1. 서론

쏘일네일 공법은 비교적 촘촘한 간격으로 보강재를 설치하여 원 지반 자체의 전체적인 전단강도를 증대시키고 변위발생을 억제하는 공법이다. 쏘일네일 공법은 비탈면 보강공법 중 경제성과 시공성이 용이해 널리 사용되고 있으나, 아직까지 체계적인 설계법이 미 정립되었으며, 보강재와 주변지반의 상호 거동에 대한 기초 연구가 부족해 공학적인 접근이 필요한 실정이다.

쏘일네일 공법은 원지반과 일체화 거동한다는 가정 하에 성립되는데, 천공 후 실시하는 그라우팅은 지반에 구속되어 일정한 직경의 구조체를 형성할 수 있게 한다. 그라우트는 보강재의 부식방지 외에도 지반과의 주면마찰저항에 의한 인발저항 및 보강재를 구속하여 인장력을 발휘하며, 네일을 따라 발생하는 수동토압을 전달하는 역할을 한다.

일반적으로 수평네일로 보강된 수직벽체에서는 쏘일네일의 인장응력에 의한 보강효과가 지배적이고, 전단과 휨에 의한 영향이 적게 나타날 수 있다. 그러나 비탈면에 설치되는 경우에는 전단 및 휨에 대한 영향을 고려할 필요가 있다(Clouterre, 1991). Schlosser(1982)는 극한상태로 갈수록 전단 및 휨에 의한 영향이 증가한다고 하였으며, 쏘일네일이 보강된 비탈면에 활동이 발생하는 경우 활동면 부근의 전단영역에서 쏘일네일은 전단에 의해 변형이 발생하고, 이는 주변지반과의 상호작용을 하게 된다. 특히 쏘일네일은 전단 및 휨에 의해 주변지반과의 상호작용으로 마찰저항과 수동토압이 발생하는 수동보강 개념이므로 쏘일네일의 복잡한 거동을 이해하기 위해서는 전단과 휨에 대한 종합적인 고려가 필요하다(Fig. 1).

Fig. 1.

Mechanism of Soil nail at the slip surface (Ortigao et al., 1995)

Seo et al.(2012)은 쏘일네일의 세 가지 파괴모드를 고려한 설계 최적화 연구를 통해 각각의 파괴모드에 대한 제약조건을 이론적으로 산정한 바 있다. Kim(2001)은 네일의 휨 저항이 인장력의 원인이 되기도 하지만, 안정성 측면에서 유용한 효과를 발휘하므로 네일의 전단 및 휨 저항을 고려할 필요가 있다고 하였다. Jeon et al.(2007)은 쏘일네일이 보강재인 철근과 그라우트로 구성되어 있어 전단 및 휨에 대한 저항을 가지며, 모형시험 및 실 축척 시험을 통해 네일의 휨 저항이 토체 내의 전단파괴면 부근에서 발휘되고, 파괴면 부근에 전단영역이 발생할 때 휨모멘트는 중요한 요소로 작용한다고 하였다. Kim(2012)은 대형전단시험을 실시하여 다철근 네일의 전단저항 증가효과를 확인하였으며, 쏘일네일 보강지반에 활동이 발생하면 전단 및 휨에 의한 변형으로 그라우트가 파단되어 비탈면의 안정성이 저해될 수 있다고 하였다. Hong(2018)은 가압식 쏘일네일 보강 지반에 대한 대형전단시험을 실시한 결과 토압영향 범위는 0.4m이고, 전단영향 범위는 대체로 0.7m라 하였다. Jeon et al. (2007)은 쏘일네일의 휨 저항을 고려한 수치해석을 실시하여 보강 비탈면의 안전율 증가경향을 확인하였으며, Kwon and Jeong(2009)은 강성 쏘일네일이 보강된 비탈면을 대상으로 강도감소기법을 실시하여 비탈면의 안전율 변화를 연구한 바 있다.

현재까지 쏘일네일의 전단 및 휨 거동에 대한 연구는 대부분 개선된 공법을 대상으로 전단저항의 증가경향을 실험적으로 규명하거나, 비탈면 해석과 연계하여 안정성을 검증하는 등의 연구에 국한되어 있으며, 쏘일네일의 전단변형에 따른 전단 및 휨 거동에 대한 연구는 미미한 실정이다.

본 연구에서는 대형전단시험을 실시하여 전단변형에 따른 쏘일네일의 거동을 규명하고자 하였으며, 모형시험을 통해 쏘일네일 보강 지반의 전단력 변화, 주변지반의 토압분포 및 보강재의 부재력 변화 등을 분석하고, 수치해석을 통해 비교･검증하였다.

2. 쏘일네일의 전단 및 휨 거동

비탈면에 활동이 발생하면 전단영역에서는 전단방향의 외력이 작용하게 된다. 이때 쏘일네일은 주변지반과의 상호작용으로 인해 마찰저항과 수동토압이 발생하게 되며, 전단변형은 쏘일네일의 전단 및 휨 거동에 영향을 미치게 된다. 전단영역을 단순화하면 Fig. 2와 같다.

Fig. 2.

Shear behavior of soil nail at the slip surface

Schlosser(1982)는 횡 하중을 받는 말뚝과의 유사성이 있음에 주목하고, 지반반력계수를 이용하여 쏘일네일의 변형을 식 (1)과 같이 제시하였다. 휨 모멘트가 최대로 발생하는 전이길이(l₀, transfer length)는 약 0.1m이고, 네일의 길이가 3l₀를 초과하는 경우 무한히 긴 좌우대칭으로 간주될 수 있는데, 이는 쏘일네일과 가상 파괴면의 교차점에서 휨모멘트가 0(zero)이기 때문이다.

     (1)

여기서, k_s: 지반반력계수, y: 네일의 횡변위 z: 네일의 축좌표, D: 네일의 직경 p: 네일에 작용하는 횡토압(p=k_sy)

Schlosser(1983)는 Winkler 모델을 이용하여 쏘일네일과 주변지반의 횡 방향 상호거동 메커니즘을 연구한 바 있다. Marchal(1984)은 실험적 연구를 통해 네일의 파괴가 파괴면과 네일의 교차점에서 인장·전단에 의해 발생할 수 있고, 파괴면 바깥에 위치한 최대 휨모멘트 발생지점에서 소성파괴가 일어날 수 있다고 하였다. Jewell and Pedley(1990)는 네일주변의 전단파괴를 고려하여 측면압력인 σ'_b의 하한계를 토압계수와 내부마찰각을 이용하여 식 (2)와 같이 제안하였다.

     (2)

활동면에서 전단에 의한 쏘일네일의 부재력을 도시화 하면 Fig. 3과 같다. 전단면에서는 측면압력 및 전단력이 최대이고, 휨모멘트는 0(zero)이며, 전단면에서 πl₀/4만큼 이격된 위치에서 휨 모멘트는 최대이다. 그러나 상기 연구결과는 전단영역을 강체로 간주하여 이론적으로 접근한 것이므로 가정한 쏘일네일 주변지반의 토압분포가 상이할 수 있다.

Fig. 3.

Soil nail lateral interaction proposed by Schlosser (1983) and quoted by Jewell and Pedley (1990)

기존 연구결과를 종합하면, 전단변형에 따른 보강재의 거동은 주변지반의 토압 변화 및 전단영향에 의한 전이길이와 밀접한 관련이 있음을 알 수 있다. 그러나 기존 연구에서 제시한 쏘일네일의 전단 및 휨에 대한 거동은 탄소성해석 및 이론식에 의한 접근으로 실제 쏘일네일의 거동과는 상이할 수 있다. 특히 전단변형이 증가하는 경우 쏘일네일은 전단면을 기준으로 회전하게 되며, 이로 인해 쏘일네일 주변지반의 토압분포가 변화할 수 있다. 또한 쏘일네일의 전단 영향은 일정한 범위 내에서 발생하므로, 쏘일네일의 변형과 주변지반의 토압 변화를 종합적으로 고려하여 분석할 필요가 있다.

따라서 본 연구에서는 전단변형에 따른 쏘일네일의 거동특성을 규명하고자 쏘일네일이 보강된 모형지반을 대상으로 대형전단모형시험을 실시하였다. 시험변수는 전단영향 범위를 감안하여 그라우트의 직경 D를 기준으로 전단면에서 보강재의 길이를 6D, 8D, 10D, 12D로 변화하였으며, 보강지반의 전단력 변화, 주변지반의 토압분포 및 보강재의 부재력 변화 등을 분석하고, 수치해석적 기법을 통해 비교･검증하였다.

3. 모형시험

3.1 모형시험기

모형시험기 내부는 400(B)×400(H)×2440(L)mm의 크기로 전단면을 기준으로 좌우 대칭으로 제작되었으며, 토조 내부는 마찰이 없는 조건을 모사하였다(Fig. 4). 모형시험기 우측의 고정부를 빔(beam)에 고정하여 변위발생을 억제하였으며, 좌측의 전단부는 하부에 롤러를 설치하여 전단방향 이외의 운동을 배제하였다. 또한 모형지반 조성 완료 후에는 덮개판을 볼트로 고정하여 주변지반에서 발생될 수 있는 다일러턴시(dilatancy)를 방지하였다. 시험기의 전면부에는 유압실린더를 이용하여 모형지반의 측면에 압력을 재하 할 수 있는 재하판을 설치하였으며, 배면부에는 42개의 segment로 분리된 토압측정용 재하판을 설치하였다. 각 토압측정용 재하판 배면에는 하중을 측정할 수 있도록 하중계(load cell)를 설치하고, 전단면을 중심으로 좌･우 대칭으로 21개씩 배치하였다(Fig. 5).

Fig. 4.

Overview of test equipment

Fig. 5.

Side view of experimental equipment

3.2 모형지반

모형지반은 주문진 표준사를 사용하여 샌드커튼(sand curtain)방식으로 균질한 지반을 조성하였다. 강사장치는 400(B)×400(L)×1300(H)mm의 크기로 모형지반 조성시 강사높이와 강사량을 일정하게 유지하도록 하고, 강사장치 하부에는 롤러를 부착하여 레일 위로 수평이동이 자유롭도록 제작하였다(Fig. 6).

Fig. 6.

Foreground of sand rainer and model ground

모형지반의 물리적 특성을 파악하기 위하여 입도분포시험(KS F 2301, KS F 2302, KS F 2324), 최대･최소 건조단위중량시험(DIN 18126), 비중시험(KS F 2308) 등의 시험을 수행하고, 직접전단시험(KS F 2343)을 실시하여 역학적 특성을 파악하였다(Lee, 2000).

3.3 쏘일네일 시험체

일반적으로 쏘일네일에 사용하는 보강재는 D22～29의 이형철근을 사용하며, 그라우트에 의해 직경(D) 100mm의 구조체를 형성한다. 시험체의 직경은 주변지반의 토압과 밀접한 관련이 있으므로, 실제 쏘일네일과 동일한 직경을 적용하였다. 보강재인 철근은 전단에 미치는 영향이 크지 않으므로 D22(SD40)의 이형철근을 적용하였으며, 전단 영향범위 0.8m구간에 0.1～0.2m간격으로 철근의 내측과 외측에 스트레인게이지를 부착하여 쏘일네일의 부재력을 확인하였다.

시험체의 길이는 모형시험기 크기를 감안하여 최대 2.4m를 적용하고, 전단면에서 이격된 정착부 길이를 변화하였다(Fig. 9). 제작된 시험체는 PVC 파이프를 이용하여 물/결합재비 40%로 그라우팅을 실시하여 양생하였으며, 압축강도 기준인 21MPa이상을 확인한 후 시험을 실시하였다.

Fig. 7.

Grain Size accumulation curve

Fig. 8.

Result of direct shear test

Fig. 9.

Overview of test soil nail

3.4 시험방법 및 변수

모형시험은 양쪽이 분리된 대형전단시험기 내에 시험체를 설치한 후, 쏘일네일의 수직방향으로 일정한 전단변형을 발생시켰으며 시험순서는 Fig. 10과 같다. 모형지반 조성시에는 낙하고를 0.7m로 일정하게 유지하고, 샌드커튼(sand curtain) 방식으로 상대밀도 74.2%의 균질한 모래지반을 조성하였다. 지반조성이 완료된 후에는 토조 상부에 덮개판을 설치하여 구속하였으며, 전단변형 발생에 따른 보강지반의 전단력 변화, 주변지반의 토압분포 및 보강재의 부재력 변화를 측정하였다. 시험이 완료된 이후에는 각 시험체에 대해 그라우트의 변형 및 균열형상을 분석하였다.

본 시험에 설치된 계측기는 Table 2와 같다. 모든 데이터는 데이터로거(TDS-303)를 통해 실시간 계측하고, 상시 재하속도를 확인하였다. 전단시험은 변위제어방식으로 최종 80mm까지 재하 하였으며, 재하속도는 응력상태가 균등할 수 있는 속도로 하되, 예비실험을 통해 결과에 영향을 미치지 않는 1mm/min를 적용하였다.

Fig. 10.

Model test sequence

시험변수는 전단영향 범위를 감안하여 그라우트의 직경 D를 기준으로 고정부(R)의 보강재 길이를 6D, 8D, 10D, 12D로 변화하였으며, 비교군을 포함하여 총 5케이스를 선정하였다(Table 3). 측압조건은 일정심도 이상에서의 일정한 응력조건을 모사하여 주응력의 영향을 배제하고, 쏘일네일과 지반이 일체화 거동을 할 수 있는 수준의 구속압 0.2MPa을 재하하였다(Lee, 2016).

4. 모형시험 결과

4.1 쏘일네일 보강지반의 전단저항 특성

쏘일네일이 설치되지 않은 모형지반의 전단력은 약 20mm의 변위에서 8.31kN의 최대 강도 이후 감소하는 경향을 보이고 있다(Fig. 11(a)). 이는 조밀한 모래지반의 변형률 연화(strain-softening) 거동을 보이는 것으로, Fig. 11(b)의 쏘일네일 보강 지반의 전단거동과는 상이하다. 쏘일네일 보강 지반에서는 전단력이 지속적으로 증가하여 80mm의 변위에서 53.8～67.3kN의 최대 전단력이 발생하였으며, 대체로 60mm의 변위에서 전단력은 수렴하는 경향을 보이고 있다. 또한 쏘일네일의 정착부 길이가 증가할수록 전단저항력은 증가하는 경향을 보였다. 이는 주변지반의 구속효과에 따른 인발저항 및 주변지반의 수동토압 증가에 의한 것으로 판단된다.

Fig. 11.

Shear force variation of model ground under shear deformation

4.2 쏘일네일 보강 지반의 토압변화 경향

전단변형에 따른 주변지반의 토압분포 변화경향을 확인하기 위해 시험기 배면에 설치된 로드셀에서 측정된 하중을 재하판의 면적으로 나누어 위치별 토압을 산정하였다(Fig. 12).

Fig. 12.

Earth pressure distribution curve by location

토압분포를 분석하면 전단면을 기준으로 0.4m 이내의 범위에서 토압이 집중되었으며, 정착부 길이가 증가할수록 토압의 크기가 증가하는 경향을 보였다. 10mm의 상대적으로 작은 변위에서는 전단면에서 최대 토압이 발생하였으나, 전단변위가 증가할수록 최대 토압은 전단면에서 0.12～0.15m 이격된 구간에서 집중되어 발생하였다. 이는 전단변형에 따른 쏘일네일의 변형으로 인해 주변지반의 토압분포가 변화함을 의미하며, 기존 연구에서 가정한 토압분포 경향과는 분명한 차이점을 보이고 있다.

4.3 쏘일네일 보강 지반의 부재력 변화 경향

전단변형은 쏘일네일 주변지반의 수동토압을 유발하며, 이는 쏘일네일의 변형 및 부재력을 발생시킨다. 쏘일네일의 전단 및 휨 거동을 규명하기 위해서는 휨 모멘트가 최대로 발생하는 전이길이를 확인할 필요가 있다. 따라서 철근의 내측과 외측에 스트레인게이지를 부착하고 변형율 변화를 계측하여 전단변형에 따른 휨모멘트, 전단력 및 축력변화를 분석하였다.

Fig. 13은 위치별 휨 모멘트를 분석한 것으로, 전단면에서 0.2m 이격된 위치에서 최대 휨모멘트가 발생하였으며, 정착부 길이가 가장 짧은 6D 조건을 제외한 모든 시험조건에서 전단면의 원점을 중심으로 점대칭의 형태를 보였다. 그러나 최대 모멘트의 크기는 1.52～2.32kN･m로 다소 차이가 있으며, 정착부 길이가 가장 짧은 6D 조건에서는 최소 모멘트가 -0.87kN･m로 전단부의 최대 모멘트 1.67kN･m와 비교할 때 약 52%의 모멘트가 발생하였다. 전체적으로 50mm 이내의 범위에서 모멘트는 비교적 일정한 증가를 보였으나, 60mm 이상의 범위에서 증가량이 커졌다. 전단시험에서 분석된 전이길이는 0.2m이며, 전단 영향범위는 0.6～0.8m의 범위로 나타났다.

Fig. 13.

Moment diagram by location

위치별 전단력 분포경향은 좌측 0.5m 위치에서 증가하여 0.3m를 기준으로 감소하였다. 이후 0.15m에서 최소치가 발생한 후 전단면에서 일정부분 상승하였다(Fig. 14). 6D 조건을 제외하면 전체적으로 전단면을 중심으로 좌우 대칭의 형태를 보이고 있다. 정착부의 길이가 짧을수록 우측 고정부에서는 전단력의 감소경향이 크고, 길이가 증가할수록 전단면을 기준으로 대칭의 형태를 보였다. 또한 모멘트 경향과 유사하게 60mm 이상의 변위에서 증가량이 크게 발생하였다.

Fig. 14.

Shear force diagram by location

쏘일네일의 축력은 전단면에서 0.2m 이격된 위치에서 최대 축력이 발생하였으며, 이는 휨 모멘트 경향과 동일하다(Fig. 15). 전단변위별 축력 분포는 50mm 이내의 변위에서는 비교적 일정한 축력변화를 보이고 있으나, 8D조건을 제외하면 60mm 이상의 변위에서 급격하게 증가하여 철근의 허용치를 초과하였다. 상기 경향은 그라우트가 상대적으로 휨에 대한 저항이 작기 때문에 전이길이 이내의 범위에서 손상이 발생한 것이며, 이로 인해 쏘일네일의 축력이 급격히 증가한 것으로 판단된다.

Fig. 15.

Axial force diagram by location

4.4 쏘일네일의 변형형상 및 균열 분석

전단시험 완료 후에는 그라우트의 변형형상 및 균열을 관찰하였으며, 정착부의 길이가 짧은 6D 조건에서는 전단변형에 의해 회전이 발생하였다(Fig. 16). 균열은 대부분 보강재의 수직방향으로 발생하였으며, 전단면을 기준으로 8D의 범위까지 관찰되었다. 정착부의 길이가 가장 긴 12D 조건을 제외한 모든 시험 케이스에서 그라우트의 단부까지 종 방향 균열이 확장되었다. 이는 정착부 길이가 짧은 쏘일네일에서 전단 및 휨의 영향으로 그라우트와 보강재가 분리될 수 있음을 의미한다. 또한 전이길이인 0.2m 이내의 범위에서 그라우트가 전단변형에 의해 파단 되었는데, 해당 구간은 휨 모멘트가 최대로 발생하는 전이길이와 밀접한 관련이 있다.

Fig. 16.

Deformation shape of grout

5. 수치해석

5.1 수치해석 모델링

쏘일네일은 철근과 그라우트로 형성되며, 전단변형 발생시 주변지반에 구속되어 지반과의 상호작용에 의해 복합적인 거동을 하게 된다. 모형시험은 실제 크기의 시험체를 대상으로 하므로 직관적이나, 소성거동을 하는 지반과의 복잡한 거동을 일반화하기에는 한계가 있다. 따라서 범용 유한요소해석 프로그램인 Abaqus 6.9를 이용하여 모형시험과 비교·분석하였다(SIMULIA, 2009).

대형전단시험을 해석적으로 모사하기 위해서는 다양한 해석모델과 경계조건에 대한 설정이 필요하며, 시행 착오법(trial & error method)에 의한 예비해석이 요구된다. 특히 80mm의 대변형을 모사하는 경우 전단면의 요소는 기하형상이 왜곡되고, 해석단계가 진행될수록 수치적 해를 산정하지 못해 해석은 종료된다. 따라서 본 연구에서는 전단면을 기준으로 분리하여 모델링하고, 전단면을 마찰접촉(coulomb-friction model)으로 모사였으며, 그라우트 외측에도 별도의 접촉조건을 설정하여 인발에 의한 마찰저항을 모사였다(Fig. 17).

Fig. 17.

Overview of numerical analysis

본 수치해석에서는 모형시험과 동일하게 변위 제어방식(displacement control method)으로 전단변형을 80mm까지 재하 하였으며, 전단부에 설치된 빔(beam) 요소를 통해 전단력을 측정하였다. 쏘일네일은 전단변형에 의한 비선형 거동을 보이게 되므로, 비선형(non-linear) 해석옵션을 적용하였으며, 예비해석을 통해 그라우트 재료의 비선형성을 고려할 수 있는 concrete damaged plasticity 모델을 적용하였다(Table 5). 수치해석시 접촉면의 입력치를 결정하기 위해 contact property 입력치를 조정하는 방식으로 수차례 예비해석을 실시하여 보강재를 설치하지 않은 모형시험(P02N)과 동일한 전단력이 발생하도록 입력치를 조정하였으며, 이후 쏘일네일을 설치하여 정착부 길이변화에 따른 본 해석을 수행하였다. 수치해석시 적용한 물성치는 Table 4와 같다.

전단시험이 완료된 최종단계의 모형지반 및 쏘일네일 보강재의 변위도는 Fig. 18과 같다.

Fig. 18.

Result of numerical analysis

5.2 수치해석 결과

모형시험에서는 변형률계를 0.1m 간격으로 설치하였으므로 쏘일네일의 전이길이를 보다 상세히 분석하고자 수치해석을 실시하였다. 수치해석에서 산정된 전단력의 증가경향은 모형시험과 비교할 때 다소 상이하나, 정착부 길이의 증가에 따라 증가하였으며, 최종 전단력의 크기는 유사하게 나타났다(Fig. 19). 상기 경향은 탄소성 모델을 적용하는 모형지반의 해석모델 적용의 한계인 것으로 판단된다.

Fig. 19.

Shear force variation of model ground

쏘일네일의 위치별 변형형상 및 부재력은 Fig. 20과 같다. 쏘일네일의 변형 형상은 정착부 길이가 짧은 6D조건에서 회전하는 경향을 보이고 있으며, 8D 이상인 경우 주변지반에 구속되어 고정되는 변형형상을 보였다. 쏘일네일의 축력은 정착부 길이가 증가함에 따라 축력이 증가하는 경향을 보이고 있으며, 최대 휨모멘트가 발생하는 전이길이는 모형시험과 유사한 0.2～0.22m로 나타났다.

Fig. 20.

Member force diagram of soil nail by numerical analysis

정착부의 길이가 12D인 조건에 대해 모형시험결과와 수치해석 결과를 비교하면, 전체적인 경향은 유사하며, 전단력 및 휨모멘트의 크기가 수치해석에서 다소 크게 산정되었다(Fig. 21).

Fig. 21.

Comparison of model test and numerical analysis

상기 연구결과를 종합적으로 분석하면 쏘일네일의 전이길이는 0.20～0.22m로 Schlosser(1982)가 제시한 0.1m와는 확연한 차이를 보이고 있다(Table 6).

6. 결 론

본 연구에서는 대형 전단모형시험과 비선형 수치해석을 실시하여 전단변형 발생에 따른 쏘일네일 보강 지반의 거동 변화를 분석하였으며, 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1)쏘일네일 보강지반에 비탈면 활동으로 인한 전단변형이 발생하면 쏘일네일 주변지반에는 수동토압이 유발되고, 전단변형의 증가는 토압의 변화와 쏘일네일의 변형 및 부재력의 증가에 영향을 미치며, 전단변형의 지속적인 증가는 그라우트의 손상을 유발함을 확인하였다.

(2)모형시험 결과 주변지반의 토압분포는 전단면에서 0.2m 이내의 범위에서 집중되는 경향을 보였으며, 토압영향 범위는 0.4m로 정착부 길이변화에 따른 영향이 있음을 확인하였다.

(3)모형시험과 수치해석을 통한 분석결과 쏘일네일 부재의 최대 축력 및 최대 휨 모멘트가 발생하는 전이길이는 0.20～0.22m로 기존 연구에서 제시한 0.1m와 확연한 차이를 보였다.

(4)본 연구는 전단변형의 발생에 따른 쏘일네일의 전이길이 및 주변지반의 거동파악을 위해 실시한 것으로 다양한 지반조건에서 설치되는 실제 쏘일네일에서는 거동이 상이할 수 있다. 따라서 쏘일네일의 전단거동을 명확히 규명하기 위한 추가 연구가 요구된다.