1. 서 론
2. 콘크리트 입체결합 옹벽블록
2.1 구조적 개념
2.2 전단강도 산정식 도출을 위한 검토대상 옹벽 단면 설정
2.3 실험체 제작
3. 수평전단실험 및 결과분석
3.1 실험 방법
3.2 테프론판 마찰저항력 실험(Case PTFE)
3.3 입체결합 옹벽블록의 수평전단실험
3.4 입체결합 옹벽블록과 기초콘크리트간 마찰저항력 실험(Case GA,GB)
4. 전단강도 산정식 제안
5. 결 론
1. 서 론
옹벽은 절토 또는 성토 지반을 안정적으로 지지하기 위해 설치되는 토목구조물의 하나로, 도로, 철도, 교량의 진입부, 급경사지 등에서 토압을 효과적으로 저항할 목적으로 사용된다. 보강토옹벽(Reinforced earth wall)은 일반 옹벽과는 달리 보강재를 토체 내에 배치하여 토체와 결합해 토압에 저항함으로써, 지반의 강성을 높이고 옹벽의 자체 안정성을 높이는 방식의 옹벽이다. 보강토옹벽은 지반의 안정성 향상과 시공 효율성 측면에서 매우 효과적이며, 경제성 또한 우수한 공법으로 건설 현장에 많이 적용되고 있다. 보강재는 주로 지반에 설치되어 토압을 분산시키고 지반 강도를 증가시키는 역할을 하며, 대표적으로 지오그리드(Geogrid), 지오텍스타일(Geotextile) 및 강재 띠형(Steel strip) 보강재 등이 사용된다.
보강토옹벽은 콘크리트 블록이나 패널을 전면벽체로 사용하고 뒤채움 흙 내부에 인장강도가 크고 흙과의 결속력이 우수한 보강재를 삽입하여 일체화된 보강토체가 배면토압에 저항하는 구조이다. 구조적 안정성이 우수하여 적절하게 설계 시공된다면 그 적용할 수 있는 높이가 거의 무제한이라는 장점이 있으나, 옹벽의 높이가 낮은 경우에는 최소 보강재 길이를 확보해야 하고 양질의 뒤채움재료를 사용해서 95% 이상의 다짐도를 얻을 수 있도록 다짐해야 한다. 만약 규정에 맞게 적절히 시공되지 않으면 장기적으로 변형 문제가 발생할 수 있다.
반면에 블록쌓기옹벽(Segmental block gravity wall)은 뒤채움재 내부에 보강재 없이 적층하여 쌓아 올린 조립식 모듈(예: 콘크리트 블록, 조립식 박스 등) 및 그 속에 채워진 속채움재의 자중만으로 배면토압에 저항하는 일종의 중력식 옹벽이다. 블록쌓기옹벽은 어느 정도의 높이까지는 보강재 없이 사용할 수 있으므로 보강토옹벽에 비해 경제적인 옹벽을 형성할 수 있다는 장점이 있다. 따라서 일정 높이까지는 입체결합 옹벽블록과 같은 조립식 모듈만을 사용한 중력식 옹벽이 경제적일 수 있으며, 높이가 높은 옹벽의 경우에는 조립식 모듈을 전면벽체로 사용하는 보강토옹벽이 경제적일 수 있다. 입체결합 옹벽블록을 사용한 블록쌓기옹벽과 유사한 조립식 옹벽 공법의 사례로는 Fig. 1과 같은 공법들이 있다.
조립식 옹벽블록의 역학적 거동특성과 파괴 메커니즘에 대한 연구는 국내에서도 많은 연구가 이루어졌다. Kim et al.(2005)은 3가지 형태의 보강토옹벽 블록(전단키형, 핀형, 모르타르형)에 대하여 블록과 지오그리드 사이의 연결강도 및 블록과 블록간 전면벽체의 마찰저항강도을 실험적으로 평가하였다. 연결강도 평가 실험은 NCMA(National Concrete Masonry Association, 1997)에서 권장하는 SRWU-1의 방법을, 전면블록의 마찰저항강도 평가 실험은 SRWU-2의 방법을 적용하였다. 각각에 대하여 재하속도에 따른 영향을 함께 평가하였다. 콘크리트 면이 직접 접촉하는 모르타르형에 비해 전단키형과 핀형이 더 높은 마찰강도를 보여주었으며, 지오그리드의 인장강도에 있어서 재하속도의 영향은 크지 않은 것으로 나타났다. 전면블록과 지오그리드의 연결강도는 각 블록 형태별로 겉보기 마찰각의 차이가 큰 반면에 블록간 마찰강도는 거의 차이가 없이 20~22°로 비슷한 결과를 보였다.
Lee & Kim(2008)은 생태축조블록의 접촉면에 대한 전단실험을 통해 조립식 옹벽블록에 대한 전단특성을 평가하였다. 두 블록이 직접 접촉하는 경우, 블록 사이에 고무패드를 설치한 경우 그리고 고무패드와 전단키를 설치한 경우 등 3가지 경우에 대하여 비교하였다. 각각에 대한 최소 전단저항력과 겉보기 마찰각은 각각 1.7kN/m, 27.6°와 4.2kN/m, 26.2° 그리고 20.9kN/m, 26.0°로 나타났으며, 충분한 블록 사이의 전단저항이 요구되는 경우에는 전단키를 사용하는 것이 효과적임을 제시하였다.
Lee & Lee(2011)은 생태축조블록에 있어서 보강토옹벽의 국부적 안정성 검토에 필요한 보강재의 인장력에 대한 계산법을 정립하기 위해 보강재와 블록 사이의 연결강도와 블록 접촉면 사이의 전단강도를 실험을 통해 규명하였다. 생태축조블록은 폭 130cm, 높이 50cm 크기의 대형 중공블록을 사용하였고, 전단실험을 통해 겉보기 최소 전단저항력은 1.7kN/m이고 겉보기 마찰각은 27.6°로 제시하였다. 기존에 Lo(1991)이 제시한 콘크리트와 콘크리트 접촉면의 겉보기 마찰각 범위(29~36°) 보다는 다소 낮은 결과를 보였다. 또한, 이형철근(D10~D16)을 보강재로 사용할 경우에 대한 허용인장력의 범위도 제시하였다.
Hwang et al.(2021)은 보강토옹벽 블록과 보강재에 대한 전단실험 결과를 적용하여 수치해석을 통해서 보강토옹벽 블록의 파괴거동을 검토하였다. 기존의 보강토옹벽 수치해석에서는 대부분 전면벽체를 하나의 옹벽 구조체로 해석해온 방식과 달리 보강토 블록을 개별로 모델링하여 적용하였다. 블록간 마찰특성실험을 통해서는 초기 점착력과 겉보기 마찰각을 각각 2.0kN와 33.5°로 제시하였다.
Bathurst et al.(2008)은 다섯 가지 서로 다른 콘크리트 블록에 대해서 전단실험을 통한 마찰/전단성능을 비교·평가하였다. 실험방법은 ASTM D6916-03(2003)과 NCMA(1997)의 표준 실험방법을 적용하였고, 수직하중 재하 방식에 있어서는 유연한 에어백을 사용하는 방식, 수직 가력기의 변위를 고정시킨 방식 그리고 수직 가력기의 변위를 조절하면서 수직하중의 크기를 일정하게 유지하는 3가지 방식에 대하여 비교실험을 통해 하중 적용 방식에 따른 영향을 검토하였다. 콘크리트 전단 키와 전단 핀이 있는 시스템의 경우는 유연한 에어백을 사용한 방법이 가장 일관된 실험결과를 주었으며, 수직 가력기의 변위를 고정시킨 경우는 그렇지 않은 경우에 비해 수평전단강도가 더 크게 평가되는 결과를 주는 것으로 나타났다.
Bhuiyan et al.(2012)은 조립식 옹벽블록의 정렬을 돕고 접촉면의 마찰/전단성능을 증가시키기 위한 기계적 연결재의 사용을 검토하였다. 일반적으로 강성이 큰 전단연결재를 사용한 경우에는 연결 조인트에서 블록이 쉽게 파손되어 블록 자체의 전단성능을 감소시키는 요인으로 작용하였으나, 유연한 플라스틱 전단 핀을 사용한 경우에는 순수 마찰 조건보다 전단성능을 증가하는 것으로 나타났다.
본 논문에서는 콘크리트 블록과 블록의 접촉면에 전단키를 갖거나 별도의 연결장치를 삽입하는 일반적인 조립식 옹벽블록과 달리, 블록과 블록을 수직으로 연결하고 인접하는 블록들의 높이가 교차하도록 배치함으로써 블록 자체의 전체 단면이 수평 전단에 저항하는 방식의 입체결합 옹벽블록을 제안하였다. 이는 블록과 블록간 접촉면의 마찰에 의한 저항보다도 블록이 수평 전단에 직접 저항하기 때문에 전단/마찰성능을 크게 증가시킬 수 있다. 또한, 국부적인 지반침하가 발생하더라도 해당 블록들이 수직방향으로 그대로 내려앉게 되어 블록의 균열이나 옹벽 시스템의 붕괴를 방지할 수 있다는 장점을 갖고 있다. 본 논문에서는 제안된 입체결합 옹벽블록에 대하여 설계 높이를 고려하여 블록의 결합 개수에 따른 전단 및 마찰 성능을 수평전단실험을 통해서 검토하였다. 수평전단실험은 ASTM D6916-18(2018)을 적용하였다. 실험결과를 바탕으로 기초콘크리트와 블록간 마찰저항강도, 블록과 블록의 1열 배치 및 2열 이상의 배치에 대한 수평전단강도 산정식을 제안하였다. 또한, 기존 전단키 방식의 조립식 블록(Redi-Rock, 2011; SI Geosolutions, 2001)과 비교하여 본 입체결합 옹벽블록이 매우 높은 전단성능을 발휘한다는 것을 확인하였다. 본 연구결과는 조립식 옹벽블록에 있어서 지반공학적 이론 정립과 설계법 개발의 기초 자료로 활용될 수 있을 것으로 기대된다.
2. 콘크리트 입체결합 옹벽블록
2.1 구조적 개념
검토 대상 입체결합 옹벽블록은 Fig. 2 및 Fig. 3과 같이 무근콘크리트 제품으로 크기는 52cm×52cm(높이: 온장 25cm, 반장 12.5cm)이다. 옹벽구조물에 사용될 경우에는 외부 면에는 마감형 블록을 사용하고, 내부 매립부에는 기본형 블록을 사용하여 결합하게 된다. 특히, 온장과 반장이 입체적으로 반복하여 결합됨으로써 온장블록의 단면 전체가 수평 전단에 저항하는 구조를 갖게 되며, 기존의 전단키를 두어 결합되는 블록들과는 차별성을 갖는다. 기존 일반적인 옹벽블록들의 경우에는 지반침하가 발생하면 블록에 균열이 발생하고 결국에는 옹벽구조물이 붕괴로 이어지는 경우가 많다. 반면에 본 입체결합 옹벽블록은 상하방향으로 연속적인 끼움형태를 갖기 때문에 지반침하 등이 발생할 경우에도 블록에 균열이나 파괴가 발생하지 않고 해당 구간의 블록들이 아랫방향으로 내려앉아 자연적으로 안정화되는 구조이다. 이 경우에 내려앉은 구간만 상부에서 새롭게 끼워 넣기만 하면 쉽게 복구할 수 있어 매우 편리하다.
2.2 전단강도 산정식 도출을 위한 검토대상 옹벽 단면 설정
검토 대상 입체결합 옹벽블록을 적용한 블록쌓기옹벽의 설계 예시는 Fig. 4와 같다. 이 설계 예시를 기반으로 전단강도 산정식 도출을 위한 수평전단실험 대상 단면을 Fig. 5와 같이 설정하였다. 중형 입체결합 옹벽블록은 횡방향으로 폭 4m에 총 10개가 설치되므로 날개부 중첩부분을 고려하면 1개당 0.4m의 크기를 갖는다.
실험 Case는 Table 1과 같이 입체결합 옹벽블록간의 마찰-전단실험(Case A~C)과 기초콘크리트와 입체결합 옹벽블록간의 마찰저항실험(Case GA, GB)으로 나뉜다. 각 실험체는 옹벽 전면부에서 바라볼 때, 횡방향으로 2개의 블록이 결합된 형태가 기본 배치이며, 측면에서 볼 때 배면부 방향으로 1열을 갖는 경우가 Case A, 2열은 Case B 그리고 3열은 Case C로 구분하였다. Case GA와 GB는 하부 블록 대신에 기초콘크리트를 사용하였고 배면부 방향으로의 배치 형태는 Case A 및 Case B와 동일하다.
Table 1.
Horizontal shear test cases and specimen specifications
2.3 실험체 제작
입체결합 옹벽블록은 모두 프리캐스트 제품으로 공장에서 미리 제작되었고, 실험실에서는 가력하중이 실험체 전체 면에 균일하게 작용하도록 Fig. 6 및 Fig. 7과 같이 하중재하 면과 지지부 면이 평평하도록 무수축모르타르를 타설하여 제작하였다. 추가 모르타르 타설부는 순수 전단면에 영향을 주지 않도록 상하 블록의 결합 중심부로부터 15mm의 높이차를 두어 제작하였다. 기초콘크리트 부재 크기는 1.2m×1.0m이고 높이는 0.25m이다. 입체결합 옹벽블록의 압축강도는 28MPa이며, 무수축모르타르는 30MPa 강도를 사용하였다.
3. 수평전단실험 및 결과분석
3.1 실험 방법
입체결합 옹벽블록과 같은 콘크리트 블록에 대한 국내 시험규격이 없어, 본 수평전단실험에서는 실험장비 및 실험체 세팅 구성은 Fig. 8과 같으며, ASTM D6916-18을 준용하였다. 모든 실험에 대하여 동일하게 적용하였다. 수평전단실험은 실제 옹벽의 상재하중(블록 및 속채움 자갈의 중량과 배면토압 등)을 고려하여 수직하중을 재하하고 일정한 크기의 수직하중을 유지한 상태에서 수평하중을 재하하는 방식으로 수행하였다. 모든 실험은 명지대학교 하이브리드구조실험센터에서 수행하였으며, 수직 및 수평하중 가력은 각각 250kN과 1,000kN 용량의 정밀제어가 가능한 액츄에이터가 사용되었으며, 수평방향 변형량은 별도의 센서를 설치하지 않고 액츄에이터의 제어 변위값을 적용하였다.
각 실험체는 수직 액츄에이터의 수직축 및 수평 액츄에이터의 수평축이 실험체의 하중재하면의 각 방향 중심축과 일치하도록 설치하였다. 실험체를 설치한 이후에는 수직하중을 요구하중 크기만큼 재하한 후에 하중재하방식으로, 수평하중의 증가에 따라 영향을 받지 않고 실험이 종료될 때까지 설정한 크기의 수직하중을 일정하게 유지하도록 하였다. 수평방향 액츄에이터는 변위제어 방식으로 실험체의 수평방향 가력면과 밀착하도록 세팅한 후에 실험체가 전단파괴가 발생할 때까지 일정한 속도(1mm/min)로 가력하였다.
수직 액츄에이터의 하부에 부착된 강재블록과 실험체의 상부면 사이에는 마찰계수 값이 매우 적은 2개의 테프론판(t=6mm)을 겹쳐 설치하여, 수평하중 재하 시 두 테프론판 사이에서 최소의 마찰저항으로 수평하중이 대부분 실험체의 전단하중으로 작용하도록 구성하였다. 일반적으로 테프론판의 마찰계수가 5~10%로 알려져 있으나, 실제 본 전단실험 구성에서의 마찰계수를 정확히 평가하기 위해서 별도의 테프론판에 대한 마찰저항실험을 수행하였고, 그 값을 반영하여 각 실험 Case별 입체결합 옹벽블록의 전단저항력 산정에 반영하였다. 입체결합 옹벽블록 실험체를 설치한 후에는 블록의 중공 부분에 실제 현장에서 사용하는 것과 동일한 파쇄석 자갈을 채워서 전단마찰저항에 채움자갈의 영향을 반영하였다.
Case A~C의 경우에는 실험체의 전단파괴가 발생한 후, 변위 증가에도 하중이 증가하지 않고 최대 파괴하중을 지나 감소하는 것까지 확인한 후 실험을 종료하였다. Case GA와 GB의 경우에는 기초콘크리트와 입체결합 옹벽블록의 계면에서의 마찰력에 의한 저항만 발생하기 때문에 입체결합 옹벽블록의 파괴는 발생하지 않는다. 따라서 최대 수평변위가 20mm에 도달한 후에 실험을 종료하였다. 각 실험 Case 즉, 하나의 하중조건에 대해서 부득이 각각 1개의 실험체에 대해서만 수행하였다. 실험결과는 ASTM D6916-18에 따라 수평방향의 하중-변위 그래프로부터 최대 하중값을 수평전단강도로 산정하였다. 또한 각 Case별 수평전단강도에 대한 수직하중-수평하중 데이터의 추세선 분석을 통해 전단강도 산정식을 도출하였다. 각 실험 Case별 실험체 설치 전경은 Fig. 9와 같다.
3.2 테프론판 마찰저항력 실험(Case PTFE)
테프론판에 대한 마찰저항력 실험 결과를 Fig. 10에 나타내었다. 실험값은 실험체 상·하부 2개면에 테프론판을 설치한 것이므로, 1개 테프론판에 대한 값은 실험값의 50%를 사용하였다. 수직하중이 20kN인 경우를 제외하고는 모든 경우에 수평변위가 3mm 이내에서 최대하중에 도달한 후 더 이상 증가하지 않았다. Fig. 11에서 보듯이 수직하중 증가에 따른 테프론판의 마찰력 증가는 선형성을 잘 보여주고 있다. 각 수직하중별 최대수평하중(블록 1개 기준)과 단위 m당으로 환산한 최대수평하중을 Table 2에 각각 정리하였다. 수직하중 변화에 따른 테프론판 1면에 대한 단위 m당 마찰력과 마찰계수 관계는 Fig. 11의 선형추세선을 이용하여 계산할 수 있다. 여기서 계산된 테프론판의 마찰력은 입체결합 옹벽블록의 수평전단실험으로부터 평가된 수평전단강도를 보정(차감)하는데 사용하였다.
Table 2.
Results of teflon plate friction resistance experiment (Case: PTFE)
Fig. 11의 선형추세선을 이용해 계산한 테프론판에 대한 실험적 마찰력 산정식은 Eq. (1)과 같다.
여기서, 은 폭 1m당 테프론판의 수평마찰력(kN/m)이며, 는 폭 1m당 입체결합 옹벽블록에 작용하는 상재하중(kN/m)의 크기이다.
3.3 입체결합 옹벽블록의 수평전단실험
Fig. 12와 Fig. 13은 각각 Case A 실험체에 대한 하중-변위 그래프와 파괴형상을 나타내었다. 수직하중이 23kN인 A-1 실험체의 경우에는 초기에 수평하중이 50kN까지 증가할 때 약 8mm 정도의 슬립이 발생한 이후에 수평전단하중에 저항하는 것으로 나타났다. A-1 실험체를 제외하면 Case A 실험체의 경우 대체적으로 수직하중이 증가할수록 초기 슬립변형량이 적은 상태에서 수평전단하중에 대한 저항이 점진적으로 증가하는 것으로 나타났다. 전체적으로 수평전단파괴가 발생하는 변형량은 9~15mm 수준에서 나타났다. 최대수평하중 즉, 수평전단강도는 A-1 실험체를 제외하면 전반적으로 수직하중의 크기에 비례하여 증가하는 것으로 판단된다. 파괴형태는 온장블록이 먼저 수평으로 전단파괴가 발생한 후, 하중방향으로 실험체가 눌리면서 직각방향의 팽창으로 인해 수직 인장균열이 이어서 발생하였다.
Fig. 14와 Fig. 15는 각각 Case B 실험체에 대한 하중-변위 그래프와 파괴형상을 나타내었다. 수직하중이 가장 작은 B-1 실험체의 경우에는 수평하중이 120kN에서 초기 균열이 일부 발생하였으나, 초기 균열 이후에도 지속적으로 수평저항력이 증가하는 것으로 나타났다. 다른 실험체의 경우에도 초기 균열하중에는 차이가 있으나 전체적으로 초기 균열 이후에도 파괴하중까지 강성 저하 없이 전단하중에 저항하는 결과를 보였다. 또한, 모든 실험체들이 초기 슬립변형 없이 수평하중이 증가함에 따라 대부분 비슷한 강성으로 수평전단하중이 증가함을 보여준다. 전체적으로 수평전단파괴가 발생하는 수평변형량은 10~16mm 수준에서 나타났다. 수평전단강도는 모두 수직하중의 크기에 비례하여 증가하는 결과를 보였다. 파괴형태는 Case A와 달리 수평전단파괴는 발생하지 않고 수직인장 및 내부 날개부에서의 파괴가 발생하였다. 이는 온장 2개가 수평전단에 저항하기 때문에 하중 직각방향의 수직 할렬인장에 비해 전단 저항력이 더 크기 때문으로 판단된다.
Fig. 16과 Fig. 17은 각각 Case C 실험체에 대한 하중-변위 그래프와 파괴형상을 나타내었다. 수직하중이 가장 작은 C-1 실험체의 경우에는 수평하중이 30kN에 이를 때까지 초기슬립이 약 7mm 정도가 발생하였다. 나머지 실험체들도 Case A, B 실험체에 비해서 결합블록이 수평방향으로 3개로 많기 때문에 상대적으로 작은 수평하중에서 수평변형(슬립)이 증가함을 알 수 있다. 이는 연결부 이격 공차로 인한 슬립변형으로 블록이 많을수록 비례적으로 증가할 것으로 보인다. 전반적으로 약 10mm 정도의 수평변형에서부터 초기 균열이 발생하여 균열발생이 계속 증가하는 결과를 보였는데, 이는 수평전단하중의 증가보다도 수평변형량이 크기 때문에 실험체간 연결부 등에서 균열이 지속적으로 누적되어 발생하는 것으로 판단된다. 이로 인해 Case A와 B 실험체들에 비해 수평변형이 10~30mm 구간에서 수직하중이 크게 증가하지 않음에도 균열부가 계속 증가하는 것으로 보여진다. 전체적으로 최대 수평전단파괴가 발생하는 수평변형량은 20~40mm 수준에서 폭넓게 나타났다. 수평전단강도는 C-3 실험체를 제외하고는 수직하중의 크기에 비례하여 증가하는 것으로 판단된다.
입체결합 옹벽블록간 전단마찰을 받는 실험체들(Case A~C)에 대하여 수직하중 크기에 따른 최대수평하중 값을 Table 3에 정리하였다.
Table 3.
Comparison of maximum horizontal loads under vertical loads (Case A, B, C)
Fig. 18은 Case A 실험체에 대한 수직하중별 최대수평하중 그래프로서, 일관성이 낮은 A-1 실험체의 값을 제외하고 나머지 값들만을 가지고 추세선을 작성하였다. Fig. 19는 Case B와 C 실험체에 대한 그래프로, 대체적으로 비슷한 수준의 값을 보여서 전체 데이터를 가지고 비교하였다. C-3 실험체의 경우만 다소 낮은 결과를 보였다.
Table 3의 결과는 횡방향으로 배치된 블록 2장(폭 0.8m)를 대상으로 한 실험값으로, 설계 적용을 위해서는 단위 폭 기준으로 환산이 필요하다. 따라서 Table 4와 같이 단위 폭(1.0m) 기준으로 환산하여 정리하였다. 수직하중 즉, 상재하중에 대해서도 동일한 기준으로 환산하여 적용하였다. 또한, 실험적으로 검토한 테프론판의 마찰력을 차감함으로써 순수한 입체결합 옹벽블록만의 최대 수평전단하중으로 재산정하였다.
Table 4.
Comparison of maximum horizontal loads under vertical loads per unit width (m) (Case A, B, C specimens)
3.4 입체결합 옹벽블록과 기초콘크리트간 마찰저항력 실험(Case GA,GB)
입체결합 옹벽블록과 기초콘크리트 경계면에서의 마찰저항력 실험 결과는 Fig. 20과 같다. Fig. 21에는 각각 실험체에 대한 실험 후 사진으로, 실험체의 균열이나 파괴는 발생하지 않았다. 실험체와 기초콘크리트 마찰면에서의 슬립만 발생하였다.
모든 실험체는 수평방향 변위가 20mm 발생할 때까지 하중을 가력하였다. 전체적으로 수직하중의 크기와 비슷한 수준의 수평하중이 재하될 때, 추가적인 수평하중의 증가 없이 수평변형만 증가하는 결과를 보였다. 수직하중을 재하한 상태에서 수평하중을 가력하였기 때문에 초기부터 수평하중은 슬립 없이 수직하중의 크기에 비례하여 증가하는 결과를 보였으며, 최대수평하중에 도달한 이후에는 수평하중이 일정부분 감소하면서 수평변형만 크게 증가하였다.
Case GB의 실험체들은 수평하중 가력방향으로 2개의 블록으로 결합된 것으로서, 블록 1개만 결합된 Case GA에 비해서 최대수평하중에 도달하는 시점까지의 수평변형이 상대적으로 크게 나타났다. 이는 입체결합 옹벽블록간 결합부 이격 공차 등의 영향이 포함된 것으로 판단된다. 전체적으로 Case GA, GB 모두 수직하중의 크기에 비례하여 최대수평하중이 증가하는 결과를 보였다.
Table 5와 Fig. 22는 기초콘크리트와 입체결합 옹벽블록간 마찰력을 수직하중의 크기에 따라 정리한 것이다. Case GA와 GB 모두 수직하중 크기가 증가할수록 수평마찰력이 일정한 비율로 증가하는 결과를 보였으며, 그 정확도가 99% 이상으로 매우 높게 나타났다. Case GA와 GB는 입체결합 옹벽블록의 개수만 다른 경우로서 단위 폭원으로 환산한다면 동일한 그룹으로 합산하여 전단강도 산정식을 도출함에 무리가 없을 것으로 판단된다.
Table 5.
Comparison of maximum horizontal loads under vertical loads (Case GA, GB specimens)
| Case GA | Case GB | |||||||
| GA-1 | GA-2 | GA-3 | GA-4 | GB-1 | GB-2 | GB-3 | GB-4 | |
| Vertical Load (kN) | 23 | 45 | 68 | 90 | 40 | 80 | 120 | 160 |
| Maximum Horizontal Load (kN) | 23.7 | 48.4 | 71.1 | 90.1 | 48.7 | 92.4 | 124.6 | 157.5 |
Case GA와 GB 전체를 동일 그룹으로 재평가한 그래프 및 일차선형추세선 결과는 Fig. 23과 같다. 전체를 고려한 선형추세선에 대한 정확도는 98.9%로 개별적으로 산정한 결과와 차이가 거의 없음을 알 수 있다.
상기 실험결과는 횡방향으로 배치된 블록 2장(폭 0.8m)를 대상으로 한 것으로, 설계 적용을 위해서는 수직하중과 수평전단강도를 단위 폭 기준으로 환산하면 Table 6과 같다. 또한, 실험적으로 검토한 테프론판의 마찰저항력을 차감하여 순수하게 입체결합 옹벽블록만의 최대수평전단하중으로 재산정하였다.
Table 6.
Comparison of maximum horizontal loads per meter width under vertical load (Case GA, GB specimens)
4. 전단강도 산정식 제안
Fig. 24는 Case A 및 B&C 실험체의 단위 폭당 수직하중의 크기에 따른 최대수평하중 값을 그래프로 나타낸 것이며, Fig. 25는 Case GA와 GB를 함께 분석한 그래프이다. 각 실험 Case 그룹에 대한 선형추세선으로부터 전단강도 산정식 제시를 위한 매개변수값은 Table 7과 같다.
Table 7.
Parameter values for shear strength calculation by installation type of three-dimensional assembled retaining wall blocks
| Classification | Cohesion Coefficient (kN/m) | Friction Coefficient (kN/m) | Apparent Friction Angle (°) |
| Case A | 150 | 1.6791 | 59.22 |
| Case B&C | 352 | 0.6313 | 32.26 |
| Case GA&GB | 0 | 0.9105 | 42.32 |
실험체 Case A와 Case B&C 그룹에 대한 수평전단강도의 산정식은 각각 Eq. (2) 및 Eq. (3)과 같다. 또한, 기초콘크리트와 입체결합 옹벽블록간 수평마찰력의 산정식은 Eq. (4)와 같다. 수평전단강도와 수평마찰력의 단위는 kN/m이며, 마찰각은 degree값이다.
여기서, 은 폭 1m당 입체결합 옹벽블록 1개 결합에 대한 수평전단강도(kN/m)이며, 는 폭 1m당 입체결합 옹벽블록이 2개 이상 결합한 경우에 대한 수평전단강도(kN/m)이다. 또한, 는 폭 1m당 기초콘크리트와 입체결합 옹벽블록 마찰면에 대한 수평마찰력(kN/m)이며, 는 폭 1m당 입체결합 옹벽블록에 작용하는 상재하중(kN/m)이다.
Fig. 26과 Table 8은 입체결합 옹벽블록의 수평전단강도와 기존 전단키 방식의 옹벽블록의 수평전단강도를 비교하였다. 최대전단하중을 기준(1열 배치)으로, 본 입체결합 옹벽블록의 초기강도가 150kN/m로 Redi-Rock 블록의 17.2kN/m이 비해 약 8.7배 이상 큰 결과를 보여주었다. 겉보기 마찰각 역시 59.22°로 기존 전단키 방식의 옹벽블록보다 크게 나타났다. 최대전단강도와 비교하더라도 본 입체결합 옹벽블록이 Redi-Rock 블록의 160.1kN/m에 비해 약 2~2.5배 이상의 우수한 전단강도성능을 확보하고 있는 것으로 판단된다. 또한, Cornerstone 블록과 비교하더라도 수직하중이 30kN/m 수준으로 낮은 범위에서 수행된 결과이긴 하지만, 지오그리드의 사용 유무와 관계없이 본 입체결합 옹벽블록의 전단강도가 월등히 높은 것을 확인할 수 있다.
Table 8.
Comparison of horizontal shear strength with existing shear key method retaining wall block
5. 결 론
본 논문에서는 기존의 조립식 옹벽블록이 갖고 있는 수평저항 전단키나 별도의 기계적 연결재를 사용하지 않고, 옹벽블록 자체를 수직방향으로 결합하여 블록의 전체 단면이 수평전단에 저항함으로써 수평전단강도를 획기적으로 증가시킨 입체결합 옹벽블록을 제안하였다. 입체결합 옹벽블록의 전단성능을 검증하기 위해 수평전단실험을 수행하였고, 그 결과를 기반으로 설계에서 활용이 가능한 수평전단강도 산정식을 제시하였다. 본 연구를 통해 도출된 결과는 다음과 같다.
(1) 옹벽블록 실험체의 상면 즉, 수직하중의 재하면에 수평방향 구속이 억제되는 것을 방지하기 위해 기존 연구(유연한 에어백, 강봉 롤러 등)와 달리 저마찰의 테프론판을 사용하였다. 테프론판의 마찰저항력을 차감하여 적용하는 방식으로 신뢰성 있는 실험결과를 얻을 수 있어서, 이러한 수평전단실험에 충분히 사용 가능한 방법이라 판단된다.
(2) 기초콘크리트와 입체결합 옹벽블록간 마찰저항강도는 옹벽블록의 배면부 배치 개수와 관계없이 동일한 수준의 겉보기 마찰각을 갖는 것으로 나타났다. 겉보기 마찰각은 42.32°로 옹벽 저면의 마찰저항강도는 수직하중 크기의 약 91%로 비례하게 나타남을 확인하였다.
(3) 입체결합 옹벽블록간의 배면부 배치 개수에 따른 수평전단강도 평가 결과, 1열 배치의 경우 최소전단강도(초기 점착력)는 150kN/m이며, 겉보기 마찰각은 59.22°로 나타났다. 반면에 2열 및 3열 배치의 경우에는 동일한 수준의 전단성능을 보여주었다. 따라서 2열 이상의 배치에는 동일 수준의 산정식을 사용할 수 있을 것으로 판단된다. 2열 이상의 배치에서는 최소전단강도가 352kN/m로 1열 배치의 2배 이상의 결과를 보였으며, 겉보기 마찰각은 32.26°로 나타났다.
(4) 전단키를 갖는 일반적 방식의 조립식 옹벽블록과 수평전단강도를 비교한 결과, 비교 대상에 비해 본 연구에서 제안된 입체결합 옹벽블록의 전단성능이 1열 기준으로 약 2배, 2열 이상에서는 약 2.5배 이상의 우수한 성능을 보여주었다. 이는 기존의 전단키에 의한 저항력보다 입체결합 옹벽블록은 블록의 전체 단면이 수평전단에 저항하기 때문으로, 지오그리드와 같은 보강재를 사용하지 않고 조립식 옹벽블록만 사용하는 블록쌓기옹벽에 있어서 구조적 안정성을 향상시키는데 좋은 해법이 될 수 있을 것이라 판단된다.
