1. 서 론
2. 발파 시험 시공
2.1 발파 설계
2.2 현장 조사
3. 결 과
3.1 실내 시험 결과
3.2 암석 물성 변화에 의한 BIDZ 평가
4. BIDZ 이론적 예측과 비교
5. 결 론
1. 서 론
도시의 밀집화가 심화됨에 따라 지하공간 개발에 대한 수요가 빠르게 증가하고 있다. 현재 국내외에서 다양한 목적에 의해 지하공간을 활용하고 있으며, 여기에는 지하 유류 비축기지, 양수발전소, 수로터널, 도로 및 철도 터널, 방사성 폐기물 처분장 등이 포함된다. 지하공간을 효과적으로 개발하기 위해 굴착 방법과 지보의 선택, 그리고 굴착 과정에서 작용하는 응력에 따른 암반의 거동을 이해하는 것이 필수적이다.
지하구조물의 경우 발파 충격이나 굴착 이후 발생하는 응력의 재분포로 인해 암반의 물리적 특성이 변화하게 되고, 이를 EDZ (Excavation Damaged Zone)라 한다. 이 중 발파 충격에 의한 영향 범위는 BIDZ (Blast-Induced Damaged Zone)라 한다. 이는 지하구조물 주변 암반의 역학적, 수리적, 열적 거동에 영향을 미쳐 구조물의 장단기적 기능을 저하시킬 수 있다. 특히 방사성 폐기물 처분장과 같이 장기적인 안전성이 요구되는 지하구조물은 EDZ의 발생과 그에 따른 암반 거동을 정확히 평가하는 것은 물론 효과적으로 제어하는 방안도 필요하다.
국내외에서 EDZ를 평가하는 다양한 연구가 진행되고 있다. 스웨덴, 핀란드, 일본 등 세계 각국의 지하연구시설에서 터널 주변에서 발생하는 EDZ를 측정하고 분석하였으며, 국내 KURT (KAERI Underground Research Tunnel)에서도 EDZ를 평가하기 위해 다양한 실내시험이 진행되었다(Kwon et al., 2009, Cho et al., 2013). 각 지질 조건과 굴착 기술에 따라 손상대의 규모는 차이를 보이며, 일반적으로 기계식 굴착법이 발파 굴착법에 비해 손상대의 규모가 작게 나타나는 경향이 있다.
선행이완발파의 일종인 프리프랙쳐링(Pre-fracturing) 공법은 기계식 굴착에 선행하여 암반을 발파로 취약화 시키는 공법으로 최근 제시되었다. 약장약으로 발파한 후 기계식으로 본 굴착을 하기 때문에 경암구간에서도 EDZ를 제어하며 기계식 굴착을 이용할 수 있다. 유사 공법으로 선균열발파(Pre-splitting blast)와 응력이완발파(Destress Blast)가 있다. 그러나 선균열 발파는 발파공 사이를 잇는 파단면을 만드는데 목적이 있기 때문에 공간 간격이 충분히 가까워야 하고, 응력이완발파는 록 버스트(Rock burst)와 같은 과지압에 의한 사고를 예방하기 위한 목적이 있기 때문에 사고 취약 부분에 대해 국부적으로 수행된다. Fig. 1는 각 발파 공법이 그 목적에 따라 서로 다른 설계를 가지고 그에 따른 결과물의 차이를 보이는 것을 보여준다.
본 논문은 프리프랙쳐링 공법을 실증하였고 발파 전후의 주변 암반 코어를 취득하여 실내시험을 수행하였다. 일반적으로 기계 굴착에 의한 영향은 발파에 의한 영향에 비해 무시할만한 수준이므로 기계 굴착은 진행하지 않았다. 암석 물성의 변화를 통하여 BIDZ를 평가하였고 일반 발파와의 비교를 통해 BIDZ 저감 효과, 곧 EDZ 저감 효과를 확인하였다. 또한 BIDZ 이론적 예측식의 적용성에 대하여 검토하였다.
2. 발파 시험 시공
2.1 발파 설계
본 발파 시험 시공은 일반 발파 1회(B), 프리프랙쳐링발파 2회(PF-1, PF-2)를 수행하여 발파 효과와 BIDZ 범위를 비교하였다. 시험 위치는 경기도 가평군 ○○채석장이며 흑운모편마암이 우세한 지역에서 일반 발파와 PF-1을 수행하였고 화강편마암이 우세한 지역에서 PF-2를 수행하였다(Yim et al., 2024). 지중응력이 크지 않은 노출 사면에 대하여 발파를 수행하여 발파에 의해 발생한 영향 범위만을 검토하고자 하였다. Table 1은 발파에 이용된 화약의 특성을 나타내며, Table 2는 발파 대상 암반의 특성, Table 3는 BIDZ를 평가하기 위해서 외곽공의 발파 설계를 나타낸다.
Table 1.
Technical specification of explosives for KURT and Gapyeong
Table 2.
Rock properties for blast design (KIC is estimated by empirical relation (Afrasiabian and Eftekhari, 2022) using other rock properties)
| ID |
Tensile strength (MPa) |
Dynamic elastic modulus (GPa) |
P-wave velocity (m/s) |
Fracture toughness, KIC* (MPa/m0.5) |
| B | 12.63 | 70.4 | 5603 | 1.45 |
| PF-1 | 12.63 | 70.4 | 5603 | 1.45 |
| PF-2 | 12.20 | 38.7 | 3959 | 1.31 |
Table 3.
Blast design of perimeter hole (KIC is estimated by empirical relation)
2.2 현장 조사
각 발파 케이스 전후로 지름 52 mm의 코어를 채취하였다. 먼저 P파 속도, S파 속도, 공극율, 밀도를 포함하는 기본물성을 측정하였고, 스트레인게이지를 이용한 일축압축시험을 통해 일축압축강도와 영률, 포아송비를 구하였다. 지름 52 mm, 높이 약 40 mm의 시료를 성형하여, 수리전도도는 순간중압법(Brace et al., 1968), 열전도도는 Divided bar method (Beardsmore and Cull, 2001)를 이용하였다. 아이폰 12 pro의 라이다 센서를 이용하여 Fig. 2와 같이 현장 매핑을 수행하여, 발파 전후 발파공과 코어링 위치의 정확한 위치관계를 파악하였고 B 발파로 인해 사라진 영역을 특정하였다. Fig. 2에 의하면 프리프랙쳐링발파에 의하여 암반 표면이 취약화 된 것을 확인할 수 있다.
Fig. 2.
Rock face before and after blasting. (a) B before blasting, (b) B after blasting, (c) PF-1 before blasting, (d) PF-1 after blasting, (e) PF-2 before blasting, (f) PF-2 after blasting. Circle indicates the location of coring with (core ID, distance from the nearest blasthole). Core ID is “(Case Name)-(before/after)”. B-af-line means the contour of excavated rock volume after B case blasting
3. 결 과
3.1 실내 시험 결과
코어와 발파공 사이의 거리를 측정하였으며 그에 따른 암석 물성의 변화를 Fig. 3과 같이 도시하였다. B와 PF-1은 불과 3 m내로 근접해 있었으므로 발파 전 암석 물성을 공유하였다. 암반의 불균질성을 고려하기 위해 발파 전 암석 물성의 평균과 표준편차를 이용하여 90% 신뢰구간을 Fig. 3에 가로선으로 표현하였다. Fig. 3(j)의 PF-2의 경우 발파 전후로 각각 한번만 간접인장강도를 측정하였으므로 신뢰구간을 산정할 수 없었다. B의 경우 전반적으로 물성의 변화가 명확하지 않거나 발파로 인한 일반적인 경향과 반대의 경향을 보였다. PF-1과 PF-2는 발파 후 UCS, 영률, 인장강도가 발파전보다 평균적으로 낮아졌으나 B의 경우는 발파전후가 유사하거나 발파후 오히려 물성들이 더 커지는 경향을 보였다. 미세공극이 큰 영향을 미치는 탄성파 속도, 공극률, 밀도의 경우 일반적인 발파의 영향과 평균적으로 반대의 경향을 보였다. 반면 평균적으로 발파 후에 수리전도도 증가와 열전도도 감소를 보임으로써 이 물성들에 경우 일반적인 발파의 영향과 유사했다.
Fig. 3.
Rock properties against distance from the nearest blast hole. (a) Uniaxial compressive strength, (b) Elastic modulus, (c) Poisson’s ratio, (d) P-wave velocity, (e) S-wave velocity, (f) Porosity, (g) Density, (h) Tensile strength, (i) Hydraulic conductivity, (j) Thermal conductivity. Two horizontal lines indicate the range of 90% credence interval based on the data before blasting
3.2 암석 물성 변화에 의한 BIDZ 평가
먼저, 본 논문에서 BIDZhole을 발파공으로부터 발파로 인한 영향이 미치는 거리로 정의한다. BIDZ는 굴착예정선에서부터 측정하는 것이고 일반 발파에서 최외곽공은 굴착예정선과 거의 일치하기 때문에 BIDZ와 BIDZhole은 유사하다. 그러나 프리프랙쳐링발파는 굴착예정선에서 일정 이격거리만큼 떨어진 내부에 최외곽공이 위치하므로, 그 이격거리에 따라 BIDZ의 크기가 바뀌게 된다. 본 논문은 이격거리의 영향을 배제한 일관적인 비교를 위해 Fig. 3과 같이 BIDZhole을 기준으로 결과를 정리하였고, BIDZ는 식 (1)을 이용하여 BIDZhole에서 환산하여 사용하였다. 이 때 굴착예정선과 최외곽공사이 거리는 일반 발파의 경우 0 cm, 프리프랙쳐링발파의 경우 30 cm로 하였다. 막장 내부에서 취득한 코어에 대한 실험결과도 Fig. 3에 포함시켰고 BIDZhole평가에 활용하였는데 그 이유는 다음과 같다. 먼저, 프리프랙쳐링발파는 약장약을 했고, 해당 코어들이 다른 발파공에 비해 최근접 발파공에 매우 가까이 위치하여 여러 발파공에 의한 중첩효과를 무시할 수 있다. 이로 인하여 해당 코어들에서 관측되는 발파영향이 굴착 영역 범위 내부인지 외부인지에 의해 차이가 발생하지 않는다. 또한, 더 많은 코어를 사용해서 BIDZhole을 평가함으로써 더 포괄적인 분석이 가능하였다.
일반적으로 발파에 의해 손상을 입은 경우 미세 균열이 발생하거나 확장된다. 이로 인해 물성치가 감소하는 암석 물성은 일축압축강도, 영률, P파/S파 속력, 밀도, 인장강도, 열전도도이고 반대로 증가하는 물성은 공극률, 수리전도도이다. 포아송비는 경우에 따라 다르나 KURT의 사례에서 발파 이후 포아송비가 증가했다(Kwon and Cho, 2008). 발파 이전 물성치를 기반으로 90% 신뢰구간을 구했을 때, 발파로 인한 물성치 변화 방향으로 신뢰구간을 벗어나서 발파 후 물성치가 측정된 경우, 해당 코어 채취 지점은 BIDZ 내부에 있다고 판단하였다. 이를 각 물성별로 Table 4에 정리하였고 비교를 위해 KURT에서 결정된 EDZ 범위를 같이 표시하였다(Lee et al., 2019). KURT는 발파로 굴착되었으므로 KURT에서 평가된 EDZ는 실질적으로 BIDZ와 정의가 유사하여 비교가능하다. 단, B의 경우, Fig. 2(b)에서 확인할 수 있듯이 발파로 인해 발파공으로부터 100 cm 내의 암반은 제거되었으므로 BIDZ의 크기는 적어도 100 cm 이상이라고 판단하였다.
Table 4.
Summary of BIDZ size evaluation depending on rock properties (BIDZhole is evaluated in parenthesis and BIDZhole=BIDZ for B and KURT cases)
대부분의 암석 물성에서 B는 BIDZhole의 크기가 100 cm~138 cm 이내인 반면, PF-2는 38 cm 이하였고, PF-1은 62 cm 이하였으므로 일반 발파에 비해 프리프랙쳐링발파에 의한 BIDZhole과 BIDZ의 크기 감소를 모두 확인할 수 있었다. 인장강도와 수리전도도의 경우 PF-1이 B와 비교시 BIDZ 크기가 비슷한 수준이거나 더 작은 범위에 있음을 확인하였다. 그러나 일축압축강도와 영률의 경우, PF-2는 B에 비해 BIDZhole 크기가 감소했으나, PF-1은 124 cm 이상에서 BIDZhole 크기를 한정지을 수 없었으므로 BIDZ 크기 저감 효과를 확인하지 못하였다.
KURT에서 진행된 EDZ 연구와 비교시, KURT의 EDZ와 본 연구에서 일반 발파로 인해 발생한 BIDZ는 유사한 수준으로 나타났다. 첫 번째 이유는 KURT의 외곽공의 공당 장약량은 0.76 kg이었지만 정밀폭약 외에 전폭약포는 40 cm 길이에 0.5 kg으로 현재 일반 발파의 외곽공의 공당 장약량과 유사했기 때문으로 추정된다. 두 번째 이유는 한국의 화강암반으로 유사한 암반이었기 때문으로 추정된다. 하지만 KURT의 연구결과와 일축압축강도와 공극률로 결정되는 EDZ의 크기에서 주요한 차이점이 있다. 본 연구는 일축압축강도로 인해 결정되는 BIDZ의 크기가 다른 암반물성에 의해 결정되는 BIDZ의 크기보다 크다고 평가되었으나 KURT의 결과는 공극률로 결정되는 EDZ의 크기가 다른 암반물성에 의해 결정되는 EDZ보다 크다고 평가되었다. 이런 관찰결과에 대하여 명확한 이유는 찾을 수 없었으나 본 연구에서 수행된 실내시험의 횟수가 제한되어 발생한 통계적 착시일 가능성을 배제할 수 없다.
4. BIDZ 이론적 예측과 비교
일반적으로 지발당 장약량과 거리에 따른 발파진동을 예측하기 위해 식 (2)와 같은 모델을 이용한다. Q는 지발당 장약량(kg/delay), R은 발파공으로부터 진동 측정 지점까지 거리(m), PPV는 최대입자속도(Peak Particle Velocity, mm/s)를 나타내며, A는 발파진동 상수, a는 감쇠계수를 의미하고 많은 진동데이터에 대하여 적절한 A, a를 구하게 된다(Holmberg and Persson, 1980). 그러나 본 시험에서 제한된 발파 횟수로 인하여 일반적으로 가정하는 a=-1.6으로 고정하고 A만을 최적화하였다. Fig. 4는 측정한 진동데이터와 식 (2)에 의한 최적 모델을 보여준다.
균열을 발생시킬 수 있는 임계 진동치 PPVc (mm/s)를 식 (3)과 같이 계산할 수 있으며 이를 이용하여 발파로 인한 균열 발생 거리 Rc (m)를 식 (4)를 이용하여 산정할 수 있다(Kwon et al., 2009). 여기서 T는 인장 강도(MPa), VP는 P파 속도(m/s), E는 영률(GPa)이다. 이러한 균열 발생 거리 산정 방식은 수 m에 걸쳐 분포하는 여러 발파공들의 장약량 합인 지발당 장약량을 이용하기 때문에 발파공 주변 2 m내에서 주로 발생하는 BIDZ에 대하여 적용하는데 공간적 괴리측면에서 그 적절성에 의문이 있으며, 이 식은 적어도 발파를 한 후에 적용할 수 있기 때문에 사전에 적용할 수 없다는 한계점이 있다. 또한 암질이 좋지 않은 경우, Fig. 4와 같이 PF-1에 비해 B의 경우 동일 지반에서 두 배의 장약량을 썼음에도 불구하고 PPV가 작게 평가됨에 따라 BIDZ를 저평가하는 경우가 발생할 수 있다.
스웨덴 SveBeFo에서 장약밀도 q (kg/m)와 거리에 따른 진동을 예측하기 위해 다음과 같은 식 (5)로 제시하였고 식 (3)과 결합하여 식 (6)을 통하여 균열 발생 거리 Rc (m)를 구할 수 있다(Olofsson, 1988). 다만 암질을 따로 고려할 수 없고, 선형 장약이 아닌 집중 장약이 된 경우 적용성이 제한될 수 있고, 동일한 장약 밀도에서 장약량만 증가시킨 경우 그 영향을 고려하는데 한계가 있다.
Ouchterlony(1997)는 실제 석산에서 발파 실험을 한 결과 발생하는 균열의 최대 길이를 측정하여 손상대깊이(Damage zone depth)를 추정하는 식 (7)~(8)을 제시하였다. rcrack은 균열 반경(m), a0는 발파공 반경(m), P0는 발파공벽에서 폭압(Pa), Pcrack (Pa)은 암반의 균열을 유도할 수 있는 임계 압력, e는 중량당 폭발열(J/kg), VP는 P파 속력(m/s), VOD는 폭속(m/s), KIC는 암반의 Mode 1 파괴인성(Mode 1 fracture toughness, Pa/m0.5)이다.
위 식들은 BIDZhole에 대응되는 식이므로 이를 본 시험시공에 대입하고 BIDZ로 환산하면 Table 5와 같다. 장약밀도와 지발당 장약량을 사용하는 예측식의 한계에 의해 일반발파 대비 프리프랙쳐링발파의 BIDZhole의 저감 효과는 확인할 수 없었으나 이격거리에 의하여 BIDZ는 감소함을 확인할 수 있었다. 식 (4)는 프리프랙쳐링발파의 경우 Table 4와 비교시 합리적인 값을 도출했지만 일반발파의 경우는 BIDZ 크기를 과소평가하였다. 그 이유는 B가 공당 장약량이 프리프랙쳐링발파의 두 배임에도 불구하고 다른 발파에 비해 진동이 작게 측정되었기 때문이었다. B가 수행된 지반이 다른 지반에 비해 균열이 많아서 진동이 특히 잘 전달되지 못한 것으로 추정된다. 식 (6)은 지반 조건을 고려하지 않음에도 평균적으로 합리적인 값을 제시하였으나 전반적으로 과소평가하였다. 식 (7)은 BIDZ를 과대평가하였는데, 이 식은 선형장약을 가정하였으나 본 연구의 발파는 오히려 집중장약에 가깝기 때문으로 추정된다. 즉, BIDZ 예측식들은 장약과 지반 조건 등에서 가정을 통해 인장 균열이 발생하는 범위를 구하는 식이므로, 각각의 한계점을 인지하고 BIDZ와 EDZ 예측에 적절히 사용할 필요가 있다.
5. 결 론
선행이완발파의 일종인 프리프랙쳐링발파의 BIDZ 제어 효과를 현장에서 취득한 코어에 대하여 실내시험을 수행하여 검증하였다. 일반적으로 기계 굴착에 의한 영향은 발파에 의한 영향에 비해 무시할 수준이므로 프리프랙쳐링발파의 BIDZ 제어 효과는 곧 EDZ 제어 효과라 할 수 있다. 포아송비, 탄성파 속력, 공극률, 밀도, 열전도도에 대하여 일반발파에서 BIDZ의 크기는 1.0~1.38 m 범위에서 결정되었으나 프리프랙쳐링발파의 경우는 0.32 m 이내에서 결정되었다. 인장강도와 수리전도도의 경우에도 BIDZ가 일반발파대비 프리프랙쳐링발파가 비슷한 수준이거나 더 작을 것으로 확인되었으며, 영률과 일축압축강도의 경우 프리프랙쳐링발파를 수행한 하나의 경우에 대하여 BIDZ 크기를 한정지을 수 없어서 BIDZ 저감 효과를 확인할 수 없었다. BIDZ를 예측하기 위해 발파에 의한 인장 균열의 범위를 구하는 이론식을 적용하여 실내 시험에 의한 BIDZ의 크기와 비교하였다. 실내 실험에서 암석 물성에 따라 BIDZ 크기가 서로 다른 범위로써 제시되었기 때문에 이론적 예측의 정확성을 일괄적으로 말할 수 없으나, 지발당 장약량과 거리를 기반으로 하는 일반적인 발파 진동 예측식은 비교적 합리적인 BIDZ 크기 예측치를 제시하였다. 다만, 진동의 감쇠가 많이 일어나는 지반에 대하여 BIDZ의 크기를 과소평가하였다. 장약밀도를 기반으로 하는 이론식은 일반발파와 프리프랙쳐링발파에 의한 발파공으로부터 발파 영향이 미치는 거리를 구분하여 예측하지 못하였고, SveBeFo가 제시한 식은 평균적으로는 합당하나 지반조건을 고려하지 못하여 비교적 BIDZ의 크기를 저평가하는 한계가 있었으며, Ouchterlony가 제시한 이론식은 선형장약 가정으로 인하여 BIDZ 크기를 과대평가하였다. 즉, BIDZ 크기에 대한 이론적 예측식 각각의 가정과 한계를 유의하여 적절히 활용해야 할 것이다.
