1. 서 론
2. 동결 삼축압축시험
2.1 시료 조성
2.2 시험 장비
2.3 시험방법
3. 시험결과 및 분석
3.1 응력-변형률 거동
3.2 강도 특성
3.3 Mohr-Coulomb 파괴기준
4. 결 론
1. 서 론
인공동결공법은 Fig. 1과 같이 지중에 매설된 동결관에 브라인이나 액화질소와 같은 냉각액을 지속적으로 주입하여 주변지반과의 열교환을 통해 지반 내 간극수를 동결시켜 일시적으로 지반을 개량하는 공법이다. 시간이 지날수록 동결된 영역은 점차 확장되어 인접한 동결체와 만나 연속된 동결벽체를 형성하고, 형성된 동결벽체는 지하수의 흐름을 막는 차수벽 및 큰 하중을 견디는 내력벽으로 사용된다. 인공동결공법은 지하수위 아래에 위치한 모든 지반조건에서 적용이 가능하고 지반 내에 약액을 주입하지 않는 친환경적인 공법이라는 장점이 있어 터널 및 광산 등의 지하구조물 시공에 전세계적으로 적용하고 있다(Newman et al., 2011; Sun and Qiu, 2012; Shawn et al., 2016; Song et al., 2016; Tounsi et al., 2019). 이러한 인공동결공법의 안전하고 효율적인 설계를 위해서는 동결토의 거동에 대한 이해가 필수적이다.
동결토는 흙 입자, 부동수분(unfrozen water), 공기, 얼음의 4상으로 구성되어 있어 일반적인 비동결토와 비교하여 구성 요소들이 더 복잡한 역학·화학적 관계를 가지게 된다. 특히 부동수분과 얼음의 존재가 이러한 차이를 야기하는 주된 원인으로 알려져 있다(Hwang and Cho, 2020; Park et al., 2022). 부동수분은 영하의 온도에도 흙 입자를 둘러싼 액체상태의 얇은 막(unfrozen water film)으로 존재하며 흙 입자 사이에서 윤활제 및 유로(flow channel) 역할을 하는 반면, 얼음은 고체상태로 존재하며 액체상태의 물과 달리 스스로 전단강도를 가지고 주변 흙 입자들의 접착력을 높이는 역할을 한다.
또한 동결토의 거동은 시료의 자체적인 특성인 초기 함수비, 입도분포, 유기물 함유량, 염분 함유량 등과, 외부 조건인 온도, 구속압력, 재하속도, 응력이력 등에 따라 달라진다. 따라서 동결거동을 모사하려는 상황에 맞도록 적절한 실내시험을 구성하는 것이 필요하며 이를 위하여 다양한 방법의 동결 삼축압축시험이 수행된 바 있다. 대표적으로 Zhao et al.(2011)는 시료의 상부와 하부의 동결온도를 다르게하여 동결 점성토의 거동에 대한 온도구배의 영향을 분석하였다. Zhang et al.(2017)은 함수비와 구속압력, 얼음 함량에 따른 실트질 사질토의 압축특성을 평가하였고, Xu et al.(2019)는 동결 황토에 반복하중을 가하여 함수비와 구속압력에 따른 역학 및 손상 거동에 대한 연구를 수행하였다.
그러나 대부분의 선행연구들은 삼축압축시험기 외부에서 동결시료를 조성한 후 시료를 시험기에 다시 설치하여 구속 및 전단하중을 가하는 순서로 동결토에 대한 삼축압축시험을 진행하였다. 이때, 동결과정에서는 몰드(mold)를 사용하여 시료를 제작하였고, 시료의 상부에서 하부 또는 하부에서 상부로 일차원 방향으로 동결하는 방법을 적용하였다(Chamberlain et al., 1972; Baker, 1976; Parameswaran and Jones, 1981; Da Re et al., 2003; Yang et al., 2010; Kim et al., 2016; Nassr et al., 2018). 이와 같이 몰드를 사용하여 외부에서 동결시료를 준비하는 방법은 동일한 시간에 동결시료를 대량으로 제작할 수 있어 시간을 절약할 수 있다는 장점이 있지만, 몰드의 종류에 따라 시료에 불균등한 잔류응력을 유발할 수 있다는 단점이 있다. 또한 일차원 방향 동결은 영하의 대기온도로 인해 지표부터 동결이 시작되는 자연동결을 모사하기에는 적절하지만, 동결관에 둘러쌓여 빠르게 열교환이 진행되는 인공동결공법이 적용된 지반을 모사하기에는 적절하지 않다(Song et al., 2018).
따라서 본 연구에서는 기존의 시험방법의 단점을 보완할 수 있는 동결 삼축압축시험 장비 및 시험방법을 제안하였으며, 제안된 방법을 적용하여 동결온도와 구속압력에 따른 사질토의 역학적 거동을 평가하고 영향인자에 따른 결과를 분석하였다.
2. 동결 삼축압축시험
2.1 시료 조성
본 시험에서는 동결시료의 균질성을 최대한 유지하기 위하여 동일한 조건의 인조규사를 사용하였다. Fig. 2는 인조규사 시료를 20배 확대한 현미경 사진을 보여주고, Fig. 3에 입도분포곡선을 나타내었다. 이 두 자료를 통하여 시험에 사용된 인조규사의 입자 크기가 균일한 것을 확인하였다. 시료의 물성은 Table 1에 나타내었다. 인조규사의 비중은 2.64이고, 통일분류법상 입도분포가 나쁜 모래인 SP로 분류되었다.
Table 1.
Physical properties of tested silica sand
시료 조성방법은 일반적인 삼축압축시험(Bishop and Henkel, 1962)과 동일하다. 시료는 시험 수행 전 24시간 이상 노건조하였고, 삼축 압축셀 내부에 설치한 멤브레인(membrane)에 탈기수를 채우고 일정한 높이에서 수중강사법을 통해 시료를 조성하였다. 시료의 모양은 직경 38 mm, 높이 76 mm인 원통형태로 ASTM D4767-11(2002)에서 제안하는 기준을 만족하였으며, 조밀한 조건에서 발생하는 동결 사질토의 다일레이턴시(dilatancy) 영향(Ting et al., 1983)을 배제하기 위하여 느슨한 조건인 상대밀도(Dr) 48.07%를 만족하는 건조단위중량(γd) 1.41 g/cm3로 사질토 시료를 조성하였다.
2.2 시험 장비
본 연구에서 사용한 동결 삼축압축시험 장비는 컴퓨터를 통하여 제어되고 삼축 압축셀과 로드프레임, 구속압력과 배압을 조절할 수 있는 압력/체적 컨트롤러, 외부코일 및 저온 항온수조로 구성된다(Fig. 4). 시료 내부 및 배압 조절용 압력/체적 컨트롤러에는 탈기수를 사용하였고, 그 외 셀 내부 및 내·외부코일, 셀압 조절용 압력/체적 컨트롤러, 그리고 저온 항온수조에는 -50℃까지 사용 가능한 부동액을 사용하였다. 삼축 압축셀에는 조성된 시료 주변을 감싸는 내부코일이 설치되어 저온 항온수조에서 냉각된 부동액이 지속적으로 순환될 수 있도록 제작되었다. 또한, 시료의 상부 캡과 하부판을 열전도도가 큰 스테인리스강으로 제작하여 일방향 동결이 아닌 모든 방향으로 동시에 동결이 가능하도록 하였다. 셀 내부에는 저온 항온수조와 연결된 온도센서가 위치하여 셀 내부에 채워진 부동액의 온도가 목표 동결온도로 일정하게 유지될 수 있도록 하였다. Fig. 4에는 보이지 않지만, 셀 외부에도 또 다른 저온 항온수조와 연결된 외부코일을 설치하고 저온의 부동액을 순환시켜 외기로 인한 열간섭을 최소화하였다.
2.3 시험방법
동결시료 준비과정에 외부 냉동고에서 몰드에 시료를 동결함으로 발생할 수 있는 불균등한 잔류응력을 억제하기 위하여, 본 시험에서는 삼축 압축셀 내부에 직접 동결시료를 조성하여 동결과정를 진행하였다. 수중강사법을 통해 멤브레인 내부에 사질토 시료를 조성하고 셀 조립 후 B-value 측정을 통해 시료의 포화도를 확인하였으며, 포화가 완료되면 내부코일에 냉각된 부동액을 순환시켜 동결을 시작하였다. 동결과정 중에는 시료의 상부 캡(cap)에 연결된 관을 열어 간극수의 상변화에 기인한 부피팽창으로 발생하는 압력(cryostatic pressure)이 소산될 수 있도록 하였다. 또한 시료 내 아이스 렌즈(ice lense) 형성을 방지하기 위하여 동결속도(rate of freezing)를 빠르게 하고 배압 조절용 압력/체적 컨트롤러와 연결된 벨브를 닫아서 시료에 수분이 공급되지 않도록 하였다. 사전시험을 통해 셀 내부의 부동액이 목표 동결온도에 도달한 후 24 시간 이내에 시료 내부온도가 목표 동결온도에 도달하는 것을 확인하였고, 본 시험에서는 셀 내부의 부동액이 목표 동결온도에 도달한 후 24 시간 이상 동결을 진행하였다.
동결이 완료된 이후 시료에 구속압력을 가하였다. 실제로, 동결토는 부동수분막(unfrozen water film)을 통해 수분이 이동할 수 있기 때문에 투수계수가 0은 아니지만, 비동결토에 비하여 극히 작은 투수계수값을 가지며 온도가 낮아질수록 부동수분량의 감소로 인해 더 작은 값을 보인다(Williams and Burt, 1974; Burt and Williams, 1976; Horiguchi and Miller, 1980; Ming et al., 2020; Chen et al., 2021). 따라서 구속 후 압밀현상이 발생하지만 압밀이 완료되기까지의 시간이 매우 길고 이를 실내시험에서 구현하는 것은 상당히 어려우며(Andersland and Ladanyi, 2003), 이에 대하여 아직 정규화된 시험방법이 정립되지 않은 실정이다. 또한 Zhang et al.(2007)에 따르면 동결토에 2시간 이상 구속압력을 가하여도 시료의 단면적과 높이에 대한 변화는 거의 없음이 밝혀졌다. Table 2에서 확인하듯이 선행연구에서는 동결시료에 구속압력을 가한 시간이 5 분에서 8 시간까지 다양하였고 본 연구에서는 30 분간 구속압력을 유지하고 전단시험을 진행하였다.
Table 2.
Time to apply confining pressure in previous studies
| Soil type | Applied time | Previous study |
| Sand and glacial till | 10 (min) | Chamberlain et al. (1972) |
| Fine sand and silty clay | 8 (hour) | Ma et al. (1999) |
| Sandy soil and silty clay | 2 (hour) | Zhang et al. (2007) |
| Clay | 2 (hour) | Chang et al. (2008) |
| Sand | 5 (min) | Yang et al. (2010a) |
| Sand | 5 (min) | Yang et al. (2010b) |
| Loess | 30 (min) | Xu et al. (2019) |
| Silty clay | 10 (min) | Xu et al. (2020) |
시험 조건으로는 동결온도 -1, -5, -10, -20℃와 구속압력 300, 1000, 1500, 2000, 4000 kPa에 대하여 변형속도 0.1596 mm/min(0.21 %/min)로 전단시험을 진행하였다. 전단과정에서는 시료 내부 간극수의 동결로 인해 배수조건을 별도로 고려하지 않았다.
본 연구와 같이 시료를 동결 후 구속압력을 가하고 전단시험을 진행하는 경우는 비압밀-비배수 시험(Unconsolidated-Undrained test)으로 분류할 수 있고, 동결 전에 압밀과정을 거친 후 전단시험을 진행하는 경우는 압밀-비배수 시험(Consolidated-Undrained test)으로 분류하는 것이 타당하다.
3. 시험결과 및 분석
3.1 응력-변형률 거동
구속압력과 동결온도에 따른 동결 사질토의 응력-변형률 곡선을 Fig. 5에 나타내었다. 모든 구속압력 조건에서 동결온도가 낮아질수록 첨두응력(peak stress)이 선명하게 나타났으며, 이는 동결온도가 낮을수록 동결토의 취성(brittleness)이 증가하여 나타나는 현상이라고 할 수 있다. 또한 동결온도가 낮아질수록 축차응력(deviatoric stress)이 증가하는 것을 확인하였는데, 이는 온도가 낮을수록 공극의 부동수분량이 감소하고 얼음의 양이 많아짐에 따라 흙 입자들의 접착력(ice cementation)이 증가하고, 얼음 자체의 강도 역시 증가하기 때문이다.
동결온도 -5, -10, -20℃에서는 첨두응력 이후 변형률이 증가함에 따라 응력이 감소하는 변형률 연화(strain softening) 현상이 두드러지게 나타났고 구속압력이 증가하면서 변형률 연화 현상의 정도가 감소하였다. 구속압력이 4000 kPa인 경우, 높은 구속압력으로 인해 높은 온도 조건에서 뚜렷한 첨두응력이 보이지 않고 잔류응력(residual stress)이 점차 증가하였고, 특히 가장 높은 온도조건인 -1℃에서는 변형률 연화 현상이 나타나지 않고 변형률이 증가함에 따라 응력이 증가하는 변형률 경화(strain hardening) 현상이 나타났다.
3.2 강도 특성
본 연구에서는 Fig. 5에 제시된 응력-변형률 곡선을 바탕으로 변형률 15% 이내에서 최대 응력이 발현되는 경우에는 최대 응력을 동결 사질토의 강도로 산정하였으며, 변형률 15% 이내에서 최대 응력이 발현되지 않은 경우에는 변형률 15%에서의 응력을 동결 사질토의 강도로 결정하였다. 구속압력과 동결온도에 따른 동결 사질토의 강도를 Fig. 6에 비교하여 나타내었다.
시험결과를 통해 동결온도가 감소할수록 동결 사질토의 강도가 증가하는 것을 확인할 수 있다. 이는 앞서 언급하였듯이 온도가 낮을수록 부동수분이 더 많이 상변화하여 전단저항을 할 수 있는 얼음의 양이 많아지고, 얼음 자체의 강도 역시 증가하기 때문이다. 또한 얼음양의 증가는 흙 입자 사이의 접착력 증가로 이어져 동결토의 강도증진에 일조한다.
동결 사질토의 강도에 대한 구속압력의 영향을 분석하기 위하여 식 (1)과 같이 구속압력의 변화(Δσ3)에 따른 강도의 변화(Δσstrength)로 정의되는 무차원의 기울기(slope)를 구하여 Fig. 7에 나타내었다.
기울기에 따라 구속압력에 따른 동결 사질토의 강도변화를 3단계로 구분하였다(Fig. 6). 1단계에서는 모든 온도조건에서 구속압력이 증가할 때, 양의 기울기를 나타내어 강도가 증가하였다. 구속압력의 증가는 흙 입자 사이의 간격을 좁혀 흙 입자끼리의 마찰력(interparticle friction)을 증가시키고, 전단면에서의 수직응력을 증가시켜 전단저항력을 증가시키는 결과를 나타냈다.
2단계에서는 동결온도에 따라 다른 강도 특성을 나타냈다. 동결온도 -5℃와 -10℃에서는 구속압력이 증가할 때 강도가 감소하였는데, 이는 구속압력의 증가로 인해 압력융해(pressure melting) 현상이 발생하였기 때문으로 판단된다. 부동수분은 전단에 저항할 수 없고, 흙 입자 사이에서 윤활작용(lubrication)을 하여 흙 입자끼리의 접착력을 감소시키기 때문에 압력융해 현상으로 얼음이 융해되어 부동수분량이 증가하면 동결토의 강도가 감소하게 된다. 물론 1단계에서도 압력융해 현상이 발생하고, 2단계의 -5℃와 -10℃ 조건에서도 구속압력의 증가로 인한 강도증진 효과가 있지만 상대적으로 더 지배적인 영향인자에 따라 다른 결과를 나타내는 것이다. 반면, -1℃와 -20℃에서는 강도저감 현상이 발생하지 않고 구속압력이 증가할 때 강도가 증가하였다. 동결온도 -1℃ 조건의 경우는 온도가 높아 상대적으로 이미 많은 부동수분이 동결토에 존재하는 상태이다. 따라서 압력융해로 인해 증가된 부동수분의 영향이 적을 것이고, -20℃ 조건의 경우 온도가 낮아 부동수분이 매우 적게 존재하며 압력융해로 인한 부동수분의 증가량 또한 미미하여 부동수분의 영향이 적을 것으로 판단된다.
3단계에서는 다시 모든 온도조건에서 양의 기울기를 나타내며 구속압력이 증가할 때 강도가 증가하였다. Fig. 7에서 동결온도 -5℃와 -10℃ 조건의 기울기 값을 비교하면, 구속압력이 1000 kPa에서 1500 kPa로 증가할 때보다 1500 kPa에서 2000 kPa로 증가할 때 기울기의 절대값이 작아지는 것을 확인할 수 있고, 3단계인 2000 kPa에서 4000 kPa로 증가할 때는 기울기가 양의 값으로 전환되는 것을 확인할 수 있다. 이는 압력융해로 인한 강도저감 현상은 감소하고 구속압력으로 인한 강도증진효과가 증가한 결과라고 할 수 있다. 반면 동결온도 -1℃와 -20℃ 조건의 3단계에서는 강도의 증가량이 상대적으로 작은 것으로 나타났으며, 이는 구속압력이 커지며 발생한 부동수분량의 증가가 3단계에 이르러서는 영향력이 커져 동결 사질토의 강도에 영향을 미친 것이라고 볼 수 있다.
3.3 Mohr-Coulomb 파괴기준
Mohr-Coulomb의 파괴기준을 적용하여 비동결 및 동결 사질토의 강도정수를 구하였다. 우선 상온에서 비동결 조건으로 동일한 사질토 시료의 비배수 삼축압축시험을 수행하여 축차응력-변형률 곡선 및 Mohr 원을 Fig. 8에 나타내었다. 동결시료의 Mohr 원은 Fig. 9에 나타내었다. 앞서 언급한 압력융해로 인한 강도저감 현상때문에 동결온도 -5℃와 -10℃에서는 Mohr-Coulomb 파괴기준을 정의할 수 없었고 -1℃와 -20℃에서만 Mohr-Coulomb 파괴기준을 정의하였다. 구해진 강도정수는 비동결 조건과 함께 Table 3에 정리하였다. 비동결 조건과는 달리 동결 조건에서는 간극 내 얼음의 존재로 인하여 뚜렷한 겉보기 점착력이 나타났다. 동결온도 -20℃일 때, -1℃보다 큰 점착력과 내부마찰각을 보여주었다. 다만, 이 실험결과는 본 연구에서 고려한 사질토 시료에 국한된 동결온도와 점착력 및 내부마찰각의 관계를 보여준다.
4. 결 론
본 논문에서는 기존 동결 삼축압축시험 방법의 단점을 보완할 수 있는 시험장비 및 시험방법을 제안하였으며, 인조규사를 사용하여 동결 삼축압축시험을 수행하여 동결온도와 구속압력에 따른 동결 사질토의 역학적 거동을 평가하였다.
(1) 동결시료를 외부 몰드에서 준비하지 않고 삼축셀 내부에서 시료를 직접 조성하여 몰드 사용으로 인한 잔류응력 발생 가능성을 배제하였다. 또한 저온의 부동액이 순환하는 내부코일이 설치된 삼축셀을 사용하여 시료의 모든 방향에서 동시 동결이 가능하게 하였다.
(2) 동결 사질토는 동결온도가 낮아질수록 취성이 증가하여 첨두응력이 선명하게 나타났으며 부동수분의 감소 및 얼음의 강도증가로 인하여 축차응력이 증가하는 경향을 확인하였다. 동결온도 -5℃, -10℃, -20℃에서는 변형률 연화 현상이 나타났고 구속압력이 증가하면서 변형률 연화 정도가 감소한 반면, 동결온도 -1℃의 경우 변형률 경화 현상이 나타났다.
(3) 동결 사질토의 강도는 동결온도가 낮아질수록 증가하는 경향을 보였으며, 구속압력의 영향으로는 동결온도에 따라 다른 경향을 보였다. -5℃와 -10℃의 동결온도에서는 1500 kPa 이상의 구속압력에서 압력융해 효과로 인한 강도저감이 나타났으나, 4000 kPa의 구속압력에서 압력융해 효과가 구속압력 증가로 인한 강도증진 효과와 상쇄되어 다시 강도가 증가하였다. -1℃와 -20℃에서는 구속효과로 인하여 구속압력 2000 kPa까지는 선명한 강도증진이 나타났으나 2000 kPa 보다 높은 구속압력에서는 압력융해 현상으로 인해 강도증진 효과가 작아지는 경향을 보였다.
(4) 압력융해로 인한 강도저감 현상으로 동결온도 -5℃와 -10℃에서는 Mohr-Coulomb의 파괴기준을 적용할 수 없었고, 동결온도 -1℃와 -20℃에서만 점착력과 마찰각을 구할 수 있었다. 비동결 사질토의 경우 겉보기 점착력이 나타나지 않았으나 동결 사질토의 경우 얼음의 영향으로 겉보기 점착력이 존재하였다.
