KAERI-NEMAC/RR-40/91 : 구조거동 및 지질·수문특성 연구 ......구조거동및...
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본 보고서률 ”구조거통 및 지질.수문륙성 연구” 과채의 (세부과쳐IJ "절려면
의 전단거동에 관한 연구”의) 결과보고서로 제출합나다.
1991 번 12월
주관연구기관 : 한국현자핵연구소
부설 원자력환경관리센터
총괄연구책임자:김 진 용
연구책임자:이 찬 구
연 구 원:황 신 일
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I. 제 목
구조거동 및 지질. 수문특성 연구 II 암반불성 연구(I) : 철리면의
전단거통”
I I. 연구개발의 목척 및 중요성
1. 연구개발의 목객
방사성폐기불 영구처분장 부지의 척합성율 입증하기 위한 부지특성조
사에서는 장기척인 안쩡성율 고려하여 그 대상암반에 대한 지질공학척 및
압석역학적 조사가 체계척으로 수행되어야 한다. 그러나 지하압반의 역학
척 거동은 주로 불연속변의 발달상태냐 주우l 의 응력조건에 의해 좌우되므
로 그 변형거동율 척절하게 평가하고 일관성있거! 예측한다는 컷은 매우
어려운 일이다. 특히 불연속생 암반에 대한 전단거동의 예측에 필요한 실
증척 분석이나 현장에 직접 척용가놓한 연구결과는 매우 미홉한 실정이다.
따라서 지하구조물의 공학척 설계 및 사공시에 이러한 역학쩍특성율 감안
하여 반영해야 하며 그에 따픈 먼밀한 조사와 검토가 요청되므로 그 거동
과 관련된 역학척 파라며터들 간의 상관관계룰 정립하는 점은 매우 중요하
다고 불 수 있다.
따라서 본 연구의 최종목표는 불연속변의 지질공학척 특성과 역학적
거동과의 상관관계률 규명하고. 실내전단시험율 수행하여 방사성펴l 기물처
분장의 안정성과 관련된 암반물성 빛 거동의 해석에 필요한 역학척 파라마
터률율 실험척으로 분석 검토함으로써 궁극척으로는 현장에 척용가능한 역
- III -
학척 파라미터툴 도출하고 그 척용성 빛 타당성율 입증하는데 있다.
2. 연구개발의 중요성
지하암반운 불연속번들의 발달과 암반의 응력상태등의 복합적인 요인
툴로 인하여 예측하기 어려운 불확실한 거동율 하게 된다. 이러한 거동은
주로 대상암반의 응력장에 따라 좌우되기 때문에 방사성꽤기불 처분장의
장기척인 안쩡성 유지률 위해서는 부지특성조사 시에 대상암반의 거동특성
율 예측하고 분석 검토하는 조사가 체계척으로 수행되어야 합은. 물론 이러
한 대상암반의 특수성율 고려한 조사결과률 근거로 하여 처분장의 건설 및
시공 시 설계에 반영해야 할 필요성이 대두된다. 따라서 처분장과 같은
지하구조물의 안쩡성에 영향율 마치는 대상암반의 억학적 거통율 분석 규명
해야 하며 이률 위해서는 그러한 거동과 관런된 역학객 파라미터률율 도출
하여 상호 분석 검토하는 것은 매우 중요한 일이다. 또한 현장에셔의 척
용성 여부률 판단하기 위한 기술축척 및 자료활용변에서 실내시험과 현장
시험이 병행되어 수행되어야 바람직하나 현실척으로 국내의 현장장버의 개
발부진과 실내시혐의 한계성으로 인해 지하암반의 거동해석에 어려움이 있
는 실청이다. 이에 따라 국내에서도 지하압반 및 지하구조물에 대한 역학
적 거동율 해석하기 위한 기술축척이 시급하며 , 분석자료의 신뢰성을 증진
시커기 위한 연구기자재의 개발도 향후 지속척으로 추진되어야 할 것이다.
I I 1. 연구개발의 내용 및 범위
제 l 차 년도인 90년도에 수행한 연구내용운 절리변에서의 조도특성
에 따른 전단강도률 예측하는데 국한되었고 그 주요 파라미터인 절리조도
계수 (joint roughness coefficient)률 정 랑화시 키 가 위 한 방법으로써 frac
tal ，j.r월의 개념율 도압하여 전단장도의 이론치와 실측치률 비교 캅토하여
- IV -
결정하었다 .
따라서 제 2 차 년도인 본 연구에서는 90변도에 사용한 시펀들과 동
알 압종인 편마압체의 시추코아시료들율 션쩡하여 절려변에서의 전단거동
율 규명 하기 위 해 현 장시 험 용으로 척 합한 Portable Direct Shear‘ Box률 이
용하여 실험하였다. 본 실험에서는 절리번에서의 전단거동에 영향을 머치
는 중요한 역학척 파라미터들로서 절리조도계수， 수직응력， 절리면 압축장
도 (joint wall compressive strength) , 내부마찰각 , 잔류마찰각 , 수직 변위 (
d i lat i on) 및 크기효과(size effect)등율 고려하었다.
절리조도계수(JRC)의 측정 및 결정에 있어서는 절려먼의 초도상태률
실제에 근첩하게 반영하기 위해서 pattern marker률 이용하여 세 개의 pro
f i Ie율 작성한 후 컴퓨터 프로그램을 사용하여 각각에 대한 fractal ，;:.t 현 (D)
율 겨l 산하였다. 본 연구에서 JRC값들의 오차률 최소화하기 위해 제안한 2
차 다항식으로 회귀본석율 실시하여 각 prof i 1e의 JRC값율 구하였고 이 값
들로부터 각 pr‘。f i Ie의 길이에 대한 가중평균치롤 겨l 산하여 각 시편의 대표
JRC로 결정하였다 .
수직응혁의 증가에 따른 최대전단강도와 잔류전단강도와의 관계를 파
악하였고 내부마찰각 및 잔류마찰각도 구하였다. 절리조도상태가 전단장도
에 마치는 영향율 분석하기 위해 시뻗의 JRC를 4- 6 , 6- 10 , 10- 18의 세
그룹으로 구분하여 각 그룹별로 최대전단강도와 잔류전단강도와 관계를 규
명하였고. 절리번에서의 충전물질의 유무에 따라 전딴강도특성;윷 분석하였
다- 또한 본 실험에서 측정한 셀측치와 Barton의 경험식에 의한 예측치톨
비교 분석하기 위해서 Schmidt hammer 반발시험과 경사시험 (t i I t test)율
수행하였다.
철리번에서의 전단응력에 따른 전단변위 거동과 전단변우l 에 따른 수
직변위 거동의 특성을 파악하기 위해서 JRC 및 충전물질의 유무에 따라 훈
- v -
석하였고 각 시펀에 대해 할션수직변위비 (secant dilation ratio)와 Oi 1a-
tion각올 구하였다. 또한 절리변의 파괴양상에 따른 거동특성율 파악하기
위해 그 파과 Mechanism율 규명하였다. 그리고 각 시뻔에 대해 할션전단
강성 (e.ecant shear stiffness)율 구하였고 , 전 단강성 에 영 향율 미 치 는 역
학척 파라미터률로서 수직응력 . JRC 및 JCS에 따른 상관관계툴 규명하였고
크기효과 (size effect) 에 따른 영향도 파악하였다 .
IV. 연구개 발 결과 및 활용에 대한 건의
본 연구에서는 총 37개의 편마암종 코아 시팬들율 대상으로 절리먼
에서의 천반척 인 전단거동율 규명하기 위해 Portab 1e 0 i r‘ ect Shear Box률
이용하여 생내 직첩전단시험율 수행하였으며 , 시펀들에 가해진 최대수직하
중의 범위는 5.60'" 25.67 Kgl cm2 로 척용하였고 전단하중율 점진척으로 가
중시켜 척용한 다단계 전단시험법율 채택하였다. 이러한 방법에 의한 실험
결과툴율 분석하여 절리변의 전단강도에 관한 경험식들을 계시하였으며 전
단거동에 영향율 미치는 역학적 파라미터툴율 도출하여 상호 비교 분석하
였다.
이에 따른 연구개발의 결과와 그 활용에 대한 건의사항율 요약하면
다음과 같다.
1. 실제에 근첩한 절리조도계수를 결정하가 위해서 절리먼상에서 세개의
pr‘ of i Ie율 작성 한 후 컴 퓨터 프로그램 율 사용하여 각각에 대 한 fractal 차
원 (0)률 계산하였고， 본 연구에서는 절려조도계수값들의 오차툴 최소화하
기 위해 다음과 같은 2차 다항식율 제안하였다.
JRC = 1.466 + 2725.422 (0-1) - 109451.6 (0-1)2
2. 본 실험대상 펀마압시환에 대해 최대수직응럭율 5.60--25.67 Kg/cm2
외 범위로 척용했율 때 최대전단강도 및 잔류전단강도는 각각 5.81- 38.94
- VI -
Kg/ctIl2 , 2 ‘ 34...... 24.96 Kg/ em2의 범위로 측갱되었으며 , 최대전단강도에 이르
는 전단변위는 대체로 o.43- 4 .75mm내에서 나타났다.
3. 본 실험결과률 분석한 결과， 현마암시펀들에 있어서 수직응력에 따른
전단강도의 관계는 현재에도 암반구조물 및 사번 안정성과 관련된 공학적
설계에 광범위하게 척용되는 Mohr‘ -Coulomb 식으로 표기되며 , 최대전단강도
( t' p) 몇 잔류전단강도(t' r)에 대한 관계식은 아래와 갈고 각각의 상관계
수도 0.892 , 0.874로서 높게 나타냈다 .
t' P = 2 .9748 + O. 7661 "n ( R= 0.892 )
t' r" = 1.6564 + 0.6592 "n ( R= 0.874 )
또한 내부마찰각은 37.5· 로서 절리조도겨l 수가 높은 시펀들일수록
큰 값율 나타내며 잔류마찰각은 33.4· 로서 절리조도계수가 낮은 시뻔률
일수록 큰 값율 보였다.
4. 충전불질의 유무에 따른 시팬훌에 있어서 수직응혁에 대한 전단강도
의 관계식은 다음과 같다.
1) 비충전된 시변의 경우:
t' P = 1.2159 + 0.8960 "n ( R= 0.942 )
t' r = -0.8630 + 0.7545 "n ( R= 0.876 )
2) 충전된 시펀의 경우:
t' P = I . 1523 + 0.9692 "n ( R= 0.849 )
t' r = 3.3124. + 0.5739 a n ( R= 0.7 4. 1 )
5. 시펀들의 절리변에 대해 전단응혁에 따른 전단변위의 거동율 파악한
결과， 절리조도계수가 낮은 시팬툴은 전단응혁의 증가에 따라 최대전단강
도와 잔류전단강도의 차이가 작은 반면 , 절리조도계수가 높운 시편들은 그
강도 차이가 커지며 , 륙히 이러한 양상은 자연절리번보다는 인우l 적 절리먼
- Vll -
의 경우가 심하고 자연철리변률에 있어서 비충전절리면보다는 충전절려면
의 경우가 비교척 심한 경향을 보였다-
6. 전단응혁과 전단변위에 따른 수직변위의 거동은 최대수직변우l 는 대
부분 최대전단강도점 이후 잔류전단강도첨 부근에서 측정되었으며 절리조
도계수에 따른 평균Oi 1at i on각윤 절리조도계수가 4- 6 , 6..... 10 , 10..... 18그룹
에 대해 각각 14.5· • 22.9' ’ 23.6 . 로서 증가경 향을 보 였 다 .
7. 수직응력에 따른 전단강성의 관계률 분석한 결과， 적용한 수직응력
이 큰 시펀들은 전단강도가 증가하고 그에 따라 최대전단강도에 이르는 변
우l 도 감소하여 결국 전단강성이 증가하눈 경향을 나타내며， 본실험에서는
5.60..... 25.67 Kg/cm2의 수직응렉율 척용하였으며 이 응력하에서 구한 평균
전 단강성운 약 ll0.68 Kg/cnF 였 다 .
8. 절리조도계수와 절리변의 압축강도에 따른 전단강성의 변화는 수직
응력이 증가합에 따라 시편의 절리조도계수가 를수록 전단강성의 값도 곱
증하는 경향율 보이며， 이 때의 절리번 압축강도의 범위는 591.43 ..... 1346.
02 Kg/cm2 였다. 또한 수직응혐이 증가함에 따른 시편의 길이와 전단강성
사이에는 크기효과(Size effect)에 의한 반비례 관계률 나타냈고， 수직응
랩이 증가함에 따라 동일한 절려조도계수률 지닌 시뻗일지라도 걸이가 짧은
시펀의 경우에 전단강성이 증가함을 알 수 있었다.
전술한 바와 같이 , 방사생폐기물처분장의 척합성 입증율 위한 부지톡생
조사를 수행할 경우에는 대상부지에 대한 암반의 거통특성율 분석해야 할
필요성이 었다. 본 연구에서 수행한 연구결과는 륙쩡한 부지에서 측정이
가능하고 용도번에서도 현장에서 사용하기에 적합한 시험장버로 촉청하였
기 때문에 , 부지특성조사 시에 불확실한 지하암반의 역학척 특성 및 변형
거동율 파악하는데 기초자료로서 활용될 것으로 기대되며 이러한 활용성율
- VI I I -
더욱 증대시키기 위해서는 향후 지속적인 실내시험과 현장시험어 요망된다
- IX -
뿔뀔 역펼
S UM MAR Y
1. Title
Evaluation of Structur‘al Behavior , Geological and Hydr‘。geolo흩 ical
Characteristics - "Mechanical Proper‘ ties of Rock Mass (I): Shear
Behavior、 of Rock Joints"
II. Objective and Importance of the Research and Development
In the site characterization verifying the site suitability for‘
radioactive waste disposal , a systematic geotechnical investigation
on the rock mass of interest should be performed with the considera
tion for long-term stability. But the proper evaluation and consis
tent prediction for the deformation behavior of I、。ck mass is very
difficult , because the mechanical behavior of r‘ ock mass is mainly
governed by the existing discontinuities and the ambient stresses.
Especially , experimental analysis and results which can be applicable
di r‘ectly to the field for the prediction of shear behavior of discon
tinuous rock mass are not sufficient at present. To incorporate these
mechanical character‘ istics in the design and construction of under
ground structur‘ es , the establishment of relations between mechanical
parameters and behavior is required thr‘ ough detail investigations.
Therefor‘ e , the objectives of this research are as follows:
- to find the relationship between the characteristics of discon
tinuities and the mechanical behavior ,
‘ to derive the mechanical parameter‘ s which are applicable to the
- XI -
field from the laboratory shear‘ test ,
- to verify their applicability.
Subsurface rock mass shows uncertain behavior which is difficult to
predict. For the purpose of long-term stability of radioactive waste
repository , it is necessary to perform a systematic investigation for
the prediction and analysis of r‘ ock mass during site characterization ,
and the results of investigation should be incorporated in design and
construction phases.
Therefore , the analysis of mechanical behavior that can influence
the stability of ~nderground structures should be performed and it is
very i mpor‘ tant to derive and analyse the mechanical parameter‘ s related
to the behavior. In addition , it is hopeful to perform laboratory
and field tests simultaneously for application of the data for‘ the
judgement of stability on the under‘ ground structure. However , there
are some practical pr‘oblems in the analysis of r‘。ck mass behavior‘ due
to the paucity of field equipments and the limitation of laboratory
tests. Accordingly , it is ur‘ gent to accumulate the technology for
analysing mechanical behavior‘ of subsurface rock mass and to develop
the experimental equipments for promoting the reliability of analysis
data.
III. Scope and Contents of the Resear‘ ch and Development
per‘ formed in 1990 ,
the pr‘ ediction of
The contents of research
I ‘ esearch , were limited to
on joint roughness characteristics.
- XII -
the fir‘ st year of
shear‘ strength based
In order to quantify the main
parameter‘ 。f roughness , i.e. , joint roughness coefficient , the ooncept
of fractal dimension was introduced and the values of estimation and
measurement were compared.
Therefore , in the second year , core specimens fr‘ om Gneiss ter‘ r‘ain ,
which are the same rock type as used in the first year , were selected
and tested to examine the shear behavior of joints using a portable
direct shear box. The major mechanical par‘ ameter‘ s which can affect
the shear behavior of joints include joint r‘。u훌hness coefficient , nor
mal stress , joint wall compressive strength , inter‘ na I fr‘ iction angle ,
residual friction angle , dilation , and size effect etc ..
In order to express the roughness of joints mor‘ e precisely , three
profiles on each joint surface were drawn by using a pattern marker
and then fracta‘ demensions{D} of each pT‘。fi ’e 빼er‘e calculated by
using a computer program. In this r‘esearch , a second polynomial equa
tion was suggested for the purpose of reducing the error of JRC , and
the value of JRC of each profile were calculated from regression
analysis with the equation. Fr‘。m these values , the aver‘age value
of weighting was calculated with regard to three profile lengths and
was deter‘ mined as a r‘ epresentative JRC of each specimen.
The relations between peak and residual shear strength with the
increases of normal stresses were studied , and inter‘ nal and res i
dual friction angles were obtained. In order to analyse the effects
。f roughness of joint on the shear strength , whole specimens were
divided into three groups of JRC = 4....... 6 , 6....... 10 , and 10....... 18 and the
relationship between peak and residual shear strengths of each group
- XIII -
was studied. The effect of filling mater‘ ials on the shear strength
characteristics wer‘ e also studied. And for‘ the purpose of comparison ,
the measur‘ ed values obtained fr‘。m this experiments compar‘ ed with the
estimated values by using the empirical equation of Barton. Schmidt
hammer rebound test and tilt test were also car‘ I ‘ ied out to obtain
the necessary data for‘ the emperical equation.
To find the cbBracteristics of shear displacements on the joint sur
face with shear stresses and the characteristics of dilations with
shear displacements , JRC values were analysed with the presence of
filling materials , and secant dilation ratios and dilation angles of
specimens were measured. Also to find the characteristics of fail-
ur‘ e mode on joint surface , failure mechanisms were defined. To eval
uate the mechanical parameters that can influence shear stiffness , the
secant shear stiffness of each specimen was obtained , and the re
lations between normal stress , JRC , and JCS were studied and also
some influences with size effect wer‘ e studied.
IV. Results and Proposal for Applications
To find general shear behavior of joints , Iaboratory d i r‘ect shear
tests on 37 core specimens of Cneiss rock type were performed by using
a portable direct shear box. The ranges of maximum normal stress
2loaded to specimen were 5.60~25.67 Kg/cm~ and the multi-stage shear
testing method were selected , .in which the shear loads are added pro
gressively. On the basis of test r‘ esults , the empirical formulas for
- Xl v -
the shear strength of joints wer‘ e suggested and the mechanical para
meters that can influence the shear behavior wer‘e der‘ ived and made
comparisons between them.
The results of this research and the proposal for its applioation
can be abridged as follows.
1. To determine the joint roughness coefficient(JRC) more precisely ,
three profiles of a joint surface were drawn and fr‘ actal demensions
of each profile were calculated by using a computer progr、am. In th is
research , the following second polynomial equation was suggested in
order to reduce the er‘ ror‘ s of values of joint roughness coefficients.2
JRC = 1.466 + 2725.422 (0-1) - 109451.6 (0-1)
2. In case that the maximum normal stresses with a r‘ ange· of 5.60.....
25.67 Kg!cm 2 were loaded on the Gneiss specimens for this experiment ,
the peak and r‘esidual shear strengths were measured in the ranges of
5.81 ...... 38.94 Kg!cm2 and of 2.34..... 24.96 Kg!cm 2 , respectively and the val
ues of shear displacement at the corresponding peak shear str‘ ength
wer‘ e approximately 0.43..... 4. 75mm.
3. The results of this experiment show that the relations between
normal stress and shear strength ar‘ e expressed by Mohr-Coulomb equa
tion which has still wide applicability in engineering design related
to the rock structures and slope stability. The relations r‘ epresent
ing the peak shear strength(r p) and for the residual shear‘ strength
(r 1") are as follows and their correlation coefficients are 0.897
and 0.874 which are relatively high.
r p = 2.9748 + 0.7661 q n ( R = 0.892 )
- x v -
l' r = 1. 6564 + 0.6592 a n ( R = 0.874 )
The average angle of internal friction was 37.5' and increased with
the incr‘ ease of joint roughness coefficient , while the average resi
dual friction angle was 33.4' and increased with decrease of-joi~i
roughness coefficient.
4. The relations representing shear strength and nor‘ mal stresses
with the presence of filling materials are given below.
I) Specimens without filling materials:
l' P = 1. 2159 + 0.8960 an ( R = 0.942 )
l' r = - 0.8630 + 0.7545 an ( R = 0.876 )
2) Specimens with filling materials:
t' P = I. 1523 + 0.9692 a n ( R ;:: 0.849 )
t' r = 3.3124 + 0.5739 an ( R = 0.741 )
5. The results of study on the shear displacement behavior with
shear stresses applied on the joint specimens show that the differ
ences between peak and residual shear strengths are small in case of
specimens with lower joint roughness coefficients , however , in case of
specimens with higher coefficients , the differences are becoming lar
ger. This trend was especially substantial in case of artificial
joints rather than natural joint. In. case of natur‘al joints , the
joints with filling materials showed more substantial tr‘ ends than the
joints without filling materials.
6. The dilation behavior with shear str‘ esses show that most peak
dilations were measured near the point of residual shear strength be
yond the peak shear strength. Average dilation angles were 14.5' ’
- XVI-
22.9" , and 23.6' with joint roughness coefficients for three groups
。f JRC == 4-- 6 , 6-- 10 , and 10-- 18 respect i ve Iy and show an i ncreas ing
trend with the incr‘ ease of joint roughness coefficient.
7. The results of shear stiffnesses show that shear strengths in-
crease with the increase of normal stresses. At the same time. the
displacements up to the peak shear‘ strengths are decreased and the
specimens finally show the tr‘ end of increasing shear stiffnesses. In
this tests , normal str‘ esses wer‘ e loaded ina range of 5.60-- 25.67 Kg
Icm 2 and the average shear‘ stiffness determined under this range of
stresses is about 110.68 Kg/cm 3 .
8. The changes of shear stiffness with joint r‘ oughness coefficient
and joint wall compressive strength show that the values of shear
stiffness have a trend showing sudden increase with the increase of
normal stress and joint roughness coefficient. Cor‘ responding r‘ ange
of j 0 i nt wa 11 compress i ve st rength is 591.43...... 1346.02 Kgl cm2 . In add
ition , the relations between the length of specimen and shear stiff
ness ar‘ e inversely corr‘elated due to the size effect. Also shor‘ ter‘
specimens have a trend of increase of shear stiffnesses with the in
crease of normal stresses even with same joint r‘。ughness coefficient.
As aforementioned , in the site characterization for verifying
the suitability of a site for‘ radioactive waste disposal , it is nece
ssary to analyse the character‘ istics of r‘ ock mass behavior regarding
to the site of inter‘est. The r‘ esu 1ts of th i s r‘ esearch are expected to
be ut iii zed dur‘ ing site characterization as basic data understanding
- xv 11 -
the mechanical characteristics and the deformation behavior of uncer
tain subsurface rocl‘ mass. since the results were obtained by using
the test apparatus which can measure with specific sizes.
- xviii -
To improve
누E프....., 드~t
제 출 문 ----------------------------------------------------
요 약 문 --------------------------------------‘------------- iii
SUM MAR Y ------------------------------------------------- xi
쩌I 1 장 서 론 --------------------------------“‘----‘-제 l 철 연 구배 경 및 목 적 ----------------------------------
제 2 절 연 구법 위 ------------------------------------------ 3
쳐I 2 장 철 리 변 의 전 단시 험 ---------------------------------- 5
저II 1 철 사 료 및 시 펀계 작 ---------------------------------- 5
제 2 절 실 험 장치 및 방 법 ---------------------------------- 7
I. 실 험 장치 --------------------------------------------- 7
2. 실 험 방 법 --------------------------------------------- 9
제 3 절 실 험 내 용 ------------------------------------------ 10
제 3 장 설 험 결과의 분석 및 고 찰 -------‘---------‘---‘------- 13
체 l 절 천 단강도의 특성 ----------------------------------- 13
I. 철 리 조도의 평 가 ------------------------------------ 13
2. 최 대 전 단강도와 잔류전단강도의 관계 -----‘---‘--‘---- 21
3. 절 리 조도에 따른 영 향 ------------------------------- 25
4. 충전물 질의 영 향 ------------------------------------ 28
- XIX -
5. Barton의 경 험 식 과의 비 교 -----------------------•--‘ 30
쩌11 2 절 전 단거 동 특성 ------------------------------------- 39
1. 전 단응력 과 전 단변워 거 동 --------------------------- 39
2. 수직 변위 의 상관성 ---------------------------------- 45
3. 천 단파괴 거 동 -----------------------------------“- 55
4. 천 단강성 ------------------------------------------- 58
쳐11 4 장 결 론 ------------------------------------------ 65
참고푼헌 --------------------------------------------------- 71
닙-,- 륙 --------------------------------------------------- 77
- xx -
二::::L 렴 조도L---. ~l-
Fig. 2.1 Schematic diagram of portable direct shear box. -------- 7
Fig.3.1 Standard roughness profiles. -------------------------- 15
Fig. 3.2 Relationship between peak shear str‘ ength , r‘ esidualstr‘ ength and normal stress. --------------------------- 24
Fig. 3.3 Relationship between peak shear strength , residualstr‘ength and normal stress for the specimenswith JRC 4~6 range. ---------------------------------- 25
Fig. 3.4 Relationship between peak shear strength , residualstrength and nor‘ mal stress for‘ the specimenswith JRC 6~ 10 range. --------------------------------- 26
Fig. 3.5 Relationship between peak shear strength , residualstr‘ ength and normal stress for the specimenswith JRC 10~ 18 range. -------------------------------- 26
Fig. 3.6 Relationship between peak shear strength , residualstr‘ ength and nor‘mal stress for the specimenswith filling materials. ------------------------------- 29
Fig. 3.7 Relationship between peak shear strength , residualstrength and nor、rna I stress for‘ the specimenswithout filling mater‘ ials. ---------------------------- 29
Fig. 3.8 Correlaton chart for Schmidt hammer , relating rockdensity , compressive str‘ength , and rebound number. ---- 32
Fig. 3.9 Relationship between shear stress and sheardisplacement for the specimens with JRC 4-6 range. --- 40
Fig. 3.10(a) Relationship between shear stress and sheardisplacement for‘ the specimenswith JRC 6~ 10 range. ----------------------------- 41
Fig. 3.10(b) Relationship between shear stress and shear‘
displacement for the specimenswith JRC 6- 10 range. -----------‘----------------- 42
Fig. 3.II(a) Relationship between shear‘ stress and shear‘displacement for the specimenswi th JRC 10~ 18 r‘ange. ---------------------------- 43
- XXI -
Fig. 3.11(b) Relationship between shear stress and sheardisplacement for the specimenswith JRC 10....... 18 range. ---------------------------- 44
Fig. 3.12 Schematic diagr‘ am of dilation-shear displacement ‘
curve. -------------~---------------------------------46
Fig.3.13 Typical feature of dilation-shear displacement curveon test specimens with the sinking stage. ---------•_:.. 47
Fig. 3.14 Typical feature of dilation-shear displacement curveon test specimens without the sinking stage. ---------- 47
Fig. 3.15 Variation of dilation-shear’ displacement for‘the specimens with JRC 4....... 6 range. ------------------- 49
Fig.3.16(a) Variation of dilation-shear displacement forthe specimens with JRC 6....... 10 range. --------------- 50
Fig.3.16(b) Variation of dilation-shear displacement forthe specimens with JRC 6....... 10 range. --------------- 51
Fig. 3.17(a) Variation of dilation-shear displacement for‘
the spec imens with JRC 10....... 18 range. -------------- 52
Fig.3.17(b) Variation of dilation-shear‘ displacement forthe spec imens with JRC 10....... 18 range. -------------- 53
Fig.3.18 Schematic diagram of shear stress-sheardisplacement curve. ---------------------------------- 59
Fig. 3.19 Relationship between JRC , JCS , normal stressand shear·stiffness. --------------------------------- 61
Fig. 3.20 Relationshfp between JRC , specimen length , normal str‘ essand shear stiffness. --------------------------------- 62
- XXII -
ξ포E -프등L-, ~l-
Table 3.1 JRC and D values for 10 standard profiles. ----------- 17
Table 3.2 Fr‘ actal dimension and estimated JRC ofroughness profiles. ---------------------------------- 18
Table 3.3 Representative JRC of each joint sur‘ face. ------------ 21
Table 3.4 Results of dject shear test on Joint surfaces. ------- 22
Table 3.5 Measured values of r‘ ebound number(R) and JCS. -------- 33
Table 3.6 Measured tilt angles and basic fricion angles. ------- 35
Table 3.7 Measured and estimated values of shear sterngth. ----- 37
Table 3.8 Ratios of shear str‘ ength with JRC groups. ------------ 39
Table 3.9 Results of direct shear test of secant dilation ratioand dilation angle on each specimen. ----------------- 48
Table 3.10 Results of direct shear test of secant shear stiffnesson each specimen. ----------------------------------- 59
Table 3.11 Parameters affected on shear stiffness. ------------- 61
- XXIII -
.A}- 준1 -프도L--y ~}-
Photo. 2.1 Specimen molded with casting material. -------------- 6
Photo. 2.2 Portable direct shear box. -------------------------- 8
Photo. 2.3 Molded specimens after direct shear test. 11
Photo. 3.1 Typical featul‘ e of sliding failed specimenby direct shear test. --------------------------‘---- 56
Photo. 3.2 Typical feature of shear failed specimenby direct shear test. -----------------------------‘- 57
- XXIV -
제 l 장 서 료로'L-
쳐:1 1 렬 연구배경 및 목적
과거에는 기초암반율 대상으로 댐 , 도로공사 및 교량과 같운 지상구
조물의 건설에 치중하였으나 최근룰어 지하공동율 이용한 지하암반구조물
에 대한 필요성과 대형화 추세에 따라 지하구조물의 설쩨 , 시공 및 유지와
판환된 안정성문제가 심각하게 대두되고 있다 . 또한 지하압반은 첼리 , 파
혜대 및 단충등과 잡은 불연속먼둘의 발달로 인하여 이방성 (anisotropy)을
나타내기 때문에 대상압반과 암반구조물의 역학쩍 거동윷 일관성있게 예측
하기는 극히 어협다. 따라서 그러한 대상압반의 역학척 륙성 및 거동율
파악하는 것은 매우 종요한 일이다.
이러한 불연속먼률이 존재하는 암반이나 지하구조물들에 있어서 대상
암반의 역학척 거동은 주로 불연속번의 밸달상태나 주위의 응력조건에 의
해 확우되며 . 그로 인해 응력평형상태를 잃게 되면 취약한 압반에서의 미
끄럽에 의한 용괴나 rock burst 등과 잡은 대규모의 재해률 초래하게 된
다. 따라서 암반울 대상으로 구조물율 건설혈 경우에는 이러한 역학적
륙성율 감안하여 설계 및 시공시에 반영해야 하며 그에 따른 면밀한 조사
와 검토가 요청된다. 더구나 방사성폐기물 영구처분장의 부지타당성율 검
토함에 있어서 부지특성조사의 일환으로 최척한 부지를 사전평가할 때에는
장기척인 안정성율 고려하여 이에 따른 지질공학적 및 압석역학척 조사가
체계척으로 수행되어야 한다 [1 ， 2].
이와 관련된 불연속변의 전단거동을 규명하기 위한 연구률이 국내외
에서 활발하게 수행되고 있으며 그 연구동향율 고찰해 보면 대략 다음과
잡다.
불연속변의 전단강도에 관한 연구통향은 제 1 차 변도인 90'견도 연구
보고서 ”철 리 변 의 조도특 성 과 전 단강도 "(KAERI II/RR-1/90)에 상세 히 기 채
된 관계로 본 연구와 관련된 내용만 중점척으로 추l 급하였다. 이와 관현하
여 Jaeger[3) , Patton[4] 및 Barton[5]은 철리의 표면특성에 영향을- 미치는
몰리척인 증거를 직첩 규명하였고， Barton과 Choubey[6]눈 절리조도(joint
r‘。ughness)와 철 리 변 압축강도 (joint wall compressive strength)률 쟁 량화
하고 천단강도의 관계식에 적용하는 방법들율 개발하였으나 객관성에 있
어서 실효률 거두지 못하였다. 그러나， Bandis 외 [7]는 이 방법들율 적용
하기 위해 매우 간펀한 기초시험률(index tests)을 수행하여 전단장도 및
변형거동율 예측 가능하게 하였다. 또한 절리조도계수에 대한 정량척인
명가의 시도로서 Tse와 Cruden[8]은 통계학적인 파라미터와의 상관관계률
고찰하었고 • Carr와 War‘ I‘ ine r[ 9]는 Mendelbrot의 fractal 이 론율 도입 하여
fr‘actal 차원과의 상관관계로써 절리조도계수률 결정하였으나 청량척인 문
제검은 근본척으로 해결되지 못했으므로 향후 이에 관한 연구와 청량쩍인
검증방법이 지속척으로 개발되어야 할 것이다.
또한 불연속변의 전단변형 및 거동에 관한 연구들로서 Goodman [ 10]
윤 절라변에 대한 실내전단시험과 원위치전단시험률의 결과를 검토하여
4가지 유형으로 분류된 절려번에 대한 일반적인 변형치틀율 비교 분석하였
고， Jaege r[ 11 ]는 암반사변의 안정성과 마찰작용과의 관계에 있어서 그 거
c 。
-응를혼 stick-slip현상으로 규명 하였 다 . Hutson[12]은 확장압과 석회 압율 대
상으로 반복전단시험율 행하여 지하공풍상태의 수직응력과 변위에 따른 조
도용괴현상 (asperity degradation)울 고찰한 결과， 추로 절리조도. 철리변
압축강도 빛 수직응력의 합수입을 입증하였다 . Yoshinaka와 Yamabe[ 13]는
철리강성 (‘joint stiffness)의 개념올 근거로 하여 암반의 변형거풍에 관한
실험식의 척용성율 확증하였다. 검기주[ 14]는 연위적 절리면과 자연총리변
nι
에 대한 대형 일면전단시험 및 삼축압축시험율 수행하여 불연속번에서의 파
괴조건은 그 번의 경사각에 따르며 마끄럽파괴률 조장하는 위험각의 범위
률 규명하였다. 그 외에도 현장에서의 척용을 위한 크가효과 (scale effect
)에 관한 연구툴 [15.16.17J과 모렐링율 이용한 수치해석 및 실험척 연구률
{18 I 19 •20 .21 ]아 꾸준히 수행 되 고 있 다 .
그러냐 장기한 바와 같이 불연속성 압반에 대한 전단거동율 예측하
기 위해 현장에 직접 척용가놓한 실증쩍 분석과 연구결과는 매우 미홉한
실정이다.
따라서 본 연구의 목적은 제 l 차 년도인 90년도 연구보고를 토대
로 하여 불연속변의 지질공학적 특성과 압반변형과의 상관관계를 규명하고
실내전단시험율 수행하여 방사성폐기물처분장의 안쩡성과 관련된 압반물성
빛 거동 해석에 필요한 역학척 파라미터률 실증적으로 분석 검토함으로써
궁극척오로는 현장에 적용가능한 역학적 파라미터를 도출하고 그 적용성
및 타당성율 입증하는데 있다.
즉n 2 즐1 연二규 범 우l
불연속성 암반에 있어서의 응력과 변형 간의 거동은 그 압반내에 존
재하는 쩔리， 단충. 파쇄대 및 균열등과 같은 거사적 혹은 미시쩍인 불연속
변률이 산채되어 분포하기 때문에 불연속변의 기하학척 처l 계 빛 역학척 특
성에 따라 결정적으로 좌우된다. 따라서 그 변형거동율 척절하게 팽가하고
예측하기가 매우 어려우며 그 거동과 관련된 주요 파라미터들 간의 상관관
계를 정립하는 점은 특히 중요하다고 볼 수 있다.
이 에 따라 제 l 차 년도인 90번도에 수행한 연구내용이 절려 번에서
의 조도특성에 따른 전단강도를 예측하는데 국한되었고 그 주요 파라미터
- 3 -
인 철리조도계수률 정량화사커기 위한 방법으로써 fl、actal 차현의 개냄율
도입하여 전단강도의 이론치와 실측치를 벼교 검토하여 결쟁하였다.
따라서 제 2 차 변도인 본 연구에서는 90변도에 사용한 시뻔률과 통
일 암종인 흰마압체의 시추코아 시료률율 션정하여 절리변에서의 전단강도
빛 천반척인 전단거동율 규명하기 위해 현장시험용으로 적합한 Portable
Di r‘ect Shear Box률 이 용하여 실 험 하였 다 . 본 실 험 에 서 는 절 리 번 에 서 의 전
단거동에 영향율 미치는 중요한 역학척 파라미터들로서 쩔라조도계수 (joint
roughness coefficient; JRC). 수직응혁 , 절라면 압축강도 (joint wall com
pressive strength: JCS). 내부마찰각 , 잔류마찰각 , 수직 변위 (di Iat ion) 및
크기효과 (size effect)풍을 고려하였으며， 절리조도계수의 결정은 90변도
의 연구보고에서 이용한 fl’ actal 차원을 척용하였다.
본 연구에서 수행한 주요 연구내용은 다음과 같다.
절려조도특성과 충전물질의 유무에 따른 최대전단캉도 및 잔류천단
강도와의 상관관계률 분석하었고， 본 생험에서 측정한 전단강도 생촉치와
Barton.으l 경험식에 의한 전단강도의 예측치률 비교 분석하였다. 절리먼의
천단거동 륙성율 파악하기 위하여 전단응력에 따른 천단변워 거동， 전단변
위에 따른 수작변위 거동율 고찰하였고， 충전물질의 유무에 따른 수직변위
의 상관성과 절리변의 파괴양상에 따른 거통특성율 분석하였다. 또한 전단
강성 (shear stiffness)에 영향율 미치는 역학척 파라미터플로서 수직응혁 ,
JRC 빛 JCS에 따륜 상관관계률 규명하였고 크기효과 (size effect) 에 따른
영향도 파악하었다. 그리고 전단거동에 영향율 미치는 상기한 역학척 파라
미터률의 상관관계를 그래프로 도시하여 비교 환석하였고 이를 근거로 하
여 지하암반율 대상으로 한 현장에서의 척용가능성 여부률 검토하였다.
- 4 -
전단시험절리변의장2저l
Al 편져l 작달4Al 토로출훌1증n
일대신풍먼 용갑리공주문충청남도션정한 시료는연구대상요로.!it‘-
션캠브지질학척으로시료로서NX코아에서 수행한 시추조사로부터회수된
리아지 팬마압류에 속한다.
2개의 맥압류
코아시료률 대상으로377H의실험에서는 총..!it‘-
호상대부분이시료는제외한 35개의시료를
석 영 펀 압 (Quartz Schist)으로서 , 자세 한일부는
Table 5.25 장연구보고서 [22]의 제90번도
하였으며
뻗 마 압 (Banded Cneiss) 이 고
광불‘조성비에 대한 분석결과는
표기되었다.
중그
코아상자에 장기간 자연건조시킨실내에서시료는본또한에
발달상태조도수행하였으며 , 가능한 한 절리면의설험율보관한 후상태로
실시료률도피복된절리변이 충전물질로션쩡하였고시료률율다양한가
하였다.로。-ν본
자。
대험
규명해야 하기트응서 으」-, 0 Eo전단거동상，하 절리변에서의실험에서는
몰릴크아적합하도복실험목척에시료률포함한 상，하부절리변을때문에
제작하여야 한다.주형 사 펀 (m이 ded specimen)을사용하여드 (acryl mold)률
가규격은분리되며，상，하부로7개로서드몰릴크아사용한실험에서본
주조개씩각각 한시편을상，하부1.2cm 로서두께14cm ,18cm , 세로로
고화대부분이주형재로서사용한실험에서효L'-또한하는데 사용되었다.
미국산인 세립질일부는사용하였고시멘트를포툴란므완화제를 첨가한
사용하였다.석고분말율
상먼처용야하게 회수하기 위하여시편올제작된제작순서는시편의
주형 재 (casting material)
시편절단한적절하게Rock cutter로
-후
바른앓게
다음
5
윤활유률
그넣고
표변에
부어내부에
내부의
툴 몰드의
부몰드
Photo. 2. I Specimen molded with casting material.
의 절리변을 시험시의 전단변과 일치시켰으며 , 주형재로부터 약 0.5- O. 70m
의 간격을 유지시킨 후 서늘한 곳에서 약 24시간 자연 건조시켰다. 그 후
다른 쪽 절려변을 주형여 완성된 절리번에 맞추고 윤활유률 바른 하부몰드
률 올려놓은 다음， 주형째를 부어 넣고 아크렬몰드의 볼토로 고정시킨다.
이 상태로 24시간 상옹견조시킨후， 상，하부몰드를 분리하면 전단시험용 시
펀여 완성된다. 이와 같은 과정을 통하여 완성된 시편은 Photo. 2.1과 같
으며 상온에서 일주일 정도 건조시킨 후 전단시험에 사용하였다.
- 6 -
쳐11 2 층i 윷훌 혼캉 측;!- .7..1 달4 받:t 탤킹
1. 실험 장치
본 실 험 에 서 사용한 시 험 기 는 미 국 SBEL사 (Structural Behavior En-
gineering Laborator‘ i es , Inc.)에 서 체 작한 최 대하충용량 5 ton의 유 압식‘,ll’조참
q‘n4of‘0깨웹
Ru
C
니
e띠“M
야RuF
않야앙rnuek
uamPl
t’--、
기험시다』
져」
로서 Shear.box assembly , 수직 하중용ι Ram 과 전단하중용 Ram 빛 압력 게 이
지가 부착된 수동식 유압펌프로 구성되며 이 시험기의 계통도는 Fig. 2.1
과 같다.
NORMAL LOAD PUMP UNIT a ACCUMULATOR
SHEAR LOAD PUMP UNIT
BONDING
Fig. 2.1 Schematic diagram of portable dir‘ect shear box.
- 7 -
Photo. 2.2 Portable dir‘ect shear' box.
시펀에 대한 수직하중과 전단하중은 수동식 유압펌프로 가하여 적용
한 하증을 압력게여지로 판독하였으며 전단변위를 측정하기 위하여 정밀도
가 O.Olmm인 Dial gauge를 Magnetic base에 고정 하여 사용하였고 , 수직 변위
는 동일한 2개의 Dial gauge로써 측정하였다. 실험시에 적용완 전단변위의
속도는 약 0.1 mm/mi n. 롤 유지하였다. 또한 시편에 적용되는 수직하중과 전
단하중은 가축성 와이어 로우프 (flexible wire rope)를 통하여 가해지는데
이 로우프의 장점은 전단시험중 발생하는 전단번에서의 수직변위률 허용하
기 때문에 서 펀 의 국부 적 인 회 전 (rotation)이 나 측 면 이 동 (later、 a I moveme
nt)을 션혀 허용하지 않는 강성시험장치 (rigid machine)에 벼해 실제의 현
장조건에 접근된 사협율 수행가능하게 한다는 접이며 [23) . 본 실험에서는
이러한 장점을 고려하여 실험목적에 적합한 시험기로 선정하였다.
gu
2. 실험 방법
본 실험애서는 시펀의 절려번에서의 전단강도 및 전단거통 특성율 파
악하기 위해서 ISRM(lnternational Society for Rock Mechanics) 의 제안방
법 [24] 에 의거하여 실험율 수행하었다. 실험방법은 주형재로 완성한 상，하
시면율 시험기의 전단상자 (shear box)41 에 고정시카고 최대전단강도률 측쩡
하기 위해서 전단변에 소쟁의 수직하중을 가한 후 전단변에 따라 전단하중
울 증가시켜 척용하었고， 잔류전단장도를 측정하기 위해서는 약간의 전단
변￥l 의 반전( r‘ever‘sal) 율 허용한 후 수직하중을 증가시키는 마단계시험법
(multi-stage test)[23.25]율 적용하였마. 이 때 발생되는 천단변뀌 및 수
직변위를 측쩡하었고， 최대전단강도는 전단응력이 증가되변서 전단변에서
의 파괴가 밸생한 후 전단응력이 급격히 감소하기 직천의 지점으로 결정하
였으며 , 잔류전단강도는 파괴이후 전단응력이 일정해지변서 천단변위의 증
가가 종결되는 지점으로 결정하였다.
또한 시펀에 가해진 전단응력 (r )과 수직응력(c1 n)은 마음 식에 의
하여 구하였다.
Psr = ---- --------------------------- (2-1)
A
c1 n =
여 기서 • PsPnPw
A
Pn + Pw---------------------- (2-2)
A
천 단하중 (Kg)수직 하중 (Kg)상부 전 단상자 (shear box)의
무게 : 18.29 Kg시 펀의 전 단변 척 (cm2 )
- 9 -
쳐1 :3 절 실 험 1-Jl 솥훌-
본 연구에서는 Por‘ table Direct Shear Box률 이용하여 실험하였으며
실험내용은 다읍과 갈다.
1. 시변의 절리번에 대해 최대수직하중율 5.60...... 25.67 Kg/cm2로 적용하여
수직응혁의 증가에 따른 최대전단강도와 잔류전단강도와의 관계률 파악하
였다.
2. 절리조도상태가 천단강도에 미치는 영향율 분석하기 위해 시변의 JRC
률 4,-6 , 6 ...... 10. 10...... 18의 세 그룹으로 구분하여 각 그룹별로 최대천단강
도와 잔류전단강도의 관계를 규명하였다.
3. 시펀틀에 대해 충전상태의 유무에 따라 전단강도특성율 분석하였다.
4. Schmidt hammer 반발시 험 과 경 사시 험 (tilt test)을 수행하여 Barton
의 경험식에 의한 예측치와 전단시험에서 측정된 실측치출 버교 분석하였
다.
5. 전단응력에 따른 전단변위의 거동율 파악하기 위해 전단응력-전단변
위 곡션율 도시하여 JRC 및 절리변의 상태에 따라 분석하였다.
6. 전단변위에 따른 수직변위 (dilation)의 거동을 파악하기 위해 전단변
우1-수직변위 곡션으로 도시하여 분석하였으며 , 각각의 시뻗에 대한 활션
수직 변위 비 (secant dilation rati이와 Di 1at i on각을 구하였다 .
7. 충전물질의 유무에 따른 수직변위의 상관성을 고찰하기 워해 JRC에 따
른 수직변위의 변화양상율 분석하였으며 , 철라면의 파괴양상에 따른 거동
특성율 파악하기 위해 그 파괴 Mechanism율 규명하였다.
8. 각 시 팬에 대 한 할션 전 단강성 (secant shear stiffness)율 구하였고 ,
전단캉성에 영향율 미치는 역학적 파라미터들로서 수직응력 • JRC 빛 JCS에
따른 상관관계와 크기효과 (size effect) 애 따른 영향도 파악하였다.
- 10 -
또한 본 실험골- 완료한 후의 시펀들은 Photo. 2.3과 같다‘
Photo. 2.3 Molded specimens after direct shear test.
- II
뿔뀔 역펼
제 3 장 실험결과의 분석 및 고찰
처1 1 출훌 걷렌 톤f 걷J- 즈E 으4 투측 결킹
1. 절리조도의 명가
절리변의 천단강도에 영향율 미치는 제반 요소들 중에서 절리먼의 조
도가 가장 지배척이다. 이는 특히 초기의 전단변형에서 중요하며 최대전단
강도에 기여하는 천단저항 중에서 가장 큰 부훈율 차지한다. 따려서 , 절리
변의 조도 i헝가는 전단시험 결과률의 척절한 해석율 위해서 필수척인 항목
이다.
가. 절리조도의 측정과 기재
일반척으로 절리조도훌륭 촉정 빛 평가하는 방법으로는， ( 1) 경험적인
방법 으로서 조도률 planar , r‘。ugh ， 몇 undulating 등과 같이 정 성 적 ￡로 형
가하는 방법 (26.271. (2) 가계적 또는 광학적인 장치툴율 사용하여 종단변
의 p'rof i Ie윷 작성 하고 그 prof i Ie들로부터 조도각들율 결 정 하는 방법 [23 ,
28]. (3) 다양한 크기의 기준판들과 나침반율 사용하여 나침반에 의한 경
사측쩡으로부터 얻은 pole률의 분산을 해석하는 방법 [29] 등이 많아 이용
되어 왔다.
본 연구에서는 절려시뻗들이 시추코아이므로 간펀한 반번에 정확한
측정이 가능하고 정량적인 결과를 제공하는， 기계적 장치의 하나인 pattern
marker툴 쩌l 작 , 사용하였 다 . Pattern marker‘는 끝이 뾰족한 가는 핀 들의
조합으로서 이를 절리변얘 접촉시켜서 얻어지는 조도형상율 방안지에 복사
- 13 -
하여 조도 profi Ie율 작성하였다. 이 방법은 신속하게 절려조도를 측정활
수 있는 장점이 있기는 하지만 핀의 굵기에 따라 정밀도가 영향율 받율 수
있다.
따라서 본 연구에서눈 직경이 Imm이고 끝이 뾰족한 철심틀율 사용하
여 핀의 굵기에 의해 생길 수 있는 오차률 최대한 계거하였다. 그런데， 쩔
려면의 형상은 일반적으로 3차월적이고 그에 따라 절리면의 전단거동도 3차
원적일 수 밖에 없다. 따라서 , 절리의 조도형상율 3차윈적으로 표현하여 ,
이툴 해석에 반영해야 하는데 현재로션 이의 수행이 거의 불가능하다. 이
의 대안으로서 , 본 연구에서는 하나의 절리변상에서 전단방향으로 세개의
명행한 직션율 그어 그툴의 prof i 1e율 작성하였마.
나. 절리조도계수와 fractal 차원
Barton[26]에 의 해 제 안된 최 대 전 단강도식 • (3- I)에서 보는 바와 같
rp = (I n tan[JRC log (JCS!-crn) + ψ b) -------- (3-1)
이 세 가지 요소들 즉， 절리조도계수(JRC) . 절려면 압축강도 (JCS) 및 기본
마찰각(¢ b) 중에서 JRC의 영향이 가장 크다. JC앓t ¢ b는 통일한 암종에
대해 변화가 크지 않은 반면에 . JRC는 통일 암종에서도 절리먼에 따라 변
화가 때우 크기 때문에 최대전단강도에 미치는 영향이 가장 크게 된다.
철리조도계수의 결정을 위해 제안된 일반적인 방법은 Barton과 Chou
bey[6] 가 제안한 10개의 표준단먼곡션들 (Fig.3.1 참조)을 사용하는 것이다.
조도롤 명가할 절리표면율 이 표준단면곡션과 대비하여 JRC롤 결정하는 우l
의 방법의 문제점은 90번도 연구보고서에서 지척되었고 그에 따라 여러
통계파라미터률 이용하여 절리조도계수를 계수화한 바 있다 [22] . 그 연구보
고서에서 쩨시된 결론은， 절려면의 크기효과 (scaleeffect)률 고려할 때 여
- J 4 -
러 통계파라마터률 중에서 fractai차윈이 철리조도계수와의 상관성이 가장
높기 때문에 이를 여용하여 절려조도계수률 결정할 것율 제안하고 있다.
따라서 , 본 연구에서도 fr‘actal차원율 이용하여 절리조도계수훌 결정하였
다.
TYPICAL AOUGHH fSS PROFILES for JRC rang_:
0-2
i’ •- :I - 4
’1 4-6
4 F ‘ 6-8
-‘- -15 ---- 8·10
6 .10 - 12’
7 12·14r-’ 」 14 ·16
”9 •(‘ -L-카 16 - 18
뉴~、<
-、 18 - 20뻐 ‘
f---
@
’，。
. ‘ . . 4 . ’ ‘’· SCALI
r
Fig , 3.1 Standard Roughness Profiles [6].
- 15 -
제시되었고 [30 ，학자률에 의해여러적용은二l개념과Fracta 1 ;1.~ 현 의
Brown[33]Warr iner‘ [ 9] ’Carr와이용은조도평가에의암반절라의31 , 32] •
D의 계산방법fractal 차원 •개법과Fractal차원의시작되었다.등에 의해
Fractal생략한다.여기서는기술되었으므로
아래와 같다[9].
90년도 연구보고서 [22]에
차원 • D의 계산공식은
。-L
(I: log(N+f/y»( I: (l ogy»/KE (log(N+f/y}log(y»(3·-2)
(E log (y» I KE (l og(y»D = -
여 기 서 • N : 자 (di vider)로y : 자의 길이
f : 나머지 길이
L = Ny + f : 곡션의 전체 길 oK : 서로 다른 길이 자의 수
ι‘,..냐눈
이프로그램율컴퓨터계산하기 위해fractal 차원을본 연구에서는
아래소수점작기 때문에매우차이가fractal 차원의 값의
여섯자리까지 계산하였다.
용하였는데 ,
결정다.절리조도계수의
표준단변곡션툴10개의Choubey가 제 시 한Bar‘ton과외 [34]는이찬구
동일연구에서와본작성하였고prof i Ie율이용하여digitizer롤에 대해
Barton과계산하었으며，fractal 차원을사용하여프로그램율한 컴퓨터
상아래의통하여절리조도계수값들과의 회귀분석을Choubey[6]가 제 시 한
0.97로상관계수가
---------‘---- (3-3)
이 식은제 안하였 다 (Tabl e 3.1. 식 (3-3) 참조 ).
D(l 605.7)
16
1602.7 +JRC = -
관식융
Table 3.1 JRC and 0 values for 10 standard profiles [341.
Profile No. JRC values Fractal Dimension(by Barton Choubey) ( D )
0.4 1.0001012 2.8 1.0004023° 5.8 I .0012464 6.7 1.0022525 9.5 1.0028486 10.8 1.0043457 12.8 1.0051258 14.5 1.0071299 16.7 1.009112
10 18.7 1.010436
서 , 본 연구에서 전단시험율 위해 사용한 NX 크기의 시추코아에 대해서 척
절하게 사용될 수 있음을 알 수 있다. 그런데 . fractal 차월의 이폰에 의
하변 D가 l일 때 JRC가 0이 되어야 한다.
따라서 본 연구애서는 이 오차를 최소로 하기 위하여 2차 다항식으
로 회귀훈석율 실시하여 l차식보다 쟁도가 다소 향상된 아래의 식율 얻었
다.
2JRC = 1.466 + 2725.422 (0-1) - 109451.6 (0-1)--------- (3-4)
본 연구의 전단시험에 사용된 대상시펀톨에 대해서는 전솔한 바와 같
이 하나의 시편에 대해 세개의 PI‘ ofi Ie율 작성하여 그 profi Ie률의 frac
tal차현 . D률 계산하였고 식 (3-4)율 이용하여 각 profi Ie의 jRC률 구하였
다. 그 작성된 prof i Ie들은 부록에 제시되어 있고 계산된 fractal 차원，
D와 캘리조도계수. JRC는 Table 3.2에 기채되어 있다.
또한 , 얻 어 진 각 profi Ie의 JRC 값들로부터 각 profi Ie의 길 이 애 대
한 가충형균치률 계산하여 각 시편의 대표 JRC로 결정하였다. 그 결과는
Table 3.3에 기 재 되 어 있 다 .
- 17 -
Table 3.2 Fractal dimension and estimated JRC of r‘。ughness pr‘。fi les
Profi Ie N + fly FractalNo. Dimension JRC
y= 2.0 y= 4.0 y= 6.0 y= 8.0 y=10.0
SI - C 32.671 16.280 10.853 8.084 6.471 1.006380 14.4028.391 14.224 9.392 7.042 5.642 1.005705 13.45
2 28.209 14.078 9.381 7.039 5.617 1.002165 6.85S2C- C 32.979 16.464 11. 017 8.155 6.467 1.010430 17.99
30.062 14.778 9.817 7.355 5.844 1.016186 16.902 31.950 15.925 10.517 7.808 6.270 1.014278 18.07
S3C- C 34.452 17.100 11 .401 8.513 6.819 1.006756 14.8831 .651 15.758 10.541 7.856 6.303 1.002987 8.63
2 32.309 16. 180 IO.771 8.039 6.462 I .001493 5.29S4C- C 40.350 20.150 13.417 10.063 8.020 1.003182 9.03
33.408 16.635 11 .085 8.280 6.630 1.005134 12.572 38.459 19.229 12.768 9.538 7.643 1.005054 12.44
S5 - C 29.102 14.535 9.691 7.267 5.822 1.000084 1. 6926.050 13.025 8.667 6.513 5.201 1.000839 3.68
2 25.050 12.528 8.335 6.264 5.010 1.000133 1. 83S6C- C 53.876 26.894 17.905 13.396 10.709 1.003921 10.47
41.567 20.796 13.783 10.334 8.267 1.004275 11 . 122 45.459 22.765 15.170 11 .357 9.082 1.000794 3.56
S7C- C 67.250 33.550 22.350 16.775 13.420 1.001393 5.0564.150 32.025 21 .350 16.000 12.800 1.001446 5.18
2 59.250 29.575 19.700 14.762 11.800 1.002552 7.71S8 - c 38.202 19.076 12.718 9.526 7.630 1.001126 4.40
32.215 16.006 10.686 8.013 6.412 1.002620 7.862 31.000 15.527 10.335 7.750 6.201 1.000195 1. 99
S9 - C 26.103 13.026 8.685 6.514 5.206 1.001442 5.1724.300 12.050 8.083 6.025 4.824 1.003997 ‘ 10.61
2 28.100 14.075 9.367 7.025 5.621 1.000216 2.05810 - c 38.300 19. ISO 12.752 9.577 7.652 I .000472 2.73
32.261 16.104 10.710 8.052 6.436 1.001524 5.362 35.451 17.675 11 .800 8.825 7.050 1.003077 8.82
S11 C- C 37.352 18.652 12.418 9.313 7.441 1.002288 7.1332.502 16.251 10.760 8.038 6.425 1.008192 16.45
2 36.417 18.209 12.139 9.060 7.278 I .001621 5.60512 - c 31.150 15.602 10.384 7.804 6.221 1.000324 2.34
26.200 13.100 8.702 6.527 5.220 1.002793 8.222 29.365 14.647 9.735 7.299 5.838 1.004066 10.74
S13 - C 29.399 14.639 9.770 7.308 5.857 1.002670 7.9624.352 12.151 8.084 6.075 4.840 1.003093 8.85
2 24.408 12.117 8.058 6.044 4.820 1.007332 15.56
- 18 -
Table 3.2 (Continued).
Profi Ie ’ ‘ N + fly FractalNo. Dimension JRC
y= 2.0 y= 4.0 y= 6.0 y= 8.0 y=10.0
814 - C 33.209 16.546 11.017 8.285 6.615 1.002010 6.5030.151 15.025 10.017 7.515 6.010 1.001908 6.27
2 30.050 15.025 10.017 7.501 6.010 1.000395 2.53815C- C 30. 151 15.075 10.050 7.542 6.020 1.000524 2.86
27.100 13.528 9.033 6.753 5.412 1.001216 4.622 26.162 13.027 8.684 6.500 5.215 1.002640 7.90
816C- C 41 .601 20.701 13.800 10.350 8.260 1.003823 10.2937.371 18.669 12.415 9.311 7.443 1.002725 8.08
2 34.530 17.185 11 .463 8.555 6.844 1.005637 13.35817 - C 36.313 18.209 12.104 9.026 7.238 1.003347 9.36
32.250 16.075 10.701 8.025 6.411 1.003608 9.872 35.412 17.705 11.750 8.776 7.031 1.005652 13;37
818 - C 70.300 35.100 23.383 17.539 14.010 1.001940 6.3460.303 30.152 20.101 15.038 12.030 1.001686 5.75
2 64.493 32.302 21.480 16.110 12.854 1.001962 6~39
819C- C 33.439 16.656 11. 110 8.315 6.654 1.003151 8.9728.318 14. 106 9.384 7.026 5.622 1.004859 12.12
2 29.431 14.644 9.767 7.309 5.856 1.003466 9.60820 - C 50.309 25. 155 16.734 12.550 10.010 1.002827 8.30
45.200 22.551 15.033 11.263 9.010 1.002056 6.612 44.352 22. 176 14.751 11.063 -8.840 1.002174 6.87
821C- C 30.350 15. 175 10.134 7.583 6.070 1.000025 1. 5325.201 12.552 8.368 6.264 5.020 1.002866 8.38
2 28.574 14.287 9.491 7.104 5.668 1.005067 12.47822 ‘ C 58.401 29.225 19.486 14.579 11 .641 1.001812 6.04
49.371 24.691 16.443 12.332 9.848 1.001417 5.112 49.550 24.751 16.484 12.325 9.861 1.003334 9.34
823 - C 32.200 16.075 10.718 8.013 6.411 1.002972 8.6027.261 13.618 9.070 6.775 5.425 1.003617 9.89
2 28.261 14. 104 9.383 7.039 5.628 1.002778 8.19824C - C 36.561 18.229 12. 170 9.089 7.265 1.003786 10.22
32.377 16. 135 10.704 8.027 6.422 1.005706 13.452 35.901 17.875 11.883 8.838 7.100 1.008555 16.77
825C - C 29.200 14.626 9.701 7.263 5.820 1.003307 9.2824.150 12.050 8.017 6.012 4.800 1.003634 9.92
2 27.224 13.606 9.093 6.789 5.438 1.000934 3.92
- 19 -
Table 3.2 (Continued).
Profi Ie N + fly FractalNo. Dimension JRC
y= 2.0 y= 4.0 y= 6.0 y= 8.0 y=10.0
S26C - C 34.470 17. 183 11.417 8.555 6.816 1.006580 14.6631.151 15.552 10.352 7.776 6.221 1.001019 4.13
2 28.100 14.000 9.350 7.000 5.600 1.001932 6.32S27C - C 35.848 17.890 11 .899 8.847 7.042 1.010694 18.09
32.503 16.168 10.749 8.028 6.457 1.005804 13.602 34.470 17.235 11 .470 8.595 6.858 1.002957 8.57
S28C - C 34.206 17. 103 II .393 8.533 6.828 1.001434 5.1530.050 15.000 10.033 7.515 6.000 1.000170 1. 93
2 31.303 15.630 10.404 7.790 6.232 1.003103 8.87S29C - C 41 .20 I 20.552 13.700 10.276 8.211 1.001892 6.23
37.157 18.568 12.363 9.284 7.411 1.001312 4.852 39.153 19.510 13.000 9.755 7.808 1.001876 6.19
S30C - C 31.303 15.580 10.404 7.778 6.232 1.002992 8.6426.100 13.050 8.686 6.502 5.211 1.001762 5.93
2 27.357 13.585 9.034 6.775 5.442 1.004359 11.27MIC - C 41.251 20.527 13.684 10.264 8.201 1.003330 9.33
37.357 18.559 12.356 9.255 7.403 1.005740 13.502 38.670 19.206 12.832 9.600 7.660 1.005038 12.42
M2C - C 35.502 17.750 11.817 8.840 7.050 1.004055 10.7228.459 14.204 9.409 7.089 5.660 1.003661 9.98
2 33.400 16.675 II . 100 8.300 6.630 1.004628 11.73M3 - C 26.703 13.327 8.882 6.613 5.307 1.004935 12.25
22.506 11.177 7.436 5.551 4.431 1.009544 17.512 23.459 11 .732 7.788 5.845 4.645 1.005300 12.84
M4 - C 29.503 14.736 9.813 7.343 5.853 1.004481 11.4824 훨8 12.149 8.099 6.060 4.833 1.004333 11.22
2 29.402 14.705 9.774 7.340 5.847 1.002964 8.58M5C -C 29.200 14.501 9.684 7.263 5.800 1.003444 9.55
26.200 13.100 8.667 6.513 5.200 1.005278 12.802 26.253 13. 126 8.734 6.526 5.222 1.003869 10.37
M6C -C 30.250 15.150 10.100 7.563 6.040 1.000775 3.5126.250 13.050 8.701 6.526 5.220 1.003355 9.38
2 26.152 13.076 8.720 6.540 5.222 1.000502 2.81얘7 - C ’ 27.209 13.547 9.017 6.752 5.408 1.004306 11 . 17
25.100 12.527 8.351 6.264 5.000 1.001969 6.412 23.280 11.584 7.727 5.779 4.624 1.004247 11.07
- 20 -
Table 3.3 Representative JRC of each joint surface
Joint No JRC Joint N。 JRC Joint No JRC Joint N。 JRC
SI II . 71 811 C 9.43 821C 7.28 MIC 11.67S2C 17.67 812 6.95 822 6.79 M2C 10.85S3C 9.71 813 10.60 823 ·8.87 M3 14.0654C 11.25 814 5.14 824C 13.46 M4 10.38S5 2.38 515C 5.01 S25C 7.66 M5C 10.86S6C 8.42 516C 10.49 S26C 8.64 M6C 5.15S7C 5.92 S17 10.88 S27C 13.46 M7 9.56S8 4.76 S18 6.18 S28C 5.3559 5.73 SI9C 10.15 S29C 5.78SIO 5.56 520 7.30 530C 8.65
2. 최대전단강도와 잔류전단강도의 관계
본 실험에서는 2개의 맥압과 35개의 팬마암종 시펀들의 철리변에 대
해 일변천단시협율 수행하였￡며 측쩡한 실험결과률 각 시팬별로 Table3.
4에 표기하였다.
Table 3.4에서와 같이 시펀률의 절리번에 대해 최대수직하중율 5.60
-- 25.67 Kg/cm2의 범위로 적용하고 전단하중율 점차 가중시켰율 때 최대전
단강도는 5.81--38.94 Kg/cm2의 범위로 측정되었으며 최대션단강도에 이르
는‘ 천단변위는 대체로 0.43-- 4. 75~ 내 에서 나타났다 -
또한 수직응혁의 증가애 따른 최대전단강도와 잔류전단강도의 관계
률 파악하기 위해 Fig. 3.2에 도시하였으며 그 결과， 실험대상 시펀률에
대한 전단강도는 아래와 같은 Mohr-Coulomb의 식으로 표기되었다.
t' = C + (J n tan 4' ------------------------- (3-5)
여기서， rC
(J n
wtan¢
천 단강도 (Kg/cm 2 )
점 착 핵 (Kg/cm2 )
수직응핵 (Kg/cm2 )
내부마찰각(. )마찰계수
- 21
Table 3.4 Results of direct shear test on joint surfaces
spec 1 • JRC Normal Peak Residualr/?p
8 s 8 nNo. Group Str‘ ess Strength Strength -'l' P -'l' P
(Kg/cm2 ) (Kg/cm2 ) (Kg/cm2 ) (102mm) (102mm )
S5 17 .51 8.38 6.28 0.75 110.0 40.0
S8 13.09 6.58 6.58 1. 00 770.0 121.0
S9 23.14 21.22 17.87 0.84 272.0 59.0
S10 16.36 12.49 9.86 0.79 763.0 41. 5
S7C 4-- 6 8.79 5.89 5.89 1. 00 707.0 10.0
SI5C* 20.92 16.16 8.08 0.50 650.0 20.5
S28C 14.31 12.66 9.24 0.73 988.0 344.0
S29C 18.12 16.72 16.72 1. 00 926.0 20.0
M6C* 12.86 12.14 9.10 0.75 155.0 56.5
S6C 10.04 9.61 4.80 0.50 740.0 47.5
SI2 16.44 29.50 16.91 0.57 66.0 28.0
S14 19.42 26.24 16.12 0.61 43.0 16.5
S18 5.60 5.81 5.81 1. 00 942.0 54.0
S20톨 6-- 10 7.03 8.74 5.90 0.68 853.0 6 1. 5
S22 5.55 6. II 4.76 0.78 620.0 419.0
S23* 15.71 26.31 26.31 1. 00 475.0 280.5
M7* 18.62 33.41 16.03 0.48 318.0 3.5
를 : Shear failed specimens'l' r I 'l' P: Rat i 0 of r‘esidual shear strength to peak shear strength8 S- 'l' p: Shear‘ displacement to peak shear strength8 n- 'l' p: Normal displacement to peak shear‘ strength
- 22 -
Table 3.4 (Continued).
spec I . JRC Normal Peak Residual;?p
&s 8 nNo. Group Stress Str‘ ength Str‘ ength - r p - r p
(Kg/cm 2 ) (Kg/cm 2) (Kg/cm2 ) (102mm ) (15Pmm)
S3C 18.48 15. 13 15.13 1. 00 1015.0 6.5
S11C 25.67 21.73 21.73 1. 00 994.0 123.0
S21C 16.21 21.34 11.64 0.55 52.0 50.56..... 10
S25C 11 .34 12.70 12.70 1.00 460.0 29.0
S26C 15.35 20.20 16.53 0.82 382.0 149.5
S30C 13.31 18.62 15.52 0.83 52.0 55.0
SI* 14.36 11 . 71 2.34 0.20 123.0 5.5
S13 17.69 19.05 12.70 0.67 130.0 5.5
S17 18.64 19.70 19.70 1. 00 325.0 42.0
M3 19.62 38.94 24.96 0.64 104.0 17.0
M4 14.71 16.99 13.99 0.82 623.0 10.0
S2C 22.05 32. 11 14.27 0.44 360.0 442.5
S4C 10..... 18 9.78 12.30 11 .69 0.95 263.0 24.0
S16C 12.18 13.12 11 .66 0.89 376.0 83.5
SI9C* 13.38 10.91 7.28 0.67 1042.0 206.5
S24C 10.73 13.50 I I. 81 0.87 352.0 94.0
S27C 20.93 26.01 17.55 0.67 366.0 255.0
MIC* 13.26 18.77 13.32 0.71 90.0 28.0
M2C‘ 17.66 29.68 29.68 1. 00 53.0 28.5
M5C* 17.33 20.73 14.10 0.68 9 1. 0 11. 0
- 23 -
30
.; y = 2.9748 + 0.76609)( R = 0.892
25 얘 다 ;y =’.6564 + 0.65919)( R = 0.874
口
디
口
5
및U __ I •효 20 -I
‘‘-업 1 •lZJ
놈 ’5ma:<벌 10m
oo 5 10 15 20
NORMAL STRESS(Kg/Cm2 )
25 30
Fig. 3.2. Relationship between peak shear strength , residualstr‘ength and normal str‘ ess.
식 (3-5)는 현재에도 압반을 대상￡로 한 지하구조물 및 사변의 안정
성과 관련된 공학척 설계에 광범위하게 척용되고 있으며 [ 14 ,35 J 36] , 본 실
험에서 측쩡한 최대전단장도(1' p) 및 잔류전단강도(1' r)의 관계는 식 (3-5)
로 표시되고 이률의 관계식은 다음과 같다.
r p = 2.9748 + 0.7661 an ( R= 0.892 ) ------ (3-6)
r r = 1.6564 + 0.6592 an ( R= 0.874 ) ------ (3-7)
또한， 본 실험대상 시펀들에 대한 관계식의 상관계수가 각각 0.892 ,
0.874로서 매우 높게 나타나며 , 내부마찰각과 잔류마찰각은 각각 37.5· ’
33.4 ' 로서 내부마찰각에 대한 잔류마찰각의 비는 0.89이다.
이와같이 실내시험에서 측정한 내부마찰각은 현장조건율 분석하는데
수쩡없이 사용가능합이 많은 연구자률에 의해 규명되었다 [14 ， 35 ,37].
- 24 -
3. 절리조도에 따른 영향
실험대상으로 한 총 37개의 시펀들율 3장 l절 1항의 ”철리조도의 평
가”에서 결정한 절리조도계수(JRC)에 따라 4...... 6. 6 ...... 10. 10...... 18의 세 그룹
으로 각각 구분하여 각 그룹별로 수직응력에 따륜 최대전단강도와 잔류전단
강도의 측정 치 롤 Table 3 .4에 기 재 하 였고 그툴의 관계률 Fig. 3.3. Fig ,
3 , 4 빛 Fig. 3.5에 각각 도시하였 다 .
상기한 세 그룹에 의한 시펀률에 있어서 수직응혁에 따른 최대전단
장도 및 잔류전단강도와의 관계식은 다음과 같이 모두 Mohr-Cou lomb의 식
으로 표기된다.
30
딘 ; y = - 3.1953 + 1.0144x R =0.924
25 껴 흩 ; Y= - 4.5073 +0.92766)( R =0.890 ’
야
댄
m
NEU~iw)i)m
띠띠￠←m￡〈띠동m
5
oo 5 ，。 15 20 25 30
~ORMAL STRESS(Kg/Cm2 )
Fig. 3.3 Relationship between peak shear‘ strength. residual strengthand normal str‘ess for‘ the spec i mens with JRC 4-- 6 r‘ange.
- '25
~O
s; y: - 0.60272 + ’.2305)( R = 0.906톨
gl
a
25
20
IS
10
(NEP~@X)mm
띠￡←m
ri률며둥m
•5
R = 0.940• ; y = - 0.94733 + 0.81539)(
302515 20
NOR빼AL STRESS(Kg/Cm2)105
oo
Relationship between peak shear strength. residual strengthand normal stress for the specimens with JRC 6~ 10 range.
3.4Fig.
R = 0.900
딛
8: y = - 3.1592 + 1.3941)(
40
3S
30
25
(NEP~@
》i)mm띠α←m，‘〈ωIm
20
15
10
R = 0.974.; y:6.1579+0.44950)(5
302520
NOR삐AL STRESS(Kg/Cm2 )’5105
oo
shear str‘en흘th. r‘esidual strengthspecimens with JRC IO~ 18 range.
Relationship between peakand normal stress for the
26
3.5Fi 훌.
i) JRC 4...... 6 그룹인 경우:
• p = -3.1953 + 1.0144 ~ n ------------------- (3-8)( R = 0.924 , ψ = 45.4 )
• r = -4.5073 + 0.9277 ~ n ------------------- (3-9)( R = O. 890 , t/J = 42. 9 )
i i) JRC 6 ...... 10 그룹인 경 우 :
• p = -0.6027 + 1.2305 ~ n ------------------- (3-10)( R = O. 906 , t/J = 50. 9 )
• r = -0.~473 + 0.8154 ~ n ------------------- (3-11)( R = 0.940 , t/J = 39.2 )
iii)JRCI0-18 그룹인 경우:
• p = -3.1592 + 1.3941 ~ n ------------------- (3-12)( R = O. 900 , t/J = 54.3 )
• r = 6.1579 + 0.4495 ~ n ------------------- (3-13)( R = 0.974 , t/J = 24.2 )
Table 3.4와 Fig. 3.3- 3.5 및 식 (3-8) - (3- 13)에서와 갈이 철리조도
계수에 따른 시펀툴은 모두 높은 상관계수률 나타내고 있다. 또한 각 그룹
에 해당하는 내부마찰각은 절리조도계수가 증가함에 따라 큰 값융 나타내
나， 잔류마찰각은 그와 반대로 현저히 감소하는 경향율 보인다. 이러한
현상운 시훤의 절리번에 척용한 수직응혁의 영향도 크게 작용하나 철라조
도계수의 증가에 따른 내부마찰력의 증가로 인해 내부마찰각이 증가하는 경
향을 보이며 , 잔류마찰각의 감소현상응 이와는 반대로 절리먼의 요철이 심
한 시펀일수록 최대전단강도 부근에서 상，하 전단변의 요철부가 미끄럽파
과 또는 전단파괴에 의해 심하게 마모됨율 알 수 있으며 천단시험후의 견
단먼율 나타내는 Photo. 3.2(56 p. 참조)의 파쇄물질로도 확인할 수 있다.
- 27 -
4. 충전물질의 영향
지하암반에 발달되어 었는 절리면율 포합한 불연속변틀은 항상 신션
한 상태로 유지되는 경우는 거의 드물며 , 시간이 경과합에 따라 그 먼들
은 풍화되거나 산화되기 쉽고 또한 지하수 유업의 통로가 되어 지하수내의
광물성분률이 충전물질로써 침척하여 고화되는 경우가 많다. 따라서 이러
한 충전물질률이 지하암반의 역학적 거동에 영향을 미치게 되는데 [38] , 본
실험에서는 이 점율 고려하여 실험대상 시펀들율 충전물질의 유무에 따라
충전된 시펀과 벼충전된 시편으로 구분하여 분석하였다.
Table 3.4에서와 같이 "e"로 표기한 충전된 시펀은 총 21개로서 그
중 6개 시 펀들운 Slightly weathered 혹은 Moderately weathered 상태의 풍
화청도롤 나타내었고 풍화된 S6 시뻗은 충전되지 않았오나 이에 포함시켰
다. 또한 비충전된 시편은 16개로서 풍화되지 않윤 신션한 상태였다.
식 (3- 14)"'" (3- 17)과 Fig. 3.6 빛 Fig. 3.7은 충전물질의 유무에 따른
시편률에 있어서 각각 수직응력에 대한 최대전단강도 빛 잔류천단강도와의
관계률 나타낸 것이다.
i) 비충전된 경우:
~ p = 1.2159 + 0.8960 q n ------------------- (3-14)( R = 0.942 , ψ = 41. 9 )
~ r = -0.8630 + 0.7545 q n ------------------- (3-15)( R = 0.876 , ψ = 37 )
i i ) 충천된 경우:
~ p = 1. 1523 + 0.9692 q n ------------------- (3-16)( R = 0.849 , ψ = 44. I )
~ r = 3.3124 + 0.5739 q n ------------------- (3-17)( R = 0.7씨 , ψ = 29.9 )
. 28 -
%
mμ
m
NEU~@i)mm
띠￠←m동〈띠lim
30
2S
• ;Y=1.1 523 + 0.969 ’9)( R = 0.849•
--
。
•5
<>; y = 3.3’24 + 0.57369)( R = 0.741
oo 25 30S 10 15 20
NORMAL STRESS(Kg!Cm2)
Fig. 3.6 Relationship between peak shea~ strength , residual strengthand normal st~ess fo~ the specimens with filling mater‘ i also
잉
5
0
(NEG~뼈):mmω￠←m￠〈ωZm
30
5
• ; Y=1.2159 + 0.69596)( R =0.94225 케 。; Y= - 0.66302 + 0.75453)( R = 0.876'
。
。
。
oo 5 10 15 20
NORMAL STRESS(Kg!Cm2)25 30
Fig. 3.7 Relationship between peak shea~ st~ength， ~esidual strengthand nor‘mal st~ess for‘ the specimens without filling mater‘ j"al s
- 29 -
상기한 식과 Fig. 3.6 및 Fig. 3.7에서와 같이 이률 관계식도 높은
상관계수롤 나타내며 , 내부마찰각에 있어서 비충전된 시펀들의 경우보다
충천된 시변의 경우에 높은 값을 나타내는데 이 점운 전단시험종 최대전단
장도에 이르는 구간에서 충전물질이 절리변의 요철부애 협재하여 내부마찰
력율 증가시키눈 요인으로 작용한다고 볼 수 있다. 또한 충전된 시편의 경
우에 내부마찰각과 잔류마찰각의 차이가 푸려 14.2 . 나 되는데 이 현상은
최대천단강도 부근에서 충전물질로 인해 증가되었던 내부마찰핵이 잔류변형
구간에서는 완화되변서 충천물질을 압착시킴으로써 점착혁율 현저히 증가
시킨 후 곧 내부마찰혁의 감소로 인해 미끄럼변형율 초래한다고 불 수 있
다.
5. Barton의 경 험식과의 벼교
Barton과 Choubey[6]는 Barton이 채 안한 전 단강도식 (3-1 )율 풍화된
절리변에 대해서도 적용 가능하도록 다음과 같이 수정하였다.
t' P = fT n tan [JRC log (JCS I (/ n) + t/J r] -------- (3-18)
여기서 • cpr: 잔류 마찰각(. )
이 수청원 전단강도식으로 부터 작용하는 수직응럭에 대한 전단강도
툴 예측하기 위해서는 전술한 바와 같이 절려조도계수 (JRC). 절라변 압축
강도 (JCS) • 및 잔류마찰각 (ψr)의 결정이 션행되어약 한다. 컬리조도계수
는 이미 fractal차윌율 이용하여 쳐，I 4장 l절에서 구한 바 있고 철려변 압
축강도와 잔류마찰각은 Schmidt hammer 반발시험과 경사시험 (tilt test)율
수행하여 결정하였다.
- 30 -
결정압축장도 (JCS)의가.절라면
일반척으로JCS)는oompressive strength:압축강도 (joint wall쩔리변
즉 시서하" "'- ..........대응되는 것이다.얼촉압축강도 (0' c) 에암석의 강도률 나타내는
압축강풍확률 반영한 절리변의절려면의반먼에O' c~압축강도가암석의
여。절리의 전단거동에절리면압축강도는a:: 조:........ >-.암석이도가 JCS인 것이다.
당연한 결과
바와 같보는
발생하므로
(3-19)에서
마찰이
전단강도식 ,
인해수직하충으로
Ladanyi와 Archambault[39]의
천단시미치는데.;a 。
0"를
이다.
(I - As) (v + tan ¢) + As· r r ”----qu
Il‘
6
--f
( L = 1. 5 )( K = 4 )
1 - (1 - As) v tan ¢
As = 1 - ( l - 6 / 6 C )LV ::: (l - a I a cf tan i
여기서 , As : 총 천단변척에 대한 전단된 절려변적의 비율
ψ : 최대천단강도에서의 d i lat i on 버율 (dv/du)r r : 암석 의 천 단장도 (Kg/cπ?)ψ :마찰각( • )a 0 : 압석의 일축압축강도 (Kg/om2 )
di la-As 와 최대나타내는비율을천단되는요철부들의 실계절려면의이
있포합되어일축압축강도 (a c)가압석의항률에i의나타내는tion 비율율
Barton운압축응획율미치는전단특성에 영향율절리변의이와 같아다.
표현하였다.JCS로전단장도식에서그의
시 험 (point load test)점하중방법은있는ι‘I측정활효율척으로JCS률
수직낮은아닐 경우신션한 암석이여 나 Schmidt hammer 반발시 험 으로서 ,
전단강도와，이후까지의충툴이 최대강도앓은절려변의풍화된응핵에서는
Schmidt hammer반발
반발계Schmidt hammer의
변위량융 지배하기 때문에
Deere와 Miller[ 4이는
- 31
도달될 때까지의
시험이 많이 사용된마 [6].
잔류강도에
제시하였관계식을(3-20)과 같은식발견하여상관관계률사이의(1 C수와
(3-20)
작성하였다 .
1. 01+
도표로
fR0.00088
3.8과 같이
«(1 c)
Fig.이를
log
으며
--
zc;2cv
‘‘。‘ιFg애흐’*--영Lrztτl·
”e、톨“il
>
>‘
,ecν-‘4ν。κ
써내W31
ψ‘V써I씬년nvjlsr
、-‘7%‘?
55
‘60」
60
’60l
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L
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‘
Average dlsoer‘ Ion of urength'for most rocks - MP.
‘. 0o ‘’- i ‘ 44
2s
‘
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20」
aL.-‘~O
15l
10l
1 ;)
‘10
s
350300
IS
AV
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"00
250
200
’50
10C9Ceo7~
60
SO
‘。
)0
20
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￡·c:9』i’강〉…‘‘
ν‘”E§u---…xEc--
4
‘ OL
‘ 9
-‘‘---
l3)
L30
aL
£,
Type L ha::1l"lcr.
Corr‘ elation chart for‘ Schmidt hammer.. relating rockdensity , compressive strength , and r‘ ebound nurnber{6].
32
Schmidt h.rdness -
3.8Fig.
여기서 . (f C
rR
일축압축강도 (Kg/cm 2 )
암석의 건조단위중량 (KN/m3 )
Schmidt hammer 반 발계 수
그련데. Schmidt hammer반발시험 중에는 시펀의 움직입이나 연약한
입자들의 파괴 풍으로 반발계수가 분산되는 경우가 종종 었다. 따라서 , 본
연구에서는 L-type Schmidt hammer를 사용하여 시뻔의 서로 다른 위치에서
8 회의 반발계수률 측쩡하였고， 측청된 반발계수 중 날은 값 4 개는 버리
고 나머지 높은 값 4 개의 평균율 취하여 Fig. 3.8율 이용하여 JCS값을
환산하였다. Fig. 3.8로부터는 일축압축강도«(f c)가 산출 가능하며 실쩨
로 절라면 압축강도(JCS)와는 개법척으로 차이가 있다. 그러나 절리표변
에 Schmidt hammer、반발시험율 수행하는 것은 표면이 손상되기 때문에 현실
Table 3.5 Measured values of rebound number(R) and JCS
Specimen R JCS Specimen R JCSNo. (Kg/cm2 ) No. (Kg/cm 2 )
SI 33.1 591.43 S20 50.8 1539.76S2C 32.4 581.23 S2IC 45.5 1152.27S3C 48.5 1386.81 S22 48.9 1427.59S4C 48.0 1346.02 S23 45.8 1182.86S5 45.7 1172.67 S24C 44.2 1101.29S6C 42.7 1040.10 S25C 46.7 1254.24S7C 44.6 1131.88 S26C 44.3 1111 .48S8 37.2 764.78 S27C 46.7 1254.24S9 47.8 1325.62 S28C 51. 9 1631.54S10 44.9 1142.08 S29C 56.3 2090.41SIIC 43.4 1060.50 S30C 42.6 1029.91S12 43.2 1040.10 MIC 42.0 999.32S13 53.4 1794.69 M2C 44.1 1091.09SI4 47.5 1295.03 M3 43.6 1080.89S15C 46.3 1223.65 M4 46.4 1233.85SI 6C 40.1 887.15 M5C 41. 1 917.74S17 43.0 1029.91 M6C 37.4 774.98S18 47.6 1305.23 M7 44.2 1101.29S19C 52.9 1733.51
- 33 -
적으로 불가능하였다. 따라서 본 연구에서는 절리변에 가까운 시추코아의
측변 상에서 반발계수를 측정하었고 여기서 사용된 시펀들윤 거의 풍화률
받지 않은 것이므로 Fig. 3.8율 이용하여 환산된 a e 값을 JCS로 결정하
였다. 본 연구에서 사용된 시펀에 대해 측정한 건조단위종량은 팬마암의
경우는 26.5 KN/m3 (2. 기 g/cm3 )었고. 맥압 (dyke)의 경우는 26 KN/m3 (2.64
g/cm3 ) 였다. 측정된 평균 반발계수(R)와 환산된 대표 JCS 값은 Table 3.5
와 같다.
이 JCS값률운 58l kg/cm2~ 2 , 09O kg/cm2 의 범위로서 펀마암에 대해
불현 [4 1]에 제시된 일축압축강도의 범위인 265 kg/cm2~ 3 , 458 kg/cm 2 (팽균
1, 428 kg/cm2 )와 잘 일치 한다 .
나. 잔류 마찰각 (ψr)의 결정
Barton[42]은 처음에 최대전단강도 공식율 제안하변서 그의 공식에
기본마찰각(~ b)율 포함시켰다. 기본마철각은 풍화되지 않은 암석의 형탄
한 표번에서의 마찰각으로서 , 본 연구의 전단시험에 사용된 건조한 상태의
펀마암에 대해서 26· ~ 29· 의 법위의 값이 Coulson에 의해 제시된 바 있
다 [6]. 이 기본마찰각은 평탄하고 매끈한 암석 표변의 마찰시험으로부터
결청될 수 있으며 , Stimpson[43]은 실험실에서의 전단시험이 시추코아률 많
이 사용한다는 점과 그 표면이 때끈한 첩에 작안하여 시추코아를 사용하여
~b률 구하는 경사시험 (tilt test)윷 계안하였다. 이 방법은 세 개의 시추
묘아률 포개놓고 천천히 기울여 한계평형상태에 도달하면 미끄럽이 발생하
는 시점에서의 경사각 ， a 률 측정한 후， 다읍 식을 이용하여 ~b롤 구하며
시험방법이 간팬하면서도 그 결과논 쟁확한 것으로 밝혀졌다.
ψ b = tan (1.155 tana) ------------------ (3-21)
- 34 -
르i.,에 b률시팬의각이용하여 경사시험기로방법율이연구에서는흐L
‘-
5회3회~미끄러지도록접선에 따라같은코아 시펀이개의쩡하였는데 셰
신션한 압그런데，평균치를 구하였다.한계경사각의시험율 반복하여의
풍화된t/J b가 같지만잔류마찰각(싸r)과경우에는명탄환 철리면의석의
Barton과작아진다.일반켜으로ψb보다잔류마찰각이경우에는암석의
경사시험으로부터이용하여
제안하였다.
반발계수(r)률
아래 식을
Schmidt hammer의
t/J r율 구하는
Choubey[6]는
ψb로부터구한
(3-22)(r/R)
’
칸「스l수’
찰
계
계
마
발
발
본반
반
)
·기의의
의
변
면
μ
석
리，리，
환암절절
마한
된한
류션
화션
잔
신
풍
신
( t/J b - 20' ) + 20
rb
rR
Jy
Jwr여가서.
tP r =
Measured tilt angles and basic friction angles.
Speci. Tilt angle Basic frict. Speci. Ti I t an훌 Ie Bas i c fr‘ i ct.No. (a . ) ang Ie ( t/J b' ) No. (a . ) ang Ie ( t/J b' )
SI 33.5 37.4 S20 34.3 38.2S2C 33.2 37.1 S21C 34.8 38.7S3C 35.5 39.5 S22 32.3 36.1S4C 35.7 39.7 S23 34.8 38.7S5 33.7 37.6 S24C 36.3 40.3S6C 35.2 39.2 S25C 34.8 38.7S7C 34.2 38.1 S26C 35.8 39.8S8 35.2 39.2 S27C 33.2 37.1S9 35.3 39.3 S28C 32.2 36.0S10 35.3 39.3 S29C 33.5 37.4SII C 32.7 36.5 S30C 35.7 39.7S12 35.2 39.2 MIC 35.3 39.3SI3 34 ‘ 7 38.6 M2C 35.3 39.3S14 35.8 39.8 M3 35.7 39.8SI5C 3 l. 8 35.6 M4 35.8 39.8S16C 34.9 38.8 M5C 32.3 36.1S17 33.5 37.4 M6C 33'..7 37.6 、
S18 33.7 37.6 M7 32.0 35.8SI9C 34.5 38:4
“’
- 35
Table 3.6
그러나， 본 연구에서는 전술한 바와 같이 절리번에 대한 Schmidt ha
mmer반발시험이 현실적으로 불가능하므로 시추쿄아의 측변에 대해 반발계
수롤 측갱하였다. 따라서， 절라면의 풍화롤 고려하지 않고 식 (3-21)로
부터 구한 기본마찰각(¢' b)률 t/J r 대신에 사용하였다. 본 연구에서 수행된
경사시험으로부터 측정된 각 시편에 대한 한계경사각 ， a 와 식 (3-21 )로부터
환산된 기본마찰각， ψb는 Table 3.6에 기재되어 있다.
Table 3.6 에서와 같이 , 측정된 기본마찰각( ¢' b)은 36 . O' -- 40 . 3 •
의 범위로서 Coulson이 제시한 26' ...., 29· 의 범위나 Barton이 개략치로
사용한 30· 보다 훨씬 높게 측정되었다. 따라서 , 본 연구에서 제작， 사용
한 경사시험기로 측정한 기본마찰각은 다소 높은 값으로 판단되기는 하지만
이 높은 마찰각은 평탄하고 때끈한 시펀들의 천단시험에서 얻어진 마찰각들
과 비교하번 버슷한 범위내에 있는 것율 알 수 있다.
다. Barton의 경험식에 의한 전단장도의 에촉
Barton의 전단강도규준은 절리변의 전단거동융 버션형으로 표현하는
대표적인 것으로서 , 수직응력이 때우 크지 않은 경우에 형탄하고 때끈한 표
먼보다는 다소 거철고 신션한 절리번에 대해서 전단강도롤 보다 잘 예측하
는 식 으로 알려 져 있 다 . 이 식 율 Patton이 제 안한 bilinear의 전단강도규
준 [44]과 비교하면 , 션형의 두 직션의 교차지점의 수직응핵 부근에서 미끄
럽 파괴형태로부터 절리변의 요철부들이 전단되는 파괴형태로 천이되는 반
응율 보이기 때문에 전단응력 (1" ) - 전단변위 (8 s)의 거동이 절리변의 조도
뿐만 아니라 수직하중의 크기에 의한 영향으로 인해 비션형외 곡션형으로
나타난다고 할 수 있다. 앞에서 구한 절려조도계수(JRC: Table 3.3 참조)，
절 리 변 압축강도 (JCS; Table 3.5 참조 ), 기 본마찰각 ( ¢' b; Tab Ie 3.6 참조 )의
- 36 -
값률과 전단시험에서 최대천단응력에 대응되는 수직응력 (a n; Table 3.4 활
조)의 값들율 Barton의 전단강도식 (3-1 )에 대입하여 구한 천단강도의 예측
값과， 천단시험에서 측정된 전단강도의 실측치률 비교하기 위해 Tab 1e 3.
7에 표기하였다.
Table 3.7에서 보는 바와 같이 , 전단강도의 실촉치에 대한 Barton의
경험식에 의한 전단강도의 예측치의 비 ( I' el I' m)는 0.71 ..... 2.18의 범위이고
대부본의 시펀에서 측청치보다 예측치가 크게 나타났다 . 이 점은 절리먼
Table 3.7 Measured and estimated values of shear strength.
Specimen Measured shear‘ Estimated shear t' eNo. str‘ ength str‘ ength
l' m {Kg/c쩌 } l' e (Kg I cm2) l' m
SI II . 71 21.54 1.84S2C 32.11 4\.84 1. 3053C 15. 13 29.24 1. 9354C 12.30 19.84 1. 6155· 8.38 1.5.74 1. 8856C 9.61 14.98 1. 5657C 5.89 10.70 1. 8258 6.58 14.34 2.1859 21.22 26.97 1. 27510 12.49 19.19 1. 545IIC 21.73 32.55 1. 50512 29.50 20.83 0.71513 19.05 30.48 1. 60514 26.24 22.48 0.86515C 16.16 20.52 1. 27516C 13.12 19.75 1. 50517 19.70 28.01 1. 42518 5.81 7.23 1. 24519C 10.91 23.03 2.11520 8.74 10.15 1. 16521C 21.34 20.88 0.98522 6. 11 7.22 1. 18523 26.31 22.73 0.86S24C 13.50 25.74 I. 91525C 12.70 15.81 1. 24526C 20.20 22".64 1. 12
- 37 -
Table 3.7 (continued).
Specimen Measu r-ed shea r- Estimated shea r- 'l" eNo. strength strength
'l" m (Kg/cm2) 'l" e (Kg/cm 2 ) 'l" m
S27C 26.01 37.80 1. 45S28C 12.66 15.34 1. 21S29C 16.72 21.08 1. 26S30C 18.62 19.76 1. 06MIC 18.77 24.13 1. 28M2C 29.68 29.08 0.98&43 38.94 40.73 1. 04M4 16.99 25.24 1. 48M5C 20.73 24.59 1. 19M6C 12.14 13.68 1. 13M7 33.41 24.48 0.73
축강도 (JCS)와 잔류마찰각(¢' r-)올 결정할 때 풍화에 의한 JCS와 ¢'r-의 감소
를 반영하지 봇했기 때문에 Barton 의 경협식율 이용한 예측치가 크게 나타
났율 것으로 생각될 수 있다. 그러나， 사용된 대부분의 시펀률이 별로 용확
되지 않은 점을 감안한다변 기본마찰각( ¢' b) 값이 크게 측정된 점이 보다
더 영향을 미쳤을 것으로 판단되며 Barton의 경험식은 다소 큰 값을 나타
내는 식으로도 판단된다.
한흰. Ba r-ton의 전단강도 경험식에서는 절리조도계수(JRC)의 영향이
가장 크게 반영된다고 판단되므로 절리변의 조도계수의 크기에 따라 검토
하는 점은 중요하다고 볼 수 있다. 따라서 서험대상 시펀률율 JRC값에 따
라 4- 6. 6- 10. 및 10- 18의 세 그룹으로 구분하여 전단강도의 싱측치어l
대한 예측치의 벼 ( t" el t" m)률 Table 3.8에 기재하였다 .
Table 3.8에서 보는 바와 같이 , 절리번이 비교척 평탄하고 매끄러운
경우， 즉 JRC가 4-6의 그룹에 해당하는 시팬들보다는 JRC가 6이상의 그룹
인 절리번에 기복이 있는 (undulating) 시편률의 경우에 측쟁치와 예측치가
- 38 -
Table 3.8 Ratio of shear str‘ ength with JRC gr‘ oups.
JRC: 4'" 6 r: el -c m JRC: 6....., 10 re/rm JRC: 10-- 18 r el -c m
S5 1. 88 S3C 1. 93 SI 1.84S7C 1. 82 S6C 1. 56 S2C 1. 30S8 2.18 S11 C 1. 50 S4C 1. 61S9 1. 27 S12 0.71 S13 1.60SIO 1. 54 S14 0.86 SI6C 1. 50SI5C 1. 27 SI8 1. 24 S17 1.42 .S28C 1. 21 S20 1. 16 S19C 2.11S29C 1. 26 S2IC 0.98 S24C 1. 91M6C 1. 13 S22 I. 18 S27C 1. 45 •
S23 0.86 MIC 1. 28S25C 1. 24 M2C 0.98S26C 1. 12 M3 1. 04S30C 1. 06 M4 1. 48M7 0.73 M5C 1. 19
다소 곤첩하논 경향윷 보이지만， 본 실험결과로는 뚜렷한 상관관계롤 확인
할 수 없었다.
쳐11 2 출훌
1. 전단응력과 전단변위 거동
전단거풍 폭성
본 실험에서 사용한 암석시펀툴에 대해 전단응략에 따른 전단번위의
거동윷 파악하기 위하여 절리조도겨l 수에 따른 세 그룹률로 구본하여 측쩡
한 결과률 전단응력-전단변위 곡션으로 도시하였다. Fig. 3.9 , Fig. 3.10
(a) ， (b)와 Fig.3.Il(a)， (b)는 시펀의 절리조도계수가 각각 4....., 6 , 6- 10 ,
10-- 18의 법위에 속하는 시펀들의 거동을 나타낸다.
또한 Fig. 3.9에서는 S9 시펀을 제외하고는 대체로 완만한 곡션율
보이며 전단응핵의 증가에 따른 최대전단강도와 잔류전단강도의 차이가 작
- 39 -
0/κ감 g
40
35
30
25
20
[
NI틀꾀i1
·vui
]
빼빼배뭘·F
빼S엉C
OS28C'510
15
10
5
뭘를뻐룰때
oo 1200
Relationship between shear stress and shear displacementfor the spec i mens wi th JRC 4- 6 ‘ range.
- 40
1000
mπ110-2
800
x
600
SHEAR DISPLACEME빼T
400200
3.9Fig ,
40
’es1~
"$3·~
L56
*
35
30
25
20
10
5
15
,.‘이를약i---ν·
냥빼밖찌배흩」
F빼
훌를매li힘
oo 1200
Relationship between shear stress and shear displacementfor the spec i mens with JRC 6 ...... 10 range.
- 41
mm뼈.‘ll
‘/.hv.---800
i‘DISPLACEMENT (600400200
SHEAR
3.10(8)Fig ,
옳。\~"'7
s2;3
/
40
35
30
25
20
15
10
R
N틈딛
i1
·v잉i날빼힘배#··F
빼k·II
“낸톨빼
l/VjV\• "·W"~/’-
5
oo 1200
stress and shear displacement6~ 10 range.
mm1000
10-2800
xDISPL홈CEME빼T (
- 42
600
Relationship between sheaf‘
for the specimens with JRC
400200
SHEAR
3.10Cb)Fig.
• --.-、‘'t..•........---. _____
-MSC
40
30
20
35
25
S27C
--• e.S4C~M1C
S혈C
15
5
10
i”
어를딛i1
톨υ·냥야힘배뿔』F힘훨를빼톡찌
400 600 800 1000 1200DISPL홈eEl애E빼T ( X 10-2 mm)
Relationship between shear‘ stress and shear displacementfor the specimens with JRC 10--18 range.
- 43
200SHEAR
oo
Fig.3.11(a)
꾀l‘lln-
40
30
10
5
25
20
35
15
(NI늠니i1
톨흩날야빼빼룰」F빼뭘폴매록힘
800 1000 1200( X 10-2 mm)
Relationship between shear stress and shear displacementfor the specimens with JRC 10-- 18 range.
- 44
400 600DISPLACEME빼T
200SHEAR
oo
Fig.3.II(b)
계 나타나는데 , 이는 시펀의 절리조도계수가 낮아 벼교척 명탄한 변율 이
루기 때문에 미끄럽변형 (slip defor‘mation)율 일으키는데 영향율 미치게
된다. Fig.3.10(a)， (b)와 Fig.3.11(a)， (b)의 경우는 절리조도계수가 중
가함에 따라 최대전단강도와 잔류전단강도의 차이가 커지며 , 전단응력-전
단변위 곡션의 형태도 Fig.3.10의 경우보다 Fig.3.11의 경우가 더 기욕
어 심한 양상율 보인다. 이 점은 절랴조도계수의 증가에 따른 전단변에서
의 전단저항이 일정하지 않읍에 기인한다고 볼 수 있다. 특히 이러한 양상
은 자연절리 변의 경우보다 인위 척 인 절려 면의 경우 ( Fig. 3.10 (b)의 M7 ,
Fig. 3.11 (a)의 M5C , Fig. 3.11(b)의 M3 , M4 시팬)가 심하게 나타나며 , 자
연절리먼률에 있어서도 버충전철려번보다는 충전절리변의 경우( Fig. 3.11
(a)의 S4C , Fig. 3.11(b)의 S2C 시 펀 )가 비 교 척 심 한 경 향율 보인 다 .
2.수직변위 (Dilation: δ n)의 상관성
가 . 전단용혁 (. )와 전단변우J (8 s) 에 따른 거통
일반척으로 수직변위를 측정하는 실내시험에 있에서 전단변위는 수직
변위에 의혜 수반되며 , 최대수직변위는 보통 낮은 수직응혁 하에서는 최대
천단응혁 이후에 대체로 발생하나 높운 수직응력 하에서는 최대전단응핵
상태에서 바로 발생하재 된다. [ 10] 그러나， 본 실험에서는 시변의 전단번
에 대해 최대수직응력을 5.60~25.67 Kg/CIil2의 범위로 쩍용하였고 그 때의
최대수직변위는 대부분 최대전단강도점 이후 잔류강도컴 부근에서 촉쩡되
었으며 • 최대천단강도점에서 측정된 경우는 매우 드물었다.
전단응력과 전단변위에 따른 수직변위의 거동은 수직변우1- 전단변우l
곡션으로 도시하여 파악할 수 있으며 두 가지 유형으로 구분할 수 있다. [26
- 45 -
증가에 따라 일단 칩하한 후， 서서(1) 수직변위가 전단하중의.39.451 즉 •
히 부상단계로 경우( Fig , 3.12( a) 참조)와，이르는전단파괴에천환하여
급격히 부상증가에 따라전단하충의처음부터않고발생하지(2) 침하는
관계이풀의가능하마.구분야경우( Fig; 3.12(b) 참조)의 유형으로하는
최저첨경우에는Fig. 3.12(a)의또한Fig. 3.12와 같다 .도식확하면를
증가되며 최대전단강도에 상전단번위도증가와 더불어수직변위의C에서
나타내게 된다 .일반척인 경향율이르는변곡첩 • 0에용하는
곡션상수직 변뀌-전단변우l시펀률이대부분의실혐의 결과에서도본
상응함율
이와 칼은
보변곡첨이 거의경우의(a)의3.12Fig.에서 최대전단강도점과
나타냈다.7:t 늄t 。。 。 흥를.(b) 의Fig. 3.12외의 시펀률은二l였으며 ,
도시하였다.Fig. 3.13. Fig. 3.14에 각각대표척인 경우률
수작변위의 거동율 구체전단변위에 따른있어서시뻗들에모든또한
시팬에 대혜 최저수직변위값(δn.min)분석하기 위하여 각각의비교적으로
·「이전시」講빼
때의
할션
그
최대전단강도점에서의
수직 변위 값 (8 n. peak) 및
구하여
변곡점의
전단변위들율
해당하는
각각의
과 최대천단강도점에
해당하는값률에
cg여iiQ
(a)
mm맹h…”』여@￡m AV‘ .Oi= ll jJ S
c0
Schematic di~gram of dilation-shear displacement curve.
- 46
Fig. 3.12
50040
Sheer stnss•35 400
,.‘300 를
틀
N
200 Ie..l
100 'tJ
를..를
닐a
o
Oi1et‘m。
30
2S
20
(
N-를니、@흩)@@배톨LF찌 15·ii‘ω-iM 10
-1005
-200’200BOO 1000
X 102 mm )400 600
DISPLACEHENT ‘200SHEAR
oo
curveof dilation-shear‘ displacementwith the sinking stage.
Typi'cal featureon test specimens
3.13Fig.
1000’5900
Shder stress•BOO
’‘700 틈
톨
600~。
500 ;
‘-’400 Zg
300 릎
‘200 lICll
100
Dlleton。
m
(N.‘“‘g‘)mm매야』찌&를배룰m
5
o1200BOO 1000
~ 10- 2"빼 i400 600
DISPLACEMENT200SHEAR
oo
of dilation-shear‘ displacement ‘ curvewithout the sinking stage.
-:47
뼈빼”μ%
Lπ야·
Typicalon test
3.14Fig.
Table 3.9 Results of dir‘ect shear test of Secant dilation ratio anddilation angle on each specimen.
specl‘. JRC spec 1. JRcNo. 、 Cr. δ nl 8 s Di No. Cr 8 nl 8 s Oi
I‘, .、J (‘. 、/‘
S5 40.01 51 38.1 S21C 50.5/ 47' 47.0S8 121.0/785 8.8 S25C 6-- 29.01 41 35.3S9 59.0/266 12.5 S26C 10 149.5/280 28.1S10 41.51759 28.7 S30C 55.01 38 55.4S7C 4-- 6 10.01 44 12.8S15C 20.5/559 2.1 SI 5.5/123 2.6S28C 344.0/973 19.5 S13 5.51 28 ‘11‘1. 1S29C 20.01602 1. 9 S17 42.0/316 7.6M6C 56.5/525 6.2 M3 17.01 97 9.9
M4 10-- 10.0/217 2.6S6C 47.5/704 3.8 S2C 18 442.51166 69.4S12 28.01 66 23.0 S4C 24.0/152 9.0S14 16.51 21 38.2 S16C 83.51 78 47.0S18 54.0/872 3.5 S19C 206.511042 11. 2S20 6-- 61.5/805 4.3 S24C 94.0/236 2 1. 7S22 10 419.0/620 34. I S27C 255.01 31 83.1S23 280.5/467 3 1. 0 MIC 28.01 84 18.4M7 3.51255 0.8 M2C 28.51 50 29.7S3C 6.51 96 3.9 M5C 11. 0/ 91 6.9S11 C 123.0/200 3 1. 6
* 8 nl 8 s : Secant di lation ratio(unit of 8 nand δs : l0-2mm)
수직변위비 (Secant dilation r‘atio)을 산정한 후， 각각의 시팬에 대한 Di
Iat ion zl" (D i )율 도출한 결과률 JRC의 크기 에 따른 세가지 그룹별로 Ta·-
ble 3.9에 표기 하였 다 .
(1) 충전물질의 유무에 따른 상관성
본 실험 대상으로 한 시펀들 중 충션된 시펀률이 대부분 방해석 (cal
cite)으로 피복되거나 충전되었으며 , 간혹 철아냐 기타 금속들로 산화된 경
우도 포합시켰다.
Fig. 3.15 , Fig. 3.16(a).(b) 와 Fig. 3.17(a) ， (b)는 철리조도계수
- 48 -
〔를률Nlg-uR냥
톨를--F를닝--a
-100
500
300
200
100
400
oS15C
30
40
3S
25
20
15
10
5
,.‘NI틀니i1
gu·낱
훌를배톨힘
빼찌삐#··F찌
-2001200
oo
Variation of dilation-shear‘ displacement for the specimenswi th JRC 4- 6 range .
...:. 49
·1000
mm
800
10-2x
600
SHEAR DISPl 홈CE에E삐T (
400200
3.15Fig.
륙를R·Ngl
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500
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.，u·널
훌를배Iim
찌찌…·흩』F
힘
-2001200
oQ
of dilation-shear displacement for thewi th JRC 6- 10 range.
- 50 --
1000
mm10-2800
x600
SHEAR DISPLACEME 빼T
뼈m,m%
ι배mw
400200
3.16(a)Fig.
(틈틈Nl를.빠“-
500
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100
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_.---•: S1 1C----..----
40
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S26C
20
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10
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…·톡빼
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1200o
o
of dilation-shear displacement for thewi th JRC 6- 10 range.
- 51
1000
10- 2 mmBOO
’4600
SHEAR DISPLACEMENT (
m
때
·I
E
tm
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歐
400200
Fig. 3.16(b)
륙흩톰g
·삐
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‘-
톨를-’F뭘닐--를
500
200
-100
400
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o
IL~)끽념 깅2C
51
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25
10
5
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15
,.‘N.틀힘i1
톰FU·날
*·를배li찌
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-20012001000
10-2
oo
of dilation-shear displacement for thewith JRC 10-- 18 range.
- 52
mm800
x
600
SHEAR DISPL홈eEl얘E빼T (
3.17(a)
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of dilation-shear displacement for thewj·th JRC 10-- 18 range.
- 53
800 1000
10-2 mmx
600
SHEAR DISPLACEr애E매T (
m
맨
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3---
.n%
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vs
400200
3.17(b)Fig.
의 차이 , 즉 4...... 6 , 6...... 10 , 10...... 18에 따른 전단하중 초기부터 잔류강도에 이
르기까지의 수직변위의 변화를 나타낸 그래프어다 Fig. 3.15의 경우는 절
리조도계수가 세 그룹 중에서 가장 낮은 시편툴로서 전단초기부터 잔류강도
에 이르거까지 수직응력이 증가함에 따라 충전된 시팬들이 비충전된 사펀들
보다 전반적으로 완만한 침하형태를 보이며 , 이률의 최대전단강도점에 이
르는 펑 균 Oi lation 각운 14.5' 이 며 충전된 시 펀들의 Oi 1at i on 각은 1. 9
...... 12.8' 의 범위로 낮게 나타난다. 그러나 M6C 시팬은 인위척 절리변으로
서 비충전 시편과 유사한 경향율 보아며 충전된 자연절리면률보다 수직변
f우l 의 증가구배가 콘 경향을 나타내는데 , 그 이유는 자연절리의 전단면보다
.풍화되지 않은 인위적 절리번에서의 전단하중에 의해 파쇄된 충전물여 협재
-되어 수직변위를 증가시키는 점을 전단된 시편을 관찰함으로써 알 수 있었
다.
또한 Fig.3.16(a) ， (b)의 경 우에는 절려조도계수가 6...... 10의 범위 에
속하는 시 팬들로서 , 이 들의 명 균 Dilation 각은 22.9' 이 고 Fig. 3.15의
시편둘보다 수직변위 곡션의 변화가 더 심하며 비충전 시펀들의 경우 (Fig.
3.16(a) 참조)보다 충전된 시펀들의 경우 (Fig. 3.16(b)참조)가 수직변위의
변화폭이 크며 , Fig. 3.16(b)의 S21C , S26C 빛 S30C시 펀들과 같이 풍화상
태의 충전완 시뻗플의 경우에는 잔류강도에 이르기 직전에 수직변위가 급강
하하논 현상율 나타내는데 이는 풍화로 인한 전단번의 내구력 감소와 충전
물의 파쇄작용에 기인한다고 볼 수 있다. M7C 시펀은 완전한 전단파괴의
경우로서 최대전단강도점 이후에 수직변위가 급격히 감소하는 형태률 보인
다.
Fig.3.17(a).(b) 는 절 리 조도계 수가 가장 높은 10--- 18의 범 위 에 속하
는 시펀들로서 세 그룹의 시팬들 중에서 수직변위의 변화폭이 가장 심한
경 우이 며 평 균 Oi I at i on각도 23.6 • 로 가장 높았다 . 이 경 우도 Fig. 3.16
- 54 -
(a). (b)의 경우와 유사하게 벼충전된 시편률보다는 충전된 시팬틀이 수직변
위의 변화가 급변하는 양상율 나타내며 , 자언절라먼의 시펀툴보다 인위척
철리변의 시펀들이 대체로 수직변위의 급강하현상율 보이는데 이는 적용한
전단하중의 가중으로 인한 전단파괴에 기인한다고 사료된다.
(2) 전단파괴의 유무에 따른 상관성
Table 3.4에서와 같여 ·로 표기된 시펀들은 전단시험중 부분척으로
혹은 완전히 천단파괴된 시펀들로서 시험대상 37개 시펀들 중 10 개였다.
이툴 중 51과 M7시펀을 제외하고 전단파괴된 사팬들은 모두 충전된 자연
절려면이거나 인위적 절리변임율 알 수 있었다.
또한 최대전단강도점에 야르는 Di Iat i on 각의 범위도 M2C시펀율 제외
하고는 0.8-- 18.4· 의 범위로서 매우 낮은 값율 나타낸다. 이러한 경향응
전단파괴되지 않윷 ~!땐들의 -경웃셰는 ζ일반활으로 1천단하종의 -증-간에 따라
상，하 전단먼 사이에 마찰저항으로 인해 국부적인 파쇄현상이 발생하여 미
렴 파괴 (sliding failure)를 조장하는 반면 , 전 단파괴 된 시 펀둘 의 경 우는
전단변획 조도상태나 충전물질의 영향 빛 가중된 전단하중에 의한 수직응력
의 급증으로 인해 대부분 최대전단응력 부큰에서 전단파괴률 유발합으로써
수직변위가 감소한 후 매우 완만하게 증가하거나. 계속 감소하는 경향율
나타내게 된다.
3. 전단파괴 거동
가. 파괴양상에 따른 거동특성
(1) 미끄럽파괴특성
‘ 4 -
- 55 -
제 2 절 l 항의 ”전단응력과 전단변위 거동”에서 도시된 Fig. 3.9는
8.79--- 23. 14 Kgl cm 2의 범위에서 적용왼 최대수직응력 하에서의 절려변에 대
한 전단웅력-전단변위의 관계률 나타내고 있다 Fig. 3.9에서와 같이 미끄
럽파괴 (sliding failure)률 야기시치는 경우는 전단응력-전단변위 곡션의
헝태에 있어서 초거 전단응력지접까지는 전단번위에 비해 전단응력이 급격
히 증가하다가 그 후에는 일정하거나 아주 완만하게 증가하는 양상을 보인
다.
따라서 ‘시환의 절라면이 s 1 ickens i ded. 변과 같이 평탄하거나 절리조
도계수가 낮은 시펀률의 경우에 대부분 이와 같은 거동을 하게 되며 , Fig.
3.10 , Fig. 3.11과 같이 젤리조도계수가 증가합에 따라 이러한 추세는 감소
하거} 된다. 그리고 이러한 시펀들은 초거전단응력첩과 최대전단응력점 및
잔류전단강도점이 일치하는 경우가 대체로 많다. 즉， 최대천단강도 이후에
Photo. 3.1 Typical feature of slidin당 failed specimenby direct shear test.( ‘ :Shear direction )
- 56 -
Photo. 3.2 Typical featur‘ e of shear failed specimenby d i r‘ ect shear test.
- 57 -
완화되먼셔
이러한 미끄럽파괴
마찰저항이 전단하
미소한절라면의도라더
도
되
‘、에
중
가
가
종
전단하중이
르「천단하L중의
ιPhoto. 3.1 에서 와 같이
방향에
드:l.
‘-
국부적인절리번내에서의성은
SI5C오}Fig. 3.9에 서 의그러나있다.A,..알발생됨율따라중의
즈。
수직하중의따른증가에
있다.
전단하중의
곡션형태롤 보이고
달리이와는
전단파괴된
경우는M6C 시펀들의
여.하
”
이」i·
”
가로
르서-, 。(2) 천단파괴
SI. SI9C. M2C. M5C
심한 곡션형태률 보
전단응력의
Fig.3.1 l( a).(b) 의
나타내는 굴곡이
바로 전단파괴를 일으쳐
M7 시편과
시뻗률의 경우가 대표적ε안 전단파괴률::.('':;';~1:-;''~~'랜암~~~:장:';"f:，‘ :，，::~，강4-;‘
최대천단강도에 도달한 후
Fig. 3.10(b)의
급이며.
전단전단변위를 보이면서크」
이르기까지보이거나 잔류강도에격한 감소률
Photo.토르*’ 걷L-, 0 '-나타낸다.;...... 이러한 전단파괴--느」
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되
ι
전
보1
회웅력이
그 주변파괴가 일어나고대개반대쪽에서
된다.잔류하게
3.2와 갈이
파쐐물질이에는
4. 천 단강성 (Shear stiffness : Ks)
전단응력과 천단변발생하는대한 전단시험중절리변에천단강성은
곡션상에서 최대전천단응력-전단변우l나타냐며，변화특성에 의해간의우l
표시 된 다 [10 , 14];곡션의 기울기로서
Fig. 3.18과 같이
이르기까지의단용혁에
전단하중율 가각 시펀들에 대해본 실험에서는
최대천단8 s)에 대한전단변위(하는 초기단계부터 최대전단응력점까지의
응력 (t' p)의 식할션전단강성 (secant shear‘ stiffness: Ks)을
기재하였다.Table 3.10에결과를
- 58
J.각각 구하였고
변화율로서
(3-23)에 의하여
””ωb”
l' pt·_········· ‘끼.
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08s-ij
Shear displacement
Fig. 3.18 Schematic diagram of shear‘ stress-shear displacement curve
Table 3.10 Results of dir‘ ect shear test of Secant shear stiffnesson each specimen.
spec 1 • JRC speql. JRCNo. Gr. t" p/ 8 s Ks No. Gr l' pI 8 s Ks
(Kg/cm3) (Kg/cm3 )
S5 8.381 110 76.18 S21C 22. III 52 425. 19S8 6.58/ 770 8.55 S25C 6-- 12.70/ 460 27.61S9 21.221 272 78.01 S26C 10 20.201 382 52.88S10 12.491 763 16.37 S30C 18.621 52 358.08S7C 4-- 6 5.891 707 8.33
16.161 650 24.86 II .711 123、
S15C SI 95.20S28C 12.661 988 12.81 SI3 19.05/ 130 146.54S29C 16.721 926 18.06 317 19.701 325 60.62M6C 12.14/ 155 78.32 M3 38.941 104 374.42
M4 10..... 16.991 623 27.27S6C 9.611 740 12.99 S2C 18 32.111 360 89.19512 29.501 66 446.97 54C 12.301 263 46.77Sl4 26.24/ 43 610.23 SI6C 13.121 376 34.89S18 5.811 942 6.17 SI9C 10.911 1042 10.47S20 6-- 8.741 853 10.25 S24C 13.501 352 38.35322 10 6.111 620 9.85 S27C 26.011 366 71.07S23 26.3 1/ 475 55.39 MIC 18.771 90 208.56M7 33.411 318 105.06 M2C 29.68/ 53 560.00S3G 15.13/1015 14.91 M5C 20.73/ 91 227.80SIIC 21.731 994 21.86
* t" pI 8 s : Secant shear‘ stiffness( δ s unit: IO-2 mm)
- 59 -
Ks =r p
8 s--------------------------- (3-23)
가. 수직응력과 전단강성과의 상관성
제 2 절 l항의 ”전단응력과 전단변위 거동”에 관한 Fig. 3.9 , Fig.
3. 10(a) , (b) 및 Fig.3.11(a) ， (b)에서와 같이 시펀에 적용한 최대수직응력
이 클수록 최대천단강도가 증가하고 이에 이르는 변위는 감소하여 결국
션단강성이 증가하는 경향율 나타내고 있다. 이와 감은 현상은 수직응력
이 증가하먼 시펀의 상 ，하 전단변에서의 미끄럽마찰력 ( fr‘ ictional st id
ing)이 구속되어 최대전단강도에 이르는 전단변위가 감소된 점에 기인한다
고 불 수 있다.
본 실험에서는 각 시펀툴에 대해 최대전단강도를 측정하기 위해 최”
대수직응력을 5.60-.;25.67 Kg/cm2의 범위로 적용한 결과， 실험대상 시편틀
의 평균 전단강성은 약 110. 68KgIcm3 었다.
냐. 절리조도계수와 절라면 압축강도에 따른 상관성
Fig. 3.19에서와 같이 수직응력이 증가함에 따라 절랴조도계수가 큰
시뻗툴일수록 전단강성의 값도 급증하는 경향을 보이며 , 이 경우의 절리변
압축강도의 법위는 절리조도계수가 4. --6 , 6-.; 10 , 10...... 18인 시펀률에 있어
서 각각 1131.88-- 1325.62 Kg/cm 2 , 1040.10-.; 1254.24 Kg/cm2 , 591.43-- 1346.
02 Kg/cm2였 다 . 이 툴의 관계 률 냐타 낸 측 정 결 과들율 Table 3.11에 표기 하
였다.
따라서 수직응력이 증가함에 따라 시펀의 절리조도계수가
- 60 -
크〈툴 pI를 ... • f -I
700
650
600,.‘솥 550용 500x~ 450
뿔 '400
훌 350
훌 300250
W200
150
10050
oo 5
- - JRC range
4-6
10 15 20 25NORMAL. S1RESS (Kg I em2 )
2500
2000
N
ε。
1500 료
"~
mμ
.-,1000
500
o30
Fig. 3.19 Relationship between JRC , JCS , Normal stressand shear‘ stiffness.
Table 3.11 Par‘ ameters affected on shear stiffness.
specl. JRC Normal Ks J C S SpecimenNo. Gr. Stress Length
(Kg!cnf ) (Kg!cm3 ) (Kg!cm2) (em)
S7C 8.79 8.33 1131.88 14.0SIO 4--6 16.36 16.37 1142.08 7.6S15C 20.92 24.86 1223.65 5.9S9 23.14 78.01 1325.62 5.7
S6C 10.04 12.99 1040.10 10.5S26C 6-- 15.35 52.88 1111 .48 6.8S23 10 15.71 55.39 1182.86 6.4M7 18.62 105.06 1101.29 5 .4
S4C 9.78 46.77 1346.02 8.2SI 10-- 14.36 95.20 591 .43 6.4M5C 18 17.33 227.80 917.74 5.8M3 19.62 374.42 1080.89 5.1
를 KsJCS
Shear‘ stiffness ,Joint wall compressive strength
- 61 -
전단강일으키므로전단파괴를변위구간에서짧은감소하고
된다.
끄럽마찰력이
커지게성은
크기 효과 (Size effect)다.
시편의 길이와전단강성과따른증가함에수직응력이3.20에는Fig.
Table3.20과Fig.도시하였다.비교하여절랴조도계수와 합께의 관계률
전단
또한
경우는
커진다.
크」
길이가
전단강성은
시편의
경우에는
증가함에 따라
작응길이가
수직응력이
시펀의
3. 11에서와 같이
작아지고，강성이
250020
18
(NEu~
@X
)
야딩1
2000
1500
1000
500
(EU
)
룰LF
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16
14
2
12
10
8
6
JRC range;
4-6
700
650nv
nv
nv
”vAV
nv
야
닮mw
원
째
꿇
(REu~mX)mm
밍훈-←m
100
뼈짧때
Ii‘띠工m
150
50
oo3020
STR뚱S(Kg/an2 )‘10NORMAL
oo
length ’Relationship between JRC , specimennormal stress and shear stiffness.
- 62-
3.20Fig.
절라조도계수가 큰 시편일수록 시펀길이의 범위가 작은 구간에서 전단강성
이 급증하는 경향율 보인다.
이와 갈이 전단강성이 수직응혁의 증가에 따라 크기효과의 영향율
받는 점은 통일한 철리조도계수롤 지닌 시펀일지라도 길이가 짧은 시펀의
경우에 전단강성이 큰 값을 나타냄율 알 수 있다.
그러나 본 실험에서 본석한 결과를 고찰할 때 전단장성에 대한 크기
효과의 영향운 실험대상의 모든 시펀들에 대해서 큐명되지 않았으므로 향후
실험대상 시펀들의 확보와 더불어 지속적인 실내시험과 현장시험율 병행하
여 보다 변밀하게 분석할 필요성이 있다고 사료된다.
- 63 -
뿔뀔 역펼
저1 4 장 결 프료L.
본 연구에서는 총 377M의 펀마암종 코아 시편들을 대상으로 절리먼
에서의 천반척인 전단거동율 규명하기 위해 Portable Direct Shear Box률
이용하여 실내 직접전단시험율 수행하였으며， 시펀들에 가해진 최대수직하
중의 법위는 5.60~25-67 Kglenl2로 적용하었고 전단하충을 점진척A로 가
중시켜 척용한 다단계 전단시혐법율 채택하었다 . 이려한 방법에 의한 실험
결과률을 분석하여 절리변의 전단강도에 관한 경험식툴율 쳐l 시하였으며 천
단거동에 영향율 미치는 역학척 파라미터둘율 도출하여 상호 비교 분석하
였다.
’이에 따른 연구개발의 결과와 그 활용에 대한 건의사항을 요약하변
다음과 같다-
1. 실제에 근접한 철라조도계수를 결정하기 위해서 절리번상에서 세개의
prof i 1e율 작성한 후 컴퓨터 프로그램율 사용하여 각각에 대한 f('acta 1 차
원 (D)툴 계산하였고， 본 연구에서는 절리조도계수값들의 오차를 최소화하
기 위해 마음과 같윤 2차 다항식을 제안하였다.
JRC = 1.466 + 2725.422 (D-l) - 109451.6 (0-1)2
이 식으로 희귀분석율 실시하여 각 profi Ie의 절리조도계수값율구하였고
이 값블로 부터 각 profi Ie의 길이에 대한 가종평균치를 계산하여 각 시펀
의 대표 절려초도겨l 수로 결정하였다.
2. 본 실험대상 뻔마암 시펀에 대해 최대수직응력을 5.60...... 25.67 Kglcm2의
범위로 적용했율 때 최대전단강도 빛 잔류전단강도는 각각 5 .81 ..... 38 . 94 Kg
lem 2. 2.34-- 24.96 Kg/cm2의 법위로 측정되었으며 , 최대전단강도에 이.르는
- 65 -
천단변우l 는 대체로 0.43- 4. 75mm내에서 나타났다. 또한 내부마찰각과 잔류
마찰각은 각각 37.5 • ’ 33.4 • 였다 .
3. 본 실험결과를 불석한 결과， 펀마암 시펀들에 있어서 수직응핵에 따른
전단강도의 관계는 현재에도 암반구조물 및 사면 안정성과 관련된 공학적
설계에 팡범위하게 척용되는 Mohr-Coulomb 식으로 표기되며 , 최대전단강도
(t' p) 및 잔류션단강도(1" r)에 대한 관계식은 아래와 같고 각각의 상관계
수도 0.892. 0.874로서 높게 나타녔다 .
1" P = 2.9748 + 0.7661 d n ( R= 0.892 )
t' r = 1.6564 + 0.6592 d n ( R= 0.874 )
4. 수직응력에 따른 전단강도의 관계에 있어서 절리조도가 미치는 영향을
규명하기 위해 시뻔틀을 절리조도계수에 따라 4- 6 , 6-- 10 및 10-- 18의
세 그룹으로 구분하여 분석한 결과， 각 그룹별로 최대전단장도 및 잔류전
단강도의 관계식은 마음과 같으며 그들의 상관계수도 모두 높은 값율 보였
다.
1) JRC 4- 6 그룹인 경우 :
r p = -3. 1953 + 1. 0144 d n ( R= O. 924 )
t' r = -4.5073 + 0.9277 d n ( R= 0.890 )
2) JRC 6- 10 그룹 인 경 우 :
t' P = -0.6027 + 1.2305 d n ( R= 0.906 )
1" r = ~0.9473 + 0.8154 dn ( R= 0.940 )
- 66· -
.3) JRC 10- 18 그룹인 경 우 :
1" P = -3. 1592 + 1.3941 D n ( R= 0.900 )
1" r = 6. 1579 + 0 .4495 q n ( R= 0.974 )
또한 내부마찰각의 정우는 절리조도계수가 높은 시펀들일수록 콘‘ 값
을 나타내며 잔류마찰각은 절리조도계수가 낮은 시펀률일수록 큰 값율 보
였다.
5. 충전물질의 유무에 따른 시펀들에 있어서 수직응력에 대한 전단강도의
관계식은 다음과 같다.
I) 버충천된 시편의 경우:
1" P = 1 .2159 + 0.8960 q n ( R= 0.942 )
1" r = -0.8630 + 0.7545 q n ( R= 0.876 )
2) 충전된 시펀의 경우:
1" P = 1 . 1523 + 0.9692 q n ( R= 0.849 )
1" r = 3.3124 + 0.5739 q n ( ·R= 0.741 )
6. 시펀들의 철리변에 대해 전단응력에 따른 전단변뀌의 거통을 파악한 결
과， 철려조도계수가 낮윤 시현들은 천단응력의 증가에 따라 최대전단강도
와 잔류전단강도의 차이가 작은 반면 , 절리조도계수가 높은 시펀들은 그
강도 차이가 커지며 , 특히 이러한 양상은 자연절랴변보다는 얀우l 적 절리변
의 경우가 심하고 자연절리변들에 있어서 비충전절려변보다는 충전절리변
의 경우가 비교적 심한 경향을 보였다.
7._ 전.단응혁과 전단변위에 따른 수직변위의 거동은 최대수직변위는 대부환
최대전단장도점 이후 잔류전단장도점 부근에서 측정되었으며 할선수직변위
- 67 -
비 (secant di lation ratio)를 각각 구하었고 평 균 Di Iat ion각은 절 리 조도계
수에 따른 4-- 6 , 6-- 10 , 10-- 18 그룹 에 대 해 각각 14 .5' , 22. 9' , 23.6'
로서 증가경향율 보였다.
8. 충천물질의 유무에 따른 수직변위의 거동은 비충전된 시팬률보다는 충
전된 시펀률의 경우가 수직변위의 변화에 있어서 급변하는 양상을 보이며
절리조도계수가 높율수록 야 경향은 심하게 나타알다. 또한 자연절리변의
경우보다 인￥l 척 절리변의 경우에 대체로 수직변위의 급강하현상을 보였다.
천단파괴의 유무에 따른 수직번위의 거동에 있어서 미끄럽파괴률 일으키는
시펀들보다 전단파괴된 사편들의 경우에 최대강도점에 이르는 Di tat i on각
도 0.8-- 18.4 . 의 범위로서 매우 낮은 값을 나타냈다.
9. 수직용력에 따픈 전단강성의 관계률 분석한 결과， 적용한 수직응력이 큰
시펀률은 전단강도가 증가하고 그에 따라 최대전단강도에 이르는 변위도
갑소하여 결국 전단강성이 증가하는 경향을 나타내며 , 본 실험에서는 5.60
--25.67 Kg/cm2의 수직응력을 척용하였으며 이 응력 하에서 구한 형균전단
강성은 약 110.68 Kg/cm3었 다 .
10. 절리조도계수와 절리면 압축강도에 따른 전단강성의 변화는 수직응핵
이 증가함에 따라 시편의 절리조도계수가 클수록 전단강성의 값도 급증하
는 경 향을 보 이 며 , 이 때 의 절 리 면 압축강도의 법 위 는 591.43- 1346.02 Kg
Icm2였다. 또한 수직응력이 증가함에 따른 시편의 길이와 전단강성 사이에
는 크기효과 (size effect) 에 의한 반바례 관계를 나타냈고， 수직응력이 증
가함에 따라 동일한 절랴조도계수률 지난 시펀일지랴도 길이가 짧응 시편의
경우에 전단강성이 증가함율 알 수 있었다.
- 68 -
전술한 바와 같이 , 방사성폐기물처분장의 적합성 입증율 위한 부지
특성조사롤 수행할 경우애는 대상부지에 대한 암반의 거동특성을 훈석해야
할 필요성이 있다. 본 연구에서 수행한 연구결과는 특청한 부지에서 측정
이 가능하고 용도변에서도 현장에서 사용하기에 척합한 시험장비로 측갱하
였기 때문에 , 부지특성조사 사에 불확실한 지하암반의 역학척 묵성 및 변형
거동율 에촉하는데 기초자료로서 활용될 것으로 기대되며 이러한 활용성
율 더욱 증대시커기 워해서는 향후 지속적인 실내시험과 현장시험이 요망
된다.
- 69 -
뿔뀔 역펼
훈~ 二도L 」흥‘- 졸1
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Fig. A.I Roughness profiles of specimens
- 77 -
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- 90 -
서 지 정 보 양 식
수행기관보고서변호 ￥l 탁기관보고서번호 표준보고서번호 INIS 주제코드
KAERI-NEMAC/RR-40/91
쩌l목빼 l 암반물성 연구(I)
- 절리변의 천단거동
연구책임자 및 부서명 이찬구 (윈자력환경관려센터 부지평가실)
연구자 빛 부서명
이·찬구 (월자력환경관리센터 부지평가실) 장천중 ( ”황신일 ( ” 이종욱 ( ”이영업 ( ” 이지훈 ( ”현재혁 { ” 최원학 ( ”겁지영 { ”
벌행지 대천 l 발행기관 { 한국원자쩍연구소 발행일 1992. .
페 이 지 90 P. 표 | 유 (0), 무 ( ) 크 기 26 cm.
참고사항 방샤성폐기물 관리기금 수행연구 과쩨
벼밀여부 공개 (0), 대 외 벼 (), 급버 밀 보고서종류 연구보고서
연구위탁기관 계약번호
~‘흘「 (300단어 내외 )
방사성폐기물처분장 부지의 척합성율 입증하기 위해서 불연속변의 지
질공학쩍 특성과 역학적 거동과의 상관관계률 규명하고， 처분장의 안쩡성
과 판련된 암반물성 및 거풍의 해석에 필요한 역학척 파라미터률율 실험
척으로 분석 검토합으로써 현장에 쩍용가능한 역학척 파라미터률 도출하
고 그 척용성 및 타당성율 입증하였다. 현마암체의 시추코아 시료률율
대상으로 철리번에서의 전단거동율 규명하기 위해 Portable Direct ShearBox를 이용하여 실험한 결과률 분석하였다. 절리조도계수값들의 오차률
최소화하기 위한 2차 다항식과 철리변의 상태에 따른 전단강도식률을 쳐l
안하였고， 철리번에서의 천단응력에 따른 전단변위 거통과 견단변위에
따른 수직변위 거동 빛 파괴양상에 따픈 파괴거동의 특성율 규명하였다.
또한 각 시펀에 대한 활션 천단강성을 구하였고 이에 영향율 미치는 역학
척 파라미리툴로서 수직응력 . JRC 및 JCS에 따른 상관관계와 크기효과를파악하였다.
주쳐l 명 커워드 (1 0단어 내외) I실내전단시험 , 철리조도껴l 수. fractal 차현 , 전단강도， 전단변우1. 수작변
위 , 활션천단강성 , 수직응혁 , 전단응력 , 충전물질 , 절리변 압축강도~ :::--;'
BIBLIOGRAPHIC INFORMATION SHEET‘
Per‘ formi ng Or‘ g. Sponsoring Org. Standard INIS SubjectReport No. Report No. Report No. Code
KAERI-NEMAC/RR-40/91
T ‘‘ e ’’’ S빼+‘ tie Mechanical Properties of Rock Mass(l)- Shear Behavior of Rock Joints
Pr‘oject Manager and Dept. Chan-Goo Rhee(Site Characterization Department)
Researcher and Dept. Shin-II Hwang , Young-Up Lee , Jae-Hyuk Hyun ,Ji-Voung Kim , Chun-Joong Chang , ‘long-Uk Lee ,Ji-Hoon Lee , \feon-Hack Choi(Site Characteristic Department)
p뼈b.P 없 T웹ion P뼈b.O멍뼈태’1꽤μ” P뼈b.D와e JaD. 1992.
Page gOp.1 Il l. andTab. \ves(O), No() ISize 26 cm
Note
Classified I Open(O) , Outside( l , Class Report Type Research Report
, Sponsor‘ ing Or‘ g. Contract No.
Abstract(About 300 Words)
The major goal of this project is to verify the site suitability forradioactive waste disposal as follows to find the relationshipbetween the characteristics of discontinuities and the mechanical be-havior , 2) t。 ‘derive the mechanical parameter‘ S which are applicableto the field from the labor‘atory shear test , 3) to verify their appli-cability. Core specimens from Gneiss terrain were tested to examinethe shear behavior of joints using a portable direct shear box. Secondpolynomial equation to reduce the error of joint roughness coefficientvalues and the relationships between shear strength and character‘ is-tic of joint surface were suggested. The characteristics of sheardisplacement on the joint surface wi th shear str‘ ess , the char‘cter‘ is-tics of dilation with shear displacement , and the failure characteris-tics with failur‘e mode wer‘ ever‘ ified. In addition , to evaluate themechanical parameters that can influence shear stiffness , the shearstiffness of each specimen was obtained ’ the relationships betweennormal stress. JRC. and JCS were studied , and some influences withsize effect wer‘ e also studied.
Subj ect Keywor빠About 10 \Vords) I ~~~~~~:~~~~ sh~~~ _~~~t:..~ ~~~~: _~ou~~~~~sCoefficient , Fractal Dimension , Shear
Strength , Shear Displacement. Dilation , Secant Shear Stiffness. NormalStress , Shear S~ress ， Filling Material. Joint \Vall Compressive Strength
주 의
1. 이 보고셔는 방사생 폐기물 판리 기곱으로 수행한
연구 보고셔엽니다.
z. 이 보고셔 내용을 대외척으로 발표활 때애는 반드시
방사생 폐기물 관리 71금으로 수행한 결과임을 밝혀
야 합니다.
구죠거동 및 지질 • 수문특성 연구
질리연의 전딘거돔
1992 년 2윌 20 일 인쇄
1992 년 2윌 28 얼 밸행
발행인 임 창 생
발행처 한국훤짜력연구소
부절 원자력환경관펴센터
인 쇄 인 신 -。「 샤
![KAERI/TR-519/94 : 기술보고서 : 원전 운전성 향상을 위한 …€œRequirements for Emergency Response Capability’[1]와 NUREG-0696,](https://static.fdocuments.net/doc/165x107/5af222ec7f8b9aa17b912d2f/kaeritr-51994-requirements.jpg)
