1. 서 론
2. 실험 1: 소규모 모의사석 주입 시험
2.1 재료 및 배합
2.2 모의 사석의 준비 및 주입장비
2.3 실험결과: 그라우트와 개량체의 강도 비교
3. 실험 2: 유수에 의한 그라우트 마모실험
3.1 실험방법 및 장비
3.2 실험결과: 그라우트의 수중 마모저항성
4. 실험 3: 대형 사석 그라우트 주입시험
4.1 실험방법
4.2 실험결과
5. 결 론
부 록
1. 서 론
해안항만 구조물의 내진보강, 혹은 해변 및 수변 지역에 건축물을 시공하기 위해 수중/해저 지반을 보강하는 사례가 있다. 2017년 개정된 항만 및 어항 설계기준의 “지반(KDS 64 11 00)”에 따르면 해안항만 및 수변 구조물을 위한 지반개량공법을 “연약지반 설계기준(KDS 11 30 05)”에 따라 설계 및 해석 하도록 하고 있으며, 여기서 정하지 않은 사항은 “구조물기초 설계기준(국토교통부)”을 참고하도록 하고 있다. 이러한 기준에서 다루는 일반적인 연약지반보강은 지반의 종류에 따라 표준관입시험 N 값이 4~10 이하인 연약지반을 대상으로 하며, 이러한 지반을 위한 개량공법으로 배수공법이나 모래/쇄석 다짐말뚝공법, 경량토혼합공법 이외에 다양한 종류의 주입공법, 즉 심층혼합처리공법, 고압분사주입공법, 저유동성 모르타르 주입공법, 약액 주입공 등이 이 기준에 포함되어 있다.
한편 사석기초는 허용지지력이 400~500kN/m2으로 연약지반에 비해 상대적으로 매우 크지만, 경우에 따라 주입공법에 의해 보강이 필요한 경우가 있다(Kim and Park, 2020). 사석지반을 위한 보강공법은 관련 설계기준 및 설계를 위한 참고자료가 상대적으로 부족하기 때문에 구조안전성 해석 시 임의의 물성치를 사용하는 경우가 많다(Kim et al., 2019a; Nguyen et al., 2020). 예를 들어, 과거 “항만 및 어항 설계기준·해설(2016)”에서는 심층혼합처리공법을 포함한 일부 공법에 대해서 개량된 지반의 허용응력을 계산할 수 있는 식을 제안하고 있으나, 사석기초 보강에 주로 사용되는 저유동성 모르타르 주입공법의 경우 개량체 허용 강도에 대한 제안이 명확히 제시되어 있지는 않다(Jung et al., 2019). 현재 일반적으로 사용되고 있는 방법은 복합지반 해석법 혹은 말뚝구조체 해석법을 준용하는 것인데, 과거 “항만건설공사 설계실무요령(2014)”에서는 사석 보강체 허용강도를 결정하기 위한 식이 일부 존재하였으나, 동 요령의 2020년판 에서는 이 부분이 삭제되었다. 위의 모든 설계기준은 “연약지반 설계기준(KDS 11 30 05)”을 따르지만, 사석기초 보강에 대해서는 관련 강도식을 제시하지 않는다.
사석기초의 지반보강 정도는 사석들 사이에 진흙 및 폐각 등 충전물의 존재 여부, 사석부 내 주입재료 종류, 주입 시공방법 종류 등에 의해 큰 차이가 발생할 수 있다(Seo et al., 2020). 또한 주입재가 사석부 상부에 주입 되었을 때 간극을 따라 중력에 의해 유실될 가능성이 있으므로 이에 대한 정확한 성능 설계식을 제안하는 것은 많은 어려움이 있다(Silvester, 1986). 일본 항만공항기술연구소 자료 “중력식 계선안의 새로운 증심공법의 개발(PARI Technical Note 1277)”에서는 개량체(주입재로 보강된 사석)의 ‘허용압축응력’과 개량체의 ‘설계기준강도’ 간의 관계식이 제시되어 있다(Mizutani et al., 2013). 그러나 사용되는 주입재의 강도와 주입이 완료된 후 개량체의 ‘실제(현장)강도’간의 관계에 대해서는 일부 실험결과를 보고 하고 있을 뿐, 실제 강도와 현장강도에 대한 자세한 설명은 없다(Mizutani et al., 2013). 일반적으로 사석기초 보강 시 사용하는 재료와 공법이 매우 한정적이기 때문에, 이 공법에서의 설계강도 역시 단일값을 사용하는 것이 일반적이었기 때문이다.
한편, 그라우트를 이용해 사석기초를 보강할 때 설계강도 이외에도 주입 신뢰성 및 장기 내구성 등에 대한 검토 역시 필요하다(Chun et al., 2006). 사석부의 간극의 크기가 작을 때는 그라우트의 부착력으로 인해 이미 채워진 공극에서 시공 중 그라우트가 빠져나올 가능성이 적다. 그러나 간극의 크기가 크거나 그라우트의 점성이 낮으면 상대적으로 그라우트가 중력방향으로 흘러내려올 가능성이 있다(Holmquist et al., 2003). 특히 그라우트의 점성이 낮은 상태에서 고압으로 주입할 경우 목적으로 하는 구근의 형태가 아닌 다른 위치로 그라우트가 새어나갈 수 있다. 이 외에도, 경우에 따라 개량체 주변에 물이 흐르게 되면 이로 인한 마모가 발생해 장기적으로 구조적 성능이 감소할 우려가 있다.
본 연구는, 사석기초의 보강을 위해 시멘트 그라우트 주입형 공법을 적용할 때 설계와 해석에 필요한 개량체의 강도를 어떻게 얻어야 하는지, 그라우트의 장기 내구성은 어떠한지, 그리고 실제 사석에 그라우트를 주입 했을 시 구근이 잘 형성될 수 있는지 등에 대한 실험적 기초를 확보하기 위해 진행되었다. 진행된 실험은 크게 세가지 종류이다. 첫번째로 소규모 개량체 강도시험이다. 소형 그라우트 주입장치를 설계제작 하였으며, 이 장치를 이용해 다양한 배합을 갖는 그라우트를 25mm 단입도 골재에 수중주입 하였다. 이 때 주변의 몰드로 인한 구속충진효과를 최소화하기 위해, 15cm × 15cm × 15cm 몰드에 골재를 넣은 후 이보다 작은 크기인 지름 약 10cm 높이 12cm 정도가 되도록 개량체를 조성하였다. 이들을 이용해 그라우트 재료 자체의 강도와 소형 개량체의 강도 사이의 관계를 확인 하였다. 이 때 사석부 계면조건의 현실적 묘사를 위해 자갈을 입도 1mm 이하의 흙과 배합하거나, 매우 된 밀가루풀을 자갈에 도포한 상황에서도 위 실험을 진행하였다. 두번째 실험은 개량체용 그라우트의 수중마모(erosion) 저항성 평가이다. 그라우트를 저속 및 고속으로 흐르는 물에 노출시켜 마모량을 측정하였다. 마지막으로 25cm 크기의 사석으로 지름 약 1m 높이 1.2m 수준의 대형 시험체를 제작해 사석들 사이의 그라우트 충전 정도를 정성적으로 평가하였다. 이러한 실험결과를 바탕으로 시멘트 그라우트 주입형 공법의 설계 및 시공 시 검토해야 할 사항에 대해 고찰하였다.
2. 실험 1: 소규모 모의사석 주입 시험
2.1 재료 및 배합
본 연구에서 시멘트 그라우트는 페이스트형으로 설계하였다. I종 포틀랜드 시멘트(KS L 5201), 3종 고로슬래그 미분말(KS F 2563), 2종 플라이애시(KS L 5405)를 결합재로 사용하고 별도의 잔골재는 사용하지 않았다. 수중불분리성 및 유동성 확보를 위해 메틸셀룰로오즈(methylcellulose)계 수중불분리제(anti-water-washing agent, AWA), 폴리카르복실레이트(polycarboxylate)계 고성능 감수제(water reducing agent, WRA)를 사용하였다. 부록의 Table A-1에 정리한 것과 같이, 위 재료들을 가능한 다양한 배합비로 설계하였다. 이 때 모든 배합은 배합 직후 KS L 5105 및 ASTM C 1437-15에 제시된 모르타르 플로우 시험에 의해 25회 타격 후 플로우값이 150~200mm 범위, 즉 적당한 유동성(moderate flow)범위에 있도록 설계된 것이다(Drissi et al., 2021; Tafesse et al., 2021).
2.2 모의 사석의 준비 및 주입장비
실제 해양 및 수변 구조물의 사석 기초의 경우, 입경 20cm에서 40cm 크기의 사석으로 구성되어 있다(van der Meer, 1995). 본 연구에서는 일종의 축소시험으로, 입경 25mm 수준의 부순자갈을 사석부 묘사를 위해 사용하였다. Takahashi(2021)의 연구에서도 비록 목적은 다르지만 사석 기초를 묘사하기 위해 이 입경의 자갈을 사용한 사례가 있다. 이를 EN 206 및 BS 8500 기준에서 사용하는 150mm × 150mm × 150mm 몰드에 자갈을 담는데, 이 때 몰드 내부 부피에 대한 적재된 자갈들 사이의 공극의 부피 비율, 즉 간극율(porosity)은 50~55% 수준이며, 이를 별도로 다짐하여 간극을 조절하지는 않았다. 실제 사석부 보강 시 영향을 미칠 것으로 예상되는 사석의 계면에 다양한 조건을 고려하기 위해, 세척된 자갈 이외에도 일부 자갈에 대해 1) 밀가루풀(밀가루와 물 대략 1:1 배합) 및 2) 일반 흙을 준비해 표면이 젖은 자갈에 도포 하였다. 밀가루풀과 흙은 각각 사석 계면에 존재하는 수중/해양 유기물 및 토사를 묘사한 것이다. 이렇게 준비된 골재는 Fig. 1에 나타나 있으며, 본 실험에서는 이렇게 표면에 존재하는 밀가루풀과 흙의 양을 정량화 하지는 않았다. 이에 대해서는 향후 구체적으로 연구할 계획이다.
그라우트 주입용 장비의 설계도 및 실제 사진은 Fig. 2와 같다. 기본적으로 일반적인 주사기의 작동원리로 설계되었으며, 상부에 서보모터가 있어서 연속식으로 아래의 주사기를 누르면 이 압력에 의해 주사기 내부에 있는 그라우트가 배출되는 구조이다. 여기에 사용된 주사기 내부는 Fig. 3과 같다. 주사기 실린더 아래의 외경 12mm의 파이프(straw)를 통해 그라우트가 사석 모델에 주입된다. Fig. 4에서와 같이, 파이프를 자갈에 심어두고 균일한 속도로 그라우트를 주입하였다. 파이프를 쌓여 있는 자갈의 가장 아랫 부분에 위치시켜 주입을 시작하였으며, 점차 이 파이프를 상향 이동하면서 일정한 형태의 그라우트 구근이 형성되도록 하였다. 실린더는 1회에 약 1L의 그라우트를 주입 할 수 있다. 이 때 수중주입 상황은 육안으로 확인이 되며, 자갈의 상부면까지 주입이 완료되면 시편 윗면에 10cm 지름의 철판을 덮는다(Fig. 4). 동일한 철판은 자갈의 하부에도 위치하고 있다. 이렇게 성형된 시편을 이후 개량체로 칭한다. 동시에 50mm × 50mm × 50mm 몰드에도 자갈이 없이 그라우트만 수중에서 주입하였으며, 이 때 주입과정은 “저유동성 모르타르 주입공법(KCS 64 20 50)”에서 준용하는 “주입모르타르의 압축강도 시험(KS F 2426)” 규정을 참고하였다. 이 모든 과정 중 주입 시 가해지는 힘은 2~5kN 수준이었다. 매우 서서히 그라우트를 주입 했으며, 주입 중 주입압에 의한 자갈의 솟아오름은 크지 않았다.
이렇게 주입된 시편은 상온(15~20°C)의 수중에서 이후 7일에서 28일 사이 동안 양생되었다. 본 연구에서는 가능한 다양한 강도범위의 그라우트에 대해 그라우트 자체의 강도와 개량체의 강도 간의 관계를 규명하고자 하였으므로, 별도로 재령을 정해 강도를 측정하지는 않았다. 단지 모의사석 개량체와 그라우트 시편의 강도를 동일한 재령에서 측정하였다. 이렇게 압축강도시험을 통해 강도가 확인된 시편의 형상은 Fig. 5와 같다. 50mm × 50mm × 50mm의 그라우트 시편의 경우, 시편의 형상이 정확한 정육면체이기 때문에 압축강도를 계산할 때 어려움이 없었다. 한편 자갈 개량체의 경우 주입된 단면적이 시편마다 다르기 때문에 압축강도를 계산할 때 유효단면을 어떻게 설정할지 명확하지 않다. 본 연구에서는 위에서 설명한 것과 같이 시편 성형 시 부착해 두었던 10cm 지름의 철판에 하중을 가했기 때문에, 개량체의 유효 단면을 지름 10cm의 원으로 정의하여 계산하였다. 그리고 대부분의 시편에서 그라우트는 이 지름 보다 약간 더 넓은 면적까지 주입되었다. 파괴면은 Fig. 5와 같이 대개 모의사석의 계면을 따라 파괴되었다.
2.3 실험결과: 그라우트와 개량체의 강도 비교
위의 실험방법을 통해 확인한 그라우트 시편 및 모의사석 개량체 시편의 강도는 부록의 Table A-1에 제시하였으며, 이를 양자간 비교하여 Fig. 6에 나타내었다. 대체로 그라우트 압축강도가 20~80MPa 범위일 때 골재 표면에 흙이나 밀가루풀이 부착되어 있는 개량체의 강도가 상대적으로 낮은 값을 나타낸다. Fig. 6의 실험 결과를 고려하면, 골재 표면이 깨끗한 경우 실제 그라우트 일축압축강도의 평균값 대비 개량체의 강도는 90%의 확률로 1/6 정도이다. 단지, 본 장에서 진행된 소규모의 실험과, 대형 규모의 실험은 계면의 크기효과(size effect)에 따라 다른 경향을 나타낼 수 있다(Mizutani et al., 2013). 그라우트 주입으로 인해 생성된 구근의 크기와 사석의 크기 사이의 비율이 강도에 영향을 미칠 수 있기 때문이다(Morgan et al., 2017). 만약 보강면적이 사석의 크기에 비해 넓고, 다수의 그라우트 구근들 사이에 빈 공간이 없을 경우 보강 그라우트의 구속효과(confinement effect)로 인해 개량체의 강도는 클 수 있다(Seo et al., 2016). 그러나 상대적으로 사석의 크기에 비해 단일주입공에 의해 생성되는 구근의 크기가 작고 구속효과를 기대하기 어려운 경우, 골재와 그라우트의 계면상태에 따라 개량체의 유효강도가 낮게 설계되어야 한다(Lille and March, 1970).
과거 “항만건설공사 설계실무요령(2014)”에 제시된 그라우트와 개량체의 관계식은 다음의 Table 1에 정리된 것과 같다. 이 개량체 강도설계과정은 다른 연약지반 보강공법의 강도설계에서도 유사하게 사용된다(Denies et al., 2013). 여기서 검토해야 하는 것은 먼저 실내배합강도(qul)의 설정이다. 구조용 콘크리트 기준에 따르면 실내배합강도의 경우 실제시편이 99% 이상 만족하는 강도를 의미하는 것이므로, 실내배합강도는 위 그래프의 그라우트의 실험강도 보다 낮은 일종의 확률적인 값을 의미한다. Table 1에서 현장강도계수(factor to consider permanent situations) 및 현장강도와 실내배합강도의 평균치 비(재료안전률, material safety factor)를 고려하면 개량체의 설계기준강도(designed unconfined compressive strengrth, quck)는 그라우트의 실내배합강도(laboratory unconfined compressive strength, qul)의 40%(=1/2.5) 수준이다. 실제 현장 코어링 조사 결과 저유동성 모르타르 배합들은 기준에 따라 배합 하였을 시 강도가 약 12~20MPa 수준으로 발현되는 것으로 보고되었다(Cheon and Yeo, 2003; Park et al., 2013; Seo et al., 2019). 실제 이 범위를 만족하지 못하는 경우 규정대로 배합 및 시공이 이루어 지지 않았을 가능성이 있다. 따라서 국내 규정상 단일배합인 저유동성 모르타르에 대해 위 표와 같이 실내배합강도 기준을 12MPa로 설정하는 것은 합당하다고 할 수 있다.
Table 1.
Example of determining designed strength of low slump mortar grout in accordance with Design Practice Guidelines for Port Construction Project in S. Korea (2014) (Kim, 2016)
그러나 개량체의 설계기준강도를 약 5MPa로 설정하는 것은 Fig. 6의 결과를 고려했을 때 달성하지 못할 위험이 있다. 본 실험에서와 같이 그라우트 일축압축강도가 모두 20MPa를 넘어가는 배합, 즉 그라우트 실내배합강도가 확률적으로 12MPa 이상인 배합의 경우에도 계면이 깨끗하지 않은 사석을 사용했을 때 개량체의 일축압축강도가 5MPa 이하로 떨어질 수 있는 위험이 있음을 확인한 것이다. 이러한 점을 고려하면, 더 좋은 보강을 위해 그라우트의 압축강도를 단순히 증가시키는 것 보다, 오히려 보강 대상 사석부의 현장 코어링을 통해 사석부의 상태(표면 유기물, 혹은 미분충전물)를 명확히 조사 한 후, 계면에 불순물이 없음을 확인 한 후에 설계를 진행 하는 것이 중요하다고 판단된다.
3. 실험 2: 유수에 의한 그라우트 마모실험
3.1 실험방법 및 장비
본 실험은 그라우트가 사석부에 주입되었을 때 경우에 따라 선박의 스크루 작동과 조류의 흐름으로 인한 고속 혹은 저속의 유수로 인해 표면이 마모되는 경우에 대한 실험이다. 그라우트는 일종의 무근 구조이므로 철근 부식 등의 내구성 문제가 발생할 가능성이 없다. 한편 일반적으로 콘크리트와 같이 표면이 일정하고 일체화 되어 있는 구조에서는 수중 마모에 대한 우려가 없으나, 그라우트의 경우 사석들 사이의 간극에 불규칙한 형태로 돌출되어 이 부분이 마모에 노출될 가능성이 있다. 또한 만약 항만구조물인 안벽 하부 사석부 보강을 위해 본 공법이 사용되었을 경우 선박 후부의 스크루로 인한 강한 수압에 의해 마모가 발생할 위험성도 있다.
따라서 위의 2장에서 시험한 일부 배합을 선정해 재령에 따른 수중 마모실험을 진행하였다. 여기서 선정된 배합은 두가지로, 가장 낮은 압축강도를 보인 시멘트-플라이애시 결합재 배합이다. T1과 T2는 각각 결합재 중 플라이애시의 무게비가 50% 및 58.3% 였으며, 이 두 배합의 W/B는 모두 0.4, AWA 무게비는 2%/B 였다. 유동화제는 사용하지 않았다.
본 실험에서는 Briaud et al.(1999)에서 제시한 세굴시험방법을 개선한 EFA 장비를 사용하였으며 세부구성은 Kim et al.(2019b)을 참고하라. 이를 위해 지름 75mm 높이 약 10cm 정도의 그라우트 시편을 제작했다. 이렇게 제작된 시편은 Fig. 7의 sample tube에 설치 된다. 이 때, Fig. 8에서와 같이 물이 흐르는 관 내에 시편의 상부가 약 1mm 정도 노출되어 있도록 한다. 각 재령의 시편을 설치한 후 1시간 동안 물에서 포화시킨다. 그리고 모터를 가동하여 유속이 0.7m/s 에서 6m/s가 될 때까지 단계적으로 높인다. 유속 변화에 따라 단계별로 각각 1 시간씩 동일 속도로 실험이 진행되며, 이 때 표면이 마모되었을 시 시편을 1mm 씩 높이를 높여 항상 동일한 높이만 노출이 되도록 하였다. 이 실험을 통해 시간에 따른 마모부분의 높이, 즉 마모속도(또는 침식율)(mm/h)를 측정하였다.
Fig. 8
Schematic of erosion resistance test under unidirectional flow (reproduced from Kim et al., 2019b)
3.2 실험결과: 그라우트의 수중 마모저항성
먼저 본 실험에 사용된 그라우트의 수중제작 시편 강도는 Fig. 9와 같이 T1은 3~28일간 20~35MPa를, T2 배합은 15~25MPa의 범위를 갖는다. 이렇게 제작된 배합의 수중 마모속도(마모율)는 Fig. 10과 같다. 본 실험에서 사용한 배합에 대하여 재령에 상관없이 마모가 발생하지 않는 것으로 나타났다. Fig. 11에서는 시편의 마모실험 전 후 시편의 형태를 보여주는데, 튜브에 설치된 1mm 높이의 굳은 시편이 크게 마모되지 않은 것을 확인 할 수 있다. 즉 15MPa 이상의 그라우트에 대해서는 기본적으로 높은 마모저항성을 기대할 수 있음을 확인하였다. 위에서 언급한 바와 같이 본 실험에서는 유속을 6m/s까지 높였는데, Briaud(2008)의 연구결과에 따르면 이 유속에서 마모속도가 1mm/h 이하인 경우 ‘매우 낮은 마모가능성(very low erodibility)’라고 판단할 수 있다. 즉 이러한 배합들은 수중에서 마모저항성이 높다고 판단된다.
4. 실험 3: 대형 사석 그라우트 주입시험
4.1 실험방법
본 장에서의 연구는 위의 2장에서 진행한 소형 모의사석 그라우트 실험과 별도로 실제 크기의 사석에서의 그라우트 충진 성능을 확인하기 위해 진행되었다. Fig. 12에 설명된 것과 같이, 실 구조물과 유사한 크기의 사석부에 그라우트 주입봉을 설치하고 단계별로 주입재를 투입해 구근을 형성하는 것이다. 이때 모든 작업은 수중에 철재 케이지를 수침한 상태에서 주입하였다.
실 구조 크기 실험을 위해 사용된 사석은 25cm 단입도였다. 본 실험은 2 종류의 사석망(케이지)을 사용하였는데, 먼저 지름 1.5m, 높이 1.5m의 케이지를 이용한 Type 1 시편(Fig. 13), 그리고 2m × 2m × 1.5m 박스형 케이지를 이용한 Type 2 시편(Fig. 14)을 사용하였다. Type 1에서는 그라우트 주입 후 중력방향으로 흘러내는 것을 가시적으로 확인하기 위해 수행한 것이며, Type 2를 통해 개량체의 코어를 채취하고자 준비한 것이다. 이때 그라우트의 배합과 주입을 위해 Fig. 15의 1,000L 용량 강제식 믹서 및 스크루식 연속형 주입펌프(Putzmeister S5EV 모델)를 사용하였다. 사용된 배합은 위 2장에서 기술한 소규모 실험에서 사용된 시멘트-플라이애시 배합이었으며, 사용한 혼화재량과 단위수량은 현장에서 Fig. 16에 나타난 것과 같이 KS L 5105의 기준에 따른 25회 타격 후 플로우량이 150mm, 180mm, 200mm(오차범위 20mm)의 세 종류의 유동성을 만족할 수 있도록 조절하였다. 참고로 이 그림에 있는 그라우트는 현장 믹서 및 펌프를 통해 압송된 것을 사석부 주입 전 샘플로 채취한 것이다. 위에서 언급한 것과 같이 세부적인 단위수량 조절에 의해 배합의 강도와 개량체의 강도가 민감하게 변화하지 않았기 때문에 본 연구에서 배합 종류에 따른 영향은 검토하지 않았다. 믹싱 후 펌프를 통해 저속으로 주입 하였으며, 주입량은 실험 중 현장의 판단으로 조절하였다. 주입정도를 가시적으로 파악하면서, 지게차를 이용해 주입용 파이프를 점차 올려가며 구근이 형성되도록 주입했다. Type 1 실험은 3회, Type 2 실험은 1회 진행하였다. 사석부의 맨 위쪽까지 주입재가 차오르면, 상부면에 적절히 마감한 후 주입파이프를 뽑았다. 이후 사석은 기온 2~10°C 범위에서 수중양생 하였으며 재령 3일에서 7일 내에 지게차를 이용해 케이지를 수조에서 들어올렸다. Type 1 개량체는 산소 절단기를 이용해 케이지를 절단한 후 개량체의 형상을 확인하였다. Type 2 개량체는 주입공 주변 50cm 거리에 60mm 코어를 채취하였고, 이에 대한 충전률 확인 및 주입 그라우트의 강도를 평가하였다. 이를 통해 그라우트의 사석 내 주입특성에 대해 고찰하였다.
4.2 실험결과
Fig. 17은 Type 1 시험에 의한 사석보강체의 형상을 나타낸다. 실험 결과 플로우 값이 200mm 이상인 배합을 사용한 경우 그라우트가 중력에 의해 아래로 흐르는 경향을 확인할 수 있었다. 주입 직전 플로우가 220mm 인 시편의 경우 케이지 하단부에 약 10cm 두께로 그라우트 층이 형성되었다. 이는 그라우트 주입 시 하단부에 과잉으로 주입했기 때문이 아닌, 중력에 의한 흐름 때문으로 확인된다. 개량체의 형상이 까다롭기 때문에 이를 단순한 시편의 사진으로 설명하기는 어려우나, 실험 중 주입되는 상황 및 이후 경화된 시편을 눈으로 확인한 결과였다. 한편 유동성을 150~200mm 범위인 경우 이러한 경향은 거의 확인되지 않았다. Fig. 18에서와 같이 케이지 절단 후 확인 결과 지름 약 50cm 수준의 구근이 형성되었으며 내부에 적절한 수준의 충전성이 확인되었다.
Fig. 19는 Type 2의 개량체 시편에서 코어를 채취하는 과정 및 채취된 시편의 크기이다. 코어의 형태를 보면 그라우트와 사석을 구분할 수 있었다. 실험 결과 사석부 사이의 대형 공극에 대해서 그라우트가 충분히 충전이 가능한 것을 확인함과 동시에 사석과 사석 사이의 공극부가 미세한 경우 그라우트가 충전되지 않는 것을 확인 할 수 있었다. 실험 결과 총 세개의 코어에 대해 코어 회수율 약 90%, 공극채움률 약 70~80%임을 확인 할 수 있었다. 참고로 여기서 공극채움률 이란, 코어링이 진행된 깊이에 대해 사석부를 제외한 원래의 공극부 중 그라우트가 차지하는 부분을 의미한다. 경우에 따라 코어링 깊이를 고려하지 않고 채취된 코어만을 이용해 공극채움률을 확인하는 경우가 있으므로 이에 대한 주의가 필요하다. 여기서 계산한 공극채움률은 코어링 중의 유실 및 설계공극 채움조건을 고려한 값이 아닌, 순수한 채취코어 만의 값으로, 유실률이 0%으로 산정한 것이다.
이 값의 의미는, 사석 사이에 공극이 존재할 때 공극부의 약 70~80% 정도의 큰 공극에 대해서는 그라우트의 충진이 가능한 반면 나머지 소형 공극부에 대해서는 공극을 충전하기 어렵다는 것을 확인 하였다. “항만시설물 유지관리 시스템 운영 및 재해예방 대책 수립 보고서(해양수산부, 2018)”의 “[별권D] 항만구조물 내진보강공법 전문시방서 개정(안) 마련” 자료에 따르면, 국내 시공된 저유동성 모르타르 사석보강 현장의 코어 채취 결과 코어링 깊이를 고려한 공극채움률은 대개 70% 이상으로 알려져 있다(Ministry of Oceans and Fisheries, 2018). 이러한 점을 고려했을 때, 위 실험 1의 소형 자갈 시험을 통해 얻어진 그라우트 강도 대 개량체 강도의 비율에서 서로간의 강도 차이가 6~10배 이상 발생하는 원인을 본 대형 실험결과를 통해 유추할 수 있었다.
5. 결 론
본 연구에서는 사석지반 충진을 위한 그라우트 주입공법의 설계 및 시공에 대한 기초적인 실험을 진행하였다. 실구조물 수준에서 그라우트 사석보강 후 직접재하 실험을 수행하기에는 현실적인 어려움이 있기 때문에, 본 연구에서와 같이 간접적인 세가지 종류의 실험을 진행하였다.
먼저, 소규모 축소실험 결과, 그라우트의 압축강도 범위가 20~80MPa 수준일 때, 표면이 깨끗한 자갈을 그라우트로 보강한 개량체의 일축압축강도는 그라우트 자체의 강도에 비해 약 90% 이상의 확률로 약 1/6 수준이었다. 이 개량체의 강도는 계면의 조건에 따라 크게 영향을 받는 것으로 확인 되었다. 위 강도범위의 그라우트를 사용했음에도 불구하고 계면이 유기물이나 흙으로 피복된 경우 개량체의 강도가 2~5MPa 수준인 경우도 있었다. 따라서 개량체의 설계식 설정은 계량대상 사석부 공극 및 계면의 상태를 고려하여 진행해야 함을 확인 하였다. 만약 사석부 사이에 유기물이나 미분이 충전된 상황이라면 저유동성 모르타르를 포함한 그라우트 단순주입공법 보다 다른 공법을 사용하는 것이 적절하다고 판단된다.
또한, 수중마모시험 결과 15MPa 이상의 그라우트는 유수에 의한 마모를 고려하지 않아도 되는 것으로 확인 되었다. 위 강도를 갖는 그라우트는 분류상 일반 자갈과 유사한 수준의 마모저항성을 갖는다.
마지막으로, 실구조 규모의 사석 보강 실험을 진행해 그라우트의 충전성능을 평가한 결과, 배합 자체의 유동성에 의해 충전성능이 크게 영향받는 것으로 확인 되었다. 25cm 입경의 사석부에 대해 높이 1.5m 이상의 개량체를 제작하였으며, KS 기준에 따른 플로우가 200mm 이상인 경우 그라우트가 흘러내려오는 것을 가시적으로 확인 하였다. 한편, 주입 후 코어 확인 결과, 사석과 사석 사이 공간이 넓지 않은 경우는 그라우트로 충진이 어려움을 확인하였으며, 전반적인 공극채움률은 약 70~80%임을 확인 하였다.
참고로, 본 연구에서의 실험들은 모두 시멘트 페이스트형 그라우트로 진행되었으나, 현장에서 사석보강을 위해 실제 사용되는 배합은 모르타르형 그라우트인 경우가 많다. 이 둘의 유동특성 및 채움성능, 그리고 사석부에 주입 후 개량체의 강도 등의 성능은 어느정도 차이가 발생할 수 있다. 또한 배합의 종류로 인한 차이 뿐 아니라 시공 시 주입 장비와 시공방법에 의해서도 차이가 발생할 수 있는 점을 고려해야 한다.
부 록
