침투가 일어나는 불포화 도로성토의 동적 변형거동

Dynamic Deformation Behavior of Unsaturated Road Embankments Subjected to Seepage Flow

Article information

J. Korean Soc. Hazard Mitig. 2016;16(6):163-174
Publication date (electronic) : 2016 December 31
doi : https://doi.org/10.9798/KOSHAM.2016.16.6.163
이충원, 히고요스케**, 오카후사오***
** Associate Professor, Department of Urban Management, Kyoto University, Japan
*** Professor Emeritus, Department of Civil and Earth Resources Engineering, Kyoto University, Japan
*Corresponding Author, Member, Professor, National Civil Defense and Disaster Management Training Institute, Ministry of Public Safety and Security (Tel: +82-41-560-0069, Fax: +82-41-560-0060, E-mail: kucivil@korea.kr)
Received 2016 May 16; Revised 2016 May 17; Accepted 2016 June 16.

Abstract

지반공학 분야에서 도로성토의 동적 취약성은 중요한 현안 사항이며, 이러한 관점에서 본 연구에서는 불포화 도로성토의 변형 및 파괴거동에 대한 침투수의 영향 고찰을 목적으로 동적원심모형실험을 실시하였다. 이를 위하여 동적과정 중의 변위, 간극수압 및 가속도의 계측에 근거하여 침투가 발생하는 불포화 도로성토의 동적거동을 분석하였다. 실험 결과, 가속도 응답은 모든 측정점에서 입력파보다 증폭되었으며, 최대가속도는 성토 내부에 비해 표면 부근에서 더욱 크게 나타났다. 또한, 동적과정 중 큰 체적압축이 도로성토의 천단 하부에서 발생하며 이는 천단부의 큰 침하를 유발하였다. 이 부분을 포함하여 전단변형율이 도로성토의 저부로 집중되었으며, 체적팽창을 수반하는 큰 전단변형율이 사면 선단부에서 관찰되었다. 이와 함께, 도로성토에 침투가 발생하는 경우에는 침투가 발생하지 않는 고함수비 조건에 비해 대변형이 상대적으로 낮은 곳에서 발생하는 경향이 있음을 알 수 있었다.

Trans Abstract

Seismic vulnerability of road embankments is significant geotechnical problem. In this sense, this study demonstrates dynamic centrifugal model tests considering seepage flow to investigate the effect of seepage water on deformation and failure behaviors of unsaturated road embankments. Based on the measurement of displacement, the pore water pressure and the acceleration during dynamic loading, dynamic behavior of the unsaturated road embankments subjected to seepage flow has been examined. Amplitudes of the acceleration responses of all the measuring points are larger than the input wave, and maximum acceleration close to the surface is relatively larger than that inside embankment. Also, large volume compression occurs underneath the crest which results in the large settlement at the crest due to dynamic loading. Including this part, shear strain localizes at rather lower part of the model, and rather large shear strain with expansive volumetric strain can be observed at the toe of the slope. In addition, large deformation is likely to occur at the lower part in the case with seepage water, whereas the soils close to the surface largely deforms with high water content and without seepage flow.

1. 서론

과거에 발생한 지진들에 의해 도로성토에는 많은 피해가 발생하여 왔다. 2016년에 발생한 구마모토 지진은 다수의 도로성토에 붕괴를 야기하였다. 또한, 2011년의 동일본대지진에 의한 고속도로 성토의 붕괴를 비롯하여 2009년 스루가만 지진, 2007년 노토반도 지진 및 2004년 니가타현 츄에츠 지진에서도 절토사면부에 건설된 도로성토가 큰 피해를 입었다(National Institute for Land and Infrastructure Management and Public Works Research Institute (NILIM and PWRI), 2004, 2011; National Institute for Land and Infrastructure Management, Public Works Research Institute and Building Research Institute (NILIM, PWRI and BRI), 2008; Central Nippon Expressway, Co. Ltd., 2009). 이로부터, 지진에 따른 도로성토의 붕괴는 건설방재적 관점에서 대단히 중요한 사안으로 평가할 수 있다. 과거의 지진들에 의해 심각한 피해를 입은 도로성토는 지하수 및 강우 등에 의하여 다량의 물을 함유하고 있는 경우가 많았는데, 이는 계곡지형에 건설된 도로성토에서 특히 현저하게 확인되었다. 이는 지하수의 침투를 용이하게 하는 지질학적 형상에 기인한다. 노토반도 지진 및 니가타 츄에츠 지진의 경우에도 침투류 또는 고함수비 조건이 성토 붕괴의 중요한 원인으로 지적되고 있다. 따라서, 지진시 도로성토의 변형거동에 미치는 침투류의 영향에 대한 연구가 상세히 이루어질 필요가 있으며, 이는 2016년에 경주·울산 지진이 발생하는 등 지진발생 빈도와 규모가 증가경향에 있는 우리나라의 도로 유지관리 관점에서도 중요한 과제이다. 그러나, 불포화 조건의 도로성토에 대한 지진시 안정성에 대한 실험적 연구는 현재까지도 미진한 실정이다(e.g., Hayashi et al., 2002; Ohkawa et al., 2008; Doi et al., 2010; Lee et al., 2011; Lee et al., 2014; Higo et al., 2015).

본 연구에서는 침투가 발생하는 도로성토의 변형 메커니즘을 구체화하기 위하여, 침투를 고려한 불포화 도로성토의 동적 원심모형실험을 수행하였다. 동적하중은 50G의 원심가속도를 부가한 상태에서 이루어졌으며 변위, 간극수압, 가속도 및 화상해석으로부터 산출된 변위벡터 및 변형율 분포를 통하여 침투시 불포화 도로성토의 동적거동을 고찰하였다.

2. 원심모형실험

2.1 원심모형실험 장비

본 연구에서는 일본 Kyoto대학 방재연구소(DPRI, Disaster Prevention Research Institute)의 원심모형실험 장비(실험용량: 24G-ton)를 이용하여 실험을 수행하였다. 회전축으로부터 모델 중심까지의 거리인 유효회전반경은 2.5±0.05m이며, 최대 원심가속도는 정적 및 동적조건에 대하여 각각 200G 및 50G이다. 모델의 허용 최대하중은 120kg (진동대 설치시 100kg)이다.

2.2 실험 시료

본 실험에서는 일본 Kansai 지역에서 제방 보수용으로 사용하는 Yodogawa 제방사를 2.0mm 망목의 체로 거른 시료를 사용하였으며, 통일분류법상 SM으로 분류된다. 본 시료의 물리적 특성, 입도분포곡선 및 다짐곡선을 각각 Table 1, Fig. 1(a)1(b)에 도시하였다.

Material Properties of Yodogawa-levee Sand.

Fig. 1

Grain Size Accumulation Curve and Compaction Curve of Yodogawa-levee Sand.

2.3 도로성토 모형의 조성

도로성토 모형의 형상을 Fig. 2에 나타내었다. 이와 함께, 모형의 구성 및 계측기의 배치를 Fig. 3(a)에 나타내었다. 여기서 가속도계, 간극수압계, 세라믹 디스크를 부착한 간극수압계 및 레이저 변위계를 각각 “A”, “P”, “S” 및 “L”로 표시하였다. 여기서, 세라믹 디스크의 공기침입치(air entry value)는 200kPa이다. 모형토조는 알루미늄으로 제작되었으나, 실험중 도로성토 모형의 변형을 관측하기 위하여 전면은 폴리카보네이트 플라스틱 (polycarbonate plastic)제의 스크린으로 구성하였다.

Fig. 2

Shape of Model Embankment with Targets for Image Analysis.

Fig. 3

Model Configuration with Sensor Locations, Water Infiltration Equipments and Countermeasures against the Leakage.

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 (Japan Road Association, 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. 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 제작중 발생하는 증발에 따른 초기함수비의 감소(약 1%~1.5%)로 인해 도로성토의 함수비는 침투 개시 시점에 최적함수비인 13.7%에 근접한 상태가 된다. 도로성토 모형에 대한 제작과정 및 전술한 화상해석 방법은 Lee et al. (2014)에 상세히 서술되어 있다.

2.4 침투류의 모사

2.4.1 간극유체

본 연구에서는 물을 간극유체로 사용하였다. 유체와 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. 만약 물을 간극유체로 사용하는 경우, 상사법칙에 의해 NG의 원심장에서의 투수계수는 N배로 커지게 된다. 그러나 Lee et al.(2014)이 언급하였듯이 메토로즈 수용액의 표면장력은 물의 약 70%에 해당하며, 불포화토의 역학적 거동에 직접적 영향을 미치는 석션은 이에 비례하여 작아진다. 본 연구에서 물을 간극유체로 사용한 것은 불포화 도로성토에 작용하는 석션을 합리적으로 구현하기 위함이다. 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/sec였다 (Nakamura et al., 2010). 또한, Yodogawa 제방사보다 적은 세립분함유율을 갖는 Edosaki 모래의 투수계수는 상대밀도가 80%(다짐도 93.96%)일 때 1.70×10-5m/sec였다 (Yoshizawa et al., 2009).

2.4.2 침투류 구현을 위한 장비

본 연구에서 사용된 침투류 구현을 위한 장비의 모식도를 Fig. 3(a)에 나타내었다. 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 부직포(Morishita사 제작)를 설치하여 침투시작과 함께 부직포가 즉각적으로 포화되도록 하였다. 따라서, 도로성토 모형 우측에서의 수위는 수위조절 탱크의 수위와 거의 같게 된다.

2.4.3 토조와 도로성토 계면의 유체 누출 방지방안

간극유체로 사용되는 물은 모형토조와 도로성토의 계면으로 흘러나갈 가능성이 크다. 따라서, 이를 방지하기 위해 2mm 두께의 겔 시트(Gel sheet, Tanac사 제작)를 모형토조의 바닥에 설치하고 각 코너부에 퍼티(Putty, Semedain사 제작)를 부착하였다. 또한, 모형토조의 벽면 전체에 대하여 실리콘 그리스(TORAY industries 제작)를 도포하였다. 이와 함께, 세립분에 의한 슬릿의 막힘(Clogging)을 방지하기 위하여 도로성토 모형과 슬릿이 설치되어 있는 모형토조의 벽면 사이에 부직포를 설치하였다. Fig. 3(b)는 배수 탱크(Drainage tank)와 연결되어 있는 슬릿이 설치된 모형토조 좌측면에서의 간극유체 누출 방지방안을 적용한 장면이며, 이는 모형토조 우측면에도 동일하게 적용되었다.

2.4.4 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.

2.4.5 원심가속도 증가시의 시간에 대한 상사법칙

원심모형실험장치를 가동하면 원심가속도가 점진적으로 증가하게 되며, 이에 따라 실대형(Prototype)으로 환산된 침투과정 중의 시간을 정의할 필요가 있다(Fig. 4).

Fig. 4

Similarity Rule Considering the Progressive Increase in the Centrifugal Acceleration. (Based on Assumption of Linear Increase of the Angular Velocity)

만약 각속도(Angular velocity)가 시간에 비례하여 증가한다고 가정하면, 원심가속도는 시간의 제곱에 비례하여 증가하게 된다. 원심모형실험장치를 가동하기 전에는 1G의 중력가속도가 작용하므로, Model scale로 tm[min]의 시간 이후에 도로성토 모형에 α(=NG)[G]의 원심가속도가 작용한다면, 원심가속도와 중력가속도의 비인 N(=α/1G)은 다음과 같이 나타낼 수 있다(N=50 at tm=12).

(1)N=49144tm2+1

N이 50으로 일정할 때, tm을 tm1[min]으로 변환하기 위하여 N을 적분하고 50으로 나누면 아래와 같이 된다.

(2)tm1=1500tm(49144tm2+1)dtm=150(49144tm33+tm)

단위를 시간(hour)으로 변환하기 위하여 tm1에 50을 곱하고 60으로 나누면 실대형(Prototype)으로 환산된 시간 tp[hour]가 얻어지며, 이는 다음과 같이 표현된다.

(3)tp=50tm160=150(49144tm33+tm)×5060=160(49144tm33+tm)

2.5 실험 과정

2.4.4절에서 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. 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. 5(a)에 도시하였으며, 진동대에서 측정된 가속도파형을 Fig. 5(b)에 나타내었다. 여기서부터 입력파형은 진동대에서 측정된 가속도파형으로 정의하도록 한다. 본 파형의 최대 진폭은 350gal이다. 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).

Fig. 5

Input and Output Dynamic Loads-Time Profile.

3. 실험 결과

3.1 침투 거동

간극수압의 시각력을 Fig. 6에 도시하였다. 모든 위치에서 간극수압은 시간에 따라 증가함을 확인할 수 있으며, 도로성토 모형의 우측 경계면에 가까울수록 간극수압이 더욱 빠르게 증가함을 알 수 있다. P1, P2, S1 및 S2에서 계측된 간극수압의 증가는 약 5시간 경과 후 완만해지며, 이때 간극수의 흐름은 거의 정상상태에 도달한 것으로 사료된다. 15시간 후, 모든 계측점에서 간극수압의 변화는 미소하였다. 여기서, 모형 도로성토가 불포화 조건임에도 불구하고 세라믹 디스크가 부착된 간극수압계인 S1과 S2로 측정된 초기 간극수압이 거의 0으로 나타나고 있다. 이는 간극수압계에 부착된 세라믹 디스크의 크기가 너무 작아 초기 석션 측정이 어려웠을 가능성이 있다. 따라서, 정확한 석션의 측정을 위해서는 텐시오미터(Tensiometer) 등을 사용할 필요가 있을 것으로 사료된다.

Fig. 6

Time Histories of Pore Water Pressure of the Seepage Process.

Fig. 7은 간극수압의 정수압 분포를 가정하여 계산된 수두(Water head)를 나타내고 있다. 여기서, 수두 h = pw/(ρwg)로 계산되며, 여기서 pw는 측정된 간극수압, ρw는 물의 밀도이며, g는 중력가속도이다. 본 그림으로부터 P1 및 P2의 수두가 S1 및 S2의 수두보다 낮은 것을 알 수 있다. 다음으로, 본 실험과 동일한 조건에서 침투영역을 관찰하기 위해 염색수를 간극유체로 사용한 재현실험시의 영상을 Fig. 8에 나타내었다. 염색수는 농도 0.2%의 Uranine (Fluorescein sodium, Yellow No. 202) 수용액이다. 본 용액은 회전형 점성계(RION사 제작, VT-03F)에 의한 측정 결과, 물과 거의 동일한 점성을 갖는 것으로 확인되었다. Fig. 7Fig. 8로부터, 간극수압계 P1 및 P2 내의 간극수는 침투영역 최상부 유선에서의 간극수와 연결되지 않는 것으로 보이며, 이는 간극수압계와 최상부 유선 사이에 간극공기가 존재하기 때문으로 사료된다. 한편, S1 및 S2에서는 높은 수두가 확인되고 있는데, 이는 도로성토 모형 내에서 세립분함유율, 간극비 및 함수비의 고유 불균질성(inherent heterogeneity)에 기인하는 것으로 판단된다.

Fig. 7

Water Level Estimated by Pore Water Pressure.

Fig. 8

Image of Seepage Area Obtained from Real-time Monitoring.

침투과정 중에 발생하는 변위를 Fig. 9(b)의 좌측 상단에 수치로 표시하였다. 이로부터 천단은 침하하며 사면 선단부는 좌측 방향으로의 수평변위 및 미소한 상향변위가 발생하는 것을 확인할 수 있다.

Fig. 9

Displacements Measured by Laser Displacement Sensors in the Dynamic Loading Process.

3.2 동적 거동

Fig. 9는 동적과정 중의 변위 시각력 및 동적하중 부가가 종료되는 30초에서의 발생변위를 나타내고 있다. 이로부터, 천단에서의 하향변위가 동적과정 중 지속적으로 증가하며 최종적으로는 387.0mm의 침하가 발생함을 알 수 있다. 사면 선단부에서는 좌측으로의 큰 수평방향 변위 및 약간의 상향변위가 관찰된다. 30초에서의 수평방향 및 연직방향 변위는 각각 -218.2 mm 및 24.2 mm였다.

화상해석에서 얻어진 변위벡터, 변위, 전단변형율 및 체적변형율의 분포를 Fig. 10에 정리하였다. 천단 및 사면 어깨부에서의 변위벡터는 하향으로 크게 나타나고 있으며, 사면 선단부에서는 좌측 및 약간의 상향으로 나타나고 있다. 사면 표면부 근처에서의 변위는 천단 및 선단부에 비해서는 작으나, 이곳으로부터 멀리 떨어진 도로성토의 심부 및 기초지반에서는 큰 변위가 관찰된다. 변위는 천단에서 400.3mm의 침하가 발생하는 것으로 평가되었으며, 사면 선단부에서의 수평방향 및 연직방향 변위는 각각 -316.3mm 및 76.3mm로 평가되었다. 이는 레이저 변위계의 계측치와 유사한 경향이다.

Fig. 10

Results of Image Analysis.

큰 전단변형율이 천단 하부로부터 기초지반에 걸쳐 좌측 하방향으로 집중된다. 또한, 기초지반 표면부와 함께 사면 선단부에서 큰 전단변형율이 관찰된다. 전단변형율은 사면부에서도 나타나며, 사면 선단부의 하부에서 가장 작게 나타난다.

천단 하부에서 체적압축변형율이 크게 발생하며, 이 곳에서 가장 큰 전단변형율이 관찰된다. 즉, 이 곳에서 부(-)의 다일레이턴시가 발생한다. 도로성토 좌측 경계부 근처의 기초지반 또한 큰 체적압축변형율을 보인다. 이는 기초지반이 좌측방향으로 이동하였음에 기인하는 것으로 보인다. 체적팽창변형율이 확인되는 기초지반 표면부와 사면부에서 전단변형율이 관찰된다. 이는 표면과 가까운 곳에서 정(+)의 다일레이턴시가 발생함을 시사하고 있다.

가속도 응답을 Fig. 11에 나타내었다. 모든 측정점에서 가속도 응답의 진폭은 입력파보다 크게 나타났다. 특히, 표면에 가까운 부분인 A3, A4 및 A5에서 가속도 응답의 진폭이 더욱 컸다. 천단부에 위치하는 A1은 최대가속도는 다소 크나, 전체적인 진폭은 성토 내부의 A2와 유사하였다.

Fig. 11

Acceleration Response of Each Measuring Point.

Fig. 12는 간극수압의 시각력을 나타내고 있다. 기초지반 내에 위치한 P1과 P4에서의 간극수압은 동적과정 중 증가하며 이후 점진적으로 소산된다. 한편, 성토 내부에 위치하며 세라믹 디스크를 부착한 간극수압계 S1 및 S2에서 측정한 간극수압은 부(-)의 값까지 감소하였다. 즉, 석션이 성토 내부에서 측정되었다. 동적과정 이후, S1 및 S2에서의 간극수압은 다시 정(+)의 값으로 회복된다. 이러한 간극수압 거동은 체적변형율의 분포와 부합한다. 즉, 체적압축변형율이 관찰되는 곳에서 간극수압은 증가하며, 체적팽창변형율의 위치에서 간극수압은 감소한다. 이와 함께, 동적과정 이후 P1 및 P4에서의 간극수압 감소는 가진에 의한 과잉간극수압 및 이의 소산을 시사하나 P2, P3, S1 및 S2에서 나타나고 있는 가진 후의 간극수압 증가는 침투수의 이동에 의해 각 위치로 간극수가 흘러들기 때문으로 분석된다. 또한, 간극수압의 진동이 심한 P1, P4, S1 및 S2에서 더욱 큰 전단변형율이 관찰된다(Fig. 10).

Fig. 12

Time Histories of Pore Water Pressure of the Dynamic Loading Process.

Fig. 13Lee et al.(2014)에서 수행한 방법과 동일한 샘플링을 통해 구해진 도로성토의 함수비의 분포를 나타낸다. 사면 선단부, 표면부 및 천단부를 제외하고 모든 위치에서 함수비는 17% 이상으로 나타나며, 도로성토 하부로 갈수록 함수비는 점진적으로 커지는 경향을 보인다. 특히, 체적압축변형율이 관찰되는 곳(Fig. 10)에서 함수비가 더욱 크게 나타난다.

Fig. 13

Distribution of Water Content Measured after the Test.

4. 고찰

4.1 침투가 발생하는 도로성토의 변형 모드

동적과정 중의 도로성토의 변형모드를 Fig. 14에 도시하였다. 본 그림으로부터, 큰 체적압축변형율이 천단 하부에서 발생하며, 이는 천단부의 큰 침하를 유발한다. 이 곳에서 수평방향 변형율과 연직방향 변형율의 차이로 인해 전단변형율이 집중된다. 이곳을 포함하여, 전단변형율이 A-A’선과 같이 도로성토의 저부로 집중됨을 확인할 수 있다. 이는 침투로 인한 석션 감소에 따른 골격응력(skeleton stress) 및 전단강성의 감소에 기인한 것으로 사료된다. 또한, 체적팽창변형율을 동반한 큰 전단변형율이 사면 선단부 및 기초지반 표면부에서 관찰되며, 이곳에서 변형율성분 εxy가 현저하게 나타난다. 그러나, 전단변형율의 절대치는 A-A’선으로 나타나는 전단변형율의 집중대에 비하면 작다. 이와 함께, 전단변형율이 체적팽창변형율을 동반하여 사면부를 따라 발생하고 있다.

Fig. 14

Deformation Mode in the Dynamic Loading Process.

4.2 고함수비 도로성토와의 비교

Fig. 15는 불포화 도로성토에 대한 침투 발생의 모식도이다. 간극수압계 내의 간극수가 침투영역 최상부 유선의 간극수와 연결되지 않음을 3.1절에 서술하였으며, 이는 침투영역 최상부 유선과 간극수압계 사이에 간극공기가 갇혀 있기 때문으로 사료된다.

Fig. 15

Schematic Diagram of Seepage Flow into Unsaturated Embankment.

Fig. 14에 보인 바와 같이 침투가 발생하는 도로성토의 변형모드는 천단 하부에서 큰 체적압축이 발생하며, 이는 천단부의 큰 침하를 유발한다. 이곳을 포함하여 전단변형율이 도로성토의 저부로 집중되며, 이는 석션 감소에 따른 골격응력 및 전단강성의 감소에 기인하는 것으로 보인다. 또한 체적팽창변형율을 동반한 큰 전단변형율이 사면 선단부 및 기초지반 표면부에서 관찰되며, 사면부를 따라 전단변형율이 체적팽창변형율을 동반하여 발생한다. 이와 함께, 큰 체적압축이 기초지반 좌측 부분의 하부에서 발생한다. 천단 하부에 위치한 P1에서의 간극수압과 기초지반 좌측 부분의 하부에 위치한 P4에서의 간극수압은 체적압축에 의해 증가한다.

한편, 침투가 발생하지 않는 고함수비 도로성토의 변형 모드(Fig. 16)에서, 천단부는 침하가 발생하고 천단 하부에서는 전단변형율을 동반한 큰 체적압축이 발생한다. 또한, 체적팽창변형율을 동반한 전단변형율은 사면 선단부를 포함하여 본 연구에서의 도로성토에 비해 더 높은 부분으로 집중된다. 체적팽창을 동반한 전단변형율이 사면부에서 관찰되나, 그 절대치는 사면 선단부보다는 작다. 좌측 경계부 근방 기초지반의 체적압축변형율 또한 크다. 천단 하부의 P1 및 성토 내부의 P5에서의 간극수압은 본 연구에서보다 넓은 체적압축 영역에 기인하여 증가한다. 이와 함께, 사면 선단부 근방의 성토 내부에 있는 P6에서의 간극수압은 체적팽창에 의하여 감소한다(Lee et al., 2014).

Fig. 16

Deformation Mode of Embankment with High Water Content and without Seepage Flow (Lee et al., 2014).

5. 결론

침투가 발생하는 불포화 도로성토에 대한 동적원심모형실험을 실시하였다. 본 연구에서는 침투류를 구현하기 위한 장비를 모형토조에 추가 부착하여 사용하였으며, 입력진동은 테이퍼형 정현파를 사용하였다. 본 연구로부터 도출된 결론은 다음과 같다.

  • 1) 간극수압계 내의 간극수는 침투영역의 최상부 유선상의 간극수와 연결되지 않으며, 이는 최상부 유선과 간극수압계 사이에 간극공기가 갇혀 있기 때문으로 사료된다. 포화된 부분의 분포는 세립분함유율, 간극비 및 함수비의 고유 불균질성(inherent heterogeneity)에 의존할 것이다.

  • 2) 가속도 응답은 모든 측정점에서 입력파보다 큰 진폭을 나타내었으며, 최대가속도는 성토 내부에 비하여 표면 부근에서 더욱 크게 나타났다.

  • 3) 동적하중의 부가에 의해 큰 체적압축이 천단 하부에서 발생하며, 이는 천단부의 큰 침하를 유발한다. 이 부분을 포함하여 전단변형율이 도로성토의 저부로 집중되었다. 또한, 체적팽창변형율을 수반하는 큰 전단변형율이 사면 선단부에서 관찰되었다.

  • 4) 침투가 발생하지 않는 고함수비의 성토가 표면 부근에서 크게 변형하는 것과는 달리, 도로성토에 침투가 발생하는 경우에는 대변형이 상대적으로 낮은 곳에서 발생하는 경향이 있다. 이는 침투영역 상부의 흙이 초기 석션을 유지하고 있음에 비해, 고함수비의 성토는 전체적으로 석션이 적게 작용하고 있음에 기인한다.

감사의 글

본 연구에 다대한 조언을 주신 일본 Kyoto University의 Kimura Makoto 교수님, Kimoto Sayuri 교수님에게 감사의 말씀을 전합니다. 또한, 실험 전과정에 걸쳐 협력하여 주신 Kyoto University의 졸업생인 Doi Tatsuya님(현 JR West Japan Consultants Company)과 Kinugawa Teppei님에게 감사드립니다.

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Article information Continued

Table 1

Material Properties of Yodogawa-levee Sand.

Sand (%) Silt (%) Clay (%) Dmax (mm) D50 (mm) ρs (g/cm3) wopt (%) ρdmax(g/cm3)
74.5 14.2 11.3 2.0 0.28 2.661 13.7 1.838

Fig. 1

Grain Size Accumulation Curve and Compaction Curve of Yodogawa-levee Sand.

Fig. 2

Shape of Model Embankment with Targets for Image Analysis.

Fig. 3

Model Configuration with Sensor Locations, Water Infiltration Equipments and Countermeasures against the Leakage.

Fig. 4

Similarity Rule Considering the Progressive Increase in the Centrifugal Acceleration. (Based on Assumption of Linear Increase of the Angular Velocity)

Fig. 5

Input and Output Dynamic Loads-Time Profile.

Fig. 6

Time Histories of Pore Water Pressure of the Seepage Process.

Fig. 7

Water Level Estimated by Pore Water Pressure.

Fig. 8

Image of Seepage Area Obtained from Real-time Monitoring.

Fig. 9

Displacements Measured by Laser Displacement Sensors in the Dynamic Loading Process.

Fig. 10

Results of Image Analysis.

Fig. 11

Acceleration Response of Each Measuring Point.

Fig. 12

Time Histories of Pore Water Pressure of the Dynamic Loading Process.

Fig. 13

Distribution of Water Content Measured after the Test.

Fig. 14

Deformation Mode in the Dynamic Loading Process.

Fig. 15

Schematic Diagram of Seepage Flow into Unsaturated Embankment.

Fig. 16

Deformation Mode of Embankment with High Water Content and without Seepage Flow (Lee et al., 2014).