1. 서 론
2. 재료 및 시험 방법
2.1 재료 및 배합 조건
2.2 시험 방법
3. 결과 및 분석
3.1 시멘트 슬러리(A액)의 물리적 특성
3.2 뒤채움 재료의 유동성 및 공학적 특성
3.3 뒤채움재의 일축압축강도와 유동성 간 상관관계
4. 결 론
1. 서 론
발전소에서 생산된 전력을 수송하는 선로 공법 중 지중화 공법에 해당하는 관로식, 개착식, 터널식 시공 연장은 매년 증가하는 추세이다. 특히 관로식 및 개착식 시공이 어려운 지역에서는 터널식 전력구 건설이 활발히 이루어지고 있으며, 그 중에서도 Shield TBM을 활용한 시공은 연간 약 10km 규모로 수행되고 있다. 쉴드 TBM 공법을 적용한 굴착 시, 기계적 구조 특성으로 인해 굴착면과 세그먼트 외벽 사이에 빈 공간인 테일보이드(tail void)가 형성되며, 해당 공간은 뒤채움재를 통해 채워지게 된다. 그러나 뒤채움재의 충전 상태가 불량할 경우, 지반 침하 및 지하수 유입이 발생할 수도 있다(Hwang et al., 1996; Hasimoto et al., 1999; Choi et al., 2015; Lee et al., 2016; Ahn and Park, 2021).
초기 쉴드 TBM 공법에서는 지반 안정을 위한 차수재로 알칼리성 물유리계 약액 주입재가 사용되었다. 그러나 물유리계 약액은 지하수에 의한 알칼리 성분의 용탈로 인해 장기 내구성 저하 및 환경 오염 문제가 발생하고, 조기 강도 발현의 지연으로 세그먼트의 변위를 일으키는 단점이 존재한다. 이에 대한 대안으로 실리카졸계 약액이 개발되었다(Lee et al., 2010). 실리카졸(silica sol)은 알칼리 성분을 중화한 규산염 기반의 콜로이드성 실리카 용액으로, 경화 시 고분자 구조의 안정한 고결체를 형성한다. 이러한 실리카졸의 특성은 물유리계 약액에 비해 지하수에 의한 알칼리 성분의 용탈이 현저히 감소하였으나, 여전히 알칼리 성분의 지속적인 용탈로 인해 주변 토양 및 지하수 오염 문제가 제기되어 왔다(Baik, 2021).
최근에는 굴착 배면의 응력이 이완되는 지점까지 유동성을 유지하면서, 동시에 강도 발현 시점을 조절할 수 있는 터널 뒤채움 주입재에 대한 연구가 활발히 이뤄지고 있다. Kim et al.(2009)은 급결제를 활용하여 시멘트의 수화반응을 촉진시키고, 조기 경화를 유도한 뒤 시간 경과에 따라 강도가 증가하는 무기계 가소성 뒤채움재를 개발하였다. 그러나 무기계 가소성 뒤채움재는 겔 형성 이후 일정 시간 동안 가소성을 유지하지 못하며, 경우에 따라 이른 강도 발현으로 굴착 배면까지 재료가 충분히 충전되지 못하는 한계를 가진다. 이에 Lee et al.(2022)는 고분자 증점제를 첨가한 무기질계 가소성 뒤채움재(Inorganic Thixotropic Backfill, ITB)를 제안하였다. ITB 그라우트는 기존 뒤채움재 공법 대비 높은 유동성과 Ettringite 형성 증가, 그리고 C-S-H(Calcium-Silicate-Hydrate) 겔의 발달로 인해 장기 강도 발현에 우수하며, 또한 중금속 용출 및 어독성 시험에서도 환경적 안정성을 확보하였다(Jang et al., 2025).
현재까지 다양한 터널 뒤채움재의 개발이 지속적으로 이루어졌지만, 기존 물성 시험 방법들은 주로 낮은 물-시멘트비(w/c)를 가지는 시멘트 혼합 재료를 기준으로 수행되었으며, 실제 시공에서 사용되는 뒤채움재의 화학적 특성(예: 경화제 조성, 교반 시간, 첨가제 투입 순서 등)을 충분히 반영하지 못하고 있다.
이러한 한계를 보완하기 위한 연구도 일부 진행되어 왔다. Di Giulio et al.(2020)은 뒤채움재에 사용되는 알칼리 및 무알칼리계 경화제가 재료의 유동성과 경화 특성에 미치는 영향을 분석하였고, 배합 방식, 경화제의 종류 및 첨가량에 따라 성능이 크게 달라지는 결과를 통해 배합 설계 및 시험 조건의 표준화 필요성을 강조하였다. 또한 Todaro et al.(2022)는 뒤채움재 내 벤토나이트의 블리딩 억제 효과가 시료의 활성 시간(activation time)에 따라 달라지는 것을 확인하였다. 그럼에도 불구하고, 뒤채움재의 기본 물성에 대한 공학적 성능을 객관적으로 평가하고, 실무 적용이 가능한 배합 조건을 수립하는 데에는 한계가 존재한다.
본 연구는 쉴드 TBM 공법에서 실제로 사용되는 이액형 뒤채움재를 대상으로, 재료의 화학적 특성을 고려한 혼합 순서 및 교반 시간 조건 하에 시멘트 종류, 물-시멘트비(w/c), 경화제-물비(H/W)를 포함한 배합 조건에서 기본 물성(블리딩과 유하낙하시간)과 공학적 특성(유동성과 일축압축강도)을 정량적으로 분석하였다. 또한 유동성과 압축강도 간의 상관관계를 도출함으로써 일정 수준 이상의 유동성을 확보하면서도 요구되는 강도를 충족할 수 있는 최적 배합 설계의 기초 자료를 제시하였다.
2. 재료 및 시험 방법
2.1 재료 및 배합 조건
본 연구에 사용된 뒤채움 재료는 A액과 B액으로 구성된 2액성 그라우트 주입재이다. A액은 시멘트, 벤토나이트, 안정제(retarder), 가소성 첨가제(plasticity additive), 물로 구성되며, B액은 규산염(silicate) 계열의 경화제(hardener)로 이루어진다. A액의 강도발현재로는 일반 포틀랜드 시멘트(Ordinary Portland Cement, OPC)와 가소성 시멘트(Plastic Cement, PLC)가 사용되었다. 특히 PLC는 OPC에 비해 Al2O3 함량이 높고 CaO 함량이 낮은 화학적 특성을 나타낸다. 벤토나이트는 시멘트 입자의 침강을 억제하고, 분산성을 향상시키기 위한 목적으로 사용된다(Mesboua et al., 2018; Todaro et al., 2022). 각 시멘트와 벤토나이트의 주요 산화물 조성은 Table 1에 정리하였다.
Table 1.
Major oxide components of PLC, OPC and bentonite
안정제와 가소성 첨가제는 시멘트 슬러리의 수화 반응 및 점도 증가를 지연시키고, 유동성을 향상시키기 위한 목적으로 이용되었다(Chang, 1987; Nwaichi et al., 2024). 본 연구에 사용된 안정제는 점도 59mPa·s, 비중 1.28, 그리고 pH 6.6의 물성을 가지며, 가소성 첨가제는 밀도 2.62g/cm3, 분말도는 4,189cm2/g이다. 한편, 규산염 기반의 B액은 A액과 혼합될 때 시멘트 수화 과정에서 생성되는 수산화칼슘(Ca(OH)2)과 반응하여 C-S-H 겔 형성 및 조기 경화를 발생시킨다. B액 경화제의 주요 성분은 Table 2에 정리하였다.
Table 2.
Physical and chemical properties of the hardener
| Specific gravity (20°C) | SiO2 [%] | Na2O [%] | Fe [%] | Water insoluble amount [%] |
| 1.388 | 29.5 | 9.0 | 0 | 0 |
시험에 사용된 A액은 첨가제들의 화학적 특성을 고려하여, 일정한 배합 조건(교반 시간 및 속도, 첨가제 투입 순서)하에 제조되었다. 먼저 탈이온수(10μS/m 이하)에 안정제(또는 가소성 첨가제)를 첨가한 후 600rpm의 속도로 5분간 교반하였다. 이후 벤토나이트를 투입하고, 점토 입자의 균일한 분산을 위해 800rpm에서 10분간 혼합하였으며, 마지막으로 시멘트를 첨가하여 1,200rpm에서 30분간 교반함으로써 균질한 시멘트 슬러리를 제조하였다. 뒤채움 재료의 배합은 시멘트 종류, 물-시멘트비(w/c), 그리고 경화제-물비(Hardener-Water ratio, H/W) 함량에 따라 총 20가지 조합으로 구성되었으며, 세부 배합 조건은 Table 3에 정리하였다. 본 연구에서는 A액을 대상으로 두 가지 기본 물성(블리딩 및 유하낙하시간)을 평가하였고, A액과 B액이 혼합된 뒤채움재에 대해서는 두 가지 공학적 특성(유동성과 일축압축강도)을 분석하였다.
Table 3.
Weight ratios of two-component backfill grout based on unit cement weight. Component A includes cement, bentonite, retarder, plasticity additive and water, with the proportions varying depending on the mix designation. While Component B is a silicate based hardener
2.2 시험 방법
2.2.1 블리딩 시험(KS F 2433)
블리딩률은 시멘트 슬러리의 수화(hydration) 과정에서 무거운 시멘트 입자가 침강하고, 동시에 상부로 분리된 물이 전체 혼합물 부피에서 차지하는 비율을 의미한다. 제작된 A액 100mL를 지름 2.7cm, 높이 17.5cm의 유리 실린더에 옮겨 담은 후, 수분 증발을 최소화하기 위해 실린더 상부를 밀봉하였다. 블리딩수는 혼합 후 각각 3시간 및 20시간 경과 시점에서 채취하여 부피를 측정하였으며(Fig. 1), 시간에 따른 블리딩률은 식 (1)을 이용하여 산정하였다.
여기서, Vo는 초기 A액의 부피 [mL], BVt는 시간 t에서 측정된 블리딩수의 부피 [mL] 그리고 αt는 해당 시간 t에서의 블리딩률을 의미한다.
2.2.2 유하낙하시간 시험(KS F 4044)
유출 시간(efflux time)은 플로우 콘(flow cone)을 통해 측정되었다(Fig. 2). 플로우 콘은 낙하 높이 43cm 위치에 설치하고, 준비된 시멘트 슬러리 A액 1,725mL를 콘 내부에 옮겨 담았다. 이후 직경 1.27cm 배출구를 통해 A액을 중력 조건 하에서 수직으로 유출시켰다. 유출 시간은 배출구를 개방한 시점부터 액체의 흐름이 처음으로 끊기는 시점까지 측정하였다. 본 시험은 3회 반복 수행되었으며, 측정된 유출 시간의 평균값을 사용하였다.
2.2.3 흐름테이블 시험(KS L 5111)
뒤채움재의 유동성(flowability)은 플로우 테이블(flow table)을 이용하였다(Fig. 3). 시험에 사용된 몰드는 하부 직경 10cm, 상부 직경 7cm, 높이 5cm의 강철 재질로 제작되었으며, 원형 플레이트의 중앙에 설치된다. 시료는 정해진 배합비에 맞춰 A액과 B액을 각각 비커에 준비한 후 일정 시간 동안 혼합하여 조기 경화가 발생하기 전에 몰드 내부에 충전하였다. 스패출러(spatula)를 사용하여 시료 상부를 평탄화한 후 몰드를 제거하였다. 모든 시험은 재료 혼합 후 약 1분 이내에 수행되었으며, 혼합물 내 입자간 결합을 유지하기 위해 다짐(compaction)은 적용되지 않았다. 시료의 유동성 평가는 원형 플레이트를 낙하 높이 1.28cm 에서 15초 동안 25회 자유 낙하시킨 후, 퍼진 시료의 직경을 45° 간격으로 4번 측정하여 얻은 평균값을 이용하였다. 흐름률(flow rate)은 식 (2)를 통해 도출되었다.
여기서, Do는 원형 플레이트 낙하 전 시료의 밑지름 [mm], D는 원형 플레이트 낙하 후 퍼진 시료의 평균 지름 [mm]을 의미한다.
2.2.4 일축압축강도 시험(KS F 2405)
뒤채움재의 일축압축강도(uniaxial compressive strength, UCS) 측정을 위해 계산된 배합비에 따라 A액과 B액을 각각 비커에 준비하고, 일정 시간 동안 혼합한 후 조기 경화가 발생하기 전에 직경 5cm, 높이 10cm의 원형 몰드에 옮겨 담았다. 이후 시료의 상부를 평탄하게 정리하고, 몰드 상부를 젖은 수건으로 덮어 실온에서 24시간 동안 초기 양생을 수행하였다. 초기 양생이 완료된 후에는 몰드를 탈형하고, 시편을 수돗물에 침지시켜 양생하였다. 일축압축강도 시험은 1, 3, 7, 및 28일의 양생 기간에서 각각 수행되었으며, 각 시점에서 세 개의 시편을 시험하여 그 평균값을 해당 배합의 압축강도로 사용하였다. 모든 시험에서 압축 변형률은 1mm/min로 하중을 가하였고, 시편의 축 방향 강도와 변형률은 데이터 로거(data logger)를 이용하여 자동으로 측정되었다.
3. 결과 및 분석
3.1 시멘트 슬러리(A액)의 물리적 특성
Fig. 4는 블리딩 시험 3시간 및 20시간이 경과된 시점에 네 가지 배합 조건(PLC-L, PLC, PLC-H, OPC)별로 실린더 상부에 발생된 블리딩수의 부피를 나타낸다. Fig. 5는 경과 시간에 따른 누적 블리딩률을 도시한 결과이다. 모든 배합 조건에서 시험 후 3시간 이내에 전체 블리딩의 84%이상이 발생하였다(PLC-L=0.846, PLC=0.918, PLC-H=1, OPC=1). 특히 PLC 계열 시멘트(PLC-L, PLC, PLC-H)의 경우, 초기 물-시멘트비(w/c)가 높을수록 3시간 이내에 발생된 블리딩률이 증가하는 경향을 보였다. 예를 들어, PLC-L(w/c=1.94)는 0.055, PLC(w/c=2.22)는 0.135, 그리고 PLC-H(w/c=2.5)는 0.23로 나타났다. 반면, 20시간 경과 시점에서는 w/c에 따른 블리딩률 차이가 크지 않게 나타났으며, 각각 PLC-L=0.005, PLC=0.012, PLC-H=0으로 측정되었다. 또한 시멘트 종류에 따른 블리딩 특성은 뚜렷한 차이를 보였다. OPC(w/c=2.35)는 PLC-H(w/c=2.5)보다 낮은 w/c조건이지만, 시험 3시간 경과 시점에서 35mL로 가장 많은 블리딩수가 발생하였으며, 이는 PLC-H 대비 약 1.52배 높은 수치이다. 이러한 결과는 PLC가 OPC에 비해 Al2O3 함량이 높고, 이에 따라 슬러리 입자 간 응집력이 향상되어 재료 분리가 억제되었기 때문으로 판단된다(Kang et al., 2020).
Fig. 6은 배합 조건에 따른 A액의 유하 낙하 시간을 비교한 결과이다. 모든 배합 조건에서 유하 시간은 물(= 8.32sec)에 비해 약 1sec 정도 지연되는 경향이 보였으나, 물-시멘트비(w/c) 및 시멘트 종류(OPC와 PLC)에 따른 유의미한 차이는 확인되지 않았다. PLC-L(w/c=1.94)는 9.56sec, PLC(w/c=2.22)는 9.38sec, PLC-H(w/c=2.5)는 9.38sec 그리고 OPC(w/c=2.35)는 9sec로 나타났다. 이러한 결과는 각 배합 조건에서 시멘트 슬러리의 점도 변화가 거의 발생하지 않았음을 의미한다.
3.2 뒤채움 재료의 유동성 및 공학적 특성
Fig. 7은 플로우 테이블 시험을 통해 측정된 뒤채움재의 퍼진 직경(spread diameter)을 배합 조건별로 나타낸 결과이다. Fig. 8은 경화제-물비(H/W)에 따른 흐름률 변화를 정량적으로 비교한 결과를 보여준다. 모든 배합에서 H/W가 증가함에 따라 유동성은 초기에 급격히 감소하였으며, H/W가 0.15이상부터는 유동성 감소량이 점차 완만해지는 경향을 보였다. PLC 계열 배합(Mix-PLC-L, Mix-PLC, Mix-PLC-H)의 경우, H/W가 가장 낮은 조건인 배합 1에서 초기 w/c가 높은 Mix-PLC-H(w/c=2.5)는 흐름률이 1.53으로 가장 높았고, Mix-PLC(w/c=2.22)는 1.41, Mix-PLC-L(w/c=1.94)는 1.4를 보이며, 초기 w/c가 유동성에 미치는 영향이 뚜렷하게 나타났다. 반면, 이후 H/W가 증가할수록 w/c비에 따른 흐름율의 차이는 점차 감소하였으며, H/W가 가장 높은 배합 5에서는 Mix-PLC-H, Mix-PLC, Mix-PLC-L의 흐름률이 각각 1.02, 1, 1.01로 유사한 값을 나타냈다.
한편, 시멘트 종류에 따른 유동성 차이는 H/W가 낮은 조건에서 상당한 차이를 보였다. 예를 들어, 배합 1에서 Mix-OPC(w/c=2.35)의 흐름률은 1.61로, Mix-PLC-H(w/c=2.5)의 흐름률 1.53보다 0.08 높았다. 하지만 H/W가 증가할수록 OPC와 PLC 간의 유동성 차이는 점차 감소하여, 배합 5에서는 Mix-OPC와 Mix-PLC-H의 흐름률이 각각 1.01과 1.02로 거의 유사한 수준을 보였다.
Fig. 9는 네 가지 배합 재료(Mix-PLC-L, Mix-PLC, Mix-PLC-H, Mix-OPC)에 대해 경화제-물비(H/W)에 따른 양생 기간별 일축압축강도 변화를 나타낸 결과이다. 모든 배합 조건에서 양생 기간이 길어질수록 강도는 지속적으로 증가하는 경향을 보였으며, 특히 초기 H/W함량이 높을수록 더 큰 강도가 발현되었다. 예를 들어, Mix-PLC의 배합 3(H/W=0.125)는 1일차 0.62MPa, 3일차 1.05MPa, 7일차 1.22MPa, 28일차 2.86MPa로 나타났으며, 이에 비해 H/W가 높은 Mix-PLC의 배합 5(H/W=0.188)는 1일차 1.18MPa, 3일차 1.39MPa, 7일차 2.22MPa, 28일차 3.12MPa로 나타났다.
PLC 계열 시멘트의 경우, w/c가 낮을수록 압축강도가 높게 발현되는 경향을 보였다. Mix-PLC-H 배합 1(H/W=0.056, w/c=2.5)의 1일차 강도 0.11MPa, 3일차 0.12MPa, 7일차 0.37MPa, 28일차 강도 1.22MPa이고, Mix-PLC 배합 1(H/W=0.063, w/c=2.22)의 1일차 강도는 0.17MPa, 3일차 0.55MPa, 7일차 0.62MPa, 28일차 강도 1.64MPa이고, Mix-PLC-L 배합 1(H/W=0.071, w/c=1.94)의 1일차 강도는 0.3MPa, 3일차 0.53MPa, 7일차 1.02MPa, 28일차 강도 2.13MPa로 각각 측정되었다. 한편, Mix-PLC(w/c=2.22)는 Mix-OPC(w/c=2.35)보다 더 낮은 w/c 조건임에도, 전 양생 기간 동안 Mix-OPC와 유사한 압축강도를 나타냈다. 모든 배합 조건에 따른 시편의 공학적 특성은 Table 4에 정리하였다.
Table 4.
Summary of engineering characteristic of backfill mixtures according to mix condition
3.3 뒤채움재의 일축압축강도와 유동성 간 상관관계
Fig. 10은 각 배합 재료에 대해 유동성과 28일 일축압축강도 간의 상관관계를 나타낸 결과이다. 모든 배합에서 유동성이 증가할수록 압축강도가 감소하는 반비례관계를 보였으며, 특히 초기 w/c가 낮은 배합일수록 유동성 증가에 따른 일축압축강도의 감소량이 더 크게 나타났다. 예를 들어, Mix-PLC-L(w/c=1.94)의 경우 유동성이 1.01일 때 압축강도는 4.36MPa였으나, 유동성이 1.46으로 증가하면 강도는 2.13MPa로 약 51.1% 감소하였다. Mix-PLC(w/c=2.22)는 유동성이 1.0에서 1.44로 증가할 때 압축강도가 3.12MPa에서 1.64MPa로 약 47.4% 감소하였고, Mix-PLC-H(w/c=2.5)의 경우 유동성이 1.02에서 1.53로 증가함에 따라 압축강도가 2.31MPa에서 1.22MPa로 약 47.1% 감소하였다. 한편, Mix-OPC(w/c=2.35)의 경우 유동성이 1.01에서 1.62로 증가할 때에 압축강도는 3.59MPa에서 1.44MPa로 59.9% 감소하여 가장 큰 강도 저하를 보였다. 이러한 결과는 터널 뒤채움재의 최적 배합 설계 시, 일정 수준 이상의 유동성을 확보하면서도 목표 강도를 충족시키기 위해 물-시멘트비(w/c)와 경화제-물비(H/W)의 조절이 필요함을 의미한다.
4. 결 론
본 연구는 첨가제의 화학적 특성을 고려하여 교반 시간 및 속도, 첨가제 투입 순서를 포함한 일정한 배합 조건하에, 실제 현장에서 사용되는 이액형 뒤채움재를 대상으로 시멘트 종류, 물-시멘트비, 경화제-물비가 기본 물성(블리딩, 유하낙하시간) 및 공학적 성능(유동성, 일축압축강도)에 미치는 영향을 정량적으로 비교 및 분석하였다. 이러한 결과를 바탕으로 다음과 같은 결론을 도출하였다.
(1) 모든 배합 조건에서 전체 블리딩의 84% 이상이 혼합 후 3시간 이내에 발생하였다. 특히 PLC 계열에서는 초기 w/c가 높을수록 블리딩률이 증가하는 경향을 보였고, 이후 20시간까지는 배합 간 차이가 미비하였다. OPC는 PLC보다 w/c가 낮음에도 불구하고 블리딩량이 가장 컸으며, 이는 PLC의 높은 Al2O3 함량으로 인해 슬러리 응집력이 향상되어 재료 분리가 억제된 것으로 사료된다. 유하낙하시간은 시멘트 종류나 w/c 조건에 따른 유의미한 차이를 보이지 않았으며, 이는 각 배합에서 점도 변화가 크지 않음을 의미한다.
(2) 뒤채움재의 유동성은 초기 H/W 증가할수록 급격히 저하되었고, 특정 H/W이상부터는 감소폭이 완만해졌다. PLC 시멘트의 경우 w/c가 높을수록 유동성이 증가하였지만, w/c = 2.22 이하에서는 유동성 차이가 거의 없었다. 또한 Mix-OPC는 더 낮은 w/c 조건에도 Mix-PLC-H보다 유동성이 더 높았다.
(3) 일축압축강도의 경우, 모든 배합조건에서 양생 기간이 증가함에 따라 지속적으로 증가하였고, 초기 H/W 비가 높을수록 강도 발현이 우수하였다. 또한 w/c가 낮을수록 압축강도는 더 높게 나타났으나, Mix-PLC(w/c=2.22)는 Mix-OPC(w/c=2.35)보다 낮은 w/c 조건임에도 유사한 강도를 보였다.
(4) 재료의 유동성과 압축강도의 경우에는 유동성이 증가할수록 28일 압축강도는 감소하는 반비례 관계를 보였으며, 특히 초기 w/c가 낮은 배합일수록 강도 감소폭이 더 컸다. Mix-PLC-L은 유동성 증가 시 강도가 약 51.1% 감소하였고, Mix-PLC와 Mix-PLC-H도 각각 약 47.4%와 47.1%의 강도 저하를 보였다. 반면 Mix-OPC의 경우는 약 59.9%의 급격한 강도 저하를 보였다.
현재 국내 터널 설계기준에는 뒤채움재의 특성에 대한 정량적 기준이 명시되어 있지 않다(KDS 27 25 00, 2023). 이로 인해 실제 터널 시공 시 뒤채움재의 성능을 객관적으로 평가하거나, 품질을 일관되게 확보하는 데 한계가 있다. 추후 연구에서는 국내에서 많이 사용되고 있는 뒤채움재들을 이용하여, 뒤채움재의 기본 물성 실험, 축소 모형 실험, 그리고 실대형 실험을 수행하여, 객관적인 뒤채움재 기준을 수립하고, 정량적으로 평가할 예정이다.
