1. 서 론

자연상태에 존재하는 흙은 다양한 크기의 토립자로 구성되어 있고, 그 역학적 특성은 흙의 입도조성에 크게 의존한다. 실무에서도 대상지반의 지배적인 토립자 크기를 토대로 크게 사질토와 점성토로 분류하고 있으며 기술적으로도 전혀 다르게 취급되고 있다. 예로, 지반이나 말뚝 등의 지지력, 기초파괴에 대한 안정성, 사면안정 및 주동토압, 저항토압 등의 전단에 관한 사항은 주로 토립자 간의 마찰을 고려하여 내부 마찰각을 상정하고 이에 따른 전단강도를 결정한다. 한편, 점성토 지반에서는 주로 흙이 가지고 있는 점착력으로 전단강도를 고려하며 이를 바탕으로 지지력을 측정한다. 또한, 점성토 지반의 경우는 구조물 축조나 매립, 제방 등 성토에 의한 침하현상을 반드시 설계에 반영해야 하지만 사질토 지반의 경우, 압밀에 의한 침하보다는 진동이나 충격하중에 의한 침하현상이 주요한 사항으로 다루어지고 있다. 이와 같은 지반에 대한 기술적인 접근방법의 큰 차이점은 위에서 언급한 기초지반의 성층상태와 층을 구성하는 흙의 입도조성에 근거를 두고 있다. 그러나, 실제 다양한 현장 지반에서는 예상치 않게 모래와 세립분이 혼합되어 중간적인 입도조성을 나타내는 지반이 존재하며, 단순한 흙 분류로 만으로는 명확히 그 성질을 파악하기 곤란한 경우가 많다. 이와 같은 흙은 모래와 세립토의 중간적인 성질을 가지고 있기 때문에 Intermediate soil(transitional soil) 또는 혼합토로 불리우며 그 연구가 진행되고 있다. 혼합토에 관한 기존 연구는 소성이 높은 자연점토 및 상업용 점성토에 모래를 혼합시켜 모래함유율에 따른 일축압축강도와 압밀/압축특성을 소성지수와 연관시켜 그 관련성을 나타낸 연구가 주를 이루고 있다(Nakase and Kamei, 1983; 1988, Ochiai and Ohmine, 1993; Tsuchida, 1993). 이에 반하여 비소성 세립분 즉, 실트를 함유한 혼합토에 대한 그 역학적 특성은 아직 명확히 밝혀지지 않아 그 취급에 각별히 주의해야 한다.

본 논문에서는 이러한 비소성 실트가 혼합된 혼합토의 역학특성을 해명하기 위해 입도분포를 조성한 Silica sand(host sand)와 비소성 실트를 혼합하여 통상적으로 널리 사용되는 삼축압축시험기와 고압 삼축압축시험기를 이용하여 압밀배수시험을 수행했다. 시험은 모래가 골격구조의 주체를 이루는 세립분 함유율(Fc<Fc_th)의 범위 0, 10, 15, 20%의 시료를 이용하였으며 습윤다짐법으로 조밀한 상태와 느슨한 상태의 공시체를 제작하여 모래-실트 혼합토의 전단강도 및 거동에 대해 파악하였다.

2. 문헌연구

모래와 세립분이 혼합된 혼합토에 관한 연구는 모래에 세립토를 혼합하는 경우와 세립토에 모래를 혼합하는 경우로 나누어 분류할 수 있다. 전자는 지진에 대한 사질토의 액상화나 느슨한 모래지반의 유동변형, 정적 액상화에 관한 연구 등이 주로 수행되었으며, 후자는 점성토의 압밀이나 압축강도에 관한 연구가 많이 수행되어 조립토의 혼합에 따른 압축지수의 감소나 전단강도 특성 변화 등에 대한 연구가 많다. 또한, 혼합토의 구조에 관한 연구에서도 구조의 주체가 조립토인 경우와 세립토인 경우로 나누어 파악할 수 있으며, 이러한 조립구조와 세립구조의 경계를 전환 세립분 함유율(Threshold fines content, 이하 Fc_th)이라 한다. 전환 세립분 함유율이란 모래로 이루어진 간극에 세립분이 가득 채워진 상태를 말하며 상세히 설명하면 일정한 체적을 가진 순수한 모래에 세립분 함유율을 증가시킬 경우, 모래만으로 구성된 골격구조의 간극에 세립분이 채워져 간극비는 골격구조의 상태에 따라 변화(증･감)하게 되며, 이때, 강도 및 거동의 특성은 주로 모래로 구성된 간극비에 의해 지배된다. 한편, 세립분 함유율이 어느 일정 함유율(Fc_th)이상이 되면 모래 간극에 가득 채워진 세립분에 의해 모래의 접촉면이 이격되어 모래의 마찰에 의한 영향이 점차 감소하고 더욱 높은 세립분 함유율에서는 오히려 세립분 안에 모래가 산재하게 된다. 이때, 혼합토의 강도 주체는 세립토가 가지는 고유한 간극비에 지배된다. 이와 같이 흙의 구조가 바뀌는 전환 세립분 함유율은 조립토의 입경과 세립분의 종류(소성, 비소성)에 큰 영향을 받으며, 실내시험을 통한 기존 연구에서 소성을 가진 점토는 Fc=20%내외, 비소성 실트인 경우 Fc=30%～40%의 범위에서 전환 세립분 함유율을 나타낸다(Bahadori et al., 2008; Chang and Hong, 2008; Cubrinovski and Ishihara, 2002; Hyodo et al., 2010; Thevanayagam et al., 2002; Yamamuro and covert, 2001). Mitchell(1993)과 Kenny (1977)는 전환 세립분 함유율을 기준으로 모래가 주체를 이루고 있는 혼합토의 골격구조를 나타내기 위해 골격간극비(Granular void ratio)를 제안하였으며, 이를 시작으로 실트 골격간극비(Silt granular void ratio), 등가 골격간극비(Equivalent granular void ratio) 등의 개념을 이용하여 혼합토에 대한 연구가 진행되고 있다.

삼축압축시험을 이용한 전단특성에 관한 대표적인 연구결과로 Georgiannou et al.(1990)은 모래에 세립분 함유율 10%이하의 Kaolinite를 혼합하고 비배수 삼축압축 및 인장시험을 수행하여 혼합토의 전단강도는 골격간극비에 크게 의존하고 있다는 것을 나타냈으며, 세립분 함유율이 일정한 조건에서는 골격간극비가 낮을수록 그 강도는 증가한다는 결론을 내렸다. Thevanayagam and Mohan(2000)은 비소성 세립 Silica 10%와 Kaolinite 10%, 25%를 각각 모래와 혼합시켜 삼축압축시험을 수행하여 간극비-유효응력상의 정상 상태선이 세립분 함유율에 따라 각기 다르게 존재하는 것을 파악했으며, 이러한 정상 상태선에 대해 간극비 대신 골격 간극비를 이용하면 모래만의 정상상태선과 근사하게 되지만 완전히 일치하지 않다는 결론을 얻었다. Pitman et al.(1994)은 세립분이 느슨한 모래의 비배수 전단강도에 미치는 영향을 연구하기 위해 Ottawa sand에 비소성 세립 Silica(최대입경, d<0.075mm), Kaolinite(d<0.075mm), 가는 모래(0.075mm<d<0.25mm) 등 3종류의 시료를 세립분 함유율 10%, 20%, 30%, 40%로 혼합하고 습윤 다짐법으로 공시체를 제작하여 비배수 삼축압축시험을 수행했다. 그 결과, 세립 Silica와 가는 모래 혼합토의 전단강도는 간극비와 명확한 관련성을 나타내지만, Kaolinite 혼합토는 간극비가 아닌 골격간극비와 양호한 상관관계가 있다고 나타냈다. 또한, Thevanayagam et al.(2002)은 세립분의 체적을 완전히 무시하는 골격간극비가 아닌 세립분의 체적에 기여율 b를 도입한 등가 골격간극비의 개념을 제안했다. 이 등가 골격간극비를 이용하여 정상상태에 대한 간극비-유효응력관계가 서로 다른 세립분 함유율에도 불구하고 일의적인 관계가 나타남을 증명했다.

그러나, 이러한 기존의 연구 결과는 유효구속압이 1MPa보다 작은 영역에 대한 시험결과이며 모래의 파쇄가 발생하는 높은 압력조건하에서의 전단거동에 대해서는 아직 명확하게 연구가 진행되지 않은 실정이다. 고압영역의 압축성에 대한 연구는 Nocilla et al.(2006)이 모래파쇄가 발생하는 고압영역에 대하여 모래도 점토와 동일하게 한계상태이론을 적용할 수 있다는 이론을 발표하였다. 반면, Martins et al.(2001)은 구속압력이 낮은 영역에서 순수한 모래의 압축거동은 초기밀도의 영향을 많이 받지만 입자파쇄가 발생하는 높은 압력상태에서 항복이 시작되어 초기밀도에 대한 영향은 감소하고 최종적으로 1개의 단일 정규압축곡선(Normal Compression Line; NCL)으로 수렴한다. 그러나, 혼합토의 경우 초기밀도 영향이 모래입자가 파쇄되는 고압영역에서도 하나의 NCL로 수렴되지 않는다는 서로 상이한 연구결과를 나타낸바 있다.

3. 시료 및 시험방법

3.1 시료의 물리적 성질

시험에 사용한 조립토로는 입경이 서로 다른 상업용 Silica sand V5호, R5.5호, V6호, V3호를 이상적인 입도분포로 조성하기 위하여 건조중량비를 각각 1：2：2：5의 비율로 혼합하였다. 이와 같이 입도 조정한 Silica sand의 최대간극비 및 최소간극비는 각각 e_max=0.850, e_min=0.524이다. 또한, 세립토로는 ○○공업단지의 현장 실트(Fc=98%, PI=NP)를 채취하여 사용했다. 이러한 세립토와 조립토를 건조 중량비로 각각 0%, 10%, 15%, 20% 혼합하여 Fig. 1의 입도분포 곡선에 나타낸 바와 같이 다양한 세립분 함유율로 구성된 혼합 시료를 제작했다.

시험에 이용한 혼합시료의 물성을 Table 1에 나타냈다. Table 1에서 현장 실트는 자연상태에서 2%의 모래를 포함하고 있어 세립분 함유율보다 실제 세립분 함유율은 2% 작으며, 액터버그 한계(Atterberg limits)시험을 수행한 결과 모든 혼합시료는 비소성을 나타내는 것을 확인했다.

3.2 시험장비 및 공시체 제작방법

시험에 사용된 장비는 측압부하 장치에 전/공압 서보식를 이용하여 구속압을 500kPa까지 재하 가능한 일반적으로 사용되고 있는 삼축압축시험기와 일본 MARUI(주)에서 주문 제작한 고압 삼축압축 시험기를 사용했으며, 고압 삼축압축시험기의 배관 및 개념도와 시험기의 전경을 Fig. 2(a), (b)에 각각 나타냈다. 고압 시험기는 구속압을 50MPa까지 재하할 수 있는 유압 서브식 시험기로 고압에 견딜 수 있도록 챔버나 파이프 등은 모두 스테인레스로 제작되어 있고, 유압펌프에 의해 전달되는 유압을 축재하 및 측방 재하에 이용하도록 되어 있다. 높은 압력 조건에서도 맴브레인의 파손없이 시험이 가능하도록 두께 2mm의 고압시험기 전용 맴브레인을 이용하였으며 공시체 상하를 가는 철사로 고정하고 페데스탈(pedestal)에 거치시켰다(Fig. 2(c)). 본 시험장비에서 이용된 각 측정장치의 제원을 Table 2에 나타냈다.

실내시험에서 삼축압축시험 공시체 등을 제작할 경우, 현장 조건을 반영하여 공중 낙하법(air pluviation), 수중 낙하법(water pluviation), 수중 퇴적법(water sedimentation), 슬러리 퇴적법(slurry sedimentation), 다짐법(tamping method) 등을 일반적으로 이용하고 있다. 그러나, 혼합토 공시체를 제작할 때 공중 낙하법이나 수중 낙하법을 이용할 경우, 낙하 중 시료의 중량 차이로 인해 모래와 세립분이 분리되어 세립분이 균일하게 분포된 공시체를 제작하는 것이 불가능하다. 또한, 수중 및 슬러리 퇴적법은 공시체의 밀도를 조정하는 것이 불가능하므로 본 시험에서는 재료 분리없이 세립분을 균일하게 혼합시키며 밀도조정이 가능한 습윤다짐법을 이용하였다(Naeini and Baziar, 2004).

습윤다짐법은 Fig. 3에 나타낸 철제 램머를 이용하여 다짐하였으며, 공시체의 가장 느슨한 상태와 조밀한 상태의 공시체를 조성하기 위하여 몰드 안에 시료를 5층으로 나누어 투입하고 각각 한 층씩 다짐횟수와 낙하높이를 변화시키는 방법으로 과소다짐법(under-compaction)을 적용하여 각 층에 균등한 밀도로 분포되는 소정의 다짐횟수를 시행착오법을 이용해 산정하고 적용하였다(Adachi et al., 2000).

다짐에너지 E_c는 식 (1)에 의해 계산하였다. 여기서, W_R은 램머의 중량(N), H는 낙하높이(m), N_L은 다짐 층수(=n), N_B는 한 층의 다짐횟수, V는 다짐몰드의 체적(m³)을 나타낸다.

(1)

Table 3에 각 공시체 제작에 적용한 다짐에너지의 다짐횟수 및 낙하높이를 나타냈다. 공시체 제작은 E_c=22kJ/m³, 504kJ/m³ 2종류의 다짐에너지를 사용하였으며, 최소 다짐에너지 E_c=22kJ/m³는 램머의 낙하높이를 5cm로 설정하였고, E_c=504kJ/m³의 경우는 18.4cm로 설정하여 에너지를 조정하였다. 다짐공시체 제작 시, 혼합토의 재료분리를 억제하고 다짐을 효과적으로 제어하기 위하여 모든 시료의 함수비는 11%로 통일시켰으며 이 함수비는 공시체의 포화도를 높이기 위해 이산화탄소를 공시체내에 주입시키고 통수를 용이하게 할 수 있는 적절한 함수비로 생각된다(Naeini and Baziar, 2004). 이와 같은 조건의 함수비(w=11%)를 가지는 Silica sand에 가장 낮은 에너지를 다짐한 결과, 토립자의 표면장력에 의해 Silica sand의 기건상태에서 측정한 최대간극비(e_max=0.85) 이상의 아주 느슨한 공시체(e≒0.90)를 제작하는 것이 가능하였다. 최대 다짐에너지 504kJ/m³로 적용한 공시체는 2배의(1,008kJ/m³)의 다짐에너지를 적용시켜도 간극비의 변화가 일어나지 않는 것을 확인하였다. 따라서, 시험에서 이용한 램머는 다짐에너지 504kJ/m³를 적용한 것 이상의 높은 밀도의 공시체를 제작하는 것이 불가능하며, 이 때의 간극비를 공시체에서의 최소 간극비로 간주하였다.

3.3 시험 조건

본 시험에서는 상술한 방법으로 동일한 세립분 함유율과 다짐에너지(간극비)를 갖는 공시체에 각각 삼축압축시험기와 고압 삼축압축시험기 두 종류의 시험기를 이용했다. 특히, 고압 삼축압축시험은 높은 구속압을 가하기 위하여 단계적으로 목표로 하는 구속압까지 측압 및 축차 응력을 순차적으로 상승시키고, 목표로 한 구속압력에 도달한 후에 압밀수렴을 확인하기 위해 1분 동안의 체적변화가 0.01cc(ε_V=0.005%)이하가 될 때까지 체적 변화량을 측정한 후, 다음 재하 단계로 진행하는 작업을 반복했다(JGS 5024, 2000). 각 공시체의 유효구속압은 100kPa, 1MPa, 3MPa, 5MPa이며 압밀배수조건으로 전단속도 0.1%/min로 압축시험을 수행했다.

4. 삼축압축시험 결과

4.1 혼합토의 간극비

Fig. 4(a), (b)에 각각의 공시체에 대해 구속압 100kPa, 5MPa로 압밀시킨 후의 간극비 e와 세립분 함유율 Fc의 관계를 나타냈다. 또, 각각의 혼합토에 대하여 일본지반공학회 규정 모래의 최소/최대 밀도시험(The Japanese Geotechnical Society, JGS 0161, 2008; Japanese Industrial Standards(JIS), A 1224, 2000)을 준용하여 구한 최대/최소 간극비의 범위를 파선으로 함께 표기했다. (a)에서 압밀압력 100kPa로 압밀했을 경우, 순수한 모래(Fc=0%)의 간극비 e는 다짐에너지 E_c=504kJ/m³에서 0.597, E_c=22kJ/m³에서 0.846을 나타내나 세립분 함유율이 증가함에 따라 조립토가 이루는 간극에 세립분이 채워져 간극비가 감소하여, Fc=20%에서 최소가 됨을 알 수 있다. 따라서, Fc=20%는 모래가 골격을 이루고 있는 영역(Fc<Fc_th)안에 있다고 생각할 수 있으며, 이 이상의 세립분 함유율에서는 모래의 간극에 세립분이 모두 채워진 후, 오히려 세립분에 의해 모래의 접촉면이 이격되어 세립분에 모래가 산재하게 된다(Cubrinovski and Ishihara, 2002; Thevanayagam 등, 2002; Yamamuro and covert, 2001). Fig. 4(b)에서 압밀압력 5MPa로 압밀했을 경우는 압밀압력이 100kPa의 경우와 비슷하게 세립분 함유율에 따라 간극비는 감소하는 경향을 나타내며, Fc=15%정도에서 간극비가 최소가 된다. 압밀압력이 100kPa의 결과와 비교하면, 조립구조에서 세립구조로 전환됨에 따라 최소간극비를 나타내는 전환 세립분 함유율(Fc_th)의 %가 낮아지며, 세립분 함유율 15%, 20%에서는 높은 구속압으로 인해 기건상태에서 구한 최소 간극비보다 더 낮은 간극비를 나타낸다. 이와 같은 결과로 압밀압력이 높아지면 모래골격의 구조가 세립구조로 전환되는 전환 세립분 함유율은 낮은 함유율로 변화하는 것을 알 수 있다.

혼합토에 관한 연구에서 조립토가 골격을 이루고 있는 Fc<Fc_th영역에 대한 강도 발현의 주체는 조립토의 입자마찰에 기인하고 세립토는 단지 보조적인 역할만 한다고 가정하여 공시체의 세립토를 간극과 동일하게 간주한 골격간극비(Granular void ratio)의 개념에 착안하여 조립자만으로 형성된 골격의 상태를 표현하는 식(2)를 이용하여 Fig. 5에 나타냈다(Mitchell, 1993; Kenny, 1977).

(2)

여기서, e_g : 골격 간극비(Granular void ratio), V_v : 간극의 체적, V_sc : 세립분의 체적, V_ss : 조립토의 체적을 각각 나타낸다.

Fig. 5에는 구속압 100kPa과 5MPa로 압밀 후의 골격간극비와 세립분 함유율의 관계를 나타낸다. Fig. 5(a)에서 100kPa로 압밀한 공시체의 골격간극비는 세립분 함유율의 증가에 따라 증가하고 느슨한 공시체는 물론 조밀한 공시체에서도 Fc=20%정도에서 모래의 최대 간극비보다 높은 값을 나타내는 것을 알 수 있다. 또한, Fig. 5(b)에서 5MPa로 압밀한 공시체는 세립분 함유율의 증가에도 불구하고 Fc=15%정도까지 큰 폭의 간극비 변화를 나타내지 않지만 Fc=15% 이상에서 골격 간극비가 증가하는 것을 확인할 수 있다.

식 (2)의 골격간극비 개념을 이용하면 골격간극비가 모래의 최대 간극비를 초과하는 조건은 모래의 간극에 세립분이 완전히 채워져 있는 상태이며, 이 최대 간극비 이상의 골격간극비는 모래의 골격구조가 이격되기 시작하는 세립분 함유율이라 판단된다. 따라서, 모래의 최대 간극비를 경계로 그 이상의 간극비는 세립분의 영향이 큰 영역이며, 그 이하의 골격 간극비는 모래의 골격구조가 영향을 미치는 영역이라 할 수 있다.

Fig. 6에 세립분 함유율 0%, 9.8%의 공시체에 대하여 구속압을 100kPa, 1MPa, 3MPa, 5Mpa로 변화시켜 수행한 삼축압축시험의 결과를 나타낸다. 축차응력의 비교를 위해 축차응력을 구속압으로 정규화한 축차응력비-축변형율-체적 변형율의 관계를 각각 나타냈다. Fig. 6(a)에서 세립분 함유율 Fc=0%의 조밀한 공시체의 경우, 구속압이 100kPa일 때 전형적인 조밀한 공시체의 거동으로 전단초기에 명확한 최대응력비를 나타낸 후 연화거동을 나타내지만, 구속압이 고압으로 높아짐에 따라 이러한 초기 최대응력비는 나타나지 않고 느슨한 모래의 거동과 유사한 경화거동을 나타낸다. 또한, 동일한 축변형율에서 구속압이 높아질수록 응력비는 작아지는 경향을 나타내고 축 변형율 15%이상에서는 일정한 응력비(약 2.5)에 수렴하는 경향을 나타낸다. 체적 변형율의 경향은 구속압이 100kPa인 경우, 조밀한 모래의 전형적인 거동으로 전단초기에 수축 후 팽창거동을 나타내나, 구속압이 증가할수록 수축거동의 변형률 또한 증가하였다.

Fig. 6(b)는 세립분 함유율 Fc=0%의 느슨한 공시체에 대한 결과이며, 모든 구속압에 대하여 변형율의 증가에 따라 경화거동을 나타낸다. 구속압에 따른 축차응력비의 변화는 뚜렷한 상관관계가 나타내지 않았으며 구속압이 증가할수록 체적 변형률의 수축경향도 증가하였다. 이와 같이 조밀한 공시체와 느슨한 공시체가 1MPa이상의 높은 구속압에서 수축거동을 나타내는 것은 구속압의 증가로 조립자간의 접촉이 증가하고 전단이 진행됨에 따라 입자파쇄가 발생되었기 때문이라 생각된다.

Fig. 6(c), (d)는 세립분 함유율 9.8%의 혼합토를 다짐에너지 E_c=504, 22kJ/m³로 제작한 공시체의 시험결과로 Fig. 6(a), (b) Fc=0%의 공시체와 비교하여 높은 최대강도 및 잔류강도를 나타내고 전반적으로 동일한 전단거동을 나타낸다. 이는 Fig. 4의 간극비 경향에 나타낸 바와 같이 세립분이 모래의 간극에 채워져 간극비가 감소하는 것에 기안한 것이다. 또한 구속압 1MPa의 모든 시험결과에서 응력경로가 매끄럽지 않은 파형과 같은 결과를 나타내는데 이는 해당 구속압에서 입자의 재배열에 의한 파쇄가 발생하기 시작하는 구속압이라 생각된다.

Fig. 7은 동일한 구속압 조건(100kPa, 5MPa)에서 세립분 함유율을 Fc=0.0%, 9.8%, 14.7%, 19.6%로 변화시킨 시험결과를 나타낸다. 구속압이 100kPa인 Fig. 7(a), (b)에서 E_c=504kJ/m³로 다짐한 조밀한 공시체의 경우, 전단초기에 최대 축차응력이 발현된 후 연화거동을 나타내고, 세립분 함유율 0%의 순수한 모래에 세립분 함유율을 증가시켜 Fc=14.7%까지는 세립분의 증가에 따라 최대 축차응력이 증가한다. 최대 축차응력이 발현되는 축변형률 또한 세립분 함유율의 증가와 함께 증가한 후, 세립분 함유율을 더욱 증가되어 Fc=19.6%가 되면 최대 강도는 Fc=0%이하로 현저히 저하된다. 이와 같은 경향은 체적변형율에서도 동일하게 세립분 함유율 0%에서 14.7%까지는 전단초기 수축거동을 나타낸 후에 팽창거동으로 전향되는 전형적인 조밀한 모래의 거동을 나타내고 세립분 함유율이 증가할수록 팽창률도 커지는 경향을 나타낸다. 그러나, 세립분 함유율이 더욱 증가한 Fc=19.6%의 공시체에서는 느슨한 모래와 같은 수축거동을 나타낸다. 이와 같은 결과로, Fc=15%정도까지는 조립분이 형성한 골격의 간극을 세립분이 채워 더욱 조밀한 구조가 형성되지만 어느 정도 세립분(Fc_th)이 함유되면 오히려 세립분이 모래가 형성하는 골격을 이격시킨다고 생각할 수 있다.

Fig. 7(b)는 초기밀도가 느슨한 공시체의 결과로 순수한 모래에서 세립분 함유율이 증가함에 따라 Fc=14.7%까지 경화거동을 나타내고 Fc=19.6%에서는 연화거동을 나타내기 시작한다. 최대 축차응력은 세립분이 함유될수록 증가하여 Fig. 7(a)의 결과와는 상이하게 Fc=19.6%의 공시체에서 가장 높은 축차응력을 나타낸다. 이러한 경향은 조밀한 공시체와 비교하여 느슨한 공시체는 모래 골격이 느슨한 상태에서 세립분의 증가로 인해 밀도자체가 증가함에 의해 강도가 증가한 것이라 생각된다.

유효 구속압을 5MPa 조건으로 전단시험을 수행한 결과를 Fig. 7(c), (d)에 나타낸다. 그림에서 최대 축차응력은 세립분 함유율이 증가함에 따라 증가하는 경향을 나타내며 전단거동은 세립분 함유율 14.7%까지 경화거동을 나타낸 후, Fc=20%에서 최대 축차응력 발현되고 강도가 저하하는 연화거동을 나타낸다. 체적변형거동은 세립분 함유율이 증가할수록 체적변형의 수축경향은 감소하는 경향을 나타낸다. 이것은 구속압이 높을 경우 전단 진행에 따른 토립자 재배열에 의한 체적변형보다는 입자파쇄에 의한 영향, 실트가 함유됨에 따른 밀도증가와 실트가 충진재 역할에 기인하여 체적변형률은 감소하며 높은 강도를 나타낸 것으로 판단된다.

Fig. 8은 최대 축차응력비와 세립분 함유율과의 관계를 나타낸 결과로 구속압 100kPa의 경우, 다짐에너지 22kJ/m³, 504kJ/m³의 공시체는 초기에 세립분 함유율의 증가에 따라 최대 축차응력은 증가하고 Fc=15% 지점에서 최대 축차응력을 나타낸 후 축차응력은 감소하는 경향을 나타낸다. 이것은 모래로 구성된 골격구조에 실트가 증가하여 세립분이 조립자사이의 간극에 채워져 밀도증가에 의한 영향이며, 소성을 가진 점토를 세립분으로 사용한 기존 연구(Kim et al., 2012; Hyodo et al., 2010)와는 다른 경향을 나타낸다. 기존 연구에서는 다짐에너지가 높은 강한 골격구조에서 점토가 함유되면 점토의 윤활효과로 인하여 강도가 급격히 감소하지만, 실트 혼합토인 경우에서는 실트도 모래와 같은 입상체이므로 마찰접촉면의 증가로 인하여 강도가 증가한 것으로 판단된다. 또한, 실트 함유율이 Fc=19.8%에 이르러 실트가 조립자사이의 간극을 모두 채우고 난 후, 조립자간의 접촉을 이격시킨 것으로 고려된다. 이와는 상이하게 구속압 5MPa인 경우에서는 다짐에너지에 따른 초기밀도의 차이가 크지 않고 세립분 함유율이 증가함에 따라 최대 축차응력비도 증가하는 경향을 나타낸다.

Fig. 9에는 세립분 함유율에 따른 최대 축차응력비와 유효구속압의 관계를 나타냈다. 그림에서 구속압이 낮을때(100kPa)에는 세립분 함유율과 공시체의 초기밀도의 영향을 크게 받지만, 구속압이 5MPa일때에는 100kPa과 비교하여 상대적으로 세립분 함유율 및 초기밀도의 영향이 크지 않은 것을 정량적으로 알 수 있다. 또한, 다짐에너지가 높은 조밀한 공시체의 최대 축차응력비는 구속압이 높아지면 급격히 감소하는 반면, 느슨한 공시체는 미비하게 약간 증가하여 구속압에 대한 영향을 거의 받지 않는다.

삼축압축시험 결과를 이용한 e-log(P’)관계에서 도출되는 정상 상태선(Steady Sate Line, SSL)은 흙의 거동을 예측하는 구성식 등의 중요한 파라미터로 이용되고 있다. 상술한 연구문헌(Thevanayagam et al., 2002; Thevanayagam and Mohan, 2000)에서 혼합토의 정상상태선은 세립분의 증가에 따라 그 기울기는 증가하고 정상상태선의 위치 또한 세립분 함유율 20%정도(Fc<Fc_th)까지 e-log(P’)평면상에서 간극비가 작은 쪽으로 이동하며, 그 이상의 세립분 함유율(Fc>Fc_th)에서는 간극비의 증가하는 쪽으로 이동하는 연구결과가 있다. 그러나 이러한 연구결과는 모두 유효 구속압이 1MPa이하의 구속압이 낮은 상태에서의 결과로 고압영역에 대한 거동은 불분명하다.

따라서, 본 연구에서는 축 변형률이 20%일 때를 정상상태로 간주하고 이때의 간극비와 평균유효주응력을 이용하여 세립분 함유량에 따른 정상상태선을 Fig. 9에 나타냈다.

그림에서 세립분 함유율의 증가에 따라 Fc=14.7%까지 SSL이 간극비의 감소로 인해 아래 방향으로 이동하고 Fc=19.6%에서는 미소하지만 상승하는 경향을 나타낸다. 또한, 모래(Fc=0%)의 SSL과 비교하면 세립분이 함유되는 것으로 인하여 SSL의 고압영역에 대한 경사는 완만해져 기존의 연구결과와는 다른 경향을 나타내는 것을 알 수 있다.

5. 결 론

본 연구에서는 모래-실트 혼합토의 구속압력에 따른 전단특성을 파악하기 위해 저압 및 고압삼축압축시험기를 이용하여 배수전단시험을 수행하였다. 시험에서 도출된 주요 결과를 정리하면 다음과 같다.

(1)세립분 함유율(Fc=0%～20%)에 따른 압밀 후의 간극비 변화는 구속압 100kPa에서 초기 밀도의 영향을 받지 않고 모두 감소하는 경향을 나타내므로 20%까지는 전환 세립분 함유율(Fc_th)이하의 혼합토임을 확인하였다. 구속압 5MPa에서는 Fc=15%에서 최소 간극비를 나타낸 후 다시 증가하여 전환 세립분 함유율(Fc_th)은 구속압에 의해 변화하는 것을 알았다.

(2)구속압 100kPa일 때 조밀한 공시체의 전단강도는 세립분 함유율의 증가에 따라 증가한 후, Fc=19.6%에서 급격히 감소하여 모래의 골격구조가 이격 됨을 알 수 있었으며, 느슨한 공시체와 모래의 파쇄영역인 5MPa의 고압 구속압을 받는 공시체는 세립분 함유에 따라 전단강도가 증가하는 경향을 나타낸다. 이는 소성을 가진 세립분의 결과와는 다른 결과로, 실트도 모래와 같은 입상체이므로 소성 세립토의 윤활역할과는 다르게 토립자의 마찰에 기여하는 것으로 판단된다.

(3)구속압 100kPa에서는 공시체의 초기 밀도와 세립분 함유율에 따라 최대 축차응력비에 많은 영향을 미치나 높은 구속압(5MPa)영역에서는 이와 같은 영향이 크지 않음을 알았다.

(4)혼합토의 SSL은 e-log(P’)평면상에서 Fc=14.7%정도까지는 간극비의 감소로 인해 아래방향으로 이동해 가지만, 이 이상의 세립분 함유율에서는 조금 상승하기 시작한다. 또한, 고압영역에서는 세립분이 증가함에 따라 SSL의 기울기는 완만해 짐을 알았다.