1. 서 론
2. 취성 파괴 및 지보재 손상 현상 고찰
2.1 과지압 하의 취성 파괴 양상
2.2 록볼트 손상 사례 고찰
2.3 록볼트 파괴 시험 및 재료적 특성 고찰
2.4 숏크리트 균열 특성
3. 연암 퇴적암 터널 내 손상 분석 및 메커니즘 규명
3.1 터널 손상 고찰 및 현장 조사
3.2 터널 계측 분석
3.3 스폴링 및 터널 손상 메커니즘 평가
3.4 이론 및 수치해석을 통한 스폴링 가능성 평가
4. 결 론
1. 서 론
일반적으로 300 m 이상의 대심도 터널 굴착 시 터널 안정성에 가장 큰 위협이 되는 요소는 암반의 취성 파괴(Brittle failure) 또는 스폴링(Spalling) 현상이다. 이는 대심도의 높은 현지 응력이 치밀한 결정질 암반에 작용할 때, 터널 벽면에서 발생하는 ‘응력 유도 스폴링(Stress-induced spalling)’으로 인해 박막형의 점진적 파괴가 나타나는 현상이다. 특히 응축된 에너지가 순간적으로 방출될 경우, 터널의 급격한 붕괴를 초래하는 ‘록버스트(Rockburst)’로 이어질 위험이 있다(Kaiser and Cai, 2012, Kim, 2021).이러한 취성 파괴를 예측하고 설계에 반영하기 위해 대심도 고강도 결정질 암반을 대상으로 한 다양한 연구가 수행되어 왔다(Kaiser et al., 1996, Diederichs, 2018, Cheong et al., 2009, Cheon et al., 2006). 그러나 국내외 사례에 따르면, 150 m 내외의 비교적 저심도 지하공간에서도 특이 과지압 상태에 따라 취성 파괴가 발생할 수 있음이 보고된 바 있다(Lee et al., 2005, Choi et al., 2005). 따라서 과지압 현상은 단순히 심도에 따른 정수압적 영향으로만 해석하기보다, 특수한 현지 응력 상태에서 기인하는 취성 파괴 메커니즘으로 정의할 필요가 있다. 이러한 과지압 상태에서 터널 지보재는 숏크리트의 균열 및 탈락, 록볼트의 항복과 변형, 나아가 파단에 이르는 심각한 손상을 입게 된다(Li, 2010, Li, 2017). 일반적으로 취성 파괴는 암반의 일축압축강도의 약 0.3-0.5배 수준에서 균열이 개시되며, 이 시점부터 미소파괴음(Acoustic Emission, AE)이 관찰되는 것으로 알려져 있다(Martin, 1997). 반면, 강도가 낮은 연약 암반에서는 과지압 조건에서 취성 파괴보다는 압착(Squeezing) 현상이 지배적으로 나타나기 때문에, 스폴링 현상이 보고된 사례는 대심도 실트암 내 TBM 현장(Pelli et al., 1991)을 제외하고는 매우 드물다. 그러나 최근 해외의 한 철도터널 현장에서 연약 퇴적 암반임에도 불구하고 명확한 스폴링 현상과 그에 따른 광범위한 지보재 손상이 관찰되었다(Lee et al., 2025). 해당 지역은 30 MPa 내외의 사암(sandstone)과 10 MPa 이하의 이암(mudstone)이 교호하는 지층으로, 상재하중이 90-100 m 수준인 저심도 구간이었기에 설계 단계에서 이러한 취성 파괴를 전혀 예측하지 못하였다.
본 연구에서는 연약 퇴적 암반 굴착 시 발생한 지보재 손상이 스폴링에 의한 것임을 규명하고 그 발생 메커니즘을 평가하고자 한다. 이를 위해 먼저 과지압 하에서의 유사 지보재 손상 사례 및 손상 메커니즘을 고찰하고, 현장의 계측 데이터와 추가 조사 자료를 바탕으로 스폴링 발생 여부를 검증한다. 최종적으로 수치해석 및 이론적 검토를 통해 연약 암반에서의 특이 스폴링 발생 원인과 메커니즘을 도출하여 그 타당성을 검증하고자 한다.
2. 취성 파괴 및 지보재 손상 현상 고찰
2.1 과지압 하의 취성 파괴 양상
일반적으로 과지압 상태의 현지 응력이 암반 특성과 상호작용할 경우, 지반 조건에 따라 인장 파괴(Tensile failure), 스폴링(Spalling, 취성 파괴) 또는 록버스트(Rockburst) 현상이 발생할 수 있다. 이러한 현상은 주로 치밀한 괴상(Massive) 암반이나 절리 발달이 미미한 암반에서 지배적으로 나타난다. 파괴의 전개 과정을 보면, 인장 파괴는 스폴링에 비해 상대적으로 낮은 응력 수준에서 발생하며, 응력 수준이 점진적으로 증가함에 따라 미세 균열의 생성 및 전파에 의한 스폴링 현상으로 진전된다.
전형적인 원형 공동 주변의 응력 상태에 따른 파괴 조건을 모식화하면 Fig. 1과 같다(Hoek, 2023). 최대주응력이 수평 방향으로 작용하고 수직 응력이 상대적으로 작은 경우를 가정할 때, 측압계수(K)가 3 이상이면 터널 측벽부에 인장 응력대가 형성된다. 이때 발생하는 인장 응력이 암석 고유의 인장강도를 초과할 경우 수평 균열이 발생하게 된다(Fig. 1b).반면, 터널의 천단(Roof)과 바닥(Floor) 부근에서는 압축 응력 집중으로 인한 스폴링이 발생한다. 스폴링은 터널 경계 응력이 암반의 ‘균열 개시 응력 수준(Crack Initiation stress level, CI)’에 도달할 때 시작된다. Nicksiar and Martin(2013)은 다양한 암석 시험을 통해, 일반적으로 인장 균열의 개시 시점은 암석 일축압축강도(UCS)의 약 45% 수준에서 형성된다고 보고한 바 있다.응력 수준이 더욱 증대되면 Fig. 1b에서와 같이 천단 및 바닥의 스폴링은 특징적인 V자형 쐐기(V-shaped notch) 형태로 발전한다. 이러한 파괴가 심화될 경우, 터널 원거리에서 발생한 전단 균열들이 기존 벽면의 함몰부와 연결되면서 급격한 터널 붕괴를 초래할 수 있다. Read and Martin(1996)은 캐나다 AECL (Atomic Energy of Canada Ltd)의 심부 터널 현장 시험을 통해 이러한 전형적인 스폴링 양상을 상세히 기술하였다(Fig. 2). 해당 사례에서는 매우 큰 현지 응력비(K > 3)로 인해 천단과 바닥부에 뚜렷한 V자형 스폴링과 함께 지속적인 미소파괴음(AE)이 관찰됨으로써 취성 파괴의 전형적인 거동을 입증하였다.
대부분의 경우 미소파괴음은 인장파괴 영역이 아닌 천단부와 바닥부에서 관찰되었으며, 이는 미소파괴음이 전단 파괴시에 좀 더 뚜렷하게 나타남을 의미한다. 이 터널의 심도는 420 m이고 암석 강도로 200 MPa이 넘으므로 이러한 상황이 일반적인 취성파괴 양상의 대표적인 예라고 볼 수 있다.
2.2 록볼트 손상 사례 고찰
록볼트에 작용하는 하중은 암석 자체의 변형 또는 암반 내 불연속면의 거동에 따른 변위와 밀접한 관련이 있다. Fig. 3은 전면접착식(Grout) 록볼트가 불연속면이나 균열면의 이동에 따라 받는 일반적인 하중 조건을 도식화한 것이다. 일반적으로 설치된 록볼트에는 인장력과 전단력이 복합적으로 작용하며, 인장 파괴가 발생할 경우 응력이 집중되는 구간에서 항복에 의한 네킹(Necking) 현상이 수반된다. 그러나 블록의 이동으로 인해 순수 전단력이 지배적으로 작용하는 경우, 그라우트가 선행 파쇄된 후 록볼트에 심각한 구조적 손상이 발생하게 된다(Li, 2007).
일반적인 토목 터널에서는 록볼트의 변상 현상을 육안으로 확인하기 어려우나, 굴착면이 노출된 광산 현장에서는 록볼트의 변형 및 파괴 모드를 보다 명확히 관찰할 수 있다(Li, 2010). Fig. 4는 벽면에 노출된 일반 철근 그라우트 볼트의 파손 사례를 보여준다. 파괴 양상을 살펴보면, 인장 및 전단력의 복합 작용으로 인해 항복이 발생하였으며, 최종적으로 파단된 볼트가 축 방향으로 20 mm, 종 방향으로 40 mm 이동한 것을 확인할 수 있다. 이는 과지압 환경에서 록볼트의 파괴가 인장과 전단의 결합에 의해 발생함을 입증하는 명백한 증거이다.
특히 과지압이 작용하는 경우, 록볼트의 지반 지지력뿐만 아니라 부속 자재의 손상도 두드러진다. Fig. 5a와 같이 과도한 하중으로 인해 볼트의 나사산(Thread)과 받침판(Plate)이 심하게 변형되거나 파손될 수 있으며, 이때 인접한 숏크리트 역시 심각한 균열 및 탈락 현상을 동반한다.
Fig. 4.
(a) Two failed rebar bolts exposed on the excavation face of a cut-and-fill stope in a deep metal mine, (b) Close-up of Bolt 1, and (c) Close-up of Bolt 2 (Li, 2010)
Fig. 5.
Heavily loaded plate and a failed thread of rebar bolts in high stress rock mass and ruptured bolts view (Li, 2010)
또한, 하중 조건이 매우 가혹할 경우 Fig. 5b와 같이 뚜렷한 연성 변형(늘어짐) 없이 급격한 ‘취성 파단(Rupture)’이 일어나기도 한다. 이러한 파단 위치는 그라우트의 부착 강도와 볼트 받침판의 강성에 의해 결정된다(Li and Stillborg, 1999). 통상적으로 벽면에서 0.5-0.7 m 지점에서 파괴가 주로 발생하지만, 급격한 하중 증가나 불연속면의 전단 어긋남 조건에서는 파단 위치와 시점이 달라질 수 있다. 연약 암반의 경우 이러한 과지압에 의한 지보재 손상이 더욱 가속화되며, 이는 터널 전반의 안정성 저하로 직결된다.
2.3 록볼트 파괴 시험 및 재료적 특성 고찰
록볼트의 파단 메커니즘을 규명하기 위해 인장 및 전단 하중 조건에서의 다양한 파괴 시험이 수행되어 왔다(Li et al., 2014, Hagen et al., 2020, Pinazzi et al., 2020, Knox and Hadjigeorgiou, 2022, Gregor et al., 2023).
Fig. 6은 재료의 특성에 따른 록볼트의 하중-변위 거동을 보여준다. 강성 볼트(Stiff bolt)는 항복점에 도달하기 전까지 변형량이 매우 적은 반면, 연성(Ductile) 및 에너지 흡수형(Energy-absorbing) 볼트는 파괴 전 상당한 변위를 수용하는 특성을 보인다(Li, 2017). 특히 FRP (Fiber Reinforced Polymer) 볼트의 경우, 인장 강도는 매우 우수하나 전단 하중에는 극히 취약한 거동을 보인다(Fig. 6b). 일반적으로 FRP 재료는 철근에 비해 강성이 매우 크지만, 전단 강도는 인장 강도의 약 1/3 수준에 불과하여 전단 응력 집중 시 항복 단계 없이 즉각적인 취성 파단이 발생할 가능성이 크다.
Fig. 6.
Performance of different rockbolts subjected to pull loading and shear loading, classified as stiff, ductile, and energy-absorbing and FRP bolt (Li, 2017)
또한, 전단 파괴 시 불연속면의 간격(Gap) 유무는 록볼트의 파괴 양상을 결정짓는 중요한 요소이다. Hagen et al.(2020)의 실험 결과(Fig. 7)에 따르면, 노출된 간격이 증가할수록 볼트의 파괴 형태는 연성 파괴에 가까워지며 철근의 소성 변형이 뚜렷하게 관찰되었다. 이는 기존의 불연속면이나 그라우트 미충전 구간에서는 어느 정도의 변형 에너지가 흡수될 수 있음을 의미한다. 반대로, 간격이 없는 조건, 즉, 신규 균열이 발생하여 즉각적인 어긋남(Dislocation)이 생기는 경우에는 에너지가 국부적으로 집중되어 록볼트가 순간적으로 파단될 수 있음을 시사한다.
2.4 숏크리트 균열 특성
숏크리트는 터널 굴착 직후 설치되는 일차 지보재로서, 그 파손 양상은 콘크리트 라이닝의 균열 메커니즘과 밀접한 연관이 있다(Choo et al., 2011). Fig. 8은 숏크리트 및 라이닝에서 발생하는 주요 균열 패턴을 보여준다.
숏크리트 균열의 원인은 온도 변화, 건조 수축, 크리프(Creep) 등 재료적 요인부터 응력 불균형 및 외력 작용과 같은 구조적 요인까지 다양하다. 그러나 터널 축 방향으로 발생하는 연속적인 ‘종균열(Longitudinal crack)’의 경우, 대부분 과도한 지반 외력이나 국부적인 응력 집중, 또는 예기치 못한 지반 변형에 의해 발생하는 것으로 분석된다. 따라서 연약 암반 내 과지압이 발생하는 현장에서는 이러한 종균열의 발생 여부가 스폴링이나 지반 압착의 전조 현상으로 간주될 수 있다.
3. 연암 퇴적암 터널 내 손상 분석 및 메커니즘 규명
3.1 터널 손상 고찰 및 현장 조사
본 연구의 대상인 해외 철도 터널은 약 90-100 m 심도에 위치한 대단면 터널로, 기반암은 사암과 이암이 띠상으로 복잡하게 교호(Interbedded)하는 특성을 보인다. 사암의 일축압축강도는 약 30-40 MPa이며, 특히 해당 심도에서는 천부와 달리 수평에 가까운 층리가 교호하며 매우 뚜렷하게 발달해 있다. Fig. 9는 록볼트 파단과 탈락이 발견된 터널 구간의 전형적인 막장 모습을 보여준다.
RNT 터널의 경우 보다 뚜렷한 3가지 암석의 교호 현상을 잘 볼 수 있으며, LST 터널은 이보다 좀 더 암질이 밝은 계열로서 흰색 사암 계열이 더 포함되어 있지만 막장면에서 거의 수평에 가까운 층리가 뚜렷이 관찰된다.
터널 굴착은 임시 공사용 우회 터널들을 통해 총 4방향으로 굴착되었으며 본 논문에서 표기상 LNT (Left North Tunnel), LST (Left South Tunnel), RNT (Right North Tunnel) 및 RST (Right South Tunnel)로 한다(Fig. 10 참조). 4개의 주터널을 굴착하기 전 공사용 갱도(AD, RCT, LCT)들을 굴착하는 시점부터 이전 유사한 사암 지역의 터널에 비해 변위가 수십 배 이상 크게 관찰되고 숏크리트 균열 및 AE가 계속 관찰되었다. 이러한 이상 현상으로 인해 암질 Q 값은 1 이상의 양호한 암반으로 판정되었으나, 실제로는 이보다 2등급 아래 암질의 지보량을 적용하였다. 이로 인해 굴착 초기 주터널들의 거동은 상대적으로 안정한 경향을 보였지만 굴착이 계속 진행됨에 따라 임시공사용 터널(RCT, LCT)과의 교차부는 물론 전구간의 변위가 점진적으로 증대되었으며 연속적인 숏크리트 균열 및 AE가 연속적으로 관찰되었다. 일부 구간에서는 천단부의 소규모 붕락도 관찰되었다.
Fig. 10은 주터널 굴착 진행시에 발생한 주요 AE 계측 현황 및 숏크리트 균열 지도를 보여준다. 천단부를 따라 거의 모든 구간에 광범위한 종균열이 발달하고 있다. RST 및 RNT 터널이 특히 많은 터널 손상을 보여서, 매우 느린 굴진율로 막장을 세워야하는 경우가 빈번했고, 그나마 LNT 터널의 경향이 가장 양호한 편이다. 하지만 굴착 중 두 차례 RNT 및 LST 터널 기존 보강 부위에서 록볼트의 파단 현상이 관찰되었고, 이러한 파괴 원인에 대해 면밀한 분석을 실시하였다.
Fig. 11은 록볼트 파단 및 탈락이 발생한 위치의 상세한 내용을 보여준다. 주목할 점은 RNT 터널의 파단 사례에서 록볼트가 돌출된 채 발견되었다는 것인데, 이는 그라우트가 선행 파쇄된 후 파단이 진행되었음을 시사한다. 파단면의 길이는 헤드로부터 약 0.5 m 내외였으며, 파단 직전 인지 가능한 수준의 강한 파괴음이 연속적으로 발생하였다. 사용된 중공형(Hollow) 자천공 볼트는 일반 철근 볼트에 비해 강성이 크고 연성이 부족하여, 급격한 응력 집중 하에서 뚜렷한 소성 변형 없이 취성 파단에 이른 것으로 판단된다.
터널 안정성 정밀 진단을 위해 응력 완화공을 활용한 공내 내시경 조사(Endoscopic survey)를 실시한 결과, 록볼트 파단 전후의 암반 상태 변화가 극명하게 확인되었다(Fig. 12).
파단 이전에는 건전했던 공벽이 파단 이후 약 0.8-1.5 m 구간에서 뚜렷한 상대 변위와 함몰, 찌그러짐 현상을 보였다. 이는 천단부 내부에 거시 균열이 생성되고, 이 균열면을 따라 전단 방향의 어긋남(Dislocation)이 발생하면서 록볼트에 일시적인 과대 전단력이 가해졌음을 입증한다.
현장에서 관찰된 록볼트 손상 및 숏크리트 균열 양상(Fig. 13)은 앞서 고찰한 전형적인 과지압 상태의 손상 사례(Fig. 5)와 매우 일치한다. 이는 해당 구간이 연약 퇴적암 지반임에도 불구하고, 암반 내 스폴링 진전으로 인한 천단부의 국부적 함몰 및 응력 재분배가 지보재의 한계 내력을 초과했음을 시사한다.특히 본 현장에 적용된 ‘중공형 자천공 볼트(Self-drilling hollow bolt)’의 재료적 특성이 파단 양상에 결정적인 영향을 미친 것으로 판단된다. 자천공 볼트는 일반 철근형 볼트에 비해 단면적 대비 강재 비율은 낮으나 내부가 그라우트로 완전히 충전되어 구조적 강성(Stiffness)이 매우 높다. 이러한 높은 강성은 암반의 미세한 변위에도 즉각적으로 높은 응력을 유발하며, 취성 파괴 에너지가 일시에 방출되는 충격 하중 조건에서 뚜렷한 연성 거동(늘어짐) 없이 급격한 파단에 이르게 하는 주요 원인이 된다.내시경 조사와 지표 지형 분석을 종합할 때, 본 구간의 터널 손상은 명백히 과지압에 기인한 것이다. 다만, 상재하중 100 m 미만의 저심도 연약 퇴적암에서 취성 파괴가 발생했다는 점은 매우 이례적인 현상이다. 일반적으로 연약 암반은 고응력 하에서 소성 변형인 압착(Squeezing) 거동이 지배적이나, 본 현장의 사암 및 이암 교호층은 조직이 치밀하고 뚜렷한 층리를 보유하고 있어 특정 응력 수준에서 취성적 스폴링이 가능했던 것으로 분석된다. 하지만 과거에 보고 사례가 거의 없는 이러한 연약 퇴적 암반에서 과연 이러한 취성 파괴 현상이 가능한지, 그리고 상재하중이 100 m 미만인 비교적 천부에 위치한 터널에서 얼마나 큰 현지 응력이 존재하는지에 대한 좀더 상세한 분석이 필요하다.
3.2 터널 계측 분석
록볼트 파단과 암반 거동의 상관관계를 분석하기 위해 RNT 터널 볼트 탈락지점(CH133+098) 인근 계측치를 검토한 결과(Fig. 14), 록볼트 탈락과 동시에 30 mm 이상의 급격한 천단 침하(Roof Fall)가 관찰되었다.
특이한 점은 굴착 초기에는 측벽 변위가 지배적이었으나, 볼트 파괴 시점을 기점으로 천단 변위가 이를 압도하는 ‘변위 역전 현상’이 나타났다는 것이다. 이는 초기 수평 응력에 의한 측벽 거동이 천단부의 응력 집중을 가속화하였고, 임계치에 도달한 순간 천단 스폴링이 발생하며 변위가 급증했음을 의미한다. 또한 볼트 파단에 영향을 준 거시 균열의 생성은 일부 구간에 국한된 것이 아니라 볼트 파단과 거의 동시에 넓은 범위의 천단부에 걸쳐 발생한 것으로 판단된다.
특정 지보재 파손 구간뿐만 아니라 터널 전반의 거동 특성을 규명하기 위해 RST 및 RNT 터널 전 구간에 대한 계측 데이터를 분석하였으며, 그 결과를 Fig. 15에 정리하였다. 일반적으로 굴착 진행에 따른 종방향 변위 변화를 분석하면 지질 이상대나 막장별 거동 특성 및 경향선(Trend line)을 효과적으로 파악할 수 있다(Schubert, 2011).
분석 결과, 전 구간에 걸쳐 최대 60-70 mm 이상의 대규모 변위가 발생하였으며, 변위가 상대적으로 작은 구간에서도 통상 20-30 mm 수준의 변위가 관찰되었다. 본 현장이 설계 단계보다 강화된 지보 패턴을 적용하였고, 계측이 지보재 설치 이후에 시작되었다는 점을 고려할 때, 이러한 변위량은 매우 이례적으로 큰 값으로 평가된다. 주요 변위 집중 구간은 다음과 같이 세 지역으로 구분된다.
- CH133+850 인근: 임시 공사용 터널과의 교차부 영향이 중첩되어 기본적인 변위 양상이 증폭된 것으로 분석된다.
- CH133+100 인근: 최근 록볼트 탈락 및 파단이 발생한 위치로, 변위가 지속적으로 증가하는 경향을 보인다.
- CH133+950 인근: 가장 급격한 변위 증가가 관찰된 구간으로, 지표 지형 분석 결과(Fig. 17) 터널 직상부에 수십 미터 높이의 ‘돌출 암체(Protruding rock body)’가 존재하는 지역이다.
터널 직상부가 평탄한 사막 지형임에도 불구하고 국부적으로 존재하는 돌출 암체는 현지 응력장을 교란하고 상재하중을 증가시키는 역할을 한다. 실제로 해당 돌출 암체에 접근하거나 이를 관통할 때 변위 발생 및 지보재 손상이 가속화되는 현상이 뚜렷하게 확인되었다. 이는 지형적 특이성이 특수한 현지 응력대를 형성하여 터널 안정성에 결정적인 영향을 미쳤음을 시사한다.
또한, 교차부의 영향을 배제한 대부분의 구간에서 수평 변위 및 어깨부(Shoulder) 변위가 천단부 변위보다 크게 나타나는 ‘측방 지배적 거동’이 관찰되었다. 이는 본 터널 구간에 작용하는 수평 응력이 연직 응력에 비해 상당히 큰 상태임을 뒷받침하는 지표이다. 전반적으로 20-30 mm 이상의 기본 변위가 발생하는 근본적인 원인은 뚜렷한 층리 구조를 가진 퇴적 암반 고유의 이방성 및 변형 특성으로 판단되며, 이에 대한 상세한 분석은 별도의 연구를 통해 논의될 예정이다.
3.3 스폴링 및 터널 손상 메커니즘 평가
본 연구에서는 앞서 수행된 지상 조사, 내시경 분석, 그리고 계측 결과를 종합하여 현장의 암반 조건에서 취성 파괴 및 스폴링이 발생하는 메커니즘을 고찰하였다. 터널의 주요 손상이 천단부에 집중되고 계측상 수평 변위가 지배적이라는 점은 본 지역의 수평 응력이 이례적으로 높은 상태임을 시사한다. 이러한 사실을 바탕으로 현 터널의 스폴링을 유발하는 주요 요인을 Fig. 16과 같이 세 가지 메커니즘으로 요약하였다.
첫째, ‘특이 과지압 상태(Abnormal High In-situ Stress)’이다. 기존 연구에 따르면 스폴링이 발생하기 위해서는 측압계수가 최소 2 이상이어야 할 것으로 예측된다. 본 현장은 강한 수평 응력이 작용하는 상황에서 터널 굴착 시 천단부와 바닥부에 과도한 응력 집중이 유발되었고, 이것이 암반의 균열 개시 응력(CI) 수준에 도달하여 취성 파괴가 시작된 것으로 판단된다.
둘째, 층리 구조를 가진 퇴적 암반의 특성이다. 사암과 이암이 교호하는 층리 구조로 인해 초기 박편상의 스폴링이 발생한 후, 층리면을 따라 거시 균열이 쉽게 확장되는 경향을 보인다. 이러한 구조적 취약성은 슬래빙(Slabbing) 현상을 가속화하고 지보재에 작용하는 하중을 급격히 증가시키는 요인이 된다.
셋째, 상부 지형의 불규칙성에 따른 3차원 응력 교란이다. 위성 사진과 노선도를 중첩 분석한 결과(Fig. 17), 록볼트 파단이 발생한 위치는 모두 최대 80-100 m 높이의 돌출 암체(Protruding rock body) 직하부 혹은 인근 지역으로 확인되었다. 이러한 돌출 지형은 국부적인 상재하중을 증가시킬 뿐만 아니라, 3차원적으로 복잡하고 비정상적인 응력장을 형성한다.
특히, 이러한 지형적 특성은 고응력 상태의 원인을 규명하는 중요한 근거가 된다. 과거 거대 암체였던 지형이 장기간의 지질학적 침식 작용으로 깎여 나가 사막화되는 과정에서, 제거되지 않은 돌출 암반 주변에 과거의 잔류 응력이 보존된 것으로 추정된다. 이로 인해 100 m 내외의 상대적 저심도임에도 불구하고 광역적인 고수평 응력장이 형성되었으며, 조직이 치밀한 퇴적 암반의 층리 구조와 결합하여 낮은 응력 수준에서도 천단부 스폴링이 가능했던 것으로 판단된다.
이러한 복합적인 작용으로 인해 터널 천단부에 쐐기형 취성 파괴가 발생하였으며, 국부적으로 지보재의 한계 내력을 초과하는 구간에서 록볼트 파단 및 숏크리트 균열과 같은 심각한 손상이 집중된 것으로 요약할 수 있다. 다만, 이러한 연약 퇴적 암반에서의 스폴링 발생 가능성을 보다 명확히 입증하기 위해서는 정밀한 이론 및 수치해석적 검증이 수반되어야 한다.
3.4 이론 및 수치해석을 통한 스폴링 가능성 평가
현장에서 도출된 스폴링 메커니즘의 타당성을 검증하기 위해, 암반 특성 및 지형 조건을 반영하여 취성 파괴 발생 가능성을 수치적으로 평가하였다. 본 해석에서는 퇴적 층리의 영향을 보수적으로 고려하기 위해 일단 등가 연속체(Equivalent continuum) 재료로 가정하였다. 실제 암반은 층리에 의한 구조적 취약성을 포함하므로, 연속체 가정 하의 평가 결과보다 낮은 응력 수준에서도 스폴링이 발현될 수 있음을 전제하였다.
스폴링의 발생 심도와 정도를 예측하기 위해 전 세계 심부 결정질 암반의 관측 사례를 종합한 Diederichs et al.(2010)의 평가 모델(Fig. 18)을 적용하였다.
Fig. 18.
Measured depth of spalling for a circular tunnel and mode of spalling by Diederichs et al.(2010)
이 방법은 터널 벽면의 최대 접선응력과 암석의 일축압축강도의 비()를 통해 취성 파괴의 개시 및 진전 단계를 판별한다. 층리 구조 암반을 단순화한 등가 일축압축강도는 약 30 MPa로 설정하였으며, 록볼트 파단이 발생한 90 m 심도에서 측압계수 변화에 따른 해석 결과를 Table 1에 정리하였다. 터널 벽면의 이론 응력분포는 Hoek-Brown(1980)의 도해식 중 마제형 터널의 값을 적용하였다.
Table 1.
Theoretically evaluated spalling conditions for different in-situ stresses on plain topography
| K (σh/σv) | 1.5 | 2 | 2.5 | 3 | 3.5 |
| σv (MPa) | 1.98 | 1.98 | 1.98 | 1.98 | 1.98 |
| σh (MPa) | 2.97 | 3.96 | 4.95 | 5.94 | 6.93 |
| smax (MPa) | 7.23 | 10.29 | 13.36 | 16.43 | 19.50 |
| σc (MPa) | 30 | 30 | 30 | 30 | 30 |
| smax/σc (MPa) | 0.24 | 0.34 | 0.45 | 0.55 | 0.65 |
일반적으로 취성파괴 균열은 smax /σc 비가 0.4를 초과할 때 개시되는 것으로 알려져 있다(Martin, 1997, Martin et al., 1999). 평탄한 지형을 가정한 해석 결과, K>2인 조건에서 스폴링 개시 조건에 도달함을 확인하였다. 그러나 이 경우 파괴 정도는 Fig. 18의 기준상 소규모 스폴링에 해당하며, 실제 발생한 광범위한 손상을 설명하기에는 한계가 있다. 이는 층리 구조의 영향과 돌출부의 상재하중이 명시적으로 고려되지 않않기 때문으로 판단된다.
따라서 록볼트 파단 지점에 존재하는 돌출 암체의 하중 증가 효과를 고려하였다. 돌출부로 인해 상재하중이 약 40 m 가량 증대된 조건을 반영하여 재해석한 결과는 Table 2와 같다.
Table 2.
Theoretically evaluated spalling conditions including the effect of protruding rock body
| K (σh/σv) | 1.5 | 2 | 2.5 | 3 | 3.5 |
| σv (MPa) | 2.86 | 2.86 | 2.86 | 2.86 | 2.86 |
| σh (MPa) | 4.29 | 5.72 | 7.15 | 8.58 | 10.01 |
| smax (MPa) | 10.44 | 14.87 | 19.30 | 23.74 | 28.17 |
| σc (MPa) | 30 | 30 | 30 | 30 | 30 |
| smax/σc (MPa) | 0.35 | 0.50 | 0.64 | 0.79 | 0.94 |
분석 결과, 돌출 암체의 영향으로 전반적인 스폴링 지수(smax /σc)가 0.6 이상으로 급격히 상승하였다. 특히 K=2인 경우에도 명확한 스폴링이 발생하며, K 이상의 조건에서는 터널의 광범위한 불안정이나 붕괴로 이어질 수 있는 위험 수준에 도달할 수 있는 것으로 나타났다.
실제 현장에서 AE/DRA 시험을 통해 추정된 측압계수는 약 K ≈2 내외이나, 돌출 지형에 의한 3차원적 응력 집중을 고려하면 실제 유효 응력장은 2 < K < 3 범위에 있을 것으로 판단된다. 이 범위를 Fig. 18의 모델에 대입하면 스폴링 심도는 약 1.0-1.2 m로 추정되며, 이는 앞서 시행한 공내 내시경 조사 결과(균열 및 함몰 구간 0.8-1.5 m)와 매우 높은 상관관계를 보인다. 본 수치적 검토 결과는 연약 퇴적 암반이라 할지라도 특정 지형 조건과 과지압이 결합될 경우, 기존 심부 암반에서 관찰되는 수준의 심각한 취성 파괴가 충분히 발생할 수 있음을 입증한다.
이론적 검토의 합리성을 검증하기 위해, 2차원 유한요소 해석 프로그램인 RS2(Rocscience Inc., 2024)를 이용하여 일련의 수치해석을 실시하였다. 해석 모델은 Fig. 19와 같이 평탄 지형(Plain)과 돌출 암반(Rock body) 지형을 직접 모사할 수 있도록 두 가지 케이스로 구성하였다.
암석의 일축압축강도는 30 MPa를 적용하였으며, 파괴 기준으로는 설계 시 사용된 Generalized Hoek-Brown 기준을 채택하였다(Hoek and Brown, 2019). 이론적 계산값과의 직접적인 비교를 위해 탄성 및 소성 해석을 병행하였으며, 측압계수는 현장 조건을 반영하여 2.0과 2.5 두 가지 시나리오를 설정하였다.
Fig. 20과 Fig. 21은 각각 탄성 해석에 따른 최대 주응력() 분포와 소성 해석에 따른 암반 파괴 거동을 보여준다.
탄성 해석을 통해 산출된 터널 벽면 최대 응력과 이론적 수식을 통한 계산값을 비교 분석하여 Table 3에 정리하였다.
분석 결과, K=2.0인 평지 모델을 제외한 모든 케이스에서 수치해석 결과와 이론적 계산값이 매우 유사한 수준을 나타냈다. 이는 수치해석을 통해 도출된 최대 접선응력을 활용하더라도 취성 파괴 개시 및 스폴링 범위를 합리적으로 예측할 수 있음을 입증한다. 소성 해석 결과(Fig. 21)에서는 천단부와 바닥부에서 발생하는 스폴링의 위치와 범위를 보다 명확히 확인할 수 있었다. K=2.0 평지 모델을 제외하면, 대부분의 조건에서 파괴 영역은 천단과 바닥부에 집중되었으며 파괴 심도는 위치에 따라 약 1.5-2.0 m 수준으로 예측되었다. 특히 실제 현장과 동일한 지보 조건을 입력한 결과, 스폴링 발생 구간 주변에서 숏크리트 및 록볼트의 항복 현상이 뚜렷하게 관찰되어 현장의 지보재 손상 실태를 효과적으로 재현하였다.
Table 3.
Comparison of maximum tunnel stress and spalling possibility for different analysis
또한, 돌출 암반 지형이 터널 응력장에 미치는 영향 역시 이론적 추론과 수치해석 결과가 일치함을 확인하였다. 수치 해석에서 주목할 점은 최대 응력()의 발생 위치가 터널 경계면으로부터 암반 내부로 점차 이동한다는 것이다. 이는 터널 벽면이 스폴링으로 인해 파괴 및 이완됨에 따라 응력 집중부가 내부로 전이(Stress redistribution)되고 있음을 의미한다. 결론적으로, 본 연구에서 제외된 층리의 불연속성 효과가 실제 거동에 추가될 경우, 특정 구간에서는 터널 불안정성이 더욱 심화될 가능성이 크다. 따라서 돌출 암반 하부나 고수평 응력이 예상되는 구간을 통과할 때는 지보 시스템의 설계 및 시공에 있어 각별한 주의와 정밀한 계측 관리가 요구된다.
4. 결 론
본 연구에서는 저심도 연약 퇴적암반에서 발생한 광범위한 취성 파괴(Spalling)와 그로 인한 터널 지보재의 손상 메커니즘을 심층적으로 규명하였다. 연구를 통해 도출된 주요 결론은 다음과 같다.
(1) 지보재 파단 메커니즘의 규명: 기존 사례 고찰을 통해 록볼트의 파단은 인장력과 전단력이 복합적으로 작용하는 환경에서 발생함을 확인하였다. 특히, 전단 하중 작용 시 연성 재질은 소성 변형을 동반하지만, 본 현장에 적용된 중공형 자천공 볼트와 같이 상대적으로 강성이 큰 지보재는 충격 하중 발생 시 뚜렷한 항복 단계 없이 즉각적인 취성 파단에 이를 수 있음을 입증하였다.
(2) 현장 손상 양상과 과지압의 상관성: 현장에서 발생한 록볼트 파단, 숏크리트 종균열 및 파괴음(Acoustic Sound) 분석 결과는 고응력 상태의 전형적인 손상 사례와 일치하였다. 특히, 암반 내시경 조사를 통해 록볼트 파괴 이후 천단부 0.8-1.5 m 구간에서 발생한 거시적 균열과 불연속면의 전단 어긋남을 물리적으로 확인하여 과지압에 의한 스폴링 발생을 실증하였다.
(3) 터널 거동의 거시적 연속성: 계측 데이터 분석 결과, 국부적인 록볼트 파단이 인근 15 m 이상의 범위에 영향을 미치는 것으로 나타났다. 이는 천단부 스폴링이 국소적 현상에 그치지 않고 거시적으로 연속되어 발생했음을 시사한다. 또한, 층리가 발달한 퇴적암의 특성상 강한 지보 보강에도 불구하고 20-30 mm 이상의 큰 변위가 발생하였으며, 수평 응력에 의한 측벽 변위 선행 후 스폴링에 따른 천단 변위 급증으로 이어지는 거동 특성을 보였다.
(4) 저심도 연약 암반 스폴링 메커니즘 정립: 분석 결과를 종합하여 저심도 연약 퇴적 암반의 스폴링 모델을 정립하였다. 지배적 요인은 강한 수평 초기응력이며, 층리 구조에 의한 슬래빙(Slabbing) 현상의 결합이 이를 가속화한다. 특히, 상부의 돌출 암반 지형에 의한 상재하중 불균형은 복잡한 3차원 응력장을 형성하여 스폴링 발생을 촉진하는 결정적인 역할을 수행하는 것으로 분석되었다.
(5) 이론 및 수치해석적 검증: 이론적 계산과 RS2를 활용한 수치해석 결과, 측압계수가 2 이상인 조건에서 스폴링 개시가 가능함을 확인하였다. 또한, 지형적 돌출부의 영향을 반영할 경우 취성 파괴의 정도와 범위가 현저히 증가함을 수치적으로 검증하였다.
(6) 예측 모델의 적용성 확대: 기존 대심도 결정질 암반을 대상으로 개발된 스폴링 깊이 및 정도 예측 모델(Diederichs et al., 2010)이 본 현장과 같은 특이한 연약 퇴적암 및 저심도 지반 조건에서도 유효하게 적용될 수 있음을 상호검증을 통해 확인하였다.
결론적으로, 본 연구는 그간 대심도 경암 위주로 논의되어 온 취성 파괴 및 스폴링 현상이 저심도 연약 퇴적암반에서도 지형적 요인과 잔류 응력의 결합에 의해 충분히 발생할 수 있음을 확인하였다. 이러한 특이 지반 조건에서의 터널 안정성 확보를 위해서는 기존 설계 관행에서 벗어난 정밀한 응력 해석과 지보 시스템 검토가 필수적이며, 향후 이에 대한 보다 심층적인 추가 연구가 지속되어야 할 것이다.
