 보강재의최대 ( 극한 ) 인장강도 = 보강재의장기간강도손실을고려한총인 장강도감소계수 (RF=RF CR RF ID RF D) RF CR = 크리프감소계수. 실내크리프시험에서얻 은보강재의크리프한계인장강도에대한 최대인장강도의비 24 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
RF ID = 시공성감소계수. 시공중보강재의손상에 RF D 따른인장강도손실정도를나타냄. = 내구성감소계수. 화학약품, 미생물, 온도 등에의한보강재의인장강도손실정도를 나타냄. FS UC = 구조물의형상과뒤채움재의특성, 외부 작용하중등의불확실성및구조물의중 요도등을고려한안전율로설계자의판 단에의해 1.0 1.5 의범위에서사용하는 것이추천되지만, 특별한경우를제외하 고는 FS UC=1.0 을사용. 한편, 미국 GRI(1995) 방법에의하면, 식 (1) 에나 타난보강재의인장강도감소계수 RF 는식 (2) 에나 타낸바와같이보강재의최대인장강도에대한각 영향인자를고려한인장강도의비로부터산정할수 있다. (2-a) (2-b) (2-c) 3. 성토재종류에따른지오그리드의내시공성평가를위한현장실험 국내의경우식 (1) 및식 (2) 에서반영하고있는 보강재의장기안정과관련된여러영향인자들에대 한적절한평가기준이마련되어있지않을뿐아니라 보강재의재료성질과형태, 보강재가포설되어있는 주위환경및외부하중등에따라달라질수있는제 반인장강도감소계수들이적절히제시되지못한실 정이어서, 보강토구조물의합리적인 ( 즉, 안정적이면 서도경제적인 ) 설계에많은어려움이따르고있다. 특히, 일반적으로산흙 ( 화강풍화토 ) 을뒤채움재로 많이사용하고있는국내현장시공여건을고려할 때지오그리드의시공중강도감소의적절한평가및 반영이시급히필요한실정이다. 따라서본연구에서 는국내에서일반적으로많이사용되고있는다양한 지오그리드를대상으로최대입경 40mm, 60mm 및 80mm 의화강풍화토와 25mm 직경의쇄석을성토 흙으로사용한경우에대한일련의현장내시공성시 험을통해, 보강토구조물의설계시필요한보강재의 시공중강도감소에대한화강풍화토성토흙의입도 별안전율을제시하여설계에반영할수있도록하고 자한다. (2-d) 3.1 내시공성평가시험법 여기서, T ult T ID T 10 = 보강재의최대 ( 극한 ) 인장강도 (t/m) = 다짐시공등에의해손상된보강재의인장강도 (t/m) = 시간 -크리프변형률곡선에서 10% 이하의크리프변형률에점근하게되는최대재하하중을고려한인장강도 (t/m) T CD = 화학약품에의해손상된보강재의인장강도 (t/m) T BD = 미생물에의해손상된보강재의인장강도 (t/m) 토목섬유보강재의내시공성은보강재, 뒤채움흙등사용재료의종류와시공방법에영향을받는다. 보강토구조물에대한해외의여러지침에서는토목섬유보강재의내시공성을통상일련의실내및현장실험을통해평가하도록하고있다. 한예로 FHWA (1996) 에의하면, 시공성감소계수는 ASTM D 5818 (1995) 에서규정하고있는현장실험을통해결정하도록하고있으며, 토목섬유보강재의내시공성감소계수는통상 1.1 2.0의범위를가지는것으로나타나있다. 그러나국내에서는토목섬유의내시공성평가와관련하여아직명확하게규정된바가없다. 내시공성시험방법은통상그림 1에나타낸바와 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 25
같은순서로수행하게된다. 일반적인시험방법은기초노상을실제구조물축조시와동일하게처리한후규정면적의지오그리드시료를포설하고, 그상부에성토재를포설한후실제구조물축조시와동일하게다짐한다. 다짐완료후에는다짐된상부흙을비기계적인방법으로지오그리드에손상이가지않도록제거하여지오그리드시료를추출하고, 추출된시료에대한인장시험을수행하여원시료의인장강도와비교한다. 3.2 현장내시공성시험과정 그림 1. 일반적인내시공성시험절차 국내의경우지오그리드의내시공성을평가하기위한시험법이아직규정되어있지않은관계로, 본연구에서는내시공성시험에대한해외의여러시험법들을비교 검토하여다음과같이현장내시공성시험을수행하였다. 현장내시공성시험단면은그림 2와 (a) 내시공성시험현장종단면도 (b) 지오그리드의배치 : - 현장및 - 현장 (c) 지오그리드의배치 : - 현장 그림 2. 내시공성시험현장단면도 26 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
같다. 본연구에서는총 12종류의지오그리드를대상으로 3개소의현장에서내시공성시험을수행하였다. 실험시흙종류와입도분포에따른영향을고찰하기위해파주시 (Test site I, Test site II) 및용인시 (Test site III) 인근의화강풍화토를대상으로자체제작한대형체가름장치 (1.4m 2m, 사진 1 참조 ) 를이용하여최대입경을세종류 (40mm, 60mm, 80mm) 로조정하면서체가름작업을수행한후, 다짐작업시에성토재로사용하였으며, 일부지오그리드시료에대해서는화강풍화토이외에직경 25mm의쇄석을성토재로사용한경우에대한실험도추가로수행하였다. 본실험에서는먼저비교적견고한원지반을정지한후, 백호우로성토재를대략 40cm 두께로깔고정지한다음, 국내에서보강토구조물시공시다짐장비로주로사용되고있는 10ton 진동로울러로다짐을실시하였다. 그리고지오그리드를다짐방향과직각이되도록포설하고그위에성토재를 40cm 정도두께로포설한후진동로울러를사용하여무진동으로 1회및진동으로 4회다짐을실시하였다. 하부성토층과성토층의다짐작업완료후성토높이는그림 2(a) 에나타낸바와같이대략 30cm가되도록하였고, 현장들밀도시험을수행하여성토층의상대다짐도 (95% 이상 ) 를확인하였다. 다짐후, 지오그리드가손상되지않도록백호우와인력으로조심스럽게성토재를제거하고지오그리드시료를추출하였다. 추출된지오그리드시료에대해시공시의손상정도를사진촬영을포함하여육안으로자세히조사 / 기록하고, 인장강도시험을위한시편 ( 크기 : 0.2m 1.4m) 을 각각 7개이상채취하여사진 2에나타낸바와같이광폭인장강도시험 (EN ISO 10319) 을수행하였다. 3.3 사용재료 본연구에서는지오그리드의재질, 제조방법및인장강도가내시공성에미치는영향을평가하기위하여, 국내에서보강토구조물에일반적으로사용되고있는 3개사에서생산된 12종류의지오그리드를대상으로현장내시공성시험을수행하였다. 본실험에사용된지오그리드보강재원시료의인장강도및변형특성을평가하기위하여광폭인장강도시험 (EN ISO 10319) 을수행하였다. 본연구에서사용한지오그리드의일반특성및광폭인장강도시험결과는표 1에나타내었다. 표 1에서광폭인장강도시험결과는시험시사용한 20cm폭시료의리브수에대한단위폭 (1m) 당리브수의비율을고려하여단위폭당인장강도로환산한값이다. 표 1에나타낸바와같이폴리에스터 (Polyester) 섬유를격자형으로교차시켜제직 / 편직한후 PVC로코팅하여결합형으로제작한결합형지오그리드 6종 (Woven 형 3종, WIWK 형 3종 ), 고밀도폴리에틸렌 (High Density Polyethylene) 를열연신하여제작한일체형지오그리드 3종그리고폴리에스터레진 (resin) 을압출실린더에통과시켜편평한바 (bar) 형태로추출한후냉각 / 연신공정을통하여스트립형태로만들어이를격자형으로교차시켜레이저용접한결합형 사진 1. 성토재입도조정을위한체가름모습 사진 2. 지오그리드시료에대한광폭인장강도시험모습 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 27
표 1. 지오그리드시료의일반특성및광폭인장강도시험결과 실험현장 Test site & Test site Test site 지오그리드종류 지오그리드재질및제조방법 광폭인장강도시험결과 인장강도 (kn/m) 인장변형률 (%) A-1 66.2 10.6 A-2 Woven PET-relatively flexible geogrid coated with PVC 94.7 13.0 A-3 109.1 11.4 B-1 82.4 12.6 B-2 WIWK PET-relatively flexible greogrid coated with PVC 104.9 13.3 B-3 140.7 13.6 C-1 61.1 11.7 C-2 Extruded HDPE-relatively rigid geogrid 82.3 12.1 C-3 100.5 12.4 D-1 51.7 7.4 D-2 PET flat ribs-relatively rigid geogrid welded to laser 81.5 7.0 D-3 109.0 6.8 * PET : polyester, PVC : polyvinyl chloride WIWK : Weft Insertion Warp Knitted, HDPE : High Density Polyethylene 지오그리드 3종을보강재로선정하였다. 또한지오그리드인장강도가내시공성에미치는영향을평가하기위하여, 각각의지오그리드종류별로최대인장강도크기가다른지오그리드 3가지씩을실험재료로선정하였다. 성토재의종류및입도변화에따른지오그리드의시공시감소계수를평가하기위해경기도파주시및용인시인근의화강풍화토를대상으로최대입자크기를 40mm, 60mm, 80mm로변화시켜내시공성시험을수행하였으며, B-2 및 C-2 지오그리드에대해서는화강풍화토이외에입경이 25mm로비교적일정한쇄석을성토재로사용한경우에대한실험도추가로수행하였다. 그림 3은현장체가름을통해입도가조정된흙시료의입도분포곡선이다. 그림 3에서알수있듯이세현장의흙시료모두통일분류법상 SW( 입도분포가양호한모래 ) 로분류된다. 한편, 실내다짐실험 (D다짐 ) 결과, Test site I의흙시료는최대건조밀도 20kN/m 3, 최적함수비 8.2% 였으며, Test site II의흙시료는최대건조밀도 20kN/m 3, 최적함수비 9.3%, 그 리고 Test site III의흙시료는최대건도밀도 19kN/m 3, 최적함수비 11.1% 였다. 3.4 내시공성실험결과및고찰 성토재의최대입경을세가지조건 (40, 60, 80mm) 으로변화시켜수행한현장내시공성시험후, 다짐작업으로인한지오그리드표면의손상정도를알아보기위해추출된지오그리드에대한육안관찰을수행하였다. 일반적으로육안관찰시지오그리드의시공중손상정도는벗겨짐 (general abrasion), 짓눌림 (bruise), 찢김 (split) 혹은절단됨 (cut) 으로표현및기록된다 (Austin, 1997). 본내시공성시험후추출한지오그리드를물로깨끗이씻은다음육안관찰한결과, 대부분의손상은지오그리드표면부의벗겨짐혹은짓눌림인것으로나타났다. 다만, 상대적으로강성이작은 A형및 B형지오그리드시료의경우에는리브의일부가절단된상태가다소발견되었다. 또한동일한지오그리드에대한손상지점수는성토재의최대입경이클수록더많은것으로나타났다. 28 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
(a) Test site (b) Test site (c) Test site 그림 3. 체가름된성토재의입도분포곡선 육안관찰결과를토대로광폭인장강도시험에사용할시편을추출하였다. 즉, 부분적인리브의절단등손상정도가매우큰경우는보강사의손상이심하여광폭인장강도시험이사실상어려울뿐만아니라내시공성시험에사용된전체시료중에서차지하는비중도극히미소하기때문에시편으로사용하지않았으며, 보강사의손상정도가미약한경우는광폭인장강도시험결과가너무안전측이될우려가있을것으로판단되어시편으로사용하지않았다. 따라서 짓눌림 에해당하는부분중비교적손상정도가큰것으로판단되는상태를보이는부분을 20cm 140cm ( 경사방향 위사방향 ) 크기로재단하여시편으로사용하였다. 광폭인장강도시험시시편의중앙부에손상된부분이위치하도록하였다. 내시공성시험후추출한지오그리드시료에대하여광폭인장강도시험을수행하여분석하였다. 광폭인장강도시험은각시료에대하여 7회이상씩수행하였으며, 이중시험결과가상이한경우를제외한 5회의시험결과를평균하였다. 국내에서보강토구조물의성토재로일반적으로사용하고있는화강풍화토의최대입경이지오그리드의시공중손상에미치는영향을평가하기위하여, 화강풍화토를성토재로사용하여수행한현장내시공성시험으로인해손상된지오그리드의인장강도감소율 SRR(Strength Reduction Ratio) 을그림 4에나타내었다. 지오그리드의인장강도감소율은성토층다짐으로인한지오그리드의인장강도감소정도 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 29
를나타내며, 식 (3) 으로부터산정할수있다. (3) 그림 4 에서지오그리드의인장강도감소는지오그 리드의제조방법과성토흙의최대입경에영향을 받음을알수있다. 즉, 성토층다짐으로인한인장강 도감소는, 비교적강성이작은 A 및 B 형지오그리드 의경우성토재의최대입경이클수록인장강도감소 율이더크고그값은대략 20% 40% 인것으로나 타났고, 반면에 C 및 D 형지오그리드의경우는성토 재의최대입경에관계없이 5.2% 이하인것으로나타 났다. 또한지오그리드의재질및제조방법이동일한 경우, 지오그리드의최대인장강도는시공중인장강 도감소에크게영향을미치지않는것으로나타났다. 한편, 동일한지오그리드를사용하여내시공성시 험을수행한 Test site I 과 Test site II 의시험결과를 비교해보면, 성토재료의자갈함유량은유사함에도 불구하고 ( 그림 3 참조 ) 대체적으로 Test site II 시료 의강도감소율이다소큰것으로나타나고있는데, 이는 Test site II 에서사용한화강풍화토에는모서리 가날카로운부순돌이 Test site I 에비해다소많이 포함되어있어서지오그리드보강사에보다큰손상 을입혔기때문인것으로판단된다. 직경 25mm 쇄석을성토재로사용한경우지오그리드의시공중손상을평가하기위해추가로수행된 B-2 및 C-2 지오그리드에대한시공중강도감소평가결과를화강풍화토성토재를사용한시험결과와함께표 2에나타내었다. 표 2에서, 성토층다짐으로인한지오그리드의인장강도감소는최대인장변형률의감소 ( 표 1 참조 ) 와함께발생함을알수있다. 또한성토층다짐으로인한지오그리드의평균인장강도감소율은, 지오그리드 B-2의경우 25mm 쇄석성토재사용시 20% 인것으로나타나최대입경 40mm 인화강풍화토성토재를사용한경우와유사한것으로나타났고, 지오그리드 C-2는최대입경 40mm, 60mm 및 80mm 화강풍화토와 25mm 쇄석성토재사용시모두 5% 미만인것으로나타났다. 내시공성시험결과로부터 A형및 B형지오그리드에비해상대적으로두께와강성이큰 C형및 D형지오그리드의경우가성토층다짐시공으로인한강도손실에적게영향을받음을알수있다. 지오그리드의장기설계인장강도 ( 식 (1)) 계산시요구되는시공성감소계수 RF ID 는식 (2-a) 에나타낸 그림 4. 성토층다짐에의한지오그리드의인장강도감소율 30 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
표 2. 시공중손상된지오그리드에대한광폭인장강도시험결과 Geogrid B-2 Geogrid C-2 성토재종류 Tensile strength (kn/m) Test site Peak strain (%) SRR (%) Tensile strength (kn/m) Test site Peak strain (%) SRR (%) Soil (Max. grain size, mm) 40 80.3 9.6 23.6 81.3 11.9 1.2 60 67.9 8.5 35.5 80.2 12.2 2.5 80 67.4 7.9 35.9 80.0 11.7 2.8 Rubble (D 25 mm) 83.4 11.9 20.0 78.5 11.7 4.7 바와같이보강재의최대인장강도를다짐시공에의해손상된보강재의인장강도로나눔으로서산정된다. 본연구에서수행한내시공성시험결과로부터평가된성토재최대입경별지오그리드의시공성감소계수는표 3과같다. 표 3에서알수있는바와같이화강풍화토성토재를사용하여수행한내시공성시험결과, 지오그리드의시공성감소계수는추가적인안전율을고려하면강성이비교적작은 A형및 B형지오그리의경우화강풍화토성토재의최대입경이 40mm, 60mm 및 80mm일때각각 1.35, 1.55 및 1.70로평가할수있고, C형및 D형지오그리드의경우에는성토재최대입경에관계없이 1.05로평가할수있다. 한편, 25mm 쇄석을성토재로사용하여수행한현장내시공성시험결과로부터산정한시공성감소계수는, B-2 지오그리드의경우최대입경 40mm인화강풍화토성토재를사용한경우와비교적유사한것으로나타났고, C-2 지오그리드의경우에는화강풍화토성토재를사용한경우와유사하게시공중다짐으로인한지오그리드의손상이그다지크지않은것으로나타났다. 표 3. 지오그리드의시공성강도감소계수평가 상대적인강성도 Flexible Rigid 지오그리드종류 성토재종류에따른시공성감소계수 화강풍화도 (Maximum grain size, mm) 40 60 80 쇄석 (D 25mm) A-1 (1.31, 1.32) (1.39, 1.54) (1.69, 1.70) - A-2 (1.28, 1.26) (1.54, 1.55) (1.48, 1.59) - A-3 (1.25, 1.35) (1.31, 1.49) (1.59, 1.69) - B-1 (1.33, 1.33) (1.46, 1.41) (1.55, 1.54) - B-2 (1.31, 1.35) (1.55, 1.55) (1.56, 1.69) 1.25 B-3 (1.30, 1.33) (1.44, 1.55) (1.48, 1.58) - C-1 1.03 1.05 1.05 - C-2 1.01 1.03 1.03 1.03 C-3 1.02 1.03 1.05 - D-1 1.03 1.05 1.05 - D-2 1.01 1.04 1.05 - D-3 1.01 1.01 1.02 - In case of A and B type geogrid, (No., No.) is the results of (Test site, Test site ) 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 31
4. 지오그리드의내시공성과크리프변형의복합효과 현장내시공성평가에사용된일부지오그리드를대상으로원시료와손상된시료에대한일련의크리프시험을수행하여성토층다짐으로손상된지오그리드의크리프특성을분석함으로써, 지오그리드의시공시손상및크리프변형이장기설계인장강도에미치는복합효과를평가하고자한다. 이를위해본연구에서는쇄석을성토재로사용하여현장내시공성시험을수행한 Geogrid B-2 및 C-2와최대입경 80mm의화강풍화토를성토재로사용하여현장내시공성시험을수행한 Geogrid C-2 및 C-3를대상으로일련의크리프시험을수행및분석하였다. 4.1 크리프시험방법크리프시험 (Unconfined Tension Creep Test) 은일정한온도조건에서지속적인인장하중이작용할때지오그리드의불구속인장크리프거동을평가하여, 장기설계인장강도산정시고려되는크리프에의한인장강도감소계수를결정하기위해수행한다. 일반적인시험방법은크리프시험기에장착되어있는상부클램프와하중재하장치가붙어있는하부클램프사이에지오그리드시료를설치하고, 시료중심부에인장변형측정장치 ( 예 ; LVDT) 를설치한후하중을재하하여시간경과에따른인장변형을측정한다. 본연구에서는 270cm 250cm 105cm 크기의강재프레임 (frame) 내에 4개의시료를동시에시험할수있는시험장치를제작하여크리프시험을수행하였다. 본시험장치는 2개의항온실로구성되어각각다른온도조건에서시험할수있도록되어있다. 크리프시험시시료의크기는폭 20cm, 길이 80cm로하였으며, 시료중심부 20cm 길이에 LVDT를부착하여시간경과에따른인장변형을자동으로측정하였다. 사진 3은크리프시험기전경이다. 현장내시공성시험수행전의지오그리드원시료와성토층다짐시공에의해손상을입은지오그리드 사진 3. 크리프시험기전경시료를대상으로일련의크리프시험을수행하였다. 크리프시험은지오그리드의소재에따라두가지방법으로수행하였다. PET(Polyester) 로제조된 Geogrid B-2에대해서는 20, 35 및 50 온도에서최대 1,000시간동안크리프시험을수행하였으며, 크리프하중으로는표 1에나타낸원시료의광폭인장강도를기준으로 50% 및 60% 의하중을사용하였다. 단기간의실험결과를통해보다긴시간에서의예측치를얻기위해 Boltzman이제시한시간- 온도중첩원리를이용하였다 (Vinogradov & Malkin, 1980; Takaku, 1980). Geogrid C-2 및 C-3의경우는고밀도폴리에틸렌 (HDPE) 으로제작되어지오그리드의크리프거동이온도변화에매우민감한특성을가진다. 따라서본연구에서는일본의 PWRC(2000) 에서제시한크리프시험방법을토대로하여 20 C 온도에서 5종류이상의재하하중별로최대 1,000시간동안단기크리프시험을수행하였으며, 하중재하후시간경과에따른크리프인장변형률을측정하여지오그리드의크리프하중을평가하였다. 4.2 크리프시험결과및고찰 온도에따른이동인자 (shift factor) 를산정하여속성조건에서실시한시험결과를시간축으로이동시킴으로써장시간후의크리프하중을평가하는시간 - 32 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
(a) 원시료 (b) 손상된시료 그림 5. Geogrid B-2 의시간 - 크리프변형률곡선 온도중첩원리를사용하여 Geogrid B-2의크리프특성을평가하였다. 본 Geogrid B-2의온도에따른이동인자 (shift factor) 는 20, 35 및 50 에서각각 0, -0.953 및 -2.310로산정되었다. 산정된이동인자를고려한크리프시험결과는그림 5와같다. 그림 5 에서알수있는바와같이원시료의경우광폭하중의 50% 및 60% 하중에대하여 1,000,000시간이후의장기크리프변형이각각 7.2% 및 8.4% 로나타나 10% 의변형률을벗어나지않는안정한크리프특성을가지는것으로평가되었다. 반면에내시공성시험후손상된시료는, 50% 하중에서는 1,000,000시간이후의장기크리프변형이 7.8% 로평가되어안정한크리프특성을가지나, 60% 하중에대해서는크리프변형률거동이시간경과에따라수렴하는안정적인거동을보이지않는것으로나타나, 적정크리프하중은광폭하중의 50% 60% 의사이에존재함을알수있다. PWRC(2000) 에서제안한크리프하중평가방법은, 지오그리드최대인장강도의 10% 90% 범위에서 5종류이상의하중을재하하여시간경과에따른크리프변형률을측정한후, 재하하중별경과시간 -크리프변형률관계곡선 ( 그림 6(a)), 등시하중 ( )-크리프변형률관계곡선 ( 그림 6(b)), 한계크리프변형률에대한경과시간 -크리프하중관계곡선 ( 그림 6(c)) 을순차적으로도시함으로써지오그리드 가사용되는구조물의내구년수를고려한지오그리 드의크리프하중을예측하는방법이다. 또한예측된 크리프하중에대한검증을위해하중비 ( )- 크 리프변형증가율곡선 ( 그림 6(d)) 을도시하여크리 프변형률이급증하게되는재하하중수준과비교 / 평 가하도록하였다. 하중비 - 크리프변형증가율곡선에 서하중비는지오그리드의최대인장강도에대한재 하하중의비율 (%) 이며, 크리프변형증가율은식 (4) 로구한다. 크리프변형증가율 = ε ε (%) (4) 여기서, ε 은경과시간 에서의크리프변형률 (%) 이다. 본연구에서는 GRI-GG4(1995) 방법에준하여지 오그리드의한계크리프변형률을 10% 로하여크리 프하중을예측 / 평가하였다. Geogrid C-2 원시료에 대한크리프시험결과를 PWRC(2000) 에서제안한 크리프하중평가방법을이용해나타내면그림 6 과 같다. 동일한방법으로분석한, 손상된 Geogrid C-2 및 Geogrid C-3 에대한크리프시험결과를표 4 에정 리하였으며, 그림 7 은손상된 C 형지오그리드의한 계크리프변형률에대한경과시간 - 크리프하중곡 선이다. 그림 7 과같이예측된크리프하중의적정성 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 33
(a) 재하하중별경과시간 - 크리프변형률곡선 (b) 등시하중 - 크리프변형률곡선 (c) 한계변형률 (10%) 에대한경과시간 - 크리프하중곡선 (d) 하중비 - 크리프변형증가율곡선 그림 6. Geogrid C-2 원시료의크리프하중평가 표 4. Geogrid C-2 및 Geogrid C-3 의크리프하중평가 구분 1,000,000 시간경과시크리프하중 (kn/m) 최대인장강도에대한크리프하중의비율 (%) 원시료 Geogrid C-2 Geogrid C-3 손상된시료 ( 화강풍화토 ) 손상된시료 ( 쇄석 ) 원시료 손상된시료 ( 화강풍화토 ) 31.4 30.4 30.4 38.2 37.3 38 37 37 38 37 은그림 87에나타낸바와같이하중비 -크리프변형증가율곡선을도시하여검증하였다. 표 4에서알수있는바와같이시공시손상으로인해 C형지오그리드의크리프하중이원시료에비해 2.6% 3.1% 정도감소하는것으로나타났다. 5. 내시공성및크리프복합효과평가내시공성및크리프복합효과가지오그리드의장 기설계인장강도에미치는영향을평가하기위해, 현장내시공성시험및크리프시험결과에대해 GRI- GG4 방법으로지오그리드의시공성강도감소계수 (RF ID ) 와크리프강도감소계수 (RF CR ) 를산정하여표 5에나타내었다. 표 5에서알수있는바와같이, Geogrid B-2의경우복합효과고려시인장강도감소계수가 4.3% 20.1% 범위내에서감소하고, Geogrid C-2 및 Geogrid C-3의경우에는 0% 2.2% 감소하는것으로나타났 34 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
(a) Geogrid C-2(25mm 쇄석 ) (b) Geogrid C-2 및 C-3( 최대입경 80mm 화강풍화토 ) 그림 7. 손상된 Geogrid C-2 및 C-3 의한계변형률에대한경과시간 - 크리프하중곡선 (a) Geogrid C-2(25mm 쇄석 ) (b) Geogrid C-2( 최대입경 80mm 화강풍화토 ) 그림 8. 손상된 Geogrid C-2 의경과시간별하중비 - 크리프변형증가율곡선 다. C형지오그리드의경우내시공성과크리프복합효과의영향이비교적작게평가된원인은, 시공중강도감소가상대적으로작았기때문인것으로판단된다. 결론적으로본연구를통해내시공성및크리프복합효과가지오그리드의장기설계인장강도산정에미치는영향은시공중강도감소가큰경우에더크게나타나고, 현행설계법으로산정된지오그리드의강도감소계수는안전측임을알수있다. 6. 결론성토재종류에따른지오그리드내시공성을평가하기위하여, 현재국내에서보강토구조물축조시사용되고있는다양한종류의지오그리드를대상으로국내의보강토구조물시공조건을고려한일련의현장내시공성시험을수행하였다. 또한내시공성시험에사용된일부지오그리드에대해서는일련의크리 표 5. 지오그리드의강도감소계수 (RF) 평가 성토재종류 Geogrid B-2 Geogrid C-2 Geogrid C-3 GRI-GG4 복합효과고려시 GRI-GG4 복합효과고려시 GRI-GG4 복합효과고려시 화강풍화토 ( 최대입경 80mm) RF ID RF CR RF ID RF CR RF RF ID RF CR RF ID RF CR RF RF ID RF CR RF ID RF CR - - - - 1.03 2.63 2.71 2.71 1.05 2.63 2.76 2.70 25mm 쇄석 1.25 1.67 2.09 1.67 2.0 1.05 2.63 2.76 2.71 - - - - RF 지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상및크리프변형복합효과에대한실험적평가 35
프시험을수행하여지오그리드의장기설계인장강도에미치는시공시손상과크리프의복합효과를평가하였다. 연구결과얻은결론은다음과같다. 1. 성토층다짐으로인한지오그리드의인장강도감소 ( 내시공성 ) 효과는지오그리드의재질및제조방법이동일한경우, 원시료의인장강도크기에관계없이유사하게나타났다. 2. 지오그리드의시공성감소계수 RF ID 는강성이비교적작은결합형 PET 지오그리드인경우최대입경이 40mm, 60mm 및 80mm일때각각 1.35, 1.55 및 1.70, 상대적으로강성이큰지오그리드의경우에는성토재최대입경에관계없이 1.05로평가되어, 비교적강성이작은결합형 PET 지오그리드의경우성토재의최대입경이클수록시공중인장강도감소가크고, 상대적으로강성이큰지오그리드의경우에는연성인지오그리드에비해시공중인장강도감소가작을뿐아니라성토재최대입경의크기에크게영향을받지않는것으로나타났다. 따라서성토층다짐으로인한지오그리드의인장강도감소는지오그리드의제조방법과성토재의최대입경에영향을받음을알수있다. 3. 지오그리드의시공성강도감소계수는결합형 PET 지오그리드가상대적으로강성이큰일체형 HDPE 지오그리드보다큰반면에크리프강도감소계수는일체형 HDPE 지오그리드의경우가 50% 정도큰것으로나타나, 지오그리드의내시공성및크리프특성은지오그리드의재질및제조방법에크게영향을받음을알수있다. 4. 내시공성과크리프복합효과고려시의인장강도감소계수감소율은결합형지오그리드 ( 내시공성시험후인장강도감소율 20%) 와일체형지오그리드 ( 내시공성시험후인장강도감소율 2.8% 4.7%) 에서각각 4.3% 20.1% 범위내의값과 0% 2.2% 인것으로나타나, 내시공성과크리프의복합효과가지오그리드의장기설계인장강도산정에미치는영향은시공중강도감소가큰경우에더크게나타남을알수있다. 5. 지오그리드의장기설계인장강도산정시필요한 인장강도감소계수를영향인자별로각각산정하 고있는현행설계법은, 각영향인자상호간의복 합효과를고려하여강도감소계수를산정하는방 법에비해지오그리드의강도감소계수를안전측 으로산정한다. 참고문헌 1. ASTM D 5818(1995), Annual Book ASTM Standards. Standard Practices for Obtaining Samples of Geosynthetics from a Test Section for Assessment of Installation Damage, American Society for Testing and Materials. 2. Austin, R. A.(1997), The Effect of Installation Activities and Fire Exposure on Geogrid Performance, Geotextiles and Geomembranes 15, pp.367-376. 3. BS 8006(1995), Code of Paractice for Strengthened/ Reinforced Soils and other Fills., British Standard Institution. 4. Cazzuffi, D., Mongiovi, L., Torresendi, M.(2001), Laboratory and Field tests for the Evaluation of Installation Damage of Geosynthetics in Reinforced Earth Structures, 15th ICSMGE, Istanbul, pp.1565-1568. 5. EN ISO 10319(1993), Geotextiles : Wide-width tensile test., International Organization for Standardization. 6. FHWA(1996), Corrosion/Degradation of Soil Reinforcements for Mechanically Stabilized Earth Walls and Reinforces Soil Slopes, FHWA Publication No. FHWA-SA-96-072, Federal Highway Administration, Washington, D.C. 7. Greenwood, J. H.(2002), The Effect of Installation Damage on the Long-Term Design Strength of a Reinforcing Geosynthetic, Geosynthetics International, Vol.9, No.3, pp.247-258. 8. GRI(1995), GRI Test Methods GG4(b) : Determination of the Long-Term Design Strength of Flexible Geogrids, Drexel University, USA. 9. Jeon, H.Y., Kim, S. H., & Yoo, H. K.(2002), Assessment of long-term performances of polyester geogrids by accelerated creep test, Polymer Testing 21, pp.489-495. 10. Kaliakin, V. N. & Dechasakulsom, M.(2002), Development of General Time-Dependent Model for Geogrids, Geosynthetics International, Vol.9, No.4, pp.319-344. 11. Pinho-Lopes, M., Recker, C., Lopes, M.L. & Müller- Rochholz, J.(2002), Experimental Analysis of the Combined Effect of Installation Damage and Creep of Geosynthetics -New Results, Geosynthetics-7th ICG-Delmas, pp.1539-1544. 12. PWRC(2000), Design and Construction Manual for Reinforced Soil using Geotextiles, Public Works Research Center, Japan(in Japanese). 13. Sawicki, A. & Kazimierowicz-Frankowska, K.(1998), Creep Behaviour of Geosynthetics, Geotextiles and Geomembranes 16, pp.365-382. 36 한국토목섬유학회논문집제 4 권제 4 호
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