1. 서 론

최근 도로성토의 동적 취약성이 중요한 지반공학적 문제로 인식되고 있다. 과거의 지진들에 의해 도로성토에는 많은 피해가 발생하였다. 이에 대한 최근의 사례로는 2011년의 동북지방 태평양 앞바다 지진(2011 off the Pacific coast of Tohoku earthquake)시에 발생한 고속도로 성토 파괴사례가 있다. 또한, 2009년의 스루가만 지진(2009 Suruga-bay earthquake), 2007년 노토반도 지진(2007 Noto Hanto earthquake) 및 2004년 니가타현 츄에츠 지진(2004 Niigata-ken Chuetsu earthquake)시에 산악지형에 건설된 도로성토에 큰 피해가 발생하였다(e.g., NILIM and PWRI 2004, 2011; NILIM, PWRI and BRI 2008; Central Nippon Expressway, Co. Ltd., 2009). 도로교통의 두절은 구호물자의 공급 및 부상자 수송 등을 불가능하게 함과 동시에 산간지역 주민의 고립을 야기하므로, 도로성토의 붕괴는 대단히 중요한 문제가 된다.

과거의 지진들에 의해 큰 피해가 발생한 도로성토는 지하수 및 강우의 침투에 의해 다량의 수분을 함유하고 있음이 지적되어 왔다. 특히, 도로성토가 계곡부와 같은 집수지형에 건설된 경우, 도로성토 내로 지하수가 유입되는 경향이 있다. 노토반도 지진과 니가타현 츄에츠 지진의 경우, 지하수의 침투 및 높은 함수비가 도로성토 붕괴의 원인이었다(e.g., Sasaki et al., 2008). 따라서, 도로성토에 대한 지하수의 침투 및 고함수비의 영향을 구명할 필요가 있다.

최근, 다수의 연구자들이 원심모형실험을 통해 수분이력을 고려한 불포화 성토의 동적안정성을 고찰하고자 하였다(e.g., Hayashi et al., 2002; Matsuo et al., 2002; and Ohkawa et al., 2008). 공학적 관점에서 기반 구조물인 도로성토의 침하량은 대단히 중요한 문제이므로, 이러한 연구들의 목적은 주로 변형량에 대한 함수비 증가의 영향을 구명하는 것이었다. 그러나, 불포화 도로성토의 동적 안정성을 합리적으로 평가하고 효과적인 보강방안을 제시하기 위해서는 변형모드의 구명이 중요하며, 이에 대한 연구는 현재까지도 미진한 실정이다. 또한, 불포화토의 물리적 모델링은 석션 및 함수비 분포의 상사법칙 측면에서 포화토의 그것보다 복잡하므로, 불포화 성토의 동적 거동에 대한 물리적 해석은 거의 보고되어 있지 않다. 원심장에서의 1차원 압밀시험(Thorel et al., 2013) 및 모관상승(Rezzoug et al., 2000; Esposito, 2000; Okamura and Tamamura, 2011)을 포함한 정적 변형 및 강도특성에 관한 연구들이 있어 왔다. 이러한 연구들은 실규모(prototype scale)로 환산한 석션과 함수비 분포는 원심가속도에 거의 독립적임을 보고하였다. 그러나, 이러한 정적 조건에서 얻어진 결과에 기초하여 동적하중을 받는 불포화토의 변형 및 파괴 특성에 대한 더욱 심도있는 연구가 절실하다.

본 연구에서는 도로성토의 동적 안정성과 수분이력간의 관계를 구명하기 위하여, 상이한 함수비를 갖는 불포화 도로성토의 동적 원심모형실험을 수행하였다. 도로성토는 일반적으로 최적함수비 또는 이보다 다소 높은 함수비로 다짐하여 시공한다. 도로성토는 석션의 영향에 의해 최적함수비보다 약간 낮은 함수비 조건에서 최대의 강도를 갖는다고 알려져 있다. 또한, 도로성토가 지하수위의 상승 또는 강우와 지하수 등에 의한 침투를 경험하는 경우, 도로성토의 함수비는 증가하며 이로 인해 석션은 감소한다. 노토반도 지진에 대한 Sasaki et al.(2008)의 사후조사에 따르면, 큰 변형이 발생한 도로성토의 경우 높은 세립분 함유율에 의한 고함수비 조건 및 도로성토 내의 높은 지하수위가 관찰되었다. 따라서, 본 연구에서는 최적함수비 및 최적함수비보다 높은 함수비(고함수비) 조건을 갖는 불포화 도로성토에 대해 실험을 실시하였다. 동적하중은 50G의 원심장에서 모형 도로성토에 부가되었다. 또한 변위, 간극수압 및 가속도 응답의 계측결과와 PTV(particle tracking velocimetry)법에 의한 화상해석으로부터 도출된 변위 및 변형율 분포를 통해 상이한 함수비를 갖는 불포화 도로성토의 동적 거동을 고찰하였다.

2. 실험방법 및 사용재료

2.1 원심모형실험 장비

본 연구에서는 일본 Kyoto대학 방재연구소(DPRI, Disaster Prevention Research Institute)의 원심모형실험 장비를 이용하였다. Fig. 1과 Table 1은 각각 본 장비의 모식도 및 규격을 나타내고 있다. 회전축으로부터 모델 중심까지의 거리인 유효회전반경은 2.5±0.05m이다. 최대 원심가속도는 정적 및 동적조건에 대하여 각각 200G, 50G이다.

동적하중은 servo hydraulic actuator에 의해 제어되는 진동대를 통해 모형 도로성토에 일방향으로 전달된다. 진동대의 사양을 Table 2에 나타내었다. 동적하중은 servo hydraulic valve의 제어에 의해 accumulator tank로부터 피스톤으로의 오일 유입속도를 조정함으로써 부가된다. 진동대의 입력진동은 변위제어 시스템에 의해 부가되므로, 입력되는 동적하중의 가속도는 진동대에 직접 연결된 가속도계에 의하여 측정된다.

2.2 사용재료

본 연구에서 사용된 재료는 체가름을 통해 2mm 이하의 입경으로 조정된 Yodogawa 제방사이다. 본 재료는 통일분류법(USCS, unified soil classification system)에 의해 SM으로 분류된다. Yodogawa 제방사는 일본 간사이(Kansai) 지역을 유하하는 Yodo 강의 제방 보수에 사용되고 있다. 본 재료의 물성을 Table 3에, 입도분포곡선 및 다짐곡선을 Fig. 2에 나타내었다.

2.3 모형제작

모형토조, 모형의 치수 및 계측기의 배치를 Fig. 3에 나타내었다. 여기서는 단순화를 위해 가속도계, 간극수압계 및 레이저 변위계를 각각 A, P 및 L로 표기하기로 한다. 모형토조는 알루미늄으로 제작되었으며, 전면부의 스크린은 투명한 폴리카보네이트 플라스틱(polycarbonate plastic)을 사용하였다. 따라서, 50G 원심장에서도 원심모형실험장치의 arm에 설치된 비디오 카메라를 이용하여 실험중의 모형 도로성토의 관찰이 가능하다.

본 모형은 산악지형과 같이 단단한 지반상에 건설된 도로성토를 모사하고 있다. 이는 산악지역에서의 절성경계부에 건설된 도로성토가 과거의 지진에 의해 더욱 심한 파괴가 발생하였던 사실에 근거한다(e.g., NILIM and PWRI, 2008). 기초지반의 폭 및 두께는 각각 45cm, 6cm이다. 도로성토의 천단부 폭은 5cm이며 높이는 10cm이다. 또한, 모형의 길이는 15cm이다. 도로성토의 경사는 일본의 ‘도로토공-성토공 지침’(Japan Road Association, 2010)에 근거하여 1:1.8로 설정하였다. 본 연구에서 사용된 원심가속도는 50G이다. 그러므로, 실규모(prototype scale) 환산시, 천단부의 폭은 2.5m, 높이는 5m, 길이는 7.5m이다. 기초지반의 경우, 폭과 두께는 각각 22.5m 및 3m이다.

모형 도로성토를 조성하기 전, 재료에 물을 혼합하여 규정된 초기 함수비로 조정한다. 이후, 기초지반 및 성토부를 각각 3층(두께: 30mm, 15mm, 15mm) 및 5층(두께: 20mm로 동일)으로 분할 다짐하여 모형 도로성토를 제작한다. 다짐도(D_c)는 91%(ρ_d=1.675g/cm³)로 설정하였으며 각 층에 대한 체적 및 흙의 무게를 통하여 관리하였다. 모형 도로성토의 제작과정은 다음과 같다.

(1)실험재료인 흙과 물을 혼합한 후 모형토조에 균등하게 투입한다. 이후, 91%의 다짐도(D_c)를 만족시키기 위하여 규정된 체적 내로 흙을 다짐한다.

(2)후술할 화상해석을 위하여, 직경 및 두께 각 5mm의 원통형 표점을 모형토조 전면의 투명 폴리카보네이트 벽을 따라 2.5cm 간격으로 설치한다.

(3)다짐 완료 후, 각 층의 연속성을 확보하기 위해 표면을 충분히 긁어준다.

(4)가속도계와 간극수압계를 규정된 위치에 설치한다.

(5)(1)항부터 (4)항까지의 과정을 반복하여 기초지반의 조성을 완료한다.

(6)Fig. 4(a)에 도시한 바와 같은 목형을 이용하여 성토부 각 층의 다짐을 실시한다.

(7)목형을 제거한 후, 여분의 흙을 굴착 및 제거한다(Fig. 4(b)).

본 실험에서는 진자형 가속도계와 이중 다이어프램 방식의 간극수압계가 사용되었다. 가속도계는 한 변의 길이가 6mm인 정육면체의 형태를 가지며, 간극수압계는 8mm의 직경 및 6mm의 높이를 갖는다. 모형 도로성토의 변위는 레이저 변위계를 이용하여 천단부 및 사면 선단부에서 측정되었으며, 이를 위해 각 위치에 반사율 개선을 위하여 백색 라커를 도포한 알루미늄 철판을 설치하였다(Fig. 5).

2.4 간극유체

간극유체와 동적하중을 동시에 고려하는 원심모형실험에서는 침투거동과 동적거동의 상사법칙 차이를 극복하기 위하여 점성유체를 사용하는 것이 일반적이다. 이러한 점성유체로서, 용액의 밀도가 물과 거의 같으며 사용자가 점성계수를 용이하게 조정할 수 있는 metolose (methylcellulose) 수용액이 많이 사용된다.

포화토의 경우, metolose 수용액은 강도 및 강성과 같은 흙의 역학적 특성에 영향을 미치지 않음이 알려져 있다(Dewoolker et al., 1999). 반면, 불포화토의 경우 metolose 수용액의 표면장력이 물의 그것보다 작기 때문에 석션에 영향을 미치게 된다. 예를 들면, 0.2%의 농도를 갖는 metolose 수용액(SM100)의 표면장력은 20℃에서 54×10^-3 N/m(Metolose Brochure, 2007)이며, 이는 물의 72.75×10^-3 N/m보다 작다(National Astronomical Observatory, 2001). Ko and Dewoolker(1999)도 metolose 수용액의 표면장력이 물보다 작음을 지적하였으며, Okamura and Tamamura (2011)는 물의 40배 점성을 갖는 metolose 수용액의 모관상승고가 물보다 작게 나타난다고 보고하였다. 본 연구에서는 석션 감소를 배제하고 불포화 도로성토의 변형에 대한 석션의 영향을 합리적으로 평가하기 위하여 간극유체로서 물을 사용하였다. 이 경우, nG의 원심장에서 투수계수는 n배가 된다. Yodogawa 제방사의 포화투수계수는 건조밀도가 1.675g/cm³인 경우 4.79×10^-6 m/sec이다. 그러므로, 50G의 원심장에서 투수계수는 2.40× 10^-4m/sec가 된다. 이는 일반적인 성토 재료에 비하여 큰 편이나 도로성토의 투수계수 범위 내에는 포함된다. 예를 들면, 2009년 스루가만 지진(Suruga-bay earthquake)에서 파괴가 발생한 도로성토에 사용된 역질토의 투수계수는 3.67×10^-4m/sec이다(Nakamura et al., 2010).

2.5 화상해석

모형 도로성토 내에서 발생하는 변위장을 정량화하기 위하여, PTV(particle tracking velocimetry)법에 근거한 화상해석을 수행하였다(Kodaka et al., 2001; Higo et al., 2006). 먼저 모형 도로성토에 대하여 디지털 카메라를 통해 실험 전후의 화상을 촬영한다. 이후, 취득한 화상으로부터 표점의 중심점을 구하여 수치해석 mesh의 절점(node)으로 사용한다. 실험 전후의 화상으로부터 절점좌표를 디지털화한 후, 각 절점의 변위를 계산한다. 최종적으로, 4절점 및 3절점 isoparametric 요소에 대한 B matrix를 적용하여 각 요소의 변형율 텐서를 구한다. 즉,

 (1)

여기서, 

 (2)

 (3)

여기서, {u}는 절점변위벡터이며, 아랫첨자 x와 y는 수평 및 연직방향을 의미한다. ε_xx, ε_yy 및 ε_xy는 각각 변형율의 수평, 연직 및 전단성분이다. 윗첨자(1∼4: 4절점 요소; 1∼3: 3절점 요소)는 isoparametric 요소의 절점번호이다. 편차변형율벡터 {e}는 다음과 같다.

 (4)

여기서, 는 2차원 형태의 체적변형율이다.

본 연구에서는, 전단변형율은 편차변형율 텐서의 제2불변량으로 정의하였으며, 다음과 같이 표현된다.

 (5)

여기서, 실험 전후의 화상은 1G상에서 촬영되었다. 따라서 원심정지를 통해 50G에서 1G로 돌아오면서 원심가속도의 감소에 따른 변위회복(rebound)의 가능성이 있다. 그러나 실험전후의 변위회복량은 거의 같을 것으로 사료되므로, 이는 무시가능할 것으로 판단된다.

3. 실험과정

3.1 실험 Case

실험 Case를 Table 4에 나타내었다. 여기서, w_bef는 다짐 전의 함수비를 나타내며, w_aft는 실험 후의 평균함수비이다. 함수비의 측정위치를 Fig. 6에 나타내었다. 함수비 측정을 위한 Sample은 직경 1cm, 높이 2cm의 원통형으로 채취되었다.

모든 Case에서 실험 후의 함수비는 실험전에 비해 약 0.5%∼1% 감소하였다. 이는 약 8시간에 걸친 전체 실험과정에서의 불가피한 증발에 기인한다. 그러나 실험 종료후 함수비 측정을 위한 Sampling이 조속히 완료(40분 이내)되었으므로, w_aft는 동적과정 중의 함수비와는 유사할 것으로 판단된다. 결론적으로, 실험중의 Case 1의 함수비인 13.5%는 최적함수비인 13.7%와 거의 같으며, Case 2의 함수비는 최적함수비보다 큰 17.4%로 평가되었다.

3.2 함수비

실험 후 1G상에서 측정한 함수비의 분포를 Fig. 7에 나타내었다. 원심장치를 정지하여 50G에서 1G로 돌아오는데 9분이 소요되었으며 30분 후, 함수비 측정을 위한 Sampling이 완료되었다. Esposito(2000)의 연구 결과에 따르면, 원심장치를 정지하고 1G상으로 돌아오더라도 함수비 분포는 크게 변화하지 않는다고 하였다. 즉, Fig. 7에 나타낸 함수비 분포는 동적하중의 부가에 의해 변형이 발생한 50G장에서의 그것과 거의 동일할 것으로 판단된다.

각 Case에 대하여 동적하중을 부가하기 직전인 초기상태의 함수비 분포는 Fig. 7에 도시한 실험 후의 함수비 분포와는 다를 것으로 사료되며, 특히 동적하중에 의하여 큰 변형이 발생하는 Case 2는 초기 및 실험 후의 함수비 분포가 서로 크게 다를 것으로 판단된다. 반면, 변형이 상대적으로 미소한 Case 1에서는 실험 전후의 함수비 분포가 비교적 유사할 것으로 사료된다(후술할 Fig. 11 참조). 각 지점에서의 초기함수비는 Case 2가 Case 1보다 크게 평가된다.

여기서, Case 2는 함수비 측정점 대부분에서 체적변화가 없다는 가정 하에 0.589의 초기간극비(e₀)와 2.661의 비중(G_s)을 적용하여 계산된 포화시의 함수비인 22.1%보다 낮은 함수비를 나타내며, 이를 통해 본 Case 또한 불포화상태에 있다고 판단된다.

3.3 석션

Yodogawa 제방사의 포화도 S_r과 석션의 관계를 Fig. 8에 나타내었다. 본 연구를 위해 다짐시험용 몰드에 91%의 다짐도(D_c)를 갖는 Yodogawa 제방사의 시편을 조성하였다. 각 시편은 47%∼80%의 각각 다른 포화도를 가지며, 이 시편들에 대해 텐시오미터(tensiometer)를 이용하여 석션을 측정하였다.

w_aft와 0.589의 초기간극비(e₀) 및 2.661의 비중(G_s)을 사용하면 Case 1 및 Case 2의 평균 포화도는 각각 61.2% 및 78.7%로 계산된다. Fig. 8에 따르면 Case 1의 초기 석션은 약 7kPa이며, 이는 거의 석션이 작용하지 않는 Case 2에 비해 크게 평가되는 것이다. 그러나 Case 2의 경우, 함수비 분포와 마찬가지로 모형 도로성토 상부의 석션이 하부보다 클 것으로 판단된다. 예를 들어, 모형 도로성토의 천단부에서 15.5%의 비교적 낮은 함수비를 나타내고 있으며, 이는 포화도 70%에 상당하는 것이다. 그러므로, Case 2에서도 표면 부근의 경우 Fig. 7에 따라 작은 석션을 가질 것으로 판단된다.

nG장에서의 석션은 간극의 크기가 작아 모관력(capillary force)에 대한 중력의 영향이 크지 않은 경우 1G장에서와 같은 것으로 알려져 있다(Heibrock and Rezzoug 1998). 비교적 고운 모래에 대한 다른 실험 결과들도 이를 뒷받침한다. 예를 들면, Rezzoug et al.(2000)은 Congleton sand(D₅₀=0.12mm)에 대해, Okamura and Tamamura(2011)는 silty sand(D₅₀=0.07mm)에 대해 실규모(prototype)로 환산한 모관상승고가 40G까지의 원심장에서는 원심가속도에 독립적임을 보고하고 있다. 본 연구에서 사용된 Yodogawa 제방사는 0.28mm의 D₅₀과 26%의 세립분 함유율을 가지며, 50G의 원심가속도는 40G보다는 다소 크나, 큰 차이는 아닌 것으로 사료된다. 따라서, 50G의 원심장에서 Yodogawa 제방사의 석션은 1G상에서 측정된 값과 유사할 것으로 판단된다. 후술할 내용이지만, 이는 최적함수비 부근의 Case에서 최적함수비보다 높은 함수비를 갖는 Case에 비해 변형이 훨씬 작게 나타나는 결과로부터도 확인된다.

3.4 입력진동

모든 Case에 대하여 1Hz의 진동수(model scale로 50Hz)를 갖는 테이퍼형 정현파(tapered sinusoidal wave)가 입력파형으로 사용되었으며, 지속시간은 30초(model scale로 0.6초)로 설정하였다. 각 Case에 대한 입력파형의 진폭을 Table 4에 나타내었다. 변위제어형 진동대의 입력파형을 Fig. 9(a)에 나타내었으며, 각 Case에 대해 진동대에서 측정된 가속도파형을 Fig. 9(b)에 나타내었다. 여기서부터, 입력파형은 진동대에서 측정된 가속도파형을 의미하는 것으로 한다.

입력파형의 지속시간 및 진동수는 탁월주기의 측면에서 실제 관측된 내륙직하형 지진과 유사하다. 예를 들면, 1995년의 효고현 남부지진(Hyogoken-Nanbu earthquake) 발생시 JR 타카토리(Takatori)역에서 측정된 탁월주기는 1∼2초였으며, 본진(main shock)의 지속시간은 약 20초였다(Sakai, 2009).

3.5 실험과정

모형 도로성토는 다짐에 의해 제작되었으며, 규정된 위치에 계측기를 설치하였다(Fig. 3). 4개의 가속도계가 모형 도로성토의 표면부 및 내부에 설치되었다. 또한, 4개의 간극수압계가 기초지반부에, 2개의 간극수압계가 성토의 내부에 설치되었다. 모형 도로성토의 제작을 완료한 뒤, 레이저 변위계와 반사용 알루미늄 철판을 설치하였다. 레이저 변위계와 알루미늄 철판은 사면 선단부에서의 수평 및 연직변위와 천단부에서의 연직변위를 측정하기 위한 것이다. 동적과정 중의 계측 시간간격은 0.01초(model scale로 0.2밀리초)로 설정하였다. 계측기 설치와 함께 도로성토의 모형을 제작한 후, 모형 토조를 원심모형실험장치의 진동대 위에 설치하였다. 원심가속도는 50G까지의 상승에 model scale로 약 12분이 소요되었다. 원심가속도에 의한 변형의 수렴을 위하여, 입력진동은 원심가속도가 50G에 도달 후 5분 경과시점에서 부가되었다.

4. 실험결과

본 장에서 서술하는 실험결과에서, 각 그림에 대해 변위 및 가속도의 방향은 우측방향을 정(+)으로, 좌측방향을 부(-)로 정의하였다. 또한, 체적변형율은 압축을 정(+)으로 한다.

4.1 변형

Fig. 10은 각 Case에 대해 레이저 변위계에 의해 측정된 변위 및 화상해석에 의해 구해진 변위벡터의 분포를 나타낸다. 여기서 동적과정 중의 변위는 원심가속도에 기인한 동적하중 부가 전의 변위는 포함하지 않는다.

4.1.1 동적과정 전의 변형

동적하중을 부가하기 전, 원심가속도에 기인한 변위를 측정하였다. 그 결과, Case 1에서 미소한 변위가 발생하고 있으며, Case 2에서는 Case 1보다 사면 선단부 및 천단부에서 훨씬 큰 변위가 발생하고 있다. 이와 같은 차이는 자중에 의한 영향 뿐만 아니라, 함수비가 낮은 경우 큰 석션이 작용하여 강성에 기여하기 때문으로 판단된다.

4.1.2 동적과정 중의 변형

두 Case 모두 동적하중 부가 직후부터 종료시(30초)까지 변위가 지속적으로 증가하며, 동적과정이 완료된 후의 변위는 무시할 수 있을 정도로 작아진다. Case 1의 경우, 사면 선단부에서는 좌측방향으로의 변형 및 침하가 발생하며, 천단부에서도 침하가 관찰된다. 반면, Case 2의 경우 천단부에서 연직방향 변위가 크게 발생하는 것을 알 수 있다. 동적과정 종료시 천단부의 최종변위량은 334.3mm이며, 사면 선단부에서의 최종 수평변위량은 좌측방향으로 438.0mm가 발생하였다. 여기서, 알루미늄 철판이 흙과 함께 크게 이동함으로써 사면선단부의 수평변위(L1)가 레이저 변위계의 상한치까지 증가하였다. 즉, 사면 선단부의 수평변위량은 438.0mm보다 클 것으로 사료된다. 이 때, 화상해석 결과로부터 구해진 사면 선단부의 수평방향 변위는 647.8mm로 평가되었다. 사면 선단부에서의 연직변위는 20초까지 하향으로 지속되다가 상향으로 전환되며, 최종적으로 6.4mm의 융기를 나타내었다. 또한, 사면 선단부에서는 연직 및 수평방향으로 변형중의 반복거동이 나타났으나, 천단부에서는 이와 같은 거동이 관찰되지 않았다.

Fig. 11은 화상해석에 의해 구해진 전단변형율 및 체적변형율 분포를 나타내며, 전단변형율 및 체적변형율 모두 Case 2가 Case 1에 비해 명백히 크게 나타나고 있다. Case 1에서는 사면 어깨부에서 큰 전단변형율이 관찰되며, 사면선단부에서의 전단변형율은 비교적 작으나 사면 선단부에 근접한 사면 표면부에서는 크게 나타나고 있다. 또한, 천단부 아래쪽에서도 큰 전단변형율이 관찰된다. 한편, 최적함수비보다 높은 함수비를 갖는 Case 2에서는 최대의 전단변형율이 사면 선단부에서 관찰되고 있으며, 사면 선단부에서 천단부의 아래쪽까지 전단변형율의 집중이 관찰된다. 또한, 기초지반의 좌측 부분에도 큰 전단변형율이 관찰된다. 이와 함께, 두 Case 모두 사면부에서 전단변형율이 관찰되는 위치에 체적팽창변형율이 관찰되고 있다. 따라서, 정(+)의 다일레이턴시가 발생한다. Case 2의 체적변형율은 Case 1에 비해 훨씬 크게 나타났다.

특히, Case 2에서 관찰된 전단변형율의 집중대에서 체적팽창을 수반한 명백한 다일레이턴시 거동이 확인된다. 한편, 매우 큰 체적압축이 천단부 아래에서 광범위하게 나타난다. 이러한 체적압축은 큰 천단부의 침하와 상응하는 것이다. 이러한 체적압축 또한 전단변형율의 집중대 내에 나타나므로, 이곳에서 부(-)의 다일레이턴시가 발생한다. 이와 함께, 모형 도로성토의 좌측 경계 부근에서의 전단변형율이 비교적 크게 평가되고 있으며, 이곳에서도 큰 체적압축이 관찰되고 있다. 이는 모형 도로성토의 좌측 부분이 토조의 벽면에 구속되어 있는 상태에서 변형이 좌측방향으로 발생하였기 때문으로 사료된다.

4.2 간극수압

Fig. 12에 Case 2의 전단변형율 및 체적변형율 분포를 계측기 배치도와 중첩하여 도시하였으며, Fig. 13에는 두 Case에 대한 각 측정위치에서의 간극수압 경시변화를 나타내었다.

4.2.1 동적과정 전의 간극수압

먼저, 50G의 원심장에서 동적하중이 부가되기 전인 초기상태의 간극수압에 대해 고찰한다. Case 1에서는 초기 간극수압이 거의 나타나지 않으나, Case 2에서는 다른 Case보다 큰 간극수압이 계측되었음을 확인할 수 있다. 여기서, Case 1의 경우에는 부(-)의 간극수압인 석션이 작용할 것으로 예상되나, 본 간극수압계에서는 이를 감지하지 못하였다. 이는 본 간극수압계가 세라믹 디스크 등이 아닌 망사형 필터가 부착되어 있어 공기침입치(AEV, air entry value)가 0이기 때문이다. 한편, Case 2에서는 정(+)의 초기 간극수압이 계측되었으며, 이는 모형 도로성토 내에 설치된 간극수압계 주변이 부분적으로 포화되어 있기 때문으로 사료된다. 즉, Case 2의 모형 도로성토는 완전히 포화되어 있는 상태는 아니나 봉입불포화(insular-air saturation) 상태에 있는 것으로 사료된다. 이는 Case 2의 함수비에 상응하는 석션이 거의 0이나(Fig. 8), 함수비는 완전 포화시보다는 낮게 나타남에 근거한다.

4.2.2 동적과정 중의 간극수압

Case 1의 간극수압은 거의 0에서 변화를 보이지 않으나, Case 2에서는 모든 위치에서 간극수압이 크게 변화한다. 간극수압은 P2 및 P4에서는 증가하며, P1 및 P5에서는 더욱 크게 증가한다. 체적변형율 분포로부터, 간극수압이 크게 증가하는 P1과 P5 주변에서 큰 체적압축이 확인된다. P2와 P4에서의 간극수압의 미소한 증가도 P2 및 P4 주변에서의 체적압축에 기인할 것으로 사료된다. 그러나, 체적변형율 분포에서는 이 위치들에서 미소한 체적팽창의 경향이 확인되고 있다. 이는 표점에 의해 조성되는 Mesh의 망목이 크고, 표점이 위치하는 모형 도로성토의 전면부와 간극수압계가 위치하는 중앙부의 변형에 미소한 차이가 있었기 때문으로 사료된다.

P6에서의 간극수압은 동적하중 부가시에는 증가하나 약 5초 이후에 감소하는 경향을 나타낸다. 체적팽창을 수반한 큰 전단변형이 P6 주변에서 관찰되므로, 이 곳에서 정(+)의 다일레이턴시가 크게 발생한다. P3에서의 간극수압 또한 감소하고 있다. 단, P3에서의 체적팽창 변형율은 P6에서와 거의 동등하게 나타나나, P6보다는 간극수압의 감소량이 작다. 이는 P3보다 상부에 위치한 곳(예를 들면 P6 주변)에서의 간극수가 체적팽창이 발생하는 P3의 위치로 흘러들어가기 때문으로 사료된다. 또한, Case 2에서 P3, P4, P5 및 P6에서의 간극수압이 크게 진동함을 알 수 있으며, 이곳에서 큰 전단변형율이 관찰된다. 간극수압의 증가 및 감소는 각각 부(-)와 정(+)의 다일레이턴시에 관련된다.

Case 2의 P6에서의 최대 간극수압은 25kPa이 발생하였다. 초기 간극비(e₀) 0.589, 초기 포화도(S_r) 0.814, 비중(G_s) 2.661을 사용하면 흙의 습윤단위중량은 19.3kN/m³으로 계산되며, 깊이가 2.0m이므로 P6에서의 초기 상재압력은 38.6kPa로 계산된다. 결론적으로, 최대 간극수압은 초기 상재압보다는 작다. 다른 위치에서도 같은 방법으로 계산시 간극수압은 초기상재압에 미달한다. 또한, 실험 후에 모형 도로성토의 표면에서 분사현상의 흔적은 관찰되지 않았다. 따라서, Case 2에서 정(+)의 간극수압의 발생에 의해 흙의 골격응력은 감소하였을 것이나 액상화에는 이르지 않았던 것으로 분석된다.

동적과정의 완료시점인 30초 후에 P1, P2 및 P5에서의 간극수압이 점진적으로 소산됨을 관찰할 수 있다. 또한, P6의 간극수압은 30초 후에 초기치보다 작아지며, 이후로도 지속적으로 감소함을 확인할 수 있다. 이는 P6 주변의 간극수가 하부로 흘러나감을 시사하고 있다.

4.3 가속도 응답

Fig. 14는 천단(A1), 천단 하부(A2), 사면 선단부(A3) 및 사면 내부(A4)에서 계측된 가속도 응답을 나타낸다. 두 Case 모두 A1의 가속도 응답이 A2보다 크게 나타났으며, A2의 가속도 응답 또한 입력가속도보다 크게 나타났다. 즉, 입력가속도는 상부로 가면서 더 크게 증폭되었다. 이는 중복반사이론에 근거한 선형탄성체 내에서의 가속도 증폭경향과 일치하는 것이다. 단, Case 2에서는 성토 내에서 큰 소성변형이 발생하였으므로 탄성강성은 비선형적일 가능성이 있다. 본 실험결과로부터, 높은 함수비를 갖는 성토 내에서 더 큰 증폭이 발생함을 알 수 있다. 이는 함수비가 높을 경우 전단탄성강성이 작아지며, 이는 임피던스비의 감소를 유발함을 시사하고 있다.

Case 1의 A3 및 A4에서의 응답은 입력가속도보다 더 크게 나타났으며, A4의 진폭이 A3의 그것보다 약간 크게 나타났다. 이는 A3보다 A4가 더 높은 위치에 있어 증폭이 더 크게 발생하였기 때문으로 사료된다.

5. 실험결과에 대한 고찰

5.1 최적함수비 부근의 함수비를 갖는 도로성토의 변형모드

Case 1의 결과에서 알 수 있듯이, 최적함수비 부근의 함수비를 갖는 불포화 도로성토의 변형은 대단히 작게 나타났으며, 간극수압은 동적과정 중에도 거의 변화하지 않았다. 본 Case에서는 비교적 큰 전단변형율이 사면 어깨부를 포함하여 사면 표면부를 따라 관찰된다. 본 Case에서 체적변형율은 매우 작게 나타나나 사면 표면부 근처에서 체적팽창의 경향이 나타나는 것으로 사료되므로, 정(+)의 다일레이턴시가 발생한다고 할 수 있다. 이와 같은 거동은 비교적 작은 구속압력 하에서 동적하중에 의한 전단응력이 작용하였기 때문으로 사료된다.

또한, 비교적 큰 전단변형율이 천단 하부에서 관찰되었으며, 이곳에서 체적압축의 경향이 확인된다. 이는 천단의 침하에 기인한 것이며, 최적함수비보다 높은 함수비를 갖는 Case 2에서 더욱 확실히 나타난다.

5.2 최적함수비보다 높은 함수비를 갖는 도로성토의 변형모드

최적함수비보다 높은 함수비를 갖는 Case 2는 Case 1에 비해 더 큰 변형 및 간극수압을 나타내고 있다. 변형량이 더 크게 발생하는 가장 큰 이유는 석션이 거의 작용하지 않으며 간극수압이 증가하기 때문이다. 본 Case에서의 도로성토는 부분적으로 포화되어 있으므로, 정(+)의 간극수압이 관찰되며 이곳에서 석션은 작용하지 않는다. 동적과정 중에는 간극수압이 증가하며, 이곳에서 체적압축이 발생한다. 간극수압의 증가 및 골격응력의 감소는 도로성토의 변형을 촉진한다. Hayashi et al.(1998)은 최적함수비보다 높은 함수비를 갖는 성토는 최적함수비의 성토에 비해 응답가속도 및 동적변형이 크게 나타남을 보고하였으며, 본 실험결과는 이와 일치하는 경향을 보이고 있다.

Fig. 15에 Case 2에 대한 변형율의 수평, 연직 및 전단성분(, , )과 전단변형율 , 체적변형율 의 분포도를 도시하였으며, 이에 근거하여 Fig. 16에 본 Case에서의 도로성토의 변형모드를 도식적으로 나타내었다. 최대의 가 사면 선단부에서 나타나고 있으며, 비교적 큰 가 사면 표면부 부근 및 기초지반부에서 관찰된다. 또한, 사면 선단부로부터 천단 하부에 이르는 의 집중대가 확인된다. 이와 함께, 큰 팽창 변형율이 사면 선단부와 사면 표면부 및 사면 선단부 바로 좌측에 인접한 기초지반의 표면부에서 관찰된다. 즉, 구속압력이 비교적 작은 도로성토의 사면 선단부 및 이에 인접한 사면 표면부에서 정(+)의 다일레이턴시가 발생한다. 특히, 전단변형율의 집중대에서 명백한 정(+)의 다일레이턴시가 확인된다.

한편, 큰 체적압축이 천단 하부에서 관찰되며, 여기서 전단변형율 의 발생이 관찰된다. Case 1에서, 비록 변형율 및 변위량은 Case 2보다 작으나, 동일한 위치에서 체적압축이 관찰되며 천단에서는 침하가 발생한다. 이는 반복전단하중이 구속압력이 비교적 큰 천단 하부에서의 체적압축을 유발함을 의미한다. 특히, 높은 함수비로 인해 낮은 석션을 갖는 도로성토에서 더욱 큰 압축이 발생한다. 포화도가 높은 성토의 압축은 간극수압의 증가를 유발하며, 이는 흙의 골격응력을 감소시켜 성토의 변형을 촉진시키게 된다.

위에서 보인 바와 같이, 높은 함수비를 갖는 도로성토에서는 정(+)의 다일레이턴시를 수반한 전단변형이 사면 선단부와 사면 표면부 아래에 집중되며, 천단의 침하를 유발하는 천단 하부에서의 전단변형을 수반한 큰 체적압축이 발생함을 확인하였다. 천단 하부의 큰 체적압축이 발생하는 영역에서, 변형율의 연직성분() 및 수평성분()은 크게 나타나나 변형율의 전단성분()은 작게 나타남을 관찰할 수 있다. 한편, 사면 선단부 부근에서는 변형율의 전단성분()이 크게 나타난다. 그러므로, 사면 선단부 부근에서는 정(+)의 다일레이턴시를 수반한 직접전단의 형태와 유사한 변형모드를 보이며, 천단 하부에서는 간접적인 전단변형을 유발하는 삼축압축 형태의 변형모드를 나타낸다.

본 Case에서 나타난 전단변형율의 집중은 성토 파괴의 전형적 형태인 원호활동파괴모드와 유사하다. 간극수압 및 화상해석의 결과로부터, 이러한 파괴모드는 사면 선단부를 포함한 사면 표면부 주변에서의 정(+)의 다일레이턴시를 수반한 전단변형 및 천단 하부에서의 큰 체적압축을 수반한 전단변형(부(-)의 다일레이턴시)에 기인한 것으로 판단된다. 특히, 천단의 침하는 도로성토 심부에서의 비교적 큰 구속압력 하에서 발생하는 체적압축에 기인하며, 사면 선단부 및 사면 표면부 주변은 구속압력이 작아 체적팽창을 수반한 큰 전단변형이 발생하는 것으로 보인다. 이와 함께, 천단 하부와 같이 큰 체적압축 및 간극수압이 확인된 곳에서는 함수비가 높게 나타났다. 이는 압축에 의해 간극공기가 외부로 배출되어 간극수압의 증가를 촉진하였기 때문으로 사료된다.

6. 결 론

잘 다져진 두 Case의 불포화 도로성토(최적함수비 부근 및 최적함수비보다 높은 함수비 조건)에 대하여 동적원심모형실험을 실시하였다. 두 Case의 다짐도는 동일하며, 최적함수비보다 높은 함수비 조건의 도로성토는 석션이 거의 작용하지 않는 봉입불포화(insular-air saturation)상태이다. 입력진동은 테이퍼형 정현파를 사용하였다. 본 연구로부터 도출된 결론은 다음과 같다.

(1)최적함수비 부근의 함수비를 갖는 도로성토에서의 변형은 작게 나타났으며, 동적과정 중 간극수압은 거의 변화하지 않았다. 비록 변형은 작으나, 사면 선단부를 포함한 사면 표면부에서 정(+)의 다일레이턴시를 수반한 전단변형이 나타났으며, 천단 하부에서 부(-)의 다일레이턴시를 수반한 전단변형이 관찰되었다.

(2)최적함수비보다 높은 함수비 조건의 도로성토에서는 매우 큰 변형이 발생하였다. 이는 석션이 거의 작용하지 않으며 간극수압이 증가하였기 때문이다. 간극수압 및 화상해석 결과로부터, 본 조건을 갖는 도로성토의 변형모드는 다음과 같이 정리할 수 있다.

1)사면 선단부로부터 천단 하부에 이르는 전단변형율의 집중이 발생한다.

2)천단 하부에서 큰 체적압축이 발생하며, 간극수압이 증가한다. 이러한 압축변형은 부(-)의 다일레이턴시를 수반한 전단변형 및 천단의 큰 침하에 기인한다.

3)큰 체적팽창을 수반한 전단변형, 즉 정(+)의 다일레이턴시가 사면 선단부 및 사면 표면부에서 발생하며, 이곳에서 간극수압이 감소한다.

(3)체적압축은 구속압력이 큰 도로성토 심부에서 관찰되며, 이곳에서 부(-)의 다일레이턴시가 발생한다. 한편, 구속압력이 작은 도로성토 표면부 인근에서는 체적팽창이 관찰되며, 이곳에서 정(+)의 다일레이턴시가 발생한다.

(4)가속도 응답은 도로성토의 상부 및 표면에 가까운 부분에서 증폭되었다. 또한, 최적함수비보다 높은 함수비 조건의 도로성토에서 최적함수비 부근의 도로성토에 비해 더 큰 증폭이 발생하였다.