A Study on the Cause Analysis of the Ground Subsidence in Limestone Mine

석회석 광산에서 발생한 지반침하에 대한 원인 분석 연구

Abstract

This study investigated the causes of large-scale ground subsidence in the upper part of mining cavities of the Samdo limestone mine, Samcheok city, Gangwondo, Korea. Geological and electrical resistivity surveys were undertaken on the collapsed slope of the mountain and in the mine tunnel where subsidence occurred, with geotechnical evaluations and numerical analysis. It is concluded that wide mining cavities, with irregular pillars in unstable rock masses hosting discontinuities, weathered over time, resulting in subsidence occurring along a fault plane due to increasing ground stress.

본 연구는 강원도 삼척시 소재의 삼도 석회석광산에서 발생한 채굴공동 상부의 대규모 지반침하지를 대상으로 그 발생원인을 규명하는데 있다. 현장에서 채광, 측량도면 및 지질도 등을 토대로 지반침하지 인근의 갱도 및 산사면 붕괴지에 대한 지질조사 및 전기비저항탐사를 수행하였으며, 그 결과들로부터 지질공학적 평가를 수행하고 다양한 경험식과 수치해석 방법에 의해 지반침하의 원인을 분석하였다. 해석 결과로부터 다양한 불연속면이 발달한 불안정한 지반 내에서 채굴공동의 폭이 넓고 불규칙한 Pillar 설치로 인하여 오랜 기간 동안 채굴적 천단부 및 Pillar가 점진적으로 이완되면서 지반응력의 증가로 단층면을 따라 붕락되어 지반침하가 발생된 것으로 판단된다.

서론

국내에 부존하고 있는 석회암층은 대부분 오랜 지질연대를 갖는 고생대 및 중생대 지층으로 화성암의 관입, 조산운동, 단층 및 습곡활동 등 다양한 지질작용을 받아 복잡한 구조를 보이고 있고, 다른 종류의 암석과는 달리 용식작용 등에 의해 형성된 석회암 공동이나 차별풍화로 인하여 불규칙한 기반암 구조를 보이고 있다. 이와 같이 취약한 지질구조를 갖는 석회암에서는 갱내에서 채굴중이거나 채굴 후에 지반침하가 발생할 가능성이 높다.

대부분 석탄광에서 발생하는 지반침하는 지하 채굴에 따른 갱도 및 채굴적의 변형으로 천반부의 변위가 발생하고, 이변위가 상부까지 전달되어 발생하는 트러프(trough) 형태가 우세한 반면, 석회석 광산의 경우 석회암 공동 및 단층 등 취약한 지질구조에서 발생하는 싱크홀(sinkhole) 형태가 우세한 경향을 보인다. 수cm~수십cm의 변위의 침하가 발생하는 석탄광의 트러프형 침하에 비하여 싱크홀 침하는 트러프형에 비해 좁은 면적에서 수m~수십m 변위의 침하가 발생하므로 도로와 철도 등 국가 기간망의 파손이나 가옥 및 시설물의 붕괴 등 국민의 생활 안전에 상대적으로 더 위험한 요소로 작용하고 있다. 또한 주거지역이 아닌 산지에서 지반침하로 인해 산림훼손이 발생하는 경우 민원이나 산림훼손 등이 사회적 화제가 되지 않던 예전에는 붕락식 채광법을 적용하더라도 큰 문제가 되지 않았으나, 최근 민원의 증가 및 환경 관련 법률의강화로 인한 피해보상 및 산림복구 등의 문제가 사회적 이슈로 대두되고 있다.

한국광해관리공단의 주관하에 지반침하에 대한 예측 및 평가기술이 개발되고 발전되어 왔으며(Kim and Park, 2015),광산의 지반침하 위험도 분석 및 평가를 위한 GIS 기반의 모델 및 소프트웨어 개발(Suh et al., 2010, 2015; Son et al.,2015), 침하영향인자의 분석, 침하영향함수와 확률적 방법의 적용 및 3차원 영향함수법 개발을 통한 지반침하의 예측 및위험도 평가(Kim and Moon, 2001; Park et al., 2006; Jung et al., 2010), Monte Carlo 시뮬레이션을 적용한 위험도 지도작성(Sun et al., 2006), 인공신경망과 상관도 행렬을 이용하여 폐광지역 지반침하 가능성을 예측할 수 있는 침하위험도 지수의 개발(Kim et al., 2017) 등 지반침하를 예측 및 평가할 수 있는 다양한 연구개발이 이루어졌으나, 광산의 복잡한 지질구조와 갱도 및 채굴적의 복잡한 기하학적 형상 등으로 인하여 개발된 기술들을 현장에 적용하여 지반침하의 발생원인을입증하는데는 무리가 따른다. 따라서 현장특성에 적합하게 상세한 지반조사를 통해 침하 가능성을 판단하고 침하예측을위하여 다양한 계측 기구를 설치하거나 침하방지를 위한 보강방법을 강구하는 것이 일반적이라고 할 수 있다.

국내에서 지금까지 발생한 지반침하의 대부분은 석탄을 채굴하던 폐광지역에서 발생되었으나, 석회암지대에서 발생되는 지반침하는 그 사례가 적으므로 그 심각성이 작게 인식되어 왔다(Lee et al., 2015). 근래에 들어 민원의 빈발, 환경보전법의 강화, 심도증가에 따른 비실용성 및 비경제성 등으로 인하여 많은 석회석 광산들이 노천채광에서 갱내채광으로 전환하여 광산운영을 하고 있으나, 갱내채광에 따른 큰 규모의 채굴적이나 석회암 공동 등에 의한 지반침하가 새로운 사회문제화되고 있으므로 이에 대한 체계적인 조사기법의 개발 및 대책수립 등 지속적인 연구가 필요한 실정이다. 이에 대한일환으로 지반침하지를 대상으로 실내시험, 노두 지질조사 및 전기비저항탐사 등의 현장조사가 필요하며, 조사결과를 토대로 한 지질공학적 평가와 각종 경험식 및 수치해석 등을 적용하고, 상호 관련성을 종합적으로 검토하여 지반침하 발생원인을 규명하는 것이 필요하다. 지반침하 발생원인을 규명함으로서 갱내채광을 실시하고 있는 석회석 광산에서 예상되는 지반침하에 대하여 지반조사 및 지반침하를 평가하는 수단으로서 유용한 자료를 제공하는데 본 연구의 목적이 있다.

지질 및 광산현황

지표 및 갱내 지질도 작성과 관련하여 매년 광물자원공사의 지원을 받아 갱내 지질조사 및 광체탐광용 시추를 수행하고 있다. 이 지역은 Fig. 1과 같이 캠브리아기~오도비스기의 조선계 대석회암층군으로 구성되어 있다. 대석회암층군은 하위로부터 풍촌층, 화절층, 동점규암층 및 두무동층이 서로 정합적이며, 북동 주향에 북서쪽으로 15°도 정도의 완만한 경사로 발달된다. NS~N20E 방향의 소규모 역단층이 많이 발달하고 있으며 단층의 단차는 50 m 이내로 추정된다. 풍촌층은 백색, 담회색, 회색 및 암회색의 다양한 색상을 띠며 상부 구간은 백색의 치밀질 내지 세립 결정질 석회암이 발달되고 하부로 가면서 담회색 내지 회색의 침리질 석회암, 암회색의 치밀질 석회암, 담회색 내지 회색의 어란상 석회암, 담갈색 내지 회색괴상 석회암으로 구성되어 있다. 풍촌층 하부는 박층의 녹회색 슬레이트 등 이물질의 협재가 많으며, N30~72E 주향과10~20 NW의 경사를 가진다. 대체로 이 지역에 발달되는 풍촌층은 상부 60~100 m 구간이 품위가 양호하여 제철용으로 개발하고 있으며, 층의 두께는 대체로 200 m 내외인 것으로 추정된다. 하늘색으로 표시된 부분은 노두에서 관찰된 고품위석회암층이며, 분홍색 실선은 1편의 갱도 및 채굴공동, 녹색 실선은 2편의 갱도 및 채굴공동을 나타내고 있다. 지반침하가 발생한 인장균열면 내에 북동방향을 갖는 고각의 역단층이 2매 존재하며, 인장균열면과 인접하여 소규모 단층이 통과하고 있다.

Fig. 1. Map of the study area.

조사 대상 광산은 제철 용도로 사용되고 있는 고품위 석회석을 대상으로 주방식 채광법(room and pillar mining method)이 이루어지고 있는 가행광산이다. 이 광산의 총 석회석 매장량은 111백만 톤이고 연간 약 120만 톤의 광물을 생산하고 있다. 현재 가행막장 수는 평균22~25개이며, 운반갱도의 폭은 16 m이고 높이는 7 m로서 막장에서 선광장까지의 평균 운반거리는 1.95 km이다.

금번 지반침하가 발생한 지역은 과거에 주방식 채광법을 적용하여 채굴된 바 있다. 채광이 종료된지 20년 이상된 곳으로서 Fig. 1과 같이 싱크 홀이 발생한 면적은 2,402 m²이고 가장 깊은 침하심도는 7 m 정도이며, 지반침하에 따라 인장균열이 발생한 면적은 39,056 m²이다. 침하가 발생한 지역은 하부 125 m 정도 지점에 해수면 기준314 m인 1편(314 ML)과 293 m인 2편(293 ML)이 위치하고 있다. 침하지의 전경을 나타내면 Fig. 2와 같다. Fig. 2a는 싱크홀 상부를 나타낸 것이다. 암종은 점판암으로서 폭 2.0 m와 길이 5.0 m이고 그 단차는 3.0 m 이상의 붕괴 규모를 보이고 있다. Fig. 2b는 외곽쪽 인장균열면을 나타낸 것으로 토사층이 다소 깊게 발달되어 있으며 그 균열면의 규모는 폭 1.0 m, 길이 2.0 m로서 그 단차는 1.5 m를 보이고 있다.

Fig. 2. Photographic view of the subsidence area.

현장조사

본 연구에서는 침하의 상태를 확인하기 위한 붕괴지 육안조사, 침하지역의 지반상태 및 이완영역 등의 확인을 위한 전기비저항탐사, 광산 갱도내 ‧ 외의 불연속면 분포상태를 알아보기 위한 지질조사를 수행하였다.

전기비저항 탐사

채굴적 상부 붕괴지점과 지질학적 이상대가 예상되는 지점에서 암반내 이완 영역을 파악하기 위하여 Fig. 1과 같이 총3측선의 전기비저항탐사를 실시하였으며, 총 연장은 360 m이다. 싱크홀이 발생한 지점을 중심으로 탐사계획을 수립하였으나, 지형경사가 40° 이상으로 심하고 수목이 우거져 있어 탐사가 거의 불가능하므로 싱크홀이 발생한 지점의 하부에서탐사를 수행하였으며, 그 결과는 Fig. 3에 도시하였다. 이때 전극배열은 쌍극자 배열(dipole-dipole array)을 적용하였고,전극 간격은 각 측선 상의 지형적 특성을 감안하여 10 m로 설치하였으며, 최대 심도 약 50 m 까지 전기비저항 자료를 취득하였다. Line-A에 대한 탐사결과 탐사구간의 전체적인 전기비저항 분포는 수천~수만 Ω‧ m 내외의 상대적으로 높은 비저항대로 형성되어 있으며, 주목할 만한 저비저항 이상대가 일부구간에 분포하고 있는 것으로 나타났다. 측선거리 20~50m 구간의 천부 10 m 심부와 측선거리 60~70 m 구간의 천부 20 m 심부에 상대적으로 낮은 저비저항 이상대가 발달하고 있다. 이것은 인장균열 영역을 벗어나 있지만 인접하여 단층이 존재하므로 지반침하가 발생하면서 싱크홀의 붕괴영향으로 지반이 이완되었기 때문으로 판단된다. 추정 이완대 경계의 영향으로 나타나는 저비저항 이상대는 영향범위가 깊지 않는 것으로 나타나며, 붕괴구간 하부구간은 수만 Ω‧ m 내외의 고비저항대가 분포하는 것으로 나타난다. Line-B에서는 측선거리50~90 m 구간의 천부에 상대적으로 낮은 저비저항 이상대가 발달하고 있다. 이것은 이완대 경계 및 싱크홀의 영향으로 판단되며, 그 영향범위는 깊지 않은 것으로 판단된다. 한편, Line-C의 경우에는 측선거리 20~40 m 구간에 상대적으로 낮은저비저항 이상대가 천부에서 심부까지 깊게 발달하고 있는 것으로 나타나며, 이것은 인접한 단층대의 영향으로 판단된다.

Fig. 3. 2D resistivity images for each of the survey lines of Fig. 1.

노두조사

노두조사의 목적은 암종 분포현황 및 암종별 특성과 불연속면의 특성, 즉 방향성, 절리간격, 연장성, 거칠기, 강도, 틈새,충진 물질, 지하수 용출상태, 절리군의 수, 암괴의 크기 등을 알아보는데 있다. 또한 지반침하에 영향을 미치는 지질구조,즉 단층, 습곡, 연약대 및 지하수 분포 등을 파악하는데 있다.

갱내조사: Fig. 1과 같이 채굴이 이루어진 광산의 갱도 내에서 4개소(Site-1~4)의 노두조사를 수행하였다. Site-1에서의조사 결과를 나타내면 Table 1과 같다. Site-1은 경사/경사방향이 45/210, 75/017, 87/250의 3개 절리군이 발달하고 있으며, 약간 풍화로서 젖어있는 상태로서 그 표면은 편평하고 매끄러운 형상을 보인다. 염기성 암맥5~6매가 고각(75/315)방향으로 발달하고 이들 염기성 암맥 양측으로 Fig. 4a와 같이 단층면이 발달(단층점토 협재폭: 10~20 cm, 경사 및 경사방향: 73/118, 70/132)하고 있다. Site-2에서는 경사/경사방향이 71/208, 50/042, 80/118의 3개 절리군이 발달하고 있으며, 부분적으로 방해석 세맥이 협재하고 있고 거칠기가 매우 완만한 특징을 갖고 있다. Site-1과 동일한 방향의 단층면이 발달(경사/경사방향이 75/117)하고 있다. Site-3은 경사/경사방향이 85/098, 60/176, 82/216의 3개 절리군이 발달하고 있고, 고각의 절리와 부분적으로 절리면이 산화되어 붉은색을 보이는 특징을 갖고 있다. 또한 점토가 협재되어 있고 다소 젖어있는 상태인 폭 1 m 내외의 단층(경사/경사방향 : 58/142, 88/090)이 발달하고 있다. Site-4는 경사/경사방향이 72/082,38/008, 66/142의 3개 절리군(풍화 변질대 포함)이 있으며, 부분적으로 10~50 cm 폭의 단층점토(경사/경사방향 : 72/082,68/065)가 협재되어 있다. 갱내 노두조사 결과 3매의 단층면이 발달하는 것을 볼때, Fig. 1의 지질에서 보여지는 단층면과거의 일치하고 있다.

Table 1. Respresentative rock-joint survey results, Site 1

Fig. 4. View of the fault zone.

갱외조사: Fig. 1과 같이 붕괴 발생지점 인근의 도로변 절취면의 노두 4개소(Site-5~8)와 침하지 4개소(Site-9~12)에서 조사를 수행하였으며, Site-5의 조사결과를 나타내면 Table 2와 같다. Site-5 조사결과 경사/경사방향이 25/292, 85/072,87/068의 3개 절리군과 저각의 층리, Site-6은 경사/경사방향이 15/292, 87/054, 55/128의 3개 절리군과 저각의 층리가 발달하고 있으며, Fig. 4b와 같이 폭 1~2 m이고 경사/경사방향이 80/110인 단층대가 발달하고 있으며, 그 방향은 인장균열영역의 중심부를 통과하고 있으며, Fig. 1의 지질에서 보여지는 단층면과 인접하고 있다. 이 단층은 암반과 암반 사이에 토사화되어 있으며 암반 경계면의 거칠기는 매우 편평한 특징을 보이고 있다. Site-7은 경사/경사방향이 20/154, 80/058,80/014의 3개 절리면군과 저각의 층리, 층리면을 따라 다소의 요철, Site-8은 경사/경사방향이 20/280, 60/010, 75/002의 3개 절리면군이 발달하고 있다. Site-9는 경사/경사방향이 25/280, 85/180, 82/268의 3개 절리군과 절리면의 풍화가 심하고 일부는 5~10 mm 두께의 점토로 충진되어 있다. Site-10은 경사/경사방향이 각각 15/264, 87/185, 78/274인 절리군,Site-11은 20/205, 85/115, 80/020인 절리군, Site-12는 20/124, 76/215, 85/115인 절리군이 발달하고 있으며, 보통 풍화에서 높은 풍화상태를 보이고 절리면 거칠기는 편평하고 매끄러운 상태를 보이고 있다.

Table 2. Respresentative rock-joint survey results, Site 5

암반분류 및 강도 정수

실내암석시험

현장 1편의 Site-3 지점 및 싱크홀이 발생한 지점에서 채취한 석회암 및 점판암의 암괴로부터 코어링을 실시하여 얻어진 코어를 이용하여 암석의 물리 ‧ 역학적 시험을 수행하였다. 암석의 물성은 각각 5회씩 수행하였으며, 그 결과는 Table 3과 같다. 또한 1편 및 싱크홀 발생지점 채취된 절리면으로부터 얻어진 시료를 이용하여 전단시험을 수행한 결과는 Table 4와 같다. 이때 절리면 시험은 일정 수직응력 조건에서 이루어졌으며, 절리거칠기계수는 프로파일게이지를 사용하였고, 암석용 슈미트해머를 이용하여 절리벽면의 압축강도를 산정하였다.

Table 3. Physical properties of rock

Table 4. Results of joint shear test

암반분류

조사자료를 이용하여 RMR(rock mass rating) 분류를 실시하였다. RMR은 1973년 Bieniawski가 제안(1989년 수정안제시)한 암반 분류체계로서, 이는 야외조사 또는 시추조사에서 측정가능한 5가지 평가항목, 즉 신선한 암석(intact rock)의 일축압축강도, RQD(rock quality designation), 불연속면의 간격, 불연속면의 상태, 지하수의 유입량에 따라 평점을 부여하고 불연속면의 주향과 경사에 의해 보정한 평점 합계에 의하여 암반을 5등급으로 구분하는 방법이다(Singh andGoel, 1999). 갱내 ‧ 외에서 실시한 노두조사 자료를 토대로 평가한 RMR 결과의 한 예는 Table 5와 같다. 갱내의 경우RMR은 54~79로 나타나 보통~양호한 암반, 갱외는 35~74로 불량~양호한 암반으로 평가되었다. 여기서 압축강도의 산정은 Schmidt Hammer 반발치를 이용하였으며, RQD는 현장에서 관찰된 절리면의 간격을 고려하여 결정하였다.

Table 5. Rock-mass classification by RMR, Site 1

갱 ‧ 내외 현장조사 결과 침하 붕괴지 인근에 존재하는 석회암 및 점판암 층은 주로 RMR Ⅱ, Ⅲ 등급에 해당하는 암반이다. 침하 붕괴지의 암반이 붕괴지 인근의 암반보다 채굴 후 오랜 기간 방치되어 풍화를 많이 받았을 것으로 추정되므로 보수적인 의사결정을 위해 RMR Ⅲ 등급의 암반으로 가정하였다. 석회암과 점판암의 지반정수 산정을 위하여 암석 실내시험으로 구해진 일축압축강도 및 탄성계수와 RMR을 토대로 각종 경험식을 적용하고(Bieniawski, 1978; Serafim andPereira, 1983; Tsuchiya, 1984; Trueman, 1988; Aydan, 1989; Hoek and Diederichs, 2006), 그 결과들을 비교하여 산정하였다(Table 6). 또한 절리면의 강도정수는 절리면 전단시험의 결과와 Bandis et al.(1983)이 제안한 식으로 보정하여 결정하였다. 석회암의 경우 점착력은 100 kPa, 마찰각은 35°, 점판암은 점착력 50kPaa, 마찰각 31°, 그리고 점토가 협재된 단층면의 경우 적용된 강도정수는 점착력 100 kPa과 마찰각 17°를 적용하였다(Hoek and Bray, 1980).

Table 6. Physical properties of rock mass applied in numerical analysis

해석 결과

체적팽창계수

1977년 Piggott and Eynon이 응력아치이론을 지반침하이론에 적용한 방법으로서 채굴공동의 상반 지층의 붕락대 형상과 암석의 체적팽창계수로부터 붕락고를 구하게 된다. 붕락고를 구하기 위해서는 채굴공동의 폭, 경사 및 길이와 암반파괴시의 체적팽창율이 필요하다(Bell, 1992). 현재 침하가 발생한 구역은 지표로부터 125 m 정도 하부에 채굴공동이 위치하고 있으며, 침하이론 적용시 침하구간 하부에 위치하고 있는 1편과 2편의 채굴공동 폭과 연장은 Pillar가 지지역할 기능을 상실하였다고 가정하여 Fig. 5와 같이 150 m 정도로 하였으며, 채굴공동의 높이는 1편과 2편을 모두 고려하여 14 m를 적용하였다. 응력아치-체적팽창에 의한 붕락고 계산결과는 Table 7과 같다. 이때 체적팽창계수는 건설표준품셈에서 제시하는 0.6을 적용하였다. 원뿔형 붕락형상일 때 최대 78.0 m로 산정되었는데, 채굴공동의 심도를 고려하면 지표까지 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다. 이 결과로부터 트러프형 침하현상이 발생한다면 지표까지 침하가 발생하지 않는 것으로 나타나나, 연구지역에서 싱크홀형 침하가 발생한 것은 지반내에 발달된 취약한 지질구조에 의한 원인으로 판단된다.

Fig. 5. Shape of mining cavities and pillars at 2nd level.

Table 7. Maximum height of collapse calculated from failure modes and buling factors

한계평형법

Brady and Brown이 Atkinson의 한계평형이론을 광산지역의 침하해석에 적용한 이론이다(Brady and Brown, 2004).암반 물성과 관련된 주요 인자는 내부마찰각, 점착력, 단위중량 및 측압계수이며, 채굴공동과 관련된 인자는 채굴공동의 폭, 연장, 심도 및 경사 등이다. 채굴공동의 지하수면 위치에 따라 3가지 안전율을 구하는 식을 제시하였으며, 지하 수위에 따라 안전율이 좌우되기 때문에 세심한 주의가 요구된다. 해석결과로부터 안전율이 2 이상일 경우 안전하다고 평가되며,2 이하인 경우는 싱크 홀형 침하 발생 가능성이 있는 것으로 제시하고 있다(Kim, 2011).

1편과 2편중 채굴공동의 폭이 가장 작은 10 m일 때와 가장 큰 69.21 m인 경우에 대하여 안전율을 산정하였으며, 채굴공동의 경사는 갱구부의 지반고와 막장면의 지반고를 이용하여 2°를 적용하였다. 채광 도면을 분석한 결과 막장면에서 갱내수는 2°의 경사를 따라 갱구부로 자연배수가 되기 때문에 지하수위는 채굴공동 하부에 위치하는 경우에 대하여 안전율을 계산하였다. 이때 측압계수는 0.5~2.0을 적용하였다. 채굴공동의 폭이 10 m인 경우 안전율은 0.948~2.554이며, 채굴공동의 폭이 69.21 m는 안전율이 0.619~2.225로서 측압계수 0.5~1.5인 경우 채굴공동은 불안정한 것으로 평가되었다. 이 결과로부터 채굴 당시 공동의 안정성 확보를 위해 지반보강이 필요하나, 전혀 지반보강 없이 채굴이 완료되었으므로 너무넓은 채굴공동에 상부하중이 집중되어 붕괴가 발생된 것으로 판단된다.

Pillar 안정성 해석

주방식 채광법을 적용하는 경우 안정적인 채굴을 하기 위해서는 지반조건에 적합한 Pillar와 채굴공동의 크기를 결정하여야 하며, Pillar와 채굴공동의 비율은 Pillar에 작용하는 응력과 강도에 따라 안전율이 구해지게 된다. 지반의 응력 상태, 단층 및 절리 등의 지질구조를 고려하여 계획적인 채굴이 이루어지기 위해서는 늑골형(rib pillar), 정사각형(square pillar) 및 직사각형(rectangular pillar) 형태를 채택하게 된다. 계획적인 주방식 채광법은 하반(footwall)의 주운반 갱도에서 Cross 갱도를 통해 광체에 도달하면 우선적으로 늑골형 Pillar를 형성하며, 늑골형 Pillar가 형성되면 그 Pillar 사이를 채굴하여 최종적으로 정사각형이나 직사각형 Pillar가 남게 된다. Pillar의 형상에 따라 Pillar 내의 응력분포가 달라지게 되므로 채광설계시 지반의 응력 상태나 지질구조 등을 고려한 세심한 주의가 필요하다.

금번 침하가 발생한 지역은 Fig. 5와 같이 채굴공동 및 Pillar의 폭의 변화가 심한 것으로 볼때 계획적인 채굴이 이루어지지 않은 것으로 보인다. 그림과 같이 Pillar 형태가 불규칙한 형상을 띠고 있으므로 Pillar에 작용하는 응력은 식 (1)과 같이 계산된다(Hoek and Brown, 1980). 여기서, \(\sigma_{\mathrm{p}}\)는 Pillar의 응력이고, z는 심도, \(\gamma\)는 암반의 단위중량이다

\(\sigma_{\mathrm{p}}=\gamma z \cdot \frac{\text { rock column area }}{\text { pillar area }}\)      (1)

1편과 2편 중 Pillar의 면적이 작은 2편을 기준으로 Pillar의 안정성을 평가하기로 한다. 이때 지반하중이 작용하는 면적(rock column area)은 15,419 m²이고 Pillar의 면적은 4,174 m²이다. Pillar의 강도는 Hoek-Brown 식으로부터 최소주응력을 고려하는 전체 암반 강도를 적용하면 \(\sigma_{\mathrm{cg}}=10.280\text{MPa}\)이 되며, 안전율은 전체암반강도에 대한 Pillar에 작용하는 응력의 비로 나타내진다. 안전율 1.0을 확보하기 위해서는 지반하중이 작용하는 면적(rock column area)에 비해 Pillar의 면적이 31.6% (4,872 m²)가 되어야 하며, 안전율1.5가 되려면 Pillar의 면적이 47.4% (7,308 m²)가 되어야 하나, Fig. 5에서 Pillar 면적은 27.1%로서 상당히 부족한 편이다. 주방식 채광법을 적용하고 있는 국내 석회석 광산의 Pillar 면적이 암질상태에 따라 약간의 차이를 보이지만 40~60%인 점을 고려할 때, 27.1%는 매우 작은 면적을 갖는다. 이것은 과거에 채굴이 종료될 때 남겨진 Pillar를 재채굴한 것으로 여겨지며, Fig. 5에서 다른 곳과 비교하더라도 확연히Pillar 면적이 줄어든것을 확인할 수 있다. 이 결과로부터 오랜 기간동안 암반의 이완 현상으로 Pillar의 강도가 감소함으로써 Pillar가 암반응력에 대한 지지기능을 발휘하지 못하고 붕괴된 것으로 추정된다.

Key block 해석

1편과 2편의 굴착 방향성을 분석한 결과 N25E 방향과, EW 방향으로 굴착을 실시한 것을 확인할 수 있다. 갱내 및 붕괴지역에서 노두조사결과로부터 불연속면의 발달과 갱도 굴진방향에 따른 불안정성을 파악하기 위하여 Fig. 6과 같이 평사투영을 실시하였다. 평사투영결과 굴착방향과 유사한 절리군(45/210, 75/215), 굴착방향과 평행한 방향을 갖는 층리(20/280)와 고각의 수직절리군(78/274)이 발달하고 있다. 또한 굴착방향과 역방향인 절리군(85/072 등) 및 갱도 굴착면과 수직한 방향으로 발달하고 있는 단층대(85/115 등)가 있다. 따라서 이와 같은 불연속면의 복잡한 기하학적 형태로 인해 갱도굴착시 불안정한 요소로 작용하였을 것으로 판단된다.

Fig. 6. Stereonet projection of discontinuities observed in the field.

갱도 굴착방향 N25E 및 EW 모두 가장 불리하게 작용하는 불연속면은 경사/경사방향이 38/008, 45/210, 78/118인 것으로 확인되었다. 이중 78/118은 갱도방향과 수평하게 발달하고 있는 단층대이다. 이중 굴착방향 N25E에 대한 해석결과는 Fig. 7과 같다. 굴착방향 N25E의 경우 하부 우측 쐐기블럭은 안전율 Fs = 13.186, 상부 좌측 쐐기블럭은 3.133으로서 기준 안전율 1.5를 만족하나, 천반 쐐기블럭은 안전율Fs = 0.904으로서 불안정한 것으로 나타났다. 굴착방향 EW의 경우상부 좌측 쐐기블럭은 2.904, 하부 우측 쐐기블럭 2.509으로 기준 안전율 1.5를 만족하나, 천반 쐐기블럭은 안전율 Fs =0.819로서 불안정한 것으로 평가되었다. 이 결과로부터 채굴공동의 천반은 쐐기파괴를 방지하기 위하여 채굴 당시 록볼트나 숏크리트 등의 보강을 필요로 하나, 전혀 보강이 이루어지지 않은 점으로 볼때 천반의 파괴 역시 지반침하를 일으키는 하나의 요인으로 작용한 것으로 판단된다.

Fig. 7. Analysis results for the key block in excavation direction of N25E

수치해석

본 연구에서는 연속체 및 불연속체에 대한 수치해석을 실시하여 채굴에 따라 발생되는 주변 지반의 변형상태를 파악하고 채굴 갱도의 안정성을 분석하였다. 연속체에 대한 수치해석 프로그램은 유한요소법인 MIDAS GTS를 이용하였다.

연속체 해석:해석을 위해 적용된 대표단면 및 수직변위 측정지점을 나타내면 Fig. 8과 같다. 지질도 및 갱내 ‧ 외 노두조사결과를 토대로 단층대를 고려한 연속체 수치해석을 실시하였으며, 해석결과 얻어진 수직변위 및 소성영역 분포도는 Fig. 9에 나타내었다. 이것은 지표면 및 채굴공동의 변위의 분포로부터 침하가 크게 발생하는 곳과 침하지의 형상으로부터 그 관련성을 파악하는데 있으며, 소성영역의 분포는 주응력 차가 크게 나타나는 지점을 나타내는 것으로 지반의 파괴가 시작되는 곳을 파악하여 지반내에 취약한 구조를 찾기 위함이다.

Fig. 8. Representative cross-section and displacement measurement points applied in numerical analysis.

Fig. 9. Results of continuum modeling based on FEM.

2편 No. 3 채굴공동에서 변위 벡터합 350.2 mm으로 최대변위가 발생되었고, 지표면에서는 현재 지표침하가 발생한 구간 No. 8에서 220.3 mm의 수직변위가 발생되었다. 채굴공동이 비교적 큰 1편의 No. 4 및 No. 5, 그리고 2편의 No. 3 및 No. 6에서 큰 변위가 발생하고 있으며, 1편의 채굴공동이 비교적 큰 No. 2에서 작은 변위가 발생한 것은 지표면에서 심도가 깊지 않기 때문에 생긴 현상으로 보인다. 상부 지표면의 수직 변위는 인장균열이 발생한 구간의 측점인 No. 5~N0. 9에서 137.9~220.8 mm의 변위가 발생하여 인장균열이 발생하지 않은 지점에 비하여 높게 나타나는 것으로 볼때, 단층이 발달한 영역에서 과도하게 큰 채굴공동을 형성하였기 때문으로 생각되며, 이와 같은 채굴공동의 형성이 지반침하를 발생하는 원인으로 작용한 것으로 보인다. 한편, 소성영역은 단층대를 통과하는 1편의 No. 4와 단층대와 인접한 2편의 No. 3 및 No. 5에서 채굴공동 주위로 발생하며 단층대를 따라 상부로 이동하면서 소성영역이 분포하고 있다. 이것은 단층대를 통과하는 취약한 구조를 갖는 지반에 과도하게 큰 채굴공동을 형성함으로써 응력 불균형에 의해 생긴 결과로서, 단층대를 따라 파괴가 진행되면서 지반침하가 발생한 것으로 생각할 수 있다. 단층대와 비교적 멀리 떨어진 1편의 No. 5와 2편의 No. 6은 천단부 변위는 크게 발생하지만, 소성영역은 미약한 발달 형태를 보이는 것을 볼때, 천단부 변위와 소성영역과의 연관성은 작아 보인다. 따라서 천단부 변위는 채굴공동의 크기에 좌우되고 소성영역은 단층 등과 같은 취약한 지질구조에 밀접하게 관련되는 것을 알 수 있다. 이 결과로부터 단층대와 같은 취약한 지질구조를 갖는 지반에서 채굴하는 경우에는 지반의 안정성 분석을 통하여 Pillar 및 채굴공동의 크기를 결정하는 것이 타당한 것으로 여겨진다.

불연속체 해석: 갱내외 노두조사결과로부터 얻어진 절리군으로부터 불연속체 모델링을 구현하고 해석한 결과는 Fig.10과 같다. 이때, 모델링에 적용한 절리군의 경사/경사방향은 60/010, 66/142 및 78/274이다. 불연속체 해석결과, 연속체변위 결과와 마찬가지로 2편No. 3 채굴공동에서 천단부 변위 벡터합이 최대 1,317.0 mm, 지표면에서는 현재 지표침하가 발생한 구간 No. 8에서 최대 678.0 mm의 수직변위가 발생하였다. 지반침하 및 인장균열이 발생한 지역의 하부 채굴공동의 천단부에 발생되는 변위 벡터합은 채굴공동이 비교 적 큰 1편No. 4 및 No. 5와 2편No. 3 및 No. 6에서 큰 변위가 발생하고 있으며, 지표면의 수직변위는 인장균열이 발생한 구간의 측점인 No. 5~No. 9에서 390.0~678.0 mm의 변위가 발생하여 인장균열이 발생하지 않은 인접 지점에 비하여 높게 나타나고 있다. 소성영역은 채굴공동이 큰 1편의 No. 4의 좌측바닥 모서리와 2편의 2편의 No. 3의 우측 모서리로 연결되어 나타나며, 1편의 No. 3의 우측 모서리와 2편의 No. 4의 우측모서리, No. 5 및 No. 6의 좌측 모서리에 연결되어 분포한다. 이것은 소성영역이 분포하는 지역이 너무 인접하여 채굴공동을 형성하였기 때문에 나타난 현상으로 이해되며, 채굴공동의 모서리에 응력이 집중됨으로서 모서리 부분에서 파괴가 진행된다면 Pillar가 파괴되는 결과를 초래할 수 있다. 이 결과로부터 채굴공동이 너무 인접하여 형성하게 되면 Pillar의 폭이 작게 됨으로서 Pillar가 파괴되는 결과를 초래할 수 있으므로 안정성 분석을 통해 계획적인 채굴이 이루어지도록 하여야 할 것이다.

Fig. 10. Results of discountinuity modeling based on DEM.

한편, 지표면에서 측정한 수직변위와의 관계를 나타내면 Fig. 11과 같다. 연속체 및 불연속체 해석에서 수직변위의 크기는 다르지만 모두 동일한 양상을 보이고 있다. 특히 지반침하 및 인장균열이 발생한 영역에서 큰 수직 변위를 보이고 보이는 것으로 볼때, 그 하부의 채굴공동의 규모가 크고 서로 인접하여 채굴이 이루어짐으로써 Pillar의 폭이 다른 지역에 비하여 작고 지질적 취약구조인 단층대가 존재하기 때문에 나타난 현상으로 이해된다.

Fig. 11. Comparison of vertical displacements at each surface measurement point.

토의

갱내 4개소 지점에서 노두조사를 실시한 결과, 갱내에 북동 방향을 갖는 점토 충전이 되어 있는 고각의 단층대 및 염기성 암맥이 다수 관찰되고, 절리 등의 불연속면 발달로 인하여 파쇄가 심한 상태이며, 이들 단층들은 지질도의 단층선과 거의 일치하는 것을 확인하였다. 또한 갱외 붕괴지 인근에서 노두조사 및 전기비저항탐사를 수행한 결과, 관찰된 단층은 붕괴지의 인장균열면 중앙을 통과하는 지질도 상의 단층면과 일치하며, 전기비저항탐사의 저비저항 이상대로부터 이 단층선을 확인할 수 있었다. 그리고 비저항 이상대로부터 인장균열면이 발달한 이완대 추정이 가능하였다. 따라서 지반침하지인근에서 노두조사와 전기비저한탐사를 병행하여 실시하면 지반의 취약한 구조를 확인하는데 유용한 조사방법이 될 것으로 생각된다.

암석의 실내시험으로부터 구한 일축압축강도, 탄성계수 및 절리면의 강도정수인 점착력과 마찰각, 그리고 현장조사로부터 구한 불연속면들의 특성과 RMR 암반분류 결과를 토대로 안정성 해석을 위해 다양한 경험식을 적용하고 연속체 및불연속체 수치해석을 수행하였다. 응력-아치 이론인 체적팽창계수를 도입하여 붕락고를 분석한 결과, 지표면까지 붕락고가 미치지 않으므로 지반침하는 지반내에 발달한 지질적 취약구조에 기인하는 것으로 판단하였다. 지반내 채굴공동의 인자와 지하수를 고려한 한계평형법에 의한 안전율 계산 결과, 측압계수에 따라 안전율이 기준 안전율2.0에 미치지 않는 경우도 발생하므로, 채굴공동의 장기적인 안정성을 확보하기 위해서는 채광설계 계획단계에서 현지반의 응력측정이 이루어져야 할 것이다. 굴착방향과 절리군의 방향을 고려한 Key Block 해석에서는 천단부에 쐐기파괴가 발생하는 것으로 나타난다. 천단부에 쐐기파괴가 발생하면 도미노 현상에 의해 지반의 파괴가 상부로 계속적으로 전이됨으로써 채굴공동의 붕락이 발생되어 지반침하의 원인으로 작용하게 된다. 따라서 채굴당시 갱내 막장관찰을 통해 불연속면들의 발달상황을 조사하고 쐐기파괴가 발생하지 않도록록볼트나 숏크리트 등의 보강이 필요한 것으로 판단하였다. 불규칙한 형상을 갖는 Pillar에 작용하는 연직응력과 최소주응력을 고려하는 전체 암반강도를 도입하여 Pillar의 안정성을 평가한 결과, Pillar가 지지해야 하는 하중을 받는 면적에 비해 Pillar의 면적이 상당히 부족한 것으로 나타났다. 지반의 하중을 지지하여야 하는 Pillar의 파괴는 지반침하의 직접적인 원인이 되므로 채광설계 단계에서 지반조건을 고려한 심층적인 분석이 우선적으로이루어져야 하며, 계획적인 채굴을 통해 적정 Pillar를 확보하는 것이 중요한 것으로 판단된다.

단층대를 고려한 연속체 해석에서는 채굴공동의 폭이 넓을수록 천단부에서 변위가 크게 나타나며, 지질적 취약구조인 단층대와 인접하고 있는 채굴공동 상부와 단층대를 따라서 상부로 소성영역이 발달한 점으로 볼 때, 지반의 파괴는 단층대를 따라 발생하여 지반침하가 발생한 것으로 판단된다. 그리고 불연속면을 고려한 불연속체해석의 경우는 1편 및 2편의 채굴공동의 모서리가 서로 연결되어 소성영역이 발달하고 있는 점으로 볼때, Pillar의 파괴가 예상됨으로, 이 역시 지반침하의 원인으로 작용하게 된다. 이 결과로부터 취약구조인 단층대를 고려한 채광설계가 필요하며, 한 곳에 집중적으로 채굴공동을 형성하게 되면 Pillar의 폭이 작아져서 Pillar의 파괴가 발생하므로 계획적인 채굴이 이루어져야 할 것이다.

이 지역에 적용된 주방식 채광법은 붕락식 채광법과는 다르게 지반침하 발생을 일으키지 않는 채굴방법이나, 채굴 당시지반조사 결과를 반영하지 않고 심도있는 설계 없이 채광작업이 이루어진 관계로 불규칙한 Pillar의 설치와 과도한 채굴에따른 응력 불균형에 의해 지반침하가 발생한 현상으로 이해된다. 다양한 경험식 및 수치해석 등의 결과를 종합한 결과, 해당지역에서 발생한 지반침하의 원인은 Pillar의 파괴뿐만 아니라 오랜 시간 동안 주변 암반에 발달한 단층 및 암맥, 다수의 절리면 등의 풍화 및 이완으로 지반이 연약해짐에 따라 지반응력의 증가로 채굴공동의 붕락과 아울러 단층면을 따라 미끄러지면서 지반침하가 발생된 것으로 판단되었다.

결론

본 연구는 강원도 삼척시 소재의 삼도 석회석 광산에서 1편 및 2편의 채굴적 상부 지반침하로 인한 함몰 및 산사면 붕괴지를 대상으로 한다. 현장에서 채광, 측량도면 및 지질도 등을 토대로 함몰지 인근의 갱도 및 산사면 붕괴지에 대한 지질조사 및 전기비저항탐사를 수행하였으며, 그 결과들을 토대로 지질공학적 평가를 수행하고 다양한 해석방법에 의해 지반침하의 원인을 분석하였다.

갱내 ‧ 외 노두조사로부터 불연속면들의 특성을 파악하였으며, 관찰된 지질적 취약구조인 단층대는 지질도 상에 표현된단층대와 일치하며, 또한 산사면 붕괴지 인근에서 실시한 전기비저항 탐사 결과의 저비저항 이상대로부터 단층대 및 지반이완대를 확인하였다. 한계평형법 및 Key block 해석에서는 채굴공동의 붕락, Pillar에 작용하는 연직응력과 강도로부터 안정성을 평가한 결과와 불연속체 수치해석으로부터 얻어진 결과로부터 Pillar의 파괴, 그리고 연속체 수치해석의 결과로부터 지질적 취약구조인 단층면을 따라 상부로의 파괴가 지반침하를 일으키는 원인으로 분석되었다. 현재 채광이 종료된 후 지반침하가 발생되어 그 원인을 다양한 방법에 의해 분석하였지만, 지반침하가 발생하게 된 근본적 원인을 유추하여보면, 광산을 개설할 당시부터 충분한 조사와 안정성 평가 없이 채광이 이루어졌고, 광물 생산에만 초점이 맞추어져 있어서 남겨진 Pillar를 재채굴하고 계획적인 채굴이 이루어지지 않았기 때문으로 생각된다. 이러한 문제를 보완하기 위해서는 광산 개설시나 채광 도중에도 지반의 변화가 있을 경우 지질조사 및 안정성 평가 등을 통하여 적정 채광설계가 이루어질 수 있도록 광업법 등에 제도적인 장치를 마련하는 것이 중요할 것으로 생각된다.

연구결과를 토대로 이 대상지역은 과도한 굴착으로 인한 대규모 채굴공동의 존재, 단층, 염기성 암맥 및 다수의 절리 등의 발달에 따른 지질구조적 취약성, 채광 후 장기간 방치에 따른 지반의 연약화 등의 복합적인 요인에 의해 지반침하가 발생된 것으로 판단되나, 지반붕괴에 의한 이완 현상으로 다른 인접 채굴공동에서 추가적인 파괴가 발생할 가능성이 있으므로 지반의 안정화를 위한 대책 방안을 조속히 수립하여야 할 것이다.