Journal of the Korean Society of Hazard Mitigation

In this study, tunnel excavations were introduced in two typical ground conditions found in unstable urban areas, and the corresponding tunnel collapse mechanisms were investigated using numerical analysis. The case studies of tunnel collapse in weathered rock and uncemented sandy soil layers revealed that a plastic area extended across the entire tunnel section from the tunnel shoulder to the ground surface. The development of the displacement vector indicated the possibility of a tunnel ceiling depression occurring around the plastic area. The numerical analysis results suggest that tunnel excavation, which accelerates bedrock weathering or induces ground relaxation following groundwater introduction, can lead to the collapse of uncemented sandy soils.

Keywords: Numerical Analysis, Tunnel Collapse, Failure Mechanism, Plastic Zone

본 연구에서는 도심지의 불안정한 지반에서 발생할 수 있는 전형적인 두 가지 지반조건에서의 터널 굴착 사례를 소개하고 수치해석적 분석을 통하여 대상터널의 터널 붕괴의 메커니즘을 분석하였다. 풍화된 암반층에서의 터널 굴착 사례와 미고결 사질토 지반에서의 터널 굴착 사례의 수치해석 결과에서 터널 단면 전체 영역에서 소성거동하기 시작하여 터널 어깨 부에서부터 지표면까지 발생한 것을 알 수 있었고 변위벡터의 발달 양상도 소성영역이 발생한 중심으로 터널 천장부의 함몰 가능성을 판단할 수 있었다. 수치해석 결과 계측 결과와 연관하여 터널 붕괴 원인으로 미고결 지반의 터널 붕괴 과정은 먼저 지하수가 유입된 후 기반암의 풍화나 그 밖의 지반이완을 촉진하는 굴착 과정으로 소성영역과 전단변형이 지표면까지 확대되고 결국 막장의 붕괴와 지표면이 붕괴하는 과정을 확인할 수 있었다.

핵심용어: 수치해석, 터널 붕괴, 파괴 메커니즘, 소성영역

1. 서 론

기술 발전에 따라 지하공간의 규모가 확대되고, 다양한 기능을 포함하는 복합 용도 공간으로 개발하고 있으며, 종래 지하에 설치하기 어려운 시설도 지하공간에 설치하는 등 지하공간의 용도가 확대됨에 따라 대심도 지하공간으로 이용 범위를 넓히고 있다. 국내의 경우 길이가 10 km 이상인 초장대 터널이 급격히 증가하고 있으며, 기존 철도 터널의 복선화와 고속화를 통한 국가 균형 발전을 위해 동⋅남북축의 고속도로 및 고속국도 등의 신설 계획 등이 발표되면서 향후 약 20년 이상 지하공간 개발이 활발히 진행될 실정이다(KICT, 2009). 또한, 광역적인 도로망과 관련해서 지역 및 국가 간 교류가 증대되면 통과 교통량이 더욱 늘어날 것이므로 이러한 통과 교통처리를 위해 서울의 남북 및 동서를 관통하는 광역적인 지하도시 고속도로망과 수도권 주변 산악을 이용한 지하 순환 고속도로망을 설치할 필요가 있다. 최근 급속한 도시화와 함께 하나의 거대도시로 규모 또한 더욱 크고 넓게 확장되고 있다.

터널 굴착과 관련한 변형 거동은 일반적으로 탄성해석법과 수치해석법이 많이 이용되고 있다. 탄성해석법은 터널 반경 및 토피 두께, 지반조사 결과 등을 토대로 하여 지보 패턴이 동일한 구간에서의 최종 변위 예상치를 구하는 방법이며, 무한 탄성지반을 가정한 터널의 변위를 구할 수 있다(Timoshenko and Goodier, 1970). 수치해석법은 컴퓨터 성능 발전과 보편화로 인하여 다양한 형상과 범위에 대한 지반 거동 모델이 개발됨으로써 많은 발전을 이루었다. 일반적으로 터널 해석에 이용되고 있는 수치해석기법은 연속체 모델을 이용하는 유한요소법(Finite Element Method, FEM), 유한차분법(Finite Difference Method, FDM) 그리고 경계요소법(Boundary Element Method, BEM)이 있고, 불연속체 모델을 적용하는 개별요소법(Discrete Element Method, DEM)과 혼합모델을 적용하는 Hybrid 해석 방법 등이 있다.

Mashimo et al. (1999)은 용수가 없는 지반의 막장 안정성에 대하여 모형실험 및 2차원과 3차원 수치해석을 실시하여 막장 안정지수에 관한 연구를 발표하였다. 모든 수치해석기법들은 실제 시공 시 예상되는 절리 상태, 파쇄대 증 등 불연속면과 복잡한 지층 변화에 대한 검토가 결여된 일정한 지반 물성치를 적용하므로 터널 거동을 평가하는 보조수단으로 사용하는 것이 타당하다(Funatsu et al., 2008; Liu et al., 2022; Sun et al., 2022). 터널 붕괴의 예측은 매우 어려울 뿐만 아니라 그 계측자료나 내용을 확보하기에 어려움이 있어 터널 변형 거동의 예측에 통계적 방법과 경험적 방법 등이 이용된다(Kaiser, 1980; Otsuka and Kondoh, 1981; Aliabadian et al., 2015; Taromi et al., 2017; Aygar, 2023).

본 연구에서는 터널 설계 및 시공에 있어 보다 안정적이고 경제적인 지침을 제공하기 위해 불안정한 지반의 도심지 터널 시공 시, 즉 풍화된 암반층과 미고결 사질토 지반에서 발생한 두 터널 붕괴 사례를 소개하고 대상터널에 대한 수치해석 결과를 토대로 터널의 붕괴 메커니즘을 분석하였다.

2. 이론적 배경

2.1 터널 막장면 아칭효과

2.1 터널 막장면 아칭효과

터널의 아칭(Archning)효과는 터널 구조의 안정성을 높이는 중요한 요소이다. 굴착에 의해 터널 굴진면에서 변형이 발생하나 주변 지반은 변형이 발생하지 않을 때 원지반에 존재하던 토압이 변위 또는 변형이 발생하지 않는 주변 지반쪽으로 전이되는 현상을 아칭현상이라 한다(Terzaghi, 1943).

Fig. 1은 터널 굴착 시 발생하는 아칭효과와 돔(Dome)효과를 나타낸 것으로 터널 굴착 중 막장 근처에서는 3차원 구조가 형성되어 이에 따라 응력과 변형이 3차원적으로 발생하며, 막장으로부터 떨어진 거리와 관계없이 터널축과 직각방향으로 아칭현상이 발생하고 여기에 추가하여 터널축과 평행한 돔현상도 발생하게 된다. 이렇게 터널 주변부에 형성된 아칭과 돔 현상으로 지반의 하중을 분산시켜 터널 주변과 터널 막장 전면에서 변위가 발생하게 된다.

Fig. 1

(a) Arching Effect and (b) Longitudinal Dome Effect Occurring in Tunneling

2.2 NATM 공법이 적용된 도심지 터널의 변형 특성

2.2 NATM 공법이 적용된 도심지 터널의 변형 특성

터널을 굴착하게 되면 이전 정역학적 평형상태로 작용하고 있던 응력 즉, 초기응력이 교란되어 2차 응력으로 변화하게 되므로 동시에 굴착부에서는 변위 또는 변형을 일으키게 된다. 이때 터널 굴진면 전후 종방향과 횡방향으로 지반의 초기응력 일부가 전이되며 남은 응력이 터널 주변에 재분배된다(Lee, 2013). 이와 관련하여 NATM 공법이 적용된 도심지 터널 현장의 계측 결과와 실내 시험을 활용하여 공동의 상부에 위치한 터널의 천단부와 어깨부에 변형이 집중되는 특성을 증명하였다(Murayama and Matsuoka, 1971; Hansmire and Cording, 1985).

3. 터널 붕괴 현장의 사례

본 연구에서는 터널 시공 시 붕괴가 발생할 수 있는 전형적인 지반 특성인 풍화된 암반층과 미고결 사질토 지반에서의 두 터널 붕괴 사례를 소개한다.

3.1 풍화된 암반층에서의 터널 굴착(A-Tunnel)

3.1 풍화된 암반층에서의 터널 굴착(A-Tunnel)

3.1.1 터널 개요

3.1.1 터널 개요

A-터널 단면의 상세 시공 단면은 Fig. 2(a)와 같으며 터널 계획 심도 15 m에서 풍화된 화강설록암과 풍화된 암반층이 나타났다(see Fig. 2(b)).

Fig. 2

(a) Cross and (b) Longitudinal Sections of A-Tunnel

터널 연장은 2,000 m이고, 굴착방법은 NATM 굴착 기술과 링컷공법을 병행한 상⋅하반 분할 굴착으로서 두께 0.8 m의 라이닝이 적용되었다. 지보방법으로서 록볼트를 고밀도의 볼트 간격으로 설치하고, 강섬유 숏크리트를 0.2 m 두께로 타설한 후 강지보를 설치하였다. 천단보조공법으로 강관 다단 그라우팅을 실시하고, 가인버트를 설치하여 단면 폐합률을 유도한 터널 현장이다.

3.1.2 터널 붕괴 개요

3.1.2 터널 붕괴 개요

터널 시점으로부터 22.4 m 굴진 장소에서 강지보 설치 과정 중 터널 천단 부근에서 굴진면이 붕괴하면서 지표면까지 함몰되었다.

Fig. 3(a)는 터널 굴진면 내부의 상부지반이 붕괴한 상태를 보여주며, Fig. 3(a)는 터널 굴진면 내부의 상부지반이 붕괴한 상태를 보여주며, Fig. 3(b)는 터널 굴진면 내부의 상부지반 붕괴로 인해 지표면이 함몰된 것을 보여준다. 이러한 지반의 움직임이 풍화된 암반층으로 지반 조건이 변화하고 지하수위가 낮아진 지점에서 터널 붕괴가 발생했음을 보여주고 있다(Fig. 4).

Fig. 3

Images of (a) Tunnel Face Collapse and (b) Ground Collapse of A-tunnel

Fig. 4

Variation of Groundwater Level

3.2 미고결 사질토 지반에서의 터널 굴착(B-Tunnel)

3.2 미고결 사질토 지반에서의 터널 굴착(B-Tunnel)

3.2.1 터널 개요

3.2.1 터널 개요

두 번째 사례는 터널 연장 2,070 m이고, B-터널의 횡단도과 종단면은 Figs. 5(a)와 5(b)와 같으며 강지보와 인버트 시공 위치를 나타낸다. 터널 굴착은 기계화시공이 아닌 NATM 기술과 세 단계 벤치(Bench)굴착공법으로 계획 및 시공되었고, 하반 하부에 인버트를 시공되었다.

Fig. 5

(a) Cross Section and (b) Longitudinal Section of B-Tunnel

세 번째 벤치인 하반은 상반으로부터 100 m 후방에서 굴착이 진행되었고 인버트는 하반 굴착면으로부터 460 m 후반에서 시공되었다. 토피고가 10 m인 터널 통과 구간은 미고결의 사질토층으로 예상되었고 터널 지보방법으로 첨단 보조공법(Steel sheet pile) 이외에 하반 지지공(D = 65 mm, L = 5.5 m)과 터널 시공 시 유출수에 의한 굴착면의 안정성 확보를 위해 지하수위 저하 공법인 심정(Deep well)이 적용되었다. 또한, 관측공을 설치하여 지하수위 및 수량의 변화를 계측하였다.

3.2.2 터널 붕괴 개요

3.2.2 터널 붕괴 개요

터널 붕괴 사고는 터널 측면 숏크리트의 이탈로 인하여 시작되었으며 짧은 시간 내에 굴진면 전반에 걸쳐 일시에 함몰되는 형태로 발생했으며 지표면 붕괴로 연결되었다(Fig. 6(a)). 붕괴한 상부지반을 제거한 후 지질학적인 실사를 통해 사질토와 점성토가 Fig. 6(b)와 같이 호상으로 분포하고 있었으며, 터널 상부 지층은 사질토층이며 상부 천장부에는 점성토층이 존재함을 확인하였다.

Fig. 6

(a) Image of Ground Surface Collapse and (b) Ground Layers of the Site

Fig. 7(a)는 터널이 붕괴된 위치와 지하수위 계측 단면을 나타낸 것이다. Fig. 7(b)는 심도가 얕은 Tu-14 지점과 G-5 지점의 지하수위 계측 결과이며, G-5 관측정의 지하수위는 터널의 붕괴 발생 9개월 전부터 지속적으로 낮아졌지만, 붕괴 지점으로부터 떨어진 관측정의 지하수위는 일정한 수준을 유지하였다.

Fig. 7

(a) Measurement Section View and (b) Variation of Groundwater Level

이러한 경향은 터널 붕괴 지점 지반으로 지하수가 유실되어 유선이 급격하게 변화되고 있음을 암시하며, 따라서 터널 천장부 상부의 불투수층인 점성토층이 터널 굴착 과정 중 일부 부분이 붕괴하여 터널로 지하수가 집중적으로 유입되고 있었던 것으로 유추되었다.

4. 수치해석 및 결과 분석

도심지의 불안정한 지반에서 발생할 수 있는 전형적인 두 가지 즉, 풍화된 암반층에서의 터널 굴착 사례와 미고결 사질토 지반에서의 터널 굴착 사례를 대상으로 수치해석을 실시하였다. 지반거동을 수치해석적으로 모델링하여 소성변형의 발달 양상을 분석하기 위해 상용프로그램인 FLAC2D (ITASCA software, Ver.7.0)를 활용하였고, 그 결과를 토대로 터널 붕괴 메커니즘을 분석하였다.

4.1 풍화된 암반층에서의 터널 수치해석

4.1 풍화된 암반층에서의 터널 수치해석

4.1.1 수치해석 모델링

4.1.1 수치해석 모델링

해석 단면 붕괴 지점의 지층 조건을 Fig. 8과 같이 반영하고, 탄소성 모델로써 굴착공정을 고려한 해석을 수행하였다.

Fig. 8

Ground Conditions for A-Tunnel

굴착에 따른 응력이완은 상반 굴착 후 40%의 하중분담률을 반영하였고, 상부 가인버트 및 강지보 설치 후 하중분담률 30%를 적용한 다음, 나머지 하중분담률 30%를 하반 굴착 인버트 설치 단계에 적용하여 모델링하였다. 수치해석에 적용된 물성은 Table 1과 같으며 지하수위는 지면에서 15.3 m 깊이로 설정하여 지하수연동해석을 수행하였다.

Table 1

Engineering properties for A-Tunnel

Properties	Weathered soil	Weathered rock
Cohesion (kPa)	26.5	30
Friction angle (deg.)	27	32
Dry unit weight (kN/m3)	18	21
Poisson ratio (-)	0.35	0.3
Young’s modulus (MPa)	98	230

4.1.2 수치해석 결과 및 분석

4.1.2 수치해석 결과 및 분석

4.1.2.1 수치해석 결과

소성영역은 Mohr-Coulomb 파괴 기준을 초과하는 영역으로 영구변위의 발생을 의미하며, Fig. 9(a)와 같이 터널 단면 전체에 걸쳐 발생한 소성영역이 터널 어깨 부에서부터 지표면까지 확장되고 있음을 알 수 있다.

Fig. 9

Results of Numerical Analysis for A-tunnel

변위벡터의 발달 양상도 소성영역을 중심으로 터널 천장부의 함몰 가능성을 암시하고 있다(Fig. 9(b)). 이러한 지반거동은 저토피고의 터널 붕괴 현장의 계측자료 역해석으로부터 얻어진 지반변형에 관한 연구 결과들과 일치하는 양상을 나타냈다.

4.1.2.2 터널 붕괴의 메커니즘 분석

본 터널 붕괴 현장의 경우 기반암의 풍화로 인하여 터널 갱구부의 갱문 가시설이 설치되는 과정에서 기반암 내에 발달한 절리대에 지하수가 지속해서 유입될 수 있는 환경이 조성된 것으로 보인다. 이에 따라 지하수가 지반 구성 입자 간의 결합력을 약화시키고, 어스앵커의 정착부가 건전한 지층이 아닌 절리대에 가까워지면서 지반의 수평응력이 감소하는 등 영구변형의 발생 조건이 충족된 것으로 판단된다.

4.2 미고결 사질토 지반에서의 터널 수치해석

4.2 미고결 사질토 지반에서의 터널 수치해석

4.2.1 수치해석 모델링

4.2.1 수치해석 모델링

터널 상부의 점성토층이 붕괴된 상태를 고려하여 터널 붕괴 지반의 지층조건을 유한요소 프로그램(FLAC2D)을 사용하여 모델링하였다. 탄소성 해석에 적용된 지반 물성은 Table 2와 같이 적용되었고, 지하수위는 지면에서 13.3 m 깊이로 설정하였다. 또한, 지반 응력이완을 모사하는 하중분담률은 굴착 과정에 따라 상반 굴착 후 40%, 하반 굴착 후 30% 그리고 인버트 굴착 후 30%가 반영되도록 계획하였다.

Table 2

Engineering Properties for B-Tunnel

Properties	Layer 1	Layer 2	Layer 3	Layer 4	Layer 5
Cohesion (kPa)	48	34.1	18.7	8.1	3.4
Internal friction angle (deg.)	9.6	37.5	37	34.2	34.2
Dry unit weight (kN/m3)	8.92	9.55	9.76	13.8	15.4
Saturated unit weight (kN/m3)	15.5	14.8	15.8	17.3	19.8
Void ratio (-)	2.01	0.97	0.95	0.96	0.8
Porosity (%)	67	49	48	49	44
Poisson ratio (-)	0.29	0.29	0.29	0.29	0.29
Young’s modulus (MPa)	5	23	8	29	80
Permeability (cm/sec)	5.10 × 10-04	1.00 × 10-02	1.10× 10-03	2.60× 10-04	2.10× 10-05

4.2.2 수치해석 결과 및 분석

4.2.2 수치해석 결과 및 분석

4.2.2.1 수치해석 결과

Fig. 10은 터널 천단부와 하반의 침하 거동의 계측치와 수치해석 결과의 비교를 보여주는 것으로 천단변위의 수치해석 결과는 계측치와 잘 맞는 결과를 보여주었다. 침하량의 변화양상은 모델링 결과와 계측 결과가 비슷한 범위 내의 수치를 나타내었다. Figs. 11(a)와 11(b)는 터널 상반굴착과 하반 및 인버트 굴착 후의 터널 주변부 전단변형 발달 양상을 보여주는 결과이다. 터널의 굴착 과정에 상관없이 전단변형은 터널 측면에 집중적(색깔이 짙은 영역)으로 발생하였고, 하반 및 인버트 굴착으로 인해 터널 어깨부로부터 지표면(색깔이 옅은 영역)으로 전단파괴가 발생하는 것을 알 수 있다.

Fig. 10

Comparison between Measurements and Numerical Results

Fig. 11

Developments of Plastic Zone

4.2.2.2 터널 붕괴의 메커니즘 분석

터널 붕괴 수일 전부터 숏크리트 벽면에 균열이 확인되었고, 붕괴 당일 간극수압 증가와 더불어 터널 측벽부의 숏크리트 이탈 현상이 두드러졌던 사실은 지하수위의 계측기록으로부터 유추된 지하수 유입 현상이 실제로 발생하여 터널 측벽에 수압이 작용하고 있었음을 의미할 수 있겠다. 또한, 인버터 설치가 완전히 수행되지 못하여 링폐합이 이루어지지 못한 상태에서 하반 굴착과 인버트부 굴착으로 인해 터널 측면에 전단변형이 심화되고 주변 지반의 이완 및 터널 주변 수압의 증가가 유발된 것으로 판단된다.

5. 결론

불안정한 도심지 터널 굴착에 있어 전형적인 두 가지 붕괴 사례를 소개하고 대상터널의 수치해석을 수행하고 그 결과를 토대로 터널 붕괴 메커니즘을 분석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

• (1) 풍화된 암반층에서의 터널 굴착 사례와 미고결 사질토 지반에서의 터널 굴착 사례의 수치해석 결과(지하수연동해석)에서 터널 단면 전체에 걸쳐 발생한 소성영역이 터널 어깨 부에서부터 지표면까지 확장되고 있음을 알 수 있었고 변위벡터의 발달 양상도 소성영역을 중심으로 터널 천장부의 함몰 가능성을 판단할 수 있었다.

• (2) 소성영역이 발생할 수 있었던 지반조건임에도 불구하고 지하수위 변화에 대하여 단순한 현상으로 판단한 점이 결국 터널 붕괴의 원인으로 판단된다.

• (3) 두 현장 모두 계측 결과와 지하수 유입이 실제로 발생하여 터널 측벽에 수압으로서 작용하였고 이와 더불어 인버트 시공이 완전히 수행되지 못한 상태에서 하반굴착과 인버트부 굴착으로 인해 터널 측벽에 전단변형이 심화하였다고 판단된다.

• (4) 수치해석 결과는 계측 결과와 연관하여 터널 붕괴 원인을 설명할 수 있다. 즉, 미고결 지반의 터널 붕괴 과정은 먼저 지하수 유입이 된 후 기반암의 풍화나 그 밖의 지반이완을 촉진하는 굴착 과정으로 소성영역과 전단변형이 지표면까지 확대되고 결국 막장의 붕괴와 지표면이 붕괴되는 과정을 파악할 수 있다고 판단된다.

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