Numerical and Experimental Study on Applicability of Shotcrete in Mining

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수치해석 및 현장실험을 통한 광산 숏크리트의 적용성에 관한 연구

마상준¹⁾· 김동민¹⁾* · 강은구¹⁾· 윤경구²⁾

Numerical and Experimental Study on Applicability of Shotcrete in Mining

Sang-Joon Ma, Dong-Min Kim

*

, Eun-Gu Kang and Kyong-Ku Yun

Abstract : With the growing number of mining sites that use large equipments and execute massive not enough to guarantee safety at these sites. Because of its ability to prevent stress release and reinforce the entire mining surface, shotcrete support is considered to be the best method for minimizing the risk of falling of roof and rock at underground mining sites. But shotcrete support is rarely used at domestic mining site, so studies of mining shotcrete are unprecedented. In this study, applicability evaluation of shotcrete, which is a type of support method that can minimize failure at mining sites by the initial stress release and such, has been conducted. First, we performed the numerical analysis to evaluate the supporting characteristics of mining shotcrete. And we also performed the field shotting test at mining field to obtain the optimal shotcrete mixing ratio, and evaluated its applicability.

Key words : Mining shotcrete, Numerical analysis, Field shotting test, Critical strain

요 약 : 최근 대규모 장비를 이용한 채광 및 대량생산을 목적으로 광산갱도의 대규격화가 이루어짐에 따라 록볼트 및 강지보 등 기존 광산 갱도 보강공법만으로는 갱도의 안정성을 충분히 확보하기가 어렵다고 판단된다.

반면 숏크리트 공법은 굴착 초기 지반이완방지, 갱도 전면보강 등의 특성으로 광산 갱도 내 붕락 및 낙반 등의 위험을 최소화 할 수 있어 광산 갱도 보강에 가장 우수한 보강공법이라고 생각된다. 하지만 국내 광산의 경우 숏크리트의 적용 현황은 매우 미비하며 따라서 그에 대한 연구도 전무한 실정이다. 본 연구에서는 광산 숏크리트 의 적용성 검토를 위해 수치해석을 통해 일반 터널과 상이한 광산 갱도 단면을 모델링하여 기존 광산 지보재와 숏크리트의 거동특성을 분석하여 숏크리트 보강성능을 규명하였다. 그리고 광산 갱도의 양생특성을 반영하여 광산 갱도 보강에 최적화된 배합을 도출하고자 다양한 시험인자의 숏크리트 배합을 실제 광산 갱도에 타설하고 광산 숏크리트의 적용성 평가를 수행하였다.

주요어 : 광산 숏크리트, 수치해석, 현장타설실험, 한계변형률

2010년 10월 4일 접수, 2010년 11월 18일 채택 1) 한국건설기술연구원

2) 강원대학교 공과대학 토목공학과

*Corresponding Author(김동민) E-mail; [email protected]

Address; Korea Institute of Construction Technology, 2311 Daewha-Dong, Ilsan-Gu, Goyang-Si, Gyeonggi-Do

서 론

국내 광산 산업은 1970년대까지 전국적으로 1,500여개 의 금속 및 비금속 광산이 운용되면서 생산이 활발히 이루 어져 왔으나, 1980년대 후반 이후 광물가격 하락 및 값싼 해외 자원 수입으로 인한 경쟁력 부족으로 생산량이 급속 히 감소하여 왔다. 하지만 최근 원유 가격의 상승, 국내 자 원의 확보 필요 등의 이유로 국가적 차원에서 자원 확보 전략이 대두되어 석탄광산에 대한 재개발이 계획되고 있

고, 비금속 광산의 경우 대규모 장비를 이용한 채광 및 대 량생산을 목적으로 광산 갱도의 대규격화 및 갱도 형식의 다양화가 이루어지고 있다(한국광물자원공사, 2008).

국내 광산의 경우 갱도의 대규격화에 따라 낙반 및 붕 락의 위험성이 증가하여 갱도 안정성 확보의 필요성이 가중되고 있지만 경제성의 이유로 대부분의 갱도가 무지 보 상태로 유지되고 있는 실정이다(구청모 등, 2008). 그 리고 보강이 이루어지는 경우에도 기존에 적용되던 록볼 트 및 강지보재에 의한 보강은 국부적인 지보효과만이 발현되어 지보효과가 부족하고 공사기간이 장기화 되는 문제점을 지니고 있다(한국광물자원공사, 2008). 또한, 객관적인 설계기준 없이 기술자의 경험과 상황에 따라 갱도의 설계 및 보강이 이루어지고 있어(신희순 등, 1999), 기존 갱도 보강공법으로는 안정성 및 경제성 측면에서 효과적인 갱도 보강을 이루기 어렵다고 판단된다. 연구논문

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Table 1. Geotechnical properties of rock used for the numerical analysis (한국도로공사, 2002) Unit Weight

(kN/m³)

Compressive Strength

(MPa)

Tensile Strength (kPa)

Elastic Modulus (GPa)

Poisson’s Ratio

Cohesion (kPa)

Friction Angle

(°)

Lateral Earth Pressure Coefficient

26 35 50 6.04 0.25 100 35 1.0

숏크리트 공법은 갱도에 타설시 갱도 전면에 부착되어 갱도면의 완전 폐합이 가능하므로 낙석 및 낙반을 방지 하는데 가장 효과적인 보강공법이다. 또한 다양한 형태 의 광산 갱도 단면 형상에 적용이 용이하고 단시간 내에 보강효과를 발휘하여 국내 대규격 갱도의 보강에 가장 효과적인 공법이라 판단된다. 따라서 미국, 오스트레일 리아 등 주요 광업국가에서는 숏크리트에 의한 광산 갱 도 보강이 널리 적용되고 있으며 체계적인 관리 체계가 마련되어 있다(Bernard, 2009).

하지만 국내에서는 광산 숏크리트의 개발 및 적용성 검 토에 대한 연구가 전무한 실정이며 품질기준이나 시공지침 서도 마련되지 않은 상황이다(한국광물자원공사, 2008). 따라 서 갱도 보강 시 일반 터널 시공현장에 적용되는 숏크리트 배합을 적용하거나 현장 기술자의 판단 하에 타설이 이루 어지고 있다. 하지만 광산 갱도는 단면의 크기와 형상이 일 반 터널 단면과 상이하여 굴착 시 전혀 다른 거동을 보이게 되며, 갱도를 구성하는 암반 및 보강중요도 등도 일반 터널 구조물과는 판이하게 다르다. 또한 부지확보의 문제로 고 정적인 현장배치플랜트를 확보하기 어렵고, 인근 레미콘 공장과의 접근성도 좋지 않아 품질관리에 많은 문제가 발 생하게 된다. 따라서 기존 개발된 숏크리트의 적용으로는 광산 갱도의 효율적인 보강이 어려우며 광산 갱도 특성을 고려한 광산 숏크리트의 개발이 필요하다고 판단된다.

본 연구에서는 대규격 광산 갱도의 안정성 확보를 위한 숏크리트의 개발 및 적용성 검토를 위해 국내 석회석광산의 갱도형상을 모델링하여 수치해석을 수행하였다. 기존 광산 지보재와 숏크리트 보강시의 갱도 거동특성 분석을 수행하 였으며 한계변형률을 산정하여 각 지보별 광산갱도의 안정 성을 평가하였다. 그리고 광산 갱도의 시공특성 및 양생환 경을 고려하여 보강에 가장 효과적인 광산용 숏크리트 배합 의 도출을 위해 다양한 시험인자의 광산 숏크리트 배합을 실제 광산 갱도에 타설하여 현장적용성 평가를 수행하였다.

수치해석을 통한 지보 공법별 보강도 평가

수치해석 개요 해석 모델 및 물성

본 연구에서는 기존 광산갱도 보강공법과 숏크리트 적

용 시 광산 갱도의 거동특성을 분석하여 각 지보재 별 보 강특성을 규명하고자 3차원 수치해석을 수행하였다. 수치 해석 프로그램으로는 터널해석, 지하구조물 기초해석, 침 투류 해석 등에 널리 사용되고 있는 유한요소 해석프로그 램인 MIDAS/GTS를 사용하였다. 지반은 Mohr-Coulomb 탄소성 모델을 적용하였고 갱도의 지보재로는 국내 광산 현장에서 가장 널리 사용되는 지보공법인 록볼트와 강지 보재를 모사하여 적용하였다. 록볼트는 Embeded Truss 요소 모델을 적용하여 일축인장에 지배받는 부재로 계산 하였으며 강지보재는 Beam 모델을 이용하여 3개의 자 유도를 가지고 휨에 저항하는 구조 요소로 모사하였다.

수치해석을 수행하기 위해서는 우선 현장 지질구조조사 및 절리패턴 분석, 슈미트해머 시험과 각종 물성시험 등으 로부터 수치해석시 현지암반의 특성을 효과적으로 산정하 는 것이 매우 중요하다. 그러나 암반은 수많은 절리와 층 리 등의 불연속면을 포함하고 있어 단순히 실내시험만으 로 실제적인 암반 물성치를 산정하는데 한계가 있으며 이 를 보완하기 위하여 암반물성을 산정하는 각종 경험식이 제안 되었다. 그러나 이러한 경험식들은 암반분류값에 의 존하여 산정되는 것이며 실제 신선암에 대한 실내시험 물 성치보다도 큰 값을 보여 수치해석시 지보재에 대한 적용 성 판단을 분석하기가 어렵다. 따라서 굴착 및 보강시 지 반 거동의 명확한 분석을 위하여 본 검토에서는 지보보강 이 필요한 4～5등급 정도의 불량 암반 조건의 물성치을 사용하는 것이 적정할 것으로 판단되었다. 이에 본 해석 에서는 한국도로공사(2002)에서 RMR(Bieniawski, 1973) 값을 바탕으로 산정한 암반등급별 강도정수 중 4등급 암 반의 입력 물성자료를 활용하였다. Table 1은 수치해석 에 적용된 지반 정수를 나타내었다.

록볼트는 국내 광산 갱도 보강에 가장 일반적으로 사 용되는 길이 4 m의 SD-25 록볼트를 적용하였고, 강지보 재는 규격 125×125×6.5×9 mm의 H-beam을 적용하였 다. 숏크리트는 광산 현장에서의 품질저하 현상을 고려 하여 강도 18 MPa의 저강도 숏크리트와 일반 터널현장 에서 적용되는 28일 강도 21 MPa의 숏크리트, 그리고 강도 35 MPa의 고강도 숏크리트를 적용하여 해석을 수행 하였으며 해석에 사용된 각 지보재의 물성은 다음 Table 2에 나타내었다.

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Table 2. Support properties of parts used for the numerical analysis

Rock Bolt Steel Rib Shotcrete

Unit Weight (kN/m³)

Poisson’s Ratio

Cross Sectional Area (m²)

Moment of Inertia

(m⁴)

(MPa)

Unit Weight (kN/m³)

Elastic Modulus (MPa)

Poisson’s Ratio

78.5 210 0.3 210 30.31e-4 8.47e-6

18 24 14,000 0.2

21 24 15,000 0.2

35 24 25,000 0.2

Table 3. Cases of the numerical analysis

Unsupported

Shotcrete Rock Bolt Steel Rib

Compressive Strength (MPa)

Thickness (cm)

Longitudinal Spacing (m)

Transverse Spacing (m)

Longitudinal Spacing

-

18 8, 12, 16

2.0 1.0, 1.2, 1.5, 2.0 2.0 m

21 8, 12, 16

35 8, 12, 16

Fig. 1. A numerical analysis model.

Crown-1

Crown-2

Crown-3

Lateral-1

Lateral-2

Lateral-3

Crown-1

Crown-2

Crown-3

Lateral-1

Lateral-2

Lateral-3

Fig. 2. Location of measure point.

일반적으로 국내 터널 단면의 형상은 난형 혹은 원형 으로 시공되지만 광산 갱도의 경우 일정한 형상 및 규격 에 대한 규정이 존재하지 않으며 일반적으로 직사각형 형태의 갱도로 유지되고 있다. 따라서 본 연구에서는 일 반적인 국내 광산의 갱도 형상인 직사각형 갱도 형상을 모사하여 수치해석을 수행하였으며 갱도의 규격은 폭 (W) 15 m, 높이(H) 8 m의 대규격 갱도를 모델링하였다.

지반 굴착해석 수행 시 해석영역 및 경계조건이 너무 작 거나 경계면이 굴착면에 인접할 경우 터널 거동이 실제 와 달라질 수 있으므로 해석시간의 효율성과 해석결과의 신뢰성 확보를 위해 합리적인 해석영역 및 경계조건을 설정하여야 한다. 일반적으로 터널 중심으로부터 약 4D 이상 이격된 영역은 굴착으로 인한 영향이 미미한 것으 로 나타난다. 본 해석에서는 갱도를 중심으로 좌우 5W, 상하 5H의 해석영역을 설정하여 굴착에 의한 경계면의 영향을 최소화 할 수 있도록 하였다. 해석모델링과 천단 변위 및 내공변위의 측점 위치는 Fig. 1과 Fig. 2에 나타 내었다.

갱도의 굴착은 일반적인 광산 굴착상황을 고려하여 굴 진장 2.0 m의 전단면 굴착으로 모사하였고 록볼트 및 강 지보재의 종방향 설치 간격은 굴진장을 고려하여 2.0 m 로 고정하였다. 록볼트는 표준지보패턴의 설치 간격을 적용하여 횡방향 간격 1.0 m, 1.2 m, 1.5 m, 2.0 m에 대 해 해석을 수행하였고 숏크리트는 강도 별(18 MPa, 21 MPa, 35 MPa)로 8 cm, 12 cm, 16 cm 두께를 적용하였 다. 록볼트 보강의 경우 실제 광산에서는 연약한 암반 구

간에 산발적으로 설치를 하게 되지만 본 해석에서는 표 준화된 결과를 얻기 위하여 시스템 볼팅(system bolting) 으로 가정하여 모델링하였다. 강지보의 경우 일반적으로 광산갱도 보강에 적용되는 보강 형식을 모사하여 객관적 인 보강특성 비교가 이루어질 수 있도록 하였다. 그리고 각 지보공법의 보강정도를 검토하기 위해 무지보 갱도를

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Table 4. The criteria of Crown settlement of the tunnel (The British Tunnelling Society and The Institution of Civil Engineers, 2004)

Diameter of Tunnel : 5 m

Level A (cm) B (cm) C (cm)

I 0.3～0.5 0.5～1 1～3

II 1～1.5 1.5～4 4～9

III 3～4 4～11 11～27

Fig. 3. The criteria of strain and compressive strength (The British Tunnelling Society and The Institution of Civil Engineers, 2004).

모델링하여 거동을 비교하였다. 수치해석 case는 Table 3에 나타내었다.

한계변형률 개념을 이용한 해석갱도 안정성 평가 본 연구에서는 단일지보의 갱도 보강도 평가와 갱도 안정성 평가를 위하여 한계변형률 개념(Sakurai, 1982;

Sakurai, 1997; The British Tunnelling Society and The Institution of Civil Engineers, 2004)을 적용하여 각 지 보재 별 보강성능을 평가하였다. 영국터널협회에서 최근 새롭게 개정한 Tunnel lining design guide에는 한계변 형률 개념을 소개하고 있는데 굴착 시 발생하는 천단변 위를 터널 직경으로 나누어 그 값을 종축의 변형률로 설 정하여 지하 갱도의 안정성을 평가한다.

일본(Sakurai, 1982; Sakurai, 1997) 및 영국학회(The British Tunnelling Society and The Institution of Civil Engineers, 2004)에서는 한계변형률과 암반의 일축압축 강도를 고려한 평가기준을 제정하여 적용하고 있으며 그 내용은 다음 Fig. 3 및 Table 4와 같다.

본 관리 기준의 Level I은 지반이 안정 상태에 있지만

이완영역의 발생한계에 달하기 때문에 굴착에 주의를 요 하는 단계이고, Level II는 이완영역이 발생하여 추가 지 보시공이 이루어져야 하는 단계이며, Lever III은 안전의 문제와 시공의 곤란이 예상되어 굴착을 정지하고 굴착방 법 혹은 지보공법의 변경을 요하는 단계이다(한국터널 공학회, 2004).

수치해석 결과 무지보

굴착으로 인해 갱도의 주변에는 응력 집중현상이 발생 하고 변위가 증가함에 따라 갱도의 안정성에 영향을 미친 다. 전단면 굴착으로 무지보에 대한 수치해석 결과 천단 변위는 최대 21.66 mm가 발생하였고, 내공변위는 13.32 mm가 발생하였다. 해석결과 천단변위가 내공변위보다 40% 정도 크게 발생하였으며, 굴착 후 수렴하는 경향을 보이는 것으로 나타났다. 갱도의 굴착으로 인한 최대 주 응력은 갱도의 측벽부와 바닥부 모서리 부분에서 발생하 였으며, 발생된 최대 주응력은 2.18 MPa로 암반의 일축 압축강도 보다는 작게 나타났다. 그러나 본 해석은 불연 속면이 없는 지반에 대한 해석으로 실제 광산 갱도의 경 우 불연속면에 대한 취약 구간이 존재하고 발파에 의한 암반손상, 지하수, 해빙기 등에 의해 천반의 낙반 및 측 벽부의 spalling 등이 우려가 되므로 주운반 갱도 및 채 광량이 많은 가행 갱도에 대해서는 지보대책이 이루어져 야 할 것으로 판단된다.

록볼트지보

갱도 굴착 시 갱도보강에 록볼트를 적용하여 수치 해 석한 결과 천단변위 및 내공변위 발생량이 무지보시보다 약 35% 내외로 감소하는 경향을 보여 록볼트 지보재의 지보력 발현으로 지반 변위가 제어되는 것으로 나타났 다. 또한 적용된 록볼트의 간격이 조밀 할수록 지반강성 이 증가하여 변위, 지보재 부재력 및 소성영역이 감소하 는 경향을 보였다. 그러나 발생된 록볼트 축력은 터널설 계 허용기준치(89 kN)를 초과하는 구간이 여러 곳에서 발생하였으며, 허용기준치를 초과한 록볼트는 지보재가 지반의 변위를 제어 할 수 있는 한계를 초과하는 것으로 지보재의 성능을 발휘 할 수 없게 되고 잠재적인 위험을 내포하고 있으며 발파, 응력집중, 지하수 등의 기타 외력 에 의해 점차적으로 지보재로서의 성능이 떨어져 결과적 으로 갱도 내 위험성이 증가하게 될 것으로 판단된다. 또 한 록볼트 지보 공법은 갱도 내 국부적인 보강만 가능하 여 갱도 내 낙반 및 붕락 위험을 근본적으로 해결 할 수 없으므로 록볼트 단일지보에 의해 보강된 갱도는 효과적 으로 안정성을 확보하기 어려울 것으로 판단된다.

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(a) Maximum principal stress of unsupported mining (b) Axial force of rock bolt

(c) Compressive stress of steel rib (d) Compressive stress of shotcrete Fig. 4. The result of numerical analysis of single-supported mining.

강지보

강지보에 의한 광산 갱도의 보강은 일반적으로 갱도보 강에 널리 쓰이는 규격 125×125×6.5×9 mm의 H-beam 을 적용하였고 갱도의 굴진장을 고려하여 설치간격은 갱 도 종방향 2.0 m로 설치하였다.

강지보에 의한 단일지보 보강 수치해석 결과 최대 천 단변위는 17.95 mm가 발생하였고, 내공변위는 12.06 mm 가 발생하여 무지보 갱도에 비해 굴착에 의한 변위가 작 게 발생했지만 타 지보공법 대비 변위는 크게 발생한 것 으로 나타났다. 천단변위가 내공변위보다 33% 정도 크 게 발생하였으며, 굴착 후 수렴하는 경향을 보이는 것으 로 나타났다. 강지보에 발생된 응력은 최대 150 MPa이 발생하였으며 이는 허용기준치(140 MPa)를 초과하는 것으로 나타났다. 강지보에 발생되는 응력은 갱도 전체 에 걸쳐 크게 작용하고 있고, 특히 모서리부에서 응력집 중 현상이 발생하는 것으로 나타나 갱도의 안정성을 효 과적으로 증진시키기 어려울 것으로 판단된다.

숏크리트 지보

본 연구에서는 숏크리트의 광산 갱도 적용을 위하여 수치해석을 통한 갱도의 안정성 검토를 실시하였다. 수 치해석 결과 발생된 천단변위 및 내공변위는 무지보시 보다 약 60% 내외에서 변위가 크게 감소하는 경향을 보였다. 숏크리트의 경우 응력 집중의 완화, 지반아치 형성, 내압효과 등의 거동특성을 보여 광산 갱도의 변 위를 효과적으로 제어함으로써 갱도의 안정성을 확보 하는 것으로 나타났다. 이는 숏크리트 타설에 의한 전 단저항력 상승효과, 원지반 개량효과, 응력집중방지효 과 및 약층보강효과 등 숏크리트의 역학적 특성 때문으 로 생각된다.

해석결과 일반 및 고강도 숏크리트의 휨압축응력은 모 두 허용기준 이내로 안정한 것으로 판단된다. 그러나 일 반(강도 21 MPa) 및 고강도(강도 35 MPa) 숏크리트 8 cm 두께와 저강도(강도 18 MPa) 숏크리트 두께 12 cm 에서 인장응력이 허용기준치를 초과하는 것으로 나타났

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Table 5. The result of numerical analysis of mining

Unsupported Maximum Crown Settlement (mm) Maximum Wall Displacement (mm) Maximum Principal Stress (MPa)

21.66 13.32 2.18

Rock Bolt

Longitudinal Spacing

(m)

Transverse Spacing

(m)

Maximum Crown Settlement

(mm)

Maximum Wall Displacement

(mm)

Maximum Axial Force of Rock Bolt (kN) measured allowance

2.0

1.0 12.31 10.14 199 89

1.2 12.94 10.40 231 89

1.5 13.68 10.71 244 89

2.0 14.61 11.11 263 89

Steel Rib

Longitudinal Spacing (m)

(mm)

Maximum Stress of Steel Rib (MPa) measured allowance

2.0 17.95 12.06 150 140

Shotcrete

(MPa)

Thickness (cm)

(mm)

Maximum Compressive Stress (MPa)

Maximum Tensile Stress (MPa)

Maximum Shear Stress (MPa) measured allowance measured allowance measured allowance

18

8 10.56 8.11 2.69 7.20 1.08 0.56 0.66 0.34

12 9.64 7.46 2.20 7.20 0.63 0.56 0.63 0.34

16 7.05 7.02 1.91 7.20 0.38 0.56 0.61 0.34

21

8 10.38 7.99 2.78 8.40 1.06 0.61 0.70 0.37

12 9.48 7.35 2.28 8.40 0.59 0.61 0.67 0.37

16 8.91 6.92 1.98 8.40 0.35 0.61 0.64 0.37

35

8 9.21 6.24 3.58 14.00 0.83 0.78 1.10 0.47

12 8.44 6.60 2.93 14.00 0.30 0.78 1.04 0.47

16 7.96 6.24 2.56 14.00 0.06 0.78 1.00 0.47

다. 휨인장응력을 초과한 구간은 갱도의 천단부 모서리 부분에서 발생하였으며 이는 갱도 형상에 의한 응력집중 에 의한 것으로 볼 수 있다. 하지만 발생된 범위가 미소 하여 갱도의 안정성에 큰 영향을 미치지 않을 것으로 판 단된다. 그리고 전단응력의 경우도 갱도의 모서리 부분 에 응력 집중이 발생하여 허용기준을 모두 초과하는 것 으로 나타났지만 그 발생 범위가 미소하고 실제 광산 갱 도의 모서리 부분은 직각이 아닌 원호 형태이므로 전반 적인 안정성에 문제는 없을 것으로 판단된다.

숏크리트에 작용하는 응력 검토 결과 직사각형 갱도 특성상 모서리 부분에 응력이 집중되어 허용기준치를 초 과하는 현상을 보였는데 실제 광산갱도는 모서리 부분이 원호 형태를 띠므로 추후 원호 형태의 모서리를 모사하 여 응력검토를 수행하는 것이 필요 할 것으로 보인다.

숏크리트 공법의 경우 소성영역이 두께에 관계없이 비슷한 영역을 나타내는 것으로 나타났으며 이는 숏크 리트가 지반과의 부착력 증가로 지반의 전단저항력을

증가시킨 결과라고 볼 수 있다. 또한 고강도 숏크리트 의 경우 일반 숏크리트에 비해 변위를 크게 제어하는 것으로 나타났고, 부재력은 탄성계수의 증가로 인해 증 가하는 경향을 보였으나 그 차이는 미소하였다. 고강도 숏크리트는 장기내구성 및 부착성능이 우수하고 초기 강도 발현이 이루어져 주운반 갱도 등에 적용 시 뛰어 난 보강성능을 보일 수 있을 것으로 판단된다. Fig. 4와 Table 5는 단일지보에 의한 3차원 수치해석 결과를 나 타내었다.

한계변형률 산정을 통한 단일지보 보강도 평가 수치해석을 통해 기존 광산 갱도 지보공법으로 이용되 고 있는 록볼트 및 강지보재와 숏크리트 공법의 보강성 능 비교 결과 세 공법 모두 무지보 상태의 갱도 보다는 천단변위 및 내공변위의 발생량이 감소하여 보강효과를 보이는 것으로 나타났다. 하지만 강지보 보강의 경우 강 지보 내부에서 허용 기준치를 초과하는 응력이 발생되었

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Fig. 5. The displacement of mining.

Fig. 6. Evaluation of the stability of mining.

Table 6. The test factor of mining shotcrete

Test Factor Contents for Unit Volume

Content of cement (kg/m³) 420, 450, 480

Water/Binder ratio (%) 42, 45

Fine aggregate ratio (%) 60, 65

Content of steel fiber (kg/m³) 35, 40

Content of synthetic fiber (kg/m³) 8, 10

Type of accelerating agent Aluminate Based, Alkali-Free Based 고 천단변위 및 내공변위가 록볼트와 숏크리트 공법에

비해 크게 산정되어 상대적으로 보강효과가 가장 낮은 것을 알 수 있었다. 록볼트 지보의 경우 천단변위 및 내 공변위는 상당히 줄었지만 축력의 허용기준을 초과하는 구간이 여러 곳에서 발생하였다. 따라서 록볼트 공법은 연약암반 구간 및 파쇄 구간에 국부적인 보강시에는 효 과적이지만 전반적인 광산 갱도의 안정성을 확보하기에

는 무리가 따를 것으로 생각된다. 그리고 숏크리트 지보 의 경우 품질이 가장 떨어지는 18 MPa 강도의 경우에도 강지보재 및 록볼트에 비해 천단변위, 내공변위가 작게 나타났다. 단일지보에 의한 변위비교는 Fig. 5에 나타내 었다.

지보재로 보강된 광산 갱도의 안정성 평가를 위하여 한계 변형률을 산정해 본 결과 Fig. 6과 같이 무지보 갱 도, 강지보 보강 갱도, 록볼트 보강 갱도는 모두 전반적 인 광산 안전성에 치명적 위험은 없는 것으로 보인다. 하 지만 주의레벨 I단계에 위치하는 것으로 나타나 이완영 역이 넓게 발달해 있고 굴착 시 위험성이 다소 존재할 것으로 판단된다. 숏크리트 보강의 경우 한계 변형률이 주의레벨 I단계보다 작게 분포하여 충분한 안정성을 확 보하고 있는 것으로 나타났다.

수치해석을 통한 갱도 거동특성 분석 및 갱도 안정성 평가결과 기존 광산 지보재와 비교하여 숏크리트 공법 의 보강 우수성을 확인 할 수 있었다. 따라서 추후 연 구를 통하여 숏크리트의 품질기준을 확립하고 표준화 된 배합을 도출하며, 산업부산물 등의 활용으로 경제성 을 확보 할 수 있다면 광산 갱도에 널리 쓰여 갱도의 안정성을 확보하는데 크게 기여 할 수 있을 것으로 판 단된다.

광산 숏크리트의 현장적용성 평가

광산 숏크리트 현장타설실험 개요

본 연구에서는 일반 터널 현장과 상이한 특성을 갖는 광산 갱도 보강에 최적화된 숏크리트 배합의 도출을 위 하여 다양한 시험인자를 가진 숏크리트 초기배합의 현장 적용성 평가를 수행하였다. 타설실험은 충북 단양군의 석회석 광산 갱도현장에서 이루어졌으며 시험인자로는 단위시멘트량(C), 물/바인더비(W/B), 잔골재율(S/a), 강 섬유 혼입량(SF), 합성섬유 혼입량(H) 및 급결제 종류를 선정하였다. Table 6은 본 타설실험에 적용된 시험인자 를 나타내었다.

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Table 7. The mixing ratio of mining shotcrete

Designation W/B (%)

Gmax

(mm) S/a (%)

Unit contents (kg/m³)

W C Fine

aggregate

Coarse aggregate

Accelerating agent

Fiber Super- plasticizer kg/m³ cm³/m³

1 AL-C420 45

13 65

189 420 1061 578 AL 21

SF 40 5089

5.88

2 AL-C450 203 450 1022 555 AL 22.5 4.50

3 AL-C480 216 480 984 534 AL 24 2.88

4 W/B-42 42 189

450 1045 567

AL 22.5 7.20

5 S/a-60 45 60 203 944 634 4.50

6 N

45

65

203 450 1022 555 AL 22.5

- -

7 SF35 SF 35 4453 4.50

8 H8 H 8 8791

9 H10 H 10 10989 6.30

10 AF-N 45

203 450 1022 555 AF 31.5 - - 4.50

11 AF-C420 189 420 1061 578 AF 29.4

SF 40 5089

5.88

12 AF-C450 203 450 1022 555 AF 31.5 4.50

13 AF-C480 216 480 984 534 AF 33.6 2.88

AL:Aluminate, AF:Alkali-Free, W/B:Water/Binder ratio, S/a:Fine aggregate ratio

Gmax:Maximum aggregate size, N:Non-Fiber-Reinforced, SF:Steel-Fiber, H: H Co., Synthetic-Fiber

타설실험용 숏크리트에는 1종 보통 포틀랜드 시멘트와 최대치수 13 mm의 쇄석 골재를 적용하였으며, 강섬유는 국내 숏크리트 타설 현장에서 널리 사용되는 0.5×30 mm 의 강섬유를 사용하였고, 합성섬유는 길이 35 mm의 절 곡형 폴리비닐알코올 합성섬유를 사용하였다. 급결제의 혼입량은 일반적으로 5～12%를 사용하지만 본 연구에 서는 기존 연구를 참고하여 알루미네이트계 5%, 알칼리 프리계 7%로 결정하였으며(한국건설기술연구원, 2006), 타설에 적용된 배합표는 Table 7과 같다.

본 연구에서는 광산 숏크리트의 보강특성 평가를 위하 여 10 cm×20 cm 원주형 공시체를 채취하여 KS F 2405 규정을 따라 타설 후 7일, 28일에 대해 압축강도 시험을 실시하였다. 또한 강섬유 및 합성섬유 보강 시 숏크리트 의 휨거동 특성 평가를 위하여 10 cm×10 cm×40 cm의 각주형 공시체를 채취하여 KS F 2566 규정에 의거하여 휨강도 및 휨인성 평가를 수행 하였다. 그리고 광산 숏크 리트 배합의 작업성 평가를 위해 리바운드 및 슬럼프 시 험(KS F 2402)을 실시하였다.

현장타설실험 결과

리바운드 및 슬럼프 시험 결과

본 실험에서는 광산 숏크리트의 작업성 평가를 위하여 배합별로 리바운드 시험과 슬럼프 시험을 수행하였다.

광산 갱도의 벽체에 타설을 실시하여 리바운드량을 측정 하였으며, 각 시험 인자별로 리바운드에 미치는 영향을 평가하였다. 시험 결과 단위시멘트량이 증가 할수록 초 기 접착층이 빨리 형성되어 리바운드율이 감소되는 경향 을 보였으며 물/바인더비가 감소할수록 리바운드율이 줄 어드는 것을 확인 할 수 있었지만 그 차이는 크지 않았 다. 그리고 강섬유의 경우 혼입량이 증가할수록 섬유의 부착성이 부족해져 리바운드율이 커지는 경향을 보였지 만, 합성섬유의 경우는 혼입량이 증가할수록 리바운드량 이 감소하여 섬유혼입량 증가에 따른 경향은 나타나지 않았다. 하지만 강섬유 혼입배합의 경우 합성섬유 혼입 배합에 비해 반발률이 커 리바운드율이 전반적으로 높게 나타나는 것을 확인 할 수 있었다.

일반적으로 습식 숏크리트 공법에서 천정 및 벽체에 타설 시 리바운드율은 급결제 종류에 따라 알루미네이트 계가 13～16%, 실리케이트계가 15～18%, 시멘트 광물 계가 11～14% 정도 발생한다고 알려져 있다(박해균 등, 2005). 본 실험 결과 알루미네이트계 급결제의 경우 리 바운드율이 6.2～11.0% 정도로 발생하였고 알칼리프리 계 급결제의 경우 4.3～6.0% 리바운드율을 보이는 것을 확인 할 수 있었다. 본 실험에서는 벽체 타설에 의한 리 바운드량 만을 측정하여 전체적인 리바운드율이 다소 감 소하는 경향을 보였지만 그 영향을 고려하더라도 알칼리

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Table 8. The result of rebound and slump test Designation Rebound Rate (%) Slump (cm)

1 AL-C420 10.2 12.0

2 AL-C450 11.0 18.0

3 AL-C480 6.7 20.0

4 W/B-42 9.8 18.0

5 S/a-60 4.5 12.0

6 N 6.7 16.0

7 SF35 9.0 12.0

8 H8 9.8 7.0

9 H10 6.4 10.0

10 AF-N 6.0 17.0

11 AF-C420 6.0 8.0

12 AF-C450 5.0 8.0

13 AF-C480 4.3 12.0

프리계 급결제 사용 시 리바운드의 감소효과를 충분히 얻을 수 있을 것으로 판단된다.

리바운드는 단순한 재료의 손실 뿐 아니라 숏크리트의 품질을 저하시키는 주요인이 되므로 작업 중 되도록 최 소화 시키는 것이 중요하다. 본 시험 결과 전 배합에서 광산 초기 배합의 목표로 선정하였던 15% 이하의 리바 운드율을 보였으며 추후 연구를 통해 10% 이하의 리바 운드율을 도출해 낸다면 광산 갱도에 적용시 리바운드율 에 의한 품질 저하 및 작업성 문제는 크지 않을 것으로 생각된다.

슬럼프시험 결과 단위 시멘트량이 증가 할수록 단위부 피당 시멘트 페이스트의 상대량이 증가하여 슬럼프량이 증가하는 것으로 나타났으며, 일반적으로 물/바인더비가 감소함에 따라 슬럼프량이 다소 감소하는 것으로 알려져 있으나 큰 차이는 나타나지 않았다. 그리고 잔골재율이 감소함에 따라 상대적으로 굵은 골재량이 많아져 슬럼프 량이 저감되는 현상을 보였다. 그리고 합성섬유 혼입 배 합의 경우 강섬유 혼입 배합에 비해 다소 낮은 슬럼프 값을 보였으며 알칼리프리계 급결제 혼입 배합의 경우 알루미네이트계 급결제 배합에 비해 낮은 슬럼프 값을 나타내어 작업 시 필요에 따라 유동화제의 량을 조절할 필요성이 있다고 판단된다.

하지만 전체적인 배합에서 슬럼프 량이 7.0～20.0 cm 범위로 분포하여 일반적인 숏크리트 타설 현장에서 작업 이 이루어지는 범위인 7.0～13.0 cm 이상으로 나타나 충 분한 작업성을 확보 할 수 있을 것으로 판단된다. Table 8은 리바운드 및 슬럼프시험 결과를 나타낸 것이다.

압축강도시험 결과

압축강도시험 결과 단위 시멘트량이 증가 할수록 숏 크리트 조직이 밀실하게 형성되어 재령 7일 및 28일 압 축강도가 증가하는 경향을 보였으며, 물/바인더 비가 감 소할수록 숏크리트 조직이 치밀해져 압축강도가 증가하 는 경향을 보였다. 그리고 잔골재율이 감소할수록 굵은 골재의 상대량이 증가하여 하중 저항성이 커져 압축강 도가 증가함을 알 수 있었다. 섬유 혼입량의 경우 일반 적으로 과다한 섬유 혼입 시 공극의 증가로 강도 저하 현상이 발생한다고 보고되고 있는데 본 실험에서는 강 섬유량 증가 시 약간의 강도 감소 현상이 나타났지만 알 칼리프리계 급결제 혼입 시 28일 강도가 30 MPa 이상 으로 나타나 강섬유 40 kg/m³을 혼입하여도 강도 발현 에 큰 문제는 없을 것으로 판단된다. 합성섬유의 경우 혼입량 증가 시 강도가 다소 증가하는 현상을 보였으며 28일 강도가 20.4～24.9 MPa로 나타나 터널설계 기준 인 21 MPa과 비슷하거나 그 이상의 결과를 나타내 갱 도에 적용시 안정성을 충분히 확보 할 수 있을 것으로 판단된다.

그리고 급결제 별 압축강도 시험결과 보통 알루미네 이트계 급결제 혼입 배합의 경우 일반적인 터널 현장에 서 장기 강도발현특성이 우수한 것으로 알려져 있으나 본 실험에서는 강도가 17.0～24.9 MPa 범위로 나타나 강도저하 현상이 나타났다. 이러한 이유는 광산 현장 배 치플랜트에서의 품질저하, 타설장비의 분사능력 부족, 작업자의 숙련도 부족, 타설시 재료분리 현상 등 다양한 현장 변수 및 광산 갱도의 특수성에 기인한 것으로 분석 된다. 따라서 이러한 품질저하 요소들을 최소화하기 위 한 광산 숏크리트 시공지침에 대한 연구가 시급하다고 생각된다.

본 실험 결과 알칼리프리계 급결제의 경우 알루미네이 트계 급결제에 비해 초기 및 장기 강도 발현 효과가 훨 씬 우수한 것으로 나타났다. 알칼리프리계 급결제 혼입 배합의 경우 28일 재령 압축강도가 30.2～36.6 MPa로 나타나 일반적인 터널현장에서 알칼리프리계 급결제의 28일 압축강도로 알려진 40 MPa(한국건설기술연구원, 2006) 보다는 다소 낮게 나타났지만 터널설계기준인 21 MPa을 훨씬 상회하는 결과를 보여 광산 갱도 보강에 효 과적으로 거동 할 수 있을 것으로 판단된다. 더욱이 알루 미네이트계 급결제의 경우 pH가 11～12 정도로 강한 염 기성이며, 피부에 접촉시 작업자의 안전을 위협 할 수 있 어 이탈리아, 프랑스 및 스칸디나비안 국가에서는 알루 미네이트계 급결제의 사용을 금지하고 있는 실정이다 (한국건설기술연구원, 2006). 반면 알칼리프리계 급결제 의 경우 pH가 0～7의 중성 내지 산성으로 부식성이 없

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Fig. 7. The result of compressive strength test.

으며 알칼리-골재반응을 억제하여 작업성이 우수하고 작업자의 안전에도 유리하며 빗물이나 지하수에 용해되 어도 주변 환경에 유입되는 유독성분이 없어(한국건설 기술연구원, 2006), 기존에 국내에서 주로 쓰이고 있는 알루미네이트계 급결제의 단점을 개선하여 광산 갱도 보 강 시 널리 사용 될 수 있는 재료라고 판단된다. Fig. 7은 압축강도 시험결과를 나타낸다.

휨강도 및 휨인성시험 결과

본 연구에서는 강섬유 혼입량 및 합성섬유 혼입량 변 화에 따른 광산 숏크리트의 휨 강도, 균열저항성, 충격저 항성 및 에너지 흡수성을 평가하기 위하여 KS F 2566에 의해 삼등분점 재하 시험을 실시하였다.

일반적으로 휨강도는 단위시멘트량이 증가할수록, 섬유 의 혼입량이 증가할수록 다소 증가하는 경향을 보이지만 그 영향은 크지 않은 것으로 알려져 있다(백철우, 2002).

시험 결과 본 실험에서는 단위 시멘트량 및 섬유 혼입량 증가에 따른 휨 강도 증가 경향은 뚜렷이 나타나지 않았 는데 이는 무수한 현장 불확실 요인들에 기인한 것으로 판단된다. 하지만 물/바인더 비가 감소함에 따라 조직이 치밀하게 형성되어 휨강도가 다소 증가하는 경향을 보였 다. 그리고 알칼리프리계 급결제 혼입 시 알루미네이트 계 급결제에 비해 전반적인 휨강도가 다소 증가하는 경 향을 나타내 알칼리프리계 급결제의 강도 발현 효과를 확인 할 수 있었다.

시험결과 초기 균열강도에 영향을 미치는 다양한 요인 들의 이유 때문에 전반적으로 시험인자 변화에 의한 휨 강도 변화 경향은 뚜렷이 나타나지 않았지만 대부분의 배합에서 터널설계기준 휨강도 4.5 MPa 이상으로 나타

나 갱도에 적용 시 휨파괴에 대한 안정성 확보에는 무리 가 없을 것으로 판단된다.

하지만 균열의 생성 및 발달에 대한 재료의 내성을 의 미하는 휨인성의 경우 대부분 배합의 등가휨강도비가 터 널설계기준인 67% 이하로 나타났으며, 휨인성지수도 I5

가 3.37～4.51, I10이 5.80～8.81로 나타나 ASTM C 1116 (1989)의 Performance level I～II 등급으로 휨인성 특성 이 부족함을 알 수 있었다.

강섬유 혼입배합의 경우 35 kg/m³을 혼입한 배합의 경 우 등가휨강도비가 48.80%로 나타나 섬유 혼입량이 부족 한 것으로 판단되었으며, 혼입량을 증가시켜 40 kg/m³를 혼입한 배합의 경우는 등가휨강도비가 35.80～81.50% 범 위로 나타나 같은 섬유 혼입량에도 불구하고 큰 편차를 보였다. 이는 배합 시 섬유 혼입량 부족 때문이라기보다 는 현장 배치플랜트에서의 품질저하문제, 타설 장비의 섬유 분사력 부족 및 재료 분리 현상, 그리고 작업자의 숙련도 등 무수히 많은 현장 변수들에 의한 실험적 오차 때문이라고 판단된다. 이것은 명확한 품질관리기준 및 시공지침서가 전무한 국내 숏크리트 타설현장의 문제점 을 여실히 보여주는 결과라 생각된다. 따라서 추후 광산 숏크리트의 품질 확보를 위해서는 광산 현장에서의 숏크 리트 재료 품질관리기준 및 시공지침서를 마련하여 현장 에서의 품질저하를 막는 것이 매우 시급한 문제라고 판 단된다.

합성섬유 혼입배합의 경우 등가휨강도비가 39.10～43.20%

로 나타났는데 섬유혼입량 증가에 따라 등가휨강도비가 증가하는 경향을 보였지만 터널설계기준인 67%보다 훨 씬 못 미치는 결과를 나타냈다. 이 결과는 일반적인 합성 섬유 생산업체의 섬유 혼입 권장량인 5～8 kg/m³를 혼

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Table 9. The result of flexural strength test Designation Flexural Strength

(MPa)

Equivalent Flexural Strength Flexural Toughness Index

(MPa) (%) I5 I10 I20

1 AL-C420 4.00 3.26 81.50 3.54 6.30 11.84

2 AL-C450 5.02 3.12 62.20 4.27 8.31 16.14

3 AL-C480 4.87 1.74 35.80 4.38 7.63 11.32

4 W/B-42 5.82 3.79 65.10 4.51 8.81 17.06

5 S/a-60 4.53 2.24 49.50 3.54 6.42 10.83

6 N 4.85 - - - - -

7 SF35 5.61 2.74 48.80 4.02 6.16 10.51

8 H8 4.46 1.75 39.10 3.62 5.97 9.07

9 H10 4.36 1.88 43.20 3.37 8.41 12.86

10 AF-N 5.45 - - - - -

11 AF-C420 5.10 2.57 50.30 3.68 6.87 12.99

12 AF-C450 4.86 3.45 71.00 3.71 7.82 15.90

13 AF-C480 4.68 2.43 51.90 3.85 5.80 9.73

Fig. 8. The result of flexural strength test.

입하여 타설시 현장배치플랜트의 부적확성, 타설장비의 섬유분사 능력저하, 갱도 내 양생환경 등의 이유로 인해 섬유 혼입 권장량으로는 실제 현장타설시 기준 이상의 휨인성을 확보하기 어렵다는 것을 보여주는 결과라 생각 된다. 따라서 추후 강섬유를 대체하여 합성섬유를 혼입 한 숏크리트 배합 타설시 휨인성 성능 확보를 위해서는 12 kg/m³ 이상의 합성섬유 혼입이 필요할 것으로 판단 된다. Fig. 8과 Table 9는 휨강도 및 휨인성특성 시험에 대한 결과를 나타낸 것이다.

결 론

본 연구에서는 굴착 초기 지반이완방지효과, 갱도 완 전폐합효과 등의 특성으로 대규격 광산 갱도의 위험을 효과적으로 줄일 수 있을 것으로 판단되는 숏크리트 공법의 광산 갱도 적용성 평가를 위하여 3차원 수치해 석을 통해 숏크리트의 지보 거동 특성을 검토하였다.

그리고 가장 효과적인 광산 숏크리트 배합을 도출하기 위하여 다양한 시험인자를 가진 배합을 실제 광산 갱 도 현장에 타설하여 광산 숏크리트 배합별 현장적용 특성을 평가하였다. 본 연구를 통해 얻은 결론은 다음 과 같다.

1. 숏크리트, 록볼트 및 강지보재를 적용한 3차원 수치 해석 결과 숏크리트 적용 시 천단변위 및 내공변위가 확 연하게 줄어들어 가장 우수한 보강효과를 보임을 확인 할 수 있었다. 또한 한계변형률을 이용한 갱도 안정성 평 가 결과 무지보, 록볼트지보, 강지보 갱도 보강의 경우 주의레벨 I에 해당하여 소성영역의 발달이 예상되고 굴 착 시 사고의 가능성이 존재하는 것으로 나타났다. 하지 만 숏크리트 보강의 경우 주의레벨 I이하로 매우 안정한 상태인 것으로 나타나 가장 효과적인 지보공법이라고 판 단된다.

2. 일반 터널 현장과 상이한 광산 갱도의 특성을 반영 하여 갱도 보강에 최적화 된 숏크리트 배합을 도출하기 위해, 다양한 시험인자의 배합을 실제 광산 갱도에 타

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설하여 성능평가를 수행였다. 실험 결과 리바운드 및 슬럼프, 압축강도, 휨강도 시험에서 광산 갱도 보강에 충분히 적용이 가능한 것으로 나타났다. 특히 알칼리프 리계 급결제를 사용한 배합의 경우 리바운드량 감소 효 과를 확인 할 수 있었으며 초기 및 장기 강도 발현특성 이 알루미네이트계 급결제에 비해 우수함을 확인 할 수 있었다.

3. 휨인성 시험 결과 대부분 배합이 터널설계기준을 만족하지 못하는 것으로 나타났다. 그 원인은 강섬유 혼 입배합의 경우 현장배치플랜트의 품질관리, 타설장비의 섬유분사능력 부족, 운반 시 재료분리 등 현장의 품질저 하 요소들 때문이라고 판단되며, 합성섬유의 경우 섬유 혼입량 부족 때문이라고 생각된다. 따라서 광산 숏크리 트의 최적배합의 도출을 위해서는 숏크리트의 시공관리 기준 마련을 통한 품질저하방지 및 합성섬유 혼입량 증 가를 통한 휨인성 확보 방안을 마련해야 할 것으로 판단 된다.

4. 수치해석을 통한 보강도 평가 및 광산 숏크리트의 갱도 현장타설실험 결과 숏크리트는 기존 광산 지보재에 비하여 갱도 보강에 유리하고 시공성도 확보되는 것으로 판단된다. 따라서 추후 연구를 통해 숏크리트의 품질기 준을 확립하고 표준화된 배합을 도출하며 산업부산물 등 의 활용으로 경제성을 확보 할 수 있다면 광산 갱도의 지보재로 널리 쓰여 안정성 확보에 큰 기여를 할 수 있 을 것으로 기대된다.

감사의 글

본 연구는 2009년도 지식경제부의 재원으로 한국에너 지기술평가원(2009T100100525)의 지원을 받아 수행된 것으로 관계자 여러분께 감사드립니다.

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(13)

마 상 준

1988년 2월 인하대학교 자원공학과 공 학사

1992년 8월 인하대학교 자원공학과 공학 석사

1996년 9월 University of Leeds Mining

& Mineral Eng. Dept. 공학박사

현재 한국건설기술연구원 기반시설본부 지반연구실 연구위원 (E-mail; [email protected])

강 은 구

2006년 8월 한국과학기술원 건설및환경 공학과 공학사

2008년 2월 한국과학기술원 건설및환경 공학과 공학석사

현재 한국건설기술연구원 기반시설본부 지반연구실 연구원 (E-mail; [email protected])