1. 서 론
말뚝 기초는 말뚝 선단의 지지력과 말뚝 주면 사이 발생하는 경계면 마찰로 지지되는 중요한 지반 구조물이다. 일반적으로 사용되어 오고 있는 깊은 기초는 항타 말뚝과 현장 타설 말뚝이 있다. 항타 말뚝은 가장 경제적이고 지지력을 확실하게 얻을 수 있는 말뚝이지만, 항타 시 발생하는 소음과 진동으로 인하여 도심지와 인구 밀집 지역이 인접해 있는 경우에는 많은 민원이 발생하므로 시공에 제약이 있다. 이러한 항타 말뚝의 단점인 소음과 진동 문제를 해결하고 항타 말뚝의 시공이 불가능한 지반 조건(자갈, 전석층 또는 암반)이나 연약한 지반상에 지지력을 확보하기 위해서 현장 타설 말뚝을 사용하고 있다. 하지만, 콘크리트 타설로 인한 환경적인 문제를 야기하고 있다. 국내외에서 친환경 및 지속 가능한 발전의 일환으로, 말뚝 시공 후 기초의 완전한 제거 및 주로 사용되는 시멘트를 줄일 수 있는 시공 방법이 필요한 실정이다. 국내에서는 기존 강관에 나선 형상의 헬릭스를 부착한 헬리컬 파일에 대한 연구가 활발히 진행되어 오고 있다(Bak et al., 2019; Bae et al., 2020). 회전 관입기로 헬리컬 파일 선단부에 회전력을 가하면, 회전력은 헬리컬 파일의 중심축을 따라서 헬릭스에 전달되고, 지반의 전단저항보다 커지면서 헬리컬 파일의 시공은 이루어진다(Lee et al., 2014). 일반적으로 사용되어 오고 있는 말뚝 기초들과 비교하였을 때, 상대적으로 높은 압축력과 인장력 뿐만 아니라, 천공을 위한 선행 굴착, 콘크리트 타설, 그리고 항타가 필요 없으며, 역방향 회전력은 헬리컬 파일의 인발을 용이하게 하기 때문에 파일 제거 및 재활용을 가능하게 한다(Elsherbiny and El Naggar, 2013; Elkasabgy and El Naggar, 2014).
국외에서는 하중 방향에 따라서 흙-구조물 경계면에서 발생하는 호의적인 전단 저항(Favorable friction resistance)을 이용한 새로운 말뚝 형태를 개발하여, 말뚝의 주면 마찰을 증가시킬 뿐만 아니라, 기존에 지반 처리 및 개량에서 주로 사용된 시멘트를 줄이므로 크게 각광을 받고 있다(DeJong et al., 2017; Martinez et al., 2019; Stutz et al., 2019; Martinez et al., 2020; O’Hara Kyle and Martinez, 2020; Martinez et al., 2021). 이러한 마찰 방향에 따른 전단 저항의 이방성을 지반 구조물에서 선택적으로 이용할 수가 있다. 예를 들어서, 축방향으로 하중을 가하는 깊은 기초, 소일 네일링, 타이백 등은 큰 전단 저항이 유발되므로 하중 전달 능력을 증가시키지만, 이와 반대로 말뚝 관입과 흙 시료 채취 등은 최소화된 전단 저항만 유발된다. Martinez et al.(2019)는 뱀이 이동시에 비닐과 지면을 통해서 발생하는 경계면 마찰에서 영감을 받아서, 3D 프린터로 뱀 비늘의 기하학적 형상과 유사한 표면 돌출부를 갖는 플레이트(surface asperity of plate)를 제작하여, 직접 전단 시험을 이용하여 표면 돌출부-모래 경계면에서 유발되는 전단 거동 특성을 분석하였다. 실험 결과는 일정한 수직 응력 조건에서 다양한 기하학적 조건을 갖는 표면 돌출부와 전단 방향에 따른 전단 저항 변화를 확인하였다.
본 논문에서는 표면 돌출부의 형상에 따른 마찰각의 변화를 정량적으로 평가하고자 한다. 우선, 간단한 삼각형 형태의 연속적인 표면 돌출부를 갖는 직사각형 플레이트를 제작하였고, 해당 플레이트를 적용할 수 있도록 기존의 직접 전단 시험기를 수정하였다. 표면 돌출부의 기하학적 형상과 초기 수직 응력을 다양하게 적용하여, 각 조건에 따른 경계면 마찰 거동의 특성을 정량적으로 분석하였다.
2. 실내 실험
지반의 전단 강도 정수를 정확하게 평가하는 실내 실험 방법 중에 직접 전단 시험은 소요 시간이 짧고 시험 방법이 간단하며, 시료의 전단 파괴면을 임의로 설정하여 2차원 파괴를 재현함으로써, 설정된 파괴면에서의 전단 강도를 직접 구하거나, 다양한 건설 재료와 흙과의 접촉면에서 발생되는 표면 마찰각도 결정할 수가 있다. 하지만, 흙의 직접 전단 거동은 전단 상자 형태와 경계 조건에 따라서 달라지게 되어, 실제 전단 강도를 과대 또는 과소 평가를 하게 되므로, 전단 강도의 신뢰성이 부족하게 된다. 일반적으로 널리 사용되고 있는 직접 전단 시험기는 두 가지 문제가 있다. 첫째로, 하중 재하판이 전단 과정에서 회전하게 된다. 전단 과정에서 하중 재하판이 점차적으로 회전함에 따라 수직 응력이 초기에 설정된 전단면에 제대로 전달이 되지 않고, 이로 인해서 전단 중에 측정된 수직 방향의 변형, 즉 부피 팽창이 제대로 발현되지 않는다. 둘째, 상부 전단 상자가 전단에 진행됨에 따라서 발생되는 모멘트 하중에 의해 회전을 하게 된다. 상부 전단 상자 회전은 초기에 설정한 상하부 전단 상자의 간격이 점차적으로 벌어지게 되어서 시료 유출을 발생시킴으로 설정된 전단면에서의 파괴를 방해한다(Takada, 1993; Shibuya et al., 2005; Hong et al., 2015). 본 연구에서 개발된 직접 전단 시험 장치는 이러한 문제점들 고려할 뿐만 아니라, 표면 돌출부를 갖는 직사각형 플레이트를 장착할 수 있게 전단 상자와 하중 시스템을 수정하였다.
2.1 플레이트 및 직사각형 전단 상자 제작
표면 돌출 형상을 가진 직사각형 플레이트는 3D 프린터와 가공성 및 내구성이 우수한 폴리카보네이트(Polycarbonate) 재료를 이용하여 길이 162mm, 폭 63mm, 두께 6.2mm로 제작하였다. 플레이트는 중앙에 돌출 길이 L과 돌출 높이 H를 가진 돌출부와 그 외 평평한 면으로 구성되었고, 실험에 사용되는 플레이트의 기하하적 조건들은 Table 1에 정리하였다.
Table 1.
Geometrical parameters of surface asperities on the plate. N indicates number of surface asperities. Total length of surface asperities are 72 mm in all plates (Details refer to Figure 2)
| Surface type | L [mm] | H [mm] | N [ ] |
| Textured | 6 | 0.3 | 12 |
| 12 | 0.1 | 6 | |
| 12 | 0.15 | 6 | |
| 12 | 0.3 | 6 | |
| 12 | 0.45 | 6 | |
| 12 | 0.72 | 6 | |
| 18 | 0.3 | 4 | |
| 24 | 0.3 | 3 | |
| Untextured | - | - | - |
전단 상자의 크기와 사용되는 시료의 입경의 상대적인 크기는 다른 전단 영역의 발현으로 인해서 직접 전단 시험에 영향을 주는 것으로 알려져 있다. 전단 상자의 크기를 시료 최대 입경의 10배, 초기 시료의 최소 두께는 12mm, 전단 상자의 폭과 두께의 비를 2:1로 규정하고 있다(ASTM D 3080-04). 본 연구에서는 전단 시에 표면 돌출부에서 전단 영역을 충분히 발생시키고, 제작된 플레이트를 장착시키기 위해서 하부 전단 상자는 길이 162mm × 폭 120mm × 두께 25mm로, 상부 전단 상자는 길이 141mm × 폭 120mm × 두께 22.5mm로 제작하였다. 또한, 기존 직접 전단 시험기는 상부 전단 상자와 하부 전단 상자를 베어링으로 만들어진 롤러 시스템으로 연결하여 전단을 진행하였다. 하지만, 베어링 롤러 시스템은 전단 상자들 사이에서 마찰을 유발시킴으로 측정되는 전단 저항 값에 오차를 발생시킨다. 본 장비에서는 상부 전단 상자와 하부 전단 상자를 LM(Linear Motion) Guide로 연결하여, 마찰을 최소화하였다. 외부 이동 상자도 동일한 구성으로 LM Guide를 설치하였다. 전단 상자 사이의 마찰을 줄이는 다른 방법은 전단 상자 사이의 간격(Opening size)을 설정하는 것이다. 하지만, 전단 상자간의 간격이 클수록 전단 과정 중에 설정된 파괴면에서 전단 영역이 발현되지 않고, 대신에 흙 내에서 임의로 진행성 파괴가 나타나게 되어, 흙의 전단 강도와 체적변화가 더 영향을 받게 된다. 시료의 평균입도크기 D50에 따라서 전단 상자내부의 시료가 유출이 발생하지 않는 임계선(Threshold line)을 다양한 간격과 수직 응력에서의 직접 전단 시험 결과로 산정하여, 전단 상자의 마찰을 최소화시키는 전단 상자의 간격을 결정할 수 있게 하였다(Kim et al., 2012). 본 연구에서는 선행 연구결과에 따라 상하부 전단 상자의 간격을 1mm로 설정하여 실험을 수행하였다.
2.2 개발된 직접 전단 시험 장치
전단 과정 중에 하중 재하판이 회전하는 것은 하중 재하판과 수직 하중 재하 장치를 연결시킴으로서 방지할 수가 있다. 본 장치에서는 직경 2.5cm 원통형의 긴 로드(Rod)와 하중 재하판(가로 100mm × 세로 63mm)을 하나로 제작하였고, 로드를 항상 수직으로 위치시키기 위해서 로드에 탭(Tap)을 내어 볼트로 수직 방향 로드셀과 로드를 고정하였다. 수직 방향 로드셀과 마찬가지로, 로드와 끝 부분에 볼트 결합 탭을 가진 직사각형 연결 부위로 구성된 막대를 이용하여 수평 방향 로드셀과 일직선으로 결합하고, 수평 방향 로드셀을 외부 이동 상자 바깥의 고정된 블록(fixed block)에 체결하여, 전단시에 발생하는 로드의 편심을 제거하였다. 추가적으로, 외부 이동 상자 한쪽 면의 일부는 절단을 하여, 로드와 외부 이동 상자 사이에 발생하는 마찰을 제거하였다. 수직 하중 시스템은 실린더가 장착된 LM Guide Actuator와 하중 재하 핸들을 이용하여, 에어 실린더의 상하 이동을 용이하게 하고, 하중 재하시에 움직임을 방지하기 위해서 고정 볼트로 하중 재하 핸들을 고정하였다. 개발된 직접 전단 시험 장치는 Fig. 1과 같다.
3. 실험 구성
시료는 국내 대표적인 모래인 주문진 표준사를 사용하였으며, 기본 물성은 Table 2에 정리하였다. 실험 순서는 다음과 같다. 우선, 일정한 형상의 표면 돌출부를 갖는 플레이트를 하부 전단 상자에 체결하고, LM Guide가 장착된 하부 전단 상자와 상부 전단 상자를 연결한다. 상하부 전단 상자를 외부 이동 상자에 넣고서, 외부 이동 상자와 하부 전단 상자를 두 개의 측부 볼트를 이용하여 고정한다. 고정된 블록에 설치되어 있는 수평 방향 로드셀 로드를 직사각형 형태의 장착 장치로 상부 전단 상자에 볼트로 체결한다. 상부 전단 상자를 수직 하중이 가해지는 중앙으로 이동 시킨 후에, 상부 전단 상자가 움직이지 않도록 고정된 블록의 너트로 고정한다. 전단 상자와 하중 시스템을 설치한 이후에, 자유 낙하 방법으로 약 40%의 상대밀도와 시료 높이 2.2cm로 조성하였다. 수직 하중은 LM Guide Actuator의 핸들을 조작하여, 에어 실린더 하부 수직 로드셀과 체결된 하중 재하판을 시료 상부에 닿기 직전까지 내리고, 에어 실린더에 공기를 주입하여 시료 상부에 수직 응력 100kPa, 200kPa, 300kPa을 가하였다. 가해지는 응력을 확인하기 위하여, 실린더에 들어가는 공기압을 압력계를 통하여 추가적으로 측정하였다. 전단 변위는 속도 조절이 가능한 모터를 이용하여, 전단 강도에 미치는 전단 속도의 영향을 제거하기 위해 모든 실험에서 1mm/min(1500 RPM)의 동일한 속도로 수평 방향으로 총 9mm(9%)를 이동시켜서, 전단 실험을 수행하였다. 특히, 전단 방향은 Fig. 2에서 보이는 바와 같이 돌출부 높이가 증가하는 방향 Shearing direction A와 돌출부 높이가 감소하는 방향 Shearing direction B로 일정한 수직 하중 상태에서 각각 실시하였다. 발생되는 하중은 각 방향에 설치된 로드셀과 각 방향의 변위는 LVDT로 측정이 된다. 특히, 수직 방향 변위는 하중 재하판과 수직 방향 로드셀을 연결하는 로드에 연결된 홀더를 이용하여 측정하였다. 각각의 센서들은 데이터 로거에 연결시켜서, LabVIEW 프로그램을 통해서, 측정되는 값들을 실시간으로 모니터링하고, 측정 후 데이터를 자동으로 저장한다. 측정된 전단 응력, 전단 변위, 수직 변위를 이용하여 모래와 플레이트에서 발생하는 전단 거동을 분석하였다.
Table 2.
Physical properties of Joomunjin standard sand
Fig. 2
Geometry of surface asperity and shear direction under constant normal loading condition. The height of surface asperity in Shearing direction A is increased during shear testing. In opposite, Shearing direction B decreases the height of surface asperity. Note that the vertical loading plate is fixed with loading rod to prevent the plate rotation during shearing test
4. 실험 결과 및 분석
본 연구에서 수행된 경계면 직접 전단 시험은 9개의 플레이트(다른 크기의 표면 돌출부를 갖는 플레이트 8개와 표면 돌출부가 없는 플레이트 1개), 2개의 전단 방향 조건(Shearing direction A - 전단 시 돌출부 높이가 증가하는 방향 and Shearing direction B - 전단 시 돌출부 높이가 감소하는 감소하는 방향), 그리고 3개의 초기 수직 응력 조건(100kPa, 200kPa, 300kPa)으로 총 51가지 경우를 수행하였다. 모든 실험 결과값들은 Table 3에 정리하였다. 일정한 돌출부 형상(길이 L = 24mm와 높이 H = 0.3mm)과 전단 시 돌출부 높이가 증가하는 방향(Shearing direction A)에서 초기 수직 응력이 100kPa, 200kPa, 300kPa로 변할 때 전단 거동의 변화를 Fig. 3에 나타내었다. Fig. 3(a)에서는 전단 변형에 따른 초기 수직 응력의 변화를 나타내었다. 전단 과중 중에 초기 수직 응력이 최대 1%내에서 감소하다가, 다시 초기 수직 응력으로 수렴함을 보였다. 전단 중에 초기 수직 응력은 거의 변화가 없었으며, 이를 통해서 기존 전단 시험기에서 전단 진행시에 문제되었던 하중 재하판 회전과 전단 상자들 사이의 벌어짐이 발생하지 않음을 확인하였다. Fig. 3(b)는 전단 응력의 변화를 보여준다. 가해진 초기 수직 응력에서 전단 응력은 지속적으로 증가하고, 일정 변위 후 수렴(Strain hardening) 하거나 최대 전단 응력 이후에는 미세하게 감소함을 보였다(Strain softening). 또한, 초기 수직 응력이 증가함에 따라서 전단 응력은 증가하였다. Fig. 3(c)에서 보이는 바와 같이, 부피 팽창과 연관 있는 수직 변위는 낮은 수직 응력(100kPa)에서 수축 거동을 보였고, 상대적으로 높은 수직 응력(200kPa 및 300kPa)에서는 팽창 거동을 보였다, 전체 수직 변형률은 약 ± 0.5% 이내로 발생하였다. 초기 수직 응력이 증가함에 따라서 전단 응력의 증가량은 크게 증가하였으나, 수직 변형률이 작게 증가한 이유는 대부분의 전단 파괴가 돌출부 주변에서 국부적으로 발생하였기 때문이며, 이러한 현상은 기존 연구에서 확인되었다(Martinez et al., 2019). 응력비(전단 응력과 초기 수직 응력의 비)는 전단 과정 동안에 거의 동일하였다(Fig. 3(d)).
Fig. 3
Results of interface direct shear test: (a) Vertical stress - Horizontal displacement; (b) Shear stress - Horizontal displacement; (c) Vertical displacement - Horizontal displacement; (d) Stress ratio - Horizontal displacement. Experimental case is L = 24 mm, H = 0.3 mm, and Shearing direction A
Table 3.
Summary of interface shear strength between sand surface asperity using modified direct shear apparatus under various surface asperities (L and H), three vertical stresses (σv’), and two shearing directions (Shearing direction A and shearing direction B)
Fig. 4는 일정한 돌출부 길이(L = 12mm)와 초기 수직 응력(σ’v = 100kPa)에서 돌출부 높이와 전단 방향의 변화에 따른 전단 응력의 변화를 보여준다. Fig. 4(a)와 (c)는 Shearing direction A의 경우로서, 전단 응력은 돌출부 높이 H가 높을수록 더 크게 나타났으며, 돌출 높이 0.1mm와 돌출부 높이 0.72mm에서는 약 70kPa 차이(초기 수직 응력의 70%)를 보였다. 응력비는 3가지 플레이트(H = 0.3mm, 0.45mm, 0.72mm)에서는 초기 수직 응력보다 전단 응력이 큰 값을 보이고, 일정한 값들로 수렴하지는 않았다. Fig. 4(b)에서 보이는 바와 Shearing direction B는 Shearing direction A와 비교하여, 같은 돌출부 높이에서 모든 경우에 낮은 전단 응력을 보였으며, 전단 응력의 차이는 돌출부 높이가 증가함에 따라서 증가하였다. 응력비는 모든 경우에 1보다 작았고, Shearing direction A와 마찬가지로 일정한 값으로 수렴하지 않았다(Fig. 4(d)).
Fig. 5는 일정한 돌출부 높이(H = 0.3mm)와 초기 수직 응력(σ’v = 100kPa)에서 돌출부 길이와 전단 방향의 변화에 따른 전단 응력의 변화를 보여준다. Fig. 5(a)와 (c)는 Shearing direction A의 경우로서, 전단 응력은 돌출부 길이 L이 짧아질 수록 더 크게 나타났으며, 돌출부 길이 6mm와 24mm에서 약 34kPa 차이를 보였다. 응력비는 2가지 플레이트(L = 6mm, 12mm)에서 초기 수직 응력보다 전단 응력이 큰 값을 보이고, 일정한 값들로 수렴하지는 않았다. Fig. 5(b)에서 보이는 바와 같이 Shearing direction B는 Shearing direction A와 비교하여, 같은 돌출부 길이에서 모든 경우에 낮은 전단 응력을 보였으며, 전단 응력의 차이는 돌출부 길이가 짧아짐에 따라서 증가하였다. 응력비는 모든 경우에 1보다 작았고, Shearing direction A와 마찬가지로 일정한 값으로 수렴하지 않았다(Fig. 5(d)).
모래와 돌출부 사이에서 발현되는 경계면 마찰각은 전단응력과 가한 수직 응력을 근사적인 선형 함수로 표현하는 Mohr-Coulomb 파괴 포락선을 이용하여 구하였다. Fig. 6은 다른 전단 방향에서 표면 돌출부에 따른 경계면 마찰각의 정량적인 변화를 보여준다. Fig. 6(a)에서 보이는 바와 같이 전단 방향에 상관 없이 경계면 마찰각은 같은 돌출부 길이(L = 12mm)에서 돌출 높이 H가 커짐에 따라 비선형으로 증가하였고, 증가량이 점차 감소하였다. 특히, Shearing direction B의 경우는 마찰각이 31°로 수렴하였다. 돌출 높이 0.1mm와 0.72mm에서 돌출부 높이가 증가하는 Shearing direction A는 최대 15°와 Shearing direction B는 최대 7° 차이를 각각 보였다. 하지만, 돌출 깊이 L의 변화(H = 0.3mm 고정)에 따른 경계면 마찰각은 돌출부 길이 L이 길어질수록 경계면 마찰각이 선형으로 감소하였으며, 돌출부 길이 6mm와 24mm에서 두 개의 다른 전단 방향에서 비슷한 크기의 마찰각 감소(8°)를 보였다(Fig. 6(b)). 모든 경우에서 같은 돌출부 조건에서 돌출부 높이가 증가하는 Shearing direction A는 돌출부 높이가 감소하는 Shearing direction B보다 더 높은 마찰각을 보이고, 돌출부가 없는 플레이트(Untextured)는 돌출부가 있는 플레이트 보다 더 낮은 마찰각을 보여준다.
본 연구에서 수행된 모래-표면 돌출부 경계면 직접 전단 시험을 이용하여 표면 돌출부의 기하학적 조건은 전단 거동에 영향을 주고, 같은 돌출부 형상에서도 전단 방향에 따라서 다른 전단 거동 특성을 보임을 확인하였다. 돌출부 길이와 높이의 비로 정의되는 표면 돌출부 비(surface asperity ratio)를 도입하여, 경계면 마찰각을 Fig. 7과 같이 표현하였다. 표면 돌출비 비가 증가할수록 마찰각은 감소하였고, 돌출부 높이가 증가하는 Shearing direction A가 돌출부 높이가 감소하는 Shearing direction B 보다 표면 돌출비에 상관없이 모든 경우에서 더 큰 마찰각을 보였다. 기존에 수행된 연구는 흙-돌출부 경계면 근처에서 직접 전단에 따라서 발생하는 흙의 변형을 분석하기 위해서 입자 이미지 속도 측정법(Particle image velocimetry)을 이용하였다(Martinez et al., 2019). 분석 결과는 경계면에서 발생하는 전단 파괴는 돌출부의 형상에 따라서 돌출부 사이에 있는 흙에서 발현되는 수동 상태로 인해서 돌출부의 기하학적 형상과 유사한 형태의 쐐기(Wedge) 모양을 나타내거나, 이와는 반대로 균일한 변형을 가진 전단 밴드를 형성함을 확인하였다. 따라서, 큰 표면 돌출비는 돌출부마다 개별적인 흙 변형 쐐기를 형성할 가능성이 높지만, 작은 표면 돌출비는 경계면 부피 팽창에 의해서 유발되는 균일한 흙 변위를 갖는 전단 밴드를 형성할 가능성이 높다.
5. 결 론
본 논문에서는 기존에 직접 전단 시험기에서 문제가 되었던 하중 재하판 회전과 전단 상자들 사이의 벌어지는 현상을 해결하고, 모래와 표면 돌출부 사이의 경계면 전단 거동을 분석하기 위해서 기존 직접 전단 시험 시스템을 수정하였다. 총 51개의 직접 전단 시험을 수행하여 표면 돌출부를 갖는 플레이트와 전단 방향에 따라 발생하는 전단 응력과 변위를 측정하고, 모래와 표면 돌출부 사이의 경계면 마찰 거동의 특성을 정량적으로 분석하여 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
(1) 기존 전단 상자에서 상하부 전단 상자 이동을 LM Guide로 연결하고, 상부 하중 재하판을 고정한 결과, 전단 실험중에 초기 수직 응력의 변화가 거의 없음을 보였다. 이를 통해서, 기존 전단 시험기에서 전단 진행시에 문제되었던 하중 재하판 회전과 전단 상자들 사이의 벌어짐이 발생하지 않음을 확인하였다.
(2) 일정한 돌출부 형상과 Shearing direction A조건에서 초기 수직 응력이 증가함에 따라서 전단 응력은 증가하였고, 전체 수직 변형률은 ± 0.5% 이내로 발생하였고, 낮은 응력에서는 수축 거동을 보이며, 높은 응력에서는 팽창 거동이 발생하였다.
(3) 일정한 돌출부 길이 조건에서 전단 응력은 돌출부 높이가 높을수록 더 크게 나타났고, 같은 돌출부 높이에서 Shearing direction A가 Shearing direction B보다 모든 경우에서 높은 전단 응력을 보였다. 또한, 일정한 돌출 높이 조건에서 전단 응력은 돌출부 길이가 짧을수록 더 크게 나타났고, 같은 돌출부 높이에서 Shearing direction A가 Shearing direction B보다 모든 경우에서 높은 전단 응력을 보였다.
(4) 모래와 표면 돌출부 사이의 경계면 마찰각은 전단 방향에 상관 없이 일정한 돌출부 길이에서 돌출부 높이가 커짐에 따라 증가하였다. 일정한 돌출부 높이에서는 돌출부 길이가 길어질수록 선형으로 감소하였다. 모든 경우에서 Shearing direction A가 Shearing direction B 보다 더 큰 경계면 마찰각을 보였다.
(5) 표면 돌출부 비가 증가할수록 마찰각은 감소하였고, 표면 돌출부 비와 상관없이 모든 경우에서 Shearing direction A가 Shearing direction B보다 더 큰 마찰각을 보였다.
추후 연구에서는 다양한 지반 조건(상대 밀도, 입자 형상, 시료 직경)에서 개발된 직접 전단 시험기를 이용하여 경계면 전단 거동 특성을 파악하고, 수치 해석을 통하여 경계면 돌출부 사이의 흙 요소에서의 응력 변화와 발현되는 전단 파괴 형태를 분석할 것이다.
