급경사 채굴적 충전용 그라우트 재료의 특성 연구
이병윤1)· 전석원1)*
A Study on the Characteristics of a Grout Material for Filling Steep Mine Cavity
Byungyoon Lee and Seokwon Jeon
*Abstract : In this study, mechanical properties of quick-set grout material for industrial use in steep mine cavity filling were investigated. Dependency of uniaxial compressive strength, elastic modulus, and Poisson’s ratio on curing time in dry and submerged condition was investigated. Also, variation of uniaxial compressive strength and gel time at different mixing ratios was investigated. Stability of the ‘grout dam’ subjected to shear loading caused by the weight of backfill material was investigated in laboratory scale direct shear test. In the direct shear test, granite-grout interface and shale-grout interface were sheared. From the test results, it was observed that uniaxial compressive strength, elastic modulus, peak shear strength, peak friction angle, cohesion, shear stiffness and normal stiffness showed time-dependent behaviors, which could be approximated in a form of exponential function.
Key words : Filling steep mine cavity, Filling material, Uniaxial compression test, Direct shear test, Curing time 요 약 : 본 연구에서는 국내 폐광산의 급경사 채굴적 충전을 위해 개발된 급결그라우트 재료의 역학적 물성을 고찰하였다. 공기중 상태와 수중 상태에서 타설 및 양생된 급결그라우트의 재령시간 증가에 따른 일축압축강도, 탄성계수, 포와송비의 변화와, 급결그라우트 재료의 배합비 변화에 따른 일축압축강도 및 겔타임 변화를 파악하 였다. ‘그라우트 댐’ 후방에 주입된 충전재료의 자중으로 발생하는 그라우트 댐 하부와 암반 경계면에서 발생하 는 전단거동의 안정성을 파악하기 위하여 화강암-그라우트, 셰일-그라우트 경계면을 갖는 시료를 제작하였다.
화강암-그라우트와 셰일-그라우트 시료에 대한 직접전단실험을 수행하여 재령증가에 따른 최대마찰각, 점착력, 전단강성, 수직강성의 변화를 파악하였다. 각 실험을 통해 파악한 물성들은 시간의존적 거동을 보였으며 지수함 수형태로 근사시킬 수 있었다.
주요어 : 급경사 채굴적 충전, 충전재, 일축압축실험, 직접전단실험, 재령
2008년 8월 21일 접수, 2008년 10월 21일 채택 1) 서울대학교 에너지시스템공학부
*Corresponding Author(전석원) E-mail; [email protected]
Address; Department of Energy Systems Engineering, Seoul National University
서 론
반영구적인 사용을 목적으로 건설되는 터널과는 달리 광산용 채광갱도는 경제성을 극대화하기 위해 채광작업 기간을 포함한 비교적 단기간의 자립을 목적으로 굴착되 므로(Bieniawski, 1984), 목재 지보재와 같은 최소한의 지보재로 운영되며 대부분의 경우 채굴이 완료된 이후에 도 별도의 추가 보강 없이 방치되는 경우가 대부분이다.
따라서 광산 채굴적에서는 시간이 경과함에 따라 지하수 유입, 토사 유출, 지보재의 유실이 점진적으로 발생하며,
이로 인한 지반 붕괴 및 침하가 필연적으로 야기된다. 이 렇게 발생된 지반침하는 농지 침하 및 주택손상과 같은 사유재산의 손실을 초래할 뿐만 아니라 도로 및 철도 등 주요기간시설물의 안정성에 악영향을 끼치는 요인으로 작용하고 있다(김재동, 2004).
19세기부터 유럽과 미국 등지에서는 광산 채굴적으로 인한 지반침하 연구를 수행하기 시작하였으며 지표침하 이론을 바탕으로 침하징후를 예측하고 침하한계를 규정 하고자 하였다(권현호와 남광수, 2007). 국내에서의 연구 로는 김종우 등(2004)이 축소모형실험을 통하여 지반침 하의 특성 및 그라우팅 보강공법의 효과를 고찰하였다.
국내외 지반침하 우려 지역에서는 피해를 경감시키거나 방지하기 위해 지중으로 재료를 압송하여 채굴적을 보강 하는 주입공법이 일반적으로 적용되고 있다. 광산 개발이 활발한 미국, 호주, 영국 등 국가의 경우 대부분의 광체가 연구논문
Fig. 1. Concept of mine cavity filling.
Table 1. Ingredient composition of Component A and Component B (by weight)
Ingredient Component A Component B
Mixing Ratio (%) Mixing Ratio (%)
Calcium Aluminate Mineral 99.60 -
Methyl Cellulose (Anti-washout) 0.20 0.40
Plasticizer 0.10 0.20
Alkali Carbonates-2 (Setting Controller) 0.10 0.02
Hardener - 0.60
Ordinary Portland Cement (OPC) - 90.78
Mineral Admixtures-1 - 4.00
Mineral Admixtures-2 - 4.00
수평으로 분포하여 채굴적 또한 수평으로 형성된다. 따라 서 보강 공법 또한 채굴적 내에 도넛 모양을 이루며 충전 재료를 쌓거나 모르타르나 콘크리트를 주입하여 기둥을 형성하는 방법처럼 수평한 채굴적을 채우는 공법들이 주 로 연구, 적용되어 왔다(Karfakis & Topuz, 1990).
국내에서도 이러한 외국의 보강 사례와 시공법을 도입 하여 채굴적 보강공법으로 활용하고 있는 실정이다. 그 러나 국내의 지질조건은 단층, 습곡 등의 영향으로 매우 복잡하고 채산성 위주의 붕락식 채탄법이 적용되었기 때 문에 지반침하의 가능성이 높고 채굴적이 급경사를 이루 며 불규칙한 특징을 가진다(김재동, 2004). 이처럼 국내 의 채광환경, 지질조건, 채광공법 등이 외국과 상이하므 로 외국에서 적용한 충전공법을 그대로 적용할 경우 보 강재료가 불규칙한 급경사면을 따라 채굴적 하부로 유실 되는 문제가 발생하여 시공의 경제성이 저해될 뿐만 아 니라 안정적인 보강효과 또한 기대할 수 없다. 이러한 이 유로 국내 채광환경에 적합한 새로운 재료와 공법에 대 한 개발의 필요성이 꾸준히 제기되어 왔다.
본 연구에 사용된 급경사 보강용 급결그라우트 재료
는 칼슘알루미네이트(calcium aluminate) 계열의 급결제 (accelerator)가 혼합되어 있는 A성분과 일반시멘트 재료 로 구성되어 있는 B성분으로 구분된다. 이 재료는 두 성 분의 혼합 시 수 초 이내의 경화체(gel)가 형성되어 급경 사 채굴적 보강에 적합하도록 개발된 급속경화재료이다. 또한 갱내수가 존재하는 수중 타설에 대비하여 급결그라 우트 재료에 수중 불분리제(不分離材)가 첨가되어있다.
급결그라우트 재료를 이용한 보강 방법은 Fig. 1에 도 시한 바와 같이 먼저 급결그라우트 재료를 주입하고 전면 에 댐을 형성하여 채굴적을 폐합한 후 댐이 일정강도 이 상을 발현하는 시점에서 주 충전재료를 후면에 주입하는 것으로 이루어진다. 이 공법은 급경사지역에서 보강재료 의 초기 유실을 방지하고, 타설 후 그라우트 댐과 뒷채움 재료의 강도를 발현시켜 급경사 채굴적을 경제적이면서 동시에 안정적으로 충전･보강하는 데에 그 목적이 있다.
이러한 지반 보강 방법의 효과를 정량적으로 평가하기 위해서는 그라우트재료의 일축압축강도, 경화체 형성시 간, 전단강도와 같은 재료의 기본특성 파악이 선행되어 야 한다. 따라서 댐 형성용 급결그라우트 재료에 대해 일 축압축실험, 암석-그라우트 부착시료에 대한 직접전단실 험 및 수직강성측정을 통해 재료의 일축압축강도 특성변 화, 전단강도 특성변화, 수직압축 특성의 변화를 고찰하 였다. 또한 현장 시공 시 뒤채움재의 최적 투입시기를 결 정하기 위해 재령별 실험을 실시하였으며 지하수로 채워 진 채굴적에서의 보강효과를 고찰하기 위하여 공기중 및 수중 타설 및 양생한 시료에 대한 실험을 실시하였다.
급결그라우트 재료의 조성 및 배합비
급결그라우트 재료의 조성
본 연구에 사용된 재료는 (주)유니온에서 새롭게 개발 한 급경사 채굴적 충전용 재료로서 중량비에 따른 구성성
Table 2. Mixing ratio of grout material
Component A (Slurry) Component B (Mortar)
Accelerator Water OPC+
Sub-accelerator Sand Water
Mixing Proportion (kg) 323 258 445 445 311
Volume (cm3) 375 625
Table 3. Mixing plan with different weight ratios of the two components Mixing Ratio
(Component A : Component B)
Part A Part B
Accelerator (g) Water (g) OPC+Sand+
Sub-accelerator (g) Water (g)
10 : 90 100 80 1200 420
20 : 80 200 160 1067 373
30 : 70 300 240 933 327
40 : 60 400 320 800 280
50 : 50 500 400 667 233
60 : 40 600 480 533 187
70 : 30 700 560 400 140
80 : 20 800 640 267 93
90 : 10 900 720 133 47
분은 Table 1과 같다. A성분은 칼슘알루미네이트(calcium aluminate) 광물을 주성분으로 하는 급결제가 99.6%를 차 지하며 수중 타설조건에 대비한 메틸셀룰로우즈(methyl cellulose)로 구성된 수중불분리제가 0.2% 첨가되어 있다.
또한 유동화제(plasticizer)와 응결조절제(setting controller) 가 각각 0.1%씩 소량 포함되어 있다. B성분은 일반시멘트 (OPC)가 90.78%, 수중불분리제가 0.4%가 포함되어 있으 며 급결보조제(sub-accelerator)들로서 유동화제(plasticizer) 0.2%, 응결조절제 0.02%, 경화촉진제(hardener) 0.6%, 무 기혼화제(mineral admixtures) 2종류가 각각 4%씩 포함 되어 있다.
급결그라우트 재료의 배합비
원활한 주입을 위해 본 연구에 적용된 A성분은 슬러 리 상태, B성분은 모르타르 상태에서 배합되었다. (주) 유니온 기술연구소에서는 표준 배합비를 결정하기 위해 수중불분리성 혼화제 적용실험, 유동성 개선실험, 강도 향상을 위한 배합실험, 급결보조제 조성의 조정실험, 알 칼리탄산염 적용실험 등을 실시하여 수중불분리 특성, 급결 특성, 강도 발현을 최적화하는 배합비를 결정하였 다. 결정된 배합비는 Table 2와 같고, 재료 1 m3당 A성 분은 375 cm3, B성분은 625 cm3로 결정되었다.
공시체 제작 및 실험 방법
일축압축실험 공시체 제작 및 실험 방법 표준 배합비에 대한 일축압축실험 시료 제작 일축압축시료는 주입모르타르의 압축강도실험법을 참 고하여 50(직경)×100(길이) mm 원통형 시료로 제작하 였다(한국산업표준심의회, 2005a). 시료의 성형 과정은 A성분과 B성분 재료를 각각 회전식 드릴을 이용하여 교 반한 후 각각의 재료를 다시 하나의 용기에서 교반하는 방식으로 1.5 shot 그라우팅 공법을 모사하고자 하였다.
공기중과 수중에서 각각 재료를 타설 및 양생하여 시료 를 제작하였으며 재령을 1시간, 3시간, 12시간, 1일, 2일, 4일, 7일, 14일 및 28일로 분류하였다.
배합비 변화별 일축압축실험 시료 제작
재료의 배합비는 현장의 상황과 경제성에 따라 유연하 게 적용되어야 한다. 따라서 배합비 변화에 대한 압축강 도와 겔타임(gel time)의 파악이 필요하다. 배합비 변화 에 대한 물성변화파악을 위하여 A성분과 B성분의 중량 비를 10%씩 증감시켜 시료를 제작하였다. 시료 제작 과 정은 표준 배합비에 대한 일축압축실험 시료 제작 방법 과 동일하다. Table 3은 배합비 변화에 따른 재료와 물
(a) Granite-grout interface in dry condition (b) Granite-grout interface in submerged condition
(c) Shale-grout interface in dry condition (d) Shale-grout interface in submerged condition Fig. 2. Interfaces between rock and grout
의 중량을 나타낸다. 공기중에서 시료를 제작하였고 재 령은 1일, 3일, 7일, 및 28일이다.
일축압축실험방법
콘크리트의 압축강도실험방법(한국산업표준심의회, 2005b) 에서 권고한 하중속도 0.6±0.4 MPa/sec는 28일 습윤 양 생한 일반콘크리트에 대한 기준이다. 그라우트 시료는 급 결제가 첨가되어 조기 강도 발현효과가 뛰어난 반면 일반 콘크리트의 28일 양생 기준 압축강도인 15 MPa～42 MPa에 비해 강도가 떨어진다. 따라서 본 연구에서는 기존 콘크리트 하중재하 권고속도의 절반인 0.3±0.2 MPa/sec를 재하속도로 결정하였으며 탄성계수 및 포와송비는 할선 탄성계수법을 적용하여 산출하였다.
직접전단실험
암석-그라우트 시료제작
그라우트 재료를 광산 채굴적에 타설할 경우 발생하게 되는 모암과 그라우트 재료의 전단거동 및 수직 압축 특 성을 분석하기 위하여 암석-그라우트 재료의 이종(異種) 매질 시료를 제작하여 경계면을 따른 직접전단실험 및 수직강성측정을 수행하였다. 본 연구에서는 금속광과 석 탄광의 모암으로 가정되는 화강암과 셰일의 2가지 암종 을 선택하였다. 화강암 시료는 인장균열을 발생시켜 거 친 전단면을 가지도록 제작하였으며 셰일 시료는 채취한 암석의 편평한 면을 직접 활용하기 위하여 편평한 면을 제외한 나머지 5개의 면을 성형하여 시료로 제작하였다.
암석시료의 크기는 150(길이)×118(폭)×65(높이) mm로 동일하며 직육면체 형태이다. 암석의 상부에 공기중과 수중에서 그라우트 재료를 타설 및 양생하여 시료를 제 작하였으며 재령은 1시간, 3시간, 12시간, 1일, 7일 및 28일로 분류하였다(Fig. 2).
인터페이스에 대한 직접전단실험 방법
공기중에서 제작된 시료의 경우 수직응력을 각각 0.5, 1.0, 2.0 MPa로 설정하였고 수중에서 제작된 시료의 경 우 수직응력을 각각 0.15, 0.3, 0.5 MPa로 설정하여 일 정수직응력 조건 하에서 전단실험을 수행하였다. 시료를 수중에서 제작한 경우 그라우트 재료의 강도 발현이 적 음을 고려하여 수직응력 수준을 낮게 설정하였다. 수직 응력-전단응력의 관계를 파악하기 위해 한 재령 당 각 수직응력별로 3회의 실험을 수행하였다.
인터페이스면의 수직변형량 측정 방법
Goodman(1976)에 의해 암석 절리면의 수직강성을 결 정하기 위한 방법이 제안된 바 있다. 그러나 본 연구에서 는 서로 다른 2종류의 재료인 그라우트와 암석의 이종 매질에 대한 인터페이스의 수직변형량을 측정하기 위하 여 식 (1)과 Fig. 3에 제시된 개념을 사용하였다.
interface = total – grout – rock (1)
여기서 interface는 암석-그라우트 시료 인터페이스의 수
직변형량, total는 암석-그라우트 시료 전체의 수직변형
Fig. 3. Normal displacement at rock-grout interface.
Table 4. Mechanical properties of the grout materials used in this study
Curing Condition Dry Condition Submerged Condition
Curing Time (Day, Hour)
UCS (MPa)
Elastic Modulus (GPa)
Poisson’s Ratio
UCS (MPa)
Elastic Modulus (GPa)
Poisson’s Ratio
0, 1 4.45 2.97 0.18 2.05 1.51 0.17
0, 3 5.05 3.96 0.20 2.51 1.73 0.19
0, 12 5.42 4.47 0.19 3.12 1.98 0.16
1, 0 5.78 5.21 0.21 3.36 2.16 0.20
2, 0 6.06 6.91 0.16 3.72 2.83 0.20
4, 0 7.69 7.02 0.16 4.46 3.34 0.18
7, 0 9.99 7.83 0.21 5.23 5.41 0.17
14, 0 10.35 8.04 0.23 5.76 5.59 0.19
28, 0 10.51 8.17 0.17 6.14 5.87 0.15
량, grout는 그라우트 재료의 수직변형량, rock는 암석시
료의 수직변형량이다.
실험결과
그라우트 재료의 일축압축실험결과 표준 배합비에 대한 결과
일축압축실험결과 재령이 증가함에 따라 일축압축강 도와 탄성계수는 뚜렷이 증가하는 추세를 보였다. 일축 압축강도는 시료의 공기중 제작조건인 경우 경화체 형성 후 약 1시간이 경과하면 7일 강도의 약 45%가 발현되었 으며 재령 3시간일 때 7일강도의 약 50%가 발현되었다.
재령 7일까지 지속적인 증가 추세를 보였으며 7일 이후 강도는 최대강도에 수렴하는 양상을 보였다. 시료를 수 중에서 제작한 경우 경화체 형성 후 약 1시간이 경과하 면 7일 강도의 40%가 발현되었으며 3시간 경과 후 7일 강도의 약 45%가 발현되었다. 수중에서 제작된 시료는 공기중에서 제작된 시료의 약 60%의 일축압축강도를 나타내었다(Table 4).
탄성계수는 공기중에서 제작된 시료의 경우 경화체 형 성 후 1시간 경과 시 7일 재령의 약 40%가 발현되었고, 재령 3시간 경과 후에는 7일 재령 탄성계수의 약 50%가 발현되었다. 재령 7일 이후에는 최대값에 수렴하는 양상 이 관찰되었다. 수중에서 제작된 시료의 경우 재령 3시 간에서 7일 재령의 약 30%, 재령 2일에서 7일 재령의 50% 이상이 발현되는 결과가 도출되었다. 또한 재령 4 일까지는 공기중에서 제작된 시료 탄성계수의 40～50%
수준이었으며, 재령 7일부터는 공기중에서 제작된 시료 의 탄성계수의 약 70%에 도달하였다(Table 4).
이상과 같이 수중에서 제작된 시료는 조기 발현 강도의 크기가 공기중에서 제작된 시료에 비해 작다는 것을 확인 하였다. 또한 수중에서 시료를 제작하는 경우 수중불분리 제의 첨가가 수중 고결체 형성을 가능하게 하나 재령 전 범위에 걸쳐 물성저하가 관찰되었다. 이러한 물성저하는 수중에서 제작 시 물의 혼입에 의한 물/시멘트 비 증가, 수중 비중분리 현상 등이 원인인 것으로 판단되었다.
장수호 등(2004)은 숏크리트의 재령에 따른 물성치를 지수함수로 회귀하여 분석한 바 있다. 본 연구에서도 조
(a) UCS (b) Elastic modulus Fig. 4. Variation of UCS and elastic modulus with curing time.
Table 5. Measured uniaxial compressive strength at different mixing ratios and curing time Mixing Ratio
Component A (%) : Component B (%)
Gel Time (Seconds)
UCS at 1 day
(MPa)
UCS at 3 days
(MPa)
UCS at 7 days
(MPa)
UCS at 28 days
(MPa)
10 : 90 300 2.85 5.67 9.42 9.54
20 : 80 180 2.75 4.28 8.89 8.94
30 : 70 60 5.39 6.29 8.37 8.74
40 : 60 40 5.89 6.60 8.01 9.17
50 : 50 30 7.24 7.49 8.81 11.88
60 : 40 35 3.84 6.46 8.03 8.71
70 : 30 45 2.85 5.21 6.53 8.15
80 : 20 180 0.49 2.30 6.59 8.10
90 : 10 600 0.37 1.07 1.30 1.75
기에 강도가 발현되는 그라우트 재료의 특성이 숏크리트 와 유사하다고 판단하여 그라우트 재료의 특성을 지수함 수 형태로 회귀분석하였으며 Fig. 4에 그 결과를 도시하 였다. 공기중에서 그라우트 재료를 양생하는 경우 일축압 축강도와 탄성계수는 1일 이내에 급격히 상승하여 7일 이 내에 최대치에 수렴하는 양상이 관찰되었다. 수중에서 그 라우트 재료를 양생하는 경우 재령 7일까지 강도와 탄성 계수가 꾸준히 증가하였다. 반면 포아송비는 시간변화에 따른 뚜렷한 물성변화가 관찰되지 않았다(Table 4 참조).
배합비 변화에 따른 결과
일축압축실험 결과 급결제가 주재료인 A성분의 중량 비 율이 80% 이상인 배합비의 경우 유동성을 상실하는 경화체 형성시간(gel time)이 오히려 지연되는 결과를 보였다. 이러 한 현상은 급결제의 칼슘알루미네이트(calcium aluminate) 성분이 에트린자이트(etringite) 결정을 형성하여 급결 특
성을 나타내는데 필요한 시멘트의 CaO 및 석고 성분이 부 족하기 때문인 것으로 판단된다(광해방지사업단, 2007). A 성분 : B성분 = 90 : 10 배합비의 경우에는 재령 28일에서 도 아주 낮은 강도가 발현되었으나 A성분가 80%인 배합 비에서는 재령 7일 이후 6 MPa 이상의 강도를 발현하였다.
시멘트가 주를 이루는 B성분의 재료가 80% 이상인 배합 비에서도 경화체 형성시간이 지연되었다. 이는 급결제 성분 이 기준치 이하로 부족하기 때문인 것으로 판단된다. 그러 나 시멘트가 주성분을 이루고 있어 3일 이후에는 시멘트의 강도발현에 의해 약 4 MPa 이상의 일축압축강도를 보였다.
실험 결과 A성분 : B성분 = 50 : 50 배합비의 경우 가장 우수한 급결 특성과 강도발현 특성을 보였다. 재령 1일에 약 7 MPa 이상의 강도를 발현하였고 7일 강도는 약 8.81 MPa, 28일 강도는 11.88 MPa을 나타내었으며 경화체 형성시간은 약 30초로 관찰되었다. 이상의 결과 는 Table 5와 Fig. 5에 정리하였다.
(a) UCS (b) Gel time Fig. 5. Variation of UCS and gel time at different curing time and mixing ratios.
(a) Granite-grout interface in dry condition (b) Granite-grout interface in submerged condition
(c) Shale-grout interface in dry condition (d) Shale-grout interface in submerged condition Fig. 6. Relationships between peak shear stress and normal stress of rock-grout interfaces made in dry and submerged condition.
직접전단실험 결과 및 고찰
급결그라우트 재료를 암석 시료 상부에 부착시킨 시료 에 대해 1시간, 3시간, 12시간, 1일, 7일, 및 28일의 재령 에 대해 직접전단실험을 실시하였다. 직접전단실험 시료
하부의 암석 시료들은 3차원 레이저 거칠기 측정장치를 이용하여 가로, 세로 측정간격을 각각 1 mm로 설정하여 거칠기를 측정하였다. 측정한 데이터로부터 식 (2)를 이용 하여 절리면 기울기의 평방평균값(root mean square of
Table 6. Results of direct shear test on rock-grout interfaces made in dry condition Specimen
Type
Curing Time (Day, Hour)
Normal Stress (MPa)
Peak Shear Stress (MPa)
Residual Shear Stress
(MPa)
Shear Stiffness (MPa/mm)
Peak Friction Angle (°)
Cohesion (MPa)
Residual Friction Angle (°)
Granite - grout
0, 1
0.5 0.50 0.27 0.38
28.2 0.26 21.5
1.0 0.84 0.36 0.66
2.0 1.32 0.84 0.66
0, 3
0.5 0.74 0.35 0.53
38.9 0.42 21.8
1.0 1.34 0.65 0.67
2.0 1.99 0.97 0.64
0, 12
0.5 1.21 0.87 0.76
43.1 0.95 35.5
1.0 2.20 1.07 1.38
2.0 2.72 1.91 1.44
1, 0
0.5 1.69 0.83 1.59
60.1 1.07 39.1
1.0 3.18 1.79 1.36
2.0 4.42 2.16 2.02
7, 0
0.5 1.99 0.97 0.88
63.2 1.26 51.3
1.0 3.61 2.09 1.92
2.0 5.08 2.94 1.67
28, 0
0.5 2.08 0.96 1.61
61.9 1.56 51.6
1.0 4.04 2.72 1.51
2.0 5.09 3.08 1.65
Shale - grout
0, 1
0.5 0.26 0.11 0.20
23.4 0.06 20.8
1.0 0.53 0.25 0.21
2.0 0.92 0.67 0.40
0, 3
0.5 0.53 0.23 0.84
31.8 0.24 17.9
1.0 0.89 0.32 0.53
2.0 1.47 0.70 0.59
0, 12
0.5 0.98 0.40 0.80
39.2 0.63 24.8
1.0 1.52 0.66 1.09
2.0 2.23 1.10 1.36
1, 0
0.5 1.06 0.25 0.88
45.2 0.77 39.0
1.0 2.11 1.13 1.30
2.0 2.68 1.56 1.66
7, 0
0.5 1.18 0.37 1.08
47.2 0.83 40.3
1.0 2.18 1.53 0.70
2.0 2.89 1.79 1.13
28, 0
0.5 1.19 0.36 1.02
49.5 0.73 37.2
1.0 2.08 1.15 1.24
2.0 3.01 1.58 1.71
the first derivative of the profile, Z2)을 계산한 다음, Tse
& Cruden(1979)이 제안한 상관관계식 (3)을 이용하여 절 리거칠기 계수인 JRC(Joint Roughness Coefficient)로 변 환하였다.
(2)
(3)
Table 7. Results of direct shear test on rock-grout interface in submerged condition Specimen
Type
Curing Time (Day, Hour)
Normal Stress (MPa)
Peak Shear Stress (MPa)
Shear Stiffness (MPa/mm)
Peak Friction Angle (°)
Cohesion (MPa)
Granite - grout
0, 1
0.15 0.20 0.47
26.8 0.14
0.30 0.31 0.24
0.50 0.38 0.18
0, 3
0.15 0.36 0.22
33.2 0.27
0.30 0.47 0.28
0.50 0.59 0.33
0, 12
0.15 0.41 0.26
34.2 0.32
0.30 0.54 0.38
0.50 0.65 0.41
1, 0
0.15 0.68 0.79
50.1 0.51
0.30 0.88 0.87
0.50 1.10 0.73
7, 0
0.15 0.80 1.00
52.1 0.65
0.30 1.11 0.81
0.50 1.26 0.92
28, 0
0.15 0.67 0.35
50.8 0.53
0.30 0.97 0.76
0.50 1.11 0.54
Shale - grout
0, 1
0.15 0.18 0.19
24.2 0.12
0.30 0.28 0.18
0.50 0.34 0.25
0, 3
0.15 0.20 0.28
24.3 0.14
0.30 0.29 0.22
0.50 0.36 0.26
0, 12
0.15 0.37 0.45
30.2 0.27
0.30 0.42 0.30
0.50 0.57 0.44
1, 0
0.15 0.54 0.36
35.7 0.41
0.30 0.62 0.37
0.50 0.79 0.33
7, 0
0.15 0.56 0.40
37.6 0.45
0.30 0.68 0.74
0.50 0.83 0.32
28, 0
0.15 0.63 0.40
41.2 0.51
0.30 0.80 0.32
0.50 0.94 0.35
Z2값은 화강암의 경우 0.32～0.43, 셰일의 경우 0.12～
0.20의 값을 나타냈으며, 이를 식 (3)으로 변환한 결과 화강암 시료의 JRC 평균은 18.3(±1.1), 셰일 시료의 JRC 평균은 5.7(±2.1)로 계산되었다.
암석-그라우트 시료의 직접전단실험 결과로부터 수직
응력-전단응력 그래프를 도시하고 최대마찰각, 잔류마찰 각, 점착력, 전단강성을 파악하였다(Fig. 6). Table 6에는 공기중에서 제작한 시료에 대한 전단실험 결과를 정리하 였고, Table 7에는 수중에서 제작한 시료에 대한 전단실 험 결과를 정리하였다.
Fig. 7. Shear interface of rock-grout specimen after direct shear test.
(a) Granite-grout interface (b) Shale-grout interface
Fig. 8. Variation of peak friction angle of rock-grout interface at different curing time in dry and submerged condition.
급결그라우트 재료는 암석에 비하여 강도가 약하고 변 형이 큰 특성을 가진다. 전단거동이 시작되어도 수직팽 창은 거의 발생하지 않았다. 실험 종료 후 접착되었던 경 계부의 표면을 관찰한 결과 암석 대 암석의 전단 거동 시 암석 표면의 파괴로 흔히 발생하는 암분을 관찰 할 수 없으며 급결그라우트 재료의 부착면들만 손상되어 있 었다. 암석 또는 고강도 콘크리트의 경우 수직응력의 증 가에 따라 두 면의 거칠기에 의해 수직팽창이 발생한다.
그러나 본 연구에 사용된 급결그라우트 재료는 재령과 수직응력이 증가함에도 수직팽창이 거의 발생하지 않았 다. 이는 급결그라우트 재료의 강성이 암석에 비해 매우 낮아 시료가 분리된 후에도 암석 절리면의 거칠기에 따 라 수직팽창(dilation)이 발생하지 않고, 암석 절리면의 거친 면을 그라우트 재료가 메우는 형태로 전단파괴가 발생하기 때문인 것으로 판단되었다(Fig. 7).
이 현상은 저면에서만 전단파괴가 발생하는 저면 전단파 괴(Hong & Jeon, 2004; Ueng & Chang, 1990; 홍창우와 전석원, 2001)의 형태와 유사한 것으로 판단된다. 일반적으
로 저면 전단파괴는 높은 수직응력이나 높은 전단응력이 재 하되어 절리면의 거칠기 요소가 모두 파괴되는 형태로 전단 변형이 진행되는 현상을 지칭한다. 그러나 본 연구에서는 그라우트 재료의 강성이나 강도가 암석에 비해 상대적으로 아주 낮기 때문에 이러한 전단파괴현상이 발생한 것으로 판 단된다. 이 경우 수직팽창에 의한 저항력이 고려되지 않으 므로 전단 저항력은 마찰력과 점착력의 합으로 표현되는 Mohr-Coulomb의 전단강도 추정식을 적용하였다.
시료의 재령 및 수직응력의 증가에 따라 암석면과 급 결그라우트 재료 경계면의 최대전단강도는 증가하는 양 상을 나타냈다. 전단실험결과 공기중에서 제작된 화강암 -그라우트 시료가 가장 큰 전단강도를 나타내었으며 수 중에서 제작된 셰일-그라우트 시료가 가장 작은 전단강 도를 나타내었다. 공기중 제작된 시료의 경우 암석과 그 라우트 재료가 분리된 이후 잔류전단강도가 재령에 따라 증가하는 양상을 보였으나 수중에서 제작된 시료의 경우 에는 분리된 이후 시료가 크게 손상됨에 따라 전단 거동 이 매우 불안정하여 잔류특성 파악이 불가능하였다.
(c) Granite-grout interface (d) Shale-grout interface
Fig. 9. Variation of cohesion of rock-grout shear interface at different curing time in dry and submerged condition.
양생 시간에 따른 마찰각 및 점착력의 관계를 파악하 기 위해 최대마찰각과 점착력을 지수함수형태로 회귀하 였으며 결과는 Fig. 8 및 Fig. 9와 같다. 마찰각과 점착력 은 시간에 따라 뚜렷이 증가하는 추세를 보였으며 재령 1일 이후에 수렴하는 경향을 보였다.
화강암-그라우트 경계면의 전단실험 결과를 고찰하면, 재령 1일을 기준으로 수중 제작 경계면의 경우 공기중 제작 경계면에 비해 점착력은 약 52%, 최대마찰각은 약 10°, 전단강성은 약 50% 감소하는 것으로 나타났다. 셰 일-그라우트 경계면의 전단실험 결과, 재령 1일을 기준 으로 수중 제작 경계면의 경우 공기중 제작 경계면에 비 해 점착력은 약 45%, 최대마찰각은 약 10°, 전단강성은 약 70% 감소하는 것으로 나타났다.
공기중에서 제작한 화강암-그라우트 경계면과 세일-그 라우트 경계면의 전단실험 결과를 고찰하면, 재령 1일을 기준으로 셰일-그라우트 경계면은 화강암-그라우트 경 계면에 비해 점착력은 약 30%, 최대마찰각은 약 15°, 전 단강성은 약 30% 감소하는 것으로 나타났다. 공기중에 서 제작한 화강암-그라우트 경계면과 수중에서 제작한 셰일-그라우트 경계면의 전단실험 결과를 비교하면 화 강암-그라우트 경계면에 비해 점착력은 약 60%, 최대마 찰각은 약 25°, 전단강성은 약 75% 감소하는 것으로 나 타났다.
수직강성측정결과 및 고찰
수직강성측정결과 급결그라우트 재료의 재령이 증가 함에 따라 초기수직강성과 최종수직강성이 모두 뚜렷이 증가하는 경향을 보였으며 그 결과를 Table 9에 정리하 였다. 공기중에서 제작된 화강암-그라우트 시료는 재령 12시간까지 수직강성이 뚜렷이 증가하였으며 재령 1일
이후에는 최대치에 수렴하는 추세를 나타내었다. 수중에 서 급결그라우트 재료를 타설하고 양생한 모든 재령의 실험과정에서 수직응력이 재하되면 그라우트재료로부터 물이 유출되는 현상이 관찰되는 것으로 보아 28일이 지 나도 급결그라우트 재료가 완전히 경화하지 않는 것으로 판단되었다.
공기중에서 제작된 화강암-그라우트 시료는 충분히 경 화하기 이전인 재령 1 시간 및 3시간의 경우 초기수직강 성과 최종수직강성이 모두 아주 낮은 수준의 값을 나타 냈으며 재령 1일 이후에는 약 4 MPa/mm 이상의 값을 나타냈다. 수중에서 제작된 화강암-그라우트 시료는 공 기중에서 제작된 화강암-그라우트 시료와 비교하였을 때 재령 1일을 기준으로 초기수직강성은 약 75% 감소하 였으며 최종 수직강성은 약 60% 감소하였다.
공기중에서 제작된 셰일-그라우트 시료에 대한 실험 결과 재령에 따라 초기수직강성과 최종수직강성이 모두 뚜렷이 증가하는 경향을 보였으며 재령 1일 이후에 최종 수직강성 값이 크게 증가하였고 초기수직강성과 최종수 직강성의 시간에 따른 변화 양상이 공기중에서 제작된 화강암-그라우트 시료와 유사하게 나타났다. 이러한 결 과는 암석에 비해 급결그라우트 재료의 강성이 아주 낮 아 전체시료의 수직변형이 그라우트 재료특성에 의해 지 배되기 때문인 것으로 판단된다. 수중에서 제작된 셰일- 그라우트 시료에 대한 실험 결과 역시 수중에서 제작된 화강암-그라우트 시료 실험과 유사한 수치의 수직강성 변화 양상을 나타냈다. 수중에서 제작된 셰일-그라우트 시료 또한 급결그라우트 재료의 특성이 수직압축특성을 지배하는 것으로 판단된다. 재령에 따른 수직강성의 변 화는 지수함수형태로 회귀하여 Fig. 10에 도시하였다.
Table 9. Measured normal stiffness of rock-grout interface at different curing time Curing
Condition
Specimen Type
Curing Time (Day, Hour)
Initial Normal Stiffness (MPa/mm)
Final Normal Stiffness (MPa/mm)
Dry
Granite-grout
0, 1 0.66 1.38
0, 3 0.82 1.79
0, 12 0.89 2.67
1, 0 1.05 4.18
7, 0 1.58 4.71
28, 0 1.69 5.66
Shale-grout
0, 1 0.66 1.26
0, 3 0.86 1.32
0, 12 0.89 1.38
1, 0 0.98 2.89
7, 0 1.51 4.69
28, 0 1.63 5.05
Submerged
Granite-grout
0, 1 0.09 0.16
0, 3 0.37 1.15
0, 12 0.52 1.31
1, 0 0.25 1.66
7, 0 0.67 1.33
28, 0 1.09 2.74
Shale-grout
0, 1 0.15 0.37
0, 3 0.19 0.39
0, 12 0.21 0.83
1, 0 0.57 1.12
7, 0 0.60 1.01
28, 0 0.99 2.19
결 론
본 연구를 통해 파악한 그라우트 재료 및 암석-그라우 트 경계면의 역학적 특성들은 급경사 광산 채굴적 뒤채 움 시공 시 안정화 소요시간 결정 및 적절한 타설 양 결 정을 위한 데이터로 활용할 수 있을 것으로 기대된다. 또 한 차후 진행될 수치모델링의 입력자료로 활용될 수 있 을 것으로 기대된다.
그라우트 재료에 대한 일축압축실험
표준 배합비에 대한 실험결과, 공기중 및 수중에서 제 작된 시료 모두 재령 증가에 따라 일축압축강도 및 탄성 계수가 증가하였다. 공기중에서 제작된 시료는 양생 3시 간 경과 시점에서 일축압축강도와 탄성계수는 28일 수
치의 약 50%에 도달하였다. 이는 급결제 첨가에 의한 것 으로 본 그라우트 재료는 조기강도 발현효과가 뛰어난 것으로 판단된다. 수중에서 제작된 시료는 공기중에서 제작된 시료에 비해 일축압축강도와 탄성계수가 약 4 0～50% 작게 나타나는 것으로 확인되었다. 배합비를 달 리하여 실시한 일축압축실험에서는 A성분 : B성분 = 50 : 50 의 배합비에서 가장 큰 압축강도와 빠른 경화체 형 성시간을 나타내는 것으로 관찰되었다.
암석-그라우트 인터페이스 직접전단실험
암석면과 급결그라우트의 인터페이스에 대한 직접전 단실험 결과 최대전단강도, 최대마찰각, 점착력, 전단강 성은 공기중 및 수중에서 제작한 시료에서 공히 재령 1 일까지 급격히 증가하는 경향을 나타내었다. 재령의 증
(a) Granite-grout interface in dry condition (b) Granite-grout interface in submerged condition
(c) Shale-grout interface in dry condition (d) Shale-grout interface in submerged condition Fig. 10. Variation of normal stiffness of rock-grout interface at different curing time.
가에 따른 물성의 변화는 지수함수 형태로 회귀하여 도 시하였으며 그 결과 인터페이스의 최대마찰각, 점착력, 전단강성은 재령, 암석표면 거칠기, 시료 제작조건에 크 게 영향을 받는 것으로 나타났다. 수직강성측정 결과 공 기중에서 제작한 시료는 수중에서 제작한 시료에 비해 재령 28일을 기준으로 초기수직강성은 약 1.6배, 최종수 직강성은 약 2.2배 큰 값을 보였으며 암종 및 거칠기와 는 무관한 것으로 판단되었다. 이러한 현상은 암석에 비 해 강도 및 강성이 매우 낮은 급결그라우트 재료의 특성 에 의해 시료 전체의 수직압축특성이 지배되기 때문인 것으로 사료된다.
사 사
본 연구는 한국광해관리공단의 광해방지기술사업 지 반침하방지 및 복원 사업 중 ‘광산지역 지반 침하 방지 를 위한 그라우팅재료 및 공법 개발’의 일환으로 수행되
었습니다. 연구에 공동으로 참여하고 지원해 주신 한국 광해관리공단, 벽산엔지니어링(주), (주)유니온, 서울대 학교 공학연구소 관계자 여러분께 감사드립니다.
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이 병 윤
2006년 2월 강원대학교 지구시스템공학 과 공학사
2008년 8월 서울대학교 에너지시스템공 학부 공학석사
현재 서울대학교 공학연구소 연구원 (E-mail; o176003231@snu.ac.kr)
전 석 원
현재 서울대학교 에너지시스템공학부 교수 (本 學會誌 第45券 第2号 參照)
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