An Evaluation of the Influence of the Rock Property Change under Saturated-Loading Conditions on Rock Stability

침수-하중조건에서의 암석물성 변화가 암반의 구조적 안정성에 미치는 영향 평가

박승훈¹⁾· 허 진¹⁾· 이준희¹⁾· 박정찬¹⁾· 권상기¹⁾*

An Evaluation of the Influence of the Rock Property Change under Saturated-Loading Conditions on Rock Stability

S.H Park, J. Heo, J.H Lee, J.C Park and S. Kwon*

(Received 13 November 2014; Final version Received 12 June 2015; Accepted 24 June 2015)

Abstract : This research was carried out to evaluate the influence of rock property change under saturated-loading condition on the stability of an underground opening. Rock samples were divided into saturated-loading and unsaturated-loading conditions in order to observe the variation of mechanical properties of the rock after loading using a creep test machine. Measured thermal conductivity and porosity from various laboratory tests showed the variation of rock properties. Tensile strength was found to be more significantly decreased in saturated condition. It was also found that uniaxial compressive strength in saturated condition decreased more significantly compared to that in unsaturated condition. A numerical modeling using FLAC3D was carried out to evaluate the stability of a pillar with a consideration of the rock property change expected in saturated-loading condition.

It was recommended to use the changed properties instead of the initial rock properties to analyze the stability of the unused underground mines or openings.

Key words : Saturated-Loading conditions, Rock property change, Pillar stability, Thermal conductivity, FLAC3D 요 약 : 본 연구에서는 폐광산 주변 암반의 안정성 평가를 위한 침수 환경과 가압조건에 따른 암석물성 변화가 지하공간의 안정성에 미치는 영향을 평가하기 위해 수행하였다. 암석물성 변화를 관찰하기 위하여 시료의 절반 을 포화시킨 상태(침수조건)와 나머지 절반을 포화시키지 않은 상태(비침수조건)로 구분하였다. 본 실험은 크립 시험기를 이용하여 하중을 주어 침수 및 가압환경을 조성하여 실시하였다. 암석 실험 결과에서는 침수조건에서 열전도도와 공극률의 물성 변화가 나타났다. 간접인장강도는 하중 증가에 따른 암석강도 저하가 확인되었고, 일축압축강도에서도 침수조건에서 암석강도가 낮게 나타났다. 또한, FLAC3D를 이용한 수치모델링에서는 광주 의 안전율이 침수조건에서 저하되는 것을 확인하였다. 폐광산 및 지하공간의 용도변경과 재활용 시에는 광산이 운영되었던 초기 암석물성을 사용하지 않고 침수환경에 따른 암석물성 변화를 고려한 암반의 안정성 평가가 필요하다.

주요어 : 침수-하중조건, 암석물성 변화, 광주 안정성, 열전도도, FLAC3D

1) 인하대학교 에너지자원공학과

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

Address; Dept. of Energy and Resources Engineering, INHA University, Incheon, Korea

ISSN 2288-2790(online) Vol. 52, No. 3 (2015) pp. 309-321, http://dx.doi.org/10.12972/ksmer.2015.52.3.309

서 론

과거 국가 경제의 발전과 산업화에 이바지한 광산들은 매장량 감소, 채굴심도의 증가에 따른 가격경쟁력 문제 등으로 경제적인 개발에 어려움을 겪었으며 많은 광산들

이 운영을 중단하였다. 광종별 금속, 비금속, 석탄광산을 포함하여 약 4,600여개의 광산들이 폐광되었으며, 2011 년 현재 400여개만이 가행되고 있다(KMRGIS, 2014).

이들 폐광산에 대한 재활용은 다양한 목적의 지하공간 확보 및 국토의 효율적 활용이라는 측면에서 필요하며 이를 위한 연구개발이 선행되어야 할 것이다.

외국의 경우, 지하공간 확보 및 재활용하기 위하여 폐 광산을 대상으로 많은 연구들이 이루어졌다. 스웨덴에서 는 Stripa 폐철광산을 방사성폐기물처분 연구를 위한 국 제공동실험공간으로 활용하였으며(Witherspon, 2000), 연구논문

Table 1. Rock properties for unsaturated and saturated-loading testing

Specimens number Porosity (%) Density (kg/m³) UCS (MPa)

T-1 0.37 2787 73

T-2 0.35 2715 61

T-3 0.34 2684 57

T-4 0.38 2681 64

T-5 0.37 2637 96

Average value 0.36 2701 70

일본에서는 폐구리광산과 주변 자연환경을 연계하여 갱 내 체험을 관광자원으로 활용한 사례가 보고되었다 (Park, 2003). 그리고 중국에서는 폐석탄광산의 갱내에 서 발생되는 열을 이용하여 에너지 저장 시설로 재사용 하기 위한 연구가 진행되었다(Luo and Chen, 2011). 한 편, 국내에서는 폐광산의 갱내 지하수열을 냉･온열원 시 스템의 에너지원으로 활용하기 위한 타당성 분석이 실시 되었고(Suh et al., 2005), 강원도 도계 지역의 폐광산을 재활용하여 체험 박물관 건설을 위한 연구도 진행되었다 (Park and Lee, 2011). Lim 등(2000)은 폐광산이 다양한 측면으로 활용 가능성이 있으나 장기간 관리가 되지 않 았던 암반의 사전 조사가 필요하다고 보고하였다. Jung 등(2011), Sunwoo 등(2012)은 폐광산의 재개발과 관광 용도로의 활용을 위하여 지하수와 지표수가 유입되지 않 은 갱도에서 암반분류법, 현장실험, 수치해석 등을 이용 한 안정성평가를 실시하였다.

폐광된 이후의 광산은 배수설비의 중단으로 배수가 이 루어지지 않으며 암반은 침수되어 있을 것으로 예상된 다. 광물가격의 상승으로 재가동한 가곡광산의 경우처럼 폐광의 재개발을 위해서는 침수된 갱도에서 물을 배수하 는 작업이 선행되어야 한다(Jung et al., 2011). 폐갱도를 관광용도로 운영 중인 광명시 가학광산의 경우에도 침수 상태에 있는 하부갱도의 추가적인 활용을 위하여 배수설 비를 가동 중에 있다(GwangMyeong, 2015). 지하수에 의해 오랜 기간 침수 상태에 있는 폐광산의 암반은 암석 강도를 포함한 암석물성 변화가 예상된다. 다양한 채광 법들에 의해 만들어진 크고 작은 광주는 침수조건에서 상부 암반에서 받는 하중을 지탱하고 있기 때문에 폐광 산의 재활용을 위한 안정성 평가를 위해서는 침수-하중 조건에서의 광주의 물성 변화가 고려되어야 할 것이다.

그럼에도 불구하고 침수-하중조건을 동시에 고려하여 광주의 안정성 평가가 실시된 사례가 아직 없는 실정이 다. 이러한 측면에서 Heo 등(2014)은 암석의 침수조건 과 심도 증가에 따른 하중변화를 고려하여 암석물성 변 화에 대한 연구를 실시한 바 있다. 이들은 실내 실험을

통해 비침수-하중 조건에 비해 침수-하중조건에서의 암 석의 물성 변화가 상대적으로 크게 나타남을 확인하였으 며 이를 침수-하중 조건에서 미세균열 발생이 상대적으 로 크게 일어난 것으로 설명하였다. 하지만 미세균열 발 생에 대한 분석이나 암석의 물성변화가 광주의 안정성에 미치는 영향에 대한 분석은 실시하지 않았다.

본 연구에서는 침수-하중조건을 고려하여 공극률, 열 전도도, 간접인장강도, 일축압축강도의 실내 실험을 실 시하고, 편광현미경을 이용하여 미세균열 발생 변화를 관찰하였다. 실내 실험에서 얻어진 물성자료와 Hedley 와 Grant(1972)의 광주 설계 경험식을 이용하여 광주의 물성을 도출하고 이를 침수-하중 조건에 노출된 광주의 안정성을 평가에 활용하였다. 이를 통해 장기간 운영 관 리 되지 않은 지하공간에서 예상되는 침수-하중조건에 서의 암석물성 변화가 지하구조물의 안정성에 미치는 영 향을 알아보고자 하였다.

실험 방법

침수, 비침수-하중조건에서의 실험

본 연구에서는 장기간 관리되지 않아 지하수나 지표수 에 의해 침수에 노출된 암반의 심도 증가에 따른 하중 증가를 고려한 침수-하중조건과 침수가 이루어지지 않 은 암반 환경인 비침수-하중조건에서 상대적인 암석물 성 변화를 비교하였다. 여기서, 침수조건은 Fig. 1에서처 럼 실험 기구 내에서 가압 중 암석코어가 절반 정도 물 에 포화된 상태이며, 비침수조건은 가압 중 물에 포화되 지 않은 상태이다. 한국원자력연구원내 KURT(Korean Underground Research Tunnel)에서 얻은 화강암 NX 코 어를 사용하여 길이 120 mm 크기로 7개의 시료를 제작 한 후 Fig. 1의 크립시험기를 이용하여 하중을 가하였다.

본 실험에 사용된 평균 암석물성은 Table 1과 같다. 사 전에 측정된 약 70 MPa의 일축압축강도 평균값을 근거 하여 일축압축강도의 20%, 30%, 40%, 50%, 60%, 70%, 80%를 가하였으며 24시간 가압 후 비침수-하중조건 시

Fig. 1. Unsaturated-loading and saturated-loading conditions in creep test.

(a) View of the thermal conductivity test (b) Surface probe Fig. 2. Thermal conductivity test using ISOMET2114.

료 A와 침수-하중조건 시료 B로 잘라 공극률, 열전도도, 간접인장강도, 일축압축강도 시험을 실시하였다.

실내 실험 과정

공극률은 KSRM(Korean Society for Rock Mechanics) 에서 제안한 암석의 공극률 측정법에 따라 측정을 실시 하였다(KSRM, 2006). 진공건조기를 이용하여 24시간 이상 800 Pa이하의 진공상태에서 건조 및 포화를 시킨 후 중량과 부피를 측정하여 계산된 공극의 부피와 시료 의 전체 부피 비로 공극률을 계산하였다.

열전도도 측정은 Surface 프로브에 놓여진 재료에 전 기적 신호를 발생시켜 나타난 열적 반응을 분석하는 원 리로 작동되는 ISOMET 2114를 이용하였다. 본 실험에 사용된 Surface 프로브는 Cho와 Kwon (2010)이 측정된 KURT 화강암의 열전도도 물성을 참고하여 2.0∼6.0 W/m･K 의 측정 범위를 갖는 Surface 프로브를 사용하였다. ISOMET 2114는 주변 진동과 온도에 민감하기 때문에 외부 공기 와 주변 온도 차이를 최소화하기 위해 스티로폼으로 제 작된 단열 박스에서 측정을 실시하였다. Fig. 2에서처럼

Surface 프로브 위에 시료를 올려 열전도도를 측정하였 다. 열전도도는 25∼26℃에서 실시되었으며 건조 후 1회, 포화 후 1회의 측정을 실시되었다.

침수-하중에 의한 역학적 물성 변화를 평가하기 위해 간접인장강도와 일축압축강도 시험을 실시하였다. 재하 속도는 1.0 N/mm²/sec로 설정하였으며, 강도측정을 위 하여 모든 시료는 24시간 동안 105℃에서 건조 후 실험 을 실시하였다.

실험결과 및 분석

실내 실험 결과

비침수-하중조건 시료 A와 침수-하중조건 시료 B에서 측정한 암석물성결과는 Table 2와 같다. 먼저, Fig. 3과 같이 비침수-하중조건 시료 A와 침수-하중조건 시료 B 에서 나타난 공극률 변화 추세를 비교하였다. 측정된 결 과에 따르면 하중이 가해짐에 따라 공극률이 증가하는 양상을 보이는데 비침수-하중조건에 비해 침수-하중조 건에서 변화 양상이 더 크게 나타났다. 14 MPa의 하중

Table 2. Mechanical and thermal properties of rock specimens Specimens

number

Porosity (%)

Saturated thermal conductivity

(W/m⋅K)

Dried thermal conductivity

(W/m⋅K)

Estimated porosity

(%)

Tensile strength (MPa)

UCS (MPa)

A1 0.40 2.394 2.281 1.52 17.3 130.0

A2 0.40 2.388 2.273 1.56 16.1 130.7

A3 0.38 2.375 2.263 1.52 14.3 130.3

A4 0.44 2.346 2.246 1.37 12.1 131.7

A5 0.43 2.346 2.225 1.66 14.3 136.4

A6 0.42 2.399 2.262 1.85 11.8 138.3

A7 0.44 2.354 2.244 1.50 13.3 130.2

B1 0.38 2.355 2.279 1.04 15.2 114.9

B2 0.42 2.423 2.278 1.95 12.0 125.5

B3 0.40 2.396 2.262 1.81 13.3 121.5

B4 0.38 2.322 2.184 1.92 9.8 101.9

B5 0.45 2.317 2.173 2.02 11.8 111.1

B6 0.47 2.331 2.183 2.06 10.8 127.3

B7 0.48 2.283 2.069 3.11 10.5 111.4

(a) Unsaturated-loading condition (b) Saturated-loading condition Fig. 3. Variation of porosity with increase of applied load.

을 받은 시료와 56 MPa의 하중을 받은 시료의 공극률 증가율은 비침수-하중조건에서 약 7%, 침수-하중조건에 서는 약 21%로 나타났다. 이러한 차이를 통해 비침수- 하중조건에 비해 침수-하중조건에서 미세균열 발생이 더욱 활발하게 일어났음을 짐작할 수 있다.

열전도도 측정은 비침수와 침수-하중조건에서 공극률 의 영향을 확인하기 위하여 건조와 포화상태에 따라 측 정을 병행하였다. 비침수-하중조건 시료 A와 침수-하중 조건 시료 B에서 측정된 열전도도는 Fig. 4와 같다. 하 중이 가해짐에 따라 비침수-하중조건인 Fig. 4(a)에서는

열전도도 변화 양상이 미미하였고, 침수-하중조건인 Fig.

4(b)에서는 하중 증가에 따른 열전도도가 감소하는 경향 이 나타났다. 14 MPa의 하중을 받은 시료와 56 MPa의 하중을 받은 시료의 열전도도 차이를 비교해보면 비침수 -하중조건인 건조상태에서 1.6%, 포화상태에서는 1.6%

로 나타났고, 침수-하중조건인 건조상태에서는 9.2%, 포 화상태에서는 3%로 침수-하중조건에서 열전도도 감소 율이 높은 것으로 나타났다. 이는 하중 변화에 따른 영향 이 비침수조건보다 침수조건에서 상대적으로 큰 것으로 알 수 있다. Fig. 4에서 나타난 하중 증가에 따른 비침수

(a) Unsaturated-loading condition (b) Saturated-loading condition Fig. 4. Variation of thermal conductivity with increase of applied load.

(a) Unsaturated-loading condition (b) Saturated-loading condition Fig. 5. Variation of porosity calculated from geometric mean.

와 침수조건에서의 열전도도 차이는 비침수-하중조건보 다 포화상태의 침수-하중조건에서 암석의 미세균열 발 생에 큰 영향을 크게 미치는 것으로 사료되며, 미세균열 발생은 포화 시 하중 증가에 의한 영향이 큰 것으로 판 단된다. 일반적으로 물(0.6 W/m･K)과 공기(0.025 W/m･K) 의 열전도도는 큰 차이가 있기 때문에 건조와 포화상태 에서의 측정값 차이가 일정 범위 내에서 변화가 있을 것 으로 예상된다. 침수-하중조건의 건조와 포화상태에서는 하중이 증가함에 따라 열전도도 차이가 커지는 것을 알 수 있는데, 이는 미세균열 발생에 의해 나타난 결과로 해 석된다.

Fig. 4에서 나타난 건조와 포화상태에서 나타난 열전 도도 차이는 균열 발생에 의한 공극률 증기로 이해할 수 있 다. Nagaraju와 Roy(2014)는 기하평균(Geometric Mean)을 이용하여 건조-포화상태에서의 열전도도 차이를 통해

공극률을 예측할 수 있음을 보였다. 본 연구에서는 건조 와 포화상태에서 나타난 열전도도 차이를 기하평균에 적 용시켜 비침수-하중조건과 침수-하중조건에서의 공극률 을 추정하였다. 기하평균을 이용하여 추정된 식은 식 (2) 와 같다.

_ _^⋅_^{  } _ _^⋅_^{  } (1)

  __

__

×  (2)

여기서 _는 포화상태의 열전도도, _는 건조상태의 열 전도도. _는 물의 열전도도(0.6 W/m･K), _는공기의 열전도도(0.025 W/m･K), _는 암석의 열전도도, 는

Fig. 6. Comparison of the measured and predicted porosities.

Fig. 7. Results of tensile strength under unsaturated and saturated-loading conditions.

Fig. 8. Results of uniaxial compressive strength under unsaturated and saturated-loading conditions.

추정된 공극률을 나타낸다.

식 (2)를 이용하여 나타낸 추정한 공극률의 결과는 Fig. 5와 같다. Fig. 5(b)는 Fig. 3(b)의 공극률 양상과 유 사하게 침수-하중조건에서 공극률이 증가하는 양상을 보여준다. 기하평균을 이용한 공극률 추정방법은 측정된 공극률과 비교하여 균열 발생이 이루어진 것을 설명할 수 있는 방법으로 판단된다. 실험으로 측정된 공극률보 다 추정된 공극률에서 상대적으로 크게 나타난다. 이는 추정된 공극률의 경우, 유효공극률(Effective porosity)이 아닌 열전도도 측정에서 건조와 포화상태의 차이에 의해 나타난 전체공극률(Total porosity)이기 때문으로 사료된 다. Fig. 6은 측정된 공극률과 추정된 공극률의 관계를 비교한 결과이다. 비침수-하중조건인 A에서는 측정된 공극률과 추정된 공극률 관계에 대한 상관성를 판단하기 에는 그 영향이 미미하였다. 침수-하중조건인 B에서는 측정된 공극률이 증가함에 따라 추정된 공극률도 증가하 는 선형적인 상관성이 나타났다. 이러한 균열 발생의 영 향은 침수-하중조건에서 더 큰 것으로 판단된다.

비침수-하중조건 시료 A와 침수-하중조건 시료 B에 대하여 측정된 간접인장강도와 일축압축강도 변화는 Fig. 7 - Fig. 8과 같다. 인장강도의 경우, 가압 하중의 증 가에 따라 A와 B에서 모두 감소하는 경향을 보였다. 인 장강도 평균값은 시료 A에서 14.1 MPa, 시료 B에서는 11.9 MPa으로 침수-하중조건에서 낮게 나타났다. 14 MPa 의 하중을 받은 시료와 56 MPa의 하중을 받은 시료의 인장강도 감소율을 비교해보면 시료 A에서는 23%, 시 료 B에서는 30%로 침수조건에서 감소율이 크게 나타났 다. 인장강도는 전체적으로 A보다 B에서 낮게 나타났는 데, 이는 시료 A가 물에 포화되지 않는 상태로 하중이 가해졌고 시료 B는 물에 포화되었기 때문에 시료 B 내 부에 남아있는 물의 영향으로 사료된다. 시료 A와 시료

B의 인장강도가 감소하는 것으로 보아, 하중 증가로 인 한 미세균열의 발생이 강도시험 시 파괴면을 따라 강도 저하의 원인을 일으키는 것으로 예상된다.

Fig. 8은 비침수-하중조건 시료 A와 침수-하중조건 시 료 B의 일축압축강도의 변화 양상을 보여준다. 일축압축 강도의 평균은 시료 A에서 132.5 MPa, 시료 B에서 116.2 MPa으로 인장강도와 같이 침수-하중조건에서 낮게 나 타났다. 일축압축강도의 경우, 인장강도에 비해 하중 증 가에 따른 강도변화 양상을 판단하기 어려웠다. 이는 미 세균열의 발생이 압축강도 변화에 미치는 영향보다 인장 강도에 미치는 영향이 크기 때문으로 판단된다. 인장강 도의 결과처럼 시료 A보다 시료 B에서 일축압축강도가 낮게 나타났는데, 시료 내부에 있는 물의 영향으로 보인다.

(a) Detail drawing of 4 thin sections (b) Andesite thin sections Fig. 9. View of thin sections under unsaturated and saturated-loading conditions.

편광현미경을 이용한 암석 관찰

본 연구에서는 암석의 광물조성이나 조직의 형태를 확 인 할 수 있는 편광현미경을 이용하여 실내 실험결과에 서 예상한 균열 발생을 확인하고자 하였다. 편광현미경 관찰을 위한 실험에서는 하중을 가한 후 광물의 변화 양 상을 관찰하기 용이한 조립의 석영 입자 및 석영 맥이 있는 Andesite를 사용하였다. 실험 과정은 침수-하중조 건에서 하중을 가하기 전과 하중을 가한 후로 나누어 실 험을 구분하였다. 구분된 시료는 Fig. 9(a)에서처럼 비침 수조건에서 하중을 가하기 전 A-1, 비침수조건에서 하중 을 가한 후 A-2, 침수조건에서 하중을 가하기 전 B-1, 침수조건에서 하중을 가한 후 B-2로 나누었다. 가해진 하중은 사전에 측정한 Andesite의 일축압축강도 50 MPa 에서 80%에 해당되는 40 MPa의 하중을 크립시험기를 이용하여 24시간동안 가하였으며, 비침수와 침수조건은 앞의 실험과정과 동일하게 하였다. 이후, 각각의 시료는 Fig. 9(b)와 같이 약 300 μm두께의 박편으로 제작하여 40배율로 관찰하였다.

박편 제작 과정

가압실험 후, 암석 절단기를 이용하여 약 1 cm의 크기 로 A-1, A-2, B-1, B-2으로 절단하였다. 절단된 4개의 시료는 관찰을 하기 위한 면의 반대편 면을 1,500 mesh 까지 그라인딩을 하고 정온 건조기에서 습기를 완전히 제거하였다. 에폭시 및 경화제가 혼합된 Araldite를 사용 하여 슬라이드 글라스(76 × 52 mm)에 시료를 접착하고 상온에서 24시간 건조 후 Araldite가 시료와 슬라이드 글라스에 완전히 부착되면 다시 그라인딩을 실시하였다.

암석의 광물 관찰을 목적으로 하는 박편은 보통 30 μm 두께로 제작되지만, 본 연구에서는 박편 표면의 입자 및

암석의 구조적 배열의 손상을 줄이기 위하여 약 300 μm 두께까지 연마한 후 균열 관찰을 실시하였다.

박편 관찰 결과

각 박편에 대해 편광현미경을 이용하여 관찰한 결과는 Fig. 10과 같으며, 비침수와 침수조건에서 하중을 가하 기 전과 가한 후 나타난 박편의 가장자리 부분을 비교하 였다. 각각의 박편을 비교해보면 하중을 가한 후 미세균 열이 발생된 것을 알 수 있다. 비침수조건에서는 하중이 가해진 후 박편의 가장자리에서 박편 안쪽으로 갈수록 균열의 입자 크기가 커진 것에 비해 침수조건에서는 하 중이 가해진 후 박편의 가장자리부터 박편 안쪽으로 갈 수록 작은 크기의 균열 입자들이 조밀하게 발생된 것으 로 나타났다. 이는 비침수-하중조건에서 관찰된 균열의 발생빈도가 상대적으로 작은 것을 알 수 있으며, 침수-하 중조건에서는 균열의 발생빈도가 더 커진 것으로 보아 침수-하중조건에서 미세균열의 발생이 원활하게 일어남 을 알 수 있었다.

Fig. 9(b)의 박편에서는 석영 반정 및 맥을 육안으로 관찰된다. 이 부분은 관찰한 Fig. 11의 결과에서처럼 미 세균열 발생이 나타났으며, 상대적으로 Fig. 11(b)에서 유리가 깨진듯한 균열 양상을 보였는데, 이는 석영이 결 정질이기 때문에 나타난 것으로 판단된다. 각각의 박편 은 약 300 μm두께로 얇게 제작되었기 때문에 박편 제작 과정 중에 균열이 추가적으로 발생될 것으로 예상되어진 다. 제작 과정 중의 추가 균열 발생에 대한 영향은 하중 이 가해지지 않은 Fig. 11(a)에서처럼 균열의 양상이 거 의 관찰되지 않는 것으로 보아 거의 없는 것으로 판단되 며, Fig. 11(a)에서 보이는 약간의 균열은 기존에 암석 내 발생된 균열로 사료된다.

(a) A-1 image of unloading condition (b) A-2 image of loading condition

(c) B-1 image of unloading condition (d) B-2 image of loading condition Fig. 10. Comparison of micro-crack on unsaturated A and saturated B thin section.

(a) Unloading condition (b) Loading condition

Fig. 11. Comparison of micro-crack in quartz.

Fig. 12. Geometry of the model.

광주에 대한 수치해석

광주 설계 방법

광산에서 채굴방법에 따라 지하 암반에 만들어지는 광 주는 광산의 안정성을 유지하는데 중요한 역할을 한다.

광주의 안정성은 식 (3)과 같이 안전율(Factor of Safety) 을 계산하여 수치적으로 나타낼 수 있다. 경암 지역 178 개의 광산을 대상으로 광주의 안전율에 대해 구분한 Lunder와 Pakalnis(1997)는 광주를 안정, 불안정, 붕괴 로 나누어 안전율이 1미만이 되면 붕괴, 1이상 1.4미만 이면 불안정상태, 1.4이상이면 안정한 것으로 평가하였 다. 이러한 광주의 안전율은 광주에 작용하는 수직 응력 (_)과 광주의 강도(_)비의 관계로 식 (3)으로 나타낸다.

_{  }

_

_

(3)

본 연구에서 광주에 작용하는 수직 응력은 FLAC3D 의 FISH 프로그램를 이용하여 계산하였다(Itasca, 2012).

또한, 광주의 강도는 대상 암반이 경암에 적용 가능한 Hedley와 Grant (1972)의 설계 방법을 이용하여 결정하 였다. Hedley와 Grant(1972)가 제안한 식은 식 (4)와 같다.

_ ^

 ×× ^

(4)

여기서, UCS는 NX 코어의 일축압축강도(MPa), w는 광 주의 폭(m), h는 광주의 높이(m), 0.7은 일축압축강도의 보정상수이다.

모델링 구성

침수와 비침수조건에서의 암석물성 변화가 광주 안정 성에 미치는 영향을 분석하기 위해 FLAC3D version 5.0을 이용한 3차원 해석을 실시하였다(Itasca, 2012). 해 석에서는 광산의 재개발을 위하여 무지보 형태의 갱도와 광주 규격을 제시한 Jung 등(2011)의 연구를 근거로 하 여 광주의 크기(w)는 15 m, 광주의 높이(h)는 8 m. 갱도 의 크기(r)는 14 m로 가정하였다. 광주는 국내 폐광산의 갱도 규격과 심도에 대해 연구한 Lim 등(1995)의 자료 에 따라 평균값인 500 m에 위치하는 것으로 설정하였 다. 이를 기준으로 모델링한 광주는 Fig. 12와 같으며.

52,136개의 격자로 구성된다.

경계 조건은 z축의 수직방향인 지표면을 제외한 모든 면에서 변위가 발생하지 않도록 설정하였다. 이 모델링

에서는 초기응력조건을 계산하여 초기 평형상태에 도달 하게 되면, 변위를 0으로 초기화시켜 발파이후 불평형력 이 안정화될 때까지 계산하였다. 측압계수(K0)는 수압파 쇄시험법을 이용하여 오랜 기간 동안 국내 암반의 초기 지압에 대해 연구한 Choi 등(2008)의 제안식 식 (5)을 통해 계산하였다. 본 연구에서 설정한 심도(Z)에 따라 산정된 측압계수는 0.51∼0.58의 범위 중 0.55를 적용하 였다.



  _{ }



  (5)

여러 가지 채광 방법에 의해 설계된 광주는 채굴비 (Extraction ratio)가 경제적이고 갱도 안정성을 확보를 위해 만들어지며, 채굴비가 증가함에 따라 채광량이 높 아지기 때문에 광주의 폭과 높이는 다양할 것으로 예상 된다. 본 연구에서는 폐광산 광주의 다양한 크기를 고려 하여 w/h의 변화에 따른 안전율을 분석하였다. 또한, 광 주는 동일한 w/h를 가지지만 서로 다른 크기가 존재할 수 있기 때문에 높이와 폭 변화에 따른 안전율 비교를 실시하였다.

입력자료

입력물성은 실험을 통해 얻어진 자료를 바탕으로 비침 수-하중조건 A와 침수-하중조건 B로 구분하였다. Table 3의 물성자료를 사용하여 비침수-하중조건과 침수-하중 조건에 대해 광주에 미치는 평균수직응력을 계산하기 위

Table 3. Rock properties used in the modeling

Rock properties

Type Density (kg/m³) Bulk modulus (GPa) Shear modulus (GPa)

Unsaturated-loading (A) 2690 13.43 9.24

Saturated-loading (B) 2670 13.38 9.21

(a) Influence of pillar height change (b) Influence of pillar width change Fig. 13. Results of factor of safety under unsaturated and saturated-loading conditions.

Table 4. Results of factor of safety

Factor of Safety

w/h Pillar height change Pillar width change

Unsaturated-loading Saturated-loading Unsaturated-loading Saturated-loading

0.5 0.39 0.34 0.59 0.53

0.75 0.67 0.59 0.83 0.74

1 0.96 0.85 1.08 0.95

1.25 1.22 1.08 1.32 1.17

1.5 1.48 1.31 1.55 1.37

1.75 1.73 1.53 1.78 1.58

2 1.97 1.75 2.00 1.77

하여 탄성 해석을 실시하였다. 광주의 강도를 결정하기 위한 암석강도는 실험결과의 일축압축강도 평균값을 사 용하였으며 비침수-하중조건과 침수-하중조건에 따라 여러 가지 광주 크기에서 나타나는 광주의 안전율을 계 산하였다.

광주의 안전율

안전율은 서로 다른 크기의 광주에 따라 실험결과를 통해 얻은 암석강도와 수치모델링을 통해 얻은 응력을

비교하여 계산하였으며, w/h비에 따른 안전율 변화는 Fig. 13과 같다. 광주의 높이 변화에 따라 w/h비가 커질 수록 안전율이 증가하는 경향을 보이며 비침수-하중조 건과 침수-하중조건에서의 차이는 약 11%로 나타났다.

Fig. 13(b)는 광주 폭 증가에 따라 안전율이 증가하는 경 향을 보였주며, 비침수-하중조건과 침수-하중조건에서의 차이는 약 11%로 나타났다. 이러한 차이는 광주의 일축 압축 강도 차이에 기인한 것으로 판단된다.

Table 4는 광주의 높이와 폭 변화에 따른 안전율 결과

를 보여준다. w/h가 1.75 이상일 때 안전율이 모두 1.4 이상으로 광주가 안정한 것으로 평가된다. 광주의 규모 에 상관없이 w/h비가 1이하에서는 안전율이 1이하로 낮 아져 안정하지 못한 것으로 예상된다. 광주의 높이와 폭 변화에서는 동일한 w/h일 때 광주의 크기가 작을수록 상 대적으로 안전율이 크게 나타남을 알 수 있다. 따라서, 침수 암반에서는 암석강도 저하로 인해 광주의 안정성이 비침수 암반보다 상대적으로 낮아질 것으로 판단된다.

지하광산에서 다양한 크기의 광주가 있을 때에는 침수암 반에서 동일한 w/h를 가지면 규모가 클수록 안정성이 떨 어질 것으로 예상된다.

결 론

본 연구에서는 폐광산과 같은 장기간 관리 되지 않은 지하공간을 재개발 및 활용하기 위해 침수-하중조건에 서의 암석물성 변화가 암반 안정성에 미치는 영향을 평 가하고자 하였다. 비침수-하중과 침수-하중조건에 노출 된 암석의 공극률, 열전도도, 간접인장강도, 일축압축강 도를 측정하기 위한 실험실 실험을 실시하였다. 또한 비 침수-하중조건과 침수-하중조건의 실험결과를 바탕으로 광주의 크기에 따른 광주의 안정성을 분석하기 위해 FLAC3D를 이용한 컴퓨터 시뮬레이션을 실시하였다.

본 연구를 통해 얻어진 주요 결과는 다음과 같다.

1. 실내 실험을 통한 공극률 측정 결과, 하중이 증가함에 따라 비침수-하중조건보다 침수-하중조건에서 공극률 증가가 높게 나타났다. 공극률 증가율은 비침수-하중 조건에서 약 7%, 침수-하중조건에서 약 21%로 나타 났다.

2. 침수-하중조건에서 하중이 증가함에 따라 열전도도 는 감소하였다. 열전도도 감소율은 건조상태인 비침 수-하중조건에서 1.6%, 침수-하중조건에서 9.2%로 나타났고, 포화상태인 비침수-하중조건에서 1.6%, 침 수-하중조건에서 3%로 나타났다. 포화조건에서 두드 러진 열전도도 감소는 암석의 미세균열 발생 영향으 로 판단된다. 건조와 포화조건의 열전도도 차이를 기 하평균을 이용하여 추정한 공극률 결과는 실험에서 측정된 공극률과 유사한 양상으로 침수-하중조건에 서 공극률 증가가 크게 나타났다.

3. 비침수와 침수-하중조건에서 하중 증가에 따라 인장 강도 감소가 나타나며 침수-하중조건에서 약 30% 나 타났다. 일축압축강도에서는 비침수와 침수 조건에서 하중 증가에 따른 암석강도의 변화양상을 판단하기 어려웠지만 상대적인 암석강도의 크기는 비침수조건

보다 침수조건에서 낮은 것으로 나타났다. 이는 침수 및 비침수-하중 조건에서 발생한 미세 균열이 암석의 파괴 메카니즘간에 영향을 미친 것으로 판단되며 추 후 연구를 통해 확인할 필요가 있을 것으로 보인다.

4. 편광현미경 관찰을 통해 비침수와 침수-하중조건에 서 하중이 가해진 후 균열 발생을 확인하였다. 비침수 -하중조건에서 균열 입자의 크기가 크게 나타났고, 침수-하중조건에서는 상대적으로 작고 조밀한 양상 을 보였다. 또한, 비침수-하중조건보다 침수-하중조건 에서 균열 밀도의 비율이 상대적으로 큰 것으로 나타 났다.

5. 비침수와 침수-하중조건의 실험결과를 토대로 광주 의 안정성을 분석한 수치 모델링에서는 w/h비가 커 질수록 비침수-하중조건과 침수-하중조건에서의 안 전율 차이는 약 11%로 나타났으며, 침수-하중조건에 서 안정성이 상대적으로 낮았다. 동일한 w/h비를 갖 는 서로 다른 크기의 광주에서는 규모가 작을수록 안 정성이 큰 것으로 나타났다.

침수-하중조건에서는 암석물성 변화가 비침수-하중조 건보다 물성변화가 큰 것을 확인할 수 있었으며, 폐광산 및 지하공간의 용도변경이나 재활용을 하기 위해서는 최 초 개발 당시의 암석물성을 사용하지 않고 운영 중단으 로 이루어진 침수환경에 따라 암석물성 변화를 고려한 암반의 안정성평가가 이루어져야 할 것이다. 본 연구에 서 확인된 침수-하중조건에서 나타나는 물성 변화는 암 석의 열적-수리적-역학적 거동 해석 분야의 입력 자료로 활용 될 수 있을 것이다. 또한 향후 폐기된 지하공간, 폐 광산 등의 재활용 및 복원을 위한 안정성 평가의 기초자 료로 활용되기를 기대한다. 본 연구에서는 미세균열 발 생 영향을 육안관찰을 통해 분석하였지만, 균열의 발생 을 정량적으로 분석할 수 있는 연구 및 균열 발생에 따 른 파괴 메카니즘에 미치는 영향에 대한 연구가 필요할 것으로 사료된다.

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박 승 훈

2012년 조선대학교 공과대학 에너지자 원공학과 공학사

2014년 인하대학교 대학원 에너지자원 공학과 공학석사

현재 인하대학교 에너지자원공학과 박사과정 (E-mail; [email protected])

이 준 희

현재 인하대학교 에너지자원공학과 학사과정 (E-mail; [email protected])

권 상 기

1987년 서울대학교 공과대학 자원공학 과 공학사

1989년 서울대학교 대학원 자원공학과 공학석사

1996년 University of Missouri-Rolla Mining Eng. 공학박사

현재 인하대학교 에너지자원공학과 부교수 (E-mail; [email protected])

허 진

현재 인하대학교 에너지자원공학과 학사과정 (E-mail; [email protected])

박 정 찬

2012년 인하대학교 공과대학 토목공학 과 공학사

현재 인하대학교 에너지자원공학과 석사과정 (E-mail; [email protected])