1. 서 론
2. 시험계획
2.1 시험편
2.2 시험방법 및 장치
3. 기존 연구 결과 및 시험 결과
3.1 기존 연구 결과
3.2 시험 결과
4. 분석 및 고찰
4.1 물리적 성질과 역학적 특성 사이의 관계
4.2 함수상태가 역학적 특성이 미치는 영향
5. 결 론
1. 서 론
제주도는 약 200만년 전부터 역사시대까지 발생한 여러 차례의 화산활동으로 형성된 섬(Yoon and Ko, 2011)으로, 제주도의 지반은 토사층이 얇게 표면을 덮고 있고, 그 아래 용암류 암반과 화산쇄설층이 층상으로 구성되어 있다. 이 용암류 암반은 육지부의 심성암이나 퇴적암과는 달리 용암이 흘러가면서 냉각되어 형성된 것으로 유동구조(Flow structure)를 나타내며, 용암 속에 존재하던 휘발성분이 미처 빠져나오지 못하여 형성된 기공(vesicle)이 불규칙적으로 발달한 다공성 구조를 갖고 있다. 이러한 제주도의 화산암에 대한 물리적 및 역학적 특성들과 서로의 상관성에 대한 연구가 많은 연구자에 의해 선행되었으나(Kim and Choi, 1991; Eum, 2002; Kim, 2007; Nam et al., 2008a, 2008b, 2009; Cho et al., 2009; Moon et al., 2014; Yang, 2014, 2015a, 2015b, 2016; Yang and Boo, 2019; Moon and Yang, 2020), 암석의 함수상태에 대해 고려한 연구는 Kim(2007)과 Nam et al.(2008b), Moon et al.(2014)에 의해서만 간헐적으로 수행되었다. 이들이 화산암의 함수상태를 건조와 포화상태로 구분하여 역학적 특성을 평가하였지만, 이들의 연구에서 함수상태는 시료의 조건을 변수로 선정한 것이고, 함수상태에 대한 분석이 주요주제가 아니었기에 심도 깊은 분석이 이뤄지지 않았고, 단순히 결과에 차이가 나타남에 대해서만 언급하였다.
암석의 함수상태가 강도 및 변형과 같은 역학적 특성에 영향을 미치는 것은 잘 알려진 사실로 해외의 많은 연구자들에 의해 연구가 진행되었다(Burshtein, 1969; Van Eeckhout and Peng, 1975; Hawkins and McConnell, 1992; Vásárhelyi and Ledniczky, 1999; Vásárhelyi, 2002, 2005; Törör and Vásárhelyi, 2010). 이들은 사암이나 이암, 셰일, 석회암, 응회암 등과 같은 퇴적암이나 대리석과 같은 변성암을 대상으로 연구를 수행하였으며, 암석의 물리적 특성과 함수상태에 따른 역학적 특성을 시험을 통해 평가하고, 상관성을 분석하였다. 국내에서는 Choi et al.(2018)이 한반도 남부지역의 응회암, 현무암, 섬록암에 대해 건조/포화조건으로 실내시험을 수행하여 비파괴 물성으로 주요 역학적 물성을 추정하는 회귀모델을 제안한 바가 있으나 사용된 시료의 출처가 불분명하고 시료의 수가 제한되었다는 한계를 가지고 있다.
최근 제주에서는 신창 앞바다에 해상풍력발전단지가 조성되었고, 여러 사이트에서 발전단지를 추진 중에 있다. 해상풍력발전기의 공용기간은 20년으로 막대한 공사비를 들여 시공되는 만큼, 공용기간 동안 문제가 발생하지 않도록 기초가 보다 안전하고 정확하게 설계되고 시공되어야 한다. 그러나 해상풍력발전기의 기초설계를 위한 지반조사시, 암반의 강도는 건조된 시료로 평가하기 때문에 실제 해상에서의 암반 강도와는 차이를 갖게 된다. 따라서, 본 연구에서는 제주도 북서부 지역에서 채취한 현무암에 대해 함수상태를 변화(포화/건조)시켜 실내시험을 수행하고 기존연구결과와 함께 함수상태가 현무암의 역학적 특성에 미치는 영향을 분석 및 평가하고자 한다.
2. 시험계획
2.1 시험편
본 연구에서는 제주도의 북서부지역으로, 제주시 애월읍 상가리와 어음리의 화산암을 채취하여 실내시험을 수행하였다. Fig. 1은 화산암을 채취한 위치의 지질도(MGEO, KIGAM)를 나타낸 것으로 어음리에는 부면동조면현무암(Qbmtb)이, 상가리에는 금덕리현무암(Qkdb)이 분포하는 것으로 나타났다.
제주도의 현무암은 이방성이므로(Nam et al., 2008b) 시험편의 방향성을 유지하기 위해 지하수 관정 굴착시 채취된 화산암을 사용하였으며, 육안상 기공의 분포가 현저하게 다른 암석을 대상으로 하였다. Fig. 2는 본 연구에 사용한 시험편을 나타낸 것으로 (a)는 상가리에서 채취한 현무암으로 기공이 거의 없고, 밀도가 높은 현무암이며, (b)는 어음리에서 채취한 것으로 기공이 비교적 크고 암석에 균질하게 분포하여 밀도가 상대적으로 낮은 현무암이다. BX구경의 비트를 사용하여 코어를 채취하였으며, 직경이 약 43mm인 원주형 시험편으로 제작하였다. 일축압축강도 시험용 시험편은 암석의 일축압축강도시험 규정(KS E 3033, ASTM D7012)에 따라 종횡비가 2.0이 되도록 제작하였으며, 압열인장강도 시험용 시험편은 관련 규정(KS E 3032)에 따라 종횡비가 0.5가 되도록 제작하였다. 시험체는 지역별로 일축압축강도용과 압열인장강도용 각각 10개씩 제작하여 총 40개의 시험편을 만들었으며, 함수상태를 건조 및 습윤상태로 5개씩 구분하여 시험하였다.
2.2 시험방법 및 장치
현무암 시험편의 물리적 특성을 평가하기 위하여 비중/흡수율시험(KS F 2518), 공극률 시험(KSRM)을 수행하였으며, 역학적 특성을 평가하기 위하여 일축압축강도(KS E 3033, ASTM D 7012)와 압열인장강도(KS E 3032) 시험을 수행하였다. 한국암반공학회(KSRM)의 암석의 탄성상수 측정 표준시험법을 따라 일축압축강도시험시 시험체에 변형률게이지를 부착하여 변형률을 측정하였으며, 일축압축강도의 50% 수준에서 접선탄성계수와 할선탄성계수를 산정하였다.
암석의 일축압축강도와 압열인장강도는 공시체의 직경 및 형상의 영향을 받고 있다는 것은 선행 연구에 의해 잘 알려진 내용이다(ASTM D 7012-04; Hoek and Brown, 1997; Yu et al., 2006). 일축압축강도의 경우, ASTM D 7012-04에서 공시체의 형상(직경과 높이의 비, D/H)의 영향을 고려하여 식 (1)과 같은 교정식을 제안하였으며, Hoek and Brown(1997)은 공시체의 직경(D)을 고려한 교정식을 식 (2)와 같이 제안하였다.
| $$\sigma_c=\frac{\sigma{'}_c}{0.88+0.222(D/H)}$$ | (1) |
여기서, σc는 교정된 일축압축강도, σ'c는 측정된 일축압축강도, D는 직경, 그리고 H는 높이를 나타낸다.
| $$\sigma_{c50}=\frac{\sigma_c}{{(50/D)}^{0.18}}$$ | (2) |
여기서, σc50은 직경이 50mm인 암석시험편에 대한 일축압축강도를 말한다.
압열인장강도의 경우, Yu et al.(2006)은 암석 공시체의 두께와 직경의 비를 고려한 교정식을 식 (3)과 같이 제안하였다.
| $$\sigma_t=(0.2621(H/D)+1)\sigma_t{'}$$ | (3) |
여기서, σt는 공시체의 형상을 고려한 압열인장강도, σt'은 측정된 압열인장강도를 나타낸다.
따라서, 본 연구에서 수행한 시험결과와 기존의 연구결과를 함께 비교, 분석하기 위하여 식 (1)～(3)을 적용하여 시험 결과들을 정규화하였다.
강도시험시 시험체의 함수상태는 KS F 2518에서 규정한 방법을 따라 건조와 습윤상태로 구분하여 시험하였다. 건조상태는 105±5℃ 오븐에서 24시간 이상 건조시킨 후 상온으로 식혀 시험하였고, 포화상태는 20±5℃의 증류수에 48시간 이상 침수시킨 후 젖은 수건을 사용하여 표면의 물기를 닦은 후 시험하였다.
비중/흡수율시험에는 CAS에서 제작한 전자저울(CBX-22KH)을 사용하여 시험편의 무게를 측정하였다. 강도시험에는 Fig. 3에 나타낸 것과 같은 최대하중이 1MN인 만능재료시험기(SGA-B-100PC)를 사용하였다.
3. 기존 연구 결과 및 시험 결과
3.1 기존 연구 결과
제주도 화산암의 함수상태에 대한 기존 연구는 Kim(2007)과 Nam et al.(2008b)이 서귀포시 성산읍 삼달리 일대에서 채취한 표선리 현무암과 조면암질 현무암, 스코리아에 대해 물성 및 역학시험을 수행하여 각각의 암석에 대한 대푯값을 제시하였다. 이들이 수행한 시험결과와 그 결과를 식 (1)～(3)을 통해 교정한 결과(일축압축강도와 압열인장강도)를 Table 1에 평균값과 표준편차로 정리하였다.
Table 1.
Summary of the Physical and Mechanical Characteristics for Pyoseonri basalt, Trachy basalt and Scoria (Kim, 2007; Nam et al., 2008b)
Moon et al.(2014)은 제주시 조천읍 북촌리 일대에서 육안에 의한 기공의 유무에 따라 3종의 현무암을 채취하여 물성 및 역학적 시험을 수행하고 유효공극률과 물리적, 역학적 특성과의 상관관계를 분석하였다. Table 2에 Moon et al.(2014)의 시험결과와 식 (1)～(3)을 통해 교정된 값을 정리하였다.
Table 2.
Summary of the Physical and Mechanical Characteristics for Bukchon-ri Basaltic Intact Rocks (Moon et al., 2014)
제주광역경제권 선도산업 육성사업의 중간보고서(GK Engineering et al., 2013)에서는 해상풍력발전기 설치를 위한 지반설계기술 개발을 목적으로 제주의 북동부 해상과 육상에 지반조사를 하고, 시추 코어에 대해 물성 및 강도를 평가하였다. 조천읍 함덕리와 북촌리 일대에서 코어를 채취하였으며, 한국지질자원 연구원의 지질도에 의하면 선흘리현무암질안산암(Qsba)이 분포한 것으로 나타났다. 채취한 코어 중 일부는 건조상태로, 일부는 포화상태로 함수상태를 변화시켜 시험하였으며, 그 결과를 Table 3에 정리하였다.
Table 3.
Summary of the Midway Report by GK engineering et al. (2013)
3.2 시험 결과
제주도 현무암의 함수상태가 역학적 특성에 미치는 영향을 평가하기 위하여 시험편의 물리적 및 역학적 시험을 수행한 결과를 Tables 4～5에 정리하였다. Table 4는 압축강도시험을 수행한 시험편에 대한 시험 결과를 정리한 것이고, Table 5는 압열인장강도시험을 수행한 시험편에 대한 결과를 정리한 것이다.
Table 4.
Summary of Results for Uniaxial Compressive Strength Test
Table 5.
Summary of Results for Brazilian Tensile Strength Test
4. 분석 및 고찰
이 장에서는 Tables 1～3의 기존 연구결과와 Tables 4～5에 정리한 본 연구에서의 시험결과를 가지고 분석하고자 한다. 먼저, 비중과 흡수율의 관계를 검토하고, 물리적 성질과 역학적 성질 사이의 상관관계를 살펴보고자 한다. 또한 함수상태가 교정일축압축강도(이하 일축압축강도, UCS) 및 교정압열인장강도(이하 압열인장강도, BTS), 탄성계수에 미치는 영향을 살펴보고자 한다.
Fig. 4는 흡수율에 대한 겉보기비중을 도식한 것이다. Yang(2015a)은 제주도 화산암에 대해 비중-흡수율 관계에 따라 크게 2개의 선형회귀로 구분됨을 제안한 바 있으며, 본 연구에서 사용된 데이터 중 Kim(2007)의 Scoria를 제외하면 모두 선형회귀 (1)에 해당되고 있음을 알 수 있다. 따라서 본 연구에서는 Yang(2015a)이 제안한 선형회귀 (1)에 해당하는 제주도의 화산암을 중심으로 그 특성을 살펴보고자 한다.
4.1 물리적 성질과 역학적 특성 사이의 관계
본 절에서는 현무암의 물리적 성질인 흡수율과 비중을 일축압축강도 및 압열인장강도와 비교하여 상관성을 분석하였으며, 시험편의 함수상태에 따라 결과를 도식하여 분석하였다.
4.1.1 흡수율과 역학적 특성
Figs. 5～6은 흡수율과 일축압축강도 및 압열인장강도와의 관계를 각각 나타낸 것으로 그래프의 표식 내부가 비어있는 것은 시험편이 건조상태인 것이고, 표식 내부가 색칠되어 있는 것은 시험편이 포화상태임을 나타낸 것이다.
일축압축강도와 압열인장강도는 흡수율이 증가함에 따라 지수함수적으로 급격히 감소하는 경향을 나타내고 있으며, 이는 Yang(2014, 2015a)이 흡수율과 일축압축강도 사이의 관계를 발표한 것과 정합되는 결과를 나타내고 있다. 일반적으로 인장강도는 일축압축강도와 비례관계에 있는 것으로 알려져 있으므로 흡수율에 따른 일축압축강도와 유사한 경향이 나타난 것으로 판단된다.
시험편의 함수상태가 포화상태인 경우가 건조상태인 경우보다 일축압축강도가 더 낮게 나타나고 있다. Van Eeckhout(1976)는 셰일을 대상으로 함수상태에 따른 강도 감소의 원인을 파괴 에너지 감소, 공극수압 증가, 모세관압 감소, 화학적 요인, 마찰 감소 등 여러 메커니즘으로 설명하고 있으나 이러한 메커니즘을 찾아내기 위해서는 보다 정밀한 장비와 실험계획을 통한 추가 연구가 필요하다고 판단된다. Moon et al.(2014)에 의하면 제주도 현무암의 구성광물은 사장석(Plagioclase), 감람석(Olivine), 휘석(Pyroxene), 석영(Quartz)이 전체의 90% 이상을 차지하고 있으며, 대표적인 팽윤성 점토광물인 몬모릴로나이트(Monmorillonite)나 질석(Vermiculite)은 없었다. 따라서 제주도 현무암의 경우 Van Eeckhout(1976)가 연구한 셰일과 달리 팽윤성 점토광물이 함유되지 않기에 함수상태에 따른 강도감소의 주요 원인은 공극수압의 영향으로 사료된다. 이는 포화된 암석에 하중을 재하하면, 암석 내부에는 공극수압이 발생하게 된다. 이 공극수압이 재분배되기 위해서는 일정시간이 요구되나 시험체의 함수상태의 변화를 최소화하기 위하여 시험시간을 최소화하였기 때문에 공극수압이 재분배되지 못하고 강도에 영향을 미친 것으로 사료되며, 이와 연관된 후속 연구가 필요할 것으로 판단된다.
4.1.2 겉보기 비중과 역학적 특성
겉보기 비중과 일축압축강도 및 압열인장강도와의 관계를 Figs. 7～8에 각각 나타내었다. 비중이 증가함에 따라 일축압축강도와 압열인장강도 모두 지수적으로 증가하는 경향을 나타내고 있다. 일축압축강도의 경우 비중이 증가함에 따라 서서히 증가하고 있으나 비중이 2.8이상에서 급격히 증가하고 있으며, 압열인장강도의 경우도 비중이 2.0～2.8까지는 선형관계로 증가하다가 2.8이상에서 급격히 증가하고 있다. 구성광물에 따라 차이가 있겠지만 입자의 단위질량이 유사하다면 비중이 증가하는 것은 밀도가 증가하는 것과 같다. 이는 암석에 하중이 재하될 때 재하면적이 증가하고, 구조체가 보다 안정적으로 형성되기 때문에 일정 비중 이상에서는 내하력이 급격히 증가하는 것으로 사료된다.
본 연구에 사용된 데이터 내에서 현무암의 물성과 강도사이의 관계를 회귀분석한 결과에 의하면, 비중이 흡수율보다 일축압축강도 특성을 잘 반영하고 있으며, 압열인장강도의 경우에는 비중과 흡수율 모두 그 특성을 잘 추정하고 있으나 흡수율이 보다 높은 결정계수를 나타내고 있음을 확인할 수 있다.
4.2 함수상태가 역학적 특성이 미치는 영향
4.2.1 일축압축강도
Fig. 9는 건조상태와 포화상태에서의 일축압축강도의 관계를 도식한 것으로, 제주도 현무암은 건조상태와 포화상태의 압축강도 사이에 식 (4)와 같은 선형관계를 가지고 있다.
| $$\sigma_{c50-sat.}=0.726\sigma_{c50-dry}\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;R^2=0.871$$ | (4) |
여기서, σc50-dry는 건조상태에서의 교정된 일축압축강도, σc50-sat.는 포화상태에서의 교정일축압축강도를 나타낸다.
식 (4)에 나타낸 것과 같이 제주도 현무암에 있어서, 포화상태의 일축압축강도는 건조상태의 일축압축강도의 약 73% 수준으로 감소하였다. 암석의 함수상태에 따른 역학적 특성을 평가한 기존 연구결과에 의하면 다른 암종들도 포화상태의 일축압축강도는 건조상태와 비교하여 선형 비례하여 감소하는 경향을 나타내었으며, 그 결과를 Table 6에 정리하였다. Vásárhelyi(2002)이 발표한 응회암(Tuff)은 대부분 밀도가 2.0g/cm3 이하이고, 건조상태의 압축강도가 20MPa 이하에 밀집되어 있어서 다른 암석에 비해 내부 공극이 많을 것으로 추정되며, 함수상태에 따라 압축강도가 73% 감소하는 경향을 나타내었다. Vásárhelyi(2005)이 발표한 석회암(Limestone)은 밀도가 낮고 공극률이 14～52%로 매우 크고 불규칙하여 건조상태의 압축강도가 대부분 10MPa 이하인 매우 약한 암석을 대상으로 실험하였다. 석회암은 잘 알려진 바와 같이 물과 화학적으로 반응하여 용해되기 때문에 포화상태에서 강도저하가 가장 크게 나타나 강도비가 약 66%로 나타났다. Vásárhelyi and Ledniczky(1999)은 공극률이 0.7% 이하인 매우 밀실한 대리석(Marble)을 시료로 실험하였으며, 공극률이 매우 작아 수분 함양이 다른 암석에 비해 매우 작기 때문에 물에 의한 영향도 가장 적게 받아 강도감소율이 약 7%를 나타내었다. 마지막으로 Török and Vásárhelyi(2010)이 연구한 트래버틴(Travertine)은 밀도가 2.2g/cm3이상이고, 대부분 유효공극률이 2.0～6.0% 사이에 분포한 암석으로 포화와 건조상태의 압축강도비가 약 89%를 나타내었다. 이는 앞서 언급한 응회암이나 석회암보다 밀도가 높기 때문에 암석 내부가 밀실하여 비교적 물의 영향을 적게 받은 것으로 판단되고, 대리석보다는 공극률이 크기 때문에 상대적으로 물의 영향을 많이 받아서 응회암과 대리석 사이의 값을 나타낸 것으로 사료된다. 반면, 본 연구에서 수행한 현무암의 경우 밀도는 2.05～2.85g/cm3의 범위에 분포하고, 유효공극률은 대부분 2.5～7.0%의 범위에 분포하여 트레버틴과 비슷한 물성을 나타내고 있으나, 함수상태에 따른 압축강도비는 73%로 트래버틴의 89%보다 훨씬 낮은 값을 나타내었다. 이를 통해 함수상태가 압축강도에 미치는 영향은 비슷한 물성을 가질지라도 암종에 따라 차이가 있음을 확인할 수 있었다. 함수상태에 따른 제주도 현무암의 강도감소 원인은 앞서 언급한 것과 같이 팽윤성광물의 함유나 석회암과 같은 화학적 반응에 의한 것이 아니라 암석 내부 공극에 채워진 수분이 하중 재하시 공극수압으로 작용하여 내하력을 저하시켜 강도가 저하된 것으로 추정된다. 그러나 제주도 현무암이 물성이 비슷한 트래버틴에 비해 강도감소가 더 크게 나타나는 원인을 추적하기 위해서는 추가적인 후속연구가 필요할 것으로 판단된다.
Table 6.
Summary of the ratio of the saturated UCS to the dry UCS
4.2.2 압열인장강도
압열인장강도의 함수상태에 따른 영향을 살펴보기 위하여 Fig. 10에 건조상태와 포화상태의 압열인장강도를 도식하였다. 일축압축강도와 유사하게 압열인장강도도 선형 비례로 감소하였으며, 그 관계식은 다음과 같다.
| $$\sigma_{t-sat.}=0.791\sigma_{t-dry}\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;R^2=0.820$$ | (5) |
여기서, σt-dry는 건조상태에서의 교정압열인장강도를, σt-sat.는 포화상태에서의 교정압열인장강도를 나타낸다.
압열인장강도에 대한 연구는 Vásárhelyi and Ledniczky(1999)이 대리석을 대상으로 시험한 것과 Vásárhelyi(2005)이 석회암에 대해 발표한 것이 있으며, 그 결과를 Table 7에 정리하였다. 일축압축강도와 유사하게 대리석의 경우 공극률이 매우 작으므로 함수량이 매우 작고, 이로 인해 물이 강도에 미치는 영향이 매우 적어 함수상태에 따른 압열인장강도의 감소는 거의 없었다. 반면 석회암은 물에 용해될 뿐만 아니라 공극률이 매우 크기 때문에 함수율이 상대적으로 매우 높아 함수상태가 압열인장강도에 큰 영향을 주었다. 본 연구에서 수행한 현무암의 경우 이 두 암석의 중간상태에 위치하고 있으며, 포화상태에서의 압열인장강도가 건조상태일 때의 약 79% 수준으로 감소하였다.
Table 7.
Summary of the ratio of the saturated BTS to the dry BTS
4.2.3 탄성계수
Fig. 11은 건조상태에서의 탄성계수와 포화상태에서의 탄성계수의 관계를 도식한 것으로, (a)는 접선탄성계수에 대한 그래프이고, (b)는 할선탄성계수에 대한 그래프이다. 접선탄성계수의 경우 건조상태에서의 값 대비 포화상태에서는 약 83% 수준으로 감소하고 있으며, 할선탄성계수의 경우는 약 75% 수준으로 감소하고 있다. 기존 연구결과(Vásárhelyi, 2002, 2003, 2005)에 의하면 포화상태에서의 탄성계수의 감소비율은 일축압축강도와 비슷한 비율로 감소함을 알 수 있다. 본 연구에서도 할선탄성계수의 경우 일축압축강도의 감소율인 72.6%와 비슷한 값을 나타내고 있다. 반면 포화 및 건조상태의 접선탄성계수의 비율이 일축압축강도의 비율보다 큰 값을 나타내고 있으며, 각 값에서의 편차가 크게 나타나고 있다. 이렇게 편차가 크게 나타나는 것은 Moon et al.(2014)이 지적한 바와 같이 축변형률 측정시 변형률게이지를 사용하게 되면 기공이 불규칙적으로 산재해 있는 현무암의 경우 전체적인 변형이 고르지 않고 국부적인 변형에 치중되기 때문에 결과의 편차가 큰 것으로 추정된다.
4.2.4 일축압축강도와 압열인장강도
일반적으로 인장강도는 압축강도와 밀접한 관계가 있는 것으로 알려져 있다. Fig. 12는 일축압축강도에 대한 압열인장강도를 도식한 것으로 건조상태와 포화상태를 함께 나타내었다. 건조와 포화상태 모두 일축압축강도와 선형비례관계에 있으며, 일축압축강도와 압열인장강도 사이의 관계식은 다음과 같다.
| $$\sigma_{t-dry}=0.871\sigma_{c50-dry}\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;R^2=0.749$$ | (6) |
| $$\sigma_{t-sat.}=0.0945\sigma_{c50-sat.}\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;R^2=0.581$$ | (7) |
압열인장강도와 일축압축강도의 비례상수는 0.0871과 0.0945로 유사한 값을 나타내고 있으며, 이를 통해 일축압축강도와 압열인장강도 사이의 관계에 함수조건이 큰 영향을 주지 않는 것으로 판단된다. 이는 Vásárhelyi(2005)이 석회암의 일축압축강도와 압열인장강도 사이의 관계에 함수상태가 영향을 주지 않는다고 판단한 것과 정합되는 결과를 보여주고 있다.
Lee(2013)은 암종별 일축압축강도의 대푯값과 일축압축강도와 압열인장강도의 비를 제시하였는데, 현무암의 경우 일축압축강도가 148～355MPa, 일축압축강도와 압열인장강도의 비가 11.3～24.5의 범위에 있는 것으로 기록하였다. 본 연구결과에서는 일축압축강도가 13～180MPa의 범위에 분포하며 대부분 100MPa 이하이므로 Lee(2013)의 일축압축강도의 범위에서 크게 벗어나지만 일축압축강도와 압열인장강도의 비가 10.6～11.5의 범위로 나타나 Lee(2013)가 제시한 범위에 근접함을 확인할 수 있다. 이러한 결과를 통해 Lee(2013)이 제시한 148MPa의 일축압축강도 이하에서는 일축압축강도와 압열인장강도의 비가 약 11±0.4로 나타남을 확인할 수 있다.
5. 결 론
함수상태가 현무암의 역학적 특성에 미치는 영향을 평가하기 위하여 실내시험을 수행하고 기존의 연구결과와 더불어 분석하여 얻은 결론은 다음과 같다.
(1) 제주도 현무암의 일축압축강도와 압열인장강도는 흡수율이 증가함에 따라 지수함수적으로 급격히 감소하는 경향을 나타내었으며, 비중이 증가함에 따라 지수적으로 증가하는 경향을 보였다.
(2) 제주도 현무암에 있어서, 포화상태의 일축압축강도와 압열인장강도는 건조상태의 강도보다 약 73%, 약 79% 수준으로 각각 감소하였으며, 이는 팽윤성광물의 함유나 물과의 화학적 작용에 의한 강도 감소보다는 하중 재하시 암석의 공극에 채워진 수분에 압력이 작용하게 되어 강도를 감소시킨 것으로 판단된다. 또한 공극수압에 의한 영향을 명확하게 분석하기 위해 하중재하속도가 포화상태의 현무암에 미치는 영향에 대한 연구가 필요할 것으로 사료된다.
(3) 비슷한 물성을 가지는 암석일지라도 함수상태에 의한 일축압축강도의 감소 비율은 암종에 따라 차이가 나타남을 기존의 연구결과와 비교하여 확인할 수 있었으며, 그 원인을 명확하게 밝히기 위해서는 함수상태에 따른 제주도 현무암의 파괴메커니즘에 대한 추가연구가 필요하다.
(4) 함수상태에 따른 탄성계수의 변화는 일축압축강도와 압열인장강도의 변화와 유사하게 나타나며, 본 연구에 사용된 데이터는 편차가 크게 나타나고 있다.
(5) 제주도 현무암의 일축압축강도와 압열인장강도 사이에는 선형비례관계가 있으며, 일축압축강도와 압열인장강도의 비는 약 11로 나타났다. 그리고 함수상태는 강도간의 관계에 큰 영향을 주지 않음을 확인하였다.
