1. 서 론

지반의 거동특성을 파악하기 위해서는 원위치 시험을 수행하고 시료를 채취하여 적절한 시험을 통해 토질정수를 얻는다. 점성토 지반에서 시료를 채취하여 공학적 특성을 파악하기 위해서는 통상적으로 천공을 통한 튜브 샘플링을 진행한 후에 실험실에서 샘플링 튜브에 들어있는 시료를 시료추출기를 이용하여 추출하고 성형과정을 거쳐 직접전단시험, 일축압축시험, 삼축압축시험등의 실내시험을 수행한다. 이 과정에서 샘플링 튜브의 관입 저항 및 마찰 등에 의해 시료 교란이 발생할 수 있으며, 이로 인해 산정된 토질정수가 원지반 특성을 적절히 반영하지 못할 경우 안정성 저하 또는 과대설계에 따른 경제적 손실이 발생할 수 있다. 전단강도에 영향을 미치는 주요 인자로는 시료의 교란과 지중에서 평형상태를 유지하고 있던 응력이 해방되는 과정에서 전단변형에 의해 발생되는 시료 이방성에 의한 전단강도 변화, 실내시험 시 변형률 속도에 따른 전단강도의 변화 등의 세 가지로 나타낼 수 있다.

비배수 전단강도는 시료 교란(sample disturbance), 응력 이완 과정에서 발생하는 강도 이방성(strength anisotropy), 그리고 실내시험에서 적용되는 변형률 속도(strain rate) 등의 요인에 영향을 받는다. 시료 교란은 유효응력 경로의 변화와 미세조직(fabric)의 손상으로 인해 비배수 전단강도를 감소시키는 주요 원인으로 알려져 있으며(Ladd and Lambe, 1963), 교란된 시료의 강도는 불교란 시료 대비 약 30% 감소한다고 보고된 바 있다(Okumura, 1974). 반면, 변형률 속도가 증가할수록 간극수압 소산이 제한되어 비배수 전단강도가 상승하는 Strain-rate dependency가 나타나며(Nakase, 1967; Bjerrum, 1973; Ladd and Foott, 1974; Ladd et al., 1977), 이는 특히 저소성 세립토에서 더욱 두드러진다. 국내에서도 서해안 지역의 저소성 실트 및 중간토를 대상으로 변형률 속도 영향 및 배수 조건에 따른 강도특성을 분석한 연구가 다수 수행된 바 있다(Shim, 2015; Kim, 2017).

설계 단계에서는 시료 교란으로 인한 강도 저하와 변형률 속도·이방성으로 인한 강도 증가 효과가 서로 상쇄된다는 경험적 판단을 근거로, 실내 일축압축강도(q_u)를 별도의 보정 없이 비배수 전단강도(s_u)로 사용하는 경우가 많다. 그러나 이러한 접근은 주로 고소성 점토(high-plasticity clay)를 대상으로 한 연구 결과에 기반하고 있으며, 세립분 함유량이 높은 저소성 실트(ML) 및 저소성 점토(CL) 또는 세립분이 포함된 사질토(SM·SC)와 같은 저소성 세립토에는 그대로 적용하기 어렵다. 특히 저소성 세립토는 변형률 속도 변화와 시료 교란에 민감하게 반응하고, 현장의 대표적 변형률 속도(약 0.01%/min)와 실내시험에서 일반적으로 적용되는 1.0%/min 사이에는 두 자릿수 이상의 차이가 존재하므로, 이에 대한 정량적 보정이 필요하다.

따라서 본 연구에서는 저소성 세립토를 대상으로 시료 교란도 및 변형률 속도 변화가 비배수 전단강도에 미치는 영향을 체계적으로 규명하고, 실내시험으로 얻은 강도를 현장 조건에 합리적으로 대응시키기 위한 보정계수를 도출하고자 하였다. 이를 위해 총 38개의 불교란 시료에 대해 변형률 속도를 1.0, 0.1, 0.01%/min으로 달리한 일축압축시험을 수행하였으며, 파괴 시 변형률을 이용하여 시료 교란도를 평가하였다. 또한, 동일 지점에서 수행한 현장 콘관입시험 결과와 비교·검증함으로써 저소성 세립토의 비배수 전단강도 산정을 위한 보정 방법의 기초 자료를 제시하고자 한다.

2. 비배수 전단강도

2.1 교란으로 인한 강도특성 변화

시료의 운반 및 시료 성형과정에서 시료에 교란이 발생하면 비배수 전단강도와 압축성에 영향을 미치게 된다. 통상적으로 동일한 조건하에서 일축압축시험을 수행할 경우 불교란 시료는 교란 시료에 비해 강도가 크고 파괴 시 변형률은 증가하게 된다. 또한 삼축압축시험 결과로부터 얻을 수 있는 강도정수의 값도 동일하게 나타나게 된다. 탄성계수는 응력-변형률 관계로부터 산정되는 값으로 시료의 교란 정도를 평가할 수 있는 대표적인 지표이다.

선행연구에서는 시료 채취 및 샘플링 과정 중 발생하는 교란이 전단강도에 미치는 영향을 다양한 실험적 접근을 통해 분석하였다. Shogaki(1996)은 시료 추출기보다 작은 직경의 장치를 이용하여 인위적으로 교란을 유발한 후 일축압축시험을 수행하였으며, 그 결과 샘플러 직경이 작을수록 교란이 증가하여 응력-변형률 곡선에서 최대응력이 명확히 나타나지 않는 비정상적인 거동이 뚜렷하게 관찰되었다(Fig. 1(a)). 이는 샘플러 직경 및 절삭 과정에서의 변형이 시료 구조의 손상에 크게 기여함을 보여주는 결과이다. 또한, 불교란 시료, 균열이 발생한 시료, 재성형(reconstituted) 시료를 대상으로 일축압축시험을 수행하여 교란 수준에 따른 전단거동 차이를 분석하였다(Tsuchida and Tanaka, 1995). Fig. 1(b)에 제시된 바와 같이, 재성형 및 균열 시료는 불교란 시료에 비해 강도가 크게 저하되고 파괴 시 변형률은 더 크게 나타났으며, 구조적 결합이 약화된 시료일수록 변형이 급격히 증가하는 경향을 보였다. 이러한 결과는 시료의 교란 정도가 응력-변형률 거동과 전단강도 산정에 직접적이고 결정적인 영향을 미친다는 점을 명확히 보여준다.

Fig. 1

Stress-strain behavior of cohesive soils with varying degree of disturbance

2.2 일축압축시험의 비배수 전단강도 적용성

점성토의 전단강도를 정확히 평가하기 위해서는 퇴적 과정에서 형성된 응력 이력과 응력 상태를 고려할 필요가 있다. 퇴적 점토가 이방의 응력을 받는 자연지반이 하중을 지지하게 될 때는 주응력의 작용방향에 따라 전단강도가 달라지게 된다. 그러므로 실내시험에서는 시험 종류와 방법에 따라 전단방법을 서로 달리하여 시험을 시행하고 있으며, 또한 전단속도는 전단강도에 중요한 영향을 미치는 인자로 알려져 있다.

Okumura(1974)는 일본공업규격(JIS)에 따라 채취된 시료의 교란 정도를 정량적으로 평가하기 위해, 시료의 강도 및 변형 특성의 변화를 기준으로 정의되는 교란도비(disturbance ratio)를 제안하였다. 연구 결과, 교란도비는 대체로 2~5의 범위에 분포하였으며, 일축압축시험을 통해 산정된 비배수 전단강도는 원지반 강도의 약 70% 수준인 것으로 보고되었다.

흙의 이방성은 고유 이방성과 유발 이방성으로 두 가지 형태의 이방성을 구분하는 것이 어려우므로 결합된 이방성의 개념을 적용하여 인장 및 압축강도의 비를 강도의 이방성으로 표현하였다. Hanazawa(1977)와 Tsuchida(1989)는 Fig. 2와 같이 일본의 해성 점성토를 이용하여 압축강도(suc)에 대한 인장강도(sue)의 비를 소성지수(Ip)에 따라 나타내었으며, 이는 소성지수가 감소할수록 강도이방성이 증가함을 나타내는 Bjerrum(1973)의 연구결과와도 일치한다(Kim, 2017). 일본 해성 점성토의 소성지수는 대부분 30~70의 범위에서 분포한다는 것을 고려하면 강도비는 약 0.70정도가 된다.

Fig. 2

Effect of plasticity index on strength anisotropy (compiled from Tsuchida, 2000)

Tsuchida(1989)는 변형률 속도에 따른 점토의 비배수 전단강도에 영향을 연구한 결과 Fig. 3과 같이 변형률 속도가 증가하면 전단강도비가 증가함을 밝혀냈다. 따라서 설계에 적용되는 비배수 전단강도(su)는 3가지 주요 영향인자들을 고려하여 식 (1)과 같이 표현할 수 있다.

여기서, qu(avg) : 평균 일축압축강도

c1 : 시료 교란에 의한 강도 감소 보정계수

c2 : 강도 이방성에 대한 보정계수

c3 : 변형률 속도에 대한 보정계수

시료 교란에 의한 보정계수 c1은 실내 일축압축시험을 통해 얻어진 비배수 전단강도가 원위치 조건의 약 70%에 해당되므로 c1은 1.0/0.7인 1.43이 된다. 그리고 이방성에 대한 보정계수 c2는 (1.0+0.7)/2인 0.85이며 이 때 인장강도는 압축강도의 약 70% 값이 된다. Fig. 3과 같이 비배수 전단강도에 대한 변형률 속도의 영향을 고려하면 현장에서 적용될 수 있는 변형률 속도가 0.01%/min이라고 할 때, 일축압축시험 시 적용되는 변형률 1.0%/min은 실제조건보다 100배 빠르다고 할 수 있다. 따라서 변형률 속도에 대한 보정계수 c3은 Fig. 3로부터 0.85라는 값을 얻을 수 있다.

Fig. 3

Effect of strain rate on undrained shear strength (compiled from Tsuchida, 1989)

그러므로 비배수 전단강도에 영향을 주는 3가지 영향인자를 고려하면 식 (2)와 같이 표현할 수 있다.

식 (1)과 식 (2)에 제시한 바와 같이 비배수 전단강도는 일축압축강도의 절반의 값을 별도의 보정 과정 없이 안정성 검토를 위한 설계 강도로 적용할 수 있다. 즉 시료 교란으로 인한 일축압축강도의 감소효과와 강도이방성 및 변형률 속도로 인한 강도 증가효과와 균형을 이루는 결과가 된다.

Matsuo(1984)는 식 (1)과 식 (2)의 관계에 대하여 이러한 값들을 평가할 때 각각의 영향인자들을 어떻게 고려하는지에 따라 달라질 수 있으므로 상당한 주의를 기울여야 되는 것으로 설명하고 있다. 앞에서 설명한 바와 같이 현재까지 점성토 지반의 안정성 평가를 위한 설계 비배수 전단강도는 일축압축강도의 절반 값인 qu/2가 적용될 수 있다는 것을 보여준다.

3. 시 험

3.1 시료

본 연구에서 사용된 시료는 전라북도 정읍시 일원에서 채취하였으며 채취된 38지점의 시료에 대한 물리적 특성을 파악하기 위해 비중시험, 입도분석, 액ㆍ소성한계시험을 각각 실시하였다. 대상 지반 시료의 비중은 2.67-2.69 사이에 분포하고 있으며 Fig. 4에 나타낸 바와 같이 저소성 실트(ML)군은 12개소, 저소성 점토(CL)군은 26개소로 분포함을 확인할 수 있었다.

Fig. 4

Plasticity Chart of collected samples

3.2 실내시험

3.2.1 일축압축시험

통상적으로 일축압축시험은 삼축압축시험의 결과에 비해 실제 현장조건에 잘 부합하지 않지만 비교적 시험방법이 간단하여 신속하게 시험결과를 얻을 수 있어 많은 포화 점성토에 적용되고 있다. 이와 같은 실험을 통해 얻은 토질정수는 시공직후의 구조물의 안정검토 또는 비배수조건의 구조물 기초지반의 지지력 검토에 이용되게 된다.

본 연구에서는 변형률 속도 제어 방법을 택하여 변형률 속도에 따른 시료의 강도특성을 연구하고자 하였다. 시험 대상 시료는 모두 포화도 95% 이상 조건을 만족하는 것으로 확인되었으며, 이에 따라 일축압축시험 결과를 비배수 전단강도 평가에 적용하였다. 시험에 이용한 하중 재하 장치는 Fig. 5와 같은 동아시험기의 DA-501으로써 적용할 수 있는 축방향 변형률 속도는 0.01~10mm/min으로 본 연구에서 수행하고자 한 0.01%~1.0%/min의 변형률 속도를 충족할 수 있는 장치이다. 공시체는 시료를 추출하여 트리머(Trimmer)와 마이터 박스(Miter Box)를 이용하여 성형하였고 직경 50mm, 높이 100mm로 공시체의 상하단 가압판에 구속되어 유발되는 양단의 마찰로 인한 강도의 영향을 최소화하기 위해 공시체 높이와 직경의 비가 2배 이상이 되도록 하였다. 시험의 종료 시점은 압축력이 최대로 되고 나서 계속하여 변형이 2%이상 생기거나 압축력이 최대값의 2/3 정도로 감소하거나 또는 압축변형이 15%에 달하면 압축을 종료하였다. 본 연구에 사용한 LVDT는 시험 전 검정된 장비를 사용하였으며, 변위 측정값은 데이터로거를 통해 자동 저장하였다. 계측 데이터는 초기 영점 보정 후 시간–하중–변위 관계로 정리하였고, 이를 바탕으로 공칭응력과 축변형률을 산정하였다.

Fig. 5

Testing apparatus for uniaxial compression test (DA-501)

3.2.2 현장 콘 관입시험

콘 관입시험(Cone penetration test, CPT)는 토층시료와 공학적 성질을 평가하는데 사용된다. 원추 모양의 콘을 일정한 속도 (2±0.5cm/sec)로 관입시킬 때 발생되는 저항력을 측정한다. 시험 도중의 주요 측정값은 원추관입저항력(qc), 주면마찰력(fc), 간극수압(u) 등이며, 이 값들을 이용하여 마찰비(Rf), 간극수압계수(Bf)를 계산하여 공학적 특성을 산정한다.

본 연구에서는 휴대용 콘 관입 시험기(Portable cone penetrometer)를 이용하여 비배수 전단강도를 측정하였으며 불교란 시료를 채취한 위치에서 약 2m정도 떨어진 지점을 선택하여 교란이 없는 지점을 선택하였다. 이 때 관입속도는 1cm/sec로 관입하며 매 10cm지점마다 검력계의 값을 심도별 2회 측정하였다. 측정한 프루빙링 평균치에 환산계수를 곱한 후 콘의 단면적으로 나누어 관입 저항치(qc)를 구하여 저항치를 심도별로 표시하고 각 점을 연결하여 콘 관입 저항 곡선도를 그린다. 콘에 의한 관입저항치, 일축압축강도, 비배수 점착력의 상관관계는 식 (3)과 같다.

여기서, c : 점착력

qc : 콘 관입 저항치

qu : 일축압축강도

4. 시험 결과 및 고찰

4.1 파괴 시 변형률에 따른 교란도 분석

통상적으로 교란된 시료에 대한 일축압축시험 결과는 교란도가 증가할수록 파괴 시 변형률(εf)이 증가하게 되고 일축압축강도(qu)와 50% 변형시 탄성계수(E50)가 감소되는 특징이 있다. 또한, 파괴 시 변형률을 이용하여 채취 시료의 교란도를 평가하는 것은 2~4% 범위가 양호한 상태로 판단하며 파괴 시 변형률에 따른 교란도 평가는 기존의 시료 품질 및 교란도 평가 개념(Okumura, 1974; Tsuchida and Tanaka, 1995; Tsuchida, 2000)을 바탕으로 매우 양호(εf < 2), 양호(εf < 2~4), 보통(εf < 4~6), 불량(εf < 6~8), 매우 불량(εf > 8) 등의 단계로 분류한다.

본 연구에서 사용한 38개의 시료를 대상으로 파괴 시 변형률로 시료의 교란도를 평가하여 Table 1과 같은 결과를 얻었다.

Table 1에 나타난 결과를 분석한 결과 ML계열의 시료는 총 12개 중 11개의 시료가 보통 등급, 1개의 시료가 불량 등급으로 나타난 것에 비해 CL계열의 시료는 26개 모두 불량 또는 매우 불량 등급으로 평가되어, 보다 신뢰성 있는 강도 산정을 위한 보정 기법의 적용이 필요할 것으로 판단된다.

Fig. 6의 결과에서 시료의 채취 심도와 교란도 사이의 뚜렷한 상관성은 확인되지 않았다. 본 연구에서는 심도 10m 이하의 시료가 대부분이었고 10m 초과 시료의 심도 범위도 제한적이므로, 일부 시료에서 10m 이내 구간이 상대적으로 큰 교란도를 보이는 경향이 관찰되더라도 이를 일반적인 심도 효과로 해석하기에는 한계가 있다. 본 시료는 점토(CL)와 실트(ML)로 분류되며, 실트 시료의 파괴 시 변형률은 4~6, 점토 시료는 6~8 사이에 분포하여, 실트질 시료가 점토질 시료에 비해 교란도가 적은 것으로 확인되었다. 한편 본 연구에서 사용된 시료의 대부분은 채취 심도 10m 이내에 분포하였으며, 일반적으로 얕은 심도에서 채취된 시료가 상대적으로 큰 교란도를 나타낸다는 기존 연구 결과와 유사한 경향을 보였다.

Fig. 6

Distribution of strain rate at failure according to sampling depth

4.2 변형률 속도에 따른 일축압축강도

본 연구는 변형률 속도에 따른 일축압축강도의 특성을 평가하기 위하여 재하속도 1.0, 0.1, 0.01%/min 조건에서 시험을 수행하였다. 응력–변형률 곡선 작성 시 시편 상·하부와 가압판의 초기 밀착 과정에서 발생하는 미소 변형은 초기 seating effect로 간주하였으며, 하중이 안정적으로 전달된 이후의 구간을 기준으로 원점을 보정하였다. 따라서 Fig. 7에 제시된 곡선은 실제 측정 원자료를 그대로 도시한 것이 아니라, 시편 간 비교를 용이하게 하기 위하여 초기 접촉 오차를 보정한 결과이다.

Fig. 7(a)는 ML군을 대표할 수 있는 시료에 대한 변형률 속도를 달리한 일축압축시험 결과를 나타낸 그림이다. 그림과 같이 변형률 속도가 증가함에 따라 최대 압축응력이 증가하며 전체적으로 압축응력이 최대가 되는 시점은 변형률 속도 1.0%/min에서는 3~6%, 0.1%/min에서는 6~8%이며, 0.01%/min에서는 7~10%로 변형률 속도가 낮아질수록 큰 변형률에서 최대 압축응력이 나타나는 것으로 분석되었다. 또한 CL군에 대한 시험 결과는 Fig. 7(b)에 나타나있으며 마찬가지로 변형률 속도가 증가할수록 최대 압축응력은 증가하는 경향을 보이고 있다. 압축응력이 최대가 되는 시점은 변형률 속도 1.0%/min에서는 7~9%, 0.1%/min에서는 9~11%이며 0.01%/min에서는 10~12%정도에서 관찰되었다. 또한 CL군은 ML군에 비해 상대적으로 큰 변형률에서 최대 압축응력이 발현되는 경향을 나타내었다.

Fig. 7

Stress-strain curve according to strain rate

이를 통해 변형률 속도 변화에 따른 일축압축강도의 상관관계를 분석하여 변형률 속도 변화에 따른 강도증감비를 산정하고 각각의 변형률 속도에서 얻은 일축압축강도를 변형률 1.0%/min일 때의 일축압축강도로 환산하는 관계식을 개발하고자 하였다. 하지만, 아래 Fig. 8 및 Fig. 9의 상관관계는 1.0%/min 조건의 일축압축강도를 기준으로 0.1%/min 및 0.01%/min 조건에서의 대응값을 비교한 선형회귀분석 결과이다. 다만 ML 시료의 경우 전체 강도 범위가 상대적으로 좁아 자료가 특정 구간에 집중되는 경향이 있으므로, 회귀식의 적용성은 경향 파악에 유효하나 정밀한 예측식으로 일반화하기에는 한계가 있다. 따라서 본 연구의 회귀분석 결과는 저소성 세립토의 변형률 속도 효과를 정량적으로 비교하기 위한 기초 자료로 해석하는 것이 타당하다.

Fig. 8

Correlation analysis of uniaxial compression strength in ML group

Fig. 9

Correlation analysis of uniaxial compression strength in CL group

Fig. 8은 ML군에서 변형률 속도 0.1%/min의 일축압축강도 suc(0.1)와 변형률 속도 0.01%/min의 일축압축강도 suc(0.01)을 변형률 속도 1.0%/min의 일축압축강도 suc(1.0)의 변화에 따라 나타낸 그림이다. 또한 이들의 관계를 선형적인 상관관계식으로 나타내면 식 (4), 식 (5)와 같다.

Fig. 9는 CL군에서 변형률 속도 0.1%/min의 일축압축강도 suc(0.1)와 변형률 속도 0.01%/min의 일축압축강도 suc(0.01)을 변형률 속도 1.0%/min의 일축압축강도 suc(1.0)의 변화에 따라 나타낸 그림이다. 또한 이들의 관계를 선형적인 상관관계식으로 식 (6), 식 (7)과 같이 나타내었다. 그림에 나타난 바와 같이 두 변수 간에는 높은 선형 상관성이 나타났으며 강도의 차이는 평균 14%, 31%로 0.01%/min의 변형률 속도를 가질 때 가장 작은 압축강도를 나타내는 것으로 분석되었다.

위와 같은 결과를 통해 변형률 속도에 초점을 두고 ML군과 CL군에 대한 변형률 속도 보정계수를 찾고자 하였으며 이상의 결과는 다음과 같다. Fig. 10은 ML군에서 변형률 속도에 대한 전단강도의 비를 나타낸 그림으로 상한선에서 0.97~0.88, 하한선에서 0.80~0.62의 강도비를 나타내고 있다. 이에 대한 평균의 범위는 0.88~0.75로 나타났으며 이는 0.01%/min의 속도를 원지반 변형률 속도로 채택할 경우 기존 1.0%/min의 변형률 속도에서의 전단강도에 0.75배가 작다는 것을 의미한다.

이를 통해 변형률 속도에 대한 영향을 평가하면 먼저 실내 일축압축시험을 통한 비배수 전단강도는 원지반 강도의 약 70%에 해당되므로 c1은 1.0/0.7=1.43이 되고 점토의 이방성에 대한 보정계수 c2는 (1.0+0.7)/2=0.85이며 이 때 인장강도는 압축강도의 약 70%이고 이는 압축조건을 고려한 값이 된다. Fig. 10에서 보정계수 c3는 0.75가 되며 이를 종합하면 다음 식 (8)와 같이 나타낼 수 있다.

식 (8)를 이용하여 추정할 수 있는 현장의 원지반 전단강도는 식 (9)과 같다.

이와 같은 결과는 ML군에서 0.01%의 변형률 속도를 고려하여 원지반 전단강도를 산정할 경우 약 9%정도 저평가 되고 있음을 알 수 있다. 따라서 ML군의 경우 1.10의 보정계수 A를 곱하여 원지반의 전단강도를 산정하는 것이 적절하다고 판단되며 이를 식 (10)로 나타낼 수 있다.

Fig. 11은 CL군에서 변형률 속도에 대한 전단강도의 비를 나타낸 그림으로 상한선에서 0.97~0.89, 하한선에서 0.64~0.44의 강도비를 나타내고 있다. 이에 대한 평균의 범위는 0.80~0.67로 나타났으며 이는 0.01%/min의 속도를 원지반 변형률 속도로 채택할 경우 기존 1.0%/min의 변형률 속도에서의 전단강도에 0.67배가 작다는 것을 의미한다. 이를 통해 변형률 속도에 대한 영향을 평가하면 시료 교란 및 점토의 이방성에 대한 보정계수를 ML군의 경우와 같고 보정계수 c3는 0.67이 된다.

위와 같은 결과를 종합하면 다음 식 (11)와 같이 나타낼 수 있다.

이와 같은 결과는 CL군에서 0.01%의 변형률 속도를 고려하여 원지반 전단강도를 산정할 경우 약 19%정도 저평가되고 있음을 알 수 있다. 따라서 CL군의 경우 1.24의 보정계수 A를 곱하여 원지반의 전단강도를 산정하는 것이 적절하다고 판단되며 이를 식 (12)과 같이 나타낼 수 있다.

Fig. 10과 Fig. 11에 제시한 상한선과 하한선은 각 변형률 속도 조건에서 관찰된 전단강도비의 대표 범위를 나타낸 것이다. 일부 0.1%/min 자료가 이 범위를 초과하는 것은 저소성 세립토의 시료별 불균질성, 교란 정도 차이 및 측정 산포에 기인한 것으로 판단되며, 본 연구에서는 개별값보다 전체 자료의 평균적 경향을 반영하는 보정계수를 도출하는 데 중점을 두었다. 따라서 보정계수는 모든 자료를 정확히 포락하는 값이라기보다, 실무 적용을 위한 대표값으로 제안한 것이다.

Fig. 10

Shear strength ratio according to strain rates in ML group

Fig. 11

Shear strength ratio according to strain rates in CL group

5. 결 론

본 연구에서는 저소성 실트(ML) 및 저소성 점토(CL)를 대상으로 시료 교란과 변형률 속도가 비배수 전단강도에 미치는 영향을 분석하고, 실내 일축압축시험 결과를 설계용 원지반 강도로 환산하기 위한 보정계수를 검토하였다. 파괴 시 변형률을 이용한 교란도 평가 결과, ML 시료는 대체로 ‘보통’ 등급, CL 시료는 ‘불량’ 이하 등급이 대부분으로 나타나 재료 특성에 따라 시료 교란에 대한 민감도가 상이함을 확인하였다. 또한, 변형률 속도 1.0%/min을 기준으로 할 때, 0.01%/min에서의 강도비는 ML군 약 0.75, CL군 약 0.67 수준으로 산정되어, 실내시험 변형률 속도가 현장조건에 비해 크면 전단강도가 과대평가될 수 있음을 확인하였다. 한편, 기존에 교란, 강도 이방성, 변형률 속도 효과가 상호 보완되어 일축압축강도의 절반을 설계용 비배수 전단강도로 사용하는 관행에 대하여, 저소성 실트와 점토에서는 오히려 원지반 전단강도가 ML군 약 9%, CL군 약 19% 정도 저평가될 수 있음을 보였다. 이에 따라 현장 콘 관입시험 결과와의 비교를 통해 보정계수 A를 도입한 결과, ML군에서는 약 1.1, CL군에서는 약 1.2 수준의 보정치를 적용할 때 실내 일축압축시험과 현장 콘 관입시험에서 산정된 전단강도가 양호한 일치를 보였다. 따라서 저소성 세립토의 비배수 전단강도를 설계에 적용할 경우 시료 교란도와 변형률 속도를 고려한 보정 절차를 통해 비배수 전단강도를 설계에 적용하는 것이 타당하다는 결론에 도달하였다. 다만 본 연구는 특정 지역에서 채취한 38개 시료를 대상으로 수행되었으므로, 제안된 보정계수와 적용 절차는 유사한 지반 조건에 우선 적용하는 것이 바람직하며, 국내 타 지역 자료를 통한 추가 검증이 필요하다.