연약지반의 측방유동

제 제

제2 2 2장 장 장 지 지 지반 반 반의 의 의 측 측 측방 방 방유 유 유동 동 동 메 메 메카 카 카니 니 니즘 즘 즘

대해 고찰하여 보고자 한다.

연약지반에서 성토나 구조물에 의한 편재하중이 작용하는 경우 지지지반의 압밀 촉진과 간극수압의 소산으로 인해 토립자가 외측으로 유동하면서 전단강도가 감소 하는 현상을 측방유동이라 한다.Fig 2.1과 같이 연약지반위에 편재하중이 작용하 면 하부지반은 재하에 의한 응력이 증가하고 간극수압의 변화로 인하여 체적이 수 축되면서 탄성변형에 의한 침하가 발생한다.그러나 간극수압의 소산에 필요한 충 분한 시간이 지나기도 전에 지속적으로 하중이 증가하면 지반속의 과잉간극수압이 증가하면서 소성평형의 상태로 변하게 된다.측방유동압이 작용하여 토립자의 강도 저하와 간극수압의 소산에 의한 지반의 저항력의 감소로 인하여 토립자의 소성화 에 의한 외향적인 측방변위가 발생되고 지표면에는 융기현상이 발생한다.지반은 침하량에 비하여 측방변위량 및 지표면 융기량이 증가하고 결국에는 지반의 활동 에 따른 전단파괴가 유발되어 지반 및 구조물의 안정이 위태롭게 된다.

embankment

heaving

sliding circle lateral deflection

settlement soft layer

Fig2.1Patternofthelateralflow andfailureinsoftsoilsbyembankment

Tavenas(1979,1980)등은 재하기간 중 및 그 이후의 방치기간을 포함한 전기간 에 걸친 점토지반의 변형거동을 Fig 2.2와 같이 재하시점으로부터 한계하중까지의 실질배수거동(OA)과 그 이후부터 극한하중까지의 실질비배수거동(AB)및 장기배 수거동(BC)의 3단계로 나누어서 설명하였다.

재하초기(OA)에서는 어느 정도 과압밀배수상태에 있는 지반은 하중의 증가에

따라 간극수압의 소산은 없고 응력경로가 K0의 상태로 접근하면서 측방변위는 미 소하여 탄성적인 침하가 인식되어 진다.재하의 종료가 가까워지면 유효응력이 증 가하여 비배수정규압밀상태로 이전된다.압밀항복응력을 초과하게 되면 토립자가 항복하여 압축성이 급증하고,침하량과 같은 비율 정도로 측방변위량의 급격한 증 가에 따라 지반의 소성화가 촉진되면서 측방변형 및 지표면의 융기가 발생하게 되 며,측방유동의 대부분이 이 구간에서 발생하게 된다.또한 하중의 증가 없이 장기 간의 시간이 경과하면(BC)압밀이 진행되어 측방변위량은 침하량보다 더 작게 된 다고 하였다.

critical surcharge

ultimate surcharge A

B

C 0

lateral deflection(Y )

settlement(S )

m

v

Fig2.2Thepatternoflateralsoilflow byTavenas

성토의 중심선 아래의 임의 깊이 z에서의 미소요소의 변형율형태를 개략적으로 나타내면 Fig2.3과 같이 나타낼 수 있다.성토 중심선 아래의 각 요소의 연직변형 율을 연약층의 두께 H에 대해서 적분하면 지표면침하량이 구해지며,측방변형율성 분으로 부터 성토사면 선단아래의 임의의 길이에서의 최대측방변위는 다음 식(2.1) 과 같이 결정된다.

  

 ∙ _ (2.1)

B/2 B/2

Sv

H

ε

_v y

ε

h

Fig2.3Profileofdeformationinsoilsunderembankment

반무한 탄성지반에 대한 응력분포의 해를 이용하여 비배수조건에서의 측방변형 율 ε_h=0으로 되는 궤적을 구하면 다음 식(2.2)와 같다.

(2.2)

여기서,X=수평좌표,Z=연직좌표이고,a=천단폭/2이며,b=부폭/2이다.

시바타․세키구치(紫田․關口 1982,1987)등은 연약지반 위에 성토할 경우에 실 제지반의 거동을 탄소성 혹은 탄점소성/다차원 압밀해석한 연구의 결과,많은 경우 에 점토지반의 측방변형은 재하완료 후의 방치기간 중에 재하면 중앙부의 침하와 연계되어 성토 외측을 향해서 발달한다고 결론을 내렸다.이러한 방치기간 중의 유 효응력의 증가에 따른 측방변위의 경시적인 증가를 비배수크리프현상과 같은 다차 원적인 압밀변형의 일부분으로 볼 수 있다고 하였다.

측방유동을 일으키는 작용을 하는 것은 재하에 의한 지반의 전단응력이고 저항 인자는 주로 점토의 비배수강도이므로,정규압밀점토 재하판의 자유단부근에서는 지반의 비배수전단저항의 감소로 인하여 측방유동이 발생하기 쉽지만,깊이가 증가 할수록 전단응력의 감소와 비배수강도의 증가로 인해서 유동량이 감소하게 된다.

Fig2.4와 같은 2층지반의 측방유동 패턴의 모식도와 같이 표층에 압축성이 작은 경질지층이 존재하게 되면 측방유동은 하부의 연약점토층의 압밀과 지표면에 발생 된 침하의 횡단형상에 의해서 크게 지배된다.경계면의 마찰저항에 의한 구속으로 측방유동량은 감소하여 경계면 부근에서 최대값을 갖는 삼각형상의 측방변위분포 를 나타낸다고 하였다.그림 2.4와 같은 모래층의 변형거동을 탄성보로 생각하고 실측에 근거한 수정을 가하여 측방변위 식을(2.3)과 같이 제안하였다.

_ 

 ∙_∙ _

_

 (2.3)

여기서,^_



_

는 지표에 대한 임의 점의 침하횡단구배,Hs는 상부 모래층의 두께이다.

sand layer

at finish time

soft clay layer

hard layer

after long time H H

(Y )^m

s

Fig2.4Patternoflateralflow indoublelayersoils

일본토질공학회(日本土質工學會 1979,1994)에서 지반의 측방유동에 대한 변위량 을 침하량과 기초의 주변저항 및 유동층의 두께 등을 이용한 연속방정식을 이용하 여 식(2.4)와 같이 계산하였다.

_{ } 

_∙

(2.4)

여기서,A는 재하면적,L은 기초의 주변길이,H는 유동층의 두께,α는 침하량의 분포형태에 대한 계수이며,보통 (0.4～0.6)정도의 값을 이용한다.

이나다․아까이씨하리(稻田․赤石․張 1977)은 성토 사면선단으로부터 거리 L(m)에서의 평균적인 수평변위(Y0)를 식(2.5)와 같이 나타내었다.측면지반에의 유 동에 대한 영향범위는 성토폭,지반강도 등에도 영향을 받지만 연약층 두께의 약 3 배의 거리에까지 영향을 미치는 것으로 보고,일반적으로 성토 사면선단에서 기존 구조물까지의 거리는 연약층의 두께 이상이 필요하다고 하였다.

_ _



^ (2.5)

여기서,q는 성토 하중강도(t/m²),D는 연약층의 두께(m),qu는 일축압축강도 (t/m²)이며,Y0의 단위는 (cm)이다.

일본도로협회(日本道路協會 1985)에서는 일반국도 및 고속도로의 성토에 대한 사 면선단 주변지반의 수평이동량(Ym)과 융기량(Hv)및 주변지반의 영향범위(L)를 식 (2.6),식(2.7)으로 산정하였다(日本土質工學會 1989).

Ym=Hv=β․Sv (2.6)

L=η․H (2.7)

여기서,Sv는 성토중앙에 대한 최종 전침하량,H는 연약층의 두께,β는 (0～0.2) 정도,η는 (1.0～2.0)정도이다.

Suzuki는 일본의 11개소 시험성토를 관측하여 분석한 결과 전체의 측방변위량의 60%는 성토기간 동안에 발생하고,최대측방변위는 토층두께의 (0.1～0.4)깊이에서 발생한다고 하였다.또 실험관측 및 회귀분석을 종합한 결과 한계하중상태에서의 최대측방변위량은 최대변위량의 (0.72～0.73)에 해당되는 것으로 제안하였다.이와 같이 측방유동은 연약층의 두께와 기초의 크기에 많은 영향을 받게 되는 것을 알 수 있다.