1. 서 론

도심지 내 대심도 수직구 시공은 전력구, 통신구, 환기구 및 방재시설 등 도시기반시설 구축과 운영을 위한 핵심 공정으로 활용되고 있다(Hwang et al., 2021; Lee et al., 2022). 지하 인프라 구축이 확대되면서 수직구의 규모와 시공 빈도도 증가하고 있으며, 제한된 공간과 복잡한 지반 조건에서 시공 안정성 확보가 중요한 과제로 부각되고 있다. 수직구 굴착 시 지하연속벽은 주변 지반의 이완을 억제하고 인접 구조물의 변형을 제어하는 가시설로서 주요 역할을 수행한다. 굴착면이 저부 암반층에 도달하면 기계 굴착만으로는 효율 확보가 어려워 발파 공법의 적용이 불가피한 경우가 많다(KTA Excavation and Support Technical Committee, 2016). 수직구는 발파 위치가 지하연속벽 하단부와 근접한 구조적 특성으로 인해 진동 전달 경로가 짧아 지하연속벽의 진동 응답이 상대적으로 크게 나타날 가능성이 있다(Kong et al., 2022). 대심도 굴착 현장에서는 지하연속벽 이음부 누수, 갱구부 누수, 진동에 의한 균열 등 다양한 품질 문제가 보고되고 있다. Zhang et al. (2021)은 도심 굴착 사례에서 지하연속벽 이음부에 다수의 누수가 발생하여 굴착면 물고임과 인접 구조물 안전에 위협이 된 사례를 보고한 바 있다(Fig. 1). 이러한 이음부 결함은 정적 조건에서도 발생하지만, 발파 진동과 같은 동적 외란이 가해질 경우 균열이 확장되어 누수 위험이 가속화될 수 있다. Hwang et al. (2008)은 발파진동이 인접 흙막이 구조물과 배면지반의 거동에 미치는 영향을 정량적으로 검토하였다. 이러한 손상은 시공 품질, 지하수 조건, 굴착 단계 등 복합 요인에 의해 발생하지만, 그중 발파 진동은 현장에서 설계를 통해 조정 가능한 관리 항목이다. 따라서 발파원과 지하연속벽이 근접한 수직구 조건에서는 지하연속벽에 전달되는 진동을 PPV로 정량 평가하고 단면 구성별 저감 효과를 비교하는 접근이 필요하다. 발파 진동에 관한 기존 연구는 발파하중 산정과 제어발파 기법을 중심으로 수행되어 왔다. Choi et al. (2006)은 역해석과 시험발파 자료를 활용해 발파하중 산정의 정확도를 높였으며, Jeon et al. (2007)은 인접 터널의 허용진동속도를 만족하는 발파 이격거리를 산정하였다. Moon (2010)과 Son et al. (2019)은 각각 라인드릴링·프리스플리팅 등 제어발파와 심발공법 변화에 따른 PPV 저감 효과를 검토하였고, Song et al. (2014)은 사전 자유면(pre-cutting free surface) 형성 공법의 진동 저감 효과를 3차원 수치해석으로 분석하였다. Kong et al. (2022)은 터널 심도와 이격거리에 따른 최적 발파 이격거리를 제안하였고, Kim et al. (2023)은 근접 발파에 따른 비탈면 보강공법의 손상 영향을 평가하였다. 그러나 선행 연구는 터널 굴착이나 비탈면 구간을 대상으로 하거나 지표면 및 주변 지반 응답 분석에 치중된 경우가 많아, 수직구 지하연속벽을 대상으로 발파 단면 구성과 암반 조건을 동시에 고려한 정량 비교는 제한적이다. 본 연구는 이러한 기술적 공백을 보완하기 위해 3차원 수직구 지하연속벽 수치해석 모델을 구축하고, 저부 암반 발파 시 지하연속벽에 전달되는 진동 응답을 체계적으로 비교하였다. 암반 조건은 풍화암, 연암, 경암의 3종으로 구분하였고, 발파 단면은 일반 발파, 이격 발파, 선굴착 후 발파, 이격발파와 선굴착 발파 병용의 4종으로 구성하였다. 발파 하중은 시간이력 등가하중으로 모델링하였으며, 케이스 간 비교가 발파 단면과 암반 조건의 영향으로 해석될 수 있도록 동일한 가정 하에서 적용하였다. 평가지표는 지하연속벽 전체 절점에서 산정한 최대입자속도(PPV)의 최대값으로 정의하였고, 굴착 심도 단계 및 단면·암반 조건에 따른 차이를 비교 분석하였다. 이를 통해 대심도 수직구 시공에서 지하연속벽 진동 저감을 위한 발파 단면 선정과 진동 관리·모니터링 계획 수립에 활용 가능한 근거를 제시하고자 한다.

Fig. 1.

Water leakage observed at a diaphragm wall joint (modified from Zhang et al., 2021)

2. 수치해석 개요 및 해석 조건

본 연구는 대심도 수직구 굴착 과정에서 저부 암반 발파로 유발되는 진동이 지하연속벽으로 전달되는 동적 거동을 3차원 수치해석으로 평가하고, 발파 단면 구성과 암반 조건에 따른 상대적 변화를 정량 비교하였다. 발파 단면은 일반발파(Conventional Blasting), 이격발파(Standoff Blasting), 선굴착 후 발파(Pre-split Blasting), 이격+선굴착 발파 병용(Standoff + Pre-split Blasting) 4개의 케이스로 구성하였고, 암반 조건은 풍화암(weathered rock), 연암(soft rock), 경암(hard rock)으로 구분하였다. 케이스 간 비교의 일관성을 확보하기 위해 모델 형상과 경계조건, 발파하중 모델 및 해석 시간 설정 등 공통 조건은 동일하게 유지하고, 발파 단면 구성과 암반 물성만을 변화시켜 응답 차이를 평가하였다. 발파하중은 시간이력 등가하중으로 모델링하였으며, 굴착 진행에 따른 발파심도 변화를 고려하여 단계별로 하중을 적용한 뒤 각 단계에서 지하연속벽 응답을 산정하였다.

2.1 지반 조건 및 재료 물성

본 연구는 발파 단면 구성에 따른 지하연속벽 진동 응답의 상대 비교를 목적으로 하므로, 지층 구조와 상부 지층의 입력값은 모든 해석에서 동일하게 유지하였다. 암반 조건 비교는 발파가 수행되는 심부 암반 구간의 입력 물성 세트를 Case 1부터 Case 3으로 구분하여 적용하는 방식으로 구성하였다. 이러한 입력 구성은 비교 대상 간 변수를 최소화하여, 결과 차이가 발파 단면 구성과 발파암 구간의 강성 및 강도 대비 변화에 의해 설명될 수 있도록 하기 위한 것이다.

지하연속벽은 선형 탄성체로 가정하여 탄성계수, 포아송비, 단위중량을 적용하였다. 지하연속벽은 배면 지반을 통해 전달되는 발파 진동에 대해 질량과 강성에 의해 구조 응답이 결정되므로, 구조체 재료 물성의 제시는 필수적이다. 동적해석에서 매질의 에너지 소산을 반영하기 위해 재료 감쇠를 적용하였다. 지하연속벽에는 ξ = 0.02, 지반 및 암반층에는 ξ = 0.05를 적용하였으며, 이는 각각 Newmark and Hall (1982)에서 제시한 콘크리트 구조의 탄성 응답 감쇠비, Seed and Idriss (1970)에서 제시한 동적해석용 지반/암반의 표준 감쇠비 범위에 해당한다. 지하연속벽 재료 물성치는 Table 1에 정리하였다.

지반은 Mohr-Coulomb 모델로 정의하였다. 단위중량은 동적 질량과 관성력 수준을, 탄성계수와 포아송비는 초기 강성과 탄성파 전파 특성을, 점착력과 내부마찰각은 전단 강도 특성을 규정하는 입력으로 사용하였다. 발파 진동의 전달은 지층별 강성 대비와 지층 변화에 영향을 받을 수 있으므로, 각 지층의 물성은 심도 구간별로 구분하여 입력하였다. 또한 본 연구의 비교 대상인 Case 1부터 Case 3은 발파가 수행되는 암반 조건의 차이를 반영하기 위한 입력 세트로서, 동일한 상부 지층 조건하에서 암반 물성 대비가 지하연속벽 응답에 미치는 영향을 분리해 해석할 수 있도록 구성하였다. 지층별 입력 물성치와 심도 구간, 그리고 Case 1부터 Case 3의 입력값은 Table 2에 정리하였다.

2.2 수치해석 모형 및 경계조건

수치해석은 MIDAS GTS NX를 이용하여 3차원 동적 해석으로 수행하였다. 해석 모델은 수직구, 지하연속벽, 주변 지반을 포함하는 3차원 솔리드 모델로 구성하였다. 수직구 내경은 11.0 m이며 지하연속벽 두께는 1.2 m로 설정하였다. 지하연속벽 하부는 암반층에 2.0 m 근입된 조건을 반영하였다. 좌표계는 x와 y를 수평 방향, z를 연직 방향으로 정의하였다. 모델 형상과 주요 치수 및 지층의 단순화 표현은 Fig. 2에 제시한다.

Fig. 2.

Cross-sectional geometry and finite element mesh of the 3D numerical model

요소망은 3차원 솔리드 요소를 사용하였다. 발파 하중이 작용하는 하부 암반 구간과 지하연속벽 인접부를 포함하여 해석상 주요 검토 구간을 고려해 요소망을 구성하였으며, 원거리 영역에서는 요소 크기를 점진적으로 증가시켜 계산 효율을 확보하였다. 요소 크기는 발파하중이 작용하는 하부 암반부와 지하연속벽 근입부 주변을 임계 영역으로 설정하여 Kuhlemeyer and Lysmer (1973)의 Δl ≤ λ/10 조건으로 적정성을 검토하였다. 관심 응답 주파수 대역을 250 Hz 이하로 설정하고, 임계 영역의 전단파 속도에 근거하여 최소 파장을 산정하였다. 이에 따라 발파면 및 지하연속벽 근입부 주변에는 Δl = 0.4 m, 원거리 영역에는 점진적으로 최대 Δl = 2.0 m까지 적용하였다. 시간 간격은 CFL 조건을 따라 결정하였으며, 발파 압력 시간이력의 정점(약 0.06 ms)을 충분한 분해능으로 포착하기 위해 Δt = 1 × 10^-5 s를 적용하였다. 이는 안정성 한계의 약 1/5 수준에 해당한다. 한편 지반과 지하연속벽은 별도의 인터페이스 요소를 두지 않고 절점을 공유하는 방식으로 모델링하였다. 이는 상대 변위를 허용하지 않는 완전부착 조건으로, 발파 하중이 인터페이스에서 손실 없이 전달되는 보수적 가정에 해당한다. 다만 실제 시공에서는 인터페이스의 부분 미끄러짐에 의해 에너지가 일부 소산될 수 있으므로, 본 해석의 PPV는 실측값 대비 다소 보수적으로 산정될 수 있다.

경계조건은 상부 자유면과 측면 및 하부 흡수경계로 구성하였다. 모델 상부는 자유면으로 설정하여 구속을 부여하지 않았고, 상부에는 흡수경계를 적용하지 않았다. 측면 경계와 하부 경계에는 Quiet Boundary 개념의 흡수경계를 적용하여 경계면에서 발생할 수 있는 반사파 영향을 저감하였다. 측면은 x 및 y축 방향, 하부는 z축 방향에 해당하며, 감쇠는 측면과 하부 경계에만 적용되고 상부에는 적용되지 않는다.

흡수경계 계수 산정에 필요한 탄성 상수는 탄성계수 E와 포아송비 𝜈로부터 전단탄성계수 G와 Lamé Constants 𝜆를 이용해 정의하였다.

지반반력계수는 지반의 반력 저항 특성을 대표하는 계수로 다음 식을 사용하였다.

여기서, E0는 해당 지층의 탄성계수이며 𝛼와 𝜖는 지반 조건 및 모델링 가정에 따른 계수이다.

Quiet Boundary의 점성 감쇠계수는 경계면에서의 압축파 성분과 전단파 성분에 대해 다음과 같이 정의하였다.

여기서, A는 경계 절점에 대응되는 영향면적이며 γt는 해당 지층의 단위중량이다. Cp는 경계면 법선 방향 감쇠계수, Cs는 경계면 접선 방향 감쇠계수에 해당한다. 본 연구에서는 각 경계면의 법선 방향 성분에 Cp를, 법선에 직교하는 성분에는 Cs를 대응시켜 각 방향 성분의 경계 감쇠계수로 적용하였다. 즉 법선이 x인 측면 경계에서는 x방향에 Cp를 부여하고 y와 z방향에는 Cs를 부여하였다. 법선이 y인 측면 경계에서는 y방향에 Cp를 부여하고 x와 z방향에는 Cs를 부여하였다. 하부 경계는 법선이 z이므로 z방향에 Cp를 부여하고 x와 y방향에는 Cs를 부여하였다. 상부는 자유면이므로 감쇠계수를 부여하지 않았다. 이러한 설정은 모델 외곽에서의 인공 반사파가 지하연속벽 응답을 과대평가하는 현상을 억제하기 위한 것이다.

2.3 발파 단면 구성 및 발파하중 모델

본 연구에서는 수직구 저부 암반 굴착에서 적용 가능한 발파 단면을 4개로 구분하고, 각 단면에 대해 시간이력 등가하중을 적용하여 지하연속벽의 진동 응답을 비교하였다. 발파 단면은 일반 발파(Conventional Blasting), 이격 발파(Standoff Blasting), 선굴착 후 발파(Pre-split Blasting), 이격발파와 선굴착 발파 병용(Standoff + Pre-split Blasting)으로 정의하였다. 일반 발파는 발파면과 지하연속벽 하단부 사이의 분리 거리가 상대적으로 작은 조건을 대표한다. 이격 발파는 발파 구역을 지하연속벽에서 이격시켜 진동 전달 경로를 증가시키는 조건이다. 선굴착 후 발파는 지하연속벽 인접부에 폭과 깊이를 0.5 m 수준으로 pre-split free surface를 형성하여 발파 에너지의 전달을 저감시키는 조건이다. 병용 단면은 이격 조건과 pre-split free surface를 동시에 적용한 조건이다. 각 단면의 개념도와 단면 구성 차이는 Fig. 3에 제시한다.

Fig. 3.

Blasting scenarios and sectional configurations

선굴착 발파의 진동 저감 효과는 자유면에서의 응력파 반사 메커니즘에 기반한다. 자유면은 응력파가 매질에서 자유공간으로 만나는 경계로, 매질과 자유공간 사이의 큰 임피던스 부정합에 의해 도달한 응력파가 거의 완전히 반사된다. 이 과정에서 입사 압축파는 인장파로 변환되며, 자유면 후방으로 전달되는 응력파의 진폭은 크게 감소한다. 선굴착 발파는 지하연속벽 측에 인공 자유면을 사전에 형성함으로써 응력파의 반사·차폐, 인공 균열대에 의한 추가 감쇠, 임피던스 부정합에 따른 에너지 분산 효과를 제공한다. 본 메커니즘은 Konya and Walter (1991)와 Song et al. (2014)의 이론에 기반하며, 본 연구의 선굴착 발파 단면 및 이격+선굴착 병용 단면의 핵심 저감 원리에 해당한다.

발파하중은 발파로 인한 비선형 파괴 과정을 직접 모사하기보다 발파면에 작용하는 등가 압력 하중으로 치환하여 시간이력 형태로 입력하였다. 시간이력 등가하중은 발파 단면 구성과 암반 조건 변화에 따른 상대 비교에 적합하며, 동일한 하중 모델을 적용할 경우 단면 구성 변화에 의한 응답 차이를 일관된 기준에서 해석할 수 있다. 본 연구에서는 폭발압력 정점값을 산정한 뒤, 디커플링 조건을 반영하여 공벽면 작용압으로 환산하고, 이를 시간이력 함수로 구성하였다. 발파압력의 산정과 공벽면 압력 환산은 Konya and Walter (1991)와 Song et al. (2014)에서 제시된 절차를 따랐다.

폭발압력 Pdet는 화약의 비중 SG와 폭속 Ve로부터 다음 식을 사용하여 정의하였다.

공벽면 작용압 PB는 화약 직경 dc와 천공 직경 dh의 비를 이용해 디커플링 효과를 반영하여 다음 식으로 환산하였다.

시간에 따른 등가 발파압력은 정점값 PB를 기반으로 다음 시간이력 함수를 사용하여 정의하였다.

여기서, t는 시간이며 B는 하중의 상승 및 감쇠 특성을 제어하는 계수이다. 본 연구에서는 B = 16,667 s^-1를 적용하였다. 이는 시간이력 곡선의 정점 도달 시간이 약 0.06 ms, 유효 작용시간이 약 0.3 ms가 되도록 선정한 값으로, Starfield and Pugliese (1968) 이후 발파압력 시간이력 함수에서 일반적으로 사용되는 감쇠 시간상수 범위에 부합한다. 정점 압력 약 4.35 MPa는 본 연구의 에멀젼 폭약 사양에 대해 식 (6), (7)의 디커플링 효과를 반영하여 산정한 공벽면 작용압의 등가값이다. 동일한 B값을 모든 비교 케이스에 일관되게 적용하여 단면 구성에 따른 응답 차이가 발파하중 형상 변화의 영향과 혼동되지 않도록 하였다. Pdet와 PB는 해석 입력 단위계에 맞추어 압력 단위로 변환하여 적용하였다. 시간이력 등가하중의 대표 곡선과 해석 입력에 사용한 시간이력 곡선은 Fig. 4에 제시한다.

Fig. 4.

Time history of equivalent blast pressure

등가하중은 발파면을 구성하는 요소 경계에 등분포 압력으로 적용하였고, 하중 작용 방향은 발파면 법선 방향으로 정의하였다. 발파 단면에 따른 차이는 발파 구역의 위치, 지하연속벽과 발파면 사이의 이격 조건, pre-split free surface의 유무로 구현되며, 이에 따라 하중이 작용하는 공간적 범위와 지하연속벽과의 상대 위치 관계가 달라지도록 구성하였다. 또한 실제 굴착 진행에서 발파는 심도 변화에 따라 단계적으로 수행되므로, 해석에서도 굴착 진행에 따른 발파 심도 변화를 고려하여 단계별로 하중을 적용하고 각 단계에서 지하연속벽의 진동 응답을 산정하였다. 비교의 일관성을 위해 모델 형상, 경계조건, 시간이력 함수 형태는 동일하게 유지하고 단면 구성과 발파 구역의 공간적 배치만을 변화시켜 상대적 차이를 평가하였다.

2.4 평가 방법

본 연구에서는 발파 단계별로 지하연속벽에 발생하는 진동 응답을 최대입자속도 PPV로 평가하였다. PPV는 동해석에서 산출되는 절점 속도 시간이력으로부터 정의하였다. 절점 i에서의 속도 성분 Vx,i(t), Vy,i(t), Vz,i(t)를 이용해 합성 입자속도 Vi(t)를 산정하고, 해당 시간이력에서의 최대값을 절점 i의 PPV로 정의하였다. 본 연구의 대표값은 지하연속벽 전체 절점에 대해 산정한 PPV 중 최대값으로 설정하였다. 이는 지하연속벽 전 구간에서 가장 보수적인 진동 응답을 대표하는 지표이며, 발파 단면 및 암반 조건에 따른 응답 크기를 동일 기준에서 비교하기 위한 목적을 갖는다. PPV는 cm/s 단위로 통일하여 정리하였다.

여기서, t는 시간, i는 절점 번호, SW는 지하연속벽을 구성하는 절점의 집합이다. PPVi는 절점 i에서의 최대입자속도이며, PPVSW는 지하연속벽 전체 절점에서의 최대입자속도로 정의되는 대표값이다. 본 연구에서는 각 발파 단계 해석 결과에 대해 식 (9)부터 식 (11)의 절차를 적용하여 PPVSW를 산정하였고, 단계별 PPVSW의 변화와 발파 단면 및 암반 조건에 따른 상대적 차이를 비교하여 지하연속벽 진동 응답을 평가하였다.

3. 수치해석 결과 및 분석

본 장에서는 발파심도에 따른 지하연속벽 진동 응답을 최대입자속도 PPV로 정량화하고, 발파 단면 구성과 암반 조건 변화에 따른 상대적 차이를 비교 분석한다. 모든 결과는 2.4절에서 정의한 지하연속벽 전체 절점의 최대 PPV 값을 대표값으로 사용하며, 발파심도 증가에 따른 응답 변화와 케이스 간 차이를 동일 기준에서 해석한다.

3.1 지하연속벽의 진동 응답 특성

본 절에서는 발파심도 증가에 따른 지하연속벽의 진동 응답 변화 특성을 정리한다. 발파심도는 지하연속벽 근입부 하단을 기준으로 발파 위치가 하향 이동한 깊이로 정의하였다. 지하연속벽의 대표 진동 응답은 2.4절에서 정의한 지하연속벽 전체 절점의 PPV의 최대값인 PPVSW로 정의하였다. 이는 특정 위치에서 발생하는 국부 최대응답이 전체 응답 수준을 대표할 수 있다는 점을 고려한 지표이며, 이후 모든 비교는 동일 지표를 기준으로 수행하였다.

발파심도에 따른 PPVSW 변화 경향을 대표적으로 확인하기 위해 연암 조건의 일반발파 결과를 정리하였다(Fig. 5). 발파심도 0.0 m에서 PPVSW는 55.65 cm/s로 나타났으며, 심도가 증가함에 따라 0.5 m에서 49.52 cm/s, 1.0 m에서 41.08 cm/s, 2.5 m에서 24.03 cm/s로 감소하였다. 최종적으로 발파심도 5.0 m에서는 13.68 cm/s로 감소하여 발파심도 0.0 m 대비 약 75.4% 감소하였다. 이러한 감소는 발파원이 하향 이동함에 따라 지하연속벽과 발파원 사이의 유효 이격거리가 증가하여, 지하연속벽에 도달하는 진동 에너지가 감소하기 때문으로 해석된다.

Fig. 5.

PPV of slurry wall versus blast depth for four blasting configurations under different rock conditions

또한 감소 양상은 심도 구간에 따라 차이를 보였다. 0.0 m에서 2.0 m 구간에서는 55.65 cm/s에서 28.14 cm/s로 감소하여 감소폭이 상대적으로 크게 나타났고, 2.0 m 이후에는 28.14 cm/s에서 13.68 cm/s로 감소하여 감소 경향이 완만해지는 양상을 보였다. 이는 근거리 영역에서는 거리 증가가 응답 저감에 더 크게 기여하는 반면, 일정 심도 이후에는 추가 거리 증가에 따른 저감 효과가 상대적으로 제한되기 때문으로 해석할 수 있다. 한편 PPVSW의 최대값이 지하연속벽 상에서 어느 위치에 발생하는지를 확인하기 위해 절점별 PPV 분포를 분석하였다. 모든 발파 단면 및 암반 조건에서 최대값은 지하연속벽 근입부, 즉 발파면과 가장 가까운 벽체 하단부(z = -78.5 ~ -80.5 m)에서 발생하였다. 이는 발파원까지의 전파 경로가 가장 짧고, 강성이 큰 암반층과 직접 접촉하여 응력파가 집중되기 때문이다. 굴착된 상부 구간(z = 0 ~ -40 m)은 거리가 멀고 지반 강성이 낮아 상대적으로 낮은 응답이 나타났다. 발파심도가 깊어지면 최대 응답 위치도 함께 하방으로 이동하지만, 항상 발파원에 가장 가까운 근입부에 집중되는 경향이 유지되었다. 이는 근입부가 진동 관리 및 계측 위치 선정에서 우선 고려되어야 함을 의미한다.

3.2 발파 단면에 따른 진동 저감 효과

본 절에서는 발파 단면 구성에 따른 지하연속벽의 진동 저감 효과를 비교 분석하였다. 비교 대상 단면은 일반발파(Conventional Blasting), 이격발파(Standoff Blasting), 선굴착 후 발파(Pre-split Blasting), 이격+선굴착 발파 병용(Standoff + Pre-split Blasting)의 4종으로 구분하였다. 모든 결과는 2.4절의 정의에 따라 PPVSW로 정리하였으며, 발파심도에 따른 변화와 단면 간 상대적 차이를 동일 기준에서 해석하였다.

3.1절에서 확인한 바와 같이 발파심도 증가에 따라 PPVSW가 감소하는 공통 경향은 모든 단면과 모든 암반 조건에서 동일하게 관찰되었다. 다만 단면 구성에 따라 PPVSW의 절대 수준과 심도별 감소 양상은 뚜렷한 차이를 보였으며, 단면 변경은 전 심도 구간에서 응답 수준을 하향 이동시키는 형태로 나타났다.

단면 구성에 따른 저감 메커니즘의 차이는 지하연속벽 주변 PPVSW 공간 분포에서도 확인된다. Fig. 6은 연암(soft rock) 조건에서 발파심도 0.0 m일 때 4개 단면의 PPVSW 분포를 비교한 결과로, 일반발파에서는 지하연속벽 근입부 인근에 PPVSW가 큰 영역이 상대적으로 넓게 형성되는 반면 이격발파와 선굴착 후 발파에서는 PPVSW가 큰 영역의 규모가 감소하는 경향을 보였다. 특히 이격+선굴착 발파 병용에서는 PPVSW가 큰 영역이 가장 제한적으로 나타나, 연암 조건의 대표 예시에서도 단면 변경에 따른 전달 에너지 저감 효과가 공간적으로 확인된다.

Fig. 6.

Contours of PPV distribution around slurry wall for four blasting configurations under soft rock condition at blast depth 0.0 m

Fig. 5에 나타난 바와 같이, 일반발파(Conventional Blasting)는 전 심도 구간에서 가장 큰 PPVSW를 나타냈다. 이는 발파 구역이 지하연속벽에 상대적으로 근접하여 파동 전파 경로가 짧고, 근거리 영역에서 발생하는 진동 성분이 지하연속벽으로 직접 전달되기 쉬운 조건을 대표하기 때문이다. 이격발파(Standoff Blasting)는 발파 구역을 지하연속벽으로부터 이격시켜 유효 이격거리를 증가시키므로, 전 심도 구간에서 일반발파 대비 PPVSW가 감소하는 경향을 보였다. 선굴착 후 발파(Pre-split Blasting)는 이격발파 대비 전반적으로 더 낮은 PPVSW를 나타내는 경향이 확인되었다. 이는 지하연속벽 인접부에 자유면 또는 인공 절리면을 형성함으로써 발파 에너지 전달 경로가 변화하고, 지하연속벽 방향으로 전파되는 응력파의 전달이 저감되는 메커니즘으로 해석할 수 있다.

이격+선굴착 발파 병용(Standoff + Pre-split Blasting)은 모든 암반 조건과 모든 발파심도에서 가장 작은 PPVSW를 나타냈다. 병용 단면은 이격에 따른 거리 감쇠 효과와 선굴착에 따른 전달 차단 효과가 동시에 작용하므로, 다른 단면 대비 응답 수준이 전 구간에서 가장 낮게 형성되고 심도 증가에 따른 감소 폭도 크게 나타나는 특성을 보였다. 병용 단면에서는 이격에 따른 거리 증가 효과와 선굴착 자유면에 의한 응력파 반사·차폐 효과가 동시에 작용하므로, 단일 저감 조건보다 낮은 PPV가 산정되었다. 심도가 증가할수록 일반발파의 절대 응답도 감소하지만, 병용 단면은 자유면 차폐 효과와 이격 효과가 함께 반영되어 전 심도 구간에서 가장 낮은 응답 수준을 유지하였다. 예를 들어 연암 조건에서 발파심도 0.0 m의 PPVSW는 일반발파 55.65 cm/s 대비 병용 단면 3.96 cm/s로 나타났으며, 발파심도 2.5 m에서는 24.03 cm/s 대비 0.43 cm/s로 나타났다.

단면 간 상대 비교를 암반 조건별로 확장하여 살펴보면, 암반 조건 변화에 따라 PPVSW의 절대 수준은 달라지지만 단면 우열 관계는 전 구간에서 일관되게 유지되었다. Fig. 5에 제시한 바와 같이 모든 암반 조건에서 일반발파가 가장 큰 응답을, 이격+선굴착 발파 병용이 가장 작은 응답을 나타냈으며, 이격발파와 선굴착 후 발파는 그 중간 수준의 저감 효과를 보였다.

한편 발파심도가 증가한 구간에서는 일부 조건에서 일반발파의 PPVSW 자체가 이미 낮은 수준으로 감소할 수 있으므로, 단면 성능 평가는 상대 저감률만으로 판단하기보다 절대 응답 수준과 심도별 감소 경향을 함께 고려하는 것이 타당하다. 본 연구에서는 단면 변경에 따른 응답 수준의 하향 이동 정도와 발파심도 전 구간에서의 우열 관계 유지 여부를 중심으로 단면 성능을 비교하였다.

요약하면, 발파 단면 변경은 지하연속벽 PPVSW의 절대 수준과 심도별 감쇠 특성에 영향을 미쳤다. 전 암반 조건에서 이격+선굴착 발파 병용(Standoff + Pre-split Blasting)이 가장 작은 PPVSW를 나타냈으며, 선굴착 후 발파(Pre-split Blasting)와 이격발파(Standoff Blasting)는 일반발파 대비 저감 효과를 제공하였다. 또한 단면 간 우열 관계는 발파심도 전 구간에서 일관되게 유지되었다.

3.3 진동 저감 관점에서 가장 효과적인 발파 단면 도출

본 절에서는 3.2절에서 비교한 발파 단면별 PPVSW 결과를 바탕으로, 지하연속벽 진동 저감 관점에서 가장 효과적인 발파 단면을 도출하였다. 본 연구에서 정의하는 “가장 효과적인 발파 단면”은 진동 저감 효과 측면의 우월성에 한정되며, 실제 시공에서 채택될 최적 단면은 시공성, 경제성, 굴착 효율, 누수율 등 본 연구 범위 외 인자를 종합적으로 고려하여 결정되어야 한다. 본 단면은 발파심도 전 구간에서 PPVSW가 가장 낮게 유지되고, 암반 조건이 변화하더라도 단면 간 우열 관계가 일관되게 유지되는 구성을 기준으로 판단하였다.

해석 결과, 모든 발파심도 및 모든 암반 조건에서 PPVSW의 크기는 일반발파(Conventional Blasting), 이격발파(Standoff Blasting), 선굴착 후 발파(Pre-split Blasting), 이격+선굴착 발파 병용(Standoff + Pre-split Blasting) 순으로 감소하는 경향을 보였다. 즉 단면 변경에 따른 저감 효과는 특정 심도 또는 특정 암반 조건에 국한되지 않았으며, 전체 비교 범위에서 동일한 우열 관계가 유지되었다. 이러한 일관성은 최적 단면 판단에서 중요한 근거가 된다.

굴착 초기 단계에 해당하는 발파심도 0.0 m에서의 결과는 단면별 차이를 가장 명확하게 보여준다. 연암 조건에서 PPVSW는 일반발파 55.65 cm/s, 이격발파 13.77 cm/s, 선굴착 후 발파 10.30 cm/s, 이격+선굴착 발파 병용 3.96 cm/s로 나타났으며, 병용 단면은 일반발파 대비 약 92.9% 감소하였다. 경암 조건에서도 일반발파 60.84 cm/s 대비 병용 단면 4.81 cm/s로 약 92.1% 감소하였고, 풍화암 조건에서는 일반발파 47.81 cm/s 대비 병용 단면 1.87 cm/s로 약 96.1% 감소하였다. 이 결과는 병용 단면이 얕은 심도에서 발생 가능한 최대응답을 효과적으로 낮추는 구성을 제공함을 의미한다.

발파심도가 증가함에 따라 모든 단면에서 PPVSW는 감소하였으나, 병용 단면은 감소한 절대 수준과 감소 경향 측면에서 가장 우수한 특성을 유지하였다. 연암 조건에서 발파심도 2.5 m의 PPVSW는 일반발파 24.03 cm/s 대비 병용 단면 0.43 cm/s로 약 98.2% 감소하였고, 발파심도 5.0 m에서는 일반발파 13.68 cm/s 대비 0.03 cm/s로 약 99.8% 감소하였다. 즉 병용 단면은 심도가 증가한 구간에서도 PPVSW를 가장 낮은 수준으로 유지하며, 전 심도 구간에서 최소 응답을 제공한다.

해당 단면은 모든 암반 조건과 모든 발파심도에서 PPVSW가 최소로 나타났으며, 단면 간 우열 관계 또한 전 구간에서 일관되게 유지되었다.

4. 결 론

본 연구는 대심도 수직구 발파 조건에서 지하연속벽의 진동 응답을 3차원 수치해석으로 정량화하고, 발파심도와 발파 단면 구성, 암반 조건의 변화가 지하연속벽 최대응답에 미치는 영향을 동일 지표로 비교하였다. 특히 지하연속벽 전체 절점 중 최대 PPV를 대표값 PPVSW로 정의하여, 국부 최대응답이 설계 및 시공 리스크를 지배하는 특성을 평가 지표에 직접 반영하였다. 본 연구의 결론은 다음과 같다.

1. 발파심도는 지하연속벽 진동 응답을 지배하는 핵심 변수로 확인되었다. 발파심도가 증가할수록 지하연속벽의 최대응답은 전 조건에서 일관되게 감소하였으며, 이는 발파원과 지하연속벽 사이의 유효 이격거리 증가와 전파 과정의 감쇠 누적에 의해 설명된다. 따라서 발파심도는 단면 비교와 암반 조건 비교를 수행할 때 공통 기준선으로 활용될 수 있다.

2. 발파 단면 구성은 지하연속벽의 최대응답 수준을 결정하는 1차 설계 변수로 확인되었다. 단면을 변경하면 PPVSW 곡선의 형태가 동일하게 유지되면서도, 전 구간에서 응답 수준이 체계적으로 하향 이동하는 경향이 나타났다. 즉 단면 효과는 특정 심도에서만 나타나는 국부적 현상이 아니라, 발파심도 전 구간에 걸쳐 지속적으로 나타나는 저감 메커니즘으로 해석된다.

3. 단면별 저감 효과의 우열 관계는 암반 조건이 달라져도 일관되게 유지되었다. 암반 조건에 따라 절대 응답 크기는 달라지지만, 단면 구성에 의해 형성되는 거리 감쇠 및 전달 차단 효과는 모든 암반 조건에서 유효하게 작동하였다. 이는 현장 암반 분류가 일부 불확실하거나 공간적으로 변동하더라도, 단면 선택의 방향성이 크게 흔들리지 않는다는 점에서 실무적 의미가 크다.

4. 이상의 비교 결과를 종합하면, 본 해석 조건에서 지하연속벽 PPV 저감 효과가 가장 크게 나타난 단면은 이격과 선굴착을 병용한 단면으로 판단된다. 이 단면은 거리 감쇠 효과와 자유면 형성 효과를 동시에 확보하여, 발파심도 변화 및 암반 조건 변화에도 상대적으로 낮은 최대응답을 유지하는 특성을 보였다. 본 연구는 대심도 수직구 발파에서 지하연속벽 진동 저감 대책을 단면 구성의 관점에서 비교하고, 단면 선택 시 고려할 수 있는 상대적 우선순위를 제시했다는 점에서 공학적 의의가 있다. 또한 결과를 최대응답 기반 지표로 정리함으로써, 누수 취약부나 이음부 등 국부 손상 리스크가 문제되는 지하연속벽의 설계·시공 관리에 활용 가능한 비교 틀을 제공한다. 한편 PPVSW의 최대값이 지하연속벽 근입부의 발파면측에 집중된다는 분석 결과는, 해당 부위가 발파 진동 관리 및 계측 위치 선정에서 우선적으로 고려되어야 함을 시사한다. 따라서 본 연구에서 제시한 PPV 값은 동일한 발파하중 모델과 경계조건하에서 산정된 결과로서, 특정 현장의 계측값을 직접 대체하기보다는 발파 단면 간 상대적 저감 효과를 비교하기 위한 기준으로 활용될 수 있다. 또한 본 연구는 완전부착 인터페이스 가정 하에 수행되었으므로, 산정된 PPV는 실측값 대비 다소 보수적으로 산정될 수 있다. 본 연구에서 도출한 “진동 저감 관점에서 가장 효과적인 발파 단면”은 진동 저감 효과 측면의 우월성에 한정된 평가이며, 실제 시공에서 채택될 최적 단면은 시공성, 경제성, 굴착 효율, 누수율 등 본 연구 범위 외 인자를 종합적으로 고려하여 결정되어야 한다.