1. 서 론
2. 범 위
3. 그라우팅 계획인자 분석
3.1 주입재의 유동학적 특성
3.2 물-시멘트비
3.3 주입압
3.4 단위 시멘트 주입량
4. 그라우팅 효과 분석
4.1 변형계수
4.2 투수성
5. 결 론
1. 서 론
암반 그라우팅은 신설 혹은 기존 구조물 주변 암반의 공학적 성질을 개선하는 대표적인 보강공법이다. 대규모 굴착을 동반하는 지하공간 개발과 대형구조물 건설수요의 증가에 따라 강도증대, 차수성 확보, 그리고 내구성 향상을 목적으로 하는 그라우팅의 필요성이 높아지고 있다. 과거 그라우팅은 임시적 보강이나 보조공법으로 적용되는 경우가 많았으나 근래에는 항구적인 보강목적의 그라우팅 수요가 증가하고 있다(Park, 2010; Lee, 2015; KEITI, 2020). 따라서 그라우팅의 장기적인 안정성을 제고하기 위해서는 시설물의 중요도와 사용연한, 주입재의 유동특성, 주입방법, 암반조건 등을 고려한 그라우팅 계획이 이루어져야 한다.
해외의 경우 그라우팅 계획의 중요 인자인 암반 내 불연속면 특성에 관한 정밀조사기법과 수리적 특성 분석방법에 대한 기술개발이 활발히 이루어지고 있으며이를 적용한 그라우팅 설계와 시공관리 기법이 제시되고 있다(Zou et al., 2019; Xiao et al., 2021). 또한 주입재의 유동학적 거동분석을 통해 그라우팅 목적에 적합한 주입재를 선정하여 그라우팅의 효과를 높이고 경제적인 시공이 가능하도록 계획하고 있다(Liu et al., 2018). 특히 IT기술을 접목한 시공관리 및 계측자료의 분석을 통해 그라우팅 효과를 실시간으로 검증하는 기술발전이 이루어지고 있다(Lunn et al., 2018; Kieffer et al., 2019). 그러나 국내의 경우 그라우팅 계획 및 시공과정이 현장기술자의 경험적 방법론에 과도하게 의지하거나 해외기준을 무분별하게 적용하는 방식으로 수행되는 현실이다. 따라서 그라우팅 계획이 체계적으로 이루어지지 않아 그라우팅 효과와 효율성에 대한 신뢰도가 낮은 실정이다.
본 연구에서는 암반 그라우팅에 관한 국내외의 문헌자료와 시공사례를 조사·분석하여 국내실정에 부합하는 그라우팅 계획의 기초 기준을 제안하고자 한다. 암반 그라우팅 계획에 필요한 주요인자 중 시멘트 현탁액형 주입재, 한계주입압과 단위 시멘트 주입량 기준을 제안하고, 그라우팅의 효과를 암반 변형계수와 투수성의 관점에서 분석하여 그라우팅 설계 시 적용할 수 있는 기초자료를 제시하고자 한다.
2. 범 위
본 연구에서는 암반 그라우팅의 계획 및 효과 확인에 필요한 주요인자의 기준값을 제안하기 위해 국내외 기존 문헌조사와 현장시험 및 시공자료 분석을 수행하였다. 그라우팅 계획의 주요인자로는 주입압, 단위 시멘트 주입량, 변형계수, 투수성을 선정하여 국내외 17개 현장의 측정자료를 분석하였다. 연구에 활용된 현장별 그라우팅 계획인자들을 Table 1에 정리하였다.
Table 1.
Parameters measured at each site used for study (arranged from Lee, 2015)
| Site | Limiting injection pressure | Cement take | Modulus of deformation | Permeability after grouting |
| A | ● | ● | ● | ● |
| B | ● | ● | ● | ● |
| C | ● | ● | ||
| D | ● | |||
| E | ● | ● | ||
| F | ● | ● | ||
| G | ● | ● | ● | |
| H | ● | ● | ||
| I | ● | ● | ||
| J | ● | |||
| K | ● | |||
| L | ● | |||
| M | ● | |||
| N | ● | |||
| O | ● | |||
| P | ● | |||
| Q | ● |
3. 그라우팅 계획인자 분석
본 연구에서는 그라우팅 효과에 가장 큰 영향을 미치는 계획인자로 물-시멘트비, 주입압, 단위 시멘트 주입량을 선정하였고, 문헌조사와 현장시험자료 분석을 통해 그라우팅 설계의 기본이 되는 이들 인자의 기준값을 제안하고자 한다.
3.1 주입재의 유동학적 특성
점·소성 흐름특성을 보이는 그라우팅 주입재 흐름해석의 기본이론은 주입재를 Bingham 유체로 가정한 유체역학에 기반하고 있다. Bingham 유체 흐름해석의 기본식은 식 (1)과 같고, Fig. 1은 유동학적 모델을 도시한 것이다.
여기서 τ=전단응력, τ0=한계전단응력, η=동점성계수, ηB=소성점성계수
식 (1)과 Fig. 1에서 보듯이 Bingham 유체의 흐름이 발생하기 위해서는 한계전단응력 이상의 전단응력이 요구된다. 주입재의 유동학적 특성은 그라우팅 효과를 극대화하기 위한 주입재 선정에 큰 영향을 미치는 요소이다. 주입재의 기본 요구조건은 (i) 안정한 현탁액형으로 (ii) 암반 내 주입 가능해야하며, (iii) 그라우팅 과정 중 주입성을 고려한 주입재의 조정이 가능해야 한다. 이 중에서도 현탁액의 안정성은 주입재 선정에 가장 중요한 요소로서 주입성 증대를 위해 높은 물-시멘트비를 적용할 경우 입자침강(bleeding) 혹은 가압여과(pressure filtration)현상이 발생할 수 있다. 입자침강현상은 물과 시멘트가 분리되는 현상으로 불완전 충전의 원인이 되며, 특히 지하수위 아래에서는 불경화층이 형성되어 그라우팅 효과가 크게 저하된다. 가압여과현상은 주입과정에서 좁은 간극을 만날 경우 발생하는 막힘현상으로, 간극 내 압력상승으로 인한 수압파쇄를 유발하여 그라우팅 효과를 저하시키는 요인이 된다. Fig. 2는 불안정한 주입재와 안정한 주입재의 주입양상을 도시한 것이다.
높은 물-시멘트비를 적용할 경우, 입자침강이나 가압여과현상 발생가능성이 높은 불안정한 주입재가 되어 응결지연으로 인한 주입재 소실, 장기내구성 저하, 그라우팅 효과 과대예측 등의 문제가 발생할 수 있다. 따라서 효과적인 그라우팅을 위해서는 안정한 주입재의 적용을 원칙으로 해야 하는데 기존 국내 시공사례를 보면 4:1 이상의 과다한 물-시멘트비가 사용되고 있어 안정한 주입재의 조건을 충족하는 물-시멘트비로 조정이 필요하다(Lee, 2015).
3.2 물-시멘트비
암반 그라우팅에 사용되는 시멘트 현탁액형 주입재의 유동학적 특성을 규정짓는 가장 중요한 인자는 중량비로 표현되는 물-시멘트비이다. 그라우팅용 주입재의 배합형태는 물-시멘트비에 따라 크게 빈배합과 부배합으로 분류한다. 물-시멘트비가 높은 빈배합은 주입은 용이하나 불안정한 주입재가 되어 그라우팅 효과가 감소하는 단점이 있다. 반면 물-시멘트비가 작은 부배합은 그라우팅 효과는 증가하나 작은 간극에 대해 시멘트입자에 의한 막힘현상으로 주입이 어려워질 수 있다.
현재 국내에서 널리 적용되는 주입방법은 빈배합과 부배합을 조정하여 시행하는 단계별 그라우팅으로, 빈배합 주입재를 우선적으로 주입하고 점차 부배합으로 물-시멘트비를 증가시켜 단계적으로 적용(예: W/C=10%5%→3%→1%)하여 주입효율과 안정성을 관리하는 개념이다. 국내 댐 그라우팅에 대한 관련기준에서도 이러한 개념을 적용하여 주입상황 변화에 따라 주입재의 농도를 변경하는 방안을 제시하고 있다(KRCC, 2001). 그러나 단계별 그라우팅 주입방법도 배합비 변경시점의 결정에 어려움이 있으며, 입자침강 및 가압여과현상으로 인한 불완전 충전 등 불안정한 주입재의 특성이 나타나고 있다(Lombardi, 2002). 내구성과 주입성이 모두 만족되는 안정한 주입재 조건을 만족하기 위해서는 부배합으로 내구성을 확보하고 첨가제를 이용하여 주입성을 개선한 주입재를 적용하는 것이 바람직하다. 해외의 경우 안정한 주입재의 물-시멘트비 범위를 0.6:1～3:1로 제한하고(Warner, 2004; Weaver et al., 2007) 평균 0.8:1～1.2:1 범위의 값을 적용하고 있으나(Moseley et al., 2004), 국내에서는 물-시멘트비 4:1 이상의 불안정한 주입재가 빈번히 적용되고 있는 실정이다(Lee, 2015). 해외와 국내 현황을 고려하여, 본 연구에서는 안정한 주입재의 조건으로 2:1 이하의 물-시멘트비 적용을 제안하고자 한다.
3.3 주입압
3.3.1 문헌고찰
암반 그라우팅의 주입압 기준은 암반손상이 발생하지 않는 범위 내에서 최대 주입압을 적용하여 그라우팅 효과를 극대화하는 것으로 볼 수 있다. 주입압이 클수록 주입범위가 증대되므로 안정성 및 경제성을 제고할 수 있는 반면 어느 한계를 넘으면 암반손상으로 인한 강도저하와 주입재 손실 문제 등이 발생하므로 적정한 최대 주입압의 적용이 필요하다. 특히 주입압이 과대할 경우, 저심도 그라우팅에서는 상부구조물 변형과 지반융기 등의 문제가 발생하며, 중심도 이상에서는 수압파쇄(hydraulic facturing)나 균열확장(hydraulic jacking)이 발생할 수 있다. 균열생성(수압파쇄) 및 확장은 그라우팅 효과에 긍정적이라는 논리와 부정적이라는 논리가 대립되어 왔으나, 균열생성은 방지하되 균열확장은 허용하는 범위의 한계주입압을 설정하는 것이 일반적인 추세이다(Lombardi, 1993; Bernander, 2004). Table 2는 한계주입압에 대한 국내외 제안값을 정리한 것이다.
Table 2에서 국내 현황을 살펴보면, 고정된 최대값을 한계주입압으로 제안하거나(MOLIT 2011, 2016; KCSC 2018, 2021), 수압(SMG, 1996) 혹은 상재압(KRCC, 2001; Yang et al., 2007)을 기준으로 한계주입압을 제안하고 있다. 한계주입압을 고정한 경우 주입깊이가 주입압에 미치는 영향을 고려하지 못하고, 수압을 기준으로 적용하는 경우 암반무게가 고려되지 않아 불충분한 주입이 이루어질 가능성이 있다. 따라서 주입깊이에 따른 상재압을 기준으로 한계주입압을 산정하는 것이 합리적으로 판단된다. Table 2에서 KRCC(2001)의 기준은 상재압 크기의 한계주입압을 제안하고 있으나 예외조항을 두어 Yang et al.(2007)과 같이 상재압을 상회하는 주입압 적용도 허용하고 있다. 해외의 경우, 일반적으로 미국은 상재압 크기를, 유럽은 상재압의 4배를 한계주입압으로 적용하고 있다. 즉 미국은 균열확장을 허용하지 않는 반면 유럽은 허용하는 주입개념을 적용하고 있다. 그러나 미국기준인 상재압 크기의 한계주입압 적용은 불충분한 주입의 원인이 될 수 있다(Wiedmann, 1996).
한편 한계주입압은 상재압 뿐 만 아니라 암반조건에 큰 영향을 받으며, 관련 기존 연구는 다음과 같다. 열린균열은 균열발생압 이하의 주입압으로도 그라우팅 효과가 발현되지만 충전이 발달한 닫힌균열이나 견고한 암반층 사이에 놓인 파쇄대의 경우 균열확장을 유발할 정도의 높은 주입압이 요구된다(Lombardi, 2002). Kutzner(1996)는 불연속면의 방향성과 주입압 관계를 분석하여 수평불연속면이 발달한 경우는 상재압의 1.5～2.7배, 수직/수평불연속면이 교차 발달한 경우는 2.3～3.3배, 수직불연속면이 발달하거나 양호한 암반의 경우는 3～33배의 주입압 적용이 가능하다고 제안하였다. 주입압과 암반저항력의 작용방향을 고려할 때, 수평불연속면에서는 수직불연속면에 비해 낮은 주입압에서 균열확장이 발생하게 된다(Rafi, 2013). 또한 풍화암과 연암의 경우, 상부구조물 변형, 지반융기, 토사층 연결균열로의 주입재 유출 등이 예상된다면 상재압 크기의 한계주입압을 적용하는 것이 타당한 것으로 판단된다. 반면 미세균열이 발달한 경우, 주입범위의 제한으로 인한 작용력 감소를 고려하여 상재압을 상회하는 주입압 적용이 필요하다(Gothäll et al., 2010). 국내의 경우, Jun et al.(2017)은 모형실험을 통해 주입압, 상재압, 수압이 그라우팅 성능에 미치는 영향을, Joo et al.(2020)은 상재압이 구근형성에 미치는 영향을 분석하였다.
Table 2.
Comparison of criteria for limiting injection pressure
| Domestic | Foreign | ||||
| pla | Remarks | Reference | pl | Remarks | Reference |
| 5 kg/cm2 | Consolidation grout for dam | MOLIT (2011), KCSC (2018) | Sv | US | Hollmén (2008), Khosravi et al. (2009) |
| 40 kg/cm2 | Rock | MOLIT (2016), KCSC (2021) | 4×Sv | Europe | |
| (3~5)×ub | - | SMG (1996) | 3×effective Sv | - |
Fransson et al. (2010), Gothäll et al. (2010) |
| Svc | - | KRCC (2001) | (1~4)×Sv | Good rock | Weaver (2000) |
| (4~5)×Sv | - | Yang et al. (2007) | (0.5~2)×Sv | Poor rock | |
3.3.2 분석 및 제안
본 절에서는 수압파쇄시험 결과와 그라우팅 시험시공 자료를 분석하여 국내 실정에 적합한 한계주입압 기준을 제안하였다. 전술한 바와 같이 주입압 산정에 가장 큰 영향을 미치는 요소는 그라우팅 위치에 따른 상재압과 암반조건이며, 우선 상재압과 한계주입압의 관계성을 검토하기 위해 수압파쇄시험 자료를 분석하였다. Fig. 3은 수압파쇄시험의 전형적인 주입압-시간이력 곡선을 도시한 것이다.
Fig. 3에서 Pf는 초기파쇄압으로 암반 내 균열을 생성하는 주입압이고, Pj는 균열개구압으로 암반 내 균열확장을 유발하는 주입압이다. Fig. 3의 개념을 기반으로 본 연구에서는 심도 100m 이내의 국내외 10개 공내 수압파쇄시험 자료(HK Research, 2012)로부터 수압파쇄압 및 균열개구압과 상재압의 관계를 Fig. 4에 도시하였다.
Fig. 4에서 보듯이 수압파쇄압과 균열개구압은 각각 상재압(Sv)의 4배와 2배 이상이며, 이는 수압이 작용하는 경우이고 그라우팅을 주입하는 경우 더 작은 주입압에서 균열생성 및 확장이 발생할 것이다. 본 연구에서는 균열확장은 허용하되 균열생성은 방지하는 주입개념을 적용하여 한계주입압을 상재압의 4배로 제한하고자 한다. 또한 Fig. 4에서 동일한 상재압에 대해 다양한 크기의 주입압이 측정됨을 알 수 있는데, 이는 암반조건의 차이에서 기인하는 것으로 판단된다. 암반조건이 한계주입압에 미치는 영향을 살펴보기 위해 4개 현장(Table 1의 A, B, C, D현장)의 그라우팅 시험시공 자료를 분석하였다. 분석자료는 시추주상도, 시추공영상촬영(BIPS; Borehole Image Processing System), 주입압-주입율-시간(p-q-t)관계를 도시한 시공차트이며 각 현장의 시험공 중 주목할 암반조건이 관측된 위치의 깊이, 암반조건, 상재압(Sv), 한계주입압(pl), 한계주입압/상재압(pl/Sv)을 Table 3에 정리하였다.
한계주입압은 주입과정에서 주입압이 더 이상 증가하지 않거나(주입완료) 급속한 저하가 발생하는(주입한계) 상태에서의 주입압으로 시공차트 분석을 통해 산정하였다. 특히 주입압의 급속한 저하로 나타나는 주입한계 상태는 균열확장이나 생성, 그로인한 연결균열로의 지속적인 주입 등에 해당한다. Fig. 5는 A-1과 A-3 시험공의 암반조건과 시공차트 분석을 통해 한계주입압을 산정한 사례를 도시한 것이다.
Table 3에서 보듯이 주목할 불연속면이 없는 양호한 암반조건인 B현장의 경우, 한계주입압은 상재압의 3.6～5.6배로 나타났다. 수직불연속면이 발달하거나(A-1 15.4m) 충전이 발달한 불연속면의 경우(C-1, C-2), 한계주입압은 상재압의 3.3～7.6배에 달하였다. 풍화파쇄대의 경우라도 교차균열(A-1 16.2m) 혹은 미세절리(A-3 26m)가 방향성이 없이 발달하였다면 준등방성(quasi-isotropic) 암반의 특성을 보여 상재압의 4.1～4.6배의 주입압 적용이 가능하였다. Fig. 5(a)는 수직 불연속면과 교차균열이 발달한 경우에 해당하는 A-1공의 시추공영상과 시공차트이다. 따라서 Table 3에서 보듯이 양호한 암반, 수직불연속면이 발달한 암반, 충전이 발달한 암반, 교차균열/미세절리가 발달한 암반의 한계주입압은 상재압의 3.3～7.6배 범위로 나타났다. 반면 수평불연속면이 발달한 경우(A-2, A-3 16.1m와 17.1m), 상재압의 1.7～2.4배 크기의 한계주입압이 산정되었다. 국내 암반의 토압계수의 평균값 2를 적용할 경우, 수평불연속면이 발달한 암반의 한계주입압은 수직불연속면이 발달한 경우의 50% 로 볼 수 있으며 A-1공의 한계주입압/상재압 비와 비교해보면 산정값의 타당성을 확인할 수 있다. Fig. 5(b)는 수평불연속면이 발달한 경우인 A-3공의 시추공영상과 시공차트 사례이다. 나머지 시험공은 모두 충전이 미발달한 풍화암 혹은 연암파쇄대로 한계주입압은 상재압의 0.9～3.1배 범위로 나타났다.
Table 3.
Characteristics of sites and result of injection test (arranged from Lee, 2015)
전술한 수압파쇄시험 자료와 현장 시험시공 자료분석 결과를 토대로 본 연구에서는 주입압의 영향범위를 보수적으로 고려하여 암반조건에 따른 한계주입압 기준을 제시하고자 한다. 기존 수압파쇄시험 자료분석을 통해 설정한 상재압의 4배를 한계주입압의 최대값으로 적용하고, 시험시공 자료분석 결과로부터 암반조건에 따른 한계주입압을 제안하였다. 암반조건은 풍화암과 연암, 암반층 내 파쇄대 및 방향성 없는 미세절리/균열 발달 구간, 불연속면의 방향성, 충전이 발달한 파쇄대 및 단층대, 그리고 양호한 암반으로 분류하였다. 풍화암과 연암의 경우, 충전정도와 연결균열의 존재여부를 고려하였으며, 불연속면의 방향성은 수평, 수직, 수평/수직 상호교차로 분류하여 제안하였다. 암반조건에 따른 한계주입압 기준을 Table 4에 정리하였다.
Table 4.
Proposal of limiting injection pressure according to rock condition
3.4 단위 시멘트 주입량
암반 그라우팅의 단위 시멘트 주입량은 그라우팅 계획 및 공사예산 산정에 중요한 인자이나 암반과 주입재 특성을 고려한 주입범위 예측에 한계가 있어 높은 신뢰도로 산정하기는 어렵다. 현재 실무에서는 암반분류 결과를 기반으로 주입량을 산정하는 것이 일반적이나 과다/과소주입, 주입범위의 이탈 등의 현상이 빈번히 발생하고 있다. 한편 암반의 간극률을 이용한 주입량 산정법은 간극률, 연결성, 충전정도 등의 측정이 어려운 문제점이 있다. 본 연구에서는 주입압에 의한 유체주입을 모사한 수압시험(Lugeon test) 결과로 암반의 투수성을 나타내는 루전값과 주입량의 관계를 분석하여 단위 시멘트 주입량 산정방안을 제시하였다. 암반 내 유체의 흐름은 비등방으로 발달한 불연속면을 따라 발생하므로 Darcy의 법칙을 따르는 투수계수를 이용한 투수성 평가는 의미가 없고, 공내 팩커 설치에 의한 Lugeon시험을 통해 평가하는 것이 일반적이다. 1루전은 10kg/cm2의 압력에서 단위거리 당 1L의 물이 침투되는 투수성을 의미한다(Hunt, 2007). 단위 시멘트 주입량에 대한 분석은 현장 시험시공 자료를 포함한 국내 8개 현장의 수압시험자료를 기반으로 수행되었으며, 물-시멘트비를 고려한 단위 시멘트 주입량의 기준을 제시하고자 한다.
3.4.1 문헌고찰
단위 시멘트 주입량을 산정하기 위한 이론적 접근은 Bingham 유체 흐름해석을 통해 그라우트의 침투거리를 계산하고 이를 토대로 주입량을 산정하는 것이다. 그러나 흐름해석 기반의 이론적 접근을 통해 단위 시멘트 주입량을 산정하는 방법은 암반 불연속면의 특성을 반영하는데 한계가 있어 실무적용에 어려움이 있다. 한편 암반특성을 반영하는 암반분류기법의 Q값이나 RQD값 등과 주입량을 연계·분석한 연구들이 수행 되었으나(Janson, 1998; Morgan, 2004; Olsson, 2008; Yoo et al., 2012) 신뢰도 높은 상관관계를 도출하지는 못 하였다. 이들 인자들은 굴착안정성 및 거동특성을 분류하기 위해 제안·발전된 것으로 그라우트 투수성 평가에 적용하기에는 한계점이 있다.
반면 수압시험의 루전값은 암반의 수리학적 특성이 고려된 결과로서 주입량과 높은 상관성이 있으며, 단위 시멘트 주입량에 영향을 미치는 모든 요소들을 포함하는 물리적 상수이다(Yang, 2004). 따라서 루전값을 이용한 단위 시멘트 주입량 추정기법이 암반분류에 기반한 방법 보다 높은 신뢰성을 보인다. 국내에서는 댐 기초의 그라우팅 사례분석을 통해 루전값-주입량 관계식이 제시되었고(Hong et al., 2002), 해외사례로는 네팔의 Khimi 도수로 터널(Panthi et al., 2005), 대만 Li-Yu-Tan 댐(Yang, 2004)의 그라우팅 자료로부터 루전값-주입량 관계식이 제시된 바 있다.
3.4.2 분석 및 제안
본 연구에서 분석한 국내외 8개 현장(Table 1 참조)의 단위 시멘트 주입량과 루전값 사이의 관계를 Fig. 6에 도시하였으며, 식 (2)와 같은 관계식을 도출하였다.
여기서 ci=단위 시멘트 주입량, Lu=그라우팅 전 암반의 루전값
분석에 이용된 현장자료는 높은 물-시멘트비를 사용하는 우리나라와 일본의 자료로서 평균 4:1에 해당한다. 그라우팅 효과 증대를 위해 물-시멘트비를 조정하는 경우, 주입체적이 동일하다면 단위 시멘트 주입량은 식 (3)에 의해 산정될 수 있다.
여기서 (W/C), (W/C)j=배합 i와 j의 물-시멘트비; Ci, Cj=물-시멘트비 i와 j일 때의 단위 시멘트 주입량; Gc=시멘트 비중
식 (3)에 본 연구에서 제안하는 2:1 이하의 안정한 물-시멘트비를 적용할 경우, 단위 시멘트 주입량은 약 1.86배 증가하여 식 (2)의 비례상수는 7.91이 된다. 기존 연구의 단위 시멘트 주입량-루전값 관계의 선형 비례상수 값이 물-시멘트비가 높은 국내사례는 4.55(Hong et al., 2002)이고 물-시멘트비가 낮은 해외사례는 8.06(Yang, 2004)으로 제안된 것과 비교할 때, 식 (2)와 (3)의 적용성은 타당한 것으로 판단된다. 다만 투수성이 30루전 이상인 높은 투수성 암반의 경우, 주입재의 이탈(Houlsby, 1992)과 GIN방법론의 한계주입률 300L/m(Lombardi et al., 1993)를 고려하여 최대 200kg/m의 단위 시멘트 주입량을 적용한다. 참고로 30루전 이상 암반의 경우, GIN방법론을 적용하여 물-시멘트비 1.5:1과 1:1에 대한 단위 시멘트 주입량을 산정하면 각각 170kg/m와 230kg/m로 제안한 최대값의 적정성을 확인할 수 있다.
4. 그라우팅 효과 분석
암반 그라우팅의 효과는 암반의 강성 및 투수성의 변화를 통해 확인할 수 있으며, 계획단계에서의 안정성 검토나 지하수 유동분석 결과는 그라우팅 효과를 어떻게 추정하여 반영하는지에 의해 좌우된다. 본 절에서는 그라우팅 효과를 변형계수와 투수성에 대한 분석을 통해 살펴보고자 한다.
4.1 변형계수
그라우팅에 의한 변형계수의 증가정도는 보강범위와 보강량 산정 및 안정성 확보에 큰 영향을 미치며, 주입 전 암반상태와 밀접하게 관련된다. 변형계수 증가에 대한 기존연구 결과(Barton et al., 2002; Jeong et al., 2002; Kim et al., 2003; Utsuki, 2013)를 보면 양호한 암반 보다는 불량한 암반에서의 보강효과가 더 크게 나타나는데, 이는 불량한 암반의 높은 주입성에 기인한다. 본 연구에서는 국내외 8개 현장의 공내재하시험 결과자료(Table 1 참조)를 기반으로 그라우팅 전 암반의 변형계수(Di)와 변형계수 증가비(λ)의 관계를 분석하였으며, 그 결과를 Fig. 7에 도시하였다.
Fig. 7(a)는 현장별 Di-λ값을 도시한 것으로 Di가 높을수록 그라우팅으로 인한 λ는 감소함을 알 수 있다. Fig. 7(a)의 실선과 점선은 Di-λ관계의 평균선 및 상하한선을 도시한 것으로 각각의 추정식은 식 (4)와 같다.
여기서 Dg=그라우팅 후 변형계수(MPa), Di=그라우팅 전 변형계수(MPa)
Fig. 7(b)는 동일한 자료를 암종에 따른 변형계수의 범위로 분류하여 도시한 것이다. 암종에 따른 변형계수의 일반적인 범위는 풍화암/연암 이하는 1GPa 이하, 연약한 보통암은 1～2GPa, 양호한 보통암은 2～4GPa, 그리고 경암 이상은 4GPa 이상이며(MOLIT, 2017), 이러한 분류에 따라 Di-λ값을 4개 구간으로 나누어 도시하였다. Fig. 7(b)의 수평실선은 각 구간의 평균값으로 풍화암/연암 이하, 연약한 보통암, 양호한 보통암, 경암 이상 각각 평균 3.5, 2.3, 1.7, 1.3배의 변형계수 증가가 발생함을 알 수 있다. 본 연구에서는 Fig. 7(b)의 결과를 보수적으로 고려하여 암종 혹은 그라우팅 전 변형계수에 따른 변형계수 증가비를 Table 5와 같이 제안한다.
Table 5.
Proposal of increment ratio of modulus of deformation
| Rock type | Dia (GPa) | λb |
| Weathered or soft rock | Less than 1 | 3 |
| Poor quality ordinary rock | 1~2 | 2 |
| Good quality ordinary rock | 2~4 | 1.5 |
| Hard rock | Greater than 4 | 1~1.3 |
4.2 투수성
그라우팅에 의한 암반의 투수성은 프로젝트에 따라 최종목표값이 명시되므로 그라우팅 전후의 투수성을 비교하여 분석하는 것은 큰 의미가 없다. 본 연구에서는 그라우팅 전 암반의 투수성과 그라우팅 후 최종 투수성 목표값에 따른 주입재 선정 기준을 제안하고자 한다. 실무에서는 주입재의 입자크기에 따른 주입성을 고려하지 않고 최종 투수성만을 기준으로 그라우팅이 계획되는 것이 일반적이다. 그러나 암반 그라우팅의 계획은 주입성을 고려한 주입재 선정과 그라우팅 후 목표 투수성에 대한 검토를 통해 이루어져야 한다. 현재 통용되는 그라우트 주입성 기준은 간극크기가 주입재 최대입경의 3배 이상이다(Roald et al., 2002; Eklund, 2005). 따라서 최대입경 100㎛인 보통 포틀랜드 시멘트의 주입이 가능한 최소 간극크기는 300㎛로, 이는 투수성 약 4.8루전(≈6×10-5cm/s)에 해당한다. 또한 기존 연구결과와 시공사례를 볼 때, 보통 포틀랜드 시멘트를 사용한 경우 투수성을 3루전 이하로 낮추는 것은 어려운 것으로 알려져 있다(Eriksson et al., 2000; Koronakis et al., 2005; Kuisi et al., 2005; Stille et al., 2012). 대표적인 국내기준인 농업기반공사 기준에서도 보통 포틀랜드 시멘트를 주입재로 사용할 경우, 최종 투수성 목표값을 3～7루전으로 제시하고 있다(KRCC, 2001). 본 연구에서는 국내외 10개 현장의 루전시험 결과자료(Table 1 참조)를 취합하여 보통 포틀랜드 시멘트(OPC)와 마이크로 시멘트(MC)를 사용한 경우의 그라우팅 후 루전값을 Table 6에 정리하였다. 또한 2개 현장(A, B)에 대해서는 그라우팅 후 주입재의 유동유형도 명시하였다.
Table 6에서 보듯이 그라우팅 후 투수성은 OPC를 적용한 경우가 MC를 적용한 경우 보다 크게 나타나며, MC를 적용하는 경우 최종 투수성 1루전 이하임을 알 수 있다. 또한 현장 A와 B의 유동유형에서 보듯이, OPC를 적용한 그라우팅 후 투수성이 1루전 이하인 경우라도 주입완료 후 주입재의 유동유형이 팽창(dilation), 불완전 공극충전(void filling), 세척(wash-out) 등 불량한 유형으로 나타나 양호한 그라우팅 효과를 기대하기는 어려움을 알 수 있다. 따라서 무분별한 주입재 사용으로 인한 그라우팅 효과 저하를 방지하기 위해 최종 투수성 목표값이 3루전 이하인 경우 MC 적용 등 침투성을 고려한 그라우팅 계획이 필요하다. 이러한 분석을 기반으로 차수목적 그라우팅의 주입재 기준을 다음과 같이 제안한다.
Table 6
Permeability and flow types after grouting (arranged from Lee, 2015)
보통 포틀랜드 시멘트의 적용 한계는 그라우팅 전 암반의 투수성 5루전 이상, 최종투수성 목표치 3루전 이상으로 한다. 이외의 경우, 마이크로 시멘트 적용을 원칙으로 하며 1루전 이하의 최종투수성 목표치 설정이 가능하다.
5. 결 론
본 연구에서는 암반 그라우팅 계획 시 주요인자의 영향과 그라우팅 효과에 대해 분석하였다. 국내외 기존 자료 분석을 통해 실무에서의 암반 그라우팅 설계 시 유용하게 참조하여 적용할 수 있는 그라우팅 영향인자와 효과에 대한 기초적인 기준을 제시하였다. 본 연구를 통해 도출된 결론을 요약·정리하면 다음과 같다.
(1) 현재 국내 현장에서 일반적으로 적용되는 4:1 이상의 물-시멘트비는 그라우팅의 안정성을 담보하지 못하므로 안정한 주입재 조건을 만족하기 위해 2:1 이하의 물-시멘트비 적용이 필요하다. 다만 주입성 향상을 위해 첨가제를 이용하여 유동특성을 개선한 주입재를 적용하는 것이 필요하다.
(2) 암반 그라우팅의 한계주입압은 암반조건과 상재압을 고려하여 결정하여야 한다. 현재 국내의 국가기준에서는 주입압의 최대값만을 제시하고 있으나, 본 연구에서는 암반조건와 주입깊이에 따른 상재압의 영향을 고려하여 한계주입압의 기준을 제안하였다. 국내외 현장의 수압파쇄 시험과 시공시험 자료를 분석한 결과, 암반조건에 따라 상재압의 1～4배의 한계주입압을 제안하였다.
(3) 암반 그라우팅의 단위 시멘트 주입량은 암반 및 주입재의 특성을 고려하여 결정하여야 한다. 현재 국내에서는 암반 및 주입재 특성에 관계없이 주입량이 결정되고 있어 시공 시 예산변경 등의 문제가 빈번히 발생하고 있다. 본 연구에서는 국내외 수압시험 및 그라우팅 주입시험 결과와 주입량의 관계를 분석하여 루전값과 물-시멘트비에 따른 단위 시멘트 주입량 산정식을 제안하였다.
(4) 암반 그라우팅에 의한 암반 변형계수의 증가는 그라우팅 전 암반조건에 따라 다르게 나타나며 불량한 암반일수록 증가효과가 크다. 본 연구에서는 국내외 공내 재하시험 결과를 분석하여 그라우팅 대상 암반의 그라우팅 전 변형계수 혹은 암종에 따른 변형계수증가비의 기준을 제시하였다.
(5) 암반 그라우팅에 의한 투수성은 최종 투수성 목표값을 기준으로 분석해야 한다. 그라우팅 전 암반의 투수성이 5루전 이하이거나 최종 투수성 목표값이 3루전 이하인 경우, 보통 포틀랜드 시멘트의 적용은 제한해야하며 마이크로 시멘트의 적용을 고려해야 한다.
(6) 본 연구에서 제안한 식과 기준들은 매우 제한된 자료들을 기반으로 도출된 것으로, 이를 고려하여 보수적으로 제안하였다. 따라서 적용에 있어 분명한 한계점이 존재하며, 그라우팅의 계획의 초기단계에 유용할 것으로 판단된다.
(7) 암반 그라우팅 계획은 암반과 주입재 특성의 영향을 크게 받으며 경험적 혹은 해석적 접근만으로는 한계가 있다. 향후 그라우팅 실시간 모니터링 및 계측자료의 축적과 분석을 통해 계획인자 기준값의 지속적인 개선이 필요하다.
