Research Paper

Journal of Korean Tunnelling and Underground Space Association. March 2020. 197-217
https://doi.org/10.9711/KTAJ.2020.22.2.197


ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 터널 기계화 시공법 분류 및 쉴드 TBM 장비별 특성분석

  •   2.1 터널 기계화 시공법 분류

  •   2.2 쉴드 TBM 장비 종류 및 특성분석

  • 3. 쉴드TBM 적용시 주요 트러블 원인 및 공사 중 트러블 사례 분석

  •   3.1 쉴드TBM에서의 주요 트러블 원인

  •   3.2 공사 중 트러블 사례분석

  • 4. 막장 밀폐형식별 이론적 막장지보압 산정 방법

  •   4.1 쉴드 TBM 막장 지보압

  •   4.2 이수식(Slurry) 쉴드 TBM 막장지보압

  • 5. 막장안정을 위한 지보압의 이론적 ‧ 해석적 평가 및 지층상태에 따른 지반 거동 분석

  •   5.1 균질지반에서의 막장 지보압에 따른 지반거동 분석

  •   5.2 개별요소법을 이용한 지반 거동분석

  •   5.3 호층지반에서의 지보압에 따른 지반거동 분석

  • 6. 결 론

1. 서 론

도심지 터널 공사 시 고려되는 공법은 개착식(cut and cover), 발파(drill-and-blast), 기계식굴착(mechanical excavation) 공법으로 구분되며, 이 중 TBM (Tunnel Boring Machine)으로 대표되는 기계화 시공법은 효율적으로 이용될 경우 다른 공법들에 비해 고속 굴진, 굴진의 안정성, 지반 및 환경 피해의 최소화, 소음과 진동의 최소화, 작업자의 작업 환경 등에 있어 장점을 가지기 때문에, 국내외 터널공사에서의 적용 사례가 점차적으로 늘어나고 있다(Jeong et al., 2018).

국내에서는 1985년 구덕 수로터널에 처음으로 Open TBM이 적용되었으며, 도입초기에는 연장이 긴 수로터널을 중심으로 주로 암반요인 Open TBM의 적용 실적이 많았으나, 그 이후에는 도로 터널과 지하철에서 TBM + NATM 병용공법에서 채택된 사례가 증가하였으며, 쉴드TBM은 1987년 부산 광복동 전력구 공사에서 약 1 km의 터널 시공에 적용된 후, 1995년부터 도심지 터널 구간에 적용사례가 급증하였다(Lee et al., 2011). 교통터널에 적용한 최초 쉴드TBM은 2000년도 부산지하철 수영만 하저 통과 구간으로 막장면의 안정성이 발파공법에 비해 뛰어나 사고의 위험성이 적기 때문에 활발한 지하공간 개발에 맞춰 국내에서 적용사례가 더욱 많아질 것으로 예상된다.

쉴드TBM 터널 공법은 쉴드로 지반을 지지하고 커터헤드 후면에 위치한 챔버에 가압물질을 채워 막장면의 안정성을 유지하면서 굴착을 진행하는 공법으로 지반조건이 열악한 얕은 심도의 터널에 적용성이 우수한 공법으로 인식되고 있으나 부적절한 장비선정, 터널 시공 중 장비결함, 예상치 못한 지반조건 조우 등의 문제로 인하여 시공 중 사고가 종종 발생되고 있으며, 일본의 경우 대단면에 쉴드TBM을 적용한 사례가 많으며 공사 중 트러블에 대한 연구자료 또한 많이 진행되었다.

따라서 공사 중 트러블에 대한 사례조사 자료를 통해 사고사례에 대한 원인분석과 대책에 대해 고찰하고, 터널 막장의 안정성 확보에 중요한 요소인 막장 지보압 산정에 대한 이론적 방법과 수치해석적 방법을 이용하여 검토를 수행하였다.

2. 터널 기계화 시공법 분류 및 쉴드 TBM 장비별 특성분석

2.1 터널 기계화 시공법 분류

ITA Working Group No. 14 (ITA WG Mechanized Tunnelling, 2000)에서는 기계화 시공에 대하여 “비트와 디스크 등에 의해 기계적으로 굴착을 수행하는 모든 터널 굴착기술”로 정의하였고 현재 TBM 기계장비를 이용하여 굴착을 수행하는 방법으로 일반화되었다. 이러한 기계화 시공 장비인 TBM은 Fig. 1과 같이 굴진되는 반력을 그리퍼(Gripper)의 암반벽면 지지를 통해 얻는 개방형 TBM (Open TBM, Gripper TBM)과 세그먼트의 반력을 이용하여 추진력을 얻는 쉴드 TBM으로 구분할 수 있다. 개방형 TBM (Open TBM, Gripper TBM)은 디스크커터가 부착된 커터헤드와 추진장치 등으로 구성된 본체, 후속 트레일러, 후속설비 등으로 구성되어 있으며, 굴진 시 터널의 지보재를 즉시 혹은 적기에 시공할 수 있는 시스템과 부대장비를 갖출 수 있다. 쉴드 TBM은 전면의 구조적 형식에 따라서 전면개방형 쉴드 TBM과 전면밀폐형 쉴드 TBM으로 분류될 수 있으며, 추가적으로 개방형 쉴드 TBM은 전면개방형과 부분 개방형으로, 밀폐형 쉴드 TBM은 굴진면 지지 방식에 따라 기계식 쉴드TBM, 압축공기 쉴드TBM, 이수식 쉴드 TBM, 토압식 및 이토압식 쉴드 TBM, 혼합식 쉴드 TBM 등으로 구분할 수 있다. 일반적으로 지반을 굴착하는 동안 굴진면의 자립이 유지될 수 있는 지반조건에서는 개방형 TBM (Open TBM, Gripper TBM)을 사용하고 굴진면의 자립이 어려운 경우에는 밀폐형 쉴드 TBM을 사용하게 된다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F1.jpg
Fig. 1.

The classification of TBM (ITA WG Mechanized Tunnelling, 2000)

2.2 쉴드 TBM 장비 종류 및 특성분석

국가건설설계기준 터널설계 개요편(KDS 27 10 05 : 2016)에 의하면 쉴드 TBM은 막장과 작업실을 분리하는 격벽구조 형식에 의하여 전면개방형, 부분개방형, 밀폐형의 3종류로 분류된다. 전면개방형은 격벽이 없고 막장의 대부분이 개방되어있는 쉴드 TBM 장비로 굴삭 형식에 따라 수굴식, 반기계식, 기계식으로 나뉘며 막장 자립성이 양호한 지반에 주로 사용된다. 부분개방형 및 밀폐형 쉴드 TBM은 격벽의 일부에 개구면적이 조절되도록 토사반출구를 설치한 쉴드 TBM이고 밀폐형 쉴드TBM는 이수식과 토압식으로 구분된다. 밀폐형 쉴드 TBM은 굴삭한 토사를 막장과 격벽간의 컷터챔버에 반입하고 이수나 토압에 의해 막장을 지지하는데 충분한 반력을 작용시켜 막장안정을 확보하게 된다.

이중 국내 쉴드터널 적용사례가 많은 토압식(Earth Pressure Balanced Shield, EPB) 및 이수식(Slurry Shield) 쉴드TBM에 대한 공법특성을 보면 Fig. 2(a)와 같이 토압식 쉴드TBM의 경우 토압계로 측정된 막장압을 챔버 내 채워진 굴착토와 쉴드TBM 장비 추력을 이용하여 지반 굴착을 수행하고 함수비가 높은 연약지반에 적용시 막장압 조절이 다소 곤란하나 3 bar 이하의 저수압 상태에서 적용성이 우수한 것으로 알려져 있다. 또한, 컨베이어 및 버력대차를 사용하여 지상으로 반출하기 때문에 버력 처리의 시간이 다소 증가하나 버력에 의한 환경문제가 발생하지 않고 지상설비가 간단하여 협소한 공간에서 작업이 가능한 장점이 있다. 경제성 또한 이수식 쉴드TBM과 비교해 저가이고 국내에서는 서울지하철 704공구, 광주 지하철 1호선 분당선(왕십리~선릉간) 등 다수의 현장에서 사용되었다. 이수식 쉴드TBM의 경우 Fig. 2(b)와 같이 챔버 내 이수를 가압하여 막장면에 작용하는 수압 및 토압에 대응하는 방법으로 지반을 굴착하고 0.5 bar 이하의 저수압 토사지반에 적용시 지반융기가 발생하고 파쇄대 조우시 이수의 이탈을 초래하는 문제가 있으나 0.5 bar 이상의 수압에서는 안정적인 굴착이 가능한 장점이 있다. 버력처리는 파이프에 의한 유체수송으로 반출하기 때문에 배니관의 폐색 및 파열 우려가 존재하고 작업부지는 이수플랜트 설치로 지상설비가 복잡하며 경제성이 토압식 보다 약 10% 증가한다. 국내에서는 서울지하철 909공구, 704공구, ○○대교 한강하저 통신구, 부산지하철 230공구 등 다수의 현장에서 사용되었으며, 최근에는 한강을 통과하는 고속도로 터널(고속국도 김포~파주)에서 직경 13.3 m의 대구경으로 시공될 예정이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F2.jpg
Fig. 2.

The comparison of EPB with slurry shield TBM (http://www.facesupport.org)

3. 쉴드TBM 적용시 주요 트러블 원인 및 공사 중 트러블 사례 분석

3.1 쉴드TBM에서의 주요 트러블 원인

쉴드TBM 굴진시 주요 트러블 요인으로는 크게 지질적 트러블 요인과 기계적 트러블 요인으로 구분할 수 있다. 본 논문에서는 쉴드TBM 적용시 가장 중요한 사안이 적용 지반조건에 상응되는 최적의 장비형식 선정임을 감안할 때, 지질적 요인으로 인해 발생되는 트러블 요인에 대하여 검토하고자 한다. Table 1은 일본에서 시행된 쉴드TBM 현장 근무자들의 경험을 토대로 수행한 앙케이트 조사내용(Japan Electric Power Civil Engineering Association, 2001)을 분석한 것이다. Table 1과 같이 쉴드TBM 적용시 주요 트러블 요인은 86% 정도가 지질적인 요인에 근거하여 발생되며 트러블이 발생되는 주요 지질조건으로는 매우 열악한 균열성 지반내지는 연약지반에서 발생되고 있음을 알 수 있다. 이는 지반이 연약하거나 불량한 조건에서 세그먼트 조립부분 또는 기타 접합부 등에서 트러블이 많이 발생하고 있는 것으로 나타났다. 특히 밀폐형 쉴드TBM은 막장압 관리가 매우 주요한 시공관리 항목인 것으로 판단된다.

Table 1. Trouble case of shield TBM (Japan Electric Power Civil Engineering Association, 2001)

Causes of trouble Trouble locations in shield TBM machine Geological conditions in trouble
http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T1-1.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T1-2.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T1-3.jpg

3.2 공사 중 트러블 사례분석

3.2.1 고결 점토와 모래의 호층지반에서 막장의 붕괴

전면개방형 쉴드TBM에 의한 도심지 단선병렬 철도터널 건설현장(일본)으로 쉴드TBM 굴착계획선 상부 25 m내에 강도 큰 고결 실트와 모래의 호층으로 나타나고 있다. 이 모래층은 포화상태로 높은 지하수위와 간극수압을 유지하며 모래의 토립자는 육안으로 식별이 어려울 정도로 가늘며 점착력이 매우 작은 상태였다. 당초에 용수대책으로 Fig. 3과 같이 약액 주입에 의해서 발진부로 부터 80 m사이에 대해 터널 외주를 도넛 모양으로 그라우팅을 수행할 계획을 세웠으나 고결 실트층 출현으로 인해 그라우팅 구간 범위를 당초의 50%로 축소하여 시공하였다. 이에 쉴드TBM 굴진으로 38 m 지점 통과시 막장 내 다량의 상부 호층 모래 토립자 및 지하수가 막장 내에 유입되었고 이로 인하여 지상의 도로가 함몰되는 사고가 발생하였다.

대책으로는 사고 발생 직후에 Cutter Face 틈 사이를 흙주머니로 충진하여 지하수 유입을 제어하였고 추가 지반조사에 의해서 이완조사 범위를 확인하고 공동 발생구간에 대한 그라우팅 충진계획을 수립하였다. 또한, 추가적인 지반조사 결과에 따라서 약액주입 그라우팅에 의한 보강범위를 확장하였으며 전면 밀폐형 쉴드TBM으로 장비 개선 및 0.12~0.14 MPa의 막장 지보압으로 막장 안전성을 확보하였다. 이 사례를 통해 공사 착공전 고결실트층의 분포범위 및 협제 사층 상호간의 연속성을 확인하였거나 이수가압식 쉴드TBM으로 장비를 선정하였다면 사고 발생을 미연에 방지했을 것으로 예상되어 지반조건을 고려한 최적의 장비선정이 매우 중요함을 재확인할 수 있었다.

3.2.2 지중 쉴드 TBM 내부로 토사 유입으로 인한 주변지반의 함몰

해당 현장은 치바현 후나바시 시(千葉縣船橋市)의 도우요우 고속철도(東葉高速鐵道) 건설현장(일본)으로 지반조건은 충적 사질토층과 홍적 사질토층이 혼재된 상태의 지반상태와 노선 주변에 성문천(城門川)의 영향으로 높은 지하수위가 분포하는 지형이다. 용수대책으로 높은 지하수위 분포구간인 주거지 직하부 통과구간에 대하여 쉴드TBM 터널 굴착 후 쉴드TBM 장비를 매몰하여 공사를 완료하도록 계획하였다. 시공 중 쉴드 스킨플레이트와 콘크리트 소켓 사이에서 약 8 cm 정도의 틈이 발생하였고 이를 철판 용접과 경질 우레탄 충진 후 용접과 코킹으로 지수하고자 하였으나, 지수 마감 후 쉴드 해체작업 중 토사가 지수막을 뚫고 유입되면서 상부 지표가 함몰되는 사고가 발생하였다(Fig. 4). 이 사례를 통해 정확한 지질조사에 의한 최적 지반개량공법의 선정과 지수공 마무리 작업시 토압과 지하수압을 충분히 견딜 수 있는 보강대책 수립이 반드시 필요함을 확인하였다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F4.jpg
Fig. 4.

Outline of the accident by inflow soil (Japan Electric Power Civil Engineering Association, 2001)

3.2.3 키 세그먼트 탈락에 의한 지표함몰

해당 현장은 연장 1,500 m의 이토압식 쉴드TBM이 적용된 현장(일본)으로 지반조건은 자갈 79%, 모래 18%로 N치가 50 이상인 홍적사력층이 분포하고 지표부에 퇴적하고 있는 충적층은 두께가 20 m 정도로 N치 0~4인 사질 지반층이며, 충적실트질토와 홍적사력층과의 사이에는 홍적점성토층 및 홍적사질토가 두께 8~10 m로 퇴적되어 있다. 시공시 토피 43 m의 지점인 홍적사력층 지반 굴진 중, 굴진을 멈추고 세그먼트 Back Fill을 주입할 때 주입압력이 급격히 상승하여 더 이상의 Back Fill 주입 힘든 상황이 발생하였고 세그먼트 주입구로부터 주입기구 빼낸 후에 세그먼트가 이탈되고 대량의 토사와 지하수가 갱내에 유입되는 사고가 발생하였다(Fig. 5).

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F5.jpg
Fig. 5.

Outline of the accident by fallen segment (Japan Electric Power Civil Engineering Association, 2001)

Back Fill 작업 중 주입압에 의한 세그먼트 체결볼트 파손 및 세그먼트 탈락이 직접적인 사고원인으로 확인되었고 세그먼트 이음부간의 지수용 고무가 압축 및 변형되어 마찰저항이 작아졌기 때문에 볼트에 큰 전단력이 발생되어 세그먼트 탈락이 용이했던 것으로 판단된다. 사고 발생 후 이탈 세그먼트를 중심으로 쉴드 주변지반을 고압분사 교반 그라우팅공법으로 고결하였고 200 m 구간에 3부분의 격벽을 설치한 후 지보공 보강과 함께 터널 갱내 유입토사를 제거하였으며, 2차 복공시 철근을 배근하여 보강을 수행하였다. 사고 발생 후 주변의 모든 매설관을 복구하는데 8개월의 시간 소요되었고 이로 인한 경제적 손실이 과다하게 발생하였다. 이 사고를 통해 실제 시공현장에서는 설계시 예상치 못한 많은 변수로 인하여 사고발생 요소가 많다는 것을 감안하여 시공자의 기술적 자질 향상과 함께, 이상 징후 발견시 조속한 처리가 가능한 처리체계 구축이 필요함을 알 수 있었다.

4. 막장 밀폐형식별 이론적 막장지보압 산정 방법

앞서 소개한 쉴드터널 사고사례와 그 밖에 소개되지 않은 많은 사례들을 검토한 결과, 매우 다양한 분야에서 문제들이 발생하는 것을 알 수 있었으며, 특히 터널막장의 안정성 문제와 쉴드테일 부분과 세그먼트 조립 부분 등의 접합부 문제 그리고 예상치 못한 지반조건 조우시 발생하는 문제 등이 주를 이루는 것으로 나타났다.

4.1 쉴드 TBM 막장 지보압

막장 안정성을 평가하기 위한 막장의 지보압 산정의 이론식들이 많이제시되어 있다. 이론 막장압 산정식은 실험 또는 경험적 방법에 의하여 연구되어 왔으며 이렇게 제안된 적정 지보압은 다양한 지반조건 요소들을 고려하고 있다. 외적요소로는 지반파괴형상 모사와 다층지반이 있으며 내적 요소로는 지반거동에 많은 영향을 미치는 점착력(c), 내부마찰각(∅), 간극수압(p) 등이 있다. 각 이론식별로 적용하는 가정조건과 지반조건 요소가 다르므로 이론해도 그에 따른 차이를 나타냈다(Jun and Kim, 2016).

대표적인 막장 지보압 산정식은 Fig. 6과 같은 지반의 3차원적 파괴면을 가정한 터널막장압 산정 이론이 1961년 Horn에 의해 처음으로 소개되었다. 이 이론을 기본으로 Anagnostou and Kovari (1996)는 Fig. 7과 같은 절차를 걸쳐 토압식 쉴드 터널에서의 유효 막장지보압을 산정하였다. 먼저 Step 1에서 수치해석적 방법(유한요소해석)을 이용하여 지하수위 변화에 따른 막장주변에 작용하는 수압분포를 분석하고 Step 2에서는 Step 1에서 분석한 막장에 작용하는 수압을 고려하여 파괴면에 작용하는 토압과 수압 등의 여러 힘을 분석한 후에 Step 3에서 막장 파괴면에서의 파괴조건과 힘의 평형 조건을 이용하여 유효막장 지보압(s')을 산정한다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F6.jpg
Fig. 6.

Sliding mechanism (Anagnostou and Kovari, 1994)

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F7.jpg
Fig. 7.

The stability analysis proceeds (Anagnostou and Kovari, 1996)

이와 같은 과정을 거처 도출된 식은 다음과 같고, 터널직경과 토피고, 지하수위, 점착력과 내부마찰각, 지반 단위중량 등의 함수임을 알 수 있다.

$$s'=f(D,\;H,\;h_f,\;h_0,\;c,\;\phi,\;\gamma',\;\gamma_d)$$ (1)
$$s'=F_0\;\gamma'\;D-F_1\;c+F_2\;\gamma'\Delta h-F_3c\frac{\Delta h}D$$ (2)

여기서, 무차원 계수인 F0, F1, F2, F3는 Fig. 8을 통하여 구할 수 있다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F8.jpg
Fig. 8.

Nomograms for the dimensionless coefficient F0, F1, F2, F3 (Anagnostou and Kovari, 1994)

4.2 이수식(Slurry) 쉴드 TBM 막장지보압

이수식 쉴드 공법에서 막장은 항상 제어된 수압과 비중을 지닌 이수에 의해 채워져 있으므로 밀폐 가압상태에서 이수에 의한 압력으로 막장의 안정을 유지한다. 본 절에서는 이수식 쉴드TBM 터널에 많이 채용되는 3가지 지반조건에 따른 막장압 산정 방법을 알아보고자 하였다.

4.2.1 점성토층

점성토층은 투수계수가 작고, 실트, 점토, 콜로이드 등의 미립상 입자가 전기화학적으로 결합한 상태로, 막장으로의 물의 침투가 이루어지지 않기 때문에 토압과 수압이 일체가 되고, 막장에 가한 힘은 삼각형상의 토피 붕괴를 추정하여 고찰하면 된다. Pa (토압)과 Pf (이수압)을 평형이라고 생각하면 다음 식이 성립한다.

$$P_a=P_f,\;\;P_a-P_f=0$$ (3)
$$\frac12\gamma H^2-2S_uH+qH-\frac12\gamma_fH^2=0$$ (4)

따라서 평형방정식으로부터 Hcr=(4Su-2q)(γ-γf)가 유도되고, 안전율은 Fs=HcrH가 된다. 여기서, γ는 윈지반 단위중량, H는 지반고, Su는 원지반 배수전단강도, γf는 이수단위중량, q는 상재하중이다.

4.2.2 물이 없는 사질토층

사질토층의 경우 점착력이 없기 때문에 마찰각의 주된 변수이다. 침투벽에 작용하는 원지반 토압과 이수압과의 균형을 생각하면 다음과 같은 식이 성립한다.

$$\mathrm{막장작용}\;토\mathrm 압:\;P_a=\frac12\gamma H^2K_a,\;\mathrm{이수압}:\;P_f=\frac12\gamma_fH^2\;K_a=\frac{\gamma_f}\gamma=\tan^2(45-\frac\phi2)$$ (5)

여기서, 안전율 Fs=2(γ×γf)γ-γftanϕ가 된다. 모래의 경우는 단위중량, 내부마찰각, 이수의 단위중량에 의해 좌우된다.

4.2.3 물이 있는 사질토층

이수식 쉴드TBM이 가장 필요한 지반으로 느슨한 모래일 때는 가압을 크게 하기도 하지만 너무 큰 가압은 이수의 강제 침투가 발생하여 막장의 안정성을 해칠 수 있으므로 주의해야 한다. 다음은 막장에 작용하는 주동토압의 산정방법 중 하나로 막장의 상단부에 있는 완화토압을 고려하고, 막장 앞면에 있는 슬라이딩면을 파괴면이라고 가정하여 이차원적으로 다룬 방법이다. 막장상단부의 수직토압 q는 소성평형 상태에 있어 아치작용에 의해 완화토압 값까지 감소한다. 따라서 Terzaghi의 완화토압식을 쉴드 진행방향으로 적용하여 다음 식에 의해 산출한다.

$$q=\frac{\alpha B(\gamma-2c/\alpha B)}{2K\tan\phi}\lbrack1-\exp(-\frac{2K}{\alpha B/H}\tan\phi)\rbrack$$ (6)
$$P_D=\frac1{lp}\lbrack wㆍlw+qㆍB(la+\frac B2)-\frac{c(r_c^2-r_0^2)}{2\tan\phi}\rbrack$$ (7)

여기서, γ는 지반단위중량, c는 점착력, ϕ는 내부마찰각, B는 a-b의 길이, α는 실험상수, K는 토압계수, rcroexp(θtanϕ), γ0D/[sin(π/4+ϕ/2)exp{(π/4-ϕ/2)tanϕ}-sinϕ], lp,lw,la는 점 0에서 PD, W, 점 a까지 거리이다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F9.jpg
Fig. 9.

Boundary and process for analysis

5. 막장안정을 위한 지보압의 이론적 ‧ 해석적 평가 및 지층상태에 따른 지반 거동 분석

본 절에서는 쉴드터널 시공시 발생하는 문제들 중 터널막장의 안정성 문제와 직결되는 막장 지보압에 관하여 이론 및 해석적 막장압 차이 발생 유무를 평가하고, 사고사례 1과 유사한 호층지반에서의 막장압 제어시 지층조건 변화에 따른 지반거동 및 막장지보압 변화추이를 검토하였다.

5.1 균질지반에서의 막장 지보압에 따른 지반거동 분석

5.1.1 이론식과 수치해석에 의한 막장지보압 비교

앞서 소개한 Anagnostou and Kovari의 토압식 쉴드 TBM에서의 막장지보압 산정식에 의한 결과와 Flac 3D (Itasca Consulting Group Inc., 2002)프로그램을 사용한 수치해석에 의한 막장지보압을 비교 ‧ 분석 하였다. 해석 Case는 지하수위를 고려한 경우와 고려하지 않은 경우로 나누었으며, 지반물성은 점착성 지반과 비점착성 지반으로 분류하였다. 각각의 해석 Case에 대하여 일정량의 막장지보압을 가하는 방법으로 지보압에 따른 막장의 변위 변화를 분석하였다. 해석에 적용된 지반물성과 해석 Case는 다음 Tables 2, 3과 같으며, 모델링 개요는 Fig. 10에 도시하였다.

Table 2. Ground properties

Classification Dry unit weight Wet unit weight Elastic modulus Cohesion Friction angle
Soil 20 kN/m3 12 kN/m3 15 MPa 0~5 kPa 25°

Table 3. The summary of case study parameters

Classification Considering groundwater No considering groundwater
Case 1 Case 2 Case 3 Case 4
D (shield diameter) 6 m
H (soil depth ) 12 m (2D)
ho (groundwater head) 12 m (2D, full water level) -
c (cohesion) 0 kPa 5 kPa 0 kPa 5 kPa
Support pressure 0, 50, 100, 150, 200, 300 kPa 0, 20, 40, 60, 100, 150 kPa

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F10.jpg
Fig. 10.

A model used in 3D FDM analysis (FLAC 3D)

5.1.2 수치해석 결과분석

Fig. 11(a)는 지하수위가 고려된 조건에서의 막장 지보압 증가에 따른 막장의 변위를 도시한 것으로 막장에 지보압을 가하지 않았을 경우에는 막장 붕괴수준의 변위가 발생하였으나, 점차적인 지보압 증가에 따라 지반변위는 확연히 감소하는 결과를 보였다. 또한, 지보압과 변위의 관계가 선형적인 관계가 아닌 비선형적 관계로서 일정 지보압 이상에서는 지보압이 증가할수록 막장변위 감소 효과가 줄어드는 결과를 보였다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F11.jpg
Fig. 11.

The results of numerical analysis

Fig. 11(b)는 지하수를 고려하지 않은 조건에서의 막장 지보압 증가에 따른 막장의 변위를 도시한 것으로, 막장에 지보압을 가하지 않을 경우에는 막장 붕괴수준의 변위가 발생하였으나, 점차적인 지보압 증가에 따라 지반변위는 확연히 감소하는 결과를 보였다. 앞서 언급한 지하수 조건에서의 해석 결과와 비교하면 막장의 안정화를 위한 지보압이 절반 이하로 떨어지는 결과를 볼 수 있었다. 지보압과 변위의 관계가 비선형적 관계로서 일정 지보압 이상에서는 지보압이 증가할수록 막장 변위감소 효과가 줄어드는 결과를 보였으며, 이론적 유효지보압 부근에서 현저한 변위 감소효과를 보였다.

Table 4는 수치해석에 사용된 지반조건을 Anagnostou and Kovari 이론식을 적용하여 산출한 유효막장지보압이며, Fig. 11과 같이 이론식에 의한 유효지보압 부근에서 변위가 수렴하는 것을 볼 수 있다.

Table 4. The effective support pressure of tunnel face (Anagnostou and Kovari, 1996)

Classification Considering groundwater No considering groundwater
Case 1 Case 2 Case 3 Case 4
Effective support pressure 82 kPa 66 kPa 46 kPa 32 kPa

5.2 개별요소법을 이용한 지반 거동분석

5.2.1 해석개요

쉴드터널 굴착시 막장지보압에 따른 지반거동을 분석하기 위하여 개별요소법 프로그램인 PFC2D (Itasca Consulting Group Inc., 1999)를 사용하여 토압식 쉴드를 이용한 터널굴착 과정을 모델링 하였다. 지반조건은 Table 2에 나타낸 지반물성을 사용하여 일정한 점착력(c = 5 kPa)을 가진 지반과 비점착성(c = 0) 지반이 터널굴착 방향으로 차례로 존재하는 것으로 모델링 하였으며, 지하수에 의한 영향은 고려하지 않았다. 막장에 적용할 지보압은 Table 4의 이론적 지보압을 사용하였으며, 적용 지보압에 따라 Table 5와 같은 해석 Case로 나누어 수치해석을 수행하였다. 모델링 개요는 Fig. 12와 같으며 막장 지보압은 쉴드TBM이 일정한 속도로 전진하는 동안 막장후방에 위치한 Wall 요소에 지보압 만큼의 일정한 힘을 가하는 방법으로 모델링 하였다.

Table 5. The case study of DEM analysis

Case A Case B Case C Case D Theoretical support pressure
Excavation interval Layer 1 Layer 2 Layer 1 Layer 2 Layer 1 Layer 2 Layer 1 Layer 2 Layer 1: P1 (32 kPa)
Layer 2: P2 (46 kPa)
Support pressure 0 0 0.5P1 0.5P2 P1 0.7P2 P1 P2

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F12.jpg
Fig. 12.

A model used in 3D DEM analysis (PFC 2D)

5.2.2 수치해석 결과분석

Fig. 13은 Case A에 대한 터널 굴착 진행에 따른 지반 거동을 도시한 것으로 막장에 지보압을 가하지 않은 상태에서 굴착을 한 경우 막장의 자립이 이루어지지 않아 Soil layer 1과 Soil layer 2 모두에서 전반적인 지반침하와 터널 막장 붕괴양상이 나타나는 것을 볼 수 있다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F13.jpg
Fig. 13.

Behavior of ground in Case A

Fig. 14는 Case B의 경우로 이론적 막장 지보압을 절반만 적용한 것으로 Case A보다는 작지만 전반적인 터널 막장의 붕괴와 이에 따른 지반침하 양상이 크게 나타나는 결과를 보였다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F14.jpg
Fig. 14.

Behavior of ground in Case B

Fig. 15는 Case C의 경우로 Soil layer 1에 유효 지보압을 모두 가하여 굴착하고, Soil layer 2에서는 지보압의 70%만 적용하여 굴착하였다. 해석 결과 Soil layer 1에서는 막장지보압에 의해 막장의 안정성이 확보되는 것으로 나타났으며, 지반침하 역시 미미한 결과를 보였다. Soil layer 2에서도 어느 정도 막장 안정성이 유지되는 것 볼 수 있으나, 막장에서 지표까지 지반 파괴면이 형성되는 것을 볼 수 있었으며, 이로 인한 지표침하가 발생하는 결과를 보였다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F15.jpg
Fig. 15.

Behavior of ground in Case C

Fig. 16은 Case D의 해석 결과로 이론적 유효막장지보압을 100% 적용한 경우로 Soil layer 1과 Soil layer 2 모두 양호한 막장 상태를 유지하는 결과를 보였으며, 지반침하도 거의 발생하지 않는 결과를 보였다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F16.jpg
Fig. 16.

Behavior of ground in Case D

Fig. 17은 각 Case별 굴착 완료 후 지반의 결합력을 나타낸 것으로 Case A의 경우 막장의 붕괴와 함께 토사의 유출로 인하여 막장과 터널상부지반의 결합력이 매우 미미한 것을 볼 수 있다. Case B와 C의 경우는 어느 정도 지반의 결합력이 유지되고 있으나, 막장 상부에 이완대가 발달하여 결합력이 작아진 결과를 보였으며, Case D는 막장과 상부지반의 결합력이 유지되고 있어 소성이완대의 영역이 미미한 것으로 나타났다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F17.jpg
Fig. 17.

Contact force of ground (Case A to D)

5.3 호층지반에서의 지보압에 따른 지반거동 분석

5.3.1 해석개요

앞서 언급한 바와 같이 막장의 안정성 확보를 위해 필요한 지보압은 지하수와 점착력, 내부마찰각, 토피고 등의 지반조건에 따라 다르다. 또한, 수치해석을 통한 균질한 지반에서의 지보압이 이론식에 의한 지보압과 비슷한 수준을 나타내는 결과를 보였다. 본 절에서는 균질한 지반이 아닌 사질토와 점성토가 호층을 이루는 지반에서의 쉴드터널 굴착시 지반거동을 분석하였다.

수치해석 조건은 Fig. 18과 같이 2 m 두께의 점성토층이 터널 바닥부에서 상단부 1D 까지 위치할 경우(Case 1~6)와 사질토지반으로만 이루어진 경우(Case 7)로 나누었다. 점성토층은 연약점성토층과 강도가 높은 고결점성토층으로 구분하였고, 지하수는 고려하지 않았다. 수치해석에 사용된 지반조건은 Table 6과 같다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F18.jpg
Fig. 18.

A model for numerical analysis

Table 6. Ground properties

Classification Unit weight Elastic modulus Cohesion Friction angle
Soft clay layer 18 kN/m3 5 MPa 5 kPa
Hard clay layer 18 kN/m3 10 MPa 20 kPa 25°
Sand layer 17 kN/m3 15 MPa 0 kPa 30°

5.3.2 수치해석결과

Fig. 19(a)는 지보압을 가하지 않았을 경우 해석 Case별 터널막장변위를 터널직경으로 정규화하여 표시한 것으로 점성토층이 터널 바닥(Case 1)에서 터널 직상부(Case 4)에 위치할 경우 점성토층의 위치에 따른 변위변화는 크지 않으나, 연약점성토층 보다는 고결점성토층의 호층지반에서 상대적으로 작은 변위가 발생하였다. 그러나 터널직상부 2 m 이상(Case 5)에서 점성토층이 위치할 경우에는 지반조건에 상관없이 막장변위가 급격히 증가하는 양상을 보였다. Tables 7, 8과 같이 막장과 막장 직상부에 위치한 점성토층이 사질토의 파괴에 따른 소성 이완영역대의 확장을 막아주는 역할을 하는 것으로 판단되고, 점성토층이 터널 막장부보다 상부에 위치할수록 막장의 변위가 가속화되는 경향을 관찰하였다. 이로 인한 막장전면에 발생하는 소성 이완영역대가 확장되어 막장의 손실이 가속화되는 것으로 판단된다. Fig. 19(b)는 해석 Case별 지반침하량을 나타낸 것으로 연약점토층이 터널직상부 2 m 이상(Case 5)에 위치할 때 지반침하량이 급격히 증가하는 결과를 보였고, 고결점토층의 경우에는 터널직상부 4 m 이상(Case 6)에서 지반침하량이 증가하는 결과를 보였다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F19.jpg
Fig. 19.

The results of numerical analysis

Table 7. Plastic zone & shear strain rate (soft clay, support pressure = 0)

Case 2 Case 4 Case 5 Case 6
Plasticity http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-1.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-2.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-3.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-4.jpg
Shear strain http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-5.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-6.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-7.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T7-8.jpg

Table 8. Plastic zone & shear strain rate (hard clay, support pressure = 0)

Case 2 Case 4 Case 5 Case 6
Plasticity http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-1.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-2.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-3.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-4.jpg
Shear strain http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-5.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-6.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-7.jpg http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_T8-8.jpg

Fig. 20(a)는 연약점성토 호층지반의 지보압에 따른 최대 막장변위를 나타낸 것으로 점성토층이 터널 바닥에서 터널 직상부로 이동할수록 동일 지보압에서 변위감소 효과가 증가하는 결과를 보였다. 다시 말하면 사질토의 큰 내부마찰각으로 인해 막장에 사질토층 비율이 커질수록 지보압 효과는 증가한다고 할 수 있다. 막장최대변위는 막장면의 점성토층에서 발생하였으며, 이는 점성토층의 작은 내부마찰각으로 인해 지보압에 따른 보강효과가 크지 않기 때문으로 판단된다. 지보압에 따른 지반침하 영향을 분석한 결과 Fig. 20(b)와 같이 막장변위양상과 유사한 결과를 나타내었다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F20.jpg
Fig. 20.

The results of numerical analysis

Fig. 21(a)는 고결점토 호층지반의 지보압에 따른 최대 막장변위를 나타낸 것으로 고결점토층이 막장면에 위치한 경우가 막장상부에 위치한 경우보다 작은 지보압(5 kPa)에서 보강효과가 크게 나타났고, 20 kPa 이상의 지보압에서는 점토층 위치와 상관없이 일정한 보강효과를 나타내었다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kta/2020-022-02/N0550220205/images/kta_22_02_05_F21.jpg
Fig. 21.

The results of numerical analysis

균질한 사질토지반(Case 7)의 경우 이론식에 의해 계산된 발생 막장압은 약 20 kPa이고, 수치해석결과 지보압 15~20 kPa의 구간에서 변위의 수렴이 이루어지는 결과를 보였으며, Anagnostou and Kovari 이론식에 의한 유효막장 지보압인 21 kPa과 비교하였을 때 비교적 잘 일치하는 결과를 보였다. 허나 연약점성토 호층의 지반의 경우 변위를 균질한 사질토지반과 비슷한 수준으로 맞추기 위해서는 점성토층의 위치에 따라 보다 큰 막장지보압이 필요할 수도 있으며, 반면 고결점성토 호층의 경우는 작은 지보압으로 동일한 보강효과를 얻을 수 있을 것으로 사료된다. 본 절에서는 호층지반에서의 막장지보압에 따른 지반거동을 분석하여 정성적인 연구결과를 도출하였으나, 향후 호층의 위치, 두께, 규모, 물성 등과 같은 다양한 매개변수에 따른 연구를 수행하여 합리적인 막장지보압을 정량적으로 제시할 수 있는 연구가 필요하다.

6. 결 론

본 연구에서는 쉴드터널 시공시 발생한 사고사례를 분석하고, 사고의 원인에 따른 대처방안을 모색하였다. 특히 쉴드터널 전면 막장의 안정성 확보를 위한 유효막장지보압과 지반거동의 관계를 수치해석적 방법으로 분석하였으며, 호층지반조건에서의 막장지보압에 따른 지반거동양상을 분석하였고 연구결과를 요약하면 다음과 같다.

1. 국외의 쉴드터널 사고사례를 검토한 결과, 매우 다양한 분야에서 문제들이 발생하였으며, 터널막장의 안정성 문제, 쉴드테일 부분과 세그먼트 조립부분의 접합부 문제 그리고 설계 당시 예상치 못한 지반조건(지하수, 암반, 자갈층 등)으로 인한 쉴드챔버의 폐색과 굴진불능이 주로 발생하였다.

2. 지하수조건을 고려한 연속체 커플링해석을 통하여 막장지보압에 따른 지반거동을 분석한 결과 지보압 증가에 따라 막장변위는 확연히 감소하였으나, 일정 수준의 지보압 이상에서는 지보압 증가에 따른 변위감소 효과가 점차 감소하였다. 지하수조건과 점착력에 따라 지반변위는 큰 폭으로 변화하였고, 이러한 조건들이 막장의 안정성 확보를 위한 지보압의 크기에 주된 영향을 미치는 것으로 판단된다. 또한, Anagnostou and Kovari (1996)의 이론식에 의한 유효지보압을 수치해석에 의한 지보압과 비교한 결과 유사한 결과를 보였다.

3. 개별요소법 프로그램인 PFC를 이용하여 토압식 쉴드의 지반굴착 과정을 모델링한 결과 막장에 지보압을 가하지 않은 경우 지반조건에 상관없이 전반적인 막장붕괴와 지반침하가 발생하였다. 지반조건에 따라 산출한 유효 지보압의 70%수준을 막장에 가한 경우 어느 정도 막장의 안정성이 유지되지만, 지표까지 지반의 이완대가 발생하여 지표침하가 발생하였다. 또한, 산출된 유효 지보압을 모두 가한 경우 막장 주변지반의 결합력이 유지되어 전반적으로 안정한 지반상태로 나타났다.

4. 점성토층이 터널막장에서 상부로 이격될수록 막장의 변위가 가속화되는 경향을 보였으며, 이로 인하여 막장의 전반적인 붕괴가 발생하는 것으로 판단된다. 연약점성토 호층지반의 경우 변위를 균질한 사질토지반과 비슷한 수준으로 맞추기 위해서는 점성토층의 위치에 따라 보다 큰 막장지보압이 필요할 수 있으며, 고결점성토 호층지반의 경우 작은 지보압으로 동일한 보강효과를 얻을 수 있을 것으로 사료된다. 향후 호층의 위치, 두께, 규모, 물성 등과 같은 다양한 매개변수에 따른 연구를 통해 합리적인 막장지보압을 정량적으로 제시해야 할 것이다.

5. 최근 쉴드 TBM 설계시 시공 중 적용할 위치별 챔버압을 설계단계에서 검토하는 사례가 늘어나고 있다. 쉴드 TBM 시공 중의 챔버압은 해당 위치의 굴진면 조건에 따라 달리하나 설계단계에서 1차적인 검토를 수행하는 것은 시공 중 안정성 확인 차원에서 사전검토의 의미가 크다고 판단되며, 설계단계에서 챔버압 산정과정에 본 논문을 기초자료로 활용할 수 있을 것으로 판단된다.

저자 기여도

고성일은 연구개념 및 설계, 원고 검토를 하였고, 나유성은 사례 및 데이터 분석을 하였으며, 김범주는 원고작성을 하였다.

References

1

Anagnostou, G., Kovari, K. (1994), "The face stability of slurry-shield-driven tunnels", Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 9, No. 2, pp. 165-174.

10.1016/0886-7798(94)90028-0
2

Anagnostou, G., Kovari, K. (1996), "Face stability conditions with earth-pressure-balanced shields", Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 11, No. 2, pp. 165-173.

10.1016/0886-7798(96)00017-X
3

ITA WG Mechanized Tunnelling (2000), Recommendations and guidelines for tunnel boring machines (TBMs), pp. І-22~І-34.

4

Itasca Consulting Group Inc. (1999), PFC2D particle flow code in 2 dimensions, Minneapolis, Itasca.

5

Itasca Consulting Group Inc. (2002), FLAC3D fast lagrangian analysis of continua in 3 dimensions, Minneapolis, Itasca.

6

Japan Electric Power Civil Engineering Association (2001), Construction case investigation by TBM construction method, Japan Electric Power Construction Industry Association.

7

Jeong, H.Y., Zhang, N., Jeon, S.W. (2018), "Review of technical issues for shield TBM tunneling in difficult grounds", Korean Society for Rock Mechanics, Vol. 28, No. 1, pp. 1-24.

8

Jun, G.C., Kim, D.H. (2016), "A intercomparison on the estimating shield TBM tunnel face pressure through analytical and numerical analysis", Journal of Korean Tunnelling and Underground Space Association, Vol. 18, No. 3, pp. 273-282.

10.9711/KTAJ.2016.18.3.273
9

Lee, S.W., Jang, S.H., Choi, S.W. (2011), "Prediction of future demand for domestic TBM tunnels", Geotechnical Engineering, Vol. 27, No. 2, pp. 18-26.

10

The Support Pressure Calculator for TBM Tunnelling Home Page, http://www.facesupport.org (March 7, 2020).

페이지 상단으로 이동하기