1. 서 론

차량 방호울타리는 전형적인 도로안전 시설로 차량이 도로 밖 성토사면으로의 추락과 대향차로 및 위험한 지역으로 이탈을 방지하기 위해 도로어깨 또는 중앙분리대에 설치되고 있다. 특히, 성토사면 근처에 설치되는 차량 방호울타리는 도로어깨의 공간이 협소하여 연성 방호울타리가 주로 설치되고, 연성 방호울타리는 Fig. 1과 같이 가드레일(보 또는 케이블)과 이를 지지하는 군말뚝으로 구성되어, 차량의 충돌에너지를 가드레일-지지말뚝-지반의 상호작용으로 흡수하는 메카니즘을 갖고 있다. 차량 방호울타리 설계 중 가드레일의 경우 강도 및 탑승자 보호성능 등급에 따른 차량의 질량, 충돌속도 그리고 충돌각도를 고려한 실험조건에 의해 실물충돌시험을 수행하고 등급을 분류하여 상세한 설계를 하고 있지만, 지지말뚝은 전적으로 설계자의 경험에 의존한 설계가 이루어지고 있다(MOLITK, 2014).

Fig. 1.

Components of guardrail installed near slope

현재 실무에서는 차량방호울타리의 설계를 다음의 순서로 수행하고 있다. ① 설계자의 경험을 통해 도로의 교통특성에 적합한 등급의 차량방호울타리의 전체 시스템(가드레일, 블록아웃, 지지말뚝)을 설계한다. ② 설계된 차량방호울타리를 실물충돌시험장에 설치하고 한 본의 지지말뚝에 대해 정적수평재하시험을 수행한다. ③ 차량방호울타리의 전체 시스템에 대하여 등급에 맞는 충격도를 가하고 강도성능 및 탑승자 안전 보호성능을 평가한다. ④ 성능평가에 합격판정을 받은 차량방호울타리에 한해서 현장에 설치하도록 하며, 현장에서 1km 당 최소 두 본의 말뚝에 수평재하시험을 수행하고 시험장 수평지지력에 대한 현장 수평지지력의 비가 90% 이상일 경우, 실물충돌시험 당시의 지반조건과 유사하다고 판단하고 설치를 완료한다. 하지만, 90% 이하일 경우, 지지말뚝에 추가적인 보강을 실시하여 설치하도록 권고하고 있다. 이와 같이 현장지반조건에 따른 지반공학적인 분석 및 설계 없이 정적극한지지력만을 비교하여 일정수준을 만족하면 충돌하중에 대한 지지력이 동일하다고 가정하고 있어 충돌하중에 대한 지반－지지말뚝 상호작용 및 극한상태의 지지거동의 근본적인 메커니즘에 대한 이해가 전무한 실정이다.

일반적으로 말뚝의 수평 지지력은 한계평형법을 기반으로 한 이론적인 해법이 사용된다. 한계평형법은 말뚝에 수평하중이 가해질 때, 말뚝의 지중근입부를 따라 작용하는 극한상태의 수평 지반반력 분포도를 가정하고, 힘과 모멘트의 평형방정식을 이용하여 극한수평지지력을 산정한다. 많은 선행 연구들을 통하여 극한 수평 지반반력 분포도는 이론 또는 경험적인 방법으로 제시되어 왔다(Brinch Hansen, 1961; Broms, 1964; Petrasovits and Award, 1972; Chari and Meyerhof, 1983; Prasad and Chari, 1999). 하지만, 이들 연구는 정적하중을 대상으로 하고 있어, 차량 충돌과 같은 동적충격하중이 작용하는 말뚝의 극한수평지지력 산정에 적용하기에는 무리가 있다.

차량 방호울타리 지지말뚝에 대한 연구로는 Wu and Thomson(2007)이 스웨덴 방호울타리에 사용되는 ‘Σ’형 말뚝(Sigma post)을 자갈수평지반에 설치하여 대차시험을 수행하였다. 또한, 상용 유한요소해석 프로그램인 LS-DYNA를 이용하여 수치모델을 구축하고 실험결과를 이용하여 검증하였다. Pajouh et al.(2017, 2018)은 파쇄된 석회암으로 조성된 수평지반에 158.8mm × 101.6mm × 9.5mm(높이 × 폭 × 두께)의 H형강 말뚝을 설치하고 783kg의 대차로 30km/h의 속도로 충격하중을 가하였다. 또한, 사질토와 점성토의 수평지반에 각각 일렬로 늘어선 8개, 4개의 군말뚝에 가드레일을 설치하고 차량충돌시험을 수행하였으며, 앞선 실물충돌시험결과를 LS-DYNA에서 구축한 수치모델로 모사하여 검증한 바 있다. Park and Ahn(2014)은 1:1.5(=수직:수평)의 경사를 갖는 콘크리트 포장도로(표층-기층-보조기층-동상방지층-노상)의 비탈면 부근에 일렬로 늘어선 8개의 원형강관말뚝과 W-Beam으로 구성되어 충격도 130kJ을 흡수할 수 있는 SB3 등급의 연성 방호울타리를 LS-DYNA로 모델링하였고, 8tonf의 질량을 갖는 트럭 차량모델로 15°의 각도로 100km/h의 속도로 충돌함을 모사하였다. 또한, 말뚝의 근입깊이(0.975m, 1.300m, 1.625m)에 대한 매개변수 연구를 수행하였고, 해석결과를 통해 성토사면의 최대지반변위와 최대지반응력을 분석하여 성토사면의 거동특성을 분석하였다. 위와 같이 수평지반 또는 성토사면 근처에 설치된 연성 방호울타리를 대상으로 차량 충돌을 모사하고 방호울타리 거동을 분석하는 연구가 수행되어왔지만, 모든 연구가 연성 방호울타리의 시스템의 변형과 성능을 분석하는데 국한되어 있고 해석프로그램의 검증에 초점을 맞추고 있어, 구성요소인 각 말뚝의 지지거동에 대한 분석은 미비하였다. 더욱이, 충격하중 작용 시 지지말뚝의 수평저항력에 대한 연구도 전무한 실정이다.

Mezazigh and Levacher(1998)은 원심모형실험을 통해 경사지반에 관입된 말뚝 모형체에 대하여 비탈면 경사 시작점으로부터의 이격거리(0D – 6D)를 매개변수로 하여 정적수평하중에 대한 거동특성을 분석하였다. 최종적으로, 경사지반에 설치된말뚝의 p-y 곡선 산정을 위한 감소계수를 제시하였다. Muthukkumaran(2014)은 점착력이 없는 사질토 경사지반에 상대밀도(30, 45, 70%)와 말뚝근입깊이를 매개변수로하여 축소모형실험을 수행하였다. 긴말뚝 조건의 말뚝은 비탈면 시작점을 기준으로 비탈면 방향과 뒷채움부 방향에 0∼15D 이격하여 설치하여 말뚝설치위치와 하중재하방향(비탈면, 뒷채움부 방향)에 대한 매개변수연구를 수행하였다. Rathod and Muthukkumaran(2019)은 점성토 경사지반을 조성하고 비탈면 시작점에 설치된 말뚝을 대상으로 연구를 수행하였다. 말뚝은 긴말뚝 조건으로 설치하기 위해 L/D(=길이/직경)를 조정하였으며, L/D와 비탈면 경사도(수평=0°, 11.3°∼45°)에 대한 매개변수연구를 수행하였다. 실험을 통해 계측된 하중-변위곡선과 휨모멘트 분포도를 분석하여 경사지반조건에 적용 가능한 허용 수평지지력과 최대 휨모멘트 감소계수를 제시하였다. Chae et al.(2001)은 모래사면에 설치된 단말뚝의 거동특성을 파악하기 위해 30°의 경사를 갖는 모래지반을 상대밀도 90%로 조성하고 말뚝을 설치하여 수평방향 정적하중을 가하는 모형실험을 수행하였다. 이 때, 비탈면 시작점으로부터 말뚝이 설치되는 이격거리(0D, 2D, 4D)를 매개변수로 하여 실험이 진행되었으며, 실험과 동일하게 3차원 탄소성 유한요소해석모델을 구성하여 휨모멘트 및 지반반력 분포도의 실험결과와 해석결과를 비교하였다. 이와 같이 경사지반에 설치된 말뚝의 수평방향 정적하중에 대한 연구가 활발하게 수행되어왔지만, 본 논문에서 다루고자 하는 비탈면 경사 근처에 설치된 말뚝의 수평방향 충격하중에 대한 극한하중과 극한지반반력 분포도에 대한 연구는 전무한 상황이다.

따라서, 본 논문에서는 도로 건설을 위해 성토되는 지반의 기하학적 형상을 매개변수로 하여 말뚝의 정적 및 충격하중에 대한 지지거동특성을 분석하고자 하였다. 이를　위하여, 충격 및 정적하중을 모사할 수 있는 원심모형실험 장비를 설계 및 구축하였고, 지반조건과 하중조건에 대한 매개변수연구를 수립하여 원심모형실험을 수행하였다. 실험 결과로부터 말뚝의 가력부에서 나타나는 하중-변위 곡선과 극한상태에서의 극한지반반력 분포도를 구하였고, 이를 비교하여 각각의 하중조건과 지반조건에 대한 지지거동특성을 분석하였다.

2. 원심모형실험

2.1 원심모형실험장비

본 연구에서는 원심모형실험을 수행하여 차량 방호울타리 지지말뚝의 충격하중에 대한 극한지지력을 분석하였다. 원심모형실험은 팔길이가 5m인 빔 형식으로 최대 2,400kg과 1,300kg의 무게를 각각 100G와 130G까지 가속할 수 있는 대전 한국과학기술원 지오센트리퓨지 실험센터(KAIST Geotechnical Centrifuge Testing Center)의 원심모형실험기를 이용하였다(Kim et al., 2013, Park et al., 2009).

원심모형실험은 11.3의 상사비로 제작된 모형말뚝과 모형지반으로 원심가속도 11.3g에서 실험이 수행되었다. 모형지반은 내측크기 700mm × 900mm × 500mm(폭×길이×깊이)의 강성토조에 조성하였고, 11.3g의 원심가속 상태에서 원형크기 7.91m × 10.17m × 5.65m의 지반에 해당한다. 원심모형실험 설계에 사용된 주요 물리량에 대한 상사비는 Table 1과 같다. 본 논문에서 나타낸원심모형실험의 모든 치수와 물리량은 원형스케일로 나타내었다.

Table 1. Scaling factors of centrifuge model test (Scofield, 1980; Stone et al., 1991; Talyer, 1995)

2.2 하중재하장치

본 연구에서는 토조(Container) 상단에 탑재되어 수평방향 충격하중과 정적하중을 재하할 수 있는 하중재하장치를 개발하였다. 목표속도로 가속된 모형차량이 말뚝 두부에 충돌하는 것을 모사하기 위해 Fig. 2와 같은 자유낙하원리를 이용하였다. Fig. 3a에 나타낸 바와 같이 낙하체(Mass)와 견인체(Tractor)를 강선와이어로 연결하여 낙하체가 낙하함과 동시에 견인체가 끌어당겨지고, 동시에 견인체가 멈춰있었던 충돌체(Impactor), 즉 모형차량을 가속시킨다. 이 때, 낙하체의 위치에너지가 견인체의 운동에너지로 모두 변환되어 충돌체에 전달된다고 가정하였다. 충돌체의 충돌속도는 다음 절차로 설계되었다. ① 1.8ton(원형스케일)의 차량이 지지말뚝에 충돌하는 것을 모사하기 위해 충돌체의 질량(m₁)을 모형스케일로 환산하고, ② 원심모형실험기 버켓의 공간내에서 제작 가능한 낙하높이(h)를 결정하였다. ③ 낙하체의 위치에너지(e₂)가 견인체와 충돌체의 운동에너지(e₁)가 같다는 사실로부터 식 (1)을 구하고, 이를 이용하여 낙하체의 질량(m₃)을 시행착오법으로 결정하였다.

Fig. 2.

Principal of free-fall for impact loading system

Fig. 3.

Schematic diagrams of loading system for (a) Impact loading, and (b) Static loading

최종적으로, Table 2와 같이 낙하체, 견인체, 충돌체의 질량과 낙하체의 초기 높이를 설계하여 20km/h와 30km/h의 속도로 말뚝에 충돌하는 것을 모사하였다. 해당 목표충돌속도는 말뚝의 소성힌지 발생이 예상되는 충돌속도 25km/h를 기준으로 선정되었으며, ‘2.6절 매개변수 실험조건’에 자세히 기술하였다. 또한, 물체가 운동할 때 일정하게 직선운동을 할 수 있도록 낙하체, 견인체, 충돌체를 LM 블록에 체결하고, LM 가이드레일(LM guide rail, Fig. 4a)을 따라 이동하도록　하였다(Fig. 3a). 원심가속 초기에 Table 2의 초기높이에 구속되어 있던 낙하체가 원격으로 해제되어 낙하를 시작한 후 가속되어 충돌하도록 24V 솔레노이드 밸브(Solenoid valve, Fig. 4a)와 공압실린더(Pneumatic cylinder, Fig. 4a)가 이용되었다. 공압실린더 롯드를 전진시켜 견인체를 걸어 모든 물체를 구속하였다가, 솔레노이드 밸브를 기동하여 롯드를 후진 시 구속이 풀리며, 낙하체가 낙하를 시작하고 동시에 충돌체가 견인되어 말뚝 두부에 충돌하도록 하였다(Fig. 4b).

Table 2. Details of impact loading equipments

Fig. 4.

Experimental set-up for impact load: (a) before impact, (b) after impact

정적하중은 도로안전시설 설치 및 관리지침(국토교통부, 2014)에서 권고하는 ‘지주의 수평지지력시험’ 조건을 고려하여 말뚝 두부에 1mm/s의 일정한 속도로 수평방향으로 정확하게 가할 수 있도록 스피드 컨트롤 모터로　구성된 리니어모터(Linear motor)를 사용하였다(Fig. 3b). 하중재하장치는 토조 상단에 탑재되었으며, 모든 하중은 말뚝의 지표면으로부터 0.56m의 상부에 가하였다(Fig. 3).

2.3 모형말뚝

본 연구의 원형말뚝(Prototype pile)은 일반적으로 차량방호울타리 지지에 사용되는 강관말뚝의 제원을 차용하였고, 직경 0.1398m, 높이 2.450m의 강종 SS400 강관말뚝을 대상으로 하였다. 수평하중을 받는 말뚝은 휨변형이 지배적이므로 모형말뚝은 휨강성을 주요설계변수로 하였고, 제작가능한 치수가 도출될 때까지 시행착오법으로 상사비 11.3과 Table 3의 모형말뚝 제원을 설계하고 제작하였다. 이 때, 모형말뚝은 가공의 용이성을 위해 알루미늄으로 제작되었고, 설계된 말뚝은 Fig. 5와 같다.

Table 3. Dimensions of piles in model and prototype scales

Fig. 5.

Locations of strain gage attached model pile in model scale

2.4 모형지반

모형지반은 천안-아산역 인근 도로건설현장에서 채취된 노상토 시료를 이용하여 조성하였다. 채취된 노상토 시료의 체가름시험결과(ASTM, 2017)와 기본물성은 Fig. 6과 Table 4와 같다. 또한, 다짐시험(ASTM, 2012) D방법을 수행하였고, 최적함수비와 최대건조단위중량은 각각 11.34%와 18.81kN/m³으로　결정되었다.

Fig. 6.

Grain size distribution of soil material in this study

Table 4. Basic soil properties of soil material used in this study

모형지반은 목표 건조단위중량을 상대다짐도(R_c) 90%로 하여 다짐함수비를 12%로 조성하였다. 토조에 248mm 높이의 수평한 지반을 일곱 개 층으로 나누어 다짐도에 맞게 다져서 조성하였다. 또한, Fig. 7과 같이 한쪽 편에 1:1.5(=수직:수평)의 경사로 깎아 경사지반을 조성하여 하나의 모형지반에서 경사지반과 수평지반에 대한 실험이 수행될 수 있도록 하였다. 지반 조성 후 말뚝을 항타하여 설치하였으며, 말뚝 설치위치 주변부에 하중판을 올려 항타로 인한 지반의 변형을 최소화하였다.

Fig. 7.

Model soil constructed in container

2.5 계측계획

지지말뚝에 수평방향 하중이 가해질 때, 유발되는 깊이별 휨모멘트(M)로부터 지반반력(K, soil reaction pressure)을 도출하기 위해 변형률계를 부착하여 말뚝의 변형률을 계측하였다. 변형률계는 각 말뚝에 총 일곱 쌍을 부착하였으며, Yun et al.(2018)의 선행 수치해석 결과로부터 얻어진 휨모멘트 분포도에서 추정된 최대휨모멘트가 유발되는 깊이를 기준으로 배치하였다. 최대휨모멘트가 유발되는 지표면으로부터 0.49m 깊이를 기준으로 ±1.2m 이격시켜 조밀하게 배치하였고, 말뚝의 선단 근처에서 휨모멘트 분포도의 곡률이 변화하는 1.2m 깊이와 그로부터 상부 2.5m에 배치하였다. 또한, 지표면 및 지표면과 하중재하 위치의 중앙에 한 쌍을 더 배치하여 Fig. 5와 같이 부착하였다.

말뚝에 충격 및 정적 수평하중이 가해질 때, 하중의 크기와 말뚝의 수평변위를 계측하기 위해 하중계와 레이저변위계를 설치하였다. 하중계(Loadcell)는 상용 로드셀을 사용하여 계측하기에 공간이 협소하여 직접 제작하였으며, 가력부위가 말뚝과 점으로 접촉하는 것을 유도하기 위해 Fig. 8과 같이 접촉부를 둥근모양으로 가공하였다. 또한, 하중이 가해질 때, 휨응력을 배제하고 축방향 압축응력을 정밀하게 계측할 수 있도록 풀브리지로 변형률계를 결선하여 부착하였다. 하중계는 총 세 개가 제작되었고, 각각의 하중계는 무게추를 이용하여 검정(Calibration)을 수행하였다. 말뚝에 하중이 가해지는 조건과 동일하게 모사하기 위해 하중계의 둥근면에 모형말뚝의 올리고 그 위에 10kg의 무게추를 단계별로 올려 총 70kg까지 하중을 가했다. 검정결과, 하중계의 민감도(Sensitivity)는 0.01325V/kgf로 측정되었다.

Fig. 8.

Round-tip load cell developed in this study

레이저 변위계는 말뚝을 직접적으로 겨누어 수평변위를 계측하기에 변위계의 계측범위에 제한이 있어, Fig. 3과 같이 충돌체와 리니어모터의 후방 토조벽체에 레이저 변위계를 설치하여 충돌체와 리니어모터 축의 변위를 계측하였고, 이를 말뚝의 변위로 가정하였다.

2.6 매개변수 실험조건

차량 방호울타리 지지말뚝의 극한지지력을 분석하기 위해 지반의 형상(수평지반과 경사지반)과 하중조건(정적하중과 충격하중)를 매개변수로　Table 5와 같이 총 여섯 가지의 실험조건을 설계하였다. 지반조건은 연성 방호울타리가 대체로 성토부 비탈면 근처에 설치되므로 경사지반과 수평지반으로 구성하였다. 하중조건은 각각의 지반조건에 세 본의 말뚝을 설치하고 하중을 재하하였다. 20km/h(Case1-2, Case2-2)와 30km/h(Case1-3, Case2-3) 속도의 충격하중 그리고 1mm/s 속도의 정적하중(Case1-1, Case2-1)으로 구성하였다. 최종적으로, Fig. 9와 같이 매개변수연구를 위한 원심모형실험 단면을 설계하였다.

Table 5. Conditions of parametric studies

Fig. 9.

Centrifuge model for parametric study: (a) cross-section, and (b) plane view

‘차량방호 안전시설 실물충돌시험 업무편람(국토교통부, 2016)’에는 차량 방호울타리의 강도성능 평가와 탑승자 보호성능 평가에서 적용되는 차량의 중량과 충돌속도에 따라 방호울타리의 등급을 결정하고 충돌속도는 (55km/h-120km/h) 범위에서 시험하도록 권고하고 있다. 하지만, 본　논문에서는 차량방호울타리 전체 시스템이 아닌 그 중 한 요소인 단말뚝을 실험대상으로 하고 있어, 선행연구에서 수행된 대차시험(Bogie car test)의 실험조건(Han, 2018)을 차용하였다. 기존　대차실험에서는 25km/h의 속도의 충격하중에서 말뚝에 소성힌지가 발생하여, 이보다 높은 속도의 충격하중조건에서는 모두 소성힌지가 발생하여 말뚝이 극한상태에 도달할 것으로 예상하였고,　이를 기준으로 충돌속도를 결정하였다. 정적하중의 경우, ‘차량방호 안전시설 실물충돌시험 업무편람’(국토교통부, 2016)에서 지주의 수평지지력시험은 유압잭을 이용하여 1∼10mm/s 속도의 범위에서 가하도록 규정하고 있다. 반면, 말뚝의 정적거동을 분석한 이전연구(Prasad and Chari, 1999; Pajouh et al., 2017)에서는 0.025mm/s와 0.1mm/s의 낮은 속도로 실험이 수행된 바 있다. 따라서, 본 연구에서는 전술한 지침의 권고 범위 중 가장 낮은 1mm/s의 속도로 정적하중을 재하하였다. 또한, 지침상에 하중재하 시 수평변위 350mm에서 나타나는 하중 또는 이전에 나타나는 최대하중 중 최댓값을 지지말뚝의 극한하중으로 정의하고 있어, 본 연구의 정적하중 재하는 350mm의 수평변위를 모형말뚝에 재하하였다.

3. 실험결과 및 분석

3.1 하중-변위곡선(극한하중)

말뚝에 두 가지의 충격하중과 정적하중을 가하여 유발되는 하중과 수평변위 데이터를 이용하여 하중-변위 곡선을 도출하였다. 각각의 하중에 대한 말뚝의 수평지지력을 평가하기 위해 하중-변위 곡선으로부터 극한하중을 결정하고 분석하였다. 충격하중조건에서 말뚝의 극한하중은 하중-변위 곡선에서 최초로 나타나는 최대하중으로 정의하였다. 정적하중의 경우, 현행 지침과 동일하게 하중-변위 곡선의 350mm 변위에서의 하중 또는 그 이전에 나타나는 최대하중을 극한하중으로 정의하였으나, 본 실험에서는 모두 최대하중이 수평변위 350mm 이전에서 발생하였다.

3.1.1 경사지반

경사지반에서 하중재하점에서 측정된 하중-변위 곡선은 Fig. 10과 같다. 극한하중은 정적하중과 20km/h, 30km/h 속도의 충격하중에 대해 9.1kN, 65.5kN, 96.1kN으로 나타났으며, 극한하중이 발생하는 시점에서 나타난 말뚝의 수평변위는 0.220m, 0.020m, 0.049m에 해당한다. 모든 하중조건에서 공통적으로 하중-변위 곡선은 극한하중 발생 이후, 하중이 감소하는 현상이 나타났다. 말뚝에 수평하중이 가해지면 가력방향 토체에 의해 하중에 저항하게 된다. 하지만, 극한하중에 도달하고 비탈면이 파괴되면 말뚝의 선단부만 고정되어 하중에 저항하지 못하고 지속적으로 변위가 생기는 것으로 보인다.

Fig. 10.

Load-displacement curve of Case1 for slope

하중재하속도가 말뚝의 극한지지력에 미치는 영향을 정량적으로 비교･분석하기 위해 정적극한하중에 대한 충격극한하중의 비를 산정하였다. 각각의 비는 20km/h 속도(Case1-2)의 충격하중과 30km/h 속도(Case1-3)의 충격하중에 대해 각각 7.2, 10.6으로 크게 나타났다. 경사지반의 경우 충격하중에 대한 지지말뚝의 저항성이 크게 나타났고, 또한 충돌속도에 따라 커지는 경향을 보였다.

3.1.2 수평지반

수평지반에서 말뚝에 하중을 가했을 때 나타나는 하중-변위 곡선은 Fig. 11과 같다. 극한하중은 정적하중과 20km/h, 30km/h 속도의 충격하중에 대해 94.6kN, 68.1kN, 104.3kN으로 나타났으며, 극한하중이 발생하는 시점에서 나타난 말뚝의 수평변위는 0.217m, 0.026m, 0.053m에 해당한다. 경사지반(Case1)과 달리, 충격하중 작용 시, 첫 번째 극치에서 나타나는 극한하중보다 더 큰 하중이 발생하게 되고 2∼3회 진동하면서 최대하중이 유지되다가 하중이 감소하는 현상이 나타났다. 이는 Fig. 12와 Fig. 13과 같이 경사지반과 수평지반의 파괴모드에 차이 때문인 것으로 보인다. 비탈면 경사지반의 경우, 쐐기파괴(Wedge Failure)가 발생하여 지반이 극한하중을 경험하고 파괴되어 더 이상 하중에 저항하기 못한다. 하지만, 수평지반은 쟁기파괴(Plough Failure)가 발생하여 최초로 나타나는 극한하중에 의해 말뚝직경과 유사한 폭으로 지반이 찢어지면서 파괴되어　첫 번째 극치에 도달한 후에도 지반의 저항이 지속되는 것으로 보이고, 이 후 충돌에너지가 지반에 의해 감쇠되어 진동하다가 정지하는 것으로 보인다.

Fig. 11.

Load-displacement curve of Case2 for flat ground

Fig. 12.

Post-observation on Case1-3: impact load in slope

Fig. 13.

Post-observation on Case2-3: impact load in flat ground

이전과 동일하게 정적극한하중에 대한 충격극한하중의 비를 산정해 보았을 때, 20km/h 속도의 충격하중과 30km/h 속도의 충격하중에 대해 0.72, 1.10으로 나타났다. 경사지반과 비교하여 정적극한하중이 대략 10배 정도 증가하였고, 충격극한하중과 정적극한하중의 비율은 매우 감소하였다. 이는 지반의 형상에 따라 파괴모드가 상이하여 발생하는 것으로 분석되어, 현행 지침에서 정적재하시험에 의한 현장지지력과 시험장지지력을 비교하여 차량방호울타리의 설치 및 보강을 결정하는 것은 비합리적이다. 따라서, 향후연구를 통하여 설치되는 현장의 지반조건과 하중조건에 따른 충격극한하중의 지반공학적인 분석을 수행하여 이를 설계기준에 반영 할 필요가 있다.

3.2 지반반력 분포도

하중 재하 시, 말뚝과 지반의 상호작용과 파괴모드를 분석하기 위해 극한상태의 지반반력 분포도를 분석하였다. 지반반력 분포도는 보이론(Beam Theory)을 적용하여 산정하였다. 휨모멘트는 변형률계로부터 계측된 변형률을 이용하여 산정하였고, 3.1절에서 결정된 극한하중(하중-변위 곡선에서 최초로 나타나는 최대하중)이 유발되는 시점에서의 휨모멘트 분포를 5차 다항식으로 피팅하였다. 최종적으로, 지반반력은 5차 다항식의 휨모멘트 분포도를 이계미분(Double differentiation)한 후 말뚝의 직경(D)으로 나누어 말뚝축방향단면의 단위면적 당 지반반력(K, kN/m²)으로 나타내었다.

3.2.1 경사지반

경사지반의 극한 지반반력 분포도는 Fig. 14와 같다. 이전 연구 결과와의 비교를 위하여 내부마찰각($\varphi$) 30°와 40°을 적용한 Prasad et al.(1999)의 지반반력 분포도를 함께 나타냈으며, 각 지반반력 분포도의 주요인자들은 Table 6과 같다. 모든 하중조건에 대한 지반반력 분포도는 이전 연구 결과와 비교하여 지중에서 지반반력이 ‘0’으로 나타나는 회전지점을 기준으로 지표면과 회전지점 사이 구간에서 양의 지반반력을 보이며 최대지반반력이 나타나고, 회전지점과 말뚝선단 사이 구간에서 음의 지반반력을 보이며 해당 구간에서 선단지반반력이 최댓값이 되는 유사한 경향을 보이고 있다. 하지만, 지반반력의 절댓값들을 비교해 보았을 때, Case1-1(정적하중)의 최대지반반력이 Prasad et al.(1999) $\varphi$ = 40°의 최대지반반력보다 1.9배 크게 나타났다. 이는 이전 Prasad et al.(1999)의 연구가 점착력이 없는 모래의 수평지반을 대상으로 하고 있는 반면, 본 연구는 풍화토 경사지반을 대상으로 하고 있어 차이가 나는 것으로 보인다.

Fig. 14.

Soil reaction pressure distributions for slope (Case1)

Table 6. Summary of soil reaction pressure distributions for slope

충격하중의 경우, 정적하중 조건과 비교하여 지표면에서의 지반반력이 ‘0’이 아닌 경향을 보이고 있다. 이는 순간적으로 빠르게 가해지는 충격하중으로 인해 지표면 위의 말뚝이 국부적으로 변형하여 지표면에 추가적인 지반반력이 유발되는 것으로 보인다. 또한, 최대지반반력은 충격하중(v = 30km/h)결과에 대한 정적하중결과와의 비가 1.1로 유사하지만, 선단지반반력은 1.9로 큰 차이를 보이고 있다. 이는 경사지반의 경우, 하중방향측에서 발생하는 쐐기파괴면 토체의 저항이 파괴이후에 정적하중과 충격하중에서 파괴이후 비슷한 저항력을 보이는 반면, 선단에서의 반력이 충격하중에서 더 크게 작용하는 것으로 보인다.

3.2.2 수평지반

수평지반의 극한 지반반력 분포도는 Fig. 15와 같고, 주요인자들은 Table 7과 같다. 정적하중 극한 지반반력 분포도는 Prasad et al.(1999)의 연구 결과와 비교하여 회전지점을 기준으로 양과 음의 지반반력이 뚜렷하게 나타나는 경향이 유사하다. 하지만, 지반반력의 절댓값을 비교해 보았을 때, Case2-1(정적하중)의 최대지반반력이 Prasad et al.(1999) $\varphi$ = 40°의 최대지반반력보다 2.1배정도 크게 나타났다. 이는 위와 동일하게 Prasad et al.(1999)와 본 연구가 대상으로 하고 있는 지반 재료의 차이로 나타나는 결과로 보인다.

Fig. 15.

Soil reaction pressure distributions for flat ground (Case2)

Table 7. Summary of soil reaction pressure distributions for flat ground

충격하중의 경우, 경사지반 조건과 비교하여 Case2-3과 Case1-3의 지반반력 분포도가 유사함을 보이고 있지만, 최대지반반력과 선단지반반력에 대하여 Case2-3에 대한 Case1-3의 비는 각각 3.7과 5.5로 큰 차이를 보인다. 이는 지반 형상(수평지반과 경사지반)의 차이로 비탈면 경사지반 조건보다 수평지반 조건에서 하중방향측으로 저항하는 토체의 무게가 더 크고, 그 영향으로 파괴모드가 달라지기 때문이다. 결과적으로, Prasad et al.(1999)가 제시한 지반반력 분포도가 모든 실험조건에 대하여 유사한 경향성을 보이고 있지만, 다져진 풍화토지반의 지반반력 분포도 절댓값을 정확히 예측하기에는 어려움이 있는 것으로 보인다.

4. 결 론

본 논문에서는 차량 방호울타리 지지말뚝의 수평방향 충격하중에 대한 극한하중 및 거동특성을 분석하기 위해 원심가속 중 토조 상단에 탑재되어 말뚝에 충격하중을 재하할 수 있는 하중재하시스템을 설계 및 개발하였다. 또한, 선행연구를 기반으로 하여 모형말뚝과 지반을 설계하고 하중 및 지반조건에 대한 매개변수에 맞게 원심모형실험체를 제작하여 매개변수연구를 수행하였다. 원심모형실험결과로부터 얻어지는 결론은 다음과 같다.

(1) 충격하중에 대한 말뚝의 극한지지력 분석 결과, 경사지반에서 초기에 극한하중이 나타나고 점진적으로 하중이 감소하는 경향을 보이고 있지만, 수평지반에서는 초기에 나타나는 극한하중 이후에도 하중이 다소 커지다가 이후 감소하는 경향을 보였다. 이는 지반형상에 따라 파괴모드가 달라지기 때문으로 보인다. 경사지반의 경우 쐐기파괴, 수평지반의 경우 쟁기파괴를 보였다.

(2) 정적극한하중에 대한 충격극한하중의 비는 경사지반에서 20km/h 및 30km/h의 충격하중에 대한 각각의 비는 7.2, 10.6로 나타났고, 수평지반조건에서는 20km/h 및 30km/h의 충격하중에 대한 각각의 비가 0.72, 1.10로 나타났다. 이는 충돌속도가 증가함에 따라 비율이 증가하였고, 지반의 형상에 따라 비율이 매우 감소하는 경향을 보였다. 결과적으로, 현행 지침에서 정적재하시험에 의한 현장지지력과 시험장지지력을 단순비교하여 차량방호울타리의 설치 및 보강을 결정하는 것은 불합리하다고 판단된다.

(3) 본 연구에서 구한 극한 지반반력 분포도를 Prasad et al.(1999)의 결과와 비교한 결과, 정적하중 작용시 경사지반과 수평지반 모두 유사한 분포 패턴을 보였다. 하지만, 지반반력의 절댓값에는 다소 차이가 있고, 이는 본 연구와 지반재료 차이 때문으로 보인다. 또한, 충격하중에 대해서는 Prasad et al.(1999)의 지반반력 분포도와 지표면 지반반력과 선단지반반력이 큰 차이를　보인다. 하지만 지반반력 분포가 대체로 유사한 분포를 보이고 있어, 향후 연구를 통해 경사지반 및 수평지반에 설치된 차량 방호지지말뚝의 충격하중 및 정적하중 작용시 적용 가능한 수정 극한 지반반력 분포도를 제시할 수 있을 것으로 판단된다.

(4) 차량방호울타리가 차량충돌을 가드레일-블록아웃-지지말뚝-지반의 상호작용을 통해 저항하는 복잡한 메커니즘을 가지고 있지만, 현행 지침과 현업의 관행에서 지지말뚝의 설계를 설계자의 경험에 의존하여 선정하고 설치현장과 충돌시험장에서 측정된 정적지지력을 단순비교하여 지반강도정수에 의한 설계없이 차량방호울타리의 설치 또는 보강여부를 결정하고 있어 상당히 불합리하고 위험한 결과를 초래할 수 있다. 본 연구결과로 볼 때 충격극한하중과 정적극한하중이 지반형상 및 하중형태 등의 조건에 따라 상당히 차이를 보이고 있어 충격극한하중, 시험장의 수평지지력, 현장의 수평지지력의 산정시 지반분류, 지반강도정수, 설치조건에 의한 검토절차가 필요하여 향후연구를 통해 이를 반영한 설계가이드라인의 제시가 필요하다.