1. 서 론
2. 인장균열 발생 현황 및 현장 조사
2.1 인장균열 발생 현황
2.2 현장 조사
2.3 파괴원인 분석
2.4 인근지역 붕괴 사례
3. 인장균열 위치 분석
3.1 발생가능 인장균열
3.2 전기비저항탐사
4. 보강 단면 검토
4.1 보강 방안
4.2 안정성 검토 결과
5. 결 론
1. 서 론
퇴적암 지대를 관통하는 OO고속도로 구간은 암질의 불량으로 인해 층리면 방향 및 충전물 유동에 따른 평면파괴로 깎기 비탈면 시공 중 인장균열이 빈번하게 발생하였다. OO고속도로는 우리나라에서 암질이 가장 불량한 경상분지 퇴적암 지역을 관통하는 노선으로 지층은 경상누층군 하양층군(칠곡층, 신라역암층, 학봉반암층, 대구층)순으로 단순한 층서를 나타내며, Fig. 1에 나타낸 바와 같이 연구 구간에 해당하는 지층은 이암, 셰일, 사암 등으로 구성되어 있고 건열, 연흔, 사층리 등의 퇴적구조가 발달되어 있다. 이러한 퇴적암 지역은 깎기 비탈면 시공 시 층리면사이에 협재된 충전물이 우수의 유입으로 인해 강도 저하와 함께 충전물 유동으로 인한 평면파괴가 빈번히 발생한다. 그러나 안정성 평가를 위해 충전물이 협재된 암반 시료 채취나 평가방법의 부재로 인해 현장 기술자들에게 어려움을 주고 있다.
Fig. 1
Geological map of the Gyeongsang Basin with location of study area: A. Cretaceous sinistral strike-slip fault systems in the East Asian continental margin. B. The Gyeongsang Basin divided into three subbasins by WNW-trending growth faults. C. Regional geological map (Lee et al., 2019)
현재까지 지반 및 지형의 특성 이외에 지질구조에 의한 비탈면 파괴의 예측에 관한 연구도 활발히 이루어지고 있으며(Kwon and Kim, 2014) 비탈면의 파괴에 있어서 암반절리의 특성에 대해서 다양한 연구가 수행되었다(Son et al., 2014; Seo and Lee, 2015; Shin, 2020). Hoek and Bray(1974)는 암종과 충전물 종류에 따른 전단강도 값의 범위를 제시하였으나, 절리면 전단강도에 가장 큰 영향을 미치는 충전물의 두께에 대한 언급이 없어 실무에 적용하기에는 다소 어려움이 있다. 따라서 암반 비탈면의 파괴 예측을 위해 가장 중요한 절리면의 전단강도를 평가하기 위해서 Kim et al.(2006)은 충전물의 종류 및 두께를 고려하여 충전된 절리면의 전단강도 특성을 고려할 수 있는 모델을 제시하였다. 주로 퇴적암반의 주요 평면파괴원인은 비탈면 깎기 방향과 유사한 층리의 방향, 그리고 층리면 사이에 협재된 충전물이 주요 원인이 되며, 층리면에 직각으로 발달한 수직절리의 강도 저하로 인한 인장균열의 발생과 인장균열 내 형성된 수압에 의해 붕괴가 발생하는 것이 일반적이다. 따라서 암반비탈면의 보강 설계를 수행하기 위해서는 층리면의 경사/방향, 충전물의 종류 및 두께, 인장균열 발생이 가능한 위치를 고려하여야 한다. 퇴적암으로 형성된 구간을 통과하는 OO고속도로 건설현장에서 시공이 진행됨에 따라 설계 시의 예상과는 달리 많은 암반 비탈면의 파괴가 발생하였고, 그 이유는 설계 시 현장 지질조건을 명확하게 판정할 수 없었기 때문으로 판단되었다. 이것은 설계 시 이루어지는 지반조사의 기술적인 한계와 관련된다(Prist, 1992). 따라서 시공 중 Face Mapping을 통해 이러한 지반조사의 한계(층리면의 경사/방향, 충전물의 종류 및 두께 조사 등)는 대부분 해소가 가능하다. 하지만 인장균열이 발생할 수 있는 수직절리의 위치를 결정하는 것은 그 역학적 거동과 점진적인 파괴과정이 매우 복잡하기 때문에 쉬운 것이 아니다(Hoek and Bray, 1974). 또한 평면파괴 가정 시 인장균열의 위치에 따라 비탈면 보강 물량에 큰 영향을 끼치기 때문에 경제적 및 안정성 측면에 매우 중요한 요소라고 할 수 있다.
본 연구에서는 시공 중 평면파괴가 발생한 깎기 비탈면에 대해서 현장 지표지질조사 및 전기비저항탐사를 실시하여 인장균열 발생이 가능한 위치를 추정하여 합리적이고 경제적인 보강 설계법을 제시하고자 한다.
2. 인장균열 발생 현황 및 현장 조사
2.1 인장균열 발생 현황
깎기 비탈면의 경사 완화 시공 중 비탈면 하단부에 충전물이 협재된 파쇄대가 출현하여 우수의 유입으로 절리면 사이의 충전물이 유동하면서 평면파괴가 발생하였다. 또한 인장균열의 발생 위치는 Fig. 2에 나타나 있는 바와 같이 평면파괴가 시작한 비탈면 하단부에서 수직절리가 발달한 비탈면 상부 방향으로 순차적으로 발생하였으며, 최상단의 인장균열은 비탈면 높이 약 20m 부근에 형성된 폭 7.0m의 부체도로 상단까지 확장되어 발생하였다.
2.2 현장 조사
평면파괴의 원인이 된 비탈면 하단부의 파쇄대 구간은 점토 충전물이 47∼68mm의 두께로 충전되어 있었으며, 층리면의 경사는 10° 이하의 저각으로 분포하고 있는 것이 확인되었다. 인장균열의 규모는 최대 연장 31.0m, 폭 1.0m, 깊이 3.0m로 확인되었다(Fig. 3).
2.3 파괴원인 분석
현장 조사 결과, 비탈면 하단부에 분포하는 층리면의 경사는 약 10° 이하로 추정되며 점토 충전물이 47∼68mm로 두껍게 충전된 상태로 우기 시 우수의 유입으로 충전물의 유동과 함께 층리 경사 10° 이하에서 평면파괴가 발생된 것으로 추정되었다. 평면파괴시 인장균열은 취약한 수직절리를 따라 발생하였으며, 굴착 비탈면 상단까지 확대되지 않고 중간부의 부체도로 상단까지 발생하였다(Fig. 4).
Fig. 5는 현장에서 발생한 인장균열 위치 및 층리면의 경사를 이용하여 역해석을 수행한 결과를나타낸다. 역해석에 사용된 프로그램은 MIDAS Soilworks의 암반모듈을 이용한 다변파괴 조건에서 해석을 수행하였다. Table 1은 당초 깎기 비탈면 설계에 사용된 절리면의 전단강도 값과 파괴단면을 추정하여 역해석을 수행한 결과를 나타내었다. 설계단계에서는 시추코아에 대한 절리면 전단시험 값 중 잔류전단강도의 최소치를 설계에 적용하였다(Korea Expressway Corporation, 2017). 역해석 결과 내부마찰각이 7°로 평가되었고 설계치(25.8°)와의 차이는 설계단계에서 조사의 한계로 인해 절리면 사이의 충전물을 파악하기 어려운 환경이었으며, 이는 절리면 전단강도 적용시 절리면 사이의 충전물을 고려하지 못한 차이라고 파악되어 진다. 연구 지역의 셰일 및 이암은 암질의 특성상 풍화의 진행 속도가 빠르므로 비탈면 깎기 시 타 지역에 비하여 비탈면 붕락의 빈도가 높으며, 암반 절리의 빈도도 높은 특성을 보이는 것으로 알려져 있다(You, 2002; Park, 2002). 특이한 점은 비탈면에 점토가 협재된 층리가 많이 발단된 것을 볼 수 있다(Son et al., 2000). 본 연구 대상의 암반 비탈면은 점토 충전물이 협재된 층리면에 우수가 유입되며 점토 충전물의 유동으로 10° 미만의 낮은 각도를 가진 층리면에서 평면파괴가 발생하였다. 또한 수직절리의 강도가 취약한 부체도로 상단까지 인장균열이 발생한 것으로 추정된다.
Table 1.
Evaluated shear strengths on bedding planes
| Case | Unit weight (kN/m3) | Cohesion (kPa) | Friction angle (°) |
| Adopted values in design | 23.0 | 10 | 25.8 |
| Estimated values in inverse analysis | 23.0 | 10 | 7 |
2.4 인근지역 붕괴 사례
본 연구의 대상 깎기 비탈면은 상부대동계의 칠곡층에 해당하는 사암과 셰일 및 이암이 호층을 이루는 퇴적암으로 구성되어 있다. 특히 퇴적암 중에서도 이암과 셰일 같은 쇄설성 퇴적암은 미세한 층리구조도 같이 발달되어 있어 풍화의 정도가 크게 나타나는 것으로 알려져 있다(Lee and Kim, 2004, 1998; Kim et al., 2017). 층리구조가 발달한 퇴적암 지역에서 대체로 층리면 사이에는 모암의 성분과 유사한 충전물이 확인되어지며, 층리면 사이에 우수가 유입될 경우 충전물의 유동으로 인해 비탈면의 평면 파괴가 발생하는 것이 일반적이다. Fig. 6은 본 연구 대상 지역 인근의 붕괴 사례를 나타낸 것이다.
인근지역의 붕괴 형태는 본 연구 대상 비탈면과 유사한 형태의 파괴 양상을 나타내고 있다. 이는 설계 단계에서 조사의 한계로 인해 절리면 사이에 충전된 충전물의 역학적 평가가 반영되지 않은 것으로 유추할 수 있다. 일반적으로 설계단계에서 절리면의 전단강도 평가는 절리면 전단시험 값의 최소치 혹은 식 (1)과 같이 Barton(1973)이 제안한 식을 이용하여 강도정수를 도출한다.
여기서, σn=유효수직응력, JRC=절리거칠기계수(joint roughness coefficient), JCS=절리면 압축강도(joint compressive strength), ∅b=기본 마찰각(basic friction angle)으로 암의 풍화를 고려하지 않은 것이다. 실험적인 방법이나 경험식에 의한 절리면 전단강도 값의 산정 방식은 절리면의 충전물을 고려하고 있지 않다. 따라서 설계단계와 달리 실제 시공과정에서 충전물이 발달한 퇴적암 지역에서 비탈면의 붕괴가 빈번하게 발생하고 있는 것으로 판단된다.
3. 인장균열 위치 분석
3.1 발생가능 인장균열
암반 비탈면의 보강범위를 결정하기 위해서는 위에서 언급한 충전물이 충전된 절리면의 전단강도 평가와 함께 인장균열이 발생하는 위치를 결정하는 것은 중요한 인자 중의 하나이다.
Fig. 7은 인장균열 위치에 따른 평면파괴 형태를 나타내고 있으며 인장균열 위치에 따라 암반 비탈면의 안전율은 식 (2)와 같이 표현된다.
Fig. 7
Geometries of plane slope failure: (a) tension crack in the upper slope; (b) tension crack in the face (Duncan and Christoper, 2005)
여기서, c=절리면의 점착력, Ø=절리면의 내부마찰각, A=평면파괴 면적, W=파괴암반의 중량, U=수압에 의한 부양력, V=인장균열내 수압, ψp=층리면의 파괴각을 나타낸다. 식 (2)에서 나타나는 것과 같이 안전율을 결정하는데 중요한 요소는 W=파괴암반의 중량이 활동력(driving force)이 된다. 파괴 암반의 중량(W)은 인장균열의 위치에 따라 크게 변화하므로 인장균열의 위치를 결정하는 것은 비탈면 보강을 결정하는데 중요한 인자라고 할 수 있다.
일반적으로 굴착된 암반비탈면을 조사해 보면 비탈면의 상부면에 인장균열이 빈번하게 발생되어 있는 것을 발견하게 된다. 절리암반을 대상으로 하여 비탈면의 파괴에 대해 Barton(1971)은 모델시험을 통해 인장균열이 암반내에서의 작은 전단변형의 결과로 생성된다는 것을 밝혀냈다. Hoek and Bray(1974)는 암반 비탈면내에 한 개의 인장균열이 존재하더라도 잠재적인 불안정의 지표로 삼아야 하며, 중요한 비탈면인 경우에 이것은 그 특정한 비탈면의 안정성에 대한 세부 조사가 필요하다는 신호가 된다는 점을 강조하였다.
본 연구 대상 비탈면에 발생된 인장균열 위치는 비탈면의 중간부분 높이에 해당하는 부체도로 상단까지 확대된 상태이며, 추후 외력 또는 우수의 유입으로 점토로 충전된 층리면의 유동이 재발생 될 경우 인장균열은 상부 굴착면으로 확대될 잠재적인 위험성을 가지고 있다.
Fig. 8은 현재 인장균열이 발생한 위치에서 굴착된 비탈면 상단으로 확대될 잠재적 위험이 있는 위치를 거리별로 표시한 것이다. 인장 균열이 거리별로 확대될 경우의 안전율을 검토하여 Fig. 9에 나타내었다. 해석 결과, 굴착 비탈면 상단까지(30m지점) 안전율의 감소가 현저하게 발생하며, 굴착 비탈면 상단부 이후에는 안전율의 감소가 줄어드는 경향을 나타내고 있다.
3.2 전기비저항탐사
파괴가 발생한 비탈면의 보강 물량을 결정하기 위해서는 추후에 발생 가능한 인장균열의 위치를 결정하는 것이 매우 중요하다. 본 연구 비탈면의 경우 깎기 비탈면의 규모가 크고 인장균열이 발생한 현재 위치에서 상부면으로 확대 가능한 위치에 따라 보강 공사비 및 안정성에 큰 영향을 끼치게 된다. 따라서 보다 더 세밀한 조사가 요구되어 전기비저항 탐사를 통해 인장균열이 추가로 발생할 수 있는 취약 구간을 검토하였다. Fig. 10은 전기 비저항 탐사의 위치 및 탐사 결과를 나타내고 있다.
인장균열이 발생한 구간을 중심으로 탐사 결과의 신뢰성을 분석하기 위해서 Fig. 11에 인장균열 발생 위치의 RE-C3∼C5의 탐사 결과를 단면으로 표기하였다. Fig. 11의 탐사 결과를 분석한 결과, 현재 인장균열이 발생한 부체도로 하부지반에 저비저항대의 연약층이 분포하는 것으로 확인되었고 지표지질조사에서 확인된 점토가 충전된 층리면이 평면파괴를 유발하면서 부체도로 하부의 연약한 암반이 수직절리를 중심으로 전단파괴가 발생된 것으로 판단된다. 또한 굴착면 상단부 부근에서 비교적 비저항대가 작은 연약층이 분포하였다. 따라서 전기비저항 탐사 결과로 부터 인장균열의 잠재적인 불안정성은 추후에 굴착면 상단까지 확대될 가능성이 있는 것으로 판단된다.
4. 보강 단면 검토
4.1 보강 방안
보강방안을 설정하기 전에 활동력에 큰 영향을 미칠 것으로 예상되는 발생 가능 인장균열의 위치를 전기비저항 탐사 결과를 바탕으로 결정하였으며, 현재 발생한 파괴단면 및 향후에 확장 가능한 인장균열 위치에서의 활동력에 저항하기위한 보강방안을 결정하였다. Fig. 12(a)는 전기 비저항 탐사 결과를 바탕으로 발생 가능한 인장균열의 위치를 나타낸 것으로 굴착 비탈면의 상단까지 발생 가능한 것으로 위치를 선정하였다. Fig. 12(b)는 평면파괴 및 인장균열이 발생한 비탈면의 보강뿐만 아니라 향후에 인장균열이 굴착 비탈면 상단까지 확대되었을 경우에도 안전율을 확보할 수 있는 보강방안을 나타내고 있다. 보강방안은 부체도로 하부에 파괴가 발생된 균열을 제거하고 평면파괴가 발생한 파쇄대 구간에 앵커로 보강하는 것으로 계획하였다. 또한 추후 인장균열이 굴착 비탈면 상단까지 확대될 경우의 안정성을 확보하기 위해서 비탈면 중앙부에 위치한 부체도로에 억지말뚝을 2열 보강하는 것으로 계획하였다. Fig. 13은 파쇄대의 위치 및 단면 검토 결과를 바탕으로 대상 비탈면 전체에 대한 보강 전개도를 나타내고 있다. 기본적으로 비탈면 중간부의 부채도로 위치에 억지말뚝 2열을 C.T.C=2.0m간격으로 보강하는 것으로 계획하였으며, 파쇄대 위치는 앵커 2~3열(C.T.C=V2.5m×H2.5m)로 보강 계획을 수립하였다. 또한 우기시 지하수의 침투가 우려되는 구간에 대해서 수평배수공을 적용하였다.
4.2 안정성 검토 결과
현장에서 발생한 파괴 단면 및 추후 확대 가능한 인장균열 위치를 고려하여 보강 계획을 수립하여 안정성 검토를 수행하였다. 한계평형해석은 Soilworks 프로그램을 이용하여 절리면의 다변파괴면 해석을 수행하였다. 우기시 및 지진시 지하수위 조건은 국가설계기준 KDS 11 70 05(MLIT, 2016)을 반영하여 우기시는 인장균열의 1/2심도까지 적용하고 지진시는 평상시 수위조건을 적용하였다. Fig. 14는 한계평형해석에 대한 모식도를 나타내며 검토 결과는 Table 2와 같다. 계획된 보강 계획은 건기, 우기, 지진시의 허용 안전율을 만족하는 것으로 검토 되었다.
Table 2.
Results of limit equilibrium analysis
| Case | Safety factor by analysis | Allowable safety factor | Judgment |
| Dry condition | 1.9457 | 1.50 | O.K |
| Wet condition | 1.3929 | 1.20 | O.K |
| Seismic condition | 1.4875 | 1.10 | O.K |
비탈면 중앙부에 설치된 억지말뚝에 대한 구조 안정성 검토를 MIDAS GTS 프로그램을 이용하여 유한요소 해석을 수행하였다. Fig. 15는 수치해석에 대한 모델링 단면을 나타낸 것으로 지반조건은 평면파괴가 발생한 구간의 충전물(실트질 점토)을 포함한 절리면을 모델링하였으며, 예상 평면파괴 각도 및 인장균열 위치는 현장조사 및 전기비저항 결과를 바탕으로 예상 파괴면을 설정하였다. Table 3은 수치해석에 적용된 지반의 물성치를 나타낸 것으로 기존의 지반은 설계단계에서 산정된 값을 적용하였으며, 예상파괴면의 충전물은 역해석에서 도출된 전단강도 값을 적용하였다. 해석에 적용된 구성모델은 지반에 대해서 Mohr-Coulomb모델의 평면변형률 조건을 적용하였으며, 보강재인 억지말뚝은 탄성모델의 보요소로 Rock anchor는 탄성모델의 트러스요소를 적용하여 해석 수행하였다. 보강재의 제원 및 물성치는 Table 4와 같다.
Table 3.
Design soil parameters for numerical analysis
Table 4.
Design parameters of reinforced materials
검토 결과에 대한 모식도 및 결과는 Fig. 16과 Table 5에 표기하였다. 검토 결과, 억지말뚝으로 적용된 강관파일의 최대 휨응력과 전단응력은 각각 151MPa, 20MPa로 허용치에 만족하여 구조안정성이 확보되는 것으로 검토되었다. 시공중 장비하중 등을 고려한 안정성 확보방안은 억지말뚝 시공전 파괴가 발생한 구간에 압성토를 계획하여 더 이상 비탈면의 변위가 없도록 계획하여 안정성을 확보하였다.
5. 결 론
연구 대상 현장은 퇴적암 지대를 통과하는 구간으로 암질불량으로 인해 층리면 방향 및 충전물 유동에 따른 평면파괴가 빈번하게 발생하였다. 이로 인해 깎기 비탈면 시공 중 인장균열이 다수 발생하였다. 인장균열의 발생 가능 위치에 따라 보강 공사비가 현격하게 증가하는 현안을 해결하기 위해서 안정성 및 경제성을 확보할 수 있는 합리적인 발생 가능 인장균열 위치를 결정하기 위한 연구를 수행하였으며 다음과 같은 결론을 얻었다.
(1) 깎기 비탈면 시공 중 비탈면 하단에 점토가 충전된 파쇄대가 출현하였으며 이로 인해 절리면 사이의 충전된 점토에 우수의 유입으로 평면파괴가 발생하였다. 평면파괴 발생과 함께 노출 비탈면으로 인장균열이 점진적으로 발생하여 비탈면 중앙부(높이 약 20m)에 위치한 부체도로 상단까지 확대되었다.
(2) 파괴 원인 및 현장조사 결과, 절리면 사이에 약 47∼68mm의 두께운 점토 충전물이 확인되었으며, 역해석 결과 설계시 적용된 절리면 전단강도 보다 현격하게 저하된 전단강도 값이 도출되었다.
(3) 발생 가능한 인장균열 위치를 검토하기 위해서 현장에서 발생한 인장 균열 위치를 기준으로 비탈면 배면으로 확대 시 안전율 변화를 검토한 결과, 굴착 비탈면 상단까지 확대시 안전율의 감소가 현저하게 발생하며, 이 후에는 안전율의 감소가 다소 줄어드는 경향을 나타내었다.
(4) 전기 비저항 탐사를 수행하여 암반의 취약 구간을 검토한 결과, 인장 균열이 발생한 부체도로 하단에 저비저항대가 나타나며 굴착 비탈면 상단부근에 저비저항대가 분포하는 것으로 확인되었다. 따라서 발생 가능한 인장균열 위치를 굴착 비탈면 상단으로 결정하여 보강 설계를 수행하였고, 적용된 절리면 전단강도, 층리 파괴면 및 인장균열 위치에 대해서 안정성을 확보하는 것으로 검토되었다.
