Study on the Safety and the Mine Design for Underground Mining at Hajang Limestone Mine

하장광산의 갱내채광을 위한 채광설계 및 안정성 연구

선우춘¹⁾*·정용복¹⁾·전양수¹⁾·이병주²⁾

Study on the Safety and the Mine Design for Under ground Mining at Hajang Limestone Mine

Choon Sunwoo

, Yong-Bok J ung, Yang-Soo J eon and Byung-J oo Lee

Abstract : We have undertaken detailed investigations to change the mining methods from open-pit to underground and to design the underground mining operations at Hajang limestone mine. The detailed survey of geology, structural geology and borehole core was undertaken to verify the shape of deposit. The survey of discontinuities and Schmidt hammer test were also carried out and RQD values were obtained from the borehole cores. The relevant mechanical properties of rocks were determined by the laboratory test and the rock mass classification system for the mine design and input data for the numerical analysis. The dimensions of unsupported span for gangway, working place and pillar were decided based on the values of RMR as well as the Q system. The mining method was determined by considering the geometry of the deposit as well as the recovery. The stability for suggested mine design was examined through the 3-D numerical analysis.

Key words : Underground mining, Rockmass classification, Mining method, Gangway and pillar, Safety 요 약 : 쌍용하장 석회석광산은 노천채광에서 지하채굴 방식으로 전환하기 위하여 다음과 같은 연구들이 수행되 었다. 지질, 지질구조 및 코아 조사를 통한 광상의 확인, 현장의 불연속면 조사, Schmidt hammer 시험 그리고 시추코아에 대한 RQD 측정이 이루어졌다. 또한 광산설계 및 수치해석의 입력자료를 위하여 실험실 시험과 현지 암반평가를 실시하였다. 이 값들을 이용하여 무지보 상태로 안정성을 유지할 수 있는 갱도 및 채광장의 규격과 광주의 크기를 결정하였고, 광체의 형태 등을 고려하여 채광법을 결정하였다. 조사자료를 바탕으로 설계된 갱도 및 채광장에 대해 3차원 수치해석으로 채광장의 안정성 검토를 실시하였다.

주요어 : 지하채굴, 암반평가, 채광법, 갱도 및 광주, 안정성 Vol. 42, No. 6 (2005) pp. 575-587

서 론

쌍용하장 석회석광산은 행정구역상 강원도 삼척시 하 장면에 위치하고 있으며, 현재 년간 약 10 만톤의 석회석 을 생산하고 있는 노천채광광산이다. 현재 890 Level에서 930 Level까지 10 m 단위로 수조의 벤치를 형성하여 벤 치컷 방식으로 채광작업을 실시하고 있지만 환경문제와 관련하여 노천채굴허가가 어렵기 때문에 경제성 및 안정 성의 문제가 있을지라도 지하채광은 더 이상피할 수 없

는 사회적 문제이다. 따라서 지하채광을 위하여 안정성 을 확보할 수 있는 갱도의 크기 및 생산방법을 결정하기 위한 연구가 수행되었다. 지질, 지질구조조사 및 코아조 사를 통해 광상분포를 확인하였고, 현장의 불연속면 조 사와 더불어 시추코아를 대상으로 RQD를 측정하였다.

또한 Schmidt hammer시험에 의한 절리면의 강도와 현장 에서 채취한 시료 및 기존의 시추코아 시료에 대한 실험 실 시험을 수행하였다. 광산설계 및 수치해석의 입력자 료를 위하여 RMR, Q-system, 및 GSI에 의한 현지암반평 가가 실시되었다. 이 값들을 이용하여 무지보 상태로 안 정성을 유지할 수 있는 갱도 및 채광장의 규격과 Pillar의 크기를 결정하였고, 광체의 형태와 채광장의 안전성 등 을 고려하여 z채광방법을 결정하였다. 또한 채광골격의 설계는 LYNX 프로그램을 이용하여 3차원적으로 도식하 였고, 제안된 채광설계에 대한 안정성 검토는 MAP3D 소 2005년 9월 6일 접수, 2005년 10월 28일 채택

1) 한국지질자원연구원 지반안전연구부 2) 한국지질자원연구원 지질기반정보연구부

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

Address; Korea Institute of Geoscience and Mineral Resources, 305-350, Korea

연구논문

프트웨어에 의한 3차원적 안정성해석을 실시하였다.

지질 및 광상

쌍용하장 석회석 광산을 포함한 주변지역은 Fig. 1과 같 이 선캠브리아기의 태백산통을 기저로 하여 조선누층군 의 묘봉슬레이트, 풍촌석회암, 화절층, 동점규암, 두무동 층 및 막골층이 분포하며, 본 연구지역에서의 가채 대상 광상층은 상부 화절층 직하부의 소위 상부 풍촌층이다.

광상은 현 채광장의 최상부 구간 즉 채굴대상이 되는 맥상 광체(풍촌 석회암층중 고품위대)는 해발 925 m∼

975 m 사이에서 30 m∼40 m의 폭으로 지표에 노출되 어 있다. 그러나 동일 맥임에도 불구하고 일부 구간에서 광체의 배태층준이 약간씩 차이를 보이는데, 이것은 이 지역에 발달하는 단층들에 의한 층의 수평이동에 따른 결과로 보인다. 광체는 대체로 10∼15̊ 북서방향으로 발 달하며 15∼17̊의 저각도로 완만하게 남서방향으로 경 사한다. 그러나 지하 심부에서 광체의 경사도는 고각도 (35∼60̊)의 것이 확인되는데 이것은 이 지역에 발달하 는 단층들과 관련이 있는 것으로 추측된다.

지하채굴대상인 해발 925 m∼975 m 범위에 있는 광체 를 대상으로 광체의 지하심부 발달상태, 즉 맥의 하부 연 장을 확인하기 위하여 작도한 단면(A-A ∼E-E )은 Fig. 2 와 같다(대한광업진흥공사, 2002 참조). 광체의 비중을

2.7로 하고 공제율 30%를 적용하였을 때 조사 구역에서 산출된 매장량의 결과는 대략 10,826,000 톤이다.

Fig. 1. Geological map around the Hajang limestone mine.

(a) plan view (b) sectional view

Fig. 2. Distribution map of limestone deposits at the Hajang limestone mine.

현장조사 및 물성시험

불연속면조사

쌍용하장광산에서 조사된 불연속면은 3개의 주요 불연 속면그룹과 부분적으로 분포하는 불연속면들이 존재한다.

각 그룹의 불연속면의 방향성은 남북방향의 주향을 가지 는 급경사의 절리들(set 1, 085/78)과 동서방향의 주향을 가지며 수직에 가까운 절리들(set 3, 017/89)과 거의 남북 방향의 주향을 가지며 서향하는 완경사의 층리들(set 2, 288/24)이다(Fig. 3 및 Table 1). 불연속면의 간격은 각 그 룹 모두 20 cm 이하로 조밀한 특성에 나타내며(Table 1), 연속성은 절리나 층리 모두 연속성이 높은 편이다.

Schmidt Hammer에 의해 각 벤치에서 측정된 환산 강 도값은 전체적으로 70에서 100 MPa 사이 값으로 보통암 정도의 강도를 나타내며, 실험실에서 구한 실내 시험값보 다 낮다(Table 4). 광체확인을 위하여 2002년과 2004년에 실시된 시추공 코아를 대상으로 측정된 RQD값은 Table 2

와 같고, 02-4공은 평균 78%, 04-1공은 평균 87%, 04-3 공은 평균 79%로 전체적으로 80%전후의 값으로 모두 양호한 상태를 나타내고 있다.

암반평가 및 물성시험

현지암반을 대상으로 RMR(Bieniawski, 1973), Q(Bar- ton et al., 1974) 및 GSI(Hoek and Brown, 1977)방법에 의한 현장의 암반평가를 실시하였다. 벤치별 RMR값은 50에서 75까지의 값으로 전체적으로 양호한 암반상태를 나타내며 부분적으로 보통의 암반상태를 나타내고 있다 (Table 3). Q값은 채광장의 최상부인 930 Level은 지표 부근으로 풍화가 많이 일어난 상태로 이 암반의 Q값 0.5 를 제외하고는 3.3에서 10.0까지의 값으로 전체적으로 보통의 암반상태를 나타내고 있다(Table 3). 또한 GSI값 도 지표부근 최상부의 930 mLevel의 암반을 제외하고 는 50에서 68까지의 값으로 RMR 값과 비슷한 값을 나 타내고 있음을 볼 수 있다(Table 3).

Fig. 3 Distribution of discontinuities and a face of bench slope.

Table 1. Orientation and spacing in each groups of discontinuities

set 1 set 2 set 3

dip direction dip spacing dip direction dip spacing dip direction dip spacing

085 78 18.6 cm 288 24 17 cm 017 89 18.3 cm

Table 2. RQD values on the cores of boring holes

Boring hole No. 02-4 04-1 04-3

depth of investigation (m) 38.0 - 105.0 44.6 - 125.5 58.0 - 131.0

RQD(%) 78.1 87.4 79.0

주) 시추공 번호는 앞의 두자리수는 시추년도를 나타내고, 뒤의 한자리수는 시추순서를 나타냄

채광장에서 6개 지점의 시료를 채취하여 기본 물성시 험을 실시하였으며, 절리면 전단시험은 3개의 시료를 채 취하여 시험을 수행하였다. 채취한 시료에 대하여 비중, 흡수율, 탄성파속도(P, S파), 삼축압축시험, 일축압축강 도, 인장강도 등을 측정하였고, 탄성계수, 포아송비, 내부

마찰각, 점착력 등을 계산하였으며, 또한 절리면 전단시 험을 실시하여 내부마찰각, 점착력, K

, K

값 등을 구하 였다. 시험결과 일축압축강도가 80∼130 MPa 정도로 920 Level의 81 Mpa의 보통암을 제외하고는 전체적으 로 경암의 분포를 나타내고 있어 암석의 강도는 양호한 편이며(Table 4), 절리면 전단시험의 시험결과는 Table 5와 같다.

채광 및 갱도설계

채광방법의 결정

석회석 지하채광에서 적용가능한 채광법으로 Sub-level stoping, Sub-level caving, Shrinkage stoping 채광법 등 을 고려할 수 있지만 이들 채광법은 대부분 급경사의 광 체를 대상으로 하는 채광법이다. 본 광산의 광상은 15∼

17̊로 완만한 경사를 가지고 있어 상기 채광법들은 적당 하지 않다. 따라서 수평이나 수평에 가까운 광체에 적용 하는 주방식(room and pillar) 채광법을 선택한다. 주방 Table 3. Values of RMR, Q and GSI measured in Hajang

limestone mine

Site RMR Q GSI

900R 59 3.3 45-67 56

900L 75 5.0 40-65 53

910R 55 4.4 42-57 50

910L 68 5.3 55-67 61

920R 66 8.3 58-77 68

920L 64 10.0 55-70 63

930 50 0.5 37-55 46

Table 4. Mechanical properties of limestone of Hajang mine

Sample No 920 920R 02-4-1 02-4-2 02-4-3 04-2-C

Density(g/cm

) 2.73 2.73 2.73 2.72 2.86 2.86

Absorption ratio(%) 0.10 0.14 0.14 0.15 0.15 0.34

Wave velocity(m/sec) S 2,700 2,440 2,300 2,240 2,980 2,500

P 6,200 4,870 4,810 4,040 5,690 4,520

Compression strength(MPa) 81 103 113 103 129 129

Tensile strength(MPa) 6 8 10 9 7 18

Young s modulus(GPa) 28.8 30.1 26.3 19.8 29.1 23.6

Poisson s ratio 0.14 0.16 0.14 0.12 0.12 0.12

Cohesion(MPa) 13 21 21 19 21 25

Internal friction angle (

) 31.7 28.2 37.0 38.3 43.2 46.0

Table 5. Mechanical properties of discontinuities in Hajang mine

sample JRC value JCS(MPa) Cohesion(MPa) Friction angle(

) K

(GPa/m) K

(GPa/m)

02-4-1B 6∼8 43 0.07 43.8 6.41 9.14

02-4-1A 0∼2 57 0.02 36.9 5.68 6.27

02-4-2 0∼2 59 0.07 38.3 6.42 9.42

average 53 0.05 39.7 6.17 8.28

식 채광법은 굴진시 출광량이 적고 후퇴채굴시에는 출광 량이 많아지는 단점을 개량하고자 굴진할 때 넓은 폭의 방(Room)을 굴진하고 후퇴하면서 같은 폭의 pillar를 채 굴하여 일정한 채광량을 생산하는 채광방법이다. 본 광 산에서 적용할 채광방법은 전체 골격은 주방식 채광법이 지만 약간 변형된 채광법으로 상부지표에서 2번째 level 인 상1단부터는 상부광체를 주방식으로 채광한 다음 후 퇴시 room의 하부를 벤치발파를 실시하여 room의 갱도 높이를 2배로 확대하여 채수율을 높이는 방법을 제안한 다(Fig. 7 및 9).

운반갱도 및 채광장의 규격

광산의 갱도는 도로터널과 달리 영구적인 시설물이 아니기 때문에 광산지보의 설계는 상대적으로 수명이 짧 다는 관점에서 이루어진다. 또 다른 중요한 관점은 터널 과 달리 광산은 채광의 진행과 함께 갱도의 수뿐만 아니 라 동시에 전체 갱도의 체적도 증가하는 것과 각 갱도가 광산 전체에 미치는 안정성의 정도가 모두 같지 않다는 것이다. 광산에서의 갱도유지는 안전성보다 경제성 문제 를 중요시하는 경향이 많기 때문에 암반상태와 갱도규격 에 따른 적절한 지보대책을 수립하는 능동적인 지보대책 보다는 무지보에 의한 갱도유지가 일반적이다. 본 논문 에서는 주어진 암반상태에서 목적에 따라 무지보로 유지 할 수 있는 갱도규격을 결정하였고 검정하였다. 그러나 이렇게 결정된 갱도의 규격일지라도 암반에 존재하는 불 연속면들에 의해 형성되는 작은 쐐기형 암반블럭에 의한 천정부와 측벽부에서 발생하는 낙반들은 피할 수 없다.

RMR에 의한 무지보 갱도폭의 고찰

안전한 무지보의 한계 갱도폭을 계산하기 위하여 석회 석 광산의 여러 현장에서 측정된 지하갱도 및 채광장의 폭들과 RMR 값과의 상관관계를 조사하였다(선우 춘외, 2004). 무지보상태의 갱도폭과 RMR값과의 상관관계와 갱도가 지보없이 유지되었던 총시간은 총체적으로 갱도 의 안정성에 부정적인 요소로 작용하기 때문에 조사광산

에서 개설시부터 조사기까지 유지되고 있는 갱도유지 시 간(Tp)을 고려하여 안전한 무지보 갱도폭(W)에 대한 일 반적인 식을 아래 식 (1)과 같이 구할 수 있었다.

W = 0.23 × RMR - 0.0023T

+ 1.0 (1) 측정한 RMR값(Table 3)을 기초로 갱도의 사용목적과 유지기간을 고려하여 본 광산에 적용하기 위하여 결정된 무지보 갱도의 폭은 Table 6과 같다. 채광장의 경우 안 전 유지기간을 1년으로 했을 경우 RMR값을 고려하면 12.8∼17.4 m이며 평균 14.8 m가 되며, 운반갱도는 10년 정도 안전하게 유지한다고 할 경우 운반갱도의 무지보 폭 은 5.3∼9.9 m이며 평균 7.3 m가 된다. 따라서 본 광산에서 의 운반갱도 폭은 7 m로 결정하여 갱도의 규격은 7×7 m 로 설계하였다. 채광장의 경우는 안전을 고려하여 조사된 RMR의 최소값에 대한 갱도폭 12 m를 적용하였고, 채광 장의 규격은 12×8 m로 설계하였다. 채광장의 폭은 생산 작업을 진행해가면서 갱도 및 암반상태에 따라 15 m까지 확대할 수 있을 것으로 본다. Level 간의 간격은 24 m로 하였고, Crown Pillar의 두께는 16m로 결정하였다. 채광 장의 경우 먼저 12×8 m의 갱도를 생산 채굴한 후 이 갱 도하부를 같은 규격으로 벤치발파를 실시하여 12×16 m 규격의 채광장을 형성한다.

Q 분류법에 의한 지보대책 고찰

측정한 Q값(Table 3)을 기초로 하여 갱도의 사용목적 에 따른 ESR(굴착지보지수)과 RMR로부터 결정된 갱도 폭이 무지보 상태로 안전하게 유지될 수 있는가에 대한 판단을 위하여 운반갱도를 영구갱도로 간주하여 ESR을 1.6으로 결정하면 De(등가굴착크기)는 식 (2)과 같이 4.4 가 된다.

De = span ( m)

ESR = 7

1.6 = 4.4 (2)

채광장은 광산의 임시갱도로서 간주하고 ESR=4로 하 여 De를 구하면 식 (2)에 의해 3이 되며, 하부갱도를 채

Table 6. Width of underground opening according to RMR and stand up time

measurement site RMR stand-up time

width of gangway(m) average

year day

mining face

55 - 75 average 63.9

1 365 12.8 ∼ 17.4 m 14.8 m

semi permanent gangway cross

gangway 5 1825 9.5 ∼ 12.4 m 11.5 m

transportation drift 10 3650 5.3 ∼ 9.9 m 7.3 m

굴한 경우 채광장의 높이가 16 m인 경우는 De는 4가 된 다. 앞에서 구한 등가굴착크기 De와 현장에서 측정한 Q 값의 평균값을 이용하여 Q도표(Barton, 2002)에 작도하 면 Fig. 4와 같으며, 운반갱도는 실선으로 그리고 채광장 의 경우는 점선으로 표시된다. 두 경우 모두 Fig. 4의 지 보대책의 ①지역에 위치하여 무지보로 유지될 수 있음을 볼 수 있다. 따라서 결정된 채광장의 폭과 높이에서 안전 상 문제가 없을 것으로 예상된다.

광주(Pillar) 규격의 결정

채굴후 공동이 형성되었을 때 암반내에는 응력변화에 따라 변위가 발생하게 된다. 과도한 채굴에 따른 대공동 의 채굴적을 형성할 경우에는 채굴조건, 채굴심도, 상반 의 강도와 같은 지하 채굴공동 주위의 지질조건에 따라 지표침하를 발생시킬 수 있다. 특히 최근 들어 석회석 광 산의 갱내 채광장의 규모가 대형화, 복잡화됨에 따라 싱 크홀형과 같은 침하의 발생 가능성이 상대적으로 높아지 고 있다. 이와 같은 지표침하를 방지할 수 있는 방법이 적당한 규격의 보안광주를 남기는 것이다.

정방형 광주의 강도식

광주의 설계는 광산개발동안 지하채굴작업장 안전을 확보하기 위하여 이루어져야 하는 필수 요소이며, 광주 의 안전율을 추정하기 위하여 광주의 강도와 광주에 작 용하는 하중을 알아야만 한다. 대부분의 광주의 강도는 다음 식 (3)의 형태로 표현된다.

Sp = S1

[

] ^혹은

[

] ⁽³⁾

여기서 S

: 광주 강도

S

: 암석의 현지암반강도 w

: 광주의 폭

h : 갱도의 높이 a와 b : 회귀분석 상수 K : 현장조건에 따른 상수값

수년 동안 광주의 강도는 대부분 정방형 광주에 대한 강도식들이며, 다양한 식들이 있지만 여기서 3가지를 소 개하면 아래와 같다.

1. Overt-Duvall(1967) 식 : 이 공식은 초기에는 경암 을 대상으로 개발되었다.

S

= S

[ 0.0778 + 0.222 w

h ] ⁽⁴⁾

나중에 석탄층에도 적용되었으며, w

/h의 비가 8이상 이 적당하다는 것을 알았다.

2. Holland(1964) 식 :

S

= S

w

h (5)

이 공식에서 추천하는 안전율은 2.0이다.

3. Bieniawski(1968) 식 : 이 공식은 South Africa와 미국의 현지 석탄층을 대상으로 이루어진 대규모 시험을 기초로 한 것으로 제안식은 다음과 같다. 추천안전율의 범위는 1.5에서 2.0이다.

S

= S

[ 0.64 + 0.36b w

h ] ⁽⁶⁾

직사각형 광주의 강도

직사각형 광주에 대한 강도를 등가변(equivalent side) 을 고려하여 다음과 같이 계산한다. 여기서 w

는 정방 형 광주의 한 변으로 간주하여 사용된다.

w

= w

l

(7)

여기서 w

: 광주의 세로폭, l

: 광주의 가로폭

광주에서의 응력

채광작업동안 광주주변에 폭이 w

인 갱도가 있는 w

폭의 광주(Fig. 5)는 ( w

+ w

)

의 면적에서 하중을 견 디어야 한다. 여기서 광주에 걸리는 응력은 다음과 같이 계산된다.

σ

= γ H( w

+ w

)

w

= γ H

1 - R (8)

Fig. 4. Comparison of support measures for Q and width

of underground opening according to RMR.

여기서, H : 상부토피의 높이

γ : 상부토피 암반의 단위중량 R : 채굴비로 다음과 표시된다.

R = 1 - w

( w

+ w

)

(9)

개발작업동안의 안전율(SF, Safety Factor)은 다음식 과 같다.

SF = S

σ

(10)

갱도의 크기에 따른 광주폭을 결정하기 위하여 상기에 서 설명한 여러 학자들의 경험식을 바탕으로 광산의 조건 을 입력하여 채광갱도의 폭 12 m와 높이 16 m에 대하여 안전율에 따른 광주폭의 값은 Fig. 6과 같다. 채광장의 경 우 안전율을 1.2로 했을 때 적용식에 따라 약 9 m에서 10

m의 값을 갖는다. 따라서 이번 설계에서 안전을 고려 광주 폭을 10×10 m로 결정하였다. 이 광주폭의 경우 Obert의 식이나 Bieniawski의 식을 고려하면 안전율이 1.3에서 1.4까지 확보될 수 있는 광주폭이 된다(Fig. 6).

채광설계

앞 절에서 결정된 규격들을 채광 대상광체에 적용하여 1-1 단면에서 A-A 단면까지의 채광설계를 LYNX 프 로그램을 사용하여 3차원으로 가시화하였으며 이를 근 거로 부피, 회수율 등을 검토하였다. A-A 단면에 대한 채광 설계단면은 Fig. 7과 같다. 상2단의 경우 광체 상부 한계에 근접하였기 때문에 채광장 상부만 굴착하도록 하 였으며 나머지 상1단 ~ 하2단은 모두 상부굴착 및 하부 벤치로 구성된다. 또한 운반갱 경사 한계를 8̊로 결정하 였기 때문에 작업장과 주운반갱 사이는 28.5 m의 이격 거리를 두었다.

주운반갱 및 크로스 컷

주운반갱은 배수 및 운반을 고려하여 기존 노천 채광 장 벤치에서 채광대상 석회석 광체로 접근하기 위하여 상향 또는 수평 방향으로 굴진한다. 각 편간 램프의 구성 을 고려하였으나 굴착의 난이도 및 경제성때문에 각 Sublevel 마다 운반갱을 굴착하도록 하였고, 통기 및 유 사시를 대비하여 상하 운반갱 사이에는 사갱을 굴진하여 서로 연결하였다. 갱도의 경사는 8̊로 하였으며 가능한 한 광체 내에 위치하게 하였다(Fig. 7 및 10). 주운반갱 과 최초 작업장 사이는 Room에서 상하부 2단 굴착을 위 하여 28.5 m의 이격거리를 두어 운반갱도와 채광장을 연결하는 크로스 갱도를 구성한다. Room의 상부채굴을 진행하는 동안에는 상향 8̊ 크로스 컷을 유지하고, 채광 장 상부채굴이 완료되고 후퇴하면서 Room의 하부인 벤 치굴착을 시작할 때는 Room의 높이가 아래로 확대되기 때문에 8̊의 하향 크로스 컷을 형성한다.

Fig. 5. Room and pillar lay out with width of pillar(w

) and room(W

).

Fig. 6. Calculated width of pillar with safety factor in

working place(12×16 m). Fig. 7. Sectional view of mining method(A-A ).

작업장 및 광주

채광작업장의 규격은 12 m×8 m이며 채광장의 상하부 를 연속으로 채굴하기 때문에 광주는 10 m×10 m×16 m 의 직육면체 형태가 된다(Fig. 8 및 9). 상2단은 상부지표를 기준으로 50 m 이내는 지표침하 문제 및 갱도의 안전 등 을 고려하여 굴착을 제한하였기 때문에 8 m 높이의 하부 Room만을 채굴하는 것으로 하였다(Fig. 9). 또한 상1단과 하1단의 우측(EAST)부도 지표를 기준으로 50 m 이내에 위치하기 때문에 8 m 높이의 하부 Room만을 채굴하는 것으로 하였다. Fig. 8는 광주 및 작업장 평면도이며, 3차 원으로 구현된 운반갱 및 작업장은 Fig. 10과 같다.

굴착 순서

굴착은 하향으로 굴착하며(상2단에서 시작), 향후 소 요 생산량, 장비 및 기타 조건에 따라 작업장 수 및 동시 가행편수를 결정한다. 초기에는 두개의 편을 동시에 굴 착하고 상하 두개 편을 연결함으로써 통기 및 광체운반 의 편의성을 도모하도록 한다. 각 편에서는 먼저 운반갱 을 원하는 위치까지 굴착하고, 이 후 크로스컷을 굴착하 여 주 작업장을 만든다. 운반갱은 단층에 의해 광체의 높

이가 변하는 부분까지 굴착하고(Fig. 2) 단층을 통과하 는 구간에서 세심한 주의를 통해 운반갱도를 굴착하여 광상의 상태를 파악하고 광체의 높이가 변한 경우는 광 체의 형태를 따라 Sublevel을 낮추어 가도록 한다. 채광 작업장에서 생산굴진은 전진시 room의 상부부분을 갱도 발파로 채굴작업을 수행하고, 채굴작업이 채광대상 광체 의 경계부에 도달하면 후퇴하면서 광주사이의 갱도하부 를 벤치발파 형태로 채굴한다(Fig. 9.b).

회수율 평가

먼저 Fig. 8과 같은 정방형 광주를 규칙적으로 형성하 는 경우 Crown Pillar를 고려하지 않는 회수율(R)은 다 음과 같이 계산할 수 있다.

R = ( l + w)

- w

( l + w)

× 100 (11)

여기서, w : 광주의 폭, l : 은 광주 간격 제안된 채광법에서는 광주폭을 10 m, 광주간격 즉 Room 의 폭을 12 m로 하였으므로 식 (11)에 의하면 회수율은 79.3%이다. 이것은 Crown Pillar를 무시하고 규칙적으

Fig. 8. Plan view of room and pillar. Fig. 10. 3-dimensional view of mining plan.

a) mining upper part of room in advance b) bench cut lower part of room in retreating

Fig. 9. Suggested room and pillar mining method.

로 광주가 분포했을 경우이므로 실제 회수율은 이보다 작다. 제안된 채광법의 경우 Room 및 Pillar의 높이가 16 m이고, Crown Pillar의 두께도 16 m이므로 채수율은 약 40%가 된다.

다음으로 LYNX에 의하면 대상 광체부피와 총 채굴부 피의 비로 회수율을 정의한 경우 1-1 단면과 A-A 단면 사이의 총 부피는 약 1,814,628 m

이며, 이 구간내의 채 굴적은 작업장(426,816 m

) 및 운반갱도(154,729 m

)를 포함하여 581,545 m

이므로 이때의 회수율은 32.1%가 된다. 위의 계산된 가채 광체의 부피에서 공제율 70%를 적용할 경우 채굴가능체적이 1,270,239 m

이 되므로 이 광체의 부피로 계산할 경우는 약 45.8%의 채수율이 얻 어지지만, 실제 회수율은 이것보다도 더 낮아질 것으로 판단된다.

안정성검토를 위한 전산해석

입력물성

수치해석 입력자료는 각각 Table 7과 같으며 암반분류 및 실내시험에 근거하여 결정된 값이다. RMR에 의한 암 반분류값을 근거로 암반의 변형계수(E

), 점착력(c

) 및 마찰각( φ

)을 다음과 같은 식 (12)의 경험식으로 추정하 였다(Bieniawski, 1989; Serafim, 1983; Trueman, 1988).

여기서 RMR값은 Table 3의 930레벨의 RMR값을 제외 한 평균값을 취했다. 930레벨은 지표상의 암반으로 풍화 가 심하기 때문에 평균값계산에서 제외시켰다.

E

= 10

[MPa]

c

= 0.25 exp (0.05 RMR) [MPa] (12) φ

= 0.5RMR + 5 [degree]

3차원 안정성 해석

광산갱도와 같은 복잡한 형상의 지하구조물은 유한요 소법이나 유한차분법으로 3차원 안정성 해석을 수행할 경우 모델형상을 생성하는데 상당한 어려움이 있기 때문 에 경계요소법이 적절한 대안이 될 수 있다. 따라서 탄소 성 해석 및 단층과 같은 불연속면(변위불연속모델)을 모 델링할 수 있는 3차원 경계요소 코드 MAP3D (Terry,

2004)를 사용하여 본 광산에 대한 안정성 해석을 수행하 였으며, Mohr-Coulomb 파괴기준 및 불연속면군이 3개 이상인 암반에 많이 적용되는 Hoek-Brown 파괴기준을 사용하여 안전율을 계산하였다.

해석 절차

MAP3D를 이용한 3차원 안정성 해석은 입력자료의 결정, 지형을 고려한 초기응력 상태 재현, 단계별 굴착 및 결과 해석단계로 이루어진다. 입력자료는 Fig. 11에 파괴기준별로 표시하였다.

조사에서 초기응력을 직접 측정하지 못했기 때문에 연 직응력과 수평응력비인 K를 0.5와 1.0인 경우에 대해서 해석을 수행하였지만 저자들이(선우춘 외, 2004) 강원도 4개 석회석 광산에서 초기지압을 측정한 결과는 대부분 K값은 0.5전후의 값을 나타내기 때문에 여기에서는 K=

0.5인 경우에 대해서만 언급한다. 초기응력 성분 중 연직 응력은 암반의 자중에 의한 것으로 계산하였고, 수평방 향 주응력은 K값에 따라 결정하였다. 광체 및 지형은 기 존 도면과 앞의 LYNX로 설계한 채광설계도면을 근거 로 작성하였다. 실제 해석은 굴착이전의 초기응력 상태 의 재현단계와 현재 모델링한 채광영역이 일시에 모두 굴착된 2 단계로 나누었으며 해석 완료 후 주응력, 강도/

응력비 및 변위 분포를 위주로 안정성을 분석하였다.

해석 결과

주응력분포 : 굴착후 최대주응력 분포는 Fig. 12.a와 같으며, 굴착으로 광주부분에 응력집중이 발생되는 것을 알 수 있다. 상2단 중앙에 위치한 광주는 4~5 MPa, 상1 단은 6~7 MPa, 하1단의 경우 7~8 MPa이며 최하단인 하2단 중앙부의 광주에서는 9~10 MPa의 최대주응력이 발생하였다. 하2단의 경우 굴착이전에 존재하는 최대주 응력은 3~4 MPa 정도이므로 굴착에 의해 약 3배 정도 의 응력집중이 발생하였음을 알 수 있다. 상부 암반에 의 한 자중이 증가함에 따라 심도가 깊어질수록 광주에 걸 리는 하중은 증가하기 때문에 이 경우 광주를 구성하는 암반의 강도를 근거로 안전율을 계산할 수 있다. 최소주 응력은 2.5 MPa 이하의 값을 가지며 상2단의 경우 천반 부 일부영역에서 인장응력이 발생하여 이완에 따른 소규 모 낙반 등이 발생할 가능성이 존재한다(Fig. 12.b).

Table 7. Properties of rock mass in input data

RMR density Young s

modulus(E) poison ratio cohesion( c ) tensile strength ( σ

)

internal friction angle( φ )

65 2.73 t/m

23.7 GPa 0.17 6.45 MPa 2.976 MPa 37.5°

강도/응력비 : MAP3D에는 3가지의 강도/응력비 계산 식이 있으며 본 연구에서는 이들 중 구속압은 일정한 상태 에서 하중이 증가하는 형태의 파괴를 표시하는 SF-A와 하중이 증가하고 구속압은 감소하는 형태의 파괴를 표시 하는 SF-C를 사용하였다.

Mohr-Coulomb Criterion(이하 MC로 표시) ;

SF -A = UCS + σ3tan²( 45 + φ/2)

σ1

(13)

SF -C = UCS + 1/2 ( σ1+σ3)( tan²( 45 +φ/2) - 1) 1/2(σ1- σ3)( tan²( 45 +φ/2) + 1)

(14)

Hoek-Brown Criterion(이하 HB로 표시);

SF - A = σ3+ mσ3σc+ s σ²c

σ1

(15)

SF - C = 1/2 1/16m²σ²c+ 1/2( σ1+σ3)mσc+ s σ²c- 1/8mσc

1/2(σ1- σ3)

(16) 강도/응력비가 1 이하인 경우 암반이 파괴될 가능성이 있음을 의미하여, 1 이상일 경우 안전함을 의미한다. 그 러나 강도/응력비를 근거로 안정성을 판단할 때 입력자 료의 불확실성과 암반자체의 불균질성을 고려하여 판단

Mohr-Coulomb failure Hoek-Brown failure

Fig. 11. Input data for each failure criterion(Unit : MPa).

(a) max. principal stress (b) min. principal stress

Fig. 12. Distribution of max. and min. principal stress(K=0.5).

해야 한다.

먼저 MC 기준의 경우 SF-A와 SF-C 모두 상2단 광주 를 제외한 나머지 모든 광주에서 강도/응력비가 2보다 작게 나타났다(Fig. 13). 이 경우 암반의 강도를 보수적 인 값(8.7 MPa)로 평가하였기 때문에 나타난 것으로 판 단된다. 하2단 광주의 경우 강도/응력비가 1.1~1.2사이 로 강도가 작용응력에 비해 크기 때문에 안정한 것으로 판단할 수 있으나, 그 차이가 작고 입력자료 및 초기응력 의 불확실성이 존재하므로 실제 채굴시에는 주의가 필요 하다. 또한 K값이 0.5이므로 수평방향 구속압이 상대적 으로 작기 때문에 위와 같이 낮은 강도/응력비가 발생한 것으로 판단된다.

HB 기준의 경우 대부분 영역에서 강도/응력비가 2를 넘 어 안정한 것으로 나타났으며 SF-A의 경우 하2단 광주에

서 소규모로 2 이하의 강도/응력비가 발생하였다(Fig. 14).

MC기준의 경우 암반의 강도를 무결암의 강도(81 MPa)에 비해 아주 작게 산정하였기 때문에 하부의 광주에서 1~2 사이의 강도/응력비가 발생하였으며 MC 및 HB기준을 동 시에 고려할 때 하2단 채굴시 광주의 과도한 회수를 피해 야하며 채굴전반에 걸쳐 주의를 기울일 필요가 있다.

변위분포 : 해석단계 1에서는 공동이 굴착되지 않은 상태에서 지형에 의한 응력재분배 및 이로 인해 발생한 변위이기 때문에, 순수한 갱도굴착으로 인해 발생한 변위 는 해석단계 2에서 해석단계 1의 결과를 빼서 계산하였 다. 그리고 본 해석은 암반을 탄성체로 가정하여 해석을 수행하였기 때문에 소성 및 취성 파괴발생시 본 해석에 서 예측한 값보다 큰 변위가 발생할 수 있다. 굴착으로 인 한 총변위의 크기 및 벡터 분포는 Fig. 15와 같다. 총변위

Mohr-Coulomb failure Hoek-Brown failure

Fig. 13. Distribution of strength/stress based on Mohr-Coulomb failure criterion(K=0.5).

(a) max. principal stress (b) min. principal stress

Fig. 14. Distribution of strength/stress based on Hoek-Brown failure criterion(K=0.5).

량은 1 cm 이내로 발생하였으며 채굴적 방향으로 변위가 발생하고 있음을 알 수 있다. 하1단과 상1단 천반부에서 6 ~ 7 mm의 변위가 작업장 방향으로 발생하였으며, 하2 단의 경우 3 mm 이내로 변위가 발생하였다. 지표에서는 지역에 따라 1 ~ 5 mm의 변위가 발생하였다.

3차원 경계요소해석 결과 대부분 영역에서 비교적 안 정한 것으로 나타났으나, 하2단의 경우 강도/응력비가 1~2사이의 값을 가지는 영역이 발생한다. 강도/응력비가 1 이하일 경우 파괴가능성이 있는 것이며 해석시 사용한 자료의 불확실성을 고려할 때 1~1.5 사이의 강도/응력비 를 가지는 영역은 일단은 불안정한 것으로 판단할 수 있 다. 따라서 하2단의 경우 실제 채굴진행시 주의할 필요 가 있다. 이상의 결론은 초기응력의 크기와 방향을 가정 한 상태에서 수행한 전산해석결과로부터 유추한 것이며 따라서 어느 정도의 불확실성을 가진다. 이러한 불확실 성을 제거하기 위하여 초기응력 측정을 수행하여 정확한 초기응력을 산정하는 것을 고려할 필요가 있다

결과분석

지질 및 지질구조 조사를 통한 매장량과 광체의 형태확 인, 불연속면조사, 암반평가, 시추코아조사 및 실내물성 시험을 통한 갱도 및 채광장의 안정성을 확보할 수 있는 단면적 결정 그리고 수치해석을 위한 입력자료를 결정하 였고 마지막으로 조사자료를 바탕으로 설계된 채광장에 대한 수치해석을 통해 갱도 및 채광장의 안정성에 대해 검토를 실시하였다. 그 결과를 요약하면 다음과 같다.

- 대상 광체는 풍촌층의 상부 석회암대이며, 광체(고품 위대)는 30 m∼40 m의 폭으로 지표에 노출되어 있으나 동일 맥임에도 불구하고 일부 구간에서 광체의 배태층준

이 약간씩의 차이를 보이는데 단층들에 의해 층의 수평 이동에 따른 결과로 보인다. 광체는 대체로 10∼15̊ 북서 방향으로 발달하며 15∼17̊의 저각도로 완만하게 남서방 향으로 경사하지만 지하심부에서는 경사가 35∼60̊로 확 인되며, 이것은 단층들과 관계가 있는 것으로 추측된다.

본 조사 구역에서 산출된 매장량은 대략 10,826,000 톤이 지만 이 매장량은 광체 확인작업이 더 수행된다면 달라 질 수 있다.

- 채광대상 석회석의 일축압축강도가 80∼130 MPa이 며, 각 벤치별 암반의 RMR값은 55에서 75, Q분류 값은 3.3에서 10.0까지의 값으로 전체적으로 보통의 암반상태 를 나타내고 있다.

- 광상은 저각도로 완만하게 경사지고 있어 주방식 채광 법을 채택하였고, 채광법의 전체 골격은 주방식 채광법이 지만 약간 변형된 채광법으로 상부지표에서 2번째 Level 부 터는 상부광체를 주방식으로 채광한 다음 Room의 하부 를 벤치발파를 실시하여 Room의 갱도높이를 2배로 확대 하여 채수율을 높이는 방법을 제안한다. 상2단은 상부 지 표를 기준으로 50 m 이내는 지표침하 문제 및 갱도의 안 전 등을 고려하여 굴착을 제한하였다.

- RMR값을 기초로 갱도의 사용목적에 따른 유지기간 을 고려하여 결정된 무지보 운반갱도의 규격은 7×7 m로, 채광장의 규격은 12×8 m로 설계하였다. 제안된 무지보 갱도규격은 등가굴착크기와 측정한 Q값에 따르면 무지 보로 유지될 수 있음을 볼 수 있다.

- 광주폭은 채광장의 경우 안전율을 1.2로 하여 광주규 격을 10×10 m로 결정하였다. 생산굴진은 전진시 Room의 상부를 갱도발파로 채굴작업을 수행하고, 전진 채굴작업 이 채광대상 광체의 경계부에 도달하여 후퇴시에는 광주 사이의 Room 하부를 벤치발파 형태로 채굴 한다. 따라서 광주는 10 m×10 m×16 m의 직육면체 형태로 구성된다.

- 3차원 해석결과는 대부분의 영역에서 비교적 안정한 것으로 나타났으나 하2단의 경우 강도/응력비가 1~2사 이의 값을 가지는 영역이 발생하는 것으로 나타났다. 따 라서 하2단의 경우 실제 채굴 진행시 주의할 필요가 있 다. 이상의 결론은 초기응력의 크기와 방향을 가정한 상 태에서 수행한 해석결과이므로 어느 정도의 불확실성을 가지므로, 이러한 불확실성을 제거하기 위하여 초기응력 의 측정과 새로운 해석이 필요하다.

사 사

이 연구가 수행될 수 있도록 현장 협조 및 여러 지원을 아끼지 않으신 쌍용자원개발(주)의 유흥택 사장님, 김영 민 상무님 그리고 자원사업팀 여러분에게 감사드립니다.

Fig. 15. Total displacement and distribution of displace-

ment vector(K=0.5).

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선 우 춘 정 용 복

1978년 서울대학교 자원공학과 공학사 1984년 서울대학교 자원공학과 공학석사 1988년 프랑스 파리 VI대학교 공학박사

1994년 서울대학교 자원공학과 공학사 1996년 서울대학교 자원공학과 공학석사 2000년 서울대학교 자원공학과 공학박사

현재 한국지질자원연구원 지반안전연구부 책임연구원 (E-mail; [email protected])

현재 한국지질자원연구원 지반안전연구부 선임연구원 (E-mail; [email protected])

전 양 수 이 병 주

1996년 전남대학교 자원공학과 공학사 1998년 전남대학교 자원공학과 공학석사 2002년 전남대학교 자원공학과 공학박사

현재 한국지질자원연구원 지질기반정보연구부 책임연구원 (本 學會誌 第42卷 第3号 參照)

현재 한국지질자원연구원 지반안전연구부 선임연구원

(E-mail; [email protected])