1. 서 론
2. Hoek-Brown 파괴기준
3. 제주도 현무암의 삼축압축강도를 다룬 기존의 연구
4. 제주도 현무암의 Hoek-Brown 계수
4.1 Hoek-Brown 계수의 산정방법에 따른 결과 비교
4.2 일축압축강도(UCS)와 Hoek-Brown 계수의 관계
4.3 압열인장강도(BTS)와 Hoek-Brown 계수의 관계
4.4 UCS/BTS와 Hoek-Brown 계수의 관계
4.5 제주도 현무암의 Hoek-Brown 파괴 포락선
5. 결 론
1. 서 론
제주도는 약 200만 년 전부터 역사시대까지 발생한 여러 차례의 화산활동에 의해 형성된 섬으로(Yoon and Ko, 2011), 제주도의 지반은 얇은 토사층 아래 용암류 암반과 화산쇄설층 및 공동이 불규칙하게 발달된 층상구조로 이루어져 있으며, 지역마다 다양한 지질특성을 보이고 있다. 특히 제주도의 암반은, 육지부에 존재하는 심성암 또는 퇴적암과 달리, 용암 속에 존재하던 휘발성분이 미쳐 빠져나가지 못하고 굳으면서 형성된 기공(Vesicle)이 불규칙적으로 발달한 다공성 구조를 갖고 있는 것이 특징이라고 할 수 있다. 그리고 제주도에서는 이전부터 대규모 토목공사 및 지하수 개발에 있어서 수많은 시행착오를 경험하고 있으며(Kim, 2007), 최근에는 육·해상 풍력발전단지의 건설 및 공항인프라 확충을 위한 토목공사 등에 대비하여 제주도 화산암석 및 암반에 대한 공학적 관점에서의 물리·역학적 특성 및 설계에 반영할 지반강도정수에 대한 심도 깊은 연구가 요구되고 있는 실정이다. 이러한 요구에 부응하여, 제주도 화산암에 대한 물리적 및 역학적 특성과 관련하여 제주도의 여러 지역에서 채취된 암석에 대하여 연구가 이루어져 왔다(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 Sassa, 2016, 2017; Yang and Boo, 2019; Moon and Yang, 2020; Park and Moon, 2020).
Hoek-Brown 파괴기준은 Mohr-Coulomb 파괴기준과 함께 암반역학 분야에서 자주 이용되고 있는 모델로서, 암석(intact rock)과 암반(rock mass)에 적용할 수 있는 경험적 모델이다(Hoek, 2007). 이 파괴기준에서는 다양한 암석에 대한 Hoek-Brown 계수(mi) 및 지질강도지수(Geological Strength Index, GSI)를 이용하여 암반의 강도정수를 추정하기 위한 관계식이 제시되어 있으며, 암석에 대한 실내시험이 불가능 할 경우 이 파괴기준에서 제시되어 있는 다양한 도표를 이용하여 예비설계(preliminary design)를 수행할 수 있는 이점이 있다. 그리고 최근에는 인장파괴영역에 대해서도 적용할 수 있도록 Hoek-Brown 파괴기준은 꾸준히 개선되어 오고 있다(Hoek and Brown, 2019).
암석(무결암)의 Hoek-Brown 계수(mi)는 암석의 일축압축시험, 삼축압축시험 등 실내 시험을 통하여 산정할 수 있으며, 특히, 삼축압축시험의 경우, 일축압축시험에 비해 시간 및 비용이 들기 때문에 프로젝트에 따라 시험의 수행이 어려운 경우가 있다. 이와 관련하여, 암석에 대한 삼축압축시험을 수행하지 못할 경우, 암석의 일축압축강도(Uniaxial compressive strength, UCS), 인장강도(Tensile strength, TS) 또는 인장강도에 대한 일축압축강도의 비(UCS/TS) 등을 이용하여 mi를 추정하기 위한 다양한 연구가 수행되어 오고 있다(Hoek and Brown, 1980; Cai, 2010; Hoek and Martin, 2014; Shen and Karakus, 2014; Vásárhelyi et al., 2016; Wang and Shen, 2017; Hoek and Brown, 2019). 그러나 현무암에 대한 mi의 추정과 관련된 연구는 전무한 상태이며, Hoek-Brown 파괴기준에서 제시된 다양한 암석에 대한 mi의 경우, 특히 현무암과 관련하여 추정된 값만이 제시되어 있다(Hoek, 2007).
한편, 제주도 현무암 암석에 대하여 Hoek-Brown 파괴기준을 적용한 연구는, Kim(2007), Nam et al.(2009), Yang(2016)의 연구가 있지만, mi의 추정에 있어서 잘못된 구속응력범위의 적용, 데이터의 수가 충분하지 않은 암석에 대한 mi의 추정 등 mi의 추정에 있어서 적절하지 않은 측면이 있었다.
따라서 본 연구에서는 제주도 북동부 육·해상, 남동부 해상 및 북서부 해상에서 채취한 현무암 암석에 대한 삼축압축시험 결과(Yang, 2015b, 2016), Kim(2007)의 삼축압축시험 결과 및 제주도 남부 G 항(port)의 지반조사 과정에서 채취된 현무암 암석에 대한 삼축압축시험 결과(Moon and Yang, 2020)에 대하여, 비선형 회귀분석을 이용하여 제주도 현무암 암석에 대한 mi값을 새롭게 계산하였다. 그리고 제주도 현무암 암석의 일축압축강도, 압열인장강도 및 압열인장강도에 대한 일축압축강도의 비와 mi의 관계를 각각 살펴보았으며, 제주도 현무암의 Hoek-Brown 파괴 포락선을 결정하는데 있어서, 인장 및 압축파괴영역에서 이용할 수 있는 방법을 제안하고자 한다.
2. Hoek-Brown 파괴기준
Hoek-Brown 파괴기준은 Hoek and Brown(1980)에 의해 처음 발표된 이후 현재까지 지속적으로 수정되어 오고 있으며, 암석뿐만 아니라 암반에도 적용할 수 있는 경험적 모델이다(Hoek, 2007). 그리고 암석에 대한 Hoek-Brown 파괴기준은 다음 식과 같이 나타낼 수 있다.
| $$\sigma_1=\sigma_3+\sigma_c\left(m_i\frac{\sigma_3}{\sigma_c}+1\right)^{0.5}$$ | (1) |
여기서, σ1와 σ3는 각각 파괴시의 최대주응력, 최소주응력을 의미한다. σc는 암석의 일축압축강도(UCS)를 의미하며, 실내시험을 통하여 얻을 수 있다. 그러나 실내시험을 수행하지 못할 경우, Hoek(2007)이 제시하고 있는 도표를 이용하여 그 값을 추정할 수 있다. 그러나 Hoek(2007)에서 제시된 현무암의 UCS는 100MPa 이상으로, 이는 ISRM(1981)의 UCS에 따른 암석의 분류에 따르면 경암에서 극경암에 해당하는 강도이다. 한편, 제주도 현무암 암석은 암석의 공극 상태에 따라 연암에서 극경암까지 다양하게 분포하고 있다(Yang, 2014, 2015a). mi는 암석에 대한 Hoek-Brown 계수를 의미하며, 암석의 삼축압축시험 결과를 이용하여, ((σ1-σ3)/σc)2=mi(σ3/σc)+1의 관계 또는 식 (1)을 이용한 비선형 회귀분석을 통하여 구할 수 있다. 그러나 실내시험을 수행할 수 없을 경우, Hoek(2007)이 제시하고 있는 도표를 이용하여 다양한 암석에 대한 mi값을 얻을 수 있다. 참고로, Hoek(2007)이 제시하고 있는 현무암에 대한 mi값은 (25±5)이며, 괄호는 추정된 값임을 의미한다.
Hoek and Martin(2014)와 Hoek and Brown(2019)에 의하면, 인장파괴영역 (σ3<0)에 있어서 식 (1)에 의해 추정되는 인장강도는 실제의 인장강도 값에 비해 과대하게 평가되고 있다고 보고하고 있으며, 이에 대하여 인장파괴영역에서도 적용할 수 있는 방법을 제시하고 있다. 그 하나의 방법으로서, 시험결과로부터 얻어진 직접인장강도(Direct tensile strength, DTS)에 대한 UCS의 비와 mi 사이의 선형관계를 이용하여 인장 컷오프(tension cut-off)를 결정할 것을 제안하고 있다.
한편, 제주도 현무암의 인장강도를 다룬 기존의 연구와 관련하여, 직접인장시험(Direct tensile test)을 수행한 연구는 없었으며, 간접인장시험법(Indirect tensile test)의 하나인 암석 시험편의 성형 및 시험의 수행과정이 간단한 압열인장시험(Brazilian tensile test)을 중심으로 이루어져 왔다(Moon and Yang, 2020). 이러한 점을 고려하여, 본 연구에서는 압열인장시험 조건에서 식 (1)에 의해 추정되는 mi의 특성을 살펴보기 위해, 식 (2)에 나타낸 압열인장시험의 등방성 암석 시험편의 중심에 작용하는 최소주응력 σ3와 최대주응력 σ1(Jaeger et al., 2007)을 식 (1)에 적용하였으며, 그 결과 식 (3)과 같이 mi는 UCS와 BTS의 관계식으로 나타낼 수 있음을 알 수 있었다.
| $$\sigma_{3(\mathrm{Btt})}=-\frac{2P}{\pi Dt}=-\sigma_t,\;\;\;\sigma_{1(\mathrm{Btt})}=\frac{6P}{\pi Dt}=3\sigma_t$$ | (2) |
여기서, P는 파괴하중, D는 암석 시험편의 직경, t는 암석 시험편의 길이, σt는 압열인장강도(Brazilian tensile strength, BTS)를 나타낸다.
| $$m_i=\frac{\sigma_c}{\sigma_t}-16\left(\frac{\sigma_t}{\sigma_c}\right)$$ | (3) |
3. 제주도 현무암의 삼축압축강도를 다룬 기존의 연구
이 장에서는, 제주도 현무암 암석에 대한 삼축압축시험 결과 등을 다룬 기존의 연구를 간단히 서술하였으며, 그 결과를 표로 정리하였다. 표에는, 각 암석의 삼축압축시험 결과 중에서 0≤σ3/σc<0.5인 압축파괴영역에 적어도 4개의 결과를 포함하는 암석을 대상으로, 식 (1)을 이용한 비선형 회귀분석을 통하여 계산된 Hoek-Brown 계수(mi) 및 (σ3/σc)와 ((σ1-σ3)/σc)2의 상관관계를 통하여 얻어진 mi를 각각 나타내었다. 그리고 이와 함께 각각의 암석에 대한 UCS, BTS 및 UCS/BTS를 정리하였다. 또한, 본 연구에서는, 기존에 발표된 연구결과를 종합적으로 비교 분석하기 위하여, 아래에 기술한 방법에 따라 암석 시험편의 직경 또는 형상의 영향을 고려하여 UCS와 BTS를 각각 교정하였다.
UCS와 관련하여, Hoek(2007)은 암석 시험편의 직경(D)에 대한 영향을 교정하기 위하여 식 (4)를 제안하고 있다. 한편, BTS는 암석 시험편의 직경(D)에 대한 영향 보다는 암석 시험편의 형상(t/D; t: 암석 공시체의 두께, D: 암석 공시체의 직경)의 영향을 크게 받으며(Thuro et al., 2001), Yu et al.(2006)는 암석 시험편의 형상(t/D)의 영향을 고려한 BTS의 교정식을 식 (5)와 같이 제시하고 있다. Table 1, 2 및 3에 각각 나타낸 σc50는 식 (4)를 고려한 직경(D)이 50mm인 암석 시험편에 대한 UCS 값이며, σt'는 식 (5)에 의해 교정된 BTS 값을 나타내고 있다.
Table 1.
Summary of the mechanical characteristics for Pyoseonri basalt and Trachy-basalt (Kim, 2007)
σ3: Minimum principal stress, σ1: Maximum principal stress, mi: Hoek-Brown constant, which was calculated from nonlinear regression analysis over a confining stress σ3 range from 0 to 0.5σc. Y=((σ1-σ3)/σc)2, X=, Y=miX+1: Results in a range of 0≤σ3<0.5σcσt: Brazilian tensile strength measured by Brazilian tensile test, σc50: Uniaxial compressive strength corrected by Eq. (4), σt': Brazilian tensile strength corrected by Eq. (5).
Table 2.
Summary of the mechanical characteristics for basalts sampled in northeastern, southeastern and northwestern Jeju Island (Yang, 2015b, 2016)
Uniaxial compressive strengths (σc) for intact rocks in Southeastern and Northwestern offshore were estimated by Mohr-Coulomb failure criterion in terms of principal stresses, namely σ1=σc+kσ3.
Diameter of the intact rock specimens used in the uniaxial and triaxial compressive tests and Brazilian tensile tests (Avg.±SD): 50.35±0.65 (Northeast), 50.56±0.26 (Southeastern offshore), 49.73±0.86 (Northwestern offshore).
Table 3.
Summary of the mechanical characteristics for the basaltic intact rock specimens sampled at G port in Jeju Island (Moon and Yang, 2020)
Diameter of the intact rock specimens used in the uniaxial and triaxial compressive tests and Brazilian tensile tests: 52mm, the ratio of D/H of the intact rock specimens used in the uniaxial and triaxial compressive tests (Avg.±SD): 0.514±0.003 and the ratio of t/D of the intact rock specimens used in Brazilian tensile tests (Avg.±SD): 0.496±0.005.
| $$\sigma_{c50}=\frac{\sigma_c}{{(50/D)}^{0.18}}$$ | (4) |
여기서, σc50은 암석 시험편의 직경이 50mm인 암석에 대한 일축압축강도, σc는 측정된 일축압축강도를 나타낸다.
| $$\sigma_t'=(0.262(t/D)+1)\sigma_t$$ | (5) |
여기서, σt'는 암석 시험편 형상의 영향을 고려한 압열인장강도, σt는 측정된 압열인장강도를 나타낸다.
Kim(2007)은 서귀포시 성산읍 삼달리 일대에서의 시추를 통하여 채취된 각각의 표선리 현무암, 조면암질 현무암 및 스코리아에 대한 암석 시험편(D: 43mm, H: 86mm)을 제작하여, 다양한 물성시험 및 강도시험을 수행하였으며, 각각의 암석에 대한 대표적인 물성 값과 강도 값을 보고하였다. 본 연구에서는, 삼축압축시험 결과 중에서 0≤σ3/σc<0.5인 범위 안에 드는 자료의 수가 적은 스코리아를 제외한 표선리 현무암과 조면암질 현무암에 대한 다양한 강도시험의 결과를 Table 1에 정리하였다.
제주 광역경제권 R&D사업의 제주 해역 특성에 적합한 해상풍력발전기의 설치를 위한 지반설계기술 개발의 일환으로, 2012년에서 2014년까지 약 3년간에 걸쳐 제주도 북동부 육·해상, 남동부 해상 및 북서부 해상에서 시추가 이루어졌으며, 채취된 암석에 대하여 KS 및 ASTM 시험규정에 입각한 다양한 물성시험 및 강도시험이 수행되었다(Yang, 2014, 2015a, 2015b, 2016; Yang and Sassa, 2016, 2017; Yang and Boo, 2019; Park and Moon, 2020). 제주도 북동부 육·해상, 남동부 해상 및 북서부 해상에서 채취한 현무암 암석의 다양한 강도시험 결과를 Table 2에 각각 정리하였다.
또한 제주도 남부 G 항(port) 지반조사 보고서의 제주도 현무암에 대한 KS 및 ASTM 시험규정에 입각한 다양한 강도시험 결과(Moon and Yang, 2020)를 Table 3에 정리하였다.
4. 제주도 현무암의 Hoek-Brown 계수
4.1 Hoek-Brown 계수의 산정방법에 따른 결과 비교
Hoek-Brown 계수(mi)의 산정방법에 따른 제주도 현무암 암석의 mi값의 차이를 살펴보기 위하여, 식 (1)을 이용한 비선형 회귀분석을 통하여 계산된 mi와 (σ3/σc)와 ((σ1-σ3)/σc)2의 상관관계를 통하여 얻어진 mi의 관계를 Fig. 1에 나타내었다. 전체적으로 비선형 회귀분석을 통하여 얻어진 mi값이 (σ3/σc)와 ((σ1-σ3)/σc)2의 상관관계를 통하여 얻어진 mi값에 비해 작게 추정되고 있었다(Tables 1, 2 and 3). 구체적으로, mi값이 20 미만에서는 두 산정방법에 의해 각각 얻어진 mi값의 차이는 미미하였지만, mi값이 20 이상인 경우 산정방법에 따른 mi값의 차이가 현저히 증가하였으며, 특히, Kim(2007)의 결과가 큰 차이를 보이고 있었다(Fig. 1). 그리고 mi의 산정방법에 따른 결정계수(R2) 차이를 살펴보면, Kim(2007)의 결과를 제외하면 비선형 회귀분석이 결정계수가 높은 mi값을 추정하고 있음을 알 수 있었다(Tables 1, 2 and 3). Kim(2007)의 결과가 특히 큰 차이를 보이는 요인의 하나로서, 일축압축강도에 비해 구속압력(5MPa)에 대한 최대응력의 증가가 명확하게 나타나고 있지 않은 데에서 기인한다고 사료된다. 본 연구에서는 전체적으로 mi값을 안전 측으로 추정하고 있는 비선형 회귀분석을 통하여 얻어진 mi값을 중심으로 분석하고자 한다.
4.2 일축압축강도(UCS)와 Hoek-Brown 계수의 관계
Table 1~3에 나타낸 제주도 현무암의 일축압축강도(UCS)와 Hoek-Brown 계수(mi)의 관계를 Fig. 2에 나타내었다. 전체적으로, 제주도 현무암의 UCS와 mi 사이에는 뚜렷한 상관관계를 확인할 수 없었다. 본 연구에서 대상으로 한 제주도 현무암은, UCS에 따른 암석의 분류(ISRM, 1981)에 의하면 보통암에서 극경암에 해당하였으며, mi 값은 약 9 ~ 36 사이에 분포하고 있었다. 그리고 Hoek(2007)가 제시한 현무암의 mi 값 (25±5)에 비해 약 5 정도 작은 19.34±6.73 (Avg.±SD)인 값을 보이고 있었다.
Fig. 3에 제주도 현무암의 UCS와 mi/UCS의 관계를 나타내었다. 그리고 이와 함께 암석의 삼축압축시험 결과의 부재 시, 암석의 mi를 추정하기 위해 Shen and Karakus(2014)에 의해 제안된 UCS를 기반으로 한 방법, 즉, UCS와 mi/UCS 사이의 멱함수 관계를 나타내었다. 한편, Shen and Karakus(2014)은 다양한 암석의 UCS와 mi/UCS 사이의 멱함수 관계(mi/UCS=AUCSB)를 나타내고 있지만, 현무암에 대한 상관관계는 제시하고 있지 않다. Fig. 3의 결과를 통하여, 제주도 현무암 또한 UCS와 mi/UCS 사이에는 멱함수의 상관관계가 있음을 확인할 수 있었으며, 멱함수의 상관관계 이외에 지수함수의 상관관계 또한 존재하고 있음을 알 수 있었다. 이는 경암에서 극경암에 해당하는 UCS가 약 150MPa 이상인 현무암 암석에 대한 삼축압축시험 자료의 부족으로 인한 것이며, 추후 이에 대한 결과를 추가함으로써, UCS를 이용하여 정도가 높은 mi 값의 추정이 가능하다고 사료된다.
4.3 압열인장강도(BTS)와 Hoek-Brown 계수의 관계
제주도 현무암의 압열인장강도(BTS)와 Hoek-Brown 계수(mi)의 관계를 Fig. 4에 나타내었다. 전체적으로 Fig. 2의 결과와 같이 제주도 현무암의 BTS와 mi 사이에는 뚜렷한 상관관계가 없었다. 한편, Wang and Shen(2017)에 의하면, 인장강도와 mi 사이에는 멱함수의 상관관계가 있음을 보고하고 있지만, 인장강도와 관련하여 어떠한 인장강도를 사용하였는지 특정하고 있지 않다.
Fig. 5에 BTS와 mi/BTS의 관계를 나타내었다. BTS와 mi/BTS 사이에는 Fig. 3의 결과와 같이 멱함수와 지수함수의 상관관계가 있었으며, BTS를 이용하여 제주도 현무암 암석의 mi 값을 추정할 수 있을 것이라 사료된다. 그리고 BTS가 10Mpa 이상인 현무암 암석에 대한 시험을 추가함으로써, BTS를 이용한 정도가 높은 mi 값의 추정이 가능하다고 사료된다.
4.4 UCS/BTS와 Hoek-Brown 계수의 관계
제주도 현무암의 Hoek-Brown 계수(mi)와 압열인장강도에 대한 일축압축강도 비(UCS/BTS)의 관계를 Fig. 6에 나타내었으며, 이와 함께 식 (3)에 나타낸 mi와 UCS/BTS의 관계를 나타내었다. 제주도 현무암의 mi와 UCS/BTS 사이에는 뚜렷한 상관관계가 없는 반면, 식 (3)의 mi와 UCS/BTS 사이에는 선형에 가까운 상관관계가 있었으며, 일차함수의 형태로 근사화시킬 수 있음을 알 수 있었다.
서론에서 서술한 바와 같이 인장강도에 대한 일축압축강도의 비(UCS/TS)를 이용하여 mi 값을 추정하기 위해 많은 연구가 수행되어 왔지만, 제주도 현무암의 경우 UCS/BTS를 이용한 mi 값의 추정은 곤란하다고 사료된다(Fig. 6). 암석의 인장강도를 구하기 위한 시험으로서, 압열인장시험은 널리 수행되어 오고 있지만, 방법의 타당성에 있어서 의문점이 여전히 남아 있으며(Cai, 2010), Hoek and Brown(2019)에 의하면, 압열인장강도는 적정한 인장강도라 할 수 없으며, 직접인장강도로 교정을 해야 하는 지표강도로서 간주할 수 있다고 기술하고 있다.
Fig. 6을 통하여, 제주도 현무암의 mi 값은 식 (3)의 오른쪽에 분포하고 있음을 알 수 있으며, 이는 실내시험 결과를 통하여 추정된 mi 값을 이용하여 식 (1)에 의해 계산되는 압열인장강도는 실제의 제주도 현무암의 압열인장강도를 과소평가하고 있다는 것을 의미한다. 이는 다시 말해서, 서론에서 기술한 Hoek and Martin(2014)와 Hoek and Brown(2019)에 의해 제안된 인장 컷오프 결정방법은 제주도 현무암에 대해서는 적용할 필요가 없다는 것을 나타낸다.
Fig. 6의 결과를 토대로, 식 (1)을 제주도 현무암의 인장파괴영역 (σ3<0)에 대하여 적용할 시, 인장 컷오프를 결정하는 방법에 대해서 논하고자 한다. 제주도 현무암의 UCS를 알고 있을 경우, Fig. 3을 통하여 mi 값을 추정할 수 있다. 그리고 이들 값을 Fig. 6에 나타낸 일차함수에 적용하면, 제주도 현무암의 BTS를 추정할 수 있다. 여기서, 추정된 제주도 현무암의 mi 값이 20을 초과할 경우 mi 값을 20 이라고 가정하고, mi 값이 20 이하인 경우, mi 값을 그대로 Fig. 6의 일차함수에 적용함으로써 실내시험 결과에 가까운 BTS 값을 안전 측으로 추정할 수 있을 것이라 사료된다. 한편, Perras and Diederichs(2014)에 의하면, DTS와 BTS 사이에는 DTS=fBTS인 관계로 나타낼 수 있으며, 화성암(igneous rock)의 경우 f는 0.8이라고 보고하고 있다. 이러한 결과를 이용하여, 위에서 추정한 BTS 값을 DTS 값으로 변환할 수 있으며, 제주도 현무암에 대한 예비설계에 있어서, 인장파괴영역 (σ3<0)에 대한 인장 컷오프의 결정 시 유용하게 이용될 수 있을 것이라 사료된다.
위의 인장 컷오프를 결정하는 데 있어서 mi 값을 20을 중심으로 나눈 이유는, 제주도 현무암의 UCS/BTS는 약 5~20 사이에 분포하고 있다(Moon and Yang, 2020)는 연구 결과를 반영하여, 제주도 현무암의 UCS/BTS가 20 이하임을 전제로 하고 있으며, 이에 유의할 필요가 있다.
4.5 제주도 현무암의 Hoek-Brown 파괴 포락선
Table 1~3에 나타낸 제주도 현무암의 삼축압축시험 결과, 즉, 최소주응력(σ3)과 최대주응력(σ1)을 일축압축강도(σc)에 대하여 각각 무차원화 한 결과를 Fig. 7에 나타내었다. 그리고 이와 함께 압축파괴영역(0≤σ3/σc<0.5)에 해당하는 삼축압축시험의 전체 결과에 대한 비선형 회귀분석을 통하여 추정된 Hoek-Brown 계수(mi) 및 이를 이용하여 작성된 Hoek-Brown 파괴 포락선(실선)을 나타내었으며, Table 1~3에 나타낸 mi 값 중에서, 가장 큰 값을 보인 Trachy-basalt(Kim, 2007)과 가장 작은 값을 보인 제주도 남동부 BH-3의 mi 값을 이용하여 작성된 Hoek-Brown 파괴 포락선(파선, 점선)을 각각 나타내었다. 또한, 4.4절에서 설명한 인장 컷오프 작성 방법을 이용하여 추정된 인장 컷오프를 함께 나타내었다. 한편, Trachy-basalt와 제주도 남동부 BH-3의 각각의 mi값은 큰 차이를 보이고 있었으며, 이에 대한 요인의 하나로서 제주도 현무암의 특성 중의 하나인 공극 상태의 차이로 인한 것으로 사료된다. 본 연구의 부록(Appendix) Fig. 2에 나타낸 제주도 화산암의 공극 상태를 나타내는 파라미터의 하나인 흡수율(w)과 UCS의 관계에 의하면, w가 감소함에 따라 UCS는 급격이 증가하고 있다. 이를 통하여, 삼축압축시험 결과 또한 암석의 공극 상태에 따라 구속압력에 따른 최대응력의 기울기가 달라질 것이라 사료되며, 암석의 mi값 또한 달라질 것이라 사료된다.
제주도 현무암의 삼축압축시험 전체 결과에 대한 비선형 회귀분석 결과를 통하여, 결정계수가 높은 mi(=19.740) 값을 얻을 수 있었으며, 제주도 현무암에 대한 삼축압축시험의 결과가 없을 경우, mi의 초기 값으로서 예비설계에 충분히 이용할 수 있을 것이라 사료된다. 그리고 Trachy-basalt(Kim, 2007)과 제주도 남동부 BH-3의 각각의 mi 값을 이용하여 작성된 Hoek-Brown 파괴 포락선(파선, 점선)은, Table 1~3에 나타낸 삼축압축시험 결과의 상한과 하한을 적절히 나타내고 있음을 알 수 있었다. 또한, 4.4절에서 제시한 인장 컷오프의 작성 방법을 통하여, mi가 20 이상인 경우, DTS/UCS를 적어도 0.04로 설정함으로써, 인장강도를 안전 측으로 추정할 수 있을 것이라 사료된다.
Yang(2014, 2015a)가 나타낸 제주도 화산암의 흡수율(w)과 겉보기 비중(G)의 관계 및 흡수율(w)과 UCS(σc)의 관계에 대하여, 최근의 연구결과를 포함하여 새롭게 작성된 각각의 관계를 부록 Fig. 1과 부록 Fig. 2에 나타내었다. 그리고 부록 Fig. 2에 나타낸 UCS는 식 (4)를 이용하여 암석 시험편의 직경이 50mm에 대한 UCS(σc50)로 교정하였다.
부록 Fig. 1의 제주도 화산암의 w과 G의 관계 및 부록 Fig. 2(b)와 Fig. 3을 각각 이용하여, UCS와 mi 값을 추정할 수 있으며, 제주도 현무암에 대한 예비설계에 있어서 유용하게 이용할 수 있을 것이라 사료된다. 한편, BTS를 이용하여 mi 값을 추정할 경우, 부록 Fig. 1의 선형근사 (1)에 해당하는 제주도 현무암에 대한 w과 BTS의 관계를 Moon and Yang(2020)이 나타내고 있으며, 이를 이용하여 mi 값을 추정할 수 있을 것이라 사료된다.
5. 결 론
본 연구에서는, 제주도 현무암 암석의 일축압축강도, 압열인장강도 및 압열인장강도에 대한 일축압축강도의 비와 Hoek-Brown 계수(mi)의 관계를 각각 살펴보았으며, Hoek-Brown 파괴 포락선을 결정하는데 있어서, 인장 및 압축파괴영역에서 이용할 수 있는 방법을 제안하였다. 얻어진 결과를 종합하면 다음과 같다.
(1) 제주도 현무암 암석의 일축압축강도(UCS)와 Hoek-Brown 계수(mi) 사이에는 뚜렷한 상관관계가 없었으며, 제주도 현무암의 UCS와 mi/UCS 사이에는 높은 결정계수의 멱함수와 지수함수의 상관관계가 있음을 알 수 있었다.
(2) 제주도 현무암 암석의 압열인장강도(BTS)와 Hoek-Brown 계수(mi) 사이에는 뚜렷한 상관관계가 없었으며, 제주도 현무암의 BTS와 mi/BTS 사이에는 높은 결정계수의 멱함수와 지수함수의 상관관계가 있음을 알 수 있었다.
(3) 제주도 현무암의 UCS/BTS와 Hoek-Brown 계수(mi) 사이에는 뚜렷한 상관관계가 없었으며, 식 (1)에 의해 계산되는 압열인장강도는 실제의 제주도 현무암의 압열인장강도를 과소평가하고 있다는 것을 알 수 있었다.
(4) 제주도 현무암에 대한 예비설계에 있어서, 본 연구에서 제시한 방법은 인장 및 압축파괴영역에 대한 Hoek-Brown 파괴 포락선을 결정하는데 있어서 유용하게 이용될 수 있을 것이라 생각하며, 제주도 현무암 암석의 정도가 높은 Hoek-Brown 계수(mi)를 추정하기 위하여, 연암 및 경암·극경암에 해당하는 제주도 현무암의 대한 추가적인 연구가 필요하다고 사료된다.
