서 론

최근 이상 기후와 해수면 상승 등 지구 온난화에 따른 기후 위기가 전 지구적 난제로 부상함에 따라, 온실가스 감축을 위한 국제사회의 노력이 가속화되고 있다. 특히 전체 온실가스 배출량의 약 76%를 차지하는 이산화탄소(CO₂)는 기후 변화의 가장 결정적인 요인으로 규명되었으며(IPCC, 2022), 이에 따라 국내외적으로 ‘탄소중립(Carbon Neutrality)’이 국가 정책 및 산업계의 핵심 과제로 대두되었다.

탄소중립은 인위적 활동에 의한 CO₂ 배출량과 생태계 흡수 및 CCUS(Carbon Capture, Utilization & Storage) 기술을 통한 저감량을 상쇄하여 실질적인 순 배출량을 ‘0(Net-Zero)’으로 만드는 것을 의미한다(IPCC, 2018). 특히 CCUS 기술은 CO₂를 단순히 포집 및 격리하는 차원을 넘어, 이를 고부가가치 산업 원료로 전환하여 자원화할 수 있다는 점에서 탄소 중립 실현을 위한 핵심 전략 기술로 주목받고 있다.

CCUS 기술 중 ‘광물탄산화(Mineral Carbonation)’는 CO₂를 칼슘(Ca²⁺), 마그네슘(Mg²⁺) 등의 알칼리토금속을 함유한 재료와 반응시켜 탄산칼슘(CaCO₃), 탄산마그네슘(MgCO₃)과 같은 안정한 탄산염 광물로 전환함으로써 CO₂를 영구 격리하는 기술이다(Seifritz, 1990). 탄산염 광물은 열역학적으로 매우 안정하여 CO₂ 저장 시 누출 위험이 적고, 이론적으로 막대한 양의 CO₂를 고정할 수 있다는 점이 주요한 장점으로 꼽힌다(Lackner, 2003; Snæbjörnsdóttir et al., 2020). 일례로 아이슬란드의 CarbFix 프로젝트에서는 현무암질 용암 및 유리쇄설암층(Hyaloclastite)에 주입된 CO₂가 2년 이내에 대부분 고체화되는 것을 입증하며 본 기술의 실효성을 확인한 바 있다(Matter et al., 2016).

한편, 국내에서 수행된 대표적인 광물탄산화 연구 사례로는, ‘탄소광물화 기술(Carbon Mineralization Technique)’ 연구를 꼽을 수 있다. 이 기술은 칼슘(Ca²⁺), 마그네슘(Mg²⁺)을 포함하고 있는 산업부산물(바닥재, 비산재, 슬래그 등)을 CO₂와 직접 반응시켜 탄산염을 합성하는 기술로, 합성된 탄산염은 ‘복합탄산염(Composite Carbonates)’으로 명명되었다.

이러한 산업부산물 중 화력발전소의 대표적인 부산물인 비산재(Fly Ash)의 경우, 시멘트 혼화재(SCMs)로 널리 활용되고 있으며, 콘크리트 혼입 시 일반 콘크리트에 대비하여 우수한 강도 발현 및 내수성 개선 효과가 있는 것으로 확인된 바 있다(Thomas, 2007). 또한, 비산재에 탄산화 처리를 수행할 경우, 수화열이 감소하고 장기 압축강도가 추가적으로 증진되는 효과가 보고된 바 있다(Chen et al., 2021).

비산재 기반 복합탄산염을 활용한 콘크리트는 재료의 역학적 특성 개선과 효율적인 CO₂ 격리를 동시에 실현할 수 있는 유망한 대안이다. 본 연구에서는 이러한 기술적 이점을 폐광산 채움재에 접목코자 하였다. 한국광해광업공단(Korea Mine Rehabilitation and Mineral Resources Corporation, 2025)에 따르면, 2025년 기준 국내 광산은 가행 및 휴·폐광산을 포함하여 총 5,818개소이며, 그중 약 88%인 5,147개소가 폐광산으로 집계된다. 이처럼 방치된 폐광산 공동에 광물탄산화 기술이 적용된 채움재를 충진할 경우, 폐광지역의 지반 복구는 물론 막대한 양의 CO₂ 격리 효과를 기대할 수 있다. 더불어 폐광산 채움재는 가행광산의 충전 작업에서도 활용이 가능하므로, 광미 처분 및 재채굴을 통한 채산성 향상 등의 효과를 창출할 수 있을 것으로 기대된다.

이에 따라 본 연구에서는 광물탄산화 기술이 적용된 폐광산 채움재를 개발하고, 이를 실제 테스트베드(Test-bed)에 적용하여 현장 실증을 수행하였다. 또한 이를 통해 개발된 채움재의 시공성 및 현장 적용성을 종합적으로 평가하고, 기술적 보완 사항 및 향후 연구 방향을 제시하였다.

광물탄산화 기반 폐광산 채움재의 개발

지하광산의 채굴공동을 충전하는 방법으로는 충전물의 종류와 이송방법에 따라 암석 충전법(Rock Backfill), 슬러리 충전법(Slurry Backfill), 시멘트 페이스트 충전법(Cemented Paste Backfill, CPB) 등으로 구분된다(Helinski, 2007; Masniyom, 2009; Walske, 2014).

암석 충전법은 채광 과정에서 발생하는 폐석을 주재료로 하며, 필요에 따라 자갈이나 모래 등을 혼합하여 공동을 충전하는 방식이다. 인력, 장비 또는 중력을 이용하여 충전물을 운반 및 시공하므로 설비가 단순하고 공정이 간편하다는 장점이 있다. 그러나 공동 충전율(Filling ratio)이 상대적으로 낮아 지반 지지 효과가 제한적이며, 작업 공정의 자동화가 어렵다는 단점이 있다.

슬러리 충전법은 모래, 폐석, 슬래그 등을 물과 섞어 시추공이나 파이프라인을 통해 수압으로 이송·시공하는 방식이다. 암석 충전법에 비해 충전 효율은 우수하나, 시공 후 충전물의 탈수(Dewatering) 과정이 필수적이어서 별도의 배수 설비와 공정이 요구된다. 또한 이송 과정에서 파이프라인 내 압력 변화에 따른 재료분리(Segregation) 현상이 발생할 위험이 있다.

시멘트 페이스트 충전법은 폐석, 광미 등의 골재에 시멘트를 바인더로 혼합하여 페이스트 형태로 충전하는 방법이다(Fig. 1). 슬러리 충전법과 마찬가지로 파이프라인 이송이 가능하여 시공 효율이 높으며, 재료의 고액 분리가 거의 발생하지 않고 충전물 전체가 일체형으로 경화되므로 별도의 탈수 과정이 불필요하다는 이점이 있다. 특히 결합재와 골재의 혼합 비율을 조절함으로써 현장 요구 조건에 맞는 역학적 특성을 정밀하게 제어할 수 있다는 큰 장점이 있어 초기 시설 투자 비용이 높다는 단점이 있음에도 불구하고 우수한 충전 방식 중의 하나로 평가받고 있다.

Fig. 1.

Schematic diagram of typical cemented paste backfill (CPB) methods (Fang et al., 2023).

폐광산은 방치된 채굴 공동 내의 침수 및 붕락 위험으로 인해 인력이나 장비의 직접적인 진입이 사실상 불가능하다. 따라서 대부분의 폐광 지역에서의 광해방지 사업에서는 지표면에서 시추공을 통해 채움재를 주입하는 방식이 주로 채택된다. 그러나 이러한 방식은 공동 내부의 복잡한 형상이나 침수 여부, 시공 후의 실제 충전율 등을 육안으로 파악하기 어렵다는 한계가 있다. 이러한 현장 제약을 극복하기 위해서는 별도의 다짐 작업을 병행하지 않더라도 공동의 미세한 틈새까지 스스로 조밀하게 채울 수 있는 자기 다짐성(Self-Compacting)과 고유동성(High Flowability)을 갖춘 채움재 개발이 필수적이다.

본 연구에서는 순환유동층(Circulating Fluidized Bed Combustion, CFBC) 방식의 석탄화력발전소에서 발생하는 비산재(Fly ash)를 탄소광물화 기술을 활용하여 탄산염화 시킨 복합탄산염과 석회석 광산의 산업부산물인 광미(Limestone tailing)를 골재로 활용하며, 결합재로는 그린시멘트(Green cement)를 사용하는 폐광산 채움재를 개발하였다.

그린시멘트는 화력발전소에서 발생하는 비산재 및 바닥재를 원료로 제조된 복합탄산염과 칼슘설포알루미네이트(CSA)계 팽창재를 활용한 친환경 시멘트로, 원료 내 복합탄산염을 통해 CO₂를 고정함으로써 탄소 저감 효과를 갖는다. 또한, 일반적인 1종 보통 포틀랜드 시멘트(OPC)에 비해 낮은 소성온도에서 생산이 가능하여 제조 공정에서의 탄소배출을 크게 저감할 수 있으며, 화력발전소 부산물인 비산재와 바닥재를 원료로 재활용함으로써 산업부산물 처리 및 자원 순환에 기여한다.

연구 대상 광산 선정

본 연구에서는 광물탄산화 기반 폐광산 채움재의 시공성 및 현장 적용성을 평가하기 위해 강원특별자치도 삼척시 신기면 대평리에 위치한 석회석 광산(Fig. 2)을 연구 대상 광산으로 선정하였다.

Fig. 2.

Location of the study area: a limestone mine in Samcheok.

연구 대상 광산의 광체는 15° 내외의 완경사로 넓게 분포하고 있어, 주방식 채광법(Room-and-Pillar method)을 적용하여 개발 중이다. 채굴 공동은 장방형 단면으로, 평균 폭은 약 10 m 정도이고 높이는 약 7 m이다. 그리고 갱도와 갱도 사이에 위치한 수평 안전광주의 폭은 약 8 m이며, 채굴적 내에 잔존하는 수직 안전광주의 폭은 약 10 m 이다. 주방식 채광법이 적용된 석회석 광산은 일반적으로 암반 강도가 우수하여 대규모 채굴적 형성이 가능하며, 채굴 공동의 경사가 완만하여 폐광산 채움재 현장 실증을 위한 테스트베드로 활용하기 적합하다.

테스트 베드 I 현장 실증: 폐광산 채움재 조기 실증

폐광산 채굴 공동에 채움재를 타설할 경우, 지하수 유동에 의해 복합탄산염 내에 고정된 CO₂가 용출될 가능성이 존재한다. 특히 암반 내 파쇄대와 같은 불연속면에 채움재가 충전될 경우, 이러한 불연속면을 따라 CO₂의 용출 및 거동이 가속화될 우려가 있다. 또한, 대규모 타설 과정에서 시공의 불연속성으로 인해 발생하는 콜드 조인트는 채움재 내부에서 구조적 결함으로 작용하여, 강도 및 내구성이 저하되고, 누수를 유발함으로써 CO₂ 격리 효율 또한 저해시킬 수 있다. 따라서 본 연구에서는 지하수 노출 및 콜드조인트가 채움재에 미치는 영향을 분석하고, 대규모 현장 실증 단계에서 발생할 수 있는 잠재적 문제점을 사전에 파악하여 해결 방안을 도출하고자 조기 실증 연구를 수행하였다.

연구 대상 광산 내 Lv.505 갱도의 막장면을 테스트 베드 I으로 선정하였으며, 정확한 충전 시공 설계를 위해 LiDAR 측량을 통한 3차원 공간 분석을 실시하였다(Fig. 3). 충전 시공은 Fig. 3(b)의 B 영역에서 수행되었으며, 변수별 영향 평가를 위해 4종류의 배합과 시공 조건을 설계하였다(Table 1).

Fig. 3.

Spatial analysis of test bed I.

Table 1에 나타낸 바와 같이, 테스트 베드 I에서는 다양한 환경 조건에서 폐광산 채움재의 CO₂ 고정 안정성 및 환경 오염 물질 용출 여부를 평가하기 위해 충전 영역을 세분화하였다. 결합재와 비산재 외의 분체는 석회석 광미(Limestone tailing)를 활용하였다. 실험 변수로는 결합재의 종류(OPC 및 그린시멘트)와 비산재의 탄산화 여부(미-탄산화 및 탄산화 비산재)를 설정하였으며, 시공 조건에 따른 영향을 분석하기 위해 콜드 조인트(Cold joint) 형성 환경과 유공관(Drain pipe)을 통한 강제 급수 환경을 조성하였다. Fig. 4는 Table 1에 정리한 시공 조건별 충전 영역을 모식도로 나타낸 것이다.

Fig. 4.

Schematic diagram of backfill operation in test bed I.

현장 충전 시공은 설계된 4개의 충전 영역별로 거푸집을 설치한 후, 믹서 트럭을 이용한 현장 혼합과 콘크리트 펌프 압송 방식을 통해 수행되었다. 각 영역 내부에 채움재를 순차적으로 타설하여 충전 공정을 완료하였으며, 특히 A 영역에서는 시공 불연속면에 따른 영향을 평가하기 위해 인위적인 콜드 조인트를 형성하였다. 이를 위해 소량의 채움재를 먼저 타설하여 일정 경사를 가진 면을 형성시킨 후, 완전 경화가 이루어진 뒤 잔여 채움재를 추가 타설하였다.

한편, C 영역은 극한의 지하수 유입 환경을 모사하기 위해 타설 과정에서 유공관을 매설하였다. 채움재 경화 이후 상부에 수조를 설치하고, 이를 유공관과 연결함으로써 대량의 지하수가 채움재 내부로 직접 침투할 수 있는 구조를 구현하였다. 또한, 모든 충전 영역의 최하단부에는 유출수 성분 분석을 위한 취수관을 설치하였다. 이를 통해 주변 암반으로부터 유입되어 채움재를 통과한 지하수 시료를 주기적으로 채취할 수 있는 시스템을 구축하여 CO₂ 및 중금속의 용출을 분석하고자 하였다.

Fig. 5는 테스트 베드 I의 4개 충전 영역에 대한 타설 및 경화가 완료된 최종 상태를 보여준다. C 영역의 상부에는 설계된 바와 같이 급수를 위한 저수조가 설치되어 극한의 지하수 유입 환경이 조성되었음을 확인할 수 있다. 한편, D 영역의 경우 타 구역(A, B, C)에 대한 가시성 확보 및 작업자의 안전 도모 차원에서 낮게 타설되었다.

Fig. 5.

Completion of the test bed I field test.

채움재 타설 및 경화 완료 후, 하단 취수관을 통해 포집된 지하수 시료를 대상으로 성분 분석을 수행하였다. 분석 결과, 4개 충전 영역 모두에서 CO₂ 재방출과 중금속 용출이 확인되지 않았으며, 이는 콜드 조인트 및 강제 급수와 같은 가혹한 수리 환경에서도 채움재의 화학적 안정성이 유지됨을 나타낸 것이다. 결과적으로, 본 연구에서 개발된 광물탄산화 기반 폐광산 채움재는 복합탄산염 내 고정된 CO₂를 환경적 위해 없이 반영구적으로 격리할 수 있는 안정적인 지중 저장 매체임을 입증한 것이다.

폐광산 채움재의 배합 최적화

테스트 베드 I에서 수행된 조기 실증을 통해 검증된 지하환경 내 폐광산 채움재의 화학적 안정성 외에, 채움재에 대한 역학적 특성 분석 및 배합비에 대한 분석이 추가적으로 수행되었다.

즉, 기초조사를 통해 확인된 저강도 유동성 채움재(Controlled Low-Strength Materials, CLSM)의 특성 외에 지반 보강 효과를 검증할 수 있는 암반공학적·물리적 특성 분석과, 초기 실증 배합(그린시멘트 10%, 복합탄산염 10%, 석회석 광미 80%) 조정을 통해 CO₂ 저장 효율과 직결되는 복합탄산염 함량을 극대화할 수 있는 최적 배합비의 선정이 검토되었다.

이에 본 연구에서는 미국 콘크리트 학회(American Concrete Institute, ACI)에서 제안한 저강도 유동성 채움재(CLSM) 품질 기준을 참고하여 채움재의 공학적 신뢰성을 확보하고자 하였다. ACI(2005)에서는 CLSM의 시공성 및 장기 안정성 확보를 위해 84.6 kgf/cm²(약 8.3 MPa) 이상의 일축압축강도와 200 mm 이상의 슬럼프 플로우 조건을 권고하고 있다.

따라서 이러한 국제적 품질 기준을 준수함과 동시에 CO₂ 격리와 산업부산물 처리 효과를 극대화하기 위한 일련의 배합 시험이 수행되었으며(Kim et al., 2021), 이를 통해 폐광산 채움재의 최적 배합비가 도출되었다.

폐광산 채움재 최적화는 ACI(2005)의 CLSM 품질 기준을 충족하는 범위 내에서 결합재인 그린시멘트의 함량을 최소화하고, 복합탄산염의 함량을 극대화하는 방향으로 배합 설계를 수행하였다. 특히 유동성 측면에서는 ACI의 권고치인 슬럼프 플로우 200 mm보다 상향된 300 mm를 목표치로 설정하였다. 이러한 높은 유동성은 우수한 자기 다짐성(Self-Compacting)을 부여하여 복잡한 형상의 채굴 공동의 충전율을 제고하고 이송 에너지를 절약할 수 있는 이점이 있다.

배합비 도출 시험은 혼합수를 제외한 결합재 및 골재(분체) 총중량을 기준으로 진행하였다. 석회석 광미 함량을 40%로 고정한 상태에서 그린시멘트 비율은 10–20%, 비산재 비율은 40–50% 범위에서 변화를 주었으며, ASTM D6103(ASTM, 2017) 규격에 따라 유동성을 측정하여 목표 슬럼프 플로우(300 mm)를 만족하는 혼합수 비율을 산출하였다(Table 2).

폐광산 채움재의 역학적 특성을 분석하기 위한 공시체 제작은 KS L 5109(KSA, 2017)를 준수하였으며, 양생 시 외부 환경의 영향을 최소화하기 위해 90%의 습도와 20±2℃의 온도를 유지하는 항온항습기 내에서 양생하였다. 수화반응 초기부터 종료 시점까지 변화하는 강도특성을 분석하기 위해 3일, 7일, 14일, 28일의 양생기간을 설정하여 시료를 제작하였으며, 조건별로 3개의 공시체를 제작하여 시험결과의 정확도를 확보하였다. 이에 따라 총 36개의 시료를 제작하였으며, 이를 대상으로 KS F 2405(KSA, 2010) 시험법을 통해 일축압축강도를 측정하였다(Fig. 6).

Fig. 6.

UCS test process of backfill material (Kim et al., 2021).

일축압축시험 결과, 폐광산 채움재의 비산재 함량이 증가할수록 압축강도는 점진적으로 저하되는 경향을 보였다(Fig. 7). 특히 비산재 함량이 45%에서 50%로 증가할 때 강도의 저하 폭이 가장 현저하게 나타났다. 이는 비산재 함량 50% 배합의 경우, 결합재인 그린시멘트의 비율이 10%로 최소화됨에 따라 골재 및 혼합 원료 간의 결합력을 확보하기 위한 수화 생성물이 충분히 형성되지 못하였기 때문으로 판단된다.

Fig. 7.

Effect of fly-ash content on UCS at each curing day (Kim et al., 2021)

그리고, ACI(2005)에서 권고하는 28일 양생 시의 일축압축강도인 84.6 kgf/cm²(약 8.3 MPa)를 만족하는 배합 조건은 비산재 비율 40%와 45% 배합인 것으로 확인되었다(Table 3). 반면, 비산재 비율 50% 배합의 경우 73.6 kgf/cm²으로 나타나, 목표치에 미달하였다. 한편, 기준을 만족하는 비산재 비율인 40%와 45% 배합의 14일 양생 시 평균 일축압축강도는 각각 108.9 kgf/cm², 97.5 kgf/cm²로, 두 배합은 28일 이전에 일축압축강도 목표치를 상회하는 결과를 도출하였다. 특히 두 배합의 14일 양생 강도 발현률은 28일 양생 일축압축강도 대비 약 90%로, 우수한 조기 강도발현 특성을 나타낸 것으로 평가되었다.

이상의 시험 결과를 종합하면, 비산재 비율 45%의 배합은 ACI(2005) 권고 기준인 일축압축강도 83.6 kgf/cm²을 만족함과 동시에, 복합탄산염 비율을 최대화함으로써, 환경적인 측면을 고려하였을 때, CO₂ 격리 및 산업부산물 재활용 효과를 극대화할 수 있는 최적 배합비인 것으로 판단된다. 특히 비산재 비율 45% 배합의 폐광산 채움재의 경우, 110.85 kgf/cm²의 28일 재령 압축강도를 보임에 따라 약간 풍화에 해당하는 암석의 물리적 특성에 해당하는 것으로 나타났다. 따라서 비산재 45%의 배합비는 폐광산 채움재의 CO₂ 저장 효율을 극대화함과 동시에 지반 보강을 암반공학적 성능을 보수적으로 확보할 수 있는 최적의 배합비인 것으로 판단된다.

또한, 본 연구의 폐광산 채움재를 대상으로 장기간 용출 특성을 평가한 Lee et al.(2025)에 따르면, 단기 용출시험(KSLT, TCLP)과 PHREEQC 기반 지화학 모델링을 통한 장기 용출 거동 예측을 통해 해당 채움재를 갱내에 적용하더라도 중금속 용출에 따른 환경 오염 우려가 매우 낮으며 따라서 폐광산 채움재는 지하수 오염 등의 환경영향을 최소화하면서 CO₂를 장기적으로 안정하게 격리할 수 있는 물질임을 보고한 바 있다.

폐광산 채움재의 재료분리 저항성 분석

파이프라인을 통해 콘크리트를 이송하는 경우, 파이프 내부 벽면과의 마찰 등의 영향으로 초기 혼합 시점에 비해 품질과 유동 특성이 변할 수 있다. 특히, 본 연구의 폐광산 채움재가 슬럼프 플로우 300 mm의 고유동성 CPB인 점을 고려하였을 때, 이송 전후 시점에서 품질의 일관성을 확보하는 것이 중요하며, 이송 과정에서 채움재의 품질이 저하되는 경우, 유동성 및 압축강도 저하, 블리딩(bleeding) 현상, 파이프 막힘(Plugging) 등의 문제점이 발생할 수 있다.

국토교통부(Ministry of Land, Infrastructure and Transport, 2016)의 콘크리트 표준 시방서에 따르면, 재료분리가 발생하지 않는 타설 높이로 슬럼프 플로우가 100–150 mm인 일반 콘크리트의 경우 1.5–2.0 m, 슬럼프 플로우 600 mm 이상의 고유동성 콘크리트의 경우에는 5.0 m 이하의 타설 높이를 준수할 것을 권고하고 있다. 그러나 Kim et al.(2016)에 의하면, 국내 폐광산의 채굴 갱도의 경우 최대 4 m의 높이를 나타내는 것으로 보고되고 있어, 채굴 공동 상부에서 본 연구의 폐광산 채움재를 타설하는 경우 채움재의 자유 낙하에 의한 재료분리가 발생할 가능성이 있다.

이에 본 연구에서는 Han and Han(2015)이 제안한 보통 강도 콘크리트의 재료분리 저항성 평가 지수인 EISN(Evaluation Index for Segregation of Normal strength concrete)을 도입하여 폐광산 채움재 낙하 타설 전후의 재료분리를 평가하였다. EISN은 식 (1)과 같이 슬럼프 플로우 시험 시 측정된 최대 길이(Lmax)과 최소 길이(Lmin)의 비로 정의되며, EISN이 1.09 이상이면 재료분리가 발생한 것으로 평가한다.

EISN 지수를 활용하여 폐광산 채움재의 낙하에 의한 재료분리 저항성을 분석코자, 본 연구에서는 Mock-up 규모의 실내 실물모형시험을 수행하였다. 시험은 한국석회석신소재연구소 내 시험생산동에서 수행되었으며, 파이프 하단과 바닥면 사이의 낙차를 조절하여, 최대 타설높이인 5.0 m부터 최소 타설높이인 1.0 m까지 재료분리가 발생하지 않는 높이까지 낙하시험을 수행하였다(Fig. 8).

Fig. 8.

Schematic and photograph of the mock-up test for evaluation of segregation resistance.

Fig. 9는 타설 높이 5.0 m에서 낙하시험 이후 슬럼프 플로우 측정 모습이다. 시험 결과, 폐광산 채움재는 최대 타설 높이인 5.0 m에서 타설되는 경우에도, EISN 지수가 1.02로 재료분리 발생 기준치인 1.09보다 낮은 수준으로 나타났다(Table 4). 이는 본 연구의 폐광산 채움재가 슬럼프 플로우 300 mm의 높은 유동성을 보유하고 있음에도, 국토교통부(2016)에서 권고하는 최대 타설 높이에서 낙하 충격에 의한 재료분리가 발생하지 않는, 우수한 재료분리 저항성(Segregation resistance)을 보유하고 있음을 의미한다. 한편, 최대 타설 높이 5.0 m에서 재료분리가 발생하지 않았으므로, 그 이하의 타설 높이에서의 시험은 재료분리 발생 가능성이 매우 낮은 것으로 판단하여 추가적인 시험은 수행하지 않았다.

Fig. 9.

Slump flow test of backfill material after mock-up test (5 m drop height).

한편, 낙하에 의한 재료분리 저항성 시험에서 약 80 kg의 폐광산 채움재를 낙하한 뒤, 적층 형상(Fig. 10)을 분석한 결과 빨간색 스프레이를 기준으로, 최대 적층 높이는 4 cm, 3.82°의 안식각을 갖는 것으로 분석되었다. 시험 결과와 같이, 채움재가 수평에 가까운 매우 낮은 수준의 안식각을 형성한다는 점은, 폐광산 채움재의 자기 다짐성(Self-compacting) 및 자기 수평성(Self-leveling)이 우수함을 나타낸다. 결과적으로 폐광산 채움재는 실제 폐광산 채굴 공동 충전 시, 다수의 시추공을 굴착하지 않고, 단일 시추공을 통해 채굴 공동의 광범위한 영역을 효과적으로 충전할 수 있어 시공성 및 경제성 측면에서 우수한 것으로 평가할 수 있다.

Fig. 10.

Stacked shape of backfill material (5 m drop height).

그러나 Mock-up 규모의 실내 시험에서 타설된 채움재의 총량은 실제 시공 규모와 비해 현저히 적어, 도출된 타설 형상 분석 결과를 현장에 직접 적용하기에는 타당성이 부족하다. 따라서 본 연구에서는 타설 형상에 대한 타당성 있는 분석을 위해 실제 지하 광산 현장에서 파이프라인을 통한 압송 및 낙하 타설 실증 시험을 수행하였다.

테스트 베드 II 현장 실증: 채움재 타설 메커니즘 분석

폐광산 채움재 타설 메커니즘 분석을 위한 현장 실증은 채굴 공동 상부에서 파이프라인을 통해 채움재를 수직 주입하는 상황을 가정한 뒤, 채움재의 적층 형상과 안식각, 그리고 재료분리 발생 여부를 평가하기 위해 수행되었다. 이를 위해 연구 대상 광산 내 Lv.420과 Lv.450 갱도를 테스트 베드 II로 선정하였으며, 상부에 위치한 Lv.450 갱도에서 하부 Lv.420 갱도로 수직 시추공을 굴착하고 채움재가 파이프라인을 통해 주입되는 상황을 현장 시공을 통해 재현하였다.

현장 시공에 앞서, 테스트 베드 II의 형상 분석을 통해 수평 광주의 두께 분석 및 시추공의 위치를 선정하기 위해 LiDAR를 활용하여 Lv.420과 Lv.450 갱도를 3차원 측량하였다. 측량 결과, 상하부 갱도 사이에 위치한 수평 광주의 두께는 10.46 m 로 나타났으며, 각 갱도의 평균 높이는 7.7 m인 것으로 분석되었다(Fig. 11).

Fig. 11.

LiDAR scanning data of the stope in the test bed II

해당 3차원 측량 데이터를 바탕으로 상부 갱도 내 작업 공간과 하부 갱도 내 타설 공간을 동시에 확보할 수 있는 최적의 지점을 선정하여, 직경 152.4 mm의 시추공 천공 및 케이싱(Casing) 작업을 수행하였다(Fig. 12).

Fig. 12.

Process of borehole drilling for the test bed II.

시추공 연직 하부에는 Fig. 13(a)과 같이 4 m × 4 m × 1 m 규모의 채움재 타설 공간을 조성하였으며, LiDAR 측량 결과 타설 공간 바닥으로부터 시추공 케이싱까지의 높이는 7.19 m로 측정되었다(Fig. 13(b)). Fig. 14는 상부 갱도(Lv.450)에 설치된 펌프 및 파이프라인 시스템의 전경이다. Fig. 15에 나타낸 바와 같이, 현장 실증은 믹서트럭을 활용하여 채움재를 균질하게 혼합하고 이를 펌프에 투입하여 파이프라인으로 압송하는 방식으로 진행되었다. 압송된 채움재는 수직 시추공을 통과하여 하부 갱도(Lv.420)에 마련된 타설 공간으로 수직 주입된다. 본 실증에 사용된 채움재의 총 부피는 15 m³로, 낙하 타설에 따른 타설 형상 및 안식각 변화를 정밀하게 분석하고자 전체 물량을 5 m³씩 3회에 걸쳐 분할 주입하였으며, 각 회차별 주입 전후에 LiDAR 측량을 실시하여 타설 형상을 분석하였다. 또한 실내 시험과 동일하게 EISN 지수를 측정함으로써, 현장 타설 환경에서 재료분리 저항성을 평가하였다. 이때 EISN 지수 측정을 위한 슬럼프 플로우 테스트는 타설 높이가 가장 높은 초기 5 m³의 채움재를 대상으로 수행하였다.

Fig. 13.

Setup of the test bed II

Fig. 14.

Pipeline installation for the test bed II field test at Lv.450

Fig. 15.

Procedure of the test bed II field test.

채움재 타설 메커니즘 분석을 위한 현장 실증 결과, 7.19 m의 높이에서 타설된 폐광산 채움재의 슬럼프 플로우는 타설 전과 비교하였을 때, 약 10 mm 정도 증가하였으며, 타설 후 시료를 채취하여 분석한 EISN 지수는 1.07로 나타나, 재료분리 판단 기준치인 1.09 미만을 만족하였다(Table 5).

현장 실증 결과를 낙하 높이 5 m에서 수행된 실내 시험 결과(EISN 1.02)와 비교하면, EISN 수치는 소폭 상승하였지만, 이는 타설 높이 증가에 따른 물리적 충격 에너지의 차이에서 기인한 것으로 판단되며, 결과적으로 더 가혹한 현장 조건에서도 재료분리 판단 기준을 안정적으로 만족하였다는 점은, 본 연구에서 개발된 채움재가 실제 대규모 충전 시공 환경에서도 우수한 재료분리 저항성을 유지할 수 있음을 나타낸다.

그리고 총 15 m³의 채움재를 5 m³씩 분할 타설하며 단계별로 실시한 LiDAR 측량 결과(Fig. 16)를 바탕으로, 현장 조건에서 안식각을 분석하였다(Table 6). 안식각은 타설된 채움재의 최고점을 중심축으로 설정한 뒤, 이를 회전시켜 산출하였다. 안식각 분석 결과, 현장 실증에서의 최대 안식각은 1.19°로 나타났으며, 이는 실내 시험에서 측정된 3.82°보다 약 2.63° 낮은 수치이다.

Fig. 16.

LiDAR scanning results of each step according to the quantity

현장 측정된 최대 안식각(1.19°)을 기준으로 타설 영역(4 m × 4 m × 1 m)의 이론적 최대 충전량을 산출한 결과, 전체 체적의 97.92%를 충전할 수 있는 것으로 분석되었다. 이는 개발된 폐광산 채움재가 실제 현장 조건에서도 매우 낮은 안식각을 유지하며 우수한 유동성을 발휘함을 나타낸다. 결과적으로 본 연구에서 개발된 폐광산 채움재는 별도의 다짐 공정 없이도 공동 내부를 조밀하게 충전할 수 있는 자기 다짐성(Self-compacting) 및 자기 수평성(Self-leveling)을 충분히 확보하고 있어, 시공성과 현장 적용성이 뛰어난 것으로 판단된다.

테스트 베드 III 현장 실증: 채움재 거동 모니터링

채움재 거동 모니터링을 위한 현장 실증은 폐광산 채움재의 충전 시공 기술 실증과 타설 및 경화 과정에서 채움재의 변형률 및 바리케이드에 작용하는 압력에 대한 모니터링을 목적으로 수행되었다. 이를 위해 연구 대상 광산 내 Lv.505 갱도의 테스트 베드 I 인근 막장면을 테스트 베드 III로 선정하였다. 본 실증에서는 약 40 m³의 폐광산 채움재를 생산하여 현장에 타설하였으며, 1차 현장 실증 물량(15 m³) 대비 약 2.6배 증가된 폐광산 채움재 물량을 현장에 시공함으로써, 실증 규모 확대를 통해 충전 시공 기술의 안정성과 현장 적용성을 검증코자 하였다.

채움재 거동 모니터링 시스템은 로드셀(Load cell), 변형률계(Strain gauge), 온도계(Thermometer)의 3종으로 구성되었으며, 센서별 측정 목적과 수량은 Table 7과 같다. 로드셀을 통해 채움재가 바리케이드에 가하는 수평 압력을 측정하는 경우, 구조체의 변형은 측정값의 오차를 발생시킬 수 있다. 따라서 외부 요인에 의한 변형을 최소화하여 데이터의 신뢰성을 확보하기 위해, 본 실증의 바리케이드는 강성이 우수한 철근-콘크리트 구조물로 설계 및 시공되었다(Fig. 17). Fig. 18은 바리케이드 제원과 모니터링 센서들의 설치 위치에 대한 모식도이다.

Fig. 17.

Barricade construction in the test bed III (Lv.505)

Fig. 18.

Schematic diagram of the barricade and monitoring sensor location.

폐광산 채움재의 타설 공정은 이전의 현장 실증과 동일하게 믹서트럭을 활용하여 재료를 균질하게 혼합하였으며, 혼합된 채움재는 펌프카를 통해 바리케이드 내부로 직접 주입하였다(Fig. 19). 현장 실증 물량(40 m³)에 대한 타설 작업은 오전과 오후 각 1시간 30분씩 총 3시간이 소요되었으며, 분석 결과 단위 시간당 약 13 m³의 채움재 충전이 가능한 것으로 나타났다.

이러한 충전 시공 공정을 1일 8시간 작업, 연간 200일 가동을 기준으로 운영할 경우, 연간 약 20,800 m³ 규모의 채움재를 안정적으로 시공할 수 있을 것으로 예측된다. 이는 본 연구의 폐광산 채움재 충전 시공 기술이 실제 폐광지역 복구 사업에 충분히 적용 가능한 수준의 시공 효율성을 확보하였음을 나타낸다.

Fig. 19.

Procedure of the test bed III field test

본 실증에서는 채움재 타설 시점부터 24시간 동안 실시간 모니터링을 수행하였다. Fig. 20은 바리케이드에 설치된 로드셀로부터 측정된 수평 압력과 채움재의 수직 변형률을 나타낸 것이다. 타설 초기, 내부 채움재의 높이가 센서 설치 지점에 도달할 때 계측값이 일시적으로 불규칙한 편차를 보였는데, 이는 재료 주입 시 발생하는 불규칙한 채움재의 유동에 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 20.

Monitoring results of lateral pressure on barricade and CPB strain

채움재의 수직 변형률은 타설 직후 인장을 의미하는 높은 양의 값을 보였으며, 이는 채움재 주입 시 발생하는 내부 유동 흐름에 의한 영향으로 생각된다. 변형률계는 바리케이드 하단부에 위치하므로, 타설 높이가 상승하여 센서가 완전히 매몰된 이후에는 그래프가 안정적인 거동을 나타내었다.

타설 과정 중 로드셀에 작용하는 수평 압력은 동일 높이에서 유사한 수준으로 계측되었다. 이는 본 연구의 채움재가 슬럼프 플로우 300 mm 이상의 고유동성을 확보하고 있어, 타설 초기에는 물과 유사한 정수압 거동을 보이기 때문으로 판단된다.

한편, 재료의 경화가 진행됨에 따라 채움재 내부 변형률과 바리케이드에 작용하는 수평 압력은 급격히 상승하는 양상을 보였다. 타설 중 계측된 최대 수평 압력은 약 10 kPa 수준이었으나, 경화가 시작된 24시간 경과 시점의 최대 수평 압력은 우측 하단 로드셀 기준 약 60 kPa까지 상승하였다.

이러한 결과는 채움재가 경화 과정에서 발생하는 팽창이 원인인 것으로 추측되며, 바리케이드 최상단부터 경화가 이루어지는 채움재의 특성상 상부로의 팽창이 제한되면서 바리케이드에 추가적인 압력을 가하는 것으로 판단된다. 또한, 동일 높이의 로드셀이라 하더라도 설치 위치에 따라 계측된 수평 압력에 편차가 발생하였는데, 이는 막장과 바닥면의 불규칙한 형상이 원인인 것으로 분석된다.

Fig. 21은 채움재 내부의 온도 변화를 도시한 결과이다. 측정 결과, 폐광산 채움재가 경화됨에 따라 수화열이 지속적으로 발생함을 확인할 수 있으며, 초기 온도인 25°C에서 24시간 후 35°C까지 약 10°C 이상 상승하는 양상을 보였다. 특히 온도가 급격히 상승하기 시작하는 시점은 타설 개시 13시간 경과 후로 나타났는데, 이는 Fig. 20에서 관찰된 수평 압력의 급격한 상승 시점과 일치한다. 이러한 측정 결과는 해당 시점에서 채움재의 활발한 초기 수화 반응과 함께 재료의 급격한 경화 및 팽창이 동시다발적으로 발생하고 있는 것으로 분석할 수 있다.

Fig. 21.

Monitoring results of CPB temperature.

이상의 계측 결과 분석을 종합하면, 향후 연구에서 폐광산 채움재의 경화 및 팽창 메커니즘을 규명하고 이러한 재료의 특성을 정량적으로 분석하고 제어할 필요성이 있다. 특히 지반 보강 효과를 분석하기 위한 수치해석 또는, 바리케이드의 구조 설계를 수행하는 경우, 이러한 경화 및 팽창 메커니즘을 반영한다면, 보다 신뢰도 높은 결과를 도출할 수 있을 것으로 기대된다.

결 론

본 연구에서는 폐광산 채굴 공동에 대한 효율적인 충전을 통해 지반 안정성을 확보하는 동시에, 대량의 CO₂ 지중 저장 효과를 창출하고자 광물탄산화(Mineral carbonation) 기술이 접목된 폐광산 채움재를 개발하였으며, 이를 실제 광산 현장에 직접 타설함으로써 개발된 채움재의 시공성과 현장 적용성을 종합적으로 검증하는 실증 연구를 수행하였다.

탄소광물화 기술을 활용하여, 비산재 기반 복합탄산염(Composite Carbonates)을 주원료로 하는 폐광산 채움재의 최적 배합비를 실내시험을 통해 도출하였으며, 개발된 채움재에 대한 실내 및 현장 시험을 통해 지반 보강 효과와 시공성을 검증하였다. 특히, 세 차례에 걸친 현장 실증을 통해 폐광산 채움재와 충전 시공 기술의 현장 적용성을 평가하였으며, 현장에 타설된 채움재의 CO₂ 및 중금속 용출 여부를 분석하였다. 또한, 타설 및 경화 과정에서 바리케이드와 채움재의 거동을 모니터링하고 그 결과를 분석함으로써, 기술적 보완 사항 및 향후 연구 방향을 제시하였다. 이상의 연구로부터 얻어진 결과를 요약하면 다음과 같다.

(1) 지하수 노출 및 콜드 조인트가 폐광산 채움재에 미치는 영향을 분석하고, 대규모 현장 실증 단계에서 발생할 수 있는 잠재적 문제점을 사전에 파악하기 위해 폐광산 채움재 조기 실증(테스트 베드 I)을 수행하였다. 현장 실증 결과 콜드 조인트 형성 및 강제 급수와 같은 가혹한 수리 환경에서도 복합탄산염 내 CO₂ 재방출 및 중금속 용출은 발생하지 않았다. 본 조기 실증은 광물탄산화 기반 폐광산 채움재가 복합탄산염 내 고정된 CO₂를 환경적 위해 없이 반영구적으로 격리할 수 있는 안정적인 지중 저장 매체임을 입증할 뿐만 아니라, 국내에서 CCUS 기술을 실제 광산 현장에 적용한 최초의 현장 실증모델이다.

(2) 폐광산 채움재의 CO₂ 저장 성능 및 지반보강 효과 최대화를 위한 최적 배합비 선정을 위해 실내시험이 수행되었다. 그 결과, 분체 기준으로 그린시멘트 15–20%, 비산재 40–45%, 석회석 광미 40%를 포함하면서, 슬럼프 플로우가 300 mm 이상인 채움재 배합비가 저강도 유동성 채움재의 품질기준인 일축압축강도 84.6 kgf/cm² 이상을 만족하는 것으로 분석되었으며, CO₂ 저장 효과를 극대화하기 위해 비산재 함량이 가장 높은 비산재 45%, 그린시멘트 15%, 석회석 광미 40%의 배합비를 최적 배합비로 도출하였다.

(3) 폐광산 채움재의 타설 메커니즘을 분석하기 위해 안식각 및 재료분리 저항성을 평가한 결과, 7.19 m의 타설 높이에서 EISN 지수가 1.07로 산출되어 재료분리가 발생하지 않음을 확인하였다. 이는 국토교통부에서 권고하는 고유동성 콘크리트의 타설 한계 높이(5.0 m)를 상회하는 결과로, 본 연구에서 개발된 폐광산 채움재가 재료분리에 대한 우수한 저항성을 보유하고 있음을 의미한다. 또한, 테스트 베드 II 현장 실증에서 측정된 최대 안식각은 1.19°의 매우 낮은 수치를 기록하여, 폐광산 채움재는 우수한 자기 다짐성(Self-compacting) 및 자기 수평성(Self-leveling)을 확보한 것으로 나타났다. 이상의 결과를 종합하면, 본 연구에서 산정된 배합비의 폐광산 채움재는 16 m³의 충전 영역 기준 약 7.2 m 높이에서 타설 시 재료분리 없이 전체 영역의 97.92%를 충전할 수 있는 것으로 분석되어 시공성이 우수한 것으로 평가되었다.

(4) 테스트 베드 III 현장 실증에서 바리케이드와 채움재 내부에 계측 센서를 설치한 뒤, 폐광산 채움재 타설 시점으로부터 24시간 동안 모니터링을 수행한 결과, 타설 과정 중 바리케이드에 작용하는 수평 압력은 동일 높이에서 유사한 수준으로 계측되어, 채움재가 경화 전 물과 유사한 정수압 거동을 보이는 것으로 확인되었다. 이후 초기 경화 반응이 시작되면서 수직 변형률 및 바리케이드 수평 압력이 급격히 증가하는 양상이 관찰되었으며, 이는 수화열이 발생하여 채움재의 온도가 급격히 상승하기 시작하는 시점과 일치한다. 즉 폐광산 채움재는 초기 수화 반응과 함께 재료의 급격한 경화 및 팽창이 동시다발적으로 발생하는 것으로 판단되며, 이에 대한 정량적 분석이 보완될 경우 바리케이드 구조 설계 및 지반 안정성 해석에 필요한 객관적 자료의 제시가 가능할 것이라 기대된다.

본 연구에서는 폐광 지역 복구 및 CO₂ 지중 저장을 목적으로, 광물탄산화 기술이 적용된 폐광산 채움재를 국내 최초로 개발하였으며, 실내 시험 및 현장 실증을 통해 국내 지하 석회석 광산 환경에 즉시 적용 가능한 수준의 현장 적용성을 확보하였다. 또한, 채움재의 시공성과 지반 내 역학적 보강 성능을 동시에 검증하였다. 한국광업협회(Korea Mining Industry Association, 2018)의 조사에 따르면, 국내 지하 석회석 광산의 채굴적은 약 90백만 m³에 달하며, 채굴적 충전율 90%를 기준으로 하여 본 연구의 폐광산 채움재를 타설한다고 가정할 때, 자체분석 결과 3.4백만 톤CO₂eq의 지중 격리 효과를 달성할 수 있을 것으로 추산된다. 이는 2030 국가온실가스감축목표(NDC)의 CCUS 부문 감축 목표량(11.2백만 톤CO₂eq)의 약 30% 수준이다. 따라서 본 연구에서 개발된 복합탄산염 기반의 폐광산 채움재를 향후 폐광산 복구 사업 또는 가행광산 충전 사업에 연계하여 활용할 경우, 탄소 중립 달성에 크게 기여할 수 있을 것으로 기대되며, 공학적·환경적 가치가 매우 높은 기술인 것으로 판단된다.