Terzaghi의 1차원 압밀이론은 준설 매립지반과 같이 고함수비, 고압축성을 갖는 점토지반의 압밀해석에는 적합하지 않다. 준설 매립지반의 자중압밀과 재하하중에 의한 추가압밀을 적절히 고려하기 위해서는 비선형, 유한변형 압밀이론을 도입해야 한다. 준설 매립지반의 비선형 유한변형 압밀해석을 수행하기 위해서는 침강과정이 종료되고 자중압밀이 시작되는 시점의 간극비인 초기간극비($e_{00}$)와 비선형성을 갖는 준설토의 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수의 관계 규명이 매우 중요하다. 본 연구에서는 실내시험을 통해 비선형 유한변형 압밀해석에 필요한 인자를 산정하는 방법을 제안하였다. 또한, 본 연구에서 제안한 방법을 적용하여 인천지역 준설토와 카올리나이트의 압밀 물성치를 평가하였고, 이를 동반논문에서 다룰 비선형 유한변형 압밀해석에 적용하였다.
Terzaghi의 1차원 압밀이론은 준설 매립지반과 같이 고함수비, 고압축성을 갖는 점토지반의 압밀해석에는 적합하지 않다. 준설 매립지반의 자중압밀과 재하하중에 의한 추가압밀을 적절히 고려하기 위해서는 비선형, 유한변형 압밀이론을 도입해야 한다. 준설 매립지반의 비선형 유한변형 압밀해석을 수행하기 위해서는 침강과정이 종료되고 자중압밀이 시작되는 시점의 간극비인 초기간극비($e_{00}$)와 비선형성을 갖는 준설토의 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수의 관계 규명이 매우 중요하다. 본 연구에서는 실내시험을 통해 비선형 유한변형 압밀해석에 필요한 인자를 산정하는 방법을 제안하였다. 또한, 본 연구에서 제안한 방법을 적용하여 인천지역 준설토와 카올리나이트의 압밀 물성치를 평가하였고, 이를 동반논문에서 다룰 비선형 유한변형 압밀해석에 적용하였다.
The renowned Terzaghi's one-dimensional consolidation theory is not applicable to quantification of time-rate settlement for highly deformable soft clays such as dredged soil deposits. To deal with this special condition, a non-linear finite strain consolidation theory should be adopted to predict t...
The renowned Terzaghi's one-dimensional consolidation theory is not applicable to quantification of time-rate settlement for highly deformable soft clays such as dredged soil deposits. To deal with this special condition, a non-linear finite strain consolidation theory should be adopted to predict the settlement of dredged soil deposits including self-weight and surcharge-induced consolidation. It is of importance to determine the zero effective stress void ratio ($e_{00}$), which is the void ratio at effective stress equal to zero, and the relationships of void ratio-effective stress and of void ratio-hydraulic conductivity for characterizing non-linear finite strain consolidation behavior for deformable dredged soil deposits. The zero effective stress void ratio means a transitional status from sedimentation to self-weight consolidation of dredged soils. In this paper, laboratory procedures and equipments are introduced to measure such key parameters in the non-linear finite strain consolidation analysis. In addition, the non-linear finite strain consolidation parameters of the Incheon clay and kaolinite are evaluated with the aid of the proposed methods in this paper, which will be used as input parameters for the non-linear finite strain consolidation analyses being performed in the companion paper.
The renowned Terzaghi's one-dimensional consolidation theory is not applicable to quantification of time-rate settlement for highly deformable soft clays such as dredged soil deposits. To deal with this special condition, a non-linear finite strain consolidation theory should be adopted to predict the settlement of dredged soil deposits including self-weight and surcharge-induced consolidation. It is of importance to determine the zero effective stress void ratio ($e_{00}$), which is the void ratio at effective stress equal to zero, and the relationships of void ratio-effective stress and of void ratio-hydraulic conductivity for characterizing non-linear finite strain consolidation behavior for deformable dredged soil deposits. The zero effective stress void ratio means a transitional status from sedimentation to self-weight consolidation of dredged soils. In this paper, laboratory procedures and equipments are introduced to measure such key parameters in the non-linear finite strain consolidation analysis. In addition, the non-linear finite strain consolidation parameters of the Incheon clay and kaolinite are evaluated with the aid of the proposed methods in this paper, which will be used as input parameters for the non-linear finite strain consolidation analyses being performed in the companion paper.
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문제 정의
(2) 준설 매립지반의 비선형 유한변형 압밀거동에 영향을 주는 준설토의 비선형 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수의 관계는 단일 시험장치로 한 번에 구할 수 없고, 자중압밀을 지배하는 낮은 유효응력 상태와 추가하중을 고려할 수 있는 높은 유효응력 범위에 대해 따로 구해야 한다. 본 논문에서는 복합자중압밀 시험기를 개발하여 저응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 낮은 응력상태)의 간극비-유효응력-투수계수 관계는 자중압밀 시험을 실시하여 산정하고, 고응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 큰 응력상태)의 간극비-유효응력-투수계수 관계는 CRS 압밀실험을 통하여 산정할 수 있도록 하였다.
본 연구에서는 동반논문에서 다룰 비선형 유한변형압밀해석을 위한 압밀 물성치(즉, 초기간극비, 간극비유효응력 관계, 간극비-투수계수 관계)의 의미와 이를 실험적으로 구하는 방법을 제안하였다. 제안한 방법을 적용하여 인천 준설토와 카올리나이트 시료의 비선형 유한변형 압밀 물성치를 산정하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
제안 방법
초기간극비 개념이외에 자중압밀 시점에 대한 정의는 각기 다른 국내외 연구자들에 의해 제안되었다(Kynch, 1952; Monte and Krizek, 1976; Yano, 1985; 유건선과 정인준, 1979; 김수삼, 1983). 본 논문에서는 초기간극비 산정을 위하여 Znidarcic(1999)이 제시한 자중압밀 완료 후, 표층의 함수비를 측정하는 방법과 전기 비저항 탐침법을 이용하는 방법을 적용하여 인천지역준설토와 카올리나이트 시료에 대한 초기간극비를 평가 비교하였다.
0kPa보다 높은 유효응력에서의 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수와 관계를 얻어낼 수 있다. 본 논문에서는 침강 및 자중압밀시험, CRS 압밀 시험 등 일련의 실내시험을 통해 인천 준설토와 카올리나이트 시료의 비선형 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수 관계를 산정하여 동반논문에서 다룰 비선형 유한변형 압밀해석에 입력값으로 적용하였다.
침강 및 자중압밀이 완료된 후, 전기 비저항 측정을 위해 고안된 탐침을 상부 상층액에서부터 자중압밀 시료까지 연속적으로 관입하여 비저항을 측정한다. 이때 상부에 있는 상층액과 자중압밀 시료의 전기 비저항 측정값은 매우 다른 양상을 보인다.
본 논문에서는 저응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 낮은 응력상태)의 간극비-유효응력 관계는 자중압밀 시험을 실시하여 산정하고, 고응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 큰 응력상태)의 간극비-유효응력 관계를 규명하기 위해 CRS 압밀실험을 실시하였다. 또한, 실험결과의 일관성을 유지하기 위해 자중압밀 실험과 CRS 압밀실험을 동일한 시료에서 연속적으로 수행할 수 있는 그림 3과 같은 복합자중압밀 시험기를 개발하였다.
0kPa 보다 큰 응력상태)의 간극비-유효응력 관계를 규명하기 위해 CRS 압밀실험을 실시하였다. 또한, 실험결과의 일관성을 유지하기 위해 자중압밀 실험과 CRS 압밀실험을 동일한 시료에서 연속적으로 수행할 수 있는 그림 3과 같은 복합자중압밀 시험기를 개발하였다. 복합자중압밀 시험기의 각 층은 지름 8cm, 높이 2cm의 투명 아크릴 링을 연속적으로 쌓아 올려 총 높이가 50cm이고 자중압밀이 진행되는 동안 각 층에서의 간극수압을 측정할 수 있다.
=2cm). 복합자중압밀 시험기에서 자중압밀이 완료된 후, 아크릴링의 시료를 분리하여 저응력 상태에서의 간극비-유효응력 관계를 산정하고, 고응력 상태에서의 간극비-유효응력 관계는 CRS 압밀실험용 셀에 담긴 시료를 이용한 CRS 압밀실험을 통하여 산정하게 된다. 전술한 준설 매립토의 간극비-유효응력 관계는 비선형성을 나타내는 특징을 가지며, Stark 등(2005b)은 미공병단에서 관할하는 항로에서 준설한 무기점토에 대한 소성지수에 따른 간극비-유효응력 관계를 다음 그림 5와 같이 제시하였다.
준설 매립지반의 압밀특성을 파악하고 비선형 유한변형 압밀해석에 필요한 입력값을 얻기 위해 저응력 및 고응력 구간에서의 투수계수 관계를 정확하게 규명할 필요가 있다. 본 논문에서는 간극비-유효응력 관계에서와 동일하게, 저응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 낮은 응력상태)의 간극비-투수계수 관계는 자중압밀 시험을 실시하여 산정하고, 고응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 큰 응력상태)의 간극비-투수계수 관계를 규명하기 위해 CRS 압밀실험을 실시하였다.
또한, Cargill(1986)은 자중압밀 시험 결과로부터 투수계수를 산정하는 방법을 제안하였다. 자중압밀이 완료된 후, 전술한 대로 저응력구간에서 간극비-유효응력관계를 구하기 위해 복합자중압밀 시험기를 층별 분리하여 각 층에서의 시료의 함수비를 측정하고 이로부터 포화상태인 각 층의 간극비를 산정한다. 그림 6과 같이 자중압밀 시험결과로부터 산정된 간극비-유효응력 관계에 다음 식 (10)을 피팅한다.
비선형 유한변형 압밀해석을 위한 물성치는 인천지역 준설매립장에서 채취한 해성점토와 카올리나이트 두 가지 점토시료에 대해 각각 산정하였으며 시료의 기본 물성치는 표 1에 비교하였다. 인천지역의 해성준설토의 경우는 채취한 해성점토를 그대로 사용한 후 염도를 고려하여 Imai 등(1979)이 제시한 방법으로 함수비를 보정하였다.
인천지역의 해성준설토의 경우는 채취한 해성점토를 그대로 사용한 후 염도를 고려하여 Imai 등(1979)이 제시한 방법으로 함수비를 보정하였다. 두 시료의 액성한계와 소성지수의 관계를 미공병단에서 관할하는 항로에서 획득한 일반적인 준설토와 함께 그림 9의 소성도표에 나타내 비교하였다.
두 시료의 초기간극비를 산정하기 위해서 일련의 침강압밀시험을 수행하였다. 인천 준설토의 경우는 초기 슬러리 함수비 100%, 200%, 300% 500%, 900%, 1200%, 1500%에 대해 침강압밀이 끝난 후 Znidarcic(1999)의 시료표면 채취법으로 측정한 초기함수비(=e00/Gs)는 각각 101%, 206%, 231%, 278%, 289%, 301%, 303%이었다.
복합자중압밀 시험기를 이용하여 인천 준설토와 카올리나이트 시료에 대한 자중압밀 시험을 실시하였다. 현장에서 예상되는 초기 슬러리 함수비를 고려하여 시료표면 채취법과 전기 비저항 탐침법으로 산정한 초기간극비 7.
복합자중압밀 시험기를 이용하여 인천 준설토와 카올리나이트 시료에 대한 자중압밀 시험을 실시하였다. 현장에서 예상되는 초기 슬러리 함수비를 고려하여 시료표면 채취법과 전기 비저항 탐침법으로 산정한 초기간극비 7.29(인천 준설토)와 7.38(카올리나이트)로 시료의 간극비를 조절하여 자중압밀실험을 수행하였다. 복합자중압밀 시험기에서 자중압밀이 완료된 후, 각 층의 함수비 측정을 통해 간극비를 산정하였다.
38(카올리나이트)로 시료의 간극비를 조절하여 자중압밀실험을 수행하였다. 복합자중압밀 시험기에서 자중압밀이 완료된 후, 각 층의 함수비 측정을 통해 간극비를 산정하였다. 또한, 식 (6)을 이용해 각 간극비에 해당하는 유효응력을 구해보면 그림 15와 같은 간극비-유효응력 관계를 구할 수 있다.
자중압밀이 완료된 후 복합자중압밀 시험기의 하부 CRS 압밀시험용 셀의 시료를 이용하여 CRS 압밀실험을 실시하였다. 그림 16에는 그림 15의 자중압밀실험 결과와 CRS 압밀실험을 통해 산정된 간극비-유효응력 관계를 함께 나타냈다.
본 연구에서는 동반논문에서 다룰 비선형 유한변형압밀해석을 위한 압밀 물성치(즉, 초기간극비, 간극비유효응력 관계, 간극비-투수계수 관계)의 의미와 이를 실험적으로 구하는 방법을 제안하였다. 제안한 방법을 적용하여 인천 준설토와 카올리나이트 시료의 비선형 유한변형 압밀 물성치를 산정하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
(1) 초기간극비를 측정하기 위해 Znidarcic(1999)가 제안한 시료표면 채취법과 본 논문에서 제안하는 시료표면의 전기 비저항 값을 통해 산정하는 전기 비저항 탐침법을 비교하여 전기 비저항 탐침법의 적용성을 평가하였다. 초기간극비는 시료에 대한 특정한 토질정수가 아니고 초기 슬러리 간극비가 증가함에 따라 증가하였다.
(3) 개발된 시험장치과 시험방법을 적용하여 인천 준설토와 카올리나이트 시료의 초기간극비, 비선형 간극비-유효응력-투수계수의 관계를 규명하였다. 이 간극비-유효응력-투수계수 관계는 저응력 및 고응력 구간에서 서로 다른 경향을 보이며, 간극비가 큰 저응력 구간에서 그 변화폭이 큰 것을 알 수 있었다.
이론/모형
이는 자중압밀이 완료된 시료의 표면에서는 유효응력이 영이고 임의의 깊이에서는 유효응력이 γ′z 이기 때문이다(geostatic 조건). 초기간극비를 측정하는 방법에는 Znidarcic(1999)이 제안한 시료 표면에서의 시료를 채취하여 함수비를 측정하는 시료표면 채취법과 본 논문에서 제안하는 시료표면의 전기 비저항 값을 통해 산정하는 전기 비저항 탐침법이 있다.
비선형 유한변형 압밀해석을 위한 물성치는 인천지역 준설매립장에서 채취한 해성점토와 카올리나이트 두 가지 점토시료에 대해 각각 산정하였으며 시료의 기본 물성치는 표 1에 비교하였다. 인천지역의 해성준설토의 경우는 채취한 해성점토를 그대로 사용한 후 염도를 고려하여 Imai 등(1979)이 제시한 방법으로 함수비를 보정하였다. 두 시료의 액성한계와 소성지수의 관계를 미공병단에서 관할하는 항로에서 획득한 일반적인 준설토와 함께 그림 9의 소성도표에 나타내 비교하였다.
001kPa로 표현하였다. 본 논문에서 얻어진 간극비-유효응력 관계는 PSDDF와 같은 비선형 유한변형 압밀해석 수치해석의 입력값으로 사용된다.
Been과 Sills(1981)이 제시한 투수계수 산정법을 적용하기 위하여 카올리나이트의 자중압밀실험 도중 발생한 간극수압을 측정하였다. 측정된 시료 깊이별 간극수압 분포는 그림 17과 같다.
두 시료에 대해 Cargill(1986)이 제안한 방법으로 저응력 구간 투수계수 산정하여, 그림 19에 제시하였다. Been과 Sills(1981) 방법과 Cargill(1986) 방법으로 구한 카올리나이트 시료의 저응력 구간의 투수계수-간극비 관계는 두 방법 사이에 다소 차이가 발생하였는데, 이는 두 방법에서 적용한 가정의 차이로 볼 수 있다.
인천 준설토와 카올리나이트 시료에 대한 저응력과 고응력 구간에서 간극비-투수계수 관계를 그림 19에 같이 나타냈다. 본 논문에서 얻어진 간극비-투수계수 관계는 PSDDF와 같은 비선형 유한변형 압밀해석 수치해석의 입력값으로 사용된다.
이 간극비-유효응력-투수계수 관계는 저응력 및 고응력 구간에서 서로 다른 경향을 보이며, 간극비가 큰 저응력 구간에서 그 변화폭이 큰 것을 알 수 있었다. 본 논문에서 얻어진 물성치는 동반논문에서 다룰 PSDDF해석과 Morris(2002)의 이론해 등 비선형 유한변형 압밀해석에 입력값으로 적용하였다.
성능/효과
인천 준설토의 경우는 초기 슬러리 함수비 100%, 200%, 300% 500%, 900%, 1200%, 1500%에 대해 침강압밀이 끝난 후 Znidarcic(1999)의 시료표면 채취법으로 측정한 초기함수비(=e00/Gs)는 각각 101%, 206%, 231%, 278%, 289%, 301%, 303%이었다. 또한, 카올리나이트 시료는 초기 슬러리 함수비 100%, 200%, 300% 500%, 700%, 900%, 1100%, 1300%에 대해 침강압밀을 완료한 후, 동일한 방법으로 측정한 초기 함수비는 각 각 102%, 200%, 235%, 245%, 264%, 279%, 298%, 309%로 나타났다. 초기함수비는 침강압밀이 완료된 시료표면 3곳에서 채취하여 평균한 값이다.
(2) 준설 매립지반의 비선형 유한변형 압밀거동에 영향을 주는 준설토의 비선형 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수의 관계는 단일 시험장치로 한 번에 구할 수 없고, 자중압밀을 지배하는 낮은 유효응력 상태와 추가하중을 고려할 수 있는 높은 유효응력 범위에 대해 따로 구해야 한다. 본 논문에서는 복합자중압밀 시험기를 개발하여 저응력 구간(유효응력이 약 1.
후속연구
그 이유는 비록 상부층에서 이 가상조건에 도달한다 하더라도 그 하부층에서는 이미 자중압밀이 진행되고 있기 때문이다(한국지반공학회, 2004). 하지만, 일반적으로 준설매립은 준설일정에 따라 단계적으로 수행되므로 단계해석에서 고려할 각 퇴적토층의 두께는 충분히 작아 본 논문에서 가정한 전층에 일정한 초기간극비를 합리적으로 적용할 수 있다고 사료된다. 초기간극비 개념이외에 자중압밀 시점에 대한 정의는 각기 다른 국내외 연구자들에 의해 제안되었다(Kynch, 1952; Monte and Krizek, 1976; Yano, 1985; 유건선과 정인준, 1979; 김수삼, 1983).
Been과 Sills(1981) 방법과 Cargill(1986) 방법으로 구한 카올리나이트 시료의 저응력 구간의 투수계수-간극비 관계는 두 방법 사이에 다소 차이가 발생하였는데, 이는 두 방법에서 적용한 가정의 차이로 볼 수 있다. 하지만, 본 논문에서 제시한 두 방법이 저 응력 구간에서 준설매립지반의 투수계수-간극비를 얻기 위해 현재까지 제시된 유일한 방법이므로, 두 방법을 저응력 구간의 투수계수의 상한과 하한으로 적용하는 것이 실용적 측면에서 적합하리라 사료된다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
준설매립을 통해 조성된 지반의 특징은?
준설매립을 통해 조성된 지반은 고함수비이고 고압축성인 초연약 지반으로서 비선형 압축성과 투수성을 갖는다. 특히, 저응력 구간과 고응력 구간에서의 압축지수(Cc)가 다른 준설매립지반에 대한 비선형 유한변형압밀해석을 위해서는 연약지반의 압밀특성에 대한 정확한 이해가 필요하다(Bo, 2002).
초기간극비란 무엇인가?
비선형 유한변형 압밀이론을 기반으로 준설매립지반의 압밀거동의 예측을 위해서는 준설토의 초기간극비(e00)와 비선형 간극비-유효응력 및 간극비-투수계수 관계의 규명이 필요하다. 초기간극비(zero effective stress void ratio)는 준설토의 자중압밀 거동에 있어서 자중압밀이 시작하는 초기 상태를 의미한다. 초기간극비는 침강과정과 압밀과정 사이의 천이구간에 해당하는 상태를 나타내며, 준설토 입자들이 서로 접촉하기 시작하여 입자간의 응력을 전이하는 순간의 간극비를 의미한다.
인천 준설토와 카올리나이트 시료의 비선형 유한변형 압밀 물성치를 산정한 결과는?
(1) 초기간극비를 측정하기 위해 Znidarcic(1999)가 제안한 시료표면 채취법과 본 논문에서 제안하는 시료표면의 전기 비저항 값을 통해 산정하는 전기 비저항 탐침법을 비교하여 전기 비저항 탐침법의 적용성을 평가하였다. 초기간극비는 시료에 대한 특정한 토질정수가 아니고 초기 슬러리 간극비가 증가함에 따라 증가하였다. 이 사실은 낮은 유효응력상태일 때 초기 슬러리 함수비가 충분히 커서 자유수의 양이 증가하면 확산 이중층이 팽창하여(즉, 확산 이중층이 두꺼워져) 슬러리 입자간의 거리가 늘어나기 때문에 초기 간극비가 다소 커진다고 추정할 수 있다.
(2) 준설 매립지반의 비선형 유한변형 압밀거동에 영향을 주는 준설토의 비선형 간극비-유효응력 관계와 간극비-투수계수의 관계는 단일 시험장치로 한 번에 구할 수 없고, 자중압밀을 지배하는 낮은 유효응력 상태와 추가하중을 고려할 수 있는 높은 유효응력 범위에 대해 따로 구해야 한다. 본 논문에서는 복합자중압밀 시험기를 개발하여 저응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 낮은 응력상태)의 간극비-유효응력-투수계수 관계는 자중압밀 시험을 실시하여 산정하고, 고응력 구간(유효응력이 약 1.0kPa 보다 큰 응력상태)의 간극비-유효응력-투수계수 관계는 CRS 압밀실험을 통하여 산정할 수 있도록 하였다.
(3) 개발된 시험장치과 시험방법을 적용하여 인천 준설토와 카올리나이트 시료의 초기간극비, 비선형 간극비-유효응력-투수계수의 관계를 규명하였다. 이 간극비-유효응력-투수계수 관계는 저응력 및 고응력 구간에서 서로 다른 경향을 보이며, 간극비가 큰 저응력 구간에서 그 변화폭이 큰 것을 알 수 있었다. 본 논문에서 얻어진 물성치는 동반논문에서 다룰 PSDDF해석과 Morris(2002)의 이론해 등 비선형 유한변형 압밀해석에 입력값으로 적용하였다.
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